3.2

高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱

3.2.1

格納容器破損モードの特徴，格納容器破損防止対策(1)

格納容器破損モード内のプラント損傷状態
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」に至る可能性のあるプラント損傷状態は，「1.2 評価対象の整理及び評価項目の設定」に示すとおり，ＴＱＵＸ，長期ＴＢ，ＴＢＵ及びＴＢＤである。

(2)

格納容器破損モードの特徴及び格納容器破損防止対策の基本的考え方
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」では，発電用原子炉の運転中に異常な過渡変化又は全交流動力電源喪失が発生するとともに，非常用炉心冷却系等の安全機能の喪失が重畳する。このため，緩和措置がとられない場合には，原子炉圧力が高い状態で原子炉圧力容器が破損し，溶融炉心，水蒸気及び水素が急速に放出され，格納容器雰囲気が直接加熱されることにより，急速に格納容器圧力が上昇する等，格納容器に熱的・機械的な負荷が発生して格納容器の破損に至る。
したがって，本格納容器破損モードでは，溶融炉心，水蒸気及び水素の急速な放出に伴い格納容器に熱的・機械的な負荷が加えられることを防止するため，原子炉圧力容器破損までに原子炉減圧を行うことによって，格納容器の破損を防止する。
また，格納容器内の冷却，減圧及び除熱を行うとともに，原子炉圧力容器の下部から溶融炉心が落下するまでにペデスタル（ドライウェル部）に溶融炉心の冷却に必要な水位及び水量を確保し，落下後は溶融炉心の冷却を行い，長期的には，最終的な熱の逃がし場へ熱の輸送を行うことにより格納容器内の減圧及び除熱を行い，格納容器の破損を防止する。
さらに，格納容器内における水素燃焼を防止するため，格納容器内の水
3.2−1

素濃度及び酸素濃度が可燃領域に至るまでに，格納容器内へ窒素を注入することによって，格納容器の破損を防止する。
本格納容器破損モードに対する有効性を評価するためには，原子炉圧力容器が破損した時点及びその後のプラント状態を評価する必要があることから，原子炉圧力容器破損までは原子炉への注水を考慮しないものとする。
一方，本格納容器破損モードに対しては，原子炉圧力容器破損後の格納容器破損防止のための重大事故等対策の有効性についても評価するため，原
子炉圧力容器破損後は重大事故等対策に係る手順に基づきプラント状態を評価することとする。したがって，本評価では原子炉圧力容器破損後も原
子炉圧力容器内に残存する放射性物質の冷却のために原子炉に注水する対策及び手順を整備することから，これを考慮した有効性評価を実施することとする。また，原子炉圧力容器破損後の原子炉注水を考慮しない場合の影響について評価することとする。

(3)

格納容器破損防止対策
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」で想定される事故シーケンスに対して，原子炉圧力が高い状況で原子炉圧力容器が損傷し，溶融炉心，水蒸気及び水素が急速に放出され，格納容器に熱的・機械的な負荷が発生することを防止するため，逃がし安全弁（自動減圧機能）の手動操作による原子炉減圧手段を整備する。
また，原子炉圧力容器の下部から落下する溶融炉心の冷却の観点から，
常設低圧代替注水系ポンプを用いた格納容器下部注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェル部）への注水手段を整備する。
さらに，原子炉圧力容器破損前における格納容器雰囲気温度の上昇を抑制し，逃がし安全弁の環境条件を緩和する観点及び格納容器内の減圧及び3.2−2

除熱の観点から，緊急用海水系による冷却水（海水）の確保手段及び代替
循環冷却系による格納容器減圧及び除熱手段を整備する。
また，原子炉圧力容器破損後の格納容器圧力及び雰囲気温度の上昇を抑制する観点から，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）による格納容器冷却手段，緊急用海水系による冷却水（海水）の確保手段及び代替循環冷却系による原子炉注水並びに格納容器
減圧及び除熱手段，格納容器圧力逃がし装置による格納容器減圧及び除熱手段を整備し，長期的な格納容器内酸素濃度の上昇を抑制する観点から，可搬型窒素供給装置による格納容器内への窒素注入手段を整備する。
本格納容器破損モードの防止及びその他の対応を含めた一連の重大事故等対策の概要を以下に示す。対策の概略系統図を第 3.2−1 図に，対応手順の概要を第 3.2−2 図に示す。また，重大事故等対策の手順と設備との関係を第 3.2−1 表に示す。
本格納容器破損モードにおける評価事故シーケンスにおいて必要な要員
は，災害対策要員（初動）20 名及び参集要員 2 名である。
災害対策要員（初動）の内訳は，当直発電長 1 名，当直副発電長 1 名，
運転操作対応を行うための当直運転員 4 名，指揮，通報連絡を行うための災害対策要員（指揮者等）4 名及び現場操作を行うための重大事故等対応
要員 10 名である。
参集要員の内訳は，タンクローリによる燃料給油操作を行うための重大事故等対応要員 2 名である。
必要な要員と作業項目について第 3.2−3 図に示す。
なお，評価事故シーケンス以外の事故シーケンスについては，作業項目を評価事故シーケンスと比較し，必要な要員数を確認した結果，災害対策要員（初動）20 名及び参集要員 2 名で対処可能である。
3.2−3

ａ．原子炉スクラム及び全交流動力電源喪失の確認
運転時の異常な過渡変化又は全交流動力電源喪失が発生して原子炉がスクラムしたことを確認する。また，主蒸気隔離弁が閉止し，逃がし安全弁（安全弁機能）により原子炉圧力が制御されるとともに，再循環系
ポンプが停止したことを確認する。
原子炉スクラム及び全交流動力電源喪失の確認に必要な計装設備は，
平均出力領域計装等である。
ｂ．原子炉への注水機能喪失の確認
原子炉水位が原子炉水位異常低下（レベル２）設定点に到達後，原子炉隔離時冷却系が自動起動に失敗したことを確認する。
原子炉への注水機能喪失の確認に必要な計装設備は，原子炉隔離時冷却系系統流量である。
ｃ．早期の電源回復不能の確認
全交流動力電源喪失の確認後，中央制御室からの遠隔操作により外部電源受電及び非常用ディーゼル発電機等の起動ができず，非常用母線の電源回復ができない場合，早期の電源回復不能と判断する。これにより，常設代替高圧電源装置による緊急用母線の受電準備操作を開始する。
ｄ．常設代替高圧電源装置による緊急用母線の受電操作
早期の電源回復不能の確認後，中央制御室からの遠隔操作により常設
代替高圧電源装置から緊急用母線を受電する。
常設代替高圧電源装置による緊急用母線受電操作に必要な計装設備は，
緊急用Ｍ／Ｃ電圧である。
ｅ．電源確保操作対応
早期の電源回復不能の確認後，非常用ディーゼル発電機等の機能回復
操作及び外部電源の機能回復操作を実施する。
3.2−4

ｆ．可搬型代替注水中型ポンプを用いた低圧代替注水系（可搬型）の起動
準備操作
全交流動力電源喪失に伴う低圧注水機能喪失の確認後，可搬型代替注
水中型ポンプ準備及びホース敷設等を実施する。
ｇ．高圧注水機能喪失の確認
原子炉スクラム後，原子炉水位の低下が継続し，原子炉水位異常低下（レベル２）設定点に到達した後，中央制御室からの遠隔操作により原子炉隔離時冷却系の手動起動を試みるが失敗したことを確認する。
高圧注水機能喪失の確認に必要な計装設備は，原子炉隔離時冷却系系
統流量等である。
ｈ．高圧代替注水系の起動操作
高圧注水機能喪失の確認後，中央制御室からの遠隔操作により高圧代替注水系を起動する。なお，有効性評価においては，高圧代替注水系による原子炉注水操作には期待しない。
高圧代替注水系による原子炉注水に必要な計装設備は，高圧代替注水
系系統流量である。
ｉ．常設代替高圧電源装置による非常用母線の受電操作
常設代替高圧電源装置による緊急用母線の受電操作完了後，中央制御室及び現場にて常設代替高圧電源装置による非常用母線の受電準備操作を実施し，中央制御室からの遠隔操作により常設代替高圧電源装置から緊急用母線を介して非常用母線を受電する。
常設代替高圧電源装置による非常用母線受電操作に必要な計装設備は，
Ｍ／Ｃ ２Ｃ電圧及びＭ／Ｃ ２Ｄ電圧である。
ｊ．原子炉建屋ガス処理系及び中央制御室換気系の起動操作
常設代替高圧電源装置による非常用母線の受電操作完了後，中央制御
3.2−5

室からの遠隔操作により原子炉建屋ガス処理系及び中央制御室換気系を起動する。
ｋ．ほう酸水注入系による原子炉圧力容器へのほう酸水注入操作
常設代替高圧電源装置による非常用母線の受電操作完了後，中央制御室からの遠隔操作によりほう酸水注入系による原子炉圧力容器へのほう酸水注入操作を実施する。なお，有効性評価においては，ほう酸水注入
系による原子炉圧力容器へのほう酸水注入操作には期待しない。
ほう酸水注入系による原子炉圧力容器へのほう酸水注入操作に必要な計装設備は，ほう酸水注入ポンプ吐出圧力である。
ｌ．緊急用海水系による冷却水（海水）の確保操作
常設低圧代替注水系ポンプを用いた低圧代替注水系（常設）による原
子炉注水機能喪失を確認した後，中央制御室にて，非常用母線の負荷となっている緊急用海水系及び代替循環冷却系の弁を対象に，緊急用母線
から電源が供給されるよう電源切り替え操作を実施する。また，中央制
御室からの遠隔操作により緊急用海水ポンプを起動し，緊急用海水系に海水を通水する。
緊急用海水系による冷却水（海水）の確保操作に必要な計装設備は，緊急用海水系流量（残留熱除去系熱交換器）である。
ｍ．代替循環冷却系による格納容器減圧及び除熱操作
緊急用海水系に海水を通水した後，中央制御室からの遠隔操作により代替循環冷却系ポンプを起動することで，格納容器スプレイを実施し，格納容器内の減圧及び除熱を実施する。
代替循環冷却系による格納容器減圧及び除熱操作に必要な計装設備は，代替循環冷却系格納容器スプレイ流量等である。
ｎ．炉心損傷の確認
3.2−6原子炉水位の低下による炉心の露出に伴い，炉心損傷したことを確認する。炉心損傷の判断は，格納容器雰囲気放射線モニタγ線線量率が，設計基準事故における原子炉冷却材喪失時の追加放出量に相当する指示値の 10 倍以上となった場合とする。
炉心損傷を確認するために必要な計装設備は，格納容器雰囲気放射線
モニタ（Ｄ／Ｗ）等である。
ｏ．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
原子炉水位の低下が継続し，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，中央制御室からの遠隔操作により逃がし安全弁（自動減圧機能）2 個を手動で開放し，原子炉を減圧する。なお，
この原子炉減圧のタイミングは，原子炉水位が燃料有効長頂部以下となった場合，原子炉減圧を遅らせた方が，原子炉圧力容器内の原子炉冷却材の量を多く維持できるため，原子炉圧力容器破損に至る時間を遅らせることができる一方で，ジルコニウム−水反応が著しくなる前に原子炉を減圧することで水素の発生量を抑えられることを考慮して設定したものである。
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に必要な計装設備は，原子炉水位（燃料域）等である。
原子炉減圧後は，逃がし安全弁（自動減圧機能）の開状態を保持し，原子炉圧力を低圧状態に維持する。
（添付資料 3.2.1）
ｐ．常設低圧代替注水系ポンプを用いた格納容器下部注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェル部）水位の確保操作
代替循環冷却系による格納容器減圧及び除熱操作を実施後，中央制御室からの遠隔操作により常設低圧代替注水系ポンプを用いた格納容器下3.2−7

部注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェル部）への注水操作を実施する。ペデスタル（ドライウェル部）には通常運転時から約 1m の水位が形成されているが，この場合の注水は，事故時の格納容器雰囲気
温度上昇によりペデスタル（ドライウェル部）水が蒸発し水位低下する可能性があるため，水蒸気爆発の発生を仮定した場合の影響を抑制しつ
つ溶融炉心・コンクリートの影響を緩和する観点から，ペデスタル（ドライウェル部）水位を 1m とすることが目的である。ペデスタル（ドライウェル部）水位が 1m を超えて上昇したことを確認後，ペデスタル（ドライウェル部）への注水を停止する。その後，ペデスタル（ドライウェル部）水はサプレッション・チェンバに排水され，ペデスタル（ドライウェル部）水位は 1m となる。
常設低圧代替注水系ポンプを用いた格納容器下部注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェル部）水位の確保操作に必要な計装設備は，格納容器下部水位等である。
なお，有効性評価の解析条件としては，ペデスタル（ドライウェル部）には事象初期から約 1m の水位を形成していることから，本操作を考慮しないものとする。
ｑ．水素濃度及び酸素濃度監視設備の起動操作
炉心損傷が発生すれば，ジルコニウム−水反応により水素が発生し，水の放射線分解により水素及び酸素が発生することから，常設低圧代替
注水系ポンプを用いた格納容器下部注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェル部）水位の確保操作を実施後，中央制御室からの遠隔操作により水素濃度及び酸素濃度監視設備を起動し，格納容器内の水素濃度及び酸素濃度を継続的に確認する。
格納容器内の水素濃度及び酸素濃度を確認するために必要な計装設備
3.2−8

は，格納容器内水素濃度（ＳＡ）等である。
ｒ．サプレッション・プール水ｐＨ制御装置による薬液注入操作
水素濃度及び酸素濃度監視設備の起動操作を実施後，中央制御室からの遠隔操作によりサプレッション・プール水ｐＨ制御装置（自主対策設備）による薬液注入を行う。サプレッション・プール水のｐＨを 7 以上に制御することで，サプレッション・プール水中での分子状無機よう素の生成が抑制され，その結果，有機よう素の生成についても抑制される。
これにより，環境中への有機よう素の放出量を低減させることができる。
なお，有効性評価においては，ｐＨ制御には期待しない。
ｓ．格納容器下部水温の継続監視
原子炉圧力容器破損の徴候として，原子炉水位の低下，制御棒位置の指示値の喪失数増加，原子炉圧力容器温度（下鏡部）の 300℃到達といったパラメータの変化を確認する。原子炉圧力容器温度（下鏡部）が300℃に到達した場合には，原子炉圧力容器の破損を速やかに判断するために格納容器下部水温を継続監視する。
格納容器下部水温の継続監視の開始に必要な計装設備は，原子炉圧力容器温度等である。
ｔ．原子炉圧力容器破損の判断
格納容器下部水温の指示上昇又はダウンスケールといったパラメータの変化によって，原子炉圧力容器破損を判断する。
原子炉圧力容器の破損判断に必要な計装設備は，格納容器下部水温である。
（添付資料 3.2.2）
ｕ．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）による格納容器冷却操作（原子炉圧力容器破損後）
3.2−9

原子炉圧力容器破損の判断後，中央制御室からの遠隔操作により常設
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）による格納容器冷却を実施する。
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）による格納容器冷却操作（原子炉圧力容器破損後）のために必要な計装設備は，低圧代替注水系格納容器スプレイ流量等である。
ｖ．常設低圧代替注水系ポンプを用いた格納容器下部注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェル部）注水操作
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）による格納容器冷却操作（原子炉圧力容器破損後）を実施後，中央制御室からの遠隔操作により常設低圧代替注水系ポンプを用いた格納容器下部注水系（常設）によりペデスタル（ドライウェル部）水位 2.75m
までペデスタル（ドライウェル部）注水を実施する。以降は，ペデスタ
ル（ドライウェル部）満水付近で溶融炉心の冠水状態を維持するとともに，サプレッション・プール水位の上昇抑制により格納容器圧力逃がし装置による格納容器減圧及び除熱操作の遅延を図り，可能な限り外部への影響を軽減する観点から，2.25m から 2.75m の範囲に水位を維持する。
ただし，高さ 0.2m までの溶融炉心堆積が検知されない場合は，断続的に溶融炉心が落下した際の水蒸気爆発の発生を仮定した場合の影響を抑制する観点から，0.5m から約 1m の範囲に水位を維持する。
常設低圧代替注水系ポンプを用いた格納容器下部注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェル部）注水操作に必要な計装設備は，低圧代
替注水系格納容器下部注水流量等である。
格納容器下部注水系（常設）により溶融炉心が冠水可能な水位に維持されていることは，格納容器下部水位によって確認することができる。
3.2−10高さ 0.2m までの溶融炉心堆積を検知した場合は，原子炉圧力容器破損
時の影響を受けないペデスタル外側のボックス内に設置された格納容器
下部水位（2.25m 及び 2.75m 位置にそれぞれ複数設置）によってペデスタル（ドライウェル部）水位を監視し，溶融炉心が冠水可能な水位に維持されていることを確認できる。また，高さ 0.2m までの溶融炉心堆積が検知されない場合は，格納容器下部水位（0.5m 及び約 1m 位置にそれ
ぞれ複数設置）によって，溶融炉心が冠水可能な水位に維持されていることを確認できる。なお，格納容器下部雰囲気温度によりペデスタル（ドライウェル部）の雰囲気温度が飽和温度程度で推移していることを確認することによっても，溶融炉心の冷却が継続して行われていることを把握することができる。
（添付資料 3.2.3）
ｗ．代替循環冷却系による原子炉注水操作並びに格納容器減圧及び除熱操作「ｍ．代替循環冷却系による格納容器減圧及び除熱操作」以降，代替
循環冷却系による格納容器内の減圧及び除熱を継続するが，原子炉圧力容器破損後に格納容器圧力が低下傾向に転じた後は，原子炉圧力容器内の冷却及び格納容器の減圧及び除熱のため，中央制御室からの遠隔操作により代替循環冷却系の注水先を原子炉注水と格納容器スプレイに分配
し，それぞれ連続で原子炉注水と格納容器スプレイを実施する。サプレッション・チェンバを水源として原子炉注水及び格納容器スプレイを実施し，緊急用海水系により格納容器内の熱を海に逃がすことで，格納容器外からの注水によるサプレッション・プール水位の上昇抑制を図る。
代替循環冷却系による原子炉注水操作並びに格納容器減圧及び除熱操作に必要な計装設備は，代替循環冷却系原子炉注水流量等である。
3.2−11

ｘ．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）による格納容器冷却操作
代替循環冷却系による原子炉注水操作並びに格納容器減圧及び除熱操作を実施後，サプレッション・プール水位の上昇抑制により格納容器圧
力逃がし装置による格納容器減圧及び除熱操作の遅延を図り，可能な限り外部への影響を軽減する観点から，「ｕ．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）による格納容器冷却操作（原子炉圧力容器破損後）」を一旦停止し，格納容器への水の持ち込みを制限する。ただし，格納容器圧力が上昇し，465kPa［gage］に到達した場合は，中央制御室からの遠隔操作により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）による格納容器冷却操作を実施し，格納容器圧力が 400kPa［gage］到達により格納容器冷却を停止する。以降，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）の運転により，格納容器圧力を 400kPa［gage］から 465kPa［gage］の範囲で制御する。これは，格納容器圧力を 400kPa［gage］から 465kPa［gage］の高い領域で維持することでスプレイ効
果を高め，サプレッション・プール水位の上昇抑制により格納容器圧力逃がし装置による格納容器減圧及び除熱操作の遅延を図り，可能な限り
外部への影響を軽減するための運用として設定している。
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）による格納容器冷却操作に必要な計装設備は，低圧代替注水系格納容器スプレイ流量等である。
ｙ．使用済燃料プールの冷却操作
代替燃料プール冷却系等を用いて使用済燃料プールへの注水及び冷却を実施する。
3.2−12

ｚ．可搬型窒素供給装置による格納容器内への窒素注入操作
格納容器内酸素濃度が 4.0vol％（ドライ条件）に到達した場合，可搬型窒素供給装置を用いて格納容器内へ窒素を注入することで，格納容器内酸素濃度の上昇を抑制する。
可搬型窒素供給装置による格納容器内への窒素注入操作に必要な計装設備は，格納容器内酸素濃度（ＳＡ）である。
ａａ．タンクローリによる燃料給油操作
タンクローリにより可搬型設備用軽油タンクから可搬型窒素供給装置に燃料給油を実施する。

3.2.2

格納容器破損防止対策の有効性評価(1)

有効性評価の方法
本格納容器破損モードを評価する上で選定した評価事故シーケンスは，「1.2 評価対象の整理及び評価項目の設定」に示すとおり，プラント損傷
状態をＴＱＵＸとし，ＴＱＵＸに属する事故シーケンスの内，事象進展が早く炉心損傷までの時間余裕の観点で厳しい過渡事象を起因事象とし，逃がし安全弁再閉失敗を含まず高圧状態が維持される「過渡事象＋高圧炉心冷却失敗＋原子炉減圧失敗＋炉心損傷後の手動減圧失敗（＋ＤＣＨ）」である。
本評価事故シーケンスでは「高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱」の格納容器破損防止対策の有効性評価として，原子炉圧力容器破損時の原
子炉冷却材圧力を確認する観点より，原子炉圧力容器破損までは事象を進展させることを前提とする必要があり，原子炉への注水失敗により原子炉
圧力容器破損に至る状況を仮定する。具体的には，炉心損傷前の段階で設計基準事故対処設備の非常用炉心冷却系である高圧炉心スプレイ系，低圧3.2−13

炉心スプレイ系及び低圧注水系，高圧注水設備である原子炉隔離時冷却系
のみならず，重大事故等対処設備である低圧代替注水系（常設）等を含む
全ての低圧注水機能が失われることで「2.2 高圧注水・減圧機能喪失」に示した過渡時自動減圧機能が作動せず，低圧注水機能を含む全ての注水機能が失われている場合の手順に従って原子炉減圧しないまま炉心が損傷し，その後，原子炉圧力容器破損に至る状況を仮定する。
仮に炉心損傷後の原子炉注水に期待できる場合には，原子炉圧力容器が破損するまでの時間の遅れやペデスタル（ドライウェル部）への落下量の抑制等，事象進展の緩和に期待できると考えられるが，本評価の前提とする事故条件は原子炉注水による事象進展の緩和の不確かさを包絡する保守的な条件である。
さらに，本評価事故シーケンスにおいては，電源の復旧，注水機能の確保等，必要となる事故対処設備が多く，格納容器への注水・除熱を実施するまでの対応時間を厳しく評価する観点から，全交流動力電源喪失の重畳を考慮する。
なお，格納容器過圧・過温破損の観点については，「3.1 雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）」にて示したとおり，Ｌ
ＯＣＡをプラント損傷状態とする評価事故シーケンスで確認している。これは，過圧の観点ではＬＯＣＡによるドライウェルへの蒸気の放出及び原
子炉注水による蒸気の発生が重畳する事故シーケンスへの対応が最も厳しいためであり，過温の観点では，事象初期に炉心が露出し過熱状態に至る
事故シーケンスへの対応が最も厳しいためである。また，本格納容器破損
モードを評価する上では，原子炉圧力容器が高圧の状態で破損に至る事故
シーケンスを選定する必要があることから，ＬＯＣＡをプラント損傷状態とする事故シーケンスは，本格納容器破損モードの評価事故シーケンスに
3.2−14

は適さない。
本格納容器破損モードの評価事故シーケンスに示される，炉心損傷前に原子炉減圧に失敗し，炉心損傷後に再度原子炉減圧を試みる状況としては，
炉心損傷前の段階で非常用炉心冷却系である低圧炉心スプレイ系及び低圧
注水系のみならず，重大事故等対処設備である低圧代替注水系（常設）等を含む全ての低圧注水機能が失われることで「2.2 高圧注水・減圧機能喪失」に示した代替自動減圧ロジックが作動せず，全ての低圧注水機能が失われている場合の手順に従って原子炉減圧しないまま炉心損傷に至る状況が考えられる。
手順上，全ての低圧注水機能が失われている状況では，原子炉水位が燃
料有効長底部から燃料有効長の長さの 20％上の位置に到達する時点まで
は原子炉を減圧しない。この原子炉減圧のタイミングは，原子炉水位が燃
料有効長頂部以下となった場合，原子炉減圧を遅らせた方が，原子炉圧力容器内の原子炉冷却材の量を多く維持できるため，原子炉圧力容器破損に至る時間を遅らせることができる一方で，ジルコニウム−水反応が著しくなる前に原子炉を減圧することで水素の発生量を抑えられることを考慮して設定したものである。また，過渡時自動減圧機能は低圧注水機能の起動が作動条件の一つであるため，低圧注水機能が失われている状況では作動しない。
これを考慮し，本評価では評価事故シーケンスに加えて全ての低圧注水機能も失われている状況を想定した。
なお，この評価事故シーケンスへの対応及び事象進展は，「3.3 原子炉
圧力容器外の溶融燃料−冷却材相互作用」及び「3.5 溶融炉心・コンクリ
ート相互作用」の評価事故シーケンスへの対応及び事象進展と同じものとなる。
3.2−15

本格納容器破損モードではプラント損傷状態をＴＱＵＸとし，「3.3 原
子炉圧力容器外の溶融燃料−冷却材相互作用」及び「3.5 溶融炉心・コン
クリート相互作用」ではプラント損傷状態をＴＱＵＶとしており，異なる
プラント損傷状態を選定している。
ＴＱＵＶでは，安全機能の喪失に対する仮定として，減圧機能は喪失していないが，低圧注水機能が喪失していることから原子炉注水ができない
ため，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（自動減圧機能）の手動操作によって原子炉を減圧し，高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱の発生防止を図る。
ＴＱＵＸでは，安全機能の喪失に対する仮定として，減圧機能が喪失しているため，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，重大事故等対処設備としての逃がし安全弁（自動減圧機能）の手動操作によって原子炉を減圧し，高圧溶融物放出／格納容器
雰囲気直接加熱の発生防止を図る。
以上のとおり，どちらのプラント損傷状態であっても事象発生から原子炉減圧までの対応は同じとなり，運転員等操作時間やパラメータの変化も同じとなる。また，原子炉減圧以降も，溶融炉心の挙動に従って一連の流れで生じる各格納容器破損モードを，定められた一連の手順に従って防止することとなる。このことから，本評価事故シーケンスへの対応及び事象進展は，「3.3 原子炉圧力容器外の溶融燃料−冷却材相互作用」及び「3.5
溶融炉心・コンクリート相互作用」の評価事故シーケンスへの対応及び事象進展と同じものとなる。よって，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」,「原子炉圧力容器外の溶融燃料−冷却材相互作用」及び「溶融炉心・コンクリート相互作用」については，同じシー
ケンスで各格納容器破損モードに対する格納容器破損防止対策の有効性を
3.2−16

評価する。
本評価事故シーケンスでは，炉心における崩壊熱，燃料棒内温度変化，
燃料棒表面熱伝達，燃料被覆管酸化，燃料被覆管変形，沸騰・ボイド率変化，気液分離（水位変化）・対向流，原子炉圧力容器における冷却材放出（臨界流・差圧流），炉心損傷後の原子炉圧力容器におけるリロケーショ
ン，原子炉圧力容器内ＦＣＩ（溶融炉心細粒化），原子炉圧力容器内ＦＣ
Ｉ（デブリ粒子熱伝達），構造材との熱伝達，下部プレナムでの溶融炉心の熱伝達並びに原子炉圧力容器破損が重要現象となる。よって，これらの現象を適切に評価することが可能であり，原子炉圧力容器内及び格納容器
内の熱水力モデルを備え，かつ炉心損傷後のシビアアクシデント特有の溶融炉心挙動に関するモデルを有するシビアアクシデント総合解析コードＭ
ＡＡＰにより原子炉圧力等の過渡応答を求める。
また，解析コード及び解析条件の不確かさの影響評価の範囲として，本評価事故シーケンスにおける運転員等操作時間に与える影響，評価項目となるパラメータに与える影響及び操作時間余裕を評価する。

(2)

有効性評価の条件
本評価事故シーケンスに対する主要な解析条件を第 3.2−2 表に示す。
また，主要な解析条件について，本評価事故シーケンス特有の解析条件を以下に示す。
ａ．事故条件(a)

起因事象
起因事象として，給水流量の全喪失が発生するものとする。

(b)

安全機能の喪失に対する仮定
高圧注水機能として高圧炉心スプレイ系及び原子炉隔離時冷却系，
3.2−17

低圧注水機能として低圧炉心スプレイ系及び残留熱除去系（低圧注水系）が機能喪失するものとし，さらに，非常用ディーゼル発電機等の機能喪失を想定し，全交流動力電源喪失の重畳を考慮するものとする。
(c)

重大事故等対処設備による原子炉注水に対する仮定
原子炉圧力容器破損までは重大事故等対処設備による原子炉への注水を考慮しないものとする。なお，常設低圧代替注水系ポンプを用いた原子炉注水以外の緩和機能となる代替格納容器スプレイ冷却系（常設）及び格納容器下部注水系（常設）は考慮する。原子炉圧力容器破損後は，原子炉圧力容器内の冷却を考慮し，代替循環冷却系による原子炉注水を行うものとする。
また，原子炉圧力容器破損後の原子炉注水を考慮しない場合の影響を「3.2.3 解析コード及び解析条件の不確かさの影響評価」において考慮するものとする。

(d)

外部電源
外部電源は使用できないものとする。
安全機能の喪失に対する仮定に基づき，外部電源なしを想定する。

(e)

高温ガスによる配管等のクリープ破損や漏えい等による影響
原子炉圧力を厳しく評価するため，高温ガスによる配管等のクリー
プ破損や漏えい等は，考慮しないものとする。
（添付資料 3.2.4）(f)

水素及び酸素の発生
水素の発生については，ジルコニウム−水反応及び溶融炉心・コン
クリート相互作用を考慮するものとする。なお，解析コードＭＡＡＰの評価結果では水の放射線分解による水素及び酸素の発生を考慮していない。このため，水の放射線分解による水素及び酸素の発生量は3.2−18

「3.4 水素燃焼」と同様に，解析コードＭＡＡＰで得られる崩壊熱をもとに評価する。初期条件の初期酸素濃度並びに事故条件の水素及び酸素の発生については，「3.4 水素燃焼」と同じである。

ｂ．重大事故等対策に関連する機器条件(a)

原子炉スクラム
原子炉スクラムは，原子炉水位低（レベル３）信号によるものとする。

(b)

主蒸気隔離弁
主蒸気隔離弁は，事象発生と同時に閉止するものとする。

(c)

再循環ポンプ
再循環ポンプは，事象発生と同時に停止するものとする。

(d)

逃がし安全弁
逃がし安全弁（安全弁機能）にて原子炉冷却材圧力バウンダリの過度の圧力上昇を抑制するものとする。また，原子炉減圧には，逃がし
安全弁（自動減圧機能）2 個を使用するものとし，容量として，1 弁
当たり定格主蒸気流量の約 6％を処理するものとする。

(e)

代替循環冷却系
代替循環冷却系の循環流量は，炉心冷却の維持に必要な流量，格納
容器圧力及び雰囲気温度の抑制に必要なスプレイ流量を考慮し，全体
で 250m ３ ／h とし，原子炉圧力容器破損前及び原子炉圧力容器破損後の格納容器圧力が低下傾向となるまではドライウェルへ 250m ３ ／h で連続スプレイを実施する。原子炉圧力容器破損後の格納容器圧力が低下傾向に転じた後は，ドライウェルへ 150m３ ／h，原子炉へ 100m３ ／h
にて流量配分し，それぞれ連続スプレイ及び連続注水を実施する。
3.2−19(f)緊急用海水系
代替循環冷却系から緊急用海水系への伝熱容量は，熱交換器の設計
性能に基づき約 14MW（サプレッション・プール水温度 100℃，海水温
度 32℃において）とする。

(g)

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，格納容器圧力及び雰囲気温度の上昇を抑制可能な流量を考慮し，300m ３ ／h にて格納容器内にスプレイするものとする。格納容器圧力が低下傾向となれば，一旦格納容器ス
プレイを停止するが，再度格納容器圧力が上昇し，格納容器圧力465kPa［gage］に到達した場合は，運転員の操作頻度を厳しめに高くする観点から，130m ３ ／h にて格納容器内にスプレイするものとする。

(h)

格納容器下部注水系（常設）
原子炉圧力容器破損の判断後に，溶融炉心の冠水継続が可能な流量を考慮し，80m ３ ／h にてペデスタル（ドライウェル部）に注水するも
のとする。

(i)

可搬型窒素供給装置
可搬型窒素供給装置による格納容器内窒素注入は，温度 30℃，純度 99vol％にて 200m３ ／h（窒素 198m３ ／h 及び酸素 2m ３ ／h）で格納容器内に注入するものとする。

(j)

コリウムシールド
材料は，コンクリートの侵食を抑制する観点から，ジルコニア耐熱材を設定する。侵食開始温度は，ジルコニア耐熱材の侵食試験結果に基づき，2,100℃を設定する。
（添付資料 3.5.1）(k)

ペデスタル（ドライウェル部）床面積
3.2−20溶融炉心の拡がり面積が狭いことにより，コンクリート侵食量の観点で厳しくなることから，コリウムシールドを考慮した床面積を設定する。
（添付資料 3.5.1）

ｃ．重大事故等対策に関連する操作条件
運転員等操作に関する条件として，「1.3.5 運転員等の操作時間に対する仮定」に示す分類に従って以下のとおり設定する。
(a)

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は，設計基準事故対処設備による原子炉注水機能（非常用炉心冷却系及び原子炉隔離時冷却系）のみならず，重大事故等対処設備による原子炉注水機能を含む全ての原子炉注水機能が喪失している場合の運転手順に従い，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開始するものとする。

(b)

緊急用海水系による冷却水（海水）の確保操作並びに代替循環冷却系による格納容器減圧及び除熱操作は，緊急用海水系及び代替循
環冷却系の準備時間等を考慮し，事象発生 90 分後から開始するものとする。その後，原子炉圧力容器破損後に格納容器圧力が低下傾向に転じて 30 分後に，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することで，代替循環冷却系
による原子炉注水並びに格納容器減圧及び除熱を実施するものとする。

(c)

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）による格納容器冷却操作（原子炉圧力容器破損後）は，原
子炉圧力容器破損の判断及び操作実施に必要な時間を考慮し，原子3.2−21

炉圧力容器破損の 6 分後に開始するものとする。また，原子炉圧力容器破損後に格納容器圧力が低下傾向に転じて 30 分後に停止するものとする。その後，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）による格納容器冷却操作は，格納容器
圧力が 465kPa［gage］に到達した場合に開始し，格納容器圧力が400kPa［gage］まで低下した場合に停止するものとする。
(d)

常設低圧代替注水系ポンプを用いた格納容器下部注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェル部）注水操作は，操作実施に必要な時間を考慮し，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）による格納容器冷却操作（原子炉圧力容器破損後）の 1 分後に開始するものとする。また，ペデスタル（ドライウェル部）水位が 2.75m に到達した場合に停止するものとする。その後は，ペデスタル（ドライウェル部）水位が 2.25m まで低下した
場合に注水を開始し，2.75m に到達した場合に停止することで，ペデスタル（ドライウェル部）水位を維持する。

(e)

可搬型窒素供給装置による格納容器内への窒素注入操作は，格納容器内酸素濃度が 4.0vol％（ドライ条件）に到達した場合にサプレ
ッション・チェンバ内へ窒素注入を開始するものとする。

(3)

有効性評価（Ｃｓ−137 放出量評価）の条件
ａ．事象発生直前まで，定格出力の 100％で長期間にわたって運転されていたものとする。その運転時間は，燃料を約 1／4 ずつ取り替えていく場合の平衡炉心を考え，最高 50,000 時間とする。
ｂ．炉内に蓄積されている核分裂生成物は，事象進展に応じて，格納容器内に放出されるものとする。セシウムの格納容器内への放出割合につ3.2−22

いては，本評価事故シーケンスにおいては解析コードＭＡＡＰの評価
結果の方が，代表的なソースタームに関する報告書であるＮＵＲＥＧ−1465 より大きく算出する。
ｃ．格納容器内に放出されたＣｓ−137 については，格納容器スプレイやサプレッション・プール水でのスクラビング等による除去効果を受けるものする。
ｄ．原子炉建屋から大気中へ漏えいするＣｓ−137 の漏えい量評価条件は以下のとおりとする。
(a)

格納容器からの漏えい率は，設計漏えい率及びＡＥＣの式等に基づき設定した漏えい率を基に格納容器圧力に応じて変動するものとする。

(b)

漏えい量を保守的に見積もるため，原子炉建屋ガス処理系により原
子炉建屋原子炉棟内の負圧が達成されるまでの期間は，原子炉建屋
内の放射性物質の保持機能に期待しないものとする。また，原子炉
建屋ガス処理系により負圧を達成した後は，大気への放出率を 1 回／日（設計値）とする。なお，原子炉建屋ガス処理系のフィルタ装置による放射性物質の除去効果については，期待しないものとする。
原子炉建屋ガス処理系は，常設代替高圧電源装置からの交流電源の供給を受けて中央制御室からの遠隔操作により事象発生 115 分後に起動し，起動後 5 分間で負圧が達成されることを想定する。

(c)

原子炉建屋内での放射能の時間減衰及び放射性物質の除去効果は考慮しないものとする。
（添付資料 3.2.5）(4)

有効性評価の結果
3.2−23

本評価事故シーケンスにおける原子炉圧力，原子炉水位（シュラウド内外水位）及び原子炉圧力容器下部ヘッド温度の推移を第 3.2−4 図から第3.2−6 図に，格納容器圧力，格納容器雰囲気温度，サプレッション・プ
ール水位，サプレッション・プール水温度及び注水流量の推移を第 3.2−7 図から第 3.2−16 図に，ペデスタル（ドライウェル部）の水位，ペデス
タル（ドライウェル部）の壁面及び床面のコンクリート侵食量並びにドラ
イウェル及びサプレッション・チェンバの気相濃度（ウェット条件，ドライ条件）の推移を第 3.2−17 図から第 3.2−27 図に示す。
ａ．事象進展事象発生後，全ての設計基準事故対処設備による原子炉注水機能（非常用炉心冷却系）及び原子炉隔離時冷却系が機能喪失し，重大事故等対処設備による原子炉注水機能についても使用できないものと仮定することから，原子炉水位は急速に低下する。水位低下により炉心が露出し，事象発生から約 35 分後に炉心損傷が開始する。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（事象発生から
約 38 分後）で，中央制御室からの遠隔操作により逃がし安全弁（自動減圧機能）2 個を手動で開放することで，原子炉減圧を実施する。
事象発生から 90 分後に代替循環冷却系による格納容器減圧及び除熱を行う。また，代替循環冷却系による格納容器減圧及び除熱操作を実施
後，常設低圧代替注水系ポンプを用いた格納容器下部注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェル部）水位の確保操作を実施し，ペデスタ
ル（ドライウェル部）を 1m とする。
原子炉減圧後の低圧代替注水系（常設）又は代替循環冷却系による原子炉注水は実施しないものと仮定するため，事象発生から約 4.5 時間後に原子炉圧力容器破損に至る。
3.2−24

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）の水位約 1m の水中に落下する際に，溶融炉心からペデスタル（ドライウェル部）プール水への伝熱が起こり，水蒸気が発生することに伴う圧力上昇が生じる。
溶融炉心がペデスタル（ドライウェル部）に落下した後は，常設低圧
代替注水系ポンプを用いた格納容器下部注水系（常設）によるペデスタ
ル（ドライウェル部）注水操作によりペデスタル（ドライウェル部）に80m３ ／h の注水を行い，溶融炉心を冠水維持することで，継続的に溶融
炉心の冷却を実施する。
崩壊熱が格納容器内に蒸気として放出されるため，格納容器圧力は急激に上昇する。原子炉圧力容器破損前から代替循環冷却系による格納容器減圧及び除熱操作により 250m３ ／h の格納容器スプレイを実施していること，原子炉圧力容器破損を判断した時点で，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）による格納容器冷却操作（原子炉圧力容器破損後）により 300m ３ ／h の格納容器スプレイを実施することにより，格納容器圧力及び雰囲気温度の上昇は抑制される。
格納容器圧力が低下傾向となった時点で，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）による格納容器冷却操作（原子炉圧力容器破損後）を停止するとともに，代替循環冷却系の循環流量を調整し，ドライウェルへ 150m ３ ／h，原子炉へ 100m ３ ／h に分配する。その後，格納容器圧力が 465kPa［gage］に到達した時点で，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）による格納容器冷却操作（130m ３ ／h の格納容器スプレイ）を実施する。
これらによって，格納容器圧力及び雰囲気圧力及び温度の上昇は抑制され，その後，徐々に低下するとともに，ペデスタル（ドライウェル部）
3.2−25

の溶融炉心は安定的に冷却される。
また，格納容器内酸素濃度が 4.0vol％（ドライ条件）に到達した時
点で，可搬型窒素供給装置による格納容器（サプレッション・チェンバ）内への窒素注入操作を実施することで，格納容器内酸素濃度の上昇が抑制される。窒素注入により格納容器圧力は上昇するが，格納容器圧力
310kPa[gage]到達時点で窒素注入操作を停止する手順としているため，一時的な圧力上昇であり，代替循環冷却系による格納容器減圧及び除熱操作を継続することから，格納容器内の安定した減圧及び除熱への影響はない。
なお，事象発生から約 4.5 時間後の原子炉圧力容器破損までは，逃がし安全弁（自動減圧機能）によって原子炉圧力を 2.0MPa［gage］以下に維持することが必要となるが，炉心損傷後の原子炉圧力容器から逃がし安全弁（自動減圧機能）を通ってサプレッション・チェンバへ放出される高温流体やドライウェル雰囲気温度の熱的影響を考慮しても，逃がし安全弁（自動減圧機能）は確実に開状態を維持することが可能である。
（添付資料 3.2.6）
ｂ．評価項目等
格納容器圧力は，第 3.2−7 図及び第 3.2−9 図に示すとおり，格納容器内に崩壊熱等の熱によって発生した水蒸気等が放出されるため徐々に上昇するが，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）による格納容器冷却，代替循環冷却系による原子炉注水並びに格納容器減圧及び除熱を行うことによって，圧力上昇は抑制される。事象発生の約 7.4 時間後に最高値の約 0.47MPa［gage］となるが，以降は低下傾向となることから，格納容器バウンダリにかかる圧力は，評価項目である最高使用圧力の 2 倍（0.62MPa［gage］）を下回る。なお，
3.2−26

格納容器バウンダリにかかる圧力が最高となる事象発生約 7.4 時間後においても，水の放射線分解によって発生する水素及び酸素は，格納容器
内の非凝縮性ガスに占める割合の 1％未満であるため，その影響は無視
し得る程度である。
（添付資料 3.2.7）
格納容器雰囲気温度は，第 3.2−8 図及び第 3.2−10 図に示すとおり，
格納容器内に崩壊熱等の熱によって発生した水蒸気等が放出されるため徐々に上昇するが，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）による格納容器冷却，代替循環冷却系による原子炉注水並びに格納容器減圧及び除熱を行うことによって，温度上昇は抑制される。事象発生の約 7.4 時間後に最高値の約 151℃となるが，以降は低下傾向となることから，評価項目である 200℃を下回る。
原子炉圧力は，第 3.2−4 図に示すとおり，原子炉圧力容器の破損直前で約 0.3MPa［gage］であり，2.0MPa［gage］以下に低減される。
格納容器内の水素濃度は，第 3.2−26 図及び第 3.2−27 図に示すとおり，ジルコニウム−水反応等により発生した水素が格納容器へ放出されることで 13vol％（ドライ条件）を上回るが，第 3.2−24 図及び第 3.2−25 図に示すとおり，格納容器内酸素濃度が 4.0vol％（ドライ条件）に到達した時点で可搬型窒素供給装置による格納容器内への窒素注入を行うことによって，酸素濃度の最高値は約 4.0vol％（ドライ条件）にとどまることから，可燃限界である 5vol％（ドライ条件）を下回る。
なお，コリウムシールドによってペデスタル（ドライウェル部）の壁面
及び床面のコンクリートの侵食は抑制されることから，溶融炉心・コン
クリート相互作用による可燃性ガスは発生しない。
第 3.2−9 図及び第 3.2−10 図に示すとおり，事象発生から約 4.5 時
3.2−27

間後に溶融炉心がペデスタル（ドライウェル部）へ落下するが，常設低圧代替注水系ポンプを用いた格納容器下部注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェル部）への注水，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）による格納容器冷却，代替循環冷却系による原子炉注水並びに格納容器減圧及び除熱を行うことで，第3.2−7 図及び第 3.2−8 図に示すとおり，格納容器圧力及び格納容器雰
囲気温度は低下傾向を示し，ペデスタル（ドライウェル部）に落下した
溶融炉心及び格納容器雰囲気は安定して除熱される。事象を通じて格納容器の限界圧力に到達せず，格納容器圧力逃がし装置を使用することな
く，格納容器が過圧・過温破損に至らないことを確認した。なお，格納容器内の酸素濃度上昇により，長期的には格納容器圧力逃がし装置を用いて可燃性ガスを排出する。
事象発生から 7 日までの大気中へのＣｓ−137 放出量は，約 3.2×
10 −２ TBq であり，評価項目である 100TBq を下回る。また，事象発生から 7 日間以降，Ｃｓ−137 の放出が継続した場合の放出量評価を行った
ところ，約 3.4×10 − ２ TBq（事象発生 30 日間）及び約 3.9×10 − ２ TBq（事象発生 100 日間）であり，いずれの場合も 100TBq を下回る。
（添付資料 3.2.5，3.2.8）
本評価では，「1.2.2.2 有効性を確認するための評価項目の設定」に示す，(1)から(4)，(6)及び(7)の評価項目並びにペデスタル（ドライウ
ェル部）に落下した溶融炉心及び格納容器の安定状態の維持について，対策の有効性を確認した。
「1.2.2.2 有効性を確認するための評価項目の設定」に示す(5)の評
価項目については，「3.3 原子炉圧力容器外の溶融燃料−冷却材相互作用」において確認している。また，(8)の評価項目については，「3.5 溶
3.2−28

融炉心・コンクリート相互作用」において確認している。

3.2.3

解析コード及び解析条件の不確かさの影響評価

解析コード及び解析条件の不確かさの影響評価の範囲として，運転員等操
作時間に与える影響，評価項目となるパラメータに与える影響及び操作時間余裕を評価するものとする。
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」では，設計基準事故対処設備による原子炉注水機能（非常用炉心冷却系）及び原子
炉隔離冷却系のみならず，重大事故等対処設備による原子炉注水機能を含む
全ての原子炉注水機能が喪失して炉心損傷に至り，原子炉圧力容器が破損する前に手動操作により原子炉減圧を行うことが特徴である。よって，不確かさの影響を確認する運転員等操作は，事象進展に有意な影響を与えると考えられる操作として，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，緊急用海水系による冷却水（海水）の確保操作及び代替循環冷却系による格納容器減圧及び除熱操作，可搬型窒素供給装置による格納容器内への窒素注入操作とする。
本評価事故シーケンスの有効性評価における現象の不確かさとしては，溶融炉心落下流量，溶融ジェット径，溶融炉心粒子化割合，冷却材とデブリ粒子の伝熱，炉心ヒートアップ，炉心崩壊挙動，溶融炉心と上面水プールとの伝熱，溶融炉心と原子炉圧力容器間の熱伝達，原子炉圧力容器破損判定が挙げられる。
これらの不確かさに対して，燃料ペレットが崩壊する時間及び温度，溶融
ジェット径，エントレインメント係数，デブリ粒子径，ジルコニウム−水反
応速度，限界熱流束に係る係数，下部プレナムギャップ除熱量に係る係数，
溶接部破損時の最大ひずみを変化させた場合の本格納容器破損モードに対す
3.2−29

る影響は小さいことを確認している。
また，原子炉水位を監視し，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手動操作による原子炉減圧を行うといった，兆候を捉えた対応を図ることによって，炉心下部プレナムへの溶融炉心移行が発生する前に速やかに 2.0MPa［gage］を十分下回る圧力まで原子炉を減圧可能であることを確認している。

(1)

解析コードにおける重要現象の不確かさの影響評価
本格納容器破損モードにおいて不確かさの影響評価を行う重要現象とは，「1.7 解析コード及び解析条件の不確かさの影響評価方針」に示すとおりであり，それらの不確かさの影響評価は以下のとおりである。
ａ．運転員等操作時間に与える影響
炉心における燃料棒内温度変化，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として，炉心ヒートアップに関するモデ
ルは，ＴＭＩ事故についての再現性及びＣＯＲＡ実験についての再現性を確認している。炉心ヒートアップの感度解析（ジルコニウム−水反応
速度の係数についての感度解析）では，炉心溶融開始時間及び炉心下部
プレナムへの溶融炉心移行の開始時間に対する感度は数分程度であり，影響は小さいことを確認している。本評価事故シーケンスでは，原子炉
圧力容器破損までは重大事故等対処設備を含む全ての原子炉への注水機能に期待しないことで原子炉圧力容器破損に至ることを想定しており，最初に実施すべき操作は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の逃がし安全弁（自動減圧機能）の手動による原子炉減圧操作であり，また，燃料被覆管温度及び原子炉圧力容器
温度等を操作開始の起点としている運転員等操作はないことから，運転
3.2−30

員等操作時間に与える影響はない。
炉心における沸騰・ボイド率変化及び気液分離（水位変化）・対向流の不確かさとして，炉心モデル（炉心水位計算モデル）は，原子炉水位挙動について原子炉圧力容器内のモデルが精緻である解析コードＳＡＦ
ＥＲの評価結果との比較により水位低下幅は解析コードＭＡＡＰの評価
結果の方が大きく，解析コードＳＡＦＥＲに対して保守的であることを確認している。このため，原子炉水位が燃料有効長底部から燃料有効長の 20％上の位置に到達する時間が早まる可能性があるが，数分程度の差異であることから，運転員等操作時間に与える影響は小さい。
炉心損傷後の原子炉圧力容器におけるリロケーション及び構造材との熱伝達の不確かさとして，溶融炉心の挙動モデルはＴＭＩ事故についての再現性を確認している。また，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原子炉圧力容器破損時間に与える影響は小さいことを確認している。リロケーションの影響を受ける可能性がある操作としては，原子炉圧力容器が破損した時点での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）による格納容器冷却操作（原子炉圧力容器破損後）及び常設低圧代替注水系ポンプを用いた格納容器下部注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェル部）注水操作があるが，原子炉圧力容器破損時間に与える影響は小さく，また，原子炉圧力容器温度（下鏡部）が 300℃に到達したこと等をもって破損兆候を検知し，原子炉圧力容器の破損判断パラメータである格納容器下部水温を継続監視することで，原子炉圧力容器破損を速やかに判断可能であることから，運転員等操作時間に与える影響は小さい。
炉心損傷後の原子炉圧力容器における原子炉圧力容器内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
3.2−31

かさとして，下部プレナムでの溶融炉心の挙動に関する感度解析により，
原子炉圧力容器破損時の原子炉圧力に与える影響は小さいことを確認している。本評価事故シーケンスでは，原子炉圧力容器内ＦＣＩを操作開始の起点としている運転員等操作はないことから，運転員等操作時間に与える影響はない。
炉心損傷後の原子炉圧力容器における炉心下部プレナムでの溶融炉心の熱伝達の不確かさとして，溶融炉心の挙動モデルはＴＭＩ事故についての再現性を確認している。また，炉心下部プレナムと溶融炉心の熱伝達に関する感度解析により原子炉圧力容器破損時間に与える影響は小さいことを確認している。炉心下部プレナムでの溶融炉心の熱伝達の不確
かさの影響を受ける可能性がある操作としては，原子炉圧力容器が破損した時点での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）による格納容器冷却操作（原子炉圧力容器破損後）及び常設低圧代替注水系ポンプを用いた格納容器下部注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェル部）注水操作があるが，原子炉圧力容器破損
時間に与える影響は小さく，また，原子炉圧力容器温度（下鏡部）が300℃に到達したこと等をもって破損兆候を検知し，原子炉圧力容器の破損判断パラメータである格納容器下部水温を継続監視することで，原子炉圧力容器破損を速やかに判断可能であることから，運転員等操作時間に与える影響は小さい。
炉心損傷後の原子炉圧力容器における原子炉圧力容器破損の不確かさ
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）に関する感度解析により最大ひずみを低下させた場合に原子炉圧力容器破損時間が早まることを確認している。原子炉圧力容器破損の不確かさの影響を受ける可能性がある操作としては，原子炉圧力3.2−32

容器が破損した時点での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）による格納容器冷却操作（原子炉圧力容器破損後）及び常設低圧代替注水系ポンプを用いた格納容器下部注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェル部）注水操作があるが，原子炉圧
力容器破損（事象発生から約 4.5 時間後）に対して早まる時間はわずかであり，また，原子炉圧力容器温度（下鏡部）が 300℃に到達したこと
等をもって破損兆候を検知し，原子炉圧力容器の破損判断パラメータである格納容器下部水温を継続監視することで，原子炉圧力容器破損を速やかに判断可能であることから，運転員等操作時間に与える影響は小さい。
（添付資料 3.2.9）
ｂ．評価項目となるパラメータに与える影響
炉心における燃料棒内温度変化，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として，炉心ヒートアップに関するモデ
ルは，ＴＭＩ事故についての再現性及びＣＯＲＡ実験についての再現性を確認している。炉心ヒートアップの感度解析（ジルコニウム−水反応
速度の係数についての感度解析）では，炉心溶融開始時間及び炉心下部
プレナムへの溶融炉心移行の開始時間への感度は数分程度であり，影響
は小さいことを確認している。本評価事故シーケンスでは，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の逃がし安全弁（自動減圧機能）の手動による原子炉減圧操作によって速やかに原子炉圧力を 2.0MPa［gage］以下に低減し，原子炉圧力容器破損までに原子炉圧力を 2.0MPa［gage］以下に維持しているため，運転員等操作時間に与える影響はないことから，評価項目となるパラメータに与える影響はない。
3.2−33

炉心における沸騰・ボイド率変化及び気液分離（水位変化）・対向流の不確かさとして，炉心モデル（炉心水位計算モデル）は，原子炉水位挙動について原子炉圧力容器内のモデルが精緻である解析コードＳＡＦ
ＥＲの評価結果との比較により水位低下幅は解析コードＭＡＡＰの評価
結果の方が大きく，解析コードＳＡＦＥＲに対して保守的であることを確認している。このため，原子炉水位が燃料有効長底部から燃料有効長の 20％上の位置に到達する時間が早まる可能性があるが，数分程度の差異であり，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後に原子炉圧力は速やかに低下することから，評価項目となるパラメータに与える影響は小さい。
炉心損傷後の原子炉圧力容器におけるリロケーション及び構造材との熱伝達の不確かさとして，溶融炉心の挙動モデルはＴＭＩ事故についての再現性を確認している。また，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炉心溶融開始時間に与える影響は小さいことを確認している。本評価事故シーケンスでは，原子炉圧力容器破損が発生する
前に，十分な時間余裕をもって逃がし安全弁（自動減圧機能）の手動による原子炉減圧操作により原子炉圧力を 2.0MPa［gage］以下に維持していることから，評価項目となるパラメータに与える影響はない。
炉心損傷後の原子炉圧力容器における原子炉圧力容器内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）の不確かさとして，下部プレナムでの溶融炉心の挙動に関する感度解析により，
原子炉圧力容器破損時の原子炉圧力に与える影響は小さいことを確認している。本評価事故シーケンスでは，原子炉圧力容器破損が発生する前に，十分な時間余裕をもって逃がし安全弁（自動減圧機能）の手動による原子炉減圧操作により原子炉圧力を低下させ，2.0MPa［gage］以下に
3.2−34維持していることから，評価項目となるパラメータに与える影響はない。
炉心損傷後の原子炉圧力容器における炉心下部プレナムでの溶融炉心の熱伝達の不確かさとして，溶融炉心の挙動モデルはＴＭＩ事故についての再現性を確認している。また，炉心下部プレナムと溶融炉心の熱伝達に関する感度解析により原子炉圧力容器破損時間に与える影響は小さいことを確認していることから，評価項目となるパラメータに与える影
響は小さい。
炉心損傷後の原子炉圧力容器における原子炉圧力容器破損の不確かさ
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）に関する感度解析により最大ひずみを低下させた場合に原子炉圧力容器破損が早まることを確認しているが，原子炉圧力容器破損（事象発生から約 4.5 時間後）に対して早まる時間はわずかであることから，評価項目となるパラメータに与える影響は小さい。
（添付資料 3.2.9）(2)

解析条件の不確かさの影響評価
ａ．初期条件，事故条件及び重大事故等対策に関連する機器条件
初期条件，事故条件及び重大事故等対策に関連する機器条件は，第3.2−2 表に示すとおりであり，それらの条件設定を設計値等，最確条件とした場合の影響を評価する。また，解析条件の設定に当たっては，評
価項目となるパラメータに対する余裕が小さくなるような設定があることから，その中で事象進展に有意な影響を与えると考えられる項目に関する影響評価の結果を以下に示す。
(a)

運転員等操作時間に与える影響
初期条件の原子炉停止後の崩壊熱は，解析条件の燃焼度 33GWd／t
3.2−35に対して最確条件は燃焼度 33GWd／t 以下であり，解析条件の不確かさとして，最確条件とした場合は，解析条件で設定している崩壊熱と同等以下となる。燃焼度 33GWd／t の場合は，解析条件と最確条件は同等であることから運転員等操作時間に与える影響はない。また，燃焼度 33GWd／t 未満の場合は，発生する蒸気量は少なくなり，原子炉
水位の低下は緩和されるが，操作手順（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を実施すること）に変わりはないことから，運転員等操作時間に与える影響はない。
初期条件の原子炉圧力，原子炉水位及び炉心流量は，解析条件の不確かさとして，ゆらぎにより解析条件に対して変動を与え得るが，事象進展に与える影響は小さいことから，運転員等操作時間に与える影
響は小さい。
機器条件の可搬型窒素供給装置は，解析条件の不確かさとして，最確条件とした場合には窒素温度が上昇するため格納容器雰囲気温度が上昇する可能性がある。本評価事故シーケンスでは，格納容器雰囲気
温度を起点としている運転員等操作はないことから，運転員等操作時間に与える影響はない。
（添付資料 3.2.9）(b)

評価項目となるパラメータに与える影響
初期条件の原子炉停止後の崩壊熱は，解析条件の燃焼度 33GWd／t
に対して最確条件は燃焼度 33GWd／t 以下であり，解析条件の不確かさとして，最確条件とした場合は，解析条件で設定している崩壊熱と同等以下となる。燃焼度 33GWd／t の場合は，解析条件と最確条件は同等であることから評価項目となるパラメータに与える影響はない。
また，燃焼度 33GWd／t 未満の場合は，発生する蒸気量は少なくなり，
3.2−36

原子炉水位の低下は緩和され，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の開始が遅くなるが，原子炉圧力容器破損も遅くなり，原子炉減圧操作開始後に原子炉圧力は速やかに低下することから，評価項目となるパラメータに与える影響はない。
初期条件の原子炉圧力，原子炉水位及び炉心流量は，解析条件の不確かさとして，ゆらぎにより解析条件に対して変動を与え得るが，事象進展に与える影響は小さいことから，評価項目となるパラメータに与える影響は小さい。
機器条件の可搬型窒素供給装置は，解析条件の不確かさとして，最確条件とした場合には窒素温度が上昇するため格納容器雰囲気温度が上昇する可能性がある。窒素注入は事象発生から約 167 時間後に開始するため，代替循環冷却系による格納容器減圧及び除熱操作によって格納容器雰囲気は除熱されており，窒素温度は格納容器雰囲気温度よりも低いことから，窒素注入によって格納容器雰囲気温度が上昇する
ことはなく，評価項目となるパラメータに与える影響はない。
（添付資料 3.2.9）
ｂ．操作条件
操作条件の不確かさとして，操作に係る不確かさを「認知」，「要員配置」，「移動」，「操作所要時間」，「他の並列操作有無」及び「操作の確実さ」の 6 要因に分類し，これらの要因が，運転員等操作時間に与える影響を評価する。また，運転員等操作時間に与える影響が評価項目となるパラメータに与える影響を評価し，評価結果を以下に示す。
(a)

運転員等操作時間に与える影響
操作条件の逃がし安全弁（自動減圧機能）の手動による原子炉減圧
操作は，解析上の操作時間として原子炉水位が燃料有効長底部から燃3.2−37

料有効長の 20％上の位置に到達時（事象発生から約 38 分後）を設定している。運転員等操作時間に与える影響として，原子炉水位が燃料
有効長底部から燃料有効長の 20％上の位置に到達するまでには事象発生から約 38 分の時間余裕があり，また，原子炉減圧操作は原子炉水位の低下傾向を監視しながらあらかじめ準備が可能であり，実態の操作開始時間は解析上の設定とほぼ同等であるため，操作開始時間に与える影響は小さいことから，運転員等操作時間に与える影響も小さい。当該操作は，解析コード及び解析条件（操作条件を除く）の不確
かさにより操作開始時間は遅くなる可能性があるが，中央制御室での操作のみであり，当直運転員は中央制御室に常駐していること，また，当該操作に対応する当直運転員に他の並列操作はないことから，操作時間に与える影響はない。
操作条件の緊急用海水系による冷却水（海水）の確保操作及び代替
循環冷却系による格納容器減圧及び除熱操作は，解析上の操作開始時
間として事象発生から 90 分後を設定している。運転員等操作時間に与える影響として，代替循環冷却系運転は事象発生 90 分後に開始することとしているが，時間余裕を含めて設定されているため操作の不確かさが操作開始時間に与える影響は小さいことから，運転員等操作時間に与える影響は小さい。また，本操作の操作開始時間は，操作所
要時間を踏まえて解析上の想定時間を設定したものであり，緊急用海水系の操作開始時間が早まれば，本操作の操作時間も早まる可能性があり，代替循環冷却系の運転開始時間も早まるが，その他の操作と並列して実施する場合でも，順次実施し所定の時間までに操作を完了できることから影響はない。
操作条件の可搬型窒素供給装置による格納容器内への窒素注入操作
3.2−38

は，解析上の操作開始時間として事象発生から約 167 時間後を想定している。運転員等操作時間に与える影響として，格納容器内への窒素注入の実施基準である格納容器内酸素濃度 4.0vol％（ドライ条件）
到達は事象発生から約 167 時間後であるのに対し，可搬型窒素供給装置の移動及びホース敷設等は格納容器内酸素濃度が 3.5vol％（ドライ条件）到達時（事象発生から約 124 時間後）に開始するため，十分な時間余裕があることから，操作開始時間に与える影響は小さく，運転員等操作時間に与える影響は小さい。
（添付資料 3.2.9）(b)

評価項目となるパラメータに与える影響
操作条件の逃がし安全弁（自動減圧機能）の手動による原子炉減圧
操作は，運転員等操作時間に与える影響として，実態の操作開始時間
は解析上の設定とほぼ同等であることから，評価項目となるパラメー
タに与える影響は小さい。
操作条件の緊急用海水系による冷却水（海水）の確保操作及び代替
循環冷却系による格納容器減圧及び除熱操作は，運転員等操作時間に与える影響として，操作開始時間が早まった場合には，本操作も早まる可能性があり，格納容器圧力及び雰囲気温度を早期に低下させる可能性があることから，評価項目となるパラメータに対する余裕は大きくなる。
操作条件の可搬型窒素供給装置による格納容器内への窒素注入操作
は，解析上の操作開始時間として事象発生から約 167 時間後を想定している。運転員等操作時間に与える影響として，格納容器内への窒素注入の実施基準である格納容器内酸素濃度 4.0vol％（ドライ条件）
到達は事象発生から約 84 時間後であるのに対し，可搬型窒素供給装
3.2−39置の移動及びホース敷設等は格納容器内酸素濃度が 3.5vol％（ドライ条件）到達時（事象発生から約 124 時間後）に開始するため，十分な時間余裕があることから，操作開始時間に与える影響は小さく，評価項目となるパラメータに与える影響は小さい。
（添付資料 3.2.9）(3)

操作時間余裕の把握
操作条件の逃がし安全弁（自動減圧機能）の手動による原子炉減圧操作については，原子炉圧力容器破損までに完了する必要があるが，原子炉圧
力容器破損までの時間は事象発生から約 4.5 時間あり，操作開始時間（事象発生から約 38 分後）に対して余裕があるため，準備時間が確保できることから，時間余裕がある。
操作条件の緊急用海水系による冷却水（海水）の確保操作及び代替循環
冷却系による格納容器減圧及び除熱操作については，格納容器除熱開始までの時間は操作所要時間を踏まえて解析上の想定時間を設定したものであり，時間余裕がある。なお，本操作が大幅に遅れるような事態になった場
合でも，原子炉圧力容器破損に至るまでの時間は事象発生から約 4.5 時間
であり，約 3 時間の余裕があることから，時間余裕がある。
操作条件の可搬型窒素供給装置による格納容器内への窒素注入操作は，格納容器内への窒素注入の実施基準である格納容器内酸素濃度 4.0vol％（ドライ条件））到達は事象発生から約 167 時間後であるのに対し，可搬型窒素供給装置の移動及びホース敷設等は格納容器内酸素濃度が3.5vol％（ドライ条件）到達時（事象発生から約 124 時間後）に開始する
ため，十分な準備時間が確保できることから，時間余裕がある。
（添付資料 3.2.9）
3.2−40(4)原子炉圧力容器破損後の原子炉注水を考慮しない場合の影響評価
重大事故等対処設備による原子炉注水に対する仮定として，原子炉圧力容器破損までは重大事故等対処設備による原子炉への注水を考慮しないものとしているが，故障により原子炉注水ができない状態であった場合，故障要因を除去できないまま，原子炉圧力容器破損後も原子炉へ注水できな
いことも考えられる。この影響を考慮した感度解析を実施した。格納容器
圧力の推移を第 3.2−28 図，格納容器雰囲気温度の推移を第 3.2−29 図に示す。原子炉圧力容器破損後に原子炉へ注水できない場合においても，格
納容器圧力及び格納容器雰囲気温度の観点では大きな影響はないことから，評価項目となるパラメータに対する影響は小さい。
（添付資料 3.2.10）

(5)

まとめ
解析コード及び解析条件の不確かさの影響評価の範囲として，運転員等操作時間に与える影響，評価項目となるパラメータに与える影響及び操作時間余裕を確認した。また，原子炉圧力容器破損後も原子炉へ注水できない場合の感度解析を実施した。その結果，解析コード及び解析条件の不確かさが運転員等操作時間に与える影響等を考慮した場合においても，評価項目となるパラメータに与える影響は小さい。このほか，評価項目となるパラメータに対して，対策の有効性が確認できる範囲内において，操作時間には時間余裕がある。

3.2.4

必要な要員及び資源の評価(1)

必要な要員の評価
3.2−41

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」の重大事故等対策に必要な災害対策要員（初動）は，「3.2.1(3) 格納容器破損防止対策」に示すとおり 20 名である。「6.2 重大事故等対策時に必要な要員の評価結果」で説明している災害対策要員（初動）の 39 名で対処可能である。
また，必要な参集要員は，「3.2.1(3) 格納容器破損防止対策」に示すと
おり 2 名であり，参集要員の 72 名に含まれることから対処可能である。
(2)

必要な資源の評価
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」において，必要な水源，燃料及び電源は，「6.1(2) 資源の評価条件」の条件にて評価を行い，以下のとおりである。
ａ．水源

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）による格納容器冷却及び格納容器下部注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェル部）注水については，7 日間の対応を考慮すると，合計約 380m３ の水が必要となる。
水源として，代替淡水貯槽に 4,300m３ の水を保有していることから，水源が枯渇することはなく，7 日間の対応が可能である。
代替循環冷却系による原子炉注水並びに格納容器減圧及び除熱については，サプレッション・プールを水源とすることから，水源が枯渇することはなく，7 日間の対応が可能である。
（添付資料 3.2.11）
ｂ．燃

料

常設代替交流電源設備による電源供給について，事象発生直後から 7日間の常設代替交流電源設備（常設代替高圧電源装置 5 台）の運転を想
3.2−42

定す る と， 約 352.8kL の軽 油 が必 要 と なる 。 軽油 貯 蔵タ ン クに は約800kL の軽油を保有していることから，常設代替交流電源設備（常設代替高圧電源装置 5 台）による 7 日間の電源供給の継続が可能である。
可搬型窒素供給装置による格納容器内への窒素注入について，事象発生直後から 7 日間の可搬型窒素供給装置の運転を想定すると，約18.5kL の軽油が必要となる。可搬型設備用軽油タンクには約 210kL の軽油を保有していることから，可搬型窒素供給装置による 7 日間の格納容器内への窒素注入の継続が可能である。
緊急時対策所用発電機による電源供給について，事象発生直後から 7日間の緊急時対策所用発電機の運転を想定すると，約 70.0kL の軽油が必要となる。緊急時対策所用発電機燃料油貯蔵タンクに約 75kL の軽油を保有していることから，緊急時対策所用発電機による 7 日間の電源供給の継続が可能である。
（添付資料 3.2.12）
ｃ．電源

重大事故等対策時に必要な負荷は約 2,756kW であるが，常設代替交流
電源設備（常設代替高圧電源装置 5 台）の連続定格容量は 5,520kW であることから，必要負荷に対しての電源供給が可能である。なお必要な負荷には，有効性評価で期待しないが電源供給される不要な負荷も含まれている。
可搬型窒素供給装置の窒素供給装置用電源車については，窒素供給装置に対しての電源供給が可能である。
緊急時対策所用発電機については，必要負荷に対しての電源供給が可能である。
（添付資料 3.2.13）
3.2−433.2.5

結論

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」では，運転時の異常な過渡変化又は全交流動力電源喪失が発生するとともに，非常用炉心冷却系等の安全機能の喪失が重畳する。このため，原子炉圧力が高い状態で原子炉圧力容器が損傷し，溶融炉心，水蒸気，水素等が急速に放出され，格納容器に熱的・機械的な負荷が発生して格納容器破損に至ることが特徴である。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」
に対する格納容器破損防止対策としては，逃がし安全弁（自動減圧機能）の手動による原子炉減圧手段を整備している。
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」の評価
事故シーケンス「過渡事象＋高圧炉心冷却失敗＋手動減圧失敗＋炉心損傷後の手動減圧失敗（＋ＤＣＨ）」について有効性評価を行った。
上記の場合においても，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により，原子炉圧力容器破損までに原子炉圧力を 2.0MPa［gage］
以下に低減することが可能である。また，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，放射性物質の総放出量，水素の爆轟及び
可燃性ガスの蓄積，燃焼の観点でも評価項目を満足することから，安定状態を維持できる。
解析コード及び解析条件の不確かさについて確認した結果，運転員等操作時間に与える影響及び評価項目となるパラメータに与える影響は小さい。また，対策の有効性が確認できる範囲内において，操作時間余裕について確認した結果，操作が遅れた場合でも一定の余裕がある。
重大事故等対策時に必要な要員は，災害対策要員にて確保可能である。また，必要な水源，燃料及び電源を供給可能である。
3.2−44

以上のことから，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」において，逃がし安全弁（自動減圧機能）の手動による原子炉減圧手段の格納容器破損防止対策は，選定した評価事故シーケンスに対して有効であることが確認でき，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」に対して有効である。

3.2−45

凡
２Ｃ非常用ディーゼル発電機，２Ｄ
非常用ディーゼル発電機及び高圧炉
心スプレイ系ディーゼル発電機

例：安全機能の喪失を仮定する設備：評価上考慮しない設備

逃がし安全弁（自動減圧機能）Ｇ
常設代替高圧電源装置

原子炉ウェルへ
タービンへ

耐圧強化
ベント系

原子炉圧力容器Ｇ
軽油貯蔵タンク

ドライウェル

ぺデ
スタル

格納容器
圧力逃がし装置※3

3.2−46※3
サプレッション・
チェンバ

格納容器窒素供給
ライン西側接続口↑

残留熱除去系
海水系ポンプ
（Ａ）
，
（Ｃ）

→
※1

→

緊急用海水
ポンプ（Ａ）
，
（Ｂ）

→
※2

→
残留熱除去系
海水系ポンプ（Ｂ），（Ｄ）

サプレッション・
プール

代替
循環
冷却系
ポンプ
（Ａ）
（注）

→

※1

→

※2

→

残留熱除去系ポンプ（Ａ）

残留熱除去系
ポンプ（Ｂ）※1 海へ←
低圧炉心スプレイ系ポンプ

格納容器窒素供給
ライン東側接続口

冷却系
ポンプ
（Ｂ）

常設低圧代替注水系ポンプ（Ａ），（Ｂ）（注）

↑

→

海

復水貯蔵タンク↑（注）原子炉圧力容器破損前は原子炉注水機能について評価上考慮しない→

高圧炉心
スプレイ系ポンプ

原子炉隔離時冷却系ポンプ

タンクローリ

海へ ※2

残留熱除去系ポンプ（Ｃ）

←

代替

↑ 循環

←

可搬型窒素供給装置

可搬型設備用軽油タンク

代替淡水貯槽←常設高圧代替注水系ポンプ

第 3.2−1 図 高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱時の重大事故等対処設備の概略系統図（1／5）（原子炉圧力容器破損前の逃がし安全弁（自動減圧機能）による原子炉減圧段階）

西側淡水貯水設備

凡２Ｃ非常用ディーゼル発電機，２Ｄ
非常用ディーゼル発電機及び高圧炉
心スプレイ系ディーゼル発電機

例：安全機能の喪失を仮定する設備

逃がし安全弁（自動減圧機能）：評価上考慮しない設備

Ｇ
常設代替高圧電源装置

原子炉ウェルへ
タービンへ

耐圧強化
ベント系

原子炉圧力容器Ｇ
軽油貯蔵タンク

ドライウェル

ぺデ
スタル

格納容器
圧力逃がし装置※3

3.2−47※3
サプレッション・
チェンバ

格納容器窒素供給
ライン西側接続口↑

残留熱除去系
海水系ポンプ
（Ａ）
，
（Ｃ）

→
※1

→

緊急用海水
ポンプ（Ａ）
，
（Ｂ）

→
※2

→
残留熱除去系
海水系ポンプ（Ｂ），（Ｄ）

サプレッション・
プール

代替
循環
冷却系
ポンプ
（Ａ）
（注）

→

※1

→

※2

→

残留熱除去系ポンプ（Ａ）

残留熱除去系
ポンプ（Ｂ）※1 海へ←
低圧炉心スプレイ系ポンプ

格納容器窒素供給
ライン東側接続口

冷却系
ポンプ
（Ｂ）

常設低圧代替注水系ポンプ（Ａ），（Ｂ）（注）

↑

→

海

復水貯蔵タンク↑（注）原子炉圧力容器破損前は原子炉注水機能について評価上考慮しない→

高圧炉心
スプレイ系ポンプ

原子炉隔離時冷却系ポンプ

タンクローリ

海へ ※2

残留熱除去系ポンプ（Ｃ）

←

代替

↑ 循環

←

可搬型窒素供給装置

可搬型設備用軽油タンク

代替淡水貯槽←常設高圧代替注水系ポンプ

第 3.2−1 図

高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱時の重大事故等対処設備の概略系統図（2／5）（原子炉圧力容器破損前の代替循環冷却系による格納容器除熱及び格納容器下部注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェル部）水位の確保段階）

西側淡水貯水設備

凡２Ｃ非常用ディーゼル発電機，２Ｄ
非常用ディーゼル発電機及び高圧炉
心スプレイ系ディーゼル発電機

例：安全機能の喪失を仮定する設備

逃がし安全弁（自動減圧機能）：評価上考慮しない設備

Ｇ
常設代替高圧電源装置

原子炉ウェルへ
タービンへ

耐圧強化
ベント系

原子炉圧力容器Ｇ
軽油貯蔵タンク

ドライウェル

ぺデ
スタル

格納容器
圧力逃がし装置※3

3.2−48※3
サプレッション・
チェンバ

格納容器窒素供給
ライン西側接続口↑

残留熱除去系
海水系ポンプ
（Ａ）
，
（Ｃ）

→
※1

→

緊急用海水
ポンプ（Ａ）
，
（Ｂ）

→
※2

→
残留熱除去系
海水系ポンプ（Ｂ），（Ｄ）

サプレッション・
プール

代替
循環
冷却系
ポンプ
（Ａ）
（注）

→

※1

→

※2

→

残留熱除去系ポンプ（Ａ）

残留熱除去系
ポンプ（Ｂ）※1 海へ←
低圧炉心スプレイ系ポンプ←

代替

格納容器窒素供給
ライン東側接続口

冷却系
ポンプ
（Ｂ）

常設低圧代替注水系ポンプ（Ａ），（Ｂ）（注）

↑ 循環

←

↑

→

復水貯蔵タンク↑（注）原子炉圧力容器破損前は原子炉注水機能について評価上考慮しない→

高圧炉心
スプレイ系ポンプ海タンクローリ

海へ ※2

残留熱除去系ポンプ（Ｃ）

原子炉隔離時冷却系ポンプ

可搬型窒素供給装置

可搬型設備用軽油タンク

代替淡水貯槽←常設高圧代替注水系ポンプ

西側淡水貯水設備

第 3.2−1 図 高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱時の重大事故等対処設備の概略系統図（3／5）（原子炉圧力容器破損後の代替循環冷却系による格納容器除熱，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下部注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェル部）注水段階）

凡
２Ｃ非常用ディーゼル発電機，２Ｄ
非常用ディーゼル発電機及び高圧炉
心スプレイ系ディーゼル発電機

例：安全機能の喪失を仮定する設備

逃がし安全弁（自動減圧機能）：評価上考慮しない設備

Ｇ
常設代替高圧電源装置

原子炉ウェルへ
タービンへ

耐圧強化
ベント系

原子炉圧力容器Ｇ
軽油貯蔵タンク

ドライウェル

ぺデ
スタル

格納容器
圧力逃がし装置※3

3.2−49※3
サプレッション・
チェンバ

格納容器窒素供給
ライン西側接続口↑

残留熱除去系
海水系ポンプ
（Ａ）
，
（Ｃ）

→
※1

→

緊急用海水
ポンプ（Ａ）
，
（Ｂ）

→
※2

→
残留熱除去系
海水系ポンプ
（Ｂ）
，
（Ｄ）

→

※1

→

※2

↑ 循環
冷却系
ポンプ
（Ｂ）

←

→

残留熱除去系ポンプ（Ａ）

残留熱除去系
ポンプ（Ｂ）※1 海へ←
低圧炉心スプレイ系ポンプ

常設低圧代替注水系ポンプ（Ａ），（Ｂ）↑

タンクローリ↑

海へ ※2→
残留熱除去系ポンプ（Ｃ）←

格納容器窒素供給
ライン東側接続口

代替

サプレッション・
プール

代替
循環
冷却系
ポンプ
（Ａ）
（注）

可搬型窒素供給装置

可搬型設備用軽油タンク→

高圧炉心
スプレイ系ポンプ

原子炉隔離時冷却系ポンプ

海

復水貯蔵タンク

代替淡水貯槽←常設高圧代替注水系ポンプ

第 3.2−1 図 高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱時の重大事故等対処設備の概略系統図(4／5)（原子炉圧力容器破損後の代替循環冷却系による原子炉注水及び格納容器除熱，代替格納容器スプレイ冷却系（常設）による格納容器冷却段階）

西側淡水貯水設備

凡２Ｃ非常用ディーゼル発電機，２Ｄ
非常用ディーゼル発電機及び高圧炉
心スプレイ系ディーゼル発電機

例：安全機能の喪失を仮定する設備

逃がし安全弁（自動減圧機能）：評価上考慮しない設備

Ｇ
常設代替高圧電源装置

原子炉ウェルへ
タービンへ

耐圧強化
ベント系

原子炉圧力容器Ｇ
軽油貯蔵タンク

ドライウェル

ぺデ
スタル

格納容器
圧力逃がし装置※3

3.2−50※3
サプレッション・
チェンバ

格納容器窒素供給
ライン西側接続口

残留熱除去系
海水系ポンプ
（Ａ）
，
（Ｃ）

↑

→
※1

→

緊急用海水
ポンプ（Ａ）
，
（Ｂ）

→
※2

→
残留熱除去系
海水系ポンプ
（Ｂ）
，
（Ｄ）

→

※1

→

※2

↑ 循環
冷却系
ポンプ
（Ｂ）

←

→

残留熱除去系ポンプ（Ａ）

残留熱除去系
ポンプ（Ｂ）※1 海へ←
低圧炉心スプレイ系ポンプ

常設低圧代替注水系ポンプ（Ａ），（Ｂ）↑

タンクローリ↑

海へ ※2→
残留熱除去系ポンプ（Ｃ）←

格納容器窒素供給
ライン東側接続口

代替

サプレッション・
プール

代替
循環
冷却系
ポンプ
（Ａ）
（注）

可搬型窒素供給装置

可搬型設備用軽油タンク→

高圧炉心
スプレイ系ポンプ

原子炉隔離時冷却系ポンプ

海

復水貯蔵タンク

代替淡水貯槽←常設高圧代替注水系ポンプ

第 3.2−1 図 高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱時の重大事故等対処設備の概略系統図(5／5)（原子炉圧力容器破損後の代替循環冷却系による原子炉注水及び格納容器除熱，可搬型窒素供給装置による格納容器内への窒素注入段階）

西側淡水貯水設備

（解析上の 時刻 ）
（0 秒）

凡

給水 流 量の 全喪 失
注 水機 能喪 失
全交 流 動力 電源 喪 失

原 子炉 水位 低 （レ ベ ル３ ）設定 点 到達 ※ １

例：操 作 ・確 認（ 運 転 員 ）：解 析 上考 慮し な い 操 作：プ ラ ント 状態 （ 解 析 ）：重 大 事故 等対 応 要 員 （現 場 ）の 作 業：判 断：運転員と重大事故等対応要員（現場）の 共同 作業原子 炉 スク ラム ※ ２ 及び全 交流 動力 電 源喪 失 の確 認

可搬型代替注水中型ポンプを用いた低圧代替注水系（可搬型）の起動準備操作

原子 炉 水位 異常 低 下（ レベ ル２ ） 設定 点 到達

使用 済 燃料 プー ルの冷 却 操作※１

外部電源喪失に伴い，原子炉スクラム，主蒸気隔離弁閉止及び再循環ポン
プ停止となるが，解析上は原子炉水位低（レベル３）設定点到達にて原子炉スクラム信号が発信するものとする。主蒸気隔離弁閉止及び再循環系ポン プ停 止に つ いて は ，外 部 電 源 喪失 時と す る。

※２

原子 炉ス ク ラ ムは， 中 央 制御 室に て 平均 出 力領 域計 装 等に より 確 認す る 。

※３

全交流動力電源喪失及び原子炉隔離時冷却系の自動起動失敗により原子炉へ の注 水機 能 が喪 失 する 。

※４

外部電源の受電及び非常用ディーゼル発電機等の起動ができず，非常用母線 の電 源回 復 がで き ない 場 合 ， 早期 の電 源 回復 不 能 と判断 す る 。

※５

中央制御室にて，機器ランプ表示，警報，ポンプ吐出圧力計，系統流量計 ，原 子炉 水 位計 ， 原子 炉 圧 力 計等 にて 確 認す る 。

※６

常設低圧代替注水系ポンプを用いた低圧代替注水系（常設）の起動操作
は ，以 下に よ り判 断 する 。
・Ｌ ＯＣ Ａ 発 生の確 認 な し， かつ ， 高圧 ・ 低圧 注水 機 能喪 失

※７

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」の有効性評価を実施する上で，原子炉圧力容器破損までは重大事故等対処設備に
よ る原 子炉 注 水機 能 につ い て も 考慮 しな い もの と 仮 定する 。

※８

炉心 損傷 は ， 以下に よ り 判断 する 。
・ 格 納 容 器 雰 囲 気 放 射 線 モ ニ タ の γ 線 線 量 率 が， 設 計 基 準 事 故 に お け る 原子 炉冷 却材 喪 失時 の 追加 放 出 量 に相 当す る 指示 値 の 10 倍 以上な お ， 格 納 容 器 雰 囲 気 放 射 線 モ ニ タ （ Ｄ ／ Ｗ ）及 び （ Ｓ ／ Ｃ ） に よ る 炉 心損傷 発 生の 判断 が で き ない 場 合は ， 原子 炉 圧力 容 器温 度に よ り判 断す る 。

※９

原子炉注水の手段が全くない場合，原子炉水位が燃料有効長底部から燃料
有 効長 の 20％ 高い 位 置に 到 達し た 時点 で ，原 子 炉 減圧操 作 の 実施 を 判断 する。
「 燃料 有 効長 底部 か ら燃 料 有 効長 の 20％ 高い 位 置 」とは ， 原 子炉 水 位（ 燃料 域） で− 2966mm を 示 す。

※ 10

原 子 炉 水 位 異 常 低 下 （ レ ベ ル １ ） 設 定 点 及 び ド ラ イ ウ ェ ル 圧 力 13.7kPa［ gage］ 到 達 に よ り ， 床 ド レ ン 制 限 弁 ， 機 器 ド レ ン 制 限 弁 及 び 原 子 炉 補 機
冷 却水 制限 弁 が自 動 閉止 す る こ とを 確認 す る。

※ 11

残留熱除去系熱交換器への海水通水並びに代替循環冷却系の系統構成及び起動が問題なく行われたことをもって，代替循環冷却系の運転可能を判断
す る。

※ 12

炉心損傷していること及び原子炉注水機能が喪失していることにより代替
循 環冷 却系 に よる 格 納容 器 減 圧 及び 除熱 操 作を 実 施 する。
格 納容 器ス プ レイ 流 量は 250m ３ ／ h で 開 始 す る。

※13

ペデ スタ ル （ ドライ ウ ェ ル部 ）内 床 ドレ ン サン プの 1m 水位 維持 機 能を 使 用し た追 加注 水 によ り 水位 を 確 保 する 。
水位確保操作は，非常用母線からの負荷切替え操作，注水開始操作，水位上 昇及 び注 水 停止 操 作を 考 慮 し た時 間（ 約 24 分 ） で実 施す る 。そ の 後， サ
プ レッ ショ ン ・チ ェ ンバ へ の 排 水に より 水 位が 約 1m と なっ た 後， 床 ドレ ン
排 水弁 及び 機 器ド レ ン排 水 弁 は 自動 閉止 す る。

※ 14

炉心損傷を確認した場合，水素濃度及び酸素濃度監視設備を起動し，他のパ ラメ ータ 同 様， 格 納容 器 内 水 素濃 度及 び 酸素 濃 度 を継続 し て 監視す る 。

※ 15

サプレッション・プール水ｐＨ制御装置（自主対策設備）による薬液注入
操 作は ，格 納 容器 下 部水 位 確 保 後か ら実 施 する 。

※ 16

原 子 炉 圧 力 容 器 温 度 （ 下 鏡 部 ） が 300℃ に 到 達 し た こ と に よ り 原 子 炉 圧 力
容器の破損徴候を確認し，原子炉圧力容器の破損の速やかな判断のために格 納容 器下 部 水温 を 継続 監 視 す る。
原 子炉 圧力 容 器の 破 損徴 候 判 断 パラ メー タ は以 下 の とおり 。
・原 子炉 水 位の 「 低下 （ 喪 失 ）」・制 御棒 位 置の 指 示値 の 「 喪 失数 増加 」
・原 子炉 圧 力容 器 温度 （ 下 鏡 部） が「 300℃到 達 」※17

原子 炉圧 力 容 器破損 の 判 断は ，以 下 の破 損 判断 パラ メ ータ によ り 行う 。
・格 納 容器 下部 水 温 の 「上 昇 」又 は 「喪 失 」
併 せて ，格 納 容器 下 部水 温 （20cm 位置 ） の指 示変 化 （オ ー バ ース ケ ール やダ ウン スケ ー ル） に より 溶 融 炉 心の 多量 落 下を 判 断 する。

※ 18

原子炉圧力容器が破損したことにより，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）による格納容器冷却操作（原子炉
圧 力容 器破 損 後） を 実施 す る 。
格 納 容 器 ス プ レ イ 流 量 は 300m ３ ／ h で 開 始 し ， 格 納 容 器 圧 力 が 低 下 傾 向 に転 じた 後， ス プレ イ を停 止 す る 。

※ 19

溶融炉心の多量落下に伴い，常設低圧代替注水系ポンプを用いた格納容器
下部注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェル部）注水操作を実施
す る。
ペ デス タル （ ドラ イ ウェ ル 部 ） 注水 流量 は 80m ３ ／h で 開 始し ，ペ デ スタ ル
（ ドラ イ ウェ ル部 ） 水位 が 2.75m に到 達 後， 注 水 を停止 す る 。そ の 後は ペ
デ ス タ ル （ ド ラ イ ウ ェ ル 部 ） 水 位 を 約 2.25m 〜 約 2.75m の 範 囲 に 制 御 する。なお，実手順としては，作業員及びペデスタル（ドライウェル部）への注水弁に対する負荷低減の観点から，全炉心の崩壊熱による蒸発量相当の注水量で注水を実施する。ただし，全炉心の崩壊熱による蒸発量相当の注水量が格納容器下部注水系（常設）の最低流量を下回る場合は，最低流量 にて 注水 す る運 用 とす る 。

※ 20

原子炉圧力容器の破損後に格納容器圧力が低下傾向に転じた後，代替循環
冷却系による原子炉注水操作並びに格納容器減圧及び除熱操作を実施するとともに，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） に よる 格 納容 器 冷 却 操作 を停 止 する 。
代 替 循 環 冷 却 系 に よ る 原 子 炉 注 水流 量 は 100m ３ ／ h と し ， 格 納 容 器 ス プ レ
イ 流量 は 150m ３ ／h とす る 。

※ 21

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）に よ る 格 納 容 器 冷 却 操 作 は ， 解 析上 は 130m ３ ／ h 一 定 流 量 で ， 格 納 容 器 圧
力 を 400kPa［ gage］ か ら 465kPa［ gage］の範 囲 に 維持 する よ う間 欠 運転 とし てい る が， 実際 に は運 転 手 順 に 従い 格 納容 器 圧 力を 400kPa［gage］ か ら
465kPa［gage］の 範 囲に 維 持 す るよ う 102〜 130m ３ ／h の 範囲 で スプ レ イ流
量 を調 整す る 。

※ 22

可搬型窒素供給装置による格納容器内への窒素注入操作は，格納容器内酸素 濃度 が 4.0vol％ に 到達 し た時 点 でサ プ レッ シ ョ ン・チ ェ ン バへ の 窒素 注入を実施する。ただし，窒素供給後に格納容器内酸素濃度の上昇が継続する場合には，追加でドライウェルへの窒素注入を実施する。なお，可搬型
窒 素供 給 装置 の起 動 準備 操 作 は ， 格納 容 器内 酸 素 濃度 が 3.5vol％ に到 達 した 時点 で開 始 する 。

原子 炉 への 注水 機 能 喪失の 確 認 ※ ３

早期 の 電源 回復 不 能 の 確認 ※ ４

常設 代 替高 圧電 源 装 置によ る
緊急 用 母線 の受 電 操 作

高圧 注 水機 能喪 失 の 確 認※５

電 源確 保操 作 対応

高 圧代 替注 水 系の 起 動操 作

ほ う酸 水注 入 系に よ る原 子 炉
圧力 容 器へ のほ う 酸 水注入 操 作

常 設代 替高 圧 電源 装 置に よ る
非常 用 母線 の受 電 操 作

可 搬型 代替 低 圧電 源 車によ る 受電 操作Ⅰ
常 設低 圧代 替 注水 系 ポン プ を 用 いた
低 圧代 替注 水 系（ 常 設） の起動 操 作 ※ ６ ， ※ ７

原 子炉 建屋 ガ ス処 理 系及 び
中 央制 御室 換 気系 の 起動 操 作

Ⅱ（約 35 分）炉心 損 傷開 始（ 燃 料 被覆管 温 度
1,000K（約 727℃） 到達 ）低圧代替注水系（常設）以外 に よる 原 子炉 注水・ 制御 棒駆 動 水圧 系 によ る 原 子 炉注 水・ ほう 酸水 注 入系 に よる 原 子 炉 注水・ 消火 系（ デ ィー ゼ ル駆 動 ） に よる 原子 炉 注水・ 補給 水系 に よる 原 子炉 注 水・ 可搬 型代 替 注水 中 型ポ ン プ 又 は可 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 ） によ る 原子炉 注 水緊 急用 海水 系 及び代替 循 環冷 却系 の 準 備 操作
（ 電源 切替 操 作）

