東海第二発電所工事計画審査資料

本資料のうち，枠組みの内容は，営業秘密あるいは防護上の観点から公開できません。

資 料 番 号

工 認 -084

提出年月日

平 成 30 年 4 月 13 日

NT2 補① Ⅴ-1-2-2 R0

Ⅴ-1-2-2 原子炉圧力容器の脆性破壊防止に関する説明書

改3

NT2 補① Ⅴ-1-2-2 R0

目次

1.

概要

12.

基本方針

13.

脆性破壊防止に対する設計

24.

評価対象と評価方法

25.

記号の説明

46.

最低使用温度に基づく評価

56.1 評価箇所

56.2 最低使用温度

57.

6

関連温度に基づく評価

7.1 評価箇所

67.2 関連温度の要求値

67.3 応力拡大係数の計算

67.3.1 最大仮想欠陥

67.3.2 応力拡大係数の計算

67.4 中性子照射による関連温度の移行量

77.5 計算結果

87.5.1 応力拡大係数の計算結果87.5.2 関連温度の要求値の計算結果

88.

上部棚吸収エネルギーの評価

98.1 評価箇所

98.2 上部棚吸収エネルギーの評価方法

98.3 上部棚吸収エネルギーの計算

98.3.1 上部棚吸収エネルギー減少率の推定

98.3.2 上部棚吸収エネルギー調整値の算出

108.4 上部棚吸収エネルギーの評価結果

109.

11

結論

付録1 中性子照射による関連温度移行量22NT2 補① Ⅴ-1-2-2 R0

図表目次

図6－1 破壊靭性評価箇所

12

図7－1 最大仮想欠陥形状

13

表4－1 重大事故シーケンスの影響確認

14

表6－1 最低使用温度に基づく評価箇所

16

表7－1 関連温度の評価箇所

17

表7－2 応力拡大係数及び関連温度の要求値の計算結果

19

表8－1 上部棚吸収エネルギーの評価結果

21

1.

概要
本資料は，「実用発電用原子炉及びその附属施設の技術基準に関する規則」（以下「技術基準規則」という。）」第 14 条第 2 項及び第 54 条第 1 項第 1 号並びにそれらの「実用発電用原子炉及びその附属施設の技術基準に関する規則の解釈」（以下「解釈」という。）に基づき，設計基準対象施設としての原子炉圧力容器の破壊靭性及び想定される重大事故等が発生した場合に，原子炉圧力容器が重大事故等時に対処するために流路としての機能を有効に発揮できることを確認するため，破壊靭性に対する評価について説明するものである。あわせて，技術基準規則第 17条第 1 項第 1 号及び第 55 条第 1 項第 2 号並びにそれらの解釈に対して，原子炉圧力容器の材料が適切であることを説明する。
今回、設計基準対象施設としての原子炉圧力容器については，原子炉圧力容器の材料について
昭和 50 年 10 月 6 日付け 50 資庁第 8314 号にて認可された工事計画から変更はないが，現行の適用規格で規定されている各供用状態及び試験状態の脆性破壊に対する詳細な評価手法は，施設当時の適用規格である「発電用原子力設備に関する構造等の技術基準」（昭和 45 年通商産業省告NT2 補① Ⅴ-1-2-2 R2示第 501 号）において規定されていなかったため，改めて設計基準対象施設としての原子炉圧力容器の破壊靭性に対する評価について説明する。また，重大事故等対処設備としての原子炉圧力容器の破壊靭性に対する評価について説明する。

2.

基本方針
原子炉圧力容器に使用する材料は，通常運転時，運転時の異常な過渡変化時及び設計基準事故時において使用される圧力，温度，放射線，荷重その他の使用条件に対して適切な破壊靭性を有する設計とする。
原子炉圧力容器に使用する材料は，中性子照射の影響を考慮し適切な破壊靭性を維持できるよう，保安規定に監視試験片の評価結果に基づき原子炉冷却材温度及び原子炉冷却材温度変化率の制限範囲を設定することを定めて，原子炉圧力容器の脆性破壊を防止するよう管理する。
原子炉圧力容器に使用する材料は，重大事故等時における温度，圧力及び荷重に対して適切な破壊靭性を有する設計とし，かつ，重大事故等時における温度，放射線，荷重その他の使用条件において重大事故等時に対処するために流路としての機能を有効に発揮することができる設計とする。
原子炉圧力容器の脆性破壊防止以外の温度，放射線，荷重その他の使用条件に対して健全性を維持することについては，「Ⅴ-1-1-6 安全設備及び重大事故等対処設備が使用される条件の下における健全性に関する説明書」に示している。
原子炉圧力容器の材料に対して施設時の評価として，中性子照射が及ぼす影響を評価することから，評価時期については，「核原料物質，核燃料物質及び原子炉の規制に関する法律」第 43
条の 3 の 32 に，発電用原子炉の運転できる期間が 40 年と定められていることを考慮し，40 定格負荷相当年数を想定して，評価を実施する。
なお，原子炉圧力容器の炉心領域部の中性子照射による影響評価については，監視試験片によ1

