3.2

外部事象ＰＲＡ

3.2.1

地震ＰＲＡ

地震ＰＲＡは，一般社団法人日本原子力学会が発行した「原子力発電所の地震を起因とした確率論的安全評価実施基準：2007」（以下「地震ＰＳＡ学会標準」という。）を参考に評価を実施し，各実施項目については「ＰＲＡの説明における参照事項」（原子力規制庁

平成 25 年 9 月）の記載事項への適合性を確認した。地震ＰＲＡの評価フローを第 3.2.1−1 図に示す。
なお，今回の地震ＰＲＡでは，地震単独の影響のみを評価しており，地震に随伴する津波（重畳事象）等は対象としていない。

3.2.1.1(1)

対象プラントと事故シナリオ対象とするプラントの説明
ａ．サイト・プラント情報の収集・分析
内部事象出力運転時レベル１ＰＲＡにおいて収集した設計，運転・保守管理の情報に加え，地震ＰＲＡを実施するために，プラントの耐震設計やプラント配置の特徴等を踏まえて，地震固有に考慮すべき関連情報を追加で収集・分析した。収集した情報及び情報源を第 3.2.1.1−1 表に示す。なお，関連設計図書等で確認できない事項についてはプラント
ウォークダウンにて確認した。

ｂ．機器・系統の配置及び形状・設備容量
主要な機器・系統の配置及び形状・設備容量は 3.1.1 出力運転時ＰＲＡにて記載した内容と同様である。

3.2.1−1

ｃ．プラントウォークダウン(a)プラントウォークダウンの実施手順
机上検討では確認が難しいプラント情報を取得すること及び検討した事故シナリオの妥当性を確認することを目的として，以下の観点か
らプラントウォークダウンを実施した。（添付資料 3.2.1.1−1）ⅰ)

耐震安全性の確認

ⅱ)

二次的影響の確認(b)

プラントウォークダウン対象の建屋・構築物，機器選定
プラントウォークダウンの対象設備は，基本的に地震ＰＲＡの評価
対象設備の全てとしている。ただし，以下を考慮している。

ⅰ)

重要事故シーケンス選定を目的とした地震ＰＲＡの評価作業を行う上で調査対象とすべき設備であるかの観点

ⅱ)

プラントウォークダウンが有効かつ可能な設備であるかの観点
・配管系，ケーブルトレイは，耐震設計法，据付方法が同様であることから，耐震安全性の確認においては以下による代表箇所を対象とする。
−配管系は，プラントウォークダウン対象弁付近の配管を対象とする。
−ケーブルトレイは，プラントウォークダウン対象電気品付近のものを対象とする。
・アクセスが困難な以下の設備（例えば，炉内構造物や格納容器
内設備であり，机上検討で信頼できる情報が得られる設備等）
は除外する。
−高線量エリア，汚染の程度が著しいエリアにある設備−確認する場合に通電部位へ接触するおそれがある設備
3.2.1−2−高所・狭隘部にある設備
プラントウォークダウン評価対象設備の選定フローを第 3.2.1.1−
1 図に示す。
(c)

プラントウォークダウンの実施結果
プラントウォークダウン用チェックシートに基づき，上記(b)で選定した設備を対象に調査を実施した。その結果，調査対象に対する耐震安全性や二次的影響に関して問題はなく，フラジリティ評価及びシステム評価において新たに考慮する事項がないことを確認した。プラントウォークダウンの実施結果の例を第 3.2.1.1−2 図に示す。

ｄ．今回実施した地震ＰＲＡの前提条件等について
今回実施した地震ＰＲＡについて，主に留意すべき点について以下に示す。
(a)

評価の前提条件について・起因事象に対する対応は，設計基準対象施設による対応を基本とし，これまでに整備したＡＭ策及び緊急安全対策並びに重大事故等対処設備については，期待しないものとする。
・耐震重要度Ｂ又はＣクラスの機器は基本的には期待しない。ただし，安全設備の使命時間内の機能維持に必要となる燃料移送系設
備は評価対象とする。（添付資料 3.2.1.1−2）
・外部電源喪失は，開閉所設備の碍子部の損傷により発生するものとする。
・地震時には，機器及び電源の復旧は不可能とし，外部電源喪失時の外部電源復旧に期待しない。
・評価地震動範囲は 0.16G〜3.00G（解放基盤面上の加速度）とす
3.2.1−3

る。
・津波及び地震随伴の火災，溢水が建屋，機器及び緩和機能に及ぼす影響は考慮せず，地震の影響のみ評価する。
(b)

地震の影響について・相関性が考えられる設備は，地震の影響により同時に損傷する（完全相関）と仮定する。

(2)

地震により炉心損傷に至る事故シナリオと分析
ａ．事故シナリオの概括的な分析・設定収集したプラント関連情報及びプラントウォークダウンによって得られた情報を用いて，事故シナリオを広範に分析し，事故シナリオを設定した。事故シナリオの設定に当たっては，地震起因による安全機能を有する建屋・構築物，機器の損傷が炉心損傷事故に直接つながりうる事故
シナリオだけでなく，安全機能への間接的影響，余震による地震動の安全機能への影響及び経年変化を考慮した場合の影響を考慮した。
なお，地震ＰＲＡの評価地震動範囲は，原子炉自動停止となる信号の設定点（スクラム設定値）を目安に 0.16G 以上とした。
上記の事故シナリオのうち，安全機能への間接的影響，余震による地震動の安全機能への影響及び経年変化を考慮した場合の影響を考慮した
事故シナリオについてはスクリーニングを行った。
事故シナリオに対するスクリーニング結果を第 3.2.1.1−2 表に示す。

ｂ．起因事象の選定
地震時特有の影響及び内部事象出力運転時レベル１ＰＲＡで考慮している起因事象との関係を考慮し，事故シーケンス評価の対象となる起因
3.2.1−4

事象を第 3.2.1.1−3 図に示すフローを用いて，以下のとおり抽出した。
（添付資料 3.2.1.1−5）
・原子炉建屋損傷
・格納容器損傷
・原子炉圧力容器損傷
・格納容器バイパス・原子炉冷却材圧力バウンダリ喪失（Ｅｘｃｅｓｓｉｖｅ ＬＯＣＡ）
・計装・制御系喪失
・直流電源喪失
・交流電源喪失
・外部電源喪失・過渡事象

ｃ．建屋・機器リストの作成選定した起因事象の要因となる建屋・構築物，機器及び起因事象が発生した場合の緩和設備に係る建屋・構築物，機器を抽出し，地震ＰＲＡ
で対象となる建屋・機器リストを作成した。第 3.2.1.1−3 表に建屋・機器リストを示す。

3.2.1−5

3.2.1.2(1)

確率論的地震ハザード

確率論的地震ハザード評価の方法
地震ＰＳＡ学会標準の方法に基づき評価を行う。

(2)

確率論的地震ハザード評価に当たっての主要な仮定
ａ．震源モデルの設定
震源モデルは，以下のとおり特定震源モデルと領域震源モデルを設定する。それぞれの震源モデルにおいて，当社の調査結果等に基づき設定した震源モデル（以下「調査モデル」という。）の他，地震調査研究推進本部（2012）の知見を参考に設定した震源モデル（以下「推本参考モデル」という。）をロジックツリーで考慮する。
(a)ⅰ)

特定震源モデル
内陸地殻内地震調査モデルについては，敷地周辺の震源として考慮する活断層等の他，活断層研究会編（1991）に掲載されている活断層に基づいて評価する。推本参考モデルについては，地震調査研究推進本部（2012）で考慮されている活断層を評価対象とする。敷地周辺の考慮する活断層の分布及び諸元をそれぞれ第 3.2.1.2−1 図，第3.2.1.2−2 図及び第 3.2.1.2−1 表，第 3.2.1.2−2 表に示す。

ⅱ)

海溝型地震
調査モデルでは，関東地震及び 2011 年東北地方太平洋沖型地震を，推本参考モデルでは関東地震，茨城県沖で発生する地震（繰り返し発生する地震）及び 2011 年東北地方太平洋沖型地震を特定震源として扱う。調査モデル及び推本参考モデルで考慮する震源位置及び諸元を第 3.2.1.2−3 図，第 3.2.1.2−4 図及び第 3.2.1.2
3.2.1−6−3 表，第 3.2.1.2−4 表に示す。
(b)

領域震源モデル領域震源モデルについては，内陸地殻内地震及び海溝型地震を考慮する。調査モデルについては，垣見他（2003）を参照して領域区分し，各領域の最大マグニチュードを領域内の過去の地震の最大値を基に設定する。推本参考モデルについては，地震調査研究推進本部（2012）に基づいて領域区分及び各領域の最大マグニチュードを設定する。内陸地殻内地震及び海溝型地震の領域区分を第 3.2.1.2−
5図

第 3.2.1.2−9 図に示す。

ｂ．地震動伝播モデル
2011 年東北地方太平洋沖型地震については，断層モデルを用いた手法を用いる。それ以外の震源については，Noda et al.（2002）の方法を用い，第 3.2.1.2−10 図

第 3.2.1.2−12 図に示す領域については，

地震観測記録を用いた補正係数を考慮する。

ｃ．ロジックツリーの作成
ロジックツリーは，震源モデル及び地震動伝播モデルの設定において，
地震ハザード評価に大きな影響を及ぼす要因に基づいて作成する。震源
モデルについては前述のとおり，調査モデルと推本参考モデルをロジッ
クツリーで考慮する。作成したロジックツリーを第 3.2.1.2−13 図に，ロジックツリーの分岐及び重みの考え方を第 3.2.1.2−5 表に示す。

(3)

確率論的地震ハザード評価結果
ａ．地震ハザード曲線
3.2.1−7上記により評価した平均地震ハザード曲線を第 3.2.1.2−14 図に，フラクタイル地震ハザード曲線を第 3.2.1.2−15 図に示す。また，震源別
平均ハザード曲線を第 3.2.1.2−16 図に示す。

ｂ．一様ハザードスペクトル
一様ハザードスペクトルと応答スペクトルに基づく手法による基準地
震動Ｓ Ｓ −Ｄ１及び断層モデルを用いた手法による基準地震動Ｓ Ｓ −１
１〜Ｓ Ｓ −２２との比較を第 3.2.1.2−17 図に示す。基準地震動Ｓ Ｓ −Ｄ
１の年超過確率は 10 − ４

10 − ５ 程度である。基準地震動Ｓ Ｓ −１１から

Ｓ Ｓ −２２の年超過確率は基準地震動Ｓ Ｓ −Ｄ１を超過する周期帯で 10−４

10 −６ 程度である。また，内陸地殻内地震の領域震源モデルによる一様ハザードスペクトルと震源を特定せず策定する地震動に基づく基準地
震動Ｓ Ｓ −３１との比較を第 3.2.1.2−18 図に示す。基準地震動Ｓ Ｓ −３
１の年超過確率は 10−４

10−６ 程度である。

一様ハザードスペクトルの算出のもととなる周期ごとの平均ハザード
曲線を第 3.2.1.2−19 図に示す。

ｃ．フラジリティ評価用地震動
フラジリティ評価用地震動は，年超過確率 10 − ５ の一様ハザードスペ
クトルに適合する模擬波とし，経時特性は Noda et al.（2002）に基づき地 震規 模Ｍ 及び 等 価震 源距離 Xeq で 与え ，そ れぞ れＭ 7.6，Xeq＝25.7km とした。模擬地震波を第 3.2.1.2−20 図に示す。

3.2.1−8

3.2.1.3-1(1)

建屋のフラジリティ

評価対象と損傷モードの設定
ａ．評価対象物
建屋のフラジリティ評価の対象は，第 3.2.1.1−3 表の建屋・機器リストに記載されたものとし，原子炉建屋とした。原子炉建屋の概略平面
図及び概略断面図をそれぞれ第 3.2.1.3−1−1 図及び第 3.2.1.3−1−2
図に示す。

ｂ．損傷モード及び部位の設定
建屋の要求機能喪失につながる支配的な構造損傷モード及び部位として，建屋の崩壊シーケンスを踏まえ，層崩壊を伴う耐震壁のせん断破壊を選定した。

(2)

フラジリティの評価方法の選択
フラジリティの評価方法として，「現実的耐力と現実的応答による方法（応答解析に基づく方法）」を選択した。評価手法は地震ＰＳＡ学会標準に準拠した手法とする。

(3)

フラジリティの評価上の主要な仮定
ａ．考慮する不確実さ要因
現実的耐力及び現実的応答の偶然的不確実さ（以下「β Ｒ 」という。）と認識論的不確実さ（以下「β Ｕ 」という。）については，地震ＰＳＡ
学会標準に基づき評価した。考慮する不確実さ要因の例を第 3.2.1.3−
1−1 表に示す。

3.2.1−9ｂ．損傷評価の指標
損傷評価の指標については，耐震壁のせん断破壊の程度を表すことができる指標として，せん断ひずみを選定した。

(4)

フラジリティの評価における耐力情報
現実的耐力である損傷限界時のせん断ひずみの平均値と変動係数は地震ＰＳＡ学会標準に示されたボックス壁の実験結果に基づく値を用いることとし，対数正規分布を仮定した。損傷限界点の現実的な値を第 3.2.1.3−
1−2 表に示す。

(5)

フラジリティの評価における応答情報
現実的応答については，現実的な物性値に基づく地震応答解析を入力レ
ベルごとに実施することにより評価を行った。現実的な物性値は地震ＰＳ
Ａ学会標準に基づき算出し，対数正規分布を仮定した。損傷評価の指標である耐震壁のせん断破壊に対しては水平動が支配的であることから，水平動による評価を行うこととした。
ａ．入力地震動
入力地震動は第 3.2.1.2−20 図に示す模擬地震波を入力レベルごとに係数倍したものとした。（最大 1,500cm／s２ ）ｂ．現実的な物性値と応答解析モデル
東海第二発電所の地盤物性値を第 3.2.1.3−1−3 表に，原子炉建屋の物性値を第 3.2.1.3−1−4 表にそれぞれ示す。応答解析に用いる現実的な物性は，地震ＰＳＡ学会標準に示された評価方法に基づき算出した。
評価方法を第 3.2.1.3−1−5 表に示す。
3.2.1−10原子炉建屋の解析モデル及び解析モデル諸元を第 3.2.1.3−1−3 図及び第 3.2.1.3−1−6 表に，地盤ばね定数と減衰係数を第 3.2.1.3−1−7
表に示す。

ｃ．現実的応答
現実的応答は，地震ＰＳＡ学会標準に準拠してコンクリート強度，支持地盤のせん断波速度及び建屋の減衰定数を変動パラメータとし，対数正規分布を仮定して２点推定法による応答解析を行い，最大応答せん断
ひずみの中央値と対数標準偏差を算出した。

(6)

建屋のフラジリティ評価結果
現実的耐力と現実的応答よりフラジリティ曲線とＨＣＬＰＦ（低い損傷確率（5％損傷確率）であることが高い信頼度（95％信頼度）で推定できる地震加速度）を算出した。フラジリティ曲線は，原子炉建屋を構成する
全要素のうち，ＨＣＬＰＦが最小となる要素で代表させることとした。ここに，損傷確率は，現実的応答が現実的耐力を上回る確率である。選定した要素の各入力レベルでの損傷確率は，対数正規累積分布関数により近似
し，信頼度ごとの連続的なフラジリティ曲線を算出した。
原子炉建屋のフラジリティ曲線を第 3.2.1.3−1−4 図に示す。またＨＣＬＰＦについては第 3.2.1.1−3 表の建屋・機器リストに示す。

3.2.1−113.2.1.3-2(1)

屋外重要土木構造物のフラジリティ

評価対象と損傷モードの設定
ａ．評価対象物
屋外重要土木構造物のフラジリティ評価の対象は，第 3.2.1.1−3 表の建屋・機器リストに記載されたものとし，海水ポンプ室とした。海水ポン プ室 の平 面図 及 び断 面図 をそ れぞ れ 第 3.2.1.3−2−1 図及 び第3.2.1.3−2−2 図に示す。

ｂ．損傷モード及び部位の設定
海水ポンプ室の要求機能喪失につながる支配的な構造損傷モードとして，非線形時刻歴応答解析による耐震評価に基づき，構造部材の曲げ破壊及びせん断破壊のうち，耐震裕度の観点からせん断破壊を損傷モードとして選定した。対象とする損傷部材は最も耐震性の低い構造部材とした。

(2)

フラジリティの評価方法の選択
フラジリティの評価方法として，「現実的耐力と現実的応答による方法（応答解析に基づく方法）」を選択した。評価手法は地震ＰＳＡ学会標準に準拠した手法とした。

(3)

フラジリティの評価上の主要な仮定
ａ．考慮する不確実さ要因
現実的耐力及び現実的応答の偶然的不確実さβ Ｒ と認識論的不確実さ
β Ｕ については，地震ＰＳＡ学会標準に基づき評価した。考慮する不確
実さ要因の例を第 3.2.1.3−2−1 表に示す。
3.2.1−12ｂ．損傷評価の指標
損傷評価の指標については，構造部材のせん断破壊の程度を表すことができる指標として，せん断力を選定した。

(4)

フラジリティの評価における耐力情報
現実的耐力は，「原子力発電所屋外重要土木構造物の耐震性能照査指針・マニュアル（土木学会，2005）」のせん断破壊に対する照査（材料非線形解析を用いる方法）による評価値を適用した。現実的耐力に含まれる
不確実さ要因は，地震ＰＳＡ学会標準を参考に，コンクリートの圧縮強度と鉄筋の降伏強度を考慮し，それぞれ実強度の調査結果，建設時の試験結果から対数正規分布を仮定した。現実的耐力に含まれるコンクリートの圧縮強度及び鉄筋の降伏強度の現実的な値を第 3.2.1.3−2−2 表に示す。

(5)

フラジリティの評価における応答情報
現実的応答については，現実的な物性値に基づく地震応答解析を入力レ
ベルごとに実施することにより評価を行った。現実的な物性値は地震ＰＳ
Ａ学会標準に基づき算出し，対数正規分布を仮定した。地震応答解析は地盤及び構造物の非線形を考慮した有限要素法解析手法を用い，水平・鉛直
地震動を同時に入力した。

ａ．入力地震動
入力地震動は第 3.2.1.2−20 図に示す模擬地震波を入力レベルごとに係数倍したものとした（最大 1,579cm／s ２ （水平），1,001cm／s ２ （鉛直））。
3.2.1−13

ｂ．現実的な物性値と応答解析モデル
東海第二発電所の地盤物性値を第 3.2.1.3−2−3 表に，海水ポンプ室の物性値を第 3.2.1.3−2−4 表にそれぞれ示す。また，鋼管杭の断面諸
元を第 3.2.1.3−2−5 表に示す。応答解析に用いる現実的な物性は，応答への影響度が高い地盤物性を対象に地震ＰＳＡ学会標準に示された評価方法に基づき算出した。評価方法を第 3.2.1.3−2−6 表に示す。海水ポンプ室の解析モデルを第 3.2.1.3−2−3 図に示す。

ｃ．現実的応答
現実的応答は，地震ＰＳＡ学会標準に準拠して，第四紀層のせん断波
速度を変動パラメータとし，対数正規分布を仮定して２点推定法による応答解析を行い，これらの応答解析結果に基づき算出した。

(6)

屋外重要土木構造物のフラジリティ評価結果
現実的耐力と現実的応答よりフラジリティ曲線とＨＣＬＰＦを算出した。
ここに，損傷確率は，現実的応答が現実的耐力を上回る確率である。選定した要素の各入力レベルでの損傷確率は，対数正規累積分布関数により近似し，信頼度ごとの連続的なフラジリティ曲線を算出した。ＨＣＬＰＦは
信頼度 95％のフラジリティ曲線をもとに算出した。
海水ポンプ室のフラジリティ曲線を第 3.2.1.3−2−4 図に示す。また，
ＨＣＬＰＦについては第 3.2.1.1−3 表の建屋・機器リストに示す。

3.2.1−14

3.2.1.3-3(1)

機器のフラジリティ

評価対象と損傷モードの設定
機器のフラジリティ評価の対象を，第 3.2.1.1−3 表の建屋・機器リス
トに示す。損傷モードは評価対象機器の要求機能に応じ，構造損傷と機能損傷に分類し適切に設定する。
機器のフラジリティ評価のうち，タンク，熱交換器等の静的機器は，要求機能の喪失につながる延性破壊や脆性破壊等の構造損傷の観点からフラジリティ評価を実施する。また，電気盤類及びポンプ・弁等の動的機器は，
事故シーケンス評価上の要求機能に応じて構造損傷，動的機能限界や電気的機能維持限界等の機能損傷の観点からフラジリティ評価を実施し，当該機器のフラジリティとして用いることとする。
なお，構造強度に関する評価では，機器の本体・支持脚・基礎ボルト等の主要部位について耐震評価が実施されるが，部位間で裕度（例えば，設
計許容値／発生応力）が異なり，また，同一部位でも評価応力の種類（引張応力，曲げ応力，組合せ応力等）によって裕度が異なる。構造損傷に関するフラジリティ評価では，これらの中から，最も裕度が低かった部位・評価応力に着目して強度に関する係数等を設定する。

(2)

フラジリティの評価方法の選択
フラジリティの評価方法として「現実的耐力と現実的応答による方法（以下「応答解析に基づく方法」という。）」，「現実的耐力と応答係数による方法（以下「原研法に基づく方法」という。）」及び「耐力係数と応答係数による方法（以下「安全係数法」という。）」の中から「安全係数法」を選択した。
「安全係数法」は後述のとおり，地震応答解析結果，耐力係数及び応答
3.2.1−15

係数により評価する。
耐力係数の評価で用いる現実的耐力は，構造損傷については材料強度の規格値等をもとに，機能損傷については試験結果又は解析結果をもとに，
地震ＰＳＡ学会標準等のフラジリティ評価で実績のある既往知見に基づき中央値や不確実さを設定し，算定している。この現実的耐力の評価法は，「応答解析に基づく方法」，「原研法に基づく方法」及び「安全係数法」
は本質的に同じであり，同等の精度を有している。また，耐力係数の評価で用いる設計応答値は，既工認等で実績のある応答値（耐震バックチェッ
クベース），若しくは，当該応答値を一様ハザードスペクトルによる耐震評価結果となるよう補正した応答値（裕度向上ベース）を用いている。
応答係数は，既工認等で実績のある機器の決定論的評価である応答解析
結果に基づき評価しているが，決定論的評価は保守性を有する線形範囲の評価を行っている。また，この応答解析に含まれる余裕や不確実さを，地震ＰＳＡ学会標準等のフラジリティ評価で実績のある既往知見に基づき設定していることから，「応答解析に基づく方法」と比較しても，遜色のな
い精度で現実的な応答を求めることができる。
なお，「安全係数法」は米国において，評価手法として提案され (1)，約40 プラントでの評価実績がある (2〜4)。
以上より，米国での評価実績もあり，既往の応答評価結果がそのまま使用できる「安全係数法」を用いることとする。
評価手法は地震ＰＳＡ学会標準に準拠した手法とする。

(3)

フラジリティ評価上の主要な仮定（不確実さの設定，応答係数等）
機器フラジリティ評価とは，地震動の入力が増大し，評価対象機器が損傷に至る時点における最大地動加速度を評価尺度として表示するものであ
3.2.1−16

る。このとき，最大地動加速度Ａをフラジリティ加速度と称し，機器フラジリティ評価ではこれを確率量として扱い，以下の式で表す。
Ａ＝Ａｍ×ε Ｒ ×ε Ｕ
ここで，Ａｍ：フラジリティ加速度中央値（50％損傷確率に対する最大加速度の中央値）
ε Ｒ ：中央値に対する偶然的不確実さを示す確率密度分布。中央値を1.0 として対数標準偏差β Ｒ である対数正規分布を仮定する。
ε Ｕ ：中央値に対する認識論的不確実さを示す確率密度分布。中央値を1.0 として対数標準偏差β Ｕ である対数正規分布を仮定する。
フラジリティ加速度Ａを対数正規累積分布関数で示したものが機器フラジリティ曲線である。
なお，フラジリティ評価では，直接Ａｍ，ε Ｒ ，ε Ｕ からフラジリティ
加速度を算定せず，一般に安全係数の概念を用いて下式の様に算定する。
Ａｍ＝Ｆ×Ａ ｄ（式 3.2.1−1）

ここで，Ａｍ：フラジリティ加速度中央値
Ｆ：安全係数（裕度）
Ａ ｄ ：基準地震動Ｓ Ｓ の最大地動加速度，もしくは，一様ハザードスペクトルに適合する模擬地震波の最大地動加速度（式 3.2.1−1）の安全係数（裕度）は，（式 3.2.1−2）のように基準とする地震動による現実的な応答に対する機器の現実的な耐力の割合で定義されるが，（式 3.2.1−3）のように評価対象機器の設計応答値に対する現実的な応答の割合（応答に関する安全係数）と現実的な耐力に対する3.2.1−17設計応答値の割合（耐力に関する安全係数）に分離して評価する。
ただし，入力地震動に対する機器の応答には，機器自身の応答に加えて建屋の応答が影響することから，応答に関する係数は機器応答係数と建屋応答係数に分割して評価する。

Ｆ＝現実的な耐力現実的な応答＝

設計応答値
現実的な応答
応答に関する係数（式 3.2.1−2）

現実的な耐力
設計応答値

×耐力に関する係数∴Ｆ＝Ｆ Ｃ ×Ｆ ＲＥ ×Ｆ ＲＳ（式 3.2.1−3）

ここで，Ｆ Ｃ ：耐力係数
Ｆ ＲＥ ：機器応答係数
Ｆ ＲＳ ：建屋応答係数
耐力係数Ｆ Ｃ ，機器応答係数Ｆ Ｒ Ｅ 及び建屋応答係数Ｆ Ｒ Ｓ は，それぞれ以下に示す係数に分離して評価する。これらの係数は，フラジリティ評価
上に存在する各種の不確実さ要因を評価したものであり，全て対数正規分
布する確率量と仮定する。不確実さ要因の整理結果を第 3.2.1.3−3−1 表に示す。
Ｆ Ｃ ＝Ｆ Ｓ ×Ｆ μ
ここで，Ｆ Ｓ ：強度係数
Ｆ μ ：塑性エネルギ吸収係数

3.2.1−18

Ｆ ＲＥ ＝Ｆ ＳＡ ×Ｆ Ｄ ×Ｆ Ｍ ×Ｆ ＭＣ
ここで，Ｆ ＳＡ ：スペクトル形状係数
Ｆ Ｄ ：減衰係数
Ｆ Ｍ ：モデル化係数
Ｆ ＭＣ ：モード合成係数

Ｆ ＲＳ ＝Ｆ １ ×Ｆ ２ ×Ｆ ３
ここで，Ｆ １ ：解放基盤表面の地震動に関する係数
Ｆ ２ ：建屋への入力地震動に関する係数
Ｆ ３ ：建屋の地震応答に関する係数(4)

フラジリティ評価における耐力情報
耐力値は，その評価部位に使われる部材のＪＳＭＥ「発電用原子力設備
規格設計・建設規格（2005 年版）」（JSME S NC1-2005）に記載されている許容値を適用した。確率分布については，中央値に関する不確実さの要
素について，加振試験結果や文献値，工学的判断等によって評価し，β Ｒ ，
β Ｕ として定量化した。

(5)

フラジリティ評価における応答情報
設計応答値は，建屋・構築物の非線形地震応答解析及び機器の線形地震応答解析による機器評価部位における発生応答等を設定した。地震動は耐震バックチェック評価用地震動（600Gal）を基本とするが，地盤，建屋・構築物の非線形応答を精度よく評価する場合は，第 3.2.1.2−20 図に示す
3.2.1−19一様ハザードスペクトルに適合する模擬地震波を，年超過確率 10−６ の入力
レベルとなるよう係数倍した地震動（1,579Gal）を用いる。確率分布については，中央値に関する不確実さの要素について，加振試験結果や文献値，工学的判断等によって評価し，β Ｒ ，β Ｕ として定量化した。

(6)

機器のフラジリティ評価結果
機器フラジリティ評価結果を第 3.2.1.1−3 表に示す。
機器フラジリティ評価は，その評価上の特徴を踏まえ，「大型機器」，「静的機器」，「動的機器」，「電気盤・計装」及び「配管」の 5 グルー
プに分類した。また，グループごとに代表機器を抽出し，その評価の具体例を以下に示す。各グループの代表機器はＦＶ重要度を参照し，抽出した。
なお，5 グループの分類の考え方については以下のとおりである。
大型機器：原子炉圧力容器等で，多質点時刻歴解析評価が主となる機器の構造損傷静的機器：上記大型機器以外で，スペクトルモーダル解析又は静的評
価が主となる機器の構造損傷
動的機器：ポンプ，内燃機関，電動弁等の動的機器の機能損傷
電気盤・計装：電気盤，計装品等の電気的機器の機能損傷
配管：配管・サポート等の構造損傷

ａ．大型機器（原子炉圧力容器）
評価対象機器の耐震評価条件を以下に示す。
・評価対象機器：原子炉圧力容器
・設置位置：原子炉建屋
・耐震重要度クラス：Ｓ
3.2.1−20

・固有振動数：20Hz 以上・各部位の耐震バックチェック評価用地震動Ｓ Ｓ （600Gal）に対する発生応力
・評価対象部位：蒸気乾燥器支持ブラケット付根部
・評価応力：一次膜応力＋一次曲げ応力
下表に，原子炉圧力容器の蒸気乾燥器支持ブラケットの耐震評価結果を示す。これを基にフラジリティを算出した。

表

原子炉圧力容器の蒸気乾燥器支持ブラケットの耐震評価結果

評価部位

材

蒸気乾燥器支持ブラケット付根部

(a)
ⅰ)

料

SUSF304

評価応力
一次膜応力＋
一次曲げ応力

許容値

発生応力

(MPa)

(MPa)

391

105

裕度
3.72

耐力係数Ｆ Ｃ の評価
強度係数Ｆ Ｓ の評価
本係数は，次式により評価する。
ＦＳ

sＣ sＮ
sＴ sＮ

ここで，
σ Ｃ ：限界応力の中央値
σ Ｔ ：地震時発生応力
σ Ｎ ：通常運転時応力
蒸気乾燥器支持ブラケットの材質は SUSF304 であることから，限界応力としてＪＳＭＥ「発電用原子力設備規格設計・建設規格（2005 年度版）」第Ⅰ編付録図表 Part5 の引張応力Ｓｕ＝391MPa
3.2.1−21（評価温度 302℃）を採用する。
上記規格値に含まれる余裕（Ｓｕ値の 1.13 倍）を考慮して限界応力の中央値とする。（添付資料 3.2.1.3−3−1）
したがって，σ Ｃ ＝1.13×Ｓｕ＝1.13×391＝442MPa
地震時発生応力は，表の耐震バックチェックの評価結果を，一様ハザードスペクトルによる耐震評価結果に補正して用いることとする。このため，表の発生応力に，以下の計算式より求めた比率の最大値 3.24 を掛け合せた値を計算に用いることとする。（添付資料
3.2.1.3−3−2）
一様ハザードスペクトルによる大型機器連成解析より求めた荷重比率 ＝

耐震バックチェック評価用地震動による大型機器連成解析より求めた荷重

σ Ｔ ＝105×3.24＝340MPa
通常運転時応力は，耐震評価において地震時応力を分離して評価していないため 0MPa とする。
σ Ｎ ＝0MPa
以上より，強度係数Ｆ Ｓ は，以下のとおりとなる。
ＦＳ

sＣ
sＴ

442
340

1.30

不確実さとして，限界応力の中央値 1.13×Ｓｕに対して，規格値Ｓｕが 99％信頼下限に相当すると考え，全てβ Ｕ として評価する。
βU

1
1.13 Su
ln
Su
2.33

0.05

以上により，本係数及び不確実さは以下の値とする。
3.2.1−22

Ｆ Ｓ ＝1.30，β Ｒ ＝0.00，β Ｕ ＝0.05
ⅱ)

塑性エネルギ吸収係数Ｆ μ の評価
本係数は，塑性変形によるエネルギ吸収に関する裕度を評価するものである。
強度係数Ｆ Ｓ の評価において，限界応力の中央値として 1.13×
Ｓｕを用いているため，塑性変形によるエネルギ吸収効果は考慮しない。
以上により，本係数及び不確実さは以下の値とする。
Ｆ μ ＝1.00，β Ｒ ＝β Ｕ ＝0.00(b)ⅰ)

機器応答係数Ｆ ＲＥ の評価
スペクトル形状係数Ｆ ＳＡ の評価
本係数は，設計で用いられる床応答スペクトルの拡幅に含まれる裕度を評価するものであり，次式により評価する。なお，スペクトル形状係数の概念図を第 3.2.1.3−3−1 図に示す。
Ｆ ＳＡ ＝

拡幅後の床応答スペク トルによる応答加速度
拡幅前の床応答スペク トルによる応答加速度

ただし，蒸気乾燥器支持ブラケットは，時刻歴応答解析により評
価した原子炉圧力容器の応答加速度を用いて耐震評価を実施しており，床応答スペクトルを用いないことから，本係数は考慮しない。
以上より，本係数及び不確実さは以下の値とする。
Ｆ ＳＡ ＝1.00，β Ｒ ＝β Ｕ ＝0.00
ⅱ)

減衰係数Ｆ Ｄ の評価
本係数は，機器の現実的減衰定数の中央値に対する設計用減衰定数が持つ裕度を評価するものであり，次式により評価する。なお，
3.2.1−23減衰係数の概念図を第 3.2.1.3−3−2 図に示す。
Ｆ Ｄ＝設計用減衰定数による 応答値
減衰定数の中央値によ る応答値

蒸気乾燥器支持ブラケットは原子炉圧力容器の応答加速度を用いて耐震評価を実施しており，原子炉圧力容器の設計用減衰定数は1％，減衰定数の中央値 3％ (5)として，係数を算出する。
設計用減衰定数による応答値と減衰定数の中央値での応答値の比は，下記の Newmark の応答倍率式 (6)を用いる。
応答値＝3.21−0.68×ln（ｈ）
ここで，
ｈ：減衰定数（％）
不確実さについては，設計用減衰定数が振動試験による減衰デー
タの下限値として用いられているため，設計用減衰定数による応答値を減衰定数の中央値による応答の 99％上限値と考え算定する。
また，β Ｒ とβ Ｕ が等しいとして評価する。
したがって，
Ｆ Ｄ＝3.21 0.68 ln(1)＝1.30
3.21 0.68 ln(3)β Ｒ ＝β Ｕ ＝

1
2.33

2

ln

3.21 0.68 ln(1)＝0.083.21 0.68 ln(3)以上より，本係数及び不確実さは以下の値とする。
Ｆ Ｄ ＝1.30，β Ｒ ＝β Ｕ ＝0.08
ⅲ)

モデル化係数Ｆ Ｍ の評価
本係数は，機器の解析モデル化におけるモデル形状・諸元等の実機との差などに起因する裕度を評価するものであり，次式により評3.2.1−24

価する。
Ｆ Ｍ＝

設計解析モデルによる 応答加速度
現実的解析モデルによ る応答加速度

ただし，評価対象の解析モデル化は妥当であり，解析モデルから得られる応答は中央値に相当すると考える。
機器の耐震評価は，建屋連成解析モデルを用いて行われているた
め，モデル化に関する不確実さβ Ｕ は海外文献 (1)より 0.15 とする。
以上より，本係数及び不確実さは以下の値とする。
Ｆ Ｍ ＝1.00，β Ｒ ＝0.00，β Ｕ ＝0.15
ⅳ)

モード合成係数Ｆ ＭＣ の評価
本係数は，機器の地震応答がモーダル解析により評価されている
場合に，モード合成に起因する裕度を評価するものである。
ただし，蒸気乾燥器支持ブラケットは原子炉圧力容器の応答加速度を用いて耐震評価を実施しており，原子炉圧力容器は時刻歴応答解析を実施しているため，本係数は考慮しない。
以上より，本係数及び不確実さは以下の値とする。
Ｆ ＭＣ ＝1.00，β Ｒ ＝β Ｕ ＝0

建屋応答係数Ｆ ＲＳ の評価(c)

建屋応答に関する各係数は，第 3.2.1.3−3−2 表に示す原子炉建屋の応答係数を用いる。
ⅰ)

解放基盤表面の地震動に関する係数Ｆ １ の評価
本係数は，基準とする地震動のスペクトルが持つ裕度を評価するものである。本評価では，解放基盤表面における地震動のスペクト
ル形状係数を考慮する。第 3.2.1.3−3−3 図にスペクトル形状係数
3.2.1−25

の概念図を示す。
なお，スペクトル形状係数は，基準とする地震動のスペクトルと一様ハザードスペクトルの建屋又は機器の固有周期における比を，
次式により評価する。
スペクトル形状係数＝

基準地震動の応答加速 度
一様ハザードスペクト ルの応答加速度

ただし，蒸気乾燥器支持ブラケットは，一様ハザードスペクトルにより評価していることから，スペクトル形状係数は 1.00 とする。
また，不確実さは，確率論的地震ハザード評価における距離減衰式等のばらつきに考慮されるため，本係数では考慮しない。
以上より，本係数及び不確実さは以下の値とする。
Ｆ １ ＝1.00，β Ｒ ＝β Ｕ ＝0.00
ⅱ)

建屋への入力地震動に関する係数Ｆ ２ の評価
本係数は，地盤モデルに関する設計上の裕度及び基礎による入力損失に関する設計上の裕度を評価するものである。
本評価では，設計地盤モデルは中央値を与えるとみなし，また，基礎が地盤を拘束することによる入力損失は考慮しないことから，中央値を 1.00 とする。
不確実さは，建屋の地震応答に関する係数Ｆ ３ の不確実さと合わせて評価する。
β Ｒ は，地震ＰＳＡ学会標準解説 103 で示される代表プラントにおける床応答スペクトルの不確実さが，おおむね 0.2 程度であることから，0.20 とする。
β Ｕ は，解析モデル化誤差等によるものであり，国内文献 (7) に基づき 0.15 とする。
3.2.1−26以上より，本係数及び不確実さは以下の値とする。
Ｆ ２ ＝1.00，β Ｒ ＝0.20，β Ｕ ＝0.15（β Ｒ 及びβ Ｕ はＦ ３ と共通）
ⅲ)

建屋の地震応答に関する係数Ｆ ３ の評価
本係数は，建屋の地震応答モデルに関する設計上の裕度を評価するものである。
本評価では，建屋振動モデルは過去の地震観測記録との整合を考慮した諸元を使用しているため，中央値を与えるものとみなし，また，一般的に建屋の非線形挙動により線形時よりも応答加速度が低減される傾向にあることから，中央値を 1.00 とする。
不確実さは，建屋への入力地震動に関する係数Ｆ ２ の不確実さと合わせて評価する。
以上より，本係数及び不確実さは以下の値とする。
Ｆ ３ ＝1.00，β Ｒ ＝0.20，β Ｕ ＝0.15（β Ｒ 及びβ Ｕ はＦ ２ と共通）

(d)

評価結果のまとめ各係数の評価結果を下表に示す。これらの結果より，原子炉圧力容器（蒸気乾燥器支持ブラケット）のフラジリティ加速度の中央値Ａｍ，その不確実さ β Ｒ ，β Ｕ 及びＨＣＬＰＦは，以下のとおりとなる。
また，フラジリティ曲線を第 3.2.1.3−3−4 図に示す。
Ａｍ＝2.72（G）
β Ｒ ＝0.22，β Ｕ ＝0.23
ＨＣＬＰＦ＝Ａｍ×exp[−1.65×(β Ｒ ＋β Ｕ )]＝2.72×exp[−1.65×(0.22＋0.23)]
3.2.1−27

＝1.29(G）表

原子炉圧力容器（蒸気乾燥器支持ブラケット）

安全係数評価結果の一覧

Ｆ ＲＥ

ＦＣ

Ｆ ＲＳ
合計

ＦＳ

Ｆμ

Ｆ ＳＡ

ＦＤ

ＦＭ

Ｆ ＭＣ

Ｆ１

1.30

1.00

1.00

1.30

1.00

1.00

1.00

1.00

1.69

βＲ

0.00

0.00

0.00

0.08

0.00

0.00

0.00

0.20

0.22

βＵ

0.05

0.00

0.00

0.08

0.15

0.00

0.00

0.15

0.23

中央値
不確
実さ

Ｆ２

Ｆ３

ｂ．静的機器（残留熱除去系熱交換器）
評価対象機器の耐震評価条件を以下に示す。
・評価対象機器：残留熱除去系熱交換器
・設置位置：原子炉建屋 EL.＋2.00m
・耐震重要度クラス：Ｓ・固有振動数：10.4Hz（１次）
・各部位の耐震バックチェック評価用地震動Ｓ Ｓ （600Gal）に対する発生応力
・評価対象部位：アンカボルト
・評価応力：引張応力及びせん断応力
下表に，残留熱除去系熱交換器の耐震評価結果を示す。各評価部位・各評価応力のうち，裕度が最小であるアンカボルトが，残留熱除去系熱交換器の地震時の損傷に支配的であると考えられることから，アンカボ
ルトに着目して評価する。

3.2.1−28

評価部位

表

残留熱除去系熱交換器の耐震評価結果

材

料

評価応力

許容値
（MPa）

発生応力
（MPa）

裕

度

胴板

SB410

一次応力

351

108

3.25

架台（脚）

SS400

組合せ応力

280

159

1.76

引張応力

488

433

1.12

アンカボルトSCM435
せん断応力

375

109

3.44

(a)

耐力係数Ｆ Ｃ の評価
ⅰ)

強度係数Ｆ Ｓ の評価
ボルトの強度係数は，引張応力及びせん断応力に対して次式により評価する。
σ
σＣ

2

τ
＋
τＣ

2

1
Ｆs

2

1
Ｆt

2
2

1

ここで，
λ：ボルトの応力比
σ：ボルトの引張応力
τ：ボルトのせん断応力
σ Ｃ ：ボルトの限界引張応力の中央値
τ Ｃ ：ボルトの限界せん断応力の中央値
Ｆ σ ：引張に対する余裕度
Ｆ τ ：せん断に対する余裕度
以上により，強度係数Ｆ Ｓ は次式により評価する。
ＦＳ＝

1

1
1
Ｆs

2

1
Ｆt

2

3.2.1−29

アンカボルトの材質は SCM435 であることから，限界応力としてＪＳＭＥ「発電用原子力設備規格設計・建設規格（2005 年度版）」
第Ⅰ編付録図表 Part5 の引張応力Ｓｕ＝930MPa（評価温度 40℃）を採用する。なお，上記規格値に含まれる余裕（Ｓｕ値の 1.17 倍）（添付資料 3.2.1.3−3−1）を考慮するとともに，限界引張応力は
谷径断面積と呼び径断面積の比（0.75）を乗じ，限界せん断応力はＳｕ／√3 を用いる。
σ Ｃ ＝1.17×0.75×Ｓｕ＝1.17×0.75×930＝816MPa
τ Ｃ ＝1.17×Ｓｕ／√3＝1.17×930／√3＝628MPa
地震時発生応力は，表の耐震バックチェックの評価結果を，一様ハザードスペクトルによる耐震評価結果に補正して用いることとする。このため，表の発生応力に，以下の計算式より求めた比率（本
評価対象の固有周期における比率）1.47 を掛け合せた値を計算に用いることとする。（添付資料 3.2.1.3−3−2）
一様ハザードスペクトルによる原子炉建屋応答解析により求めた
EL.＋2.00m の床応答加速度

比率 ＝

耐震バックチェック評価用地震動による原子炉建屋応答解析により求めた
EL.＋2.00m の床応答加速度

Ｆ σ ＝σ Ｃ ／σ＝816／（433×1.47）＝1.28
Ｆ τ ＝τ Ｃ ／τ＝628／（109×1.47）＝3.92
以上より，強度係数Ｆ Ｓ は，以下のとおりとなる。
1
ＦＳ＝
λ

1
1
Ｆσ

２

1
1
Ｆτ

２

1
1.28

２

1
3.92

２

1.22

不 確 実 さ は ， 限 界 応 力 の 中 央 値 1.17×Ｓ ｕ に 対 し て ， 規 格 値
3.2.1−30

Ｓｕが 99％信頼下限に相当すると考え，全てβ Ｕ として評価する。
βU

1
1.17 Su
ln
2.33
Su

0.07

以上より，本係数及び不確実さは以下の値とする。
Ｆ Ｓ ＝1.22，β Ｒ ＝0.00，β Ｕ ＝0.07
ⅱ)

塑性エネルギ吸収係数Ｆ μ の評価
本係数は，塑性変形によるエネルギ吸収に関する裕度を評価するものである。
強度係数Ｆ Ｓ の評価については，限界応力の中央値として 1.17×
Ｓｕを用いているため，塑性変形によるエネルギ吸収係数効果は考慮しない。
以上より，本係数及び不確実さは以下の値とする。
Ｆ μ ＝1.00，β Ｒ ＝β Ｕ ＝0.00(b)

機器応答係数Ｆ ＲＥ の評価
ⅰ)

スペクトル形状係数Ｆ ＳＡ の評価
本係数は，設計で用いられる床応答スペクトルの拡幅に含まれる裕度を評価するものであり，次式により評価する。なお，スペクトル形状係数の概念図を第 3.2.1.3−3−1 図に示す。
ＦＳＡ＝拡幅後の床応答スペク トルによる応答加速度
拡幅前の床応答スペク トルによる応答加速度

拡幅前後の応答スペクトル比（拡幅後／拡幅前）は，サイト・プ
ラントによらず有意な差はないと考えられるため，国内の代表プラントで評価した値を用いる。
国内の代表プラントでの拡幅前後の応答スペクトル比は，機器系
3.2.1−31

の主要周期帯である 0.05〜0.1 秒に対して 1.1〜1.4 であり，この知見から中央値Ｆ ＳＡ を算定する。
不確実さは，最小値と最大値がそれぞれ中央値に対し−95％下限
値と＋95％上限値に相当するものとみなし算定する。なお，不確実
さは，本係数を各機器に対して一般値として適用するため，すべて
β Ｕ とする。
ＦＳＡ＝ 1.1 1.4 1.24

βＵ ＝

1
1 .4
ln
1.65 2
1 .1

0.07

以上より，本係数及び不確実さは以下の値とする。
Ｆ ＳＡ ＝1.24，β Ｒ ＝0.00，β Ｕ ＝0.07
ⅱ)

減衰係数Ｆ Ｄ の評価
本係数は，機器の現実的減衰定数の中央値に対する設計用減衰定数が持つ裕度を評価するものであり，次式により評価する。なお，減衰係数の概念図を第 3.2.1.3−3−2 図に示す。
Ｆ Ｄ＝設計用減衰定数による 応答値
減衰定数の中央値によ る応答値

ボルトの設計用減衰定数は 1％，減衰定数の中央値 3％ (5)として，係数を算出する。
設計用減衰定数と減衰定数の中央値での応答値の比は，下記のNewmark の応答倍率式 (6)を用いる。
応答値＝3.21−0.68×ln（ｈ）
ここで，
ｈ：減衰定数（％）
不確実さについては，設計用減衰定数が振動試験による減衰デー
3.2.1−32

タの下限値として用いられているため，設計用減衰定数による応答値を減衰定数の中央値による応答の 99％上限値と考え算定する。
また，β Ｒ とβ Ｕ が等しいとして評価する。
したがって，
Ｆ Ｄ＝3.21 0.68 ln(1)3.21 0.68 ln(3)β Ｒ ＝β Ｕ ＝

1
2.33

2

ln

1.30

3.21 0.68 ln(1)3.21 0.68 ln(3)0.08以上より，本係数及び不確実さは以下の値とする。
Ｆ Ｄ ＝1.30，β Ｒ ＝β Ｕ ＝0.08
ⅲ)

モデル化係数Ｆ Ｍ の評価
本係数は，機器の解析モデル化におけるモデル形状・諸元等の実機との差などに起因する裕度を評価するものであり，次式により評
価する。
ＦＭ＝

設計解析モデルによる 応答加速度
現実的解析モデルによ る応答加速度

ただし，評価対象の解析モデル化は妥当であり，解析モデルから得られる応答は中央値に相当すると考える。
機器の耐震評価は，建屋連成解析モデルを用いて行われているた
め，モデル化に関する不確実さβ Ｕ は海外文献 (1)より 0.15 とする。
以上より，本係数及び不確実さは以下の値とする。
Ｆ Ｍ ＝1.00，β Ｒ ＝0.00，β Ｕ ＝0.15
ⅳ)

モード合成係数Ｆ ＭＣ の評価
本係数は，機器の地震応答がモーダル解析により評価されている
場合に，モード合成に起因する裕度を評価するものである。本機器
3.2.1−33

はスペクトルモーダル解析を行っているため，モード合成法に含まれる余裕としては，地震ＰＳＡ学会標準解説 98 に基づき，本係数及び不確実さは以下の値とする。
Ｆ ＭＣ ＝1.03，β Ｒ ＝0.13，β Ｕ ＝0.00(c)

建屋応答係数Ｆ ＲＳ の評価
建屋応答に関する各係数は，第 3.2.1.3−3−2 表に示す原子炉建屋の応答係数を用いる。
ⅰ)

解放基盤表面の地震動に関する係数Ｆ １ の評価
本係数は，基準とする地震動のスペクトルが持つ裕度を評価するものである。本評価では，解放基盤表面における地震動のスペクト
ル形状係数を考慮する。第 3.2.1.3−3−3 図にスペクトル形状係数の概念図を示す。
なお，スペクトル形状係数は，基準とする地震動のスペクトルと一様ハザードスペクトルの建屋又は機器の固有周期における比を，次式により評価する。
スペクトル形状係数＝

基準地震動の応答加速 度
一様ハザードスペクト ルの応答加速度

なお，本機器は，一様ハザードスペクトルにより評価していることから，スペクトル形状係数は 1.00 とする。
また，不確実さは，確率論的地震ハザード評価における距離減衰式等のばらつきに考慮されるため，本係数では考慮しない。
以上より，本係数及び不確実さは以下の値とする。
Ｆ １ ＝1.00，β Ｒ ＝β Ｕ ＝0.00
ⅱ)

建屋への入力地震動に関する係数Ｆ ２ の評価
3.2.1−34本係数は，地盤モデルに関する設計上の裕度及び基礎による入力損失に関する設計上の裕度を評価するものである。
本評価では，設計地盤モデルは中央値を与えるとみなし，また基礎が地盤を拘束することによる入力損失は考慮しないことから，中央値を 1.00 とする。
不確実さは，建屋の地震応答に関する係数Ｆ ３ の不確実さと合わせて評価する。
β Ｒ は，地震ＰＳＡ学会標準解説 103 で示される代表プラントにおける床応答スペクトルの不確実さが，おおむね 0.2 程度であることから，0.20 とする。
β Ｕ は，解析モデル化誤差等によるものであり，国内文献 (7) に基づき 0.15 とする。
以上より，本係数及び不確実さは以下の値とする。
Ｆ ２ ＝1.00，β Ｒ ＝0.20，β Ｕ ＝0.15（β Ｒ 及びβ Ｕ はＦ ３ と共通）
ⅲ)

建屋の地震応答に関する係数Ｆ ３ の評価
本係数は，建屋の地震応答モデルに関する設計上の裕度を評価するものである。
本評価では，建屋振動モデルは過去の地震観測記録との整合を考慮した諸元を使用しているため，中央値を与えるものとみなし，また，一般的に建屋の非線形挙動により線形時よりも応答加速度が低減される傾向にあることから，中央値を 1.00 とする。
不確実さは，建屋への入力地震動に関する係数Ｆ ２ の不確実さと合わせて評価する。
以上より，本係数及び不確実さは以下の値とする。
3.2.1−35

Ｆ ３ ＝1.00，β Ｒ ＝0.20，β Ｕ ＝0.15（β Ｒ 及びβ Ｕ はＦ ２ と共通）

(d)

評価結果のまとめ各係数の評価結果を下表に示す。これらの結果より，残留熱除去系
熱交換器（アンカボルト）のフラジリティ加速度の中央値Ａｍ，その不確実さ β Ｒ ，β Ｕ 及びＨＣＬＰＦは，以下のとおりとなる。
また，フラジリティ曲線を第 3.2.1.3−3−5 図に示す。
Ａｍ＝3.27（G）
β Ｒ ＝0.25，β Ｕ ＝0.25
ＨＣＬＰＦ＝Ａｍ×exp[−1.65×(β Ｒ ＋β Ｕ )]＝3.27×exp[−1.65×(0.25＋0.25)]＝1.43（G）

表

残留熱除去系熱交換器（アンカボルト）
ＦＣ

安全係数評価結果の一覧

Ｆ ＲＥ

Ｆ ＲＳ
合計

ＦＳ

Ｆμ

Ｆ ＳＡ

ＦＤ

ＦＭ

Ｆ ＭＣ

Ｆ１

1.22

1.00

1.24

1.30

1.00

1.03

1.00

1.00

2.03

βＲ

0.00

0.00

0.00

0.08

0.00

0.13

0.00

0.20

0.25

βＵ

0.07

0.00

0.07

0.08

0.15

0.00

0.00

0.15

0.25

中央値
不確
実さ

ｃ．動的機器（残留熱除去系海水系ポンプ）
評価対象機器の耐震評価条件を以下に示す。
・評価対象機器：残留熱除去系海水系ポンプ・設置位置：海水ポンプ室

EL.＋0.8m

3.2.1−36Ｆ２

Ｆ３

・耐震重要度クラス：Ｓ・固有振動数：水平 15.2Hz，鉛直 20Hz 以上・各部位の耐震バックチェック評価用地震動Ｓ Ｓ （水平 600Gal，鉛直
400Gal ） に 対 す る 設 計 応 答 加 速 度 ： 水 平 方 向 0.04G ， 鉛 直 方 向
0.49G
・機能維持確認済加速度：水平方向 14.6G (8)，鉛直方向 2.0G
水平方向と鉛直方向の応答加速度に対して動的機能維持評価を行うが，ここでは耐震裕度が小さい鉛直方向についての評価を示す。（添付資料
3.2.1.3−3−3）(a)

耐力係数Ｆ Ｃ の評価
ⅰ)

強度係数Ｆ Ｓ の評価
本係数は下記の式にて算出する。
Ｆ Ｓ＝損傷加速度中央値
機器応答加速度・損傷加速度中央値について
ポンプ類のように，構造強度に加え動的機能維持が必要な機器については，試験加速度（機能維持確認済加速度等）に基づきフラジ
リティ評価を行う。
ここで，フラジリティ評価における試験加速度は，既往の検討結果より以下の値を用いる。
鉛直：2.0G
フラジリティ評価のベースとする試験加速度レベルでは誤動作・損傷が見られないことから，試験加速度がＨＣＬＰＦに相当すると考え，地震ＰＳＡ学会標準解説 85 に基づき，誤動作・損傷に対す
3.2.1−37

る加速度の中央値Ａｍを以下のように推定する。
Ａｍ＝ＨＣＬＰＦ／0.9
不確実さは，ＡｍとＨＣＬＰＦより求める。ＡｍとＨＣＬＰＦの関係は下記のとおりである。
Ａｍ＝ＨＣＬＰＦ×exp[1.65×（β Ｒ ＋β Ｕ ）]β Ｒ とβ Ｕ は同程度と考え，β Ｒ ＝β Ｕ とする。
したがって，強度係数Ｆ Ｓ 及びその不確実さは，以下のとおりと
なる。
Ｆ Ｓ＝

＝

損傷加速度の中央値
ＨＣＬＰＦ／0.9
＝
応答加速度
応答加速度
2.0／0.9＝4.53
0.49

β Ｒ ＝β Ｕ ＝＝ⅱ)

ＨＣＬＰＦ／0.9
1
ln
ＨＣＬＰＦ
1.65 21
2.0／0.9＝0.03
ln
1.65 22.0

塑性エネルギ吸収係数Ｆ μ の評価
本係数は，塑性変形によるエネルギ吸収に関する裕度を評価するものである。
残留熱除去系海水系ポンプについては，変形が大きくなると機能喪失につながるため，本係数は考慮しない。
以上より，本係数及び不確実さは以下の値とする。
Ｆ μ ＝1.00，β Ｒ ＝β Ｕ ＝0.00

3.2.1−38

(b)機器応答係数Ｆ ＲＥ の評価
ⅰ)

スペクトル形状係数Ｆ ＳＡ の評価
本係数は，設計で用いられる床応答スペクトルの拡幅に含まれる裕度を評価するものであり，次式により評価する。なお，スペクトル形状係数の概念図を第 3.2.1.3−3−1 図に示す。
Ｆ ＳＡ ＝

拡幅後の床応答スペク トルによる応答加速度
拡幅前の床応答スペク トルによる応答加速度

ただし，本機器は剛構造であるため，本係数は考慮しない。
以上より，本係数及び不確実さは以下の値とする。
Ｆ ＳＡ ＝1.00，β Ｒ ＝β Ｕ ＝0.00
ⅱ)

減衰係数Ｆ Ｄ の評価
本係数は，機器の現実的減衰定数の中央値に対する設計用減衰定数が持つ裕度を評価するものであり，次式により評価する。なお，減衰係数の概念図を第 3.2.1.3−3−2 図に示す。
Ｆ Ｄ＝設計用減衰定数による 応答値
減衰定数の中央値によ る応答値

ただし，本機器は剛構造であるため，本係数は考慮しない。
以上より，本係数及び不確実さは以下の値とする。
Ｆ Ｄ ＝1.00，β Ｒ ＝β Ｕ ＝0.00
ⅲ)

モデル化係数Ｆ Ｍ の評価
本係数は，機器の解析モデル化におけるモデル形状・諸元等の実機との差などに起因する裕度を評価するものであり，次式により評
価する。
Ｆ Ｍ＝

設計解析モデルによる 応答加速度
現実的解析モデルによ る応答加速度
3.2.1−39ただし，本機器の機能損傷による評価は試験加速度値を採用しており，解析モデル等を構築した評価ではないことから，本係数は考慮しない。
以上より，本係数及び不確実さは以下の値とする。
Ｆ Ｍ ＝1.00，β Ｒ ＝β Ｕ ＝0.00
ⅳ)

モード合成係数Ｆ ＭＣ の評価
本係数は，機器の地震応答がモーダル解析により評価されている
場合に，モード合成に起因する裕度を評価するものである。
ただし，本機器は剛構造であり，モーダル解析による評価ではないことから，本係数は考慮しない。
以上より，本係数及び不確実さは以下の値とする。
Ｆ ＭＣ ＝1.00，β Ｒ ＝β Ｕ ＝0.00(c)

建屋応答係数Ｆ ＲＳ の評価
建屋応答に関する各係数は，第 3.2.1.3−3−2 表に示す海水ポンプ室の応答係数を用いる。
ⅰ)

解放基盤表面の地震動に関する係数Ｆ １ の評価
本係数は，基準とする地震動のスペクトルが持つ裕度を評価するものである。本評価では，解放基盤表面における地震動のスペクト
ル形状係数を考慮する。第 3.2.1.3−3−3 図にスペクトル形状係数の概念図を示す。
なお，スペクトル形状係数は，基準とする地震動のスペクトルと一様ハザードスペクトルの建屋又は機器の固有周期における比を，
次式により評価する。

3.2.1−40スペクトル形状係数＝

基準地震動の応答加速 度
一様ハザードスペクト ルの応答加速度

本機器は剛構造であることを考慮して，機器・配管系の固有周期のある 1.0 秒以下範囲における応答スペクトル比の最も保守的な値を適用する。
また，不確実さは，確率論的地震ハザード評価における距離減衰式等のばらつきに考慮されるため，本係数では考慮しない。
以上より，本係数及び不確実さは以下の値とする。
Ｆ １ ＝0.68，β Ｒ ＝β Ｕ ＝0.00
ⅱ)

建屋への入力地震動に関する係数Ｆ ２ の評価
本係数は，地盤モデルに関する設計上の裕度及び基礎による入力損失に関する設計上の裕度を評価するものである。
本評価では，設計地盤モデルは中央値を与えるとみなし，また，基礎が地盤を拘束することによる入力損失は考慮しないことから，中央値を 1.00 とする。
不確実さは，建屋の地震応答に関する係数Ｆ ３ の不確実さと合わせて評価する。
β Ｒ は，地震ＰＳＡ学会標準解説 67 で示される代表プラントにおける床応答スペクトルの不確実さが，0.1 以内であることから，0.10 とする。
β Ｕ は，解析モデル化誤差等によるものであり，国内文献 (7) に基づき 0.15 とする。
以上より，本係数及び不確実さは以下の値とする。
Ｆ ２ ＝1.00，β Ｒ ＝0.10，β Ｕ ＝0.15（β Ｒ 及びβ Ｕ はＦ ３ と共通）
3.2.1−41

ⅲ)

建屋の地震応答に関する係数Ｆ ３ の評価
本係数は，建屋の地震応答モデルに関する設計上の裕度を評価するものである。
本評価では，建屋振動モデルは過去の地震観測記録との整合を考慮した諸元を使用しているため，中央値を与えるものとみなし，また，一般的に建屋の非線形挙動により線形時よりも応答加速度が低減される傾向にあることから，中央値を 1.00 とする。
不確実さは，建屋への入力地震動に関する係数Ｆ ２ の不確実さと合わせて評価する。
以上より，本係数及び不確実さは以下の値とする。
Ｆ ３ ＝1.00，β Ｒ ＝0.10，β Ｕ ＝0.15（β Ｒ 及びβ Ｕ はＦ ２ と共通）

(d)

評価結果のまとめ各係数の評価結果を下表に示す。これらの結果より，残留熱除去系
海水系ポンプのフラジリティ加速度の中央値Ａｍ，その不確実さ β Ｒ ，
β Ｕ 及びＨＣＬＰＦは，以下のとおりとなる。
また，フラジリティ曲線を第 3.2.1.3−3−6 図に示す。
Ａｍ＝1.25（G）
β Ｒ ＝0.10，β Ｕ ＝0.15
ＨＣＬＰＦ＝Ａｍ×exp[−1.65×(β Ｒ ＋β Ｕ )]＝1.25×exp[−1.65×(0.10＋0.15)]＝0.83（G）

3.2.1−42表

残留熱除去系海水系ポンプ
ＦＣ

安全係数評価結果の一覧

Ｆ ＲＥ

Ｆ ＲＳ
合計

ＦＳ

Ｆμ

Ｆ ＳＡ

ＦＤ

ＦＭ

Ｆ ＭＣ

Ｆ１

4.53

1.00

1.00

1.00

1.00

1.00

0.68

1.00

3.06

βＲ

0.03

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.10

0.10

βＵ

0.03

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.15

0.15

中央値
不確
実さ

Ｆ２

Ｆ３

ｄ．電気盤・計装（非常用パワーセンタ）
評価対象機器の耐震評価条件を以下に示す。
・評価対象機器：非常用パワーセンタ
・設置位置：原子炉建屋 EL.＋2.56m
・耐震重要度クラス：Ｓ・固有振動数：水平，鉛直とも 20Hz 以上・各部位の耐震バックチェック評価用地震動Ｓ Ｓ （水平 600Gal，鉛直
400Gal）に対する盤の設計応答加速度：水平方向 0.62G，鉛直方向
0.48G
・機能維持確認済加速度：水平方向 1.10G，鉛直方向 1.00G
水平方向と鉛直方向の応答加速度に対して動的機能維持評価を行うが，ここでは耐震裕度が小さい水平方向についての評価を示す。（添付資料
3.2.1.3−3−3）(a)

耐力係数Ｆ Ｃ の評価
ⅰ)

強度係数Ｆ Ｓ の評価
本係数は下記の式にて算出する。

3.2.1−43

Ｆ Ｓ＝損傷加速度中央値
盤応答加速度・損傷加速度中央値について
電気盤類のように，構造強度に加え電気的機能維持が必要な機器については，試験加速度（機能維持確認済加速度等）に基づきフラジリティ評価を行う。
フラジリティ評価のベースとする試験加速度レベルでは誤動作・損傷が見られないことから，以下に示す方法（ここでは「β設定法」という。）により誤動作・損傷に対する加速度の中央値を推定する。
[β 設定法の概要]
フラジリティ評価において，ＨＣＬＰＦは次式により評価される。
ＨＣＬＰＦ＝Ａｍ×exp[−1.65×（β Ｒ ＋β Ｕ ）]上式より，
Ａｍ＝ＨＣＬＰＦ×exp[1.65×（β Ｒ ＋β Ｕ ）]これと同様に，加振試験における損傷加速度の中央値とＨＣＬＰＦの関係は次式により表される。
損傷加速度の中央値＝損傷加速度のＨＣＬＰＦ×exp[1.65×（β Ｒ ＋β Ｕ ）]したがって，

損傷加速度のＨＣＬＰＦ＝試験加速度とし，不確実さβ Ｒ 及びβ Ｕ を与えることにより，損傷加速度の中央値を推定できる。
なお，既往の電気品の試験結果 (9)より，電気品の誤動作に関する不確実さはβ Ｒ ＝0.10，β Ｕ ＝0.20 程度と考えられる。
したがって，非常用パワーセンタの損傷加速度の中央値は，β設
定法に基づき以下のとおりとなる。
3.2.1−44

損傷加速度の中央値＝試験加速度×exp[1.65×（β Ｒ ＋β Ｕ ）]＝1.10×exp[1.65×（0.10＋0.20）]＝1.81
盤の設計応答加速度は，耐震バックチェックの評価結果を，一様ハザードスペクトルによる耐震評価結果に補正して用いることとする。このため，盤の設計応答加速度に，以下の計算式より求めた比率の最大値 1.77 を掛け合せた値を計算に用いることとする。(添付資料 3.2.1.3−3−2)

比率 ＝

一様ハザードスペクトルによる原子炉建屋応答解析により求めた床面の最大震度（1.0ZPA）
耐震バックチェック評価用地震動による原子炉建屋応答解析により求めた床面の最大震度（1.0ZPA）

したがって，強度係数Ｆ Ｓ 及びその不確実さは，以下のとおりとなる。
Ｆ Ｓ ＝損傷加速度の中央値／床応答加速度＝1.81／（0.62×1.77）＝1.65
β Ｒ ＝0.10，β Ｕ ＝0.20

ⅱ)

塑性エネルギ吸収係数Ｆ μ の評価
本係数は，塑性変形によるエネルギ吸収に関する裕度を評価するものである。
電気盤類については，変形が大きくなると機能喪失につながるため，本係数は考慮しない。
3.2.1−45以上より，本係数及び不確実さは以下の値とする。
Ｆ μ ＝1.00，β Ｒ ＝β Ｕ ＝0.00(b)

機器応答係数Ｆ ＲＥ の評価
ⅰ)

スペクトル形状係数Ｆ ＳＡ の評価
本係数は，設計で用いられる床応答スペクトルの拡幅に含まれる裕度を評価するものであり，次式により評価する。なお，スペクトル形状係数の概念図を第 3.2.1.3−3−1 図に示す。
Ｆ ＳＡ ＝

拡幅後の床応答スペク トルによる応答加速度
拡幅前の床応答スペク トルによる応答加速度

ただし，本機器は剛構造であるため，本係数は考慮しない。
以上より，本係数及び不確実さは以下の値とする。
Ｆ ＳＡ ＝1.00，β Ｒ ＝β Ｕ ＝0.00
ⅱ)

減衰定数に関する係数Ｆ Ｄ の評価
本係数は，機器の現実的減衰定数の中央値に対する設計用減衰定数が持つ裕度を評価するものであり，次式により評価する。なお，減衰係数の概念図を第 3.2.1.3−3−2 図に示す。
Ｆ Ｄ＝設計用減衰定数による 応答値
減衰定数の中央値によ る応答値

ただし，本機器は剛構造であるため，本係数は考慮しない。
以上より，本係数及び不確実さは以下の値とする。
Ｆ Ｄ ＝1.00，β Ｒ ＝β Ｕ ＝0.00
ⅲ)

モデル化に関する係数Ｆ Ｍ の評価
本係数は，機器の解析モデル化におけるモデル形状・諸元等の実機との差などに起因する裕度を評価するものであり，次式により評3.2.1−46

価する。
Ｆ Ｍ＝

設計解析モデルによる 応答加速度
現実的解析モデルによ る応答加速度

ただし，本機器の機能損傷による評価は試験加速度値を採用しており，解析モデル等を構築した評価ではないことから，本係数は考慮しない。
以上より，本係数及び不確実さは以下の値とする。
Ｆ Ｍ ＝1.00，β Ｒ ＝β Ｕ ＝0.00
ⅳ)

モード合成法に関する係数Ｆ ＭＣ の評価
本係数は，機器の地震応答がモーダル解析により評価されている
場合に，モード合成に起因する裕度を評価するものである。
ただし，本機器は剛構造であり，モーダル解析による評価ではないことから，本係数は考慮しない。
以上より，本係数及び不確実さは以下の値とする。
Ｆ ＭＣ ＝1.00，β Ｒ ＝β Ｕ ＝0.00(c)

建屋応答係数Ｆ ＲＳ の評価
建屋応答に関する各係数は，第 3.2.1.3−3−2 表に示す原子炉建屋の応答係数を用いる。
ⅰ)

解放基盤表面の地震動に関する係数Ｆ １ の評価
本係数は，基準とする地震動のスペクトルが持つ裕度を評価するものである。本評価では，解放基盤表面における地震動のスペクト
ル形状係数を考慮する。第 3.2.1.3−3−3 図にスペクトル形状係数の概念図を示す。
なお，スペクトル形状係数は，基準とする地震動のスペクトルと3.2.1−47

一様ハザードスペクトルの建屋又は機器の固有周期における比を，
次式により評価する。
スペクトル形状係数＝

基準地震動の応答加速 度
一様ハザードスペクト ルの応答加速度

なお，本機器は，一様ハザードスペクトルにより評価していることから，スペクトル形状係数は 1.00 とする。
また，不確実さは，確率論的地震ハザード評価における距離減衰式等のばらつきに考慮されるため，本係数では考慮しない。
以上より，本係数及び不確実さは以下の値とする。
Ｆ １ ＝1.00，β Ｒ ＝β Ｕ ＝0.00
ⅱ)

建屋への入力地震動に関する係数Ｆ ２ の評価
本係数は，地盤モデルに関する設計上の裕度及び基礎による入力損失に関する設計上の裕度を評価するものである。
本評価では，設計地盤モデルは中央値を与えるとみなし，また基礎が地盤を拘束することによる入力損失は考慮しないことから，中央値を 1.00 とする。
不確実さは，建屋の地震応答に関する係数Ｆ ３ の不確実さと合わせて評価する。
β Ｒ は，地震ＰＳＡ学会標準解説 103 で示される代表プラントにおける床応答スペクトルの不確実さが，おおむね 0.2 程度であることから，0.20 とする。
β Ｕ は，解析モデル化誤差等によるものであり，国内文献 (7) に基づき 0.15 とする。
以上より，本係数及び不確実さは以下の値とする。
Ｆ ２ ＝1.00，β Ｒ ＝0.20，β Ｕ ＝0.15
3.2.1−48

（β Ｒ 及びβ Ｕ はＦ ３ と共通）
ⅲ)

建屋の地震応答に関する係数Ｆ ３ の評価
本係数は，建屋の地震応答モデルに関する設計上の裕度を評価するものである。
本評価では，建屋振動モデルは過去の地震観測記録との整合を考慮した諸元を使用しているため，中央値を与えるものとみなし，また，一般的に建屋の非線形挙動により線形時よりも応答加速度が低減される傾向にあることから，中央値を 1.00 とする。
不確実さは，建屋への入力地震動に関する係数Ｆ ２ の不確実さと合わせて評価する。
以上より，本係数及び不確実さは以下の値とする。
Ｆ ３ ＝1.00，β Ｒ ＝0.20，β Ｕ ＝0.15（β Ｒ 及びβ Ｕ はＦ ２ と共通）

(d)

評価結果のまとめ各係数の評価結果を下表に示す。これらの結果より，非常用パワー
センタのフラジリティ加速度の中央値Ａｍ，その不確実さ β Ｒ ，β Ｕ
及びＨＣＬＰＦは，以下のとおりとなる。
また，フラジリティ曲線を第 3.2.1.3−3−7 図に示す。
Ａｍ＝2.66（G）
β Ｒ ＝0.22，β Ｕ ＝0.25
ＨＣＬＰＦ＝Ａｍ×exp[−1.65×（β Ｒ ＋β Ｕ ）]＝2.66×exp[−1.65×（0.22＋0.25）]＝1.22（G）

3.2.1−49

表

非常用パワーセンタ
ＦＣ

安全係数評価結果の一覧

Ｆ ＲＥ

Ｆ ＲＳ
合計

ＦＳ

Ｆμ

Ｆ ＳＡ

ＦＤ

ＦＭ

Ｆ ＭＣ

Ｆ１

1.65

1.00

1.00

1.00

1.00

1.00

1.00

1.00

1.65

βＲ

0.10

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.20

0.22

βＵ

0.20

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.15

0.25

中央値
不確
実さ

Ｆ２

Ｆ３

ｅ．配管（残留熱除去系海水系配管）
評価対象機器の耐震評価条件を以下に示す。
・評価対象機器：残留熱除去系海水系配管
・設置位置：原子炉建屋 EL.＋2.00m
・耐震重要度クラス：Ｓ・固有振動数：2.84Hz（配管系１次）
・各部位の耐震バックチェック評価用地震動Ｓ Ｓ （600Gal）に対する発生応力
・評価対象部位：配管本体
・評価応力：一次応力
下表に，残留熱除去系海水系配管の耐震評価結果を示す。これを基にフラジリティを算出した。

表

残留熱除去系海水系配管の耐震評価結果

評価部位

材

料

評価応力

許容値
（MPa）

発生応力
（MPa）

裕度

配管本体

STPT42

一次応力

410

153

2.67

3.2.1−50

(a)ⅰ)

機器耐力係数Ｆ Ｃ の評価
強度係数Ｆ Ｓ
本係数は，次式により評価する。
ＦＳ

sC s NsT s N

ここで，
σ Ｃ ：限界応力の中央値
σ Ｔ ：地震時発生応力
σ Ｎ ：通常運転時応力配管本体の材質は STPT42 であることから，限界応力としてＪＳ
ＭＥ「発電用原子力設備規格設計・建設規格（2005 年度版）」第Ⅰ編付録図表 Part5 の引張応力Ｓｕ＝410MPa（評価温度 38℃）を採用する。
上記規格値に含まれる余裕（Ｓｕ値の 1.17 倍）を考慮して限界応力の中央値とする。（添付資料 3.2.1.3−3−1）
したがって，σ Ｃ ＝1.17×Ｓｕ＝1.17×410＝479MPa
地震時発生応力は，表の耐震バックチェックの評価結果を，一様ハザードスペクトルによる耐震評価結果に補正して用いることとする。このため，表の発生応力に，以下の計算式より求めた比率の最大値 3.15 を掛け合せた値を計算に用いることとする。（添付資料
3.2.1.3−3−2）

比率 ＝

一様ハザードスペクトルによる原子炉建屋応答解析により求めた
床応答加速度
耐震バックチェック評価用地震動による原子炉建屋応答解析により求めた
床応答加速度
3.2.1−51

σ Ｔ ＝153×3.15＝481MPa
通常運転時応力は，耐震評価において地震時応力を分離して評価していないため 0MPa とする。
σ Ｎ ＝0MPa
以上より，強度に関する係数Ｆ Ｓ は，以下のとおりとなる。
ＦＳ

sC
sT

479
481

0.99

不確実さとして，限界応力の中央値 1.17×Ｓｕに対して，規格値Ｓｕが 99％信頼下限に相当すると考え，全てβ Ｕ として評価する。
βＵ

1
1.17 Su
ln
Su
2.33

0.07

以上より，本係数及び不確実さは以下の値とする。
Ｆ Ｓ ＝0.99，β Ｒ ＝0.00，β Ｕ ＝0.07
ⅱ)

塑性エネルギ吸収係数Ｆ μ の評価
本係数は，塑性変形によるエネルギ吸収に関する裕度を評価するものである。
強度係数Ｆ Ｓ の評価において，限界応力の中央値として 1.17×
Ｓｕを用いているため，塑性変形によるエネルギ吸収効果は考慮しない。
以上より，本係数及び不確実さは以下の値とする。
Ｆ μ ＝1.00，β Ｒ ＝β Ｕ ＝0.00(b)

機器応答係数Ｆ ＲＥ の評価
ⅰ)

スペクトル形状係数Ｆ ＳＡ の評価
本係数は，設計で用いられる床応答スペクトルの拡幅に含まれる
3.2.1−52

裕度を評価するものであり，次式により評価する。なお，スペクトル形状係数の概念図を第 3.2.1.3−3−1 図に示す。
Ｆ ＳＡ ＝

拡幅後の床応答スペク トルによる応答加速度
拡幅前の床応答スペク トルによる応答加速度

応答スペクトル比（拡幅後／拡幅前）は，サイト・プラントによらず有意な差はないと考えられるため，代表プラントで評価した値を用いる。
代表プラントでの応答スペクトル比は，機器系の主要周期帯である 0.05 秒〜0.1 秒に対して 1.1〜1.4 であり，この知見から中央値
Ｆ ＳＡ を算定する。
不確実さは，最小値と最大値がそれぞれ中央値に対し−95％下限
値と＋95％上限値に相当するものとみなし算定する。なお，不確実
さは，本係数を各機器に対して一般値として適用するため，すべて
β Ｕ とする。
ＦＳＡ＝ 1.1 1.4 1.24
βＵ＝

1
1 .4
ln
1.65 2
1 .1

0.07

以上より，本係数及び不確実さは以下の値とする。
Ｆ ＳＡ ＝1.24，β Ｒ ＝0.00，β Ｕ ＝0.07
ⅱ)

減衰係数Ｆ Ｄ の評価
本係数は，機器の現実的減衰定数の中央値に対する設計用減衰定数が持つ裕度を評価するものであり，次式により評価する。なお，減衰係数の概念図を第 3.2.1.3−3−2 図に示す。
Ｆ Ｄ＝設計用減衰定数による 応答値
減衰定数の中央値によ る応答値
3.2.1−53

配管の設計用減衰定数は 0.5％，減衰定数の中央値 2.9％として，係数を算出する。
設計用減衰定数と減衰定数の中央値での応答値の比は，下記のNewmark の応答倍率式 (6)を用いる。
応答値＝3.21−0.68×ln（ｈ）
ここで，
ｈ：減衰定数（％）
不確実さについては，設計用減衰定数が振動試験による減衰デー
タの下限値として用いられているため，設計用減衰定数による応答値を減衰定数の中央値による応答の 99％上限値と考え，算定する。
また，β Ｒ とβ Ｕ が等しいとして評価する。
したがって，
Ｆ Ｄ＝3.21 0.68 ln(0.5)＝1.48
3.21 0.68 ln(2.9)β Ｒ ＝β Ｕ ＝

1
2.33

2

ln

3.21 0.68 ln(0.5)＝0.12
3.21 0.68 ln(2.9)

以上より，本係数及び不確実さは以下の値とする。
Ｆ Ｄ ＝1.48，β Ｒ ＝β Ｕ ＝0.12
ⅲ)

モデル化に関する係数Ｆ Ｍ の評価
本係数は，機器の解析モデル化におけるモデル形状・諸元等の実機との差などに起因する裕度を評価するものであり，次式により評
価する。
Ｆ Ｍ＝

設計解析モデルによる 応答加速度
現実的解析モデルによ る応答加速度

ただし，本機器の解析モデル化は妥当であり，中央値に相当する
3.2.1−54と考える。本機器の耐震評価は，多質点系モデルを用いて行われているため，モデル化に関する不確実さβ Ｕ は海外文献 (1)より 0.15 とする。
以上より，本係数及び不確実さは以下の値とする。
Ｆ Ｍ ＝1.00，β Ｒ ＝0.00，β Ｕ ＝0.15
ⅳ)

モード合成法に関する係数Ｆ ＭＣ の評価
本係数は，機器の地震応答がモーダル解析により評価されている
場合に，モード合成に起因する裕度を評価するものである。本機器
はスペクトルモーダル解析を行っているため，モード合成法に含まれる余裕としては，地震ＰＳＡ学会標準解説 98 に基づき，本係数及び不確実さは以下の値とする。
以上より，本係数及び不確実さは以下の値とする。
Ｆ ＭＣ ＝1.03，β Ｒ ＝0.13，β Ｕ ＝0.00(c)

建屋応答係数Ｆ ＲＳ の評価
建屋応答に関する各係数は，第 3.2.1.3−3−2 表に示す原子炉建屋の応答係数を用いる。
ⅰ)

解放基盤表面の地震動に関する係数Ｆ １ の評価
本係数は，基準とする地震動のスペクトルが持つ裕度を評価するものである。本評価では，解放基盤表面における地震動のスペクト
ル形状係数を考慮する。第 3.2.1.3−3−3 図にスペクトル形状係数の概念図を示す。
なお，スペクトル形状係数は，基準とする地震動のスペクトルと一様ハザードスペクトルの建屋又は機器の固有周期における比を，
次式により評価する。
3.2.1−55

スペクトル形状係数＝

基準地震動の応答加速 度
一様ハザードスペクト ルの応答加速度

なお，本機器は，一様ハザードスペクトルにより評価していることから，スペクトル形状係数は 1.00 とする。
また，不確実さは，確率論的地震ハザード評価における距離減衰式等のばらつきに考慮されるため，本係数では考慮しない。
以上より，本係数及び不確実さは以下の値とする。
Ｆ １ ＝1.00，β Ｒ ＝β Ｕ ＝0.00
ⅱ)

建屋への入力地震動に関する係数Ｆ ２ の評価
本係数は，地盤モデルに関する設計上の裕度及び基礎による入力損失に関する設計上の裕度を評価するものである。
本評価では，設計地盤モデルは中央値を与えるとみなし，また基礎が地盤を拘束することによる入力損失は考慮しないことから，中央値を 1.00 とする。
不確実さは，建屋の地震応答に関する係数Ｆ ３ の不確実さと合わせて評価する。
β Ｒ は，地震ＰＳＡ学会標準解説 103 で示される代表プラントにおける床応答スペクトルの不確実さが，おおむね 0.2 程度であることから，0.20 とする。
β Ｕ は，解析モデル化誤差等によるものであり，国内文献 (7) に基づき 0.15 とする。
以上より，本係数及び不確実さは以下の値とする。
Ｆ ２ ＝1.00，β Ｒ ＝0.20，β Ｕ ＝0.15（β Ｒ 及びβ Ｕ はＦ ３ と共通）

3.2.1−56

ⅲ)

建屋の地震応答に関する係数Ｆ ３ の評価
本係数は，建屋の地震応答モデルに関する設計上の裕度を評価するものである。
本評価では，建屋振動モデルは過去の地震観測記録との整合を考慮した諸元を使用しているため，中央値を与えるものとみなし，また，一般的に建屋の非線形挙動により線形時よりも応答加速度が低減される傾向にあることから，中央値を 1.00 とする。
不確実さは，建屋への入力地震動に関する係数Ｆ ２ の不確実さと合わせて評価する。
以上より，本係数及び不確実さは以下の値とする。
Ｆ ３ ＝1.00，β Ｒ ＝0.20，β Ｕ ＝0.15（β Ｒ 及びβ Ｕ はＦ ２ と共通）

(d)

評価結果のまとめ各係数の評価結果を下表に示す。これらの結果より，残留熱除去系
海水系配管のフラジリティ加速度の中央値Ａｍ，その不確実さ β Ｒ ，
β Ｕ 及びＨＣＬＰＦは，以下のとおりとなる。
また，フラジリティ曲線を第 3.2.1.3−3−8 図に示す。
Ａｍ＝3.01（G）
β Ｒ ＝0.27，β Ｕ ＝0.26
ＨＣＬＰＦ＝Ａｍ×exp[−1.65×（β Ｒ ＋β Ｕ ）]＝3.01×exp[−1.65×（0.27＋0.26）]＝1.26（G）

3.2.1−57

表

残留熱除去系海水系配管
ＦＣ

安全係数評価結果の一覧

Ｆ ＲＥ

Ｆ ＲＳ
合計

ＦＳ

Ｆμ

Ｆ ＳＡ

ＦＤ

ＦＭ

Ｆ ＭＣ

Ｆ１

0.99

1.00

1.24

1.48

1.00

1.03

1.00

1.00

1.87

βＲ

0.00

0.00

0.00

0.12

0.00

0.13

0.00

0.20

0.27

βＵ

0.07

0.00

0.07

0.12

0.15

0.00

0.00

0.15

0.26

中央値
不確
実さ

Ｆ２

Ｆ３

（参考資料）(1) R.P.Kennedy and M.K.Ravindra,
Power Plant Risk Studies,

Seismic Fragilities for Nuclear

Nuclear Engineering and Design, Vol.

79, No. 1, (1984)(2) R.Kassawara, EPRI Report 1003121,

Methodology for

Probabilistic Risk Assessment Applications of Seismic Margin
Evaluations, Electric Power Research Institute, December 2001

(3) Westinghouse Electric Company,
Document

AP1000 Design Control, December 2011 （年・月は，AP1000標準設計認証修正版のＮＲＣ認可時期を示す）(4) General Electric (GE) Nuclear Energy,
Document

ABWR Design Control, March 1997 （年・月は，ABWR標準設計認証のＮＲＣ認可

時期を示す）(5) Regulatory Guide 1.61,

Damping Values for Seismic Design ofNuclear Power Plants(6) N.M.Newmark and W.J.Hall,

Development of Criteria for Seismic

Review of Selected Nuclear Power Plants(7) 美原他，,NUREG/CR-0098

原子力発電所建屋のフラジリティ評価における認識的不確実
3.2.1−58

さに関する研究（その３）まとめ，日本建築学会大会学術講演梗概集（九州）2007年8月(8) 原子力施設等の耐震性評価技術に関する試験及び調査 機器耐力その３（総合評価）に係る報告書，平成18年8月，独立行政法人 原子力安全基
盤機構(9) K.K.Bandyopadhyay, C.H.Hofmayer, M.K.Kassir, S.Shteyngart
Seismic Fragility of Nuclear Power Plant Components (PhaseⅡ), NUREG/CR-4659, BNL-NUREG-52007 Vol.4

3.2.1−59

3.2.1.4(1)

事故シーケンス

起因事象
ａ．評価対象とした起因事象のリスト，説明及び発生頻度(a)

評価対象とした起因事象について
地震時特有の要因による分類を踏まえた地震ＰＲＡにおける起因事
象及びその説明を以下に示す。

ⅰ)

原子炉建屋損傷
原子炉建屋の損傷により，建屋内の格納容器，原子炉圧力容器等の構造物及び機器が広範囲にわたり損傷する可能性がある。本事象は原子炉建屋損傷が発生した場合の損傷程度の特定が難しく，どの程度緩和設備に期待できるか厳密に特定することは困難であるため，保守的に直接炉心損傷に至る起因事象として整理した。

ⅱ)

格納容器損傷格納容器の損傷により，格納容器内の機器及び原子炉圧力容器等の構造物が広範囲にわたり損傷する可能性がある。本事象は格納容
器損傷が発生した場合の損傷程度の特定が難しく，どの程度緩和設備に期待できるか厳密に特定することは困難であるため，保守的に直接炉心損傷に至る起因事象として整理した。

ⅲ)

原子炉圧力容器損傷
原子炉圧力容器の支持機能喪失等により，原子炉圧力容器に接続されている原子炉冷却材圧力バウンダリ配管の損傷や，原子炉冷却材の流路閉塞が発生することにより，非常用炉心冷却系による炉心冷却効果が期待できなくなる可能性がある。本事象は原子炉圧力容器損傷が発生した場合の損傷程度の特定が難しく，どの程度緩和設備に期待できるか厳密に特定することは困難であるため，保守的に
3.2.1−60

直接炉心損傷に至る起因事象として整理した。
ⅳ)

格納容器バイパス
主蒸気隔離弁，原子炉冷却材浄化系隔離弁，給水系隔離弁等の損傷と接続している格納容器外配管の破損が同時に発生することにより，高温・高圧の原子炉冷却材が隔離不能な状態で格納容器外（原子炉建屋）へ流出し，原子炉建屋内の他の機器への悪影響を及ぼす可能性がある。本事象は格納容器バイパスが発生した場合の損傷程
度及び流出量の特定が難しく，どの程度緩和設備に期待できるか厳密に特定することは困難であるため，保守的に直接炉心損傷に至る起因事象として整理した。

ⅴ)

原子炉冷却材圧力バウンダリ喪失（Ｅｘｃｅｓｓｉｖｅ ＬＯＣＡ）
格納容器内配管の破断等により格納容器内に原子炉冷却材が流出する事象である。本事象は原子炉冷却材圧力バウンダリ喪失が発生した場合の損傷程度及び流出量の特定が難しいため，保守的にＥＣ
ＣＳの注水容量を超える大規模なＬＯＣＡ（ＥｘｃｅｓｓｉｖｅＬＯＣＡ）の発生を想定し，直接炉心損傷に至る起因事象として整理した。
なお，Ｅｘｃｅｓｓｉｖｅ

ＬＯＣＡ発生の要因となる配管については，計装系等の口径の小さい配管を除く格納容器内配管を対象とし，系統ごとに地震荷重に対して裕度が小さい部位を評価部位として選定した。
ⅵ)

計装・制御系喪失
計装・制御系が損傷することにより，プラントの監視及び各種制御が広範に不能に陥る可能性がある。本事象は計装・制御系喪失が発生した場合の損傷程度の特定が難しく，どの程度緩和設備に期待
3.2.1−61

できるか厳密に特定することは困難であるため，保守的に直接炉心損傷に至る起因事象として整理した。
ⅶ)

直流電源喪失直流電源設備の損傷により，非常用交流電源の制御機能等が喪失するため，全交流動力電源喪失となる。事象の緩和に必要な機能が広範に喪失するため，起因事象として整理した。

ⅷ)

交流電源喪失非常用交流母線，非常用ディーゼル発電機及び補機冷却海水系機器等の交流電源設備の損傷により，非常用交流電源が喪失する事象である。本事象発生時は，地震耐力の小さい外部電源設備についても同時に損傷するものとして仮定しているため，全交流動力電源喪失となる。事象の緩和に必要な機能が広範に喪失するため，起因事
象として整理した。

ⅸ)

外部電源喪失開閉所設備等の外部電源設備の損傷により，プラントへの外部からの電源供給が途絶える事象である。プラントに外乱を発生させる
過渡事象であり，事象の緩和に必要な機能が広範に喪失するため，起因事象として整理した。

ⅹ)

過渡事象
ⅰ)〜ⅸ)の起因事象が発生しない場合においても，地震動を検知した原子炉停止信号により原子炉停止に至り，「過渡事象」が発生するものとして整理した。内部事象出力運転時レベル１ＰＲＡでは，「過渡事象」を給復水系の使用可否等により分類しているが，地震時には耐震クラスの低い給復水系は使用不可能であるものとし，全給水喪失として取り扱う。
3.2.1−62

ｂ．階層イベントツリーとその説明
事故シーケンスの定量化では，第 3.2.1.4−1 図に示す階層イベント
ツリーにより，地震により発生する起因事象の発生確率の和が 1.0 を超えないように取り扱う。階層イベントツリーのヘディングは，起因事象
発生時の影響の大きい順に配列しており，各起因事象の発生頻度は，起因事象発生の対象となる建屋・構築物，機器等のフラジリティを評価することで算出した。また，後続のヘディングの分岐確率は，先行のヘデ
ィングで考慮している事象が発生しないという条件付確率として評価した。評価した各起因事象の発生頻度を第 3.2.1.4−1 表に示す。

(2)

成功基準
ａ．成功基準の一覧
炉心損傷を防止するための緩和設備の設備能力及び余裕時間は，地震時においても内部事象出力運転時レベル１ＰＲＡと相違ない。ただし，直接炉心損傷に至る事象については，緩和手段がないため成功基準を設定していない。
使命時間については，内部事象出力運転時レベル１ＰＲＡと同様に
24 時間とした。また，機器や外部電源の復旧には期待していない。

(3)

事故シーケンス
第 3.2.1.4−1 図に示した階層イベントツリー及び直接炉心損傷に至る
事象以外の起因事象に対する緩和設備の状態を表すイベントツリーを作成した。第 3.2.1.4−2 図〜第 3.2.1.4−5 図に「過渡事象」，「外部電源喪失」，「交流電源喪失」，「直流電源喪失」の起因事象に対するイベント
3.2.1−63

ツリーを示す。
各イベントツリーは小イベントツリー／大フォールトツリー法に基づいて作成し，イベントツリーのヘディングには，炉心損傷の防止に関わる緩和設備のフロントライン系，事象の進展に影響する重要な設備状態を選定した。また，炉心損傷防止の観点から，「原子炉停止機能」，「炉心冷却機能」，「格納容器からの除熱機能」の各安全機能に着目し，炉心損傷に至る事故シーケンスの分類を行った。分類した事故シーケンスを第3.2.1.4−2 表に示す。

(4)

システム信頼性
ａ．評価対象としたシステムとその説明
評価対象とした緩和機能及びその依存性については，内部事象出力運
転時レベル１ＰＲＡと同様であるが，内部事象で考慮しているランダム
故障等に加えて，地震の影響による損傷を考慮して評価している。また，
地震時特有の影響として建屋・構築物，機器の地震による損傷についても考慮している。評価対象としたシステムの一覧を第 3.2.1.4−3 表に示す。

ｂ．機器損傷に関する機器間の相関の取扱い
冗長設備は基本的に同一の耐震設計がなされた上で同一フロアに設置されるため，同様の系統間及び機器間で完全相関（完全従属）を仮定した。また，高圧炉心スプレイ系の関連設備のうち，ケーブルトレイ（区分Ⅲ）及び高圧炉心スプレイ系ディーゼル発電機海水系については，区
分Ⅰ／Ⅱの同種設備と構造上の差異がほぼなく，これらの設備と同一のフロアに設置しているため完全相関を仮定した。それ以外の機器につい3.2.1−64

ては完全独立を仮定した。機器損傷に関する機器間の相関の取扱いを第3.2.1.4−4 表に示す。（添付資料 3.2.1.4−1）

ｃ．システム信頼性
イベントツリーのヘディングに対応する起因事象及び緩和機能（フロントライン系，サポート系）について，フォールトツリーを作成し評価した。

ｄ．システム信頼性評価を実施せずに設定した非信頼度とその根拠
内部事象出力運転時レベル１ＰＲＡで設定した項目を除き，地震ＰＲ
Ａで新たにシステム信頼性評価を実施せずに設定した非信頼度はない。

(5)

人的過誤
ａ．起因事象発生前の人的過誤
事象発生前における設備の試験・保守作業終了後の復旧忘れ等であり，地震による影響を考慮する必要がないため，内部事象出力運転時レベル
１ＰＲＡと同様の評価を用いた。

ｂ．起因事象発生後の人的過誤
事象発生後における対応操作に対する過誤であり，内部事象出力運転
時レベル１ＰＲＡと同様の対応操作の過誤を想定している。ただし，過誤確率の評価においては，地震後に対応する作業であることを考慮し，内部事象出力運転時レベル１ＰＲＡと比較して高いストレスレベルを仮定した。起因事象発生後の人的過誤確率を第 3.2.1.4−5 表に示す。

3.2.1−65

(6)炉心損傷頻度
ａ．炉心損傷頻度の算出に用いた方法
地震ＰＲＡでは，計算コード RiskSpectrum PSA を用いて，フォール
トツリー結合法により事故シーケンスを定量化し，炉心損傷頻度を算出した。
なお，地震ＰＲＡの評価地震動範囲は，下限を原子炉自動停止となる信号の設定点（スクラム設定値），上限を発生頻度の観点から全炉心損
傷頻度への寄与が十分小さくなる規模の地震動として 0.16G〜3.0G と設定している。

ｂ．炉心損傷頻度評価結果
上記のとおりの手順で定量化を行った結果，全炉心損傷頻度は 1.0E05／炉年となった。起因事象別の炉心損傷頻度を第 3.2.1.4−6 表，第3.2.1.4−6 図に示す。起因事象別の結果では，過渡事象を起因とする
炉心損傷頻度が最も高く約 41％を占め，次いで外部電源喪失が約 30％，直流電源喪失が約 21％を占め支配的である。起因事象別炉心損傷頻度に対する主要な事故シーケンス及びカットセットを第 3.2.1.4−7 表に示す。
また，事故シーケンスグループ別の炉心損傷頻度を第 3.2.1.4−8 表，
第 3.2.1.4−7 図に示す。事故シーケンスグループ別の結果では，崩壊熱除去機能喪失（ＴＷ）の炉心損傷頻度が最も高く約 52％を占め，次いで全交流動力電源喪失（ＴＢＤ）が約 20％を占め支配的である。事
故シーケンスグループ別炉心損傷頻度に対する主要な事故シーケンス及びカットセットを第 3.2.1.4−9 表に示す。
さらに，地震加速度区分別の炉心損傷頻度を第 3.2.1.4−10 表，第3.2.1−66

3.2.1.4−8 図に，地震加速度−起因事象別の炉心損傷頻度を第 3.2.1.4−11 表に示す。低加速度領域では，地震により起因事象又は緩和設備に係る機器等が損傷する確率が低いことから，加速度の増加による地震発生頻度の低下とともに炉心損傷頻度は低下している。更に加速度が大きくなると，地震による機器等の損傷が発生することから炉心損傷頻度は増加し，0.8G 付近で最大となるが，各地震加速度区分の炉心損傷頻
度は 1.0E-06／炉年を下回る。これらの領域では緩和設備に係る機器等の損傷による影響が大きいが，地震加速度の増大に伴い，原子炉建屋損
傷等の直接炉心損傷に至るシーケンスが増大し，1.8G 以上では支配的となっている。

ｃ．重要度解析，不確実さ解析及び感度解析
(a)

重要度解析
全炉心損傷頻度への寄与が大きい因子を分析するため，
Fussell-Vesely（ＦＶ）重要度を評価した。
地震で損傷する建屋・構築物，機器のＦＶ重要度評価結果を第3.2.1.4−12 表に示す。ＦＶ重要度は，炉心損傷頻度に寄与する相対的な割合を表すものである。

(b)

不確実さ解析
確率論的地震ハザード，機器フラジリティ，ランダム故障の不確かさに着目した全炉心損傷頻度の不確実さ解析として，全炉心損傷頻度の 5 ％ 値 ， 中 央 値 ， 平 均 値 ， 95 ％ 値 を 評 価 し た 。 評 価 結 果 を 第3.2.1.4−9 図に示す。
平均値は点推定値とほぼ同値の 9.9E-06／炉年となった。また，エラーファクタは 4.7 と評価され，22 倍の不確実さがあるという結果
3.2.1−67

となった。
(c)

感度解析
本評価において設定した解析上の仮定が評価結果に与える影響を確認するため，相関性及び使命時間の設定に係る感度解析を実施した。

ⅰ)

相関性
本評価では，相関性が考えられる機器について，完全相関を仮定
して評価を実施しているが，この仮定が炉心損傷頻度に与える影響の感度を確認するため，完全相関を仮定した機器のうちＦＶ重要度が高い機器の相関性を完全独立と仮定した感度解析を実施した。相関性を完全独立とする機器については，リスク上重要な建屋・構築
物，機器を対象にするものとし，ＦＶ重要度が 0.01 以上の機器を対象として選定した。
相関性を変更した場合の事故シーケンスグループ別の評価結果を
第 3.2.1.4−10 図に，地震加速度区分別の評価結果を第 3.2.1.4−
11 図に示す。感度解析の結果，炉心損傷頻度は 7.0E-06／炉年となり，ベースケースでの炉心損傷頻度である 1.0E-05／炉年と比較して，33％低減する結果となった。加速度区分ごとの結果を分析すると，中程度の加速度領域で炉心損傷頻度低減の影響が確認できる。
これは低加速度領域ではランダム故障による寄与が大きく，また，
高加速度領域では原子炉建屋損傷等の炉心損傷に直結する事象による寄与が支配的となるため，相関性による影響が小さいことによる。

ⅱ)

使命時間
本評価では，使命時間について内部事象出力運転時レベル１ＰＲ
Ａと同様に 24 時間としているが，この使命時間の設定が炉心損傷頻度に与える影響の感度を確認するため，使命時間を変更した感度
3.2.1−68

解析を実施した。感度解析における使命時間の設定については，外部からの支援に期待できる時間として 2011 年東北地方太平洋沖地
震における福島第一原子力発電所による実績を参考に 72 時間と設定した。
使命時間を 72 時間とした場合の事故シーケンスグループ別の評
価結果を第 3.2.1.4−12 図に，地震加速度区分別の評価結果を第3.2.1.4−13 図に示す。感度解析の結果，炉心損傷頻度は 1.1E-05／炉年となり，ベースケースでの炉心損傷頻度である 1.0E-05／炉
年と比較して，同等の結果となった。加速度区分ごとの結果を分析すると，ランダム故障による寄与が大きい低加速度領域において，炉心損傷頻度増加の影響が確認できる。

3.2.1−69

第 3.2.1.1−1 表
項目

ＰＲＡ評価作業

地震ＰＲＡで収集した情報及び情報源（1／3）
収集した情報情報源

対象プラントと事故シナリオ

・地震ＰＲＡの実施に当たり必要とさ ・内部事象出力運転時レベル１ＰＲＡで収集れる設計・運転管理に関する基本的した図書（原子炉設置許可申請書，工事計な情報
画認可申請書，保安規定等）
・全体配置図，機器配置図，耐震計算書，配管計装線図，電気系統図（所内単線結線図等），系統設計仕様書，機器設計仕様書
・ストレステストに関する報告書・プラントウォークダウン報告書

2

確率論的地震ハザード

・敷地周辺地域における地震発生様式を考慮し，震源モデルの設定に係る震源特性や，地震動伝播モデルの設定に係わる地震動伝播特性に関する情報

3

建屋・機器フラジリティ

・プラント固有の建屋・機器の耐力評 ・上記項目 1 の情報源
価及び応答評価に関する情報
・文献調査結果（次々ページ参照）

4

事故シーケ a) 事故シナリオ及びンス
起因事象の分析・大規模地震時に想定されるプラント ・上記項目 1 の情報源
状態での必要な情報

3.2.1−701b) 事故シーケンスの分析
・成功基準の設定
・イベントツリーの作成

・安全系などのシステム使用条件
・システムの現実的な性能
・運転員による緩和操作c) システムのモデル化

・評価対象プラントに即した機器故障
モード，運転状態d) 事故シーケンスの定量化・評価結果の妥当性を確認できる情報

・原子炉設置許可申請書
・気象庁地震カタログ
・文献調査結果（次ページ参照）
・地質調査結果

・上記項目 1 の情報源
・既往のＰＲＡ情報第 3.2.1.1−1 表

地震ＰＲＡで収集した情報及び情報源（2／3）
参考文献

1）活断層研究会編（1991）：［新編］日本の活断層−分布と資料，東京大学出版会
2）地震調査研究推進本部（2012）：今後の地震動ハザード評価に関する検討〜2011 年・2012 年における検討結果〜，平成 24 年 12 月 21 日
3）松田（1975）：活断層から発生する地震の規模と周期について，地震

第 2 輯，第 28 巻（1975） 269-283 頁

4）武村（1998）：日本列島における地殻内地震のスケーリング則−地表断層の影響および地震被害との関連−，地震第 2 輯，第 51 巻（1998） 211-228 頁
5）佐藤良輔（1989）：日本の地震断層パラメータハンドブック，鹿島出版会
確率論的地震3.2.1−71

ハザード評価6）宇佐美龍夫，石井寿，今村隆正，武村雅之，松浦律子（2013）：日本被害地震総覧

599-2012，東京大学出版会

7）地震調査研究推進本部（2009a）：全国地震動予測地図−地図を見て揺れを知る−技術報告書

私の街の（2009）, 平成 21 年 12 月
8）地震調査研究推進本部（2009b）：三陸沖から房総沖にかけての地震活動の長期評価（一部改訂），平成 21 年 3月9日9）垣見俊弘，松田時彦，相田勇，衣笠善博（2003）：日本列島と周辺海域の地震地体構造区分，地震

第 2 輯，第55 巻（2003） 389-406 頁
10）Shizuo Noda，Kazuhiko Yashiro，Katsuya Takahashi，Masayuki Takemura，Susumu Ohno，Masanobu Tohdo，Takahide Watanabe（2002）：RESPONSE SPECTRA FOR DESIGN PURPOSE OF STIFF STRUCTURES ON ROCK SITES，
OECD-NEA Workshop on the Relations between Seismological Data and Seismic Engineering Analysis，Oct．16-18，Istanbul

第 3.2.1.1−1 表

地震ＰＲＡで収集した情報及び情報源（3／3）
参考文献

1）R.P.Kennedy and M.K.Ravindra,

Seismic Fragilities for Nuclear Power Plant Risk Studies, Nuclear

Engineering and Design, Vol. 79, No. 1, （1984）2）R.Kassawara, EPRI Report 1003121,
Seismic Margin Evaluations

Methodology for Probabilistic Risk Assessment Applications of, Electric Power Research Institute, December 20013）Westinghouse Electric Company,

AP1000 Design Control Document, December 2011 （年・月は，AP1000

標準設計認証修正版のＮＲＣ認可時期を示す）
4）General Electric （GE） Nuclear Energy,
建屋・機器, March 1997 （年・月は，

