東海第二発電所 審査資料
資料番号
PS-C-2 改 26
提出年月日
平成 30 年 5 月 18 日

東海第二発電所

重大事故等対策の有効性評価
補足説明資料

平成 30 年 5 月
日本原子力発電株式会社
本資料のうち，は営業秘密又は防護上の観点から公開できません。

目

次

1.

原子炉水位及びインターロックの概要

2.

炉心燃料格子について3．

逃がし安全弁出口温度による炉心損傷の検知性について

4．

ほう酸水注入系起動後の炉心状態（冷却材保有量等）について

5．

原子炉停止機能喪失時の運転点について

6．

非常用炉心冷却系等における系統圧力上昇時の対応操作について

7．

有効性評価における解析条件の変更等について

8．

SAFER における高圧炉心スプレイ系等の自動起動信号の模擬について

9.

緊急用海水系を用いた残留熱除去系による格納容器除熱10.

米国等の知見に照らした原子炉停止機能喪失事象の解析条件の妥当性

11.

原子炉停止機能喪失時における給水流量低下操作の考え方と給水ランバ
ックの自動化を今後の課題とする理由

12.

全制御棒挿入失敗の想定が部分制御棒挿入失敗により出力に偏りが生じた場合を包含しているかについて

13.

原子炉停止機能喪失の 300 秒以降の燃料被覆管温度挙動について

14.

給水ポンプトリップ条件を復水器ホットウェル枯渇とした場合の評価結
果への影響

15.

ＡＤＳ自動起動阻止操作失敗による評価結果への影響

16.

ＴＲＡＣＧコードのＡＴＷＳ解析への適用例

17.

常設重大事故等対処設備を可搬型設備に置き換えた場合の成立性

18.

原子炉冷却材浄化系吸込弁の閉止操作について

19.

格納容器圧力挙動について
目-1

20.

再循環系のランバック機能について

21.

東海第二の有効性評価解析に対する解析コード適用性について

22.

溶融炉心が原子炉圧力容器下部の偏心位置より落下した場合の影響評価

23.

格納容器ベント時に使用するベントラインによるＣｓ－137 の放出量の差の要因等について24.

ジルコニウム（Ｚｒ）－水反応時の炉心損傷状態について

25

残留熱除去系レグシールライン弁の閉止操作について

目-2

1

原子炉水位及びインターロックの概要

原子炉水位関連の主要インターロックの概要を第 1 表に示す。

第 1表
原子炉水位

インターロック概要

設定点（原子炉圧力容
器底部から）

主要なインターロック

Ｌ８：
原子炉水位高（レベル８）＋1,481cm

原子炉隔離時冷却系トリップ
高圧炉心スプレイ系注入弁閉止

Ｌ３：
原子炉水位低（レベル３）＋1,372 ㎝

原子炉スクラム
非常用ガス処理系自動起動＋1,243 ㎝

原子炉隔離時冷却系自動起動
高圧炉心スプレイ系自動起動
主蒸気隔離弁閉止再循環系ポンプ全台（2 台）トリップ＋961 ㎝

残留熱除去系（低圧注水系）自動起動
低圧炉心スプレイ系自動起動
自動減圧系タイマー作動※

Ｌ２：
原子炉水位異常低下（レベル２）

Ｌ１：
原子炉水位異常低下（レベル１）※：ドライウェル圧力高信号とのアンド条件で作動

補足 1-12

炉心燃料格子について（ 単 位 :mm）
格子
名称

D 格子

特徴

a
(制 御 棒ピッチ)

制御棒側の水ギャップ

b

約 157

c

d
(チ ャ ン ネ ル
ボックス内
幅)

約 148
約 134

C 格子

補足 2-1

S 格子

N 格子

燃料集合体間ピッチが等間隔
燃料集合体間ピッチが等間
隔チャンネルボックス内幅が C
及び D 格子より小燃料集合体間ピッチが等間
隔チャンネルボックス内幅が C
及び D格子と同じで制御棒ピ
ッチ大

約 305
約 152

約 152
約 132

適用プラント例
BWR2(敦 賀 1)
BWR3(福 島 第 一 ・ 1， 島 根 1)
BWR4(福 島 第 一 ・ 2～ 5，
浜 岡 1～ 2， 女 川 1)
BWR5(福 島 第 一 ・ 6，
福 島 第 二 ・ 1～ 2， 東 海 第 二 )BWR5(福 島 第 二 ・ 3～ 4，
柏 崎 刈 羽 1～ 5， 島 根 2，
志 賀 1， 女 川 2， 浜 岡 3～ 4)
ABWR(柏 崎 6～ 7)

約 310

約 155

約 155

約 134

出 典 ：「 沸 騰 水 型 原 子 力 発 電 所

炉 心 燃 料 格 子 形 状 」（ HLR-049）

3

逃がし安全弁出口温度による炉心損傷の検知性について

炉心損傷開始の判断は，格納容器雰囲気放射線モニタにより行うが，逃がし安全弁（以下「ＳＲＶ」という。）出口温度（排気管温度）による炉心損傷の検知性については以下のとおり。

1.

ＳＲＶ排気管温度の計装設備概要
ＳＲＶ排気管温度は，原子炉運転中にＳＲＶからの漏えいを検出するために，ＳＲＶの吐出配管に設けており，測定範囲は 0℃～300℃である。温度検
出器は，ＳＲＶ本体からの熱伝導による誤検出を防ぐために，弁本体から十分離れた位置に取り付けている。（第 1 図参照）

2.

原子炉水位低下時の原子炉圧力容器内温度の概略挙動
事故発生後，原子炉水位が低下する過程において，炉心が冠水した状態では，炉心部及び原子炉圧力容器ドーム部の温度は，ともに定格原子炉圧力(6.93MPa[gage]) な い し は Ｓ Ｒ Ｖ 動 作 圧 力 （ 安 全 弁 機 能 の 最 大8.31MPa[gage]）に対応する飽和蒸気温度近傍（約 286℃～約 299℃）となる。
さらに，原子炉水位が低下すると，炉心が露出した炉心部と原子炉圧力容器ドーム部は過熱蒸気雰囲気となり，温度は飽和蒸気温度を超えて上昇する。

3.

ＳＲＶ排気管温度による炉心損傷の検知性
事故発生後，ＳＲＶによる減圧を行うと，ＳＲＶ排気管温度は原子炉圧力容器ドーム部の温度に相当する温度を指示すると考えられる。
原子炉水位の低下により炉心が露出し，原子炉圧力容器ドーム部が過熱蒸
気雰囲気となっている状態でＳＲＶを開放した場合，ＳＲＶ排気管温度の指補足 3-1示値は，飽和蒸気温度近傍よりも高い温度を示し，更に過熱度が大きいと温度計の測定範囲（300℃）を超えるため，指示値はオーバースケールになると考えられる。
一方，炉心が露出した場合において，炉心は蒸気冷却等により健全性を維持している場合と，損傷している場合が考えられる。
したがって，不確実さはあるものの，ＳＲＶ排気管温度計のオーバースケ
ールにより炉心損傷を検知できる可能性がある。

4.

ＳＲＶ排気管温度計測と原子炉圧力容器温度計測
ＳＲＶ排気管温度と原子炉圧力容器温度は中央制御室にて確認可能であるが，故障等より中央制御室で確認できない場合，中央制御室において可搬型
計測器による測定が可能である。可搬型計測器による測定が必要になった場
合は，炉心損傷確認の精度が高い原子炉圧力容器温度の測定を優先する。

補足 3-2

逃がし安全弁

逃がし安全弁排気管温度検出器

原子炉圧力容器

タービン系へ

ドライウェルサプレッション・チェンバ

第1図

逃がし安全弁排気管温度の概略設置図

補足 3-3

4

ほう酸水注入系起動後の炉心状態（冷却材保有量等）について

ほう酸水注入完了後に残留熱除去系（原子炉停止時冷却系）を運転しても原子炉の未臨界確保が可能であることを以下に示す。

○原子炉の未臨界確保の確認
残留熱除去系（原子炉停止時冷却系）を起動する時点では，ほう酸水は原子炉圧力容器内でほぼ均一化された状態にある。東海第二発電所のほう酸濃度設
計値は 1,000ppm であることから，これを起点として評価する。

残留熱除去系（原子炉停止時冷却系）は，炉水を再循環系ポンプ（Ａ）入口
弁の前から取水し，残留熱除去系ポンプ，熱交換器を介し，再循環系ポンプ出口弁下流又は原子炉隔離時冷却系の原子炉圧力容器頭部スプレイノズル（残留熱除去系（原子炉停止時冷却系）Ａ系を用いた場合）へ戻すことにより，冷却された炉水を再び原子炉圧力容器へ注入する。残留熱除去系配管に存在する系
統水は，ジェットポンプノズル又は原子炉圧力容器頂部スプレイノズルを通り，
セパレータからの再循環流と混合し，ダウンカマ領域に注入される。

原子炉停止後に残留熱除去系（原子炉停止時冷却系）を起動した場合の全炉心流量は 12,000m３ ／h～14,000m３ ／h 程度（実績値）であり，ここから残留熱除去系系統流量を差し引いた流量が再循環流量である。残留熱除去系（原子炉停止時冷却系）を起動した場合の全炉心流量を 12,000m３ ／h と仮定すると，ほう素を含まない残留熱除去系系統水 1,692m ３ ／h(0ppm)はジェットポンプノズ
ルから噴射され，1,000ppm のほう素を含む再循環流 10,308m３ ／h（＝全炉心流量 12,000m ３ ／h－残留熱除去系系統流量 1,692m３ ／h）を吸引合流し，ジェット
補足 4-1

ポンプを下降し，下部プレナムを通過して炉心部に到達するまでの間に十分混合されて 859ppm の混合水となり，炉心部へと流入する。

＜混合水の濃度の算出＞

1,692m ／ h × 0ppm＋ 10,308m ／ h × 1,000ppm
1,692m ／ h＋ 10,308m ／ h= 859ppm

各部位における流量とほう素濃度をまとめて第 1 図に示す。残留熱除去系配管に存在するほう素を含まない系統水がダウンカマ領域に注入されても炉心に流入する時には約 859ppm のほう素濃度となっており，東海第二発電所のほう酸
水注入系の系統設計上，冷温停止に必要なほう素濃度である 600ppm を満足しているため未臨界性は維持される。
以上より，残留熱除去系（原子炉停止時冷却系）により，残留熱除去系配管に存在するほう素を含まない系統水が注入されることを考慮しても，安全余裕を確保できる。

補足 4-2

湿分分離器

再循環流量 ※
10,308m３ ／h（1,000ppm）

残留熱除去系
系統水量
1,692m３ ／h（0ppm）

炉心←

再循環系ポンプ←

残留熱除去系ポンプ※

全炉心流量が 12,000m３ ／h の場合

第1図

全炉心流量 ※
約 12,000m３ ／h（859ppm）

残留熱除去系（原子炉停止時冷却系）概略系統図

補足 4-3

5

原子炉停止機能喪失時の運転点について

事故シーケンスグループ「原子炉停止機能喪失」について，運転特性図上に運転点の推移を示した図を，第 1 図として示す。

補足 5-1

原子 炉出 力

補足 5-2** 再 循 環 系 ポ ン プ が 運 転 して い な い状態での特性

第1図「原子炉停止機能喪失」における運転特性図上での運転点の推移

6

非常用炉心冷却系等における系統圧力上昇時の対応操作について

プラント運転中に弁の開閉試験を実施している高圧炉心スプレイ系，原子炉
隔離時冷却系，低圧炉心スプレイ系及び残留熱除去系（低圧注水系）において，系統圧力上昇が発生した場合の対応操作を警報処置手順書に定めている。
警報処置手順書に定めている系統圧力降下操作及び高圧側境界弁の開閉操作を実施しても圧力上昇が解消されない場合，保安規定第 32 条「非常用炉心冷却系及び原子炉隔離時冷却系の系統圧力監視」（以下「第 32 条」という。）に基づいて対応することとなる。なお，第 32 条に定められている運転上の制限は，「原子炉冷却材の漏えいにより過圧されていないこと」であり，その判断基準
を警報処置手順書に定めている。
また，プラント運転中に弁の開閉試験を実施しない残留熱除去系（原子炉停止時冷却系）吸込み配管については系統圧力上昇発生時の対応操作として，警報処置手順書に定められている系統圧力降下操作及び格納容器外側隔離弁の増締め操作を実施するが，これらの操作を実施しても圧力上昇が解消されない場
合はプラント通常停止対応をすることになる。
なお，非常用炉心冷却系ポンプの手動起動試験後に，隔離された非常用炉心冷却系の系統水が温度上昇し，系統の圧力が上昇する傾向が見られる場合がある。
この場合における圧力の変化は緩やかな上昇傾向を示すが，有効性評価のイ
ンターフェイスシステムＬＯＣＡで想定している圧力の変化は急激な上昇傾向を示す。また，前者はポンプ手動起動試験後に，後者は注入弁の開閉試験時に発生する可能性があり，圧力上昇が発生するタイミングも異なることから，両者の識別は可能である。

補足 6-1

【警報処置手順書】「HPCS PUMP SUCTION PRESS HI/LO」

補足 6-2

【警報処置手順書】※低圧の系統を代表して「RHR PUMP A DISCH PRESS ABNORMAL HI/LO」

補足 6-3

【警報処置手順書】「RCIC PUMP SUCTION PRESS HIGH」

補足 6-4

【警報処置手順書】「RHR SHUTDOWN HEADER PRESS HIGH」

補足 6-5

7

有効性評価における解析条件の変更等について

1.

有効性評価における解析条件の変更について
各シーケンスの有効性評価における解析条件の変更について 1.1 から 1.4 に，解析条件の変更前後の評価結果を別紙 1 に示す。

1.1

炉心損傷防止の有効性評価における解析条件の変更について
東海第二発電所の重大事故等対策の有効性評価について，先行プラントの審査状況，東海第二発電所の設備設計の進捗等を踏まえ，設置変更許可申請時点から解析条件を変更した。第 1 表に主要な変更内容，以下に概要を示す。

(1)

高圧・低圧注水機能が喪失した場合の原子炉減圧操作条件の変更
申請時は，原子炉減圧操作条件として原子炉水位が原子炉水位異常低下（レベル１）設定点に到達してから 10 分の時間余裕を考慮していたが，設備設計の進捗に伴い運転手順に基づく前段の操作・確認事項（状況判断，
高圧代替注水系の操作失敗等）の積み上げ時間（約 25 分後）に変更した。

(2)

炉心損傷防止対策における常設低圧代替注水系ポンプを用いた代替格納容器スプレイ冷却系（常設）のスプレイ流量の変更
申請時は，従前の運転手順に基づき常設低圧代替注水系ポンプを用いた代替格納容器スプレイ実施時の流量として 110m３ ／h を設定していたが，サプレッション・プール水位の上昇が早くなり，格納容器圧力逃がし装置
等による格納容器除熱までの操作時間余裕の観点で厳しい条件として，運転手順の流量調整範囲（102m ３ ／h～130m３ ／h）における上限としてスプレ
イ流量を 130m３ ／h に変更した。
補足 7-1

(3)常設低圧代替注水系ポンプを用いた代替格納容器スプレイ冷却系（常設）のスプレイ停止基準の変更
申請時は，従前の運転手順に基づき代替格納容器スプレイの停止の基準
を，サプレッション・プール水位がウェットウェルベントラインから 1ｍ下に到達した時点と設定していたが，格納容器ベントに伴うサプレッション・プール減圧沸騰による一時的な水位上昇の影響を考慮し，通常水位＋6.5m に変更した。

(4)

原子炉圧力制御時に期待する逃がし安全弁機能の変更
申請時は，通常動作する逃がし安全弁（逃がし弁機能）に期待していたが，逃がし安全弁（逃がし弁機能）の駆動用窒素を供給する不活性ガス系が重大事故等対処設備ではないことを考慮し，「原子炉停止機能喪失」の有効性評価を除き駆動に窒素を必要としない逃がし安全弁（安全弁機能）に期待した原子炉圧力制御に変更した。また，「原子炉停止機能喪失」については，原子炉水位が高めに維持された方が反応度の観点で厳しい想定であること及び高圧炉心スプレイ系の原子炉注水流量は原子炉圧力に依存することを考慮し，原子炉圧力制御は逃がし安全弁（逃がし弁機能）に期待することとしている。
なお，逃がし安全弁（自動減圧機能）の手動による原子炉減圧操作時に逃がし安全弁の駆動用窒素を供給する非常用窒素供給系は重大事故等対処
設備に位置づける。

(5)

原子炉隔離時冷却系等の水源の変更
申請時は，復水貯蔵タンクに期待した有効性評価を実施していたが，基補足 7-2

準地震動の審査状況を踏まえ復水貯蔵タンクは耐震性の観点から重大事故等対処設備には位置づけないこととし，低圧代替注水系（常設）の水源は代替淡水貯槽，高圧炉心スプレイ系及び原子炉隔離時冷却系の水源はサプ
レッション・チェンバに変更した。また，代替淡水貯槽は地下設置とすることから水温を 30℃とした。

(6)「全交流動力電源喪失（長期ＴＢ）」操作条件の変更
原子炉隔離時冷却系の水源をサプレッション・チェンバに変更したことに伴い，「全交流動力電源喪失（長期ＴＢ）」の有効性評価では，原子炉隔離時冷却系の運転継続性が確認されているサプレッション・プール水温度
約 106℃に到達するまでに可搬型代替注水ポンプを用いた低圧代替注水系（可搬型）による原子炉注水に移行する操作条件に変更した。また，低圧
代替注水系（可搬型）の可搬型代替注水中型ポンプは，原子炉注水と格納
容器冷却とを同時に実施する容量を確保していることから，可搬型代替注
水中型ポンプを用いた代替格納容器スプレイ冷却系（可搬型）による格納容器冷却を実施する操作条件に変更した。

(7)「原子炉停止機能喪失」初期条件，操作条件等の変更
初期条件の炉心流量は，反応度の観点で厳しい条件として運転範囲の下限である 85％流量に変更した。
原子炉隔離時冷却系の水源をサプレッション・チェンバに変更したことに伴い，「原子炉停止機能喪失」の有効性評価では，サプレッション・プー
ル水温度 106℃にて原子炉隔離時冷却系による原子炉注水を停止する操作
条件に変更した。
また，原子炉注水については給水系，高圧炉心スプレイ系及び原子炉隔
補足 7-3

離時冷却系により実施するが，このうち，原子炉隔離時冷却系による注水が炉内の体積計算（マスバランス計算）に反映されないことが分かったた
め，反映されるように修正した。

(8) 「格納容器バイパス（インターフェイスシステムＬＯＣＡ）」破断面積の変更
申請時は，保守的に残留熱除去系（低圧注水系）注水配管の全周破断を想定していたが，構造健全性評価の結果，隔離弁の誤開等により低圧設計
部分が過圧された場合でも破損が発生しないことが確認されたため，ＩＳ
ＬＯＣＡ発生時の構造健全性評価を踏まえ，保守的に残留熱除去系熱交換器フランジ部に 21 ㎝ ２ の漏えいが発生する想定に変更した。

(9)

緊急用海水系の設置敷地に遡上する津波を考慮した場合にも使用可能な常設の重大事故等対処設備として緊急用海水系を設置することとした。これに伴い，「 2.4.1

崩壊熱除去機能喪失（取水機能が喪失した場合）」において期待する代替の海水取水設備を代替残留熱除去系海水系から緊急用海水系に変更した。ただし，操作条件（格納容器除熱の開始）及び機器条件（除熱性能）について
変更はない。
なお，代替残留熱除去系海水系については自主対策設備として整備する。

補足 7-4

第1表
解析条件

解析条件の主要な変更内容（炉心損傷防止対策）
変更前（申請時）(1)高圧・低圧注水機能が喪 原子炉水位異常低下（レベル
失 し た 場合 の 原 子 炉 減 １）到達の 10 分後
圧操作(2)炉 心 損 傷防止 対 策にお 110m３ ／h
け る 代 替格 納 容 器 ス プ
レイ冷却系（常設）のス
プレイ流量(3)代 替 格 納容器 ス プレイ ベントライン－1m
冷却系（常設）のスプレ
イ停止基準（サプレッション・プール水位）(4)原 子 炉 圧力制 御 時に期 逃がし弁機能
待 す る 逃が し 安 全 弁 機
能（原子炉停止機能喪失を除く）(5)原 子 炉 隔離時 冷 却系等 復水貯蔵タンクの水源(6)「 全 交 流動力 電 源喪失 可搬型設備に期待しない（長期ＴＢ）」マネジメ
ント(7)「原子炉停止機能喪失」 【運転員等操作】
マネジメント，初期炉心 原子炉隔離時冷却系により流量
注水継続（復水貯蔵タンク水源）【初期炉心流量】
100％流量(8)「格納容器バイパス（イ 低圧注水系注入配管の両端
ン タ ー フェ イ ス シ ス テ 破断（463 ㎝ ２ ）ムＬＯＣＡ）」破断面積(9)緊急用海水系の設置
代替残留熱除去系海水系（可搬型設備）・機器条件；約 24MW・操作条件（格納容器除熱開始）；格納容器圧力
0.279MPa[gage]到達時

補足 7-5

変更後
前段の操作・確認事項の積み上げ時間（25 分後）130m３ ／h

通常水位＋6.5m

安全弁機能

代替淡水貯槽
サプレッション・チェンバ
可搬型設備による原子炉注水及び格納容器冷却に期待

サプレッション・プール水温度 106℃にて原子炉隔離時冷却系による原子炉注水を停止
85％流量
構造健全性評価を踏まえた破断（熱交換器フランジ部，21㎝２）
緊急用海水系（常設設備）
・機器条件；約 24MW・操作条件（格納容器除熱開始）；格納容器圧力
0.279MPa[gage]到達時

1.2

格納容器破損防止対策の有効性評価における解析条件の変更について
東海第二発電所の重大事故等対策の有効性評価について，先行プラントの審査状況，東海第二発電所の設備設計の進捗等を踏まえ，設置変更許可申請時点から解析条件を変更した。第 2 表に主要な変更内容，以下に概要を示す。

(1)

炉心損傷後の格納容器スプレイ流量の変更
申請時は，運転手順に従い炉心損傷後の格納容器スプレイ流量を 250m３／h としていたが，130m ３ ／h のスプレイ流量でも十分な格納容器圧力の抑制効果が確認されたことから，原子炉注水及び格納容器スプレイを同時に実施する際の原子炉注水流量の最大化及び炉心損傷前後のスプレイ流量の統一の観点で，炉心損傷後の格納容器スプレイ流量を 130m３ ／h に変更した。

(2)

代替循環冷却系及び緊急用海水系の起動
格納容器除熱手段の強化及び格納容器ベント遅延のため，重大事故等対処設備として，代替循環冷却系及び緊急用海水系を追設することとしているため，代替循環冷却系及び緊急用海水系の機能に期待した有効性評価を実施することに変更した。
なお，代替循環冷却系は信頼性の観点から 2 系統設置することとしており，有効性評価のベースケースではＡ系を用いた解析を実施しているが，感度解析としてＢ系を用いた解析も実施している。
（添付資料 3.1.3.1）(3)

格納容器内への窒素注入の実施
申請時は，格納容器内酸素濃度が可燃限界に到達しないことをウェット
補足 7-6

条件にて確認することにしていたが，格納容器ベントによる排出ガスが格
納容器圧力逃がし装置の系統内において蒸気凝縮することを考慮すると，可燃限界濃度を超える可能性があるため，ドライ条件においても可燃限界濃度未満に維持するように，格納容器内への窒素注入を実施することに変更した。
なお，酸素発生量を厳しく評価する観点から，設計基準事故ベースのＧ値を用いた場合の評価においては，窒素供給後も格納容器内の酸素濃度が上昇するため，窒素注入量を 200m３ ／h から 400m３ ／h に増加させる手順を整備し，それに沿った解析を実施して酸素濃度が低下することを確認して
いる。

(4)

炉心損傷後の格納容器ベント実施基準の変更
申請時は，炉心損傷後の格納容器ベントの実施基準を格納容器限界圧力
0.62MPa[gage]到達時としていたが，中央制御室からの遠隔操作による格納容器ベント失敗後に現場操作による格納容器ベント操作を実施するための時間を考慮し，格納容器スプレイの停止基準であるサプレッション・プー
ル水位が通常水位＋6.5ｍ到達時に変更した。

(5)

格納容器スプレイ実施基準の追加
原子炉圧力容器が破損し，溶融炉心がペデスタル（ドライウェル部）の水プールに落下した際の格納容器圧力の上昇を抑制するため，原子炉圧力容器破損を判断した場合に 300m３ ／h にて代替格納容器スプレイ冷却系（常設）により格納容器スプレイを実施する基準を追加した。

(6)

格納容器内初期酸素濃度の変更
補足 7-7

申請時は，格納容器内の初期酸素濃度を，保安規定で定める格納容器内
酸素濃度の上限値である 4.0vol％と設定していたが，事故時の格納容器内
酸素濃度をドライ条件にて可燃限界濃度未満に維持するため，(3)の変更と合わせ，保安規定で定める格納容器内酸素濃度の上限値及び評価条件の初期酸素濃度を 2.5vol％に変更することにした。

(7)

ペデスタル（ドライウェル部）水張りマネジメントの変更
東海第二発電所の特徴（鉄筋コンクリート製ペデスタル）を踏まえ，水
蒸気爆発の発生を仮定した場合の発生応力によるペデスタル健全性に対する裕度を向上する観点から，原子炉圧力容器破損時のペデスタル（ドライウェル部）の水張り水位を可能な限り下げる対応として，1m 水位とした。
また，水位管理を確実に実施するため，通常運転時からペデスタル（ドライウェル部）水位を 1m に維持する設計を採用している。
ただし，原子炉圧力容器破損に至らない事故シーケンス（雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）及び水素燃焼）においては，格納容器圧力及び雰囲気温度の挙動を厳しく評価するため，ペデスタ
ル（ドライウェル部）の水を評価上考慮しないこととした。

(8)

コリムシールドの設置
上記(7)の対策に併せて，溶融炉心落下時のペデスタル健全性への影響を抑制する観点から，ペデスタル（ドライウェル部）内にジルコニア耐熱材
製のコリウムシールドを設置することとしており，これを考慮した有効性評価を実施することに変更した。

補足 7-8第2表

解析条件の主要な変更内容（格納容器破損防止）

解析条件(1)炉 心 損 傷 後の 格 納 容 器 ス
プレイ流量の変更(2)代 替 循 環 冷却 系 及 び 緊 急用海水系の起動変更前（申請時）
250m３ ／h

(4)炉 心 損 傷 後の 格 納 容 器 ベ
ント実施基準の変更(5)格 納 容 器 スプ レ イ 実 施 基
準の追加(6)格 納 容 器 内初 期 酸 素 濃 度の変更(7)ペデスタル（ドライウェル部）水張りマネジメントの変更(8)コリムシールドの設置

130m３ ／h－(3)格 納 容 器 内へ の 窒 素 注 入
の実施

変更後

－
0.62MPa[gage]（2Pd）到達時－

事象発生 90 分後に起動
格納容器内酸素濃度 4.0vol％（ドライ）に到達した時点で，200m３ ／h にて注入
サプレッション・プール水位
が通常水位＋6.5m 到達時
原子炉圧力容器破損を判断した時点で，300m３ ／h にて実施

4.0vol％2.5vol％

事象発生後に 6.1m 水張り

通常運転時から 1m 水張り－

補足 7-9

ペデスタル（ドライウェル部）
内にジルコニア耐熱材製のコリウムシールドを設置

1.3

使用済燃料プールの有効性評価における解析条件の変更について
東海第二発電所の使用済燃料プールにおける重大事故等対策の有効性評価について，先行プラントの審査状況，東海第二発電所の設備設計の進捗等を踏まえ，設置変更許可申請時点から評価条件を変更した。第 3 表に主要な変更内容，以下に概要を示す。

(1)

燃料の崩壊熱申請時から，燃料の崩壊熱の評価方法を変更し，その値を精緻化した。
この変更に伴い，評価に用いる崩壊熱を，申請時の評価結果である約 9.9MWから，約 9.1MW に変更した。

(2)

使用済燃料プールの保有水量
申請時は，使用済燃料プールの保有水量としてキャスクピットを含めた
約 1,273m３ としていたが，運用上キャスクピットが隔離される可能性を考慮し，キャスクピットを除外した使用済燃料プール保有水量（約 1,189m３ ）に変更した。

(3)

使用済燃料プールへの注水開始時間の変更
申請時は，異常事象の認知，代替燃料プール注水系（可搬型）の準備に要する時間等を考慮して，事象発生から 6 時間後に注水を開始するものとしていたが，放射線の遮蔽が維持される水位到達までの時間余裕を考慮し，使用済燃料プールへの注水開始時間を事象発生から 8 時間後に変更した。

補足 7-10

第3表

評価条件の主要な変更内容（想定事故１，想定事故２）

評価条件

変更前（申請時）

変更後(1)燃料の崩壊熱

約 9.9MW

約 9.1MW(2)使用済燃料プールの保有水量

約 1,273m３

約 1,189m３(3)使用済燃料プールへの注水開始時間事象発生から 6 時間後

事象発生から 8 時間後

補足 7-11

1.4

運転停止中原子炉における燃料損傷防止対策の有効性評価における評価
条件の変更について
東海第二発電所の運転停止中の原子炉における重大事故等対策の有効性評

価について，先行プラントの審査状況，東海第二発電所の設備設計の進捗等を踏まえ，設置変更許可申請時点から評価条件を変更した。第 4 表に主要な変更内容，以下に概要を示す。

(1)「崩壊熱除去機能喪失」及び「原子炉冷却材の流出」における原子炉注水開始時間の変更
申請時は，「崩壊熱除去機能喪失」及び「原子炉冷却材の流出」における原子炉注水開始時間を，事象の認知に要する時間と操作に要する時間を含めて事象発生から 1 時間後としていたが，事象の認知に要する時間に更に時間余裕を見込んで，原子炉注水開始時間を事象発生から 2 時間後に変更した。

(2)全交流動力電源喪失における残留熱除去系（原子炉停止時冷却系）の海水系の変更及び原子炉の除熱操作開始時間の変更
申請時は，代替残留熱除去系海水系による残留熱除去系（原子炉停止時
冷却系）の運転を評価条件としていたが，新たに設置した緊急用海水系を用いた残留熱除去系（原子炉停止時冷却系）の運転を評価条件とすることに変更した。この変更に伴い，原子炉の除熱開始時間を事象発生後 23 時間から事象発生後 4 時間 10 分に変更した。
なお，代替残留熱除去系海水系については自主対策設備として整備する。

(3)原子炉冷却材の流出における原子炉初期水位の変更
補足 7-12

申請時に評価対象としていたＰＯＳ－Ａは，通常運転水位の期間においては警報や緩和設備の自動起動に期待できることや，原子炉ウェル水張り
実施中においては既に原子炉注水を開始していることより，事象発生後，速やかな原子炉水位の回復が可能である。このため，警報や緩和設備の自動起動に期待できず，原子炉ウェルの水張りが完了しているＰＯＳ－Ｂを評価対象とすることとした。

第4表

評価条件の主要な変更内容（運転停止中原子炉における燃料損傷防止）
評価条件

変更前（申請時）(1)「崩壊熱除去機能喪失」
及び「原子炉冷却材の流事象発生から 1 時間後出」における炉心への注水開始時間(2)「全交流動力電源喪失」に お け る残 留 熱 除 去 系 代替残留熱除去系海水系（原子炉停止時冷却系）の 海 水 系及 び 原 子 炉 の 事象発生から 23 時間後除熱操作開始時間(3)「原子炉冷却材の流出」に お け る原 子 炉 初 期 水 通常運転水位位の変更

補足 7-13

変更後

事象発生から 2 時間後

緊急用海水系
事象発生から 4 時間 10 分後原子炉ウェル満水の水位

2.

有効性評価における柏崎刈羽６，７号炉との主要な相違点について

2.1

炉心損傷防止の有効性評価における柏崎刈羽６，７号炉との主要な相違点について(1)

高圧・低圧注水機能喪失
項

目

解析コード

東海第二

柏崎刈羽６，７号炉

理

由

SAFER／MAAP

SAFER・CHASTE／MAAP

東海第二では，燃料被覆管温度の評価項目に対する余裕を考慮し，SAFER
コードによる保守的な評価結果を提示している。

外部電源

外部電源あり外部電源あり相違点はない。
東海第二では，運転員等操作の観点では外部電源がない場合も考慮してい
る。

機器条件

逃がし安全弁（原子炉圧力
制御時）

安全弁機能

逃がし弁機能東海第二では，原子炉圧力が高めに維持され，また，原子炉減圧時に原子炉圧力が所定の圧力に到達するまでの時間が遅くなることで，評価項目に対して厳しい条件となる安全弁機能に期待している。

格納容器圧力逃がし装置
等

第二弁全開

格納容器二次隔離弁 70％開度

運用の違い。
東海第二では，格納容器ベント実施時は格納容器圧力逃がし装置の第二弁を全開とする運用としている。

逃がし安全弁（自動減圧機能）による原子炉急速減圧操作

事象発生から 25 分後

事象発生から 14 分後

設定時間は違うが，操作時間の積み上げに基づき設定しているという点では実態として相違点はない。

補足 7-14

事故条件

操作条件

(2)

高圧注水・減圧機能喪失
項

目

解析コード

東海第二

補足 7-15

外部電源あり外部電源あり相違点はない。
東海第二では，運転員等操作の観点では外部電源がない場合も考慮している。

逃がし弁機能東海第二では，原子炉圧力が高めに維持され，また，原子炉減圧時に原子炉圧力が所定の圧力に到達するまでの時間が遅くなることで，評価項目に対して厳しい条件となる安全弁機能に期待している。

低圧注水系 1 台

東海第二においては，高圧注水・減圧機能喪失時の機能喪失状態を考慮し，自動起動する低圧ＥＣＣＳ全台による原子炉注水を設定している。
なお，残留熱除去系（低圧注水系）1 台による原子炉注水を想定した場合の感度解析を実施し，この場合にも評価項目を満足することを確認してい
る。

機器条件

逃がし安全弁（原 安全弁機能
子炉圧力制御時）
残留熱除去系（低圧注水系）3 台及び低圧炉心スプレイ系

全交流動力電源喪失（長期ＴＢ）
項

目

解析コード
機器条件

由

相違点はない。

外部電源

(3)

理

SAFER／MAAP

事故条件

低圧ＥＣＣＳの台数

柏崎刈羽６，７号炉

SAFER／MAAP

東海第二

柏崎刈羽６，７号炉

理

由

SAFER／MAAP

SAFER／MAAP

相違点はない。

逃がし安全弁（原 安全弁機能
子炉圧力制御時）

逃がし弁機能東海第二では，原子炉圧力が高めに維持され，評価項目に対して厳しい条件となる安全弁機能に期待している。

交流電源復旧までの原子炉注水
手段

原子炉隔離時冷却系（水源：サプレッション・チェンバ）にて原子炉注水を実施
し，事象発生の 8 時間 1 分後に原子炉を減圧し，低圧代替注水系（可搬型）による原子炉注水を実施

原子炉隔離時冷却系（復水貯蔵槽水源）にて原子炉注水を実施

東海第二においては，原子炉隔離時冷却系の水源をサプレッション・チェ
ンバとしていることから，サプレッション・プール水温度上昇により原子
炉隔離時冷却系が機能喪失するまでに交流動力電源を必要としない可搬型の原子炉注水に切り換えることとしている。

格納容器冷却・除熱手段

格納容器圧力 0.279MPa[gage]到達時に代替格納容器スプレイ冷却系（可搬型）による格納容器冷却を実施し，格納容器
ベントは実施せず，交流電源復旧後に残留熱除去系による格納容器除熱を実施

事象発生の 16 時間後に格納容器ベントを実施し，交流電源復
旧 後 に 残 留熱 除 去 系に よ る格
納容器除熱を実施

東海第二においては，運転手順に従い代替格納容器スプレイ冷却系（可搬型）による格納容器冷却を実施することとしている。これに伴い，交流電源に期待可能な事象発生の 24 時間後まで格納容器圧力が格納容器ベント
実施基準（0.31MPa[gage]）に到達しないことから，格納容器ベントではなく，交流電源復旧後に残留熱除去系による格納容器除熱を実施することとしている。

(4)全交流動力電源喪失（ＴＢＤ，ＴＢＵ）
項

目

解析コード
機器条件

東海第二

柏崎刈羽６，７号炉

理

由

SAFER／MAAP

SAFER／MAAP

相違点はない。

逃がし安全弁（原 安全弁機能
子炉圧力制御時）

逃がし弁機能東海第二では，原子炉圧力が高めに維持され，評価項目に対して厳しい条件となる安全弁機能に期待している。

24 時間交流電源の復旧に期待しない

24 時間交流電源の復旧に期待しない

相違点はない。

交流電源復旧までの原子炉注水手段

高 圧 代 替 注水 系 に て 原 子 炉 注 水 を 実 施
し，事象発生の 8 時間 1 分後に原子炉を減圧し，低圧代替注水系（可搬型）による原子炉注水を実施

高圧代替注水系（復水貯蔵槽水源）にて原子炉注水を実施

東海第二においては，高圧代替注水系の水源をサプレッション・チェンバとしていることから，サプレッション・プール水温度上昇により高圧代替
注水系が機能喪失するまでに交流動力電源を必要としない可搬型の原子炉注水に切り換えることとしている。

格納容器冷却・除熱手段

格納容器圧力 0.279MPa[gage]到達時に代替格納容器スプレイ冷却系（可搬型）による格納容器冷却を実施し，格納容器
ベントは実施せず，交流電源復旧後に残留熱除去系による格納容器除熱を実施

事象発生の 16 時間後に格納容器ベントを実施し，交流電源復
旧 後 に 残 留熱 除 去 系に よ る格
納容器除熱を実施

東海第二においては，運転手順に従い代替格納容器スプレイ冷却系（可搬型）による格納容器冷却を実施することとしている。これに伴い，交流電源に期待可能な事象発生の 24 時間後まで格納容器圧力が格納容器ベント
実施基準（0.31MPa[gage]）に到達しないことから，格納容器ベントではなく，交流電源復旧後に残留熱除去系による格納容器除熱を実施することとしている。

補足 7-16交流電源(5)

全交流動力電源喪失（ＴＢＰ）
項

解析コード
機器条件

交流電源

目

東海第二

柏崎刈羽６，７号炉

理

由

SAFER／MAAP

SAFER／MAAP

相違点はない。

逃がし安全弁（原 安全弁機能
子炉圧力制御時）

逃がし弁機能東海第二では，原子炉圧力が高めに維持されることで，評価項目に対して厳しい条件となる安全弁機能に期待しているが，事象発生時に逃がし安全
弁 1 個の開固着が発生する本事故シーケンスでは実態として相違点はない。

24 時間交流電源の復旧に期待しない

相違点はない。

24 時間交流電源の復旧に期待しない

(6)崩壊熱除去機能喪失（取水機能が喪失した場合）
項

目

解析コード

東海第二
SAFER／MAAP

事故条件

外部電源

機器条件

逃がし安全弁（原 安全弁機能
子炉圧力制御時）

格納容器冷却・除熱手段

補足 7-17(7)

柏崎刈羽６，７号炉
SAFER／MAAP

外部電源なし格納容器圧力 0.279MPa[gage]到達時に緊急用海水系を用いた残留熱除去系（格
納容器スプレイ冷却系）による格納容器
除熱を実施

理

由

相違点はない。

外部電源なし相違点はない。

逃がし弁機能東海第二では，原子炉圧力が高めに維持され，評価項目に対して厳しい条件となる安全弁機能に期待している。

代替格納容器スプレイ冷却系
による格納容器冷却を実施
し，事象発生の 20 時間後に代替原子炉補機冷却系を用いた残留熱除去系による格納容器
除熱を実施

実際には残留熱除去系の起動準備が完了した時点で，サプレッション・プ
ール水温度が 32℃を超過している場合は残留熱除去系（サプレッション・
プール冷却系）の運転，格納容器圧力が 245kPa[gage]を超過している場合
は残留熱除去系（格納容器スプレイ冷却系）の運転を実施するが，東海第二では，操作余裕時間を確認する観点で，評価上は格納容器圧力が代替格
納容器冷却の実施基準である 0.279MPa[gage]に到達した時点で残留熱除去系（格納容器スプレイ冷却系）の運転を開始するものと設定している。

崩壊熱除去機能喪失（残留熱除去系が故障した場合）
項

目

解析コード
事故条件

外部電源

機器条件

東海第二

柏崎刈羽６，７号炉

SAFER／MAAP

SAFER／MAAP

由

外部電源あり相違点はない。
東海第二では，運転員等操作の観点では外部電源がない場合も考慮している。

逃がし安全弁（原 安全弁機能
子炉圧力制御時）

逃がし弁機能東海第二では，原子炉圧力が高めに維持され，評価項目に対して厳しい条件となる安全弁機能に期待している。

格納容器圧力逃
がし装置等

第二弁全開

格納容器二次隔離弁 70％開度

運用の違い。
東海第二では，格納容器ベント実施時は格納容器圧力逃がし装置の第二弁を全開とする運用としている。

低圧代替注水系（常設）による原子炉注
水

高圧炉心注水系による原子炉
注水

東海第二においては，原子炉減圧時の水位回復性能を確認する観点で，評価上は注水流量が小さい低圧代替注水系（常設）に期待した評価としている。

原子炉減圧後の原子炉注水手段

外部電源あり理
相違点はない。

(8)原子炉停止機能喪失
項

目

解析コード

東海第二

柏崎刈羽６，７号炉

理由

REDY／SCAT

REDY／SCAT

相違点はない。

補足 7-18

初期条件

炉心流量

85％流量

100％流量東海第二においては，反応度の観点で厳しい条件として，初期炉心流量を運転範囲の下限である 85％流量（41,060ｔ／h）に設定している。

操作条件

自動減圧系等の作動阻止操作

事象発生から 4 分後自動減圧系の自動起動阻止操作に成功する

10 分以内の操作に期待しているという点で相違はないが，東海第二においては，原子炉停止機能喪失の確認及び自動減圧系等の作動阻止操作に要する時間を考慮して設定している。

ほう酸水注入系の起動操作

事象発生から 6 分後

原子炉スクラムの失敗を確認した後から 10 分後に起動

東海第二においては，自動減圧系等の作動阻止操作の後にほう酸水注入
系の起動操作に要する時間を考慮して設定している。

残留熱除去系（サプレッション・プール冷却系）による格納容器除熱操作

事象発生から 17 分後サプレッション・チェンバ・
プール水温 49℃到達から 10 分
後

東海第二においては，状況の確認及び残留熱除去系（サプレッション・
プール冷却系）による格納容器除熱操作に要する時間を考慮して設定し
ている。

(9)

ＬＯＣＡ時注水機能喪失
項

目

東海第二

柏崎刈羽６，７号炉

理由

補足 7-19

解析コード

SAFER／MAAP

SAFER・CHASTE／MAAP

東海第二では，燃料被覆管温度の評価項目に対する余裕を考慮し，SAFER
コードによる保守的な評価結果を提示している。

事故
条件

起因事象

再循環系配管の破断
破断面積は 3.7cm ２原子炉圧力容器下部のドレン
配管の破断
破断面積は 1cm ２

破断箇所は，液相部配管を選定しており，実態として相違点はない。
破断面積は，絶対値の違いはあるが，燃料被覆管の破裂防止が可能な最大面積を解析により確認し，事象進展に有意な差がないことを確認した上で，本事故シーケンスの特徴を代表できる条件を設定しているという点で，実態として相違点はない。

外部電源

外部電源なし外部電源なし相違点はない。

機器
条件

逃がし安全弁（原子炉圧力制御
時）

安全弁機能

逃がし弁機能東海第二では，原子炉圧力が高めに維持され，また，原子炉減圧時に原子炉圧力が所定の圧力に到達するまでの時間が遅くなることで，評価項目に対して厳しい条件となる安全弁機能に期待している。

格納容器圧力逃がし装置等

第二弁全開

格納容器二次隔離弁 70％開度

運用の違い。
東海第二では，格納容器ベント実施時は格納容器圧力逃がし装置の第二弁を全開とする運用としている。

逃がし安全弁（自動減圧機能）の手動による原子炉減圧操作（低圧代替注水系（常設）による原子炉
注水操作）

事象発生から 25 分後

事象発生から 14 分後

設定時間は違うが，操作時間の積み上げに基づき設定しているという点では相違点はない。

操作
条件

(10)

インターフェイスシステムＬＯＣＡ

項
解析コード
事故条件

目

東海第二

理

柏崎刈羽６，７号炉

由

補足 7-20

SAFER

SAFER

相違点はない。

起因事象

残 留 熱 除 去系 Ｂ 系 熱 交 換 器 フラ ン ジ の破断
破断面積は約 21cm ２

高圧炉心注水系の吸込配管の破断
破断面積は約 10cm２

構造健全性評価の結果に基づき破断面積を設定しているという点で実態として相違点はない。
東海第二においては，ＩＳＬＯＣＡ発生時の構造健全性評価により低圧設計部に破損は発生しないことを確認しており，加圧範囲の中で最も大きなシール構造である残留熱除去系熱交換器フランジ部に 21cm ２ の破断面積を設定している。

