資料番号 ＰＳ−２−９ 改０

東海第二発電所
ペデスタルでの物理現象発生を想定した場合の格納容器の健全性維持に対する対応方針

平成29年4月21日
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。

1目次
１．本事象で対象とする評価

・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 3

２．東海第二発電所（Mark-Ⅱ型格納容器）の特徴 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 4
３．RPV破損後の事象進展・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 5

４．ＲＰＶ破損後のペデスタルに要求される機能 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 6
５．ペデスタル機能確保のための対応方針 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 7
６．対応方針の具体化 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 11
７．まとめ

・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 15

2

１．本資料で対象とする評価（１） MCCI評価「実用発電用原子炉及びその附属施設の位置，構造及び設備の基準に関する規則の解釈」（以下「規則の解釈」）第３７条［重大事故等の拡大の防止等］で，「溶融炉心・コンクリート相互作用」の評価要求⇒ コンクリート侵食を考慮したペデスタルの健全性を評価（２）FCI評価「規則の解釈」第３７条［重大事故等の拡大の防止等］で，「原子炉圧力容器外の溶融
燃料−冷却材相互作用」の評価要求⇒ 水蒸気発生（溶融炉心−冷却材接触に起因）による急激な圧力上昇（圧力スパイク）に対し，格納容器健全性確保を評価（有効性評価で実施）⇒ 実機では，原子炉圧力容器（以下「RPV」）外での大規模な水蒸気爆発（Steam
Explosion：SE） の発生可能性は十分に小さいが，BWRは，ペデスタルのRPV支持
機能喪失が格納容器健全性に影響するため，SEの発生を想定したペデスタル
健全性を評価3

２．東海第二発電所（Mark-Ⅱ型格納容器）の特徴
・ペデスタルの床スラブ及びダイアフラムフロアの下部に，サプレッション・プール（以下「S／P」）を内包するサプレション・チェンバが存在
・床スラブにドレンサンプが存在
・ペデスタル側壁，床スラブが鉄筋コンクリート製
ペデスタル側壁
人通用開口部
ドライウェルペデスタル領域
ダイアフラムフロア

床スラブ

ベント管
床ドレンサンプ

サプレッション
・チェンバ

原子炉建屋断面機器ドレンサンプ

床ドレン配管機器ドレン配管

ペデスタル構造概要図
4３．ＲＰＶ破損後の事象進展
a)設計基準事故対処設備に加え，重大事故等対処設備による原子炉注水機能喪失を仮定すると，RPV破損b)RPV破損後，ペデスタル水とデブリ接触による圧力スパイク発生可能性は十分に小さいが， 圧力スパイクに代わりSE発生の可能性有c)デブリは床スラブ上に堆積し，ペデスタル側壁，床スラブのコンクリートを侵食d)ペデスタルへの注水継続によりデブリは冷却され，MCCI停止
ペデスタル
注水配管

デブリ

長期冷却
ペデスタル水a)RPV破損b)圧力スパイク発生c)MCCI発生d)MCCI停止

SE発生の可能性有5

４．RPV破損後のペデスタルに要求される機能「規則の解釈」第３７条［重大事故等の拡大の防止等］２−３で，「 (i) 溶融炉心による侵食によって，原子炉格納容器の構造部材の支持機能が喪失しないこと及び溶融炉心が適切に冷却されること」の要求＜要求される機能＞① 原子炉格納容器の構造部材の支持機能が喪失しないこと
デブリによるコンクリートの侵食，熱影響によりRPV支持機能が喪失→RPVが転倒し格納容器本体へ接触する等，格納容器健全性に影響の可能性⇒ RPV支持機能の要求② 溶融炉心が適切に冷却されること
デブリが床スラブを貫通しS／Pに落下→S／P水を取り込む系統（残留熱除去系，代替循環冷却系等）へ影響→溶融炉心が適切に冷却されない可能性⇒ 床スラブでのデブリ保持機能の要求
床スラブでのデブリ保持機能確保により，デブリがS／Pに落下した場合の下記影響も防止可能
ベント実施時のS／Pにおけるスクラビング効果への影響
S／P底部のライナ損傷に伴う，格納容器の閉じ込め機能の健全性への影響
6

５．ペデスタル機能確保のための対応方針（１／４）（１）基本的考え方①RPV破損後の格納容器の健全性確保のため，格納容器への負荷が低減され，事故収束の確実性が向上する方策を採用②MCCIは，RPV破損を想定すると必ず発生する現象であることを踏まえ，・その影響を抑制し，裕度をもってペデスタルの機能が確保できる方策を採用
・上記方策を踏まえ，MCCI時のペデスタルの機能確保を確認③SEは，RPV破損を想定しても，発生可能性は十分に小さい現象であることを踏まえ，・①②の検討を前提にした上で，SEの影響を抑制できる方策を採用
・SEの発生を想定し，ペデスタルの機能確保を確認
・ペデスタルの機能が確保されない場合は，機能確保のための方策を採用

7

５．ペデスタル機能確保のための対応方針（２／４）（２）事故収束の確実性向上
目的： RPV破損後の格納容器への負荷低減

長期冷却a)RPV破損b)圧力スパイク発生（SE発生の可能性）

c)MCCI発生d)MCCI停止

格納容器への負荷を低減し，SA時の事故収束の確実性を向上するため，RPV破損後の水による冷却を維持（デブリの冠水状態を維持）＜低減できる格納容器への負荷＞
デブリ露出による過温（高温ガス発生，輻射熱等），デブリヒートアップによる過温，注水開始の不確かさによる過温対応方針
デブリ落下〜注水開始：デブリ落下前に一定の水位を確保し，デブリの冠水状態を維持
注水開始〜：ペデスタル注水によりデブリの冠水状態を維持
8

５．ペデスタル機能確保のための対応方針（３／４）（３）ＭＣＣＩ時の影響抑制
目的：MCCI時のペデスタルのRPV支持機能・床スラブでのデブリ保持機能の確保

長期冷却a)RPV破損b)圧力スパイク発生（SE発生の可能性）

c)MCCI発生d)MCCI停止

対応方針＜RPV支持機能＞＜床スラブでのデブリ保持機能＞・側壁の侵食抑制・床スラブの侵食抑制
・側壁への熱影響抑制 ・床スラブへの熱影響抑制
・床スラブの局所的な侵食抑制
・ペデスタル内サンプからS／Pへのデブリ移行防止方策なしでもペデスタルの機能確保の可能性はあるが，侵食量大，温度高【添付1】

耐侵食性を有する
コリウムシールド設置
床スラブ平坦化
デブリ凝固のための排水流路形状変更

9５．ペデスタル機能確保のための対応方針（４／４）（４）ＳＥ時の影響抑制
目的：ＳＥの発生を想定した場合のペデスタルのRPV支持機能・床スラブでのデブリ保持機能の確保

長期冷却a)RPV破損b)圧力スパイク発生（SE発生の可能性）

c)MCCI発生d)MCCI停止

対応方針＜RPV支持機能・床スラブでのデブリ保持機能＞・SE発生を想定した場合のペデスタル構造物への影響を抑制
デブリ落下から注水開始までデブリ冠水を維持可能な範囲で，RPV破損時の水位を低減
・ 水位低減を考慮してもペデスタルの機能が確保されない場合は，機能確保のための方策を採用

10６．対応方針の具体化（１／４）（１） 事故収束の確実性向上
ＲＰＶ破損後の事象の流れ

7分間【添付2】

一定量の水位→デブリ落下→RPV破損判断→デブリへ注水→デブリ冠水継続（デブリ落下検知）①デブリ冠水維持②デブリ冠水継続① デブリ冠水維持
ペデスタル注水開始までの不確定性を考慮しても，冠水維持できる水位を評価【添付3】• 水深1mの場合，7分間の水位低下を考慮してもデブリ冠水維持• デブリ落下から注水開始まで倍程度の時間を要した場合でも，裕度をもって冠水維持
可能
デブリ冠水を維持できる水位：RPV破損時約1m以上（デブリ水中に落下時の粒子化による冷却促進効果も期待可能）② デブリ冠水継続• デブリ冠水を維持可能なペデスタル注水流量を確保
デブリ堆積と水プールの状態

11６．対応方針の具体化（２／４）（２） MCCI時の影響抑制（１／２）【添付4,5,6】＜コリウムシールド設置＞
ペデスタル内に耐侵食性に優れたジルコニア（ZrO2）製コリウムシールドを設置＜床スラブ平坦化＞
床スラブを平坦化し，平坦化した床スラブ上に鋼製の床・機器ドレンサンプ設置＜デブリ凝固のための排水流路形状変更＞
サンプの排水流路を鋼材によるスリット形状に変更
床ドレンサンプ

油ドレンサンプ
機器ドレン
サンプ

床ドレン
サンプ

機器ドレン
サンプ
床ドレン
排水口

機器ドレン
排水口

コリウム
シールド
機器ドレンサンプ 床ドレンサンプ
縦スリット
コンクリート鉄筋
コンクリート

排水配管

形状変更前

鋼材

横スリット
（長さ約4m）

既設排水配管形状変更後※床ドレン流路も同様の形状

12６．対応方針の具体化（３／４）（２） MCCI時の影響抑制（２／２）＜ペデスタルの侵食量，熱影響評価＞
評価条件
・対象シーケンス：過渡事象時に損傷炉心冷却に失敗し，ＲＰＶ破損
・デブリから水への限界熱流束：800kW／m２一定（侵食の不均一性等の影響を考慮した保守的設定）
・コリウムシールド厚さ：・ＲＰＶ破損時のペデスタル水位：0m（コリウムシールドの効果を確認するため保守的に設定）
評価結果
・コリウムシールド，ペデスタル：侵食なし
・ペデスタル表面の最高温度：
コリウムシールドなしの場合に比して700℃以上低減