炉 心損 傷の 確 認 ※ ８（約 38 分）

緊急 用 海水 系に よ る 冷 却水
（海 水 ）の 確保 操 作

原 子炉 水位 が 燃料 有 効長 底 部 か ら燃 料
有効 長 の 20％ 高 い位置 に到 達 ※ ９

Ⅲ
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（約 40 分）（約 52 分）原子 炉 水位 異常 低 下 （ レベ ル １）
設定 点 及び ドラ イ ウ ェル圧 力
13.7kPa［ gage］ 到 達 ※ １ ０

代替 循 環冷 却系
運転 可 能 ※ １ １

燃料 被 覆管 温度 1,200℃ 到 達（約 1.2 時間）

炉 心溶 融開 始 （燃 料 温度
2,500K（約 2,227℃ ）到 達 ）（90 分）

代替 循 環冷 却系 に よ る
格納 容 器減 圧及 び 除 熱操作 ※ １ ２(約 2.7 時間)

原子 炉 圧力 容器 温 度 （下鏡 部 ）300℃ 到達代替 残 留熱 除去 系 海 水 系に よ る
冷 却水 （海 水 ）の 確 保操 作

代替 循 環冷 却系 の 準 備 操作

No

Yes

Ａ

常 設低 圧代 替 注水 系 ポン プ を 用 いた
格納容器下部注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェル部）水位の確保操作 ※１３

格納 容 器下 部水 温 の 継 続監 視 ※ １ ６（約 4.5 時間）

Ⅳ

原子 炉 圧力 容器 破 損

原子 炉 圧力 容器 破 損 時
原 子炉 圧力 2.0MPa［ gage］ 以下

常設 低 圧代 替注 水 系 ポンプ を 用 いた 格納 容 器下 部 注水 系
（常 設 ）以 外に よ る ペデス タ ル （ド ライ ウ ェル 部 ）注 水・消 火 系（ ディ ー ゼ ル駆動 ） に よる ペデ ス タル （ ドラ イウ
ェ ル部 ）注 水・補 給 水系 によ る ペ デスタ ル （ ドラ イウ ェ ル部 ） 注水・可 搬 型代 替注 水 中 型ポン プ 又 は可 搬型 代 替注 水 大型 ポン
プ を用 いた 格 納容 器 下部 注 水 系 （可 搬型 ） に よる ペ デス
タ ル（ ドラ イ ウェ ル 部） 注 水

水素 濃 度及 び酸 素 濃 度
監 視設 備の 起 動 ※ １ ４

サ プレ ッシ ョ ン・ プ ール 水 ｐ Ｈ
制 御装 置に よ る薬 液 注入 操 作 ※ １ ５

溶融 炉 心落 下

水蒸 気 発生 に伴 う 格 納 容器 圧 力上 昇
（溶 融 燃料 −冷 却 材 相互作 用 ）原子 炉 圧力 容器 破 損 の判断 ※ １ ７

Ａ

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 ）に よる 格納 容 器冷 却 操作 ※ １ ８

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 ）によ る 格納 容器 冷 却 操 作

常 設低 圧代 替 注水 系 ポン プ を 用 いた 格納
容 器下 部注 水 系（ 常 設） に よ る ペデ スタル（ ド ライ ウェ ル 部 ） 注水 操 作 ※ １ ９

サプ レ ッシ ョン ・ プ ール水 位
通 常水 位＋ 6.5m 到達

Ⅳ（約 4.6 時間）

格納 容 器雰 囲気 温 度 ・圧力 低 下

代 替循 環冷 却 系に よ る原 子 炉 注 水操 作
並 びに 格納 容 器減 圧 及び 除 熱 操 作 ※ ２ ０

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 ）によ る 格納 容器 冷 却 停止操 作（約 6.7 時間）

常 設低 圧代 替 注水 系 ポン プ を 用 いた 格納容器下部注水系（常設）以外 に よる ペデスタル（ドライウェル部）注水・ 消火 系（ デ ィー ゼ ル駆 動 ） に よる ペデ ス タル （ ドラ イウ
ェル 部 ）注 水・ 補給 水系 に よる ペ デス タ ル （ ドラ イウ ェ ル部 ） 注水・ 可搬 型代 替 注水 中 型ポ ン プ 又 は可 搬型 代 替注 水 大型 ポン
プを 用 いた 格納 容 器 下 部注 水 系（ 可 搬型 ） によ る 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 を 用 いた
代 替格 納容 器 スプ レ イ冷 却 系 （ 常設 ）によ る 格納 容器 冷 却 停 止Ⅴ
格納 容 器圧 力逃 が し 装 置に よ る
格 納容 器減 圧 及び 除 熱操 作
（サ プ レッ ショ ン ・ チ ェン バ 側）

格 納容 器圧 力 465kPa［gage］到 達

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 ）に よる 格納 容 器冷 却 操作 ※ ２ １（約 167 時間）【有 効 性評 価の 対 象 と して い ない が 他に 取 り得 る 手段 】
Ⅰ
電源 容 量に より 使 用 できる 設 備 が限 られ る が， 常 設代 替高 圧 電源 装置 が 使用 で きな い 場合 は 可搬 型 代替 低圧 電 源車 によ り 受電 す る。
Ⅱ
技術 基 準上 の全 て の 要求事 項 を 満た すこ と や全 て のプ ラン ト 状況 にお い て使 用 する こ とは 困 難で あ るが ，プ ラ ント 状況 に よっ て は，
事故 対 応に 有効 な 設 備 とな る 制御 棒 駆動 水 圧系 ， ほう 酸水 注 入系 ，消 火 系（ デ ィー ゼ ル駆 動）， 補 給水 系及 び 可搬 型代 替 注水 中 型ポ ン
プ又 は 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） に よる 原 子炉 注 水も 実 施 可 能 である 。
Ⅲ
代替 残 留熱 除去 系 海 水系に よ る 海水 通水 も 可能 で ある 。
Ⅳ
技術 基 準上 の全 て の 要求事 項 を 満た すこ と や全 て のプ ラン ト 状況 にお い て使 用 する こ とは 困 難で あ るが ，プ ラ ント 状況 に よっ て は，
事故 対 応に 有効 な 設 備 とな る 消火 系 （デ ィ ーゼ ル 駆動 ），補 給 水系 及 び 可 搬型 代替 注 水中 型ポ ン プ 又は 可搬 型 代替 注水 大 型ポ ン プを 用いた 格 納容 器下 部 注 水 系（ 可 搬型 ） によ る ペデ ス タル （ド ラ イウ ェル 部 ）注 水 も実 施 可能 で あ る 。

格納 容 器内 酸素 濃 度 4.0vol％（ド ラ イ条 件） 到 達

可 搬型 窒素 供 給装 置 によ る
格納 容 器内 への 窒 素 注 入操 作 ※ ２ ２

タ ンク ロー リ によ る
燃料 給 油操 作
代 替循 環冷 却 系に よ る原 子 炉 注 水並 びに 格 納容 器 減 圧及び 除 熱 ，常設 低 圧 代 替 注水 系 ポン プ を用 い た格 納容 器
下 部注 水系 （ 常設 ） によ る ペ デ スタ ル（ ド ライ ウ ェ ル部） へ の 注水を 継 続 し ， 機能 喪 失し て いる 設 備の 復旧 に
努 める 。
ま た， 格納 容 器内 酸 素濃 度 の 監 視を 継続 す ると と も に，可 搬 型 窒素供 給 装 置 に よる 格 納容 器 内へ の 窒素 注入
は ，格 納容 器 圧力 が 310kPa［gage］到 達 にて 停 止し ，そ の 後， 格納 容 器内 酸素 濃 度 4.3vol％（ ド ライ 条件 ）到 達に て， 格 納容 器 圧力 逃 が し 装置 によ り 格納 容 器 内の可 燃 性 ガスを 排 出 す る こと で ，格 納 容器 内 での 水素 燃
焼 を防 止す る 。
可 燃性 ガス 濃 度制 御 系の 復 旧 後 は， 可搬 型 窒素 供 給 装置に よ る 格納容 器 内 へ の 窒素 注 入， 代 替循 環 冷却 系に よる 原子 炉注 水 及び 格 納容 器 除 熱 並び に可 燃 性ガ ス 濃 度制御 系 に よる水 素 濃 度 制 御を 実 施す る とと も に， 格納 容器 圧力 逃が し 装置 に よる 格 納 容 器減 圧及 び 除熱 を 停 止する 。

第 3.2−2 図Ⅴ
サプ レ ッシ ョン ・ チ ェンバ 側 か らの 格納 容 器ベ ン トを 優先 す るが ，ド ラ イウ ェ ル側 か らの 格 納容 器 ベン トに よ る格 納容 器 減圧 及 び除
熱も 実 施可 能で あ る 。

「高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱」の対応手順の概要
3.2−51

高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱

経過時間（分）
10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

110

120

130

140

150

160

170

180

190

200

備考

実施箇所・必要要員数【 】は他作業後移動してきた要員
責任者

当直発電長

1人

約35分
炉心損傷開始（燃料被覆管温度 1,000K 到達）

事象発生
原子炉スクラム

中央監視
運転操作指揮操作項目
補佐

当直副発電長1人

運転操作指揮補佐

指揮者等

災害対策要員
（指揮者等）

4人

初動での指揮発電所内外連絡

当直運転員(中央制御室)

当直運転員
(現場)

2 時間
原子炉建屋ガス処理系及び中央制御室換気系の起動による負圧達成

約52分
燃料被覆管温度 1,200℃到達

操作の内容

プラント状況判断
約 38 分
原子炉水位が燃料有効長底部から
燃料有効長の 20％高い位置に到達

重大事故等対応要員(現場)

約1.2時間炉心溶融開始（燃料温度 2,500K 到達）●原子炉スクラムの確認●タービン停止の確認●外部電源喪失の確認
状況判断

2人
A，B

−

−

10 分

●再循環系ポンプ停止の確認●主蒸気隔離弁閉止及び逃がし安全弁（安全弁機能）による原子炉圧力制御の確認●非常用ディーゼル発電機等の自動起動失敗の確認●原子炉への注水機能喪失の確認

早期の電源回復不能の確認

【1人】
A

−

【1人】
B

−

●高圧炉心スプレイ系ディーゼル発電機の手動起動操作（失敗）

1分

−

−

●非常用ディーゼル発電機の手動起動操作（失敗）

2分

2人
a，b

●電源回復操作

適宜実施

−

−

常設代替高圧電源装置による緊急用
母線の受電操作

【1人】
B

−

−

●常設代替高圧電源装置 2 台の起動操作及び緊急用母線の受電操作

4分

高圧注水機能喪失の確認

【1人】
A

−

−

●原子炉隔離時冷却系の手動起動操作（失敗）2分

中央制御室からの高圧代替注水系
の起動操作

【1人】
A

−

●高圧代替注水系による原子炉注水の系統構成操作及び起動操
作

4分
3分

電源確保操作対応

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）及び低圧代替注水系（常設）の起動操作

緊急用海水系による冷却水（海水）
の確保操作

−

【1人】
B

−

−

●常設低圧代替注水系ポンプを用いた低圧代替注水系（常設）による原子炉注水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必要な負荷の電源切替操作

【1人】
A

−

−

●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）による格納容器冷却及び低圧代替注水系（常設）による原子炉注水の系統構成操作及び起動操作

【1人】
A

−

−

【1人】
A

水素濃度及び酸素濃度監視設備の
起動操作

【1人】
A

−

−

●水素濃度及び酸素濃度監視設備の起動操作

サプレッション・プール水ｐＨ制御
装置による薬液注入操作

【1人】
A

−

−

サプレッション・プール水ｐＨ制御装置による薬液注入操作

炉心損傷の確認

【1人】
B

−

−

●炉心損傷の確認

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【1人】
B

原子炉建屋ガス処理系及び中央制
御室換気系の起動操作
ほう酸水注入系による原子炉圧力容器へのほう酸水注入操作

−

−

−

−

6分
35 分

格納容器減圧及び除熱開始後，適宜状態監視

解析上考慮しない

20 分

−

−

●非常用母線の受電準備操作(中央制御室）

−

2人
C，D

−

●非常用母線の受電準備操作(現場）8分

通常運転時は外部電源で常時暖気状態であり，交流電源喪
失時は代替交流電源設備により緊急用母線受電後，暖気が自動的に開始される
解析上考慮しない

1分
35 分
75 分

●常設代替高圧電源装置 3 台の追加起動操作

8分●非常用母線の受電操作

5分−

起動操作実施後，適宜状態監視

5分

−

6分

●中央制御室換気系の起動操作

起動操作実施後，適宜状態監視
2分●ほう酸水注入系の起動操作−

適宜，格納容器内水素濃度及び酸素濃度の監視

15 分●原子炉建屋ガス処理系の起動操作−

水位確保後，適宜状態監視

2分●逃がし安全弁（自動減圧機能）2個の手動開放操作−

原子炉注水は解析上考慮
しない

4分●常設低圧代替注水系ポンプを用いた格納容器下部注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェル部）水位の確保操作

−

【1人】
B

海水通水開始後，適宜状態監視●常設低圧代替注水系ポンプを用いた格納容器下部注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェル部）注水に必要な負荷の電源切
替操作

−

【1人】
B

20 分

●代替循環冷却系による格納容器減圧及び除熱の系統構成操作及
び起動操作

【1人】
B

【1人】
B

原子炉注水は解析上考慮
しない●代替循環冷却系による原子炉注水並びに格納容器減圧及び除熱に必要な負荷の電源切替操作

常設低圧代替注水系ポンプを用いた格納容器下部注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェル部）水位の確保操作

常設代替高圧電源装置による非常用
母線の受電操作

解析上考慮しない●緊急用海水系による海水通水の系統構成操作及び起動操作【1人】
A

常設代替高圧電源装置による非常用
母線の受電準備操作

4分

4分●緊急用海水系による海水通水に必要な負荷の電源切替操作

代替循環冷却系による格納容器減圧及び除熱操作

解析上考慮しない−

解析上考慮しない●ほう酸水注入系の注入状態監視

第 3.2−3 図

ほう酸水全量注入完了まで適宜状態監視

高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱の作業と所要時間（1／2）
3.2−52

高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱

経過時間（時間）
1

2

4

5

約 2.7 時間
原子炉圧力容器温度（下鏡部）
が 300℃到達

実施箇所・必要要員数【 】は他作業後移動してきた要員

操作項目

3

約 4.5 時間
原子炉圧力容器破損

操作の内容

25

124

備考

167

約 124 時間
格納容器内酸素濃度 3.5vol％（ドライ条件）到達

格納容器圧力低下から 30 分後

約 167 時間
格納容器内酸素濃度 4.0vol％（ドライ条件）到達

当直運転員(中央制御室)

当直運転員
(現場)

重大事故等対応要員(現場)

原子炉圧力容器破損の判断

【1人】
A

−

−

●原子炉圧力容器破損の判断●溶融炉心の堆積量の確認

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）による格納容器冷却操作（原子炉圧力容器破損後）

【1人】
A

−

−

●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）による格納容器冷却操作（原子炉圧力容器破損後）

常設低圧代替注水系ポンプを用いた格納容器下部注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェル部）注水操作【1人】
A−●常設低圧代替注水系ポンプを用いた格納容器下部注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェル部）注水操作及び水位制
御操作

破損判断パラメータ（格納容器下部水温）
の継続監視

5分

1分

適宜状態監視解析上では，約10分以上の間隔でペ−

デスタル水位が変動するが，実運用

1分

上では崩壊熱相当の注水量に変更す

注水開始後，水位制御を継続ることで可能な限り連続注水する手順とし，並行した操作を極力減らす
こととする

原子炉注水中，適宜状態監視●代替循環冷却系による原子炉注水操作

代替循環冷却系による原子炉注水操作並びに格納容器減圧及び除熱
操作

【1人】
A

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）による格納容器冷却操作

【1人】
A

−

−

格納容器スプレイ中，適宜状態監視●代替循環冷却系による格納容器減圧及び除熱操作

解析上では，約6分以上の間隔で格
納容器圧力が変動するが，実運用上−−●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）による格納容器冷却操作

ではスプレイ流量を調整することで適宜実施

可能な限り連続スプレイする手順とし，並行した操作を極力減らすこととする
解析上考慮しない●常設低圧代替注水系ポンプによる代替燃料プール注水系（注水ライン）を使用した使用済燃料プールへの注水操作
使用済燃料プールの冷却操作

【1 人】
A

−
解析上考慮しない

15 分

事象発生後約25時間までに実施する解析上考慮しない

−

−

8人
c〜j

●可搬型代替注水中型ポンプの移動，ホース敷設等の操作

炉心損傷により屋外放射線量が高い

170 分

場合は屋内に待機し，モニタ指示を確認しながら作業を行う

可搬型窒素供給装置による格納容器
内への窒素注入操作

−

−

【6人】
c〜h

タンクローリによる燃料給油操作

−

−

2人
(参集)

180 分

●可搬型窒素供給装置の移動，接続操作及び起動操作

タンクローリ残量に応じて適宜軽油タンクから給油する

適宜実施●可搬型窒素供給装置への給油操作

2人
A，B

2人
C，D

可搬型窒素供給装置起動後，
適宜状態監視90 分●可搬型設備用軽油タンクからタンクローリへの給油操作

必要要員合計場合は代替燃料プール冷却系の起動までに実施する−●代替燃料プール冷却系の起動操作

可搬型代替注水中型ポンプを用いた低圧代替注水系（可搬型）の起
動準備操作

スロッシングによる水位低下がある

適宜実施

10人 a〜j及び参集2人

第 3.2−3 図

高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱の作業と所要時間（2／2）

3.2−53

10
逃がし安全弁（安全弁機能）による原子炉圧力制御（最高圧力：約 8.3MPa［gage］）

8

原
子
炉
圧
力

逃がし安全弁（自動減圧機能）の手動による原子炉減圧（約 38 分）

6
下部プレナムへの溶融炉心移行に伴う圧力上昇
約 2.5MPa［gage］（約 2.5 時間）

4(MPa[gage])

原子炉圧力容器破損直前
約 0.3MPa［gage］（約 4.5 時間）
2.0MPa［gage］

2

0
0

1

2

3

4

5

6

7

8

事故後の時間(h)
事故後の時間(hr)JOB No.MA47BNT2TQUV3H7I008

第 3.2−4 図

原子炉圧力の推移

20
逃がし安全弁からの蒸気放出による水位の低下
シュラウド内（二相水位）
15

逃がし安全弁（自動減圧機能）の手動による原子炉減圧（約 38 分）に伴い水位が低下

（

原
子
炉
水
位

）

シ
ュ
ラ
ウ
ド
内
外
水
位

原子炉圧力容器破損（約 4.5 時間）に伴い下部プレナム内の全溶融炉心がペデスタル（ドライウェル部）へ落下
代替循環冷却系による原子炉注水開始（約 5.1 時間）に伴う水位上昇
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）による格納容器冷却開始に伴い格納容器
圧力が低下し，減圧沸騰により水位が上昇
燃料有効長頂部

下部プレナムへの溶融炉心の移行（約 2.5 時間）に伴い下部プレナ
ム水が蒸発し，水位が低下

10

原子炉水位Ｌ０
落下した溶融炉心によるシュラウド外（コラプスト水位） 見かけ上の水位上昇

燃料有効長底部

5(m)
下部プレナム（二相水位）

0
0

1

2

3

4

5

6

7

事故後の時間(h)JOB No.MA47BNT2TQUV3H7I008

第 3.2−5 図

原子炉水位（シュラウド内外水位）の推移

3.2−548

2000
RPV下部ヘッド構造材温度(ノード１)※
原
子
炉
圧
力
容
器
下
部
ヘ
ッ
ド
構
造
材
温
度
(℃)

1800

RPV下部ヘッド構造材温度(ノード２)
RPV下部ヘッド構造材温度(ノード３)

1600

RPV下部ヘッド構造材温度(ノード４)

原子炉圧力容器の破損（約 4.5 時間）

RPV下部ヘッド構造材温度(ノード５)

1400
1200
1000

下部ヘッド温度が 300℃
到達（約 2.7 時間）

800
下部プレナムへの
溶融炉心の移行（約 2.5 時間）

600
400
200
0
0

1

2

3

4

5
事故後の時間(h)
事故後の時間(hr)

第 3.2−6 図678

原子炉圧力容器下部ヘッド温度の推移

3.2−55910※軸方向の中心から外周に向かい，ノードが１から５に区分される
JOB No.MA47BNT2TQUV3H7I008

0.8
ドライウェルサプレッション・チェンバ
0.62MPa［gage］
0.6
格納容器スプレイ等による格納容器圧力抑制

格
納
容
器
圧
力

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）による
格納容器冷却開始までの最高圧力 約 0.47MPa［gage］（約 7.4 時間）
0.4

代替循環冷却系による格納容器減圧及
び除熱による圧力低下(MPa[gage])

原子炉圧力容器破損及びペデスタル（ドライウェル部）への溶融炉心落下（約 4.5 時間）に伴う圧力上昇

0.2

サプレッション・チェンバ内への窒素注入開始（約 167 時間）

逃がし安全弁（自動減圧機能）の手動による原子炉減圧（約 38 分）に伴う圧力上昇
0.0
0

24

48

72

96

120

144

168

事故後の時間(h)
事故後の時間(h)JOB No.MA47BNT2TQUV3H9E000

第 3.2−7 図

格納容器圧力の推移

300
ドライウェル
格納容器雰囲気温度

サプレッション・チェンバ

格納容器スプレイ等による格納容器温度抑制

200℃

200
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）による
格納容器冷却開始までの最高温度 約 151℃（約 7.4 時間）

温度

代替循環冷却系による格納容器減圧及
び除熱による温度低下

（℃）
100

原子炉圧力容器破損及びペデスタル（ドライウェル部）
への溶融炉心落下（約 4.5 時間）に伴う温度上昇
逃がし安全弁（自動減圧機能）の手動による原子炉減圧（約 38 分）に伴う温度上昇

0
0

24

48

72

96

120

144

事故後の時間(h)JOB No.MA47BNT2TQUV3H9E000

第 3.2−8 図

格納容器雰囲気温度の推移

3.2−56168

0.8
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）による格納容器冷却開始

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
0.62MPa［gage］

逃がし安全弁（自動減圧機能）の手動による原子炉減圧（約 38 分）に伴う圧力上昇
原子炉圧力容器破損及びペデスタル（ドライウェル部）への溶融炉心落下（約 4.5 時間）に伴う圧力上昇
約 0.22MPa［gage］

0.4

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）による
格納容器冷却開始（約 4.6 時間）(MPa[gage])
代替循環冷却系による格納容器
減圧及び除熱開始（90 分）

0.2

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）による
格納容器冷却停止

下部プレナムへの溶融炉心の移行（約 2.5 時間）

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）による格納容器冷却停止及び代替循環冷却系流量分配（約 5.1 時間）

0.0
0

1

2

3

4

5

6

7

8

事故後の時間(h)
事故後の時間(hr)JOB No.MA47BNT2TQUV3H7I008

第 3.2−9 図

格納容器圧力の推移（〜8 時間）

300
ドライウェル

格納容器雰囲気温度

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）による格納容器冷却開始

サプレッション・チェンバ
200℃

200
原子炉圧力容器破損及びペデスタル（ドライウェル部）への溶融炉心落下（約 4.5 時間）に伴う温度上昇
約 118℃

温度（℃）

代替循環冷却系による格納容器
減圧及び除熱開始（90 分）

100

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）による格納容器冷却停止及び代替循環冷
却系流量分配（約 5.1 時間）

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）による
格納容器冷却開始（約 4.6 時間）

0
0

1

2

3

4

5

6

7

事故後の時間(h)JOB No.MA47BNT2TQUV3H7I008

第 3.2−10 図

格納容器雰囲気温度の推移（〜8 時間）

3.2−578

20

ベントライン（約 15m）
15通常水位＋6.5m（約 13.5m）
通常水位＋5.5m（約 12.5m）
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）による格納容器冷却停止に伴う水位上昇の停止

10

ー

サ
プ
レ
ッ
シ
ョ
ン
・
プ
ル
水
位

5
原子炉圧力容器からの蒸気流入，格納容器
スプレイ水流入に伴う水位上昇

(m)

0
0

24

48

72

96

120

144

168

事故後の時間(h)JOB No.MA47BNT2TQUV3H9E000

第 3.2−11 図

サプレッション・プール水位の推移

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
代替循環冷却系による格納容器減圧及び除熱操作（90 分）に伴うサプレッション・プール水温上昇抑制

100

(℃)

0
0

24

48

72

96

120

144

事故後の時間(h)JOB No.MA47BNT2TQUV3H9E000

第 3.2−12 図

サプレッション・プール水温度の推移

3.2−58168

20

ベントライン（約 15m）

15通常水位＋6.5m（約 13.5m）

原子炉圧力容器の破損（約 4.5 時間）

10

通常水位＋5.5m（約 12.5m）
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）による
格納容器冷却停止（約 5.1 時間）

ー

サ
プ
レ
ッ
シ
ョ
ン
・
プ

ル
水
位

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）による
格納容器冷却開始

下部プレナムへの溶融炉心の移行（約 2.5 時間）

5(m)

逃がし安全弁を通じた原子炉圧力容器からの蒸気流入に伴う水位上昇

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）による
格納容器冷却開始（約 4.6 時間）

0
0

1

2

3

4

5

6

7

8

事故後の時間(h)JOB No.MA47BNT2TQUV3H7I008

第 3.2−13 図

サプレッション・プール水位の推移（〜8 時間）

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

下部プレナムへの溶融炉心の移行（約 2.5 時間）に伴う水温上昇
100(℃)
逃がし安全弁（自動減圧機能）の手動による原子炉減圧（約 38 分）に伴う水温上昇
0
0

1

2

3

4

5

6

7

事故後の時間(h)JOB No.MA47BNT2TQUV3H7I008

第 3.2−14 図

サプレッション・プール水温度の推移（〜8 時間）

3.2−59

8

400

350

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）による格納容器冷却（300m３／h）

300

代替循環冷却系による格納容器減圧及び除熱（250m３／h）

250
注
水
流
量
(m３／h)（m３／h）

代替循環冷却系による格納容器減圧及び除熱（150m３／h）

200

150
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）による格納容器冷却（130m３／h）
100
代替循環冷却系による原子炉注水（100m３／h）

50

常設低圧代替注水系ポンプを用いた格納容器下部注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェル部）注水（80m３／h）

0
0

24

48

72

96

120

144

168

事故後の時間(h)
事故後の時間(h)JOB No.MA47BNT2TQUV3H9E000

第 3.2−15 図

注水流量の推移400
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）による
格納容器冷却（300m３／h）

350

代替循環冷却系による格納容器
減圧及び除熱（150m３／h）

代替循環冷却系による格納容器
減圧及び除熱（250m３／h）

300

250
注
水
流
量
3

３ /h)
(m
（m
／h）

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）による格納容器冷却（130m３／h）

代替循環冷却系による原子炉注水（100m３／h）

200

150
常設低圧代替注水系ポンプを用いた格納容器下部注水系（常設）によるペデスタ
ル（ドライウェル部）注水（80m３／h）

100

50

0
0

1

2

3

4

5

6

7

事故後の時間(hr)
事故後の時間(h)JOB No.MA47BNT2TQUV3H7I008

第 3.2−16 図

注水流量の推移（〜8 時間）

3.2−60

8

10

8

（

ペ
デ
ス
タ
ル

）

ド
ラ
イ
ウ
ェ
ル
部

ペデスタル（ドライウェル部）への間欠注水による水位制御
6

4

水
位
(m)

2

原子炉圧力容器破損に伴うペデスタル（ドライウェル部）への溶融炉心落下による水位上昇（約 4.5 時間）

0
0

24

48

72
96
事故後の時間(h)
事故後の時間(h)

120

144

168

JOB No.MA47BNT2TQUV3H9E000

第 3.2−17 図

10※代替循環冷却系により原子炉へ注水された水が原子炉圧力容器破断口からペデスタル（ドライウェル部）内へ落下し，水位が維持される

8

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）による格納容器冷却による格納容器圧力低下に伴いペデスタル（ドライウ
ェル部）内の水の蒸発量が増加し，一時的に水位
が低下

（

ペ
デ
ス
タ
ル

ペデスタル（ドライウェル部）の水位の推移

）

ド
ラ
イ
ウ
ェ
ル
部

6

2.75m 水位到達によるペデスタル（ドライウェル部）注水停止

4

常設低圧代替注水系ポンプを用いた格納容器
下部注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェル部）注水開始（約 4.6 時間）

2

原子炉圧力容器破損に伴うペデスタル（ドライウェル部）への溶融炉心落下による水位上昇（約 4.5 時間）

水
位
(m)

※

※

2.25m 水位到達によるペデスタル（ドライウェル部）注水再開

0
0

1

2

3

4

5

6

7

事故後の時間(h)JOB No.MA47BNT2TQUV3H7I008

第 3.2−18 図

ペデスタル（ドライウェル部）の水位の推移（〜8 時間）

3.2−618

1.0
0.9
ペデスタル（ドライウェル部）壁面
0.8
ペデスタル（ドライウェル部）床面
0.7
0.6
0.5

ー

溶
融
炉
心
に
よ
る
コ
ン
ク
リ
ト
の
侵
食
量

(cm)

0.4
0.3
0.2

ペデスタル（ドライウェル部）壁面及び床面の侵食量（0cm）

0.1
0.0
0

24

48

72

96

120

144

事故後の時間(h)
事故後の時間(h)JOB No.MA47BNT2TQUV3H9E000

第 3.2−19 図 ペデスタル（ドライウェル部）の壁面及び床面のコンクリート侵食量の推移

3.2−62

168

100
水素

90

酸素
80
ド
ラ
イ
ウ
ェ
ル
の
気
相
濃
度

代替循環冷却系による格納容器減圧及び除熱に伴う水蒸気濃度の低下及び窒素，水素，酸素濃度の上昇

窒素
水蒸気

70

可燃限界
60
窒素
50
40
水素
30

（vol％）

20

水蒸気
酸素

10

酸素可燃限界（5vol％）酸素可燃限界(5vol%)

0
0

24

48

72

96

120

144

168

事故後の時間(h)JOB NO. MA47BNT2TQUV3H9E000

第 3.2−20 図

ドライウェルの気相濃度の推移（ウェット条件）

100
水素

90
サ
プ
レ
ッ
シ
ョ
ン
・
チ
ェ
ン
バ
の
気
相
濃
度
（vol％）

酸素

水の放射線分解に伴う水素，酸素濃度の上昇及び窒素，水蒸気濃度の低下

80

窒素
水蒸気

70

可燃限界

60
窒素

50
40

水素
サプレッション・チェンバ内への窒素注入開始（約 167 時間）による窒素濃度の上昇
及び水素，酸素，水蒸気濃度の低下

30
20

酸素
水蒸気

10

酸素可燃限界（5vol％）酸素可燃限界(5vol%)

0
0

24

48

72

96

120

144

168

事故後の時間(h)JOB NO. MA47BNT2TQUV3H9E000

第 3.2−21 図

サプレッション・チェンバの気相濃度の推移（ウェット条件）

3.2−63

100

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）による格納容器冷却（約 4.6 時間〜約 5.1 時間）
水蒸気

90
窒素

80
ド
ラ
イ
ウ
ェ
ル
の
気
相
濃
度

70

水素

60

酸素

50

窒素
水蒸気

40
可燃限界
30

（vol％）

酸素
酸素可燃限界（5vol％）酸素可燃限界(5vol%)

20

水素
10
0
0

1

2

3

4

5

6

7

8

事故後の時間(h)原子炉圧力容器内での水蒸気発生及びジルコニウム−
水反応に伴う水素発生

第 3.2−22 図

下部プレナムへの
溶融炉心の移行（約 2.5 時間）

常設低圧代替注水系ポンプを用いた
JOB NO. MA47BNT2TQUV3H７I008
原子炉圧力容器の代替格納 容器ス プレイ 冷却系 （常破損（約 4.5 時間）
設）による格納容器冷却

ドライウェルの気相濃度の推移（ウェット条件）（〜8 時間）

100
水素
90
サ
プ
レ
ッ
シ
ョ
ン
・
チ
ェ
ン
バ
の
気
相
濃
度
（vol％）

酸素
ドライウェル圧力の上昇によりベント管を通じてドライウェルの気体がサプレッ
ション・チェンバへ流入

80

窒素
水蒸気

70

可燃限界

60

水素

50
40

窒素

30
20

酸素
水蒸気

10

酸素可燃限界（5vol％）酸素可燃限界(5vol%)

0
0

1

2

3

4

5

6

7

8

事故後の時間(h)原子炉圧力容器内での水蒸気発生及びジルコニウム−
水反応に伴う水素発生

第 3.2−23 図

下部プレナムへの
溶融炉心の移行（約 2.5 時間）

JOB NO. MA47BNT2TQUV3H７I008
原子炉圧力容器の破損（約 4.5 時間）

サプレッション・チェンバの気相濃度の推移（ウェット条件）（〜8 時間）

3.2−64

水素

酸素

窒素

可燃限界

100
90
ドライウェル圧力の低下によりベント管真空破壊装置が開放し，サプレッション・チェンバの気体がドライウェルへ流入

80
ド
ラ
イ
ウ
ェ
ル
の
気
相
濃
度
（vol％）

70
窒素
60
50

水の放射線分解に伴う水素，酸素濃度の上昇及び窒素濃度の低下

水素

40
30
20

酸素

10

酸素可燃限界（5vol％）酸素可燃限界(5vol%)

0
0

24

48

72

96

120

144

168

事故後の時間(h)JOB NO. MA47BNT2TQUV3H9E000

第 3.2−24 図

ドライウェルの気相濃度の推移（ドライ条件）

水素

酸素

窒素

可燃限界

100
90
サ
プ
レ
ッ
シ
ョ
ン
・
チ
ェ
ン
バ
の
気
相
濃
度

水の放射線分解に伴う水素，酸素濃度の上昇及び窒素濃度の低下

80
70
60

窒素

50
水素
40
サプレッション・チェンバ内への窒素注入開始（約 167 時間）による窒素濃度の上昇
及び水素，酸素濃度の低下

30
20
酸素

（vol％）

10

酸素可燃限界（5vol％）酸素可燃限界(5vol%)

0
0

24

48

72

96

事故後の時間(h)

120

144

168

酸素濃度の最高値
JOB NO. MA47BNT2TQUV3H9E000
約 4.0vol％（約 167 時間）

第 3.2−25 図

サプレッション・チェンバの気相濃度の推移（ドライ条件）

3.2−65

水素

酸素

窒素

可燃限界

100
90
80
ド
ラ
イ
ウ
ェ
ル
の
気
相
濃
度
（vol％）

窒素70
60
ドライウェル圧力の低下によりベント管真空破壊装置が開放し，サプレッション・チェンバの気
体がドライウェルへ流入

50
40

水素

30
20
酸素

10

酸素可燃限界（5vol％）酸素可燃限界(5vol%)

0
0

1

2

3

4

5

6

7

8

事故後の時間(h)下部プレナムへの
溶融炉心の移行（約 2.5 時間）

原子炉圧力容器内での水蒸気発生及びジルコニウム−
水反応に伴う水素発生

第 3.2−26 図

JOB NO. MA47BNT2TQUV3H７I008
原子炉圧力容器の破損（約 4.5 時間）

ドライウェルの気相濃度の推移（ドライ条件）（〜8 時間）

水素

酸素

窒素

可燃限界

100
90
サ
プ
レ
ッ
シ
ョ
ン
・
チ
ェ
ン
バ
の
気
相
濃
度
（vol％）

ドライウェル圧力の上昇によりベント管を通じてドライウェルの気体がサプレッ
ション・チェンバへ流入

80
70

水素
60
50
窒素

40
30
20
酸素

10

酸素可燃限界（5vol％）酸素可燃限界(5vol%)

0
0

1

2

3

4

5

6

7

8

事故後の時間(h)原子炉圧力容器内での水蒸気発生及びジルコニウム−
水反応に伴う水素発生

第 3.2−27 図

下部プレナムへの
溶融炉心の移行（約 2.5 時間）

JOB NO. MA47BNT2TQUV3H７I008

原子炉圧力容器の破損（約 4.5 時間）

サプレッション・チェンバの気相濃度の推移（ドライ条件）（〜8 時間）

3.2−66

0.8
ドライウェルサプレッション・チェンバ
格納容器スプレイ等による格納容器圧力抑制

0.62MPa［gage］

0.6
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）による
格納容器冷却開始までの最高圧力 約 0.47MPa［gage］（約 7.5 時間）

格
納
容
器
圧
力

代替循環冷却系による格納容器
減圧及び除熱による圧力低下

0.4

格納容器内酸素濃度（ドライ条件）
4.0vol％到達にて可搬型窒素供給装置によるサプレッション・チェンバ内への窒素注入開始（約 133 時間）

ペデスタル（ドライウェル部）への間欠注水によるドライウェル圧力の変動(MPa[gage])0.2
原子炉圧力容器破損及びペデスタル（ドライウェル部）への溶融炉心落下（約 4.5 時間）に伴う圧力上昇
逃がし安全弁（自動減圧機能）の手動による原子炉減圧（約 38 分）に伴う圧力上昇
0.0
0

24

48

72

96

事故後の時間(h)第 3.2−28 図

120

144

168

格納容器圧力 310kPa［gage］到達にて可搬
JOB No.MA47BNT2TQUVGH9E001
型窒素供給装置によるサプレッション・チ
ェンバ内への窒素注入停止（約 163 時間）

原子炉圧力容器破損後に原子炉注水しない場合の格納容器圧力の推移

300
ドライウェルサプレッション・チェンバ
格納容器スプレイ等による格納容器温度抑制
格納容器雰囲気温度

格
納
容
器
温
度

200

（℃）

100

200℃
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）による
格納容器冷却開始までの最高温度 約 150℃（約 7.4 時間）
代替循環冷却系による格納容器
減圧及び除熱による圧力低下

ペデスタル（ドライウェル部）への間欠注水によるドライウェル雰囲気温度の変動

原子炉圧力容器破損及びペデスタル（ドライウェル部）
への溶融炉心落下（約 4.5 時間）に伴う温度上昇
逃がし安全弁（自動減圧機能）の手動による原子炉減圧（約 38 分）に伴う温度上昇

0
0

24

48

72

96

120

144

事故後の時間(h)JOB No.MA47BNT2TQUVGH9E001

第 3.2−29 図

原子炉圧力容器破損後に原子炉注水しない場合の格納容器雰囲気温度の推移

3.2−67168

第 3.2−1 表
操作及び確認
原子炉スクラム及び全交流動力電源
喪失の確認

高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱における重大事故等対策について（1／6）
手順

重大事故等対処設備
可搬型設備

常設設備

・運転時の異常な過渡変化又は全交流動力電源喪失が発生して原子炉がスクラムしたことを確認する。
・主蒸気隔離弁が閉止し，逃がし安全弁（安全弁機能）により原子炉圧力が制御されていることを確認する。
・再循環系ポンプが停止したことを確認する。

＊

主蒸気隔離弁
逃がし安全弁（安−計装設備

平均出力領域計装
起動領域計装

＊

全弁機能）

＊

＊

＊

原子炉圧力
原子炉圧力（ＳＡ）＊
Ｍ／Ｃ ２Ｃ電圧＊

Ｍ／Ｃ ２Ｄ電圧
緊急用Ｍ／Ｃ電圧
原子炉隔離時冷却系系統＊
流量

・原子炉水位が原子炉水位異常低下（レベル２）設定点に到達
後，原子炉隔離時冷却系が自動起動に失敗したことを確認する。
・全交流動力電源喪失の確認後，中央制御室からの遠隔操作により外部電源の受電を試みるが，失敗したことを確認する。
・中央制御室からの遠隔操作により非常用ディーゼル発電機等の起動を試みるが，失敗したことを確認する。
・以上により，早期の電源回復不能を確認する。

−

−

−

−

−

常設代替高圧電源装置による緊急用
母線の受電操作
電源確保操作対応

・早期の電源回復不能の確認後，中央制御室からの遠隔操作により常設代替高圧電源装置から緊急用母線を受電する。

常設代替高圧電源装置
軽油貯蔵タンク−−

緊急用Ｍ／Ｃ電圧−−

可搬型代替注水中型ポンプを用いた
低圧代替注水系（可搬型）の起動
準備操作

・全交流動力電源喪失に伴う低圧注水機能喪失の確認後，可搬型代替注水中型ポンプ準備及びホース敷設等を実施する。

可搬型代替注水
中型ポンプ−

原子炉への注水機能喪失の確認3.2−68早期の電源回復不能の確認

・非常用ディーゼル発電機等の機能回復操作を実施する。
・外部電源の機能回復操作を実施する。

西側淡水貯水設備：有効性評価上考慮しない操作＊

既許可の対象となっている設備を重大事故等対処設備に位置付けるもの

第 3.2−1 表

高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱における重大事故等対策について（2／6）

操作及び確認手順

高圧注水機能喪失の確認

・原子炉水位が原子炉水位異常低下（レベル２）設定点に到達したことを確認する。
・中央制御室からの遠隔操作により原子炉隔離時冷却系の手動起動に失敗したことを確認する。

重大事故等対処設備
可搬型設備
計装設備
＊
−
原子炉水位（広帯域）

常設設備
−

＊

原子炉水位（燃料域）
原子炉水位（ＳＡ広帯域）
原子炉水位（ＳＡ燃料域）
原子炉隔離時冷却系系統＊
流量＊3.2−69高圧代替注水系の起動操作

・高圧注水機能喪失の確認後，中央制御室からの遠隔操作により高圧代替注水系を起動する。

高圧代替注水系
サプレッション・チェンバ＊
125V 系蓄電池Ａ系
緊急用 125V 系蓄電池

−

原子炉圧力
原子炉圧力（ＳＡ）
高圧代替注水系系統流量

常設代替高圧電源装置による非常用
母線の受電操作・常設代替高圧電源装置による緊急用母線の受電操作完了後，中央制御室及び現場にて常設代替高圧電源装置
による非常用母線の受電準備操作を実施する。
・中央制御室からの遠隔操作により常設代替高圧電源装置から緊急用母線を介して非常用母線２Ｃ及び２Ｄを受電する。
・常設代替高圧電源装置による非常用母線の受電操作完了後，中央制御室からの遠隔操作により原子炉建屋ガ
ス処理系及び中央制御室換気系を起動する。

常設代替高圧電源装置
軽油貯蔵タンク−

Ｍ／Ｃ ２Ｃ電圧＊

Ｍ／Ｃ ２Ｄ電圧＊

・常設代替高圧電源装置による非常用母線の受電操作完了後，中央制御室からの遠隔操作によりほう酸水注入
系による原子炉圧力容器へのほう酸水注入操作を実施する。

ほう酸水注入系

原子炉建屋ガス処
理系及び中央制御
室換気系の起動操作
ほう酸水注入系による原子炉圧力容器へのほう酸水注
入操作

中央制御室換気系＊

非常用ガス処理系

＊

−

−

−

ほう酸水注入ポンプ吐出＊圧力＊

非常用ガス再循環系＊：有効性評価上考慮しない操作＊

既許可の対象となっている設備を重大事故等対処設備に位置付けるもの

第 3.2−1 表

高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱における重大事故等対策について（3／6）
重大事故等対処設備
常設設備
可搬型設備
計装設備
−
緊急用海水系流量（残緊急用海水ポンプ
留熱除去系熱交換器）
常設代替高圧電源装
置
軽油貯蔵タンク

3.2−70

操作及び確認手順

緊急用海水系による冷却水（海水）の確保操
作・常設低圧代替注水系ポンプを用いた低圧代替注水系（常設）による原子炉注水機能喪失を確認した後，中央制御室にて，
非常用母線の負荷となっている緊急用海水系及び代替循環冷
却系の弁を対象に，緊急用母線から電源が供給されるよう電源切り替え操作を実施する。
・中央制御室からの遠隔操作により緊急用海水ポンプを起動し，緊急用海水系に海水を通水する。

代替循環冷却系による格納容器減圧及び除熱
操作

・緊急用海水系に海水を通水した後，中央制御室からの遠隔操
作により代替循環冷却系ポンプを起動することで，格納容器
スプレイを実施し，格納容器減圧及び除熱を実施する。

代替循環冷却系ポンプ
サプレッション・チ
ェンバ＊
常設代替高圧電源装
置
軽油貯蔵タンク−

代替循環冷却系格納容器スプレイ流量
ドライウェル圧力
サプレッション・チェ
ンバ圧力

炉心損傷の確認・原子炉水位の低下による炉心の露出に伴い，炉心損傷したことを確認する。炉心損傷の判断は，格納容器雰囲気放射線モニタのγ線線量率が，設計基準事故における原子炉冷却材喪失時の追加放出量に相当する指示値の 10 倍以上となった場合とする。
・原子炉水位の低下が継続し，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，中央制御室からの遠隔操作により逃がし安全弁（自動減圧機能）2 個を手動で開放し，原子炉を減圧する。
・原子炉減圧後は，逃がし安全弁（自動減圧機能）の開状態を保持し，原子炉圧力を低圧状態に維持する。

−−

格納容器雰囲気放射線
モニタ（Ｄ／Ｗ）
格納容器雰囲気放射線
モニタ（Ｓ／Ｃ）

逃がし安全弁（自動＊減圧機能）
非常用窒素供給系高圧窒素ボンベ
125V 系蓄電池Ａ系
125V 系蓄電池Ｂ系−

原子炉水位（燃料域）
原子炉水位（ＳＡ燃料
域）
＊
原子炉圧力
原子炉圧力（ＳＡ）
サプレッション・プー
ル水温度

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＊＊

既許可の対象となっている設備を重大事故等対処設備に位置付けるもの

第 3.2−1 表

高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱における重大事故等対策について（4／6）
重大事故等対処設備
可搬型設備
計装設備
−
低圧代替注水系格納容器
下部注水流量
格納容器下部水位
代替淡水貯槽水位

3.2−71

操作及び確認手順

常設低圧代替注水系ポンプを用いた格納容器
下部注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェル部）水位の確
保操作

・代替循環冷却系による格納容器除熱操作を実施後，中央制御室からの遠隔操作により常設低圧代替注水系ポンプを用いた格納容器下部注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェ
ル部）への注水を実施する。

水素濃度及び酸素濃度監視設備の起動操作

・常設低圧代替注水系ポンプを用いた格納容器下部注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェル部）水位の確保操作を実施後，中央制御室からの遠隔操作により水素濃度及び酸素濃度監視設備を起動する。

常設代替高圧電源装置
軽油貯蔵タンク−

格納容器内水素濃度（ＳＡ）
格納容器内酸素濃度（ＳＡ）

サプレッション・プー
ル水ｐＨ制御装置による薬液注入操作・水素濃度及び酸素濃度監視設備の起動操作を実施後，中央制
御室からの遠隔操作によりサプレッション・プール水ｐＨ制御装置（自主対策設備）による薬液注入を行う。

−

−

−

格納容器下部水温の継続監視・原子炉圧力容器温度（下鏡部）が 300℃に到達した場合には，原子炉圧力容器の破損を速やかに判断するために格納容器下部水温を継続監視する。

−−

原子炉圧力容器温度
格納容器下部水温

原子炉圧力容器破損の判断

・格納容器下部水温計の指示上昇又はダウンスケールといったパラメータの変化によって，原子炉圧力容器破損を判断す
る。

−

−

格納容器下部水温

常設設備
常設低圧代替注水系ポンプ
代替淡水貯槽
常設代替高圧電源装置
軽油貯蔵タンク：有効性評価上考慮しない操作＊

既許可の対象となっている設備を重大事故等対処設備に位置付けるもの

第 3.2−1 表

高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱における重大事故等対策について（5／6）
手順

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）による格納容器冷却操作（原子炉圧
力容器破損後）・原子炉圧力容器破損の判断後，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）による格納容器冷却を実施する。

常設低圧代替注水系ポンプを用いた格納容器
下部注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェル部）注水操作

・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）による格納容器冷却操作（原子炉圧力容器破損後）を実施後，中央制御室からの遠隔操作により常設低圧代
替注水系ポンプを用いた格納容器下部注水系（常設）によりペデスタル（ドライウェル部）水位 2.75m までペデスタル（
ドライウェル部）注水を実施する。以降は，約 2.25m から約2.75m の範囲に水位を維持する。
・高さ 0.2m までの溶融炉心堆積が検知されない場合は，約 0.5m
から約 1m の範囲に水位を維持する。
・原子炉圧力容器破損後に格納容器圧力が低下傾向に転じた後は，中央制御室からの遠隔操作により代替循環冷却系の注水
先を原子炉注水と格納容器スプレイに分配し，それぞれ連続で原子炉注水と格納容器スプレイを実施する。

3.2−72

操作及び確認

代替循環冷却系による原子炉注水操作並びに格納容器減圧及び除熱
操作

＊

常設設備
常設低圧代替注水系ポンプ
代替淡水貯槽
常設代替高圧電源装置
軽油貯蔵タンク

重大事故等対処設備
可搬型設備
計装設備
−
低圧代替注水系格納容器
スプレイ流量
ドライウェル圧力
サプレッション・チェン
バ圧力
代替淡水貯槽水位

常設低圧代替注水系ポンプ
代替淡水貯槽
常設代替高圧電源装置
軽油貯蔵タンク
コリウムシールド−

低圧代替注水系格納容器
下部注水流量
格納容器下部水温
格納容器下部水位
代替淡水貯槽水位

代替循環冷却系ポンプ
サプレッション・
チェンバ＊
常設代替高圧電源装置
軽油貯蔵タンク−

代替循環冷却系原子炉注水流量
代替循環冷却系格納容器
スプレイ流量
ドライウェル圧力
サプレッション・チェン
バ圧力

既許可の対象となっている設備を重大事故等対処設備に位置付けるもの

第 3.2−1 表

高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱における重大事故等対策について（6／6）

3.2−73

常設設備
常設低圧代替注水系ポンプ
代替淡水貯槽
常設代替高圧電源装置
軽油貯蔵タンク

重大事故等対処設備
可搬型設備
計装設備
−
低圧代替注水系格納容器
スプレイ流量
ドライウェル圧力
サプレッション・チェン
バ圧力
代替淡水貯槽水位

・代替燃料プール冷却系等を用いて使用済燃料プールへの注水
及び冷却を実施する。

−

−

−

可搬型窒素供給装置による格納容器内への窒素注入操作

・格納容器内酸素濃度が 4.0vol％（ドライ条件）に到達した場
合，可搬型窒素供給装置を用いて格納容器内へ窒素を注入することで，格納容器内酸素濃度の上昇を抑制する。

−

可搬型窒素供給装置

格納容器内酸素濃度（ＳＡ）

タンクローリによる燃料給油操作

・タンクローリにより可搬型設備用軽油タンクから可搬型窒素供給装置に燃料給油を実施する。

可搬型設備用軽油
タンク

タンクローリ−操作及び確認手順

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）による格納容
器冷却操作

・代替循環冷却系による原子炉注水操作及び格納容器除熱操作を実施後，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）による格納容器冷却を停止する。
・格納容器圧力が 465kPa［gage］に到達した場合は，中央制御室からの遠隔操作により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）による格納容器冷却を実施し，格納容器圧力が 400kPa［gage］到達により格納容器
冷却を停止する。

使用済燃料プールの冷却操作：有効性評価上考慮しない操作＊

既許可の対象となっている設備を重大事故等対処設備に位置付けるもの

第 3.2−2 表

主要解析条件（高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱）（1／7）

項目
解析コード

主要解析条件

条件設定の考え方

初期条件

3.2−74

ＭＡＡＰ

本評価事故シーケンスの重要現象を評価できる解析コード

原子炉熱出力3,293MW

定格熱出力を設定

原子炉圧力（圧力容器ドーム部）

6.93MPa［gage］

定格圧力を設定

原子炉水位

通常運転水位（セパレータ
スカート下端から＋126cm）

通常運転水位を設定

炉心流量48,300t／h

定格流量を設定燃料

９×９燃料（Ａ型）

９×９燃料（Ａ型）と９×９燃料（Ｂ型）は，熱水力的な特性はほぼ同等であることから，代表的に９×９燃料（Ａ型）を設定

原子炉停止後の崩壊熱

ANSI／ANS-5.1-1979（燃焼度 33GWd／t）

崩壊熱が大きい方が原子炉水位低下及び格納容器圧力上昇の観点で厳しい設定となるため，崩壊熱が大きくなる燃焼度の高い条件として，1 サイクルの運転期間（13 ヶ月）に調整運転期間（約 1 ヶ月）を考慮した運転期間に対応する燃焼度を設定（通常運転時においてサイクル末期の炉心平均燃焼度が33GWd／t 以下となるよう燃料を配置する。
）

格納容器圧力5kPa［gage］

格納容器圧力の観点で厳しい高めの設定として，通常運転時の圧力を包含する値を設定

格納容器雰囲気温度

57℃

ドライウェル内ガス冷却装置の設計温度を設定

格納容器体積（ドライウェル）5,700m３

設計値を設定格納容器体積（サプレッション・チェンバ）空間部：4,100m３
液相部：3,300m３

サプレッション・プールでの圧力抑制効果が厳しくなる少なめの水量として，保安規定の運転上の制限における下限値を設定

第 3.2−2 表
項目

主要解析条件（高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱）（2／7）
主要解析条件

条件設定の考え方
サプレッション・プールでの圧力抑制効果が厳しくなる低めの水位として，保安規定の運転上の制限における下限値を設定
サプレッション・プールでの圧力抑制効果が厳しくなる高めの水温として，保安規定の運転上の制限における上限値を設定

初期条件

3.2−75

サプレッション・プール水位

6.983m（通常水位−4.7cm）

サプレッション・プール水温度

32℃

ベント管真空破壊装置作動差圧

3.45kPa（ドライウェル−サプレッション・チェンバ間差圧）

設計値を設定外部水源の温度

35℃

代替格納容器スプレイ冷却系（常設）による圧力抑制効果の観点で厳しい
高めの水温として，年間の気象条件変化を包含する高めの水温を設定

溶融炉心からプール水への熱流束

800kW／m２相当（圧力依存あり）

過去の知見に基づき水張りの効果を考慮して設定

コンクリートの種類

玄武岩系コンクリート

使用している骨材の種類から設定

ペデスタル（ドライウェル部）
水張り水位

ペデスタル（ドライウェル部）
床面から 1m「原子炉圧力容器外の溶融燃料−冷却材相互作用」に伴う水蒸気爆発の発生を仮定した場合の影響を抑制しつつ，「溶融炉心・コンクリート相互作用」の緩和効果に期待できる深さを考慮して設定

原子炉圧力容器下部及びペデスタル（ドライウェル部）内構造
物の扱い

ペデスタル（ドライウェル部）に落下する溶融物とは扱わない

発熱密度を下げないよう保守的に設定

コンクリート以外の構造材の扱い

鉄筋は考慮しない

鉄筋についてはコンクリートよりも融点が高いことから保守的に考慮しない第 3.2−2 表

主要解析条件（高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱）（3／7）

項目

主要解析条件

条件設定の考え方

事故条件

3.2−76

起因事象

給水流量の全喪失

原子炉水位低下の観点で厳しい事象を設定

安全機能の喪失に対する仮定

高圧注水機能喪失
低圧注水機能喪失
全交流動力電源喪失

高圧注水機能として高圧炉心スプレイ系及び原子炉隔離時冷却系，低圧注水機能として低圧炉心スプレイ系及び残留熱除去系（低圧注水系）の機能喪失を設定
全交流動力電源喪失の重畳を考慮し設定

重大事故等対処設備による
原子炉注水に対する仮定

原子炉圧力容器破損前の重大事故等対処設備
による原子炉注水機能の喪失

原子炉圧力容器が破損する条件として，原子炉注水を考慮しない
設定

外部電源

外部電源なし安全機能の喪失に対する仮定に基づき設定
ただし，原子炉スクラムについては，外部電源ありの場合を包括する条件として，機器条件に示すとおり設定

高温ガスによる配管等のクリープ破損や漏えい等考慮しない

原子炉圧力を厳しく評価するものとして設定

第 3.2−2 表
項目

主要解析条件（高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱）（4／7）
主要解析条件

条件設定の考え方

重大事故等対策に関連する機器条件

3.2−77

原子炉水位低（レベル３）信号

短時間であるが原子炉熱出力が維持される厳しい設定として，外部電源喪失時の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）信号にてスクラムするものとして設定

主蒸気隔離弁事象発生と同時に閉止

短時間であるが主蒸気が格納容器内に維持される厳しい設定として，原子炉保護系電源喪失及び原子炉水位異常低下（レベル２）信号による主蒸気隔離弁閉止については保守的に考慮せず，事象発生と同時に主蒸気隔離弁が閉止するものとして設定

再循環系ポンプ

事象発生と同時に停止

事象進展に与える影響は軽微であることから，全交流動力電源喪失によるポンプ停止を踏まえて設定

原子炉スクラム第 3.2−2 表

主要解析条件（高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱）（5／7）

3.2−78

重大事故等対策に関連する機器条件

項目

主要解析条件

条件設定の考え方

逃がし安全弁（原子炉圧力制御時）
安全弁機能
7.79MPa［gage］×2 個，385.2t／h（1 個当たり）8.10MPa［gage］×4 個，400.5t／h（1 個当たり）8.17MPa［gage］×4 個，403.9t／h（1 個当たり）8.24MPa［gage］×4 個，407.2t／h（1 個当たり）8.31MPa［gage］×4 個，410.6t／h（1 個当たり）（原子炉減圧操作時）
逃がし安全弁（自動減圧機能）2 個の開放による原
子炉減圧＜原子炉圧力と逃がし安全弁蒸気量の関係＞

設計値を設定なお,安全弁機能は逃がし弁機能に比べて原子炉圧力が高めに維持され,原子炉減圧操作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ため，事象発生初期において高圧注水機能
及び低圧注水機能が喪失する事故シーケンスにおいては，評価項目に対して厳しい条件となる

2500
（7弁）

2000

逃がし安全弁の設計値に基づく原子炉圧力と蒸気流量の関係から
設定

蒸
気

1500

流
量

1000

（t/h）

（2弁）
500

0
0

2

4

6

8

10

原 子 炉 圧 力（MPa[abs]）

代替循環冷却系

緊急用海水系

総循環流量：250m３／h
・250m３／h の流量で格納容器へスプレイ
・150m３／h の流量で格納容器へスプレイ及び 100m３／h の流量で原子炉へ注水
代替循環冷却系から緊急用海水系への伝熱容量：約
14MW（サプレッション・プール水温度 100℃，海水温度
32℃において）格納容器圧力及び雰囲気温度抑制に必要なスプレイ流量及び原子炉圧力容器内に残存する放射性物質の冷却に必要な流量を考慮して設定
熱交換器の設計性能に基づき，代替循環冷却系の除熱性能を厳しくする観点で，過去の実績を包含する高めの海水温度を設定

第 3.2−2 表
項目

主要解析条件（高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱）（6／7）
主要解析条件

条件設定の考え方

重大事故等対策に関連する機器条件

3.2−79原子炉圧力容器破損判断後：
300m３／h にて格納容器へスプレイ

格納容器圧力及び雰囲気温度抑制に必要なスプレイ流量を考慮して設定

格納容器圧力制御：
130m３／h にて格納容器へスプレイ

格納容器圧力及び雰囲気温度の上昇を抑制可能な流量であり，かつ運転員の操作頻度を厳しめに高くする観点から，運転手順に基づき設定

格納容器下部注水系（常設）

80m３／h にてペデスタル（ドライウェル部）へ
注水

溶融炉心の冠水継続が可能な流量として設定

可搬型窒素供給装置

総注入流量：200m３／h
・窒素 198m３／h
・酸素 2m３／h
温度：30℃

総注入流量は格納容器内の酸素濃度上昇抑制に必要な流量として設定
酸素注入流量は純度 99vol％を考慮して残り全てを酸素として設定
温度は気象条件を考慮して設定

コリウムシールド

材料：ジルコニア耐熱材
侵食開始温度：2,100℃

材料は，コンクリートの侵食を抑制する観点から設定
侵食開始温度は，ジルコニア耐熱材の侵食試験結果に基づき設定

ペデスタル（ドライウ
ェル部）床面積

コリウムシールドを考慮

溶融炉心の拡がり面積が狭いことにより，コンクリート侵食量の観点で厳しくなる設定

代替格納容器スプレイ
冷却系（常設）第 3.2−2 表
項目
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

主要解析条件（高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱）（7／7）
主要解析条件

条件設定の考え方

重大事故等対策に関連する操作条件

3.2−80

原子炉水位が燃料有効長底部から燃料有効長の 20％高い位置に到達した時点

炉心損傷後の酸化反応の影響緩和を考慮して設定

事象発生から 90 分後

緊急用海水系及び代替循環冷却系の操作所要時間を踏まえて設
定

原子炉圧力容器破損 6 分後に開始し，格納容器圧力が低下傾向に転じてから 30 分後に停止

原子炉圧力容器破損の判断及び操作実施に必要な時間を考慮して設定

常設低圧代替注水系ポンプを用いた格納容器下部注水系によるペデスタル（ドライウェル部）注水操
作

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）による格納
容器冷却操作（原子炉圧力容器破損後）開始から 1 分後に開始し，ペデスタル（ドライウェル部）水位 2.75m に到達した時点で停止
その後は，2.25m まで低下した時点で開始
し，2.75m に到達した時点で停止操作実施に必要な時間を考慮して設定
炉心損傷後の原子炉圧力容器の破損による溶融炉心・コンクリ
ート相互作用の影響緩和を考慮し設定

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）による格納容器冷却操作

格納容器圧力 465kPa［gage］に到達した
場 合 に 開 始 し ， 格 納 容 器 圧 力 400kPa［gage］まで低下した時点で停止

格納容器圧力の抑制効果を踏まえて設定

可搬型窒素供給装置による格納容器内への窒素注入操作

格納容器内酸素濃度が 4.0vol％（ドライ条件）に到達した場合に開始

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

緊 急 用 海 水 系 に よ る 冷 却水 （ 海水）の確保操作及び代替循環冷却系による格納容器減圧及び除熱操作
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）による格納容器冷却操作（原子炉圧力容器破損後）

添付資料 3.2.1
原子炉圧力容器高圧破損防止のための原子炉手動減圧について

原子炉への注水手段がなく原子炉圧力容器の破損に至るおそれがある場合には，原子炉圧力容器高圧破損防止のための原子炉手動減圧を実施する必要がある。この際，蒸気冷却による燃料の冷却効果に期待するために原子炉減圧を遅らせ，原子炉水位計（燃料域）で原子炉水位が「燃料有効長底部から燃料有効長の20％高い位置」（以下「ＢＡＦ＋20％」という。）を下回った場合に，逃がし安全弁（自動減圧機能）2個で原子炉の減圧を実施する手順としている。
減圧を実施する水位及び弁の個数については，以下の評価結果をもとに決定
している。

(1)

原子炉手動減圧のタイミングについて
原子炉への注水手段がない場合の原子炉手動減圧のタイミングを検討するため，原子炉水位が「原子炉水位異常低下（レベル１）」（以下「Ｌ１」という）に到達後10分から50分のそれぞれのタイミングで減圧する場合の解析を実施し，水素の積算発生量を評価した。減圧に用いる逃がし安全弁（自動減圧機能）の弁の個数は，7個（逃がし安全弁（自動減圧機能）全て），
2個及び1個のそれぞれで実施されるものとした。
評価結果を第1表に示すとともに，それぞれの弁の個数で減圧した場合の原子炉水位及び積算水素発生量の推移を，第1図から第6図に示す。これらの評価結果から，水素の積算発生量については，おおむねＬ１到達後35分
から50分の間で大きな差が現れた。
この評価結果から，酸化反応（ジルコニウム−水反応）が活発になる前の，Ｌ１到達後35分までに減圧を実施することが望ましいと判断した。

添付 3.2.1−1

(2)原子炉手動減圧に用いる弁の個数について
第1表より，(1)で判断した原子炉手動減圧を実施するタイミング（Ｌ１
到達後35分）近辺の減圧タイミングに着目すると，逃がし安全弁（自動減圧機能）1個の場合の水素発生量が大きくなっている。また，減圧時の炉内蒸気流量の観点では，逃がし安全弁（自動減圧機能）7個の場合よりも逃がし安全弁（自動減圧機能）2個の場合の方が，炉内蒸気流量が小さいことから，被覆管に対する負荷が小さいものと考える。
減圧完了までの時間については，第1図，第3図及び第5図のとおり，弁の個数が少ないほど長くなるが，いずれの場合も原子炉圧力容器破損までの時間に対しては十分な余裕があるため，原子炉圧力容器破損時の溶融炉心落下量など，原子炉圧力容器破損後の事象進展に与える影響は小さい。
以上から，原子炉手動減圧の際に開放する弁の個数は逃がし安全弁（自動減圧機能）2個とした。

(3)

原子炉手動減圧を実施する原子炉水位について
上記評価結果より，原子炉手動減圧をＬ１到達後35分以降に実施する場
合に水素の積算発生量に顕著な増加が見られること，また，減圧をＬ１到達後10分から35分の間で実施する場合には水素の積算発生量に有意な傾向が確認されないことを踏まえ，蒸気冷却による燃料の冷却効果に期待する観点から，減圧はＬ１到達後35分で実施するものとし，判断基準としては
このタイミングに相当する原子炉水位を用いることとした。
第3図より，Ｌ１到達後35分での原子炉水位はＢＡＦ＋20％程度であることから，これを原子炉手動減圧実施の水位とした。
なお，海外における同様の判断基準を調査した結果，米国の緊急時操作
ガイドライン（ＥＰＧ）[1]の例では，不測事態の蒸気冷却の手順において，添付 3.2.1−2

原子炉へ注水できない場合の原子炉減圧の判断基準をＢＡＦ＋70％程度としていることを確認した。これは，ＢＡＦ＋70％程度よりも原子炉水位が高い状況では，注水がなくかつ原子炉減圧していない状態でも，冠水部分の燃料から発生する蒸気により露出部分の燃料を冷却できると判断しているものと推定される。当社の判断基準は，米国の例との差異はあるものの，上述の評価結果を踏まえ蒸気冷却効果，水素発生量及び被覆管に対する負荷の観点から定めているものであり，妥当であると考える。

(4)

原子炉水位の確認手段について
原子炉水位は，原子炉水位計（燃料域）によって確認する。原子炉水位
がＢＡＦ＋20％に到達する時点（事象発生から約 38 分後）では，原子炉圧
力容器内の気相部温度は飽和温度を超えているが，ドライウェル内の気相部温度は 80℃程度であることから，原子炉水位計の凝縮槽内の水位は維持され，原子炉水位計による原子炉水位の確認は可能と考える。
また，仮に水位不明となった場合は炉心損傷を判断した時点で急速減圧を実施する手順となっており，同等の対応となることから，運転員の対応に影響はない。

[1]

ABWR Design Control Document [Tier2 ， Chapter18 ， Human Factors
Engineering]，GE Nuclear Energy，Mar.1997．

添付 3.2.1−3

第1表

原子炉手動減圧に関する解析結果

逃がし安全
弁（自動減
圧機能）
7個

逃がし安全
弁（自動減
圧機能）
2個

逃がし安全
弁（自動減
圧機能）
1個

（減圧時に燃料被覆管が受ける荷重としては，燃料被覆管内外の圧力差による応力等が考えられ，蒸気流量の増加とともに大きくなると考えられることから，加わる荷重の指標として蒸気流量を参考としている）

添付 3.2.1−4

TAF

BAF+20%
BAF

第1図

第2図

原子炉水位の時間変化（逃がし安全弁（自動減圧機能）7 個）

積算水素発生量の時間変化（逃がし安全弁（自動減圧機能）7 個）

添付 3.2.1−5

第3図

第4図

原子炉水位の時間変化（逃がし安全弁（自動減圧機能）2 個）

積算水素発生量の時間変化（逃がし安全弁（自動減圧機能）2 個）

添付 3.2.1−6

第5図

第6図

原子炉水位の時間変化（逃がし安全弁（自動減圧機能）1 個）

積算水素発生量の時間変化（逃がし安全弁（自動減圧機能）1 個）

添付 3.2.1−7

添付資料 3.2.2
原子炉圧力容器の破損判断について

1.

原子炉圧力容器の破損に係る判断パラメータの考え方
炉心損傷後に原子炉へ注水されない場合，溶融炉心が原子炉圧力容器（以下「ＲＰＶ」という。）の炉心下部プレナムに落下（リロケーション）し，その後ＲＰＶが破損することとなるが，リロケーション後のＲＰＶ破損のタ
イミングには不確かさが存在する。ＲＰＶ破損後は，ペデスタル（ドライウ
ェル部）に溶融炉心が落下することにより，ペデスタル（ドライウェル部）
水への伝熱による蒸発及び水蒸気発生に伴う格納容器の圧力上昇が発生することから，格納容器スプレイ及びペデスタル（ドライウェル部）注水を実施するために，ＲＰＶ破損を速やかに判断する必要がある。
このため，ＲＰＶ破損前に，事象の進展に応じて生じる物理現象（原子炉水位低下，リロケーション）を検知できる【破損徴候パラメータ】によって，ＲＰＶ破損の徴候を検知し，徴候を検知した以降のＲＰＶ破損に至るまでの間はＲＰＶ破損を検知可能なパラメータ【破損判断パラメータ】を継続的に監視することによって，ＲＰＶ破損の速やかな判断が可能となるようにする。

添付 3.2.2−1

2.

個別パラメータ設定の考え方（第 1 表）
破損徴候パラメータとしては，事象の進展に応じて生じる物理現象（原子炉水位低下，リロケーション）を検知可能なパラメータを設定する。
また，破損判断パラメータは，次の①及び②に適合するパラメータから設定する。
①ＲＰＶ破損以外の原子炉冷却材圧力バウンダリ外への熱の移行を伴う要因により，ＲＰＶ破損と同様の傾向を示すことがないパラメータ（ＲＰＶ破損の誤検知防止）（別添）②溶融炉心の落下挙動の不確かさ ※ を考慮した場合でも，変化幅が大きい
パラメータ（ＲＰＶ破損の速やかな判断）※

原子炉注水機能が喪失した状態でＲＰＶが破損した場合には，制御棒駆動機構ハウジング等のＲＰＶ貫通部溶接箇所が破損し，アブレーションによる破損口の拡大を伴いながら下部ヘッドに堆積した溶融炉心が継続的にペデスタル（ドライウ
ェル部）へ落下する可能性が高いと考えられる。ただし，ＲＰＶ破損前に原子炉注水機能が復旧した場合等，少量の溶融炉心がペデスタル（ドライウェル部）に落下する不確かさも存在すると考えられる（添付資料 3.2.3 別添 1）

破損徴候パラメータ及び破損判断パラメータは全て中央制御室で確認できるものとし，ＲＰＶ破損の速やかな判断を可能とする。

【破損徴候パラメータ】
・原子炉水位の「低下（喪失）」
・制御棒位置の指示値の「喪失数増加」
・ＲＰＶ下鏡部温度（第 1 図）が「300℃到達」【破損判断パラメータ】
・格納容器下部水温の「上昇」又は「指示値喪失」

なお，従来の非常時運転手順書Ⅲ及びアクシデントマネジメントガイドで添付 3.2.2−2

は，

原子炉圧力の低下

ドライウェル圧力の上昇

イウェル部）雰囲気温度の上昇

ペデスタル（ドラドライウェル雰囲気温度の上昇等を破損判断パラメータ（ＲＰＶ破損時の変化が顕著で，同一のタイミングで変化した場合には破損判断の確実性が高いと考えられるパラメータ）及び破損判
断の参考パラメータ（ＲＰＶ破損時のあるパラメータの副次的な変化として確認されるパラメータやＲＰＶ破損時の変化幅が小さいパラメータ等）として定め，パラメータの挙動から総合的にＲＰＶ破損を判定することとしていた。しかし，これらのパラメータは，溶融炉心少量落下時のようにパラメー
タの変化幅が小さい場合など，上記①②のいずれかを満足せず，ＲＰＶ破損を誤検知する可能性や速やかな判断に支障を来す可能性がある。このため，ＲＰＶ破損の判断パラメータから除外するとともに，新規にペデスタル（ドライウェル部）水温に係る計装設備として格納容器下部水温計を設置し，破損判断パラメータとして設定する。

添付 3.2.2−3

第1表

パラメータ
【破損徴候パラメータ】
原子炉水位

制御棒位置

添付 3.2.2−4

ＲＰＶ下鏡部温度

過渡事象及びＬＯＣＡ事象時のＲＰＶ破損判断パラメータ設定の理由

設定の理由
原子炉水位の低下・喪失により，リロケーションに先立ち発生する炉心の露出を検知するものであり，Ｒ
ＰＶ破損前における事象進展の把握のため設定。
ＲＰＶ下部に制御棒位置検出のためのケーブルが設置されており，溶融炉心が下部プレナムに落下した際のケーブル接触に伴う指示値喪失を検知することによりリロケーションの発生を検知可能であり，ＲＰＶ
破損前における事象進展の把握のため設定。
ＲＰＶ下鏡部温度 300℃到達を検知することにより，リロケーション発生後におけるＲＰＶ下鏡部の温度上昇を検知可能であり，破損徴候パラメータとして設定可能。なお，ＲＰＶ内が 300℃到達の状態は，逃がし安全弁（安全弁機能）最高吹出圧力に対する飽和温度を超えており，ＲＰＶ内が過熱状態であることを意味するため，リロケーション前に下部プレナムに水がある状態では到達しない。

【破損判断パラメータ】
・ＲＰＶ下鏡部温度により破損徴候を判定した以降，ペデスタル（ドライウェル部）の水温が顕著に上昇するのはＲＰＶ破損時のみであり，ＲＰＶ破損の誤検知の恐れはない。
格納容器下部水温・少量の溶融炉心がペデスタル（ドライウェル部）に落下する不確かさを考慮しても，格納容器下部水温計の上昇又は指示値喪失により，ＲＰＶ破損の速やかな判断が可能。
【従来の破損判断パラメータ等】
・原子炉圧力以下の理由により，破損判断パラメータとして設定しない・ドライウェル圧力・ＬＯＣＡ事象のリロケーション時等，ＲＰＶ破損時と同様の傾向を示す場合が存在する。
・ドライウェル雰囲気温度
又は・ペデスタル（ドライウェル
・少量の溶融炉心がペデスタル（ドライウェル部）に落下する不確かさを考慮した場合，変化幅が部）雰囲気温度，等小さい。

VESSEL TOP HEAD ADJAC TO FLANGE（135°，270°）
VESSEL TOP HEAD FLANGE（135°，270°）
VESSEL WALL ADJAC TO FLANGE（0°，135°， 270°）

VESSEL HEAD STUD
（135°，270°）
VESSEL FLANGE（0°，135°，270°）
括弧内は RPV 上側から見た下図の角度で温度計検出位置を表している。
（ は重大事故等対処設備）

FEED WATER NOZZLE（90°，90°， 210°，210°）0°：重大事故等対処設備
270°

90°

180°

VESSEL BOTTOM ABOVE SKIRT JCT（ 0°，135°，270°）

SUPPORT SKIRT TOP（0°，135°，270°）

VESSEL BOTTOM HEAD
（120°， 225°，340°）＊＊角度については設計図面からの読み取り

SUPPORT SKIRT AT MTG FLANGE（0°，135°，270°）0°

VESSEL BOTTOM ABOVE SKIRT JCT
VESSEL BOTTOM HEAD
270°

90°

180°

RPV 下鏡部及びボトムスカート上部
温度計検出位置（RPV 上側から見た図）第 58 条で重大事故等対処設備とする温度計の検出位置は代表性を考慮してＲＰＶ上部，中部，下鏡部及びボトムスカート上部各々1 箇所としている。
炉心損傷が進み損傷炉心が溶融すると，炉心下部プレナムへ溶融炉心が移行する。その後，溶融炉心が下部プレナムの構造物を溶融し，炉心支持板の上にある溶融炉心が全て下部プレナムに落下するとともに，下鏡部の温度が上昇し，いずれはＲＰＶ破損に至る。このようにＲＰＶ破損前には，下部プレナムに全量の溶融炉心が落下することを考慮すると，ＲＰＶ破損の徴候を検知するには下鏡部の 1 つの温度計で十分と考えられるが，東海第二発電所では高さ方向及
び径方向ともに位置的に分散された 2 箇所の温度計を重大事故等対処設備とし，ＲＰＶ破損徴候の検知性の向上を図っている。

第1図

ＲＰＶ温度計検出位置

添付 3.2.2−5

3.

個別パラメータによる検知の考え方について2.で示した複数の個別パラメータを用いた，ＲＰＶ破損の徴候及びＲＰＶ
破損の検知方法について以下に記載する。
(1)

ＲＰＶ破損の徴候の検知方法について
第 2 図のとおり，事象発生後は，ＲＰＶ内冷却水喪失，炉心損傷，リロケーションといった物理現象が事故の進展に応じて発生するが，その間に原子炉水位の低下（喪失）び

ＲＰＶ下鏡部温度の 300℃到達，

制御棒位置の指示値の喪失及が検知され，その後ＲＰＶが破損することとなる。
そこで，失

原子炉水位の低下（喪失）や制御棒位置の指示値の喪を検知している状態では，機能喪失した機器の復旧等の作業を並行して実施する可能性等を考慮して破損判断パラメータを適宜監視することとするが，

ＲＰＶ下鏡部温度の 300℃到達を検知すればやがてＲ

ＰＶ破損に至る可能性が高い状況であると判断し，破損判断パラメータを常時監視することとする。
事象進展
ＲＰＶ内冷却水喪失物理現象
破損徴候の検知のタイミング

原子炉水位の低下（喪失）

リロケーション

適宜監視（事象進展の把握）

制御棒位置の指示値の喪失
ＲＰＶ下鏡部温度の 300℃到達

常時監視

ＲＰＶ破損

第2図

ＲＰＶ破損までの事象進展
添付 3.2.2−6

(2)ＲＰＶ破損の検知方法について
ＲＰＶ破損の誤検知防止及びＲＰＶ破損の速やかな判断の観点から，格納容器下部水温の上昇又は指示値喪失が検知された場合に，ＲＰＶ破損を判断することとする。
なお，添付資料 3.2.3 別添 3 第 3 図のとおり，格納容器下部水温を計測する測温抵抗体式温度計については，水温上昇そのものを検知するほか，測温部に高温の溶融炉心が接触すると温度指示値は急上昇しオーバースケールする（温度上昇）。また，溶融炉心との反応に伴い測温部の導線周囲の絶縁材（ＭｇＯ）の溶融等が発生すると，導線間の絶縁性が失
われ短絡又は導通することにより，温度指示値がダウンスケールする（指示値喪失）。
(3)

ＲＰＶ下鏡部温度の監視に使用する計器について
ＲＰＶ下鏡部温度を計測する計器については，重大事故等対処設備と設計基準対象施設が存在するが，このうち設計基準対象施設の計器については，重大事故等時の耐環境性を有していない等の理由により，重大事故等時に正しく指示値が出力されない可能性がある。
また，重大事故等対処設備の計器は重大事故等時においても信頼性を有する設計であり，かつ位置的に分散して 2 箇所に設置することから，重大事故等対処設備の計器の監視によりＲＰＶ破損の徴候の検知は十分可能と考えられる。
以上より，重大事故等対処設備の計器が 300℃に到達した場合にＲＰ
Ｖ破損の徴候を検知し，破損判断パラメータである格納容器下部水温を常時監視することを基本とする。ただし，重大事故等対処設備の計器が機能喪失する等の不測事態も考慮し，設計基準対象施設の計器が 1 つでも 300℃に到達するような場合には，万が一のＲＰＶ破損判断の遅れを
添付 3.2.2−7

防止する観点から，ＲＰＶ破損の徴候を検知し，破損判断パラメータである格納容器下部水温を常時監視することを手順書に記載することとする。
(4)

個別パラメータの位置付けを踏まえたＲＰＶ破損判断の成立性
制御棒位置を除く個別パラメータは重大事故等対処設備により計測されるため，重大事故等時にパラメータ変動を検知可能であるが，制御棒位置の指示値については，全交流動力電源喪失時等，重大事故等時にパラメータ変動が確認できない可能性がある。ただし，その他のＲＰＶ破損の徴候に係る個別パラメータ（
ＰＶ下鏡部温度の 300℃到達
候が確認可能であり，原子炉水位の低下（喪失），Ｒ）により事象の進展及びＲＰＶ破損の徴

ＲＰＶ下鏡部温度の 300℃到達が検知された以降は，破損判断パラメータを継続的に監視することとなる。したがって，重大事故等時に制御棒位置の指示値が確認できない場合でも，ＲＰＶ破損判断の成立性に与える影響はない。

4.

ＲＰＶ破損の判断時間について
上述のとおり，

ＲＰＶ下鏡部温度の 300℃到達が検知された以降は，破損判断パラメータを継続的に監視することとなる。このため，実機においてＲＰＶが破損して溶融炉心がペデスタル（ドライウェル部）に落下した場
合，時間遅れなく破損判断パラメータの変化傾向が確認可能であり，「実機においてＲＰＶが破損したタイミング」から「ＲＰＶ破損判断の個別パラメータの確認開始」までの時間遅れは考慮不要と考えられる。
したがって，有効性評価においては，上記時間遅れを考慮せず，3.に示す
格納容器下部水温の上昇又は指示値喪失の確認に必要な時間を保守的に積み上げ，5 分と想定している。さらに，代替格納容器スプレイ冷却系（常添付 3.2.2−8

設）の操作時間 1 分，格納容器下部注水系（常設）の操作時間 1 分を加え，ＲＰＶ破損から 7 分後にペデスタル（ドライウェル部）への注水を開始する
設定としている。
なお，添付資料 3.2.14 に記載のとおり，格納容器下部水位を 1m とした場
合，ＲＰＶ破損時点から溶融炉心露出までの時間は，過渡事象の場合で約 21
分間，事象進展の早い大破断ＬＯＣＡ事象の場合で約 15 分間であり，ＲＰＶ
破損から 7 分後にペデスタル（ドライウェル部）への注水を開始することで溶融炉心の冷却は維持される ※ 。
※

格納容器下部注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェル部）注水流量は 80m３
／h であり，溶融炉心からの崩壊熱による蒸散量より十分多いため，溶融炉心露出までの注水により冠水維持可能。露出までの余裕時間は，過渡事象の場合で約 14 分間（21 分−7 分），大破断ＬＯＣＡ事象の場合で約 8 分間（15 分−7 分）である。

添付 3.2.2−9

別添
事象進展を踏まえたＲＰＶ破損判断の成立性

1.

はじめに
ＲＰＶ破損は格納容器下部水温の上昇又は指示値喪失を検知した場合に判断するが，ＲＰＶ破損以外の要因によって原子炉冷却材圧力バウンダリ
外へ熱が急激に移行した場合に， 格納容器下部水温の上昇又は指示値喪失を検知することによるＲＰＶ破損の誤判断の可能性について整理する。
添付資料 3.2.2 の 3.(1)に記載のとおり，ＲＰＶ破損の徴候については，
事象の進展に応じて生じる物理現象（原子炉水位低下，リロケーション）を検知できるパラメータの指示値により判断している。

ＲＰＶ下鏡部温度の300℃到達 は，リロケーションに伴うＲＰＶ下鏡部の温度上昇を直接的に検知するものであり，徴候を誤検知することはないと考えられるため，以下ではリロケーションに伴う破損徴候検知後において，ＲＰＶ破損を誤判断する
可能性について整理する。

2.

考慮する事象過渡事象，ＬＯＣＡ事象のそれぞれについて，ＲＰＶ破損以外の要因による原子炉冷却材圧力バウンダリ外への熱の移行について考慮する。
(1)

過渡事象
ＲＰＶ破損までは原子炉冷却材圧力バウンダリの機能が健全であるため，原子炉冷却材圧力バウンダリ外への熱の移行としては，「逃がし安全弁の作動」が考えられる。

(2)

ＬＯＣＡ事象
原子炉冷却材圧力バウンダリ外への熱の移行としては，リロケーショ
添付 3.2.2−10

ン後における「破断口からの蒸気流出」が考えられる。

3.

考慮する事象とパラメータ変動の関係
過渡事象，ＬＯＣＡ事象のそれぞれについて，ＲＰＶ破損を含む原子炉冷却材圧力バウンダリ外への熱の移行を伴う要因とパラメータ変動の関係をまとめた結果を第 1 表及び第 2 表に示す。従来の破損判断パラメータ等については，ＲＰＶ破損時とその他要因で同様の傾向を示すパラメータは存在する
ものの，格納容器下部水温はＲＰＶ破損時特有の挙動を示すことから，ＲＰ
Ｖ破損以外の要因を考慮しても，ＲＰＶ破損を誤判断することはなく，ＲＰ
Ｖ破損判断の成立性に影響はない。

添付 3.2.2−11

第1表

原子炉冷却材圧力バウンダリ外への熱の移行を伴う要因とパラメータ変動（過渡事象）

パラメータ【破損判断パラメータ】

逃がし安全弁作動

ＲＰＶ破損

格納容器下部水温

有意な変化なし

上昇又は喪失判

断ＲＰＶ破損時には，格納容器下部水温の指示値の上昇又は喪失が検知される【従来の破損判断パラメータの例】

添付 3.2.2−12

ドライウェル圧力

有意な変化なし

上昇

ドライウェル雰囲気温度

有意な変化なし

上昇

ペデスタル（ドライウェル部）
雰囲気温度

有意な変化なし

上昇

第2表

ＲＰＶ破損前の発生蒸気は逃がし安全弁からＳ／Ｐ経由で排出されるため，ドライウェル圧力に有意な変化はない
ＲＰＶ破損前の発生蒸気は逃がし安全弁からＳ／Ｐ経由で排出されるため，ドライウェル雰囲気温度に有意な変化はない
ペデスタル（ドライウェル部）内に溶融炉心が落下する前に有意な変化はない原子炉冷却材圧力バウンダリ外への熱の移行を伴う要因とパラメータ変動（ＬＯＣＡ事象）パラメータ

破断口からの
蒸気流出

ＲＰＶ破損

有意な変化なし

上昇又は喪失判

断【破損判断パラメータ】
格納容器下部水温ＲＰＶ破損時には，格納容器下部水温の指示値の上昇又は喪失が検知される【従来の破損判断パラメータの例】
ドライウェル圧力

上昇

上昇

同様の傾向を示す

ドライウェル雰囲気温度上昇

上昇

同様の傾向を示す

ペデスタル（ドライウェル部）
雰囲気温度

上昇

上昇

同様の傾向を示すが，ＲＰＶ破損後は溶融炉心からの放熱影響
により雰囲気温度の上昇がより顕著であると考えられる

添付資料 3.2.3
ペデスタル（ドライウェル部）内の水位管理方法について

東海第二発電所における，溶融燃料−冷却材相互作用及び溶融炉心・コンク
リート相互作用の影響抑制を考慮したペデスタル（ドライウェル部）（以下「ペデスタル」という。）内の水位管理対策の内容を以下に示す。

1.

ペデスタルの構造及び設備概要
東海第二発電所のペデスタルの概要図を第 1 図(a)及び(b)に示す。
ペデスタル内の底面及び側面には，原子炉圧力容器（以下「ＲＰＶ」という。）が破損し溶融炉心（以下「デブリ」という。）が落下した際のペデス
タル構造健全性確保のため，ＺｒＯ ２ 製のコリウムシールドを設置する。また，コリウムシールド内は床ドレンサンプとして用いるために，コリウムシールド表面にＳＵＳ製のライナを敷設し通常運転中の水密性を確保するとともに，その内側に機器ドレンサンプを設置する。
ドライウェルにて生じる床ドレン及び機器ドレン並びに機器ドレンサンプを冷却するための冷却水は，第 1 図(a)及び(b)のようにペデスタル側壁の貫通孔を通る配管により各ドレンサンプへ導かれる。これらの配管はコリウムシールドの側壁部より高い位置からペデスタル内へ接続し，コリウムシール
ド内に堆積したデブリが配管へ流入しない設計とする。
床ドレンサンプ内に流入した水は，1m に立ち上げたスワンネックから流出させ，スリット及び配管を通じて原子炉建屋原子炉棟床ドレンサンプ設備へ排水する。また，排水配管を分岐させベント管へ接続することで，事故時においてペデスタルからサプレッション・チェンバへ排水する経路を設ける。
ペデスタルの側壁は鋼製スカートを介してＲＰＶを支持しており，ＲＰＶ
下部プレナムの中心付近には原子炉冷却材浄化系のボトムドレン配管が接続
添付 3.2.3−1

されているとともに，ペデスタル内には制御棒駆動水圧系配管が敷設されている。

添付 3.2.3−2

弁の閉止タイミング※１(図中 ○)：
格納容器隔離信号発信時※２(図中○)：
ドライウェル圧力高信号及び原子炉水位異常低下（L1）
信号発信時※３(図中 ○)：
炉心損傷後のペデスタル
水の排水完了時

添付 3.2.3−3

機器ドレンサンプ
流入配管・弁(※２)

ドライウェル

再循環系配管鋼製スカート（ＲＰＶ支持）原子炉圧力容器
ボトムドレン配管

制御棒駆動機構ハウジング

原子炉冷却材
浄化系へ

制御棒駆動
水圧系配管

格納容器下部
注水配管

人通用開口部

原子炉補機冷却水配管・弁(※２)（機器ドレンサンプ入口／出口）

ダイヤフラム・フロア

機器ドレンサンプ
スワンネック
コリウムシールド（ライナ付）
床ドレンサンプ

機器ドレン排水弁(※３)

床ドレン排水弁(※３)

床ドレン配管・ドライウェルからペデスタル床ドレンサンプへの水の流入を制限する制限弁(※２)

格納容器外側隔離弁(※１)
格納容器外側隔離弁(※１)

スリット

機器ドレン用
流量計

ベント管

機器ドレン
排水配管

床ドレン
排水配管

サプレッション・チェンバ
原子炉建屋原子炉棟
機器ドレンサンプ設備へ

サプレッション・プール

第 1 図 (a) ペデスタル概要図（断面図）

床ドレン用
流量計

原子炉建屋原子炉棟
床ドレンサンプ設備へ

添付 3.2.3−4

2.