って計画的に評価を行うとともに，施設後 40 定格負荷相当年数の運転期間後以降の評価については，高経年化対策として実施する。

3.

脆性破壊防止に対する設計
技術基準規則第 17 条を踏まえ，原子炉圧力容器に使用する材料は，強度と靭性に優れる低合金鋼の鋼板及び鍛鋼品で構成し，原子炉冷却材と接触する原子炉圧力容器内面部分はステンレス鋼及び高ニッケル合金で内張りし，耐食性を向上させた設計とする。原子炉圧力容器は脆性破壊防止の観点から，原子炉冷却材の最低温度及び温度変化率を設定し，適切な温度で使用する。また，中性子照射脆化が予想される材料に関しては，材料中のＣｕ及びＮｉ含有量が多いほど中性子照射脆化に与える影響が大きいことから，材料調達時に各元素の含有量を管理する。
また，技術基準規則第 55 条を踏まえ，重大事故等対処設備としての原子炉圧力容器の材料は，重大事故等時の原子炉圧力容器の使用温度が崩壊熱による原子炉冷却材の加熱により設計基準対象施設としての最低使用温度を下回らず，想定される使用条件に対して適切な破壊靭牲を有す

NT2 補① Ⅴ-1-2-2 R2R1る設計とする。

4.

評価対象と評価方法
原子炉圧力容器に使用する材料は，発電用原子力設備規格（設計・建設規格 ＪＳＭＥ Ｓ Ｎ
Ｃ１－2005（2007 年追補版含む））（日本機械学会2007 年）（以下「設計・建設規格」という。）に基づいて，評価対象となる材料を抽出する。評価対象となる材料は，原子炉圧力容器を構成する材料のうち，耐圧部を構成する材料であり，かつ，ＪＳＭＥ PVB-2311 に示される脆性破壊が生じにくい板厚，断面積，外径及び指定材料等の条件により，破壊靭性試験が必要となる材料をすべて抽出し，評価を行う。
技術基準規則第 14 条及び第 54 条への適合性を確認するため，技術基準規則第 14 条の解釈に示される原子力発電所用機器に対する破壊靭性の確認試験方法 ＪＥＡＣ４２０６－2007（日本電気協会）（以下「ＪＥＡＣ４２０６」という。），原子炉構造材の監視試験方法ＪＥＡＣ４２０１－2007（日本電気協会），原子炉構造材の監視試験方法ＪＥＡＣ４２０１－2007[2010 年追補版]（日本電気協会）及び原子炉構造材の監視試験方法 ＪＥＡＣ４２０１－2007[2013 年追補版]（日本電気協会）（以下「ＪＥＡＣ４２０１」という。）の手法を用いて，原子炉圧力容器の脆性破壊に対する評価を行う。
ＪＥＡＣ４２０６ 第 2 章

クラス１機器の規定により，破壊靭性試験を行う場合に必要とされる試験条件，すなわち最低使用温度及び関連温度の要求値を明確にすること，及びＪＥＡＣ４２０１の規定により，上部棚吸収エネルギーが供用期間中の破壊靭性の要求を満足すること，並びに重大事故等が発生した場合に，原子炉圧力容器が重大事故等時に対処するために流路としての機能を有効に発揮できることを示す。
破壊靭性の評価は，ＪＥＡＣ４２０６の FB-2000 で規定されるように，最低使用温度以下での衝撃試験結果を判定基準と対比し評価する方法，ＪＥＡＣ４２０６の FB-4000 並びに附属書Ａ及2