コリウムシールド＜排水流路内でのデブリ凝固評価＞
排水流路内で，デブリは凝固する見通し【添付7】
コリウムシールド設置概念

・コリウムシールド設置により，ペデスタルの侵食量・熱影響を大幅低減可能な見通し
排水流路のスリット化により，デブリは流路内で凝固する見通し
・これら方策により，MCCI時のペデスタル機能は確保可能な見通し
13６．対応方針の具体化（４／４）（３） SE時の影響抑制＜ＳＥ評価方法＞
・デブリ冷却（冠水状態）維持可能な最低水位から，RPV破損時の水位を1mにて評価【添付8】・SE解析コードJASMINE及び汎用有限要素解析コードLS-DYNAにより，SE時のペデスタルの構造応答を解析＜ペデスタル機能確保評価＞
ペデスタル機能確保に関して評価すべき項目について，判断基準を満足する見込み
部位

デブリ保持機能ＲＰＶ支持機能／コンクリート
鉄筋

機能

評価項目

判断基準

変位

ＳＥ後に変形量が時間とともに増大しない

せん断

発生するせん断応力度がせん断終局強度を超過しない

圧縮ひずみ

ペデスタル機能に影響を及ぼす範囲の圧壊が発生しない

引張

発生する軸ひずみが終局ひずみを超過しない

RPV破損時の水位約1mにおいて，SE時のペデスタルの機能を確保可能な見通し

14

７．まとめRPV破損後の事故収束の確実性向上，MCCI及びSE時のRPV支持機能及び床スラブでのデブリ保持機能確保の観点から，以下の具体的対応を行う方針とする＜事故収束の確実性向上＞
・RPV破損時のペデスタル水位を約1mとし，デブリの冠水状態を維持する＜MCCI時の影響抑制＞
裕度をもってペデスタルの機能を確保する観点から，以下の方策をとる
・ペデスタルにコリウムシールドを設置
・ペデスタルの床スラブを平坦化
・ペデスタル排水流路をスリット形状に変更
これらの方策により，MCCI時のペデスタルの機能を確保可能な見通し＜SE時の影響抑制＞
・RPV破損時の水位約1mにおいて，SE時のペデスタルの機能を確保可能な見通し15

添付 1．コリウムシールドを敷設しない場合のＭＣＣＩ評価

コリウムシールドを敷設しない場合のＭＣＣＩに対するペデスタル健全性について評価結果を示す。

1.

ＭＣＣＩによる侵食量評価
ＳＡ解析コードＭＡＡＰにて評価したＭＣＣＩによる侵食量評価を示す。
(1)

評価条件
有効性評価で想定しているケース（ベースケース）と，不確かさを考慮したケース（保守的ケース）を評価する。評価条件を表 1 に示す。
表1
項目

対象シーケンス

侵食量評価条件

ベースケース

保守的ケース

過渡事象時に損傷炉心冷

大破断ＬＯＣＡ時に損傷却に失敗し，ＲＰＶが破損 炉心冷却に失敗し，ＲＰＶするシーケンスが破損するシーケンス

デブリから水プール

800kW/m ２

800kW/m ２への熱流束（圧力依存性あり）（一定 ※ ）

ペデスタル水位※1m

侵食の不均一性等の影響を考慮して設定

(2)

評価結果
評価結果を表 2 に示す。
表2

侵食量評価結果

項目

ベースケース

保守的ケースペデスタル側壁侵食量

約 6cm

約 42cm

床スラブ侵食量

約 6cm

約 48cm

添付 1-116

2.

デブリからの熱影響評価
デブリから熱影響によるペデスタル側壁及び床スラブの温度を評価し，コンクリート及び鉄筋の高温による強度低下を考慮した上で，側壁ペデスタル
におけるＲＰＶ支持機能及び床スラブによるデブリ保持機能が確保されることを確認する。

2.1

ペデスタル側壁及び床スラブの温度評価
ＦＥＭ解析コードＡＢＡＱＵＳにて評価した高温デブリによる側壁及び床スラブへの温度評価結果を示す（詳細は別紙 1）。

(1)

評価条件

・ＭＡＡＰ解析結果における侵食量並びに床スラブ上のデブリ及び横スリット内デブリの温度変化等を入力
・デブリの崩壊熱を厳しくする観点から，ＬＯＣＡシーケンスを選定
・側壁部の温度評価は，健全な壁厚を小さくする観点から，保守的に侵食量が最大となる解析ケースを使用（側壁侵食量として 45cm を設定）
・床スラブの温度評価は，鉄筋コンクリート部の温度を厳しくする観点か
ら，侵食量を 0cm※ として評価
・横スリット部の温度評価は，侵食量が最大となる場合と 0cm の場合の両方で評価※

侵食量が小さいと，スリット内デブリから冷却水及び冷却水によりクエンチしたデブリまでの距離が長く，スリット内デブリの崩壊熱が除熱されにくいため，鉄筋コンクリート部の温度が高くなる傾向

添付 1-2

17

18

2.2

ペデスタル側壁の健全壁厚評価「2.1

ペデスタル側壁及び床スラブの温度評価」の結果に基づき，ペデス

タル側壁の健全壁厚評価し，ＲＰＶを支持するために必要な壁厚と比較する。

(1)

評価条件

・ＲＰＶ等の重量はペデスタル側壁に圧縮荷重としてかかることから，コンクリートを対象として評価し，鉄筋については考慮しない
・ペデスタル側壁の径方向温度分布評価結果に基づき，表 3 を参照し径方向のコンクリート強度劣化度合いを考慮し，ＭＣＣＩ侵食後の残存壁厚に対し健全なコンクリートとしてみなせる等価壁厚を評価
・「2.1

ペデスタル側壁及び床スラブの温度評価」の評価結果における側壁での径方向各厚さの温度に対して，図 3 のとおりに包絡温度を設定
・各厚さ部分の包絡温度に対する圧縮強度残存比より，等価厚さを計算

表3

コンクリート強度の低下割合

出典：日本建築学会，構造材料の耐火性ガイドブック，2009

添付 1-4

19

20

21

(2)

評価結果
等価厚さは約 616mm となり，デブリ等の重量保持に必要なスラブ厚さ
約mm（別紙 3）を上回るため，床スラブ上のデブリ保持機能は確保される。

添付 1-7

22

23

図6

鉄筋強度の低下割合

出典：日本建築学会，構造材料の耐火性ガイドブック，2009

(2)

評価結果

・床スラブ本体部の幅 1m あたりの鉄筋量mm ２ に対し，強度低下を考慮した鉄筋量は約mm２ となる。デブリ等の重量保持に必要な鉄筋量

は幅 1m あたり約mm２ （別紙 4）であり，必要な鉄筋量を上回ることから，曲げ応力に対して床スラブ上でのデブリ保持機能は確保される。

3.

まとめ
コリウムシールドを敷設しない場合のＭＣＣＩによる影響評価を実施した
結果，ペデスタル側壁によるＲＰＶ支持機能，床スラブ上のデブリ保持機能
をいずれも確保される結果となる。

添付 1-924

別紙 1
デブリからの熱影響評価

1.

評価方法
デブリからの熱影響によるペデスタル床部の温度は，２次元体系ＦＥＭ解析により評価した。図 1 に熱伝導解析モデルを示す。
本評価では，解析体系を縦横のメッシュで区切り，以下に示す２次元体系における非定常熱伝導の支配方程式次式に基づき，各部の温度変化を計算し
ている。
c

T
t

x

kx

T
x

ここで， T ：温度，

y

ky

T
y

Q

：密度， c ：比熱， k x , k y ：x 方向及び y 方向の熱伝導率， Q ：物体の内部発熱量である。
ペデスタル床上のデブリによるコンクリート侵食量は，コンクリートが侵食されない場合（ベースケース）と，侵食量が大きくなる場合（保守的ケース）の 2 通りとし，侵食部は初めから存在しない（侵食されている）ものと想定し評価した。

添付 1-1025

冷却水
ＭＣＣＩによる
侵食部分
デブリ
縦スリット部

横スリット部(a) 全体概要

床面

床面-50cm

鋼材(b) スリット部拡大

図12.