水位管理方法
通常運転時及び事故時におけるペデスタル内水位の管理方法を以下に示す。

(1)

原子炉起動前及び通常運転時
原子炉起動前において，必要により消火系等でペデスタル内への事前水張りを実施し，ペデスタル内水位を 1m（約 27m３ ）にする。
通常運転時におけるペデスタル内への流入水は，格納容器内のドライウ
ェル内ガス冷却装置から発生する凝縮水と格納容器内で発生する結露水が床ドレン水（ドライウェルエアークーラードレン含む。）として格納容器
内の床ドレン配管からペデスタル内へ流入（多量時：約 6.8m ３ ／h，少量時：
約 0.2m ３ ／h）する。なお，通常運転時に発生する格納容器内床ドレン水の放射能濃度は約 3.7Bq／ml である。
ペデスタル内へ流入した床ドレン水は，ペデスタル内水位 1m の状態で流入される。流入分の床ドレン水は，1m に立ち上げたスワンネックから原子
炉建屋原子炉棟床ドレンサンプ設備へ排水される。
原子炉建屋原子炉棟床ドレンサンプ設備への排水状況を確認することで，ペデスタル内水位が 1m に維持されていることを確認できる。なお，原子炉
建屋原子炉棟床ドレンサンプ設備への排水状況の確認は，中央制御室の原子炉格納容器内床ドレン流量記録計や積算計により確認することができる。

(2)

事故発生からＲＰＶ破損まで
ドライウェル圧力高信号及び原子炉水位異常低下（レベル１）信号により，ペデスタル内へ流入する配管（床ドレン配管，機器ドレン配管及び原子炉補機冷却水配管）に対してペデスタル外側に設置した制限弁を自動閉止し，ペデスタルへの流入水を制限する。

添付 3.2.3−5

制限弁閉止前の流入水等により水位が 1m を超えた場合には，ベント管に接続された床ドレン排水配管及び床ドレン排水弁を経由してサプレッション・プールへ排水され，ＲＰＶ破損までにペデスタル内水位は 1m まで低下する。
事故が発生し炉心が損傷した場合，格納容器下部注水配管から水位 1mを超過するまで注水を実施し，その後排水することにより，ＲＰＶ破損時に確実に水位 1m を確保する運用とする。これに要する時間は 30 分程度（注水開始操作に要する時間（17 分），水位 10cm 分の注水に要する時間（3分），注水停止操作に要する時間（4 分）及び 5cm 分の排水に要する時間（5 分）に余裕を加味した時間）と想定され，炉心損傷後のペデスタル注
水開始からＲＰＶ破損までの約 1.8 時間（事象進展の早い大破断ＬＯＣＡ時の例）の間に余裕をもって実施可能である。
なお，床ドレンサンプの水位をＲＰＶ破損までに 1m とする排水の過程において，水位が 1.2m 以上であるときには，床ドレン排水配管及び床ドレン
排水弁を経路とした排水に加えて，ベント管に接続された機器ドレンサン
プ排水配管及び排水弁を経由してサンプレッション・プールに排水することが可能である。
ベント管に接続する床ドレン排水弁及び機器ドレン排水弁はＲＰＶ破損前に閉とし，ＲＰＶ破損後のペデスタル水のサプレッション・プールへの流出を防止する。

(3)

ＲＰＶ破損後ＲＰＶ破損及びデブリ落下後，ペデスタル内にて 0.2m 以上のデブリ堆積を検知後に，80m ３ ／h でペデスタル満水相当まで水位を上昇させるとともに，その後は満水近傍にて水位を維持する（別添 1）。
添付 3.2.3−6

また，上記(1)〜(3)の水位管理を実現するための設備対策について別添 2 に，ペデスタル内に設置する計器類について別添 3 にそれぞれ示す。

添付 3.2.3−7

別添 1
ペデスタル注水開始後の水蒸気爆発発生の可能性及び水蒸気爆発発生抑制の考え方について

1.

はじめに
東海第二発電所では，水蒸気爆発（以下「ＳＥ」という。）によるペデスタル構造への影響抑制のため，ＲＰＶ破損時のペデスタル水位を 1m と設定し，ＳＥ影響評価を実施している。しかし，ＲＰＶの破損を判断した場合には，格納容器下部注水系（常設）によるペデスタル注水を実施する手順としており，注水開始後には 1m を超える水位がペデスタル内に形成されることとなり，ＳＥ影響評価の想定を上回る規模のＳＥが発生する可能性がある。
これに対して，ＲＰＶ破損及びペデスタル注水開始後のペデスタル内の状況を推定し，ＳＥの発生可能性及びこれを考慮した水位管理について検討した。以下に検討の内容を示す。

2.

ＲＰＶ破損時のデブリ落下挙動
ＲＰＶが破損するような状況においては原子炉注水機能が喪失している可能性が高く，ＲＰＶ破損時にはデブリの大部分が下部プレナムに堆積することで，これらのデブリの重量及び熱的影響により制御棒駆動機構ハウジング
等のＲＰＶ貫通部溶接箇所が破損し，デブリが落下し始めると考えられる。
その後も，制御棒駆動機構ハウジングはペデスタル内において外部サポート
により支持されているため逸出が生じることは考えにくく，アブレーションによる破損口の拡大を伴いながら下部プレナムに堆積したデブリが継続的にペデスタルへ落下するものと考えられる。
なお，有効性評価においては，溶融燃料−冷却材相互作用や溶融炉心・コ
添付 3.2.3−8

ンクリート相互作用による格納容器への負荷を厳しく評価する観点から，ＲＰＶの破損形態として制御棒駆動機構ハウジングの逸出を想定しており，ＲＰＶ破損口はアブレーションにより拡大しながら，ＲＰＶの内圧及びデブリの堆積ヘッドにより，約 300ton の溶融デブリが約 30 秒間でペデスタルへ全量落下する結果となっている。

3.

ＲＰＶ破損後のペデスタル内の水の状態とＳＥ発生抑制の考え方
ペデスタル内の初期水量及びペデスタル注水量と，ＲＰＶから落下するデブリの保有熱の関係より，ペデスタル内の水が飽和温度に到達する条件を評価し，その結果よりＳＥの発生可能性について検討した。第 1 表及び第 2 表に，評価条件を示す。
まず，ＲＰＶ破損時にペデスタル内に存在する水量（水深 1m）はであり，この水量を飽和温度まで昇温させるデブリ量は，約 11ton と評価される。これは，デブリ全体に対して 4％未満の落下量である。また，ペデス
タルを満水（水深）とする水量は約 81m３ であり，この水量を飽和温度まで昇温させるデブリ量は，約 31ton と評価される。このデブリ量がペデ
スタル内に堆積した場合，その堆積高さは約 0.15m となる。よって，これに余裕を考慮し，0.2m までのデブリ堆積を検知後に満水までの注水を行うこと
で，ペデスタル内を満水とした場合でも水の飽和状態は維持される。
また，ＲＰＶ破損後のペデスタル注水は 80m ３ ／h にて実施するが，デブリからペデスタル水への伝熱速度の観点からは，熱流束を 800kW／m ２ 一定 ※ ，伝熱面積をデブリ拡がり面積であるとすると，180m ３ ／h 以上の水を飽和温度まで昇温する熱移行率となる。
※

ＭＡＡＰコードを用いた有効性評価においてデブリから上面水への限界熱流束として小さめに設定している値。
添付 3.2.3−9

以上より，ＲＰＶ破損後にはペデスタル内の水は速やかに飽和状態に至るとともに，0.2m までのデブリ堆積を検知後にペデスタル満水相当（水位 2.75m）までの注水を開始することにより，その後の注水過程でもペデスタル内の水は飽和状態に維持されるため，ＳＥの発生は抑制されると考えられる。
ペデスタル満水相当（水位 2.75m）まで注水を実施した後は，2.25m 及び2.75m 高さの水位計を用いて，水位を 2.25m から 2.75m の範囲に維持するようペデスタル注水を実施することで，サブクール度を小さく保ちＳＥの発生を抑制しながら，デブリの冷却を継続する。
また，ＲＰＶ破損後にＲＰＶ内の残存デブリ冷却のための注水を実施した
場合，注水の一部がＲＰＶの破損口からペデスタルへ落下しペデスタル内が常に満水状態となることが考えられるが，以下の理由によりＳＥの発生は抑制されると考えられる。
・ＲＰＶからペデスタルへの落下水はＲＰＶ内に残存するデブリにより加熱され，また，ペデスタル内の水はペデスタルに落下したデブリにより加熱されているため，ペデスタル内の水は飽和状態を維持する
・ＲＰＶからペデスタルへの流入水のサブクール度が大きい場合，ＲＰＶ
内の残存デブリは冷却されており，ペデスタルへ落下する可能性は低い
ただし，ペデスタル注水手順は，先述のＲＰＶ破損口の拡大が生じない場
合のような，デブリが少量ずつペデスタルへ落下してくる可能性を考慮しても，ＳＥの発生を抑制できるよう整備する（別紙参照）。

添付 3.2.3−10

第1表
項目

デブリの評価条件値

備考

３

デブリ密度（kg／m ）ＭＡＡＰ計算結果（ＲＰＶ破損時の値）

デブリ比熱（J／kgK）

を，デブリ保有熱が小さくなるように丸

デブリ溶融潜熱（J／kg）

めた値

デブリ初期温度（℃）
デブリ冷却後温度（℃）

500

第2表
項目

ら，高めに設定

ペデスタル水の評価条件
値３

ペデスタル水密度（kg／m ）1,000

ペデスタル水比熱（J／kgK）

4,180

ペデスタル水初期温度（℃）

35

ペデスタル水飽和温度（℃）

135

ペデスタル水半径（m）

デブリ保有熱を小さめに評価する観点か

備考
概略値を使用外部水源温度
ＲＰＶ破損時のドライウェル圧力の包絡値（0.3MPa）における飽和温度
コリウムシールド厚さを 15cm とした場合の，コリウムシールド内半径

添付 3.2.3−11

別紙
デブリ少量落下時のＳＥ発生可能性を考慮したペデスタル注水管理について

原子炉注水機能が喪失しＲＰＶ破損に至るような状況においては，デブリが継続的に落下することによりペデスタル内の水は飽和状態となりＳＥの発生は抑制されると考えられることから，ＲＰＶ破損の検知後には，確実なデブリ冠
水及び冷却のため，ペデスタル満水相当まで連続して注水を行うとともに，その後もデブリの冷却に必要な量の注水を継続することとしている。その手順は以下のとおりである。
(a)

ＲＰＶ破損前ペデスタルへの事前注水及び排水配管からの排水により，水位は 1m に維
持される。

(b)

ＲＰＶ破損後ＲＰＶ破損を判断した場合には，ペデスタル満水相当の水位 2.75m まで注水を実施する。その後は，2.25m 及び 2.75m 高さの水位計を用いて，水位を 2.25m から 2.75m の範囲に維持するようペデスタル注水を実施し，サブクール度を小さく保ちＳＥの発生を抑制する。

一方，ＲＰＶ破損前に原子炉注水機能が復旧した場合等に，少量のデブリがペデスタルに落下し残りの大部分がＲＰＶ内に残存する可能性や，デブリがごく少量ずつ継続して落下する可能性も考えられ，デブリ落下挙動には不確かさが存在する。したがって，このような場合において，ペデスタル注水により水深が深く，サブクール度の大きい水プールが形成され，その後ＲＰＶ内に残存したデブリが落下した際に万が一ＳＥが発生する可能性についても考慮し，上記(a)及び(b)の手順に加え，以下(c)の手順によりペデスタルへの注水を管理す
添付 3.2.3−12

ることとする。
(c)

ＲＰＶ破損後（デブリの落下量が少量の場合）
ペデスタル満水（水深，約 81ton）の水を飽和温度に到達させるデブリ量は約 31ton（全体の約 11％）であり，その堆積高さは約 0.15m となる。これより，ペデスタル底面から 0.2m 高さにデブリ検知器を設置し，ＲＰＶ破損判断後においても 0.2m 高さまでのデブリ堆積が検知されない
場合には，0.5m 及び約 1m 高さの水位計を用いて，水位 0.5m 未満を検知した場合に水位約 1m までペデスタルへ注水する間欠注水を行うことにより，深い水プールの形成を防止しＳＥの発生を抑制する。
第 1 図に示す重大事故等対処設備の計装設備を用いた水位管理により，
上記のとおりデブリの冠水状態は維持・監視可能であるが，水位を 0.5m
から 1m の高さで維持している間にデブリの冠水状態が維持されていることが別のパラメータにより参考情報として得られるよう，1m より上部に格納容器下部雰囲気温度を設置し，格納容器下部雰囲気温度が格納容器圧力に対する飽和温度相当であることを確認する。万が一，デブリの冠水状態が維持されずに格納容器下部雰囲気温度が格納容器圧力に対する飽和温度相当を超えて上昇する場合には，ペデスタルへの注水を判断する。
なお，人通用開口部下端（ペデスタル底面から約 2.8m 高さ）付近に設置されているターンテーブル等の構造物にデブリが付着した際にも，輻射熱の影響により格納容器下部雰囲気温度の指示が上昇することが考えられる。
この格納容器下部雰囲気温度の指示上昇を抑制し，ペデスタル床面に落下したデブリの冠水状態が維持されずに気相部に露出したデブリからの輻射熱による雰囲気温度の上昇のみを計測可能とするため，格納容器下部雰囲
気温度は蒸気密度が高い水面付近（ペデスタル底面から約 1.1m）に設置するとともに，検出部の上部に輻射熱抑制板を設置する。
添付 3.2.3−13

ただし，構造物へのデブリの付着量や形状によっては，輻射熱の影響により格納容器下部雰囲気温度が機能喪失する可能性も考えられることから，格納容器下部雰囲気温度及び輻射熱抑制板は自主対策設備として設置する。

ペデスタル底面（コリウムシールド上表面）からの高さ：格納容器下部水位（SA 設備）：格納容器下部水温（SA 設備）：格納容器下部雰囲気温度（自主対策設備）

2.75m
2.25m
輻射熱抑制板

1.1m
1.05m
0.95m
0.5m
0.2m
0m

(a)ＲＰＶ破損前

第1図(b)ＲＰＶ破損後(c)ＲＰＶ破損後（デブリ少量落下時）

ペデスタル水位管理の概念図

添付 3.2.3−14

別添 2
ペデスタル排水設備対策について1．

はじめに
通常運転中，事故発生からＲＰＶ破損まで及びＲＰＶ破損後について，
水位管理に必要な排水設備対策の方針を各々記載する。

(1)

通常運転時
①ペデスタル内床ドレンサンプ
・ドライウェル内ガス冷却装置から発生する凝縮水，漏えい位置を特定できない格納容器内の漏えい水（以下「漏えい水」という。）が流入する設計とする。（第 1 図）・サンプの水位は，サンプから排水する排水配管の入口（スワンネック）
高さを床面から 1m に設定することで，常時 1m の水位を保つことが可能な設計とする。（第 1 図）・サンプへの流入水は，高さ 1m に設置する排水配管の入口（スワンネック）
から，排水配管内を通じてサプレッション・チェンバを経由し．格納容器外の原子炉建屋原子炉棟床ドレンサンプ設備へ全量排水される設計とする。（第 1 図）・漏えい水は，運転中に生じるドライウェル内ガス冷却装置からの凝縮水の流入によってサンプ水位は常時 1m に維持されているため，サンプに流入する全量が排水され，原子炉建屋原子炉棟床ドレンサンプ設備に至る
過程で，床ドレン用流量計により 0.23m３ ／h を検出することが可能な設計とする。（第 1 図）
・排水配管水平部の勾配は，通常運転中の排水性を確保する観点及びＲＰ
Ｖ破損後にスリット内でデブリが凝固するための必要な距離（スリット添付 3.2.3−15

全長は）を短くする観点から，スリットの勾配をに制限した設計とする。（第 1 図） なお，ＲＰＶ破損までの排水性に対しては，スリットの勾配は影響しない。

ダイヤフラム・フロアからの流入（位置を特定できない漏えい水及び凝縮水）
位置を特定できない漏えい水（原子炉下部の制御棒駆動装置，配管等）
ペデスタル流入水の制限弁（開）

人通用開口部
ペデスタル流入水の制限弁（開）
ドライウェル内ガス冷却装置
格納容器

スワンネック（水位維持用）

80A

80A

1m
凝縮水

80A

排水配管

格納容器外側隔離弁
80A
スリット（勾配）

サプレッション・チェンバ

コリウムシールド
ライナー付

床ドレン用
流量計
原子炉建屋原子炉棟
床ドレンサンプ設備
へ

0°
床ドレン
流入配管
(80A)

270°
90°

床ドレン
流入配管
(80A)

180°
床ドレン排水配管(80A)（原子炉建屋原子炉棟床ドレンサンプ設備へ）

第1図

ペデスタル床ドレンサンプの通常運転時流入水及び排水経路図

添付 3.2.3−16

②ペデスタル内機器ドレンサンプ
・原子炉再循環ポンプグランド部からの排水，機器からのリーク水及び機器点検時のドレン水が流入する設計とする。（第 2 図）・ドレン水は，サンプ内で冷却（原子炉補機冷却水配管により）され，原
子炉建屋原子炉棟機器ドレンサンプへ全量排出される設計とする。（第2 図）・原子炉補機冷却水配管をサンプ内部に通し，高温のドレン水を冷却することができる設計とする。（第 2 図）・サンプからの排水は，原子炉建屋原子炉棟機器ドレンサンプ設備に至る過程で，機器ドレン用流量計により排水量を計測し，5.70m ３ ／h の排水（漏えい量）を検出することが可能な設計とする。（第 2 図）・排水配管水平部の勾配は，通常運転中の排水性を確保する観点及びＲＰ
Ｖ破損後にスリット内でデブリが凝固するため必要な距離（スリット全長は）を短くする観点から，スリットの勾配をに制限した設計とする。（第 2 図）・サンプには複数のドレン水が流入するため，排水性確保の観点からベント管を設置する設計とする。

添付 3.2.3−17

機器からの流入水

原子炉再循環ポンプ

原子炉補機冷却水
機器ドレンサンプ
スワンネック1m

80A
格納容器外側隔離弁

80A

機器ドレン用
流量計

ベント管

スリット（勾配
口径：

排水配管

）

原子炉建屋原子炉棟
機器ドレンサンプ設備へ④⑤

0°

格納容器下部注水配管(100A)③⑥
床ドレン流入配管(80A)

270°
90°

①

床ドレン流入配管(80A)

180°

②

機器ドレン排水配管（原子炉建屋原子炉棟機器ドレンサンプ設備へ）

NO.

流入元

運転中の状態①

原子炉再循環ポンプ(A)グランド部排水，機器からのリーク水 (*1)，機器点検時のドレン水(50A)(*2)

常時排水有

②

原子炉再循環ポンプ(A)点検時のドレン(50A)(*2)

常時排水なし③

原子炉再循環ポンプ(B)グランド部排水，機器からのリーク水 (*1)，機器点検時のドレン水(50A)(*2)

常時排水有

④

機器点検時のドレン水(80A)(*2)

常時排水なし⑤

原子炉再循環ポンプ(B)点検時のドレン(50A)(*2)

常時排水なし⑥

原子炉補機冷却水配管(50A)*1

弁グランド部からのリーク水（運転中）*2通常閉の弁を開にし排水（定検時のみ）

第2図

常時通水

ペデスタル機器ドレンサンプの運転中流入水及び排水概要図
添付 3.2.3−18

(2)

事故発生からＲＰＶ破損前まで①ＲＰＶ破損前までに達成すべき条件

・デブリ落下までの間，ペデスタル床ドレンサンプの水位を 1m に維持すること。
②条件を達成するための設備対策
a．ドライウェルからの流入水の遮断
・ペデスタル床ドレンサンプへの流入水を遮断するため，ドライウェル
圧力高信号及び原子炉水位異常低下（レベル１）信号により，ペデス
タル流入水の制限弁（床ドレン）を閉にする設計とする。
（ 第 3 図(a)(c)）
・制限弁を閉にすることにより，格納容器スプレイ水等のペデスタルへ流入する可能性のある水は，ベント管を介してサプレッション・プー
ルへ排水される設計とする。（第 3 図(a)(c)(d)）
b．ペデスタルへの流入水の排出・事故発生により格納容器外側隔離弁は開から閉状態となり，ペデスタ
ル床ドレンサンプへの流入水の格納容器外への排水は遮断されるが，通常運転中から床ドレン排水弁を開の状態にしておくことで，ベント管を介してサプレッション・プールへ自然排水される設計とする。
（第3 図(a)(c)(d)）
・事故時のペデスタル床ドレンサンプへの流入水により，ペデスタル床
ドレンサンプの水位は上昇するが，ＲＰＶ破損までの間に，ペデスタ
ル床ドレンサンプの水位が，1m まで排水可能な設計とする。（別紙）・以下を考慮し，床ドレン排水配管のベント管への接続高さをペデスタ
ル床のコンクリート表面より下の位置に設置する設計とする。

（第 3 図(a)）
床ドレン排水配管のベント管への接続高さは，サンプへの流入水の添付 3.2.3−19

排水流量を確保する観点からは低い方が望ましいが，スリット内部
でのデブリ凝固の確実性向上の観点からは，スリット内に水を保有させるためスリットより高くする必要がある。このため，床ドレン
排水配管のベント管への接続高さは，床ドレン排水配管の下端位置
がスリット高さ方向の流路（10mm）の上端の位置になるように設置する設計とする。（第 3 図(a)）
スリットの設置高さを低くする場合，スリット内でデブリが凝固した際に，床スラブ鉄筋コンクリートの温度上昇による強度低下が懸念される。そこで，コリウムシールド無しの条件において温度による強度低下を考慮しても床スラブの健全性が確保されるスリット高さ（ペデスタル床のコンクリート表面から下）にスリットを設置する。（第 3 図(a)）
・床ドレン排水配管を接続するベント管については，真空破壊弁作動時のベント管内のサプレッション・チェンバからドライウェルへの上昇流が排水に影響することがないよう，真空破壊弁が設置されていない
ベント管を対象とする設計とする。（第 3 図(d)）
・ベント管に接続する床ドレン排水弁は，ＲＰＶ破損前のペデスタル注
水により水位が上昇し 1m を超える高さの水位計が水位を検出した後，ベント管を通じた排水により水位が低下し同水位計にて水位が検出されなくなった場合に，一定の時間遅れ（当該水位計高さから 1m 高さまでの排水に必要な時間を考慮）で自動閉止する設計とする。これにより，ＲＰＶ破損後のペデスタル水のサプレッション・プールへの流出を防止する。なお，地震によるスロッシング等により万一排水弁が意図せず閉止した場合には，運転員操作により早期に排水弁を開放する
手順とする。
添付 3.2.3−20

・機器ドレン排水配管及び排水弁による排水経路から，ＲＰＶ破損後のペデスタル水がサプレッション・プールへ流出することを防ぐため，
床ドレン排水弁と同時に自動閉止する設計とする。また，機器ドレン
排水配管のベント管への接続高さ及び接続位置（真空破壊弁が設置されていないベント管に設置する）は，床ドレン排水配管と同じ設計とする。（第 3 図(d)(e)）

原子炉圧力容器
格納容器スプレイ水

機器ドレン水の制限弁(閉)

ボトムドレン配管
床ドレン水の制限弁（閉）

格納容器下部
注水配管

ダイヤフラム・フロア

スプレイ水
床ドレン排水弁(開→閉)
1m

ベント管
格納容器外側隔離弁(閉)流量計
原子炉建屋原子炉棟
床ドレンサンプ設備へ
ペデスタルに流入した水はベント管（真空破壊弁が設置されていないもの）を介してサプレッション・
プールへ排水される。ベント管は，格納容器スプレイ水等の流入も考えられるが，ベント管は個数が 108本あり，約 0.6m の直径を有していることから，ベント管の単位面積当たりに流れる格納容器スプレイ水等の流量はわずかであり，ペデスタルへの流入水の排水性に影響はないと考えられる。
サプレッション・チェンバからの格納容器ベント用の配管下端は，ペデスタル床のコンクリート表面より
下であり，排水配管のベント管への接続高さよりも高い位置に設置されている。ただし，格納容器ベント中のサプレッション・プール水の最高水位は，ペデスタル床のコンクリート表面より約 0.62m
下であり，床ドレン排水配管のベント管への接続高さよりも低い位置となるため，格納容器ベント中でも床ドレン排水配管が水没することはない。
【参考】最も高い位置の真空破壊弁はペデスタル床のコンクリート表面より約 0.47m 下であり，床ドレン
排水配管のベント管への接続高さよりも高い位置であるが，その他の真空破壊弁はペデスタル床のコンクリート表面より約 1.36m 下であり，床ドレン排水配管のベント管への接続高さよりも低い位置に設置されている。

第 3 図 (a) ペデスタル床ドレンサンプの水位 1m 維持対策概要
添付 3.2.3−21

人通用開口部

ダイヤフラム・フロア

ベント管

ペデスタル床第 3 図 (b) ペデスタル床ドレンサンプの水位 1m 維持対策概要

0°

原子炉補機冷却水の制限弁(閉)機器ドレン水の制限弁(閉)床ドレン水の制限弁(閉)格納容器下部注水配管

270°

床ドレン水の制限弁(閉)90°

機器ドレン水の制限弁(閉)180°

第 3 図 (c) ペデスタル床ドレンサンプの水位 1m 維持対策概要

添付 3.2.3−22

機器ドレン排水配管(80A)（原子炉建屋原子炉棟機器ドレンサンプ設備へ）
床ドレン排水配管(80A)（原子炉建屋原子炉棟床ドレンサンプ設備へ）
ベント管 ペデスタル床ドレンの排水経路となるもの（真空破壊弁なし 1 か所）
ベント管 ペデスタル機器ドレンの排水経路となるもの（真空破壊弁なし 1 か所）
ベント管 真空破壊弁付き（11 か所）
ベント管 真空破壊弁なし（95 か所）

第 3 図 (d) ペデスタル床ドレンサンプの水位 1m 維持対策概要

機器ドレン水の制限弁(閉)
ダイヤフラム・フロア

原子炉補機冷却水の制限弁(閉)

原子炉再循環ポンプ

機器ドレン水の制限弁(閉)

機器ドレン排水弁(開→閉)

床ドレン水の制限弁（閉）
格納容器外側隔離弁(閉)

流量計

ベント管

原子炉建屋原子炉棟
機器ドレンサンプ設備へ

第 3 図 (e) ペデスタル床ドレンサンプの水位 1m 維持対策概要
添付 3.2.3−23

(3)ＲＰＶ破損後①ＲＰＶ破損後に達成すべき条件
・ペデスタル床ドレンサンプへ落下したデブリを冷却するために，注水できること。
・ペデスタル床ドレンサンプの水位を管理できること。
②条件を達成するための設備対策
・ＲＰＶ破損後，デブリが機器ドレン配管及び原子炉補機冷却水配管を溶融することにより，当該配管からペデスタル内へ内包水が流入することを防止するため，ドライウェル圧力高信号及び原子炉水位異常低下（レベル１）信号により，ペデスタル流入水の制限弁（機器ドレン
及び原子炉補機冷却水）を閉にする設計とする。（第 4 図）・ＲＰＶ破損後のデブリ落下後に，格納容器下部注水系から注水を行う設計とする。（第 4 図）

添付 3.2.3−24

格納容器スプレイ
原子炉圧力容器

ボトムドレン配管

格納容器下部注水
配管(100A)

注水
床ドレン排水弁

格納容器外側隔離弁
スリット
排水配管
流量計
ベント管

0°

機器ドレン水の制限弁

床ドレン水の制限弁

原子炉建屋原子炉棟
床ドレンサンプ設備へ

格納容器下部注水配管(100A)
原子炉補機冷却水の制限弁
原子炉補機冷却水の制限弁

270°

床ドレン水の制限弁

90°
機器ドレン水の制限弁

180°

第4図

ペデスタル床ドレンサンプ注水概要図

添付 3.2.3−25

別紙
事故発生からＲＰＶ破損までのペデスタル流入水の排水評価について

ＲＰＶが破損しデブリがペデスタルへ落下する際には，ＳＥの影響を抑制するためペデスタル内水位を 1m とすることとしている。これに対して，事故発生後にペデスタル内への水の流入があった場合でも，ＲＰＶ破損までにペデスタ
ル内水位が 1m まで排水されることを確認した。以下にその内容を示す。

1.

評価において想定する事象
東海第二発電所のペデスタル内構造（添付資料 3.2.3 本文第 1 図参照）をもとに，事故発生からＲＰＶ破損までの間にペデスタル内へ水が流入し得る事象を選定し，それぞれに対して排水評価の要否を検討する。

(1)

大破断ＬＯＣＡ
ＲＰＶ破損する場合の有効性評価の評価事故シーケンスとしては，過渡事象時に注水機能が喪失する事象（以下「過渡事象」という）を選定しているが，過渡事象ではドライウェル内に水が流出することはなく，ＲＰＶ
破損までに格納容器スプレイを実施することはない。一方で，大破断ＬＯ
ＣＡ時に注水機能が喪失する事象（以下「ＬＯＣＡ事象」という）では，
ドライウェル内への水の流出やＲＰＶ破損までの格納容器スプレイの実施により，ペデスタル内への水の流入が生じるため，排水評価の対象とする。

(2)

ボトムドレンＬＯＣＡ
ＲＰＶ破損を想定する評価事故シーケンスのうち，ペデスタル内におけるボトムドレンＬＯＣＡが生じた場合，ＲＰＶからペデスタルへ多量の原
子炉冷却材が流入する。しかし，この流入水は飽和状態であるため，水深が深い場合でもＳＥの発生可能性は極めて低く，万一ＳＥが発生した場合
添付 3.2.3−26

の発生エネルギも小さいと考えられることから，排水評価の対象事象とする必要はないと考える。ただし，排水性能の保守性を確認する観点から参考として排水可能性を評価する（参考 1）。
(3)

その他のペデスタル内への流入事象
ペデスタル内において制御棒駆動水圧系配管が破断した場合，ＲＰＶ及び制御棒駆動水圧系からペデスタル内に漏えい水が流入する。しかし，事象確認後に制御棒駆動水ポンプを停止することで，制御棒駆動水圧系からペデスタルへの流入は停止する。また，第 1 図のとおり，当該配管は 1 イ
ンチ以下の細さであることに加えＲＰＶからの漏えいは制御棒駆動機構のシール部を介するため，その漏えい量はごく少量であり，ＲＰＶ破損に至ることは考えにくく，排水評価の対象外とする。
また，ペデスタル内において機器ドレン配管や原子炉補器冷却水配管が破断した場合にもペデスタル内へ冷却水が流入するが，上記と同様にこれらの事象に起因してＲＰＶ破損に至ることは考えにくく，排水評価の対象外とする。

以上より，排水評価において想定する事象としてＬＯＣＡ事象を選定する。

添付 3.2.3−27

挿入ライン破断時の漏えい経路
引抜ライン破断時の漏えい経路

第1図

2.

制御棒駆動水圧系配管破断時のＲＰＶからの漏えい経路

評価条件

・ＬＯＣＡ事象発生時，ドライウェル圧力高信号及び原子炉水位異常低下（レベル１）信号によりペデスタル流入水の制限弁は事象発生後すぐに閉止することから，格納容器スプレイ水等によるドライウェルからの流入水は制限されるが，ここでは事故発生 5 分間はペデスタルへの流入が継続すると仮定する。また，ドライウェルからの流入量を多く評価する観点から，ダイヤフラム・フロア上に溜まる水の水位は，物理上最も高くなるベント管高さとする。このとき，ドライウェルからペデスタルへの流入量は，以下のように計算され，これをＲＰＶ破損までの必要排水量とする。
V＝vin×A×t＝(2gh)１／２ ×A×t
V：必要排水量［m ３ ］，vin：流入速度［m／s］，
A：流入口面積［約 8.6×10 −３ m ２ ］
添付 3.2.3−28

（床ドレン配管内径 73.9mm×2 本分），t：流入継続時間［5min＝300s］，g：重力加速度［9.8m／s ２ ］，
h：流入水水頭［約 0.36m］（ベント管上端高さ−流入配管高さ）・設備対策より配置されるコリウムシールド等の構造物については，評価上その体積を除外することで必要排水量を増やし，保守的な評価とする。
・機器ドレン排水配管及び排水弁を経由したサプレッション・プールへの排水が期待できるが，この排水経路からの排水は評価から除外する。
・排水配管はドライウェル気相部に接続され圧力差はないため，排水量を評価する上で，ドライウェル及びサプレッション・プール内圧は考慮しない。
・排水配管の長さ，内径，エルボや弁等に相当する長さ等考慮し，下記式によりある排水流量を想定した場合の排水流路の圧力損失を算出する。本評
価では，まず任意の流量（22m ３ ／h：ボトムドレンＬＯＣＡ時の平均必要
排水流量）の場合の圧力損失（1.8m）を算出し，その際に求まる圧損係数（K）を基に，以降の流量と圧力損失の関係を算出している。圧力損失はペデスタル水位と排水口の水頭差に等しいことから，排水開始する初期水位時の排水口との水頭差及び圧損係数（K）を基に初期排水流量を算出し，初期排水流量である時間ステップ幅だけ排水された場合の水位及び当該水位での排水流量を算出し，これを繰り返すことによって水位 1m までの排出時間を算出している。また，下式に示す圧損 H は，エルボの数を 2 倍程度見込む等，保守的な値としている。
圧損損失計算式（出典：日本機械学会編，機械工学便覧）
H＝λ×(L／D)×(v ２ ／2g)＋Σλ×(L’／D)×(v２ ／2g)＝K×Q ２
H：配管圧損［m］，L：配管長さ［m］，D：配管内径［m］，
L’：エルボや弁等に相当する長さ［m］，v：流速［m／s］，
添付 3.2.3−29

g：重力加速度［m／s ２ ］，λ：管摩擦係数［-］，K：圧損係数［-］，
Q：流量［m 3/h］
第1表
単位
配管内径：Ｄ

圧力損失計算要素

スワンネック入口〜出口(*1)

スリット入口〜出口(*2)

スリット下流配管(*3)

m

流量 *4

m３ ／h

流速

m／s

管摩擦係数：λ−配管長m

配管 L／D−

90°ショートエルボ *5（L’／D＝ ）個

弁 *5（L’／D＝個）

管入口 *5（λ・(L’／D)＝）

開放端 *5（λ・(L’／D)＝）

個個（補足）上記計算要素の具体的な数値等は設計進捗により，妥当性を損なわない範囲で変更があるものとする。
*1 スワンネック部は，90°ショートエルボ( 個)，直管相当とし，管
入口と管出口(開放端)の係数を考慮。
*2 スリット部は，断面積が等しい円管，90°ショートエルボ( 個)とし，管入口と管出口(開放端)の係数を考慮。圧損は円管のとする。
*3 スリット下流配管は，配管長，90°ショートエルボ( 個)，弁( 個)
と想定し，
を考慮。
*4 流量はとした。表 1 は流量をとした場合の例を記載。
*5 CRANE 社「FLOW OF FLUIDS THROUGH VALVES, FITTINGS, AND PIPE TechnicalPaper No.410,1988」

上表を基に，圧力損失を計算した結果を以下に示す。
H1＝

添付 3.2.3−30

K＝における配管圧損は，K×Q ２ ＝

（流量

評価結果
評価結果は第 2 表及び第 2 図のとおりであり，ＲＰＶ破損までの時間が短い大破断ＬＯＣＡ（事象発生からＲＰＶ破損まで約 3 時間）を想定しても，水位 1m まで排水可能である。

第2表項

必要排水量と排水時間

目

評価結果

必要排水量

約 7m ３

排水時間

約 0.3 時間

1.3

水位（m）

3.

）

1.2

1.1

1.0
0

5

10

15

20

排水時間（分）第2図

ペデスタル水位 1.23m から水位 1m までの排水時間

添付 3.2.3−31

4.

評価結果に対する裕度・必要排水量
必要排水量はコリウムシールド等の構造物を考慮していないことから，
必要排水量は内部構造物の体積分保守的な評価としている。
・排水時間
排水時間については，排水に伴って低下する水位並びに流路の形状及び長さ等（圧力損失）を保守的に考慮して算出している。
・排水流量
計算過程で使用する圧力損失は，配管長さやエルボの数等に余裕を持たせており，平均排水流量

5.

時の圧力損失は合計である。

異物による影響
ペデスタル内に設ける排水の流入口は，スワンネック構造とする。スワン
ネックは，逆Ｕ字形の形状をしているため，水面付近の浮遊物は排水口から流入し難い構造上の利点がある。空気孔は，逆Ｕ字形部からの排水性を確実にするために設ける設計とする。排水口の高さ方向の位置は，水面の浮遊物
や床面の異物を持ち込ませないために適切な位置で設定する設計とする。また，異物落下に対して破損等がないよう，サポート等で固定する。このスワンネックの構造を考慮した上で，スワンネック構造への落下物の影響，ペデ
スタル内に流入する異物による排水性への影響を評価する。なお，スワンネック構造を流入口とする排水流路は，ＲＰＶ破損前にペデスタル内の水位 1mを達成した時点で排水弁を閉止し，その後は用いないことから，排水機能の要求期間はＲＰＶ破損前までであり，ＲＰＶ破損前までに想定される落下物及び異物を対象として評価する。
事故時に発生する落下物によりスワンネック構造が損傷しないこと，異物添付 3.2.3−32

がペデスタル床ドレンサンプに流入したと仮定し評価しても，異物により排水性に悪影響が生じる可能性が低いことを第 3 表に示す。
落下物により，スワンネック構造が影響を受けないことを確実にするため，
スワンネック構造の周囲に柵を設置する設計とする。
この柵は，異物がスワンネック及び排水配管の排水性に対して悪影響を及
ぼさないこと及び想定されない異物が排水性に悪影響を及ぼさないことをより確実にするため，異物混入防止機能を有した設計とする。柵は，スリットの短辺よりも小さい開口径を有し，開口が重ならないよう 2 重に配置した設計とする。仮に，スリット部で固着し堆積する可能性がある線状の異物を想定しても，柵の 2 重部分で流入を防ぐ構造の設計とする。（第 3 図）
なお，機器ドレンサンプについても，排水経路として利用することから，異物落下に対して破損等がないよう，十分な強度を有する設計とし，スワンネックの異物混入防止及び損傷防止については，床ドレン排水用のスワンネックと同様の対策を行うことで，悪影響を防止する。

第3表

想定異物と影響評価（1／3）

想定異物
異物による排水性への影響
核計装用及び照明 【発生源】ペデスタル内用等のケーブル【スワンネックへの落下／床ドレンへの流入】（管路含む）
落下あり／流入あり
ペデスタル上部には，ケーブルが設置されており，落下の可能性がある。
【影響評価】
・落下による影響
スワンネックは鋼製でサポートに固定されているため破損・転倒する恐れはない。また，周囲に鋼製の柵を設置することから，スワンネックに直接接触することもない。機器ドレンサンプについては，
サンプ自体を十分な強度を有する設計とするため，破損する恐れはない。
（次頁へ続く）添付 3.2.3−33

第3表

想定異物と影響評価（2／3）

想定異物
異物による排水性への影響
核計装用及び照明 ・流入による影響
用等のケーブル
ケーブルは床に沈降することから，排水性に影響（管路含む）はない。また，何らかの要因で被覆片が生じたとしても，機器ドレンサンプと床ドレンサンプ各々のス
ワンネックは対向して配置され，かつ前述の通り
各々の周囲を柵（第 3 図参照）にて囲うため，共通要因による排水性への影響はない。
保温材【発生源】ペデスタル外【スワンネックへの落下／床ドレンへの流入】
落下なし／流入あり
ペデスタル床ドレンサンプ内に保温材はない。
重大事故時にドライウェルから格納容器スプレ
イ水等によって床ドレンの流入経路から持ち込まれる可能性がある。
【影響評価】
床ドレン流入経路の弁を事故後早期に閉に流入を制限することから，排水経路を閉塞させる等，排水性への影響はない。
塗料片【発生源】ペデスタル内・外【スワンネックへの落下／床ドレンへの流入】
落下あり／流入あり
ペデスタル内・外の構造物には塗装が施されていることからスワンネックへの落下，床ドレンへ流入する可能性がある。
【影響評価】
・落下による影響
スワンネックを損傷する程の重量はなくスワンネックが破損・転倒する恐れはない。また，同様に
機器ドレンサンプへの影響もない。
・流入による影響
塗料片は，底に堆積若しくは水面に浮遊することが考えられるが，スワンネックの排水口を水位 1mの中間位置に設定するため，これらの異物がスワン
ネックの排水口に流入するとは考え難い。また，重大事故時は格納容器スプレイ水等によってペデス
タル外から床ドレンの流入経路を通じて塗料片が多く持ち込まれる可能性があるが，床ドレン流入経路の弁を事故後早期に閉にし，流入を制限することから，排水経路を閉塞させる等，排水性への影響はない。

添付 3.2.3−34

第3表
想定異物
スラッジ（鉄錆）サポート

照明

想定異物と影響評価（3／3）

異物による排水性への影響【発生源】ペデスタル外【スワンネックへの落下／床ドレンへの流入】
落下なし／流入あり
スラッジ（鉄錆）は，床ドレン水によって床ドレンサンプ内に流入し底に堆積する可能性がある。
【影響評価】
スワンネックの排水口を水位 1m の中間位置に設定するため，底に堆積した異物が積極的に排水経路に流入するとは考え難い。また，重大事故時は格納容器スプレイ水等によってペデスタル外から床ドレンの流入経路を通じてスラッジが多く持ち込まれる可能性があるが，床ドレン流入経路の弁を事故後早期に閉にし，流入を制限することから，排水経路を閉塞させる等，排水性への影響はない。
【発生源】ペデスタル内【スワンネックへの落下／床ドレンへの流入】
落下なし／流入なし
ペデスタル内にはサポートが設置されているが，十分な耐震性を有する設計とすることから，落下しない。
【影響評価】
排水性への影響はない。
【発生源】ペデスタル内【スワンネックへの落下／床ドレンへの流入】
落下あり／流入あり
ペデスタル内には照明が設置されているため，落下の可能性がある。
【影響評価】
・落下による影響
スワンネックは鋼製でサポートに固定されているため破損・転倒する恐れはない。また，周囲に鋼製の柵を設置することから，スワンネックに直接接触することもない。機器ドレンサンプについても，十分な強度を有する設計とすることから，破損する恐れはない。
・流入による影響
照明は，床に沈降することから，排水性に影響はない。

添付 3.2.3−35

異物混入防止穴()※異物の流入方向（直線的）に穴が重ならない設計とする。

空気孔

排水口
ステンレス製
板厚は以上で 2 重構造にする
ことで照明・ケーブル等の異物落下にも耐える構造とする。
コリウム
シールド

配管（80A）はペデスタル内壁よりサポート
により支持し剛構造とする。

スリット構造（流路径：高さ方向）の流路に排水配管を接続する。ペデスタ
ル床からコンクリート部への流路（水平方向のスリット部まで）は，スリット構造（流路径：）の設計とする。

空気孔
スワンネック（1 か所）
口径：80A，ステンレス製
縦方向スリット
流路，
ステンレス製

空気孔

水の流れ
横方向スリット
流路，
ステンレス製

第3図

排水配管に対する異物対策概要

添付 3.2.3−36

参考 1
ボトムドレンＬＯＣＡを想定した場合の排水評価

ボトムドレンＬＯＣＡ時にＲＰＶからペデスタルへ流入する水は飽和状態であることから，ＲＰＶ破損及びデブリ落下時のＳＥの発生可能性は極めて低く，また，万が一ＳＥが発生した場合の発生エネルギも小さいと考えられる。
しかし，排水性能の保守性を確認する観点から，ペデスタル内の水位が最も高くなる事象であるボトムドレンＬＯＣＡを想定した場合についても，参考として排水可能性を実施する。

1.

評価条件
・ペデスタル内におけるボトムドレンＬＯＣＡ時には，ペデスタル床ドレン
サンプに上部から漏えい水が流入し，著しく水位が上昇するため，水位は
人通用開口部まで達することが想定される。

・排水評価は人通用開口部下端から水位 1m までの水量（必要排水量）とする。
また，設備対策より配置されるコリウムシールド等の構造物については，
評価上その体積を除外することで必要排水量を増やし，保守的な評価とする。
・排水配管はドライウェル気相部に接続され圧力差はないため，排水量を評価する上で，ドライウェル及びサプレッション・プール内圧は考慮しない。
・排水配管の長さ，内径，エルボや弁等に相当する長さ等考慮し，下記式によりある排水流量を想定した場合の排水流路の圧力損失を算出する。本評
価では，まず任意の流量（22m ３ ／h：ボトムドレンＬＯＣＡ時の平均必要
排水流量）の場合の圧力損失（1.8m）を算出し，その際に求まる圧損係数（K）を基に，以降の流量と圧力損失の関係を算出している。圧力損失はペ
添付 3.2.3−37

デスタル水位と排水口の水頭差に等しいことから，排水開始する初期水位時の排水口との水頭差及び圧損係数（K）を基に初期排水流量を算出し，初期排水流量である時間ステップ幅だけ排水された場合の水位及び当該水位での排水流量を算出し，これを繰り返すことによって水位 1m までの排出時間を算出している。また，下式に示す圧損 H は，エルボの数を 2 倍程度見込む等，保守的な値としている。
圧損損失計算式（出典：日本機械学会編，機械工学便覧）
H＝λ×(L／D)×(v ２ ／2g)＋Σλ×(L’／D)×(v２ ／2g)＝K×Q ２
H：配管圧損［m］，L：配管長さ［m］，D：配管内径［m］，
L’：エルボや弁等に相当する長さ［m］，v：流速［m／s］，
g：重力加速度［m／s ２ ］，λ：管摩擦係数［-］，K：圧損係数［-］，
Q：流量［m ３ ／h］
第1表
単位
配管内径：Ｄ

圧力損失計算要素

スワンネック入口〜出口(*1)

スリット入口〜出口(*2)

スリット下流配管(*3)

22

22

22

m

流量 *4

m３ ／h

流速

m／s

管摩擦係数：λ−配管長m

配管 L／D−

90°ショートエルボ *5（L’／D＝ ）個

弁 *5（L’／D＝個）

管入口 *5（λ・(L’／D)＝）

開放端 *5（λ・(L’／D)＝）

個
個

添付 3.2.3−38

（補足）上記計算要素の具体的な数値等は設計進捗により，妥当性を損なわない範囲で変更があるものとする。
*1 スワンネック部は，90°ショートエルボ( 個)，直管相当とし，管
入口と管出口(開放端)の係数を考慮。
*2 スリット部は，断面積が等しい円管，90°ショートエルボ( 個)とし，管入口と管出口(開放端)の係数を考慮。圧損は円管のとする。
*3 スリット下流配管は，配管長，90°ショートエルボ( 個)，弁( 個)
と想定し，
を考慮。
３
*4 必要排水量約 59m を約 2.7 時間で排出した場合の流量 22m ３ ／h とした。
*5 CRANE 社「FLOW OF FLUIDS THROUGH VALVES, FITTINGS, AND PIPE TechnicalPaper No.410,1988」

上表を基に，圧力損失を計算した結果を以下に示す。
H1＝

K＝
（流量

2.

における配管圧損は，K×Q ２ ＝）

評価結果
評価結果は第 2 表及び第 1 図のとおりであり，ペデスタル内のボトムドレ
ン配管破断時に流入した水を，ＲＰＶからペデスタルへの流入停止（事象発
生後約 0.3 時間）からＲＰＶ破損（事象発生後約 3 時間）までの約 2.7 時間以内に，水位 1m まで排水可能である。

添付 3.2.3−39

第2表
項

※

必要排水量と排水時間

目

評価結果

必要排水量

約 59m ３ ※排水時間

約 2.3 時間

必要排水範囲の水量（内径，高さの水の体積）

3.0

水位（m）

2.5

2.0

1.5

1.0
0

0.5

1

1.5

2

排水時間（時間）
第1図

3.

ペデスタル水位満水から水位 1m までの排水時間評価結果に対する裕度・必要排水量
必要排水量はコリウムシールド等の構造物を考慮していないことから，
必要排水量は内部構造物の体積分保守的な評価としている。
・排水時間
排水時間については，排水に伴って低下する水位並びに流路の形状及び長さ等（圧力損失）を保守的に考慮して算出している。
・排水流量
必要排水流量は，評価上の容量約 59m3 に対して約 2.7 時間で排水する
添付 3.2.3−40

必要があることから，全量排水する場合には平均約 22m３ ／h の流量が必要である。これに対して，排水時の水位による圧力損失を考慮した平均
排水流量はであり，必要排水量を上回っている。

なお，このとき計算過程で使用する圧力損失は，配管長さやエルボの数等に余裕を持たせており，平均排水流量時の圧力損失は合計

である。

4.

機器ドレン排水配管及び排水弁の経路を併用した評価
機器ドレンサンプには排水性を確保するために必要な空気ベント用のス
ワンネックを有し，通常運転中の機器ドレンと床ドレンの混入防止のため，
床ドレンサンプの排水入口水位 1m よりも 0.2m 高い位置に設置する設計としている。床ドレンサンプの水位が 1.2m よりも高い水位までは，床ドレンの排水経路に加え機器ドレンの排水経路が期待できることから，実際の排水時間に対して更に裕度を有している。以下に機器ドレン排水経路を併用した評価を示す。
・機器ドレン排水経路の圧力損失
機器ドレンの排水経路は床ドレンの排水経路と比較してほぼ同じ長さの経路であるが，機器ドレンサンプ内を経由する経路となることが相違している。しかし，排水評価に当たっては，機器ドレンサンプの圧力損失は機器ドレン排水配管に対してその流路面積が十分大きいため考慮せず，機器
ドレンサンプ出入口部の形状による圧力損失のみ考慮し，他は床ドレン排水経路の圧力損失と同等として評価を行う（第 3 表）。

添付 3.2.3−41

第3表

単位

配管内径：Ｄ

圧力損失計算要素

スワンネック入口〜出口(*1)
機器ドレンサンプ 入 口 〜 出 口（*1）

スリット入口〜出口(*2)

スリット下流配管(*3)

22

22

22

m

流量 *4

m３ ／h

流速

m／s

管摩擦係数：λ−配管長m

配管 L／D−

90°ショートエルボ *5（L’／D＝ ）個

弁 *5（L’／D＝個）

管入口 *5（λ・(L’／D)＝）

開放端 *5（λ・(L’／D)＝）

個個（補足）上記計算要素の具体的な数値等は設計進捗により，妥当性を損なわない範囲で変更があるものとする。
*1 スワンネック部は，90°ショートエルボ( 個)，直管相当とし，管
入口と管出口(開放端)の係数を考慮。
機器ドレンサンプ入口と出口について係数を考慮。
*2 スリット部は，断面積が等しい円管，90°ショートエルボ( 個)とし，管入口と管出口(開放端)の係数を考慮。圧損は円管のとする。
*3 スリット下流配管は，配管長，90°ショートエルボ( 個)，弁( 個)
と想定し，
を考慮。
３
*4 必要排水量約 59m を約 2.7 時間で排出した場合の流量 22m ３ ／h とした。
*5 CRANE 社「FLOW OF FLUIDS THROUGH VALVES, FITTINGS, AND PIPE TechnicalPaper No.410,1988」

上表を基に，圧力損失を計算した結果を以下に示す。
H1＝

添付 3.2.3−42

K＝における配管圧損は，K×Q ２ ＝（流量）・床ドレン排水経路と機器ドレン排水経路を併用した排水評価結果
評価結果は第 4 表及び第 2 図のとおりであり，ペデスタル内のボトムドレ
ン配管破断時に流入した水を，ＲＰＶからペデスタルへの流入停止（事象発
生後約 0.3 時間）からＲＰＶ破損（事象発生後約 3 時間）までの約 2.7 時間以内に，水位 1m まで排水可能である。
第4表
項

※

必要排水量と排水時間

目

評価結果

必要排水量

約 59m ３ ※排水時間

約 1.3 時間

必要排水範囲の水量（内径，高さの水の体積）

3.0
床ドレン排水経路＋機器
ドレン排水経路での評価（59m３ ）

2.5

水位（m）

2.0
約 2.3 時間（床ドレン排水経路のみの場合）

1.5
1.2

1.0
排水完了水位：1.0m

0.5

高さ 1.2m まで
約 1.0 時間

約 1.3 時間

0.0
0

1

2

3

4

排水時間（時間）
第2図

ペデスタル水位満水から水位 1m までの排水時間
添付 3.2.3−43

参考 2
ペデスタル床ドレンサンプ改造に伴う位置を特定できない漏えい水の検知性について

改造前のペデスタル床ドレンサンプは，ペデスタル床下に設置されており，
水深の深さ及び水面の表面積がのサンプである。改造後は，ペデス

タル床ドレンサンプの水深は 1m，かつ，表面積はであり，漏えい水によるペデスタル床ドレンサンプの水位は上昇しにくい構造となる。しかし，通常運転中はドライウェル冷却装置のクーラー部より凝縮水が発生するため，常時ペデスタル床ドレンサンプには少量の流入水があり，水位は満水の 1m を常時維持することから，ペデスタルへの流入水は速やかに全量計測することが可能
である。

凝縮水

ドライウェル
冷却装置

床ドレンサンプ

格納容器外側隔離弁

流量計
原子炉建屋原子炉棟
床ドレンサンプ設備へ

第1図

床ドレンサンプ概要図（改造前）

添付 3.2.3−44

別添 3
ペデスタル内に設置する計器について

ペデスタル内の水位管理のために設置する計器について，概要及び設置位置
を第 1 表及び第 1 図に示す。また，各計器の設置目的等を以下に示す。

(1) ＲＰＶ破損前までの水位管理①格納容器下部水位（ペデスタル床面高さ＋1.05m 検知用）
ペデスタル底面から 1m 超の水位を検知できるよう，測定誤差を考慮した高さに水位計を設置し，炉心損傷後は当該水位計設置高さまで事前注水を実施する。注水停止後は，排水配管等によりＲＰＶ破損までに 1m 水位まで排水される。
約 180°間隔で計 2 個（予備 1 個含む）設置し，1 個以上がこの高さ以上の水位を検知した場合に水張り完了及び注水停止を判断する。
なお，水位 1.05m まで排水されたことを検知した後，水位 1m まで排水される時間遅れを考慮して，排水弁は自動閉止することとする。

(2) ＲＰＶ破損及びデブリ落下・堆積検知（第 2 表）
②格納容器下部水温（ペデスタル床面高さ 0m 検知用）
ペデスタル底部に温度計を設置し，指示値の上昇又は喪失によりＲＰＶ破損検知に用いる。測温抵抗体式温度計を採用することで，ペデスタルにデブリが落下した際の水温上昇や高温のデブリに接触した際に指示値がダウンス
ケールとなる特性を利用し，ＲＰＶからのデブリ落下検知が可能である。
デブリの落下，堆積挙動の不確かさを考慮して等間隔で計 5 個（予備 1 個含む）設置し，ＲＰＶ破損の早期判断の観点から，2 個以上が上昇傾向（デ添付 3.2.3−45

ブリの落下による水温上昇）又はダウンスケール（温度計の溶融による短絡又は導通）となった場合に，ＲＰＶ破損を判断する。
③格納容器下部水温（ペデスタル床面高さ＋0.2m 検知用）
ペデスタル底面から 0.2m の高さに測温抵抗体式温度計を設置し，0.2m 以
上のデブリ堆積有無を検知し，ペデスタル満水までの注水可否を判断する。
また，指示値の上昇又は喪失により，ＲＰＶ破損検知に用いる。
デブリの落下，堆積挙動の不確かさを考慮して等間隔で計 5 個（予備 1 個含む）設置し，十分な量のデブリ堆積検知の観点から，3 個以上がオーバースケール（デブリの接触による温度上昇）又はダウンスケール（温度計の溶融による短絡又は導通）した場合にペデスタル満水までの注水を判断する。
また，ＲＰＶ破損の早期判断の観点から，2 個以上が上昇傾向（デブリの落下による水温上昇）又はダウンスケール（温度計の溶融による短絡又は導通）となった場合に，ＲＰＶ破損を判断する。

(3) ＲＰＶ破損後の水位管理（デブリ堆積高さ≧0.2m の場合）
④格納容器下部水位（ペデスタル床面高さ＋2.25m 及び 2.75m 満水管理用）
ペデスタル底面から 2.25m 及び 2.75m の高さに水位計を設置し，デブリの多量落下時（堆積高さ 0.2m 以上）においてペデスタル水位を 2.25m〜2.75mの範囲に維持するため，各高さにおける水位の有無を検知しペデスタル注水開始及び停止を判断する。
ペデスタル側壁の貫通孔を通じたペデスタル外側のボックス内に，2.25m
及び 2.75m の各高さに 2 個の水位計（予備 1 個含む）を設置し，1 個以上が2.25m 未満を検知した場合にペデスタル注水開始，2.75m 到達を検知した場合にペデスタル注水停止を判断する。

添付 3.2.3−46

(4) ＲＰＶ破損後の水位管理（デブリ堆積高さ＜0.2m の場合）
⑤格納容器下部水位（ペデスタル床面高さ＋0.50m 検知用）
ペデスタル底面から 0.5m の高さに水位計を設置し，デブリの少量落下時（堆積高さ 0.2m 未満）においてペデスタル水位を 0.5m〜1m の範囲に維持するため，水位 0.5m 未満を検知しペデスタル注水開始を判断する。
約 180°間隔で計 2 個（予備 1 個含む）設置し，1 個以上が水位 0.5m 未満を検知した場合に注水開始を判断する。
⑥格納容器下部水位（ペデスタル床面高さ＋0.95m 検知用）
ペデスタル底面より 1m の高さから測定誤差を差し引いた高さに水位計を設置し，デブリの少量落下時（堆積高さ 0.2m 未満）においてペデスタル水位を 0.5m〜1m の範囲に維持するため，水位 0.95m 到達を検知しペデスタル注水
停止を判断する。
約 180°間隔で計 2 個（予備 1 個含む）設置し，1 個以上が水位 0.95m 到達を検知した場合に注水停止を判断する。
⑦格納容器下部雰囲気温度
自主対策設備としてペデスタル底面から 1.1m の高さに温度計を設置し，デブリの少量落下時にペデスタル水位を 0.5m〜1m の範囲に管理している間において，デブリが冠水されていることを確認する。
約 180°間隔で計 2 個設置し，1 個以上が露出したデブリからの輻射熱等により上昇した場合に注水を判断する。

各計器の検出部の仕様等を第 3 表に，測定原理を第 2 図及び第 3 図にそれぞれ示す。また，各計器の構造図及び設置概略図を第 4 図に示す。ペデスタル内に設置する各計器の検出部及びケーブル（MI ケーブル）は耐熱性の高い無機物で構成し，ペデスタル外に取り出したケーブル（MI ケーブル）をペネトレーシ
添付 3.2.3−47

ョンボックス内にてペネトレーションのケーブルと直ジョイントで接続する。
これらの計器は，重大事故等時の環境条件下において耐性を有する設計とする。ペデスタル内の SA 環境条件としては，格納容器破損防止対策の有効性評価に お い て示し ている 各解析結 果の 最高値 は約 212℃ −約 1 秒間，0.465MPa[gage]であり，これを包絡するペデスタル内環境条件 200℃（ピーク温度 215℃
−1 分間），0.62MPa[gage]を設定している。また，ペデスタル内はＲＰＶ破損
後のデブリの落下に配慮した設計とする。
・各計器の MI ケーブルは，第 5 図に示すとおり，チャンネル毎に別ルートで敷設し，デブリの落下に伴うペデスタル内構造物等の落下物を考慮した場合においても，複数のチャンネルが同時に損傷し，機能喪失することがな
い設計とする。
・ＲＰＶからデブリが大量に落下した場合は，デブリはペデスタル内の構造物に付着せずに，ペデスタル下部のプールに落下すると考えられる。仮に，ＲＰＶから少量のデブリが落下した場合に僅かなデブリが構造物に付着したとしても，プールから発生する蒸気や構造物との伝熱によって冷却されるため，輻射熱による各計器への影響は小さいと考えられる。ただし，各計器の検出部及び MI ケーブルに対して金属製の保護カバーを設置（デブリ
検知用水温計検出部を除く）することで，ＲＰＶ破損後のペデスタル内計器の健全性に配慮した設計とする。
なお，ペデスタル内の検出器・MI ケーブル，保護カバーは無機物で構成されており，放射線による影響はない。

添付 3.2.3−48

第1表

ペデスタル内計器の概要

設置高さ ※１

設置数

計器種別

各高さに 5 個

測温抵抗体式
温度計

各高さに 2 個

電極式
水位計

0m

格納容器下部
水温

0.2m
0.5m
0.95m

格納容器下部
水位

1.05m
2.25m
2.75m

※1

ペデスタル底面（コリウムシールド上表面）からの高さ

第2表

ＲＰＶ破損及びデブリ落下・堆積検知の概念

デブリの堆積状態

格納容器下部水温0m 位置0.2m 位置

判断

上昇

上昇

ＲＰＶ破損，
デブリ少量落下

上昇／喪失

上昇

ＲＰＶ破損，
デブリ少量落下

上昇／喪失

上昇／喪失

ＲＰＶ破損，
デブリ多量落下

添付 3.2.3−49

格納容器下部水位（2.75m）
格納容器下部水位（2.25m）
1.1m 格納容器下部雰囲気温度
1.05m 格納容器下水位
0.95m 格納容器下水位
0.5m 格納容器下水位
0.2m 格納容器下部水温0m 格納容器下部水温

格納容器下部水位（2.75m）
貫通孔（内径約 15cm）
格納容器下部水位（2.25m）

第1図

ペデスタル内の計器設置図

添付 3.2.3−50

第3表
計器種別

検出部の仕様等

測定レンジ

測定誤差

測温抵抗体式
温度計-200℃〜500℃±(0.3＋0.005¦t¦)t：測定温度

電極式
水位計−(レベルスイッチ)

±10mm

※2

耐環境性
温度：短期 230℃，
長期 200℃
圧力：620kPa[gage]
放射線：− ※２
温度：短期 230℃，
長期 200℃
圧力：620kPa[gage]
放射線：− ※２

検出部は無機物で構成しており，放射線による影響はない

検知
回路

検知
回路

水中では電極間抵抗が低下する。電極間抵抗の低下を検知することで，水中と判断する。

導通

電極

気中：電極間抵抗大

第2図

水中：電極間抵抗小電極式水位計の動作原理

添付 3.2.3−51

抵抗値

測定
回路

温度
金属の電気抵抗が温度に比例する性質を利用し，抵抗素子の抵抗値をもとに温度測定を行う。

導線
（Ｎｉ）

抵抗素子
（Ｐｔ）

絶縁材
（ＭｇＯ）

シース管
（インコネル）

高温のデブリが接触すると，温度指示値は急上昇
しオーバースケールとなる。
また，以下の過程の中で導線間の絶縁性が失われ短絡又は導通すると，抵抗値が低下し温度指示値
がダウンスケールとなる。
・シース管の溶融，水及びデブリの浸入
・水との反応による絶縁材の膨張，剥離・デブリとの反応に伴う絶縁材の溶融，蒸発
測温抵抗体構成材料の融点
材質
融点
インコネル
1,370℃〜
シース管(NCF600)
1,425℃
導線
Ｎｉ
1,455℃
抵抗素子
Ｐｔ
1,768℃
絶縁材
ＭｇＯ ※約 2,800℃※

第3図

デブリ中のＺｒ等により還元されると，融点約 650℃，
沸点約 1,100℃のＭｇとなり，溶融又は蒸発する。

測温抵抗体式温度計の動作原理

添付 3.2.3−52

格納容器下部水位（電極式）構造図

格納容器下部水位の設置概略図

格納容器下部水温（測温抵抗体式）構造図

格納容器下部水温の設置概略図

第4図

格納容器下部水位及び格納容器下部水温の構造図及び設置概略図

添付 3.2.3−53

ペデスタル
側壁貫通孔

保護カバー
水温計
検出部

図は格納容器下部水温（0m）の場合のイメージ
カバー（平板）SUS304 t1.2

パンチングトレイMIケーブル

止め金具

保護カバー概略図

第5図

ペデスタル内検出器及びケーブル（MI ケーブル）設置概略図

添付 3.2.3−54

別紙 1
格納容器下部水温の測定原理とデブリ検知性について

ペデスタル内に設置する格納容器下部水温によるデブリ検知性について，熱電対式とした場合と測温抵抗体式とした場合で比較し検討を行った。
熱電対の構造図，仕様，構成材料の融点を以下に示す。
熱電対仕様

絶縁物(MgO)

仕様

No.

項目

１

計測範囲

-40〜350℃-40〜1200℃

２

誤差±1.0℃(-40〜133℃)
0.75%(133〜350℃)±2.5℃(-40〜333℃)
0.75%(333〜1200℃)

シース(NCF600)

Tタイプ

Kタイプ

熱電対構成材料の融点
芯線（銅，コンスタンタン） or （アルメル，クロメル）

熱電対構造図

(1)

No.

材質

融点

タイプ

１

NCF6001370〜1425℃

−

２

銅

1085℃

Tタイプ

３

コンスタンタン

1225〜1330℃

Tタイプ

４

アルメル

1315〜1390℃

Kタイプ

５

クロメル

1420℃

Kタイプ

６

MgO

約2800℃−

耐環境性
熱電対式及び測温抵抗体式の検出器は耐熱性の高い無機物により構成されており，いずれも重大事故等時の格納容器雰囲気下において，十分な耐性を有する。

(2)

デブリと水温計の接触により発生する現象
熱電対式及び測温抵抗体式の検出器がデブリと接触した場合に発生する現象を①〜②に示す。

添付 3.2.3−55

①

デブリが検出器外郭（シース）に接触，シースは溶融し，絶縁材が露
出する。
熱電対

絶 縁材に水 ，デブ リが 浸入し， 絶縁材 は
膨 張，剥離 ，熔融 等
により絶縁低下する。

測温抵抗体

絶縁低下し，指示値はダウンスケールする。

絶縁低下するが熱起電力を発生。

②

デブリが検出素子に接触し，熔融する。
熱電対

検 出素子が 溶融し ，素線同士が接触する。

素線同士が接触した場合，熱起電力を発生。

添付 3.2.3−56

測温抵抗体

素線同士が接触した場合，ダウンスケールする。

熱電対

検 出素子が 溶融し ，素 線同士が 水分（ ある いはシー ス）を 介して導通する。

素線同士が検出器内部の水分（あるいはシース）を介して導通した場合，熱起電
力を発生。

測温抵抗体

素線同士が検出器内部の水分（あるいはシース）を介して導通した場合，ダウン
スケールする。

以上より，検出器とデブリが接触すると，測温抵抗体式の場合はダウンスケール，熱電対式の場合は指示値の急変及び発生する熱起電力による不確実な指示値を示すこととなる。

(3)

測定回路が故障した際の可搬型計測による測定
測定回路は熱電対式の場合は電圧値を，測温抵抗体式は抵抗値を測定することにより温度測定を行っている。可搬型計測器は電圧測定及び抵抗値測定が可能であり，測定回路故障時には可搬型計測器を水温計ケーブル端に接続することで熱電対式，測温抵抗体式のいずれの場合においても温度測定が可能である。

(4)

まとめ
熱電対式，測温抵抗体式のいずれの検出器とした場合も，耐環境性を有し，デブリと接触した場合には特徴的な指示傾向を示し，測定回路が故障した際には可搬型計測器による測定が可能である。ただし，熱電対式の場
添付 3.2.3−57

合には，指示値の急変及び不確実な指示値によりデブリとの接触を判断す
ることとなるが，デブリとの接触後においても不確実な指示値が出力されることから，仮にデブリ接触前に近い指示値となった場合は，デブリとの接触の判断に迷う可能性がある。一方で，測温抵抗体式の場合にはオーバースケールやダウンスケールの有無で判断が可能であり，デブリとの接触の判断に迷う可能性はない。したがって，採用に当たっては上記の観点か
ら測温抵抗体式が望ましいと考える。

添付 3.2.3−58

別紙 2
ペデスタル内計器の設置方法について

ペデスタル内の水位管理のために設置する計器について，設置概念を第 1 図に示す。
第 1 図のとおり，計器はペデスタル側壁のコンクリートに埋め込むアンカボ
ルト，型鋼，トレイにより固定することとしている。
ここで，計器の下部にデブリが堆積した場合，コリウムシールド表面のライナを介してアンカボルト，型鋼，トレイ及び計器に熱が移行することが考えられる。しかし，ライナとアンカボルトの間はＺｒＯ ２ 耐熱材と同成分のモルタ
ルで埋めるため熱が選択的に移行することはないこと，デブリを冠水維持する
ことでデブリ上部の計器は水没していることを考慮すると，デブリからの熱移
行により計器の健全性が損なわれることはないと考えられる。

第1図

ペデスタル内計器の設置概念図

添付 3.2.3−59

添付資料 3.2.4
高温ガスによる原子炉冷却材圧力バウンダリからの漏えい可能性と事象進展等に与える影響について

1.

はじめに
格納容器破損防止対策の有効性評価のうち，「 高圧溶融物放出／格納容器雰
囲気直接加熱」（以下「ＤＣＨ」という。）では，逃がし安全弁（自動減圧機能）の手動による原子炉減圧手段の有効性を確認する観点で，原子炉圧力を厳しく評価するよう高温ガスによるクリープ破損や漏えい等の影響を考慮しない解析条件を設定している。
ＤＣＨに対する有効性評価では，原子炉圧力を厳しく評価する観点から過渡事象＋高圧炉心冷却失敗＋手動減圧失敗＋炉心損傷後の手動減圧失敗＋ＤＣＨ」を評価事故シーケンスとしている。当該シーケンスにおいては，主蒸気隔離弁が閉止することにより原子炉圧力が上昇し，逃がし安全弁（安全弁機能）による圧力制御により原子炉圧力の上昇は抑制されるものの高圧状態が維持される。その後，運転員による逃がし安全弁（自動減圧機能）の手動による原子炉減圧操作によって格納容器圧力付近まで減圧される。逃がし安全弁からの冷却材流出により，原子炉水位が低下することで，やがて炉心露出に至り，その結果，原子炉圧力容器（以下「ＲＰＶ」という。）内に存在す
る蒸気及び水素が過熱されることで高温ガスが発生する。この高温ガスの影
響によって原子炉冷却材圧力バウンダリを構成する機器が損傷する可能性がある。
ここでは，高温ガスに対する原子炉冷却材圧力バウンダリの健全性を現実的に評価し，漏えいが生じた場合の事象進展への影響について検討する。

添付 3.2.4−1

2.

原子炉冷却材圧力バウンダリの健全性及び漏えい影響の検討
原子炉設備概要図を第 1 図に示す。福島第一原子力発電所事故に係る報告[1],[2]では，炉心から発生する高温ガスの影響によって，炉内計装用案内管（ドライチューブ），逃がし安全弁フランジ等からの気相漏えい発生の可能性について言及されている。また，原子炉冷却材バウンダリの内外圧力差が大きい
状態で，構造部材が高温化する場合，クリープ破損の発生する可能性がある。
さらに，ＳＢＯ条件下では再循環ポンプ（以下「ＰＬＲポンプ」という。）のメカニカルシール部からの漏えいが発生する可能性がある。
（1）

評価対象部位の抽出
以下に，原子炉冷却材バウンダリの健全性評価が必要と考えられる部位を示す。なお，高温環境下での逃がし安全弁の開保持機能維持については添付資料 3.2.6 に示している。
ａ．炉内計装用案内管
炉内計装用案内管はＲＰＶ下部の貫通口より炉心に挿入されており，炉内で発生する高温ガスによって炉内計装用案内管が損傷した場合，炉内計装用案内管を介してＲＰＶよりペデスタル（ドライウェル部）への漏えいが発生する可能性がある。
ｂ．逃がし安全弁フランジ
逃がし安全弁フランジはガスケットによりシールされていることから，
原子炉減圧操作に伴う高温ガスの通過によって過熱した場合，変形等によるシール性能の劣化が生じ，漏えいが発生する可能性がある。
ｃ．主蒸気隔離弁フランジ
主蒸気隔離弁フランジはガスケットによりシールされていることから，
高温ガスの影響により設計条件を上回る場合，変形等によるシール性能の劣化が生じ，漏えいが発生する可能性がある。
添付 3.2.4−2

ｄ．主蒸気配管
原子炉減圧操作に伴い主蒸気配管内を高温ガスが通過するため，構造部材が高温化し，さらに，配管の内外圧差による応力が大きい場合，クリープ破損による漏えいが発生する可能性がある。
ｅ．ＲＰＶ上蓋フランジ
ＲＰＶ上蓋フランジはＯリングによりシールされており，ＲＰＶ上蓋
フランジの構造部材温度がＯリングの設計条件を上回る場合，変形等によるシール性能の劣化が生じ，漏えいが発生する可能性がある。
ｆ．ＰＬＲポンプシール部
ＳＢＯ時には制御棒駆動水圧系及び原子炉補機冷却系が停止し，シールパージラインからの封水注入停止により，メカニカルシール部が高温の原子炉冷却材にさらされ，シール性能が損なわれる可能性がある。

(2)

健全性及び漏えい影響の評価
格納容器破損モードＤＣＨに対する有効性評価における原子炉圧力容器
気相部温度，原子炉圧力，原子炉圧力容器上蓋構造部材表面温度，再循環
配管内流体温度の推移を第 2 図から第 5 図に示す。
ａ．炉内計装用案内管
解析コードＭＡＡＰの評価結果では，事象発生から約 35 分で燃料被覆
管温度が 1,000K（約 727℃）に到達し，炉心損傷が開始する。炉内計装用案内管の融点は 1,700K（約 1427℃）程度であることから，炉心損傷後の事象進展に伴い炉内計装用案内管が損傷し，漏えいが生じる可能性があるが，事象発生から約 38 分後には，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を開始することから，漏えいによる事象進展への影響は小さい。
添付 3.2.4−3

ｂ．逃がし安全弁フランジ
逃がし安全弁フランジに使用されているガスケットの耐熱温度は450℃である。逃がし安全弁には原子炉減圧操作に伴い高温ガスが通過する。第 2 図に示すとおり，ＲＰＶ気相部温度は事象発生から約 2 時間でガスケットの耐熱温度に到達するため，シール性能の劣化により漏えいが生じる可能性がある。しかし，第 3 図に示すとおり，ガスケット耐熱
温度到達の約 2 時間より早く，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を開始することから，漏えいによる事象進展への影
響は小さい。
ｃ．主蒸気隔離弁フランジ
主蒸気隔離弁フランジに使用されているガスケットの耐熱温度は450℃である。主蒸気隔離弁は事象発生より閉止されることから，流体の流れは遮断され，高温ガスが直接的に主蒸気隔離弁まで到達はすることはない。このため，事象進展への影響はない。
ｄ．主蒸気配管
第 2 図に示すとおり，炉心冷却が損なわれることにより，原子炉圧力が上昇し，逃がし安全弁（安全弁機能）が作動することで，原子炉圧力容器気相部温度が上昇し，原子炉冷却材バウンダリの最高使用温度である 302℃を超過する。しかしながら，事象発生から約 38 分後に開始する
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により，原
子炉圧力が格納容器圧力近傍まで減圧されるまでの最高温度は約 369℃にとどまり，著しい高温・高圧の状態が継続しないため，主蒸気配管のクリープ破損までには至らないと考えられる。また，原子炉減圧操作の実施後，下部プレナムへの溶融炉心移行に伴い一時的に原子炉圧力が上昇するものの主蒸気配管の最高使用圧力 8.62MPa[gage]よりも十分に低添付 3.2.4−4

い約 2.5MPa[gage]にとどまり，同時にＲＰＶ内で発生する蒸気により，
原子炉圧力容器内気相部温度は一時的に低下することから，この期間においても主蒸気配管のクリープ破損までには至らないと考えられる。このため，事象進展への影響はない。
ｅ．ＲＰＶ上蓋フランジ
ＲＰＶ上蓋フランジＯリングの耐熱温度は 650℃である。第 4 図に示すとおり，ＲＰＶ破損時点でのＲＰＶ上蓋フランジ構造部材の温度はＯ
リングの耐熱温度を下回ることから，Ｏリングは損傷に至らない。このため，事象進展への影響はない。
ｆ．ＰＬＲポンプシール部
第 5 図に示すとおり，再循環配管内の温度は逃がし安全弁（自動減圧機能）により原子炉が減圧されるまで，約 290℃程度で推移する。シー
ルパージラインからの封水注入が停止した状態となるため，高温水がメ
カニカルシールへ浸入し，Ｏリングの一部が損傷するものの，その損傷部分を通り外部へ漏えいする経路により漏えい量は制限されると考えられる。このため，事象進展への影響は小さい。

(3)

原子炉冷却材バウンダリからの漏えいによる格納容器健全性への影響
炉心損傷に伴って発生する高温ガスにより，原子炉冷却材バウンダリから漏えいが生じた場合，原子炉圧力の減圧を促進されることから，ＤＣＨの回避に対して有効に寄与する。一方で，漏えい発生による格納容器圧力・温度への影響が考えられるが，有効性評価では，大規模な原子炉冷却材バ
ウンダリの喪失を仮定した大破断ＬＯＣＡ（破断面積約 0.24m ２ ）を起因とする事故シーケンスへの対策の有効性を確認していることから，高温ガスによる原子炉冷却材バウンダリの漏えいの影響は有意なものとはならない
添付 3.2.4−5

と考えられる。

参考文献[1]東京電力株式会社，福島原子力発電所 1〜3 号機の炉心・格納容器の状態の推定と未解明問題に関する検討 第 3 回進捗報告，平成 27 年 5 月 20 日
[2]東京電力福島原子力発電所における事故調査・検証委員会，最終報告（資料編），平成 24 年 7 月 23 日

添付 3.2.4−6

ＲＰＶ上蓋フランジ
主蒸気配管
逃がし安全弁

格納容器

主蒸気隔離弁

炉内計装用案内管
ＰＬＲポンプ

第1図

原子炉設備概要図

添付 3.2.4−7

1000

原子炉急速減圧に伴い燃料被覆管温度が上昇し，同時に減圧沸騰に伴って生じる蒸気によってジルコニウム−
水反応が促進され，反応熱によって気相温度が上昇（ピーク値：約 369℃）

800

最高値約 586℃
温度

下部プレナムへの溶融炉心移行600

原子炉圧力容器破損
代替循環冷却系ポンプを用いた原子炉注水による
温度低下

(℃)
400

約 450℃到達（逃がし安全弁ガスケット耐熱温度）

200

逃がし安全弁（安全弁機能）による原子炉圧力制御
0
0

1

2

3

4

5

6

7

8

事故後の時間(hr)
事故後の時間(h)JOB No.MA47BNT2TQUV3H7I008

第2図

原子炉圧力容器気相部温度の推移

10

逃がし安全弁（安全弁機能）による原子炉圧力制御（最高圧力：約 8.30MPa[gage]）
8

原
子
炉
圧
力

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（約 38 分）
6

下部プレナムへの溶融炉心移行に伴う圧力上昇
約 2.50MPa[gage]（約 2.5 時間）
4

原子炉圧力容器破損直前
約 0.21[gage]（約 4.5 時間）(MPa[gage])

2.0MPa[gage]

2

0
0

1

2

3

4

5

6

7

事故後の時間(hr)
事故後の時間(h)JOB No.MA47BNT2TQUV3H7I008

第3図

原子炉圧力の推移

添付 3.2.4−8

8

400

原子炉圧力容器破損（約 4.5 時間）

350

300

温度(℃)

温度

250

200

(℃)

150

100

50

0
0

1

2

3

4

5

事故後の時間(h)
事故後の時間(h)

第4図

6

7

8

JOB No.MA47BNT2TQUV3H83000

原子炉圧力容器上蓋構造部材表面温度の推移

350

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（約 38 分）

300

250

温度(℃)

温度

(℃)

200

150

100

50

0
0

1

2

3

4

事故後の時間(h)
事故後の時間(h)

第5図

5

6

JOB No.MA47BNT2TQUV3H83000

再循環配管内流体温度の推移

添付 3.2.4−978添付資料 3.2.5
原子炉建屋から大気中へ漏えいするＣｓ−137 の漏えい量評価について

本資料では，「原子炉建屋から大気中へ漏えいするＣｓ−137」の放出量評
価について示す。
なお，本評価では，原子炉建屋ガス処理系（非常用ガス処理系及び非常用
ガス再循環系で構成）が起動するまでの間，格納容器から原子炉建屋に漏えいした放射性物質は，瞬時に原子炉建屋から大気中へ漏えいするものとして，放出量を保守的に評価しているが，下記のとおり，格納容器の健全性が維持されており，原子炉建屋の換気空調系が停止している場合は，格納容器から
原子炉建屋に漏えいした放射性物質の一部は，原子炉建屋内で沈着又は時間減衰するため，大気中への放出量は本評価結果より少なくなると考えられる。
・格納容器が健全な場合，格納容器内の放射性物質は，格納容器圧力に応じて原子炉建屋へ漏えいするものとしている。漏えいした放射性物質の一部
は，原子炉建屋内での重力沈降等に伴い，原子炉建屋内に沈着すると考えられる。
・原子炉建屋内の換気空調系が停止している場合，原子炉建屋内外における圧力差が生じにくく，原子炉建屋内外での空気のやりとりは多くないと考えられるため，漏えいした放射性物質の一部は原子炉建屋内に滞留し，時間減衰すると考えられる。

1.

評価条件
放出量評価条件を第 1 表，大気中への放出過程及び概略図を第 1 図及び第2 図に示す。

添付 3.2.5−1

第1表
項

放出量評価条件（1／2）

目

評価条件

選定理由

評価事象

「過渡事象 ＋高圧炉心冷却失敗＋ 手動減
圧失 敗＋ 炉心損傷後の 手動減圧 失敗＋ＤＣＨ」（全交流動力電源喪失の重畳を
考慮）

−

炉心熱出力

3,293MW

定格熱出力

運転時間

1 サイクル当たり
10,000 時間（416 日）

1 サイクル 13 ヶ月（395日）を考慮して設定

取替炉心の燃料装荷割合1 サイクル：0.229
2 サイクル：0.229
3 サイクル：0.229
4 サイクル：0.229
5 サイクル：0.084

取替炉心の燃料装荷割合に基づき設定

炉内蓄積量（Ｃｓ−137）

約4.36×10１７ Bq「単位熱出力当たりの炉内蓄積量（Bq／MW）」
×「3,293MW（定格 熱出力）」（単位熱出力当たりの炉内蓄積量（Bq／MW）は，ＢＷＲ共通条件として，
東海第二と同じ装荷燃料（９×９燃料（Ａ型）），
運転時間（10,000 時間）で算出したＡＢＷＲのサイクル末期の値を使用）

放出開始時間格納容器漏えい：事象発生直後

ＭＡＡＰ解析結果

格納容器内への放出割合（Ｃｓ−137）

約0.73

ＭＡＡＰ解析結果

格納容器内での除去効果

ＭＡＡＰ解析に基づく（沈着，サプレッション・プール及びペデスタル（ドライウェ
ル部）水プールでのスクラビング並びにドライウェルスプレイ）

ＭＡＡＰのＦＰ挙動モ
デル

考慮しない

サプレッション・プール
水ｐＨ制御設備は，重大事故等対処設備と位置付けていないため，保守的に設定

格納容器内ｐＨ
制御の効果

添付 3.2.5−2

第1表
項

目

放出量評価条件（2／2）
評価条件

選定理由

格納容器から原子炉建屋への漏えい率

1Pd以下：0.9Pdで0.5％／日
1Pd超過：2Pdで1.3％／日

ＭＡＡＰ解析にて格納
容器の開口面積を設定
し格納容器圧力に応じ漏えい率が変化するものとし，格納容器の設計
漏 え い 率 （ 0.9Pd で0.5％／日）及びＡＥＣの式等に基づき設定（添付資料 3.1.2.5 参照）

格納容器から原子炉建屋への漏えい割合

ＣｓＩ類 ：約2.07×10 −７
ＣｓＯＨ類：約6.17×10 −８

ＭＡＡＰ解析結果

無限大／日（地上放出）（格納容器から原子炉建屋へ漏えいした放射性物質は，瞬時に大気へ漏えいするものとして評価）

保守的に設定1 回／日（排気筒放出）

設計値に基づき設定（非常用ガス処理系のファン容量）

非常用ガス処理系及び非常用ガス再循環系の起動時間

事象発生から 2 時間後起動操作時間（115 分）＋負圧達成時間（5 分）（起動に伴い原子炉建
屋原子炉棟内は負圧になるが，保守的に負圧達成時間として 5 分を想定）

非常用ガス処理系及び非常用ガス再循環系のフィルタ除去効率

考慮しない

保守的に設定閉状態

原子炉建屋原子炉棟内の急激な圧力上昇等によるブローアウトパネ
ルの開放がないため

原子炉建屋から大気への漏えい率（非常用ガス処理系及び非常用ガス再循環系の起動前）
非常用ガス処理系から大気への放出率(非常用
ガス処理系及び非常用ガス再循環系の起動後）ブローアウトパ
ネルの開閉状態

添付 3.2.5−3

Ｃｓ−137 の炉内蓄積量

格納容器内への放出割合：ＭＡＡＰ解析に基づく

格納容器内での除去効果：ＭＡＡＰ解析に基づく（ドライウェルスプレイ等）

格納容器から原子炉建屋への漏えい率：
1Pd 以下：0.9Pd で 0.5％／日
1Pd 超過：2Pd で 1.3％／日

原子炉建屋への流入割合：ＭＡＡＰ解析に基づく

原子炉建屋から大気中への漏えい率：無限大／日

非常用ガス処理系から大気へ放出
放出率：1 回／日
除去効率：考慮しない

原子炉建屋から漏えい又は非常用ガス処理系排気筒から放出

第1図

Ｃｓ−137 の大気放出過程

添付 3.2.5−4

非常用ガス処理系
排気筒から放出（2 時間〜）
放出率：1 回／日
除去効率：考慮しない

原子炉建屋

格納容器内での除去効果
Ｃｓ−137：スプレイ等
原子炉建屋から大気中への漏えい（〜2 時間）漏えい率：無限大／日
原子炉建屋への漏えい ※１

原子炉建屋への漏えい ※１

格納容器

※1

格納容器から原子炉建屋への漏えい率
1Pd 以下：0.9Pd で 0.5％／日，1Pd 超過：2Pd で 1.3％／日
大気への放出経路

0h

▼2h※２

▼19h

168h▼

原子炉建屋から大気中への漏えい
非常用ガス処理系排気筒から放出※2 非常用ガス処理系の起動により原子炉建屋原子炉棟内は負圧となるため，事象発生 2 時間以
降は原子炉建屋から大気中への漏えいはなくなる。

第2図

大気放出過程概略図（イメージ）添付 3.2.5−5

2.

評価結果
原子炉建屋から大気中へのＣｓ−137 の漏えい量を第 2 表に示す。
原子炉建屋から大気中へのＣｓ−137 の漏えい量は，約 3.2×10 −２ TBq（事象発生 7 日間）であり，評価項目の 100TBq を下回っている。なお，本評価事象では，原子炉圧力容器破損に伴いペデスタル部にデブリが移行するが，ペデスタル部に移行したデブリからのＣｓ−137 放出は，デブリがペデスタルのコンクリート部を侵食した際に発生するガスに随伴して生じるものであり，
東海第二発電所ではコリウムシールドの設置によりコンクリート部の侵食は生じないため，ペデスタル部に移行したデブリ内に含まれるＣｓ−137 の放出は考慮していない。ペデスタル部に移行したデブリ内からのＣｓ−137 が全て放出されたと仮定した場合でも，高揮発性核種であるＣｓ−137 は，炉心損傷に伴い大部分が炉内から放出されるため，ペデスタルに移行したデブ
リ内に含まれるＣｓ−137 は少なく，Ｃｓ−137 放出量への影響はほとんどない。（第 3 表参照）
また，添付資料 3.1.2.4 に示す「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）」において代替循環冷却系を使用する場合のＣｓ−137の漏えい量（約 7.5TBq）より 10−２ 程度小さい結果となっているが，これは事象初期におけるＣｓ−137 の原子炉圧力容器から格納容器への放出経路の違いによる影響が大きい（下記参照）。
・格納容器から原子炉建屋へ放出するＣｓ−137 の放出量に対する格納容器
圧力の違いによる影響は小さい（格納容器内の除去効果を受けない希ガスに対する格納容器から原子炉建屋への放出割合 ※ に大きな差がなく，高揮発性核種であるＣｓも同様と考える）※「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）」：約 0.04「高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱」：約 0.03
添付 3.2.5−6

・「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）」では，Ｌ
ＯＣＡ破断口から格納容器気相部へ直接放出されるのに対し，「 高圧溶融物
放出／格納容器雰囲気直接加熱」では，ＲＰＶ破損前まで（事象発生約 4.5
時間），逃がし安全弁（自動減圧機能）を介してサプレッション・プールへ移行した後，格納容器気相部へ放出されるため，サプレッション・プール
においてスクラビングによる除去効果を受ける。
また，事象発生 7 日間以降の影響を確認するため評価した，事象発生 30
日間，100 日間における大気中へのＣｓ−137 の漏えい量は，約 3.4×10−２ TBq（事象発生 30 日間）及び約 3.9×10−２ TBq（事象発生 100 日間）であり，いずれの場合においても 100TBq を下回っている。
なお，事象発生 7 日以降の長期解析においては，事象発生約 53 日後に格納
容器内水素燃焼防止の観点で格納容器圧力逃がし装置による格納容器減圧及び除熱（以下「格納容器ベント」という。）を実施し，事象発生 100 日まで格納容器ベントを継続しているが，格納容器の除熱機能，格納容器への窒素注入機能及び格納容器内の可燃性ガスの濃度制御系機能が確保できた場合には，格納容器ベントを停止する運用とする。

添付 3.2.5−7

第2表

※

大気中へのＣｓ−137 の漏えい量

事象発生７日間事象発生 30 日間事象発生 100 日間

約 3.2×10 −２ TBq

約 3.4×10 −２ TBq

約 3.9×10 −２ TBq※

格納容器圧力逃がし装置から大気中への放出量を含む（事象発生約 53 日
後から事象発生 100 日まで格納容器ベント実施）

第3表

原子炉圧力容器から格納容器へのＣｓ−137 の放出割合及びペデスタル部に移行したデブリ内に含まれるＣｓ−137 の割合

原子炉圧力容器から格納容器へのＣｓ−137 の放出割合 ※ペデスタル部に移行したデブリ内に含まれるＣｓ−137 の割合

約 0.73

約 0.03※

原子炉圧力容器から格納容器への放出経路は以下のとおり。
・原子炉圧力容器から逃がし安全弁（自動減圧機能）を介したサプレッ
ション・プールへの放出
・原子炉圧力容器破損箇所から格納容器気相部への放出

添付 3.2.5−8

添付資料 3.2.6
高温環境下での逃がし安全弁の開保持機能維持について

1.

はじめに
原子炉水位が燃料有効長頂部を下回り，炉心損傷に至るような状況では，
原子炉圧力容器（以下「ＲＰＶ」という。）内に高温の過熱蒸気が発生する。
高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱（以下「ＤＣＨ」という。）を防止するためには，その様な環境下でも逃がし安全弁（以下「ＳＲＶ」という。）
を開保持し，ＲＰＶ内の圧力を 2.0MPa[gage]以下の低圧に維持する必要がある。
ＳＲＶは本体と補助作動装置から構成されているが，補助作動装置の温度が上昇すると，電磁弁又はピストンのシール部が熱によって損傷し，ＳＲＶの開保持機能に影響を及ぼす恐れがある。
ここでは，炉心損傷後，ＤＣＨ防止のために原子炉の減圧を継続する環境下においても，ＳＲＶの開保持機能が損なわれないことを評価する。

2.

