東海第二発電所 審査資料
資料番号
PS-C-1 改 37
提出年月日
平成 29 年 8 月 18 日

東海第二発電所

重大事故等対策の有効性評価

平成 29 年 8 月
日本原子力発電株式会社
本資料のうち，は商業機密又は核物質防護上の観点から公開できません。

下線部：今回提出資料
目

1.

次

重大事故等への対処に係る措置の有効性評価の基本的考え方
1.1

概

1.2

評価対象の整理及び評価項目の設定

1.3

評価に当たって考慮する事項

1.4

有効性評価に使用する計算プログラム

1.5

有効性評価における解析の条件設定の方針

1.6

解析の実施方針

1.7

解析コード及び解析条件の不確かさの影響評価方針

1.8

必要な要員及び資源の評価方針

付録１

要事故シーケンスグループの抽出及び重要事故シーケンスの選定について

付録２

原子炉格納容器の限界温度・圧力

付録３

重大事故等対策の有効性評価に係るシビアアクシデント解析コード
について

2.

運転中の原子炉における重大事故に至るおそれがある事故
2.1

高圧・低圧注水機能喪失

2.2

高圧注水・減圧機能喪失

2.3

全交流動力電源喪失

2.3.1

全交流動力電源喪失（長期ＴＢ）

2.3.2

全交流動力電源喪失（ＴＢＤ，ＴＢＵ）

2.3.3

全交流動力電源喪失（ＴＢＰ）
目-1

付録２

原子炉格納容器の限界温度・圧力

本資料のうち，は商業機密又は核物質防護上の観点から公開できません。

目

1.

次

評価の概要

(1)

はじめに

1

(2)

原子炉格納容器の概要

1(3)

限界温度・圧力の設定

1(4)

評価内容及び評価結果の概要

2

(5)

a.

評価対象

3

b.

機能喪失要因

5

c.

評価方法

6

d.

評価結果の概要

10

まとめ

46

≪別紙≫
1.

原子炉格納容器本体

1.1

評価方針

1-1

1.2

評価結果

1-5

2.

トップヘッドフランジ

2.1

評価方針

2-1

2.2

評価

2-5

2.3

評価結果

2-26

3.

機器搬入用ハッチ

3.1

評価方針

3-1

3.2

評価

3-5

3.3

評価結果

3-26

4.

サプレッション・チェンバアクセスハッチ

4.1

評価方針

4-1

4.2

評価

4-5

4.3

評価結果

4-27

5.

所員用エアロック

5.1

評価方針

5-1

5.2

評価

5-6

5.3

評価結果

5-12

6.

配管貫通部

6.1

概要

6-1

6.2

配管貫通部（接続配管）

6-2

6.2.1

評価方針

6-2

6.2.2

評価

6-3

6.2.3

評価結果

6-5

6.3

配管貫通部（スリーブ）

6-11

6.3.1

評価方針

6-11

6.3.2

評価

6-13

6.3.3

評価結果

6-19

6.4

配管貫通部（平板類）

6-20

6.4.1

評価方針

6-20

6.4.2

評価

6-22

6.4.3

評価結果

6-28

6.5

配管貫通部（セーフエンド）

6-29

6.5.1

評価方針

6-29

6.5.2

評価

6-30

6.5.3

評価結果

6-31

6.6

配管貫通部（伸縮継手）

6-32

6.6.1

評価方針

6-32

6.6.2

評価

6-33

6.6.3

評価結果

6-34

7.

電線管貫通部

7.1

概要

7-1

7.2

電線管貫通部（アダプタ）

7-3

7.2.1

評価方針

7-3

7.2.2

評価

7-3

7.2.3

評価結果

7-5

7.3

電線管貫通部（ヘッダ）

7-6

7.3.1

評価方針

7-6

7.3.2

評価

7-6

7.3.3

評価結果

7-9

7.4

電線管貫通部（モジュール）

7-11

7.4.1

評価方針

7-11

7.4.2

評価

7-12

7.4.3

評価結果

7-15

8.

原子炉格納容器隔離弁

8.1

概要

8-1

8.2

原子炉格納容器隔離弁（不活性ガス系バタフライ弁）

8-2

8.2.1

評価方針

8-2

8.2.2

評価

8-3

8.2.3

評価結果

8-3

8.3

原子炉格納容器隔離弁（TIP ボール弁）

8-5

8.3.1

評価方針

8-5

8.3.2

評価

8-6

8.3.3

評価結果

8-6

参考資料 1

実機フランジ試験の概要について

参考資料 2

改良 EPDM 材における縮小モデル試験結果の適用について

参考資料 3

改良 EPDM 材における各試験について参考資料 4

改良 EPDM シール材の試験について参考資料 5

バックアップシール材の試験について参考資料 6

経年劣化を考慮したシール機能について参考資料 7

化学薬品，潤滑油等のシール機能への影響について

参考資料 8シール材の運転環境（放射線量，温度）の考慮について参考資料 9黒鉛製シール材について

参考資料 10

試験データの代表性・信頼性について

参考資料 11

フランジ開口量評価の妥当性について（構造解析との関連性）

参考資料 12

原子炉格納容器のリーク発生順序及び各部位の裕度について参考資料 13

所員用エアロック開口量評価に係る変形支点の変位の影響について

参考資料 14

電気線管貫通部のシール性能に係るアレニウス則評価の位置
付けについて

参考資料 15

動的荷重の影響について

参考資料 16モデル化している各部位の耐震性について

参考資料 17

フランジ部の永久変形の評価について

参考資料 18

原子炉格納容器 評価温度・圧力負荷後の耐震性参考資料 19

格納容器隔離弁の SA 環境下における耐性確認試験の概要について参考資料 20

原子炉格納容器

限界温度・圧力に対する経年劣化の影響について
参考資料 21200℃，2Pd の適用可能時間を過ぎてから用いる限界圧力・温度について参考資料 22

原子炉格納容器貫通部リスト

1.

評価の概要

(1)

はじめに
東海第二発電所の重大事故等対策の有効性評価において，原子炉格納容器の評価温度及び圧力をそれぞれ 200℃，2Pd（0.62MPa[gage]，Pd：最高使用圧力（0.31MPa[gage]））としていることから，以下にその根拠と妥当
性を示す。

(2)

原子炉格納容器の概要
東海第二発電所の原子炉格納容器は，鋼製円錐フラスタム型のドライウ
ェル，鋼製円筒型のサプレッション・チェンバから構成される，Mark-Ⅱ型
鋼製格納容器である。
原子炉格納容器の耐圧機能及び気密機能は，設計基準事故時の環境条件に基づき設計しており，最高使用温度はドライウェル 171℃，サプレッション・チェンバ 104.5℃，最高使用圧力は 0.31MPa[gage]である。
建設時の工事計画認可申請（以下「既工認」という。）において，最高使用温度，圧力を用いた強度評価を行い，設計基準事故時において構造が健全であることを確認している。

(3)

限界温度・圧力の設定
原子炉格納容器の評価温度及び圧力については，重大事故等時において，原子炉格納容器の機能である放射性物質の閉じ込め機能を確保できるものとする。
原子炉格納容器の限界温度・圧力は，下記の既往研究で得られた知見に加え，重大事故等対策の有効性評価における事故シナリオを考慮し実施した試験等による原子炉格納容器の破損・漏えい限界に対し，余裕を1

1

考慮した値として 200℃，2Pd を設定している。

【既往研究】
a.

（財）原子力発電技術機構「重要構造物安全評価（原子炉格納容器信頼性実証事業）に関する総括報告書（平成 15 年 3 月）」（以下「ＮＵＰＥＣ試験」という。）

b.

電力共同研究「格納容器電気ペネトレーションの特性確認試験（昭和 62 年度）」（以下「電気ペネ共研」という。）

上記の既往研究では，事故時の放射性物質の閉じ込め機能確保の観点から，「構造健全性」「シール部の機能維持」に着目した破損モードを抽出し，評価対象部位を選定して健全性評価をしており，200℃，2Pd に対して，原子炉格納容器の健全性が確保される知見を得ている。
具体的には，既往研究「a.

ＮＵＰＥＣ試験」では，Mark-Ⅱ改良型鋼製格納容器を模擬した 1／10 スケールの試験体が破損するまで加圧する試験を実施した結果，約 4.6MPa[gage]まで破損が生じない結果となっている。
既往研究「b.

電気ペネ共研」では，電気配線貫通部モジュールについて，実機の電気配線貫通部の構造を反映した試験体を用い，ＬＯＣＡ
時の圧力，温度条件を超える条件下で気密性能について検証を行い，シール部の健全性確認を行っている。

(4)

評価内容及び評価結果の概要
以下 a.〜d.に評価内容及び評価結果の概要を示す。
なお，評価内容及び評価結果の詳細については別紙に示す。
2

2

a.

評価対象
重大事故等時に放射性物質の閉じ込め機能を確保するためには，200℃，
2Pd の環境下における原子炉格納容器本体等の構造健全性を確認する必要がある。また，福島第一原子力発電所事故において，原子炉格納容器からの漏えい要因の一つとして推定されている開口部等のシール部についても，
200℃，2Pd の環境下での機能維持を確認する必要がある。
このことから，原子炉格納容器本体に加えて，開口部及び貫通部の構成
品，また，ガスケットの劣化及びシート部の開口に伴いリークパスになる可能性があるシール部について評価する。
評価対象となる原子炉格納容器バウンダリ構成部を以下に示す。また，
バウンダリ構成部の概要図を第 1 図に示す。

①

原子炉格納容器本体②

トップヘッドフランジ③

機器搬入用ハッチ④

サプレッション・チェンバアクセスハッチ⑤

所員用エアロック

⑥

配管貫通部
・接続配管
・スリーブ
・平板類 ※ ，セーフエンド，伸縮継手※：平板，穴あき平板，フランジ，ボルト締め平板，フルードヘッド⑦

電気配線貫通部・アダプタ，ヘッダ，モジュール⑧

原子炉格納容器隔離弁

33

① 原子炉格納容器本体（トップヘッド）② トップヘッドフランジ⑦ 電線管貫通部⑥ 配管貫通部①原子炉格納容器本体（ ドライウェル）⑧ 原子炉格納容器隔離弁③ 機器搬入用ハッチ⑤ 所員用エアロック① 原子炉格納容器本体（サプレッション・チェンバ）④ サプレッション・チェンバ
アクセスハッチ第1図： 原子炉格納容器バウンダリ

原子炉格納容器バウンダリ構成部の概要図

4

4

b.

機能喪失要因原子炉格納容器バウンダリ構成部の重大事故時における放射性物質の閉じ込め機能喪失の要因（以下「機能喪失要因」という。）として，原子炉格
納容器内の温度，圧力条件や原子炉格納容器本体の変形から，第 1 表に示す機能喪失要因が想定される。

第1表

評価対象における機能喪失要因
機能喪失要因

評価対象

構造部

シール部

延性破壊

−

延性破壊

−

フランジ部

延性破壊

開口，シール材劣化

円筒胴

延性破壊

−

鏡板

延性破壊

−

フランジ部

延性破壊

開口，シール材劣化

円筒胴

延性破壊

−

鏡板

延性破壊

−

フランジ部

延性破壊

開口，シール材劣化

円筒胴，隔壁

延性破壊

−

扉板

−

開口，シール材劣化

シール部（扉以外）−

シール材劣化

接続配管

延性破壊

−

スリーブ
（本体・取付部）

延性破壊

−

平板類

延性破壊

開口，シール材劣化

セーフエンド

延性破壊

−

伸縮継手

疲労破壊

−

アダプタ

延性破壊

−

ヘッダ

延性破壊

−

−

シール材劣化

延性破壊−−

シール材劣化

①原子炉格納容器本体
一般構造部（トップヘッド，ドライウェ
構造不連続部
ル，サプレッション・チェンバ）②トップヘッドフランジ③機器搬入用ハッチ④サプレッション・チェンバ
アクセスハッチ⑤所員用エアロック⑥配管貫通部⑦電気配線貫通部

モジュール⑧原子炉格納容器隔離弁

耐圧部（弁箱）
シール部

5

5

c.

評価方法
各評価対象に対し放射性物質の閉じ込め機能を確保できる判断基準を設定し，以下の(a)〜(c)のいずれかの方法により評価し，200℃，2Pd の環境下での構造健全性及びシール部の機能維持を確認する。
(a) 「発電用原子力設備規格（設計・建設規格（2005 年版（2007 年追補版含む。））ＪＳＭＥ Ｓ ＮＣ１−2005／2007）」（以下「設計・建設規格」という。）又は既工認等に準拠した評価(b)

設計・建設規格の準用等による評価(c)

既往研究又は解析結果等を活用した評価

評価方法による評価対象の分類を第 2 図及び第 2 表に示す。

66

評価象機器の選定
・原子炉格納容器本体
一般構造部，構造不連続部
・トップヘッドフランジ
フランジ部
・機器搬入用ハッチ
円筒胴，鏡板，フランジ部
・サプレッション・チェンバアクセスハッチ
円筒胴，鏡板，フランジ部
・所員用エアロック
円筒胴，隔壁，扉板，シール部
・配管貫通部
接続配管，スリーブ，平板類，セーフエンド，伸縮継手
・電気配線貫通部
アダプタ，ヘッダ，モジュール
・原子炉格納容器隔離弁
耐圧部（弁箱），シール部

機能喪失要因の抽出と評価方法の設定
構造部（規格を用いた評価）

シール部（試験結果等を用いた評価）

既往研究又は解析結果を活用した評価
で確認

第 2 表の評価方法(c)参照
設計・建設規格又は既工事計画認可申請書等に準拠した評価で確認できるYes

第 2 表の評価方法(a)参照

No

設計・建設規格の準用等による評価で確認

既往研究又は解析を活用した評価で，原子炉格納容器の全体的な挙動を確認

第 2 表の評価方法(b)参照

第 2 表の評価方法(c)参照

第2図

評価方法による評価対象の分類
7

7

8

原子炉格納 容
器本体

ハッチ類

8

想定される
機能喪失要因開口，高温劣化（シール部）

延性破壊(円筒胴，鏡板，フランジ，ボルト)

所員用エアロック

締付けボルトについて，既工事計画認可申請書で実績のある評価に基づき発生応力を評価。 許容応力以下

(b)
(b)
(b)
(c)

延性破壊
(隔壁)

開口，高温劣化(扉板シール部)

開口，高温劣化(その他シール部)

(c)

(a)

0.62MPa[gage] (2Pd)以上

既工認の評価値を用いて，2/3Sｕ値（200℃）に相当する許容圧力を評価。 ※２

シール材について，試験結果及び材料特性により耐性を評価。

シール部が健全であること

シール部が健全であること

0.62MPa[gage] (2Pd)以上

設計・建設規格の評価式を準用し，2/3Sｕ値（200℃）に相当する許容圧力を評価。 ※２

機械工学便覧のはりのたわみ計算式を用いた開口量評価及びガスケットの試験結果に基づき評価を実施。

シール部が健全であること

実機モデルの FEM 解析による開口量評価及びガスケットの試験結果に基づき評価を実施。

0.62MPa[gage] (2Pd)以上

円筒胴及び鏡板について，設計・建設規格の評価式を準用し，2/3Sｕ値（200℃）に相当す
る許容圧力を評価。 ※２(b)

0.62MPa[gage] (2Pd)以上

シール部が健全であること

実機モデルの FEM 解析により，200℃，2Pd における応力評価を実施。

有限要素法を用いた弾塑性解析結果による開口量評価及びガスケットの試験結果に基づき評価を実施。

(b)(c)

締付けボルトについて，既工事計画認可申請書で実績のある評価に基づき発生応力を評価。 許容応力以下(a)

0.62MPa[gage] (2Pd)以上

円筒胴及び鏡板について，設計・建設規格の評価式を準用し，2/3Sｕ値（200℃）に相当す
る許容圧力を評価。 ※２(b)

0.62MPa[gage] (2Pd)以上

シール部が健全であること

許容応力以下

実機モデルの FEM 解析により，200℃，2Pd における応力評価を実施。

有限要素法を用いた弾塑性解析結果による開口量評価及びガスケットの試験結果に基づき評価を実施。

設計・建設規格の評価式に準拠し，200℃，2Pd における応力を評価。

破損がないこと

0.62MPa[gage] (2Pd)以上(疲労累積係数 1 以下)

0.62MPa[gage] (2Pd)以上

判定基準

(c)

(c)

(a)

有限要素法を用いた弾塑性解析結果より，局部破損を評価。

有限要素法を用いた弾塑性解析結果より，原子炉格納容器全体の破壊挙動を評価。
（原子炉格納容器基部について，念のため疲労累積係数を評価。）

(c)
(c)

原子炉格納容器本体の一般構造部について，設計・建設規格の評価式を準用し，200℃における 2/3Sｕ 値が発生するときの許容圧力を算出（簡易手法）。 ※２

評価方法の概要

評価対象の分類及び評価内容（1／2）

(b)

※１

評価方法

延性破壊
(円筒胴)

開口，高温劣化（シール部）

サ プ レ ッ シ ョ ン ・ 延性破壊チ ェ ン バ ア ク セ (円筒胴，鏡板，フラン
スハッチ
ジ，ボルト)

機器搬入用ハッチ

開口，高温劣化（シール部）

ト ッ プ ヘ ッ ド フ ラ 延性破壊
ンジ
（フランジ，ボルト）

延性破壊(構造不連続部)

一 般 構 造 部 ， 構 造 延性破壊
不連続部
(一般構造部)

評価対象

第2表

9

配
管
貫
通
部

電気配線
貫通部

TIP ボール弁

(a)
(c)

延性破壊

(c)

高温劣化
（シール部）

(a)

(c)

(b)

高温劣化
（シール部）

高温劣化（シール部）

モジュール

(b)

(a)

延性破壊

延性破壊

ヘッダ

不活性ガス系
バタフライ弁

延性破壊

アダプタ

疲労破壊

伸縮継手

(b)

開口，高温劣化（シール部）
(b)

(b)

延性破壊
(フランジ，ボルト)

延性破壊

(b)

延性破壊
(ボルト締め平板)

セーフエンド

平板類

(b)

延性破壊
(スリーブ取付部)

シール材について，試験結果より耐性を評価。

レーティング設計（圧力クラス 1.03MPa）の 200℃における許容圧力により評価。

実機を模擬した漏えい確認試験(200℃，2Pd 以上)を実施。

レーティング設計（圧力クラス 1.03MPa）の 200℃における許容圧力により評価。

※２：設計・建設規格における必要な厚さを求める式により許容圧力を算出(c) 既往研究及び解析結果等を活用した評価(b) 設計・建設規格の準用等による評価

0.62MPa[gage] (2Pd)以上

シール部が健全であること

0.62MPa[gage] (2Pd)以上

設計漏えい量以下

0.62MPa[gage] (2Pd)以上

シール部が健全であること

0.62MPa[gage] (2Pd)以上※２

電気ペネ共研，NUPEC 試験等の結果により，200℃，2Pd における耐漏えい性を評価。

設計・建設規格の評価式を準用し，2/3Sｕ値（200℃）に相当する許容圧力を評価。

設計・建設規格の評価式を準用し，2/3Sｕ値（200℃）に相当する許容圧力を評価。

※２

疲労累積係数 1 以下

0.62MPa[gage] (2Pd)以上

設計・建設規格の評価式を準用し，2/3Sｕ値（200℃）に相当する許容圧力を評価。 ※２
設計・建設規格の評価式を準拠し，低サイクル疲労に対する疲労累積係数を評価。

シール部が健全であること

文献の理論式を用いて 200℃，2Pd における開口量評価及びガスケットの試験結果に基づき評価を実施。

許容応力以下総有効断面積以下

0.62MPa[gage] (2Pd)以上

設計・建設規格の評価式を準用し，2/3Sｕ値（200℃）に相当する許容圧力を評価。 ※２
設計・建設規格を適用し，JIS B8265 に基づいて 200℃,2Pd におけるフランジの発生応力及びボルトの必要総有効断面積を評価。

許容応力以下原子炉格納容器内圧及び配管からの荷重を考慮して，既工認と同様の手法で発生応力を評価。

0.62MPa[gage] (2Pd)以上

設計・建設規格の評価式を準用し，2/3Sｕ値（200℃）に相当する許容圧力を評価。 ※２

(b)

延性破壊
(スリーブ本体)

スリーブ

許容応力以下(疲労累積係数 1 以下)

代表配管について，設計・建設規格の評価式に準拠し，原子炉格納容器変位に伴う発生応
力を評価。

(a)

判定基準

評価方法の概要

評価対象の分類及び評価内容（2／2）

評価
方法 ※1

延性破壊

想定される
機能喪失要因

接続配管

評価対象

第2表

※１：(a) 設計・建設規格又は既工認等に準拠した評価

原子炉格納 容
器隔離弁

9

d.

評価結果の概要
評価結果の概要を以下に示す。

①(a)

原子炉格納容器本体
評価方針
原子炉格納容器本体は，円錐フラスタム型のドライウェル，円筒形のサプレッション・チェンバから構成されている。
原子炉格納容器本体の設計時に考慮される機能喪失要因は，脆性破
壊，疲労破壊，座屈及び延性破壊が考えられる。今回の評価条件である 200℃，2Pd の条件を考慮した場合，脆性破壊が生じる温度域でないこと，繰り返し荷重が作用しないこと，圧縮力が一般部に生じないことから，脆性破壊，疲労破壊及び座屈は評価対象外と考えることができる。
従って，原子炉格納容器本体の機能喪失要因は，高温状態で内圧を受けることによって生じる，過度な塑性変形に伴う延性破壊が想定される。
本評価では，200℃，2Pd での原子炉格納容器本体の構造部における健全性確認について，規格を用いた評価，有限要素法を用いた解析結果及び試験結果等を用いた評価を実施する。
原子炉格納容器本体の評価対象を第 3 図に示す。

10

10

上鏡板
上部円筒胴

円錐胴
機器搬入用ハッチ取付部

下部円筒胴
円筒胴基礎部

第3図(b)

原子炉格納容器本体の評価対象

評価
原子炉格納容器の一般構造部について，既工認と同様の評価手法である設計・建設規格に示される必要最小板厚の式を用い許容圧力を求め，2Pd を上回ることを確認する。
また，有限要素法を用いた弾塑性解析結果から，200℃，2Pd における原子炉格納容器全体の破壊挙動及び局部的なひずみ集中による破壊の有無について評価した。
なお，本評価においては，繰り返し荷重に伴う疲労破壊については考慮する必要はないが，東海第二の原子炉格納容器は原子炉格納容器
基部においてアンカボルトで支持された自立式の格納容器であるため，
温度上昇時には原子炉格納容器基部に熱応力（二次応力）が発生する。
二次応力は，応力増加に伴い局部的な塑性流れが生じ応力分布が均等1111

化され破損を引き起こすとは考えられないが，念のため一次＋二次応
力を評価する。当該部に発生する一次＋二次応力が許容値を超えた場
合は，疲労累積係数が 1 以下であることを確認する。

(c)

評価結果
評価の結果は以下のとおりであり，原子炉格納容器については，
200℃，2Pd 環境下でも，放射性物質の閉じ込め機能を維持できる。
・簡易評価の結果，一般構造部の許容圧力は 2Pd 以上であり，200℃，
2Pd の環境においても，構造健全性が確保されることを確認した。
・有限要素法による評価の結果，原子炉格納容器全体が破壊に至るのは 4.6Pd と評価され，評価圧力 2Pd を上回ることを確認した。
・機器搬入用ハッチ取付部やサプレッションチェンバアクセスハッ
チ取付部において，局部的に塑性ひずみが発生しているが，200℃，
2Pd における増分はごくわずかであり，ひずみ集中による局部的な破損が発生することはない。
なお，機器搬入用ハッチ取付部やサプレッションチェンバアクセ
スハッチ取付部等においては，内圧上昇に伴い開口部の楕円変形
する可能性があるが，本解析の結果から，楕円変形の様相はみられない。
・原子炉格納容器基部の一次＋二次応力は許容応力を超えるが，疲
労累積係数は，許容値 1 以下である。

12

12

②
(a)

トップヘッドフランジ
評価方針
トップヘッドフランジの構造強度上考慮すべき機能喪失要因として，脆性破壊，疲労破壊及び延性破壊が考えられる。今回の評価条件である 200℃，2Pd の条件を考慮した場合，脆性破壊が生じる温度域でないこと，繰り返し荷重が作用しないことから，脆性破壊及び疲労破壊は評価対象外と考えることができる。
シール部については，内圧が低い段階ではボルトの締め付けにより開口は抑制されるが，内圧の上昇に伴って開口量が増加することにより，外部への漏えい経路を形成する。
また，フランジが開口してもフランジの密閉性を担保しているシー
ル材が健全であれば，シール材が開口に追従するため外部への漏えいを防止することができるが，重大事故環境に晒されると，シール材が高温劣化し，フランジの開口に追従できなくなりシール機能の低下が想定される。
したがって，トップヘッドフランジの機能喪失要因は，原子炉格納容器内圧による過度な塑性変形に伴う延性破壊，また，シール部のフランジ開口量及びシール材の高温劣化によるシール機能の低下を考える。
本評価では，200℃，2Pd でのトップヘッドフランジの構造部及びシール部における健全性確認について，規格を用いた評価及び試験結果等を用いた評価を実施する。
シール材については，改良 EPDM 材による評価を実施する。
トップヘッドフランジの評価対象を第 4 図に示す。

13

13

第4図

(b)

トップヘッドフランジの評価対象

評価
トップヘッドフランジについては，フランジ部の耐圧評価として，原子炉格納容器温度・圧力が 200℃，2Pd におけるフランジ部の一次応
力評価を行い，発生応力が許容応力以下であることを確認する。
また，トップヘッドフランジの締付けボルトについて，200℃，2Pd
における強度を評価する。
原子炉格納容器の重大事故時の過温，過圧時におけるフランジ開口量を評価するために，FEM 解析を用いてトップヘッドフランジ部における開口量の評価を行うとともに，改良 EPDM 製シール材による事故時の格納容器閉じ込め機能を確認するために，圧縮永久歪み試験結果をもとに格納容器限界開口量を評価し，重大事故時におけるフランジ開
口量と比較することで格納容器閉じ込め機能を評価する。

(c)

評価結果
評価の結果は以下のとおりであり，トップヘッドフランジについて
は，200℃，2Pd 環境下でも，放射性物質の閉じ込め機能を維持できる。
14

14

・トップヘッドフランジについて，既工認と同様の評価手法である
設計・建設規格 PVE-3700 を適用し，JIS B 8265「圧力容器の構造−一般事項」に基づいてフランジの発生応力について算出した結果，各発生応力とも許容応力を下回っており,200℃，2Pd 条件下においてトップヘッドフランジの構造健全性を確認した。
・トップヘッドフランジの締付けボルトについて，200℃，2Pd における強度を，既工認の強度計算書をベースに評価した結果，発生応力は，許容応力以下であることから，締付けボルトは 200℃，2Pd
において健全である。
・ガスケット（改良 EPDM シール材）の事故時環境における劣化特性を考慮しても 200℃，2Pd におけるフランジ開口量は，許容開口量以下となり，シール機能が維持されることを確認した。

15

15

③
(a)

機器搬入用ハッチ
評価方針
機器搬入用ハッチは，原子炉格納容器外側に突き出した円筒胴及び鏡板によって原子炉格納容器バウンダリを構成しており，原子炉格納容器の内圧が円筒胴及び鏡板に対して内圧として作用する。また，フ
ランジ部はボルトにより固定されており，シール部はシール溝が内外二重に配置されており，それぞれにシリコンゴムのガスケットを使用している。
機器搬入用ハッチの設計時に考慮される機能喪失要因は，脆性破壊，
疲労破壊及び延性破壊が考えられる。今回の評価条件である 200℃，2Pdの条件を考慮した場合，脆性破壊が生じる温度域でないこと，繰り返
し荷重が作用しないことから，脆性破壊及び疲労破壊は評価対象外と考えることができる。
したがって，機器搬入用ハッチの機能喪失要因は，原子炉格納容器
内圧による過度な塑性変形に伴う延性破壊，また，フランジ部の変形及びシール材の高温劣化によるシール機能の低下が考えられる。
本評価では，200℃，2Pd での機器搬入用ハッチの構造部及びシール部における健全性確認について，規格を用いた評価及び試験結果等を用いた評価を実施する。
シール材については，改良 EPDM 材による評価を実施する。
機器搬入用ハッチの評価対象を第 5 図に示す。

16

16

第5図

(b)

機器搬入用ハッチの評価対象

評価
機器搬入用ハッチの構造健全性評価として，機器搬入用ハッチのうち内圧による荷重を受け止める部位のうち，円筒胴，鏡板，フランジについて，東海第二発電所で実施した有限要素法による弾塑性解析結果を参照し，200℃，2Pd における延性破壊の有無を確認する。
また，円筒胴及び鏡板について，設計・建設規格に定められている
円筒胴及び鏡板の内圧に対する必要厚さの算出式を用いて許容圧力が2Pd を上回ることを確認する。
機器搬入用ハッチの締付けボルトについて，200℃，2Pd における強度を評価する。
シール部については，原子炉格納容器の重大事故時の過温，過圧時におけるフランジ開口量を評価するために，有限要素法を用いた弾塑性解析結果を活用し，機器搬入用ハッチ部における開口量の評価を行1717うとともに，改良 EPDM 製シール材による事故時の格納容器閉じ込め機
能を確認するために，圧縮永久歪み試験結果をもとに格納容器限界開口量を評価し，重大事故時におけるフランジ開口量と比較することで格納容器閉じ込め機能を評価する。

(c)

評価結果
評価の結果は以下のとおりであり，機器搬入用ハッチについては，
200℃，2Pd 環境下でも，放射性物質の閉じ込め機能を維持できる。
・機器搬入用ハッチの構造健全性について，有限要素法を用いた弾塑性解析結果から，200℃，2Pd における延性破壊の有無を確認した結果，機器搬入用ハッチの円筒胴，鏡板，フランジは，相当塑性ひずみは発生しておらず，弾性範囲にあると判断する。
・円筒胴及び鏡板について，設計・建設規格に定められている円筒胴及び鏡板の内圧に対する必要厚さの算出式を用いて許容圧力の評価を実施した結果，2Pd を上回る。
・フランジの締付ボルトについて，200℃，2Pd における強度評価の結果，発生応力は，許容応力以下であることから，締付ボルトは 200℃，
2Pd において健全である。
・ガスケット（改良 EPDM シール材）の事故時環境における劣化特性を考慮しても 200℃，2Pd におけるフランジ開口量は，許容開口量以下となり，シール機能が維持されることを確認した。

18

18

④
(a)

サプレッション・チェンバアクセスハッチ
評価方針
サプレッション・チェンバアクセスハッチは，原子炉格納容器外側に突き出した円筒胴及び鏡板によって原子炉格納容器バウンダリを構成しており，原子炉格納容器の内圧が円筒胴及び鏡板に対して内圧として作用する。また，フランジ部はボルトにより固定されており，シール部はシール溝が内外二重に配置されており，それぞれにシリコン
ゴムのガスケットを使用している。
サプレッション・チェンバアクセスハッチの設計時に考慮される機能喪失要因は，脆性破壊，疲労破壊及び延性破壊が考えられる。今回の評価条件である 200℃，2Pd の条件を考慮した場合，脆性破壊が生じる温度域でないこと，繰り返し荷重が作用しないことから，脆性破壊及び疲労破壊は評価対象外と考えることができる。
したがって，サプレッション・チェンバアクセスハッチの機能喪失
要因は，原子炉格納容器内圧による過度な塑性変形に伴う延性破壊，また，フランジ部の変形及びシール材の高温劣化によるシール機能の低下が考えられる。
本評価では，200℃，2Pd でのサプレッション・チェンバアクセスハ
ッチの構造部及びシール部における健全性確認について，規格を用いた評価及び試験結果等を用いた評価を実施する。
シール材については，改良 EPDM 材による評価を実施する。
サプレッション・チェンバアクセスハッチの評価対象を第 6 図に示
す。

19

19

第6図

(b)

サプレッション・チェンバアクセスハッチの評価対象

評価
サプレッション・チェンバアクセスハッチの構造健全性評価として，機器搬入用ハッチのうち内圧による荷重を受け止める部位のうち，円筒胴，鏡板，フランジについて，東海第二発電所で実施した有限要素法による弾塑性解析結果を参照し，200℃，2Pd における発生応力及び塑性ひずみを確認する。
また，円筒胴及び鏡板について，設計・建設規格に定められている
円筒胴及び鏡板の内圧に対する必要厚さの算出式を用いて許容圧力が2Pd を上回ることを確認する。
サプレッション・チェンバアクセスハッチの締付けボルトについて，200℃，2Pd における強度を評価する。
シール部については，原子炉格納容器の重大事故時の過温，過圧時におけるフランジ開口量を評価するために，有限要素法を用いた弾塑性解析結果を活用し，サプレッション・チェンバアクセスハッチ部に20

20

おける開口量の評価を行うとともに，改良 EPDM 製シール材による事故
時の格納容器閉じ込め機能を確認するために，圧縮永久歪み試験結果をもとに格納容器限界開口量を評価し，重大事故時におけるフランジ
開口量と比較することで格納容器閉じ込め機能を評価する。

(c)

評価結果
評価の結果は以下のとおりであり，サプレッション・チェンバアク
セスハッチについては，200℃，2Pd 環境下でも，放射性物質の閉じ込め機能を維持できる。
・サプレッション・チェンバアクセスハッチの構造健全性について，
有限要素法を用いた弾塑性解析結果から，200℃，2Pd における延性
破壊の有無を確認した結果，機器搬入用ハッチの円筒胴，鏡板，フランジは，相当塑性ひずみは発生しておらず，弾性範囲にあると判断する。
・円筒胴及び鏡板について，設計・建設規格に定められている円筒胴及び鏡板の内圧に対する必要厚さの算出式を用いて許容圧力の評価を実施した結果，2Pd を上回る。
・フランジの締付ボルトについて，200℃，2Pd における強度評価の結果，発生応力は，許容応力以下であることから，締付ボルトは 200℃，
2Pd において健全で圧力ある。
・ガスケット（改良 EPDM シール材）の事故時環境における劣化特性を考慮しても 200℃，2Pd におけるフランジ開口量は，許容開口量以下となり，シール機能が維持されることを確認した。

21

21

⑤
(a)

所員用エアロック
評価方針
所員用エアロックは，原子炉格納容器外側に突き出した円筒胴，隔壁及び隔壁に支持された扉板によって原子炉格納容器バウンダリを構成している。また，扉板はロック機構により固定されており，隔壁と扉板とのシール部には，シリコンゴムのガスケットを使用している。
隔壁には扉開閉ハンドル軸，開閉表示盤の電線管が貫通しており，貫通部にはフッ素系シール材を使用している。また，隔壁に接続する
均圧配管にはフランジ部及び均圧弁にシール材を使用しており，フランジ部には非石綿系シートガスケット，均圧弁シート部にはフッ素系シール材を使用している。
所員用エアロックの設計時に考慮される機能喪失要因は，脆性破壊，疲労破壊，座屈及び延性破壊が考えられる。今回の評価条件である
200℃，2Pd の条件を考慮した場合，脆性破壊が生じる温度域でないこと，繰り返し荷重が作用しないこと，有意な圧縮力が所員用エアロックに生じないことから，脆性破壊，疲労破壊及び座屈は評価対象外と考えることができる。
従って，所員用エアロックの機能喪失要因は，高温状態で内圧を受け，過度な塑性変形に伴う延性破壊が想定される。
また，シール部のうち扉板部については，原子炉格納容器内の圧力が上昇した際に，扉板は所員用エアロック本体側に押し付けられる構造であるため，圧力により扉が開くことはないが，高温状態で内圧を受けることによる扉板のわずかな変形及びシール材の高温劣化による

22

22

シール機能の低下が想定される。なお，その他のシール部についても
高温劣化によるシール機能の低下が想定される。
本評価では，200℃，2Pd での所員用エアロックの構造部及びシール部における健全性確認について，規格を用いた評価及び試験結果等を用いた評価を実施する。隔壁と扉板とのシール部，扉開閉ハンドル貫通部及び均圧配管フランジ部については，改良 EPDM 材による評価を実施する。なお，電線貫通部には，黒鉛製のシール材を使用することとしており，耐熱性上問題にならないことを確認する。
所員用エアロックの評価対象を第 7 図に示す。

第7図

(b)

所員用エアロックの評価対象

評価
所員用エアロックの構造健全性評価として，所員用エアロックのうち内圧による荷重を受け止める部位のうち，円筒胴については，既工認と同様の評価手法である設計・建設規格に示される必要最小板厚の式を用い許容圧力を求め，2Pd を上回ることを確認する。
2323

隔壁については，既工認において最も厳しい応力点を代表評価点として，既工認で算出した応力に基づき，許容圧力を求め，2Pd を上回ることを確認する。
所員用エアロック扉板の変形について，機械工学便覧のはりのたわ
み計算式を用い 2Pd における開口量を求め，許容開口量を下回ることを確認する。
その他シール部については，試験結果及び材料特性により一般的な材料特性により重大事故環境下における耐性を確認する。

(C)

評価結果
評価の結果は以下のとおりであり，所員用エアロックについては，
200℃，2Pd 環境下でも，放射性物質の閉じ込め機能を維持できる。
・円筒胴については，既工認と同様の評価手法である設計・建設規格に示される必要最小板厚の式を用い許容圧力評価の評価を実施
した結果，2Pd を上回る。
・隔壁については，既工認において最も厳しい応力点を代表評価点
として，既工認で算出した応力に基づき許容圧力評価を実施した
結果，2Pd を上回ることを確認した。
・ガスケット（改良 EPDM シール材）の事故時環境における劣化特性を考慮しても 200℃，2Pd におけるフランジ開口量は，許容開口量以下となり，シール機能が維持されることを確認した。
・その他シール部については，シール材について試験結果及び一般的な材料特性により重大事故環境下における耐性を確認した。

24

24

⑥-1

配管貫通部（接続配管）

(a)

評価方針
接続配管は，スリーブ等を介して原子炉格納容器と接続している。
接続配管の設計時に考慮される機能喪失要因は，脆性破壊，疲労破
壊，座屈及び延性破壊が考えられる。今回の評価条件である 200℃，2Pdの条件を考慮した場合，脆性破壊が生じる温度域でないこと，繰り返
し荷重が作用しないこと，圧縮力が接続配管に生じないことから，脆性破壊，疲労破壊及び座屈は評価対象外と考えることができる。
従って，接続配管の機能喪失要因は，原子炉格納容器の変形により生じる過度な曲げ荷重に伴う延性破壊が想定される。接続配管の 200℃，
2Pd における機能喪失要因は，原子炉格納容器の変形により生じる過度な曲げ荷重に伴う延性破壊が想定される。
本評価では，200℃，2Pd での接続配管の構造部における健全性確認について，規格を用いた評価を実施する。
接続配管は原子炉格納容器貫通部の変位が支持構造物により拘束されることにより，反力及びモーメントが発生し，応力が発生することから，変位による反力及びモーメントが最大となる貫通部 X-31 の接続配管を代表として評価する。
貫通部 X-31 の接続配管の解析モデル図を第 8 図に示す。