熱伝導解析モデル

評価条件
ペデスタル床部の熱伝導評価に用いた条件を表 1 に示す。
評価の対象とする事故シーケンスは，崩壊熱が大きくなりスリット内デブ
リの温度を厳しくする観点から，ベースケース及び保守的ケースともに，Ｌ
ＯＣＡシーケンスを選定した。

添付 1-11

26

表1
項目

評価条件
条件

備考

３

デブリ密度（kg／m ）デブリ熱伝導率（W／mK）

ＭＡＡＰ計算結果

デブリ比熱（J／kgK）（ＲＰＶ破損時の値）

デブリ溶融潜熱（J／kg）
ＭＡＡＰ計算結果
デブリ内部発熱密度（W／m３ ）

2図（希ガス・揮発性ＦＰによる減衰（32％）を考慮）

３

鋼材密度（kg／m ）

温度依存

鋼材熱伝導率（W／mK）

伝熱工学資料第５版より

表2

鋼材比熱（J／kgK）
コンクリート密度（kg／m３ ）鉄筋コンクリート構造計算規準・

2,345

コンクリート熱伝導率（W／mK）

同解説 2010 より

温度依存

Ｅｕｒｏｃｏｄｅより

表3

コンクリート比熱（J／kgK）

ＲＰＶ破損時のデブリ平均温度

スリット内デブリ初期温度（ＭＡＡＰ計算結果

（℃）

℃）に対

し，保守的に液相線温度を設定

構造材初期温度（℃）

図3

ペデスタル周辺雰囲気温度（℃）

図4

ペデスタル床−デブリ接触面

ＭＡＡＰ計算結果を包絡する温度

図 5，図 6

温度（℃）

表2

変化を設定

鋼材物性値

温度（K）

密度（kg／m３ ）

熱伝導率（W／mK）

比熱（J／kgK）

300

7,920

16.0

499

400

7,890

16.5

511

600

7,810

19.0

556

800

7,730

22.5

620

1,000

7,640

25.7

644

添付 1-1227

表3コンクリート物性値

温度

熱伝導率

比熱

温度

熱伝導率

比熱

（℃）

（W／mK）（J／kgK）（℃）（W／mK）（J／kgK）

20

1.951

901.1

650

0.859

1,111.7

50

1.880

917.3

675

0.833

1,114.4

75

1.822

930.2

700

0.809

1,116.8

100

1.766

942.8

725

0.785

1,118.7

125

1.710

954.9

750

0.764

1,120.3

150

1.656

966.7

775

0.743

1,121.3

175

1.604

977.9

800

0.724

1,122.0

200

1.553

988.8

825

0.706

1,122.2

225

1.503

999.2

850

0.690

1,122.1

250

1.454

1,009.3

875

0.675

1,121.4

275

1.407

1,018.8

900

0.661

1,120.4

300

1.361

1,028.0

925

0.648

1,118.9

325

1.316

1,036.7

950

0.637

1,117.1

350

1.273

1,045.1

975

0.627

1,114.7

375

1.231

1,052.9

1,000

0.619

1,112.0

400

1.191

1,060.4

1,025

0.612

1,108.8

425

1.152

1,067.4

1,050

0.606

1,105.3

450

1.114

1,074.1

1,075

0.602

1,101.2

475

1.077

1,080.2

1,100

0.599

1,096.8

500

1.042

1,086.0

1,125

0.597

1,091.9

525

1.008

1,091.3

1,150

0.596

1,086.7

550

0.976

1,096.3

1,175

0.597

1,080.9

575

0.944

1,100.7

1,200

0.600

1,074.8

600

0.915

1,104.8

1,225

0.600

1,068.2

625

0.886

1,108.4

1,250

0.600

1,061.3

図2

デブリ内部発熱密度
添付 1-13

28

200℃

1m

200℃

50℃

167℃

図3

構造材の初期温度条件

300
ペデスタル雰囲気温度250

ドライウェル雰囲気温度

雰囲気温度（℃）

ウェットウェル雰囲気温度
200
150
100
50
0
0

50

100

150

200

250

300

ＲＰＶ破損後の時間（h）

図4

ペデスタル周辺雰囲気温度

添付 1-1429接触面温度（℃）

ＭＡＡＰ計算結果
包絡温度（評価条件）

ＲＰＶ破損後の時間（h）

図5

ペデスタル床−溶融炉心接触面温度（ベースケース）

接触面温度（℃）

ＭＡＡＰ計算結果
包絡温度（評価条件）

ＲＰＶ破損後の時間（h）

図63.

ペデスタル床−溶融炉心接触面温度（保守的ケース）

評価結果
図 7 に温度評価点の位置を示す。また，図 8 及び図 9 にベースケース及び保守的ケースの横スリット部の温度変化をそれぞれ示す。
横スリット部の最高温度は，ベースケースで約 708℃，保守的ケースで約995℃であり，スリット内で凝固したデブリは再溶融する温度に至らないこと
添付 1-1530

を確認した。
図 8 より，ベースケースではペデスタル床上に堆積するデブリからの熱影
響が小さく初期の温度上昇は見られないが，堆積デブリのクエンチ後のペデ
スタル床面方向への熱移行が小さくなるため，スリット部に崩壊熱が蓄熱しやすく，長期にわたり温度が高く推移する結果となっている。
一方，図 9 より，保守的ケースではペデスタル床上に堆積するデブリからの熱影響により初期の温度上昇が大きくなるが，堆積デブリのクエンチ後は，ペデスタル床面方向への熱移行により比較的短時間で温度が低下する結果となっている。
また，図 10 に保守的ケースにおけるペデスタル側壁の温度変化を，図 11にベースケースにおけるペデスタル床部鉄筋コンクリート部の温度変化をそれぞれ示す。
ペデスタル側壁の最高温度は，デブリ接触面ではコンクリートの融点となっており，外側にいくにつれ低くなっている。また，鉄筋コンクリート部の最高温度は，上端部で約 459℃となっている。

床面

横スリット部

ペデスタル中心位置

図8

縦スリット直下位置

横スリット部温度評価位置
添付 1-1631

温度（℃）

ペデスタル中心位置
縦スリット直下位置

ＲＰＶ破損後の時間（h）

図8

横スリット部の温度変化（ベースケース）

温度（℃）

ペデスタル中心位置
縦スリット直下位置

ＲＰＶ破損後の時間（h）

図9

横スリット部の温度変化（保守的ケース）

添付 1-17

32

33

別紙 2
ペデスタル側壁コンクリートのＲＰＶ支持に必要な壁厚評価

ペデスタルは，図 1 に示すとおりＲＰＶ及び遮へい壁を支持する構造である。
これらを支持するために必要となるペデスタルの最小壁厚について，ＦＥＭ解析コードＮＡＳＴＲＡＮを用い，図 2 に示す３次元ＦＥＭモデルによる自重を考慮した静的解析を行い，ペデスタル側壁に生じる荷重から算出を行った。必要壁厚の算定は，解析から得られた発生荷重に対して，強度部材として鉄筋を未考慮とすること及びコンクリートの短期許容応力度を用いることにより保守的に算定した。表 1 に必要壁厚の算定結果を示す。

図1

ペデスタル等配置図

表1

図2

３次元ＦＥＭモデル

必要壁厚の算定結果

発生荷重（せん断）

短期許容応力度

必要壁厚

約 178kN/m

約 1.06N/mm２

約 192mm

添付 1-1934

別紙 3
床スラブコンクリートのデブリ保持に必要な床スラブ厚さ評価

床スラブに係る荷重を評価し，コンクリートの許容限界から必要床スラブ厚さを算出する。なお，本評価における許容限界は，終局限界に対して保守的な
短期許容応力度を用いる。

1.

床スラブ荷重床スラブ荷重として，床スラブ自重及びデブリ等の床スラブ積載荷重を評
価する。
(1)

床スラブ自重床スラブ自重は・床スラブのコンクリート体積：約 53.85m３
・鉄筋コンクリートの単位体積重量：24kN／m３
より，床スラブ積載荷重は約 1.30×10３ kN となる。

(2)

床スラブ積載荷重
床スラブ積載荷重は，デブリ，冷却水及びペデスタル内構造物等の総重量を保守的に切り上げた値として 425ton を使用し，約 4.17×10 ３ kNとなる。

以上から，床スラブ荷重として約 5.47×10３ kN を用いる。

2.

せん断応力による必要床スラブ厚さ
床スラブ端部の必要厚さは次のとおり算出される（図 1）。
必要せん断面積＝床スラブ荷重／短期許容せん断応力度
必要床スラブ厚さ＝必要せん断面積／床スラブ円周長
添付 1-2035短期許容せん断応力度として「日本建築学会

鉄筋コンクリート構造計算

基準・同解説」（図 2）に基づき 1.06N／mm ２ を使用すると，必要床スラブ厚さは約mm と算定される。

図1

図2

床スラブのせん断荷重

鉄筋の許容応力度

添付 1-2136

別紙 4
床スラブ鉄筋のデブリ保持に必要な鉄筋量評価

床スラブに係る荷重を評価し，鉄筋の終局曲げ強度から曲げ応力に対する必要鉄筋量を算出する。

1.

床スラブ荷重床スラブ荷重は別紙 3 と同様に約 5.47×10３ kN を用いる。
分布荷重は床スラブ荷重を床面積で除した値であり約2.

kN／m ２ となる。

曲げ応力による必要鉄筋量「機械工学便覧

基礎編 a3

材料力学」（図 1）に基づき，等分布荷重を受ける周辺単純支持の円板に作用するモーメントＭを以下のとおり算出する。
Ｍ＝（3＋ν）・ｐ・ａ ２ ／16＝約kN・m／mここで，ν：ポアソン比0.2ｐ：分布荷重ａ：床スラブ半径

添付 1-2237図1

等分布荷重を受ける円板の応力計算式算出したモーメント及び「建築物の構造関係技術規準解説書」に基づく終局曲げ強度算出式より，床スラブ本体部の幅 1m 当たりの必要鉄筋量を算出する。
必要鉄筋量＝Ｍ／（σ ｙ ・ｄ）＝約

mm ２

ここで，
σ ｙ ：鉄筋の降伏強度（図 3）の 1.1 倍 ※1＝
ｄ ：床スラブの有効せい ※2＝※1

N／mm ２mm

国土交通省ほか「建築物の構造関係技術規準解説書」では，終局強度算
出にあたりＪＩＳ規格品の鉄筋の基準強度を 1.1 倍以下の数値とする
ことができるとされている※2