評価方法
電力共同研究「安全上重要な機器の信頼性確認に関する研究」において，設計基準事故を包含する保守的な環境条件として，「171℃において 3 時間継続の後，160℃において 3 時間継続した状態」でのＳＲＶ機能維持について確認されている（以下「ＳＲＶ環境試験」という。）。また，長期の機能維持の観点から，126℃において試験開始 24 時間後から 15 日後までの機能維持を確認している。第 2 図にＳＲＶ環境試験条件を示す。
このため，ＭＡＡＰコードによるＤＣＨ有効性評価解析より得られた環境
温度条件を入力として，３次元熱流動解析コード（ＳＴＡＲ−ＣＣＭ＋）に
よりＳＲＶの温度を評価し，ＳＲＶ環境試験の温度条件に包含されることを添付 3.2.6−1

確認することで，重大事故時においてもＳＲＶの開保持機能が維持されることを確認する。
なお，３次元熱流動解析は保守的な温度条件を設定した定常解析にて実施
するが，下部プレナムへの溶融炉心の落下に伴いＲＰＶ内の気相温度が急激に上昇する期間に対しては，ＳＲＶの温度上昇をより現実的に評価するため
非定常解析を実施する。

3.
(1)

評価条件
温度条件
第 3 図及び第 4 図に，ＭＡＡＰ解析結果のＲＰＶ内気相平均温度及びドライウェル内気相平均温度を示す。このＭＡＡＰ解析結果を踏まえ，以下に示す 2 通りの温度条件を設定する。第 1 表に評価条件を示す。
・温度条件①（定常解析）
ＲＰＶ内気相温度については，事象発生から下部プレナムへの溶融炉
心移行中の期間を代表する温度条件として，この期間における最高温度を考慮し 512℃を設定する。
また，ドライウェル内気相温度については，手順に従い実施する格納容器スプレイの冷却効果を考慮することとし，格納容器スプレイを開始
した以降，ＲＰＶ破損までの最高温度を考慮し 53℃を設定する。なお，
格納容器スプレイを開始するまでの初期のドライウェル内気相温度は53℃よりも高い 80℃程度で推移するが，この期間におけるＲＰＶ内気相
温度は定常解析の温度条件である 512℃より十分に低いことから，ＳＲ
Ｖ開保持機能維持の観点で，初期のドライウェル内気相温度の影響は，
ＲＰＶ内気相温度条件の保守性に包含される。
・温度条件②（非定常解析）
添付 3.2.6−2

下部プレナムへの溶融炉心移行に伴うＲＰＶ内の気相温度の急激な上昇を考慮した温度条件として，温度条件①で設定した期間以降のＲＰＶ
内気相温度の最高値到達までの温度条件として，512℃から 586℃の温度
履歴を設定する。
また，ドライウェル内気相温度については，温度条件①と同様に 53℃を設定する。

(2)

評価部位
ＳＲＶ（自動減圧機能）の開保持には，電磁弁コイルを励磁することで，補助作動装置のピストン部へ窒素を供給し，ＳＲＶ本体スプリングの閉止力を上回る駆動力を発生させ，ピストンを押上げた状態とする必要がある。ＳＲＶの開保持機能維持の観点では，高温影響を受けやすい以下の部位について評価する必要がある。
①電磁弁（下部コイルハウジング）
電磁弁のコイルは熱容量が小さく，高温影響を受けやすい。電磁弁のコイルが熱によって損傷した場合，電磁弁のコイルが消磁することで，補助作動装置のピストンへの窒素供給が遮断されるとともに，流路が排気側へ切り替わることから，ピストンを押上げていた窒素が排出され，ＳＲＶ本体スプリングの閉止力によってＳＲＶ（自動減圧機能）が閉止する。このため，電磁弁を評価の対象とするが，その中でも高温配管に近く，最も温度が高くなりやすい下部コイルハウジングの温度を評価する。
②ピストン（シール部）
ピストンのシール部にはフッ素ゴム製のＯリングが用いており，高温影響を受けやすい。ピストンのシール部が熱によって損傷した場合，添付 3.2.6−3

シール部よりピストンを押上げていた窒素が排出され，ＳＲＶ本体ス
プリングの閉止力によってＳＲＶ（自動減圧機能）が閉止する。このため，ピストンの温度を評価する。

(3)

評価モデル
ＳＲＶ（自動減圧機能）が最も近く隣接するバルブＢ及びバルブＨを含む範囲をモデル化する。実際の事故対応では互いに離れた位置のＳＲＶ2
弁を開操作する手順とするが，電磁弁及びピストンのシール部の温度条件を厳しく評価する観点より，本評価では，隣接した 2 弁を同時に開状態とする評価モデルとする。第 5 図にＳＲＶ配置図及びモデル化範囲を，第 6図にモデル図及び断面メッシュ図を示す。

4.

評価結果
評価結果を第 2 表及び第 7 図から第 9 図に示す。
事象発生から下部プレナムへの溶融炉心移行中の期間を代表する温度条件を適用した温度条件①の定常解析では，下部コイルハウジングの最高温度は
バルブＢの約 120℃，ピストン部の最高温度はバルブＢの約 124℃であり，Ｓ
ＲＶ環境試験温度である 160℃を下回る。
また，下部プレナムへの溶融炉心移行に伴うＲＰＶ内の気相温度の急激な上昇を考慮した温度条件②の非定常解析では，下部コイルハウジングの最高
温度はバルブＢの約 124℃，ピストン部の最高温度はバルブＢの約 124℃であり，ＳＲＶ環境試験温度である 160℃を下回る。
なお，ＳＲＶ環境試験では，160℃以上の温度条件において 6 時間の機能維持が確認されている。この試験の初期の温度条件として 171℃を与えていることを踏まえると，160℃以下の温度条件では約 7.6 時間の機能維持が可能 ※添付 3.2.6−4

であると考えられる。したがって，逃がし安全弁（自動減圧機能）の開保持機能が要求される，事象発生から原子炉圧力容器破損までの時間（約 4.5 時間）に対して，十分な余裕がある。
以上のとおり，炉心損傷後，ＤＣＨ防止のために原子炉の減圧を継続している状況を想定した環境下でも，ＳＲＶ開保持機能は維持されると考えられる。

※ ＳＲＶは，「171℃において 3 時間継続の後，160℃において 3 時間継続（合計 6 時間）」という環境条件での機能維持がＳＲＶ環境試験によって確認されている。この初期の熱負荷（171℃において 3 時間継続）をアレニウス則に基づき，160℃の熱負荷に換算すると，160℃
において約 4.6 時間継続となり，これを後段の試験時間と合計すると約 7.6 時間は機能維持が可能となる。

5.

本体部の温度上昇による影響
前述のとおり，重大事故時においてもＳＲＶの開保持機能は維持されるが，ここではＳＲＶ強制開機能に対する温度上昇の影響について評価する。
閉状態のＳＲＶを強制開とするためには，補助作動装置の駆動力がＳＲＶ
本体の閉止力を上回る必要がある。第 3 表に温度上昇の影響を示す。ＳＲＶ
本体の閉止力に対する温度上昇の影響は，いずれも強制開の妨げとなることはない。

添付 3.2.6−5

第1表
項

目

温度条件①【定常解析】

温度条件②【非定常解析】

512℃

512℃→586℃

53℃

53℃

ＲＰＶ内
気相平均温度
ドライウェル内
気相平均温度第2表項

３次元熱流動解析での温度条件

３次元熱流動解析での評価結果

温度条件①【定常解析】

温度条件②【非定常解析】

バルブＢ

バルブＨ

バルブＢ

バルブＨ

約 120℃

約 112℃

約 124℃

約 116℃

約 124℃

約 113℃

約 124℃

約 113℃

目

下部コイル
ハウジング
最高温度
ピストン部
最高温度

第3表
項

ＳＲＶ本体の抵抗力に対する温度上昇の影響

目

温度上昇の影響

温度上昇に伴い，低下する方向にある。また，補ＳＲＶスプリング閉止力
助作動装置はスプリング閉止力に対して十分な駆動力を有している。
主蒸気流路から離れた位置にあり，温度上昇幅は
弁棒・アジャスタリング
小さく，ＳＲＶ強制開機能には影響を及ぼさな摺動抵抗い。
弁棒はＳＵＳ431，ネッキブッシュはニッケルブ
ロンズと，入熱時に隙間が拡大する材料の組合せ
弁棒・ネッキブッシュとなっており，ネッキブッシュによる弁棒拘束は摺動抵抗発生しない。
バランスピストンはＳＵＳ403，ブッシュはニッ
バランスピストン・ブッシュ ケルブロンズと，入熱時に隙間が拡大する材料の摺動抵抗組合せとなっており，ネッキブッシュによる弁棒拘束は発生しない。
主蒸気温度上昇に伴い拡大するため，温度上昇に弁体（ガイド部）・ガイド
摺動抵抗伴うガイドによる弁体拘束は発生しない。

添付 3.2.6−6

リンク機構補助作動装置（電磁弁及び空気シリンダ）
アジャスタリング

スプリング

弁棒
ピストン部

ネッキブッシュ
窒素供給

ブッシュ
バランスピストン
弁体ガイド

弁体

電磁弁
（補助作動装置側面に付属）

下部コイル
ハウジング

第1図

ＳＲＶ構造図（開状態）

添付 3.2.6−7

第2図

ＳＲＶ環境試験条件

添付 3.2.6−8

事故後の時間(h)第3図

原子炉圧力容器内気相平均温度の推移

事故後の時間(h)第4図

ドライウェル内気相平均温度の推移
添付 3.2.6−9

第5図

ＳＲＶ配置図及びモデル化範囲
添付 3.2.6−10

第6図

モデル図及び断面メッシュ図
添付 3.2.6−11

添付 3.2.6−12
第 7図

定常解析結果（温度条件①バルブＢ）

添付 3.2.6−13
第 8図

定常解析結果（温度条件①バルブＨ）

下部コイルハウジング最高温度

ピストン部最高温度

第 9図

非定常解析結果（温度条件②）
添付 3.2.6−14

添付資料 3.2.7
水の放射線分解を考慮した場合の格納容器過圧に対する影響について（高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱）

1.

はじめに
シビアアクシデント解析コードＭＡＡＰでは，水の放射線分解を考慮するモデルとなっていないことから，水の放射線分解による水素及び酸素の発生については，解析コードＭＡＡＰに基づく溶融炉心及び核分裂生成物の崩壊熱から放射線吸収割合及びＧ値を考慮して算出している（添付資料 3.4.1 参照）。
ここでは，解析コードＭＡＡＰでは考慮していない水の放射線分解により発生する水素及び酸素が，格納容器圧力に与える影響を評価する。

2.

評価結果
解析コードＭＡＡＰにより評価した結果，格納容器圧力が最高値の約465kPa[gage]を示す事象発生約 7.4 時間後の格納容器内の非凝縮ガス（水素，酸素及び窒素）の物質量は約 6.2×10５ mol である。
また，添付資料 3.4.1 に従い算出される水の放射線分解によって発生する
水素及び酸素の物質量の和は，事象発生約 7.4 時間後時点で約 2.7×10３ mol
以下である。
以上から，解析コードＭＡＡＰで評価した非凝縮ガス（水素，酸素及び窒素）の物質量に対する，水の放射線分解によって発生する水素及び酸素の物
質量の比は 1％未満であることから，水の放射線分解によって発生する水素及び酸素が格納容器圧力に与える影響は 5kPa[abs]未満であり，無視しうる程度と考えられる。

添付 3.2.7−1

添付資料 3.2.8
安定状態について（高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱）「高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱」時の安定状態については以下のとおり。
格納容器安定状態：
重大事故等対処設備を用いた格納容器除熱機能（代替循環冷却系又は格納容器圧力逃がし装置）により，格納容器圧力及び雰囲気温度が安定又は低下傾向に転じ，また，除熱のための設備がその後の機能維持できると判断され，かつ，必要な要員の不足や資源の枯渇等のあらかじめ想定される事象悪化のおそれがない場合，安定状態が確立されたものとする。
【安定状態の確立について】
溶融炉心の冷却を継続し，代替循環冷却系による格納容器除熱を開始することで，格納容器圧力及び雰囲気温度は安定又は低下傾向になり，格納容器雰囲
気温度は 150℃を下回り，格納容器安定状態が確立される。
また，重大事故等対策時に必要な要員は確保可能であり，必要な水源，燃料及び電源を供給可能である。
【安定状態の維持について】
上記の格納容器破損防止対策により安定状態を確立できる。
代替循環冷却系を用いて又は残留熱除去系を復旧させ，除熱を行うことにより，安定状態の維持が可能となる。安定状態の維持に関する具体的な要件は以下のとおり。
①格納容器除熱機能として代替循環冷却系の使用又は残留熱除去系復旧による冷却へ移行
②格納容器内の水素及び酸素排出を目的とした格納容器ベント（窒素注入）並
びに格納容器内の水素・酸素濃度の制御を目的とした可燃性ガス濃度制御系の復旧③上記の安全機能の維持に必要な電源（外部電源），冷却水等の確保④長期的に維持される格納容器の状態（温度・圧力）に対し，適切な地震力に対する格納容器の頑健性の確保

添付 3.2.8−1

解析コード及び解析条件の不確かさの影響評価について（高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱）
第1表
分類

解析コードにおける重要現象の不確かさが運転員等操作時間及び評価項目となるパラメータに与える影響(1／2)
重要現象

崩壊熱

炉心モデル（原子炉出力及び崩壊熱）

燃料棒内温度変化

燃料棒表面熱伝達

燃料被覆管酸化添付 3.2.9−1

運転員等操作時間に与える影響

評価項目となるパラメータに与える影響

入力値に含まれる。

「解析条件を最確条件とした場合の運転員等操作時間及び評価項目となるパラメータに与える影響」にて確認。

「解析条件を最確条件とした場合の運転員等操作時間及び評価項目となるパラメータに与える影響」にて確認。

TMI 事故解析における炉心ヒートアップ時の水素ガス発
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，測定データと良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
・炉心下部プレナムへの溶融炉心移行の開始時刻は，ほぼ変化しない炉心ヒートアップに関するモデルは，TMI 事故についての再現性
及び CORA 実験についての再現性を確認している。
炉心ヒートアップの感度解析（ジルコニウム−水反応速度の係数についての感度解析）では，炉心溶融時間及び炉心下部プレナムへの溶融炉心移行の開始時間に対する感度は数分程度であり，影響は小さいことを確認している。
本評価事故シーケンスでは，重大事故等対処設備を含む全ての原
子炉への注水機能が喪失することで原子炉圧力容器破損に至ることを想定しており，最初に実施すべき操作は原子炉水位が燃料
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の逃がし安全弁（自動減圧機能）の手動による原子炉減圧操作であり，また，燃料被覆管温度等を操作開始の起点としている運転員等操
作はないことから，運転員等操作時間に与える影響はない。

炉心ヒートアップに関するモデルは，TMI 事故についての再現性
及び CORA 実験についての再現性を確認している。炉心ヒートア
ップの感度解析（ジルコニウム−水反応速度の係数についての感度解析）では，炉心溶融時間及び炉心下部プレナムへの溶融炉心移行の開始時間への感度は数分程度であり，影響は小さいことを確認している。
本評価事故シーケンスでは，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の逃がし安全弁（自動減圧機能）の手動による原子炉減圧操作によって速やかに原子炉圧力を 2.0MPa[gage]以下に低減し，原子炉圧力容器破損時の原子炉圧力を 2.0MPa[gage]以下に維持しているため，運転員等操作時間に与える影響はないことから，評価項目となるパラメー
タに与える影響はない。

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 コードの方が大きく，解析コード SAFER に対して保守的であり，その後の注水操作による燃料有効長頂部までの水位回復時刻は両コードで同等である

原子炉水位挙動について原子炉圧力容器内のモデルが精緻である解析コード SAFER の評価結果との比較により水位低下幅は解析コード MAAP の評価結果の方が大きく，解析コード SAFER に対して保守的であることを確認している。このため，原子炉水位が
燃料有効長底部から燃料有効長の 20%上の位置に到達する時間が早まる可能性があるが，数分程度の差違であることから，運転員
等操作時間に与える影響は小さい。

原子炉水位挙動について原子炉圧力容器内のモデルが精緻である解析コード SAFER の評価結果との比較により水位低下幅は解析コード MAAP の評価結果の方が大きく，解析コード SAFER に対して保守的であることを確認している。このため，原子炉水位が
燃料有効長底部から燃料有効長の 20%上の位置に到達する時間が早まる可能性があるが，数分程度の差違であり，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後に原子炉圧力は速やかに低下することから，評価項目となるパラメータに与える影響は小さい。

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。

逃がし安全弁からの流量は，設計に基づいて流量が計算されていることから不確かさは小さい。このため，事象進展に与える影響はないことから，運転員等操作時間に与える影響はない。

逃がし安全弁からの流量は，設計に基づいて計算されていることから不確かさは小さい。このため，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後の原子炉圧力の低下挙動に対する影響はないことから，評価項目となるパラメータに与える影響
はない。

解析モデル

炉心モデル（炉心熱水力モデル）
溶融炉心の挙動モデル（炉心ヒートアップ）

炉心

不確かさ

燃料被覆管変形

沸騰・ボイド率変化
炉心モデル（炉心水位計算モデル）
気液分離（水位変化）・対向流

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）

添 付 資 料 3.2.9

原子炉
圧力容器

第1表
分類

解析コードにおける重要現象の不確かさが運転員等操作時間及び評価項目となるパラメータに与える影響(2／2)
重要現象

解析モデル

リロケーション

溶融炉心の挙動モデル（リロケーション）
構造材との熱伝達

添付 3.2.9−2

運転員等操作時間に与える影響

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，
原子炉圧力容器破損時刻への影響が小さいことを確認した

溶融炉心の挙動モデルは TMI 事故についての再現性を確認している。
また，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原子
炉圧力容器破損時間に与える影響は小さいことを確認している。
原子炉圧力容器の破損の影響を受ける可能性がある操作としては，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）による格納容器冷却操作及び常設低圧代替注水系ポンプを用いた格納容器下部注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェル部）注水操
作があるが，原子炉圧力容器破損時間に与える影響は小さく，また，
原子炉圧力容器温度（下鏡部）が 300℃に到達したこと等をもって破損兆候を検知し，原子炉圧力容器の破損判断パラメータである格納容器
下部水温を継続監視することで，原子炉圧力容器破損を速やかに判断可能であることから，運転員等操作時間に与える影響は小さい。
下部プレナムでの溶融炉心の挙動に関する感度解析により，原子炉圧
力容器破損時の原子炉圧力に与える影響は小さいことを確認している。
本評価事故シーケンスでは，原子炉圧力容器内 FCI を操作開始の起点としている運転員等操作はないことから，運転員等操作時間に与える影響はない。

溶融炉心の挙動モデルは TMI 事故についての再現性を確認している。また，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炉心溶融時間に与える影響は小さいことを確認している。
本評価事故シーケンスでは，原子炉圧力容器が破損する前に，十分な時間余裕をもって逃がし安全弁（自動減圧機能）の手動による原子炉減圧操作により原子炉圧力を2.0MPa[gage]以下に維持していることから，評価項目となるパラメータに与える影響はない。

溶融炉心の挙動モデルは TMI 事故についての再現性を確認している。
また，下部プレナムと溶融炉心の熱伝達に関する感度解析により，原
子炉圧力容器破損時間に与える影響は小さいことを確認している。
原子炉圧力容器破損の影響を受ける可能性がある操作としては，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）による格納容器冷却操作及び常設低圧代替注水系ポンプを用いた格納容器下部注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェル部）注水操
作があるが，原子炉圧力容器破損時間に与える影響は小さく，また，
原子炉圧力容器温度（下鏡部）が 300℃に到達したこと等をもって破損兆候を検知し，原子炉圧力容器の破損判断パラメータである格納容器
下部水温を継続監視することで，原子炉圧力容器破損を速やかに判断可能であることから，運転員等操作時間に与える影響は小さい。
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）に関する感度解析により最大ひずみを低下させた場合に原子炉圧力容器破損時間が早まることを確認しているが，原子炉圧力容器
破損（事象発生から約 4.5 時間後）に対して，十数分早まる程度である。
原子炉圧力容器破損の影響を受ける可能性がある操作としては，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）による格納容器冷却操作及び常設低圧代替注水系ポンプを用いた格納容器下部注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェル部）注水操
作があるが，原子炉圧力容器破損（事象発生から約 4.5 時間後）に対して早まる時間はわずかであり，また，原子炉圧力容器温度（下鏡部）
が 300℃に到達したこと等をもって破損兆候を検知し，原子炉圧力容器の破損判断パラメータである格納容器下部水温を継続監視することで，原子炉圧力容器破損を速やかに判断可能であることから，運転員
等操作時間に与える影響は小さい。

溶融炉心の挙動モデルは TMI 事故についての再現性を確認している。また，炉心下部プレナムと溶融炉心の熱伝達に関する感度解析により原子炉圧力容器破損時間に与える影
響は小さいことを確認していることから，評価項目となるパラメータに与える影響は小さい。

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）
原子炉圧力容器
内 FCI（デブリ粒子熱伝達）

原子炉
圧力容器
（炉心損傷
後）

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

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 事故分析結果と良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。

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

溶融炉心の挙動モデル（原子炉圧力容器破損
モデル）

評価項目となるパラメータに与える影響不確かさ

下部プレナムでの溶融炉心の挙動に関する感度解析により，原子炉圧力容器破損時の原子炉圧力に与える影響は小さいことを確認している。
本評価事故シーケンスでは，原子炉圧力容器が破損する前に，十分な時間余裕をもって逃がし安全弁（自動減圧機能）の手動による原子炉減圧操作により原子炉圧力を2.0MPa[gage]以下に維持していることから，評価項目となるパラメータに与える影響はない。

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)に関する感度解析により最大ひずみを低下させた場合に原子炉圧力容器破損が早まることを確認しているが，原子炉圧力容器破損（事象発生から約 4.5 時間後）に対して早まる時間はわずかであることから，評価項目となるパラメータに与える影響は小さい。

第2表
項

目

解析条件を最確条件とした場合に運転員等操作時間及び評価項目となるパラメータに与える影響(1／4)

解析条件（初期条件，事故条件及び機器条件）の
不確かさ
解析条件

条件設定の考え方

約 3,279MW〜
約 3,293MW（実績値）
約 6.91MPa[gage]〜
約 6.94MPa[gage]
（実績値）

原子炉
熱出力

3,293MW

原子炉圧力(圧力容器ドーム部)

6.93MPa[gage]

原子炉水位

通常運転水位（セパレータスカート下端から＋
126cm）

通常運転水位約−4cm〜約＋6cm（セパレータスカート下端から約＋122cm〜
約＋132cm）（実績値）

通常運転水位を設定

炉心流量48,300t／h（定格流量（100％））

定格流量の約 86％〜約 104％（実績値）

定格流量を設定

初期条件

添付 3.2.9−3

燃

料

原子炉停止
後の崩壊熱

９×９燃料
(Ａ型)

ANSI/ANS-5.1-1979
燃焼度 33GWd／t

運転員等操作時間に与える影響

評価項目となるパラメータに与える影響

最確条件とした場合には，原子炉停止後の崩壊熱が緩和される。最確条件とした場合の運転員等操作時間への影響は，原子炉停止後の崩壊熱にて説明する。
最確条件とした場合には，運転中の圧力変動により解析条件に対して変動を与え得るが，原子炉圧力は逃がし安全弁により制御される
ため事象進展に及ぼす影響はないことから，運転員等操作時間に与える影響はない。

最確条件とした場合には，原子炉停止後の崩壊熱が緩和される。最確条
件とした場合の評価項目となるパラメータに与える影響は，原子炉停止
後の崩壊熱にて説明する。
最確条件とした場合には，運転中の圧力変動により解析条件に対して変動を与えうるが，原子炉圧力は逃がし安全弁により制御されるため事象進展に及ぼす影響はなく，評価項目となるパラメータに与える影響はない。

最確条件とした場合には，ゆらぎにより解析条件に対して変動を与え得るが，ゆらぎの幅は事象発生後の水位低下量に対して非常に小さい。例えば，原子炉スクラム 10 分後までの崩壊熱による原子炉
水位の低下量は，高圧が維持された状態でも通常運転水位から約 3mであるのに対してゆらぎによる水位低下量は約 4cm であり非常に小さい。したがって，事象進展に及ぼす影響は小さいことから，運転員等操作時間に与える影響は小さい。
事象発生後早期に原子炉はスクラムするため，初期炉心流量が事象進展に及ぼす影響は小さいことから，運転員等操作時間に与える影
響は小さい。
最確条件とした場合には，９×９燃料のＡ型又はＢ型の炉心となるか，それらの混在炉心となるが，いずれの型式も燃料の熱水力特性はほぼ同等であり，事象進展に及ぼす影響は小さいことから，運転員等操作時間に与える影響は小さい。

最確条件とした場合には，ゆらぎにより解析条件に対して変動を与え得るが，ゆらぎの幅は事象発生後の水位低下量に対して非常に小さい。例
えば，原子炉スクラム 10 分後までの崩壊熱による原子炉水位の低下量
は，高圧が維持された状態でも通常運転水位から約 3m であるのに対してゆらぎによる水位低下量は約 4cm であり非常に小さい。したがって，
事象進展に及ぼす影響は小さいことから，評価項目となるパラメータに与える影響は小さい。
事象発生後早期に原子炉はスクラムするため，初期炉心流量が事象進展に及ぼす影響は小さいことから，評価項目となるパラメータに与える影
響は小さい。
最確条件とした場合には，９×９燃料のＡ型又はＢ型の炉心となるか，それらの混在炉心となるが，いずれの型式も燃料の熱水力特性はほぼ同等であり，事象進展に及ぼす影響は小さいことから，評価項目となるパラメータに与える影響は小さい。

最確条件とした場合には，解析条件で設定している崩壊熱と同等以下となる。
燃焼度 33GWd／t の場合は，解析条件と最確条件は同等であることから運転員等操作時間に与える影響はない。
また，燃焼度が 33GWd／t 未満の場合は，発生する蒸気量は少なくなり，原子炉水位の低下は緩和されるが，操作手順（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を実施すること）に代わりはないことから，運転員等操作時間に与える影響はない。

最確条件とした場合には，解析条件で設定している崩壊熱と同等以下となる。
燃焼度 33GWd／t の場合は，解析条件と最確条件は同等であることから評価項目となるパラメータに与える影響はない。
また，燃焼度が 33GWd／t 未満の場合は，発生する蒸気量は少なくなり，原子炉水位の低下は緩和され，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の開始が遅くなるが，原子炉圧力容器破損も遅くな
り，原子炉減圧操作開始後に原子炉圧力は速やかに低下することから，評価項目となるパラメータに与える影響はない。
最確条件とした場合には，解析条件で設定している格納容器圧力より低くなるため，格納容器圧力が低めに推移するが，評価項目となるパラメータに対する影響は小さい。

最確条件

装荷炉心ごと燃焼度
33GWd／t 以下（実績値）

定格熱出力を設定

定格圧力を設定

９×９燃料(Ａ型)と９×９燃料(Ｂ型)は，熱水力的な特性はほぼ同等であり，その他の核的特性等の違いは燃料棒最大線出力密度の保守性に包含されることから，代表的に９×９燃料(Ａ型)を設定
崩壊熱が大きい方が原子炉水位低下及び格納容器圧力上昇の観点で厳しい設定となるため，崩壊熱が大きくなる燃焼度の高い条件として，1 サイク
ルの運転期間(13 ヶ月)に調整
運転期間(約 1 ヶ月)を考慮した運転期間に対応する燃焼度
を設定

格納容器圧
力

5kPa[gage]

約 2.2 kPa[gage]〜
約 4.7kPa[gage]（実績値）

格納容器圧力の観点で厳しい高めの設定として，通常運転時の圧力を包含する値を設
定。

格納容器雰
囲気温度

57℃

約 25℃〜約 58℃（実績値）

ドライウェル内ガス冷却装置の設計温度を設定最確条件とした場合には，解析条件で設定している格納容器圧力より低くなるが，操作手順（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）による格納容器冷却操作を実施すること）に変わりはないことから，運転員等操作時間に与える影響はない。

最確条件とした場合には，ゆらぎにより解析条件に対して変動を与え得るが，ドライウェル雰囲気温度を操作開始の起点としている運転員等操作はないことから，運転員等操作時間に与える影響はない。

最確条件とした場合には，ゆらぎにより解析条件に対して変動を与え得るが，ゆらぎによるドライウェル雰囲気温度の解析条件からの上昇は約1℃であり，初期温度から格納容器限界温度 200℃までの余裕に対して十分に小さく，評価項目となるパラメータに与える影響は小さい。

第2表
項

目

解析条件を最確条件とした場合に運転員等操作時間及び評価項目となるパラメータに与える影響(2／4)

解析条件（初期条件，事故条件及び機器条件）の不
確かさ
解析条件

格納容器体積（ドライウェ
ル）

条件設定の考え方

初期条件

添付 3.2.9−4

運転員等操作時間に与える影響

評価項目となるパラメータに与える影響解析条件と最確条件は同様であることから，事象進展に与える影
響はなく，運転員等操作時間に与える影響はない。

解析条件と最確条件は同様であることから，事象進展に与える影響はなく，評価項目となるパラメータに与える影響はない。

最確条件とした場合には，ゆらぎにより解析条件に対して変動を与え得るが，ゆらぎによる格納容器体積（サプレッション・チェ
ンバ）の液相部の変化分は通常時に対して非常に小さい。例えば，
サプレッション・プール水位が 6.983m の時の水量は 3,300m３であるのに対し，ゆらぎ（0.087m）による水量変化は約 42m３であり，その割合は初期保有水量の約 1.3％と非常に小さい。したがって，事象進展に与える影響は小さいことから，運転員等操作時間に与える影響は小さい。
最確条件とした場合には，ゆらぎにより解析条件に対して変動を与え得るが，ゆらぎによるサプレッション・プール水位の変化分は通常時に対して非常に小さい。例えば，サプレッション・プー
ル水位が 6.983m の時の水量は 3,300m３であるのに対し，ゆらぎ（0.087m）による水量変化は約 42m３であり，その割合は初期保有水量の約 1.3％と非常に小さい。したがって，事象進展に与える影響は小さいことから，運転員等操作時間に与える影響は小さい。
最確条件とした場合には，解析条件で設定しているサプレッション・プール水温度と同等以下となる。
32℃の場合は，解析条件と最確条件は同等であることから運転員
等操作時間に与える影響はない。
32℃未満の場合は，格納容器の熱容量は大きくなり，格納容器圧
力及び雰囲気温度の上昇が遅くなるが，操作手順（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）による格納容器冷却操作を実施すること）に変わりはないことから，運転員等操作時間に与える影響はない。
解析条件と最確条件は同様であることから，事象進展に与える影
響はなく，運転員等操作時間に与える影響はない。

最確条件とした場合には，ゆらぎにより解析条件に対して変動を与え得るが，ゆらぎによる格納容器体積（サプレッション・チェンバ）の液相部の変化分は通常時に対して非常に小さい。例えば，サプレ
ッション・プール水位が 6.983m の時の水量は 3,300m３であるのに対し，ゆらぎ（0.087m）による水量変化は約 42m３であり，その割合は初期保有水量の約 1.3％と非常に小さい。したがって，事象進展に与える影響は小さいことから，評価項目となるパラメータに与える影響は小さい。
最確条件とした場合には，ゆらぎにより解析条件に対して変動を与え得るが，ゆらぎによるサプレッション・プール水位の変化分は通常時に対して非常に小さい。例えば，サプレッション・プール水位が 6.983m の時の水量は 3,300m３であるのに対し，ゆらぎ（0.087m）
による水量変化は約 42m ３ であり，その割合は初期保有水量の約1.3％と非常に小さい。したがって，事象進展に与える影響は小さいことからく，評価項目となるパラメータに与える影響は小さい。

最確条件とした場合には，解析条件で設定している外部水源の温度と同等以下となり，ペデスタル（ドライウェル部）への注水温度は同等以下となるが，注水温度を操作開始の起点としている運転員等操作はないことから，運転員等操作時間に与える影響はない。

最確条件とした場合には，解析条件で設定している外部水源の温度と同等以下となる。
35℃の場合は，解析条件と最確条件は同等であることから評価項目となるパラメータに与える影響はない。
35℃未満の場合は，ペデスタル（ドライウェル部）への注水温度が低くなり，格納容器内の除熱量が大きくなることから，評価項目となるパラメータに対する余裕は大きくなる。

最確条件

5,700m３

5,700m３（設計値）

格納容器体積（サプレッション・チェンバ）

空間部：
4,100m３
液相部：
3,300m３

空間部：
約 4,092m３〜
約 4,058m３
液相部：
約 3,308m３〜
約 3,342m３（実績値）

サプレッション・プールでの圧力抑制効果が厳しくなる少なめの水量として，保安規定の運転上の制限における下限値を設定

サプレッショ
ン・プール水位6.983m（通常運転水位−4.7cm）

約 7.000m〜
約 7.070m（実績値）

サプレッション・プールでの圧力抑制効果が厳しくなる低めの水位として，保安規定の運転上の制限における下限値を設定

設計値を設定サプレッショ
ン・プール水温度

32℃

約 15℃〜約 32℃（実績値）

サプレッション・プールでの圧力抑制効果が厳しくなる高めの水温として，保安規定の運転上の制限における上限値を設定

ベント管真空破壊装置作動差圧

3.45kPa（ドライウェル−サプレッション・チ
ェンバ間差圧）

3.45kPa（ドライウェル−サプレッション・チェンバ間差圧）

真空破壊装置の設定値

外部水源の温度

35℃

35℃以下

代替格納容器スプレイ冷却系（常設）による圧力抑制効果の観点で厳しい高めの水温として，年間の気象条件変化を包含する高めの水温を設定

外部水源の容量

約 8,600m３

8,600m３以上（西側淡水貯水設備＋代替
淡水貯槽）

西側淡水貯水設備及び代替淡水貯槽の管理下限値を設定

燃料の容量

約 1,010kL

1,010kL 以上（軽油貯蔵タンク＋可搬型
設備用軽油タンク）

軽油貯蔵タンク及び可搬型設備用
軽油タンクの管理下限値を設定

管理値下限の容量として事象発生から 7 日後までに必要な容量を備えており，水源は枯渇しないことから運転員等操作時間に与える影響はない。
管理値下限の容量として事象発生から 7 日後までに必要な容量を備えており，燃料は枯渇しないことから運転員等操作時間に与える影響はない。

最確条件とした場合には，解析条件で設定しているサプレッション・プール水温度と同等以下となる。
32℃の場合は，解析条件と最確条件は同等であることから評価項目となるパラメータに与える影響はない。
32℃未満の場合は，格納容器の熱容量は大きくなり，格納容器圧力及び雰囲気温度の上昇は遅くなるが，その影響は小さいことから，評価項目となるパラメータのパラメータに与える影響は小さい。

解析条件と最確条件は同様であることから，事象進展に与える影響はなく，評価項目となるパラメータに与える影響はない。

−

−

第2表
項

目

解析条件を最確条件とした場合に運転員等操作時間及び評価項目となるパラメータに与える影響(3／4)
解析条件（初期条件，事故条件及び機器条件）の
不確かさ
解析条件

起因事象

給水流量の全喪失

条件設定の考え方

運転員等操作時間に与える影響

評価項目となるパラメータに与える影響−原子炉水位の低下の観点で厳しい事象を設定起因事象として，原子炉水位の低下の観点でより厳しい事象である
LOCA 等の原子炉冷却材圧力バウンダリ喪失を仮定した場合は，減圧操作が不要となる。

起因事象として，原子炉水位の低下の観点でより厳しい事象である
LOCA 等の原子炉冷却材圧力バウンダリ喪失を仮定した場合は，減圧操作が不要となる。

−

−

最確条件

事故条件

安全機能の喪失に対する仮定

高圧注水機能及び低圧注水機能の喪失
全交流動力電源喪失−

高圧注水機能として高圧炉心ス
プレイ系及び原子炉隔離時冷却系，低圧注水機能として低圧炉心スプレイ系及び残留熱除去系（低圧注水系）の機能喪失を設定
全交流動力電源喪失の重畳を考慮し設定

重大事故等対処設
備による原子炉注
水に対する仮定

原子炉圧力容器破損
前の重大事故等対処
設備による原子炉注水を考慮しない−

原子炉圧力容器が破損する条件
として，原子炉注水を考慮しない
設定

−

−

−

安全機能の喪失に対する仮定に基づき設定
ただし，原子炉スクラムについて
は，外部電源ありの場合を包括する条件として，機器条件に示すと
おり設定

−

−

高温ガスによる配管等のクリープ破損や漏えい等が生じる原因として炉心ヒートアップによる影響と推定できるが，本シナリオではクリープ破損や漏えい等の発生前に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（自動減圧機能）の手動による原子炉減圧操作を実施することから，事象進展に与える影響は小さく，運転員等操作時間に与える影響はない。
(添付資料 3.2.4)
最確条件とした場合には，原子炉熱出力の低下が早くなるため，発生する蒸気量は少なくなることから，原子炉水位低下は緩和されるが，操作手順（逃がし安全弁（自動減圧機能）の手動による原子炉
減圧操作を実施すること）に変わりはないことから，運転員等操作時間に与える影響はない。

高温ガスによる配管等のクリープ破損や漏えい等が生じる原因として炉心ヒートアップによる影響と推定できるが，本シナリオではクリープ破損や漏えい等の発生前に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（自動減圧機能）の手動による原子炉減圧操作を実施することから，事象進展に与える影響は小さく，評価項目となるパラメータに与える影響はない。
(添付資料 3.2.4)
最確条件とした場合には，原子炉熱出力の低下が早くなるため，発生する水蒸気量は少なくなり，原子炉水位の低下は緩和され，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の開始が遅くなるが，原子炉圧力容器破損も遅くなり，原子炉減圧操作開始後に原子炉圧力は速やかに低下することから，評価項目となるパラメータに与える影響はない。

最確条件とした場合には，逃がし安全弁を通じて格納容器内に放出される蒸気流量が減少することから，格納容器圧力及び雰囲気温度の上昇が遅くなるが，操作手順（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）による格納容器冷却操作を実施すること）に変わりはないことから，運転員等操作時間に与える影響はない。

最確条件とした場合には，逃がし安全弁を通じて格納容器内に放出される蒸気流量が減少することから，格納容器圧力及び雰囲気温度の上昇が遅くなるが．その影響は小さいことから，評価項目となるパラメータに与える影響は小さい。

解析条件と最確条件は同様であり，事象進展に与える影響はないことから，運転員等操作時間に与える影響はない。

解析条件と最確条件は同様であり，事象進展に与える影響はないことから，評価項目となるパラメータに与える影響はない。

外部電源

添付 3.2.9−5

高温ガスによる配管等のクリープ破損や漏えい等

原子炉スクラム

外部電源なし考慮しない

原子炉水位低(レベル３)信号発生する可能性は否定できない

タービン蒸気加減弁
急速閉信号又は原子炉保護系電源喪失

機器条件
主蒸気隔離弁事象発生と同時に閉止

原子炉保護系電源喪
失又は原子炉水位異常低下（レベル２）信号

再循環系ポンプ

事象発生と同時に停止

電源喪失によるポン
プ停止（事象発生と同時）

原子炉圧力を厳しく評価するものとして設定原子炉水位低下を厳しくする観点で，外部電源喪失時に伴うター
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
短時間であるが主蒸気が格納容
器内に維持される厳しい設定として，原子炉保護系電源喪失及び原子炉水位異常低下（レベル２）
信号による主蒸気隔離弁閉止については保守的に考慮せず，事象発生と同時に主蒸気隔離弁閉止するものとして設定
事象進展に与える影響は軽微であることから，全交流動力電源喪失によるポンプ停止を踏まえて
設定

第2表

解析条件を最確条件とした場合に運転員等操作時間及び評価項目となるパラメータに与える影響(4／4)

解析条件（初期条件，事故条件及び機器条件）の不確かさ
項目

条件設定の考え方
解析条件

逃がし安全弁機器条件

添付 3.2.9−6

代替循環冷却系

緊急用海水系

可搬型窒素供給装置

運転員等操作時間に与える影響

最確条件（原子炉圧力制御時）
安全弁機能
7.79 MPa[gage]〜
8.31MPa[gage]385.2 t／h（1 個当たり）〜410.6t／h（1 個当たり）（原子炉圧力制御時）
安全弁機能
7.79MPa[gage]〜
8.31MPa[gage]385.2t／h（1 個当たり）〜410.6t／h（1 個当たり）（設計値）（原子炉手動減圧操作時）
逃がし安全弁（自動減圧機
能）2 個の開放による原子炉
減圧
総循環流量：250m３／h
・250m３／h の流量で格納容器へスプレイ・150m３／h の流量で格納容器へスプレイ及び 100m３／hの流量で原子炉へ注水（原子炉手動減圧操作時）
逃がし安全弁（自動減圧機
能）2 個の開放による原子炉
減圧
総循環流量：250m３／h
・250m３／h の流量で格納容器へスプレイ・150m３／h の流量で格納容器へスプレイ及び 100m３／hの流量で原子炉へ注水

代替循環冷却系から緊急用
海水系への伝熱容量：
約 14MW（サプレッション・プール
水温度 100℃，海水温度 32℃
において）

代替循環冷却系から緊急用
海水系への伝熱容量：
約 14MW 以上（サプレッション・プール
水温度 100℃，海水温度 32℃
以下において）総注入流量：200m３／h
・窒素 198m３／h
・酸素 2m３／h
温度：30℃

総注入流量：200m３／h
・窒素 198m３／h
・酸素 2m３／h
温度：0〜58℃

設計値を設定なお,安全弁機能は逃がし弁機能に比べて原子炉圧力が高めに維持され,原
子炉減圧操作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ため,事象発生初期において高圧
注水機能及び低圧注水機能が喪失する事故シーケンスにおいては，評価項目に対して厳しい条件となる

逃がし安全弁の設計値に基づく蒸気流量及び原子炉圧力の関係から設定評価項目となるパラメータに与える影響解析条件と最確条件は同様であり，事象進展に影響はないことから，運転員等操作時間に与える影響はない。

解析条件と最確条件は同様であり，事象進展に影響はないことから，評価項目となるパラメータに与える影響はない。

解析条件と最確条件は同様であり，事象進展に影響はないことから，運転員等操作時間に与える影響はない。

解析条件と最確条件は同様であり，事象進展に影響はないことから，評価項目となるパラメータに与える影響はない。

格納容器圧力及び雰囲気温度抑制に必要なスプレイ流量及び原子炉圧力容器内に残存する放射性物質の冷却に必要な注水量を考慮して設定

解析条件と最確条件は同様であることから，事象進展に与える影響はなく，運転員等操作時間に与える影響はない。

熱交換器の設計性能に基づき，代替循
環冷却系の除熱性能を厳しくする観点で，過去の実績を包含する高めの海
水温度を設定最確条件とした場合には，解析条件で設定している
海水温度と同等以下となる。
32℃の場合は，解析条件は最確条件と同等であることから運転員等操作時間に与える影響はない。
32℃未満の場合は，除熱性能が向上するため，格納
容器圧力及び雰囲気温度の上昇の抑制効果は大きくなるが，操作手順（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）による
格納容器冷却操作を実施すること）に変わりはない
ことから，運転員等操作時間に与える影響はない。

総注入流量は格納容器内の酸素濃度上昇抑制に必要な流量として設定
酸素注入流量は純度 99vol％を考慮して残り全てを酸素として設定
温度は気象条件を考慮して設定最確条件とした場合には窒素温度が上昇するため格納容器雰囲気温度が上昇する可能性がある。本評
価事故シーケンスでは，格納容器雰囲気温度を起点としている運転員等操作はないことから，運転員等操作時間に与える影響はない。

解析条件と最確条件は同様であることから，事象進展に与える影響はなく，評価項目となるパラメータに与える影響はない。

最確条件とした場合には，解析条件で設定している海水温度と同等以下となる。
32℃の場合は，解析条件は最確条件と同等であることから評価項目となるパラメータに与える影響はない。
32℃未満の場合は，除熱性能が向上するため，格納容器圧力及び雰囲
気温度の上昇の抑制効果は大きくなることから，評価項目となるパラメータに対する余裕が大きくなる。

最確条件とした場合には窒素温度が上昇するため格納容器雰囲気温度が上昇する可能性がある。窒素注入は事象発生から約 167 時間後に開始するため，代替循環冷却系による格納容器内の減圧及び除熱操作によって格納容器雰囲気は除熱されており，窒素温度は格納容器雰囲気
温度よりも低いことから，窒素注入によって格納容器雰囲気温度が上昇することはなく，評価項目となるパラメータに与える影響はない。

第3表

運転員等操作時間に与える影響，評価項目となるパラメータに与える影響及び操作時間余裕(1／4)

解析条件（操作条件）の不確かさ
操作の不確かさ要因項目
解析条件

逃 が し 安全 弁
（ 自 動 減圧 機能 ） の 手動 操
作 に よ る原 子
炉減圧操作

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（事象発生から約
38 分後）

条件設定の
考え方

操作所要時
間を踏まえ
て設定

【認知】
中央制御室にて外部電源受電及び非常用ディーゼル発電機の非常用高圧系統の電源回復ができない場合，早期の電源回復不可と判断し，これにより緊急用海水系の起動準備を開始する手順としている。そのため，認知遅れにより操作開始時間に与える影響はなし。
【要員配置】
中央制御室内での操作のみであり，当直運転員は中央制御室に常駐していることか
ら，操作時間に与える影響はなし。
【移動】
中央制御室での操作のみであり，当直運転員は中央制御室に常駐していることから，操作時間に与える影響はなし。
【操作所要時間】中央制御室における操作は，ポンプ起動，系統構成にかかる時間として緊急用海水系の起動に 20 分，代替循環冷却系の起動に 35 分を想定しており，操作時間に余裕を確保している。
【他の並列操作有無】
当該操作に対応する当直運転員に他の並列操作はなく，操作時間に与える影響はな
し。
【操作の確実さ】
中央制御室の制御盤のスイッチによる簡易な操作のため，誤操作は起こりにくく，そのため誤操作等により操作時間が長くなる可能性は低い。

操作条件

添付 3.2.9−7

炉心損傷後
の酸化反応
の影響緩和
を考慮して
設定

【認知】
操作開始時間に到達するのは事象発生から約 38 分後であり，原子炉水位は事故時の重要監視パラメータとして継続監視しているため，認知に大幅な時間遅れを生じることは考えにくく，認知遅れによる操作時間に与える影響はなし。
【要員配置】
中央制御室での操作のみであり，当直運転員は中央制御室に常駐していることから，操作時間に与える影響はなし。
【移動】
中央制御室での操作のみであり，当直運転員は中央制御室に常駐していることから，操作時間に与える影響はなし。
【操作所要時間】
制御盤のスイッチによる簡易な操作のため，操作時間に与える影響はなし。
【他の並列操作有無】
当該操作に対応する当直運転員に他の並列操作はなく，操作時間に与える影響はな
し。
【操作の確実さ】
中央制御室の制御盤のスイッチによる簡易な操作のため，誤操作は起こりにくく，そのため誤操作等により操作時間が長くなる可能性は低い。

緊 急 用 海水 系に よ る 冷却 水の 確 保 操作 及び 代 替 循環 冷
却 系 に よる 格
納 容 器 減圧 及び除熱操作

事象発生 90 分後

運転員等操作時間に与える影響原子炉水位が燃料有効長底部から燃料有効長の 20％上の位置に到達するまでには事象発生から約 38 分の時
間余裕があり，また，逃がし安全弁（自動減圧機能）の手動による原子炉減圧操
作は原子炉水位の低下傾向を監視しながらあらかじめ準備が可能であり，実態の操作開始時間は解析上の設定とほぼ同等であるため，操作開始時間に与える影響
は小さいことから，運転員
等操作時間に与える影響も小さい。
当該操作は，解析コード及び解析条件（操作条件を除く）の不確かさにより操作
開始時間は遅れる可能性があるが，中央制御室で行う作業であり，他の操作との重複もないことから，他の操作に与える影響はない。
代替循環冷却系運転は事象
発生 90 分後に開始することとしているが，時間余裕を含めて設定されているため操作の不確かさが操作開始時間に与える影響は小さいことから，運転員等操作時間に与える影響は小さい。また，本操作の操作開始時間は，操作所要時間を踏まえて解析上の想定時間を設定したものであり，緊急用海水系の操作開始時間が早まれば，本操作の操作時間も早まる可能性があり，代替循環冷却系の運転開始時間も早まるが，その他の操作と並列して実施する場合でも，順次実施し所
定の時間までに操作を完了できることから影響はない。

評価項目となる
パラメータに与える影響操作時間余裕

訓練実績等

実態 の 操作 時間は解 析 上の 設定とほ ぼ 同等 であることから，評価
項目 と なる パラ
メー タ に与 える
影響は小さい。

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については，
原子 炉 圧力 容 器破 損 ま
でに 完 了す る 必要 が あるが，原子炉圧力容器破損ま で の時 間 は事 象 発
生から約 4.5 時間であり，操作開始時間（事象発生から約 38 分後）に対して余裕があるため，準備 時 間が 確 保で き るため，時間余裕がある。

中央制御室における操作のため，シミュレータにて訓練
実績を取得。
訓練では，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
到達後，1 分で逃がし安全弁（自動減圧機能）の手動による原子炉減圧操作を開始。
想定で意図している運転操作が実施
可能なことを確認した。

緊急 用 海水 系の操作 開 始時 間が早ま っ た場 合には，本操作も早まる可能性があり，
格納 容 器圧 力及び雰 囲 気温 度を
早期 に 低下 させる可 能 性が あることから，評価項
目と な るパ ラメ
ータ に 対す る余裕は大きくなる。

緊急 用 海水 系 及び 代 替
循環 冷 却系 に よる 格 納
容器 除 熱開 始 まで の 時
間は 操 作所 要 時間 を 踏
まえ て 解析 上 の想 定 時
間を 設 定し た もの で あり，時間余裕がある。なお，本操作が大幅に遅れ
るよ う な事 態 にな っ た
場合でも，原子炉圧力容器破 損 に至 る まで の 時
間は事象発生から約 4.5
時間であり，約 3 時間の余裕があることから，時間余裕がある。

中央制御室における操作のため，シミュレータ（模擬操作含む。）にて訓練実
績を取得。
訓練では緊急用海
水系起動に約 16 分。
代替循環冷却系起動に約 27 分。
想定している範囲内で意図している
運転操作が実施可
能であることを確
認した。

第3表
項目

操作条件

添付 3.2.9−8

常設低圧代
替注水系ポ
ンプを用い
た代替格納
容器納容器
スプレイ冷
却系（常設）
による格納
容器冷却操
作（原子炉
圧力容器破
損後）

運転員等操作時間に与える影響，評価項目となるパラメータに与える影響及び操作時間余裕 (2／4)

解析条件（操作条件）
の不確かさ
条件設定の
解析条件
考え方

原子炉圧力
容器破損か
ら 6 分後（約 4.6 時
間後）

原子炉圧力
容器破損の
判断及び操
作実施に必
要な時間を
考慮して設
定

操作の不確かさ要因

運転員等操作時間に与える影響【認知】ペデスタル（ドライウェル部）への注水は，原子炉圧力容器の破損を判断した時点で開始するが，原子炉圧力容器の破損は，原子炉圧力容器下鏡部温度が 300℃に到達したこと等をもって破損兆候を検知し，格納容器下部水温の温度上昇又は指示値喪失によって原子炉圧力容器破損を判断するものであり，解析上の認知にかかる時間としては 5 分を想定している。格納容器下部水温は破損兆候の検知によって継続監視するパラメータであり，温度上昇又は指示値喪失による原子炉圧力容器破損の判断は速やかに実施できるものであるため，認知に大幅な遅れが生じることは考えにくい。よって，認知遅れにより操作開始時間に与える影響はなし。
【要員配置】
中央制御室内での操作のみであり，当直運転員は中央制御室に常駐していることから，操作時間に与える影響はなし。
【移動】
中央制御室内での操作のみであり，当直運転員は中央制御室に常駐していることから，操作時間に与える影響はなし。
【操作所要時間】中央制御室内における格納容器冷却は，注入弁 1 弁の開操作による注水であり，1
操作に 1 分間を想定している。当該操作は，中央制御室の制御盤のスイッチによる簡易な操作のため，操作時間に与える影響はなし。
【他の並列操作有無】
当該操作に対応する当直運転員に他の並列操作はなく，操作時間に与える影響はなし。
【操作の確実さ】
中央制御室の制御盤のスイッチによる簡易な操作のため，誤操作は起こりにくく，そのため誤操作等により操作時間が長くなる可能性は低い。

原子炉圧力容器破損までに事象発生から約 4.5 時
間の時間余裕があり，また，溶融炉心落下後の常設
低圧代替注水系ポンプを用いた代替格納容器納容器スプレイ冷却系（常設）による格納容器冷却は，原子炉圧力容器下鏡部温度が 300℃に到達したこと
等をもって破損兆候を検知し，格納容器下部水温の温度上昇又は指示値喪失によって原子炉圧力容器破損を判断し，格納容器冷却を実施することとしており，実態の操作開始時間は解析上の設定とほぼ同等であり，操作開始時間に与える影響は小さい。当
該操作は，解析コード及び解析条件（操作条件を除く）の不確かさにより操作開始時間は遅れる可能性があるが，中央制御室での操作のみであり，当直運
転員は中央制御室に常駐していること，また，当該操作に対応する当直運転員に他の並列操作はない
ことから，操作時間に与える影響はない。
また，格納容器冷却操作によって格納容器圧力が低下傾向となった場合，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による格納容器冷却操作を停止し，格納容器圧力が0.465MPa[gage]に到達した場合又はドライウェル
雰囲気温度が 171℃に到達した場合は，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
却系による格納容器冷却操作を開始する。当該操作
開始時間は，解析上の想定とほぼ同等であり，操作開始時間に与える影響は小さいことから，運転員等操作時間に与える影響も小さい。また，中央制御室で行う操作であり，他の操作との重複もないことから，他の操作に与える影響はない。
（添付資料 3.2.2）

評価項目となるパラメータに与える影響

操作時間余裕

訓練実績等

実態の操作開 始
時間は解析上 の設定とほぼ同 等であることから，評価項目 となるパラメー タに与える影響 は小さい。

原子炉圧 力容器
破損まで の時間は事象発 生から
約 4.5 時間後であり，ま た，溶融炉心落 下後にペデスタ ル（ドライウェ ル部）
注水が行 われな
かった場 合においても， 溶融炉
心落下前 に張られた水が 溶融炉
心の崩壊 熱及びジルコニ ウム−
水反応に よる発熱により 蒸発す
るまでには約
0.3 時 間 の 時 間余裕がある。
（添付資料
3.2.14）中央制御 室における操作のため，シミ ュレー
タにて訓 練実績
を取得。
訓練では ，条件成立を前 提として約 1 分間で常設低圧代 替注水系ポンプ を用いた代替格 納容器
納容器ス プレイ
冷却系（ 常設）による格 納容器
冷却を開始。
想定で意 図している運転 操作が実施可能 なことを確認した。

第3表
項目

操作条件

添付 3.2.9−9

常設低圧代
替注水系ポ
ンプを用い
た格納容器
下部注水系
（常設）に
よるペデス
タル（ドラ
イ ウ ェル部）注水操
作

運転員等操作時間に与える影響，評価項目となるパラメータに与える影響及び操作時間余裕 (3／4)

解析条件（操作条件）
の不確かさ
条件設定の
解析条件
考え方

原 子炉 圧 力 容器
破損から 7 分後（約 4.6 時間後）

原子炉圧力容器破損の判断及び操作実施に必要な時間を考慮して設定

操作の不確かさ要因

運転員等操作時間に与える影響【認知】ペデスタル（ドライウェル部）への注水は，原子炉圧力容器の破損を判断した時点で開始するが，原子炉圧力容器の破損は，原子炉圧力容器下鏡部温度が 300℃に到達したこと等をもって破損兆候を検知し，格納容器下部水温の温度上昇又は指示値喪失によって原子炉圧力容器破損を判断するものであり，解析上の認知にかかる時間としては 5 分を想定している。格納容器下部水温は破損兆候の検知によって継続監視するパラメータであり，温度上昇又は指示値喪失による原子炉圧
力容器破損の判断は速やかに実施できるものであるため，認知に大幅な遅れが生じることは考えにくい。よって，認知遅れにより操作開始時間に与える影響はな
し。
【要員配置】
中央制御室内での操作のみであり，当直運転員は中央制御室に常駐していることから，操作時間に与える影響はなし。
【移動】
中央制御室内での操作のみであり，当直運転員は中央制御室に常駐していることから，操作時間に与える影響はなし。
【操作所要時間】中央制御室内におけるペデスタル（ドライウェル部）への注水は，注入弁 1 弁の開操作による注水であり，1 操作に 1 分間を想定している。当該操作は，中央制御室の制御盤のスイッチによる簡易な操作のため，操作時間に与える影響はな
し。
【他の並列操作有無】
当該操作に対応する当直運転員に他の並列操作はなく，操作時間に与える影響はなし。
【操作の確実さ】
中央制御室の制御盤のスイッチによる簡易な操作のため，誤操作は起こりにく
く，そのため誤操作等により操作時間が長くなる可能性は低い。

原子炉圧力容器破損までに事象発生から約 4.5 時間の時間余裕があり，また，溶融炉心落下後の常設低圧代替注
水系ポンプを用いた格納容器下部注
水系（常設）によるペデスタル（ドライウェル部）注水は，原子炉圧力容器
温度（下鏡部）が 300℃に到達したこと等をもって破損兆候を検知し，格納容器下部水温の温度上昇又は指示値喪失によって原子炉圧力容器破損を判断し，注水操作を実施することとしており，実態の操作開始時間は解析上の設定とほぼ同等であり，操作開始時間に与える影響は小さい。当該操作
は，解析コード及び解析条件（操作条件を除く）の不確かさにより操作開始
時間は遅くなる可能性があるが，中央制御室での操作のみであり，当直運転員は中央制御室に常駐していること，また，当該操作に対応する運転員に他の並列操作はないことから，操作時間に与える影響はない。
（添付資料 3.2.2）

評価項目となるパラメータに与える影響

操作時間余裕

訓練実績等

実態の操作開始
時間は解析上の設定とほぼ同等であることから，評価項目となるパラメータに与える影響は小さい。

原子炉圧力容器破損までの時間は事象発生から
約 4.5 時間であり，また，溶融炉
心落下後にペデスタル（ドライウ
ェル部）注水が行われなかった場
合においても，溶融炉心落下前に張られた水が溶
融炉心の崩壊熱及びジルコニウ
ム−水反応によ
る発熱により蒸発するまでには
約 0.3 時間の時
間余裕がある。
（添付資料
3.2.14）中央制御室における操作のため，
シミュレータにて訓練実績を取得。
訓練では，条件成立を前提として
約 1 分間で常設
低圧代替注水系
ポンプを用いた
格納容器下部注
水系（常設）による注水を開始。
想定で意図している運転操作が実施可能なことを確認した。

第3表
項目

可搬型窒素
供給装置を
用いた格納
容器内への
窒素注入操
作

運転員等操作時間に与える影響，評価項目となるパラメータに与える影響及び操作時間余裕 (4／4)

解析条件（操作条件）
の不確かさ
条件設定の
解析条件
考え方

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

事象発生から 167
時間以降，適宜

可搬型窒素供給装置への燃料給油操
作は，解析条件ではないが，解析で想定している操作の成立や継続に必要な操作・作業各機器の使用開始
時間を踏まえて設定操作条件

添付 3.2.9−10

格納容器内酸素濃度が 4.0vol％（ドライ条件）到
達時

タンクロー
リによる燃
料給油操作

運転員等操作時間に与える影響

評価項目となるパラメータに与える影響

操作時間余裕

訓練実績等

格納容器内への窒素注入の実施基準である格納容器内酸素濃度 4.0vol％（ドライ条件））到達は事象発生から約 167
時間後であるのに対し，可搬型窒素供給装置の移動及びホース敷設等は格納容器内酸素濃度が 3.5vol％（ドライ条件）到達時（事象発生から約 124 時間後）に開始するため，十分な余裕時間があることから，操作開始時間に与える影響は小さく，運転員等操作時間に与える影響は小さい。

格納容器内への窒素注入の実施基準である格納容器内酸素濃度4.0vol％（ドライ条件））到達は事象発生から約 167
時間後であるのに対し，可搬型窒
素供給装置の移動及びホース敷設等は格納容器
内酸素濃度が3.5vol％（ドライ条件）到達時（事象発生から約 124
時間後）に開始するため，十分な余裕時間があることから，操作開始
時間に与える影
響は小さく，評価項目となるパラメータに与える影響は小さい。

格納容器内への窒素注入の実施基準である格納容器内酸素濃度4.0vol％（ドライ条件））到達は事象発生から約 167
時間後であるのに対し，可搬型窒
素供給装置の移動及びホース敷設等は格納容器
内酸素濃度が3.5vol％（ドライ条件）到達時（事象発生から約 124
時間後）に開始するため，十分な準
備時間が確保できることから，時間余裕がある。

格納容器内への窒素注入は，想定
所要時間 180 分のところ，訓練実績等により約 176分に実施可能なことを確認した。

−

可搬型窒素供給装置への燃料補
給は，想定所要時
間 90 分 の と ころ，訓練実績等により約 80 分に実施可能なことを確認した。

操作の不確かさ要因【認知】事故時には重要監視パラメータである格納容器内酸素濃度を継続監視しており，また，可搬型窒素供給装置の移動及びホース敷設等は，格納容器内酸素濃度が3.5vol％（ドライ条件）に到達する事象発生から約 124 時間後に開始となるのに対して，窒素注入操作の実施基準（格納容器内酸素濃度 4.0vol％（ドライ条件））に到達するのは事象発生約 167 時間後であり，比較的緩やかなパラメータ変化であることから，認知遅れが操作開始時間に影響を及ぼす可能性は非常に小さい。
【要員配置】
現場での操作は，中央制御室の当直運転員とは別に現場操作を行う重大事故等対応要員を配置している。これらの要員は，操作の実施期間中に他の操作を担っていないことから，要員配置が操作開始時間に与える影響はなし。
【移動】
窒素注入に用いる可搬型窒素供給装置は車両であり，自走にて作業場所へ移動することを想定している。仮に地震等の外部事象が起因事象で，アクセスルートに被害がある場合でも，ホイールローダ等にて必要なアクセスルートを復旧できる体制としている。重大事故等対応要員は，格納容器内酸素濃度が 3.5vol％（ドライ条件）に到達する事象発生から約 124 時間後に移動を開始するが，移動にかかる所要時間は約 1 時間であり，窒素注入開始時間の事象発生から約 167 時間後までに余裕時間があることから，操作開始時間に与える影響はなし。
【操作所要時間】
作業場所への移動完了後，可搬型窒素供給装置の準備，ホース敷設等として 120分を想定している。本操作は，作業場所への移動完了後に開始し，格納容器内酸素濃度が 4.0vol％（ドライ条件）に到達する予定時刻の約 43 時間前から実施する。よって，操作開始時間に与える影響はなし。
【他の並列操作有無】
他の並列操作はないことから操作開始時間に与える影響はなし。
【操作の確実さ】
重大事故等対応要員の現場操作は，操作の信頼性向上や要員の安全のため 2 人 1組で実施することとしており，誤操作は起こりにくく，誤操作等により操作開始
時間に影響を及ぼす可能性は小さい。

可搬型窒素供給装置への燃料給油操作開始までの時間は，事象発生から約 167 時
間あり十分な時間余裕がある。

−−

添付資料 3.2.10
代替循環冷却系による原子炉注水を考慮しない場合の影響評価について

1.

はじめに
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」に対する格納容器破損防止対策の有効性評価においては，原子炉圧力容器破損後の事象進展を評価する観点より，原子炉圧力容器破損まで設計基準事故対処設
備の非常用炉心冷却系及び原子炉隔離時冷却系のみならず，重大事故等対処
設備を含む全ての低圧注水機能が失われている状態を仮定しており，原子炉
圧力容器破損後に代替循環冷却系による原子炉注水を開始するものとしている。
一方で，一度機能喪失した設備の復旧には，ある程度時間を要することが考えられる。ここでは，念のため原子炉圧力容器が破損した以降においても重大事故等対処設備を含めた原子炉注水を考慮しない場合の影響を感度解析
により確認する。

2.

感度解析条件
第 1 表に本評価の感度解析条件を示す。

第1表

感度解析条件（代替循環冷却系）

基本ケース（原子炉注水あり）
総循環流量：250m３ ／h
・250m３ ／h の流量で格納容器へスプレイ（原子炉圧力容器破損前）
・150m３ ／h の流量で格納容器へスプレイ
及び 100m３ ／h の流量で原子炉へ注水（原子炉圧力容器破損後）

感度解析ケース（原子炉注水を考慮しない）
総循環流量：250m３ ／h
・250m３ ／h の流量で格納容器へスプレイ

添付 3.2.10−1

3.

感度解析結果第2表及び第1図から第15図に，原子炉圧力容器破損後の原子炉注水を考慮しない場合の感度解析結果を基本ケースと併せて示す。
格納容器圧力及び格納容器雰囲気温度の最高値を比較した場合，基本ケー
ス で 約 0.47MPa[gage] 及 び 約 151 ℃ で あ り ， 感 度 解 析 ケ ー ス で 約 0.47MPa[gage]及び約150℃であるため，原子炉圧力容器破損後に原子炉注水を考慮しない場合も，格納容器圧力及び格納容器雰囲気温度に与える影響は小さい。
また，ペデスタル（ドライウェル部）の壁面及び床面のコンクリートの侵
食量は，基本ケース及び感度解析ケースともに，0cmであり，原子炉注水の有無の影響はない。
サプレッション・プール水位については，感度解析ケースでは常設低圧代
替注水系ポンプを用いた格納容器下部注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェル部）注水により徐々に上昇するが，格納容器圧力逃がし装置による格納容器減圧及び除熱操作の判断基準である通常水位＋6.5mに7日間は到達しない。
格納容器内水素濃度及び酸素濃度については，感度解析ケースにおいてもジルコニウム−水反応によって水素濃度は13vol％を大きく上回るが，可搬型
窒素供給装置による格納容器内への窒素注入を事象発生後約133時間より開始することで，酸素濃度は可燃限界濃度である5vol％を下回るため，格納容器内での水素燃焼は発生しない。

添付 3.2.10−2

第2表
項

目

感度解析結果
基本ケース

感度解析ケース

格納容器圧力（最高値）

約 0.47MPa[gage]（約 7.4 時間）

約 0.47MPa[gage]（約 7.5 時間）

格納容器雰囲気温度（最高値）

約 151℃（約 7.4 時間）

約 150℃（約 7.4 時間）

0cm

0cm

コンクリート侵食量（壁面及び床面）

添付 3.2.10−3

0.8
ドライウェルサプレッション・チェンバ

格納容器スプレイ等による格納容器圧力抑制
0.6
格
納
容
器
圧
力

0.62MPa[gage]

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）による
格納容器冷却開始までの最高圧力 約 0.47MPa[gage]（約 7.5 時間）
代替循環冷却系による格納容器減圧及び除熱操作による圧力低下

格納容器内酸素濃度（ドライ条件）
4.0vol ％ 到 達 に て 可 搬 型 窒 素 供 給 装 置によるサプレッション・チェンバ内への窒素注入開始（約 133 時間）

0.4
ペデスタル（ドライウェル部）への間欠注水によるドライウェル圧力の変動(MPa[gage])0.2
原子炉圧力容器破損及びペデスタル（ドライウェル部）への溶融炉心落下（約 4.5 時間）に伴う圧力上昇
逃がし安全弁（自動減圧機能）の手動による原子炉減圧（約 38 分）に伴う圧力上昇
0.0
0

24

48

72

96

事故後の時間(h)

第1図

120

144

168

格納容器圧力 310kPa[gage]到達にて可搬型
窒 素JOB
供 給No.MA47BNT2TQUVGH9E001
装置をによるサプレッション・チ
ェンバ内への窒素注入停止（約 163 時間）

格納容器圧力の推移（感度解析ケース）

0.8
ドライウェルサプレッション・チェンバ
0.62MPa[gage]
0.6
格
納
容
器
圧
力

格納容器スプレイ等による格納容器圧力抑制
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）による
格納容器冷却開始までの最高圧力 約 0.47MPa[gage]（約 7.4 時間）

0.4

代替循環冷却系による格納容 器減圧及び除熱操作による圧力低下(MPa[gage])

原子炉圧力容器破損及びペデスタル（ドライウェル部）への溶融炉心落下（約 4.5 時間）に伴う圧力上昇

0.2

逃がし安全弁（自動減圧機能）の手動による原子炉減圧（約 38 分）に伴う圧力上昇
0.0
0

24

48

72

96

120

144

事故後の時間(h)
事故後の時間(h)JOB No.MA47BNT2TQUV3H9E000

第2図

格納容器圧力の推移（基本ケース）

添付 3.2.10−4

168

300
ドライウェルサプレッション・チェンバ格 納 容 器 雰 囲 気 温度

格納容器スプレイ等による格納容器温度抑制

格
納
容
器
温
度

200

（℃）

100

200℃
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）による
格納容器冷却開始までの最高温度 約 150℃（約 7.4 時間）
代替循環 冷却系 によ る格 納 容器 減 圧
及び除熱操作による圧力低下

ペデスタル（ドライウェル部）への間欠注水によるドライウェル雰囲気温度の変動

原子炉圧力容器破損及びペデスタル（ドライウェル部）
への溶融炉心落下（約 4.5 時間）に伴う温度上昇
逃がし安全弁（自動減圧機能）の手動による原子炉減圧（約 38 分）に伴う温度上昇

0
0

24

48

72

96

120

144

168

事故後の時間(h)JOB No.MA47BNT2TQUVGH9E001

第3図

格納容器雰囲気温度の推移（感度解析ケース）

300
ドライウェル
格納容器雰囲気温度

サプレッション・チェンバ

格納容器スプレイ等による格納容器温度抑制

200℃

200
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）による
格納容器冷却開始までの最高温度 約 151℃（約 7.4 時間）

温度

代 替 循 環冷 却 系 に よ る 格 納 容 器 減 圧
及び除熱操作による温度低下

（℃）
100

原子炉圧力容器破損及びペデスタル（ドライウェル部）
への溶融炉心落下（約 4.5 時間）に伴う温度上昇
逃がし安全弁（自動減圧機能）の手動による原子炉減圧（約 38 分）に伴う温度上昇

0
0

24

48

72

96

120

144

事故後の時間(h)JOB No.MA47BNT2TQUV3H9E000

第4図

格納容器雰囲気温度の推移（基本ケース）

添付 3.2.10−5

168

20
サプレッション・プール水位通常＋6.5m 到達後，格納容 器圧 力逃 がし 装置 によ る格 納 容器減 圧及 び除熱を開始することで水位は平衡状態となる。

ベントライン（約 15m）
15通常水位＋6.5m（約 13.5m）
通常水位＋5.5m（約 12.5m）

10

ー

サ
プ
レ
ッ
シ
ョ
ン
・
プ
ル
水
位

常設低圧代替注水系ポンプを用いた格納容器下部注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェル部）注水に伴う水位上昇
5
原子炉圧力容器からの蒸気流入，格納容器
スプレイ水流入に伴う水位上昇

(m)

0
0

24

48

72

96

120

144

168

事故後の時間(h)JOB No.MA47BNT2TQUVGH9E001

第5図

サプレッション・プール水位の推移（感度解析ケース）

20

ベントライン（約 15m）
15通常水位＋6.5m（約 13.5m）
通常水位＋5.5m（約 12.5m）
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） による格納 容器冷却停止に伴う水位上昇の停止

10

ー

サ
プ
レ
ッ
シ
ョ
ン
・
プ
ル
水
位

5

原子炉圧力容器からの蒸気流入，格納容器
スプレイ水流入に伴う水位上昇

(m)

0
0

24

48

72

96

120

144

事故後の時間(h)JOB No.MA47BNT2TQUV3H9E000

第6図

サプレッション・プール水位の推移（基本ケース）

添付 3.2.10−6

168

400

350

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）による格納容器冷却（300m ３ ／h）

300

代 替循 環 冷 却 系に よ る 格納 容 器
減圧及び除熱（250m ３ ／h）

250
注
水
流
量
(m３／h)

200

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）による格納容器冷却（130m ３ ／h）

150

常設低圧代替注水系ポンプを用いた格納容器下部注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェル部）注水（80m ３ ／h）

100

50

0
0

24

48

72

96

120

144

168

事故後の時間(h)JOB No.MA47BNT2TQUVGH9E001

第7図

注水流量の推移（感度解析ケース）400
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）による格納容器冷却（300m ３ ／h）

350

300

代替循環冷却系による格納容器減圧及び除熱（250m ３ ／h）

250
注
水
流
量
(m３／h)

代替循環冷却系による格納容器除熱（150m ３ ／h）

200

150

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）による格納容器冷却（130m ３ ／h）

100
代替循環冷却系による原子炉注水（100m ３ ／h）
50
常設低圧代替注水系ポンプを用いた格納容器下部注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェル部）注水（80m ３ ／h）
0
0

24

48

72

96

120

144

事故後の時間(h)
事故後の時間(h)JOB No.MA47BNT2TQUV3H9E000

第8図

注水流量の推移（基本ケース）

添付 3.2.10−7

168

10

8

（

ペ
デ
ス
タ
ル

）

ド
ラ
イ
ウ
ェ
ル
部

6

ペデスタル（ドライウェル部）への間欠注水による水位制御

4

水
位
(m)

2
原子炉圧力容器破損に伴うペデスタル（ドライウェル部）への溶融炉心落下による水位上昇（約 4.5 時間）
0
0

24

48

72

96

120

144

168

事故後の時間(h)JOB No.MA47BNT2TQUVGH9E001

第9図

ペデスタル（ドライウェル部）の水位の推移（感度解析ケース）

10

8

（

ペ
デ
ス
タ
ル

）

ド
ラ
イ
ウ
ェ
ル
部

ペデスタル（ドライウェル部）への間欠注水による水位制御

6

4

水
位
(m)

2

原子炉圧力容器破損に伴うペデスタル（ドライウェル部）への溶融炉心落下による水位上昇（約 4.5 時間）

0
0

24

48

72

96

120

144

168

事故後の時間(h)
事故後の時間(h)JOB No.MA47BNT2TQUV3H9E000

第 10 図ペデスタル（ドライウェル部）の水位の推移（基本ケース）

添付 3.2.10−8

20

溶
融
炉
心
に
よ
る
ジ
ル
コ
ニ
ア
の
侵
食
量

ペデスタル（ドライウェル部）壁面
15

ペデスタル（ドライウェル部）床面

105
ペデスタル（ドライウェル部）壁面及び床面の侵食量（0cm）

(cm)
0
0

24

48

72

96

120

144

事故後の時間(h)JOB No.MA47BNT2TQUVGH9E001

第 11 図 ペデスタル（ドライウェル部）の壁面及び床面のコンクリート侵食量の推移（感度解析ケース）

添付 3.2.10−9

168

水素

酸素

窒素

可燃限界

100
90

ドライウェル圧力の低下によりベント管真空破壊装置が開放し，サプレッション・チェンバの気体がドライウェルへ流入

80
ド
ラ
イ
ウ
ェ
ル
の
気
相
濃
度
（vol％）

70
窒素
60
水の放射線分解に伴う水素，酸素濃度の上昇及び窒素濃度の低下

50

水素

40
30

サプレッション・チェンバ内への窒素注入開始（約 133 時間）による窒素濃度の上昇
及び水素，酸素濃度の低下

20

酸素

10

酸素可燃限界（5vol％）酸素可燃限界(5vol%)

0
0

24

48

72

96

120

144

168

事故後の時間(h)
事故後の時間(h)JOB NO. MA47BNT2TQUVGH9E001

第 12 図ドライウェルの気相濃度の推移（ドライ条件）（感度解析ケース）

水素

酸素

窒素

可燃限界

100
90

ドライウェル圧力の低下によりベント管真空破壊装置が開放し，サプレッション・チェンバの気体がドライウェルへ流入

80
ド
ラ
イ
ウ
ェ
ル
の
気
相
濃
度
（vol％）

70
窒素
60
水の放射線分解に伴う水素，酸素濃度の上昇及び窒素濃度の低下

50
水素

40
30
20

酸素

10

酸素可燃限界（5vol％）酸素可燃限界(5vol%)

0
0

24

48

72

96

120

144

事故後の時間(h)JOB NO. MA47BNT2TQUV3H9E000

第 13 図ドライウェルの気相濃度の推移（ドライ条件）（基本ケース）

添付 3.2.10−10

168

水素

酸素

窒素

可燃限界

100
90
サ
プ
レ
ッ
シ
ョ
ン
・
チ
ェ
ン
バ
の
気
相
濃
度
（vol％）

水の放射線分解に伴う水素，酸素濃度の上昇及び窒素濃度の低下

80
70

窒素

60
50

水素
40
30

サプレッション・チェンバ内への窒素注入開始（約 133 時間）による窒素濃度の上昇
及び水素，酸素濃度の低下

20
酸素
10

酸素可燃限界（5vol％）酸素可燃限界(5vol%)

0
0

24

48

72

96

120

144

168

事故後の時間(h)
事故後の時間(h)酸素濃度の最高値
JOB
NO. MA47BNT2TQUVGH9E001
約 4.0vol％（約 133 時間）

第 14 図サプレッション・チェンバの気相濃度の推移（ドライ条件）（感度解析ケース）

水素

酸素

窒素

可燃限界

100
90
サ
プ
レ
ッ
シ
ョ
ン
・
チ
ェ
ン
バ
の
気
相
濃
度

水の放射線分解に伴う水素，酸素濃度の上昇及び窒素濃度の低下

80
70
60

窒素

50
水素
40
サプレッション・チェンバ内への窒素注入開始（約 167 時間）による窒素濃度の上昇
及び水素，酸素濃度の低下

30
20
酸素

（vol％）

10

酸素可燃限界（5vol％）酸素可燃限界(5vol%)

0
0

24

48

72

96

事故後の時間(h)第 15 図

120

144

168

酸素濃度の最高値
JOB NO. MA47BNT2TQUV3H9E000
約 4.0vol％（約 167 時間）

サプレッション・チェンバの気相濃度の推移（ドライ条件）（基本ケース）

添付 3.2.10−11

添付資料 3.2.11
7 日間における水源の対応について（高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱）

1.

水源に関する評価①

淡水源（有効水量）・ 代 替 淡 水 貯 槽 ： 4,300m ３

2.
①

水使用パターン
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）による格納容器冷却
原子炉圧力容器破損後，代替淡水貯槽を水源とした常設低圧代
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）による格納容器冷却を実施する。格納容器圧力が低下傾向に転じた
後 は ， 格 納 容 器 圧 力 465kPa[gage] 到 達 で ス プ レ イ 開 始 ，
400kPa[gage]で 停 止 の 操 作 を 継 続 す る 。

②

常 設 低 圧 代 替 注 水 系 ポ ン プ を 用 い た 格 納 容 器 下 部 注 水 系（ 常 設 ）によるペデスタル（ドライウェル部）注水
原子炉圧力容器破損後，代替淡水貯槽を水源とした常設低圧代
替注水系ポンプを用いた格納容器下部注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェル部）注水を実施する。その後，ペデスタル（ドライウェル部）に落下した溶融炉心を冠水維持させるため，
格 納 容 器 下 部 水 位 2.25m 以 下 で ペ デ ス タ ル （ ド ラ イ ウ ェ ル 部 ） 注
水 を 開 始 ， 2.75m 到 達 で 停 止 の 操 作 を 継 続 す る 。

添付 3.2.11−1

3.

時間評価
格納容器冷却等によって，代替淡水貯槽の水量は減少する。
事 象 発 生 90 分 後 ま で に 代 替 循 環 冷 却 系 に よ る 原 子 炉 注 水 等 を 実 施

し，代替格納容器スプレイ冷却系（常設）による格納容器冷却等を停止するため，代替淡水貯槽の水量の減少は停止する。
こ の 間 の 代 替 淡 水 貯 槽 の 使 用 水 量 は 合 計 約 380m ３ で あ る 。

8000

原子炉圧力容器破損に伴う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）による格納容器冷却及び格納容器下部
注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェル部）注水開始

積 算 注 水 量 (m３ )

6000
積
算
注
水
量

4,300m３
4000(m3)

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）による格納容器冷却及び格納容器下部注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェル部）注水停止

2000

0
0

24

48

72

96

120

144

168

事故後の時間(hr)JOB No.MA47BNT2TQUV3H7I008

第 1図

外部水源による積算注水量（高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱）

4.

水源評価結果時 間 評 価 の 結 果 か ら ，7 日 間 の 対 応 に お い て 合 計 約 380m ３ の 水 が 必
要 と な る が ， 代 替 淡 水 貯 槽 に 4,300m ３ の 水 を 保 有 す る こ と か ら 必 要
水量を確保している。このため，安定して冷却を継続することが可能である。

添付 3.2.11−2

添付資料 3.2.12
7 日間における燃料の対応について（高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱）

保守的に全ての設備が，事象発生直後から 7 日間燃料を消費するものとして
評価する。
時系列
常設代替高圧電源装置 5 台起動（燃料消費率は保守的に定格出力運転時を想定）
420.0L／h（燃料消費率）×168h（運転時間）×5 台（運転台数）＝約 352.8kL

可搬型窒素供給装置用電源車 1 台起動（格納容器内への窒素注入）
110.0L／h（燃料消費率）×168h（運転時間）×1 台（運転台数）＝約 18.5kL

緊急時対策所用発電機 1 台起動（燃料消費率は保守的に定格出力運転時を想定）
411L／h（燃料消費率）×168h（運転時間）×1 台（運転台数）＝約 70.0kL

添付 3.2.12−1

合計

判定

7 日間の
軽油消費量
約 352.8kL

軽油貯蔵タ
ンクの容量
は約 800kL
であり，7 日
間対応可能

7 日間の
軽油消費量
約 18.5kL

可搬型設備
用軽油タン
クの容量は
約 210kL であり，7 日間
対応可能

7 日間の
軽油消費量
約 70.0kL

緊急時対策
所用発電機
燃料油貯蔵
タンクの容
量 は 約 75kL
であり，7 日間の対応可能

添付資料 3.2.13
常設代替交流電源設備の負荷（高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱）
主要負荷リスト【 電 源 設 備：常 設 代 替 高 圧 電 源 装 置 】

起動順序

負荷容量
(kW)

主要機器名称緊急用母線自動起動負荷・ 緊 急 用 直 流 125V充 電 器
・その他必要な負荷
常設低圧代替注水系ポンプ
常設低圧代替注水系ポンプ
緊急用海水ポンプ
その他必要な負荷
代替循環冷却系ポンプ
非常用母線２Ｃ自動起動負荷・ 直 流 125V充 電 器 Ａ
・非常用照明※４・ 120／ 240V計 装 用 主 母 線 盤 ２ Ａ
・その他必要な負荷
・その他不要な負荷※４
非常用母線２Ｄ自動起動負荷・ 直 流 125V充 電 器 Ｂ
・非常用照明※４・ 120／ 240V計 装 用 主 母 線 盤 ２ Ｂ
・その他不要な負荷※４
非常用ガス再循環系排風機
非常用ガス処理系排風機
その他必要な負荷
停止負荷
中央制御室換気系空気調和機ファン
中央制御室換気系フィルタ系ファン
その他必要な負荷
蓄電池室排気ファン
その他必 要 な 負荷
代替燃料プール冷却系ポンプ

①
②
③
④
⑤

⑥

⑦

⑧

⑨
⑩
⑪

負荷起動時の最
大負荷容量(kW)

定常時の連続最
大負荷容量
(kW)

約 252

約 204

約 689
約 879

約 394
約 584

約 120
約 84
約 190
約 190
約 510
約4
約 140
約 79
約 108
約 134
約 14
約 234
約 60
約 86
約 134
約 135
約 55
約8
約 95
約 − 52
約 45
約8
約 183
約8
約 154
約 30

約 1,566

約 1,098

約 1,455

約 1,238

約 1,820

約 1,807約 2,227

約 2,222

約 2,516

約 2,328

約 2,905

約 2,564

約 3,118

約 2,726

約 2,835

約 2,756

負 荷 容 量 (kW)
常 設 代 替 高 圧 電 源 装 置 5台 の 最 大 容 量 6,900kW※ １

7,000

6,000
常 設 代 替 高 圧 電 源 装 置 5台 の 連 続 定 格 容 量 5,520kW※ ２

5,000

4,000

最大負荷容量
約 3,118kW⑩

常 設 代 替 高 圧 電 源 装 置 2台の 最 大 容 量 2,760kW※ １

3,000

⑧

常 設 代 替 高 圧 電 源 装 置 2台の 連 続 定 格 容 量 2,208kW※ ２
2,000

⑪

⑨
⑦
⑥

④

⑤

③
②

1,000

①
0

▲
常設代替高圧電源装置 2 台
起動

1

▲

2

25

経 過 時 間 (h)常設代替高圧電源装置 3 台
追加起動※３
常設代替高圧電源装置の負荷積算イメージ

※1
※2
※3
※4

常 設 代 替 高 圧 電 源 装 置 定 格 出 力 運 転 時 の 容 量 （ 1,380kW×運 転 台 数 ＝ 最 大 容 量 ）常 設 代 替 高 圧 電 源 装 置 定 格 出 力 運 転 時 の 80％ の 容 量 （ 1,380kW×0.8×運 転 台 数 ＝ 連 続 定 格 容 量 ）非常用母線の負荷への給電に伴い，負荷容量が増加するため，常設代替高圧電源装置を 3 台追加起動する
有効性評価で期待していないが電源供給される不要な負荷

添付 3.2.13−1

添付資料 3.2.14
原子炉圧力容器破損時の溶融炉心の冠水評価について

1.

はじめに
原子炉圧力容器（以下「ＲＰＶ」という。）破損により落下した溶融炉心（以下「デブリ」という。）は，事前に水張りされていたペデスタル（ドライウェル部）の水中に落下し，冠水する。その後，ＲＰＶ破損から 7 分後に格納容器下部注水系（常設）を用いたペデスタル（ドライウェル部）注水を実施することとしているが，7 分の間に水が蒸発することから，デブリの冠
水状態の評価を実施する。
また，ポロシティが冠水状態に与える影響についても評価した。

2.

評価対象事故シーケンス
ＲＰＶ破損する有効性評価の評価事故シーケンスとして，過渡事象時に注水機能が喪失する事象（以下「過渡事象」という）を選定している。ここでは，有効性評価のベースケースとなる過渡事象について，デブリの冠水状態の評価を実施する。
また，起因事象をＬＯＣＡとした場合には事象進展が異なることから，Ｒ
ＰＶ破損時間が早くなる大破断ＬＯＣＡ時に注水機能が喪失する事象（以下「ＬＯＣＡ事象」という）についても，同様にデブリの冠水状態の評価を実
施する。

3.

デブリ冠水評価
デブリの堆積形状を第 1 図に示す。ポロシティを考慮したデブリ堆積高さ
Hdebri は式(1)で評価する。
Hdebri＝（Vm×(1−Φ ent)＋V s＋Vm×Φ ent÷(1−P)）÷Sfz
添付 3.2.14−1(1)

V m：溶融物体積[約 36m ３ ]V s：ペデスタル（ドライウェル部）内構造物体積[約 4m ３ ]（別添 1 参照）
Φ ent：Ｒｉｃｏｕ−Ｓｐａｌｄｉｎｇ相関式に基づく粒子化割合[0.173]（別添 2 参照）
P：ポロシティ[0.5] ＰＵＬｉＭＳ実験の知見（0.29〜0.37）から保守的に設定
S fz：コリウムシールドの設置を考慮した床面積[]

また，粒子化したデブリの間隙に冷却水が浸入するため，デブリの冠水維
持評価の観点から粒子化したデブリの範囲を除いた水プール水深 Hpool-ent について式(2)で評価する。ここで，デブリ堆積範囲より上の領域にはコリウムシールドが敷設されていないものとする。
Hpool-ent ＝（Hpool−（Vm×Φ ent÷(1−P)×P÷Sfz)）×（Sfz ／Sf）

(2)

H pool ：水プール初期水深[1m]S f：コリウムシールドが設置されていない範囲の断面積[]

式(1)からデブリ堆積高さ Hdebri は約 1.71m となる。また，式(2)から粒子化したデブリの範囲を除いた水プール水深 H pool-ent は約 0.69m となる。
解析コードＭＡＡＰを用いた有効性評価の結果（デブリから水プールへの限界熱流束を 800kW／m２ （圧力依存性あり）と設定）から，ＲＰＶ破損によるデブリ落下からペデスタル（ドライウェル部）注水開始までの 7 分間における格納容器下部水位低下量は，過渡事象の場合は約 0.34m，ＬＯＣＡ事象の場合は約 0.44m であり，デブリの冠水は維持される。なお，ＲＰＶ破損時
点からデブリ露出までの時間は，過渡事象の場合で約 21 分間，ＬＯＣＡ事象の場合で約 15 分間であることから，ペデスタル（ドライウェル部）注水の開添付 3.2.14−2

始が遅れた場合でも一定時間冠水維持することが可能である。

4.

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

5.

デブリ堆積形状の不確かさ評価（別添 3 参照）
水プール水位に対してデブリ落下量が多く粒子化割合が小さいことから，落下したデブリは均一に堆積すると考えられる。ここでは，デブリが均一に堆積しない場合にデブリ冠水維持に与える影響について評価する（第 3 図）。
ＰＵＬｉＭＳ実験において確認されたデブリ堆積高さと拡がり距離のアスペクト比を適用してデブリ堆積形状を山状と想定し，均一化した場合と比較
して堆積高さが高くなり，露出までの水深が低くなる場合の評価を実施した
結果，水プール水位は約 0.52m となった。水プールとの接触面積増加の影響を考慮した場合における水位低下量は，過渡事象の場合は約 0.35m，ＬＯＣ
添付 3.2.14−3

Ａ事象の場合は約 0.45m であり，デブリの冠水が維持されることを確認した。

6．

機器ドレンサンプが溶融しない場合の不確かさ評価（別添 4 参照）
ペデスタル（ドライウェル部）内に設置された機器ドレンサンプは，デブ

リ落下時には溶融しデブリに取り込まれることで溶融デブリとして堆積すると考えられる。ここでは，機器ドレンサンプが溶融しないと仮定した場合にデブリ冠水維持に与える影響について評価する。
新設する機器ドレンサンプの体積を既設と同等として評価した結果，水プール水位は約 0.58m となった。水位低下量は，過渡事象の場合は約 0.34m，
ＬＯＣＡ事象の場合は約 0.44m であり，デブリの冠水が維持されることを確
認した。

7.

まとめ
以上の評価から，過渡事象及びＬＯＣＡ事象いずれにおいても，ＲＰＶ破損から 7 分の間において，デブリの冠水状態が維持されることを確認した。

添付 3.2.14−4

粒子状デブリ
溶融デブリ

第1図

第2図

デブリ堆積形状

粒子状ベッド高さとドライアウト熱流束の関係

円錐部分
円柱部分

第3図

デブリ堆積形状（不確かさ考慮）
添付 3.2.14−5

別添 1
デブリとして考慮するペデスタル（ドライウェル部）内構造物について

デブリ堆積高さの計算においては，第 1 表及び第 2 表に示すペデスタル（ドライウェル部）内構造物の総体積を保守的に 4m ３ として考慮した。

第1表

デブリとして考慮したペデスタル（ドライウェル部）内構造物（既設）構造物

体積[m３ ]

ターンテーブル（溶融炉心の落下部及びその周囲のみが溶融しデブリに加わると考えられるため，
評 価 に お い て は 一 辺 1mの 正方形の範囲が溶融すると想定）

制御棒駆動機構
ハウジング（9本）
制御棒駆動機構（9本）
制御棒駆動機構ハウジング
サポート（ターンテーブルと同様に，一辺1mの正方形の範囲が溶融すると想定）

その他（ケーブル，サポート，配管等の構造物）

合計

添付 3.2.14−6

外観図

第2表

デブリとして考慮したペデスタル（ドライウェル部）内構造物（新設）
構造物

体積[m３ ]

格納容器下部水位計

格納容器下部水温計

格納容器下部雰囲気温度計

機器ドレンサンプ（配管等含む）

床ドレンサンプ配管等

コリウムシールド支持構造物（ライナ含む）
合計※

第 1 表に記載の既設分との合計値はであるが，新設分の設計の進捗による物量増加等を考慮し，本評価上は合計 4m３ とする。

制御棒駆動機構（以下「ＣＲＤ」という。）及びＣＲＤハウジングの破損本数としては，ＭＡＡＰ解析においてＲＰＶ底部の破損後にアブレーションにより拡がる最大の破損口径：約 76cm に含まれる本数 9 本を考慮している（第 1図）。また，ターンテーブル及びＣＲＤハウジングサポートについては，アブレーションにより拡がる最大の破損口径：約 76cm を包絡する範囲として，一辺1m の正方形の範囲を考慮している。
ここで，第 2 図及び第 3 図に示すとおり，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，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
る設計となっているため，ＲＰＶ破損時に現実的には逸出は考えにくい構造と添付 3.2.14−7

なっている。このため，現実的なＲＰＶ破損時のデブリ流出箇所としては，Ｃ
ＲＤハウジングとＲＰＶ下鏡板との間の溶接部に生じる間隙が考えられる。以上を考慮すると，ＲＰＶ破損時は上記溶接部からデブリが流出し，アブレーシ
ョンにより口径が徐々に拡がる状況になると考えられる。また，ＲＰＶ下部の形状及びデブリ流出に伴う下部プレナム部のデブリ深さの減少を踏まえると，ＣＲＤから流出するデブリ量は中心から外側になるにつれ少なくなることから，外側のＣＲＤ及びその下部にあるＣＲＤハウジングサポートが溶融する可能性は小さくなると考えられる。一方，本評価では，外側のＣＲＤ及びその下部にあるＣＲＤハウジングサポートの全てが溶融（例えば，第 1 図の破損口の外側付近に一部が入る 4 本のＣＲＤハウジングが全て溶けると想定）するものと想定している。
また，解析コードＭＡＡＰに適用されているアブレーションモデルは，サンディア国立研究所において実施された，鋼製容器及びアルミナ混合物を用いた
ＨＩＰＳ実験で得られたデータと良好に一致することが確認されている（第 3表）。
したがって，アブレーションによるＲＰＶ破損口径の拡大を考慮したＣＲＤ
ハウジング等のデブリ体積の評価についても，保守性を有していると考えられる。

添付 3.2.14−8

ＣＲＤ
ハウジング
ＲＰＶ破損口径
最大約 76cm

第1図

ＣＲＤ配置とＲＰＶ破損口径の関係

上部サポートビーム

ハンガーロッド

グリッドプレート

第2図

サポートブロック東海第二発電所ＣＲＤハウジングサポート構造

添付 3.2.14−9

第3図

第3表

ＣＲＤハウジングサポート構造俯瞰図（参考） [1]

ＨＩＰＳ実験結果とアブレーションモデルの評価結果 [2][1]General Electric Systems Technology Manual Chapter 2.1 Reactor Vessel
System，USNRC HRTD，Rev 09/11[2]Pilch, M., and Tarbell, W. W., 1985, High Pressure Ejection of Melt froma Reactor Pressure Vessel, The Discharge(SAND85-0012). September.