び附属書Ｆで規定されるように，応力拡大係数と運転状態における材料の温度より求められる関連温度を用いて評価する方法，また，ＪＥＡＣ４２０１の SA-3440 で規定されるように，高温時における靱性を示す上部棚吸収エネルギーの減少率を予測し，設計寿命末期における上部棚吸収エネルギーを評価する方法に区分される。また，評価対象は，最低使用温度に対してスタッドボルト，関連温度に対して耐圧部を構成する材料，上部棚吸収エネルギーに対して炉心域材料とする。
したがって，原子炉圧力容器の材料で破壊靭性試験を要求される箇所に対し，最低使用温度を基準とする評価箇所と関連温度を基準とする評価箇所を区別して評価を行い，加えて炉心域材料について上部棚吸収エネルギーの評価を行う。なお，関連温度を用いての評価は，供用期間中の耐圧・漏えい試験及び供用状態Ａ及びＢ（耐圧・漏えい試験を除く）の運転条件において，原子炉圧力容器の材料の脆性破壊防止の観点で破壊靭性上最も厳しい運転条件は，低温高圧の運転管理となる耐圧・漏えい試験時であるため，供用状態Ａ及びＢの評価は耐圧・漏えい試験での評価で代表する。

NT2 補① Ⅴ-1-2-2 R3

供用状態Ｃ及び供用状態Ｄについては，ＪＥＡＣ４２０６ 解説-附属書A-3120より，健全性評
価上最も問題となる事象はＰＴＳ事象＊である。沸騰水型原子炉圧力容器では相当運転期間での中性子照射量が低いこと，炉圧は蒸気温度の低下に伴い低下することからＰＴＳ事象は発生しない。そのため，供用状態Ｃ及び供用状態Ｄにおいては脆性破壊に対して厳しくなる事象はなく，耐圧・漏えい試験時に対する評価で代表される。
また，重大事故等時について炉心損傷防止対策の有効性評価における重大事故シーケンス及び格納容器破損防止対策の有効性評価における評価事故シーケンスを表4－1に示す。表4－1より重大事故時の温度・圧力条件は従来想定されている設計基準事象に包絡される。このことから，重大事故等対処設備としての原子炉圧力容器の破壊靭性に対する評価は，7章に示す設計基準事象における評価で代表できる。

注記＊：ＰＴＳ（加圧熱衝撃）
加圧下の原子炉圧力容器内で急激な冷却が生じると，原子炉圧力容器内外間の温度差により高い引張応力が容器内面に発生し，これと内圧による膜応力が重畳して高い引張応力が容器内面に発生する現象。

35.

記号の説明

記号

記号の説明

単位

ａ

欠陥の深さmmｆ

原子炉圧力容器内表面から深さａにおける中性子照射量n/cm2Ｆ(ａ/ｒｎ)補正係数で，ＪＥＡＣ４２０６の附属書Ｆの附属書図－F-4200-1で有限要素法のデータを結んだ曲線により得られる値
ＫＩ

供用状態における材料の応力と応力係数との積

MPa･ m（以下「応力拡大係数」という。）
ＫＩＣ

ＪＥＡＣ４２０６の附属書Ａにより規定される静的破壊

MPa･ m

NT2 補① Ⅴ-1-2-2 R1

靱性値
ＫＩｐ

一次応力による応力拡大係数

MPa･ mＫＩｑ

二次応力による応力拡大係数

MPa･ mＭｍ

欠陥の長さmm

ＪＥＡＣ４２０６の附属書Ｆの附属書図 F-3100-1によmり得られる膜応力の応力補正係数
Ｍｂ

ＪＥＡＣ４２０６の附属書ＦのF-3100に示される曲げ応
2力の応力補正係数（Ｍｍの の値）
3m

ＲＴＮＤＴ

ＪＥＡＣ４２０６のFB-2000及び附属書Ａにより規定され℃

る関連温度
ΔＲＴＮＤＴ

関連温度の移行量℃

ｒｉ

ノズルの内半径mmｒｃ

ノズルコーナーの曲率半径mmｒｎ

ノズルのみかけの半径mm

ＳＦ

安全係数

－Ｔ

供用状態における材料の温度℃

ｔ

板厚mm

ＵＳＥ

上部棚吸収エネルギー

J

ΔＵＳＥ

上部棚吸収エネルギー減少率％φｃ

原子炉圧力容器内表面から深さａにおける中性子束σ

胴及び鏡板部の周方向応力

MPaσｍ１

一次膜応力MPaσｍ２二次膜応力MPaσｂ１一次曲げ応力

MPaσｂ２二次曲げ応力

MPa4n/(cm2･s)

6.