安全機能の喪失に対する仮定イ ン タ ー フェ イ ス シ ス テ ム ＬＯ Ｃ Ａ の発 生 を 想 定す る 残 留 熱 除 去 系Ｂ 系 並 びに 同 じ 原 子炉 建 屋 西 側 区 画 に設 置 さ れて い る 高 圧炉 心 ス プ レ イ 系 及び 残 留 熱除去系Ｃ系の機能喪失

インターフェイスシステムＬ
ＯＣＡが発生した側の高圧炉
心注水系の機能喪失

東海第二においては，ＩＳＬＯＣＡ発生系統の機能喪失に加えて，保守的に破断箇所から原子炉建屋への原子炉冷却材漏えいにより同じ原子炉建屋西側区画に設置されている系統（高圧炉心スプレイ系及び残留熱除去系Ｃ系）が機能喪失する設定としている。

外部電源

外部電源なし外部電源なし相違点はない。

機器条件

逃がし安全弁（原 安全弁機能
子炉圧力制御時）

逃がし弁機能東海第二では，原子炉圧力が高めに維持され，評価項目に対して厳しい条件となる安全弁機能に期待している。

操作条件

破断箇所の隔離操作

事象発生 4 時間

設定時間は違うが，作業環境を考慮し，現場移動及び操作に要する時間を考慮して設定しているという点で，実態として相違点はない。

事象発生 5 時間

2.2

格納容器破損防止の有効性評価における柏崎刈羽６，７号炉との主要な相違点について(1)

雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損），水素燃焼項

補足 7-21目

東海第二

柏崎刈羽６，７号炉

事故条件

起因事象

大破断ＬＯＣＡ（再循環系配管（出口ノズル）の破断）

大破断ＬＯＣＡ（残留熱除去系配管の破断）

原子炉圧力容器から格納容器への冷却材流出を大きく見積もる厳しい設定として，東海第二においては，原子炉圧力容器バウンダリに接続す
る配管のうち，口径が最大である再循環系配管（出口ノズル）における両端破断を設定している。

機器条件

原子炉スクラム

原子炉水位低（レベル３）信号

事象発生と同時

東海第二においては，原子炉水位低下を厳しくする観点で，外部電源喪失に伴うタービン蒸気加減弁急閉及び原子炉保護系電源喪失による原
子炉スクラムについては保守的に考慮せず，原子炉水位低（レベル３）
による原子炉スクラムを設定している。

可搬型窒素供給装置

200m ３ ／h－

東海第二においては，格納容器内をドライ条件で可燃限界濃度未満に維持するために，格納容器内に窒素注入を実施することとしている。

格納容器圧力逃がし装置

格納容器圧力逃がし装置第二弁全開

格納容器二次隔離弁 50％開度

東海第二においては，格納容器圧力逃がし装置第二弁全開にて格納容器
ベントを実施する設計としている。

代替格納容器ス
プレイ冷却系（常設）

事象発生 25 分後破断口まで原子炉水位が回復
後，格納容器温度約 190℃到達
時

東海第二においては，原子炉注水に伴って炉内で発生する過熱蒸気が破断口から格納容器側に移行し格納容器雰囲気温度を急激に上昇させる
ため，原子炉注水と同時に格納容器冷却を実施する手順とすることから，操作時間を考慮して設定している。

代替循環冷却系

事象発生 90 分後事象発生 22.5 時間後

東海第二においては，緊急用海水系及び代替循環冷却系は常設設備であり中央制御室からの操作により対応可能であるため，操作時間を考慮して設定している。

可搬型窒素供給装置

格納容器内酸素濃度 4.0vol％（ドライ条
件）到達時

－

東海第二においては，格納容器内に窒素注入を実施することとしており，格納容器内酸素濃度がベント基準である 4.3vol％（ドライ条件）
到達を防止する観点で設定している。

格納容器圧力逃
がし装置

サプレッション・プール水位が通常水位＋6.5m 到達時

格 納 容 器 圧 力 0.62MPa[gage]
到達時

東海第二においては，中央制御室からの遠隔操作失敗後に現場操作に要する時間を考慮して設定している。

操作条件

理

由

(2)

高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱，原子炉圧力容器外の溶融燃料－冷却材相互作用，溶融炉心・コンクリー
ト相互作用項

補足 7-22目

東海第二

柏崎刈羽６，７号炉

事故条件

外部電源

外部電源なし（全交流動力電源喪失を想定）

外部電源なし（非常用ディー
ゼル発電機に期待）

東海第二においては，運転員の対応を厳しく評価する観点から全交流動
力電源喪失を設定している。

機器条件

原子炉スクラム

原子炉水位低（レベル３）信号

事象発生と同時

東海第二においては，原子炉水位低下を厳しくする観点で，外部電源喪失に伴うタービン蒸気加減弁急閉及び原子炉保護系電源喪失による原
子炉スクラムについては保守的に考慮せず，原子炉水位低（レベル３）
による原子炉スクラムを設定している。

逃がし安全弁（原 安全弁機能
子炉圧力制御時）

逃がし弁機能東海第二においては，原子炉圧力が高めに維持され，また，原子炉減圧時に原子炉圧力が所定の圧力に到達するまでの時間が遅くなることで評価項目に対して厳しい条件として，安全弁機能に期待している。

代替循環冷却系

事象発生 90 分後からドライウェルへ連続スプレイを実施
原 子 炉 圧 力容 器 破 損 後 に 格 納容 器 圧 力の低下を確認した後は，ドライウェルと原子炉へ流量配分し，それぞれ連続スプ
レイ及び連続注水を実施

事象発生 20.5 時間後

東海第二においては，緊急用海水系及び代替循環冷却系は常設設備であり中央制御室からの操作により対応可能であるため，操作時間を考慮して設定している。
また，原子炉圧力容器が破損し，溶融炉心がペデスタル（ドライウェル部）の水プールに落下した際の格納容器圧力の上昇を抑制する観点から設定している。

代替格納容器ス
プレイ冷却系（常設）

原子炉圧力容器破損の判断後に，ドライ
ウェルへ連続スプレイを実施
格 納 容 器 圧力 の 低 下 を 確 認 した 後 は 一旦停止し，再度格納容器圧力が上昇し格
納容器圧力 0.465MPa[gage]に到達した
場合に間欠スプレイを実施

原子炉圧力容器下鏡部温度が300 ℃ に 到 達 を 確 認 し た 場 合に開始，原子炉圧力容器破損を確認した場合に停止
格 納 容 器 圧 力 が 0.465MPa[gage] 又 は 格 納 容 器 温 度 が190℃に到達した場合に開始

東海第二においては，原子炉圧力容器が破損し，溶融炉心がペデスタル（ドライウェル部）の水プールに落下した際の格納容器圧力の上昇を抑制する観点から連続スプレイ条件を設定している。
また，その後も格納容器圧力の上昇を抑制する観点から，間欠スプレイ
条件を設定している。

操作条件

理

由

2.3

使用済燃料プールの有効性評価における柏崎刈羽６，７号炉との主要な相違点について

(1)

想定事故１
柏崎刈羽６，７号炉との主要な相違点はない。

(2)

想定事故２
項

事故条件

目
漏えいによる使用済燃料プール
水位の低下

補足 7-23

東海第二

柏崎刈羽６，７号炉

静的サイフォンブレーカにより，サイフォン現象による流出が停止される
事象発生と同時に通常水位から約 0.23m
下まで低下

サ イ フ ォン ブレ ー ク孔 によ る
サ イ フ ォン ブレ ー クに 期待 しないため，漏えい隔離操作実施（事象発生 150 分後）まで水位
低下が継続

理

由

東海第二では，耐震性も含めて機器，弁類等の故障及び人的過誤の余地のない単管構造の静的サイフォンブレーカ（重大事故等対処設備）による，
サイフォン現象による使用済燃料プール水の流出停止に期待した評価としている。なお，逆止弁式のサイフォンブレーカについては，その効果に期待していない。

2.4

運転停止中の原子炉での有効性評価における柏崎刈羽６，７号炉との主要な相違点について(1)

崩壊熱除去機能喪失
項

事故条件

(2)

東海第二
事象認知まで：外部電源あり
事象認知後 ：外部電源なし

柏崎刈羽６，７号炉
外部電源なし理由

外部電源の有無は事象進展に影響しないことから，資源の観点で厳しい外部電源なしを設定。外部電源が喪失する時間を事象発生 1 時間後（1 時間ごとの中央制御室の巡視により残留熱除去系（原子炉停止時冷却系）の停止を確認する時間）とすることにより，事象発生の認知の観点で厳しい想定とする。

全交流動力電源喪失
項

操作条件

目
外部電源

目

東海第二

柏崎刈羽６，７号炉

理由

補足 7-24

低圧代替注水系（常設）の注水開始時間

事象発生から約 1.1 時間後

事象発生から 145 分後

東海第二においては，事象発生から 25 分で低圧代替注水系（常設）の起動準備操作が完了すると設定している。原子炉の沸騰開始は事象発生から
約 1.1 時間後であり，原子炉冷却材の蒸発量に応じた原子炉注水を実施することで，原子炉水位を通常運転水位付近で維持することができる。

残留熱除去系（停止時冷却系）による原子炉冷却

事象発生から 4 時間 10 分後

事象発生から 20 時間後

東海第二においては，常設設備である緊急用海水系に期待した評価として
いるため。

(3)

原子炉冷却材の流出
項

目

東海第二

柏崎刈羽６，７号炉

理

由

事故条件

外部電源

外部電源あり外部電源なし外部電源がない場合は，原子炉保護系電源の喪失により残留熱除去系（原子炉停止時冷却系）のポンプ吸込ラインの弁が閉となり，原子炉冷却材の流出が停止することから，原子炉冷却材の流出の観点で厳しい外部電源あ
りを設定。

操作条件

流出箇所の隔離

原子炉への注水開始後原子炉への注水開始前

東海第二は原子炉注水による水位回復後に漏えい箇所の隔離を実施する
手順としているため。

(4)

反応度の誤投入項

補足 7-25

機器条件

目
制御棒引抜阻止

東海第二
期待しない

柏崎刈羽６，７号炉
原子炉周期短信号（原子炉周期 20 秒）理由

東海第二においては，原子炉出力ペリオド短（20 秒），及び原子炉出力ペリオド短（10 秒）による制御棒引抜阻止には保守的に期待していない。
なお，制御棒引抜阻止に期待した場合，原子炉出力ペリオド短信号（20秒）が発信すると制御棒引抜が停止する。ただし，本評価では制御棒の誤引き抜きにより反応度が急激に投入されるため，原子炉出力ペリオド短信号（20 秒）と原子炉出力ペリオド短（10 秒）信号によるスクラム信号がほぼ同時に発信するため，制御棒引抜阻止に期待した場合でも評価項目に与える影響はほとんどない。

（別紙 1）
解析条件の変更前後の評価結果について

1.

炉心損傷防止対策の有効性評価における解析条件の変更前後の評価結果
解析条件の変更前後における各重要事故シーケンスの評価結果を第 1 表から第 8 表に示す。なお，非居住区域境界及び敷地境界での実効線量の評価シーケンスは，全交流動力電源喪失（長期ＴＢ）からＬＯＣＡ時注水機能喪失に変更した。

第1表
評価項目
燃料被覆管最高温度
燃料被覆管酸化量
原子炉冷却材圧力
バウンダリにかかる圧力
格納容器バウンダリにかかる圧力格納容器バウンダリにかかる温度（格納容器ベント時間）

評価結果（高圧・低圧注水機能喪失）

変更前（申請時）
約 469℃
被覆管厚さの 1％以下

変更後
約 338℃
同左

評価項目
1200℃以下
被覆管厚さの 15％以下

約 7.67MPa[gage]

約 8.09MPa[gage]

10.34MPa[gage]以下

約 0.32MPa[gage]

約 0.31MPa[gage]

0.62MPa[gage]以下

約 144℃

約 143℃

200℃以下約 28 時間

約 28 時間―第2表

評価結果（高圧注水・減圧機能喪失）

評価項目

変更前（申請時）

変更後

評価項目

燃料被覆管最高温度
燃料被覆管酸化量
原子炉冷却材圧力
バウンダリにかかる圧力
格納容器バウンダリにかかる圧力格納容器バウンダリにかかる温度

約 684℃
被覆管厚さの 1％以下

約 711℃
同左

1200℃以下
被覆管厚さの 15％以下

約 7.67MPa[gage]

約 8.09MPa[gage]

10.34MPa[gage]以下

約 0.04MPa[gage]

約 0.04MPa[gage]

0.62MPa[gage]以下

約 86℃

約 90℃

200℃以下補足 7-26

第3表

評価結果（全交流動力電源喪失（長期ＴＢ））

評価項目

変更前（申請時）

変更後

評価項目

燃料被覆管最高温度
燃料被覆管酸化量
原子炉冷却材圧力
バウンダリにかかる圧力
格納容器バウンダリにかかる圧力格納容器バウンダリにかかる温度（格納容器ベント時間）

初期値
被覆管厚さの 1％以下

初期値
同左

1200℃以下
被覆管厚さの 15％以下

約 7.67MPa[gage]

約 8.46MPa[gage]

10.34MPa[gage]以下

約 0.31MPa[gage]

約 0.28MPa[gage]

0.62MPa[gage]以下

約 161℃

約 141℃

200℃以下約 18 時間――第4表

評価結果（崩壊熱除去機能喪失（取水機能が喪失した場合））

評価項目
燃料被覆管最高温度
燃料被覆管酸化量
原子炉冷却材圧力
バウンダリにかかる圧力
格納容器バウンダリにかかる圧力格納容器バウンダリにかかる温度

第5表

変更前（申請時）
初期値
被覆管厚さの 1％以下

変更後
初期値
同左

評価項目
1200℃以下
被覆管厚さの 15％以下

約 7.67MPa[gage]

約 8.09MPa[gage]

10.34MPa[gage]以下

約 0.30MPa[gage]

約 0.28MPa[gage]

0.62MPa[gage]以下

約 143℃

約 141℃

200℃以下

評価結果（崩壊熱除去機能喪失（残留熱除去機能が喪失した場合））

評価項目
燃料被覆管最高温度
燃料被覆管酸化量
原子炉冷却材圧力
バウンダリにかかる圧力
格納容器バウンダリにかかる圧力格納容器バウンダリにかかる温度（格納容器ベント時間）

変更前（申請時）
初期値
被覆管厚さの 1％以下

変更後
初期値
同左

評価項目
1200℃以下
被覆管厚さの 15％以下

約 7.67MPa[gage]

約 8.09MPa[gage]

10.34MPa[gage]以下

約 0.31MPa[gage]

約 0.31MPa[gage]

0.62MPa[gage]以下

約 144℃

約 143℃

200℃以下約 30 時間

約 28 時間―第6表

評価結果（原子炉停止機能喪失）

評価項目

変更前（申請時）

変更後

評価項目

燃料被覆管最高温度
燃料被覆管酸化量
原子炉冷却材圧力
バウンダリにかかる圧力
格納容器バウンダリにかかる圧力格納容器バウンダリにかかる温度約 859℃
被覆管厚さの 1％以下

約 872℃
同左

1200℃以下
被覆管厚さの 15％以下

約 8.39MPa[gage]

約 8.49MPa[gage]

10.34MPa[gage]以下

約 0.16MPa[gage]

約 0.20MPa[gage]

0.62MPa[gage]以下

約 106℃

約 115℃

200℃以下補足 7-27第7表

評価結果（ＬＯＣＡ時注水機能喪失）

評価項目

変更前（申請時）

変更後（ 破断面積：3.7cm２ ）評価項目

燃料被覆管最高温度
燃料被覆管酸化量
原子炉冷却材圧力
バウンダリにかかる圧力
格納容器バウンダリにかかる圧力格納容器バウンダリにかかる温度（格納容器ベント時間）

約 573℃
被覆管厚さの 1％以下

約 616℃
同左

1200℃以下
被覆管厚さの 15％以下

約 7.67MPa[gage]

約 8.09MPa[gage]

10.34MPa[gage]以下

約 0.32MPa[gage]

約 0.31MPa[gage]

0.62MPa[gage]以下

約 144℃

約 143℃

200℃以下約 28 時間

約 28 時間―第8表

評価結果（インターフェイスシステムＬＯＣＡ）

評価項目
変更前（申請時）
変更後
評価項目
燃料被覆管最高温度
初期値
初期値
1200℃以下
燃料被覆管酸化量
被覆管厚さの 1％以下
同左
被覆管厚さの 15％以下
原子炉冷却材圧力
約 7.23MPa[gage]
約 8.09MPa[gage]
10.34MPa[gage]以下
バウンダリにかかる圧力
格納容器バウンダリ－※
0.62MPa[gage]以下－※にかかる圧力格納容器バウンダリ－※
200℃以下－※にかかる温度※：格納容器バイパス事象であり，評価項目に対して十分な余裕があることから比較対象外とした。

補足 7-28

2.

格納容器破損防止対策の有効性評価における評価条件の変更前後の評価結果
評価条件の変更前後における各評価事故シーケンスの評価結果を第 9 表及び第 10 表に示す。

第9表

評価結果（雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）,水素燃焼）
評価項目
格納容器バウンダ
リにかかる圧力格納容器バウンダ
リにかかる温度Ｃｓ－137 放出量（7 日間）
格納容器内の最大酸素濃度（7 日間）

第 10 表変更前（申請時）

変更後

評価項目

約 0.62MPa[gage]

約 0.47MPa[gage]

0.62MPa[gage]以下

約 157℃（壁面温度）
約 18TBq（ドライウェルベント時）

約 189℃
約 1×10－４ TBq
ドライ条件
約 4.1vol％ドライ条件
約 4.0vol％200℃以下
100TBq 以下
格納容器内の酸素濃度がドライ条件に換算して 5vol％以下

評価結果（高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱，原子炉圧力容器外の溶融燃料－冷却材相互作用，溶融炉心・コンクリート相互作用）
評価項目
格納容器バウンダ
リにかかる圧力格納容器バウンダ
リにかかる温度
原子炉圧力容器破損時の原子炉圧力変更前（申請時）
約 0.43MPa[gage]（原子炉圧力容器破損時）－（記載なし）

変更後
約 0.47MPa[gage]（7 日間の最大値）
約 151℃

200℃以下

約 0.16MPa[gage]

約 0.3MPa[gage]

2.0MPa[gage]以下

溶融炉心の冷却ペデスタル（ドライウェル部）にて冷却維持可能

ペデスタル（ドライウェル部）にて冷却維持可能

溶融炉心の侵食量

侵食せず，支持機能が維持される

侵食せず，支持機能が維持される

補足 7-29

評価項目
0.62MPa[gage]以下

溶融炉心と格納容器バ
ウンダリが接触せず，適切に冷却できること
侵食により格納容器の構造材の支持機能が喪失しないこと

3.

使用済燃料プールの有効性評価における評価条件の変更前後の評価結果
評価条件の変更前後における各想定事故の評価結果を第 11 表及び第 12 表に示す。

第 11 表
評価項目

評価結果（想定事故１）

変更前（申請時）

評価項目
燃料有効長頂部の冠水
燃料有効長頂部から
燃料有効長頂部から
使用済燃料プール水位
遮蔽維持
約 7.1m 上
約 6.8m 上（目安：10mSv／h※ ）未臨界の維持未臨界を維持未臨界を維持未臨界の維持※：必要な遮蔽が維持される使用済燃料プール水位は燃料有効長頂部の約 6.4m 上第 12 表
評価項目

変更後

評価結果（想定事故２）

変更前（申請時）

変更後

評価項目

燃料有効長頂部の冠水
燃料有効長頂部から
燃料有効長頂部から
使用済燃料プール水位
遮蔽維持
約 6.8m 上
約 6.6m 上（目安：10mSv／h※ ）未臨界の維持未臨界を維持未臨界を維持未臨界の維持※：必要な遮蔽が維持される使用済燃料プール水位は燃料有効長頂部の約 6.4m 上

補足 7-30

4.

運転停止中原子炉の有効性評価における評価条件の変更前後の評価結果
評価条件の変更前後における各重要事故シーケンスの評価結果を第 13 表から第 15 表に示す。

第 13 表
評価項目
原子炉水位

評価結果（崩壊熱除去機能喪失）

変更前（申請時）

変更後

原子炉水位の低下
なし

燃料有効長頂部から約 4.2m 上

未臨界の維持未臨界を維持未臨界を維持※ 必要な遮蔽が維持される原子炉水位は燃料有効長頂部の約 1.7m 上第 14 表
評価項目
原子炉水位

評価結果（全交流動力電源喪失）

変更前（申請時）
原子炉水位の低下
なし

変更後
原子炉水位の低下
なし

未臨界の維持未臨界を維持未臨界を維持※ 必要な遮蔽が維持される原子炉水位は燃料有効長頂部の約 1.7m 上第 15 表
評価項目
原子炉水位

評価項目
燃料有効長頂部冠水
遮蔽維持（目安：10mSv／h※ ）未臨界の維持評価項目
燃料有効長頂部冠水
遮蔽維持（目安：10mSv／h※ ）未臨界の維持評価結果（原子炉冷却材の流出）

変更前（申請時）

変更後

燃料有効長頂部から約 3.7m 上

燃料有効長頂部から約 15m 上未臨界の維持未臨界を維持未臨界を維持※ 必要な遮蔽が維持される原子炉水位は燃料有効長頂部の約 2.6m 上

補足 7-31

評価項目
燃料有効長頂部冠水
遮蔽維持（目安：10mSv／h※ ）未臨界の維持8

SAFER における高圧炉心スプレイ系等の自動起動信号の模擬について
SAFER コードでは，高圧炉心スプレイ系等の自動起動信号（原子炉水位異常低下（レベル２）など）について，蒸気ドーム部とシュラウド外との差圧を計算することで簡易的に原子炉水位計装を模擬することにより発信している。第 1 図に SAFER における原子炉水位計装の模擬の概略を示す。
・原子炉水位異常低下（レベル２）設定差圧；ΔP２＝ρ×（L2－L）
・原子炉水位異常低下（レベル２）信号発信；ΔP≦ΔP2

原子炉水位異常低下（レベル２）（L2）
原子炉水位異常低下（レベル１）（L1）
水位計装基準点（L）

第 1 図 SAFER における原子炉水位計装の模擬補足 8-1

9.

緊急用海水系を用いた残留熱除去系による格納容器除熱

残留熱除去系による格納容器除熱において，残留熱除去系海水系に期待した場合と緊急用海水系に期待した場合の格納容器挙動の違いについて以下に述べる。

事 象 発 生 の 約 24 時 間 後 に 残 留 熱 除 去 系 海 水 系 を 用 い た 残 留 熱 除 去 系に よ る 格 納 容 器 除 熱 を 実 施 す る「 全 交 流 動 力 電 源 喪 失（ 長 期 Ｔ Ｂ ）」と
事 象 発 生 の 約 13 時 間 後 に 緊 急 用 海 水 系 を 用 い た 残 留 熱 除 去 系 に よ る 格
納容器除熱を実施する「崩壊熱除去機能喪失（取水機能が喪失した場合 ）」に お け る 格 納 容 器 圧 力 及 び 雰 囲 気 温 度 の 挙 動 の 比 較 を 第 1 図 に 示す。
いずれの事故シーケンスにおいても，格納容器圧力及び雰囲気温度
は，残留熱除去系による格納容器除熱を開始してすぐに低下傾向に転じ て い る 。 こ の た め ， 少 な く と も 事 象 発 生 の 13 時 間 後 以 降 で あ れ ば ，
緊急用海水系を用いた場合でも残留熱除去系海水系を用いた場合と同様に十分な除熱性能を得ることができ，評価項目となるパラメータに与える影響は軽微であると考えられる。

補足 9-1

格納容器圧力格納容器雰囲気温度
300

0.8
ドライウェル

ドライウェルサプレッション・チェンバ

サプレッション・チェンバ

0.6

長期ＴＢ

格
納
容
器
圧
力

格
納
容
器
温
度

0.4

200

(℃)

(MPa[gage])

100
0.2

0
0

24

48

72

96

120

144

0

168

0

24

48

事故後の時間(h)JOB N

MA47BNT2TB

72

96

崩壊熱除去機能喪失（取水機能が喪失した場合）

ドライウェル168

ドライウェルサプレッション・チェンバ

サプレッション・チェンバ

0.6

格
納
容
器
温
度

0.4

200

(℃)

a[gage])

第１図

144

300

0.8

格
納
容
器
圧
力

120

事故後の時間(h)GG5B000

100
0.2

0
0

24

48

72

96

120

144

168

事故後の時間(h)

0
0

24

48

72

96

120

144

168

事故後の時間(h)残留熱除去系海水系に期待した場合と緊急用海水系に期待した場合の解析挙動の比較

補足 9-2

10

米国等の知見に照らした原子炉停止機能喪失事象の解析条件の妥
当性

原子炉停止機能喪失事象の解析条件について，米国のＢＷＲプラン
トとの比較を第 1 表に示す。
米国では，一部の項目において，設計基準事故の条件に合わせた解析値を使用しているが，東海第二発電所の解析条件では，ガイドに基づき設計値を使用していること，米国では原子炉側と格納容器側を同時に解析していないことに伴う高圧炉心スプレイ系の起動条件が異なることが，主な相違点として挙げられる。
ただし，これらの相違は，対策の有効性を評価するという観点において問題となるものではなく，東海第二発電所の原子炉停止機能喪失における解析条件は妥当であると考える。

＜参考資料＞・ COLUMBIA GENERATING STATION SAFETY ANALYSIS REPORT,Chapter 4,
December 2013
・ COLUMBIA GENERATING STATION SAFETY ANALYSIS REPORT,Chapter 15,
December 2013補足 10-1

第 1表
No
1
2
3
4
5

解析条件の比較

8
9
10
11
12
13
14
15
16

項目
原子炉出力
原子炉圧力
炉心流量
蒸気流量
給水温度
ボイド係数
保守ファクタドップラ係数保守ファクタMSIV 閉 鎖
SRV モ ー ド
SRV 設 定 値 ／ 容 量
炉 圧 高 ATWS－ RPT
SLC ポ ン プ 容 量
SLC 濃 度RCIC 起 動
RCIC 起 動 遅 れ
RCIC 注 水 流 量

17HPCS 起 動

Ｌ２

格納容器圧力高

18

HPCS 起 動 遅 れ（記載なし）

19

HPCS 注 水 流 量

設計値

20

RCIC／ HPCS 停 止

Ｌ８

21
22
23

RHR 冷 却 容 量
初 期 S／ P 体 積
初 期 S／ P 水 温 度

0 秒
実力ベースの注入特性
水位低下維持操作に
よる
設計値
設計値
32℃

6
7

米国
約 105％ 出 力
定格圧力
100％ 炉 心 流 量
約 105％ 蒸 気 流 量
定格運転相当

東海第二
定格値
定格圧力
85％ 炉 心 流 量
定格値
定格運転相当備考
定格運転状態
定格運転状態
定格運転状態
定格運転状態
定格運転状態

1.25 倍(保 守 フ ァ ク タ あ り )
0.9 倍
設計値
設計値下限
逃がし弁モード
逃がし弁モード
逃がし弁解析値
逃がし弁設計値
解析値
設計値
3 2 5 L ／ m i n（ 2 台 起 動 ） 1 6 3 L ／ m i （n 1 台起動）
設計値
設計値
Ｌ２
Ｌ２
(記 載 な し )
0 秒
設計値
設計値

注１
注１
米国は 2 台運転

注２
注２
米国では，原子炉側と格納容器側を同時に解析し て い な い た
め，格納容器圧力高をトリガーとしていない。
注２
注２

設計値
設計値
約 32℃
手 動 （ ATWS 炉 圧 高 又
手動（事象発生から24
SLC 起 動は S／ P 水 温 度 高 の 遅
6 分）
い方から 2 分）
手動（事象発生から 手動（事象発生から
25
RHR 起 動11 分 ）
17 分 ）
26
給水ランバック
手 動（ S ／ P 水 温 度 高 ）なし（注１）米国はＤＢＡ評価に用いている解析値を使用。国内は設計値を使用している。
（ 注 ２ ）原 子 炉 水 位 が 高 め に 維 持 さ れ た 方 が 反 応 度 的 に 厳 し い 条 件 と な る こ と か ら ，東 海
第 二 で は 起 動 遅 れ を 0 秒 と し 注 水 流 量 は 実 力 ベ ー ス の 注 水 特 性 を 用 い て い る 。但 し ，RCIC に つ い て は 一 定 流 量 に 制 御 さ れ る た め 設 計 値 の 注 水 特 性 を 用 い て い る 。

補足 10-2

11

原子炉停止機能喪失時における給水流量低下操作の考え方と給水ランバッ
クの自動化を今後の課題とする理由

今回の有効性評価では，給水ランバック操作を想定していない。このため，
復水器ホットウェル水位の低下により給水ポンプがトリップするまでの間，給水・復水系により原子炉水位が維持されるため，原子炉出力は高い状態を維持し，原子炉で発生した蒸気が逃がし安全弁を介してサプレッション・プールへ流入する状態が継続する。
一方，本来の運転手順では原子炉停止機能喪失が発生した場合，運転員によって給水流量を低下させ，出力を抑制する（給水ランバック操作）ことから，
今回の有効性評価はこの点で保守的な評価となっている。
給水ランバック操作による出力抑制の考え方と米国の一部で導入されている
給水ランバックの自動化を今後の検討課題と位置付ける理由について以下に示す。

1.

給水ランバック操作について
原子炉の停止機能が喪失した場合には，「非常時運転操作手順書（徴候ベース）」の「反応度制御（ＲＣ／Ｑ）」に従い対応する。
「反応度制御（ＲＣ／Ｑ）」では，「原子炉が隔離状態」又は「原子炉出力が 55％以上」である場合に，給水を手動で絞り原子炉水位低下の操作を行うことを定めている。
これによって原子炉水位が低下することで原子炉出力が抑制されるとともに，サプレッション・プールへの蒸気流入も低減される。この場合，原子炉
水位は原子炉水位異常低下（レベル１）近傍に維持することとしている。

補足 11-1

2.

自動化を考慮した場合の対応時間とプラント挙動について
自動化（米国の例では中性子束と原子炉圧力高の and 条件）した場合のプラント挙動では，解析結果よりも早いタイミングで原子炉水位を低下させることで，原子炉出力の上昇が緩和され，また，給水加熱喪失による反応度投入の影響がより小さくなることから，沸騰遷移による燃料被覆管温度の上昇が抑制されると共に，サプレッション・プールへの蒸気の流入量が低下し，サプレッション・プール水温度上昇が抑制されるものと考えられる。
しかしながら，有効性評価解析では，事象発生から約 131 秒後に「復水器ホットウェル水位低低」により給水・復水系が停止している。このように，
比較的短時間で給水・復水系の停止に至ることから，仮に給水ランバックを自動化してもサプレッション・プール水温度上昇抑制に寄与する効果は限定的と考える。

3.

給水ランバックの自動化を見込まない理由
有効性評価解析では，運転員による給水ランバック操作を考慮していないが，評価項目を満足し，炉心損傷を防止できる結果となっている。給水ラン
バックについては，事象発生から数十秒後のサプレッション・プール水温度の上昇を抑制する観点で有効と考えられるが，サプレッション・プール水温度については，運転員による給水ランバック操作を考慮していない有効性評
価解析であっても最大約 115℃であり，評価項目である 200℃に対して十分な余裕がある。この観点から，今回の評価条件を前提としても給水ランバックの自動化は原子炉停止機能喪失事象への必須の対策とはならないものと考える。また，原子炉停止機能喪失事象への重大事故等防止対策としては今回の評価では考慮していない出力抑制機能として代替制御棒挿入機能を備えている。
補足 11-2

給水ランバックは炉心への冷却材供給を抑制する操作であり，これを自動化した場合，誤動作が生じた際には予期せぬ炉水位の低下につながる恐れがある。原子炉水位の維持は原子炉安全上の重要な項目であり，これに外乱を与えうるインターロックの導入は設計思想の観点からも十分な検討が必要と考える。
給水ランバックの自動化は米国の一部のプラントにおいて採用されており，
サプレッション・プール水温度の上昇を抑制する観点では一定の効果が見込
まれるものの，運転員による操作対応でも十分許容できる範囲で制御できること及び予期せぬ誤動作が生じた際には原子炉水位への外乱となることが懸念されるため，既設プラントへの追設の要否については今後の検討課題として取り組みたいと考えている。

補足 11-3

逃がし安全弁を介したサプレッション・
プールへの蒸気放出によりサプレッション・プール水温度及び格納容器圧力は上昇

給水系停止に伴う原子炉水位の低下により，サプレッション・プー
ルへの蒸気流入量が減少し上昇率が緩和

ほう酸水注入による効果により原子炉出力が低下することで，蒸気流入量が減少し上昇率が緩和し，やがて低下傾向となる

時間（ s）

第1図

サプレッション・プールの水温，格納容器圧力の時間変化

補足 11-4

12

全制御棒挿入失敗の想定が部分制御棒挿入失敗により出力に偏りが生じた場合を包絡しているかについて

部分的な制御棒挿入失敗の場合，プラント全体の挙動としては全制
御棒挿入失敗に比べて原子炉出力が低下するため，評価項目となるパラメータである原子炉圧力，格納容器圧力及びサプレッション・プー
ル水温度に及ぼす影響は小さくなる。
ここでは部分的な制御棒挿入失敗により，径方向出力分布に偏りが生 じ た 場 合 の 燃 料 被 覆 管 最 高 温 度 （ 以 下 「 Ｐ Ｃ Ｔ 」 と い う 。） へ の 影 響について，検討した結果を示す。

1.

部分制御棒挿入失敗の発生パターンについて
Ｂ Ｗ Ｒ － ５ の 制 御 棒 は 水 圧 駆 動 系 （ 以 下 「 Ｈ Ｃ Ｕ 」 と い う 。） に より挿入される。部分的な制御棒挿入失敗としては，水圧駆動系の故
障，電気的な故障のいずれかによる機能喪失が考えられる。
①

水圧駆動系の故障
水 圧 駆 動 系 の 故 障 の 場 合 に つ い て 考 え る と ，1 台 の Ｈ Ｃ Ｕ に
よ っ て 挿 入 さ れ る 制 御 棒 は 1 本 で あ る こ と か ら ，同 時 に 3 台 ～
4 台 の Ｈ Ｃ Ｕ が 故 障 し た こ と を 想 定 し て も ，そ の 他 の 制 御 棒 は挿入されるため，原子炉の出力はほぼゼロになる（第 1 表参
照 ）。

②

電気的な故障電 気 的 な 故 障 の 場 合 に つ い て 考 え る と ，水 圧 制 御 ユ ニ ッ ト は
4 グ ル ー プ に 分 割 さ れ て い て ，そ れ ぞ れ の グ ル ー プ に 属 す る 制
御 棒 は 炉 心 径 方 向 に 分 散 配 置 さ れ て い る た め ，電 磁 弁 作 動 回 路
補足 12-1

の 接 点 固 着 等 の 共 通 原 因 故 障 に よ り ，部 分 的 に 制 御 棒 挿 入 に 失敗しても径方向に対して制御棒挿入の偏りが生じることはな
い （ 第 2 表 参 照 ）。

2.

部分制御棒挿入失敗時の影響について
万が一，部分制御棒挿入失敗事象が発生し，径方向出力分布に偏りが生じた場合には，燃料被覆管温度に関係する項目として，バン
ドル出力及び核熱安定性の発振限界に対する余裕への影響が考えられる。しかしながら，以下に示すとおり，部分制御棒挿入失敗時のＰＣＴへの影響は，全制御棒の挿入失敗時の評価に包絡されている
と考える。

(1)

バンドル出力部 分 制 御 棒 挿 入 失 敗 の 場 合 ， 1. に 示 す よ う に 原 子 炉 出 力 は 全 制御棒失敗の場合に比べ低く整定するため，給水・復水系による注水量が全制御棒挿入失敗時に比べて少なく，給水加熱喪失による出力上昇が抑えられる。これにより，制御棒未挿入領域のバンド
ル出力上昇は，全制御棒挿入失敗に比べ低くなるため，ＰＣＴへの影響は全制御棒挿入失敗時の評価に包絡されると考えられる。

(2)

核熱安定性の発振限界に対する余裕
部分制御棒挿入失敗の場合，全制御棒挿入失敗時に比べて制御棒未挿入領域のバンドル出力上昇が低く，当該領域でのボイド率の上昇も小さくなる。これより，ボイド反応度フィードバックが小さくなり，給水加熱喪失状態における核熱安定性の発振限界に
補足 12-2

対する余裕が大きくなるため，炉心一体振動による出力振動は発生し難くなると考えられる。したがって，核熱不安定による出力振動発生に伴うＰＣＴへの影響は，全制御棒挿入失敗時の評価に包絡されると考えられる。
な お ， 領 域 不 安 定 事 象 に 対 し て は ， 1. の 想 定 さ れ る 部 分 制 御 棒
挿入失敗の発生パターンの検討に示すように，スクラム時に数本の制御棒だけが挿入され，原子炉出力が高めに整定し，かつ径方向出力分布に偏りが生じることにより，領域不安定が発生し易くなるパターンとなることはないと考えられる。

補足 12-3

第 1表

制御棒の水圧制御ユニットの故障による部分制御棒挿入のパターン

部分制御棒挿入失敗時のパターン
隣接 3 本の制御棒未挿入仮定した失敗要因
個々の制御棒の水圧制御ユニットの機械的故障の同時発生

隣接 4 本の制
御棒
未挿入

第 2表

原子炉出力
未臨界
（未臨界）

同上

０％
０％）

（

電気系統故障による部分制御棒挿入のパターン

部分制御棒挿入失敗時のパターン
分 散 1／ 4
炉心制御棒未挿入

仮定した失敗要因
電気系統の故障
水圧制御ユニットグループ（ ス ク ラ ム グ ル ー プ ）1 系 統 の 失 敗

分 散 1／ 2
炉心制御棒
未挿入

電気系統の故障
水圧制御ユニットグループ（ ス ク ラ ム グ ル ー プ ）2 系 統 の 失 敗

分 散 3／ 4
炉心制御棒
未挿入

電気系統の故障
水圧制御ユニットグループ（ ス ク ラ ム グ ル ー プ ）3 系 統 の 失 敗■：未挿入制御棒（）内は再循環系ポンプトリップ後の推定値
補足 12-4

原子炉出力
未臨界
（未臨界）

（

（

０％
０％）

20%程 度
10%程 度 ）13

原子炉停止機能喪失の 300 秒以降の燃料被覆管温度挙動について

復水器ホットウェル水位の低下により給水ポンプが停止した後に中性子束及び原子炉水位が静定する 600 秒までの燃料被覆管温度の推移を第 1 図（燃料被覆管最高温度発生位置）及び第 2 図（沸騰遷移発生位置）に示す。
300 秒以降も沸騰遷移に伴う被覆管温度の上昇及びリウェットによる温度低下を繰り返す挙動が見られるが，給水ポンプ停止に伴い原子炉出力が大幅に低下していることから，ファーストピークを上回ることはない。また，600 秒以
降は，ほう酸水注入に伴い徐々に原子炉出力が低下することから，沸騰遷移発
生に伴う被覆管温度の上昇は徐々に抑制される。

補足 13-1

第1図

燃料被覆管温度（燃料被覆管最高温度発生位置）の推移（600 秒まで）

第2図

燃料被覆管温度（沸騰遷移発生位置）の推移（600 秒まで）

補足 13-2

中性子束最高値

約 560％

第3図

中性子束の推移（60 分まで）

燃料有効長頂部

第4図

原子炉水位の推移（60 分まで）

補足 13-314

給水ポンプ・トリップ条件を復水器ホットウェル枯渇とした場合の評価結
果への影響

1.

はじめに
原子炉停止機能喪失の有効性評価では，主蒸気流量の遮断に伴う給水加熱喪失により原子炉出力が上昇し，復水器ホットウェル水位の低下により電動駆動給水ポンプがトリップするまで上昇を継続する。
一方，燃料被覆管温度の挙動は，ベースケースにおいては事象発生直後のファーストピークが最も高くなるが，上記の給水加熱喪失に伴う原子炉出力上昇の影響はセカンドピークに現れる。また，原子炉出力の上昇が継続することで，サプレッション・プール水温度及び格納容器圧力の評価にも影響する。
このため，電動駆動給水ポンプのトリップ時刻が評価結果に与える影響を確認するため，保守的に復水器ホットウェル水位の低下で電動駆動給水ポン
プがトリップせずに復水器ホットウェルが枯渇するまで運転を継続するとした場合の感度解析を実施した。

2.

評価条件
電動駆動給水ポンプのトリップ条件を復水器ホットウェル枯渇とした以外はベースケースと同じ評価条件である。

3.

評価結果
感度解析の評価結果を第 1 図から第 12 図に示す。また，評価結果のまとめを第 1 表に示す。

補足 14-1

電動駆動給水ポンプがトリップするまでの時刻は，事象発生から約 319 秒
後となり，ベースケースの約 131 秒後から約 188 秒遅れる結果となった。
燃料被覆管最高温度（以下「ＰＣＴ」という。）は，流量と出力のミスマッ
チが継続することで，約 1,194℃とベースケースよりも高くなるが，評価項目を満足する。また，サプレッション・プール水温度の最高値は約 148℃，
格納容器圧力の最高値は約 0.50MPa[gage]となり，いずれも評価項目を満足する。
以上の結果より，電動駆動給水ポンプがトリップせずに，復水器ホットウ
ェルが枯渇するまで運転が継続すると仮定した場合についても評価項目を満足することを感度解析により確認した。
なお，原子炉停止機能喪失時の実際の運転操作においては，運転員は給水流量を手動にて調整し，原子炉水位を低めに維持することで原子炉出力を低下させるとともに，格納容器圧力上昇時には残留熱除去系による格納容器ス
プレイを実施する。

補足 14-2

第 1表項

電動駆動給水ポンプ運転継続による評価項目への影響

目

感度解析
復水器が枯渇するまで運転継続（約319 秒 後 ）ベースケース
復水器水位低でト
リ ッ プ（ 約 1 3 1 秒 後 ）燃料被覆管最高温
度 (℃ )

約 1,194

約 872

燃料被覆管の酸化量 (％ )

約 5％

1％ 以 下

約 8.49

約 8.49

約 0.50約 0.200.62MPa[gage] を 下
回る

約 148

約 115

200℃ を 下 回 る

電動駆動給水ポンプ

原子炉冷却材圧力
バウンダリにかかる 圧 力 (MPa[gage])
原子炉格納容器バ
ウンダリにかかる
圧 力 (MPa[gage])
原子炉格納容器バ
ウ ン ダ リ の 温 度（ サプ レ ッ シ ョ ン・プ ー
ル 水 温 (℃ )）評価項目－
1,200℃ 以 下
酸化反応が著しくなる前の被覆管厚さ の 15％ 以 下
1 0 . 3 4 M P a [ g a g e ]（ 最高 使 用 圧 力 の 1.2
倍）を下回る※ 熱 伝 達 相 関 式 (修 正 Dougall-Rohsenow 式 )の 適 用 性 に つ い てSCAT コ ー ド の 説 明 資 料 1で は ， 燃 料 被 覆 管 温 度 700℃ ～ 800℃ 程 度 の 範 囲 に つ い て ， 5×5 高 温 ポ ス ト BT
試 験 と 解 析 の 結 果 を 比 較 し て い る 。比 較 の 結 果 ，ク ォ リ テ ィ が 0 . 9 程 度 と な る 位 置 で 修 正 D o u g a l l - R o h s e n o w
式の評価の保守性が小さくなることを確認したことから，クォリティが大きくなることで保守性が小さくなる傾向を示すものと考えている。
こ れ は ， 修 正 Dougall-Rohsenow 式 で は 燃 料 被 覆 管 表 面 温 度 を 保 守 側 に 評 価 す る た め に 燃 料 被 覆 管 表 面
での液滴蒸発の効果を無視している特性が影響しているものと考えられる。
本 評 価 に お け る ， 燃 料 被 覆 管 最 高 温 度 が 発 生 す る 時 間 領 域 で の 燃 料 被 覆 管 最 高 温 度 の 発 生 位 置 (第 4 ス
ペ ー サ 位 置 )の ク ォ リ テ ィ は 0.5～ 0.6 程 度 で あ る 。 こ の 場 合 ， 修 正 Dougall-Rohsenow 式 の 評 価 の 保 守 性
は 小 さ く な る 傾 向 で あ る と 考 え ら れ る も の の ， 修 正 Dougall-Rohsenow 式 を 適 用 す る こ と に よ っ て 保 守 側の 評 価 結 果 が 得 ら れ る と 考 え ら れ る 。こ の た め ，燃 料 被 覆 管 最 高 温 度 が 1,200℃ 以 下 で あ る こ と を 確 認 す
る 観 点 で ， 修 正 Dougall-Rohsenow 式 を 適 用 す る こ と に 問 題 は な い 。

1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

補足 14-3

第 4 部 S C AT

中性子束最高値

約 560％
1. 中 性 子 束 （ ％ ）2. 平 均 表 面 熱 流 束 （ ％ ）3. 炉 心 流 量 （ ％ ）事 故 後 の 時 間 (s)第 1図

中性子束及び炉心流量の推移（短期）1. 原 子 炉 蒸 気 流 量 （ ％ ）2. 給 水 流 量 （ ％ ）事 故 後 の 時 間 (s)第 2図

原子炉蒸気流量及び給水流量の推移（短期）補足 14-4

1. 原 子 炉 隔 離 時 冷 却 系 流 量 （ ％ ）2. 高 圧 炉 心 ス プ レ イ 系 流 量 （ ％ ）事 故 後 の 時 間 (s)第 3図

原子炉隔離時冷却系及び高圧炉心スプレイ系の流量の推移（短期）

1 .原 子 炉 圧 力 変 化 （ ×0.01MPa）
2 . 原 子 炉 水 位 （ シ ュ ラ ウ ド 外 ）（ × 5 c m ）3. 逃 が し 安 全 弁 流 量 （ ％ ）事 故 後 の 時 間 (s)

第 4図

原子炉圧力，原子炉水位（シュラウド外水位）及び逃がし安全弁の流量の推移（短期）補足 14-5

1400

1200
燃
料

1000

被
覆
管

800

600

温
度

400

（℃）

200

0
0

100

200

300

事 故 後 の 時 間（ｓ）

第 5図

燃料被覆管温度の時間変化（短期）補足 14-6400

1. 中 性 子 束 （ ％ ）事 故 後 の 時 間 (m)第 6図

中性子束の推移（長期）1. 炉 心 流 量 （ ％ ）事 故 後 の 時 間 (m)

第 7図

給水流量及び平均表面熱流束の推移（長期）補足 14-7

1. 原 子 炉 蒸 気 流 量 （ ％ ）2. 給 水 流 量 （ ％ ）事 故 後 の 時 間 (m)

第 8図

原子炉蒸気流量及び給水流量の推移（長期）1. 原 子 炉 隔 離 時 冷 却 系 流 量 （ ％ ）2. 高 圧 炉 心 ス プ レ イ 系 流 量 （ ％ ）事 故 後 の 時 間 (m)

第9図

原子炉隔離時冷却系及び高圧炉心スプレイ系の流量の推移（長期）
補足 14-8

1 .原 子 炉 圧 力 変 化 （ ×0.01MPa）
2. 原 子 炉 水 位 （ シ ュ ラ ウ ド 外 ） 変 化 （ ×5cm）

第 10 図原子炉圧力及び原子炉水位（シュラウド外水位）の推移（長期）

燃料有効長頂部

第 11 図原子炉水位（シュラウド外水位）の推移（長期）補足 14-9

1. サ プ レ ッ シ ョ ン ・ プ ー ル 水 温 度 （ ℃ ）2. サ プ レ ッ シ ョ ン ・ プ ー ル 圧 力 （ ×0.005MPa[gage]）

第 12 図サプレッション・プール水温度及び格納容器圧力の推移（長期）

補足 14-10

15

ＡＤＳ自動起動阻止操作の失敗による評価結果への影響（参考評価）

1.