添付 3.2.14−10

Phase.

NUREG/CR-4383

別添 2
粒子化割合の算出

粒子化割合は以下のＲｉｃｏｕ−Ｓｐａｌｄｉｎｇ相関式により求めた。

ddj2 ,0 ddj2
ent

ddj2 ,0
1/ 2

d dj

d dj ,0 2 E0w

H pooldj

ここで，Fent ：粒子化割合 [-]E0：エントレインメント係数 [-]Hpool ：プール水深 [m]ddj：プール底部におけるデブリジェット径 [m]ddj,0 ：気相部落下を考慮した水面におけるデブリジェット径 [m]ρ dj ：デブリジェット密度 [kg／m ３ ]ρw：水密度 [kg／m ３ ]評価条件は以下のとおり。
項目
プール水深

設定値
1m

デブリジェット密度
初期デブリジェット径

設定根拠
格納容器下部水位
ＭＡＡＰ計算結果

0.15m

エントレインメント係数

ＣＲＤ案内管径
ＭＡＡＰ推奨範囲の最確値以上により評価した結果，粒子化割合は約 17.3％となる。
添付 3.2.14−11

別添 3
デブリの拡がりに関する不確かさについて

1.

はじめに
事前水張りされたペデスタル（ドライウェル部）のプール水中に落下する
デブリは，一部が粒子化した後に固化し，残りが溶融状態のまま床面に到達
して床面上を拡がり，固化したデブリ粒子が床上の連続層の上に堆積して粒子状ベッドを形成するものと想定される（第 1 図）。このようなデブリの拡がりにおいて，溶融物の拡がり距離と粒子状ベッドの堆積形状に不確かさが想定される。

第1図

2.

ペデスタル（ドライウェル部）におけるデブリ挙動の概念

デブリの拡がりに関する知見(1)

溶融物
ＰＵＬｉＭＳ実験では，水中での溶融物の拡がり挙動が観察されるとともに，水中での溶融物の拡がり距離を求めるスケーリング則が提案さ
添付 3.2.14−12

れている。ＰＵＬｉＭＳ実験結果を元に妥当性が確認されているスケー
リング則に，ＢＷＲの溶融炉心落下条件を適用して，水中での溶融物の拡がり距離を評価すると，約 18m となる（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５部ＭＡＡＰ

添付３溶融炉心とコンクリートの相互作用について

付録４(5)参照）。

コリウムシールドを設置した場合のペデスタル半径がであることを考慮すると，溶融炉心は床全面に拡がる可能性が高いと考えられる。
これは，溶融物の拡がりに影響する因子のうち，主に溶融炉心落下流量が大きいことによるものと考えられる。ＰＵＬｉＭＳ実験条件と実機条件を比較した場合，以下の観点から実機条件の方が拡がりが促進されると考えられる（第 1 表）。
・溶融物重量のＰＵＬｉＭＳ／実機値に対して冷却材重量のＰＵＬｉＭ
Ｓ／実機値は大きく，実機条件では相対的に溶融物量が多くなる
・溶融物過熱度及び比熱は実機条件の方が高く，実機条件の方がデブリが固化しにくいと考えられる。
・実機において溶融物は崩壊熱によって継続的な加熱がある
・サブクール度については実機条件の方が高いが，溶融物落下後にはサブクール度がすぐに低下することから，拡がりに対する影響は小さいと考えられる・水深／ブレイクアップ長さについては，実機において水中でより細粒化しにくい傾向であり，溶融物の着床時の温度は高い傾向となること
から，床面上での拡がりにおいても拡がり易い傾向となる。
・溶融物密度は実機条件の方が大きく，慣性による拡がり効果が大きい
・粘性係数については，実験と同程度か小さいものと考えられ，実機条
件ではより拡がり易いと考えられる。
添付 3.2.14−13

・表面張力については不確かさが大きいパラメータであるが，表面張力が大きいほど床面上を広がりにくくなる一方で，床面到達までの細粒化に伴う冷却・固化が生じにくいため，床面での溶融物温度が高めになり拡がり易くなることから，両者の相殺により表面張力が拡がりに与える影響は小さいと考えられる。
・輻射率については，特に実験データの不確かさ幅が大きく実験条件と実機条件の大小関係が明確ではないが，溶融物から冷却材への伝熱量と比較すると輻射の影響は相対的に小さいと考えられることから，拡がり挙動に与える影響は小さいと考えられる。
・床面熱伝達については，実機では床スラブの形状変更に合わせてペデ
スタル床表面にＳＵＳ製ライナを設置することで実験と同じ材質となるため床面熱伝達量は同等であり，また，実機解析から溶融物除熱は冷却材伝熱が支配的であることから，床面熱伝達が拡がり挙動に与える影響はない。なお，表面のＳＵＳ製ライナが溶融した場合にはＺｒ
Ｏ ２ 上での拡がりとなるが，溶融物拡がりに関わる実験では，床の材質の差異（種々のセラミック，コンクリート）によらず同様な拡がり挙動になることが確認されており，ＺｒＯ ２ の場合でも拡がり挙動に差異はないものと考えられる（別紙 1 参照）。
したがって，溶融物の拡がり距離については，溶融物の拡がりに影響する因子のうち，主に溶融炉心落下流量が大きいことにより，不確かさを考慮しても実機条件ではより拡がり易く，床全面に拡がるものと想定される。

添付 3.2.14−14

第1表
分類

ＰＵＬｉＭＳ実験条件と実機条件の比較

初期条件

項目
溶融物
溶融物重量[kg]液相線温度[K]

溶融物冷却材中挙動

固相線温度[K]
溶融物過熱度[K]比熱[J/kg/K]
崩壊熱
冷却材重量[kg]サブクール度[K]

実機条件
UO2-ZrO 2-SUS 等
約 300×10 ３あり
約 27×10 ３

L/Lbr（水深／ブレイク
アップ長さ ※ ）約 0.08〜約 0.23

PULiMS(E4)
Bi2O3-WO3
約 47
約 1,143

PULiMS/実機
約 0.16×10−３-

約 1,14370
250〜310
なし
40
23

-

約 0.35

約 1.5×10−３

約 1.5〜4.4※Taylor 相関式

溶融物床面上挙動

溶融物密度[kg/m3]
粘性係数[Pa・s]

約 7,8110.004

0.003〜0.03

表面張力[N/m]

0.2〜0.6

輻射率[-]

0.4〜1.0

床面熱伝達

(2)

ZrO2
（SUS 製ライナ）

約 0.75〜7.5

SUS 材

-

粒子状ベッドＡＮＬで実施されたセルフレベリング実験では，粒子状ベッド内の沸騰による粒子の吹き上げと再堆積によるセルフレベリング効果により，2分〜3 分程度で堆積厚さが均一化されている（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
ＡＡＰ

添付３溶融炉心とコンクリートの相互作用について

第５部Ｍ
付録４

(4)参照）。
ＰＤＳ実験では，沸騰等の冷却水の流動による粒子状ベッドの拡散挙添付 3.2.14−15

動の観察を行っている（別紙 2 参照）。均一化に係る時間は，デブリ密度，ポロシティ，拡がり面積に加え，粒子状ベッドを流れる空気又は蒸気の気相流体速度に依存することが示されており，気相流体速度が相対的に小さいＰＤＳ−Ｅ実験では粒子状ベッドの均一化に要する時間が数分〜数十分であるが，気相流体速度がより大きいＰＤＳ−Ｃ実験では数秒〜数十秒と早く均一化が進むことが確認されている。実機においては，デブリが落下した直後は高温のデブリから急激に伝熱が進むことから発生蒸気速度は十分速いものと考えられるため，落下直後に十分な均一化が進むと考えられる。
したがって，粒子状デブリベッドの堆積形状については，崩壊熱を発生するデブリ粒子では，粒子状ベッド内の継続的沸騰による粒子の攪拌によるセルフレベリング効果により，時間と共に堆積厚さが均一化することが想定される。

3.

デブリの拡がりに関する不確かさ評価
これまでの知見によれば，溶融物は床全面に拡がると想定され，粒子状ベッドについても短期間で均一化される。よって，デブリの拡がりに関する不確かさはないものと考えられるが，デブリの堆積高さに対して厳しい評価を実施する観点から，ＰＵＬｉＭＳ実験において確認されたデブリ堆積高さと拡がり距離のアスペクト比を適用し，均一化した場合と比較して堆積高さが高くなる場合の評価を行う。ＰＵＬｉＭＳ実験は溶融物を水中に落下した実験であり，溶融物と粒子状デブリベッドを含めたデブリ全体としての堆積高さに関する知見として適用できるものである。

添付 3.2.14−16(1)アスペクト比ＰＵＬｉＭＳ実験のうち，溶融物量が比較的大きい E4 実験において，平均堆積高さ 41mm に対して，拡がり距離は 740mm×560mm となっている（第 2 図,第 2 表）。アスペクト比としては 1:18〜1:14 程度となっており，おおよそ 1:16 程度の拡がり挙動を示している。デブリ堆積高さの評
価としては，ポロシティやペデスタル（ドライウェル部）内構造物量等の保守的な設定をしているため，不確かさ評価として考慮するアスペク
ト比としては，実験結果に基づく平均的な値として 1:16 を適用し評価を
行う。

第2表

ＰＵＬｉＭＳ実験条件と結果

添付 3.2.14−17

41mm(平均高さ)
560mm

740mm

第2図
(2)

ＰＵＬｉＭＳ実験結果（E4）堆積高さ評価
アスペクト比を考慮した場合，デブリの堆積形状は第 3 図のように円柱上に円錐が堆積した形状となる。円錐部分については，堆積高さが最大となるのは床全面に拡がった場合であり，コリウムシールド厚さを考慮したペデスタル直径にアスペクト比を考慮すると，堆積高さは約 0.37m となる。円柱部分については，円錐部分の体積を除いたデブリ
全量が円柱状に堆積するため，堆積高さは約 1.42m となる。以上から，
デブリの堆積高さは円錐部分の体積高さと円柱部分の体積高さの合計となることから，約 1.79m となる。

円錐部分
円柱部分

第3図

デブリ堆積形状（アスペクト比考慮）
添付 3.2.14−18

(3)デブリの冠水維持に対する評価

粒子化割合 0.173 のデブリ量に対してポロシティ 0.5 で全ての間隙に浸水していると仮定した場合，円錐部分の頂部から水面までの水深は約 0.52m である。また，円錐状に堆積することで水プールとの接触面積が増え，蒸発量が増加するが，一様に堆積した場合の水プールとの接触面積からの増加割合
は 1％未満であり，蒸発量に対して有意な影響を与えない。有効性評価（別紙 3 参照）に基づく，ＲＰＶ破損によるデブリ落下から格納容器下部注水までの期間における水位低下量は，過渡事象の場合は約 0.34m，ＬＯＣＡ事象の場合は約 0.44m であり，蒸発量の増加として保守的に 1％を見込んだ場合
でも水位低下量は，過渡事象の場合は約 0.35m，ＬＯＣＡ事象の場合は約0.45m となるため，デブリの冠水は維持される。

添付 3.2.14−19

別紙 1
溶融物拡がりに関わる実験

ＣＥＡ／ＤＲＮ／ＤＴＰで行われたＣＯＲＩＮＥ実験 [1]では，低融点物質（グリセロール他）を模擬物質として使用して，水中での拡がり挙動を調べる実験が実施され，拡がり先端の移動速度や底部に形成されるクラストの影響が調べられた。
独カールスルーエ研究センター（ＦＺＫ）で実施されたＫＡＴＳ実験 [2][3][4]では，溶融物としてテルミット（Ａｌ ２ Ｏ ３ 約 150kg，Ｆｅ約 150kg）が使用さ
れ，溶融物の放出速度や温度，拡がり形状（1D,2D），床の材質（コンクリート，
セラミック，コーティング），水の有無をパラメータに溶融物の拡がり実験が行われている。実験装置を第 1 図及び第 2 図に示す。Ａｌ ２ Ｏ ３ とＦｅでは密度が異なり成層化するため，溶融物の出口を 2 箇所設け，最初にＡｌ ２ Ｏ ３ が放出
し，最後にＦｅを放出することにより酸化物溶融物の拡がりと金属溶融物の拡がりを分けて実験が可能となっている。実験条件を第 1 表に示す。ＫＡＴＳ−
１０とＫＡＴＳ−１１の実験条件はほぼ同様であるが，ＫＡＴＳ−１０の方は1mm の水張りをしてあり，ＫＡＴＳ−１１の方はドライ条件となっている。両者の拡がり結果を第 3 図に示すが，両ケースのように溶融物の放出速度が比較的高い場合は，冷却材の有無によらず同様な拡がり挙動になる結果となっている。また，ＫＡＴＳ−１２とＫＡＴＳ−１３の実験条件はほぼ同様であるが，ＫＡＴＳ−１２の方が床の材質がセラミックであり，ＫＡＴＳ−１３の方はコンクリートである。両者の拡がり結果を第 4 図に示すが，両ケースのように溶融物の放出速度が比較的高い場合は，床の材質の差異によらず同様な拡がり挙動になる結果となっている。
ＣＥＡで実施されたＶＵＬＣＡＮＯ [5][6]実験では，溶融物として酸化物溶融
添付 3.2.14−20

物が使用され，溶融物の組成，放出速度や温度，床の材質（コンクリート，セラミック）をパラメータに溶融物の拡がり実験が行われている。ＶＥ−Ｕ７実
験では，酸化物溶融物（ＵＯ ２ 56wt％,ＺｒＯ ２ 32wt％,ＦｅＯ 5wt％, ＣａＳ
ｉＯ ３ 2wt％, ＳｉＯ ２ 2wt％, Ｆｅ 1wt％, ＣａＯ 1wt％, Ａｌ ２ Ｏ ３ 1wt％）
を用いて，コンクリート床とセラミック（高密度ジルコニア）床での拡がりを実験している。実験装置を第 5 図に示す。装置の中央にマグネシア煉瓦の分離板を設置し，コンクリート床とセラミック床に 40.8kg の酸化物溶融物を 4.3kg／s の速度で同時に放出する条件となっている。両者の拡がり結果を第 6 図に示す。7.7 秒間はほぼ同じ拡がり挙動を示しており，その後はセラミック床で若干拡がりが継続する結果となっている。

添付 3.2.14−21

第1図

ＫＡＴＳ実験装置の概要図 [2]

(1D)
第2図

(2D)

ＫＡＴＳ実験の 1D と 2D の拡がり形状の写真 [3]添付 3.2.14−22

第1表

ＫＡＴＳ実験条件と拡がり距離（酸化物溶融物，1D 拡がり） [2]

第3図

ＫＡＴＳ実験の水の有無の影響（酸化物溶融物，1D 拡がり） [2]

第4図

ＫＡＴＳ実験の床の材質の影響（酸化物溶融物，1D 拡がり）[2]添付 3.2.14−23

第5図

第6図

ＶＵＬＣＡＮＯ実験装置の概要図 [6]

ＶＵＬＣＡＮＯ実験の床の材質の影響 [6]添付 3.2.14−24

参考文献[1]J.M.Veteau and R.Wittmaack. ， "CORINE Experiments and Theoretical
Modeling," Proceedings of FISA-95， Luxemburg EUR 16896 EN， pp.271-285(1996).
[2]Proceedings of the Second OECD(NEA) CSNI Specialist Meeting on MoltenCore

Debris-ConcreteInteractions,

NEA/CSNI/R(92)10,Karlsruhe,

Germany (1992).
[3]B.Eppinger, et al.，

KATS Experiments to Simulate Corium Spreading in

the EPR Core Catcher Concept,

FzK, Karlsruhe,Germany.

[4]B.Eppinger, et al.， Simulationsexperimente zum Ausbreitungsverhalten
von Kernschmelzen: KATS-8 bis KATS-17,[5]C.Journeau, et al.,Ex-Vessel corium spreading: result from the

VULCANO spreading tests,[6]C.Journeau, et al.,FZKA 6589 (2001).

Nucl. Eng.Design, 223 75-102 (2003).

The VULCANO VE-U7 Corium spreading benchmark,

Progress in Nuclear Energy, Vol. 48, p215-234, 2006.

添付 3.2.14−25

別紙 2
ＰＤＳ実験について1.

はじめに
スウェーデン王立工科大学（ＫＴＨ）で実施されたＰＤＳ実験は，沸騰等の冷却水の流動による細粒状デブリベッドの拡散挙動について観察を行って
いる。

2.

実験条件
実験装置概要図を第 1 図に示す。水槽の壁面に沿って粒子状デブリを堆積させ，下部に設置した注入用チャンバーから水蒸気又は空気を注入し，粒子状デブリベッドの拡散挙動を観察する。

a)装置概要b)ＰＤＳ−Ｃ試験
第1図c)ＰＤＳ−Ｅ７〜２３試験

実験装置概要図

また，ＰＤＳ実験では種々のパラメータを感度として複数の実験が実施されている。各実験において感度として設定したパラメータを第 1 表に示す。

添付 3.2.14−26

第1表

3.

ＰＤＳ実験におけるパラメータ設定

実験結果
(1)

ＰＤＳ−Ｅ実験
実験マトリックスを第 2 表，実験結果を第 2 図及び第 3 図に示す。Ｐ
ＤＳ−Ｅ実験における気相流体速度は最大でも 0.122m／s 程度であり，粒子状デブリベッドの拡がりに数分〜数十分の時間を要している。

第2図

ＰＤＳ−Ｅ実験結果

添付 3.2.14−27

第3図

第2表

(2)

ＰＤＳ−Ｅ７実験結果

ＰＤＳ−Ｅ実験マトリックス

ＰＤＳ−Ｃ実験
実験マトリックスを第 3 表に示す。ＰＤＳ−Ｃ実験の気相流体速度は
添付 3.2.14−28

0.34 m／s〜2.09m／s と大きく，粒子状デブリベッドの拡がりに要する
時間は数秒〜数百秒オーダであり，極めて短時間で均一化される結果となっている。

第3表(3)

ＰＤＳ−Ｃ実験マトリックス

結論
気相流体速度が相対的に小さいＰＤＳ−Ｅ実験では，粒子状デブリベ
ッドの均一化に要する時間が数分〜数十分に及ぶが，気相流体速度が大きいＰＤＳ−Ｃ実験では数秒〜数百秒と早く均一化が進む頃が確認されている。
実機においては，溶融炉心が落下した直後は，高温の溶融炉心から冷却材に急激に伝熱が進むことから発生蒸気速度は十分に大きいものと考えられるため，落下直後に十分な均一化が進むと期待できる。

添付 3.2.14−29

参考文献[1] A.Konovalenko et al., Experimental and Analytical Study of Particulate
Debris Bed Self-Leveling, NUTHOS-9, Kaohsiung, Taiwan, September 9-13,
2012.
[2] P.Kudinov et al., Investigation of Debris Bed Formation, Spreading andCoolability, NKS-287, Royal Institute of Technology, KTH, Sweden,
August 2013.

添付 3.2.14−30

別紙 3
主要解析条件（ＲＰＶ破損後のデブリ冠水維持に関連するもの）
項目
解析コード

主要解析条件

条件設定の考え方

初期条件

添付 3.2.14−31

事故条件 機器条件

ＭＡＡＰ−

原子炉停止後の崩壊熱

ANSI／ANS-5.1-1979
燃焼度 33GWd／t

崩壊熱が大きい方が原子炉水位低下及び格納容器圧力上昇の観点で厳しい設定となるため，崩壊熱が大きくなる燃焼度の高い条件として，1サイクルの運転期間（13 ヶ月）に調整運転期間（約 1 ヶ月）を考慮した
運転期間に対応する燃焼度を設定

格納容器圧力5kPa[gage]

格納容器圧力の観点で厳しい高めの設定として，通常運転時の圧力を包含する値を設定

ドライウェル雰囲気温度

57℃

ドライウェル内ガス冷却装置の設計温度を設定

外部水源の温度

35℃

代替格納容器スプレイ冷却系（常設）による圧力抑制効果の観点で厳しい高めの水温として，年間の気象条件変化を包含する高めの水温を設定

サプレッション・プール水温度

32℃

サプレッション・プールでの圧力抑制効果が厳しくなる高めの水温として，保安規定の運転上の制限における上限値を設定

デブリからプール水への熱流束

800kW／m２ 相当（圧力依存性あり） 過去の知見に基づき事前水張りの効果を考慮して設定

起因事象

給水流量の全喪失

原子炉水位低下の観点で厳しい事象を設定

格納容器下部注水系（常設）

ＲＰＶ破損から７分後に 80m３ ／h
で注水開始

デブリの冷却及び冠水維持に必要な注水量として設定

別添 4
デブリ落下時に機器ドレンサンプが健全な場合の影響について

1.

はじめに
ペデスタル（ドライウェル部）内には金属製の機器ドレンサンプを設置する（第 1 図）。デブリ落下時には機器ドレンサンプは溶融して溶融デブリに取り込まれ，ペデスタル（ドライウェル部）内に均一に拡がる。ここで，デブリ落下時に機器ドレンサンプが溶融せず健全であると仮定した場合に，プール水深及び溶融炉心・コンクリート相互作用による侵食量に与える影響を評価する。

機器ドレンサンプ

第1図

2.

機器ドレンサンプ設置イメージ

プール水深に与える影響
機器ドレンサンプの体積を既設の機器ドレンサンプと同等のとして評価した場合，機器ドレンサンプが健全な場合のデブリ堆積高さは約0.12m 上昇する。また，機器ドレン水は機器ドレンサンプ内に維持されることから，デブリ上の水プールの水深は約 0.11m 低下し，粒子化したデブリの範囲を除いた水プール水深は約 0.58m となる（第 2 図）。有効性評価の結果
から，ＲＰＶ破損によるデブリ落下からペデスタル（ドライウェル部）注水
添付 3.2.14−32

開始までの格納容器下部水位低下量は，過渡事象の場合は約 0.34m，ＬＯＣ
Ａ事象の場合は約 0.44m であり，デブリの冠水は維持される。

第2図

3.

機器ドレンサンプが健全な場合のデブリ堆積形状

溶融炉心・コンクリート相互作用による侵食量に与える影響
機器ドレンサンプが溶融した場合と健全な場合において，デブリ上のプー
ル水，ペデスタル（ドライウェル部）側面及び床面コンクリート並びに機器
ドレンサンプが，それぞれデブリと接触する面積は第 1 表のとおりである。

第1表

デブリとの接触面積の比較
デブリとの接触面積①機器ドレンサンプが溶融した場合②機器ドレンサンプが健全な場合

デブリ上のプール水
ペデスタル（ドライウ
ェル部）側面及び床面
機器ドレンサンプ

機器ドレンサンプが健全な場合（②）の接触面積の合計は，機器ドレンサ
ンプが溶融した場合（①）と同等であり，また，機器ドレンサンプとの接触面においてはサンプ内の冷却水による除熱効果も加わることから，②は①に添付 3.2.14−33

比べてデブリの冷却がより進むと考えられる。
なお，②は一時的な期間であり，機器ドレンサンプはデブリにより溶融するため，長期的な物理挙動である溶融炉心・コンクリート相互作用による侵食量への影響はほとんどないと考えられる。

4.

まとめ
機器ドレンサンプが健全な場合，デブリ上のプール水深は低下するもののデブリの冠水は維持されるとともに，溶融炉心・コンクリート相互作用による侵食量は低減すると考えられる。以上から，機器ドレンサンプが溶融せず健全な場合においても，デブリ露出や侵食量増加の観点での悪影響はないと考えられる。

添付 3.2.14−34

添付資料 3.2.15
コリウムシールド材料の選定について

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

1.

溶融Ｚｒによる耐熱材侵食試験

1.1 試験方法
耐熱材には，，ＺｒＯ ２ の多孔質材料を用いた。模擬溶融

炉心の金属成分をるつぼに入れ，るつぼ上部に耐熱材試験片をセットする（第1 図）。これらを電気炉で加熱し，2,000℃〜2,200℃の所定温度にして金属を溶かす。溶融した金属中に耐熱材試験片を上部から挿入し，5 分間保持する。その後，試験片を初期位置へ戻してから炉冷する。各種試験片について，冷却後に外観及び試験片の残存状態を確認した。なお，溶融炉心の主な構成
材料として，ＢＷＲで使用されるＵＯ ２ ，Ｚｒ，ＺｒＯ ２ ，Ｆｅ等が想定されるが，試験においては，金属成分は 100mol％Ｚｒとした。

添付 3.2.15−1

第1図

試験体系

1.2 試験結果
第 2 図に金属組成が 100mol％Ｚｒにおける試験後の耐熱材試験片の断面写真を示す。いずれの耐熱材においても，金属組成のＺｒ量に応じて侵食量は増加した。また，金属組成によらず侵食量はなり，ＺｒＯ ２ ，，＞＞ＺｒＯ ２ との順に耐侵食性に優れていることが確認

できた。

第2図

2.

試験後の断面写真

模擬溶融炉心による耐熱材侵食試験

2.1 試験方法
高融点材料にて製作したるつぼ内に円柱状に加工したＺｒＯ ２ 耐熱材と模添付 3.2.15−2

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

第3図

試験体系

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

添付 3.2.15−3

第4図

第5図

3.

試験温度推移試験後の断面写真

耐熱材への模擬溶融炉心落下試験

3.1 試験方法
耐熱材に溶融炉心が接触した際の短期的な相互作用を確認するため，Ｚｒ
Ｏ ２ 耐熱材の上に模擬溶融炉心を落下させ，耐熱材の侵食深さの測定，耐熱材侵食性状や模擬溶融炉心の固化性状の分析などを実施した。模擬溶融炉心の組成はＵＯ ２ −ＺｒＯ ２ −Ｚｒ：30mol％−30mol％−40mol％とした。Ｚｒ
Ｏ ２ 耐熱材を内張りしたコンクリートトラップの上部に電気炉を設置し，電添付 3.2.15−4

気炉により加熱した模擬溶融炉心をＺｒＯ ２ 耐熱材上に落下させ，コンクリ
ートトラップに設置した熱電対によりＺｒＯ ２ 耐熱材の温度を測定した。

電気炉より
模擬溶融炉心が流入

コンクリートトラップ

ＺｒＯ ２ 耐熱材

ＺｒＯ ２ 耐熱材側面（模擬溶融炉心側）の温度測定用熱電対設置位置

第6図

試験装置

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

添付 3.2.15−5

ＺｒＯ２耐熱材側面（模擬溶融炉心側）の温度

第7図

第8図

試験温度推移試験後の断面写真

添付 3.2.15−6

第9図

耐熱材表面の成分分析結果

一般に，ＺｒＯ ２ には還元雰囲気で高温に暴露されると材料中に酸素欠損が起こり，変色する特性があることが知られている。試験においては，計測された模擬溶融炉心の温度が 2,450℃以上と高温であり，かつ模擬溶融炉心
中には金属Ｚｒが存在することから，模擬溶融炉心中の金属ＺｒによってＺ
ｒＯ ２ 耐熱材の表面で還元反応が起こり，酸素欠損が生じたと推測される。
しかしながら，黒色部についてＸ線回折分析を行った結果，耐熱材表面の組成に有意な変化が確認されなかったことから，欠損した酸素の量は微量であり，ＺｒＯ ２ 耐熱材の耐熱性能に影響はないと考えられる（第 9 図）。
添付 3.2.15−7

なお，ペデスタル（ドライウェル部）には水プールが存在するため，ペデスタル（ドライウェル部）に落下してきた溶融炉心中に残存する未酸化の金
属Ｚｒは，水との反応によって酸化されると想定される。ＭＡＡＰ解析の結果から，ペデスタル（ドライウェル部）に落下してきた溶融炉心は，2,000℃を超える高い温度でコリウムシールドと数十分接触する可能性があるが，上述のとおり，溶融炉心中の金属Ｚｒは酸化されていると考えられることから，事故時に溶融炉心がコリウムシールドと接触したとしても，ＺｒＯ ２ 耐熱材の表面が還元されることによる影響は軽微であると考えられる。

4.

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

※

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

添付 3.2.15−8

添付資料 3.2.16
コリウムシールド厚さ，高さの設定について

1.

はじめに
コリウムシールドは，溶融炉心・コンクリート相互作用の影響抑制の目的で設置するが，ペデスタル（ドライウェル部）（以下「ペデスタル」という。）
内の設備配置上，設置高さに制限があり，これを考慮した上で，原子炉圧力容器から落下する溶融炉心（以下「デブリ」という。）を全量保有でき，かつ，溶融炉心・コンクリート相互作用の影響も抑制できるよう，その厚さを設定する必要がある。以下に設定方針を示す。

2.

コリウムシールド高さの設定
ペデスタル内には人通用開口部や床ドレン配管等のドライウェルと通じる経路があるため，デブリ堆積高さがこれらの経路に到達した場合，ペデスタ
ル外へ流出するおそれがある。そのため，デブリをペデスタル内に全量保有する観点から，デブリ堆積高さはデブリがペデスタル外に流出する可能性のある経路よりも低い位置とする必要がある。ペデスタル床高さに対して最も低い位置となる経路は，ドライウェルからペデスタル床ドレンサンプへのドレン配管である（第 1 図）。当該配管の下端は，ペデスタル床からの位置に存在することから，コリウムシールド設置高さの上限としてを設定する。

3.

コリウムシールド厚さの設定

3.1

コリウムシールド厚さの設定方針
コリウムシールド厚さは，コンクリート侵食抑制及びコンクリートへの熱影響を抑制する観点から，可能な限り厚さを確保する方針とする。ただし，添付 3.2.16−1

コリウムシールド厚さを増やした場合の影響として，以下を考慮する。
・ペデスタル床面積の減少によるデブリ保有可能量の減少
コリウムシールドの設置高さには上限があるため，厚さを増加させると保有可能なデブリ量が減少する。ペデスタル内に落下するデブリのうち，粒子化したデブリは水プール中で冷却されやすいため，ペデスタル内構
造物への熱影響を抑制する観点では，粒子化していない溶融デブリからの寄与が大きい。そのため，コリウムシールドの厚さとしては溶融デブ
リが全量保有できることが重要となる。
ただし，コリウムシールド厚さの設定に当たっては，粒子化デブリからの影響も緩和できるよう，粒子化デブリも含めたデブリ全量を保有できるよう考慮する。
・水プールとの接触面積の減少
コリウムシールド厚さを増加させると，水プールとの接触面積が減少するため，水プールへの除熱量が崩壊熱を下回ることでデブリ温度が上昇
し，コリウムシールドが侵食するおそれがある。そのため，コリウムシールドの厚さを設定した上で溶融デブリによる侵食量を評価し，ペデス
タルに要求される原子炉圧力容器支持機能及びデブリ保持機能に対する影響を評価する。
以上を踏まえ，コリウムシールド高さを上限であるとした上で，粒子化による堆積高さ上昇も踏まえたデブリ堆積高さを考慮した場合においてもデブリが全量保有できるコリウムシールド厚さを設定する。

3.2

デブリ保有可能量を踏まえたコリウムシールド厚さの算定
デブリ体積高さ Hdebri は，式(1)及び式(2)で算定される。ここで，ポロシテ

ィはＰＵＬｉＭＳ実験等の知見を基に保守的な値として 0.5 を設定している。
添付 3.2.16−2

Hdebri＝（Vm×(1−Φ ent)＋V s＋Vm×Φ ent÷(1−P)）÷Sfz

(1)

Sfz＝(LPD／2−DCS)２ ×π(2)

V m：溶融物体積[36m ３ ]V s：ペデスタル内構造物体積[4m ３ ]（添付資料 3.2.14 別添 1 参照）
Φ ent：粒子化割合[0.173]（添付資料 3.2.14 別添 2 参照）
P：ポロシティ[0.5]S fz：コリウムシールドの設置を考慮した床面積[m ３ ]L PD:ペデスタル床直径[]

D CS：コリウムシールド厚さ[m]

コリウムシールドの高さは，デブリ堆積高さと床に設置するコリウムシー
ルドの厚さを加えた値となるため，式(1)において Hdebri を(−D CS)m として計算した結果，DCS＝約 0.15m となる。よって，デブリ保有可能性を踏まえると，コリウムシールド厚さは 0.15m となる。

3.3

その他の影響を踏まえたコリウムシールド厚さの設定
コリウムシールド厚さが 0.15m の場合，コリウムシールドの侵食は発生しないことを添付資料 3.5.1 にて確認している。また，添付資料 3.5.2 にて，コンクリートの温度履歴を基に，原子炉圧力容器支持機能及びデブリ保持機能を評価した結果，これらの機能が損なわれないことを確認している。以上
より，コリウムシールド厚さが 0.15m の場合でも，原子炉圧力容器支持機能及びデブリ保持機能への影響はない。
また，熱影響の観点で寄与が大きい溶融デブリに着目すると，デブリ全量（溶融物体積[約 36m３ ]及びペデスタル内構造物体積[約 4m３ ]）が溶融デブリと仮定した場合におけるデブリ堆積高さは約 1.63m であり，コリウムシール
添付 3.2.16−3

ド高さ約 1.88m に対して余裕がある。
以上から，コリウムシールド厚さを 0.15m とする。

第1図

デブリがペデスタル外へ流出する可能性のある経路

添付 3.2.16−4

添付資料 3.2.17
原子炉圧力容器の破損位置について

解析コードＭＡＡＰでは，原子炉圧力容器の破損モードとして以下のものが考慮されており，解析においてはこれらの中から判定された破損モードが適用される。
a) 下部ヘッド貫通部への溶融物流入による破損
b) 下部ヘッド貫通部の逸出c) デブリジェットの衝突による下部ヘッドの局所破損
d) 金属層による原子炉圧力容器壁の破損e) 原子炉圧力容器のクリープ破損
原子炉圧力容器の下部ヘッドは径方向（5 ノード）及び厚さ方向（5 ノード）に分割されており，ノードごとに破損に至っているかの判定が行われる。第 1
図に原子炉圧力容器下部ヘッドのノード分割の概念図を示す。
有効性評価のうち，3.2 高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱にて対象としている事故シーケンス「過渡事象＋高圧炉心冷却失敗＋手動減圧失敗＋炉
心損傷後の手動減圧失敗＋ＤＣＨ」（「3.3 原子炉圧力容器外の溶融燃料−冷却材相互作用」及び「3.5 溶融炉心・コンクリート相互作用」の評価事故シーケ
ンスへの対応及び事象進展と同じ）においては，下部プレナムへ移行した溶融
炉心からの加熱により，原子炉圧力容器下部の中心部ノードの温度が最も高くなり，制御棒駆動機構ハウジング溶接部のひずみ量がしきい値（0.1）に至ることによる原子炉圧力容器破損（「b)下部ヘッド貫通部の逸出」に該当）が最初に判定される結果となっている。
径方向のノードごとの制御棒駆動機構ハウジング溶接部のひずみ量の推移を
第 2 図に，原子炉圧力容器下部ヘッド温度の推移を第 3 図に示す。第 2 図に示すとおり，原子炉圧力容器下部の中心ノードに該当するノード 1 のひずみ量が
添付 3.2.17−1

しきい値（0.1）に達して原子炉圧力容器破損に至っている。また，第 3 図に示すとおり，ノード 1 が高温を長時間維持していることが確認された。

ノード５
ノード４
ノード３
ノード２
ノード１

第1図

原子炉圧力容器下部ヘッドのノード分割（概念図）

添付 3.2.17−2

0.12
溶接部ひずみ量(ノード１)
溶接部ひずみ量(ノード２）
0.10
溶
接
部
ひ
ず
み
量

溶接部ひずみ量(ノード３)
溶接部ひずみ量(ノード４)
溶接部ひずみ量(ノード５)0.08

原子炉圧力容器の破損（約 4.5 時間）

0.06

(−)
0.04

0.02

0.00
0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

事故後の時間(hr)JOB No.MA47BNT2TQUV3H7I008

第2図

径方向のノードごとの制御棒駆動機構ハウジング溶接部のひずみ量

2000
RPV下部ヘッド構造材温度(ノード１)
原
子
炉
圧
力
容
器
下
部
ヘ
ッ
ド
構
造
材
温
度
(℃)

1800

RPV下部ヘッド構造材温度(ノード２)
RPV下部ヘッド構造材温度(ノード３)

原子炉圧力容器の破損（約 4.5 時間）

1600

RPV下部ヘッド構造材温度(ノード４)
RPV下部ヘッド構造材温度(ノード５)

1400
1200
1000
800

下部プレナムへの
溶融炉心の移行（約 2.5 時間）

600
400
200
0
0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

事故後の時間(hr)JOB No.MA47BNT2TQUV3H7I008

第3図

径方向のノードごとの原子炉圧力容器下部ヘッド温度

添付 3.2.17−3

10添付資料 3.2.18
格納容器内に注入する窒素温度条件について

1.

窒素温度による事象進展への影響
東海第二発電所では，格納容器内における水素燃焼を防止するため，格納容器内酸素濃度が4.0vol％（ドライ条件）に到達すれば格納容器内に窒素を注入することとしている。
有効性評価の解析においては，注入する窒素の流量以外に，注入する窒素
温度を設定する必要があり，この窒素温度によって事象進展には次のような影響がある。
(1) 格納容器雰囲気温度
注入する窒素温度が高い方が，格納容器雰囲気温度が高くなる。
(2) 格納容器圧力窒 素 注 入 時 は ， 310kPa[gage] （ 200m ３ ／ h で の 窒 素 注 入 時 ） 又 は
465kPa[gage]（400m３ ／hでの窒素注入時）到達により窒素注入を停止することから，窒素温度による格納容器圧力への影響はない。
(3) 格納容器内酸素濃度
密度が大きくなる窒素温度が低い条件の場合，時間当たり注入する窒素の 質 量 が 大 き く ， 窒 素 注 入 開 始 か ら 格 納 容 器 圧 力 310kPa[gage] 又 は
465kPa[gage]到達までの時間が短くなる。また，代替循環冷却系の起動後は格納容器圧力が低下傾向になるため，窒素注入開始から格納容器圧力
310kPa[gage]又は465kPa[gage]到達までに要する時間が短い場合，注入する窒素の総質量が小さくなる。したがって，窒素温度の低い方が，窒素注入停止時点での格納容器内酸素濃度（ドライ条件及びウェット条件）は高くなる。

添付 3.2.18−1

以上より，窒素温度の低い方が格納容器内酸素濃度4.3vol％（ドライ条件）
到達までの時間が早くなり，事故発生後の格納容器ベントまでの時間が短くなる。
なお，注入する窒素温度は格納容器雰囲気温度よりも低いため，窒素温度の低い方が，格納容器内の蒸気をより凝縮することとなり，格納容器内酸素濃度（ウェット条件）は高くなる。
したがって，格納容器雰囲気温度と格納容器内酸素濃度に対しては，その挙動が厳しくなる窒素温度の条件が異なる。

2.

有効性評価における窒素温度について
水戸地方気象台での観測記録によれば最高気温は38.4℃であり，空気が可
搬型窒素供給装置内の空気圧縮機を通過することにより温度が最大15℃上昇
する可能性があることから，格納容器内に注入される窒素の最高温度としては55℃と想定する。
38.4＋15＝53.4≒55℃
一方で，水戸地方気象台での観測記録によれば最低気温は-12.7℃であるが，可搬型窒素供給装置内の空気圧縮機の通過及び建屋内温度による窒素注入配管内での暖気の影響を考慮し，格納容器内に注入される窒素の最低温度としては0℃と想定する。
以上を踏まえ，有効性評価における窒素温度は以下のとおりとしている。
(1) 有効性評価
上記の格納容器内に注入される窒素の最高温度（55℃）及び最低温度（0℃）の平均的な温度条件として30℃ ※１ とする。
(55＋0)／2＝27.5≒30℃

添付 3.2.18−2

※１

入力条件として，比熱と密度を設定する。比熱は，注入する窒素のエネルギを算出し，格納容器内のエネルギ増分を解析するために必要であり，高めの温度として30℃条件とする。密度は，注入する窒素の質量を算出し，格納容器圧力の増分を解析するために必要であり，格納容器酸素濃度（ドライ条件及びウェ
ット条件）を高めに評価する観点から低めの温度として，最低温度である0℃条件とする。

(2) 窒素温度の感度解析条件
格納容器雰囲気温度に対しては，格納容器雰囲気温度を厳しく評価する観点で最大の窒素温度が厳しくなる。
格納容器内酸素濃度に対しては，窒素温度を低くすることで格納容器ベントまでの時間が短くなり放射性物質の放出量が多くなることが考えられるが，窒素注入開始時間は事故後約19時間よりも遅く，Ｃｓ−137放出量評
価及び中央制御室の居住性評価の対象である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）」における代替循
環冷却系を使用できない場合（事故後約19時間で格納容器ベントを実施）
よりも格納容器ベントまでの時間は長くなる。Ｃｓ−137放出量評価及び中央制御室の居住性評価においては，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）」における代替循環冷却系を使用できない場合において判断基準を満足することを確認しており，窒素温度を低くした場合のＣｓ−137放出量評価及び中央制御室の居住性評
価への影響はない。
以上から，窒素温度による格納容器雰囲気温度の影響を確認する観点から，感度解析条件として55℃ ※２ とする。
38.4＋15＝53.4≒55℃※２

比熱は 55℃の条件としており，格納容器雰囲気温度に影響しない密度についても 55℃の条件とする。

添付 3.2.18−3

3.

窒素温度による事象進展の違いについて
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」におけるベースケースと原子炉圧力容器破損後に原子炉注水しない場合の感度解析
ケースについて，窒素温度を30℃及び55℃とした場合の格納容器圧力，格納容器気相部温度及び格納容器内の気相濃度の推移を第1図から第16図に示す。
ベースケース（第1図から第8図）では，両条件ともにほぼ同様の挙動である。
原子炉圧力容器破損後に原子炉注水しない場合の感度解析ケース（第9図から第16図）では，窒素注入を開始する約133時間後までは両条件ともに同じ挙動であるが，窒素温度を30℃とした場合は窒素注入停止が約163時間後であり，55℃とした場合に比べて窒素注入の停止タイミングが早い。ただし，その他の挙動はほぼ同様であり，窒素温度による事象進展への影響は軽微である。

4.

まとめ
有効性評価においては，格納容器内に注入される窒素の平均的な温度条件
として30℃条件としている。また，格納容器内に注入される窒素温度の感度を示すため，窒素温度を55℃とした場合の感度解析を実施した結果，事象進展への影響は軽微であることを確認した。

添付 3.2.18−4

0.8
ドライウェルサプレッション・チェンバ
0.6
格
納
容
器
圧
力

0.4

(MPa[gage])

サプレッション・チェンバ内への窒素注入開始（約 167 時間）
0.2

0.0
0

24

48

72

96

120

144

168

事故後の時間(h)第1図

高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱における格納容器圧力の推移（窒素注入温度：55℃）

0.8
ドライウェルサプレッション・チェンバ
0.6
格
納
容
器
圧
力

0.4

(MPa[gage])

サプレッション・チェンバ内への窒素注入開始（約 167 時間）
0.2

0.0
0

24

48

72

96

120

144

事故後の時間(h)第2図

高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱における格納容器圧力の推移（窒素注入温度：30℃）

添付 3.2.18−5

168

300
ドライウェル
格納容器温度サプレッション・チェンバ
200

温
度

サプレッション・チェンバ内への窒素注入開始（約 167 時間）

（℃）
100

0
0

24

48

72

96

120

144

168

事故後の時間(h)第3図

高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱における格納容器雰囲気温度の推移（窒素注入温度：55℃）

300
ドライウェルサプレッション・チェンバ(気相)サプレッション・チェンバ(液相)
格
納
容
器
温
度

200

サプレッション・チェンバ内への窒素注入開始（約 167 時間）

（℃）
100

0
0

24

48

72

96

120

144

事故後の時間(h)第4図

高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱における格納容器雰囲気温度の推移（窒素注入温度：30℃）

添付 3.2.18−6

168

100
水素

90

酸素
窒素

80
ド
ラ
イ
ウ
ェ
ル
の
気
相
濃
度
（vol％）

一酸化炭素,二酸化炭素
70

可燃限界
窒素

60
50

サプレッション・チェンバ内への窒素注入開始（約 167 時間）

水素

40
30
20

酸素

一酸化炭素,二酸化炭素10

酸素可燃限界(5vol%)

0
0

24

48

72

96

120

144

168

事故後の時間(h)第5図

高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱におけるドライウェルの気相濃度推移（ドライ条件）（窒素注入温度：55℃）
水素

酸素

窒素

可燃限界

100
90
80
ド
ラ
イ
ウ
ェ
ル
の
気
相
濃
度
（vol％）

70
窒素
60
50
40
水素
30

サプレッション・チェンバ内への窒素注入開始（約 167 時間）

20
酸素

10

酸素可燃限界(5vol%)

0
0

24

48

72

96

120

144

事故後の時間(h)第6図

高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱におけるドライウェルの気相濃度推移（ドライ条件）（窒素注入温度：30℃）

添付 3.2.18−7

168

水素

酸素

窒素

可燃限界

100
90
サ
プ
レ
ッ
シ
ョ
ン
・
チ
ェ
ン
バ
の
気
相
濃
度

80
サプレッション・チェンバ内への窒素注入開始（約 167 時間）

70
60

窒素

50
40

水素

30
20
酸素

（vol％）

10

酸素可燃限界(5vol%)

0
0

24

48

72

96

120

144

168

事故後の時間(h)第7図

高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱におけるサプレッション・チェンバの気相濃度推移（窒素注入温度：55℃）

100
水素

90
サ
プ
レ
ッ
シ
ョ
ン
・
チ
ェ
ン
バ
の
気
相
濃
度

酸素
80

窒素
一酸化炭素,二酸化炭素

70

可燃限界

60

窒素

50
水素
40
サプレッション・チェンバ内への窒素注入開始（約 167 時間）

30
20
酸素

（vol％）

一酸化炭素,二酸化炭素10

酸素可燃限界(5vol%)

0
0

24

48

72

96

120

144

事故後の時間(h)第8図

高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱におけるサプレッション・チェンバの気相濃度推移（窒素注入温度：30℃）

添付 3.2.18−8

168

0.8
ドライウェルサプレッション・チェンバ
0.6
格
納
容
器
圧
力

0.4
サプレッション・チェンバ内への窒素注入開始（約 133 時間）(MPa[gage])

0.2

0.0
0

24

48

72

96

120

144

168

事故後の時間(h)第9図

高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱において

原子炉圧力容器破損後に原子炉注水しない場合の格納容器圧力の推移（窒素注入温度：55℃）
0.8
ドライウェルサプレッション・チェンバ
0.6
格
納
容
器
圧
力

サプレッション・チェンバ内への窒素注入停止（約 163 時間）

0.4

サプレッション・チェンバ内への窒素注入開始（約 133 時間）(MPa[gage])

0.2

0.0
0

24

48

72

96

120

144

事故後の時間(h)第 10 図高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱において

原子炉圧力容器破損後に原子炉注水しない場合の格納容器圧力の推移（窒素注入温度：30℃）

添付 3.2.18−9

168

300
ドライウェルサプレッション・チェンバ

格
納
容
器
温
度

200

（℃）

100

サプレッション・チェンバ内への窒素注入開始（約 133 時間）

0
0

24

48

72

96

120

144

168

事故後の時間(h)第 11 図高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱において

原子炉圧力容器破損後に原子炉注水しない場合の格納容器雰囲気温度の推移（窒素注入温度：55℃）
300
ドライウェルサプレッション・チェンバ

格
納
容
器
温
度

200

（℃）

100

サプレッション・チェンバ内への窒素注入停止（約 163 時間）
サプレッション・チェンバ内への窒素注入開始（約 133 時間）

0
0

24

48

72

96

120

144

事故後の時間(h)第 12 図高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱において

原子炉圧力容器破損後に原子炉注水しない場合の格納容器雰囲気温度の推移（窒素注入温度：30℃）

添付 3.2.18−10

168サプレッション・チェンバ内への窒素注入開始（約 133 時間）

第 13 図高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱において原子炉圧力容器

破損後に原子炉注水しない場合のドライウェルの気相濃度推移（ドライ条件）（窒素注入温度：55℃）
水素

酸素

窒素

可燃限界

100
サプレッション・チェンバ内への窒素注入停止（約 163 時間）

90
80
ド
ラ
イ
ウ
ェ
ル
の
気
相
濃
度

サプレッション・チェンバ内への窒素注入開始（約 133 時間）

70
窒素
60
50
水素

40
30

（vol％）

20
酸素

10

酸素可燃限界(5vol%)

0
0

24

48

72

96

120

144

168

事故後の時間(h)第 14 図高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱において原子炉圧力容器

破損後に原子炉注水しない場合のドライウェルの気相濃度推移（ドライ条件）（窒素注入温度：30℃）

添付 3.2.18−11サプレッション・チェンバ内への窒素注入開始（約 133 時間）

第 15 図高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱において原子炉圧力容器

破損後に原子炉注水しない場合のサプレッション・チェンバの気相濃度推移（ドライ条件）（窒素注入温度：55℃）
水素

酸素

窒素

可燃限界

100

サプレッション・チェンバ内への窒素注入停止（約 163 時間）

90
サ
プ
レ
ッ
シ
ョ
ン
・
チ
ェ
ン
バ
の
気
相
濃
度
（vol％）

80

サプレッション・チェンバ内への窒素注入開始（約 133 時間）

70
窒素

60
50

水素
40
30
20
酸素
10

酸素可燃限界(5vol%)

0
0

24

48

72

96

120

144

168

事故後の時間(h)第 16 図高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱において原子炉圧力容器

破損後に原子炉注水しない場合のサプレッション・チェンバの気相濃度推移（ドライ条件）（窒素注入温度：30℃）

添付 3.2.18−12

3.3

原子炉圧力容器外の溶融燃料−冷却材相互作用

3.3.1

格納容器破損モードの特徴，格納容器破損防止対策(1)

格納容器破損モード内のプラント損傷状態
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」に至る可能性のあるプラント損傷状態は，「1.2 評価対象の整理及び評価
項目の設定」に示すとおり，ＴＱＵＶ，ＴＱＵＸ，長期ＴＢ，ＴＢＵ，Ｔ
ＢＰ，ＴＢＤ及びＬＯＣＡである。

(2)

格納容器破損モードの特徴及び格納容器破損防止対策の基本的考え方
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」
では，発電用原子炉の運転中に異常な過渡変化，原子炉冷却材喪失（ＬＯ
ＣＡ）又は全交流動力電源喪失が発生するとともに，非常用炉心冷却系等の安全機能の喪失が重畳する。このため，緩和措置がとられない場合には，溶融炉心と原子炉圧力容器外の水が接触して一時的な格納容器圧力の急上昇が生じ，このときに発生するエネルギが大きい場合には構造物が破壊され格納容器の破損に至る。
原子炉圧力容器外の溶融燃料−冷却材相互作用による水蒸気爆発事象については，これまでに実ウランを用いて種々の実験が行われている。水蒸
気爆発は，溶融炉心が水中に落下し，細粒化して分散する際に蒸気膜を形成し，そこに何らかの外乱が加わることによって蒸気膜が崩壊した際に，瞬時の圧力伝播を生じ，大きなエネルギを発生させる事象である。細粒化した溶融炉心を覆う蒸気膜には安定性があり，何らかの外乱がなければ蒸気膜の崩壊は起こりにくいという知見が実験等により得られている。ペデスタル（ドライウェル部）に張られた水は準静的であり，外乱が加わる要素は考えにくい。このことから，実機において水蒸気爆発に至る可能性は
3.3−1

極めて小さいと考えられる。
（添付資料 3.3.1，3.3.2，3.3.3，3.3.4，3.3.5）
また，水蒸気爆発とは別に，溶融炉心から原子炉冷却材への伝熱によって水蒸気が発生することに伴う急激な格納容器圧力の上昇（以下「圧力スパイク」という。）が発生する。
上記のとおり，現実的には水蒸気爆発が発生する可能性は極めて小さいと考えられることから，本評価では，圧力スパイクについてその影響を評価する。
したがって，本格納容器破損モードでは，格納容器内の冷却，減圧及び除熱を行い，溶融炉心からペデスタル（ドライウェル部）のプール水への伝熱による，水蒸気発生に伴う格納容器圧力の上昇を抑制することにより，格納容器の破損を防止する。
また，ペデスタル（ドライウェル部）に落下した溶融炉心の冷却を行うとともに，長期的には，最終的な熱の逃がし場へ熱の輸送を行うことにより格納容器内の減圧及び除熱を行い，格納容器の破損を防止する。
さらに，格納容器内における水素燃焼を防止するため，格納容器内の水素濃度及び酸素濃度が可燃領域に至るまでに，格納容器内へ窒素を注入することによって，格納容器の破損を防止する。
本格納容器破損モードに対する有効性を評価するためには，原子炉圧力容器が破損した時点及びその後のプラント状態を評価する必要があることから，原子炉圧力容器破損までは原子炉への注水を考慮しないものとする。
一方，本格納容器破損モードに対しては，原子炉圧力容器破損後の格納容器破損防止のための重大事故等対策の有効性についても評価するため，原
子炉圧力容器破損後は重大事故等対策に係る手順に基づきプラント状態を評価することとする。したがって本評価では，原子炉圧力容器破損後も原3.3−2

子炉圧力容器内に残存する放射性物質の冷却のために原子炉に注水する対策及び手順を整備することから，これを考慮した有効性評価を実施することとする。また，原子炉圧力容器破損後の原子炉注水を考慮しない場合の影響について評価することとする。

(3)

格納容器破損防止対策
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」
で想定される事故シーケンスでは，ペデスタル（ドライウェル部）への溶
融炉心の落下を想定する。この状況では，ペデスタル（ドライウェル部）
における「溶融炉心・コンクリート相互作用」を緩和する観点で，ペデスタル（ドライウェル部）に水プールが存在することから，溶融炉心落下時にはペデスタル（ドライウェル部）に水が張られた状態を想定する。なお，
この水張り水位は，「原子炉圧力容器外の溶融燃料−冷却材相互作用」に伴う水蒸気爆発の発生を仮定した場合の影響を小さく抑えつつ，「溶融炉心・コンクリート相互作用」の緩和効果に期待できる深さを考慮して約1mとしており，常設低圧代替注水系ポンプを用いた格納容器下部注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェル部）水位の確保手段を整備する。
また，原子炉圧力容器の下部から落下する溶融炉心の冷却の観点から，
常設低圧代替注水系ポンプを用いた格納容器下部注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェル部）注水手段及び代替循環冷却系による原子炉注
水手段を整備する。
さらに，原子炉圧力容器破損後の格納容器圧力及び雰囲気温度の上昇を抑制する観点から，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）による格納容器冷却手段，緊急用海水系による冷却水（海水）の確保手段及び代替循環冷却系による格納容器減圧及び除熱手段
3.3−3

並びに格納容器圧力逃がし装置による格納容器減圧及び除熱手段を整備し，長期的な格納容器内酸素濃度の上昇を抑制する観点から，可搬型窒素供給装置による格納容器内への窒素注入手段を整備する。
本格納容器破損モードの防止及びその他の対応を含めた一連の重大事故等対策の概要は，「3.2 高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱」の「3.2.1(3) 格納容器破損防止対策」と同様である。対策の概略系統図及び対応手順の概要は「3.2 高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱」に示す第3.2−1図及び第3.2−2図である。また，重大事故等対策の手順と設備との関係は，「3.2 高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱」に示す
第3.2−1表である。

3.3.2

格納容器破損防止対策の有効性評価(1)

有効性評価の方法
本格納容器破損モードを評価する上で選定した評価事故シーケンスは，「1.2 評価対象の整理及び評価項目の設定」に示すとおり，プラント損傷
状態をＴＱＵＶとし，ＴＱＵＶに属する事故シーケンスのうち，事象進展が早く炉心損傷までの時間余裕の観点で厳しい過渡事象を起因事象とし，逃がし安全弁再閉失敗を含まない，「過渡事象＋高圧炉心冷却失敗＋低圧
炉心冷却失敗＋損傷炉心冷却失敗（＋ＦＣＩ（ペデスタル））」である。
ここで，逃がし安全弁再閉失敗を含まない事故シーケンスとした理由は，プラント損傷状態がＴＱＵＶであるため，事故対応に及ぼす逃がし安全弁
再閉の成否の影響は小さいと考え，発生頻度の観点で大きい事故シーケンスを選定したためである。
「1.2.2.1(3) 評価事故シーケンスの選定」に示すとおり，プラント損
傷状態の選定では，溶融炉心の内部エネルギの観点でより厳しいと考えら
3.3−4

れるＴＱＵＶを選定した。一方，プラント損傷状態をＬＯＣＡとする場合，
事象発生直後から原子炉冷却材が格納容器内に流出するため原子炉圧力容器破損までの時間が短くなる。このときの圧力スパイクへの影響について
は，解析条件のうち事故条件の不確かさとして評価する。
また，本評価事故シーケンスにおいては，電源の復旧，注水機能の確保等，必要となる事故対処設備が多く，格納容器への注水・除熱を実施するまでの対応時間を厳しく評価する観点から，全交流動力電源喪失の重畳を考慮する。
なお，本評価事故シーケンスは，「3.2 高圧溶融物放出／格納容器雰囲
気直接加熱」及び「3.5 溶融炉心・コンクリート相互作用」において有効性を評価したシーケンスと同様のシーケンスである。本格納容器破損モード及び「3.5 溶融炉心・コンクリート相互作用」ではプラント損傷状態をＴＱＵＶとし，「3.2 高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱」ではプラント損傷状態をＴＱＵＸとしており，異なるプラント損傷状態を選定している。しかしながら，どちらのプラント損傷状態であっても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（自動減圧機能）の手動開操作によって原子炉を減圧する手順であり，原子炉減圧以降も，溶融炉心の挙動に従って一連の流れで生じる各格
納容器破損モードを，定められた一連の手順に従って防止することとなる。
このことから，格納容器破損モード「3.2 高圧溶融物放出／格納容器雰囲
気直接加熱」，「3.3 原子炉圧力容器外の溶融燃料−冷却材相互作用」及
び「3.5 溶融炉心・コンクリート相互作用」については同じシーケンスで評価する。
本評価事故シーケンスでは，炉心における崩壊熱，燃料棒内温度変化，
燃料棒表面熱伝達，燃料被覆管酸化，燃料被覆管変形，沸騰・ボイド率変3.3−5

化，気液分離（水位変化）・対向流，炉心損傷後の原子炉圧力容器におけるリロケーション，構造材との熱伝達，原子炉圧力容器破損，格納容器における格納容器各領域間の流動，炉心損傷後の格納容器における原子炉圧
力容器外ＦＣＩ（溶融炉心細粒化）並びに原子炉圧力容器外ＦＣＩ（デブリ粒子熱伝達）が重要現象となる。
よって，これらの現象を適切に評価することが可能であり，原子炉圧力容器内及び格納容器内の熱水力モデルを備え，かつ炉心損傷後のシビアア
クシデント特有の溶融炉心挙動に関するモデルを有するシビアアクシデン
ト総合解析コードＭＡＡＰにより格納容器圧力等の過渡応答を求める。
また，解析コード及び解析条件の不確かさの影響評価の範囲として，本評価事故シーケンスにおける運転員等操作時間に与える影響，評価項目となるパラメータに与える影響及び操作時間余裕を評価する。

(2)

有効性評価の条件
本評価事故シーケンスの有効性評価の条件は，「3.2 高圧溶融物放出／
格納容器雰囲気直接加熱」の条件と同じである。

(3)

有効性評価の結果
本評価事故シーケンスにおける格納容器圧力及び格納容器雰囲気温度の推移を第3.3−1図及び第3.3−2図に示す。
ａ．事象進展事象進展は「3.2 高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱」と同じである。
ｂ．評価項目等
格納容器圧力は，第3.3−1図に示すとおり，溶融炉心とペデスタル
3.3−6

（ドライウェル部）の水との相互作用（約1分間の溶融炉心落下）によって発生する圧力スパイクは約0.22MPa［gage］にとどまることから，
格納容器バウンダリにかかる圧力は，評価項目である最高使用圧力の2倍（0.62MPa［gage］）を下回る。また，格納容器雰囲気温度は，第3.3−2図に示すとおり，約118℃にとどまることから，格納容器バウンダリにかかる温度は，評価項目である200℃を下回る。これらのことから，
溶融炉心とペデスタル（ドライウェル部）の水との相互作用による熱的・機械的荷重は格納容器の健全性に影響を与えるものではない。
本評価では，「1.2.2.2 有効性を確認するための評価項目の設定」に示す(5)の評価項目について，対策の有効性を確認した。
「1.2.2.2 有効性を確認するための評価項目の設定」に示す(1)から(4)，(6)及び(7)に示す評価項目並びにペデスタル（ドライウェル部）に落下した溶融炉心及び格納容器の安定状態維持については，「3.2 高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱」において確認している。また，(8)の評価項目については，「3.5 溶融炉心・コンクリート相互作用」において確認している。
（添付資料 3.2.8）

3.3.3

解析コード及び解析条件の不確かさの影響評価

解析コード及び解析条件の不確かさの影響評価の範囲として，運転員等操
作時間に与える影響，評価項目となるパラメータに与える影響及び操作時間余裕を評価するものとする。
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」では，重大事故等対処設備を含む全ての原子炉注水機能が喪失して炉心損傷及び原子炉圧力容器破損に至り，溶融炉心がペデスタル（ドライウェル部）の3.3−7

水中に落下して大きいエネルギを発生することが特徴である。よって，不確かさの影響を確認する運転員等操作は，事象進展に有意な影響を与えると考えられる操作として，緊急用海水系による冷却水（海水）の確保操作及び代替循環冷却系による格納容器減圧及び除熱操作とする。
本評価事故シーケンスの有効性評価における現象の不確かさとしては，溶融炉心落下速度，細粒化量及びプール水とデブリ粒子の伝熱が挙げられる。
本評価事故シーケンスの評価では，溶融炉心の落下速度，細粒化量の不確かさに対して，エントレインメント係数を変化させた場合の影響評価を実施する。なお，プール水とデブリ粒子の伝熱の不確かさに対してデブリ粒子径を変化させた場合の本格納容器破損モードに対する影響は小さいことを確認している。
なお，これまでのＦＣＩ実験の知見からは，一部の二酸化ウラン混合物を用いて実機条件よりも高い溶融物温度の条件の下で実施された実験においてトリガなしで水蒸気爆発が発生している例が報告されているが，実機で想定される程度の溶融物の温度において実施された実験においてトリガなしで水蒸気爆発が発生している例は確認されていないことから，実機条件においては格納容器の損傷に至る大規模な原子炉圧力容器外の溶融燃料−冷却材相互作用の発生の可能性は低いと推定される。
(1)

解析コードにおける重要現象の不確かさの影響評価
本格納容器破損モードにおいて不確かさの影響評価を行う重要現象とは，「1.7 解析コード及び解析条件の不確かさの影響評価方針」に示すとおりであり，それらの不確かさの影響評価は以下のとおりである。
ａ．運転員等操作時間に与える影響
炉心における燃料棒内温度変化，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として，炉心ヒートアップに関するモデ
3.3−8

ルは，ＴＭＩ事故についての再現性及びＣＯＲＡ実験についての再現性を確認している。炉心ヒートアップの感度解析（ジルコニウム−水反応
速度の係数についての感度解析）では，炉心溶融開始時間及び炉心下部
プレナムへの溶融炉心移行の開始時間に対する感度は数分程度であり，影響は小さいことを確認している。炉心下部プレナムへの溶融炉心移行の影響を受ける可能性がある操作としては，原子炉圧力容器が破損した
時点での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）による格納容器冷却操作（原子炉圧力容器破損後）及び常設
低圧代替注水系ポンプを用いた格納容器下部注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェル部）注水操作があるが，下部プレナムへの溶融炉
心移行の開始時間の不確かさは小さく，また，原子炉圧力容器温度（下鏡部）が 300℃に到達したこと等をもって破損兆候を検知し，原子炉圧
力容器の破損判断パラメータである格納容器下部水温を継続監視することで，原子炉圧力容器破損を速やかに判断可能であることから，運転員
等操作時間に与える影響は小さい。
炉心における沸騰・ボイド率変化及び気液分離（水位変化）・対向流の不確かさとして，炉心モデル（炉心水位計算モデル）は，原子炉水位挙動について原子炉圧力容器内のモデルが精緻である解析コードＳＡＦ
ＥＲの評価結果との比較により水位低下幅は解析コードＭＡＡＰの評価
結果の方が大きく，解析コードＳＡＦＥＲに対して保守的であるものの，その差異は小さいことを確認していることから，運転員等操作時間に与える影響は小さい。
格納容器における格納容器各領域間の流動の不確かさとして，格納容器モデル（格納容器の熱水力モデル）はＨＤＲ実験解析では区画によって格納容器雰囲気温度を十数℃程度，格納容器圧力を 1 割程度高めに評
3.3−9

価する傾向を確認しているが，ＢＷＲの格納容器内の区画とは異なる等，
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解析で確認された不確かさは小さくなるものと推定される。しかし，全体としては格納容器圧力及び雰囲気温度の傾向を適切に再現できていることから，格納容器圧力及び雰囲気温度を操作開始の起点としている常設低圧代替
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）による格納
容器冷却操作に係る運転員等操作時間に与える影響は小さい。
炉心損傷後の原子炉圧力容器におけるリロケーション及び構造材との熱伝達の不確かさとして，溶融炉心の挙動モデルはＴＭＩ事故についての再現性を確認している。また，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原子炉圧力容器破損時間に与える影響は小さいことを確認している。リロケーションの影響を受ける可能性がある操作としては，原子炉圧力容器が破損した時点での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）による格納容器冷却操作（原子炉圧力容器破損後）及び常設低圧代替注水系ポンプを用いた格納容器下部注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェル部）注水操作があるが，原子炉圧力容器破損時間に与える影響は小さく，また，原子炉圧力容器温度（下鏡部）が 300℃に到達したこと等をもって破損兆候を検知し，原子炉圧力容器の破損判断パラメータである格納容器下部水温を継続監視することで，原子炉圧力容器破損を速やかに判断可能であることから，運転員等操作時間に与える影響は小さい。
炉心損傷後の原子炉圧力容器における原子炉圧力容器破損の不確かさ
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）に関する感度解析により最大ひずみを低下させた場合に原子炉圧力容器破損時間が早まることを確認している。原子炉圧力容器
3.3−10

破損の影響を受ける可能性がある操作としては，原子炉圧力容器が破損した時点での溶融炉心落下後の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）による格納容器冷却操作（原子炉圧力容器破損後）及び常設低圧代替注水系ポンプを用いた格納容器下部注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェル部）注水操作があるが，原
子炉圧力容器破損（事象発生から約 4.5 時間後）に対して早まる時間はわずかであり，また，原子炉圧力容器温度（下鏡部）が 300℃に到達したこと等をもって破損兆候を検知し，原子炉圧力容器の破損判断パラメータである格納容器下部水温を継続監視することで，原子炉圧力容器破損を速やかに判断可能であることから，運転員等操作時間に与える影響は小さい。
炉心損傷後の格納容器における溶融燃料−冷却材相互作用の不確かさとして，溶融炉心の細粒化モデルにおけるエントレインメント係数及びデブリ粒子径の感度解析により原子炉圧力容器外の溶融燃料−冷却材相互作用による圧力スパイクに与える影響は小さいことを確認している。
本評価事故シーケンスでは，原子炉圧力容器外の溶融燃料−冷却材相互作用による圧力スパイクを起点とした運転員等操作はないことから，運転員等操作時間に与える影響はない。
（添付資料3.3.6）
ｂ．評価項目となるパラメータに与える影響
炉心における燃料棒内温度変化，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として，炉心ヒートアップに関するモデ
ルは，ＴＭＩ事故についての再現性及びＣＯＲＡ実験についての再現性を確認している。炉心ヒートアップの感度解析（ジルコニウム−水反応
速度の係数についての感度解析）では，格納容器圧力挙動への影響は小3.3−11

さいことを確認していることから，評価項目となるパラメータに与える影響は小さい。
炉心における沸騰・ボイド率変化及び気液分離（水位変化）・対向流の不確かさとして，炉心モデル（炉心水位計算モデル）は，原子炉水位挙動について原子炉圧力容器内のモデルが精緻である解析コードＳＡＦ
ＥＲの評価結果との比較により水位低下幅は解析コードＭＡＡＰの評価
結果の方が大きく，解析コードＳＡＦＥＲに対して保守的であるものの，その差異は小さいことを確認していることから，評価項目となるパラメータに与える影響は小さい。
格納容器における格納容器各領域間の流動の不確かさとして，格納容器モデル（格納容器の熱水力モデル）はＨＤＲ実験解析では区画によって格納容器雰囲気温度を十数℃程度，格納容器圧力を1割程度高めに評価する傾向を確認しているが，ＢＷＲの格納容器内の区画とは異なる等，
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解析で確認された不確かさは小さくなるものと推定される。しかし，全体としては格納容器圧力及び雰囲気温度の傾向を適切に再現できていることから，評価項目となるパラメータに与える影響は小さい。
炉心損傷後の原子炉圧力容器におけるリロケーション及び構造材との熱伝達の不確かさとして，溶融炉心の挙動モデルはＴＭＩ事故についての再現性を確認している。また，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原子炉圧力容器破損時間に与える影響は小さいことを確認しており，原子炉圧力容器外の溶融燃料−冷却材相互作用による格納容器圧力上昇に与える影響はほぼないことから，評価項目となるパラメータに与える影響は小さい。
炉心損傷後の原子炉圧力容器における原子炉圧力容器破損の不確かさ
3.3−12

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）に関する感度解析により，最大ひずみを低下させた場合に原子炉圧力容器破損が早まることを確認しているが，原子炉圧力容器
破損（事象発生から約 4.5 時間後）に対して早まる時間はわずかである
ことから，評価項目となるパラメータに与える影響は小さい。
炉心損傷後の格納容器における溶融燃料−冷却材相互作用の不確かさとして，溶融炉心の細粒化モデルにおけるエントレインメント係数及びデブリ粒子径の感度解析により，ＢＷＲ５，Ｍａｒｋ−Ⅰ改良型格納容器プラントにおいて，原子炉圧力容器外の溶融燃料−冷却材相互作用による圧力スパイクに与える影響は小さいことを確認している。ＢＷＲ５，
Ｍａｒｋ−Ⅱ型格納容器プラントである東海第二発電所においても原子炉圧力容器外の溶融燃料−冷却材相互作用による圧力スパイクに与える影響を確認するため，最も感度のあるエントレインメント係数について
感度解析を行った結果，第 3.3−3 図及び第 3.3−4 図に示すとおり，エ
ントレインメント係数を変化させた場合においても原子炉圧力容器外の溶融燃料−冷却材相互作用による圧力スパイクに与える影響が小さいことを確認していることから，評価項目となるパラメータに与える影響は小さい。
（添付資料 3.3.6，3.3.7）(2)

解析条件の不確かさの影響評価
ａ．初期条件，事故条件及び重大事故等対策に関連する機器条件
初期条件，事故条件及び重大事故等対策に関連する機器条件は，第3.2−2表に示すとおりであり，それらの条件設定を設計値等，最確条件とした場合の影響を評価する。また，解析条件の設定に当たっては，評
3.3−13

価項目となるパラメータに対する余裕が小さくなるような設定があることから，その中で事象進展に有意な影響を与えると考えられる項目に関する影響評価の結果を以下に示す。
(a)

運転員等操作時間に与える影響
初期条件の原子炉停止後の崩壊熱は，解析条件の燃焼度33GWd／tに対して最確条件は燃焼度33GWd／t以下であり，解析条件の不確かさとして，最確条件とした場合には，解析条件で設定している崩壊熱と同等以下となる。燃焼度33GWd／tの場合は，解析条件と最確条件は同等であることから運転員等操作時間に与える影響はない。また，燃焼度
33GWd／t未満の場合は，発生する蒸気量は少なくなり，原子炉圧力容器破損に至るまでの事象進展は緩和されるが，操作手順（炉心損傷を判断後に常設低圧代替注水系ポンプを用いた格納容器下部注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェル部）水位の確保操作を実施すること）に変わりはないことから，運転員等操作時間に与える影響はない。
初期条件の外部水源の温度は，解析条件の35℃に対して最確条件は35℃以下であり，解析条件の不確かさとして，最確条件とした場合は，解析条件で設定している外部水源の温度と同等以下となり，ペデスタ
ル（ドライウェル部）への注水温度は同等以下となるが，注水温度を操作開始の起点としている運転員等操作はないことから，運転員等操
作時間に与える影響はない。
初期条件の原子炉圧力，原子炉水位，炉心流量，格納容器体積（サプレッション・チェンバ）の空間部及び液相部，サプレッション・プ
ール水位及びドライウェル雰囲気温度は，解析条件の不確かさとして，
ゆらぎにより解析条件に対して変動を与え得るが，事象進展に与える
3.3−14影響は小さいことから，運転員等操作時間に与える影響は小さい。
事故条件の起因事象は，解析条件の不確かさとして，大破断ＬＯＣ
Ａを考慮した場合，原子炉冷却材の放出量が増加することにより原子
炉圧力容器破損に至るまでの事象進展は早まるが，操作手順（炉心損
傷を判断後に常設低圧代替注水系ポンプを用いた格納容器下部注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェル部）水位の確保操作を実施すること）に変わりはないことから，運転員等操作時間に与える影響はない。
（添付資料3.3.6，3.3.8）(b)

評価項目となるパラメータに与える影響
初期条件の原子炉停止後の崩壊熱は，解析条件の燃焼度33GWd／tに対して最確条件は燃焼度33GWd／t以下であり，解析条件の不確かさとして，最確条件とした場合には，解析条件で設定している崩壊熱と同等以下となる。燃焼度33GWd／tの場合は，解析条件と最確条件は同等であることから評価項目となるパラメータに与える影響はない。また，
燃焼度33GWd／t未満の場合は，溶融炉心の持つエネルギが小さくなる
ことから，評価項目となるパラメータに対する余裕は大きくなる。
初期条件の外部水源の温度は，解析条件の35℃に対して最確条件は35℃以下であり，解析条件の不確かさとして，最確条件とした場合は，解析条件で設定している外部水源の温度と同等以下となり，ペデスタ
ル（ドライウェル部）への注水温度は同等以下となる。35℃の場合は，解析条件と最確条件は同等であることから評価項目となるパラメータに与える影響はない。35℃未満の場合は，原子炉圧力容器破損時のペデスタル（ドライウェル部）のプール水温度が低くなるが，ペデスタ
ル（ドライウェル部）のプール水温度が低い場合は，顕熱によるエネ
3.3−15

ルギの吸収量が多くなり，潜熱で吸収するエネルギが相対的に減少し，
圧力スパイクに寄与する水蒸気発生量が低下することで格納容器圧力の上昇は緩和されることから，評価項目となるパラメータに対する余裕は大きくなる。
初期条件の原子炉圧力，原子炉水位，炉心流量，格納容器体積（サプレッション・チェンバ）の空間部及び液相部，サプレッション・プ
ール水位及びドライウェル雰囲気温度は，解析条件の不確かさとして，
ゆらぎにより解析条件に対して変動を与え得るが，事象進展に与える影響は小さいことから，評価項目となるパラメータに与える影響は小さい。
事故条件の起因事象は，原子炉圧力容器への給水はできないものとして給水流量の全喪失を設定している。事故条件について，原子炉圧
力容器外の溶融燃料−冷却材相互作用による圧力スパイクを評価するに当たり，溶融炉心落下時の崩壊熱の影響を確認する観点から感度解析を実施した。感度解析は，事故シーケンスを「大破断ＬＯＣＡ＋注
水機能喪失」とし，本評価事故シーケンスの解析条件と同様，電源の有無に係らず重大事故等対処設備による原子炉注水機能についても使用できないものと仮定した場合，原子炉圧力容器破損のタイミングが早くなることを考慮したものである。その結果，第3.3−5図に示すとおり，事象発生から約3.3時間後に原子炉圧力容器破損に至り，圧力スパイクの最高値は約0.20MPa［gage］となったが，圧力スパイクの最高値は本評価の結果と同程度であり，評価項目である最高使用圧力の2倍（0.62MPa［gage］）以下であることから，評価項目を満足する。
（添付資料 3.3.6，3.3.8）
ｂ．操作条件
3.3−16

操作条件の不確かさとして，操作に係る不確かさを「認知」，「要員配置」，「移動」，「操作所要時間」，「他の並列操作有無」及び「操作の確実さ」の 6 要因に分類し，これらの要因が，運転員等操作時間に与える影響を評価する。また，運転員等操作時間に与える影響が評価項目となるパラメータに与える影響を評価し，評価結果を以下に示す。
(a)

運転員等操作時間に与える影響
操作条件の緊急用海水系による冷却水（海水）の確保操作及び代替
循環冷却系による格納容器減圧及び除熱操作は，事象発生90分後に開始することとしているが，余裕時間を含めて設定されているため操作の不確かさが操作開始時間に与える影響は小さい。また，本操作の操
作開始時間は，緊急用海水系の準備期間を考慮して設定したものであり，緊急用海水系の操作開始時間が早まれば，本操作の操作時間も早まる可能性があり，代替循環冷却系の運転開始時間も早まるが，その他の操作と並列して実施する場合でも，順次実施し所定の時間までに操作を完了できることから影響はない。
（添付資料3.3.6）(b)

評価項目となるパラメータに与える影響
操作条件の緊急用海水系による冷却水（海水）の確保操作及び代替
循環冷却系による格納容器減圧及び除熱操作は，緊急用海水系の操作
開始時間が早まった場合には，本操作も早まる可能性があり，格納容器圧力及び雰囲気温度を早期に低下させる可能性があることから，評価項目となるパラメータに対する余裕が大きくなる。
（添付資料3.3.6）(3)

操作時間余裕の把握
3.3−17

操作開始時間の遅れによる影響度合いを把握する観点から，評価項目となるパラメータに対して，対策の有効性が確認できる範囲内での操作時間余裕を確認し，その結果を以下に示す。
操作条件の緊急用海水系による冷却水（海水）の確保操作及び代替循環
冷却系による格納容器減圧及び除熱操作については，格納容器除熱開始までの時間は事象発生から90分あり，準備時間が確保できるため，時間余裕がある。なお，本操作が大幅に遅れるような事態になった場合でも，原子炉圧力容器破損に至るまでの時間は事象発生から約4.5時間であり，約3時間の時間余裕がある。
（添付資料3.3.6）

(4)

まとめ
解析コード及び解析条件の不確かさの影響評価の範囲として，運転員等操作時間に与える影響，評価項目となるパラメータに与える影響及び操作
時間余裕を確認した。その結果，解析コード及び解析条件の不確かさが運転員等操作時間に与える影響等を考慮した場合においても，評価項目となるパラメータに与える影響は小さい。このほか，評価項目となるパラメー
タに対して，対策の有効性が確認できる範囲内において，操作時間には時間余裕がある。
なお，「3.2 高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱」において，原
子炉圧力容器破損後の原子炉注水を考慮しない場合の影響について感度解析を実施しており，評価項目となるパラメータに対する影響は小さいことを確認している。
（添付資料3.2.10）

3.3−18

3.3.4

必要な要員及び資源の評価

本評価事故シーケンスは，「3.2 高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱」と同じであることから，必要な要員及び資源の評価は「3.2.4 必要な要員及び資源の評価」と同じである。

3.3.5

結

論

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」では，運転時の異常な過渡変化，原子炉冷却材喪失（ＬＯＣＡ）又は全交流動
力電源喪失が発生するとともに，非常用炉心冷却系等の安全機能の喪失が重畳する。このため，溶融炉心と原子炉圧力容器外の水が接触して一時的な格
納容器圧力の急上昇が生じ，このときに発生するエネルギが大きい場合には構造物が破壊され格納容器が破損に至ることが特徴である。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」に対する格納容器破損防止対策としては，ペデスタル（ドライウェル部）の水位を約 1m に維持する手段，緊急用海水系による冷却水（海水）の確保手段及び代替循環冷却系による原子炉注水並びに格納容器減圧及び除熱手段を整備している。
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」の評価事故シーケンス「過渡事象＋高圧炉心冷却失敗＋低圧炉心冷却失敗＋損
傷炉心冷却失敗（＋ＦＣＩ（ペデスタル））」について，有効性評価を行った。
上記の場合には，溶融炉心がペデスタル（ドライウェル部）に落下することで圧力スパイクが発生するが，格納容器バウンダリにかかる圧力は，評価項目である最高使用圧力の2倍（0.62MPa［gage］）を下回るため，格納容器
バウンダリの機能は維持される。また，安定状態を維持できる。
解析コード及び解析条件の不確かさについて確認した結果，運転員等操作
3.3−19時間に与える影響及び評価項目となるパラメータに与える影響は小さい。また，対策の有効性が確認できる範囲内において，操作時間余裕について確認した結果，操作が遅れた場合でも一定の余裕がある。
重大事故等対策時に必要な要員は，災害対策要員にて確保可能である。また，必要な水源，燃料及び電源を供給可能である。
以上のことから，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」において，緊急用海水系による冷却水（海水）の確保手段及び代替循環冷却系による格納容器減圧及び除熱手段の格納容器破損防止対策
は，選定した評価事故シーケンスに対して有効であることが確認でき，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」に対して有効である。

3.3−200.8
ドライウェル

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）による格納容器冷却開始

0.6
格
納
容
器
圧
力

サプレッション・チェンバ
0.62MPa［gage］

逃がし安全弁（自動減圧機能）の手動による原子炉減圧（約 38 分）に伴う圧力上昇
原子炉圧力容器破損及びペデスタル（ドライウェル部）への溶融炉心落下（約 4.5 時間）に伴う圧力上昇
約 0.22MPa［gage］(約 1 分間の溶融炉心落下)

0.4(MPa[gage])

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）による
格納容器冷却開始（約 4.6 時間）

代替循環冷却系による格納容器
減圧及び除熱開始（90 分）

0.2

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）による
格納容器冷却停止

下部プレナムへの溶融炉心の移行（約 2.5 時間）

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）による格納容器冷却停止及び代替循環冷却系流量分配（約 5.1 時間）

0.0
0

1

2

3

4

5

6

7

8

事故後の時間(h)
事故後の時間(hr)JOB No.MA47BNT2TQUV3H7I008

第 3.3−1 図

格納容器圧力の推移

300
ドライウェル

格納容器雰囲気温度

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）による格納容器冷却開始

サプレッション・チェンバ
200℃

200
原子炉圧力容器破損及びペデスタル（ドライウェル部）への溶融炉心落下（約 4.5 時間）に伴う温度上昇
約 118℃

温度（℃）

代替循環冷却系による格納容器
減圧及び除熱開始（90 分）

100

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）による格納容器冷却停止及び代替循環冷
却系流量分配（約 5.1 時間）

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）による
格納容器冷却開始（約 4.6 時間）

0
0

1

2

3

4

5

6

7

事故後の時間(h)JOB No.MA47BNT2TQUV3H7I008

第 3.3−2 図

格納容器雰囲気温度の推移

3.3−218

0.8
ドライウェルサプレッション・チェンバ
0.62MPa［gage］

0.6
格
納
容
器
圧
力

逃がし安全弁（自動減圧機能）の手動による原子炉減圧（約 38 分）に伴う格納容器圧力上昇
原子炉圧力容器破損及びペデスタル（ドライウェル部）への溶融炉心落下（約 4.5 時間）に伴う圧力上昇
約 0.14MPa［gage］

0.4(MPa[gage])

下部プレナムへの溶融炉心の移行（約 2.5 時間）

0.2

0.0
0

1

2

3

4

5

6

7

8

事故後の時間(h)
事故後の時間(hr)JOB No.MA47BNT2TQUV3H7P000

第 3.3−3 図

エントレインメント係数を最小値とした場合の格納容器圧力の推移

0.8
ドライウェルサプレッション・チェンバ
0.62MPa［gage］

0.6
格
納
容
器
圧
力

逃がし安全弁（自動減圧機能）の手動による原子炉減圧（約 38 分）に伴う格納容器圧力上昇
原子炉圧力容器破損及びペデスタル（ドライウェル部）への溶融炉心落下（約 4.5 時間）に伴う圧力上昇
約 0.26MPa［gage］

0.4(MPa[gage])

下部プレナムへの溶融炉心の移行（約 2.5 時間）

0.2

0.0
0

1

2

3

4

5

6

7

事故後の時間(h)
事故後の時間(hr)JOB No.MA47BNT2TQUV3H7L001

第3.3−4図

エントレインメント係数を最大値とした場合の格納容器圧力の推移

3.3−228

0.8
ドライウェルサプレッション・チェンバ
0.62MPa［gage］

0.6
格
納
容
器
圧
力

下部プレナムへの溶融炉心移行に伴う圧力上昇
約 0.29MPa［gage］

原子炉圧力容器破損及びペデスタル（ドライウェル部）への溶融炉心落下（約 3.3 時間）に伴う圧力上昇
約 0.20MPa［gage］

0.4(MPa[gage])0.2

溶融炉心が冷却され蒸気発生が停止し，スプレイの効果によって圧力が低下（最高圧力 約 0.45MPa［gage］）

0.0
0

1

2

3

4

5

6

7

事故後の時間(h)
事故後の時間(hr)JOB No.MA47BNT2AE--OH74000

第3.3−5図

起因事象をＬＯＣＡとした場合の格納容器圧力の推移

3.3−238

添付資料 3.3.1
原子炉圧力容器外の溶融燃料−冷却材相互作用（炉外ＦＣＩ）に関する知見の整理について

1.

炉外ＦＣＩの概要
炉外ＦＣＩは，溶融炉心が原子炉圧力容器の破損口から放出された際に，溶融炉心と原子炉圧力容器外の冷却材が接触して一時的な圧力の急上昇が生じる事象である。このときに発生するエネルギが大きいと原子炉支持構造材が破損され，格納容器が破損する可能性がある。この圧力上昇については激しい水蒸気発生による場合（圧力スパイク）に加え，水蒸気爆発によって衝撃波が生じる場合が考えられるが，これまでの知見から，水蒸気爆発の発生の可能性は極めて低いと考えられている。ＦＣＩに関するこれまでの知見の概要を次に整理する。

2.