最低使用温度に基づく評価

6.1 評価箇所
ＪＥＡＣ４２０６のFB-2400の規定により，最低使用温度以下の温度で衝撃試験を行う箇所を
表6－1及び図6－1に示す。

6.2 最低使用温度
表6－1に示した箇所の最低使用温度を同表中に示す。最低使用温度は，平成16年1月9日付け
発室発第163号にて届出した工事計画に示す熱サイクル図をもとに，原子炉の運転状態又は試

NT2 補① Ⅴ-1-2-2 R1

験状態において原子炉圧力容器の内外にて接する流体の最低温度を考慮して定めた。

5

7.

関連温度に基づく評価

7.1 評価箇所
関連温度に基づいた評価を行う箇所を表7－1(1)，表7－1(2)及び図6－1に示す。
7.2 関連温度の要求値
原子炉圧力容器に欠陥を想定した場合，欠陥に発生する応力拡大係数ＫＩが，ＪＥＡＣ４２０６の附属書ＡのA-3222に基づく静的破壊靱性値ＫＩＣを超えなければ脆性破壊は生じない。
ＫＩＣは関連温度ＲＴＮＤＴを基準とした温度の関数として示される。
ＫＩＣ＝36.48＋22.78exp[0.036(Ｔ－ＲＴＮＤＴ)]
ここで，関連温度ＲＴＮＤＴを関連温度の要求値として計算するため，上式をＲＴＮＤＴについての式とする。
（関連温度）

NT2 補① Ⅴ-1-2-2 R2

RT=T1
K
36.48
ln0.036
22.78

ＫＩがＫＩＣを超えないＲＴＮＤＴの最大値として，関連温度の要求値を定義すると以下の式により求められる。
（関連温度の要求値）
RTT

1K
36.48
ln0.03622.78

応力拡大係数ＫＩの計算は，ＪＥＡＣ４２０６の附属書Ａ及び附属書Ｆにより，7.3節に示すように行う。

7.3 応力拡大係数の計算
7.3.1 最大仮想欠陥
応力拡大係数の計算に用いる最大仮想欠陥は，胴及び鏡板部にあっては，板厚の1/4倍の深さ，板厚の1.5倍の長さの表面欠陥を用いる。ただし，板厚ｔがｔ＜100.0 mmの場合，100.0mm厚断面に対する欠陥を用いる。
ノズル部にあっては，ノズルが取り付く部分の胴及び鏡板部板厚の1/4倍の深さの欠陥を用いる。ただし，最大仮想欠陥の大きさは胴部の最大仮想欠陥寸法を超えないものとする。
図7－1に最大仮想欠陥の形状を示す。

7.3.2 応力拡大係数の計算(1) 形状不連続部を含めた胴及び鏡板部
形状不連続部を含めた胴及び鏡板部の応力拡大係数の計算は次式による。
ＫＩ＝ＳＦ･ＫＩｐ＋ＫＩｑ6

(a) 一次応力に対する安全係数
ＳＦ＝1.5（耐圧・漏えい試験における係数）(b) 一次応力に対する応力拡大係数
ＫＩｐ＝Ｍｍ･σｍ１＋Ｍｂ･σｂ１
Ｍｍは，ＪＥＡＣ４２０６の附属書Ｆの附属書図 F-3100-1により得られる。
Ｍｂは，Ｍｍの2/3の値。
(c) 二次応力に対する応力拡大係数
ＫＩｑ＝Ｍｍ･σｍ２＋Ｍｂ･σｂ２(2) ノズル部
ノズル部の応力拡大係数の計算は次式による。
ＫＩ＝ＳＦ Ｆ(ａ/ｒｎ）σ π a
1000

NT2 補① Ⅴ-1-2-2 R2

ここで，
ＳＦ＝1.5ｒｎ＝ｒｉ＋0.29･ｒｃ

7.4 中性子照射による関連温度の移行量
炉心領域材料は，中性子照射による脆化を受けると予想されることから，中性子照射による関連温度の移行量ΔＲＴＮＤＴを見込む。