圧縮縁から引張側鉄筋の重心までの距離（図 4）

添付 1-2338

39

添付 2．原子炉圧力容器破損後の注水開始時間について

原子炉圧力容器破損の判断は，非常時運転手順書Ⅲ及びアクシデントマネジ
メントガイドに従い，下記の判断基準を用いる。
（１）以下の複数のパラメータの変化傾向を確認することにより判断する。
【破損判断パラメータ（破損により変化するパラメータ）】
・原子炉圧力の「低下」（過渡事象時のみ）
・ドライウェル圧力の「上昇」
・ペデスタル（ドライウェル部）雰囲気温度の「上昇」【破損徴候パラメータ（破損の徴候を検知するパラメータ）】
・原子炉水位の「低下（喪失）」
・制御棒位置の指示値の「喪失数増加」
・原子炉圧力容器下鏡部温度の指示値の「喪失数増加」（２）（１）の判断に加え，次の判定条件により判断の確度を上げる。
・過渡事象起因時「原子炉圧力とドライウェル圧力の差圧が 250kPa 以下」
かつ「ペデスタル（ドライウェル部）雰囲気温度が飽和温度以上」
・ＬＯＣＡ事象起因時「ペデスタル（ドライウェル部）雰囲気温度が飽和温度以上」
かつ「サプレッション・プール水温度が 5℃以上上昇」
又は「ペデスタル（ドライウェル部）雰囲気温度が 200℃以上」
添付 2-140

有効性評価においては，これらの判断パラメータに基づく原子炉圧力容器破損の判断に係る時間として 5 分を想定し，代替格納容器スプレイ冷却系（常設）の操作時間 1 分，格納容器下部注水系（常設）の操作時間 1 分を加え，原子炉
圧力容器破損から 7 分後にペデスタルへの注水を開始すると設定している。また，ペデスタル内の水位管理等のために設置する計器を用いることで，原子炉圧力容器破損の判断に係る時間は更に短縮されるものと考えられるため，実際の注水開始時間は更に早くなるものと考えられる。

添付 2-241

添付 3．ＲＰＶ破損時のデブリの冠水評価について

1.

はじめに
ＲＰＶ破損により落下したデブリは事前に水張りされていたペデスタルの水中に落下し，冠水する。その後，ＲＰＶ破損から 7 分後に格納容器下部注
水系（常設）を用いた格納容器下部注水を実施することとしているが，7 分の間に水が蒸発することから，デブリの冠水状態の評価を実施する。
また、ポロシティが冠水状態に与える影響についても評価した。

2.

デブリ冠水評価
ポロシティを考慮したデブリ堆積高さ H debri は式(1)で評価する。
Hdebri＝（Vm×(1-Φ ent)＋Vs＋Vm×Φ ent÷(1-P)）÷Sf

(1)

V m：溶融物体積
V s：ペデスタル内構造物堆積（別添 1 参照）Φ ent：粒子化割合[0.171※ ]P：ポロシティ[0.5]S f：床面積※：Ricou-Spalding 相関式に基づく評価結果

また，粒子化したデブリの間隙に冷却水が浸入するため，デブリの冠水維
持評価の観点から粒子化したデブリの範囲を除いた水プール水深 Hpool-ent について式(2)で評価する。
Hpool-ent ＝H pool-（V m×Φ ent÷(1-P)×P÷S f)(2)

H pool ：水プール初期水深[1m]添付 3-142

ポロシティについて，ＰＵＬｉＭＳ実験の知見（0.29〜0.37）から保守的に 0.5 を採用した場合，式(1)からデブリ堆積高さ Hdebri は約 1.55m となる。
また，式(2)から粒子化したデブリの範囲を除いた水プール水深 H pool-ent は約0.79m となる。
MAAP コードを用いた有効性評価の結果（デブリから水プールへの熱流束を800kW/m2 （圧力依存性あり）と設定）から，ＲＰＶ破損によるデブリ落下か
ら格納容器下部注水開始までのペデスタル水プールの水位低下量は約 36cm
であり，デブリの冠水は維持される。

3.

ポロシティが冠水評価に与える影響
水位低下量評価にポロシティの効果を考慮していないことから，その影響を評価した。

粒子状デブリベッドのドライアウト熱流束に関する相関式であるＬｉｐｉｎｓ
ｋｉ−０Ｄモデルでは，ポロシティの増加によってドライアウト熱流束が上昇する結果が得られており，図１においてポロシティ 0.48 の場合，ドライア
ウト熱流束は，約 3,300kW／m ２ となる。これは，水位低下量評価で，デブリから水プールへの熱流束として設定している 800kW／m２ と比較して大きな値となるが，ポロシティを形成するデブリの粒子化割合は約 17%と小さく，粒子化したデブリはクエンチしていることから，ポロシティによるドライアウ
ト熱流束増加の影響は小さい。
よって，ポロシティを考慮しても水位低下量評価への影響は小さく，冠水
評価に影響はない。

添付 3-243

図１

粒子状ベッド高さとドライアウト熱流束の関係

添付 3-344別添 1
デブリとして考慮するペデスタル内構造物について

デブリ堆積高さの計算においては，表 1 に示すペデスタル内構造物の総体積を保守的に切り上げ，として考慮した。構造物の一例として，ターンテー

ブルの写真を図 1 に示す。
なお，ペデスタル内構造物の総体積の算出に当たっては，以下のとおり一部
保守的な条件としている。
・一部のサポート類やケーブル類等についてはデブリ堆積高さより高いペデ
スタル壁面に設置されており，デブリになる可能性は低いが，デブリ量を多く見積もる観点からデブリとして考慮する構造物に含めている・ケーブル類等については，今後撤去予定の構造物も含めている

表1

デブリとして考慮したペデスタル内構造物
体積 m３

構造物
ターンテーブル
ＣＲＤハウジング（9本） ※ＣＲＤ機構（9本） ※ＣＲＤハウジングサポート
ターンテーブル動力機構
ドレン配管
床・機器ドレンサンプ構造
サポート類
その他（ケーブル類等）
合計※：ＭＡＡＰ解析結果におけるＲＰＶ破損口径の最大値より，デブリとなり得る最大本数として 9 本を設定（図 2）

添付 3-445図1

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

ＣＲＤ
ハウジング
ＲＰＶ破損口径
最大約 77cm

図2

ＣＲＤ配置とＲＰＶ破損口径の関係

添付 3-546

添付 4．コリウムシールド材料の選定について

原子炉の過酷事故において，放射性物質が環境へ放出することを防ぐため，
溶融炉心による格納容器の侵食を抑制する静的デブリ冷却システムの開発に取り組んでいる。溶融炉心を受け止めて保持する役割を担う耐熱材は，高融点でかつ化学的安定性に優れていることが必要であることから，候補材としては，，，ＺｒＯ ２ 等が挙げられる。模擬溶融炉心と上記耐熱材との侵食データを取ることを目的として，侵食試験を実施した。
以下に溶融Ｚｒ及び模擬溶融炉心（ＵＯ ２ −ＺｒＯ ２ −Ｚｒ）による耐熱材侵食試験の概要について示す。この結果より，コリウムシールド材料としてＺｒ
Ｏ ２ を選定した。

1.

溶融Ｚｒによる耐熱材侵食試験

1.1 試験方法
耐熱材には，，ＺｒＯ ２ の多孔質材料を用いた。模擬溶融

炉心の金属成分をるつぼに入れ，るつぼ上部に耐熱材試験片をセットする（図1）。これらを電気炉で加熱し，2,000℃〜2,200℃の所定温度にして金属を溶かす。溶融した金属中に耐熱材試験片を上部から挿入し，5 分間保持する。
その後，試験片を初期位置へ戻してから炉冷する。各種試験片について，冷却後に外観及び試験片の残存状態を確認した。なお，溶融炉心の主な構成材
料として，ＢＷＲで使用されるＵＯ ２ ，Ｚｒ，ＺｒＯ ２ ，Ｆｅ等が想定されるが，試験においては，金属成分は 2 種類の組成（①100mol％Ｚｒ，②50mol％Ｚｒ−50mol％Ｆｅ）とした。

添付 4-1

47

図1

試験体系

1.2 試験結果
図 2 に金属組成が 100mol％Ｚｒにおける試験後の耐熱材試験片の断面写真を示す。いずれの耐熱材においても，金属組成のＺｒ量に応じて侵食量は増加した。また，金属組成によらず侵食量はり，ＺｒＯ ２ ，，＞

＞ＺｒＯ ２ となの順に耐侵食性に優れていることが確認で

きた。

図2

2.

試験後の断面写真

模擬溶融炉心による耐熱材侵食試験

2.1 試験方法
添付 4-248高融点材料にて製作したるつぼ内に円柱状に加工したＺｒＯ ２ 耐熱材と模
擬溶融炉心粒子を所定の重量分装荷した。模擬溶融炉心の組成はＵＯ ２ −ＺｒＯ ２ −Ｚｒ：30mol％−30mol％−40mol％とした。
同るつぼを試験装置の誘導コイル内に設置して，誘導加熱により加熱を行った。試験中の模擬溶融炉心の温度は，放射温度計により計測した。試験時の温度は，放射温度計や熱電対にて計測している模擬溶融炉心の温度が，目標温度範囲（2,000℃〜2,100℃）に入るように温度制御を行った。温度保持
時間は 10 分とした。

図3

試験体系

2.2 試験結果
試験温度の推移を図 4 に示す。試験においては 2,000℃〜2,050℃の範囲で，約 10 分程度温度が保持されている事を確認した。また，試験後のるつぼの断面写真を図 5 に示す。ＺｒＯ ２ 耐熱材の厚さが試験前から変わっていないことから，模擬溶融炉心によるＺｒＯ ２ 耐熱材の有意な侵食が無いことが分かる。
添付 4-3

49

図4

図5

3.