過去の知見の整理
過去に実施された代表的なＦＣＩの実験研究として，（旧）日本原子力研究所で実施されたＡＬＰＨＡ試験，ＪＲＣイスプラ研究所で実施されたＫＲＯ
ＴＯＳ試験，ＦＡＲＯ試験，（旧）原子力発電技術機構で実施されたＣＯＴＥ
ＬＳ試験，韓国原子力研究所（ＫＡＥＲＩ）で実施されたＴＲＯＩ試験及びＳＥＲＥＮＡ試験がある。これらの試験では模擬溶融物としてＵＯ ２ 混合物を用いた試験とアルミナ等を用いた試験がある。各試験の試験条件及び試験結果については，以下に示すとおりである。

2.1

ＡＬＰＨＡ試験ＡＬＰＨＡ試験 [1]では，テルミット反応による酸化アルミニウムと鉄からなる模擬溶融物を用いた実験が実施されている。ＡＬＰＨＡ試験装置の概要
添付 3.3.1−1

を第 1 図に示す。試験容器は，内径 3.9m，高さ 5.7m，容積 50m３ である。模擬格納容器に設置した冷却水プールに高温溶融物を落下させ，水蒸気爆発に関する特性データを計測する試験装置である。ＡＬＰＨＡ試験結果のまとめを第 1 表に示す。高雰囲気圧力（STX008，STX012，STX015），サブクール度が小さい場合（STX014）は，水蒸気爆発の発生が抑制される試験結果が知見として得られている。溶融物を半減させた 3 ケース（STX001，STX010，STX013）のうち，2 ケース（STX001，STX013）では，水蒸気爆発が発生していない。
また，水蒸気爆発のエネルギ変換効率は，1〜6％程度となっている。ＡＬＰ
ＨＡ試験の代表的試験（STX016）の圧力変化の例を第 2 図に示す。

2.2

ＫＲＯＴＯＳ試験
ＫＲＯＴＯＳ試験 [2][3][4] では，ＦＡＲＯ試験が大型試験装置であるのに対して小型の試験装置であるが，主に低圧・サブクール水を条件として試験を実施している。ＫＲＯＴＯＳ試験装置の概要を第 3 図に示す。ＫＲＯＴＯＳ試験の代表的試験（K37，K42）の圧力変化の例を第 4 図に示す。ＫＲＯＴＯ
Ｓ試験では模擬コリウムとしてＵＯ ２ 混合物を用いた試験とアルミナを用いた試験を実施している。ＫＲＯＴＯＳ試験結果のまとめを第 2 表に示す。ア
ルミナ試験では，サブクール度が大きい試験ケース（K38，K40，K42，K43，
K49）では，外部トリガ無しで水蒸気爆発が発生しているが，サブクール度が小さい試験ケース（K41，K44，K50，K51）では，外部トリガ無しでは水蒸気爆発は発生していない。一方，ＵＯ ２ 混合物試験では，サブクール度に依らず外部トリガ無しでは水蒸気爆発は発生していない。また，ＵＯ ２ 混合物試
験でも外部トリガありでは水蒸気爆発が発生している（K46，K52，K53）が，これらのケースはサブクール度が大きい試験ケースである。また，ＵＯ ２ 混合物試験の水蒸気爆発のエネルギ変換効率は，アルミナ試験の水蒸気爆発に添付 3.3.1−2

比較して低い結果となっている。アルミナ試験とＵＯ ２ 混合物の相違については，以下のように考察されている。
・アルミナはプール水面近傍でブレークアップし，粗混合時に粒子が半径方向に拡がり，水蒸気爆発の伝播がしやすくなった可能性がある。
・ＵＯ ２ 混合物試験では，外部トリガ無しでは水蒸気爆発は発生していな
い。ＵＯ ２ 混合物の方が一般的に過熱度は小さく，ＵＯ ２ 混合物の粒子表面が水と接触した直後に表面が固化しやすく，これが水蒸気爆発の発生を抑制した可能性がある。ＵＯ ２ 混合物試験では水素が発生し，これにより蒸気膜の崩壊による水蒸気爆発の発生を抑制した可能性がある。

2.3

ＦＡＲＯ試験
ＦＡＲＯ試験 [3][5]では，酸化物コリウム及び金属Ｚｒを含むコリウムが用いられ，多くの試験は高圧・飽和水条件で実施されているが，低圧・サブクール水条件の試験も実施されている。ＦＡＲＯ試験装置の概要を第 5 図に示す。ＦＡＲＯ試験結果のまとめを表 3 に示す。また，圧力変化の例として L-14と L-19 の圧力挙動を第 6 図に示す。ＦＡＲＯ試験のいずれの試験ケースでも水蒸気爆発は発生していない。ＦＡＲＯ試験で得られた主な知見は以下のとおりである。
・高圧・飽和水試験，低圧・サブクール試験の何れにおいても水蒸気爆発
は発生していない。
・高圧・飽和水の酸化物コリウム試験の場合は一部が粒子化し，一部はパンケーキ状でプール底部に堆積した。高圧・飽和水のコリウムに金属Ｚ
ｒ成分を含んだ試験及び低圧・サブクール試験では全てのコリウムは粒子化した。
・粒子の質量中央径は比較的大きかったが，試験条件（初期圧力，水深，添付 3.3.1−3

コリウム落下速度，サブクール度）に依存していない。
・金属Ｚｒを含めた試験ケース（L-11）では，金属Ｚｒの酸化により，金属Ｚｒを含めない試験ケース（L-14）よりも圧力上昇が大きくなる。

2.4

ＣＯＴＥＬＳ試験
ＣＯＴＥＬＳ [6]試験では，模擬溶融物としてＵＯ ２ −Ｚｒ−ＺｒＯ ２ ―ＳＳ

混合物を用いており，コリウムに金属成分が含まれている。ＣＯＴＥＬＳ試
験装置の概要を第 7 図に示す。ＣＯＴＥＬＳ試験結果のまとめを第 4 表に示す。ＣＯＴＥＬＳ試験の代表的な試験ケース（A1）の圧力挙動を第 8 図，各試験ケースの圧力変化を第 9 図に示す。溶融混合物がプール水に接触した直後（Region 1）は急激な圧力上昇となる。その後，サブクール水では蒸気凝縮が発生し，一時的に圧力が減少する（Region 2）が，溶融混合物からの熱伝達による蒸気発生により，準定常的な状態まで徐々に圧力が上昇する（Region 3）。ＣＯＴＥＬＳ試験で得られた主な知見は，以下のとおりである。
・サブクール度が大きいケースも含めて，全ての試験での水蒸気爆発は発生していない。
・プールに落下した溶融コリウムは，ほとんどがプール水中で粒子化した。
・粒子径は，コリウム落下速度の大きいケースを除いて，質量中央径で 6mm程度である。コリウム落下速度の大きいケースの粒子径は小さくなっている。
・コリウム落下速度の大きいケースで，粒子径が小さく初期圧力上昇幅も大きくなる傾向がある。また，準定常的な状態での圧力は，溶融物量が多く，サブクール度が小さく，プール水量が少ない程高くなる傾向である。

添付 3.3.1−4

2.5

ＴＲＯＩ試験
ＴＲＯＩ試験 [7]は，韓国原子力研究所（ＫＡＥＲＩ）で実施されている試験であり，2007 年から 2012 年までは，ＫＲＯＴＯＳ試験とともにＯＥＣＤ／ＮＥＡのＳＥＲＥＮＡプロジェクトとして実施された試験である。ＴＲＯ
Ｉ試験装置の概要を第 10 図に示す。ＴＲＯＩ試験条件と試験結果のまとめを
第 5 表に示す。
ＺｒＯ ２ を用いた試験では外部トリガリングを与えていないが，圧力スパ
イクや水蒸気爆発が発生した試験がある。一方，ＵＯ ２ −ＺｒＯ ２ の混合物を用いた試験では，異なった条件による内部トリガリングを発生させるため又は外部トリガリングによる水蒸気爆発時の発生エネルギを変えるため，混合物の割合，水深及び混合物量等の様々な条件による試験を実施し，数ケース
では水蒸気爆発が発生している。ＴＲＯＩ試験で得られた主な知見は以下のとおりである。
・自発的な水蒸気爆発が生じた試験は，融点を大きく上回る過熱度を溶融物に対して与えるなどの実機と異なる条件であり，その他の試験では自発的な水蒸気爆発は生じていない。
・水深が深い場合（130cm）では，内部トリガリングによる水蒸気爆発は発生していない。水深が深いことにより，溶融物粒子が底部に到達するまでの沈降時間が長くなり，溶融物粒子が固化しやすい状況となる。このため，溶融物粒子が底部に接触することで発生するトリガリングの可能性は低減する可能性がある [8]。

2.6

ＳＥＲＥＮＡ試験
ＳＥＲＥＮＡ試験は，ＯＥＣＤ／ＮＥＡ主導のもと実施されている試験であり，2001 年から 2006 年にかけて実施されたフェーズ 1 と，2007 年から 2012
添付 3.3.1−5

年にかけて実施されたフェーズ 2 に分かれている。フェーズ 1 では既存の試験に対する再現解析が行われた。また，フェーズ 2 ではＫＲＯＴＯＳ及びＴ
ＲＯＩ装置を使用した試験と，その再現解析が行われた。さらに，両フェーズにおいて実機原子炉を想定した解析が行われた。フェーズ 2 で行われた試
験の試験条件及び試験結果を表 6 に示す。ＳＥＲＥＮＡ試験で得られた知見は以下のとおりである。
(1)

フェーズ 1・（解析）解析コードはアルミナを用いた試験によって調整されており，ＵＯ ２ −ＺｒＯ ２ コリウムの爆発による機械的エネルギ変換効率を過大評価する傾向にある。
・（解析）予測される炉内水蒸気爆発の最大荷重は原子炉圧力容器の破損強度と比べて十分小さい。
・（解析）予測される炉外水蒸気爆発の最大荷重は格納容器に影響を与える可能性があるが，解析コードの不確かさとばらつきが大きく，その程度を推定することは難しい。
(2)

フェーズ 2
・（実験）80％ＵＯ ２ −20％ＺｒＯ ２ コリウムは，70％ＵＯ ２ −30％ＺｒＯ ２コリウムに比べてやや爆発のエネルギが大きい。これは，フェーズ 1 の結果と逆の傾向であり，更に考察が必要。
・（実験）ＵＯ ２ −ＺｒＯ ２ のみで構成されるコリウムは，アルミナと比べて爆発のエネルギは小さい。

・（実験）コリウムの組成に酸化物以外（金属の単体など）が含まれる場合について，酸化と水素生成による影響は定量化できなかった。
・（実験）全ての観測された爆発の機械的エネルギ変換効率は，従来観測されていたエネルギ変換効率と同様に，比較的小さい。これは，ＵＯ ２ の添付 3.3.1−6密度が高いために溶融コリウムの粒子径が小さくなり，固化が促進されて水蒸気爆発への寄与が小さくなったことと，粗混合段階のボイド率が上昇して爆発のエネルギを低減したことによると推測されている。

3.

ＦＣＩ実験の知見の整理
前項で示したＦＣＩ実験の知見を整理し，原子炉圧力容器外水蒸気爆発の可能性について考察する。
酸化アルミニウムと鉄からなる模擬溶融物を用いたＡＬＰＨＡ試験及びア
ルミナを用いたＫＲＯＴＯＳ試験では，外部トリガ無しで水蒸気爆発が発生しているが，ＵＯ ２ を用いたＫＲＯＴＯＳ，ＦＡＲＯ，ＣＯＴＥＬＳ試験では外部トリガ無しでは水蒸気爆発は発生していない。ＵＯ ２ 混合物では一般
的に過熱度が小さいため，粗混合粒子表面が早期に固化し，蒸気膜が崩壊しても溶融物の微細化が起きにくく，水蒸気爆発の発生が抑制されるためと考えられる。
ＴＲＯＩ試験ではＵＯ ２ 混合物を用いた場合でもトリガ無しで水蒸気爆発が発生している例（TROI-10，12，13，14）が報告されている。TROI-10，12
は，溶融物温度が 3,800K 程度の高い温度での試験条件である。また，TROI-13，
14 の溶融物温度は，それぞれ 2,600K，3,000K であるが，TROI-13 では，温度計測に問題があり実際には 3,500K 以上と推測されている。また，TROI-14 では，二つの温度計が異なる最高温度（4,000K，3,200K）を示しており，温度計測の不確かさが大きいとされている。以上を踏まえると，ＴＲＯＩ試験の溶融物温度はかなり高い試験条件と考えられ，他の試験で想定しているような実機条件に近い溶融物温度では水蒸気爆発の発生可能性は十分小さいと考えられる。
ＴＲＯＩ試験と実機条件の比較を検討するために，模擬溶融物にコリウム
添付 3.3.1−7

（ＵＯ ２ −ＺｒＯ ２ ）を用いた TROI-10，12，23，25 と実機条件の比較を第 7表に示す。この表では，第 11 図に示すＲｉｃｏｕ−Ｓｐａｌｄｉｎｇ式による粒子化割合 [9] の概算値を示している。溶融物温度が高く過熱度が大きい
TROI-10，12 では，自発的水蒸気爆発が観測されている。これに対して，溶融物温度が高く過熱度が大きいが水深が 1.3m と深い TROI-23 では，水蒸気爆
発は発生していない。これは，水深が深いことにより，溶融物粒子が底部に到着するまでの沈降時間が長くなり，溶融物粒子が固化しやすいため，溶融物粒子が底部に接触することで発生するトリガリングを抑制したと考えられ
る [8]。
水蒸気爆発が発生した TROI-10，12 の粒子化割合は約 60％であるが，水深がより深い TROI-23 では，粒子化割合が約 80％と比較的大きい値となっており，底部に到達する前に固化する溶融物粒子が比較的多いと考えられる。一方，水深及び粒子化割合は TROI-10，12 と同程度であるが，溶融物温度がやや低い TROI-25 では，蒸気発生による圧力上昇（Steam Spike）は生じているが，水蒸気爆発は発生していない。溶融物温度が低い場合，過熱度が小さく粒子が固化しやすいため，水蒸気爆発が抑制されたものと考えられる。
実機条件では，溶融ジェットの初期直径は計装配管口径（約 4cm）〜制御
棒駆動機構ハウジングの直径（約 15cm）程度と想定されるが，ペデスタル（ドライウェル部）注水対策により水深は 1m となる。これより，粒子化割合は約35％〜90％となるが，溶融物温度が約 2,650K 以下と水蒸気爆発が発生したＴ
ＲＯＩ試験よりも十分低いと考えられ，大規模な水蒸気爆発の発生の可能性は十分小さいと考えられる。
また，いくつかのＴＲＯＩ試験では水蒸気爆発が発生したときの機械的エネルギ変換効率が報告されている（第 5 表）。これらの中で自発的に水蒸気爆発が発生したとされる TROI-13 の機械的エネルギ変換効率は 0.4％である。
添付 3.3.1−8

これは，ＡＬＰＨＡ試験（第 1 表）やＫＲＯＴＯＳ試験（第 2 表）で観測されているように，アルミナによる金属模擬溶融物試験の値に対して比較的小さい値となっている。
また，ＫＲＯＴＯＳ試験（K46，K52，K53）では，ＵＯ ２ 混合物を用いた試
験でも外部トリガを与えた場合は水蒸気爆発が観測されているが，これらの試験ケースはサブクール度が大きい試験ケースである（K46 のサブクール
度：83K，K52 のサブクール度：102K，K53 のサブクール度：122K）。したがって，サブクール度が大きい場合には，ＵＯ ２ 混合物を用いた場合でも，水蒸気爆発の可能性が高くなることが考えられる。これは，サブクール度が大きい場合には，粗混合粒子の蒸気膜の安定度が低下し，蒸気膜の崩壊が発生しやすいことが要因と考えられる。
しかし，ＫＲＯＴＯＳ試験の K52，K53 と同程度の高サブクール度の条件であるＦＡＲＯ試験の L-31（サブクール度：104K），L-33（サブクール度：124K）
では，水蒸気爆発が発生していない。これらの試験のＵＯ ２ 混合物量は，Ｋ
ＲＯＴＯＳ試験が数 kg であるのに対して 100kg 程度であり，より実機条件に近い。
また，ＣＯＴＥＬＳ試験の高サブクール試験（A11）でも水蒸気爆発は発生していない。ＣＯＴＥＬＳ試験は，ＢＷＲの原子炉圧力容器外ＦＣＩを模擬した試験であり，溶融物に圧力容器内の構造物を想定したステンレススチー
ルを含んでいる。また，溶融物量も 50kg 程度であり，ＫＲＯＴＯＳ試験よりも実機条件に近い。
以上より，ＵＯ ２ 混合物の溶融物量が少ないＫＲＯＴＯＳ試験では，水蒸気爆発が発生しているが，溶融物量が多くより実機体系に近い大規模試験であるＦＡＲＯ試験，ＣＯＴＥＬＳ試験では，水蒸気爆発は発生していない。
ＦＣＩ試験では，水蒸気爆発のトリガを発生させるために，高圧ガスを封添付 3.3.1−9

入した装置（ＫＲＯＴＯＳ試験では最高 20MPa のガスを封入可能な装置）を用いている。水蒸気爆発のトリガは粗混合粒子の周囲に形成される蒸気膜の崩壊に起因すると考えられており，トリガ装置により圧力パルスを発生させ蒸気膜を不安定化させる効果があると考えられる。実機条件では，このようなトリガ装置で発生させているような圧力外乱となる要因は考えられない。
また，溶融物がプール底部に接触することでトリガ要因となることが考えられるが，ＢＷＲの原子炉圧力容器外ＦＣＩを模擬したＣＯＴＥＬＳ試験の試験装置では，ＢＷＲのペデスタル底部と同様に平板コンクリートを模擬した試験装置としており，実機条件と同様であるが水蒸気爆発は観測されていな
い。
また，実機条件では，水深が試験条件よりも深くなる可能性があるが，水深が深いことにより，溶融物粒子が底部に到達するまでの沈降時間が長くな
り，溶融物粒子が固化しやすい状況となる。このため，溶融物粒子が底部に接触することで発生するトリガリングのリスクは低減する可能性がある。
以上より，ＢＷＲの実機条件において水蒸気爆発のトリガとなる特段の要因は考えられないため，実機条件でも水蒸気爆発の発生リスクは十分小さいと考えられる。
上記の試験条件と実機条件の検討より，実機においては，格納容器の損傷に至る大規模な原子炉圧力容器外水蒸気爆発の可能性は十分に小さいと考えられる。

添付 3.3.1−10

4.

参考文献

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添付 3.3.1−11

[11]J.H.Kim ， Results of the Triggered Steam Explosion from the TROI
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添付 3.3.1−12

第 1表
試験名

ALPHA

Ａ Ｌ Ｐ Ｈ Ａ 試 験 の 主 要 な 試 験 条 件 及 び 試 験 結 果 [1]添付 3.3.1−13

試験ケース

溶融物組成

溶 融 物 質 量 ( kg)

圧 力 (MPa)

水 温 度 (K)

水 深 (m)

外部トリガ

水蒸気爆発発生

機械的エネルギ
変 換 効 率 (%)

STX002Fe-Al２ O３

20

0.10

289

1.0

No

Yes

−

STX003Fe-Al２ O３

20

0.10

292

1.0

No

Yes

−

STX005Fe-Al２ O３

20

0.10

300

1.0

No

Yes

−

STX009Fe-Al２ O３

20

0.10

289

1.0

No

Yes

−

STX016

Fe-Al２ O３

20

0.10

295

0.9

No

Yes

0.86

STX017

Fe-Al２ O３

20

0.10

286

0.9

No

Yes

0.66

STX018

Fe-Al２ O３

20

0.10

283

0.9

No

Yes

3.33

STX001

Fe-Al２ O３

10

0.10

293

1.0

No

No

−

STX010Fe-Al２ O３

10

0.10

297

1.0

No

Yes

−

STX013Fe-Al２ O３

10

0.10

284

1.0

No

No

−

STX014Fe-Al２ O３

20

0.10

372

1.0

No

No

−

STX008

Fe-Al２ O３

20

1.60

288

1.0

No

No

−

STX012Fe-Al２ O３

20

1.60

290

1.0

No

No

−

STX015Fe-Al２ O３

20

1.00

282

1.0

No

No

−

STX006

Fe-Al２ O３

20

0.10

298

1.0

No

No

−

STX011

Fe-Al２ O３

20

0.10

290

1.0

No

Yes

−

STX019Fe-Al２ O３

20

0.10

281

0.9

No

Yes

5.67

STX020Fe-Al２ O３

20

0.10

281

1.0

No

No

−

STX021

Fe-Al２ O３

20

0.10

281

0.9

No

Yes

4.05

第 2表
試験名

KROTOSＫ Ｒ Ｏ Ｔ Ｏ Ｓ 試 験 の 主 要 な 試 験 条 件 及 び 試 験 結 果 [2][3][4]添付 3.3.1−14

試験
ケース

溶融物組成

溶融物質量
(kg)

溶融物温度
(K)

圧力
(MPa)

サブクール度
(K)

水深
(m)

外部
トリガ

水蒸気爆発
発生

機械的エネルギ
変 換 効 率 (%)

K38

Alumina

1.5

2,665

0.1

79

1.11

No

Yes

1.45

K40

Alumina

1.5

3,073

0.1

83

1.11

No

Yes

0.9

K41

Alumina

1.4

3,073

0.1

5

1.11

No

No

−

K42

Alumina

1.5

2,465

0.1

80

1.11

No

Yes

1.9

K43

Alumina

1.5

2,625

0.21

100

1.11

No

Yes

1.3

K44

Alumina

1.5

2,673

0.1

10

1.11

Yes

Yes

2.6

K49

Alumina

1.5

2,688

0.37

120

1.11

No

Yes

2.2

K50

Alumina

1.7

2,473

0.1

13

1.11

No

No

−

K51

Alumina

1.7

2,748

0.1

5

1.11

No

No

−

K32

80wt%UO2-20wt%ZrO2

3.0

3,063

0.1

22

1.08

No

No

−

K33

80wt%UO2-20wt%ZrO2

3.2

3,063

0.1

75

1.08

No

No

−

K35

80wt%UO2-20wt%ZrO2

3.1

3,023

0.1

10

1.08

Yes

No

−

K36

80wt%UO2-20wt%ZrO2

3.0

3,025

0.1

79

1.08

Yes

No

−

K37

80wt%UO2-20wt%ZrO2

3.2

3,018

0.1

77

1.11

Yes

No

−

K45

80wt%UO2-20wt%ZrO2

3.1

3,106

0.1

4

1.14

Yes

No

−

K46

80wt%UO2-20wt%ZrO2

5.4

3,086

0.1

83

1.11

Yes

Yes

−

K47

80wt%UO2-20wt%ZrO2

5.4

3,023

0.1

82

1.11

Yes

No

−

K52

80wt%UO2-20wt%ZrO2

2.6

3,133

0.2

102

1.11

Yes

Yes

0.02

K53

80wt%UO2-20wt%ZrO2

3.6

3,129

0.36

122

1.11

Yes

Yes

0.05

Ｆ Ａ Ｒ Ｏ 試 験 の 主 要 な 試 験 条 件 及 び 試 験 結 果 [3]

第 3表
試験名

FARO

試験
ケース

溶融物組成

溶融物質量
(kg)

溶融物温度
(K)

圧力
(MPa)

サブクール度
(K)

水深
(m)

外部
トリガ

水蒸気爆発
発生

機械的エネルギ
変 換 効 率 (%)

L-06

80wt%UO2-20wt%ZrO2

18

2,923

5

0

0.87

No

No

−

添付 3.3.1−15

L-08

80wt%UO2-20wt%ZrO2

44

3,023

5.8

12

1.00

No

No

−

L-11

77wt%UO2-19wt%ZrO2-4wt%Zr

151

2,823

5

2

2.00

No

No

−

L-14

80wt%UO2-20wt%ZrO2

125

3,123

5

0

2.05

No

No

−

L-19

80wt%UO2-20wt%ZrO2

157

3,073

5

1

1.10

No

No

−

L-20

80wt%UO2-20wt%ZrO2

96

3,173

2

0

1.97

No

No

−

L-24

80wt%UO2-20wt%ZrO2

177

3,023

0.5

0

2.02

No

No

−

L-27

80wt%UO2-20wt%ZrO2

117

3,023

0.5

1

1.47

No

No

−

L-28

80wt%UO2-20wt%ZrO2

175

3,052

0.5

1

1.44

No

No

−

L-29

80wt%UO2-20wt%ZrO2

39

3,070

0.2

97

1.48

No

No

−

L-31

80wt%UO2-20wt%ZrO2

92

2,990

0.2

104

1.45

No

No

−

L-33

80wt%UO2-20wt%ZrO2

100

3,070

0.4

124

1.60

Yes

No

−

第 4表
試験名

COTELS試験ケース

Ｃ Ｏ Ｔ Ｅ Ｌ Ｓ 試 験 の 主 要 な 試 験 条 件 及 び 試 験 結 果 [6]

溶融物組成

溶融物質量
(kg)

圧力
(MPa)

サブクール度
(K)

水深
(m)

外部
トリガ

水蒸気爆発
発生

機械的エネル
ギ 変 換 効 率 (%)−

A1

55wt%UO2-25wt%Zr-5wt%ZrO2-15wt%SS

56.3

0.20

0

0.4

No

No

A4

55wt%UO2-25wt%Zr-5wt%ZrO2-15wt%SS

27.0

0.30

8

0.4

No

No

−

A5

55wt%UO2-25wt%Zr-5wt%ZrO2-15wt%SS

55.4

0.25

12

0.4

No

No

−

A6

55wt%UO2-25wt%Zr-5wt%ZrO2-15wt%SS

53.1

0.21

21

0.4

No

No

−

A8

55wt%UO2-25wt%Zr-5wt%ZrO2-15wt%SS

47.7

0.45

24

0.4

No

No

−

A9

55wt%UO2-25wt%Zr-5wt%ZrO2-15wt%SS

57.1

0.21

0

0.9

No

No

−

A10

55wt%UO2-25wt%Zr-5wt%ZrO2-15wt%SS

55.0

0.47

21

0.4

No

No

−

A11

55wt%UO2-25wt%Zr-5wt%ZrO2-15wt%SS

53.0

0.27

86

0.8

No

No

−

第 5表
試験名

TROI

Ｔ Ｒ Ｏ Ｉ 試 験 の 主 要 な 試 験 条 件 及 び 試 験 結 果 （ 1/2） [ 7 ] [ 8 ] [ 1 0 ] [ 1 1 ]

試験
ケース

溶融物組成

溶融物質量
(kg)

溶融物温度
(K)

圧力
(MPa)

水温度
(K)

水深
(m)

外部
トリガ

水蒸気爆発
発生

機械的エネルギ
変 換 効 率 (%)

1

99wt%ZrO2-1wt%Zr

5>3,373

0.1

365

0.67

−

Steam Spike−2

99wt%ZrO2-1wt%Zr

5.5>3,373

0.1

365

0.67

−

No

−

3

99wt%ZrO2-1wt%Zr

4.88>3,373

0.1

323

0.67

−

No

−

4

99wt%ZrO2-1wt%Zr

4.2>3,373

0.1

292

0.67

−

Yes

−

5

98.5wt%ZrO2-1.5wt%Zr

2.9

3,373

0.1

337

0.67

−

Yes

−

9

70wt%UO2-30wt%ZrO2

4.3

3,200

0.1

296

0.90

−

No

−

10

70wt%UO2-30wt%ZrO2

8.7

3,800

0.117

298

0.67

−

Yes

−

11

70wt%UO2-30wt%ZrO2

9.2>3,800

0.111

296

0.67

−

No

−

12

70wt%UO2-30wt%ZrO2

8.4

3,800

添付 3.3.1−16

0.11

293

0.67

−

Yes

−

(注 1)

0.108

292

0.67

−

Yes

0.40

0.105

285

0.67

−

Yes

−

−

No

−

13

70wt%UO2-30wt%ZrO2

7.7

2,600

14

70wt%UO2-30wt%ZrO2

6.5

3,000(注 2)1770wt%UO2-30wt%ZrO2

1878wt%UO2-22wt%ZrO2

9.1

−

−

−

21

80wt%UO2-20wt%ZrO2

17.0

3,000

0.110

298

1.30

No

No

−

22

80wt%UO2-20wt%ZrO2

17.0

2,900

0.110

297

1.30

No

No

−

23

80wt%UO2-20wt%ZrO2

17.0

3,600

0.110

293

1.30

No

No

−

24

ZrO2

9.5

3,600

0.110

288

0.67

No

Yes

−

25

70wt%UO2-30wt%ZrO2

15.0

3,500

0.110

287

0.67

No

Steam Spike−26

80wt%UO2-20wt%ZrO2

17.0

3,300

0.106

283

0.67

No

Steam Spike−(注 １ )参 考 文 献 [10]に よ れ ば 温 度 計 測 に 問 題 が あ り ， 実 際 に は 3,500K 以 上 と 推 測 さ れ て い る 。
(注 ２ )参 考 文 献 [10]に よ れ ば 二 つ の 温 度 計 が 異 な る 最 高 温 度 （ 4,000K， 3,200 K） を 示 し て お り ， 計 測 の 不 確 か さ が 大 き い と さ れ て い る 。

第 5表
試験名

TROI

Ｔ Ｒ Ｏ Ｉ 試 験 の 主 要 な 試 験 条 件 及 び 試 験 結 果 （ 2/2）

試験
ケース

溶融物組成

溶融物質量
(kg)

29

50wt%UO2-50wt%ZrO2

11.5

32

87wt%UO2-13wt%ZrO2

3470wt%UO2-30wt%ZrO2

35
36

溶融物温度
(K)

10.5

〜 3,000

70wt%UO2-30wt%ZrO2

8〜 3,000

70wt%UO2-30wt%ZrO2

5.3〜 3,000

37

78wt%UO2-22wt%ZrO2

8.1〜 3,00038

78wt%UO2-22wt%ZrO2

5.3

39

78wt%UO2-22wt%ZrO2

40

圧力
(MPa)

水温度
(K)

341
0.110

水深
(m)

外部
トリガ

水蒸気爆発
発生

機械的エネルギ
変 換 効 率 (%)

−

No

−

−

No

−

0.67

Yes

Yes

0.63

添付 3.3.1−17

334

1.30

Yes

Yes

0.21

305

0.95

Yes

Yes

0.50

0.104

313

0.95

Yes

Yes

0.01

〜 3,000

0.105

288

1.30

−

No

−

3.4

〜 3,000

0.106

285

1.30

−

No

−

70wt%UO2-30wt%ZrO2

11.1〜 3,000

0.312

287

1.30

−

No

−

49

62.3wt%UO2-15wt%ZrO2-11.7wt%Zr-11wt%Fe

15.96

2,730(3,360)

−

−

−

50

59.5wt%UO2-18wt%ZrO2-11.9wt%Zr-10.6wt%Fe

14.46

−

−

−

51

60.5wt%UO2-16.7wt%ZrO2-12.1wt%Zr-10.7wt%Fe

6.3(14.2 load)

2,695(3,420)

0.115

294

1.30

Yes

Yes

−

52

61wt%UO2-16wt%ZrO2-12wt%Zr-11wt%Fe

8.6(14.1 load)

2,650

0.116

285

1.30

Yes

Steam Spike

−

第 6表
試験名

添付 3.3.1−18

SERENA(TROI/KROTOS)Ｓ Ｅ Ｒ Ｅ Ｎ Ａ 試 験 （ フ ェ ー ズ 2） の 主 要 な 試 験 条 件 及 び 試 験 結 果 [ 1 2 ]

試験
ケー
ス

溶融物組成

溶融物質量
(kg)

溶融物温度
(K)

圧力
(MPa)

水温度
(K)

水深
(m)

外部
トリガ

水蒸気爆発
発生

機械的エネルギ
変 換 効 率 (%)

TS-1

73.4wt%UO2-26.6wt%ZrO2

15.4〜 3,000

0.4

301

1.0

Yes

Yes

0.12

TS-2

68wt%UO2-32wt%ZrO2

12.5

3,063

0.2

334

1.0

Yes

Yes

0.28

TS-3

71wt%UO2-29wt%ZrO2

15.9

3,107

0.2

331

1.0

Yes

Yes

0.22

TS-4

81wt%UO2-19wt%ZrO2

14.3

3,011

0.2

333

1.0

Yes

Yes

0.35

TS-5

76wt%UO2-18.3wt%ZrO2-5wt%Zr-0.7wt%U

17.9

2,940

0.2

337

1.0

Yes

Steam Spike

0.06

TS-6

73.3wt%UO2-18.5wt%ZrO2-4.9wt%Fe2O3-3.3wt%FP

9.3

2,910

0.2

338

1.0

Yes

Yes

0.66

KS-1

70wt%UO2-30wt%ZrO2

2.4

2,969

0.4

302

1.1

Yes

Yes

0.10

KS-2

70wt%UO2-30wt%ZrO2

3.9

3,049

0.2

333

1.1

Yes

Yes

0.08

KS-3

70wt%UO2-30wt%ZrO2

0.8

2,850

−

332

1.1

Yes

− (注 1)− (注 1)KS-4

80wt%UO2-20wt%ZrO2

2.3

2,958

0.2

332

1.1

Yes

Yes

0.18

KS-5

80.1wt%UO2-11.4wt%ZrO2-8.5wt%Zr

1.7

2,864

0.2

327

1.1

Yes

Energetic
event(注 2)− (注 2)KS-6

73wt%UO2-20.4wt%ZrO2-4.1wt%Fe2O3-2.5wt%FP

1.7

2,853

0.2

340

1.1

Yes

Yes

〜0

(注 1)実 験 失 敗(注 2)計 測 失 敗

第 7表

ＴＲＯＩ試験と実機条件の比較

試験ケース

溶融物温度
（ 過 熱 度 ） (注 1)

溶融
ジェット径

水深

粒 子 化 割 合 (注 2)

水蒸気爆発

TROI-103,800K(900K)

6.5cm

0.67m

約 60％

Yes

TROI-123,800K(900K)

6.5cm

0.67m

約 60％

Yes

TROI-233,600K(700K)

7.4cm

1.30m

約 80％

No

TROI-25

3,500K(600K)

8.0cm

0.67m

約 50％

Steam Spike

実機条件

約 2,650K(約 140K)

約 4〜 15cm

1m

約 35〜 90％−

(注 1)試 験 条 件 の 過 熱 度 は UO２ ／ ZrO２ の 相 図 [13]よ り 固 相 線 温 度 を 約 2,900K と し た 場 合 の 概 算 値
実 機 条 件 の 過 熱 度 は 事 故 解 析 結 果 に よ る 下 部 プ レ ナ ム 部 の 溶 融 物（ 酸 化 物 層 ）の 過 熱 度 の 概
算値(注 2)Ｒ ｉ ｃ ｏ ｕ − Ｓ ｐ ａ ｌ ｄ ｉ ｎ ｇ 相 関 式 （ 第 11 図 ） に よ る 概 算 評 価 値

添付 3.3.1−19

第 1図

第 2図

ＡＬＰＨＡ試験装置の概要

Ａ Ｌ Ｐ Ｈ Ａ 試 験 の 圧 力 変 化 の 例 （ STX016）

添付 3.3.1−20

第 3図

第 4図

ＫＲＯＴＯＳ試験装置の概要

Ｋ Ｒ Ｏ Ｔ Ｏ Ｓ 試 験 の 代 表 的 圧 力 変 化 の 例 （ K37， K42）

添付 3.3.1−21

第 5図

第 6図

ＦＡＲＯ試験装置の概要

Ｆ Ａ Ｒ Ｏ 試 験 の 圧 力 変 化 の 例 （ L-14， L-19）
添付 3.3.1−22

第 7図

第 8図

ＣＯＴＥＬＳ試験装置の概要

Ｃ Ｏ Ｔ Ｅ Ｌ Ｓ 試 験 の 圧 力 変 化 の 例 （ A1）
添付 3.3.1−23

第 9図

ＣＯＴＥＬＳ試験の各試験ケースの圧力変化

第 10 図ＴＲＯＩ試験装置の概要

添付 3.3.1−24

第 11 図Ｒｉｃｏｕ−Ｓｐａｌｄｉｎｇ相関式による粒子化割合のマップ

添付 3.3.1−25

添付資料 3.3.2
水蒸気爆発の発生を想定した場合の格納容器の健全性への影響評価

1.

評価目的
溶融炉心（以下「デブリ」という。）が原子炉圧力容器（以下「ＲＰＶ」という。）の破損口から落下した際に水蒸気爆発（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。しかしながら，ＳＥが発生した場合を考慮し，格納容器の健全性に対する影響を確認しておくことは格納容器下部への水張り等の格納容器破損防止対策の適切性を確認する上でも有益な参考情報になると考える。このため，ここではデブリ落下時のＳＥ発生を想定し，その際の格納容器の健全性を評価する。

2.

評価方針
東海第二発電所のペデスタルは鉄筋コンクリート造の上下層円筒部の中間に床スラブを有する構造であり，デブリ落下時にＳＥが発生した場合，ペデ
スタルの側壁（上下層円筒部）及び床スラブに過大な圧力が作用する。
ペデスタルの側壁はＲＰＶ支持機能を分担している。ＳＥ発生の影響により，ペデスタルの側壁が損傷し，ＲＰＶ支持機能が喪失した場合には，ＲＰＶが転倒し格納容器本体へ接触する等により，格納容器の健全性が損なわれるおそれがある。
また，ペデスタルの床スラブは，ＲＰＶ破損時に落下するデブリをペデスタル（ドライウェル部）で保持する機能を分担している。ＳＥ発生の影響により，ペデスタルの床スラブが損傷し，デブリ保持機能が喪失した場合には，
サプレッション・プールへデブリが落下し，サプレッション・プールを水源とする系統（残留熱除去系，代替循環冷却系）に影響を及ぼし，格納容器の冷却ができなくなることで格納容器の健全性が損なわれるおそれがある。
添付 3.3.2−1

以上を踏まえ，ＳＥ発生時の格納容器の健全性を評価するため，ＳＥが発生した場合のペデスタルの構造健全性を評価し，ペデスタルのＲＰＶ支持機
能及びデブリ保持機能が損なわれないことを確認する。

3.
(1)

評価方法
評価条件
ＳＥの影響を評価するにあたっては，ＳＥによって発生するエネルギ，
発生エネルギによる圧力伝播挙動及び構造応答が重要な現象となる。よって，これらの現象を適切に評価することが可能であるＳＥ解析コードＪＡ
ＳＭＩＮＥ及び汎用有限要素解析コードＬＳ−ＤＹＮＡを用いてペデスタルの構造健全性を評価する。
本評価に適用するＪＡＳＭＩＮＥコードの解析条件及び解析結果の詳細を添付資料 3.3.3 に示す。また，ＬＳ−ＤＹＮＡコードの評価モデル及び入力の詳細を添付資料 3.3.4 に示す。なお，これらの解析コードにおいて，ペデスタル（ドライウェル部）の水位は 1m とし，コリウムシールドは模擬しない条件とする。

(2)

判断基準
炉心損傷防止に失敗し，重大事故時を想定する防護レベルにおいて，格納容器の健全性維持に必要な安全機能であるＲＰＶ支持機能及びデブリ保
持機能が損なわれないことを確認する観点から，本評価では構造物が終局限界状態に至らないことを確認するための判断基準を設定する。
第 1 表にペデスタル構造健全性評価の判断基準を示す。

添付 3.3.2−2

ａ．側壁（ＲＰＶ支持機能）
ペデスタルの側壁は上下層円筒構造であることから，同様な円筒形状の構築物の設計規格が示されている，発電用原子力設備規格コンクリー
ト製原子炉格納容器規格（（社）日本機械学会，2003）（以下「ＣＣＶ規格」という。）を準用して判断基準を設定する。
コンクリートの圧縮ひずみについては，ＣＣＶ規格 CVE-3511.2 荷重状
態Ⅳのシェル部コンクリートの許容ひずみである 3,000μを基準として，ＲＰＶ支持機能に影響を及ぼす範囲の圧壊が生じないこととする。鉄筋の引張ひずみについては，ＣＣＶ規格 CVE-3511.2 荷重状態Ⅳの鉄筋の許容ひずみである 5,000μを超えないこととする。ＳＥ時に発生する面外方向のせん断については，ＣＣＶ規格 CVE-3514.2 荷重状態Ⅳにおける終局面外せん断応力度を設定し，上部側壁で 3.09N／mm２ ，下部側壁で 2.65N／mm２ を超えないこととする。別添 1 に終局面外せん断応力度の算定過程を示す。
また，ＳＥは爆発事象であり衝撃荷重が問題となることから，建築物の耐衝撃設計の考え方（（社）日本建築学会，2015））（以下「ＡＩＪ耐衝撃設計の考え方」という。）において進行性崩壊回避の考え方が示されていることを参考に，構造物の崩壊に対する健全性を確認する観点
より，ＳＥによる側壁の変位が増大しないことを確認することとする。
ｂ．床スラブ（デブリ保持機能）
コンクリートの圧縮ひずみについては，側壁と同様にＣＣＶ規格を準用することとし，荷重状態Ⅳのコンクリートの許容ひずみである 3,000μを基準として，デブリ保持機能に影響を及ぼす範囲の圧壊が生じないこととする。鉄筋についても側壁と同様に荷重状態Ⅳの鉄筋の許容ひずみである 5,000μを超えないこととする。
添付 3.3.2−3

ペデスタルは上下層円筒部の中間に円盤形の床スラブを有する構造であるが，この構造に対する面外せん断の判断基準設定に当たり，ＣＣＶ
規格には適した規定がないことから，コンクリート標準示方書［構造性能照査編］（（社）土木学会，2002））（以下「コンクリート示方書」という。）に基づく終局面外せん断応力度を設定し，4.33N／mm２ を超えないこととした。別添 2 に終局面外せん断応力度の算定過程を示す。
また，側壁と同様に，ＡＩＪ耐衝撃設計の考え方を参考に，構造物の崩壊に対する健全性を確認する観点より，ＳＥによる床スラブの変位（たわみ量）が増大しないことを確認することとする。

4.
(1)

評価結果
側壁（ＲＰＶ支持機能）
ａ．側壁の変位
第 1 図に側壁の半径方向変位時刻歴を示す。最大変位はＸ方向で約0.16mm にとどまり，変位は増大していないことから，ＳＥ後の構造物の進行性の崩壊はない。
ｂ．コンクリートの圧縮ひずみ
第 3 図に最小主ひずみ（圧縮ひずみ）分布を示す。側壁にはＣＣＶ規格に基づく許容ひずみ 3,000μを超える部位は生じないことから，機能に影響を及ぼす圧壊は生じない。
ｃ．鉄筋の引張ひずみ
第 4 図に鉄筋の軸ひずみ（引張ひずみ）分布を示す。側壁の鉄筋に発生する軸ひずみは約 184μであり，ＣＣＶ規格に基づく許容ひずみ 5,000
μを超えない。

添付 3.3.2−4

ｄ．側壁の面外せん断
第 2 表に側壁の面外せん断評価結果を示す。発生するせん断応力度は
上部約 0.93N／mm２ 及び下部約 0.77N／mm２ であり，それぞれのＣＣＶ規格に基づく終局面外せん断応力度である，3.09N／mm ２ 及び 2.65N／mm ２を超えない。

(2)

床スラブ（デブリ保持機能）
ａ．床スラブの変位（たわみ量）
第 2 図にペデスタル側壁の鉛直方向変位の時刻歴を示す。最大変位は
約 2.0mm とどまり，変位は増大していないことから，ＳＥ後の構造物の進行性の崩壊はない。
ｂ．コンクリートの圧縮ひずみ
第 3 図に示したとおり，ＣＣＶ規格に基づく許容ひずみ 3,000μを超える部位は，床スラブ上面の僅かな範囲にとどまることから，機能に影響を及ぼす圧壊は生じない。
ｃ．鉄筋の引張ひずみ
第 4 図に示したとおり，床スラブの鉄筋に発生する軸ひずみは約 364μであり，ＣＣＶ規格に基づく許容ひずみ 5,000μを超えない。
ｄ．床スラブの面外せん断
第 3 表に床スラブの面外せん断に対する評価結果を示す。発生するせん断応力度は約 3.70N／mm２ であり，終局面外せん断応力度 4.33N／mm２を超えない。

第 4 表にペデスタル構造健全性評価の評価結果のまとめを示す。

添付 3.3.2−5

5.

まとめ
ＳＥ解析コードＪＡＳＭＩＮＥ，汎用有限要素解析コードＬＳ−ＤＹＮＡ
により，ＳＥの発生を想定した場合の格納容器健全性への影響を評価した。
その結果，ＳＥ時のペデスタル（ドライウェル部）床面及び壁面に発生する応力やひずみは判断基準を満足し，ＳＥ後においても変位の増大はないことから，ペデスタルに要求されるＲＰＶ支持機能及びデブリ保持機能が損なわれないことを確認した。したがって，ＳＥの発生を想定した場合であっても，格納容器の健全性は維持される。

添付 3.3.2−6

第1表
機能

評価部位

項目

側壁

ＲＰＶ支持機能コンクリート変位

ペデスタル構造健全性評価の判断基準
判断基準

変位が増大せず，ＳＥ後の構造物の進行性の崩壊がない

準用規格等
ＡＩＪ耐衝撃設計の考え方

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

ＣＣＶ規格 CVE-3511.2

面外せん断

終局面外せん断応力度（上部側壁：3.09 N／mm ２ ，下部側壁
2.65N／mm２ ）を超えない

ＣＣＶ規格 CVE-3514.2

鉄筋
コンクリート

床スラブ

デブリ保持機能

添付 3.3.2−7

引張ひずみ

変位

許容ひずみ（5,000μ）を超えない変位が増大せず，ＳＥ後の構造物の進行性の崩壊がない

ＣＣＶ規格 CVE-3511.2

ＡＩＪ耐衝撃設計の考え方

鉄筋

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

ＣＣＶ規格 CVE-3511.2

面外せん断

終局面外せん断応力度（4.33N／mm２ ）を超えない

コンクリート示方書

引張ひずみ

許容ひずみ（5,000μ）を超えない

ＣＣＶ規格 CVE-3511.2

第2表

※

評価部位

発生応力度

判断基準

評価 ※

側壁上部

約 0.93 N／mm ２

3.09 N／mm ２

〇

側壁下部

約 0.77 N／mm ２2.65 N／mm ２〇「〇」解析結果の発生応力度が判断基準を満足する

第3表※

側壁の面外せん断に対する評価結果

床スラブの面外せん断に対する評価結果

評価部位

発生応力度

判断基準

評価 ※

床スラブ

約 3.70 N／mm２

4.33 N／mm２〇「〇」解析結果の発生応力度が判断基準を満足する

添付 3.3.2−8

第4表
機能

評価部位
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

添付 3.3.2−9

鉄筋

※

項目

ペデスタル構造健全性評価の評価結果のまとめ
判断基準

解析結果

評価 ※

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

上部側壁：約 0.93N／mm ２
下部側壁：約 0.77N／mm ２

○

引張ひずみ

許容ひずみ（5,000μ）を超えない

約 184μ○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

圧壊は床スラブ上面の僅かな範囲にとどまる

○

面外せん断

終局面外せん断応力度（4.33N／mm２ ）を超えない

約 3.70N／mm２

○

引張ひずみ

許容ひずみ（5,000μ）を超えない

約 364μ○「○」解析結果が判断基準を満足する

Ｘ方向（＋）
上部側壁

Ｙ方向（＋）

下部側壁

ペデスタル平面
対象部位
ペデスタル断面

0.5
0.4
0.3

最大値 約 0.16mm

変位［mm］

0.2
0.1
0
-0.1
-0.2
-0.3
-0.4
-0.5
0

0.03

0.06

0.09

0.12

時間［s］
X方向変位

第1図

Y方向変位

ペデスタル側壁の半径方向変位時刻歴

添付 3.3.2−10

0.15

上部側壁
下部側壁

ペデスタル平面
対象部位
ペデスタル断面432

変位［mm］

10-1-2

最大値 約 2.0mm
-3
-4
0

0.03

0.06

0.09

0.12

時間［s］
Ｚ方向変位

第2図

ペデスタル床スラブの鉛直方向変位時刻歴

添付 3.3.2−11

0.15

第3図

コンクリートの最小主ひずみ（圧縮ひずみ）分布

第4図

鉄筋の軸ひずみ分布
添付 3.3.2−12

別添 1
側壁の終局面外せん断応力度

1.

算定条件
ペデスタルの側壁は，円筒形シェル構造であることから，ＣＣＶ規格
CVE-3514.2 荷重状態Ⅳにおけるシェル部の終局面外せん断応力度の算定式を適用し，側壁の終局面外せん断応力度を算定する。第 1 図に算定対象部位
を示す。

10

/ 13.2

ここで，：終局面外せん断応力度（N／mm ２ ）：円周方向主筋の鉄筋比（−）：鉄筋の許容引張応力度（N／㎜ ２ ）b：次の計算式により計算した値br：シェル部の胴の厚さの中心までの半径(mm)t：シェル部の胴の厚さ(mm)添付 3.3.2−13

各項目の数値を下表に示す。
項目

数値

上部側壁

：円周方向主筋の鉄筋比：鉄筋の許容引張応力度

345N／mm ２

r：シェル部の胴の厚さの中心までの半径t：シェル部の胴の厚さ

下部側壁：円周方向主筋の鉄筋比：鉄筋の許容引張応力度

345N／mm ２

r：シェル部の胴の厚さの中心までの半径t：シェル部の胴の厚さ

2.

算定結果
算定の結果，側壁の終局面外せん断応力度は上部側壁で 3.09N／㎜ ２ ，下部
側壁で 2.65N／㎜ ２ となる。

添付 3.3.2−14

側壁

床スラブ

上部側壁

下部側壁

第1図

算定対象部位

添付 3.3.2−15

別添 2
床スラブの終局面外せん断応力度

1.

算定条件
ＳＥ時の床スラブのせん断力に対する検討は，コンクリート示方書に基づ
き，終局限界状態に至らないことを確認する。評価対象となる床スラブの形
状は円盤形であり，ＳＥによる分布荷重を受ける。
せん断に対する検討に際して，分布荷重を受ける円盤スラブの部材応力分布について，機械工学便覧を参照し，対象とする部材のせん断力の最大値が生じている断面の曲げモーメント及びせん断力と躯体の形状寸法より，せん
断スパン比が 1.0 以下であることを確認した。一般的に，せん断スパン比が1.0 以下である梁部材はディープビームと呼ばれており，本検討では，コンクリート示方書に示されるディープビームの設計せん断耐力式を適用し，床スラブの終局面外せん断応力度を設定する。
V

/

ここで，
0.19

（N／mm２ ）

1
100

ただし，
ただし，

1.5 となる場合は 1.5 とする
1.5 となる場合は 1.5 とする/d：コンクリートの設計圧縮強度（N／mm ２ ）：有効せい（m）：引張鉄筋比（−）：せん断スパン比（−）：腹部の幅（mm）：部材係数（−）

添付 3.3.2−16

各項目の数値を下表に示す。
項目

数値：コンクリートの設計圧縮強度32.86N／mm ２

コンクリートの設計基準強度

22.06N／mm ２

圧縮強度動的増倍率 ※1.49

d：有効せい：引張鉄筋比：せん断スパン比

0.43

：腹部の幅
：部材係数
※

2.

1.3

次項参照

圧縮強度動的増倍率の算定
一般に，コンクリートの強度，ヤング係数等の材料特性は，コンクリートに作用する荷重の載荷速度に依存する。その強度とヤング係数は，応力速度又はひずみ速度の対数に比例して増加することが明らかになっていることより，床スラブの終局面外せん断応力度算定においては，圧縮に対する材料強度にひずみ速度効果を考慮することとし，本評価ではコンクリート示方書において具体的計算方法が示されている，CEB-FIP Model Code 1990 による圧
縮強度動的増倍率を設定した。
ＬＳ−ＤＹＮＡコードによるＳＥ解析では，せん断検討範囲の床スラブのコンクリート要素が経験するひずみ速度が 30s−１ 以下であるため，その範囲
における CEB-FIP Model Code 1990 の圧縮強度動的増倍率の算定式を以下に示す。

添付 3.3.2−17

/

,

/

.

for

| |

30

with

＝

,

1
5

9

/

：衝撃時の圧縮強度：圧縮強度 ＝ 225kg／cm２ ×0.0980665 ≒ 22.06 MPa：10MPa：ひずみ速度 ※ ＝ 0.5 s −１
：30×10−６ s −１※

ＬＳ−ＤＹＮＡコードを用いたＳＥ解析における床スラブ端部のひずみ速度に基づき設定

以上より，圧縮強度の動的増倍率は 1.49 となる。

3.

算定結果
ディープビームの設計せん断耐力Vは，約 6,078 kN となり，終局面外せん断応力度として 4.33 N／mm２ となる。

添付 3.3.2−18

別添 3
ＳＥ発生時の面外せん断応力度の算定方法

1.
(1)

面外せん断に対する検討範囲
床スラブの検討範囲
第 1 図にペデスタルの床スラブの形状寸法を示す。ペデスタルの床スラ
ブは直径

，板厚

の円盤形状であり，ＳＥ時には圧力波の伝播による分布荷重を受ける。面外せん断に対する検討に際して，分布荷重を受ける円盤スラブの部材応力分布について，機械工学便覧の円板の応力計算式に基づき，対象とする部材のせん断力（Ｑ）の最大値が生じている断面の曲げモーメント（Ｍ）及びせん断力（Ｑ）によりせん断スパン比を確認した。第 2 図に曲げモーメント及びせん断力分布図を示す。せん断力の最大値が生じる断面はスラブ端部であり，曲げモーメントとの関係を算定した結果，せん断スパン比が 1.0 以下であった。一般的にせん断スパン比が 1.0 以下である梁部材は，ディープビームと呼ばれており，本検討
では，コンクリート示方書に示されるディープビームの設計せん断耐力式に適用し，終局限界に対する構造健全性を確認する。
前述のとおり，東海第二発電所のペデスタルの床スラブは，躯体の形状，
寸法及び応力状態より，せん断スパン比が小さい構造物である。本評価に用いる検討範囲及び検討用のせん断力については，原子力発電所耐震設計
技術規程ＪＥＡＣ4601-2008（（社）日本電気協会，2008）において，主要な荷重が分布荷重又は多点荷重で，材料非線形解析手法を用いて具体的な部材性能照査を行う場合の参考図書として記載されている原子力発電所屋
外重要土木構造物の耐震性能照査指針・マニュアル（（社）土木学会，1992）
を用いて検討範囲及び検討用せん断力の設定を行った。
添付 3.3.2−19

第 3 図に床スラブの形状及び発生するせん断力分布の概念図を示す。検討断面の位置は側壁内側のスラブ端部からの距離 x に設定する。なお，距離 x の上限値として有効せいの 1.5 倍，下限値として断面せいの 1／2 倍と規定されているため，本評価においては，安全側に下限値となる断面せいの 1／2 倍である部からとし，更に検討用のせん断力についても，スラブ端の位置のせん断力ではなく，距離ｘから部材端部までのせん

断力分布の平均値を用いた値を検討用のせん断力とした。第 4 図に，解析モデルにおける床スラブ検討範囲（ＬＳ−ＤＹＮＡ解析結果の評価におけるせん断力の抽出範囲）を示す。

(2)

側壁の検討範囲
第 5 図に側壁検討範囲を示す。ペデスタルの側壁は EL.12.184m にて上部と下部の二階層に分けられている設計である。ＳＥ発生時の水張高さであるペデスタル床面高さ 1m までの側壁に直接動的荷重が加わることから，側壁の検討断面は上部，下部のそれぞれの水の接する高さの断面とした。

2.

面外せん断応力度の算定
面外せん断応力度の算定について，床スラブを例に説明する。なお，側壁についても床スラブと同様に面外せん断応力度を算定している。
第 6 図にペデスタル床スラブ端部の躯体形状の概念を示す。また，第 7 図に直交座標系応力成分を示す。床スラブ端部 1 列目の各要素のせん断力（Q（1，1）〜Q（1，j））は，直交座標系におけるτ yz 応力成分に相当するせん
断応力度（τ yz（1，1）〜τ yz（1，j））を要素毎に取り出し，要素毎のせん
断断面積（A（1，1）〜A（1，j））をそれぞれ乗じることにより算定する。
床スラブ端部の１列目の要素幅当たりの面外せん断応力度は，スラブの厚さ
添付 3.3.2−20

方向（1〜j 行目）の各要素のせん断力（Q（1，1）〜Q（1，j））を合算した
値（，）に 1 列目のせん断断面積（，）で除して，スラブ端部 1 列目の面外せん断応力度（τ 1）を算定する。したがって，ｋ列目の面外せん断応力度（τ k ）は，τ k ＝

，

/

，

で表すことができる。

次に，列毎の面外せん断応力度（τ 1〜τ k ）に，それぞれの半径方向要素幅を乗じて合算した値を検討範囲の幅で除すことにより，検討範囲における面
外せん断応力度を算定する。第 1 表に本手順により算定したＳＥ発生時の面
外せん断応力度を示す。

第1表

ＳＥ発生時の面外せん断応力度

評価対象部位

発生応力度

上部

約 0.93 N／mm ２

下部

約 0.77 N／mm ２

側壁

約 3.70 N／mm ２

床スラブ

添付 3.3.2−21

側壁

床スラブ

第1図

ペデスタルの床スラブの形状寸法

添付 3.3.2−22

： 部材長： 分布荷重2 2
8
曲げモーメント（Ｍ）分布図： 部材長： 分布荷重せん断力（Ｑ）分布図

第2図

第3図

2
2

曲げモーメント及びせん断力分布の関係

床スラブの形状及び発生するせん断力分布の概念

添付 3.3.2−23

第4図

床スラブ部解析モデルにおける面外せん断力の検討範囲

第5図

側壁部解析モデルにおける面外せん断力の検討範囲

添付 3.3.2−24

＜1 列目の面外せん断応力の算出＞

第6図

床スラブ端部躯体形状概念図

第7図

直交座標系応力成分

添付 3.3.2−25

別添 4
ペデスタルに作用する圧力について

1.

ペデスタル躯体に作用する圧力の分布
水蒸気爆発は，溶融デブリが水中に落下し，融体が膜沸騰状態で分散混合することで粗混合領域が形成され，さらに，この粗混合量領域においてトリガリングが発生することで，融体の細粒化，急速放熱に伴い圧力波が粗混合領域内を伝播し，この相互作用の結果，高圧領域（爆発源）が形成される事象である。ペデスタル中心でＳＥが発生すると，高圧領域より生じた圧力波
は，水中で減衰（距離減衰）しながら側壁の方向へ進行する。
第 1 図及び第 2 図にＬＳ−ＤＹＮＡ解析におけるペデスタル躯体に作用す
る圧力の分布を示す。ＬＳ−ＤＹＮＡ解析では，床スラブには最高約 55MPa，
側壁には最高約 4MPa の圧力が作用する。
なお，ＬＳ−ＤＹＮＡにおける爆発源の調整の結果，側壁及び床スラブの力積がＳＥ解析コードＪＡＳＭＩＮＥの解析結果を包絡していることを確認している。（添付資料 3.3.4 別添）

添付 3.3.2−26

2.

手計算との発生応力の比較
ペデスタル躯体に作用する圧力より材料力学に基づく手計算手法を用いて求めたコンクリートの応力と，ＬＳ−ＤＹＮＡ解析におけるコンクリートの応力を比較した。
第 3 図に手計算及び解析結果の応力比較を示す。下部側壁に作用する圧力の平均値（最高約 2MPa）より機械工学便覧に示されている内圧を受ける円筒の弾性応力算定式にて求めた面外方向応力の平均値は最大約 0.70N／mm ２ であり，解析結果の約 0.77N／mm２ と比較して両者はよく一致している。したがって，ＬＳ−ＤＹＮＡ解析では構造物の応答が適切に評価されている。

1
1
ここで，
：

により計算した値

R ：により計算した値：内半径（mm）…
（機械工学便覧 基礎編 a3 材料力学）：外半径（mm）…
r：半径方向の座標（mm）…

（下部側壁の壁厚中心）：内圧（MPa）

添付 3.3.2−27

60

50

圧力［MPa］

40

30

20

10

0
20

21

22

23

24

25

添付 3.3.2−28

時間［ms］
A点（約0m）

B点（約0.4m）

C点（約0.8m）

D点（約1.2m）

E点（約1.5m）10圧力［MPa］

8

6

4

2

0
20

21

22

23

24

H点（約2.7m）

I点（約3.0m）

25

時間［ms］
F点（約1.9m）

G点（約2.3m）※凡例の括弧内の数値は床スラブ中心からの距離

第1図

床スラブに作用する圧力の分布

108圧力［MPa］

添付 3.3.2−29

6

4

2

0
20

21

22

23

24

25

時間［ms］
A点（約0m）

B点（約0.3m）

C点（約0.5m）

D点（約0.7m）

E点（約1.0m）※凡例の括弧内の数値は床面からの高さ

第2図

側壁に作用する圧力の分布

3.0

添付 3.3.2−30

圧力／応力［MPa］

2.5

2.0

1.5

1.0

0.5

0.0
20

21

22

23

24

時間［ms］
下部側壁に作用する圧力（平均）第3図

手計算及び解析結果の応力比較（下部側壁）

面外方向応力（手計算）

面外方向応力（解析）

25

別添 5
ＳＥ後のコンクリートの残留ひび割れの影響（参考）

1.

はじめに
東海第二発電所では，ＳＥによって残留熱除去系及び代替循環冷却系の水源となるサプレッション・プールに大量のデブリが移行するような経路が形成されないことを確認するため，ＳＥによってペデスタルの構造が終局状態に至らないことを評価し，ＲＰＶ支持機能及びデブリ保持機能が維持されることを確認している。しかしながら，ＳＥによって躯体に生じた残留ひび割
れより，デブリの冷却水がペデスタルの外へ漏えいすることも考えられることから，デブリ冷却性の観点で残留ひび割れからの漏水影響を検討する。

2.
(1)

残留ひび割れ幅の算定
算定方法
ＬＳ−ＤＹＮＡコードによるＳＥ解析終了時刻における鉄筋の軸方向の引張応力状態により，コンクリート標準示方書［設計編］（（社）土木学
会，2012））（以下「コンクリート標準示方書［設計編］」という。）のひび割れ幅の算定式を用いてペデスタル躯体の残留ひび割れ幅を算定する。
鉄筋コンクリート部材に曲げモーメントが作用した場合，曲げモーメン
トの増加と共にひび割れが発生し，その本数が増加することでひび割れ間隔が小さくなっていく。しかし，曲げモーメントがある程度以上大きくなると，新たなひび割れが発生しない状態となる。この時，鉄筋コンクリー
トのひび割れ幅（）は，一般的に（1）式で表すことができ，鉄筋コン

クリートのひび割れ間隔に，ひび割れ間のコンクリートと鉄筋のひずみ差を乗じた値として与えられることになる。
添付 3.3.2−31

…（1）
ここで，
：ひび割れ間隔：鉄筋とコンクリートのひずみ差

これを基に，コンクリート標準示方書［設計編］では，鉄筋のかぶりや鋼材の表面形状等を考慮し，（2）式のように示されている。

1.1

4

0.7

…（2）

ここで，
：鉄筋の表面形状がひび割れ幅に及ぼす影響を表す係数（−）：コンクリートの品質がひび割れ幅に及ぼす影響を表す係数で（3）式による
0.7 …（3）：コンクリートの圧縮強度（N／mm２ ）：引張鋼材の段数の影響を表す係数で（4）式による…（4）：引張鋼材の段数（−）：かぶり（mm）：鋼材の中心間隔（mm）：鋼材径（mm）：鋼材位置のコンクリートの応力が 0 の状態からの鉄筋応力度の増加量（N／mm２ ）：鉄筋のヤング係数（N／mm ２ ）：コンクリートの収縮及びクリープ等によるひび割れ幅の増加を考慮するための数値（−）（1）式及び（2）式よりＳＥによりペデスタル躯体に生じる残留ひび割
れ幅（）を算出する。

…（5）

添付 3.3.2−32

各項目の数値を下表に示す。
項目

数値：鉄筋の表面形状がひび割れ幅に及ぼす影響を表す係数（異形鉄筋）：コンクリートの圧縮強度

1.022.06 N／mm ２：引張鋼材の段数：かぶり：鋼材の中心間隔：鋼材径2.05×10５ N／mm ２：鉄筋のヤング係数：コンクリートの収縮及びクリープ等によるひび割れ幅の増加を考慮するための数値(2)

150×10−６

算定結果
第 1 図に側壁部及び床スラブ部での残留ひび割れ幅を示す。解析終了時
刻における鉄筋の軸方向引張応力状態に基づき算定した各鉄筋位置における残留ひび割れ幅の最大値は側壁部で約 0.05mm，床スラブ部（最下段鉄筋）で約 0.13mm である。

添付 3.3.2−33

3.
(1)

ＳＥ後の残留ひび割れによる漏水影響の検討
ペデスタル躯体の応力状態を考慮した漏水影響の検討
残留ひび割れによる漏水影響が表れやすいと考えられる床スラブを対象に，ペデスタル躯体の応力状態より漏水影響について検討する。
第 2 図に鉄筋の応力−ひずみ関係を示す。解析終了時刻における床スラ
ブ下端鉄筋の 1 段目の軸方向の引張ひずみは 200μ程度である。これは，鉄筋の応力−ひずみ関係で表現した場合，ほぼ初期状態に当たる長期許容応力度（195N／mm ２ ）の 1／5 に相当する応力レベルであり，床スラブ下端側に作用する引張応力に対する強度は損なわれていない。
第 3 図に床スラブ断面応力状態を示す。ＳＥ後にはデブリ自重等の荷重が作用した状態となることから，構造的に床スラブ断面内では中立軸を境に鉄筋が配置される床スラブ下端側に引張応力が作用するが，床スラブ上
端側ではひび割れを閉鎖させる方向の圧縮応力が作用する。また，ＳＥ後においても，ペデスタル（ドライウェル部）へ落下したデブリによって床スラブの上端側のコンクリートが加熱されることで，圧縮応力が作用した状態となる。
以上のことより，ペデスタル躯体の応力状態を考慮すると，実機においてＳＥ後の残留ひび割れが生じた場合においても，漏水量は相当小さい値になると考えられる。

添付 3.3.2−34

(2)既往の知見を踏まえた漏水影響の検討「コンクリートのひび割れ調査，補修・補強指針―2009―」において，建築物を対象とした漏水実験や実構造物における実態調査がまとめられている。この中で坂本他の検討 ※１ では，10cm〜26cm までの板厚による実験を行っており，板厚が厚くなる方が漏水に対して有利であり，26cm では漏水が生じるひび割れ幅は 0.2mm 以上であったと報告されている。これに対して，実機ペデスタルの側壁（厚さ：上部
ラブ（厚さ：，下部）及び床ス）は，26cm 以上の板厚を有している。

また，一般に，ひび割れ幅が 0.2mm 未満であれば，水質による目詰まり
やひび割れ内部のコンクリートの水和反応による固形物の析出等により，漏水流量が時間とともに減少する ※２ ことが分かっている。
※１

コンクリート壁体のひびわれと漏水の関係について（その 2）（日本建築学会大会学術講演便概集，昭和 55 年 9 月）

※２沈埋トンネル側壁のひび割れからの漏水と自癒効果の確認実験（コンクリート工学年次論文報告集，Vol.17，No.1 1995）(3)

ＭＣＣＩ影響抑制対策施工に伴う漏水影響の低減効果について
ＭＣＣＩ影響抑制対策であるコリウムシールドの設置に伴い，水密性確保の観点でペデスタル躯体とコリウムシールドの間をＳＵＳ製ライナでライニングする計画としている。このため，デブリが落下した以降の状態においても，ＳＵＳ製ライナが残留ひび割れからの漏水影響低減に寄与すると考えられる。

添付 3.3.2−35

4.

残留ひび割れからの漏水を仮定したデブリ冷却性への影響評価
前述のとおり，ペデスタル躯体の応力状態や既往の知見等を考慮すると，実機において残留ひび割れから漏えいが発生した場合においても，漏水量は相当小さくなると考えられるが，ここでは残留ひび割れからの漏水を仮定した場合のデブリ冷却性への影響について定量的に検討する。

(1)

漏水量の評価漏水量は「コンクリートのひび割れ調査，補修・補強指針−2009−付：
ひび割れの調査と補修・補強事例（社団法人日本コンクリート工学協会）」
における漏水量の算定式に基づき，残留ひび割れ幅に対する漏水量を評価する。なお，本評価における算定条件は漏水量を多く見積もる観点で保守的な設定とする。

【漏水量算定式】

Q

12

ここで，
Q ：漏水量（mm ３ ／s）：低減係数（−）：ひび割れ長さ（mm）
w ：ひび割れ幅（mm）：作用圧力（N／mm ２ ）ν ：水の粘性係数（Ns／mm ２ ）：部材の厚さ（ひび割れ深さ）（mm）

添付 3.3.2−36

項目の数値を下表に示す。
項目

数値：低減係数 ※１

：ひび割れ長さ

0.01
上部側壁：112,000mm
下部側壁： 27,000mm
床スラブ： 74,000mm※２

w ：ひび割れ幅 ※３

側
壁：0.05mm
床スラブ：0.13mm：作用圧力 ※４0.25 N／mm２

ν ：水の粘性係数 ※５

1.82×10 −10 Ns／mm ２：部材の厚さ（ひび割れ深さ）

※１

※２
※３
※４

※５

構造体の壁厚さ 1m の実験結果（「沈埋トンネル側壁のひび割れからの漏水と自癒効果実験」コンクリート工学年次論文報告集 vol.17 No.1 1995）に基づく値
コンクリート標準示方書［設計編］の算定式にて評価したひび割れ間隔及
びペデスタル躯体寸法に基づき設定したひび割れ長さ
ＬＳ−ＤＹＮＡ解析結果に基づき算定した床スラブ及び側壁の残留ひび割
れ幅の最大値
デブリ全量落下後に人通用開口部高さまで水張りされた状態（床面より約3m 高さ）での床スラブ上面での水頭圧，及びＲＰＶ破損後のドライウェル−サプレッション・チェンバ差圧を考慮した圧力（側壁部の漏水量算定においても，保守的に同じ作用圧力を適用）
ＲＰＶ破損後のサプレッション・チェンバ温度に基づき 150℃の値を設定

添付 3.3.2−37

(2)漏水量の算定結果
上記の条件にて求めた漏水量は，側壁部で約 0.05m ３ ／h，床スラブで約0.38m３ ／h となり，合計約 0.43m３ ／h である。

(3)

漏水量に対するデブリ冷却性への影響評価算定した床スラブ及び側壁の漏水量は合計で約 0.43m ３ ／h であるが，これに対して格納容器下部注水系（常設）にて 80m ３ ／h のペデスタル注水が可能である。したがって，万が一ＳＥ後のコンクリートの残留ひび割れによる漏水が生じた場合においても，漏水量を十分に上回る注水量を確保できることから，デブリ冷却性への影響はない。

5.

まとめ
ＬＳ−ＤＹＮＡコードの解析結果に基づきペデスタル躯体に発生する残留
ひび割れ幅は側壁部で約 0.05mm，床スラブ部で約 0.13mm であることを評価した。これに対して，ペデスタル躯体の応力状態，既往の知見等を考慮すると残留ひび割れからの漏水量は相当小さくなると考えられる。さらに，残留
ひび割れからの漏水を仮定して保守的に評価した漏水量約 0.43m３ ／h に対して，ペデスタルの床面に落下したデブリを冷却するための格納容器下部注水系（常設）は 80m ３ ／h で注水可能であることから，万が一ＳＥ後の残留ひび割れによる漏水が生じた場合においても，ペデスタルの床面に落下したデブ
リを十分に冷却することが可能である。

添付 3.3.2−38

①

②

③

④

⑤

⑥

爆発源

⑦

⑧

①
②
③
④
⑤
⑥
⑦
⑧
※

第1図

要素番号
B699530
B678799
B696183
B704282
B703078
B704112
B696021
B601447

残留ひび割れ幅 ※約 0.04 mm
約 0.04 mm
約 0.04 mm
約 0.04 mm
約 0.04 mm
約 0.04 mm
約 0.05 mm
約 0.13 mm

解析終了時刻における鉄筋の軸方向引張応力より算定

側壁部及び床スラブ部の鉄筋位置における残留ひび割れ幅

添付 3.3.2−39

応力N／mm ２σyEs ：2.05×10５ N／mm２
σ y：345N／mm２
ε y：約 1700μ

195

1000μ

Es
εy
200μ

第2図

ひずみμ

鉄筋の応力−ひずみ関係とＳＥ後の鉄筋の応力レベル（SD345 鉄筋）

第3図

床スラブ断面応力状態

添付 3.3.2−40

添付資料 3.3.3
ＪＡＳＭＩＮＥ解析について

1.

はじめに
本資料は，格納容器破損防止対策に関する重大事故等対策の有効性評価において，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」に対して，水蒸気爆発（以下「ＳＥ」という。）の発生を仮定した場合のペデスタルの構造応答評価に適用するＪＡＳＭＩＮＥコードの解析条件及び解析結果について整理したものである。

2.

解析条件

2.1

計算体系の幾何形状
ＪＡＳＭＩＮＥの計算体系にてモデル化した領域を第 1 図に示す。モデル

化した領域は，原子炉圧力容器底部，ペデスタル（ドライウェル部）側面及
び床面となる。

計算モデル部分

第1図

ＪＡＳＭＩＮＥの計算体系にてモデル化した部分

添付 3.3.3−1

2.2

メッシュ分割第 1 図に示す計算体系に対するＪＡＳＭＩＮＥコードでのメッシュ分割を

第 2 図に示す。メッシュ分割数は，ＪＡＳＭＩＮＥコードの制限値(X 軸 30
セル，Y 軸 40 セル)以内で，おおむね均等セルとなるよう調整した。

添付 3.3.3−2

メッシュ幅[mm]
27：原子炉圧力容器下部

26：メルト放出位置25：ペデスタル（ドライウェル部）水24：トリガリング位置
23
22
21
20
19
18
17
16
15
14
13
12
11
10
9
8
7
6
5
4
3
2
1

第2図

22

21

20

19

18

17

16

15

14

13

12

11

9

10

8

7

6

5

4

3

2

1

メッシュ幅
[mm]

ＪＡＳＭＩＮＥの計算体系モデル

添付 3.3.3−3

2.3

溶融物放出履歴第 1 表にメルト放出速度，メルト放出口径の時刻歴を示す。

第1表
時刻[sec]

メルト放出速度，メルト放出口径の時刻歴
メルト放出速度[m／s]

メルト放出口径[m]

0
146.0
146.1

2.4

溶融炉心の組成ＪＡＳＭＩＮＥでは溶融炉心の組成を入力条件とはしていない。

2.5

溶融炉心物性値
第 2 表に溶融炉心物性値を示す。本解析では，組み込みライブラリ(jasmine.corium2)を用いている。ＪＡＳＭＩＮＥコード付属の溶融コリウム
模擬のライブラリ（jasmine.corium，jasmine.corium2，jasmine.corium3）のうち，物性値が実機条件に近いと考えられる jasmine.corium2 を採用した。

2.6

主要入力値
第 3 表に主な入力条件を示す。

添付 3.3.3−4

第2表
No.

項目

溶融炉心物性値

物性値
数値

単位

1

溶融点

［K］

2

固相線温度

［K］

3

液相線温度

［K］

4

固相密度

［kg／m３ ］

5

液相密度［kg／m３ ］

6

液相比熱［J／（kg・K）］

7

固相比熱

［J／（kg・K）］

8

溶融潜熱

［J／kg］9

熱伝導率［W／（m・K）］

10

粘性係数

［Pa・s］

11

表面張力

［N／m］

12

輻射率

［−］

添付 3.3.3−5

備考
組み込みライブラリ（jasmine.corium2）
に基づく値

第3表
No.

入力

主な入力条件（1／2）

値（定義）

単位

1

初期圧力

［Pa］

2

プール水温

［K］

3

落下メルト総重量［kg］

4

メルトジェット温度

5

メルト放出速度6メルト放出口径

7

プール水深

8

粗混合時液滴径9

爆発後粒子径

10
11

12

1

備考

ＭＡＡＰ解析結果に基づく値［K］

jasmine付属のメルトの物性値パッケージjasmine.corium2のリキダスに，ＭＡＡＰ解析における下部プレナム内の溶融デブリの酸化物層の過熱度としてＢＷＲ代表条
件のを考慮した値［m／s］

ＭＡＡＰ解析に基づく原子炉圧力容器破損時のデブリ流入速度の最大値［m］

原子炉圧力容器底部の貫通配管で最も口径の大きいＣＲＤチューブ
径0.15mを保守的に丸めて
を
設定

［m］

手順上定める値［m］

大規模ＦＣＩ実験結果（ＦＡＲＯ,ＣＯＴＥＬＳ等）の粒径分布から代表粒子径として設定

0.00005［m］

ブレークアップ係数

1.0

［−］

液滴速度ファクタ

5［−］

トリガリング位置

ペデスタル（ドライウェル部）
中心，底から0.2m［m］

文献 [1]記載のＪＡＥＡが実施した検証解析に用いられる条件を採用
爆発に関与し得る融体の質量が最大に近く，爆発の強度が大きくなりやすい条件として，トリガ位置には底部から軸方向1セル目を選定[1] K.Moriyama, et al, Steam Explosion Simulation Code JASMINE v.3
User s Guide, JAEA-Data/Code 2008-014,July 2008.

添付 3.3.3−6

第3表

主な入力条件（2／2）

No.

入力

値（定義）

単位

備考

13

トリガリングタイミ
ング

粗混合融体質量の最初のピークとな
る時刻

［sec］

水蒸気爆発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として設定

14

トリガ閾値

5×10５

［Pa］

マニュアルによるトリガ圧力の設
定範囲500kPa-10MPaより，500kPaを設定

15

フラグメンテーショ
ンモデル

Caracharios（1983）モデル

［−］

−

16

フラグメンテーショ
ン条件

粒子温度の平均温
度が融点以上［−］−17

フラグメンテーショ
ン係数

0.35

［−］

18

フラグメンテーショ
ン時間

1×10−３［sec］

19蒸発に用いられる
エネルギ割合融体の寄与：0.02
フラグメント放熱の寄与：0.7［−］

20

フラグメンテーショ
ンにおけるボイド緩和係数

ボイド率0.3〜
0.75でカットオフ

［−］

21

トリガ点圧力

1×10７

［Pa］

ピーク圧力よりも低くかつトリガ
閾値圧力500kPaよりも十分大きい
圧力として設定

22

トリガ点ガス割合

粗混合解析結果の引き継ぎ［−］

トリガ気相割合は，粗混合解析の結果に基づきトリガ発生時点でのトリガセルでの気相割合を設定

23

トリガ点ガス温度

1,000

［K］

文献 [1]記載のＪＡＥＡが実施した検証解析に用いられる条件を採用

文献 [1]記載のＪＡＥＡが実施した検証解析に用いられる条件を採用[1] K.Moriyama, et al, Steam Explosion Simulation Code JASMINE v.3
User s Guide, JAEA-Data/Code 2008-014,July 2008.

添付 3.3.3−7

解析結果
第 3 図に水蒸気爆発に伴う運動エネルギの推移を示す。水蒸気爆発の発生を想定した場合にペデスタル（ドライウェル部）の水に伝達される運動エネ
ルギの最大値は約 3.3MJ である。

10.0
9.0
8.0
7.0
運動エネルギ(MJ)

3.

6.0
5.0

最大値 約 3.3MJ

4.0
3.0
2.0
1.0
0.0
0

0.01

0.02

0.03

0.04

時間(sec)

第3図

水蒸気爆発による運動エネルギの推移

添付 3.3.3−8

0.05

添付資料 3.3.4
水蒸気爆発評価の解析モデルについて

1.

はじめに
本資料は，格納容器破損防止対策に関する重大事故等対策の有効性評価において，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」に対して，水蒸気爆発（以下「ＳＥ」という。）の発生を仮定した場合のペデスタルの構造応答評価に適用するＬＳ−ＤＹＮＡコードの解析モデル
について整理したものである。

2.

計算要素
ＬＳ−ＤＹＮＡコードでは，３次元のペデスタルの構造応答の観点より，計算要素は以下のとおり設定している。
・構造材に力を伝える流体には，流体に対して移動境界を比較的容易に表せる ALE（Solid）要素を用いる。
・鉄筋コンクリートのコンクリート部分には，境界面が移動又は変形してもメッシュが追従し，主として固体に適用性がある Lagrange（Solid）要素を用いる。
・鉄筋コンクリートの鉄筋部分には，Lagrange 要素のうち細い棒状の固体に対して適用性がある Lagrange（Beam）要素を用いる。

3.

境界条件
ペデスタルは原子炉圧力容器（以下「ＲＰＶ」という。）を支持する，上層円筒部と下層円筒部の間に床スラブを有する円筒形の鉄筋コンクリート構
造の構築物である。
解析は３次元モデルを用いて，気相部，液相部，爆発源，コンクリート及添付 3.3.4−1

び鉄筋を 1／2 体系でモデル化している。なお，人通用開口部の下端はペデス
タル水面より 2m 程度上の位置であり，ＳＥによる動的荷重は直接作用しない
ことから，当該モデルでは人通用開口部は模擬しない。
ペデスタルは基部の格納容器との取り合い部を介して，ＲＰＶ等から作用する荷重を基礎マットに伝達する構造であることから，格納容器との取り合
い部を固定境界とする。ＲＰＶは上部のスタビライザに支持されており，また，ペデスタル外の領域にはコンクリート床（ダイヤフラム・フロア）等の周辺構造が存在するが，ペデスタルの変形を保守的に大きく評価する観点より，これら周辺構造物による拘束効果は考慮しない。
ペデスタルのＲＰＶ支持機能を評価する観点で，ペデスタル上部に作用す
るＲＰＶ，原子炉しゃへい壁の自重を考慮する。
ＳＥによってもペデスタル床スラブのデブリ保持機能が維持されることを評価する観点より，解析時刻 0 秒より床スラブに対してＳＥ発生前から生じるデブリジェットによる動的荷重を考慮する。また，保守的にＳＥ発生後のデブリ荷重も考慮することとし，解析時刻 50 ミリ秒からＳＥ発生後に生じる
デブリジェットによる動的荷重，及びペデスタル内構造物を含むデブリの自重を負荷する。
ペデスタルの構造概要図を第 3−1 図に，解析モデル境界条件を第 3−2 図に示す。また，第 3−1 表に荷重条件を示す。

添付 3.3.4−2

第 3−1 図

ペデスタル構造概要図

添付 3.3.4−3

第 3−2 図

解析モデル境界条件

第 3−1 表

荷重条件

項目

値

荷重位置

約 2.08×10 ４ kN

ペデスタル上部

ＳＥ前のデブリジェット荷重 ※1

約 70kN

床スラブ中心ＳＥ後のデブリジェット荷重 ※2

約 700kN

床スラブ中心約 4.17×10 ３ kN

床スラブ全面ＲＰＶ等自重ＳＥ後のデブリ自重※1※2

ＲＰＶ破損時における破損口径を考慮した荷重条件
ＭＡＡＰ解析におけるアブレーションを考慮した破損口径及びデブリ放出速度に基づく荷重条件
添付 3.3.4−4

4.

材料モデル
4.1

流体モデル
流体の影響を考慮する際，特定の粒子の運動を知るより，空間に固定されたメッシュ内での流動状態や時間変化を知る方が重要である。また，構造材との連成を考慮した場合，流体は移動境界を比較的容易に表せる ALE
要素を用いるのが適当である。以下に流体要素のプロパティ一覧を示す。

第 4−1 表要素プロパティ一覧

部位

4.2

要素

爆発源

ALE（Solid）要素

液相

ALE（Solid）要素

気相

ALE（Solid）要素

構造材モデル
構造材の変形を考慮する際，構造材メッシュの変形を考慮する必要がある。メッシュ自体の変形を考慮する場合，粒子の集まりが時間とともに，どのように動いていくか（メッシュ点がどのように動いていくか）に着目する Lagrange 要素を用いるのが適当である。
鉄筋コンクリートのコンクリート部分については，板厚が大きく，かつ，
モデル中に鉄筋を含める必要があるため Lagrange（Solid）要素を用いる。
鉄筋については，少ない要素数で解析精度が確保できる Lagrange（Beam）
要素を用いる。
以下に構造材要素のプロパティ一覧を示す。

添付 3.3.4−5

第 4−2 表

要素プロパティ一覧

部位

4.2.1

要素

コンクリートLagrange（Solid）要素

鉄筋

Lagrange（Beam）要素

コンクリート

第 4−3 表にコンクリートの材料特性を示す。

第 4−3 表コンクリートの材料特性

項目

設定

状態方程式

非線形

構成則

ＲＨＴモデル

破壊則

ＲＨＴモデル

圧縮強度22.065MPa（設計基準強度 225kg/cm ２ ）kg/m ３

密度

本解析ではコンクリート衝撃解析での利用を想定した状態方程式，構成則，破壊則により構成されるＲＨＴモデルを用いる。
構成則は圧力，3 軸応力状態及びひずみ速度効果が考慮されており，コンクリート構造物の構造応答解析に適している。また，本モデルは，ＪＮ
ＥＳによるコンクリート製砂防ダムを模擬した検証解析 ［ 1］ が行われている。
［1］平成 13 年度

コンクリート構造物の衝撃破壊挙動解析に係るコード整備に関する報告書，原子力発電技術機構，平成 14 年 3 月
添付 3.3.4−6

4.2.2

鉄筋第 4−4 表に鉄筋（SD345）の材料特性を示す。

第 4−4 表鉄筋（SD345）の材料特性

項目

設定

状態方程式

線形

構成則

等方硬化則

破壊則

限界相当ひずみ則

密度
ヤング率
ポアソン比
降伏応力
限界相当塑性ひずみ

添付 3.3.4−7

4.3

メッシュ分割
第 4−1 図〜第 4−5 図に各部のメッシュ分割について示す。ペデスタルの構造応答の観点から，爆発荷重に対する変形挙動を精度良く模擬できる
よう，高さ方向及び板厚方向に十分な分割数が確保できる寸法として要素
幅 75mm 程度で基本的な要素数を設定する。なお，ＬＳ−ＤＹＮＡコードでは三次元の構造材を模擬するため，構造材の形状に即してより詳細な要素幅も考慮している。また，構造材に圧力を伝える流体（ALE 要素）のメッ
シュサイズは，ALE 法を用いることを考慮し，境界面における伝達ロスが生じないように構造材のメッシュサイズと同等とする。
以下に各要素のメッシュ分割図を示す。また，第 4−5 表に要素分割の詳細を示す。

第 4−1 図コンクリートのメッシュ図
添付 3.3.4−8

第 4−2 図

鉄筋のメッシュ図第 4−3 図爆発源のメッシュ図添付 3.3.4−9

第 4−4 図

液相のメッシュ図第 4−5 図気相のメッシュ図添付 3.3.4−10

第 4−5 表部位

5.

要素分割の詳細要素

爆発源

ALE（Solid）要素

液相

ALE（Solid）要素

気相

ALE（Solid）要素

コンクリートLagrange（Solid）要素

鉄筋

Lagrange（Beam）要素

要素数

爆発源の設定方法
爆発源の初期形状は，ＪＡＳＭＩＮＥコードでの爆発源仕様に基づき半径，軸方向高さとする。

ＪＡＳＭＩＮＥコードの解析による流体の運動エネルギは，ＬＳ−ＤＹＮ
Ａコードで直接入力することはできない。このため，今回の評価では，ＬＳ−ＤＹＮＡコードの解析結果としての爆発源圧力及び流体運動エネルギが，ＪＡＳＭＩＮＥコードの解析の爆発源圧力及び流体運動エネルギを包絡するよう調整する。
これらの設定方法を第 5−1 図に示す。また，第 5−2 図及び第 5−3 図に流体の運動エネルギと爆発源圧力，第 5−1 表に爆発源の仕様を示す。

添付 3.3.4−11

ペデスタル

気相

溶融炉心放出量，物性値
ペデスタル条件（圧力，温度）

爆発源（初期状態）
気相

溶 融 炉
心 ジ ェ
ット

爆発源開放エネルギ ※爆発源圧力 ※
液相

V0

液相
爆発源
エネルギ開放流体運動エネルギ最大値
粗混合領域圧力最高値
粗混合，水蒸気爆発解析(JASMINE:円筒 2 次元体系)

エネルギ開放※ LS-DYNA の 爆 発 源 圧 力 及 び 流 体 運 動 エ ネ ル ギ がJASMINE の爆発源圧力及び流体運動エネルギを包絡するように設定

圧力波

構造応答解析
(LS-DYNA：3 次元体系，1/2 領域)
ペデスタルの最大応力／ひずみ量／変位量

第 5−1 図ＬＳ−ＤＹＮＡにおける爆発源の設定方法

添付 3.3.4−12

第 5−2 図

流体の運動エネルギ

第 5−3 図

爆発源の圧力添付 3.3.4−13

第 5−1 表
項目
初期半径
初期軸方向高さ
最高圧力 ※
流体の運動エネルギ ※爆発源の仕様値

設定根拠

ＪＡＳＭＩＮＥコードで模擬する爆発源仕様に基づき設定

ＪＡＳＭＩＮＥコード解析結果の流体運動エネルギの最大値を再現する
値を設定※ 開放エネルギの調整結果として確認される。

添付 3.3.4−14

6.

解析フロー
第 6−1 図にＬＳ−ＤＹＮＡの解析フローを示す。

ＪＡＳＭＩＮＥ解析結果
・爆発源の最高圧力
・流体の最大運動エネルギ

爆発源の形状を設定

プラントデータ・ペデスタル形状
・構造材材質・材料物性値

構造材及び流体メッシュの作成

ＬＳ−ＤＹＮＡ
ＬＳ−ＤＹＮＡコード入力

爆発源圧力及び開放エネルギの調整

ＡＬＥ法を用いた流体―構造材連成解析

爆発源圧力及び流体の運動エネルギを確認

解析結果出力・構造材のひずみ量
・構造材の変位量
・構造材の発生応力
・各セルの圧力 等

第 6−1 図ＬＳ−ＤＹＮＡコード解析フロー図

添付 3.3.4−15

7.

入出力
ＬＳ−ＤＹＮＡコードの主要な入出力は第 6−1 図に示した解析フロー図にも示されるとおりである。ＬＳ−ＤＹＮＡコードのインプットデータは以下のとおり構成される。
① ペデスタル構造物の幾何形状② 各構造物に対する拘束条件③ 材料の物性値④ 流体及び構造材のメッシュデータ⑤ 流体及び構造材の要素タイプ⑥ 爆発源の形状・位置（ＪＡＳＭＩＮＥコードの評価条件・結果に基づく）⑦ 爆発源の最高圧力，エネルギ（ＪＡＳＭＩＮＥコードによる評価結果に基づく）⑧ 側壁及び床スラブの力積履歴（ＪＡＳＭＩＮＥコードによる評価結果に基づく）

上記をインプットデータとして，水蒸気爆発発生時の構造材衝撃荷重応答を評価し，以下の主要なアウトプットデータを得る。
① 構造材のひずみ量② 構造材の変位量③ 構造材の発生応力④ 各セルの圧力

添付 3.3.4−16

別添運動エネルギから圧力として伝わるときの考え方について

ＬＳ−ＤＹＮＡコードの評価は，ＪＡＳＭＩＮＥコードの解析結果に基づき設定した水蒸気爆発時の流体の運動エネルギ及び爆発源の圧力に基づいて実施している。すなわち，ＬＳ−ＤＹＮＡコードの評価での水蒸気爆発時の流体運
動エネルギ及び爆発源の圧力がＪＡＳＭＩＮＥコードの評価における全領域の流体運動エネルギ及び爆発源の圧力と同等となるように設定している。これは，水蒸気爆発発生時には溶融デブリからの熱エネルギが，爆発による圧力波を介して流体側に運動エネルギとして伝わりこれが構造材のペデスタル壁に作用するためであり，この運動エネルギ及び爆発源の圧力を解析条件としてＬＳ−Ｄ
ＹＮＡコードの評価に引き渡すことにより，ペデスタルの構造健全性を適切に評価できると考えられるためである。
上記の考え方の妥当性を確認するために，ＪＡＳＭＩＮＥコードの解析による水蒸気爆発時の壁面及び床スラブの力積履歴と，ＬＳ−ＤＹＮＡコードの解析における爆発源設定時の壁面及び床スラブの力積履歴を比較した。別添第 1−1 図及び別添第 1−2 図に示すとおり，ＬＳ−ＤＹＮＡコードの解析における壁面及び床スラブの力積履歴はＪＡＳＭＩＮＥコードの解析よりも大きく，解析条件として保守的であることが確認できる。

添付 3.3.4−17

第 1−1 図

第 1−2 図ＳＥによる側壁力積履歴の比較

ＳＥによる床スラブ力積履歴の比較

添付 3.3.4−18

添付資料 3.3.5
水蒸気爆発発生時のコリウムシールドへの影響

1.

はじめに
溶融炉心・コンクリート相互作用による侵食影響を緩和するための耐熱材としてペデスタル内に敷設するジルコニア製コリウムシールドについて，水
蒸気爆発が発生した場合の影響を評価する。

2.

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

＜側面図＞

＜正面図＞

第1図

コリウムシールド設置構造概念図

添付 3.3.5−1

3.

コリウムシールド部材（ジルコニア）の強度
水蒸気爆発によってペデスタルの床面及び壁面にかかる圧力荷重は第 2 図のとおり。ジルコニアの圧縮強度は試験によって以上が確認されていることから，コリウムシールドの健全性は維持可能である。

(a)床面荷重最大位置
第2図4.

(b)壁面荷重最大位置

床面及び壁面にかかる圧力荷重の推移

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

添付 3.3.5−2

別紙
ジルコニアの圧縮強度について

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

1.
(1)

試験条件
供試材
耐熱材：ＺｒＯ ２ 耐火材
形(2)状：円柱状（φ25×30mm）

試験条件（第 1 表，第１図）
第1表

試験条件

試験温度

室温，1,000℃，1,500℃，1,800℃，2,000℃

試験雰囲気

室温：大気中，それ以外：アルゴン

試験速度

クロスヘッド速度

0.5mm／min

昇温速度

20℃／min

温度保持時間試験温度到達後 10min 保持

試験片本数2 本／条件第1図

試験装置

添付 3.3.5−3(3)圧縮強度の算出
圧縮強度σ c は下式によって算出した。
σ c＝P／S
P：圧縮試験時の最大荷重 [N]S：試験片の断面積 [mm ２ ]2.