中性子束及び中性子照射量は，第4回炉壁照射試験の結果から得られた値を評価に用いる。
内表面から深さ1/4ｔ位置での中性子束φｃは以下となる。
φｃ＝3.18×108 n/(cm2･s)
中性子照射量ｆは，中性子束φｃに40定格負荷相当年数を乗ずることにより求める。
ｆ＝3.18×108×(40×365×24×60×60)＝0.0401×1019 n/cm2
付録1より，炉心領域材料の化学成分を用いて，安全側に中性子照射による関連温度の移行量を，ΔＲＴＮＤＴ＝39.8 ℃とする。

7

7.5 計算結果
7.5.1 応力拡大係数の計算結果
応力拡大係数の計算条件及び計算結果を表7－2(1)及び表7－2(2)に示す。
表7－2(1)には胴及び鏡板部に対する計算結果を，表7－2(2)にはノズル部に対する計算結果を示す。

7.5.2 関連温度の要求値の計算結果
応力拡大係数及び耐圧試験の温度より，7.2節に示した関係を満足する関連温度の要求値を求めた結果を，胴及び鏡板部に対して表7－2(1)に，ノズル部に対して表7－2(2)に示す。
また，同表中に使用する材料の実測値を示す。
なお，表7－2(1)及び表7－2(2)において使用した耐圧試験温度55 ℃は，平成16年1月9日
付け発室発第163号にて届出した工事計画に示す熱サイクル図をもとに，中性子照射によるNT2 補① Ⅴ-1-2-2 R1

関連温度の移行量を設計段階で予測し，これをもとに定めた温度である。

88.

上部棚吸収エネルギーの評価

8.1 評価箇所
上部棚吸収エネルギーの評価は，中性子照射による脆化を受けると予想される炉心領域材料について行う。評価を行う箇所を図6－1に示す。

8.2 上部棚吸収エネルギーの評価方法
上部棚吸収エネルギーは，高温時における鋼材の粘り強さ（靱性）の程度を示す指標であり，中性子照射が進むと低下する。
上部棚吸収エネルギーの要求値は，ＪＥＡＣ４２０６のFB-4200において，68 J以上と規定されており，ＪＥＡＣ４２０１ 附属書ＢのB-3100に基づき，供用期間中の中性子照射を考慮しても，原子炉圧力容器内表面から1/4ｔ位置において，上部棚吸収エネルギー調整値が68 J以上であることを確認する。

NT2 補① Ⅴ-1-2-2 R0

8.3 上部棚吸収エネルギーの計算
8.3.1 上部棚吸収エネルギー減少率の推定
中性子照射による上部棚吸収エネルギーの減少率（ΔＵＳＥ(％)）を，次式を用いて推定する。
ΔＵＳＥ＝Ｃｏ＋[ＣＦＵ]･[ＦＦＵ](ｆ)＋Ｍｕ
ここで，
Ｃｏ：

係数－0.95[ＣＦＵ]：

化学成分による係数[ＣＦＵ]＝5.23＋9.36･ 0.5 0.5 tanh

[ＦＦＵ](ｆ)： 中性子照射量ｆによる係数[ＦＦＵ](ｆ)＝ｆ(0.349－0.068･logｆ)
Ｃｕ：

銅の含有量（mass％）
％

Ｎｉ

：

ニッケルの含有量（mass％）％

9Ｃ ｕ －0.087
0.034

×(1＋0.59･Ｎｉ)

ｆ：

40定格負荷相当年数での原子炉圧力容器内表面から1/4ｔ位置の中性子照射量0.0401（×1019 n/cm2，Ｅ＞1 Mev）
Ｍｕ：

マージン（％）

13.8 ％
Ｍｕ＝2σΔＵ（σΔＵはΔＵＳＥに関する標準偏差：6.9 ％）8.3.2 上部棚吸収エネルギー調整値の算出
8.3.1項にて推定した上部棚吸収エネルギーの減少率（ΔＵＳＥ）及び照射前の上部棚吸収エネルギー（ＵＳＥ（初期値））を用いて，上部棚吸収エネルギー調整値（ＵＳＥ（調整値））を，次式を用いて算出する。
評価に当たっては，初期条件確認試験の結果をＵＳＥ（初期値）としてＵＳＥ（調整値）

NT2 補① Ⅴ-1-2-2 R1の算出を行う。
ＵＳＥ（調整値）＝ＵＳＥ（初期値）×（1－ΔＵＳＥ/100）
ＵＳＥ（調整値）：照射後の上部棚吸収エネルギー（J）
ＵＳＥ（初期値）：照射前の上部棚吸収エネルギー（J）：202 J

8.4 上部棚吸収エネルギーの評価結果
供用期間中の中性子照射を考慮した，上部棚吸収エネルギー調整値の計算結果を表8－1に示す。
表8－1より，40定格負荷相当年数での上部棚吸収エネルギー調整値は，ＪＥＡＣ４２０６に規定される要求値の68 J以上を満足している。

10

9.