ABWR標準設計認証のＮＲＣ認可時期を示す）

フ ラ ジ リ テ ィ 5）Regulatory Guide 1.61,
3.2.1−72

評価

ABWR Design Control Document

Damping Values for Seismic Design of Nuclear Power Plants

6）N.M.Newmark and W.J.Hall,
PlantsDevelopment of Criteria for Seismic Review of Selected Nuclear Power7）美原他，, NUREG/CR-0098
原子力発電所建屋のフラジリティ評価における認識的不確実さに関する研究（その３）まとめ，日

本建築学会大会学術講演梗概集（九州）2007年8月
8）原子力施設等の耐震性評価技術に関する試験及び調査 機器耐力その３（総合評価）に係る報告書，平成18年8月，独立行政法人 原子力安全基盤機構
9）K.K.Bandyopadhyay, C.H.Hofmayer, M.K.Kassir, S.Shteyngart
Components （Phase Ⅱ）

Seismic Fragility of Nuclear Power Plant, NUREG/CR-4659, BNL-NUREG-52007 Vol.4

第 3.2.1.1−2 表

地震による事故シナリオ及びスクリーニング結果（1／4）

事故シナリオ分

析

スクリーニング結果

1. 本震による炉心損傷事故に間接的に繋がりうる事故シナリオ
1.1 安全機能を有する建屋・構築物，機器以外の屋内設備の損傷

除外

耐震重要度Ｂ，Ｃクラスの損傷に伴うＳクラス機器の損傷・耐震重要度Ｓクラスの機器は，下位の分類に属する施設の破損により波及的影響が生じないように設計段階で要求されており，耐震設計において建屋内又は建屋外における下位クラス施設の損
傷・転倒・落下等による影響がないことを確認している。
・プラントウォークダウンにより耐震重要度Ｓクラスの機器が波及的影響を受けないことを確認している。

除外

主タービンの軸受けなどの損傷に伴うタービンミサイルによる隣接
原子炉建屋内関連設備への影響

・「東海第二発電所における定格熱出力一定運転実施に伴う発電設備の健全性評価書」（平成 14 年 8 月）において，タービンミサイ
ルによる原子炉施設への影響の可能性は極めて低いことを確認し
ている。

除外

3.2.1−73

天井クレーンの転倒・落下による原子炉圧力容器，格納容器への影
響・天井クレーンは地震時に落下しないよう転倒・落下防止装置を有する構造となっている。
・天井クレーンは原子炉圧力容器，格納容器の直上に待機させない運用としている。また，天井クレーンの使用時に原子炉圧力容
器，格納容器の上部に落下した場合でもシールドウォールがある
ため，原子炉圧力容器，格納容器が直接損傷することはない。
・なお，他プラントの天井クレーンにおいて地震によりクレーン駆動部の軸継手部に破損が確認されているが，走行機能を目的とした部品が損傷したものであり，落下防止装置は健全であったことが確認されている。

第 3.2.1.1−2 表

地震による事故シナリオ及びスクリーニング結果（2／4）

事故シナリオ分

析

スクリーニング結果

1. 本震による炉心損傷事故に間接的に繋がりうる事故シナリオ
1.2 安全機能を有する建屋・構築物，機器以外の屋外設備の損傷

3.2.1−74

排気筒の転倒による原子炉建屋又は周辺構造物への影響

・排気筒は，一様ハザードスペクトル 2,000Gal 相当の地震に対する耐震評価において，耐震性を有することを確認しており，当該地
震動はプラントフラジリティの条件付炉心損傷確率が 1.0 となる
加速度に相当することから，炉心損傷頻度に与える影響が小さい
ことを確認している。
・なお，他プラントにおいて地震により排気筒と排気ダクトを接続しているべローズに亀裂が確認されているが，排気筒は健全であったことが確認されている。

除外

斜面崩壊による原子炉建屋又は周辺構造物への影響

・原子炉建屋又は周辺構造物の周辺に斜面はないことを確認している。

除外

送電網の鉄塔などの損傷に伴う外部電源喪失への影響

・外部電源に関連する機器のフラジリティについては，送電網を含めたシステム全体として評価し，開閉所設備の碍子部で代表させている。（添付資料 3.2.1.1−3）

地震ＰＲＡで考慮

安全上重要な設備の冷却に使用可
能な工業用水などの原水供給停止に伴う冷却水の枯渇の影響

・原子炉注水〜除熱を含めた長期冷却のための水源については，サプレッション・チェンバと海水冷却系の海水に期待している。このため，工業用水などの外部水源に期待しない。

除外

第 3.2.1.1−2 表

地震による事故シナリオ及びスクリーニング結果（3／4）

事故シナリオ分

析

スクリーニング結果

1. 本震による炉心損傷事故に間接的に繋がりうる事故シナリオ
1.3

地震時特有の現象による運転操作の阻害及び地震時の安全機能への人的過誤の影響

3.2.1−75

施設の計画，設計，材料選定，製作，組立，完成検査までのミス

・原子炉施設の安全性，信頼性及び点検保守上の要求を満足するため，設計，製作，据付等の各段階において適切な品質保証活動が実施されている。
・万一，これらのミスがあったとしても，多重性を備えた設備の全てに同様のミスを犯す可能性は小さい。

除外

地震時，地震後の操作員，構内勤
務者，周辺関係者（送電関係など）のミスオペレーション

・地震時に必要となる操作には期待していない。
・地震後の混乱に伴う高ストレス状態は，操作員の操作の阻害要因となるため，人的過誤評価で考慮している。

地震ＰＲＡで考慮

変圧器などの碍子類の損傷による
サイト電源の停電に伴うバックア
ップ操作の支障・現場での復旧操作には期待しないため，停電の影響はない。
・中央制御室での運転員操作の影響については，非常用照明，ヘッ
ドライト，懐中電灯が備えられているため，小さいと考えられる。

除外

地盤液状化，よう壁損傷による構内通行支障・地震発生後に発電所構内の道路に陥没，段差，亀裂等の損傷が発生し，構内通行に支障が出る可能性があるが，本評価では現場での復旧操作には期待しない。

除外

二次部材損傷による運転員等従業員への影響

・施設内の損壊物や地震動による飛来物が操作員等を傷付け，操作を妨げる可能性があるが，中央制御室付近において，運転員操作を著しく妨げるような物体は基本的にない。

除外

第 3.2.1.1−2 表
事故シナリオ

地震による事故シナリオ及びスクリーニング結果（4／4）
分析

スクリーニング結果

2. 余震に係わる事故シナリオ余震による炉心損傷への影響

3.2.1−76

・本震と比較して，余震のハザード又は建屋・構築物及び機器・配管系の損傷に対する影響が無視できない場合，本震と余震の地震動を連続して受けた場合の事故シナリオを分析して炉心損傷頻度を評価する必要がある。
・これらの評価技術は研究段階にあり，評価方法の詳細及び評価例などに関する情報が非常に少ないため，余震による炉心損傷への影響評価方法を体系的に示すには至っていない。（添付資料
3.2.1.1−4）

除外（今後の課題）

・建屋・構築物については，原子炉施設の供用期間中のコンクリー
トの強度低下や鋼材腐食の可能性は小さい。
・機器・配管系については，点検，機器の取替えを実施していることから，直接大きな影響を及ぼす可能性は小さい。
・「東海第二発電所 高経年化対策に関する報告書」（平成 19 年
11 月）において，経年劣化事象の技術評価を行い設備の健全性が維持されていることを確認している。

除外

3. 経年変化に係わる事故シナリオ

経年変化を考慮した場合の炉心損
傷への影響

第 3.2.1.1−3 表
起因事象／
影響緩和機能建屋・機器リストとフラジリティデータ（1／7）

設 備

損傷モード

評価部位

中央値（G）
βＲ
βｕ

ＨＣＬＰＦ
（G）

2.23
0.14
0.15

1.38

裕度向上ベース

2.02

裕度向上ベース

2.02

裕度向上ベース

1.29

裕度向上ベース

1.81

裕度向上ベース

1.59

裕度向上ベース

2.99

裕度向上ベース

3.75

裕度向上ベース

5.35

裕度向上ベース

1.15

裕度向上ベース

7.00

裕度向上ベース

3.96

裕度向上ベース

2.63

裕度向上ベース

6.81

裕度向上ベース

3.58

裕度向上ベース

1.47

裕度向上ベース

原子炉建屋損傷

原子炉建屋

構造損傷

耐震壁

格納容器

構造損傷

ドライウェル
下部シアラグ（シアプレート）

3.72

格納容器損傷ドライウェル
下部シアラグ（シアプレート）

3.72

構造損傷

2.72

構造損傷

蒸気乾燥器
支持ブラケット
付根部

開口集中部

0.20

格納容器損傷原子炉圧力容器損傷

格納容器スタビライザ

原子炉圧力容器

0.20

フラジリティの
参照元

0.17
0.20
0.17

0.22
0.23
3.33

原子炉圧力容器損傷

原子炉遮へい壁

構造損傷

0.17
原子炉圧力容器損傷

原子炉圧力容器スタビラ
イザ

2.93
構造損傷

ロッド

0.20
0.17

格納容器バイパス

主蒸気隔離弁機能損傷―（水平方向評価）

6.49
0.23
0.24
8.71

格納容器バイパス

主蒸気系配管

構造損傷

配管本体

0.26
0.25
12.01

格納容器バイパス

主蒸気ドレン弁(内側）

機能損傷―（水平方向評価）

0.24
0.25
2.58

格納容器バイパス

主蒸気ドレン弁(外側）機能損傷―（水平方向評価）

0.24
0.25

格納容器バイパス

格納容器バイパス

16.78

主蒸気ドレン配管（内
側）

構造損傷

原子炉隔離時冷却系蒸気
隔離弁

機能損傷

原子炉隔離時冷却系配管

構造損傷

配管本体

0.27
0.26
7.42

―
（鉛直方向評価）

0.14
0.24
6.10

格納容器バイパス

配管本体

0.26
0.25

格納容器バイパス

14.31

原子炉冷却材浄化系隔離
弁

機能損傷

原子炉冷却材浄化系配管

構造損傷―（水平方向評価）

0.22
0.23
8.31

格納容器バイパス

配管本体

0.26
0.25
2.67

格納容器バイパス

給水系逆止弁機能損傷―（鉛直方向評価）

0.13
0.23

3.2.1−77

第 3.2.1.1−3 表
起因事象／
影響緩和機能建屋・機器リストとフラジリティデータ（2／7）

設 備

損傷モード

評価部位

中央値（G）
βＲ
βｕ

ＨＣＬＰＦ
（G）

フラジリティの参照元

12.49
格納容器バイパス

給水系配管

構造損傷

配管本体

0.25

5.47

裕度向上ベース

3.69

裕度向上ベース

3.58

裕度向上ベース

3.75

裕度向上ベース

5.47

裕度向上ベース

2.63

裕度向上ベース

7.00

裕度向上ベース

2.88

裕度向上ベース

1.54

裕度向上ベース

1.63

裕度向上ベース

0.91

裕度向上ベース

1.63

裕度向上ベース

1.66

裕度向上ベース

1.66

裕度向上ベース

2.73

裕度向上ベース

1.42

裕度向上ベース

0.25
Ｅｘｃｅｓｓｉｖｅ
ＬＯＣＡ

Ｅｘｃｅｓｓｉｖｅ
ＬＯＣＡ

8.29
再循環系配管

配管本体

0.25
0.24
8.31

原子炉冷却材浄化系配管

構造損傷

配管本体

0.26
0.25
8.71

Ｅｘｃｅｓｓｉｖｅ
ＬＯＣＡ

主蒸気系配管Ｅｘｃｅｓｓｉｖｅ
ＬＯＣＡ

給水系配管

Ｅｘｃｅｓｓｉｖｅ
ＬＯＣＡ

原子炉隔離時冷却系配管

Ｅｘｃｅｓｓｉｖｅ
ＬＯＣＡ

主蒸気ドレン配管（内側）

Ｅｘｃｅｓｓｉｖｅ
ＬＯＣＡ

構造損傷

構造損傷

配管本体

0.26
0.25
12.49

構造損傷

配管本体

0.25
0.25
6.10

構造損傷

配管本体

0.26
0.25
16.78

構造損傷

配管本体

0.27
0.26
6.25

逃がし安全弁機能損傷―（水平方向評価）

0.23
0.24
2.93

計装・制御系喪失

制御盤

機能損傷

―
（鉛直方向評価）

0.14
0.25
3.11

計装・制御系喪失

計装ラック

機能損傷

―
（鉛直方向評価）

0.14
0.25
2.01

直流電源喪失ケーブルトレイ

構造損傷

サポート

0.24
0.24

直流電源喪失

直流母線盤

機能損傷

―
（鉛直方向評価）

3.11
0.14
0.25
3.61

直流電源喪失

蓄電池

機能損傷

―
（水平方向評価）

0.22
0.25
3.61

直流電源喪失

充電器盤

機能損傷

―
（水平方向評価）

0.22
0.25

交流電源喪失非常用ディーゼル発電機
室空調機

4.12
機能損傷

―
（鉛直方向評価）

0.10
0.15
2.14

交流電源喪失非常用ディーゼル発電機

機能損傷―（鉛直方向評価）

0.10
0.15

3.2.1−78

第 3.2.1.1−3 表
起因事象／
影響緩和機能建屋・機器リストとフラジリティデータ（3／7）

設 備

損傷モード

評価部位

中央値（G）
βＲ
βｕ

ＨＣＬＰＦ
（G）

フラジリティの参照元

3.11
交流電源喪失非常用メタクラ

機能損傷―（鉛直方向評価）

0.14

1.63

裕度向上ベース

1.46

裕度向上ベース

1.22

裕度向上ベース

3.61

裕度向上ベース

1.73

耐震バックチェック
ベース

17.35

裕度向上ベース

4.78

裕度向上ベース

0.83

耐震バックチェック
ベース

2.29

裕度向上ベース

1.70

耐震バックチェック
ベース

5.71

耐震バックチェック
ベース

1.92

裕度向上ベース

0.24

耐震バックチェック
ベース

3.64

裕度向上ベース

5.09

裕度向上ベース

15.09

裕度向上ベース0.25
交流電源喪失2.77

非常用モータコントロー
ルセンタ

機能損傷

非常用パワーセンタ

機能損傷―（鉛直方向評価）

0.14
0.25
2.66

交流電源喪失―（水平方向評価）

0.22
0.25
6.65

交流電源喪失非常用動力用変圧器

構造損傷

ボルト

0.20
0.17
3.41

交流電源喪失

軽油貯蔵タンク

構造損傷

胴

0.21
0.20

交流電源喪失交流電源喪失31.95

非常用ディーゼル発電機
始動空気溜

構造損傷

非常用ディーゼル発電機
燃料デイタンク

構造損傷

基礎ボルト

0.20
0.17
8.81

基礎ボルト

0.20
0.17

交流電源喪失非常用ディーゼル発電機
用海水ポンプ

機能損傷―（鉛直方向評価）

1.25
0.10
0.15

交流電源喪失非常用ディーゼル発電機
用海水系配管

5.31
構造損傷

配管本体

0.26
0.25

交流電源喪失非常用ディーゼル発電機
用海水系逆止弁機能損傷―（鉛直方向評価）

3.34
0.16
0.25

交流電源喪失非常用ディーゼル発電機
用海水ストレーナ

10.52
構造損傷

基礎ボルト

0.20
0.17
3.26

交流電源喪失海水ポンプ室

構造損傷

構造部材

0.09
0.23
0.65

外部電源喪失

開閉所設備

構造損傷

碍子部

0.32
0.29
6.59

スクラム系

炉心支持板

構造損傷

補強ビーム

0.20
0.16
11.43

スクラム系

燃料集合体

機能損傷

制御棒挿入性

0.24
0.25

スクラム系

燃料支持金具

構造損傷

周辺燃料支持
金具

27.34
0.20
0.16

3.2.1−79

第 3.2.1.1−3 表
起因事象／
影響緩和機能建屋・機器リストとフラジリティデータ（4／7）

設 備

損傷モード

評価部位

中央値（G）
βＲ
βｕ

ＨＣＬＰＦ
（G）

フラジリティの
参照元

27.40
スクラム系

制御棒案内管

構造損傷

下部溶接部

0.20

15.13

裕度向上ベース

1.85

裕度向上ベース

8.27

裕度向上ベース

2.04

裕度向上ベース

4.01

裕度向上ベース

1.38

裕度向上ベース

3.74

裕度向上ベース

2.92

裕度向上ベース

9.38

裕度向上ベース

1.15

裕度向上ベース

2.94

裕度向上ベース

2.73

裕度向上ベース

1.42

裕度向上ベース

17.35

裕度向上ベース

5.54

裕度向上ベース

3.61

裕度向上ベース

0.16
スクラム系

制御棒駆動水圧系制御ユ
ニット

3.41
構造損傷

フレーム

0.20
0.17
19.82

スクラム系

制御棒駆動水圧系配管

構造損傷

配管本体

0.27
0.26

スクラム系

3.70

制御棒駆動機構ハウジン
グ

構造損傷

シュラウド

構造損傷

貫通孔

0.20
0.16
7.26

スクラム系

下部胴

0.20
0.16
2.50

スクラム系

シュラウドサポート

構造損傷

シリンダ

0.20
0.16

スクラム系

スクラム系

ＨＰＣＳ

ＨＰＣＳ

ＨＰＣＳ

ＨＰＣＳ

ＨＰＣＳ

上部格子板

制御棒駆動機構ハウジン
グ支持金具

構造損傷

構造損傷

グリッド
プレート

レストレント
ビーム

6.78
0.20
0.16
5.65
0.22
0.18
19.71

高圧炉心スプレイ系逆止弁

機能損傷

高圧炉心スプレイ系ゲー
ト弁

機能損傷

高圧炉心スプレイ系グロ
ーブ弁

機能損傷

高圧炉心スプレイ系ディーゼル発電機室空調機

機能損傷

高圧炉心スプレイ系ディーゼル発電機

機能損傷―（水平方向評価）

0.22
0.23
2.58

―
（水平方向評価）

0.24
0.25
6.38

―
（水平方向評価）

0.23
0.24
4.12

―
（鉛直方向評価）

0.10
0.15

―
（鉛直方向評価）

2.14
0.10
0.15

ＨＰＣＳ

高圧炉心スプレイ系ディーゼル発電機始動空気溜

31.95
構造損傷

基礎ボルト

0.20
0.17

ＨＰＣＳ

10.21

高圧炉心スプレイ系ディーゼル発電機燃料デイタ
ンク

構造損傷

高圧炉心スプレイ系動力
用変圧器

構造損傷

基礎ボルト

0.20
0.17
6.65

ＨＰＣＳ

ボルト

0.20
0.17

3.2.1−80

第 3.2.1.1−3 表
起因事象／
影響緩和機能

ＨＰＣＳ

建屋・機器リストとフラジリティデータ（5／7）

設 備

高圧炉心スプレイ系メタ
クラ

損傷モード

機能損傷

評価部位

―
（鉛直方向評価）

中央値（G）
βＲ
βｕ

ＨＣＬＰＦ
（G）

フラジリティの
参照元

3.11
0.14

1.63

裕度向上ベース

1.46

裕度向上ベース

2.85

裕度向上ベース

1.34

裕度向上ベース

3.30

裕度向上ベース

0.91

裕度向上ベース

1.63

裕度向上ベース

1.66

裕度向上ベース

1.66

裕度向上ベース

1.73

耐震バックチェック
ベース

0.83

耐震バックチェック
ベース

2.29

裕度向上ベース

1.70

耐震バックチェック
ベース

5.71

耐震バックチェック
ベース

1.92

裕度向上ベース

1.21

裕度向上ベース

0.25
ＨＰＣＳ

高圧炉心スプレイ系モータコントロールセンタ

機能損傷―（鉛直方向評価）

2.77
0.14
0.25

ＨＰＣＳ

高圧炉心スプレイ系ポン
プ室空調機

機能損傷

―
（鉛直方向評価）

4.30
0.10
0.15

ＨＰＣＳ

高圧炉心スプレイ系ポン
プ

機能損傷

―
（鉛直方向評価）

2.03
0.10
0.15
7.66

ＨＰＣＳ

高圧炉心スプレイ系配管

構造損傷

配管本体

0.26
0.25
2.01

ＨＰＣＳ

ケーブルトレイ

構造損傷

サポート

0.24
0.24
3.11

ＨＰＣＳ

直流母線盤

機能損傷

―
（鉛直方向評価）

0.14
0.25
3.61

ＨＰＣＳ

蓄電池

機能損傷

―
（水平方向評価）

0.22
0.25
3.61

ＨＰＣＳ

充電器盤

機能損傷

―
（水平方向評価）

0.22
0.25
3.41

ＨＰＣＳ

軽油貯蔵タンク

構造損傷

胴

0.21
0.20

ＨＰＣＳ

高圧炉心スプレイ系ディーゼル発電機用海水ポン
プ

機能損傷（鉛直方向評価）

1.25
0.10
0.15
5.31

ＨＰＣＳ

高圧炉心スプレイ系ディーゼル発電機用海水系配
管

構造損傷

ＨＰＣＳ

高圧炉心スプレイ系ディーゼル発電機用海水系逆
止弁

機能損傷

高圧炉心スプレイ系ディーゼル発電機用海水スト
レーナ

構造損傷

海水ポンプ室

構造損傷

ＨＰＣＳ

―

配管本体

0.26
0.25

―
（鉛直方向評価）

3.34
0.16
0.25
10.52

基礎ボルト

0.20
0.17
3.26

ＨＰＣＳ

構造部材

0.09
0.23

ＲＣＩＣ

原子炉隔離時冷却系逆止
弁

2.19
機能損傷

―
（鉛直方向評価）

0.13
0.23

3.2.1−81

第 3.2.1.1−3 表
起因事象／
影響緩和機能ＲＣＩＣ

ＲＣＩＣ

建屋・機器リストとフラジリティデータ（6／7）

設 備

損傷モード

評価部位

中央値（G）
βＲ
βｕ

ＨＣＬＰＦ
（G）

フラジリティの参照元

2.58

原子炉隔離時冷却系ゲー
ト弁

機能損傷

原子炉隔離時冷却系グロ
ーブ弁

機能損傷

原子炉隔離時冷却系配管

構造損傷―（水平方向評価）

0.24

1.15

裕度向上ベース

2.94

裕度向上ベース

2.63

裕度向上ベース

2.39

裕度向上ベース

1.19

裕度向上ベース

1.66

裕度向上ベース

1.46

裕度向上ベース

15.57

裕度向上ベース

4.17

裕度向上ベース

2.85

裕度向上ベース

1.21

裕度向上ベース

1.15

裕度向上ベース

2.94

裕度向上ベース

1.34

裕度向上ベース

2.28

裕度向上ベース

2.85

裕度向上ベース

0.25
6.38
―
（水平方向評価）

0.23
0.24
6.10

ＲＣＩＣ

配管本体

0.26
0.25

ＲＣＩＣ

ＲＣＩＣ

3.61

原子炉隔離時冷却系ポンプ

機能損傷

原子炉隔離時冷却系ポン
プ駆動用タービン

機能損傷

充電器盤

機能損傷

―
（鉛直方向評価）

0.10
0.15
1.80

―
（鉛直方向評価）

0.10
0.15
3.61

ＲＣＩＣ

―
（水平方向評価）

0.22
0.25

ＲＣＩＣ

原子炉隔離時冷却系直流
モータコントロールセン
タ

2.77
機能損傷

―
（鉛直方向評価）

0.14
0.25
37.34

原子炉減圧

窒素供給系配管

構造損傷

配管本体

0.27
0.26

原子炉減圧

ＬＰＣＳ

ＬＰＣＳ

ＬＰＣＳ

ＬＰＣＳ

ＬＰＣＳ

7.55

逃がし安全弁制御用アキュムレータ（逃がし弁機
能用）

構造損傷

低圧炉心スプレイ系ポン
プ室空調機

機能損傷

低圧炉心スプレイ系逆止弁

機能損傷

低圧炉心スプレイ系ゲー
ト弁

機能損傷

低圧炉心スプレイ系グロ
ーブ弁

機能損傷

低圧炉心スプレイ系ポンプ

機能損傷

低圧炉心スプレイ系配管

構造損傷

胴板

0.20
0.16
4.30

―
（鉛直方向評価）

0.10
0.15
2.19

―
（鉛直方向評価）

0.13
0.23
2.58

―
（水平方向評価）

0.24
0.25
6.38

―
（水平方向評価）

0.23
0.24
2.03

―
（鉛直方向評価）

0.10
0.15
5.28

ＬＰＣＳ

配管本体

0.26
0.25

ＬＰＣＩ
ＲＨＲ

残留熱除去系ポンプ室空
調機

4.30
機能損傷

―
（鉛直方向評価）

0.10
0.15

3.2.1−82

第 3.2.1.1−3 表
起因事象／
影響緩和機能建屋・機器リストとフラジリティデータ（7／7）

設 備

損傷モード

中央値（G）
βＲ
βｕ

ＨＣＬＰＦ
（G）

フラジリティの
参照元

5.25

ＬＰＣＩ
ＲＨＲ

残留熱除去系逆止弁

ＬＰＣＩ
ＲＨＲ

残留熱除去系ゲート弁

ＬＰＣＩ
ＲＨＲ

残留熱除去系グローブ弁機能損傷―（鉛直方向評価）

0.13

2.90

裕度向上ベース

1.15

裕度向上ベース

2.94

裕度向上ベース

1.43

裕度向上ベース

1.34

裕度向上ベース

2.28

裕度向上ベース

0.83

耐震バックチェック
ベース

2.78

耐震バックチェック
ベース

2.94

裕度向上ベース

1.26

裕度向上ベース

2.71

耐震バックチェック
ベース

0.23
2.58
機能損傷

―
（水平方向評価）

0.24
0.25
6.38

機能損傷

―
（水平方向評価）

0.23
0.24
3.27

ＬＰＣＩ
ＲＨＲ

残留熱除去系熱交換器

ＬＰＣＩ
ＲＨＲ

残留熱除去系ポンプ

ＬＰＣＩ
ＲＨＲ

残留熱除去系配管

ＬＰＣＩ
ＲＨＲ

残留熱除去系海水系ポン
プ

ＬＰＣＩ
ＲＨＲ

残留熱除去系海水系逆止
弁

ＬＰＣＩ
ＲＨＲ

残留熱除去系海水系グロ
ーブ弁

機能損傷

ＬＰＣＩ
ＲＨＲ

残留熱除去系海水系配管

構造損傷

ＬＰＣＩ
ＲＨＲ

評価部位

構造損傷

アンカボルト

0.25
0.25
2.03

機能損傷

―
（鉛直方向評価）

0.10
0.15
5.28

構造損傷

配管本体

0.26
0.25
1.25

機能損傷

―
（鉛直方向評価）

0.10
0.15
5.21

機能損傷

―
（鉛直方向評価）

0.14
0.24
6.38

―
（水平方向評価）

0.23
0.24
3.01

配管本体

0.27
0.26

残留熱除去系海水系スト
レーナ

4.99
構造損傷

基礎ボルト

0.20
0.17

3.2.1−83

第 3.2.1.2−1 表

活断層のリスト（調査モデル）

断層
長さ
（km）

断層
断層名
番号

等価震源
Ｍ ※1
Ｍ ※2
活動度
距離（km） （松田式） （武村式）

再来期間
（年）

1

関谷断層

40

92

7.5

7.6

−

3,350※4

2

三郡森付近

18

106

6.9

7.0

Ｂ

5,600

3

大阪−足沢

7

91

6.8

6.9

Ｂ

4,800

4

二ッ箭断層

8

82

6.8

6.9

Ｂ

4,800

5

赤井断層

5

73

6.8

6.9

Ｃ

25,600

6

湯ノ岳断層

5

64

6.8

6.9

Ｂ

4,800※4

7

江花−虫笠

9

94

6.8

6.9

Ｂ

4,800

8

那須湯本北

9

94

6.8

6.9

Ｂ

4,800
4,800

9

那須湯本北東

4

89

6.8

6.9

Ｂ

10

湯本塩原断層群

3

92

6.8

6.9

Ｂ

4,800

11

深谷断層帯・綾瀬川断層

103

128

8.2

8.3

−

58,000※412新編日活海域 ※3

11

102

6.8

6.9

Ｃ

25,60013

新編日活海域 ※3

23

110

7.1

7.2

Ｃ

38,00014

新編日活海域

※3

22

98

7.1

7.2

Ｃ

36,70015

新編日活海域 ※3

12

99

6.8

6.9

Ｃ

25,60016

新編日活海域

※3

15

109

6.8

6.9

Ｃ

26,00017

新編日活海域 ※3

17

93

6.9

7.0

Ｃ

28,90018

新編日活海域

※3

30

83

7.3

7.4

Ｃ

50,20019

新編日活海域 ※3

12

90

6.8

6.9

Ｃ

25,60020

新編日活海域

※3

12

87

6.8

6.9

Ｃ

25,60021

新編日活海域 ※3

12

72

6.8

6.9

Ｃ

25,60022

新編日活海域

※3

13

112

6.8

6.9

Ｃ

25,60023

新編日活海域 ※3

32

106

7.3

7.5

Ｃ

53,60024

Ｆ３断層〜Ｆ４断層

16

22

6.8

7.0

Ｂ

5,100

25

棚倉破砕帯西縁断層〜同東縁付
近の推定活断層

42

37

7.5

7.7

Ｂ

13,300Ｆ１断層〜北方陸域の断層〜塩ノ平地震断層

58

31

7.8

7.9

Ｂ

18,400※5

Ｆ１断層〜北方陸域の断層

44

28

7.6

7.7

Ｂ

13,900

27

Ｆ８断層

26

26

7.2

7.3

Ｂ

8,300

28

Ｆ１６断層

26

30

7.2

7.3

Ｂ

8,300

29

Ａ−１背斜

20

22

7.0

7.1

Ｂ

6,400

30

関口−米平リニアメント

6

27

6.8

7.0

Ｂ

5,400

31

宮田町リニアメント

1

21

6.8

7.0

Ｂ

5,400

32

竪破山リニアメント

4

25

6.8

7.0

Ｂ

5,400

26

33 Ｆ１１断層
5
38
6.8
7.0
Ｂ
5,400
※1 松田（1975）に基づき算定。ただし下限はＭ6.8 とする。
※2 武村（1998）に基づき算定。ただし下限はＭ6.8 とする。
※3 活断層研究会編（1991）に記載されている活断層※4 更新過程に基づき評価※5 2011 年 4 月に活動した塩ノ平地震断層の地震調査研究推進本部の手法による今後 50 年発生確率はほぼ 0％であることから，Ｆ１断層〜北方陸域の断層〜塩ノ平地震断層の全長が破壊する場合の確率は更に低くなる。

3.2.1−84

第 3.2.1.2−2 表
断層番号

断層名

活断層のリスト（推本参考モデル）
断層長さ
（km）

等価震源
距離（km）

Ｍ

再来期間（年） ※1

1

関谷断層

38

97

7.5

3,350※22

関東平野北西縁断層主部

82

132

8.0

21,500※2

3平井−櫛挽断層帯

23

138

7.1

7,000

4

大阪−足沢断層帯

16

88

6.8

12,700

5

二ツ箭断層

10

81

6.5

3,200

6

三郡森断層帯

18

105

6.9

5,700

7

湯ノ岳断層

12

65

6.6

3,800

8

井戸沢断層

19

56

7.0

62,9009

高萩付近推定

17

34

6.9

56,30010

棚倉破砕帯西縁断層

20

40

7.0

66,20011

白河西方断層帯

18

94

6.9

59,600

12

越生断層

13

132

6.7

22,000※1

地震調査研究推進本部(2012)に基づき算定。地震発生については地震調査研究推進本部（2012）に基づき，断層番号 1，2 は更新過程，それ以外はポアソン過程とする。
※2 地震調査研究推進本部（2012）で示されている 50 年発生確率 0％より，年発生確率を算出する。

3.2.1−85

第 3.2.1.2−3 表

海溝型地震で考慮している特定震源モデル（調査モデル）
断層長さ及び断層幅（km）

等価震源
距離（km）

Ｍ

平均発生
間隔（年） ※1

関東地震 ※2

22×45
63×55

162

7.9〜8.2

220※3

2011 年東北地方太平洋沖型地震

500×200

−

Ｍｗ9.0

600※4

断層名

※1
※2
※3
※4

地震調査研究推進本部（2012）に基づく。
巨視的断層は佐藤（1989）に，Ｍは宇佐美（2013）に基づく。
地震調査研究推進本部（2009a），（2012）に基づき更新過程として扱い，示されている 50 年発生確率 1％より，年発生確率を算出する。
地震調査研究推進本部（2012）に基づき更新過程として扱い，示されている 50 年
発生確率 0％より，年発生確率を算出する。

第 3.2.1.2−4 表

海溝型地震で考慮している特定震源モデル(推本参考モデ
ル)
断層長さ及び断層幅（km）

等価震源距
離（km）

Ｍ

平均発生
間隔（年） ※1

関東地震 ※2

22×45
63×55

162

7.9〜8.2

220※3

茨城県沖の地震（繰り返し発生する地震） ※4

60 ×60

103

7.0

21※5

2011 年東北地方太平洋沖型地震

500×200

−

Ｍｗ9.0

600※6

断層名

※1
※2
※3
※4
※5
※6

地震調査研究推進本部（2009a），（2009b），（2012）に基づく。
巨視的断層は佐藤（1989）に，Ｍは宇佐美（2013）に基づく。
地震調査研究推進本部（2009a），（2012）に基づき更新過程として扱い，示されている 50 年発生確率 1％より，年発生確率を算出する。
巨視的断層及びＭは地震調査研究推進本部（2009a）に基づく。
ポアソン過程で評価する。
地震調査研究推進本部（2012）に基づき更新過程として扱い，示されている 50 年
発生確率 0％より，年発生確率を算出する。

3.2.1−86

第 3.2.1.2−5 表
項目

ロジックツリーの分岐及び重み付けの考え方
分岐

重みの配分

重み付けの考え方

調査モデル

0.5

推本参考モデル

0.5

複数のモデルを設定し，重みは等配分とする。

Ｆ１断層〜北方陸域の断層
の連動

0.9

Ｆ１断層〜北方陸域の断層〜塩ノ平地震断層の連動

0.1

松田式

0.5

武村式

0.5

既往最大値の中央値

0.5

ばらつきの下限値

0.25

ばらつきの上限値

0.25

7.6

0.67

8.0

0.33

7.2

0.5

7.4

0.5

モデル

Ｆ１断層の連動（調査モデル）
特定震源
活断層のマグニチュード（調査モデル）

領域最大 M（調査モデル）

領域②最大 M
（調査モデル）

領域④最大 M
（調査モデル）領域震源「モデル１」
領域最大 M
（推本参考モデル）による最大 M
「モデル２」
による最大 M鹿島灘の補正
の適用範囲

0.5

0.5

東経 141.0〜141.2 度
北緯 36.3〜36.6 度

0.5

東経 140.9〜141.3 度
北緯 36.2〜36.7 度

0.5

なし

0.5

あり

0.5

断層モデル手法におけるばらつき

0.5

0.5

観測記録

0.5

3.2.1−87

複数の計算式を設定し，重みは等配分とする。

中央値の重みを高く設定する。

領域内で最大の M7.6（2011 年）と，領域外であるが同一の地震地体構造区
内で最大の M8.0（1667 年）を設定，
M8.0 は津 波地震である可能性 を踏まえ，M7.6 の重みを高く設定する。
既往最大の M7.2 と「敷地ごとに震源を特定して策定する地震動のうち海洋プレート内地震」における茨城県南部の地震の不確かさケースの M7.4 を設定し，重みを当配分とする。

地震調査研究推進本部（2012）による「モデル１」及び「モデル２」を設定し，重みは等配分とする。

補正を適用する領域の範囲を複数設定し，重みは等配分とする。

内陸補正

地震動伝
播モデル

2011 年 4 月に活動した直後である塩ノ平地震断層を含んだ全長破壊は当面起
こりにくいと考えられることから，重みを低く設定する。

内陸地殻内地震に対する Noda et al.
（2002）の補正を行う場合と行わない場合を設定し，重みは等配分とする。
Noda et al.（2002）の方法で用いている対数標準偏差 0.5 を適用する場合と観測記録に基づく場合を設定し，重みは等配分とする。

第 3.2.1.3−1−1 表
評価方法
現実的耐力

考慮する不確実さ要因の例

偶然的不確実さ（β Ｒ ）認識論的不確実さ（β Ｕ ）・施工精度

・構造材料定数・損傷限界時ひずみ

建屋・・実験データの統計的精度
・耐力評価式の誤差
・モデル形態

構築物
現実的応答

・構造材料定数・剛性評価の仮定

・地盤材料定数・復元力特性のモデル化
・耐震要素の評価範囲

第 3.2.1.3−1−2 表

損傷限界点の現実的な値（地震ＰＳＡ学会標準）

損傷限界点の指標

平均値

変動係数

せん断ひずみ5.36×10 −３

0.24

3.2.1−88

第 3.2.1.3−1−3 表

地盤物性値

地層

地盤せん断波

密度

ポアソン比

せん断

ヤング係数

EL.

速度

ρ

ν

弾性係数

E（N/mm2）（m）

Vs （m/s）（kN/m3）

8.0

210

17.85

0.385

80.3

222

3.2

240

18.53

0.286

109

280

2.0

240

19.71

0.491

116

345

-3.3

500

21.08

0.462

537

1570

-14.6

453

16.87

0.460

353

1031

-37.2

471

16.97

0.458

384

1119

-60.8

489

16.97

0.455

414

1200

-85.2

509

16.97

0.453

448

1300

-110.7

529

16.97

0.450

484

1400

-137.1

547

17.06

0.448

521

1510

-157.6

563

17.06

0.446

551

1590

-178.7

579

17.06

0.443

583

1680

-200.4

596

17.06

0.441

618

1780

-222.8

614

17.06

0.439

656

1890

-245.8

632

17.16

0.436

699

2010

-269.4

650

17.16

0.434

739

2120

-293.8

669

17.16

0.431

783

2240

-318.9

689

17.16

0.429

831

2370

-344.8

709

17.26

0.426

885

2520

-370.0

741

17.26

0.422

966

2750

G（N/mm 2）

3.2.1−89

第 3.2.1.3−1−4 表
部位

原子炉建屋物性値

ヤング係数

使用材料

E（N/mm２ ）せん断
弾性係数
G（N/mm２ ）

減衰定数
h（％）

コンクリート：
Fc=22.1（N/mm２ ）建屋部（225kgf/cm 2 ）2.21×10 4

9.19×1035

1.88×10 4

7.84×1035

鉄筋：SD35（SD345 相当）
コンクリート：人工岩盤

Fc=13.7（N/mm２ ）2（140kgf/cm ）第 3.2.1.3−1−5 表

現実的な物性値の評価方法

物性値

現実的な物性値の評価方法

コンクリート強度 Fc
構造材料定数
コンクリートの減衰定数 h
地盤材料定数地盤のせん断波速度 Vs

3.2.1−90

平均値：1.4×設計基準強度
変動係数：0.13
平均値：5％
変動係数：0.25
平均値：設計値
変動係数：0.10

第 3.2.1.3−1−6 表（1／2）

解析モデル諸元（水平NS 方向）

質点
番号

高さ
EL.
（m）

質点重量
W （kN）

回転慣性
重量 IG（×10 ５ kN･m２ ）

要素
番号

せん断
断面積
As （m ２ ）断面 2 次モーメント
I （m４ ）

1

63.65

20,700

44.19

1

27.3

20,4002

57.00

16,480

45.60

2

27.3

20,4003

46.50

68,930123.163

212

64,4004

38.80

99,760165.984

133

45,0005

34.70

85,760116.835

143

45,4006

29.00

124,220355.136

218

77,6007

20.30

165,460

499.607242

86,3008

14.00

239,600

735.56

8394

178,500

9

8.20

203,670911.809464

218,400

10

2.00

225,520849.6610

464

218,800

11-4.00

412,170

1,614.56

11

4,675

1,828,100

12

-9.00

729,320

2,881.57

12

4,675

1,828,10013-17.00448,810

1,778.89

3.2.1−91

第 3.2.1.3−1−6 表（2／2）

解析モデル諸元（水平EW 方向）

質点
番号

高さ
EL.
（m）

質点重量
W （kN）

回転慣性
重量 IG（×10 ５ kN･m２ ）

要素
番号

せん断
断面積
As （m２ ）断面 2 次モーメント
I （m４ ）

1

63.65

20,700

38.98

1

25.5

18,4002

57.00

16,480

52.17

2

25.5

18,4003

46.50

68,930107.21

3

154

34,7004

38.80

99,760102.864

141

37,3005

34.70

85,760

71.41

5

156

38,7006

29.00

124,220254.97

6

237

72,9007

20.30

165,460

555.737

224

77,6008

14.00

239,600

795.41

8

345

147,400

9

8.20

203,670905.279454

208,500

10

2.00

225,520847.8010454

208,900

11-4.00

412,170

1,602.51

11

4,675

1,814,800

12

-9.00

729,320

2,860.80

12

4,675

1,814,800

13-17.00448,810

1,766.10

3.2.1−92

第 3.2.1.3−1−7 表（1／2）

地盤ばね定数と減衰係数（1,500cm／s ２ 規準化
入力中央値

NS 方向）

ばね番号

ばね定数 ※1減衰係数 ※2

K1

6.078×10５

3.614×10５

K3

7.828×10５

7.636×10５

K5

3.818×10６

1.474×10６K77.841×10６

2.343×10６

K94.659×10６

1.323×10６

K2

6.731×10８

1.549×10８

K4

9.234×10８

2.581×10８

K6

4.326×10９

4.607×10８K88.413×10９

7.786×10８

K10

5.005×10９

4.364×10８

底面水平ばねK11

5.176×10７

2.701×10６

底面回転ばねK12

6.965×10１０

1.047×10９

側面
水平ばね

側面
回転ばね

※1

ばね定数の単位は，kN／m（水平），kN･m／rad（回転）※2減衰係数の単位は，kN･s／m（水平），kN･s･m／rad（回転）第 3.2.1.3−1−7 表（2／2）

地盤ばね定数と減衰係数（1,500cm／s ２ 規準化
入力中央値

EW 方向）

ばね番号

ばね定数 ※1減衰係数 ※2

K1

6.078×10５

3.614×10５

K3

7.828×10５

7.630×10５

K5

3.818×10６

1.473×10６K77.841×10６

2.343×10６

K94.659×10６

1.323×10６

K2

6.731×10８

1.549×10８

K4

9.234×10８

2.581×10８

K6

4.326×10９

4.605×10８K88.413×10９

7.782×10８

K10

5.005×10９

4.361×10８

底面水平ばねK11

5.179×10７

2.703×10６

底面回転ばねK12

6.928×10１０

1.035×10９

側面
水平ばね

側面
回転ばね

※1

ばね定数の単位は，kN／m（水平），kN･m／rad（回転）※2減衰係数の単位は，kN･s／m（水平），kN･s･m／rad（回転）3.2.1−93

第 3.2.1.3−2−1 表
評価方法
現実的耐力

考慮する不確実さ要因の例

偶然的不確実さ（β Ｒ ）認識論的不確実さ（β Ｕ ）・施工精度

・構造材料定数・実験データの統計的精度
・モデル形態

現実的応答

・地盤材料定数・動的地盤定数の評価法
・解析手法

第 3.2.1.3−2−2 表

等

現実的耐力に含まれるコンクリートの圧縮強度及び鉄筋の降伏強度の現実的な値

損傷限界点の指標

平均値

変動係数

コンクリートの圧縮強度

39.9N/mm２0.13

鉄筋の降伏強度374N/mm ２

0.05

3.2.1−94

第 3.2.1.3−2−3 表

地盤物性値

せん断波速度 ※２
Vs（m/s）

密度 ※１ ※２
ρ ｔ （g/cm３ ）

初期せん断弾性係数 ※１（N/mm ２ ）動ポアソン比 ※１※２
νｄ

動せん断弾性係数のひずみ依存性
G/G0〜γ

210

1.82
1.98

80.3
87.3

0.385
0.493

1
1 1540 γ1.04

γ( 4.27 γ 0.00580 )0 .0102

Ac 層

163-1.54・Ｚ

1.65

ρ sat／1000
×Ｖｓ 2

0.486

1
1 269 γ0.909

γ6.65 γ 0.0104

0.0222As 層

211-1.19・Ｚ

1.74

ρ sat／1000
×Ｖｓ 2

0.484

1
1 422 γ0.951

γ( 4 . 40 γ 0 . 0122 )0 . 0144

Ag2 層

240

1.89
2.01

109
116

0.491

1

1
2520 γ1 .14γ( 4 .10 γ 0 .00577 )0 . 00413

Ag1 層

350

2.01

246

0.483

1

1
1730 γ1 . 11γ
( 3 . 73 γ 0 . 0102 )0 . 00791

D2c-3 層

270

1.77

129

0.488

1
1 269 γ0.862

γ( 6 . 62 γ 0 . 00949 )0 . 0205

D2g-3 層

500

2.15

538

0.462

1
1 237 γ0.732

γ( 9 . 70 γ 0 . 00754 )0 . 0233

Km 層

433-0.771・Ｚ

1.72-1.03
×10−４ ・Ｚ

ρ ｔ ／1000
×Ｖｓ ２

0.463+1.03
×10 −４ ・Ｚ

1
1 107 γ0.824

γ( 4 . 41 γ 0 . 0494 )0 . 0184

地盤改良

758

2.04

1180

0.387

−

地層名
bk 層
du 層

3.2.1−95※1※2

上段は地下水位以浅，下段は地下水位以深に対する値を示す。
Ｚは標高(m)を示す。

減衰定数
h〜γ

−

第 3.2.1.3−2−4 表

海水ポンプ室物性値

項目

構造材料定数

コンクリート強度（N／mm２ ）コンクリートの静弾性係数（kN／mm２ )鉄筋コンクリートの単位体積重量（kN／m ３ )鉄筋コンクリートのポアソン比

39.9
31.0
24
0.2

鉄筋強度（SD295）（N／mm ２ )鉄筋の静弾性係数（kN／mm２ )杭の引張強度（N／mm 2)杭の静弾性係数（kN／mm2)
杭の単位体積重量（kN／m 3）

374
200
287
200
77

第 3.2.1.3−2−5 表

鋼管杭の断面諸元

杭径
φ（mm）

断面積
A （m ２ ）断面二次モーメント
I （m４ ）

断面係数
Z （m３ ）

1014

4.70×10−２

5.87×10−３

1.16×10 −２

3.2.1−96

第 3.2.1.3−2−6 表

現実的な物性値の評価方法

地層名

物性値

現実的な物性値の評価方法

bk 層

地盤のせん断波速度 Vs

平均値：設計値
変動係数：0.10

du 層

地盤のせん断波速度 Vs

平均値：設計値
変動係数：0.10

Ac 層

地盤のせん断波速度 Vs

平均値：設計値
変動係数：0.10

As 層

地盤のせん断波速度 Vs

平均値：設計値
変動係数：0.10

Ag2 層

地盤のせん断波速度 Vs

平均値：設計値
変動係数：0.10

Ag1 層

地盤のせん断波速度 Vs

平均値：設計値
変動係数：0.10

D2c-3 層地盤のせん断波速度 Vs

平均値：設計値
変動係数：0.10

D2g-3 層地盤のせん断波速度 Vs

平均値：設計値
変動係数：0.10

地盤改良

地盤のせん断波速度 Vs

平均値：設計値
変動係数：0.10

3.2.1−97

第 3.2.1.3−3−1 表

現実的耐力及び現実的応答の不確実さ要因例

評価方法

偶然的不確実さ（β Ｒ ）認識論的不確実さ（β Ｕ ）現実的耐力・ 機 能 試 験 デ ー タ の 統 ・機能試験データの統計的精度
計的精度
・材料物性値

現実的応答

・減衰定数
・モード合成法

・減衰定数・床応答スペクトル
・解析モデル化

3.2.1−98

第 3.2.1.3− 3− 2 表
建屋

方向

係数
Ｆ１
Ｆ２

中央値

βＲ

βＵ

スペクトル形状係数※

0 .0 00 .0 0

建屋への入力地震動に関する地盤モデルに関するサブ応答係数

1 .0 0係数

基礎による入力損失に関するサブ応答係数

1 .0 00 .2 00. 1 5

解放基盤表面の地震動に関す
る係数

水平
Ｆ３

建屋の地震応答に関する係数

3.2.1−99

原
炉
Ｆ１

屋
Ｆ２

※

建屋減衰

1. 00

応答係数

建屋剛性

1. 00

地盤―建屋連成系モデルに関するサブ応答係数1. 0 0
1 .0 0

地震応答解析手法に関するサブ応答係数

1 .0 00 .0 00 .0 0スペクトル形状係数※

0 .0 00 .0 0

建屋への入力地震動に関する地盤モデルに関するサブ応答係数

1 .0 0係数

基礎による入力損失に関するサブ応答係数

1 .0 00 .1 00. 1 50 .0 00 .0 0

解放基盤表面の地震動に関す
る係数

鉛直
Ｆ３

建屋振動モデルに関するサブ

非線形応答に関するサブ応答係数

子建

建 屋 の 応 答 係 数 （ 1／ 2）

建屋の地震応答に関する係数

建屋振動モデルに関するサブ

建屋減衰

1. 00

応答係数

建屋剛性

1. 00

地盤―建屋連成系モデルに関するサブ応答係数1. 0 0非線形応答に関するサブ応答係数

1 .0 0

地震応答解析手法に関するサブ応答係数

1 .0 0

建屋のスペクトル形状係数は，対象設備に応じ個別に算定する。

第 3.2.1.3− 3− 2 表
建屋

方向

係数
Ｆ１
Ｆ２

解放基盤表面の地震動に関する係数

3.2.1−100

Ｆ３スペクトル形状係数

中央値

βＲ

βＵ

※

0. 00

0. 00

0 .2 00 .1 5

建屋への入力地震動に関する 地盤モデルに関するサブ応答係数

1. 00

係数

1. 00

水平

海

建 屋 の 応 答 係 数 (2／ 2)

建屋の地震応答に関する係数

基礎による入力損失に関するサブ応答係数
建屋振動モデルに関するサブ

建屋減衰

1. 00

応答係数

建屋剛性

1. 00

地盤―建屋連成系モデルに関するサブ応答係数1. 0 0水

非線形応答に関するサブ応答係数

1. 00

ポ

地震応答解析手法に関するサブ応答係数

1. 00

0. 00

0. 00

スペクトル形状係数

※

0. 00

0. 00

0 .1 00 .1 5

0. 00

0. 00

ン

Ｆ１

プ
室

Ｆ２

解放基盤表面の地震動に関する係数

建屋への入力地震動に関する 地盤モデルに関するサブ応答係数

1. 00

係数

1. 00

鉛直
Ｆ３

建屋の地震応答に関する係数

基礎による入力損失に関するサブ応答係数
建屋振動モデルに関するサブ

建屋減衰

1. 00

応答係数

建屋剛性

1. 00

地盤―建屋連成系モデルに関するサブ応答係数1. 0 0非線形応答に関するサブ応答係数

1. 00

地震応答解析手法に関するサブ応答係数

1. 00※ 建屋のスペクトル形状係数は，対象設備に応じ個別に算定する。

第 3.2.1.4− 1 表

起因事象発生頻度

起因事象

発生頻度
（／炉年）

ⅰ )原 子 炉 建 屋 損 傷

1.5E-07ⅱ )格 納 容 器 損 傷

4.1E-09ⅲ )原 子 炉 圧 力 容 器 損 傷

2.2E-07ⅳ )格 納 容 器 バ イ パ ス

3.2E-08ⅴ )原 子 炉 冷 却 材 圧 力 バ ウ ン ダ リ 喪失（Ｅｘｃｅｓｓｉｖｅ

3.0E-10ＬＯＣＡ）ⅵ )計 装 ・ 制 御 系 喪 失3.7E-10ⅶ )直 流 電 源 喪 失2.2E-06ⅷ )交 流 電 源 喪 失4.4E-07ⅸ )外 部 電 源 喪 失4.9E-04ⅹ )過 渡 事 象

1.2E-023.2.1−101

第 3.2.1.4−2 表

事故シーケンスグループ分類一覧

事故シーケンスグループ

事故シーケンスの特徴

高圧・低圧注水機能喪失

ＴＱＵＶ

事象発生後，高圧系及び低圧系による炉心冷却に失敗

高圧注水・減圧機能喪失

ＴＱＵＸ

事象発生後，高圧系による炉心冷却に失敗し，かつ原子炉の減圧に失敗

ＴＢ

全交流動力電源喪失

全交流動力電源喪失
長期ＴＢ

非常用ディーゼル発電機 2 台機能喪失，ＨＰＣＳ機能喪失及び蓄電池枯渇に伴うＲＣＩＣ機能喪失ＴＢＵ

非常用ディーゼル発電機 2 台機能喪失，ＨＰＣＳ機能喪失及びＲＣＩＣ機能喪失

ＴＢＰ

︱
3.2.1

ＴＢＤ
ＴＷ

事象発生後，原子炉格納容器からの崩壊熱除去に失敗

ＴＢＷ

全交流動力電源喪失，ＨＰＣＳによる炉心冷却は継続しているが，格納容器からの崩壊熱除去に失敗

ＴＣ

事象発生後，原子炉停止（未臨界確保）に失敗

崩壊熱除去機能喪失

102
原子炉停止機能喪失

非常用ディーゼル発電機 2 台機能喪失，ＨＰＣＳ機能喪失及び逃がし安全弁再閉失敗によるＲＣＩＣ機能喪失
直流電源の故障による非常用ディーゼル発電機 2 台の起動失敗，ＨＰＣＳ機能喪失及びＲＣＩＣ機能喪失

原子炉建屋損傷

原子炉建屋損傷

格納容器損傷

格納容器損傷原子炉圧力容器損傷

原子炉圧力容器損傷

格納容器バイパス

格納容器バイパス

原子炉冷却材圧力バウンダリ喪失（Ｅｘｃｅｓｓｉｖｅ ＬＯＣＡ）
計装・制御系喪失

ＥＣＣＳの注水容量を上回る原子炉冷却材の流出
計装・制御系喪失

第 3.2.1.4−3 表

評価対象システム一覧

分類

評価対象システム
原子炉建屋
格納容器
原子炉圧力容器
格納容器バイパス

起因事象

原子炉冷却材圧力バウンダリ（Ｅｘｃｅｓｓｉｖｅ ＬＯＣＡ）
計装・制御系
直流電源
交流電源
外部電源
原子炉停止（スクラム系）
逃がし安全弁開放
原子炉冷却材圧力バウンダリ健全性

緩和機能

高圧炉心冷却（ＨＰＣＳ，ＲＣＩＣ）
原子炉減圧（ＡＤＳ）
低圧炉心冷却（ＬＰＣＳ，ＬＰＣＩ）
崩壊熱除去（ＲＨＲ）

3.2.1−103

第 3.2.1.4−4 表
系統名
ＨＰＣＳ
ＲＣＩＣ
ＬＰＣＳ
ＲＨＲ−Ａ
（ＬＰＣＩ−Ａ）
低圧炉心冷却／
ＲＨＲ−Ｂ
崩壊熱除去（ＬＰＣＩ−Ｂ）
高圧炉心冷却

機器損傷に関する機器間の相関の取扱い
完全独立／
完全相関
完全独立
完全独立
完全独立

完全相関

ＬＰＣＩ−ＣＲＨＲＳ−Ａ
残留熱除去系
海水系

完全相関
ＲＨＲＳ−Ｂ

区分Ⅰ
直流電源系
（ケーブル
区分Ⅱ
トレイ除く）
区分Ⅲ
区分Ⅰ
直流電源系
（ケーブル
区分Ⅱ
トレイ） 区分Ⅲ

完全相関
完全独立

完全相関
区分Ⅱ
区分Ⅲ

―
―
―
・残留熱除去系ポンプ
・残留熱除去系ゲート弁・残留熱除去系逆止弁・残留熱除去系グローブ弁・残留熱除去系配管
・残留熱除去系ポンプ室空調機
・残留熱除去系海水系ポンプ
・残留熱除去系海水系グローブ弁・残留熱除去系海水系逆止弁・残留熱除去系海水系ストレーナ・残留熱除去系熱交換器
・残留熱除去系海水系配管
・蓄電池
・充電器盤
・直流母線盤―

完全相関※１ ・ケーブルトレイ

区分Ⅰ
交流電源系

設備

・非常用ディーゼル発電機
・非常用ディーゼル発電機燃料デイタンク
・非常用ディーゼル発電機始動空気溜・非常用ディーゼル発電機空調機
・非常用メタクラ
・非常用パワーセンタ
・非常用モータコントロールセンタ
・非常用動力用変圧器

完全独立

―

・非常用ディーゼル発電機用海水ポンプ／高圧炉心ス
ＤＧＳＷ−Ａ
非常用ディーゼ
プレイ系ディーゼル発電機用海水ポンプ
・非常用ディーゼル発電機用海水系逆止弁／高圧炉心ル発電機海水系
スプレイ系ディーゼル発電機用海水系逆止弁／
完全相関※２・非常用ディーゼル発電機用海水ストレーナ／高圧炉
高圧炉心スプレ ＤＧＳＷ−Ｂ
心スプレイ系ディーゼル発電機用海水ストレーナ
イ系ディーゼル・非常用ディーゼル発電機用海水系配管／高圧炉心ス
発電機海水系
ＨＰＣＳ
プレイ系ディーゼル発電機用海水系配管−ＤＧＳＷ※1 区分Ⅲのケーブルトレイは，区分Ⅰ/Ⅱのケーブルトレイと構造上の差異がほぼなく，同一フロアに設置していることから完全相関を仮定※2 ＨＰＣＳ−ＤＧＳＷ関連機器は，ＤＧＳＷ関連機器と構造上の差異がほぼなく，同一フロアに設置していることから完全相関を仮定

3.2.1−104

第 3.2.1.4−5 表
起因事象発生後の人的過誤起因事象発生後の人的過誤
ストレス
過誤確率
余裕
ファクタ※1
(平均値)
時間
[／ｄ]
認知 操作

エラー
ファクタ

原子炉水位制御操作失敗

30 分

5

5

6.6E-03

6.4

水源切替操作失敗※2

30 分

5

5

6.6E-03

6.4

30 分

5

-

2.6E-03

13.8

-

-

5

6.2E-03

3.0

-

-

5

2.0E-013.5

原子炉手動減圧失敗-

55

6.6E-03

6.4

ＲＨＲ系操作失敗

60 分

5

5

2.8E-0435.6

非常用ディーゼル発電機燃料油補給操作失敗

60 分

5

5

2.8E-04

35.6

起動信
号共通
原因故
障時

※1

注水不能認知失敗
高圧注水系起動操作失敗
低圧注水系起動
操作失敗

内部事象出力運転時レベル１ＰＲＡと比較して 1 段階高いストレスレベルのストレスファクタを設
定した。

※2

高加速度領域においては，地震により復水貯蔵タンク・出口配管が損傷し，サプレッション・チェ
ンバへの水源切替操作前にＨＰＣＳポンプ及びＲＣＩＣポンプが吸込圧力の低下により機能喪失する可能性がある。そのため，0.7G 以上では，水源切替操作に必ず失敗するもの（過誤確率＝1）として保守的に評価した。（添付資料 3.2.1.1−2）

3.2.1−105

第 3.2.1.4−6 表
起因事象

起因事象別炉心損傷頻度
炉心損傷頻度（／炉年）

寄与割合

原子炉建屋損傷

1.5E-071.5%

格納容器損傷4.1E-09＜0.1%

原子炉圧力容器損傷

2.2E-072.1%

格納容器バイパス

3.2E-080.3%

3.0E-10＜0.1%

計装・制御系喪失

3.7E-10＜0.1%

直流電源喪失2.2E-0620.7%

交流電源喪失4.4E-074.3%

外部電源喪失3.1E-06

29.7%

過渡事象

4.3E-06

41.4%

1.0E-05

100.0%

原子炉冷却材圧力バウンダリ
喪失（Ｅｘｃｅｓｓｉｖｅ
ＬＯＣＡ）

合計

3.2.1−106

第 3.2.1.4−7 表

起因事象別炉心損傷頻度に対する主要な事故シーケンス及びカットセット
炉心損傷頻度（／炉年）

起因事象

主要な事故シーケンス

主要なカットセット（起因事象別炉心損傷頻度（／炉年））
1.6E-06

外部電源喪失外部電源喪失＋崩壊熱除去失敗

・開閉所設備の損傷＋ＲＨＲ系ゲート弁の損傷(3.1E-06)
2.1E-06

直流電源喪失

直流電源喪失＋高圧炉心冷却失敗

・ケーブルトレイの損傷（2.2E-06）
3.9E-06

過渡事象

過渡事象＋崩壊熱除去失敗

・ＲＨＲ系操作失敗︱
3.2.1（4.3E-06）
4.3E-07107

交流動力電源喪失

交流電源喪失＋高圧炉心冷却失敗

・非常用ディーゼル発電機冷却海水ポンプの損傷＋水源切替操作失敗（4.4E-07）・非常用パワーセンタの損傷＋水源切替操作失敗

2.2E-07
原子炉圧力容器損傷

原子炉圧力容器損傷

・原子炉圧力容器の損傷(2.2E-07)
1.5E-07

原子炉建屋損傷

原子炉建屋損傷

・原子炉建屋の損傷(1.5E-07)

第 3.2.1.4−8 表

事故シーケンスグループ別炉心損傷頻度
炉心損傷頻度事故シーケンスグループ

（／炉年）

寄与割合

高圧・低圧注水機能喪失

ＴＱＵＶ

4.6E-074.5%

高圧注水・減圧機能喪失

ＴＱＵＸ

1.3E-06

12.5%

長期ＴＢ

5.6E-09

＜0.1%

ＴＢＵ

4.4E-07

4.3%

ＴＢＰ

2.4E-09

＜0.1%

ＴＢＤ

2.1E-06

20.5%

ＴＷ

5.5E-06

52.5%

ＴＢＷ

6.4E-08

0.6%

ＴＣ

1.2E-071.1%

原子炉建屋損傷

1.5E-071.5%

格納容器損傷4.1E-09＜0.1%

原子炉圧力容器損傷

2.2E-072.1%

格納容器バイパス

3.2E-080.3%

原子炉冷却材圧力バウンダリ喪失（Ｅｘｃｅｓｓｉｖｅ ＬＯＣＡ）

3.0E-10＜0.1%

計装・制御系喪失

3.7E-10＜0.1%

合計

1.0E-05

100.0%

全交流動力電源喪失

崩壊熱除去機能喪失

原子炉停止機能喪失

3.2.1−108

第 3.2.1.4−9 表
事故シーケンスグループ

事故シーケンスグループ別炉心損傷頻度に対する主要な事故シーケンス及びカットセット
主要な事故シーケンス

過渡事象+崩壊熱除去失敗
崩壊熱除去喪失（ＴＷ）
外部電源喪失+崩壊熱除去失敗

︱
3.2.1
109

直流電源喪失（ＴＢＤ）

直流電源喪失+高圧炉心冷却失敗

高圧注水・減圧機能失敗（ＴＱＵＸ）

外部電源喪失+高圧炉心冷却失敗+原子炉減圧失敗

高圧・低圧注水機能喪失（ＴＱＵＶ）

外部電源喪失+高圧炉心冷却失敗+低圧炉心冷却失敗

炉心損傷頻度（／炉年）（事故シーケンスグループ別
全炉心損傷頻度（／炉年））
3.9E-06（5.5E-06）
1.6E-06（5.5E-06）
2.1E-06（2.1E-06）
9.1E-07（1.3E-06）
4.2E-07（4.6E-07）
4.3E-07

全交流動力電源喪失（ＴＢＵ）

交流電源喪失+高圧炉心冷却失敗

原子炉圧力容器損傷

原子炉圧力容器損傷

原子炉建屋損傷

原子炉建屋損傷

原子炉停止機能喪失（ＴＣ）

外部電源喪失+原子炉停止失敗（4.4E-07）
2.2E-07（2.2E-07）
1.5E-07（1.5E-07）

主要なカットセット

・ＲＨＲ系操作失敗
・開閉所設備の損傷＋ＲＨＲ系ゲート弁の損傷
・ケーブルトレイの損傷
・開閉所設備の損傷＋水源切替操作失敗＋原子炉手動減圧失敗
・開閉所設備の損傷＋水源切替操作失敗＋注水不能認知失敗
・開閉所設備の損傷＋水源切替操作失敗＋残留熱除去系海水系ポンプの損傷
・開閉所設備の損傷＋水源切替操作失敗＋残留熱除去系海水系配管の損傷
・非常用ディーゼル発電機用海水ポンプの損傷＋水源切替操作失敗
・非常用パワーセンタの損傷＋水源切替操作失敗
・原子炉圧力容器の損傷
・原子炉建屋の損傷

7.4E-08（1.2E-07）

・開閉所設備の損傷＋シュラウドサポートの損傷

第 3.2.1.4− 10 表

地震加速度区分別炉心損傷頻度
炉心損傷頻度

加速度区分

寄与割合
（／炉年）

1 (0.16 〜 0. 20 G)

2.0E-0618.8%

2 (0.20 〜 0. 30 G)

1.2E-06

12.0%

3 (0.30 〜 0. 40 G)

4.0E-073.8%

4 (0.40 〜 0. 50 G)

1.9E-071.8%

5 (0.50 〜 0. 60 G)

1.2E-071.1%

6 (0.60 〜 0. 70 G)

1.3E-071.2%

7 (0.70 〜 0. 80 G)

8.0E-077.6%

8 (0.80 〜 0. 90 G)

6.8E-076.5%

9 (0.90 〜 1. 00 G)

6.7E-07

6.5%

10 (1.00 〜 1 .10G)

7.1E-07

6.8%

11 (1.10 〜 1 .20G)

7.4E-077.1%

12 (1.20 〜 1 .30G)

6.4E-076.2%

13 (1.30 〜 1 .40G)

6.5E-076.2%

14 (1.40 〜 1 .50G)

5.2E-075.0%

15 (1.50 〜 1 .60G)

4.0E-073.8%

16 (1.60 〜 1 .70G)

2.6E-072.5%

17 (1.70 〜 1 .80G)

1.4E-071.4%

18 (1.80 〜 1 .90G)

8.2E-080.8%

19 (1.90 〜 2 .00G)

4.6E-080.4%

20 (2.00 〜 3 .00G)

3.7E-080.4%

合計

1.0E-05

100.0%

3.2.1−110

第 3.2.1.4− 11 表

地震加速度−起因事象別の炉心損傷頻度
単位：／炉年

起因事象
原子炉建屋損傷

格納容器損傷原子炉圧力容器損傷

格納容器バイパス

原子炉冷却材圧力
バウンダリ喪失（Excessive LOCA）

計装・制御系喪失

直流電源喪失交流電源喪失外部電源喪失過渡事象

合1 （0.16〜0.20G）

0.0E+00

0.0E+00

1.6E-22

1.6E-08

0.0E+00

0.0E+00

1.4E-15

1.7E-22

4.9E-09

1.9E-06

2.0E-06

2 （0.20〜0.30G）

0.0E+00

0.0E+00

3.8E-18

9.8E-09

1.3E-23

0.0E+00

1.3E-12

2.6E-16

2.6E-08

1.2E-06

1.2E-06

3 （0.30〜0.40G）

8.8E-25

1.5E-24

3.9E-14

3.0E-09

1.3E-19

0.0E+00

2.8E-10

4.6E-13

4.5E-08

3.5E-074.0E-074 （0.40〜0.50G）

4.4E-20

5.9E-20

3.4E-12

1.3E-09

1.6E-18

0.0E+00

3.2E-09

2.2E-11

5.0E-08

1.3E-07

1.9E-075 （0.50〜0.60G）

3.6E-16

1.6E-17

2.6E-11

6.3E-10

4.7E-16

5.7E-24

1.4E-08

1.5E-10

4.7E-08

5.5E-08

1.2E-076 （0.60〜0.70G）

1.1E-13

6.6E-16

2.1E-10

3.3E-10

1.6E-14

1.4E-22

4.9E-08

1.1E-09

4.5E-08

3.4E-08

1.3E-077 （0.70〜0.80G）

1.8E-12

6.3E-14

3.8E-09

1.9E-108.2E-14

7.6E-19

9.5E-08

3.7E-09

4.3E-07

2.6E-078.0E-078 （0.80〜0.90G）

4.0E-11

4.8E-13

3.3E-09

1.4E-10

2.5E-13

9.8E-16

2.1E-07

1.2E-08

3.3E-07

1.2E-07

6.8E-07

加速度区分

計

︱
3.2.1
111

9 （0.90〜1.00G）

2.5E-10

3.3E-129.0E-09

1.4E-10

2.1E-12

1.4E-14

2.5E-07

1.5E-08

3.3E-07

7.7E-08

6.7E-0710 （1.00〜1.10G）

1.2E-09

1.1E-11

1.3E-08

1.4E-10

6.6E-122.0E-14

2.9E-07

3.2E-08

3.2E-07

5.1E-08

7.1E-0711 （1.10〜1.20G）

3.1E-09

4.1E-112.0E-08

1.5E-101.0E-11

3.7E-133.0E-07

3.8E-08

3.4E-07

3.4E-08

7.4E-0712 （1.20〜1.30G）

6.9E-09

6.9E-11

2.3E-08

1.3E-10

1.3E-11

2.4E-12

2.5E-07

5.0E-08

2.9E-07

2.1E-08

6.4E-0713 （1.30〜1.40G）

1.5E-08

1.9E-103.0E-08

1.5E-10

1.5E-11

1.1E-11

2.3E-07

6.5E-083.0E-07

1.5E-08

6.5E-0714 （1.40〜1.50G）

2.0E-08

3.7E-10

2.9E-08

1.3E-10

2.5E-11

1.0E-11

1.7E-07

6.7E-08

2.3E-07

7.8E-09

5.2E-0715 （1.50〜1.60G）

2.4E-08

4.9E-10

2.6E-08

1.2E-10

4.3E-11

4.1E-11

1.3E-07

6.0E-08

1.5E-07

3.6E-09

4.0E-0716 （1.60〜1.70G）

2.3E-08

5.7E-10

2.3E-08

1.1E-10

4.6E-11

5.8E-11

7.9E-08

4.4E-08

8.8E-08

1.4E-09

2.6E-0717 （1.70〜1.80G）

1.9E-08

5.7E-10

1.5E-08

7.4E-11

4.2E-11

5.3E-11

4.3E-08

2.7E-08

3.8E-08

4.1E-10

1.4E-0718 （1.80〜1.90G）

1.6E-08

5.2E-10

1.1E-08

8.2E-11

3.2E-11

6.8E-11

2.4E-08

1.6E-08

1.5E-08

1.2E-108.2E-0819 （1.90〜2.00G）

1.2E-08

4.4E-10

7.3E-09

6.7E-11

3.0E-11

4.0E-11

1.3E-08

8.3E-09

5.1E-09

2.9E-11

4.6E-0820 （2.00〜3.00G）

1.5E-08

8.1E-10

7.4E-09

7.2E-11

3.6E-11

8.5E-11

7.9E-09

4.3E-09

1.3E-09

4.8E-12

3.7E-08

1.5E-07

4.1E-09

2.2E-07

3.2E-083.0E-10

3.7E-10

2.2E-06

4.4E-07

3.1E-06

4.3E-06

1.0E-05

1.5%

＜0.1％

2.1%

0.3%

＜0.1％

＜0.1％

20.7%

4.3%

29.7%

41.4%

合

計

寄与割合（％）

第 3.2.1.4− 12 表

ＦＶ重要度評価結果

建屋・機器・操作

中央値
(G)

ＨＣＬＰＦ
（ G）

ＦＶ重要度

建屋・機器の損傷
及び人的過誤が影響を与える主な事
故シーケンス

ＨＰＣＳ水源切替操作失敗（ＣＳＴ→サプレッショ
ン・チェンバ）--

5.7E-01

ＴＱＵＶ，ＴＱＵ
Ｘ，ＴＷ，ＴＢＵ，
ＴＢＰ，ＴＢＤ

ＲＣＩＣ水源切替操作失敗（ＣＳＴ→サプレッショ
ン・チェンバ）--

3.6E-01

ＴＱＵＶ，ＴＱＵ
Ｘ，ＴＷ，ＴＢＵ

ＲＨＲ系操作失敗--

3.3E-01

ＴＷ

ケーブルトレイ

2.01

0.91

1.7E-01

ＴＢＤ

原子炉手動減圧失敗--

8.9E-02

ＴＱＵＸ

注水不能認知失敗--

3.5E-02

ＴＱＵＶ，ＴＱＵ
Ｘ

残留熱除去系ゲート弁（サプレッション・チェン
バＲＨＲポンプ入口弁）

2.58

1.15

3.0E-02

ＴＷ

残留熱除去系ゲート弁（ミニフロー弁）

2.58

1.15

3.0E-02

ＴＷ

残留熱除去系ゲート弁（インジェクション弁）

2.58

1.15

3.0E-02

ＴＷ

残留熱除去系ゲート弁（熱交換器入口弁）

2.58

1.15

3.0E-02

ＴＷ

残留熱除去系ゲート弁（熱交換器出口弁）

2.58

1.15

3.0E-02

ＴＷ

ス ト レ ー ナ 閉 塞 等 (海 水 )
ＣＣＦ

-

-

2.0E-02

ＴＱＵＶ，ＴＷ

非常用パワーセンタ

2.66

1.22

1.7E-02

ＴＢＵ，ＴＢＰ

残留熱除去系海水系配管

3.01

1.26

1.6E-02

ＴＱＵＶ, ＴＷ

残留熱除去系海水系ポンプ

1.25

0.83

1.2E-02

ＴＱＵＶ, ＴＷ

非常用ディーゼル発電機
冷却海水ポンプ

1.25

0.83

1.1E-02

ＴＢＵ, ＴＢＰ

原子炉圧力容器

2.72

1.29

1.0E-02

原子炉圧力容器損
傷

開閉所設備

0.65

0.24

9.5E-03

外部電源喪失3.2.1−112

１．評価対象プラントと事故シナリオ(1) 対象とするプラントの説明◆プラント関連情報の収集・分析
地震ＰＲＡに必要な設計，運転・保守管理
情報，地震固有に考慮すべき関連情報を収集し，対象設備の設計及び地震による影響を把握する。
◆プラントウォークダウンの実施
上記では確認が難しいプラント情報の取得
及び事故シナリオの妥当性確認のため，プ
ラントウォークダウンを実施する。

◆事故シナリオの概括的な分析・設定
事故シナリオを広範に分析し，安全機能への間接的影響，余震による地震動の安全機能への影響，経年変化を考慮した場合の影響を考慮した事故シナリオについてはスクリーニングを行う。
◆起因事象の選定
地震によって発生する起因事象を選定する。
◆建屋・機器リストの作成
起因事象の分析結果に基づき建屋・機器リストを作成する。

３．建屋・機器フラジリティ評価

４．事故シーケンス評価
フォールトツリー
イベントツリー

損傷確率

年超過頻度

3.2.1−113

２．確率論的地震ハザード評価(2) 炉心損傷に至る事故シナリオと分析

最大地動加速度最大地動加速度
地震動に関する情報に基づき，最大地動加速度に対する年超過頻度を求める。

各建屋・設備の最大地動加速度に対する応答・耐力を評価して，条件付損傷確率を評価する。

第 3.2.1−1 図

地震ＰＲＡの評価フロー

必要な安全機能等の組み合わせをイベントツリー
によりモデル化し，確率論的地震ハザード及び建屋・機器フラジリティ評価結果を入力データとして用いた事故シーケンス評価を行うことで，炉心損傷に至る頻度を評価する。

地震ＰＲＡ対象設備①重要事故シーケンス選定を目的とした地震ＰＲＡの評
価作業を行う上で調査対象とすべき設備か

ＮＯ

ＹＥＳ

ＮＯ

②プラントウォークダウンが有効かつ可能な設備かＹＥＳ

プラントウォークダウン実施対象

第 3.2.1.1−1 図

対象外

プラントウォークダウン評価対象設備選定フロー

3.2.1−114

第 3.2.1.1−2 図

プラントウォークダウン結果（1／2）

3.2.1−115

第 3.2.1.1−2 図

プラントウォークダウン結果（2／2）

3.2.1−116地震動強さによる調整
地震ＰＲＡの対象とする地震動強さ

地震時特有な要因による事象分類
地震動による安全機能への重大で広範な影響を及ぼす機器等の損傷による分類

地震動による建屋・構築物，機器の損傷による分類

起因事象

過渡事象

地震

Yes

※1 原子炉が地震により自動スクラ
ムする地震動強さ以上を地震Ｐ
ＲＡの対象範囲とした

Yes

3.2.1−117地震加速度大※１

ＬＯＣＡ
無

Yes

Yes

Yes
原子炉建屋
健全

格納容器
バイパス
無

格納容器
原子炉圧力容器健全No

サポート系等健全No

No

計装・制御系喪失※２直流電源喪失交流電源喪失外部電源喪失Ｅｘｃｅｓｓｉｖｅ ＬＯＣＡ※２
大破断ＬＯＣＡ※２
中破断ＬＯＣＡ※２ Ｅｘｃｅｓｓｉｖｅ
小破断ＬＯＣＡ※２ ＬＯＣＡで包絡No格納容器バイパス※２※2 炉心損傷に直結する事象とした

格納容器損傷※２
原子炉圧力容器損傷※２

No
原子炉建屋損傷※２

第 3.2.1.1−3 図

起因事象の抽出フロー

第 3.2.1.2−1 図

活断層の分布（調査モデル）

3.2.1−118

東海第二発電所

第 3.2.1.2−2 図

活断層の分布（推本参考モデル）

3.2.1−119

東海第二発電所
2011 年東北地方
太平洋沖型地震

関東地震

第 3.2.1.2−3 図

海溝型地震で考慮している特定震源モデル（調査モデル）

3.2.1−120

東海第二発電所
2011 年東北地方
太平洋沖型地震
茨城県沖の地震

関東地震

第 3.2.1.2−4 図

海溝型地震で考慮している特定震源モデル（推本参考モデル）

3.2.1−121東海第二発電所

第 3.2.1.2−5 図

垣見他（2003）による領域区分

3.2.1−122東海第二発電所

地震調査研究推進本部(2012)「震源断層を予め特定しにくい地震」の領域区分に基づき作成。番号は領域番号を示す。

第 3.2.1.2−6 図

地震調査研究推進本部(2012)による領域区分

3.2.1−123

①②
東海第二発電所③①垣見他(2003)の 8C に対応する領域②垣見他(2003)の 8B に対応する領域③垣見他(2003)の 10A1 と 10B1 の領域を合わせた領域

第 3.2.1.2−7 図

領域区分（内陸地殻内地震（調査モデル，推本参考モデル共通））

3.2.1−124

①②
東海第二発電所④③①太平洋プレートの上面深度が 60km よりも深い領域②垣見他(2003)の 8A3 に対応し，太平洋プレートの上面深度が 60km よりも浅い領域（東側の境界以東では，地震数が減少するため境界線を設定）③主にフィリピン海プレートに関する地震活動が見られる領域④茨城県南西部から千葉県北部にかけて中小地震の活動が活発な領域（太平洋プレートとフィリピン海プレートの地震が混在している領域）

第 3.2.1.2−8 図

領域区分（海溝型地震（調査モデル））

3.2.1−125

⑤②
東海第二発電所③①⑥④①地震調査研究推進本部の地震活動の長期評価における「三陸沖北部から房総沖の海溝寄り」の領域②地震調査研究推進本部の地震活動の長期評価における「福島県沖のプレート間地震」の領域③地震調査研究推進本部の地震活動の長期評価における「茨城県沖のプレート間地震」の領域④地震調査研究推進本部の地震活動の長期評価における「房総沖」の領域⑤地震調査研究推進本部の確率論的地震動予測地図における太平洋プレートの上面が 60km よりも深い領域⑥地震調査研究推進本部の地震活動の長期評価における「その他の南関東で発生するＭ7 程度の地震」の領域

第 3.2.1.2−9 図

領域区分（海溝型地震（推本参考モデル））

3.2.1−126

応答スペクトル比

100

平均
±σ
平均
±σ

10

1

0.1
0.01

0.1

1

10

周期（s）

補正係数は観測記録の平均値を用いる。また，その時に用いる距離減
衰式のばらつきは，観測記録から算定する。

観測記録の応答スペクトル比東海第二発電所

補正係数を考慮する領域（網掛け部）
第 3.2.1.2−10 図

地震観測記録による補正係数（内陸地殻内地震のうち福島県と茨城県の県境付近で発生する地震）

3.2.1−127100

応答スペクトル比

平均
±σ
10

1

0.1
0.01

0.1

1

10

周期（s）

補正係数は観測記録の平均値を用いる。また，その時に用いる距離減
衰式のばらつきは，観測記録から算定する。

観測記録の応答スペクトル比

補正係数を適用する領域（網掛け部）（領域大，小の２つをロジックツリーで考慮。）

第 3.2.1.2−11 図

地震観測記録による補正係数（海溝型地震のうち鹿島灘周辺で発生する地震）

3.2.1−128

100

応答スペクトル比

平均
±σ
10

1

0.1
0.01

0.1

1

10

周期（s）

補正係数は観測記録の平均値を用いる。また，その時に用いる距離減
衰式のばらつきは，観測記録から算定する。

観測記録の応答スペクトル比東海第二発電所

東海第二発電所

調査モデル

推本参考モデル補正係数を適用する領域（網掛け部）

第 3.2.1.2−12 図 地震観測記録による補正係数（海溝型地震のうち深い場所で発生する地震）

3.2.1−129特定震源モデル

モデル
0 .5

調査モデル

Ｆ１断層〜北方陸域の断層〜塩ノ平地震断層※１

その他の断層

マグニチュード

0. 9

1.0

0. 5

Ｆ１断層〜北方陸域の断層

0. 1

その他の断層領域震源モデル

モデル
0 .5

松田式

調査モデル領域④
調査モデル領域②
その他の領域最大（敷地南部）の（敷地前面海域）のマグニチュード※３
最大マグニチュード※２ 最大マグニチュード
0. 67

・関東地震
・2011年東北地方太平洋沖型地震

0. 5

Ｆ１断層〜北方陸域の断層〜
塩ノ平地震断層

地震動伝播モデル（2011年東北地方太平洋沖型地震を除く）

0 .5

7.6
0. 33

武村式

7.2
0 .5

8.0

7.4

鹿島灘の補正の
適用範囲

0. 5

0.5

既往最大の中央値

141.0度〜141.2度
36.3度〜36.6度

0. 25

0.5

ばらつきの下限値

140.9度〜141.3度
36.2度〜36.7度

Noda et al.(2002)
による内陸補正※４0. 5

ばらつき※５
1.0

無し

打切り
1 .0

β=0.5

±3σ

0. 5

有り

0. 25
ばらつきの上限値

0 .5

3.2.1−130

推本参考モデル

1. 0

推本設定値

0 .5

※1
※1
※1
※1
※1
※1
※2
※5
※3
※5
※4
※5
※5
※5

0. 5

・関東地震
・茨城県沖の地震
・2011年東北地方太平洋沖型地震

モデル1

0. 5

モデル2

2011年4月に活動した直後である塩ノ平地震断層を含んだ全長破壊は当面起こりにくいと考えられることから重みを低く設定する。なお，Ｆ１断層（Ｍ7.1）の単独破壊も考えられるが，第3.2.1.2-16図によると，特定震源（活断層による地震）の全体ハザードに占める割合は小さく，規模が小さいＦ１断層（Ｍ7.1）の単独破壊を考慮したとしても評価結果への影響はない。
1677年の地震Ｍ8.0については，津波地震との指摘があることから重みを低く設定する。
文献でマグニチュードの記載に幅が示されている場合，中央値の重みを高く設定する。
内陸地殻内地震に対する補正係数を考慮しない領域を対象
ばらつきは対数標準偏差0.5を用いることを基本とする。ただし観測記録による補正係数を考慮する領域を計算する場合，ばらつきは観測記録から算定したものを用いる。

地震動伝播モデル（2011年東北地方太平洋沖型地震）
評価手法

ばらつき※６

打切り

β：0.5

±3σ

0.5
2011年東北地方太平洋沖型地震（調査モデル，推本参考モデル）

断層モデル手法（経験的グリーン関数法）

0.5
β：観測記録※７※6 β=0.5を用いる場合と観測記録による値を用いる場合をロジックツリーで考慮する。
※7 敷地への影響は敷地前面の鹿島灘の位置にあるＳＭＧＡの影響が大きいため，海溝型地震のうち鹿島灘周辺で発生する地震で考慮するばらつきを用いる。

第 3.2.1.2−13 図

ロジックツリー(T=0.02s)

1.00E+00
10 0
1.00E-01
10-1
1.00E-02
10-2

394

年超過確率

1.00E-03
10-3

746

1.00E-04
10-4
1.00E-05
10-5

1129
1507

1.00E-06
10-6
1.00E-07
10-7
0

500

1000

1500

2000

最大加速度（cm/s2）

第 3.2.1.2−14 図（1／2）

平均地震ハザード曲線（水平方向）

3.2.1−131

(T=0.02s)

1.00E+00
10 0
1.00E-01
10 -1

年超過確率

1.00E-02
10 -2
1.00E-03
10 -3

250
473

1.00E-04
10 -4

716

1.00E-05
10 -5

955

1.00E-06
10 -6

1.00E-07
10 -7
0

500

1000

1500

2000

2

最大加速度（cm/s ）第 3.2.1.2−14 図（2／2）

平均地震ハザード曲線（鉛直方向）

3.2.1−132

(T=0.02s)

1.00E+00
100
1.00E-01
10-1

年超過確率

1.00E-02
10-2
1.00E-03
10-3
1.00E-04
10-4
1.00E-05
10-5
1.00E-06
10-6
1.00E-07
10-7
0

500

1000

1500

2000

最大加速度（cm/s2）

平均ハザード曲線
10%
20%
30%
40%
50%
60%
70%
80%
90%

第 3.2.1.2−15 図（1／2）

フラクタイル地震ハザード曲線（水平方向）

3.2.1−133

(T=0.02s)

1.00E+00
100

1.00E-01
10-1

年超過確率

1.00E-02
10-2

10-3
1.00E-03

10-4
1.00E-04
10-5
1.00E-05
10-6
1.00E-06
10-7
1.00E-07
0

500

1000

1500

2000

2

最大加速度（cm/s ）平均ハザード曲線
10%
20%
30%
40%
50%
60%
70%
80%
90%

第 3.2.1.2−15 図（2／2）

フラクタイル地震ハザード曲線（鉛直方向）

3.2.1−134

(T=0.02s)

10 0
1.00E+00

1.00E-01
10 -1

年超過確率

1.00E-02
10 -2
1.00E-03
10 -3
1.00E-04
10 -4
1.00E-05
10 -5
1.00E-06
10 -6
1.00E-07
10 -7
0

500

1000

1500

2000

最大加速度（cm/s2）
平均ハザード曲線
領域震源（内陸地殻内地震）
領域震源（海溝型地震）
特定震源（活断層による地震）
特定震源（海溝型地震）

第 3.2.1.2−16 図（1／2）

震源別平均ハザード曲線 （水平方向）

3.2.1−135

(T=0.02s)

1.00E+00
10 0

1.00E-01
10 -1

年超過確率

1.00E-02
10 -2
1.00E-03
10 -3

1.00E-04
10 -4
1.00E-05
10 -5

1.00E-06
10 -6

10 -7
1.00E-07
0

500

1000

1500

2000

最大加速度（cm/s2）
平均ハザード曲線
領域震源（内陸地殻内地震）
領域震源（海溝型地震）
特定震源（活断層による地震）
特定震源（海溝型地震）

第 3.2.1.2−16 図（2／2）

震源別平均ハザード曲線 （鉛直方向）

3.2.1−136h=0.05

1000

(c

加

位

速

変

度

(c

m/

s

)

2

m)

年超過確率 10-6
年超過確率 10-5
10

100

0

年超過確率 10-4

00
50
50

0

10

00

20

00

速

10

10

度 (cm/s)

10

00

0

年超過確率 10-3

10

0

20

0

1

1

0.
1

0.1
0.01

0.1

1
周 期

10

(s)

一様ハザードスペクトル
ＳＳ−Ｄ１
ＳＳ−１１※
ＳＳ−１２※
ＳＳ−１３※
ＳＳ−１４※
ＳＳ−２１※
ＳＳ−２２※※実線はＮＳ成分，破線はＥＷ成分。

第 3.2.1.2−17 図（1／2）

一様ハザードスペクトルと基準地震動ＳＳ−Ｄ１，ＳＳ−
１１〜ＳＳ−２２の応答スペクトルの比較（水平方向）

3.2.1−137h=0.05

1000

m)
(c
位
変

加
速
度
(c

m/
s

)

2

年超過確率 10-6
0
10

100

年超過確率 10-5
年超過確率 10-4

50
00
50
0

10
00

20
00

速

10

10

度

(cm/s)

1000
0

年超過確率 10-3

10
0

20
0

1

1

1
0.

0.1
0.01

0.1

1
周

10

期 (s)

一様ハザードスペクトル
ＳＳ−Ｄ１
ＳＳ−１１
ＳＳ−１２
ＳＳ−１３
ＳＳ−１４
ＳＳ−２１
ＳＳ−２２

第 3.2.1.2−17 図（2／2）

一様ハザードスペクトルと基準地震動ＳＳ−Ｄ１，ＳＳ−１
１〜ＳＳ−２２の応答スペクトルの比較（鉛直方向）

3.2.1−138h=0.05

1000

(c

加

位

速

変

度

(c

m/

s

)

2

m)
10

100

年超過確率 10-60

年超過確率 10-500
50

年超過確率 10-3

50

0

10

00

20

00

速

10

10

度 (cm/s)

10

00

0

年超過確率 10-4

10

0

20

0

1

1

0.
1

0.1
0.01

0.1

1
周 期

10

(s)

一様ハザードスペクトル
ＳＳ−３１

第 3.2.1.2−18 図（1／2）

内陸地殻内地震の領域震源モデルによる一様ハザードスペ
クトルと基準地震動ＳＳ−３１の応答スペクトルの比較（水平方向）3.2.1−139h=0.05

1000

(c

加

位

速

変

度

(c

m/

s

)

2

m)
10

100

0

年超過確率 10-65000

年超過確率 10-4

10

年超過確率 10-3

50

0

10

00

20

00

速

10

度

(cm/s)

1000

0

年超過確率 10-5

10

0

20

0

1

1

0.
1

0.1
0.01

0.1

1
周

10

期 (s)

一様ハザードスペクトル
ＳＳ−３１

第 3.2.1.2−18 図（2／2）

内陸地殻内地震の領域震源モデルによる一様ハザードスペ
クトルと基準地震動ＳＳ−３１の応答スペクトルの比較（鉛直方向）

3.2.1−140

(T=0.02s)

1.00E+00
10 0
1.00E-01
10 -1

年超過確率

1.00E-02
10 -2
1.00E-03
10 -3
1.00E-04
10 -4
1.00E-05
10 -5
1.00E-06
10 -6
1.00E-07
10 -7
0

1000

2000

3000

4000

最大加速度（cm/s2）

第 3.2.1.2−19 図（1／2）

T=0.02s

T=0.09s

T=0.13s

T=0.30s

T=0.60s

T=1.00s

T=2.00s

T=5.00s

周期ごとの平均ハザード曲線 （水平方向）

3.2.1−141

(T=0.02s)

1.00E+00
10 0
1.00E-01
10 -1

年超過確率

1.00E-02
10 -2
1.00E-03
10 -3
1.00E-04
10 -4
1.00E-05
10 -5
1.00E-06
10 -6
1.00E-07
10 -7
0

1000

2000

3000

4000

2

最大加速度（cm/s ）第 3.2.1.2−19 図（2／2）

T=0.02s

T=0.09s

T=0.13s

T=0.30s

T=0.60s

T=1.00s

T=2.00s

T=5.00s

周期ごとの平均ハザード曲線 （鉛直方向）

3.2.1−1422

加速度(cm/s )

2000
1000
0
-1129

-1000
-2000
0

10

20

30
時間(s)

40

50

60

加速度時刻歴波形

m)
(c
位
変

加
速
度
(c
m/
s2
)

1000

h=0.01h=0.05

50
00
10
0

20
0

1

1

50
0

10
00

20
00

速

10

10

度

(cm/s)

10
00
0

0
10

100

1
0.

0.1
0.01

0.1

周

期

(s)

1

10

ターゲットスペクトル
模擬波

応答スペクトル
第 3.2.1.2−20 図（1／2）

年超過確率 10−５の一様ハザードスペクトルに適合する模擬地震波（水平方向）

3.2.1−1432

加速度(cm/s )

2000
716

1000
0
-1000
-2000
10

20

30
時間(s)

40

50

60

0
10

0

h=0.01h=0.05

加速度時刻歴波形

m)
(c
位
変

加
速
度
(c
m/
s2
)

1000

50
00

10

50
0

10
00

20
00

10

速 度

(cm/s)

10
00
0

100

10
0

20
0

1

1

1
0.

0.1
0.01

0.1

周

期

(s)

1

10

ターゲットスペクトル
模擬波

応答スペクトル
第 3.2.1.2−20 図（2／2）

年超過確率 10−５の一様ハザードスペクトルに適合する模擬地震波（鉛直方向）

3.2.1−144

第 3.2.1.3−1−1 図

原子炉建屋の概略平面図（EL.-4.0m）

3.2.1−145

第 3.2.1.3−1−2 図

原子炉建屋の概略断面図

3.2.1−146

EL.(m)
63.65

1

57.00

1

2
2

46.50

3
3

38.80

4
5

34.70
29.00

6

4
5
6

20.30

7

14.00

8

8.20

9

2.00

10

-4.00

11

-9.00

基礎版

-17.00

人工岩盤

12

7
K2

8

▽G.L.=E.L.8.0m▽G.L.＝EL.8.0m

K4

K1

10

K6

K3

11

K8

K5

K10

K7

9

12
13

K9
K12

K11

・数字は質点番号を示す。
・

内は要素番号を示す。

第 3.2.1.3−1−3 図

解析モデル（水平）3.2.1−1470.10
95%信頼度
50%信頼度
5%信頼度

損傷確率

0.08

0.06

0.04

0.02

0.00

0

500

1,000

1,500

最大地動加速度(cm/s2)

第 3.2.1.3−1−4 図

原子炉建屋のフラジリティ曲線

3.2.1−148

2,000

第 3.2.1.3−2−1 図

第 3.2.1.3−2−2 図

海水ポンプ室平面図

海水ポンプ室断面図（Ａ−Ａ

3.2.1−149

断面）

bk層
du層
Ag2層
Ac層
As層
Ag1層
D2c-3層D2g-3層km層
地盤改良

第 3.2.1.3−2−3 図

3.2.1−150

解析モデル

0.10
９５％信頼度
５０％信頼度

損傷確率

0.08

５％信頼度

0.06

0.04

0.02

0.00
0

500

1,000 1,500 2,000 2,500 3,000 3,500 4,000
最大地動加速度（cm/s2)

第 3.2.1.3−2−4 図

海水ポンプ室のフラジリティ曲線

3.2.1−151スペクトル形状係数
設計用床応答スペクトル
（拡幅後）

加速度

床応答スペクトル（拡幅前）固有周期（秒）
第 3.2.1.3−3−1 図

スペクトル形状係数の概念図

設計用減衰定数の
床応答曲線
減衰係数

加速度

減衰定数の中央値の床応答曲線固有周期（秒）
第 3.2.1.3−3−2 図

減衰係数の概念図

3.2.1−152スペクトル形状係数
Ｂ／Ａ

一様ハザードスペクトル

加速度

基準地震動Ｓ Ｓ の床応答
スペクトル
Ｂ
Ａ

建屋，機器１次固有周期

固有周期（秒）
第 3.2.1.3−3−3 図

解放基盤表面における地震動のスペクトル形状係数
の概念図

1.0
0.9
0.8
0.7

損傷確率

0.6
0.5
0.4
0.3
0.2
0.1
0.0
0

500

1000

1500

2000

2500

3000

最大地動加速度（Gal）（水平）第 3.2.1.3−3−4 図

原子炉圧力容器（蒸気乾燥器支持ブラケット）
平均フラジリティ曲線
3.2.1−153

1.0
0.9
0.8

損傷確率

0.7
0.6
0.5
0.4
0.3
0.2
0.1
0.0
0

500

1000

1500

2000

2500

3000

最大地動加速度（Gal）（水平）第 3.2.1.3−3−5 図

残留熱除去系熱交換器（アンカボルト）
平均フラジリティ曲線

1.0
0.9
0.8
0.7

損傷確率

0.6
0.5
0.4
0.3
0.2
0.1
0.0
0

500

1000

1500

2000

2500

3000

最大地動加速度（Gal）（鉛直）第 3.2.1.3−3−6 図

残留熱除去系海水系ポンプ

3.2.1−154

平均フラジリティ曲線

1.0
0.9
0.8
0.7

損傷確率

0.6
0.5
0.4
0.3
0.2
0.1
0.0
0

500

1000

1500

2000

2500

3000

最大地動加速度（Gal）（水平）第 3.2.1.3−3−7 図

非常用パワーセンタ

平均フラジリティ曲線

1.0
0.9
0.8

損傷確率

0.7
0.6
0.5
0.4
0.3
0.2
0.1
0.0
0

500

1000

1500

2000

2500

3000

最大地動加速度（Gal）（水平）第 3.2.1.3−3−8 図

残留熱除去系海水系配管

3.2.1−155

平均フラジリティ曲線

地震

地震加速度大

原子炉建屋

格納容器

原子炉
圧力容器

格納容器
バイパス

Ｅｘｃｅｓｓｉｖｅ
ＬＯＣＡ

計装・制御

直流電源

交流電源

外部電源

発生なし

発生する起因事象

−
健全
健全
健全
健全
発生なし
発生なし
健全
健全
健全

︱
3.2.1

発生

喪失
喪失

喪失

交流電源喪失計装・制御系喪失
RHR̲A̲CH̲2MD.ft Ｅｘｃｅｓｓｉｖｅ
ＬＯＣＡ

発生

格納容器バイパス

損傷

LPCI̲B̲TRAN.ftRHR̲A̲ST̲2MD.ft
LPCS̲TRAN.ft LPCI̲B̲TRAN.ft

損傷

RHR̲A̲ST̲2MD.ft

156
第 3.2.1.4−1 図

外部電源喪失RHR̲A̲ST̲2MD̲RCIC.ft
直流電源喪失

喪失
発生

損傷

過渡事象

地震ＰＲＡ階層イベントツリー

原子炉圧力容器損傷
格納容器損傷
原子炉建屋損傷

過渡事象

原子炉停止

逃がし安全
弁開放

圧力
バウンダリ
健全性

高圧炉心
冷却

原子炉減圧

低圧炉心
冷却

崩壊熱除去

成功
成功
1.60E-01

失敗
成功

成功
成功
成功
失敗

︱
3.2.1

成功

失敗
失敗

炉心損傷なし崩壊熱除去機能喪失（ＴＷ）
炉心損傷なし崩壊熱除去機能喪失（ＴＷ）
高圧・低圧注水機能喪失（ＴＱＵＶ）

RHR̲A̲ST̲2MD.ft
高圧注水・減圧機能喪失（ＴＱＵＸ）

失敗

157

P1

成功
成功
失敗

成功
失敗

事故シーケンスグループ

HPCS̲SORV.ft

成功
成功

失敗

失敗
失敗

失敗

炉心損傷なし崩壊熱除去機能喪失（ＴＷ）
炉心損傷なし崩壊熱除去機能喪失（ＴＷ）
高圧・低圧注水機能喪失（ＴＱＵＶ）
Ｅｘｃｅｓｓｉｖｅ

失敗

ＬＯＣＡ

原子炉停止機能喪失（ＴＣ）

第 3.2.1.4−2 図

過渡事象イベントツリー

外部電源喪失

原子炉停止

逃がし安全弁
開放

直流電源

交流電源

圧力
バウンダリ
健全性

高圧炉心冷却
事故シーケンスグループ
ＨＰＣＳ

ＲＣＩＣ

成功

過渡事象へ

成功

成功

崩壊熱除去機能喪失（ＴＢＷ）

成功
成功
失敗
失敗

失敗

成功

成功

︱
3.2.1

失敗
失敗
成功

成功

158

失敗
失敗
失敗

全交流動力電源喪失（長期ＴＢ）
全交流動力電源喪失（ＴＢＵ）
崩壊熱除去機能喪失（ＴＢＷ）
全交流動力電源喪失（ＴＢＰ）
崩壊熱除去機能喪失（ＴＢＷ）
全交流動力電源喪失（ＴＢＤ）
Ｅｘｃｅｓｓｉｖｅ

失敗

ＬＯＣＡ

原子炉停止機能喪失

第 3.2.1.4−3 図

外部電源喪失イベントツリー

交流電源喪失

逃がし
安全弁開放

原子炉停止

高圧炉心冷却

圧力バウンダリ
健全性

事故シーケンスグループ
ＨＰＣＳ

ＲＣＩＣ

成功

崩壊熱除去機能喪失（ＴＢＷ）

成功
成功
失敗
成功

失敗
成功

成功

失敗
失敗
失敗

全交流動力電源喪失（長期ＴＢ）
全交流動力電源喪失（ＴＢＵ）
崩壊熱除去機能喪失（ＴＢＷ）
全交流動力電源喪失（ＴＢＰ）
Ｅｘｃｅｓｓｉｖｅ

︱
3.2.1

失敗

ＬＯＣＡ

原子炉停止機能喪失

159

第 3.2.1.4−4 図

交流電源喪失イベントツリー

直流電源喪失

逃がし
安全弁開放

原子炉停止

圧力バウンダリ
健全性

高圧炉心冷却
事故シーケンスグループ
ＨＰＣＳ

ＲＣＩＣ

成功
成功
失敗
成功
成功
成功

失敗
失敗
失敗

崩壊熱除去機能喪失（ＴＢＷ）
全交流動力電源喪失（ＴＢＤ）
崩壊熱除去機能喪失（ＴＢＷ）
全交流動力電源喪失（ＴＢＤ）
Ｅｘｃｅｓｓｉｖｅ

失敗

ＬＯＣＡ

原子炉停止機能喪失︱
3.2.1

第 3.2.1.4−5 図

直流電源喪失イベントツリー

160

原子炉圧力容器損傷
2.1％
全交流動力電
源喪失
4.3％

原子炉建屋
損傷
1.5％
格納容器
バイパス
0.3％

直流電源喪失
20.7％

過渡事象
41.4％

外部電源喪失29.7％

第 3.2.1.4−6 図

原子炉圧力
容器損傷
2.1％
ＴＢＵ
4.3％

起因事象別炉心損傷頻度寄与割合

原子炉建屋
損傷
1.5％

ＴＣ
1.1％

ＴＢＷ
0.6％
格納容器
バイパス
0.3％

ＴＱＵＶ
4.5％

ＴＱＵＸ
12.5％

ＴＷ
52.5％
ＴＢＤ
20.5％

第 3.2.1.4−7 図事故シーケンスグループ別炉心損傷頻度寄与割合

3.2.1−161

第 3.2.1.4−8 図

地震加速度区分別炉心損傷頻度

第 3.2.1.4−9 図

不確実さ評価結果

3.2.1−162

1.0E-04
べースケース
感度解析（完全独立）
1.0E-05

炉心損傷頻度[／炉年]1.0E-06

1.0E-07

1.0E-08

1.0E-09

1.0E-10

事故シーケンスグループ

第 3.2.1.4−10 図 相関性を変更した場合の評価結果（事故シーケンスグループ別炉心損傷頻度）

第 3.2.1.4−11 図 相関性を変更した場合の評価結果（地震加速度区分別炉心損傷頻度）3.2.1−163

1.0E-04
べースケース
感度解析（使命時間）
1.0E-05

炉心損傷頻度[／炉年]1.0E-06

1.0E-07

1.0E-08

1.0E-09

1.0E-10

事故シーケンスグループ

第 3.2.1.4−12 図 使命時間を 72 時間とした場合の評価結果（事故シーケンスグループ別炉心損傷頻度）

第 3.2.1.4−13 図 使命時間を 72 時間とした場合の評価結果（地震加速度区分別炉心損傷頻度）3.2.1−164

添付資料 3.2.1.1−1
地震ＰＲＡにおけるプラントウォークダウンのチェック項目について

地震ＰＲＡにおけるプラントウォークダウンで確認すべきチェック項目の具体的内容について，以下に示す。これらの項目をチェックシートに整理し，プ
ラントウォークダウンを実施した。

1.
(1)

耐震安全性の確認対象機器本体に対するチェック項目
耐震バックチェック等における耐震計算では，各機器が図面どおりに設置されており，機器の各部位に耐力を低下させるような要因がないことが前提になっている。このため本項目では，各機器について図面との相違や，腐食・亀裂等の地震に対する耐力の低下につながる要因はないかについて点検し，耐震計算の前提に問題がないことを確認する。
ａ．対象機器の図面（外形図・耐震計算書等）と外見上相違点は無い
ｂ．対象機器と支持構造物との接合部に外見上の異常（腐食・亀裂等）は無い
ｃ．配管接合部と図面に外見上の相違点は無い
ｄ．配管接合部に外見上の異常（腐食・亀裂等）は無い(2)

アンカーボルトに対するチェック項目
前項と同様に，耐震計算の前提となっているアンカーボルトの設置本数・配置状況や健全性について点検し，耐震計算に与える影響はないかを確認する。
ａ．図面（外形図・耐震計算書等）と外見上の相違は無い
ｂ．外見上の異常（腐食・亀裂等）は無い
添付 3.2.1.1−1−1

ｃ．締め付け強度は適切に管理されている・ボルトの締め付け強度の管理に関しては，以下の点をチェックすることで確認する。
ボルトに引かれている合いマークがずれていない
ボルトに塗られているペンキに割れや剥がれがない
スプリングワッシャーやダブルナットによるゆるみ止めがされている
ボルトを緩ませるような振動が発生する機器ではない
定検等の点検において構造に係るトラブルが発生したことがない
ｄ．アンカーボルト付近のコンクリート部に異常がない

2.

