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JAEA-Review 2007-028＜別添資料＞

図 6 水プール中における円筒周辺

図 7 ナトリウムプール中における円(出典 2)のボイド率

筒周辺のボイド率

32.5Nuθ21.5
Q=550W1

Re=00.5

Re=8.83×102

Re=3.58×10

3

Re=7.27×10

30030

60

90120

150

180

θ(degrees)θ(degrees)

図 8 ナトリウムプール中における局所ヌッセルト数
出典１：H. Niikura et al., “Heat Transfer Characteristics around A Single Heated Rod Immersedin Sodium Pool with Gas Jet Injection”, Proc. 13th International Conference on Nuclear
Engineering, Thermal Hydraulics (50653), Beijing, Chaina, May 16-20, 2005.
出典２：T. Tamura et al., “Entrainment of Water around a Single Rod Immersed in Water Poolwith Gas Jet Impingement ( Ⅱ )”, Proc. 15th International Conference on Nuclear
Engineering, Thermal Hydraulics (10682), Nagoya, Japan, April 22-26, 2007.

−58−JAEA-Review 2007-028

図 1. メックスフロン(左から φ10mm，φ10mm+φ3mm ワイヤ，φ14mm)

図 2. サンプル画像(左からケース①②③)
1 (m/s)1 (m/s)図 3. 平均速度分布(左からケース②Re 数 25000，ケース③Re 数 25000)

図 4. サンプル画像(ケース④左から設置角度 15, 45, 60 度)
1 (m/s)1 (m/s)1 (m/s)

図 5. 平均速度分布(ケース④左から 15, 45, 60 度, Re 数 25000)−88−JAEA-Review 2007-028

Table.1 Parameters value for sensitivity analysis*
ParameterH [m]
L2 [m]
Dout [m]Vin [m/s]

Cold leg pipe
(C/L)

UIS

2.10

2.0

2.45
2.50
0.75
3.0

Reference
Case
2.80
3.00
1.25
3.3

3.15
3.50
1.75
4.0

3.50

L2=3500

Dout=1250

LALB

Cover gasFreesurface
Hot leg pipe
(H/L)

H=2800Upperplenum

Computationalregion

ReactorcoreJ

Rin=3250
L1=5000
I

Lower plenum

Fig.1 Computational region

Fig,2 Computationalgeometry(Cross section of reactor vessel)*arrangement*

Dissolution fraction f dis [-]1.0

Vin=2.0
Vin=4.0
H=245
H=350
L2=350
Dout=175

0.8

0.6

and mesh

Vin=3.0
H=210
H=315
L2=250
Dout=75
Base Case

0.4

0.2

0.0
1.0E-06

1.0E-05

1.0E-04

1.0E-03

Bubble radius [m]Fig.3 Dissolution fraction in parametric study*
study*

Fig.4 Outflow fraction in parametric* : Tatsumi. E., Takata. T. and Yamaguchi. A, “Modeling and Quantification of Nucleation, Dissolution andTransportation of Bubbles in Primary Coolant System of Sodium Fast Reactor”, Proceedings ofICONE15, ICONE15-10545, 15th International Conference on Nuclear Engineering, Nagoya, Japan,
April 22-26, 2007.

−93−

JAEA-Review 2007-028

Vin=2.0
Vin=4.0
H=245
H=350
Dout=175
Fitted curve

Dissolution fraction f dis [-]

1.0

0.8

Vin=3.0
H=210
H=315
Dout=75
Base Case

0.6

0.4

0.2

0.0
1.0E-06

1.0E-05

1.0E-04

Fr Fr'1.0E-03

1.5

Eo-0.5

1.0E-02

1.0E-01

[-]

1.2

0.8

Vin=2.0
Vin=4.0
H=245
H=350
L2=350
Dout=175
Fitted curve

f out(H/Dout)

0.2

[-]

1.0

0.6
0.4
0.2
0.0
1.0E-06

1.0E-05

1.0E-04

Fr Fr'

Vin=3.0
H=210
H=315
L2=250
Dout=75
Base Case

1.0E-031.5

Eo-0.5

1.0E-02

1.0E-01[-]

Fig.5 Non-dimensional correlation forcorrelation for
dissolution
outflow fraction*

fraction*

Present (U/P inlet)

5.0E+07

Present (U/P outlet)

3Bubble number density [1/m ]Fig.6 Non-dimensional

4.0E+07

VIBUL (U/P inlet)
VIBUL (U/P outlet)

3.0E+072.0E+07
1.0E+07
0.0E+00
0.0E+00 2.0E-05 4.0E-05 6.0E-05 8.0E-05 1.0E-04

Bubble radius [m]Fig.7 Number density of gas bubbles withpresent model (non-dimensional)
and VIBUL model (one point)*−94−This is a blank page.