はじめに
自動減圧系は，ドライウェル圧力高（13.7kPa［gage］）信号及び原子炉水位異常低下（レベル１）信号の発信から 120 秒の時間遅れの後，低圧炉心ス
プレイ系又は残留熱除去系（低圧注水系）のポンプ吐出圧力が確立している
場合に作動し，逃がし安全弁 7 個を開放することで原子炉を急速減圧する。
自動減圧系の作動によって原子炉が急速減圧された場合，高圧炉心スプレ
イ系，低圧炉心スプレイ系及び残留熱除去系（低圧注水系）により，炉心に大量の低温水が注入される。これは，制御棒等による未臨界が確保されていない原子炉に対して，炉心のボイドの急激な潰れに伴う急激な出力上昇をもたらすこととなる。
この急激な出力上昇を防ぐために，原子炉スクラム失敗時には，自動減圧
系の自動起動を阻止するためのスイッチを設けるとともに，手順書を整備し，継続的な訓練を実施している。これを考慮し，「原子炉停止機能喪失」の有効性評価では，運転員による自動減圧系の自動起動を阻止する操作に期待している。
ここでは，自動減圧系の自動起動を阻止する操作に失敗した場合の影響を確認するため，ＴＲＡＣＧ（ＲＥＤＹでは減圧挙動 ※ を取り扱うことができないため）を用いて感度解析を実施した。なお，ＴＲＡＣＧコードはＲＥＤ
Ｙコードで取り扱うことができない中性子束振動現象を評価し，評価結果を参照するために用いたコードである。本評価はこの目的に照らして実施した
ものではないため，本評価はあくまで参考評価の位置付けである。
※：低圧状態における修正Ｓｈｕｍｗａｙ相関式の適用性
ＴＲＡＣＧに組み込まれているリウェット相関式である，修正 Shumway 相関式は，補足 15-1

試 験 デ ー タ ベ ー ス の 圧 力 範 囲 が 0.4MPa～ 9MPa と さ れ て い る （ Ｔ Ｒ Ａ Ｃ Ｇ Model
Description（ＮＥＤＯ－32176）6.6.7 章参照）。よって，修正 Shumway 相関式は，Ａ
ＤＳ自動起動阻止失敗時に原子炉圧力が減圧された低圧状態（0.5MPa～0.6MPa 程度）
においても適用可能であり，かつ最小安定膜沸騰温度を保守側（低め）に予測する。

2.

評価条件
自動減圧系の自動起動を阻止する操作に失敗すること以外は，ベースケー
スと同じ評価条件である。この場合，残留熱除去系は原子炉注水に使用することから，残留熱除去系（サプレッション・プール冷却系）には期待しないこととする。

3.

評価結果
評価結果を第 1 図から第 7 図に示す。評価結果のまとめを第 1 表に示す。
事象発生後約 400 秒で自動減圧系が作動することにより原子炉圧力が低下
し，高圧炉心スプレイ系の注水流量が増加するとともに約 550 秒から低圧炉
心スプレイ系，約 590 秒から残留熱除去系（低圧注水系）による注水が開始される。これに伴い炉内のボイド率が低下することで，正の反応度が投入され，約 600 秒，約 1,000 秒付近で原子炉出力が上昇する。その後，ボイド及びドップラフィードバックによる負の反応度印加及び原子炉圧力の上昇に伴う原子炉注水流量の減少により原子炉出力は低下する。
燃料被覆管最高温度は，約 660 秒後に約 590℃まで上昇する。また，全反応度が最大となるのは約 590 秒時点で約 1＄である。
以降は，低圧炉心スプレイ系等の注水に伴う原子炉出力の上昇及び原子炉
圧力上昇により原子炉注水流量が減少することに伴う原子炉出力の低下を繰り返すが，ほう酸水注入系による炉心へのほう酸水注入により徐々に原子炉
補足 15-2

出力が低下する傾向となる。

第1表

ＡＤＳ自動起動阻止操作の失敗を考慮した場合の評価項目への影響
評価項目

燃料被覆管温度（℃）
燃料被覆管の酸化量（％）
原子炉冷却材バウンダリにかかる圧力（MPa[gage]）
原子炉格納容器バウンダリにかかる圧力（MPa[gage]）
原子炉格納容器バウンダリの温度（サプレッション・プール水温度（℃））※1 1,500 秒時点での値

補足 15-3

解析結果（ＴＲＡＣＧ参考解析）
約 590－（評価せず）約 8.09
約 0.37※１
約 137※１

200
1. 中性子束（％）
2. 炉心流量（％）

150
1

100

1

1

50
2
2

2

0
0

300

600

900

1200

1500

事 故 後 の 時 間（ｓ）

第1図

中性子束，炉心流量の時間変化（事象発生から 1,500 秒後まで）

200
1. 原子炉蒸気流量（％）
2. 給水流量（％）

150

100

1

50

1

2

0
0

300

600

900

1200

事 故 後 の 時 間（ｓ）

第2図

原子炉蒸気流量，給水流量の時間変化（事象発生から 1,500 秒後まで）

補足 15-41500

200
1. 原子炉圧力変化（×0.05MPa）2. 原子炉水位（シュラウド外水位）変化（×5cm）

100

1

1

2

0

2
1

-100

2

-200
0

300

600

900

1200

1500

事 故 後 の 時 間（ｓ）

第3図

原子炉圧力，原子炉水位（シュラウド外水位）の時間変化（事象発生から 1,500 秒後まで）

30
1. RCIC流量（%）※
2. HPCS流量（%）

25
2

2

20

15

10
2

5
1

1

0
0

300

600

900

1200

1500

※：100％は定格給水流量
事 故 後 の 時 間（ｓ）
（6,420t／h）を示す。

第4図

原子炉隔離時冷却系，高圧炉心スプレイ系の流量の時間変化（事象発生から 1,500 秒後まで）

補足 15-5

20
1. LPCI流量 A系（%）
2. LPCI流量 B系（%）
3. LPCI流量 C系 (%) ※4. LPCS流量 (%)

4

15

10
123

5

0
0

300

600

900

事 故 後 の 時 間（ｓ）

第5図

1200

1500

※：100％は定格給水流量（6,420t／h）を示す。

低圧炉心スプレイ系，残留熱除去系（低圧注水系）の流量の時間変化（事象発生から 1,500 秒後まで）

1200
1. 燃料被覆管最高温度（℃）

1000

800

600
1

400

200
0

300

600

900

事 故 後 の 時 間（ｓ）

第6図

燃料被覆管温度の時間変化（事象発生から 1,500 秒後まで）

補足 15-6

1200

1500

200
1. サプレッション・チェンバ プール水温度（℃）
2. 格納容器圧力（×0.005MPa）

150
1

100

1
2

50
2

0
0

300

600

900

1200

1500

事 故 後 の 時 間（ｓ）

第7図

サプレッション・プールの水温，格納容器圧力の時間変化（事象発生から 1,500 秒後まで）

補足 15-7

16

ＴＲＡＣＧコードのＡＴＷＳ解析への適用例（参考評価）

ＲＥＤＹコード（ＲＥＤＹ（ＳＣＡＴ

Ｖｅｒ．１（ＡＴＷＳ用）及びＳＣＡＴコード

Ｖｅｒ．３）の有効性評価に対して，比較用の参考解析としてＴ

ＲＡＣＧコードをＡＴＷＳ解析に適用した評価条件及び結果について例示する。
第 1 表に評価条件，第 1 図から第 5 図に従来型ＢＷＲの平衡炉心において主蒸気隔離弁の誤閉止を想定した場合のＡＴＷＳ解析結果を示す。燃料被覆管温度は最高で約 500℃であり，評価項目に対して十分な余裕があることがわかる。

第1表

評価条件
条件

模擬燃料集合体体数

1／4 炉心核データ

補正係数なしＭＣＰＲ

初期ＭＣＰＲ：ＯＬＭＣＰＲ
沸騰遷移：1 を下回った時点で判定

補足 16-1第1図

第2図

中性子束，炉心流量の時間変化

原子炉蒸気流量，給水流量の時間変化

補足 16-2

第3図

原子炉圧力，原子炉水位（シュラウド外水位），逃がし安全弁
蒸気流量の時間変化

第4図

原子炉隔離時冷却系流量，高圧炉心スプレイ系流量の時間変化

補足 16-3

第5図

燃料被覆管温度の時間変化

補足 16-4

17

常設重大事故等対処設備を可搬型設備に置き換えた場合の成立性(1)

炉心損傷防止対策※常設設備を別の常設設備に変更することは想定しない

事故シーケンスグループ

高圧・低圧注水機能喪失

高圧注水・減圧機能喪失※1※2

炉心損傷防止設備
事故と対応の概要【事象概要】
過渡事象（全給水喪失）発生とともに高圧及び低圧の注水機能喪失が発生する。これに対し低圧代替注水系（常設）を用いて原子炉注水を実施し，代替格納容器スプレイ
冷却系（常設）を用いた格納容器冷却及び格納容器圧力逃がし装置等を用いた格納容器除熱を実施する。

炉心冷却【高圧注水】－【減圧】
逃がし安全弁（自動減圧機能）（7 個）・事象発生から 25 分後に手動減圧【低圧注水】
低圧代替注水系（常設）
・残留熱除去系Ｃ系ライン経由で注入【機能喪失の前提】
・原子炉水位低（レベル３）から原子炉水※１※１・高圧注水機能（ＨＰＣＳ ，ＲＣＩＣ ）位高（レベル８）にて水位維持※１※１・低圧注水機能（ＬＰＣＳ ，ＬＰＣＩ ）【事象概要】
過渡事象（全給水喪失）発生とともに高圧
注水機能及び原子炉減圧機能の喪失が発生する。これに対し過渡時自動減圧機能を用いて原子炉を減圧した後に残留熱除去系（低圧注水系）及び低圧炉心スプレイ系を用いた原子炉注水，残留熱除去系を用いた格納容器除熱を実施する。

【高圧注水】－【減圧】
逃がし安全弁（自動減圧機能）（2 個）・原子炉水位異常低下（レベル１）到達から 10 分後に自動減圧

格納容器除熱【格納容器スプレイ】
代替格納容器スプレイ冷却系（常設）
・残留熱除去系Ｂ系ライン経由で注入・ 格 納 容 器 圧 力 0.279MPa[gage] 到 達 以 降
130m ３ ／h でスプレイ（原子炉注水と同時）【海水除熱】－【格納容器ベント】
格納容器圧力逃がし装置又は耐圧強化ベン
ト系
・格納容器圧力 0.31MPa［gage］で実施（約28 時間）【電源】
非常用ディーゼル発電機等，常設代替高圧
電源装置
・外部電源なし ※２・プラント状況判断の後，常設代替高圧電源装置 2 台により給電（低圧代替注水系（常設）に給電）×＜炉心損傷防止＞
炉心損傷回避のためには，事象発生の約 1 時間までに注水する必要があるが，可搬型設備の使用開始は 3
時間後を想定しているため，可搬型設備では炉心損傷は防止できない。

－

常設重大事故等対処設備に期待していない。

【水源（補給含む）】
代替淡水貯槽，西側淡水貯水設備，可搬型
代替注水中型ポンプ
・代替淡水貯槽を水源とした注水の開始時
点で水位が上昇する流量で補給【格納容器スプレイ】－【海水除熱】
残留熱除去系海水系，残留熱除去系（サプ
レッション・プール冷却系）
・原子炉水位高（レベル８）到達後に残留熱除去系 1 系列を低圧注水系からサプレッション・プール冷却系に移行【低圧注水】
残留熱除去系（低圧注水系），低圧炉心ス
プレイ系【機能喪失の前提】
・原子炉水位高（レベル８）到達後，低圧・高圧注水機能（ＨＰＣＳ ※１ ，ＲＣＩＣ ※１ ）
【格納容器ベント】
炉心スプレイ系で原子炉水位低（レベル・減圧機能－３）から原子炉水位高（レベル８）にて水位維持
ＨＰＣＳ：高圧炉心スプレイ系，ＲＣＩＣ：原子炉隔離時冷却系，ＬＰＣＳ：低圧炉心スプレイ系，ＬＰＣＩ：残留熱除去系（低圧注水系）
事故条件としては外部電源ありを設定しているが，運転員等操作や資源（水源，電源，燃料）の評価においては外部電源なしを考慮○：可搬型設備に代替可能
×：可搬型設備に代替不能－：常設重大事故等対処設備に期待していない

常設重大事故等対処設備の可搬型設備での代替

電源・水源

補足 17-1【電源】
非常用ディーゼル発電機等
・外部電源なし ※２【水源（補給含む）】
サプレッション・チェンバ※常設設備を別の常設設備に変更することは想定しない
事故シーケンスグループ

全交流動力電源喪失（長期ＴＢ）

炉心損傷防止設備
事故と対応の概要【事象概要】
全交流動力電源喪失が発生するとともに，
24 時間は代替電源等による交流電源復旧も不可となる。これに対し直流電源により 8時間原子炉隔離時冷却系を用いた原子炉注
水を継続する。8 時間後からは低圧代替注水系（可搬型）を用いて原子炉注水を継続し，代替格納容器スプレイ冷却系（可搬型）を用いて格納容器冷却を実施する。24 時間後からは，常設代替高圧電源装置から給電し，残留熱除去系を用いて原子炉注水及び格納容器除熱の切替運転を実施する。
【機能喪失の前提】
・全交流動力電源（外部電源，非常用ディーゼル発電機等）

全交流動力電源喪失（ＴＢＤ）【事象概要】
全交流動力電源喪失が発生するとともに，直流電源の喪失が重畳する。これに対し緊
急用蓄電池により 8 時間高圧代替注水系を用いた原子炉注水を継続する。8 時間後からは低圧代替注水系（可搬型）を用いて原子炉注水を継続し，代替格納容器スプレイ冷
却系（可搬型）を用いて格納容器冷却を実施する。24 時間後からは，常設代替高圧電源装置から給電し，残留熱除去系を用いて原子炉注水及び格納容器除熱の切替運転を実施する。
【機能喪失の前提】
・全交流動力電源（外部電源，非常用ディーゼル発電機等）
・直流電源○：可搬型設備に代替可能
×：可搬型設備に代替不能－：常設重大事故等対処設備に期待していない

炉心冷却

格納容器除熱電源・水源【格納容器スプレイ】
代替格納容器スプレイ冷却系（可搬型）・ 格 納 容 器 圧 力 0.279MPa[gage] 到 達 以 降
130m ３ ／h でスプレイ（原子炉注水と同時）【電源】
所内常設直流電源設備，常設代替高圧電源
装置
・外部電源なし
・直流電源の負荷切離を実施し，事象発生 8
時間の間原子炉隔離時冷却系に供給・事象発生 24 時間後に常設代替高圧電源装
置から給電

常設重大事故等対処設備の可搬型設備での代替【高圧注水】
原子炉隔離時冷却系
・原子炉水位低（レベル３）から原子炉水位高（レベル８）にて水位維持【減圧】
逃がし安全弁（自動減圧機能）（7 個）・事象発生から 8 時間 1 分後（可搬型代替
注水中型ポンプ接続後）に手動減圧【低圧注水】
可搬型代替注水中型ポンプ
・手動減圧後注水
・原子炉水位低（レベル３）から原子炉水位高（レベル８）にて水位維持
残留熱除去系（低圧注水系）
・事象発生 24 時間後注水
・原子炉水位低（レベル３）から原子炉水位高（レベル８）にて水位維持
・原子炉注水停止期間中は格納容器除熱に使用【海水除熱】
残留熱除去系海水系，残留熱除去系（格納容器スプレイ冷却系），残留熱除去系（サプレッション・プール冷却系）
・原子炉注水との切換運転【格納容器ベント】－○＜炉心損傷防止＞
可搬型設備による重大事故等対処設備の有効性を確認している。

○＜炉心損傷防止＞
可搬型設備による重大事故等対処設備の有効性を確認している。

【水源（補給含む）】
サプレッション・チェンバ，西側淡水貯水設備，可搬型代替注水中型ポンプ
・初期水量のみで対応可能。

【高圧注水】
高圧代替注水系
・原子炉水位低（レベル３）から原子炉水位高（レベル８）にて水位維持【減圧】
逃がし安全弁（自動減圧機能）（7 個）・事象発生から 8 時間 1 分後（可搬型代替
注水中型ポンプ接続後）に手動減圧【低圧注水】
可搬型代替注水中型ポンプ
・手動減圧後注水
・原子炉水位低（レベル３）から原子炉水位高（レベル８）にて水位維持
残留熱除去系（低圧注水系）
・事象発生 24 時間後注水
・原子炉水位低（レベル３）から原子炉水位高（レベル８）にて水位維持
・原子炉注水停止期間中は格納容器除熱に使用【格納容器スプレイ】
代替格納容器スプレイ冷却系（可搬型）・ 格 納 容 器 圧 力 0.279MPa[gage] 到 達 以 降
130m ３ ／h でスプレイ（原子炉注水と同時）【海水除熱】
残留熱除去系海水系，残留熱除去系（格納容器スプレイ冷却系），残留熱除去系（サプレッション・プール冷却系）
・原子炉注水との切換運転【格納容器ベント】－

補足 17-2【電源】
常設代替直流電源設備，常設代替高圧電源
装置
・外部電源なし
・事象発生 24 時間後に常設代替高圧電源装
置から給電【水源（補給含む）】
サプレッション・チェンバ，西側淡水貯水設備，可搬型代替注水中型ポンプ
・初期水量のみで対応可能。

※常設設備を別の常設設備に変更することは想定しない
事故シーケンスグループ

炉心損傷防止設備
事故と対応の概要

炉心冷却

格納容器除熱電源・水源【減圧】
逃がし安全弁（自動減圧機能）（7 個）・事象発生から 3 時間 1 分後（可搬型代替
注水中型ポンプ接続後）に手動減圧【格納容器スプレイ】
代替格納容器スプレイ冷却系（可搬型）・ 格 納 容 器 圧 力 0.279MPa[gage] 到 達 以 降
130m ３ ／h でスプレイ（原子炉注水と同時）【低圧注水】
可搬型代替注水中型ポンプ
・手動減圧後注水
・原子炉水位低（レベル３）から原子炉水位高（レベル８）にて水位維持
残留熱除去系（低圧注水系）
・事象発生 24 時間後注水
・原子炉水位低（レベル３）から原子炉水位高（レベル８）にて水位維持
・原子炉注水停止期間中は格納容器除熱に使用【海水除熱】
残留熱除去系海水系，残留熱除去系（格納容器スプレイ冷却系），残留熱除去系（サプレッション・プール冷却系）
・原子炉注水との切換運転【格納容器ベント】－【電源】
常設代替直流電源設備，常設代替高圧電源
装置
・外部電源なし
・事象発生 24 時間後に常設代替高圧電源装
置から給電

常設重大事故等対処設備の可搬型設備での代替【高圧注水】
原子炉隔離時冷却系
・原子炉水位低（レベル３）から原子炉水位高（レベル８）にて水位維持

全交流動力電源喪失（ＴＢＰ）【事象概要】
全交流動力電源喪失が発生するとともに，逃がし安全弁 1 弁の開固着が重畳する。これに対し常設代替高圧電源装置を起動し，低圧代替注水系（常設）により原子炉注水を実施する。その後，常設代替高圧電源装置から給電し，残留熱除去系を用いた原子炉注水及び格納容器除熱の切替運転を実施する。
【機能喪失の前提】
・全交流動力電源（外部電源，非常用ディーゼル発電機等）○＜炉心損傷防止＞
可搬型設備による重大事故等対処設備の有効性を確認している。

○＜炉心損傷防止＞事象発生 3 時間後までは，原子炉隔離時冷却系を用いた原子炉注水を継続し，その後，低圧代替注水系（可搬型）による原子炉注水を実施することで炉心損傷を防止できる。

【水源（補給含む）】
サプレッション・チェンバ，西側淡水貯水設備，可搬型代替注水中型ポンプ
・初期水量のみで対応可能。

【高圧注水】
原子炉隔離時冷却系
・原子炉水位低（レベル３）から原子炉水位高（レベル８）にて水位維持

崩壊熱除去機能喪失（取水機能喪失）【事象概要】
過渡事象（全給水喪失）発生とともに取水機能喪失が発生する。これに対し，原子炉隔離時冷却系，低圧代替注水系（常設）を用いた原子炉注水を実施する。その後，緊急用海水系及び残留熱除去系を用いた原子炉注水及び格納容器除熱の切替運転を実施する。
【機能喪失の想定】
・取水機能（残留熱除去系海水系）○：可搬型設備に代替可能
×：可搬型設備に代替不能－：常設重大事故等対処設備に期待していない【減圧】逃がし安全弁（自動減圧機能）（7 個）・サプレッション・プール熱容量制限到達時【低圧注水】
低圧代替注水系（常設）
・残留熱除去系Ｃ系ライン経由で注入・手動減圧後注水
・原子炉水位低（レベル３）から原子炉水位高（レベル８）にて水位維持
残留熱除去系（低圧注水系）
・格納容器圧力 0.279MPa[gage]到達以降注水
・原子炉水位低（レベル３）から原子炉水位高（レベル８）にて水位維持
・原子炉注水停止期間中は格納容器除熱に使用【格納容器スプレイ】－【海水除熱】
緊急用海水系，残留熱除去系（格納容器ス
プレイ冷却系），残留熱除去系（サプレッション・プール冷却系）
・格納容器圧力 0.279MPa[gage]到達以降，除熱開始
・原子炉注水との切換運転【格納容器ベント】－

補足 17-3【電源】
常設代替高圧電源装置
・外部電源なし
・2 時間後までに常設代替高圧電源装置 2台（低圧代替注水系（常設）に給電），
低圧代替注水系（常設）による注水開始
後，常設代替高圧電源装置 5 台から給電（残留熱除去系等に給電）【水源（補給含む）】
サプレッション・チェンバ，代替淡水貯槽・初期水量のみで対応可能。

※常設設備を別の常設設備に変更することは想定しない
事故シーケンスグループ

崩壊熱除去機能喪失（残留熱除去機能喪失）

炉心損傷防止設備
事故と対応の概要【事象概要】
過渡事象（全給水喪失）発生とともに残留熱除去機能喪失が発生する。これに対し，
原子炉隔離時冷却系，高圧炉心スプレイ系
及び低圧代替注水系（常設）を用いた原子炉注水を実施し，代替格納容器スプレイ冷
却系（常設）を用いた格納容器冷却，格納容器圧力逃がし装置等を用いた格納容器除熱を実施する。
【機能喪失の想定】
・残留熱除去系

炉心冷却【高圧注水】
原子炉隔離時冷却系，高圧炉心スプレイ系
・原子炉水位低（レベル３）から原子炉水位高（レベル８）にて水位維持【減圧】
逃がし安全弁（自動減圧機能）（7 個）・サプレッション・プール熱容量制限到達時【低圧注水】
低圧代替注水系（常設）
・残留熱除去系Ｃ系ライン経由で注入・手動減圧後注水
・原子炉水位低（レベル３）から原子炉水位高（レベル８）にて水位維持

格納容器除熱【格納容器スプレイ】
代替格納容器スプレイ冷却系（常設）
・残留熱除去系Ｂ系ライン経由で注入・ 格 納 容 器 圧 力 0.279MPa[gage] 到 達 以 降
130m ３ ／h でスプレイ（炉注水と同時）【海水除熱】－【格納容器ベント】
格納容器圧力逃がし装置又は耐圧強化ベン
ト系
・格納容器圧力 0.31MPa［gage］で実施（約28 時間）

常設重大事故等対処設備の可搬型設備での代替

電源・水源

【電源】
非常用ディーゼル発電機等，常設代替高圧
電源装置
・外部電源なし ※２・2 時間後までに常設代替高圧電源装置 2台（低圧代替注水系（常設）に給電）○＜炉心損傷防止＞事象発生 3 時間後までは，原子炉隔離時冷却系又は高圧炉心スプレイ系を用いた原子炉注水を継続し，その後，低圧代替注水系（可搬型）による原子炉注水を実施することで炉心損傷を防止できる。

－

常設重大事故等対処設備に期待していない。

【水源（補給含む）】
サプレッション・チェンバ，代替淡水貯槽，
西側淡水貯水設備，可搬型代替注水中型ポンプ
・代替淡水貯槽を水源とした注水の開始時
点で水位が上昇する流量で補給【原子炉停止】
代替ＲＰＴ，ほう酸注入系
・ほう酸注入系の起動は事象発生の 6 分後原子炉停止機能喪失【事象概要】
過渡事象（ＭＳＩＶ閉）発生とともに全制
御棒挿入失敗（ＡＲＩ含む）が発生する。
これに対し，代替ＲＰＴで出力上昇を抑制
し，原子炉隔離時冷却系，高圧炉心スプレ
イ系で冠水を維持し，ほう酸注入系により未臨界を確保する。
【機能喪失の前提】
・スクラム機能（ＲＰＳ）
・代替制御棒挿入機能（ＡＲＩ）【高圧注水】
電動駆動給水ポンプ，原子炉隔離時冷却系，
高圧炉心スプレイ系
・給復水系による原子炉注水はホットウェ
ル水位低低による電動給水ポンプトリッ
プまで
・原子炉隔離時冷却系は原子炉水位異常低下（レベル２）到達，高圧炉心スプレイ
系は格納容器圧力高で自動起動し，原子炉水位異常低下（レベル１）近傍に水位を維持【格納容器スプレイ】－【海水除熱】
残留熱除去系海水系，残留熱除去系（サプ
レッション・プール冷却系）×2
・事象発生 17 分後以降除熱開始【格納容器ベント】－【減圧】－【低圧注水】－※2

事故条件としては外部電源ありを設定しているが，運転員等操作や資源（水源，電源，燃料）の評価においては外部電源なしを考慮○：可搬型設備に代替可能
×：可搬型設備に代替不能－：常設重大事故等対処設備に期待していない

補足 17-4【電源】
外部電源【水源（補給含む）】
サプレッション・チェンバ※常設設備を別の常設設備に変更することは想定しない
事故シーケンス
グループ

ＬＯＣＡ時注水機能喪失

炉心損傷防止設備
事故と対応の概要【事象概要】
中破断ＬＯＣＡ（再循環系配管 3.7cm ２ の破損想定）発生とともに高圧及び低圧の非常用炉心冷却系注水機能喪失が発生する。これに対し低圧代替注水系（常設）を用いて原子炉注水を実施し，代替格納容器スプレ
イ冷却系（常設）を用いた格納容器冷却及び格納容器圧力逃がし装置等を用いた格納容器除熱を実施する。

炉心冷却【高圧注水】－【減圧】
逃がし安全弁（自動減圧機能）（7 個）・事象発生から 25 分後に手動減圧【低圧注水】
低圧代替注水系（常設）
・残留熱除去系Ｃ系ライン経由で注入【機能喪失の前提】
・原子炉水位低（レベル３）から原子炉水・高圧注水機能（ＨＰＣＳ ※１ ，ＲＣＩＣ ※１ ）位高（レベル８）にて水位維持
・低圧注水機能（ＬＰＣＳ ※１ ，ＬＰＣＩ ※１ ）格納容器バイパス（インターフェイスシステムＬＯＣＡ）【事象概要】
ＩＳＬＯＣＡ（残留熱除去系熱交換器フラ
ンジ部の漏えいを想定）が発生する。これに対し，原子炉隔離時冷却系，低圧炉心ス
プレイ系及び低圧代替注水系（常設）を用
いて原子炉注水を実施するとともに，破断箇所を隔離する。
【機能喪失の想定】
・ＨＰＣＳ ※１
・残留熱除去系Ｂ系，Ｃ系○：可搬型設備に代替可能
×：可搬型設備に代替不能－：常設重大事故等対処設備に期待していない【高圧注水】
原子炉隔離時冷却系
・原子炉水位低（レベル３）から原子炉水位高（レベル８）水位維持【減圧】
逃がし安全弁（自動減圧機能）（7 個）・事象発生から 15 分後に手動減圧【低圧注水】
低圧炉心スプレイ系
・原子炉水位異常低下（レベル１）到達時に停止
低圧代替注水系（常設）
・残留熱除去系Ｃ系ライン経由で注入・事象発生 17 分後に注水
・原子炉水位低（レベル３）近傍に水位維
持

格納容器除熱【格納容器スプレイ】
代替格納容器スプレイ冷却系（常設）
・残留熱除去系Ｂ系ライン経由で注入・ 格 納 容 器 圧 力 0.279MPa[gage] 到 達 以 降
130m ３ ／h でスプレイ（炉注水と同時）【海水除熱】－【格納容器ベント】
格納容器圧力逃がし装置又は耐圧強化ベン
ト系
・格納容器圧力 0.31MPa［gage］で実施（約28 時間）【格納容器スプレイ】－【海水除熱】
残留熱除去系海水系，残留熱除去系（格納容器スプレイ冷却系），残留熱除去系（サプレッション・プール冷却系）
・事象発生 25 分後以降除熱開始【格納容器ベント】－

補足 17-5

常設重大事故等対処設備の可搬型設備での代替

電源・水源
【電源】
非常用ディーゼル発電機，常設代替高圧電源装置
・外部電源なし
・プラント状況判断の後，常設代替高圧電源装置 2 台により給電（低圧代替注水系（常設）に給電）×＜炉心損傷防止＞
炉心損傷回避のためには，約 1 時間までに注水する必要があるが，可搬型設備の使用開始は 3 時間を想定しているため，可搬型設備では炉心損傷は防止できない。

○＜炉心損傷防止＞事象発生 3 時間後までは，原子炉隔離時冷却系及び低圧炉心スプレイ系を用いた原子炉注水を継続し，その後，低圧代替注水系（可搬型）による原子炉注水を実施することで炉心損傷を防止できる。

【水源（補給含む）】
代替淡水貯槽，西側淡水貯水設備，可搬型
代替注水大型ポンプ
・代替淡水貯槽を水源とした注水の開始時
点で水位が上昇する流量で補給【電源】
非常用ディーゼル発電機，常設代替高圧電源装置
・外部電源なし【水源（補給含む）】
代替淡水貯槽，サプレッション・チェンバ
・初期水量のみで対応可能。

※常設設備を別の常設設備に変更することは想定しない
事故シーケンスグループ

津波浸水による最終ヒー
トシンク喪失炉心損傷防止設備
事故と対応の概要【事象概要】
津波により最終ヒートシンク喪失が発生する。また，全交流動力電源喪失が発生するとともに，24 時間は代替電源等による交流電源復旧も不可となる。これに対し，浸水防護対策を実施し内包する設備を防護するとともに，直流電源により 8 時間原子炉隔
離時冷却系を用いた原子炉注水を継続する。8 時間後からは低圧代替注水系（可搬型）を用いて原子炉注水を継続し，代替格納容器スプレイ冷却系（可搬型）を用いて格納容器冷却を実施する。24 時間後からは，常設代替高圧電源装置から給電し，緊急用海水系及び残留熱除去系を用いた原子炉注水及び格納容器除熱の切替運転を実施する。
【機能喪失の想定】
・取水機能（残留熱除去系海水系，非常用
ディーゼル発電機海水系）○：可搬型設備に代替可能
×：可搬型設備に代替不能－：常設重大事故等対処設備に期待していない

炉心冷却

格納容器除熱電源・水源【格納容器スプレイ】
代替格納容器スプレイ冷却系（可搬型）・ 格 納 容 器 圧 力 0.279MPa[gage] 到 達 以 降
130m ３ ／h でスプレイ（原子炉注水と同時）【電源】
所内常設直流電源設備，常設代替高圧電源
装置
・外部電源なし
・直流電源の負荷切離を実施し，事象発生 8
時間の間原子炉隔離時冷却系に供給・事象発生 24 時間後に常設代替高圧電源装
置から給電

常設重大事故等対処設備の可搬型設備での代替【高圧注水】
原子炉隔離時冷却系
・原子炉水位低（レベル３）から原子炉水位高（レベル８）にて水位維持【減圧】
逃がし安全弁（自動減圧機能）（7 個）・事象発生から 8 時間 1 分後（可搬型代替
注水中型ポンプ接続後）に手動減圧【低圧注水】
可搬型代替注水中型ポンプ
・手動減圧後注水
・原子炉水位低（レベル３）から原子炉水位高（レベル８）にて水位維持
残留熱除去系（低圧注水系）
・事象発生 24 時間後注水
・原子炉水位低（レベル３）から原子炉水位高（レベル８）にて水位維持
・原子炉注水停止期間中は格納容器除熱に使用【海水除熱】
緊急用海水系，残留熱除去系（格納容器ス
プレイ冷却系），残留熱除去系（サプレッション・プール冷却系）
・原子炉注水との切換え運転【格納容器ベント】－

補足 17-6【水源（補給含む）】
サプレッション・チェンバ，西側淡水貯水設備，可搬型代替注水中型ポンプ
・初期水量のみで対応可能。

○＜炉心損傷防止＞
可搬型設備による重大事故等対処設備の有効性を確認している。

（2）格納容器破損防止対策※常設設備を別の常設設備に変更することは想定しない
格納容器破損モード

雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（代替循環冷却系を使用
する場合）

水素燃焼

雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（代替循環冷却系を使用できない場合）格納容器破損防止設備

事象設定【事象概要】
大ＬＯＣＡ（再循環系配管（出口ノズル）の両端破断）発生とともに高圧及び低圧の注水機能喪失及び全交流動力電源喪失が発生し，炉心損傷に至る。これに対し，25 分後に常設
代替高圧電源装置から給電した低圧代替注水系（常設）により炉心へ注水し，代替格納容器スプレイ冷却系（常設）及び代替循環冷却系により格納容器を冷却・除熱する。
【機能喪失の前提】
・高圧注水機能（ＨＰＣＳ，ＲＣＩＣ）
・低圧注水機能（ＬＰＣＩ，ＬＰＣＳ）
・全交流動力電源（外部電源，非常用ディー
ゼル発電機等）【事象概要】
大ＬＯＣＡ（再循環系配管（出口ノズル）の両端破断）発生とともに高圧及び低圧の注水機能喪失及び全交流動力電源喪失が発生し，炉心損傷に至る。これに対し，25 分後に常設
代替高圧電源装置から給電した低圧代替注水系（常設）により炉心へ注水し，代替格納容器スプレイ冷却系（常設）及び格納容器圧力逃がし装置により格納容器を冷却・除熱する。
【機能喪失の前提】
・高圧注水機能（ＨＰＣＳ，ＲＣＩＣ）
・低圧注水機能（ＬＰＣＩ，ＬＰＣＳ）
・全交流動力電源（外部電源，非常用ディー
ゼル発電機等）

損傷炉心冷却【高圧注水】－【減圧】（破断口からの減圧）【低圧注水】
常設低圧代替注水系ポンプ（2 台）・残留熱除去系Ｃ系ライン経由で注入・事象発生から 25 分後に 230m３ ／h で実施
緊急用海水系，代替循環冷却系
・事象発生 90 分後から開始【高圧注水】－【減圧】（破断口からの減圧）【低圧注水】
常設低圧代替注水系ポンプ（2 台）・残留熱除去系Ｃ系ライン経由で注入・事象発生から 25 分後に 230m３ ／h で実施
・原子炉水位Ｌ０到達後，崩壊熱相当の注水量に調整

格納容器破損防止【格納容器スプレイ】
常設低圧代替注水系ポンプ（2 台）・残留熱除去系Ｂ系ライン経由で注入・事象発生から 25 分後に 130m３ ／h で実施【ペデスタル（ドライウェル部）注水】－【海水除熱】
緊急用海水系，代替循環冷却系
・事象発生 90 分後から開始【格納容器ベント】－【窒素注入】
可搬型窒素供給装置
・格納容器内酸素濃度 4.0vol％（ドライ条件）到達で窒素注入開始【格納容器スプレイ】
常設低圧代替注水系ポンプ（2 台）・残留熱除去系Ｂ系ライン経由で注入・事象発生から 25 分後に 130m３ ／h で実施
・原子炉水位Ｌ０到達後，130m３ ／h で圧力制御（0.400MPa[gage]～0.465MPa[gage]）【ペデスタル（ドライウェル部）注水】－【海水除熱】－【格納容器ベント】
格納容器圧力逃がし装置
・サプレッション・プール水位が通常水位＋6.5m 到達にて実施（約 19 時間後）
【窒素注入】－○：可搬型設備に代替可能
×：可搬型設備に代替不能－：常設重大事故等対処設備に期待していない

補足 17-7

常設設備の可搬型での代替

電源・水源
【電源】
常設代替高圧電源装置
・外部電源なし
・プラントの状況判断の後，常設
代替高圧電源装置 2 台を起動し，緊急用母線に給電（低圧代替注水系（常設）及び代替格納容器スプレイ冷却系（常設）に給電）
・事象発生 2 時間後から，常設代替高圧電源装置 3 台を追加起動
し，非常用母線に給電＜損傷炉心冷却＞作業開始から 170 分で可搬型設備による原子炉注水が可能となるが，炉心損傷しており作業現場周辺の線量が高い場
合には作業着手が遅れる可能性がある。原子炉注水を実施できない場合，事象発生から 3.3 時間後に原子炉圧力容器が破損することから，可搬型設備では原子炉圧力容器破損
前の損傷炉心注水は行えない可能性がある。

×【水源（補給含む）】
代替淡水貯槽，サプレッション・
プール
・初期水量のみで対応可能【電源】
常設代替高圧電源装置
・外部電源なし
・プラントの状況判断の後，常設
代替高圧電源装置 2 台を起動し，緊急用母線に給電（低圧代替注水系（常設）及び代替格納容器スプレイ冷却系（常設）に給電）
・事象発生 2 時間後から，常設代替高圧電源装置 3 台を追加起動
し，非常用母線に給電【水源（補給含む）】
代替淡水貯槽，西側淡水貯水設備，可搬型代替注水中型ポンプ
・代替淡水貯槽を水源とした注水の開始時点で水位が上昇する流量で補給＜格納容器破損防止＞
ペデスタル（ドライウェル部）には通常運転時から 1m 水位が確保されているため，原子炉圧力容器破損に伴い溶融炉心が落下することで蒸気が発生し，格納容器の過圧・過温に寄与する。作業着手が遅れた場合には，格納容器スプレ
イによって原子炉圧力容器破損時の過圧・過温を抑制できない可能性がある。また，ペデスタル（ドライウェル部）
注水も実施できないため，溶融炉心の露出やペデスタルの侵食によって，格納容器の健全性に影響を与える可能性がある。

＜損傷炉心冷却＞作業開始から 170 分で可搬型設備による原子炉注水が可能となるが，炉心損傷しており作業現場周辺の線量が高い場
合には作業着手が遅れる可能性がある。原子炉注水を実施できない場合，事象発生から 3.3 時間後に原子炉圧力容器が破損することから，可搬型設備では原子炉圧力容器破損
前の損傷炉心注水は行えない可能性がある。

×＜格納容器破損防止＞
ペデスタル（ドライウェル部）には通常運転時から 1m 水位が確保されているため，原子炉圧力容器破損に伴い溶融炉心が落下することで蒸気が発生し，格納容器の過圧・過温に寄与する。作業着手が遅れた場合には，格納容器スプレ
イによって原子炉圧力容器破損時の過圧・過温を抑制できない可能性がある。また，ペデスタル（ドライウェル部）
注水も実施できないため，溶融炉心の露出やペデスタルの侵食によって，格納容器の健全性に影響を与える可能性がある。

※常設設備を別の常設設備に変更することは想定しない
格納容器破損モード

高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱（ＤＣＨ）

原子炉圧力容器外の溶融
燃料－冷却材相互作用（ＦＣＩ）

溶融炉心・コンクリート
相互作用（ＭＣＣＩ）

格納容器破損防止設備

事象設定【事象概要】
給水流量の全喪失の発生とともに高圧及び低圧の注水機能喪失及び全交流動力電源喪失が発生し，重大事故等対処設備による原子炉注
水を考慮しないため炉心損傷に至る。
手順に従い，原子炉水位が燃料有効長頂部から燃料有効長の 20％上の位置に到達した時点
で，逃がし安全弁 2 弁を用いて原子炉を手動減圧する。
原子炉圧力容器破損が破損し，溶融炉心がペデスタル（ドライウェル部）に落下すること
で，溶融炉心と水の相互作用による荷重が生じるが，代替循環冷却系による格納容器除熱及び代替格納容器スプレイ冷却系（常設）による格納容器冷却により格納容器の健全性は維持される。また，ペデスタル（ドライウェ
ル部）のプール水及び溶融炉心落下後のペデスタル（ドライウェル部）注水により溶融炉
心・コンクリート相互作用は抑制される。
その後は代替循環冷却系による格納容器除熱を実施する。
【機能喪失の前提】
・高圧注水機能（ＨＰＣＳ，ＲＣＩＣ）
・低圧注水機能（ＬＰＣＳ，ＬＰＣＩ）
・全交流動力電源（外部電源，非常用ディー
ゼル発電機等）【評価上の仮定】
・原子炉圧力容器破損までの重大事故等対処
設備による原子炉注水を考慮しない○：可搬型設備に代替可能
×：可搬型設備に代替不能－：常設重大事故等対処設備に期待していない

損傷炉心冷却

格納容器破損防止【格納容器スプレイ】
常設低圧代替注水系ポンプ（2 台）・残留熱除去系Ｂ系ライン経由で注入
・原子炉圧力容器破損（約 4.5 時間後）を検知後，300m ３ ／h でスプレイ
・格納容器圧力が低下傾向に転じた後，130
m３ ／h で圧力制御（0.400MPa[gage]～0.465MPa[gage]）【高圧注水】－【減圧】
逃がし安全弁（自動減圧機能）（2 弁）・原子炉水位が燃料有効長頂部から燃料有
効長の 20％上の位置に到達した時点で手動減圧（ＤＣＨ防止）【ペデスタル（ドライウェル部）注水】
常設低圧代替注水系ポンプ（2 台）・炉心損傷を確認後，ペデスタル（ドライウェル部）水位調整
・原子炉圧力容器破損（約 4.5 時間後）を検知後，80m ３ ／h で注水
・ペデスタル（ドライウェル部）水位を 2.25m～2.75m に制御【低圧注水】【海水除熱】
緊急用海水系，代替循環冷却系
・原子炉圧力容器破損（約 4.5 時間後）後， 緊急用海水系，代替循環冷却系
・事象発生 90 分後から開始
100m ３ ／h で原子炉注水【格納容器ベント】－【窒素注入】
可搬型窒素供給装置
・格納容器内酸素濃度 4.0vol％（ドライ条件）到達で窒素注入開始