25

25

第8図

第8図

配管モデル図（1/2）

配管モデル図（2/2）

26

26

(b)

評価
貫通部 X-31 の接続配管について，3 次元梁モデルを用いた配管解析にて発生応力を算出し，許容値を満足することを確認する。

(c)

評価結果
評価結果は以下のとおりであり，接続配管については，200℃，2Pd
環境下でも，放射性物質の閉じ込め機能を維持できる。
・貫通部 X-31 の接続配管について，200℃，2Pd における発生応力は許容応力を下回る。

27

27

⑥-2

配管貫通部（スリーブ）

(a)

評価方針
スリーブは，原子炉格納容器本体胴を貫通する円筒形の部材で，原子炉格納容器本体胴に溶接固定されている。
スリーブの 200℃，2Pd における機能喪失要因は，高温状態で内圧を受け，過度な塑性変形に伴う延性破壊が想定される。
本評価では，200℃，2Pd でのスリーブの構造部における健全性確認について，規格を用いた評価を実施する。スリーブ本体の評価は，内圧による発生応力が大きくなる最大径の貫通部 X-18A〜D を代表評価する。また，スリーブ取付部については，接続配管の選定と同様，貫通部 X-31 のスリーブを代表評価する。
スリーブの評価対象を第 9 図に示す。

第9図

スリーブの評価対象

28

28

(b)

評価
貫通部 X-18A〜D のスリーブ本体については，既工認と同様の評価手法である設計・建設規格に示される必要最小板厚の式を用い許容圧力を求め，2Pd を上回ることを確認する。
貫通部 X-31 の接続配管解析の結果で得られた配管反力に基づき，ス
リーブ取付部について，既工認と同様の評価手法で発生応力を算出し，許容値を満足することを確認する。

(c)

評価結果
評価の結果は以下のとおりであり，スリーブについては，200℃，2Pd
環境下でも，放射性物質の閉じ込め機能を維持できる。
・貫通部 X-18A〜D のスリーブ本体について，200℃における許容圧
力は 2Pd を上回る。
・貫通部 X-31 のスリーブ取付部について，200℃，2Pd における最大発生応力は許容応力を下回る。

29

29

⑥-3

配管貫通部（平板類）

(a)

評価方針
平板類のうち，平板，穴あき平板，フランジ，ボルト締め平板及びフルードヘッドは，スリーブまたはセーフエンドに溶接固定されている。また，フランジ部は，ボルトにより固定されており，シール部には，シリコンゴムのガスケットを使用している。
平板類の 200℃，2Pd における機能喪失要因は，高温状態で内圧を受け，過度な塑性変形に伴う延性破壊が想定される。また，シール部については，高温状態で内圧を受け，フランジ部が変形することによる開口及びシール材の高温劣化によるシール機能の低下が想定される。
さらに，シール部の開口が進むとボルトに引張応力が作用し，ボルト破損に至ることが想定される。
本評価では，200℃，2Pd での平板類の構造部及びシール部における健全性確認について，規格を用いた評価を実施する。平板類は，内圧による発生応力が大きくなる最大径の貫通部 X-28 を代表評価する。シール材については，改良 EPDM 材による評価を実施する。
平板類の評価対象を第 10 図に示す。

第 10 図平板類（貫通部 X-28）の評価対象
30

30

(b)

評価
貫通部 X-28 のボルト締め平板について，既工認と同様の評価手法である設計・建設規格に示される必要最小板厚の式を用い許容圧力を求め，2Pd を上回ることを確認する。
貫通部 X-28 のフランジ部について，既工認と同様の評価手法である
設計・建設規格 PVE-3700 を適用し，ＪＩＳ Ｂ ８２６５「圧力容器の構造−一般事項」に基づいて 2Pd におけるボルト荷重を算出し，ボル
トの必要総有効断面積が総有効断面積を下回ることを確認する。
貫通部 X-28 のフランジ部の開口について，文献の理論式を用いて 2Pdにおける開口量を求め，許容開口量を下回ることを確認する。

(c)

評価結果
評価の結果は以下のとおりであり，平板類については，200℃，2Pd
環境下でも，放射性物質の閉じ込め機能を維持できる。
・貫通部 X-28 のボルト締め平板の 200℃における許容圧力は 2Pd を上回る。
・貫通部 X-28 のボルトは，発生荷重に対し十分なボルト断面積を有する。
・フランジ部の 2Pd における開口量は，許容開口量を下回る。

31

31

⑥-4

配管貫通部（セーフエンド）

(a)

評価方針
セーフエンドは，ベローズ付貫通部に用いられる短管で，スリーブ及びベローズ等に溶接固定されている。
セーフエンドの 200℃，2Pd における機能喪失要因は，高温状態で内圧を受け，過度な塑性変形に伴う延性破壊が想定される。
本評価では，200℃，2Pd でのセーフエンドの構造部における健全性確認について，規格を用いた評価を実施する。セーフエンドは，内圧による発生応力が大きくなる最大径の貫通部 X-18A〜D を代表評価する。
セーフエンドの評価対象を第 11 図に示す。

第 11 図セーフエンドの評価対象

32

32

(b)

評価
貫通部 X-18A〜D のセーフエンドについて，既工認と同様の評価手法
である設計・建設規格に示される必要最小板厚の式を用い許容圧力を求め，2Pd を上回ることを確認する。

(c)

評価結果
評価の結果は以下のとおりであり，セーフエンドについては，200℃，
2Pd 環境下でも，放射性物質の閉じ込め機能を維持できる。
・貫通部 X-18A〜D のセーフエンドの 200℃における許容圧力は，2Pd
を上回る。

33

33

⑥-6

配管貫通部（伸縮継手）

(a)

評価方針
ベローズは，配管貫通部に用いられる伸縮継手であり，セーフエン
ドに溶接固定されている。
ベローズの 200℃，2Pd における機能喪失要因は，通常運転時に累積される低サイクル疲労に加えて重大事故時に累積される低サイクル疲
労による疲労破壊が想定される。
本評価では，200℃，2Pd でのベローズの構造部における健全性確認について，規格を用いた評価を実施する。既工認で通常運転時の疲労累積係数が最も大きい貫通部 X-14 のベローズを代表評価する。ベローズの評価対象を第 12 図に示す

第 12 図ベローズの評価対象

34

34

(b)

評価
貫通部 X-14 のベローズについて，設計・建設規格に示される伸縮継手の疲労評価の式を用いて算出し，疲労累積係数が１以下であることを確認する。

(c)

評価結果
評価の結果は以下のとおりであり，ベローズについては，200℃，2Pd
環境下でも，放射性物質の閉じ込め機能を維持できる。
・疲労累積係数は，許容値 1 以下である。

35

35

⑦-1

電気配線貫通部（アダプタ）

(a)

評価方針
アダプタの 200℃，2Pd における機能喪失要因は，高温状態で内圧を受け，過度な塑性変形による延性破壊が想定される。
本評価では，200℃，2Pd でのアダプタの構造部における健全性確認について，規格を用いた評価を実施する。
アダプタの評価対象を第 13 図に示す。

高圧用電気配線貫通部

低圧用電気配線貫通部
第 13 図36

アダプタの評価対象

36

(b)

評価
アダプタについて，設計・建設規格に示される必要最小板厚の式を用い許容圧力を求め，2Pd を上回ることを確認する。

(c)

評価結果
評価の結果は以下のとおりであり，アダプタについては，200℃，2Pd
環境下でも，放射性物質の閉じ込め機能を維持できる。
・アダプタ（高圧用電気配線貫通部）の 200℃における許容圧力は，2Pd を上回る。
・アダプタ（低圧用電気配線貫通部）の 200℃における許容圧力は，2Pd を上回る。

37

37

⑦-2

電気配線貫通部（ヘッダ）

(a)

評価方針
ヘッダの 200℃，2Pd における機能喪失要因は，高温状態で内圧を受け，過度な塑性変形による延性破壊が想定される。
本評価では，200℃，2Pd でのヘッダの構造部における健全性確認について，規格を用いた評価を実施する。
ヘッダの評価対象を第 14 図に示す。

高圧用電気配線貫通部

低圧用電気配線貫通部
第 14 図38

ヘッダの評価対象

38

(b)

評価
ヘッダについて，設計・建設規格に示される必要最小板厚の式を用
い許容圧力を求め，2Pd を上回ることを確認する。

(c)

評価結果
評価の結果は以下のとおりであり，ヘッダについては，200℃，2Pd
環境下でも，放射性物質の閉じ込め機能を維持できる。
・ヘッダ（高圧用電気配線貫通部）の 200℃における許容圧力は，2Pdを上回る。
・ヘッダ（低圧用電気配線貫通部）の 200℃における許容圧力は，2Pd
を上回る。

39

39

⑦-3

電気配線貫通部（モジュール）

(a)

評価方針
モジュールのシール材には，EP ゴム及びエポキシ樹脂を使用しているため，高温劣化によるシール機能の低下が想定される。
本評価では，200℃，2Pd でのモジュールのシール部の健全性確認について，試験結果等を用いた評価を実施する。
モジュールの評価対象を第 15 図に示す。

高圧用電気配線貫通部

低圧用電気配線貫通部
第 15 図モジュールの評価対象
40

40

(b)

評価
モジュールについて，電気ペネ共研，ＮＵＰＥＣ試験等の結果を用いて，200℃，2Pd における耐漏えい性を評価する。

(c)

評価結果
評価の結果は以下のとおりであり，モジュールについては，200℃，
2Pd 環境下でも，放射性物質の閉じ込め機能を維持できる。
・200℃，2Pd において漏えいなし。

41

41

⑧-1

原子炉格納容器隔離弁（不活性ガス系バタフライ弁）

(a)

評価方針
弁シート部には EP ゴムを使用しているため，シール材の高温劣化によるシール機能の低下が考えられる。
このため，200℃，2Pd 環境下における弁シート部の隔離機能を確認する。また，弁耐圧部の構造健全性についても確認する。弁シート部のシール材については，改良 EPDM 材による評価を実施する。
不活性ガス系バタフライ弁の評価対象を第 16 図に示す。

第 16 図(b)

不活性ガス系バタフライ弁の評価対象

評価
隔離機能は，弁シート材の耐環境性が支配的であるため，200℃，2Pdの環境下での弁シート部への影響を口径 600A のバタフライ弁供試体による蒸気加熱漏えい試験により確認する。また，弁箱の耐圧機能の評
価を行う。

42

42

(c)

評価結果
評価結果は以下のとおりであり，不活性ガス系バタフライ弁については，200℃，2Pd 環境下でも漏えいせず，放射性物質の閉じ込め機能を維持できる。
・蒸気加熱漏えい試験を実施した結果，200℃，2Pd 環境下において，
弁シート部からの漏えいはなく，弁シート部の隔離機能が維持することを確認している。
・当該弁の圧力クラス（圧力温度基準）は 1.03MPa（150LB）であり，弁耐圧部の 200℃における許容圧力は，2Pd を上回る。

43

43

⑧-2

原子炉格納容器隔離弁（TIP ボール弁）

(a)

評価方針
弁シート部，グランドシール部にはフッ素樹脂，弁蓋シール部にはフッ素ゴムを使用しているため，シール材の高温劣化によるシール機能の低下が考えられる。
このため，200℃，2Pd 環境下におけるシール部の隔離機能を確認する。また，弁耐圧部の構造健全性についても確認する。弁シート部，
グランドシール部及び弁蓋シール部のシール材については，改良 EPDM
材による評価を実施する。
TIP ボール弁の評価対象を第 17 図に示す

第 17 図

TIP ボール弁評価対象

44

44

(b)

評価
隔離機能は，シール材の耐環境性が支配的であるため，200℃，2Pd
環境下においてシール材の耐性があることを確認する。また，弁箱の耐圧機能の評価を行う。

(c)

評価結果
評価結果は以下のとおりであり，TIP ボール弁については，200℃，
2Pd 環境下でも漏えいに至らず，放射性物質の閉じ込め機能を維持できる。
・弁シート部，グランドシール部及び弁蓋シール部に使用する改良
EPDM 材については，圧縮永久ひずみ試験結果から，200℃，2Pd 環
境下においても，耐性を有している。
・当該弁の圧力クラス（圧力温度基準）は 1.03MPa（150LB）であり，弁耐圧部の 200℃における許容圧は，2Pd を上回る。

45

45

(5)

まとめ
東海第二発電所の原子炉格納容器本体・ハッチ類，配管貫通部，電気
配線貫通部及び原子炉格納容器隔離弁について，200℃，2Pd の環境下で構造健全性及びシール部の機能維持が確保されることを確認した。
なお，確認結果まとめを第 3 表に示す。

46

46

7
4

47

有限要素法（FEM）

構造不連続部

所員用エアロック

200℃

シール部（その他シール ガスケット試験
部）

2Pd
200℃
2Pd

既工認の評価値を用いた評価

構造部（隔壁）2Pd

シ ー ル 部 （ 扉 板 シ ー ル 機械工学便覧部）
ガスケット試験

設計・建設規格を準用

構造部（円筒胴）

200℃
2Pd

2Pd

200℃
2Pd

2Pd

構造部（円筒胴，鏡板， 設計・建設規格準用
フランジ，ボルト）

シール部（フランジ・ガ 有限要素法（FEM）
スケット）
ガスケット試験

200℃
2Pd

2Pd

200℃

200℃

評価条件

(内側)，

(外側)

(内側)，

(外側)

(内側)，

200℃以上開口量：

許容圧力：1.322MPa[gage]

許容圧力：3.716MPa[gage]

開口量：

(外側)

許容圧力(円筒胴)：4.493MPa[gage]
許容圧力(鏡板)：10.637MPa[gage]

開口量：

許容圧力(円筒胴)：2.445MPa[gage]
許容圧力(鏡板)：10.110MPa[gage]

開口量：

発生応力(ボルト) ：247MPa
発生圧力(フランジ)：185MPa

局部破損なし許容圧力：0.693MPa[gage](円筒胴部)
塑性破壊(全体)：約 1.4MPa[gage]（疲労累積係数：）

評価値

評価結果まとめ（1／2）

シール部（フランジ・ガ 有限要素法（FEM）
スケット）
ガスケット試験

構造部（ボルト・フラン ボルト ：工認手法
ジ）
フランジ：PVE-3700

設計・建設規格を準用
有限要素法（FEM）

評価方法

一般構造部

評価点

構造部
設計・建設規格準用（円筒胴，鏡板，フラン
サプレッション・チェン ジ，ボルト）
バアクセスハッチ
シール部（フランジ・ガ 有限要素法（FEM）
スケット）
ガスケット試験

機器搬入用ハッチ

トップヘッドフランジ

原子炉格納容器本体

評価対象

第3表

)以下

)以下

)以下

200℃以上許容開口量)以下

0.62MPa[gage](2Pd)以上

0.62MPa[gage](2Pd)以上

許容開口量

0.62MPa[gage](2Pd)以上

許容開口量

0.62MPa[gage](2Pd)以上

許容開口量576MPa 以下
422MPa 以下

破損がないこと

0.62MPa[gage](2Pd)以上
0.62MPa[gage](2Pd)以上（疲労累積係数 1 以下）

判定基準

シール機能維持

シール機能維持

破断せず

破断せず

シール機能維持

破断せず

シール機能維持

破断せず

シール機能維持

破断せず
破断せず

破断せず

破断せず
破断せず
(１以下)

評価結果

8
4

48

B

8265

漏えい確認試験
レーティング設計
材料仕様

同左

シール部（モジュール） 電気ペネ共研，NUPEC 試験
レーティング設計

同左

弁箱

弁シート部

弁箱

シール部

アダプタ

ヘッダ

モジュール

不活性ガス系
バタフライ弁

設計・建設規格を準用

設計・建設規格を準用

設計・建設規格を準用

同左

伸縮継手

設計・建設規格を準用

同左

シール部（フランジ・ガ 文献の理論式
スケット）

構造部（フランジ，ボル JISト）

設計・建設規格を準用

200℃
2Pd

200℃
2Pd

200℃
2Pd

200℃
2Pd

200℃
2Pd

200℃
2Pd

200℃
2Pd

2Pd

200℃
2Pd

200℃
2Pd

2Pd

2Pd

2Pd

2Pd

200℃
2Pd

評価条件

200℃以上

許容圧力：1.32MPa[gage]

漏えいなし

許容圧力：1.40MPa[gage]

漏えいなし

許容圧力(高圧)：27.948MPa[gage]
許容圧力(低圧)：10.69MPa[gage]

許容圧力(高圧)：10.645MPa[gage]
許容圧力(低圧)：10.619MPa[gage]

疲労累積係数(X-14)：

許容圧力(X-18)：4.529MPa[gage]

開口量：

発生応力(X-28)：124MPa

許容圧力(X-28)：1.90MPa[gage]

発生応力(X-31)：188MPa

許容圧力(X-18)：26.617MPa[gage]

発生応力(X-31)：169MPa

評価値

評価結果まとめ（2／2）

セーフエンド原子炉
格納容器
TIP ボール弁
隔離弁

電気配線
貫通部

配管
貫通部

構造部（ボルト締め平
板）

工認手法

スリーブ取付部

平板類

設計・建設規格を準用

スリーブ本体スリーブ

代表配管：PPC-3530

評価方法

同左

評価点

接続配管

評価対象

第3表

以下

200℃以上0.62MPa[gage](2Pd)以上

設計漏えい量以下

0.62MPa[gage](2Pd)以上

漏えいなし

0.62MPa[gage](2Pd)以上

0.62MPa[gage](2Pd)以上

疲労累積係数 1 以下

0.62MPa[gage](2Pd)以上

許容開口量

許容応力(281MPa)以下

0.62MPa[gage](2Pd)以上

許容応力(393MPa)以下

0.62MPa[gage](2Pd)以上

許容応力(257MPa)以下

判定基準

シール機能維持

破断せず

シール機能維持

破断せず

シール機能維持

破断せず

破断せず

１以下

破断せず

シール機能維持

破断せず

破断せず

破断せず

破断せず

破断せず

評価結果

別紙
1.
1.1

原子炉格納容器本体
評価方針
原子炉格納容器本体は，円錐フラスタム型のドライウェル，円筒形のサ
プレッション・チェンバから構成されている。
原子炉格納容器本体の設計時に考慮される機能喪失要因は，脆性破壊，疲労破壊，座屈及び延性破壊が考えられる。今回の評価条件である 200℃，
2Pd の条件を考慮した場合，脆性破壊が生じる温度域でないこと，繰り返
し荷重が作用しないこと，圧縮力が一般部に生じないことから，脆性破壊，
疲労破壊及び座屈は評価対象外と考えることができる。
従って，原子炉格納容器本体の機能喪失要因は，高温状態で内圧を受けることによって生じる，過度な塑性変形に伴う延性破壊が想定される。評
価対象部位を第 1-1 図に，評価対象部位と機能喪失要因を第 1-1 表にそれぞれ示す。
ここで，「発電用原子力設備規格
追補版を含む））（第Ⅰ編

設計・建設規格（2005 年版（2007 年

軽水炉規格）JSME S NC1-2005/2007」（以下，「設

計・建設規格」という。）の解説表 PVB-3110-1 において，延性破壊評価は一次応力の評価を実施することになっている。設計・建設規格における一次応力強さの許容値は，材料の種類及び温度毎に材料試験（引張試験）を実施した結果をもとに国内 Su 値検討会で設定された設計引張強さ（Su）に割下げ率を考慮して設定されたものである（設計・建設規格

解説 GNR-

2200）。今回の評価は，設計基準である最高使用温度及び最高使用圧力を超過する原子炉格納容器本体の構造健全性を確認するものであるため，上記
割下げ率を Pｍ（一次一般膜応力強さ）には 1.5，P Ｌ ＋Pｂ（一次一般局部膜
応力強さ＋一次曲げ応力強さ）には 1.0 とした評価を行う。すなわち，原子炉格納容器本体に発生する応力が，P ｍ が 2/3Su，P Ｌ ＋P ｂ が Su 以下であ
1-1

49

れば，延性破壊に至らず，構造は健全で機能要求（放射性物質の閉じ込め機能）を確保できると考える。この許容値の考え方は，設計・建設規格

解

説 PVB-3111 に示されるように，供用状態Ｄの P ｍ ，P Ｌ ＋P ｂ の許容値と同等である。なお，耐圧機能維持の観点から，安全評価上の仮定（一次冷却材喪失事故を想定）に保証を与える目的で応力評価を行う設計・建設規格の供用状態Ｄの許容応力は，鋼材の究極的な強さを基に，弾性計算により塑
性不安定現象の評価を行うことへの理論的安全余裕を考慮して規定されている。前者は，膜応力であり断面の応力が Su に到達すると直ちに破損に至るため割下げ率 1.5 を考慮して規定されているが，後者は，断面表面が Suに到達しても断面内部は更なる耐荷能力があり直ちに破損には至らないた
め割下げ率は 1.0 としている。

(1)一般構造部
原子炉格納容器本体の一般構造部（設計・建設規格 PVE-3010 で規定されている部位）の評価として，設計・建設規格の PVE-3230(2)a 項及び PVE3323(1)項を準用し，許容引張応力に供用状態 D における一次一般膜応力の許容値である 200℃の 2/3Su を与えることで許容応力を算出し，評価圧
力 2Pd を上回ることを確認する。また，東海第二発電所においては，最新知見を参考に有限要素法を用いた弾塑性解析評価により，シビアアクシデ
ント時における原子炉格納容器の破壊挙動を確認しており，本解析結果を活用することで，評価温度・圧力（200℃，2Pd）における原子炉格納容器全体の挙動を確認することが可能であるため，一般構造部の評価として参照することとする。上記解析で用いた手法は，ＮＵＰＥＣ試験等で得られた知見も考慮されていること，解析モデルは東海第二発電所の原子炉格納容器の設計を適切に反映されていること，解析コードは許認可解析におい1-2

50

て実績のある汎用コードであること，材料の物性値についても機械学会の材料規格を参照していることから，妥当なものと判断している。なお，既工事計画認可申請書の強度計算書においては，板厚変化部等に対して一次局部膜応力＋一次曲げ応力が評価されているが，内圧に対しては一次一般
膜応力が有意であること，弾塑性解析結果から板厚変化部等での延性破壊の有無が確認できることから，上記の評価結果をもって一次局部膜応力＋一次曲げ応力の評価に代えることとする。

(2)構造不連続部
構造不連続部については，弾塑性解析結果を活用し，局部（設計・建設
規格 PVE-3010 で規定されていない部位）において，延性破壊が発生しないことを確認する。
また，東海第二の原子炉格納容器は原子炉格納容器基部においてアンカ
ボルトで支持された自立式の格納容器であるため，温度上昇時には原子炉格納容器基部に熱応力（二次応力）が発生する。二次応力は，応力増加に伴い局部的な塑性流れが生じ応力分布が均等化され破損を引き起こすとは考えられないが，念のため一次＋二次応力を評価する。

第 1-1 表
評価対象

評価対象と評価方法

構造部

機能喪失要因

評価方法

一般構造部

延性破壊

・設計・建設規格の評価式を準用した評価
・有限要素法を用いた弾塑性解析結果を活用した評価

構造不連続部

延性破壊

・有限要素法を用いた弾塑性解析結果を活用した評価

1-3

51

第 1-1 図

原子炉格納容器本体の評価対象

1-4

52

1.2

評価結果

(1)一般構造部
原子炉格納容器本体の一般構造部について，既工認と同様の評価手法である設計・建設規格に示される必要最小板厚の式を用い許容圧力を求め，2Pd
を上回ることを確認する。その際，部材に発生する応力強さの許容値は，今回の評価が設計基準を超えた限界温度，圧力の評価であることを踏まえ，設
計引張強さ(S ｕ 値)に対する割下げ率を P ｍ（一次一般膜応力強さ）には 1.5 として評価を行う。S ｕ 値を算出する際の温度は，限界温度として設定した 200℃を用いる。評価結果の詳細を別添 1-1 に示す。
一般構造部の許容圧力は 2Pd を上回る。
また，有限要素法を用いた弾塑性解析結果から，原子炉格納容器全体の破壊挙動を確認した。評価結果の詳細を別添 1-2 に示す。
原子炉格納容器全体が破壊に至るのは 4.6Pd と評価され，評価圧力 2Pd を上回ることを確認した。

(2)構造不連続部
構造不連続部（局部）について，有限要素法を用いた弾塑性解析により，200℃，2Pd における局部的なひずみ集中による破壊の有無について評価した。
評価結果を別添 1-2 に示す。
機器搬入用ハッチ取付部やサプレッションチェンバアクセスハッチ取付部において，局部的に塑性ひずみが発生しているが，200℃，2Pd における増分はごくわずかであり，ひずみ集中による局部的な破損が発生することはな
い。

1-5

53

なお，機器搬入用ハッチ取付部やサプレッションチェンバアクセスハッチ
取付部等においては，内圧上昇に伴い開口部の楕円変形する可能性があるが，本解析の結果から，楕円変形の様相はみられない。

1-6

54

別添 1-1
簡易手法による原子炉格納容器の許容圧力評価結果

東海第二発電所の原子炉格納容器円筒部，円錐部及びトップヘッド部の必要板厚は，設計・建設規格の PVE-3230(2)a 項及び PVE-3233(1)項を用いて求めることができる。そこで東海第二発電所の限界圧力は，上記式の許容引張応力に 200℃での 2/3Su を与えることで算出する。
①上鏡板
上鏡板：ASME SA516 Gr.70（SGV480 相当）
許容圧力算定式：PVE-3521 を準用
P ＝ 2Sηt ／ （RW＋0.2t）
S

設計引張強さ（MPa）（200℃における 2/3S ｕ 値を使用）

281

η

継手効率（−）t

呼び厚さ（mm）

R

ふた板の中央部における内半径(mm)W

さら形ふた板の形状による係数

1.322

P

200℃における許容圧力

1.362

1.362MPa[gage]

1.0＞

0.62MPa[gage]（2Pd）②フランジ部円筒胴フランジ部円筒胴：ASME SA516 Gr.70（SGV480 相当）
許容圧力算定式：PVE-3230(2)a 項を準用
P ＝ 2Sηt ／ （Dｉ ＋1.2t）
S

設計引張強さ（MPa）（200℃における 2/3S ｕ 値を使用）

281

η

継手効率（−）

1.0t

呼び厚さ（mm）

Dｉ

胴内径(mm)P

200℃における許容圧力
1.971MPa[gage]

＞

1-7

1.971
0.62MPa[gage]（2Pd）55

③円筒胴 A 部
円錐胴 A 部：ASME SA516 Gr.70（SGV480 相当）
許容圧力算定式：PVE-3230(2)h 項を準用
P ＝ 2cosθ･Sηt ／ （Dｉ ＋1.2cosθ･t）
S

設計引張強さ（MPa）（200℃における 2/3Sｕ 値を使用）

θ

円錐の頂角の 1/2

η

継手効率（−）t

呼び厚さ（mm）

Dｉ

胴内径（mm）

P

200℃における許容圧力
1.289MPa[gage]

281

1.0

＞

1.289
0.62MPa[gage]（2Pd）④円錐胴 B 部
円錐胴 B 部：ASME SA516 Gr.70（SGV480 相当）
許容圧力算定式：PVE-3230(2)h 項を準用
P ＝ 2cosθ･Sηt ／（ Dｉ ＋1.2cosθ･t）
S

設計引張強さ（MPa）（200℃における 2/3Sｕ 値を使用）

θ

円錐の頂角の 1/2

η

継手効率（−）t

呼び厚さ（mm）

Dｉ

胴内径（mm）

P

200℃における許容圧力
1.061MPa[gage]

281

1.0

＞

1-8

1.061
0.62MPa[gage]（2Pd）

56

⑤円錐胴 C 部
円錐胴 C 部：ASME SA516 Gr.70（SGV480 相当）
許容圧力算定式：PVE-3230(2)h 項を準用
P ＝ 2cosθ･Sηt ／ （Dｉ ＋1.2cosθ･t）
S

設計引張強さ（MPa）（200℃における 2/3Sｕ 値を使用）

θ

円錐の頂角の 1/2

η

継手効率（−）t

呼び厚さ（mm）

Dｉ

胴内径（mm）

P

200℃における許容圧力
0.823MPa[gage]

281

1.0

＞

0.823
0.62MPa[gage]（2Pd）⑥円錐胴 D 部
円錐胴 D 部：ASME SA516 Gr.70（SGV480 相当）
許容圧力算定式：PVE-3230(2)h 項を準用
P ＝ 2cosθ･Sηt ／（ Dｉ ＋1.2cosθ･t）
S

設計引張強さ（MPa）（200℃における 2/3Sｕ 値を使用）

θ

円錐の頂角の 1/2

η

継手効率（−）t

呼び厚さ（mm）

Dｉ

胴内径（mm）

P

200℃における許容圧力
0.725MPa[gage]

281

1.0

＞

1-9

0.725
0.62MPa[gage]（2Pd）57

⑦円錐胴 E 部
円錐胴 E 部：ASME SA516 Gr.70（SGV480 相当）
許容圧力算定式：PVE-3230(2)h 項を準用
P ＝ 2cosθ･Sηt ／ （D ｉ ＋1.2cosθ･t）
S

設計引張強さ（MPa）（200℃における 2/3Sｕ 値を使用）

θ

円錐の頂角の 1/2

η

継手効率（−）t

呼び厚さ（mm）

Dｉ

胴内径（mm）

P

200℃における許容圧力
0.709MPa[gage]

281

1.0

＞

0.709
0.62MPa[gage]（2Pd）⑧円錐胴 F 部
円錐胴 F 部：ASME SA516 Gr.70（SGV480 相当）
許容圧力算定式：PVE-3230(2)h 項を準用
P ＝ 2cosθ･Sηt ／ （Dｉ ＋1.2cosθ･t）
S

設計引張強さ（MPa）（200℃における 2/3Sｕ 値を使用）

θ

円錐の頂角の 1/2

η

継手効率（−）t

呼び厚さ（mm）

Dｉ

胴内径（mm）

P

200℃における許容圧力
0.790MPa[gage]

281

1.0

＞

1-10

0.790
0.62MPa[gage]（2Pd）58

⑨円筒胴 A 部
円筒胴 A 部：ASME SA516 Gr.70（SGV480 相当）
許容圧力算定式：PVE-3230(2)a 項を準用
P ＝ 2Sηt ／（Dｉ ＋1.2t）
S

設計引張強さ（MPa）（200℃における 2/3S ｕ 値を使用）η

継手効率（−）t

呼び厚さ（mm）

Dｉ

胴内径(mm)P

200℃における許容圧力
0.822MPa[gage]

281
1.0

＞

0.822
0.62MPa[gage]（2Pd）⑩円筒胴 B 部
円筒胴 B 部：ASME SA516 Gr.70（SGV480 相当）
許容圧力算定式：PVE-3230(2)a 項を準用
P ＝ 2Sηt ／ （Dｉ ＋1.2t）
S

設計引張強さ（MPa）（200℃における 2/3S ｕ 値を使用）

281

η

継手効率（−）

1.0t

呼び厚さ（mm）

Dｉ

胴内径(mm)P

200℃における許容圧力
0.693MPa[gage]

＞

1-11

0.693
0.62MPa[gage]（2Pd）59

⑪円筒胴 C 部
円筒胴 C 部：ASME SA516 Gr.70（SGV480 相当）
許容圧力算定式：PVE-3230(2)a 項を準用
P ＝ 2Sηt ／ （Dｉ ＋1.2t）
S

設計引張強さ（MPa）（200℃における 2/3S ｕ 値を使用）η

継手効率（−）t

呼び厚さ（mm）

Dｉ

胴内径(mm)P

200℃における許容圧力
0.822MPa[gage]

281
1.0

＞

1-12

0.822
0.62MPa[gage]（2Pd）60別添 1-2

有限要素法を用いた原子炉格納容器のシビアアクシデント時の評価

東海第二発電所においては，シビアアクシデント時の原子炉格納容器の破壊挙動を確認するため，最新の知見である日本機械学会「シビアアクシデント時の構造健全性評価ガイドライン（BWR 鋼製格納容器編）

BSCV-3100」（以下，「ガイドライン」という。）を参考に，有限要素法を用いた弾塑性解析を実施している。
ここでは，本解析結果の概要を示す。
なお，上記ガイドラインは，「重要構造物安全評価（原子炉格納容器信頼性実証事業）に関する総括報告書，財団法人

原子力発電技術機構，平成 15 年 3 月」

や国内外の研究成果を取り入れ，日本機械学会において厳正な審議のうえ，制定されたものである。

(1)解析モデル
東海第二発電所の原子炉格納容器について，ドライウェル部及びサプレッ
ションチェンバ等，原子炉格納容器全体の変形挙動に支配的な影響を及ぼすと考えられる部位をモデル化した。
本評価はこの全体モデルを用いて，シビアアクシデント時の圧力・温度環境下において全体的な崩壊挙動，あるいは局部的なひずみ集中による破損が生じないことを弾塑性解析により確認することを目的とする。本解析は原子炉格納容器全体の崩壊挙動，及びひずみ集中による局部破損の有無を確認することが目的である。したがって，それぞれの目的に応じて下記の観点でモデル化対象範囲を設定し，対称性を考慮して 180 度モデルを作成した。
○原子炉格納容器全体の崩壊挙動の把握
1-13

61

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別添 1-3
原子炉格納容器基部の評価

1.

概要
原子炉格納容器本体については，200℃，2Pd において一次応力が発生する。
また，原子炉格納容器基部については，熱膨張の拘束による熱応力が発生する。ここでは，既工認の応力値を用いて，原子炉格納容器本体については一次応力（P Ｌ ＋P ｂ ）を，原子炉格納容器基部について一次応力＋二次応力（P Ｌ+P ｂ +Q）を評価する。
また，原子炉格納容器の限界圧力，限界温度の確認においては，繰り返し荷重を考慮する必要はないと考えられるが，原子炉格納容器基部については，念のため，200℃，2Pd における発生応力を算出し，許容応力を下回ることを
確認する。

2.

評価方針
発生応力は，熱により発生する二次応力に分類されることから，設計・建設規格に示される一次＋二次応力の評価方法及び評価基準値に従う。
許容値は，設計・建設規格において示される原子炉格納容器（クラスＭＣ容器）の供用状態Ａ，Ｂに対する許容値と同じ 3S（S 値：200℃における値）とする。
一次＋二次応力が制限値を超えた場合は，設計・建設規格 PVB-3315(2)に規定される疲労評価により，疲労累積係数が 1 以下であることを確認する。

3.

評価条件
(1)

圧力及び温度
評価圧力：

0.62MPa[gage]（2Pd）
1-24

72

評価温度

(2)

：

200℃

材料及び許容応力
材料及び許容応力を第 1-1(1)表に示す。
第 1-1(1)表4.

材料の許容応力部位

材料

原子炉格納容器

SGV480

一次＋二次応力
PＬ ＋P ｂ ＋Q
393（＝3S）

応力計算
(1)

応力評価点
応力評価点を第 1-1(2)表及び第 1-1(1)図に示す。応力評価点は，既工認の強度計算書において，一次局部膜応力＋一次曲げ応力＋二次応力が最大の値を示す部位を応力評価点とする。
第 1-1(2)表
応力評価点番号

応力評価点

評価項目

応力評価点

一次局部膜応力＋P6

一次曲げ応力原子炉格納容器基部

＋
二次応力

1-25

73

応力評価点 P6

第 1-1(1)図

(2)

応力評価点

応力計算
原子炉格納容器基部の作用する圧力，熱応力及び死荷重による圧力は，既工認で計算した応力を用い，評価荷重比の割り増しを考慮して算出する。

5.

応力評価
原子炉格納容器基部の各荷重による応力を第 1-1(3)表に示す。また，応力の組合せ結果を第 1-1(4)表に示す。
各応力評価点の発生応力は一次＋二次応力の許容値を超える結果となったため，疲労評価により，疲労累積係数が 1 以下であることを確認した。疲
労評価の結果を第 1-1(5)表，第 1-1(6)表に示す。

1-26

74

第 1-1(3)表第 1-1(4)表

各荷重による応力

一次＋二次応力の評価結果

応力評価点

荷重の組合せ応力分布

P6

死荷重＋内圧＋熱

一次＋二次応力第 1-1(5)表

発生応力
（MPa）

393

疲労評価結果Sｎ発生応力［MPa］

K

応力集中係数Kｅ

ピーク応力補正係数

Sｐ

疲労解析によるピーク応力強さのサイクルにおいて，その最大値と最小値との差［MPa］

S繰返しピーク応力強さ［MPa］

Sʻ

補正繰返しピーク応力強さ［MPa］

Nａ

許容繰返し回数［回］

Nｃ

重大事故等時の繰返し回数［回］

U

疲労累積係数注）設計・建設規格

許容応力
（MPa）

1

PVB-3315(2)項を適用

1-27

75

第 1-1(6)表

評価結果

一次＋二次応力評価（MPa）

疲労評価

一次＋二次応力評価

許容応力

疲労累積係数

許容値

584

393

0.050

1

1-28

76

2.