試験結果及び圧縮強度の設定
試験結果を第 2 表に示す。水蒸気爆発発生時点におけるＺｒＯ ２ 耐熱材温度は水プールの水温程度と考えられ，室温から 1,000℃の範囲において圧縮
強度は以上が確認されていることから，水蒸気爆発発生時点で考慮す

る圧縮強度としてを設定する。

第2表

圧縮強度試験結果
圧縮強度（MPa）

温度（℃）
最小

最大

平均

20
1,000
1,500
1,800
2,000

※

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

添付 3.3.5−4

解析コード及び解析条件の不確かさの影響評価について（原子炉圧力容器外の溶融燃料−冷却材相互作用）
第1表
分類

解析コードにおける重要現象の不確かさが運転員等操作時間及び評価項目となるパラメータに与える影響(1／2)
重要現象

崩壊熱

炉心モデル（原子炉出力及び崩壊熱）

燃料棒内温度変化

燃料棒表面熱伝達

燃料被覆管酸化炉心モデル（炉心熱水力モデル）
溶融炉心の挙動モデル（炉心ヒートアップ）

炉心

添付 3.3.6−1

評価項目となるパラメータに与える影響

入力値に含まれる。

「解析条件を最確条件とした場合の運転員等操作時間及び評価項目となるパラメータに与える影響」にて確認。

「解析条件を最確条件とした場合の運転員等操作時間及び評価項目となるパラメータに与える影響」にて確認。

TMI 事故解析における炉心ヒートアップ時の水素ガス発
生，炉心領域での溶融進展状態について，TMI 事故分析
結果と良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，測定データと良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
・炉心下部プレナムへの溶融炉心移行の開始時刻は，ほぼ変化しない炉心ヒートアップに関するモデルは，TMI 事故についての再現性
及び CORA 実験についての再現性が確認されている。炉心ヒート
アップの感度解析（ジルコニウム−水反応速度の係数についての感度解析）では，炉心溶融時間及び炉心下部プレナムへの溶融炉
心移行の開始時間に対する感度は数分程度であり，影響は小さい
ことを確認している。
炉心下部プレナムへの溶融炉心移行の影響を受ける可能性がある操作としては，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）による格納容器冷却操作及び常設低圧
代替注水系ポンプを用いた格納容器下部注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェル部）注水操作があるが，原子炉圧力容器
破損時間の不確かさは小さく，また，原子炉圧力容器温度（下鏡部）が 300℃に到達したこと等をもって破損兆候を検知し，原子炉圧力容器の破損判断パラメータである格納容器下部水温を継続監視することで，原子炉圧力容器破損を速やかに判断可能であることから，運転員等操作時間に与える影響は小さい。

炉心ヒートアップに関するモデルは，TMI 事故についての再現性
及び CORA 実験についての再現性を確認している。炉心ヒートア
ップの感度解析（ジルコニウム−水反応速度の係数についての感度解析）では，格納容器圧力挙動への影響は小さいことを確認していることから，評価項目となるパラメータに与える影響はない。

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 コードの方が大きく，解析コード SAFER に対して保守的であり，その後の注水操作による燃料有効長頂部までの水位回復時刻は両コードで同等である

原子炉水位挙動について原子炉圧力容器内のモデルが精緻である解析コード SAFER の評価結果との比較により水位低下幅は解析コード MAAP の評価結果の方が大きく，解析コード SAFER に対して保守的であることを確認していることから，運転員等操作時間に与える影響は小さい。

原子炉水位挙動について原子炉圧力容器内のモデルが精緻である解析コード SAFER の評価結果との比較により水位低下幅は解析コード MAAP の評価結果の方が大きく，解析コード SAFER に対して保守的であることを確認していることから，評価項目となるパラメータに与える影響は小さい。

HDR 実験解析では，格納容器圧力及び雰囲気温度について，温度成層化含めて傾向を良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
データと良く一致することを確認した。
CSTF 実験解析では，格納容器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良く一致することを確認した。

HDR 実験解析では区画によって格納容器温度を十数℃程度，格納容器圧力を 1 割程度高めに評価する傾向を確認しているが，BWRの格納容器内の区画とは異なる等，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解析で確認された不確かさは小さくなるものと推定される。しかし，全体としては格納容器圧力及び雰囲気温度の傾向を適切に再現できている。本評価事故シー
ケンスでは，格納容器圧力及び雰囲気温度を操作開始の起点としている運転員等操作はないことから，運転員等操作時間に与える影響は小さい。

HDR 実験解析では区画によって格納容器雰囲気温度を十数℃程
度，格納容器圧力を 1 割程度高めに評価する傾向を確認しているが，BWR の格納容器内の区画とは異なる等，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解析で確認された不確
かさは小さくなるものと推定される。しかし，全体としては格納
容器圧力及び雰囲気温度の傾向を適切に再現できていることから，評価項目となるパラメータに与える影響は小さい。

不確かさ

燃料被覆管変形

沸騰・ボイド率変化
炉心モデル（炉心水位計算モデル）
気液分離（水位変化）・対向流格納容器

格納容器各領域
間の流動

格納容器モデル（格納容器の熱水力モデル）

添 付 資 料 3.3.6

運転員等操作時間に与える影響

解析モデル

第1表
分類

解析コードにおける重要現象の不確かさが運転員等操作時間及び評価項目となるパラメータに与える影響(2／2)
重要現象

解析モデル

リロケーション

溶融炉心の挙動モデル（リロケーション）
構造材との熱伝
達

原子炉
圧力容器
（炉心損傷
後）

添付 3.3.6−2

運転員等操作時間に与える影響

・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，
原子炉圧力容器破損時刻への影響が小さいことを確認した

溶融炉心の挙動モデルは TMI 事故についての再現性を確認している。また，炉心ノード崩壊のパラメータを低下させた感度解析
により原子炉圧力容器破損時間に与える影響は小さいことを確認している。
原子炉圧力容器の破損の影響を受ける可能性がある操作としては，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）による格納容器冷却操作及び常設低圧代替注水系ポンプを用いた格納容器下部注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェル部）注水操作があるが，原子炉圧力容器破損時間に与える影響は小さく，また，原子炉圧力容器温度（下鏡部）が 300℃に到達したこと等をもって破損兆候を検知し，原子炉圧力容器の破損判断パラメータである格納容器下部水温を継続監視することで，原子炉圧力容器破損を速やかに判断可能であることから，運転員等操作時間に与える影響は小さい。
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）に関する感度解析により最大ひずみを低下させた
場合に原子炉圧力容器破損時間が早まることを確認しているが，原子炉圧力容器破損（事象発生から約 4.5 時間後）に対して，十数分早まる程度である。
原子炉圧力容器破損の影響を受ける可能性がある操作としては，
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）による格納容器冷却操作及び常設低圧代替注水系ポンプを用いた格納容器下部注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェル部）注水操作があるが，原子炉圧力容器破損（事象発生から約 4.5 時間後）に対して早まる時間はわずかであり，また，
原子炉圧力容器温度（下鏡部）が 300℃に到達したこと等をもって破損兆候を検知し，原子炉圧力容器の破損判断パラメータである格納容器下部水温を継続監視することで，原子炉圧力容器破損を速やかに判断可能であることから，運転員等操作時間に与える影響は小さい。
本評価事故シーケンスでは，原子炉圧力容器外の溶融燃料−冷却材相互作用による圧力スパイクを起点とした運転員等操作はないことから，運転員等操作時間に与える影響はない。

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

溶融炉心挙動モデル（原子炉圧力容器破損
モデル）

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）
格納容器
（炉心損傷
後）

不確かさ

原子炉圧力容器外 FCI（デブリ粒子熱伝達）

溶融炉心挙動モデル（格納容器下部での溶融炉心挙動）

評価項目となるパラメータに与える影響溶融炉心の挙動モデルは TMI 事故についての再現性を確認している。また，炉心ノード崩壊のパラメータを低下させた感度解析
により原子炉圧力容器破損時間に与える影響は小さいことを確認しており，原子炉圧力容器外の溶融燃料−冷却材相互作用による格納容器圧力上昇に与える影響はほぼないことから，評価項目となるパラメータに与える影響は小さい。

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）に関する感度解析により最大ひずみを低下させた
場合に原子炉圧力容器破損が早まることを確認しているが，原子炉圧力容器破損（事象発生から約 4.5 時間後）に対して早まる時
間はわずかであることから，評価項目となるパラメータに与える影響は小さい。

溶融炉心の細粒化モデルにおけるエントレインメント係数及びデブリ粒子径の感度解析により BWR-5（Mark−Ⅰ改良型格納容器
プラント）においては原子炉圧力容器外の溶融燃料−冷却材相互作用による圧力スパイクに与える影響は小さいことを確認している。このうち，BWR-5（Mark−Ⅱ型格納容器プラント）においては，最も感度のあるエントレインメント係数について感度解析を行った結果，エントレインメント係数を変化させた場合においても原子炉圧力容器外の溶融燃料−冷却材相互作用による圧力
スパイクに与える影響は小さいことを確認していることから，評価項目となるパラメータに与える影響は小さい。
（添付資料 3.3.7）

第2表
項

目

解析条件を最確条件とした場合に運転員等操作時間及び評価項目となるパラメータに与える影響(1／4)
解析条件（初期条件，事故条件及び機器条件）の
不確かさ
解析条件

条件設定の考え方

3,293MW

約 3,279MW〜
約 3,293MW（実績値）

定格熱出力を設定

原子炉圧力（圧力容器ドーム部）

6.93MPa[gage]

約 6.91 MPa[gage]〜約
6.94MPa[gage]（実績値）

定格圧力を設定

原子炉水位

通常運転水位（セパレータスカー
ト下端から＋126cm）

通常運転水位約−4cm〜約＋6cm（セパレータスカー
ト下端から約＋122cm〜約＋132cm）（実績値）

通常運転水位を設定

炉心流量48,300t／h（定格流量（100％））

定格流量の約 86％〜約 104％（実績値）

定格流量を設定

装荷炉心ごと９×９燃料(Ａ型)と９×９燃料(Ｂ型)は，熱水力的な特性はほぼ同等であり，その他の核的特性等の違いは燃料棒最大線出力密度の保守性に包含されることから，代表的に９×９燃料(Ａ型)を設定

料

９×９燃料
(Ａ型)

初期条件

添付 3.3.6−3

原子炉熱出力燃ANSI/ANS5.1-1979
燃焼度 33GWd／t

燃焼度
33GWd／t 以下（実績値）

5kPa[gage]

約 2.2 kPa[gage]〜約4.7kPa[gage]（実績値）

格納容器雰囲気温度

57℃

約 25℃〜約 58℃（実績値）

格納容器体積（ドライウェル）5,700m３

5,700m３（設計値）

原子炉停止後の崩壊熱

格納容器圧力運転員等操作時間に与える影響

評価項目となるパラメータに与える影響

最確条件とした場合には，原子炉停止後の崩壊熱が緩和される。
最確条件とした場合の運転員等操作時間への影響は，原子炉停止
後の崩壊熱にて説明する。
最確条件とした場合には，ゆらぎにより解析条件に対して変動を与え得るが，原子炉圧力は逃がし安全弁により制御されるため事象進展に与える影響はないことから，運転員等操作時間に与える影響はない。
最確条件とした場合には，ゆらぎにより解析条件に対して変動を与え得るが，ゆらぎの幅は事象発生後の水位低下量に対して非常に小さい。例えば，原子炉スクラム 10 分後までの崩壊熱による
原子炉水位の低下量は，高圧が維持された状態でも通常運転水位
約 3m であるのに対してゆらぎによる水位低下量は約 4cm であり非常に小さい。したがって，事象進展に与える影響は小さいことから，運転員等操作時間に与える影響は小さい。
事象発生後早期に原子炉はスクラムするため，初期炉心流量が事象進展に与える影響は小さいことから，運転員等操作時間に与える影響は小さい。

最確条件とした場合には，原子炉停止後の崩壊熱が緩和される。最確条件とした場合の評価項目となるパラメータに与える影響は，原
子炉停止後の崩壊熱にて説明する。
最確条件とした場合には，ゆらぎにより解析条件に対して変動を与え得るが，原子炉圧力は逃がし安全弁により制御されるため事象進展に与える影響はないことから，評価項目となるパラメータに与える影響はない。
最確条件とした場合には，ゆらぎにより解析条件に対して変動を与え得るが，ゆらぎの幅は事象発生後の水位低下量に対して非常に小さい。例えば，原子炉スクラム 10 分後までの崩壊熱による原子炉
水位の低下量は，高圧が維持された状態でも通常運転水位約 3m であるのに対してゆらぎによる水位低下量は約 4cm であり非常に小さい。したがって，事象進展に与える影響は小さいことから，評価項目となるパラメータに与える影響は小さい。
事象発生後早期に原子炉はスクラムするため，初期炉心流量が事象進展に与える影響は小さいことから，評価項目となるパラメータに与える影響は小さい。

最確条件とした場合には，９×９燃料のＡ型又はＢ型の炉心となるか，それらの混在炉心となるが，いずれの型式も燃料の熱水力
特性はほぼ同等であり，事象進展に与える影響は小さいことから，運転員等操作時間に与える影響は小さい。

最確条件とした場合には，９×９燃料のＡ型又はＢ型炉心となるか，それらの混在炉心となるが，いずれの型式も燃料の熱水力特性はほぼ同等であり，事象進展に及ぼす影響は小さいことから，評価項目となるパラメータに与える影響は小さい。

最確条件とした場合には，解析条件で設定している崩壊熱と同等以下となる。
燃焼度 33GWd／t の場合は，解析条件と最確条件は同等であることから運転員等操作時間に与える影響はない。
また，燃焼度が 33GWd／t 未満の場合は，発生する水蒸気は少な
くなり，原子炉圧力容器破損に至るまでの事象進展は緩和されるが，操作手順（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）による格納容器冷却操作（原子炉圧力容器破損後）及び常設低圧代替注水系ポンプを用いた格納容器下部
注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェル部）注水操作を実施すること）に変わりはないことから，運転員等操作時間に与える影響はない。
最確条件とした場合には，解析条件で設定している格納容器圧力より低くなるが，操作手順（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）による格納容器冷却操作を実施すること）に変わりはないことから，運転員等操作時間に与える影響はない。
最確条件とした場合には，ゆらぎにより解析条件に対して変動を与え得るが，ドライウェル雰囲気温度を操作開始の起点としている運転員等操作はないことから，運転員等操作時間に与える影響はない。

最確条件とした場合には，解析条件で設定している崩壊熱と同等以下となる。
燃焼度 33GWd／t の場合は，解析条件と最確条件は同等であることから評価項目となるパラメータに与える影響はない。
また，燃焼度が 33GWd／t 未満の場合は，溶融炉心の持つエネルギ
が小さくなることから，評価項目となるパラメータに対する余裕は大きくなる。

最確条件

崩壊熱が大きい方が原子炉水位低下及び格納容器圧力上昇の観点で厳しい設定となるため，崩壊熱が大きくなる燃焼度の高い条件として，1 サイクルの運転期間(13 ヶ月)に調整運転期間(約 1 ヶ月)を考慮した運転期間に対応する燃焼度を設定。

格納容器圧力の観点で厳しい高めの設定として，通常運転時の圧力を包含する値を設定

ドライウェル内ガス冷却装置の設
計温度を設定設計値を設定解析条件と最確条件は同様であることから，事象進展に与える影
響はなく，運転員等操作時間に与える影響はない。

最確条件とした場合には，解析条件で設定している格納容器圧力より低くなるため，格納容器圧力が低めに推移するが，評価項目となるパラメータに対する影響は小さい。

最確条件とした場合には，ゆらぎにより解析条件に対して変動を与え得るが，ゆらぎによるドライウェル雰囲気温度の解析条件からの上昇は約 1℃であり，初期温度から格納容器限界温度 200℃までの余裕に対して十分に小さく，評価項目となるパラメータに与える影
響は小さい。
解析条件と最確条件は同様であることから，事象進展に与える影響はなく，評価項目となるパラメータに与える影響はない。

第2表
項

目

解析条件を最確条件とした場合に運転員等操作時間及び評価項目となるパラメータに与える影響(2／4)
解析条件（初期条件，事故条件及び機器条件）の
不確かさ
解析条件

格納容器体積（サプレッション・チェンバ）

サプレッション・
プール水位

空間部：4,100m３
液相部：3,300m３

6.983m（通常運転水位−4.7cm）

空間部：
約 4,092m３〜
約 4,058m３
液相部：
約 3,308m３〜
約 3,342m３（実績値）

約 7.000m〜
約 7.070m
（実績値）

32℃

約 15℃〜約 32℃（実績値）

ベント管真空破壊
装置作動差圧

3.45kPa（ドライウェル−サ
プレッション・チェン
バ間差圧）

3.45kPa（ドライウェル−サ
プレッション・チェン
バ間差圧）
（設定値）

初期条件

添付 3.3.6−4

サプレッション・
プール水温度

格納容器下部水位

外部水源の温度

ペデスタル（ドライウ
ェル部）底面から 1m

35℃

ペデスタル（ドライウ
ェル部）底面から 1m

35℃以下

評価項目となるパラメータに与える影響

条件設定の考え方

運転員等操作時間に与える影響

サプレッション・プールでの圧力抑制効果が厳しく
なる少なめの水量として，保安規定の運転上の制限
における下限値を設定

最確条件とした場合には，ゆらぎにより解析条件に対して変動を与え得るが，ゆらぎによる格納容器体積（サプレッション・チェンバ）の液相部の変化分は通常時に対して非常に小さい。例えば，サプレッション・プール水位が 6.983m の時の水量は 3,300m３であるのに対し，ゆらぎ（0.087m）による水量変化は約 42m３であり，その割合は初期保有
水量の約 1.3％と非常に小さい。したがって，事象進展に与える影響
は小さいことから，運転員等操作時間に与える影響は小さい。
最確条件とした場合には，ゆらぎにより解析条件に対して変動を与え得るが，ゆらぎによるサプレッション・プール水位の変化分は通常時に対して非常に小さい。例えば，サプレッション・プール水位が 6.983mの時の水量は 3,300m３であるのに対し，ゆらぎ（0.087m）による水量変化は約 42m３であり，その割合は初期保有水量の約 1.3％と非常に小さい。したがって，事象進展に与える影響は小さいことから，運転員
等操作時間に与える影響は小さい。
最確条件とした場合には，解析条件で設定しているサプレッション・
プール水温度と同等以下となる。
32℃の場合は，解析条件と最確条件は同等であることから運転員等操
作時間に与える影響はない。
32℃未満の場合は，格納容器の熱容量は大きくなり，格納容器圧力及び雰囲気温度の上昇が遅くなるが，操作手順（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）による格納容器冷却操作を実施すること）に変わりはないことから，運転員等操作時間に与える影響はない。
解析条件と最確条件は同様であることから，事象進展に与える影響はなく，運転員等操作時間に与える影響はない。

最確条件とした場合には，ゆらぎにより解析条件に対して変動を与え得るが，ゆらぎによる格納容器体積（サプレッション・チェンバ）の液相部の変化分は通常時に対して非常に小さい。例えば，サプレッション・プール水位が 6.983m の時の水量は 3,300m３であるのに対し，ゆらぎ（0.087m）による水量変化は約 42m３であり，その割合は初期保有
水量の約 1.3％と非常に小さい。したがって，事象進展に与える影響は小さいことから，評価項目となるパラメータに与える影響は小さい。
最確条件とした場合には，ゆらぎにより解析条件に対して変動を与え得るが，ゆらぎによるサプレッション・プール水位の変化分は通常時に対して非常に小さい。例えば，サプレッション・プール水位が 6.983mの時の水量は 3,300m３であるのに対し，ゆらぎ（0.087m）による水量変化は約 42m３であり，その割合は初期保有水量の約 1.3％と非常に小さい。したがって，事象進展に与える影響は小さいことからく，評価項目となるパラメータに与える影響は小さい。
最確条件とした場合には，解析条件で設定しているサプレッション・
プール水温度と同等以下となる。
32℃の場合は，解析条件と最確条件は同等であることから評価項目となるパラメータに与える影響はない。
32℃未満の場合は，圧力スパイクへの影響としては，発生する蒸気量の低下が考えられるが，評価項目となるパラメータに対する影響は小さい。

解析条件と最確条件は同様であることから，事象進展に与える影響はなく，運転員等操作時間に与える影響はない。

解析条件と最確条件は同様であることから，事象進展に与える影響はなく，評価項目となるパラメータに与える影響はない。

最確条件とした場合には，解析条件で設定している外部水源の温度と同等以下となり，ペデスタル（ドライウェル部）への注水温度は同等以下となるが，注水温度を操作開始の起点としている運転員等操作はないことから，運転員等操作時間に与える影響はない。

最確条件とした場合には，解析条件で設定している外部水源の温度と同等以下となり，ペデスタル（ドライウェル部）への注水温度は同等以下となる。
35℃の場合は，解析条件と最確条件は同等であることから評価項目となるパラメータに与える影響はない。
35℃未満の場合は，原子炉圧力容器破損後時のペデスタル（ドライウ
ェル部）プール水温度が低くなるが， ペデスタル（ドライウェル部）のプール水温度が低い場合は，顕熱によるエネルギの吸収量が多くなり，潜熱で吸収するエネルギが相対的に減少し，圧力スパイクに寄与する水蒸気発生量が低下することで格納容器圧力の上昇は緩和されることから，評価項目となるパラメータに対する余裕は大きくなる。

最確条件

サプレッション・プールでの圧力抑制効果が厳しくなる低めの水位として，保安規定の運転上の制限における下限値を設定

サプレッション・プールでの圧力抑制効果が厳しくなる高めの水温として，保安規定の運転上の制限における上限値を設定

真空破壊装置の設定値「原子炉圧力容器外の溶
融燃料−冷却材相互作用」に伴う水蒸気爆発の発生を仮定した場合の影響を抑制しつつ，「溶融炉心・コンクリート相互作用」の緩和効果に期待できる深さを考慮して設定
代替格納容器スプレイ冷
却系（常設）による圧力抑制効果の観点で厳しい高めの水温として，年間の気象条件変化を包含する高めの水温を設定

解析条件と最確条件は同様であることから，事象進展に与える影響はなく，評価項目となるパラメータに与える影響はない。

第2表
項

目

解析条件を最確条件とした場合に運転員等操作時間及び評価項目となるパラメータに与える影響(3／4)

解析条件（初期条件，事故条件及び機器条件）の
不確かさ
解析条件

初期条件

条件設定の考え方

運転員等操作時間に与える影響

西側淡水貯水設備及び代替淡水貯槽の管理下限
値を設定

管理値下限の容量として事象発生から 7 日後までに必要な容量を備えており，水源は枯渇しないことから運転員等操作時間に与える影響はない。

最確条件

外部水源の容量

約 8,600m３

8,600m３以上（西側淡水貯水設備＋代替淡水貯槽）

燃料の容量

約 1,010kL

1,010kL 以上（軽油貯蔵タンク＋可搬型設備用軽油タ
ンク）

事故条件

添付 3.3.6−5

管理値下限の容量として事象発生から 7 日後までに必要な容量を備えており，燃料は枯渇しないことから運転員等操作時間に与える影響はない。

原子炉水位低下の観点で厳しい事象を設定

事故条件の起因事象は，解析条件の不確かさとして，大破断
LOCA を考慮した場合，原子炉冷却材の放出量が増加すること
により原子炉圧力容器破損に至るまでの事象進展は早まる
が，操作手順（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）による格納容器冷却操作（原子炉圧力容器破損後）及び常設低圧代替注水系ポンプを用いた格納容器下部注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェ
ル部）注水操作を実施すること）に変わりはないことから，運転員等操作時間に与える影響はない。
（添付資料 3.3.8）

溶融炉心落下時の崩壊熱の影響を確認する観点から感度解析を実施した。感度解析は，事故シーケンスを「大ＬＯＣＡ＋高圧炉心冷却失敗＋低圧炉心冷却失敗＋全交流動力電源喪失」とし，本評価事故シーケンスの解析条件と同様，重大事故等対処
設備による原子炉注水機能についても使用できないものと仮定した場合，原子炉圧力容器破損のタイミングが早くなることを考慮したものである。その結果，事象発生から約 3.3 時間後に原子炉圧力容器破損に至り，圧力ス パ イクの最高値は約0.20MPa[gage]となったが，圧力スパイクの最高値は本評価の結果と同程度であり，評価項目である最高使用圧力の 2 倍（0.62MPa[gage]）以下であることから，評価項目を満足する。
（添付資料 3.3.8）

−

−

−

−

−

−

最確条件とした場合は，原子炉熱出力の低下が早くなるため，溶融炉心の持つエネルギが小さくなり，原子炉圧力容器破損に至るまでの事象進展が緩やかになるが，操作手順（常設低圧代替注水系ポンプを用いた格納容器下部注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェル部）水位の確保操作を開始すること）に変わりはないことから，運転員等操作時間に与える影響は小さい。
最確条件とした場合には，逃がし安全弁を通じて格納容器内に放出される蒸気流量が減少することから，格納容器圧力及び雰囲気温度の上昇が遅くなるが，操作手順（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）による格納容器冷却操作を実施すること）に変わりはないことから，運転員等操作時間に与える影響はない。

最確条件とした場合は，原子炉熱出力の低下が早くなるため，溶融炉心の持つエネルギが小さくなるが，評価項目となるパラメータに与える影響は小さい。

解析条件と最確条件は同様であり，事象進展に与える影響はないことから，運転員等操作時間に与える影響はない。

解析条件と最確条件は同様であり，事象進展に与える影響はないことから，評価項目となるパラメータに与える影響はない。

給水流量の全喪失−

安全機能の喪失に対する仮定

高圧注水機能及び低圧注水機能の喪失
全交流動力電源喪失−

重大事故等対処設備による
原子炉注水に対する仮定

原子炉圧力容器破損
前の重大事故等対処
設備による原子炉注水を考慮しない−

外部電源

外部電源なし−安全機能の喪失に対する仮定に基づき設定
ただし，原子炉スクラムについては，外部電源ありの場合を包括する条件として，機器条件に示すとおり設定
短時間であるが原子炉熱出力が維持される厳しい設定として，外部電源喪失時のタービン蒸気
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）にてスクラムするものとして設定

タービン蒸気加減弁
急速閉信号又は原子炉保護系電源喪失

主蒸気隔離弁事象発生と同時に閉止

原子炉保護系電源喪
失又は原子炉水位異常低下（レベル２）信号

再循環系ポンプ

事象発生と同時に停止

電源喪失によるポン
プ停止（事象発生と同
時）

機器条件

原子炉水位低(レベル３)信号−

軽油貯蔵タンク及び可搬型設備用軽油タンクの管理下限値を設定

起因事象

原子炉スクラム

評価項目となるパラメータに与える影響高圧注水機能として高圧炉心スプレイ系及び原子炉隔離時冷却系，低圧注水機能として低圧炉
心スプレイ系及び残留熱除去系（低圧注水系）の機能喪失を設定
全交流動力電源喪失の重畳を考慮し設定
原子炉圧力容器が破損する条件として，原子炉注水を考慮しない設定

短時間であるが主蒸気が格納容器内に維持される厳しい設定として，原子炉保護系電源喪失及び原子炉水位異常低下（レベル２）信号による主蒸気隔離弁閉止については保守的に考慮せず，事象発生と同時に主蒸気隔離弁閉止するものとして設定事象進展に与える影響は軽微であることから，
全交流動力電源喪失によるポンプ停止を踏まえて設定−最確条件とした場合には，逃がし安全弁を通じて格納容器内に放出される蒸気流量が減少することから，格納容器圧力及び雰
囲気温度の上昇が遅くなるが．その影響は小さいことから，評価項目となるパラメータに与える影響は小さい。

第2表
項

目

逃がし安全
弁

機器条件

添付 3.3.6−6

代替循環冷
却系

緊急用海水
系

可搬型窒素
供給装置

解析条件を最確条件とした場合に運転員等操作時間及び評価項目となるパラメータに与える影響(4／4)

解析条件（初期条件，事故条件及び機器条件）の
不確かさ
解析条件

最確条件

（原子炉圧力制御時）
安全弁機能
7.79 MPa[gage]〜
8.31MPa[gage]385.2 t／h（1 個当たり）〜410.6t／h（1 個当たり）（原子炉圧力制御時）
安全弁機能
7.79MPa[gage]〜
8.31MPa[gage]385.2t／h（1 個当たり）〜410.6t／h（1 個
当たり）
（設計値）

（原子炉手動減圧操
作時）
逃がし安全弁（自動減圧機能）2 個を開放することによる原子炉
減圧
総循環流量：250m３／h
・250m３／h の流量で格納容器へスプレイ・150m３／h の流量で格納容器へスプレイ及び 100m３／h の流量で原子炉へ注水（原子炉手動減圧操
作時）
逃がし安全弁（自動減圧機能）2 個を開放することによる原子炉
減圧
総循環流量：250m３／h
・250m３／h の流量で格納容器へスプレイ・150m３／h の流量で格納容器へスプレイ及び 100m３／h の流量で原子炉へ注水

代替循環冷却系から緊急用海水系への伝熱容量：
約 14MW（サプレッション・プ
ール水温度 100℃，海水温度 32℃において）

代替循環冷却系から緊急用海水系への伝熱容量：
約 14MW 以上（サプレッション・プ
ール水温度 100℃，海水温度 32℃以下において）

総注入流量：200m３／h
・窒素 198m３／h
・酸素 2m３／h
温度：30℃

総注入流量：200m３／h
・窒素 198m３／h
・酸素 2m３／h
温度：0〜58℃

条件設定の考え方

設計値を設定なお,安全弁機能は逃がし弁機能に比べて原子炉圧力が高めに維持され,原子炉減圧操作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ため,事象発生初期において高圧注水機能及び低圧注水機能が喪失する
事故シーケンスにおいては，評価項目に対して厳しい条件となる運転員等操作時間に与える影響
解析条件と最確条件は同様であることから，事象進展に影響はなく，運転員等操作時間に与える影響はない。

解析条件と最確条件は同様であることから，事象進展に影響はなく，評価項目となるパラメータに与える影響はない。

解析条件と最確条件は同様であることから，事象進展に影響はなく，運転員等操作時間に与える影響はない。

解析条件と最確条件は同様であることから，事象進展に影響はなく，評価項目となるパラメータに与える影響はない。

逃がし安全弁の設計値に基づく蒸気流量及び原子炉圧力の関係から設定

格納容器圧力及び雰囲気温度抑制に必要なス
プレイ流量及び溶融炉心の冷却に必要な注水量を考慮して設定

解析条件と最確条件は同様であることから，事象進展に与える影響はなく，運転員等操作時間に与える影響はない。

熱交換器の設計性能に基づき，代替循環冷却
系の除熱性能を厳しくする観点で，過去の実績を包含する高めの海水温度を設定

最確条件とした場合には，解析条件で設定している海水温度と同等以下となる。
32℃の場合は，解析条件は最確条件と同等であることから運転員等操
作時間に与える影響はない。
32℃未満の場合は，除熱性能が向上するため，格納容器圧力及び雰囲
気温度の上昇の抑制効果は大きくなるが，操作手順（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）による格納
容器冷却操作を実施すること）に変わりはないことから，運転員等操
作時間に与える影響はない。

総注入流量は格納容器内の酸素濃度上昇抑制に必要な流量として設定
酸素注入流量は純度 99vol％を考慮して残り全てを酸素として設定
温度は気象条件を考慮して設定

評価項目となるパラメータに与える影響

最確条件とした場合には窒素温度が上昇するため格納容器雰囲気温度が上昇する可能性がある。本評価事故シーケンスでは，格納容器雰囲
気温度を起点としている運転員等操作はないことから，運転員等操作時間に与える影響はない。

解析条件と最確条件は同様であることから，事象進展に与える影響はなく，評価項目となるパラメータに与える影響はない。

最確条件とした場合には，解析条件で設定している海水温度と同等以下となる。
32℃の場合は，解析条件は最確条件と同等であることか
ら評価項目となるパラメータに与える影響はない。
32℃未満の場合は，除熱性能が向上するため，格納容器
圧力及び雰囲気温度の上昇の抑制効果は大きくなることから，評価項目となるパラメータに対する余裕が大きくなる。
最確条件とした場合には窒素温度が上昇するため格納容
器雰囲気温度が上昇する可能性がある。窒素注入は事象発生から約 167 時間後に開始するため，代替循環冷却系
による格納容器内の減圧及び除熱操作によって格納容器
雰囲気は除熱されており，窒素温度は格納容器雰囲気温度よりも低いことから，窒素注入によって格納容器雰囲
気温度が上昇することはなく，評価項目となるパラメー
タに与える影響はない。

第3表

運転員等操作時間に与える影響，評価項目となるパラメータに与える影響及び操作時間余裕

解析条件（操作条件）
項目

操作条件

緊急 用 海水系による 冷 却水（海水）の確保操作及び代 替 循環冷却
系に よ る格納容
器除熱操作

の不確かさ
条件設定
解析条件
の考え方

事象発生
か ら 90
分後

操作所要
時間を踏
まえて設
定

添付 3.3.6−7

操作の不確かさ要因

運転員等操作時間に与える影響【認知】中央制御室にて外部電源受電及び非常用ディーゼル発電機の非常用高圧系統の電源回復ができない場合，早期の電源回復不可による残留熱除去系を用いた格納容器除熱不可と判断し，これにより緊急用海水系の起動準備を開始する手順としている。そのため，認知遅れにより操作開始時間に与える影響はなし。
【要員配置】
中央制御室内での操作のみであり，当直運転員は中央制御室に常駐していることから，操作時間に与える影響はなし。
【移動】
中央制御室での操作のみであり，当直運転員は中央制御室に常駐していることから，操作時間に与える影響はなし。
【操作所要時間】中央制御室における操作は，ポンプ起動，系統構成にかかる時間として緊急用海水系の起動に20 分，代替循環冷却系の起動に 35 分を想定しており，操作時間に余裕を確保している。
【他の並列操作有無】
当該操作に対応する当直運転員に他の並列操作はなく，操作時間に与える影響はなし。
【操作の確実さ】
中央制御室の制御盤の操作スイッチによる簡易な操作のため，誤操作は起こりにくく，そのため誤操作等により操作時間が長くなる可能性は低い。

代替循環冷却系による格納容器除熱操作は事象発生 90分後に開始することとしているが，余裕時間を含めて設定されているため操作の不確かさが操作開始時間に与える影響は小さい。また，
本操作の操作開始時間は，緊急用海水系の準備期間を考慮して設定したものであり，緊急用海水系の操作開始時間が早まれば，本操作の操作時間も早まる可能性があり，代替循環冷却系の運転開始時間も早まるが，その他の操作と並列して実施する場合でも，順次実施
し所定の時間までに操作を完了できることから影響はない。

評価項目となるパラメータに与える影響

操作時間余裕訓練実績等

緊急 用 海水 系の操作 開 始時 間が早ま っ た場 合には，本操作も早まる可能性があり，
格納 容 器圧 力及び雰 囲 気温 度を
早期 に 低下 させる可 能 性が あることから，評価項
目と な るパ ラメ
ータ に 対す る余裕が大きくなる。

代替循環冷却系による格納容器除熱操作開始までの時間は事象発生から 90 分あり，準備時間が確保できるため，時間余裕がある。なお，
本操作が大幅に遅れるような事態になった場
合でも，原子炉圧力容器破損に至るまでの時
間は事象発生から約
4.5 時間であり，約 3
時間程度の余裕がある
ことから，時間余裕がある。

中央制御室における操作のため，シミュレータ（模擬操作含む。）にて訓練
実績を取得。
訓練では緊急用
海水系起動に約16 分。代替循環
冷却系起動に約27 分。
想定している範囲内で意図している運転操作が実施可能であることを確認した。

添付資料 3.3.7
エントレインメント係数の圧力スパイクに対する影響

東海第二発電所（ＢＷＲ５，Ｍａｒｋ−Ⅱ型格納容器）について，原子炉圧
力容器外の溶融燃料−冷却材相互作用における圧力スパイクに対して不確かさを有すると考えられるパラメータのうち，エントレインメント係数を変化させた場合 ※ の影響を確認した。確認結果を以下に示す。
※「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５部ＭＡＡＰ

添付２溶融炉心と冷却材の相互作用について」では，ＢＷＲ，Ｍａｒｋ−Ⅰ改良型格納容器について，デブリ粒子
径を変化させた場合の圧力スパイクに対する感度を評価しているが，その結果，デブリ粒子径を変化させても圧力スパイクはほぼ変わらないことを確認しているため，Ｍａｒｋ−Ⅱ型格納容器に対するデブリ粒子径に関する感度の評価は不要と判断した。

1.

評価条件
・エントレインメント係数を除き，ベースケースと同じ評価条件とした。
・第 1 表に感度解析の条件を示す。エントレインメント係数について，ベースケースではＭＡＡＰ推奨範囲（〜）のうちおよそ中間となるを設定しているが，感度解析ケースでは，ＭＡＡＰの当該係数の推奨範囲のうち最大値（

2.

）と最小値（）を設定した。

評価結果
第 2 表及び第 1 図から第 3 図にベースケース及びエントレインメント係数についての感度解析の評価結果を示す。感度解析の結果，事象発生約 4.5 時
間後に原子炉圧力容器の破損が発生した直後の格納容器圧力は，感度解析ケ
添付 3.3.7−1

ース（最大値）の方が僅かに大きい結果となったが，評価項目である最高使用圧力の 2 倍（0.62MPa[gage]）を下回る結果となった。

3.

結論
エントレインメント係数を変動させた場合であっても，圧力スパイクのピークが評価項目である最高使用圧力の 2 倍（0.62MPa[gage]）を下回ることを確認した。
また，ＢＷＲ５，Ｍａｒｋ−Ⅱ型格納容器の場合についても，エントレイ
ンメント係数の圧力スパイクに対する感度は小さく，その不確かさが有効性評価の結果に与える影響は小さいことを確認した。

第1表
条件
エントレイン
メント係数
設定根拠

解析条件のまとめベースケース

MAAP 推奨値の
ノミナル値

第2表

感度解析ケース

MAAP 推奨範囲の最小値

MAAP 推奨範囲の最大値

解析結果のまとめ約 35 分感度解析ケース（最小値）
約 35 分感度解析ケース（最大値）
約 35 分

約 2.5 時間

約 2.5 時間

約 2.5 時間

約 4.5 時間

約 4.5 時間

約 4.5 時間

約 0.22MPa[gage]

約 0.14MPa[gage]

約 0.26MPa[gage]

事象進展

ベースケース

炉心損傷
炉心下部プレ
ナムへの溶融炉心の移行
RPV 破損
溶融炉心落下による
PCV ピーク
圧力添付 3.3.7−2

0.8
ドライウェルサプレッション・チェンバ
0.62MPa[gage]
0.6
格
納
容
器
圧
力

原子 炉 圧力 容器 破 損 及びペ デ ス タル （ド ラ イウ ェ ル部 ）へ の
デブ リ 落下 によ る 圧 力上昇 （ ピ ーク 圧力 ： 約 0.22MPa[gage]）
0.4
下部 プ レナ ムへ の 溶 融 炉心 移 行(MPa[gage])

逃が し 安全 弁 2 弁 の
開放に より格納容器
圧力 上 昇

0.2

0.0
0

1

2

3

4

5

(h)
事故後の時間(hr)

第1図

6

7
8
※ 原 子炉 圧 力容 器 破損 判断 後 は， 格 納
JOB No.MA47BNT2TQUV3H7I008 容器 ス プレ イを 実 施 し ，格 納 容器 ス
プレ イ によ って 格 納 容 器圧 力 の上 昇
を抑 制 する 。

格納容器圧力の推移（ベースケース）

0.8
ドライウェルサプレッション・チェンバ
0.62MPa[gage]
0.6
格
納
容
器
圧
力

原子 炉 圧力 容器 破 損 及びペ デ ス タル （ド ラ イウ ェ ル部 ）へ の
デブ リ 落下 によ る 圧 力上昇 （ ピ ーク 圧力 ： 約 0.14MPa[gage]）
0.4
下部 プ レナ ムへ の 溶 融 炉心 移 行(MPa[gage])

逃が し 安全 弁 2 弁 の
開放に より格納容器
圧力 上 昇

0.2

0.0
0

1

2

3

4

5

第2図

6

7

8

※ 原 子炉 圧 力容 器 破損 判断 後 は， 格納
JOB No.MA47BNT2TQUV3H7P000 容 器ス プレ イ を実 施 し， 格 納 容 器ス
プ レイ によ っ て格 納 容器 圧 力 の 上昇
を 抑制 する 。

事故後の時間(hr)(h)

格納容器圧力の推移（感度解析ケース（最小値））
0.8
ドライウェルサプレッション・チェンバ
0.62MPa[gage]
0.6

格
納
容
器
圧
力

原子 炉 圧力 容器 破 損 及びペ デ ス タル （ド ラ イウ ェ ル部 ）へ の
デブ リ 落下 によ る 圧 力上昇 （ ピ ーク 圧力 ： 約 0.26MPa[gage]）

0.4
下 部プ レナ ム への 溶 融炉 心 移 行(MPa[gage])

逃が し 安全 弁 2 弁 の開放により格納容器
圧力 上 昇

0.2

0.0
0

1

2

3

4
(h)
事故後の時間(hr)

第3図

5

6

7

8

※ 原 子炉 圧 力容 器 破損 判断 後 は， 格 納
JOB No.MA47BNT2TQUV3H7L001 容器 ス プレ イを 実 施 し ，格 納 容器 ス
プレ イ によ って 格 納 容 器圧 力 の上 昇
を抑 制 する 。

格納容器圧力の推移（感度解析ケース（最大値））

添付 3.3.7−3

添付資料 3.3.8
プラント損傷状態をＬＯＣＡとした場合の圧力スパイクへの影響

1.

評価の目的
ベースケースでは，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」の評価事故シーケンスのプラント損傷状態として，水蒸気爆発に対する条件設定の厳しさを考慮し，溶融炉心の内部エネルギの観点でより厳しいと考えられるＴＱＵＶを選定しており，起因事象としては原子炉
水位の低下の観点で最も厳しい給水流量の全喪失を設定している。
一方，起因事象として大破断ＬＯＣＡを仮定した場合，原子炉冷却材圧力バウンダリからの原子炉冷却材の放出によって格納容器圧力が上昇することに加え，原子炉圧力容器破損のタイミングが早くなり，圧力スパイクの最高値がベースケースに比べて高い値となる可能性が考えられる。
このため，解析条件のうち初期条件の不確かさとして，起因事象が大破断
ＬＯＣＡの場合の圧力スパイクへの影響を確認する。

2.

評価条件
ベースケースの評価条件に対する変更点は以下のとおり。この他の評価条
件は，ベースケースの評価条件と同等である。
・起因事象を大破断ＬＯＣＡとし，事故シーケンスを「大破断ＬＯＣＡ＋高圧炉心冷却失敗＋低圧炉心冷却失敗＋損傷炉心冷却失敗（＋ＦＣＩ（ペデスタル））」とした。
・起因事象を大破断ＬＯＣＡとした場合，リロケーションに伴い格納容器温度が急激に上昇するため，これに備えた運転手順に従い，事象発生の 25
分後に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）による格納容器冷却を 130m ３ ／h で開始し，事象発生の 90 分後に添付 3.3.8−1

代替循環冷却系による格納容器減圧及び除熱を開始した時点で停止するものとした。
・リロケーション発生時には，代替循環冷却系による格納容器減圧及び除熱を実施している状態でも格納容器温度が上昇するため，格納容器温度が171℃に到達した時点で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）による格納容器冷却を 300m３ ／h で再開し，格納容器温度が 151℃まで低下した時点で停止するものとした。

3.

評価結果
格納容器圧力の評価結果を第 1 図，格納容器雰囲気温度の評価結果を第 2
図に示す。
事象発生から約 3.3 時間後に原子炉圧力容器破損に至り，圧力スパイクのピーク値は約 0.20MPa[gage]となり，圧力スパイクのピーク値はベースケー
スの結果より低く，評価項目である最高使用圧力の 2 倍（0.62MPa[gage]）を下回るため，格納容器バウンダリの機能は維持されることを確認した。
なお，第 1 図及び第 2 図において，原子炉圧力容器破損時のペデスタル（ドライウェル部）の水はある程度サブクール度があるのに対し，下部プレナムへの溶融炉心移行時の原子炉圧力容器内の水はほぼ飽和状態のため，原子炉
圧力容器破損時よりも下部プレナムへの溶融炉心移行時の方が蒸発量が多くなり，格納容器圧力及び雰囲気温度の上昇幅が大きくなっている。

添付 3.3.8−2

0.8
ドライウェルサプレッション・チェンバ
0.62MPa[gage]

0.6
格
納
容
器
圧
力

下部プレナムへの溶融炉心移行に伴う圧力上昇
約 0.29MPa[gage]

原子炉圧力容器破損及びペデスタル（ドライウェル部）への溶融炉心落下（約 3.3 時間）に伴う圧力上昇
約 0.20MPa[gage]

0.4(MPa[gage])0.2

溶融炉心が冷却され蒸気発生が停止し，スプレイの効果によって圧力が低下（最高圧力 約 0.45MPa[gage]）

0.0
0

1

2

3

4

5

6

7

8

事故後の時間(h)
事故後の時間(hr)JOB No.MA47BNT2AE--OH74000

第1図

格納容器圧力の推移

300

格 納 容 器 雰 囲 気 温度

ドライウェル
下部プレナムへの溶融炉心移行に伴う温度上昇
約 171℃

サプレッション・チェンバ
200℃

200
原子炉圧力容器破損及びペデスタル（ドライウェル部）
への溶融炉心落下（約 3.3 時間）に伴う温度上昇
約 135℃

温
度

（℃）
100

0
0

1

2

3

4

5

6

7

事故後の時間(h)JOB No.MA47BNT2AE--OH74000

第2図

格納容器雰囲気温度の推移

添付 3.3.8−3

8

3.4

水素燃焼

3.4.1

格納容器破損モードの特徴，格納容器破損防止対策(1)

格納容器破損モード内のプラント損傷状態
格納容器破損モード「水素燃焼」に至る可能性のあるプラント損傷状態
は，確率論的リスク評価の結果からは抽出されない。このため，「1.2 評
価対象の整理及び評価項目の設定」に示すとおり，「水素燃焼」の観点で評価することが適切と考えられる評価事故シーケンスを選定する。

(2)

格納容器破損モードの特徴及び格納容器破損防止対策の基本的考え方
格納容器破損モード「水素燃焼」では，ジルコニウム−水反応，水の放射線分解，金属腐食，溶融炉心・コンクリート相互作用により発生する水素によって格納容器内の水素濃度が上昇し，水の放射線分解により発生す
る酸素によって格納容器内の酸素濃度が上昇する。このため，緩和措置がとられない場合には，格納容器内の水素と酸素が反応することによって激しい燃焼が生じ，格納容器の破損に至る。
したがって，本格納容器破損モードでは，通常運転時から窒素置換により格納容器内雰囲気が不活性化されていることに加え，水の放射線分解による格納容器内の酸素濃度上昇時の格納容器内への窒素注入によって，格納容器内の水素濃度及び酸素濃度が可燃領域に至ることを防止することにより，格納容器の破損を防止する。また，溶融炉心・コンクリート相互作
用により水素が発生するが，「3.5 溶融炉心・コンクリート相互作用」のとおり，コリウムシールドの設置及びペデスタル（ドライウェル部）への注水によってコンクリート侵食を抑制することで，水素の発生を抑制する。
なお，格納容器内の水素濃度がドライ条件に換算して 13vol％以下又は酸素濃度がドライ条件に換算して 5vol％以下であれば爆轟を防止できる
3.4−1

と判断されるが，東海第二発電所において重大事故が発生した場合，ジルコニウム−水反応によって水素濃度は 13vol％（ドライ条件）を大きく上回る。このため，本格納容器破損モードによる格納容器の破損を防止する
上では，酸素濃度が可燃限界に至ることを防止することで水素燃焼を防止
し，爆轟についても防止することが重要である。

(3)

格納容器破損防止対策
格納容器破損モード「水素燃焼」で想定される事故シーケンスに対して，
通常運転時から窒素置換により格納容器内雰囲気が不活性化されていることに加え，可搬型窒素供給装置による格納容器内への窒素注入により，水素燃焼による格納容器破損を防止する。
「3.4.2 格納容器破損防止対策の有効性評価」に示すとおり，格納容器破損モード「水素燃焼」において評価対象とした事故シーケンスは，「3.1 雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）」のうち，「3.1.2 代替循環冷却系を使用する場合」と同じであることから，格納容器破損防止対策は「3.1.2.1 格納容器破損防止対策」と同じである。

3.4.2

格納容器破損防止対策の有効性評価(1)

有効性評価の方法
本格納容器破損モードを評価する上で選定した評価事故シーケンスは，「1.2 評価対象の整理及び評価項目の設定」に示すとおり，酸素濃度が他のプラント損傷状態よりも相対的に高くなる可能性が考えられ，炉心損傷を防止できない事故シーケンスである「大破断ＬＯＣＡ＋高圧炉心冷却失
敗＋低圧炉心冷却失敗」である。
なお，本評価事故シーケンスにおいては，電源の復旧，注水機能の確保
3.4−2

等，必要となる事故対処設備が多く，格納容器への注水・除熱を実施するまでの対応時間を厳しく評価する観点から，全交流動力電源喪失の重畳を考慮する。
この事故シーケンスは，「3.1 雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）」の評価事故シーケンスと同じであることから，本格納容器破損モードの評価事故シーケンスは，「3.1 雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）」のうち，「3.1.2 代替循環冷却系を使用する場合」と同じ評価事故シーケンスとした。また，評価事故
シーケンスを「3.1.3 代替循環冷却系を使用できない場合」の評価事故シーケンスとしない理由は，「3.1.3 代替循環冷却系を使用できない場合」
では格納容器圧力逃がし装置に期待することで，格納容器内の気体が排出され，水素及び酸素の絶対量が減少し，水素濃度及び酸素濃度が低下するとともに，サプレッション・チェンバのプール水の減圧沸騰等によって発生する水蒸気とともに格納容器外に排出され続けることで，水素濃度及び酸素濃度が低く維持され，格納容器内での水素燃焼の可能性が無視できる状態となるためである。
本評価事故シーケンスでは，炉心における崩壊熱，燃料棒内温度変化，
燃料棒表面熱伝達，燃料被覆管酸化，燃料被覆管変形，沸騰・ボイド率変化，気液分離（水位変化）・対向流，原子炉圧力容器におけるＥＣＣＳ注
水（給水系・代替注水設備含む），炉心損傷後の原子炉圧力容器におけるリロケーション，構造材との熱伝達，原子炉圧力容器破損，放射線水分解
等による水素・酸素発生，原子炉圧力容器内ＦＰ挙動，格納容器における格納容器各領域間の流動，サプレッション・プール冷却，スプレイ冷却，
放射線水分解等による水素・酸素発生並びに炉心損傷後の格納容器における格納容器内ＦＰ挙動が重要現象となる。よって，これらの現象を適切に3.4−3

評価することが可能であり，原子炉圧力容器内及び格納容器内の熱水力モデルを備え，かつ炉心損傷後のシビアアクシデント特有の溶融炉心挙動に関するモデルを有するシビアアクシデント総合解析コードＭＡＡＰにより格納容器圧力，格納容器雰囲気温度，格納容器内の気相濃度等の過渡応答を求める。
また，解析コード及び解析条件の不確かさの影響評価の範囲として，本評価事故シーケンスにおける運転員等操作時間に与える影響，評価項目となるパラメータに与える影響及び操作時間余裕を評価する。

(2)

有効性評価の条件
本評価事故シーケンスは，「3.1 雰囲気圧力・温度による静的負荷（格
納容器過圧・過温破損）」のうち，「3.1.2 代替循環冷却系を使用する場
合」と同じであることから，有効性評価の条件は「3.1.2.2(2) 有効性評
価の条件」と同じである。この他に，本評価事故シーケンスを評価する上で着目すべき主要な解析条件を第 3.4−1 表に示す。また，主要な解析条
件について，本評価事故シーケンス特有の解析条件を以下に示す。
ａ．初期条件(a)

初期酸素濃度
格納容器の初期酸素濃度は，酸素濃度 4.3vol％（ドライ条件）到達を防止可能な初期酸素濃度として 2.5vol％（ドライ条件）とする。

ｂ．事故条件(a)

炉心内のジルコニウム−水反応による水素発生量
炉心内のジルコニウム−水反応による水素発生量は，解析コードＭ
ＡＡＰの評価結果から得られた値（全炉心内のジルコニウム量の約3.4−4

10.1％が水と反応した場合）を用いた。これは，窒素置換による格納
容器内雰囲気の不活性化によって運転中の格納容器内の酸素濃度が低く管理されていること及び解析コードＭＡＡＰの評価結果で水素濃度が 13vol％（ドライ条件）を超えることを考慮すると，酸素濃度の上昇の観点で厳しいシーケンスとすることが適切と考えたためである。
仮に全炉心内のジルコニウム量の 75％が水と反応し，水素が発生した場合，格納容器内の水素濃度が増加するため，相対的に水の放射線分解で発生する酸素濃度は低下する。
(b)

水の放射線分解による水素及び酸素の発生割合
水の放射線分解によって発生する水素及び酸素の発生量は，解析コ
ードＭＡＡＰで得られる崩壊熱をもとに評価する。ここで，水素及び酸素の発生割合（Ｇ値（100eV 当たりの分子発生量），以下「Ｇ値」という。）は，それぞれ 0.06，0.03 とする。また，原子炉冷却材による放射線エネルギの吸収割合は，サプレッション・プール内の核分裂生成物については，β線，γ線ともに 1，サプレッション・プール
以外に存在する核分裂生成物についてはβ線，γ線ともに 0.1 とする。
（添付資料 3.4.1，3.4.2）(c)

金属腐食等による水素発生量
格納容器内の亜鉛及びアルミニウムの反応や，炉内構造物の金属腐食によって発生する水素の発生量は，ジルコニウム−水反応による水素発生量に比べて少なく，また，水素の発生は，格納容器内の水素濃度を上昇させ，酸素濃度を低下させることから，金属腐食等による水素発生量は考慮しない。
（添付資料 3.1.2.10）

3.4−5

(3)

有効性評価の結果
本評価事故シーケンスは，「3.1 雰囲気圧力・温度による静的負荷（格
納容器過圧・過温破損）」のうち，「3.1.2 代替循環冷却系を使用する場
合」と同じであることから，有効性評価の結果は「3.1.2.2(4) 有効性評
価の結果」と同じである。この他に，本評価事故シーケンスを評価する上で着目すべき評価結果として，格納容器圧力，格納容器雰囲気温度，ドラ
イウェル及びサプレッション・チェンバの気相濃度（ウェット条件，ドライ条件）の推移を第 3.4−1 図から第 3.4−10 図に，事象発生から 7 日間における酸素濃度の最高値と到達時間を第 3.4−2 表に示す。
ａ．事象進展事象進展は「3.1.2.2(4)ａ.事象進展」と同じである。
上記の事象進展に伴い，主に炉心の露出から炉心再冠水までの間に，全炉心のジルコニウム量の約 10.1％が水と反応して水素が発生し，炉心の再冠水に伴い事象発生から約 2.7 時間後にジルコニウム−水反応は停止する。発生した水素は原子炉圧力容器内で発生する蒸気とともに，破断口からドライウェルに流入する。また，原子炉圧力容器内及び格納容器内における核分裂生成物による水の放射線分解により水素及び酸素が発生する。代替循環冷却系による原子炉注水操作並びに格納容器減圧及び除熱操作開始後は，サプレッション・チェンバ内で蒸気の凝縮が進むことに伴い，格納容器内の酸素濃度が相対的に上昇する。事象発生から約 84 時間後に，格納容器内酸素濃度が 4.0vol％（ドライ条件）に到達し，可搬型窒素供給装置による格納容器内への窒素注入操作を実施することで，格納容器内酸素濃度の上昇が抑制される。なお，可搬型窒素供給装 置に よる格 納 容器内 への 窒素注 入 は，格 納容 器圧力 が 310kPa［gage］に到達した時点で停止する。
3.4−6

ｂ．評価項目等
格納容器内の水素濃度は，事象発生直後から 13vol％（ドライ条件）
を上回るが，格納容器内酸素濃度が 4.0vol％（ドライ条件）に到達した時点で可搬型窒素供給装置による格納容器内への窒素注入を行うこと
によって，酸素濃度の最高値は約 4.0vol％（ドライ条件）にとどまる
ことから，可燃限界である 5vol％（ドライ条件）を下回る。
その後も水素濃度及び酸素濃度を継続的に確認し，格納容器内の水素濃度及び酸素濃度が可燃領域に至る可能性のある場合については，格納容器圧力逃がし装置による格納容器減圧及び除熱操作によって水素及び酸素を排出し，水素濃度及び酸素濃度を低減することで，安定状態を維持できる。
本評価では，「1.2.2.2 有効性を確認するための評価項目の設定」に示す(6)の評価項目について，酸素濃度をパラメータとして対策の有効性を確認した。また，(7)の評価項目について，可燃性ガスの燃焼が生じないことを確認した。(7)の評価項目のうち，可燃性ガスの蓄積による(1)の評価項目への影響については，評価事故シーケンス及び格納容器破損防止対策が同じである「3.1 雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）」のうち，「3.1.2 代替循環冷却系を使用する場合」にて評価項目を満足することを確認している。
なお，本評価は選定された評価事故シーケンスに対する，「1.2.2.2
有効性を確認するための評価項目の設定」に示す(6)及び(7)の評価項目について対策の有効性を評価するものであり，ペデスタル（ドライウェ
ル部）に溶融炉心が落下しない場合の評価であるが，溶融炉心がペデス
タル（ドライウェル部）に落下した場合の水素発生の影響については，「 3.2 高 圧 溶 融 物 放 出 ／ 格 納 容 器 雰 囲 気 直 接 加 熱 」 に お い て ，
3.4−7

「1.2.2.2 有効性を確認するための評価項目の設定」に示す(6)及び(7)の評価項目について対策の有効性を確認できる。

3.4.3

解析コード及び解析条件の不確かさの影響評価

本評価事故シーケンスは，「3.1 雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）」のうち，「3.1.2 代替循環冷却系を使用する場合」と同じであることから，解析コード及び解析条件の不確かさの影響評価は「3.1.2.3 解析コード及び解析条件の不確かさの影響評価」と同様である。
よって以下では，格納容器破損モード「水素燃焼」を評価する上で着目すべ
き不確かさの影響評価結果を示す。

(1)

解析コードにおける重要現象の不確かさの影響評価
本格納容器破損モードにおける，解析コードにおける重要現象の不確かさの影響評価は，「3.1.2.3(1) 解析コードにおける重要現象の不確かさの影響評価」と同様である。

(2)

解析条件の不確かさの影響評価
ａ．初期条件，事故条件及び重大事故等対策に関連する機器条件
初期条件，事故条件及び重大事故等対策に関連する機器条件は，「3.1.2.3(2)ａ．初期条件，事故条件及び重大事故等対策に関連する機器条件」と同様であるが，本評価事故シーケンスを評価する上で，事象進展に有意な影響を与えると考えられる項目に関する影響評価の結果を以下に示す。
(a)

運転員等操作時間に与える影響
初期条件の初期酸素濃度は，解析条件の 2.5vol％（ドライ条件）
3.4−8

に対して最確条件は約 1vol％（ドライ条件）から約 2vol％（ドライ条件）であり，解析条件の不確かさとして，最確条件とした場合には，初期酸素濃度が低くなり，本評価事故シーケンスにおける格納容器内の酸素濃度推移が低く抑えられるため，格納容器内の酸素濃度を操作
開始の起点としている可搬型窒素供給装置による格納容器内への窒素注入操作の開始時間は遅くなることから，運転員等操作時間に対する余裕は大きくなる。
事故条件の炉心内のジルコニウム−水反応による水素発生量は，解析条件の全炉心内のジルコニウム量の約 10.1％が水と反応して発生する水素量に対して最確条件は事象進展に依存するものであり，解析条件の不確かさとして，最確条件とした場合には水素発生量が変動し，相対的に酸素濃度が変動する可能性があるが，操作手順（可搬型窒素供給装置による格納容器内の窒素注入操作を実施すること）に変わりはないことから，運転員等操作時間に与える影響はない。
事故条件の金属腐食等による水素発生量は，最確条件とした場合には水素発生量が増加し，本評価事故シーケンスにおける格納容器内の酸素濃度推移が低く抑えられるため，格納容器内の酸素濃度を操作開始の起点としている可搬型窒素供給装置による格納容器内への窒素注入操作の開始時間は遅くなることから，運転員等操作時間に対する余裕は大きくなる。
事故条件の水の放射線分解によるＧ値は，解析条件の水素：0.06，
酸素：0.03 に対して最確条件は同じであるが，Ｇ値の不確かさにより水の放射線分解による酸素発生量が大幅に増加する場合，格納容器
内の酸素濃度が可燃領域又は爆轟領域となる可能性がある。その場合には，格納容器圧力逃がし装置を使用し，格納容器内の気体を排出す
3.4−9

る必要がある。なお，格納容器圧力逃がし装置に係る運転員等の操作については，「3.1.3 代替循環冷却系を使用できない場合」において，成立性を確認している。
（添付資料 3.4.3，3.4.4）(b)

評価項目となるパラメータに与える影響
初期条件の初期酸素濃度は，解析条件の 2.5vol％（ドライ条件）
に対して最確条件は約 1vol％（ドライ条件）から約 2vol％（ドライ条件）であり，解析条件の不確かさとして，最確条件とした場合には初期酸素濃度が低くなるため，本評価事故シーケンスにおける格納容
器内の酸素濃度推移が低く抑えられることから，評価項目となるパラメータに対する余裕は大きくなる。
事故条件の炉心内のジルコニウム−水反応による水素発生量は，解析条件の全炉心内のジルコニウム量の約 10.1％が水と反応して発生する水素量に対して，最確条件は事象進展に依存するものであり，解析条件の不確かさとして，最確条件とした場合には，水素発生量が変動する可能性がある。炉心内のジルコニウム−水反応による水素発生
量は，運転員等操作である常設低圧代替注水系ポンプを用いた低圧代
替注水系（常設）による原子炉注水の操作開始時間に依存して変動す
るが，常設低圧代替注水系ポンプを用いた低圧代替注水系（常設）による原子炉注水の操作開始時間については，「3.1.2.3(2)ｂ．操作条件」にて解析上の操作開始時間と実態の操作開始時間はほぼ同等と評価しており，炉心内のジルコニウム−水反応による水素発生量に与える影響は小さい。仮に常設低圧代替注水系ポンプを用いた低圧代替注
水系（常設）による原子炉注水の操作開始が大幅に早まった場合，第3.4−11 図及び第 3.4−12 図に示すとおり，全炉心内のジルコニウム
3.4−10量の約 15.3％が水と反応し，炉心内のジルコニウム−水反応による水素発生量は 5 割程度増加するが，酸素濃度が 4.0vol％（ドライ条件）に到達した時点で可搬型窒素供給装置を用いた格納容器内への窒素注入操作を開始するため，酸素濃度の最高値は約 4.0vol％（ドライ条件）であり，可燃限界を下回る。また，本評価における酸素濃度と同等の値であることから，評価項目となるパラメータに与える影響は小さい。また，仮に常設低圧代替注水系ポンプを用いた低圧代替注
水系（常設）による原子炉注水の操作開始が遅れた場合，第 3.4−13
図及び第 3.4−14 図に示すとおり，全炉心内のジルコニウム量の約7.6％が水と反応し，炉心内のジルコニウム−水反応による水素発生
量は 1 割程度減少するが，酸素濃度が 4.0vol％（ドライ条件）に到達した時点で可搬型窒素供給装置を用いた格納容器内への窒素注入操作を開始するため，酸素濃度の最高値は約 4.0vol％（ドライ条件）
であり，可燃限界を下回る。また，本評価における酸素濃度と同等の値であることから，評価項目となるパラメータに与える影響は小さい。
事故条件の金属腐食等による水素発生量は，最確条件とした場合には水素発生量が増加するため，本評価事故シーケンスにおける格納容
器内の酸素濃度推移が低く抑えられることから，評価項目となるパラメータに対する余裕は大きくなる。
事故条件の水の放射線分解によるＧ値は，解析条件の水素：0.06，
酸素：0.03 に対して最確条件は同じであるが，本解析条件の不確かさとして，Ｇ値の不確かさにより水の放射線分解による酸素発生量が大幅に増加する場合，格納容器内の酸素濃度が可燃領域又は爆轟領域となる可能性がある。その場合には，格納容器圧力逃がし装置を使用し，格納容器内の気体を排出することが可能であるため，評価項目と3.4−11

なるパラメータに与える影響はない。
Ｇ値の不確かさにより水の放射線分解による酸素発生量が大幅に増加する場合として，Ｇ値を設計基準事故対処設備である可燃性ガス濃度制御系の性能評価に用いているＧ値（沸騰状態の場合，水素：0.4，
酸素：0.2，非沸騰状態の場合，水素：0.25，酸素：0.125）を使用した感度解析を実施した。第 3.4−15 図から第 3.4−17 図に示すとおり，
格納容器内の酸素濃度は，事象発生から約 122 時間で 4.3vol％（ドライ条件）に到達するが，格納容器圧力逃がし装置を用いた格納容器
内の気体の排出操作には十分な時間余裕がある。4.3vol％（ドライ条件）到達時点で格納容器内の気体の排出操作を実施すると，水蒸気とともに非凝縮性ガスが格納容器外に押し出され，また，格納容器内は，減圧沸騰による原子炉冷却材の蒸発によって発生する水蒸気で満たされるため，格納容器内の水素濃度及び酸素濃度はほぼ 0vol％（ウェット条件）まで低下する。さらに，可搬型窒素供給装置による格納容
器内へ の窒 素注入 操 作によ り， 酸素濃 度 は可燃 限界 であ る 5vol％（ドライ条件）に到達しないため，水素燃焼が発生することはない。
格納容器圧力逃がし装置による対応が生じる場合，その対応フローは「3.1 雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）」のうち，「3.1.3 代替循環冷却系を使用できない場合」と同じであり，格納容器圧力逃がし装置の操作が必要となる時間は，「3.1.3 代替循環冷却系を使用できない場合」よりも，本感度解析による評価結果の方が遅いことから，水素燃焼を防止する観点での事故対応は十分に可能となる。大気中へのＣｓ−137 の総放出量の観点でも，本感度解析による評価結果の方が，事象発生から格納容器内の気体の排出操作までの時間が長いことから，「3.1.3 代替循環冷却系を3.4−12

使用できない場合」の評価結果である約 3.7TBq を超えることはなく，評価項目である 100TBq を十分に下回る。
（添付資料 3.4.3，3.4.4，3.4.5）
ｂ．操作条件
本評価事故シーケンスにおける操作条件は，「3.1.2.3(2)ｂ. 操作条件」と同様である。

(3)

操作時間余裕の把握
本評価事故シーケンスにおける操作時間余裕の把握は「3.1.2.3(3) 操
作時間余裕の把握」と同様である。

(4)

まとめ
解析コード及び解析条件の不確かさの影響評価の範囲として，運転員等操作時間に与える影響，評価項目となるパラメータに与える影響及び操作
時間余裕を確認した。その結果，解析コード及び解析条件の不確かさが運転員等操作時間に与える影響等を考慮した場合においても，評価項目となるパラメータに与える影響は小さい。この他，評価項目となるパラメータに対して，対策の有効性が確認できる範囲内において，操作時間には時間余裕がある。

3.4.4

必要な要員及び資源の評価

本評価事故シーケンスは，「3.1 雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）」のうち，「3.1.2 代替循環冷却系を使用する場合」と同じであることから，必要な要員及び資源の評価は「3.1.2.4 必要な要員
及び資源の評価」と同じである。
3.4−133.4.5

結論

格納容器破損モード「水素燃焼」では，ジルコニウム−水反応等によって発生した水素と，水の放射線分解によって発生した酸素が格納容器内で反応することによって激しい燃焼が生じ，格納容器の破損に至ることが特徴である。格納容器破損モード「水素燃焼」に対する格納容器破損防止対策として
は，通常運転時から窒素置換により格納容器内雰囲気が不活性化されていることに加え，水の放射線分解による格納容器内の酸素濃度上昇時の可搬型窒
素供給装置による格納容器内への窒素注入手段を整備している。
格納容器破損モード「水素燃焼」では，酸素濃度が他のプラント損傷状態
よりも相対的に高くなる可能性が考えられ，炉心損傷を防止できない事故シーケンスとして抽出されている評価事故シーケンス「大破断ＬＯＣＡ＋高圧
炉心冷却失敗＋低圧炉心冷却失敗」について，代替循環冷却系を使用する場
合の有効性評価を行った。
上記の場合においても，通常運転時から窒素置換により格納容器内雰囲気が不活性化されていることに加え，可搬型窒素供給装置による格納容器内への窒素注入により，酸素濃度は可燃限界である 5vol％（ドライ条件）以下となることから，水素燃焼に至ることはなく，評価項目を満足している。また，安定状態を維持できる。
解析コード及び解析条件の不確かさについて確認した結果，運転員等操作時間に与える影響及び評価項目となるパラメータに与える影響は小さい。また，対策の有効性が確認できる範囲内において，操作時間余裕について確認した結果，操作が遅れた場合でも一定の余裕がある。
重大事故等対策時に必要な要員は，災害対策要員にて確保可能である。また，必要な水源，燃料及び電源を供給可能である。
3.4−14

以上のことから，通常運転時から窒素置換により格納容器内雰囲気が不活性化されていることに加え，可搬型窒素供給装置による格納容器内への窒素注入手段等の格納容器破損防止対策は，選定した評価事故シーケンスに対して有効であることが確認でき，格納容器破損モード「水素燃焼」に対して有効である。

3.4−15

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 ， 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）による格納容器冷却操作 （25 分 ）を 実施

ドライウェルサプレッション・チェンバ
0.62MPa[gage]

0.6
格
納
容
器
圧
力

格 納 容 器 圧 力 310kPa［ gage］ 到 達 に て 可 搬 型 窒 素
供給 装置 に よる 窒素 注 入停 止 （約 164 時 間）
代替循環冷却系による原子炉 注水 操作 並 びに 格納 容 器減 圧及び除熱操作（90 分）に伴う格 納容 器 圧 力の 上昇 抑 制

0.4(MPa[gage])
格 納 容 器 酸 素 濃 度 （ ド ラ イ 条 件 ） 4.0vol％ 到 達 に て 可 搬 型
窒素 供給 装 置に よる 格 納容 器 内へ の窒 素 注入 操作 開 始（約 84 時間 ）0.2
最高 圧力 約 0.31MPa［gage］（約 164 時 間）

0.0
0

24

48

72

96

120

144

168

事故後の時間(h)JOB No.MA47BNT2AE--3H68003

第 3.4−1 図

格納容器圧力の推移

300
最高温度 約 202℃（壁面温度 約 137℃）（約 0.7 時 間）
壁面最高温度 約 139℃（約 0.9 時間 ）ドライウェルサプレッション・チェンバ

格
納
容
器
温
度

格納容器雰囲気温度

200

（℃）

100

200℃
代替循環冷却系による原子炉注水操作並びに格納容器
減圧及び除熱操作（90 分）に伴 う 格 納 容 器 雰 囲気 温 度の上昇抑制

可 搬型 窒 素 供給 装 置 によ る 格 納容 器 内 へ の 窒素 注 入
操 作開 始 に よる 格 納 容器 圧 力 の変 動 に 伴 う 格納 容 器
雰囲 気温 度 の変 動（ 約 84 時間 ）ＬＯＣ Ａ破 断口 からの 蒸気 流出 に 伴 い 格 納 容 器 雰 囲 気 温 度 が 上 昇 す る た め 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） に よ る格 納 容 器冷 却 操 作 （25 分） を実施し格納容器雰囲気温度の上昇 を抑 制

0
0

24

48

72

96

120

144

事故後の時間(h)JOB No.MA47BNT2AE--3H68003

第 3.4−2 図

格納容器雰囲気温度の推移

3.4−16

168

100
水素
90

酸素
窒素

80
ド
ラ
イ
ウ
ェ
ル
の
気
相
濃
度

格 納 容 器 圧 力 310kPa［ gage］ 到 達 に て 可 搬 型 窒 素 供 給装置 によ る 窒素 注入 停 止（ 約 164 時間 ）

水蒸気

70

可燃限界

代替循環 冷 却 系 に よ る 原 子 炉 注 水 操 作 並 び に 格 納 容 器 減 圧 及 び
除熱操作 （90 分 ） によ って 水 蒸気 が凝 縮 し水 蒸気 濃 度が 低下 するとともに，ドライウェル圧力の低下により，サプレッショ
ン・チェ ン バ と の 間 の 真 空 破 壊 装 置 が 開 放 さ れ る た め ， サ プ レッション ・ チ ェ ン バ の 気 体 が ド ラ イ ウ ェ ル に 流 入 し ， 非 凝 縮 性
ガスの濃 度 が上 昇

60

窒素

50

可搬型窒素供給装置による格納容器内への窒素 注 入 操 作 （約 84 時 間 ） に よ り 窒 素 濃 度 が上昇 し， 相 対的 にそ の 他の 気 相濃 度が 減 少

40
水素
30

（vol％）

20

水蒸気

10

酸素

酸素可燃限界（5vol％）酸素可燃限界(5vol%)

0
0

24

48

72

96

120

144

168

事故後の時間(h)JOB NO. MA47BNT2AE--3H68003

第 3.4−3 図

ドライウェルの気相濃度の推移（ウェット条件）

100
水素
90
サ
プ
レ
ッ
シ
ョ
ン
・
チ
ェ
ン
バ
の
気
相
濃
度
（vol％）

酸素
窒素

80

水蒸気

70

ＬＯＣＡ後のブローダウンによって，ドライウェルに存在する非凝縮性ガスが水蒸気とともにサプレッション・チェンバに送り込まれ，水蒸気がスクラビングに
よって凝縮されることにより，サプレッ
ション・チェンバ内は非凝縮性ガスの濃度が 高い 状 態と なる

可燃限界

窒素

格納 容器 圧力 310kPa［gage］到 達に て
可搬型窒素供給装置による窒素注入停止（約 164 時間 ）60
可搬 型 窒素 供 給装 置 によ る格 納 容器 内 へ の窒
素注 入 操作 （ 約 84 時間 ）に よ り窒 素 濃 度が上昇 し， 相 対的 にそ の 他の 気 相濃 度が 減 少

5040
ドライウェルが原子炉圧力容器からの水蒸気の放出によって加圧され，サプレッション・チェ
ンバよりも圧力が高い間は，非凝縮性ガスがサ
プレッション・チェン バに 集 中す るこ と にな る

30
20

水蒸気

酸素
可燃 限 界（ 5vol％ ）酸素可燃限界(5vol%)

酸素
水素

10
0
0

24

48

72

96

120

144

事故後の時間(h)JOB NO. MA47BNT2AE--3H68003

第 3.4−4 図

サプレッション・チェンバの気相濃度の推移（ウェット条件）

3.4−17168

100
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） に よ る 格 納 容 器 冷 却 操 作 （ 25 分 ）により水蒸気が凝縮 し ，水 蒸 気濃 度が 低 下
相対的に他の気相濃 度 が上 昇

90
80
ド
ラ
イ
ウ
ェ
ル
の
気
相
濃
度

酸素
窒素

常設低圧代替注水系ポンプを用いた低圧代替注水系（常設 ）によ る原 子 炉 注 水 操 作 （ 25 分 ） に よ る 炉 心 冠
水過程で，過熱蒸気が発生することによる水蒸気濃度の一時的な上昇

70

水素

60

水蒸気
可燃限界

水蒸気
窒素

50
40

代替循環冷却系による原子炉注水操作並びに格納容器
減圧 及び 除 熱操 作（ 90 分 ）を 実 施し ， 原 子炉 注水 量 が減少することで発生蒸気量が増え，ドライウェルの水
蒸気 濃度 が 上昇

30

（vol％）

水素

20
酸素

10

酸素 可燃 限 界（ 5vol％ ）酸素可燃限界(5vol%)

0
0

1

2

3

4

5

6

7

8

事故後の時間(h)JOB NO. MA47BNT2AE--3H68003

第 3.4−5 図

ドライウェルの気相濃度の推移（ウェット条件）（〜8 時間）100
代替循環冷却系による原子炉注水操作並びに格納容器減圧及び除熱
操 作 （ 90 分 ） を 実 施 後 ， ド ラ イ ウ ェ ル 側 の 水 蒸 気 濃 度 上 昇 に 伴 い
ドライウェルからサプレッション・チェンバへ水素が移行し水素濃度が 上昇 ， 相対 的に 窒 素濃 度 が低 下

90
サ
プ
レ
ッ
シ
ョ
ン
・
チ
ェ
ン
バ
の
気
相
濃
度
（vol％）

窒素

80
水素
70

水の放射線分解による水素及び酸素の発生並びにサプレッション・プール水温度の上昇に伴う水蒸気濃度の上昇によ り， 窒 素濃 度は 徐 々に 低 下す る

酸素
60

窒素

常設低圧代替注水系ポンプを用いた低圧代替注水系（常設 ） に よ る 原 子 炉 注 水 操 作 （ 25 分 ） に よ る 炉 心 冠
水過程で，過熱蒸気が発生することによりドライウェ
可燃限界 ル 圧 力 が サ プ レ ッ シ ョ ン ・ チ ェ ン バ 圧 力 を 上 回 り ， ド
ライウェル内に滞留したジルコニウム−水反応によって発生した水素が一部サプレッション・チェンバに流
入する

水蒸気

50
40
30

サプレッション・プール
水温度の上昇による蒸気発生に伴う水蒸気濃度の上昇

水蒸気
酸素可燃限界（5vol％）酸素可燃限界(5vol%)

20

酸素

水素

10
0
0

1

2

3

4

5

6

7

事故後の時間(h)JOB NO. MA47BNT2AE--3H68003

第 3.4−6 図

サプレッション・チェンバの気相濃度の推移（ウェット条件）（〜8 時間）
3.4−18

8

水素

酸素

窒素

可燃限界

100
代替循環冷却系による原子炉注水操作並びに格納容器減圧及び除熱 操作 （90 分） によ っ て 水 蒸 気 が 凝 縮 し 水 蒸 気 濃 度 が 低 下 するとともに，ドライウェル圧力の低下により，サプレッショ
ン・チェンバとの間の真空破壊装置が開放されるため，サプレ
ッション・チェンバの気体がドライウェルに流入し，非凝縮性ガスの濃度が上昇

90
80
ド
ラ
イ
ウ
ェ
ル
の
気
相
濃
度

格納 容器 圧力 310kPa［gage］到 達に て
可搬型窒素供給装置による窒素注入停止（約 164 時間 ）

70
窒素
60
可搬型窒素供給装置による格納容器内への窒素 注 入 操 作 （ 約 84 時 間 ） に よ り 窒 素 濃 度 が上昇 し， 相 対的 にそ の 他の 気 相濃 度が 減 少

50
40

水素

30

（vol％）

ドラ イ ウ ェル 圧 力の 低 下 によ り 真 空 破 壊 装 置 が 作
動し ， サ プレ ッ ショ ン ・ チェ ン バ の 気 体 が ド ラ イ
ウェルに移行することによる 気相 濃度 の 変化

20

酸素
10

酸素 可燃 限 界（ 5vol％ ）酸素可燃限界(5vol%)

0
0

24

48

72

96

120

144

168

事故後の時間(h)JOB NO. MA47BNT2AE--3H68003

第 3.4−7 図

ドライウェルの気相濃度の推移（ドライ条件）

水素

酸素

窒素

可燃限界

100
90
サ
プ
レ
ッ
シ
ョ
ン
・
チ
ェ
ン
バ
の
気
相
濃
度

窒素

80

格納 容器 圧力 310kPa［gage］到 達に て
可搬型窒素供給装置による窒素注入停止（約 164 時間 ）ＬＯＣＡ後のブローダウンによって，ドライウェルに存在する非凝縮性ガスが水蒸気とともにサプレッション・チェンバに送り込まれ，水蒸気がスクラビングに
よって凝縮されることにより，サプレッ
ション・チェンバ内は非凝縮性ガスの濃度が高い状態となる

70
60
50
40

可搬型窒素供給装置による格納容器内への窒素 注 入 操 作 （ 約 84 時 間 ） に よ り 窒 素 濃 度 が上昇 し， 相 対的 にそ の 他の 気 相濃 度が 減 少

ドライウェルが原子炉圧力容器からの水蒸気の放出によって加圧され，サプレッション・チェ
ンバよりも圧力が高い間は，非凝縮性ガスがサ
プレッション・チェンバに 集 中す るこ と にな る

30

酸素 濃度 4.0vol％到 達

水素

20

酸素

（vol％） 10

酸素 可燃 限 界（ 5vol％ ）酸素可燃限界(5vol%)

0
0

24

48

72

96

120

144

事故後の時間(h)JOB NO. MA47BNT2AE--3H68003

第 3.4−8 図

サプレッション・チェンバの気相濃度の推移（ドライ条件）

3.4−19

168

水素

酸素

窒素

可燃限界

100
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 ） によ る 格 納容 器 冷 却 操 作（ 25 分 ）によりドライウェル圧力が低下し，サプレッション・
チェンバから窒 素が 流 入し 窒 素濃 度が 上 昇

90
80
ド
ラ
イ
ウ
ェ
ル
の
気
相
濃
度

常設低圧代替注水系ポンプを用いた低圧代替注水系（常設）による原子炉注
水操 作 （25 分 ） によ る 炉心 冠 水過 程で の 過熱 蒸 気発 生 期間 は 水素 濃 度が 上昇
するが，それ以降は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）による格納容器冷却操作によりドライウェル圧力が低下
し， サプ レ ッシ ョン ・ チェ ン バか らの 窒 素供 給に よ り窒 素濃 度 上昇

70
窒素
60
50

代替循環冷却系による原子炉注水操作並びに格納容器減圧及び 除 熱操 作 （90 分 ）を 実 施後 ， ドラ イ ウェ ル 圧力 が サプ
レッション・チェンバ圧力を上回る期間は，気相濃度はほぼ平 衡状 態 とな る

40
水素
30

（vol％）

常設低圧代替注 水 系 ポ ン プ を 用 い た 低
圧代替注水系（ 常 設 ） に よ る 原 子 炉 注
水 操 作 （ 25 分 ） に よ る 炉 心 冠 水 過 程で，ジルコニウ ム − 水 反 応 に よ る 水 素
発生により水素 濃度 上 昇

20
10

酸素
酸素 可燃 限界（ 5vol％ ）酸素可燃限界(5vol%)

0
0

1

2

3

4

5

6

7

8

事故後の時間(h)JOB NO. MA47BNT2AE--3H68003

第 3.4−9 図

ドライウェルの気相濃度の推移（ドライ条件）（〜8 時間）

水素

酸素

窒素

可燃限界

100
90
サ
プ
レ
ッ
シ
ョ
ン
・
チ
ェ
ン
バ
の
気
相
濃
度

窒素
80
代替循環冷 却系によ る原 子 炉 注 水 操 作 並 び に 格 納 容 器 減 圧 及 び 除 熱操作（90 分）を実施後， ドラ イウ ェ ル側 の水 蒸気 濃 度上 昇に 伴 いド
ライウェル からサプ レッ シ ョ ン ・ チ ェ ン バ へ 水 素 が 移 行 し 水 素 濃 度が上昇，相対的に窒素濃度 が 低下

70
60
50

常設低圧代替注水系ポンプを用いた低圧代替注水系（常設）によ る原 子 炉注 水操 作 （25 分 ） に よ る 炉 心 冠 水 過 程 で ， 過 熱蒸気が発生することによりドライウェル圧力がサプレッショ
ン・チェンバ圧力を上回り，ドライウェル内に滞留したジル
コニウム−水反応によって発生した水素が一部サプレッショ
ン・チェンバに流入する

40
30

酸素

20

水素

（vol％） 10

酸素 可燃
限 界（ 5vol％ ）酸素可燃限界(5vol%)

0
0

1

2

3

4

5

6

7

事故後の時間(h)JOB NO. MA47BNT2AE--3H68003

第 3.4−10 図

サプレッション・チェンバの気相濃度の推移（ドライ条件）（〜8 時間）
3.4−20

8

水素

酸素

窒素

可燃限界

100
代替循環冷却系による原子炉注 水 操 作 並 び に 格 納容 器 減 圧 及 び 除 熱 操作 （ 90 分 ） に よ って水蒸 気が 凝 縮し 水蒸 気 濃度 が低 下 す る と と も に ， ド ラ イ ウ ェ ル 圧 力 の 低 下 に よ り ， サ プ レ
ッシ ョン ・ チェ ンバ と の間 の真 空 破 壊 装 置 が 開 放 さ れ る た め ， サ プ レ ッ シ ョ ン ・ チ ェ ン バの気体がドライウェルに流入し， 非凝 縮 性ガ スの 濃 度が 上昇

90
80
ド
ラ
イ
ウ
ェ
ル
の
気
相
濃
度

ドライ ウェ ル圧力 の 低 下 に よ り 真 空 破 壊 装 置 が 作 動 し ， サ プ
レッシ ョン ・チェ ン バ の 気 体 が ド ラ イ ウ ェ ル に 移 行 す る こ とによる気相濃度の変 化

70

窒素

60

格納 容器 圧力 310kPa［gage］到 達に て
可搬型窒素供給装置による窒素注入停止（約 143 時間 ）

50
40

水素

30

（vol％）（％）

可搬型窒素供給装置による格納容器内への窒 素 注 入 操 作 （ 約 72 時 間 ） に よ り 窒 素 濃度が上昇し，相対的にその他の気相濃度が
減少

20

酸素

10

酸素 可燃 限 界（ 5vol％ ）酸素可燃限界(5%)

0
0

24

48

72

96

120

144

168

事故後の時間(h)JOB NO. MA47BNT2AE--YH7W002̲G006O2.5

第 3.4−11 図

事象発生から 15 分後に原子炉注水を開始した場合のドライウェルの気相濃度の推移（ドライ条件）

水素

酸素

窒素

可燃限界

100
90

サ
プ
レ
ッ
シ
ョ
ン
・
チ
ェ
ン
バ
の
気
相
濃
度

80

ＬＯＣＡ後のブローダウンによって，ドライウェルに存在する非凝縮性ガスが水蒸気とともにサプレッション・チェンバに送り込まれ，水蒸気がスクラビングに
よって凝縮されることにより，サプレッ
ション・チェンバ内は非凝縮性ガスの濃度が高い状態となる

70
60
50
40

可搬型窒素供給装置による格納容器内への窒素 注 入 操 作 （ 約 72 時 間 ） に よ り 窒 素 濃 度 が上昇 し， 相 対的 にそ の 他の 気 相濃 度が 減 少

ドライウェルが原子炉圧力容器からの水蒸気の放出によって加圧され，サプレッション・チェ
ンバよりも圧力が高い間は，非凝縮性ガスがサ
プレッション・チェン バに 集 中す るこ と にな る3020

酸素 濃度 4.0vol％到 達

酸素

水素（vol％）（％）

格納 容器 圧力 310kPa［gage］到 達に て
可搬型窒素供給装置による窒素注入停止（約 143 時間 ）

窒素

10

酸素 可燃
限 界（ 5vol％ ）酸素可燃限界(5%)

0
0

24

48

72

96

120

144

168

事故後の時間(h)JOB NO. MA47BNT2AE--YH7W002̲G006O2.5

第 3.4−12 図

事象発生から 15 分後に原子炉注水を開始した場合のサプレッション・チェンバの気相濃度の推移（ドライ条件）
3.4−21

水素

酸素

窒素

可燃限界

100
代替循環冷却系による原子炉注水操作並びに格納容器減圧及び除熱操作によって水蒸気が凝縮し水蒸気濃度が低下するとともに，ドライウ
ェル圧力の低下により，サプレッション・チェンバとの間の真空破壊装置が開放されるため，サプレッション・チェンバの気体がドライウ
ェルに流入し，非凝縮性ガスの濃 度が 上 昇

90
80
ド
ラ
イ
ウ
ェ
ル
の
気
相
濃
度
（vol％）

窒素70

格納 容器 圧力 310kPa［gage］到 達に て
可搬型窒素供給装置による窒素注入停止（約 139 時間 ）60

可搬型窒素供給装置による格納容器内への窒素 注 入 操 作 （ 約 58 時 間 ） に よ り 窒 素 濃 度 が上昇 し， 相 対的 にそ の 他の 気 相濃 度が 減 少

50
40
水素
30

ドライウェル圧力の低下により真空破壊装置が作動し，サプレッション・チ
ェンバの気体がドライウェルに移行することによる気相濃度の変 化

20
10

酸素
酸素 可燃
限 界（ 5vol％ ）酸素可燃限界(5vol%)

0
0

24

48

72

96

120

144

168

事故後の時間(h)JOB NO. MA47BNT2AE--GH7W011

第 3.4−13 図

事象発生から 50 分後に原子炉注水を開始した場合のドライウェルの気相濃度の推移（ドライ条件）
水素

酸素

窒素

可燃限界

100
窒素

90
サ
プ
レ
ッ
シ
ョ
ン
・
チ
ェ
ン
バ
の
気
相
濃
度

格納 容器 圧力 310kPa［gage］到 達に て
可搬型窒素供給装置による窒素注入停止（約 139 時間 ）8070

可搬型窒素供給装置による格納容器内への窒素 注 入 操 作 （ 約 58 時 間 ） に よ り 窒 素 濃 度 が上昇 し， 相 対的 にそ の 他の 気 相濃 度が 減 少

ＬＯＣＡ後のブローダウンによって，ドライウェルに存在する非凝縮性ガスが水蒸気とともにサプレッション・チェンバに送り込まれ，水蒸気がスクラビングに
よって凝縮されることにより，サプレッ
ション・チェンバ内は非凝縮性ガスの濃度が高い状態となる

60
50
40
30

酸素 濃度 4.0vol％到 達

20

ドライウェルが原子炉圧力容器からの水蒸気の放出によって加圧され，サプレッション・チェ
ンバよりも圧力が高い間は，非凝縮性ガスがサ
プレ ッシ ョ ン・ チェ ン バに 集 中す るこ と にな る

酸素

水素

（vol％） 10

酸素 可燃 限 界（ 5vol％ ）酸素可燃限界(5vol%)

0
0

24

48

72

96

120

144

事故後の時間(h)JOB NO. MA47BNT2AE--GH7W011

第 3.4−14 図

事象発生から 50 分後に原子炉注水を開始した場合のサプレッション・チェンバの気相濃度の推移（ドライ条件）

3.4−22168

0.8
格納容器圧力 310kPa［gage］（1Pd）
到 達に て 可 搬 型窒 素 供 給 装 置に よ る
窒素注入停止（約 49 時間）

格 納 容 器 圧 力 465kPa ［ gage ］（ 1.5Pd ） 到 達 に て 可 搬 型 窒 素
供給 装置 に よる 窒素 注 入停 止
（約 88 時間 ）

0.6
格
納
容
器
圧
力
(MPa[gage])

サプレッション・チェンバ
0.62MPa［gage］

格 納 容 器 酸 素 濃 度 （ ド ラ イ 条 件 ） 4.3vol ％ 到 達にて格納容器圧力逃がし装置による格納容器減
圧及 び除 熱 操作 （約 122 時 間 ）可搬 型 窒素 供 給装 置 1 台
による窒素注入開始後，格納容器酸素濃度が上昇することを確認し，可搬型窒 素 供給 装 置 2 台 による格納容器内への窒素注
入操作開始

0.4

ドライウェル0.2

格 納 容 器 酸 素 濃 度 （ ド ラ イ 条 件 ） 4.0vol ％ 到
達にて可搬型窒素供給装置 1 台 によ る 格 納容
器内への窒素注入操作開始（約 21 時 間）

格納容器酸素濃度（ドライ条件 ） 4.0vol％ 到 達 に て 可 搬 型 窒
素供 給装 置 1 台に よる 格 納容 器
内へ の窒 素 注入 操作 開 始
その後，格納容器酸素濃度上昇を確認し，可搬型窒素供給装置
2 台による格納容器内への窒素注入 操作 開 始（ 約 54 時 間 ）

0.0
0

24

48

72

96

120

144

事故後の時間(h)JOB No.MA47BNT2AE--WHA4000

第 3.4-15 図

Ｇ値を設計基準事故ベースとした場合の格納容器圧力の推移

3.4−23

168

水素

酸素

窒素

可燃限界

100
格納容器酸素濃度（ドライ条件）4.0vol％到 達に て 可搬 型窒 素 供給 装置 1 台 による格納容器内への窒素注入操作開始（ 約 21 時間 ）可搬型窒素供給装置 1 台による窒素 注入 開始 後， 格 納容 器酸 素 濃度 が 上昇 する ことを確認し，可搬型窒素供給装置 2 台 に よる 格納 容 器内 への 窒 素注 入 操作 開始

90
80
ド
ラ
イ
ウ
ェ
ル
の
気
相
濃
度
（vol％）

窒素70

格 納 容 器 圧 力 465kPa［ gage ］（ 1.5Pd） 到 達 に て 可 搬 型
窒素 供給 装 置に よる 窒 素注 入 停止 （約 88 時間 ）60
格納 容 器圧 力 310kPa［ gage］（ 1Pd） 到 達 に て 可 搬 型 窒 素 供 給 装 置 に よ る 窒 素 注 入を停止（約 49 時 間 ） す る が ，再 度 ， 格 納 容 器酸 素 濃 度 （ ドラ イ 条 件 ）4.0vol％ 到
達にて可搬型窒素供 給 装置 1 台に よる 格 納容 器内 へ の窒 素注 入 操作 開 始
その後，格納容器酸 素 濃度 上 昇を 確認 し ，可 搬型 窒 素供 給装 置 2 台に よ る格 納容 器
内への窒素注入操作 開 始（ 約 54 時 間 ）

50
40
30

格 納 容 器 酸 素 濃 度 （ ド ラ イ 条 件 ） 4.3vol ％ 到 達 にて格納容器圧力逃がし装置による格納容器減圧及び除 熱操 作 （約 122 時 間）

水素

20
酸素
10

酸素可燃限界（5vol％）酸素可燃限界(5vol%)

0
0

24

48

72

96

120

144

168

事故後の時間(h)JOB NO. MA47BNT2AE--WHA4000

第 3.4−16 図 Ｇ値を設計基準事故ベースとした場合のドライウェルの気相濃度の推移（ドライ条件）
水素

酸素

窒素

可燃限界

100
90
サ
プ
レ
ッ
シ
ョ
ン
・
チ
ェ
ン
バ
の
気
相
濃
度

窒素

80

格納容 器圧 力 310kPa［gage］（ 1Pd） 到 達 にて 可 搬型 窒 素 供給 装 置に よ る窒 素 注入を停止（ 約 49 時 間 ）す るが ， 再度 ，格 納 容器 酸素 濃 度（ ドラ イ 条件 ）4.0vol％ 到
達にて可 搬 型窒 素供 給 装置 1 台に よる 格 納容 器内 へ の窒 素注 入 操作 開 始
その後 ，格 納 容 器酸 素 濃度 上 昇を 確 認し ，可 搬 型窒 素 供 給装 置 2 台に よ る格 納 容
器内への 窒 素注 入操 作 開始 （約 54 時 間）7060

格納容器酸素 濃 度 （ ド ラ イ 条 件 ）4.0vol％ 到
達にて可搬型窒 素供 給 装置 1 台 によ る 格 納容
器内への窒素注 入操 作 開始 （約 21 時 間）
可搬型窒素供給 装置 1 台 に よる 窒素 注 入 開始
後，格納容器 酸 素 濃 度 が 上昇 す る こ と を 確 認
し，可搬型窒素 供給 装 置 2 台に よる 格 納 容器
内への窒素注入 操作 開 始

50
40
30
水素

20

酸素

（vol％） 10

格納容器酸素濃度（ドライ条件）
4.3vol ％ 到 達 に て 格 納 容 器 圧 力 逃 が し装置による格納容器減圧及び除熱操作（約 122 時 間）

格納 容器 圧力 465kPa［gage］（1.5Pd）
到達 にて 可 搬型 窒素 供 給装 置 によ る
窒素 注入 停 止（ 約 88 時 間 ）酸素 可燃 限 界
（5vol％ ）酸素可燃限界(5vol%)

0
0

24

48

72

96

120

144

事故後の時間(h)第 3.4−17 図 Ｇ値を設計基準事故ベースとした場合のサプレッション・チェンバの気相濃度の推移（ドライ条件）

3.4−24168

第 3.4−1 表
初期条件

項目

主要解析条件

条件設定の考え方

事故条件

3.4−25

初期酸素濃度

2.5vol％酸素濃度 4.3vol％（ドライ条件）到達を防止可能な初期酸素濃度として設定

炉心内のジルコニウム−
水反応による水素発生量

全炉心内のジルコニウム量の約10.1％が水と反応して発生する
水素量

解析コードＭＡＡＰによる評価結果

金属腐食等による水素発
生量

考慮しない

酸素濃度を厳しく評価するものとして設定

水の放射線分解による水素及び酸素の発生割合

水素：0.06 分子／100eV
酸素：0.03 分子／100eV

重大事故時における格納容器内の条件を考慮して設定

第 3.4−2 表

事象発生から 7 日間（168 時間）における酸素濃度の最高値及び到達時間※
ウェット条件ドライ条件

約 2.7vol％（約 115 時間）

約 2.8vol％（約 107 時間）

サプレッション・チェンバ約 2.5vol％（約 0.4 時間）
全炉心内のジルコニウム量の約 10.1％が反応した場合

約 4.0vol％（約 84 時間）

ドライウェル※

主要解析条件（水素燃焼）添付資料 3.4.1
水の放射線分解の評価について

1.