二次的影響に対するチェック項目
ａ．周辺の耐震クラスが低い機器の倒壊により被害を受けない・調査対象機器の周辺に，それが損傷することにより対象機器を破損させうる耐震クラスの低い機器類（特に照明，電線管，小口径
配管等及び仮設設備）がないかを確認する。なお，現場調査時に耐震クラス等が不明であった場合には，写真等で状況を記録した
後に，系統図・配管ルート図等で確認する。
ｂ．被害を与えうる周辺の機器の耐震性は問題ない（対象設備への波及的機器があるか）・損傷した場合に調査対象機器に衝突するなどして被害を与えうる機器について，その機器の支持構造物・定着部等を点検すること
で耐震性に問題がないかを確認する。

添付 3.2.1.1−1−2

ｃ．無筋のブロック壁が近傍にない・調査対象機器の周辺にブロックを積み上げただけのような，仮設の壁面がないかを確認する。

添付 3.2.1.1−1−3

添付資料 3.2.1.1−2
耐震Ｂ，Ｃクラスの評価対象設備の取扱いについて

1.

耐震Ｂ，Ｃクラスの評価対象設備の取扱い
耐震Ｂ，Ｃクラスの設備について，地震ＰＲＡの評価上期待している設備
は以下のとおりであり，評価におけるモデル化の方法を示す。
・外部電源系：耐震Ｃクラス
外部電源に関連する機器のフラジリティについては，送電網を含めたシステム全体として評価し，開閉所設備の碍子部で代表させていることから，地震ＰＲＡのモデルに開閉所設備（碍子部）のフラジリティを入力している。
・燃料移送系：耐震Ｃクラス
使命時間内（24 時間）の非常用ディーゼル発電機への燃料移送機能に期待しているため，地震ＰＲＡのモデルに軽油貯蔵タンクのフラジリティを入力している。
・復水移送系 ※１ ：耐震Ｂクラス
高圧炉心スプレイ系及び原子炉隔離時冷却系（以下「高圧注水系」という。）の初期水源を復水貯蔵タンクとしており，
水源切替に失敗すると，高圧注水系の機能損傷につながることから，水源切替の人的過誤についてモデル化を行い，フラジリティの入力は行っていない。高圧注水系の水源切替のモデル化の方法について，次項に示す。

※1

復水移送系とは，復水貯蔵タンク，高圧炉心スプレイ系及び原子炉隔離時冷却系への移送配管を含む設備系統をいう。

添付 3.2.1.1−2−1

2.

高圧注水系の水源切替のモデル化方法

2.1

高圧注水系の水源の構成について
東海第二発電所の高圧注水系は，初期水源を復水貯蔵タンクとし，復水貯蔵タンクの水位が低下した場合又はサプレッション・チェンバの水位が上昇した場合に自動又は手動でサプレッション・チェンバに水源を切り替える設計としている。高圧炉心スプレイ系及び原子炉隔離時冷却系の系統
概要図を図 1 及び図 2 に示す。

2.2

地震ＰＲＡにおける高圧注水系の水源のモデル化方法について
東海第二発電所の復水貯蔵タンクの耐震クラスがＢクラスであることを考慮し，地震ＰＲＡにおいては，高圧注水系の水源は次のとおりモデル化している。
0.7G※２ 未満の地震加速度区分においては，復水貯蔵タンクからの取水ラインが地震により損傷する可能性はあるものの，高圧注水系の吸込み圧力が確保できなくなるような配管破断は考えにくいため，運転員による水源切替操作に成功した場合は高圧注水系の機能が維持できると想定し，運転員によるサプレッション・チェンバへの水源切替操作失敗及び水源切替弁等の機械的故障（地震による損傷を含む）をモデル化している。
0.7G※２ を超過する地震加速度区分においては，復水貯蔵タンクからの取水ラインが地震により損傷し，高圧注水系の吸込み圧力が確保できなくなるような配管破断が発生する可能性があることから，保守的に運転員による水源切替操作に必ず失敗すると仮定し，高圧注※2 「東海第二発電所発電用原子炉設置変更許可申請書（発電用原子炉施設の変更）」（平
成 26 年 5 月 20 日申請）における基準地震動Ｓ Ｓ の最大加速度。

添付 3.2.1.1−2−2

水系に期待しないモデルとしている。
上記のモデル化により，0.7G ※ ２ を超過する地震加速度区分では高圧注水系に期待していないため，0.7G ※ ２ 未満の地震加速度区分に比べて炉心損傷頻度が増加する。

3.

高圧注水系の水源切替操作のモデル化方法に関する感度解析
ベースケースでは，加速度区分 7（0.70G〜0.80G）以降は高圧注水系の水源切替操作に必ず失敗するものとして評価しているが，この高圧注水系の水源切替操作のモデル化方法が全炉心損傷頻度に与える影響を確認するため，
高圧注水系の水源切替操作に全加速度区分で成功するとした場合の感度解析を実施した。その結果，全炉心損傷頻度は 9.2E-06／炉年であり，ベースケ
ースの 1.0E-05／炉年から有意な変化はなかった。地震加速度区分別の炉心損傷頻度を図 3 に示す。
感度解析ケースでは，加速度区分 7（0.70G〜0.80G）から加速度区分 14（1.40G〜1.50G）の中加速度領域の炉心損傷頻度が低減するものの，全炉心損傷頻度に対して支配的な加速度区分はいずれのケースも加速度区分 1（0.16G〜0.20G）及び加速度区分 2（0.20G〜0.30G）であるため，高圧注水
系の水源切替操作のモデル化方法は全炉心損傷頻度に対して有意な影響を与えるものではない。
したがって，地震発生時の復水貯蔵タンクからの取水ラインの損傷の程度
及び運転員による高圧注水系の水源切替操作には不確かさがあると考えられるものの，加速度区分 7（0.70G〜0.80G）以上の地震動に対する高圧注水系の水源切替操作における仮定は，評価結果に有意な影響を与えない。

添付 3.2.1.1−2−3

Ｂクラス

Ｓクラス

添付 3.2.1.1−2−4
Ｂクラス

Ｓクラス
図1

高圧炉心スプレイ系の系統概要図

Ｂクラス

Ｓクラス

添付 3.2.1.1−2−5

Ｂクラス
Ｓクラス

図2

原子炉隔離時冷却系の系統概要図

1.0E-02
ベースケース
感度解析（水源切替失敗）
地震発生頻度

添付 3.2.1.1−2−6

炉心損傷頻度[／炉年]，地震発生頻度[／年]1.0E-03

1.0E-04

1.0E-05

1.0E-06

1.0E-07

1.0E-08

地震加速度区分

図3

地震加速度区分別炉心損傷頻度（高圧注水系の水源切替のモデル化方法に関する感度解析）

添付資料 3.2.1.1−3
建屋・機器リストとフラジリティデータの外部電源喪失において，開閉所設備の碍子部を評価部位の代表箇所とする妥当性について

1.

はじめに
東海第二発電所の地震ＰＲＡでは，送電網の鉄塔などの損傷に伴う外部電源喪失への影響を開閉所設備の碍子部の損傷で代表して評価する手法を取っている。この仮定の置き方が，シーケンス選定の目的に照らして，妥当であるとする理由について以下に記載する。

2.

開閉所設備の碍子部を評価部位の代表箇所とする妥当性「第 3.2.1.1−2 表

地震による事故シナリオ及びスクリーニング結果」の

うち，「送電網の鉄塔などの損傷に伴う外部電源喪失への影響」において，「外部電源に関連する機器のフラジリティについては，送電網を含めたシステム
全体として評価し，開閉所設備の碍子部で代表させている」としている。
これは，東北地方太平洋沖地震における送電網の鉄塔の耐震性を示した報告書として，「 原子力発電所及び再処理施設の外部電源の信頼性確保について」（平成２３年５月１６日，東京電力株式会社）があり，「４．電源線鉄塔の耐震性」において，地震により倒壊した鉄塔はないが，支持碍子の折損が発生していることが示されており，送電網の碍子の耐力が小さいことが確認されているからである。（補足資料 1）
なお，東海第二発電所の開閉所設備については，信頼性向上対策として気中絶縁開閉装置と比べて重心が低く耐震性の高いガス絶縁開閉装置に変更することとしている。これにより，開閉所設備の耐力は向上するものの，開閉所設備のフラジリティに送電網を含めたシステム全体としての影響を包含さ添付 3.2.1.1−3−1

せるため，フラジリティ評価において開閉所設備の耐力の向上は考慮しないこととした。

3.

外部電源喪失を仮定した場合の感度解析
東海第二発電所の地震ＰＲＡにおいて，外部電源が必ず喪失すると仮定した場合の感度解析を実施し，全炉心損傷頻度への影響は限定的であることを確認した。（補足資料 2）添付 3.2.1.1−3−2

補足資料 1

添付 3.2.1.1−3−3

添付 3.2.1.1−3−4

添付 3.2.1.1−3−5

添付 3.2.1.1−3−6

補足資料 2
外部電源喪失を前提とした場合の炉心損傷頻度について

1.

はじめに
東海第二発電所の地震ＰＲＡでは，評価上，開閉所設備の碍子部のフラジ
リティを用いて外部電源喪失の発生の有無を評価しているが，実際には，地震により送電系統等が損傷した場合は，開閉所設備の碍子部が健全であっても外部電源が喪失する。そのため，地震により外部電源が必ず喪失すると仮定した場合の感度解析を実施し，炉心損傷頻度への影響を評価した。

2.

感度解析結果地震により外部電源が必ず喪失すると仮定したため，感度解析ケースの全炉心損傷頻度は 1.3E-05／炉年となり，ベースケースの 1.0E-05／炉年に比べて増加したものの，有意な変化ではなかった。地震加速度区分別の炉心損傷頻度の比較を表 1 及び図 1 に，事故シーケンスグループ別の炉心損傷頻度の比較を表 2 及び図 2 示す。
炉心損傷頻度は加速度区分 1（0.16G〜0.20G）から加速度区分 8（0.80G〜
0.90G）の低加速度領域のみで増加している。この理由は，ベースケースにおいて外部電源喪失の確率を与えている開閉所設備の碍子の耐力が小さく，外部電源が必ず喪失するとの仮定は，低加速度領域のみに影響を与えるためである。
なお，長期ＴＢ及びＴＢＷの事故シーケンスグループの炉心損傷頻度が有意に増加しているが，これらの事故シーケンスグループは低加速度領域の炉
心損傷頻度が支配的であることによるものである。

添付 3.2.1.1−3−7

3.

まとめ
東海第二発電所の地震ＰＲＡにおいて，外部電源が必ず喪失すると仮定した場合の感度解析を実施した。
その結果，全炉心損傷頻度への影響は有意なものではないことを確認した。

添付 3.2.1.1−3−8表1地震加速度区分別の炉心損傷頻度の比較
感度解析ケース（外部電源なし）

ベースケース

加速度区分

感度解析ケース／ベースケース

添付 3.2.1.1−3−9寄与割合

炉心損傷頻度（／炉年）

寄与割合

3.2E-0625.2％

2.0E-06

18.8％

1.65

2（0.20〜0.30G）

2.0E-06

15.8％

1.2E-06

12.0％

1.64

3（0.30〜0.40G）

6.3E-074.9％

4.0E-07

3.8％

1.57

4（0.40〜0.50G）

2.7E-072.1％

1.9E-07

1.8％

1.46

5（0.50〜0.60G）

1.5E-071.2％

1.2E-07

1.1％

1.29

6（0.60〜0.70G）

1.4E-071.1％

1.3E-07

1.2％

1.10

7（0.70〜0.80G）

8.0E-076.2％

8.0E-07

7.6％

1.01

8（0.80〜0.90G）

6.8E-07

5.3％

6.8E-07

6.5％

1.00

9（0.90〜1.00G）

6.8E-07

5.2％

6.7E-07

6.5％

1.00

10（1.00〜1.10G）

7.1E-07

5.5％

7.1E-07

6.8％

1.00

11（1.10〜1.20G）

7.4E-075.8％

7.4E-07

7.1％

1.00

12（1.20〜1.30G）

6.4E-07

5.0％

6.4E-07

6.2％

1.00

13（1.30〜1.40G）

6.5E-07

5.1％

6.5E-07

6.2％

1.00

14（1.40〜1.50G）

5.2E-07

4.1％

5.2E-07

5.0％

1.00

15（1.50〜1.60G）

4.0E-073.1％

4.0E-07

3.8％

1.00

16（1.60〜1.70G）

2.6E-072.0％

2.6E-07

2.5％

1.00

17（1.70〜1.80G）

1.4E-071.1％

1.4E-07

1.4％

1.00

18（1.80〜1.90G）

8.2E-080.6％

8.2E-08

0.8％

1.00

19（1.90〜2.00G）

4.6E-08

0.4％

4.6E-08

0.4％

1.00

20（2.00〜3.00G）

3.7E-08

0.3％

3.7E-08

0.4％

1.00

合計

1.3E-05100％

1.0E-05

100.0％

1.23

炉心損傷頻度（／炉年）
1（0.16〜0.20G）

表2

事故シーケンスグループ別の炉心損傷頻度評価結果の比較
感度解析ケース（外部電源なし）

ベースケース
感度解析ケース／ベースケース

事故シーケンスグループ
炉心損傷頻度（／炉年）

寄与割合

炉心損傷頻度（／炉年）

寄与割合

高圧・低圧注水機能喪失

ＴＱＵＶ

4.7E-07

3.6％

4.6E-07

4.5％

1.01

高圧注水・減圧機能喪失

ＴＱＵＸ

1.3E-06

10.3％

1.3E-06

12.5％

1.01

長期ＴＢ

1.8E-07

1.4％

5.6E-09

＜0.1％

31.1

ＴＢＵ

4.5E-07

3.5％

4.4E-07

4.3％

1.02

ＴＢＰ

3.3E-09＜0.1％

2.4E-09

＜0.1％

1.40

ＴＢＤ

2.1E-06

16.6％

2.1E-06

20.5％

1.00

ＴＷ

5.8E-06

45.2％

5.5E-06

52.5％

1.06

ＴＢＷ

2.0E-06

15.3％

6.4E-08

0.6％

30.6

ＴＣ

1.2E-070.9％

1.2E-07

1.1％

0.99

原子炉建屋破損

1.5E-071.2％

1.5E-07

1.5％

1.00

格納容器破損

4.1E-09＜0.1％

4.1E-09

＜0.1％

1.00

原子炉圧力容器破損

2.2E-071.7％

2.2E-07

2.1％

1.00

格納容器バイパス

3.2E-08

0.3％

3.2E-08

0.3％

1.00

原子炉冷却材圧力バウンダリ喪失（Ｅｘｃｅｓｓｉｖｅ ＬＯＣＡ）

3.0E-10＜0.1％

3.0E-10

＜0.1％

1.00

計装・制御喪失

3.7E-10＜0.1％

3.7E-10

＜0.1％

1.00

合計

1.3E-05100%

1.0E-05

100.0％

1.23

全交流動力電源喪失

添付 3.2.1.1−3−10

崩壊熱除去機能喪失

原子炉停止機能喪失

1.0E-04
ベースケース
感度解析ケース（外部電源喪失）

添付 3.2.1.1−3−11

炉心損傷頻度[／炉年]1.0E-05

1.0E-06

1.0E-07

1.0E-08

地震加速度区分

図1

地震加速度区分別の炉心損傷頻度評価結果の比較

1.0E-04
ベースケース
感度解析ケース（外部電源喪失）

添付 3.2.1.1−3−12

炉心損傷頻度[／炉年]1.0E-05

1.0E-06

1.0E-07

1.0E-08

1.0E-09

1.0E-10

事故シーケンスグループ

図2

事故シーケンスグループ別の炉心損傷頻度評価結果の比較

添付資料 3.2.1.1−4「余震による炉心損傷への影響」に関する整理について

1.

建屋
学会標準の【解説 10】において，原子炉建屋の主要耐震要素であるＲＣ造
耐震壁，ＲＣＣＶ及びＰＣＣＶについて，最大耐力あるいは耐力低下後の破壊に至るまでの静的試験，振動台等による動的試験がこれまで数多く実施されており，JEAG 4601‐追補版にはそれらの復元力特性の評価法が纏められている。静的試験の結果から，荷重の繰り返しに対して，各振幅の最大荷重は
ほぼスケルトンカーブに一致し，繰り返しによる劣化は認められない。さらに，地震時の耐震壁等の挙動を確認するための動的試験又は仮動的試験でＲ
Ｃ造耐震壁の耐力に相当するせん断変形角 4〜5×10−３ 程度までは，地震力の繰り返しに対して最大点を示す復元力特性が維持され，スケルトンカーブの低下が見られないことが確認されている。したがって，「本震あるいは余震による応答が，耐力以下であれば，本震と余震の地震動の大きさに係わらず，
原子炉建屋は健全性を保つことができる。」との記載に従い，余震による建屋
フラジリティ評価は，本震による建屋フラジリティ評価に含まれているものと考えられることができる。
具体的には【解説 10】の記載内容に基づき，本震による地震動と同等の余震による地震動を数回想定しても耐震壁の最大応答値及び現実的耐力評価にはほとんど影響を与えないこと，並びに，フラジリティ評価用地震動の設定
に際しては，【解説 57】に基づき，以下に示すとおり継続時間が長くなるよ
うに配慮していることを踏まえて，余震による建屋フラジリティ評価は本震による建屋フラジリティ評価に含まれているものと判断している。
【解説 57】模擬地震波作成の経時特性を設定するための地震規模及び震源距離は，確率論的地震ハザード評価において支配的な震源に対応したものを添付 3.2.1.1−4−1

用いれば十分であると考えられる。支配的な震源の評価方法としては，対象
サイト周辺震源の中で地震動が最も大きくなると予想されるものを用いるか，
確率論的地震ハザード評価より求まる平均的な地震規模及び震源距離の組合せを用いる方法などがある。東海第二発電所の評価では，前者の方法により評価を行っており，この評価によると地震動が長くなり最大振幅が複数回存在していることとなるため，余震の影響をある程度加味した評価となっている。

ＲＣ造耐震壁の仮動的試験で，終局せん
断ひずみを上回るせん断変形角 2×10−３〜7×10−３ 程度までの 3 レベルの試験を実施。
各試験では，ほぼ同じ振幅レベルを 2〜3
回程度繰り返した応答を示しているが，履歴特性及びスケルトンカーブの劣化は見られない。

図1

Ⅰ型耐震壁の仮動的試験例

添付 3.2.1.1−4−2

ＲＣＣＶについてＳ ２ の 9 倍の地震動レ
ベルまで振動試験を実施。正側でＳ ２ の4 倍（最大耐力時Ｒ＝8×10−３ 程度），
負側で 3 倍（最大耐力時Ｒ＝5×10−３ 程度）まで履歴特性及びスケルトンカーブの劣化は見られない。

図2

ＲＣＣＶの振動試験例

ＰＣＣＶについてＳ ２ の 5 倍の地震動レ
ベルまで振動試験を実施。Ｓ ２ の 4 倍で最大耐力に達しているが，履歴特性及びスケルトンカーブの劣化は見られない。

図3

ＰＣＣＶの振動試験例
添付 3.2.1.1−4−3

2.

機器・配管系
学会標準の【解説 10】において配管及び動的機器の余裕が記載されている。
各サイトの機器・配管系の設計用繰り返し回数の余裕を評価し，設計想定レベル以上の地震が繰り返し生じても問題ないとしている。
具体的には以下のとおりである。

(1)

静的機器に対する余震の影響
静的機器に対する余震の影響について配管系を例に説明する。
原子力発電技術機構では，現行の耐震設計法で設計された一般的な配管系の弾塑性応答挙動及び終局強度を把握し，許容応力に対する安全裕度を把握するための試験及び解析を実施している。安全裕度の確認では，特に設計許容応力を超えた弾塑性領域での配管の応答挙動で問題となるラチェット変形を伴う低サイクル疲労に着目して評価を実施しており，本震と余震による地震動を繰り返し受けた場合の配管系への影響を検討する上で有用な知見が得られている。
それらの結果によれば，現行耐震設計法によって設計された配管系は，設計用基準地震動Ｓ ２ に対する許容応力（3Sm）の 10 倍以上の応力強さにおいても塑性崩壊又は疲労による破損は生じないこと，低サイクル疲労強度は設計疲れ線図を上回る強度を有している等が確認されている。したがって，配管系は破損に対して非常に大きな安全裕度を保有しており，余震による地震動の影響は小さいものと考える。
また，プラントの耐震設計で用いる地震の等価繰り返し回数は一律に保守的な回数を設定しており，実際の繰り返し回数に比べ多めになっている。
これらのことから，現状の静的機器の構造強度に対する耐震設計手法は，疲労損傷に対して十分な余裕を含んでおり，余震による地震動の影響は小さいといえる。
添付 3.2.1.1−4−4

(2)動的機器および電気品に対する余震の影響
動的機器の地震時機能については，加振試験等により動的機能に係る各部位が弾性範囲内であることで，その機能維持が確認される。また，電気品も同様であり，例えば加振時にリレーの誤動作やチャタリングが起きた
場合でも，加振終了後は元の状態に復帰し，物理的な損傷はみられない場合が多い。フラジリティ評価上は，炉心損傷への影響をみた上で，これらを損傷とみなしている。
このことから，動的機器及び電気品は，機能維持が確認された範囲内であれば，各部位は弾性範囲内であり，余震による繰り返し荷重の影響は受けないものと考えている。
また，動的機能に関する加振試験結果から以下のことがいえる。
原子力安全基盤機構では，地震ＰＲＡ上の重要度が高い横型ポンプ及び電気品の耐力を把握することを目的として，部分品及び実機に対して設計条件を大きく超える加速度を入力した加振実験を実施している。
実機試験では，試験横型ポンプの代表機種として原子炉補機冷却ポンプ（ＲＣＷポンプ）を対象に最大約 6×9.8m／s ２ の加速度による振動試験を行い，ポンプの運転状態，外観等に異常が見られないことを確認している。
また，電気品の実機試験では，原子炉補助盤，中央制御盤，計装ラック，
論理回路制御盤等について最大約 6×9.8m／s ２ の振動試験を行い，電気的に異常がないことが確認されている。
これらの振動試験では，1 試験体に対して加振レベルを上げながら繰り返し加振試験を実施して，最終的に機能維持が確認された最大加速度を地震ＰＲＡにおける現実的耐力値として採用している。したがって，これらの耐力評価結果において，余震による地震動の繰り返しの影響はないものと考えられる（あるいは繰り返しの影響を含めた耐力評価結果となってい添付 3.2.1.1−4−5

る）。

図4

実機配管系モデルの終局強度試験
添付 3.2.1.1−4−6

図5

実機配管系の安全裕度の評価例（ＢＷＲ給水系配管）

添付 3.2.1.1−4−7

添付資料 3.2.1.1−5
起因事象の抽出に対する網羅性について

1.

概要
起因事象の抽出に関しては地震ＰＳＡ学会標準で挙げられている事象を考慮したほか，国内で発生した地震による発電所への影響事例の調査（原子力
発電所に対する地震を起因とした確率論的リスク評価に関する実施基準：
2015

附属書Ｄ（参考）国内の震害事例の抜粋），及び海外文献調査を実施

し，抽出結果の網羅性を確認した。

2.

国内で発生した地震による発電所への影響事例調査

2.1

概要
国内で発生した地震による発電所への影響として，次に挙げる地震に対し，施設に影響した地震規模，安全上重要な設備への影響（ＡＭ設備への影響及び波及的影響を含む），外部電源への影響及び復旧操作へのアクセス性の観点で事例を抽出した。

− 宮城県沖地震（2005 年 8 月）による女川原子力発電所に対する影響− 能登半島地震（2007 年 3 月）による志賀原子力発電所に対する影響− 新潟県中越沖地震（2007 年 7 月）による柏崎刈羽原子力発電所に対する影響− 駿河湾の地震（2009 年 8 月）による浜岡原子力発電所に対する影響− 東北地方太平洋沖地震（2011 年 3 月）による福島第一原子力発電所，福島第二原子力発電所，東通原子力発電所，女川原子力発電所，及び東海
第二発電所に対する影響

添付 3.2.1.1−5−1上記の震害事例を調査した結果，一部の地震において，地震観測記録が発電所設計時に設定された基準地震動Ｓ ２ 若しくは耐震安全性評価で設定された基準地震動Ｓ Ｓ を上回ることが確認されたが，安全上重要な設備に対する地震による直接的な異常は確認されなかった。また，波及的影響の可能性としては，点検及び仮置き中の重量物の移動又は遮へいブロック崩れ
による安全上重要な設備への接触，低耐震クラス配管の損傷又は津波による溢水事象，並びに，電気盤火災による波及的影響が確認された。
地震随伴溢水及び火災については，今回の評価では評価技術の成熟度か
ら随伴事象の影響評価は困難であると判断し，評価対象外としている。

2.2
2.2.1

震害事例調査結果
宮城県沖地震（2005 年 8 月）による女川原子力発電所に対する影響
地震発生時に運転中であった１号機，２号機及び３号機は，地震に伴い自動停止。発電所敷地内で観測した地震データを解析した結果，一部の周期で発電所設計時に設定された基準地震動Ｓ ２ を上回ることが確認されたが，耐震安全性の評価によって健全性が確保されていることが確認されており，安全上重要な設備に対する影響はなかった。
施設に影響した地震規模及び原子力発電所に対する影響について表 1
に示す。

2.2.2

能登半島地震（2007 年 3 月）による志賀原子力発電所に対する影響
敷地地盤や１号機，２号機原子炉建屋において観測された地震記録を分析した結果，観測した地震動の応答スペクトルが基準地震動Ｓ ２ を長周期側の一部の周期帯において超えている部分があったが，耐震安全性の評価によって健全性が確保されていることが確認されており，安全上重添付 3.2.1.1−5−2

要な設備に対する影響はなかった。
施設に影響した地震規模及び原子力発電所に対する影響について表 2
に示す。

2.2.3

新潟県中越沖地震（2007 年 7 月）による柏崎刈羽原子力発電所に対する影響
地震発生時に運転中又は起動中であった２号機，３号機，４号機及び７号機は，地震に伴い自動停止。（１号機，５号機及び６号機は定期検査のため停止中）発電所敷地内で観測した地震データを解析した結果，耐震設計上考慮すべき地震による地震動の周期帯のほぼ全域にわたって
発電所設計時に設定された基準地震動Ｓ ２ を上回ることが確認され，機器によっては構造強度や機能維持に影響を与えると考えられる異常が確認されているものの，重大な損傷をもたらしたものではなく，原子炉の安全性を阻害する可能性のない軽微な事象であった。
安全上重要な設備への影響については，点検及び仮置き中であった重量物の移動又は遮へいブロック崩れによる安全上重要な設備への接触事
例や，地震に伴う消火系配管の損傷による一部ＡＭ設備の浸水事例が確認されたものの，地震による直接的な異常は確認されなかった。なお，３号機の所内変圧器のダクトの基礎が不等沈下したことによって火災が発生した。
施設に影響した地震規模及び原子力発電所に対する影響について表 3
に示す。

2.2.4

駿河湾の地震（2009 年 8 月）による浜岡原子力発電所に対する影響
地震発生時に運転中であった４号機及び５号機は，地震に伴い自動停
添付 3.2.1.1−5−3

止。（３号機は定期検査のため停止中。１号機及び２号機は廃止措置準備中。）発電所敷地内で観測した地震データを解析した結果，３号機及び４号機については，発電所設計時に設定された基準地震動Ｓ ２ による床
応答スペクトルを超えるものではなく，設備の健全性が確保されていることが確認されている。５号機については，観測された地震データによる床応答スペクトルが一部の周期帯において基準地震動Ｓ １ による床応
答スペクトルを上回っていたが，主要な耐震設計上重要な機器及び配管の固有周期では下回っていたこと，また床応答スペクトルの一部が超えたことについては観測記録による地震応答解析結果によって全ての設備
が弾性状態にあったことから，設備の健全性が確保されていることが確認されている。以上のことから，安全上重要な設備に対する影響はなかった。
施設に影響した地震規模及び原子力発電所に対する影響について表 4
に示す。

2.2.5

東北地方太平洋沖地震（2011 年 3 月）による原子力発電所に対する影響(1)

福島第一原子力発電所に対する影響
地震時，運転中であった１号機，２号機，３号機は，地震に伴い自動停止（４号機，５号機，６号機は定期検査中）。原子炉建屋及び原子炉建屋に設置されている安全上重要な設備（原子炉格納容器，残留熱除去系配管など）について，地震観測記録及び基準地震動Ｓ Ｓ それぞれによる応答解
析を比較した結果，基準地震動による地震荷重より耐力の方が大きく，地震直後，各安全機能は保持されていたものと評価されている。
しかし，１〜５号機については，地震後の津波によって，非常用ディー
添付 3.2.1.1−5−4

ゼル発電設備，電源設備などが被水，機能喪失したことで全交流電源喪失に至り，１〜３号機については最終的に炉心損傷に至った。５号機及び６号機については，原子炉に燃料が装荷されている状態で，１〜３号機同様，津波による影響によって海水系が機能喪失に至ったものの，６号機の空冷式ディーゼル発電設備による電源確保（５号機については，６号機から電源融通実施）を行うとともに，仮設海水系ポンプによる冷却機能確保などの復旧措置によって冷温停止状態への移行及び維持が図られた。
また，全燃料が使用済燃料プールへ取り出されていた４号機をはじめとする，各号機の使用済燃料プール内燃料については，注水又は冷却によって使用済燃料プール水位を確保し，燃料損傷防止が図られた。
施設に影響した地震規模及び原子力発電所に対する影響について表 5 に
示す。

(2)

福島第二原子力発電所に対する影響
地震時，１〜４号機は運転中であったが，地震に伴い全号機自動停止。
原子炉建屋及び原子炉建屋に設置されている安全上重要な設備（原子炉格
納容器，残留熱除去系配管など）について，地震観測記録及び基準地震動
Ｓ Ｓ それぞれによる応答解析を比較した結果，基準地震動Ｓ Ｓ による地震荷
重より耐力の方が大きく，地震後，各安全機能は保持されていたものと評価されている。
３号機を除く，１号機，２号機及び４号機については，地震後の津波によって，海水系設備が被水することでヒートシンク喪失に至ったものの，外部電源及び３号機非常用ディーゼル発電設備，電源車による電源確保，
海水系ポンプのモータ取り替えなどの復旧措置によって，除熱機能を確保することで，各号機とも冷温停止状態への移行，維持が図られた。
添付 3.2.1.1−5−5

施設に影響した地震規模及び原子力発電所に対する影響について表 6
に示す。

(3)

東通原子力発電所に対する影響
地震時において１号機は定期検査のため停止中。発電所敷地内で観測された地震加速度は 17Gal であり，地震による設備への影響はなかった。また，地震後に外部電源が全て喪失したが，非常用ディーゼル発電機が自動起動し全交流電源喪失には至らなかった。
施設に影響した地震規模及び原子力発電所に対する影響について表 7 に
示す。

(4)

女川原子力発電所に対する影響
地震時に運転中又は起動中であった１号機，２号機及び３号機は，地震に伴い自動停止。発電所敷地内で観測した地震データを解析した結果，観測された地震データによる床応答スペクトルが一部の周期帯において発電
所設計用の基準地震動Ｓ Ｓ による床応答スペクトルを上回っていたが，地震観測結果に基づく原子炉建屋及び耐震安全上重要な主要設備の地震時における機能を概略評価（建屋については最大応答せん断ひずみ及び層せん
断力，設備については影響構造強度評価及び動的機能維持評価）した結果，機能維持の評価基準を下回っていることが確認されている。今後は詳細なシミュレーション解析によって健全性を確認するとともに主要設備以外の耐震安全上重要な設備を含め設備の健全性を確認することとしている。
安全上重要な設備への影響については次のとおりである。１号機において常用系の高圧電源盤火災によって地絡した同期検定器の出力回路ケーブ
ルから非常用母線と予備変圧器の連絡しゃ断器投入コイルに電圧が印加さ添付 3.2.1.1−5−6

れ，非常用母線電圧が瞬時低下したため，同母線から受電していた残留熱除去系ポンプ 2 台の自動停止が確認された。２号機において海水ポンプ室に流入した海水が地下トレンチを通じて原子炉建屋の一部に流入し，原子炉補機冷却水系の１系統及び高圧炉心スプレイ補機冷却水系の機能喪失が確認された。同冷却水系の喪失によって非常用ディーゼル発電機１系統及び高圧炉心スプレイ系ディーゼル発電機の自動停止が確認された。さらに，常用系の高圧電源盤火災の影響により，非常用ディーゼル発電機が起動していない状態でしゃ断器投入が発生し，非常用ディーゼル発電機界磁回路
損傷が確認されたものの，地震による直接的な異常は確認されなかった。
施設に影響した地震規模及び原子力発電所に対する影響について表 8 に
示す。

(5)

東海第二発電所に対する影響
地震時に運転中であった東海第二発電所は，地震に伴い自動停止。発電所敷地内で観測した地震データを解析した結果，観測された地震データによる原子炉建屋の最大応答加速度は，設計時に用いた最大応答加速度及び新耐震指針に基づく耐震安全性評価で設定した基準地震動Ｓ Ｓ の最大応答加速度以下であった。また，観測された地震データによる原子炉建屋の床
応答スペクトルが一部の周期帯において発電所設計時に用いた床応答スペ
クトルを上回っていたが，主要な周期帯で観測地震記録が下回っていることが確認されている。安全上重要な設備への影響については，津波対策工
事が完了していなかった一部の海水ポンプ室に海水が浸水し 3 台ある非常用ディーゼル発電機用海水ポンプのうち 1 台が停止したこと，並びに，125V
蓄電池２Ｂ室のドレンファンネルからの逆流によって床面に 3cm の深さで溢水が確認されたものの，地震による直接的な異常は確認されなかった。
添付 3.2.1.1−5−7

施設に影響した地震規模及び原子力発電所に対する影響について表 9 に示す。

添付 3.2.1.1−5−8表12005 年 8 月に発生した宮城県沖地震による女川原子力発電所に対する影響確認項目①施設に影響した地震規模（地震観測記録と基準地震動の関係）②−1 安全上重要な設備への影
響（波及影響も含む）②−2 既存のＡＭ設備への影響（波及影響も含む）③−1 外部電源への影響③−2Ｄ／Ｇへの影響③−3 補機冷却系への影響③−4 電源融通の可能性③−5 復旧操作へのアクセス性④その他（安全機能には影響しないもの，留意しておく必要の
ある事項）

確認結果
女川原子力発電所１号機，２号機，３号機は，定格
熱出力運転中のところ平成 17 年 8 月 16 日に発生した宮城沖を震源とす るマグニチ ュード 7.2（ 震源深さ72km，震央距離 73km，震源距離 84km）の地震の影響によって，11 時 46 分に１号機，２号機，３号機は地震
加速度大信号によって原子炉自動停止した。なお，観測された保安確認用地震動は，最大で 251.2Gal であった。
１号機，２号機，３号機の原子炉建屋で観測された地震動から求めた加速度応答スペクトル（周期ごとの加速度の最大値）は，機器が設置されていない屋上を除き，全ての周期において基準地震動Ｓ ２ による応答
スペクトルを下回っていることを確認した。また，岩盤上で観測された地震データから上部地盤の影響を取り除いたデータを解析したところ，一部周期において基準地震動Ｓ ２ を超えている部分があることを確認した。この地震で，一部の周期において基準地震動の応答スペクトルを超えることとなった要因分析及び評価を行った結果，宮城県沖近海のプレート境界に発生する地震の地域的な特性によるものと考えられるとの結論が得られた。
無し
今回観測された地震データを用いて，安全上重要な設備（建屋及び機器）の耐震安全性の評価を実施し，耐震安全性が確保されていることを確認した。
無し
無し
無し
無し
可能
重大な影響は無し。ただし，構内道路アスファルト
亀裂，波うち及び段差が発生した。
無し

添付 3.2.1.1−5−9表22007 年 3 月に発生した能登半島地震による志賀原子力発電所に対する影響確認項目①施設に影響した地震規模（地震観測記録と基準地震動の関係）②−1 安全上重要な設備への影
響（波及影響も含む）②−2 既存のＡＭ設備への影響（波及影響も含む）③−1 外部電源への影響③−2Ｄ／Ｇへの影響③−3 補機冷却系への影響③−4 電源融通の可能性③−5 復旧操作へのアクセス性④その他（安全機能には影響しないもの，留意しておく必要の
ある事項）

確認結果
【志賀１号機，２号機】
敷地地盤や１号機，２号機原子炉建屋において観測された地震記録を分析した結果，観測した地震動の応答スペクトルが基準地震動Ｓ ２ を長周期側の一部の周期帯において超えている部分があったが，この周期帯に関して，安全上重要な施設に影響がないことを確認した。
また，１号機，２号機の原子炉建屋で観測された地
震記録に基づいて原子炉建屋及び同建屋内の安全上重要な機器について検討した結果，各施設とも弾性範囲内に収まっており，施設の健全性が確保されていることを確認した。
タービン建屋内及び海水熱交換器建屋内の安全上重要な機器及び配管，並びに排気筒について，敷地地盤で観測された地震記録に基づいて検討した結果，各施設とも弾性範囲内に収まっており，施設の健全性が確保されていることを確認した。
さらに，今回の地震において長周期側の一部の周期帯で基準地震動Ｓ ２ を上回ったことから，長周期側で今回の地震動を上回る地震動（検討に用いた地震動）を想定し，長周期側の主要施設であるタービン建屋基
礎版上の原子炉補機冷却水系配管及び排気筒の耐震安全性について確認した結果，耐震安全余裕を有していることを確認した。
以上，安全上重要な施設や長周期側の主要施設に関する一連の耐震安全性確認結果から，能登半島地震を踏まえても耐震安全性は確保されていることが確認できたと考えられる。
【志賀１，２号機】無し【志賀１，２号機】無し【志賀１，２号機】
供用中の 3 回線すべてが喪失し外部電源喪失となったが，事象発生の 6 分後に復旧した。
【志賀１，２号機】無し【志賀１，２号機】無し【志賀１，２号機】可能【志賀１，２号機】影響は無し■水銀灯の落下１号機タービン建屋運転階の水銀灯が 7 個，また２号機原子炉建屋運転階の水銀灯が 2 個落下した。
また，２号機で落下した水銀灯の破片は，約 97％を
運転階床上から回収したが，残りの破片については使
用済燃料貯蔵プールなどへ落下した可能性があったた
め，これらの箇所での点検及び清掃を行った。

添付 3.2.1.1−5−10確認項目④その他（安全機能には影響しないもの，留意しておく必要のある事項）（つづき）

確認結果■２号機低圧タービン組み立て中のタービンロータの
位置ずれ
組み立て中の低圧タービンロータを仮止めしていた治具が変形し，わずかな位置ずれが生じた。低圧ター
ビンを開放し点検を実施したところ，動翼に微小な接触痕が複数確認された。
■１号機使用済燃料貯蔵プールからの水飛散
使用済燃料貯蔵プールの水約 45 リットル（放射能量
約 750 万ベクレル）が使用済燃料貯蔵プール周辺に飛散した。そのうち，養生シート外には約 8 リットル（放射能量約 130 万ベクレル）の水が飛散した。飛散した水については速やかに拭き取った。外部への放射能の影響は無し。

添付 3.2.1.1−5−11表 32007 年 7 月に発生した中越沖地震による柏崎刈羽原子力発電所に対する影響確認項目①施設に影響した地震規模（地震観測記録と基準地震動の関係）②−1 安全上重要な設備への影
響（波及影響も含む）②−2 既存のＡＭ設備への影響（波及影響も含む）③−1 外部電源への影響③−2Ｄ／Ｇへの影響③−3 補機冷却系への影響③−4 電源融通の可能性③−5 復旧操作へのアクセス性確認結果【柏崎刈羽１〜７号機】
新潟県中越沖においてマグニチュード 6.8 の地震が発生，震央距離 16km，震源距離 23km に位置している柏崎刈羽においては，全号機（１〜７号機）にて基準地震動を超える加速度を確認，原子炉建屋基礎版上での最大加速度のものは，１号機での 680Gal（設計時の最大加速度応答値 273Gal）であった。各号機で原子炉建屋基
礎版上での最大加速度（観測値，設計時応答値）は下表
の通り。
南北
東西
上下
観測値
観測 設計 観測 設計 観測 設計 ※１号機 最下階 311
274 680 273 408 (235)
２号機 最下階 304
167 606 167 282 (235)
３号機 最下階 308
192 384 193 311 (235)
４号機 最下階 310
193 492 194 337 (235)
５号機 最下階 277
249 442 254 205 (235)
６号機 最下階 271
263 322 263 488 (235)
７号機 最下階 267
263 356 263 355 (235)※上下方向については，（ ）内の値を静的設計で使用
１〜７号機で観測された地震観測記録に基づき，設計時の解放基盤表面と原子炉建屋基礎版上の関係を参照
し，解放基盤表面における地震動を推定したところ，基準地震動Ｓ ２ （450Gal）に対して１〜４号機で約 2.3〜
3.8 倍，５〜７号機で 1.2〜1.7 倍の結果であった。
設備点検の結果，地震の影響による構造強度や機能維持に影響を与えると考えられる異常が確認されてはいるが，機器の重大な損傷をもたらしたものではなく，原子炉の安全性を阻害する可能性のない軽微な事象であった。
安全上重要な設備については，１号機において異常が数例確認されているが，点検，仮置き中だったために転倒，損傷に至ったこと，地震に伴う消火系配管の建屋接続部の損傷に伴う浸水によって機能喪失に至ったことが原因であり，地震による直接的な異常は確認されていない。
【柏崎刈羽１〜７号機】無し【柏崎刈羽１〜７号機】無し【柏崎刈羽１〜７号機】
4 回線中，2 回線が機能喪失【柏崎刈羽１〜７号機】無し【柏崎刈羽１〜７号機】無し【柏崎刈羽１〜７号機】無し
土捨て場北側斜面の一部が崩落（復旧操作のためのア
クセス性への影響は無し）

添付 3.2.1.1−5−12確認項目④その他（安全機能には影響しないもの，留意しておく必要の
ある事項）

確認結果
■３号機
原子炉建屋地下 2 階にあるＳＬＣ系注入ライン配管（格納容器外側貫通部）の近傍に置いてあったＩＳＩ用ＲＰＶ模擬ノズルが地震によって移動し，配管の板金保温材に衝突したと思われるへこみを確認。配管及びサポートには損傷は無かったものの，安全上重要な設備に影響が及ぶ可能性があったことを踏まえ，室内にて床に固定されていない重量物を固定及び固縛する対策を講じた。
なお，所内変圧器のダクトの基礎が不等沈下したことによって火災が発生した。
■１号機
不等沈下によって消火配管が破断し，漏水及び消火系の機能喪失に至ったものと推定。
地震による建屋周辺の地盤沈下などのため，消火系配管が破断（消火系の機能喪失）。
さらに，原子炉複合建屋とモニタ建屋（屋外）間のト
レンチの沈下によって生じた接続部の隙間及びトレン
チ本体のひび割れ損傷部を通じ，消火系から漏れた水が原子炉複合建屋内に流入。
その結果，機能要求は無かったものの主蒸気放射線モ
ニタ検出器が浸水によって損傷するとともに，復水補給
水ポンプ（ＡＭ設備）についても浸水による被害を受けた。

添付 3.2.1.1−5−13表 42009 年 8 月に発生した駿河湾の地震による浜岡原子力発電所に対する影響確認項目①施設に影響した地震規模（地震観測記録と基準地震動の関係）②−1 安全上重要な設備への影
響（波及影響も含む）②−2 既存のＡＭ設備への影響（波及影響も含む）③−1 外部電源への影響③−2Ｄ／Ｇへの影響③−3 補機冷却系への影響③−4 電源融通の可能性③−5 復旧操作へのアクセス性④その他（安全機能には影響しないもの，留意しておく必要の
ある事項）

確認結果
【浜岡３号機，４号機】
地震観測記録と基準地震動Ｓ １ による応答を比較した結果，地震観測記録は基準地震動Ｓ １ による応答を十分下回っており，地震時に耐震設計上重要な設備が弾性状態にあったことから，設備の健全性が確保されていることを確認した。
【浜岡５号機】
耐震設計上重要な設備について，地震観測記録と基準地震動Ｓ １ による応答を比較し，原子炉建屋の一部の階において地震観測記録における最大加速度が基準
地震動Ｓ １ による最大応答加速度をわずかに上回っている以外は，地震観測記録における最大加速度が基準
地震動Ｓ １ による最大応答加速度を下回っていることを確認した。
原子炉建屋の地震観測記録の床応答スペクトルは，
一部の周期帯において基準地震動Ｓ １ の床応答スペク
トルを上回っているが，主な耐震設計上重要な機器及び配管系の固有周期では下回っており，地震時に弾性状態にあったことから，これらの機器及び配管系の健全性が確保されていることを確認した。
５号機については，主要な設備は弾性状態にあり，健全性は確保されていることを確認していたが，一部の観測記録で基準地震動Ｓ １ による応答加速度を超えたことから，地震観測記録を入力とした地震応答解析を行い，設備の健全性評価の結果は，全ての設備が弾性状態にあったことから，設備の健全性が確保されていることを確認した。
【浜岡３〜５号機】無し【浜岡３〜５号機】無し【浜岡３〜５号機】
３，４号機：3 ルート 6 回線すべてが健全
５号機：2 ルート 4 回線すべてが健全【浜岡３〜５号機】無し【浜岡３〜５号機】無し【浜岡３〜５号機】可能【浜岡５号機】
タービン建屋の東側屋外エリアの地盤沈下（15m×15m，10cm 程度）を確認した。
■５号機 補助変圧器過電流トリップ （常用系）：
地震の振動でトリップ接点の接触による保護継電器の誤動作（リレーチャター発生）⇒より強い耐震性を有する保護継電器への取替を検討した結果，水平3G，上下 1G 程度の実力のある保護継電器に取替え。

添付 3.2.1.1−5−14確認項目④その他（安全機能には影響しないもの，留意しておく必要のある事項）（つづき）

確認結果■５号機制御棒駆動機構モータ制御ユニットの故障警報点灯：５号機 補助変圧器過電流トリップ （常用系）との従属性。
■原子炉建屋管理区域区分の変更，原子炉建屋５階（放射線管理区域内）燃料交換エリア換気放射線モニタ
指示の一時的な上昇：地震の揺れによって，燃料集合体表面の放射性物質を含んだ鉄錆びなどが，プール水に遊離し，プール表面からの放射線線量率が上昇したものと推定。
■主タービンスラスト軸受摩耗トリップ警報点灯及びタービン開放点検：各種接触痕，変形，ネジ損傷などが見られた。

添付 3.2.1.1−5−15表 52011 年 3 月に発生した東北地方太平洋沖地震による福島第一原子力発電所に対する影響確認項目①施設に影響した地震規模（地震観測記録と基準地震動の関係）②−1 安全上重要な設備への影
響（波及影響も含む）②−2 既存のＡＭ設備への影響（波及影響も含む）

確認結果【福島第一１〜６号機】
平成 23 年 3 月 11 日，東北地方太平洋沖地震が発生，
福島第一原子力発電所１〜６号機の原子炉建屋基礎版
上において観測された最大加速度と基準地震動Ｓ Ｓ から求めた基礎版上の最大応答加速度を比較した結果，２号機，３号機，５号機の東西方向の観測記録が，基準地震動Ｓ Ｓ による最大応答加速度を上回っていた。
各号機で原子炉建屋基礎版上での最大加速度（観測値，設計時応答値）は下表の通り。
南北
東西
上下
観測値
観測 設計 観測 設計 観測 設計
１号機 460※
487
447
489
258
412
２号機 348※
441
550
438
302
420
※
３号機 322
449
507
441
231
429
４号機 281※
447
319
445
200
422
※
５号機 311
452
548
452
258
427
※
６号機 288
445
444
448
244
415
※記録開始から 130 秒〜150 秒程度で記録は中断
原子炉建屋及び原子炉建屋に設置される安全上重要な機能及び配管系（主蒸気系配管，原子炉格納容器，
残留熱除去系配管，炉心支持構造物及び制御棒（挿入性）など）に加え，１号機については非常用復水器系
配管，原子炉再循環系配管などについて，地震観測記録を用いた応答解析と基準地震動を用いた応答解析で得られた地震荷重を比較した結果，ほとんどの機器及び配管系において基準地震動Ｓ Ｓ による地震荷重の方が大きく，それらについては地震直後に安全機能は保持可能な状態であったと評価されている。
一部，地震観測記録を用いた応答解析による地震荷重の方が大きかった機器及び配管系についても，適切な応答値を評価するため実物の構造を考慮するなどの解析モデルの見直しを行った結果，基準地震動を用いた応答解析による地震荷重の方が大きく評価された。
加えて，現場確認が可能な５号機については，目視によって，可能な範囲で損傷の有無など，現場状況の確認を実施し，主要な弁，ポンプなどの機器及びその周辺の配管などに有意な損傷などは認められなかったことから，地震時及び地震直後においても安全機能を保持可能な状態にあったものと評価されている。
【福島第一１〜６号機】
無し（推定）【福島第一１〜６号機】
不明（消火系配管に損傷が確認されているが，津波（漂流物含む）による影響と考えられる。）

添付 3.2.1.1−5−16

確認項目③−1 外部電源への影響③−2Ｄ／Ｇへの影響③−3 補機冷却系への影響③−4 電源融通の可能性③−5 復旧操作へのアクセス性④その他（安全機能には影響しないもの，留意しておく必要の
ある事項）

確認結果
【福島第一１〜６号機】
全 6 回線中，5 回線機能喪失※1 回線は，工事のため受電停止中【福島第一１〜６号機】
影響は無し（津波によって喪失。ただし，一部空冷式Ｄ／Ｇについては，津波襲来後も機能維持）【福島第一１〜６号機】
影響無し（津波によって喪失）【福島第一１〜６号機】
・影響は無し（津波によって喪失）・５−６号機間については，仮設ケーブル敷設によって電源融通実施
・道路に割れ，段差など有り。
・防災道路ではないが斜面崩落による道路閉鎖箇所有り。
【福島第一 1〜6 号機】
詳細確認不可添付 3.2.1.1−5−17表 62011 年 3 月に発生した東北地方太平洋沖地震による福島第二原子力発電所に対する影響確認項目①施設に影響した地震規模（地震観測記録と基準地震動の関係）②−1 安全上重要な設備への影
響（波及影響も含む）②−2 既存のＡＭ設備への影響（波及影響も含む）③−1 外部電源への影響③−2Ｄ／Ｇへの影響③−3 補機冷却系への影響確認結果【福島第二１〜４号機】
平成 23 年 3 月 11 日，東北地方太平洋沖地震が発生，
福島第二原子力発電所１〜４号機の原子炉建屋基礎版
上において観測された最大加速度と基準地震動Ｓ Ｓ から求めた原子炉建基礎版上の最大応答加速度は下表の通り。全号機，原子炉基礎版上（最地下階）で得られた最大加速度は，基準地震動Ｓ Ｓ に対する最大応答加速度を下回っていることが確認されている。
南北
東西
上下
観測値
観測
設計
観測
設計
観測
設計
※
※
１号機
254
434
230
434
305
512
※
※
２号機
243
428
196
429
232
504
３号機 277※
428
216※
430
208※
504
※
※
※
４号機 210
415
205
415
288
504
※記録開始から 130 秒〜150 秒程度で記録は中断
原子炉建屋及び原子炉建屋に設置される安全上重要な機能及び配管系（主蒸気系配管，原子炉格納容器，残留熱除去系配管，炉心支持構造物及び制御棒（挿入性）など）について地震観測記録を用いた応答解析と基準地
震動Ｓ Ｓ を用いた応答解析で得られた地震荷重を比較した結果，一部の機器及び配管系を除き基準地震動Ｓ Ｓ
による地震荷重の方が大きく，それらについては地震後に安全機能は保持可能な状態であったと評価されている。一部，地震観測記録を用いた応答解析による地震荷重の方が大きかった機器及び配管系についても，適切な応答値を評価するため実物の構造を考慮するなどの解析モデルの見直しを行った結果，基準地震動を用いた応
答解析による地震荷重の方が大きいことが確認されており，地震後に安全機能は保持可能な状態であったと評価されている。
【福島第二１〜４号機】無し【福島第二１〜４号機】
影響は無し（消火系配管に損傷が確認されているが，津波（漂流物含む）による影響と考えられる。）【福島第二１〜４号機】
4 回線中，1 回線機能停止※1 回線は停止点検中。さらに 1 回線は，避雷器の損傷が確認されたため，被害拡大防止を目的として受電停止の上，復旧作業を実施。
【福島第二１〜４号機】
影響は無し（３号機を除き，津波によって機能喪失）【福島第二１〜４号機】
影響は無し（３号機を除き，津波によって機能喪失）

添付 3.2.1.1−5−18

確認項目③−4 電源融通の可能性③−5 復旧操作へのアクセス性④その他（安全機能には影響しないもの，留意しておく必要の
ある事項）

確認結果
【福島第二１〜４号機】
影響は無し（津波によって喪失）
道路に割れ，段差など生じるも影響無し。
【福島第二１〜４号機】
特に影響は無し

添付 3.2.1.1−5−19表 72011 年 3 月に発生した東北地方太平洋沖地震による東通原子力発電所に
対する影響

確認項目
①施設に影響した地震規模（地震観測記録と基準地震動の関係）②−1 安全上重要な設備への影
響（波及影響も含む）②−2 既存のＡＭ設備への影響（波及影響も含む）③−1 外部電源への影響③−2Ｄ／Ｇへの影響③−3 補機冷却系への影響③−4 電源融通の可能性③−5 復旧操作へのアクセス性④その他（安全機能には影響しないもの，留意しておく必要の
ある事項）

確認結果
発電所において観測した地震加速度は 17Gal であり，設備への影響はなかった。
無し
無し
むつ幹線（2 回線），東北白糠線の停止に伴い，外部電源が喪失した。
同日 23 時 59 分に東北白糠線が復旧した。
外部電源喪失に伴い，非常用ディーゼル発電機が自動起動した。
無し
可能
無し■8 台あるモニタリングポストのうち 4 台がバッテリ切れによって停止した。

添付 3.2.1.1−5−20表 82011 年 3 月に発生した東北地方太平洋沖地震による女川原子力発電所に
対する影響

確認項目
①施設に影響した地震規模（地震観測記録と基準地震動の
関係）

確認結果
女川原子力発電所は，１号機及び３号機が定格熱出力
一定運転中，また，２号機が原子炉起動中のところ，３
月 11 日 14 時 46 分に発生した東北地方太平洋沖地震によって全号機において原子炉が自動停止した。観測された地震加速度は 567.5Gal（保安確認用地震計：１号機
原子炉建屋地下２階）であり，全号機とも，原子炉保護
系が設計どおり作動したことによって自動停止した。
最大応答加速度について基準地震動と観測記録の関係は次の通り。

②−1 安全上重要な設備への影
響（波及影響も含む）【女川１号】●タービン建屋地下１階高圧電源盤火災
タービン建屋地下１階において高圧電源盤 6-1A からの発煙が発生した。また，高圧電源盤 6-1A の火災の影
響によって，Ｓ／Ｐ水冷却のために手動起動したＲＨＲ
ポンプ（Ａ）及び（Ｃ）号機が自動停止した。
無し②−2 既存のＡＭ設備への影響（波及影響も含む）

添付 3.2.1.1−5−21

確認項目③−1 外部電源への影響③−2Ｄ／Ｇへの影響③−3 補機冷却系への影響③−4 電源融通の可能性③−5 復旧操作へのアクセス性確認結果
5 回線中 4 回線が機能喪失
女川原子力発電所には，外部電源として 5 回線（牡鹿幹線１，２号線（275kV 系），松島幹線１，２号線（275kV系），塚浜支線（66kV 系））が接続されている。地震直後は，当社管内の送電線事故に伴う系統保護回路の動作によって，松島幹線２号 1 回線のみとなったが，3 月
12 日 20 時 12 分に牡鹿幹線１号，同日 20 時 15 分に牡鹿幹線２号，3 月 17 日 10 時 47 分に松島幹線１号，3 月
26 日 15 時 41 分に塚浜支線がそれぞれ復旧している。
【牡鹿１，２号線避雷器の損傷】
地震の揺れによると思われる影響によって，避雷器内部に部分放電が発生した。（地震に伴う牡鹿幹線１，２
号線停止の原因は，避雷器の損傷によるものと考えられる。）【女川１号】●非常用ＤＧ（Ａ）界磁回路の損傷
ＤＧ（Ａ）の同期検定器が動作せず，しゃ断器を手動で投入することができなかった。また，ＤＧ（Ａ）が起動していない状態でＤＧ（Ａ）のしゃ断器が自動投入される事象が発生した。
⇒メタクラ 6−1A で発生した火災の影響によって制御ケーブルに溶損などが生じ，地絡が発生した。
【女川２号】●浸水によるＤＧ（Ｂ）及びＤＧ（Ｈ）の停止
海水ポンプ室の取水路側から流入した海水が地下ト
レンチを通じて原子炉建屋内の一部に浸水し，ＲＣＷ（Ｂ）系及びＨＰＣＷの２系統が機能喪失したことによって，ＤＧ（Ｂ），並びにＤＧ（Ｈ）が自動停止となった。（ＤＧ（Ａ）は健全）【女川２号】●浸水によるＤＧ（Ｂ）及びＤＧ（Ｈ）の停止
海水ポンプ室の取水路側から流入した海水が地下ト
レンチを通じて原子炉建屋内の一部に浸水し，ＲＣＷ（Ｂ）系及びＨＰＣＷの２系統が機能喪失した。
女川 1 号にて，地震又は火災の影響によって一部しゃ
断器に不具合が生じた。
無し

添付 3.2.1.1−5−22確認項目④その他（安全機能には影響しないもの，留意しておく必要の
ある事項）

確認結果
【女川１号】●高圧電源盤しゃ断器の投入不可
主に定検時に使用する高圧電源盤（１号機所内電源を２号機から受電する際に使用）において，電源盤内に設置しているしゃ断器が地震の振動によって傾き，投入ス
イッチを入切するためのインターロックローラーが正常位置から外れた。
●母連しゃ断器制御電源喪失
火災が発生した高圧電源盤の制御電源回路の溶損による地絡や短絡の影響によって，制御電源回路が接続されているしゃ断器用制御電源回路の電圧が変動し， 制御電源喪失 警報が発生した。
●125V 直流主母線盤の地絡（計 2 件）
高圧電源盤の火災によって，配線に地絡が発生し，地絡警報が発生した。
【女川２号】
特に無し【女川３号】●使用済燃料プールゲート押さえ脱落
使用済燃料プールと原子炉ウェル間の通路部に設置している使用済燃料プールゲート（No.1 及び No.2）を固定しているゲート押さえ金具計 4 個のうち 3 個のスイ
ングボルトが外れていた。
●ＨＰＣＳ圧力抑制室吸込弁自動での全開動作不能
4 月 7 日の余震の揺れによる影響と推定される圧力抑制室の水位変動時に，本来全開するはずのＨＰＣＳ圧力
抑制室吸込弁が，地震による弁の開閉指示を行うスイッ
チなどの誤動作（推定）によって，全開にならなかった。
（手動での全開は可能）【各号機共通】●制御棒駆動系ハウジング支持金具サポートバーのずれ
制御棒駆動機構ハウジングのハウジング支持金具（グリッド）が，１号機で 1 カ所，２号機で 2 カ所，３号機
で 1 カ所ずれていることを確認した。これによる制御棒
駆動機構ハウジングの落下防止機能への影響はなかった。

添付 3.2.1.1−5−23表 92011 年 3 月に発生した東北地方太平洋沖地震による東海第二発電所に対
する影響

確認項目
①施設に影響した地震規模（地震観測記録と基準地震動の関係）②−1 安全上重要な設備への影
響（波及影響も含む）②−2 既存のＡＭ設備への影響（波及影響も含む）③−1 外部電源への影響③−2Ｄ／Ｇへの影響③−3 補機冷却系への影響③−4 電源融通の可能性③−5 復旧操作へのアクセス性④その他（安全機能には影響しないもの，留意しておく必要の
ある事項）

確認結果
観測記録に基づく各階の最大応答加速度は，建設時の当初設計時に用いた最大応答加速度及び新耐震設計審
査指針に基づく耐震安全性評価で設定した基準地震動
Ｓ Ｓ の最大応答加速度以下であることを確認した。
原子炉建屋の地震観測記録による床応答スペクトルは，一部の周期帯（約 0.65 秒から約 0.90 秒）で建設時の設計に用いた床応答スペクトルを上回っているが，耐震設計上重要な機器及び配管系のうち主要な設備の固有周期では，地震観測記録が工認設計波による床応答ス
ペクトル以下であることを確認した。
地震による影響は無し
地震による影響は無し
3 回線中 3 回線が機能喪失（13 日 12:32 154kV 系東海原子力線復旧）
地震による影響は無し（津波によってＤＧＳＷ−２Ｃが水没したため，ＤＧ−２Ｃは手動停止）
地震による影響は無し
可能（ＨＰＣＳ−ＤＧから 6.9kV の交流電源融通，予備充電器を介して直流電源融通）
地震による影響は無し
タービン設備などの一部で，耐震クラスＢ，Ｃクラスの設備が損傷を受けた。
【蒸気タービン】
低圧タービン及び高圧タービンの動翼と隔板の一部に接触による摺動痕
高圧タービンと低圧タービンの中間軸受け基礎グラ
ウト部の割れ，基礎ボルトの緩み（10 本中 3 本）
【主発電機関係】
主発電機軸受及び励磁機及び副励磁機廻りに接触痕，間隙拡大などの損傷

添付 3.2.1.1−5−24

3. 海外のＰＲＡ関連文献調査
海外文献についての調査結果をまとめたものを表 10 に示す。海外の地震Ｐ
ＲＡ関連文献を調査した結果，他にモデル化すべき起因事象は存在しなかった。
海外文献では原子炉冷却材喪失（ＬＯＣＡ）についてサイズや場所を分類した評価を例示している文献があったが，今回の評価ではＬＯＣＡを 1 つの起因事象として選定した。これは次の 2 つの理由による。1 つは，同一の地震動による複数の配管損傷の相関性を考慮すると，事故シナリオを詳細に分析すること（緩和系にどの程度期待できるか判断すること）が困難で，破断の規模による分類が厳密には難しいこと，もう 1 つは，相関を持つ配管を同定し，損傷の相関係数を全ての配管に対して適切に算定することは現状の評価
技術では困難が伴うことである。このため，地震ＰＳＡ学会標準に許容されている取り扱いとして，これらの事象はより厳しい条件となる起因事象に包含させ，この起因事象は格納容器内にある一次系配管の大規模な破断によりＥＣＣＳ性能を上回る大規模な原子炉冷却材喪失（Ｅｘｃｅｓｓｉｖｅ ＬＯ
ＣＡ）が発生するものと想定し，緩和系によって事象の進展を抑制することができずに炉心損傷に至る可能性があるため，保守的に直接炉心損傷に至る起因事象で代表させた。
地震随伴溢水については，今回の評価では評価技術の成熟度から随伴事象の影響評価は困難であると判断し，評価対象外としている。

添付 3.2.1.1−5−25

表 10
文献名
ＡＳＭＥ標準（i（239 ページ）

海外文献調査結果（1／2）

添付 3.2.1.1−5−26

記載内容
確認結果
地震ＰＲＡで考慮される起因事象は例えば以下を含める。
1
左記の例は，すべて評価（a） ＲＰＶやその他の大型機器（steam generator, recirculation pump,上考慮していることをpressurizer）の損傷確認した※１。
（b） 様々なサイズと場所でのＬＯＣＡ（c） トランジェント（ＬＯＰＡは特に重要）
ＰＣＳやヒートシンクが地震要因で使用できない場合（例えば，ＬＯＰＡ）と使用できる場合の両方のトランジェントを考慮すべきである。
また，他のトランジェントの例として，service water のような重要なサポート系の喪失や直流電源の喪失がある。
2 ＩＡＥＡ Safety Guide
特に，以下のタイプのシナリオに至る起因事象はモデル化すべきである。
左記の例は，すべて評価（SSG-3）（ii
上考慮していることを（a） 大型機器の損傷（例：reactor pressure vessel, steam generators,（108 ページ）
確認した※１。
pressurizer）（b） 様々なサイズと場所のＬＯＣＡ。極小ＬＯＣＡも考慮すべき。
（c） ＬＯＰＡ（d） 様々なサポートシステムの喪失を含むトランジェント（ＰＣＳが失敗するシ
ナリオと失敗しないシナリオ）
左記の例は，すべて評価
initiator は例えば以下を含める。
3 ＥＰＲＩ 地震ＰＲＡ
上考慮していることを実（a） ＲＰＶやその他の大型機器（steam generator, recirculation pump,
確認した※１。
pressurizer 等）の損傷
施ガイド（iii（5〜7 ページ）（b） 様々なサイズと場所のＬＯＣＡ（c） サポートシステム故障（service water や直流電源）（d） トランジェント（ＬＯＰＡは特に重要）
ＰＣＳやヒートシンクが地震要因で使用できない場合（例えば，ＬＯＰＡ）と使用できる場合の両方のトランジェントを考慮すべきである。外電が使用可能だが他の地震要因損傷があるシーケンスも考慮しなければならない。（なぜなら，ＬＥＲ
Ｆを考えた場合，外電やＩＡが必ず喪失すると仮定することが，必ず保守的とは限らないからである。例えば格納容器隔離弁が外電喪失やＩＡ喪失で安全側に閉動作となる。）
Ｅｘｃｅｓｓｉｖｅ ＬＯＣＡやリレーチャタリングも考慮しなければならない。
※1 様々なサイズと場所のＬＯＣＡ（極小ＬＯＣＡを含む）については，本評価においては完全相関を仮定しているため，保守的に極大Ｌ

ＯＣＡとしてまとめて評価している。

表 10
4

文献名
スイス連邦原子力安全検査局（ＥＮＳＩ）
ＰＳＡガイド（iv（25 ページ）

海外文献調査結果（2／2）

記載内容
確認結果
以下のように起因事象を定義しなければいけない。
左記の起因事象数を，評・最小のＨＣＬＰＦ値とスクリーニング値の間の地震加速度範囲に，少なくとも 7
価において満足していることを確認した。まつの起因事象が含まれないといけない。
・スクリーニング値を超える地震加速度で，1 つの起因事象を定義しないといけない。 た，スクリーニング値を超える地震加速度では，起因事象「原子炉建屋損
傷」「格納容器損傷」が支配的である。

添付 3.2.1.1−5−27

＜調査対象文献一覧＞（ ⅰ

ASME/ANSStandard

RA-Sa-2009,
forAddendaLevel1/Large

Probabilistic

Risk

Applications,anAssessment

AmericantoASME/ANSRA-S-2008:

Early

ReleaseFrequencyfor

National

NuclearPowerStandard.

Plant

AmericanSociety of Mechanical Engineers, New York, NY. 2009.
（ ⅱ IAEA Safety Guide SSG-3,

Development and Application of

Level 1 Probabilistic Safety Assessment for Nuclear Power
Plants.

International Atomic Energy Agency, Vienna, Austria,

2010.
（ ⅲ Seismic Probabilistic Risk Assessment Implementation Guide.
EPRI, Palo Alto, CA:2003. 1002989.
（ ⅳ Probabilistic Safety Assessment （ PSA） : Quality and Scope,
Guideline for Swiss Nuclear Installations. Swiss Federal
Nuclear Safety Inspectorate （ ENSI ） , Brugg, Switzerland:
2009.ENSI-A05/e.

添付 3.2.1.1−5−28

添付資料 3.2.1.3−3−1
機器フラジリティの設定における「規格値に含まれる余裕」の考え方について

1.

はじめに
機器フラジリティ評価における強度係数Ｆ Ｓ は，「規格値に含まれる余裕」を考慮して限界応力の中央値を算出している。この「規格値に含まれる余裕」の考え方を以下に示す。

2.

規格値に含まれる余裕の考え方
地震ＰＳＡ学会標準の解説 80「機器材料の限界強度データに基づく現実的耐力の中央値の設定例」に以下の記載がある。

機器フラジリティ評価においては，ステンレス鋼及び高ニッケル合金の場合 1.13，それ以外の材料の場合 1.17 を，「規格値に含まれる余裕」と
添付 3.2.1.3-3−1−1

している。
審査資料の中で，機器フラジリティ評価の例として取り上げた設備の規格値に含まれる余裕は下記のとおりである。

大型機器（原子炉圧力容器）

SUSF304：1.13

静的機器（残留熱除去系熱交換器）SCM435 ：1.17
配管（残留熱除去系海水系配管）

STPT42 ：1.17

添付 3.2.1.3-3−1−2

添付資料 3.2.1.3−3−2
機器フラジリティ評価に用いる比率補正の考え方について

1.

はじめに
機器フラジリティ評価における強度係数Ｆ Ｓ の評価において，耐震バックチェックの耐震評価結果を一様ハザードスペクトルの耐震評価結果に補正するために，比率補正を行っている。比率の算出方法及び比率補正の適用の考え方を以下に示す。

2.

比率の算出方法(1)

応答解析
一様ハザードスペクトル及び耐震バックチェック評価用地震動を用いて原子炉建屋応答解析又は大型機器連成解析を行い，震度，荷重，応答加速度，相対変位を算出する。

(2)

比率の算出
原子炉建屋応答解析又は大型機器連成解析毎の比率の算出方法を以下に示す。

ａ．原子炉建屋応答解析による比率算出方法
原子炉建屋応答解析により求めた震度，応答加速度に対して以下の計算式より比率を算出する。
一様ハザードスペクトルによる原子炉建屋応答解析により求めた
震度，応答加速度比率 ＝

耐震バックチェック評価用地震動による原子炉建屋応答解析により求めた
震度，応答加速度

添付 3.2.1.3-3−2−1

b．大型機器連成解析による比率算出方法
大型機器連成解析により求めた震度，荷重，応答加速度，相対変位に対して以下の計算式より比率を算出する。
一様ハザードスペクトルによる大型機器連成解析により求めた
震度，荷重，応答加速度，相対変位
比率 ＝

3.

耐震バックチェック評価用地震動による大型機器連成解析により求めた
震度，荷重，応答加速度，相対変位比率補正の適用の考え方
比率補正に用いる比率には，個別比率と代表比率があり，それぞれについて適用の考え方を以下に示す。

(1)

個別比率
2.(2)で求めた質点毎の震度，荷重，応答加速度，相対変位の比率の算出
結果を，個別機器に特化した評価に適用できるように，機器の設置レベル，
固有周期等を特定した比率を個別比率として算出する。
個別比率は，代表比率を用いてフラジリティ評価を行った結果を用いて，事故シーケンス評価を行った際に，ＦＶ重要度が高く，過度に保守性を含むような場合に，より現実的な評価となるようにフラジリティの向上を図る目的で使用する。フラジリティ評価において，個別比率を適用した設備
を表 1 に示す。

(2)

代表比率
2.(2)で求めた質点毎の震度，荷重，応答加速度，相対変位の比率の算出
結果から，フラジリティ評価の結果が最も厳しくなる比率を各々選定し，添付 3.2.1.3-3−2−2

代表比率とする。代表比率は，同じ応答（評価手法）を用いて評価する設
備の比率補正に対して，一律適用できる値であり，炉心損傷頻度への寄与が小さい設備に対してフラジリティ評価を効率良く実施することができる。
代表比率の算出結果を表 2 に示す。
なお，ケーブルトレイについては全 炉 心 損 傷 頻 度 へ の 寄 与 が 高 い 設
備 で あ る が ， ケーブルトレイのフラジリティは，ケーブルトレイを支持しているサポートの集合体として，最も耐震裕度の小さいサポートを代表箇所として選定して評価している。ケーブルトレイのサポートは，原子炉建屋の各階層に設置されており，幅広い固有周期を有していることから，機器の設置レベルや固有周期を特定した個別比率ではなく，代表比率での評価が適している。

添付 3.2.1.3-3−2−3表1

個別比率でフラジリティ評価した設備（1／2）

起因事象／
影響緩和機能

設

備

個別比率

解析モデル

格納容器損傷格納容器

1.83

大型機器連成解析

格納容器損傷格納容器スタビライザ

1.83

大型機器連成解析

原子炉圧力容器損傷

原子炉遮へい壁1.75

大型機器連成解析

原子炉圧力容器損傷

原子炉圧力容器スタビライザ

1.52

大型機器連成解析

格納容器バイパス

主蒸気隔離弁0.93

大型機器連成解析

格納容器バイパス

主蒸気系配管0.72

大型機器連成解析

格納容器バイパス

主蒸気ドレン弁（内側）0.49

大型機器連成解析

格納容器バイパス

主蒸気ドレン配管（内側）0.49

大型機器連成解析

格納容器バイパス

原子炉隔離時冷却系蒸気隔離弁

1.25

大型機器連成解析

格納容器バイパス

原子炉隔離時冷却系配管

1.59

原子炉建屋応答解析

格納容器バイパス

原子炉冷却材浄化系隔離弁

1.78

原子炉建屋応答解析

格納容器バイパス

原子炉冷却材浄化系配管

1.51

大型機器連成解析

格納容器バイパス

給水系逆止弁1.47

大型機器連成解析

格納容器バイパス

給水系配管

0.97

大型機器連成解析

再循環系配管1.01

大型機器連成解析

原子炉冷却材浄化系配管

1.51

大型機器連成解析

Ｅｘｃｅｓｓｉｖｅ
ＬＯＣＡ

主蒸気系配管0.72

大型機器連成解析

Ｅｘｃｅｓｓｉｖｅ
ＬＯＣＡ

給水系配管

0.97

大型機器連成解析

Ｅｘｃｅｓｓｉｖｅ
ＬＯＣＡ

原子炉隔離時冷却系配管

1.59

原子炉建屋応答解析

Ｅｘｃｅｓｓｉｖｅ
ＬＯＣＡ

主蒸気ドレン配管（内側）0.49

大型機器連成解析

Ｅｘｃｅｓｓｉｖｅ
ＬＯＣＡ

逃がし安全弁0.93

大型機器連成解析

Ｅｘｃｅｓｓｉｖｅ
ＬＯＣＡ
Ｅｘｃｅｓｓｉｖｅ
ＬＯＣＡ

添付 3.2.1.3-3−2−4表1

個別比率でフラジリティ評価した設備（2／2）

起因事象／
影響緩和機能

設

備

個別比率

解析モデル

スクラム系

制御棒駆動水圧系配管

0.63

大型機器連成解析

スクラム系

制御棒駆動機構ハウジング

1.71

大型機器連成解析

ＨＰＣＳ

高圧炉心スプレイ系逆止弁0.85

大型機器連成解析

ＨＰＣＳ

高圧炉心スプレイ系配管

1.63

原子炉建屋応答解析

ＲＣＩＣ

原子炉隔離時冷却系配管

1.59

原子炉建屋応答解析

ＬＰＣＳ

低圧炉心スプレイ系配管

1.00

原子炉建屋応答解析

残留熱除去系逆止弁0.97

大型機器連成解析

残留熱除去系熱交換器

1.47

原子炉建屋応答解析

残留熱除去系配管

1.00

原子炉建屋応答解析

ＬＰＣＩ
ＲＨＲ
ＬＰＣＩ
ＲＨＲ
ＬＰＣＩ
ＲＨＲ

表2

代表比率の算出結果

算出条件
原子炉建屋応答解析

震度

代表比率

備考

1.77

原子炉建屋内設備の震度で評価する設備の代表比率として設定

大型機器連成解析

震度1.84

炉内構造物の震度で評価する設備の代表比率として設定

大型機器連成解析

せん断力，

荷重

モーメント，

3.24

炉内構造物の荷重で評価する設備の代表比率として設定

軸力
ばね反力

1.83

炉内構造物の荷重で評価する設備の代表比率として設定

グリット反力1.61

炉内構造物の荷重で評価する設備の代表比率として設定

原子炉建屋応答解析，大型機器連成解析3.15備の代表比率として設定

応答加速度

大型機器連成解析 相対変位

床応答スペクトルにて計算する設

1.72

燃料集合体のみ使用

添付 3.2.1.3-3−2−5

添付資料 3.2.1.3−3−3
機能損傷に対するフラジリティ評価で片方向の評価を採用する理由について

1.

はじめに
地震ＰＳＡ学会標準の解説 68「機器の損傷モードの例」において，「上下地震動によって損傷する可能性のある設備については，水平地震動と同様に
上下地震動による損傷にも注意して損傷モードを選定する必要がある。」と記載されている。
一方，「第 3.2.1.1−3 表

建屋・機器リストとフラジリティデータ」には，水平方向と鉛直方向の評価結果うち片方の評価結果を記載していることから，
本理由について以下に示す。

2.

水平方向と鉛直方向のうち，片方の評価結果を採用する理由
機能損傷に対するフラジリティ評価は，地震ＰＳＡ学会標準の記載に従い，
水平方向及び鉛直方向の耐震評価結果のうち，裕度の小さい方向の評価結果を用いて評価を行っている。事故シーケンス評価において機器をモデル化する際には，機器に対して１つのフラジリティの値を入力するため，水平方向及び鉛直方向の厳しい方向のフラジリティを選定して建屋・機器リストに記載している。
なお，「第 3.2.1.1−3 表

建屋・機器リストとフラジリティデータ」において，機能損傷を評価している機器に対しては，評価した方向を識別できるように，評価部位の列に「水平方向評価」と「鉛直方向評価」を記載した。

添付 3.2.1.3-3−3−1

添付資料 3.2.1.4−1
高圧炉心スプレイ系の相関の取扱いについて

1.

はじめに
高圧炉心スプレイ系の関連設備のうち，ケーブルトレイ（区分Ⅲ）及び高圧炉心スプレイ系ディーゼル発電機海水系については，区分Ⅰ／Ⅱの同種設
備と完全相関を仮定している。この考え方を以下に示す。

2.

ケーブルトレイケーブルトレイ（電線管含む）のフラジリティは，ケーブルトレイを支えているサポート部を代表部位として評価している。ケーブルトレイのサポー
トは，区分Ⅰ／Ⅱ／Ⅲに関わらず構造がほぼ同じであり，フラジリティ評価
における機器の耐力がほぼ同じであること，また，ケーブルトレイは原子炉
建屋内の広範囲に渡り張り巡らされており，同一フロア（建屋応答が同じフロア（図 1））内に区分Ⅰ／Ⅱ／Ⅲのケーブルトレイが設置されていることから，設置場所の応答が同じであることを踏まえ，完全相関を仮定した。

3.

高圧炉心スプレイ系ディーゼル発電機海水系
ＤＧＳＷ関連機器とＨＰＣＳ−ＤＧＳＷ関連機器は，ポンプや電動機の構造がほぼ同じであり，フラジリティ評価における機器の耐力がほぼ同じであること，また，設置場所も海水ポンプ室の同一高さに設置されており設置床面の応答が同じであることから，完全相関を仮定した。逆止弁やストレーナ，
配管についても同様の考えを適用している。海水ポンプ室内におけるポンプの配置を図 2 及び図 3 に示す。

添付 3.2.1.4−1−1

添付 3.2.1.4−1−2：ケーブルトレイ（区分Ⅰ）：ケーブルトレイ（区分Ⅱ）：ケーブルトレイ（区分Ⅲ）

ケーブルトレイの端部は上下階層に接続されている。
ケーブルトレイ（区分Ⅲ）はケ
ーブルトレイ（区分Ⅰ及びⅡ）の上部に設置されている。

原子炉建屋
EL.＋13.7m
ケーブル処理室

原子炉建屋
EL.＋13.7m
ケーブル処理室

図1

直流電源系ケーブルトレイ配置図

図2

海水ポンプ室平面図

ＤＧＳＷポンプ−Ｂ

ＡＳＷポンプ−Ａ

ＨＰＣＳ−ＤＧＳＷポンプ
ＡＳＷポンプ−Ｂ

図3

ＡＳＷポンプ−Ｃ
ＤＧＳＷポンプ−Ａ

海水ポンプ室断面図（Ａ−Ａ矢視）添付 3.2.1.4−1−3

3.2.2

津波ＰＲＡ

津波ＰＲＡは，一般社団法人日本原子力学会が発行した「原子力発電所に対する津波を起因とした確率論的リスク評価に関する実施基準：2011」（以下「津波ＰＲＡ学会標準」という。）を参考に評価を実施し，各実施項目については「ＰＲＡの説明における参照事項」（原子力規制庁 平成 25 年 9 月）の記
載事項への適合性を確認した。津波ＰＲＡの評価フローを第 3.2.2−1 図に示す。
なお，今回の津波ＰＲＡでは，津波単独の影響のみを評価しており，地震と津波等の重畳事象は対象としていない。

3.2.2.1(1)

対象プラントと事故シナリオ対象とするプラントの説明
ａ．機器・系統の配置及び形状・設備容量
津波ＰＲＡの実施に当たり，内部事象出力運転時レベル１ＰＲＡにおいて収集した設計，運転・保守管理の情報に加え，耐津波設計やプラン
ト配置の特徴等を踏まえて，津波固有に考慮すべき関連情報を配置関連
設計図書等により収集・分析した。津波ＰＲＡで収集した情報及び情報源を第 3.2.2.1−1 表に示す。
収集したプラント情報に基づき，津波ＰＲＡの評価対象設備として，
内部事象出力運転時レベル１ＰＲＡの評価対象とした設備のほか，耐津波設計としての設計基準対象施設である津波防護施設及び浸水防止設備を選定した。
プラントの設備配置の概略図を第 3.2.2.1−1 図に示す。また，津波防護施設及び浸水防止設備の概要を以下に示す。

3.2.2−1

(a)基準津波による遡上波が設計基準対象施設の設置された敷地に到達及び流入することを防止するために，発電所を取り囲む形で高さT.P.＋20m ※１ （敷地前面東側）〜T.P.＋18m（敷地側面北側・南側）の防潮堤を設置(b)

海と連接する取水路及び放水路等の経路並びに海水ポンプ室及び原子炉建屋への浸水の可能性がある経路（扉，開口部，貫通口等）
からの津波の流入を防止するため，浸水対策を実施

ｂ．プラントウォークダウン(a)プラントウォークダウンの実施手順
津波ＰＲＡでは，上記ａ．において第 3.2.2.1−1 表に示した情報をもとにシナリオを想定しているが，机上検討では確認が難しいプラン
ト情報の取得及び検討した事故シナリオの妥当性を確認するため，以下に示す観点からプラントウォークダウン実施要領書及びチェックシー ト を 作 成 し ， プ ラ ン ト ウ ォ ー ク ダ ウ ン を 実 施 し た 。（ 添 付 資 料
3.2.2.1−1）

(b)

ⅰ)

津波影響の確認ⅱ)

間接的被害の可能性の確認

プラントウォークダウン対象機器の選定
プラントウォークダウンの実施に当たっては，上記(a)に示した観点を考慮して，プラントウォークダウン対象機器の選定フローを作成し，以下に示す機器を調査対象として選定した。プラントウォークダウン※１

本資料中の T.P.と EL.の記載について
T.P.は Tokyo Peil の略で東京湾中等潮位（平均潮位）を示すもので，EL.は Elevation の略で地盤の標高を示すものである。EL.は T.P.±0m を基準としているため T.P.＝EL.となる。これらの資料中における記載は，原則，津波の水位等に関する数値には T.P.を使用し，地盤高さ等に関する数値には EL.を使用している。ただし，防潮堤高さなど津波の水位と比較する場合には，T.P.
で記載している。

3.2.2−2

対象機器の選定フローを第 3.2.2.1−2 図に示す。
ⅰ)

津波影響の確認
・津波が原子炉建屋の 1 階床面高さである EL.＋8.2m に到達した
場合，建屋内浸水が生じ，建屋内の機器が没水，被水により機能喪失するものと仮定している。このため，後述(2)ｃ．に示す
建屋・機器リスト（事故シナリオの明確化及び起因事象の分析
結果に基づき抽出した，津波防護施設，浸水防止設備，起因事
象を引き起こす設備及び起因事象を緩和する設備のリスト）に記載されているもののうち，原子炉建屋外の機器，原子炉建屋
外壁の貫通部等を調査対象とした。
・原子炉建屋内の機器を津波の影響から防護するため，建屋外壁（地下トレンチ取り合い部及び隣接する建屋境界含む。）は建屋
バウンダリとしての機能が要求される。このため，原子炉建屋の 1 階床面高さである EL.＋8.2m 以下の範囲に存在する建屋外
壁の貫通部等を調査対象とした。

ⅱ)

間接的被害の可能性の確認
・津波襲来時に屋外に設置されている機器の津波の波力による離脱，移動等に起因して生じる干渉及び衝突等の間接的な被害の影響を確認するため，漂流物となる可能性のある機器等を調査対象とした。

(c)

プラントウォークダウン結果
プラントウォークダウン用チェックシートに基づき，上記(b)で選定した機器を対象に調査を実施した。調査結果の例として，残留熱除去
系海水系ポンプを対象としたチェックシートを第 3.2.2.1−3 図に示す。また，プラントウォークダウン結果を第 3.2.2.1−2 表に示す。第3.2.2−33.2.2.1−2 表に示したとおり，プラントウォークダウンによって，津波ＰＲＡの評価上特に問題となる箇所は見当たらなかった。

ｃ．今回実施した津波ＰＲＡの前提条件等について
今回実施した津波ＰＲＡについて，主に留意すべき点について以下に示す。（添付資料 3.2.2.1−2）(a)

原子炉は，津波襲来前に地震により自動停止する可能性が高く，自動停止しない場合においても，地震発生から津波襲来までの時間余
裕の間に原子炉を手動停止することから，津波襲来時には原子炉は停止しているものとする。（添付資料 3.2.2.1−3）(b)

地震が安全上重要な設備に及ぼす影響は考慮せず，津波による影響のみを評価する。

(c)

起因事象に対する対応は，設計基準事故対象設備による対応を基本とし，これまでに整備したＡＭ策及び緊急安全対策並びに重大事故等対処設備については，期待しないものとする。

(d)

原子炉建屋の 1 階床面高さである EL.＋8.2m に津波が到達した場合
は，津波が建屋内に浸水し，建屋内の機器が没水，被水により機能喪失するものと仮定した。

(2)

津波により炉心損傷に至る事故シナリオと分析
ａ．事故シナリオの広範な分析・選定及び事故シナリオのスクリーニング
津波特有の事故シナリオを広範に分析・選定するため，津波ＰＲＡ学会標準を参考に，考慮すべき影響として以下に示す直接的影響及び間接的影響を抽出した。
(a)

直接的影響
3.2.2−4

(b)ⅰ)

浸水による設備の没水，被水

ⅱ)

津波波力，流体力，浮力

ⅲ)

海底砂移動

ⅳ)

引き波による水位低下

間接的影響
ⅰ)

洗掘

ⅱ)

漂流物の衝突ⅲ)

津波による高ストレスⅳ)

作業環境の悪化

その上で，直接的影響又は間接的影響ごとに，影響を受ける可能性のある設備と，考えられる事故シナリオを抽出した。津波による事故シナ
リオの抽出結果を第 3.2.2.1−3 表に示す。
なお，直接的影響のうち，海底砂移動及び引き波による水位低下，間接的影響のうち，津波による高ストレス及び作業環境の悪化については，
以下の理由から事故シナリオの対象外とした。
・海底砂移動海底砂移動に関して事故シナリオを検討するためには，取水口が閉塞する津波高さの評価結果が必要となるが，現状では定量的な評価をする手法が整備されていないことから，津波ＰＲＡ学会標準 ※２
に従い，今回の津波ＰＲＡにおいては評価の対象外とした。なお，
基準津波に伴う砂移動については評価を行っており，取水口の開口高さに比べて取水口前面における砂の堆積厚が小さいこと，最大堆※２「 炉心損傷に至るまでの事故進展が不明確，あるいは評価技術が十分でないと判断される事故シナ
リオについては，定量的なスクリーニングに比重をおいて判断せざるを得ないことに留意する。
スクリーニングで除外されない事故シナリオを，事故シーケンス評価の対象とするか，又は，留意事項として報告書等に記載する等，評価技術の成熟度を考慮した取扱いとする。」（津波ＰＲＡ
学会標準 6.2 項より抜粋）

3.2.2−5積量分布から取水口前面の砂の堆積は局所的であることから，閉塞することはないことを確認している。（添付資料 3.2.2.1−4）・引き波による水位低下
海水の潮位が低下して，海水を水源とするポンプ（非常用海水ポ
ンプ ※３ 及び常用海水ポンプ ※４ ）の取水障害が発生し，キャビテーシ
ョンでポンプが機能喪失することとなる。その後の事象進展は，押し波により非常用海水ポンプ又は常用海水ポンプが損傷して発生するシナリオと同じであり，新たな事故シーケンスを発生させるものではないため，対象外とした。（添付資料 3.2.2.1−5）
・津波による高ストレス緩和設備の操作失敗に係る人的過誤確率の評価において考慮する
ため対象外とした。
・作業環境の悪化
事象発生後の作業環境悪化を考慮しなければならない設備（可搬型設備等）には期待していないため，対象外とした。

ｂ．事故シナリオの明確化及び起因事象の分析
上記ａ．における事故シナリオの抽出結果に基づき，津波特有の原因
によって炉心損傷に至る事故シナリオを明確化するとともに，明確化した事故シナリオを対象に津波を起因として炉心損傷に至る起因事象を分析した。事故シナリオの明確化及び起因事象の分析結果を第 3.2.2.1−4
表及び第 3.2.2.1−4 図に示す。
また，抽出した起因事象のスクリーニングの過程を以下に示す。

※３ 残留熱除去系海水系ポンプ（ＲＨＲＳポンプ），非常用ディーゼル発電機用海水ポンプ（ＤＧＳＷポンプ），高圧炉心スプレイ系ディーゼル発電機用海水ポンプ（ＨＰＣＳ−ＤＧＳＷポンプ）※４ 循環水ポンプ，補機冷却系海水ポンプ

3.2.2−6○津波の遡上高さ：〜EL.＋8.2m
津波の敷地内浸水の影響等により海水ポンプ室への浸水が生じ，以下の事象が発生する。
循環水ポンプの機能喪失による「①復水器真空度喪失」
非常用海水ポンプの機能喪失による「②最終ヒートシンク喪失」
補機冷却系海水ポンプの機能喪失による「⑤タービン・サポー
ト系故障」
これらの事象は，海水ポンプ室への浸水に伴い同時に発生するが，津波襲来前に原子炉は既に停止しており，津波ＰＲＡの評価では①，⑤の事象に伴い機能喪失する給・復水系に期待していないことから，緩和設備の機能喪失の要因となる「最終ヒートシンク喪失」を想定して評価する。
○津波の遡上高さ： EL.＋8.2m〜
敷地内へ浸水した津波が EL.＋8.2m 以上の高さに到達した場合，上記の事象に加え，以下の事象が発生する。
変圧器機能喪失による外部電源喪失及び最終ヒートシンク喪失の重畳による「③全交流動力電源喪失」「④ 復水貯蔵タンクの機能喪失，燃料移送系機能喪失」
タービン建屋内機器機能喪失による「⑤タービン・サポート系
故障」「⑥原子炉建屋内浸水による複数の緩和機能喪失（最終ヒート
シンク喪失）」
これらの事象は，津波が EL.＋8.2m 以上の敷地高さまで到達する
ような場合に発生するが，津波ＰＲＡの評価では，原子炉建屋内浸水に伴う原子炉建屋内機器が機能喪失し，全交流動力電源喪失及び3.2.2−7

全緩和設備の機能喪失により直接的に炉心損傷に至る「原子炉建屋
内浸水による複数の緩和機能喪失（最終ヒートシンク喪失）」を想定して評価する。
なお，防潮堤が損傷する場合，上記事象に加え，以下の事象が発生する。
・「⑦防潮堤損傷」
この事象は，津波による防潮堤の損傷により敷地内に多量の津波が流入することで，屋内外の施設が広範囲にわたり浸水し機能喪失する事象である。しかし，屋内外の津波による影響の程度の不確かさが大きく，どの程度の緩和設備に期待できるか厳密に特定することが困難であることから，他の事象と区別して「防潮堤損傷」を想定して評価する。
この結果，スクリーニングで除外されずに残った事故シナリオによる起因事象としては，「最終ヒートシンク喪失」，「原子炉建屋内浸水による複数の緩和機能喪失（最終ヒートシンク喪失）」及び「防潮堤損傷」の 3
事象が選定された。
また，「原子炉建屋内浸水による複数の緩和機能喪失（最終ヒートシンク喪失）」は，津波が原子炉建屋１階床面の高さである EL.＋8.2m に達した場合に建屋内浸水が生じるものとしている。
選定された起因事象の説明を以下に示す。
(a)

最終ヒートシンク喪失

ⅰ）

津波の敷地内浸水の影響（防潮堤越流），津波波力の影響（防潮堤及び防潮扉の損傷，放水路止水機能喪失，取水路止水機能喪失等）により，海水ポンプ室浸水が生じ，非常用海水ポンプの機能喪失による最終ヒートシンク喪失に至る。
3.2.2−8(b)原子炉建屋内浸水による複数の緩和機能喪失（最終ヒートシンク喪
失）ⅰ）

津波の敷地内浸水の影響（防潮堤越流），津波波力の影響（防潮堤及び防潮扉の損傷，放水路止水機能喪失，取水路止水機能喪失
並びに取水路止水機能喪失に引き続く原子炉建屋外壁部止水機能喪失）により，原子炉建屋内浸水が生じ，複数の緩和機能喪失
に至る。

ⅱ）

津波波力の影響，漂流物の衝突の影響（原子炉建屋損傷，排気筒損傷に引き続く原子炉建屋損傷）により，原子炉建屋内浸水が生じ，複数の緩和機能喪失に至る。

(c)

防潮堤損傷

ⅰ）

津波波力の影響（防潮堤及び防潮扉の損傷）により，防潮堤が大規模に損傷し，防潮堤損傷に至る。

ｃ．建屋・機器リストの作成
上記ｂ．における起因事象の分析結果に基づき，津波ＰＲＡの評価対象として，津波防護施設，浸水防止設備，起因事象を引き起こす設備及び起因事象を緩和する設備を選定して，建屋・機器リストを作成した。
建屋・機器リストを第 3.2.2.1−5 表に示す。
（添付資料 3.2.2.1−6，添付資料 3.2.2.1−7）

3.2.2.2(1)

確率論的津波ハザード

確率論的津波ハザード評価の方法
基準津波の年超過確率の算出に用いた確率論的津波ハザード評価については，津波ＰＲＡ学会標準，土木学会（2009，2011，2016），原子力安全基
3.2.2−9

盤機構（2014）（以下「ＪＮＥＳ（2014）」という。），地震調査研究推進本部（2012，2014）等を踏まえて実施した。また，2011 年東北地方太平洋沖地震の発生に伴い，当該地震の発生領域に蓄積していたひずみはほぼ解消
し，今後数百年オーダーの期間に，プレート境界部で 2011 年東北地方太平洋沖地震と同程度の規模のすべりの発生が起こる可能性は小さいことも考
慮した。

(2)

確率論的津波ハザード評価に当たっての主要な仮定
評価対象とする津波発生領域は，敷地に与える津波の影響が大きい日本
海溝沿いの海域とした。津波発生領域は，津波ＰＲＡ学会標準，土木学会（2009）等に示される領域を参考に，以下のように設定した。なお，三陸沖北部から房総沖の領域については，2011 年東北地方太平洋沖地震から得られた知見を踏まえ，プレート間地震と津波地震の連動型地震も考慮した。
ａ．プレート間地震と津波地震の連動型地震(茨城県沖〜房総沖)
ｂ．津波地震(ＪＴＴ)ｃ．海洋プレート内の正断層地震(ＪＴＮＲ)
なお，上記ａ．〜ｃ．以外の領域については，土木学会(2016)に示されるスクリーニング式により，年超過確率に与える影響が微小であることを確認したため，ロジックツリーに含めないこととした。
津波発生領域を第 3.2.2.2−1 図に，ロジックツリーを第 3.2.2.2−2 図，
第 3.2.2.2−3 図に示す。

(3)

確率論的津波ハザード評価結果
防潮堤前面における波源別のハザード曲線及びフラクタイルハザード曲
線をそれぞれ第 3.2.2.2−4 図，第 3.2.2.2−5 図に示す。
3.2.2−10なお，津波ＰＲＡの設置高さや事故シナリオを検討した結果，防潮堤を越流する津波によって発生する起因事象のみを評価対象とすることから，評価位置として防潮堤前面でのハザードを選定した。
3.2.2.3(1)

建屋・機器フラジリティ

評価対象と損傷モードの設定
3.2.2.1(2)ｂ．における起因事象の分析結果（第 3.2.2.1−4 図）及び
3.2.2.1(2)ｃ．で作成した建屋・機器リスト（第 3.2.2.1−4 表）に基づき，評価対象設備の考慮すべき影響（損傷モード）ごとにフラジリティを検討した。なお，事故シナリオのスクリーニングにおいて対象外とした，海底
砂移動及び引き波による水位低下については除外している。建屋・機器のフラジリティ評価結果を第 3.2.2.3−1 表に示す。（添付資料 3.2.2.3−1，
添付資料 3.2.2.3−2，添付資料 3.2.2.3−3）
評価対象設備のフラジリティ検討の結果，津波防護施設及び浸水防止設
備については波力を，また，起因事象を引き起こす設備及び起因事象を緩和する設備については没水，被水を津波による支配的な損傷モードとして
抽出した。

(2)

フラジリティ評価結果抽出した評価対象設備に対する波力，没水，被水の損傷モードについて
は，津波が評価対象設備を損傷又は評価対象設備に到達する津波高さに達した時点で，当該設備が確率 1.0 で損傷すると仮定し，フラジリティ曲線
は，第 3.2.2.3−1 図に示すステップ状とした。
上記を踏まえた建屋・機器のフラジリティ評価結果について，津波高さの区分ごとに整理した。

3.2.2−11ａ．非常用海水ポンプは，津波高さが防潮堤高さである T.P.＋20m を超えた時点で没水，被水により機能喪失する。
ｂ．原子炉建屋内機器は，津波高さが T.P.＋22m を超えた時点で原子炉建屋内浸水が生じ，没水，被水により機能喪失する。
（添付資料 3.2.2.3−4）ｃ．防潮堤は，津波高さが T.P.＋24m を超えた時点で損傷する。
（添付資料
3.2.2.3−2）

3.2.2.4(1)

事故シーケンス

起因事象
ａ．津波高さごとのシナリオ分類
津波高さに応じたプラントへの影響を識別するため，津波高さと敷地内浸水深の関係及び建屋・機器フラジリティを考慮し，プラントへの影
響が同等となる津波高さを分類した。分類した津波区分において発生する起因事象及び事故シナリオについて，第 3.2.2.4−1 表及び第 3.2.2.4−1 図に示す。また，以下に各区分の特徴を示す。
なお，津波高さ T.P.＋20m 以下の津波については，プラントへの影響がないため，津波を起因として炉心損傷に至る事故シーケンスはない。
(a)

津波区分１（津波高さ T.P.＋20m〜T.P.＋22m）
防潮堤位置における津波高さが T.P.+20m を超過する場合，津波が防潮堤を越流し，敷地内浸水が発生する。本津波区分では，ＲＨＲＳポンプ，ＤＧＳＷポンプ及びＨＰＣＳ−ＤＧＳＷポンプが没水，被水して，起因事象「最終ヒートシンク喪失」が発生する。

(b)

津波区分２（津波高さ T.P.＋22m〜T.P.＋24m）
防潮堤位置における津波高さが T.P.＋22m を超過する場合，防潮堤
3.2.2−12

を越流して敷地内の浸水した津波が原子炉建屋 1 階床面高さである EL.
＋8.2m まで到達し，原子炉建屋内への浸水が発生する。本津波区分では，防潮堤の健全性は維持されるものの，起因事象「原子炉建屋内浸水による複数の緩和機能喪失（最終ヒートシンク喪失）」が発生し，直接炉心損傷に至る。
(c)

津波区分３（津波高さ T.P.＋24m〜）
防潮堤位置における津波高さが T.P.＋24m を超過する場合，防潮堤の損傷に伴い多量の海水が敷地内及び原子炉建屋内に浸水する。防潮堤の損傷の有無によりプラントの状況は大きく変化すると考えられることから，本津波区分では，防潮堤耐力を超える津波高さを対象としており，起因事象「防潮堤損傷」の発生により，直接炉心損傷に至る。

ｂ．階層イベントツリーについて選定した起因事象及び津波区分をもとに，津波により発生する起因事
象の影響の大きさを考慮することで階層イベントツリーを作成し，評価を行った。
津波ＰＲＡの階層イベントツリーを第 3.2.2.4−2 図に示す。階層イベ
ントツリーの各ヘディング及び分岐構造に関する考え方は以下のとおり
である。
(a)

防潮堤損傷
津波波力による防潮堤損傷の有無を分岐として設定した。津波波力により防潮堤が損傷し，多量の津波が敷地内に浸水することで，屋内外の施設が広範囲にわたり機能喪失する。防潮堤が損傷した場合，津波の影響の程度を特定することが困難であるため，防潮堤の損傷の有無で事故シーケンスを分類することとした。本事象の発生により，屋
3.2.2−13

内外の施設が広範囲にわたり喪失するため，イベントツリー上では防潮堤損傷後のヘディングの分岐は設けず，直接炉心損傷に至るものとした。
(b)

原子炉建屋内浸水
防潮堤が健全な場合における，防潮堤を越流した津波による原子炉
建屋への浸水の有無を分岐として設定した。津波ＰＲＡでは，原子炉建屋外壁扉及び建屋内の止水対策に期待していないため，津波が原子
炉建屋 1 階床面高さである EL.＋8.2m に到達した時点で建屋内への浸水が発生し，建屋内の複数の緩和機能が喪失すると仮定している。このため，イベントツリー上では原子炉建屋内浸水後のヘディングの分岐は設けず，直接炉心損傷に至るものとした。

(c)

最終ヒートシンク喪失
防潮堤を越流した津波による非常用海水ポンプの機能喪失の有無を分岐として設定した。

(2)

成功基準
炉心損傷防止の成功基準は，内部事象出力運転時レベル１ＰＲＡと津波

ＰＲＡで相違ないため，内部事象出力運転時レベル１ＰＲＡで設定した成功基準を用いることができる。ただし，津波襲来までに原子炉は停止していることから，原子炉停止機能については評価対象とはせず考慮しない。
使命時間については，内部事象出力運転時レベル１ＰＲＡと同様に 24時間とし，機器や外部電源の復旧には期待していない。

(3)

事故シーケンス
津波により発生する起因事象「最終ヒートシンク喪失」のイベントツリ
3.2.2−14

ーを第 3.2.2.4−3 図に示す。「最終ヒートシンク喪失」については，いずれのシーケンスも炉心損傷に至るが，高圧炉心冷却系であるＲＣＩＣの成否により事故シーケンスが異なるため，圧力バウンダリ健全性（逃がし安全弁再閉鎖）及び高圧炉心冷却をヘディングとしてイベントツリーを展開している。なお，圧力バウンダリ健全性（逃がし安全弁再閉鎖）のヘディ
ングについては，逃がし安全弁再閉鎖失敗によりＲＣＩＣの駆動蒸気が喪失し，ＲＣＩＣが機能喪失することを考慮して設定したものである。

(4)システム信頼性解析
システムの非信頼度は，内部事象出力運転時レベル１ＰＲＡと同様の評価を用いた。

(5)

人的過誤
ａ．起因事象発生前の人的過誤
事象発生前における設備の試験・保守作業終了後の復旧忘れ等であり，津波による影響を考慮する必要がないため，内部事象出力運転時レベル
１ＰＲＡと同様の評価を用いた。

ｂ．起因事象発生後の人的過誤
事象発生後における対応操作に対する過誤であり，内部事象出力運転
時レベル１ＰＲＡと同様の対応操作の過誤を想定している。ただし，過誤確率の評価においては，津波襲来後に対応する作業であることを考慮
し，内部事象出力運転時レベル１ＰＲＡと比較して高いストレスレベルを仮定した。起因事象発生後の人的過誤確率を第 3.2.2.4−2 表に示す。

3.2.2−15(6)炉心損傷頻度
ａ．炉心損傷頻度の算出に用いた方法
津波ＰＲＡでは，計算コード RiskSpectrum PSA を用いて，フォールト
ツリー結合法により事故シーケンスを定量化し，炉心損傷頻度を算出した。

ｂ．炉心損傷頻度評価結果
上記のとおりの手順で定量化を行った結果，津波の影響による全炉心損
傷頻度（点推定値）は 4.3E-06／炉年となった。津波区分ごとの評価結果
及び全炉心損傷頻度に対する寄与割合を第 3.2.2.4−3 表及び第 3.2.2.4−4 図に示す。津波区分別の結果では，津波区分 1（津波高さ T.P.＋20m〜T.P.＋22m）の炉心損傷頻度が最も高く約 75％を占め，次いで津波区分２（津波高さ T.P.＋22m〜T.P.＋24m）が約 18％，津波区分３（津波高さ T.P.＋24m〜）が約 8％となった。
また，事故シーケンスごとの炉心損傷頻度及び全炉心損傷頻度に対する寄与割合を第 3.2.2.4−4 表及び第 3.2.2.4−5 図に示す。事故シーケ
ンスごとの炉心損傷頻度は「最終ヒートシンク喪失（蓄電池枯渇後ＲＣ
ＩＣ停止）」の寄与割合が約 74％と最も大きく，次いで「原子炉建屋内浸水による複数の緩和機能喪失（最終ヒートシンク喪失）」の寄与割合が約 18％，「防潮堤損傷」の寄与割合が約 8％となった。

ｃ．重要度解析，不確実さ解析，感度解析
(a)

重要度解析
津波ＰＲＡの重要度解析については，評価対象となる津波高さ以上（T.P.＋20m〜）では，必ず炉心損傷に至るため，重要度解析を実施し3.2.2−16ても有用な情報は得られないと判断し，実施していない。
(b)

不確実さ解析
確率論的津波ハザードの不確かさを考慮し，不確実さ解析を実施した。不確実さ解析の結果を第 3.2.2.4−6 図に示す。全炉心損傷頻度の平均値は 4.3E-06／炉年となり，点推定値と同値となった。また，T.P.
＋20m を超える津波高さでは，確率論的津波ハザードの不確かさが非常に大きいものとなっている。

(c)

感度解析
ベースケースでは地震による直接的影響がないものとして評価しているが，大規模な地震時には地震耐力の小さい外部電源設備が損傷している可能性があることから，津波襲来前に地震により外部電源が喪失すると仮定した感度解析を実施した。（添付資料 3.2.2.4−1）
感度解析結果を第 3.2.2.4−5 表及び第 3.2.2.4−7 図に示す。評価対象となる津波高さ（T.P.＋20m〜）では「最終ヒートシンク喪失」が発生
し，崩壊熱除去機能喪失により必ず炉心損傷に至るため，全炉心損傷
頻度は変わらない。一方，事故シーケンスごとの評価結果については，
地震による外部電源喪失を仮定したことにより津波区分１（津波高さ
T.P.＋20m〜T.P.＋22m）の範囲における，「外部電源喪失＋最終ヒート
シンク（蓄電池枯渇後ＲＣＩＣ停止）」の事故シーケンスが全炉心損傷
頻度の約 74％を占め,支配的となった。

ｄ．まとめ
東海第二発電所の津波ＰＲＡを実施した結果，全炉心損傷頻度の点推定値は，4.3E-06／炉年となった。事故シーケンスとしては，「最終ヒートシンク喪失」が発生し，崩壊熱除去機能喪失により炉心損傷に至るシ
3.2.2−17

ーケンス「最終ヒートシンク喪失（蓄電池枯渇後ＲＣＩＣ停止）」が最も寄与割合が多く，次いで津波が原子炉建屋内に浸水し，「原子炉建屋内浸水による複数の緩和機能喪失（最終ヒートシンク喪失）」により炉心損傷に至るシーケンスの寄与割合が大きくなった。
また，感度解析として地震により外部電源が喪失していると仮定した場合の評価を行った。その結果，外部電源の有無の違いはあるものの，各事故シーケンスの炉心損傷頻度及び全炉心損傷頻度は変わらないことを確認した。
なお，海底砂移動による海水取水機能障害の影響については，事故シナリオの検討で現時点では評価技術が十分でないことから評価対象外としているが，リスク要因となり得ることに留意する必要がある。

3.2.2−18

第 3.2.2.1− 1 表
項目

3.2.2−19※

ＰＲＡ評価作業

津波ＰＲＡで収集した情報及び主な情報源
収集すべき情報

主な情報源

１

対象プラントと事故シナリオ

・津 波 Ｐ Ｒ Ａ の 実 施 に 当 た り 必 要 と さ れ る
設計・運転管理に関する基本的な情報・内部事象出力運転時レベル１ＰＲ
Ａで収集した図書（原子炉設置許可申請書，工事計画認可申請書，保安規定等）
・津波固有に考慮すべき関連図書（配管施工図，据付図，外形図，
配 置 図 ，原 子 炉 建 屋 一 般 配 置 図 等 ）・プラントウォークダウン報告書

２

確率論的津波ハザード

・評 価 対 象 サ イ ト に 影 響 を 与 え 得 る 津 波 を発生させる地震発生様式に関する情報

・下記の参考文献※

３

建屋・機器フラジリティ

・プラント固有の建屋・機器の耐力評価及び応答評価に関する情報
・浸水解析結果

・上記項目１の情報源

４

事故シー
ケンス

a) 事 故 シ ナ リ オ 及 び 起 因 事
象の分析・津 波 時 に 想 定 さ れ る プ ラ ン ト 状 態 で の 必
要な情報・上記項目１の情報源

b)事 故 シ ー ケ ン ス の 分 析
・成功基準の設定
・イベントツリーの作成

・安全系等のシステム使用条件
・システムの現実的な性能
・運転員による緩和操作

・上記項目１の情報源
・既往のＰＲＡ情報

c)シ ス テ ム の モ デ ル 化

・評 価 対 象 プ ラ ン ト に 即 し た 機 器 故 障 モ ード，運転状態d)事 故 シ ー ケ ン ス の 定 量 化

・評価結果の妥当性を確認できる情報

・ 土 木 学 会 原 子 力 土 木 委 員 会 津 波 評 価 部 会 (2 002）： 原 子 力 発 電 所 の 津 波 評 価 技 術
・ 土 木 学 会 原 子 力 土 木 委 員 会 津 波 評 価 部 会 (2 009)： 確 率 論 的 津 波 ハ ザ ー ド 解 析 の 方 法 （ 案 ）・ 土 木 学 会 原 子 力 土 木 委 員 会 津 波 評 価 部 会 (2 011)： 確 率 論 的 津 波 ハ ザ ー ド 解 析 の 方 法・ 原 子 力 安 全 基 盤 機 構 (2 014) ： 確 率 論 的 手 法 に 基 づ く 基 準 津 波 策 定 手 引 き・ 地 震 調 査 研 究 推 進 本 部 地 震 調 査 委 員 会 (2012 ）： 三 陸 沖 か ら 房 総 沖 に か け て の 地 震 活 動 の 長 期 評 価 （ 第 二 版 ） に つ い て・ 地 震 調 査 研 究 推 進 本 部 地 震 調 査 委 員 会 (2014 ）： 全 国 地 震 動 予 測 地 図 2014 年 版 〜 全 国 の 地 震 動 ハ ザ ー ド を 概 観 し て 〜 付 録 １

第 3.2.2.1− 2 表プラントウォークダウン結果
間接的な被害の可能性の確認

津波影響の確認

機器名称等※１

No.