補足 17-8

常設設備の可搬型での代替

電源・水源

【電源】
常設代替高圧電源装置
・外部電源なし
・プラントの状況判断の後，常設
代替高圧電源装置 2 台を起動し，緊急用母線に給電（低圧代替注水系（常設）及び代替格納容器スプレイ冷却系（常設）に給電）
・事象発生 2 時間後から，常設代替高圧電源装置 3 台を追加起動
し，非常用母線に給電【水源（補給含む）】
代替淡水貯槽，サプレッション・
プール
・初期水量のみで対応可能。

×＜格納容器破損防止＞
ペデスタル（ドライウェル部）には通常運転時から 1m 水位が確保されているため，原子炉圧力容器破損に伴い溶融炉心が落下することで蒸気が発生し，格納容器の過圧・過温に寄与する。作業着手が遅れた場合には，格納容器スプレ
イによって原子炉圧力容器破損時の過圧・過温を抑制できない可能性がある。また，ペデスタル（ドライウェル部）
注水も実施できないため，溶融炉心の露出やペデスタルの侵食によって，格納容器の健全性に影響を与える可能性がある。

（3）使用済燃料貯蔵槽における燃料損傷防止対策※常設設備を別の常設設備に変更することは想定しない
燃料損傷防止対策
想定事故

起因事象

常設重大事故等対処設備の可搬型設備での代替
漏えい・隔離

想定事故１

想定事故２

使用済燃料プール冷却機能及び注水機能喪失

冷却材流出（使用済燃料プール冷却浄化系の配管破断）○：可搬型設備に代替可能
×：可搬型設備に代替不能－：常設重大事故等対処設備に期待していないなし【漏えい】使用済燃料プー
ル冷却浄化系ポンプの下流側における配管破断・残留熱除去系に比べて耐震性の低い使用済燃料プール冷却浄化系を想定【漏えい停止】サイフォン
ブレーク用配管・使用済燃料プール水位が通常水位から約 0.23m 下まで低下した時点で漏えいが停止する

注水

可搬型代替注水中型ポンプ
・可搬型代替注水中型ポンプによる代
替燃料プール注水系（注水ライン）を使用した注水・事象発生から 8 時間後に注水開始

可搬型代替注水中型ポンプ
・可搬型代替注水中型ポンプによる代
替燃料プール注水系（注水ライン）を使用した注水・事象発生から 8 時間後に注水開始

除熱

電源・水源

期待しない

【電源】常設代替交流電源設備
・外部電源なし
・プラント状況判断の後，常設代替高圧電源装置 2 台により給電（代替燃料プール
注水系（注水ライン）に給電）【水源（補給含む）】西側淡水貯設備・初期水量のみで対応可能－

常設重大事故等対処設備に期待していない。

期待しない【電源】常設代替交流電源設備
・外部電源なし
・プラント状況判断の後，常設代替高圧電源装置 2 台により給電（代替燃料プール
注水系（注水ライン）に給電）【水源（補給含む）】西側淡水貯槽設備
・初期水量のみで対応可能－

常設重大事故等対処設備に期待していない。

補足 17-9

（4）運転停止中原子炉における燃料損傷防止対策※常設設備を別の常設設備に変更することは想定しない
事故シーケンスグループ

崩壊熱除去機能喪失（残留熱除去系の故障による停止時冷却機能喪失）

全交流動力電源喪失

燃料損傷防止対策
起因事象

崩壊熱除去機能喪失

全交流動力電源喪失

常設重大事故等対処設備の可搬型設備での代替
原子炉停止

炉心冷却

除熱

電源・水源

－

逃がし安全弁（1 弁）
・注水前に炉圧上昇に伴い原子炉減圧操作を実施
待機中の残留熱除去系（低圧注水系）
・原子炉減圧操作の実施後，定格流量で注水することにより，水位を回復
・事象発生から約 2 時間後に注水操作開始

待機中の残留熱除去系（原子炉停止時冷却系），残留熱除去系海水系
・注水による水位回復後に系統構成を行い，事象発生から 3 時間 45 分後に除熱
操作開始【電源】非常用ディーゼル発電機
・外部電源なし【水源（補給含む）】サプレッショ
ン・チェンバ－

逃がし安全弁（1 弁）
・注水前に炉圧上昇に伴い原子炉減圧操作を実施
低圧代替注水系（常設）
・残留熱除去系Ｃ系ライン経由で注入
・原子炉減圧操作の実施後，原子炉冷却材の蒸散を補うために必要な流量を注水することにより，通常運転水位を維持
・事象発生から 25 分後に起動準備操作完了

原子炉冷却材の流出

残留熱除去系の系統切替時の原子炉冷却材流出－

待機中の残留熱除去系（低圧注水系）
・定格流量で注水することにより，水位を回復・事象発生から約 2 時間後に注水操作開始

反応度の誤投入

運転停止中の原子炉において，制御棒 1 本が全引き抜きされている状態から，他の 1 本の制御棒が操作量の制限を超える誤った操作によって連続的に引き抜
かれる事象

安全保護系
・原子炉出力ペリ
オド短（10 秒）－○：可搬型設備に代替可能
×：可搬型設備に代替不能－：常設重大事故等対処設備に期待していない－－

残留熱除去系（原子炉停止時冷却系），緊
急用海水系
・注水による水位維持の間に系統構成を行い，事象発生から 4 時間 10 分後に除熱
操作開始【電源】常設代替交流電源設備
・外部電源なし
・事象発生から 21 分で常設代替高圧電源装置 2 台により低圧代替注
水系（常設）に給電・事象発生から 1 時間 45 分で常設
代替高圧電源装置 5 台により残留熱除去系等に給電【水源（補給含む）】代替淡水貯槽・初期水量のみで対応可能○＜燃料有効長頂部の冠水，遮蔽維持水位の維持＞
低圧代替注水系（可搬型）により，事象発生 6.3 時間後までに原子炉注水を実施することで，燃料有効長頂部の冠水が可能。また，事象発生 4.5 時間後までに原子炉注水を実施することで，遮蔽維持水位の維持が可能

待機中の残留熱除去系（原子炉停止時冷却系），残留熱除去系海水系
・注水による水位維持の間に漏えい箇所の隔離及び残留熱除去系（原子炉停止時冷却系）への系統構成を行い，準備完了後に除熱開始
・注水により水位を維持している間に漏えい箇所の隔離を実施するため，残留熱除去系（原子炉停止時冷却系）への系統構
成の時間余裕は十分長い【電源】非常用ディーゼル発電機
・外部電源なし【水源（補給含む）】サプレッショ
ン・チェンバ

－

－

－

－

－

－

補足 17-10

18

原子炉冷却材浄化系吸込弁の閉止操作について「 2.6

Ｌ Ｏ Ｃ Ａ 時 注 水 機 能 喪 失 」に お い て 破 断 を 想 定 し て い る 再 循

環 系 配 管 は ， 原 子 炉 冷 却 材 浄 化 系 を 介 し て 原 子 炉 圧 力 容 器 の 底部ドレン
配管と 接 続 し て い る 。 こ の た め ， Ｌ Ｏ Ｃ Ａ の 発 生 を 確 認 し た 場 合 ※ は ，原 子 炉 冷 却 材 浄 化 系 吸 込 弁 （ F102 ） を 閉 止 し ， 可 能 な 限 り 系 統 間 の 隔
離 状 態 を 確 保 す る 手 順 と し て い る 。 再 循 環 系 配 管 と 底部ドレン配管の 配
置図を第 1 図に示す。
※

ド ラ イ ウ ェ ル 圧 力 高 （ 13.7kPa[gage]） 信 号 に よ り 確 認

原子炉圧力容器

底部ドレン配管←

原子炉冷却材浄化系
吸 込 弁 （ F102）→

再循環系配管破断

ドライウェル

開→閉

原子炉冷却材
浄化系ポンプへ

サプレッション・プール

第 1図

再 循 環 系 配 管 と 底部ドレン配管の 模 式 図

補足 18-1

19

格納容器圧力挙動について

1.

格納容器圧力挙動の詳細
格納容器破損モード「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）」の有効性評価における代替循環冷却系を使用できない場合の格納
容器圧力挙動を第 1 図及び第 2 図に示す。事象発生直後の格納容器圧力の推移及び格納容器圧力逃がし装置による格納容器除熱（以下「格納容器ベント」という。）後の格納容器圧力の推移を以下に考察する。

(1)

事象発生直後の挙動①

ＬＯＣＡ破断口からの蒸気流出により格納容器圧力が上昇する。

②

その後，代替格納容器スプレイ冷却系（常設）による格納容器冷却及び低圧代替注水系（常設）による原子炉注水を実施するが，原子炉水位が回復する過程で過熱蒸気が発生し，破断口から流出することで格納容器圧力が上昇する。

③

原子炉水位Ｌ０到達により代替格納容器スプレイ冷却系（常設）による
格納容器冷却を停止することで格納容器圧力が上昇する。

(2)

格納容器ベント後の挙動①

格納容器ベントにより急激に格納容器圧力は低下する。

②

格納容器圧力の低下により，格納容器圧力逃がし装置からの排気流量は低下するが，サプレッション・プール水が飽和状態となり蒸気が発生する（第 3 図）。蒸気発生量が格納容器圧力逃がし装置からの排気流量を上回るため，格納容器圧力が上昇傾向となる。

③

格納容器圧力の上昇により，格納容器圧力逃がし装置からの排気流量は増加し，格納容器圧力逃がし装置からの排気流量と蒸気発生量が同じとなる時点で格納容器圧力は一定となる。
補足 19-1

④

その後は崩壊熱の低下により蒸気発生量が低下することで，格納容器圧
力は徐々に低下する。格納容器ベント後のドライウェル圧力とサプレッション・チェンバ圧力に差が生じているが，これは，ドライウェルとサプレッション・チェンバをつなぐベント管内の水頭差によるものである。
第 4 図に示すとおり，格納容器ベント実施基準はサプレッション・プー
ルの通常水位＋6.5m（サプレッション・プール底部から 13.530m）であり，ベント管底部はサプレッション・底部から 3.608m 位置であることから，水頭圧力は約 9.922m 相当（約 0.1MPa）の圧力差が生じることとなる。

補足 19-2

0.8
ＬＯＣＡ破断口からの 蒸気流出及び 原子炉注水に伴って発生する過熱蒸気による 格納容器圧力 上昇を抑制するため，代替格納容器スプレイ 冷却系（常設 ）による格納容器冷却（25 分）を実施

ドライウェルサプレッション・チェンバ
格納容器の限界圧力 0.62MPa［gage］

0.6
格
納
容
器
圧
力

低圧代替注水系（常設）による原子炉注水（25 分）によって原子炉水位が回復する過程で過熱蒸気が発生し，破断口から流出することで格納
容器圧力が上昇

0.4(MPa[gage])

原子炉水位Ｌ０到達により代替格納容器スプレ
イ冷却系（常設）による格納容器冷却を停止することで格納容器圧力が上昇

0.2

0.0
0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

事故後の時間(h)JOB No.MA47BNT2AE--3GBU007

第1図

格納容器圧力の推移（～3 時間）

0.8
ＬＯ ＣＡ 破断 口か らの 蒸気 流出 及び 原子 炉注 水に 伴っ て発生す る過 熱蒸 気に よる 格納 容器 圧力 上昇 を抑 制す るた め，
代替 格納 容器 スプ レイ 冷却 系（ 常設 ）に よる 格納 容器 冷却（25 分）を実施
0.6
格
納
容
器
圧
力

ドライウェルサプレッション・チェンバ
格納容器の限界圧力 0.62MPa［gage］

代替格納容器スプレイ冷却系（常設 ）による格納容器
冷却（約 3.9 時間）に伴う格納容器圧力変化
最大圧力 約 0.47MPa［gage］（約 3.9 時間）

0.4

格納容器圧力逃がし装置による格納容器除熱（約 19 時間）の実施に伴う格納容器圧力の低下
格納容器圧力の低下後，サプレッション・プールの沸騰に伴い，一時的に圧力上昇するが，崩壊熱の減少により徐々に圧力低下(MPa[gage])

0.2
ベント管の水没長さ分の水頭圧によるドライ
ウェルとサプレッション・チェンバの圧力差
0.0
0

24

48

72

96

120

144

事故後の時間(h)JOB No.MA47BNT2AE--3GBU007

第2図

格納容器圧力の推移

補足 19-3168

代替格納容器スプレイ冷却系（常設）による格納容器冷却（約 3.9 時間）に伴うサブクール度の低下

格納容器圧力逃がし装置による格納容器除熱（約 19 時間）の実施に伴う格納容器圧力低下により，サプレッション・プールは飽和状態となる

第3図

サプレッション・プールのサブクール度の推移

ドラ イウ ェ ル

ベン トラ イ ン下 端
通常 水位 ＋8.143m(底部 か ら＋ 15.173m)

真空 破壊 弁 下端
通常 水位 ＋7.856m（ 底 部か ら ＋14.886m）

真空 破壊 弁外部 注水 制 限水 位
通常 水位 ＋6.500m（ 底 部か ら ＋13.530m）

サプ レッ シ ョン ・プ ー ル通 常 水位 （底 部 から ＋7.030m）

サプレッ シ ョン ・チ ェ ンバ

第4図

ベン ト管 下 端
通常 水位 －3.422m（ 底 部か ら ＋3.608m）

サプレッション・プールとベント管高さの位置関係

補足 19-4

2.

東海第二発電所と柏崎刈羽原子力発電所 6・7 号炉の格納容器圧力挙動の違い
東海第二発電所及び柏崎刈羽原子力発電所 6・7 号炉における格納容器ベン
ト後の格納容器圧力挙動を第 5 図及び第 6 図に示す。東海第二発電所と柏崎刈羽原子力発電所 6・7 号炉の格納容器ベント後の格納容器圧力挙動の違いを以下に考察する。

(1)

格納容器ベント直後の挙動
両プラントにおける格納容器ベント実施直後の格納容器圧力の推移を比較すると，東海第二発電所の場合は急激な圧力低下後に一時的に圧力が上昇し，その後，緩やかに圧力低下していく推移となるが，柏崎刈羽原子力発電所 6・7 号炉の場合は急激な圧力低下後に一時的な圧力上昇がなく，その後緩やかに圧力低下する挙動となる。東海第二発電所及び柏崎刈羽原子
力発電所 6・7 号炉における格納容器ベント実施直後の格納容器圧力挙動の違いは以下の理由によるものと考えられる。
①

東海第二発電所は，柏崎刈羽原子力発電所 6・7 号炉に比べて，格納容器ベント実施時点でのサプレッション・プール水温度が低く（第7 図及び第 8 図），サブクール度が高い（第 9 図及び第 10 図） ※ 。

②

東海第二発電所は，①の違いから，より格納容器圧力が低下した時
点でサプレッション・プール水が飽和状態になる。

③

格納容器圧力が低下すると格納容器圧力逃がし装置からの排気流量も低下する一方で，東海第二発電所では②による発生蒸気量が格納
容器圧力逃がし装置からの排気流量を上回り，格納容器圧力が一時的に上昇する。

④

柏崎刈羽原子力発電所 6・7 号炉では，①の違いから，東海第二発電所に比べて，より格納容器圧力が高い段階でサプレッション・プー
補足 19-5

ル水が飽和状態に至り，格納容器圧力に応じた格納容器圧力逃がし装置からの排気流量が蒸気発生量を上回るため，一時的に圧力上昇することなく，緩やかに圧力低下する。
※

柏崎刈羽原子力発電所 6・7 号炉は東海第二発電所に比べて比較的高い
圧力（蒸気分圧が高い状態）で格納容器スプレイを実施しており，よりスプレイ水が蒸気と接触することで，サプレッション・プールへ移行するスプレイ水のサブクール度が低くなる。

(2)

格納容器ベント実施後中長期の挙動
格納容器ベント後の格納容器圧力は，崩壊熱に伴う格納容器内での蒸気発生量と格納容器ベント排気流量の相関で推移していくことになるが，比較的崩壊熱の高い期間においては，柏崎刈羽原子力発電所 6・7 号炉に比べ東海第二発電所の方が格納容器圧力は低めに推移し，事象発生 960 時間後
におけるサプレッション・チェンバ圧力は両プラントともに同程度となる。
東海第二発電所及び柏崎刈羽原子力発電所 6・7 号炉における格納容器ベント実施後中長期の格納容器圧力挙動の違いは以下の理由によるものと考えられる。
①

格納容器ベント直後から比較的崩壊熱の高い期間においては，以下の 2 つの理由により，東海第二発電所は柏崎刈羽原子力発電所 6・7号炉より格納容器圧力が低く推移すると考える。
・格納容器ベントにより，格納容器からの蒸気排出に伴い格納容器
圧力が低下するが，格納容器ベントによりサプレッション・プー
ル水のサブクールが失われて以降，サプレッション・プール水の沸騰により飽和圧力に近づくよう蒸気が供給される。このため，
サプレッション・プール水温が低く飽和圧力が低い東海第二発電所の方が，格納容器圧力が低く推移する。
補足 19-6

・東海第二発電所では，ベント弁は全開とする運用としているが，
柏崎刈羽原子力発電所 6・7 号炉では，ベント開度を調整する運用（有効性評価では 50％開度）であり，東海第二発電所の方が排気流量は大きいものと考えられる。この排気流量は，特に格納容器
ベント後の格納容器圧力の低下速度に影響を及ぼし，東海第二発
電所の方が格納容器圧力が低く推移する。
②

長期的には崩壊熱の減少に伴い格納容器内での蒸気発生量が減少し，両プラントとも格納容器圧力逃がし装置から排出可能な流量を下回るため，①の弁開度の違いによる影響を受けにくく，同程度の圧力で推移する。

補足 19-7

0.8
ドライウェルサプレッション・チェンバ
格納容器の限界圧力 0.62MPa[gage]
0.6
格
納
容
器
圧
力

格納容器圧力逃がし装置による格納容器除熱（約 19 時間）の実施に伴う格納容器圧力の低下
格納 容 器 圧力 低 下 後， サ プ レッ シ ョ ン・ プ ー ルの 沸 騰 に伴 い ， 一時 的 に
圧力上昇するが，崩壊熱の減少により徐々に圧力低下

0.4(MPa[gage])

0.2

0
0

10

20

30

40

50

60

事故後の時間(day)JOB No.MA47BNT2AE--OHBG000

第5図

東海第二発電所における格納容器ベント後の格納容器圧力の推移（長期挙動）

格納容器ベントにより急激に格納容器圧力が低下しその後緩やかに圧力低下する

第6図

柏崎刈羽原子力発電所 6・7 号炉における格納容器ベント後の格納容器圧力の推移（長期挙動）

補足 19-870

300

サプレッシ ョン・プー
ール 水 温 度

サ
プ
レ
ッ
シ
ョ
ン
・
プ
ル
水
温

200
格納容器圧力逃がし装置による格納容器除熱（約 19 時間）に伴うサプレッション・プール水温度上昇抑制

100
ＬＯＣＡ 破断口か ら流出 した蒸 気が サプレッ ション・
チェンバへ流入し，水温上昇

(℃)

0
0

24

48

72

96

120

144

168

事故後の時間(h)JOB No.MA47BNT2AE--3GBU007

第7図東海第二発電所におけるサプレッション・プール水温度の推移
300

サプレッション・プール水温(℃)

サプレ ッシ ョン・チ ェンバ・ プール水 温200
格納容器ベントによる温度低下

100
残留熱除 去系配 管破断 により 原子炉 内から流出する蒸気による水温上昇

（℃）
0
0

12

24

36

48

60

72

84

96

108

120

132

144

事故後の時間(ｈ)第8図

柏崎刈羽原子力発電所 6・7 号炉におけるサプレッション・チェンバ・プール水温の推移

補足 19-9156

168

JOB No.MA404K

代替格納容器スプレイ冷却系（常設）による格納容器冷却（約 3.9 時間）に伴うサブクール度の低下

格納容器圧力逃がし装置による格納容器除熱（約 19 時間）の実施に伴う格納容器圧力低下により，サプレッション・プールは飽和状態となる

第9図

東海第二発電所におけるサプレッション・プールのサブクール度の推移

100

80

60

ル
度

40

ー

サ
ブ
ク

格納容器ベントによるサブクール度の低下

(℃)
20

0

-20
0

24

48

72

96

120

事故後の時間(h)第 10 図柏崎刈羽原子力発電所 6・7 号炉におけるサプレッション・プールのサブクール度の推移

補足 19-10

144

168

20

再循環系のランバック機能について

再循環系ポンプは，以下のインターロックにより作動するランバッ
ク機能を有している。
① 発 電 機 出 力 30％ 以 上 時 の 「 主 蒸 気 止 め 弁 閉 」 又 は 「 蒸 気 加 減 弁 急
速閉」
スクラム機能と共に原子炉出力を抑制するため，発電機出力
30 ％ 以 上 時 に お け る 主 蒸 気 止 め 弁 閉 又 は 蒸 気 加 減 弁 急 速 閉 信 号 により高速度運転から低速度運転へ移行する。
②原子炉水位低（レベル３）
原子炉水位異常低下（レベル２）による不要な非常用炉心冷却系の自動起動を防止するため，原子炉水位低（レベル３）信号により高速度運転から低速度運転へ移行する。
③給水流量低下かつ再循環流量許容値以下
再循環系ポンプ流量制御弁のキャビテーション防止のため，給水 流 量 低 下 （ 給 水 流 量 20％ 以 下 ） か つ 再 循 環 流 量 許 容 値 以 下 （ 再循 環 系 ポ ン プ 流 量 制 御 弁 18％ 以 下 ） 時 に 高 速 度 運 転 か ら 低 速 度 運
転とする。

補足 20-1

主蒸気止め弁閉鎖（ 発 電 機 出 力 30％ 以 上 ）

蒸気加減弁急速閉鎖（ 発 電 機 出 力 30％ 以 上 ）原子炉再循環系の
ランバック（高速度運転⇒低速度運転の切替）

原子炉水位低（レベル３）

給水流量低下（ 給 水 流 量 20％ 以 下 ）再循環流量許容値以下（ 再 循 環 系 ポ ン プ 流 量 制 御 18％ 以 下 ）480Ｖ 母 線

6900Ｖ 母 線

CB3

CB1

Ｍ
Ｇ

低速度用
ＭＧセット

CB4

CB2

高速度運転
1485rpm

低速度運転
375rpmＭ

Ｐ

再循環系ポンプ

第 1図

再循環系のランバック機能の概略図
補足 20-2

21

東海第二の有効性評価解析に対する解析コード適用性について(1)

適用性の確認方法

東海第二の有効性評価解析で使用する解析コードについて，「 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」（以下「解析コー
ド審査資料」という。）にて先行審査プラントに対して確認された内容と比較することで東海第二への適用性について確認する。
(1.1) 事故シナリオの比較（重要現象抽出の適用性確認）
解析コード審査資料では，有効性評価の各事故シーケンスグループについて，具体的な事故シナリオを踏まえ，評価指標の選定及び物理現象のランク付けを行い，重要現象を抽出している。よって，ここでは，解析コード審査
資料における事故シナリオと東海第二の各重要事故シーケンスにおける事故シナリオとを比較することで，重要現象の抽出に与える影響を確認する。

(1.2) プラント仕様の比較（妥当性確認の適用性確認）
解析コード審査資料では，重要現象に対する解析モデルについて実験解析
等により妥当性を確認した上で，実験装置等と実機との差異（スケーリング）を考慮しても妥当性確認の結果が適用可能であることを確認している。よって，ここでは，先行審査プラントと東海第二のプラント仕様の違いを比較することで，重要現象に対する解析モデルの妥当性確認のスケーリングに与える影響について確認する。

(2)

適用性の確認結果(2.1) 事故シナリオの比較の結果（別紙１）①ＳＡＦＥＲ
補足 21-1

解析コード審査資料と東海第二の事故シナリオの違いを踏まえても，重要現象の抽出に違いはないことを確認した。
②ＲＥＤＹ／ＳＣＡＴ
解析コード審査資料と東海第二の事故シナリオは同じであり，重要現象の抽出にも違いがないことを確認した。
③ＭＡＡＰ
解析コード審査資料と東海第二の事故シナリオの違いを踏まえても，重要現象の抽出に違いはないことを確認した。
④ＡＰＥＸ
解析コード審査資料と東海第二の事故シナリオは同じであり，重要現象の抽出にも違いがないことを確認した。

(2.2) プラント仕様の比較の結果（別紙２）①ＳＡＦＥＲ
解析コード審査資料において，妥当性確認に使用した実験装置と実機との差異として着目すべきプラント仕様について，東海第二のプラント仕様は，
先行審査プラントに包含されることから，プラント仕様の違いによるスケー
リングの違いはないことを確認した。
②－１ＲＥＤＹ
反応度係数の保守因子の妥当性確認について，東海第二と先行審査プラン
トとの炉心格子の違いが，保守因子の不確かさ評価に影響を与えることから，
東海第二の炉心格子を想定した保守因子の不確かさ評価を行い，この保守因子を用いた感度解析により影響を確認する。これ以外については，妥当性確認に使用したＡＢＷＲ実機試験について出力等が異なるプラントにおいて原
子炉停止機能喪失事象の評価に影響する設備の差異は，従来型ＢＷＲの先行
補足 21-2

審査プラントと代表ＡＢＷＲとの差異と同じであることから，プラント仕様の違いによるスケーリングの違いはないことを確認した。
②－２ＳＣＡＴ
解析コード審査資料において，妥当性確認に使用した実験装置は実寸大の９×９模擬燃料集合体を用いたものであり，東海第二でも先行審査プラントと同じ９×９燃料（Ａ型）を解析条件として設定していることから，プラント仕様の違いによるスケーリングの違いはないことを確認した。
③ＭＡＡＰ
解析コード審査資料において，妥当性確認に使用した実験装置と実機との差異として着目すべきプラント仕様について，東海第二のプラント仕様は，
先行審査プラントに包含されることから，プラント仕様の違いによるスケー
リングの違いはないことを確認した。
④ＡＰＥＸ
解析コード審査資料において，妥当性確認に使用した実験装置と実機との差異として着目すべきプラント仕様について，東海第二のプラント仕様は，
先行審査プラントと同様であることから，プラント仕様の違いによるスケー
リングの違いはないことを確認した。なお，解析コード審査資料において，妥当性確認に使用した実験装置と実機との差異として着目しているのは「ドップラー反応度フィードバック効果」及び「制御棒反応度効果」であり，東海第二を対象に不確かさ評価の感度解析を実施し影響を確認する。

(2.3)

感度解析等（別紙３）

ＲＥＤＹコードの反応度係数の保守因子の妥当性確認について，東海第二の炉心格子（Ｃ格子）を想定した不確かさ評価を行い，この保守因子を用いた感度解析を実施した。この結果，解析コードの不確かさ等を考慮して設定
補足 21-3

している保守因子の大きさは，事象進展に応じて変動し得るが，厳しい組合
せとした場合においても，プラント挙動への影響は小さく，燃料被覆管温度も数℃の上昇にとどまり，評価項目となるパラメータに与える影響が小さい
ことを確認している（付録 3

重大事故等対策の有効性評価に係るシビアア

クシデント解析コードについて（第 3 部 REDY））。
ＡＰＥＸコードの妥当性確認に使用した実験装置と実機との差異として着目した「ドップラー反応度フィードバック効果」及び「制御棒反応度効果」
について，東海第二を対象に不確かさ評価の感度解析を実施した。この結果，「発電用軽水炉型原子炉施設の反応度投入事象評価指針」に示された燃料の許容設計限界値等を超えることはなく，燃料の健全性は維持されることを確認した。

補足 21-4

別紙１
事故シナリオの比較の結果①ＳＡＦＥＲa) 対象とする事故シーケンスグループ
ＳＡＦＥＲコードで対象としている６つの事故シーケンスグループに加え，
東海第二では，全交流動力電源喪失（ＴＢＵ，ＴＢＤ），全交流動力電源喪失（ＴＢＰ）及び津波浸水による注水機能喪失を事故シーケンスグループとして抽出している。
b) 事故シナリオの比較
各事故シーケンスグループについて，解析コード審査資料の事故シナリオと東海第二の事故シナリオとを比較することにより，重要現象の抽出に与える影響を確認した結果を表１－１に示すとともに，以下に概要を示す。
全交流動力電源喪失（長期ＴＢ）は，解析コード審査資料と原子炉減圧のタイミングが異なるが，原子炉隔離時冷却系で注水した後に原子炉を減圧して低圧注水に移行するという点では同様であり，重要現象も同じになる。
全交流動力電源喪失（ＴＢＵ，ＴＢＤ），全交流動力電源喪失（ＴＢＰ）及び津波浸水による注水機能喪失は，期待する設備や操作タイミングが異なる
ものの，事故シナリオとしては全交流動力電源喪失（長期ＴＢ）と同様であり，重要現象も同じになる。
②ＲＥＤＹ／ＳＣＡＴa) 対象とする事故シーケンスグループ
対象とする事故シーケンスグループは，原子炉停止機能喪失のみであり，
解析コード審査資料と東海第二とでは違いはない。
b) 事故シナリオの比較
解析コード審査資料の事故シナリオと東海第二の事故シナリオとを比較す
補足 21-5

ることにより，重要現象の抽出に与える影響を確認した結果を表１－２に示す。東海第二の事故シナリオは，解析コード審査資料の事故シナリオと同様であり，重要現象も同じになる。
③ＭＡＡＰa) 対象とする事故シーケンスグループ(a-1) 炉心損傷防止対策
ＭＡＡＰコードで対象としている６つの事故シーケンスグループに加え，東海第二では，全交流動力電源喪失（ＴＢＵ，ＴＢＤ），全交流動力
電源喪失（ＴＢＰ）及び津波浸水による注水機能喪失を事故シーケンス
グループとして抽出している。
(a-2) 格納容器破損防止対策
ＭＡＡＰコードで対象としている５つの格納容器破損モードと同様であり，解析コード審査資料と東海第二とでは違いはない。
b) 事故シナリオの比較(b-1) 炉心損傷防止対策
各事故シーケンスグループについて，解析コード審査資料の事故シナ
リオと東海第二の事故シナリオとを比較することにより，重要現象の抽出に与える影響を確認した結果を表１－３に示すとともに，以下に概要を示す。
全交流動力電源喪失（長期ＴＢ）は，減圧するタイミングは異なるが，原子炉隔離時冷却系で注水した後に原子炉を減圧して低圧注水に移行するという点では同様であり，重要現象も同じになる。また，低圧代替注
水系（可搬型）による格納容器スプレイを実施するが，これに関連する重要現象としてスプレイ冷却が抽出されている。このため，事故シナリ
オの違いに起因する重要現象抽出の違いはない。
補足 21-6

全交流動力電源喪失（ＴＢＵ，ＴＢＤ），全交流動力電源喪失（ＴＢＰ）
及び津波浸水による注水機能喪失は，期待する設備や操作タイミングが異なるものの，事故シナリオとしては全交流動力電源喪失（長期ＴＢ）と同様であり，重要現象も同じになる。
(b-2) 格納容器破損防止対策
各格納容器破損モードについて，解析コード審査資料の事故シナリオと東海第二の事故シナリオとを比較することにより，重要現象の抽出に与える影響を確認した結果を表１－３に示すとともに，以下に概要を示す。
雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（代替循
環冷却系を使用する場合）は，最終ヒートシンクが異なるが，代替循環
冷却系は残留熱除去系と同等の設備であり，物理現象として「サプレッション・プール冷却」が抽出されていることから，影響はない。
水素燃焼は，ＰＤＳは異なるものの，水素燃焼の観点で抽出すべき物
理現象は両ＰＤＳで同じであり，影響はない。
溶融炉心・コンクリート相互作用は，ＰＤＳは異なるものの，溶融炉
心・コンクリート相互作用の観点で抽出すべき物理現象は両ＰＤＳで同じであり，影響はない。
コリウムシールド敷設については，以下のとおり物理現象の抽出の観点で影響はない（重大事故対策の有効性評価「3.5ート相互作用

溶融炉心・コンクリ

添付資料 3.5.1 コリウムシールドを考慮した溶融炉心・コンクリート相互作用による侵食量評価について」参照）。
・コリウムシールドの温度は侵食開始温度を超えないため侵食が発生
しない
・コリウムシールドはＺｒＯ ２ 製であり，侵食した場合でもガス等の補足 21-7

発生はない・コリウムシールドの侵食開始温度は化学反応等による温度低下を考慮して設定している。
また，コリウムシールドを介したコンクリートの温度上昇についても評価しており，コンクリートに対する物理現象も考慮していることから，物理現象の抽出の観点では影響はない。

④ＡＰＥＸa) 対象とする事故シーケンスグループ
対象とする事故シーケンスグループは，反応度の誤投入のみであり，解析
コード審査資料と東海第二とでは違いはない。

b) 事故シナリオの比較
解析コード審査資料の事故シナリオと東海第二の事故シナリオとを比較することにより，重要現象の抽出に与える影響を確認した結果を表１－４に示す。東海第二の事故シナリオは，解析コード審査資料の事故シナリオと同様であり，重要現象も同じになる。

補足 21-8

表１－１
事故ｼｰｹﾝｽｸﾞﾙｰﾌﾟ
高圧・低圧注水機
能喪失

高圧注水・減圧機
能喪失

補足 21-9全交流動力電源喪失（長期 TB）

事故シナリオの比較（ＳＡＦＥＲ）（１／３）
事故シナリオ

解析コード審査資料
・給水流量の全喪失＋RCIC 及びECCS( 高 圧 注 水 系 及 び 低 圧 注水系)起動失敗
・高圧代替注水設備又は SRV により急速減圧後に低圧代替注
水設備により原子炉注水・給水流量の全喪失＋RCIC 及びECCS(高圧注水系)起動失敗＋原子炉の減圧失敗
・代替自動減圧ロジックにより
原 子 炉 を 減 圧 し た 後 に ECCS
（低圧注水系）により原子炉
注水・外部電源喪失＋非常用ディー
ゼル発電機の機能喪失
・一定期間直流電源を確保しRCIC により原子炉水位を維持しつつ，代替電源設備及び低圧代替注水設備の準備が完了したところで，原子炉の減圧及び ECCS(低圧注水系)又は低圧代替注水設備により原子炉
注水

東海第二・給水流量の全喪失＋高圧炉心冷却失敗＋低圧炉心
冷却失敗
・SRV（逃がし安全弁（自動減圧機能））により急速減圧後に低圧代替注水設備（低圧代替注水系（常設））により原子炉注水・給水流量の全喪失＋高圧炉心冷却失敗＋原子炉減
圧失敗
・代替自動減圧ロジック（過渡時自動減圧機能）により原子炉を減圧した後に ECCS（低圧炉心スプレ
イ系及び残留熱除去系（低圧注水系）3 台）により原子炉注水事故シナリオの違いの影響－（事故シナリオに違いはない）－（事故シナリオに違いはない）

・外部電源喪失＋ＤＧ失敗＋ＨＰＣＳ失敗（蓄電池 原子炉減圧を実施するタイミングは異なる
枯渇後ＲＣＩＣ停止）
が，原子炉隔離時冷却系により高圧注水を・一定期間直流電源（所内常設直流電源設備）を確 実施した後に，原子炉を減圧して低圧注水
保し RCIC により原子炉水位を維持しつつ，約 8 時 に移行するという点では同じであり，重要間後に原子炉を減圧し，低圧代替注水系（可搬型） 現象も同じになる。
による原子炉注水を実施
・代替電源設備（常設代替交流電源設備）及び低圧
代替注水設備（残留熱除去系（低圧注水系））の準備が完了したところで，残留熱除去系（低圧注水系）により原子炉注水表１－１

事故シナリオの比較（ＳＡＦＥＲ）（２／３）
事故シナリオ

事故ｼｰｹﾝｽｸﾞﾙｰﾌﾟ

解析コード審査資料

補足 21-10

全交流動力電源喪失(TBU,TBD)－

全交流動力電源喪失(TBP)－崩 壊 熱 除 去 機 能 ・給水流量の全喪失＋取水機能
喪失
喪失（取水機能喪失） ・RCIC が自動起動して原子炉水位を維持
・その後，原子炉を減圧し，低圧代替注水設備等による原子炉注水

事故シナリオの違いの影響
東海第二・外部電源喪失＋直流電源失敗＋高圧炉心冷却失敗 期待する設備は異なるが，事故シナリオ
・一定期間直流電源（常設代替直流電源設備）を確 としては全交流動力電源喪失（長期 TB）
保し高圧代替注水系により原子炉水位を維持しつ と同様であり，重要現象も同じになる。
つ，約 8 時間後に原子炉を減圧し，低圧代替注水系（可搬型）による原子炉注水を実施
・代替電源設備（常設代替交流電源設備）及び低圧
代替注水設備（残留熱除去系（低圧注水系））の準備が完了したところで，残留熱除去系（低圧注水系）により原子炉注水・外部電源喪失＋ＤＧ失敗＋逃がし安全弁再閉鎖失 期待する設備 及び原子 炉 減圧のタイミ
敗＋ＨＰＣＳ失敗
ングは異なるが，事故シナリオとしては・一定期間直流電源（所内常設直流電源設備）を確 全交流動力電源喪失（長期 TB）と同様で保し RCIC により原子炉水位を維持しつつ，約 3 時 あり，重要現象も同じになる。
間後に原子炉を減圧し，低圧代替注水系（可搬型）による原子炉注水を実施
・代替電源設備（常設代替交流電源設備）及び低圧
代替注水設備（残留熱除去系（低圧注水系））の準備が完了したところで，残留熱除去系（低圧注水系）により原子炉注水・給水流量の全喪失＋ＲＨＲ失敗（取水機能喪失に －（事故シナリオに違いはない）
よるもの）
・RCIC が自動起動した後に RCIC にて原子炉水位を維持・サプレッション・プール水温度 65℃到達にて原子炉を減圧して低圧代替注水系（常設）による原子炉注水を実施表１－１
事故ｼｰｹﾝｽｸﾞﾙｰﾌﾟ
崩壊熱除去機能喪失（RHR 機能喪失）

LOCA 時注水機能喪失

補足 21-11

格納容器バイパス（ｲﾝﾀｰﾌｪｲｽｼｽﾃﾑ
LOCA）

津波浸水による
注水機能喪失事故シナリオの比較（ＳＡＦＥＲ）（３／３）
事故シナリオ

解析コード審査資料
・給水流量の全喪失＋RHR 機能喪失・RCIC が自動起動して原子炉水位を維持
・その後，原子炉を減圧し，高圧代替注水設備等による原子炉注水
・中小破断 LOCA＋ECCS(高圧注水
系，低圧注水系)起動失敗
・高圧代替注水設備又は SRV により急速減圧後に低圧代替注
水設備により原子炉注水・高圧炉心注水系の吸込配管等の破損
・RCIC 及び ECCS(高圧注水系)により原子炉注水・逃がし安全弁による原子炉減
圧及び破断箇所の隔離によって冷却材流出を防止
・原子炉減圧後は，低圧注水設
備等により原子炉注水－

東海第二・給水流量の全喪失＋ＲＨＲ失敗（残留熱除去系の故障によるもの）・RCIC 及び高圧炉心スプレイ系が自動起動した後にRCIC にて原子炉水位を維持
・サプレッション・プール水温度 65℃到達にて原子炉を減圧して低圧代替注水系（常設）による原子炉
注水を実施
・中破断ＬＯＣＡ＋高圧炉心冷却失敗＋低圧炉心冷
却失敗
・SRV（逃がし安全弁（自動減圧機能））により急速減圧後に低圧代替注水設備（低圧代替注水系（常設））により原子炉注水・残留熱除去系の熱交換器フランジ部からの漏えいを想定
・RCIC により原子炉注水をした後，漏えい抑制のために原子炉を減圧し，低圧炉心スプレイ系，低圧
代替注水系（常設）による原子炉注水を実施
・破断箇所を隔離することで冷却材流出を防止

事故シナリオは，「全交流動力電源喪失」と同じ

事故シナリオの違いの影響－（事故シナリオに違いはない）－（事故シナリオに違いはない）－（事故シナリオに違いはない）

事故シナリオとしては全交流動力電源喪失と同様であり，重要現象も同じになる。

表１－２
事故ｼｰｹﾝｽ
ｸﾞﾙｰﾌﾟ
原子炉停止機能喪失

事故シナリオの比較（ＲＥＤＹ／ＳＣＡＴ）
事故シナリオ

補足 21-12

解析コード審査資料
・主蒸気隔離弁の誤閉止＋原子炉停止機能喪失
・主蒸気隔離弁の誤閉止及び原子炉スクラム失敗
により原子炉出力及び原子炉圧力が上昇し，沸騰遷移が発生することで燃料被覆管温度が上
昇・原子炉圧力高信号で再循環ポンプがトリップし炉心流量が低下
・原子炉圧力高信号による代替制御棒挿入は失敗
を仮定
・逃がし安全弁が断続して開動作し，原子炉で発生した蒸気が格納容器内のプール水へ放出されることでプール水温度及び格納容器圧力が上昇
・原子炉出力が厳しくなるようモータ駆動給水ポンプの運転を想定
・給水加熱喪失により原子炉出力は次第に上昇
し，燃料が沸騰遷移状態となることで燃料被覆
管温度が上昇・ほう酸水注入系により原子炉出力を低下
・残留熱除去系によりサプレッション・プール冷
却を実施

東海第二
・主蒸気隔離弁の誤閉止＋原子炉停止失敗
・主蒸気隔離弁の誤閉止及び原子炉スクラム失敗
により原子炉出力及び原子炉圧力が上昇し，沸騰遷移が発生することで燃料被覆管温度が上
昇・原子炉圧力高信号で再循環系ポンプがトリップ
し炉心流量が低下
・原子炉圧力高信号による代替制御棒挿入は失敗
を仮定
・逃がし安全弁が断続して開動作し，原子炉で発生した蒸気がサプレッション・プールへ放出されることでサプレッション・プール水温度及び格納容器圧力が上昇
・原子炉出力が厳しくなるよう電動駆動給水ポン
プの運転を想定・給水加熱喪失により原子炉出力は次第に上昇
し，燃料が沸騰遷移状態となることで燃料被覆
管温度が上昇・ほう酸水注入系により原子炉出力を低下
・残留熱除去系によりサプレッション・プール冷却を実施

事故シナリオの違いの影響－（事故シナリオに違いは
ない）

表１－３
事故ｼｰｹﾝｽ
ｸﾞﾙｰﾌﾟ
高圧・低圧注水
機能喪失

補足 21-13

高圧注水・減圧
機能喪失

事故シナリオの比較（ＭＡＡＰ）（１／９）
事故シナリオ

解析コード審査資料
・給水流量の全喪失＋非常用炉心冷却系(高圧注
水系及び低圧注水系)起動失敗
・逃がし安全弁により原子炉を急速減圧した後に低圧代替注水設備により原子炉注水・格納容器代替スプレイ系による冷却及び格納容器圧力逃がし装置による除熱を実施

・給水流量の全喪失＋非常用炉心冷却系(高圧注水系)起動失敗＋原子炉の減圧失敗
・原子炉代替減圧系により原子炉を減圧した後に非常用炉心冷却系（低圧注水系）により原
子炉注水・残留熱除去系による除熱を実施

東海第二・給水流量の全喪失＋高圧炉心冷却失敗＋低圧
炉心冷却失敗・逃がし安全弁（自動減圧機能）により原子炉を急速減圧した後に低圧代替注水系（常設）
により原子炉注水
・代替格納容器スプレイ冷却系（常設）による
格納容器冷却及び格納容器圧力逃がし装置等による格納容器除熱を実施
・給水流量の全喪失＋高圧炉心冷却失敗＋原子炉減圧失敗
・原子炉代替減圧系（過渡時自動減圧機能）により原子炉を減圧した後に非常用炉心冷却系（低圧炉心スプレイ系及び残留熱除去系（低圧注水系）3 台）により原子炉注水・残留熱除去系による格納容器除熱を実施

事故シナリオの違いの影
響－（事故シナリオに違いはない）－（事故シナリオに違いは
ない）

表１－３
事故ｼｰｹﾝｽｸﾞﾙｰﾌﾟ
全交流動力電源喪失（長期 TB）

補足 21-14
全交流動力電源喪失(TBU,TBD)

事故シナリオの比較（ＭＡＡＰ）（２／９）
事故シナリオ

解析コード審査資料
・外部電源喪失＋非常用ディーゼル発電
機等の機能喪失
・原子炉隔離時冷却系による原子炉注水に よ って 原子 炉水 位を 適切 に 維持 しつつ，代替交流動力電源設備及び低圧
代 替 注水 系の 準備 が完 了し た とこ ろ
で，逃がし安全弁により原子炉を減圧し，低圧代替注水系による原子炉注水を開始
・残留熱除去系又は格納容器圧力逃がし装置による除熱を実施－