トップヘッドフランジ

2.1

評価方針
トップヘッドフランジは，ドライウェル上蓋側のフランジと原子炉格納容器本体側のフランジをボルトにより固定している。また，シール部はシ
ール溝が内外二重に配置されており，それぞれにシリコンゴムのガスケットを使用している。
トップヘッドフランジの構造強度上考慮すべき機能喪失要因として，脆性破壊，疲労破壊及び延性破壊が考えられる。今回の評価条件である 200℃，
2Pd の条件を考慮した場合，脆性破壊が生じる温度域でないこと，繰り返
し荷重が作用しないことから，脆性破壊及び疲労破壊は評価対象外と考えることができる。
シール部については，内圧が低い段階ではボルトの締め付けにより開口は抑制されるが，内圧の上昇に伴って開口量が増加することにより，外部への漏えい経路を形成する。
また，フランジが開口してもフランジの密閉性を担保しているシール材が健全であれば，シール材が開口に追従するため外部への漏えいを防止することができるが，重大事故環境に晒されると，シール材が高温劣化し，フランジの開口に追従できなくなりシール機能の低下が想定される。
したがって，トップヘッドフランジの機能喪失要因は，原子炉格納容器

内圧による過度な塑性変形に伴う延性破壊，また，シール部のフランジ開
口量及びシール材の高温劣化によるシール機能の低下を考える。
このため，200℃，2Pdでの健全性確認には以下の評価が必要である。
・フランジ部の耐圧・フランジ固定部の強度
・ガスケットの健全性
2-177トップヘッドフランジの評価対象と評価方法を第2-1表に示す。

(1) フランジ部の耐圧フランジ部の耐圧評価として，原子炉格納容器温度・圧力が200℃，2Pd
におけるフランジ部の一次応力評価を行い，発生応力が許容応力以下であることを確認する。
評価に当たっては，既工認と同様の評価手法である設計建設規格の評価手法に準拠し，構造健全性を確認する。
ここで，設計・建設規格の解説表PVB−3110−1 において，延性破壊評
価は一次応力の評価を実施することとなっている。一方，設計・建設規格における一次応力強さの許容値は，材料の種類及び温度毎に材料試験（引張試験）を実施した結果をもとに，国内Su 値検討会で設定された設計引張強さ（Su）に割下げ率を考慮して設定されたものである（設計・建設規
格 解説GNR−2200）。今回の評価は，設計基準である最高使用温度及び最高使用圧力を超過するフランジ部の限界温度及び許容圧力の妥当性を確認するものであるため，上記割下げ率をPm（一次一般膜応力強さ）には
1.5，PL+Pb（一次局部膜応力強さ＋一次曲げ応力強さ）には1.0 とした評価を行う。すなわち，フランジ部に発生する応力Pm が2／3Su，PL+Pb がSu 以下であれば延性破壊には至らず，構造は健全で機能要求（放射性物
質の閉じ込め機能）を確保できると考える。この許容値の考え方は，設計・建設規格解説PVB−3111 に示すように，供用状態ＤのPm，PL+Pb の許容値と同様である。なお，耐圧機能維持の観点から，安全評価上の仮定（原子炉冷却材喪失事故を想定）に保証を与える目的で応力評価を行う設計・建設規格の供用状態Ｄの許容応力は，鋼材の究極的な強さを基に，弾性計算により塑性不安定現象の評価を行うことへの理論的安全裕度を考慮
2-278

して定めたものであり，Pm は2／3Su，PL+Pb は1.5×2／3Su（=Su）と規定されている。前者は，膜応力であり断面の応力がSu に到達すると直ちに破損に至るため割下げ率1.5 を考慮して規定されているが，後者は，断面表面がSu に到達しても断面内部は更なる耐荷能力があり直ちに破損には至らないため割下げ率は1.0 とする。

(2) フランジ固定部の強度①締付けボルトの強度評価
トップヘッドフランジの締付けボルトについて，200℃，2Pdにおける強度を評価する。
②フランジの開口評価
原子炉格納容器の重大事故時の過温，過圧時におけるフランジ開口量を評価するために，FEM 解析を用いてトップヘッドフランジ部における開口量を評価する。

(3) ガスケットの健全性
シール材（ガスケット）はこれまでシリコン製シール材を使用しているが，事故環境下における性能特性に優れたシール材である改良EPDM製シール材に変更する。改良EPDM製シール材による事故時の格納容器閉じ込め機
能を確認するために，圧縮永久歪み試験結果をもとに格納容器限界開口量を評価し，重大事故時におけるフランジ開口量と比較することで格納容器閉じ込め機能を評価する。
また，格納容器ベント操作実施後の長期シール機能健全性を補強するために，高温蒸気に耐性があるバックアップシール材を追加塗布する。その有効性を，バックアップシール材の試験を元に評価し，格納容器閉じ込め
2-379

機能の更なる信頼性を確認する。

第 2-1 表
評価対象

機能喪失要因構造部（ボルト，フランジ）
シール部（フランジ，ガスケット）

第 2-1 図

評価対象と評価方法
評価方法

延性破壊

既工認に準拠した評価

開口

実機モデルの FEM 解析
による開口量評価
既往研究の試験結果を用いた評価シール機能低下

トップヘッドフランジの評価対象

2-4

80

2.2

評価

(1) フランジ部の耐圧
トップヘッドフランジについて，既工認と同様の評価手法である設計・
建設規格 PVE-3700 を適用し，JIS B 8265「圧力容器の構造−一般事項」に基づいてフランジの発生応力について算出した結果を示す。
Sｕ 値を算出する際の温度は，限界温度として設定した 200℃を用いる。
応力計算に用いるトップヘッドフランジの主要寸法を第 2-2 図に示す。
また，応力算出結果を第 2-2 表に示す。
各発生応力とも許容応力を下回っており,200℃，2Pd 条件下においてトップヘッドフランジの構造健全性を確認した。

2-5

81

上フランジ

下フランジ

フランジ材質：ASME SA516 Gr70（SGV480 相当）

第 2-2 図トップヘッドフランジの形状及び主要寸法

第 2-2 表

応力算出結果単位：MPa

荷重

2Pd

応力

許容応力

フランジの軸方向応力

185

422

フランジの径方向応力

2281

フランジの周方向応力

86

281

94

281

136

281

2

組合せ応力

2

2-6

82

(2) フランジ固定部の強度①締付けボルトの強度評価
トップヘッドフランジの締付けボルトについて，200℃，2Pdにおける強度を，既工認の強度計算書をベースに評価する。締付けボルト基本仕様を
第2-3表，評価結果を第2-4表に示す。
発生応力は，許容応力以下であることから，締付けボルトは200℃，2Pd
において健全である。

第2-3表
項

トップヘッドフランジ締付けボルトの主要仕様
目

東海第二発電所

ボルト材質

ASME SA320 Gr.L43（SNCM439相当）

ボルト呼び
ボルト本数

第2-4表
項

締付けボルトの評価結果（単位：MPa）

目

東海第二発電所

トップヘッドフランジ

許容値
576

②フランジの開口評価
トップヘッドフランジについて，2Pd におけるフランジ面の開口量が許
容開口量を下回ることを確認するため，三次元 FEM モデルを用いて弾塑性解析を実施した。
第 2-3 図に解析モデルを示す。本解析では，フランジの他，圧力作用面であるトップヘッド及び原子炉格納容器胴部（円筒胴及び円錐胴）をモデ
2-7

83ル化する。
また，フランジシール部を構成する各種部材（フランジ，ボルト，ナット等）の荷重伝達経路を詳細にモデル化するため，ソリッド要素を用いて可能な限り詳細な形状をモデル化する。モデルは対称性を考慮してボルト
1／2 ピッチ分をモデル化している。荷重条件として，0 から発散するまで内圧を加えた。
200℃における圧力と開口量の関係を第 2-4 図に示す。
2Pd における内側ガスケット部の開口量は，外側ガスケット部は

であった。

2-8

84

第 2-3 図

第 2-4 図トップヘッドフランジの解析モデル

圧力と開口量の関係（東海第二発電所モデル，200℃）

2-9

85

(3) ガスケットの健全性
a. シール材（改良 EPDM）の圧縮永久ひずみ試験結果について
改良EPDM製シール材の事故時環境における劣化特性を，高温蒸気曝露の期間を確認するために，JIS K6262「加硫ゴム及び熱加塑性ゴムの常温・高温及び低温における圧縮永久ひずみの求め方」に準じて圧縮永久歪み試
験を実施した。その結果を第2-5表に示す。なお，圧縮永久ひずみ測定とは，所定の圧縮率をかけ変形させた後，開放時の戻り量を評価するものである。完全に元の形状に戻った場合を0％とし，全く復元せずに完全に圧縮された状態のままである状態を100％としている。

第 2-5 表

圧縮永久ひずみ試験 ※1 結果（改良 EPDM 材）
試験温度

200℃

構造部放射線照射量
試験雰囲気

蒸気

試験時間

168h

ひずみ率 ※2
※1
※2
※3

※3

JIS K 6262 に従い実施
試料を圧縮し完全に回復した状態が 0％，全く回復しない状態が 100％
の平均値

2-10

86

b. 改良 EPDM 製シール材の性能確認試験①実機を模擬した小型フランジ試験
改良EPDM製シール材の性能を確認するために，圧縮永久歪み試験に加え，実機フランジOリング溝を模擬した小型試験装置を用いて，事故環境に曝露した後のシール機能を確認した。試験装置を第2-5図に示しており，実機Oリング溝の断面寸法を1／2スケールとして試験治具を製作し，予めγ線照射したシール材を用いて試験体を作り，高温環境に曝露した後に気密確認試験を実施した。
試験条件としては，事故条件を模擬するために，放射線照射量はフラン
ジガスケット部の事故後7日間の累積放射線量の目安である800kGyを用いて実施している。また，高温曝露は高温空気及び高温蒸気で曝露し，温度については，格納容器限界温度である200℃と，さらに余裕を見た250℃を設定し，それぞれ7日間(168h)一定温度で高温曝露している。また，試験治具のOリング溝は内側にの段差があり，その段差の間からシール材が高温空気又は蒸気に曝露されるため，事故時の格納容器過圧に伴うフランジ開口を考慮した状態で，高温曝露ができる試験体となっている。高温曝露後は，事故時に発生する水素を模擬するために，Heにより気密確認試験を実施している。気密確認試験では，格納容器限界圧力2Pd(0.62MPa)以上の気密性を確認するため最大で0.9MPaまで加圧して気密性を確認している。また，格納容器過圧に伴うフランジ開口時のシール材の気密性を確認するために，高温曝露後の試験体フランジを0.8mm開口させ，その状態でもHe気密確認試験を実施し，0.9MPa加圧時に漏えいのないことを確認している。なお，開口量の0.8mmは，2Pdにおける開口量が最も大きなトップヘ
ッドのフランジ開口量を1／2 スケールにしたものと同等であ

る。
2-11

87

試験結果は第2-6表に示すとおり，本試験により200℃が168 時間継続した場合の改良EPDM製シール材のシール機能の健全性を確認した。

第2-5図

改良EPDM製シール材の性能確認試験装置

第 2-6 表
No.

1

2

3

曝露条件

乾熱 200℃，168h

蒸気 1MPa，
250℃，168h

蒸気 1MPa，
250℃，168h

He 気密確認試験結果

γ線照射量

変位

0.3MPa0.65MPa

0.9MPa

無し

○

○

○

0.8mm

○

○

○

無し

○

○

○

0.8mm

○

○

○

無し

○

○

○

0.8mm

○

○

○

800kGy800kGy800kGy○：リーク及び圧力降下なし

2-12

88

②実機フランジモデル試験
改良EPDM製シール材は前述の小型フランジ試験に加え，より大口径（ガスケット径：約250mm）の実機フランジモデル試験（実機フランジモデル
試験）も実施しており，実機条件に近い状態でのシール健全性の確認を行っている。試験装置は第2-6図，第2-7図に示しており，試験フランジの溝
断面形状は実機と同じとし，溝径を縮小した試験フランジとする。試験試料の断面形状は実機と同じとし，径を縮小した試験試料とする。予めγ線照射したシール材を用いて試験体を作り，高温環境に曝露した後に気密確認試験を実施する。
試験条件としては，事故条件を模擬するために，放射線照射量はフラン
ジガスケット部の事故後7日間の累積放射線量の目安である800kGyを用いて実施している。また，EPDMの劣化は一般的に酸素により引き起こされるとの知見に基づき，高温曝露は蒸気ではなく高温空気（乾熱）で曝露し，温度については，格納容器限界温度である200℃と，さらに余裕を見た
250℃，300℃とし，それぞれ定める期間を一定温度で高温曝露する。また，内圧作用時の実機フランジの開口を模擬するため，フランジ面に調整
シムを挟んで押し込み量を調整できる装置にしている。
本試験装置によりシール材を高温曝露した後，気密確認試験を実施した。
気密確認試験では，格納容器限界圧力 2Pd(0.62MPa)を包絡する圧力で気密性を確認した。

2-13

89

第 2-6 図

試験装置概要図

試験装置外観（フランジ開放時）
第 2-7 図試験装置外観（フランジ密閉時）試験装置外観写真

2-1490

試験結果を第 2-7 表に示す。フランジによるガスケット試験体の押し込み量が最小限（0mm）であっても，有意な漏えいは発生せず，200℃・168Hr，
250℃・96Hr，300℃・24Hr の耐性が確認された。第 2-8 図に 200℃・168Hrの試験ケースにおける試験体の外観を示す。第 2-8 図より，フランジとガスケット試験体との接触面を境界として劣化（表面のひび割れ）は内周側で留まり，外周側に有意な劣化が見られないことから，フランジ接触面でシール機能を維持できていることが確認された。また。断面形状より，劣化（表面のひび割れ）はガスケット試験体の表面層のみで留まっているた
め，有意な劣化が進行していないことが確認された。

第 2-7 表
No.
1
2
3
4
5

試験体
改良 EPDM（A）
改良 EPDM（A）
改良 EPDM（B）
改良 EPDM（A）
改良 EPDM（B）

シビアアクシデント条件での試験結果
温度

継続時間 押し込み量

漏えい
の有無

200℃

168Hr

0mm

無

250℃

96Hr

0mm

無

250℃

96Hr

0mm

無

300℃

24Hr

0mm

無

300℃

24Hr

0mm

無

下記条件は全ケース共通
試験圧力：2Pd 以上，放射線照射量：800kGy，加圧媒体：乾熱（空気）

2-15

91

第 2-8 図

200℃・168Hr 試験後の試験体外観

2-16

92

ガスケットの健全性を評価するにあたり，トップヘッドフランジに許容される開口量について以下のように設定する。
第 2-9 図に開口量とシール材のシール性関係図を示す。東海第二発電所のトップヘッドフランジは，タング（突起）がガスケットを押し込む構造であり，フランジの定格締付量（タング押込量）はである。圧力の増加に伴いフランジ部は開口するが，「シール材（改良 EPDM）の圧縮永久ひずみ試験」より得られたガスケットの圧縮永久ひずみ率をもとに，ガスケットの事故時環境における最大復元量を評価すると×(100％−＝)）となる。また，「実機フランジモデル試験」から 200℃，

2Pd におけるタング押込量 0mm においてシール機能が維持されていることを確認したことから，許容開口量は，最大復元量と同じ

初期状態

200°，2Pd状態

ひずみ率0％

ひずみ率

トップヘッドフランジのガスケットは，定格締付量（タンク押込量）
である。ひずみ率が0％であれば，締付けを開放した場合，ガスケットは回復する。

第 2-9 図に設定する。

重大事故環境では，ガスケットが劣化し，ひずみ率が大きくなる。圧縮
永久ひずみ試験の結果より，開口量が以下であればシール機
能は維持できる。

ひずみ率と許容開口量関係図

本評価に用いる許容開口量は，「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格
納容器過圧・過温破損）」シーケンスのベント実施タイミング（事故後約19 時間）における環境条件を包絡する 168h 後における圧縮永久ひずみ試験結果（ひずみ率）からとしている。
2-17

93したがって，(2)②項にて求めた 200℃，2Pd（0.62MPa[gage]）における開口量は，内側ガスケット部であり，許容開口量，外側ガスケット部ででを下回り，シール機能が維持できることを確認した（第 2-10 図）。

第 2-10 図

圧力と開口量の関係（東海第二発電所モデル，200℃）

2-18

94

c. バックアップシール材のシール機能について
バックアップシール材は第2-11図で示すように，現行シール材のシール
溝よりも外側のフランジ面全周に塗布できるシール材である。バックアッ
プシール材は，耐高温性，耐蒸気性，耐放射線性が確認され，重大事故環境下においてもシール機能を発揮できるものを用いる。バックアップシー
ル材の性能は，第2-12図で示す試験装置で，事故環境下に曝された後のシール機能について評価されている。

①バックアップシール材の性能確認試験
試験条件としては，事故条件を模擬するために，放射線照射量はフランジ部の事故後7日間の累積放射線量の目安である800kGy を用いて実施している。また，高温曝露は高温蒸気で曝露し，温度については，格納容器限界温度200℃に余裕を見た250℃を設定し，7日間(168h)一定温度で高温曝露している。高温曝露後は，事故時に発生する水素を模擬するために，Heにより気密確認試験を実施している。気密確認試験では，格納容器限界圧
力2Pd(0.62MPa)以上の気密性を確認するため最大で0.9MPaまで加圧して気密性を確認している。
また，重大事故時には事故後ベント実施までは圧力が2Pd近傍と高くなりフランジ部が開口することから，フランジ開口を経験した後にバックア
ップシール材に気密性があるか否かを確認するため，30cm中型試験体を用いて隙間ゲージで一度変位を経験させた後にHe 気密試験を実施した（開口模擬後気密確認試験）。試験の流れとしては，バックアップシール材を塗布したフランジを乾燥させた後に，隙間ゲージで変位を加え，その後隙間ゲージを引き抜いて試験フランジの変位を当初位置に戻す。その状態でHe気密確認試験を実施し，0.9MPa加圧時に漏えいのないことを確認してい
2-19

95

る。なお，開口模擬後気密確認試験は試験装置上の理由から，バックアッ
プシール材に高温曝露は経験させていない。しかしながら，FT−IR分析により250℃蒸気曝露で構造の変化量は小さく，顕著な劣化が認められなかったことから，高温曝露有無は事故時開口を模擬したバックアップシール
材の性能を確認する試験では，試験結果に大きな影響を与えないと考えている。
試験の結果は，第2-8表に示しており，バックアップシール材は250℃蒸気曝露が168h継続したとしても気密性が確保できることを確認している。
また，250℃蒸気曝露が168h継続した後のバックアップシール材の化学構造の変化を確認するためにFT−IR分析を実施し，曝露前後でもバックアッ
プシール材の化学構造がほとんど変化していないことを確認している。よって，250℃蒸気曝露環境下では有意な劣化はほとんど無いことから，格納容器限界温度である200℃状態が長期継続したときであっても，バック
アップシール材により格納容器閉じ込め機能の健全性は確保できる。
以上のことから，バックアップシール材について格納容器限界温度200℃における長期シール性が確認できた。また，ベント実施までの間に格納容器過圧によるフランジ開口を経験したとしても，ベント後のフラン
ジ開口量が小さい領域では高温性に優れたシール機能を発揮することが確認できた。よって，バックアップシール材は，格納容器ベント操作後の長期シール機能強化に有効である。

2-20

96

第 2-11 図

バックアップシール材イメージ図

第 2-12 図

バックアップシール材の気密試験

第 2-8 表試験条件

バックアップシール材の気密性試験結果

温度

蒸気曝露

放射線照射

気密試験

350℃

−

−

○

350℃

−

827kGy

○

250℃

168h

819kGy○

蒸気曝露なし蒸気曝露あり○は気密試験時に「漏えいなし」を示す

2-21

97

②バックアップシール材の塗布条件
バックアップシール材のシール機能が確保されるための塗布幅，塗布厚
さ，塗布作業に関する条件は，各種試験の結果から第2-9表の通り定めている。塗布幅は幅が広い程シール機能が向上するが，試験でシール機能が確認できた最小の塗布幅を元に設定している。塗布厚さについては，シール機能が確認できた塗布厚さを元に設定している。また，バックアップシ
ール材は塗布後，除々に乾燥して固まるため，塗布後にフランジ閉鎖するまでの時間を制約として設けることにしている。この時間についても，試験によりバックアップシール材の乾燥時間を考慮して，シール機能が確認できた時間を元に設定している。
第2-9表
項

バックアップシール材の塗布条件
目

塗布条件

バックアップシール材の塗布幅5.0mm以上

バックアップシール材の塗布厚さ1.5mm以上

塗布後，フランジ閉鎖までの時間

3時間以内③バックアップシール材の品質確認
バックアップシール材は第2-9表の条件で塗布することで，シール機能が確保可能である。従って，バックアップシール材塗布作業時に「塗布幅」，「塗布厚さ」，「塗布後，フランジ閉鎖までの時間」を確認することで品質を確認する。「塗布幅」，「塗布厚さ」については，それら幅，厚さを担保可能な専用治具を用いてバックアップシール材を塗布作業する等で，品質確認を行う。「塗布後，フランジ閉鎖までの時間」について
は，塗布作業時間を管理することで品質確認を行う。

2-22

98

⑤「改良EPDM製シール材＋バックアップシール材」のシール機能について
前述の通り，バックアップシール材は重大事故環境においても優れた耐性をもつことが示されたため，「改良EPDM製シール材＋バックアップシー
ル材」を組み合わせることで，事故環境下における原子炉格納容器閉じ込め機能の更なる信頼性向上を図る計画を進めている。
改良EPDM製シール材は，事故時の耐環境性に優れていることを確認しているが，一般的に劣化モードとして酸化劣化があげられるため，長期シール性の信頼性を向上させるためには，劣化要因である酸素の高温状態曝露を回避することが必要になる。バックアップシール材は，フランジ外側ガ
スケット部よりも外周のフランジ面に塗布することから，改良EPDMシール
材への格納容器外側からの酸素供給を遮断する役割も果たすことができる
ため，酸化劣化によるシール機能低下を抑えることが可能である。
よって，事故発生後の改良EPDM製シール材の長期健全性を補強することができるため，当社の更なる格納容器閉じ込め機能強化対策として「改良
EPDM製シール材＋バックアップシール材」を採用する。その効果については事項で示す。

2-2399

⑥事故後長期間のシール機能について
重大事故時の格納容器閉じ込め機能の信頼性を強化するために，「改良EPDM＋バックアップシール材」を組合せ，事故後168時間以降の長期におけるシール機能について試験により確認した（試験装置を第2-13図に示す）。前述の通り，バックアップシール材の200℃状態における長期健全性を確認しており，有意な劣化が見られないことから，長期にわたって状態は変化せず，シール機能が確保されるものと考える。また，改良EPDM製
シール材とその外側にバックアップシール材を適用した条件で長期間高温曝露を実施した後にHe気密確認試験を実施しているが，少なくとも45日間の高温曝露（200℃）を経験しても，気密性に問題ないことが確認できている。試験結果を，第2-10表に示す。
なお，原子炉格納容器閉じ込め機能として最も厳しいシナリオである「大LOCA＋SBO＋ECCS機能喪失」について，事故後168時間以降も有効性評
価で使用した設備以外は復旧せず，フィードアンドブリードを続けたとした場合，事故発生から30日後のドライウェル温度は150℃以下であることが評価で示されている。従って，これよりも過酷な200℃状態が30日間継続しても格納容器閉じ込め機能は健全であることが試験により確認できているため，事故後長期のシール性向上のためには「改良EPDM＋バックアッ
プシール材」は有効であると考えている。

2-24

100

第2-13図「改良EPDM＋バックアップシール材」組合せ試験装置

第2-10表「改良EPDM＋バックアップシール材」組合せ試験結果

試験体

改良EPDM＋
バックアップシール材

曝露状態

曝露
期間

改良EPDM
放射線曝
露

加圧
媒体

試験圧力

試験結果

乾熱200℃

30日

800kGyHe

0.9MPa

漏えい無し

乾熱200℃

45日

800kGyHe

0.9MPa

漏えい
無し

2-25

101

2.3

評価結果
トップヘッドフランジの健全性評価結果を表2-11に示す。

第2-11表 トップヘッドフランジの健全性評価結果
No.

大項目

(1)

フランジ部の

評価方法

評価

応力評価

結果

200℃，2Pdにおけるフランジ部の耐圧

一次応力は，許容値：2／3 Suを○満足することを確認(2)

フランジ固定①締付けボルトの

部の強度

強度評価

200℃，2Pdにおける締付ボルトの一次応力は，許容値：2／3 Suを○満足することを確認②フランジの開口評価

200℃，2Pdにおけるフランジ開口を評価（(3)ガスケットの健全性と併せ−て健全性評価を行う）(3)

ガスケットのシール材劣化，開・ガスケット（改良EPDMシール

健全性

口量評価，バック材）の事故時環境における劣化

アップシール材試

特性を考慮しても200℃，2Pdに

験結果を用いた評

おけるフランジ開口量は，許容価

開口量以下となり，シール機能が維持されることを確認。

○

・更なる安全対策向上として「改良EPDMシール材＋バックアップ
シール材」を適用することにより，改良EPDMシール材の長期信
頼性を補強する。

以上により，トップヘッドフランジについては，200℃，2Pd 環境下でも，放射性物質の閉じ込め機能を維持できる。

2-26

102

3.
3.1

機器搬入用ハッチ
評価方針
機器搬入用ハッチは，原子炉格納容器外側に突き出した円筒胴及び鏡板によって原子炉格納容器バウンダリを構成しており，原子炉格納容器の内圧が円筒胴及び鏡板に対して内圧として作用する。また，フランジ部はボルトにより固定されており，シール部はシール溝が内外二重に配置されており，それぞれにシリコンゴムのガスケットを使用している。
機器搬入用ハッチの設計時に考慮される機能喪失要因は，脆性破壊，疲労破壊及び延性破壊が考えられる。今回の評価条件である 200℃，2Pd の条件を考慮した場合，脆性破壊が生じる温度域でないこと，繰り返し荷重が作用しないことから，脆性破壊及び疲労破壊は評価対象外と考えることができる。
したがって，機器搬入用ハッチの機能喪失要因は，原子炉格納容器内圧による過度な塑性変形に伴う延性破壊，また，フランジ部の変形及びシール材の高温劣化によるシール機能の低下が考えられる。
このため，200℃，2Pd での健全性確認には以下の評価が必要である。
・本体の耐圧・フランジ固定部の強度
・ガスケットの健全性

3-1

103

機器搬入用ハッチの評価対象と評価方法を第 3-1 表に示す。
第 3-1 表
評価対象

機能喪失要因評価方法

構造部（円筒胴，鏡板，フランジ）

延性破壊

・既工認に準拠した評価
・設計・建設規格の評価式を準用した評価
・有限要素法を用いた弾塑性解析結果を活用した評
価

シール部（フランジ，ガスケット）

開口，シール材
劣化

・有限要素法を用いた弾塑性解析結果を活用した評
価・試験結果等に用いた評価

第 3-1 図(1)

評価対象と評価方法

機器搬入用ハッチ図

本体の耐圧ａ．有限要素法を用いた弾塑性解析
機器搬入用ハッチの構造健全性評価として，機器搬入用ハッチのうち内圧による荷重を受け止める部位のうち，円筒胴，鏡板，フランジについて，東海第二発電所で実施した有限要素法による弾塑性解析結
3-2

104

果を参照し，200℃，2Pd における延性破壊の有無を確認する。本解析
手法の詳細は，別添 1-2 に記載する。
b.

許容圧力評価機器搬入用ハッチの構造健全性評価として，機器搬入用ハッチのうち内圧による荷重を受け止める部位として円筒胴及び鏡板について，
設計・建設規格に定められている円筒胴及び鏡板の内圧に対する必要厚さの算出式を用いて許容圧力が 2Pd を上回ることを確認する。
ここで，設計建設規格の解説表 PVB‐3110‐1 において，延性破壊
評価は一次応力の評価を実施することとなっている。一方，設計・建設規格における一次応力強さの許容値は，材料の種類及び温度毎に材料試験（引張試験）を実施した結果をもとに国内 Su 値検討会で設定された設計引張強さ（Su）に割下げ率を考慮して設定されたものである（設計・建設規格 解説 GNR‐2200）。今回の評価は，設計基準である最高使用温度及び最高使用圧力を超過する機器搬入用ハッチの限界
温度及び許容圧力の妥当性を確認するものであるため，上記割下げ率を P ｍ （一次一般膜応力強さ）には 1.5，P Ｌ +P ｂ （一次局部膜応力強さ＋一次曲げ応力強さ）には 1.0 とした評価を行う。すなわち，機器搬入用ハッチに発生する応力が，P ｍ が 2/3Su，PＬ +P ｂ が Su 以下であれ
ば，延性破壊には至らず，構造は健全で機能要求（放射性物質の閉じ込め機能）を確保できると考えている。この許容値の考え方は，設計・建設規格 解説 PVB‐3111 に示すように，供用状態Ｄの P ｍ ，P Ｌ +P ｂ の許容値と同等である。なお，耐圧機能維持の観点から，安全評価上の仮定（原子炉冷却材喪失事故を想定）に保証を与える目的で応力評価を行う設計・建設規格の供用状態Ｄの許容応力は，鋼材の究極的な強さを基に，弾性計算により塑性不安定現象の評価を行うことへの理論
3-3

105

的安全裕度を考慮して定めたものであり，Pｍ は 2/3Su，P Ｌ +P ｂ は 1.5
×2/3Su（=Su）と規定されている。前者は，膜応力であり断面の応力が Su に到達すると直ちに破損に至るため割下げ率 1.5 を考慮して規定されているが，後者は，断面表面が Su に到達しても断面内部は更なる耐荷能力があり直ちに破損には至らないため割下げ率は 1.0 とし
ている。

(2)

フランジ固定部の強度a.

締付けボルトの強度評価
機器搬入用ハッチのフランジ締付ボルトについて，200℃，2Pd における強度を評価する。

b.

フランジの開口評価
原子炉格納容器の重大事故時の過温，過圧時におけるフランジ開口量を評価するために，有限要素法を用いた弾塑性解析結果を活用し，機器搬入用ハッチにおける開口量を評価する。

(3)

ガスケットの健全性シール材（ガスケット）はこれまでシリコンゴムを使用しているが，シール材が事故環境下に曝されて劣化する可能性があることも踏まえ，事故環境下における性能特性に優れたシール材である改良ＥＰＤＭ製シール材に変更する。改良ＥＰＤＭ製シール材による事故時の格納容器閉
じ込め機能を確認するために，圧縮永久歪み試験結果をもとに格納容器
限界開口量を評価し，重大事故時におけるフランジ開口量と比較することで格納容器閉じ込め機能を評価する。

3-4

106

また，格納容器ベント操作実施後の長期シール機能健全性を補強するために，高温蒸気に耐性があるバックアップシール材を追加塗布する。
その有効性を，バックアップシール材の試験を元に評価し，格納容器閉
じ込め機能の更なる信頼性を確認する。

3.2

評価

(1)

本体の耐圧
a.

有限要素法による弾塑性解析
機器搬入用ハッチの構造健全性について，有限要素法を用いた弾塑性解析結果から，200℃，2Pd における延性破壊の有無を確認した。評価部位として，機器搬入用ハッチのうち内圧による荷重を受け止める部位（円筒胴，鏡板，フランジ）をモデル化している。
200℃，2Pd 条件下において，機器搬入用ハッチの円筒胴，鏡板，フランジは，相当塑性ひずみは発生しておらず，弾性範囲にあると判断する。

第 3‐2 図

機器搬入用ハッチの相当塑性ひずみ分布図（200℃，2Pd）
3-5

107

b.

許容圧力評価機器搬入用ハッチの構造健全性について，円筒胴及び鏡板について，
設計・建設規格に定められている円筒胴及び鏡板の内圧に対する必要厚さの算出式を用いて許容圧力の評価を実施した結果を示す。評価部
位として，内圧による荷重を受け止める部位（円筒胴，鏡板）を選択し，許容圧力を評価した。
評価に用いた主要仕様を第 3‐2 表 に示す。
第 3‐3 表 に，機器搬入用ハッチの許容圧力評価結果を示す。

第 3‐2 表機器搬入用ハッチの主要仕様

項目

東海第二発電所

最高使用圧力（MPa）

0.31

最高使用温度（℃）

171

材料

ASME SA516 Gr.70(SGV480 相当)

内径（mm）
胴板厚さ（mm）
蓋板厚さ（mm）

3-6

108

第 3‐3 表機器搬入用ハッチの許容圧力評価結果①円筒胴：ASME SA516 Gr.70（SGV480 相当）
許容圧力算定式：PVE-3230(2)a 項を準用
P ＝ 2Sηt ／ （Dｉ ＋1.2t）
S

設計引張強さ（MPa）（200℃における 2/3Sｕ 値を使用）η

継手効率（−）t

呼び厚さ（mm）

Dｉ

胴内径(mm)P

200℃における許容圧力
2.445MPa[gage]

281
1.0

＞

2.445
0.62MPa[gage]（2Pd）②鏡板：ASME SA516 Gr.70（SGV480 相当）
許容圧力算定式：PVE-3323(1)項を準用
P ＝ 2Sηt ／ （R＋0.2t）
S

設計引張強さ（MPa）（200℃における 2/3S ｕ 値を使用）η

継手効率（−）t

呼び厚さ（mm）

R

鏡板内半径(mm)P

200℃における許容圧力
10.110MPa[gage]

281
1.0

＞

10.1100.62MPa[gage]（2Pd）(2)フランジ固定部の強度a.

締付ボルトの強度評価
フランジの締付ボルトについて，200℃，2Pd における強度評価を，
既工事計画認可申請書の強度計算をベースに評価する。機器搬入用ハッチの締付ボルト基本仕様を第 3‐4 表，評価結果を第 3‐5 表に示すが，発生応力は，許容応力以下であることから，締付ボルトは 200℃，
2Pd において健全である。
3-7

109

第 3‐4 表機器搬入用ハッチの主要仕様

項目

東海第二発電所

ボルト材質

ASME SA320 Gr.L43(SNCM439 相当)

ボルト呼び
ボルトの本数第 3‐5 表締付ボルトの評価結果（単位:MPa）

項目

東海第二発電所

機器搬入用ハッチ

b.

許容値
576

フランジの開口評価
原子炉格納容器の過温，過圧時におけるフランジ開口量を評価する
ために，有限要素法を用いた弾塑性解析結果を活用して，機器搬入用ハッチ部における開口量を評価した。解析モデルを第 3‐3 図に，開口量の解析評価結果を第 3‐4 図にそれぞれ示す。
2Pd における開口量は，内側ガスケット部でット部でm，外側ガスケm となる。

第 3−3 図

機器搬入用ハッチ開口部評価解析モデル

3-8

110

第 3−4 図(3)

機器搬入用ハッチの各ガスケット部の圧力と開口変位の関係

ガスケットの健全性
フランジシール部は，内圧が低い段階ではボルトの初期締付けにより開口は抑制されているが，内圧の上昇に伴って開口量が増加することにより，外部への漏えい経路を形成する。ただし，フランジ部が開口しても，フランジ部の密閉性を担保しているシール材が健全であれば，シー
ル材が開口に追従するため外部への漏えいを防止することができる。しかしながら，重大事故環境に晒されると，フランジシール部に使用されているシール材が劣化し，フランジの開口に追従できなくなり格納容器
閉じ込め機能を損なう可能性がでてくる。
そこで，機器搬入用ハッチのフランジシール部に使用されているシー
ル材（シリコンゴム）について，事故時環境下の耐性が優れた改良ＥＰ
ＤＭ製シール材に変更して格納容器閉じ込め機能の強化を図る。従って，
改良ＥＰＤＭ製シール材について，事故時の温度や放射線による劣化特性を試験により確認し，想定される事故シナリオにおけるシール機能を
3-9

111

評価する。なお，フランジ部のシール材は，プラントの定期検査時に開放される場合には取り替えを実施しており，通常運転中における劣化は極めて軽微であることから，事故条件下での評価を実施する。

a.

シール材（改良ＥＰＤＭ）の圧縮永久ひずみ試験結果について
改良ＥＰＤＭ製シール材の事故時環境における劣化特性を，高温蒸気曝露の期間を確認するために，JIS K6262「加硫ゴム及び熱加塑性ゴ
ムの常温・高温及び低温における圧縮永久ひずみの求め方」に準じて
圧縮永久歪み試験を実施した。その結果を第3‐6表に示す。なお，圧縮永久ひずみ測定とは，所定の圧縮率をかけ変形させた後，開放時の戻り量を評価するものである。完全に元の形状に戻った場合を0%とし，全く復元せずに完全に圧縮された状態のままである状態を100%としている。例えば，圧縮永久ひずみが第3‐6表で示す
ール材の初期締付量がの場合は，シである東海第二を例に取るとことを意味する。この場合

戻るのフランジ部開口まではシール機能が確保可能と想定できる。

第 3-6 表

圧縮永久ひずみ試験 ※1 結果（改良 EPDM 材）
試験温度

200℃

構造部放射線照射量
試験雰囲気

蒸気

試験時間

168h

ひずみ率 ※2
※1
※2
※3

※3

JIS K 6262 に従い実施
試料を圧縮し完全に回復した状態が 0％，全く回復しない状態が 100％
%の平均値

3-10

112

b.

改良ＥＰＤＭ製シール材の性能確認試験
b‐1 実機を模擬した小型フランジ試験
改良ＥＰＤＭ製シール材の性能を確認するために，圧縮永久歪み試験に加え，実機フランジＯリング溝を模擬した小型試験装置を用いて，事故環境に曝露した後のシール機能を確認した。試験装置を
第3‐5 図に示しており，実機Ｏリング溝の断面寸法を1/2 スケールとして試験治具を製作し，予めγ線照射したシール材を用いて試験体を作り，高温環境に曝露した後に気密確認試験を実施した。
試験条件としては，事故条件を模擬するために，放射線照射量はフランジガスケット部の事故後7 日間の累積放射線量の目安である
800kGy を用いて実施している。また，高温曝露は高温空気及び高温蒸気で曝露し，温度については，格納容器限界温度である200℃と，さらに余裕を見た250℃を設定し，それぞれ7 日間(168h)一定温度で高温曝露している。また，試験治具のＯリング溝は内側にの段差があり，その段差の間からシール材が高温空気又は蒸気に曝露されるため，事故時の格納容器過圧に伴うフランジ開口を考慮した状
態で，高温曝露ができる試験体となっている。高温曝露後は，事故時に発生する水素を模擬するために，He により気密確認試験を実施している。気密確認試験では，格納容器限界圧力2Pd(0.62MPa)以上の気密性を確認するため最大で0.9MPa まで加圧して気密性を確認している。また，格納容器過圧に伴うフランジ開口時のシール材の気密性を確認するために，高温曝露後の試験体フランジを0.8mm 開
口させ，その状態でもHe 気密確認試験を実施し，0.9MPa 加圧時に漏えいのないことを確認している。なお，開口量の0.8mm は，2Pd における開口量が最も大きなトップヘッドのフランジ開口量（
3-11

）

113

を1/2 スケールにしたものと同等である。
試験結果は第3-7 表で示すとおり，本試験により200℃が168 時間
継続した場合の改良ＥＰＤＭ製シール材のシール機能の健全性を確認した。

第3‐5 図改良ＥＰＤＭ製シール材の性能確認試験装置

第3‐7 表
No.

1

2

3

He気密確認試験結果

曝露条件

γ線照射量

乾熱 200℃，168h

800kGy

蒸気 1MPa，250℃，
168h

蒸気 1MPa，250℃，
168h

変位

0.3MPa0.65MPa

0.9MPa

無し

○

○

○

0.8mm

○

○

○

無し

○

○

○

0.8mm

○

○

○

無し

○

○

○

0.8mm

○

○

○

800kGy800kGy○：リーク及び圧力降下なし

3-12

114

b‐2 実機フランジモデル試験
改良ＥＰＤＭ製シール材は前述の小型フランジ試験に加え，より大口径（ガスケット径：約250mm）の実機フランジモデル試験（実機フランジモデル試験）も実施しており，実機条件に近い状態でのシール健全性の確認を行っている。試験装置は第3‐6 図，第3‐7 図に示しており，試験フランジの溝断面形状は実機と同じとし，溝径を縮小した試験フランジとする。試験試料の断面形状は実機と同じとし，径を縮小した試験試料とする。予めγ線照射したシール材を用いて試験体を作り，高温環境に曝露した後に気密確認試験を実施する。
試験条件としては，事故条件を模擬するために，放射線照射量はフランジガスケット部の事故後7 日間の累積放射線量の目安である
800kGyを用いて実施している。また，ＥＰＤＭの劣化は一般的に酸素により引き起こされるとの知見に基づき，高温曝露は蒸気ではな
く高温空気（乾熱）で曝露し，温度については，格納容器限界温度である200℃と，さらに余裕を見た250℃，300℃とし，それぞれ定める期間を一定温度で高温曝露する。また，内圧作用時の実機フランジの開口を模擬するため，フランジ面に調整シムを挟んで押し込み量を調整できる装置にしている。
本試験装置によりシール材を高温曝露した後，気密確認試験を実施した。気密確認試験では，格納容器限界圧力2Pd(0.62MPa)を包絡する圧力で気密性を確認した。

3-13

115

第3‐6 図 実機フランジモデル試験の装置概要

試験装置外観（フランジ開放時）
第3‐7 図試験装置外観（フランジ密閉時）

実機フランジモデル試験装置の外観試験結果を第3-8 表に示す。フランジによるガスケット試験体の押し込み量が最小限（0mm）であっても，有意な漏えいは発生せず，
200℃・168Hr，250℃・96Hr，300℃・24Hrの耐性が確認された。第3-8 図に200℃・168Hrの試験ケースにおける試験体の外観を示す。
第3-8 図より，フランジとガスケット試験体との接触面を境界とし
3-14

116

て劣化（表面のひび割れ）は内周側で留まり，外周側に有意な劣化が見られないことから，フランジ接触面でシール機能を維持できていることが確認された。また，断面形状より，劣化（表面のひび割れ）はガスケット試験体の表面層のみで留まっているため，有意な劣化が進行していないことが確認された。

第 3-8 表シビアアクシデント条件での試験結果

No.