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JAEA-Review 2007-028

800
R152
A234
A235

A235
R152

Overpressure (kPa)

A234
600

400

200

00.00.20.40.6Time (s)図 1 起爆 0.1773 秒後の火炎伝播挙動

図 2 各部屋の圧力履歴（A235 は事故時に大きく破壊された壁面有）(2) 構造物破壊の妥当性に関する検討
個別要素法（DEM 法）を用いた、爆風による構造物（コンクリート・金属）の破壊状況の再現解析：
流体と構造固体との連成問題の取扱としては、様々な方法が考えられる。本解析では爆発や飛散といった固体の大変形の扱いに適している粒子法を用いた。その中でも、特に固体破片の形成のような不連続的挙動を再現するのに適した DEM 法に着目した。弾塑性理論による構成則を導入し、一次元および二次元解析手法を開発した。また、固体媒体内の衝撃波伝播挙動を解析することによって連続体解析の再現性に関して検討を行った。
用いた DEM の手法は、以下の通りである。支配方程式は並進運動方程式のみを用いる。また、降伏モデルには von Mises の式を適用する。要素間に作用させる擬似粘性には Wilkins が提案した式を用いる。なお、疑似粘性項は衝撃波面における不連続面にのみ適用される。以下に結論を示す。
- Wilkins の疑似粘性により、応力振動を抑制できた。
- 一次元弾塑性解析により、先行弾性波と塑性波による二波構造が再現された。
- Taylor anvil test を模擬した二次元弾塑性解析を行い、鉄材の変形機構を再現した。(図 3)(a) 0.5 s(a) 5.0 s

図３ Taylor anvil test を模擬した二次元弾塑性解析による運動エネルギー分布(3) 開発された２つの解析コードによる連成解析
解析対象としては、アスファルト固化処理施設における爆発時に観察された、コンクリート壁面崩落現象：
ガス爆発解析により得られた、アスファルト固化処理施設内部の圧力履歴を DEM 解析の時間依存する境界条件として与えることで、連成解析を行った。解析結果からは、壁面の被害は僅かであることが示された。よって、当該事故における壁面崩落現象は、ガス爆発の二次的被害である飛散物の衝突によることが示唆された。

−106−This is a blank page.

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JAEA-Review 2007-028【研究成果（当該年度）】
１．センサー開発
平成 18 年度は、反応性（測定時間）の向上を目指した実用タイプのセンサー（TS4）を製作した。センサーの概観と構造概要をそれぞれ写真-1、図-1 に示す。
具体的には平成 17 年度型のセンサー（TS3）をベースに、メンブレンの有効断面を拡げてガス透過量を増加させることとした。外見上はプロトタイプに似ているが、その構造的な特徴や性能は大きく異なる。また、耐圧試験を実施して 10MPa までの耐圧性能を確認した。

比濃度

比濃度

比濃度

２．室内性能試験（１）基本性能の比較
いくつかの濃度で実施した TS3 および TS4 センサ
写真-1 溶存メタンセンサー概観
ーに対する試験結果として比濃度と測定時間の関係をそれぞれ図-2、図-3 に示す。図中の凡例は平衡状態に至った時のセンサー計測濃度を表示しており、比濃度は計測濃度を平衡状態に至った時の計測濃度で正規化して求めている。試験は、制御回路基板Ｏリング
Ｏリング
耐圧コネクター
シールリング
あらかじめ溶解槽において所定の圧力条件で飽和状態までメタンガスを溶解させた水を、ポンプ供給水流量90ml/min の条件で循環させて行っている。
測定開始時点の溶存メタンセンサー検知部のセンサーヘッド内圧力は温度センサー
水中コネクター
ガス検出器
支持体
メンブレン
大気圧状態にある。測定開始から徐々（TCD）（焼結金属） （シリコン分離膜）にセンサー内部にガスが透過されて
図-1 センサー構造の概略図（TS4 センサー）
センサー内のガス分圧が高まり、センサーで計測される溶存メタン濃度は上昇
1.2していくことになる。測定原理から、分 1.0
離膜を境にしてセンサーの内と外の溶存 0.80.6
メタン濃度が等しくなった時点で平衡状 0.45.8mmol/l
11mmol/l34mmol/l
67mmol/l
態となりそれ以降は定常な挙動を示すこ 0.20.0とを試験結果は示している。
05101520253035404550
経過時間 [hr]比濃度に対する比較から、いずれのセンサーについても試験に供した溶液中の図-2 比濃度と時間の関係（TS3 センサー）
溶存メタン濃度に係わらず、比濃度と測 1.2定時間の間には一義的な関係が存在して 1.00.8おり、センサーで計測される濃度変化が 0.60.425mmol/l
ガス濃度またはガス分圧に比例している 0.213mmol/lことを表している。このような現象は分 0.0 02468101214161820
経過時間 [hr]離膜の気体透過性と密接に関係しており、高分子膜の気体の透過が濃度勾配を図-3 比濃度と時間の関係（TS4 センサー）駆動力として行われ、その移動速度は物1.2質の拡散に関するフィックの法則に従い 1.0濃度勾配と比例関係にあるとして説明さ 0.80.6
TS3 90ml/min
れることから理解することができる。こ 0.4
TS3 1/4倍
TS4 90ml/minのことは、実際に行うガス測定の調査の 0.20.0
効率化という意味において重要な知見を
05101520253035404550
経過時間 [hr]与えている。溶存メタンセンサーの応答には後述する水流依存性があるのでメン
図-4 センサー測定時間の比較
ブレンに供給する水流の条件を同一とす−156−