結論
原子炉圧力容器の材料に対して，ＪＥＡＣ４２０６ 第2章 クラス１機器の規定により破壊靭性の評価を必要とされる箇所について，ＪＥＡＣ４２０６のFB-2000により最低使用温度以下の温度で衝撃試験を行う箇所は流体の最低温度を考慮した最低使用温度を定めるとともに，Ｊ
ＥＡＣ４２０６のFB-4000並びに附属書Ａ及び附属書Ｆにより関連温度を決定する必要のある箇所については関連温度の要求値を示し，ＪＥＡＣ４２０６のFB-2100により求めた関連温度が要求値を満足することを確認した。
また，設計寿命末期における上部棚吸収エネルギー調整値が，ＪＥＡＣ４２０６のFB-4200にNT2 補① Ⅴ-1-2-2 R1

規定されている要求値，68 J以上を満足することを確認した。

11

＊2
上鏡スプレイノズル (N6A)＊2
ベントノズル (N7)
上鏡予備ノズル (N6B)

上鏡板 2＊1スタッドボルト＊2
上鏡板 1＊2＊2
上鏡側フランジ＊2
蒸気出口ノズル (N3)＊2
胴側フランジ＊2
円筒胴 1

NT2 補① Ⅴ-1-2-2 R0＊2
給水ノズル (N4)＊2
炉心スプレイノズル (N5)

＊2
円筒胴 2

＊2
制御棒駆動水戻りノズル (N9)＊2低圧注水ノズル (N17)

＊2，＊3
円筒胴 3

＊2
再循環水入口ノズル (N2)

＊2
円筒胴 4

＊2
再循環水出口ノズル (N1)＊2
ジェットポンプ計測ノズル (N8)下鏡板 1

下鏡板 2＊2

注記＊1：最低使用温度を基準とする評価箇所＊2：関連温度を基準とする評価箇所＊3：上部棚吸収エネルギーの評価箇所

図6－1 破壊靭性評価箇所

12＊2

＝1.5･ｔａ＝ｔ

胴及び鏡板部

NT2 補① Ⅴ-1-2-2 R0a.

t

ａ ＝b.

ノズル部

図7－1 最大仮想欠陥形状13

表 4－1(1)

重大事故シーケンスの影響確認

重要事故

事象の概要及び考察

シーケンス等１

高圧・低圧注水機能喪失（給水喪失）[TQUV]

２

高圧注水・減圧機能喪失（給水喪失）

NT2 補① Ⅴ-1-2-2 R2[TQUX]

給水喪失及び水位低による再循環系ポンプトリップにより，原子炉水位は徐々に低下して炉心が露出する。
その後，手動により急速減圧させ，低圧代替注水系（常設）により注水する。本事象は設計熱サイクルで想定している「原子炉冷却材喪失事故」に包絡される。
給水喪失及び外部電源喪失による再循環系ポンプトリップにより，原子炉水位は徐々に低下して炉心が露出する。
その後，トランジェント自動減圧系による自動減圧が行われ，低圧炉心スプレイ等により注水される。本挙動は設計熱サイクルで想定している「原子炉冷却材喪失事故」に包絡される。

全交流
動力電源喪失外部電源喪失で水位低下し L2 で主蒸気隔離弁閉となり，その後原子炉隔離時冷却系が運転開始して原子炉水位が維持される。

[TB]
３

8 時間後に可搬型代替注水大型ポンプを用いた低圧代替注水系（可搬型）の準備が完了した時点で，自動減圧系 7 弁で減圧させ，低圧代替注水系（可搬型）により注水する。本挙動は設計熱サイクルで想定している「原子炉冷却材喪失事故」に包絡される。

４

崩壊熱除去機能喪失（取水機能喪失）[TW]

給水喪失による水位低下により，L2 で主蒸気隔離弁閉となり，その後原子炉隔離時冷却系が運転開始して原子炉水位が維持される。
その後，自動減圧系 7 弁で減圧させ，低圧代替注水系（常設）により注水する。本挙動は設計熱サイクルで想定している「原子炉冷却材喪失事故」に包絡される。