試験体

温度

継続時間

押し込み量

漏えい
の有無

1

改良 EPDM（A）

200℃

168Hr

0mm

無

2

改良 EPDM（A）

250℃

96Hr

0mm

無

3

改良 EPDM（B）

250℃

96Hr

0mm

無

4

改良 EPDM（A）

300℃

24Hr

0mm

無

5

改良 EPDM（B）

300℃

24Hr

0mm

無

下記条件は全ケース共通
試験圧力：2Pd 以上（0.854MPa 以上），放射線照射量：800kGy，加圧媒体：乾
熱（空気）

3-15

117

第 3-8 図

200℃・168Hr 試験後の試験体外観

3-16

118

ガスケットの健全性を評価するにあたり，機器搬入用ハッチフランジに許容される開口量について以下のように設定する。
第 3-9 図に開口量とシール材のシール性関係図を示す。東海第二発電所の機器搬入用ハッチフランジは，タング（突起）がガスケットを押し込む構造であり，フランジの定格締付量（タング押込量）はである。圧力の増加に伴いフランジ部は開口するが，「シール材（改良 EPDM）の圧縮
永久ひずみ試験」より得られたガスケットの圧縮永久ひずみ率をもとに，ガスケットの事故時環境における最大復元量を評価すると，（＝×(100％−)）となる。また，「実機フランジモデル試験」から

200℃，2Pd におけるタング押込量 0mm においてシール機能が維持されていることを確認したことから，許容開口量は，最大復元量と同じ

に設

定する。

初期状態

200°，2Pd状態

ひずみ率0％

ひずみ率

機器ハッチ
トップヘッドフランジのガスケットは，定格締付量（タンク押込量）
である。ひずみ率が0％であれば，締付けを開放した場合，ガスケットは回復する。

第 3-9 図重大事故環境では，ガスケットが劣化し，ひずみ率が大きくなる。圧縮
永久ひずみ試験の結果より，開口量が以下であればシール機
能は維持できる。

ひずみ率と許容開口量関係図

本評価に用いる許容開口量は，「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格
納容器過圧・過温破損）」シーケンスのベント実施タイミング（事故後約19 時間）における環境条件を包絡する 168h 後における圧縮永久ひずみ
3-17

119

としている。

試験結果（ひずみ率）からしたがって，(2)b 項にて求めた 200℃，2Pd（0.62MPa[gage]）における開口量は，内側ガスケット部でであり，許容開口量，外側ガスケット部でを下回り，シール機能が維持できることを確認した（第 3-10 図）。

第 3-10 図

圧力と開口量の関係（東海第二発電所モデル，200℃）

3-18

120

c.

バックアップシール材のシール機能について
格納容器閉じ込め機能強化の更なる信頼性向上を目途としたバック
アップシール材は第 3‐11 図で示すように，現行シール材のシール溝
よりも外側のフランジ面全周に塗布できるシール材である。バックア
ップシール材は，耐高温性，耐蒸気性，耐放射線性が確認され，重大事故環境下においてもシール機能を発揮できるものを用いる。バック
アップシール材の性能は，第 3‐12 図で示す試験装置で，事故環境下に曝された後のシール機能について評価されている。

c‐1 バックアップシール材の性能確認試験
試験条件としては，事故条件を模擬するために，放射線照射量はフランジ部の事故後7 日間の累積放射線量の目安である800kGy を用いて実施している。また，高温曝露は高温蒸気で曝露し，温度については，格納容器限界温度200℃に余裕を見た250℃を設定し，7 日間(168h)一定温度で高温曝露している。高温曝露後は，事故時に発生する水素を模擬するために，He により気密確認試験を実施している。気密確認試験では，格納容器限界圧力2Pd(0.62MPa)以上の気密性を確認するため最大で0.9MPa まで加圧して気密性を確認している。
また，重大事故時には事故後ベント実施までは圧力が2Pd 近傍と高くなりフランジ部が開口することから，フランジ開口を経験した
後にバックアップシール材に気密性があるか否かを確認するため，30cm 中型試験体を用いて隙間ゲージで一度変位を経験させた後にHe 気密試験を実施した（開口模擬後気密確認試験）。試験の流れとしては，バックアップシール材を塗布したフランジを乾燥させた後
3-19

121

に，隙間ゲージで変位を加え，その後隙間ゲージを引き抜いて試験
フランジの変位を当初位置に戻す。その状態でHe 気密確認試験を実施し，0.9MPa 加圧時に漏えいのないことを確認している。なお，開口模擬後気密確認試験は試験装置上の理由から，バックアップシー
ル材に高温曝露は経験させていない。しかしながら，FT‐IR 分析に
より250℃蒸気曝露で構造の変化量は小さく，顕著な劣化が認められなかったことから，高温曝露有無は事故時開口を模擬したバックア
ップシール材の性能を確認する試験では，試験結果に大きな影響を与えないと考えている。
試験の結果は，第3-9表に示しており，バックアップシール材は250℃蒸気曝露が168h 継続したとしても気密性が確保できることを確認している。また，250℃蒸気曝露が168h 継続した後のバックア
ップシール材の化学構造の変化を確認するためにFT-IR 分析を実施
し，曝露前後でもバックアップシール材の化学構造がほとんど変化
していないことを確認している。よって，250℃蒸気曝露環境下では有意な劣化はほとんど無いことから，格納容器限界温度である200℃
状態が長期継続したときであっても，バックアップシール材により格納容器閉じ込め機能の健全性は確保できる。
以上のことから，バックアップシール材について格納容器限界温
度200℃における長期シール性が確認できた。また，ベント実施までの間に格納容器過圧によるフランジ開口を経験したとしても，ベント後のフランジ開口量が小さい領域では高温性に優れたシール機能を発揮することが確認できた。よって，バックアップシール材は，格納容器ベント操作後の長期シール機能強化に有効である。

3-20

122

第3‐11 図

バックアップシール材イメージ図

第3‐12 図バックアップシール材の気密試験

第3‐9 表バックアップシール材の気密性試験結果

試験条件

温度

蒸気曝露

放射線照射

気密試験

蒸気曝露なし

350℃

−

−

○

350℃

−

827Gy

○

250℃

168h

819Gy

○

蒸気曝露あり○は気密試験時に「漏えいなし」を示す

3-21

123

c‐2 バックアップシール材の塗布条件
バックアップシール材のシール機能が確保されるための塗布幅，
塗布厚さ，塗布作業に関する条件は，各種試験の結果から第3-10表の通り定めている。塗布幅は幅が広い程シール機能が向上するが，試験でシール機能が確認できた最小の塗布幅を元に設定している。
塗布厚さについては，シール機能が確認できた塗布厚さを元に設定している。また，バックアップシール材は塗布後，除々に乾燥して固まるため，塗布後にフランジ閉鎖するまでの時間を制約として設けることにしている。この時間についても，試験によりバックアッ
プシール材の乾燥時間を考慮して，シール機能が確認できた時間を元に設定している。

第3‐10 表バックアップシール材の塗布条件
項目

塗布条件

バックアップシール材の塗布幅
バックアップシール材の塗布厚さ
塗布後，フランジ閉鎖までの時間

c‐3 バックアップシール材の品質確認
バックアップシール材は第3‐10表の条件で塗布することで，シール機能が確保可能である。従って，バックアップシール材塗布作業時に「塗布幅」，「塗布厚さ」，「塗布後，フランジ閉鎖までの時間」を確認することで品質を確認する。「塗布幅」，「塗布厚さ」
については，それら幅，厚さを担保可能な専用治具を用いてバック
アップシール材を塗布作業する等で，品質確認を行う。「塗布後，
3-22

124

フランジ閉鎖までの時間」については，塗布作業時間を管理することで品質確認を行う。

d.

「改良ＥＰＤＭ製シール材＋バックアップシール材」のシール機能について
前述③で示す通り，バックアップシール材は重大事故環境においても優れた耐性をもつことが示されたため，「改良ＥＰＤＭ製シール材＋バックアップシール材」を組み合わせることで，事故環境下における原子炉格納容器閉じ込め機能の更なる信頼性向上を図る計画を進めている。
改良ＥＰＤＭ製シール材は，事故時の耐環境性に優れていることを確認しているが，一般的に劣化モードとして酸化劣化があげられるため，長期シール性の信頼性を向上させるためには，劣化要因である酸素の高温状態曝露を回避することが必要になる。バックアップシール
材は，フランジ外側ガスケット部よりも外周のフランジ面に塗布することから，改良ＥＰＤＭシール材への格納容器外側からの酸素供給を遮断する役割も果たすことができるため，酸化劣化によるシール機能低下を抑えることが可能である。
よって，事故発生後の改良ＥＰＤＭ製シール材の長期健全性を補強することができるため，更なる格納容器閉じ込め機能強化対策として「改良ＥＰＤＭ製シール材＋バックアップシール材」を採用する。その効果については事項で示す。

3-23

125

e.

事故後長期間のシール機能について
重大事故時の格納容器閉じ込め機能の信頼性を強化するために，「改良 EPDM＋バックアップシール材」を組合せ，事故後 168 時間以降の長期におけるシール機能について試験により確認した（試験装置を第 3‐13 図に示す）。前述の通り，バックアップシール材の 200℃状態における長期健全性を確認しており，有意な劣化が見られないことから，
長期にわたって状態は変化せず，シール機能が確保されるものと考える。また，改良ＥＰＤＭ製シール材とその外側にバックアップシール
材を適用した条件で長期間高温曝露を実施した後に He 気密確認試験を実施しているが，少なくとも 45 日間の高温曝露（200℃）を経験しても，気密性に問題ないことが確認できている。試験結果を，第 3-11表に示す。
なお，原子炉格納容器閉じ込め機能として最も厳しいシナリオである「大 LOCA+SBO+ECCS 機能喪失」について，事故後 168 時間以降も有効性評価で使用した設備以外は復旧せず，フィードアンドブリードを続けたとした場合，事故発生から 30 日後のドライウェル温度は 150℃以下であることが評価で示されている。従って，これよりも過酷な200℃状態が 30 日間継続しても格納容器閉じ込め機能は健全であることが試験により確認できているため，事故後長期のシール性向上のためには「改良 EPDM＋バックアップシール材」は有効であると考えてい
る。

3-24

126

第3‐13 図「改良EPDM＋バックアップシール材」組合せ試験装置

第 3‐11 表 「改良 EPDM＋バックアップシール材」組合せ試験結果
試験体

曝露状態
乾熱

改良 EPDM＋
バックアップシール材

200℃
乾熱
200℃

改良 EPDM

加圧

試験

放射線曝露

媒体

圧力

30 日

800kGyHe

0.9MPa

漏えいなし

45 日

800kGyHe

0.9MPa

漏えいなし

曝露期間

3-25

試験結果

127

3.3

評価結果
機器搬入用ハッチの健全性評価結果を第3‐12表に示す。

第3‐12 表 機器搬入用ハッチの健全性評価結果
No.

大項目

(1)

本体の耐圧

評価方法

評価

①有限要素法を用いた

200℃，2Pdにおけるフランジ

弾塑性解析

結果

部は弾性範囲にあることを確認。

②許容圧力評価○

許容圧力は，2Pd以上であるこ
とを確認。

(2)

フランジ固定部①締付けボルト評価の強度

200℃，2Pdにおける締付ボル
トの一次応力は，許容値：2○／3 Suを満足することを確認②フランジ開口評価

200℃，2Pdにおけるフランジ
開口を評価（以下(3)ガスケットの健全−性と併せて健全性評価を行う）(3)

ガスケットの健シール材劣化，開口量・ガスケット（改良EPDMシー

全性

評価，バックアップシル材）の事故時環境におけール材試験結果を用いる劣化特性を考慮してもた評価

200℃，2Pdにおけるフラン
ジ開口量は，許容開口量以下となり，シール機能が維持されることを確認。

○

・更なる安全対策向上として「改良EPDMシール材＋バッ
クアップシール材」を適用することにより，改良EPDM
シール材の長期信頼性を補強する。

以上により，機器搬入用ハッチについては，200℃，2Pd環境下でも，放射性物質の閉じ込め機能を維持できる。

3-26

128

4.
4.1

サプレッション・チェンバアクセスハッチ
評価方針
サプレッション・チェンバアクセスハッチは，原子炉格納容器外側に突き出した円筒胴及び鏡板によって原子炉格納容器バウンダリを構成しており，原子炉格納容器の内圧が円筒胴及び鏡板に対して内圧として作用する。
また，フランジ部はボルトにより固定されており，シール部はシール溝が内外二重に配置されており，それぞれにシリコンゴムのガスケットを使用している。
サプレッション・チェンバアクセスハッチの設計時に考慮される機能喪失要因は，脆性破壊，疲労破壊及び延性破壊が考えられる。今回の評価条件である 200℃，2Pd の条件を考慮した場合，脆性破壊が生じる温度域でな
いこと，繰り返し荷重が作用しないことから，脆性破壊及び疲労破壊は評価対象外と考えることができる。
したがって，サプレッション・チェンバアクセスハッチの機能喪失要因
は，原子炉格納容器内圧による過度な塑性変形に伴う延性破壊，また，フランジ部の変形及びシール材の高温劣化によるシール機能の低下が考えられる。
このため，200℃，2Pd での健全性確認には以下の評価が必要である。
・本体の耐圧・フランジ固定部の強度
・ガスケットの健全性

4-1

129

サプレッション・チェンバアクセスハッチの評価対象と評価方法を第4-1 表に示す。

第 4-1 表
評価対象

評価対象と評価方法
機能喪失要因評価方法

構造部（円筒胴，鏡板，フランジ）

延性破壊

・既工認に準拠した評価
・設計・建設規格の評価式を準用した評価
・有限要素法を用いた弾塑性解析を活用した評価

シール部（フランジ，ガスケット）

開口，シール材
劣化

・有限要素法を用いた弾塑性解析を活用した評価
・試験結果等に用いた評価

第 4-1 図サプレッション・チェンバアクセスハッチの評価対象

4-2

130

(1)

本体の耐圧
a.

応力評価
サプレッション・チェンバアクセスハッチの構造健全性評価として，
サプレッション・チェンバアクセスハッチのうち内圧による荷重を受け止める部位のうち，円筒胴，鏡板，フランジについて，有限要素法を用いた弾塑性解析結果を活用し，200℃，2Pd における延性破壊の発生の有無を確認する。本解析手法の詳細は，別添 1-2 に記載する。

b.

許容圧力評価サプレッション・チェンバアクセスハッチの構造健全性評価として，機器搬入用ハッチのうち内圧による荷重を受け止める部位として円筒
胴及び鏡板について，設計・建設規格に定められている円筒胴及び鏡板の内圧に対する必要厚さの算出式を用いて許容圧力が 2Pd を上回ることを確認する。

ここで，設計建設規格の解説表 PVB‐3110‐1 において，延性破壊
評価は一次応力の評価を実施することとなっている。一方，設計・建設規格における一次応力強さの許容値は，材料の種類及び温度毎に材料試験（引張試験）を実施した結果をもとに国内 Su 値検討会で設定された設計引張強さ（Su）に割下げ率を考慮して設定されたものである（設計・建設規格 解説 GNR‐2200）。今回の評価は，設計基準である最高使用温度及び最高使用圧力を超過するサプレッション・チェン
バアクセスハッチの限界温度及び許容圧力の妥当性を確認するものであるため，上記割下げ率を P ｍ（一次一般膜応力強さ）には 1.5，P Ｌ +Pｂ

（一次局部膜応力強さ＋一次曲げ応力強さ）には 1.0 とした評価を行う。すなわち，サプレッション・チェンバアクセスハッチに発生す
4-3

131

る応力が，P ｍ が 2/3Su，PＬ +P ｂ が Su 以下であれば，延性破壊には至らず，構造は健全で機能要求（放射性物質の閉じ込め機能）を確保できると考えている。この許容値の考え方は，設計・建設規格 解説 PVB‐3111 に示すように，供用状態Ｄの P ｍ ，P Ｌ +P ｂ の許容値と同等である。なお，耐圧機能維持の観点から，安全評価上の仮定（原子炉冷却材喪失事故を想定）に保証を与える目的で応力評価を行う設計・建設
規格の供用状態Ｄの許容応力は，鋼材の究極的な強さを基に，弾性計
算により塑性不安定現象の評価を行うことへの理論的安全裕度を考慮して定めたものであり，P ｍ は 2/3Su，P Ｌ +Pｂ は 1.5×2/3Su（=Su）と規定されている。前者は，膜応力であり断面の応力が Su に到達すると直ちに破損に至るため割下げ率 1.5 を考慮して規定されているが，後者は，断面表面が Su に到達しても断面内部は更なる耐荷能力があり直ちに破損には至らないため割下げ率は 1.0 としている。

(2)

フランジ固定部の強度a.

締付けボルトの強度評価
サプレッション・チェンバアクセスハッチのフランジ締付ボルトについて，200℃，2Pd における強度を評価する。

b.

フランジの開口評価
原子炉格納容器の重大事故時の過温，過圧時におけるフランジ開口量を評価するために，有限要素法を用いた弾塑性解析結果を活用し，サプレッション・チェンバアクセスハッチにおける開口量を評価する。

4-4

132

(3)

ガスケットの健全性シール材（ガスケット）はこれまでシリコンゴムを使用しているが，シール材が事故環境下に曝されて劣化する可能性があることも踏まえ，事故環境下における性能特性に優れたシール材である改良ＥＰＤＭ製シール材に変更する。改良ＥＰＤＭ製シール材による事故時の格納容器閉
じ込め機能を確認するために，圧縮永久歪み試験結果をもとに格納容器
限界開口量を評価し，重大事故時におけるフランジ開口量と比較することで格納容器閉じ込め機能を評価する。
また，格納容器ベント操作実施後の長期シール機能健全性を補強するために，高温蒸気に耐性があるバックアップシール材を追加塗布する。
その有効性を，バックアップシール材の試験を元に評価し，格納容器閉
じ込め機能の更なる信頼性を確認する。

4.2

評価

(1)

本体の耐圧
a.

有限要素法を用いた弾塑性解析
サプレッション・チェンバアクセスハッチの構造健全性について，
有限要素法を用いた弾塑性解析結果を活用し，200℃，2Pd における延性破壊の有無を確認した結果を示す。評価部位として，サプレッショ
ン・チェンバアクセスハッチのうち内圧による荷重を受け止める部位（円筒胴，鏡板，フランジ）をモデル化している。
200℃，2Pd 条件下において，サプレッション・チェンバアクセスハ
ッチの円筒胴，鏡板，フランジは，相当塑性ひずみは発生しておらず，弾性範囲にあると考えられる。

4-5

133

第 4‐2 図

サプレッション・チェンバアクセスハッチの相当塑性ひずみ（200℃，2Pd）b.

許容圧力評価サプレッション・チェンバアクセスハッチの構造健全性について，
円筒胴及び鏡板について，設計・建設規格に定められている円筒胴及び鏡板の内圧に対する必要厚さの算出式を用いて許容圧力の評価を実施した結果を示す。評価部位として，内圧による荷重を受け止める部
位（円筒胴，鏡板）を選択し，許容圧力を評価した。
評価に用いた主要仕様を第 4‐2 表 に示す。
第 4‐3 表 に，サプレッション・チェンバアクセスハッチの許容圧
力評価結果を示す。

4-6

134

第 4‐2 表

サプレッション・チェンバアクセスハッチの主要仕様
項目

東海第二発電所

最高使用圧力（MPa）

0.31

最高使用温度（℃）

104.5

材料

ASME SA516 Gr.70(SGV480 相当)

内径（mm）
胴板厚さ（mm）
蓋板厚さ（mm）

4-7

135

第 4‐3 表 サプレッション・チェンバアクセスハッチの許容圧力評価結果①円筒胴：ASME SA516 Gr.70（SGV480 相当）
許容圧力算定式：PVE-3230(2)a 項を準用
P = 2Si-tat / (Di+1.2t)
S

設計引張強さ（MPa）（200℃における 2/3S ｕ 値を使用）

281

η

継手効率（−）

1.0t

呼び厚さ（mm）

Dｉ

胴内径(mm)P

200℃における許容圧力
4.493MPa[gage]

＞

4.493
0.62MPa[gage]（2Pd）②鏡板：ASME SA516 Gr.70（SGV480 相当）
許容圧力算定式：PVE-3323(1)項を準用
P ＝ 2Sηt ／ （R＋0.2t）
設計引張強さ（MPa）

S（200℃における 2/3S ｕ 値を使用）η

継手効率（−）t

呼び厚さ（mm）

R

鏡板内半径(mm)P

200℃における許容圧力10.637MPa[gage]

281
1.0

＞

10.637
0.62MPa[gage]（2Pd）(2)フランジ固定部の強度a.

締付ボルトの強度評価
フランジの締付ボルトについて，200℃，2Pd における強度評価を，
既工事計画認可申請書の強度計算をベースに評価する。サプレッショ
ン・チェンバアクセスハッチの締付ボルト基本仕様を第 4‐4 表，評価結果を第 4‐5 表に示すが，発生応力は，許容応力以下であることから，締付ボルトは 200℃，2Pd において健全である。
4-8

136

第 4‐4 表

サプレッション・チェンバアクセスハッチの主要仕様
項目

東海第二発電所

ボルト材質

ASME SA320 Gr.L43(SNCM439 相当)

ボルト呼び
ボルトの本数第 4‐5 表締付ボルトの評価結果（単位:MPa）

項目

東海第二発電所

許容値

サプレッション・チェンバ
アクセスハッチb.

フランジの開口評価
原子炉格納容器の重大事故時の過温，過圧時におけるフランジ開口量を評価するために，有限要素法を用いた弾塑性解析結果を活用し，機器搬入用ハッチ部における開口量を評価した。解析モデルを第 4‐3
図に，開口量の解析評価結果を第 4‐4 図にそれぞれ示す。
2Pd における開口量は，内側ガスケット部で約
ット部で約

第 4−3 図

外側ガスケ

となる。

サプレッション・チェンバアクセスハッチ開口部評価解析モデル
4-9

137

第 4−4 図

サプレッション・チェンバアクセスハッチの各ガスケット部の圧力と開口変位の関係(3)

ガスケットの健全性
フランジシール部は，内圧が低い段階ではボルトの初期締付けにより開口は抑制されているが，内圧の上昇に伴って開口量が増加することにより，外部への漏えい経路を形成する。ただし，フランジ部が開口しても，フランジ部の密閉性を担保しているシール材が健全であれば，シー
ル材が開口に追従するため外部への漏えいを防止することができる。しかしながら，重大事故環境に晒されると，フランジシール部に使用されているシール材が劣化し，フランジの開口に追従できなくなり格納容器
閉じ込め機能を損なう可能性がでてくる。
そこで，サプレッション・チェンバアクセスハッチのフランジシール
部に使用されているシール材（シリコンゴム）について，事故時環境下の耐性が優れた改良ＥＰＤＭ製シール材に変更して格納容器閉じ込め機能の強化を図る。従って，改良ＥＰＤＭ製シール材について，事故時の
4-10

138

温度や放射線による劣化特性を試験により確認し，想定される事故シナ
リオにおけるシール機能を評価する。なお，フランジ部のシール材は，プラントの定期検査時に開放される場合には取り替えを実施しており，
通常運転中における劣化は極めて軽微であることから，事故条件下での評価を実施する。

a.

シール材（改良ＥＰＤＭ）の圧縮永久ひずみ試験結果について
改良ＥＰＤＭ製シール材の事故時環境における劣化特性を，高温蒸気曝露の期間を確認するために，JIS K6262「加硫ゴム及び熱加塑性ゴ
ムの常温・高温及び低温における圧縮永久ひずみの求め方」に準じて
圧縮永久歪み試験を実施した。その結果を第4‐6表に示す。なお，圧縮永久ひずみ測定とは，所定の圧縮率をかけ変形させた後，開放時の戻り量を評価するものである。完全に元の形状に戻った場合を0%とし，全く復元せずに完全に圧縮された状態のままである状態を100%としている。例えば，圧縮永久ひずみが第4‐5表で示す
ール材の初期締付量がの場合は，シである東海第二を例に取ると戻ることを意味する。この場合，2.4mm のフランジ部開口まではシール機能が確保可能と想定できる。

4-11

139

第 4-6 表

圧縮永久ひずみ試験 ※1 結果（改良 EPDM 材）
試験温度

200℃

構造部放射線照射量
試験雰囲気

蒸気

試験時間

168h

ひずみ率 ※2
※1
※2
※3

b.

※3

JIS K 6262 に従い実施
試料を圧縮し完全に回復した状態が 0％，全く回復しない状態が 100％の平均値

改良ＥＰＤＭ製シール材の性能確認試験
b‐1 実機を模擬した小型フランジ試験
改良ＥＰＤＭ製シール材の性能を確認するために，圧縮永久歪み試験に加え，実機フランジＯリング溝を模擬した小型試験装置を用いて，事故環境に曝露した後のシール機能を確認した。試験装置を
第4‐5 図に示しており，実機Ｏリング溝の断面寸法を1/2 スケールとして試験治具を製作し，予めγ線照射したシール材を用いて試験体を作り，高温環境に曝露した後に気密確認試験を実施した。
試験条件としては，事故条件を模擬するために，放射線照射量はフランジガスケット部の事故後7 日間の累積放射線量の目安である
800kGy を用いて実施している。また，高温曝露は高温空気及び高温蒸気で曝露し，温度については，格納容器限界温度である200℃と，さらに余裕を見た250℃を設定し，それぞれ7 日間(168h)一定温度で高温曝露している。また，試験治具のＯリング溝は内側にの段差があり，その段差の間からシール材が高温空気又は蒸気に曝露されるため，事故時の格納容器過圧に伴うフランジ開口を考慮した状
4-12

140

態で，高温曝露ができる試験体となっている。高温曝露後は，事故時に発生する水素を模擬するために，He により気密確認試験を実施している。気密確認試験では，格納容器限界圧力2Pd(0.62MPa)以上の気密性を確認するため最大で0.9MPa まで加圧して気密性を確認している。また，格納容器過圧に伴うフランジ開口時のシール材の気密性を確認するために，高温曝露後の試験体フランジを0.8mm 開
口させ，その状態でもHe 気密確認試験を実施し，0.9MPa 加圧時に漏えいのないことを確認している。なお，開口量の0.8mm は，2Pd における開口量が最も大きなトップヘッドのフランジ開口量（）

を1/2 スケールにしたものと同等である。
試験結果は第4-7 表で示すとおり，本試験により200℃が168 時間
継続した場合の改良ＥＰＤＭ製シール材のシール機能の健全性を確認した。

第4‐5 図改良ＥＰＤＭ製シール材の性能確認試験装置

4-13

141

第4‐7 表
No.

1

2

3

曝露条件

乾熱 200℃，168h

蒸気 1MPa，250℃，
168h

蒸気 1MPa，250℃，
168h

He気密確認試験結果

γ線照射量

変位

0.3MPa0.65MPa

0.9MPa

無し

○

○

○

0.8mm

○

○

○

無し

○

○

○

0.8mm

○

○

○

無し

○

○

○

0.8mm

○

○

○

800kGy800kGy800kGy○：リーク及び圧力降下なし

b‐2 実機フランジモデル試験
改良ＥＰＤＭ製シール材は前述の小型フランジ試験に加え，より大口径（ガスケット径：約250mm）の実機フランジモデル試験（実機フランジモデル試験）も実施しており，実機条件に近い状態でのシール健全性の確認を行っている。試験装置は第4‐6 図，第4‐7 図に示しており，試験フランジの溝断面形状は実機と同じとし，溝径を縮小した試験フランジとする。試験試料の断面形状は実機と同じとし，径を縮小した試験試料とする。予めγ線照射したシール材を用いて試験体を作り，高温環境に曝露した後に気密確認試験を実施する。
試験条件としては，事故条件を模擬するために，放射線照射量はフランジガスケット部の事故後7 日間の累積放射線量の目安である
800kGyを用いて実施している。また，ＥＰＤＭの劣化は一般的に酸素により引き起こされるとの知見に基づき，高温曝露は蒸気ではな
く高温空気（乾熱）で曝露し，温度については，格納容器限界温度
4-14

142

である200℃と，さらに余裕を見た250℃，300℃とし，それぞれ定める期間を一定温度で高温曝露する。また，内圧作用時の実機フランジの開口を模擬するため，フランジ面に調整シムを挟んで押し込み量を調整できる装置にしている。
本試験装置によりシール材を高温曝露した後，気密確認試験を実施した。気密確認試験では，格納容器限界圧力2Pd(0.62MPa)を包絡する圧力で気密性を確認した。

第4‐6 図実機フランジモデル試験の装置概要

試験装置外観（フランジ開放時）
第4‐7 図試験装置外観（フランジ密閉時）

実機フランジモデル試験装置の外観
4-15

143

試験結果を第4-8 表に示す。フランジによるガスケット試験体の押し込み量が最小限（0mm）であっても，有意な漏えいは発生せず，
200℃・168Hr，250℃・96Hr，300℃・24Hrの耐性が確認された。第4-8 図に200℃・168Hrの試験ケースにおける試験体の外観を示す。
第4-8 図より，フランジとガスケット試験体との接触面を境界として劣化（表面のひび割れ）は内周側で留まり，外周側に有意な劣化が見られないことから，フランジ接触面でシール機能を維持できていることが確認された。また，断面形状より，劣化（表面のひび割れ）はガスケット試験体の表面層のみで留まっているため，有意な劣化が進行していないことが確認された。

第 4-8 表シビアアクシデント条件での試験結果

No.

試験体

温度

継続時間

押し込み量

漏えい
の有無

1

改良 EPDM（A）

200℃

168Hr

0mm

無

2

改良 EPDM（A）

250℃

96Hr

0mm

無

3

改良 EPDM（B）

250℃

96Hr

0mm

無

4

改良 EPDM（A）

300℃

24Hr

0mm

無

5

改良 EPDM（B）

300℃

24Hr

0mm

無

下記条件は全ケース共通
試験圧力：2Pd 以上（0.854MPa 以上），放射線照射量：800kGy，加圧媒体：乾
熱（空気）

4-16

144

第 4-8 図

200℃・168Hr 試験後の試験体外観

4-17

145

ガスケットの健全性を評価するにあたり，サプレッション・チェンバア
クセスハッチのフランジに許容される開口量について以下のように設定する。
第 4-9 図に開口量とシール材のシール性関係図を示す。東海第二発電所のサプレッション・チェンバアクセスハッチのフランジは，タング（突起）がガスケットを押し込む構造であり，フランジの定格締付量（タング押込量）はである。圧力の増加に伴いフランジ部は開口するが，「シール

材（改良 EPDM）の圧縮永久ひずみ試験」より得られたガスケットの圧縮永久ひずみ率評価すると，

をもとに，ガスケットの事故時環境における最大復元量を（＝×(100％−)）となる。また，「実機フランジモデル試験」から 200℃，2Pd におけるタング押込量 0mm においてシール機能が維持されていることを確認したことから，許容開口量は，最大復元量と同じに設定する。

初期状態

200°，2Pd状態

ひずみ率0％

ひずみ率

ＳＣハッチ
トップヘッドフランジのガスケットは，定格締付量（タンク押込量）
である。ひずみ率が0％であれば，締付けを開放した場合，ガスケットは回復する。

第 4-9 図重大事故環境では，ガスケットが劣化し，ひずみ率が大きくなる。圧縮
永久ひずみ試験の結果より，開口量が以下であればシール機
能は維持できる。

ひずみ率と許容開口量関係図

本評価に用いる許容開口量は，「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格
納容器過圧・過温破損）」シーケンスのベント実施タイミング（事故後約
4-18

146

19 時間）における環境条件を包絡する 168h 後における圧縮永久ひずみ試験結果（ひずみ率）からとしている。

したがって，(2)b 項にて求めた 200℃，2Pd（0.62MPa[gage]）における開口量は，内側ガスケット部でであり，許容開口量，外側ガスケット部でを下回り，シール機能が維持できることを確認した（第 4-10 図）。

第 4-10 図

圧力と開口量の関係（東海第二発電所モデル，200℃）

4-19

147

c.

バックアップシール材のシール機能について
格納容器閉じ込め機能強化の更なる信頼性向上を目途としたバック
アップシール材は第 4‐11 図で示すように，現行シール材のシール溝
よりも外側のフランジ面全周に塗布できるシール材である。バックア
ップシール材は，耐高温性，耐蒸気性，耐放射線性が確認され，重大事故環境下においてもシール機能を発揮できるものを用いる。バック
アップシール材の性能は，第 4‐12 図で示す試験装置で，事故環境下に曝された後のシール機能について評価されている。

c‐1 バックアップシール材の性能確認試験
試験条件としては，事故条件を模擬するために，放射線照射量はフランジ部の事故後7 日間の累積放射線量の目安である800kGy を用いて実施している。また，高温曝露は高温蒸気で曝露し，温度については，格納容器限界温度200℃に余裕を見た250℃を設定し，7 日間(168h)一定温度で高温曝露している。高温曝露後は，事故時に発生する水素を模擬するために，He により気密確認試験を実施している。気密確認試験では，格納容器限界圧力2Pd(0.62MPa)以上の気密性を確認するため最大で0.9MPa まで加圧して気密性を確認している。
また，重大事故時には事故後ベント実施までは圧力が2Pd 近傍と高くなりフランジ部が開口することから，フランジ開口を経験した
後にバックアップシール材に気密性があるか否かを確認するため，30cm 中型試験体を用いて隙間ゲージで一度変位を経験させた後にHe 気密試験を実施した（開口模擬後気密確認試験）。試験の流れとしては，バックアップシール材を塗布したフランジを乾燥させた後
4-20

148

に，隙間ゲージで変位を加え，その後隙間ゲージを引き抜いて試験
フランジの変位を当初位置に戻す。その状態でHe 気密確認試験を実施し，0.9MPa 加圧時に漏えいのないことを確認している。なお，開口模擬後気密確認試験は試験装置上の理由から，バックアップシー
ル材に高温曝露は経験させていない。しかしながら，FT‐IR 分析に
より250℃蒸気曝露で構造の変化量は小さく，顕著な劣化が認められなかったことから，高温曝露有無は事故時開口を模擬したバックア
ップシール材の性能を確認する試験では，試験結果に大きな影響を与えないと考えている。
試験の結果は，第4-9表に示しており，バックアップシール材は250℃蒸気曝露が168h 継続したとしても気密性が確保できることを確認している。また，250℃蒸気曝露が168h 継続した後のバックア
ップシール材の化学構造の変化を確認するためにFT-IR 分析を実施
し，曝露前後でもバックアップシール材の化学構造がほとんど変化
していないことを確認している。よって，250℃蒸気曝露環境下では有意な劣化はほとんど無いことから，格納容器限界温度である200℃
状態が長期継続したときであっても，バックアップシール材により格納容器閉じ込め機能の健全性は確保できる。
以上のことから，バックアップシール材について格納容器限界温
度200℃における長期シール性が確認できた。また，ベント実施までの間に格納容器過圧によるフランジ開口を経験したとしても，ベント後のフランジ開口量が小さい領域では高温性に優れたシール機能を発揮することが確認できた。よって，バックアップシール材は，格納容器ベント操作後の長期シール機能強化に有効である。

4-21

149

第4‐11 図

バックアップシール材イメージ図

第4‐12 図バックアップシール材の気密試験

第4‐9 表バックアップシール材の気密性試験結果

試験条件

温度

蒸気曝露

放射線照射

気密試験

蒸気曝露なし

350℃

−

−

○

350℃

−

827Gy

○

250℃

168h

819Gy

○

蒸気曝露あり○は気密試験時に「漏えいなし」を示す

4-22

150

c‐2 バックアップシール材の塗布条件
バックアップシール材のシール機能が確保されるための塗布幅，
塗布厚さ，塗布作業に関する条件は，各種試験の結果から第4-10表の通り定めている。塗布幅は幅が広い程シール機能が向上するが，試験でシール機能が確認できた最小の塗布幅を元に設定している。
塗布厚さについては，シール機能が確認できた塗布厚さを元に設定している。また，バックアップシール材は塗布後，除々に乾燥して固まるため，塗布後にフランジ閉鎖するまでの時間を制約として設けることにしている。この時間についても，試験によりバックアッ
プシール材の乾燥時間を考慮して，シール機能が確認できた時間を元に設定している。

第4‐10 表バックアップシール材の塗布条件
項目

塗布条件

バックアップシール材の塗布幅
バックアップシール材の塗布厚さ
塗布後，フランジ閉鎖までの時間

c‐3 バックアップシール材の品質確認
バックアップシール材は第4‐10表の条件で塗布することで，シール機能が確保可能である。従って，バックアップシール材塗布作業時に「塗布幅」，「塗布厚さ」，「塗布後，フランジ閉鎖までの時間」を確認することで品質を確認する。「塗布幅」，「塗布厚さ」
については，それら幅，厚さを担保可能な専用治具を用いてバック
4-23

151

アップシール材を塗布作業する等で，品質確認を行う。「塗布後，フランジ閉鎖までの時間」については，塗布作業時間を管理することで品質確認を行う。

d.

「改良ＥＰＤＭ製シール材＋バックアップシール材」のシール機能について
前述③で示す通り，バックアップシール材は重大事故環境においても優れた耐性をもつことが示されたため，「改良ＥＰＤＭ製シール材＋バックアップシール材」を組み合わせることで，事故環境下における原子炉格納容器閉じ込め機能の更なる信頼性向上を図る計画を進めている。
改良ＥＰＤＭ製シール材は，事故時の耐環境性に優れていることを確認しているが，一般的に劣化モードとして酸化劣化があげられるため，長期シール性の信頼性を向上させるためには，劣化要因である酸素の高温状態曝露を回避することが必要になる。バックアップシール
材は，フランジ外側ガスケット部よりも外周のフランジ面に塗布することから，改良ＥＰＤＭシール材への格納容器外側からの酸素供給を遮断する役割も果たすことができるため，酸化劣化によるシール機能低下を抑えることが可能である。
よって，事故発生後の改良ＥＰＤＭ製シール材の長期健全性を補強することができるため，当社の更なる格納容器閉じ込め機能強化対策として「改良ＥＰＤＭ製シール材＋バックアップシール材」を採用する。その効果については事項で示す。

4-24

152

e.