試験温度推移試験後の断面写真

耐熱材への模擬溶融炉心落下試験

3.1 試験方法
耐熱材に溶融炉心が接触した際の短期的な相互作用を確認するため，Ｚｒ
Ｏ ２ 耐熱材の上に模擬溶融炉心を落下させ，耐熱材の侵食深さの測定，耐熱材侵食性状や模擬溶融炉心の固化性状の分析などを実施した。模擬溶融炉心の組成はＵＯ ２ −ＺｒＯ ２ −Ｚｒ：30mol％−30mol％−40mol％とした。Ｚｒ
添付 4-450

Ｏ ２ 耐熱材を内張りしたコンクリートトラップの上部に電気炉を設置し，電気炉により加熱した模擬溶融炉心をＺｒＯ ２ 耐熱材上に落下させ，コンクリ
ートトラップに設置した熱電対によりＺｒＯ ２ 耐熱材の温度を測定した。

電気炉より
模擬溶融炉心が流入

コンクリートトラップ

ＺｒＯ２耐熱材側面（模擬溶融炉心側）の温度測定用熱電対設置位置

図6

試験装置

3.2 試験結果
試験温度推移を図 7 に示す。ＺｒＯ ２ 耐熱材側面（模擬溶融炉心側）の温度を測定する熱電対が模擬溶融炉心落下直後に最高温度約 2,450℃を観測したことから，落下してきた模擬溶融炉心温度は 2,450℃以上であったと推測される。また，試験後のコンクリートトラップ断面写真を図 8 に示す。模擬
溶融炉心接触部から最大で約 1cm が黒色化し，その周辺部が白色化していることが確認されたものの，顕著な耐熱材の侵食及び，耐熱材の割れは確認されなかった。

添付 4-551

ＺｒＯ２耐熱材側面（模擬溶融炉心側）の温度

図7

図8

図9

試験温度推移試験後の断面写真

耐熱材表面の成分分析結果

添付 4-652

一般に，ＺｒＯ ２ には還元雰囲気で高温に暴露されると材料中に酸素欠損が起こり，変色する特性があることが知られている。試験においては，計測された模擬溶融炉心の温度が 2,450℃以上と高温であり，かつ模擬溶融炉心
中には金属Ｚｒが存在することから，模擬溶融炉心中の金属ＺｒによってＺ
ｒＯ ２ 耐熱材の表面で還元反応が起こり，酸素欠損が生じたと推測される。
しかしながら，黒色部についてＸ線分析を行った結果，耐熱材表面の組成に有意な変化が確認されなかったことから，欠損した酸素の量は微量であり，ＺｒＯ ２ 耐熱材の耐熱性能に影響はないと考えられる（図 9）。
なお，事故時においては，ペデスタルに事前注水がなされているため，ペデスタルに落下してきた溶融炉心中に残存する未酸化の金属Ｚｒは，水との反応によって酸化されると想定される。ＭＡＡＰ解析の結果から，ペデスタ
ルに落下してきた溶融炉心は，2,000℃を超える高い温度でコリウムシールドと数十分接触する可能性があるが，上述のとおり，溶融炉心中の金属Ｚｒは酸化されていると考えられることから，事故時に溶融炉心がコリウムシールドと接触したとしても，ＺｒＯ ２ 耐熱材の表面が還元されることによる影響は軽微であると考えられる。

4.

まとめ
上記試験結果から，溶融炉心に対して高い耐性を有しているＺｒＯ ２ 耐熱材を，コリウムシールドに用いる材料として選定した。

※本試験は，中部電力(株)，東北電力(株)，東京電力ホールディングス(株)，北陸電力(株)，中国電力(株)，日本原子力発電(株)，電源開発(株)，(一財)エネルギー総合工学研究所，(株)東芝，日立 GE ニュークリア・エナジー(株)が実施した共同研究の成果の一部である。

添付 4-753

添付 5．ＺｒＯ ２ 耐熱材の侵食開始温度の設定について

ＺｒＯ２耐熱材の侵食量評価においては，耐熱材の侵食開始温度として2,100℃を設定している。その設定の考え方を以下に示す。
ＺｒＯ ２ 単体での融点は約 2,700℃であるが，溶融炉心に含まれるＺｒ等の金属との化学反応により，ＺｒＯ ２ 耐熱材の侵食開始温度は 2,700℃より低下する。
これに対して，化学反応による耐熱材の侵食影響を確認するため，ＺｒＯ ２
試験片の各種溶融金属への浸透試験が実施されており，溶融金属中のＺｒの割合が大きいほど耐熱材の侵食量が大きくなる傾向が確認されている。
図 1※ に，極めて耐熱材の侵食が大きくなる 100mol％Ｚｒの条件で実施された侵食試験後のＺｒＯ２耐熱材試験片の断面写真を示す。試験結果より，
2,150℃以上の条件では数分で耐熱材試験片が大きく侵食されているのに対し，2,100℃では 30 分保持した場合でもほとんど侵食されていない。
なお，本試験は 100mol％Ｚｒという極めて厳しい条件で実施されているが，実機における溶融炉心では，ＵＯ ２ ，ＳＵＳ及び金属−水反応で生成されたＺ
ｒＯ ２ 等が含まれるため，100mol％Ｚｒという条件は考え難く，ＺｒＯ ２ 耐熱材は試験条件より侵食されにくくなると考えられる。
以上より，ＺｒＯ ２ 耐熱材の侵食量評価においては，極めて厳しい試験条件
でも侵食量がわずかであった 2,100℃を侵食開始温度として設定した。

添付 5-154図1

試験後の断面写真※本図は，中部電力(株)，東北電力(株)，東京電力ホールディングス(株)，北陸電力(株)，中国電力(株)，日本原子力発電(株)，電源開発(株)，(一財)エネルギー総合工学研究所，(株)東芝，日立 GE ニュークリア・エナジー(株)が実施した共同研究の成果の一部である。

添付 5-255

添付 6．ペデスタルの侵食抑制及び温度影響抑制対策の成立性について

東海第二発電所では，デブリによるペデスタル構造材への侵食影響及び熱影
響を抑制し，また，デブリの局所的な堆積・侵食及びサプレッションチェンバへの移行を防止するため，ペデスタル内にコリウムシールドを設置するとともに，ドレンサンプの形状を変更しスリット状の排水流路を設けることとしている。図 1 に対策の概要を示す。
コリウムシールドは図 2 のように，ブロック状に形成したジルコニア耐火材
を組み合わせて敷設し，アンカやライナ等により固定することで設置可能である。
ペデスタル内ドレンサンプの排水流路は，通常運転中の原子炉冷却材漏えい検知に必要となるが，排水流路の一部をスリット状とした場合でも，漏えい検知に必要な排水流量（保安規定要求値：床ドレン流量 0.23m ３ ／h 並びに機器ド
レン及び床ドレン流量の合計値 5.93m ３ ／h）以上の流量を有することを確認している。
また，上記対策の実施に当たり，作業員の放射線被ばくの観点からも工事成
立性の見通しを得ている。

添付 6-156

57

添付 7．溶融デブリの排水流路内での凝固停止評価について

東海第二発電所では，ＲＰＶ破損時にペデスタルに落下した溶融デブリが，ペデスタルに設置された格納容器ドレンサンプの排水流路を通じてＳ／Ｃへ移行することを防止するため，排水流路の形状を変更することとしている。
ＲＰＶ破損時には，ペデスタル水張り水により格納容器ドレンサンプの排水
流路は水で満たされていることから，溶融デブリが排水流路に流入する際には，流路内から水や水蒸気の対向流が生じる。また，溶融デブリが格納容器ドレン
サンプの排水口に到達するまでの温度低下及び粘性増加を考慮すると，現実的には溶融デブリの排水流路への流入はごく限定的と考えられる。
しかしながら，溶融デブリの落下時及び落下後の挙動は不確かさがあることから，溶融デブリの排水流路への流入を想定した場合でも溶融デブリが横スリ
ット内で凝固停止しＳ／Ｃ側へ移行しないことを，ＭＡＡＰ既計算結果をもとに評価し，スリット状排水流路の有効性を確認した。

1.

格納容器ドレンサンプ排水流路の形状変更
図 1 に，格納容器ドレンサンプ排水流路の形状変更の概要図を示す。
各ドレンサンプからの排水流路は，ペデスタル床面に堆積する溶融デブリによる熱影響を抑制するコンクリート深さまで通じる縦方向の流路（縦スリット）と，流入した溶融デブリを凝固させる横方向の流路（横スリット）を介し，既設の格納容器ドレンサンプ排水配管へ接続する構成とする。
また，縦スリット及び横スリットは薄い中空平板型（幅さ〔内径〕，厚〔内径〕）の形状とし，周囲を鋼材とすることで，流入した溶融デブ

リの冷却及び凝固停止を促進させる設計とする。

添付 7-158

添付 7-2
図 1

格納容器ドレンサンプ排水流路の形状変更

59

2.