１

残留熱除去系海水系※３

対象機器の図面（配置図・構造図等）との相違※２
図 面 か ら 想 定 し
対 象 建 屋 貫 通 部
た 設 置 高 さ（ フ ロが，図面等から想ア ）と 相 違 無 い か定した状況（貫通損 傷 部 位 の 高 さ
孔の有無，水密化
よ り 低 い 位 置 に処理の有無，設置
損 傷 要 因 と な る高さ）と相違無い部位は無いかか

屋外の構築物，機器の波力に対する耐力の低減要因の確認（周辺環境含む）※２
基 礎 ボ ル ト（ 又 は 設
海水ポンプ室開口
置 面 溶 接 部 ）及 び 支
対象 機器 周辺 の配部・貫通部及び原持 構 造 物 に 外 観 上
管に 外観 上の 異常
子炉建屋貫通部のの 異 常（ 腐 食 ・ 亀 裂
開口部・貫通部の（ 腐 食 ・ 亀 裂 等 ）は
等 ）は な い か（ ボ ル
無いか
止水状態に外観上
ト の 場 合 は 締 め 付の異常はないかけについても確認）

津波襲来時に建物外部にある設備の津波による離脱，
移動等に起因して生じる干渉及び衝突の間接的な被害の可能性はないか

総合評価

Ｙ

Ｎ／Ａ

Ｙ

Ｙ

Ｎ／Ａ

Ｎ／Ａ※６

問題なし

Ｙ

Ｎ／Ａ

Ｙ

Ｙ

Ｎ／Ａ

Ｎ／Ａ※６

問題なし

Ｙ

Ｎ／Ａ

Ｙ

Ｙ

Ｎ／Ａ

Ｎ／Ａ※６

問題なし

Ｙ

Ｎ／Ａ

Ｙ

Ｙ

Ｎ／Ａ

Ｎ／Ａ※６

問題なし

Ｎ／Ａ

Ｎ／Ａ

※ ６

問題なし

※ ７

問題なし

非 常 用 デ ィ ー ゼ ル発 電 機 用
２海水系※２高 圧 炉 心 ス プ レ イ系 デ ィ ー

３４

3.2.2−20

５
６

ゼル発電機用海水系※３
循環水ポンプ
補機冷却系海水ポンプ
海水ポンプ室開口部・貫通部

Ｙ

Ｎ／Ａ

Ｙ

Ｙ

Ｎ／Ａ

Ｙ

Ｎ／Ａ

Ｎ／Ａ

Ｙ

Ｎ／Ａ

Ｎ／Ａ

Ｙ

Ｎ／Ａ

Ｎ／Ａ

Ｙ

Ｎ／Ａ※７

問題なし

Ｙ

Ｎ／Ａ

Ｎ／Ａ※５

Ｎ／Ａ※５

Ｎ／Ａ

Ｎ／Ａ※８

問題なし

Ｎ／Ａ

Ｎ／Ａ

※ ５

Ｎ／Ａ

※ ５

Ｎ／Ａ

Ｎ／Ａ

※ ８

問題なし

Ｎ／Ａ

※ ５

Ｎ／Ａ

※ ５

Ｎ／Ａ

※ ８

問題なし

Ｎ／Ａ

※ ５

Ｎ／Ａ

※ ５

Ｎ／Ａ

※ ８

問題なし

原 子 炉 建 屋 外 壁 貫 通 部（ 原 子
７
８
９
10
11

炉建屋，タービン建屋）※４
起動変圧器，予備変圧器
復水貯蔵タンク
燃料移送系
排気筒

Ｙ
Ｙ
Ｙ

Ｎ／Ａ
Ｎ／Ａ

Ｎ／Ａ
Ｎ／Ａ

【凡例】Ｙ：ＹＥＳ
Ｎ：ＮＯ
Ｕ：調査不可Ｎ／Ａ：対象外※ 1 第 3.2.2.1− 2 図 の プ ラ ン ト ウ ォ ー ク ダ ウ ン 対 象 機 器 の 選 定 フ ロ ー に よ り 抽 出 さ れ る 新 規 設 置 設 備（ 防 潮 堤 ，防 潮 扉 及 び 放 水 路 止 水 対 策 ）は ，プ ラ ン ト ウ ォ ー ク ダ
ウンの対象外とする。
※ 2 津 波 が ， 原 子 炉 建 屋 １ 階 床 面 高 さ で あ る EL.＋ 8.2m に 到 達 し た 時 点 で ， 原 子 炉 建 屋 内 浸 水 が 生 じ ， 建 屋 内 の 機 器 が 没 水 ， 被 水 に よ り 機 能 喪 失 す る と 仮 定 し て い る
た め ， 高 さ EL.＋ 8.2m ま で の 範 囲 に つ い て 確 認 し た 。
※3 海水ポンプ及び海水ポンプ室内の関連機器を含む。
※4 地下トレンチ取り合い部及び隣接する建屋境界含む。
※ 5 津 波 が ， EL.＋ 8.2m に 到 達 し た 時 点 で ， 原 子 炉 建 屋 内 浸 水 が 生 じ ， 建 屋 内 の 機 器 が 没 水 ， 被 水 に よ り 機 能 喪 失 す る た め 調 査 対 象 外 と し た 。
※6 漂流物の衝突等による間接的な被害が生じる前に，没水，被水により当該機器は機能喪失するため調査対象外とした。
※7 漂流物の衝突等による間接的な被害が生じる可能性がないため，調査対象外とした。
※8 漂流物の衝突等による間接的な被害が生じる前に，原子炉建屋内浸水が生じ，建屋内機器の没水，被水により機能喪失するため，調査対象外とした。

第 3.2.2.1− 3 表
津波の
影響
直接的

影響の
種類
1. 浸 水 に
よ る 設
備 の 没
水 ， 被
水

建屋・構築物，機器・配管系への影響
設備の動的機能喪失
電気設備の発電／送電機能喪失

津 波 に よ る 事 故 シ ナ リ オ の 抽 出 結 果 （ 1／ 5）

影響を受ける可能性のある設備(1 ) 循 環 水 ポ ン プ(2 ) 補 機 冷 却 系 海
水ポンプ(3 ) 非 常 用 海 水 系※１

3.2.2−21(4 ) 起 動 変 圧 器 ，
予備変圧器(5 ) 燃 料 移 送 ポ ンプ(6 ) タ ー ビ ン 建 屋
内機器

2. 津 波 波
力 ， 流
体 力 ，
浮力

建 屋 ・構 築 物 ，機 器 の構造的損傷(7 ) 原 子 炉 建 屋 内
機器(8 ) 防 潮 堤 及 び 防
潮扉(9 ) 放 水 路 止 水 対策（構内排水路止水対策含む）※1

考えられるシナリオ① 津 波 の 防 潮 堤 越 流 に よ り 海 水 ポ ン プ 室 浸 水 が 生 じ ，循 環 水 ポ ン
プの機能喪失による復水器真空度喪失が発生する。
① 津 波 の 防 潮 堤 越 流 に よ り 海 水 ポ ン プ 室 浸 水 が 生 じ ，補 機 冷 却 系
海 水 ポ ン プ の 機 能 喪 失 に よ る タ ー ビ ン・サ ポ ー ト 系 故 障 が 発 生する。
① 津 波 の 防 潮 堤 越 流 に よ り 海 水 ポ ン プ 室 浸 水 が 生 じ ，非 常 用 海 水
ポンプの機能喪失による最終ヒートシンク喪失が発生する。
① 津 波 の 防 潮 堤 越 流 に よ り 敷 地 内 浸 水 が 生 じ ，起 動 変 圧 器 及 び 予
備変圧器の機能喪失による外部電源喪失が発生する。
① 津 波 の 防 潮 堤 越 流 に よ り 敷 地 内 浸 水 が 生 じ ，燃 料 移 送 ポ ン プ の機能喪失による燃料移送系機能喪失が発生する。
① 津 波 の 防 潮 堤 越 流 に よ り タ ー ビ ン 建 屋 内 浸 水 が 生 じ ，タ ー ビ ン
建 屋 内 機 器 の 機 能 喪 失 に よ る タ ー ビ ン・サ ポ ー ト 系 故 障 が 発 生する。
① 津 波 の 防 潮 堤 越 流 に よ り 原 子 炉 建 屋 内 浸 水 が 生 じ ，複 数 の 緩 和系機器の機能喪失が発生する。
①津波波力により防潮堤及び防潮扉が損傷する。
② ① に よ り 海 水 ポ ン プ 室 浸 水 ，タ ー ビ ン 建 屋 内 浸 水 及 び 原 子 炉 建
屋 内 浸 水 が 生 じ る 。そ の 後 の シ ナ リ オ は ，１ ．浸 水 に よ る 設 備の没水，被水と同じ。
③ 津 波 波 力 に よ り 防 潮 堤 が 損 傷 し ，敷 地 内 に 多 量 の 津 波 が 流 入 す
る こ と で ，屋 外 内 の 施 設 が 広 範 囲 に わ た り 浸 水 し 機 能 喪 失 す る
防潮堤損傷が発生する。
①津波波力により放水路止水機能が喪失する。
② ① に よ り 海 水 ポ ン プ 室 浸 水 ，敷 地 浸 水 ，タ ー ビ ン 建 屋 内 浸 水 及
び 原 子 炉 建 屋 内 浸 水 が 生 じ る 。そ の 後 の シ ナ リ オ は ，１ ．浸 水による設備の没水，被水と同じ。

非 常 用 海 水 系 と は ， 残 留 熱 除 去 系 海 水 系 ポ ン プ （ Ｒ Ｈ Ｒ Ｓ ポ ン プ ）， 非 常 用 デ ィ ー ゼ ル 発 電 機 用 海 水 ポ ン プ （ Ｄ Ｇ Ｓ Ｗ ポ ン プ ）， 高 圧 炉
心スプレイ系ディーゼル発電機用海水ポンプ（ＨＰＣＳ−ＤＧＳＷポンプ）及び海水ポンプ室内の関連機器を含む。以下，同じ。

第 3.2.2.1− 3 表
津波の
影響
直接的

影響の
建屋・構築物，機器
種類
・配管系への影響
2. 津 波 波 建 屋 ・ 構 築 物 ， 機 器 ・力 ， 流 配管系の構造的損傷
体 力 ， （つづき）
浮力
（つづき）

津 波 に よ る 事 故 シ ナ リ オ の 抽 出 結 果 （ 2／ 5）

影響を受ける可能性のある設備(1 0 ) 取 水 路 止 水
対 策（ 海 水 取
水 ピ ッ ト 止
水対策含む）(1 1 ) 原 子 炉 建 屋
外 壁 部 止 水対策

3.2.2−22(1 2 )起 動 変 圧 器 ，
予備変圧器(1 3 ) 復 水 貯 蔵 タ
ンク(1 4 )燃 料 移 送 系※２(1 5 ) タ ー ビ ン 建
屋(1 6 )原 子 炉 建 屋※2考えられるシナリオ①津波波力により取水路止水機能が喪失する。
② ① に よ り 海 水 ポ ン プ 室 浸 水 ，敷 地 浸 水 ，タ ー ビ ン 建 屋 内 浸 水 及
び 原 子 炉 建 屋 内 浸 水 が 生 じ る 。そ の 後 の シ ナ リ オ は ，１ ．浸 水による設備の没水，被水と同じ。
① 津 波 波 力 に よ り 取 水 路 止 水 機 能 が 喪 失 し ，引 き 続 き 原 子 炉 建 屋
外壁部止水対策の機能が喪失する。
② ① に よ り 原 子 炉 建 屋 内 浸 水 が 生 じ る 。そ の 後 の シ ナ リ オ は ，１ ．
浸 水 に よ る 設 備 の 没 水 ， 被 水 の (7 ) 原 子 炉 建 屋 内 機 器 と 同 じ 。
①津波波力により起動変圧器及び予備変圧器が損傷する。
②①により，変圧器機能喪失が生じ，外部電源喪失が発生する。
①津波波力により復水貯蔵タンクが損傷する。
② ① に よ り ，復 水 貯 蔵 タ ン ク 機 能 喪 失 が 生 じ ，こ れ を 水 源 と す る
機器の機能喪失が発生する。
①津波波力により燃料移送ポンプが損傷する。
② ① に よ り ，燃 料 移 送 系 機 能 喪 失 が 生 じ ，非 常 用 デ ィ ー ゼ ル 発 電機の機能喪失が発生する。
①津波波力によりタービン建屋が損傷する。
②①によりタービン建屋内浸水が生じる。その後のシナリオは，
１ ． 浸 水 に よ る 設 備 の 没 水 ， 被 水 の (6)タ ー ビ ン 建 屋 内 機 器 と同じ。
①津波波力により原子炉建屋が損傷する。
② ① に よ り 原 子 炉 建 屋 内 浸 水 が 生 じ る 。そ の 後 の シ ナ リ オ は ，１ ．
浸 水 に よ る 設 備 の 没 水 ， 被 水 の (7 ) 原 子 炉 建 屋 内 機 器 と 同 じ 。

燃料移送系とは，燃料移送ポンプ及び関連設備を含む。以下，同じ。

第 3.2.2.1− 3 表
津波の
影響
直接的

津 波 に よ る 事 故 シ ナ リ オ の 抽 出 結 果 （ 3／ 5）

3.2.2−23

影響の建屋・構築物，機器
種類
・配管系への影響
2. 津 波 波 建 屋 ・ 構 築 物 ， 機 器 ・力 ， 流 配管系の構造的損傷
体 力 ，
（つづき）
浮力
（つづき）

影響を受ける可能性のある設備(1 7 )排 気 筒

3. 海 底 砂移動※３

海水取水設備の機能喪失

4. 引 き 波
に よ る
水 位 低
下※４

海水取水設備の機能喪失(1 8 ) 循 環 水 ポ ン
プ(1 9 ) 補 機 冷 却 系
海水ポンプ(2 0 ) 非 常 用 海 水
ポンプ(2 1 ) 循 環 水 ポ ンプ(2 2 ) 補 機 冷 却 系
海水ポンプ(2 3 ) 非 常 用 海 水
ポンプ

考えられるシナリオ①津波波力により排気筒が損傷する。
②①によりタービン建屋が損傷し，タービン建屋内浸水が生じる 。そ の 後 の シ ナ リ オ は ，１ ．浸 水 に よ る 設 備 の 没 水 ，被 水 の(6 ) タ ー ビ ン 建 屋 内 機 器 と 同 じ 。
③ ① に よ り 原 子 炉 建 屋 が 損 傷 し ，原 子 炉 建 屋 内 浸 水 が 生 じ る 。その 後 の シ ナ リ オ は ， １ ． 浸 水 に よ る 設 備 の 没 水 ， 被 水 の ( 7) 原
子炉建屋内機器と同じ。
① 海 底 砂 移 動 に よ り 海 水 取 水 機 能 障 害 が 生 じ ，循 環 水 ポ ン プ の 機
能喪失による復水器真空度喪失が発生する。
① 海 底 砂 移 動 に よ り 海 水 取 水 機 能 障 害 が 生 じ ，補 機 冷 却 系 海 水 ポ
ンプの機能喪失によるタービン・サポート系故障が発生する。
① 海 底 砂 移 動 に よ る 海 水 取 水 機 能 障 害 が 生 じ ，非 常 用 海 水 ポ ン プの機能喪失による最終ヒートシンク喪失が発生する。
① 引 き 波 に よ る 水 位 低 下 に よ り 海 水 取 水 機 能 障 害 が 生 じ ，循 環 水
ポンプの機能喪失による復水器真空度喪失が発生する。
① 引 き 波 に よ る 水 位 低 下 に よ り 海 水 取 水 機 能 障 害 が 生 じ ，補 機 冷却 系 海 水 ポ ン プ の 機 能 喪 失 に よ る タ ー ビ ン・サ ポ ー ト 系 故 障 が発生する。
① 引 き 波 に よ る 水 位 低 下 に よ り 海 水 取 水 機 能 障 害 が 生 じ ，非 常 用
海水ポンプの機能喪失による最終ヒートシンク喪失が発生する。

※3

海底砂移動は，現時点では評価技術が十分でないため，津波ＰＲＡ学会標準に従い，今回の津波ＰＲＡにおいては評価の対象外とした。

※4

引 き 波 に よ る 水 位 低 下 は ，押 し 波 に よ り 非 常 用 海 水 ポ ン プ 又 は 常 用 海 水 ポ ン プ が 損 傷 し て 発 生 す る シ ナ リ オ と 同 じ で あ り ，新 た な 事 故 シーケンスを発生させるものではないため，対象外とした。

第 3.2.2.1− 3 表
津波の
影響
間接的

津 波 に よ る 事 故 シ ナ リ オ の 抽 出 結 果 （ 4／ 5）

影響の種類
5. 洗 掘建屋・構築物，機器・配管系への影響
建 屋 ・構 築 物 ，機 器 ・配管系の構造的損傷

影響を受ける可能性のある設備(2 4 ) 防 潮 堤 及 び
防潮扉

6. 漂 流 物の衝突

建 屋 ・ 構 築 物 ，機 器 ・配管系の構造的損傷(2 5 )防 潮 堤 ・ 防 潮
扉

3.2.2−24(2 6 )起 動 変 圧 器 ，
予備変圧器(2 7 ) 復 水 貯 蔵 タ
ンク(2 8 )燃 料 移 送 系※２(2 9 ) タ ー ビ ン 建
屋(3 0 )原 子 炉 建 屋考えられるシナリオ①洗掘により防潮堤・防潮扉が損傷する。
② ① に よ り 海 水 ポ ン プ 室 浸 水 ，タ ー ビ ン 建 屋 内 浸 水 及 び 原 子 炉 建
屋 内 浸 水 が 生 じ る 。そ の 後 の シ ナ リ オ は ，１ ．浸 水 に よ る 設 備の没水，被水と同じ。
③ 洗 掘 に よ り 防 潮 堤 が 損 傷 し ，敷 地 内 に 多 量 の 津 波 が 流 入 す る こと で ，屋 外 内 の 施 設 が 広 範 囲 に わ た り 浸 水 し 機 能 喪 失 す る 防 潮
堤損傷が発生する。
①漂流物の衝突により防潮堤・防潮扉が損傷する。
② ① に よ り 海 水 ポ ン プ 室 浸 水 ，タ ー ビ ン 建 屋 内 浸 水 及 び 原 子 炉 建
屋 内 浸 水 が 生 じ る 。そ の 後 の シ ナ リ オ は ，１ ．浸 水 に よ る 設 備の没水，被水と同じ。
③ 漂 流 物 の 衝 突 に よ り 防 潮 堤 が 損 傷 し ，敷 地 内 に 多 量 の 津 波 が 流
入 す る こ と で ，屋 外 内 の 施 設 が 広 範 囲 に わ た り 浸 水 し 機 能 喪 失する防潮堤損傷が発生する。
①漂流物の衝突により起動変圧器及び予備変圧器が損傷する。
②①により，変圧器機能喪失が生じ，外部電源喪失が発生する。
①津波波力により復水貯蔵タンクが損傷する。
② ① に よ り ，復 水 貯 蔵 タ ン ク 機 能 喪 失 が 生 じ ，こ れ を 水 源 と す る
機器の機能喪失が発生する。
①漂流物の衝突により燃料移送ポンプが損傷する。
② ① に よ り ，燃 料 移 送 系 機 能 喪 失 が 生 じ ，非 常 用 デ ィ ー ゼ ル 発 電機の機能喪失が発生する。
①漂流物の衝突によりタービン建屋が損傷する。
②①によりタービン建屋内浸水が生じる。その後のシナリオは，
１ ． 浸 水 に よ る 設 備 の 没 水 ， 被 水 の (6)タ ー ビ ン 建 屋 内 機 器 と同じ。
①漂流物の衝突により原子炉建屋が損傷する。
② ① に よ り 原 子 炉 建 屋 内 浸 水 が 生 じ る 。そ の 後 の シ ナ リ オ は ，１ ．
浸 水 に よ る 設 備 の 没 水 ， 被 水 の (7 ) 原 子 炉 建 屋 内 機 器 と 同 じ 。

第 3.2.2.1− 3 表
津波の
影響
間接的

影響の
建屋・構築物，機器
種類
・配管系への影響
6. 漂 流 物 建 屋 ・ 構 築 物 ， 機 器 ・の衝突
配管系の構造的損傷（つづき） （つづき）

3.2.2−25

7. 津 波 に
よ る 高
ス ト レ
ス
8. 作 業 環
境 の 悪化

津 波 に よ る 事 故 シ ナ リ オ の 抽 出 結 果 （ 5／ 5）

影響を受ける可能性のある設備(3 1 )排 気 筒

運転員等の操作失敗−

運転員等の回復操作
失敗−考えられるシナリオ①漂流物の衝突により排気筒が損傷する。
②①によりタービン建屋が損傷し，タービン建屋内浸水が生じる 。そ の 後 の シ ナ リ オ は ，１ ．浸 水 に よ る 設 備 の 没 水 ，被 水 の(6 ) タ ー ビ ン 建 屋 内 機 器 と 同 じ 。
③ ① に よ り 原 子 炉 建 屋 が 損 傷 し ，原 子 炉 建 屋 内 浸 水 が 生 じ る 。その 後 の シ ナ リ オ は ， １ ． 浸 水 に よ る 設 備 の 没 水 ， 被 水 の ( 7) 原
子炉建屋内機器と同じ。
① 津 波 に よ る 高 ス ト レ ス は ，緩 和 設 備 の 操 作 失 敗 に 係 る 人 的 過 誤確率の評価において考慮するため，シナリオから除外する。

① 事 象 発 生 後 の 作 業 環 境 悪 化 を 考 慮 し な け れ ば な ら な い 設 備（ 可
搬 型 設 備 等 ）に つ い て は 期 待 し て い な い た め ，シ ナ リ オ か ら 除外する。

第 3.2.2.1− 4 表
津波の遡上高さ

津波による影響を受ける建屋・機器及び発生する起因事象

循環水ポンプ〜 EL. ＋ 8 .2m

起因事象※

津波による影響を受ける建屋・機器

非常用海水ポンプ（ Ｒ Ｈ Ｒ Ｓ ，Ｄ Ｇ Ｓ Ｗ ，Ｈ Ｐ Ｃ Ｓ − Ｄ Ｇ Ｓ Ｗ ）補機冷却系海水ポンプ（① 復水器真空度喪失）② 最終ヒートシンク喪失（⑤ タービン・サポート系喪失）（① 復水器真空度喪失）（② 最終ヒートシンク喪失）（⑤ タービン・サポート系喪失）

3.2.2−26

EL.＋ 8.2 m〜

起動変圧器，予備変圧器（③ 全交流動力電源喪失）

燃料移送系（外部電源喪失＋最終ヒートシンク喪失）

復水貯蔵タンク（④ −）

タービン建屋（燃料移送系，復水貯蔵タンク損傷に伴う原子炉建屋

緩和設備の機能喪失）⑥ 原子炉建屋内浸水による複数の緩和機
能喪失（最終ヒートシンク喪失）⑦ 防潮堤損傷※

下線の起因事象は，津波の遡上高さが高くなることにより新たに発生する起因事象となる。
ま た ，（ ） 内 の 起 因 事 象 は ， 同 時 に 発 生 す る 可 能 性 が あ る が ， 他 の 起 因 事 象 で 発 生 す る 影 響 に 包 含 さ れる起因事象となる。

第 3.2.2.1− 5 表
区

分

No .
1
2

津波防護施
設及び浸水
防止設備

3

4
5
6

7
起因事象を
引き起こす
設備

フロントライン系
起因事象
を緩和す
る設備

建 屋 ・ 機 器 リ ス ト （ 1／ 2）
設置場所※１

設置場所の高さ※１（ E L. ）

−

屋外

−

−

屋外

−

−

海水ポンプ室
及び屋外

−

−

原子炉建屋
及び屋外

−

ポンプ

海水ポンプ室＋ 0. 8mポンプ

海水ポンプ室＋ 0. 8mポンプ

海水ポンプ室＋ 0. 8m

建屋・機器（系統）名称
防潮堤及び防潮扉
放水路止水対策（構内排水路止水対策含む）
取 水 路 止 水 対 策（ 海 水 引 込 み 管 ，
緊急用海水取水管止水対策含む）
原子炉建屋外壁部（地下部分）
止水対策（隣接する建屋境界部含む）
残留熱除去系海水系（海水ポンプ及び関連機器含む）
非常用ディーゼル発電機用海水系（海水ポンプ及び関連機器含
む）
高圧炉心スプレイ系ディーゼル
発電機用海水系（海水ポンプ及び関連機器含む）

サポート系

8

循環水ポンプポンプ

海水ポンプ室＋ 0. 8m

9

補機冷却系海水ポンプ

ポンプ

海水ポンプ室＋ 0. 8m10起動変圧器，予備変圧器

変圧器

屋外

＋ 8.2 m

11

原子炉建屋

１階床面

−

＋ 8.2 m12

タービン建屋

１階床面−＋ 8.2 m

13

排気筒

排気筒

屋外

＋ 8.5 m14

高圧炉心スプレイ系

原子炉建屋（地下２階）− 4 .0 m

15

原子炉隔離時冷却系

原子炉建屋（地下２階）− 4 .0 m

16

低圧炉心スプレイ系

原子炉建屋（地下２階）− 4 .0 m

17低圧注水系（残留熱除去系）

原子炉建屋（地下２階）− 4 .0 m

18

自動減圧系

制御盤

原子炉建屋
（２階）

＋ 1 8.0 m

19

復水貯蔵タンクタンク

屋外＋ 3.0 m20

燃料移送系

タ ン ク ，ポンプ

屋外

＋ 8.3 m

21

直流電源系

分電盤

原子炉建屋
（地下２階）− 4 .0 m

22

非常用交流電源系

ディーゼ
ル発電設
備

原子炉建屋
（地下２階）− 4 .0 m

3.2.2−27

ポ ン プ ，電動 弁 ，空 調
機
ポンプ，
タービン，
電 動 弁 ，器
具 ，分 電 盤
ポ ン プ ，電動 弁 ，空 調機
ポ ン プ ，電動 弁 ，空 調機第 3.2.2.1− 5 表
区

分

N o.

建 屋 ・ 機 器 リ ス ト （ 2／ 2）

建屋・機器（系統）名称

設置場所※１

設置場所の高さ※１（ E L. ）残留熱除去系海水系（海水ポンポンプ
海水ポンプ室＋ 0 .8 m
プ及び関連機器含む）
残留熱除去系海水系（原子炉建
原子炉建屋
24
熱交換器
− 4 .0 m
屋内設置機器）（地下２階）
非常用ディーゼル発電機用海水25系（海水ポンプ及び関連機器含ポンプ
海水ポンプ室＋ 0 .8 m
む）
起因事象
非常用ディーゼル発電機用海水
原子炉建屋
を緩和す
26
系（原子炉建屋附属棟内設置機
熱交換器− 4 .0 m（地下２階）る設備器）
高圧炉心スプレイ系ディーゼル
27
発電機用海水系（海水ポンプ及ポンプ
海水ポンプ室＋ 0 .8 m
び関連機器含む）
高圧炉心スプレイ系ディーゼル
原子炉建屋
28
発電機用海水系（原子炉建屋内
熱交換器− 4 .0 m（地下２階）
設置機器）※ 1 設 置 場 所 の 高 さ は ，工 事 計 画 認 可 申 請 書 ，配 管 施 工 図 ，配 置 図 ，据 付 図 等 を
23

サポート系

元 に 調 査 し ，没 水 ・ 被 水 に よ る 機 能 喪 失 に 着 目 し て ，当 該 機 器 の 設 置 床 面 の
高 さ を 記 載 し て い る 。（ 添 付 資 料 3 .2 .2 .1 − 7 ）な お ，複 数 の 機 器 が 異 な る 高 さ に 設 置 さ れ て い る 場 合 は ，今 回 の 津 波 Ｐ Ｒ Ａの評価の前提条件を踏まえ，以下の方針で記載している。
＜海水ポンプ室＞
防 潮 堤 越 流 に よ り ，海 水 ポ ン プ 室 内 の 機 器 が 没 水 ，被 水 す る た め ，複 数 の機 器 が 異 な る 高 さ に 設 置 さ れ て い る 場 合 は ，最 も 低 い 位 置 に 設 置 さ れ て いる設備の設置床面の高さを記載している。
＜原子炉建屋＞
原 子 炉 建 屋 の １ 階 床 面 高 さ で あ る EL . ＋ 8 . 2m に 津 波 が 到 達 し た 場 合 は ，津波 が 建 屋 内 に 浸 水 し ，建 屋 内 の 機 器 が 没 水 ，被 水 に よ り 機 能 喪 失 す る も のと 仮 定 し て い る こ と か ら ，複 数 の 機 器 が 異 な る 高 さ に 設 置 さ れ て い る 場 合
は ，最 も 低 い 位 置 に 設 置 さ れ て い る 設 備 の 設 置 床 面 の 高 さ を 記 載 し て い る 。
＜建屋本体＞
原 子 炉 建 屋 及 び タ ー ビ ン 建 屋 に つ い て は ，地 上 １ 階 の 床 面 高 さ と し て い る 。

3.2.2−28

第 3.2.2.3− 1 表
区分

No .

設備名称

津波防護施
設及び浸水
防止設備

1

防潮堤及び
防潮扉

3.2.2−29※1

建 屋 ・ 機 器 フ ラ ジ リ テ ィ 評 価 結 果 （ 1／ 11）

津波損傷モード

建屋・機器フラジリティ

備考

津 波 の 敷 地 内 浸 水 を 防 止 す る も の で あ り ，没 水 ，被 水 で は 機 能 喪 失しないため，評価対象外とした。
防 潮 堤 に つ い て は ，防 潮 堤 位 置 に お け る 津 波 高 さ T . P .＋ 24 m ま で の耐 力 を 確 保 す る 設 計 と し て い る た め ，原 子 炉 建 屋 が 浸 水 す る 津 波 高
波力，流体○さ T. P. ＋ 22 m に 対 し て も 健 全 性 を 確 保 で き る 。な お ，本 損 傷 モ ー ド※1力，浮力の 発 生 前 に 津 波 の 防 潮 堤 越 流 に よ る 没 水 ，被 水 に よ り ，起 因 事 象 を引き起こす設備及び起因事象を緩和する設備が機能喪失する。
機 能 喪 失 要 因 と な る 可 能 性 が あ る が ，洗 掘 防 止 対 策 を 講 じ る 設 計 と洗掘（○）
しているため，支配的な損傷モードとならない。
機 能 喪 失 要 因 と な る 可 能 性 が あ る が ，漂 流 物 の 衝 突 を 考 慮 し た 設 計
漂流物
（○）
※1
としているため，支配的な損傷モードとならない。
2
放水路止水
津 波 の 敷 地 内 浸 水 を 防 止 す る も の で あ り ，没 水 ，被 水 で は 機 能 喪 失
没水，被水−
対 策（ 構 内 排しないため，評価対象外とした。
水路止水対
機 能 喪 失 要 因 と な る 可 能 性 が あ る が ，防 潮 堤 耐 力 を 超 え る 津 波 を 考
策含む）
波力，流体
慮 し た 設 計 と し て い る 。な お ，本 損 傷 モ ー ド の 発 生 前 に 津 波 の 防 潮
（○）
※1
力，浮力
堤 越 流 に よ る 没 水 ，被 水 に よ り ，起 因 事 象 を 引 き 起 こ す 設 備 及 び 起因事象を緩和する設備が機能喪失する。
放 水 ピ ッ ト 及 び 構 内 排 水 路 に は ，洗 掘 は 生 じ な い た め ，評 価 対 象 外
洗掘
−
とした。
放 水 ピ ッ ト 及 び 構 内 排 水 路 に は ，漂 流 物 は 衝 突 し な い た め ，評 価 対
漂流物−
象外とした。
添 付 資 料 3 . 2 .2 . 3− 1「 防 潮 堤 に 対 す る 漂 流 物 の 衝 突 影 響 評 価 に 用 い る 漂 流 物 の 選 定 に つ い て 」及 び 添 付 資 料 3 .2 . 2. 3 − 2「 防潮堤及び津波流入経路止水対策の耐力について」参照。
没水，被水

−

第 3.2.2.3− 1 表
区分

No.

設備名称

津波防護施
設及び浸水
防止設備
（つづき）

3

取水路止水
対策（海水
取水ピット
止水対策含
む）

3.2.2−30

4

起因事象を
引き起こす
設備

5

原子炉建屋
外壁部（地
下部分）止
水対策（隣
接する建屋
境 界 部 含む）
残留熱除去
系 海 水 系
（海水ポン
プ及び海水
ポンプ室内
関連機器含
む）

建 屋 ・ 機 器 フ ラ ジ リ テ ィ 評 価 結 果 （ 2／ 11）

津波損傷モード
没水，被水

−

波力，流体
力，浮力

（○）

洗掘

−

漂流物

−

没水，被水

−

波力，流体
力，浮力

（○）

建屋・機器フラジリティ
津波の海水ポンプ室及び敷地内浸水を防止するものであり，没水，被水では機能喪失しないため，評価対象外とした。
機 能 喪 失 要 因 と な る 可 能 性 が あ る が ，防 潮 堤 耐 力 を 超 え る 津 波 を
考 慮 し た 設 計 と し て い る 。な お ，本 損 傷 モ ー ド の 発 生 前 に 津 波 の防 潮 堤 越 流 に よ る 没 水 ，被 水 に よ り ，起 因 事 象 を 引 き 起 こ す 設 備
及び起因事象を緩和する設備が機能喪失する。
海 水 ポ ン プ 室 及 び 海 水 取 水 ピ ッ ト に は ，洗 掘 は 生 じ な い た め ，評
価対象外とした。
海水ポンプ室及び海水取水ピットには，漂流物は衝突しないた
め，評価対象外とした。
津 波 の 原 子 炉 建 屋 内 浸 水 を 防 止 す る も の で あ り ，没 水 ，被 水 で は機能喪失しないため，評価対象外とした。
機 能 喪 失 要 因 と な る 可 能 性 が あ る が ，取 水 路 止 水 対 策 が 損 傷 し た
場合に生じるものであるため，可能性は小さいと想定した。
原 子 炉 建 屋 地 下 部 で あ り ，洗 掘 の 影 響 は 生 じ な い た め ，評 価 対 象
外とした。
原子炉建屋地下トレンチ取り合い部及び隣接建屋境界に対する止水対策であり，漂流物は衝突しないため，評価対象外とした。
防 潮 堤 高 さ T .P . ＋ 20 m を 超 え る 津 波 の 越 流 に よ り ，海 水 ポ ン プ 室
浸水が生じ，機能喪失する。
本 損 傷 モ ー ド の 発 生 前 に 没 水 ，被 水 に よ り 残 留 熱 除 去 系 海 水 系 は機能喪失するため，評価対象外とした。

洗掘

−

漂流物

−

没水，被水

○

波力，流体
力，浮力

−

洗掘

−

海 水 ポ ン プ 室 内 で あ り ，洗 掘 は 生 じ な い た め ，評 価 対 象 外 と し た 。

漂流物−

海 水 ポ ン プ 室 内 で あ り ，漂 流 物 は 衝 突 し な い た め ，評 価 対 象 外 と
した。

備考

※1

第 3.2.2.3− 1 表
区分

No.

設備名称

起因事象を
引き起こす
設備
（つづき）

6

非常用ディ
ーゼル発電
機用海水系
（海水ポン
プ及び海水
ポンプ室内
関連機器含
む）

7

3.2.2−31
8

高圧炉心ス
プレイ系デ
ィーゼル発
電機用海水
系（海水ポ
ンプ及び海
水ポンプ室
内関連機器
含む）
循環水ポン
プ

建 屋 ・ 機 器 フ ラ ジ リ テ ィ 評 価 結 果 （ 3／ 11）

津波損傷モード

建屋・機器フラジリティ
防 潮 堤 高 さ T .P . ＋ 20 m を 超 え る 津 波 の 越 流 に よ り ，海 水 ポ ン プ 室
浸水が生じ，機能喪失する。
本 損 傷 モ ー ド の 発 生 前 に 没 水 ，被 水 に よ り 非 常 用 デ ィ ー ゼ ル 発 電
機用海水系は機能喪失するため，評価対象外とした。

没水，被水

○

波力，流体
力，浮力

−

洗掘

−

海 水 ポ ン プ 室 内 で あ り ，洗 掘 は 生 じ な い た め ，評 価 対 象 外 と し た 。

漂流物−

海 水 ポ ン プ 室 内 で あ り ，漂 流 物 は 衝 突 し な い た め ，評 価 対 象 外 と
した。

没水，被水

○

防 潮 堤 高 さ T .P . ＋ 20 m を 超 え る 津 波 の 越 流 に よ り ，海 水 ポ ン プ 室
浸水が生じ，機能喪失する。

波力，流体
力，浮力

−

本 損 傷 モ ー ド の 発 生 前 に 没 水 ，被 水 に よ り 高 圧 炉 心 ス プ レ イ 系 デ
ィーゼル発電機用海水系は機能喪失するため，評価対象外とし
た。

洗掘

−

海 水 ポ ン プ 室 内 で あ り ，洗 掘 は 生 じ な い た め ，評 価 対 象 外 と し た 。

漂流物−

海 水 ポ ン プ 室 内 で あ り ，漂 流 物 は 衝 突 し な い た め ，評 価 対 象 外 と
した。

没水，被水

○

波力，流体
力，浮力

−

洗掘

−

海 水 ポ ン プ 室 内 で あ り ，洗 掘 は 生 じ な い た め ，評 価 対 象 外 と し た 。

漂流物−

海 水 ポ ン プ 室 内 で あ り ，漂 流 物 は 衝 突 し な い た め ，評 価 対 象 外 とした。

防 潮 堤 高 さ T .P . ＋ 20 m を 超 え る 津 波 の 越 流 に よ り ，海 水 ポ ン プ 室
浸水が生じ，機能喪失する。
本 損 傷 モ ー ド の 発 生 前 に 没 水 ，被 水 に よ り 循 環 水 ポ ン プ は 機 能 喪失するため，評価対象外とした。

備考

第 3.2.2.3− 1 表
区分

No.

設備名称

起因事象を
引き起こす
設備
（つづき）

9

補機冷却系
海水ポンプ

10

3.2.2−32

起 動 変 圧器，予備変圧器

建 屋 ・ 機 器 フ ラ ジ リ テ ィ 評 価 結 果 （ 4／ 11）

津波損傷モード
没水，被水

○

波力，流体
力，浮力

−

洗掘

−

漂流物

−

建屋・機器フラジリティ
防 潮 堤 高 さ T .P . ＋ 20 m を 超 え る 津 波 の 越 流 に よ り ，海 水 ポ ン プ 室
浸水が生じ，機能喪失する。
本 損 傷 モ ー ド の 発 生 前 に 没 水 ，被 水 に よ り 補 機 冷 却 系 海 水 ポ ン プ
は機能喪失するため，評価対象外とした。
海 水 ポ ン プ 室 内 で あ り ，洗 掘 は 生 じ な い た め ，評 価 対 象 外 と し た 。
海 水 ポ ン プ 室 内 で あ り ，漂 流 物 は 衝 突 し な い た め ，評 価 対 象 外 とした。
機 能 喪 失 要 因 と な る 可 能 性 が あ る が ，本 損 傷 モ ー ド が 発 生 す る 津
波 高 さ で 没 水 ，被 水 に よ り 原 子 炉 建 屋 内 浸 水 が 生 じ ，原 子 炉 建 屋
内機器が機能喪失する。
機 能 喪 失 要 因 と な る 可 能 性 が あ る が ，本 損 傷 モ ー ド の 発 生 前 に 没
水 ，被 水 に よ り 原 子 炉 建 屋 内 浸 水 が 生 じ ，原 子 炉 建 屋 内 機 器 が 機能喪失する。

没水，被水

（○）

波力，流体
力，浮力

（○）

洗掘

（○）

同上

漂流物

（○）

同上

備考

第 3.2.2.3− 1 表
区分

No .

設備名称

起因事象を
引き起こす
設備
（つづき）

11

原子炉建屋

3.2.2−33※2

建 屋 ・ 機 器 フ ラ ジ リ テ ィ 評 価 結 果 （ 5／ 11）

津波損傷モード

建屋・機器フラジリティ

防 潮 堤 位 置 に お け る 津 波 高 さ T.P . ＋ 22 m を 超 え る 津 波 に よ り ，原子 炉 建 屋 １ 階 床 面 高 さ で あ る EL. ＋ 8 . 2m ま で 津 波 が 到 達 し た 場○
合 ，原 子 炉 建 屋 内 浸 水 が 生 じ ，原 子 炉 建 屋 内 機 器 の 機 能 喪 失 が 発生する。
機 能 喪 失 要 因 と な る 可 能 性 が あ る が ，本 損 傷 モ ー ド の 発 生 前 に 没
波 力 ，流 体（ ○ ） 水 ，被 水 に よ り 原 子 炉 建 屋 内 浸 水 が 生 じ ，原 子 炉 建 屋 内 機 器 は 機力，浮力能喪失が発生する。
原 子 炉 建 屋 は 岩 盤 上 に 設 置 さ れ て い る た め ，支 配 的 な 損 傷 モ ー ド
洗掘−とならない。
機能喪失要因となる可能性があるが，本損傷モード発生前に没漂流物（○）
水，被水により機能喪失が発生する。
12
タービン建
機 能 喪 失 要 因 と な る 可 能 性 が あ る が ，本 損 傷 モ ー ド が 発 生 す る 津
没 水 ，被 水（ ○ ） 波 高 さ で 没 水 ，被 水 に よ り 原 子 炉 建 屋 内 浸 水 が 生 じ ，原 子 炉 建 屋
屋（浸水）
内機器が機能喪失する。
機 能 喪 失 要 因 と な る 可 能 性 が あ る が ，本 損 傷 モ ー ド の 発 生 前 に 没
波 力 ，流 体（ ○ ） 水 ，被 水 に よ り 原 子 炉 建 屋 内 浸 水 が 生 じ ，原 子 炉 建 屋 内 機 器 は 機力，浮力能喪失が発生する。
タ ー ビ ン 建 屋 は 岩 盤 上 に 設 置 さ れ て い る た め ，支 配 的 な 損 傷 モ ー
洗掘−
ドとならない。
機能喪失要因となる可能性があるが，本損傷モード発生前に没漂流物（○）
水，被水により機能喪失が発生する。
添 付 資 料 3 . 2 .2 . 3− 3 「 津 波 に よ る 敷 地 内 浸 水 解 析 に つ い て 」 参 照 。 以 下 ， 同 じ 。
没 水 ，被 水
（浸水）

備考

※2

※2

第 3.2.2.3− 1 表
区分

No .

起因事象を
引き起こす
設備
（つづき）

13

3.2.2−34

起因事
象を緩
和する
設備

フ
ロ
ン
ト
ラ
イ
ン
系

14

15

設備名称
排気筒

高圧炉心ス
プレイ系

原子炉隔離
時冷却系

建 屋 ・ 機 器 フ ラ ジ リ テ ィ 評 価 結 果 （ 6／ 11）

津波損傷モード

建屋・機器フラジリティ

備考

鋼 製 部 材 よ り 構 成 さ れ る も の で あ り ，没 水 ，被 水 で は 機 能 喪 失 しないため，評価対象外とした。
機能喪失要因となる可能性があるが，本損傷モード発生前に没
水 ，被 水 に よ り 原 子 炉 建 屋 内 浸 水 が 生 じ ，原 子 炉 建 屋 内 機 器 が 機能喪失する。

没 水 ，被 水−

波 力 ，流 体
力，浮力

（○）

洗掘

（○）

同上

漂流物

（○）

同上

没 水 ，被 水○防 潮 堤 位 置 に お け る 津 波 高 さ T.P . ＋ 22 m を 超 え る 津 波 に よ り ，原子 炉 建 屋 １ 階 床 面 高 さ で あ る EL. ＋ 8 .2 m ま で 津 波 が 到 達 す る と ，
建屋内浸水により機能喪失する。

波 力 ，流 体
力，浮力−

原子炉建屋内に設置されているため，評価対象外とした。

洗掘

−

同上

漂流物

−

同上

没 水 ，被 水○防 潮 堤 位 置 に お け る 津 波 高 さ T.P . ＋ 22 m を 超 え る 津 波 に よ り ，原子 炉 建 屋 １ 階 床 面 高 さ で あ る EL. ＋ 8 .2 m ま で 津 波 が 到 達 す る と ，
建屋内浸水により機能喪失する。

波 力 ，流 体
力，浮力−

原子炉建屋内に設置されているため，評価対象外とした。

洗掘

−

同上

漂流物

−

同上

※2

※2

第 3.2.2.3− 1 表
区分
起因事
象を緩
和する
設備
（つづ
き）

フ
ロ
ン
ト
ラ
イ
ン
系

No .

設備名称

16

低圧炉心ス
プレイ系

3.2.2−35

17

18

低圧注水系
（残留熱除
去系）

建 屋 ・ 機 器 フ ラ ジ リ テ ィ 評 価 結 果 （ 7／ 11）

津波損傷モード

建屋・機器フラジリティ

備考

※2

没水，被水

○

防 潮 堤 位 置 に お け る 津 波 高 さ T .P . ＋ 2 2 m を 超 え る 津 波 に よ り ，原子 炉 建 屋 １ 階 床 面 高 さ で あ る E L. ＋ 8. 2 m ま で 津 波 が 到 達 す る と ，
建屋内浸水により機能喪失する。

波力，流体
力，浮力

−

原子炉建屋内に設置されているため，評価対象外とした。

洗掘

−

同上

漂流物

−

同上

没水，被水

○

防 潮 堤 位 置 に お け る 津 波 高 さ T .P . ＋ 2 2 m を 超 え る 津 波 に よ り ，原子 炉 建 屋 １ 階 床 面 高 さ で あ る E L. ＋ 8. 2 m ま で 津 波 が 到 達 す る と ，
建屋内浸水により機能喪失する。

波力，流体
力，浮力

−

原子炉建屋内に設置されているため，評価対象外とした。

洗掘

−

同上

漂流物

−

同上

没水，被水

○

防 潮 堤 位 置 に お け る 津 波 高 さ T .P . ＋ 2 2 m を 超 え る 津 波 に よ り ，原子 炉 建 屋 １ 階 床 面 高 さ で あ る E L. ＋ 8. 2 m ま で 津 波 が 到 達 す る と ，
建屋内浸水により機能喪失する。

波力，流体
力，浮力

−

原子炉建屋内に設置されているため，評価対象外とした。

洗掘

−

同上

漂流物

−

同上

自動減圧系

※2

※2

第 3.2.2.3− 1 表
区分

サポート系

起因事
象を緩
和する
設備
（つづ
き）

No .

設備名称

19

復水貯蔵タ
ンク

3.2.2−3620

建 屋 ・ 機 器 フ ラ ジ リ テ ィ 評 価 結 果 （ 8／ 11）

津波損傷モード

建屋・機器フラジリティ

没水，被水

（○）

機 能 喪 失 要 因 と な る 可 能 性 が あ る が ，本 損 傷 モ ー ド の 発 生 前 に 没
水 ，被 水 に よ り 原 子 炉 建 屋 内 浸 水 が 生 じ ，原 子 炉 建 屋 内 機 器 が 機能喪失する。

波力，流体
力，浮力

（○）

同上

洗掘

（○）

同上

漂流物

（○）

同上

没水，被水

（○）

機 能 喪 失 要 因 と な る 可 能 性 が あ る が ，本 損 傷 モ ー ド の 発 生 前 に 没
水 ，被 水 に よ り 原 子 炉 建 屋 内 浸 水 が 生 じ ，原 子 炉 建 屋 内 機 器 が 機能喪失する。

波力，流体
力，浮力

（○）

同上

洗掘

（○）

同上

漂流物

（○）

同上

燃料移送系

備考

第 3.2.2.3− 1 表
区分

サポート系

起因事
象を緩
和する
設備
（つづ
き）

No .

設備名称

21

直流電源系

3.2.2−37

22

23

非常用交流
電源系

残留熱除去
系（海水ポ
ンプ及び海
水ポンプ室
内関連機器
含む）

建 屋 ・ 機 器 フ ラ ジ リ テ ィ 評 価 結 果 （ 9／ 11）

津波損傷モード

建屋・機器フラジリティ

備考

※2

没水，被水

○

防 潮 堤 位 置 に お け る 津 波 高 さ T .P . ＋ 2 2 m を 超 え る 津 波 に よ り ，原子 炉 建 屋 １ 階 床 面 高 さ で あ る E L. ＋ 8. 2 m ま で 津 波 が 到 達 す る と ，
建屋内浸水により機能喪失する。

波力，流体
力，浮力

−

原子炉建屋内に設置されているため，評価対象外とした。

洗掘

−

同上

漂流物

−

同上

没水，被水

○

防 潮 堤 位 置 に お け る 津 波 高 さ T .P . ＋ 2 2 m を 超 え る 津 波 に よ り ，原子 炉 建 屋 １ 階 床 面 高 さ で あ る E L. ＋ 8. 2 m ま で 津 波 が 到 達 す る と ，
建屋内浸水により機能喪失する。

波力，流体
力，浮力

−

原子炉建屋内に設置されているため，評価対象外とした。

洗掘

−

同上

漂流物

−

同上

没水，被水

○

波力，流体
力，浮力

−

洗掘

−

海 水 ポ ン プ 室 内 で あ り ，洗 掘 は 生 じ な い た め ，評 価 対 象 外 と し た 。

漂流物−

海 水 ポ ン プ 室 内 で あ り ，漂 流 物 は 衝 突 し な い た め ，評 価 対 象 外 とした。

防 潮 堤 高 さ T .P . ＋ 20 m を 超 え る 津 波 の 越 流 に よ り ，海 水 ポ ン プ 室
浸水が生じ，機能喪失する。
本 損 傷 モ ー ド の 発 生 前 に 没 水 ，被 水 に よ り 残 留 熱 除 去 系 は 機 能 喪失するため，評価対象外とした。

※2

第 3.2.2.3− 1 表
区分

サポート系

起因事
象を緩
和する
設備
（つづ
き）

N o.

設備名称

24

残留熱除去
系（原子炉
建 屋 内 機器）

3.2.2−38

25

26

非常用ディ
ーゼル発電
機用海水系
（海水ポン
プ及び海水
ポンプ室内
関連機器含
む）
非常用ディ
ーゼル発電
機用海水系
（原子炉建
屋附属棟内
機器）

建 屋 ・ 機 器 フ ラ ジ リ テ ィ 評 価 結 果 （ 10／ 11）

津波損傷モード

建屋・機器フラジリティ

備考

※2

没水，被水

○

防 潮 堤 位 置 に お け る 津 波 高 さ T .P . ＋ 2 2 m を 超 え る 津 波 に よ り ，原子 炉 建 屋 １ 階 床 面 高 さ で あ る E L. ＋ 8. 2 m ま で 津 波 が 到 達 す る と ，
建屋内浸水により機能喪失する。

波力，流体
力，浮力

−

原子炉建屋内に設置されているため，評価対象外とした。

洗掘

−

同上

漂流物

−

同上

没水，被水

○

波力，流体
力，浮力

−

洗掘

−

漂流物

−

没水，被水

○

波力，流体
力，浮力

−

原子炉建屋内に設置されているため，評価対象外とした。

洗掘

−

同上

漂流物

−

同上

防 潮 堤 高 さ T .P . ＋ 20 m を 超 え る 津 波 の 越 流 に よ り ，海 水 ポ ン プ 室
浸水が生じ，機能喪失する。
本 損 傷 モ ー ド の 発 生 前 に 没 水 ，被 水 に よ り 非 常 用 デ ィ ー ゼ ル 発 電
機用海水系は機能喪失するため，評価対象外とした。
海 水 ポ ン プ 室 内 で あ り ，洗 掘 は 生 じ な い た め ，評 価 対 象 外 と し た 。
海 水 ポ ン プ 室 内 で あ り ，漂 流 物 は 衝 突 し な い た め ，評 価 対 象 外 とした。
防 潮 堤 位 置 に お け る 津 波 高 さ T .P . ＋ 2 2 m を 超 え る 津 波 に よ り ，原子 炉 建 屋 １ 階 床 面 高 さ で あ る E L. ＋ 8. 2 m ま で 津 波 が 到 達 す る と ，
建屋内浸水により機能喪失する。

※2

第 3.2.2.3− 1 表
区分

サポート系

起因事
象を緩
和する
設備
（つづ
き）

N o.

設備名称

27

高圧炉心ス
プレイ系デ
ィーゼル発
電機用海水
系（海水ポ
ンプ及び海
水ポンプ室
内関連機器
含む）

3.2.2−39

28

高圧炉心ス
プレイ系デ
ィーゼル発
電機用海水
系（原子炉
建 屋 内 機器）

建 屋 ・ 機 器 フ ラ ジ リ テ ィ 評 価 結 果 （ 11／ 11）

津波損傷モード

建屋・機器フラジリティ

没水，被水

○

防 潮 堤 高 さ T .P . ＋ 20 m を 超 え る 津 波 の 越 流 に よ り ，海 水 ポ ン プ 室
浸水が生じ，機能喪失する。

波力，流体
力，浮力

−

本 損 傷 モ ー ド の 発 生 前 に 没 水 ，被 水 に よ り 機 能 喪 失 す る た め ，評
価対象外とした。

洗掘−

海 水 ポ ン プ 室 内 で あ り ，洗 掘 は 生 じ な い た め ，評 価 対 象 外 と し た 。

漂流物−

海 水 ポ ン プ 室 内 で あ り ，漂 流 物 は 衝 突 し な い た め ，評 価 対 象 外 と
した。

没水，被水

○

防 潮 堤 位 置 に お け る 津 波 高 さ T .P . ＋ 2 2 m を 超 え る 津 波 に よ り ，原子 炉 建 屋 １ 階 床 面 高 さ で あ る E L. ＋ 8. 2 m ま で 津 波 が 到 達 す る と ，
建屋内浸水により機能喪失する。

波力，流体
力，浮力

−

原子炉建屋内に設置されているため，評価対象外とした。

洗掘

−

同上

漂流物

−

同上

備考

※2

＜津波損傷モードにおける記号凡例＞○

当該損傷モードが機器の機能喪失の支配的な要因になる。

（○） 当該損傷モードは機器の機能喪失要因となる可能性があるが，当該損傷モード発生前に他の損傷モードにより機能喪失
する又は支配的な損傷モードとならないあるいは可能性が小さい。
−

当該損傷モードにより機器は機能喪失しない又は対象外。

第 3.2.2.4−1 表
津波区分

津波高さ

津波区分１

T.P.＋20m〜T.P.＋22m

津波高さによるシナリオ分類
津波による影響を受ける建屋・機器

非常用海水ポンプ機能喪失
非常用海水ポンプ機能喪失

津波区分２

T.P.＋22m〜T.P.＋24m

起動変圧器，予備変圧器機能喪失
原子炉建屋内浸水による複数の緩和機能喪失（最終ヒートシンク喪失）

起因事象
最終ヒートシンク喪失
原子炉建屋内浸水による複数の緩和機能喪失（最終ヒートシンク喪失）

非常用海水ポンプ機能喪失
起動変圧器，予備変圧器機能喪失

3.2.2−40

津波区分３

T.P.＋24m〜

原子炉建屋内浸水による複数の緩和機能喪失（最終ヒートシンク喪失）
防潮堤損傷

防潮堤損傷

第 3.2.2.4−2 表

起因事象発生後の人的過誤

認知

操作

過誤確率
(平均値)
[／ｄ]

ストレスファクタ※起因事象発生後の人的過誤

余裕時間

エラー
ファクタ

原子炉水位制御操作失敗

30 分

5

5

6.6E-03

6.4

水源切替操作失敗

30 分

5

5

6.6E-03

6.4

注水不能認知失敗

30 分

5

-

2.6E-0313.8

高圧注水系起動操作失敗

-

-

5

6.2E-033.0

起動信号共通原因故障時
3.2.2−41※ 内部事象出力運転時レベル１ＰＲＡと比較して 1 段階高いストレスレベルのストレスファクタを設定。

第 3.2.2.4−3 表

津波区分ごとの炉心損傷頻度
津波発生頻度
炉心損傷頻度
（／年）
（／炉年）

寄与割合

津波区分

津波高さ

津波区分１

T.P.＋20m〜T.P.＋22m

3.2E-06

3.2E-06

74.6％

津波区分２

T.P.＋22m〜T.P.＋24m

7.6E-07

7.6E-07

17.7％

津波区分３

T.P.＋24m〜

3.3E-07

3.3E-07

7.7％

4.3E-06

100.0％

全炉心損傷頻度
3.2.2−42

第 3.2.2.4−4 表
事故シーケンス

事故シーケンスごとの炉心損傷頻度
炉心損傷頻度
津波区分
（／炉年）

寄与割合

最終ヒートシンク喪失（蓄電池枯渇後ＲＣＩＣ停止）

津波区分１

3.2E-06

73.9％

最終ヒートシンク喪失＋高圧注水機能喪失

津波区分１

1.1E-08

0.3％

最終ヒートシンク喪失＋逃がし安全弁再閉鎖失敗

津波区分１

1.7E-080.4％

原子炉建屋内浸水による複数の緩和機能喪失（最終ヒートシンク喪
失）

津波区分２

7.6E-07

17.7％

防潮堤損傷

津波区分３

3.3E-07

7.7％

4.3E-06

100.0％

全炉心損傷頻度

第 3.2.2.4−5 表

感度解析結果3.2.2−43

事故シーケンス

津波区分

炉心損傷頻度（／炉年）

寄与割合

外部電源喪失＋最終ヒートシンク喪失（蓄電池枯渇後ＲＣＩＣ停
止）

津波区分１

3.2E-0673.9％

外部電源喪失＋最終ヒートシンク喪失＋高圧注水機能喪失

津波区分１

1.1E-080.3％

外部電源喪失＋最終ヒートシンク喪失＋逃がし安全弁再閉鎖失敗

津波区分１

1.7E-080.4％

原子炉建屋内浸水による複数の緩和機能喪失（最終ヒートシンク
喪失）

津波区分２

7.6E-07

17.7％

防潮堤損傷

津波区分３

3.3E-07

7.7％

4.3E-06

100.0％

全炉心損傷頻度

１．評価対象プラントと事故シナリオ(1) 対 象 と す る プ ラ ン ト の 説 明(2) 炉 心 損 傷 に 至 る 事 故 シ ナ リ オ と 分 析◆プラント関連情報の収集・分析
津 波 Ｐ Ｒ Ａ に 必 要 な 設 計 ，運 転・保 守 管 理
情 報 ，津 波 固 有 に 考 慮 す べ き 関 連 情 報 を 収
集 し ，対 象 設 備 の 設 計 及 び 津 波 に よ る 影 響を把握する。
◆プラントウォークダウンの実施
上記では確認が難しいプラント情報の取得及び事故シナリオの妥当性確認のため，
プラントウォークダウンを実施する。

◆ 事 故 シ ナ リ オ の 広 範 な 分 析・選 定 及 び 事 故 シ ナ リ オ の ス ク リ ー ニング
津 波 の 直 接 的・間 接 的 影 響 を 受 け る 設 備 と 考 え ら れ る 事 故 シ ナ リ
オの抽出及び事故シナリオのスクリーニングを実施する。
◆事故シナリオの明確化及び起因事象の分析
津波特有の原因による事故シナリオの明確化及び起因事象の分析を実施する。
◆建屋・機器リストの作成
起因事象の分析結果に基づき建屋・機器リストを作成する。

３．建屋・機器フラジリティ評価

４．事故シーケンス評価
フォールトツリー

1.0
機能喪失確率

年超過頻度

3.2.2−44

２．確率論的津波ハザード評価

イベントツリー
機器等の
許容津波
高さ

0

津 波 高 さ （ m）

津 波 高 さ （ m）

将来襲来すると想定される任意の津波高さ及びその高さを超過する
頻度の関係（確率論的津波ハザー
ド）を評価する。

建屋・機器リストに記載の機器等に
つ い て ，津 波 に よ る 損 傷 モ ー ド を 分
析してフラジリティを評価する。

第 3.2.2− 1 図

津波ＰＲＡの評価フロー

津波高さごとに事故シナリオを明確化して，イベントツリーを作成
し ，炉 心 損 傷 頻 度 を 算 出 す る と と もに，主要結果に対する分析を行う。

3.2.2−45
第 3.2.2.1− 1 図プラントの設備配置の概略図

間接的被害の確認

津波影響の確認

津波ＰＲＡ評価対象（建屋・機器リスト）

漂流物となる可能性のある
屋外設置機器等

原子炉建屋外の機器

Ａ

3.2.2−46ＮＯ

原子炉建屋外壁の
貫通部※

ＹＥＳ

Ａ
ＮＯ

ＹＥＳ

Ａ

プラントウォークダウン対象

プラントウォークダウン対象外※ 原 子 炉 建 屋 １ 階 床 面 高 さ EL.＋ 8.2m 以 下 の 範 囲

第 3.2.2.1− 2 図

プラントウォークダウン対象機器の選定フロー現地調査表（調査日 2014/8/25）【東海第二発電所】屋外

No.1

ウォークダウン対象機器名称

残留熱除去系海水系ポンプ A

調査対象の設置場所

海水ポンプ室

PP：内・外3.2.2−47
No
１

確認内容

評価
問題なし

・設置位置は防潮堤設置予定位置に隣接している。ポ

屋外の構築物・機器については，その周辺環境も含め，潜在的に波力問題なし

ンプの上部は大気開放状態であるため，防潮堤を越流した海水が流れ込むと考えられる。

a.基礎ボルト（又は設置面溶接部），及び支持構造物に概観上の異常・基礎ボルトの状態に問題はなく，津波による機器の（腐食・亀裂等）は無いか（ボルトの場合は締め付けについても確認）

離脱及び移動の可能性は低い。

b.対象機器周辺の配管に概観上の異常（腐食・亀裂等）は無いか

３

考察

対象機器の図面（配置図・構造図等）と相違点は無いかに対する耐力を大きく低減させるような問題点は無いか。

２

備考

津波襲来時に建物外部にある設備の津波による離脱，移動等に起因し問題なし

・間接的な影響を及ぼす対象物はなし。

て生じる干渉及び衝突の間接的な被害の可能性はないか。

評価

第 3.2.2.1− 3 図

問題なし

備考

プラントウォークダウン用チェックシート（残留熱除去系海水系ポンプの例）

3.2.2−48
第 3.2.2.1− 4 図

事故シナリオの明確化及び起因事象の分析結果

第 3.2.2.2−1 図(1)

津波発生領域(茨城県沖〜房総沖)

第 3.2.2.2−1 図(2)

津波発生領域（ＪＴＴ）

3.2.2−49

第 3.2.2.2−1 図(3)

津波発生領域（ＪＴＮＲ）

3.2.2−50

津波発生領域

応力降下量範囲

発生パターン

波源モデル※1

Mw8.5クラスの
津波の発生

破壊する
領域

※2

波源領域
の南限

発生領域

w=0.500.82〜3.00MPa(MC=8.1，BM =0.5相当)

w=0.501.14〜2.17MPa(MC=8.1，BM =0.3相当)

w=0.500.82〜3.00MPa(MC=8.3，BM =0.5相当)

w=1/3 津波地震領域を含まない

津波だけが発生する

w=0.90

北米プレートとフィリピン海プレートの
境界まで

w=1/3

津波地震領域を含む
津波だけが発生する

w=1/3

w=0.50

両方のタイプの津波が発生する

あり

w=0.500.82〜3.00MPa(MC=8.1，BM =0.5相当)[0.5](MC=8.3，BM =0.5相当)[0.5]w=0.501.14〜2.17MPa(MC=8.1，BM =0.3相当)[0.5](MC=8.3，BM =0.3相当)[0.5]w=0.50

津波だけが発生する

w=0.50w=0.50

不均質すべりモデル

w=0.10茨城・房総沖

房総沖まで

w=1/3

津波地震領域を含む
津波だけが発生する

w=1/3

w=0.50

平均発生間隔※5

両方のタイプの津波が発生する

w=0.50160年

1.14〜2.17MPa(MC=8.3，BM =0.3相当)

w=0.50w=1/3 津波地震領域を含まない

三陸沖北部〜
房総沖

※4

※3

※6

（Ａ）

0.82〜3.00MPa(MC=8.4，BM =0.5相当)

ＪＴＴ

1.14〜2.17MPa(MC=8.4，BM =0.3相当)

0.82〜3.00MPa(MC=8.5，BM =0.5相当)

210年

1.14〜2.17MPa(MC=8.5，BM =0.3相当)

0.82〜3.00MPa
w=0.50(MC=8.4，BM =0.5相当)[0.5](MC=8.5，BM =0.5相当)[0.5]w=0.501.14〜2.17MPa(MC=8.4，BM =0.3相当)[0.5](MC=8.5，BM =0.3相当)[0.5]

なし

ＪＴＴ

※1 過去に発生したという知見はないが，今後起きることを考慮して分岐及び重みを設定※2 2011年東北地方太平洋沖地震の特徴と関連する知見を考慮して設定※3 貞観地震は2011年東北地方太平洋沖地震と同様に津波地震領域が連動しているという考え方と連動していないという考え方があるため，分岐として設定※4 土木学会（2016）等を参考に分岐及び重みを設定※5 Gutenberg-Richter式を参考に，分岐及び重みを設定※6 津波推定値のばらつきに関するロジックツリー（偶然的不確実さの考慮）

第 3.2.2.2−2 図(1)津波発生モデルのロジックツリー(プレート間地震と津波地震の連動型地震)

津波発生領域波源モデル※1

発生パターン

1611年の津波の地震発生模式

マグニチュード範囲※3

プレート内地震と津波地震の連動サイクル

※2

発生領域

w=1/3
w=0.35w=0.90w=0.703.11地震の応力解放範囲以外ではどこでも津波地震が発生する

津波地震

w=0.10

活動域内のどこでも津波地震が発生する

毎回連動する（＝600年）

MC=8.3, BM=0.5

w=0.15MC=8.3, BM=0.3

w=0.25MC=8.2, BM=0.5

w=0.10w=0.15w=0.2564年

w=0.50120年

w=0.25290年

w=0.2559年

w=0.50110年

MC=8.2, BM=0.3

w=0.25

220年

MC=8.1, BM=0.5

w=0.2559年

w=0.50110年

w=0.25210年

w=1/3 3回に1回連動する（＝1,800年）

w=1/3 5回に1回連動する（＝3,000年）
JTT※4

平均発生間隔

※1

一様すべり
矩形モデル
1896型（三陸） [0.5]1677型（房総） [0.5]

※5

（Ｂ）

w=1/3
w=0.35w=0.90w=0.30

海洋プレート内の正断層地震

w=0.103.11地震の応力解放範囲以外ではどこでも津波地震が発生する活動域内のどこでも津波地震が発生する

毎回連動する（＝600年）

MC=8.3, BM=0.5

w=0.15MC=8.3, BM=0.3

w=0.25MC=8.2, BM=0.5

w=0.10w=0.15w=0.2579年

w=0.50180年

w=0.25600年

w=0.2572年

w=0.50150年

MC=8.2, BM=0.3

w=0.25360年

MC=8.1, BM=0.5

w=0.2571年

w=0.50140年

w=0.25

330年

w=1/3 3回に1回連動する（＝1,800年）

w=1/3 5回に1回連動する（＝3,000年）※1 土木学会（2016）等を参考に分岐及び重みを設定※2 2011年東北地方太平洋沖地震の応力解放範囲で津波地震が発生する可能性については，2011年東北地方太平洋沖地震の発生により，同地震で活動した領域に蓄積していた歪みはほぼ解消したため，発電所の供用期間には同領域で巨大地震は発生しないと考えられる。しかしながら，津波地震については，単独で活動する際に必要な歪みは相対的に小さいことを踏まえ，分岐及び重みを設定※3 土木学会（2009）等を参考に分岐及び重みを設定※4 津波地震の平均発生間隔については，土木学会（2011）を参考に，プレート間地震と津波地震の連動型地震である東北地方太平洋沖型の地震のうち津波地震領域を含む地震の発生間隔を除いて分岐及び重みを設定※5 津波推定値のばらつきに関するロジックツリー（偶然的不確実さの考慮）

第 3.2.2.2−2 図(2)津波発生モデルのロジックツリー（ＪＴＴ）
3.2.2−51

ＪＴＮＲ

津波発生領域

波源モデル

マグニチュード範囲

発生パターン
1611年の津波の地震発生模式※1

発生領域

これまでに発生したことがw=0.05
知られている領域のみで正断層地震が発生する

w=0.05

津波地震

南部では発生せず，
北部ではどこでも正断層地震が発生する

w=0.25MC=8.4, BM=0.5

w=0.25MC=8.4, BM=0.3

MC=8.3, BM=0.3

w=0.25MC=8.4, BM=0.5

w=0.20MC=8.4, BM=0.3

w=0.30w=0.102400年

w=0.25

120年

MC=8.2, BM=0.5
MC=8.4, BM=0.5

410年

w=0.25

2400年

w=0.30w=0.10w=0.30w=0.10w=0.35w=0.20
活動域内のどこでも
正断層地震が発生する

w=0.25MC=8.3, BM=0.3

w=0.10w=0.90410年

MC=8.3, BM=0.3

w=0.50w=0.20w=0.05MC=8.3, BM=0.5

MC=8.3, BM=0.5

w=0.30

海洋プレート内の
正断層地震

120年

w=0.50MC=8.4, BM=0.3

w=0.10w=0.30w=0.25w=0.25w=0.25南部では発生せず，
北部ではどこでも正断層地震が発生する

610年

w=0.20w=0.25

これまでに発生したことがw=0.05
知られている領域のみで正断層地震が発生する※3

MC=8.2, BM=0.5

w=0.30w=0.10JTNR

410年

MC=8.3, BM=0.5

w=0.10w=0.10

一様すべり
矩形モデル
1933型

280年

w=0.50w=0.35

活動域内のどこでも
正断層地震が発生する

w=0.25w=0.30w=0.10w=0.90

平均発生間隔※1

w=0.10w=0.70※2

w=0.25w=0.10w=0.10MC=8.2, BM=0.5

※4

（Ｂ）

MC=8.4, B M=0.5
w=0.25240年

MC=8.3, B M=0.5

w=0.50320年

MC=8.3, B M=0.3

w=0.25

430年

MC=8.4, B M=0.3

MC=8.2, B M=0.5
MC=8.4, BM=0.5
w=0.2589年

MC=8.3, BM=0.5

w=0.50210年

MC=8.3, BM=0.3

w=0.25580年

MC=8.4, BM=0.3

MC=8.2, BM=0.5
MC=8.4, BM=0.5
w=0.2589年

MC=8.3, BM=0.5

w=0.50210年

MC=8.3, BM=0.3

w=0.25580年

MC=8.4, BM=0.3

MC=8.2, BM=0.5※1 土木学会（2016）等を参考に分岐及び重みを設定※2 土木学会（2009）等を参考に分岐及び重みを設定※3 土木学会（2011）を参考に分岐及び重みを設定※4 津波推定値のばらつきに関するロジックツリー（偶然的不確実さの考慮）

第 3.2.2.2−2 図(3)津波発生モデルのロジックツリー（ＪＴＮＲ）

3.2.2−52※

w=0.30w=0.40w=0.10土木学会(2011)※※

誤差の対数標準偏差（b）

B，sに関する知見

w=0.25w=0.05= 0.223( = 1.25)= 0.300( = 1.35)= 0.372( = 1.45)= 0.438( = 1.55)

対数正規分布の打ち切り範囲（s）

w=0.75w=0.25

中央値 2.3b
中央値 10b（A）

w=0.25w=0.90

JNES(2014)等

w=0.50w=0.25= 0.20( = 1.22)= 0.25( = 1.28)

中央値 2.3b= 0.30( = 1.35)※ 土木学会（2011），原子力安全基盤機構（2014）等を参考に分岐及び重みを設定

第 3.2.2.2−3 図(1)津波推定値のばらつきに関するロジックツリー(不均質すべりモデル)※

B，sに関する知見

数値計算方法

w=0.40w=0.35w=0.10（Ｂ）

w=1.00土木学会(2011)

方法２
パラメータ変動の影響はに含まれていない（基本断層モデル＋パラメータの変動により評価）

w=0.20w=0.05w=0.25w=0.90

JNES(2014)等※※

誤差の対数標準偏差（b）w=0.50w=0.25= 0.223( = 1.25)= 0.300( = 1.35)= 0.372( = 1.45)= 0.438( = 1.55)

対数正規分布の打ち切り範囲（s）

w=0.75w=0.25= 0.20( = 1.22)= 0.25( = 1.28)= 0.30( = 1.35)

中央値 2.3b
中央値 10b

中央値 2.3b※ 土木学会（2011），原子力安全基盤機構（2014）等を参考に分岐及び重みを設定

第 3.2.2.2−3 図(2)津波推定値のばらつきに関するロジックツリー(一様すべり矩形モデル)

3.2.2−53年超過確率

10

0

10

-1

10

-2

10

-3

10

-4

10

-5

10

-6

10

-7

防潮堤前面
算術平均
全体
プレート間地震と津波地震の連動型地震
津波地震
海洋プレート内の
正断層地震

0

10

年超過確率

第 3.2.2.2−4 図

10

0

10

-1

10

-2

10

-3

10

-4

10

-5

10

-6

10

-7

20
30
津波高さ (T.P. m)

4050

波源別のハザード曲線(上昇側，防潮堤前面)

防潮堤前面
算術平均
0.95
0.84
0.50
0.16
0.05

0

第 3.2.2.2−5 図

10

20
30
津波高さ (T.P. m)

40

50

フラクタイルハザード曲線(上昇側，防潮堤前面)

3.2.2−54

1.0
機
能
喪
失
確
率

機器等の許容津波高さ

0
津波高さ（m）

第 3.2.2.3−1 図

機器等のフラジリティ曲線（波力，没水，被水）

3.2.2−55

3.2.2−56
第 3.2.2.4−1 図

評価対象となる事故シナリオと起因事象

津波（ 津波高さ）

防 潮堤損傷（T.P.＋ 24m〜）

原 子炉建屋内浸水（T.P.＋ 22m〜24m）

最終 ヒー トシンク 喪失（ T.P.＋20m〜22m）

発 生する起因事象

事故 シーケンス

−

−

発生 なし
発生なし
発 生なし

発生
発生

最終 ヒー トシンク喪失（T.P.＋ 20m〜 22m）−

原子炉建屋内浸 水に よる複 数の緩和機能 喪失※（最終ヒートシ ンク 喪失） （ T.P.＋22m〜24m）

原子炉建 屋内浸 水に よる複数の緩和機能 喪失（最終ヒートシ ンク 喪失）

防潮堤損 傷 ※（ T.P.＋24m〜）

防 潮堤損 傷発生※

炉心損傷直結 のた めイ ベントツリーは 展開 しない。

第 3.2.2.4−2 図
3.2.2−57

最終ヒートシンク喪失

圧力バウンダリ健全性

階層イベントツリー

高圧炉心冷却

成功

事故シーケンス

最終ヒートシンク喪失（蓄電池枯渇後ＲＣＩＣ停止）

成功
失敗

失敗

最終ヒートシンク喪失＋高圧炉心冷却失敗

最終ヒートシンク喪失＋逃がし安全弁再閉鎖失敗

第 3.2.2.4−3 図

最終ヒートシンク喪失のイベントツリー

津波区分３
7.7％

津波区分２
17.7％

津波区分１
74.6％

第 3.2.2.4− 4 図

津波区分ごとの炉心損傷頻度への寄与割合
防潮堤損傷
7.7％

原子炉建屋内浸水による複数の緩和機能喪失（最終ヒートシンク喪失）
17.7％

最終ヒートシンク喪失＋逃がし安全弁再閉鎖失敗
0.4％

最終ヒートシンク喪失＋高圧注水機能喪失
0.3％

第 3.2.2.4− 5 図

最終ヒートシンク喪失（蓄電池枯渇後ＲＣＩＣ停止）
73.9％

事故シーケンスごとの炉心損傷頻度への寄与割合

3.2.2−58

1.0E-03

炉心損傷頻度（／炉年）

95％上限値
1.0E-04

平均値
3.1E-05

1.0E-05
4.3E-06
1.0E-06

1.0E-07

1.0E-08

第 3.2.2.4− 6 図

不確実さ解析結果

防潮堤損傷
7.7％
原子炉建屋内浸水による複数の緩和機能喪失（最終ヒートシンク喪失）
17.7％

外部電源喪失＋最終ヒートシンク喪失＋逃がし安全弁再閉鎖失敗
0.4％
外部電源喪失最終ヒートシンク喪失＋高圧注水機能喪失
0.3％

外部電源喪失＋最終ヒートシンク喪失（蓄電池枯渇後ＲＣＩＣ停止）
73.9％

第 3.2.2.4− 7 図

感度解析（事故シーケンスごとの全炉心損傷頻度への寄与割合）

3.2.2−59

添 付 資 料 3.2.2.1− 1プラントウォークダウンのチェックの観点について

1.

はじめに
津波ＰＲＡにおけるプラントウォークダウンで確認すべきチェッ

ク 項 目 の 具 体 的 内 容 に つ い て ，以 下 に 示 す 。こ れ ら の 項 目 を チ ェ ッ ク
シートに整理し，プラントウォークダウンを実施した。

2.

調査対象機器プラントウォークダウンの調査対象機器は，以下の種類に分類されることから，これらの種類毎にチェックの観点を整理した。
・津波の影響を受ける可能性のある屋外設置機器
・建屋外壁開口部・貫通部（海水ポンプ室含む）

3.

チェックの観点

3.1

津波の影響を受ける可能性のある屋外設置機器(1)

対象機器の図面（配置図・構造図等）と相違点は無いか
対 象 機 器 が ，図 面 等 か ら 想 定 し た 設 置 高 さ（ フ ロ ア ）と 相 違 無
い か チ ェ ッ ク を 行 い ，相 違 無 け れ ば チ ェ ッ ク シ ー ト に チ ェ ッ ク
す る 。合 わ せ て ，対 象 機 器 の 損 傷 部 位 の 高 さ（ 浸 水 口 高 さ ）より低い位置に損傷要因となる部位は無いかをチェックする。
必 要 に 応 じ て ，対 象 機 器 や 当 該 部 位 の 写 真 を 撮 影 し ，エ ビ デ ン
スを残す。

(2)

屋 外 の 構 築 物・機 器 に つ い て は ，そ の 周 辺 環 境 も 含 め ，潜 在 的 に波力に対する耐力を大きく低減させるような問題点はないか。
添付 3.2.2.1−1−1

ａ ．基 礎 ボ ル ト（ 又 は 設 置 面 溶 接 部 ），及 び 支 持 構 造 物 に 外 観 上 の異 常（ 腐 食・亀 裂 等 ）は 無 い か（ ボ ル ト の 場 合 は 締 め 付 け に ついても確認）
以 下 の 点 に 合 致 し て い る こ と が 目 視 に て 確 認 で き れ ば ，ボ ル
ト の 締 め 付 け は 妥 当 で あ る と 判 断 し ，チ ェ ッ ク シ ー ト に チ ェックする。
−ボルトに引かれている合いマークがずれていない−ボルトに塗られているペンキに割れや剥がれがない−スプリングワッシャーやダブルナットによるゆるみ止めがされている−ボルトを緩ませるような振動が発生する機器ではない
海 水 ポ ン プ の よ う に ，海 水 に 浸 水 し て い る 箇 所 が あ る 設 備 に
つ い て ，防 潮 堤 を 越 流 す る 前 に 海 水 ポ ン プ の 基 礎 ボ ル ト に 緩
み が あ っ た 場 合 ，海 水 ポ ン プ の フ ラ ン ジ 部 か ら の 漏 え い に より ，海 水 ポ ン プ の 没 水・被 水 が 発 生 す る 可 能 性 が あ る こ と から，基礎ボルトの外観上を確認する。
起 動 変 圧 器 ，予 備 変 圧 器 ，復 水 貯 蔵 タ ン ク ，燃 料 移 送 系 ，排気 筒 の よ う に 敷 地 に 設 置 さ れ て い る 設 備 に 関 し て は ，設 置 高
さ に 津 波 高 さ が 到 達 し た 場 合 に は 没 水・被 水 す る こ と と し ていることから基礎ボルトの外観上の確認は対象外とする。
必 要 に 応 じ て ，基 礎 ボ ル ト（ 又 は 設 置 面 溶 接 部 ），及 び 支 持
構 造 物（ ボ ル ト の 締 め 付 け 含 む ）が 確 認 で き る 写 真 を 撮 影 し ，
エビデンスとして残す。

添付 3.2.2.1−1−2

ｂ ．対 象 機 器 周 辺 の 配 管 に 外 観 上 の 異 常（ 腐 食・亀 裂 等 ）は 無 い か
海 水 ポ ン プ 周 辺 の 海 水 配 管 に お い て ，外 観 上 の 異 常（ フ ラ ン
ジ 部 か ら の 漏 え い ，配 管 本 体 の 腐 食 ，亀 裂 等 ）が あ っ た 場 合に は ，想 定 さ れ る 津 波 高 さ 以 下 で 対 象 設 備 の 没 水・被 水 が 発
生 す る た め ，外 観 上 の 異 常 の 有 無 を 確 認 し ，チ ェ ッ ク シ ー トにチェックする。
起 動 変 圧 器 ，予 備 変 圧 器 ，復 水 貯 蔵 タ ン ク ，燃 料 移 送 系 ，排気 筒 の よ う に 敷 地 に 設 置 さ れ て い る 設 備 に 関 し て は ，設 置 高
さ に 津 波 高 さ が 到 達 し た 場 合 に は 没 水・被 水 す る こ と と し ていることから配管の外観上の確認は対象外とする。
必 要 に 応 じ て ，当 該 配 管 の 写 真 を 撮 影 し ，エ ビ デ ン ス と し て
残す。

(3)

津波襲来時に建物外部にある設備の津波による離脱，移動等に起因して生じる干渉及び衝突の間接的な被害の可能性はないか。
プ ラ ン ト ウ ォ ー ク ダ ウ ン の 対 象 と し た 機 器 は ，漂 流 物 の 衝 突 等に よ る 間 接 的 な 被 害 が 生 じ る 前 に ，没 水 ，被 水 に よ り 当 該 機 器
以 外 の 機 器 が 機 能 喪 失 す る か ，建 屋 内 機 器 で 漂 流 物 に よ る 被 害が 生 じ る 可 能 性 が な い 機 器 で あ る た め ，本 観 点 か ら の 調 査 は 対
象 外 と す る 。な お ，防 潮 堤 の 機 能 に 関 わ る 漂 流 物 に 関 し て は 別途検討する。

3.2

建屋外壁開口部・貫通部（海水ポンプ室含む）(1)

対 象 建 屋 貫 通 部 の 図 面（ 配 置 図 等 ）に 対 し ，貫 通 孔 の 有 無 ，水 密処理の有無，高さをチェックする。
添付 3.2.2.1−1−3

対象建屋貫通部が，図面等から想定した状況（貫通孔の有無，
水 密 処 理 の 有 無 ，設 置 高 さ ）と 相 違 無 い か チ ェ ッ ク を 行 い ，相違無ければチェックシートにチェックする。
必 要 に 応 じ て ，対 象 の 建 屋 貫 通 部 ，写 真 を 撮 影 し ，エ ビ デ ン ス
として残す。

(2)

対象建屋貫通部の止水状態に外観上の異常は無いか(1)に お い て ， 水 密 処 理 の 有 無 を 確 認 し て い る が ， 経 年 劣 化 を考慮したときの止水状態に外観上の異常は無いかを確認する。

添付 3.2.2.1−1−4

添付資料 3.2.2.1−2
今回実施した津波ＰＲＡの前提条件について

1.

はじめに
東海第二発電所の津波ＰＲＡでは，敷地に遡上する津波を想定して評価を行っている。この前提に基づいた，東海第二発電所の津波ＰＲＡのモデル化の方法について，以下に詳細を記載する。

2.

津波ＰＲＡの前提条件
今回の津波ＰＲＡにおける前提条件については，以下の前提条件に基づき実施している。この前提条件については，審査資料「3.2.2.1 (1)ｃ．今回実施した
津波ＰＲＡの前提条件について」に記載しているものである。

(a)

原子炉は，津波襲来前に地震により自動停止する可能性が高く，自動停
止しない場合においても，地震発生から津波襲来までの時間余裕の間に原子炉を手動停止することから，津波襲来時には原子炉は停止しているものとする。

(b)

地震が安全上重要な設備に及ぼす影響は考慮せず，津波による影響のみを評価する。

(c)

起因事象に対する対応は，設計基準事故対処設備による対応を基本とし，これまでに整備したＡＭ策及び緊急安全対策並びに重大事故等対処設
備については，期待しないものとする。

(d)

原子炉建屋の 1 階床面高さである EL.＋8.2m に津波が到達した場合は，津波が建屋内に浸水し，建屋内の機器が没水，被水により機能喪失する
ものと仮定した。

添付 3.2.2.1−2−1上述の前提条件のうち，(c)と(d)の条件について，次項で説明を補足する。

3.

前提条件の補足説明(1)

津波ＰＲＡにおいて期待する設備
津波ＰＲＡの実施に当たっては，「ＰＲＡの説明における参照事項」（原子力規制庁

平成 25 年 9 月）を参照し，設計基準事故対処設備による対応を基本とした条件で実施している。津波ＰＲＡで期待する設備については，「第3.2.2.1−5 表

建屋・機器リスト」に整理している。

東海第二発電所の津波ＰＲＡにおいて特徴的な設計基準事故対処設備として，津波防護施設及び浸水防止設備（防潮堤やその他敷地内への流入経路に対する止水対策）があり，防潮堤前面位置で T.P.＋20m の津波に対して浸水を防護できる条件としている。このため，防潮堤前面位置での津波高さが T.P.＋
20m を超えるまでは，津波を起因とした炉心損傷は発生しない。

(2)

原子炉建屋の水密化の扱い
原子炉建屋外壁の水密化については，緊急安全対策として EL.＋15m までの水密化対策を実施しているものの，設計基準事故対処設備としては位置付けていないため，今回の津波ＰＲＡでは期待していない。このため，敷地を遡上し原子炉建屋の１階床面 EL.＋8.2m を超える津波に対しては，原子炉建屋内浸水が生じる。敷地内浸水解析の結果，防潮堤前面位置での津波高さが T.P.＋22m〜＋23m の津波により，原子炉建屋内への浸水が生じることを確認しており，
本評価では，T.P.＋22m で建屋内浸水が生じるものとしている。
東海第二発電所の敷地配置図と津波高さの関係を図 1 に，防潮堤前面位置でT.P.＋22m 及び T.P.＋23m の津波による敷地内浸水解析の結果を，図 2 に示す。

添付 3.2.2.1−2−2

添付 3.2.2.1−2−3◆津波高さ区分
津波ＰＲＡでは，防潮堤を超える領域における炉心損傷頻度を評価
津波区分１（EL.＋8m 以下の敷地浸水，津波高さ T.P.＋20m〜T.P.＋22m）
本区分では，ＲＨＲＳポンプ，ＤＧＳＷポンプ及びＨＰＣＳ−ＤＧＳＷポンプ
が没水，被水して，起因事象「最終ヒートシンク喪失」が発生
津波区分２（EL.＋8m 以上の敷地浸水，津波高さ T.P.＋22m〜T.P.＋24m）
原子炉建屋１階床面高さまで津波が到達し，原子炉建屋内への浸水が発生する
ことにより，起因事象「原子炉建屋内浸水による複数の緩和機能喪失（最終ヒートシンク喪失）」が発生
また，本区分では変圧器の機能喪失により全交流電源喪失も発生
津波区分３（防潮堤損傷，津波高さ T.P.＋24m〜）
防潮堤の損傷に伴い多量の海水が敷地内及び原子炉建屋内に浸水することにより，起因事象「防潮堤損傷」が発生
津波区分３（防潮堤損傷）
津波区分２（原子炉建屋内浸水による複数の緩和機能喪失（最終ヒートシンク喪失））

T.P.＋24m
T.P.＋22m
T.P.＋20m
津波区分１（最終ヒートシンク喪失）

T.P.＋0m

図1

東海第二発電所の敷地配置図と津波高さの関係

◆敷地内浸水解析結果
津波の影響を確認するため，防潮堤位置で T.P.＋22m 津波と T.P.＋23m 津波の敷地内浸水解析を実施
防潮堤位置で T.P.＋22m 津波の場合，原子炉建屋１階床面高さ T.P.＋8.2m には到達せず，T.P.＋23m 津波の場合，原子炉建屋１階床面高さ T.P.＋8.2m に到達すると評価
本評価結果を踏まえ，T.P.＋22m 津波で原子炉建屋内浸水が生じると仮定し，T.P.＋22m 津波を境にフラジリティ
や津波区分を設定

防潮堤位置
T.P.＋22m 津波

防潮堤位置
T.P.＋23m 津波

添付 3.2.2.1−2−4
原子炉建屋 浸水なし
（遡上高さ T.P.＋8.16m）

T.P.＋22m 津波による敷地内浸水解析結果
図2

原子炉建屋 浸水あり
（遡上高さ T.P.＋8.25m）

T.P.＋23m 津波による敷地内浸水解析結果

防潮堤前面位置で T.P.＋22m 及び T.P.＋23m の津波による敷地内浸水解析の結果

4.