事故後長期間のシール機能について
重大事故時の格納容器閉じ込め機能の信頼性を強化するために，「改良 EPDM＋バックアップシール材」を組合せ，事故後 168 時間以降の長期におけるシール機能について試験により確認した（試験装置を第 4‐13 図に示す）。前述の通り，バックアップシール材の 200℃状態における長期健全性を確認しており，有意な劣化が見られないことから，
長期にわたって状態は変化せず，シール機能が確保されるものと考える。また，改良ＥＰＤＭ製シール材とその外側にバックアップシール
材を適用した条件で長期間高温曝露を実施した後に He 気密確認試験を実施しているが，少なくとも 45 日間の高温曝露（200℃）を経験しても，気密性に問題ないことが確認できている。試験結果を，第 4-11表に示す。
なお，原子炉格納容器閉じ込め機能として最も厳しいシナリオである「大 LOCA+SBO+ECCS 機能喪失」について，事故後 168 時間以降も有効性評価で使用した設備以外は復旧せず，フィードアンドブリードを続けたとした場合，事故発生から 30 日後のドライウェル温度は 150℃以下であることが評価で示されている。従って，これよりも過酷な200℃状態が 30 日間継続しても格納容器閉じ込め機能は健全であることが試験により確認できているため，事故後長期のシール性向上のためには「改良 EPDM＋バックアップシール材」は有効であると考えてい
る。

4-25

153

第4‐13 図 「改良EPDM＋バックアップシール材」組合せ試験装置

第 4‐11 表「改良 EPDM＋バックアップシール材」組合せ試験結果

試験体

曝露状態
乾熱

改良 EPDM＋
バックアップシール材

200℃
乾熱
200℃

改良 EPDM

加圧

試験

放射線曝露

媒体

圧力

30 日

800kGyHe

0.9MPa

漏えいなし

45 日

800kGyHe

0.9MPa

漏えいなし

曝露期間

4-26

試験結果

154

4.3

評価結果
サプレッション・チェンバアクセスハッチの健全性評価結果を表4‐12に示す。

第4‐12 表 サプレッション・チェンバアクセスハッチの健全性評価結果
No.

大項目

(1)

本体の耐圧

評価方法

評価

①有限要素法を用いた

200℃，2Pdにおいてフランジ

弾塑性解析

結果

部は弾性範囲にあることを確認。

②許容圧力評価○

許容圧力は2Pd以上であるこ
とを確認。

(2)

フランジ固定部①締付けボルト評価の強度

200℃，2Pdにおける締付ボル
トの一次応力は，許容値：2○／3 Suを満足することを確認②フランジ開口評価

200℃，2Pdにおけるフランジ
開口を評価（以下(3)ガスケットの健全−性と併せて健全性評価を行う）(3)

ガスケットの健シール材劣化，開口量・ガスケット（改良EPDMシー

全性

評価，バックアップシル材）の事故時環境におけール材試験結果を用いる劣化特性を考慮してもた評価

200℃，2Pdにおけるフラン
ジ開口量は，許容開口量以下となり，シール機能が維持されることを確認。

○

・更なる安全対策向上として「改良EPDMシール材＋バッ
クアップシール材」を適用することにより，改良EPDM
シール材の長期信頼性を補強する。

以上により，サプレッション・チェンバアクセスハッチについては，200℃，
2Pd環境下でも，放射性物質の閉じ込め機能を維持できる。

4-27

155

5.
5.1

所員用エアロック
評価方針
所員用エアロックは，原子炉格納容器外側に突き出した円筒胴，隔壁及び隔壁に支持された扉板によって原子炉格納容器バウンダリを構成している。また，扉板はロック機構により固定されており，隔壁と扉板とのシール部には，シリコンゴムのガスケットを使用している。
隔壁には扉開閉ハンドル軸，開閉表示盤の電線管が貫通しており，貫通部にはフッ素系シール材を使用している。また，隔壁に接続する均圧配管にはフランジ部及び均圧弁にシール材を使用しており，フランジ部には非石綿系シートガスケット，均圧弁シート部にはフッ素系シール材を使用している。
所員用エアロックの設計時に考慮される機能喪失要因は，脆性破壊，疲労破壊，座屈及び延性破壊が考えられる。今回の評価条件である 200℃，
2Pd の条件を考慮した場合，脆性破壊が生じる温度域でないこと，繰り返
し荷重が作用しないこと，有意な圧縮力が所員用エアロックに生じないことから，脆性破壊，疲労破壊及び座屈は評価対象外と考えることができる。
従って，所員用エアロックの機能喪失要因は，高温状態で内圧を受け，過度な塑性変形に伴う延性破壊が想定される。
また，シール部のうち扉板部については，原子炉格納容器内の圧力が上昇した際に，扉板は所員用エアロック本体側に押し付けられる構造である
ため，圧力により扉が開くことはないが，高温状態で内圧を受けることによる扉板のわずかな変形及びシール材の高温劣化によるシール機能の低下が想定される。なお，その他のシール部についても高温劣化によるシール機能の低下が想定される。

5-1

156

そのため，所員用エアロック本体の塑性変形に伴う延性破壊，また，扉の変形及びシール材の高温劣化によるシール機能の低下が考えられる。
このため，200℃，2Pd での健全性確認には以下の評価が必要である。
・本体の耐圧・ガスケットの健全性

所員用エアロックの評価対象と評価方法を第 5-1 表に示す。

第 5-1 表
評価対象（シール材）

評価対象と評価方法

構造部
シール部

機能喪失要因

評価方法

円筒胴

延性破壊

設計・建設規格の評価式を準用した評価

隔壁

延性破壊

既工認の評価結果を用いた
評価

扉板（ガスケット）開口，シール材
劣化

機械工学便覧の計算式を用いた評価
試験結果等を用いた評価

扉開閉ハンドル貫通部（Ｏリング）

シール材劣化

試験結果等を用いた評価

電線管貫通部（シール材）

シール材劣化

試験結果等を用いた評価

均圧配管フランジ部（ガスケット）

シール材劣化

試験結果等を用いた評価

均圧弁（シート部）

シール材劣化

試験結果等を用いた評価

5-2

157

第 5-1 図(1)

所員用エアロック図

本体の耐圧
a.

許容圧力評価所員用エアロックの構造健全性評価として，所員用エアロックのうち内圧による荷重を受け止める部位のうち，円筒胴については，既工認と同様の評価手法である設計・建設規格に示される必要最小板厚の式を用い許容圧力評価を行い，隔壁については，既工認において最も厳しい応力点を代表評価点として，既工認で算出した応力に基づき許容圧力評価を行い，許容圧力が 2Pd を上回ることを確認する。
（隔壁部の代表評価点以外の応力評価点については別添 5-1 参照）
ここで，設計建設規格の解説表 PVB‐3110‐1 において，延性破壊
評価は一次応力の評価を実施することとなっている。一方，設計・建設規格における一次応力強さの許容値は，材料の種類及び温度毎に材料試験（引張試験）を実施した結果をもとに国内 Su 値検討会で設定

5-3

158

された設計引張強さ（Su）に割下げ率を考慮して設定されたものである（設計・建設規格 解説 GNR‐2200）。
今回の評価は，設計基準である最高使用温度及び最高使用圧力を超過する所員用エアロックの限界温度及び許容圧力の妥当性を確認するものであるため，上記割下げ率を P ｍ（一次一般膜応力強さ）には 1.5とした評価を行う。すなわち，所員用エアロックに発生する応力が，Pｍ

が 2/3Su，P Ｌ +P ｂ が Su 以下であれば，延性破壊には至らず，構造は健全で機能要求（放射性物質の閉じ込め機能）を確保できると考えている。
この許容値の考え方は，設計・建設規格 解説 PVB‐3111 に示すように，供用状態Ｄの P ｍ の許容値と同等である。なお，耐圧機能維持の観点から，安全評価上の仮定（原子炉冷却材喪失事故を想定）に保証を与える目的で応力評価を行う設計・建設規格の供用状態Ｄの許容応
力は，鋼材の究極的な強さを基に，弾性計算により塑性不安定現象の評価を行うことへの理論的安全裕度を考慮して定めたものであり，Pｍ
は 2/3Su と規定されている。P ｍ は，膜応力であり断面の応力が Su に到達すると直ちに破損に至るため割下げ率 1.5 を考慮して規定され
ている。

(2)

ガスケットの健全性
a.

扉のシール材
所員用エアロックの扉のシール材には，これまでシリコンガスケッ
トを使用しているが，事故時の耐環境性に優れた改良ＥＰＤＭ製シール材に変更する。所員用エアロック扉閉止時は，扉は原子炉格納容器
内圧により扉板が支持部に押付けられる構造であり，圧力により扉板
5-4

159

が開くことはない。しかし，高温状態で内圧を受けることによる扉板のわずかな変形によりガスケット部の微小な開口が予想されるため，圧力による開口量を機械工学便覧のはりのたわみ計算式に基づき評価する。改良ＥＰＤＭ製シール材による事故時の格納容器閉じ込め機能を確認するために，圧縮永久歪み試験結果をもとに許容開口量を評価し，重大事故時における扉板部の開口量と比較することで格納容器閉
じ込め機能を評価する。
なお，シール材の高温劣化については，事故時の扉が押し付けられる方向にあること，及び，扉が２重に設けられることから，トップヘッドフランジ・ハッチ類と比べて原子炉格納容器閉じ込め機能への影
響度は小さいと考えているため，本章では評価対象外とする。なお，
エアロックのシール材は，プラントの定期検査時に開放される場合には取り替えを実施しており，通常運転中における劣化は極めて軽微であることから，事故条件下での評価を実施する。

b.

扉以外のシール材
所員用エアロックには，扉のシリコンガスケット以外に格納容器閉
じ込め機能を確保するための隔壁貫通部にシール材が使用されているが，今後，事故時の耐環境性に優れた第 5-2 表に示すシール材に変更する。
これらのシール材について試験結果及び一般的な材料特性により重大事故環境下における耐性を確認する。

5-5

160

第 5-2 表

所内用エアロック（扉以外）のシール材

対象部位

シール材

扉開閉ハンドル貫通部

改良 EPDM 材（Ｏリング）
電線管貫通部（シール材）

膨張黒鉛材

均圧配管フランジ部

5.2

改良 EPDM 材

又は（ガスケット）

膨張黒鉛材

均圧弁（シート部）

PEEK 材

評価

(1)

本体の耐圧
a.

許容圧力評価所員用エアロックの構造健全性評価として，所員用エアロックのうち内圧による荷重を受け止める部位のうち，円筒胴については，既工認と同様の評価手法である設計・建設規格に示される必要最小板厚の式を用い許容圧力評価を行い，隔壁については，既工認において最も厳しい応力点を代表評価点として，既工認で算出した応力に基づき許容圧力評価を実施した。
評価に用いた主要仕様を第 5‐3 表 に示す。
第 5‐4 表 に，所員用エアロックの許容圧力評価結果を示す。結果
を示す。

5-6

161

第 5‐3 表

所員用エアロックの主要仕様

項目

東海第二発電所

最高使用圧力（MPa）

0.31

最高使用温度（℃）

171

材料

ASME SA516 Gr.70(SGV480 相当)

内径（mm）
胴板厚さ（mm）

第 5‐4 表

所員用エアロックの許容圧力評価結果①円筒胴：ASME SA516 Gr.70（SGV480 相当）
許容圧力算定式：PVE-3230(2)a 項を準用
P ＝ 2Sηt ／ （Dｉ ＋1.2t）
S

設計引張強さ（MPa）（200℃における 2/3Sｕ 値を使用）

281

η

継手効率（−）

1.0t

呼び厚さ（mm）

Dｉ

胴内径(mm)P

200℃における許容圧力
3.716MPa＞

3.716
0.62MPa（2Pd）②隔壁：ASME SA516 Gr.70（SGV480 相当）
P ＝ S×PＤ ／ σ
S

設計引張強さ（MPa）（200℃における 2/3Sｕ 値を使用）

422

PＤ

設計圧力（MPa）

0.279

σ

既工認での発生応力（MPa）

P

200℃における許容圧力
1.322MPa

＞

89
1.322

0.62MPa（2Pd）

5-7

162

(2)

ガスケットの健全性
a.

扉のシール材a‐1

扉板部の開口量評価
所員用エアロック扉閉止時は，扉は原子炉格納容器内圧により扉板が支持部に押付けられる構造であり，圧力により扉板が開くことはない。しかし，高温状態で内圧を受けることによる扉板のわずかな変形によりガスケット部の微小な開口が予想されるため，圧力による開口量を機械工学便覧のはりのたわみ計算式に基づき評価した。
改良ＥＰＤＭ製シール材による事故時の格納容器閉じ込め機能を確認するために，圧縮永久歪み試験結果をもとに許容開口量を評価し，重大事故時における扉板部の開口量と比較することで格納容器閉じ込め機能を評価した。
許容開口量の設定に使用する改良ＥＰＤＭ材の圧縮永久ひずみ試
験結果を第 5-5 表に示す。

第 5-5 表

圧縮永久ひずみ試験 ※1 結果（改良 EPDM 材）
試験温度

200℃

構造部放射線照射量
試験雰囲気

蒸気

試験時間

168h

ひずみ率 ※2
※1
※2
※3

※3

JIS K 6262 に従い実施
試料を圧縮し完全に回復した状態が 0％，全く回復しない状態が 100％の平均値

許容開口量の設定に使用する試験結果は，トップフランジの設定の考え方と同様，168h のひずみ率とする。また，扉板シール部の定
5-8

163

であることを踏まえ，許容開口量は

格押込量が
格締付量

×（100％−（＝定）／100%）とする。

機械工学便覧のはりのたわみ計算式を用いて求めた，所員用エアロック扉板の開口量は第 5-6 表に示すとおり 0.73mm であり，許容開
口量

を下回る。

所員用エアロック扉の変形概念図を第 5-2 図に示す。

第 5‐6 表

所員用エアロック（扉板）の開口量評価結果

評価式：機械工学便覧
δ＝ w×L １ ／ （24×E×I）×（3L １ ３ ＋6L１ ２ ×L ２ −L ２ ３ ）w ＝ P×b（w：単位荷重）３I ＝ b×h ／12（I：断面二次モーメント）

P

圧力（MPa[gage]）b

扉板の幅（mm）

L１

支点からシール部までの長さ（mm）

E

縦弾性係数（MPa）

h

扉板の厚さ（mm）

L２

支点間の長さ（mm）

δ

変位量（mm）

第 5-2 図0.62

191,000

0.73

所員用エアロック扉の変形概念図
5-9

164

b.

扉以外のシール材
所員用エアロックには，扉のシリコンガスケット以外に格納容器閉
じ込め機能を確保するための隔壁貫通部にシール材が使用されているが，今後，事故時の耐環境性に優れた第 5-1 表に示すシール材に変更する。
これらのシール材について試験結果及び一般的な材料特性により重大事故環境下における耐性を確認した。

扉開閉ハンドル貫通部及び均圧配管フランジ部に使用する改良
EPDM 材ついては，第 5-5 表の圧縮永久ひずみ試験結果に示すとおり，
重大事故環境下においても十分な耐性を有することを確認している。

電線管貫通部及び均圧配管フランジ部に使用する膨張黒鉛材は，一
般的に 400℃程度の高温環境下においても高い安定性を得ることができるシール材料であり，第 5-7 表に示す材料特性から，重大事故環境下においても十分な耐性を有することを確認した。

第 5-7 表膨張黒鉛材の材料特性
仕様

シール材
膨張黒鉛材

耐熱温度

耐圧性

耐放射線性

400℃以上6.9MPa

約 15MGy

均圧弁シート部に使用する PEEK 材は，一般的に 200℃程度の高温環境下においても高い安定性を得ることができるシール材料であり，第 5-8
表に示す材料特性から，重大事故環境下においても十分な耐性を有することを確認した。
5-10

165

第 5-8 表

PEEK 材の材料特性
仕様

シール材
耐熱温度

融点

耐放射線性

250℃

334℃

約 10MGy

PEEK 材

また，実機均圧弁と同型の弁を使用した，重大事故時の格納容器環境を模擬した耐環境試験を実施しており，熱及び放射線曝露後の漏えい試
験にて弁シート部の気密性が確保できることを確認している。第 5-9 表に耐環境試験条件を示す。

第 5-9 表均圧弁の耐環境試験条件（PEEK 材）

熱劣化

200℃，168 時間

放射線照射量漏えい試験圧力

0.9MPa[gage]

5-11

166

5.3

評価結果
所員用エアロックの健全性評価結果を第5‐10表に示す。

第5‐10表
No.

大項目

(1)

本体の耐圧

所員用エアロックの健全性評価結果
評価方法

評価

①応力評価

200℃，2Pdにおけるフランジ部の一次応力は，許容値：2

(2)

結果

②許容圧力評価／3 Suを満足することを確認

ガスケットの健シール材劣化，開口量

ガスケット（改良EPDM材，膨全性

評価

張黒鉛材，PEEK材）の事故時○

環境における劣化特性を考慮しても200℃，2Pdにおけるフ○ランジ開口量は，許容開口量以下となり，シール機能が維持されることを確認。

以上により，所員用エアロックについては，200℃，2Pd 環境下でも，放射性物質の閉じ込め機能を維持できる。

5-12

167

別添 5-1
所員用エアロックの隔壁部の評価について

所員用エアロックの隔壁について，既工認で算出した応力に基づき，許容圧力を求め，2Pd を上回ることを確認する。
所員用エアロックの応力評価点を第 5-1(1)図に，所員用エアロックの各応力評価点における評価結果を第 5-1(1)表に示す。

第 5-1(1)図

所員用エアロックの応力評価点

5-13

168

第 5-1(1)表

所員用エアロック隔壁部の評価結果
単位：MPa

評価点

既工認における
応力強さ

許容応力

設計圧力

200℃における
許容圧力

P1

19

422

0.279

6.196

P2

19

422

0.279

6.196

P3

55

422

0.279

2.140

P4

72

422

0.279

1.635

P5

11

422

0.279

10.703

P6

10

422

0.279

11.773

P7

55

422

0.279

2.140

P8

89

422

0.279

1.322

P9

14

422

0.279

8.409

P10

12

422

0.279

9.811

5-14

169

6.
6.1

配管貫通部
概要
配管貫通部の 200℃，2Pd 環境下の健全性を確認する。
代表的な配管貫通部の概要図を第 6-1 図に示す。配管貫通部は，スリー
ブと平板類（平板，穴あき平板，フランジ，ボルト締め平板及びフルードヘッド），セーフエンド，伸縮継手とスリーブ等に接続する配管（接続配管）
によって原子炉格納容器バウンダリを構成している。また，フランジ部はボルトにより固定されており，シール部にはシリコンゴムを使用している。
上記を踏まえ，本章では以下の構成で健全性を確認する。
6.2 項では，配管貫通部（接続配管）の構造健全性を確認する。
6.3 項では，配管貫通部（スリーブ）の構造健全性を確認する。
6.4 項では，配管貫通部（平板類）の構造健全性，シール部の機能維持を確認する。
6.5 項では，配管貫通部（セーフエンド）の構造健全性を確認する。
6.6 項では，配管貫通部（伸縮継手）の構造健全性を確認する。

第 6-1 図

配管貫通部概要図

6-1

170

6.2
6.2.1

配管貫通部（接続配管）
評価方針
接続配管は，スリーブ等を介して原子炉格納容器と接続している。
接続配管の設計時に考慮される機能喪失要因は，脆性破壊，疲労破壊，
座屈及び延性破壊が考えられる。今回の評価条件である 200℃，2Pd の条件を考慮した場合，脆性破壊が生じる温度域でないこと，繰り返し荷重が作用しないこと，圧縮力が接続配管に生じないことから，脆性破壊，
疲労破壊及び座屈は評価対象外と考えることができる。
従って，接続配管の機能喪失要因は，原子炉格納容器の変形により生じる過度な曲げ荷重に伴う延性破壊が想定される。
このため，200℃，2Pd での接続配管の健全性確認について，第 6-1 表に示す評価方法により評価を実施する。
接続配管は原子炉格納容器貫通部の変位が支持構造物により拘束されることにより，反力及びモーメントが発生し，応力が発生することから，変位による反力及びモーメントが最大となる貫通部 X-31 の接続配管を代表として評価する。（別添 6.2-1 参照）

第 6-1 表

評価対象と評価方法

評価対象

機能喪失要因評価方法

構造部（接続配管）

延性破壊

設計・建設規格の評価式に準拠した評価（X-31 で代表評価）

6-2

171

6.2.2

評価
貫通部 X-31 に接続する接続配管について，3 次元梁モデルを用いた配管解析にて発生応力を算出し，設計・建設規格 PPC-3530 に規定される一次＋二次応力の制限値を満足することを確認する。
評価に用いる縦弾性係数及び熱膨張係数は，今回の評価が設計基準を超えた限界温度，圧力の評価であることを踏まえ，200℃における値を用
いる。

(1)

解析条件
解析条件を第 6-2 表に示す。また，原子炉格納容器貫通部の変位を第6-3 表に示す。

第 6-2 表
名称

解析条件

単位

スリーブ

接続配管

材

料

−

SA333 Gr.6
（GSTPL 相当）

SM400B

外

径

mm

609.6

609.6

厚

さ

mm

31.0

9.5

縦弾性係数

×10 ５ MPa

1.92 ※１

1.91 ※１

熱膨張係数×10 −６ mm/mm℃

12.70※１

12.09※１

温

度

℃

200

200

圧

力

MPa[gage]

0.62

0.62
※1：200℃における値

6-3

172

第 6-3 表

原子炉格納容器貫通部の変位
変位（mm）

貫通部番号

温度
水平（外向き）X-31(2)

鉛直（上向き）200℃

強度計算に使用する記号の定義
管の応力計算に用いる記号について以下に説明する。
記号

単位

D０

mm

管の外形

Mａ

N･mm

管の機械的荷重（自重その他の長期的荷重に限る）により生じるモーメント

Mｃ

N･mm

管の熱による支持点の変位及び熱膨張により生じるモーメント

P

MPa

計算圧力

Sａ

MPa

許容応力

Sｃ

MPa

室温における設計・建設規格 付録材料図表
Part5 表 5 に規定する材料の許容引張応力

Sｈ

MPa

使用温度における設計・建設規格 付録材料図
表 Part5 表 5 に規定する材料の許容引張応力

Sｎ

MPa

一次応力と二次応力を加えて求めた応力

Z

mm ３

管の断面係数f−

設計・建設規格 PPC-3530 に規定する許容応力低減係数

i１ ，i ２−

設計・建設規格 PPC-3530 に規定する応力係数

t

mm

管の厚さ

説明

6-4

173

(3)

材料の許容応力［設計・建設規格 PPC-3530］
設計・建設規格 PPC-3530 に規定される要求事項への適合性を確認する。
なお，応力計算に使用する管の外径及び厚さは，公称値を用いる。

・一次＋二次応力（S ｎ ）[設計・建設規格 PPC-3530(1)a.]0.75
4

一次＋二次応力の許容応力は，設計・建設規格 PPC-3530(1)c.に基づき，次式により算出する。
1.25 f6.2.3

10.25 f

評価結果
解析モデルを第 6-2 図，解析結果を第 6-4 表に示す。
貫通部 X-31 の接続配管について，設計・建設規格 PPC-3530 の規定を満足することから，配管の変形による延性破壊の可能性がないことが確認できた。以上の結果より，200℃，2Pd の環境下においても配管が損傷に至らず，放射性物質の閉じ込め機能を維持できる。

第 6-4 表貫通部 X-31 に接続配管の解析結果（最大応力発生点）
単位：MPa
一次応力評価一次＋二次応力評価

貫通部
X-31

計算応力

許容応力

計算応力

許容応力

39

150

169

257

6-5

174

第 6-2 図

解析モデル図6-6

175

別添 6.2-1
接続配管の評価対象について

本評価では，接続配管に発生する反力及びモーメントが最大となる貫通部
X-31 を代表として選定している。原子炉格納容器には熱膨張に伴う変位が発生するが，貫通部に接続される配管は支持構造物により拘束されているため，貫通部には反力及びモーメントが発生する。以下に反力及びモーメントの考え方
を示す。

1.

配管貫通部の形式
配管貫通部の構造は第 6.2-1(1)図に示すとおり，以下の 3 つに区分される。
形式 1：二重管タイプ（ベローズ付）
形式 2：二重管タイプ（ベローズ無）
形式 3：直結タイプ

形式 1 のベローズ付タイプの貫通部は配管の相対変位をベローズで吸収する構造であるため，反力及びモーメントは貫通部に伝わらない構造である。
一方，形式 2 及び形式 3 の貫通部は，変位による配管反力及びモーメントが貫通部に作用し，これにより接続配管と貫通部に応力が発生する。このことから，形式 2（二重管タイプ（ベローズ無））及び形式 3（直結タイプ）の貫通部より評価部位を選定する。

6-7

176

第 6.2-1(1)図2.

配管貫通部の構造図

反力及びモーメントの算出
配管貫通部の変位により発生する反力及びモーメントを以下のようにモデル化して算出する。
配管貫通部に変位が発生すると，接続する配管の第 1 拘束点で変位が拘束されることにより，貫通部に反力及びモーメントが作用することとなる。こ
れを，第 6.2-1(2)図のような梁モデルとして評価する。
反力及びモーメント

第1拘束点

変位

支持間隔
変位

支持間隔

第 6.2-1(2)図配管貫通部の梁モデル
6-8

177

第 6.2-1(2)図において梁の自由端側に変位を与えた際に発生する反力及びモーメントは次式のとおりとなる。
反力
モーメント

F ＝ 3・E・I・δ／L ３
M ＝ F・L＝ 3・E・I・δ／L ２

E：縦弾性係数

I：断面二次モーメントδ：貫通部変位

L：支持間隔貫通部変位δは次式のとおりとなる。
δ ＝ α・ ・⊿T
α：熱膨張係数：基準点からの距離⊿T：基準温度との差基準点からの距離は第 6.2-1(3)図に示すとおり，鉛直方向と半径方向の距
離の二乗平方根によって求める。

第1拘束点

半径方向距離基準点

鉛直方向距離格納容器基礎レベル
格納容器中心第 6.2-1(3)図基準点からの距離
6-9

178

3.

選定結果
配管貫通部に作用する反力及びモーメントが最大となる，貫通部 X-31 を代表箇所として選定している。各配管貫通部の反力及びモーメントを算出した
結果を第 6.2-1(1)表に示す。

第 6.2-1(1)表
貫通部
番号

系統

主要な配管貫通部の反力及びモーメント
接続配管仕様

計算値

基準点
からの
距離
(mm)

外径
(mm)

厚さ
(mm)

縦弾性
係数
(MPa)

支持間隔
(mm)

X-3

AC 系 D/W 排気38,486.4

609.6

9.5

191,000

4,926.1

X-11A

RHR D/W スプレイ

36,419.1

406.4

12.7

191,000

9,063.7

X-13

SLC

29,343.8

48.6

5.1

183,000

4,747.0

X-203

FCS 入口25,100.6

114.3

6.0

191,000

2,991.3

X-5

RCW 入口24,763.9

216.3

8.2

191,000

5,154.6

X-46

RCW 戻り24,763.9

216.3

8.2

191,000

3,357.8

X-11B

RHR D/W スプレイ

23,823.3

406.4

12.7

191,000

11,973.3

X-53

AC 系 D/W 供給

23,481.3

508.0

9.5

191,000

7,714.7

X-76

FCS 入口23,481.3

114.3

6.0

191,000

7,382.8

X-25A

RHR S/C スプレイ

20,144.4

114.3

6.0

191,000

4,483.0

X-25B

RHR S/C スプレイ

20,144.4

114.3

6.0

191,000

3,574.8

X-79

AC 系 S/C 排気20,144.4

609.6

9.5

191,000

8,961.6

X-80

AC 系 S/C 供給

20,144.4

609.6

9.5

191,000

10,042.1

X-52A

FCS 戻り19,073.7

165.2

7.1

191,000

7,408.8

X-52B

FCS 戻り19,073.7

165.2

7.1

191,000

7,960.3

X-47

RHR テストライン

16,536.1

406.4

9.5

191,000

9,200.0

X-48

RHR テストライン

16,536.1

406.4

9.5

191,000

5,674.5

X-49

HPCS テストライン

16,536.1

318.5

10.3

191,000

10,305.7

X-63

LPCS テ ス ト ラ イ
ン

16,536.1

318.5

10.3

191,000

16,506.5

X-31

HPCS ポンプ入口

13,043.0

609.6

9.5

191,000

2,820.9

X-32

RHR ポンプ入口

13,040.6

609.6

9.5

191,000

9,312.6

X-34

LPCS ポンプ入口

13,040.6

609.6

9.5

191,000

5,560.0

X-35

RHR ポンプ入口

13,040.6

609.6

9.5

191,000

9,727.6

X-36

RHR ポンプ入口

13,040.6

609.6

9.5

191,000

8,780.0

6-10

反力
(N)

モーメント
(×10 ６ N･mm)

179

6.3

配管貫通部（スリーブ）

6.3.1

評価方針
スリーブは，原子炉格納容器本体胴を貫通する円筒形の部材で，原子炉格納容器本体胴に溶接固定されている。
スリーブの設計時に考慮される機能喪失要因は，脆性破壊，疲労破壊，
座屈及び延性破壊が考えられる。今回の評価条件である 200℃，2Pd の条件を考慮した場合，脆性破壊が生じる温度域でないこと，繰り返し荷重が作用しないこと，内圧を受けるスリーブには圧縮力が生じないことから，脆性破壊，疲労破壊及び座屈は評価対象外と考えることができる。
従って，スリーブの機能喪失要因は，高温状態で内圧を受け，過度な塑性変形に伴う延性破壊が想定される。
このため，200℃，2Pd でのスリーブの健全性確認について，第 6-5 表に示す評価方法により評価を実施する。
スリーブ本体の評価は，内圧による発生応力が大きくなる最大径の貫通部 X-18A〜D を代表評価し，スリーブ取付部については，接続配管の反力及びモーメントが作用することから，6.2 配管貫通部（接続配管）と同様に貫通部 X-31 を代表として評価する。
スリーブの評価対象を第 6-3 図に示す。

第 6-5 表
評価対象

評価対象と評価方法

構造部

機能喪失要因評価方法

スリーブ本体延性破壊

設計・建設規格の評価式を準用した評価（X-18A〜D で代表評価）

スリーブ取付部（スリーブ側，胴側）

延性破壊

設計・建設規格の評価式を準用した評価（X-31 で代表評価）

6-11

180

第 6-3 図

スリーブの評価対象

6-12

181

6.3.2(1)

評価
スリーブ本体貫通部 X-18A〜D のスリーブ本体については，既工認と同様の評価手法
である設計・建設規格に示される必要最小板厚の式を用い許容圧力を求め，2Pd を上回ることを確認する。
その際，部材に発生する応力強さの許容値は，今回の評価が設計基準を超えた限界温度，圧力の評価であることを踏まえ，設計引張強さ(Sｕ値)に対する割下げ率を P ｍ （一次一般膜応力強さ）には 1.5 として評価を行う。
すなわち，部材に発生する応力 Pｍ が 2/3S ｕ 値以下であれば，延性破壊に至らず，構造は健全で機能要求（放射性物質の閉じ込め機能）を確保できると考える。この許容値の考え方は，設計・建設規格において示される原子炉格納容器（クラスＭＣ容器）の供用状態Ｄに対する許容値と同じ考え方である（設計・建設規格 解説 PVB-3111 参照）。
Sｕ 値を算出する際の温度は，限界温度として設定した 200℃を用いる。

a.

計算に使用する記号の定義
スリーブ本体の許容圧力の計算に使用する記号の定義について，以下
に示す。
記号

単位

説明

P

MPa

S

MPa

η

−

継手効率

t

mm

板厚

D０

mm

スリーブの外径圧力
許容引張応力（200℃における 2/3S ｕ 値を使用）

6-13

182

b.

許容圧力の計算方法
スリーブ本体の許容圧力は，設計・建設規格の評価式を用いて計算す
る。
t

2

0.8

［設計・建設規格 解説 PVE-3611］

設計・建設規格の評価式を圧力について解くと
P

2
0.8

上式を用いて，スリーブ本体の許容圧力を計算する。

c.

許容圧力の計算結果
スリーブ本体の許容圧力の計算結果を以下に示す。
スリーブ：ASME SA516 Gr.70（SGV480 相当）
許容圧力算定式：PVE-3611 を準用
P ＝ 2Sηt ／ （DＯ −0.8t）
S

設計引張強さ（MPa）（200℃における 2/3S ｕ 値を使用）η

継手効率（−）t

呼び厚さ（mm）

DＯ

管台の外形(mm)P

200℃における許容圧力26.617MPa

281
1.0

＞

6-14

26.617
0.62MPa（2Pd）

183

(2)

スリーブ取付部
貫通部 X-31 の貫通配管解析の結果で得られた配管反力に基づき，スリ
ーブ取付部について，既工認と同様の評価手法で発生応力を算出し，許容値を満足することを確認する。
発生応力は，熱膨張に伴う配管反力により発生する二次応力として分類されることから，設計・建設規格に示される一次＋二次応力の評価方
法及び評価基準値に従う。
許容値は，設計・建設規格において示される原子炉格納容器（クラス
ＭＣ容器）の供用状態Ａ，Ｂに対する許容値と同じ 3S（S 値：200℃における値）とする。

a.

貫通部の形状及び主要寸法
貫通部の形状及び主要寸法を第 6-4 図及び第 6-6 表に示す。

第 6-4 図貫通部の形状（X-31）

6-15

184

第 6-6 表貫通部の主要寸法（X-31）
単位：mm

貫通部番号

T１

T２

dＯ

tｎｏ

D

X-31

b.

記号の説明
貫通部の応力計算に用いる記号について以下に説明する。
記号

単位

A

mm2

断面積

dＯ

mm

直径

MＣ

N･mm

水平方向モーメント

MＬ

N･mm

鉛直方向モーメントPMPa

内圧，軸方向荷重

Pｂ

MPa

一次曲げ応力PＬ

MPa

一次局部応力

Q

MPa

二次応力

D

mm

原子炉格納容器の内径S

MPa

許容引張応力

Tmm

原子炉格納容器胴の厚さ

tｎｏ

mm

スリープの厚さ

Z

mm3

断面係数

ν

−

ポアソン比

σ

MPa

軸方向応力

σｔ

MPa

円周方向応力

τ

MPa

せん断応力

説明

6-16

185

c.

評価条件
配管解析から得られた取合い部の反力に基づき設定した評価荷重を第6-7 表に，作用方向を第 6-5 図に示す。また，材料及び許容応力を第 6-8
表に示す。

第 6-7 表

評価荷重

軸力（N）
貫通部番号

モーメント（N･mm）

荷重の種類
P

MＣ

MＬ

死荷重

6.570×10 1

7.207×10 6

3.484×10 7

熱荷重3.205×10 4

2.591×10 7

5.271×10 7

X-31

鉛直方向

水平方向

第 6-5 図貫通部の形状（X-31）

第 6-8 表

材料の許容応力一次＋二次応力部位

材料
PＬ ＋P ｂ ＋Q

原子炉格納容器胴

SA516 Gr.70（SGV480 相当）

6-17

393MPa（＝3S）

186

d.

応力評価点
応力評価点を第 6-9 表及び第 6-6 図に示す。

第 6-9 表
応力評価点番号

貫通部番号

P1-A，P1-B，P1-C

X-31

第 6-6 図

e.

応力評価点
応力評価点
原子炉格納容器胴とスリーブの取付部（胴側）

貫通部の応力評価点

応力評価点 P1 の計算
原子炉格納容器胴に作用する限界圧力（内圧）及び死荷重による応力は，既工認で計算した応力を用い，評価荷重比の割り増しを考慮して算出する。また，貫通部に作用する荷重（配管反力）により貫通部近傍に発生する応力は，第 6-7 図に示すＦＥＭモデルを用いて計算す
る。

6-18

187

第 6-7 図f.

貫通部の計算モデル

応力評価
貫通部 X-31 の 200℃，2Pd における各応力評価点の発生応力は，一次＋二次応力の許容値を下回る。
組み合せ荷重による応力評価結果を第 6-10 表に示す。

第 6-10 表
貫通部
番号

X-31

6.3.3

荷重の
組合せ
死荷重＋
内圧＋熱

材料の許容応力

応力分布

一次＋二次
応力

応力評価点

発生応力

P1-A

124MPaP1-B

188MPaP1-C

135MPa

許容応力393MPa

評価結果
スリーブについては，200℃，2Pd 環境下でも，放射性物質の閉じ込め機能を維持できる。

6-19

188

6.4
6.4.1

配管貫通部（平板類）
評価方針
平板類のうち，平板，穴あき平板，フランジ，ボルト締め平板及びフルードヘッドは，スリーブ又はセーフエンドに溶接固定されている。また，フランジ部はボルトにより固定されており，シール部にはシリコン
ゴムのガスケットを使用している。
平板類の設計時に考慮される機能喪失要因は，脆性破壊，疲労破壊及び延性破壊が考えられる。今回の評価条件である 200℃，2Pd の条件を考慮した場合，脆性破壊が生じる温度域でないこと，繰り返し荷重が作用しないことから，脆性破壊及び疲労破壊は評価対象外と考えることができる。
従って，平板類の機能喪失要因は，高温状態で内圧を受け，過度な塑性変形に伴う延性破壊が想定される。
また，シール部については，高温状態で内圧を受け，フランジ部が変形することによる開口及びシール材の高温劣化によるシール機能の低下が想定される。さらに，シール部の開口が進むとボルトに引張応力が作用し，ボルト破損に至ることが想定される。
このため，200℃，2Pd での平板類の健全性確認について，第 6-11 表に示す評価方法により評価を実施する。シール部については，改良 EPDM
材による評価を実施する。
平板類は，内圧による発生応力が大きくなる最大径の貫通部 X-28 を代表評価する。
平板類（X-28）の評価対象を第 6-8 図に示す。

6-20

189

第 6-11 表
評価対象

評価対象と評価方法

構造部

機能喪失要因評価方法

ボルト締め平板

延性破壊

設計・建設規格の評価式を準用した評価（X-28 で代表評価）

フランジ

延性破壊

JIS B 8265 を用いた評価（X-28 で代表評価）

ボルト

延性破壊

JIS B 8265 を用いた評価（X-28 で代表評価）

シール部

一般式を用いた評価
開口，シール材
フランジ，ガスケット
試験結果等を用いた評価
劣化（X-28 で代表評価）

第 6-8 図平板類（X-28）の評価対象

6-21

190

6.4.2(1)

評価
構造部（ボルト締め平板）
貫通部 X-28 のボルト締め平板について，既工認と同様の評価手法である設計・建設規格に示される必要最小板厚の式を用い許容圧力を求め，
2Pd を上回ることを確認する。
その際，部材に発生する応力強さの許容値は，今回の評価が設計基準を超えた限界温度，圧力の評価であることを踏まえ，設計引張強さ(Sｕ値)に対する割下げ率を P ｍ （一次一般膜応力強さ）には 1.5 として評価を行う。すなわち，部材に発生する応力 P ｍ が 2/3S ｕ 値以下であれば，延性破壊に至らず，構造は健全で機能要求(放射性物質の閉じ込め機能)を確保できると考える。この許容値の考え方は，設計・建設規格において示される原子炉格納容器（クラスＭＣ容器）の供用状態Ｄに対する許容値と同じ考え方である（設計・建設規格 解説 PVB-3111 参照）。
Sｕ 値を算出する際の温度は，限界温度として設定した 200℃を用いる。

a.