既往の試験結果に基づく評価
配管等の流路内における溶融デブリの流動・凝固挙動に係る試験として，
米国ＥＰＲＩ及びＦＡＩにより実施されたデブリ溶融時のＲＰＶ下部プレナ［１］
ム貫通部の挙動に係る試験がある。
この試験では，ＲＰＶ下部プレナム及びドレン配管（内径 5cm）を模擬した試験体に模擬コリウムとしてＡｌ ２ Ｏ ３を流入させ，その流動挙動を確認している。図 2 に試験装置の概要図を示す。
試験の結果，配管内でのＡｌ ２ Ｏ ３ の流動距離は最大でも 79cm 程度となっており，配管の破断は生じていない。また，配管内での水平方向の流速は最大でも約 0.2m／s と推定されており，流路形状に基づきベルヌーイ則により計算される流速よりも１〜２桁小さい結果となっている。これは，模擬ドレン配管内における水の存在により，模擬コリウムの流動が著しく抑制されたためと推定されている。
表 1 に，ＥＰＲＩ試験条件と東二の排水流路における条件の比較を示す。
ＥＰＲＩ試験では，模擬コリウムとしてＡｌ ２ Ｏ ３ を用いており，その体積当たりの溶融潜熱は約 4.41×10９ J／m ３ と計算される。これに対して，東海第二の溶融デブリの場合，溶融潜熱に加えて液相線温度から固相線温度までの顕熱を考慮しても，体積当たりの凝固までの放出エネルギーは約と計算され，Ａｌ ２ Ｏ ３ と同等であることが分かる。
また，東海第二の溶融デブリの熱伝導率はＡｌ ２ Ｏ ３ に比べて大きいことに加え，格納容器ドレンサンプの排水流路はスリット形状とし周囲に鋼材を配置することから，実機条件の方が溶融デブリの冷却が進みやすいと考えられる。
一方，東海第二の溶融デブリはＡｌ ２ Ｏ ３ に比べて動粘度が小さいことや堆積ヘッドが大きくなっていることから，ＥＰＲＩ試験条件に対して流路内での流入速度が速くなることが考えられる。しかし，流速が大きくなると，溶添付 7-360

融デブリと鋼材間の対流熱伝達率が大きくなり溶融デブリの冷却率が大きくなることから，流動距離は流速の増加に対して単純に線形には増加しない。
以上より，ＥＰＲＩ試験条件と実機条件の差を勘案しても，総合的な流動距離への影響は同程度であることから，東海第二のスリット条件でもＥＰＲ
Ｉ試験結果の流動距離（約 79cm）を大きく上回ることは考えにくく，溶融デ
ブリは横スリット（約）の範囲内で凝固するものと考えられる。

添付 7-461

溶融アルミナ

最大流動距離：約 79cm

図2

ＥＰＲＩ／ＦＡＩによる試験装置

添付 7-562

表 1

ＥＰＲＩ試験条件と東海第二実機条件の比較

ＥＰＲＩ

項目

試験条件

溶融物

［１］

Ａｌ２Ｏ３

融点（℃）

東海第二
溶融デブリ

20 47
３

流動距離への影響の比較

実機条件

凝固までに必要な除熱量は同程度。

溶融物条件

密 度 （ kg／ m ）38 00（ Ａ ｌ ２ Ｏ ３ は 溶 融 潜 熱 の み ，溶 融 デ

比 熱 （ J／ kg K ）13 00

ブリは液相線温度から固相線温度ま

溶 融 潜 熱 （ MJ／ kg）

1. 16

での顕熱と溶融潜熱を考慮）

体積当たりの凝固までの 放 出 熱 量 （ MJ ／ m ３ ）添付 7-6

熱 伝 導 率 （ W／ mK）
粘 性 係 数 （ Pa・ s）
２

動 粘 性 係 数 （ m ／ s）
全量堆積時の水平流路

流路条件

ま で の ヘ ッ ド （ m）

44 1 07. 5

溶融デブリの方が冷却が進みやすい。

0 .0 03
7. 89 × 10

0. 0 04

※２

−７

なる傾向。
（ ヘ ッ ド は 1／ 2 乗 で 流 速 に 寄 与 ）

0. 3

流路構造

配管

流路内径

5c m

東二条件の方が溶融物の流速が速く

スリット状(鋼 材 被 覆 )スリット形状では流路壁面との接触面積が大きく，冷却が進みやすい。

※１：ＭＡＡＰ解析（ＴＱＵＶシーケンス）におけるＲＰＶ破損時の値（ ペ デ ス タ ル 事 前 水 張 り 水 位 を 2 . 2m と し た 場 合 の 値 ）※２：ＭＡＴＰＲＯにおけるＵＯ２の値［２］

63

3.

溶融金属の凝固モデルによる評価

3.1

溶融金属の流路内での凝固挙動
図 3 に，流路内における溶融金属の凝固挙動の概念図を示す。
純金属や共晶温度の合金では，図 3(a)のように流路の入口付近から固化ク

ラストが成長し流路が閉塞することで，流動が停止する。
一方，液相線温度と固相線温度に差がある合金では，図 3(b)のように溶融物の先端から温度低下とともに固相率が増加し，流動限界固相率を超えたときに流動を停止する。これは，図 4 に示すように，固相率の増加とともに粘性が増加するためである。
溶融デブリについては，液相線温度に対して固相線温度が（ＭＡＡＰ計算結果）と差があることから，合金の凝固挙動を示すものと考
えられる。

液相

入口付近から凝固が開始

固相率が徐々に増加

流路が閉塞し，流動停止

流動限界固相率に到達し，流動停止(a) 純金属

図3(b) 合金流路内での溶融金属の凝固挙動の概念図

添付 7-7

64

図4

3.2

溶融合金における固相率と見かけの粘性の関係 ［３］評価方法
溶融合金の流路内での流動距離を評価するモデルとして，Fleming のモデ

ル ［４］ があり，このモデルを用いて溶融デブリの横スリット内での流動距離の評価を行った。その内容を以下に示す。
なお，本凝固評価モデルは流路内に水が存在しないドライ状態を前提としていることから，実機条件に対して十分保守的な評価となると考えられる。
（１）Flemings モデルの評価式
Flemings モデルは(1)式のように表され，流路を流れる溶融物が保有するエネルギーと周囲の構造材への除熱速度をもとに，溶融物が凝固するまでに必要なエネルギーが除去されるまでの流動距離を評価するモデルとなっている。
L f eeze

Ar v f c H f
hS Td

Cp T
Tw

1

B
2

(1)

ここで，
添付 7-8

65

h

B

aw X

(2)

kw v

であり，各パラメータの内容は以下のとおりである。

L f eeze ：流動距離（m）， A ：流路断面積（m２ ）， r ：溶融デブリ密度（kg／m３）， v ：溶融デブリ流速（m／s）， f c ：流動限界固相率（-）， H f ：溶融デブリ溶融潜熱（J／kg）， C p ：溶融デブリ比熱（J／kgK）， T ：初期温度と凝固温度の差（K）， h ：熱伝達率（W／m ２ K）， S ：流路周長（m）， Td ：溶融
デブリ温度（K），Tw：構造材温度（K），aw：構造材熱拡散率（m ２ ／s）， X ：チョーキングレンジ ※ （m）， k w ：構造材熱伝導率（W／mK）※：溶融物先端でどの程度の長さが流動限界固相率を超えると流動が停止するかを定義する定数（２）熱伝達係数の計算
溶融デブリとスリット構造材間の熱伝達係数 h は，溶融デブリの熱伝導率k ，水力等価直径 d e 及び Sleicher Rouse の式 ［５］ より求まるヌセルト数 Nuを用いて，下式により算出する。
h

k
Nu
de

(3)

Sleicher-Rouse の式
Nu m

5 0.015 Re f Prw
10 4

Re 10 6 ，
0.1 Pr 10 4

0.88
b

b

(4)

0.24
4 Prw

1
0.5 exp
3

0.6 Prw

添字はそれぞれ，m：混合平均温度，f：膜温度，w 壁温における物性値を表す。ただし本評価では，物性値は温度によらず一定と仮定している。

添付 7-966

（３）溶融デブリの温度低下の考慮(1)式をそのまま用いると，溶融デブリの温度低下が考慮されず流動距離が短く評価されることが考えられる。
今回の評価では，Flemings の評価式をもとに，流動に伴う溶融デブリの温度低下を考慮した上で，溶融デブリ先端が流動停止する固相率に至るまでの除熱時間を算出し，溶融デブリの流速との積により流動距離を計算した。評価の概要を図 5 に示す。

添付 7-1067図5

溶融デブリ流動距離の評価イメージ図（４）構造材温度の設定
p

構造材温度 Tw については，溶融デブリとの接触による温度上昇を以下のように考慮することで，溶融デブリからの除熱量を保守的に評価するよう設定した。
流動している溶融デブリの先端と各位置の構造材壁面との接触はごく短期間であるため，接触した瞬間の接触面温度は溶融デブリと構造材壁面を半無限固体と見なすことで以下により得られる。
Twp

C p k d Tdp

C p kdw
w

C w k w Tw 0

Cw k w(10)

ここで，各パラメータの内容は以下のとおりである。

k d ：溶融デブリ熱伝導率（W／mK）， r w ：構造材密度（kg／m ３ ）， C w ：構
造材比熱（J／kgK）， Tw 0 ：構造材初期温度（K）

3.3

評価条件
横スリット内での溶融デブリ凝固評価に用いた条件を表 2 に示す。
溶融デブリの物性については，ＭＡＡＰ計算結果におけるＲＰＶ破損時の添付 7-1168溶融デブリ物性値を用いる。なお，流動距離が長くなるよう溶融デブリの保有エネルギーを大きく設定する観点から，ＴＱＵＶシーケンスの値を設定する。
溶融デブリの流速については，溶融デブリ全量及びペデスタル内構造物等の堆積高さ約と，横スリット下端までの高低差約