原子炉建屋の水密化対策に期待した場合の評価
緊急安全対策で実施した原子炉建屋水密化対策（T.P.＋15m）に期待した場合の感度解析を実施した。津波区分ごとの炉心損傷頻度の比較を表 1 に示す。
設計基準対処設備のみに期待した津波ＰＲＡでは，防潮堤高さを超える津波においては非常用海水ポンプが喪失し，炉心損傷防止ができないことから，原子炉建屋水密化対策に期待した場合においても，全炉心損傷頻度はベースケースと変わらない。
なお，本評価では重大事故等対処設備に期待していないが，これに期待した場
合は津波区分１（T.P.＋20m〜T.P.＋22m）及び津波区分２（T.P.＋22m〜T.P.＋
24m）の炉心損傷頻度が低減することにより，全炉心損傷頻度も低減する。

添付 3.2.2.1−2−5

表 1

緊急安全対策で実施した原子炉建屋水密化対策に期待した場合の津波区分ごとの炉心損傷頻度
ベースケース（水密化に期待しない）

感度解析ケース（水密化に期待する）
全炉心損傷頻度に

津波区分

炉心損傷頻度事故シーケンス（津波高さ）

全炉心損傷頻度に
津波区分

炉心損傷頻度

対する寄与割合（／炉年）

事故シーケンス（津波高さ）

対する寄与割合
（／炉年）

（％）

（％）
最終ヒートシンク喪失

最終ヒートシンク喪失
3.2E-06

73.9

添付 3.2.2.1−2−6

津波区分１

最終ヒートシンク喪失
1.1E-08（T.P.＋20〜＋22m）

3.2E-06

73.9

1.1E-08

0.3

1.7E-080.4

7.5E-0717.6

2.6E-09＜0.1

3.9E-09＜0.1

3.3E-077.7（蓄電池枯渇後ＲＣＩＣ停止）（蓄電池枯渇後ＲＣＩＣ停止）
津波区分１

最終ヒートシンク喪失（T.P.＋20〜＋22m）＋高圧注水機能喪失

0.3＋高圧注水機能喪失

最終ヒートシンク喪失

最終ヒートシンク喪失
1.7E-08

0.4＋逃がし安全弁再閉鎖失敗＋逃がし安全弁再閉鎖失敗

最終ヒートシンク喪失（蓄電池枯渇後ＲＣＩＣ停止）
原子炉建屋内浸水による
津波区分２
複数の緩和機能喪失

7.6E-07

津波区分２

最終ヒートシンク喪失＋高圧注（T.P.＋22〜＋24m）

水機能喪失

17.7

（T.P.＋22〜＋24m）（最終ヒートシンク喪失）

最終ヒートシンク喪失＋逃がし
安全弁再閉鎖失敗

津波区分３

津波区分３
防潮堤損傷

3.3E-07（T.P.＋24m〜）

7.7

防潮堤損傷
（T.P.＋24m〜）

合計

4.3E-06

合計

4.3E-06

添 付 資 料 3.2.2.1− 3
津波襲来時の原子炉停止手順について

東海第二発電所近傍で大きな地震が発生した場合，当該地震を検知して原子炉は自動スクラムする。また，地震により外部電源が喪失した場合，原子炉は自動スクラムする。そのため，震源が近い地震により津波が発生するような場合は，津波襲来時までに原子炉は既に停止していると考えられる。
また，震源が遠い地震の場合等，地震によって原子炉が自動停止に至らずに津波が襲来する場合を想定し，以下の手順を整備する。
・大津波警報が発表された場合は，原則として原子炉停止操作を開始 す る 注 ）。
・津波警報又は津波注意報が発表された場合は，取水ピット水位計
や津波監視カメラ等により津波監視を強化する。
・引き波により海水取水ピット水位が循環水ポンプの取水可能下限
水 位 （ T.P.− 1.59m： 設 計 値 ） ま で 低 下 し た 場 合 等 ， 原 子 炉 の 運
転継続に支障がある場合に，原子炉を手動停止する。
注）大津波警報が誤報であった場合，及び震源が遠い地震に伴う津波であって到達津波が到達するまでの間に大津波警報が解除又は見直された場合を除く

上記手順に則った津波襲来時の原子炉停止手順のフローを図 1 に示す。

添付 3.2.2.1−3−1

地震発生

地震による
原子炉スクラム
信号発信

No

Yes
地震による
外部電源喪失No

Yes

添付 3.2.2.1−3−2

大津波警報
発表

No

Yes
津波警報
津波注意報
発表
Yes

原子炉自動停止

原子炉自動停止

図 1

原子炉運転継続

原子炉運転継続（ 津 波 監 視 強 化 ※２）

原 子 炉 停 止 操 作 ※１※２

※１：大津波警報が誤報であった場合及び震源が遠い地震に伴う津波であって，到達津波が到達するまでの間
大津波警報が解除又は見直された場合を除く

No※２：取水ピット水位が循環水ポンプの取水可能下限水位（ T.P.-1.59m（ 設 計 値 ） ） ま で 低 下 し た 場 合 等 ， 原
子炉の運転継続に支障がある場合は，原子炉を手動停止する

津波襲来時の原子炉停止手順のフロー

添 付 資 料 3.2.2.1− 4
基準津波に伴う砂移動について
第439回審査会合
資料２−１ 再掲

資料２−１

東海第二発電所
津波評価について（基準津波に対する安全性評価）

平成29年2月3日
日本原子力発電株式会社

1

目

次

第439回審査会合
資料２−１ 再掲

1. 基準津波に対する安全性評価
1.1 評価概要

・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・

1.2 砂移動評価（地形変化）

・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・

1.3 砂移動評価（海水ポンプ室における砂の堆積厚さ）
2. 参考文献

3
5・・・・・・・・・・・・・・・・・

28

・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・

35

補足説明資料
1. 高橋他（1999）の手法に関する補足資料

・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・

37

2. 高橋他（1999）の手法における浮遊砂濃度の影響評価
2.1 評価概要

・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・

2.2 砂移動評価（地形変化）

・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・

2.3 砂移動評価（海水ポンプ室における砂の堆積厚さ）
3. 参考文献

40
42

・・・・・・・・・・・・・・・・・

54

・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・

57
2

添付 3.2.2.1−4−1

目

次

第439回審査会合
資料２−１ 再掲

1. 基準津波に対する安全性評価
1.1 評価概要
1.2 砂移動評価（地形変化）
1.3 砂移動評価（海水ポンプ室における砂の堆積厚さ）
2. 参考文献

補足説明資料
1. 高橋他（1999）の手法に関する補足資料
2. 高橋他（1999）の手法における浮遊砂濃度の影響評価
2.1 評価概要
2.2 砂移動評価（地形変化）
2.3 砂移動評価（海水ポンプ室における砂の堆積厚さ）
3. 参考文献
3

1. 基準津波に対する安全性評価

第439回審査会合
資料２−１ 再掲

1.1 評価概要• 基準津波に対する安全性の評価に関して，以下を確認する。
基準津波に伴う砂移動（地形変化）について評価を実施し，取水口が閉塞しないことを確認する。
海水ポンプ室（取水ピット）における砂の堆積厚さを評価し，非常用海水ポンプの取水に影響がないことを確認する。

N

防潮堤

放水口
北防波堤

取水口

南防波堤

海水ポンプ
海水ポンプ

敷地平面図
取水口
前面
取水ピット

概念図

4

添付 3.2.2.1−4−2

目

次

第439回審査会合
資料２−１ 再掲

1. 基準津波に対する安全性評価
1.1 評価概要
1.2 砂移動評価（地形変化）
1.3 砂移動評価（海水ポンプ室における砂の堆積厚さ）
2. 参考文献

補足説明資料
1. 高橋他（1999）の手法に関する補足資料
2. 高橋他（1999）の手法における浮遊砂濃度の影響評価
2.1 評価概要
2.2 砂移動評価（地形変化）
2.3 砂移動評価（海水ポンプ室における砂の堆積厚さ）
3. 参考文献
5

1. 基準津波に対する安全性評価 1.2 砂移動評価（地形変化）

第439回審査会合
資料２−１ 再掲

解析概要
• 基準津波に伴う砂移動について評価を実施し，取水口が閉塞しないことを確認する。
• 藤井他（1998）及び高橋他（1999）の手法に基づき砂移動の数値シミュレーションを実施した。

【数値シミュレーションのフロー】

藤井ほか(1998)の手法
藤井他（1998）の手法

Z
t

Q
x

C
t

UC
x

地盤高の

初期条件（水位・流速・初期地形）

連続式
計算開始

T=0

浮遊砂濃
度連続式

流体の連続式

E S
1
E S
D

高橋ほか(1999)の手法
高橋他（1999）の手法

00

小林ほか(1996)の実験式
小林他（1996）の実験式

1

Q
x

Cs D
t

MCs
x

Z
t

1

Q

流体の計算

巻き上げ
摩擦速度・シールズ数の計算
摩擦速度・シールズ数の計算

T=T+Δt

量の算定
式

掃流砂量式

沈降量の
掃流層・浮遊層間の交換砂量式
砂移動の計算浮遊層の流砂連続式

算定式
摩擦速度
の計算式

掃流層の流砂連続式

E

1.5

80 *
1

sgd 3
Qw

2

Uk z 1 exp
S

E S

0

0

高橋ほか(1999)の実験式
高橋他（1999）の実験式

流砂量式
流体の運動方程式

E S

1.5

Q

21 *

sgd 3

E

0.012 *

2

1
wD
kz

wC b

log-wake 則（u */U=κ/{ln(h/Z 0)-1}に wake 関数を付加した式）を鉛直方向に積分した式より算出

S

sgd

wC s

マニング則より算出

u*gn 2U U / D 1 / 3

水深の変更

NO
計算終了※
計算終了
YES
結果の出力

津波による地形変化（堆砂・侵食分布）※計算終了は浮遊砂濃度の変動が収束するまでとする。

6

添付 3.2.2.1−4−3

1. 基準津波に対する安全性評価 1.2 砂移動評価（地形変化）

第439回審査会合
資料２−１ 再掲

解析条件
主な解析条件

設定値

備考

砂移動モデル・藤井他(1998)によるモデル
・高橋他(1999)によるモデル

空間格子間隔沖合4320m→2160m→720m→沿岸域240m→
敷地周辺80m→40m→20m→10m→5mへ順次細分化

計算時間間隔0.05秒

マニングの粗度係数0.03 m-1/3･s

浮遊砂上限濃度・藤井他(1998)の手法 1%，5%・高橋他(1999)の手法 1%

砂の粒径0.15mm

底質調査より設定

砂粒の密度2.72 g/cm3

底質調査より設定

空隙率0.4

高橋他(1992)

海水の密度1.03 g/cm3

理科年表より設定

潮位条件※

水位上昇側：T.P.+0.81m
水位下降側：T.P.-0.61m

計算時間

地震発生後240分間（4時間）

初期砂層厚

無限

土木学会(2002)※ 2011年東北地方太平洋沖地震に伴う地殻変動量を考慮

71. 基準津波に対する安全性評価 1.2 砂移動評価（地形変化）

第439回審査会合
資料２−１ 再掲

解析条件（浮遊砂上限濃度）• 高橋他（1999）の浮遊砂上限濃度について，砂移動評価に関する論文を整理した。
• 検証の結果，浮遊砂上限濃度5％は過大評価となっている。
• 検証の結果，浮遊砂上限濃度1％は再現性が良好である。

高橋他（1999）の検証事例

実規模検証

文献

計算使用
砂粒径

計算格子
間隔

浮遊砂上限濃度

浮遊砂上限濃度に関する評価

気仙沼湾（1960年チリ地震津波）

玉田他（2009）

0.001〜1mm

25m，5m1％，5％• 計算格子間隔5mの場合，浮遊砂上限濃度5％では実績値より
侵食深を過大に評価

八戸港（1960年チリ地震津波）

藤田他（2010）

0.26mm10.3m

1％，2％，5％

宮古港（2011年東北地方太平洋沖
地震津波）

近藤他
（2012）

0.08mm

10m

1％

気仙沼湾
（2011年東北地方太平洋沖
地震津波）

森下他
（2014）

1％
0.3mm

10m
C sat αＵ2 Ｖ2• 浮遊砂上限濃度5％は過大に評価• 浮遊砂上限濃度1〜2％の場合の再現性が良好• 土砂移動の全体的な傾向は良く一致• 防波堤堤頭部の最大洗掘深や断面地形も定量的に概ね良く一致• 砂移動評価に影響を及ぼす因子として，無次元掃流力，流砂量式係数，飽和浮遊砂濃度の３つを抽出• 上記の３つの因子を同時に変えたモデルにより，再現性が向上する可能性を示唆• 飽和浮遊砂濃度については，摩擦速度の関数とすることで再現性向上につながることを示唆

Csat : 飽和浮遊砂濃度 Ｕ，Ｖ：断面平均流速分布 α：係数（0.01）• 以上より，高橋他（1999）の浮遊砂上限濃度を1％に設定する。

8

添付 3.2.2.1−4−4

1. 基準津波に対する安全性評価 1.2 砂移動評価（地形変化）

第439回審査会合
資料２−１ 再掲

解析条件（粒径，密度）• 砂の諸元については，茨城県（2005）を参考に設定した。
• 中央粒径については，全26地点の平均値で0.18mmとなり，本解析で用いる中央粒径の設定値
は保守的に0.15mmとした。
• 密度については，全26地点の平均値である2.72g/cm3を設定値とした。

●：常陸那珂港調査（2002年2月）■：日立港調査（1998年1月）▼：東海港調査（2002年1-2月）（T10は最新の調査(2004年10月)
を採用）

日立港沖防波堤（200m設置）

日
立
港

常
陸
那
珂
港

久
慈
川

東
海
港

新川

2001年3月の水深コンター

調査位置

試料採取位置密度（g/cm3）

中央粒径（mm）

H17

2.69

0.48

N1

2.76

0.11

N2

2.76

0.12

N3

2.76

0.13

N4

2.82

0.14

N5

2.81

0.13

N6

2.73

0.12

N7

2.79

0.13

N8

2.75

0.11

N9

2.73

0.14

N10

2.70

0.16

N11

2.68

0.11

N12

2.70

0.11

N（2）

2.76

0.13

N（4）

2.66

0.89

N（6）

2.58

0.01

T1

2.72

0.15

T2

2.73

0.16

T3

2.70

0.15

T4

2.68

0.18

T5

2.69

0.17

T6

2.69

0.14

T7

2.70

0.13

T8

2.67

0.31

T9

2.68

0.16

T10

2.67

0.18

平均値

2.72

0.18

設定値

2.72

0.15

9

1. 基準津波に対する安全性評価 1.2 砂移動評価（地形変化）

第439回審査会合
資料２−１ 再掲

評価結果
• 取水口前面における砂の堆積厚さは，最大で0.4m程度であり，取水口は閉塞しない。
• 以上から，非常用海水ポンプの取水への影響はないことを確認した。
評価結果
基準津波

砂移動モデル

浮遊砂上限濃度

取水口前面における砂の堆積厚さ1％

0.01 m藤井他（1998）
水位上昇側
高橋他（1999）

5％0.01 m1％0.33 m1％0.01 m5％0.01 m1％0.19 m藤井他（1998）
水位下降側
高橋他（1999）

海水ポンプ
海水ポンプ

取水口
前面
取水口敷高：T.P.−6.04m

取水ピット

海底面：T.P.−6.89m

取水口概念図10

添付 3.2.2.1−4−5

1. 基準津波に対する安全性評価 1.2 砂移動評価（地形変化）

第439回審査会合
資料２−１ 再掲

解析結果（藤井他（1998），浮遊砂上限濃度：1％，水位上昇側）■地形変化量分布（地震発生4時間後），最大堆積量分布
取水口前面における砂の堆積厚さ0.01 m

(m)
3.50
3.00
2.50
2.00
1.50
1.00
0.50
0.25
0.00
-0.25
-0.50
-1.00
-1.50
-2.00
-2.50
-3.00
-3.50

(m)
3.50
3.00
2.50
2.00
1.50
1.00
0.50
0.25

取水口（0.01m）

取水口（0.01m）

最大堆積量分布

地形変化量分布（地震発生4時間後）

12

1. 基準津波に対する安全性評価 1.2 砂移動評価（地形変化）

第439回審査会合
資料２−１ 再掲

解析結果（藤井他（1998），浮遊砂上限濃度：5％，水位上昇側）■地形変化量分布（地震発生4時間後），最大堆積量分布
取水口前面における砂の堆積厚さ0.01 m

(m)
3.50
3.00
2.50
2.00
1.50
1.00
0.50
0.25
0.00
-0.25
-0.50
-1.00
-1.50
-2.00
-2.50
-3.00
-3.50

取水口（0.01m）

地形変化量分布（地震発生4時間後）

(m)
3.50
3.00
2.50
2.00
1.50
1.00
0.50
0.25

取水口（0.01m）

最大堆積量分布14

添付 3.2.2.1−4−6

1. 基準津波に対する安全性評価 1.2 砂移動評価（地形変化）

第439回審査会合
資料２−１ 再掲

解析結果（高橋他（1999），浮遊砂上限濃度：1％，水位上昇側）■地形変化量分布（地震発生4時間後），最大堆積量分布，最大シールズ数分布
取水口前面における砂の堆積厚さ0.33 m

(m)
3.50
3.00
2.50
2.00
1.50
1.00
0.50
0.25
0.00
-0.25
-0.50
-1.00
-1.50
-2.00
-2.50
-3.00
-3.50

ｼｰﾙｽﾞ数

(m)
3.50
3.00
2.50
2.00
1.50
1.00
0.50
0.25

取水口（0.33m）

取水口（0.33m）

取水口

最大シールズ数分布

最大堆積量分布

地形変化量分布（地震発生4時間後）

16

1. 基準津波に対する安全性評価 1.2 砂移動評価（地形変化）

第439回審査会合
資料２−１ 再掲

解析結果（藤井他（1998），浮遊砂上限濃度：1％，水位下降側）■地形変化量分布（地震発生4時間後），最大堆積量分布
取水口前面における砂の堆積厚さ0.01 m

(m)
3.50
3.00
2.50
2.00
1.50
1.00
0.50
0.25
0.00
-0.25
-0.50
-1.00
-1.50
-2.00
-2.50
-3.00
-3.50

取水口（0.01m）

地形変化量分布（地震発生4時間後）

(m)
3.50
3.00
2.50
2.00
1.50
1.00
0.50
0.25

取水口（0.01m）

最大堆積量分布20

添付 3.2.2.1−4−7

1. 基準津波に対する安全性評価 1.2 砂移動評価（地形変化）

第439回審査会合
資料２−１ 再掲

解析結果（藤井他（1998），浮遊砂上限濃度：5％，水位下降側）■地形変化量分布（地震発生4時間後），最大堆積量分布
取水口前面における砂の堆積厚さ0.01 m

(m)
3.50
3.00
2.50
2.00
1.50
1.00
0.50
0.25
0.00
-0.25
-0.50
-1.00
-1.50
-2.00
-2.50
-3.00
-3.50

(m)
3.50
3.00
2.50
2.00
1.50
1.00
0.50
0.25

取水口（0.01m）

取水口（0.01m）

最大堆積量分布

地形変化量分布（地震発生4時間後）

22

1. 基準津波に対する安全性評価 1.2 砂移動評価（地形変化）

第439回審査会合
資料２−１ 再掲

解析結果（高橋他（1999），浮遊砂上限濃度：1％，水位下降側）■地形変化量分布（地震発生4時間後），最大堆積量分布，最大シールズ数分布
取水口前面における砂の堆積厚さ
0.19 m

(m)
3.50
3.00
2.50
2.00
1.50
1.00
0.50
0.25
0.00
-0.25
-0.50
-1.00
-1.50
-2.00
-2.50
-3.00
-3.50

取水口（0.19m）

地形変化量分布（地震発生4時間後）

ｼｰﾙｽﾞ数

(m)
3.50
3.00
2.50
2.00
1.50
1.00
0.50
0.25

取水口（0.19m）

最大堆積量分布取水口

最大シールズ数分布24

添付 3.2.2.1−4−8

目

次

第439回審査会合
資料２−１ 再掲

1. 基準津波に対する安全性評価
1.1 評価概要
1.2 砂移動評価（地形変化）
1.3 砂移動評価（海水ポンプ室における砂の堆積厚さ）
2. 参考文献

補足説明資料
1. 高橋他（1999）の手法に関する補足資料
2. 高橋他（1999）の手法における浮遊砂濃度の影響評価
2.1 評価概要
2.2 砂移動評価（地形変化）
2.3 砂移動評価（海水ポンプ室における砂の堆積厚さ）
3. 参考文献28

1. 基準津波に対する安全性評価 1.3 砂移動評価（海水ポンプ室における砂の堆積厚さ）

第439回審査会合
資料２−１ 再掲

解析概要

• 海水ポンプ室（取水ピット）における砂の堆積厚さを評価し，非常用海水ポンプの取水に影響がないことを確認する。
• 取水設備を一次元でモデル化し，地形変化の評価から得られる取水口前面の浮遊砂濃度を境界条件として，取水設備内の浮遊砂濃度を算定し，非常用海水ポンプ位置における砂の堆積厚さを算定した。
• 取水路及び海水ポンプ室内の流量及び流速は，当該解析モデルで計算される管路解析結果を使用した。
• 水路内の砂移動評価については ，地形変化の検討において取水口前面における砂の堆積厚さが最も大きくなるケースを対象に，高橋他（1999）の手法に基づき数値シミュレーションを実施した。

評価結果（地形変化）
基準津波

砂移動モデル

浮遊砂上限濃度

取水口前面における砂の堆積厚さ1％

0.01 m5％0.01 m1％0.33 m1％0.01 m

備考

藤井他（1998）
水位上昇側

高橋他（1999）

検討ケース

藤井他（1998）
水位下降側
高橋他（1999）

5％0.01 m1％0.19 m

検討ケース

1.0
0.8
0.6
0.4
0.2
0.0

0.94％

0

30

60

90

120
時間（分）

150

180

210

240

浮遊砂体積濃度
砂濃度 （%）（%）

浮遊砂体積濃度
砂濃度 （%）（%）■取水口前面における浮遊砂体積濃度の時刻歴波形（高橋他（1999），浮遊砂上限濃度：1％）
1.0
0.8
0.6
0.4
0.2
0.0

0.86％

0

30

水位上昇側

60

90

120
時間（分）

150

180

210

240

水位下降側

29

添付 3.2.2.1−4−9

1. 基準津波に対する安全性評価 1.3 砂移動評価（海水ポンプ室における砂の堆積厚さ）

第439回審査会合
資料２−１ 再掲

解析条件（設定項目）
設定内容

項目
計算領域

取水口〜取水路〜取水ピット

基礎方程式

非定常開水路流及び管路流の連続式・運動方程式※1

非常用海水ポンプ
取水条件

流量：2,549.4 (m3/hr)
・残留熱除去系海水ポンプ：885.7 (m3/hr/台) ×2 台
・非常用ディーゼル発電機用海水ポンプ：272.6 (m3/hr/台) ×2 台・高圧炉心スプレイ系ディーゼル発電機用海水ポンプ：232.8 (m3/hr/台)×1 台

マニングの粗度係数

n=0.020m−1/3･s

貝の付着代

貝代10cmを考慮

局所損失係数

電力土木技術協会(1995)：火力･原子力発電所土木構造物の設計−増補改訂版−
千秋信一(1967)：発電水力演習
土木学会(1999)：水理公式集［平成11年版］

入射条件

基準津波：水位上昇側，水位下降側

計算時間間隔⊿t=0.01秒

計算時間

地震発生後240分間（4時間）

潮位条件※2

水位上昇側：T.P.+0.81m
水位下降側：T.P.-0.61m※1 基礎方程式＜開水路＞a)運動方程式 Q
b)連続式

t

Q2
x A

A
t

Q
x

gA

H
x

gA

n2 | v | v
R4/3

＜管路＞
a)運動方程式

vv
1
f
x 2g

0

Q
t

gA

Q
x

0

b)連続式

0

H
x

gA

n2 | v | v
R4/3

vv
1
f
x 2g

0

ここに, ｔ ：時間 Ｑ ：流量 v ：流速 ｘ ：管底に沿った座標 Ａ ：流水断面積 Ｈ ：圧力水頭＋位置水頭（管路の場合）/位置水頭（開水路の場合）
ｚ ：管底高 ｇ ：重力加速度 ｎ ：マニングの粗度係数 Ｒ ：径深 ⊿x ：管路の流れ方向の長さ ｆ ：局所損失係数※2 2011年東北地方太平洋沖地震に伴う地殻変動量を考慮

30

1. 基準津波に対する安全性評価 1.3 砂移動評価（海水ポンプ室における砂の堆積厚さ）

解析条件（取水設備の水理特性を考慮した水変動解析結果：基準津波（水位上昇側））

第439回審査会合
資料２−１ 再掲

• 基準津波（水位上昇側）による取水口前面の水位時刻歴波形を用いて算定した海水ポンプ室の水位時刻歴波形を以下に示す。

海水ポンプ室
海水ポンプ室
20.0

5.0
0.0
-5.0

T.P.-4.5m

-10.0
0

30

60

T.P.14.2m

15.0

10.0

10.0

水位(T.P.m)

水位(T.P.m)

15.0

取水口前面
取水口前面

20.0

T.P.15.9m

90

120

5.0
0.0
-5.0

T.P.-4.4m

-10.0
150

180

210

240

0

30

60

時間（分）

90

120

150

180

210

240

時間（分）

水位の時刻歴波形（水位上昇側）

海水ポンプ
海水ポンプ

取水口
前面
取水ピット

取水口概念図32

添付 3.2.2.1−4−10

1. 基準津波に対する安全性評価 1.3 砂移動評価（海水ポンプ室における砂の堆積厚さ）

解析条件（取水設備の水理特性を考慮した水変動解析結果：基準津波（水位下降側））

第439回審査会合
資料２−１ 再掲

• 基準津波（水位下降側）による取水口前面の水位時刻歴波形を用いて算定した海水ポンプ室の水位時刻歴波形を以下に示す。

海水ポンプ室
補機冷却海水ピット

15.0

取水口前面
取水口前面

15.0

T.P.9.8m

10.0

10.0

5.0

5.0

水位(T.P.m)

水位(T.P.m)

T.P.9.9m

0.0
-5.0

0.0
-5.0

T.P.-4.9m

T.P.-5.0m
-10.0

-10.0
0

30

60

90

120

150

180

210

0

240

30

60

90

時間（分）

120

150

180

210

240

時間（分）

水位の時刻歴波形（水位下降側）

海水ポンプ
海水ポンプ

取水口
前面
取水ピット

取水口概念図33

1. 基準津波に対する安全性評価 1.3 砂移動評価（海水ポンプ室における砂の堆積厚さ）

第439回審査会合
資料２−１ 再掲

評価結果

• 海水ポンプ室（取水ピット）における砂の堆積厚さは最大で0.01m程度であり，非常用海水ポンプの高さを上回らない。
• 以上から，非常用海水ポンプの取水への影響はないことを確認した。

評価結果
基準津波

砂移動モデル

浮遊砂上限濃度

海水ポンプ室における砂の堆積厚さ水位上昇側

高橋他（1999）

1％

0.01 m

水位下降側

高橋他（1999）

1％

0.01 m

海水ポンプ
海水ポンプ

非常用海水ポンプ※の高さ：T.P.−6.53m

取水口
前面

取水ピット底面：T.P.−7.85m

取水ピット※ 非常用ディーゼル発電機用海水ポンプ
高圧炉心スプレイ系ディーゼル発電機用海水ポンプ

取水口概念図34

添付 3.2.2.1−4−11

目

次

第439回審査会合
資料２−１ 再掲

1. 基準津波に対する安全性評価
1.1 評価概要
1.2 砂移動評価（地形変化）
1.3 砂移動評価（海水ポンプ室における砂の堆積厚さ）
2. 参考文献

補足説明資料
1. 高橋他（1999）の手法に関する補足資料
2. 高橋他（1999）の手法における浮遊砂濃度の影響評価
2.1 評価概要
2.2 砂移動評価（地形変化）
2.3 砂移動評価（海水ポンプ室における砂の堆積厚さ）
3. 参考文献35

2. 参考文献

第439回審査会合
資料２−１ 再掲

• 藤井直樹・大森政則・高尾誠・金山進・大谷英夫（1998）：津波による海底地形変化に関する研究，海岸工学論文集, 第45巻，pp.376-380• 高橋智幸・首藤伸夫・今村文彦・浅井大輔（1999）：掃流砂層・浮遊砂層間の交換砂量を考慮した津波移動床モデルの開発，海岸工学論文集，第46巻，pp.606-610• 小林昭男・織田幸伸・東江隆夫・高尾 誠・藤井直樹（1996）：津波による砂移動に関する研究，海岸工学論文集，第43巻，pp.691-695• 土木学会原子力土木委員会津波評価部会（2002）：原子力発電所の津波評価技術• 高橋智幸・今村文彦・首藤伸夫（1992）：土砂移動を伴う津波計算法の開発，海岸工学論文集, 第39巻，pp.231-235• 玉田崇・田村保・高橋智幸・佐々木元（2009）：河川での津波防災検討における津波移動床モデルの適用性に関する研究，土木学会論文集B2（海岸工学），Vol.B2-65，No.1，pp.301-305• 藤田尚毅・稲垣和男・藤井直樹・高尾誠・金戸俊道（2010）：津波による海底地形変化評価モデルの現地適用性に関する研究，海洋開発論文集，
第26巻，pp.213-216• 近藤武司・森本徹・藤本典子・殿最浩司・志方建仁（2012）：港湾での津波による土砂移動計算の再現性評価，土木学会論文集B2（海岸工学），
Vol.68，No.2，Ⅰ̲396-Ⅰ̲400• 森下祐・高橋智幸（2014）：2011年東北地方太平洋沖地震津波襲来時の気仙沼湾を対象とした津波移動床モデルの再現性向上，土木学会論文集
B2（海岸工学），Vol.70，No.2，Ⅰ̲491-Ⅰ̲495• 茨城県東海地区海岸保全対策研究会（2005）：茨城県東海地区海岸の保全に関する技術検討資料• 電力土木技術協会(1995)：火力･原子力発電所土木構造物の設計−増補改訂版−，pp826-833• 千秋信一(1967)：発電水力演習，pp76-89• 土木学会(1999)：水理公式集［平成11年版］，pp373-377• 高橋智幸・黒川貴博・藤田将孝・島田広昭（2011）：津波による土砂移動の粒径依存性に関する水理実験，土木学会論文集B2（海岸工学），Ｖｏｌ.67，
No.2，Ⅰ̲231-Ⅰ̲23536

添付 3.2.2.1−4−12

添 付 資 料 3.2.2.1− 5
事故シナリオの分析で引き波を除外する考え方について

1.

目的「実用発電用原子炉及びその附属施設の位置、構造及び設備の基

準 に 関 す る 規 則 」第 ５ 条（ 津 波 に よ る 損 傷 の 防 止 ）の 解 釈 別 記 ３ に おいて，水位変動に伴う取水性低下による重要な安全機能への影響を
防 止 す る た め ，非 常 用 海 水 冷 却 系 に つ い て は ，基 準 津 波 に よ る 水 位 の
低 下 に 対 し て 海 水 ポ ン プ が 機 能 保 持 で き ，か つ ，冷 却 に 必 要 な 海 水 が確保できる設計であることを要求している。
本 規 制 要 求 を 満 足 さ せ る た め ，東 海 第 二 発 電 所 で は ，引 き 波 時 に お
い て も 非 常 用 海 水 ポ ン プ ※ 1の 運 転 が 継 続 可 能 な よ う に ， 設 計 基 準 事
故対処設備として，取水口前面の海中に貯留堰を設置する計画として い る 。貯 留 堰 の 概 略 構 造 を 図 1 に 示 す 。貯 留 堰 に つ い て は ，天 端 高
さ を T.P.− 4.9m と す る こ と で ，引 き 波 時 に お い て も 非 常 用 海 水 ポ ン
プ 全 台 が 30 分 間 程 度 の 運 転 が 継 続 可 能 な よ う に ，有 効 貯 留 量 と し て
約 2,370m ３ の 海 水 が 貯 留 で き る 容 量 を 有 す る 設 計 と し て い る 。
このため，設計基準の引き波に対する非常用海水ポンプの健全性
は 維 持 さ れ る も の と 言 え る 。以 下 で は ，津 波 Ｐ Ｒ Ａ の 評 価 に お い て ，
設計基準の引き波を下回る津波を想定した場合に対しても，貯留堰の設計を踏まえて，非常用海水ポンプの取水性が確保できる設計であることを確認することにより，事故シナリオの分析で引き波を除外可能であることを示す。

※1

非常用海水ポンプ：残留熱除去系海水系ポンプ，非常用ディーゼル発電機用海水ポンプ及び高圧炉心スプレイ系ディーゼル発電機用海水ポン
プ

添付 3.2.2.1−5−1【基本仕様】
・寸法： 約 6 5m×24m（ 鋼 管 矢 板 中 心 距 離 ）・ 天 端 高 さ： T.P.− 4.9m
・ 有 効 貯 留 量： 約 2 ,370m ３・耐震重要度：Ｓクラス

図 1

2.

貯留堰の概略構造

引き波時の最低水位と低下時間一般に想定する津波の高さを高くするほど引き波の水位も低くなる こ と か ら ，本 評 価 で は ，基 準 津 波 高 さ を 上 回 る 津 波 と し て ，添 付 資料 3.2.2.3-2 に お い て 防 潮 堤 の 耐 力 を 確 保 す る こ と と し て い る T.P.
＋ 24m 津 波 の 水 位 挙 動 に 着 目 し て 評 価 を 行 う 。T.P.＋ 24m 津 波 は ，防潮 堤 前 面 高 さ T.P.＋ 20m を 上 回 る こ と か ら ， そ も そ も 押 し 波 が 防 潮堤を越流して非常用海水ポンプが没水，被水して機能喪失することに な る も の の ，こ こ で は 保 守 性 を 確 保 し た 評 価 と し て ，取 水 継 続 性 を検討することとする。
T.P. ＋ 24m 津 波 の 防 潮 堤 取 水 口 前 面 に お け る 水 位 の 時 刻 歴 波 形 を
図 2 に 示 す 。図 2 に お い て 引 き 波 の 最 低 水 位 は T.P.− 6.8m と な っ て
お り ，最 低 水 位 の 近 傍 で 水 位 が 貯 留 堰 天 端 高 さ（ T.P.− 4.9m）を 下 回
添付 3.2.2.1−5−2

る 時 間 は 約 7.5 分 間 と な っ て い る 。
T.P.（m）

30
20
10
0
-10
0

30

60

90

120
時間（分）

150

180

210

10m
約 7 .5 分 間

0m
T.P.− 6.8m

-10m

図 2

T.P.＋ 24m 津 波 の 水 位 の 時 刻 歴 波 形 と 最 低 水 位 時 拡 大 図（取水口前面）

3.

貯留堰による非常用海水ポンプの運転継続可能時間の評価(1)

評価内容及び方法
取 水 ピ ッ ト は ，非 常 用 海 水 ポ ン プ と 常 用 海 水 ポ ン プ ※ 2 で 共 用 し て

い る 。こ の た め ，引 き 波 に よ り 取 水 ピ ッ ト の 水 位 が 停 止 警 報 設 定 値に達した場合には，常用系の循環水ポンプ及び補機冷却系海水ポン プ を 停 止 す る 運 用 と し て い る が ，こ こ で は ，非 常 用 海 水 ポ ン プ 全台が運転状態の場合の運転継続可能時間とともに，常用海水ポン
プ の 停 止 に 失 敗 し た こ と を 想 定 し た 状 態 ，つ ま り ，非 常 用 及 び 常 用
海水ポンプ全台が運転状態の場合における非常用海水ポンプの運転継続可能時間を評価した。
※ 2： 常 用 海 水 ポ ン プ ： 循 環 水 ポ ン プ 及 び 補 機 冷 却 系 海 水 ポ ン プ

添付 3.2.2.1−5−3

240

(2)

評価条件
非常用海水ポンプの運転継続可能時間の評価に当たり，非常用

海水ポンプ及び常用海水ポンプの取水量は，各々のポンプの定格
容 量 と し た 。非 常 用 海 水 ポ ン プ 及 び 常 用 海 水 ポ ン プ の 取 水 量 を 表 1に示す。
ま た ，安 全 側 の 評 価 と な る よ う 常 用 海 水 ポ ン プ は ，ポ ン プ 呑 口 下端まで取水可能とし，水位がポンプ呑口下端を下回った時点で停止するものとした。海水ポンプの取水可能水位を表 2 に示す。

表 1

非常用海水ポンプ及び常用海水ポンプの取水量
取 水 量 （ m ３ ／ h）

海水ポンプ

区分

台数

1台
当たり

合計

4
（2 系統）

886

3,544

2
（2 系統）

273

546

高圧炉心スプレイ系ディー
ゼル発電機用海水ポンプ

1（1 系統）

233

233

循環水ポンプ3（3 系統）

74,200222,6003※ 3（3 系統）

2,838

5,676

残留熱除去系海水系ポンプ
非常用ディーゼル発電機用
海水ポンプ

非常用

常用
補機冷却系海水ポンプ※ 3： 1 台 は 予 備 機 。 こ の た め ， 取 水 量 の 合 計 は 2 台 分 の 値 と し て い る 。

添付 3.2.2.1−5−4

表 2海水ポンプの取水可能水位

海水ポンプ

区分

取水可能水位（呑口部水位）
T.P.− 5.42m ※ 4

残留熱除去系海水系ポンプ
T.P.− 5.66m ※ 5
非常用
非常用ディーゼル発電機用海水ポンプ

T.P.− 6.08m ※ 4

高圧炉心スプレイ系ディーゼル発電機用
海水ポンプ

T.P.− 6.08m ※ 4

循環水ポンプ
常用
補機冷却系海水ポンプ

T.P.− 1.59m（ T.P.− 5.20m）
T.P.− 5.08m ※ 4（ T.P.− 6.51m）※ 4 ： 日 本 機 械 学 会 標 準 「 ポ ン プ の 吸 込 水 槽 の 模 型 試 験 法 」（ J S M E S 0 0 4 - 1 9 8 4 ）
吸込水槽の標準形状に対する最小没水深さによる値※ 5： 実 機 ポ ン プ を 用 い た 水 理 実 験 結 果 に 基 づ く 値

(3)

評価結果
評 価 の 結 果 ，非 常 用 海 水 ポ ン プ は ，常 用 海 水 ポ ン プ が 停 止 か つ 非

常 用 海 水 ポ ン プ 全 台 が 運 転 状 態 の 場 合 で 約 30 分 間 ， 非 常 用 及 び 常用海水ポンプ全台が運転状態の場合で約 8 分間，運転継続可能で
あ る こ と を 確 認 し た 。こ れ ら の 時 間 は ，い ず れ も 引 き 波 の 水 位 が 貯
留 堰 の 天 端 高 さ（ T.P.− 4.9m）を 下 回 る 時 間 で あ る 約 7.5 分 間 を 上回っている。
ａ．常用海水ポンプ停止条件での評価① 貯 留 堰 内 に 貯 留 さ れ る 有 効 貯 留 量 ： 約 2,370m ３② 非 常 用 海 水 ポ ン プ 全 台 の 取 水 量 ： 4,323m ３ ／ h③ 非 常 用 海 水 ポ ン プ の 運 転 継 続 時 間 ： 約 30 分
・ 約 2,370m ３ （ ① ） ／ 4,323m ３ ／ h（ ② ） ＝ 32.8 分

添付 3.2.2.1−5−5

ｂ．常用海水ポンプ運転継続条件での評価①循環水ポンプ停止までに取水される貯留堰内の水量： 約 940m ３②非常用及び常用海水ポンプ全台の合計取水量： 232,599m ３ ／ h③ 循 環 水 ポ ン プ 停 止 ま で の 時 間 ： 0 分 13 秒
・ 約 940m ３ （ ① ） ／ 232,599m ３ ／ h（ ② ） ＝ 0 分 13 秒
④循環ポンプ停止後に貯留堰に貯留されている有効貯留量： 1,430m ３⑤非常用及び常用海水ポンプ（循環水ポンプ除く）全台の取 水 量 ： 9,999m ３ ／ h⑥非常用海水ポンプの運転継続時間：約 8 分
・ 1,430m ３ （ ④ ） ／ 9,999m ３ ／ h（ ⑤ ） ＝ 約 8.58 分

3.

事故シナリオの分析で引き波を除外する考え方
上述の検討により，敷地内浸水解析により原子炉建屋に到達すると 評 価 し た T.P.＋ 24m 津 波 の 引 き 波 の 水 位 が 貯 留 堰 の 天 端 高 さ（ T.P.
− 4.9m） を 下 回 る 約 7.5 分 間 に 対 し ， 非 常 用 海 水 ポ ン プ の 取 水 継 続
時間が十分長いことから，基準津波高さを上回る津波の引き波に対しても非常用海水ポンプの取水性が確保できることを確認した。
ま た ，押 し 波 が T.P.＋ 20m を 超 え た 時 点 で ，防 潮 堤 を 越 流 し ，非 常用海水ポンプが機能喪失することから，引き波により非常用海水ポ
ンプが機能喪失する事故シナリオは，押し波による事故シナリオに包含されると考えられるため考慮は不要である。
以上を踏まえ，事故シナリオの分析において引き波を除外した。
添付 3.2.2.1−5−6

添付資料 3.2.2.1−6
建屋・機器リストの抽出の考え方について

1.

津波ＰＲＡ学会標準の規定
津波ＰＲＡ学会標準には，建屋・機器リストの作成に関する以下の規定があり，東海第二発電所の建屋・機器リストについても，当該規定に基づき作成を行っている。
（津波ＰＲＡ学会標準 6.5 項抜粋部）
6.5

建屋・機器リストの作成

6.3 事故シナリオの明確化と 6.4 起因事象の分析に基づき，9.事故シー
ケンス評価に必要な建屋・機器リストを作成する。このリストは，図 6.51 に示す津波ＰＲＡの一連の作業の中で調整・利用される。建屋・機器リストの作成に関連する作業項目には，5.プラント構成・特性及びサイト状
況の調査，6.事故シナリオの同定，8.建屋・機器フラジリティ評価，9.事
故シーケンス評価がある。

添付 3.2.2.1−6−1

2.

建屋・機器リストの作成手順
津波ＰＲＡ学会標準の評価の流れに従い，「6.1 事故シナリオの広範な分

析・選定」及び「6.2 広範な事故シナリオのスクリーニング」を行い，「6.3
事故シナリオの明確化」及び「6.4 起因事象の分析」の結果に基づき，津波
ＰＲＡの評価対象として，津波防護施設，浸水防止設備，起因事象を引き起こす設備及び起因事象を緩和する設備を選定して，「6.5 建屋・機器リストの作成」を行った。各設備区分に該当する設備の抽出の考え方を以下に示す。
(1)

津波防護施設及び浸水防止設備
設計基準事故対処設備である，防潮堤，防潮扉，放水路止水対策，取水路

止水対策及び原子炉建屋外壁部止水対策（EL.＋8.2m 以下 ※3）を抽出した。
(2)

起因事象を引き起こす設備
事故シナリオの明確化及び起因事象の分析結果（図 1）に基づき，起因事

象を引き起こす設備を抽出した。
(3)

起因事象を緩和する設備
設計基準事故対処設備である緩和設備を抽出対象とし，内部事象出力運

転時レベル１ＰＲＡにおいて考慮する緩和設備（表 1）を抽出した。ただし，
津波到達前に原子炉が停止していることから，緩和設備のうちスクラム系
は対象外とした。

3.

建屋・機器リスト
2.の作成手順に基づき作成した建屋・機器リストを表 2 に示す。

※3

原子炉建屋外壁部止水対策のうち，EL.＋8.2m 以下の地下部については，屋外タンク破損や降雨等による水の原子炉建屋内への流入を防止するため，設計基準事故対処設備として止水対策を行っている。なお，EL.＋8.2m 以上の地上部については，緊急安全対策で設置した止水対策であり，設計基準事故対処設備として位置付けていない。

添付 3.2.2.1−6−2

4.

プラントウォークダウンへの活用
津波ＰＲＡ学会標準には，建屋・機器リストのプラントウォークダウンへの利用に関して以下の規定があり，東海第二発電所のプラントウォークダウ
ン対象機器の選定の際にも活用している。
（津波ＰＲＡ学会標準 6.5 項抜粋部）
作成した建屋・機器リストは，8.建屋・機器フラジリティ評価，9.事故シーケンス評価に利用する他，5.プラント構成・特性及びサイト状況の調査のサイト・プラントウォークダウンへの利用も有用であり，評価手順に拘らず，一連の作業の中で相互に調整し利用すべきものであることに留意し，必要に応じてフィードバックを行う。

添付 3.2.2.1−6−3

添付 3.2.2.1−6−4
図 1（第 3.2.2.1-4 図）

事故シナリオの明確化及び起因事象の分析結果

表 1 内部事象出力運転時レベル１ＰＲＡで考慮する代表的な緩和設備
機能及び系統名

系統の概要

炉心冷却機能高圧炉心スプレイ系（ＨＰＣＳ）

原子炉水位異常低下（レベル２）又はドライウェル圧力高の信号で自動起動し，電動駆動のポンプにより，復水貯蔵タンク又はサプレッション・チェンバを水源にして高圧〜低圧状態の原子炉に注水する。

低圧注水系（ＬＰＣＩ）（残留熱除去系（ＲＨＲ））

原子炉水位異常低下（レベル２）の信号で自動起動し，蒸気タービン駆動のポンプにより，復水貯蔵タンク又はサプレッション・チェンバを水源にして原子炉に注水する。
原子炉水位異常低下（レベル１）又はドライウェル圧力高の信号で自動起動し，電動駆動のポンプにより，サプ
レッション・チェンバを水源にして低圧状態の原子炉に注水する。
ＬＰＣＩはＲＨＲの機能の１つであり，原子炉水位異常低下（Ｌ１）又はドライウェル圧力高の信号で自動起動
し，電動駆動のポンプにより，サプレッション・チェンバを水源にして低圧状態の原子炉に注水する。

自動減圧系（逃がし安全弁）（ＡＤＳ）

原子炉水位異常低下（Ｌ１）及びドライウェル圧力高の信号により，ＡＤＳ機能を有する逃がし安全弁を自動開放して原子炉圧力を低下させる。

原子炉隔離時冷却系（ＲＣＩＣ）
低圧炉心スプレイ系（ＬＰＣＳ）

添付 3.2.2.1−6−5

格納容器除熱機能
格納容器スプレイ冷却モードはＲＨＲの機能の１つであり，サプレッション・プール水をＲＨＲの熱交換器で冷却し，ドライウェル内及びサプレッション・チェンバ内にスプレイすることで格納容器内の温度，圧力を低減さ
残留熱除去系（ＲＨＲ）（格納容器スプレイ冷却系／サプレッ せる。
サプレッション・プール冷却モードはＲＨＲの機能の１つであり，サプレッション・プール水をＲＨＲの熱交換
ション・プール冷却系）
器で冷却し，再びサプレッション・チェンバへ戻すことによりサプレッション・プールの温度を低減させる。
安全機能のサポート機能
残留熱除去系海水系（ＲＨＲＳ）
直接海水を供給することで，各々の補機を冷却する。
非常用ディーゼル発電機海水系（ＤＧ
ＲＨＲＳ：ＬＰＣＳ，ＲＨＲ 等
ＳＷ）
ＤＧＳＷ：ＤＧ−２Ｃ／２Ｄ
高圧炉心スプレイ系ディーゼル発電機
ＨＰＣＳ−ＤＧＳＷ：ＨＰＣＳ，ＨＰＣＳ−ＤＧ
海水系（ＨＰＣＳ−ＤＧＳＷ）[交流電源]
非常用ディーゼル発電機（ＤＧ）
高圧炉心スプレイ系ディーゼル発電機 外部電源の喪失等を受けて自動起動し，非常用機器に給電する。
（ＨＰＣＳ−ＤＧ）
燃料移送系
直流電源（ＤＣ）ＲＣＩＣやディーゼル発電機の起動，逃がし安全弁の電磁弁や遮断器の開閉等の非常用機器の制御に用いる。

表 2 （ 第 3.2 . 2. 1− 5 表 ）
区

分

No .
1
2

津波防護施
設及び浸水
防止設備

3

4
5
6

7
起因事象を
引き起こす
設備

フロントライン系

起因事象
を緩和す
る設備

建 屋 ・ 機 器 リ ス ト （ 1／ 2）
設置場所※１

設置場所の高さ※１（ E L. ）

−

屋外

−

−

屋外

−

−

海水ポンプ室
及び屋外

−

−

原子炉建屋
及び屋外

−

ポンプ

海水ポンプ室＋ 0 .8 m

ポンプ

海水ポンプ室＋ 0 .8 m

ポンプ

海水ポンプ室＋ 0 .8 m

建屋・機器（系統）名称
防潮堤及び防潮扉
放水路止水対策（構内排水路止水対策含む）
取 水 路 止 水 対 策（ 海 水 引 込 み 管 ，
緊急用海水取水管止水対策含む）
原 子 炉 建 屋 外 壁 部（ 地 下 部 分 ）止水対策（隣接する建屋境界部含む）
残留熱除去系海水系（海水ポンプ及び関連機器含む）
非常用ディーゼル発電機用海水系（海水ポンプ及び関連機器含
む）
高圧炉心スプレイ系ディーゼル
発電機用海水系（海水ポンプ及び関連機器含む）

サポート

8

循環水ポンプポンプ

海水ポンプ室＋ 0.8 m9

補機冷却系海水ポンプ

ポンプ

海水ポンプ室＋ 0.8 m10起動変圧器，予備変圧器

変圧器

屋外

＋ 8 .2 m

11

原子炉建屋

１階床面

−

＋ 8.2 m12

タービン建屋

１階床面−＋ 8.2 m

13

排気筒

排気筒

屋外

＋ 8 .5 m

14

高圧炉心スプレイ系

原子炉建屋（地下２階）− 4 .0 m

15

原子炉隔離時冷却系

原子炉建屋（地下２階）− 4 .0 m

16

低圧炉心スプレイ系

原子炉建屋（地下２階）− 4 .0 m

17低圧注水系（残留熱除去系）

原子炉建屋（地下２階）− 4 .0 m

18

自動減圧系

制御盤

原子炉建屋
（２階）

＋ 1 8.0 m

19

復水貯蔵タンクタンク

屋外＋ 3 .0 m

20

燃料移送系

タンク，
ポンプ

屋外

＋ 8 .3 m

21

直流電源系

分電盤

22

非常用交流電源系

ポンプ，
電動弁，
空調機
ポンプ，
タービン，
電動弁，器
具，分電盤
ポンプ，
電動弁，
空調機
ポンプ，
電動弁，
空調機

ディーゼル
発電設備

添付 3.2.2.1−6−6

原子炉建屋（地下２階）
原子炉建屋（地下２階）− 4 .0 m− 4 .0 m

表 2 （ 第 3.2 . 2. 1− 5 表 ）
区

分

N o.

建 屋 ・ 機 器 リ ス ト （ 2／ 2）

建屋・機器（系統）名称

設置場所※１

設置場所の高さ※１（ E L. ）残留熱除去系海水系（海水ポンポンプ
海水ポンプ室＋ 0 .8 m
プ及び関連機器含む）
残留熱除去系海水系（原子炉建
原子炉建屋
24
熱交換器
− 4 .0 m
屋内設置機器）（地下２階）
非常用ディーゼル発電機用海水25系（海水ポンプ及び関連機器含ポンプ
海水ポンプ室＋ 0 .8 m
む）
起因事象
非常用ディーゼル発電機用海水
原子炉建屋
を緩和す
26
系（原子炉建屋附属棟内設置機
熱交換器− 4 .0 m（地下２階）る設備器）
高圧炉心スプレイ系ディーゼル
27
発電機用海水系（海水ポンプ及ポンプ
海水ポンプ室＋ 0 .8 m
び関連機器含む）
高圧炉心スプレイ系ディーゼル
原子炉建屋
28
発電機用海水系（原子炉建屋内
熱交換器− 4 .0 m（地下２階）
設置機器）※ 1： 設 置 場 所 の 高 さ は ， 工 事 計 画 認 可 申 請 書 ， 配 管 施 工 図 ， 配 置 図 ， 据 付 図 等 を
23

サポート系

元に調査し ，没水・被水による機能喪 失に着 目して，当該機器の 設置床面の高 さ を 記 載 し て い る 。（ 添 付 資 料 3 .2. 2 .1 − 7 ）な お ， 複 数 の 機 器 が 異 な る 高 さ に 設 置 さ れ て い る 場 合 は ，今 回 の 津 波 Ｐ Ｒ Ａの評価の前提条件を踏まえ，以下の方針で記載している。
＜海水ポンプ室＞
防 潮 堤 越 流 に よ り ，海 水 ポ ン プ 室 内 の 機 器 が 没 水 ，被 水 す る た め ，複 数 の 機器が異なる高さに設置されている場合は，最も低い位置に設置されている設備の設置床面の高さを記載している。
＜原子炉建屋＞
原 子 炉 建 屋 の １ 階 床 面 高 さ で あ る E L .＋ 8 . 2 m に 津 波 が 到 達 し た 場 合 は ， 津
波が建屋内に浸水し，建屋内の機器が没水，被水により機能喪失するものと仮定していることから，複数の機器が異なる高さに設置されている場合
は ，最 も 低 い 位 置 に 設 置 さ れ て い る 設 備 の 設 置 床 面 の 高 さ を 記 載 し て い る 。
＜建屋本体＞
原 子 炉 建 屋 及 び タ ー ビ ン 建 屋 に つ い て は ，地 上 １ 階 の 床 面 高 さ と し て い る 。

添付 3.2.2.1−6−7

添 付 資 料 3.2.2.1− 7
建屋・機器リストの設備の設置高さの根拠について

1.

はじめに
建屋・機器リストに記載している設置場所の高さの設定の考え方に つ い て ， 原 子 炉 隔 離 時 冷 却 系 （ 以 下 「 Ｒ Ｃ Ｉ Ｃ 」 と い う 。） を 例 に
以下で説明する。

2.

設置場所の高さの設定方法(1)

ＲＣＩＣ関連機器の抽出
基本系統図及び電気計装図を元に，ＲＣＩＣの機能維持に必要な機器を抽出しリスト化する。ＲＣＩＣの機器リストを表 1 に示す。

(2)

各機器の設置場所の高さの調査
工 事 計 画 認 可 申 請 書 ，配 管 施 工 図 ，据 付 図 ，外 形 図 ，配 置 図 ，原子炉建屋一般配置図等を用いて，各機器が設置されている原子炉
建屋の階層を特定し，当該階層の床面高さを設置場所の高さとする 。各 機 器 の 設 置 場 所 の 高 さ を 表 1 に ，Ｒ Ｃ Ｉ Ｃ ポ ン プ ／ タ ー ビ ンの設置高さを示した機器配置図を図 1 に示す。

(3)

ＲＣＩＣの設置場所の高さの特定ＲＣＩＣは複数の階層に設置されていることから，最も低い階

層 で あ る 原 子 炉 建 屋 地 下 ２ 階 の 床 面 高 さ EL.− 4.0m を ， Ｒ Ｃ Ｉ Ｃの設置場所の高さと設定する。

添付 3.2.2.1−7−1

表1
総称名

ＲＣＩＣ関連機器リスト

機器名称

設置場所

設置場所の
高 さ (EL. )ポンプ

ＲＣＩＣポンプ

原子炉棟地下２階− 4.0m

タービン

ＲＣＩＣタービン

原子炉棟地下２階− 4.0m弁

ＲＣＩＣ原子炉注入弁

原子炉棟４階＋ 29.0m

ＲＣＩＣ外側隔離弁

原子炉棟３階＋ 20.3m

ＲＣＩＣタービン排気弁

原子炉棟地下１階＋ 2.0m

ＲＣＩＣ蒸気供給弁

原子炉棟地下２階− 4.0m：：：Ｒ Ｃ Ｉ Ｃ DI V- Ⅰ 計 装 ラ ッ ク

原子炉棟地下１階＋ 2.0m

原子炉棟地下２階− 4.0m

電気室上部３階＋ 23 .0m：：

直 流 125 V M CC 2A-2

原子炉棟４階＋ 29.0m

直 流 12 5 V M CC 2A-1

原子炉棟地下１階＋ 2.0m蓄電池

直 流 125 V 蓄 電 池 (2A )電気室１階＋ 8.2m充電器盤

直 流 125 V 充 電 器 盤 ( 2A)

電気室１階＋ 8. 2m

直流母線盤

直 流 125 V 直 流 母 線 盤 (2A)

電気室１階

＋ 8. 2m

分電盤

直 流 125 V 分 電 盤 (2A -1)

電気室１階＋ 8. 2m

直 流 12 5 V 分 電 盤 (2A -2-1)

電気室地下２階− 4. 0m器具

Ｒ Ｃ Ｉ Ｃ PU MP DISCH ARGE
FLOW (伝 送 器 )Ｒ Ｃ Ｉ Ｃ TU RBI NE CO NTROL
BOX
：
直流ＭＣＣ

添付 3.2.2.1−7−2

図 1

ＲＣＩＣポンプ／タービンの機器配置図

添付 3.2.2.1−7−3

添 付 資 料 3.2.2.3− 1
防潮堤に対する漂流物の衝突影響評価に用いる漂流物の選定について

1.

はじめに
起因事象の分析結果に基づく機器フラジリティ評価に当たり，防潮堤の漂流物の衝突による影響を評価するため，考慮すべき漂流物
を 選 定 す る 必 要 が あ る 。こ の た め ，発 電 所 敷 地 内 及 び 発 電 所 敷 地 外 を
対 象 に ，漂 流 物 と な る 可 能 性 の あ る 施 設・設 備（ 発 電 所 港 湾 施 設 に 接岸 す る 船 舶 含 む 。 以 下 同 じ 。） に つ い て 広 範 な 調 査 を 実 施 し ， 漂 流 物の衝突による影響評価において考慮する漂流物を選定した。
な お ，漂 流 物 に 関 す る 調 査 結 果 は ，以 下 の 審 査 資 料 に 詳 細 を 記 載 して い る こ と か ら ，本 資 料 に お い て は ，当 該 資 料 の 要 点 を 記 載 す る こ ととする。
・「東海第二発電所

津波による損傷の防止

2.5.2(4)基 準 津 波に伴う津波防護施設等の健全性確保及び取水口付近の漂流物に対する取水性確保」
・「 東 海 第 二 発 電 所

重大事故等対処設備について別 添 資 料 -1

基準津波を超え敷地に遡上する津波に対する津波防護方針について2.

2.5.2［ 漂 流 物 の 影 響 ］」

漂流物調査範囲の設定
防潮堤外側の漂流物評価については，設置許可基準規則第５条に「設計基準対象施設は，基準津波に対して安全機能が損なわれるおそ れ が な い も の で な け れ ば な ら な い 。」 と 規 定 さ れ て い る こ と か ら ，
基準津波に伴う防潮堤外側の漂流物を漂流物評価フローに基づき適切に評価し，防潮堤に対する漂流物の衝突影響がないことを確認し添付 3.2.2.3−1−1

ている。
基 準 津 波（ 津 波 高 さ T.P.＋ 17.7m（ 防 波 堤 な し ））に よ る 漂 流 物 調 査
範 囲 に つ い て は ，東 海 第 二 発 電 所 の 取 水 口 か ら 半 径 5kmの 範 囲 と し て
お り ，基 準 津 波 に よ る 敷 地 前 面 海 域 の 流 向 及 び 流 速 を 考 慮 し ，想 定 する 漂 流 物 の 最 大 移 動 量 の 算 出 結 果 が 約 3.6km で あ る こ と を 設 定 根 拠と し て い る 。こ の 漂 流 物 調 査 範 囲 は ，最 大 約 3.6kmの 移 動 量 に 保 守 性を 考 慮 し た 半 径 5km の 範 囲 を 漂 流 物 調 査 範 囲 と 設 定 し て い る こ と から ，津 波 Ｐ Ｒ Ａ で 想 定 す る 津 波 高 さ T.P.＋ 24mに 対 し て も 適 用 で き るものと考える。
基準津波による漂流物調査範囲の設定については「東海第二発電所

3.

津 波 に よ る 損 傷 の 防 止 2.5.2(4)ｂ .漂 流 物 調 査 範 囲 の 設 定 」参 照 。

漂流物となる可能性のある施設・設備の抽出
漂流物となる可能性のある施設・設備を漂流物評価フローに基づき抽出する。図 1 に防潮堤外側における漂流物評価フローを示す。

添付 3.2.2.3−1−2

T.P.＋ 24m 津 波 の 流 速 ，
流向，及び敷地内浸水域の確認

漂流物調査範囲の設定

漂流物となる可能性のある施設・設備の抽出（防潮堤又は防潮扉の外側）
漂流物となる可能性のある施設・設備の評価

漂流物とはならない。
（分類：Ａ）

No※１

津波防護施設等に対する漂流物とはならない。
（分類：Ｂ）

漂流物となるか。

重 量 ，設 置 状 況 ，緊 急
退避の実効性を考慮して評価する。

No※１

Yes
漂流物となる可能性が否定できない
施設・設備

津波防護施設等に到達する漂流物と
なるか。

※2

Yes
※２

津波の流向及び地形を考慮して評価する。

津波防護施設等に対する漂流物となる可能性が否定できない施設・設備

漂流物の設定津波防護施設等：津波防護施設，浸水防止設備，津波監視設備を示す。

図 1

防潮堤外側における漂流物評価フロー

添付 3.2.2.3−1−3

4.

漂流物となる可能性のある施設・設備の抽出結果
防潮堤外側における抽出結果については，「東海第二発電所

事故等対処設備について別 添 資 料 -1

重大基準津波を超え敷地に遡上する津波に対する津波防護方針について

2.5.2 ［ 漂 流 物 の 影 響 ］

ｄ ．漂 流 物 と な る 可 能 性 の あ る 施 設・設 備 の 抽 出 結 果 」参 照 。主 な 抽
出結果を以下に示す。
・ 発 電 所 敷 地 内 （ 防 潮 堤 外 側 ）：コンクリート片，外装板，車両等
・発電所敷地外：5t 級 漁 船 ，コ ン ク リ ー ト 片 ，外 装 板 ，プ ラ ン ト 設 備 の 一 部 ，
防砂林等

5.

漂流物の衝突影響において考慮する漂流物の選定
防潮堤の漂流物衝突影響評価の際に用いる漂流物として，上述の

抽 出 結 果 の う ち 最 も 重 量 の 大 き い 総 ト ン 数 5t（ 排 水 ト ン 数 15t） の漁船を対象漂流物とし，漂流物衝突荷重の設定において考慮する。

添付 3.2.2.3−1−4

添付資料 3.2.2.3−2
津波防護対策の設計耐力について

1.

防潮堤の耐力(1)

防潮堤の概要
防潮堤は，基準津波による遡上波が設計基準対象施設の津波防護対象設

備の設置された敷地に到達・流入することを防止するため，敷地を取り囲
む 形で設 置する 津波 防護施設 であり ，天 端高さは 敷地前 面東 側で T.P.
＋20m，敷地側面北側及び南側で T.P.＋18m である。
海水ポンプエリアの防潮堤は，鉄筋コンクリート造の地中連続壁を基礎構造とし，上部工は鋼製防護壁及び鉄筋コンクリート防潮壁に大別される。
また，敷地周辺エリアについては，鋼管杭を基礎構造とし，上部工は鋼管
杭鉄筋コンクリート壁の構造である。
防潮堤の配置図を図 1 に示す。

(2)

防潮堤の設計耐力
防潮堤の設計耐力については，敷地に遡上する津波（防潮堤位置における津波高さ T.P.＋24.0m の津波）に対して耐力を確保する設計とする。なお，防潮堤の設計においては，以下のとおり，常時荷重，地震荷重，敷地に遡上する津波荷重及び余震荷重，漂流物衝突荷重を適切に組み合わせた条件で評価を行う。
・常時荷重＋地震荷重
・常時荷重＋敷地に遡上する津波荷重
・常時荷重＋敷地に遡上する津波荷重＋余震荷重
・常時荷重＋敷地に遡上する津波荷重＋漂流物衝突荷重

添付資料 3.2.2.3−2−1

図1

2.

防潮堤配置図防潮堤以外の津波防護対策の耐力(1)

防潮堤以外の津波防護対策の概要
防護対象設備の設置された敷地への津波の流入経路に対して，津波の流入を防止するため，津波防護対策を実施する。表 1 に各津波防護対策の設
備分類と設置目的を,図 2 に敷地の特性に応じた津波防護の概要を示す。

(2)

防潮堤以外の津波防護対策の設計耐力
添付資料 3.2.2.3−2−2津波防護対策の設計耐力に際しては，防潮堤の設計耐力に合わせて，敷地に遡上する津波（防潮堤位置における津波高さ T.P.＋24.0m の津波）に対して耐力を確保する設計とする。なお，防潮堤以外の津波防護対策の設計においては，以下のとおり，常時荷重，地震荷重，敷地に遡上する津波
荷重及び余震荷重を適切に組み合わせた条件で評価を行う。
・常時荷重＋地震荷重
・常時荷重＋敷地に遡上する津波荷重
・常時荷重＋敷地に遡上する津波荷重＋余震荷重

添付資料 3.2.2.3−2−3

表1

各津波防護対策の設備分類と設置目的（1／2）

津波防護対策

設備
分類

設置目的

津波
防護
施設

・基準津波による遡上波が設計基準対象施設の津波防護対象設備の設置された敷地に到達・流入することを防止する。
・放水路からの流入津波が放水路ゲート及び放水ピットの点検用開口部（上流側），放水ピット並びに放水
ピ ッ ト及 び放 水路 に接 続さ れ る 配 管 貫 通 部を 経由し，設計基準対象施設の津波防護対象設備の設置された敷地に流入することを防止する。
・構内排水路からの流入津波が集水枡を経由し，設計
基準対 象施設の津 波防護対象設備 の設置され た敷地に流入することを防止する。
・引き波時において，非常用海水ポンプによる補機冷却に必要な海水を確保し，非常用海水ポンプの機能を保持する。

防潮堤及び防潮扉（防潮堤道路横断部に設置）

放水路ゲート

構内排水路逆流防止設備

貯留堰

取水路

・取水路からの流入津波が取水路の点検用開口部を経由し，海水ポンプ室側壁外側に流入することを防止することにより，隣接する海水ポンプ室への浸水を防止する。

取水路点検用開口部浸水防止蓋

海水ポンプグランドドレン排出口逆止弁

海水ポン
プ室

取水ピット空気抜き配管逆止弁
海水ポンプ室ケーブル
点検口浸水防止蓋
貫通部止水処置

浸水
防止
設備

放水路

放水路ゲート点検用開口部浸水防止蓋

ＳＡ用海
水ピット

ＳＡ用海水ピット開口部浸水防止蓋

緊急用海
水ポンプ
室

緊急用海水ポンプピット点検用開口部浸水防止蓋
緊急用海水ポンプグラ
ンドドレン排出口逆止弁
緊急用海水ポンプ室床
ドレン排出口逆止弁

・取水路からの流入津波が海水ポンプグランドドレン
排出口を経由し，海水ポンプ室に流入することを防止する。
・取水路からの流入津波が取水ピット空気抜き配管を経由し，循環水ポンプ室に流入することを防止することにより，隣接する海水ポンプ室への浸水を防止する。
・地震による非常用海水系配管（戻り管）の損傷及び屋外タンクからの溢水がケーブル点検口を経由し，海水ポンプ室に流入することを防止する。
・地震による循環水ポンプ内の循環水系等配管の損傷に伴う溢水が，貫通部を経由して隣接する海水ポンプ室に流入することを防止する。
・放水路からの流入津波が放水路ゲートの点検用開口部（下流側）を経由し，設計基準対象施設の津波防護対象設備の設置された敷地に流入することを防止する。
・海水取水路からの流入津波がＳＡ用海水ピット開口部を経由し，設計基準対象施設の津波防護対象設備の設置された敷地に流入することを防止する。

・緊急用海水取水管及び海水取水路からの流入津波が
緊急用海水ポンプのグランドドレン排出口，緊急用
海水ポンプ室の床ドレン排出口，点検用開口部を経由し，設計基準対象施設の津波防護対象設備の設置された敷地に流入することを防止する。

添付資料 3.2.2.3−2−4

表1

各津波防護対策の設備分類と設置目的（2／2）

津波防護対策防潮堤，
防潮扉

貫通部止水処置

原子炉
建屋境界

貫通部止水処置

設備
分類

設置目的

浸水
防止
設備

・防潮堤及び防潮扉を取り付けるコンクリート躯体下部の貫通部から設計基準対象施設の津波防護対象設
備の設置された敷地に津波が流入することを防止する。
・地震によるタービン建屋内及び非常用海水系配管カ
ルバート等の循環水系等機器・配管の損傷に伴う溢水が，浸水防護重点化範囲に流入することを防止する。

添付資料 3.2.2.3−2−5

【凡例】
T.P.＋ 3.0m〜 T.P.＋ 8.0m
T.P.＋ 8.0m〜 T.P.＋ 11.0m
T.P.＋ 11.0m 以 上

津波防護施設
浸水防止設備津波監視設備設計基準対象施設の津波防護対象設備を内包する
建屋及び区画図 2

敷 地 の 特 性 に 応 じ た 津 波 防 護 の 概 要 （ 1／ 2）

添付 3.2.2.3−2−6

【凡例】
津波防護施設
浸水防止設備津波監視設備設計基準対象施設の津波防護対象設備を内包する
建屋及び区画

放水路ゲート点検用開口部浸水防止蓋

防潮堤
放水口

放水路

放水路ゲート図（放水口周辺拡大図）

図（海水ポンプエリア周辺拡大図）

緊急用海水ポンプ
ピット点検用開口部浸水防止蓋

緊急用海水ポンプ室
床ドレン
排出口逆止弁

緊急用海水ポンプ
グランドドレン排出口逆止弁図

図 2（緊急用海水ポンプエリア周辺拡大図）

敷 地 の 特 性 に 応 じ た 津 波 防 護 の 概 要 （ 2／ 2）

添付 3.2.2.3−2−7

添 付 資 料 3.2.2.3− 3
津波による敷地内浸水解析について

1.

はじめに
基準津波による遡上波の敷地内への到達又は流入を防止するため，

津波防護施設として敷地を取り囲む形で防潮堤を設置する計画である 。ま た ，海 と 連 接 す る 取 水 路 ，放 水 路 等 か ら の 津 波 の 浸 水 を 防 止 するため，津波防護施設として放水ピット開口部に放水ピット逆流防止設備を設置するとともに，浸水防止設備として海水ポンプエリア
等 ，敷 地 へ の 津 波 の 流 入 の 可 能 性 の あ る 経 路 を 特 定 し て ，貫 通 部 等 に対して止水措置等を講じることとしている。
このため，基準津波が地上部又は地下部から敷地内に到達又は流入 す る こ と は な い が ，防 潮 堤 高 さ を 超 え る 津 波 が 襲 来 し た 場 合 に は ，敷地内への浸水が生じることから，基準津波を超える津波の襲来を想定した敷地内浸水解析を実施した。

2.
(1)

浸水解析条件
防潮堤高さ
基準津波による防潮堤位置における最高水位は，海水ポンプエ
リ ア 近 傍 で T.P.＋ 17.1m で あ る 。 こ の た め ， 防 潮 堤 高 さ は ， 海 岸
側 防 潮 堤 で T.P.＋ 20m， 敷 地 側 面 及 び 背 面 で T.P.＋ 18m と し て いる。

(2)

敷地内浸水想定
上 記 (1)の と お り ，海 岸 側 の 防 潮 堤 高 さ は T.P.＋ 20m で あ る た め ，津 波 の 遡 上 波 を 含 む 津 波 高 さ が T.P.＋ 20m ま で は ， 敷 地 内 に 津 波
添付 3.2.2.3−3−1

が流入することはない。
し か し ， 防 潮 堤 高 さ T.P.＋ 20m を 超 え る 津 波 の 襲 来 を 想 定 す ると ，津 波 は 防 潮 堤 を 越 流 し 始 め ，ま ず ，海 水 ポ ン プ 室 内 に 津 波 が 流
入 し ，非 常 用 海 水 ポ ン プ の 機 能 喪 失 を 引 き 起 こ す 。さ ら に ，津 波 高
さ が 高 く な る と ， 原 子 炉 建 屋 が 設 置 さ れ て い る EL.＋ 8m 盤 の 敷 地
ま で 津 波 が 到 達 し ， 原 子 炉 建 屋 地 上 １ 階 の 床 面 高 さ EL.＋ 8.2m を超えると原子炉建屋内への流入が生じる。
原 子 炉 建 屋 地 上 1 階 の 床 面 高 さ EL.＋ 8.2m に 到 達 す る 津 波 高 さを 確 認 す る た め ，T.P.＋ 23m 及 び T.P.＋ 22m の 津 波 の 襲 来 を 想 定 した場合の敷地内の浸水解析を実施した。
な お ， 防 潮 堤 は 添 付 資 料 3.2.2.3-2 に 示 す と お り T.P.＋ 24m 津
波 に 対 す る 耐 力 を 有 し て い る 。ま た ，海 と 連 接 す る 取 水 路 ，放 水 路
等 か ら の 津 波 の 浸 水 対 策 に つ い て は ，T.P.＋ 24m の 津 波 に 対 し て も ，
機 能 保 持 で き る 設 計 と す る た め ，取 水 路 ，放 水 路 等 か ら の 津 波 の 浸水は生じない。

(3)

入力津波の作成
日 本 海 溝 沿 い の プ レ ー ト 間 地 震 （ Mw8.7） に よ る 津 波 の 波 源 を ，防 潮 堤 位 置 に お い て T.P.＋ 23m 程 度 と な る よ う に ， 津 波 波 源 モ デル の す べ り 量（ 1.415 倍 ）を 調 整 さ せ た も の を T.P.＋ 23m 津 波 と した。防潮堤位置の最高水位地点を図 1 に，防潮堤位置の最高水位
地点の時刻歴波形を図 2 に示す。
ま た ， T.P.＋ 22m 津 波 に 対 し て も ， 同 様 の 手 順 に よ り 作 成 し た 。

添付 3.2.2.3−3−2

水位（T.P.m）

図 1

防潮堤位置の最高水位地点

30
20
10

敷地高さ

0
0

30

図 2

60

90

120
時間（分）

150

180

210

防潮堤位置の最高水位地点の時刻歴波形

添付 3.2.2.3−3−3

240

(4)

敷地内浸水の検討
上 記 (3) で 作 成 し た T.P.＋ 23m 津 波 及 び T.P.＋ 22m 津 波 を 用 いて，敷地内への浸水解析を実施した。
敷 地 内 浸 水 解 析 に 当 た っ て は ，敷 地 内 に 存 在 す る 建 物・構 築 物 等を モ デ ル 化 し ， 原 子 炉 建 屋 が 設 置 さ れ て い る EL.＋ 8m 盤 の 敷 地 に
お け る 津 波 の 最 大 浸 水 深 を 求 め た 。な お ，最 大 浸 水 深 の 算 定 に 当 たっては，安全側の評価となるように防潮堤を越流した津波は全量
敷地内に留まるものとし，排出施設等からの排出は考慮しないこ
ととした。

3.

敷地内浸水解析結果(1)

T.P.＋ 23m 津 波 に よ る 敷 地 内 浸 水 解 析 結 果
T.P.＋ 23m 津 波 の 襲 来 を 想 定 し ，敷 地 内 浸 水 解 析 を 実 施 し た 。T.P.

＋ 23m 津 波 に よ る 敷 地 内 に お け る 最 大 浸 水 深 分 布 を 図 3 に 示 す 。
解 析 の 結 果 ，原 子 炉 建 屋 周 辺 の 津 波 の 遡 上 高 さ は T.P.＋ 8.25m とな っ た 。こ れ に 対 し ，原 子 炉 建 屋 地 上 １ 階 の 床 面 高 さ は EL.＋ 8.2m
で あ る た め ，T.P.＋ 23m 津 波 の 襲 来 を 想 定 し た 場 合 に は ，原 子 炉 建屋の入口扉から建屋内への津波の流入が生じ，建屋内の設備の機能喪失が生じる。
な お ，原 子 炉 建 屋 周 辺 へ の 津 波 の 浸 水 は ，防 潮 堤 前 面 東 側 で 最 高水位となる位置からの越流によるものではなく，敷地側面南側からの越流が支配的である。これは，敷地前面東側の防潮堤高さがT.P.＋ 20m に 対 し ，敷 地 側 面 南 側 の 防 潮 堤 高 さ が T.P.＋ 18m で あ る
こ と に 加 え ，津 波 の 波 源 が 敷 地 の 南 東 側 に 位 置 し て い る た め ，南 側からの越流が発生しやすい状況にあるためと考えられる。
添付 3.2.2.3−3−4

防潮堤位置T.P. ＋ 23m 津 波

原子炉建屋 浸水あり
（ 遡 上 高 さ T.P.＋ 8.25m）

図 3

(2)

T.P.＋ 23m 津 波 に よ る 敷 地 内 に お け る 最 大 浸 水 深 分 布

T.P.＋ 22m 津 波 に よ る 敷 地 内 浸 水 解 析 結 果
上 記 (1) の T.P. ＋ 23m 津 波 に よ る 敷 地 内 浸 水 解 析 の 結 果 ， EL.

＋ 8m 盤 の 敷 地 に お け る 津 波 の 遡 上 高 さ は T.P.＋ 8.25m で あ っ た た
め ， T.P.＋ 22m 津 波 の 襲 来 を 想 定 し た 敷 地 内 浸 水 解 析 を 実 施 し た 。
こ の 結 果 ，T.P.＋ 22m 津 波 で は 原 子 炉 建 屋 周 辺 の 津 波 の 遡 上 高 さは T.P.＋ 8.16m と な り ， 原 子 炉 建 屋 １ 階 床 面 高 さ EL.＋ 8.2m を 超
え な い こ と を 確 認 し た 。T.P.＋ 22m 津 波 に よ る 敷 地 内 に お け る 最 大
浸水深分布を図 4 に示す。

添付 3.2.2.3−3−5

防潮堤位置T.P. ＋ 22m 津 波

原子炉建屋 浸水なし
（ 遡 上 高 さ T.P.＋ 8.16m ）

図 4

4.

T.P.＋ 22m 津 波 に よ る 敷 地 内 に お け る 最 大 浸 水 深 分 布

まとめ
防 潮 堤 高 さ T.P.＋ 20m を 超 え る 津 波 の 襲 来 を 想 定 し た 敷 地 内 浸 水

解析を実施した。解析結果は以下のとおりである。
・T.P.＋ 22m ま で の 津 波 で は ，原 子 炉 建 屋 周 辺 の 津 波 の 遡 上 高 さ は
T.P.＋ 8.16m ま で で あ り ， 原 子 炉 建 屋 １ 階 床 面 （ EL.＋ 8.2m） ま
で津波が到達しないため，建屋内の設備は機能喪失しない。
・ T.P.＋ 22m〜 T.P.＋ 23m 未 満 の 津 波 で は ， 原 子 炉 建 屋 内 へ の 津 波の流入が生じ，建屋内の設備が機能喪失する可能性がある。
・ T.P.＋ 23m 以 上 の 津 波 で は ， 原 子 炉 建 屋 １ 階 床 面 （ EL.＋ 8.2m）まで津波が到達するため，原子炉建屋の入口扉から津波が流入し，建屋内の設備が機能喪失する。
以 上 の 解 析 結 果 を 踏 ま え ， 津 波 Ｐ Ｒ Ａ の 評 価 に お い て は ， T.P.
添付 3.2.2.3−3−6

＋ 22m 津 波 に よ り 原 子 炉 建 屋 へ の 流 入 が 生 じ ， 建 屋 内 の 設 備 が 機 能喪失するものとして，津波区分を設定することとした。

添付 3.2.2.3−3−7

添 付 資 料 3.2.2.3− 4
建屋内浸水評価について

津波ＰＲＡの評価では，原子炉建屋外壁扉及び建屋内の止水対策等に 期 待 し な い 条 件 で 評 価 を 行 っ て い る 。そ の た め ，津 波 が 防 潮 堤 を 越 流
し ，原 子 炉 建 屋 １ 階 床 面 高 さ で あ る EL.＋ 8.2m に 到 達 す る と ，原 子 炉 建
屋 内 へ の 浸 水 が 生 じ ，「 原 子 炉 建 屋 内 浸 水 に よ る 複 数 の 緩 和 機 能 喪 失 」
により直接炉心損傷に至るものとして評価している。
以下に，直接炉心損傷に至るものとして評価した事象について，建屋内浸水を考慮した場合のシナリオを分析した結果を示す。

1.

建屋内浸水評価対象設備の選定
敷地内浸水により，建屋内浸水前に下記の設備及びこれらをサポート系として用いる設備が機能喪失しているため，「最終ヒートシン
ク 喪 失 」及 び「 全 交 流 動 力 電 源 喪 失 」状 態 と な っ て い る こ と か ら ，建屋内浸水評価の対象は原子炉隔離時冷却系（以下「ＲＣＩＣ」という 。） の み と な る 。
＜建屋内浸水前に津波により機能喪失している設備等＞
・非 常 用 海 水 ポ ン プ（ 残 留 熱 除 去 系 海 水 系 ポ ン プ ，非 常 用 デ ィ ー
ゼル発電機用海水ポンプ及び高圧炉心スプレイ系ディーゼル
発電機用海水ポンプ）
・起動変圧器，予備変圧器
こ の た め ，評 価 対 象 機 器 を Ｒ Ｃ Ｉ Ｃ の 機 能 維 持 に 必 要 な 設 備 と し ，機 能 維 持 に 必 要 な 設 備 と そ の 設 置 場 所 を 表 1に 示 す 。
これらの評価対象設備が設置されている区画のうち，津波浸水を
考 慮 す る 箇 所 は ，原 子 炉 棟 の 地 下 １ 階 共 通 エ リ ア ，地 下 ２ 階 Ｒ Ｃ Ｉ Ｃ
添付 3.2.2.3−4−1

ポ ン プ 室 ，電 気 室 の １ 階 ，地 下 １ 階 ，地 下 ２ 階 と な る た め ，こ の 区 画に着目して評価を実施する。

表1

ＲＣＩＣ系機能維持に必要な設備の配置

設置場所

主な設備

ＲＣＩＣ原子炉注入弁
原子炉棟 ４階

EL. ＋ 29.0m

直 流 125V M CC（ 2A-2）：

原子炉棟 ３階EL. ＋ 20.3m

ＲＣＩＣ外側隔離弁
ＲＣＩＣタービン排気弁
Ｒ Ｃ Ｉ Ｃ DIV-Ⅰ 計 装 ラ ッ ク

原子炉棟 地下１階
共通エリア

EL. ＋ 2 .0m
直 流 125V M CC（ 2A-1）：

ＲＣＩＣポンプ
ＲＣＩＣタービン
原子炉棟 地下２階
ＲＣＩＣポンプ室

EL. − 4 .0m

ＲＣＩＣ蒸気供給弁
Ｒ Ｃ Ｉ Ｃ PUMP D ISCHARGE FLOW ( 伝 送 器 )：

電気室上部 ３階
空調機械室

EL. ＋ 23.0m

Ｒ Ｃ Ｉ Ｃ TURBIN E CONTROL BOX
直 流 125V 蓄 電 池 (2A)
直 流 125V 充 電 器 盤 (2A)

電気室 １階EL . ＋ 8.2m
直 流 125V 直 流 母 線 盤 (2A)
直 流 125V 分 電 盤 (2A-1)

電気室 地下２階

EL. − 4 .0m

直 流 125V 分 電 盤 (2A-2-1)

添付 3.2.2.3−4−2

2.

原子炉建屋への浸水経路の特定

(1)

原子炉棟
原 子 炉 棟 へ の 浸 水 経 路 と し て は ，直 接 の 浸 水 経 路 と し て ，原 子 炉

建 屋 大 物 搬 入 口 か ら の 浸 水 を 考 慮 す る 。ま た ，隣 接 す る 建 屋 か ら の
浸 水 と し て ，廃 棄 物 処 理 棟 を 経 由 し た 浸 水 を 考 慮 す る 。廃 棄 物 処 理
棟への浸水経路は，建屋外壁部からの直接浸水とタービン建屋経
由 の 経 路 が あ る （ 図 1 参 照 ）。
原子炉棟へ浸水した海水は，階段やエレベータ部からの流下経
路 を 伝 い ，原 子 炉 棟 の 地 下 １ 階 共 通 エ リ ア ，地 下 ２ 階 Ｒ Ｃ Ｉ Ｃ ポ ン
プ室へと浸水するため，当該エリアに設置されているＲＣＩＣの機 能 維 持 に 必 要 な 設 備 の 没 水・被 水 に よ り ，Ｒ Ｃ Ｉ Ｃ の 機 能 喪 失 に至 る （ 図 2 か ら 図 4 参 照 ）。

(2)

電気室
電 気 室 へ の 浸 水 経 路 と し て は ，建 屋 外 壁 部 か ら の 浸 水 と し て ，直接 の 浸 水 経 路 と な る 電 気 室 機 器 搬 入 口（ EL.＋ 9.0m）が あ る 。ま た ，
隣接する建屋からの浸水として，サービス建屋とディーゼル発電機 室 か ら 連 絡 扉 を 経 由 し た 浸 水 を 考 慮 す る （ 図 1 参 照 ）。
電 気 室 へ 浸 水 し た 海 水 は ，階 段 か ら の 流 下 経 路 を 伝 い ，電 気 室 の
地 下 １ 階 ，地 下 ２ 階 へ と 浸 水 す る た め ，当 該 エ リ ア に 設 置 さ れ て い
る Ｒ Ｃ Ｉ Ｃ の 機 能 維 持 に 必 要 な 設 備 の 没 水・被 水 に よ り ，Ｒ Ｃ Ｉ Ｃの 機 能 喪 失 に 至 る （ 図 2 か ら 図 4 参 照 ）。

添付 3.2.2.3−4−3津波進行方向：評価対象設備が設置されているエリア：津波により浸水するエリア：大物搬入口，人員用扉等からの浸水経路＊原子炉建屋外壁扉及び建屋内の止水対策等は考慮しない。

図 1

東海第二発電所

原子炉建屋配置

添付 3.2.2.3−4−4

：評価対象設備が設置されているエリア：大物搬入口，人員用扉等からの浸水経路：階段・エレベータ部等からの流下経路：津波により浸水するエリア＊原子炉建屋外壁扉及び建屋内の止水対策等は考慮しない。

図 2

東海第二発電所

原 子 炉 建 屋 地 上 １ 階 (EL.＋ 8.2m)

添付 3.2.2.3−4−5

：評価対象設備が設置されているエリア：大物搬入口，人員用扉等からの浸水経路：階段・エレベータ部等からの流下経路：津波により浸水するエリア＊原子炉建屋外壁扉及び建屋内の止水対策等は考慮しない。

図 3

東海第二発電所

原 子 炉 建 屋 地 下 １ 階 （ EL.＋ 2.0m）

添付 3.2.2.3−4−6

：評価対象設備が設置されているエリア：大物搬入口，人員用扉等からの浸水経路：津波により浸水するエリア＊原子炉建屋外壁扉及び建屋内の止水対策等は考慮しない。

図 4

東海第二発電所

原 子 炉 建 屋 地 下 ２ 階 （ EL.− 4.0m）

添付 3.2.2.3−4−7

3.

内部溢水対策の考慮
原子炉建屋における内部溢水に対する設計基準事故対処設備として期待している水密扉の配置を，図 5 から図 7 に示す。
ま た ，隣 接 す る 建 屋 か ら の 浸 水 に つ い て は ，内 部 溢 水 対 策 と し て 水
密扉を設置しているが，大物搬入口からの原子炉建屋への浸水に対し て は ，原 子 炉 建 屋 １ 階 床 面 高 さ（ EL.＋ 8.2m）が ，敷 地 高 さ（ EL.＋8.0m） に 比 べ 0.2m 高 く ， 建 屋 外 か ら の 流 入 を 防 止 で き る こ と か ら ，堰 等 は 設 け て い な い 。 こ の た め ， 原 子 炉 建 屋 の １ 階 床 面 高 さ （ EL.＋8.2m）に 津 波 が 到 達 す る 場 合 ，大 物 搬 入 口 よ り ，原 子 炉 建 屋 内 に 海 水が浸水する。
原子炉建屋内の浸水経路については，水密扉によりＲＣＩＣポン
プ 室 等 は 防 護 さ れ る が ，大 物 搬 入 口 か ら 浸 水 し た 海 水 が ，原 子 炉 棟 地
下１階の共通エリアに浸水するため，当該エリアに設置されている
Ｒ Ｃ Ｉ Ｃ の 機 能 維 持 に 必 要 な 設 備 の 没 水・被 水 に よ り ，Ｒ Ｃ Ｉ Ｃ の 機
能喪失に至る。
内部溢水評価において設計基準事故対処設備としている水密扉を期待した場合の浸水範囲を，図 5 から図 7 に示す。なお，電気室につ い て は ， 津 波 が 電 気 室 機 器 搬 入 口 の 高 さ （ EL.＋ 9.0m） に 到 達 し た
時点から浸水する。

添付 3.2.2.3−4−8

：評価対象設備が設置されているエリア：大物搬入口，人員用扉等からの浸水経路：内部溢水評価で設計基準事故対処設備としている水密扉：水密扉で浸水が防止される浸水経路：階段・エレベータ部等からの流下経路：津波により浸水するエリア＊原子炉建屋外壁扉及び建屋内の止水対策等は考慮しない。

図 5

東海第二発電所

原 子 炉 建 屋 地 上 １ 階 (EL.＋ 8.2m)

添付 3.2.2.3−4−9

：評価対象設備が設置されているエリア：大物搬入口，人員用扉等からの浸水経路：階段・エレベータ部等からの流下経路：津波により浸水するエリア＊原子炉建屋外壁扉及び建屋内の止水対策等は考慮しない。

図 6

東海第二発電所

原 子 炉 建 屋 地 下 １ 階 （ EL.＋ 2.0m）

添付 3.2.2.3−4−10

：評価対象設備が設置されているエリア：大物搬入口，人員用扉等からの浸水経路：内部溢水評価で設計基準事故対処設備としている水密扉：水密扉で浸水が防止される浸水経路：津波により浸水するエリア＊原子炉建屋外壁扉及び建屋内の止水対策等は考慮しない。

図 7

東海第二発電所

原 子 炉 建 屋 地 下 ２ 階 （ EL.− 4.0m）

添付 3.2.2.3−4−114.

建屋内浸水を考慮した場合のシナリオ
直 接 炉 心 損 傷 に 至 る も の と し て 評 価 し て い る 津 波 高 さ T.P. ＋ 23mを超過する事象について，建屋内浸水を考慮したシナリオの分析をした場合，全交流動力電源喪失時に原子炉建屋内への浸水によりＲ
ＣＩＣの機能喪失に至ることから，事故シーケンスグループとして
は ，「 Ｔ Ｂ Ｕ 」 に よ っ て 炉 心 損 傷 に 至 る も の と し て 分 類 さ れ る 。

添付 3.2.2.3−4−12

添 付 資 料 3.2.2.4− 1
外部電源の取扱いについて1.

東海第二発電所の外部電源系統の概要
275kV 送 電 線 2 回 線 は ， 約 17km 離 れ た 東 京 電 力 パ ワ ー グ リ ッ ド 株
式 会 社 那 珂 変 電 所 （ 以 下 「 那 珂 変 電 所 」 と い う 。） に 接 続 し て い る 。
ま た ，154kV 送 電 線 1 回 線 は ，約 9km 離 れ た 東 京 電 力 パ ワ ー グ リ ッ ド
株 式 会 社 茨 城 変 電 所（ 以 下「 茨 城 変 電 所 」と い う 。）に 接 続 し て い る 。
送電系統図を図 1 に示す。
上記 2 ルート 3 回線の送電線により，万一，那珂変電所が停止した 場 合 で も ， 東 京 電 力 パ ワ ー グ リ ッ ド 株 式 会 社 154kV 原 子 力 1 号 線
を経由するルートで東海第二発電所に電力を供給することが可能である。また，茨城変電所が停止した場合には，那珂変電所を経由するルートで，東海第二発電所に電力を供給することが可能である。

図 1

2.
(1)

送電系統図

津波ＰＲＡにおける外部電源の取扱い
津波ＰＲＡ学会標準における外部電源の取扱い
添付 3.2.2.4−1−1

外部電源の取扱いについて，津波ＰＲＡ学会標準では次のように記載されている。
1.

適用範囲
（略）

軽水型原子力発電所は地震発生前には出力運転状態にあるとする。
地 震 に よ っ て 安 全 上 重 要 な 機 器・シ ス テ ム ，建 物 の 機 能 喪 失 に つ なが る 損 傷 は な い ，す な わ ち ，地 震 に よ る 直 接 的 影 響 は な い と す る 。
【 解 説 1.2
（ 略 ）た だ し ，外 部 電 源 に つ い て は そ の 喪 失 も 考 慮 す る 。
外部電源喪失の考慮

参照】地震によって外部電源喪失以外の直接的影響がある場合の津波に起因するリスク評価については適用
範 囲 外 と す る 。（ 略 ）
解説 1
1.2

適用範囲について

外部電源喪失の考慮

大規模の地震時には，外部電源系統が損傷する可能性が小さくはな い 。従 っ て ，地 震 に よ る 直 接 的 な 影 響 が な い こ と を 前 提 と し て 津 波
ＰＲＡを実施するとしても，外部電源が利用できない場合のリスクとの比較によってその影響を評価しておくことが期待されるであろう 。地 震 に 起 因 す る リ ス ク 評 価 に お い て ，外 部 電 源 の フ ラ ジ リ テ ィ を
地 震 パ ラ メ ー タ に 関 し て 評 価 し て い る 。そ れ を 津 波 Ｐ Ｒ Ａ に お い て ，
外部電源喪失確率として用いるべきとの意見もあろうが，津波ＰＲ
Ａではリスク評価パラメータは津波高さであり，地震の規模と津波の 規 模 は 一 対 一 に 対 応 し な い 。従 っ て ，外 部 電 源 の 地 震 時 フ ラ ジ リ ティ を 津 波 Ｐ Ｒ Ａ に て 用 い る こ と は で き な い 。よ っ て ，地 震 に よ っ て 外部電源が既に喪失している条件でのリスク評価を，別途実施することを求めた。
添付 3.2.2.4−1−2

(2)東海第二発電所の津波ＰＲＡにおける外部電源の取扱い
ａ．発電所内部の外部電源設備に対する津波影響
東 海 第 二 発 電 所 の 津 波 Ｐ Ｒ Ａ で は ， 防 潮 堤 高 さ T.P.＋ 20m を超え敷地内浸水が発生する津波高さを評価対象としている。
外 部 電 源 か ら の 受 電 設 備 で あ る 起 動 変 圧 器（ 275kV）及 び 予 備
変 圧 器（ 154kV）は 屋 外 に 設 置 さ れ て い る 機 器 で あ る が ，防 潮 堤
位 置 で T.P.＋ 22m の 高 さ ま で の 津 波（ 以 下「 津 波 高 さ T.P.＋ 22mの 津 波 」と い う 。）で は 没 水 ・ 被 水 し な い こ と を 敷 地 内 浸 水 解 析に よ り 確 認 し て い る 。（ 添 付 資 料 3.2.2.3− 3 参 照 ）ｂ．発電所外部の外部電源設備に対する津波影響
東海第二発電所外部の送電設備に対する津波の影響について
は ， 那 珂 変 電 所 ， 茨 城 変 電 所 は 津 波 高 さ T.P.＋ 22m の 津 波 を 考慮した場合でも影響のない高所に位置していることから，津波による影響はないものと考える。
ま た ，東 海 第 二 発 電 所 周 辺 の 送 電 ル ー ト へ の 影 響 に つ い て は ，154kV 送 電 線 1 回 線 は 津 波 に よ る 影 響 は な い と 考 え ら れ る も のの ， 275kV 送 電 線 2 回 線 は 津 波 高 さ T.P.＋ 22m の 津 波 に よ り 浸
水 す る 箇 所 に 送 電 鉄 塔 が 設 置 さ れ て い る た め ，275kV 送 電 線 2 回
線 か ら の 外 部 電 源 は 喪 失 す る 可 能 性 が あ る （ 図 2）。

添付 3.2.2.4−1−3

275kV 送 電 線
154kV 送 電 線

図 2

津 波 高 さ T.P.＋ 22m の 津 波 に よ る 東 海 第 二 発 電 所 周 辺 へ の 影 響

ｃ．外部電源の有無に関する感度解析
ａ ． 及 び ｂ ． に 示 し た と お り ， 津 波 高 さ T.P.＋ 22m の 津 波 を
考 慮 し た 場 合 に お い て も ，154kV 送 電 線 及 び 予 備 変 圧 器 を 介 し た
外部電源に期待できるものと考えられることから，ベースケー
ス に お い て は ，津 波 区 分 １（ T.P.＋ 20m〜 T.P.＋ 22m）で は 外 部 電
源 に 期 待 し ，津 波 区 分 ２（ T.P.＋ 22m〜 ＋ 24m）を 超 え る 津 波 高 さ
では外部電源が喪失するものとして評価している。
また，津波ＰＲＡ学会標準の記載を踏まえ，津波襲来前の地震により外部電源が喪失すると仮定した場合の感度解析を実施している。その結果，外部電源の有無により事故シーケンスは添付 3.2.2.4−1−4異 な る も の の ，評 価 対 象 と な る 津 波 高 さ（ T.P.＋ 20m〜 ）で は 緩
和設備がなくなり必ず炉心損傷に至るため，全炉心損傷頻度は変わらないことを確認している。
なお，津波ＰＲＡより抽出した事故シーケンスに対する対策については，地震及び津波の影響により外部電源が喪失する可能性があることを考慮し，外部電源に依存しない対策（常設代替高圧電源装置から重大事故等対処設備への給電が可能な設計）としている。

添付 3.2.2.4−1−5

補足説明資料
防潮堤設置ルートの変更が敷地内浸水解析等に与える影響について

1.

はじめに
敷地北側における防潮堤設置ルートを，図1に示す通り変更する必要が生じたことから，津波ＰＲＡで使用する以下の解析結果に対する影響について確認を行った。
・T.P.＋22m津波及びT.P.＋23m津波の敷地内浸水解析結果
・T.P.＋24m津波の取水口前面における水位の時刻歴波形

図1

敷地北側における防潮堤設置ルートの変更

補足説明-62.

基準津波による解析結果への影響確認

2.1

基準津波による遡上解析結果への影響確認(1)

遡上解析結果の比較
防潮堤設置ルートの変更による影響を確認するため，防潮堤設置ルート

変更前後における基準津波の遡上解析結果の比較を行った。遡上解析結果の比較を図2に示す。

(2)

遡上解析への影響確認結果
ａ．基準津波による防潮堤前面の最高水位
基準津波による防潮堤前面の最高水位は，防潮堤設置ルートの変更前
後において，いずれもT.P.＋17.1mであり変化はなく，その最高水位を示す位置も同一である。

ｂ．基準津波による敷地側面南側〜敷地前面東側の水位
図2に示す「敷地側面南側〜敷地前面東側」は，防潮堤設置ルートの変更を行っていない範囲である。この範囲における津波の最高水位は，ルー
ト変更前後でほぼ変化が見られない。

ｃ．基準津波による敷地側面北側の水位
図2に示す「敷地側面北側」は，防潮堤設置ルートの変更を行った範囲
で あ る 。 こ の 範 囲 に お け る 津 波 の 最 高 水 位 は ， ル ー ト 変 更 前 の T.P.
＋15.2mからルート変更後のT.P.＋11.8mへ低下している。

補足説明-7

【北側：防潮堤設置ルート変更あり】【東側〜南側：防潮堤設置ルート変更なし】

・水位はルート変更前に比べ低下傾向

敷地側面
北側

T ． P．＋ 17.1m

T ． P．＋ 15.4m

敷地側面
南側

敷地前面東側T ． P．＋ 11.8m
防潮 堤前 面 の最 高水 位（ T.P. ＋ m ）防潮 堤前 面 の最 高水 位（ T.P. ＋ m ）T ． P．＋ 15.2m

・水位はルート変更前に比べほぼ変化なし

T ． P．＋ 17.1m T ． P．＋ 15.4m

敷地側面
北側

敷地前面東側

敷地側
面南側

距離 （ m ）距離（ m ）

補足説明-8（防潮堤設置ルート変更前）

図2（防潮堤設置ルート変更後）

基準津波による防潮堤前面における津波水位の評価結果

2.2

基準津波による取水口前面の水位の時刻歴波形への影響確認(1)

取水口前面の水位の時刻歴波形の比較
防潮堤設置ルートの変更による影響を確認するため，防潮堤設置ルート

変更前後における基準津波による取水口前面の水位の時刻歴波形の比較を行った。取水口前面の水位の時刻歴波形の比較を図3に示す。

防潮堤設置ルート変更前

T.P.（m）

20

基準津波 時刻歴波形

10
0
-10
0

60

防潮堤設置ルート変更後

20

T.P. (m）

30

90

120
時間（分）

150

180

210

240

150

180

210

240

基準津波 時刻歴波形

10
0
-10
0

30

60

90

120
時間（分）

図3

防潮堤形状変更前後の基準津波による取水口前面の水位の時刻歴波形(2)

取水口前面の水位の時刻歴波形への影響確認結果
図 3 より，防潮堤設置ルート変更前後による取水口前面の水位の時刻歴波形を比較すると，ほぼ変化がみられない。これより，基準津波による取水口前面の水位の時刻歴波形への影響はないものと考える。

3.
3.1

津波ＰＲＡで使用する解析結果への影響確認
影響確認対象津波ＰＲＡでは，以下の解析結果を使用して評価を行っている。
①

T.P.＋22m津波及びT.P.＋23m津波の敷地内浸水解析結果
原子炉建屋１階床面への津波の到達する津波高さを決定する目的で使用している。
補足説明-9

②

T.P.＋24m津波の取水口前面における水位の時刻歴波形
引き波に対する事故シナリオをスクリーニングアウトするための根拠を整理する目的で使用している。

3.1

影響確認結果(1)

T.P.＋22m津波及びT.P.＋23m津波の敷地内浸水解析結果への影響確認
既往のT.P.＋22m津波及びT.P.＋23m津波の敷地内浸水解析の結果から，

原子炉建屋周辺への津波の浸水は，防潮堤前面東側で最高水位となる位置
からの越流によるものではなく，敷地側面南側からの越流が支配的である
ことが分かっている。これは，敷地前面東側の防潮堤高さがT.P.＋20mに対し，敷地側面南側の防潮堤高さがT.P.＋18mであることに加え，津波の波源が敷地の南東側に位置しているため，南側からの越流が発生しやすい状況にあるためと考えられる。
一方，2.1で考察したとおり，基準津波による遡上解析結果では，防潮堤設置ルートを変更していない敷地側面南側から敷地前面東側の領域では，
津波高さの値はほぼ変化がみられない。
以上の状況を踏まえると，防潮堤設置ルートの変更は，T.P.＋22m津波及
びT.P.＋23m津波の敷地内浸水解析に対して，影響の小さい領域での変更であり，当該評価結果には影響を与えるものではないと考える。

(2)

T.P.＋24m 津波による取水口前面の水位の時刻歴波形への影響確認
2.2 で考察したとおり，防潮堤設置ルートを変更しても，基準津波による取水口前面の水位の時刻歴波形には影響しないものと考える。

補足説明-10

また，基準津波と T.P.＋24m 津波の取水口前面における水位の時刻歴波
形は，図 3 に示すとおりほぼ相似形となっていることから，T.P.＋24m 津

T.P. (m）波に対する時刻歴波形についても影響の無いものと考える。

基準津波 時刻歴波形（防潮堤設置ルート変更後）

20
10
0
-10
0

60

120
時間（分）

150

180

210

240

180

210

240

10
0
-10
0

30

図3

4.

90

T.P.＋24ｍ津波 時刻歴波形（防潮堤設置ルート変更前）

20
T.P.（m）

30

60

90

120
時間（分）

150

取水口前面における水位の時刻歴波形まとめ
防潮堤設置ルートの変更による津波ＰＲＡで使用する解析結果への影響について評価するため，基準津波の遡上解析結果及び水位の時刻歴波形を比較した結果，当該評価結果への影響がないものと考えられることを確認した。

補足説明-11

4.