計算に使用する記号の定義
ボルト締め平板の許容圧力の計算に使用する記号の定義について，以
下に示す。
記号

単位

説明

P

MPa

圧力

S

MPa

許容引張応力（200℃における 2/3S ｕ 値を使用）

K−

平板の取付方法による係数

t

mm

板厚

d

mm

平板の径または最少内のり

6-22

191

b.

許容圧力の計算方法
ボルト締め平板の許容圧力は，設計・建設規格の評価式を用いて計算
する。
t

d

［設計・建設規格 解説 PVE-3410］

設計・建設規格の評価式を圧力について解くとP上式を用いて，アダプタの許容圧力を計算する。

c.

計算結果
以下の示すとおり，ボルト締め平板の許容圧力は 2Pd 以上である。
ボルト締め平板：ASME SA516 Gr.70（SGV480 相当）
許容圧力算定式：PVE-3410 を準用
P ＝ S／K×（t／d） ２
S

設計引張強さ（MPa）（200℃における 2／3Sｕ 値を使用）

K

係数

t

呼び厚さ（mm）

d

平板の径(mm)P

200℃における許容圧力
1.90MPa[gage]

281
0.47

＞

6-23

1.90
0.62MPa[gage]（2Pd）

192

(2)

構造部（フランジ，ボルト）
貫通部 X-28 のフランジ部について，ＪＩＳ Ｂ ８２６５「圧力容器の構造−一般事項」を用いて，2Pd におけるフランジの発生応力が許容応
力を下回ること及びボルトの必要総有効断面積が，ボルトの総有効断面積を下回ることを確認する。
その際，部材に発生する応力強さの許容値は，今回の評価が設計基準を超えた限界温度，圧力の評価であることを踏まえ，設計引張強さ(Sｕ値)に対する割下げ率を P ｍ （一次一般膜応力強さ）には 1.5 として評価を行う。すなわち，部材に発生する応力 P ｍ が 2/3S ｕ 値以下であれば，延性破壊に至らず，構造は健全で機能要求（放射性物質の閉じ込め機能）を確保できると考える。この許容値の考え方は，設計・建設規格において示される原子炉格納容器（クラスＭＣ容器）の供用状態Ｄに対する許容値と同じ考え方である（設計・建設規格 解説 PVB-3111 参照）。
Sｕ 値を算出する際の温度は，限界温度として設定した 200℃を用いる。

6-24

193

a.

フランジ部の仕様及び評価条件
貫通部 X-28 のフランジ概要図を第 6-9 図，フランジ部の仕様及び評価
条件第 6-12 表に示す。

第 6-9 図フランジ概要図（貫通部 X-28）

第 6-12 表

評価条件（貫通部 X-28）

項目

仕様及び値

評価圧力

0.62MPa[gage]

評価温度

200℃

フランジ材質SGV480

フランジ内径
フランジ板厚（最小厚さ）
ボルト呼び径
ボルト本数

6-25

194

ボルトの評価結果を第 6-13 表，フランジの評価結果を第 6-14 表に示す。

第 6-13 表

ボルト評価結果（貫通部 X-28）
単位：mm ２

荷重

必要総有効断面積 Am

総有効断面積 Ab

2Pd

1.212×10３

6.765×10 ３

第 6-14 表

フランジ応力評価結果（貫通部 X-28）
単位：MPa

応力

記号

X-28
発生値

許容値

ハブの軸方向応力90422

フランジの半径方向応力

158

281

フランジの周方向応力

31

281

124

281

61

281

組合せ応力
組合せ応力

2
2

6-26

195

(3)

シール部

a.

規格等を用いた評価（ボルト締め平板）
貫通部 X-81 のフランジ部について，文献の理論式を用いて 2Pd における開口量を求め，許容開口量を下回ることを確認する。
シール材については，改良 EPDM 材を使用することとする。
許容開口量の設定に使用する改良 EPDM 材の圧縮永久ひずみ試験結果
を第 6-15 表に示す。

第 6-15 表

圧縮永久ひずみ試験 ※1 結果（改良 EPDM 材）
試験温度

200℃

構造部放射線照射量
試験雰囲気

蒸気

試験時間

168h

ひずみ率 ※2
※1
※2
※3

※3

JIS K 6262 に従い実施
試料を圧縮し完全に回復した状態が 0％，全く回復しない状態が 100％の平均値

許容開口量はトップヘッドフランジの考え方と同様，168h のひずみ率と貫通部 X-28 のフランジ部の定格締付量
締付量

×（100％−

を踏まえ

（＝定格

）／100％）とする。

第 6-10 図に示すモデルを用いた開口量の評価結果を第 6-16 表に示す。
2Pd における開口量はであり，許容開口量

6-27

を下回る。

196

第 6-10 図

第 6-16 表

6.4.3

評価モデル

フランジ部開口量評価結果（貫通部 X-28）

評価結果
平板類については，200℃，2Pd 環境下でも，放射性物質の閉じ込め機
能を維持できる。
6-28

197

6.5
6.5.1

配管貫通部（セーフエンド）
評価方針
セーフエンドは，伸縮継手付貫通部に用いられる短管で，スリーブ及び伸縮継手等に溶接固定されている。
セーフエンドの設計時に考慮される機能喪失要因は，脆性破壊，疲労
破壊，座屈及び延性破壊が考えられる。今回の評価条件である 200℃，
2Pd の条件を考慮した場合，脆性破壊が生じる温度域でないこと，繰り返し荷重が作用しないこと，圧縮力がセーフエンドに生じないことから，
脆性破壊，疲労破壊及び座屈は評価対象外と考えることができる。
従って，セーフエンドの機能喪失要因は，高温状態で内圧を受け，過度な塑性変形に伴う延性破壊が想定される。
このため，200℃，2Pd でのセーフエンドの健全性確認について，第 6-17
表に示す評価方法により評価を実施する。
セーフエンドは，内圧による発生応力が大きくなる最大径の貫通部
X-18A〜D を代表評価する。
セーフエンドの評価対象を第 6-11 図に示す。

第 6-17 表

評価対象と評価方法

評価対象

機能喪失要因規格評価

構造部（セーフエンド）

延性破壊

規格を用いた評価（X-18A〜D で代表評価）

6-29

198

第 6-11 図

6.5.2

評価

(1)

構造部

a.

規格を用いた評価

セーフエンドの評価対象

貫通部 X-18A〜D のセーフエンドについて，既工認と同様の評価手法である設計・建設規格に示される必要最小板厚の式を用い許容圧力を求め，
2Pd を上回ることを確認する。
その際，部材に発生する応力強さの許容値は，今回の評価が設計基準を超えた限界圧力・限界温度の評価であることを踏まえ，設計引張強さ(S ｕ 値)に対する割下げ率を P ｍ（一次一般膜応力強さ）には 1.5 として評価を行う。すなわち，部材に発生する応力 P ｍ が 2/3S ｕ 値以下であれば，延性破壊に至らず，構造は健全で機能要求（放射性物質の閉じ込め機能）を確保できると考える。この許容値の考え方は，設計・建設規格において示される原子炉格納容器（クラスＭＣ容器）の供用状態Ｄに対する許容値と同じ考え方である（設計・建設規格 解説 PVB-3111 参照）。
Sｕ 値を算出する際の温度は，限界温度として設定した 200℃を用いる。
評価結果を以下に示す。
貫通部 X-18A〜D のセーフエンドは，2Pd を上回る。
6-30

199

セーフエンド：ASME SA516 Gr.70（SGV480 相当）
許容圧力算定式：PVE-3230(2)a 項を準用
P ＝ 2Sηt ／ （Dｉ ＋1.2t）
S

設計引張強さ（MPa）（200℃における 2／3Sｕ 値を使用）

281

η

継手効率（−）

1.0t

呼び厚さ（mm）

Dｉ

胴内径(mm)P

200℃における許容圧力
4.529[gage]MPa

6.5.3

＞

4.529
0.62MPa[gage]（2Pd）

評価結果
セーフエンドについては，200℃，2Pd 環境下でも，放射性物質の閉じ込め機能を維持できる。

6-31

200

6.6
6.6.1

配管貫通部（伸縮継手）
評価方針
伸縮継手は，配管貫通部に用いられる伸縮継手で，セーフエンドに溶接固定されている。
伸縮継手の設計時に考慮される機能喪失要因は，脆性破壊及び疲労破壊が考えられる。今回の評価条件である 200℃，2Pd の条件を考慮した場合，脆性破壊が生じる温度域でないことから，脆性破壊は評価対象外と考えることができる。
従って，伸縮継手の機能喪失要因は，通常運転時に累積される低サイ
クル疲労に加えて重大事故時に累積される低サイクル疲労による疲労破壊が想定される。
このため，200℃，2Pd での伸縮継手の健全性確認について，第 6-18
表に示す評価方法により評価を実施する。
なお，評価結果については，伸縮継手の通常状態，設計状態の疲労累積係数と重大事故等時の疲労累積係数の和が最も大きかった，配管貫通部 X-14 を代表とする。
伸縮継手の評価対象を第 6-12 図に示す。

第 6-18 表

評価対象と評価方法

評価対象

機能喪失要因規格評価

構造部（伸縮継手）

疲労破壊

設計・建設規格に準拠した評価（X-14 で代表評価）

6-32

201

第 6-12 図

6.6.2

評価

(1)

構造部

a.

規格を用いた評価

伸縮継手の評価対象

貫通部 X-14 の伸縮継手について，設計・建設規格に示される伸縮継手の疲労評価の式を用いて算出し，疲労累積係数が 1 以下であることを確認する。重大事故時の繰り返し回数は 1 回とする。また，重大事故時の伸縮継手の全伸縮量は，簡易的に設計状態（171℃，１Pd）の 2 倍とする。
縦弾性係数(Ｅ)を算出する際の温度は，限界温度として設定した 200℃を用いる。
評価結果を以下に示す。
疲労累積係数は 1 以下である。

6-33

202

伸縮継手：SUS304
疲労評価算定式：PVE-3810 に準拠
Nｓｉ ＝（11031／σ） 3.5
σ＝1.5Eｔδ／（n√（bh ３ ））＋Ph／tc
E

200℃における縦弾性係数（MPa）

t

ベローズの板厚（mm）

δ

全伸縮量（mm）n

ベローズの波数の 2 倍の値b

ベローズの波のピッチの１／２（mm）h

ベローズの波の高さ（mm）

P

限界圧力（MPa）

c

ベローズの層数σ

ベローズに生じる応力（MPa）

NＳ３許容繰返し回数（回）N３

設計繰返し回数（回）183,000

0.62

1

ΣN ｉ ／N Ｓｉ（i＝1〜3） 疲労累積係数

6.6.3

評価結果
伸縮継手については，200℃，2Pd 環境下でも，放射性物質の閉じ込め機能を維持できる。

6-34

203

7.
7.1

電気配線貫通部
概要
電気配線貫通部の 200℃，2Pd 環境下における健全性を確認する。
電気配線貫通部は，高圧用と低圧用の構造上 2 種類に大別される。高圧用電気配線貫通部の構造図を第 7-1 図，低圧用電気配線貫通部の構造図を
第 7-2 図に示す。
高圧用電気配線貫通部は，モジュールがヘッダに溶接されており，モジュール内に封入された EP ゴム，スリーブ及びアダプタにより気密性を維持する構造となっている。
低圧用電気配線貫通部は，ヘッダとモジュール固定部のＯリング（EP ゴム），モジュール内に封入されたエポキシ樹脂，スリーブ及びアダプタにより気密性を維持する構造となっている。

上記を踏まえ，本章では以下の構成で健全性を確認する。
7.2 項では，電気配線貫通部（アダプタ）の構造健全性を確認する。
7.3 項では，電気配線貫通部（ヘッダ）の構造健全性を確認する。
7.4 項では，電気配線貫通部（モジュール）のシール部の機能維持を確認する。
なお，スリーブについては，配管貫通部（スリーブ）の評価において評価している。

7-1

204

第 7-1 図

高圧用電気配線貫通部構造図

第 7-2 図低圧用電気配線貫通部構造図

7-2

205

7.2
7.2.1

電線管貫通部（アダプタ）
評価方針
アダプタの設計時に考慮される機能喪失要因は，脆性破壊，疲労破壊，
座屈及び延性破壊が考えられる。今回の評価条件である 200℃，2Pd の条件を考慮した場合，脆性破壊が生じる温度域でないこと，繰り返し荷重が作用しないこと，圧縮力がアダプタに生じないことから，脆性破壊及び疲労破壊及び座屈は評価対象外と考えることができる。
従って，アダプタの機能喪失要因は，高温状態で内圧を受け，過度な塑性変形による延性破壊が想定される。このため，200℃，2Pd でのアダ
プタの健全性評価について，第 7-1 表に示す評価方法により評価を実施する。

第 7-1 表

7.2.2

評価対象と評価方法

評価対象

機能喪失要因

構造部

延性破壊

評価方法
設計・建設規格の評価式を準用した評価

評価
アダプタについて，設計・建設規格に示される必要最小板厚の式を用
い許容圧力を求め，2Pd を上回ることを確認する。
その際，部材に発生する応力強さの許容値は，今回の評価が設計基準を超えた限界温度，圧力の評価であることを踏まえ，設計引張強さ(Sｕ値)に対する割下げ率を P ｍ （一次一般膜応力強さ）には 1.5 として評価を行う。すなわち，部材に発生する応力 P ｍ が 2/3S ｕ 値以下であれば，延性破壊に至らず，構造は健全で機能要求(放射性物質の閉じ込め機能)を確保できると考える。この許容値の考え方は，設計・建設規格において
7-3

206

示される原子炉格納容器（クラスＭＣ容器）の供用状態Ｄに対する許容値と同じ考え方である。（設計・建設規格 解説 PVB-3111 参照）
Sｕ 値を算出する際の温度は，限界温度として設定した 200℃を用いる。

(1)

計算に使用する記号の定義
アダプタの許容圧力の計算に使用する記号の定義について，以下に示
す。

(2)

記号

単位

説明

P

MPa

S

MPa

η

−

継手効率

t

mm

板厚

D０

mm

アダプタの外径圧力
許容引張応力（200℃における 2/3S ｕ 値を使用）

許容圧力の計算方法
アダプタの許容圧力は，設計・建設規格の評価式を用いて計算する。
t

2

0.8

［設計・建設規格 解説 PVE-3611］

設計・建設規格の評価式を圧力について解くと
P

2
0.8

上式を用いて，アダプタの許容圧力を計算する。

7-4

207

7.2.3

評価結果
以下に示すとおり，アダプタの 200℃における許容圧力は 2Pd 以上である。これより，200℃，2Pd の環境下で放射性物質の閉じ込め機能が確保されることを確認した。

アダプタ：ASME SA105（SF440A 相当）
許容圧力計算式：PVE-3611 を準用
P ＝ 2Sηt ／ （Dｏ −0.8t）
項

目

低圧用

高圧用

S

許容引張応力（200℃における 2/3S ｕ 値を使用）

267

267

η

継手効率（−）

1.0

1.0

t

板厚（mm）

Dｏ

アダプタ外径（mm）

P

200℃における許容圧力（MPa）

10.645

10.619低圧用：10.645[gage]MPa
高圧用：10.619[gage]MPa

7-5

＞
＞

0.62[gage]MPa（2Pd）
0.62[gage]MPa（2Pd）

208

7.3
7.3.1

電線管貫通部（ヘッダ）
評価方針
ヘッダの設計時に考慮される機能喪失要因は，脆性破壊，疲労破壊及び延性破壊が考えられる。今回の評価条件である 200℃，2Pd の条件を考慮した場合，脆性破壊が生じる温度域でないこと，繰り返し荷重が作用しないこと，脆性破壊及び疲労破壊は評価対象外と考えることができる。
従って，ヘッダの機能喪失要因は，高温状態で内圧を受け，過度な塑性変形による延性破壊が想定される。
このため，200℃，2Pd でのヘッダの健全性評価について，第 7-2 表に示す評価方法により評価を実施する。

第 7-2 表

7.3.2

評価対象と評価方法

評価対象

機能喪失要因

構造部

延性破壊

評価方法
設計・建設規格の評価式を準用した評価

評価
ヘッダについて，設計・建設規格に示される必要最小板厚の式を用い許容圧力を求め，2Pd を上回ることを確認する。
その際，部材に発生する応力強さの許容値は，今回の評価が設計基準を超えた限界温度，圧力の評価であることを踏まえ，設計引張強さ(Sｕ値)に対する割下げ率を P ｍ （一次一般膜応力強さ）には 1.5 として評価を行う。すなわち，部材に発生する応力 P ｍ が 2/3S ｕ 値以下であれば，延性破壊に至らず，構造は健全で機能要求(放射性物質の閉じ込め機能)を確保できると考える。この許容値の考え方は，設計・建設規格において示される原子炉格納容器（クラスＭＣ容器）の供用状態Ｄに対する許容
7-6

209

値と同じ考え方である。（設計・建設規格 解説 PVB-3111 参照）
Sｕ 値を算出する際の温度は，限界温度として設定した 200℃を用いる。

(1)

計算に使用する記号の定義
ヘッダの許容圧力の計算に使用する記号の定義について，以下に示す。

(2)

記号

単位

説明

P

MPa

圧力

S

MPa

許容引張応力（200℃における 2/3S ｕ 値を使用）

K−

平板の取付方法による係数

t

mm

板厚

d

mm

平板の径または最少内のり

許容圧力の計算方法
ヘッダの許容圧力は，設計・建設規格の評価式を用いて計算する。
td［設計・建設規格 解説 PVE-3410］

設計・建設規格の評価式を圧力について解くとP上式を用いて，ヘッダの許容圧力を計算する。

7-7

210

(3)

穴の補強計算東海第二発電所に設置されている電線管貫通部のヘッダにはモジュー

ル取付用の貫通穴があるため，既工事計画認可申請書の強度計算書と同様に穴の補強を評価する。

ここで、
A0：補強に有効な面積
Ar：補強に必要な面積
dp：パイプの最大内径t0r ：ヘッダの計算上必要な厚さ
tpp ：パイプの最小厚さ
t0：ヘッダの厚さ
Y：補強に有効な範囲
1：点検溝の幅2：点検溝の深さ

F：係数

図

穴部の形状及び寸法（単位：mm）（既工事計画書より）
7-8

211

7.2.3

評価結果
以下に示すとおり，ヘッダの 200℃における許容圧力は 2Pd 以上である。

ヘッダ：ASME SA182 Gr.F304（SUSF304 相当）
許容圧力計算式：PVE-3410 を準用
P ＝ S／K×（t／d） ２
項

目

低圧用

高圧用

S

許容引張応力（200℃における 2/3S ｕ 値を使用）

251

251

K

平板の取付方法による係数

0.33

0.33

t

公称板厚（mm）

57.2

50.8

d

平板の径または最小内のり（mm）

P

200℃における許容圧力（MPa）
低圧用：27.948[gage]MPa
高圧用：10.69[gage]MPa＞＞

0.62[gage]MPa（2Pd）
0.62[gage]MPa（2Pd）

ヘッダの計算上必要な厚さ t 0r は，設計建設規格 PVE-3410 より

d＝14.49㎜

K：0.5（既工事計画書より）
P：0.62 MPa（＝2Pd）
S：251 MPa（200℃における 2/3S u）

補強に必要な面積 A r
Ar ＝d p・t0r・F＝×14.49×1.0＝
7-9

mm2

212

補強に有効な面積 A 0
A0 ＝（2Y-dp -2t pp）（t00 -t0r）-2 1・ 2
＝（2×
＝

-

-2×

）×（

-14.49）-2×

×

mm 2

よって A 0＞Ar/2＝

mm2であり，穴の補強は十分である。

これより，200℃，2Pd の環境下で放射性物質の閉じ込め機能が確保されることを確認した。

7-10

213

7.4
7.4.1

電線管貫通部（モジュール）
評価方針
モジュールのシール材には，高圧用モジュールには EP ゴム，低圧用モジュールには，エポキシ樹脂及び EP ゴムを使用しているため，高温劣化によるシール機能の低下が想定される。
なお，モジュールの接合部は，原子炉格納容器貫通部付け根から十分距離を確保し，原子炉格納容器胴側の変形影響が減衰する位置に設けていることから，200℃，2Pd による格納容器胴側の不均一な変形に伴う影響は及ばない。
このため，200℃，2Pd でのモジュールの健全性確認について，第 7-3
表に示す評価方法により評価を実施する。

第 7-3 表

評価対象と評価方法

評価対象

機能喪失要因評価方法

シール部（モジュール）

シール材劣化

試験結果等を用いた評価

7-11

214

7.4.2(1)

評価
電気ペネ共研の試験結果を用いた評価
電気ペネ共研において，LOCA 時の圧力，温度条件を超える条件下での，電気配線貫通部の知見を得るため，東海第二発電所を含む国内 BWR 電力
実機の電気配線貫通部の構造を反映した試験体を用い，電気配線貫通部
モジュールの気密性能について検証を行っている。第 7-3 図に電気ペネ共研の試験概要図を，第 7-4 表に試験結果を示す。
試験結果より，高圧用モジュールの EP ゴムシール部は 194℃／62 時間，低圧用モジュールの樹脂シール部は 137℃／62 時間の熱劣化に対して，漏えいがないことが確認できている。

第 7-3 図電気ペネ共研の試験概要

第 7-4 表電気ペネ共研の試験結果

試験条件

シール部温度(℃)／漏えい有無

種類
雰囲気

温度(℃)

圧力(MPa)

放射線照射

時間(h)

一次シール

二次シール

高圧

乾熱

200(220)※(0.61〜0.79)※

なし

62

194/漏えいなし

44/漏えいなし低圧

乾熱200(220)※(0.60〜0.81)※

なし

62

137/漏えいなし

68/漏えいなし※：（）内は記録グラフからの読み取り値

7-12

215

また，試験結果の二次シール部の温度（高圧用 44℃，低圧用 68℃）に対して，余裕を考慮し保守的に 100℃と想定した場合においても，一次シール部の熱劣化条件（高圧用 194℃／62 時間，低圧用 137℃／62 時間）
に対してアレニウス式により活性化エネルギ（15kcal／mol）を用いて換
算評価を行うと，高圧用 3,640 時間，低圧用 384 時間となり 168 時間を
上回った。

(2)

過去の環境試験結果を用いた評価
過去の電気配線貫通部の環境試験では，低圧用電気配線貫通部及び高圧用電気配線貫通部を対象として，LOCA 時の蒸気環境を模擬した性能確認試験が実施されており，シール機能の健全性を確認している。
この試験では，原子炉格納容器内を模擬した電気ペネ共研の試験（二次シール部において高圧用 44℃，低圧用 68℃）よりも厳しい温度条件の下で，13 日間の健全性が確認できている。なお，当該環境試験は，経年劣化を考慮した試験体を用いて実施したものである。

7-13

216

(3)

ＮＵＰＥＣの試験結果を用いた評価
ＮＵＰＥＣ試験において，実機を模擬したモジュール試験体を使用して，高温時におけるシール部の漏えい確認試験が行われている。第 7-5
表に試験結果，第 7-5 図に漏えい発生温度の圧力依存性を示す。
漏えい発生温度は，圧力が 0.4MPa〜1.0MPa の範囲においては，圧力に依存せず，ほぼ一定となることが報告されている。
また，放射線照射の影響については，エポキシ樹脂に 800kGy の放射線照射を行った場合においても，放射線照射を行わなかった場合に比べ，シート部からの漏えい発生温度が著しく低くなることはなかった。

第 7-5 表漏えい発生条件確認試験結果

種類

雰囲気

圧力(MPa)

放射線照射量(kGy)

漏えい発生温度(℃)

高温

蒸気

0.8

800

400℃まで漏えいなし

蒸気

0.4

800

284

蒸気

0.8

800

284〜303

蒸気

0.8

なし

285

蒸気

1.0

なし

266

第 7-5 図低圧モジュールの漏えい発生温度の圧力依存

低温

7-14

217

7.4.3

評価結果
モジュールについては，200℃，2Pd 環境下でも，放射性物質の閉じ込め機能を維持できる。

7-15

218

8.
8.1

原子炉格納容器隔離弁
概要
原子炉格納容器隔離弁の 200℃，2Pd 環境下における健全性を確認する弁の耐圧部は，弁箱，弁蓋，弁体等で構成しており，弁体，グランド部及び弁蓋部等には，シール材を使用している。原子炉格納容器隔離弁のうち，不活性ガス供給系バタフライ弁及び TIP ボール弁には，ゴム系又は樹脂系のシール材を使用しており，高温劣化による機能低下が想定される。
また，弁の耐圧部については，機能喪失要因として，脆性破壊，疲労破
壊，座屈及び変形が考えられるが，200℃，2Pd の環境下では，脆性破壊が生じる温度域ではないこと，繰り返し荷重が作用しないこと，圧縮力が弁耐圧部に生じないことから，脆性破壊，疲労破壊及び座屈は評価対象外と考えられる。
従って，原子炉格納容器隔離弁のうち，不活性ガス系バタフライ弁及びTIP ボール弁の耐圧部の機能喪失要因は，高温状態で内圧を受け，過度な変形（一次応力）が想定されるため，以下の構成で健全性を確認する。
8.2 項では，不活性ガス系バタフライ弁の機能維持を確認する。
8.3 項では，TIP ボール弁の機能維持を確認する。

上記以外の原子炉格納容器隔離弁については，以下の理由により 200℃，
2Pd の環境下で健全性を有している。
・弁箱の圧力クラスは各配管ラインの設計圧力に応じて適切なものが選定されており（圧力クラス：1.03MPa 以上），耐圧上問題とならない。
・グランドシール部及び弁蓋シール部には，黒鉛製のパッキン，ガスケ
ットを有しており，耐熱性上問題とならない。
・弁シート部は金属製又は黒鉛製である。
8-1

219

8.2
8.2.1

原子炉格納容器隔離弁（不活性ガス系バタフライ弁）
評価方針
不活性ガス系バタフライ弁は，弁シート部に EP ゴムを使用しているため，シール材の高温劣化によるシール機能の低下が考えられる。また，
弁耐圧部は，高温状態で内圧を受け，延性破壊が想定される。このため，200℃，2Pd での不活性ガス系バタフライ弁の健全性について，第 8-1 表に示す評価方法により確認する。なお，弁シート部のシール材について
は，改良 EPDM 材による評価を実施する。
不活性ガス系バタフライ弁の評価対象を第 8-1 図に示す。

第 8-1 表

評価対象と評価方法

評価対象

機能喪失要因

弁シート部

シール材劣化耐圧部（弁箱）延性破壊

第 8-1 図

評価方法
試験結果等を用いた評価
設計・建設規格（弁の圧力温度基準）の準用による評価

不活性ガス系バタフライ弁評価対象

8-2

220

8.2.2(1)

評価
隔離機能
隔離機能は，弁シート材の耐環境性が支配的であるため，200℃，2Pdの環境下での弁シート部への影響を 600A のバタフライ弁供試体による蒸気加熱漏えい試験により確認する。試験条件を第 8-2 表に示す。
第 8-2 表蒸気加熱漏えい試験条件

試験圧力0.853MPa

試験温度

200℃

試験時間

168Hr

積算放射線量(2)

弁耐圧部の構造健全性
設計・建設規格 別表 1-1 に示す弁の許容圧力が，200℃，2Pd の環境
条件を上回ることを確認する。

8.2.3

評価結果

(1)

隔離機能
蒸気加熱漏えい試験を実施した結果，200℃，2Pd 環境下において，弁
シート部からの漏えいはなく，弁シート部の隔離機能が維持することを確認している。

(2)

弁耐圧部の構造健全性
当該弁の圧力クラスは 1.03MPa（150LB）であり，弁耐圧部の 200℃における許容圧力 1.40MPa[gage]は，2Pd（0.62MPa[gage]）を上回る。こ
れにより，弁耐圧部については，200℃，2Pd 環境下において健全性が維
8-3

221

持されることを確認した。
圧力クラス 1.03MPa の弁の温度−許容圧力を第 8-2 図に示す。

材料：SCPL1

圧力クラス：1.03MPa

圧力（MPa）

2
1.5
1

200℃，2Pd

0.5
0
0

50

100

150

200

250

300

温度（℃）

第 8-2 図不活性ガス系バタフライ弁の温度−許容圧力以上のことから，不活性ガス系バタフライ弁について，200℃，2Pd の環
境下での健全性を有すると考える。

8-4

222

8.3
8.3.1

原子炉格納容器隔離弁（TIP ボール弁）
評価方針
TIP ボール弁は，弁シート部，グランドシール部にフッ素樹脂，弁蓋
シール部にはフッ素ゴムを使用しているため，シール材の高温劣化によるシール機能の低下が考えられる。また，弁耐圧部は，高温状態で内圧を受け，延性破壊が想定される。このため，200℃，2Pd での TIP ボール
弁の健全性について，第 8-3 表に示す評価方法により確認する。なお，
弁シート部，グランドシール部及び弁蓋シール部のシール材については，
改良 EPDM 材による評価を実施する。
TIP ボール弁の評価対象を第 8-3 図に示す。

第 8-3 表

評価対象と評価方法

評価対象

機能喪失要因シール材

シール材劣化耐圧部（弁箱）延性破壊

第 8-3 図

評価方法
試験結果等を用いた評価
設計・建設規格（弁の圧力温度基準）の準用による評価

TIP ボール弁評価対象
8-5

223

8.3.2(1)

評価
隔離機能
隔離機能は，シール材の耐環境性が支配的であるため，200℃，2Pd 環
境下における圧縮永久ひずみ試験及び不活性バタフライ弁の蒸気加熱漏えい試験の結果から，シール材の環境耐性を確認する。

(2)

弁耐圧部の構造健全性
設計・建設規格 別表 1-1 に示す弁の許容圧力が，200℃，2Pd の環境
条件を上回ることを確認する。

8.3.3

評価結果

(1)

隔離機能
弁シート部，グランドシール部及び弁蓋シール部に使用する改良 EPDM
材については，第 8-4 表に示す圧縮永久ひずみ試験結果から，200℃，2Pd
環境下における環境耐性を有している。また，不活性ガス系バタフライ
弁の蒸気加熱漏えい試験の結果において，同材質の弁シートからの漏え
いが無いことを確認している。

第 8-4 表

圧縮永久ひずみ試験 ※１ 結果（改良 EPDM 材）
試験温度

200℃

構造部放射線照射量
試験雰囲気

蒸気

試験時間

168Hr

ひずみ率 ※２
※1
※2
※3

※３

JIS K 6262 に従い実施
試料を圧縮し完全に回復した状態が 0％，全く回復しない状態が 100％
の平均値

8-6

224

(2)

弁耐圧部の構造健全性
当該弁の圧力クラスは 1.03MPa（150LB）であり，弁耐圧部の 200℃における許容圧力 1.32MPa[gage]は 2Pd（0.62MPa[gage]）を上回る。これ
により，弁耐圧部については，200℃，2Pd 環境下において健全性が維持されることを確認した。
圧力クラス 1.03MPa の弁の温度−許容圧力を第 8-4 図に示す。

材料：SUSF304

圧力クラス：1.03MPa

圧力（MPa）

2
1.5
1

200℃，2Pd

0.5
0
0

50

100

150

200

250

300

温度（℃）

第 8-4 図TIP ボール弁の温度−許容圧力以上のことから，TIP ボール弁について，200℃，2Pd の環境下での健全性を有すると考える。

8-7

225

別添 8-1
原子炉格納容器隔離弁の抽出について

原子炉格納容器隔離弁について，原子炉格納容器限界温度，圧力（200℃，2Pd）での健全性を確認するため，第 8-1(1)図のフローに従い対象弁を抽出した。

原子炉格納容器隔離弁

Yes

設計温度・圧力が200℃，2Pd 以上

No

シール部（弁シート，
グランド等）の材料が使用環境への耐性を有
している

（例）
ゴム又は樹脂系の材料

Yes（例）
金属又は黒鉛系の材料

No

シール部の健全性評価を実施

SA 環境で使用可能（評価対象弁）・不活性ガス系バタフライ弁・TIP ボール弁

第 8-1(1)図原子炉格納容器隔離弁の評価対象抽出フロー
8-8

226

参考資料 1
実機フランジ試験の概要について

改良 EPDM 材のシール機能の性能確認として，実機フランジの形状を模擬した試験装置を用いて，実機条件に近い状態でのシール健全性の確認を行った。
試験フローを第 1 図に示し，試験の概要を以下に示す。

放射線照射試験

ガスケット試験体に事故後 7 日間の累積放射線量の目安である 800kGy を照射する。

実機フランジモデル試験

実機フランジの形状を模擬した試験によるシビアアクシデントを想定した温度，圧力条件でのリーク試験を実施する。

第1図

実機フランジ模擬試験の試験フロー

1．試験装置実機フランジ模擬試験の試験装置は第 2 図，第 3 図に示すようにフランジ
ユニット，ガス供給ユニット，リークガス計測ユニットから構成される。フ
ランジユニットは，直径 250mm のガスケット試験体を組み込んで内部を加圧可能な試験フランジと，試験フランジを所定の試験条件に加熱制御するためのフランジ加熱ヒータから構成される。試験フランジのガスケット試験体を組み込む溝断面形状（フランジ型式）は実機フランジで採用されているタン
グ＆グルーブ型（Ｔ＆Ｇ型）を模擬している。フランジ断面形状は実機と同形状であり，中心径のみを縮小した試験装置としているため，試験で得られたリーク量は，ガスケット径比で補正することで実機フランジのリーク量に適用できる。
参考 1−1227

また，内圧上昇後の格納容器フランジの開口を模擬するため，ガスケット
試験体に押し込み量をフランジ間に設置する調整シムにより設定する。ガス
供給ユニットは，高圧空気ボンベと圧力調整器から構成され，所定の圧力に調整された加圧ガスを空気加熱器により所定の温度に加熱制御する。リーク
量はリークガス計測ユニットのマスフローメータにて計測される。試験装置
外観写真を第 3 図に示す。

第2図

試験装置概要図

試験装置外観（フランジ開放時）
第3図

試験装置外観（フランジ密閉時）試験装置外観写真
参考 1−2228

2．試験条件
事故条件を模擬するために，放射線照射量は，フランジガスケット部の事
故後 7 日間の累積放射線量の目安である 800kGy を予め照射したシール材を用いる。放射線による劣化と熱による劣化は，放射線照射をした後に温度条件を曝露する逐次法により付与した。
一般に有機材料の放射線劣化挙動には，酸素が影響を及ぼすことが知られているが，環境に酸素が存在しない場合においては放射線と熱の同時法と逐次法の劣化はほぼ等しいことが知られている。格納容器内は，通常時は窒素環境下，事故時は蒸気環境下であり，酸素が常に供給される環境ではないことから，放射線と熱の同時曝露の影響は十分小さく，逐次法による劣化の付与は妥当であると考える。なお，「原子力発電所のケーブル経年劣化評価ガイ
ドライン」において，事故時環境試験の試験方法として放射線照射をした後に温度条件を曝露することが定められており，このことからも逐次法による劣化の付与は妥当であると考える。
また，改良 EPDM の劣化は，一般的に酸素により引き起こされるとの知見に基づき，加圧雰囲気は蒸気ではなく高温空気（乾熱）を用いる。また，温度については，格納容器限界温度である 200℃，さらに余裕を見た 250℃，300℃とし，加圧圧力は格納容器限界圧力 2Pd（0.62MPa）を包絡する圧力（0.854MPa以上）で気密確認を実施する。また，内圧上昇後の実機フランジの開口を模擬するため，フランジによるガスケット試験体の押し込み量を最小限（0mm）で設定する。

参考 1−3229

3．試験結果
試験結果を第 1 表に示す。フランジによるガスケット試験体の押し込み量が最小限（0mm）であっても，有意な漏えいは発生せず，200℃・168Hr，250℃・
96Hr，300℃・24Hr の耐性が確認された。第 4 図に 200℃・168Hr の試験ケー
スにおける試験体の外観を示す。第 4 図より，フランジとガスケット試験体との接触面を境界として劣化（表面のひび割れ）は内周側で留まり，外周側に有意な劣化が見られないことから，フランジ接触面でシール機能を維持できていることが確認された。また，断面形状より，劣化（表面のひび割れ）
はガスケット試験体の表面層のみで留まっているため，有意な劣化が進行していないことが確認された。

第1表

シビアアクシデント条件での試験結果

No.