東海第二・外部電源喪失＋ＤＧ失敗＋ＨＰＣＳ失敗（蓄電池枯渇後ＲＣＩＣ停止）
・原子炉隔離時冷却系の原子炉注水により原子炉水位を維持しつつ，約 8 時間後に原子炉を減圧し，低圧代替注水系（可搬型）による原子炉注水を実施
・低圧代替注水系（可搬型）と同じポンプを用いて代替格納容器スプレイ系（可搬型）による格納容器冷却を実施
・代替電源設備（常設代替交流電源設備）及び低圧代替注水設備（残留熱除去系（低圧注水系））の準備が完了したところで，残留熱除去系（低圧注水系）により原子炉注水及び格納容器除熱を実施
・外部電源喪失＋直流電源失敗＋高圧炉心冷却
失敗
・高圧代替注水系の原子炉注水により原子炉水位を維持しつつ，約 8 時間後に原子炉を減圧し，低圧代替注水系（可搬型）による原子炉
注水を実施
・低圧代替注水系（可搬型）と同じポンプを用いて代替格納容器スプレイ系（可搬型）による格納容器冷却を実施
・代替電源設備（常設代替交流電源設備）及び低圧代替注水設備（残留熱除去系（低圧注水系））の準備が完了したところで，残留熱除去系（低圧注水系）により原子炉注水及び格納容器除熱を実施

事故シナリオの違いの影響
原子炉減圧を実施するタイミングは異なるが，原子炉隔離時冷却系により高圧注水を実施した後に，原子炉を減圧して低圧注水に移行する点及び残留熱除去系による格納容器除熱を実施する点では同じであり，重要現象も同じになる。低圧代替注水系（可搬型）による格納容器スプレイを実施するが，これに関連する重要現象としてスプレイ冷却が抽出されており，シナリオの違いを考慮しても重要現象は適切に抽出されている。
期待する設備は異なるが，事故シナリオとしては全交流動力電源喪失（長期 TB）と同様であり，重要現象も同じになる。

表１－３

事故シナリオ

事故ｼｰｹﾝｽｸﾞﾙｰﾌﾟ
全交流動力電源喪失(TBP)

事故シナリオの比較（ＭＡＡＰ）（３／９）

解析コード審査資料－

補足 21-15

崩 壊 熱 除 去 機 能 ・給水流量の全喪失＋取水機能喪失
喪失
・原子炉隔離時冷却系が自動起動して原（取水機能喪失）
子炉水位を適切に維持しつつ，低圧又は 高 圧代 替注 水系 によ る原 子 炉注 水を実施
・最終ヒートシンクへの代替熱移送系を用いた除熱を実施
崩 壊 熱 除 去 機 能 ・給水流量の全喪失＋取水機能喪失
喪失
・原子炉隔離時冷却系が自動起動して原（RHR 機能喪失）
子炉水位を適切に維持しつつ，低圧又は 高 圧代 替注 水系 によ る原 子 炉注 水を実施
・格納容器代替スプレイ系による冷却及び 格 納容 器圧 力逃 がし 装置 に よる 除
熱を実施

東海第二
・外部電源喪失＋ＤＧ失敗＋逃がし安全弁再閉鎖失敗＋
ＨＰＣＳ失敗・原子炉隔離時冷却系の原子炉注水により原子炉水位を維持しつつ，約 3 時間後に原子炉を減圧し，低圧代替
注水系（可搬型）による原子炉注水を実施
・低圧代替注水系（可搬型）と同じポンプを用いて代替
格納容器スプレイ系（可搬型）による格納容器冷却を実施
・代替電源設備（常設代替交流電源設備）及び低圧代替
注水設備（残留熱除去系（低圧注水系））の準備が完了したところで，残留熱除去系（低圧注水系）により原子炉注水及び格納容器除熱を実施
・給水流量の全喪失＋ＲＨＲ失敗（取水機能喪失によるもの）・原子炉隔離時冷却系が自動起動して原子炉水位を維持し，サプレッション・プール水温度 65℃到達にて原子炉を減圧して低圧代替注水系（常設）による原子炉注水を実施
・緊急用海水系を用いた格納容器除熱を実施
・給水流量の全喪失＋ＲＨＲ失敗（残留熱除去系の故障によるもの）
・原子炉隔離時冷却系及び高圧炉心スプレイ系が自動起動した後に原子炉隔離時冷却系にて原子炉水位を維持し，サプレッション・プール水温度 65℃到達にて原子炉を減圧して低圧代替注水系（常設）による原子炉注水を実施
・代替格納容器スプレイ冷却系（常設）による格納容器
冷却及び格納容器圧力逃がし装置等による格納容器除熱を実施

事故シナリオの違いの影響
原子炉減圧 のタイ ミング は異なるが，事故シナリオとしては全交流動力電源喪失（長期 TB）と同様であり，重要現象も同じになる。

－（事故シナリオに違いはない）－（事故シナリオに違いはな
い）

表１－３

事故シナリオの比較（ＭＡＡＰ）（４／９）
事故シナリオ

事故ｼｰｹﾝｽｸﾞﾙｰﾌﾟ

補足 21-16

解析コード審査資料
LOCA 時注水機能 ・中小破断 LOCA＋非常用炉心冷却系(高圧喪失
注水系及び低圧注水系)起動失敗
・逃がし安全弁により原子炉を急速減圧した後に低圧代替注水設備により原子
炉注水・格納容器代替スプレイ系による冷却及び格納容器圧力逃がし装置による除熱
を実施

東海第二
・中破断ＬＯＣＡ＋高圧炉心冷却失敗＋低圧炉心
冷却失敗
・逃がし安全弁（自動減圧機能）により原子炉を急速減圧した後に低圧代替注水系（常設）により原子炉注水・代替格納容器スプレイ冷却系による格納容器冷却及び格納容器圧力逃がし装置等による格納容器除熱を実施

津波浸水による最終ヒートシン
ク喪失

事故シナリオは，残留熱除去系海水系に代わり緊急用海水系に期待している点を除き「全交流動力
電源喪失」と同じ－

事故シナリオの違いの影響－（事故シナリオに違いはない）

事故シナリオとしては全交流動力電
源喪失と同様であり，重要現象も同じ
になる。

表１－３
格納容器破損モード
雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）事故シナリオの比較（ＭＡＡＰ）（５／９）
事故シナリオ

補足 21-17

解析コード審査資料●事故シナリオ・大破断ＬＯＣＡ＋注水機能喪失
・炉心出力は直ちに崩壊熱レベルまで低下する
が，非常用炉心冷却系の機能が喪失することを想定するため，原子炉水位が急速に低下して炉心が露出し，やがて炉心損傷に至る
・損傷炉心が溶融し，下部プレナムに落下
・下部プレナム内の原子炉冷却材が蒸発し，溶融炉心が高温状態となり，原子炉圧力容器下部ヘッドの構造材温度も上昇，やがて下部ヘ
ッド貫通部の逸出等により破損・落下した溶融炉心の保有熱により，格納容器
下部注水系により原子炉圧力容器破損前の注水操作により溜まった冷却水の急激な蒸発・冷却水による溶融炉心からの除熱が十分でない場合には，コンクリートからの脱水及びコンクリートの溶融が起き，脱水により生じた
水蒸気，溶融炉心内部の金属と水の反応による水素発生による加圧が発生
・格納容器内の雰囲気圧力・温度が緩慢に上昇
し，格納容器破損に至る●格納容器破損防止対策
・低圧代替注水系等による溶融炉心冷却・格納容器スプレイによる格納容器の圧力及び雰囲気温度の上昇抑制
・格納容器圧力逃がし装置等による除熱

東海第二事故シナリオの違いの影響【代替循環冷却系を使用する場合】
・大破断ＬＯＣＡ＋注水機能喪失
・炉心出力は直ちに崩壊熱レベルまで低下する
が，非常用炉心冷却系の機能が喪失することを想定するため，原子炉水位が急速に低下して炉心が露出し，やがて炉心損傷に至る
・低圧代替注水系（常設）による原子炉注水により下部プレナムへの溶融炉心落下を防止
・代替格納容器スプレイ冷却系（常設）による格納容器圧力及び雰囲気温度の上昇緩和
・代替循環冷却系による格納容器除熱

解析コ ード審 査資料 で考 慮している格 納容器 破損防 止対 策と同等であり，影響はない。
なお，最終ヒートシンクが異なるが，代替循環冷却系は残留熱除去系と同等の設備であり，物理現象として「サプレッション・プール
冷却」 が抽出 されて いる ことから，影響はない。

【代替循環冷却系を使用できない場合】
・大破断ＬＯＣＡ＋注水機能喪失
・炉心出力は直ちに崩壊熱レベルまで低下する
が，非常用炉心冷却系の機能が喪失することを想定するため，原子炉水位が急速に低下して炉心が露出し，やがて炉心損傷に至る
・低圧代替注水系（常設）による原子炉注水により下部プレナムへの溶融炉心落下を防止
・代替格納容器スプレイ冷却系（常設）による格納容器圧力及び雰囲気温度の上昇緩和
・格納容器圧力逃がし装置による格納容器除熱

解析コ ード審 査資料 で考 慮している格 納容器 破損防 止対 策と同等であり，影響はない。

表１－３
格納容器破損モード
高圧溶融物放出／格納容器雰囲
気直接加熱

事故シナリオの比較（ＭＡＡＰ）（６／９）
事故シナリオ

補足 21-18

解析コード審査資料●事故シナリオ・高圧注水・減圧機能喪失＋全交流動力電源の喪失
・炉心出力は直ちに崩壊熱レベルまで低下するが，高圧注水・減圧機能が喪失することを想定するため，原子炉水位が徐々に低下して炉心が露出し，やがて炉心損傷に至る
・損傷炉心が溶融し，下部プレナムに落下
・下部プレナム内の原子炉冷却材が蒸発し，溶融炉心が高温状態となり，原子炉圧力容器下部ヘッドの構造材温度も上昇，やがて下部ヘ
ッド貫通部の逸出等により破損
・原子炉圧力が高圧状態で原子炉圧力容器破損に至るため，高圧の水蒸気及び水素が放出されるとともに，溶融炉心の分散放出が発生
・分散放出された溶融炉心は液滴上に格納容器
雰囲気へ飛散し，格納容器の圧力・温度が急上昇して破損に至る●格納容器破損防止対策
・原子炉圧力容器破損までに手動操作にて，原子炉を速やかに減圧

東海第二・高圧注水・減圧機能喪失＋全交流動力電源の喪失
・炉心出力は直ちに崩壊熱レベルまで低下するが，高圧注水・減圧機能が喪失することを想定するため，原子炉水位が徐々に低下して炉心が露出し，やがて炉心損傷に至る
・原子炉水位が燃料有効長底部から燃料有効長の 20％上の位置に到達した時点で，逃がし安全弁 2 個の手動開操作による原子炉減圧・損傷炉心が溶融し，下部プレナムに落下
・下部プレナム内の原子炉冷却材が蒸発し，溶融炉心が高温状態となり，原子炉圧力容器下部ヘッドの構造材温度も上昇，やがて下部ヘ
ッド貫通部の逸出等により破損
・原子炉圧力容器破損までに原子炉圧力が2.0MPa[gage]以下に低下

事故シナリオの違いの影響－（事故シナリオに違いはない）

表１－３
格納容器破損モード
原子炉圧力容器
外の溶融燃料－
冷却材相互作用事故シナリオの比較（ＭＡＡＰ）（７／９）
事故シナリオ

解析コード審査資料

補足 21-19●事故シナリオ
・高圧・低圧注水機能喪失＋全交流動力電源の喪失
・炉心出力は直ちに崩壊熱レベルまで低下するが，高圧・低圧注水機能が喪失することを想定するため，原子炉水位が徐々に低下して炉心が露出し，やがて炉心損傷に至る
・損傷炉心が溶融し，下部プレナムに落下
・下部プレナム内の原子炉冷却材が蒸発し，溶融炉心が高温状態となり，原子炉圧力容器下部ヘッドの構造材温度も上昇，やがて下部ヘ
ッド貫通部の逸出等により破損・落下した溶融炉心の保有熱により，格納容器
下部注水系により原子炉圧力容器破損前の注水操作により溜まった冷却水の急激な蒸発・圧力スパイクにより格納容器破損に至る●格納容器破損防止対策－（圧力スパイクによって格納容器破損に至らないことを確認する）

東海第二・高圧・低圧注水機能喪失＋全交流動力電源の喪失
・炉心出力は直ちに崩壊熱レベルまで低下するが，高圧・低圧注水機能が喪失することを想定するため，原子炉水位が徐々に低下して炉心が露出し，やがて炉心損傷に至る
・損傷炉心が溶融し，下部プレナムに落下
・下部プレナム内の原子炉冷却材が蒸発し，溶融炉心が高温状態となり，原子炉圧力容器下部ヘッドの構造材温度も上昇，やがて下部ヘ
ッド貫通部の逸出等により破損・落下した溶融炉心の保有熱により，ペデスタ
ル（ドライウェル部）に溜まった冷却水の急
激な蒸発・圧力スパイクによって格納容器破損に至らないことを確認事故シナリオの違いの影響－（事故シナリオに違いはない）

表１－３
格納容器破損モード
水素燃焼

事故シナリオの比較（ＭＡＡＰ）（８／９）
事故シナリオ

解析コード審査資料

補足 21-20●事故シナリオ
・高圧・低圧注水機能喪失＋全交流動力電源の喪失
・炉心出力は直ちに崩壊熱レベルまで低下するが，高圧・低圧注水機能が喪失することを想定するため，原子炉水位が徐々に低下して炉心が露出し，やがて炉心損傷に至る
・炉心露出部で燃料棒が加熱していくと燃料被覆管のジルコニウム－水反応によって多量の水素が発生
・水の放射線分解によって水素及び酸素が発生・発生した水素及び酸素は原子炉内で発生する蒸気と共に逃がし安全弁を通じてウェットウ
ェルに流入し，サプレッション・プール水中に取り込まれた核分裂生成物による水の放射線分解に伴って発生する水素及び酸素と共に空間に蓄積し，一部は真空破壊弁を通じてドライウェルに流入する。
・格納容器スプレイにより格納容器内での蒸気凝縮が進むと，格納容器内の水素及び酸素濃度は上昇する。
●格納容器破損防止対策
・格納容器内雰囲気の窒素置換による不活性化
・格納容器圧力逃がし装置による可燃性ガスの
排出

東海第二

事故シナリオの違いの影響

・大破断ＬＯＣＡ＋注水機能喪失
・炉心出力は直ちに崩壊熱レベルまで低下する
が，非常用炉心冷却系の機能が喪失することを想定するため，原子炉水位が急速に低下して炉心が露出し，やがて炉心損傷に至る
・炉心露出部で燃料棒が加熱していくと燃料被覆管のジルコニウム－水反応によって多量の水素が発生
・水の放射線分解によって水素及び酸素が発生・発生した水素及び酸素は原子炉内で発生する蒸気と共に大破断ＬＯＣＡの破断口を通じて
ＰＤＳは異なるものの，水素燃焼
ドライウェルに流入する。一部はベント管をの観点 で抽出 すべき 物理 現象は通じてサプレッション・プール水中に流入し，両ＰＤＳで同じであり，影響はな
サプレッション・プール水中に取り込まれたい。
核分裂生成物による水の放射線分解に伴って発生する水素及び酸素と共に空間に蓄積する。
・低圧代替注水系（常設）による原子炉注水により下部プレナムへの溶融炉心落下を防止
・代替格納容器スプレイ冷却系（常設）による格納容器圧力及び雰囲気温度の上昇緩和
・代替循環冷却系による格納容器除熱・格納容器スプレイ及び代替循環冷却系により格納容器内での蒸気凝縮が進むと，格納容器
内の水素及び酸素濃度は上昇する。

表１－３
格納容器破損モード
溶融炉心・コンク
リート相互作用事故シナリオの比較（ＭＡＡＰ）（９／９）
事故シナリオ

解析コード審査資料

補足 21-21●事故シナリオ・大破断ＬＯＣＡ＋注水機能喪失
・炉心出力は直ちに崩壊熱レベルまで低下する
が，非常用炉心冷却系の機能が喪失することを想定するため，原子炉水位が急速に低下して炉心が露出し，やがて炉心損傷に至る
・損傷炉心が溶融し，下部プレナムに落下
・下部プレナム内の原子炉冷却材が蒸発し，溶融炉心が高温状態となり，原子炉圧力容器下部ヘッドの構造材温度も上昇，やがて下部ヘ
ッド貫通部の逸出等により破損・落下した溶融炉心の保有熱により，格納容器
下部注水系により原子炉圧力容器破損前の注水操作により溜まった冷却水の急激な蒸発・冷却水による溶融炉心からの除熱が十分でない場合には，コンクリートからの脱水及びコンクリートの溶融が発生
・溶融炉心によるコンクリートの溶融侵食が継続すると，格納容器の構造部材の支持機能が喪失し，格納容器破損に至る●格納容器破損防止対策
・原子炉圧力容器破損前の格納容器下部への冷却水確保・溶融炉心落下後の原子炉注水及び格納容器下部注水による溶融炉心冷却東海第二事故シナリオの違いの影響

ＰＤＳ は異な るもの の， 溶融炉
心・コンクリート相互作用の観点で抽出 すべき 物理現 象は 両ＰＤ
Ｓで同じであり，影響はない
・高圧・低圧注水機能喪失＋全交流動力電源の喪失
コリウ ムシー ルド敷 設に ついて・低圧代替注水系（常設）による原子炉注水不 は，以下のとおり物理現象の抽出可を想定し，炉心損傷に至るの観点で影響はない。
・損傷炉心が溶融し，下部プレナムに落下
・コリウムシールドの温度は侵食
・原子炉圧力容器破損
開 始 温 度 を超 え な いた め侵 食・落下した溶融炉心の保有熱により，ペデスタが発生しないル（ドライウェル部）に溜まった冷却水の急 ・コリウムシールドはＺｒＯ ２ 製であり，侵食した場合でもガス激な蒸発等の発生はない・ペデスタル（ドライウェル部）に溜まった冷
却水及びペデスタル（ドライウェル部）への ・コリウムシールドの侵食開始温度 は 化 学 反応 に よ る温 度低 下
注水並びにペデスタル（ドライウェル部）内等を考慮して設定しているに敷設したコリウムシールドの効果により，コンクリート温度は融点に至らず溶融侵食は また，コリウムシールドを介した
コンク リート の温度 上昇 につい発生しないても評価しており，コンクリートに対す る物理 現象も 考慮 していることから，物理現象の抽出の観点では影響はない表１－４
事故ｼｰｹﾝｽ
ｸﾞﾙｰﾌﾟ
反応度の誤投入

事故シナリオの比較（ＡＰＥＸ）
事故シナリオ

解析コード審査資料
・原子炉が運転停止中に，制御棒 1 本が全引き抜きされている状態から，他の 1 本の制御棒が操作量の上限を超える誤った操作によって引き抜かれ，臨界超過に至る事象
・中性子束が上昇しスクラム設定点に至った場合に原子炉がスクラムする

東海第二・運転停止中の原子炉において，制御棒 1 本が全引き抜きされている状態から，他の 1 本の制御棒が操作量の制限を超える誤った操作によって連続的に引き抜かれる事象
・制御棒の誤操作による反応度の投入により，原
子炉出力ペリオド短（10 秒）信号による原子炉
スクラム信号が発生し，原子炉はスクラムする。制御棒が全挿入し，原子炉は未臨界状態となる

事故シナリオの違いの影響－（事故シナリオに違いはない）

補足 21-22

別紙２
プラント仕様の比較の結果①ＳＡＦＥＲ（表２－１）
解析コード審査資料において，妥当性確認に使用した実験装置と実機との差異として着目しているのは「燃料集合体の体数」，「燃料集合体の軸方向長さ」，「ＥＣＣＳ構成」及び「燃料集合体の型式」であり，東海第二のこれらのプラント仕様は，表２－５に示すとおり先行審査プラントの仕様に包含されることから，プラント仕様の違いによるスケーリングの違いはない。
②－１

ＲＥＤＹ（表２－２－１）

解析コード審査資料において，妥当性確認に使用したＡＢＷＲ実機試験について，出力等が異なるプラントにおいて原子炉停止機能喪失事象の評価に影響する設備の差異として着目しているのは，「再循環系」，「ほう酸水注入箇所」及び「ＥＣＣＳ構成」であり，東海第二のこれらのプラント仕様は，表２－５に示すとおり従来型ＢＷＲの先行審査プラントの仕様に包含されることから，プラント仕様の違いによるスケーリングの違いはない。
反応度係数の保守因子設定の妥当性確認について，東海第二の炉心格子はＣ格子であり，解析コード審査資料の想定（Ｎ格子，Ｓ格子）と異なっている。炉心格子の違いにより，妥当性確認に使用した保守因子の不確かさ評価に影響を与える。このため，東海第二のＣ格子を想定した同様の不確かさ評
価及び感度解析を実施し，影響を確認する。
②－２

ＳＣＡＴ（表２－２－２）

解析コード審査資料において，妥当性確認に使用した実験装置は実寸大の９×９模擬燃料集合体を用いたものであり，東海第二でも先行審査プラントと同じ９×９燃料（Ａ型）を解析条件として設定していることから，プラン
補足 21-23

ト仕様の違いによるスケーリングの違いはない。また，９×９燃料（Ａ型）のＡＴＬＡＳ試験の範囲以上の入口サブクーリングに対しては，第１から第３スペーサの範囲ではＧＥＸＬ相関式は適用可能であり，第４スペーサに対しても保守的であることを確認おり，東海第二の有効性評価解析では第４ス
ペーサ位置で燃料被覆管最高温度が発生している。
③－１

ＭＡＡＰ（炉心損傷防止対策）（表２－３）

解析コード審査資料において，妥当性確認に使用した実験装置と実機との差異として着目しているのは「燃料集合体の体数」，「燃料集合体の軸方向長さ」，「ＥＣＣＳ構成」及び「燃料集合体の型式」であり，東海第二のこれらのプラント仕様は，表２－５に示すとおり従来型ＢＷＲの先行審査プラントの仕様に包含されることから，同様の適用性を有していると考えられる。
③－２

ＭＡＡＰ（格納容器破損防止対策）（表２－３）

解析コード審査資料において，妥当性確認に使用した実験装置と実機との差異として着目しているのは「燃料集合体の型式」，「格納容器体積」及び「コンクリート物性」であり，東海第二のこれらのプラント仕様は，表２－５に示すとおり従来型ＢＷＲの先行審査プラントの仕様に包含されることから，同様の適用性を有していると考えられる。
④ＡＰＥＸ（表２－４）
解析コード審査資料において，妥当性確認に使用した実験装置と実機との差異として着目しているのは「ドップラー反応度フィードバック効果」及び「制御棒反応度効果」であり，設備としては「燃料集合体の型式」，「制御棒引抜速度」及び「起動領域計装の状態」が該当し，東海第二のこれらのプラ
ント仕様は，表２－５に示すとおり先行審査プラントの仕様に包含されることから，プラント仕様の違いによるスケーリングの違いはない。

補足 21-24

表２－１
分類

重要現象

解析モデル

炉心

崩壊熱

崩壊熱モデル

燃料棒表面熱伝達，沸騰遷移，気液熱非平衡

燃料棒表面熱伝達モデ
ル

燃料被覆管酸化ジルコニウム－水反応モデル

燃料被覆管変形膨れ・破裂評価モデル

解析コード審査資料における妥当性確認の方法

沸騰・ボイド率変化，
気液分離（水位変化）・対向流－（妥当性確認は不要としている）

TBL，ROSA-Ⅲ及び FIST-ABWR の実験解析により重要現象の妥当性を確認している。

SAFER の解析コード審査資料において，妥当性確認に使用した実験装置と実機との差異として着目しているのは「燃料集合体の体数」，「燃料集合体の軸方向長さ」，「ＥＣＣＳ構成」及び「燃料集合体の型式」であり，東海第二のこれらのプラント仕様は，先行審査
プラントの仕様に包含されることから，プラント仕様の違いによるスケーリングの違いはない。
－（妥当性確認は不要としている）

蒸気供給制限がなく，蒸気を反応温度まで上げるためのエネルギは必要としないものと仮定し，反応量及び反応熱を過大に評価するよう選定した酸化反応速度式（Baker-Just 式）を採用しており，妥当性確認は不要としている。
燃料被覆管の歪み量を計算し，燃料被覆管の破裂を判定する破裂限界曲線には，実験値と良く一致するベストフィット曲線に基づき現実的な条件を適用していることから，妥当性確認は不要としている。
TBL，ROSA-Ⅲ及び FIST-ABWR の実験解析により重要現象の妥当性を確認している。

二相流体の流動モデル

二相流体の流動モデル

TBL，ROSA-Ⅲ及び FIST-ABWR の実験解析により重要現象の妥当性を確認している。
冷却材放出（臨界流・差圧流）

臨界流モデルECCS 注水（給水系・代替注水系含む。）

原子炉注水系モデル

東海第二の有効性評価解析に対する適用性

信頼性の高い評価モデルと現実的な評価条件を使用して評価した値を事象発生後の原子
炉出力変化として入力しており，妥当性確認は不要としている。

FIST-ABWR の実験解析により重要現象の妥当性を確認している。

原子炉圧力容器補足 21-25

沸騰・ボイド率変化，
気液分離（水位変化）・対向流，三次元効果

妥当性確認の方法と東二有効性評価解析への適用性（ＳＡＦＥＲ）

設計に基づく作動圧力や流量を境界条件として与えることから，妥当性確認は不要としている。

－（妥当性確認は不要としている）

SAFER の解析コード審査資料において，妥当性確認に使用した実験装置と実機との差異として着目しているのは「燃料集合体の体数」，「燃料集合体の軸方向長さ」，「ＥＣＣＳ構成」及び「燃料集合体の型式」であり，東海第二のこれらのプラント仕様は，先行審査
プラントの仕様に包含されることから，プラント仕様の違いによるスケーリングの違いはない。
SAFER の解析コード審査資料において，妥当性確認に使用した実験装置と実機との差異として着目しているのは「燃料集合体の体数」，「燃料集合体の軸方向長さ」，「ＥＣＣＳ構成」及び「燃料集合体の型式」であり，東海第二のこれらのプラント仕様は，先行審査
プラントの仕様に包含されることからプラント仕様の違いによるスケーリングの違いはない。
SAFER の解析コード審査資料において，妥当性確認に使用した実験装置と実機との差異として着目しているのは「燃料集合体の体数」，「燃料集合体の軸方向長さ」，「ＥＣＣＳ構成」及び「燃料集合体の型式」であり，東海第二のこれらのプラント仕様は，先行審査
プラントの仕様に包含されることから，プラント仕様の違いによるスケーリングの違いはない。
－（妥当性確認は不要としている）

表２－２－１
分類

重要現象

解析モデル

核分裂出力

核特性モデ
ル

妥当性確認の方法と東二有効性評価解析への適用性（ＲＥＤＹ）（１／２）
解析コード審査資料における妥当性確認の方法

ABWR の実機試験解析により重要現象の妥当性を確認している。

反応度フィ
ードバック
効果

反応度モデ
ル （ ボ イ
ド・ドップ
ラ）

反応度モデ
ル（ボロン）

炉心

補足 21-26

崩壊熱

崩壊熱モデ
ル

沸騰・ボイ
ド率変化

炉心ボイド
モデル

ABWR の実機試験解析により重要現象の妥当性を確認している。

反応度係数の保守因子として，単位燃料集合体核特性計算コードによる評価から求められた反応度係数に不確かさ等を考慮し，全ての解析時間を通して同一値の保守因子として動的ボイド係数 1.25，動的ドップラ係数 0.9 を掛けて評価している。この保守因子設定の妥当性を確認するため，３つのサブ時間領域に細分割し，それぞれの領域での保守因子の不確かさを評価し，感度解析により影響を確認している。
ボロン反応度については，ほう酸水拡散モデルの妥当性確認に含める。
高温停止に必要なボロン反応度は，三次元未臨界性評価における停止余裕基準（1.5％⊿k）に対して余裕を考慮して 3％⊿k を不確かさとしている。
軽水型動力炉の非常用炉心冷却系の性能評価指針にて使用することが妥当と認められている
崩壊熱曲線との比較により，1 秒の時点で最大＋0.8％，－0.1％の不確かさを有していることを確認している。
炉心ボイドマップ確認試験の実験解析，炉心熱水力解析コードで多数のボイドマップデータを作成し炉心流量の違いによる影響を整理する手法及び ABWR の実機試験解析により重要現象の妥当性を確認している。

東海第二の有効性評価解析に対する適用性
REDY の解析コード審査資料において，妥当性確認に使用した ABWR の実機試験について，出力等が異なるプラントにおいて原子炉停止機能喪失事象の評価に影響する設備の差異として着目しているのは「再循環系」，「ほう酸水注入箇所」及び「ECCS の構成」であり，東海第二のこれらのプラント仕様は，BWR5 の先行審査プラントの仕様に包含されることから，プラント仕様の違いによるスケーリングの違いはない。
REDY の解析コード審査資料において，妥当性確認に使用した ABWR の実機試験について，出力等が異なるプラントにおいて原子炉停止機能喪失事象の評価に影響する設備の差異として着目しているのは「再循環系」，「ほう酸水注入箇所」及び「ECCS の構成」であり，東海第二のこれらのプラント仕様は，BWR5 の先行審査プラントの仕様に包含されることから，プラント仕様の違いによるスケーリングの違いはない。
保守因子設定の妥当性確認について，東海第二の炉心格子は C 格子であり，解析コード審査資料の想定（N格子，S 格子）と異なっている。炉心格子の違いにより，妥当性確認に使用した保守因子の不確かさ評価に影響を与える。
このため，東海第二の C 格子を想定した同様の不確かさ評価及び感度解析を実施し，影響を確認する。
高温停止に必要なボロン反応度の妥当性確認について，東海第二においても三次元未臨界性評価における停止余裕基準として同じ値を使用していることから，同様の適用性を有していると考えられる。
崩壊熱モデルの妥当性確認は，非常用炉心冷却系の性能評価において使用が認められている崩壊熱曲線との比較により実施していることから，東海第二に対しても同様の適用性を有していると考えられる。
炉心ボイドマップ確認試験の実験解析による妥当性確認について，有効性評価解析の高炉心入口サブクー
リング側の炉心入口サブクーリングの変動範囲は，従来の高温高圧での実バンドル体系での試験範囲外であるが，炉心入口サブクーリングが高くなりサブクール沸騰及び飽和沸騰開始点が下流側に移動した場合
でも，サブクール沸騰開始後の下流側の流動状態は通常の炉心入口サブクーリング時と特に変わるものではなく，平均ボイド率を対象とした炉心ボイドマップの高炉心入口サブクーリングでの不確かさへの影響は小さいとしていることから，東海第二に対しても同様の適用性を有していると考えられる。
炉心熱水力解析コードで多数のボイドマップデータを作成し炉心流量の違いによる影響を整理する手法
による妥当性確認については，ABWR 代表プラントに対するものであり，東海第二では炉心格子形状が違うことで主にインチャンネル流量／バイパス流量の比が異なるが，この影響は炉心格子形状の寸法の違いを踏まえると非常に小さいと考えられ，また，東海第二と代表 ABWR との違いは BWR5 の先行審査プラントと代表 ABWR との違いに包含されることから，プラント仕様の違いによるスケーリングの違いはない。
ABWR の実機試験解析による妥当性確認について，REDY の解析コード審査資料において，出力等が異なるプラントに対する原子炉停止機能喪失事象の評価に影響する設備の差異として着目しているのは「再循環系」，「ほう酸水注入箇所」及び「ECCS の構成」であり，東海第二のこれらのプラント仕様は，BWR5 の先行審査プラントの仕様に包含されることから，プラント仕様の違いによるスケーリングの違いはない。

表２－２－１

妥当性確認の方法と東二有効性評価解析への適用性（ＲＥＤＹ）
（２／２）

分類
原子炉圧力容器
格納容器

補足 21-27

重要現象

解析モデル

冷却材流量
変化（コー
ストダウン
特性）
冷却材流量
変化（自然
循環流量）
冷却材放出
（臨界流・
差圧流）

再循環モデ
ル

ABWR の実機試験解析により重要現象の妥当性を確認している。

再循環モデ
ル

ABWR 及び従来型 BWR の実機試験解析により重要現象の妥当性を確認している。

逃がし安全
弁モデル

ABWR の実機試験解析により重要現象の妥当性を確認している。

ＥＣＣＳ注
水 （ 給 水
系・代替注
水含む）
ほう酸水の
拡散
サプレッシ
ョン・プー
ル冷却

給水系モデ
ル

ABWR の実機試験解析により重要現象の妥当性を確認している。

ほう酸水拡
散モデル
格納容器モ
デル

ほう酸水拡散モデルの入力データがボロンミキシング試験結果に基づき保守的に設定され，安全側の評価となっていることを確認している。
放熱による熱損失を考慮せず，かつ空間部が飽和状態にある等，単純な計算で保守性を確保していることから，妥当性確認は不要

解析コード審査資料における妥当性確認の方法

東海第二の有効性評価解析に対する適用性
REDY の解析コード審査資料において，妥当性確認に使用した ABWR の実機試験について，出力等が異なるプラントにおいて原子炉停止機能喪失事象の評価に影響する設備の差異として着目しているのは「再循環系」，「ほう酸水注入箇所」及び「ECCS の構成」であり，東海第二のこれらのプラント仕様は，BWR5 の先行審査プラントの仕様に包含されることから，プラント仕様の違いによるスケーリングの違いはない。
ABWR 及び出力の異なる従来型 BWR（460MWe 及び 1,100MWe）に対する実機試験結果により妥当性を確認しており，東海第二は 1,100MWe の従来型 BWR であることから，プラント仕様の違いによるスケーリングの違いはない。
REDY の解析コード審査資料において，妥当性確認に使用した ABWR の実機試験について，出力等が異なるプラントにおいて原子炉停止機能喪失事象の評価に影響する設備の差異として着目しているのは「再循環系」，「ほう酸水注入箇所」及び「ECCS の構成」であり，東海第二のこれらのプラント仕様は，BWR5 の先行審査プラントの仕様に包含されることから，プラント仕様の違いによるスケーリングの違いはない。
REDY の解析コード審査資料において，妥当性確認に使用した ABWR の実機試験について，出力等が異なるプラントにおいて原子炉停止機能喪失事象の評価に影響する設備の差異として着目しているのは「再循環系」，「ほう酸水注入箇所」及び「ECCS の構成」であり，東海第二のこれらのプラント仕様は，BWR5 の先行審査プラントの仕様に包含されることから，プラント仕様の違いによるスケーリングの違いはない。
東海第二のほう酸水注入箇所は，BWR5 の先行審査プラントと同じであり，プラント仕様の違いによるス
ケーリングの違いはない。
－（妥当性確認は不要としている）

表２－２－２

妥当性確認の方法と東二有効性評価解析への適用性（ＳＣＡＴ）

分類
炉心

補足 21-28

重要現象

解析モデル

解析コード審査資料における妥当性確認の方法

出力分布変化

出力分布モデル

燃料棒内温度変化

熱伝導モデル，燃料ペレット-被覆
管ギャップ熱伝達モデル

燃料棒表面熱伝達

熱伝達モデル
リウェットモデル

解析コードは保守的に中央ピークに基づく軸方向出力分布を設定するため，燃料被覆管温度を高めに評価することから，妥当性確認は不要としている。
解析コードは，燃料ペレットと燃料被覆管間のギャップ熱伝達係数を高めに設定することで，原子炉出力が上昇する時の表面熱流束に対する熱伝達遅れが小さくなる。このため，主蒸気隔離弁
閉止によって原子炉出力が急増する状態では，燃料被覆管温度を高めに評価する。また，給水加熱喪失によって原子炉出力が準静的に増加する状態では，表面熱流速に対する熱伝達遅れの燃料
被覆管温度への影響は大きくないと考えられることから，妥当性確認は不要としている。
NUPEC BWR 燃料集合体熱水力試験の実験解析により重要現象の妥当性を確認している。

沸騰遷移

沸騰遷移評価モデル

ATLAS 試験及び NUPEC BWR 燃料集合体熱水力試験の実験解析により重要現象の妥当性を確認している。

気液熱非平衡

熱伝達モデル
リウェットモデル

NUPEC BWR 燃料集合体熱水力試験の実験解析により重要現象の妥当性を確認している。

東海第二の有効性評価解析に対する適用性－（妥当性確認は不要としている）－（妥当性確認は不要としている）

NUPEC BWR 燃料集合体熱水力試験の実験解析では，実寸大の９×９燃料（Ａ型）模擬燃料集合体を用いた実験により，修正 Dougall-Rohsenow 式及び相関式２を適用することにより，燃料被覆管
温度を高めに評価する傾向を確認している。東海第二でも先行審査プラントと同じ９×９燃料（Ａ型）を解析条件として設定していることから，プラント仕様の違いによるスケーリングの違いはない。
ATLAS 試験及び NUPEC BWR 燃料集合体熱水力試験の実験解析では，実寸大の９×９燃料（Ａ型）
模擬燃料集合体を用い，BWR の通常運転時のパラメータ範囲を想定した実験により，SLMCPR を基準に沸騰遷移の発生及び沸騰遷移位置を判定するよう設定することで，燃料被覆管温度をおおむ
ね高めに評価する傾向を確認している。また，９×９燃料（A 型）の ATLAS 試験の範囲以上の入口サブクーリングに対しても，第１から第３スペーサの範囲では GEXL 相関式は適用可能であり，第４スペーサに対しても保守的であることを確認している。東海第二でも先行審査プラントと同
じ９×９燃料（Ａ型）を解析条件として設定していることから，プラント仕様の違いによるスケーリングの違いはない。また，東海第二の有効性評価解析では，第４スペーサ位置で燃料被覆管
最高温度が発生している。
NUPEC BWR 燃料集合体熱水力試験の実験解析では，実寸大の９×９燃料（Ａ型）模擬燃料集合体を用いた実験により，修正 Dougall-Rohsenow 式及び相関式２を適用することにより，燃料被覆管
温度を高めに評価する傾向を確認している。東海第二でも先行審査プラントと同じ９×９燃料（Ａ型）を解析条件として設定していることから，プラント仕様の違いによるスケーリングの違いは
ない。

表２－３

妥当性確認の方法と東二有効性評価解析への適用性（ＭＡＡＰ）（１／３）

分

類

重要 現象

崩壊 熱

解析 モデ ル

炉心モデル（原子炉
出力 及び 崩 壊熱）

燃料 棒内 温 度変 化

炉心

燃料 棒表 面 熱伝 達

炉心モデル（炉心熱
水力 モデ ル ）燃料 被覆 管 酸化溶融炉心の挙動モデル（炉心ヒートアップ）

解析 コー ド 審査 資料 に おけ る 妥当 性確 認 の方 法

東海 第二 の 有効 性評 価 解析 に 対する適 用 性

入力 値に 含 まれ る。

崩 壊熱 の 不 確 か さは ， プ ラ ン ト固 有 の 入 力 値に 含 ま れる こと か ら ， プ ラン ト 仕 様 の違い によ る 影響 はな い 。

TMI 事 故 解 析 に お ける 炉 心 ヒ ー ト ア ップ 時 の 水素 発 生 ， 炉 心 領 域で の 溶 融 進 展 状 態につ いて ，TMI 事 故分 析 結果 と よく 一致 する こと を 確認 した 。
CORA 実 験 解析 に おけ る，燃料 被 覆管 ，制 御棒 及び チ ャン ネル ボ ック ス の温 度変 化 につい て， 測 定デ ータ と よく 一 致す るこ と を確 認し た 。
炉 心 ヒー ト ア ッ プ 速 度 の増 加 （ 被 覆 管 被 酸 化 の促 進 ） を 想 定 し ，仮 想 的 な 厳 し い 振
り幅 では あ るが ，ジ ル コニ ウ ム－ 水反 応 速度 の係 数 を 2 倍 とし た感 度 解析 に より 影
響を 確認 し た。
・TQUV， 大 破断 LOCA シ ー ケン スと も に， 炉心 溶融 の 開始 時刻 へ の影 響 は小 さい 。
・下 部プ レ ナム への リ ロケ ー ショ ン開 始 時刻 は， ほ ぼ変 化し な い。

燃 料棒 内 温 度 変 化， 燃 料 棒 表 面熱 伝 達 ， 燃 料被 覆管 酸 化 及び 燃 料 被 覆 管変 形 の 不 確
か さ は， TMI 事故 解 析 等 に よる 妥 当 性 確 認 に 基づき ， 適 用 性を 有 す る と 判断 し て い
るこ とか ら ，プ ラン ト 仕様 の 違い によ る 影響 はな い。
ジル コニ ウ ム－ 水反 応 速度 に 対す る感 度 解析 は ，BWR5，S 格 子，Mark-Ⅰ 改 良型 格 納
容器 プラ ン トに 対し て 実施 し たも ので あ るが ，そ の他の BWR プ ラン トに お いて も 現
象 のメ カ ニ ズ ム は同 じ で あ り ，同 様 の 傾 向 が得 られ る と 考え ら れ る こ とか ら ， プ ラ
ント 仕様 の 違い によ る 影響 は 小さ い。

TQUX シ ーケ ンス 及 び中 小 破断 LOCA シ ー ケン スに 対 して ，MAAP コ ード と SAFER コ ー
ドの 比較 を 行い ，以 下 の傾 向 を確 認し た 。
・MAAP コー ドで は SAFER コー ドで 考 慮し てい る CCFL を 取り 扱 って いな い こと 等から ， 水 位変 化 に 差 異 が 生 じ たも の の 水 位 低 下 幅は MAAP コー ド の 方 が 保 守 的 であり ， その 後 の 注 水 操 作 によ る 有 効 燃 料 棒 頂 部 まで の 水 位 回 復 時 刻は 両 コ ー ド で同等で ある 。

沸 騰 ・ボ イ ド 率 変 化及 び 気 液 分 離（ 水 位 変 化 ）・対 向 流 の 不確 か さ は ，BWR5，S 格
子 ，Mark-Ⅰ改 良型 格 納容 器 プラ ント を 例 とし て ，原 子 炉圧 力容 器 内挙 動を よ り精 緻に評 価可 能な SAFER コ ード との 比 較を 行 い， 適用性 を有 する と 判断 し てい るが ， 異なる 炉心 格 子間 の寸 法 の差 異 は数 mm 程度 と小 さく，解 析挙 動 に有 意 な影 響を 与 えな
いと 考え ら れる こと か ら， プ ラン ト仕 様 の違 いに よる影 響は 小 さい 。

逃が し安 全 弁か らの 流 量は ， 設計 値に 基 づい て計 算 され る。

冷 却材 放 出 （ 臨 界流 ・ 差 圧 流 ）の 不 確 か さ は， 逃 が し安 全弁 か ら の 流 量は 設 計値 に基づ いて 計 算さ れる こ とか ら ，プ ラン ト 仕様 の違 いによ る影 響 はな い 。

入力 値に 含 まれ る。

ECCS 注 水（ 給水系・代替 注 水設 備 含む）の不 確か さ は，プ ラ ント 固有 の 入力 値 に 含
まれ るこ と から ，プ ラ ント 仕 様の 違い に よる 影響 はない 。

HDR 実 験 解 析 で は ，格 納 容 器 圧 力 及 び雰 囲 気 温度 に つ い て ， 温 度成 層 化 を 含 め て 傾
向 を よく 再 現 で き る こ とを 確 認 し た 。 格 納 容 器雰 囲 気 温 度 を 十 数℃ 程 度 高 め に ， 格
納容 器圧 力 を 1 割 程度 高め に 評価 す る傾 向が 確認 さ れた が， 実 験体 系 に起 因す る もの と 考え ら れ ， 実 機 体 系に お い て は こ の 種 の 不確 か さ は 小 さ く なる も の と 考 え ら れる 。 また ， 非 凝 縮 性 ガ ス濃 度 の 挙 動 に つ い て ，解 析 結 果 が 測 定 デー タ と よ く 一 致 す
るこ とを 確 認し た。
格納 容器 各 領域 間の 流 動，構造 材 との 熱伝 達及 び内 部 熱伝 導の 不 確か さ にお いて は，
CSTF 実 験 解析 で は，格納 容器 雰 囲気 温度 及び 非凝 縮 性ガ ス濃 度 の挙 動 につ いて ，解析結 果が 測 定デ ータ と よく 一 致す るこ と を確 認し た 。

格 納容 器 各 領 域 間の 流 動 ， 構 造材 と の 熱 伝 達及 び内 部 熱 伝導 及 び 気 液 界面 の 熱 伝 達の不 確か さ は， HDR 実験 等の BWR 実機 と は異 なる格 納容 器に 対 する 実 験に より 妥 当
性 を確 認 し て い るも の の ， 重 要現 象 に 関 す る基 本的 な 妥 当性 を 確 認 し てお り ， 適 用性を 有す る と判 断し て いる こ とか ら， プ ラン ト仕 様の違 いに よ る影 響 はな い。