５

崩壊熱除去機能喪失（残留熱除去系機能喪失）[TW]

給水喪失による水位低下により，L2 で主蒸気隔離弁閉となり，その後原子炉隔離時冷却系及び高圧炉心スプレイ系が運転開始して原子炉水位が維持される。
その後，自動減圧系 7 弁で減圧させ，低圧代替注水系（常設）により注水する。本挙動は設計熱サイクルで想定している「原子炉冷却材喪失事故」に包絡される。

14

表 4－1(2) 重大事故シーケンスの影響確認

重要事故

事象の概要及び考察

シーケンス等

主蒸気隔離弁誤閉止の発生後，原子炉スクラムに失敗す
原子炉停止

る。主蒸気隔離弁が閉止されると原子炉圧力が上昇し，原子機能喪失

炉圧力高信号で再循環系がトリップする。主蒸気隔離弁の閉６止により，タービン駆動給水ポンプはトリップするが，電動[ATWS]駆動給水ポンプが自動起動して給水が継続される。
圧力上昇の挙動は設計熱サイクルで想定している「過大圧力」に包絡される。
給水喪失及び外部電源喪失による再循環系ポンプトリッ

LOCA 時注水NT2 補① Ⅴ-1-2-2 R3７プにより原子炉水位は徐々に低下して炉心が露出する。

機能喪失

その後，自動減圧系 7 弁を用いた手動での急速減圧とな（中小破断）り，減圧開始からまもなく低圧代替注水系（常設）による注水を開始する。本事象は設計熱サイクルで想定している「原[SE]

子炉冷却材喪失事故」に包絡される。
ISLOCA 時は，残留熱除去系配管の破断を想定し，破断口格納容器バイパス（残留熱除去系配管破断）
８からの原子炉冷却材流出による水位低下により，L2 で原子炉隔離時冷却系起動となる。
その後，自動減圧系 7 弁を用いた手動での急速減圧とな[ISLOCA]

り，減圧開始からまもなく低圧炉心スプレイ系による注水を開始する。本事象は設計熱サイクルで想定している「原子炉冷却材喪失事故」に包絡される。

雰囲気圧力・温度による
９静的負荷(格納容器過圧・過温破損)大破断 LOCA により原子炉水位は低下し，炉心が損傷・溶融する。
その後，低圧代替注水系（常設）による注水を開始し，溶融炉心を冷却することで，原子炉圧力容器は破損しない。本

１０

水素燃焼

事象は設計熱サイクルで想定している「原子炉冷却材喪失事故」に包絡される。

高圧溶融物放出／格納容器
雰囲気直接加熱，
１１

原子炉圧力容器外の溶融
燃料－冷却材相互作用，原子炉圧力容器が破損するシーケンスであり，原子炉圧力容器の破壊靭性に対する評価は不要である。

溶融炉心・コンクリート相互作用15表6－1 最低使用温度に基づく評価箇所

評価箇所

材料

21

NT2 補① Ⅴ-1-2-2 R0スタッドボルト

最低使用温度（℃）

16表7－1(1) 関連温度の評価箇所（胴及び鏡板部）

NT2 補① Ⅴ-1-2-2 R0

評価箇所

材料

備考

上鏡板1

SQV2A相当

上鏡板2

SQV2A相当

円筒胴1

SQV2A相当

円筒胴2

SQV2A相当

円筒胴3

SQV2A相当

円筒胴4

SQV2A相当

下鏡板1

SQV2A相当

下鏡板2

SQV2A相当

上鏡側フランジSFVQ2A相当

胴側フランジ

SFVQ2A相当

注記：以降，材料は現行ＪＩＳ相当材で記す。

17表7－1(2) 関連温度の評価箇所（ノズル部）

NT2 補① Ⅴ-1-2-2 R0

評価箇所

材料

備考

再循環水出口ノズル(N1)

SFVQ2A相当

再循環水入口ノズル(N2)

SFVQ2A相当

蒸気出口ノズル(N3)

SFVQ2A相当

給水ノズル

(N4)

SFVQ2A相当

炉心スプレイノズル(N5)

SFVQ2A相当

上鏡スプレイノズル(N6A)

SFVQ2A相当

上鏡予備ノズル(N6B)

SFVQ2A相当

ベントノズル(N7)

SFVQ2A相当

ジェットポンプ計測ノズル(N8)

SFVQ2A相当

制御棒駆動水戻りノズル(N9)