レベル１．５ＰＲＡ

4.1

内部事象ＰＲＡ

4.1.1

出力運転時ＰＲＡ

出力運転時レベル１．５ＰＲＡは一般社団法人日本原子力学会が発行した「原子力発電所の出力運転状態を対象とした確率論的安全評 価 に 関 す る 実 施 基 準 （ レ ベ ル 2PSA 編 ）： 2008」 に 基 づ い て 評 価 を
実 施 し た 。 評 価 フ ロ ー 図 を 第 4.1.1− 1 図 に 示 す 。
4.1.1.1(1)

プラントの構成・特性

対象プラントに関する説明
ａ．機器・系統の配置及び形状・設備容量
格 納 容 器 の 主 要 仕 様 を 第 4.1.1.1− 1 表 に 示 す 。
Ｍ ａ ｒ ｋ − Ⅱ 格 納 容 器 は ， 第 3.1.1.1− 8 図 に 示 し た よ う に ，円錐フラスタム形をしたドライウェルとその下部に配置した円筒系のサプレッション・チェンバにより構成され，ドライウェ
ルとサプレッション・チェンバはダイヤフラムフロアにて仕切
ら れ て い る 。ま た ，ペ デ ス タ ル は ，ベ ー ス マ ッ ト コ ン ク リ ー ト 上からダイヤフラムフロアを貫通して原子炉圧力容器を支持する構造となっている。
そ の 他 の 主 要 な 機 器 ・ 系 統 の 配 置 及 び 形 状 ・ 設 備 容 量 は 「 3.
レベル１ＰＲＡ」に示すとおりである。
ｂ．事故の緩和操作
本ＰＲＡでは，プラント運転開始時より備えている手段・設
備による事故の緩和操作として以下を考慮する。
・原子炉手動減圧・低圧炉心スプレイ系（ＬＰＣＳ）手動起動
4.1.1−1

・低圧注水系（ＬＰＣＩ）手動起動
・ 残 留 熱 除 去 系 （ Ｒ Ｈ Ｒ ）（ 格 納 容 器 ス プ レ イ 冷 却 系 ） 手 動 起
動ｃ．燃料及びデブリの移動経路
事故時の燃料及びデブリなどの熱源の移動は，水素発生，溶融 炉 心・コ ン ク リ ー ト 相 互 作 用（ Ｍ Ｃ Ｃ Ｉ ）及 び 格 納 容 器 内 の 熱
水 力 挙 動 ，核 分 裂 生 成 物（ Ｆ Ｐ ）移 行 挙 動 に 影 響 す る 。燃 料 及 び
デ ブ リ の 格 納 容 器 内 で の 挙 動 を 第 4.1.1.1− 1 図 に 示 す 。 ま た ，
燃 料 及 び デ ブ リ の 移 動 経 路 並 び に そ れ に 係 る 挙 動 を 第 4.1.1.1− 2 表 に 示 す（ 添 付 資 料 4.1.1.1− 1）。ペ デ ス タ ル（ ド ラ イ ウ ェル 部 ）床 か ら サ プ レ ッ シ ョ ン・チ ェ ン バ へ の 移 動 経 路 は ，Ｍ ａ ｒ
ｋ−Ⅱ格納容器の構造上の特徴である。

4.1.1−2

4.1.1.2

プラント損傷状態の分類及び発生頻度

内部事象レベル１ＰＲＡ（出力運転時）で得られた炉心損傷に至る全ての事故シーケンスに対して，事故の進展及び緩和操作の類似性 か ら プ ラ ン ト 損 傷 状 態（ Ｐ Ｄ Ｓ ）を 定 義 し ，Ｐ Ｄ Ｓ の 分 類 及 び 発 生
頻度の評価をする。
(1)

ＰＤＳの一覧
ａ．ＰＤＳの考え方，定義
ＢＷＲのＰＲＡにおいて用いる事故シーケンスの識別子を第4.1.1.2− 1 表 に ， レ ベ ル １ Ｐ Ｒ Ａ で 得 ら れ た 炉 心 損 傷 に 至 る 事
故 シ ー ケ ン ス を 第 4.1.1.2− 2 表 に 示 す 。Ｐ Ｄ Ｓ の 分 類 は ，レ ベ
ル１ＰＲＡで得られた炉心損傷に至る事故シーケンスを，熱水力 挙 動 の 類 似 性 及 び 事 故 後 の 緩 和 設 備・緩 和 操 作 の 類 似 性 か ら ，
以下の 4 項目に着目して実施する。
(a)

格納容器破損時期
炉心損傷後に格納容器破損が生じる場合と格納容器破損後に 炉 心 損 傷 が 生 じ る 場 合 で 分 類 す る 。こ の 前 後 関 係 に よ っ て ，事故の防止手段及び緩和手段の種類が大きく異なる。

(b)

原子炉圧力
炉心損傷後，原子炉圧力容器破損に至るまでに，原子炉圧
力容器内が高圧状態か低圧状態かで分類する（添付資料
4.1.1.2− 2）。こ の 圧 力 状 態 の 違 い に よ っ て ，原 子 炉 圧 力 容 器
破損時の格納容器雰囲気の圧力上昇の程度，デブリの飛散の程度等，原子炉圧力容器破損後の事故進展が異なる。

(c)

炉心損傷時期
炉心損傷時期が早期か後期かで分類する。この時期の違い
4.1.1−3

によって，原子炉圧力容器破損時期，格納容器雰囲気の圧力及び温度上昇の時期が大きく変化し，格納容器破損の時期が影響を受けるため，事故の緩和操作の余裕時間が大きく異なる （ 添 付 資 料 4.1.1.2− 1）。
(d)

電源確保
交流電源及び直流電源の有無により分類する。電源が確保されている場合は緩和操作に期待できる。

ｂ．レベル１ＰＲＡの事故シーケンスのＰＤＳへの分類結果
炉心損傷に至る事故シーケンスを上記ａ．の考え方に基づいて Ｐ Ｄ Ｓ と し て 分 類 し た 結 果 を 第 4.1.1.2− 1 図 に 示 す 。 な お ，
第 4.1.1.2− 1 図 の 分 類 結 果 の う ち ，次 の (a)か ら (c)の 事 故 シ ー
ケンスについては，ＰＤＳの分類方法を個別に検討した。
(a)

ＴＱＵＶとＬＯＣＡＴＱＵＶとＬＯＣＡについては，ＬＯＣＡは原子炉圧力容器破損前に破断口からの放出蒸気により格納容器の圧力・温度が上昇する等，ＴＱＵＶと事象進展が大きく異なるため，
異 な る Ｐ Ｄ Ｓ と し た 。な お ，Ｌ Ｏ Ｃ Ａ（ Ａ Ｅ ，Ｓ １ Ｅ ，Ｓ ２ Ｅ ）に つ い て は ，炉 心 損 傷 後 の プ ラ ン ト 挙 動 の 類 似 性 を 考 慮 し て ，
1 つのＰＤＳとした。

(b)

ＴＷとＴＢＷ
ＴＷとＴＢＷは電源の状態が異なるが，いずれも除熱機能が喪失して格納容器が先行破損する事故シーケンスであり，レベル１．５ＰＲＡの範囲では緩和操作に期待できず，事象進展に差異がないため，ＴＷ／ＴＢＷとして 1 つのＰＤＳとした。
4.1.1−4

(c)ＴＣとＩＳＬＯＣＡ
ＴＣとＩＳＬＯＣＡについては，ＴＣは格納容器先行破損のシーケンスであることに対して，ＩＳＬＯＣＡは格納容器
バイパス事象であることから，異なるＰＤＳとした。

(2)

ＰＤＳ別の炉心損傷頻度Ｐ Ｄ Ｓ 別 の 炉 心 損 傷 頻 度 を 整 理 し た 結 果 を 第 4.1.1.2− 3 表 に示す。ＰＤＳ別の炉心損傷頻度は，格納容器先行破損のＰＤＳで
あ る Ｔ Ｗ ／ Ｔ Ｂ Ｗ が 99.8％ と 支 配 的 で あ る 。

4.1.1−5

4.1.1.3(1)

格納容器破損モード

格納容器破損モードの一覧と各破損モードに関する説明
炉心損傷から格納容器破損に至るまでの事故シーケンスは，次章 4.1.1.4 で イ ベ ン ト ツ リ ー に よ っ て 分 析 す る が ， こ の イ ベ ン ト
ツリーの最終状態となる格納容器破損モードは，炉心損傷後の格納容器内の物理化学的挙動を分析することで抽出する。本章では格納容器破損モードを網羅的に抽出し，本ＰＲＡでイベントツリ
ーの最終状態として設定すべき格納容器破損モードを選定する。
本プラントにおけるシビアアクシデントで考えられる事故進展を 第 4.1.1.3− 1 図 に 示 す 。ま た ，事 故 進 展 に 伴 い 生 じ る 格 納 容 器の 健 全 性 に 影 響 を 与 え る 負 荷 を 抽 出 し た 結 果 を 第 4.1.1.3− 1 表に，これらの負荷を発生時期に着目し，以下に示す事故進展フェー ズ に 整 理 し た も の を 第 4.1.1.3− 2 表 に 示 す 。
・炉心損傷前
・Ｔ１：原子炉圧力容器破損前
・Ｔ２：原子炉圧力容器破損直後
・Ｔ３：事故後期
事故進展に伴い生じる格納容器の健全性に影響する負荷から整理される物理的破損事象を考慮し，選定した格納容器破損モード
は以下のとおりである。
ａ．格納容器バイパス（インターフェイスシステムＬＯＣＡ）
インターフェイスシステムＬＯＣＡの発生後，原子炉冷却材の流出が継続して炉心損傷に至り，格納容器をバイパスして放射性物質等が原子炉建屋内に放出される格納容器破損モードである。
4.1.1−6

ｂ．格納容器バイパス（格納容器隔離失敗）
炉心損傷時点で，格納容器の隔離に失敗しており，隔離失敗
箇所から放射性物質等が原子炉建屋内に放出される格納容器破損モードである。
ｃ．早期過圧破損（未臨界確保失敗）
原子炉の未臨界確保に失敗した場合に，炉心で発生する大量の水蒸気により格納容器圧力が上昇し，格納容器が早期に過圧されて破損する格納容器破損モードである。
ｄ．過圧破損（崩壊熱除去失敗）
炉心冷却に成功し崩壊熱除去に失敗した場合に，崩壊熱によって炉心で発生する水蒸気により格納容器圧力が徐々に上昇し，格納容器が過圧されて破損する格納容器破損モードである。
ｅ．過圧破損（長期冷却失敗）
炉心損傷後に，デブリの崩壊熱によって発生する水蒸気，及び溶融炉心・コンクリート相互作用によって発生する非凝縮性ガスにより格納容器圧力が徐々に上昇し，格納容器が過圧されて破損する格納容器破損モードである。
ｆ．過温破損
炉心損傷後に，デブリからの崩壊熱によって格納容器雰囲気が加熱され，格納容器貫通部の取付部，又はフランジシール部などが熱的に損傷し，格納容器が破損する格納容器破損モードである。
ｇ．格納容器雰囲気直接加熱
原子炉圧力容器が高圧状態で破損した場合に，微粒子化したデブリが格納容器空間部に飛散し，格納容器雰囲気が直接加熱
4.1.1−7

されて急速な圧力上昇が生じることにより格納容器が破損する
格納容器破損モードである。
ｈ．水蒸気爆発
デブリがペデスタル（ドライウェル部）の冷却水中又はサプ
レッション・プール水中に落下した場合，若しくは格納容器内に放出されたデブリに対して注水を実施した場合に，デブリと水の接触に伴い，デブリの持つ熱エネルギが爆発的な機械エネ
ルギに変換され，格納容器への荷重が生じることで格納容器が破損する格納容器破損モードである。
ｉ．溶融炉心・コンクリート相互作用
原子炉圧力容器破損後，格納容器内に放出されたデブリにより ペ デ ス タ ル（ ド ラ イ ウ ェ ル 部 ）床 の コ ン ク リ ー ト が 侵 食 さ れ ，デブリはペデスタル（ドライウェル部）床を貫通してサプレッ
シ ョ ン・プ ー ル に 落 下 す る 。そ の 後 ，サ プ レ ッ シ ョ ン・プ ー ル における溶融炉心・コンクリート相互作用が継続し，ベースマッ
ト溶融貫通に先行してペデスタル（ドライウェル部）壁面の侵食に伴う原子炉圧力容器支持機能の喪失により格納容器が破損する格納容器破損モードである。

以上の格納容器破損モードについて，炉心損傷前の格納容器先
行破損と，炉心損傷後の格納容器破損に分類して整理したものを
第 4.1.1.3− 3 表 に 示 す 。な お ，以 下 の 格 納 容 器 破 損 モ ー ド は ，分析により除外した。
ｊ．炉内溶融燃料−冷却材相互作用
溶融炉心が下部プレナム内の残存水中に落下し，高温の溶融
4.1.1−8炉心と冷却材が接触することで水蒸気爆発が発生する。このときに発生したエネルギにより，水塊が原子炉圧力容器上部に衝突し，さらに原子炉圧力容器ヘッド部が破損し格納容器に衝突して破損する格納容器破損モードである。
ただし，これまでの炉内溶融燃料−冷却材相互作用に係る研究等の知見から，炉内溶融燃料−冷却材相互作用により格納容器が破損する可能性は十分低いため，本ＰＲＡでは格納容器破損 モ ー ド と し て 設 定 し て い な い （ 添 付 資 料 4.1.1.3− 1）。
ｋ．水素燃焼ジルコニウム−水反応，水の放射線分解等により発生した水素が格納容器雰囲気中の酸素と反応して燃焼し，熱エネルギを放出して格納容器を過圧・過熱することで格納容器が破損する
格納容器破損モードである。
ただし，ＢＷＲでは格納容器内を窒素置換により酸素濃度を低く管理しており，水素が可燃限界に至る可能性が十分低いため，本ＰＲＡでは格納容器破損モードとして設定していない。
ｌ．溶融物直接接触
原子炉圧力容器破損後にペデスタル（ドライウェル部）へ落
下 し た デ ブ リ が ，ペ デ ス タ ル（ ド ラ イ ウ ェ ル 部 ）床 か ら ド ラ イ ウ
ェル床に拡がり，ドライウェル壁に直接接触してドライウェル
壁の一部が溶融貫通することにより格納容器が破損する格納容
器破損モードである。
た だ し ，Ｍ ａ ｒ ｋ − Ⅱ 型 格 納 容 器 に お い て は ，ペ デ ス タ ル（ ドライウェル部）内に蓄積したデブリがドライウェル床には拡がらない格納容器構造となっているため，格納容器破損モードと4.1.1−9

し て 設 定 し て し な い （ 添 付 資 料 4.1.1.3− 2）。

4.1.1−10

4.1.1.4 事 故 シ ー ケ ン ス(1)

格納容器イベントツリー構築の考え方及びプロセス
シビアアクシデントでは，事故進展の各フェーズにおいて格納
容器の健全性を脅かす物理化学現象が異なるため，事故進展フェーズごとに重要な物理化学現象，緩和設備の作動状況及び運転員
操作の因果関係を分析して，これらの組合せから事故の進展を分類するために格納容器イベントツリーを構築する。
な お ，格 納 容 器 先 行 破 損 で あ る Ｐ Ｄ Ｓ（ Ｔ Ｗ ／ Ｔ Ｂ Ｗ 及 び Ｔ Ｃ ）及 び 格 納 容 器 バ イ パ ス で あ る Ｐ Ｄ Ｓ（ Ｉ Ｓ Ｌ Ｏ Ｃ Ａ ）に つ い て は ，
炉心損傷時点で既に格納容器の閉じ込め機能が喪失しているため，
格納容器イベントツリーは構築しない。

(2)

格納容器イベントツリー
ａ．格納容器イベントツリー構築に当たって検討した重要な物理化 学 現 象 ，対 処 設 備 の 作 動・不 作 動 ，運 転 員 操 作 及 び ヘ デ ィ ン
グ間の従属性(a)

重要な物理化学現象，対処設備の作動・不作動及び運転員
操作格納容器イベントツリーの構築に際し，炉心損傷から格納容器破損に至るまでの事故進展の途上で発生する重要な物理
化学現象について，その発生条件及び発生後の事故進展を第4.1.1.4− 1 表 の と お り 整 理 し た 。 ま た ， 格 納 容 器 破 損 モ ー ドに 関 す る 物 理 化 学 現 象 ，対 処 設 備 及 び 運 転 員 操 作 を 第 4.1.1.4−2 表のとおり整理した。
第 4.1.1.4− 2 表 に 示 す 検 討 結 果 に 基 づ き ，対 処 設 備 の 作 動
状態及び物理化学現象の発生状態を分析することにより，格4.1.1−11

納 容 器 イ ベ ン ト ツ リ ー の ヘ デ ィ ン グ と そ の 定 義 を 第 4.1.1.4−3 表のとおり設定した。
(b)

ヘディング間の従属性
第 4.1.1.4− 3 表 で 定 義 し た ヘ デ ィ ン グ の 状 態 が 発 生 す る
確率は，他の複数のヘディングの状態に従属して決定される場合があるため，ヘディングの順序及び分岐確率の設定に際し て ヘ デ ィ ン グ 間 の 従 属 性 を 整 理 し た 。 結 果 を 第 4.1.1.4− 4
表に示す。

ｂ．格納容器イベントツリー
選定したヘディングについてヘディング間の従属性を考慮し順序付けして，格納容器イベントツリーを作成した。作成した
格 納 容 器 イ ベ ン ト ツ リ ー を 第 4.1.1.4− 1 図 に 示 す 。 第 4.1.1.4− 1 図 の 格 納 容 器 破 損 モ ー ド は ， 4.1.1.3 (1)で 定 義 し た 格 納 容
器破損モードを「実用発電用原子炉及びその附属施設の位置，構造及び設備の基準に関する規則の解釈」が指定する事故シー
ケンスグループに集約した形となっている。

4.1.1−12

4.1.1.5

事故進展解析

格納容器破損頻度を評価するための事故進展解析の目的は，以下の 2 つがある。
・緩和設備の復旧操作等のための余裕時間の評価
・物理化学現象の発生の有無と格納容器への負荷
このうち後者の物理化学現象の発生と格納容器への負荷について
は，現象の不確定性等を考慮した分岐確率を評価しているため，ここでは緩和設備の復旧操作等のための余裕時間を評価することを目的とする。したがって，緩和設備が機能しない状態で物理化学現象が発生せずに，格納容器が過圧又は過温破損に至る事故シーケンスを評価する。
(1)

解析対象とした事故シーケンスと対象事故シーケンスの説明
プラントの熱水力的挙動及び炉心損傷，原子炉圧力容器破損等の事故の発生時期，シビアアクシデント現象による格納容器負荷を解析するとともに，格納容器イベントツリーのヘディングの分
岐確率の計算に必要なデータを得ることを目的として，各ＰＤＳを代表する事故進展解析を実施する。
ａ．解析対象事故シーケンスの選定
解析対象事故シーケンスの選定に当たっては，事故進展の類
似性，緩和設備の機能喪失状態の類似性を基に選定する。
事 故 進 展 の 類 似 性 の 観 点 で は ，第 4.1.1.2− 1 図 に 示 す Ｐ Ｄ Ｓの分類の考え方において，事故進展の類似性を考慮した分類を実施している。ここで，事故進展解析において緩和設備が機能しない状態を想定すること，及び過渡事象とＬＯＣＡでは事故進展が大きく異なると考えられることを踏まえて，事故シーケ
4.1.1−13

ン ス を 分 類 し た 結 果 を 第 4.1.1.5− 1 図 に 示 す 。
ＴＱＵＸ，ＴＢＵ及びＴＢＤは，いずれも高圧注水及び減圧ができないまま炉心損傷に至るシーケンスであり，事故進展解
析上の相違は見られないと考えられることから，解析について
はＴＱＵＸで代表することとした。
ＴＱＵＶとＴＢＰはそれぞれ解析対象とした。これは，いず
れも原子炉は減圧され，高圧及び低圧注水ができないまま炉心損傷に至るシーケンスであるが，ＴＱＵＶは緩和操作としてのＡＤＳによる逃がし安全弁 7 個での減圧に対し，ＴＢＰでは事象発生初期からの逃がし安全弁 1 個の再閉鎖失敗による減圧であるため，減圧の挙動が異なり，その後の事象進展に影響を与えることを考慮したためである。
ＬＯＣＡについては，操作余裕時間の観点から事故進展が早いＡＥで代表することとした。
格納容器先行破損（レベル１ＰＲＡの評価の範囲）であるＴ
Ｃ，ＴＷ／ＴＢＷ及びＩＳＬＯＣＡについては，炉心損傷の前に格納容器が破損しているモードであり，レベル１．５ＰＲＡにおける緩和手段が存在しないことから，イベントツリーの作
成 対 象 か ら 除 外 し た 。こ れ は ，Ｔ Ｃ ，Ｔ Ｗ ／ Ｔ Ｂ Ｗ 及 び Ｉ Ｓ Ｌ Ｏ
ＣＡについては，レベル１ＰＲＡ側で格納容器破損防止対策を講じなければならないということを意味している。
以 上 の 検 討 の 結 果 ，第 4.1.1.5− 1 表 の と お り 以 下 の 事 故 シ ーケンスを解析対象として選定した。
・ＴＱＵＶ
・ＴＱＵＸ
4.1.1−14

・長期ＴＢ・ＴＢＰ
・ＡＥ
ｂ．事故進展解析の解析条件
プラント構成・特性の調査により設定した，全ての事故シーケンスに対し共通するプラント構成・特性に依存した基本解析
条 件 を 第 4.1.1.5− 2 表 に 示 す 。
また，解析対象の各事故シーケンスの事故状態及び対処設備
作 動 状 況 に 関 す る 事 故 進 展 解 析 条 件 を 第 4.1.1.5− 3 表 に 示 す 。
なお，事故進展解析には，事故シーケンスに含まれる物理化
学現象，機器・系統の動作を模擬することができるＭＡＡＰコードを使用した。
(2)

事故シーケンスの解析結果選定した各事故シーケンスについてプラントの熱水力挙動を解析 し た 結 果 を 第 4.1.1.5− 2(a) 図 〜 第 4.1.1.5− 2 (e) 図 に 示 す 。
原子炉圧力容器内及び格納容器内の熱水力挙動の事故進展を表す
主 要 事 象 発 生 時 刻 を 第 4.1.1.5− 4 表 に 示 す 。ま た ，各 事 故 シ ー ケンスの解析結果における特徴的な事故進展を以下に示す（添付資料 4.1.1.5− 1， 添 付 資 料 4.1.1.5− 2）。
ａ．ＴＱＵＶ
本事故シーケンスでは，給水喪失後，原子炉減圧には成功す
る が ，原 子 炉 注 水 機 能 が 作 動 し な い た め ，炉 心 損 傷 に 至 る 。そ の
後 ，原 子 炉 圧 力 容 器 は 低 圧 状 態 で 破 損 す る 。 デ ブ リ は 原 子 炉 圧
力 容 器 か ら ペ デ ス タ ル（ ド ラ イ ウ ェ ル 部 ）内 に 放 出 さ れ ，溶 融 炉
心・コ ン ク リ ー ト 相 互 作 用 に よ り ペ デ ス タ ル（ ド ラ イ ウ ェ ル 部 ）4.1.1−15

床 を 貫 通 す る 。格 納 容 器 は ，デ ブ リ が サ プ レ ッ シ ョ ン・プ ー ル へ
落下することにより発生する蒸気によって過圧され，過圧破損に至る。
ｂ．ＴＱＵＸ
本事故シーケンスでは，給水喪失後，ＲＣＩＣ及びＨＰＣＳによる原子炉注水に失敗し，原子炉減圧に失敗するため炉心損
傷 に 至 る 。そ の 後 ，原 子 炉 圧 力 容 器 は 高 圧 状 態 で 破 損 す る 。格 納
容器は，原子炉圧力容器が破損した際に噴出される高温のガス流によって過熱され，過温破損に至る。
ｃ．長期ＴＢ
本事故シーケンスは，外部電源喪失後，区分Ⅰ及び区分Ⅱの非常用ディーゼル発電機による給電に失敗して全交流動力電源喪失に至る。また，高圧炉心スプレイ系による原子炉注水に失敗するが，事象発生後 8 時間までは蒸気駆動のＲＣＩＣによって原子炉水位は維持される。その間，逃がし安全弁からの放出
蒸 気 に よ り ，格 納 容 器 の 温 度 ，圧 力 は 徐 々 に 上 昇 す る 。蓄 電 池 枯
渇 に よ り Ｒ Ｃ Ｉ Ｃ が 機 能 喪 失 し ，炉 心 損 傷 に 至 る 。そ の 後 ，原 子
炉圧力容器は高圧状態で破損する。格納容器は，原子炉圧力容器が破損した際に噴出される高温のガス流によって過熱され，過温破損に至る。
ｄ．ＴＢＰ
本事故シーケンスは，外部電源喪失後，区分Ⅰ及び区分Ⅱの非常用ディーゼル発電機による給電に失敗して全交流動力電源喪失に至る。また，高圧炉心スプレイ系による原子炉注水に失敗するとともに，逃がし安全弁の再閉鎖失敗により原子炉が減
4.1.1−16

圧 さ れ ，Ｒ Ｃ Ｉ Ｃ に よ る 原 子 炉 注 水 に 失 敗 し ，炉 心 損 傷 に 至 る 。
そ の 後 ，原 子 炉 圧 力 容 器 は 低 圧 状 態 で 破 損 す る 。格 納 容 器 は ，原子炉圧力容器外に放出されたデブリの崩壊熱により過熱され，過温破損に至る。
ｅ．ＡＥ
本事故シーケンスでは，大破断ＬＯＣＡ発生後，ＥＣＣＳの作動に失敗して炉心損傷に至る。その後，炉心支持板破損によって，デブリと原子炉圧力容器下部プレナムに溜まっていた冷却材が接触することで発生する過熱蒸気が破断口から放出されることによって格納容器が過熱され，過温破損に至る。

4.1.1−17

4.1.1.6(1)

格納容器破損頻度

格納容器破損頻度の評価方法
格納容器破損頻度の定量化では，内部事象出力運転時レベル１
ＰＲＡの評価に用いている計算コードと同じＳａｆｅｔｙ

Ｗａｔｃｈｅｒを使用し，炉心損傷頻度，格納容器イベントツリーのヘディングに対する分岐確率を入力条件として，ＰＤＳごとの条
件 付 き 格 納 容 器 破 損 確 率（ Ｃ Ｃ Ｆ Ｐ ）及 び 格 納 容 器 破 損 頻 度（ Ｃ Ｆ
Ｆ）を算出する。
(2)

格納容器イベントツリーヘディングの分岐確率
格納容器イベントツリーの各ヘディングの分岐確率については，
次のとおり設定した。格納容器イベントツリーのヘディングの設
定 を 第 4.1.1.6− 1 表 に 示 す 。

ａ．物理化学現象に関する分岐確率の設定
シ ビ ア ア ク シ デ ン ト 現 象 の ヘ デ ィ ン グ に お い て ，不 確 実 さ が 大
き い 現 象 に 対 し て は ，当 該 現 象 の 支 配 要 因 ，不 確 実 さ 幅 及 び 格 納
容 器 の 構 造 健 全 性 へ の 影 響 の 因 果 関 係 を 明 ら か に し ，分 解 イ ベ ン
ト ツ リ ー（ Ｄ Ｅ Ｔ ）手 法 等 を 用 い て ，分 岐 確 率 を 設 定 し た（ 添 付
資 料 4.1.1.6− 1， 添 付 資 料 4.1.1.6− 3）。
な お ，今 回 の 評 価 で 設 定 し た 物 理 化 学 現 象 の ヘ デ ィ ン グ の 分 岐
確 率 は ，評 価 の 対 象 と し た 物 理 化 学 現 象 が 不 確 実 さ の 大 き な 現 象
で あ る こ と を 認 識 し つ つ も ，現 状 有 し て い る 知 見 を も と に ，可 能
な 限 り の 評 価 を 実 施 し て 設 定 し た も の で あ り ，今 回 設 定 し た 値 には依然大きな不確実さを含んでいるものと認識している。
こ の 内 Ｉ Ｖ Ｒ は ，そ の 成 立 に よ っ て 事 象 が 緩 和 さ れ る 側 に 寄 与
す る 点 が 他 の 物 理 化 学 現 象 と 異 な る が ，今 回 の 評 価 で は ヘ デ ィ ン
4.1.1−18

グ と し て 設 定 し た 。こ れ は ，格 納 容 器 イ ベ ン ト ツ リ ー で 考 慮 す る
物 理 化 学 現 象 の 選 定 に あ た っ て は ，格 納 容 器 に 与 え る 影 響 が 厳 しい か ，あ る い は 緩 和 さ れ る か と い う 観 点 で は 無 く ，考 え ら れ る 物
理化学現象の可能性を排除しないという観点で選定したためである。
こ の た め ，今 回 の 評 価 で 設 定 し た 物 理 化 学 現 象 の ヘ デ ィ ン グ の分 岐 確 率 の 多 寡 は ，有 効 性 評 価 の 対 象 と な る 評 価 事 故 シ ー ケ ン スを選定する際には影響しない。
ｂ．緩和設備に関する分岐確率の設定
緩 和 設 備 に 関 す る 分 岐 確 率 は ，緩 和 操 作 ま で の 余 裕 時 間 を 考 慮して作成したフォールトツリーを格納容器イベントツリーにリンキングすることで設定した。
緩 和 操 作 実 施 ま で の 余 裕 時 間 の 検 討 結 果 を 第 4.1.1.6− 2 表 に示す。
また，格納容器隔離の分岐確率は過去の文献を基に設定した（ 添 付 資 料 4.1.1.6− 2）。
(3)

格納容器破損頻度の評価結果（点推定値）
格 納 容 器 破 損 頻 度 の 評 価 結 果 を 第 4.1.1.6− 3 表 ， 第 4.1.1.6−
4 表 及 び 第 4.1.1.6− 1〜 3 図 に 示 す 。 全 Ｃ Ｆ Ｆ は 6.1E-5／ 炉 年 ，
Ｃ Ｃ Ｆ Ｐ は 1.0 で あ っ た 。
Ｐ Ｄ Ｓ 別 の Ｃ Ｆ Ｆ で は ， Ｃ Ｆ Ｆ の 99.8％ が 格 納 容 器 先 行 破 損 のＰＤＳであるＴＷ／ＴＢＷであった。本ＰＲＡではアクシデント
マ ネ ジ メ ン ト（ Ａ Ｍ ）策 を 考 慮 し て い な い こ と か ら ，炉 心 損 傷 後 に低圧ＥＣＣＳによる原子炉注水に期待できるＴＱＵＸ以外のＣＣ
Ｆ Ｐ は 0.95〜 1.0 と な る 。 Ｔ Ｑ Ｕ Ｘ の Ｐ Ｄ Ｓ に つ い て は ， 炉 心 損
4.1.1−19

傷後の原子炉手動減圧に成功した場合は低圧ＥＣＣＳによる原子炉注水及びＲＨＲによるドライウェルスプレイに期待できるため，
Ｃ Ｃ Ｆ Ｐ は 0.46 と な っ た 。た だ し ，上 述 の と お り ，Ｐ Ｄ Ｓ 別 の Ｃ
ＦＦではＴＷ／ＴＢＷのＰＤＳが支配的であるため，全体のＣＣ
Ｆ Ｐ は 1.0 と な っ て い る 。
格納容器破損モード別のＣＦＦは，「 過 圧 破 損（ 崩 壊 熱 除 去 失 敗 ）」の 寄 与 が 99.8％ を 占 め る 。以 下 ，「 過 温 破 損 」，
「 早 期 過 圧 破 損（ 未臨 界 確 保 失 敗 ）」，「 格 納 容 器 雰 囲 気 直 接 加 熱 」，
「 過 圧 破 損（ 長 期 冷
却 失 敗 ）」，
「 水 蒸 気 爆 発 」，
「 格 納 容 器 隔 離 失 敗 」，
「インターフェイス シ ス テ ム Ｌ Ｏ Ｃ Ａ 」，「 溶 融 炉 心 ・ コ ン ク リ ー ト 相 互 作 用 」 が 続
き ， こ れ ら の 寄 与 は 全 て 1％ 未 満 で あ っ た 。
格納容器先行破損及び格納容器バイパスを除いた格納容器破損
モ ー ド 別 の 格 納 容 器 破 損 頻 度 を 第 4.1.1.6− 4 図 に 示 す 。格 納 容 器
先行破損及び格納容器バイパスを除いた場合，「 過 温 破 損（ 原 子 炉
圧 力 容 器 高 圧 破 損 ）」の 寄 与 割 合 が 71.3％ を 占 め 支 配 的 で あ る 。これは，レベル１ＰＲＡにおいて，格納容器先行破損を除いた場合に炉心損傷頻度に対して寄与割合が大きな長期ＴＢは，原子炉圧
力が高圧状態で維持されたまま原子炉圧力容器が破損することから，「 格 納 容 器 雰 囲 気 直 接 加 熱 」が 発 生 し な い 場 合 は 格 納 容 器 が 過
温破損に至ることによる。
(4)

重要度評価について
レベル１ＰＲＡでは格納容器先行破損の事故シーケンスグルー
プが支配的であることを考慮すると，レベル１．５ＰＲＡにおいても，レベル１ＰＲＡにおける重要度評価結果と同様，崩壊熱除去機能に係る系統である残留熱除去系，残留熱除去系海水系及び4.1.1−20非常用ディーゼル発電機の重要度が高くなることは明らかである
ことから，重要度評価は実施しないこととする。
なお，残留熱除去系の機能喪失については，代替除熱手段である耐圧強化ベント系又は格納容器圧力逃がし装置，残留熱除去系
海水系の機能喪失については緊急用海水系，非常用ディーゼル発電機の故障については常設代替高圧電源装置により，格納容器破損頻度の低減が可能である。

4.1.1−21

4.1.1.7(1)

不確実さ解析及び感度解析

不確実さ解析
格納容器破損モード別のＣＦＦの不確実さ解析結果を第4 . 1 . 1 . 7 − 1 表 及 び 第 4.1.1.7− 1 図 に 示 す 。
不 確 実 さ 解 析 の 結 果 ，全 Ｃ Ｆ Ｆ の 平 均 値 は ，6.1E-5／ 炉 年 ，エ ラ
ー フ ァ ク タ は 4.1 と な っ た 。 ま た ， 格 納 容 器 破 損 モ ー ド 別 の 点 推
定値は不確実さ分布内にあり，点推定値と不確実さ解析結果の傾向に大きな差はなく，「 過 圧 破 損（ 崩 壊 熱 除 去 失 敗 ）」が 支 配 的 で あることを確認した。

(2)

感度解析
4.1.1.6 で 説 明 し た 評 価 結 果 （ 以 下 「 ベ ー ス ケ ー ス 」 と い う 。）
では，ＡＭ策に期待していない評価としているため，全ＣＦＦに対しては格納容器先行破損のＰＤＳであるＴＷ／ＴＢＷが支配的となっている。このため，格納容器イベントツリーを展開した炉心 損 傷 後 に 格 納 容 器 破 損 に 至 る Ｐ Ｄ Ｓ の 寄 与 は 小 さ く ，上 記 (1)のとおり物理化学現象の分岐確率等の不確実さも有意な影響を与えていないが，重大事故等に対する対策を講じる上でＭａｒｋ−Ⅱ
型格納容器の特徴を把握するため，これらのＰＤＳの事故シーケ
ンスの定量化に当たってのモデル上の不確実さの要因等の影響について，以下の感度解析を実施した。
・モデル上の仮定に係る感度解析
デブリによるペデスタル（ドライウェル部）床のサンプド
レン配管破損及びサプレッション・プールへ落下したデブリによる残留熱除去系吸込ストレーナ閉塞等を考慮（添付資料
4.1.1.7− 1）
4.1.1−22

・物理化学現象による格納容器破損確率（以下「ＣＦＰ」という 。） に 係 る 感 度 解 析
他研究機関等においてＢＷＲ５，Ｍａｒｋ−Ⅱ型格納容器
プラントを対象に実施された物理化学現象によるＣＦＰ評価
結果を考慮
ａ．モデル上の仮定に係る感度解析（感度解析ケース１）
ベースケースでは，原子炉圧力容器が低圧状態で破損するシー ケ ン ス に お い て ，ペ デ ス タ ル（ ド ラ イ ウ ェ ル 部 ）床 面 に 落 下 したデブリ冷却が不十分な場合には，デブリはペデスタル（ドライウェル部）床のコンクリートを侵食しサプレッション・プー
ル に 落 下 す る と し て い る 。ま た ，サ プ レ ッ シ ョ ン・プ ー ル 落 下 時に水蒸気爆発が発生しない場合は，発生蒸気による圧力上昇を
残留熱除去系にて抑制できるとしている。
一方，Ｍａｒｋ−Ⅱ型格納容器の原子炉圧力容器外のデブリ
挙動及び格納容器破損モード等を評価したＮＵＲＥＧ／ＣＲ−
５ ６ ２ ３ ，５ ５ ２ ８ に お い て は ，ペ デ ス タ ル（ ド ラ イ ウ ェ ル 部 ）床面に落下したデブリによるペデスタル（ドライウェル部）床サンプドレン配管の破損並びにデブリがサプレッション・プー
ルに落下した場合の残留熱除去系等の吸込ストレーナ閉塞及びＮＰＳＨ喪失の可能性が指摘されている。
以上を踏まえ，原子炉圧力容器が低圧状態で破損するシーケ
ンスにおいて，以下の条件を仮定した感度解析を実施した。
・ペ デ ス タ ル（ ド ラ イ ウ ェ ル 部 ）注 水 の 有 無 に 係 ら ず ，原 子 炉 圧
力 容 器 破 損 直 後 に デ ブ リ に よ り ペ デ ス タ ル（ ド ラ イ ウ ェ ル 部 ）4.1.1−23

床サンプドレン配管が破損し，デブリがサプレッション・プ
ールに落下する。
・サプレッション・プールに落下したデブリにより残留熱除去
系は使用不能とし，水蒸気爆発又は発生蒸気による過圧による格納容器破損の可能性を考慮する。
感 度 解 析 結 果 を 第 4 . 1 . 1 . 7 − 2 表 及 び 第 4.1.1.7− 2 図 に 示 す 。
感度解析結果とベースケースを比較すると，過温破損（原子炉
圧 力 容 器 低 圧 破 損 ）に よ る Ｃ Ｆ Ｆ が 低 下 し ，溶 融 炉 心・コ ン ク リ
ー ト 相 互 作 用 ，過 圧 破 損（ 長 期 冷 却 失 敗 ）及 び 水 蒸 気 爆 発（ サ プ
レ ッ シ ョ ン・プ ー ル ）に よ る Ｃ Ｆ Ｆ が 増 加 し て い る が ，炉 心 損 傷
後の支配的な格納容器破損モードが過温破損（原子炉圧力容器
高 圧 破 損 ）で あ る こ と に 変 わ り は な く ，ま た ，全 Ｃ Ｆ Ｆ に 対 し ても有意な感度を持っていない。
しかしながら，重大事故等に対する対策を講じる上では，原
子炉圧力容器が低圧状態で破損する事故シーケンスにおいて，ペデスタル（ドライウェル部）床サンプドレン配管破損等の発生の可能性についても留意する必要がある。
ｂ．ＣＦＰに係る感度解析
ベースケースでは，物理化学現象等によるＣＦＰの不確実さ
幅を考慮した不確実さ解析を実施している。ここでは，不確実さの大きな物理化学現象に対して，他研究機関等が国内ＢＷＲ
５，Ｍａｒｋ−Ⅱ型格納容器プラントを対象として評価したＣ
ＦＰを適用した場合の感度解析を実施した。調査した他研究機
関 等 の 評 価 結 果 を 第 4.1.1.7− 3 表 に 示 す 。こ の 結 果 に 基 づ き 実
施した解析は以下のとおりである。
4.1.1−24

・格納容器雰囲気直接加熱によるＣＦＰ（感度解析ケース２）・水蒸気爆発によるＣＦＰ（感度解析ケース３）
感 度 解 析 結 果 を 第 4.1.1.7− 4 表 及 び 第 4.1.1.7− 3 図 に 示 す 。
いずれの感度解析ケースにおいても，各格納容器破損モードのＣＦＦはベースケースの不確実さの幅の中に納まっており，Ｍ
ａｒｋ−Ⅱ型格納容器の特徴を把握する上で，有意な影響がな
いことを確認した。

4.1.1−25

4.1.1.8

Ｍａｒｋ−Ⅱ型格納容器の破損モードの特徴に係る分析

4.1.1.6 及 び 4.1.1.7 の 評 価 結 果 を 踏 ま え ， 主 と し て 重 大 事 故 等
に対する対策を講じる上で考慮すべきＭａｒｋ−Ⅱ型格納容器の破損モードの特徴に係る分析を行った。なお，原子炉圧力容器が高圧状態で破損する場合と低圧状態で破損する場合では，その後の事故進展が相違するため，それぞれのシーケンスについて以下に説明す
る。
(1)

原子炉圧力容器高圧シーケンス

ａ．炉心損傷後に格納容器破損に至る事故シーケンスのＣＦＦにおい て ， 原 子 炉 圧 力 容 器 高 圧 シ ー ケ ン ス の 寄 与 は 77.7％ で あ る 。
ｂ ．原 子 炉 圧 力 容 器 高 圧 シ ー ケ ン ス で の 格 納 容 器 破 損 は ，原 子 炉 圧 力
容器高圧破損直後の高温ガス流の噴出により発生する過温破損
モードの寄与が支配的となっており，重大事故等に対する対策を講じる上で特に着目すべき破損モードである。
・過温破損モードに至る主要なＰＤＳは長期ＴＢ，ＴＢＵ及びＴＱＵＸであり，これらのＰＤＳは，全交流動力電源喪失時に直流電源が枯渇又は高圧注水機能が喪失し，炉心注水機能の全喪失から炉心損傷となる事故シーケンスである。
・したがって，重大事故等に対する対策を講じる上では，電源機能の強化及び全交流動力電源喪失時の高圧注水機能の強化
による炉心損傷防止対策，炉心損傷後の減圧機能の強化による格納容器破損防止対策がリスク低減に寄与すると考えられる。
(2)

原子炉圧力容器低圧シーケンス

ａ．炉心損傷後に格納容器破損に至る事故シーケンスのＣＦＦにお4.1.1−26

い て ， 原 子 炉 圧 力 容 器 低 圧 シ ー ケ ン ス の 寄 与 は 22％ で あ る 。
ｂ ．原 子 炉 圧 力 容 器 低 圧 シ ー ケ ン ス で の 格 納 容 器 破 損 は ，ペ デ ス タ ル（ドライウェル部）床破損後の水蒸気等の発生による格納容器
圧 力 の 上 昇 に よ り 発 生 す る 過 圧 破 損（ 長 期 冷 却 失 敗 ）モ ー ド の 寄与が支配的となっている。
・過圧破損モード（長期冷却失敗）に至る主要なＰＤＳはＴＢ
Ｕ及びＴＱＵＶであり，これらのＰＤＳは，全交流動力電源
喪 失 時 に は 高 圧 注 水 機 能 が 喪 失 し ，炉 心 注 水 機 能 の 全 喪 失（ 炉心 損 傷 後 に 減 圧 成 功 ），過 渡 時 炉 心 注 水 機 能 の 全 喪 失 か ら 炉 心損傷となる事故シーケンスである。
・したがって，重大事故等に対する対策を講じる上では，電源機能の強化及び全交流動力電源喪失時の高圧注水機能の強化
による炉心損傷防止対策，格納容器圧力上昇を抑制する格納容器除熱機能及び電源機能の確保による格納容器破損防止対策がリスク低減に寄与すると考えられる。
ｃ．Ｍａｒｋ−Ⅱ型格納容器は，ドライウェル下部にサプレッショ
ン・チ ェ ン バ を 配 置 す る 構 造 上 の 特 徴 か ら ，ペ デ ス タ ル（ ド ラ イ
ウェル部）床面に落下したデブリの冷却が不十分な事故シーケ
ン ス に 対 し て も ，ペ デ ス タ ル（ ド ラ イ ウ ェ ル 部 ）床 破 損 後 に ，サプ レ ッ シ ョ ン・プ ー ル 水 に よ り ，デ ブ リ を 冷 却 す る 後 備 手 段 を 有
し て い る 。こ の 構 造 上 の 特 徴 が Ｃ Ｆ Ｆ に 与 え る 影 響 を 確 認 し た 。
・上記影響を確認するため，仮想的にデブリの冷却が不十分な
事 故 シ ー ケ ン ス に つ い て は ，ペ デ ス タ ル（ ド ラ イ ウ ェ ル 部 ）床面での溶融炉心・コンクリート相互作用により，格納容器破損（原子炉圧力容器支持機能喪失）に至るとした場合の感度
4.1.1−27

解析（感度解析ケース４）を実施した。
・感 度 解 析 結 果 を 第 4.1.1.8− 1 表 及 び 第 4.1.1.8− 1 図 に 示 す 。
ベースケースと感度解析結果の原子炉圧力容器低圧シーケン
スのＣＦＦは同等であるが，ベースケースは過圧破損（長期
冷 却 失 敗 ）の 寄 与 が 大 き く ，溶 融 炉 心・コ ン ク リ ー ト 相 互 作 用（ ペ デ ス タ ル（ ド ラ イ ウ ェ ル 部 ）床 ）の 寄 与 が 小 さ い 結 果 と なっている。
・この結果は，サプレッション・プールをドライウェル下部に配置した構造が，格納容器の圧力上昇を抑制する格納容器除熱機能の強化に伴い，デブリの冷却が不十分な事故シーケンスによるＣＦＦを低減する効果を有していることを示している 。こ の 低 減 効 果 の 程 度 は ，水 蒸 気 爆 発（ サ プ レ ッ シ ョ ン・プ
ー ル ）に よ る Ｃ Ｆ Ｐ に 依 存 し て お り ，ベ ー ス ケ ー ス で は １ 桁 ，水蒸気爆発によるＣＦＰを小さく評価している感度解析ケー
ス３では 2 桁程度の低減効果となる。
ｄ ．上 記 の と お り ，Ｍ ａ ｒ ｋ − Ⅱ 型 格 納 容 器 は ，そ の 構 造 上 の 特 徴 から ，格 納 容 器 除 熱 機 能 の 強 化 に 伴 い ペ デ ス タ ル（ ド ラ イ ウ ェ ル 部 ）床面に落下したデブリの冷却が不十分な事故シーケンスによるＣＦＦを有意に低減することが可能であるが，この事故シーケ
ンスに対する重大事故等に対する対策を講じる上では，以下の観 点 か ら ，ペ デ ス タ ル（ ド ラ イ ウ ェ ル 部 ）床 上 で の デ ブ リ 冷 却 機能の確保による格納容器破損防止対策が重要と考える。
・ペ デ ス タ ル（ ド ラ イ ウ ェ ル 部 ）床 破 損 に よ る サ プ レ ッ シ ョ ン・
プールバイパスの回避
溶融炉心・コンクリート相互作用によるペデスタル（ドラ4.1.1−28イウェル部）床破損及びＮＵＲＥＧ／ＣＲ−５６２３，５５
２８において指摘されているペデスタル（ドライウェル部）
床 サ ン プ ド レ ン 配 管 破 損 は ，ド ラ イ ウ ェ ル と サ プ レ ッ シ ョ ン・
チェンバ空間部間にサプレッション・プールを介さない流路を 形 成 す る 。こ の た め ，格 納 容 器 破 損 や ウ ェ ッ ト ウ ェ ル・ベ ン
ト時の放射性物質のスクラビング機能の喪失となる。
・サプレッション・プール水源機能喪失の回避
ＮＵＲＥＧ／ＣＲ−５５２８において指摘されているデブリの落下による吸込ストレーナ閉塞，ＮＰＳＨ喪失の可能性を回避し，サプレッション・プールを水源とする注水系等の機能を維持する。

4.1.1−29

第 4.1.1.1−1 表

格納容器の主要仕様

項目

仕様
圧力抑制形

型式

（Ｍａｒｋ−Ⅱ）

ドライウェル空間部（ベント管含む）

容積

約 5,700m３

サプレッション・チェンバ空間部

約 4,100m３

サプレッション・プール水量

約 3,400m３

ドライウェル

0.31MPa［gage］

サプレッション・チェンバ

0.31MPa［gage］

ドライウェル

171℃

サプレッション・チェンバ

104℃

最高使用
圧力

最高使用
温度

0.62MPa［gage］

限界圧力（最高使用圧力の 2 倍）

限界温度

200℃

4.1.1−30

第 4.1.1.1−2 表

燃料及びデブリの格納容器内での挙動

放出先

移動経路

【原子炉圧力容器破損時】

ペデスタル（ドラペデスタル

イウェル部）床重力による（ドライウェル部）内

溶融貫通

移動

【ペデスタル（ドライウェル部）床貫通後】サプレッション・チェンバ

高速ガス流
による噴出

最下区画のため移動なし【原子炉圧力容器破損時】

ペデスタル（ドラペデスタル

イウェル部）内（ドライウェル部）内開口部

4.1.1−31

移動先区画
サプレッショ
ン・チェンバなし

ドライウェル

第 4.1.1.2−1 表

事故シーケンスの識別子

識別子

内容

Ａ

大破断ＬＯＣＡ

Ｂ

工学的安全施設に対する電源の故障状態

Ｃ

原子炉緊急停止系の故障状態

Ｄ

工学的安全施設に対する直流電源の故障状態

Ｅ

ＥＣＣＳによる注水の故障状態

Ｐ

逃がし安全弁の再閉鎖失敗

Ｑ

給水系による注水の故障状態

Ｓ１

中破断ＬＯＣＡ

Ｓ２

小破断ＬＯＣＡ

Ｔ

過渡事象

Ｕ

高圧注水系による注水の故障状態

Ｖ

低圧ＥＣＣＳによる注水の故障状態

Ｗ

残留熱除去の失敗状態

Ｘ

原子炉の急速減圧の失敗状態

4.1.1−32

第 4.1.1.2−2 表炉心損傷に至る事故シーケンス（1／2）

事故シーケンス特徴
高圧系及び低圧系による炉心冷却に失敗して炉心損傷に至る事故

ＴＱＵＶ

シーケンスである。本シーケンスにおいては，原子炉は低圧状態であり，炉心損傷時期は早期に分類される。
高圧系による炉心冷却に失敗し，かつ，原子炉の減圧に失敗してＴＱＵＸ

炉心損傷に至る事故シーケンスである。本シーケンスにおいては，原子炉は高圧状態であり，炉心損傷時期は早期に分類される。
外部電源喪失後，区分Ⅰ及び区分Ⅱの非常用ディーゼル発電機による給電に失敗して全交流動力電源喪失に至る。その後，ＨＰＣ

長期ＴＢ

Ｓによる炉心冷却に失敗し，ＲＣＩＣの作動には成功するが，直流電源の枯渇によりＲＣＩＣが機能喪失し，炉心損傷に至る事故
シーケンスである。原子炉は高圧状態であり，炉心損傷時期は後期に分類される。
外部電源喪失後，区分Ⅰ及び区分Ⅱの非常用ディーゼル発電機による給電に失敗して全交流動力電源喪失に至る。ＨＰＣＳ及びＲ

ＴＢＵ

ＣＩＣによる炉心冷却に失敗し，炉心損傷に至る事故シーケンスである。原子炉は高圧状態であり，炉心損傷時期は早期に分類される。
外部電源喪失後，区分Ⅰ及び区分Ⅱの非常用ディーゼル発電機による給電に失敗して全交流動力電源喪失に至る。逃がし安全弁のＴＢＰ

再閉鎖失敗によりＲＣＩＣが機能喪失し，ＨＰＣＳによる炉心冷却に失敗して炉心損傷に至る事故シーケンスである。原子炉は低圧状態であり，炉心損傷時期は早期に分類される。
外部電源喪失後，直流電源系の故障により非常用ディーゼル発電

ＴＢＤ

機の起動に失敗し，ＨＰＣＳによる炉心冷却に失敗して炉心損傷に至る事故シーケンスである。原子炉は高圧状態であり，炉心損
傷時期は早期に分類される。
事故後，炉心冷却には成功するが，崩壊熱の除去に失敗する事故

ＴＷ

シーケンスである。崩壊熱により発生する水蒸気によって格納容器が過圧破損する。その後，炉心冷却機能が喪失して炉心損傷に至る。炉心損傷時期は後期に分類される。
外部電源喪失後，区分Ⅰ及び区分Ⅱの非常用ディーゼル発電機による給電に失敗して全交流動力電源喪失に至る。ＨＰＣＳによる

ＴＢＷ

炉心冷却は継続しているが，崩壊熱の除去に失敗する事故シーケンスである。崩壊熱により発生する水蒸気によって格納容器が過圧破損する。その後，炉心冷却機能が喪失して炉心損傷に至る。
炉心損傷時期は後期に分類される。
事故後，原子炉の未臨界確保に失敗する事故シーケンスである。

ＴＣ

ＴＷシーケンスと同様，崩壊熱により発生する水蒸気によって格納容器が炉心損傷前に過圧破損する。その後，炉心冷却機能が喪失して炉心損傷に至る。炉心損傷時期は早期に分類される。

4.1.1−33

第 4.1.1.2−2 表炉心損傷に至る事故シーケンス（2／2）

事故シーケンス特徴
大破断ＬＯＣＡ後，炉心冷却機能が喪失する事故シーケンスであＡＥる。原子炉冷却材圧力バウンダリが破損しているため，原子炉は低圧状態であり，炉心損傷時期は早期に分類される。
中破断ＬＯＣＡ後，炉心冷却機能が喪失する事故シーケンスであ

ＬＯＣＡ

Ｓ１Ｅ

る。原子炉冷却材圧力バウンダリが破損しているため，原子炉は低圧状態であり，炉心損傷時期は早期に分類される。
小破断ＬＯＣＡ後，炉心冷却機能が喪失する事故シーケンスであＳ２Ｅる。原子炉冷却材圧力バウンダリが破損しているため，原子炉は低圧状態であり，炉心損傷時期は早期に分類される。
原子炉冷却材圧力バウンダリと接続された系統の配管が高圧設計
部分と低圧設計部分を分離するための隔離弁の誤開等により，低ＩＳＬＯＣＡ

圧設計部分が過圧され破断し，原子炉冷却材の原子炉建屋への流出が継続し炉心損傷に至る事故シーケンスである。炉心損傷時期は早期に分類される。

4.1.1−34

第 4.1.1.2−3 表

プラント損傷状態別の炉心損傷頻度
炉心損傷頻度

寄与割合

（／炉年）

（％）

ＴＱＵＶ

3.5E-09

＜0.1

ＴＱＵＸ

2.0E-08

＜0.1

長期ＴＢ

7.7E-08

0.1

ＴＢＵ

2.1E-08＜0.1

ＴＢＰ

5.3E-10＜0.1

ＴＢＤ

6.0E-12＜0.1

ＴＷ／ＴＢＷ

6.0E-05

99.8

ＴＣ

2.5E-08

＜0.1

ＬＯＣＡ

2.2E-11＜0.1

ＩＳＬＯＣＡ

4.8E-10＜0.1

合計

6.1E-05

100.0

プラント損傷状態

4.1.1−35

第 4.1.1.3−1 表
破損状態

格納容器の健全性に影響を与える負荷の種類の抽出

破損形態

破損形態の解説
インターフェイスシステムＬＯＣＡの発生後，原格納容器

インターフェイス

子炉冷却材の流出が継続して炉心損傷に至り，格システムＬＯＣＡ

納容器をバイパスして放射性物質等が原子炉建屋内に放出される。

バイパス

炉心損傷時点で，格納容器の隔離に失敗してお格納容器隔離失敗

り，隔離失敗箇所から放射性物質等が原子炉建屋内に放出される。

早期過圧破損（未臨界確保失敗）

原子炉の未臨界達成に失敗した場合に，炉心で発生する大量の水蒸気により格納容器の圧力が上昇
し，早期に格納容器の過圧破損に至る。
炉心冷却に成功し崩壊熱除去に失敗した場合に，過圧破損

崩壊熱によって炉心で発生する水蒸気により格納（崩壊熱除去失敗）

容器圧力が徐々に上昇し，格納容器の過圧破損に至る。
炉心損傷後に，デブリの崩壊熱によって発生する

過圧破損

水蒸気，及び溶融炉心・コンクリート相互作用に（長期冷却失敗）

よって発生する非凝縮性ガスにより格納容器圧力が徐々に上昇し，格納容器の過圧破損に至る。
原子炉圧力容器破損後，デブリからの崩壊熱によ

過温破損って格納容器雰囲気が加熱され，格納容器貫通部の取付部又はフランジ部などが熱的に損傷し，格納容器破損に至る。

格納容器

原子炉圧力容器が高圧状態で破損した場合に，微破損
格納容器雰囲気直接加熱

粒子化したデブリが格納容器空間部に飛散し，格（ＤＣＨ）

納容器雰囲気が直接加熱されて急速な圧力上昇が生じることにより格納容器破損に至る。
デブリと水が接触した場合に，デブリの持つ熱エ

水蒸気爆発（ＦＣＩ）

ネルギが爆発的な機械エネルギに変換され，格納容器への荷重が生じることにより格納容器破損に至る。
原子炉圧力容器破損後，格納容器内に放出されたデブリによりペデスタル（ドライウェル部）床のコンクリートが侵食され，デブリはペデスタル

溶融炉心・コンクリート（ドライウェル部）床を貫通してサプレッショ

相互作用（ＭＣＣＩ）

ン・プールに落下する。その後，サプレッション・プールにおける溶融炉心・コンクリート相互作用が継続し，原子炉圧力容器支持機能の喪失により格納容器破損に至る。

4.1.1−36

第 4.1.1.3−2 表
プラント損傷状態

炉心損傷前

プラント損傷状態と負荷の対応
Ｔ１

格納容器隔離失敗
ＴＱＵＶ

Ｔ２

Ｔ３

格納容器雰囲気直接加熱

過圧破損（長期冷却失

（ＤＣＨ）

敗）

水蒸気爆発（ＦＣＩ）

過温破損

ＴＱＵＸ
長期ＴＢ
−

ＴＢＵ
ＴＢＰ

溶融炉心・コンクリート

ＴＢＤ

相互作用（ＭＣＣＩ）

ＬＯＣＡ

4.1.1−37

水蒸気爆発（ＦＣＩ）
ＴＷ／ＴＢＷＴＣ

ＩＳＬＯＣＡ

過圧破損（崩壊熱除去失敗）
早期過圧破損（未臨界確保失敗）
インターフェイスシステム
ＬＯＣＡ

Ｔ１ 原子炉圧力容器破損前
Ｔ２ 原子炉圧力容器破損直後
Ｔ３ 事故後期

−

−

−

−

−

−

−

−

−

第 4.1.1.3−3 表

格納容器破損モードの選定

格納容器の状態

格納容器破損モード

格納容器破損モードの概要

格納容器バイパス

インターフェイスシステム
ＬＯＣＡ

インターフェイスシステムＬＯＣＡ後の格納容器バイパ
ス

格納容器隔離失敗

格納容器隔離失敗

事故後に格納容器の隔離に失敗

早期過圧破損（未臨界確保失敗）

未臨界確保に失敗し，水蒸気発生に伴う過圧による格納容器先行破損

過圧破損（崩壊熱除去失敗）

崩壊熱除去に失敗し，水蒸気発生に伴う過圧による格納容器先行破損

過圧破損（長期冷却失敗）

水蒸気・非凝縮性ガス蓄積に伴う過圧による格納容器破損

過温破損

格納容器貫通部等が過温により破損

格納容器雰囲気直接加熱

格納容器雰囲気直接加熱による格納容器破損

水蒸気爆発

水蒸気爆発による格納容器破損

溶融炉心・コンクリート相
互作用

溶融炉心・コンクリート相互作用が継続し，原子炉圧力容器支持機能の喪失による格納容器破損

格納容器
先行破損
4.1.1−38

格納容器
物理的破損
炉心損傷後の格納容器破損

第 4.1.1.4−1 表
物理化学現象
原子炉圧力容器破損

シビアアクシデント時の物理化学現象の整理

発生条件
・炉心への注水による炉心溶融進展の停止失敗・崩壊熱による水蒸気発生

過圧破損（長期冷却失敗）

・デブリが冷却できない場合の溶融炉心・コンクリート相互作用による非凝縮性ガス
の発生

過温破損

4.1.1−39

格納容器雰囲気直接加熱（ＤＣＨ）

水蒸気爆発（ＦＣＩ）

・デブリへの注水失敗発生後の事故進展・デブリの原子炉圧力容器外への放出に至る。
・水蒸気により過圧され格納容器破損に至る。
・溶融炉心・コンクリート相互作用による非凝縮性ガスの発生が継続し，格納容器内が過圧され格納容器破損に至る。
・格納容器貫通部あるいはフランジ部が熱的に損傷し，格納容器破損に至る。
・微粒子化したデブリが格納容器空間部に飛散し，格納容器雰・高圧状態で原子炉圧力容器が破損

囲気が直接加熱されて急速に格納容器が過圧され格納容器破損に至る。

・水中へのデブリの落下
・デブリへの注水

・デブリと水の接触に伴い，デブリの持つ熱エネルギが爆発的な機械エネルギに変換され，格納容器への荷重が生じることにより格納容器破損に至る。
・格納容器内に放出されたデブリにより，ペデスタル（ドライウェル部）床面のコンクリートが侵食され，その後，ペデス

溶融炉心・コンクリート相互作用（ＭＣＣＩ）・格納容器内に放出されたデブリの冷却失敗

タル（ドライウェル部）床の溶融貫通により，デブリはサプ
レッション・プールに落下する。落下したデブリにより，溶融炉心・コンクリート相互作用が継続し，原子炉圧力容器支
持機能の喪失により格納容器破損に至る。

第 4.1.1.4−2 表
格納容器破損モード
過圧破損（長期冷却失敗）
過温破損

格納容器破損モードと物理化学現象，対処設備及び運転員操作の対応整理

物理化学現象・過圧破損
・原子炉圧力容器破損
・溶融炉心・コンクリート相互作用

対処設備
・ＲＨＲ
(格納容器スプレイ冷却)

運転員操作
・ＲＨＲ手動起動・ＥＣＣＳ・損傷炉心への注水（原子炉圧力容器の破損回避）

格納容器雰囲気直接加熱

・原子炉圧力容器破損

・逃がし安全弁・原子炉減圧（原子炉圧力容器の高圧破損回避）（ＤＣＨ）

・格納容器雰囲気直接加熱

・ＥＣＣＳ

・損傷炉心への注水（原子炉圧力容器の破損回避）

4.1.1−40

水蒸気爆発（ＦＣＩ）

・原子炉圧力容器破損
・水蒸気爆発溶融炉心・コンクリート

・原子炉圧力容器破損

相互作用（ＭＣＣＩ）

・溶融炉心・コンクリート相互作用

・ＥＣＣＳ

・ＥＣＣＳ

・損傷炉心への注水（原子炉圧力容器の破損回避）
・デブリへの注水（原子炉圧力容器の破損口経由）
・損傷炉心への注水（原子炉圧力容器の破損回避）
・デブリへの注水（原子炉圧力容器の破損口経由）

第 4.1.1.4−3 表

ヘディングの選定及び定義

ヘディング

炉心が損傷した状態での格納容器隔離が正常に実格納容器隔離施されない場合，失敗とする。
炉心損傷後，原子炉減圧ができない場合，失敗と

原子炉減圧
Ｔ１

定義

する。

原子炉圧力容器注水

低圧ＥＣＣＳによる注水ができない場合，失敗とする。
低圧ＥＣＣＳによる注水により，デブリが下部プ

原子炉圧力容器破損

レナムにて冷却できず，原子炉圧力容器内に保持できない場合，有とする。
ペデスタル（ドライウェル部）内の水プールに落ＦＣＩ下したデブリにより，水蒸気爆発が発生し，格納容器が破損する場合，有とする。

Ｔ２

原子炉圧力容器の高圧破損時にデブリが微粒子化
し，雰囲気ガスとの直接的な熱伝達及び金属成分

ＤＣＨの酸化・発熱反応が発生し，格納容器が破損する
場合，有とする。

格納容器
注水

ペデスタル（ド低圧ＥＣＣＳによる注水（原子炉圧力容器の破損

ライウェル部）口経由）ができない場合，失敗とする。

ドライウェル

格納容器冷却スプレイモードによるスプレイができない場合，失敗とする。
低圧ＥＣＣＳにより，原子炉圧力容器の破損口経
由でペデスタル（ドライウェル部）のデブリに注ＦＣＩ水した際，水蒸気爆発が発生し，格納容器が破損
ペデスタル（ドライウェル部）

Ｔ３

デブリ冷却する場合，有とする。
低圧ＥＣＣＳによる注水（原子炉圧力容器の破損
口経由）に成功するものの，デブリ冷却ができずに溶融炉心・コンクリート相互作用が継続し，ペデスタル（ドライウェル部）床が溶融貫通する場
合，失敗とする。
ペデスタル（ドライウェル部）床貫通に伴い，デブリがサプレッション・プールに落下することにＦＣＩより，水蒸気爆発が発生し，格納容器が破損する
サプレッション
・プール

デブリ冷却

場合，有とする。
ペデスタル（ドライウェル部）床貫通により落下したデブリが，サプレッション・プールで冷却できずに溶融炉心・コンクリート相互作用が継続
し，原子炉圧力容器支持機能の喪失により格納容器が破損する場合，失敗とする。

4.1.1−41

第 4.1.1.4−4 表
Ｔ１

ヘディング
（影響を与える側）

Ｔ２

Ｔ３
格納容器注水

格納容器
隔離

ヘディング
（影響を受ける側）

ヘディングの従属性

原子炉減圧

原子炉圧力容 原子炉圧力容
器注水
器破損

ＦＣＩ

ＤＣＨ

ペデスタル（ドドライウェル
ライウェル部）

ペデスタル（ドライウェル部）
ＦＣＩ

デブリ
冷却

格納容器隔離原子炉減圧

Ｔ１
原子炉圧力容器注水○ ※１

原子炉圧力容器破損

○ ※２

○ ※４
○ ※５

ＦＣＩ

○ ※５

Ｔ２
○ ※３

ＤＣＨ

4.1.1−42

格納容器
注水

Ｔ３

ペデスタル
（ドライウェル部）

サプレッション
・プール

○
※1
※2
※3
※4
※5
※6
※7
※8
※9
※10

○ ※３

ペデスタル（ドライ
ウェル部）

○ ※６

ドライウェル

○ ※６

○ ※７
○ ※６

ＦＣＩ

○ ※７

○ ※８

デブリ冷却

○ ※７

○ ※９

ＦＣＩ

○ ※７

○ ※９

○ ※１０

デブリ冷却

○ ※７

○ ※９

○ ※１０

前段のヘディングにおける緩和設備の成功／失敗状態又は物理化学現象の発生により，当該ヘディングに影響を及ぼすもの
低圧ＥＣＣＳによる原子炉圧力容器注水を実施するためには原子炉減圧が必要
原子炉圧力容器破損回避のための低圧ＥＣＣＳによる原子炉圧力容器注水を実施するためには原子炉減圧が必要
原子炉減圧に失敗し原子炉圧力容器が高圧で破損する場合，ＤＣＨの可能性あり
低圧ＥＣＣＳによる原子炉圧力容器への注水に成功した場合，原子炉圧力容器破損の回避に期待可能
低圧ＥＣＣＳによる原子炉圧力容器への注水に成功し，原子炉圧力容器が破損する場合，ＦＣＩの可能性あり
一部同じ系統であるため従属性あり
原子炉圧力容器破損時のＦＣＩ及びＤＣＨを回避できた場合に，緩和設備又は物理化学現象を考慮
ペデスタル（ドライウェル部）への注水時にＦＣＩの可能性あり
ペデスタル（ドライウェル部）への注水が成功した場合，デブリのペデスタル（ドライウェル部）床貫通の回避に期待
ペデスタル（ドライウェル部）におけるデブリ冷却に失敗した場合，サプレッション・プールにおける物理化学現象を考慮

サプレッション・プール
ＦＣＩ

デブリ
冷却

第 4.1.1.5−1 表
ＰＤＳ

事故進展解析の対象とした代表事故シーケンス
代表事故シーケンス
全給水喪失を起因事象とし，その後の高圧ＥＣＣＳの注水

ＴＱＵＶ

ＴＱＵＶ

に失敗し，自動減圧系の作動には成功するものの，低圧Ｅ
ＣＣＳの注水に失敗すると仮定する。
全給水喪失を起因事象とし，主蒸気隔離弁の閉鎖には成功

ＴＱＵＸ
ＴＢＵ

ＴＱＵＸ

ＴＢＤ

するものの，その後の高圧ＥＣＣＳの注水に失敗し，自動減圧系の作動に失敗すると仮定する。
外部電源喪失を起因事象とし，非常用ＤＧ2 台が機能喪失した状態で，主蒸気隔離弁の閉鎖には成功するものの，Ｈ

4.1.1−43

長期ＴＢ

長期ＴＢ

ＰＣＳによる注水に失敗すると仮定する。その後，直流電源蓄電池が枯渇するまでの 8 時間はＲＣＩＣによる炉心冷却が継続すると仮定する。
外部電源喪失を起因事象とし，非常用ＤＧ2 台が機能喪失した状態で，主蒸気隔離弁の閉鎖には成功するものの，Ｈ

ＴＢＰ

ＴＢＰ

ＰＣＳによる注水に失敗すると仮定する。その後，逃がし安全弁の再閉鎖に失敗し，原子炉が減圧されるため，ＲＣＩＣによる炉心冷却にも失敗すると仮定する。
再循環系配管の両端破断を想定した原子炉冷却材喪失を起

ＬＯＣＡ

ＡＥ

因事象とし，その後の高圧ＥＣＣＳ及び低圧ＥＣＣＳの注水に失敗すると仮定する。

第 4.1.1.5−2 表
項目

基本解析条件解析条件

備 考

原子炉熱出力3,293MW

定格出力

原子炉ドーム圧力

6.93MPa[gage]

定格圧力原子炉初期水位

通常運転水位

格納容器空間容積
サプレッション・プー
ル水量

ドライウェル：5,700m３
ウェットウェル：4,100m３
3,400m３

コンクリート組成

珪酸系コンクリート

崩壊熱

ANSI／ANS-5.1-1979（平均）サプレッション・プー
ル初期水位
格納容器初期圧力

融点は 1,500K

7.0m

通常水位

5kPa[gage]

通常運転時圧力

ドライウェル：57℃

通常運転中のドライウ
ェル内平均温度

格納容器初期温度

サプレッション・プール：32℃ 通常運転中の上限値
炉心損傷温度1,500K

炉心溶融温度2,500K

格納容器破損圧力

格納容器破損温度

0.62MPa[gage]（過圧破損条件）

格納容器の健全性が保200℃てる範囲として設定（過温破損条件）

4.1.1−44

第 4.1.1.5−3 表
事故シー
ケンス
ＴＱＵＶ

ＴＱＵＸ

起因事象
過渡事象
（全給水喪失）過渡事象（全給水喪失）スクラム

各事故シーケンスの事故進展解析条件

ＲＣＩＣ

ＨＰＣＳ

作動

不作動

不作動

作動

不作動

系

作動

原子炉

格納容器

ＬＰＣＳ

ＬＰＣＩ

作動

不作動

不作動

不作動

不作動

不作動

不作動

不作動

不作動

不作動

不作動

不作動

不作動

不作動

減圧

スプレイ

4.1.1−45

長期ＴＢ

外部電源喪失作動

ＴＢＰ

外部電源喪失

作動

不作動

不作動

不作動

不作動

不作動

不作動

作動

不作動

不作動

不作動

不作動

不作動

不作動

（8 時間後に停止）

原子炉冷却材喪失
ＡＥ（再循環配管の両端破断）第 4.1.1.5−4 表

事故進展解析結果（主要事象発生時刻）

事故シーケンス
ＴＱＵＶ

ＴＱＵＸ

長期ＴＢ

ＴＢＰ

ＡＥ

炉心露出

0.6h

0.6h

9.5h

2.1h

0.01h

燃料被覆管破損（1,000K）

0.7h

0.9h

10.1h

2.5h

0.1h

炉心損傷（1,500K）

0.9h

1.1h

10.4h

2.7h

0.2h

炉心溶融（2,500K）

1.2h

1.3h

10.8h

3.1h

0.5h

炉心支持板破損

2.6h

2.7h

13.9h

4.9h

1.6h

原子炉圧力容器破損

5.4h

3.3h

14.4h

10.7h

4.0h

8.4h

−※

−※

14.6h

7.6h

7.7h

3.3h

13.9h

12.7h

1.6h

事象進展

4.1.1−46

ペデスタル（ドライウェル部）床貫通
格納容器最高使用圧力
到達時刻
格納容器破損

15.9h

3.3h

14.4h

14.6h

1.6h

（過圧破損）（過温破損）（過温破損）（過温破損）（過温破損）※ 24 時間以内にペデスタル（ドライウェル部）床貫通せず○ＭＡＡＰ上の判定基準について
項目

条件

備考

炉心損傷の判断

燃料被覆管の最高温度が 1,500K 到達

炉心損傷が始まる温度

炉心溶融の判断

炉心最高温度が 2,500K 到達

炉心構成物質の代表的な融点

炉心支持板破損の判断

炉心支持板ノードにおいて累積破損割合が 1となった時点炉心支持板のクリープ破損を Larson-Miller のパラメータによって判定

原子炉圧力容器破損の判断

ＣＲＤチューブ逸出判定到達

原子炉圧力容器破損モードのうち，最も早い破損形態として，ＣＲＤチューブ逸出を設定

ペデスタル（ドライウェル部）
床貫通の判断コンクリートの侵食深さが到達

ペデスタル（ドライウェル部）床面サンプ部厚さを設定

第 4.1.1.6−1 表Ｔ１

格納容器イベントツリーの分岐確率の設定

分岐

ＰＤＳ

分岐
確率

ＥＦ

分岐確率の評価方法

格納容器隔離

ＴＱＵＸ
ＴＱＵＶ
ＬＯＣＡ
ＴＢＵ
ＴＢＰ
ＴＢＤ
長期ＴＢ

5.0E-03

5.0

ＮＵＲＥＧ／ＣＲ−４２２０で評価された値を設
定。

原子炉減圧

ＴＱＵＸ
ＴＢＵ

フォールトツリーにより設定

原子炉圧力容器注水

ＴＱＵＸ

フォールトツリーにより設定

原子炉圧力容器破損
（ＩＶＲ）

ＴＱＵＸ

ＦＣＩ

ＴＱＵＸ
ＬＯＣＡ

ＤＣＨ

ＴＱＵＸ
ＴＢＵ
ＴＢＤ
長期ＴＢ

Ｔ２

Ｔ３
原子炉
圧力容器
健全時

格納容器
注水
（ペデス
タル（ド
ライウェ
ル部）)
Ｔ３
原子炉
圧力容器
破損時

格納容器
注水
（ドライ
ウェル）

ＤＣＨに係る支配的なパラメータの不確かさを考慮し，ＤＣＨによる格納容器破損確率を設定。

ＴＱＵＸ

フォールトツリー
により設定

原子炉
減圧成
功時

ＴＱＵＸ

フォールトツリー
により設定

原子炉
減圧成
功時

ＴＱＵＸ
ＴＱＵＶ

フォールトツリー
により設定

ＬＯＣ
Ａ時

ＬＯＣＡ

フォールトツリーにより設定

格納容器注水

ＦＣＩ（ペデスタル（ドライウェル部））
デブリ冷却（ペデスタル（ドライウェル部））
ＦＣＩ（サプレッション・
プール）
デブリ冷却
（サプレッション・プール）

炉心支持板破損までの余裕時間における，原子炉減圧に関する人的過誤確率及び機器故障確率等をフォールトツリーにてモデル化。
炉心支持板破損までの余裕時間における，原子炉
圧力容器注水に関する人的過誤確率及び機器故障確率等をフォールトツリーにてモデル化。また，
炉心損傷後のため，ＬＯＣＡ信号による自動起動に期待する。
ＩＶＲに係る支配的なパラメータの不確かさを考慮し，ＩＶＲの失敗確率を設定（添付資料
4.1.1.6-3）。
ＦＣＩに係る支配的なパラメータの不確かさを考慮し，ＦＣＩによる格納容器破損確率を設定。なお，ＴＱＵＸ及びＬＯＣＡにおいて，原子炉圧力容器破損時にペデスタル（ドライウェル部）に水が存在している想定については，以下のとおり。
【ＴＱＵＸ】
原子炉圧力容器破損前に原子炉圧力容器注水に成功するが，ＩＶＲに失敗した場合，原子炉圧力容
器内に注水した水がデブリとともにペデスタル（ドライウェル部）に放出される可能性を想定。
【ＬＯＣＡ】
ＬＯＣＡの発生により，格納容器に流出した原子炉冷却材によってペデスタル（ドライウェル部）に水が存在する可能性を想定。

損傷炉心冷却成功のため，ＴＱＵＶ時の格納容器破損までの余裕時間での格納容器注水に関する人
的過誤確率及び機器故障確率等をフォールトツリ
ーにてモデル化。
原子炉圧力容器の低圧破損後のため，ＴＱＵＶ時の原子炉圧力容器破損までの余裕時間におけるペデスタル（ドライウェル部）への注水（原子炉圧
力容器の破損口経由）に関する人的過誤確率及び機器故障確率等をフォールトツリーにてモデル化。
原子炉圧力容器の低圧破損後のため，ＴＱＵＶ時の格納容器破損までの余裕時間における格納容器
注水に関する人的過誤確率及び機器故障確率等をフォールトツリーにてモデル化。
ＬＯＣＡ時の格納容器破損までの余裕時間における格納容器注水に関する人的過誤確率及び機器故障確率等をフォールトツリーにてモデル化。
ＦＣＩに係る支配的なパラメータの不確かさを考慮し，ＦＣＩによる格納容器破損確率を設定。

ＴＱＵＸ

ＭＣＣＩに係る支配的なパラメータの不確かさを考慮し，ＭＣＣＩによる格納容器破損確率を設定。
ＦＣＩに係る過去の試験結果を踏まえ，トリガリ
ングの発生確率をＦＣＩによる格納容器破損確率として設定。
ＭＣＣＩに係る支配的なパラメータの不確かさを考慮し，ＭＣＣＩによる格納容器破損確率を設
定。

ＴＱＵＸ
ＴＱＵＸ
ＴＱＵＶ
ＬＯＣＡ
ＴＱＵＸ
ＴＱＵＶ
ＬＯＣＡ

4.1.1−47

第 4.1.1.6−2 表
緩和操作

ヘディング

緩和操作に対する余裕時間の検討結果

タイミング

適用

事故進展解析との関連

余裕時間

シーケンス
炉心支持板破損までに原子炉減圧ができれば，原子炉圧力容器注水に原子炉減圧

事象発生から

より原子炉圧力容器破損を回避でＴＱＵＸきる可能性がある。また，原子炉圧

ＴＢＵ

力容器注水ができない場合でも，Ｄ

炉心冷却心支持板破損まで 2.6h 及び 2.7h であるため，余ＣＨを回避できる可能性がある。

注水

事象発生から

及び原子炉圧力容器注水ができれば，原子炉圧力容器破損を回避でき

2 時間

裕をとり 2h とする。

炉心支持板破損までに原子炉減圧
原子炉圧力容器

ＴＱＵＶ及びＴＱＵＸの事故進展解析により，炉ＴＱＵＸ

4.1.1−48

る可能性がある。
原子炉圧力容器の減圧成功後， 原
子炉圧力容器破損までに原子炉圧
ペデスタル（ドライウェ
ル部）注水

格納容器注水（ペデスタル（ドライウェル

力容器注水ができれば，原子炉圧力
事象発生から部））

容器破損時にデブリとともに水が落下するため，ペデスタル（ドライＴＱＵＸＴＱＵＶの事故進展解析により，原子炉圧力容器
破損は 5.4h であるため，余裕をとり 4h とする。

4 時間ウェル部）注水に成功し，ペデスタ
ル（ドライウェル部）床貫通を回避できる可能性がある。

格納容器除熱格納容器注水（ＲＨＲ）(ドライウェル)格納容器破損までにドライウェル
事象発生からＴＱＵＶＴＱＵＶの事故進展解析により，格納容器破損は

ＴＱＵＸ

15.9h であるため，余裕をとり 15h とする。

15 時間

注水ができれば，格納容器破損を回避できる可能性がある。
ＬＯＣＡ

ＡＥの事故進展解析により，格納容器破損は 1.6hであるため，余裕をとり 1h とする。

1 時間

第 4.1.1.6−3 表

プラント損傷状態別の格納容器破損頻度

炉心損傷頻度

寄与割合

（／炉年）

（％）

ＴＱＵＶ

3.5E-09

＜0.1

ＴＱＵＸ

2.0E-08

ＬＯＣＡ

条件付格納容器

格納容器破損頻度

寄与割合

（／炉年）

（％）

9.5E-01

3.3E-09

＜0.1

＜0.1

4.6E-01

9.3E-09＜0.1

2.2E-11＜0.1

1.0E+00

2.2E-11＜0.1

ＴＢＵ

2.1E-08＜0.1

1.0E+00

2.1E-08＜0.1

ＴＢＰ

5.3E-10＜0.1

1.0E+00

5.3E-10＜0.1

ＴＢＤ

6.0E-12＜0.1

1.0E+00

6.0E-12

＜0.1

長期ＴＢ

7.7E-080.1

1.0E+00

7.7E-08

0.1

ＴＷ／ＴＢＷ

6.0E-0599.8

1.0E+00

6.0E-05

99.8

ＴＣ

2.5E-08＜0.1

1.0E+00

2.5E-08＜0.1

ＩＳＬＯＣＡ

4.8E-10＜0.1

1.0E+00

4.8E-10＜0.1

全格納容器破損頻度

6.1E-05

100.0

1.0E+00

6.1E-05

100.0

プラント損傷状態

破損確率（／炉年）

4.1.1−49

第 4.1.1.6−4 表

格納容器破損モード別の格納容器破損頻度
格納容器破損頻度

寄与割合

（／炉年）

（％）

インターフェイスシステムＬＯＣＡ

4.8E-10＜0.1

格納容器隔離失敗

6.1E-10＜0.1

過圧破損（未臨界確保失敗）

2.5E-08＜0.1

過圧破損（崩壊熱除去失敗）

6.0E-0599.8

過圧破損（長期冷却失敗）

2.0E-08＜0.1

過温破損（ＲＰＶ高圧破損）

7.9E-080.1

過温破損（ＲＰＶ低圧破損）

4.9E-10＜0.1

格納容器雰囲気直接加熱

8.5E-09＜0.1

2.2E-14＜0.1

水蒸気爆発（サプレッション・プール）

2.5E-09＜0.1

溶融炉心・コンクリート相互作用

1.3E-10＜0.1

全格納容器破損頻度

6.1E-05100.0

格納容器破損モード

4.1.1−50

水蒸気爆発（ペデスタル（ドライウェル部））

第 4.1.1.7−1 表

格納容器破損モード別の格納容器破損頻度（不確実さ解析）

格納容器破損モード

点推定値

平均値

（／炉年） （／炉年）

寄与割合
（％）

中央値

5％値

95％値

（／炉年） （／炉年） （／炉年）

ＥＦ

4.1.1−51

インターフェイスシステムＬＯＣＡ

4.8E-10

6.4E-10＜0.1

1.0E-10

7.3E-122.0E-0916.4

格納容器隔離失敗

6.1E-10

6.2E-10＜0.1

2.4E-10

3.3E-11

2.1E-098.0

過圧破損（未臨界確保失敗）

2.5E-08

5.6E-08＜0.1

1.5E-09

4.2E-11

6.9E-0840.5

過圧破損（崩壊熱除去失敗）

6.0E-05

6.1E-05

99.7

2.7E-05

1.0E-05

1.7E-044.1

過温破損（ＲＰＶ高圧破損）

7.9E-08

8.2E-080.1

4.5E-08

1.1E-08

2.5E-074.9

格納容器雰囲気直接加熱

8.5E-09

8.4E-09＜0.1

2.6E-09

2.7E-103.0E-0810.5

過温破損（ＲＰＶ低圧破損）

4.9E-105.0E-10＜0.1

9.9E-11

7.9E-12

1.7E-0914.6

過圧破損（長期冷却失敗）

2.0E-08

2.4E-08＜0.1

1.3E-08

2.6E-09

7.5E-085.4

水蒸気爆発（ペデスタル（ドライウェル部））

2.2E-14

1.7E-14＜0.1

5.4E-16

6.0E-18

4.1E-1482.0

水蒸気爆発（サプレッション・プール）

2.5E-09

2.9E-09＜0.1

1.0E-09

1.1E-109.8E-099.6

溶融炉心・コンクリート相互作用

1.3E-102.0E-10＜0.1

7.4E-12

1.3E-13

4.4E-1057.6

全格納容器破損頻度

6.1E-05

6.1E-05

100.0

2.7E-05

1.0E-05

1.7E-044.1

第 4.1.1.7− 2 表

モデル上の仮定に係る感度解析結果（格納容器先行破損，格納容器バイパス及び格納容器隔離失敗を除く）※
ベースケース
格納容器破損モード

点推定値
（／炉年）

寄与割合
（％）

点推定値
（／炉年）

寄与割合
（％）

8. 8 E- 0 8

79 . 08. 8E -0 8

77 . 2

過温破損（ＲＰＶ高圧破損）

7. 9 E- 0 8

71 . 3

7. 9E -0 8

69 . 7

格納容器雰囲気直接加熱

8. 5 E- 0 9

7. 7

8. 5E - 0 9

7. 5

2. 3 E- 0 8

21 . 02. 6 E- 0 8

22 . 8

過温破損（ＲＰＶ低圧破損）

4. 9 E- 1 0

0. 4

2. 1 E- 1 1＜ 0 .1

過圧破損（長期冷却失敗）

2. 0 E- 0 8

18 . 2

2. 3 E- 0 8

20 . 3

水 蒸 気 爆 発 （ ペ デ ス タ ル (ド ラ イ ウ ェ ル
部 )）2. 2 E- 1 4＜ 0 .1

2 .2 E- 1 4＜ 0 .1

水蒸気爆発（サプレッション・プール）

2. 5 E- 0 9

2. 3

2. 6 E- 0 9

2. 3

溶融炉心・コンクリート相互作用

1. 3 E- 1 0

0. 1

1. 4 E- 1 0

0. 1

1. 1 E- 0 7

10 0 .0

1 .1 E- 0 7

1 00 .0

原子炉圧力容器高圧シーケンス

4.1.1−52

原子炉圧力容器低圧シーケンス

格納容器破損頻度※

感度解析ケース 1

網掛け部はベースケースと感度解析の格納容器破損頻度が異なる箇所

第 4.1.1.7− 3 表

他研究機関等による格納容器破損確率

格納容器破損確率（平均値）
備考

格納容器破損モード
ベースケース

他研究機関

早期ＲＰＶ破損

2.3E-03 ［１］（感度解析ケース２）

後期ＲＰＶ破損

3.7E-02 ［１］（感度解析ケース２）

ＤＣＨ

4.1.1−53

ペデスタル（ドライウェル部） ※１

5.0E-01［１］サプレッション・プール

−

ＭＣＣＩ

ペデスタル
（ドライウェル部）

2.2E-03 ※２，［２］ＦＣＩ
サプレッション・プール

6.4E-02※２，［２］（感度解析ケース３）

ＪＮＥＳ評価では，ＭＥＬＣＯＲコードによる溶融
炉心等初期条件の設定，デブリ伝熱及び圧力抑制
プールへの輸送に係る伝熱・輸送方程式による圧力ピーク算出を実施している。

ＪＮＥＳ評価では，ペデスタル（ドライウェル部）
ＭＣＣＩは，同程度に生じ得ると判断される現象として設定している。Ｓ／Ｐ ＭＣＣＩは，ペデスタ
ル（ドライウェル部）床破損前に格納容器過圧破損に至るため設定していない。

ＪＡＥＡ評価では，ＴＨＡＬＥＳ２コード等による溶融炉心等初期条件の設定，ＪＡＳＭＩＮＥコード
による粗混合，爆発解析及びＡＵＴＯＤＹＮ―２Ｄ
コードによるペデスタル構造解析を実施している。

※１ ペデスタル（ドライウェル部）床でのＭＣＣＩ継続確率※２ トリガリング発生当たりの格納容器破損確率
参考文献［１］原子力発電技術機構，原子力安全解析書「PWR及びBWRプラントのCVイベントツリー重要度評価に関する報告書」，INS/M01-40（平成14年3月）［２］日本原子力研究開発機構，安全研究センター，熱水力安全評価研究グループ「軽水炉シビアアクシデント時の炉外水蒸気爆発による格納容器破損確率の評価」2007-072（2007年11月）

第 4.1.1.7− 4 表

物理化学現象による格納容器破損確率を変更した感度解析結果（格納容器先行破損，格納容器バイパス及び格納容器隔離失敗を除く）※
ベースケース
格納容器破損モード

感度解析ケース３
（ＦＣＩ）
点推定値
寄与割合
（／炉年）
（％）

点推定値
（／炉年）

寄与割合
（％）

8 .8 E- 0 8

79 . 08.8 E -0 8

7 9. 08. 8 E- 0 8

79 . 1

過温破損（ＲＰＶ高圧破損）

7 .9 E- 0 8

71 . 3

8. 5 E-0 8

7 6. 4

7. 9 E- 0 8

71 . 5

格納容器雰囲気直接加熱

8 .5 E- 0 9

7 .7

2. 9 E-0 9

2. 6

8. 5 E- 0 9

7. 7

2 .3 E- 0 8

21 . 02.3 E -0 8

2 1. 02. 3 E- 0 8

20 . 9

過温破損（ＲＰＶ低圧破損）

4 .9 E- 1 0

0 .4

4. 9E -1 0

0. 4

5. 4 E- 1 0

0. 5

過圧破損（長期冷却失敗）

2 .0 E- 0 8

18 . 22.0 E -0 8

1 8. 2

2. 2 E- 0 8

20 . 1

水 蒸 気 爆 発 （ ペ デ ス タ ル (ド ラ イ ウ ェ ル
部 )）2 .2 E- 1 4＜ 0 .1

2 .2 E- 1 4＜ 0 .1

2. 2 E- 1 4＜ 0 .1

水蒸気爆発（サプレッション・プール）

2 .5 E- 0 9

2 .3

2. 5E -0 9

2. 3

1. 6 E- 1 0

0. 1

溶融炉心・コンクリート相互作用

1 .3 E- 1 0

0 .1

1. 3E -1 0

0. 1

1. 5 E- 1 0

0. 1

1 .1 E- 0 7

10 0 .0

1 .1 E- 0 7

1 00 .0

1. 1 E- 0 7

10 0 .0

原子炉圧力容器高圧シーケンス

4.1.1−54

原子炉圧力容器低圧シーケンス

格納容器破損頻度※

感度解析ケース２
（ＤＣＨ）
点推定値
寄与割合
（／炉年）
（％）

網掛け部はベースケースと感度解析の格納容器破損頻度が異なる箇所

第 4.1.1.8−1 表 Ｍａｒｋ−Ⅱ型格納容器の構造上の特徴に係る感度解析結果（格納容器先行破損，格納容器バイパス及び格納容器隔離失敗を除く）※
ベースケース
格納容器破損モード

感度解析ケース４（ＭＣＣＩ）
点推定値
寄与割合
（／炉年）
（％）

点推定値
（／炉年）

寄与割合
（％）

8.8E-0879.0

8.8E-0877.7

過温破損（ＲＰＶ高圧破損）

7.9E-08

71.3

7.9E-0870.1

格納容器雰囲気直接加熱

8.5E-097.7

8.5E-09

7.5

2.3E-08

21.0

2.5E-0822.3

過温破損（ＲＰＶ低圧破損）

4.9E-100.4

2.1E-11＜0.1

過圧破損（長期冷却失敗）

2.0E-08

18.2

2.2E-091.9

水蒸気爆発（ペデスタル(ドライウェル部)）

2.2E-14＜0.1

2.2E-14＜0.1

水蒸気爆発（サプレッション・プール）

2.5E-092.3−−

溶融炉心・コンクリート相互作用

1.3E-100.1

2.3E-08

20.4

1.1E-07100.0

1.1E-07100.0

原子炉圧力容器高圧シーケンス

原子炉圧力容器低圧シーケンス

4.1.1−55

格納容器破損頻度※ 網掛け部はベースケースと感度解析の格納容器破損頻度が異なる箇所

4.1.1−56

イベントツリーの見直し

プラント構成・特性の調査

・プラントの設計・運用管理に係る情報を収集

プラント損傷状態の分類
及び発生頻度の定量化

・レベル１ＰＲＡの結果をプラント損傷状態に分類し，プラント
損傷状態別の発生頻度を評価

格納容器破損モードの設定

・事故後の事故進展及び物理化学現象を考慮し，格納容器破損
モードを設定事故シーケンスの分析（格納容器イベントツリーの作成）

・プラント損傷状態ごとに，緩和設備の作動状況，物理化学現象の発生の有無を考慮し，事故の進展に応じて格納容器破損に至る事故シナリオを格納容器イベントツリーで展開

事故進展解析

・格納容器イベントツリーの分岐確率等を設定するための必要なデータを得るために事故進展解析を実施

格納容器破損頻度の定量化

・各プラント損傷状態の発生頻度，格納容器イベントツリーの各分岐確率を用いて，格納容器破損頻度を定量化

第 4.1.1−1 図

内部事象出力運転時レベル１．５ＰＲＡの評価フロー図

4.1.1−57
第 4.1.1.1−1 図

格納容器の形状及び溶融デブリの移動経路の概略

事故シーケンス

格納容器
破損時期

原子炉圧力

炉心損傷時期

電源の状態

後期
長期ＴＢ

4.1.1−58

炉心損傷後
ＴＱＵＶ
ＴＱＵＸ
ＴＢＵ
ＴＢＰ
ＴＢＤ
長期ＴＢ
ＡＥ
Ｓ１Ｅ
Ｓ２Ｅ
ＴＱＵＶ
ＴＱＵＸ
ＴＢＵ
ＴＢＰ
ＴＢＤ
長期ＴＢ
ＴＣ
ＴＷ
ＴＢＷ
ＡＥ
Ｓ１Ｅ
Ｓ２Ｅ
ＩＳＬＯＣＡ

高圧
ＴＱＵＸ
ＴＢＵ
ＴＢＤ
長期ＴＢ

長期ＴＢ

早期
ＴＱＵＸ
ＴＢＵ
ＴＢＤ

電源あり
ＴＱＵＸ

ＴＱＵＸ

交流電源なし，直流電源あり
ＴＢＵ

ＴＢＵ

交流電源なし，直流電源なし
ＴＢＤ

ＴＢＤ

電源あり
ＴＱＵＶ
ＡＥ
Ｓ１Ｅ
Ｓ２Ｅ

低圧
ＴＱＵＶ
ＴＢＰ
ＡＥ
Ｓ１Ｅ
Ｓ２Ｅ

炉心損傷前
ＴＣ
ＴＷ
ＴＢＷ
ＩＳＬＯＣＡ

後期
ＴＷ
ＴＢＷ

ＴＱＵＶ
ＬＯＣＡ（ＡＥ,Ｓ１Ｅ,Ｓ２Ｅ）

交流電源なし，直流電源あり
ＴＢＰ

ＴＢＰ

電源あり
ＴＷ

ＴＷ

電源なし
ＴＢＷ

ＴＢＷ

早期
ＴＣ
ＩＳＬＯＣＡ

第 4.1.1.2−1 図

プラント損傷状態

プラント損傷状態の分類

ＴＣ
ＩＳＬＯＣＡ

格納容器バイパス（格納容器隔離失敗）
ＴＱＵＶ
ＴＱＵＸ
ＴＢＵ
ＴＢＰ
ＴＢＤ
長期ＴＢ
ＬＯＣＡ

過温破損

原子炉圧力
容器下部への
溶融物落下

炉心
損傷

原子炉圧力
容器内部でのデブリ保持に成功

原子炉
圧力容器
破損

ＴＷ
ＴＢＷ

水蒸気等に
よる過圧

過圧破損
（崩壊熱除去失敗）

炉心
損傷

水蒸気に
よる過圧

過圧破損
（長期冷却失敗）

格納容器
雰囲気過温

過温破損

溶融燃料−冷却材
相互作用
（ＦＣＩ）

原子炉圧力容器外での水蒸気爆発格納容器雰囲気
直接加熱（ＤＣＨ）

格納容器雰囲気
直接加熱
（ＤＣＨ）

＜凡例＞
：プラント損傷状態：物理化学現象：格納容器破損モード

4.1.1−59

ＴＣ

ＩＳＬＯＣＡ

水蒸気等による過圧

格納容器バイパス（インターフェイスシステムＬＯＣＡ）

格納容器
雰囲気過温

過温破損

水蒸気等に
よる過圧

過圧破損
（長期冷却失敗）

早期過圧破損（未臨界確保失敗）

原子炉建屋への流出継続

非凝縮性
ガス発生

炉心
損傷

溶融炉心・コンク
リート相互作用継続

サプレッション・
プールへの
デブリ落下

溶融燃料−冷却材
相互作用
（ＦＣＩ）

原子炉圧力容器外での水蒸気爆発

格納容器
雰囲気過温

過温破損

水蒸気等に
よる過圧

過圧破損
（長期冷却失敗）

非凝縮性
ガス発生

ペデスタル
（ドライウェル部）への溶融炉心落下後の状態（Ｔ３）

溶融炉心・コンク
リート相互作用継続

炉心損傷発生前（レベル1ＰＲＡ）

炉心損傷発生から 原子炉圧力容器
原子炉圧力容器破損直後の破損に至るまでの 状態（Ｔ２）
状態（Ｔ１）

第 4.1.1.3−1 図

本プラントのシビアアクシデントで考えられる事故進展

サプレッション・プール
への溶融炉心落下後の状態（Ｔ３）

過圧破損（長期冷却失敗）

プラント
損傷状態

原子炉 圧力容器
破損前

格納容器
隔離

原子炉
減圧

原子炉
圧力容器
注水

原子炉
圧力容器
破損

原子炉圧力容器
破損直後
格納容器破損モード
格納容器
注水 ※ １

ＦＣＩ

ＤＣＨ

無

後続事象（原子炉圧力容器健全）へ

成功
無

後続事象（原子炉圧力容器破損）へ

成功
成功

有

有

原子炉圧力容器外での水蒸気爆発

失敗

過温破損

成功

4.1.1−60

無後続事象（原子炉圧力容器破損）へ

失敗
有

原子炉圧力容器外での水蒸気爆発

無
失敗
有

失敗

過温破損

格納容器雰囲気直接加熱

格納容器バイパス（格納容器隔離失敗）

ＦＣＩ 原子炉圧力容器外の溶 融燃料−冷却 材相互作用
ＤＣＨ 格納容器雰囲気直接加 熱※1 ＬＯＣＡシー ケンスは，格 納容器注水に失敗した場合，原子炉圧力容器破損前に過温破損に至るため，本 ヘディングの 成功／失敗を原子炉圧力 容器破損前に考慮する。

第 4.1.1.4−1 図

格納容器イベントツリー（1／3）

事故後期
格納容器破損モード

後続事象（原子炉圧力容器健全）

格納容器注水成功

失敗

4.1.1−61

第 4.1.1.4−1 図

原子炉圧力容器内で事故収束

過圧破損（長期冷却失敗）

格納容器イベントツリー（2／3）

事故後期

（

後続事象
原子炉圧力
容器破損

）

格納容器注水
ペデスタル

ＦＣＩ

デブリ冷却

ＦＣＩ

ペデスタル

ドライウェルデブリ冷却

サプレッション・プール

成功

格納容器内で事故収束

無

成功
無

成功

格納容器破損モード

失敗

失敗
有

格納容器内で事故収束
溶融炉心・コンクリート相互作用
原子炉圧力容器外での水蒸気爆発

有原子炉圧力容器外での水蒸気爆発

成功
成功

過圧破損（長期冷却失敗）

4.1.1−62

無成功

過圧破損（長期冷却失敗）

無
失敗

失敗

失敗
有

原子炉圧力容器外での水蒸気爆発

有原子炉圧力容器外での水蒸気爆発
成功
無

成功

失敗
有
成功
無

失敗

失敗
有

格納容器内で事故収束
溶融炉心・コンクリート相互作用
原子炉圧力容器外での水蒸気爆発

失敗

ＦＣＩ

溶融炉心・コンクリート相互作用

過圧破損（長期冷却失敗）
溶融炉心・コンクリート相互作用
原子炉圧力容器外での水蒸気爆発

原子炉圧力容器外の溶融燃料−冷却材相互作用

第 4.1.1.4−1 図

格納容器イベントツリー（3／3）

事故シーケンス

格納容器
破損時期

原子炉圧力 炉心損傷時期

後期
長期ＴＢ

4.1.1−63

炉心損傷後
ＴＱＵＸ
ＴＱＵＶ
ＴＢＵ
ＴＢＰ
ＴＢＤ
長期ＴＢ
ＡＥ
Ｓ１Ｅ
Ｓ２Ｅ
ＴＱＵＸ
ＴＱＵＶ
ＴＢＵ
ＴＢＰ
ＴＢＤ
長期ＴＢ
ＡＥ
Ｓ１Ｅ
Ｓ２Ｅ
（ＴＣ）
（ＴＷ）
（ＴＢＷ）
（ＩＳＬＯＣＡ）

高圧
ＴＱＵＸ
ＴＢＵ
ＴＢＤ
長期ＴＢ

炉心損傷前
（ＴＣ）
（ＴＷ）
（ＴＢＷ）
（ＩＳＬＯＣＡ）

長期ＴＢ

ＴＱＵＸ
ＴＢＵ
ＴＢＤ

早期
ＴＱＵＸ
ＴＢＵ
ＴＢＤ

過渡
ＴＱＵＶ
ＴＢＰ

低圧
ＴＱＵＶ
ＴＢＰ
ＡＥ
Ｓ１Ｅ
Ｓ２Ｅ

事故シーケンス
グループ化結果

起因事象

ＬＯＣＡ
ＡＥ
Ｓ１Ｅ
Ｓ２Ｅ

ＴＱＵＶ
ＴＢＰ
ＡＥ
Ｓ１Ｅ
Ｓ２Ｅ

後期
（ＴＷ）
（ＴＢＷ）

（ＴＷ）
（ＴＢＷ）

早期
（ＴＣ）
（ＩＳＬＯＣＡ）（ＴＣ）（ＩＳＬＯＣＡ）（ ）は格納容器先行破損又は格納容器バイパスの事故シーケンスを示す

第 4.1.1.5−1 図

解析対象とする事故シーケンス分類

① ②

③

④

⑤

⑥
①炉心損傷
②炉心溶融
③炉心支持板破損④原子炉圧力容器破損⑤ペデスタル（ドライウェ
ル部）床貫通⑥格納容器破損
2Pd

① ②

③

④

⑤

⑥
①炉心損傷
②炉心溶融
③炉心支持板破損④原子炉圧力容器破損⑤ペデスタル（ドライウェ
ル部）床貫通⑥格納容器破損

200℃

第 4.1.1.5−2(a)図代表事故シーケンスの事故進展（ＴＱＵＶ）

4.1.1−64

①②

③ ④⑤
①炉心損傷
②炉心溶融
③炉心支持板破損④原子炉圧力容器破損⑤格納容器破損

2Pd

①②

③ ④⑤
①炉心損傷
②炉心溶融
③炉心支持板破損④原子炉圧力容器破損⑤格納容器破損

200℃

第 4.1.1.5−2(b)図

代表事故シーケンスの事故進展（ＴＱＵＸ）

4.1.1−65

① ②

③ ④⑤
①炉心損傷
②炉心溶融
③炉心支持板破損④原子炉圧力容器破損⑤格納容器破損

2Pd

① ②

③ ④⑤
①炉心損傷
②炉心溶融
③炉心支持板破損④原子炉圧力容器破損⑤格納容器破損

200℃

第 4.1.1.5−2(c)図

代表事故シーケンスの事故進展（長期ＴＢ）

4.1.1−66

①②

③

④

⑤⑥
①炉心損傷
②炉心溶融
③炉心支持板破損④原子炉圧力容器破損⑤ペデスタル（ドライウェ
ル部）床貫通⑥格納容器破損
2Pd

①②

③

④

⑤⑥
①炉心損傷
②炉心溶融
③炉心支持板破損④原子炉圧力容器破損⑤ペデスタル（ドライウェ
ル部）床貫通⑥格納容器破損

200℃

第 4.1.1.5−2(d)図

代表事故シーケンスの事故進展（ＴＢＰ）

4.1.1−67

①②

③④

⑤

⑥
①炉心損傷
②炉心溶融
③炉心支持板破損④格納容器破損⑤原子炉圧力容器破損⑥ペデスタル（ドライウェ
ル部）床貫通
2Pd

①②

③④

⑤

⑥
①炉心損傷
②炉心溶融
③炉心支持板破損④格納容器破損⑤原子炉圧力容器破損⑥ペデスタル（ドライウェ
ル部）床貫通200℃

第 4.1.1.5−2(e)図代表事故シーケンスの事故進展（ＡＥ）

4.1.1−68

ＴＢＵ
＜0.1％

ＴＱＵＸ
＜0.1％

ＴＱＵＶ
＜0.1％

ＴＣ
＜0.1％

ＴＢＰ
＜0.1％

ＩＳＬＯＣＡ
＜0.1％
ＬＯＣＡ
＜0.1％
ＴＢＤ
＜0.1％

長期ＴＢ
0.1％

格納容器雰囲気
直接加熱
＜0.1％
過圧破損
（長期冷却失敗）＜0.1％

格納容器バイパス
過温破損
原子炉圧力容器外での（格納容器隔離失敗）（ＲＰＶ低圧破損）＜0.1％
水蒸気爆発（サプレッ＜0.1％
ション・プール）
格納容器バイパス＜0.1％（インターフェイスシステムＬＯＣＡ）＜0.1％
溶融炉心・コンク
リート相互作用＜0.1％

早期過圧破損（未臨界確保失敗）＜0.1％

原子炉圧力容器外の水蒸気爆発（ペデスタル（ドライウェル部））＜0.1％

過温破損（ＲＰＶ高圧破損）
0.1％

4.1.1−69
ＴＷ／ＴＢＷ99.8％

第 4.1.1.6−1 図

過圧破損（崩壊熱除去失敗）
99.8％

プラント損傷状態別及び格納容器破損モード別の格納容器破損頻度寄与割合

1.0E-03
1.0E-04

4.1.1−70

格納容器破損頻度（／炉年）

1.0E-05
1.0E-06
1.0E-07
1.0E-08
1.0E-09
1.0E-101.0E-11
1.0E-121.0E-13
1.0E-14

プラント損傷状態

第 4.1.1.6−2 図

プラント損傷状態別の格納容器破損頻度

1.0E-03

4.1.1−71

格納容器破損頻度（／炉年）

1.0E-04
1.0E-05
1.0E-06
1.0E-07
1.0E-08
1.0E-09
1.0E-101.0E-11
1.0E-121.0E-13
1.0E-14

格納容器破損モード

第 4.1.1.6−3 図

格納容器破損モード別の格納容器破損頻度

原子炉圧力容器外での水蒸気爆発（サプレッション・プール）
2.3％

格納容器雰囲気
直接加熱
7.7％

過温破損
（ＲＰＶ低圧破損）
0.4％

溶融炉心・コンク
リート相互作用0.1％
原子炉圧力容器外での水蒸気爆発（ペデスタル（ドライウェル部））＜0.1％

4.1.1−72

過圧破損（長期冷却失敗）
18.2％

過温破損
（ＲＰＶ高圧破損）
71.3％

第 4.1.1.6−4 図

格納容器破損モード別の格納容器破損頻度寄与割合（格納容器先行破損及び格納容器バイパス除外）

1.0E-03
1.0E-04
1.0E-05

格納容器破損頻度（／炉年）

1.0E-06
1.0E-07
1.0E-08
1.0E-09
1.0E-101.0E-11
1.0E-121.0E-13
95％値

4.1.1−73

1.0E-14
平均値
1.0E-15
1.0E-16

中央値

1.0E-175％値

1.0E-18

点推定値

格納容器破損モード

第 4.1.1.7−1 図

格納容器破損モード別の格納容器破損頻度（不確実さ解析）

1.0E-05

1.0E-06

1.0E-07

格納容器破損頻度（／炉年）

1.0E-08

1.0E-09

1.0E-101.0E-11

1.0E-12

95％値
平均値

4.1.1−74

1.0E-13
中央値
1.0E-14

1.0E-155％値
点推定値
感度解析ケース1（点推定値）

1.0E-16

1.0E-17

1.0E-18

格納容器破損モード

第 4.1.1.7− 2 図 モ デ ル 上 の 仮 定 に 係 る 感 度 解 析 結 果（格納容器先行破損，格納容器バイパス及び格納容器隔離失敗を除く）

1.0E-05

1.0E-06

1.0E-07

格納容器破損頻度（／炉年）

1.0E-08

1.0E-09

1.0E-101.0E-11

1.0E-12

95％値
平均値
中央値

4.1.1−75

1.0E-135％値
点推定値

1.0E-14

感度解析ケース2（点推定値）
感度解析ケース3（点推定値）

1.0E-15

1.0E-16

1.0E-17

1.0E-18

格納容器破損モード

第 4.1.1.7− 3 図 物 理 化 学 現 象 に よ る Ｃ Ｆ Ｐ に 係 る 感 度 解 析 結 果（格納容器先行破損，格納容器バイパス及び格納容器隔離失敗を除く）

1.0E-05

ペ デ ス タ ル（ ド ラ イ ウ ェ ル 部 ）床 でのＭＣＣＩによる格納容器破損

1.0E-06

1.0E-07

格納容器破損頻度（／炉年）

1.0E-08

1.0E-09

1.0E-101.0E-11

1.0E-121.0E-13

95％値
平均値
中央値

4.1.1−76

1.0E-145％値
1.0E-15

1.0E-16点推定値
感度解析ケース4（点推定値）

1.0E-17

1.0E-18

ＲＰＶ高圧シーケンス

ＲＰＶ低圧シーケンス

格納容器破損モード

第 4.1.1.8− 1 図 Ｍ ａ ｒ ｋ − Ⅱ 型 格 納 容 器 の 構 造 上 の 特 徴 に 係 る 感 度 解 析 結 果（格納容器先行破損，格納容器バイパス及び格納容器隔離失敗を除く）

添付資料 4.1.1.1−1デブリの移動経路について

原子炉圧力容器破損後にペデスタル（ドライウェル部）床面に堆
積 す る 溶 融 デ ブ リ 体 積 は 100％ 炉 心 落 下 を 想 定 し て も 約 36m 3 で あ り ，
ペデスタル（ドライウェル部）床面積は約であるため，ペデスタル（ドライウェル部）床のサンプを考慮しない場合のデブリ高
さは約

となる。

ペデスタル（ドライウェル部）床からペデスタル（ドライウェ
ル部）開口部までの高さは約あるため，ドライウェル床に溶

融デブリが広がることはない。また，ペデスタル（ドライウェル部）床のサンプを考慮するとデブリ高さはさらに低くなる。
な お ，ペ デ ス タ ル（ ド ラ イ ウ ェ ル 部 ）注 水 配 管 は ペ デ ス タ ル（ ドライウェル部）床面から約であるため，ペデスタル（ドライウェル部）注水配管までデブリが到達することはない。
①ペデスタル（ドライウェル部）床面コンクリート厚さ：約②ペデスタル（ドライウェル部）床面サンプ部コンクリート厚さ：約③ ペ デ ス タ ル（ ド ラ イ ウ ェ ル 部 ）側 壁 コ ン ク リ ー ト 厚 さ（ Ｄ ／ Ｗ 側 ）：約④ ペ デ ス タ ル（ ド ラ イ ウ ェ ル 部 ）側 壁 コ ン ク リ ー ト 厚 さ（ Ｗ ／ Ｗ 側 ）：約⑤ペデスタル（ドライウェル部）床からペデスタル（ドライウェル部）開口部 ま で の 高 さ :約

ペ デ ス タ ル（ ド ラ イ ウ ェ ル 部 ）開 口 部

拡大

③
⑤
②

①

④

図 1

ペデスタル拡大図
デブリの移動経路

添付 4.1.1.1−1−1

添付資料 4.1.1.2−1
炉心損傷時期を分類する基準について

炉心損傷時期の早期／後期の分類は，事象発生後の原子炉への注水の成功／失敗を考慮したものであり，結果として長期ＴＢ，ＴＷ及びＴＢ
Ｗ が 後 期 と し て 分 類 さ れ る （ 図 1）。
事象発生後に注水に成功する長期ＴＢ，ＴＷ及びＴＢＷ，事象発生が即ち格納容器の機能喪失（破損）となるＩＳＬＯＣＡ，事象発生後速やかに格納容器先行破損に至るＴＣを除き，他の事故シーケンスは全て注
水 に 失 敗 す る シ ー ケ ン ス で あ り ，お お む ね 1 時 間 前 後 で 炉 心 損 傷 に 至 る 。
長期ＴＢは，全交流動力電源喪失後，ＲＣＩＣの運転に成功している
事故シーケンスである。本ＰＲＡでは，蓄電池が 8 時間で枯渇することを想定しているため，その後ＲＣＩＣが機能喪失し，炉心損傷に至る。
ＴＷ及びＴＢＷは，電源の確保状態が異なるものの，いずれも原子炉への注水に成功後，格納容器からの除熱機能の喪失により格納容器が先行破損する事故シーケンスである。格納容器が過圧破損に至るのは事象
発 生 後 20 時 間 以 上 経 過 後 で あ り ， そ の 後 炉 心 損 傷 に 至 る 。
以上より，炉心損傷時期の分類に当たっては，事象発生後の原子炉注水に成功している事故シーケンスのうち，全交流動力電源喪失時のＲＣ
ＩＣ運転継続に期待できる蓄電池枯渇までの時間を参考に，事象発生後
8 時間以降に炉心損傷に至る事故シーケンスを後期とした。

添付 4.1.1.2−1−1

事故シーケンス

格納容器
破損時期

原子炉圧力

炉心損傷時期

電源の状態

後期
長期ＴＢ

炉心損傷後
ＴＱＵＶ
ＴＱＵＸ
ＴＢＵ
ＴＢＰ
ＴＢＤ
長期ＴＢ
ＡＥ
Ｓ１Ｅ
Ｓ２Ｅ
ＴＱＵＶ
ＴＱＵＸ
ＴＢＵ
ＴＢＰ
ＴＢＤ
長期ＴＢ
ＴＣ
ＴＷ
ＴＢＷ
ＡＥ
Ｓ１Ｅ
Ｓ２Ｅ
ＩＳＬＯＣＡ

高圧
ＴＱＵＸ
ＴＢＵ
ＴＢＤ
長期ＴＢ

早期
ＴＱＵＸ
ＴＢＵ
ＴＢＤ

後期
ＴＷ
ＴＢＷ

炉心損傷前
ＴＣ
ＴＷ
ＴＢＷ
ＩＳＬＯＣＡ

長期ＴＢ
電源あり
ＴＱＵＸ

ＴＱＵＸ

交流電源なし，直流電源あり
ＴＢＵ

ＴＢＵ

交流電源なし，直流電源なし
ＴＢＤ

ＴＢＤ

電源あり
ＴＱＵＶ
ＡＥ
Ｓ１Ｅ
Ｓ２Ｅ

低圧
ＴＱＵＶ
ＴＢＰ
ＡＥ
Ｓ１Ｅ
Ｓ２Ｅ

ＴＱＵＶ
ＬＯＣＡ（ＡＥ,Ｓ１Ｅ,Ｓ２Ｅ）

交流電源なし，直流電源あり
ＴＢＰ

ＴＢＰ

電源あり
ＴＷ

ＴＷ

電源なし
ＴＢＷ

ＴＢＷ

早期
ＴＣ
ＩＳＬＯＣＡ

図 1

プラント損傷状態

プラント損傷状態の分類

添付 4.1.1.2−1−2

ＴＣ
ＩＳＬＯＣＡ

添付資料 4.1.1.2−2
ＴＢＰ及びＳ２Ｅシーケンスのプラント損傷状態について

本ＰＲＡでは，炉心損傷に至る事故シーケンスのうち，ＴＢＰ（全交流動力電源喪失後の逃がし安全弁再閉鎖失敗及び高圧炉心スプレイ系失敗）及びＳ２Ｅ（小破断ＬＯＣＡ後の注水失敗）について，いず
れ も 低 圧 の 炉 心 損 傷 シ ー ケ ン ス と し て い る 。そ の 考 え 方 を 以 下 に 示 す 。

1.