の合計

をヘ

ッドとし，縦スリットでの圧損を考慮した場合，溶融デブリの流速は約となる。これに対し，スリット内の冷却水の存在による溶融デブリの流速の低下として，ＥＰＲＩ試験の知見（１〜２桁）及び実機溶融デブリとＥ
ＰＲＩ試験の溶融アルミナの動粘度の差（約 1.6 倍）を考慮し，保守的に 1／2 を考慮したを設定する。

流動限界固相率及びチョーキングレンジについては，既往の溶融デブリ拡がり試験においては固相率が 0.4〜0.6 程度で粘性が急激に増加するといった知見 ［６］ があるが，チョーキングレンジには明確な知見がないことから，
溶融デブリ先端が完全に凝固するまで流動が続くものと仮定し，流動限界固相率を 1.0，チョーキングレンジを 0m と設定する。

添付 7-12

69

表 2
項目
横スリット流路

流 路 高 さ （ c m）

形状

流 路 幅 （ cm）

評価条件

条件

備考
設計値

液相線温度（℃）

ＭＡＡＰ計算結果※

固相線温度（℃）（ＲＰＶ破損時の値）

密 度 （ k g／ m ３ ）溶融デブリ物性

添付 7-13

構造材物性

初期温度条件熱 伝 導 率 （ W／ mK）

流動距離が長くなるよう溶融デブリの保有エネルギー

比 熱 （ J ／ kg K）

を大きく設定する観点から，ＴＱＵＶシーケンスの値

溶 融 潜 熱 （ k J／ k g ）を使用

粘 性 係 数 （ P a・ s ）0. 00 4密 度 （ k g／ m ３ ）78 9 0

熱 伝 導 率 （ W／ mK）

1 6 .5

比 熱 （ J ／ kg K）

5 11

溶融デブリ流動条件

伝熱工学資料（ 3 00 K に お け る Ｓ Ｕ Ｓ 30 4 の 値 ）ＲＰＶ破損時の溶融デブリ平均温度（

溶融デブリ初期温度（℃）
構造材初期温度（℃）

ＭＡＴＰＲＯにおける溶融ＵＯ２の値［２］：ＭＡＡ

Ｐ計算結果）に対し，保守的に液相線温度を設定
1 67

保守的に限界圧力での飽和水温度を設定
溶融デブリ等の堆積量，スリット形状，スリット内冷

溶 融 デ ブ リ 流 速 （ m／ s ）却水の存在を考慮し，保守的に設定

流 動 限 界 固 相 率 （ -）1 .0

溶融デブリ先端が完全に凝固するまで流動が続くと仮チ ョ ー キ ン グ レ ン ジ （ m）

0

定し設定

※ ： ペ デ ス タ ル 事 前 水 張 り 水 位 を 2. 2m と し た 場 合 の 値

70

3.4

評価結果
3.3 に示した条件に基づく評価の結果，溶融デブリの流動距離は約 1.7m となり，横スリットの長さ（約凝固に要する時間は）の範囲内で凝固することを確認した。また，程度であり，この間の溶融デブリの崩壊熱による影響は無視し得る。
なお，表 2 の評価条件において，溶融デブリのレイノルズ数及びプラント
ル数はそれぞれ Re≒

及び Pr≒

であり，(4)式の Sleicher Rouseの式の適用範囲内である。

3.5

評価における保守性について
本評価は，以下のような点で保守性を有すると考えられる。
・本評価は流路内がドライな状態を前提としているが，実際にはスリット
内は水で満たされた状態であり，溶融デブリから水への除熱等により流動距離はより短くなると考えられる。
・流動距離の計算において，溶融デブリの流速は流動停止まで一定としており，横スリット内での速度低下を考慮していない。
・横スリットへ流入する溶融デブリの初期温度は，ＲＰＶ破損時の溶融デ
ブリ平均温度（）に対し保守的に液相線温度（）を設定しているが，溶融デブリがペデスタル床面を拡がる間や縦スリットを通過する間の除熱を考慮すると，実際にはより温度は低下し，またそれに伴い溶融デブリの粘性は増加すると考えられる。
・流動限界固相率は 1.0 を設定しているが，既往の溶融デブリ拡がり試験においては，固相率が 0.4〜0.6 程度で粘性が急激に増加するといった知見 ［６］ がある。

添付 7-1471

3.6

評価条件の不確かさによる影響について
表 2 の評価条件において，溶融デブリの物性値条件についてはＭＡＡＰ計

算結果における溶融デブリの組成平均値を用いている。
これに対して，スリットに流入する溶融デブリの物性値は不確かさを有すると考えられることから，評価条件の不確かさとして，ＭＡＡＰ計算結果のうち溶融デブリ内の金属相及び酸化物相の範囲を考慮して，各物性値について流動距離が長くなる値をそれぞれ選択し，評価結果への影響を確認する。
不確かさを考慮した流動距離評価条件を表 3 に示す。なお，構造材物性値
は不確かさが小さいと考えられること，構造材初期温度及び溶融デブリ流動
条件は十分な保守性を見込み設定していることから，表 2 と同様の条件を使用した。
この場合でも，評価の結果溶融デブリの流動距離は約
ットの長さ（約となり，横スリ）の範囲内で凝固することを確認した。

添付 7-15

72

表 3
項目

不確かさを考慮した評価条件

ベースケース

感度ケース（太字の数値を使用）
金属相

備考

酸化物相

液相線温度（℃）

ＭＡＡＰ計算結果※

固相線温度（℃）（ＲＰＶ破損時の値）

３

密 度 （ kg ／ m ）溶融デブ

熱 伝 導 率 （ W ／ mK ）

溶融潜熱については各相の値がＭＡ

リ物性

比 熱 （ J／ kg K ）Ａ Ｐ か ら 出 力 さ れ な い た め ，溶 融 デ ブ

溶 融 潜 熱 （ kJ／ kg）

リの組成割合等に基づき算出

添付 7-16

粘 性 係 数 （ Pa・ s）

0.0 040.003

ＭＡＴＰＲＯ記載の実験データの最小値として設定（図 6 参照）

初期温度

溶融デブリ

ベ ー ス ケ ー ス と 同 様 に ，保 守 的 に 液 相条件

初期温度（℃）

線温度を設定※ ： ペ デ ス タ ル 事 前 水 張 り 水 位 を 2.2 m と し た 場 合 の 値73粘性係数(×10 −３ Pa･s)

0.003 Pa･s

温度 (K)

図6

4.

溶融ＵＯ ２ の粘性係数実験値 ［２］

参考文献[1] EPRI, Experiments to Address Lower Plenum Response Under Severe
Accident Conditions, Volume1, EPRI report TR-103389, 1994
[2] L.J.Siefken et al., SCDAP/RELAP5/MOD3.3 Code Manual; MATPROA

Library of Materials Properties for Light-Water-Reactor Accident
Analysis, NUREG/CR-6150, Vol.4 Rev.2, 2001
[3] 渋谷 他，固相・液相共存下における鉄および非鉄合金のみかけの粘性の測定結果，鉄と鋼，第 66 年，第 10 号，1980[4] M.C.Fleming et al., An Experimental and Quantitative Evaluationof the Fluidity of Aluminium Alloys, AFC Transactions, vol.69,

1961[5] 日本機械学会，伝熱工学資料 第４版，1986[6] M.T. Farmer, Melt Spreading Code Assessment, Modifications, andApplications to the EPR Core Catcher Design, ANL-09/10, 2009

添付 7-1774

別添
Flemings モデルの適用性について

Fleming らは，図 1 のような試験装置を用いて溶融合金（Ａｌ95.5％−Ｃｕ
4.5％）を耐熱ガラス管内に吸引した試験により溶融物の流動距離等の挙動を確認し，その結果をもとに Flemings モデルを用いて流動限界固相率を推定しており，最大 0.35 程度という結果を得ている ［１］。
一方，渋谷らは，図 2 のような試験装置によりＡｌ95.5％−Ｃｕ4.5％合金の流動性を確認し，固相率が 0.5 付近から粘性が急激に増加する結果となっており［２］，両者を比較するとＡｌ−Ｃｕ合金が流動性を失う固相率の評価結果は0.15 程度の差異がある。
しかし，今回の溶融デブリの流動距離評価においては，溶融デブリ先端が完全に凝固するまで流動が続くものと保守的に仮定し，流動限界固相率を 1.0 と設定していることから，上記の要因により流動距離が過小評価されることはな
いと考えられる。

溶融物の凝固までの流動距離に対して支配的な要素は，溶融物からの必要除熱量，除熱速度及び溶融物の流動速度であり，Flemings モデルでは，流路断面
積 A 及び流路周長 S により必要除熱量や除熱速度が表現されている。したがって，これらのパラメータを適切に変更することにより，スリット状の流路形状についても評価に反映可能である。
また，流路の材質（表面粗さ）についてはモデル上考慮されていないが，一般にステンレス鋼（東海第二の排水スリット条件）はガラス材（Fleming らの試験条件）より表面粗さが大きく，内部流体の乱れが促進され熱伝達率が大きくなるため，Fleming らの試験条件よりも溶融物の流動距離は短くなる傾向と
添付 7-1875

考えられる。
以上より，Fleming らの試験条件と東海第二実機条件の差を考慮しても，
Flemings モデルは適用可能と考えられる。

参考文献[1] M.C.Fleming et al., An Experimental and Quantitative Evaluationof the Fluidity of Aluminium Alloys, AFC Transactions, vol.69,