燃料 被覆 管 変形

補足 21-29

沸騰 ・ボ イ ド率 変化

気液 分離（ 水位 変 化）・
対向 流

炉心モデル（炉心水位計 算モ デ ル）

原子 炉
圧力容器

冷却材放出（臨界流・差圧 流）

原子炉圧力容器モデ
ル（ 破断 流 モデル）

ECCS 注 水（給 水 系・代替注 水設 備 含む ）安全系モデル（非常用炉 心冷 却 系）
安全系モデル（代替
注水 設備 ）

格納容器各領域間の流
動

格納 容器

構造材との熱伝達及び内部 熱伝 導気液 界面 の 熱伝 達

格納容器モデル（格
納容器の熱水力モデ
ル）

表２－３

妥当性確認の方法と東二有効性評価解析への適用性（ＭＡＡＰ）（２／３）

分

類

重要 現象

スプ レイ 冷 却

格納 容器

解析 モデ ル

解析 コー ド 審査 資料 に おけ る 妥当 性確 認 の方 法

東海 第二 の 有効 性評 価 解析 に 対する適 用 性

安全系モデル（格納容器 スプ レ イ）
安全系モデル（代替
注水 設備 ）

入力 値に 含 まれ る。
ス プ レイ の 水 滴 温 度 は 短時 間 で 雰 囲 気 温 度 と 平衡 に 至 る こ と か ら伝 熱 モ デ ル の 不 確
かさ はな い 。

ス プレ イ 冷 却 の 不確 か さ は ， プラ ン ト 固 有 の入 力値 に 含 まれ る こ と か ら， プ ラ ン ト
仕様 の違 い によ る影 響 はな い 。

入力 値に 含 まれ る。

サ プレ ッ シ ョ ン ・プ ー ル 冷 却 の不 確 か さ は ，プ ラ ン ト固 有の 入 力 値 に 含ま れ る こ とから ，プ ラ ント 仕様 の 違い に よる 影響 は ない 。

サプレッション・プー
ル冷 却

安全系モデル（非常用炉 心冷 却 系）

格納 容器 ベ ント

格納容器モデル（格
納容器の熱水力モデル）

入力 値に 含 まれ る。
MAAP コ ー ドで は 格納 容器 ベ ント につ い て は，設 計 流量 に基 づ いて 流路 面 積を 入力 値とし て与 え ，格 納容 器 各領 域 間の 流動 と 同様 の計 算 方法 が用 い られ て いる 。

格 納容 器 ベ ン ト の不 確 か さ は ，プ ラ ン ト 固 有の 入力 値 に 含ま れ る こ と から ， プ ラ ン
ト仕 様の 違 いに よる 影 響は な い。

溶融炉心の挙動モデル（リ ロ ケー ション）

TMI 事 故解 析 にお ける 炉 心領 域 での 溶融 進展 状態 に つい て，TMI 事故 分析 結 果と 一 致する こと を 確認 した 。
リ ロ ケー シ ョ ン の 進 展 が早 ま る こ と を 想 定 し ，炉 心 ノ ー ド 崩 壊 のパ ラ メ ー タ を 低 下させ た感 度 解析 によ り 影響 を 確認 した 。
TQUV，大 破断 LOCA シー ケ ンス とも に ，炉 心溶 融時 刻 ，原 子炉 圧 力容 器の 破 損時 刻 への影 響が 小 さい こと を 確認 し た。

リ ロ ケー シ ョ ン 及 び構 造 材 と の 熱伝 達 の 不 確 かさは ，TMI 事 故 解 析 によ る 妥 当 性 確
認 に 基づ い て お り ，BWR 実 機を 想 定 し た も の ではな い が ， 基本 的 な 現 象 に有 意 な 差は なく 実 機 解 析 への 適 用 性 を 有し て い る と 判断 して い る こと か ら ， プ ラン ト 仕 様 の違い によ る 影響 はな い 。
炉心 ノー ド 崩壊 のパ ラ メー タ を低 下さ せ た感 度解 析は，BWR5，S 格子 ，Mark-Ⅰ 改 良型 格納 容 器 プ ラ ント に 対 し て 実施 し た も の であ るが ， 異 なる 炉 心 格 子 間の 寸 法 の 差
異は数 mm 程 度 と小 さく ， 解析 挙動 に 有意 な影 響を与 えな いと 考 えら れ るこ とか ら，
プラ ント 仕 様の 違い に よる 影 響は 小さ い 。

原子 炉圧 力 容器 内 FCI に影 響 する 項 目と して 溶融 ジ ェッ ト径 ， エン ト レイ ンメ ン ト
係 数 及び デ ブ リ 粒 子 径 をパ ラ メ ー タ と し て 感 度解 析 を 行 い ， い ずれ に つ い て も ， 原
子炉 圧力 容 器破 損時 点 での 原 子炉 圧力 に 対す る感 度 が小 さい こ とを 確 認し た。

原子 炉圧 力 容器 内 FCI（溶 融炉 心 細粒 化）及び 原子炉 圧力 容器 内 FCI（デ ブ リ粒 子熱伝達 ）の 不 確か さは ，BWR5，S 格子 ，Mark-Ⅰ 改良型 格納 容器 プ ラン ト を例 とし て ，溶 融ジ ェ ッ ト 径 等の 炉 心 格 子 や格 納 容 器 の 違い の影 響 の ない パ ラ メ ー タを 対 象 と した 感度 解 析 に よ り， 適 用 性 を 有す る と 判 断 して いる こ と から ， プ ラ ン ト仕 様 の 違 いによ る影 響 はな い。

TMI 事 故解 析 にお ける 下 部プ レ ナム の温 度挙 動に つ いて ，TMI 事 故分 析結 果 とよ く 一
致す るこ と を確 認し た 。
下 部 プレ ナ ム 内 の 溶 融 炉心 と 上 面 水 プ ー ル と の間 の 限 界 熱 流 束 ，下 部 プ レ ナ ム ギ ャッ プ 除熱 量 に 係 る 係 数 に対 す る 感 度 解 析 を 行 い， 原 子 炉 圧 力 容 器破 損 時 刻 等 の 事 象
進展 に対 す る影 響が 小 さい こ とを 確認 し た。

下 部 プレ ナ ム で の 溶融 炉 心 の 熱 伝達 の 不 確 か さは，TMI 事 故 解 析 に よる 妥 当 性 確 認に 基づ き ， 適 用 性を 有 す る と 判断 し て い る こと から ， プ ラン ト 仕 様 の 違い に よ る 影
響は ない 。
下 部プ レ ナ ム 内 の溶 融 炉 心 と 上面 水 プ ー ル との 間の 限 界 熱流 束 等 に 係 る係 数 に 対 す
る感 度解 析 は，BWR5，S 格子 ，Mark-Ⅰ 改良 型格 納容器 プラ ント を 代表 と して いる が，
炉 心格 子 や 格 納 容器 の 違 い の 影響 の な い パ ラメ ータ を 対 象と し た も の であ り ， プ ラ
ント 仕様 の 違い によ る 影響 は ない 。

リロ ケー シ ョン

補足 21-30

構造 材と の 熱伝 達

原子 炉圧 力容器
（炉 心損 傷 後）

原 子 炉 圧 力 容 器 内 FCI（溶 融炉 心 細粒 化）

原 子 炉 圧 力 容 器 内 FCI（デ ブリ 粒 子熱 伝達 ）
溶融炉心の挙動モデ
ル（下部プレナムでの溶 融炉 心 挙動）

下部プレナムでの溶融
炉心 の熱 伝 達

表２－３

妥当性確認の方法と東二有効性評価解析への適用性（ＭＡＡＰ）（３／３）

分

類

原子 炉圧 力 容器
（炉 心損 傷 後）

重要 現象

解析 モデ ル

解析 コー ド 審査 資料 に おけ る 妥当 性確 認 の方 法

東海 第二 の 有効 性評 価 解析 に 対する適 用 性

原子 炉圧 力 容器 破損

溶融炉心の挙動モデ
ル（原子炉圧力容器
破損 モデ ル ）原 子 炉圧 力 容 器 破 損 に 影響 す る 項 目 と し て 制 御棒 駆 動 機 構 ハ ウ ジン グ 溶 接 部 の 破 損
判 定 に用 い る 最 大 ひ ず み（ し き い 値 ） を パ ラ メー タ と し た 感 度 解析 を 行 い ， 原 子 炉
圧力 容器 破 損時 刻が 約 13 分早 まる こ とを 確認 した 。ただ し，仮 想的 な厳 し い条 件に基づ く解 析 結果 であ り ，実 機 にお ける 影 響は 十分 小 さい と判 断 され る 。

原 子 炉圧 力 容 器 破 損 の不 確 か さ は ， BWR5，S 格子，Mark-Ⅰ改 良 型 格 納 容 器プ ラ ン
ト を代 表 と し て いる が ， 炉 心 格子 や 格 納 容 器の 違い の 影 響の な い パ ラ メー タ で あ る
CRD ハ ウ ジ ン グ溶 接 部 の 破 損判 定 に 用 い る 最 大ひず み を 対 象と し た も の であ り ， プ
ラン ト仕 様 の違 いに よ る影 響 はな い。

原 子 炉 圧 力 容 器 内 FP挙動

核 分 裂 生 成 物 （ FP ）挙動 モデ ルPHEBUS-FP 実験 解析 に より ，FP 放 出 の開 始時 刻を よ く再 現で き てい る もの の， 燃 料
被覆 管温 度 を高 めに 評 価す る こと によ り ，急 激な FP 放 出を 示す 結 果と なっ た 。
た だ し， こ の 原 因 は 実 験に お け る 小 規 模 な 炉 心体 系 の 模 擬 に よ るも の で あ り ， 実 機の大 規模 な 体系 にお い てこ の 種の 不確 か さは 小さ く なる と考 え られ る 。

原子 炉圧 力 容器 内 FP 挙 動 の不 確か さ は， PHEBUS-FP 実 験解 析に よ り確 認 して おり ，BWR 実 機 を 想 定し た も の で はな い が ， 基 本 的 な現象 に 有 意 な差 は な く 実 機解 析 へ の
適 用性 を 有 し て いる と 判 断 し てい る こ と か ら， プラ ン ト 仕様 の 違 い に よる 影 響 は ない。

原子 炉圧 力 容器 外 FCI 現象 に 関す る 項目 とし てエ ン トレ イン メ ント 係 数及 びデ ブ リ
粒子 径を パ ラメ ータ と して 感 度解 析を 行 い， 原子 炉 圧力 容器 外 FCI に よっ て 生じ る
圧力 スパ イ クへ の感 度 が小 さ いこ とを 確 認し た。

原子 炉圧 力 容器 外 FCI（溶 融炉 心 細粒 化）及び 原子炉 圧力 容器 外 FCI（デ ブ リ粒 子熱伝 達 ）の 不 確 か さ は ，BWR5，Mark-Ⅰ 改 良 型 格 納容器 プ ラ ン ト を例 と し て ，BWR5，S
格子 ，Mark-Ⅰ 改良 型 格納 容 器プ ラン ト を 代表 として いる が ，炉 心 格子 や格 納 容器 の違 いの 影 響 の な いパ ラ メ ー タ であ る エ ン ト レイ ンメ ン ト 係数 等 を 対 象 とし た も の であり ，プ ラ ント 仕様 の 違い に よる 影響 は ない 。

MAAP コ ー ドで は 溶融 炉心 の 拡が り実 験 や 評価 に関 す る知 見に 基 づき，落 下し た溶 融
炉心 は床 上 全体 に均 一 に拡 が ると 仮定 し ，そ れを 入 力で 与え て いる 。

格 納容 器 下 部 床 面で の 溶 融 炉 心の 拡 が り の 不確 かさ は ， 落下 し た 溶 融 炉心 は 床 上 全
体 に均 一 に 拡 が ると 仮 定 し ， それ を 入 力 で 与え てい る こ とか ら ， プ ラ ント 仕 様 の 違
いに よる 影 響は ない 。
なお ，Ｚｒ Ｏ ２ を 敷設 す る場 合に 格 納容 器 下部 床面 で の溶 融炉 心 の拡 が り挙 動に 影 響
を 与え る 可 能 性 があ る が ， 溶 融炉 心 の 拡 が りに 影響 す る 因子 の う ち デ ブリ 落 下 流 量が大 きい こ とに より 床 面全 体 に均 一に 拡 がる と考 えられ るこ と から 影 響は ない 。
溶融 炉心 と 格納 容器 下 部プ ー ル水 の伝 熱 の不 確か さは ，BWR5，Mark-Ⅰ改 良 型格 納 容
器プ ラン ト を例 とし て ，BWR5，S 格 子 ，Mark-Ⅰ改良型 格 納容 器プ ラ ント を代 表 として いる が ， 炉 心 格子 や 格 納 容 器の 違 い の 影 響の ない パ ラ メー タ で あ る エン ト レ イ ン
メン ト係 数 等を 対象 と した も ので あり ， プラ ント 仕様の 違い に よる 影 響は ない 。

原 子 炉 圧 力 容 器 外 FCI（溶 融炉 心 細粒 化）
原 子 炉 圧 力 容 器 外 FCI（デ ブリ 粒 子熱 伝達 ）格納 容器
（炉 心損 傷 後）

補足 21-31

格納容器下部床面での溶融 炉心 の 拡が り

溶融炉心と格納容器下部プ ール 水 の伝 熱

溶融炉心挙動モデル（格納容器下部での溶融 炉心 挙 動）

溶 融 炉心 ・ コ ン ク リ ー ト相 互 作 用 へ の 影 響 の 観点 で ， エ ン ト レ イメ ン ト 係 数 ， 上 面
熱 流 束及 び 溶 融 プ ー ル から ク ラ ス ト へ の 熱 伝 達係 数 を パ ラ メ ー タと し た 感 度 解 析 を行 っ た。 評 価 の 結 果 ， コン ク リ ー ト 侵 食 量 に 対し て 上 面 熱 流 束 の感 度 が 支 配 的 で ある こ とを 確 認 し た 。 ま た， 上 面 熱 流 束 を 下 限 値と し た 場 合 で も ，コ ン ク リ ー ト 侵 食
量が 22.5cm 程 度に 収ま る こと を確 認 した 。
上 記 の感 度 解 析 は ， 想 定さ れ る 範 囲 で 厳 し い 条件 を 与 え る も の であ り ， 実 機 で の コ
ン ク リー ト 侵 食 量 は ， 感度 解 析 よ り も 厳 し く なる こ と は な い と 考え ら れ ， こ れ を 不
確か さと し て設 定す る 。
ACE 実 験解 析 及び SURC-4 実 験解 析よ り，溶融 炉心 堆 積状 態が 既 知で あ る場 合の 溶 融
炉 心 とコ ン ク リ ー ト の 伝熱 及 び そ れ に 伴 う コ ンク リ ー ト 侵 食 挙 動に つ い て 妥 当 に 評
価で きる こ とを 確認 し た。
実 験 で確 認 さ れ て い る 侵食 の 不 均 一 性 に つ い ては ， 実 験 に お け る侵 食 の ば ら つ き がMAAP コ ー ドの 予 測侵 食量 の 20％の 範 囲内 に収 まっ て いる こと か ら，上面 熱 流束 の感度に 比べ て 影響 が小 さ いこ と を確 認し た 。

溶融炉心とコンクリー
トの 伝熱

コンクリート分解及び非凝 縮性 ガ ス発 生

格納 容器 内 FP 挙動

核 分 裂 生 成 物 （ FP ）挙動 モデ ルABCOVE 実 験解 析 によ り，格 納 容器 内 のエ アロ ゾル 沈 着挙 動を 適 正に 評 価で きる こ とを確 認し た 。

溶 融炉 心 と コ ン クリ ー ト の 伝 熱及 び コ ン ク リー ト分 解 及 び非 凝 縮 性 ガ ス発 生 の 不 確
かさ は ，ACE 実 験解 析等 に より 確認 し てお り ， BWR 実 機を 想定 し たも ので は ない が，基 本的 な 現 象 に 有意 な 差 は な く実 機 解 析 へ の適 用性 を 有 して い る と 判 断し て い る ことか ら， プ ラン ト仕 様 の違 い によ る影 響 はな い。
また ，感 度 解析 は，BWR5，Mark-Ⅰ 改良 型 格納 容器プ ラン トを 例 とし て，BWR5，S 格
子 ，Mark-Ⅰ改 良型 格 納容 器 プラ ント を 代 表と してい るが ，炉心 格 子や 格納 容 器の 違
い の影 響 の な い パラ メ ー タ で ある エ ン ト レ イン メン ト 係 数等 を 対 象 と した も の で あり， プラ ン ト仕 様の 違 いに よ る影 響は な い。
なお ，Ｚｒ Ｏ ２ と の 伝熱 につ い ては ，コン クリ ート の モデ ルを 用 いて ，Ｚｒ Ｏ ２ 相 当の 入力 値 と し て 熱伝 導 率 や 密 度等 の パ ラ メ ータ を設 定 し てお り ， 不 確 かさ は 入 力 値に含 まれ る こと から ， プラ ン ト仕 様の 違 いに よる 影響は ない 。
また ，非凝 縮性 ガ ス発 生に つ いて は ，有 効 性評 価では Ｚｒ Ｏ ２ 侵 食開 始 温度 に 到達 し
てい ない こ とか ら影 響 はな い 。
格納 容器 内 FP 挙 動の 不確 か さは ，ABCOVE 実験 により 重要 現 象に 関す る モデ ル の 妥
当 性を 確 認 し て おり ， 重 要 現 象が 区 画 の 大 きさ に依 存 し ない こ と か ら ，ス ケ ー ル の観 点に お い て も 適用 性 を 有 す ると 判 断 し て いる ため ， プ ラン ト 仕 様 の 違い に よ る 影
響は ない 。

表２－４

妥当性確認の方法と東二有効性評価解析への適用性（ＡＰＥＸ）

分

類

重要 現象
核分 裂出 力出力 分布 変 化

解析 モデ ル

炉心 （核）

・一 点近 似 動特性モ デ ル（ 炉 出力 ）・出 力分 布 は二次元 拡 散モ デ ル
・ 核定 数 は 三次元 体 系 の 炉 心を 空 間 効 果 を 考慮 し 二 次 元体 系に縮 約・二 次元 （RZ）拡散 モ デル・エ ンタ ル ピステッ プ の進 行 に伴 う相 対 出力 分布 変 化を 考慮

解析 コー ド 審査 資料 に おけ る 妥
当性 確認 の 方法
考慮 しな い東海 第二 の 有効 性評 価 解析 に 対する適 用 性
核 分 裂 出 力 の 不 確 か さ は 解 析 コ ー ド の 不 確 か さ 要 因 と し て は考 慮 し て い な い た め ， プ ラ ン ト 仕様の 違い に よる 影響 は ない 。

炉心 （燃料）

補足 21-32

考慮 しな い出 力 分 布 変 化 の 不 確 か さ は 解 析 コ ー ド の 不 確 か さ 要 因 と し ては 考 慮 し て い な い た め ， プ ラ ン ト
仕様 の違 い によ る影 響 はな い 。
炉心格子の差異の影響として，ボイドフィードバック及びドップラフィードバックの影響が考えられるが，反応度後投入事象ではボイドフィードバックは考慮していないため，プラント仕様の違いによる影響はない。また，ドップラフィードバックの影響については，燃料エンタル
ピに 与え る 影響 が小 さ いこ と を感 度解 析 によ り確 認 して いる。
制御 棒反 応 度効 果の 不 確か さ は代 表的 な 110 万 kWe 級 BWR-5 の 起動 試 験や 炉物 理 試験 にお け る
制御 棒価 値 の測 定結 果 との 比 較に より ，制 御棒 価値 の 不確 かさ が約 9％ 以 下で ある こと を確 認 している。制御棒価値はプラント仕様の違いによる影響よりも評価対象炉心の制御棒パターンによる影響が大きいと考えられるが，燃料エンタルピに与える影響が小さいことを感度解析により確 認し て いる 。
燃 料 棒 内 温 度 変 化 の 不 確 か さ は 解 析 コ ー ド の 不 確 か さ 要 因 とし て は 考 慮 し て い な い た め ， プ ラ
ント 仕様 の 違い によ る 影響 は ない 。

反応度フィードバック効果

・ド ップ ラ 反応度フ ィ ード バ ック 効果 は 出力 分布 依 存で 考慮・ 熱的 現 象 は断熱 ， ボ イ ド 反応 度 フ ィ ー ド バッ ク 効 果 は考 慮
しな い・ドップラ反応度フィードバッ
ク効 果： 7～ 9％・実 効遅 発 中性 子割 合 ：約 4％

制御 棒反 応 度効 果・三 次元 拡 散モデル
・動 特性 計 算では外 部 入力

・制 御棒 反 応度 ：約 9％・実 効遅 発 中性 子割 合 ：約 4％

燃料 棒内 温 度変 化

・熱 伝導 モ デル・燃 料ペ レ ット－被 覆 管ギ ャ ップ 熱伝 達 モデ ル

考慮 しな い燃料 棒表 面 熱伝 達・単 相強 制 対流：Dittus-Boelter の 式
・核 沸騰 状 態：Jens-Lottes の 式
・膜 沸騰 状 態（低温 時）：NSRR の 実 測デ ータ に基 づ いて 導出
され た熱 伝 達相関式

考慮 しな い燃 料 棒 表 面 熱 伝 達 の 不 確 か さ は 解 析 コ ー ド の 不 確 か さ 要 因 とし て は 考 慮 し て い な い た め ， プ ラ
ント 仕様 の 違い によ る 影響 は ない 。

沸騰 遷移

低温 時： Rohsenow-Griffith の 式及び Kutateladze の式

考慮 しな い沸騰 遷移 の 不確 かさ は 考慮 してい ない た め， プラ ン ト仕 様の 違 いに よ る影 響は な い。

表２－５

プラント仕様の比較

項目

東二

先行審査プラント

燃料集合体の型式

９×９燃料（Ａ）

９×９燃料（Ａ）

先行審査プラントと同じ燃料集合体の
軸方向長さ

標準燃料棒；
約 3.71ｍ
部分長燃料棒；約 2.16ｍ

標準燃料棒；
約 3.71ｍ
部分長燃料棒；約 2.16ｍ

先行審査プラントと同じ燃料集合体の体数764 体

560 体～872 体

先行審査プラントの装荷体数に包含される

ＥＣＣＳ構成HPCS，LPCS（炉心上部注水），LPCI（炉心バイパス部
注水）

外部ループ再循環

原子炉再循環系

流量調整弁制御

ほう酸水注入系の注入箇所

炉心下部注水プラント仕様の違いの影響

HPCF，RCIC，LPFL（炉心上部注水）／
HPCS，LPCS（炉心上 先行審査プラントと同じ部注水），LPCI（炉心バイパス部注水）
東海第二の解析において，再循
環流量は初期の定常状態（手動インターナルポン
にて一定流量に制御）及びポン
プ／外部ループ再
プトリップ後のコーストダウン
循環特性を入力しており，原子炉出力等に対応した自動流量制御は模擬していない
また，ポンプトリップ時のコーポンプ回転速度
ストダウン特性（ポンプの慣性制御時定数）の不確かさは，先行審査プラントと同じである
炉心上部注水／先行審査プラントと同じ
炉心下部注水炉心格子に違いにより，ＲＥＤ
N 格子／S 格子
Ｙコードの反応度係数の保守因子の妥当性確認に影響がある
先行審査プラントの熱出力に包2,436～3,926MW
含される実機と同等かより小さい格納容
RCCV／Mark-Ⅰ改器体積を有する実験体系によりモデルの妥当性が確認されてお7,350～8,830m３
り，実機体系において格納容器
空間体積等の差異が与える影響
4,700～5,960m３
確認は不要。

炉心格子

C 格子

熱出力

3,293MW

格納容器

Mark-Ⅱ

・D/W 体積

5,700m３

・S/C 空間体積

4,100m３

・S/P 水量3,300m３

2,800～3,800m３

コンクリート物性

玄武岩系

玄武岩系

先行審査プラントと同じ

制御棒引抜速度9.1cm／s

9.1cm／s

先行審査プラントと同じ起動領域計装の状態

Ａ，Ｂチャンネルともに引抜制御棒に最も近い検出器を 1個ずつバイパス

Ａ，Ｂチャンネルともに引抜制御棒に最も近い検出器を 1 個ず
つバイパス

先行審査プラントと同じ

補足 21-33

別紙３

東 海 第 二 発 電 所 を 対 象 と し た「 ド ッ プ ラ ー 反 応 度 フ ィ ー ド バ ッ ク 効 果 」
及び「制御棒反応度効果」の感度解析について

ＡＰＥＸコードの妥当性確認に使用した実験装置と実機との差異として着目した「ドップラー反応度フィードバック効果」及び「制御棒反応度効果」について，東海第二を対象に不確かさ評価の感度解析を実施した。感度解析の結果を表 1 に示す。この結果より，妥当性確認に使用した実験装置と実機との差異を考慮しても「発電用軽水炉型原子炉施設の反応度投入事象評価指針」に示された燃料の許容設計限界
値 等 を 超 え る こ と は な く ，燃 料 の 健 全 性 は 維 持 さ れ る こ と を 確 認 し た 。

補足 21‐34

表1

東海第二発電所を対象としたドップラー反応度フィードバック効果及び制御棒反応度効果の感度解析について

相対偏差（％）
重要現象

解析モデル

妥当性確認

（偏差／実測値）

感度解析条件

感度解析結果・ドップラ反応度フィードバック＋10％：
1.13 ドル・ドップラ反応度フィード
バック効果は出力分布依

補足 24‐35

反応度フィード
バック効果

実行共鳴積分測定に関わる

ドップラ反応度

ドップラ反応度Ｈｅｌｌｓｔｒａｎｄのフィードバック

フィードバック

実験式

：7～9％

：±10％

・ドップラ反応度フィードバック－10％：
1.13 ドル（燃料エンタルピ最大値：約 92kJ

存で考慮

／kgＵＯ２，増分の最大値：約 83kJ／kgＵ・熱的現象は断熱，ボイドＯ２）

反応度フィードバック効
果は考慮しない

・実効遅発中性子割合＋10％：1.11 ドル
ＭＩＳＴＲＡＬ

実行遅発中性子割合

実行遅発中性子割合

・実効遅発中性子割合－10％：1.16 ドル（燃

臨界実験

：約 4％

：±10％

料エンタルピ最大値：約 90kJ／kgＵＯ２，
増分の最大値：約 82kJ／kgＵＯ２）
・制御棒反応度＋10％：1.15 ドル（燃料エ

制御棒反応度効果

・三次元拡散モデル
・動特性計算では外部入力

実機での制御棒価値

制御棒反応度制御棒反応度

測定試験

：9％

：±10％

ンタルピ最大値：約 102kJ／kgＵＯ２，増分の最大値：約 94kJ／kgＵＯ２）
・制御棒反応度－10％：1.12 ドル

（参考資料）

許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較について
本有効性評価解析における物理現象を踏まえ，原子炉，プラント挙動の評価を行う
解析コードとして，ＳＡＦＥＲ／ＣＨＡＳＴＥ，ＲＥＤＹ／ＳＣＡＴ，ＡＰＥＸを用
いるが，これらは従来の国内 BWR の原子炉設置変更許可申請書の添付書類十の安全評
価において使用実績があるコードであることから，設計基準（運転時の異常な過渡変化及び設計基準事故）と重大事故等対策の有効性評価の解析対象範囲について整理を行った。
表１

SAFER/CHASTE における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較

表２－１ REDY における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較
表２－２ SCAT における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較
表３

APEX/SCAT(RIA 用)における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較

補足 21（参考）-1
補足 21（参考）-1

表１

SAFER/CHASTE における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（1／12）
従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価（BWR5 原子炉冷却材喪失：中小破断）（BWR5 LOCA 時注水機能喪失）
逃がし弁手動操作による減圧

自動減圧系作動原子炉圧力

低圧代替注水系作動低圧炉心スプレイ系作動
低圧注水系作動

燃料被覆管温度

補足 21（参考）-2

原子炉水位（シュラウド内水位）

原子炉減圧に伴う蒸気流出による炉心露出
原子炉減圧に伴う蒸気流出による炉心露出

炉心露出による
温度上昇

炉心露出による
温度上昇

遷移沸騰冷却
核沸騰冷却
蒸気冷却（ボイド率に対応した値）
核沸騰冷却(再冠水後)

核沸騰冷却（ボイド率に対応した値） 蒸気冷却

1.0E+06

遷移沸騰冷却
核沸騰冷却(再冠水後)

1.0E+05

熱伝達係数

膜沸騰冷却(冠水時)
噴霧流冷却(露出時)

熱膜沸騰冷却(冠水時)
噴霧流冷却(露出時)

1.0E+04

伝
達

1.0E+03

係数

1.0E+02(m2・K)）PCT 発生位置
露出

PCT 発生位置
再冠水

PCT 発生位置
露出

1.0E+01

PCT 発生位置
再冠水

1.0E+00
0

10

20
30
事故後の時間 (分)

40

50

表１

SAFER/CHASTE における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（2／12）

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

重大事故等対策の有効性評価（BWR5 原子炉冷却材喪失：中小破断）（BWR5 LOCA 時注水機能喪失）（東海第二； LOCA 時注水機能喪失）

事

原子炉圧力：PLR 配管破断及び原子炉スクラ 原子炉圧力：PLR 配管破断及び原子炉スクラ

原子炉圧力：PLR 配管破断及び原子炉スクラ

ムにより低下し，MSIV 閉鎖後は上昇に転じ ムにより低下し，MSIV 閉鎖後は上昇に転じ

ムにより低下し，MSIV 閉鎖後は上昇に転じSRV 開閉により圧力が制御され，ADS 作動

SRV 開閉により圧力が制御され，SRV 手動操

SRV 開閉により圧力が制御され，SRV 手動操により強制減圧される。

作により強制減圧される。

作により強制減圧される。

原子炉水位：破断口からの冷却材流出及び原子炉水位：破断口からの冷却材流出及び原子炉水位：破断口からの冷却材流出及びSRV からの蒸気流出により低下し，ADS 作

SRV からの蒸気流出により低下し，SRV 手動

SRV からの蒸気流出により低下し，SRV 手動動による減圧沸騰により一時的に上昇する操作による減圧沸騰により一時的に上昇する操作による減圧沸騰により一時的に上昇する

が，その後，再び低下して炉心露出し，ECCSが，その後，再び低下して炉心露出し，代替が，その後，再び低下して炉心露出し，代替の注水後，炉心再冠水する。

注水系の注水後，炉心再冠水する。

注水系の注水後，炉心再冠水する。

象
進
展

補足 21（参考）-3

変化範囲
適用範囲

燃料被覆管温度：炉心露出により上昇を開始 燃料被覆管温度：炉心露出により上昇を開始

燃料被覆管温度：炉心露出により上昇を開始

し，除熱が発熱を上回ると低下する。

し，除熱が発熱を上回ると低下する。

し，除熱が発熱を上回ると低下する。

熱伝達係数：炉心冠水時は核沸騰冷却，炉心

熱伝達係数：炉心冠水時は核沸騰冷却，炉心

熱伝達係数：炉心冠水時は核沸騰冷却，炉心露出時は蒸気冷却，ECCS の注水後は噴霧流

露出時は蒸気冷却，代替注水系の注水後は噴

露出時は蒸気冷却，代替注水系の注水後は噴冷却を経て，炉心再冠水後は核沸騰冷却に復霧流冷却を経て，炉心再冠水後は核沸騰冷却

霧流冷却を経て，炉心再冠水後は核沸騰冷却帰する。

に復帰する。

に復帰する。

原子炉スクラム：0 秒

原子炉スクラム：0 秒

原子炉スクラム：約 10 秒（L-3）

MSIV 閉鎖：約 19 秒

MSIV 閉鎖：約 2 分

MSIV 閉鎖：約 22 秒

原子炉水位低（レベル１）：約 2 分

原子炉水位低（レベル１）：約 16 分原子炉水位異常低下（レベル１）：約 15 分原子炉減圧開始：約 4 分

原子炉減圧開始：約 30 分

原子炉減圧開始：約 25 分

炉心露出：約 5 分

炉心露出：約 31 分

炉心露出：約 24 分

低圧炉心スプレイ系作動：約 6 分

ECCS：機能喪失

ECCS：機能喪失

低圧注水系作動：約 7 分

低圧代替注水開始：約 32 分

低圧代替注水開始：約 27 分

PCT 発生：約 7 分（約 589℃）

PCT 発生：約 38 分（約 805℃）

PCT 発生：約 37 分（約 616℃）

炉心再冠水：約 8 分

炉心再冠水：約 52 分

炉心再冠水：約 42 分

原子炉圧力：大気圧～SRV 吹出設定圧力

原子炉圧力：同左

原子炉圧力：同左

原子炉水位：原子炉圧力容器底部～通常水位

原子炉水位：同左

原子炉水位：同左

燃料被覆管温度：約 152～約 589℃

燃料被覆管温度：約 126～約 805℃

燃料被覆管温度：約 123℃～約 616℃

熱伝達係数：約 10～約 57000 W/(m2･K)

熱伝達係数：約 1～約 57000 W/(m2･K)

熱伝達係数：約 1～約 57000 W/(m2･K)

時間：0 秒～約 8 分

時間：0 秒～約 55 分

時間：0 秒～約 60 分

原子炉圧力：大気圧～SRV 吹出設定圧力

原子炉圧力：同左

原子炉圧力：同左

原子炉水位：原子炉圧力容器底部～頂部

原子炉水位：同左

原子炉水位：同左

燃料被覆管温度：飽和温度～1200℃

燃料被覆管温度：同左

燃料被覆管温度：同左

熱伝達係数：0～約 57000 W/(m2･K)

熱伝達係数：同左

熱伝達係数：同左

時間：0 秒～制限なし

時間：同左

時間：同左

先行審査プラントと同じ

先行審査プラントと同等

先行審査プラントと同等

先行審査プラントと同じ

表１
項

目

従来許認可解析（原子炉冷却材喪失事故）

SAFER/CHASTE における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（3／12）

重大事故等対策の有効性評価

従来許認可差異による影響

重大事故等対策の有効性評価との差異（東海第二）

初期運転条件

過出力条件

定格条件

有

従来許認可解析条件に対して重大

定格条件

先行審査プラントと同じ

初期原子炉水位

通常水位（ABWR）

通常水位

有

事故等対策の有効性評価ではノミ

通常水位

先行審査プラントと同じ

炉心冷却の観点からは，原子炉隔

給水流量の全喪失

先行審査プラントと同じナル条件を前提に設定しており条

スクラム水位（BWR）

件に差があるが，事故後の炉心及解び圧力容器内の基本的な挙動は，
従来許認可解析と同様であり，差異による影響はない。

析

事象

給水流量の全喪失（ABWR）

全交流動力電源喪失

離後，減圧，注水に至る再循環配全交流動力電源喪失

再循環配管両端破断～小破断

原子炉冷却材喪失（圧力容器底

管小破断事象と同等の事象であ

原子炉冷却材喪失（圧力容器底部ド（BWR）部ドレン配管破断，又は，再循り，モデル適用範囲内であり，差レン配管破断又は再循環配管小破

環配管小破断）異による影響はない。

断）条

高圧炉心注水系配管両端破断

有ｲﾝﾀｰﾌｪｲｽｼｽﾃﾑ LOCA件

補足 21（参考）-4

原子炉スクラム

ｲﾝﾀｰﾌｪｲｽｼｽﾃﾑ LOCA

炉心流量急減（ABWR）

原子炉水位低レベル３

有条件の差はあるが，スクラムのタ

原子炉水位低レベル３タービン蒸気加減弁急閉

イミングの差は適切に核分裂出力（BWR）（ABWR）

変化に反映されることから，評価

炉心流量急減（ABWR）

手法としての差異はない。

原子炉水位低（レベル３）

先行審査プラントと同じ

核分裂出力変化

原子炉冷却材喪失事故用

各事故シーケンスに応じて設定有条件の差はあるが，核分裂出力変各事故シーケンスに応じて設定

先行審査プラントと同じ

崩壊熱

GE(平均)+3σ

ANSI/ANS-5.1-1979

有化と崩壊熱を事象ごとに設定して

ANSI/ANS-5.1-1979

先行審査プラントと同じ

おり，評価手法としての差異はな
い。

表１
項

目

燃料タイプ

従来許認可解析（原子炉冷却材喪失事故）
9×9 燃料(A 型)，9×9 燃料(B

SAFER/CHASTE における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（4／12）

重大事故等対策の有効性評価
9×9 燃料(A 型)単一炉心

従来許認可差異による影響

重大事故等対策の有効性評価との差異
有（東海第二）
燃料仕様の差はあるが，熱水力特性型)， MOX 燃料の単一炉心，はほぼ同等であること，及び，核的又は，混在炉心特性は混在炉心の場合には単一炉

9×9 燃料(A 型)単一炉心

先行審査プラントと同じ

44.0 kW/m×1.0

先行審査プラントと同じ

PCT を厳しくする評価する平坦分

先行審査プラントと同じ

解

心で構成された場合の中間的なものになることから影響は小さい。
燃料棒最大線出力密44.0 kW/m×1.02

44.0 kW/m×1.0

有度

従来許認可解析条件に対して重大事故等対策の有効性評価ではノミ

析ナル条件を前提に設定しており条件に差があるが，事故後の炉心及び圧力容器内の基本的な挙動は，従来許認可解析と同様であり，差異によ条

る影響はない。

件

補足 21（参考）-5

局所出力ピーキング

PCT を厳しくする評価する平係数

坦分布を仮定ギャップ熱伝達係数

燃焼期間中を通して PCT を厳同左

無

差異はない。

布を仮定
同左

無

差異はない。

しくする値
燃料棒破裂の判定

PCT 評価：ベストフィット曲

先行審査プラントと同じする値
ベストフィット曲線

無

従来許認可解析と同一のベストフ線

ィット曲線を用いているため，差異被ばく評価：平均値－２σ曲

はない。

線

燃焼期間中を通して PCT を厳しく
ベストフィット曲線

先行審査プラントと同じ

表１
項

目

従来許認可解析（原子炉冷却材喪失事故）

逃がし安全弁安全弁機能

SAFER/CHASTE における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（5／12）

重大事故等対策の有効性評価
逃がし弁機能従来許認可差異による影響

重大事故等対策の有効性評価との差異
有（東海第二）
従来許認可解析条件に対して重大

安全弁機能

解

事故等対策の有効性評価ではノミ
原子炉減圧

自動減圧系

逃がし弁手動操作

有ナル条件を前提に設定しており，期

従来許認可解析と同じ安全弁機能に期待

逃がし弁手動操作

先行審査プラントと同じ事故と同時に喪失又は健全先行審査プラントと同じ

待する減圧機能の違いによる差があるが，減圧に伴う基本的な挙動
析は，従来許認可解析と同様である。
外部電源事故と同時に喪失

事故と同時に喪失，又は，健有

全外部電源が健全な場合は，再循環系
ポンプトリップ動作タイミングに差があるが，事故後の炉心及び圧力条

容器内の基本的な挙動は，従来許認
可解析と同様であり，差異による影響はない。

補足 21（参考）-6

件

ECCS, RCIC 及び代

安全要求仕様値

同左

無

差異はない。

安全要求仕様値

先行審査プラントと同じ

破断口，SRV からの冷平衡均質流モデル及び差圧流

同左

無

差異はない。

平衡均質流モデル及び差圧流モデ

先行審査プラントと同じ

却材の流出

モデル

替注水系
ル

表１
項

目

従来許認可解析（原子炉冷却材喪失事故）

燃料被覆管と冷却材

核沸騰

間の熱伝達係数SAFER/CHASTE における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（6／12）

重大事故等対策の有効性評価
同左

従来許認可

差異による影響

重大事故等対策の有効性評価との差異
無（東海第二）
差異はない。

核沸騰（ボイド率の関数とする相関

炉心冠水時の熱水力挙動は従来許（ボイド率の関数とする相関式）

式）

認可解析と同様であり，ボイド率

先行審査プラントと同じ

解依存の核沸騰熱伝達モデルは適用
可能。
膜沸騰

析
モ

差異はない。

膜沸騰（噴霧流冷却の相関式と修正

過渡事象発生直後の高流量／高圧（噴霧流冷却の相関式と修正

Bromley の式をボイド率の関条件から炉心再冠水後の低流量／

Bromley の式をボイド率の関数と数として使用する相関式）

低圧条件まで適用可能。

して使用する相関式）

差異はない。

遷移沸騰（核沸騰と膜沸騰の熱伝達係

核沸騰熱伝達係数と膜沸騰熱伝達（核沸騰と膜沸騰の熱伝達係数を数を燃料被覆管過熱度で内挿係数の内挿値を適用するため，同燃料被覆管過熱度で内挿した相関

した相関式）

じく適用可能。

式）

差異はない。

蒸気単相

炉心露出によるヒートアップ挙動（Dittus-Boelter の式）

遷移沸騰

デ
ル

補足 21（参考）-7

蒸気単相（Dittus-Boelter の式）

同左

同左

同左

無

無

無

は，従来許認可解析と同様であり，重大事故等対策の有効性評価において長時間持続する場合にも適用可能。

先行審査プラントと同じ

先行審査プラントと同じ

先行審査プラントと同じ

表１
項

目

従来許認可解析（原子炉冷却材喪失事故）

燃料被覆管と冷却材

噴霧流間の熱伝達係数（Sun-Saha の式）

SAFER/CHASTE における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（7／12）

重大事故等対策の有効性評価
同左

従来許認可

差異による影響

重大事故等対策の有効性評価との差異
無（東海第二）
差異はない。

噴霧流

炉心露出時に原子炉注水による再（Sun-Saha の式）

先行審査プラントと同じ冠水過程において炉心に液滴が混入する状態は従来許認可解析と同解様であり，重大事故等対策の有効性評価において長時間持続する場合にも適用可能。

析スプレイ（落下水）

同左

無

モ

差異はない。

スプレイ（落下水）（スプレイ冷却実験データに

従来許認可解析でもスプレイ冷却（スプレイ冷却実験データに基づ

基づく相関式）の効果が小さいことから適用を除く相関式）

先行審査プラントと同じ外しており，重大事故等対策の有効性評価でも適用を除外している。

デ

濡れ

同左

無

濡れ

（濡れた後の熱伝達係数は濡れによる冷却効果小さく，高出力（濡れた後の熱伝達係数はAndersen のモデルに基づく）

燃料集合体では保守的に落下水はAndersen のモデルに基づく）

ル

補足 21（参考）-8

差異はない。

先行審査プラントと同じ無視しているため，適用されない。
輻射

差異はない。

輻射（燃料集合体幾何形状に依存

燃料集合体内幾何形状に依存し，幾（燃料集合体幾何形状に依存するする輻射形態係数，輻射率，灰何形状は変更ないため適用可能。

輻射形態係数，輻射率，灰色体輻射色体輻射係数に基づき導出し
た式）

同左

無

係数に基づき導出した式）

先行審査プラントと同じ

表１
項

目

従来許認可解析（原子炉冷却材喪失事故）

SAFER/CHASTE における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（8／12）

重大事故等対策の有効性評価

従来許認可
との差異

物
現

炉心（核）

理

事象発生後早期に原子炉がス 同左

出力分布変化

クラムし未臨界となるが，スクムし未臨界となるが，スクラムまで

反応度フィード ラムまでは核分裂出力，スクラ

は核分裂出力，スクラム後は崩壊熱

バック効果を考慮して適切に原子炉出力変化

象

制御棒反応度効 に原子炉出力変化を設定して
果
崩壊熱

いる。

差異はない。

（東海第二）

核分裂出力

ム後は崩壊熱を考慮して適切

無重大事故等対策の有効性評価

差異による影響

事象発生後早期に原子炉がスクラ 先行審査プラントと同じを設定している。

補足 21（参考）-9

表１
項

目

従来許認可解析（原子炉冷却材喪失事故）

SAFER/CHASTE における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（9／12）

重大事故等対策の有効性評価

燃料棒内温度変 沸騰遷移により燃料棒温度 沸騰遷移による燃料棒温度上昇
化

上昇（ABWR，BWR）

燃料棒表面熱伝

従来許認可
との差異
無

重大事故等対策の有効性評価

差異による影響差異はない。

（東海第二）
沸騰遷移による燃料棒温度上昇評 先行審査プラントと同じ

評価は，従来許認可解析の範囲

価は，
従来許認可解析の範囲で評価で評価されている。

されている。

物

達

炉心露出により燃料棒温度 炉心露出により燃料棒温度上昇

沸騰遷移

上昇（BWR）

有

炉心露出期間が長時間となるため 炉心露出により燃料棒温度上昇

先行審査プラントと同等影響があるが，炉心露出，炉心再冠

現

炉心（燃料）

理

炉心露出期間：約 3 分間

炉心露出期間：約 10～30 分間

水，除熱量が発熱量を上回ることに 炉心露出期間：約 10～20 分間

再冠水 ：約 10 分以内

再冠水 ：約 1 時間以内

よる温度低下という基本的な挙動 再冠水 ：約 1 時間以内
は，従来許認可解析と同様である。

燃料被覆管酸化無視し得る程度

1％以下

有燃料被覆管温度が高温になるため 1％以下

先行審査プラントと同じ影響があるが，評価式である
Baker-Just の式は，燃料被覆管温
度が高温になる場合にも実験によ
燃料被覆管変形膨れ・破裂は発生しない