JAEA-Review 2007-028

比濃度る必要があるが、一度平衡状態まで測定されたデータがあれば比濃度に対して計測データのフィッティングを行うことにより、平衡に至る測定途中段階で濃度推定を行うことが可能であり、調査の効率化を図ることができる。
1.2
図 -4 に比 濃 度と 時 間関係 に お いて0ml/min
10ml/min1.045ml/min
90ml/min
0.8
TS3 センサーと TS4 センサーの測定時0.6間の比較を行った。ここで示した試験結0.40.2
果は使用した試験装置ポンプ水量0.090ml/min の条件での測定時間になる。
05101520253035404550経過時間 [hr]平衡状態に達するまでの測定時間は
図-5 応答に及ぼす水流の影響（TS4 センサー）
TS3 センサーで 45 時間程度、TS4 センサーで 13 時間程度となっている。図中には、TS3 センサーの測定時間を単純に 1/4 倍に短縮した曲線を示しているが TS4 センサーの試験結果と一致しており、TS3 から TS4 のセンサー改良に伴い 1/4 に測定時間短縮の改良効果が現れていることが分かる。また、同種の分離膜を使用した場合には比濃度と測定時間の関係は、センサーの型に関係なく相似形になることも図の結果は示している。
（２）水流の影響
図-5 に、メタンガス飽和溶存状態の水を所定のポンプ供給水流量で循環させて TS4 センサーに対する水流の影響を調べた結果を示す。図か
ら明らかなように、供給水流量が増加するほど測定時間は短くなる傾向を示す。溶液中の希薄な成分が膜を透過する場合、液層側の膜表面近傍に存在する境膜物質移動抵抗と呼ばれる抵抗が無視できなくなり、実際の透過速度は膜本来の透過速度より小さくなることが知られている 。 図 -5 の 結 果 に つ い て は 、 供 給 水 流 量
90ml/min の測定時間は水流を与えない場合に比べて 1/17 倍と大幅に短縮されている。したがって、溶存メタンセンサーによる測定を効率的に行うためには膜表面に水流を与える必要のあることが理解される。

溶存メタン濃度[mmol/l]

３．孔内測定試験
図-6 試錐孔のケーシングプログラム
試験は北海道幌延町の日本原子力研究開発機構が所有する試錐孔において実施した。試錐孔のケーシングプログラムを図-6 に示す。試錐孔の最大深度は GL-520m で溶存メタン
25GL-88m
20セ ン サ ー に よ る 測 定 は 、 GL-88m 、15-208m、-283m、-372m、-440m、-490m
10の 6 深度で行った。また、溶存メタン
5センサー測定値と比較する目的で、試錐002468101214161820222426
孔内の採水もあわせて実施した。採水は経過時間 [hr]
原位置の圧力を保持した状態でサンプリング可能な採水器を用いて行った。ま
図-7 GL-88m における溶存メタン濃度測定
た、溶存メタンセンサーの安定した測定のためにはメンブレン表面に水流を与える必要があること等の膜透過特性の水流依存性が明らかになっていることから、孔内用に開発した水流装置と溶存メタンセンサーを組み合わせたプローブを孔内に投入して測定を行った。
図-7 に TS4 センサーにより実施した深度 GL-88m における測定結果として溶存メタン濃度と測定時間の関係を示した。図の測定結果は約 10 時間で平衡状態に達しており、この深度の溶存メタン濃度が 16mmol/l であることを示している。
図-8 は、TS4 センサーで測定した溶存メタン濃度と採水分析結果とを孔内の溶存メタン濃−157−JAEA-Review 2007-028

濃度 1 固定，陸側側方境界および下方境界は不透水で濃度は固定しない条件とした。なお，
海水準変動に伴う境界条件の変化は考慮していない。
表１ 解析に用いた透水係数および有効間隙率

解析領域全体の 50 万年後の塩化物イオン濃度分布を図４に，深地層研究センター周辺の 1万年後，5 万年後および 10 万年後の塩化物イオン濃度分布および実流速分布を図５に示す。
これらの図から，時間とともに地形地質構造の影響を受けて降水による塩水の洗い出しが進むことがわかる。

図４ 解析領域全体の塩化物イオン濃度分布

図５ 深地層研究センター周辺の塩化物イオン濃度分布および実流速分布−166−JAEA-Review 2007-028

試料A-pH5

試料A-純水試料A-pH9

試料B-pH5

試料B-純水試料B-pH9

5.00E+033

比表面積(cm /cm )6.00E+03

2

4.00E+03
3.00E+03
2.00E+03
1.00E+03
0.00E+00
051015202530

反応時間(days)

図4． 粒度分布測定装置で求めた比表面積、 水−岩石反応後の値も併せて示す。

Peak normalized counts

100

ソー ダ石 灰ガ ラス
火 山 ガ ラス10-1
溶 融 石英10-2

高 ケイ酸 高ホウ 酸 ガラス

271624

10Chert-3Quartz

400

450500550600Channel (0.024 ns/ch)
図5． 陽電子寿命スペクト ル−187−650This is a blank page.