SFVQ2A相当

低圧注水ノズル(N17)

SFVQ2A相当

注記：以降，材料は現行ＪＩＳ相当材で記す。

1819SFVQ2A
SFVQ2A

上鏡側フランジ

胴側フランジ

110.2

116.1

101.1

54.1

93.693.694.2

110.2

116.1

56.0

応力拡大係数
ＫＩ(MPa･ m )注記＊：中性子照射による関連温度の移行量を含めた値

SQV2A

下鏡板2

SQV2A

円筒胴3

SQV2A

SQV2A

円筒胴2

下鏡板1

SQV2A

円筒胴1

SQV2A

SQV2A

上鏡板2円筒胴4

SQV2A

材料

上鏡板1

評価箇所

22.3

20.2

26.0

62.1

-16-17-12-12-25-25-10.4＊-10.4＊-12-16-17-1229.1

22.3

20.259.2

関連温度(℃)
要求値
実測値

表7－2(1) 応力拡大係数及び関連温度の要求値の計算結果（胴及び鏡板部）
耐圧試験（最高使用圧力以下）
Ｔ＝55 ℃
ａ＝ｔ/4

NT2 補① Ⅴ-1-2-2 R0

20(N7)
(N8)
(N9)
(N17)

ベントノズル

ジェットポンプ計測ノズル

制御棒駆動水戻りノズル

低圧注水ノズル(N5)

炉心スプレイノズル

(N6B)

(N4)

給水ノズル

上鏡予備ノズル(N3)

蒸気出口ノズル

(N6A)

(N2)

再循環水入口ノズル

上鏡スプレイノズル(N1)

再循環水出口ノズル

評価箇所

SFVQ2ASFVQ2ASFVQ2ASFVQ2ASFVQ2ASFVQ2ASFVQ2ASFVQ2ASFVQ2ASFVQ2ASFVQ2A

材料

136.9

90.6

102.7

68.0

76.9

76.9

139.2

140.9

160.7

137.0164.8

応力拡大係数
ＫＩ(MPa･ m )

13.7

30.9

25.345.939.039.013.1

12.77.813.76.9-28-28-12-12-12-34-28-20-12-12-12

関連温度(℃)
要求値
実測値

表7－2(2) 応力拡大係数及び関連温度の要求値の計算結果（ノズル部）
耐圧試験（最高使用圧力以下）
Ｔ＝55 ℃
ａ＝ｔ/4

NT2 補① Ⅴ-1-2-2 R0

表8－1 上部棚吸収エネルギーの評価結果

上部棚吸収エネルギー（J）
評価箇所

寿命末期予測値

要求値（必要下限値）

202

111

68

NT2 補① Ⅴ-1-2-2 R0

炉心領域
材料

初期（実測値）21

付録1 中性子照射による関連温度移行量

ＪＥＡＣ４２０１により，関連温度移行量の予測値を求める。ＪＥＡＣ４２０１によると，関連温度の移行量の予測値は次式により求められる。

ΔＲＴＮＤＴ予測値＝ΔＲＴＮＤＴ計算値＋ＭＲ

ここで，ΔＲＴＮＤＴ計算値 ： ＪＥＡＣ４２０１のB-2100②に規定される手順により，附属書表
B-2100-2を用いて計算する，関連温度の移行量の計算値（℃）

NT2 補① Ⅴ-1-2-2 R0R1ＭＲ： ＪＥＡＣ４２０１のB-2100③に規定されるマージン 22（℃）

ΔＲＴＮＤＴの計算においては以下のパラメータを使用する。
φｃ ：計算に使用する中性子束（n/(cm2･s)）

Ｃｕ ：銅の含有量（mass％）

Ｎｉ ：ニッケルの含有量（mass％）

上式により，以下の値に対して関連温度の移行量を求める。材料の化学成分は，材料調達時における試験による実測値を用いて算出する。

φｃ＝3.18×108（n/(cm2･s)）
Ｃｕ≦％

Ｎｉ≦

％

上式に対して関連温度の移行量は，17.8 ℃と求まる。
ただし，中性子照射による関連温度の移行量は，マージン22 ℃を見込んで，39.8 ℃として関連温度の検討を行う。
なお，中性子照射による関連温度の移行量を監視するために，付図－1に示す位置に監視試験片を取り付けている。

22

付図－1 監視試験片取付図

23NT2 補① Ⅴ-1-2-2 R0E