象

補足 21（参考）-10

り妥当性が確認されている。
膨れは発生するが破裂は発生し

有

ない
三次元効果

三次元的な輻射伝熱は，最高 同左

無燃料被覆管温度が高温になるため 膨れは発生するが破裂は発生しな 先行審査プラントと同じ影響がある。

い差異はない。

三次元的な輻射伝熱は，最高温度位 先行審査プラントと同じ温度位置に対しては，伝熱量置に対しては，伝熱量が増加するたが増加するため，燃料被覆管

め，
燃料被覆管温度は厳しくならな

温度は厳しくならない。

い。

表１
項

目

従来許認可解析（原子炉冷却材喪失事故）

SAFER/CHASTE における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（10／12）
重大事故等対策の有効性評価

沸騰・ボイド率変 減圧沸騰により発生したボイ 同左
化

従来許認可
との差異
無

重大事故等対策の有効性評価

差異による影響差異はない。

（東海第二）
減圧沸騰により発生したボイドに 先行審査プラントと同じ

ドにより形成された二相水位より形成された二相水位変化によ変化により炉心が露出し燃料り炉心が露出し燃料被覆管温度が被覆管温度が上昇する。

上昇する。

物

気液分離（水位変 気液分離（水位変化）：同上

気液分離（水位変化）：化）・対向流露出する場合は露出期間が長

対向流：

有

炉心露出期間が長時間となるため 気液分離（水位変化）：

先行審査プラントと同じ影響があるが，炉心露出，炉心再 露出する場合は露出期間が長時間

炉心スプレイが作動する場合 時間になる。

冠水，除熱量が発熱量を上回るこ になる。

に CCFL，CCFL ブレークダウ 対向流：同左とによる温度低下という基本的な 対向流：

ンが発生する。

挙動は，従来許認可解析と同様で 炉 心 ス プ レ イ が 作 動 す る 場 合 に

現

CCFL，CCFL ブレークダウンが発生する。

気液熱非平衡

炉心露出時に燃料棒のヒート 同左

無

差異はない。

アップにより蒸気が過熱され炉心露出時に燃料棒のヒートアッ 先行審査プラントと同じ
プにより蒸気が過熱される。

る。
圧力損失

象

補足 21（参考）-11

炉心（熱流動）

理

ある。

三次元効果

事故と同時に再循環系ポンプ 事故直後に再循環系ポンプが有再循環系ポンプトリップのタイミ 事故直後に再循環系ポンプがトリ 先行審査プラントと同じがトリップし炉心流量が早期 トリップし炉心流量が早期にングにわずかな差異があるが，炉 ップし炉心流量が早期に低下するに低下するため，炉心部の圧力 低下するため，炉心部の圧力

心流量が早期に低下するため影響 ため，炉心部の圧力損失は減少す

損失は減少する。

は小さい。

る。

差異はない。

炉心再冠水過程では，燃料集合体の 先行審査プラントと同じ損失は減少する。

炉心再冠水過程では，燃料集合 同左

無体の内部には異なる流れの状

内部には異なる流れの状態が存在態が存在する。炉心スプレイ注する。炉心スプレイ注水後，スパー

水後，スパージャが水没した場

ジャが水没した場合には，上部プレ合には，上部プレナムの周辺領

ナムの周辺領域がサブクール状態

域がサブクール状態となる。

となる。

表１
項

目

冷却材流量変化

従来許認可解析（原子炉冷却材喪失事故）

SAFER/CHASTE における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（11／12）
重大事故等対策の有効性評価

事故と同時に再循環系ポンプ 事故直後に再循環系ポンプが有（東海第二）

再循環系ポンプトリップのタイミ 事故直後に再循環系ポンプがトリ 先行審査プラントと同じ理
現象

補足 21（参考）-12

原子炉圧力容器（逃がし安全弁を含む）

物

ングにわずかな差異があるが，影 ップし炉心流量が早期に低下する。

に低下する。

響は小さい。

低下する。
無差異はない。

炉心露出時は原子炉水位が低下し 先行審査プラントと同じ下して，炉心シュラウド内外のて，炉心シュラウド内外の自然循環

自然循環が維持できない。

が維持できない。

冷却材放出（臨界 自動減圧系による原子炉の急 逃がし弁手動操作による原子

有減圧手段の違いによる影響がある 逃がし弁手動操作による原子炉の 先行審査プラントと同じ

速減圧，あるいは，破断口から 炉の急速減圧，あるいは，破が，冷却材放出の基本的な挙動は， 急速減圧，あるいは破断口からの冷の冷却材放出により炉心露出 断口からの冷却材放出により従来許認可解析と同様である。

が発生する。

炉心露出が発生する。

沸騰・凝縮・ボイ 自動減圧系による原子炉の急 逃がし弁手動操作による原子
ド率変化

との差異

重大事故等対策の有効性評価

差異による影響がトリップし炉心流量が早期 トリップし炉心流量が早期に
炉心露出時は原子炉水位が低 同左

流・差圧流）

従来許認可

却材放出により炉心露出が発生する。

有減圧手段の違いによる影響がある 逃がし弁手動操作による原子炉の 先行審査プラントと同じ

速減圧，あるいは，LOCA 後の 炉 の 急 速 減 圧 ， あ る い は ，が，減圧開始時間と設備仕様が異 急速減圧，あるいは LOCA 後の冷冷却材放出による減圧沸騰に LOCA 後の冷却材放出によるなる以外，減圧に伴う基本的な熱 却材放出による減圧沸騰により発より発生したボイド量の変化 減圧沸騰により発生したボイ水力挙動は，従来許認可解析と同 生したボイド量の変化に応じて二に応じて二相水位が変化する。 ド量の変化に応じて二相水位様である。

また，原子炉注水により蒸気は が変化する。また，原子炉注
凝縮される。

水により蒸気は凝縮される。

相水位が変化する。また，原子炉注水により蒸気は凝縮される。

表１
項

目

従来許認可解析（原子炉冷却材喪失事故）

SAFER/CHASTE における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（12／12）
重大事故等対策の有効性評価

気液分離（水位変 これらの物理現象は炉心以外 同左理
現象

補足 21（参考）-13

原子炉圧力容器（逃がし安全弁を含む）

物化）・対向流の領域では直接的には影響し

圧力損失

ない。

との差異
無

重大事故等対策の有効性評価

差異による影響差異はない。

（東海第二）
これらの物理現象は炉心以外の領 先行審査プラントと同じ域では直接的には影響しない。

構 造 材 と の 熱伝 自動減圧系による原子炉減圧 逃がし弁手動操作による原子
達

従来許認可

有

減圧手段の違いによる影響がある 逃がし弁手動操作による原子炉減 先行審査プラントと同じ過程において，構造材の保有熱 炉減圧過程において，構造材

が，減圧開始時間と設備が異なる 圧過程において，構造材の保有熱がが冷却材へ移行する。

の保有熱が冷却材へ移行す

以外，減圧に伴う構造材との熱伝 冷却材へ移行する。

る。

達の基本的な挙動は，従来許認可解析と同様である。

ECCS 注水（給水 ECCS による原子炉注水によ ECCS，又は，代替注水設備

有

原子炉注水設備の差異による影響 ECCS 又は代替注水設備による原 先行審査プラントと同じ系・代替注水設備 り炉心が冷却される。

による原子炉注水により炉心はあるが注水特性が異なる以外， 子炉注水により炉心が冷却される。

含む）

が冷却される。

炉心冷却の基本的な挙動は，従来許認可解析と同様である。

三次元効果

事故と同時に再循環系ポンプ 事故直後に再循環系ポンプが有再循環系ポンプトリップのタイミ 事故直後に再循環系ポンプがトリ 先行審査プラントと同じがトリップするため，炉心流量 トリップするため，炉心流量

ングにわずかな差異があるが，影 ップするため，炉心流量急減過程に

急減過程において下部プレナ 急減過程において下部プレナ

響は小さい。

ム内の流量配分の不均等は発 ム内の流量配分の不均等は発
生しない。

生しない。

おいて下部プレナム内の流量配分の不均等は発生しない。

表２－１ REDY における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（1／11）
従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価（ABWR 主蒸気隔離弁の誤閉止）（ABWR 主蒸気隔離弁の誤閉止＋原子炉停止機能喪失）

原子炉出力（中性子束）

原子炉スクラムによる出力低下原子炉スクラム失敗による出力上昇

逃がし弁開による圧力低下

原子炉スクラムにより蒸気発生量が減少す
格納容器圧力／

格納容器プール水温度

補足 21（参考）-14

原子炉圧力

原子炉スクラム及び逃がし弁開による圧力低下

るため，格納容器側パラメータの変化はほ
とんどない。

原子炉スク
ラム失敗及
び逃がし弁
開閉による
圧力制御

運転特性図

表２－１ REDY における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（2／11）
従来許認可解析（ABWR 主蒸気隔離弁の誤閉止）

重大事故等対策の有効性評価（ABWR 主蒸気隔離弁の誤閉止＋原子炉停止機能喪失）

重大事故等対策の有効性評価（東海第二；主蒸気隔離弁の誤閉止＋原子炉停止機能喪失）

原子炉出力(中性子束)：MSIV 閉鎖による原

原子炉出力(中性子束)：MSIV 閉鎖による原 原子炉出力(中性子束)：MSIV 閉鎖による原子炉スクラムにより低下する。

子炉スクラムに失敗して，圧力上昇により上

子炉スクラムに失敗して，圧力上昇により上昇した後，圧力高 RPT による炉心流量減少

昇した後，圧力高 RPT による炉心流量減少

により低下する。その後，給水加熱喪失によにより低下する。その後，給水加熱喪失による炉心入口サブクールの増加により緩やかる炉心入口サブクールの増加により緩やかに上昇する。

に上昇する。

先行審査プラントと同じ

原子炉圧力：MSIV 閉鎖により上昇するが， 原子炉圧力：MSIV 閉鎖により上昇し，逃が 原子炉圧力：MSIV 閉鎖により上昇し，逃が事象進展

補足 21（参考）-15
変化範囲
適用範囲

逃がし弁開及び原子炉スクラムにより降下し弁が作動するが，原子炉スクラム失敗によに転じ，その後は逃がし弁により圧力制御

り原子炉出力が高めに維持されることから， り原子炉出力が高めに維持されることから，される。

原子炉圧力も高めを維持する。

格納容器圧力／プール水温度：逃がし弁開

格納容器圧力／プール水温度：逃がし弁開に 格納容器圧力／プール水温度：逃がし弁開ににより蒸気が格納容器プールへ放出されるより蒸気が格納容器プールへ放出されるたより蒸気が格納容器プールへ放出されるたが，その量は僅かであり，格納容器圧力及め，
格納容器圧力及びプール水温度が上昇す

め，
格納容器圧力及びプール水温度が上昇すびプール水温度上昇は小さいと考えられる。
ほう酸水の注入による原子炉出力低下とる。
ほう酸水の注入による原子炉出力低下とる。なお，従来許認可では本パラメータは

RHR による除熱により，格納容器圧力／プ

RHR による除熱により，格納容器圧力／プ

評価対象外である。

ール水温度は低下に転じる。

ール水温度は低下に転じる。

運転特性図上の運転点は，原子炉スクラム

運転特性図上の運転点は，原子炉スクラム失

運転特性図上の運転点は，原子炉スクラム失により，高出力低流量には至らない。
原子炉スクラム：約 0.3 秒
逃がし弁開：約 2 秒
MSIV 閉鎖：約 3 秒

敗及び RPT により，高出力低流量に至る。
原子炉スクラム：失敗
逃がし弁開：約 2 秒
MSIV 閉鎖：約 3 秒
ECCS 起動：約 34 秒
給水停止：約 173 秒
SLC 起動：約 11 分
原子炉出力：0％～306％
原子炉圧力：初期値～約 8.92MPa[gage]
格納容器圧力：初期値～約 0.19MPa[gage]
プール水温度：初期値～約 113℃
時間：0 秒～約 2400 秒(40 分)
原子炉出力：同左
原子炉圧力：同左

敗及び RPT により，高出力低流量に至る。
原子炉スクラム：失敗
先行審査プラントと同等
逃がし弁開：約 2 秒
MSIV 閉鎖：約 3 秒
ECCS 起動：約 57 秒
給水停止：約 131 秒
SLC 起動：約 600 秒
原子炉出力：0％～560％
先行審査プラントと同等
原子炉圧力：初期値～約 8.19MPa[gage]
格納容器圧力：初期値～約 0.20MPa[gage]
プール水温度：初期値～約 115℃
時間：0 秒～約 3600 秒(60 分)
原子炉出力：0％以上
先行審査プラントと同じ
原子炉圧力：タービン無負荷圧力～最高使用圧力の 1.2 倍
格納容器圧力：通常運転圧力～0.62MPa[gage]
プール水温度：通常運転温度～200℃
時間：0 秒～制限なし

原子炉出力：初期値～0％
原子炉圧力：初期値～8.08MPa[gage]
格納容器圧力：(評価対象外)
プール水温度：(評価対象外)
時間：0 秒～約 20 秒
原子炉出力：0％以上
原子炉圧力：タービン無負荷圧力～最高使用圧力の 1.2 倍
格納容器圧力：(評価対象外)
プール水温度：(評価対象外)
時間：0 秒～制限なし

格納容器圧力：通常運転圧力～0.62MPa[gage]
プール水温度：通常運転温度～200℃
時間：同左

し弁が作動するが，原子炉スクラム失敗によ
原子炉圧力も高めを維持する。

表２－１ REDY における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（3／11）
項

目

初期運転条件

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認可（過渡解析）（原子炉停止機能喪失）との差異

原子炉出力：過出力条件

原子炉出力：定格出力条件

炉心流量：運転特性図考慮
原子炉圧力：過出力条件

有差異による影響

重大事故等対策の有効性評価（東海第二；原子炉停止機能喪失）

従来許認可解析が保守的評価条件

原子炉出力：定格出力条件

炉心流量：運転特性図考慮を採用しているに対して，重大事故

炉心流量：運転特性図考慮

原子炉圧力：定格出力条件

等対策の有効性評価ではより実機

原子炉圧力：定格出力条件

先行審査プラントと同じに近い条件を設定。
解析結果はより現実的な結果となる。

解

初期原子炉水位

通常水位

同左

無

差異はない。

通常水位

先行審査プラントと同じ

事象

主蒸気隔離弁の誤閉止

同左

無

差異はない。

主蒸気隔離弁の誤閉止

先行審査プラントと同じ原子炉スクラム

主蒸気隔離弁閉スクラム

スクラム機能喪失

有原子炉停止機能喪失事象の前提条

スクラム機能喪失

先行審査プラントと同じ

9×9(A 型)／単一炉心

先行審査プラントと同じ

原子炉停止機能喪失事象では炉心圧力上昇過渡用保守係数を代表値と先行審査プラントと同じ

流量が急減する挙動もあるが，起因

して使用

件。
炉心条件
析

9×9 燃料(A 型)／(B 型)／

9×9(A 型)／MOX 単一炉心，又8×8 燃料／MOX 燃料の混は 9×9(A 型)と MOX 混在炉心る燃料タイプごとに保守的な混在

在炉心，又は単一炉心(プラントにより異なる)炉心を選定しているが，重大事故等

有

従来許認可解析では炉内に存在す対策の有効性評価では，代表的な炉(プラントにより異なる)

心条件として単一炉心又は MOX 混
条なるものの，熱水力特性は同等であり，プラント全体挙動に及ぼす影響は小さい。
件

補足 21（参考）-16

在を選定している。燃料タイプは異ボイド反応度係

圧力上昇過渡用保守係数を

圧力上昇過渡用保守係数を代表数

使用値として使用無

ドップラ反応度

事象が従来許認可と同じであるこ係数とから保守係数の代表値として，出力上昇を厳しくする圧力上昇過渡と同じ値を使用する。

ギャップ熱伝達燃焼期間中結果を厳しくす

係数

る値

同左

無

重大事故等対策の有効性評価における燃焼期間は従来許認可解析と同じであり差異はない。

燃焼期間中結果を厳しくする値

先行審査プラントと同じ

表２－１ REDY における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（4／11）
項目

代替再循環トリッ

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認可（過渡解析）（原子炉停止機能喪失）

との差異

考慮しない

考慮する

有

プ機能
代替制御棒挿入機差異による影響

重大事故等対策の有効性評価（東海第二；原子炉停止機能喪失）

原子炉停止機能喪失事象の前提条

考慮する

先行審査プラントと同じ

件。
考慮しない

同左

無

差異はない。

考慮しない

先行審査プラントと同じ

考慮しない

考慮する

有

原子炉停止機能喪失事象の前提条

考慮する

先行審査プラントと同じ考慮する

先行審査プラントと同じ

重大事故等対策の有効性評価では

11 群モデル

先行審査プラントと同じ

長時間領域での崩壊熱による影響(ANSI/ANS-5.1-1979 相当)

能
ほう酸水注入機能件。
解予備給水ポンプ

考慮しない

考慮する

有

MSIV 閉による給水加熱喪失の効
果により出力が上昇するため結果が厳しくなる条件を設定。

析崩壊熱

一次遅れ特性

4 群又は 11 群モデル

有(ANSI/ANS-5.1-1979 相当)

を精度良く評価するために，より現
条

外部電源

健全

同左

無

差異はない。

健全

先行審査プラントと同じ

SRV 仕様逃がし弁機能逃がし弁機能有

定格出力条件に従い，開設定圧力を逃がし弁機能

先行審査プラントと同じ（作動設定値は過出力条件（作動設定値は設計値）

設計値に変更しているが，初期原子（作動設定値は設計値）

炉圧力からの開設定値までの差は用）
件

補足 21（参考）-17

実的な崩壊熱変化を設定。

同じであるため，減圧に伴う基本的な挙動は，従来許認可解析と同様である。
再循環系ポンプ慣
性

設計値

同左

無

差異はない。

設計値

東海第二の従来許認可解析では「設計値×１．１」の評価条件を採用しているに対して，重大事故等対策の有効性評価ではより実機に近い条件を設定。
解析結果はより現実的な結果となる。

表２－１ REDY における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（5／11）
項

目

RCIC

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認可（過渡解析）（原子炉停止機能喪失）

との差異

考慮しない

考慮する

有

差異による影響

重大事故等対策の有効性評価（東海第二；原子炉停止機能喪失）

従来許認可解析での評価指標上考慮する

先行審査プラントと同じ考慮する

先行審査プラントと同じ考慮する

先行審査プラントと同じ考慮する

先行審査プラントと同じ

RCIC の動作有無は考慮不要であったが，重大事故等対策の有効性評価
では原子炉がスクラムしないため
解RCIC 作動の影響を確認している。
高圧 ECCS

考慮しない

考慮する

有

従来許認可解析での評価指標上，高圧 ECCS の動作有無は考慮不要であったが，重大事故等対策の有効性評

析

価では原子炉がスクラムしていない
ため，高圧 ECCS 作動の影響を確認している。
原子炉格納容器

考慮しない

考慮する

有

従来許認可解析では，早期にスクラ条ムするため格納容器側評価は実施しないが，重大事故等対策の有効性評
ため設計値を使用してその影響を確件

補足 21（参考）-18

価では格納容器側も評価指標である
認している。
RHR

考慮しない

考慮する

有

従来許認可解析では，格納容器側評
価は実施しないが，重大事故等対策の有効性評価では格納容器側も評価指標であるため設計値を使用してその影響を確認している。

表２－１ REDY における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（6／11）
項

目

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認可（過渡解析）（原子炉停止機能喪失）

との差異

炉心

核分裂出 圧力上昇過渡事象発生時に結果を 同左

（核）

力

有

厳しく評価するサイクル末期炉心重大事故等対策の有効性評価

差異による影響
圧力上昇過渡事象の評価であるた（東海第二；原子炉停止機能喪失）
圧力上昇過渡事象発生時に結果を厳 先行審査プラントと同じめ，従来許認可と同じ保守係数を用 しく評価するサイクル末期炉心条件

物

出力分布 条件を選定して，ボイド／ドップ

いている。

変化

原子炉がスクラムしないため，ボ 度に保守係数を考慮した設定を実施

ラ反応度に保守係数を考慮した設を選定して，ボイド／ドップラ反応

反応度フ 定を実施している。

ロン注入による出力低下により事 している。

ィードバ また，反応度効果としては，ボイ また，反応度効果としては，

象が収束する。原子炉がスクラム また，反応度効果としては，ボイドック効果 ド／ドップラ／スクラム／制御棒 ボイド／ドップラ／ボロン反せず，原子炉出力の変化が従来許 ／ドップラ／ボロン反応度を考慮し理の反応度を考慮している。

応度を考慮している。

認可解析に比べて大きくなり，燃 ている。
料被覆管温度評価に影響を及ぼす。

崩壊熱については，比較的短時間 崩壊熱については，より現実
現
崩壊熱

有

崩壊熱については，原子炉にて発 崩壊熱については，より現実的な崩 先行審査プラントと同じでスクラム動作して事象は収束す 的な崩壊熱曲線を使用してい生する蒸気量が格納容器側のパラ 壊熱曲線を使用している。

るため，影響はほとんどなく，一 る。

メータ変化に影響する。なお，格次遅れを仮定している。

納容器側評価は従来許認可解析で象

補足 21（参考）-19は実施していない。
事象発生後短時間で原子炉スクラ 原 子 炉 が ス ク ラ ム せ ず 高 出
三次元効
果

有

中性子束振動現象が燃料被覆管温 原子炉がスクラムせず高出力・低流 先行審査プラントと同じムするため，中性子束振動現象は 力・低流量状態に至るため，度に対して影響を与える可能性が 量状態に至るため，中性子束振動現生じない。

中性子束振動現象が生じる可ある。よって，この現象を取り扱 象が生じる可能性がある。

能性がある。

うことが可能な異なる解析コード
による参考解析を参照する。

表２－１ REDY における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（7／11）
項
炉心目

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認可（過渡解析）（原子炉停止機能喪失）との差異

燃料棒内 原子炉内の平均的燃料棒を代 同左

無（燃料） 温度変化 表とし，燃料棒を同心円状に分重大事故等対策の有効性評価

差異による影響（東海第二；原子炉停止機能喪失）

従来許認可解析と同一であり，差異 原子炉内の平均的燃料棒を代表と 先行審査プラントと同じはない。

し，燃料棒を同心円状に分割して燃物

割して燃料ペレットの熱伝導

また，原子炉停止機能喪失事象では 料ペレットの熱伝導度，燃料ギャッ度，燃料ギャップの熱伝達率を

炉心冠水状態を維持するため，平均 プの熱伝達率を適用している。

適用している。

的燃料棒の燃料棒内温度変化及び燃料表面熱伝達については従来許

燃料棒表 燃料表面熱伝達は一定とし核 同左

無認可解析と同様である。

理

面熱伝達 沸騰の代表値を適用している。

燃料表面熱伝達は一定とし核沸騰の 先行審査プラントと同じ代表値を適用している。

現

熱的評価については，SCAT コ 熱的評価については，SCAT コ

熱的評価については，SCAT コードードにて実施（最小限界出力比 ードにて実施（燃料被覆管温度にて実施（燃料被覆管温度評価を実（MCPR）が燃料の許容設計限 評価を実施して判断基準を上施して判断基準を上回らないことを界を下回らないことを確認。） 回らないことを確認。）

確認。）

象

補足 21（参考）-20

沸騰遷移 （SCAT コードによる評価）（SCAT コードによる評価）――（SCAT コードによる評価）―

燃料被覆 （SCAT コードによる評価）（SCAT コードによる評価）――（SCAT コードによる評価）―（SCAT コードによる評価）――（SCAT コードによる評価）―

管酸化燃料被覆 （SCAT コードによる評価）
管変形

表２－１ REDY における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（8／11）
項

目

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認可（過渡解析）（原子炉停止機能喪失）との差異

炉心（熱 沸騰・ボ 原子炉出力の上昇並びに炉心 同左
流動）

無重大事故等対策の有効性評価

差異による影響差異はない。

（東海第二；原子炉停止機能喪失）
原子炉出力の上昇並びに炉心流量 先行審査プラントと同じ

イド率変 流量の低下により炉心平均ボの低下により炉心平均ボイド率が化

イド率が増加するが，炉心は冠増加するが，炉心は冠水を維持して水を維持しているため，二相水いるため，二相水位の影響はない。

物

位の影響はない。
気液分離 炉心部の保有水量は十分保た 同左

無

差異はない。

炉心部の保有水量は十分保たれ，炉 先行審査プラントと同じ（水位変 れ，炉心は冠水を維持している

心は冠水を維持していることから化）・対 ことから影響はない。

影響はない。

理

向流
気液熱非
平衡

現

圧力損失

事象発生時に再循環系ポンプ 原子炉圧力高により再循環系

圧力損失による影響に差異はない。 原子炉圧力高により再循環系ポン 先行審査プラントと同じ

象

補足 21（参考）-21

がトリップした際の炉心流量 ポンプがトリップし炉心流量

プがトリップし炉心流量が早期に変化の速さについて，炉心部の が早期に低下するため，炉心部低下するため，炉心部の圧力損失の

圧力損失の影響により炉心流 の圧力損失の影響により炉心影響により炉心流量低下速度が大量低下速度が大きくなる。

きくなる。

流量低下速度が大きくなる。

三次元効 事象発生後短時間で原子炉ス 原 子 炉 が ス ク ラ ム せ ず 高 出
果無クラムするため，核熱水力不安 力・低流量状態に至るため，核定事象は生じない。なお，流量 熱水力不安定事象が生じる可配分による冷却材流量変化へ 能性がある。なお，流量配分にの影響は SCAT 側にて考慮す よる冷却材流量変化への影響る。

は SCAT 側にて考慮する。

有

核熱水力不安定事象が燃料被覆管 原子炉がスクラムせず高出力・低流 先行審査プラントと同じ温度に影響を与える可能性がある。 量状態に至るため，核熱水力不安定
よって，この現象を取り扱うことが 事象が生じる可能性がある。なお，
流量配分による冷却材流量変化へ可能な異なる解析コードによる参の影響は SCAT 側にて考慮する。
考解析を参照する。

表２－１ REDY における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（9／11）
項

目

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認可（過渡解析）（原子炉停止機能喪失）との差異

原 子 炉 冷却材流 原子炉水位低により再循環系 事象発生時に再循環系ポンプ

有重大事故等対策の有効性評価

差異による影響（東海第二；原子炉停止機能喪失）

重大事故等対策の，有効性評価では 事象発生時に再循環系ポンプがトリ 先行審査プラントと同じ物

圧 力 容 量変化

ポンプがトリップするが，実機 がトリップした際の炉心流量

再循環系ポンプのトリップを考慮し ップした際の炉心流量変化の速さ

器（逃が機能の反映であるため設計値 変化の速さが，解析結果に影響ているため，設計値を使用した現実 が，解析結果に影響すると考えられ

し安全を使用している。

的な解析条件としている。

すると考えられる。より現実的弁を含な評価を実施するため設計値

む）を使用している。

理

冷却材放 原子炉圧力が逃がし弁設定値 同左る。より現実的な評価を実施するため設計値を使用している。

無

差異はない。

原子炉圧力が逃がし弁設定値に達す 先行審査プラントと同じ出（臨界 に達すると蒸気を放出して原ると蒸気を放出して原子炉圧力上昇

流・差圧 子炉圧力上昇を緩和する。

を緩和する。

流）
現
沸騰・凝 これらの物理現象は炉心以外 同左

無

差異はない。

縮・ボイ の領域では直接的には影響し象

補足 21（参考）-22

ド率変化

ない。

圧力損失

考慮しているこれらの物理現象は炉心以外の領域 先行審査プラントと同じでは直接的には影響しない。

同左

無

差異はない。

考慮している

先行審査プラントと同じ

表２－１ REDY における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（10／11）
項

目

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認可との（過渡解析）（原子炉停止機能喪失）

差異

原 子 炉 ECCS 注 ・ECCS 系は考慮しない。

・ECCS 系を考慮。

有

圧 力 容 水（給水 ・給水ポンプ予備機は考慮しない。 ・予備機を含めた給水系を考慮。
器（逃が 系・代替 ・給水加熱喪失を考慮差異による影響

重大事故等対策の有効性評価（東海第二；原子炉停止機能喪失）

原子炉がスクラムせ ・ECCS 系を考慮。

先行審査プラントと同じず，また給水ポンプ予 ・予備機を含めた給水系を考慮。

・同左

備機が起動するため， ・給水加熱喪失を考慮

物し 安 全 注水設備

給水加熱喪失による弁 を 含 含む）

出力上昇が燃料被覆

む）

管温度へ影響する可能性がある。

理

ほう酸水 ほう酸水注入は考慮しない。

原子炉停止を達成するために，ほの拡散

う酸水の原子炉への注入を設定。

有

従来許認可解析では 原子炉停止を達成するために，ほう 先行審査プラントと同じ原子炉スクラムによ 酸水の原子炉への注入を設定。
り原子炉停止となるが，重大事故等対策の有効性評価解析では，

現

ほう酸水注入による原子炉停止としてお時間が長く，格納容器

象

補足 21（参考）-23

り，原子炉停止までの
プール水温度及び格
納容器圧力評価に影響する。
三次元効 REDY コードでは，燃料集合体間 同左
果の流量配分について考慮していない。

無差異はない。

REDY コードでは，燃料集合体間の 先行審査プラントと同じ流量配分について考慮していない。

表２－１ REDY における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（11／11）
従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認可（過渡解析）（原子炉停止機能喪失）との差異

原 子 炉 冷却材放 考慮しない

原子炉圧力が逃がし弁設定値

有

格納容 出

に達すると蒸気を放出するた器

め，格納容器プール水温度が上項

目

差異による影響

重大事故等対策の有効性評価（東海第二；原子炉停止機能喪失）

格納容器プール水温度及び格納容器 原子炉圧力が逃がし弁設定値に達す 先行審査プラントと同じ
圧力評価に影響する。

ると蒸気を放出するため，格納容器物

プール水温度が上昇する。

昇する。

理

格納容器 考慮しない

格納容器を 1 ノードでモデル

各領域間化し，空間部温度は格納容器プの流動ール水温度と同じにすると仮有格納容器プール水温度及び格納容器 格納容器を 1 ノードでモデル化し， 先行審査プラントと同じ
圧力評価に影響する。

空間部温度は格納容器プール水温度と同じにすると仮定している。

定している。
現
サプレッ 考慮しない

RHR による除熱を考慮

有

ション・

格納容器プール水温度及び格納容器 RHR による除熱を考慮

先行審査プラントと同じ

圧力評価に影響する。

象

プール冷

補足 21（参考）-24

却
気液界面 考慮しないの熱伝達（格納容器各領域間の流動に同じ）

有

格納容器プール水温度及び格納容器 （格納容器各領域間の流動に同じ） 先行審査プラントと同じ
圧力評価に影響する。

表２－２ SCAT における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（1／11）
従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価（ABWR 主蒸気隔離弁の誤閉止）（ABWR 主蒸気隔離弁の誤閉止＋原子炉停止機能喪失）

最小限界出力比（

原子炉出力の上昇により MCPR は減少し，原子炉スクラムにより MCPR は減少しない

沸騰遷移判定基準に達する。

）

M
C
P
R

は初期値からほとんど変化しない。
燃料被覆管温度

補足 21（参考）-25

沸騰遷移は生じないため，燃料被覆管温度
沸騰遷移による燃料被覆
管温度の上昇とリウェッ
トによる温度の低下

表２－２ SCAT における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（2／11）
従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

重大事故等対策の有効性評価（ABWR 主蒸気隔離弁の誤閉止）（ABWR 主蒸気隔離弁の誤閉止（東海第二；主蒸気隔離弁の誤閉止＋原子炉停止機能喪失）＋原子炉停止機能喪失）

事
象
進
展
変化範囲
適用範囲

補足 21（参考）-26

MCPR：原子炉スクラムによる負の反応度効 MCPR：原子炉スクラムしないため，過渡時

MCPR：原子炉スクラムしないため，過渡時果により，過渡時の MCPR は初期値を下回らの MCPR は沸騰遷移判定基準を下回る。

の MCPR は沸騰遷移判定基準を下回る。

燃料被覆管温度：沸騰遷移が生じることは無燃料被覆管温度：沸騰遷移が生じるため，温燃料被覆管温度：沸騰遷移が生じるため，温く，温度はほとんど変化しない。

度は上昇する。原子炉出力の低下に伴いリウ度は上昇する。原子炉出力の低下に伴いリウ

ェットが発生し温度は低下する。

ェットが発生し温度は低下する。

原子炉スクラム：約 0.3 秒

原子炉スクラム：失敗

原子炉スクラム：失敗

MSIV 閉鎖：約 3 秒

MSIV 閉鎖：同左

MSIV 閉鎖：約 3 秒

沸騰遷移・リウェット：発生しない

沸騰遷移・リウェット：数秒～約 400 秒

沸騰遷移・リウェット：数秒～約 300 秒

MCPR：初期値を下回らない

MCPR：沸騰遷移判定基準を下回る

MCPR：沸騰遷移判定基準を下回る

燃料被覆管温度：初期値からほとんど変化し燃料被覆管温度：初期値～約 1000℃

燃料被覆管温度：初期値～約 900℃

ない

時間：0 秒～約 400 秒

時間：0 秒～約 400 秒

MCPR：1.0 以上

MCPR：同左

MCPR：1.0 以上

燃料被覆管温度：対象外

燃料被覆管温度：飽和温度～1200℃

燃料被覆管温度：飽和温度～1200℃

時間：0 秒～制限なし

時間：同左

時間：0 秒～制限なし

先行審査プラントと同じない。

先行審査プラントと同等

先行審査プラントと同等

時間：0 秒～数秒
先行審査プラントと同じ

表２－２ SCAT における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（3／11）
項目

初期バンドル出

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認可（過渡解析）（原子炉停止機能喪失）との差異

初期 MCPR が OLMCPR となる値

同左

無

力

差異による影響

重大事故等対策の有効性評価（東海第二；原子炉停止機能喪失）

従来許認可解析と同一の設定であ初期 MCPR が OLMCPR となる値

先行審査プラントと同じ

主蒸気隔離弁の誤閉止

先行審査プラントと同じ

スクラム機能喪失

先行審査プラントと同じ

9×9(A 型)

先行審査プラントと同じり，差異はない。

解
事象

主蒸気隔離弁の誤閉止

同左

無

従来許認可解析と同一の事象であり，差異はない。

原子炉スクラム

主蒸気隔離弁閉スクラム

スクラム機能喪失

有原子炉停止機能喪失事象の前提条

析件であり，条件の差異が生じる。ス
クラム機能喪失時は沸騰遷移が生
じ，燃料被覆管温度が上昇する。沸騰遷移後における燃料被覆管温度

条

挙動は，SCAT コードが取扱う従来許認可解析の範囲外である。そのたに評価するように，熱伝達係数，ボ件

補足 21（参考）-27

め，原子炉停止機能喪失事象を適切
イドモデル等を従来許認可解析から変更している。
燃料タイプ

9×9(A 型), 9×9(B 型), MOX

9×9(A 型), MOX

無

従来許認可解析と同一の設定であり，差異はない。

表２－２ SCAT における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（4／11）
項目

初期 MCPR

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認可（過渡解析）（原子炉停止機能喪失）との差異

OLMCPR

同左

無差異による影響

重大事故等対策の有効性評価（東海第二；原子炉停止機能喪失）

従来許認可解析と同一の設定であOLMCPR

先行審査プラントと同じ

SLMCPR

先行審査プラントと同じ

中央出力ピーク分布

先行審査プラントと同じ

44.0kW/m×1.0

先行審査プラントと同じ

従来許認可解析と同一の設定であ

上記の初期 MCPR とピーク位置での先行審査プラントと同じり，差異はない。

線出力密度を満たすよう調整したり，差異はない。
BT 判定 MCPRSLMCPR

同左

無

従来許認可解析と同一の設定であり，差異はない。

解

ホットチャンネルの軸中央出力ピーク分布

同左

無方向出力分布
最大線出力密度

従来許認可解析と同一の分布であり，差異はない。

44.0kW/m×1.0

同左

無

従来許認可解析と同一の設定であり，差異はない。

析

局所出力ピーキング係

上記の初期 MCPR とピーク数

位置での線出力密度を満同左

無

たすよう調整した値

値

ホットチャンネルのギ

先行審査プラントと同じ

条

平均出力ロッド

燃焼期間中のバンドル平同左

無均の最大値（軸方向一定件

補足 21（参考）-28

ャップ熱伝達係数

ホットロッド値）

最大線出力密度 44kW/m 相当

平均出力ロッドに同じ（軸方向分布考慮）有

従来許認可解析と同一の設定であ

燃焼期間中のバンドル平均の最大

り，差異はない。

値（軸方向一定値）

原子炉停止機能喪失事象の解析で最大線出力密度 44kW/m 相当

は，沸騰遷移後における燃料被覆管（軸方向分布考慮）

温度挙動を評価するために，ホットロッドのギャップ熱伝達係数に差異が生じる。軸方向分布を考慮した
ギャップ熱伝達係数を適用することで，適切に評価できる。

表２－２ SCAT における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（5／11）
項

目

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評

従来許認可（過渡解析）

価との差異

差異による影響

重大事故等対策の有効性評価（東海第二；原子炉停止機能喪失）（原子炉停止機能喪失）
燃料被覆管と冷却材間の
熱伝達係数

解

サブクール：

Dittus-Boelter の式

同左

無ｻﾌﾞｸｰﾙ沸騰，核沸騰：

Jens-Lottes の式

同左

無

膜沸騰：

使用しない

修正 Dougall-Rohsenow 式

有リウェット：

使用しない

日本原子力学会標準「BWR

有における過渡的な沸 騰遷
移後の燃料健全性評 価基析準：2003」における相関式
2

モ

GEXL 相関式

同左

無

従来許認可解析と同一の設定であ

先行審査プラントと同じDittus-Boelter の式
Jens-Lottes の式
修正 Dougall-Rohsenow 式
日本原子力学会標準「BWR における過渡的な沸騰遷移後の燃料健
全性評価基準：2003」における相
関式 2

同左

先行審査プラントと同じり，差異はない。
デル

補足 21（参考）-29

沸騰遷移評価モデル

原子炉停止機能喪失事象の解析では，沸騰遷移後における燃料被覆
管温度挙動を評価するために，熱伝達モデルに差異が生じる。日本
原子力学会標準で推奨される相関式を適用することで，適切に評価できる。
また，核沸騰までの挙動は従来許認可解析と同等であり，サブクー
ル，サブクール沸騰，及び核沸騰で適用する相関式については従来
許認可解析コードの取り扱いの範囲内に収まる。

ボイドモデル

先行審査プラントと同じ

サブクールボイドモデル

先行審査プラントと同じ

気泡離脱点：
蒸気生成：
圧損モデル

先行審査プラントと同じ単相摩擦損失係数：
二相摩擦増倍係数：
局所二相増倍係数：

本資料のうち，枠囲みの内容は商業機密に属しますので公開できません。

表２－２ SCAT における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（6／11）
項

目

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評

従来許認可（過渡解析）

価との差異

重大事故等対策の有効性評価
差異による影響（東海第二；原子炉停止機能喪失）（原子炉停止機能喪失）
物

炉心

核分裂出力

（核）

出力分布変

理

（REDY コードによる評価）（REDY コードによる評価）－－（REDY コードによる評価）－

崩壊熱（REDY コードによる評価）（REDY コードによる評価）－－（REDY コードによる評価）

－

三次元効果

（REDY コードによる評価）（REDY コードによる評価）－－（REDY コードによる評価）

－

化
反応度フィ

現

ードバック

象

効果

補足 21（参考）-30

表２－２ SCAT における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（7／11）
項
炉心
（燃料）

目

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認可（過渡解析）（原子炉停止機能喪失）との差異

燃料棒内温 出力が上昇してＭＣＰＲ 原子炉出力が急激に上昇する
度変化

有

重大事故等対策の有効性評価

差異による影響（東海第二；原子炉停止機能喪失）

原子炉停止機能喪失事象では，沸騰 原子炉出力が急激に上昇するため， 先行審査プラントと同じ物が低下するが，沸騰遷移 ため，沸騰遷移が生じて膜沸騰遷移が生じるため，燃料被覆管温度 沸騰遷移が生じて膜沸騰状態に移行

燃料棒表面 は生じず，核沸騰状態で 状態に移行する。その後，原子の挙動に差異が生じる。沸騰遷移後 する。その後，原子炉出力の低下に

熱伝達

炉出力の低下によってリウェに お ける燃料 被覆 管温度 挙 動は ， よってリウェットに至ることで核沸ットに至ることで核沸騰状態

SCAT コードが取扱う従来許認可解析 騰状態へ移行する。燃料被覆管温度へ移行する。燃料被覆管温度の範囲外である。そのため，原子炉 は，燃料ペレット内発熱により燃料

は，燃料ペレット内発熱により停止機能喪失事象を適切に評価する ペレット熱伝導とギャップ部の熱伝

燃料ペレット熱伝導とギャッ

ように，熱伝達係数，ボイドモデル 達及び燃料被覆管熱伝導を通して上

プ部の熱伝達及び燃料被覆管等を従来許認可解析から変更してい 昇する。

熱伝導を通して上昇する。

る。

事象は推移する。

沸騰遷移

理
現

燃料被覆管 燃料被覆管温度の上昇量 沸騰遷移発生によって燃料被酸化有

原 子 炉停止機 能喪 失事象 の 解析 で 沸騰遷移発生によって燃料被覆管温 先行審査プラントと同じは，燃料被覆管温度が高温となるた 度が高温となるため，水-ジルカロイ

反応が発生する程度には -ジルカロイ反応が発生する。

め，取扱う燃料被覆管酸化量の評価 反応が発生する。

至らない。

に差異が生じる。そのため，燃料被象

補足 21（参考）-31が小さく，水-ジルカロイ 覆管温度が高温となるため，水覆管と冷却水又は水蒸気との化学反応に Baker-Just の式を適用して燃料被覆管酸化量を計算する。
燃料被覆管 無し
変形同左

無

従来許認可解析との差異はない。

無し

先行審査プラントと同じ

表２－２ SCAT における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（8／11）
項

目

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認可（過渡解析）（原子炉停止機能喪失）との差異

炉心（熱 沸 騰 ・ ボ イ ボ イ ド 率 は 低 下 し て い スクラムしないためボイド率
流動）

ド率変化

く。

有

は高いまま維持される。

重大事故等対策の有効性評価

差異による影響（東海第二；原子炉停止機能喪失）

原子炉停止機能喪失事象の解析で スクラムしないためボイド率は高い 先行審査プラントと同じは，スクラム機能喪失を仮定してお まま維持される。
り，ボイド率の挙動に差異が生じる。
しかし，原子炉停止機能喪失でのボ
イド率は過渡解析のボイド率最大値と同等であるため，差異による影響