試験体

温度

継続時間

押し込み量

漏えい
の有無

1

改良 EPDM（A）

200℃

168Hr

0mm

無

2

改良 EPDM（A）

250℃

96Hr

0mm

無

3

改良 EPDM（B）

250℃

96Hr

0mm

無

4

改良 EPDM（A）

300℃

24Hr

0mm

無

5

改良 EPDM（B）

300℃

24Hr

0mm

無

下記条件は全ケース共通
試験圧力：2Pd 以上（0.854MPa 以上），放射線照射量：800kGy，加圧媒体：乾熱（空気）

参考 1−4230

第4図

200℃・168Hr 試験後の試験体外観参考 1−5231

参考資料 2
改良 EPDM 材における縮小モデル試験結果の適用について

改良 EPDM 材については，シール機能の性能確認として圧縮永久ひずみ試験に加えて，実機フランジを模擬した試験装置（「実機フランジ模擬試験装置」という。）を用いてシール機能を確認している。
実機フランジ模擬試験装置のフランジの断面形状は実機と同形状，ガスケッ
ト及び溝寸法は幅・高さともに実機と同等であり，中心径のみを縮小した試験装置としており，フランジ部は実機と同様な変形を模擬できる。
また，実機フランジ模擬試験では開口量を 0mm（ガスケットとタングが接している状態）に設定し，実機の 2Pd 時以上の開口量を模擬した条件で試験を実施している。

1．実機と実機フランジ模擬試験装置の比較
実機（トップヘッドフランジ）及び，実機フランジ模擬試験装置のフラン
ジ部の断面形状及び寸法を第 1 図，第 2 図，第 1 表に示す。

第1図

トップヘッドフランジ図

参考 2−1

232

第2図

第1表

実機フランジ模擬試験装置図

実機フランジと実機フランジ模擬試験装置の寸法比較
単位：mm
ガスケット寸法
内径

外径

幅

溝寸法
高さ

内径

外径

幅

高さ

実機フランジ(トップヘッド
フランジ)
実機フランジ
模擬試験装置2．実機への適用性
前述のとおり，実機フランジ模擬試験装置は，フランジの断面形状が実機と同形状，ガスケット及び溝寸法は幅・高さとも実機と同等であり，中心径のみを縮小した試験装置である。ガスケットの内径を di，外径を do とすると，JIS B 2490 よりガスケットからのリーク量はガスケットの接触面の内径に比例し，ガスケット接触幅に反比例する。

L

di

＝

1

（do−di）／ 2 （do／di−1）／ 2

参考 2−2233

表 1 より実機フランジ模擬試験のガスケットの断面形状は実機と一致していることから，ガスケットの接触幅は実機と一致している。このため，フランジ部からのリーク量はガスケット内径に比例する。また，実機フランジ模擬試験では締め付け量を 0mm に設定し，実機の 2Pd 時以上の開口量を模擬した条件で試験を実施している。
本試験で得られたリーク量より，ガスケット径比で補正した実機フランジでのリーク量を推定したところ，格納容器全ハッチ類からのリーク量は0.001％／d 以下であり，格納容器の設計漏えい率（0.5％／d）の 1／500 以下となる。このように，改良 EPDM 材の試験結果は，格納容器の設計漏えい率と比較して十分に余裕がある状態であることから，改良 EPDM 材の実機への適用は可能であると考える。

参考 2−3234

参考資料 3
改良 EPDM 材における各試験について

改良 EPDM 材の試験では「改良 EPDM 材の圧縮永久ひずみ試験」「実施フラン
ジ模擬試験」の 2 種類を実施している。各試験の位置付けを明確化するとともに「実機フランジ模擬試験」の試験条件はシビアアクシデント環境を適切に模擬できているかについて確認するため「高温曝露の方法」「放射線試験の方法」の適切性を確認した。

1．各試験の位置付けについて
1)

改良 EPDM 材の圧縮永久ひずみ試験
フランジ部からの漏えいの発生を防止するため，フランジ面にはシー
ル材がセットされている。フランジはフランジボルトを締め付けることによりシール材を圧縮し，シール機能を発揮する構造となっている。
このため，フランジからの漏えいは「圧力の上昇によりフランジ部が開口すること」に加え「その開口量がシール材の復元特性範囲を超える」
場合に生じる。従って，シール材の耐漏えい性能を確認するためには，シール材がセットされるフランジが「圧力上昇によりどの程度開口するのか」を評価し，その開口量に熱等により劣化した「シール材の復元量」
を確認することを目的に実施している（第 1 表参照）
東海第二発電所の限界温度・圧力の評価では，フランジ部の開口量と圧縮永久ひずみ試験結果を用いることでシール部の健全性を評価している。

参考 3−1235

第1表

フランジ部の開口量評価と圧縮永久ひずみ試験の位置付け

フランジ部からの漏えい要因

確認事項

試験（及び評価）の位置付け

フランジ部の圧
圧力の上昇によりフランジ部が力 上 昇 に 対 す る 解析による開口量評価
開口することによる漏えい
開口量
熱等により劣化
開口量がシール材の復元特性を
永久ひずみ試験によるしたシール材の超えることによる漏えい
シール材の復元量評価
復元量

2)

実機フランジ模擬試験
圧縮永久ひずみ試験結果を用いた開口量評価では，内圧によるフランジの構造部の変形は模擬しているが，実機フランジ溝にはガスケットをセットした状態におけるシール材の変形は模擬していないため，実機にセットした状態におけるシール材の変形による気密性を確認する必要がある。また，1)項で記述したシール機能の評価では，ガスケットの復元
量とフランジの開口量が等しい状態（押し込み量が 0mm で接している状態）までをシール機能維持のクライテリアとしており，その状態においても気密性を有することを確認する必要がある。実機フランジ模擬試験
は，圧縮永久ひずみ試験の結果を用いた開口量評価の中で最も厳しい状態を再現する試験をすることで，開口量評価の妥当性を確認するために実施している。（第 2 表参照）

参考 3−2236

第2表

実機フランジ模擬試験の位置付け

開口量評価における未確認事項

確認事項

実機フランジ模擬試験の位置付け

実機フランジガスケット溝にガスケットをセットした状態における内圧や熱膨張によりシール材が変形した状態における気密性

内圧，熱膨張でシール材がフランジ溝内で変形した状態で気密性を有することフランジ溝内でのシール材の変形を考慮する
ため，実機フランジを模擬した試験装置※により気密性を有していることを確認

ガスケットに対ガスケットに対するタングの押 す る タ ン グ の 押
し込み量が 0mm で接している状 し 込 み 量 が 0mm
態（開口量＝許容開口量）にお で 接 し て い る 状
ける気密性
態で気密性を有すること

ガスケットに対するタ
ングの押し込み量が0mm で接している状態で試験を実施すること
により気密性を有していることを確認※試験装置の断面形状は実機と同形状であり，ガスケット及び溝寸法は幅・高さともに実機と同等，中心径のみ縮小した試験装置（第 1 図参照）

試験装置外観（フランジ開放時）
第1図

試験装置外観（フランジ密閉時）試験装置外観写真

参考 3−3237

2．実機フランジ模擬試験の高温被曝露の方法について
改良 EPDM 材の劣化は，一般的に酸素により引き起こされるとの知見に基づき，実機フランジ模擬試験では蒸気ではなく高温空気（乾熱）で曝露し，シビアアクシデント環境より保守的な条件で試験を実施している。また，
温度については格納容器限界温度 200℃が 7 日間継続する条件であり，シビ
アアクシデント環境よりも厳しい条件で曝露しており，それに加え，さらに余裕をみた 250℃，300℃をそれぞれ定める期間を一定温度で高温に曝露した試験を実施している。
よって，本試験は高温曝露時に，蒸気環境よりも厳しい乾熱曝露，シビ
アアクシデント環境よりも保守的な温度条件により，シビアアクシデント
環境を適切に模擬できていると考える。

3．実機フランジ模擬試験の放射線照射の方法について
放射線照射量については，シビアアクシデント条件を模擬するために，有効性評価（大ＬＯＣＡ＋ＥＣＣＳ機能喪失＋ＳＢＯ）におけるフランジ
ガスケット部の事故後 7 日間の累積放射線量の目安である 800kGy を用いて試験している。
また，放射線照射と高温曝露の順序について「原子力発電所のケーブル
経年劣化評価ガイドライン」に事故時環境評価試験の試験方法として放射線照射をした後に温度条件を曝露することが定められていることから，この考えを参考にし，放射線照射後に高温曝露を行う順序で試験を実施している。

参考 3−4238

参考資料 4
改良 EPDM シール材の試験について

改 良 EPDM シ ー ル 材 に つ い て ， 耐 高 温 性 ， 耐 蒸 気 性 を 確 認 す る た め に ，800kGy のγ線照射を行った材料を用いて，高温曝露又は蒸気曝露を行った後，気密確認試験を実施して漏えいの有無を確認した。また，試験後の外観観察，
FT-IR 分析及び硬さ測定を行い，曝露後のシール材の状況を確認した。本試験に使用した試験治具寸法を図１，外観を図２に示す。シール材の断面寸法は実機の1/2 とし，内側の段差1mm に加えて外側からも高温空気又は蒸気に曝露されるため，実機条件と比較して保守的な条件となると想定される。試験の詳細と結果を以下に記載する。
① 高温曝露熱処理炉を使用して200℃，168h の高温曝露を実施した。
② 蒸気曝露蒸気用オートクレーブを使用して，1MPa，250℃の蒸気環境下で168 時
間曝露を実施した。蒸気用オートクレーブの系統図を図3に，試験体設置状況を図４に示す。
③ He 気密確認試験
高温曝露及び蒸気曝露後の試験体について，He を用いて気密試験を実施した。負荷圧力は0.3MPa，0.65MPa，0.9MPa とし，スヌープでのリーク確認と，0.3MPa は保持時間10 分，0.65MPa 及び0.9MPa は保持時間30 分
で圧力降下の有無を確認した。また，0.8mm の隙間ゲージを用いて開口変位を模擬した気密確認試験も実施した（実機1.6mm 相当の変位）。試験状
況を図５，６ に，試験結果を表１に示す。いずれの条件下でもリーク及び圧力降下は認められなかった。
参考 4−1239

④ 試験後外観観察
デジタルマイクロスコープを用いてHe気密確認試験後のシール材表面を観察した。観察結果を図7 に示す。シール材表面に割れ等の顕著な劣化は認められなかった。

図１

図２

試験治具寸法

試験治具及びシール材外観

参考 4−2

240

図３

図４

蒸気用オートクレーブ系統図

蒸気曝露試験体設置状況

参考 4−3241

図６

He 気密試験時開口模擬（隙間ゲージ使用）

図５

He 気密確認試験状況

表１
No.

1

蒸気曝露条件乾熱200℃，168h

He 気密確認試験状況

γ線照射量

0.3MPa0.65MPa

0.9MPa

無し

○

○

○

0.8mm

○

○

○

無し

○

○

○

0.8mm

○

○

○

無し

○

○

○

0.8mm

○

○

○

800kGy

蒸気1MPa，250℃，
2

変位800kGy168h
蒸気1MPa，250℃，

3800kGy168h○：リーク及び圧力降下なし

参考 4−4

242

曝露面

曝露面

シート面

曝露面

シート面

シート面

図７ 試験後外観観察結果（a: 乾熱 200℃，168h，b，c: 蒸気 250℃，168h）⑤ FT-IR 分析
試験後のシール材のFT-IR 分析結果を図８，９に示す。FT-IR は赤外線が分子結合の振動や回転運動のエネルギーとして吸収されることを利用して，試料に赤外線を照射して透過又は反射した光量を測定することにより分子構造や官能基の情報を取得可能である。高温曝露中に空気が直接接触する位置（曝露面）では，ベースポリマーの骨格に対応するピークが消失していたが，その他の分析位置，曝露条件では顕著な劣化は認められなかった。

図８

FT-IR 分析結果（曝露面）
参考 4−5243

図９

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

図１０

硬さ測定結果参考 4−6244

以上の試験結果から，200℃， 2Pd， 168h の条件下では，改良EPDM シール
材を使用した場合は，圧力上昇時のフランジ部の開口を勘案しても原子炉格納容器フランジ部の気密性は保たれると考えられる。

参考 4−7245

参考資料 5
バックアップシール材の試験について

バックアップシール材（一液硬化型耐火シーラント）に関して，耐高温性，施工性等を確認するために，以下の試験を実施した。
（１）高温曝露及び蒸気曝露後気密確認試験（２）開口模擬後気密確認試験（３）実機適用性試験（４）長時間試験（改良EPDM との組み合わせ）各々の試験の詳細を以下に示す。

（１）蒸気曝露試験（250℃×168 時間）後気密確認試験
フランジ部に塗布するバックアップシール材に関して，小型試験体（図１参照）を用いてγ線照射，及び，蒸気曝露後にHe 気密確認試験を実施し漏洩の有無を確認するとともに，試験後にFT−IR 分析を実施して化学構造の変化状況を確認した。各々の詳細条件を以下に記載する。
①γ線照射
線源60Co，照射時間100時間，目標800kGy にてγ線照射を実施した。
照射実績は，雰囲気線量8.19kGy/h，8.27kGy/h，累積照射量819kGy，827kGy であった。
② 高温曝露熱処理炉を使用して300℃，73h及び350℃，73hの高温曝露を実施した。
③ 蒸気曝露蒸気用オートクレーブを使用して，試験体（３個）を1MPa，250℃の蒸参考 5−1246

気環境下で168時間曝露を実施した。蒸気用オートクレーブの系統図を図２に，試験体設置状況を図３ に示す。
④ He 気密確認試験
蒸気曝露後の試験体について，He を用いて気密試験を実施した。高温
曝露条件では負荷圧力0.2，0.3，0.4，0.5，0.62 MPa，蒸気曝露条件では負荷圧力は0.3，0.65，0.9MPaとし，スヌープでのリーク確認と0.65MPa
及び0.9MPaは保持時間30分，その他の圧力では保持時間10分で圧力降下の有無を確認した。試験状況を図４に，試験結果を表１，２に示す。いずれの試験体もリーク及び圧力降下は認められなかった。
⑤ FT−IR 分析
He気密確認試験後にFT−IR分析を実施した。FT−IRは赤外線が分子結合の振動や回転運動のエネルギーとして吸収されることを利用して，試料に赤外線を照射して透過又は反射した光量を測定することにより分子構造や官能基の情報を取得可能である。分析結果を図５に示す。本試験条件では350℃高温曝露条件を除いてシロキサン構造の変化量は小さく，顕著な劣化は認められなかった。

図１

小型試験治具寸法

参考 5−2247

図２

図３ 蒸気曝露試験片設置状況

蒸気用オートクレーブ系統図

図４

参考 5−3

気密確認試験状況248

表１

He気密確認試験結果（高温曝露後）

高温曝露

γ線
0.2MPaNo.

0.3MPa0.4MPa0.5MPa0.62MPa

条件

照射量

1

300℃，73h

○

○

○

○

○

827kGy2

350℃，73h

○

○

○

○

○

827kGy○：リーク及び圧力降下なし

表２

He気密確認試験結果（蒸気曝露後）No.

蒸気曝露条件

0.3MPa0.65MPa

0.9MPa

γ線照射量

11MPa， 250℃， 168h

○

○

○

819kGy21MPa， 250℃， 168h

○

○

○

819kGy31MPa， 250℃， 168h

○

○

○

819kGy○：リーク及び圧力降下なし

図５

FT−IR 分析結果
参考 5−4249

（２）開口模擬後気密確認試験
シビアアクシデント時には，事故後ベント実施までは圧力が2Pd近傍と高くなりフランジ部が開口することから，フランジ開口を経験した後にバックアップシール材に気密性があるか否かを確認するため，30cm中型試験体を用いて隙間ゲージで一度変位を経験させた後にHe 気密確認試験を実施して漏えいの有無を確認した。試験状況を図６，7，試験条件及び結果を表3 に示す。1.9mmまでの変位を経験した後もHe気密確認においてリーク及び圧力降
下 は 認 め ら れ な か っ た 。 な お ， He 気 密 確 認 試 験 は （ １ ） の 蒸 気 曝 露 試 験（250℃×168時間）後気密確認試験と同様に，負荷圧力は0.3MPa，0.65MPa，0.9MPaとし，スヌープでのリーク確認と0.3MPaは保持時間10分，0.65MPa及び0.9MPaは保持時間30分で圧力降下の有無を確認した。

図６

バックアップシール材塗布状況（1.5mm 厚さ）

図７

変位付与状況

隙間ゲージを用いて所定の変位を加えた後，隙間ゲージを抜いて再締め付け

参考 5−5

250

表３
No.

1

2

3

塗布厚さ

開口模擬後 He 気密確認試験結果

変位0.3MPa0.65MPa

0.9MPa

変位付与前

○

○

○

1.0mm

○

○

○

変位付与前

○

○

○

1.0mm

○

○

○

変位付与前

○

○

○

1.9mm

○

○

○

備考

1.5mm

5.0mm

1.5mm

○：リーク及び圧力降下なし（３）実機適用性試験
実機フランジは直径が大きく塗布長さが長いため，実際にバックアップシ
ール材を適用した場合に問題なく気密性が担保出来るか否か，また，既存のシール材との干渉の有無を確認するため，バックアップシール材を塗布と局所漏えい試験を実施した。
バックアップシール材塗布条件は，図8 に示す内外シール材にPCV 外側に
バックアップシール材を塗布して既存シール材とバックアップシール材との干渉の有無を確認する条件，図9 に示す内シール材とPCV外側にバックアッ
プシール材塗布のバックアップシール材単体でシール機能を持つことを確認する条件の2通り実施した。いずれも局所漏えい試験結果は良好であった。
なお，バックアップシール材の塗布時には，塗布厚さが1〜1.5mm程度となる様に治具を用いて作業を実施した（図１０参照）。

参考 5−6251図８内外シール材＋PCV 外側バックアップシール材塗布条件

図９

内シール材＋PCV 外側バックアップシール材塗布条件(a) バックアップシール材塗布作業(b) ハッチ閉鎖時

図 10 バックアップシール塗布試験状況

参考 5−7252

（４）長時間試験
シビアアクシデントにおいては，復旧までに相応の日数が必要と考えられることから，30日，又はそれ以上の期間曝露したシール材の気密性を確認す
ることを目的に，改良EPDM シール材（γ線照射量800kGy）とその外側にバックアップシール材を適用した条件で，長期間高温曝露を実施した後にHe気密確認試験を行い漏えいの有無を確認した。各々の詳細条件を以下に示す。
また，試験体の状況（改良EPDM＋バックアップシール材塗布）を図１１に示す。
① 高温曝露熱処理炉を用いて，乾熱200℃条件下にて高温曝露を実施した。なお，試験体は，所定の日数曝露した後に取り出して下記のHe気密確認試験を実施し，He気密確認試験後には，再度，熱処理炉に戻して乾熱200℃条件にて追加日数の高温曝露を行う条件で試験を継続実施している。
② He 気密確認試験
高温曝露後の試験体について，He を用いて気密試験を実施した。負荷
圧力は0.3MPa，0.65MPa，0.9MPaとし，スヌープでのリーク確認と0.3MPa
は保持時間10分，0.65MPa及び0.9MPaは保持時間30分で圧力降下の有無を確認した。試験状況を図１２に，試験結果を表４に示す。いずれの試験体，試験条件においてもリーク及び圧力降下は認められなかった。

参考 5−8253図１１ 試験体の状況（改良 EPDM＋バックアップシール材）

表４

図１２

He 気密確認試験状況

He気密確認試験結果

No.

曝露条件

曝露日数

曝露時間(h)0.3MPa0.65MPa

0.9MPa1

乾熱 200℃

30

720

○

○

○

2

乾熱 200℃

45

1,080

○

○

○

3

乾熱 200℃

60

1,440

○

○

○

4

乾熱 200℃

75

1,800

○

○

○

5

乾熱 200℃

90

2,160

○

○

○

6

乾熱 200℃

105

2,520

○

○

○

○：リーク及び圧力降下なし

参考 5−9254

補足：他構造部材への影響について
バックアップシール材は，取り外し時には，スクレーパー等にて除去可能である。また，塗布時を含めて，油等の薬品を使用する必要がないことから，他構造部材への影響を考慮する必要は無いと考えられる。

参考 5−10255参考資料 6
経年劣化を考慮したシール機能について本章では，シール材の経年劣化を考慮したシール機能の健全性について示す。
原子炉格納容器のシール材に使用する改良EPDM 材については，性能確認のための試験を実施している。試験においては，通常運転時に加えて，事故時に想定される照射線量を上回る放射線環境を経験したシール材に対し，高温蒸気
環境下での耐漏えい性能を確認している。また，開口部に用いられる改良EPDM
材は，通常運転中に想定される温度環境を踏まえても劣化はほとんどしないものと考えていること，かつ，原子炉格納容器の開口部に用いられているシール材については，全て，プラントの定期検査において取り替えを行っており，複数の運転サイクルにわたって使用しないものであることから，現在の性能確認の結果により，十分に耐漏えい性能が確保されるものと考えられる。
また，長期間シール材を継続使用する電気配線貫通部については，過去の電気配線貫通部の環境試験において，電気配線貫通部（低電圧用）及び電気配線
貫通部（高電圧用）を対象として，通常運転中の劣化を考慮した上で冷却材喪失事故模擬試験が実施されており，健全性が確認されている（表１参照）。
これらのことから，原子炉格納容器に使用されているシール材は，運転中の環境を考慮しても事故時に耐漏えい性能を確保されるものと考えられる。

参考 6−1256表１

劣化を考慮した試験方法

No

試験項目

試験方法

１

サーマルサイクル

ペネトレーションを冷熱装置内に設置し，60 サイ

試験

クルのサーマルサイクルを放射線照射試験の前後2回実施。1サイクルはを時間で変化させている。
２

放射線照射試験

ペネトレーションが40 年間の運転期間及び冷却材喪失事故時に受ける放射線を考慮し照射線量Gyとして試験を実施。
３

熱劣化試験

加熱促進により，40 年間に相当する加速熱劣化と
して

を加える。

また，自主的取組として適用することを考えているバックアップシール材について，経年劣化によるシール機能の影響を確認した。ここでは，バックアッ
プシール材をフランジに長時間塗布したときの変形特性を確認するために，バックアップシール材を塗布した試験用フランジを恒温槽で約560日間（18ヶ月程度）55℃に保持し，バックアップシール材に関して，以下を実施した。
（１）He 気密確認試験（0.3, 0.65, 0.9 MPa）
（２）FT−IR 分析

参考 6−2257

試験の結果，He 気密確認試験において表２で示す通り漏洩は認められなかった。また，FT−IR 分析においても図１に示す通り，55℃ 約18ヶ月保持材のスペクトルは初期材と同様のスペクトルで劣化は認められず，プラント通常運転状態で１サイクル（13ヶ月程度）経過しても性状が変わらないと考え
られる。

表２

He気密確認試験結果

保持条件

0.3 MPa

0.65 MPa

0.9 MPa

55℃ 約18ヶ月○○○〇：リーク及び圧力降下なし

図１

FT−IR 分析結果

参考 6−3258

参考資料 7
化学薬品，潤滑油等のシール機能への影響について

東海第二発電所のシール材として適用する改良 EPDM 材は，エチレンとプロピ
レン等の共重合によって得られる合成ゴムの一種であり，同材質のゴムは，これまでも格納容器隔離弁の弁体等に使用されてきた実績のある材料である。
EPDM 材の基本的な特性を考慮した場合，シール機能に影響を及ぼす可能性のある物質としては，「溶剤」と「潤滑油」が挙げられる。第 1 表に EPDM 材の基本特性を示す。
洗い油やベンゼン等の溶剤については，管理区域内への持ち込み管理を行っており，プラント運転中においては格納容器内に存在しないため，シール材に悪影響を及ぼすことはない。
潤滑油については，原子炉再循環ポンプモータや再循環流量制御弁の動作に使用されているが，格納容器胴側に設置されるシール部から離れた位置に設置されている。仮に漏えいが発生した場合でも，機器の下部に設置される堰，又はダイアフラムフロア床面の傾斜によって，ドレンサンプ設備に導かれることで周辺への流出は防止され，シール材に悪影響を及ぼすことはない。

第1表

EPDM 材の基本特性

耐蒸気性

A

耐水性

A

耐性（植物油）A 〜 B

耐性（潤滑油）D

耐性（溶剤）

D

凡例 A：優B：良
D：不可（但し配合による）
出典：日本バルカー工業（株）発行「バルカーハンドブック」より抜粋

参考 7−1259

参考資料 8シール材の運転環境（放射線量，温度）の考慮について

トップヘッドフランジ等のシール材に使用する改良 EPDM 材については，性能確認のための試験を実施している。試験においては，通常運転時に加えて，事故時に想定される照射線量を上回る放射線環境を経験したシール材に対し，高温蒸気環境下での性能を確認している。また，開口部に用いられる改良 EPDM
材は，通常運転中に想定される温度環境を踏まえても劣化はほとんどないものと考えられること，プラントの定期検査においては取替を行っており，複数の運転サイクルにわたって使用しないものであることから，現在の性能確認の結果により，十分に性能か確保されるものと考えられる。
また，長期間シール材を継続使用する電気配線貫通部に関しては，過去の電気配線貫通部の環境試験において，通常運転中の劣化を考慮したＬＯＣＡ試験を実施しており，健全性を確認している。
これらのことから，原子炉格納容器に使用されているシール材は，運転中の環境を考慮しても事故時に性能を確保されるものと考える。

参考 8−1260

参考資料 9黒鉛製シール材について

黒鉛製シール材は，膨張黒鉛（化学反応を用いて鱗片状黒鉛に物質を挿入した黒鉛層間化合物を急熱すると層間に入れられた物質が燃焼，ガス化し，黒鉛が層の重なり方向に膨張したもの）を圧縮加工したものであり，一般的に高温環境下においても 400℃程度の安定性の高いシール材料である。

東海第二発電所で使用する黒鉛製シール材の仕様を第 1 表に示す。重大事
故環境下に十分な耐性を有する製品であることを確認している。

第1表
対象部位
所員用エアロック
電線貫通部

貫通部に使用する黒鉛製シール材の仕様
仕様
耐熱温度

耐圧性

耐放射線性

400℃以上6.9MPa15MGy

参考 9−1261

参考資料 10
試験データの代表性・信頼性について

長期的な格納容器温度（168 時間以降で 150℃を下回る状況）と閉じ込め機能の関係を評価するために，時間経過によるシール材の長期的な影響を第 1 表の試験結果で示しているが，その試験データの信頼性について説明する。
第 1 表で改良 EPDM シール材の圧縮永久ひずみ率，硬さ，質量変化率をそれぞれ試験時間に対して示しているが，これは同じ条件に曝露した試験体 3 個のデータの平均値を示したものである。試験体 3 個のそれぞれの試験結果を第 2 表に示す。圧縮永久ひずみ率，硬さ，質量変化率ともに試験体 3 個の実測値デー
タに大きなばらつきは無いことが確認できる。
東海第二発電所において，200℃，2Pd 時に開口裕度が最も低いフランジ部はトップヘッドフランジ部であり，シール機能を維持するために必要な圧縮永久ひずみ率は約 72％以下であるが，今回，確認した圧縮永久ひずみ率 20％以下に対して十分大きいことから，試験結果の僅かなばらつきは影響なく，平均化した値を示した第 1 表の試験データについては信頼性を有していると考えている。

第1表

改良 EPDM シール材の基礎特性データの経時変化

試験時間

0〜7 日

7 日〜14 日

14 日〜30 日

試験温度
圧縮永久ひずみ率（％）
硬さ
質量変化率（％）

参考 10−1262

第2表

0〜7 日（200℃），7 日〜30 日（150℃）の圧縮永久ひずみ試験
圧縮永久ひずみ試験

No

試験時間
（日）

試験温度
圧縮永久
（℃） ひずみ率（％）

硬さ

質量変化率
（％）

実測値 平均値 実測値 平均値 実測値 平均値

1

0〜7

200

2

7〜14

150

3

14〜30

150

また，シール材の復元特性を示すために，劣化を付与した試験体を用いて，復元速度測定試験を実施した。試験ケースを第 3 表に示す。
全てのケースにおいて試験体 3 個に対して実施したものであり，試験結果のばらつきを確認するため，代表としてケース 1-2 の試験体 3 個全ての試験結果
を第 1 図に示す。いずれの試験体においても同様の傾向を示しており，500mm/min の試験に大きいばらつきはない。
その他の試験ケースについても，大きなばらつきはないため，試験体 3 個のうち代表として 1 個を第 2 図及び第 3 図に示す。

参考 10−2263

第3表

改良 EPDM シール材の基礎特性データの経時変化
試験
体数

材料

1-1

改良 EPDM 材

31-2

改良 EPDM 材

32-1

改良 EPDM 材

32-2

改良 EPDM 材

3

第1図

照射量

曝露
媒体

ケース

曝露温度

復元速度

復元速度測定試験（ケース 1-2 の試験体 3 個）

第2図

復元速度測定試験（左：ケース 1-1，右：ケース 1-2）

第3図

復元速度測定試験（左：ケース 2-1，右：ケース 2-2）
参考 10−3264参考資料 11
フランジ開口量評価の妥当性について（構造解析との関連性）

今回、実施したトップヘッドフランジの開口量評価には、FEM 解析を用いている。FEM 解析では，開口量に影響を及ぼす可能性のあるボルト等の構造は，実機の寸法等を模擬して解析モデルに反映している。また，フランジ部の開口の挙動への影響が大きいと考えられる上下フランジ面同士の接触の影響も考慮し，三次元ソリッド要素を用いて弾塑性大変形解析を実施した。その評
価モデルを第 1 図に，圧力−開口量の関係を第 2 図示す。
以上のような解析手法を用いることにより，高い精度で開口量の評価が可能である。第 3 図はＮＵＰＥＣで実施された機器搬入用ハッチフランジの圧力と開口量の関係である。この開口量は，第 4 図に示すハッチモデル試験体のフランジ部にひずみゲージを取り付けて，漏えいが生じるまで内圧を加えて計測されたものである。この試験結果に対して，当社解析と同様に精度を向上させた解析手法を適用し，同等のメッシュ分割を用いて評価を行っている(第 5 図参照)。第 3 図の試験結果と解析結果の比較に示すように，解析結
果は，圧力の上昇に伴って増加するフランジ部の開口量を精度よく評価できていることがわかる。なお，これらの評価手法は，ＪＳＭＥシビアアクシデ
ント時の構造健全性評価ガイドライン（BWR 鋼製格納容器編）にも反映された手法である。
フランジ部の開口評価では，フランジ部だけではなく，圧力作用面である
上鏡板や胴部をモデル化しているため，内圧の増加により，ボルト部にモーメントが生じてフランジ部の開口が発生する。フランジ部に生じるモーメン
トが増加すると，同時に上鏡板や胴部の幾何学形状も変化するため，ボルトへの荷重のかかり方が逐次的に変化し，結果として，内圧の増加に対する開参考 11−1265口挙動が曲線的に変化する。
以上より，FEM 解析を用いて実施したトップヘッドフランジの開口量評価により，実機の挙動を適切に評価することが可能である。

第1図

第2図

トップヘッドフランジの解析モデル

トップヘッドフランジ部における圧力−開口量の関係

参考 11−2266

第3図

ＮＵＰＥＣ機器搬入用ハッチフランジの圧力−開口量の関

第4図

第5図

ＮＵＰＥＣハッチモデル試験体

ＮＵＰＥＣハッチモデル試験解析モデル
参考 11−3267

参考資料 12
原子炉格納容器のリーク発生順序及び各部位の裕度について

原子炉格納容器バウンダリを構成する各設備に関して，重大事故等時に「放射性物質の閉じ込め機能が喪失する要因として，原子炉格納容器内の温度・圧力条件や原子炉格納容器本体の変形に伴い，構造健全性が失われる場合と，シール部の耐漏えい機能が失われる場合が想定される構造部材の評価基準については，規格等に定められている許容値を用いて評価しており，200℃，2Pd の環境条件が継続しても構造強度を維持できるため，閉じ込め機能の機能に対して十分な裕度を有しているものと考える。
一方，シール部については，シール材が事故条件下において時間的に劣化していくことが確認されており，現在の評価において健全性が確認されている 7 日問の期間を超えて 200℃，2Pd の状態が長時間継続した場合には，シール材が機能を喪失し漏えいが生じる可能性がある。また，シール部でも，トップヘッドフランジや機器搬入用ハッチ等，フランジ構造になっている箇所については，圧力の上昇に伴い開口量が増加するため，その影響により，他のシール部に比べて漏えいが生じるリスクが高いものと考えられる。
以上の検討結果から，原子炉格納容器で漏えいが発生する可能性が高い部
位はフランジ構造のシール部であると評価できる。このため，フランジ構造のシール部について，200℃，2Pd の状態での健全性を確認した際の判定基準に対する裕度を確認した。
フランジ部の限界温度・圧力に対する裕度を第 1 表に示す。

参考 12−1268

第1表

フランジ部の限界温度・圧力に対する裕度

評価対象部位

開口量
（mm）

許容値
（mm）

裕

度※
1.1

トップヘッドフランジ

1.4

機器搬入用ハッチ

トップヘッドフランジ以上の剛性を有していることを確認
剛性比：−

サプレッション・チェンバ
アクセスハッチ

トップヘッドフランジ以上の剛性を有していることを確認
剛性比：−

所員用エアロック

6.5

閉止フランジ800※：許容値／開口量

参考 12−2269

参考資料 13
所員用エアロック開口量評価に係る変形支点の変位の影響について

所員用エアロックにおけるシール部の評価については，原子炉格納容器内圧による扉変形に伴うシール部の開口量評価を実施しているが，この評価では，変形による支点のずれを考慮しない評価としているため，支点のずれに伴う影響について評価を行う。第 1 図に所員用エアロックシール部の構造を示す。

第1図

所員用エアロックのシール部構造

1．扉の変形（たわみ等）について
所員用エアロック扉を第 2 図，第 3 図のように 2 点支持のはりとしてモデル化する。東海第二発電所のエアロック扉は平板形状であり，扉板厚を考慮してモデル化していることから，はりとしてモデル化することは妥当であると考える。また，はりモデルは変位量が保守的となる扉板長辺側をモデル化しており，実際に荷重がかかった際は，上下に加え左右にも支持があるとこ
ろを，上下 2 点支持としていることから，保守的な評価であると言える。
参考 13−1270このはりモデルにより，扉の変形（たわみ等）によって生じる縦軸方向（扉幅）の変位量δx を評価した結果，0.2mm 程度であり，ガスケット幅と比較しても十分小さく無視できる。

第2図

2 点支持はりモデル

縦軸方向（扉端）の変位量δx は第3図

δx＝2×L3−L2

三角形モデル

参考 13−2271

2．変形支点の変位について
上記で示した扉の軸方向への滑りδx＝0.2mm の場合について，所員用エアロック扉を第 4 図のように 2 点支持はりモデル化し，シール部の開き量を算出した。その結果，扉シール部の変位は，変形支点を考慮しない場合の変位量と同じ 0.73mm であった。

第4図

2 点支持はりモデル

δ＝ w×L 1 ／ （24×E×I）×（3L 13 ＋6L 12 ×L2 −L2 3 ）＝ 0.73mm

参考 13−3272参考資料 14
電気線管貫通部のシール性能に係るアレニウス則評価の位置付けについて

1．アレニウス則評価の位置付け
電気配線貫通部のシール機能の評価については「冷却材喪失時の環境試験結果」及び「電共研試験結果に基づくアレニウス則評価」を行い，いずれの評価においても重大事故環境下で 7 日間以上の健全性を有していることを確認している。
いずれの評価も有効であると考えるが，安全側に評価する観点から「冷却材喪失時の環境試験結果」を代表的な知見とし「電共研試験結果に基づくア
レニウス則評価」は参考として扱うこととする。

第1表

各評価におけるシール部の健全性確認期間
高圧用

低圧用

冷却材喪失時の環境試験結果

13 日間

13 日間

電共研試験結果に基づくアレニウス則評価

3,640 時間（151 日間）

384 時間（16 日間）

2．アレニウス則による評価方法
アレニウス則による評価については，加速熱劣化した際の実環境条件における換算時間を算出するため，化学反応速度の予測式として一般的に用いられるアレニウスの式を引用している。

dg＝ A･ exp −dt
kT

参考 14−1273

上記式から，温度 T2 の雰囲気に時間 t2 にさらされる材料を，温度 T1 の雰
囲気で加速するための時間 t1 は次の式により求められる。

t1
1
1
＝ exp
−
t2
k T1 T 2
ここで，
dg
：反応速度
dt

Ａ：定数
φ：活性化エネルギ
ｋ：ボルツマン定数
Ｔ：温度

有機物であるシール材の活性化エネルギについては「原子力発電所のケー
ブル経年劣化ガイド（JNES-RE-2013-2049）」にて劣化処理条件として設定されている値（15kcal／mol）を使用している。この値は，過去の試験結果等におけるシール材の活性化エネルギに比べて保守的な値であることを確認している。

参考 14−2274参考資料 15
動的荷重の影響について

1.はじめに原子炉格納容器については，事故時に動的な荷重が発生する可能性がある。
ここでは，評価温度・圧力（200℃，2Pd）において考慮すべき動的荷重を抽出し，その影響を評価した。

2.考慮すべき動的荷重の抽出
格納容器内における動的な荷重は，以下によって生じうる。
(1)高温の炉心（溶融デブリを含む）と水との接触に伴う蒸気発生①損傷炉心等のヒートアップした炉心への注水時の蒸気発生②下部プレナムへの溶融炉心の移行（リロケーション）時の蒸気発生③原子炉圧力容器破損に伴うＦＣＩ発生時の蒸気発生(2)原子炉冷却材バウンダリ内に内包された高エネルギー流体の格納容器への放出①ＬＯＣＡブローダウン時の高温水・蒸気の放出②逃がし安全弁の作動に伴うサプレッション・プールへの蒸気放出

これらのうち，格納容器圧力の上昇率が最も大きく，フランジ等の開口量の変化速度が速い事象は，(1)③のＦＣＩ発生時の蒸気発生である。この影響について，3.に示す。
また，(2)②については，格納容器圧力の上昇率は大きくないものの，サプ
レッション・チェンバ内で動的な荷重が発生する。加えて，(2)①についても，

参考 15-1275

ベント管からの高温水・蒸気の吹き出しによってサプレッション・チェンバ内に動的な荷重が発生する。これらの影響について，4.に示す。

2. 原子炉圧力容器破損に伴うＦＣＩ発生時の蒸気発生の影響について
有効性評価に関する事故シナリオにおいて，溶融炉心がペデスタルに落下した際に格納容器内圧力がスパイク上に上昇する。フランジ等のシール部に用いるシール材は，フランジ等の開口量に合わせて形状が変化することによりシール性能を確保しているが，上記の圧力上昇時のフランジの開口量の変化する速度にシール材の形状の変化が追従できない場合には，漏えいが生じる可能性がある。
このため，シール材の形状が変化するために必要な時間（復元速度）を確認し，フランジ部の開口量の変化速度との比較を行った。

2.1

シール材の形状変化速度
フランジ部においてシール材に採用する改良 EPDM シール材について，復元速度を評価するため，JIS-K 6254 に基づく試験を行った。
当社が評価している有効性評価に関する事故シナリオにおいて，フランジ
開口量の変化速度が最も早くなるのは，溶融炉心がペデスタルに落下した際の圧力上昇時（ＦＣＩ発生時）である。この場合における開口量の変化速度は 1.49×10-2mm/s 程度であることが分かっているため，これを参照して，
1.49×10 -2mm/s を上回る 300mm/min（5mm/s）及び 500mm/min（8.33mm/s）を試験速度とした。
試験では，常温下で所定距離（3.75mm）まで一定速度（300mm/min
500mm/min）で圧縮後，初期位置まで一定速度（300mm/min

又は又は 500mm/min）

で荷重を開放し，この際に改良 EPDM 材に加わる圧縮応力を測定する試験を
参考 15-2276

実施した（図 1 参照）。本試験装置では，シール材の荷重を開放するとき，シール材の復元速度が試験装置の開放速度より大きい場合には圧縮応力が計測されることから，これにより，復元速度を測定することができる。

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

荷重
負荷

圧縮応力

試験装置開放速度＜ガスケット復元速度の場合に応力が発生

ガスケット
駆動部へ

図１

2.2

復元速度測定試験の概要

試験結果
試験結果を図 2 に示す。この図に示すように，荷重開放時の各計測点におい て 圧 縮 応 力 が 測 定 さ れ た こ と か ら ， 改 良 EPDM シ ー ル 材 の 復 元 速 度 は500mm/min（8.33mm/s）以上であることを確認した。前述のとおり，フランジ
開口量の変化速度が最も早くなるのは，溶融炉心がペデスタルに落下した際の圧力上昇時（FCI 評価）であるが，その時のフランジ開口変化速度は 1.49
×10-2mm/s 程度であり，以下のとおりシール材復元速度は十分な追従性を有しているものであり，急速な開口に対してもシール機能を維持できるものと考える。

ｼｰﾙ材復元速度 500mm/min（ 8.33mm/s）以上＞ﾌﾗﾝｼﾞ開口変化速度（1.49×10-2mm/s）
参考 15-3

277

図2

3.