高圧／低圧シーケンスの分類の考え方
格納容器イベントツリーを展開するためのプラント損傷状態の分

類 に 当 た っ て は ，格 納 容 器 雰 囲 気 直 接 加 熱 の 発 生 の 有 無 の 観 点 か ら ，原 子 炉 圧 力 容 器 破 損 時 の 原 子 炉 圧 力 （ 2MPa[gage] ） を 判 断 基 準 と して，高圧／低圧シーケンスを分類した。

2.

ＴＢＰシーケンス
緩和設備に期待できない場合のＴＢＰシーケンスについて，ＭＡ

ＡＰによる事故進展解析結果を図 1 に示す。
図 １ よ り ， 原 子 炉 圧 力 容 器 破 損 時 （ 事 故 後 約 10.7 時 間 後 ） の 原 子
炉 圧 力 は 2MPa[gage]以 下 で あ る た め ， 低 圧 シ ー ケ ン ス と し て 分 類 した。
なお，レベル１ＰＲＡのイベントツリーの展開に当たっては，高圧／低圧の分類により期待する緩和操作が異なる（原子炉圧力が約2MPa[gage] 以 下 で ， 低 圧 の 注 水 系 に よ り 注 水 可 能 ） こ と か ら ， 炉 心損傷開始時の原子炉圧力により高圧／低圧を分類し，それぞれツリーを展開している。ＴＢＰシーケンスでは，炉心損傷開始時（事故後 約 2.5 時 間 後 ） の 原 子 炉 圧 力 は 2MPa[gage]以 下 で あ る こ と か ら ，
添付 4.1.1.2−2−1

原 子 炉 圧 力 (MPa［ gage］ )低圧状態としてイベントツリーを展開している。

原子炉圧力

10 .7 (h r )2 .5 (h r )

図 1

3.

事 故 後 の 時 間 (h r )ＴＢＰシーケンスの事故進展解析結果（原子炉圧力）Ｓ２Ｅシーケンス
緩和設備に期待できない（減圧に失敗する）場合のＳ２Ｅシーケ

ンスについて，ＭＡＡＰによる事故進展解析結果を図 2 に示す。
図 2 よ り ， 原 子 炉 圧 力 容 器 破 損 時 （ 事 故 後 約 3.3 時 間 後 ） の 原 子
炉 圧 力 は 2MPa[gage]以 上 で あ り ， 高 圧 状 態 と な っ て い る 。 し か し なが ら ，図 3（「 添 付 資 料 3.1.1.4− 1

内部事象出力運転時レベル１Ｐ

Ｒ Ａ イ ベ ン ト ツ リ ー 集 」 の 図 10-1） の と お り ， 小 破 断 Ｌ Ｏ Ｃ Ａ に 対
す る イ ベ ン ト ツ リ ー に お い て ， 最 終 状 態 が Ｓ ２ Ｅ と な る No.19 及 び
20 の シ ー ケ ン ス の 炉 心 損 傷 頻 度 は 以 下 の と お り で あ り ， 低 圧 シ ー ケ
ンスの炉心損傷頻度が高圧シーケンスに対して 1 桁程度高くなっている。

添付 4.1.1.2−2−2

・原 子 炉 減 圧 に 成 功 し て 低 圧 シ ー ケ ン ス と な る No.19 シ ー ケ ン ス ：炉 心 損 傷 頻 度 は 1.4×10 - １ ３ （ ／ 炉 年 ）・原 子 炉 減 圧 に 失 敗 し て 高 圧 シ ー ケ ン ス と な る No.20 シ ー ケ ン ス ：炉 心 損 傷 頻 度 は 2.2×10 - １ ４ （ ／ 炉 年 ）このように，Ｓ２Ｅシーケンスは，炉心損傷頻度に対して低圧シーケンスが支配的であるため，低圧シーケンスとして分類した。
な お ， Ｓ ２ Ｅ シ ー ケ ン ス で は ， 炉 心 損 傷 開 始 時 （ 事 故 後 約 0.7 時
間 後 ） の 原 子 炉 圧 力 は 2MPa[gage]以 上 で あ り ， 高 圧 状 態 と な っ て い
る こ と か ら ，レ ベ ル １ Ｐ Ｒ Ａ の イ ベ ン ト ツ リ ー の 展 開 に 当 た っ て は ，
原子炉減圧系に期待し，高圧／低圧を分類している。

Ｓ２Ｅシーケンスと同様に，Ｓ１Ｅシーケンスについても，中破断ＬＯＣＡに対するイベントツリーにおいて低圧シーケンスの炉心損傷頻度が高圧シーケンスに対して数倍程度高く支配的であるため，

原 子 炉 圧 力 (MPa［ gage］ )低圧シーケンスとして分類した。

原子炉圧力

0 .7 (h r )図 2

3 .3 (h r )事 故 後 の 時 間 (hr)Ｓ２Ｅシーケンスの事故進展解析結果（原子炉圧力）
添付 4.1.1.2−2−3

小破断
LOCA
S2

メンテナンス

スクラム系

HPCS

RCIC

MN

C

UH

UR

原子炉減
圧系
X

LPCI-A

LPCS

LPCI-B

LPCI-C

RHR-A

RHR-B

VA

VS

VB

VC

WA

WB

添付 4.1.1.2−2−4
図 3

小破断ＬＯＣＡに対するイベントツリー

No.

最終状態

発生頻度
（／炉年）

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

TW
TW
TW
TW
TW
TW
S2E
S2E
-

3.0E-04
6.8E-07
4.5E-08
8.9E-072.0E-09
1.3E-10
5.7E-09
1.3E-11
6.3E-13
1.2E-11
2.8E-14
6.2E-14
2.4E-14
5.4E-17
2.5E-15
5.1E-17
1.2E-19
7.3E-15
1.4E-13
2.2E-14
3.0E-24
2.5E-09

合計値

4.5E-08添付資料 4.1.1.3−1
炉内溶融燃料−冷却材相互作用（ＦＣＩ）に関する知見の整理

溶 融 燃 料 − 冷 却 材 相 互 作 用 （ 以 下 「 Ｆ Ｃ Ｉ 」 と い う 。） は ， 高 温 の デ
ブリと水が接触して生じる水蒸気爆発によって，格納容器健全性が脅かされる現象である。ＦＣＩは原子炉圧力容器内又は原子炉圧力容器
外で発生する可能性があるが，原子炉圧力容器内における水蒸気爆発
は，ＢＷＲ体系では，下部プレナム内の冷却水は飽和状態であるととも に 多 数 の 制 御 棒 駆 動 機 構 の 構 造 物 が 存 在 す る た め ，ト リ ガ リ ン グ（ 粗混合状態から発生した膜沸騰が破壊され微粒子化，衝撃波が伝播）が制約されることで，水蒸気爆発は発生しないと考えられる。
ここでは，これまでに国内外で実施されたＦＣＩに関する試験の結果等を整理した。

1.

炉内ＦＣＩにおいて想定される現象の概要
炉 内 Ｆ Ｃ Ｉ に よ る 格 納 容 器 破 損 は α モ ー ド 破 損 と 呼 ば れ ，こ れ ま

でに多くの現象論の研究，試験が行われてきた。この現象は，溶融炉心が下部プレナム内の残存水中に落下し，高温の溶融炉心と冷却材が接触することで水蒸気爆発が発生する。このときの発生したエネルギーにより，水塊が原子炉圧力容器上部に衝突し，さらに原子炉圧力容器ヘッド部が破損し格納容器に衝突して破損に至るモードである。炉内ＦＣＩは，以下のようなメカニズムであると考えられている。
ａ．炉内の冷却材が喪失し，炉心が溶融してその溶融炉心が下部
プレナム残存水に落下する。水と接触した溶融炉心は，その界面の不安定性により，溶融炉心の一部若しくは大部分が分裂し，添付 4.1.1.3−1−1

膜 沸 騰 を 伴 う 水 と の 混 合 状 態 と な る （ 粗 混 合 ）。 さ ら に ， 自 発 的
若 し く は 外 部 か ら の 圧 力 パ ル ス に よ り ，膜 沸 騰 が 不 安 定 化 し（ トリ ガ リ ン グ ）， 二 液 が 直 接 接 触 す る 。
ｂ．下部プレナムにおける二液の直接接触により，急速な熱の移動が発生し，急速な蒸気発生・溶融炉心の微細化により，さらに 液 体 同 士 の 接 触 を 促 進 し （ 伝 播 ）， 蒸 気 発 生 を 促 進 す る 。 こ の蒸気発生により圧力波が発生する。
ｃ．発生した圧力波が通過した後の高温高圧領域（元々は粗混合領域）の膨張により運動エネルギーが発生し，上部ヘッドを破壊する。この結果，上部ヘッドはミサイルとなって格納容器に
衝突する。

2.

過去の知見の整理

ａ ． Ｆ Ａ Ｒ Ｏ 試 験 [１ ]Ｆ Ａ Ｒ Ｏ 試 験 は ， イ タ リ ア の Ｊ Ｒ Ｃ （ Joint Research Centre ）のイスプラ研究所で実施された，原子炉圧力容器内でのＦＣＩを調べることを主な目的として実施された試験である。多くの試験
は高圧・飽和水条件で実施されているが，原子炉圧力容器外を対象とした低圧・サブクール水条件の実験も実施されている。
試 験 装 置 の 概 要 図 を 図 2− 1 に 示 す 。 ま た ， 試 験 条 件 及 び 結 果 の
一 覧 を 表 2− 1 に 示 す 。
試 験 は ， 酸 化 物 コ リ ウ ム （ 80wt％ Ｕ Ｏ ２ ＋ 20wt％ Ｚ ｒ Ｏ ２ ） 及 び 金
属 コ リ ウ ム（ 77wt％ Ｕ Ｏ ２ ＋ 19wt％ Ｚ ｒ Ｏ ２ ＋ 4wt％ Ｚ ｒ ）を 用 い て実施された。ＦＡＲＯ試験で得られた主な知見は以下のとおりである。
添付 4.1.1.3−1−2

・ 高 圧 ・ 飽 和 水 試 験 ，低 圧 ・ サ ブ ク ー ル 試 験 の い ず れ に お い て も水蒸気爆発は発生していない。
・高圧・飽和水の酸化物コリウム試験の場合は一部が粒子化し，一 部 は パ ン ケ ー キ 状 で プ ー ル 底 部 に 堆 積 し た 。高 圧・飽 和 水 コ
リ ウ ム に 金 属 Ｚ ｒ 成 分 を 含 ん だ 試 験 及 び 低 圧・サ ブ ク ー ル 試 験
では全てのコリウムは粒子化した。
・粒 子 の 質 量 中 央 径 は 比 較 的 大 き か っ た が ，試 験 条 件（ 初 期 圧 力 ，水深，コリウム落下速度，サブクール度）に依存していない。
ｂ ． Ｋ Ｒ Ｏ Ｔ Ｏ Ｓ 試 験 [１ ]Ｋ Ｒ Ｏ Ｔ Ｏ Ｓ 試 験 は ，Ｆ Ａ Ｒ Ｏ プ ロ グ ラ ム の 一 部 と し て イ ス プ ラ
研究所で実施された試験である。ＦＡＲＯ試験に比べて小規模ではあるが，低圧・サブクール水を主として試験を実施していることに特徴がある。
実 験 装 置 の 概 要 図 を 図 2− 2 に 示 す 。 ま た ， 試 験 条 件 及 び 結 果 の
一 覧 を 表 2− 2 に 示 す 。
試験では，模擬コリウムとしてアルミナ又はＵＯ２混合物（ 80wt％ Ｕ Ｏ ２ ＋ 20wt％ Ｚ ｒ Ｏ ２ ） を 用 い た 試 験 を 実 施 し て い る 。
また，外部トリガリング装置によりトリガリングを与えることで，水蒸気爆発を誘発させる実験も実施されている。ＫＲＯＴＯＳ試
験により得られた主な知見は以下のとおりである。
・ ア ル ミ ナ を 用 い た 試 験 で は ， 圧 力 が 0.1〜 0.37MPa の 範 囲 で サ
ブ ク ー ル 水 の 場 合 は ，外 部 ト リ ガ リ ン グ 無 し で 水 蒸 気 爆 発 が 発
生 し た 。ま た ，飽 和 水 の 場 合 に は 外 部 ト リ ガ リ ン グ 無 し で は 水
蒸 気 爆 発 は 発 生 し な か っ た が ，外 部 ト リ ガ リ ン グ を 与 え た 場 合には水蒸気爆発が発生した。
添付 4.1.1.3−1−3

・ Ｕ Ｏ ２ 混 合 物 を 用 い た 試 験 で は ， 圧 力 0.1〜 0.2MPa， サ ブ ク ー
ル 度 4〜 102K の 範 囲 で ，外 部 ト リ ガ リ ン グ 無 し で は 水 蒸 気 爆 発
は 発 生 せ ず ，外 部 ト リ ガ リ ン グ を 与 え た 場 合 で も 大 規 模 な 水 蒸
気爆発は発生しなかった。
・粗混合時において，ＵＯ２混合物はアルミナに比べて粒子径が小 さ い た め ，粒 子 化 後 の 表 面 積 が 大 き く な る こ と で プ ー ル が 高
ボイドとなり，トリガリングの伝播を阻害した可能性がある。
・ＵＯ２混合物試験の方が一般的に溶融物の過熱度が小さく，また，ブレイクアップ後の粒径も小さい。ＵＯ２混合物粒子表面が 水 と 接 触 し た 直 後 に 表 面 が 固 化 し た 可 能 性 が あ り ，こ れ が 水
蒸気爆発の発生を抑制した可能性がある。
・ＵＯ２混合物試験では，水素の発生により粗混合時の蒸気膜の崩壊による水蒸気爆発の発生を抑制した可能性がある。
ｃ ． Ｃ Ｏ Ｔ Ｅ Ｌ Ｓ 計 画 [１ ]Ｃ Ｏ Ｔ Ｅ Ｌ Ｓ 計 画 は ，（ 財 ） 原 子 力 発 電 技 術 機 構 が 実 施 し た 試 験であり，原子炉圧力容器外のデブリ冷却特性を調べることを目的として実施された試験である。
試 験 装 置 の 概 要 図 を 図 2− 3 に 示 す 。 ま た ， 試 験 条 件 及 び 結 果 の
一 覧 を 表 2− 3 に 示 す 。
試験では，シビアアクシデント時の溶融コリウム成分を模擬するため，原子炉圧力容器下部ヘッド内の構造物の成分を考慮した
模 擬 溶 融 物（ 55wt％ Ｕ Ｏ ２ ＋ 25wt％ Ｚ ｒ ＋ 5wt％ Ｚ ｒ Ｏ ２ ＋ 15wt％ Ｓ
ＵＳ）を用いている。ＣＯＴＥＬＳ計画で得られた主な知見は以下のとおりである。
・サ ブ ク ー ル 度 が 大 き い ケ ー ス も 含 め ，全 て の 試 験 で 水 蒸 気 爆 発
添付 4.1.1.3−1−4

は発生しなかった。
・落 下 直 後 の 圧 力 上 昇 は ，コ リ ウ ム 落 下 速 度 に 最 も 大 き な 影 響 を
受 け ，コ リ ウ ム 落 下 速 度 が 大 き い ほ ど 圧 力 上 昇 速 度 及 び 圧 力 上
昇 量 が 大 き い 。ま た ，プ ー ル 水 深 が 深 く な る ほ ど ，水 蒸 気 爆 発が 生 じ て い な い た め ，プ ー ル の サ ブ ク ー ル 度 が 大 き く な る ほ ど
初期圧力上昇量は小さくなる。
・ プ ー ル に 落 下 し た 溶 融 コ リ ウ ム は ， 40cm の 水 深 に お い て も ，
約 90％ 以 上 が プ ー ル 水 中 で 粒 子 化 し た 。
・粒 子 径 は ，コ リ ウ ム 落 下 速 度 の 大 き い ケ ー ス を 除 い て ，質 量 中央 径 で 6mm 程 度 で あ る 。コ リ ウ ム 落 下 速 度 の 大 き い ケ ー ス の 粒
子径は小さくなっている。
ｄ ． Ａ Ｌ Ｐ Ｈ Ａ 実 験 [１ ]ＡＬＰＨＡ実験は，旧日本原子力研究所で実施された実験であり，シビアアクシデント時の格納容器内の諸現象を明らかにし，格納容器の耐性やアクシデントマネジメント策の有効性を評価することを目的として実施された。
試 験 装 置 の 概 要 図 を 図 2− 4 に 示 す 。 ま た ， 試 験 条 件 及 び 結 果 の
一 覧 を 表 2− 4 に 示 す 。
テルミット反応により生成した酸化アルミニウムと鉄からなる
高温溶融物，又は高周波誘導加熱により生成した溶融ステンレス
鋼を，模擬格納容器内に設置した冷却水プールに落下させる実験を実施することにより，水蒸気爆発の発生及び規模に及ぼす種々のパラメータの影響を明らかにするとともに，発生圧力，微細化
粒子径，衝撃波伝播速度，エネルギー変換効率等，水蒸気爆発に関連する特性を把握することを目的としている。ＡＬＰＨＡ実験
添付 4.1.1.3−1−5

で得られた主な知見は以下のとおりである。
・高 雰 囲 気 圧 力 又 は 高 冷 却 水 温 度 の 場 合 に ，水 蒸 気 爆 発 の 発 生 が抑制される。
・溶 融 ス テ ン レ ス 鋼 を 用 い た 実 験 で は ，冷 却 水 の サ ブ ク ー ル 度 が大きい条件においても水蒸気爆発は発生しなかった。
・溶 融 物 分 散 板 を 用 い た 実 験 で は ，水 蒸 気 爆 発 の 発 生 及 び 規 模 が抑制される場合と水蒸気爆発の規模が増大する場合の両方が観測された。この結果は，溶融物と冷却水との粗混合状態が，その後の溶融炉心と冷却水の相互作用の進展に大きな影響を及ぼすことを示唆するものである。
ｅ ． Ｔ Ｒ Ｏ Ｉ 試 験 [２ ]Ｔ Ｒ Ｏ Ｉ 試 験 は ， 韓 国 原 子 力 研 究 所 （ Ｋ Ａ Ｅ Ｒ Ｉ ） で 2001 年 から 実 施 さ れ た 試 験 で あ り ，2007 年 か ら 2012 年 ま で は ，Ｋ Ｒ Ｏ Ｔ Ｏ
Ｓ試験とともに，ＯＥＣＤ／ＮＥＡのＳＥＲＥＮＡプロジェクトとして実施された試験である。
試 験 装 置 の 概 要 図 を 図 2− 5 に 示 す 。 ま た ， 試 験 条 件 及 び 結 果 の
一 覧 を 表 2− 5 に 示 す 。
ＺｒＯ２を用いた試験では外部トリガリングを与えていないが，
圧 力 ス パ イ ク や 水 蒸 気 爆 発 が 発 生 し た 試 験 が あ る 。一 方 ，Ｕ Ｏ ２ −Ｚ ｒ Ｏ ２ の 混 合 物 を 用 い た 試 験 で は ，異 な っ た 条 件 に よ る 内 部 ト リ
ガリングを発生させるため又は外部トリガリングによる水蒸気爆
発時の発生エネルギを変えるため，混合物の割合，水深及び混合
物量等の様々な条件により試験を実施し，数ケースでは水蒸気爆発が発生している。ＴＲＯＩ試験で得られた主な知見は以下のとおりである。
添付 4.1.1.3−1−6

・自 発 的 な 水 蒸 気 爆 発 が 生 じ た 試 験 は ，融 点 を 大 き く 上 回 る 過 熱
度 を 溶 融 物 に 対 し て 与 え る な ど の 実 機 と 異 な る 条 件 で あ り ，その 他 の 試 験 で は 自 発 的 な 水 蒸 気 爆 発 は 生 じ て い な い 。な お ，水深 が 深 い 場 合 （ 130cm） に は ， 内 部 ト リ ガ リ ン グ に よ る 水 蒸 気
爆発は発生していない。
ｆ．知見のまとめ上記で示した実験等の結果から得られた主な知見を以下にまとめる。
・実機条件におけるＵＯ２混合物を用いた代表的なＦＣＩ実験（ 外 部 ト リ ガ リ ン グ 無 し ）で は ，水 蒸 気 爆 発 は 確 認 さ れ て い ない（ Ｆ Ａ Ｒ Ｏ 試 験 ，Ｋ Ｒ Ｏ Ｔ Ｏ Ｓ 試 験 ，Ｃ Ｏ Ｔ Ｅ Ｌ Ｓ 計 画 ，Ｔ
Ｒ Ｏ Ｉ 実 験 ）。
・高 圧 力 条 件 ，ま た は 低 サ ブ ク ー ル 水 条 件 は ，水 蒸 気 爆 発 を 抑 制
す る 傾 向 が あ る （ Ｋ Ｒ Ｏ Ｔ Ｏ Ｓ 試 験 ， Ａ Ｌ Ｐ Ｈ Ａ 実 験 ）。
・粒 子 化 割 合 は ，サ ブ ク ー ル 度 に 依 存 し ，サ ブ ク ー ル 度 が 大 き いと 粒 子 化 割 合 は 高 く な る 。金 属 成 分 が 含 ま れ て い る と 粒 子 化 が
促 進 さ れ る （ Ｆ Ａ Ｒ Ｏ 試 験 ）。
・粒 子 化 割 合 は ，デ ブ リ 落 下 速 度 に 依 存 し ，落 下 速 度 が 大 き い と粒 子 化 が 促 進 さ れ る （ Ｃ Ｏ Ｔ Ｅ Ｌ Ｓ 計 画 ）。
・ＵＯ２混合物は（融点が高いため）過熱度が小さく，水プール
落下直後に粒子化した粒子表面が固化すると考えられることが 示 唆 さ れ る （ Ｋ Ｒ Ｏ Ｔ Ｏ Ｓ 試 験 ）。
・デ ブ リ 落 下 後 の 水 プ ー ル が 高 ボ イ ド 率 状 態 に な る と ，ト リ ガ リ
ン グ の 伝 播 を 阻 害 す る 可 能 性 が あ る （ Ｋ Ｒ Ｏ Ｔ Ｏ Ｓ 試 験 ）。
・水 深 が 深 い 場 合 に は ，内 部 ト リ ガ リ ン グ に よ る 水 蒸 気 爆 発 が 発
添付 4.1.1.3−1−7

生 し て い な い （ Ｔ Ｒ Ｏ Ｉ 試 験 ）。
・ジルコニウム−水反応により発生した水素が蒸気膜に混入し，
蒸 気 膜 の 安 定 化 に 寄 与 す る と 考 え ら れ る こ と が 示 唆 さ れ る（ ＫＲ Ｏ Ｔ Ｏ Ｓ 試 験 ）。

3.

専 門 家 会 議 等 の 知 見 [３ ]αモード破損の発生確率については，これまで専門家会議（ＳＥＲＧ）等で議論がなされてきており，ＢＷＲについての議論の結果
を表 3 に示す。ＢＷＲ体系では下部プレナムに制御棒案内管等が密に存在しており，これらは大規模な水蒸気爆発の発生を制限すると考えられるため，αモード破損の発生確率は，プラント全体でみた
際に他の要因による格納容器破損頻度に比べて十分小さく無視できると結論付けられている。

4.

まとめ
これまでに実施された各種試験結果及び専門家による工学的議論

から，ＢＷＲ体系における炉内ＦＣＩの発生の可能性は十分低いと
考 え ら れ る （ 表 4）。
したがって，ＢＷＲにおける格納容器破損モードとして，炉内ＦＣＩの考慮は不要である。

5.

参考文献

[1]「 シ ビ ア ア ク シ デ ン ト 熱 流 動 現 象 評 価 」（ 社 団 法 人

日本原子力

学 会 ， 平 成 12 年 3 月 ）[2] Institute de Physique et Chimie des Mat riaux de Strasbourg
添付 4.1.1.3−1−8

Laboratorie d'Essais pour la Ma trise des Accidents Graves,
CEA Cadarache［ 3］「 シ ビ ア ア ク シ デ ン ト 対 策 評 価 の た め の 格 納 容 器 イ ベ ン ト ツ リ
ー に 関 す る 検 討 」（ 財 団 法 人 原 子 力 安 全 研 究 協 会 ， 平 成 13 年 7月）

添付 4.1.1.3−1−9

表 2− 1

ＦＡＲＯ試験条件及び試験結果

添付 4.1.1.3−1−10No.

溶融コリウム
の組成 ＊

溶融物質量
（kg）

溶融物温度
（K）

溶融物粒径
（mm）

圧力
（MPa）

水深
（m）

L-06

A

18

2,923

100

5

0.87

0

無

L-08

A

44

3,023

100

5.8

1.00

12

無

L-11

B

151

2,823

100

5

2.00

2

無

L-14

A

125

3,123

100

5

2.05

0

無

L-19

A

157

3,073

100

5

1.10

1

無

L-20

A

96

3,173

100

2

1.97

0

無

L-24

A

177

3,023

100

0.5

2.02

0

無

L-27

A

129

3,023

100

0.5

1.47

1

無

L-28

A

175

3,052

50

0.5

1.44

1

無

L-29

A

39

3,070

50

0.2

1.48

97

無

L-31

A

92

2,990

50

0.2

1.45

104

無

L-33

A

100

3,070

50

0.4

1.60

124

無

＊A：80wt％ＵＯ ２＋20wt％ＺｒＯ ２
B：77wt％ＵＯ ２＋19wt％ＺｒＯ ２＋4wt％Ｚｒ

サブクール度 水蒸気爆発の
（K）
発生の有無

表 2− 2ＫＲＯＴＯＳ試験条件及び試験結果

溶融物質量 溶融物温度
圧力
（kg）
（K）
（MPa）

添付 4.1.1.3−1−11

水深（m）

サブクール度（K）

外部トリガの有無

水蒸気爆発の
発生の有無

0.10

1.11

79

無

有

3,073

0.10

1.11

83

無

有

1.430

3,073

0.10

1.11

5

無

無

アルミナ

1.539

2,465

0.10

1.11

80

無

有

43

アルミナ

1.500

2,625

0.21

1.11

100

無

有

44

アルミナ

1.500

2,673

0.10

1.11

10

有

有

49

アルミナ

1.470

2,688

0.37

1.11

120

無

有

50

アルミナ

1.700

2,473

0.10

1.11

13

無

無

51

アルミナ

1.794

2,748

0.10

1.11

5

無

無

37

コリウム ＊

3.222

3,018

0.10

1.1

77

有

無

45

コリウム ＊

3.085

3,106

0.10

1.14

4

有

無

47

コリウム ＊

5.431

3,023

0.10

1.1

82

有

無

52

コリウム ＊

2.627

3,023

0.20

1.1

102

有

有

No.

溶融物組成

38

アルミナ

1.533

2,665

40

アルミナ

1.470

41

アルミナ

42

＊：80wt％ＵＯ ２＋20wt％ＺｒＯ ２

表 2− 3

ＣＯＴＥＬＳ計画の試験条件及び試験結果

添付 4.1.1.3−1−12No.

溶融コリウム
の組成 ＊

溶融物質量
（kg）

圧力
（MPa）

水深
（m）

サブクール度（K）

水蒸気爆発の
発生の有無

A1

C

56.3

0.20

0.4

0

無

A4

C

27.0

0.30

0.4

8

無

A5

C

55.4

0.25

0.4

12

無

A6

C

53.1

0.21

0.4

21

無

A8

C

47.7

0.45

0.4

24

無

A9

C

57.1

0.21

0.9

0

無

A10

C

55.0

0.47

0.4

21

無

A11

C

53.0

0.27

0.8

86

無

＊C：55wt％ＵＯ ２＋25wt％Ｚｒ＋5wt％ＺｒＯ ２＋15wt％ＳＵＳ

表 2− 4No.

添付 4.1.1.3−1−13

STX002
STX003
STX005
STX009STX016
STX017
STX018
STX001
STX010
STX013
STX014
STX008STX012
STX015
STX025
STX006
STX011
STX019
STX020
STX021
STX022
STX023
STX024
STX102
STX103
STX104ＡＬＰＨＡ実験の試験条件及び試験結果

溶融物組成

酸化アルミニウム＋鉄ステンレス鋼

溶融物質量
（kg）
20
20
20
20
20
20
20
10
10
10
20
20
20
20
20
20
20
20
20
20
20
20
20
20
20
20

雰囲気圧力
（MPa）
0.1
0.1
0.1
0.1
0.1
0.1
0.1
0.1
0.1
0.1
0.1
1.6
1.6
1.0
0.5
0.1
0.1
0.1
0.1
0.1
0.1
0.1
0.1
0.1
0.1
0.1

水温
（K）
289
292
300
289
295
286
283
293
297
284
372
288
290
282
280
298
290
281
281
281
286
285
280
282
373
333

水深
（m）
1.0
1.0
1.0
1.0
0.9
0.9
0.9
1.0
1.0
1.0
1.0
1.0
1.0
1.0
0.9
1.0
1.0
0.9
1.0
0.9
0.8
0.3
0.8
0.8
0.8
0.8

水蒸気爆発の
発生の有無
有
有
有
有
有
有
有
無
有
無
無
無
無
無
有
無
有
有
無
有
無
有
有
無
無
無

表 2− 5
No

%
K
kg
cm
K
kg

1
ZrO2/Zr
99/1
>3373
5

2
ZrO2/Zr
99/1
>3373
5.5

3
ZrO2/Zr
99/1
>3373
4.88

4
ZrO2/Zr
99/1
>3373
4.2

5
ZrO2/Zr
98.5/1.5
3373
2.9

9
UO2/ZrO2
70/30
3200
4.3

10
UO2/ZrO2
70/30
3800
8.7

11
UO2/ZrO2
70/30
>3800
9.2

12
UO2/ZrO2
70/30
3800
8.4

365
283

365
283

323
283

292
283

337
283

296
-

298
-

296
-

293
-

cm

67

67

67

67

67

90

67

67

67

MPa
m3
sec

0.1

0.1

0.1

0.1

0.1

0.1

0.117

0.111

0.11

×

×

×

×

×

×

×

×

×

Steam Explosion

-

Spike

×

×

○

DoubleExplosion

×

○

×

○

Max ＰＶ Ｐｒｅｓｓ
Ｄｙｎ Ｐｒｅｓｓ
Water height(final)

MPa
MPa

-

-

-

Material

INPUT

Melt Temp
Melt amount in FCIInitial Jet diameter
Water Temp
Water mass
Water height(initial)
initial pressure
Vessel Free Volume

添付 4.1.1.3−1−14

Trigger

OUTPUT

Ｔ Ｒ Ｏ Ｉ 試 験 条 件 及 び 試 験 結 果 （ 1／ 3）cm

表 2− 5
No
Material

INPUT

Melt Temp
Melt amount in FCIInitial Jet diameter
Water Temp
Water mass
Water height(initial)
initial pressure
Vessel Free Volume

添付 4.1.1.3−1−15

Trigger

OUTPUT

Steam Explosion
Max ＰＶ Ｐｒｅｓｓ
Ｄｙｎ Ｐｒｅｓｓ
Water height(final)Ｔ Ｒ Ｏ Ｉ 試 験 条 件 及 び 試 験 結 果 （ 2／ 3）

%
K
kg
cm
K
kg

13
UO2/ZrO2
70/30
2600
7.7

14
UO2/ZrO2
70/30
3000
6.5

292
-

cm
MPa
m3
sec
MPa
MPa
cm

17
UO2/ZrO2
70/30

18
UO2/ZrO2
78/22

23
UO2/ZrO2
78/22

34
UO2/ZrO2
70/30
〜3000
10.5

35
UO2/ZrO2
70/30
〜3000
8

285
-

341
189

334
367

67

67

67

130

0.108

0.105

×

×

×

○

○

×

9.1

29
UO2/ZrO2
50/50

32
UO2/ZrO2
87/13

11.5

0.11
×

×

×

×

○

○

×

×

×

○

○

表 2− 5No-

Ｔ Ｒ Ｏ Ｉ 試 験 条 件 及 び 試 験 結 果 （ 3／ 3）

36

37

38

39

40

49

50

51

52

UO2/ZrO2/Zr/FeUO2/ZrO2/Zr/FeUO2/ZrO2/Zr/Fe59.5/18/11.9/10.6

60.5/16.7/12.1/10.7

61/16/12/112695(3420)

2650

6.3(14.2 load)

8.6(14.1 load)-

UO2/ZrO2

UO2/ZrO2

UO2/ZrO2

UO2/ZrO2

UO2/ZrO2

UO2/ZrO2/Zr/Fe

%

70/30

78/22

78/22

78/22

70/30

62.3/15/11.7/11

Melt Temp

K

〜3000

〜3000

〜3000

〜3000

〜3000

2730
(3360)

Melt amount in FCI

kg

5.3

8.1

5.3

3.4

11.1

15.96

Initial Jet diameter
Water Temp
Water mass
Water height(initial)
initial pressure
Vessel Free Volume

cm
K
kg

305
269

313
269

288
92

285
92

287
92

10
294
367

5
285
367

cm

95

95

130

130

130

130

130

0.104

0.105

0.106

0.312

○

○

×

×

×

×

×

○

○

×

×

×

-

-

0.115
8.023
○
1.35
○
0.053
32
(SE)

0.116
8.023
○
1.67
×
0.07
11
(ET)

1.02

1.23

Material

INPUT

添付 4.1.1.3−1−16

Steam Explosion
Max ＰＶ Ｐｒｅｓｓ

MPa
m3
sec
MPa

Ｄｙｎ Ｐｒｅｓｓ

MPa

Water height(final)cm

Trigger

OUTPUT

14.46

表 3

ＢＷＲ体系における炉内ＦＣＩ現象の発生確率に関する
議論の整理

著者

会議及び文献議論

Okkonen 等（ 1993）

OECD/CSNIFCI 専 門 家 会 議(1993)BWR の 原 子 炉 圧 力 容 器 下 部 プ レ ナ
ムは，制御棒案内管で密に占められている。そして，炉心の広範囲でのコヒーレントなリロケーションは，
炉心支持板の存在により起こりにく
いと考えられる。これらの特徴は，
燃料−冷却材の粗混合のポテンシャ
ルを制限し，水蒸気爆発に起因する
水−溶融物スラグの運動エネルギーを消失させる可能性がある。したがって，スラグにより破壊された原子炉圧力容器ヘッドのミサイルに伴う格 納 容 器 破 損 は ， PWR よ り も BWR の方が起こりにくいと評価される。

Theofanous
等 （ 1994）

NUREG/CR-5960(1994)

下部プレナムには，密に詰められた制御棒案内管があるため，炉内水蒸気爆発問題の対象とならない。

Corradini（ 1996）

SERG-2 ワ ー ク シ
ョ ッ プ (1996)
NUREG-1524

物理的なジオメトリは爆発的事象の 発 生 に 寄 与 し な い た め ， BWR の α
モード格納容器破損確率は，おそら
く PWR よ り 小 さ い 。

Zuchuat 等（ 1997）

OECD/CSNIFCI 専 門 家 会 議(1997)JAERI-Conf
97-011

下部プレナム構造物の存在により，水蒸気爆発の影響を緩和する。
一 般 に ， BWR の 現 在 の 知 見 は ， 炉 内
水蒸気爆発は格納容器への脅威となら な い （ NUREG/CR-5960 を 参 考 文 献と し て い る 。）。

添付 4.1.1.3−1−17

表 4
炉 内 FCI に 影
響する因子
溶融物組成

添付 4.1.1.3−1−18

下部プレナム
水温度

下部プレナム
部構造材

ＢＷＲ実機体系を踏まえた炉内ＦＣＩの分析結果

BWR 実 機 体 系 の実験・専門家会議等による知見
炉 内 FCI へ の 影 響
条件
溶 融 落 下 物 は ， ・ 実 機 条 件 に お い て ，模 擬 溶 融 物 に UO ２ を 用 い た 代 表 的 な FCI 金 属 成 分 に よ り
金属成分を含試 験 （ FARO 試 験 ， COTELS 試 験 ， KROTOS 試 験 ， TROI 試 験 ） 粒 子 化 が 促 進 さむ UO ２ 混 合 物
で は ，ト リ ガ リ ン グ 無 し で 水 蒸 気 爆 発 は 確 認 さ れ て い な い 。 れ る 可 能 性 が ある が ，粒 子 表 面 の・ 溶融物に金属成分を含む場合は，粒子化が促進される。
固 化 ，水 蒸 気 爆 発（ FARO 試 験 ）・ UO ２ 混 合 物 で は（ 融 点 が 高 い た め ）過 熱 度 が 小 さ く ，水 プ ー の 発 生 は 抑 制 さ
ル落下直後に粒子化した粒子表面が固化することが考えら れる。
れ る 。（ KROTOS 試 験 の 考 察 ）・ ジルコニウム―水反応により発生した水素が蒸気膜に混入
し ， 蒸 気 膜 の 安 定 化 に 寄 与 す る と 考 え ら れ る 。（ KROTOS 試
験の考察）
・ 低サブクール水条件では，水蒸気爆発は抑制される可能性 低サブクール条
溶融物が下部が あ る 。（ ALPHA 試 験 ， KROTOS 試 験 ）
件 で は ，粒 子 化 をプレナムに落・ 粒 子 化 割 合 は ， サ ブ ク ー ル 度 に 依 存 し ， サ ブ ク ー ル 度 が 大 抑 制 し ，ボ イ ド 発
下する状況でき い と 粒 子 化 割 合 は 高 く な る 。（ FARO 試 験 ）生が多くなるたは ，下 部 プ レ ナ
・ 下 部 プ レ ナ ム 水 が 低 サ ブ ク ー ル 条 件 の 場 合 ， デ ブ リ 落 下 維 め ，水 蒸 気 爆 発 のム残存水は飽持のボイド発生が多くなり，トリガリングの伝播を阻害す 発生を抑制する。
和温度に近いる 可 能 性 が あ る 。（ KROTOS 試 験 の 考 察 ）下部プレナム・ 下部プレナム内の制御棒案内管等の多くの構造物が水蒸気 水蒸気爆発が発部には多数の
爆 発 の エ ネ ル ギ ー を 吸 収 す る た め ， 格 納 容 器 破 損 に 至 る よ 生 し て も ，構 造 物
制御棒案内管うな大規模なエネルギーは発生しない。
（専門家会議等の知 により水蒸気爆
等の構造物が見）
発のエネルギー
存在が制限される。

図 2−1

ＦＡＲＯ試験装置の概要

添付 4.1.1.3−1−19

図 2−2ＫＲＯＴＯＳ試験装置の概要

添付 4.1.1.3−1−20

図 2−3

ＣＯＴＥＬＳ計画の試験装置の概要

添付 4.1.1.3−1−21

図 2−4ＡＬＰＨＡ実験の試験装置の概要

添付 4.1.1.3−1−22

図 2−5

ＴＲＯＩ試験装置の概要

添付 4.1.1.3−1−23

添付資料 4.1.1.3−2
サプレッション・プールに落下した溶融物による格納容器破損モードについて

サプレッション・プール床に落下した溶融物の冷却が不十分な場合の格納容器破損モードの取扱いは，以下のとおりである。

・ Ｗ Ａ Ｓ Ｈ − １ ４ ０ ０ [１ ]， Ｎ Ｕ Ｒ Ｅ Ｇ − １ １ ５ ０ [２ ]に お い て は ， 格
納容器への溶融物の接触による格納容器破損メカニズムとして，① 「 鋼 製 ラ イ ナ ー の 溶 融 貫 通 」（ シ ェ ル ア タ ッ ク ）と ② 「 コ ン ク リートベースマット溶融貫通」の 2 種類が考慮されている。

① 「 鋼 製 ラ イ ナ ー の 溶 融 貫 通 」（ シ ェ ル ア タ ッ ク ） は ， 原 子 炉 圧 力
容器破損により放出された溶融物が直接ドライウェル鋼製ライナ
ーに接触する構造となっているＭａｒｋ−Ⅰ型格納容器に特有の現象であり，ライナーが溶融貫通するとライナーとコンクリート
間のギャップを通した大規模な放射性物質の放出経路が形成される 可 能 性 が あ る 破 損 モ ー ド で あ る（ 図 1 参 照 ）。こ の 現 象 は 原 子 炉
圧力容器破損直後に発生することから，事故後早期の破損モードに分類されている。なお，東海第二発電所のＭａｒｋ−Ⅱ型格納
容器は，ペデスタル（ドライウェル部）床面の高さが，ダイヤフ
ラムフロアより低く，溶融物が直接ドライウェル壁面に接触しない 構 造 と な っ て い る （ 図 2 参 照 ）。

②「コンクリートベースマット溶融貫通」は，大型ドライ型格納
容器のＰＷＲにおいて，ベースマット上に広がった溶融物とコン
添付 4.1.1.3−2−1クリートの相互作用によりコンクリートが侵食され貫通することで，周辺の土壌への放射性物質の放出経路を形成する破損モードである。ライナーの溶融貫通が起こった場合でも厚いベースマッ
トが存在することや，格納容器雰囲気内の放射性物質が，溶融物
及びその上層水でシールされてライナーの貫通部に移行しないため，大規模な放射性物質の放出経路とはならない。この現象はベースマット溶融貫通に相当の時間があることから，事故後後期の破損モードに分類されている。なお，東海第二発電所において，
サプレッション・プール床ライナーの溶融貫通が起こった場合でも同様に大規模な放射性物質の経路とはならない。

・ 一 方 ， Ｎ Ｕ Ｒ Ｅ Ｇ − １ １ ５ ０ ， Ｎ Ｕ Ｒ Ｅ Ｇ ／ Ｃ Ｒ − ５ ６ ２ ３ [３ ]等
においては，溶融物とコンクリートの相互作用による別の格納容
器破損モードとして，ＢＷＲの原子炉圧力容器支持構造部（ペデス タ ル 側 壁 ）の コ ン ク リ ー ト 侵 食 に よ り 原 子 炉 圧 力 容 器 が 倒 壊 し ，格納容器シェル又は貫通部が破損するモードが摘出されている。
これは大規模な放出経路となり得る格納容器破損モードである。

これらの先行ＰＲＡ研究での知見より，東海第二発電所のＰＲＡでは，サプレッション・プールへ落下したデブリの冷却が不十分な場合
は，以下の理由により，ペデスタル（ドライウェル部）壁面侵食に伴う原子炉圧力容器支持機能喪失を格納容器破損モード（溶融物・コン
クリート相互作用）として分類している。
・サプレッション・プール床ライナーの破損後に発生するペデスタ
ル（ドライウェル部）壁面侵食に伴う原子炉圧力容器支持機能喪添付 4.1.1.3−2−2

失による格納容器破損は，大規模な放射性物質の放出を伴うもの
であり，環境への放射性物質の放出カテゴリの分類を行う上で，影響の大きな破損モードとなり得ること・サプレッション・プール床ライナーは，格納容器バウンダリを形成するものであるが，仮にサプレッション・プール床ライナーの破損を格納容器破損モードとして取り扱った場合にも，新たな対策が摘出されないこと

参考文献[1]U.S. NRC,

Reactor Safety Study: AN ASSESSMENT OF ACCIDEN T

RISKS IN U.S. COMMERCIAL NUCLEAR POWER PLANTS

WASH-1400(NUREG75/014), OCTOBER 1975
[2] U.S. NRC,

Severe Accident Risks: An Assessment for five U.S.

Nuclear Power Plants[3]U.S. NRC,

NUREG-1150, December 1989

BWR MarkⅡ Ex-Vessel Corium Interaction Analysis

NUREG/CR-5623, November 1991
[4] U.S. NRC,

The Probability of Mark-I Containment Failure by

Melt-Attack of the Liner

NUREG/CR-6025, November 1993

添付 4.1.1.3−2−3

図 1

Ｍ ａ ｒ ｋ − Ⅰ 型 格 納 容 器 概 略 図 （ Ｎ Ｕ Ｒ Ｅ Ｇ ／ Ｃ Ｒ − ６ ０ ２ ５ [４ ]よ り ）添付 4.1.1.3−2−4

格納容器

ダイヤフラムフロア
ペデスタル
ベント管

サプレッション・
チェンバ

図 2

サプレッション・
プール

Ｍａｒｋ−Ⅱ型格納容器概略図（東海第二発電所）

添付 4.1.1.3−2−5

添付資料 4.1.1.4−1

内部事象出力運転時レベル１．５ＰＲＡ
イベントツリー集

目

次

図 1−1

ＴＱＵＶに対するイベントツリー（Ｔ１／Ｔ２）

図 1−2

ＴＱＵＶに対するイベントツリー（Ｔ３Ｄ）

図 2−1

ＴＱＵＸに対するイベントツリー（Ｔ１／Ｔ２）

図 2−2

ＴＱＵＸに対するイベントツリー（Ｔ３Ａ）

図 2−3

ＴＱＵＸに対するイベントツリー（Ｔ３Ｂ−１）

図 2−4

ＴＱＵＸに対するイベントツリー（Ｔ３Ｂ−２）

図 2−5

ＴＱＵＸに対するイベントツリー（Ｔ３Ｃ）

図 3−1

長期ＴＢに対するイベントツリー（Ｔ１／Ｔ２）

図 3−2

長期ＴＢに対するイベントツリー（Ｔ３Ｆ）

図 4−1

ＴＢＵに対するイベントツリー（Ｔ１／Ｔ２）

図 4−2

ＴＢＵに対するイベントツリー（Ｔ３Ｄ）

図 4−3

ＴＢＵに対するイベントツリー（Ｔ３Ｅ）

図 5−1

ＴＢＰに対するイベントツリー（Ｔ１／Ｔ２）

図 5−2

ＴＢＰに対するイベントツリー（Ｔ３Ｄ）

図 6−1

ＴＢＤに対するイベントツリー（Ｔ１／Ｔ２）

図 6−2

ＴＢＤに対するイベントツリー（Ｔ３Ｆ）

図 7−1

ＬＯＣＡに対するイベントツリー（Ｔ１／Ｔ２）

図 7−2

ＬＯＣＡに対するイベントツリー（Ｔ３Ｂ）

目−1

○格納容器イベントツリーの最終状態について
各格納容器イベントツリーの最終状態には，以下の格納容器破損モードのＩＤを割り付けた。なお，格納容器の健全性が維持される事故シーケンス（原子炉圧力容器内で事故収束，格納容器内で事故収束）についても格納容器破損モードのＩＤを割り付けた。

ＯＫＶ：原子炉圧力容器内で事故収束

ＯＫＰ：格納容器内で事故収束

ＦＯＰ

：過圧破損

ＦＯＴＬ ：過温破損（原子炉圧力容器低圧）
ＦＯＴＨ ：過温破損（原子炉圧力容器高圧）
ＦＰＥ：水蒸気爆発（ペデスタル側）

ＦＰＤＥ ：水蒸気爆発（サプレッション・プール側）
ＦＣＣＩ ：溶融炉心・コンクリート相互作用
ＦＤＣＨ ：格納容器雰囲気直接加熱
ＰＢＹＰ ：格納容器隔離失敗

添付 4.1.1.4−1−1

プラント
損傷状態
TQUV

T1
PCV隔離

RPV減圧

T2
低圧ECCS

図 1−1

添付 4.1.1.4−1−2

T1/T2の後続事象

RPV破損なし(IVR)

RPV破損時
水蒸気爆発なし

No.

最終状態

発生頻度
（／炉年）

4-9
10

T3ＤのＥＴへ
PBYP−
1.8E-11

合計値

3.3E-09

DCHによる
PCV破損

ＴＱＵＶに対するイベントツリー（Ｔ１／Ｔ２）

T3D
ペデスタル注水低圧ECCS

PCV注水
RHRDW

PCV注水時
水蒸気爆発なし

図 1−2

デブリ冷却PED

ペデスタル破損時
水蒸気爆発なし

デブリ冷却SPＴＱＵＶに対するイベントツリー（Ｔ３Ｄ）

No.

最終状態

発生頻度
（／炉年）

4
5
6
7
8
9

OKP
FCCI
FPDE
FOP
FCCI
FPDE

1.7E-10
1.2E-122.2E-11
2.9E-09
2.0E-11
3.6E-10

プラント
損傷状態
TQUX

T2

T1
PCV隔離

RPV減圧

低圧ECCS

図 2−1

RPV破損時
水蒸気爆発なし

DCHによる
PCV破損

No.

最終状態

発生頻度
（／炉年）

3-4
5 - 2021
22 - 37
38
39
40

T3AのＥＴへ
T3B-1のＥＴへ
FPE
T3B-2のＥＴへ
T3CのETへ
FDCH
PBYP

−
−
1.5E-14−−
2.4E-11
1.0E-10

合計値

9.3E-09

ＴＱＵＸに対するイベントツリー（Ｔ１／Ｔ２）

添付 4.1.1.4−1−3

T1/T2の後続事象

図 2−2

RPV破損なし
(IVR)

T3A
PCV注水
(D/Wスプレイ)RHR

No.

最終状態

発生頻度
（／炉年）

3
4

OKV
FOP

8.6E-09
2.0E-09

ＴＱＵＸに対するイベントツリー（Ｔ３Ａ）

T1/T2の後続事象

T3B
ペデスタル注水低圧ECCS

PCV注水
RHRDW

PCV注水時
水蒸気爆発なし

デブリ冷却PED

ペデスタル破損時
水蒸気爆発なし

デブリ冷却SP

添付 4.1.1.4−1−4
図 2−3

ＴＱＵＸに対するイベントツリー（Ｔ３Ｂ−１）

No.

最終状態

発生頻度
（／炉年）

5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20

OKP
OKP
FCCI
FPDE
FPE
FOP
FOP
FCCI
FPDE
FPE
OKP
FCCI
FPDE
FOP
FCCI
FPDE

6.3E-10
5.8E-10
3.9E-12
7.2E-11
6.0E-15
1.5E-10
1.4E-109.2E-13
1.7E-11
1.4E-15
1.1E-09
7.7E-12
1.4E-10
2.7E-10
1.8E-12
3.3E-11

T1/T2の後続事象

T3B
ペデスタル注水低圧ECCS

PCV注水
RHRDW

PCV注水時
水蒸気爆発なし

デブリ冷却PED

ペデスタル破損時
水蒸気爆発なし

デブリ冷却SP

添付 4.1.1.4−1−5
図 2−4

ＴＱＵＸに対するイベントツリー（Ｔ３Ｂ−２）

No.

最終状態

発生頻度
（／炉年）

22
23
24
25
26
27
28
29
30
31
32
33
34
35
36
37

OKP
OKP
FCCI
FPDE
FPE
FOP
FOP
FCCI
FPDE
FPE
OKP
FCCI
FPDE
FOP
FCCI
FPDE

7.9E-17
7.3E-17
4.9E-19
9.1E-18
7.6E-22
6.5E-17
5.9E-17
4.0E-19
7.4E-18
6.2E-22
4.5E-14
3.1E-16
5.7E-15
1.2E-11
8.1E-14
1.5E-12

T1/T2の後
続事象

T3C
ペデスタル注水低圧ECCS

PCV注水
RHRDW

図 2−5

PCV注水時
水蒸気爆発なし

デブリ冷却PED

ペデスタル破損時
水蒸気爆発なし

デブリ冷却SPＴＱＵＸに対するイベントツリー（Ｔ３Ｃ）

No.

最終状態

発生頻度
（／炉年）

38

FOTH

6.3E-09

添付 4.1.1.4−1−6

プラント
損傷状態
TB

T1
PCV隔離

RPV減圧

T2
低圧ECCS

図 3−1

添付 4.1.1.4−1−7

T1/T2の後続事象

RPV破損なし(IVR)

RPV破損時
水蒸気爆発なし

DCHによる
PCV破損

No.

最終状態

発生頻度
（／炉年）

4
5
6

T3FのETへ
FDCH
PBYP

−
8.5E-09
3.9E-10

合計値

7.7E-08

長期ＴＢに対するイベントツリー（Ｔ１／Ｔ２）

T3F
ペデスタル注水低圧ECCS

PCV注水RHRDW

PCV注水時
水蒸気爆発なし

図 3−2

デブリ冷却PED

ペデスタル破損時
水蒸気爆発なし

デブリ冷却SP

長期ＴＢに対するイベントツリー（Ｔ３Ｆ）

No.

最終状態

発生頻度
（／炉年）

4

FOTH

6.9E-08

プラント
損傷状態
TBU

T1
PCV隔離

RPV減圧

T2
低圧ECCS

図 4−1

添付 4.1.1.4−1−8

T1/T2の後
続事象

RPV破損なし(IVR)

RPV破損時
水蒸気爆発なし

DCHによる
PCV破損

No.

最終状態

発生頻度
（／炉年）

3-5
6
7
8

T3DのETへ
T3EのETへ
FDCH
PBYP

−
−
1.6E-11
1.0E-10

合計値

2.1E-08

ＴＢＵに対するイベントツリー（Ｔ１／Ｔ２）

T3D
ペデスタル注水低圧ECCS

PCV注水
RHRDW

PCV注水時
水蒸気爆発なし

図 4−2

デブリ冷却PED

ペデスタル破損時
水蒸気爆発なし

ＴＢＵに対するイベントツリー（Ｔ３Ｄ）

デブリ冷却SP

No.

最終状態

発生頻度
（／炉年）

3
4
5

FOP
FCCI
FPDE

1.5E-08
9.9E-11
1.8E-09

T1/T2の後続事象

T3E
ペデスタル注水低圧ECCS

PCV注水
RHRDW

PCV注水時
水蒸気爆発なし

図 4−3

デブリ冷却PED

ペデスタル破損時
水蒸気爆発なし

デブリ冷却SPＴＢＵに対するイベントツリー（Ｔ３Ｅ）

No.

最終状態

発生頻度
（／炉年）

6

FOTH

4.2E-09

添付 4.1.1.4−1−9

プラント
損傷状態
TBP

T1
PCV隔離

RPV減圧

T2
低圧ECCS

図 5−1

添付 4.1.1.4−1−10

T1/T2の後続
事象

RPV破損なし(IVR)

RPV破損時
水蒸気爆発なし

DCHによる
PCV破損

No.

最終状態

発生頻度
（／炉年）

5-6
7

T3DのETへ
PBYP−
2.6E-12

合計値

5.3E-10

ＴＢＰに対するイベントツリー（Ｔ１／Ｔ２）

T3D
ペデスタル注水低圧ECCS

PCV注水
RHRDW

図 5−2

PCV注水時水
蒸気爆発なしデブリ冷却PED

ペデスタル破損時
水蒸気爆発なし

ＴＢＰに対するイベントツリー（Ｔ３Ｄ）

デブリ冷却SP

No.

最終状態

発生頻度
（／炉年）

5
6

FOTL
FPDE

4.7E-10
5.8E-11

プラント
損傷状態
TBD

T1
PCV隔離

RPV減圧

T2
低圧ECCS

図 6−1

添付 4.1.1.4−1−11

T1/T2の後続事象

RPV破損なし(IVR)

RPV破損時
水蒸気爆発なし

DCHによる
PCV破損

No.

最終状態

発生頻度
（／炉年）

3
4
5

T3FのＥＴへ
FDCH
PBYP

−
2.2E-14
3.0E-14

合計値

6.0E-12

ＴＢＤに対するイベントツリー（Ｔ１／Ｔ２）

T3F
ペデスタル注水低圧ECCS

PCV注水
RHRDW

PCV注水時
水蒸気爆発なし

図 6−2

デブリ冷却PED

ペデスタル破損時
水蒸気爆発なし

デブリ冷却SPＴＢＤに対するイベントツリー（Ｔ３Ｆ）

No.

最終状態

発生頻度
（／炉年）

3

FOTH

5.9E-12

プラント
損傷状態
LOCA

T1
PCV隔離

RPV減圧

T2

低圧ECCS

図 7−1

添付 4.1.1.4−1−12

T1/T2の後続事象

ペデスタル注水低圧ECCS

PCV注水
RHRDW

PCV注水
RHRDW

RPV破損なし(IVR)

RPV破損時
水蒸気爆発なし

DCHによる
PCV破損

No.

最終状態

発生頻度
（／炉年）

6-8
9
10
11

T3BのETへ
FPE
FOTL
PBYP

−
2.8E-20
2.1E-11
1.1E-13

合計値

2.2E-11

ＬＯＣＡに対するイベントツリー（Ｔ１／Ｔ２）

T3B
PCV注水時デブリ冷却PED
水蒸気爆発なし

図 7−2

ペデスタル破損時
水蒸気爆発なし

デブリ冷却SPＬＯＣＡに対するイベントツリー（Ｔ３Ｂ）

No.

最終状態

発生頻度
（／炉年）

6
7
8

OKP
FCCI
FPDE

5.2E-15
3.5E-17
6.5E-16

添付資料 4.1.1.5−1
原子炉圧力容器破損等のＭＡＡＰ上の判定条件

ＭＡＡＰコードによる事故進展解析において，炉心損傷，炉心溶融，炉心支持板破損，原子炉圧力容器破損，ペデスタル（ドライウェル部）
床貫通の判定条件については，表 1 に示す条件を満足する場合に破損したと判断している。
各項目の判断の根拠については，以下に示すとおりである。

1.

炉心損傷の判断
炉 心 損 傷 に 至 る と 評 価 さ れ て い る ，燃 料 被 覆 管 の 最 高 温 度 が 1,500Kに到達した時点を炉心損傷開始と判断している。

2.

炉心溶融の判断
炉 心 構 成 物 質 の 代 表 的 な 共 晶 温 度 と し て ，炉 心 最 高 温 度 が 2,500K に到達した時点を溶融開始と判断している。

3.

炉心支持板破損の判断
下部プレナムへのリロケーションの発生を炉心支持板の破損と定義している。リロケーションの発生は，以下の判断のうちいずれか早い方で判断している。
炉心支持板ノードに溶融物が存在する場合
Larson-Miller の パ ラ メ ー タ に よ り 炉 心 支 持 板 の ク リ ー プ 破 損 と判断された場合4.

原子炉圧力容器破損の判断
貫通部への浸入による貫通部過熱，溶接部過熱による貫通部逸出，
添付 4.1.1.5−1−1

金属層による過熱，ジェットによる侵食，クリープ破損のうち，最も早い破損モードを原子炉圧力容器破損と定義している。

5.

ペデスタル（ドライウェル部）床貫通の判断
ＭＣＣＩによるコンクリ―ト侵食量が，ペデスタル（ドライウェル部 ）床 面 サ ン プ 部 厚 さ に 到 達 し た 時 点 を ペ デ ス タ ル（ ド ラ イ ウ ェ ル 部 ）床貫通と判断している。

表 1
項目

事故進展解析における各項目の判定条件
条件

備考

炉心損傷の判断

燃料被覆管の最高炉心損傷が始まる温度
温 度 が 1,500K 到 達

炉心溶融の判断

炉 心 最 高 温 度 が
炉心構成物質の代表的な融点
2,500K 到 達

リロケーション発生の判断と下部プレナムへの炉心支持板破損のして，より早い炉心支持板ノ
リロケーション発
判断
ードに溶融物が存在する場合
生時を設定
原子炉圧力容器破損モードの
原 子 炉 圧 力 容 器 破 Ｃ Ｒ Ｄ チ ュ ー ブ 逸 うち，最も早い破損形態とし
損の判断
出判定到達
て，ＣＲＤチューブ逸出を設
定
ペデスタル（ドラコ ン ク リ ー ト の 侵 ペ デ ス タ ル（ ド ラ イ ウ ェ ル 部 ）イウェル部）床貫
食深さが到達 床サンプ部厚さを設定
通の判断

添付 4.1.1.5−1−2

添付資料 4.1.1.5−2
福島第一原子力発電所事故の知見を踏まえた
格納容器破損の判定条件について

1． は じ め に
格納容器破損頻度を評価するレベル１．５ＰＲＡでは，格納容器
破 損 の 判 定 条 件 と し て ，格 納 容 器 雰 囲 気 の 限 界 温 度 を 200℃ ，格 納 容
器 雰 囲 気 の 限 界 圧 力 を 格 納 容 器 最 高 使 用 圧 力 の 2 倍（ 2Pd）と 設 定 している。
この判定条件の適用に当たっては，福島第一原子力発電所事故の知見を考慮しており，以下に知見の内容，その知見を踏まえた影響
確認方法及び結果について記載する。

2． 格 納 容 器 破 損 に 係 る 福 島 第 一 原 子 力 発 電 所 事 故 の 知 見
東京電力福島第一原子力発電所の事故の調査状況は，未解明問題に 係 る 進 捗 報 告 [ １ ] 〜 [ ４ ]（ 以 下「 報 告 書 」と い う 。）に 取 り ま と め ら れている。ここでは，格納容器破損に係る情報として，漏えい経路，
格納容器圧力挙動及び格納容器温度挙動に着目し，以下のとおり知見を整理した。
(1) 漏 え い 経 路
原 子 炉 建 屋 で の 水 素 爆 発 が 発 生 し て お ら ず ，原 子 炉 建 屋 オ ペ レ
ー テ ィ ン グ フ ロ ア の 形 状 が 維 持 さ れ て い る た め ，他 号 機 に 比 べ て格納容器からの漏えい経路が推定しやすい２号機を対象とする。
２ 号 機 で は 以 下 が 確 認 さ れ て お り ，ト ッ プ ヘ ッ ド フ ラ ン ジ 等 の 格
納容器気相部より漏えいした可能性があると考えられる。
・ 格 納 容 器 圧 力 の 低 下 が 確 認 さ れ た 3 月 15 日 の 朝 方 に ， ブ ロ
添付 4.1.1.5−2−1

ー ア ウ ト パ ネ ル か ら 蒸 気 が 放 出 さ れ て お り ，格 納 容 器 の オ ペ
フロに繋がる格納容器の比較的高い箇所からの漏えいが推定されること・シールドプラグの隙間から蒸気が放出されていること・オ ペ フ ロ に お け る 空 間 線 量 率 の 調 査 の 結 果 ，シ ー ル ド プ ラ グの近傍における線量率が他の測定点に比べて高いこと(2) 格 納 容 器 圧 力 挙 動
１ 号 機 で は ，3 月 12 日 2 時 30 分 頃 か ら 14 時 30 分 頃 の ベ ン ト
操作による圧力減少まで，ドライウェル圧力の測定値は0.7MPa[abs]〜 0.8MPa[abs]程 度 で 推 移 し て い る 。こ の 間 ，注 水 によ る 蒸 気 発 生 ，格 納 容 器 温 度 の 上 昇 ，溶 融 炉 心・コ ン ク リ ー ト 相互 作 用 に よ る 非 凝 縮 性 ガ ス の 発 生 等 に よ り ，格 納 容 器 圧 力 は 上 昇
傾 向 に な る と 考 え ら れ る が ，測 定 値 で は 上 昇 傾 向 を 示 し て い な いことから，格納容器の気相部からの漏えいが示唆されている。
２ 号 機 で は ，原 子 炉 隔 離 時 冷 却 系（ Ｒ Ｃ Ｉ Ｃ ）運 転 期 間 中 に 格
納 容 器 圧 力 が 徐 々 に 上 昇 し ，Ｒ Ｃ Ｉ Ｃ 停 止 後 は 炉 心 損 傷 に 伴 う 水
素 発 生 や 逃 が し 安 全 弁 （ Ｓ Ｒ Ｖ ） の 開 放 等 に よ り ， 3 月 14 日 23
時 頃 の 測 定 で は 約 0.75MPa[abs]程 度 ま で 上 昇 し ， そ の 後 3 月 15
日 7 時 20 分 頃 ま で ほ ぼ 一 定 の 圧 力 で 推 移 し て い る 。そ の た め ，3
月 14 日 23 時 頃 か ら 3 月 15 日 の 7 時 20 分 頃 ま で の 間 に ，漏 え いが発生した可能性がある。
３ 号 機 で は ，3 月 13 日 9 時 24 分 に 格 納 容 器 ベ ン ト が 実 施 さ れた 後 ，原 子 炉 注 水 や ベ ン ト 操 作 等 に 応 じ て ド ラ イ ウ ェ ル 圧 力 の 増
加 ・ 減 少 を 繰 り 返 し ， 3 月 21 日 に 一 時 的 に 上 昇 し た 後 ， ほ ぼ 大
気 圧 で 変 動 を 示 さ な く な っ た 。Ｍ Ａ Ａ Ｐ の 解 析 に お い て は 格 納 容
添付 4.1.1.5−2−2

器 の 漏 え い は 仮 定 し て い な い が ，３ 号 機 の 原 子 炉 建 屋 で 水 素 爆 発が 発 生 し た こ と や ，原 子 炉 建 屋 上 部 の 原 子 炉 ウ ェ ル 周 辺 で 蒸 気 放
出 が 観 察 さ れ て い た こ と ， 3 月 21 日 以 降 の ド ラ イ ウ ェ ル 圧 力 は
大 気 圧 で 変 動 が な い こ と な ど か ら ，格 納 容 器 か ら の 気 相 漏 え い が発生しているものと考えられる。
(3) 格 納 容 器 温 度 挙 動
炉心損傷後の格納容器温度の測定データは得られていないが，
１ 号 機 の Ｍ Ａ Ａ Ｐ 解 析 結 果 で は ，地 震 発 生 か ら 3 月 12 日 12 時 頃の ド ラ イ ウ ェ ル 温 度 は 約 300℃ 以 上 と な っ て い る 。過 去 の 研 究 [ ５ ]に よ れ ば ，こ の よ う な 過 温 条 件 で は ガ ス ケ ッ ト が 損 傷 す る 可 能 性が あ る こ と か ら ，過 温 に よ る ガ ス ケ ッ ト 損 傷 に よ り 格 納 容 器 か らの漏えいが発生した可能性がある。
２ 号 機 の Ｍ Ａ Ａ Ｐ 解 析 結 果 で は ，格 納 容 器 か ら の 漏 え い を 仮 定
し た 3 月 15 日 7 時 20 分 頃 の ド ラ イ ウ ェ ル 温 度 は 170℃ 程 度 と 評
価 さ れ て い る が ， 過 温 破 損 の 可 能 性 に は 言 及 さ れ て い な い 。 (1)に 示 し た 漏 え い 経 路 と な っ て い る 可 能 性 が あ る 格 納 容 器 で は ，溶
融炉心により過熱された原子炉圧力容器の熱が格納容器内の気体 に 伝 え ら れ ，そ の 気 体 の 対 流 に よ り 過 熱 さ れ る 可 能 性 や ，過 熱
さ れ た 原 子 炉 圧 力 容 器 か ら の 熱 伝 導・輻 射 に よ り 過 熱 さ れ る 可 能
性 が あ る と 考 え ら れ る 。ま た ，Ｍ ａ ｒ ｋ − Ⅰ 格 納 容 器 の 上 部 円 筒
部 は 熱 が こ も り や す い 構 造 で あ り ，溶 融 炉 心 に よ り 過 熱 さ れ た 原
子炉圧力容器の熱が格納容器頂部の温度を上昇させた可能性もある。
３ 号 機 に つ い て は ，格 納 容 器 温 度 の 挙 動 や 過 温 破 損 の 可 能 性 は
報 告 書 で は 言 及 さ れ て い な い 。Ｍ Ａ Ａ Ｐ 解 析 結 果 に よ れ ば ，格 納添付 4.1.1.5−2−3

容器スプレイを実施している間並びに淡水及び海水を注入して
い る 間 は 格 納 容 器 温 度 が 比 較 的 低 く 推 移 し て い る が ， 3 月 14 日
11 時 頃 に 発 生 し た ３ 号 機 の 水 素 爆 発 直 後 か ら 急 激 に 上 昇 し て お
り ，3 月 15 日 朝 方 の 海 水 注 入 再 開 時 点 で は 格 納 容 器 温 度 は 300℃
程 度 ま で 上 昇 し て い る 。そ の た め ，解 析 の 不 確 か さ は あ る も の の ，ガスケット損傷により格納容器からの漏えいが発生した可能性がある。
(4) ま と め
格納容器破損に係る福島第一原子力発電所事故の知見を以下にまとめる。
・漏 え い 経 路 に 係 る 調 査 結 果 ，及 び Ｍ Ａ Ａ Ｐ 解 析 に よ る 格 納 容
器 圧 力・温 度 の 挙 動 か ら ，格 納 容 器 ト ッ プ ヘ ッ ド フ ラ ン ジ 等のシール部から漏えいが発生した可能性がある。
・格 納 容 器 温 度 は 局 所 的 に 高 く な る こ と が 考 え ら れ ，溶 融 炉 心により加熱された原子炉圧力容器の熱が格納容器頂部の温度を上昇させたことにより格納容器頂部の過温破損の可能性がある。
・ 特 に ，２ 号 機 で は ，格 納 容 器 の 過 温 破 損 の 可 能 性 に は 言 及 さ
れ て い な い も の の ，Ｍ Ａ Ａ Ｐ 解 析 で は 格 納 容 器 温 度 170℃ にて漏えい開始を仮定している。

3． 福 島 第 一 原 子 力 発 電 所 事 故 の 知 見 を 踏 ま え た 影 響 確 認 方 法
上述のとおり，福島第一原子力発電所事故では，特に，２号機のＭ Ａ Ａ Ｐ 解 析 に お い て 格 納 容 器 温 度 170 ℃ に て 気 相 部 か ら の 漏 え い
開始を仮定している等，局所的な格納容器頂部の温度上昇による過添付 4.1.1.5−2−4

温破損の可能性が考えられる。しかしながら，２号機のＭＡＡＰ解析 で 仮 定 し た 格 納 容 器 温 度 170℃ で の 気 相 部 漏 え い に つ い て は ，次 の
2 点 か ら 分 か る よ う に 直 接 的 な 証 拠 は 得 ら れ て い な い 。 [２ ]・実際の格納容器圧力の計測値に合わせるための解析上の仮定であること・実際に格納容器気相部から漏えいがあったのか，計測器の問題
により格納容器圧力が正しく表示されなかったのかは，現時点では不明であること
そこで，ここでは局所的な格納容器頂部の温度上昇が本ＰＲＡに与える影響を確認するために，感度解析を実施することとした。具体的には，ＭＡＡＰコードを用いたレベル１．５ＰＲＡの事故進展解析において，ベースケースでは 1 ノードでドライウェルを模擬しているところ，局所的な格納容器頂部の温度上昇を考慮するため，
ド ラ イ ウ ェ ル を 3 ノ ー ド（ 格 納 容 器 頂 部 ヘ ッ ド ，ド ラ イ ウ ェ ル 空 間 ，アニュラス部）で扱うモデル（図 1 参照）にて解析を実施し，ＰＲ
Ａへの影響を確認した。
ここで，格納容器破損は，本来，格納容器本体（構造材）の温度
が 限 界 温 度 と し て 設 定 し た 200℃ に 到 達 し た 場 合 で あ る た め ，感 度 解析では上記を格納容器破損条件として設定したが，ベースケースでは 保 守 的 に「 ド ラ イ ウ ェ ル の 気 相 部 が 200℃ に 到 達 し た 場 合 」を 格 納
容器破損条件として設定している。
なお，今後，２号機の格納容器挙動が明らかになった場合は，その知見を踏まえ必要に応じＰＲＡへ反映する予定である。

添付 4.1.1.5−2−5

4． 福 島 第 一 原 子 力 発 電 所 事 故 の 知 見 を 踏 ま え た 影 響 確 認 結 果
原子炉圧力容器が高圧状態で破損するＴＱＵＸシーケンス及び低圧状態で破損するＴＱＵＶシーケンスの 3 ノードモデルによる事故
進 展 解 析 結 果 を ，1 ノ ー ド モ デ ル に お け る ド ラ イ ウ ェ ル 気 相 部 温 度 と比較して図 2 及び図 3 に示す。
図 2 より，ＴＱＵＸシーケンスでは局所的な格納容器頂部フラン
ジ部の温度よりも 1 ノードによるドライウェル気相部温度の方が200℃ に 到 達 す る タ イ ミ ン グ が 早 い こ と が 分 か る 。一 方 ，図 3 の Ｔ Ｑ
ＵＶシーケンスでは，局所的な格納容器頂部フランジ部の温度の方が 200℃ に 到 達 す る タ イ ミ ン グ が 早 く な っ て い る 。
このドライウェルの 3 ノードモデルによる解析結果を踏まえ，レベル１．５ＰＲＡの感度解析を実施した。表 1 に，代表的なシーケ
ン ス の 格 納 容 器 破 損 時 刻 及 び 破 損 モ ー ド を 示 す 。結 果 は 表 2 及 び 図 4のとおりであり，原子炉圧力容器が低圧状態で破損するＴＱＵＶ等のシーケンスが過圧破損から過温破損モードに変更になったため，
過圧破損（長期冷却失敗）のＣＦＦが減少し，過温破損（ＲＰＶ低圧破損）のＣＦＦが増加している。しかし，全ＣＦＦは両ケースとも に 6.1E-5／ 炉 年 で あ り ， 全 Ｃ Ｆ Ｆ に 対 す る 過 温 破 損 （ Ｒ Ｐ Ｖ 低 圧破損）及び過圧破損（長期冷却失敗）モードの寄与割合は，両ケー
ス と も に 0.1％ 未 満 で あ る 。
以上のように，福島第一原子力発電事故の知見を踏まえ，局所的な格納容器頂部の温度上昇を考慮した結果，東海第二発電所のレベ
ル１．５ＰＲＡへの影響はほとんど無いことを確認した。
なお，東海第二発電所では，福島第一原子力発電所事故での知見を踏まえ，重大事故等対処設備として格納容器頂部注水系を設置す
添付 4.1.1.5−2−6

ることとしている。

参考文献：[1] 「 福 島 第 一 原 子 力 発 電 所 1〜 3 号 機 の 炉 心・格 納 容 器 の 状 態 の 推 定と未解明問題に関する検討

第 1 回進捗報告」（ 平 成 25 年 12 月 13

日，東京電力株式会社）[2] 「 福 島 第 一 原 子 力 発 電 所 1〜 3 号 機 の 炉 心・格 納 容 器 の 状 態 の 推 定と未解明問題に関する検討

第 2 回 進 捗 報 告 」（ 平 成 26 年 8 月 6日，東京電力株式会社）[3] 「 福 島 第 一 原 子 力 発 電 所 1〜 3 号 機 の 炉 心・格 納 容 器 の 状 態 の 推 定と未解明問題に関する検討

第 3 回 進 捗 報 告 」（ 平 成 27 年 5 月 20

日，東京電力株式会社）[4] 「 福 島 第 一 原 子 力 発 電 所 1〜 3 号 機 の 炉 心・格 納 容 器 の 状 態 の 推 定と未解明問題に関する検討

第 4 回進捗報告」（ 平 成 27 年 12 月 17

日，東京電力株式会社）[5] K. Hirao, T. Zama, M. Goto et al.,High-temperatureleak-characteristics of PCV hatch flange gasket,
Engineering and Design, Vol.145, 375-386, 1993.

添付 4.1.1.5−2−7

Nuclear表 1
事故シーケンス

代表的なシーケンスの格納容器破損モード及び破損時刻
ベースケース

感度解析ケース

高圧
低圧

添付 4.1.1.5−2−8

格納容器破損時刻

格納容器破損モード

格納容器破損時刻

格納容器破損モード

ＴＱＵＸ

3.3h

過温破損

3.6h

過温破損

長期ＴＢ

14.4h

過温破損

14. 4h

過温破損

ＴＱＵＶ

15.9h

過圧破損

13. 5h

過温破損

ＡＥ

1.6h

過温破損

5.6 h

過温破損

表 2
格納容器破損モード
インターフェイスシステムＬＯＣＡ
格納容器隔離失敗
早期過圧破損（未臨界確保失敗）
過圧破損（崩壊熱除去失敗）
過圧破損（長期冷却失敗）
過温破損（ＰＲＶ高圧破損）
過温破損（ＰＲＶ低圧破損）
格納容器雰囲気直接加熱
水蒸気爆発（ペデスタル（ドライウェル部））
水蒸気爆発（サプレッション・プール）
溶融炉心・コンクリート相互作用
全格納容器破損頻度

格納容器破損モード別のＣＦＦ比較表①感度解析ケース
格納容器破損頻度
寄与割合
（／炉年）
（％）
4.8E-10＜0.1
6.1E-10＜0.1
2.5E-08＜0.1
6.0E-05
99.8
2.3E-09＜0.1
7.9E-080.1
1.8E-08＜0.1
8.5E-09＜0.1
2.3E-14＜0.1
2.5E-09＜0.1
1.3E-10＜0.1
6.1E-05100.0②ベースケース
格納容器破損頻度
寄与割合
（／炉年）
（％）
4.8E-10＜0.1
6.1E-10＜0.1
2.5E-08＜0.1
6.0E-05
99.8
2.0E-08＜0.1
7.9E-08
0.1
4.9E-10＜0.1
8.5E-09＜0.1
2.2E-14＜0.1
2.5E-09＜0.1
1.3E-10＜0.1
6.1E-05
100.0

①／②
割合
1.0
1.0
1.0
1.0
0.1
1.0
37.6
1.0
1.0
1.0
1.0
1.0

ベースケース

感度解析ケース
原子炉ウェル

PCV ヘッド

2 PCV ヘッドRPV

3 アニュラス部

RPV

１ D/W

添付 4.1.1.5-2-9

１ D/W

Vent 管Vent 管
ペデスタル

ペデスタル

S/C

S/C

：壁面ノード：壁面ノード：Ｄ／Ｗ空間領域番号：Ｄ／Ｗ空間領域番号

図 1

格納容器ノード図（ベースケース及び感度解析ケース）

800

原子炉圧力容器破損(ベ ー ス ,感 度 )及び格 納 容 器 破 損 (ベ ー ス )

温度（℃）

600

D/W気相部
D/W壁面
D/W気相部
D/W壁面
トップヘッド気相部
トップヘッドフランジ

400

１ノードモデル３ノードモデル格 納 容 器 破 損 (感 度 )200

炉心支持板破損(ベ ー ス ,感 度 )

0
0

6

12

18

24

事 故 後 の 時 間 （ hr）

図 2

ＴＱＵＸシーケンスの事故進展解析結果

400

温度（℃）

300

ペデスタル床貫通(ベ ー ス ,感 度 )200

格納容器破損(感 度 )

D/W気相部
D/W壁面
D/W気相部
D/W壁面
トップヘッド気相部
トップヘッドフランジ

1ノードモデル3ノードモデル

格納容器破損(ベ ー ス )原子炉圧力容器破損(ベ ー ス ,感 度 )100

炉心支持板破損(ベ ー ス ,感 度 )
0
0

6

12

18

事 故 後 の 時 間 （ hr ）図 3

ＴＱＵＶシーケンスの事故進展解析結果

添付 4.1.1.5−2−10241.0E-03
1.0E-04ベースケース

1.0E-05

感度解析ケース

格納容器破損頻度（／炉年）

1.0E-06
1.0E-07
1.0E-08
1.0E-09
1.0E-101.0E-11
1.0E-121.0E-13
1.0E-14

格納容器破損モード

図 4

格納容器破損モード別のＣＦＦ比較図

添付 4.1.1.5−2−11

添付資料 4.1.1.6−1
物理化学現象に係る分岐確率の設定方法

格納容器イベントツリーにおける物理化学現象による格納容器破損確率の設定方法

1. 圧 力 容 器 内 溶 融 物 保 持 （ Ｉ Ｖ Ｒ ）2. 格 納 容 器 雰 囲 気 直 接 加 熱 （ Ｄ Ｃ Ｈ ）3. 炉 外 水 蒸 気 爆 発 （ Ｆ Ｃ Ｉ ）4. 溶 融 炉 心 ・ コ ン ク リ ー ト 相 互 作 用 （ Ｍ Ｃ Ｃ Ｉ ）添付 4.1.1.6−1−1

1. 圧 力 容 器 内 溶 融 物 保 持 （ Ｉ Ｖ Ｒ ）添付 4.1.1.6−1−2

1.1

現象の概要
圧 力 容 器 内 溶 融 物 保 持 （ 以 下 「 Ｉ Ｖ Ｒ 」 と い う 。） は ， 炉 心 損 傷 後に溶融炉心が下部プレナム部へ落下して下鏡の上に堆積したとしても，下部プレナムの残存水によって原子炉圧力容器下部が早期に破損することなく，その後の注水系復旧等により溶融炉心が原子炉圧力容器内に冷却・保持される現象である。

1.2

ＩＶＲ分岐確率の評価方法について
Ｄ Ｅ Ｔ （ Decomposition Event Tree） 上 の 不 確 か さ 評 価 に よ り ，

ＩＶＲ失敗確率の確率分布を以下のとおり評価する。ＩＶＲ現象の確 率 論 的 評 価 の 枠 組 み を 図 1− 1 に 示 す 。
(1) Ｉ Ｖ Ｒ 現 象 の 支 配 パ ラ メ ー タ に つ い て Ｄ Ｅ Ｔ ヘ デ ィ ン グ の 条 件を設定する。
(2) 支 配 パ ラ メ ー タ を 基 に Ｄ Ｅ Ｔ を 作 成 す る 。
(3) Ｉ Ｖ Ｒ 現 象 を 解 析 す る 評 価 コ ー ド を 用 い て ， Ｄ Ｅ Ｔ 上 の 各 パ スの条件でＩＶＲ解析を実施し，ＩＶＲ達成の有無を評価する。
(4) Ｄ Ｅ Ｔ 上 の 各 分 岐 に 対 し て ， 確 率 値 又 は 確 率 密 度 関 数 を 与 え ，
モ ン テ カ ル ロ サ ン プ リ ン グ に よ り ，不 確 か さ を 考 慮 し た Ｉ Ｖ Ｒ 失
敗確率の確率分布を評価する。
以上の評価により得られたＩＶＲ失敗確率の確率分布の平均値をＩＶＲ分岐確率として設定する。

添付 4.1.1.6−1−3

■支配パラメータの選定と定量化（条件）・落下コリウム量
・落下コリウム温度
・落下コリウムジェット直径・ギャップへの冷却水浸入制限の有無■ＤＥＴの作成■ＩＶＲ評価コードによる現象解析
・ＤＥＴ上の各パスの条件でのＩＶＲ解析・ＩＶＲ達成の有無の評価■不確かさを考慮したＩＶＲ失敗確率の評価
・分岐に対する確率分布の設定
・モンテカルロサンプリング
・統計処理によるＩＶＲ分岐確率の不確かさ評価

図 1− 1

1.3

ＩＶＲ現象の確率論的評価の枠組み

ＩＶＲ分岐確率の評価結果

1.3.1

支配パラメータのＤＥＴヘディングの条件設定

ＩＶＲ現象の発生に関連して，不確かさを考慮する支配パラメー
タとして，以下のパラメータを選定した。
・ 落下コリウム量・ 落下コリウム温度
・ 落下コリウムジェット直径・ ギャップへの冷却水浸入制限の有無（ 補 足 資 料 1.1）
選 定 し た 支 配 パ ラ メ ー タ に つ い て ， 表 1− 1に 示 す と お り Ｄ Ｅ Ｔ
ヘディングの条件を設定した。

添付 4.1.1.6−1−4

表 1− 1

支配パラメータのＤＥＴヘディングの条件設定

ＤＥＴヘディ
ングの条件
落 下 コ リ ウ ム 以下の 2 条件を量設定
・ 7 0％ 炉 心
・ 1 00 ％ 炉 心

支配パラメータ

落下コリウム
温度

落下コリウムジェット直径ギャップへの冷却水浸入制限の有無

1.3.2

設定の考え方コリウム量は，ＭＡＡＰで評価した結果（ 70％ 炉 心 ）及 び 不 確 か さ を 考 慮 し て 保 守
的 に 大 量 落 下 し た 場 合 （ 100 ％ 炉 心 ） を 設
定（ 補 足 資 料 1.2）
以下の 2 条件を 炉心構 成物質 の共 晶 反応に より溶 融温 度に は 幅 が あ る と 考 え ，Ｍ Ａ Ａ Ｐ の 事 故 進 展
設定
解 析 に お け る 炉 心 溶 融 判 定 温 度 （ 2,500K ）・ 2 ,500K
及び酸化物系の共晶温度に相当する温度
・ 2 ,800K（ 2,800K） を 設 定
以 下 の 3 条 件 を ・ 溶 融 コ リ ウ ム は ，Ｃ Ｒ チ ュ ー ブ 間（ 最 大
お よ そ 0.15m） を 液 柱 状 で 落 下 す る こ と を設定
想定・ 直 径 0. 05m・ジ ェ ッ ト 直 径 は 最 小 値 0.01m か ら 最 大 値
・ 直 径 0. 10m
0.15m の 範 囲 で 分 布 し ， か つ ， Ｍ Ａ Ａ Ｐ の・ 直 径 0. 15m
デ フ ォ ル ト 値 0.10m の 確 率 密 度 が 最 も 高い（ 最 尤 値 ）も の と し て 仮 定 し た 三 角 分 布から，代表的な 3 点を設定
以 下 の 2 条 件 を ギ ャ ッ プ へ の 冷 却 水 浸 入 に 関 し て ，ギ ャ ッ
設定
プ位置にかかわらず常に冷却水がギャッ
・浸 入 制 限 無 し プ に 浸 入 す る 場 合（ 浸 入 制 限 無 し ）及 び ギ
・浸 入 制 限 有 り ャ ッ プ へ の 水 の 浸 入 が 水 蒸 気 の 上 昇 流 によ っ て 制 限 さ れ る 場 合（ 浸 入 制 限 有 り ）を想定

ＤＥＴの作成選 定 し た 支 配 パ ラ メ ー タ に 分 岐 を 設 定 し た Ｄ Ｅ Ｔ を 図 1− 2に 示 すとおり作成した。

図 1− 2

ＩＶＲ評価のＤＥＴ構造の一部
添付 4.1.1.6−1−5

1.3.3

ＩＶＲ現象を解析する評価コードによる現象解析

ＩＶＲ現象を解析する評価コードを用いて，ＤＥＴ上の各パスの条件でＩＶＲ解析を実施し，ＩＶＲ達成の有無を評価した。
（ 補 足 資 料 1.3）
対象とするシナリオは，低圧シーケンス（ＴＱＵＶ）において，溶融炉心の落下開始と同時（＝炉心支持板破損と同時）に復水補給
水 系 （ 以 下 「 Ｍ Ｕ Ｗ Ｃ 」 と い う 。） に よ る 復 旧 注 水 （ 140m ３ ／ h） を 実施する場合を想定した。
初期条件は，ＭＡＡＰコードによる炉心支持板破損時点の結果を用いて，溶融炉心の落下開始から計算を開始し，ＤＥＴ上の各パスについて現象解析を実施した。
評 価 対 象 シ ー ケ ン ス の 初 期 条 件 を 表 1− 2に ， Ｉ Ｖ Ｒ 現 象 を 解 析 す
る 評 価 コ ー ド に よ る 現 象 解 析 結 果 を 表 1− 3に ， そ れ ぞ れ 示 す 。
（ 補 足 資 料 1.4）

表 1− 2

評価対象シーケンスの初期条件
低圧シーケンス（ＴＱＵＶ）

項

目
注水遅延後ＭＵＷＣ復旧注水

解析開始時刻事 象 発 生 後 1.5h

初期圧力

0.46MPa

初期水量

93t

注水流量

140m ３ ／ h

添付 4.1.1.6−1−6表 1− 3
落下コリ
ウム量

1.3.4

ＩＶＲ現象を解析する評価コードによる現象解析結果

落下コ
落下コリウ
リウム
ムジェット
温度（K） 直径（m）

ギャップへの冷却水浸入制
限の有無

下部プレ
ナムドラ
イアウト

下部ヘッド
破損時刻
（h）

下部ヘッド破損形態

不確かさを考慮したＩＶＲ分岐確率の評価

ＤＥＴヘディング上の各分岐に対して，確率値又は確率密度関数
を 表 1− 4 に 示 す と お り 与 え ，モ ン テ カ ル ロ サ ン プ リ ン グ に よ り 統 計
処理を行うことで，不確かさを考慮したＩＶＲ失敗確率の確率分布
を 評 価 し ，そ の 平 均 値 を Ｉ Ｖ Ｒ 分 岐 確 率 と し て 表 1− 5 に 示 す と お り設定した。

添付 4.1.1.6−1−7

表 1− 4

ＤＥＴ分岐に与えた確率値又は確率密度関数

ＤＥＴ分岐

確率値又は確率密度関数

設定の考え方落下コリウ
ム温度

2,5 00K の 分 岐 に 対 し て 以 下の 確 率 密 度 関 数 を 設 定 し ，残り の 確 率 値 ( 1-p )を 2800K の分岐に対して設定
分布形：三角分布
最 小 値 ： 0 .0
最 尤 値 ： 0 .5
最 大 値 ： 1 .0

確 率 0.5 を 最 尤 値 と し ，0.0 か ら
1.0 の 範 囲 で 三 角 分 布 を 設 定

落下コリウ
ムジェット
直径

3 つの分岐に対してそれぞれ以下の確率値を設定
直 径
確率値
0.0 5m
0.15
0.1 0m0.50
0.1 5m0.35

先に述べたジェット直径の確率
分 布 （ 最 小 値 0.01m ， 最 尤 値
0.10m，最 大 値 0.15m の 三 角 分 布 ）上における 3 つの代表点の確率値（ 補 足 資 料 1.5 ）

ギャップへ
の冷却水浸
入制限の有
無

ＩＶＲ達成
の判定

浸入制限無しの分岐に対して以下の確率密度関数を設
定 し ， 残 り の 確 率 値 (1-p) を浸入制限有りの分岐に対して設定
分布形：三角分布
最 小 値 ： 0 .0
最 尤 値 ： 0 .5
最 大 値 ： 1 .0
（ a） Ｉ Ｖ Ｒ 評 価 結 果 が 「 成功」の場合，成功の分
岐 に 対 し て 1.0 を 設
定，失敗の分岐に対して 0 .0 を 設 定（ b） Ｉ Ｖ Ｒ 評 価 結 果 が 「 失敗」の場合，成功の分
岐 に 対 し て 0.0 を 設
定，失敗の分岐に対して 1 .0 を 設 定

実炉スケールの大量デブリ堆積の場合，下鏡底部のギャップまで冷却水が浸入するか否かは不
確 か さ が 大 き い と 考 え ，0.5 の 確
率 密 度 が 最 も 高 い も の と し ，0 .0
か ら 1.0 の 範 囲 で 三 角 分 布 を 設
定

ＩＶＲ現象を解析する評価コードによる現象解析結果の反映

添付 4.1.1.6−1−8

表 1− 5

ＩＶＲ分岐確率ＩＶＲ分岐確率（ＩＶＲ失敗確率の確率分布の平均値）

添付 4.1.1.6−1−9

補 足 資 料 1.1

ＤＥＴにより不確かさを考慮する
支配パラメータの選定について（ＩＶＲ）

ＩＶＲ現象は，炉心損傷後に溶融炉心が下部プレナム部へ落下して下鏡の上に堆積したとしても，下部プレナムの残存水によって原子炉
圧力容器下部が早期に破損することなく，その後の注水により溶融炉
心が原子炉圧力容器内で冷却・保持される現象である。

これまでの知見より，ＩＶＲ現象の主要過程は以下のように分けられる。
・ 下部プレナムへの溶融物移行（リロケーション）
・ 水中での落下溶融物の分散及び冷却・ 落下・堆積デブリと貫通部との熱的相互作用
・ 堆積デブリ上面からのプール水による冷却・ 連続デブリ層表面でのクラスト形成と溶融プール内自然対流熱
伝達・ 連続デブリ層と下鏡との狭隘ギャップ形成及びギャップ沸騰冷
却・ 原子炉圧力容器下鏡破損

これらの各過程に対する現状の知見及びＩＶＲ現象に支配的なパラメータについて，以下に整理する。

添付 4.1.1.6−1−10

a. 下 部 プ レ ナ ム へ の 溶 融 物 移 行 （ リ ロ ケ ー シ ョ ン ）炉心溶融進展に伴う下部プレナムへのコリウムリロケーション
量（流量と落下総量）は，下部プレナム残存水との相互作用の結果，下部プレナムに堆積するデブリの性状，すなわち後述する粒子状デブリベッドと連続デブリ層との存在割合に大きく影響を与える。
一般に，後期炉心溶融過程については不確かさが大きいが，事故シナリオ（低圧炉心損傷か高圧炉心損傷か，あるいは原子炉圧
力容器内部注水の条件）によって，下部プレナムへのコリウム落
下挙動は異なると考えられる。また，落下コリウムの温度は，下部プレナム残存水との相互作用による冷却水インベントリ減少の
速 さ や 下 鏡 の 熱 負 荷 の 大 き さ に 影 響 す る が ，炉 心 構 成 物 質（ Ｕ Ｏ ２ ，
Ｚ ｒ ，Ｚ ｒ Ｏ ２ 及 び ス テ ン レ ス ス テ ィ ー ル ）に よ っ て 不 確 か さ 幅 を有すると考えられる。
b. 水 中 で の 落 下 溶 融 物 の 分 散 及 び 冷 却
下部プレナムへ炉心溶融物が落下を開始する時点では下部プレナムに残存水があり，水中に溶融物が落下する場合には，ジェッ
トブレークアップにより一部が粒子化することが，実験的に確認
さ れ て い る （ Ｆ Ａ Ｒ Ｏ 実 験 や Ｃ Ｏ Ｔ Ｅ Ｌ Ｓ 実 験 ）。 粒 子 化 す る 割 合が大きいほどデブリは冷却されやすく，ＩＶＲ達成の可能性が大きくなると考えられる。一方，粒子化によってデブリ冷却が促進されるほど，下部プレナム残存水の減少は速く，注水系の復旧タ
イミングや注水流量が重要となる。
落下コリウムの粒子化割合は，ＭＡＡＰコードにも組み込まれて い る Ricou-Spalding の 相 関 式 を コ リ ウ ム の ジ ェ ッ ト ブ レ ー ク ア
添付 4.1.1.6−1−11

ップに応用することによって，下図のように評価が可能である。

図 補 足 1.1− 1

水中での落下溶融物の分散及び冷却

こ の 粒 子 化 割 合 Φ ｅ ｎ ｔ は ，初 期 ジ ェ ッ ト 直 径 ｄ ｄ ｊ ， ０ と プ ー ル 水
深ΔＨｐｏ ｏｌに大きく影響される。ここで，プール水深（プール水量）は事故シナリオに依存するが，初期ジェット直径については
不 確 か さ が 大 き い と 考 え ら れ る 。ま た ，Ｅ ０ は エ ン ト レ イ ン メ ン ト係数と呼ばれる定数項であり，電共研の実験からＣＲＤガイドチ
ュ ー ブ の 存 在 に よ っ て 空 間 的 に 拘 束 が あ る 場 合 に は 0.045 で あ る
ことが確認されている。
c. 落 下 ・ 堆 積 デ ブ リ と 貫 通 部 と の 熱 的 相 互 作 用
ＩＶＲ成立のためには，堆積デブリによって貫通配管部が損傷し な い こ と（ 早 期 の 原 子 炉 圧 力 容 器 破 損 無 し ）が 必 要 条 件 で あ る 。
添付 4.1.1.6−1−12これまでの実験的知見として，某社ＰＷＲの計装配管（二重管）を模擬したＥＰＲＩ／ＦＡＩ実験によれば，溶融物（アルミナ）がペネ部に浸入しても凝固し，圧力バウンダリとしての破損は生じなかったことが報告されている。また，ＣＯＲＶＩＳ実験（スイスＰＳＩ）でも同様に，ドライ条件でＢＷＲドレン配管に溶融物（アルミナ）が浸入しても凝固し，健全性を維持したことが報告されている。これらの実験的知見から，落下・堆積デブリと貫通部との熱的相互作用によって，コリウム落下直後に貫通部の早期破損が生じる可能性は小さいと考えられる。
d. 堆 積 デ ブ リ 上 面 か ら の プ ー ル 水 に よ る 冷 却
水中での落下溶融物の分散によって生じた粒子が堆積して粒子状デブリベッドが生じることは，ＦＡＲＯ実験（ＪＲＣ

ＩＳＰＲＡ）やＣＯＴＥＬＳ実験（ＮＵＰＥＣ）において確認されている。粒子状デブリベッドの下部プレナム残存水による冷却性につい て は ， 既 往 研 究 に 基 づ き Lipinski の ド ラ イ ア ウ ト ヒ ー ト フ ラ ッ
ク ス モ デ ル に よ っ て 除 熱 量 が 評 価 可 能 で あ る 。本 モ デ ル（ 相 関 式 ）による除熱量は主としてデブリ粒子径に依存するが，水中で分散した粒子径については幾つかの相関式やＴＭＩ−２事故分析から
お お む ね 1〜 5mm と 考 え ら れ ， こ の 粒 子 範 囲 で は 粒 子 状 デ ブ リ ベ ッドの崩壊熱を十分に除去可能と評価される。
また，粒子化せず連続層として堆積したデブリからの除熱は，
平 板 で の Kutateladze タ イ プ の 限 界 熱 流 束 相 関 式 （ 最 大 除 熱 量 ）や膜沸騰熱伝達相関式による評価が可能であり，連続デブリ層の崩壊熱が除去可能か否かは連続デブリ層の堆積量（厚さ）に依存する。
添付 4.1.1.6−1−13

e. 連 続 デ ブ リ 層 表 面 の ク ラ ス ト 形 成 と 溶 融 プ ー ル 内 自 然 対 流 熱 伝
達連続デブリ層の表面は，下部プレナム残存水や下鏡との接触により凝固点以下となってクラストを形成し，内部は発熱を伴う自然対流が生じると考えられる。内部発熱を伴う自然対流熱伝達については，方位角に依存した実験相関式により評価が可能である。
f. 連 続 デ ブ リ 層 と 下 鏡 の 狭 隘 ギ ャ ッ プ 形 成 及 び ギ ャ ッ プ 沸 騰 冷 却
下部ヘッドに堆積した連続デブリ層は，下鏡を加熱するものの完全には固着せずにギャップを形成し，下鏡のクリープ変形によるギャップ拡大によって冷却水が浸入したことが，ＴＭＩ−２事
故での下部ヘッド急冷メカニズムと考えられている。ギャップ形
成と容器壁の冷却はＩＶＣ実験（ＦＡＩ社）及びＡＬＰＨＡ実験（ＪＡＥＲＩ）によって確認されている。また，狭隘ギャップでの沸騰除熱特性については，傾斜角度の効果を考慮した電共研実
験相関式より評価が可能である。
た だ し ， 実 炉 ス ケ ー ル で の 堆 積 デ ブ リ 量 は ， 炉 心 全 量 落 下 （ 110
万 kWe 級 プ ラ ン ト ） 条 件 で は 200t 以 上 に も な り ， Ｔ Ｍ Ｉ − ２ 事 故に お け る 20t に 比 べ て 著 し く 大 き い 場 合 が 想 定 さ れ る 。 現 時 点 では，大量の連続デブリ層が堆積した場合にも下部プレナム底部のギャップまで冷却水が浸入するか否かは不確かさが大きいと考えられる。
g. 原 子 炉 圧 力 容 器 下 鏡 破 損
原子炉圧力容器下鏡破損のメカニズムとしては，堆積デブリによって下鏡が加熱された結果，ＣＲＤチューブや計装管を接続する溶接部分の健全性が失われてチューブが逸出するいわゆる添付 4.1.1.6−1−14チューブイジェクション

あるいはれる。 チューブイジェクション

下鏡クリープ破断が想定さは，溶接部でのせん断応力と温度上昇による強度低下から評価することができる。また， 下鏡ク
リープ破断

については，過渡的な下鏡応力及び下鏡温度を評価することによって判定することができる。

添付 4.1.1.6−1−15

補 足 資 料 1.2

落下コリウム量のＭＡＡＰ解析について

図 補 足 1.2− 1 に Ｍ Ａ Ａ Ｐ に よ る 低 圧 シ ー ケ ン ス（ Ｔ Ｑ Ｕ Ｖ ）の 解 析
結果を示す。
解 析 の 結 果 ，70％ 炉 心 が 落 下 す る 結 果 と な る（ relocation#1）。な お ，relocation#2 は ，100％ 炉 心 が 落 下 す る 場 合 を 想 定 し た Ｕ Ｏ ２ 落 下 割 合の時間変化である。

図 補 足 1.2− 1

下部プレナムへのＵＯ２落下割合

添付 4.1.1.6−1−16

補 足 資 料 1.3
ＩＶＲ現象を解析する評価コードについて

Ｉ Ｖ Ｒ 現 象 を 解 析 す る 評 価 コ ー ド の 全 体 モ デ ル 概 要 を 図 補 足 1.3− 1に示す。
本コードは，解析体系を１ボリュームで表し，その底部にコリウムが落下する下部プレナム領域を想定し，原子炉圧力容器下鏡と内部構
造物（ＣＲＤ）をモデル化している。境界条件には，落下コリウム条件（コリウム温度，落下流量，落下継続時間）及び注水条件（注水方法：ＣＲＤ注水又は炉内注水，注水流量等）を設定し，これらの様々な条件でのＩＶＲ評価を行う。
考慮される現象は，水中での溶融コリウム落下挙動から，コリウム堆積後のプール水及び原子炉圧力容器下鏡／内部構造物との熱的相互作用に関わるもので，次のような要素モデルである。
（ 1） プ ー ル 水 中 落 下 時 の 溶 融 物 の 分 散 冷 却
a. 水 中 で の 落 下 溶 融 物 の 分 散 ・ 冷 却 モ デ ル
・ 粒 子 化 割 合 算 出 に Ricou-Spalding の 相 関 式 を 応 用・ 粒 子 径 は Henry 他 の 相 関 式 に よ る
b. 分 散 粒 子 の Ｚ ｒ − 水 反 応 モ デ ル
・ 水 中 で の 粒 子 滞 留 時 間 を 考 慮 し ， Baker-Just の 実 験 デ ー タ に基づくＺｒ酸化割合を入力（ 2） 堆 積 コ リ ウ ム か ら の 熱 移 行
c. 粒 子 状 コ リ ウ ム ベ ッ ド の 冷 却 モ デ ル
・ Lipinski の ド ラ イ ア ウ ト 熱 流 束 相 関 式
d. 連 続 コ リ ウ ム 層 表 面 で の ク ラ ス ト 形 成 と 溶 融 プ ー ル 内 自 然 対
添付 4.1.1.6−1−17流熱伝達モデル・準定常を仮定したクラストエネルギバランス
・ Jahn-Reineke の 発 熱 を 伴 う 自 然 対 流 相 関 式
e. 連 続 コ リ ウ ム 層 上 面 で の 冷 却 モ デ ル
・ プ ー ル 沸 騰 曲 線 に 依 存 し た 熱 伝 達 相 関 式 （ 核 沸 騰 ： Rohsenow，
膜 沸 騰 ： Berenson）
・あるいは，限界熱流束相関式
f. 原 子 炉 圧 力 容 器 下 鏡 と の 間 で の ギ ャ ッ プ 沸 騰 冷 却 モ デ ル・狭 隘 ギ ャ ッ プ の 最 大 熱 流 束 相 関 式 を 用 い る Suh 他 の 評 価 モ デ ル
g. Ｃ Ｒ Ｄ 冷 却 水 に よ る 冷 却 モ デ ル・沸騰曲線に依存したプール沸騰熱伝達相関式（ 3） 原 子 炉 圧 力 容 器 下 鏡 挙 動
h. 原 子 炉 圧 力 容 器 下 鏡 の ク リ ー プ 変 形 モ デ ル
・ラ ー ソ ン ミ ラ パ ラ メ ー タ 相 関 式 を 用 い ，ク リ ー プ 破 断 モ デ ル を
適 用 し た Suh 他 の 評 価 モ デ ル
i. 原 子 炉 圧 力 容 器 外 部 冷 却 モ デ ル・沸騰曲線に依存したプール沸騰熱伝達相関式

添付 4.1.1.6−1−18

（ a） 評 価 コ ー ド の 要 素 モ デ ル

図 補 足 1.3− 1

評価コードの全体モデル概要

添付 4.1.1.6−1−19

補 足 資 料 1.4

ＩＶＲ失敗の判断基準について

ＩＶＲ失敗の判断基準は，ＩＶＲ現象を解析する評価コードによる現象解析に基づき，下鏡貫通配管（ＣＲＤチューブ）の逸出あるいは下鏡のクリープ破断に至った場合とする。
下鏡貫通配管の逸出は，下鏡との溶接部が過温状態となって健全性が失われ，チューブが逸出する「チューブイジェクション」を想定したものである。