物はない。
気 液 分 離 炉心部に二相水位は形成 同左

無

従来許認可解析との差異はない。

炉心部に二相水位は形成されない。

有原子炉停止機能喪失事象の解析で 沸騰遷移発生によって過熱蒸気が発 先行審査プラントと同じは，沸騰遷移発生により，気液熱非 生する可能性がある。

先行審査プラントと同じ（ 水 位 変 されない。
化）・対向
理

流
気 液 熱 非 平 無し

沸騰遷移発生によって過熱蒸

衡気が発生する可能性がある。

子炉停止機能喪失事象を適切に評価現するように，燃料被覆管－冷却材間の熱伝達係数を従来許認可解析から変更している。
象

補足 21（参考）-32

平衡に差異が生じる。そのため，原圧力損失

流量に影響を与えない。

同左

無

従来許認可解析との差異はない。

三次元効果

炉心径方向出力分布の変 炉心径方向出力分布の変化は有化は小さく，流量配分に 小さく，流量配分による冷却材

核熱水力不安定事象が燃料被覆管温 炉心径方向出力分布の変化は小さ 先行審査プラントと同じ度に影響を与える可能性がある。よ く，流量配分による冷却材流量変化

よる冷却材流量変化への 流量変化への影響は小さい。

って，この現象を取り扱うことが可 への影響は小さい。

影響は小さい。

能な異なる解析コードによる参考解 一方，原子炉がスクラムせず高出

一方，原子炉がスクラムせず高また，事象発生後短時間 出力・低流量状態に至るため，

析を参照する。

流量に影響を与えない。

力・低流量状態に至るため，核熱水で原子炉スクラムするた 核熱水力不安定事象が生じる

力不安定事象が生じる可能性があめ，核熱水力不安定事象 可能性がある。

る。

は生じない。

先行審査プラントと同じ

表２－２ SCAT における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（9／11）
項

目

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認可（過渡解析）（原子炉停止機能喪失）との差異

原子炉圧 冷却材流量 原子炉水位低によって再 ATWS 圧力高や原子炉水位低に
力容器

従来許認可解析との差異はない。

重大事故等対策の有効性評価（東海第二；原子炉停止機能喪失）
ATWS 圧力高や原子炉水位低によって 先行審査プラントと同じ物

循環系ポンプトリップし， よって再循環系ポンプトリッ

再循環系ポンプトリップし，自然循（逃がし

自然循環流量相当まで流 プし，自然循環流量相当まで

環流量相当まで低下する。

安全弁を量が低下する。

理

含む）

変化

無

差異による影響低下する。

冷却材放出 MSIV 誤閉止による原子炉 同左

無

従来許認可解析との差異はない。

（臨界流・ 圧力の上昇によって逃が

現

差圧流）

MSIV 誤閉止による原子炉圧力の上昇 先行審査プラントと同じによって逃がし安全弁が作動する。

し安全弁が作動する。

沸 騰 ・ 凝 炉心以外の領域における 同左

無

従来許認可解析との差異はない。

象

縮・ボイド 本物理現象が評価指標に率変化与える影響はない。

圧力損失

炉心以外の領域における 同左
本物理現象が評価指標に

補足 21（参考）-33

与える影響はない。

炉心以外の領域における本物理現象 先行審査プラントと同じが評価指標に与える影響はない。

無従来許認可解析との差異はない。

炉心以外の領域における本物理現象 先行審査プラントと同じが評価指標に与える影響はない。

票２－２ SCAT における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（10／11）
項

目

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認可（過渡解析）（原子炉停止機能喪失）との差異

重大事故等対策の有効性評価

差異による影響（東海第二；原子炉停止機能喪失）

物

原子炉圧 ECCS 注 水 ・T/D 給水ポンプトリップ

・T/D 給水ポンプトリップ

力容器

・M/D 給水ポンプ起動

は，M/D 給水ポンプ起動を仮定して ・M/D 給水ポンプ起動

・HPCS，RCIC 起動

おり，入口サブクーリングが増加す ・HPCS，RCIC 起動（ 給 水（逃がし 系・代替注

有

原子炉停止機能喪失事象の解析で ・T/D 給水ポンプトリップ

安全弁を 水 設 備 含るため，入口サブクーリングに差異含む）が生じる。入口サブクーリングの増む）

先行審査プラントと同じ

加は GEXL 相関式で適用可能と考え理られるため，差異による影響はない。
ほ う 酸 水 ほう酸水注入系は起動しな ほう酸水注入系の起動によっ
の拡散

い。

有

原子炉停止機能喪失事象の解析で ほう酸水注入系の起動によって原子 先行審査プラントと同じ

現て原子力出力を抑制し，原子は，ほう酸水注入系の起動を考慮す 力出力を抑制し，原子炉停止を達成

炉停止を達成する。（REDY コ

るため，ほう酸水の効果に差異が生 する。（REDY コードによる評価）

ードによる評価）

じる。燃料被覆管温度の上昇は事象初期であり，ほう酸水注入系によるいため影響はないと考えられる。そ象

補足 21（参考）-34

出力抑制の効果が現れる段階より早のため差異による影響はない。
三 次 元 効 (下部プレナムの流量配分)
果無従来許認可解析との差異はない。

(下部プレナムの流量配分)

再循環系ポンプは対称にト 同左

再循環系ポンプは対称にトリップす

リップするため影響はない。

るため影響はない。

先行審査プラントと同じ

表２－２ SCAT における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（11／11）
項

目

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認可（過渡解析）（原子炉停止機能喪失）との差異

重大事故等対策の有効性評価

差異による影響（東海第二；原子炉停止機能喪失）

原子炉格 冷却材放出

原子炉格納容器の挙動を 逃がし安全弁を介して原子炉

納容器評価しないため本物理現 格納容器の圧力及びプール水は，原子炉格納容器の挙動を評価す 器の圧力及びプール水温が上昇する

象は考慮しない。

るため，物理現象の考慮有無に差異 （REDY コードによる評価）。

有

温が上昇する（REDY コードによ

原子炉停止機能喪失事象の解析で 逃がし安全弁を介して原子炉格納容 先行審査プラントと同じ物

原子炉格納容器における る評価）。

が生じる。いずれも REDY コードにて本物理現象が評価指標に適切に評価でき，SCAT コードによる与える影響はない。

評価において差異による影響はない。

理現

原子炉格納容器の雰囲気温度

領域間の流及び圧力変化に影響する（REDY

力変化に影響する（REDY コードによ

動

コードによる評価）。

る評価）。

サプレッシ 同上

残留熱除去系によるサプレッョン・プーション・プール冷却を行うこと

ン・プール冷却を行うことによって

ル冷却によって原子炉格納容器の圧

原子炉格納容器の圧力及びプール水力及びプール水温の上昇を抑温の上昇を抑制する（REDY コードに制する（REDY コードによる評よる評価）。

象

補足 21（参考）-35

格納容器各 同上

有

有

同上

同上

原子炉格納容器の雰囲気温度及び圧 先行審査プラントと同じ

残留熱除去系によるサプレッショ 先行審査プラントと同じ価）。
気液界面の 同上

原子炉格納容器の雰囲気温度

有同上

原子炉格納容器の雰囲気温度及び圧 先行審査プラントと同じ

熱伝達及び圧力変化へ影響する。

力変化へ影響する。（REDY コードに（REDY コードによる評価）

よる評価）

表 3 APEX／SCAT(RIA 用)における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較(1／12）
従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価※（BWR5 制御棒落下/低温時 ）（BWR5 原子炉運転停止中の制御棒誤引抜）

1000

燃料エンタルピ

燃
料
エ
ン
タ
ル
ピ
(kJ/kgUO2)

1000

燃料エンタルピ

燃
料
エ
ン
タ
ル
ピ

500

(kJ/kgUO2)

500

燃料エンタルピ補足 21（参考）-36

0

0
0

1

2

3

4

時間(s)

5

6

7

0

5

10

15

20

時間(s)

※制御棒落下事象を比較対象として選定した理由は，起動時の制御棒引き抜き時の過渡変化の燃料エンタルピー
は最大約 93kJ／kgUO2 であり，制御棒落下事象の方が厳しい事象（燃料エンタルピー：8～699kJ／kgUO2）
であるため

表 3 APEX／SCAT(RIA 用)における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較(2／12）

事象進展

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

重大事故等対策の有効性評価（BWR5 制御棒落下/低温時）（BWR5 原子炉運転停止中の制御棒誤引抜）（東海第二；反応度の誤投入）

原子炉の起動時に制御棒がインシーケンス

原子炉の停止時に制御棒が 1 本引き抜かれた

原子炉の停止時に制御棒が 1 本引き抜かれたで引き抜かれた臨界状態から，制御棒 1 本

局所臨界状態から，隣接する 1 本の制御棒が臨界状態から，隣接する 1 本の制御棒が引抜が落下速度の上限値 0.95m/s で落下するこ

引抜速度の上限値 9.1cm/s で連続的に引き抜速度の上限値 9.1cm／s で連続的に引き抜かれとにより，原子炉出力が上昇する。

かれることにより原子炉出力が上昇する。

ることにより原子炉出力が上昇する。

急激な出力上昇は，ドップラ反応度の負のフ

原子炉出力が上昇し，起動領域モニタの原子原子炉出力が上昇し，起動領域計装の原子炉ィードバックにより抑えられるとともに，平

炉周期短信号が発生して，原子炉はスクラム

出力ペリオド短（10 秒）信号が発生して，原均出力領域モニタの中性子束高スクラム信

し，事象は収束する。

子炉はスクラムし，事象は収束する。

原子炉スクラム：約 1.1 秒

原子炉スクラム：約 6.8 秒

原子炉スクラム：約 9.6 秒

先行審査プラントと同等

燃料エンタルピ：8kJ/kgUO2～約

燃料エンタルピ：8kJ/kgUO2～約

燃料エンタルピ：8kJ／kgUO2～約 85kJ／

先行審査プラントと同等

699kJ/kgUO2

144kJ/kgUO2

沸騰状態：単相，核沸騰，膜沸騰

沸騰状態：単相，核沸騰

沸騰状態：単相，核沸騰

時間：0 秒～7 秒

時間：0 秒~20 秒

時間：0 秒～20 秒

沸騰状態：単相，核沸騰，膜沸騰

沸騰状態：同左

沸騰状態：同左

時間：0 秒～制限なし

時間：同左

時間：同左

先行審査プラントと同じ号が発生して，原子炉はスクラムし，事象は
収束する。

変化範囲
適用範囲

補足 21（参考）-37

kgUO2

先行審査プラントと同じ

表 3 APEX／SCAT(RIA 用)における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（3／12）

項

目

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認（事故：制御棒落下）（原子炉運転停止中の制御棒誤引

可（過渡 ：原子炉起動時における制

抜)

との差異

差異による影響

重大事故等対策の有効性評価（東海第二；反応度の誤投入）

御棒の異常な引き抜き）
初期炉心

事故：低温臨界状態/高温待機臨界

低温停止状態有低温停止状態を初期炉心条件とし

条件

状態ており，差異が生じる。ただし，個々過渡（BWR5）：高温待機臨界状態の炉心パラメータ自体は従来許認

過渡（ABWR）：低温臨界状態

可解析の低温臨界条件と同一であ解

低温停止状態

先行審査プラントと同じ制御棒の誤引き抜き

先行審査プラントと同じ

り，また，事故後の炉心の基本的な挙動は従来許認可解析と同様であることから，差異による影響はな

析

い。
事象

事故：制御棒落下

制御棒の誤引抜無過渡：制御棒の誤引抜

過渡解析と同一の事象であり，従来許認可解析のモデル適用範囲内で

条

初期実効

1.00（通常の制御棒引抜操作で臨界 1.00(保守的に初期状態で臨界を増倍率に達している）

無想定)

停止中の制御棒誤引抜解析では保1.00（保守的に初期状態で臨界を想 先行審査プラントと同じ守側に初期実効増倍率を 1.00 とし定）ており，初期実効増倍率条件の差異はない。
件

補足 21（参考）-38

ある。

初期制御

臨界状態に対応した制御棒パター

棒パター

ン

ン

制御棒 1 本全引抜

有

停止中の制御棒誤引抜解析では制御棒 1 本全引抜状態を初期条件としており，条件の差異が生じる。事故
後の炉心の基本的な挙動は従来許認可解析と同様であり，差異による影響はない。

制御棒 1 本全引き抜き

先行審査プラントと同じ

表 3 APEX／SCAT(RIA 用)における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（4／12）

項

目

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認（事故：制御棒落下）（原子炉運転停止中の制御棒誤引

可との差（過渡 ：原子炉起動時における制抜)

異差異による影響

重大事故等対策の有効性評価（東海第二；反応度の誤投入）

御棒の異常な引き抜き）
初期出力事故（低温臨界状態）：定格の 10-8

定格の 10-8

無停止中の制御棒誤引抜解析では低解事故（高温待機臨界状態）：定格の温臨界状態に対応した初期出力と10-6しており，事故・過渡解析（低温臨

過渡（低温臨界状態）：定格の 10-8界状態）との差異はない。

定格の 10－８

先行審査プラントと同じ

20℃

先行審査プラントと同じ

8kJ／kgUO2

先行審査プラントと同じ

0.0MPa[gage]

先行審査プラントと同じ過渡（高温待機臨界状態）
：定格の
10-3
20℃

析

初期燃料

低温臨界状態：20℃

無

被覆管表

高温待機臨界状態(BWR5)：286℃

温臨界状態に対応した初期温度と面温度及高温待機臨界状態(ABWR)：287℃

しており，事故・過渡解析（低温臨

び原子炉

停止中の制御棒誤引抜解析では低界状態）との差異はない。

条件

補足 21（参考）-39

冷却材の
温度
初期燃料

低温臨界状態：8kJ/kgUO2

エンタル

高温待機臨界状態：75kJ/kgUO2

8kJ/kgUO2

無初期温度に対応した燃料エンタル
ピとしており，事故・過渡解析（低ピ

温臨界状態）との差異はない。
0.0MPa[gage]

初期原子

低温臨界状態：0.0MPa[gage]

炉圧力

高温待機臨界状態(BWR5)：

期圧力としており，事故・過渡解析

7.03MPa[gage]（低温臨界状態）との差異はない。

高温待機臨界状態(ABWR)：
7.17MPa[gage]

無原子炉低温停止状態に対応した初

表 3 APEX／SCAT(RIA 用)における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（5／12）

項

目

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認（事故：制御棒落下）（原子炉運転停止中の制御棒誤可との差（過渡 ：原子炉起動時における制引抜)

異差異による影響

重大事故等対策の有効性評価（東海第二；反応度の誤投入）

御棒の異常な引き抜き）
初期炉心

定格の 20%定格の 2%

停止中の制御棒誤引抜解析では残留

定格の 2%

流量（再循環系ポンプによる冷却材循（崩壊熱除去系による冷却材循

熱除去系による冷却材循環を仮定し（残留熱除去系による冷却材循環）

環）

環）ており，初期流量に差異が生じる。

有解

事故後の炉心の基本的な挙動は従来

析

許認可解析と同様であり，差異によ

先行審査プラントと同じ条

る影響はない。

件

局所出力

最大出力となる燃料集合体断面に最大出力となる燃料集合体断面

ピーキン

対応する値

グ係数

補足 21（参考）-40

従来許認可と同一の局所出力ピーキ

最大出力となる燃料集合体断面に対に対応する値

ング係数を使用しており，差異はな

応する値

燃焼度条件

燃焼度条件

い。

燃焼度条件

サイクル初期：未燃焼

未燃焼

サイクル末期：当該燃料の燃焼度よ
り小さい燃焼度

無未燃焼

先行審査プラントと同じ

表 3 APEX／SCAT(RIA 用)における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（6／12）

項

目

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認（事故：制御棒落下）（原子炉運転停止中の制御棒誤可との差（過渡 ：原子炉起動時における制御

引抜)

異差異による影響

重大事故等対策の有効性評価（東海第二；反応度の誤投入）

棒の異常な引き抜き）
ギャップ

Ross & Stoute の式

同左

無

熱伝達
解
析

Ross & Stoute の式

先行審査プラントと同じ

従来許認可解析と同一の熱伝達相

単相強制対流：Dittus-Boelter の式

先行審査プラントと同じ

核沸騰状態：Jens-Lottes の式

従来許認可と同一の熱伝導方程式
を使用しており，差異はない。

単相強制対流：Dittus-Boelter の式

面熱伝達

核沸騰状態：Jens-Lottes の式

関式を用いており，差異はない。ま膜沸騰状態(低温時)：NSRR の実測

た，事故後の炉心の基本的な挙動は 膜沸騰状態(低温時)：NSRR の実測データに基づいて導出された熱伝達

従来許認可解析と同様であり，熱伝 データに基づいて導出された熱伝相関式

達係数については従来許認可解析

達相関式

膜沸騰状態(高温待機時) ：コードの取り扱いの範囲内に収ま

膜沸騰状態(高温待機時) ：Dougall-Rohsenow の式

る。

Dougall-Rohsenow の式

従来許認可解析と同一の沸騰遷移

低温時：Rohsenow-Griffith の式及

モ

燃料棒表

デ
ル

補足 21（参考）-41

沸騰遷移

低温時：Rohsenow-Griffith の式及び Kutateladze の式

同左

同左

無

無

判定式を用いており，差異はない。 び Kutateladze の式

高温待機時：GEXL 相関式での

高温待機時：GEXL 相関式でのMCPR が限界値

MCPR が限界値

先行審査プラントと同じ

表 3 APEX／SCAT(RIA 用)における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（7／12）

項

目

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認（事故：制御棒落下）（原子炉運転停止中の制御棒誤引

可との差（過渡 ：原子炉起動時における制

抜)

異

有

差異による影響

重大事故等対策の有効性評価（東海第二；反応度の誤投入）

御棒の異常な引き抜き）
引抜/落下

事故：インシーケンス制御棒引抜で

初期引抜制御棒に隣接する制御棒

制御棒

許可された制御棒 1 本

1本

停止中の制御棒誤引抜解析は引抜

初期引抜制御棒に隣接する制御棒 1 先行審査プラントと同じ

制御棒に隣接する制御棒 1 本の引抜本解
析過渡（BWR5）：インシーケンス制を仮定しており，引抜制御棒に差異

御棒引抜で許可された制御棒 1 本が生じる。事故後の炉心の基本的な過渡（ABWR）：インシーケンス制

挙動は従来許認可解析と同様であ御棒引抜で許可された制御棒 26 本

り，差異による影響はない。

事故：1.3%Δk

誤引抜制御棒全引抜時の反応度価

制御棒価

過渡（BWR5）：1.3%Δk値

値

過渡（ABWR）：3.5%Δk

有

停止中の制御棒誤引抜解析は誤引

誤引抜制御棒全引抜時の反応度価値

先行審査プラントと同じ

9.1cm／s

先行審査プラントと同じ抜制御棒全引抜時の反応度価値を用いるため，制御棒価値に差異が生じる。事故後の炉心の基本的な挙動は従来許認可解析と同様であり，差異による影響はない。

件

補足 21（参考）-42

条

引抜/落下

制御棒引

事故（BWR5）：0.95m/s

BWR5：9.1cm/s

抜/落下速事故（ABWR）：0.7m/s

ABWR：3.3cm/s

度

過渡（BWR5）：9.1cm/s
過渡（ABWR）：3.3cm/s

無従来許認可（過渡）と同一の制御棒
引抜速度としており，差異はない。

表 3 APEX／SCAT(RIA 用)における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（8／12）

項

目

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認（事故：制御棒落下）（原子炉運転停止中の制御棒誤引

可との差（過渡 ：原子炉起動時における制

抜)

異

無

差異による影響

重大事故等対策の有効性評価（東海第二；反応度の誤投入）

御棒の異常な引き抜き）
事故：中性子束高（平均出力領域モ

中間領域モニタ採用プラント：中

条件

ニタ）

性子束高

過渡（中間領域モニタ採用プラン

起動領域モニタ採用プラント：原ト）：中性子束高

子炉周期短

解

スクラム

従来許認可（過渡）と同一のスクラ 起動領域計装の原子炉出力ペリオ
ム条件としており，差異はない。

先行審査プラントと同じ

ド短（10 秒）信号

過渡（起動領域モニタ採用プラン
ト）：原子炉周期短析

従来許認可（過渡）と同一の検出器 A，B チャンネルともに引抜制御棒

事故：平均出力領域モニタに単一故BWR5：A，B チャンネルともにイパス条

障を仮定する。

引抜制御棒に最も近い検出器を 1

バイパス条件としており，差異はな に最も近い検出器を 1 個ずつバイパ

件

過渡（BWR5）：A，B チャンネルと個ずつバイパスい。

ス

もに引抜制御棒に最も近い検出器

ABWR：A，B，C グループともにを 1 個ずつバイパス

引抜制御棒に最も近い検出器を 1

過渡（ABWR）：A，B，C グループ個ずつバイパス

従来許認可（過渡）とスクラム動作

0.2 秒

条

無

先行審査プラントと同じともに引抜制御棒に最も近い検出器を 1 個ずつバイパス件

補足 21（参考）-43

検出器バ

スクラム

事故：0.09 秒

中間領域モニタ採用プラント：

動作遅れ

過渡（中間領域モニタ採用プラン

0.09 秒ト）：0.09 秒

起動領域モニタ採用プラント：0.2

過渡（起動領域モニタ採用プラン秒

ト）：0.2 秒

無遅れとしており，差異はない。

先行審査プラントと同じ

表 3 APEX／SCAT(RIA 用)における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（9／12）

項

目

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認可（事故：制御棒落下）（原子炉運転停止中のとの差異（過渡 ：原子炉起動時における制御

制御棒誤引抜)差異による影響

重大事故等対策の有効性評価（東海第二；反応度の誤投入）

棒の異常な引き抜き）

物

核分裂出

事故：制御棒落下により急激な反応度 制御棒が連続的に引き抜かれ，原子力

投入と出力分布変化が生じる。急激な

出力分布

現

炉心（核）

理
象

停止中の制御棒誤引抜解析は炉心外周制御棒が連続的に引き抜かれ， 先行審査プラントと同じ

炉出力が上昇する。出力上昇後にス部の制御棒が局所的に引き抜かれるこ

原子炉出力が上昇する。出力上

出力上昇はドップラ反応度の負のフクラム信号が発生して原子炉はスとから，局所的に出力が上昇し，三次元

昇後にスクラム信号が発生し変化ィードバックにより抑えられるととクラムする。

的な出力分布変化の影響が生じる。まて原子炉はスクラムする。

反応度フ

もに，平均出力領域モニタの中性子束

た，制御棒反応度効果は一般に三次元的ィードバ

高スクラム信号が発生して，原子炉はな位置に依存する影響を受けるが，事象

ック効果

スクラムする。

を通じての炉心挙動は従来許認可（事制御棒反過渡：制御棒が連続的に引き抜かれ，故）の範囲を超えることはない。

応度効果

原子炉出力が上昇する。出力上昇後にスクラム信号が発生して原子炉はス

補足 21（参考）-44

クラムする。

有表 3 APEX／SCAT(RIA 用)における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（10／12）

項

目

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認可（事故：制御棒落下）（原子炉運転停止中のとの差異（過渡 ：原子炉起動時における制御

制御棒誤引抜)差異による影響

重大事故等対策の有効性評価（東海第二；反応度の誤投入）

棒の異常な引き抜き）物
現

炉心（燃料）

理

燃料棒内

事故：炉心出力が急激に上昇するた

炉心出力の上昇は従来許認可の事

無

従来許認可解析からの差異はない。

炉心出力の上昇は従来許認

温度変化

め，最高出力燃料棒は沸騰遷移し膜沸 故と比較して緩やかであることか可の事故と比較して緩やか

燃料棒表

騰状態に至る。膜沸騰状態では燃料のら，最高出力燃料棒は沸騰遷移にはであることから，最高出力

面熱伝達

除熱量が低下し，燃料温度は 1000℃至らない。

燃料棒は沸騰遷移には至ら

沸騰遷移を超える温度で推移する。

先行審査プラントと同じない。

過渡：炉心出力の上昇は事故と比較して緩やかであることから，最高出力燃
料棒は沸騰遷移に至らない。

象

補足 21（参考）-45

燃料被覆

事故：燃料被覆管の高温化に伴う水-燃料被覆管温度の上昇量が小さく，

管酸化

ジルカロイ反応が発生する。

燃料被覆管温度は水-ジルカロイ反小さく，燃料被覆管温度は

過渡：燃料被覆管温度の上昇量が小さ 応が発生する程度には至らない。

水-ジルカロイ反応が発生す

く，燃料被覆管温度は水-ジルカロイ

る程度には至らない。

反応が発生する程度には至らない。

無従来許認可解析からの差異はない。

燃料被覆管温度の上昇量が先行審査プラントと同じ

表 3 APEX／SCAT(RIA 用)における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（11／12）

項

目

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認可（事故：制御棒落下）（原子炉運転停止中のとの差異（過渡 ：原子炉起動時における制御

制御棒誤引抜)差異による影響

重大事故等対策の有効性評価（東海第二；反応度の誤投入）

棒の異常な引き抜き）
事故：炉心出力が急激に上昇するたサブクール度が大きく，また，事象

イド率変め，ボイドが発生する。

を通じての表面熱流束上昇量も小事象を通じての表面熱流束上化

過渡 : サブクールのない高温待機状

さいことから，ボイドはほとんど発

昇量も小さいことから，ボイ態の場合，ボイドが発生する。

生しない。

ドはほとんど発生しない。

物

沸騰・ボ

無

従来許認可解析からの差異はない。

サブクール度が大きく，また， 先行審査プラントと同じ低温状態の場合，サブクール度が大き
く，また，事象を通じての表面熱流束

現象

補足 21（参考）-46

炉心（熱流動）理

上昇量も小さいことから，ボイドはほ
とんど発生しない。
三次元効

事故：ボイド発生に伴い，圧力損失に サブクール度の大きい低温状態で無

従来許認可解析（過渡）との差異はない。 サブクール度の大きい低温状

果

よる流量配分への三次元効果が生じあり，ボイドがほとんど発生しない

また，事象を通じての燃料挙動は従来許 態であり，ボイドがほとんど得る。

ことから，圧力損失による流量配分

認可（事故）の範囲を超えることはない。 発生しないことから，圧力損

過渡：高温待機状態の場合，ボイド発 への三次元効果は生じない。

失による流量配分への三次元生に伴い，圧力損失による流量配分へ効果は生じない。

の三次元効果が生じ得る。低温状態の場合，ボイドがほとんど発生しないことから，圧力損失による流量配分への三次元効果は生じない。

先行審査プラントと同じ

表 3 APEX／SCAT(RIA 用)における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（12／12）

項

目

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認可（事故：制御棒落下）（原子炉運転停止中のとの差異（過渡 ：原子炉起動時における制御

制御棒誤引抜)差異による影響

重大事故等対策の有効性評価（東海第二；反応度の誤投入）

棒の異常な引き抜き）
圧力損失

事故：ボイド発生に伴い，圧力損失へ サブクール度の大きい低温状態で炉心（熱流動）物理現象の影響が生じる。

無従来許認可解析（過渡）との差異はない。 サブクール度の大きい低温あり，ボイドがほとんど発生しない

また，事象を通じての燃料挙動は従来許 状態であり，ボイドがほと

過渡：高温待機状態の場合，ボイド発 ことから，圧力損失への影響は生じ

認可（事故）の範囲を超えることはない。 んど発生しないことから，生に伴い，圧力損失への影響が生じる。低温状態の場合，ボイドがほとん
ど発生しないことから，圧力損失への影響は生じない。

ない。

圧力損失への影響は生じない。

先行審査プラントと同じ

補足 21（参考）-47

22

溶融炉心が原子炉圧力容器下部の偏心位置より落下した場合の影響評価

1.

評価目的
実機において，水蒸気爆発（以下「ＳＥ」という。）が発生する可能性は，
これまでの知見からも極めて低いと考えられるが，東海第二発電所では，事象の不確かさを踏まえ保守性を考慮した入力条件によるＳＥ評価（以下「基本ケース」という。）を実施し，万が一のＳＥの発生を想定した場合でも格納容器の健全性が損なわれないことを確認している。
有効性評価のＭＡＡＰ解析では，下部プレナムへ移行した溶融炉心（以下「デブリ」という。）による過熱で原子炉圧力容器（以下「ＲＰＶ」という。）
下部の中心部温度が最も高くなり，その位置の制御棒駆動機構（以下「ＣＲＤ」という。）ハウジング溶接部に生じるひずみによってＲＰＶ破損に至る結果となっている。このため，基本ケースの入力条件のうち，メルト放出位置についてはＲＰＶ下部の中心としている。また，メルト放出口径について
は，爆発規模が大きくなる条件としてＣＲＤハウジングの逸出を想定した口径を設定している。
しかしながら，実際に重大事故が発生した場合においては，有効性評価上期待していない原子炉注水手段の復旧等，想定とは異なる対応や事故進展の影響により，ＲＰＶ下部の中心から外れた偏心位置での貫通部溶接破損によって生じたわずかな間隙からデブリ流出する等，基本ケースでの想定と異なる落下様態となることも考えられる。また，偏心位置でＳＥが発生した場合，爆発位置が基本ケースよりも側壁に近接するため，局部的に大きな動的荷重が作用する可能性がある。
ここでは，偏心位置における現実的なデブリの落下様態を想定したＳＥの影響を評価し，格納容器の健全性が損なわれないことを確認するとともに，補足 22-1

基本ケースの評価の代表性を確認する。

2.
(1)

評価方法
評価条件
解析コードは基本ケースと同様に，ＳＥ解析コードＪＡＳＭＩＮＥ及び汎用有限要素解析コードＬＳ－ＤＹＮＡを用いて評価した。本評価における各コードの入力条件及び評価モデルの取扱いを以下に示す。

ａ．ＪＡＳＭＩＮＥ
第 1 表に主要入力条件を示す。本評価の入力条件及び評価モデルは基本ケースと同様とするが，以下については現実的な条件として適用する。
(a)

メルト放出口径
第 1 図及び第 2 図にＣＲＤハウジングサポート構造を示す。ＣＲＤ

ハウジングサポートは，ペデスタル内側の鋼板に固定された上部サポートビームにハンガーロッド等を介してグリッドプレートを接続した構造によりＣＲＤハウジングの逸出を防止する設計としている。基本
ケースでは，ＣＲＤハウジングの逸出を想定した口径を考慮しているが，上記のとおりＣＲＤハウジングの外部サポートが設置されているため現実的には逸出は考えにくい。このため，本評価ではＣ
ＲＤハウジングが保持された状態を想定し，ＣＲＤハウジングとＲＰ
Ｖ下鏡板との間に生じる間隙からのメルト放出を考慮する。
ＣＲＤハウジングとＲＰＶ下鏡板との間に生じる間隙の幅は，サンディア国立研究所のＲＰＶ下部ヘッド破損を模擬したＬＨＦ試験 [1]において，貫通部溶接の破損によって約 4mm の間隙が生じたことを踏まえ，これと同じ間隙幅を本評価において仮定する。
補足 22-2

以上より想定したＣＲＤハウジングとＲＰＶ下鏡板との間に生じる開口面積（約）と等価な口径であるをメルト放出口径として設定する。
(b)

粗混合時液滴径
既存のＦＣＩ試験ではザウター平均粒径として 0～3mm 程度と報告されていることから，基本ケースでは保守的にを設定しているが，本評価では現実的な条件として既往の実験から得られている平均粒径の条件である(c)を設定する。

トリガリングタイミング
基本ケースでは，ＳＥにより発生する運動エネルギが最も大きくなると考えられる条件である粗混合融体質量ピーク時点としている。一方，実機条件では，高圧ガスや爆薬を用いた大規模ＦＣＩ実験のトリガ装置で発生させているような外部トリガが与えられる状況は考えにくく，また，東海第二発電所では重大事故時のペデスタル水位を 1mに制限する運用とすることから，現実的にはメルトジェットがペデス
タル床面に接触する際の衝撃によりトリガリング発生する可能性が高いと考えられる。このため，本評価ではメルトジェット先端が床面に到達した時点を設定する。

以上のとおり，本評価では一部現実的な入力条件を適用するが，実機でのＳＥに対して次の保守性が含まれているものと考える。
第 3 図にＲＰＶ下部構造物配置状況を示す。ＪＡＳＭＩＮＥではメルトが放出口から直線的に自由落下し直接水プールに侵入する理想的なメ
ルトジェットを仮定した評価モデルとなっているが，実機のＲＰＶ下部にはＣＲＤハウジング，炉内計装ハウジング，ケーブル等が設置されて補足 22-3

おり，更に下部には足場となるグレーチング等の構造物が存在する。このため，実機の重大事故においてＲＰＶ下部から流出したデブリはこれ
らの構造物に接触し，分散するものと想定され，ＲＰＶ下部から流出したデブリが理想的なジェット形状を保ったまま直接水プールに侵入することはないと考えられる。したがって，実機の重大事故において爆発に寄与する粗混合融体質量はＪＡＳＭＩＮＥで考慮されている粗混合融体
質量よりも更に少なくなり，爆発規模は小さくなると考えられる。

ｂ．ＬＳ－ＤＹＮＡ
第 2 表に爆発源仕様を，第 4 図に解析モデルを示す。本評価の入力条
件及び評価モデルは基本ケースと同様とするが，半径方向の爆発源位置については，ペデスタル側壁に最も近接するＲＰＶ下部最外周のＣＲＤ
ハウジング直下の位置とする。

(2)

判断基準
ＬＳ－ＤＹＮＡによるペデスタル構造健全性評価の判断基準は基本ケース同様とする。

3.
(1)

評価結果
ＪＡＳＭＩＮＥ
第 3 表にＪＡＳＭＩＮＥ評価結果を示す。流体の運動エネルギの最大値は約 1.1MJ である。

(2)

ＬＳ－ＤＹＮＡ
第 4 表にＬＳ－ＤＹＮＡによるペデスタル構造健全性評価結果を，第 5補足 22-4

図にペデスタル変位時刻歴，第 6 図にコンクリート最小主ひずみ分布，第7 図に鉄筋軸ひずみ分布及び第 8 図にコンクリートせん断応力度を示す。
ＬＳ－ＤＹＮＡの解析結果はすべての項目の判断基準を満足している。よって，偏心位置でのＳＥによってもペデスタルに要求される機能は維持され，格納容器の健全性は損なわれることはない。
なお，側壁及び床スラブの面外せん断応力度の検討範囲及び算定方法は基本ケースと同じである。

(3)

基本ケース解析との比較
第 5 表に基本ケース解析との比較を示す。評価対象とする項目のうち，側壁下部の面外せん断応力度及び側壁鉄筋の引張ひずみ以外は，基本ケース解析結果を下回るか，同様（変位，圧壊の範囲）である。
側壁下部の面外せん断応力度は基本ケースの解析結果を上回っているが，判断基準である終局面外せん断応力度に対して十分な余裕がある。また，上部側壁に発生する面外せん断応力度は基本ケースの 6 割程度にとどまっている。
側壁の鉄筋の引張ひずみも基本ケースの解析結果を上回っているが，判断基準の許容ひずみを十分に下回り，更に降伏応力 345N／mm２ に対して発生応力の最大値は約 52N／mm２ にとどまり，弾性限界に対しても十分な余裕がある。
以上より，偏心位置における現実的なデブリの落下様態を想定したＳＥの影響は基本ケースに代表されるものと考えられる。

4.

まとめ
偏心位置における現実的なデブリの落下様態を想定したＳＥの影響を評価
補足 22-5した。その結果，ペデスタル構造健全性評価のすべて判断基準を満足し，ペデスタルに要求される機能が損なわれず，格納容器の健全性は維持されることを確認した。
また，基本ケースとの解析結果の比較を行い，偏心位置での現実的なデブリの落下様態を想定したＳＥに対しても，基本ケースの評価は代表性を有していることを確認した。

参考文献[1] T.Y.Chu，M.M.Pilch，J.H.Bentz，J.S.Ludwigsen，W-Y Lu and L.L.Humperies，“Lower Head Failure Experiment and Analyses,”NUREG/CR-5582 ，
SAND98-2047,1999.
[2] General Electric Systems Technology Manual Chapter 2.1 Reactor Vessel
System，USNRC HRTD，Rev 09/11

補足 22-6

第1表
No.

ＪＡＳＭＩＮＥ解析主要入力条件

入力

値（定義）

1

初期圧力

2

プール水温

3

メルトジェット温度

4

メルト放出速度5メルト放出口径

6

プール水深

7

粗混合時液滴径8トリガリング位置

9

トリガリングタイミング

備考

基本ケースから変更
1m

第2表
項目

基本ケースから変更
ペデスタル中心，底から0.2m
メルトジェット先端が床面に到達した時点

基本ケースから変更

ＬＳ－ＤＹＮＡ爆発源仕様
値

備考

流体の運動エネルギ
最大圧力

第3表
項目

ＪＡＳＭＩＮＥ評価結果
評価結果

備考

流体の運動エネルギ

約 1.1MJ

基本ケース約 3.3MJ

最大圧力

約 18MPa

基本ケース約 40MPa

補足 22-7

第4表
機能

ペデスタル構造健全性評価の評価結果（偏心位置ＳＥ）

コンクリート側壁

ＲＰＶ支持機能鉄筋
コンクリート

床スラブ

デブリ保持機能

補足 22-8

判断基準

解析結果

評価 ※1

変位

変位が増大せず，ＳＥ後の構造物の進行性の崩壊がない

変位は増大しない○

圧縮ひずみ

機能に影響を及ぼす範囲の圧壊（3,000μ）が生じない

圧壊は側壁に生じない○

面外せん断

終局面外せん断応力度（上部側壁：3.09N／mm ２ ，下部側壁
2.65N／mm２ ）を超えない

上部：約 0.52N／mm ２
下部：約 0.95N／mm ２

○

引張ひずみ

許容ひずみ（5,000μ）を超えない

約 249μ○変位

変位が増大せず，ＳＥ後の構造物の進行性の崩壊がない

変位は増大しない○

圧縮ひずみ

機能に影響を及ぼす範囲の圧壊（3,000μ）が生じない

圧壊は床スラブに生じない

○

面外せん断

終局面外せん断応力度（3.55N／mm２ ） ※2 を超えない

約 2.13N／mm２

○

引張ひずみ

許容ひずみ（5,000μ）を超えない

約 101μ

○

評価部位

項目

鉄筋

※1：「○」解析結果が判断基準を満足する※2：圧縮強度動的増倍率 1.0 にて算定した終局面外せん断応力度

第5表

基本ケース解析との比較
解析結果

機能

評価部位

項目

基本ケースに対する
解析結果の比コンクリート側壁

ＲＰＶ支持機能

鉄筋
床スラブ

デブリ保持機能コンクリート

補足 22-9

鉄筋本評価（偏心位置）

基本ケース（中心位置）

変位は増大しない

変位は増大しない－

圧縮ひずみ

圧壊は側壁に生じない

圧壊は側壁に生じない

－

面外せん断

上部：約 0.52N／mm ２
下部：約 0.95N／mm ２

上部：約 0.93N／mm ２
下部：約 0.77N／mm ２

上部：約 0.56
下部：約 1.23

引張ひずみ

約 249μ約 184μ約 1.35変位は増大しない

変位は増大しない－

圧縮ひずみ

圧壊は床スラブに生じない

圧壊は床スラブ上面のわずかな範囲にとどまる（基本ケースに対して影響範囲が軽微）

面外せん断

約 2.13N／mm２

約 3.70N／mm２

約 0.58引張ひずみ

約 101μ約 364μ約 0.28変位

変位

上部サポートビーム

ハンガーロッド

グリッドプレート

サポートブロック

第1図

東海第二発電所ＣＲＤハウジングサポート構造

第2図

ＣＲＤハウジングサポート構造俯瞰図（参考） [2]

補足 22-10

ＣＲＤハウジング
サポートブロック

グレーチング(1)ペデスタル内グレーチング上部より撮影(2)ペデスタル内グレーチング下部より撮影(3)ペデスタル内グレーチング
上部より撮影（側壁付近）

第3図

ＲＰＶ下部構造物配置状況

補足 22-11

第4図

ＬＳ－ＤＹＮＡ解析モデル

Ｘ方向（＋）
Ｙ方向（＋）

上部側壁
下部側壁

側壁対象部位
床スラブ対象部位
ペデスタル平面

ペデスタル断面1.0
X方向変位（側壁）0.8

Y方向変位（側壁）0.6

Z方向変位（床スラブ）

変位［mm］

0.4
0.2
0.0
-0.2
-0.4
-0.6
-0.8
-1.0
0.00

0.02

0.04

0.06

0.08

0.10

0.12

0.14

時間［sec］

第5図

ペデスタル変位の時刻歴

補足 22-12

第6図

コンクリートの最小主ひずみ（圧縮ひずみ）分布

第7図

鉄筋の軸ひずみ分布

補足 22-13

第8図

コンクリート面外せん断応力度

補足 22-14

23

格納容器ベント時に使用するベントラインによるＣｓ－137の放出量の差の要因等について「東海第二発電所 重大事故等対策の有効性評価」の添付資料3.1.3.4において，雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）時に代替循
環冷却系を使用できない場合における格納容器圧力逃がし装置からのＣｓ－
137の放出量について検討を行っており，サプレッション・チェンバのラインを経由した場合の放出量は約1.2×10－４ TBq（7日間），ドライウェルのラインを経由した場合の放出量は約3.7TBq（7日間）と評価している。また，評価に当たっては，格納容器圧力逃がし装置の除去効果（DF）を1,000としている。
ここでは，経由するベントラインによる放出量の差（約30,800倍＝約3.7TBq／約1.2×10－４ TBq）の要因及び格納容器圧力逃がし装置の除去効果（DF）として1,000を使用することについての妥当性について検討を行った。

1.

経由するベントラインによる放出量の差について
ドライウェルのラインを経由した場合（以下「Ｄ／Ｗベント時」という。）とサプレッション・チェンバのラインを経由した場合（以下「Ｗ／Ｗベント
時」という。）とでは，格納容器ベント実施後の原子炉圧力容器及び格納容
器内の温度，圧力等が異なるため，格納容器ベント後の Ｃｓ－ 137の振る舞いも異なるものとなる。このため，Ｃｓ－ 137の環境中への放出量の差（約30,800
倍）はサプレッション・プールでのスクラビングによる除去効果の違いだけに起因するものではなく，「約30,800」を直接サプレッション・プールでの除去効果（DF）と見なすことはできないと考えられる。
Ｃｓ－ 137の環境中への放出量の差を生む要因として，サプレッション・プールでの除去効果の違い以外では，例えば原子炉圧力容器から格納容器への補足 23-1

セシウムの放出量の違いが挙げられる。
Ｄ／Ｗベント時はＷ／Ｗベント時よりも水頭圧分だけ炉圧が低くなるため，
炉内ガスの比熱容量が小さくなり，炉内ガスが温度上昇しやすくなる ※１ 。炉
内ガス温度が高いと，構造材に沈着したセシウムが気相部に移行しやすくなるため，格納容器への放出が多くなる ※２ 。このことが，Ｄ／Ｗベント時のＣ
ｓ－ 137の放出量の評価結果を増加させている一因になっていると考えられる。
※１

格納容器ベント実施後においては，原子炉圧力容器のトップヘッド
フランジは，Ｄ／Ｗベント時の方がＷ／Ｗベント時に比べ最大で30℃程度高くなっている。

※２

大破断ＬＯＣＡ時には，炉内内蔵量の約37％の Ｃｓ が原子炉圧力容器から格納容器に放出されると評価しているが，Ｄ／Ｗベント時の方が炉内内蔵量の約0.7％多く放出されると評価している。

2.

使用する格納容器圧力逃がし装置の除去効果（DF）について
エアロゾル粒子に対する格納容器圧力逃がし装置の除去効果については，性能検証試験（JAVA試験）により，格納容器ベント実施中に想定される運転範囲において，DF1,000以上を満足することを確認している。
なお，格納容器圧力逃がし装置はベンチュリスクラバ及び金属フィルタの組み合わせで DF1,000 を確保できる設計としている。（「東海第二発電所 重大事故等対処設備について

3.7

原子炉格納容器の過圧破損を防止するための設備【50 条】の補足 12 を参照）

補足 23-2

24

ジルコニウム（Ｚｒ）－水反応時の炉心損傷状態について「高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱」における崩壊熱，Ｚｒ－水反応による発生熱，燃料温度及び炉心損傷状態の概念図を示す。

補足 24-1①初期状態（事象発生時）②TAF 到達 ※１（約 22 分後）

③Ｚｒ－水反応熱発生
BAF+40％程度到達 ※１（約 30 分後）

⑤BAF+20％到達 ※１（約 39 分後 ※２ ）⑥BAF 到達 ※１（約 40 分後）

※１原子炉水位はシュラウド
内水位を示す※２原子炉水位計で計測する
シュラウド外水位は，約38 分で BAF+20％に到達

25

残留熱除去系レグシールライン弁の閉止操作について

非常用炉心冷却系は，ポンプ起動時の水撃作用又は水撃力による配管破損を防止することを目的としてレグシールポンプにより系統を加圧した状態で待機している。
残留熱除去系を加圧している低圧炉心スプレイ系レグシールポンプ
及び残留熱除去系レグシールポンプはサプレッション・プールを水源としているため，残留熱除去系ポンプ起動前の系統構成として残留熱
除 去 系 停 止 時 冷 却 注 入 弁 （ F053A ／ B ） を 開 と し た 場 合 ， サ プ レ ッ シ ョン・プール水がレグシールラインを介して原子炉へ流入し，原子炉水位が上昇するおそれがある。
このため，残留熱除去系ポンプを残留熱除去系（原子炉停止時冷却系 ）と し て 起 動 す る 際 は ，残 留 熱 除 去 系 レ グ シ ー ル ラ イ ン 弁（ F085A／
B） を 閉 状 態 ， 残 留 熱 除 去 系 停 止 時 冷 却 注 入 弁 （ F053A／ B）を 開 状 態 とし ， そ の 後 残 留 熱 除 去 系 ポ ン プ を 起 動 す る 手 順 と し て い る （ 第 1 図 ）。
なお，運転停止中の有効性評価（崩壊熱除去機能喪失）における残留熱除去系（原子炉停止時冷却系）の起動操作時間には，残留熱除去
系レグシールライン弁の閉操作時間を考慮している。

補足 25-1

原子炉隔離時
冷却系より

AO

MO

AO

補給水系より※1

MO

可燃性ｶﾞｽ濃度制御系(FCS)(A)へ

MO

可燃性ｶﾞｽ濃度制御系(FCS)(B)へ

MO

MO
AO

MO

AO

MO

燃料ﾌﾟｰﾙ冷却浄化系(FPC)へ
※1

AO

MO

AO

MO

F053A

MO

AO

MO

MO

F053B

MO

MO

MO

MO

MO

MO

MO

※3
MO

MO

MO
LPCSポンプ
吸込側へ

※2

(A)

LPCSレグシール
ラインへ

FPCより

MO

残留熱
除去系
ポンプ

MO

MO

LPCSレグシール
ポンプ

MO

MO

※4
MO

RHRレグシール
ポンプ

※2

RHR

RHR

RHR

(C)

※3

(B)

※4

MO

MO
MO

MO

F085B

F085A

MO

MO

(A)

(B)

(C)

(D)

残留熱除去系海水系(RHRS)ポンプ

第 1図

残留熱除去系（原子炉停止時冷却系）の概略図

補足 25-2