一定復元速度下で測定した改良 EPDM シール材の圧縮応力逃がし安全弁の作動に伴うサプレッション・プールへの蒸気放出の影響についてサプレッション・チェンバに作用する水力学的動荷重は大別して次の 2 種
類がある。
(1)

ドライウェルとサプレッション・チェンバを繋ぐベント管からの吹き出
しによる荷重(2)

主蒸気逃がし安全弁の作動時に，サプレッション・プール水中の排気管端部に設置されたクエンチャからの蒸気吹き出しによる荷重

このうち(1)については，格納容器圧力が低いＬＯＣＡ発生直後で支配的となる現象であるため，その後，格納容器が限界温度・圧力に近づいた状態
においては評価不要と考える。したがって，(2)のクエンチャからの蒸気吹き出しによる荷重の影響について検討を行った。
参考 15-4278

クエンチャからの蒸気吹き出しに伴う荷重には，次の 2 種類がある。
(a)

気泡振動荷重主蒸気逃がし安全弁作動時に排気管内の空気が圧縮され，クエンチャ

から水中に放出される際に，気泡の膨張・収縮の繰り返しにより生じる荷重。
(b)

蒸気凝縮振動荷重
原子炉圧力容器からの蒸気が，クエンチャから水中に放出される際に生じる凝縮振動。

このうち，(a)の気泡振動荷重については，荷重の大きさがガス量とそのエネルギーに支配され，プラント設計においては主蒸気逃がし安全弁排気管の吹き出し圧力を考慮した荷重を設定している。重大事故時における排気管内のガス量や吹き出し圧力は，設計基準事故時と同等か，格納容器内
雰囲気の上昇に伴う排気管内のガス密度の低下によって低下する傾向にあると考えられるため，気泡振動荷重がプラント設計条件よりも厳しくなることはない。
(b)蒸気凝縮振動荷重については，排気管に設置されているクエンチャの効果により安定した蒸気凝縮が行われることから，気泡振動荷重と比較しても十分小さく，また，サプレッション・プール水のサブクール度の変化によっても不安定凝縮が発生しない事が，過去の試験において確認されている。（第 1 図参照）
これらの検討結果から，重大事故等時におけるサプレッション・チェン
バ動荷重の影響は，プラント設計時に考慮している動荷重の影響と同等レベルであると考える。

参考 15-5279

第1図

蒸気凝縮時の圧力変動と水温の関係

以上

参考 15-6280

参考資料 16モデル化している各部位の耐震性について

原子炉格納容器バウンダリを構成する各機器について，基準地震動 Ss に対する耐震性を示すため，地震時の発生応力と供用状態 Ds の評価基準値を比較した。
その結果，全ての評価部位において評価基準値を満足しており，評価対象部位
は地震に対して健全性を有していると考える。（第 1 表参照）
なお，フランジ部については，フランジ面がボルトに固定されており，地震時にはフランジ接合された部位同士が一体として加振されるため，地震によってフランジ部応力は発生しないと評価している。
第1表

地震時の原子炉格納容器における発生応力
単位：MPa
一次応力

評価機器

応力分類

発生応力

供用状態 Ds における評価基準値

ドライウェル上鏡板

一次局部膜＋
一次曲げ応力103

380

ドライウェル円錐胴

一次局部膜＋
一次曲げ応力121

380

サプレッション・
チェンバ円筒胴一次局部膜＋
一次曲げ応力84387

機器搬入用ハッチ

一次局部膜＋
一次曲げ応力115

380

サプレッション・
チェンバアクセスハッチ

一次局部膜＋
一次曲げ応力92

387

所員用エアロック

一次局部膜＋
一次曲げ応力

123

380

配管貫通部

一次局部膜＋
一次曲げ応力99344

電気配線貫通部

一次局部膜＋
一次曲げ応力79356

参考 16−1281

参考資料 17
フランジ部の永久変形の評価について

原子炉格納容器バウンダリの健全性評価のうち，開口評価を行っているものに対して，事故時の原子炉格納容器加圧状態における開口により，永久変形が生じないことを示す。
開口影響がある部位の評価として，200℃，2Pd におけるフランジ部の変形について発生応力を算出し，供用状態Ｃにおける評価基準値との比較において，全てのフランジ部の発生応力が供用状態Ｃにおける基準値を下回っており，永久変形が生じないことを確認した。

＜評価対象＞
・トップヘッドフランジ
・機器搬入用ハッチ
・サプレッション・チェンバアクセスハッチ
・所員用エアロック

参考 17−1282

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

第1表

トップヘッドフランジの評価結果
単位：MPa

荷重

供用状態Ｃにおける評価基準値

応力
ハブの軸方向応力

σH

185

339

フランジの径方向応力

σR

2

226

フランジの周方向応力

σT

85

226

94

226

136

226

247

423

σR

σT

2Pd

2

組合せ応力
σH

σT
2

使用状態でのボルトの応力

σb02．機器搬入用ハッチ
機器搬入用ハッチのフランジ部について，既工認と同様の評価手法を用いて，フランジの発生応力を算出し，供用状態Ｃにおける評価基準値を下回ることを確認する。
機器搬入用ハッチフランジの評価結果を第 2 表に示す。発生応力は供用状
態Ｃにおける評価基準を下回っており，永久変形は生じない。

参考 17−2283

第2表

機器搬入用ハッチフランジの評価結果

材質：ASME SA516 Gr.70（SGV480 相当）
S

供用状態Ｃにおける評価基準値 ※ （MPa）

MＰ

内圧によるモーメント（N･mm／mm）

Rｍ

フランジ平均半径（mm）b

フランジ幅（mm）

h

フランジ高さ（mm）

I

フランジの断面二次モーメント（mm ４ ）σ

発生応力（MPa）

226
2.112×10 ４

4.22×10７87

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

第3表

サプレッション・チェンバアクセスハッチフランジ部の評価結果

材質：ASME SA516 Gr.70（SGV480 相当）
S

供用状態Ｃにおける評価基準値 ※ （MPa）

MＰ

内圧によるモーメント（N･mm／mm）

Rｍ

フランジ平均半径（mm）b

フランジ幅（mm）

h

フランジ高さ（mm）

I

フランジの断面二次モーメント（mm ４ ）σ

発生応力（MPa）

226
5.038×10 ３

1.14×10７29

参考 17−3284

4．所員用エアロック
所員用エアロックの隔壁部について，既工認において最も厳しい応力点を
代表評価点として，既工認で算出した応力に基づき供用状態Ｃの評価基準値を用いた許容圧力を求め，2Pd を上回ることを確認する。
応力評価結果を第 4 表に示す。許容圧力は 2Pd を上回り，永久変形は生じない。
第4表

所員用エアロックの評価結果

材質：ASME SA516 Gr.70（SGV480 相当）
S

供用状態Ｃにおける評価基準値（MPa）

339

PＤ

設計圧力（MPa）

0.279

σ

既工認での発生応力（MPa）

P

許容圧力

89
1.062

1.062MPa＞0.620MPa（2Pd）

参考 17−4285

参考資料 18
原子炉格納容器 評価温度・圧力負荷後の耐震性

1. 検討方針
評価対象の各部位に対し，評価温度・圧力（200℃，2Pd）負荷時に部材が弾性域または塑性域のいずれにあるか，また，除荷後に残留ひずみが生じるかを確認するとともに，除荷後の挙動により，耐震性への影響を評価する。

2. 検討結果
残留ひずみの有無及び耐震性への影響有無については，一次応力のみ考慮する部位と一次＋二次応力を考慮する部位に分けて次のとおり判断する。
評価温度・圧力負荷時に周囲の部材の変形の影響を受けず二次応力を考慮する必要がない場合は，一次応力がSyを超えるか否かで残留ひずみの有無を確認する。この場合，一次応力がSy以下の場合は，除荷後に残留ひずみは生じない（図1，0→a→0）。Syを超える場合は，除荷後に残留ひずみが生じる（図1，0→a→b→c）。一次応力は与えられた荷重に対して決定する応力であるため，同じ荷重が作用した場合の発生応力は除荷後も同等であり，評価
温度・圧力負荷前と同じ弾性的挙動を示す（図1，c→b）。また，設計・建設規格の許容値は荷重を変形前の断面積で割った公称応力を基に設定されているため（図2），設計・建設規格の許容値内であれば発生応力を算出する
際に変形前の断面積を用いることに問題ない。
なお，材料に予めひずみが作用した場合について，作用した予ひずみ（〜約19%）だけ応力−ひずみ曲線をシフトしたものと，予ひずみが作用しない
材料の応力−ひずみ曲線がほぼ一致するという知見[1]が得られており，十分小さな残留ひずみであれば発生応力に与える影響はないと言える。
参考 18−1286地震（許容応力状態Ⅳ AS ）の一次応力の許容応力は，供用状態Ｄの許容応
力の制限内で同等であり，さらに評価温度・圧力負荷前と同様の挙動を示す
ことから，耐震性に影響はないと判断できる。

[1] 日本溶接協会「建築鉄骨の地震被害と鋼材セミナー(第12回溶接構造用鋼材に関する研究成果発表会)」 JWES−IS−9701，(1997)

図1

降伏点を越える場合のひずみ履歴イメージ（一次応力）

図2

公称応力と真応力について

次に，評価温度・圧力負荷時に周囲の部材の変形の影響を受けるため，局部的に発生する二次応力を考慮する必要がある場合は，構造不連続部に発生する二次応力も考慮して，一次＋二次応力で残留ひずみの有無を確認する。
一次＋二次応力がSyを超えると塑性域に入るが（図3（解説PVB−3112），0
参考 18−2

287

→A→B），2Sy以下の場合は除荷時にひずみが減少し，除荷後に残留ひずみは生じない（図3（解説PVB−3112），B→C）。また，その後の挙動は図3のB−C上の弾性的挙動を示し，これは評価温度・圧力負荷前と同じである。
一次＋二次応力が2S y を超える場合は，残留ひずみ有と判断する（図3(応力S1が2Sy超の場合)）。しかし，十分小さな残留ひずみであれば，上述の通り，発生応力に与える影響はないと言える。
地震（許容応力状態Ⅳ AS ）の一次＋二次応力の許容応力は，今回の一次＋二次応力の許容応力と同等であることから，地震による外力が加わったとしても一次＋二次応力の許容応力の制限内であり，さらに評価温度・圧力負荷
前と同様の挙動を示すことから，耐震性に影響はないと判断できる。
なお，一次応力がSy を超える部位については，残留ひずみ有と判断する。
このとき，上述のとおり，十分小さな残留ひずみであれば発生応力に与える影響はないといえる。

（応力S 1 が2S y 以下の場合） （応力S1 が2S y 超の場合）
図3

降伏点を越える場合のひずみ履歴イメージ（一次＋二次応力）

除荷後に残留ひずみが生じるかを確認するとともに，除荷後の挙動により，耐震性への影響を評価するため，一次応力がSy 以下かまたは一次＋二次応力
参考 18−3288

が2S y以下かを確認した。
原子炉格納容器本体（基部）については，一次＋二次応力がS y を超えるため除荷後に残留ひずみが生じるが供用状態Ｄの制限内であり，除荷後は弾性的挙動を示すため，耐震性への影響はない。
機器搬入口（フランジ部），配管貫通部，電線貫通部及び原子炉格納容器
隔離弁については，一次応力がSy を超えないと考えられ，残留ひずみは生じない。伸縮継手については疲労係数が微小であることから耐震性への影響はない。
以上より，一次応力は供用状態D の制限内であり，一次＋二次応力は2S y以
下であることを確認した。
したがって，耐震評価にて考慮する許容応力に対応する地震が生じた場合，地震による外力が加わったとしても今回の評価で考慮した許容応力の制限内であり，さらに評価温度・圧力負荷前と同様の挙動を示すことから，耐震性への影響はないと考える。

参考 18−4289

表1 各部位の評価温度・圧力負荷時の状況
評価点

分類

評価値 ※１基部

一次+二次584MPa

同左

一次

185MPa

機器搬入用
ハッチ

円筒胴

一次

0.62MPa（2Pd）

ｻﾌﾟﾚｯｼｮﾝ・ﾁｪ
ﾝﾊﾞｱｸｾｽﾊｯﾁ

同左

一次

0.62MPa（2Pd）

所員用ｴｱﾛｯｸ

隔壁部

一次

0.62MPa（2Pd）

評価部位
原子炉格納容器本体
ﾄｯﾌﾟﾍｯﾄﾞﾌﾗﾝ
ｼﾞ

配管貫通部

同左
接続配管 （貫通部付 一次+二次
近）ｽﾘｰﾌﾞ取付
スリーブ
一次+二次
部

判定値
452MPa（2S y）
226（Sy ）
1.966MPa（Sy での限界圧力）
0.708MPa（Sy での限界圧力）2.989MPa（Sy での限
界圧力）

残留ひず
備考
み有無 (関連頁)
有（1%未満）
無無無無169MPa370MPa（2S y）

無

188MPa393MPa

無

平板類

同左

一次

0.62MPa（2Pd）

ｾｰﾌｴﾝﾄﾞ

同左

一次

0.62MPa
（2Pd）

伸縮継手

同左

1.534MPa（Sy での限界圧力）3.643MPa（Sy での限界圧力）

無無疲労係数は微小（0.11＜1.0）

電気 配線 貫 通部

アダプタ

同左

一次

ヘッダ

同左

一次

原子炉格納容
器隔離弁

弁箱

一次

7.795MPa（Sy での限界圧力）
6.133MPa
0.62MPa（Sy での限（2Pd）
界圧力）
1.03MPa
0.620MPa（ﾚｰﾃｨﾝｸﾞ（2Pd）
設計圧）
0.62MPa
（2Pd）

無

無

無

※1 判定値を超える場合，残留ひずみ有となる。

参考 18−5290参考資料 19
格納容器隔離弁の SA 環境下における耐性確認試験の概要について

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

1．試験内容試験フロー及び試験内容を第 1 表に示す。また，第 1 図に蒸気通気試験装置の概要図，第 2 図に常温弁座漏えい試験の概要図を示す。600A バタフライ
弁を供試体とし，弁座シール材に改良 EPDM 材を適用して，初期性能確認，劣化処理を行った後，200℃における飽和蒸気環境下（BWR の原子炉格納容器の
設計圧力の 2 倍（2Pd）以上）で 168 時間，蒸気通気試験を実施する。さらに常温復帰後，窒素を媒体とした常温弁座漏えい試験を実施する。重大事故環境における格納容器の閉じ込め機能を確認する観点から，弁は閉弁状態で実施する。重大事故環境における放射線による劣化と熱による劣化は，放射線照射をした後に温度条件を曝露する逐次法により付与する。一般に有機材料の放射線劣化挙動には，酸素が影響を及ぼすことが知られているが，環境に酸素が存在しない場合においては放射線と熱の同時法と逐次法の劣化はほぼ等しいことが知られている。バタフライ弁のシール材は格納容器内の雰囲気をシールするものであり，事故時の蒸気環境をシールし，酸素が常に供給される環境をシールするものではないことから，放射線と熱の同時曝露のシー
ル機能への影響は十分小さいものと考える。

参考 19−1291

第1図

蒸気通気試験装置概要図

第2図

常温弁座漏えい試験概要図

参考 19−2292

第1表

試験フロー及び試験内容

試験フロー

試験内容

熱・放射線同時劣化処理

通常運転中に負荷される温度，線量を供試体に加える

初期機能試験

初期状態における閉じ込め機能等を確認する

機械的劣化処理

負荷試験機を用いて弁の開閉操作を実施する

放射線照射劣化

重大事故環境で想定される放射線量（0.3MGy）を供試体に照射する

蒸気通気試験

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

常温弁座漏えい試験

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

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

第2表

蒸気通気試験結果

シート材

圧力

温度

加圧媒体

継続時間

改良 EPDM

0.62MPa
以上

200℃

蒸気

168 時間

第3表

照射量

漏えいの
有無
無

常温弁座漏えい試験結果

シート材

圧力

温度

加圧媒体

漏えいの
有無

改良 EPDM

0.62MPa
以上

常温

窒素

無

参考 19−3293参考資料 20

原子炉格納容器

限界温度・圧力に対する経年劣化の影響について

1.はじめに原子炉格納容器に限界温度・圧力に関する評価における評価対象部位における放射性物質の閉じ込め機能の健全性が，経年劣化により低下していない
ことを確認し，今回の限界温度・圧力に関する評価結果に影響しないことを確認する。なお，考慮する経年劣化事象については，東海第二発電所において実施した高経年化技術評価を参考に検討する。

2.原子炉格納容器本体
原子炉格納容器本体については，鋼板表面に防食塗装を施すとともに，保全計画にもとづく外観点検において表面の腐食，塗膜等の異常があれば，適切な肉厚管理のもと，捕修塗装を実施している。また，保全計画にもとづき，計画的に肉厚測定を実施していることから，有意な劣化はないと考えられる。
なお，原子炉格納容器本体に対して，日本電気協会電気技術規程「原子炉格
納容器の漏えい率試験規程（JEAC4203）」（以下，「JEAC4203」という。）に基づく，全体漏えい率試験（1 回/1 定検）を実施し，放射性物質の閉じ込め機能の健全性を継続的に確認している。

3.原子炉格納容器本体以外
原子炉格納容器本体以外の評価部位について，考慮する経年劣化事象は以下のとおり。

参考 20-1

294

・ステンレス鋼配管について外面の応力腐食割れが考えられるが，社内規則にもとづき計画的な塩化物付着量測定を実施し，基準を満足しない場
合は，純水拭きを実施することにより，塩化物付着量を応力腐食割れ発
生のしきい値未満に管理していることから，有意な劣化はないと考えられる。
・炭素鋼配管について流れ加速型腐食による減肉が考えられるが，社内規則にもとづき計画的な肉厚測定を実施し，基準を満足しない場合は，計画的に取替えを行うなど，適切な管理を行っている。
・原子炉格納容器隔離弁については，保全計画にもとづく，計画的な分解点検，目視・表面検査を実施していることから，有意な劣化はないと考えられる。
・電気配線貫通部については，経年劣化事象として樹脂等の劣化が考えられる。これらの部位の経年劣化については，長期健全性試験により，健全性を確認している。
・機器搬入口等に使用しているガスケット等については，保全計画にもとづく定期的な取替を実施していることから，経年劣化事象とはならない。
・全体漏えい率検査（1 回/1 定検）を実施し，放射性物質の閉じ込め機能の健全性を継続的に確認している。

以上のことから，経年劣化による原子炉格納容器の限界温度・圧力への影
響はないと考える。
以上

参考 20-2295

参考資料 21200℃，2Pd の適用可能時間を過ぎてから用いる限界圧力・温度について

有効性評価における格納容器限界温度・圧力は200℃，2Pd と設定しており，
200℃，2Pdについて時間経過を考慮した評価が必要な部位はシール部と考えている。このため，シール部については，200℃，2Pd の状態が7 日間（168 時
間）継続した場合でもシール機能に影響ないことを確認することで，限界温度・圧力における格納容器閉じ込め機能の健全性を示している。
7 日間（168 時間）以降においては，格納容器圧力が最も高くなるのは，「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）」において代替循環冷却系を使用するシーケンス及び「高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱」で想定される事故シーケンスである。これらのシーケンスは，格納容器内酸素濃度が4.0vol％（ドライ条件）に到達した時点で，格納容器内酸素濃度上昇による格納容器ベントを遅延するため，310kPa[gage]までサプレッショ
ン・チェンバへの窒素注入を行う手順としており，表1で示すとおり，7 日間（168 時間）以降の格納容器圧力は最大で310kPa[gage]となる。代表的に，「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）」において代替循環冷却系を使用するシーケンスの格納容器圧力の推移を図1に示す。
また，7 日間（168 時間）以降の格納容器雰囲気温度が最も高くなるのは，「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）」において代替循環冷却系を使用しないシーケンスである。このシーケンスの格納容器雰囲
気温度の推移を図2に示すが，7 日間（168 時間）時点で150℃未満であり，その後の格納容器雰囲気温度は崩壊熱の減衰によって低下傾向となるため，表1
参考 21−1296

で示すとおり7 日間（168 時間）以降は150℃を下回る。また，格納容器バウ
ンダリにかかる温度（壁面温度 ※ ）についても，事象発生後3.9時間後に生じる最高値は157℃であるが，7日間以降は150℃を下回る。
※：評価に用いているＭＡＡＰコードは，FP沈着に伴う発熱を考慮したものとなっている。格納容器内のFP挙動については，原子力安全基盤機構（JNES）の「シビアアク
シデント時格納容器内多次元熱流動及びFP挙動解析」において，FPのほとんどが原
子炉キャビティ内の床や壁表面にとどまり，格納容器全体に飛散することがないことが確認されており，シール部等の貫通部への局所的なFP沈着は発生しにくく，Ｍ
ＡＡＰコードによる壁面温度の結果は妥当と考える。

表 1 事故発生後の経過時間と格納容器圧力・温度の関係
事故発生後の経過時間

0〜168 時間

168 時間以降

格納容器限界圧力として有効性評価シナリオで2Pd(620kPa[gage])を設定

最大310kPa[gage]となる

格納容器限界温度として有効性評価シナリオで格納容器圧力

格納容器温度
200℃を設定

150℃を下回る

0.8
ドライウェルサプレッション・チェンバ

0.62MPa[gage]

0.6
格
納
容
器
圧
力

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

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

0.2

0.0
0

24

48

72

96

120

144

168

事故後の時間(h)図 1 格納容器圧力（「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）」において代替循環冷却系を使用するシーケンス）
参考 21−2297

300
ドライウェルサプレッション・チェンバ

格
納
容
器
温
度

200

（℃）

100

200℃

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

0
0

24

48

72

96

120

144

168

事故後の時間(h)図 2 格納容器雰囲気温度（「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）」において代替循環冷却系を使用しないシーケンス）①

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

参考 21−3298

図 3 シール部の機能維持確認の模式図

表 2 原子炉格納容器圧力と開口量の関係
フランジ部位溝

トップヘッド

内側

フランジ

外側

168h 時1Pd(0.31MPa)

2Pd(0.62MPa)

内側
機器搬入用ハッチ
外側②

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

参考 21−4299

表 3 改良ＥＰＤＭ製シール材の基礎特性データの経時変化
試験時間

0〜7 日

7 日〜14 日

14 日〜30 日

試験温度

200℃

150℃

150℃

圧縮永久ひずみ率[％]

硬さ

質量変化率[％]

注記：γ線 1.0MGy 照射済の試験体を用い，飽和蒸気環境下に暴露した後の測定値

表3 に示すように，168 時間以降，150℃の環境下においては，改良ＥＰＤ
Ｍ製シール材の基礎特性データには殆ど変化は無く，経時劣化の兆候は見られない。したがって，SA 後168 時間以降における格納容器の温度を150℃と設定した場合でも，シール部の機能は十分維持される。なお，EPDM は一般特性としての耐温度性は150℃であり，表3 の結果は改良EPDM 製シール材が200℃条
件を7 日間経験しても，一般特性としての耐熱温度まで低下すれば，それ以降は有意な劣化傾向は見られないことを示していると考えている。また，表3 の結果から圧縮永久ひずみ時の改良ＥＰＤＭ製シール材復元量とフランジ

開口量のイメージを図4 に示しており，表2 で示す168 時間以降の格納容器圧力に対しても十分追従可能な復元量を維持していることも確認できる。

参考 21−5300

図 4 圧縮永久ひずみ

時のシール材復元量とフランジ開口量＜時間を踏まえた限界温度・圧力の考え方＞
有効性評価結果からも，7 日間（168 時間）以降は原子炉格納容器温度がEPDM の一般特性としての耐熱温度である150℃を下回ることが判っている。また，原子炉格納容器圧力についてもベント操作の有無に関わらず圧力は低下しており，開口量は限界圧力時と比較しても小さいことが確認できている。よって，限界温度・圧力（200℃・2Pd）が7 日間経験してもシール材が問題ないことを確認することで，長期の格納容器閉じ込め機能を確保できると考えている。

＜168 時間以降の考え方＞
前述の検討を踏まえ，168 時間以降については格納容器圧力・温度は低下していることから，最初の168 時間に対して限界温度圧力を超えないよう管理することで，長期的な格納容器閉じ込め機能は維持されると考えている。ただし，事故環境が継続することにより，熱劣化等の閉じ込め機能低下要因が存在する
ことも踏まえ，長期的なプラントマネジメントの目安として，168 時間以降の領域においては，格納容器温度が150℃を超えない範囲で，また，格納容器圧
力が1Pd を超えない範囲でプラント状態を運用する。
参考 21−6301

図 5 原子炉格納容器圧力の 168 時間以降の考え方

図 6 原子炉格納容器温度の 168 時間以降の考え方

参考 21−7302

参考資料 22
東海第二発電所

原子炉格納容器貫通部リスト（1／8）
スリーブ

分類

貫通部 No.

用

途

取り付け位置

口径

厚さ
[mm]

角度

ハッチ

PCV ﾄｯﾌﾟﾍｯ
ﾄﾞ

PCV ﾍｯﾄﾞﾌﾗﾝｼﾞ

X-15

ｲｸｲﾌﾟﾒﾝﾄﾊｯﾁ

3658(mm)−

16.120233°

X-16

ﾊﾟｰｿﾈﾙ・ｴｱ・ﾛｯｸ

2400(mm)−15.89977°

X-28

CRD ﾊｯﾁ

609.6(mm)−14.870233°

X-51

ｱｸｾｽﾊｯﾁ1982(mm)

−

4.950

213°

スリーブ
分類

高 さ
〔EL〕

貫通部 No.

用

途
口径

厚さ
[mm]

取り付け位置
高 さ
〔EL〕

角度

プロセス配 管貫通 部︵ドライウェル︶

X-2

RPV ﾍｯﾄﾞｽﾌﾟﾚｲ

22B

29.0

34.262

118°

X-3

ﾄﾞﾗｲｳｪﾙ排気系
2-26B-12,2-26V9,150,153

20B

26.2

33.90072°

X-5

RCW 送り(2-9V33)

8B

12.7

18.060

53°

X-6

HPCS

28B

39.0

25.442

237°

X-7

予備

12B

17.4

25.372

184°

X-8

LPCS

28B

39.0

25.442

123°

X-11A

RHR(A)

16B

21.4

31.67370°

X-11B

RHR(B)

16B

21.4

16.800

198°

X-12A

LPCI(A)

28B

39.0

25.245

174°

X-12B

LPCI(B)

28B

39.0

25.2456°

X-12C

LPCI(C)

28B

39.0

25.245

355°

X-13

SLC

10B

15.1

23.721

197°

X-14

CUW ﾎﾟﾝﾌﾟ吸込

22B

29.0

14.730

315°

X-17A

FDW（to RPV）

36B

51.0

17.55512°

X-17B

FDW（to RPV）

36B

51.0

17.555349°

参考 22-1

303

東海第二発電所

原子炉格納容器貫通部リスト（2／8）
スリーブ

分類

貫通部 No.

用

途
口径

厚さ
[mm]

取り付け位置
高 さ
〔EL〕

角度

プロセス配 管貫通 部︵ドライウェル︶

X-18A

MS（to Turbin）

44B

51.0

15.6805°

X-18B

MS（to Turbin）

44B

51.0

15.68017°

X-18C

MS（to Turbin）

44B

51.0

15.680

344°

X-18D

MS（to Turbin）

44B

51.0

15.680

355°

X-19A

RHR SDC 戻り

28B

39.0

14.69890°

X-19B

RHR SDC 戻り

28B

39.0

14.698270°

X-20

RHR SDC

36B

51.0

14.799203°

X-21

蒸気（to RCIC
Turbin）

26B

39.0

24.197

147°

X-22

復水ﾄﾞﾚﾝ

12B

17.4

15.010

0°

X-26

予備

16B

21.4

6.278

73°

X-43

予備

6B

11.0

16.94090°

X-46

RCW 戻り(2-9V30)

8B

12.7

18.06057°

X-52A

FCS(A)＆予備

20B

26.2

10.000

141°

X-52B

FCS(B)＆予備

20B

26.2

10.000203°

X-53

ﾄﾞﾗｲｳｪﾙ給気系
2-26B-2,9/2-26V16

20B

26.2

16.330281°

X-55

N2 ｶﾞｽ供給系＆FPC

10B

15.1

24.000307°

X-56

予備＆N2 ｶﾞｽ供給
系,DHC

26B

39.0

16.787120°

X-57

FP 系＆N2 ｶﾞｽ供給系

18B

23.8

24.000

50°

X-58

補給水系

18B

23.8

16.330264°

X-76

to FCS(A)

10B

15.1

16.330

160°

X-81

予備

1 1/2B

5.1

17.000339°

参考 22-2

304

東海第二発電所

原子炉格納容器貫通部リスト（3／8）
スリーブ

分類

貫通部 No.

用

途

取り付け位置

口径

厚さ
[mm]

高 さ
〔EL〕

角度

X-4

RCIC

14B

19.0

6.202

101°

X-23

FLOOR DRAIN SUMP

3B

7.6

6.125

261°

3B

7.6

6.125

265°

4B

8.6

11.42773°

X-25A

EQUIPMENT DRAIN
SUMP
RHR(A)X-25B

RHR(B)

4B

8.6

11.427

253°

X-31

HPCS SUCTION

24B

31.0

-2.479215°

X-32

RHR(B) SUCTION

24B

31.0

-2.500330°

X-33

RCIC SUCTION

8B

12.7

-2.500120°

X-34

LPCS SUCTION

24B

31.0

-2.500135°

X-35

RHR(A) SUCTION

24B

31.0

-2.50030°

X-36

RHR(C) SUCTION

24B

31.0

-2.5007°

X-47

RHR(A),RCIC

16B

21.4

6.278

21°

X-48

RHR(B),ML

16B

21.4

6.278

345°

X-49

HPCS TEST

12B

17.4

6.278

245°

X-59

予備

16B

21.4

6.278

105°

18B

23.8

6.278

45°

18B

23.8

10.200353°

X-24

プロセス配 管貫通 部︵サプレッション・ チェンバ︶

X-60
X-62

RHR(A)Hx 安全弁排
気の閉止
RHR(B)Hx 安全弁排
気の閉止

X-63

LPCS TEST,RHR(A)

12B

17.4

6.278

112°

X-77

RCIC

2B

5.5

6.125

85°

X-78

OIL DRAIN SUMP

3B

7.6

6.125

255°

20B

26.2

11.427

241°

20B

26.2

11.427

61°

X-79

X-80

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

参考 22-3305

東海第二発電所

原子炉格納容器貫通部リスト（4／8）
スリーブ

分類

貫通部 No.

用

途
口径

厚さ
[mm]

取り付け位置高 さ〔EL〕

電気計装用 貫通部 ︵ドライウェル ︶24.070〜
25.32024.070〜
25.32024.070〜
25.32024.070〜
25.32024.070〜
25.32024.070〜
25.32024.070〜
25.32024.070〜
25.320角度

X-9A

CRD 引抜

1B

4.5

X-9B

CRD 引抜

1B

4.5

X-9C

CRD 引抜

1B

4.5

X-9D

CRD 引抜

1B

4.5

X-10A

CRD 挿入

1B

4.5

X-10B

CRD 挿入

1B

4.5

X-10C

CRD 挿入

1B

4.5

X-10D

CRD 挿入1B

4.5

1 1/2B

5.1

15.26329°

1 1/2B

5.1

15.26332°

1 1/2B

5.1

15.26338°

1 1/2B

5.1

15.26342°

1 1/2B

5.1

15.26345°

1 1/2B

5.1

15.263

49°

10B

15.1

24.800

141°

10B

15.1

24.000

320°

10B

15.1

24.000

38°

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

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

68〜81°
97〜113°
248〜
263°
279〜
293°
68〜81°
97〜113°
248〜
263°
279〜
293°

X-29D

CAMS,PLR,MS

10B

15.1

24.000

217°

X-30

MS

10B

15.1

17.000

277°

X-37A

AC(2-26V213,214)

2B

5.5

16.125

94°

X-37B

ｼｰﾙﾍﾞﾛｰ L/T(226V215,216)

2B

5.5

16.125277°

参考 22-4306

東海第二発電所

原子炉格納容器貫通部リスト（5／8）
スリーブ

分類

貫通部 No.

用

途
口径

厚さ
[mm]

取り付け位置
高 さ
〔EL〕

角度

電気計装用 貫通部 ︵ドライウェル ︶X-38

ﾄﾞﾗｲｳｪﾙ圧力測定
用,PLR,MS

10B

15.1

17.000293°

X-39

NB/CRD-dp,HPCS-dp

10B

15.1

16.500205°

X-40

ﾄﾞﾗｲｳｪﾙ圧力測定
用,CAMS,MSPCV-L/T
盤

10B

15.1

17.625

51°

X-41A

RCIC

10B

15.1

17.500

112°

X-41B

RCIC

10B

15.1

17.500261°

X-42

ﾄﾞﾗｲｳｪﾙ圧力測定
用,MSIV-LCS
MS

10B

15.1

17.625

47°

X-44A

J/P

10B

15.1

17.00098°

X-44B

J/P,PASS

10B

15.1

17.000

103°

X-44C

J/P

10B

15.1

17.000

184°

X-44D

J/P

10B

15.1

17.000

192°

X-54A

ﾄﾞﾗｲｳｪﾙ圧力測定
用,PLR

10B

15.1

17.000

132°

X-54B

PLR

10B

15.1

17.000

138°

X-54C

ﾄﾞﾗｲｳｪﾙ圧力測定用
MSIV-LCS,PLR

10B

15.1

17.000

214°

X-54D

PLR

10B

15.1

17.000

209°

X-66A

RHR,LPCS,ﾎﾞﾄﾑﾗｲﾅｰ
L/T 盤

10B

15.1

16.500

108°

X-66B

RHR

10B

15.1

16.500

274°

X-69A

PLR HPU ﾗｲﾝ

10B

15.1

20.800

143°

X-69B

PLR HPU ﾗｲﾝ

10B

15.1

20.800317°

X-73

O2 測定用

2B

5.5

17.657212°

X-74

O2 測定用,FP ﾓﾆﾀ

2B

5.5

24.000225°

X-75

O2 測定用2B

5.5

31.590234°

X-100A

中性子検出等

12B

17.4

23.30060°

X-100B

中性子検出等

12B

17.4

23.300316°

X-100C

中性子検出等

12B

17.4

23.300141°

X-100D

中性子検出等

12B

17.4

23.300224°

参考 22-5

307

東海第二発電所

原子炉格納容器貫通部リスト（6／8）
スリーブ

分類

貫通部 No.

用

途
口径

厚さ
[mm]

取り付け位置
高 さ
〔EL〕

角度

電気計装用 貫通部 ︵ドライウェル ︶X-101A

PLR ﾎﾟﾝﾌﾟ電源

18B

23.8

18.000149°

X-101B

PLR ﾎﾟﾝﾌﾟ電源

18B

23.8

23.300230°

X-101CPLR ﾎﾟﾝﾌﾟ電源

18B

23.8

18.000154°

X-101D

PLR ﾎﾟﾝﾌﾟ電源

18B

23.8

23.300299°

X-102A

指示＆制御

12B

17.4

23.300153°

X-102B

指示＆制御

12B

17.4

23.300

135°

X-103

計測

12B

17.4

23.300186°

X-104A

CRD 位置指示用

12B

17.4

23.30065°

X-104B

CRD 位置指示用

12B

17.4

23.300129°

X-104CCRD 位置指示用

12B

17.4

23.300310°

X-104DCRD 位置指示用

12B

17.4

23.300192°

X-105A

電源＆出力

12B

17.4

23.300180°

X-105B

電源＆出力

12B

17.4

18.000165°

X-105C

電源＆出力

12B

17.4

23.300174°

X-105D

電源＆出力

12B

17.4

23.300211°

X-106A

予備

12B

17.4

18.000160°

X-106B

指示＆制御

12B

17.4

23.300236°

X-107A

指示＆出力

12B

17.4

18.000182°

X-107B

DHC 入口

12B

17.4

18.000

178°

X-84A

水位計

1B

4.5

35.200

72°

X-84B

水位計

1B

4.5

35.200

160°

X-84C

水位計

1B

4.5

35.200

200°

X-84D

水位計

1B

4.5

35.200

295°

X-85A

水位計

1B

4.5

32.400

10°

X-85B

水位計

1B

4.5

32.400

190°

X-86A

水位計

1B

4.5

29.280

20°

X-86B

水位計

1B

4.5

29.280

160°

X-86C

水位計

1B

4.5

29.280

200°

X-86D

水位計

1B

4.5

29.280340°

参考 22-6308

東海第二発電所

原子炉格納容器貫通部リスト（7／8）
スリーブ

分類

貫通部 No.

用

途
口径

厚さ
[mm]

取り付け位置
高 さ
〔EL〕

角度

電気計装用 貫通部
︵ドライウ ェル︶X-87

MS,炉心 dpt-N005

10B

15.1

17.000

94°

X-88

MS

10B

15.1

16.500114°

X-89

MS,CUW,NB

10B

15.1

17.000202°

X-90

ﾄﾞﾗｲｳｪﾙ圧力測定
用,CAMS,MS

10B

15.1

16.500

212°

X-203

FCS

2B

5.5

18.500205°

参考 22-7309

東海第二発電所

原子炉格納容器貫通部リスト（8／8）
スリーブ

分類

貫通部 No.

X-64A
X-64B
X-64C
電気計装用貫通部︵サプレッション・チェンバ︶

X-64D

用

途

ｻﾌﾟﾚｯｼｮﾝ･ﾁｪﾝﾊﾞ水位

測定用
ｻﾌﾟﾚｯｼｮﾝ･ﾁｪﾝﾊﾞ水位

測定用
ｻﾌﾟﾚｯｼｮﾝ･ﾁｪﾝﾊﾞ水位

測定用
ｻﾌﾟﾚｯｼｮﾝ･ﾁｪﾝﾊﾞ水位

測定用取り付け位置

口径

厚さ
[mm]

高 さ
〔EL〕

2B

5.5

-1.000

165°

2B

5.5

6.125

165°

2B

5.5

-1.000

350°

2B

5.5

6.125

350°

角度

X-65

予備

2B

5.5

10.200

35°

X-67

予備

12B

17.4

6.278

315°

X-68

予備

2B

5.5

6.125

205°

2B

5.5

6.125

338°

10B

15.1

6.125

95°

10B

15.1

6.125

275°

X-70
X-71A
X-71B

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

X-82

O2 測定用

2B

5.5

11.200305°

X-83

O2 測定用,FP ﾓﾆ
ﾀ,PASS,CAMS

2B

5.5

5.000

120°

X-200AMSIV LCS

4B

8.6

10.40030°

X-200BMSIV LCS

4B

8.6

10.400325°

X-201A

予備

3B

7.6

10.400143°

X-201B

予備

3B

7.6

10.400230°

X-202A

予備

3B

7.6

10.400165°

X-202B

予備

3B

7.6

10.400

245°

X-230

計測

12B

17.4

11.20035°

参考 22-8310