下鏡のクリープ破断については，）及びから，破断時間ｔｒを求め，評価する。

過渡計算では，が変化

す る た め ，破 断 時 間 ｔ ｒ も 変 化 す る 。こ の た め ，
添付 4.1.1.6−1−20

のクリープ変形による義し，を定において，評価開始からのを求め，リープ破断と判定する。

添付 4.1.1.6−1−21となる時点でク

補 足 資 料 1.5

落下コリウムジェット直径のＤＥＴ分岐確率の設定の与え方について

落 下 コ リ ウ ム ジ ェ ッ ト 直 径 の 確 率 分 布 図 を 図 補 足 1.5− 1に 示 す 。 Ｄ
Ｅ Ｔ 分 岐 と し て 設 定 し た 3点 （ 0.05m， 0.10m， 0.15m） の 確 率 の 与 え 方は以下のとおり。
（ 1） ジ ェ ッ ト 直 径 が 0.05mの と き
累 積 確 率 は 0.15で あ り ， 確 率 は 0.15と な る 。
（ 2） ジ ェ ッ ト 直 径 が 0.10mの と き
累 積 確 率 は 0.65で あ り ， 確 率 は 0.65− 0.15＝ 0.50と な る 。
（ 3） ジ ェ ッ ト 直 径 が 0.15mの と き
累 積 確 率 は 1.00で あ り ， 確 率 は 1.00− 0.65＝ 0.35と な る 。

図 補 足 1.5− 1

落下コリウムジェット直径の確率分布
添付 4.1.1.6−1−22

2. 格 納 容 器 雰 囲 気 直 接 加 熱 （ Ｄ Ｃ Ｈ ）添付 4.1.1.6−1−23

2.1

現象の概要
格 納 容 器 雰 囲 気 直 接 加 熱 （ 以 下 「 Ｄ Ｃ Ｈ 」 と い う 。） は ， 原 子 炉 圧

力容器が高圧状態で破損することにより，破損口から高速のガス流によって微粒子化したデブリがドライウェル空間部へ移行し，デブリの保有熱及び金属成分と水との反応熱によりドライウェル雰囲気を直接加熱する現象である。ＤＣＨが発生した場合，ドライウェル
雰囲気の直接加熱による非凝縮性ガスの膨張等により格納容器圧力が急激に上昇し，格納容器過圧破損に至る可能性がある。

2.2

ＤＣＨによる格納容器破損の分岐確率の評価方法について

ＲＯＡＡＭ手法により，ＤＣＨによる格納容器破損確率の確率分布
を 以 下 の と お り 評 価 す る 。 Ｒ Ｏ Ａ Ａ Ｍ 手 法 に よ る 評 価 の 流 れ を 図 2− 1に示す。
(1) Ｄ Ｃ Ｈ 現 象 の 支 配 パ ラ メ ー タ に つ い て 確 率 密 度 関 数（ pdf）を 設定する。
(2) 支 配 パ ラ メ ー タ と 格 納 容 器 ピ ー ク 圧 力 と の 因 果 関 係 （ CR） を 評価する。
(3) 格 納 容 器 圧 力 に 対 す る 格 納 容 器 フ ラ ジ リ テ ィ カ ー ブ を 設 定 す る 。
(4) 支 配 パ ラ メ ー タ と 格 納 容 器 ピ ー ク 圧 力 と の 因 果 関 係 及 び 格 納 容器フラジリティカーブを基にモンテカルロサンプリングにより，格納容器破損確率の確率分布を評価する。
以上の評価により得られた格納容器破損確率の確率分布の平均値をＤＣＨによる格納容器破損の分岐確率として設定する。

添付 4.1.1.6−1−24

：不確かさ要因

溶融物条件

炉内での
Ｚｒ酸化割合下部プレナム内
溶融炉心割合pd f

pd f

原子炉圧力容器破損条件

原子炉圧力容器
破損面積
pd f

粒子化デブリのドライウェルへの移行割合
pd f

粒子化デブリの移行条件

支配パラメータと格納容器ピーク圧力との因果関係CR

格納容器ピーク圧力p df
格納容器圧力と格納容器破損確率との因果関係（格納容器フラジリ
ティカーブ）

格納容器破損条件

CR

ＤＣＨによる
格納容器破損確率
p df

図 2−1

ＤＣＨによる格納容器破損確率の評価フロー

添付 4.1.1.6−1−25

2.3

ＤＣＨによる格納容器破損の分岐確率の評価結果

2.3.1

支配パラメータの確率密度関数の設定
ＤＣＨ現象の発生に関連して不確かさを考慮する支配パラメー

タとして以下のパラメータを選定した。
・炉内でのジルコニウム酸化割合
・下部プレナム内溶融炉心割合
・原子炉圧力容器破損面積
・粒子化デブリのドライウェルへの移行割合（ 補 足 資 料 2.1）
選 定 し た 支 配 パ ラ メ ー タ に つ い て ， 表 2− 1 に 示 す と お り 確 率 密度関数を設定した。

添付 4.1.1.6−1−26

表 2− 1
支配パラメータ

炉内でのＺｒ酸化割合支配パラメータの確率密度関数の設定
確率密度関数設定の考え方分布形：三角分布

先行ＰＲＡ［２−１］における複数の専門

最 小 値 ： 0.01

家による確率密度関数の評価の平均値

最 尤 値 ： 0.24を基に設定

最 大 値 ： 0.53

た だ し ，最 小 値 は Ｄ Ｂ Ａ

ＬＯＣＡの上

限値に設定
分布形：三角分布

最 小 値 は ，溶 融 物 落 下 の 早 期 に 下 部 ヘ ッ

最 小 値 ： 0.1

ド が 破 損 し た と し て 10 ％ 炉 心 量 を 設 定

下部プレナム内

最尤値：

最 尤 値 は ，Ｍ Ａ Ａ Ｐ 解 析 に 基 づ き 6 0 ％

溶融炉心割合最 大 値 ： 1.0

炉心量を設定最 大 値 は ，全 量 の 溶 融 物 が 落 下 す る と して 100 ％ 炉 心 量 を 設 定

分布形：三角分布
原子炉圧力容器
破損面積

最 小 値 ： 0.002 m

２

最尤値：

最 小 値 は ，下 部 ヘ ッ ド に 接 続 さ れ て い る
中で最も細い計装配管相当として設定
最 尤 値 は ，Ｃ Ｒ Ｄ 貫 通 部 １ 本 の 破 損 相 当

最 大 値 ： 2.0 m

２

として設定
最大値はクリープ破断相当として設定

以下の評価式に基づ

ドライウェルへ移行する粒子化デブリ

きパラメータサンプの 割 合 （ Fｆ ｒ ａ ｇ ） は ， ペ デ ス タ ル 床 上

リング計算により確の溶融コリウムがガス流によりエント率密度関数を設定

レ イ ン さ れ る 割 合（ F ｅ ｎ ｔ ），エ ン ト レ イ
ンされた粒子がペデスタルから開口部

Fｆ ｒ ａ ｇ ＝ Fｅ ｎ ｔ ×Fｐ

へ 流 出 す る 割 合 （ Fｐ ｄ − ｏ ｕ ｔ ） 及 び ペ デｄ − ｏ ｕ ｔ ×Fｎ ｏ − ｉ ｍ ｐ

ス タ ル 開 口 部 で 付 着 し な い 割 合 （ Fｎ ｏ −ａｃｔｉｍｐａｃｔ粒子化デブリの・ Fｅ ｎ ｔ ＝ 1

ータのサンプリング計算により以下のドライウェルへの・ Fｐ ｄ − ｏ ｕ ｔ

式で確率密度関数を設定

移行割合）を 考 慮 し ，そ れ ぞ れ の パ ラ メ

分布形：一様分布

Fｆ ｒ ａ ｇ ＝ Fｅ ｎ ｔ ×Fｐ ｄ − ｏ ｕ ｔ ×Fｎ ｏ − ｉ ｍ

最小値：

ｐａｃｔ

最大値：

Fｅ ｎ ｔ は ， 保 守 的 に 全 量 が エ ン ト レ イ ン

・ Fｎ ｏ − ｉ ｍ ｐ ａ ｃ ｔ

されるとして 1 を設定

分布形：一様分布

Fｐ ｄ − ｏ ｕ ｔ は ， ペ デ ス タ ル 内 粒 子 移 行 解

最 小 値 ： 0.8

析 結 果 に よ り 0〜 0.007 の 範 囲 で 一 様 分

最 大 値 ： 1.0

布を設定
Fｎ ｏ − ｉ ｍ ｐ ａ ｃ ｔ は ， 粒 子 移 行 解 析 結 果 に
よ り 0.8〜 1.0 の 範 囲 で 一 様 分 布 を 設 定

2.3.2

支配パラメータと格納容器ピーク圧力との因果関係評価

支配パラメータと格納容器ピーク圧力との因果関係を評価するため，それぞれの支配パラメータを最大値と最小値との間で変化させた組合

添付 4.1.1.6−1−27

せをインプットパラメータとしたＭＡＡＰ解析を実施し，それぞれの組 み 合 わ せ の と き の 原 子 炉 圧 力 容 器 破 損 前 の 格 納 容 器 圧 力 （ P０ ） 及 び
Ｄ Ｃ Ｈ 発 生 時 の 格 納 容 器 圧 力 の 上 昇 幅 （ Δ P） を 評 価 し ， 表 2− 2 に 示
すように整理した。
その結果，それぞれの支配パラメータと原子炉圧力容器破損前の格
納容器圧力及びＤＣＨ発生時の格納容器圧力の上昇幅には，以下の因果関係があると分析した。
・ 炉 内 で の Ｚ ｒ 酸 化 割 合 （ X） は ， 図 2− 2 に 示 す と お り ， 原 子 炉 圧
力容器破損前の格納容器圧力に対して線形の関係がある。また，評価範囲ではＤＣＨ発生時の格納容器圧力の上昇幅にはほとんど感度がない。
・ 原 子 炉 圧 力 容 器 の 破 損 面 積 （ A） は ， 図 2− 3 に 示 す と お り ， Ｄ Ｃ
Ｈ発生時の格納容器圧力の上昇幅に対してほぼ指数関数近似が可能である。
・下部プレナム内溶融炉心割合に粒子化デブリのドライウェルへの移行割合を乗じた，全炉心量に対するドライウェルへのデブリ移
行 割 合 （ Ｆ ） は ， 図 2− 3 に 示 す と お り ， Ｄ Ｃ Ｈ 発 生 時 の 格 納 容 器
圧力上昇幅に対してほぼ指数関数近似が可能である。
以上により，支配パラメータと格納容器ピーク圧力との因果関係は以下の関数として示すことができる。また，定数ｃ１〜ｃ５は，最小二 乗 法 に よ る フ ィ ッ テ ィ ン グ 計 算 に よ り ， 表 2− 3 の と お り と な る 。

添付 4.1.1.6−1−28

c1,c2,c3,c4,c5： 定 数

表 2− 2

ＤＣＨ時の格納容器圧力評価結果例

表 2− 3
対象シーケンスｃ１

定数の評価結果
ｃ２

ｃ３

ＴＱＵＸ
長期ＴＢ

添付 4.1.1.6−1−29ｃ４ｃ５図 2− 2

最小二乗法によるフィッティング計算の例

図 2− 3

最小二乗法によるフィッティング計算の例

添付 4.1.1.6−1−30

2.3.3

格納容器フラジリティカーブの設定

格納容器圧力と格納容器破損確率の相関（格納容器フラジリティ
カ ー ブ ） を 図 2− 4に 示 す 。 格 納 容 器 フ ラ ジ リ テ ィ カ ー ブ は ， 代 表 的Mark-Ⅱ 型 格 納 容 器 耐 性 評 価 線 図 （ 図 2− 5） に お い てと仮定し，不確かさを考慮して，とした。

格 納 容 器 破 損 確 率 ［ -］（ 補 足 資 料 2.2）

格 納 容 器 圧 力 ［MPa （ab s）］

図 2− 4

格納容器フラジリティ

添付 4.1.1.6−1−31

図 2− 52.3.4

代 表 的 Mark-Ⅱ 型 格 納 容 器 耐 性 評 価 線 図 [ 2 - 2 ]ＤＣＨによる格納容器破損の分岐確率の評価

支配パラメータと格納容器ピーク圧力との因果関係及び格納容器フラジリティカーブに基づき，モンテカルロサンプリングにより格納容器破損確率の確率分布を評価し，その平均値をＤＣＨによる格納容器
破損の分岐確率として設定した。

添付 4.1.1.6−1−32

表 2− 4

ＤＣＨによる格納容器破損の分岐確率
早期ＲＰＶ破損シナリオ

後期ＲＰＶ破損シナリオ（ＴＱＵＸシーケンス）（長期ＴＢシーケンス）

ＤＣＨによる
格納容器破損確率

図 2− 6

格 納 容 器 破 損 確 率 の 確 率 分 布 評 価 結 果（ Ｔ Ｑ Ｕ Ｘ シ ー ケ ン ス ）図 2− 7格 納 容 器 破 損 確 率 の 確 率 分 布 評 価 結 果（ 長 期 Ｔ Ｂ シ ー ケ ン ス ）添付 4.1.1.6−1−33

2.4

参考文献

[2-1] E.D.Gorham.et.al., "Severe Accident Risk:Methodology fortheContainment Source Term,Concequence,and Risk

Integration Analyses",NUREG/CR-4551,1993[2-2] M.Goto, et al., "Study for Ultimate Capacity of Typical BWR
Containment Vessel in Japan",ICONE-3,1995[2-3] L.G.Greimann, et al., "Reliability Analysis of SteelContainment Strength", NUREG/CR-2442, 1982

添付 4.1.1.6−1−34

補 足 資 料 2.1

ＲＯＡＡＭ手法で不確かさを考慮する支配パラメータの選定について（ＤＣＨ）

ＤＣＨは，シビアアクシデント時において，炉心溶融物が高圧状態
で原子炉圧力容器から噴出した際に，高速のガス流により微粒子化した炉心溶融物がドライウェル空間に流出し，溶融物の保有熱や溶融物中のＺｒと水蒸気との化学反応による発熱により，格納容器雰囲気が直接加熱されることで格納容器圧力の急激な上昇を引き起こす現象である。また，Ｚｒと水蒸気との化学反応に伴い発生する水素ガスによっ て も 格 納 容 器 の 加 圧 が 促 進 さ れ る 。 Ｄ Ｃ Ｈ 現 象 の 概 要 を 図 補 足 2.1−1 に示す。
これまでの知見により，ＤＣＨ現象の主要過程は下記 3 つに分けられる。
(1) 原 子 炉 圧 力 容 器 か ら の 炉 心 溶 融 物 放 出 及 び ガ ス ブ ロ ー ダ ウ ン 過程(2) ペ デ ス タ ル （ ド ラ イ ウ ェ ル 部 ） か ら の 溶 融 物 の 分 散 と 移 行 過 程(3) 格 納 容 器 雰 囲 気 中 で の 粒 子 化 デ ブ リ の 熱 伝 達 及 び 酸 化 反 応 過 程
これらの過程において影響を与えるパラメータ及びそれらのパラメータのうちＲＯＡＡＭ手法による評価において不確かさを考慮する支配パラメータの選定の考え方について，以下に説明する。

(1) 原 子 炉 圧 力 容 器 か ら の 炉 心 溶 融 物 放 出 及 び ガ ス ブ ロ ー ダ ウ ン 過 程①下部プレナム内溶融炉心割合（原子炉圧力容器破損時）
添付 4.1.1.6−1−35

支配パラメータとして不確かさを考慮する。原子炉圧力容器破損時に下部プレナムに存在する溶融炉心がペデスタル（ドライウ
ェル部）床面に落下し，ブローダウンガスによりエントレインされドライウェルに流出することで，格納容器加温及び加圧に影響する支配パラメータとして不確かさを考慮する。
②原子炉圧力容器破損面積
支配パラメータとして不確かさを考慮する。原子炉圧力容器の破損面積は，ブローダウンガス流量及びその継続時間並びに原子炉圧力容器内に蓄積したガスによる格納容器加圧に影響する。ブローダウンガス流量及びその継続時間については，デブリの粒子化割合及び粒子化デブリのドライウェルへの移行割合に影響するが，デブリ粒子化割合については，保守的にペデスタル（ドライウェル部）床面に落下したデブリ全量が粒子化するものとし，粒子化デブリのドライウェルへの移行割合については，当該パラメータの中で不確かさを考慮する。よって，原子炉圧力容器破損面
積は，原子炉圧力容器内に蓄積したガスによる格納容器加圧に影響する支配パラメータとして不確かさを考慮する。
③原子炉圧力容器破損時の 1 次系圧力
支配パラメータとして不確かさを考慮しない。原子炉圧力容器
破損時の 1 次系圧力は，ブローダウンガス流量に影響するが，ブローダウンガス流量は粒子化デブリのドライウェルへの移行割合の中で不確かさを考慮する。
④溶融物放出量とガスブローダウン流量
支配パラメータとして不確かさを考慮しない。溶融物放出量は，保守的に下部プレナム内の溶融炉心の全量が放出するとし，ガス添付 4.1.1.6−1−36

ブローダウン流量は粒子化デブリのドライウェルへの移行割合に影響するが，当該パラメータの中で不確かさを考慮する。
(2) ペ デ ス タ ル か ら の 溶 融 物 の 分 散 と 移 行 過 程⑤デブリの粒子化割合
支配パラメータとして不確かさを考慮しない。保守的にペデスタル（ドライウェル部）に落下したデブリ全量が粒子化するものとして設定する。
⑥粒子化デブリのドライウェルへの移行割合
支配パラメータとして不確かさを考慮する。粒子化デブリのドライウェル（ドライウェル部）床面への移行割合は，格納容器雰
囲気を直接加熱することにより格納容器加温及び加圧に影響するとともに，Ｚｒと水蒸気との反応による反応熱及び水素発生により格納容器加温及び加圧に影響する支配パラメータとして不確かさを考慮する。
(3) 格 納 容 器 雰 囲 気 中 で の 粒 子 化 デ ブ リ の 熱 伝 達 及 び 酸 化 反 応 過 程⑦デブリ粒子径
支配パラメータとして不確かさを考慮しない。デブリ粒子径によりデブリの表面積が決定する。デブリ表面積は，粒子化デブリと格納容器雰囲気との熱伝達及び粒子化デブリと水蒸気との反応に影響するが，保守的にドライウェルに流出した粒子化デブリの保有熱は全て格納容器雰囲気に移行することとし，未酸化Ｚｒは
全て水蒸気と反応するものとする。
⑧炉内でのＺｒ酸化割合
支配パラメータとして不確かさを考慮する。炉内でのＺｒ酸化割合，下部プレナム内溶融炉心割合及び粒子化デブリのドライウ
添付 4.1.1.6−1−37

ェルへの移行割合により，ドライウェルに移行する未酸化Ｚｒ量が決定される。ドライウェルに移行する未酸化Ｚｒ量は，Ｚｒと水蒸気との反応による反応熱及び水素発生により格納容器加温及び加圧に影響する支配パラメータとして不確かさを考慮する。

図 補 足 2.1− 1

ＤＣＨ現象の概要

添付 4.1.1.6−1−38補 足 資 料 2.2

格納容器イベントツリーにおけるＤＣＨの取扱いについて

ＤＣＨに対する格納容器フラジリティは，格納容器圧力に対して設定する。
Ｍａｒｋ−Ⅱ格納容器に対するＤＣＨが発生した場合の，格納容器の圧力，雰囲気温度及び構造材の温度の挙動評価の例について図補足
2.2− 1 に 示 す 。 こ れ に よ る と ， Ｄ Ｃ Ｈ に よ る 格 納 容 器 の 負 荷 と し て は
以下のものが考えられる。
①ドライウェルに拡散した粒子化デブリによるドライウェル雰囲気の急激な加温及び加圧（格納容器過圧破損）②ドライウェル雰囲気からの熱伝達によるドライウェル構造材の比較的緩やかな加温（格納容器過温破損）
ま た ，Ｍ Ａ Ａ Ｐ に よ る 事 故 進 展 解 析（ 第 4.1.1.5− 4 表 参 照 ）の 結 果によれば，Ｍａｒｋ−Ⅱ格納容器では，原子炉圧力容器が高圧で破損した際にＤＣＨが発生しなかった場合においても，原子炉圧力容器が破損した際に噴出される高温のガス流によって加熱され，過温破損に至る。
Ｄ Ｃ Ｈ は 数 分 以 内 の 短 時 間 の 現 象 で あ り ，格 納 容 器 の 負 荷 と し て は
圧 力 が 重 要 で あ る 。よ っ て ，今 回 の Ｐ Ｒ Ａ に お い て は ，Ｄ Ｃ Ｈ に 関 して 図 補 足 2.2− 2 の よ う な イ ベ ン ト ツ リ ー を 設 定 し ， 短 期 間 で 過 圧 破
損 が 発 生 し な い 場 合 は ，必 ず 過 温 破 損 に 至 る と し た（ Ｄ Ｃ Ｈ に よ る 過
圧 破 損 が 発 生 し な か っ た 場 合 の 過 温 破 損 の 確 率 を 1 と し た ）。

添付 4.1.1.6−1−39

ＤＣＨによる格納容器過温破損については，不確かさは存在するものの，イベントツリーにおいてＤＣＨにより過圧破損に至らなかった
場合は必ず過温破損に至ると設定することで，評価結果に与える影響はないと考える。

添付 4.1.1.6−1−40

・ Ｂ Ｗ Ｒ − ５ ／ Ｍ ａ ｒ ｋ − Ⅱ （ 3,293MW） の Ｔ Ｂ シ ー ケ ン ス に 対 する解析・ ド ラ イ ウ ェ ル 空 間 体 積 5400m ３
・ デ ブ リ 初 期 温 度 1,600K
・ デ ブ リ 主 要 組 成 Ｕ Ｏ ２ ； 1.5×10 ５ kg， Ｚ ｒ ； 8.8×10 ４ kg，
Ｚ ｒ Ｏ ２ ； 3.0×10 ４ kg
・ ド ラ イ ウ ェ ル 初 期 圧 力 0.47MPa・ ド ラ イ ウ ェ ル 初 期 温 度 400K
図 補 足 2.2− 1

ＤＣＨ発生時の格納容器挙動（ 出 典 ； Analysis of Direct Containment Heating in a BWR Mark-Ⅱ
Containment, JAERI-memo 05-139）
添付 4.1.1.6−1−41

減圧

ＤＣＨ
Ｔ Ｑ Ｕ Ｖ

過温破損
過圧破損
ＤＣＨによる過圧破損分岐確率

図 補 足 2.2− 2

ＤＣＨのイベントツリー

添付 4.1.1.6−1−423. 炉 外 水 蒸 気 爆 発 （ Ｆ Ｃ Ｉ ）添付 4.1.1.6−1−43

3.1

現象の概要
炉 外 水 蒸 気 爆 発 （ 以 下 「 Ｆ Ｃ Ｉ 」 と い う 。） は ， 原 子 炉 圧 力 容 器 破損後に溶融炉心が放出された際に，高温の溶融炉心が原子炉圧力容器下部の冷却材に落下すること等により水蒸気爆発が発生し，溶融
炉心の持つ熱エネルギが機械エネルギに変換される現象である。な
お ,水 蒸 気 爆 発 と は ，蒸 発 速 度 が 大 き く 蒸 気 圧 力 の 増 加 速 度 が 周 囲 の
液体中での圧力緩和速度より大きい場合に起きる爆発的な反応である。ＦＣＩが発生した場合，爆発による衝撃波等が格納容器の構造物にかかり，格納容器破損に至る可能性がある。

3.2

ペ デ ス タ ル（ ド ラ イ ウ ェ ル 部 ）内 で の Ｆ Ｃ Ｉ に よ る 格 納 容 器 破 損の分岐確率の評価方法について
ＲＯＡＡＭ手法により，ペデスタル（ドライウェル部）内でのＦ

ＣＩによる格納容器破損確率の確率分布を以下のとおり評価する。
Ｒ Ｏ Ａ Ａ Ｍ 手 法 に よ る 評 価 の 流 れ を 図 3− 1 に 示 す 。
(1)

Ｆ Ｃ Ｉ 現 象 の 支 配 パ ラ メ ー タ に つ い て 確 率 密 度 関 数 （ pdf） を 設
定する。

(2)

Ｆ Ｃ Ｉ 発 生 エ ネ ル ギ と 格 納 容 器 破 損 確 率 の 因 果 関 係（ ペ デ ス タ ル
フ ラ ジ リ テ ィ ）（ CR） を 設 定 す る 。

(3)

支 配 パ ラ メ ー タ の モ ン テ カ ル ロ サ ン プ リ ン グ を 実 施 し ，Ｆ Ｃ Ｉ 時に発生する機械エネルギからペデスタル破損確率の確率分布を
設 定 す る 。ま た ，ペ デ ス タ ル 破 損 は 格 納 容 器 破 損 と 仮 定 し て ，格
納容器破損確率の確率分布を評価する。

添付 4.1.1.6−1−44

以上の評価により得られた格納容器破損確率の確率分布の平均値
を，ペデスタル（ドライウェル部）内でのＦＣＩによる格納容器破損の分岐確率として設定する。

：不確かさ要因
炉心溶融量とその相関
pdf
溶融物条件

ＦＣＩに寄与する炉心溶融量
pdf
溶融炉心の粗混合量

溶融炉心の内部エネルギ
pdf

ＦＣＩエネルギ条件

水蒸気爆発に寄与する

機械的エネルギ変換効率

溶融炉心の熱エネルギ

pdf

トリガリング発生有無とＦＣＩエネルギのＦＣＩ発生条件

因果関係
トリガリング発生有：ＦＣＩエネルギ使用
トリガリング発生無：ＦＣＩエネルギ＝０
pdf

ＦＣＩ発生エネルギと格納容器破機械的エネルギ

損確率の因果関係（ペデスタルフラジリティ）
CR

格納容器破損条件

ペデスタル（ドライウェル部）でのＦＣＩによる格納容器破損確率pdf

図 3−1 ペデスタル（ドライウェル部）内でのＦＣＩによる格納容器破損確率の評価フロー
添付 4.1.1.6−1−45

3.3

ペデスタル内でのＦＣＩによる格納容器破損の分岐確率の評価
結果

3.3.1

支配パラメータの確率密度関数の設定

ペデスタル（ドライウェル部）内でのＦＣＩ現象の発生に関連して不確かさを考慮する支配パラメータとして以下のパラメータを選定した。
・ Ｆ Ｃ Ｉ に 寄 与 す る 炉 心 溶 融 量 （ 以 下 「 粗 混 合 量 」 と い う 。）
・溶融炉心の内部エネルギ
・機械的エネルギ変換効率・トリガリング発生確率（ 補 足 資 料 3.1）
選 定 し た 支 配 パ ラ メ ー タ に つ い て ，表 3− 1 に 示 す と お り 確 率 密 度関数を設定した。

添付 4.1.1.6−1−46

表 3− 1
支配パラメータ

支配パラメータの確率密度関数の設定
確率密度関数設定の考え方
代 表 的 な 8 つ の シ ー ケ ン ス の Ｂ Ｗ Ｒ ５ ，Ｍ・炉心溶融量に以下の

Ｍ Ａ Ａ Ｐ 解 析 結 果 に 基 づ き ，炉 心 溶 融 量 の

分布を設定

粗混合量

ａｒｋ−Ⅱ型格納容器プラントにおける分布形：三角分布

分布及び炉心溶融量と粗混合量の因果関

最小値：

係を設定

最尤値：

炉 心 溶 融 量 の 分 布 の 最 大 値 ，最 尤 値 は ，

最大値：
を設定

・上記の分布と，炉心溶融量と粗混合量と炉心溶融量の分布の最小値は，の因果関係から設定
ＭＡＡＰ解析結果に基づく溶融炉心の組
分布形：三角分布

成 ，先 行 研 究 で 設 定 し て い る 溶 融 炉 心 の 融

溶融炉心の内部

最 小 値 ： 1.3 MJ／ kg

点 及 び 過 熱 度 に よ り ，保 有 熱 エ ネ ル ギ に 対エネルギ

最 尤 値 ： 1.4 MJ／ kg

する累積確率を評価した結果に基づき設

最 大 値 ： 1.5 MJ／ kg

定

分布形：三角分布

Ｋ Ｒ Ｏ Ｔ Ｏ Ｓ 試 験 ［ ３ -１ ,２ ,３ ］ の 知 見 （ 変

機械的エネルギ

最 小 値 ： 0.002

換効率は，アルミナ試験では

変換効率

最 尤 値 ： 0.01

（ 補 足 資 料 3.2）

，コ リ ウ ム 試 験 で は 極 め て 小 さ い（最 大 値 ： 0.03を参考に設定実機の炉心溶融物に組成が近いＵ−Ｚｒ−ＳＵＳ混合物から成る溶融物を用いた，

トリガリング

発 生 確 率 0.1 の 二 項 分

水蒸気爆発が発生しやすいと考えられる

発生確率

布

低 圧 ，高 サ ブ ク ー ル 条 件 で の Ｆ Ｃ Ｉ 試 験 結
果 [３ − ４ 〜 ８ ]（ 10 回 の う ち 1 回 Ｆ Ｃ Ｉ が 発生）から設定添付 4.1.1.6−1−47

3.3.2と粗混合量との因果関係評価と粗混合量の因果関係は，以下のように評価した。

① Ｔ Ｅ Ｘ Ａ Ｓ コ ー ド の 実 機 解 析 [３ − ９ ]で は ， 水 蒸 気 爆 発 に よ る 発 生
エネルギが最大となるタイミングが原子炉圧力容器破損後秒後であることを踏まえ，代表的なシーケンスのＭＡＡＰ解析結果（ 図 3− 2）か ら ，最 初 の

秒間にペデスタルに落下したを 粗 混 合 量 と し て 評 価 （ 表 3− 2）。
（ 補 足 資 料 3.3）
② 表 3− 2 のと粗混合量の関係をプロットし，近似曲線を 導 出 （ 図 3− 3）。

表 3− 2

代表的なシーケンスにおける添付 4.1.1.6−1−48と粗混合量

コリ ウム 流 量 ［ kg/s］

ベッ セル破 損 後 の 時 間 ［ s］

代表的なシーケンスにおけるコリウム流量の変化

粗 混 合 量 ［kg］

図 3− 2［to n］

図 3− 3と粗混合量の因果関係

添付 4.1.1.6−1−49

3.3.3Ｆ Ｃ Ｉ 発 生 エ ネ ル ギ と ペ デ ス タ ル 破 損 確 率 の 因 果 関 係（ ペ デ ス
タルフラジリティ）について

ＦＣＩ発生エネルギ（機械エネルギ）とペデスタル破損確率の因
果関係（ペデスタルフラジリティ）は，以下のように設定した。
（ 補 足 資 料 3.4）
① ＦＣＩ発生時の機械エネルギによる鉄筋に発生する塑性ひずみ[３ − １ ０ ]をにより解析。

② 鉄筋の最大引張強さ相当の塑性ひずみが発生する場合のペデス
タル破損確率を，鉄筋に塑性ひずみが発生しない場合はペデスタル破損確率をと仮定。

③ ペデスタル破損確率がの場合の機械エネルギを算出し，の 最 尤 値 と 仮 定 。ま た ，ペ デ ス タ ル 破 損 確 率 が場 合 の 機 械 エ ネ ル ギ を ，そ れ ぞ れ，のの 最 大 値 ，最 小 値 と 仮定。
④ ③にて仮定したにより累積のペデスタル破損確率分布

ペ デス タル 破 損 確 率 ［ -］を 求 め ， ペ デ ス タ ル フ ラ ジ リ テ ィ を 設 定 （ 図 3− 4）。

機 械 エネルギ ［MJ］

図 3− 4

ペデスタルフラジリティ
添付 4.1.1.6−1−50

3.3.4

ペ デ ス タ ル（ ド ラ イ ウ ェ ル 部 ）内 で の Ｆ Ｃ Ｉ に よ る 格 納 容 器 破損の分岐確率の評価

支配パラメータのモンテカルロサンプリングを実施することにより評価したＦＣＩ時に発生する機械エネルギと，ペデスタルフラジ
リ テ ィ に よ り ，ペ デ ス タ ル 破 損 確 率 の 確 率 分 布 を 評 価 し た（ 図 3− 5）。
その平均値として，ペデスタル（ドライウェル部）内でのＦＣＩに
よ る 格 納 容 器 破 損 確 率 の 分 岐 確 率 を 表 3− 3 に 示 す と お り 評 価 し た 。

表 3−3

ペデスタル（ドライウェル部）内でのＦＣＩによる格納容器破損の分岐確率
ペデスタル
ＦＣＩによる
格納容器破損確率

図 3− 5

格納容器破損確率の確率分布評価結果

添付 4.1.1.6−1−51

3.4

サ プ レ ッ シ ョ ン・プ ー ル で の Ｆ Ｃ Ｉ に よ る 格 納 容 器 破 損 の 分 岐 確率について
サプレッション・プールでのＦＣＩによる格納容器破損の分岐確率については，実機の炉心溶融物に組成が近いから成る溶融物を用いた，で の Ｆ Ｃ Ｉ 試 験 [ ３ − ４ 〜 ８ ，１ １ ]におけるトリガリング発生確率を考 慮 し て 設 定 し た（ 表 3− 4）。溶 融 炉 心 は サ プ レ ッ シ ョ ン・プ ー ル に大量に落下すると考えられ，ＦＣＩにより発生する荷重とペデスタ
ル（ドライウェル部）床面が破損した状態におけるペデスタル（ドライウェル部）壁面強度の関係について不確かさが大きいと考えら
れ る こ と か ら ，確 率 値 と し て は ト リ ガ リ ン グ 発 生 確 率 の み を 用 い た 。
な お ， 表 3− 1 の と お り ， ペ デ ス タ ル （ ド ラ イ ウ ェ ル 部 ） で の ト リ
ガリング発生確率は，でのＦＣＩ試験結果から設定している。一方，サプレッション・プールでのＦＣＩによる格納容器破損の分岐確率設定に当たっては，溶融炉心落下時にサプレッション・プールが飽和状態になっていることも考えられることから，

でのＦＣＩ試験も考慮して設定した。

表 3− 4

サプレッション・プールでのＦＣＩによる格納容器破損の分岐確率
サプレッション・プール
ＦＣＩによる

格納容器破損確率

添付 4.1.1.6−1−52

3.5

参考文献

[3-1] I. Huhtiniemi, et al., "Results of recent KROTOS FCI tests:
alumina versus corium melts," Nucl. Eng. Des. 189 379-389,
1999．
[3-2] D. Magallon, "Characteristics of corium debris bed generated
in large-scale fuel-coolant interaction experiments," Nucl .
Eng. Des. 236 1998-2009, 2006．
[3-3] H. S. Park, et al., "Vapor Explosions in One-Dimensional
Large Scale Geometry with Simulant Melts", NUREG/CR-6623,
1999[3-4] D.F.Fletcher, "A Review of the Available Information on the
Triggering Stage of a Steam Explosion",Nuclear
Safety.Vol.35,No.1,1994.
[3-5] H.S.Park et al., "Vapor Explosions in a One-Dimensional Large
Scale Geometry With Simulant Melts",NUREG/CR-6623,1999.
[3-6] M.F.Young et al., "Hydrogen Generation During Fuel/Coolant
Interactions",Nucl.Sci.Eng.,Vol.98,1989.
[3-7] I.Huhtiniemi et al., "Results of Recent KROTOS FCI Tests :Alumina vs. Corium Melts",JAERI-Conf 97-011,1997.
[3-8] M.Kato et al., "COTELS Project(2) : Fuel Coolant Interaction
Tests under Ex-Vessel Conditions",OECD Workshop on
Ex-Vessel Debris Coolability.Karlsuhe.Nov.1999.
[3-9] Nishiura. H. et al. "Assessment of Ex-Vessel Steam Explosion
Energy Using TEXAS-V". Proc. Second Japan-Korea Symposium
on Nuclear Thermal Hydraulics and Safety, Fukuoka, Octorver
添付 4.1.1.6−1−53

15-18, 2000.

[3-11] M.Kato et al., "Fuel Coolant Interaction Tests using UO2Corium under Ex-Vessel Conditions",JAERI-Conf 99-005,1999.

添付 4.1.1.6−1−54

補 足 資 料 3.1

ＲＯＡＡＭ手法で不確かさを考慮する支配パラメータの選定について（ＦＣＩ）

ＦＣＩは，原子炉圧力容器破損後に溶融炉心が放出された際に，高温の溶融炉心が原子炉圧力容器下部の冷却材に落下すること等により，溶融炉心の持つ熱エネルギが爆発的な機械エネルギに変換され，水蒸気爆発が発生する現象である。
これまでの知見により，ＦＣＩ現象は以下に示すような過程を経て進行していくものと提唱されている。
①高温高沸点液体（溶融金属）と低温低沸点液体（水等）の接触②粗混合：溶融金属の固まりが水中で細かくなり分散③膜沸騰：細かく分散した金属液滴の周りを蒸気の膜が覆う④蒸気膜の一部が崩壊⑤金属と水の直接接触⑥高温液滴の細粒化⑦急激な熱移動⑧圧力波の発生⑨圧力波の伝播⑩大規模な水蒸気爆発
特に，機械的エネルギへの変換効率が発生する条件としては，下記の 4 過程が必要であると考えられている。
(1) 粗 混 合 状 態 （ 適 度 な 大 き さ に 細 粒 化 し た 高 温 融 体 と 水 と が 蒸 気膜を介して粗混合）添付 4.1.1.6−1−55

(2) ト リ ガ リ ン グ （ 蒸 気 膜 が 崩 壊 し て 高 温 融 体 と 水 と の 直 接 接 触 を引き起こす）(3) 伝 播 及 び 膨 張 （ 直 接 接 触 と 高 温 伝 播 ・ 沸 騰 ， 高 温 融 体 の 微 粒 化が高速に進み，体系全体へ機械的エネルギを放出）
これらの過程における影響を与えるパラメータ及びそれらのパラメータのうちＲＯＡＡＭ手法による評価において不確かさを考慮する支配パラメータについて選定した。この選定の考え方について，以下に説明する。

(1) 粗 混 合 状 態①炉心溶融量（原子炉圧力容器破損前に下部プレナムに落下する溶融デブリ量）
粗混合量に直接影響するため，不確かさを考慮する。ただし，粗混合状態の過程における支配パラメータである粗混合量の中で炉心溶融量の不確かさを考慮する。
②原子炉圧力容器から放出されるコリウムの特性（流量，組成）
支配パラメータとして不確かさを考慮しない。原子炉圧力容器から放出されるコリウムの特性（流量，組成）は，原子炉圧力容器破損モード・原子炉圧力容器破損時の原子炉圧力により決まり，
溶融炉心の細粒化量に影響する。溶融炉心の細粒化量は粗混合量に影響するため，粗混合量の中で不確かさを考慮する。なお，原
子炉圧力容器の破断口の拡がりについては，粗混合量を評価する
ＭＡＡＰ解析において考慮されている。
③ペデスタル水中における粗混合領域

添付 4.1.1.6−1−56

支配パラメータとして不確かさを考慮しない。ペデスタル（ドライウェル部）水中における粗混合領域は，落下した溶融炉心のジェットからの離脱の態様と水中の落下挙動により決まり，ジェットから離脱した場合，熱伝達によって固化することで，粗混合量は減少する。したがって，本パラメータは粗混合量に影響するため，粗混合量の中で不確かさを考慮する。
④粗混合量
支 配 パ ラ メ ー タ と し て 不 確 か さ を 考 慮 す る 。 粗 混 合 量 は ，「 炉 心
溶融量（原子炉圧力容器破損前に下部プレナムに落下する溶融デ
ブ リ 量 ）」，
「 原 子 炉 圧 力 容 器 か ら 放 出 さ れ る コ リ ウ ム の 特 性（ 流 量 ，組 成 ）」 及 び 「 ペ デ ス タ ル （ ド ラ イ ウ ェ ル 部 ） 水 中 に お け る 粗 混 合領域」等により異なり，ＦＣＩにより発生する機械エネルギに直接影響するため，支配パラメータとして不確かさを考慮する。
(2) ト リ ガ リ ン グ⑤溶融炉心の過熱度
支配パラメータとして不確かさを考慮しない。溶融炉心の過熱度が小さい場合，溶融炉心周りの蒸気膜崩壊時に接触界面温度が固化温度以下に低下してトリガリングが起きないと考えられており，トリガリング発生の有無に対して影響するため，トリガリン
グ発生の有無の中で不確かさを考慮する。
⑥ペデスタルの水温支配パラメータとして不確かさを考慮しない。飽和水に溶融物が落下する場合には，サブクール度によって自発的トリガリングの発生に影響するため，トリガリング発生の有無の中で不確かさを考慮する。
添付 4.1.1.6−1−57

⑦トリガリング発生の有無
支配パラメータとして不確かさを考慮する。トリガリング発生の 有 無 は ，「 溶 融 炉 心 の 過 熱 度 」，「 ペ デ ス タ ル の 水 温 」 等 に よ り 影
響を受け，機械エネルギを発生するかどうかが決まる。したがって，支配パラメータとして不確かさを考慮する。
(3) 伝 播 及 び 膨 張⑧トリガリングのタイミング
支配パラメータとして不確かさを考慮しない。トリガリングのタイミングが早い場合，粗混合状態を形成して水蒸気爆発に寄与する溶融炉心の量が少ないために発生エネルギは低下し，一方でタイミングが遅い場合は，細粒化した溶融炉心の固化が進む上，冷却材ボイド率が高まり発生エネルギは低下するため，本パラメ
ータはＦＣＩにより発生する機械エネルギに影響する。ただし，本 評 価 で は ， 補 足 資 料 3.3 に 記 載 の と お り ， Ｔ Ｅ Ｘ Ａ Ｓ コ ー ド での実機解析の知見を踏まえて，トリガリングタイミングは最も発
生エネルギが高いと考えられるをトリガリングタイミングとしており，支配パラメータとして選定しない。
⑨溶融炉心の内部エネルギ
支配パラメータとして不確かさを考慮する。溶融炉心の内部エ
ネルギは溶融炉心の金属（特にＺｒ）の酸化割合，溶融炉心の融点及び溶融炉心の過熱度により決まり，ＦＣＩにより発生する機
械エネルギに直接影響するため，支配パラメータとして不確かさを考慮する。
⑩粗混合領域のボイド率
添付 4.1.1.6−1−58

支配パラメータとして不確かさを考慮しない。粗混合領域のボイド率が高いと，水の運動エネルギが蒸気相に吸収されてしまう
ため，機械的エネルギ変換効率が低下する。したがって，本パラ
メータは機械的エネルギ変換効率に影響するため，機械的エネル
ギ変換効率の中で不確かさを考慮する。
⑪機械的エネルギ変換効率
支配パラメータとして不確かさを考慮する。機械的エネルギ変
換効率は粗混合領域のボイド率等により異なり，ＦＣＩにより発生する機械エネルギに直接影響するため，支配パラメータとして不確かさを考慮する。

添付 4.1.1.6−1−59補 足 資 料 3.2

溶融炉心の単位質量当たりの保有熱エネルギの評価について

溶 融 物 の 持 つ 単 位 質 量 当 た り の 保 有 熱 エ ネ ル ギ E ｔ（ J／ kg）（ 以 下「 単位 質 量 保 有 熱 エ ネ ル ギ 」と い う 。）は ，次 式 で 定 義 さ れ る 。E ｔ に 機 械 的
エネルギの変換効率を掛けることにより，水蒸気爆発による発生エネ
ルギが評価できる。

表 補 足 3.2− 1 に ，溶 融 物 の 物 性 値 を ま と め て 示 す 。本 表 よ り ，Ｚ ｒ
Ｏ２の液体状態での比熱及び溶融潜熱が比較的大きいことが分かる。
そ こ で ，Ｍ Ａ Ａ Ｐ 解 析 [ １ ] に 基 づ き ，表 補 足 3.2− 2 の と お り Ｚ ｒ Ｏ ２の質量割合の異なる 2 ケースの組成を設定し，さらにコリウム温度に係 る 文 献 [ ２ ， ３ ] を 参 考 に 以 下 の と お り コ リ ウ ム の 融 点 ，相 互 作 用 後 の コ
リウム温度及び溶融炉心の過熱度を仮定し，保有熱エネルギに対する
累 積 確 率 を 評 価 し た 。 そ の 結 果 を 図 補 足 3.2− 1 に 示 す 。

添付 4.1.1.6−1−60図 補 足 3.2− 1 か ら 分 か る よ う に ， Ｚ ｒ Ｏ ２ の 質 量 割 合 が 大 き い 組 成
1 の ケ ー ス の 保 有 熱 エ ネ ル ギ が 高 い こ と か ら ，組 成 1 に お け る 保 有 熱 エ
ネルギに対する累積確率がの場合の単位質量保有熱エネル

ギであるを ，そ れ ぞ れ 最 小値，最尤値，最大値とし，分布は

表 補 足 3.2− 1と仮定した。

物性値のまとめ［２］

ＵＯ２
ＺｒＯ２

固体の比熱
332 J／ kgK
604 J／ kgK

液体の比熱
503J／ kgK
815J／ kgK

溶融潜熱
274J／ kgK
706J／ kgKＺｒ
Stainless S tee l

356 J／ kgK
558 J／ kgK

356J／ kgK
558J／ kgK

225J／ kgK
280J／ kgK

表 補 足 3.2− 2

溶融炉心の組成
組成 2

エネル ギに 対 する 累 積 確 率 ［-］組成 1

溶 融 物 の 単 位 質 量 当 たり の保 有 熱 エネ ルギ ［MJ／ kg］

図 補 足 3.2− 1

溶融物の保有熱エネルギに対する累積確率評価結果
添付 4.1.1.6−1−61

参考文献[1] 「 溶 接 部 等 熱 影 響 部 信 頼 性 実 証 試 験 （ 原 子 炉 格 納 容 器 ） に 関 す
る 報 告 書 」 財 団 法 人 原 子 力 発 電 技 術 機 構 平 成 10 年 度[2] D.T.Hargman, "SCDAP/RELAP5/MOD3.1 Code Manual, MATPRO A
Library of Materials Properties for Light-Water-Reactor
Accident Analysis",NUREG/CR-6150,1995.
[3] O.Zuchuat,et al.,"Steam Explosions-Induced Containment
Filure Studies for SWISS Nuclear Power Plants",OECD/CSNISpecialist Meeting,JAERI,Japan,May 1997.

添付 4.1.1.6−1−62補 足 資 料 3.3

ＴＥＸＡＳコードでの実機解析について

ＴＥＸＡＳコードでの実機解析では，トリガリングのタイミングに対する発生エネルギにはピークがある結果となっている。これは，トリガリングが早いと水中の溶融物量が少ないこと，トリガリングが遅いと粒子が固化したりボイド率が増大して爆発に寄与する溶融物量が少なくなるためである。
したがって，ＴＥＸＡＳコードでの実機解析の知見を踏まえて，本評価におけるトリガリングの最適条件をと し ，そ れ ま で に 落 下 し た 溶 融 物 落 下 量 を 粗 混 合 量 と す る こ と と し た 。

添付 4.1.1.6−1−63補 足 資 料 3.4

ＦＣＩにおけるペデスタルフラジリティ評価方法について

Ｆ Ｃ Ｉ に お け る ペ デ ス タ ル フ ラ ジ リ テ ィ は ，「 3.3.3

ＦＣＩ発生エネルギと格納容器破損確率の因果関係（ペデスタルフラジリティ）について」に記載のとおり，

コードによりＦＣＩ発生時の機械エネルギによる鉄筋に発生する塑性ひずみを評価し，塑性ひず
みの評価結果からペデスタル破損確率に変換し，を仮定する

ことでペデスタルフラジリティを設定している。
以下では，コードの概要，コードによる解析条件及び結果並びにペデスタル破損確率の評価方法について
記載する。
1.

コードの概要コードは，コードで，時間とともに接触条件や構造物形状が変化するような非線形解析が可能である。
2.

コードによる解析条件及び結果(1) 解 析 条 件
コ ー ド を 用 い た 評 価 モ デ ル 概 念 図 を 図 補 足 3.4− 1に示す。体系はＢＷＲ５，Ｍａｒｋ−Ⅱ型格納容器プラントを対象としており，解析範囲は圧力波の伝播による構造物への影響を考慮
して，
その間の

及び
とした。

添付 4.1.1.6−1−64

解析では，下部ドライウェル冷却材中での水蒸気爆発による圧力波が冷却材あるいは蒸気層部を伝播した結果，構造物に生じる荷重・変形の評価を行う。
(2) 解 析 結 果
機械エネルギに対するペデスタル鉄筋に発生する塑性ひずみの評
価 結 果 の 一 例 を ， 図 補 足 3.4− 2 に 示 す 。
解析では，ペデスタル（ドライウェル部）内表面から外側表面に向かって評価点を複数設定しているが，ペデスタル破損確率を評価
す る 際 は 、最 も 塑 性 ひ ず み が 大 き く な っ て い る ペデスタル（ ド ラ イ ウ
ェ ル 部 ） 内 表面から厚み方向に3.

の位置の解析結果を使用している。

ペデスタル破損確率の評価方法① ペ デ ス タ ル が 破 損 す る 塑 性 ひ ず み は ，鉄 筋 の 最 大 引 張 強 さ 時 の 塑性ひずみ
み）に不確定要素）を考慮した塑性ひずとする。すなわち，鉄筋の塑性ひずみ

生させるのに必要な機械エネルギはを発で あ り （ 図 補 足 3.4− 3）， こ の 場 合 ペ デ ス タ ル が 破 損 す る と し て 破 損 確 率 を 100％ と仮定。
② 機械エネルギ

により鉄筋に発生する塑性ひずみはで あ り（ 図 補 足 3.4− 3），以 下 の 式 よ り ペ デ ス タ ル 破 損 確 率 はと 評 価 さ れ る こ と か ら ，機 械 エ ネ ル ギ

を 破 損 確 率 50％ と 設定。

③ 機械エネルギがすることから，を越えた領域で鉄筋に塑性ひずみが発生
は ペ デ ス タ ル 破 損 確 率 を 0％ と 仮 定 。
添付 4.1.1.6−1−65

④ 機械エネルギの最大値，最尤値，最小値を、それぞれとし，分布はを仮定し，累積のペデスタル

破損確率分布を求め，ペデスタルフラジリティを設定。

図 補 足 3.4− 1，

コードを用いた評価モデル概念図（ＢＷＲ５，Ｍａｒｋ−Ⅱ型格納容器プラント）

添付 4.1.1.6−1−66塑 性 ひずみ ［-］図 補 足 3.4− 2

ペデスタル鉄筋に発生する塑性ひずみの評価結果）

塑 性 ひ ずみ ［-］（機械エネルギ機 械 エネルギ ［MJ］

図 補 足 3.4− 3

機械エネルギと鉄筋に発生する塑性ひずみの関係

添付 4.1.1.6−1−67

4. 溶 融 炉 心 ・ コ ン ク リ ー ト 相 互 作 用 （ Ｍ Ｃ Ｃ Ｉ ）添付 4.1.1.6−1−68

4.1 現 象 の 概 要
溶 融 炉 心・コ ン ク リ ー ト 相 互 作 用（ 以 下「 Ｍ Ｃ Ｃ Ｉ 」と い う 。）は ，炉心が溶融し原子炉圧力容器下部ヘッドを溶融貫通してペデスタル（ドライウェル部）床面に落下した場合に発生し，ペデスタル内に堆積した高温の溶融炉心によってコンクリートが熱せられ，熱分解し侵食される現象である。
コンクリートの分解により発生する水蒸気及び二酸化炭素が溶融
炉心内を通過する際，未酸化金属成分と反応して水素や一酸化炭素
等の非凝縮性の可燃性ガスが発生する。これらのガス発生による格
納容器内の加圧が格納容器の閉じ込め機能維持に悪影響を与える可能性がある。
また，堆積溶融物の冷却が不十分で侵食が継続した場合，ペデスタル（ドライウェル部）床が貫通し，溶融炉心がサプレッション・
プールに落下する可能性がある。さらに，サプレッション・プールに落下し堆積した溶融物の冷却が不十分であり，コンクリートの侵食が発生し継続した場合には，放射性物質の地中放出が起きる可能性や，原子炉圧力容器支持構造の強度が低下し，格納容器破損に至る可能性がある。

4.2 Ｍ Ｃ Ｃ Ｉ に よ る 格 納 容 器 破 損 の 分 岐 確 率 の 評 価 方 法 に つ い て
ＲＯＡＡＭ手法により，ＭＣＣＩによる格納容器破損確率の確率分布を以下のとおり評価する。ＲＯＡＡＭ手法による評価の流れを
図 4− 1， 図 4− 2 に 示 す 。
(1)

Ｍ Ｃ Ｃ Ｉ 現 象 の 支 配 パ ラ メ ー タ に つ い て ，確 率 密 度 関 数（ pdf）
を設定する。
添付 4.1.1.6−1−69

(2)支 配 パ ラ メ ー タ を 基 に ，デ ブ リ か ら の 除 熱 量 の 確 率 分 布 を 評 価
する。

(3)

デ ブ リ か ら の 除 熱 量 と Ｍ Ｃ Ｃ Ｉ 継 続 確 率 の 因 果 関 係（ CR）を 評
価する。

(4)

デ ブ リ か ら の 除 熱 量 と Ｍ Ｃ Ｃ Ｉ 継 続 確 率 の 因 果 関 係 （ CR）， 及
び支配パラメータを基に，モンテカルロサンプリングにより，
ＭＣＣＩ継続による格納容器破損確率の確率分布を評価する。

以上の評価により得られた格納容器破損確率の確率分布の平均値
を，ＭＣＣＩによる格納容器破損の分岐確率として設定する。

添付 4.1.1.6−1−70

：不確かさ要因

ペデスタル（ドライウェル部）へ溶融炉心落下
堆積デブリ性状

溶融炉心の拡がり面積
水プールへのpdf

ドライアウト熱流束
水プールへの熱流束

pdf

水プールへの熱伝達量
pdf

溶融炉心落下割合
pdf
除熱量
ＶＳ

溶融炉心の冷却性

ＭＣＣＩ継続確率CR

ＭＣＣＩによるペデスタル（ドライウェル部）床貫通確率

図 4− 1ＭＣＣＩによる格納容器破損確率の評価フロー（ペデスタル（ドライウェル部）床貫通確率評価まで）

添付 4.1.1.6−1−71

：不確かさ要因

サプレッション・プール
へデブリ落下堆 積デブリ性状

溶融炉心の拡がり面積
水プールへのpdf

ドライアウト熱流束
水プールへの熱流束

pdf

水プールへの熱 伝達量pdf

溶融炉心落下割合
pdf
除熱量

溶融炉心の冷却性ＶＳ

ＭＣＣＩ継続確率CR

ＭＣＣＩによる格納容器破損確率

図 4− 2ＭＣＣＩによる格納容器破損確率の評価フロー（サプレッション・プールへデブリ落下後）

添付 4.1.1.6−1−72

4.3

ＭＣＣＩによる格納容器破損の分岐確率の評価結果

4.3.1

支配パラメータの確率密度関数の設定

ＭＣＣＩ現象の発生に関連して不確かさを考慮する支配パラメータとして以下のパラメータを選定した。
・溶融炉心落下割合
・溶融炉心の広がり面積
・水プールへのドライアウト熱流束（ 補 足 資 料 4.1）
選 定 し た パ ラ メ ー タ に つ い て ，表 4− 1，表 4− 2 に 示 す と お り 確 率
密度関数を設定した。

表 4− 1

支配パラメータの確率密度関数の設定（ペデスタル）

支配パラメータ

確率密度関数
分布形：一様分布

溶融炉心落下

上限値：

割合

下限値：

設定の考え方・ＭＡＡＰ解析結果によると全炉心のがペデスタル（ドライウェル部）に落下するが，落下まで想定し設定

溶融炉心の広がり面積

分布形：三角分布・ドライ条件での広がり面積として設定

最小値：ペデスタル（ドラ・最小値は，ペデスタル（ドライウェル

イ ウ ェ ル 部 ） 面 積 の 90％部）床面面積の大部分に広がるものと

最尤値：ペデスタル（ドライウェル部）面積
最大値：ペデスタル（ドラ部）床面全面に広がる可能性が高いこ

イウェル部）面積とを考慮し設定

分布形：三角分布

水プールへのドライアウト
熱流束して工学的判断に基づき設定・最尤値は，ペデスタル（ドライウェル

・ＳＳＷＩＣＳ試験を参考に設定

最小値：

MW／ m２・最小値は，クラスト浸水時のドライア

最尤値：

MW／ m

２

ウト熱流束を想定し，ハードクラスト

MW／ m

２

において水が浸入しない場合の熱流束

最大値：

としても

MW／ m２ 程 度 の 熱 流 束 となることから，浸水による改善を考慮し設定（ 補 足 資 料 4.2）

添付 4.1.1.6−1−73

表 4− 2

支配パラメータの確率密度関数の設定（サプレッション・プール）

支配パラメータ
溶融炉心落下割合

確率密度関数
分布形：一様分布

り面積

レッション・プールに落下すると想定

下限値：

して設定。
ッション・プール水により溶融炉心のプ ー ル 床 面 積 ※ の 50％

広がりが阻害されること，セルフレべ

最尤値：サプレッション・

リング効果による広がりを考慮し，工プ ー ル 床 面 積 の 80％

学的判断に基づき設定

プール床面積ライアウト熱流束・最小値及び最尤値については，サプレ

最小値：サプレッション・

最大値：サプレッション・

水プールへのド・ペデスタル内の全ての溶融炉心がサプ

上限値：
分布形：三角分布

溶融炉心の広が設定の考え方※サプレッション・プール床面積はペデスタル部に相当する面積（粒子径の分布）・プール水中で大部分が粒子化されるた

分布形：三角分布

め ， Lipinski モ デ ル に よ り ， 粒 子 径 ，

最小値：

ポロシティからドライアウト熱流束を

m

最尤値：
最大値：

m

設定

m

（ 補 足 資 料 4.2）

（ポロシティの分布）
分布形：三角分布最小値：（ 補 足 資 料 4.3）・粒子径の確率分布は，ＣＯＴＥＬＳ試
験を参考に設定

最尤値：・ポロシティの確率分布は，種々の粒子最大値：

堆積状態を考慮して設定

4.3.2 デ ブ リ か ら の 除 熱 量 と Ｍ Ｃ Ｃ Ｉ 継 続 確 率 と の 因 果 関 係
単位時間当たりのデブリからの除熱量が与えられた場合のＭＣＣＩ
継続確率を次のような考え方で設定し，デブリからの除熱量とＭＣＣ
Ｉ 継 続 確 率 と の 関 係 式 と す る （ 図 4− 3 及 び 図 4− 4）。
図 4− 5 の Ｍ Ａ Ａ Ｐ 解 析 に 基 づ き ， 溶 融 炉 心 か ら の 除 熱 量 が 崩 壊 熱を除去できれば，その時点でＭＣＣＩが停止する。
溶 融 炉 心 か ら の 除 熱 量 が ， 表 4− 3 に 示 す ペ デ ス タ ル （ ド ラ イ ウ ェル 部 ）床 面 又 は サ プ レ ッ シ ョ ン・プ ー ル へ 溶 融 炉 心 が 落 下 し た 直 後の 崩 壊 熱 Q１ 以 上 で あ る 場 合 ， Ｍ Ｃ Ｃ Ｉ は 進 行 し な い と 想 定 さ れ る
ため，ＭＣＣＩ継続確率としてを設定。

添付 4.1.1.6−1−74

溶 融 炉 心 か ら の 除 熱 量 が ， 表 4− 3 に 示 す コ ン ク リ ー ト 侵 食 が 許 容
限 界 ま で 進 行 し た 時 点 の 崩 壊 熱 Q２ 以 下 で あ る 場 合 ， 許 容 限 界 以 上に 侵 食 さ れ る と 想 定 さ れ る た め ，Ｍ Ｃ Ｃ Ｉ 継 続 確 率 と し てを設定。
（ 補 足 資 料 4.4）
溶 融 炉 心 か ら の 除 熱 量 が ， Q１ と Q２ の 中 間 で あ る 場 合 は ， 許 容 範 囲
内 で あ る 程 度 コ ン ク リ ー ト 侵 食 が 継 続 し た 後 ，Ｍ Ｃ Ｃ Ｉ が 停 止 す ると想定されるため，除熱量で直線内挿してＭＣＣＩ継続率を設定。

表 4− 3

ペデスタル
（ドライウ
ェル部）

デブリからの除熱量の想定

Q1
定 格 出 力 の 1％
×0.8 ※
×溶 融 炉 心 落 下 割 合

Q２
定 格 出 力 の 0.66％×0.8×溶 融 炉 心 落 下 割 合（溶融炉心がペデスタル（
ドライウェル部）へ落下すると想定される事故後 3 時間の崩壊熱を想定）
定 格 出 力 の 0.8％×0.8×溶 融 炉 心 落 下 割 合（コンクリート侵食が，許容限界となると想定される
事 故 後 15 時 間 の 崩 壊 熱 を 想定）
定 格 出 力 の 0.61％×0.8×溶 融 炉 心 落 下 割 合

サプレッシ
ョ ン・プ ー ル※

（溶融炉心がサプレッショ（コンクリート侵食が許容
ン・プールへ落下すると想限界となると想定される事定される事故後 8 時間の崩
故 後 20 時 間 の 崩 壊 熱 を 想
壊熱を想定）
定）
燃 料 損 傷 時 に 高 揮 発 性 核 種（ 希 ガ ス ，ヨ ウ 素 ，セ シ ウ ム 等 ）が 燃 料 外 へ
放 出 さ れ ， 発 熱 に 係 る 核 分 裂 生 成 物 が 80％ に 減 衰 す る 。

添付 4.1.1.6−1−75

MCCI継 続確率 （ − ）図 4− 3デブリからの除熱量とＭＣＣＩ継続確率の関係，ペデスタル）

MCCI継 続確率 （ − ）（図 4− 4（デブリからの除熱量とＭＣＣＩ継続確率の関係，サプレッション・プール）

添付 4.1.1.6−1−76

図 4− 5

ＭＡＡＰ解析結果

4.4.3 Ｍ Ｃ Ｃ Ｉ に よ る 格 納 容 器 破 損 の 分 岐 確 率 の 評 価
支配パラメータのモンテカルロサンプリング結果として得られたデブリからの除熱量の確率分布とＭＣＣＩ継続確率との因果関係により，
ＭＣＣＩ継続による格納容器破損確率の確率分布を評価し，その平均値をＭＣＣＩ継続による格納容器破損の分岐確率として設定した。
格 納 容 器 破 損 確 率 の 確 率 分 布 を 図 4− 6 に ， 分 岐 確 率 を 表 4− 4 に 示す。

表 4− 4ＭＣＣＩによる格納容器破損の分岐確率
ペデスタル(ペ デ ス タ ル（ ド ラ イ
ウェル部）床貫通)

ＭＣＣＩによる格納容器破損確率

添付 4.1.1.6−1−77

サプレッション・プール（格納容器破損）ａ ） ペ デ ス タ ル （ ド ラ イ ウ ェ ル 部 ）（ 床 貫 通 ）ｂ）サプレッション・プール（格納容器破損）
図 4− 6

格納容器破損確率の確率分布

添付 4.1.1.6−1−78

補 足 資 料 4.1
ＭＣＣＩ現象の支配パラメータの選定について

ＭＣＣＩは，炉心損傷進展が抑制されない場合，溶融炉心が格納容
器下部ヘッドを溶融貫通してペデスタルに落下し，落下した溶融炉心が 十 分 に 冷 却 さ れ な い 場 合 に ，高 温 の 溶 融 炉 心 か ら の 熱 の 移 行 に よ り ，
コンクリートが熱分解し侵食される事象である。また，コンクリート
侵食が継続すると，ペデスタル（ドライウェル部）床を貫通してサプ
レッション・プールに落下する。さらに，サプレッション・プールで
ＭＣＣＩが発生し継続した場合，ベースマット貫通による放射性物質の地中放出や原子炉圧力容器支持構造の強度低下による格納容器破損に至る可能性がある。
これまでの知見により，ＭＣＣＩの主要過程は下記２つに分けられる。
(1) 溶 融 炉 心 落 下(2) 溶 融 炉 心 か ら 水 プ ー ル へ の 熱 伝 達
これらの過程における影響を与えるパラメータ及びそれらのパラメータのうちＲＯＡＡＭ手法による評価において不確かさを考慮する支配パラメータについて選定した。この選定の考え方について，以下に説明する。

(1) 溶 融 炉 心 の 落 下①

溶融炉心落下割合
支 配 パ ラ メ ー タ と し て 不 確 か さ を 考 慮 す る 。溶 融 炉 心 落 下 割 合に よ り ，床 上 の 溶 融 炉 心 堆 積 高 さ が 異 な る た め ，溶 融 炉 心 落 下 割
添付 4.1.1.6−1−79

合は堆積溶融炉心の冷却性に直接影響する支配パラメータとして不確かさを考慮する。
②

溶融炉心の広がり支 配 パ ラ メ ー タ と し て 不 確 か さ を 考 慮 す る 。溶 融 炉 心 の 広 が り
面 積 が 小 さ い 場 合 ，堆 積 高 さ は 増 え ，冷 却 性 を 悪 く す る た め ，溶融炉心の広がりは堆積溶融炉心の冷却性に直接影響する支配パラメータとして不確かさを考慮する。

③

溶融炉心落下時の水深
支 配 パ ラ メ ー タ と し て 不 確 か さ を 考 慮 し な い 。水 張 り の 有 無 は ，

溶融炉心の広がり及び水プールへのドライアウト熱流束の設定に 影 響 が あ る た め ，こ れ ら の 支 配 パ ラ メ ー タ に お い て 不 確 か さ を考慮する。
④

粒子化割合（水張り有）支 配 パ ラ メ ー タ と し て 不 確 か さ を 考 慮 し な い 。 Lipinski モ デル に お い て 粒 子 状 コ リ ウ ム ベ ッ ド 高 さ が 考 慮 さ れ て お り ，粒 子 化
割 合 は 粒 子 状 コ リ ウ ム ベ ッ ド 高 さ に 影 響 を 与 え る が ，本 事 象 と して取り得る値の範囲においては熱流束への感度が無いことから，
不確かさを考慮しない。
⑤

塊状溶融炉心高さ（水張り無）支 配 パ ラ メ ー タ と し て 不 確 か さ を 考 慮 し な い 。塊 状 溶 融 炉 心 への 浸 水 に よ り 十 分 な 熱 流 束 が 得 ら れ る と の 知 見 か ら ，水 プ ー ル へのドライアウト熱流束の中で不確かさを考慮する。
(2) 溶 融 炉 心 か ら 水 プ ー ル へ の 熱 伝 達①

水プールへのドライアウト熱流束（水張り無し）
支 配 パ ラ メ ー タ と し て 不 確 か さ を 考 慮 す る 。事 前 水 張 り 無 し 時
添付 4.1.1.6−1−80

の 水 プ ー ル へ の ド ラ イ ア ウ ト 熱 流 束 は ，溶 融 炉 心 落 下 後 の 注 水 におけるクラスト浸水時のドライアウト熱流束として設定する。
②

粒子径（水張り有）
支 配 パ ラ メ ー タ と し て 不 確 か さ を 考 慮 す る 。水 プ ー ル へ デ ブ リ

が 落 下 し た 場 合 ， 水 プ ー ル へ の ド ラ イ ア ウ ト 熱 流 束 は Lipinski
モ デ ル に よ り 計 算 さ れ る た め ， Lipinski モ デ ル の パ ラ メ ー タ である粒子径を考慮する。
③

ポロシティ（水張り有）支 配 パ ラ メ ー タ と し て 不 確 か さ を 考 慮 す る 。水 プ ー ル へ デ ブ リ

が 落 下 し た 場 合 ， 水 プ ー ル へ の ド ラ イ ア ウ ト 熱 流 束 は Lipinski
モ デ ル に よ り 計 算 さ れ る た め ， Lipinski モ デ ル の パ ラ メ ー タ であるポロシティを考慮する。

添付 4.1.1.6−1−81補 足 資 料 4.2
プール水へのドライアウト熱流束の確率分布の設定方法について（１）ペデスタル（ドライウェル部）
事 前 水 張 り 無 し を 想 定 し ，溶 融 炉 心 落 下 後 に 注 水 す る 条 件 に て設定。
最 小 値 は ，ク ラ ス ト 浸 水 時 の 除 熱 量 と し て 設 定 し ，Ｓ Ｓ Ｗ Ｉ Ｃ
Ｓ 試 験 ［ １ ］ に お い て ，ハ ー ド ク ラ ス ト が 生 成 し た 場 合 に お け る 熱流 束 と し て 0.15MW／ m ２ が 与 え ら れ て い る 。 実 際 に は ， ク ラ ス ト
へ の 浸 水 に よ り 熱 流 束 は 更 に 高 く な る と 考 え ら れ る た め ， 0.2MW／ m２ を 設 定 。
最 尤 値 及 び 最 大 値 に つ い て は ，コ ン ク リ ー ト 取 り 込 み 時 の ド ラ
イ ア ウ ト 熱 流 束 （ 図 補 足 4.2− 1） を 基 に 設 定 。

図 補 足 4.2− 1

コンクリート取り込み時のドライアウト熱流束

最 尤 値 は ，玄 武 岩 系（ Ｓ Ｉ Ｌ ）の う ち ，比 較 的 コ ン ク リ ー ト
含 有 量 が 少 な い 領 域 （ 5％ 付 近 ） の 代 表 値 か ら 0.3MW／ m ２ と 設定。
添付 4.1.1.6−1−82

最 大 値 は ， コ ン ク リ ー ト 含 有 率 0％ の 値 に ， 圧 力 上 昇 に よ る
熱 伝 達 促 進 を 加 味 し て 0.5MW／ m ２ と 設 定 。

（２）サプレッション・プール
ａ．粒子径
Ｃ Ｏ Ｔ Ｅ Ｌ Ｓ 試 験 ［ ２ ］ に お い て ，水 中 に 溶 融 炉 心 を 落 下 さ せ た
場 合 の 粒 子 径 （ 図 補 足 4.2− 2） を 基 に 設 定 。

図 補 足 4.2− 2 質 量 平 均 粒 径
図 補 足 4.2− 2 で は ， 粒 径 の 平 均 値 は 約 5mm で あ る こ と か ら ，
最 尤 値 と し て 0.005m を 設 定 。
最 小 値 及 び 最 大 値 に つ い て は ，粒 子 径 が 桁 の 範 囲 で ば ら つ く こと（ 図 補 足 4.2− 3）を 考 慮 し ，そ れ ぞ れ 0.0005m，0.05m を 設 定 。

添付 4.1.1.6−1−83

図 補 足 4.2− 3

粒径と累積保持質量割合ｂ．ポロシティ
最小値は，面心立方格子で最稠密で堆積し，その隙間に小径粒
子 が 入 る こ と を 考 慮 し て 工 学 的 判 断 に お い て 0.2 を 設 定 。
最 大 値 が ， 単 一 粒 径 の 単 純 立 方 格 子 相 当 と し て 0.5 を 設 定 。
最 尤 値 は ， 粒 子 状 ベ ッ ド の ポ ロ シ テ ィ 測 定 値 （ 表 補 足 4.2− 1）を基に設定。
表 補 足 4.2− 1

Miyazaki 他 の 混 合 粒 子 径 ［ ３ ］

添付 4.1.1.6−1−84参考文献[1]Farmer ,M.T., Lomperski ,S. (ANL) and Basu ,S. (NRC),

Statusof the Melt Coolability and Concrete Interaction (MCCI) Programat Argonne National Laboratoryy, Paper 5644, Proc. of
ICAPP

05,Seoul, Korea, May 15-19, 2005

[2]Kato,M. et al.

COTELS Project (2): Fuel Coolant Interaction

Tests under Ex-Vessel Conditions. OECD Workshop on Ex-Vessel

Debris Coolability, Karlsruhe Germany, November 1999.
[3]Miyazaki. 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,Sep.1986.

添付 4.1.1.6−1−85

補 足 資 料 4.3
Lipinski モ デ ル に つ い て
コリウム粒子が堆積して形成される粒子状コリウムベッドの冷却につ い て は 次 式 で 与 え ら れ る Lipinski モ デ ル を 用 い て 除 熱 量 を 評 価 し ている。

添付 4.1.1.6−1−86補 足 資 料 4.4
ＭＣＣＩによる侵食量の許容限界について

ＭＣＣＩによる侵食量の許容限界について，格納容器破損形態を考慮し，ペデスタル（ドライウェル部）及びサプレッション・プールについて，それぞれ以下のとおり設定する。
（１）ペデスタル（ドライウェル部）
ペ デ ス タ ル（ ド ラ イ ウ ェ ル 部 ）に お い て Ｍ Ｃ Ｃ Ｉ が 発 生 し た 場
合 ，壁 面 及 び 床 面 の コ ン ク リ ー ト が 侵 食 さ れ る 。壁 面 が 侵 食 さ れた 場 合 に は ，原 子 炉 圧 力 容 器 支 持 構 造 の 強 度 が 低 下 し ，原 子 炉 圧
力 容 器 の 転 倒 に よ る 格 納 容 器 破 損 等 が 考 え ら れ る 。床 面 が 侵 食 さ
れ た 場 合 に は ，ペ デ ス タ ル 床（ ド ラ イ ウ ェ ル 部 ）を 貫 通 し ，溶 融
炉 心 が サ プ レ ッ シ ョ ン・プ ー ル に 落 下 し 堆 積 す る こ と が 考 え ら れる。
代 表 Ｍ ａ ｒ ｋ − Ⅱ 型 格 納 容 器 プ ラ ン ト で は ，床 面 の 厚 さ は 最 も薄いサンプ部で約m で あ り ，壁 面 の 厚 さ は 約m であることから，床面の貫通が先行して発生するものと考えられる。
以 上 か ら ，ペ デ ス タ ル（ ド ラ イ ウ ェ ル 部 ）に お け る Ｍ Ｃ Ｃ Ｉ については，直接格納容器破損には至らず，床面がm 侵食された 場 合 に ペ デ ス タ ル 床 を 貫 通 し ，溶 融 炉 心 が サ プ レ ッ シ ョ ン・プ
ールに落下し堆積することとする。

（２）サプレッション・プール
サ プ レ ッ シ ョ ン・プ ー ル に お い て Ｍ Ｃ Ｃ Ｉ が 発 生 し た 場 合 ，ペデ ス タ ル（ ド ラ イ ウ ェ ル 部 ）と 同 様 に 壁 面 及 び 床 面（ ベ ー ス マ ッ添付 4.1.1.6−1−87ト）のコンクリートが侵食される。壁面が侵食された場合には，
原 子 炉 圧 力 容 器 支 持 構 造 の 強 度 が 低 下 し ，原 子 炉 圧 力 容 器 の 転 倒に よ る 格 納 容 器 破 損 等 が 考 え ら れ る 。ま た ，ベ ー ス マ ッ ト が 侵 食さ れ た 場 合 に は ，ベ ー ス マ ッ ト を 溶 融 貫 通 し ，放 射 性 物 質 の 地 中
放 出 が 起 き る 可 能 性 が あ る 。た だ し ，ベ ー ス マ ッ ト 溶 融 貫 通 ま での 過 程 で ，壁 面 の 侵 食 に よ り 原 子 炉 圧 力 容 器 支 持 機 能 が 喪 失 し 格
納容器が破損すると考えられる。
以 上 か ら ，サ プ レ ッ シ ョ ン・プ ー ル に お け る Ｍ Ｃ Ｃ Ｉ に つ い ては，壁面がm 侵食された場合に原子炉圧力容器支持構造の強度 が 低 下 し ，原 子 炉 圧 力 容 器 の 転 倒 等 に よ り 格 納 容 器 が 破 損 す る
ものとする。
な お ，サ プ レ ッ シ ョ ン・プ ー ル 側 面 の 侵 食 量 に つ い て は 原 子 炉
圧 力 容 器 支 持 構 造 の 強 度 に 影 響 を 与 え る 量 で は な い が ，保 守 的 な
設 定 と し て ，ペ デ ス タ ル 床 貫 通 相 当 の 侵 食 量 に お い て ，原 子 炉 圧
力容器支持構造の強度が低下し格納容器破損に至るものとして設定している。

以 上 か ら ，ペ デ ス タ ル（ ド ラ イ ウ ェ ル 部 ），サ プ レ ッ シ ョ ン ・ プ ー ル
ともに，ＭＣＣＩによる侵食量の許容限界として，添付 4.1.1.6−1−88m を設定する。

添付資料 4.1.1.6−2
格納容器隔離の分岐確率の妥当性について

1.

格 納 容 器 隔 離 の 参 考 文 献 （ Ｎ Ｕ Ｒ Ｅ Ｇ /Ｃ Ｒ − ４ ２ ２ ０ [ １ ] ）内部事象レベル１．５ＰＲＡにおける格納容器隔離失敗の分岐確率

は，格納容器隔離失敗による大規模な漏えいを想定しており，ＮＵＲ
Ｅ Ｇ /Ｃ Ｒ − ４ ２ ２ ０ を 基 に 5.0E-3／ d と し て 設 定 し て い る 。Ｎ Ｕ Ｒ Ｅ
Ｇ /Ｃ Ｒ − ４ ２ ２ ０ で は ，米 国 の Ｌ Ｅ Ｒ（ Licensee Event Reports）（ 1965年 〜 1984 年 ）を 分 析 し ，表 1 に 示 す と お り 大 規 模 漏 え い 事 象 4 件 を 抽
出 ， 発 生 件 数 4 件 を 運 転 炉 年 （ 740 炉 年 ） で 除 す こ と に よ り ， 格 納 容
器隔離失敗の発生頻度を算出している。
な お ，抽 出 さ れ た 4 件 以 外 に も エ ア ロ ッ ク 開 放 に 関 す る 事 象 が 75 件発生しているが，これらの事象は数時間以内の短時間であり，大規模な漏えい事象には至っていない。

表 1

大規模漏えいとして抽出された事象

Reactor

Year

Event

Oconee 1

1973

Isolation Valves OpenSan Onofre 1

1977

Holes in Containment

Palisades

1979

By-pass Valves Open

Surry 1

1980

Holes in Containment

なお，上記の大規模漏えい事象はいずれもＰＷＲで発生した事象であり，ＢＷＲにおいては，出力運転中は格納容器内を窒素置換し管理しているため，格納容器からの漏えいが存在する場合は，格納容器圧

添付 4.1.1.6−2−1

力の低下等により速やかに検知できる可能性が高いと考えられる。

2.

東海第二発電所で想定される格納容器隔離失敗の経路
東海第二発電所で想定される格納容器隔離失敗は，機械的破損及び人的過誤による隔離機能喪失であり，以下に示すとおりである。
(1)

機械的破損による隔離機能喪失

ａ．格納容器貫通部からの漏えい
格納容器の電気配線貫通部のシール材の劣化や配管貫通部の管台の割れ等がある場合には，格納容器内雰囲気が漏えいする可能性がある。
ｂ．格納容器アクセス部からの漏えい
ドライウェル主フランジ，機器搬入用ハッチ，所員用エアロッ
ク等のアクセス部のシール部又は溶接部が破損している場合には，格納容器内雰囲気が漏えいする可能性がある。
ｃ．格納容器バウンダリからの漏えい
格納容器スプレイ配管，不活性ガス系，可燃性ガス濃度制御系
等は格納容器雰囲気と連通しており，これらのバウンダリが破損し て い る 場 合 に は ，格 納 容 器 内 雰 囲 気 が 漏 え い す る 可 能 性 が あ る 。
(2)

人的過誤による隔離機能喪失

ａ．漏えい試験配管からの漏えい
定期点検時の格納容器漏えい試験の後に，試験配管隔離弁の復旧忘れ等がある場合には、格納容器内雰囲気が漏えいする可能性がある。

添付 4.1.1.6−2−2

3.

最近の米国の格納容器隔離失敗実績に関する参考文献
レ ベ ル １ ．５ Ｐ Ｒ Ａ で は ，1984 年 ま で の デ ー タ を 用 い た Ｎ Ｕ Ｒ Ｅ Ｇ／ＣＲ−４２２０を基に格納容器隔離失敗の分岐確率を設定している。
最 近 の 格 納 容 器 隔 離 失 敗 に 関 す る 報 告 と し て は ，Ｅ Ｐ Ｒ Ｉ 報 告 書 [ ２ ] があ る 。Ｅ Ｐ Ｒ Ｉ 報 告 書 で は ，米 国 に お け る 2007 年 時 点 ま で の 総 合 漏 え
い 率 試 験 （ Ｉ Ｌ Ｒ Ｔ ： Integrated Leak Rate Test） の 実 績 が 整 理 さ れて お り ，大 規 模 漏 え い に 至 る 事 象 と し て は 設 計 漏 え い 率 の 35 倍 を 基 準としているが，発生実績は 0 件となっている。
大 規 模 漏 え い に 至 る 事 象 実 績 0 件 （ 計 算 上 0.5 件 と し て い る ） を Ｉ
Ｌ Ｒ Ｔ 試 験 数 217 件 で 除 し て 隔 離 機 能 喪 失 を 以 下 の と お り 算 出 し た 。
0.5／ 217 ＝ 2.3E-3
大規模漏えいに至る事象実績※： 0.5件ＩＬＲＴ試験数： 217件※

発 生 経 験 が な い た め ， 発 生 実 績 を 0.5件 と 仮 定 。

この値は，ＮＵＲＥＧ／ＣＲ−４２２０で評価された格納容器隔離
失 敗 確 率 の 5.0E-3／ d よ り も 小 さ い 値 と な っ て お り ， Ｅ Ｐ Ｒ Ｉ 報 告 書の結果を考慮してもＮＵＲＥＧ／ＣＲ−４２２０の評価結果を適用す
ることは妥当であると考えられる。

4.

参考文献

[1] NUREG/CR-4220,Reliability Analysis of Containment Isolation
Systems， U.S.NRC,[2]Risk Impact Assessment of Extended Integrated Leak Rate Testing
Intervals, Revision 2-A of 1009325, Final Report ， EPRI,
October 2008
添付 4.1.1.6−2−3

添付資料 4.1.1.6−3
原子炉圧力容器内溶融物保持（ＩＶＲ）の取扱いについて

1.

はじめに
原 子 炉 圧 力 容 器 内 溶 融 物 保 持（ Ｉ Ｖ Ｒ：In-Vessel Retention）は ，

炉心支持板が破損した後に，溶融炉心が原子炉圧力容器下部プレナ
ム部において冷却されることにより，原子炉圧力容器内に保持される現象である。
本 Ｐ Ｒ Ａ で は ， 1979 年 に 発 生 し た 米 国 ス リ ー マ イ ル ア イ ラ ン ド 原
子力発電所２号機の事故においてＩＶＲが達成されたことやＩＶＲに関する実験結果を勘案し，イベントツリーにＩＶＲのヘディングを設け，その達成に分岐確率を与えている。補足資料１にＩＶＲに関する知見を整理する。
シビアアクシデント時においてＩＶＲが達成された場合，溶融炉
心が原子炉圧力容器内に保持されることから，原子炉圧力容器外で発生する物理化学現象（溶融炉心‐冷却材相互作用，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等）の発生を回避することができ，格納容器破損に至る脅威を大幅に低減することができる。このため，ＩＶＲ現象は，シビアアクシデント時の事故進展に大きな影響があるため，本ＰＲＡにおけるＩＶＲの取扱いについて以下に述べる。

2.

本ＰＲＡにおけるＩＶＲの取扱いについて
ＴＱＵＸの事故進展解析において，事象発生から 2 時間後に原子炉注水を実施した場合に，炉心支持板の破損を回避できることをＭ
Ａ Ａ Ｐ コ ー ド に よ り 確 認 し て い る（ 図 １ ）が ，本 Ｐ Ｒ Ａ に お い て は ，
添付 4.1.1.6−3−1

炉心支持板が破損するものと仮定し，下部プレナム部でのＩＶＲの成否）を考慮している。

しかしながら，下部プレナム部でのＩＶＲ現象には大きな不確かさがあることを踏まえ，炉心支持板が破損する仮定に加え，下部プ
レナムでのＩＶＲにも必ず失敗すると仮定した感度解析を実施した。

3.

感度解析
Ｉ Ｖ Ｒ に 必 ず 失 敗 す る と し た 場 合 （ 分 岐 確 率 1） の 感 度 解 析 を 実 施

し，その影響を評価した。感度解析の結果を図 2 及び表１に示す。
これらの結果よりＩＶＲに必ず失敗するとした場合には，過圧破損（長期冷却失敗）が僅かに減少し，水蒸気爆発（ペデスタル（ドライウェル部）及びサプレッション・プール）及び溶融炉心・コン
クリート相互作用が僅かに増加するが，全格納容器破損頻度に対しては，有意な感度がないことがわかる。以上により，ＩＶＲ現象考
慮の有り／無しによる支配的な格納容器破損モードに対して影響はないことを確認した。

添付 4.1.1.6−3−2

表１

ＩＶＲを考慮しない場合の感度解析結果

格納容器破損モード

格納容器破損頻度（／炉年）
ベースケース
感度解析ケース

インターフェイス
シ ス テ ム LOCA

4.8E-10

4.8E-10

格納容器隔離失敗

6.1E-10

6.1E-10

2.5E-08

2.5E-08

6.0E-05

6.0E-05

2.0E-082.0E-08

過 温 破 損 （ R PV 高 圧 破 損 ）7.9E-08

7.9E-08

過 温 破 損 （ R PV 低 圧 破 損 ）4.9E-10

4.9E-10

8.5E-09

8.5E-09

2.2E-14

9.8E-14

2.5E-09

3.4E-09

1.3E-10

1.8E-10

6.1E-05

6.1E-05

過圧破損（未臨界確保失敗）
過圧破損（崩壊熱除去失敗）
過圧破損（長期冷却失敗）

格納容器雰囲気
直接加熱
水蒸気爆発（ ペ デ ス タ ル（ ド ラ イ ウ ェル 部 ））
水蒸気爆発（ サ プ レ ッ シ ョ ン・プ ー ル ）溶融炉心・コンクリート
相互作用
全格納容器破損頻度

添付 4.1.1.6−3−3

上部ガスプレナム
上部タイプレート

燃料部

下部ガスプレナム
下部タイプレート

炉心支持板

図 1

事象発生から 2 時間で原子炉注水した場合の炉心状態

添付 4.1.1.6-3-4

1.0E-03
1.0E-04
感度解析
1.0E-05
ベースケース
格納容器破損頻度（／炉年）

1.0E-06
1.0E-07
1.0E-08
1.0E-09
1.0E-101.0E-11
1.0E-121.0E-13
1.0E-14

格納容器破損モード

図 2

ＩＶＲを考慮しない場合の感度解析結果

添付 4.1.1.6−3−5

補足資料１
原子炉圧力容器内溶融物保持（ＩＶＲ）に関する知見の整理

1． は じ め に
ここでは，ＩＶＲ現象並びにＴＭＩ−２事故及びこれまでに国内外で実施されたＩＶＲに関する試験の結果等の知見を整理した。

2． Ｉ Ｖ Ｒ 現 象 の 概 要 [ １ ](1)

原子炉圧力容器下部ヘッドの破損挙動
原子炉圧力容器下部ヘッドの破損モードとその概要を図 1 に示す。下部ヘッドの破損モードとして，貫通部過温破損，貫通部溶融逸出，下部ヘッド全体破損及び下部ヘッド局所破損が想定される。これらの破損は，下部ヘッド及び制御棒駆動機構案内管などの貫通部における溶融炉心による加熱に伴う温度上昇や原子炉圧力容器の内圧上昇時における下部ヘッドの弾塑性挙動やクリープ
挙動によって支配される。また，下部ヘッド構造材と溶融炉心との材料的な相互作用も下部ヘッドの健全性に影響を与える。
(2)

原子炉圧力容器下部プレナム部での炉心溶融物の挙動
原子炉圧力容器下部プレナム部での溶融炉心の挙動を図 2 に示す。原子炉圧力容器下部プレナム部での溶融炉心の挙動は，炉心溶融物落下時の過程と溶融プール形成時の伝熱流動（成層化）の過程に分けられる。
原子炉圧力容器下部プレナム部での溶融物の挙動は，冷却水の有無に大きく影響される。すなわち，溶融物落下時に下部プレナ
ム部に冷却水が存在する場合は，粒子状デブリの生成，溶融物の添付 4.1.1.6−3−6下部クラストと原子炉圧力容器壁間の間隙（ギャップ）や溶融物中の亀裂（クラック）の生成の促進が期待できる。また，溶融物
落下以降における冷却水注水が存在する場合は，粒子状デブリ層，溶融プール層及び金属層の除熱が促進され，下部ヘッド過熱の抑制が期待できる。

3． 知 見 の 整 理 [ １ ] 〜 [ ３ ](1)

ＴＭＩ−２事故
1979 年 に 発 生 し た 米 国 Ｔ Ｍ Ｉ − ２ の 事 故 で は ， 炉 心 冷 却 機 能 が

喪 失 し た こ と に よ り ，炉 心 の 一 部 が 溶 融 し た が ，事 象 発 生 か ら 約 3
時間半後に運転員が高圧ＥＣＣＳを起動し，その後炉心は再冠水
し た 。Ｔ Ｍ Ｉ − ２ 事 故 で は ，約 19 ト ン の 溶 融 炉 心（ 全 炉 心 の 約 16％ ）が原子炉圧力容器下部に落下したが，下部ヘッドの顕著な破損はなく，溶融炉心が原子炉圧力容器内部に保持された。ＴＭＩ−２の 事 故 後 の 炉 心 状 態 [２ ]を 図 3 に 示 す 。
(2)

ＡＬＰＨＡ実験
ａ．実験の概要
日 本 原 子 力 研 究 所 で は ，事 故 時 格 納 容 器 挙 動 試 験（ Ａ Ｌ Ｐ Ｈ Ａ ）計画において，原子炉圧力容器下部プレナム内における溶融炉心の冷却性に関する実験が実施された。
実験では，テルミット反応により生成したアルミナを模擬溶融
炉心として用い，実験ごとに投入アルミナ重量を変えて，冷却水が存在する下部ヘッド実験容器に落下させている。
なお，自発的な水蒸気爆発の発生を抑制するために，実験設備
を 設 置 し た Ａ Ｌ Ｐ Ｈ Ａ 装 置 の 模 擬 格 納 容 器 内 を 約 1.3MPa ま で 加 圧
添付 4.1.1.6−3−7

している。
ｂ．実験装置の概要
実験装置の概念と下部ヘッド実験容器の構造を図 4 及び図 5 に示す。
ｃ．実験の結果
実験の結果，アルミナと容器壁とが密着せず両者の境界に隙間が 形 成 さ れ ， 固 化 し た ア ル ミ ナ と 容 器 壁 と の 境 界 に 幅 1mm〜 2mm 程度の隙間を確認した。また，隙間への冷却水侵入が，下部プレナ
ム内における溶融炉心の冷却に関与するかの確認のため，溶融炉
心の自然対流により生じる固化体外壁における熱流束と狭隘流路内の限界熱流束を比較評価した。その評価結果を図 6 に示す。図
中 の 曲 線 の 交 点 に 対 応 す る 下 部 プ レ ナ ム 内 溶 融 炉 心 深 さ が ,そ の隙間幅で冷却できる最大深さに相当する。よって，下部プレナムに 形 成 さ れ る 溶 融 炉 心 深 さ が 0.5m 程 度 （ Ｔ Ｍ Ｉ − ２ 事 故 程 度 ） で
あ り ， 1mm〜 2mm の 隙 間 が 形 成 さ れ れ ば 冷 却 可 能 で あ る が ， 大 量 の溶融炉心が下部プレナム移行する状況では，隙間への冷却水侵入だけでは不十分である可能性が高いことが判明した。
(3)

ＬＡＶＡ実験
ａ．実験の概要
韓国原子力研究所（ＫＡＥＲＩ）において，ＬＡＶＡ実験が実施された。実験では，テルミット反応により生成した溶融ア
ルミナのみ又は溶融アルミナと溶融鉄の両方を模擬溶融炉心として用い，冷却水を満たした下部ヘッド模擬実験容器に落下させている。
ｂ．実験装置の概要
添付 4.1.1.6−3−8

実験装置の概要を図 7 に示す。実験容器は炭素鋼製の半球部と 円 筒 部 で あ り ， 半 径 0.25m 及 び 肉 厚 0.025m と な っ て い る 。
ｃ．実験の結果
実験の結果，熱膨張による容器の膨張とともに，大きさの異なる永久歪みが残っていることが示された。また，アルミナのみを模擬溶融炉心として用いた場合，ＡＬＰＨＡ実験と同様に
容器壁温度の急激な低下が観測された。この現象は，実験容器
壁と固化溶融物との境界における隙間形成と隙間内への冷却水の侵入が関連し，冷却水の沸騰で発生する水蒸気が多孔質のア
ルミナ固化体内部を通過して排出されるため，冷却水の侵入が容易になるとの考察がされている。また，アルミナと鉄の混合
溶融物の場合は，アルミナのみに比べて実験容器壁の温度低下
速度が小さくなる結果となっている。
(4)

ＦＯＲＥＶＥＲ実験
ａ．実験の概要
スウェーデン王立工科大学（ＲＩＴ）において実施されているＦＯＲＥＶＥＲ実験は，下部プレナム内における溶融炉心の自然対流，下部ヘッドのクリープ変形及び溶融炉心と下部ヘッ
ド境界におけるギャップ形成とギャップ冷却に関連する実験である。
なお，溶融物の自然対流による容器への熱負荷及び容器のク
リープ変形に関する知見を得ることを目的としているため，冷却水を用いていない。
ｂ．実験装置の概要
実 験 装 置 の 概 要 を 図 8 に 示 す 。 実 験 容 器 は ， 実 炉 の 1／ 10 規
添付 4.1.1.6−3−9

模（ 直 径 0.4m 及 び 肉 厚 0.015m）の 炭 素 鋼 製 の 下 部 ヘ ッ ド 模 擬 容器となっている。
ｃ．実験の結果
実験の結果，初期に熱膨張が見られ，容器を加圧した後にクリープによる容器の変形（膨張）が生じた。クリープ歪み速度は 0.125％ ／ hr 程 度 で あ る 。 変 位 計 測 の 結 果 か ら ， 径 方 向 で はなく軸方向の変位が生じていることが示された。溶融物から容器 へ の 局 所 熱 流 束 の 分 布 を 図 9 に 示 す 。 容 器 中 心 軸 か ら 約 70 度の位置において最大熱流束を示した。この傾向は，これまでに多くの研究機関等で実施された内部発熱を伴う自然対流実験の結果と定性的に一致するものであった。
(5)

米国ＦＡＩにおける実験
ａ．実験の概要
米 国 の Ｆ Ａ Ｉ 社 （ Fauske and Associates ， Inc. ） に お い て ，
ＮＲＣ，ＥＰＲＩ，日本産業界等の出資による国際的な協力プ
ログラムとして炉心溶融物冷却試験が実施された。
また，ＴＭＩ−２炉容器調査計画（ＶＩＰ）では，下部ヘッ
ド の 温 度 が 約 1,100℃ ま で 上 昇 し ， そ の 後 冷 却 さ れ る こ と が わ
かったが，冷却に至るメカニズムは特定できなかったため，原
子炉圧力容器の内壁が高温にさらされた状態において，酸化物
溶融物と密着しないことにより冷却される点に着目して実験が実施されている。
実 験 は ， 2 つ の フ ェ ー ズ か ら な り ， い ず れ も 内 径 30cm の 模 擬
原子炉圧力容器下部ヘッドに，高温の模擬溶融物質を落下させている。フェーズ 1 では，模擬下部ヘッドの中に，テルミット
添付 4.1.1.6−3−10

反応により溶融させた溶融二酸化アルミニウムと溶融鉄との混合 物 約 40kg を 流 入 さ せ る 。フ ェ ー ズ 2 で は ，テ ル ミ ッ ト 反 応 に
よって溶融させた溶融二酸化アルミニウムと溶融鉄の混合物か
ら 二 酸 化 ア ル ミ ニ ウ ム の み 約 20kg を 分 離 し て 模 擬 下 部 ヘ ッ ドに落下させている。
ｂ．実験装置の概要
実 験 装 置 の 概 要 を 図 10 に 示 す 。
ｃ．実験の結果
実験の結果，模擬下部ヘッド内に水が存在する場合に，溶融
鉄と溶融二酸化アルミニウムの混合物の場合及び溶融二酸化ア
ルミニウム単独でも，溶融物は容器に密着することなく容器壁
は，浸食されないことを確認した。また，フェーズ 2 では貫通部を設置したが，この溶接部にも，溶融物は密着しなかった。
溶融物の表面に形成されたクラストと模擬圧力容器の内壁面にギャップが確認され，それは容器下端で最も大きいことがわかった。また，このギャップと容器壁の間において，二相流による冷却現象が確認された。
溶融物の上面の水が存在することで，下部ヘッドの冷却が促進されるデータが得られたが，冷却率はギャップへの水の侵入に依存すると考えられている。
実 験 で は ， 約 1MPa 以 上 の 条 件 で 実 施 し た が ， 水 蒸 気 爆 発 は 発生しなかった。
(6)

ＭＡＳＣＡ計画
ａ．試験の概要
ＭＡＳＣＡ試験は，経済協力開発機構国際協力プロジェクト
添付 4.1.1.6−3−11において実施され，ＩＶＲに関する実コリウムを用いた試験である。
ＭＡＳＣＡ計画はスウェーデンのＲＩＴの試験において，成層化により原子炉圧力容器への熱流束が 3 倍程度変化することが確認され，さらに，核分裂生成物及び崩壊熱の発生分布も非均質に分布する可能性がわかったことから，実コリウムの化学的 挙 動 を 把 握 す る こ と を 目 的 に ，フ ェ ー ズ 1，フ ェ ー ズ 2 が 実 施され，逆成層化（金属層が酸化物層の下に成層化する現象）等の新たな知見が得られた。
ｂ．試験装置の概要
試 験 装 置 の 概 要 を 図 11 に 示 す 。
ｃ．試験の結果
フェーズ 1 試験の結果は，炭素のデブリの成層化への影響が定量的に把握された。さらに，デブリに鉄が含まれると，鉄にウラン金属が移行して密度が高くなり，酸化物層の下に成層化
する逆成層化が確認された。既存のシビアアクシデント解析コードで想定されていた原子炉圧力容器下部ヘッド内の成層化とＭ Ａ Ｓ Ｃ Ａ 計 画 の 結 果 を 図 12 及 び 図 13 に 示 す 。 図 13 に 示 す ように，金属層にＵやＺｒが移行して密度が高くなり酸化物の下に成層化し，遅れて落下してくるスチールが上部に残る可能性
が 示 さ れ た 。ま た ，制 御 材 の Ｂ ４ Ｃ が 成 層 化 に 影 響 す る こ と が わかった。
フ ェ ー ズ 2 試 験 で は ， 鉄 割 合 30wt％ ま で 含 む コ リ ウ ム の 成 層
化 状 態 を 把 握 す る 実 験 が 実 施 さ れ ，Ｂ ４ Ｃ の 成 層 化 は 鉄 割 合 が 高
く な る と Ｂ ４ Ｃ の 影 響 が ほ と ん ど な く な る こ と が わ か っ た 。ま た ，
添付 4.1.1.6−3−12酸化雰囲気における試験では，逆成層化した鉄を含む未飽和酸
化コリウムを高温のまま酸化雰囲気にすると，ＵやＺｒの酸化が進み，金属層の密度が低下し，酸化物層の下に成層化する結果が得られた。
(7)

ＭＡ試験及びＢ４Ｃ試験
ＭＡＳＣＡ試験で最も重要な成果となったスチールを含むデブ リ の 逆 成 層 化 に 関 す る 試 験 の 概 要 及 び 結 果（ Ｍ Ａ 試 験 及 び Ｂ ４
Ｃ試験）を以下に説明する。
ａ．ＭＡ試験
Ｍ Ａ 試 験 は ， 約 2kg の コ リ ウ ム を 溶 融 ・ 保 持 す る も の で ， Ｍ
ＡＳＣＡ計画で中規模試験として位置づけられている。試験装置にコールドルーシブル手法を用いることで，チューブと溶融物との相互作用を防止し，スーパーヒート状態の酸化物と金属の混合溶融物を保持することができる。
Ｍ Ａ Ｓ Ｃ Ａ 計 画 で は ， Ｍ Ａ 試 験 を 6 ケ ー ス （ Ｍ Ａ − 1〜 Ｍ Ａ −6） 実 施 し て い る 。
分析の結果，装填時にＵＯ２，ＺｒＯ２，Ｚｒ及びＦｅの混合物 で あ っ た も の が 溶 融 す る と ，Ｕ Ｏ ２ が Ｚ ｒ に よ っ て 還 元 さ れ Ｕ金属となり，このＵと残りのＺｒがＦｅとともに金属層を形成していることが示された。Ｕ金属の密度が高いことにより金属層の密度が高くなり，酸化物層の下に成層化したことがわかる。
一方，酸化度の高いコリウム及びスチール割合の高いケースでは，金属層が上部に残る形となった。これは，酸化割合が高いと還元されて金属層への移行するＵが少なくなり，スチール割合が高いと金属層中のＵの割合が減少し，金属層の密度が低く
添付 4.1.1.6−3−13なるためであることわかった。
ｂ．Ｂ４Ｃ試験
Ｂ４Ｃ試験は，制御材のＢ４Ｃによる影響を把握する目的で実施 さ れ ， 約 300g の コ リ ウ ム を 溶 融 で き る 試 験 装 置 を 用 い ，
0.5wt％ の Ｂ ４ Ｃ を 含 む Ｃ − 34 コ リ ウ ム を 溶 融 し た 後 ， 約 2wt％のＦｅを投入し，生成されたインゴットの分析を実施している。
分 析 の 結 果 ，Ｆ ｅ 割 合 が 小 さ い 場 合 に Ｂ ４ Ｃ の 添 加 に よ る 金 属
相 割 合 が 大 き く 増 加 し ，Ｆ ｅ 割 合 が 大 き く な る と Ｂ ４ Ｃ の 影 響 は小さくなることがわかった。これは，溶融したＢやＣが金属層に 含 ま れ る こ と か ら ，Ｆ ｅ 割 合 が 増 加 す る と Ｂ ４ Ｃ が 希 釈 さ れ るためであることわかった。

参考文献：
[１ ]

シ ビ ア ア ク シ デ ン ト 熱 流 動 現 象 評 価（ 平 成 13 年 3 月 ，社 団 法 人
日本原子力学会）[２ ]J. M. Broughton, et al.: A Scenario of the Three Mile Island
Unit 2 Accident, Nuclear Technology, Vol.87, No.1, p.35, 1989

[３ ]平 成 21 年 度 原 子 炉 施 設 の ア ク シ デ ン ト マ ネ ー ジ メ ン ト に 係 る 知
識 ベ ー ス の 整 備 に 関 す る 報 告 書 ＝ 環 境 へ の 影 響 緩 和 ＝（ 平 成 22 年
10 月 ， 独 立 行 政 法 人 原 子 力 安 全 基 盤 機 構 ）添付 4.1.1.6−3−14

添付 4.1.1.6−3−15
図 1

原 子 炉 圧 力 容 器 下 部 ヘ ッ ド の 破 損 モ ー ド と そ の 概 要 [１ ]添付 4.1.1.6−3−16
図 2

原 子 炉 圧 力 容 器 下 部 プ レ ナ ム 部 で の 溶 融 炉 心 の 挙 動 [１ ]

図 3

Ｔ Ｍ Ｉ − ２ の 事 故 後 の 炉 心 状 態 [２ ]添付 4.1.1.6−3−17

図 4

Ａ Ｌ Ｐ Ｈ Ａ 実 験 装 置 の 概 念 [１ ]図 5

下 部 ヘ ッ ド 実 験 容 器 の 構 造 [１ ]添付 4.1.1.6−3−18

図 6

実 験 規 模 に お け る （ 半 径 2m） 隙 間 内 冷 却 水 侵 入 の 効 果 [ １ ]図 7

Ｌ Ａ Ｖ Ａ 実 験 装 置 の 概 要 [１ ]添付 4.1.1.6−3−19

図 8

図 9

Ｆ Ｏ Ｒ Ｅ Ｖ Ｅ Ｒ 実 験 装 置 の 概 要 [１ ]Ｆ Ｏ Ｒ Ｅ Ｖ Ｅ Ｒ ／ Ｃ 1 実 験 に お け る 局 所 熱 流 束 の 分 布 [１ ]添付 4.1.1.6−3−20

図 10

図 11

Ｆ Ａ Ｉ 試 験 装 置 の 概 要 [１ ]Ｍ Ａ Ｓ Ｃ Ａ 試 験 装 置 の 概 要 [３ ]添付 4.1.1.6−3−21図 12

既存シビアアクシデント解析コードで想定されていた
原 子 炉 圧 力 容 器 下 部 ヘ ッ ド 内 の 成 層 化 [３ ]図 13ＭＡＳＣＡ試験で得られた原子炉圧力容器下部ヘッド内の成 層 化 状 況 [３ ]添付 4.1.1.6−3−22

添付資料 4.1.1.7−1
ペデスタル内サンプ及びサンプドレン配管図について

以下に東海第二発電所ペデスタル内サンプ配置図及びサンプドレン
配管図を示す。

添付 4.1.1.7−1−1