1961[2] 渋谷 他，固相・液相共存下における鉄および非鉄合金のみかけの粘性の測定結果，鉄と鋼，第 66 年，第 10 号，1980

図1

Fleming らによるＡｌ−Ｃｕ合金の流動性確認
試験置及び試験結果

添付 7-1976

図2

渋谷らによるＡｌ−Ｃｕ合金の流動性確認
試験装置及び試験結果

添付 7-2077

（参考）その他の凝固モデルによる評価

純金属の流路内での凝固挙動を対象とした流動距離評価モデルとして，ＵＳ−ＡＢＷＲ ＤＣＤモデル ［１］ や，Epstein のモデル ［２］［３］ がある。
溶融デブリは液相線温度と固相線温度に差があり，合金の凝固挙動を示すものと考えられるが，これらの純金属モデルを用いた場合にも，流動距離の評価
結果は表 1 のとおりであり，横スリットの長さ（約）の範囲内で凝固することを確認した。
なお，ＵＳ−ＡＢＷＲ ＤＣＤモデルでは，評価条件として溶融デブリの流速ではなくＲＰＶからの落下率がパラメータとなっており，ＭＡＡＰ計算結果の最大値を包絡する値として 15000kg／s を使用している。その他の評価条件としては，Flemings モデルによる評価と同様の条件を用いている。

表1
評価モデル
ＵＳ−ＡＢＷＲ
ＤＣＤモデルEpstein モデル

純金属モデルによる評価結果

評価結果

備考

（流動距離）

溶融デブリ流速の代わりにＲＰＶからの溶融デブ
リ落下率 15000kg／s を使用。その他は Flemings
モデルによる評価条件と同様。
Flemings モデルによる評価と同様の評価条件を使用。

○ＵＳ−ＡＢＷＲ ＤＣＤモデルの概要 ［１］ＵＳ−ＡＢＷＲ ＤＣＤモデルは，ＲＰＶ下部のドライウェルサンプ周囲に設置されるコリウムシールドにおいて，ドレン水が通るためのスリット流路を対象とした溶融デブリの凝固評価モデルである。
本モデルは純金属の凝固挙動を想定し，流路の入口付近において周辺の構造
材への熱伝導によりクラストが成長し流路が閉塞するものとしている。
添付 7-2178

ＤＣＤモデルの評価式を以下に示す。

L freezev t freeze t freeze

(1)

ここで，
H 0 cm hlh

t freeze

2
3

v

cp T

4 k w Ts

0

t

b

0 0

aw

2

(2)

Ti

t

0

(3)

4b0
1
t
3 0

0

2 gmvescm Ald，2k w Ts

b0
cm

hlh

Ti

cp T

(4)

aw

であり，各パラメータは以下のとおりである。

L freeze ：流動距離（m）， v t ：溶融デブリの流路内平均流速（m／s）， t freeze ：
凝固完了時間（s）， H 0 ：スリット高さ（m），
３cm：溶融デブリ密度（kg／m）， hlh ：溶融デブリ溶融潜熱（J／kg）， C p ：溶融デブリ比熱（J／kgK），， a w ：構造材熱拡散率（m ２ ／s）， k w ：構造材
T ：溶融デブリ過熱度（K）

熱伝導率（W／mK）， Ts ：接触面温度（K）， Ti ：構造材初期温度（K）， g ：重力加速度（m／s ２ ）， mves ：ＲＰＶからの溶融デブリ落下率（kg／s）， Ald ：下部ドライウェル床面積（m ２ ）ＤＣＤ ［１］ においては，過去に実施された関連試験に係る文献を参照し，それらの試験結果よりＤＣＤモデルによる評価の適用性を確認している。

○Epstein モデルの概要 ［２］［３］
Epstein モデルは，ＭＡＡＰコードのＲＰＶ下部プレナム貫通部閉塞計算に使用されているモデルであり，ＤＣＤモデルと同様に流路の入口付近からの閉塞が想定されている。
添付 7-2279

Epstein モデルの評価式を以下に示す。溶融デブリの総流動距離は(1)式と(2)式の和で求められる。
・溶融デブリが過熱度を有する領域での流動距離
X*

T0 TmpDln
2f
T* Tmp(5)

・溶融デブリの過熱度がない領域での流動距離

Xs

0.155 Re 8 11 D

Pr
B

7 11

(6)

ここで，
B

1

2C p Tmp

Tw

12

1

(7)

であり，各パラメータは以下のとおりである。

X * ，X s ：流動距離（m），Re ：レイノルズ数（-），Pr ：プラントル数（-），， ：溶融デブリ溶融潜熱（J／kg）， C p ：溶融デブ
D ：水力等価直径（m）
リ比熱（J／kgK），T0：溶融デブリ初期温度（K），Tmp ：溶融デブリ融点（K），

Tw ：構造材初期温度（K）， T * ：溶融デブリ凝固開始温度（推定値）（K），
f ：摩擦係数（-）

なお， T* Tmp はＥＰＲＩレポート ［２］ を基に 10K とする。
ＥＰＲＩは，図 1 に示すＲＰＶ下部プレナムの核計装管を模擬した試験体に溶融アルミナを流入させる試験を行い，Epstein モデルによる流動距離評価結果との比較を実施している。
その結果，試験結果に対して Epstein モデルによる流動距離は同等又は大きめの評価結果となっている。

添付 7-2380図1

ＥＰＲＩ試験装置及び試験結果

参考文献[1] GE-Hitachi Nuclear Energy Americas LLC, ABWR Design Control
Document, United States Nuclear Regulatory Commission, 2010[2] M.Epstein et al., Freezing-Controlled Penetration of a Saturated
Liquid Into a Cold Tube, Journal of Heat Transfer, Vol.99, 1977
[3] EPRI, Experiments to Address Lower Plenum Response Under Severe
Accident Conditions, Volume1, EPRI report TR-103389, 1994

添付 7-2481

添付 8．水位管理方法について

以下の設備対策により，デブリ落下時のペデスタル水位を 1m に維持する。

①

通常運転時

・床ドレンのサンプ機能としてペデスタル内に 1m の水深を形成し，1m に立ち上げた排水配管から余剰水をサンプ設備へ排水②

事故発生からＲＰＶ破損まで

・ドライウェルからペデスタル内への流入水（格納容器スプレイ水等）は弁閉止によって制限・弁閉止前等のペデスタル内への流入水は，ＲＰＶ破損までに排水配管からサプレッション・プールへ排水・水位低下時にはペデスタル注水配管から注水し，水位を 1m に維持

図

ペデスタル水位制限対策案
添付 8-182

参考資料
ＳＥ時のコリウムシールドへの影響

1.

はじめに
ＭＣＣＩによる侵食影響を緩和するための耐熱材としてペデスタル内に敷設するジルコニア製コリウムシールドについて，ＳＥが発生した場合の影響を評価する。

2.

コリウムシールドの設置構造
コリウムシールドの設置構造を図 1 に示す。コリウムシールドは複数分割した部材を敷き詰める構造とし，固定用のボルトやアンカを部分的に使用することで，ＳＥ時の衝撃による周方向の荷重を分散し，ＳＥによる破損を防止する設計とする。

(a)側面図(b)正面図図1

コリウムシールド設置構造

参考-1

83

3.

コリウムシールド部材（ジルコニア）の強度
ＳＥによってペデスタルの床面及び壁面にかかる圧力荷重は図 2 のとおり。
ジルコニアの圧縮強度は試験によって以上が確認されていることから，

コリウムシールドの健全性は維持可能である。

(a)床面荷重最大位置
図24.

(b)壁面荷重最大位置

床面及び壁面にかかる圧力荷重の推移

まとめ
ＳＥの発生を想定した場合においても，コリウムシールドの健全性を維持可能である。

参考-2

84

別紙
ジルコニアの圧縮強度について

ＳＥ発生時のジルコニア（ＺｒＯ ２ ）の圧縮強度は，試験測定結果に基づき設定している。測定方法と結果を以下に示す。

1.

試験条件
(1) 供試材
耐熱材：ＺｒＯ ２ 耐火材
形

状：円柱状（φ25×30mm）(2) 試験条件（表 1，図１）
表 1 試験条件
試験温度

室温，1,000℃，1,500℃，1,800℃，2,000℃

試験雰囲気

室温：大気中，それ以外：アルゴン

試験速度

クロスヘッド速度

0.5mm/min

昇温速度

20℃/min

温度保持時間試験温度到達後 10min 保持

試験片本数4 本/条件

図 1 試験装置
参考-385

(3) 圧縮強度の算出
圧縮強度σ c は下式によって算出した。
σ c＝P/S
P：圧縮試験時の最大荷重 [N]S：試験片の断面積 [mm2]2.

試験結果及び圧縮強度の設定
試験結果のうち，室温（20℃）及び 1,000℃における結果を表 2 に示す。
ＳＥ発生時点におけるＺｒＯ ２ 耐熱材温度は水プールの水温程度と考えられ，室温から 1,000℃の範囲において圧縮強度は以上が確認されていることから，ＳＥ発生時点で考慮する圧縮強度として

表2を設定する。

圧縮強度試験結果（室温及び 1,000℃）
圧縮強度（MPa）

温度（℃）
最小

最大

平均

20
1,000

※本試験は，中部電力(株)，東北電力(株)，東京電力ホールディングス(株)，北陸電力(株)，中国電力(株)，日本原子力発電(株)，電源開発(株)，(一財)エネルギー総合工学研究所，(株)東芝，日立 GE ニュークリア・エナジー(株)が実施した共同研究の成果の一部である。

参考-486