水の放射線分解の考慮
水がガンマ線等の放射線エネルギを吸収すると非常に短時間の間に水の放射線分解が起こり，Ｈ（水素原子），ＯＨラジカル，ｅ ａｑ ＋ （水和電子），Ｈ
Ｏ ２ ラジカル，Ｈ ＋ （水素イオン）及び分子生成物のＨ ２ ，Ｈ ２ Ｏ ２ （過酸化水素）を生じる。また，これらの反応と並行して以下の化学反応が生じ，Ｈ ２がＯＨラジカルと反応して水に戻る等の再結合反応が起こる。なお，酸素は過酸化水素の分解によって生成される。
Ｈ ２ ＋ＯＨ→Ｈ＋Ｈ ２ Ｏ

式①

Ｈ＋Ｈ ２ Ｏ ２ →ＯＨ＋Ｈ ２ Ｏ

式②

Ｈ＋ＯＨ→Ｈ ２ Ｏ式③

格納容器破損モード「水素燃焼」における重大事故等対策の有効性評価で
は，水の放射線分解による水素及び酸素の生成をモデル化している。
東海第二発電所は，運転中，格納容器内が窒素で置換されている。炉心損
傷に至った場合及びその後の原子炉圧力容器破損後には，ジルコニウム−水反応や溶融炉心・コンクリート相互作用等，水素については多量に放出されるメカニズムが考えられるものの，酸素に関しては水の放射線分解が支配的な生成プロセスである。水素に関しては上記の反応によって比較的短時間で可燃限界の濃度を超えることから，格納容器内の気体の濃度を可燃限界以下に維持する観点では酸素濃度を低く維持することが重要となる。
以下では，この酸素の支配的な生成プロセスである水の放射線分解について，本評価で用いた考え方を示す。

添付 3.4.1−1

2.

水の放射線分解による水素及び酸素量の計算
水の放射線分解による水素及び酸素の生成量は以下の式（１）で算出して
いる。

n

Q
decay

E
1.6 10 19

G100

16.02 10 23

t

式（１）

式（１）のパラメータは以下のとおり。
n：水の放射線分解による水素（酸素）発生量[mol]：崩壊熱[W]Q
decay：放射線吸収割合[-]E−サプレッション・プール以外のＦＰ：ベータ線，ガンマ線ともに 0.1−サプレッション・プール内のＦＰ：ベータ線，ガンマ線ともに 1：実効Ｇ値[分子／100eV]

G

t

−水素

：G(H2)＝0.06−酸素：G(O2)＝0.03：タイムステップ[sec]

放射線吸収割合について，炉内については，炉心から放出される放射線が水に吸収される割合を解析によって評価した結果，約 1％となったことから，
これを保守的に考慮して 10％とした。また，炉外のＦＰについては水中に分散していることを考慮し，保守的に放射線のエネルギの 100％が水の放射線分解に寄与するものとした。［１］
今回はベータ線及びガンマ線を考慮の対象とし，アルファ線については考
慮の対象としていない。アルファ線については飛程が短いため，大部分が溶融炉心等に吸収されるものと考え，アルファ線による水の放射線分解への寄
添付 3.4.1−2

与は無視できるものとした。また，本評価では電力共同研究（以下「電共研」という。）において求めたＧ値を用いているが，これはガンマ線源による照射によって得られた実験結果である。ベータ線はガンマ線に比べて飛程が短いことから溶融炉心等に吸収され易く，ガンマ線源による実験結果のＧ値をベータ線に対して適用することは，放射線分解に伴う水素及び酸素濃度を多く見積もる点で保守的な取扱いと考えられる。
放射線の吸収エネルギ 100eV 当たりに生成する原子・分子数をＧ値と呼ぶ。
Ｇ値には水の放射線による分解作用のみを考慮した初期Ｇ値と，これに加えて放射線分解による生成物が再結合して水分子等に戻る化学反応の効果を考慮した実効Ｇ値がある。
照射が始まり，放射線分解による生成物が増加すると，その生成物の濃度に応じて生成物が再結合して水に戻る等の化学反応も増加するため，水素分
子及び酸素分子の生成割合は照射初期から徐々に低下する。水素濃度や酸素濃度の水の吸収線量との関係の傾向は，一時的に水素濃度や酸素濃度の上昇
ピークが現れるのではなく，水素濃度や酸素濃度の上昇が徐々に抑制されていく形の曲線となる。格納容器内の濃度上昇というマクロな現象を評価する
観点では再結合等の化学反応の効果を含めた実効Ｇ値を用いることが適切であると考えられるため，本評価では実効Ｇ値を用いる。また，実効Ｇ値には
電共研の実験結果 ［２］ に基づく値を用いた。

3.

格納容器内の水素・酸素濃度の評価方法
放射線分解を考慮した格納容器内の水素・酸素濃度の評価方法は次のとおり。また，格納容器内の水素・酸素濃度の評価の流れを第 1 図に示す。
ＭＡＡＰ解析から得られるドライウェル及びサプレッション・チェンバの窒素モル数から，格納容器の初期酸素濃度を 2.5vol％とした時の酸素モル
添付 3.4.1−3

数と窒素モル数を計算する。
ドライウェル及びサプレッション・チェンバにおける崩壊熱から，水の放射線分解による酸素発生量と水素発生量を計算する。
水の放射線分解によって生成する水素及び酸素については，ＭＡＡＰ結果に基づいてドライウェルとサプレッション・チェンバ間のベント管を介した移行量を評価し，移行量に応じてドライウェルとサプレッション・チェ
ンバに分配する。
上記を重ね合わせることにより，格納容器内の気相濃度を計算する。

4.

参考文献

[1]「シビアアクシデントにおける可燃性ガスの挙動に関する研究」ＢＷＲ電力
共同研究，平成 12 年 3 月[2]「事故時放射線分解に関する研究」ＢＷＲ電力共同研究，昭和 63 年 3 月

添付 3.4.1−4

初期酸素濃度及び放射線分解を考慮した時のモル数

MAAP 解析結果

窒素モル数
NN2

初期酸素濃度2.5%を考慮した時の窒素モル数
N’N2=NN2×(1-0.025)

窒素モル数

初期酸素濃度2.5%を考慮した時の酸素モル数
NO2=NN2×0.025

酸素モル数

N’N2

NO2＋ΔNO2
水素モル数

水素モル数
NH2

NH2＋ΔNH2
放射線分解
による
発生酸素
モル数
ΔNO2

D/W⇔S/C
間の酸素
移行量評価

放射線分解
による
発生水素
モル数
ΔNH2

D/W⇔S/C
間の水素
移行量評価

崩壊熱

水蒸気モル数水蒸気モル数
NH2O

第1図

NH2O

水素・酸素濃度の評価フロー図

添付 3.4.1−5

添付資料 3.4.2
シビアアクシデント条件下で用いるＧ値の設定について

1.

これまでの許認可解析に用いたＧ値と有効性評価で適用したＧ値について
従来，Ｇ値は可燃性ガス濃度制御系性能評価解析（以下「ＦＣＳ性能解析」と い う 。） で 使 用 し て お り ， 以 前 に は そ の 値 と し て ， Regulatory Guide
1.7(Rev.2) [1] の記載に基づき G(H2)/G(O2)=0.5/0.25 が使用されていた。この値は Regulatory Guide1.7 の前身である Safety Guide 7(1971 年 3 月)に記載されている。当時，既に一般的知見として，水の放射線分解の短時間内の一次反応に基づくＧ値（以下「初期Ｇ値」という。）は G(H2)=0.43〜0.45となることが知られており，Regulatory Guide 1.7(Rev.2)のＧ値はこの初期Ｇ値を包絡するものとなっている。
しかし，この初期Ｇ値は水の放射線分解の一次反応に基づく値であるため，
その後の二次反応，つまり水素と酸素の再結合反応を含めた最終的な水素，酸素の発生割合を示す実効的なＧ値（以下「実効Ｇ値」という。）に比べてかなり大きい値となる。
格納容器内の可燃性ガス濃度の評価において必要となるのは，正味の発生割合を表す実効Ｇ値である。これに関して，電力共同研究「事故時放射線分解に関する研究」(昭和 61〜62 年度)[2]（以下「基本実験」という。）において水の放射線分解に関する実験を実施し，可燃性ガス濃度系性能評価条件下での実効Ｇ値として次の結果を得た。
沸騰状態：G(H2)＜0.4，G(O2)＜0.2

非沸騰状態：G(H2)＜0.25，G(O2)＜0.125
この結果に基づき，東海第二発電所等の沸騰水型原子力発電所では，可燃性ガス濃度の評価 [3]において，沸騰状態で G(H2)/G(O2)=0.4/0.2，非沸騰状態で G(H2)/G(O2)=0.25/0.125 を採用している。
添付 3.4.2−1

基本実験では，重大事故条件を想定した環境下でも実験を実施しており，実効Ｇ値として次の結果を得ている。
沸騰状態：G(H2)＜0.27，G(O2)≒0

非沸騰状態：G(H2)＜0.06，G(O2)＜0.03
この結果に基づき，有効性評価では，水素燃焼の評価において，非沸騰状態でのＧ値（G(H2)/G(O2)=0.06/0.03）を採用している。
また，電力共同研究「シビアアクシデントにおける可燃性ガスの挙動に関する研究（以下「追加実験」という。）」 [4]において，水の放射線分解に係る追加実験を行った。追加実験では，試験条件の温度，沸騰状態，水素濃度，
よう素濃度の感度によるＧ値への影響を確認しており，基本実験の結果を用いることは妥当であることを確認している。
各評価で用いるＧ値について，第 1 表に示す。

2.

電力共同研究「事故時放射線分解に関する研究」（基本実験）

2.1

基本実験の概要(1)

実験装置及び実験方法
基本実験では，ＢＷＲの実機事故条件を模擬した水の放射線分解実験を実施することにより，種々の事故条件下で生成される可燃性ガスの生成割合（Ｇ値）の検討を行った。
実験に使用した実験装置を第 1 図及び第 2 図に示す。非沸騰実験では 15リットルの硬質ガラス製照射容器を使用。また，沸騰実験では 1.8 リット
ルのステンレス製照射容器を使用している。
実験は，照射容器内に純水を所定量注入した後，高純度アルゴン（Ａｒ）
ガスで脱気し，水素ガス，酸素ガスボンベを用いて雰囲気条件（気液相の水素，酸素初期濃度）を設定する。その後，よう素，鉄，銅等の不純物を添付 3.4.2−2

所定量添加し，循環ポンプで均一混合させる。沸騰実験の場合，更にマン
トルヒータにより加熱，沸騰させる。
全ての条件が定常状態に達した後，Ｃｏ−60 のガンマ線源に照射を開始，
水の放射線分解で生成される水素，酸素濃度を溶存水素計（ＤＨ計），溶存
酸素計（ＤＯ計）及びガスクロマトグラフで測定する。水の吸収線量は，水を媒体とした標準的な換算係数を用いて評価した。
実機の事故条件を考慮して，実験ではＬＯＣＡ条件，ＦＣＳ性能解析条
件及び重大事故条件の三種類の条件を想定し，各条件下でＧ値の実測を実施した。
なお，以下で示す第 3 図から第 8 図は，連続測定である液相中の濃度を除き，サンプリングにより計測された濃度測定値に基づいてフィッティン
グを行っている。

(2)

試験条件及び実験結果
実験結果を第 2 表，第 3 図から第 8 図に示す。
実験結果は，ガンマ線の吸収線量に対する液相中及び気相中の水素及び酸素濃度（絶対量）で整理している。また，ガンマ線の吸収線量とこれによる分子量の増加量から実効Ｇ値を求めている。
なお，Ｇ値とは 100eV の放射線エネルギ吸収により発生する分子数であるが，水の放射線分解で生成する水素及び酸素は，水中で起こる化学反応
により分子数が変化するため，ここでは，化学反応による変化（よう素等の不純物の影響）を考えに入れた値を実効Ｇ値として評価している。
ａ．ＬＯＣＡベースの結果：第 3 図，第 4 図
非沸騰条件の場合には，液相中及び気相中の水素及び酸素濃度にほとんど変化がないことから，実効Ｇ値は 0 と見なしうる。
添付 3.4.2−3

沸騰条件の場合には，水素濃度の実効Ｇ値は，照射開始初期は約 0.4分子/100eV と高いが，その後に安定し 0.2 分子/100eV 程度になる。また，
酸素濃度の場合は 0 と見なしうる。
沸騰実験で得られた実効Ｇ値は，非沸騰実験に比べガスの気相への移行速度が大きくなるため全般に大きくなる。
ｂ．ＦＣＳ性能解析ベースの結果：第 5 図，第 6 図
非沸騰条件の場合には，得られた実効Ｇ値として水素は 0.14 分子/100eV，酸素は 0.06 分子/100eV である。
沸騰条件の場合には，照射開始初期の水素は 0.43 分子/100eV だが，
その後安定し 0.36 分子/100eV 程度になる。また，酸素は 0.14 分子/100eVである。
ＦＣＳ性能解析では，沸騰条件の水素のＧ値として実験結果の 0.36分子/100eV に余裕を見て 0.4 分子/100eV の一定値を用いている。
ｃ．重大事故ベースの結果：第 7 図，第 8 図
非沸騰条件の場合には，初期水素濃度が高いことによる抑制効果（再結合効果）によって，得られた実効Ｇ値として水素は 0.06 分子/100eV，
酸素は 0.03 分子/100eV となり，ＦＣＳ性能解析ベースの約半分である。
沸騰条件の場合には，非沸騰条件の場合と同様，水素による抑制効果
により実効Ｇ値は低減され，水素は 0.27 分子/100eV，酸素はほぼ 0 になる。

(3)

実験から得られた知見
以上の実験結果及び他のパラメータ実験結果からの知見を以下に示す。
ａ．よう素放出のないＬＯＣＡ条件下，非沸騰状態での実効Ｇ値は水素，
酸素のいずれも 0 と見なしうる。ＬＯＣＡ条件下での実効Ｇ値は以下
添付 3.4.2−4

の値となる。
沸騰状態：G(H2)＜0.2，G(O2)＜0.1

ｂ．多量のよう素放出と小さな金属−水反応を仮定したＦＣＳ性能解析条
件下での実効Ｇ値は以下の値となる。
沸騰状態：G(H2)＜0.4，G(O2)＜0.2

非沸騰状態：G(H2)＜0.25，G(O2)＜0.125
ｃ．多量のよう素放出と大きな金属−水反応を仮定した重大事故条件下での実効Ｇ値は以下の値となる。上記ｂ．のＦＣＳ性能解析条件下での値より小さくなる理由は，金属−水反応によって格納容器中に水素が多く存在するため，水素と酸素の再結合反応が促進されたことによるものと考えられる。
沸騰状態：G(H2)＜0.27，G(O2)≒0

非沸騰状態：G(H2)＜0.06，G(O2)＜0.03
ｄ．ａ．〜ｃ．により，実効Ｇ値はよう素放出量が高くなると増加し，金属−水反応割合（水素放出量）が大きくなると減少する。
ｅ．初期酸素濃度の実効Ｇ値に及ぼす影響は小さい。ただし，酸素濃度が高くなると若干増加する傾向がある。
ｆ．よう素以外の不純物（Ｆｅ ２＋ ，Ｃｕ ２＋ 等）の実効Ｇ値に及ぼす影響は小さく，よう素を多量に含む場合は無視しうる。また，よう素を含まない場合には実効Ｇ値を幾分増加させるが，Ｆｅ ２＋ については酸素を減少させる傾向がある。

添付 3.4.2−5

第1表

各評価で用いるＧ値
格納容器破損防止対策

可燃性ガス濃度評価の有効性評価G(H2)=0.4
沸騰
G(O2)=0.2

G(H2)=0.06

G(H2)=0.25

G(O2)=0.03

非沸騰
G(O2)=0.125

第2表

実験結果
実測値（実効Ｇ値）

パラメータ
事故条件

[分子/100eV]

金属−水

初期酸素

よう素

不純物

反応割合

濃度

放出割合

添加

非沸騰
LOCA
条件
沸騰

非沸騰
FCS 性能
解析条件
沸騰

非沸騰
重大事故
条件
沸騰

添付 3.4.2−6

温度

Ｇ（Ｈ２）

Ｇ（Ｏ２）

第1図

非沸騰実験装置の概要

第2図

沸騰実験装置の概要
添付 3.4.2−7

第3図

気相部と液相部における水素及び酸素濃度（LOCA ベース：非沸騰状態）

添付 3.4.2−8

第4図

気相部と液相部における水素及び酸素濃度（LOCA ベース：沸騰状態）

添付 3.4.2−9

第5図

気相部と液相部における水素及び酸素濃度（ＦＣＳ性能解析ベース：非沸騰状態）
添付 3.4.2−10

第6図

気相部と液相部における水素及び酸素濃度（ＦＣＳ性能解析ベース：沸騰状態）
添付 3.4.2−11

第7図

気相部と液相部における水素及び酸素濃度（苛酷事故ベース：非沸騰状態）
添付 3.4.2−12

第8図

気相部と液相部における水素及び酸素濃度（苛酷事故ベース：沸騰状態）
添付 3.4.2−13

2.2 基本実験の実機への適用性
基本実験において評価したＧ値を用いるに当たり，実験条件（重大事故条
件のうち非沸騰）と実機条件を比較した確認結果を第 3 表及び第 4 表に示す。
第 3 表では，各種パラメータが酸素の実効Ｇ値に与える影響を評価しており，実験条件は実機で想定されるシビアアクシデント環境を考慮した場合においても評価結果に与える影響は軽微であることを確認している。
・吸収線量については，水素の実効Ｇ値は吸収線量が多いほど小さくなる傾向があり [2][5]，酸素についても同様の傾向であることを確認している[2]。酸素濃度の長期（7 日間）の推移を見る観点では，事象進展を考えた上で事象発生から約 1.5 時間後の吸収線量に相当する 1×10 ４ Ｇｙで求めた実効Ｇ値を用いることは保守的であり妥当と考える。（第 9 図参照）
・よう素放出割合については，水素の実効Ｇ値はよう素濃度が高いほど大きくなる傾向があり [2][6]，酸素についても同様の傾向であることを確認している [2]。しかしながら，第 10 図を参照すると，左記の程度の割合の相違であれば，Ｇ値（測定データの傾き）に大きな違いは現れないと考えられることから，有効性評価において，電共研の実験結果に基づく実効Ｇ値を用いることは妥当と考える。
・ジルコニウム−水反応割合（溶存水素濃度）については，水素の実効Ｇ
値は溶存水素濃度が高いほど小さくなる傾向があり [2][4] ，酸素についても同様の傾向であることを確認している [2]。このことから，ジルコニウ
ム−水反応割合が小さい電共研の実験結果に基づく実効Ｇ値を用いることは妥当と考える。（第 11 図参照）
・初期酸素濃度については，少なくとも初期酸素濃度数 vol％程度では，初期酸素濃度は酸素の実効Ｇ値に影響を及ぼすものではないと考える [2]。
（第 12 図参照）
添付 3.4.2−14

・沸騰・非沸騰については，沸騰状態では酸素の実効Ｇ値はほぼ 0 となる傾向がある。このことから，非沸騰状態での電共研の実験結果に基づく実効Ｇ値を用いることは妥当と考える [2]。（第 13 図参照）
・温度については，温度が高いほど，再結合反応が促進されるため実効Ｇ値は小さくなる傾向がある。事故時には温度は室温を上回るため，室温での電共研の実験結果に基づく実効Ｇ値を用いることは保守的であり妥当と考える [2][5]。（第 14 図参照）
・ｐＨについては，中性環境下では酸素の実効Ｇ値は僅かに小さい傾向を示すが，その差は小さい。このため，中性条件下の試験で求めた電共研の実験結果に基づく実効Ｇ値を用いることに問題はないと考える [2]。
（第15 図参照）
第 4 表では，シビアアクシデント環境下で発生し得る不純物の影響について評価を行い，Ｇ値への影響が軽微であることを確認している。
・金属イオン等（Ｆｅ，Ｃｕ，Ｂ）については，よう素存在条件下において，金属イオン等（Ｆｅ，Ｃｕ，Ｂ）が添加された場合の解析結果からは，実効Ｇ値への影響は見られない[2]。
（第12 図参照）
・ホウ酸については，水のｐＨに影響するが，ｐＨの違いによる実効Ｇ値への影響は小さい[2]。
・コンクリートについては，安定な酸化物でエアロゾルとして挙動し，水にはほとんど溶けないため，放射線分解への影響は小さい。また，ＭＣＣＩ時にＣＯ２が発生し水のｐＨに影響するが，ｐＨの変化によるＧ値への影響は小さい[2][4]。
（第16,17
・有機物については，酸素を消費する反応に寄与し，実効Ｇ値を低減する[4]。
図参照）
以上から，格納容器破損防止対策の有効性評価において，基本実験において評価したＧ値を用いることは妥当であると判断した。
添付 3.4.2−15

第3表
パラメータ
吸収線量

よう素放出
割合

電共研の
実験
〜1×10４Ｇｙ

各種パラメータが酸素の実効Ｇ値に与える影響
有効性評価

酸素の実効Ｇ値への影響と保守性

サプレッション・プ
ールでの吸収線量は事象発生から約1.5
時間後で1×10４Ｇｙを超える。

水素の実効Ｇ値は吸収線量が多いほど小さくなる傾向があり[2][5]，酸素についても同様の傾向であることを確認している[2]。酸素濃度の長期（7 日間）の推移を見る
観点では，事象進展を考えた上で事象発生から約1.5 時
間後の吸収線量に相当する1×10４Ｇｙで求めた実効Ｇ値を用いることは保守的であり妥当と考える。
（第9 図
参照）
水素の実効Ｇ値はよう素濃度が高いほど大きくなる傾向があり[2][6]，酸素についても同様の傾向であることを確認している[2]。しかしながら，第10 図を参照すると，左記の程度の割合の相違であれば，Ｇ値（測定データの傾き）に大きな違いは現れないと考えられることから，有効性評価において，電共研の実験結果に基づく実効Ｇ値を用いることは妥当と考える。
水素の実効Ｇ値は溶存水素濃度が高いほど小さくなる傾向があり[2][4]，酸素についても同様の傾向であることを確認している[2]。このことから，ジルコニウム−水反
応割合が小さい電共研の実験結果に基づく実効Ｇ値を用いることは妥当と考える。
（第11 図参照）

約64％50％（立地審査指針
における仮想事
故条件を設定）ジルコニウ 5.5％
ム−水反応
割合
（溶存水
素濃度）

約10.1％

初期酸素濃
度

2.5％

1.5％

沸騰・非沸騰 非沸騰状態

炉内：沸騰状態
サプレッション・プ
ール：非沸騰状態

温度

室温

室温以上

ｐＨ

中性

事故対応の中で変動する可能性がある。

少なくとも初期酸素濃度数vol％程度では，初期酸素濃度は酸素の実効Ｇ値に影響を及ぼすものではないと考える[2]。
（第12 図参照）
沸騰状態では酸素の実効Ｇ値はほぼ0 となる傾向がある。このことから，非沸騰状態での電共研の実験結果に基づく実効Ｇ値を用いることは妥当と考える[2]。
（第13
図参照）
温度が高いほど，再結合反応が促進されるため実効Ｇ値は小さくなる傾向がある。事故時には温度は室温を上回るため，室温での電共研の実験結果に基づく実効Ｇ値を用いることは保守的であり妥当と考える[2][5]。
（第14 参照）
中性環境下では酸素の実効Ｇ値は僅かに小さい傾向を示すが，その差は小さい。このため，中性条件下の試験で求めた電共研の実験結果に基づく実効Ｇ値を用いることに問題はないと考える[2]。
（第15 図参照）

添付 3.4.2−16

第4表

よう素以外の不純物が酸素の実効Ｇ値に与える影響

シビアアクシデント環
境下における発生量
金属イオン等炉内構造物
0〜2ppm（Ｆｅ，Ｃｕ，Ｂ）
等（ＴＭＩ-2 事故時の冷却材中不純物濃度やＢ
ＷＲプラント通常運転
時における金属濃度等の評価を参考に設定）
ホウ酸
制御棒材の酸化，Ｍ 約1×10−３mol／L
ＣＣＩ時の化学反応 （格納容器内での想定発生量とサプレッション・プール液相体積から概算）
コンクリート主成分のＳｉＯ２，Ｃ 安定な酸化物でエアロ
ａＯ，Ａｌ２Ｏ３，Ｍ ゾルとして挙動し，水にｇＯなどがＭＣＣＩ はほとんど溶けない
時に放出
物質

有機物

発生原因

電線被覆材などの熱分解や放射線分解

約1.1×10−６mol／L（格納容器内での想定発生量とサプレッション・プール液相体積から概算）

添付 3.4.2−17

酸素の実効Ｇ値への影響
よう素存在条件下において，金属イオン等（Ｆｅ，Ｃｕ，Ｂ）が添加された場合の解析結果からは，実効Ｇ値への影響は見られない[2]。
（第12 図参照）

水のｐＨに影響するが，ｐＨの違いによる実効Ｇ値への影響は小さい[2]。

安定な酸化物でエアロゾルとして挙動
し，水にはほとんど溶けないため，放射線分解への影響は小さい。また，Ｍ
ＣＣＩ時にＣＯ２が発生し水のｐＨに影響するが，ｐＨの変化によるＧ値への影響は小さい[2][4]。
酸素を消費する反応に寄与し，実効Ｇ値を低減する[4]。
（第16,17 図参照）

酸素濃度(×10 −４ mol/L)

試験条件
初期水素濃度 ：ジルコニウム−水反応5.5%相当
吸収線量(×10 ３ Gy)

初期酸素濃度 ：1.5vol%(気相中）初期よう素濃度：50%放出相当
温度

第9図

本評価における実効Ｇ値の設定根拠とした電共研の実験結果[I− ] 0 = 1×10 −４ M
酸素濃度変化量(×10 − ５ mol/L)：室温

6.2×10 −５ M
6×10 − ６ M

1.8×10− ６ M

6×10 − ７ M
1 M = 1 mol/L
0M(純水)
試験条件
初期酸素濃度 ：3.5vol%(気相中）初期よう素濃度：0〜100%(0〜4.1×10−５mol/L)放出相当
温度：室温

吸収線量(×10３ Gy)

第 10 図溶存酸素濃度と吸収線量の関係（よう素濃度を変化させた場合）

添付 3.4.2−18

酸素濃度変化量(×10 −５ mol/L)[H 2 ] 0 = 0M
6.2×10 −５ M
1.5×10− ４ M
2.8×10− ４ M
3.9×10−４ M
1 M = 1 mol/L
試験条件
初期水素濃度 ：ジルコニウム−水反応割合
0〜50%(0〜6.7×10−４mol/L)相当
初期酸素濃度 ：3.5vol%(気相中）初期よう素濃度：0〜100%(0〜4.1×10−５mol/L)放出相当
温度：室温

吸収線量(×10３ Gy)

酸素生成量(×10 − ４ mol/L)

第 11 図溶存酸素濃度と吸収線量の関係（溶存水素濃度を変化させた場合）

初期酸素濃度：3.0vol%(3.9×10− ５ mol/L)
Fe,Cu,B を 2ppm 添加

初期酸素濃度：2.0vol%(2.7×10 −５ mol/L)
Fe,Cu,B を 1ppm 添加

初期酸素濃度：0.5vol%(0.6×10−５ mol/L)
Fe,Cu,B 添加なし

試験条件
初期水素濃度 ：ジルコニウム−水反応割合0%相当
初期酸素濃度 ：3.5vol%(気相中）初期よう素濃度：0〜100%(0〜4.1×10−５mol/L)放出相当
温度：室温

吸収線量(×10３ Gy)

第 12 図溶存酸素濃度及び不純物（Ｆｅ，Ｃｕ，Ｂ）の有無と吸収線量の関係（酸素濃度及び不純物（Ｆｅ，Ｃｕ，Ｂ）の添加量を変化させた場合）

添付 3.4.2−19

酸素濃度(×10 −４ mol/L)

試験条件
初期水素濃度 ：ジルコニウム−水
反応割合5%相当
初期酸素濃度 ：2.0vol%(気相中）初期よう素濃度：50%放出相当

吸収線量(×10３ Gy)

酸素濃度(×10 −５ mol/L)

第 13 図溶存酸素濃度と吸収線量の関係（沸騰状態）

試験条件
初期水素濃度 ：ジルコニウム−水
反応割合0.73%相当
初期酸素濃度 ：3.5vol%(気相中）初期よう素濃度：50%放出相当

吸収線量(×10３ Gy)

第 14 図溶存酸素濃度と吸収線量の関係（温度を変化させた場合）

添付 3.4.2−20

酸素濃度(×10 −４ mol/Ｌ)

試験条件
初期水素濃度 ：ジルコニウム−水
反応割合0.67%相当
初期酸素濃度 ：3.3vol%(気相中）初期よう素濃度：50%放出相当
温度：室温（25℃）

吸収線量(×10３ Gy)

第 15 図溶存酸素濃度と吸収線量の関係（ｐＨを変化させた場合）

添付 3.4.2−21

第 16 図第 17 図溶存酸素濃度と吸収線量の関係（エタノール添加なし）

溶存酸素濃度と吸収線量の関係（エタノール添加あり）

添付 3.4.2−22

2.3 基本実験の妥当性に関する補足
基本実験では，研究を進める上での手法の妥当性を確認するため，実験結果に関係する過去の知見 [5][6]との比較を行っている。また，この基本実験の結果から得られたＧ値は，可燃性ガス濃度制御系の性能確認に使用されている [3]。以下，基本実験と過去の知見との比較の概要について示す。

(1)

実験方法について基本実験では，純水に対する照射を行い，照射量と水素及び過酸化水素
濃度について確認している。また，オークリッジ国立研究所（ＯＲＮＬ）
においても純水に対する照射の実験が行われており，照射量と水素濃度の関係が報告されている [5] 。これらの結果は，照射量に対する水素の生成割合が照射開始から徐々に低下する点で同等の傾向を示している。純水に対する照射試験について，基本実験及びＯＲＮＬにおける実験の概要を第 18
図及び第 19 図，実験の結果を第 20 図及び第 21 図に示す。
基本実験では，上記の純水に対する照射を行った試験装置を用い，よう素や水素濃度を上昇させた条件での実験を行っている。このことから，照射及びこれに伴って生じる水素及び酸素の濃度を測定する点で，基本実験での実験方法は妥当なものと考える。

(2)

添加物の影響とＧ値の増減
水中に添加された場合にＧ値に影響を及ぼすよう素と水素について，添加量とＧ値の変化の傾向について確認するとともに，過去の知見 [6]と基本
実験の実験結果の傾向が同様であることを確認している。
ａ．よう素を添加した場合水中へのよう素の添加がＧ値を上昇させる側に作用することについて
添付 3.4.2−23

は，従来から知られていたものの [5]，基本実験では実験系内によう素を添加した場合についての添加量とＧ値の関係を確認している。傾向として，よう素の添加量が増加すると水素及び酸素共にＧ値は上昇する傾向を示している。また，この増加の要因は，式（１）の再結合反応が，式（２）のよう素がＯＨラジカルを還元する反応によって阻害されることによるものと考えられる。これは，式（２）の反応速度定数 k2 と式（１）の反応速度定数 k1 に大きな差があることからも推定できる。
Ｈ ２ ＋ＯＨ→Ｈ＋Ｈ ２ Ｏ

k1＝3.5×10 ７ mol/L/s（１）

Ｉ − ＋ＯＨ→Ｉ＋ＯＨ −k2＝1.5×10１０ mol/L/s（２）ｂ．よう素及び水素を添加した場合
基本実験では，実験系内に水素を添加した場合についての添加量とＧ値の関係を確認している。傾向として，水素の添加量が増加すると水素及び酸素共にＧ値は低下する傾向を示している。水素のＧ値の傾向については，米国原子力規制委員会(ＮＲＣ)によって反応モデルの作成及び評価が実施されており，よう素が添加されていても水素の添加量が増加
するとＧ値は低下すると報告されている [6]。また，この低下の要因は，水素濃度の増加によって式（１）の再結合反応が促進されることで，水素及び酸素の発生割合が低下することによるものと考えられる。ＮＲＣにおける評価の結果を第 22 図に，基本実験における実験の結果を第 23
図に示す。

添付 3.4.2−24

容積

カプセル液相

タンク気相
タンク液相
循環流量
初期温度
（実験パラメータ）

第 18 図100cm3350cm3250cm3
14cm3/min
15℃，95℃

ＯＲＮＬによる照射実験のループ

添付 3.4.2−25

第 19 図基本実験による純水照射の手順と実験で用いた容器の概略

添付 3.4.2−26

第 20 図ＯＲＮＬによる実験結果（純水に対する照射）第 21 図基本実験による実験結果（純水に対する照射）添付 3.4.2−27

第 22 図ＮＲＣによる評価結果（よう素及び水素の濃度とＧ（Ｈ２）の変化）

添付 3.4.2−28

水素濃度（×10 −５ mol/L）

1Ｍ=1mol/L
試験 条件
初期 水素 濃 度： 水-ジル コ ニウ ム反 応 割合
0〜50%(0〜 6.7×10 − ４ mol/L)相 当
初期 酸素 濃 度： 3.5%(気 相 中)
初期 よう 素 濃度 ：50%放 出 相当
温度 ：室 温吸収線量（×10３ Gy）
第 23 図基本実験による実験結果（溶存水素濃度と吸収線量の関係（溶存水素濃度を変化させた場合））

添付 3.4.2−29

3.

電力共同研究「シビアアクシデントにおける可燃性ガスの挙動に関する研究」（追加実験）

3.1

追加実験の概要(1)

実験装置及び実験方法
追加実験では，常温から高温に至るケースについて試験を行うため，170℃（飽和蒸気圧 691kPa[gage]）までの試験が可能な照射容器を用いた。
実験に使用した装置を第 24 図に示す。装置は，照射容器，液相循環ライン，気相サンプリングライン，ガス注入ライン等から成る。照射容器はス
テンレス製で，容量は 2L である。照射容器内には 3 本のガス注入ラインが接続されており，水素，酸素，窒素ガスにより所定の初期水質に調整することができる。照射容器内の水はバンドヒーターにより所定の温度に昇温される。液相中の水はポンプにより循環される。液相循環ラインには溶存
水素計（DH 計），溶存酸素計（DO 計），導電率計等が設置されている。試験
水は冷却された後，DH 計，DO 計により，液相中の水素，酸素濃度を連続測定される。気相中のガスはポンプにより循環される。気相循環ラインには
ガスクロマトグラフが設けられている。ガンマ線照射により発生したガスは冷却された後，ガスクロマトグラフで気相中の水素，酸素濃度をバッチ測定する。
全ての条件が定常状態に達した後，Ｃｏ−60 ガンマ線源にて照射を開始
し，DH 計，DO 計で液相の水素・酸素濃度を測定するとともに，ガスクロマ
トグラフでバッチサンプリングを行い気相中の水素・酸素濃度を測定した。
実験は，温度，沸騰の有無，初期水素濃度，よう素濃度を試験パラメー
タとして変化させＧ値の実測を実施した。

添付 3.4.2−30

(2)試験条件及び実験結果
試験条件及び実験結果を第 5 表，第 25 図に示す。
沸騰している場合は水素・酸素のＧ値が 0 であること，また，沸騰していない場合は試験条件によりＧ値に若干のばらつきがあることを確認した。
長期試験における吸収線量と水素・酸素の変化量の相関では，水素・酸素共にその増加量が吸収線量の増加と共に飽和する傾向を確認できた。吸収線量 1×10 ４ Gy における実効Ｇ値は，水素：0.036，酸素：0.023 であり，基本実験と同程度であった。

3.2

実験から得られた知見
基本実験と追加実験は，異なる実験装置，異なる実験実施者によって行われたが，追加実験により同程度の実効Ｇ値が確認できたことから，実効Ｇ値の有する不確かさは小さいと考える。また，水素・酸素の増加量が吸収線量の増加と共に飽和する点で同様の傾向を確認できたことから，実効Ｇ値を事
象発生初期（1.5 時間後）の吸収線量から定めることは，事象発生から 168
時間後までを評価する本事象に適用する上で保守的な設定と考える。よって，前回の実験結果をもとに有効性評価を用いる実効Ｇ値を定めていること及び長期試験の結果を踏まえて，1×10４ Gy におけるＧ値を用いるのは妥当と考える。

添付 3.4.2−31

第5表

試験条件及び実験結果

試験条件
試験
ケース

温度
[℃]

沸騰

M-W 反応
割合
[％]

実験結果
酸素濃度
[vol％]

よう素
放出
[％]

①
①
②
③
④
⑤
⑥
⑦
⑧

添付 3.4.2−32

吸収線量
[Gy]

水素
Ｇ値

酸素
Ｇ値

第 24 図実験装置の概要

添付 3.4.2−33

第 25 図

実験結果：水素・酸素の変化量と吸収線量の関係
（①及び①

のＧ値）

添付 3.4.2−34

4.

参考文献

[1] Regulatory Guide 1.7 (Rev.2 Nov.1978) Control of Combustible Gas
Concentrations In Containment Following A Loss-of-Coolant Accident.
[2] 「事故時放射線分解に関する研究」ＢＷＲ電力共同研究[3] 「沸騰水型原子力発電所

昭和 63 年 3 月

可燃性ガス濃度制御について」（株式会社東芝，

TLR002A 改訂 3，平成 10 年 2 月）
[4] 「シビアアクシデントにおける可燃性ガスの挙動に関する研究」ＢＷＲ電力共同研究

平成 12 年 3 月[5] Zittel,H.E.， Boiling water reactor accident radiolysis studies，

ORNL-TM-2412 Part Ⅷ (1970)．
[6] Parczewski,K.I. ， et.al. ，Generation of hydrogen and oxygen byradiolytic decomposition of water in some BWRs
ANS/AMSE Conference，Aug.(1984).

添付 3.4.2−35， U.S. NRC Joint（参考）その他の文献における実効Ｇ値に関する報告

勝村による報告 [1]では，平成 23 年 3 月 15 日に発生した福島第一原子力発電所４号機の水素爆発の原因を探るため，沸騰水及び海水注入下での水素のＧ値を実験で測定している。
この実験では，沸騰した純水からはＧ値 0.24 相当の水素の発生を検出し，沸騰した 3.5％食塩水（海水相当）からはＧ値 0.54 ※ 相当の水素発生を検出したと報告されており，いずれも東海第二発電所の有効性評価「水素燃焼」で使用している水素のＧ値 0.06 と比べて大きな値となっている。
本報告では酸素のＧ値に関しては論じられていないが，仮に水素のＧ値と同様に酸素も高いＧ値で発生したとしても，格納容器内の水素濃度及び酸素濃度が共に可燃領域に至る恐れがある場合には，格納容器圧力逃がし装置によって格
納容器内の気体を環境中に排出し，格納容器内の水素濃度及び酸素濃度を低減することができることから，格納容器内の水素濃度及び酸素濃度が共に可燃領域に至ることはない。
※：水の放射線分解によるＧ値は，分解初期（初期Ｇ値 0.45）の後の再結合（水素とＯＨラジカル）により初期Ｇ値を理論的に超えないにも関わらず，Ｇ値 0.54 の水素発生が検出されているが，この原因については，水
蒸気凝縮によって水素濃度が高めに測定されたためと考察している。

[1] 勝村庸介， 福島第一原子力発電所第四号機の水素爆発の謎
ジオリシスと水素濃縮− ，放射線化学 第 92 号，(2011)．

添付 3.4.2−36−沸騰水のラ第 1表

解析コード及び解析条件の不確かさの影響評価について（水素燃焼）
解析条件を最確条件とした場合に運転員等操作時間及び評価項目となるパラメータに与える影響

項 目

解析条件（初期条件，事故条件）
の不確かさ
解析条件

初期条件

初期酸素濃度

事故条件

添付 3.4.3−1

炉心内のジルコニウム−水反応による水素発生量

金属腐食等による水素発生量

全炉心内のジルコ
ニウム量の約10.1％が水と反応して発生する水素
量

考慮しない

水素：
0.06 分子／100eV
酸素：
0.03 分子／100eV

運転員等操作時間に与える影響

評価項目となるパラメータに与える影響

酸素濃度 4.3vol%（ドライ条件）到達を防止可能な初期酸素濃度として設定最確条件とした場合は，初期酸素濃度が低くなるため，本評価事故シーケンスにおける格納容
器内の酸素濃度推移が低く抑えられるため，格納容器内の酸素濃度を操作開始の起点としている可搬型窒素供給装置を用いた格納容器内への窒素供給の開始時間は遅くなることから，運転員等操作時間に対する余裕は大きくなる。

最確条件とした場合は，初期酸素濃度が低くなるため，本評価事故シーケンスにおける格納容
器内の酸素濃度推移が低く抑えられることか
ら，評価項目となるパラメータに対する余裕は大きくなる。

約 1vol％〜約 2vol％最確条件とした場合は，水素発生量が変動し，相対的に酸素濃度が変動する可能性があるが，操作手順（可搬型窒素供給装置による格納容器
内の窒素注入操作を実施すること）に変わりはないことから，運転員等操作時間に与える影響はない。

最確条件とした場合は，水素発生量が変動する可能性がある。炉心内のジルコニウム−水反応
による水素発生量は，運転員等操作である低圧
代替注水系（常設）による原子炉注水の操作開始時間に依存して変動するため，低圧代替注水系（常設）による原子炉注水の操作時間が早まる場合について感度解析を行い，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た。
（添付資料 3.4.5）

事象進展による

考慮する

水素：
0.06 分子／100eV
酸素：
0.03 分子／100eV

解析コードＭＡＡＰによる評価結果

酸素濃度を厳しく評価するものとして設定

重大事故時における格納容器内の条件を考慮して設定

最確条件とした場合は，水素発生量が増加するため，本評価事故シーケンスにおける格納容器
内の酸素濃度推移が低く抑えられるため，格納容器内の酸素濃度を操作開始の起点としている可搬型窒素供給装置を用いた格納容器内への窒素供給の開始時間は遅くなることから，運転員等操作時間に対する余裕は大きくなる。
Ｇ値の不確かさにより水の放射線分解による酸素発生量が大幅に増加する場合，格納容器内の酸素濃度が可燃領域又は爆轟領域となる可能性がある。その場合には，格納容器圧力逃がし装置を使用し，格納容器内の気体を排出する必要があるが，ベント開始までの時間は事象発生から約 122 時間後の操作であり，準備時間が確保できるため，時間余裕がある。
（添付資料 3.4.4）

最確条件とした場合は，水素発生量が増加するため，本評価事故シーケンスにおける格納容器
内の酸素濃度推移が低く抑えられることから，評価項目となるパラメータに対する余裕は大きくなる。
Ｇ値の不確かさにより水の放射線分解による酸素発生量が大幅に増加する場合，格納容器内の酸素濃度が可燃領域又は爆轟領域となる可能性がある。その場合には，格納容器圧力逃がし装置を使用し，格納容器内の気体を排出することで可燃領域の到達を防止することが可能であり，評価項目となるパラメータに与える影響はない。
（添付資料 3.4.4）

添 付 資 料 3.4.3

水の放射線分解による水素及び酸素の発生割合

2.5vol％条件設定の考え方

最確条件

添付資料 3.4.4
Ｇ値を設計基準事故ベースとした場合の評価結果への影響について

1.

はじめに
今回の評価では，電力共同研究 [1][2]の成果を踏まえ，水の放射線分解における水素及び酸素のＧ値を G(H２ )＝0.06，G(O２ )＝0.03 としている。今回の評価で用いたＧ値は，過去の複数回の実験によって測定した値であり，重大事故環境下での水の放射線分解の評価に適した値と考えるが，実験においてもＧ値にはばらつきが確認されたこと及び事故時の格納容器内の環境には不確かさがあることを考慮すると，Ｇ値については不確かさを考慮した取扱いが特に重要となる。
実際の事故対応において，何らかの要因によって酸素濃度が今回の評価よりも早く上昇する場合，事象発生から 7 日が経過する前に酸素濃度が4.3vol％を上回る可能性が考えられる。ここでは，何らかの要因によって酸素濃度が今回の評価よりも早く上昇する場合を想定し，酸素濃度の上昇速度の変化が評価結果及び事故対応に与える影響を確認した。
なお，炉心損傷を伴う事故シーケンスでは，原子炉水位の低下や損傷炉心への注水により多量の水蒸気が発生するため，基本的に格納容器内がドライ条件となることは考えにくい。ただし，水素燃焼による爆轟の可能性の有無
は，保守的にドライ条件における気相濃度によって判断する。

2.

評価条件
第 3.4−3 図から第 3.4−6 図に示した解析ケース（以下「ベースケース」という。）の評価条件に対する変更点は以下のとおり。この他の評価条件は，ベースケースと同等である。

添付 3.4.4−1

・水の放射線分解における水素及び酸素のＧ値を，沸騰状態においてはG(H ２ )＝0.4，G(O ２ )＝0.2，非沸騰状態においては G(H２ )＝0.25，G(O ２ )＝0.125 とする。この値は，設計基準事故対処設備である可燃性ガス濃度制
御系の性能を評価する際に用いている値であり，設計基準事故環境下に対しても一定の保守性を有する値である。設計基準事故環境下に比べ，重大事故環境下ではＧ値が低下する傾向にあることから，重大事故環境下におけるＧ値の不確かさとして考慮するには十分に保守的な値である。
・事象発生から 7 日が経過する前に，水素濃度及び酸素濃度がともに可燃限界を上回るため，格納容器圧力逃がし装置によって格納容器内の気体を環境中に排出し，格納容器内の水素濃度及び酸素濃度を低減する。
・格納容器内への窒素注入手順としては，格納容器バウンダリの健全性に対する裕度の確保及び格納容器漏えいの影響を考慮し，格納容器圧力
310kPa[gage]（1Pd）までの注入を基本とするが，本感度解析のように 1Pd
まで窒素を注入しても早期の格納容器ベント（事故後 7 日以内を想定）に至る場合には，465kPa[gage]（1.5Pd）までの追加の窒素注入を実施することで，可能な限り格納容器ベント遅延させ，環境への影響を低減させることとする。ベースケースと感度解析ケースの窒素注入条件を第 1 表及び第2 表に示す。

第1表

重大事故相当のＧ値を想定した場合（ベースケース）の窒素注入条件
時間

窒素注入条件①

PCV 酸素 4.0vol％（ドライ条件）到達S/C への窒素注入（窒素 198m3／h，酸素 Nm 3／h）を開始②

PCV 圧力 310kPa[gage]到達

S/C への窒素注入を停止※

PCV：格納容器，S/C：サプレッション・チェンバ，D/W：ドライウェル

添付 3.4.4−2

第2表

設計基準事故相当のＧ値を想定した場合（感度解析ケース）の窒素注入条件

時間

窒素注入条件①

PCV 酸素 4.0vol％（ドライ条件）到達S/C への窒素注入（窒素 198m３ ／h，酸素 2m ３ ／h）を開始②

酸素濃度が上昇傾向（解析上は①実施の 30 分後）

S/C への窒素注入は継続したまま，追加で D/W への窒素注入（窒素 198m ３ ／h，酸素 2m３ ／h）を開始（合計で窒素 396m ３ ／h，酸素 4m ３ ／h を格納容器内に注入）③

PCV 圧力 310kPa[gage]到達

S/C 及び D/W への窒素注入を停止④

PCV 酸素 4.0vol％（ドライ条件）到達S/C への窒素注入（窒素 198m３ ／h，酸素 2m ３ ／h）を開始⑤

酸素濃度が上昇傾向（解析上は④実施の 30 分後）

S/C への窒素注入は継続したまま，追加で D/W への窒素注入（窒素 198m 3／h，酸素 2m3／h）を開始（合計で窒素 396m 3／h，酸素 4m3 ／h を格納容器内に注入）⑥

PCV 圧力 465kPa[gage]到達

S/C 及び D/W への窒素注入を停止※

PCV：格納容器，S/C：サプレッション・チェンバ，D/W：ドライウェル

3.

評価結果
評価結果を第 1 図から第 4 図，評価結果のまとめを第 3 表に示す。
第 3 図及び第 4 図に示すとおり，事象発生約 21 時間後に酸素濃度が4.0vol％（ドライ条件）に到達するため，サプレッション・チェンバへの窒素注入を開始する。しかし，酸素濃度の上昇が継続することから，ドライウ
ェルへの窒素注入を追加することで，酸素濃度の上昇が抑制される。
事象発生約 49 時間後に格納容器圧力が 310kPa[gage]に到達し，窒素注入を停止するが，酸素濃度が再度 4.0vol％（ドライ条件）に到達するため，事象発生約 54 時間後にサプレッション・チェンバへの窒素注入を再開し，酸素濃度の上昇継続を受けてドライウェルへの窒素注入も再開する。
その後，事象発生約 88 時間後に格納容器圧力が 465kPa[gage]に到達するため，窒素注入を停止し，事象発生約 122 時間後に酸素濃度が 4.3vol％（ドライ条件）に到達した時点で，サプレッション・チェンバを経由したベント
添付 3.4.4−3

を実施する。これにより，格納容器内の水素濃度及び酸素濃度は大幅に低下
し，水素濃度及び酸素濃度は可燃限界未満に抑制される。

4.

まとめ
何らかの要因によって酸素濃度が今回の評価よりも早く上昇する場合の評
価結果への影響を確認した結果，評価項目となる酸素濃度は，事象発生から7 日が経過する前に 4.3vol％に到達するが，格納容器圧力逃がし装置による環境中への格納容器内の気体の排出によって水素濃度及び酸素濃度を可燃限界未満に抑制できることを確認した。
今回の感度解析に用いたＧ値は十分に保守的と考えられる値を用いたことから，仮に事故に至った場合でも，水の放射線分解に伴う酸素濃度の上昇速
度は今回の感度解析の結果を十分下回るものと考えられるが，仮に酸素濃度の上昇速度が今回の感度解析の結果のとおりであっても，格納容器圧力逃がし装置による環境中への格納容器内の気体の排出までには約 122 時間の時間余裕があることを確認した。
格納容器圧力逃がし装置による対応が生じる場合，その対応フローは大破断ＬＯＣＡ後に代替循環冷却系を使用できない場合において，格納容器圧力逃がし装置による格納容器減圧及び除熱操作の前に可搬型窒素供給装置による格納容器内への窒素注入操作を実施する流れとなり，前述のケースよりも格納容器圧力逃がし装置による環境中への格納容器内の気体の排出までの時
間余裕が確保されること，格納容器内への窒素注入操作を実施する要員については他作業と重複していないことから，水素燃焼を防止する観点での事故対応は十分に可能と考えられる。環境中に放出される核分裂生成物（Ｃｓ−137）の観点でも，大破断ＬＯＣＡ後により短い時間（事象発生から約 19 時間）で格納容器圧力逃がし装置による排出を実施する場合について評価し，
添付 3.4.4−4

評価項目である 100TBq を十分に下回ることを確認していることから，格納容器圧力逃がし装置による対応は可能と考える。

5.

参考文献

[1]「シビアアクシデントにおける可燃性ガスの挙動に関する研究」（ＢＷＲ電力共同研究，平成 12 年 3 月）
[2]「事故時放射線分解に関する研究」（ＢＷＲ電力共同研究，昭和 63 年 3 月）

第1表

Ｇ値の変更に伴う評価項目への影響（ドライ条件）

項目

酸素濃度
最高値
（ドライウェル）酸素濃度
最高値（サプレッション・
チェンバ）

感度解析
(G(H2)＝0.4，G(O2)＝0.2)

事象発生から約 122 時
間後に，ドライウェルにおいて 4.3％に到達するため，約 122 時間
時点でのサプレッショ
ン・チェンバを経由したベント実施によって，ドライウェル及びサプレッション・チェ
ンバともに 5vol％未満に維持できる

添付 3.4.4−5

ベースケース(G(H2)＝0.06，
G(O2)＝0.03)

評価項目

約 2.8vol％（約 107 時間）
5vol％未満
約 4.0vol％（約 84 時間）

0.8
格納容器圧力 310kPa［gage］（1Pd）
到達にて可搬型窒素供給装置による窒素注入停止（約 49 時間）

格 納 容 器 圧 力 465kPa ［ gage ］（1.5Pd）到 達に て可 搬 型窒 素供
給装 置に よ る窒 素注 入 停止
（約 88 時間 ）

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
0.62MPa［gage］

格納 容器 酸 素濃 度（ド ライ 条 件）4.3vol％到 達に て格納容器圧力逃がし装置による格納容器減圧及び除熱 操作 （約 122 時 間 ）可搬型窒素供給装置 1 台による窒 素注 入開始 後， 格納
容器酸 素濃 度が上 昇す ることを確 認し ，可搬 型窒 素供給装置 2 台による格納容器
内への窒素注入操作開始

0.4(MPa[gage])0.2
格 納 容 器 酸 素 濃 度 （ ド ラ イ 条 件 ） 4.0vol％
到達にて可搬型窒素供給装置 1 台に よる 格
納容器内への窒素注入操作開始（ 約 21 時 間）

格納容器酸素濃度（ドライ条件）
4.0vol％ 到 達 に て 可 搬 型 窒 素 供 給装置 1 台に よ る格 納容 器 内へ の窒
素注 入操 作 開始
その後，格納容器酸素濃度上昇を確認 し， 可 搬型 窒素 供 給装 置 2 台
による格納容器内への窒素注入操
作開 始（ 約 54 時間 ）

0.0
0

24

48

72

96

120

144

168

事故後の時間(h)JOB No.MA47BNT2AE--WHA4000

第1図

格納容器圧力の推移

300
ドライウェル

格
納
容
器
温
度

格納容器雰囲気温度

200

（℃）

100

サプレッション・チェンバ
200℃

格納容器酸素濃度（ドライ条件）4.3vol％
到達にてサプレッション・チェンバ側からベントを実施（約 122 時間）

0
0

24

48

72

96

120

144

事故後の時間(h)JOB No.MA47BNT2AE--WHA4000

第2図

格納容器雰囲気温度の推移

添付 3.4.4−6

168

水素

酸素

窒素

可燃限界

100
格納容器酸素濃度（ドライ条件）4.0vol％到 達に て 可搬 型窒 素 供給 装 置 1 台 によ る
格納容器内への窒素注入操作開始 （約 21 時間 ）可搬型窒素供給装置 1 台による窒 素 注入 開始 後， 格 納容 器酸 素 濃度 が 上昇 する こ とを確認し，可搬型窒素供給装置 2 台に よ る格 納容 器 内へ の窒 素 注入 操 作開 始

90
80
ド
ラ
イ
ウ
ェ
ル
の
気
相
濃
度
（vol％）

窒素70

格納 容器 圧力 465kPa［gage］（1.5Pd）到 達に て可 搬 型窒 素
供給 装置 に よる 窒素 注 入停 止 （約 88 時間 ）60

格納容器圧力 310kPa［ gage］（1Pd）到 達 にて 可 搬 型窒 素 供給 装 置 によ る 窒 素注 入 を停 止
（約 49 時間）す る が， 再 度， 格納 容 器酸 素濃 度（ ド ライ 条件 ）4.0vol％到 達に て 可搬 型
窒素供給装置 1 台に よ る格 納 容器 内へ の 窒素 注入 操 作開 始
その後，格納容器 酸素 濃 度上 昇を 確 認し ，可搬 型窒 素 供給 装置 2 台に よ る格 納容 器 内へ の窒素注入操作開 始（ 約 54 時間 ）

50
40
30

格納 容器 酸 素濃 度（ド ライ 条 件）4.3vol％到 達に て格納容器圧力逃がし装置による格納容器減圧及び除熱 操作 （約 122 時 間 ）

水素

20
酸素
10

酸素可燃限界（5vol％）酸素可燃限界(5vol%)

0
0

24

48

72

96

120

144

168

事故後の時間(h)JOB NO. MA47BNT2AE--WHA4000

第3図

ドライウェルの気相濃度の推移（ドライ条件）

水素

酸素

窒素

可燃限界

100
90
サ
プ
レ
ッ
シ
ョ
ン
・
チ
ェ
ン
バ
の
気
相
濃
度

窒素

80

格納容器 圧力 310kPa［gage］（1Pd）到達 にて 可搬 型 窒素 供給 装 置に よ る窒 素注 入 を停止（約 49 時 間 ）す るが ， 再度 ， 格納 容器 酸素 濃 度（ ドラ イ 条件 ）4.0vol％ 到 達
にて可搬 型 窒素 供給 装置 1 台 によ る格 納 容器 への 窒 素供 給操 作 開始
その後，格納 容器 酸 素濃 度 上昇 を確 認 し ，可搬 型 窒素 供給 装置 2 台 によ る格 納 容 器
内への窒 素 注入 操作 開 始（ 約 54 時 間 ）7060

格納容器酸 素濃 度（ ドラ イ条 件 ）4.0vol％到 達
にて可搬型 窒素 供給 装 置 1 台に よ る格 納 容器 内への窒素注 入操 作開 始 （約 21 時間 ）可 搬型 窒 素 供 給 装 置 1 台 に よ る 窒 素 注 入 開 始後，格納容器酸素濃度が上昇することを確認し，可搬型 窒素 供給 装置 2 台に よ る格 納 容器 内への窒素注 入操 作開 始

50
40
30
水素

20

酸素

（vol％） 10

格 納 容 器 酸 素 濃 度 （ ド ラ イ 条 件 ） 4.3vol％到達にて格納容器圧力逃がし装置による格
納容 器減 圧 及び 除熱 操 作（ 約 122 時間 ）格納 容器 圧力 465kPa［gage］（1.5Pd）
到達 にて 可 搬型 窒素 供 給装 置 によ る
窒素 注入 停 止（ 約 88 時 間 ）酸素 可燃 限 界
（5vol％ ）酸素可燃限界(5vol%)

0
0

24

48

72

96

120

144

168

事故後の時間(h)第4図

サプレッション・チェンバの気相濃度の推移（ドライ条件）

添付 3.4.4−7

添付資料 3.4.5
原子炉注水開始時間の評価結果への影響について

1.

はじめに
今回の評価では，運転操作手順書等を踏まえ，原子炉圧力容器への注水開始時刻を事象発生から 25 分後としている。実際の事故対応においては，原子炉圧力容器への注水開始時刻が早まる又は遅れる可能性も想定される。水素燃焼のリスクの観点では，ジルコニウム−水反応による水素発生量が抑制され，相対的に酸素濃度が高くなることで水素濃度及び酸素濃度がともに可燃領域に至る可能性が考えられる。一方で，注水時点の炉心の状態によっては，ジルコニウム−水反応が促進され，水素発生量が増加する場合も考えられる。
この場合には，増加した水素によって相対的に酸素濃度が低下すると考えられる。
ここでは，原子炉圧力容器への注水開始時刻が早まる又は遅れる場合を想定し，原子炉圧力容器への注水開始時刻が評価結果に与える影響を確認した。

2.

評価条件
ベースケースの評価条件に対する変更点は以下のとおり。この他の評価条
件は，ベースケースと同等である。

(1)

感度解析 1（注水開始時刻が早まる場合）

・原子炉圧力容器への注水開始時刻をベースケースより 10 分早くし，事象発生から 15 分後とした。また，代替循環冷却系による格納容器減圧及び除熱開始時刻をベースケースより 10 分早くし，事象発生から 80 分後とした。15 分は，今後のさらなる事故対応能力の改善等を見据えて設定した値である。
(2)

感度解析 2（注水開始時刻が遅れる場合）
添付 3.4.5−1

・原子炉圧力容器への注水開始時刻をベースケースから 25 分遅延することとし，事象発生から 50 分後とした。また，代替循環冷却系による格納容器減圧及び除熱開始時刻をベースケースより 25 分遅延することとし，事象発生から 115 分後とした。25 分は，原子炉圧力容器への注水が遅れたとしても，溶融炉心が炉心プレナム下部に移行しない時間であることを確認し，設定した値である。

3.

評価結果
評価結果を第 1 図から第 8 図に示す。また，評価結果のまとめを第 1 表に示す。各パラメータの推移はベースケースとほぼ同等となり，事象発生から7 日後の酸素濃度も 5vol％未満となった。

4.

まとめ
原子炉圧力容器への注水開始時刻が早まる又は遅れることによる評価結果への影響を確認した結果，評価項目となるパラメータである酸素濃度は，ベースケースと同等となった。このことから，実際の事故対応においては原子炉圧力容器への注水開始時刻が早まった又は遅れる場合においても，水素燃焼のリスクの観点での事故対応への影響はない。

添付 3.4.5−2

第1表

原子炉圧力容器への注水開始時刻の変更に伴う評価項目への影響項目

全炉心内のジル
コニウム量に対する酸化割合原子炉圧力容器への注水開始時刻
感度解析 1
感度解析 2ベースケース（事象発生か（事象発生か（事象発生から 15 分後）ら 50 分後）ら 25 分後）
約 15.3％

約 7.6％

評価項目

約 10.1％−

ジルコニウム−
水反応による水
素発生量

約 481kg

約 272kg

約 325kg

酸素濃度（ドライウェ
ル）

約 2.7vol％約 2.8vol％約 2.8vol％（約107 時間）（約 0.1 時間） （約 76 時間）

酸素濃度（サプレッション・チェンバ）

約 4.0vol％（約 72 時間）

5vol％未満
約 4.0vol％（約 58 時間）

添付 3.4.5−3

約 4.0vol％（約 84 時間）0.8
常設低圧代替注水系ポン プを用 いた 低圧代替 注水系（ 常設）による原子炉注水操作（15 分）による損傷炉心の冷却に伴う蒸気発生により格納容器圧力上昇

ドライウェルサプレッション・チェンバ

0.62MPa[gage]
0.6
格
納
容
器
圧
力

代替循環冷却系による格納容器減圧及び除熱操作（80 分）に伴う格納容器温度の上昇抑制
0.4
格 納 容 器 酸 素 濃 度 （ ド ラ イ 条 件 ） 4.0vol％ 到 達に て可 搬 型 窒 素 供 給 装 置 に よ る 格 納 容 器 内 へ の窒素注入操作（約 72 時間）(MPa[gage])0.2
格納容器圧力 310kPa[gage]到達にて可搬型窒素供給装置による窒素注入停止（約 143 時間）

ＬＯＣＡ破断口からの蒸気流出に よ る
格納容器圧力上昇
0.0
0

24

48

72

96

120

144

168

事故後の時間(h)JOB No.MA47BNT2AE--YH7W002

第1図

格納容器圧力の推移（感度解析 1）300
格納容器雰囲気温度

最高温度 約 234℃（壁面温度 約 137℃）（約 0.5 時間）
壁面最高温度 約 141℃（約 0.7 時間）

ドライウェルサプレッション・チェンバ

200℃

200
代替循環冷却系による格納容器減圧及び除熱操作（80 分）に伴う格納容器雰囲気温度の上昇抑制

温
度

（℃）
100

ＬＯＣ Ａ破断口 からの蒸気 流出 に伴 い格納 容器 雰囲 気温度 が上 昇す るた め常設 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）による格納容器冷却操作（15 分）を実施
し格納容器雰囲気温度の上昇を抑制する

0
0

24

48

72

96

120

144

事故後の時間(h)JOB No.MA47BNT2AE--YH7W002

第2図

格納容器温度の推移（感度解析 1）

添付 3.4.5−4

168

水素

酸素

窒素

可燃限界

100
代替循 環冷 却系を 用い た格納 容 器 除 熱 に よ っ て 水 蒸 気 が 凝 縮 し 水 蒸 気 濃 度 が 低 下するとともに，ドライウェル圧力 の 低下 によ り ，サ プ レッ ショ ン・チ ェ ンバ との 間の真空破壊装置が開放されるため ，サ プ レッ ショ ン・チ ェン バ の気 体が ド ライ ウ ェ
ルに流入し，非凝縮性ガスの濃度 が上 昇

90
80
ド
ラ
イ
ウ
ェ
ル
の
気
相
濃
度

ドライウェル圧力の低下により真空破壊装置が作動し，サプレ ッ ショ ン・チェ ン バ の気
体がドライウェルに移行することによる気相濃度の変化7060

窒素
格納 容器 圧 力 310kPa[gage]到達 に て可
搬型窒素供給装置による窒素注入停止（約 143 時 間）

50
40

水素

30

（（％）
vol％）

可搬型窒素供給装置に よ る 格 納 容 器 内 へ の 窒 素注入操作（約 72 時間）に より 窒 素濃 度が 上 昇し ，
相対的にその他の気相濃度 が 減少

20

酸素
10

酸素可燃限界(5%)

0
0

24

48

72

96

120

144

168

事故後の時間(h)JOB NO. MA47BNT2AE--YH7W002̲G006O2.5

第3図

ドライウェルの気相濃度の推移（ドライ条件）（感度解析 1）

水素

酸素

窒素

可燃限界

100

サ
プ
レ
ッ
シ
ョ
ン
・
チ
ェ
ン
バ
の
気
相
濃
度

90
80

ＬＯＣＡ後のブローダウンに よっ て，ド ラ
イウェルに存在する非凝縮性ガスが水蒸気とともにサプレッション・チ ェン バ に 送
り込まれ，水蒸気がスクラビン グに よ っ て凝縮されることにより，サプ レッ ショ ン ・
チェンバ内は非凝縮性ガスの濃度が高い
状態となる

70
60
50

可搬型窒素供給装置による格納容器内
への 窒素 注 入操 作（約 72 時 間 ）に より窒素濃度が上昇し，相対的にその他の気相 濃度 が 減少

ドライウェルが原子炉圧力容器からの水蒸気の放出によっ て 加圧 さ れ，サ プレッション・チェンバ より も圧 力 が高 い間
は，非凝縮性ガスがサ プ レッ ショ ン・チ
ェンバに集中するこ と にな る

40
30
20

酸素

水素

（vol％）（％）

格納 容器 圧力 310kPa[gage]到達 にて可搬型窒素供給装置による窒素注入 停止 （約 143 時 間 ）窒素

酸素 濃度 4.0vol％到 達

10

酸素可燃限界(5%)

0
0

24

48

72

96

120

144

168

事故後の時間(h)JOB NO. MA47BNT2AE--YH7W002̲G006O2.5

第4図

サプレッション・チェンバの気相濃度の推移（ドライ条件）（感度解析 1）
添付 3.4.5−5

0.8
ドライウェル

常設低圧 代替 注水 系ポ ンプを 用い た 低圧 代替 注水 系（ 常設 ）による原子炉注水操作（50 分）による損傷炉心の冷却に伴う蒸気発生により格納容器圧力上昇

サプレッション・チェンバ

0.62MPa[gage]

0.6
格
納
容
器
圧
力

代替循環冷却系による格納容器減圧及び除熱操作（115 分）に伴う格納容器温度の上昇抑制

0.4

格納容器酸素濃度（ドライ条件）4.0vol％到達
にて可搬型窒素供給装置による格納容器内への窒素注入操作（約 58 時間）(MPa[gage])0.2
格納容器圧力 0.31MPa[gage]到達にて可搬型
窒素供給装置による窒素注入停止（約 139 時間）

ＬＯＣＡ破断 口からの蒸気流出に よ る
格納容器圧力上昇

0.0
0

24

48

72

96

120

144

168

事故後の時間(h)JOB No.MA47BNT2AE--GH7W011

第5図

格納容器圧力の推移（感度解析 2）300
ドライウェル

最高温度 約 217℃（壁面温度 約 143℃）（約 1.2 時間）
壁面最高温度 約 147℃（約 1.4 時間）

サプレッション・チェンバ

格
納
容
器
温
度

200

（℃）

100

200℃
代替循環冷却系による格納容器減圧及び除熱操作（115 分）に伴う格納容器雰囲気温度の上昇抑制

Ｌ ＯＣＡ破 断口 からの 蒸気 流 出 に 伴 い 格 納 容 器 雰 囲 気 温度 が 上 昇 す る た め 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）による格納容器
冷却操作(50 分)を実施し格納容器雰囲気温度の上昇を抑制する

0
0

24

48

72

96

120

144

事故後の時間(h)JOB No.MA47BNT2AE--GH7W011

第6図

格納容器温度の推移（感度解析 2）

添付 3.4.5−6

168

水素

酸素

窒素

可燃限界

100
代替循 環冷 却系を 用い た格納 容 器 除 熱 に よ っ て 水 蒸 気 が 凝 縮 し 水 蒸 気 濃 度 が 低 下するとともに，ドライウェル圧力 の 低下 によ り ，サ プ レッ ショ ン・チ ェ ンバ との 間の真空破壊装置が開放されるため ，サ プ レッ ショ ン・チ ェン バ の気 体が ド ライ ウ ェ
ルに流入し，非凝縮性ガスの濃度 が上 昇

90
80
ド
ラ
イ
ウ
ェ
ル
の
気
相
濃
度
（vol％）窒素

7060

可搬型 窒 素 供 給 装 置 に よ る 格 納 容 器 内 へ の 窒 素注入操作（約 58 時 間 ）に より 窒 素濃 度が 上 昇し ，
相対的に そ の他 の気 相 濃度 が 減少

50

格納 容器 圧 力 310kPa[gage]到 達
にて可搬型窒素供給装置による窒素 注入 停 止（ 約 139 時間 ）

40
水素
30
ドライウェル圧力の低下に よ り真 空 破壊装置が作動し，サプレッ シ ョン ・ チ
ェンバの気体がドライウェ ル に移 行 することによる気相濃度の変 化

20
10

酸素
酸素可燃限界(5vol%)

0
0

24

48

72

96

120

144

168

事故後の時間(h)JOB NO. MA47BNT2AE--GH7W011

第7図

ドライウェルの気相濃度の推移（ドライ条件）（感度解析 2）

水素

酸素

窒素

可燃限界

100
窒素

90
サ
プ
レ
ッ
シ
ョ
ン
・
チ
ェ
ン
バ
の
気
相
濃
度

格 納 容 器 圧 力 310kPa[gage] 到 達
にて 可 搬型 窒 素供 給 装置 に よる 窒
素注 入停 止 （約 139 時 間）

80
70

ＬＯＣＡ後のブローダウンによっ て，ド ラ
イウェルに存在する非凝縮性ガスが水蒸気とともにサプレッション・チ ェン バ に 送
り込まれ，水蒸気がスクラビン グに よ っ て凝縮されることにより，サプレッ ショ ン ・
チェンバ内は非凝縮性ガスの濃度が高い
状態となる

60
50

可搬型窒素供給装置による格納容器内
への 窒素 注 入操 作（約 58 時 間 ）に より窒素濃度が上昇し，相対的にその他の気相 濃度 が 減少

4030

酸素 濃度 4.0vol％到 達

20

ドライウェルが原子炉圧力容器からの水蒸気の放出 によ っ て加 圧さ れ，サプ レ ッシ ョ ン・チェ ン
バよ りも 圧 力が 高い 間 は，非 凝縮 性ガ ス が サプ レ
ッシ ョン ・ チェ ンバ に 集中 す るこ とに な る

酸素

水素（vol％） 10

酸素可燃限界(5vol%)

0
0

24

48

72

96

120

144

事故後の時間(h)JOB NO. MA47BNT2AE--GH7W011

第8図

サプレッション・チェンバの気相濃度の推移（ドライ条件）（感度解析 2）添付 3.4.5−7168添付資料 3.4.6
格納容器内における気体のミキシングについて

ＢＷＲの格納容器内の気体のミキシング効果については，電力共同研究「格納容器内ミキシング確認試験に関する研究」（S57 年度）[1]によって，格納容器
スプレイや温度差による自然対流に伴う撹拌効果がある場合には十分なミキシ
ング効果が短時間に得られることを確認している。
格納容器破損モード「水素燃焼」における評価事故シーケンスでは，事象発
生後 90 分までは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）による格納容器冷却操作の実施及び格納容器内の温度差により，格納容器内は十分にミキシングされるものと考えられる。また，事象発生後 90分以降は，代替循環冷却系による格納容器除熱操作の実施により，格納容器内
はミキシングされるものと考えられる。さらに，崩壊熱によって炉心で発生した蒸気が格納容器内へ放出されることによってもミキシングが促進される。
格納容器スプレイを実施している場合の格納容器内の気体の流動については，
上記研究にて実験的に確認されている。実験結果を第 1 図に示す。10vol％の空
気希釈ヘリウムガスの供給を停止すると，格納容器スプレイにより短期間で十分なミキシング効果が得られることが示されている。
格納容器内雰囲気と壁面に温度差がある場合のミキシング効果についての実験結果を第 2 図に示す。第 2 図は格納容器内雰囲気と壁面に 5℃の温度差がある場合のミキシング効果を示しており 10vol％の空気希釈ヘリウムガスを供給しているが，実験開始から約 20 分後までには十分にミキシングされることを示している。ＢＷＲの格納容器内では，原子炉圧力容器が熱源として考えられる
ため，格納容器内雰囲気と壁面において少なくとも 5℃以上の温度差は生じているものと考えられる。このため，ＢＷＲの格納容器内において，気体が成層化する等の位置的な濃度の著しい偏りが生じる可能性は低いと考えられる。さ添付 3.4.6−1

らに，本試験は，より成層化の可能性が高い軽密度気体であるヘリウムにて撹拌効果を確認しているため，格納容器内での水素燃焼を防止するためのベント
実施判断基準として設定している酸素については，濃度の著しい偏りが生じる
可能性は更に低いと考えられる。
また，シビアアクシデント条件下における格納容器内の気体のミキシング効
果については，比較的単純な形状から大規模で複雑な形状の試験装置に至る国内外の試験において検討されている。代表的なものとして，旧（財）原子力発
電技術機構による試験で得られた知見 [2]を以下にまとめる。
・軽密度気体（試験では水素をヘリウムで模擬）の放出による自然循環のみ
でも，ミキシングは比較的良好であった。
・水蒸気発生を考慮したケースでは，ミキシングは促進された。
・上部区画へ軽密度気体を放出して濃度の偏りを生じさせたケースでも，格納容器スプレイを作動させることによりミキシングは達成された。
本試験はＰＷＲプラントを模擬したものであるが，複雑な区画を含む形状においても十分なミキシングが得られたことが確認されており，ＢＷＲプラント
でも同様の効果が期待できると考えられる。
したがって，これらの知見を踏まえると，格納容器破損モード「水素燃焼」
における評価事故シーケンスにおいては，格納容器スプレイの実施，格納容器内の温度差等によりミキシング効果が得られると考えられる。
なお，格納容器スプレイ停止後は速やかに格納容器圧力逃がし装置による格
納容器ベントを実施するため，格納容器内の可燃性ガスは排出される。

[1] 共同研究報告書，格納容器内ミキシング確認試験に関する研究（S57 年度）[2] 重要構造物安全評価（原子炉格納容器信頼性実証事業）に関する総括報告書，財団法人原子力発電技術機構（平成 15 年 3 月）
添付 3.4.6−2

第1図

格納容器スプレイ実施時のガス濃度変化

添付 3.4.6−3

第2図

温度差によるミキシング効果（ガス濃度変化結果）

添付 3.4.6−4

3.5

溶融炉心・コンクリート相互作用

3.5.1

格納容器破損モードの特徴，格納容器破損防止対策(1)

格納容器破損モード内のプラント損傷状態
格納容器破損モード「溶融炉心・コンクリート相互作用」に至る可能性のあるプラント損傷状態は，「1.2 評価対象の整理及び評価項目の設定」に示すとおり，ＴＱＵＶ，ＴＱＵＸ，長期ＴＢ，ＴＢＵ，ＴＢＰ，ＴＢＤ
及びＬＯＣＡである。

(2)

格納容器破損モードの特徴及び格納容器破損防止対策の基本的考え方
格納容器破損モード「溶融炉心・コンクリート相互作用」では，発電用原子炉の運転中に異常な過渡変化，原子炉冷却材喪失（ＬＯＣＡ）又は全交流動力電源喪失が発生するとともに，非常用炉心冷却系等の安全機能の喪失が重畳する。このため，緩和措置がとられない場合には，原子炉圧力容器内の溶融炉心が格納容器へ流れ出し，溶融炉心からの崩壊熱や化学反応によって，ペデスタル（ドライウェル部）のコンクリートが侵食され，格納容器の構造部材の支持機能を喪失し，格納容器の破損に至る。
したがって，本格納容器破損モードでは，ペデスタル（ドライウェル部）にコリウムシールドを設置するとともに，通常運転中にあらかじめペデスタル（ドライウェル部）に約 1m の水位で水張りを実施した上で，原子炉圧力容器の下部から溶融炉心が落下するまでに，ペデスタル（ドライウェ
ル部）に溶融炉心の冷却に必要な水位及び水量を確保し，落下後は溶融炉心の冷却を行い，溶融炉心・コンクリート相互作用によるコンクリート侵
食及び水素発生を抑制し，長期的には，最終的な熱の逃がし場へ熱の輸送を行うことにより格納容器内の減圧及び除熱を行い，格納容器の破損を防
止する。
3.5−1

さらに，格納容器内における水素燃焼を防止するため，格納容器内の水素濃度及び酸素濃度が可燃領域に至るまでに，格納容器内へ窒素を注入することによって，格納容器の破損を防止する。
本格納容器破損モードに対する有効性を評価するためには，原子炉圧力容器が破損した時点及びその後のプラント状態を評価する必要があることから，原子炉圧力容器破損までは原子炉への注水を考慮しないものとする。
一方，本格納容器破損モードに対しては，原子炉圧力容器破損後の格納容器破損防止のための重大事故等対策の有効性についても評価するため，原
子炉圧力容器破損後は重大事故等対策に係る手順に基づきプラント状態を評価することとする。したがって，本評価では，原子炉圧力容器破損後も原子炉圧力容器内に残存する放射性物質の冷却のために原子炉に注水する対策及び手順を整備することから，これを考慮した有効性評価を実施することとする。また，原子炉圧力容器破損後の原子炉注水を考慮しない場合の影響について評価することとする。

(3)

格納容器破損防止対策
格納容器破損モード「溶融炉心・コンクリート相互作用」で想定される
事故シーケンスに対して，ペデスタル（ドライウェル部）のコンクリートの侵食による原子炉圧力容器の支持機能喪失を防止するため，ペデスタル（ドライウェル部）にコリウムシールドを設置するとともに，通常運転中にあらかじめペデスタル（ドライウェル部）に約 1m の水位で水張りを実施した上で，常設低圧代替注水系ポンプを用いた格納容器下部注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェル部）水位の確保手段，ペデスタル（ドライウェル部）注水手段及び代替循環冷却系による原子炉注水手段を
整備する。
3.5−2

また，原子炉圧力容器破損後の格納容器圧力及び雰囲気温度の上昇を抑制する観点から，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）による格納容器冷却手段，緊急用海水系による冷却水（海水）の確保手段及び代替循環冷却系による格納容器減圧及び除熱手段
並びに格納容器圧力逃がし装置による格納容器減圧及び除熱手段を整備し，長期的な格納容器内酸素濃度の上昇を抑制する観点から，可搬型窒素供給装置による格納容器内への窒素注入手段を整備する。
本格納容器破損モードの防止及びその他の対応を含めた一連の重大事故等対策の概要は，「3.2 高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱」の「3.2.1(3) 格納容器破損防止対策」と同様である。対策の概略系統図及び対応手順の概要は「3.2 高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱」に示す第 3.2−1 図及び第 3.2−2 図である。また，重大事故等対策の手順と設備との関係は，「3.2 高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱」に示す第 3.2−1 表である。

3.5.2

格納容器破損防止対策の有効性評価(1)

有効性評価の方法
本格納容器破損モードを評価する上で選定した評価事故シーケンスは，「1.2 評価対象の整理及び評価項目の設定」に示すとおり，プラント損傷
状態をＴＱＵＶとし，ＴＱＵＶに属する事故シーケンスのうち，事象進展が早く炉心損傷までの時間余裕の観点で厳しい過渡事象を起因事象とし，逃がし安全弁再閉失敗を含まない「過渡事象＋高圧炉心冷却失敗＋低圧炉
心冷却失敗＋損傷炉心冷却失敗（＋デブリ冷却失敗（ペデスタル））」である。
「1.2.2.1(3) 評価事故シーケンスの選定」に示すとおり，プラント損
3.5−3

傷状態の選定では，ＬＯＣＡとＴＱＵＶを比較し，事象緩和のための対応
操作の観点で大きな差異はないこと，原子炉圧力容器外の溶融燃料−冷却材相互作用と溶融炉心・コンクリート相互作用は原子炉圧力容器破損後に生ずる一連の物理現象であることから，「3.3 原子炉圧力容器外の溶融燃
料−冷却材相互作用」と同じプラント損傷状態を選定し一連のプラント挙動を確認することを考慮し，ＴＱＵＶを選定した。
また，本評価事故シーケンスにおいては，電源の復旧，注水機能の確保等，必要となる事故対処設備が多く，格納容器への注水・除熱を実施するまでの対応時間を厳しく評価する観点から，全交流動力電源喪失の重畳を考慮する。
なお，本評価事故シーケンスは，「3.2 高圧溶融物放出／格納容器雰囲
気直接加熱」及び「3.3 原子炉圧力容器外の溶融燃料−冷却材相互作用」
において有効性を評価したシーケンスと同様のシーケンスである。本格納容器破損モード及び「3.3 原子炉圧力容器外の溶融燃料−冷却材相互作用」
ではプラント損傷状態をＴＱＵＶとし，「3.2 高圧溶融物放出／格納容器
雰囲気直接加熱」ではプラント損傷状態をＴＱＵＸとしており，異なるプ
ラント損傷状態を選定している。しかしながら，どちらのプラント損傷状態であっても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（自動減圧機能）の手動開操作によって原子炉を減圧する手順であり，原子炉減圧以降も，溶融炉心の挙動に従って一連の流れで生じる各格納容器破損モードを，定められた一連の手順に従って防止することとなる。このことから，これらの格納容器破損モードについては同様のシーケンスで評価する。
本評価事故シーケンスでは，炉心における崩壊熱，燃料棒内温度変化，
燃料棒表面熱伝達，燃料被覆管酸化，燃料被覆管変形，沸騰・ボイド率変3.5−4

化，気液分離（水位変化）・対向流，炉心損傷後の原子炉圧力容器におけるリロケーション，構造材との熱伝達，下部プレナムでの溶融炉心の熱伝達，原子炉圧力容器破損，原子炉圧力容器内ＦＰ挙動，炉心損傷後の格納容器におけるペデスタル（ドライウェル部）床面での溶融炉心の拡がり，
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），溶融炉心とペデスタル（ドライウェル部）プール
水との伝熱，溶融炉心とコンクリートの伝熱並びにコンクリート分解及び非凝縮性ガス発生が重要現象となる。
よって，これらの現象を適切に評価することが可能であり，原子炉圧力容器内及び格納容器内の熱水力モデルを備え，かつ炉心損傷後のシビアア
クシデント特有の溶融炉心挙動に関するモデルを有するシビアアクシデン
ト総合解析コードＭＡＡＰによりペデスタル（ドライウェル部）の壁面及
び床面のコンクリート侵食量等の過渡応答を求める。
また，解析コード及び解析条件の不確かさの影響評価の範囲として，本評価事故シーケンスにおける運転員等操作時間に与える影響，評価項目となるパラメータに与える影響及び操作時間余裕を評価する。

(2)

有効性評価の条件
本評価事故シーケンスの有効性評価の条件は，「3.2 高圧溶融物放出／
格納容器雰囲気直接加熱」の条件と同じである。

(3)

有効性評価の結果
本評価事故シーケンスにおけるペデスタル（ドライウェル部）の水位，
ペデスタル（ドライウェル部）の壁面及び床面のコンクリート侵食量の推移を第 3.5−1 図及び第 3.5−2 図に示す。
ａ．事象進展3.5−5

事象進展は「3.2 高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱」と同じである。
ｂ．評価項目等
第 3.5−2 図に示すとおり，ペデスタル（ドライウェル部）にコリウ
ムシールドを設置するとともに，常設低圧代替注水系ポンプを用いた格納容器下部注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェル部）水位の確保操作及びペデスタル（ドライウェル部）への注水操作によりペデスタル（ドライウェル部）に落下した溶融炉心を冷却することで，ペデスタル（ドライウェル部）の壁面及び床面のコンクリートの温度は融点に至らず，侵食は生じない。このため，原子炉圧力容器の支持機能を維持できる。
なお，ＭＡＡＰコードによる評価においては，コリウムシールドと溶
融炉心の接触面温度は 2,100℃未満であり，コリウムシールドの侵食は生じない。ただし，溶融炉心中の酸化鉄成分との共晶反応も含めて評価した場合には，コリウムシールドには 3.3cm 程度の侵食が生じるが，この場合においてもペデスタル（ドライウェル部）の壁面及び床面のコン
クリートの温度は融点に至らず侵食は生じない。このため，原子炉圧力容器の支持機能を維持できる。また，コリウムシールドの侵食に伴うガスの発生は生じず，溶融炉心・コンクリート相互作用による可燃性ガスは発生しない。
（添付資料 3.5.1，3.5.2，3.5.3）
本評価では，「1.2.2.2 有効性を確認するための評価項目の設定」に示す(8)の評価項目について，対策の有効性を確認した。
「1.2.2.2 有効性を確認するための評価項目の設定」に示す(1)から(4)，(6)及び(7)に示す評価項目並びにペデスタル（ドライウェル部）
3.5−6

に落下した溶融炉心及び格納容器の安定状態維持については，「3.2 高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱」において確認している。また，(5)の評価項目については，「3.3 原子炉圧力容器外の溶融燃料−冷却材相互作用」において確認している。
（添付資料 3.2.8）

3.5.3

解析コード及び解析条件の不確かさの影響評価

解析コード及び解析条件の不確かさの影響評価の範囲として，運転員等操
作時間に与える影響，評価項目となるパラメータに与える影響及び操作時間余裕を評価するものとする。
格納容器破損モード「溶融炉心・コンクリート相互作用」では，重大事故等対処設備を含む全ての原子炉注水機能が喪失して炉心損傷及び原子炉圧力容器の破損に至り，溶融炉心がペデスタル（ドライウェル部）に落下してコンクリートを侵食することが特徴である。よって，不確かさの影響を確認する運転員等操作は，事象進展に有意な影響を与えると考えられる操作として，
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）による格納容器冷却操作（原子炉圧力容器破損後）及び常設低圧代替注水系ポンプを用いた格納容器下部注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェル部）注水操作とする。
本評価事故シーケンスの有効性評価における現象の不確かさとしては，溶
融炉心の粒子化，溶融炉心の拡がり，デブリから水への熱伝達，コリウムシールドを介した熱伝達，コンクリート種類が挙げられる。また，コリウムシ
ールドは金属酸化物との共晶反応により侵食される可能性がある。
本評価事故シーケンスの評価では，溶融炉心から水への熱伝達が本格納容器破損モードに対して影響が大きいことを踏まえて，デブリ上面の性状に対3.5−7して上面熱流束を変化させた場合の影響評価を実施する。なお，溶融炉心の粒子化の不確かさに対してエントレインメント係数を変化させた場合，コンクリート種類に対して壁方向と床方向の熱分配を変化させた場合の本格納容器破損モードに対する影響は小さいことを確認している。また，コリムシー
ルドの侵食及び伝熱物性値の温度依存性を考慮した影響評価を実施する。これらの影響評価に加え，溶融炉心落下時の崩壊熱の影響を確認する観点から崩壊熱を変化させた場合の影響評価を実施する。
また，ペデスタル（ドライウェル部）への溶融炉心の落下に対しては，原
子炉圧力容器温度（下鏡部）が 300℃に到達したこと等をもって原子炉圧力容器の破損兆候を検知し，格納容器下部水温の指示を継続監視することで原
子炉圧力容器破損を判断し，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）による格納容器冷却操作（原子炉圧力容器破損後）及び常設低圧代替注水系ポンプを用いた格納容器下部注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェル部）注水操作を行うといった兆候を捉えた対応によって，溶融炉心を確実に冷却できることを確認している。
(1)

解析コードにおける重要現象の不確かさの影響評価
本格納容器破損モードにおいて不確かさの影響評価を行う重要現象とは，「1.7 解析コード及び解析条件の不確かさの影響評価方針」に示すとおりであり，それらの不確かさの影響評価は以下のとおりである。
ａ．運転員等操作時間に与える影響
炉心における燃料棒内温度変化，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として，炉心ヒートアップに関するモデ
ルは，ＴＭＩ事故についての再現性及びＣＯＲＡ実験についての再現性を確認している。炉心ヒートアップの感度解析（ジルコニウム−水反応
速度の係数についての感度解析）では，炉心溶融開始時間及び炉心下部
3.5−8プレナムへの溶融炉心移行の開始時間に対する感度は数分程度であり，影響は小さいことを確認している。炉心下部プレナムへの溶融炉心移行の不確かさの影響を受ける可能性がある操作としては，原子炉圧力容器が破損した時点での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）による格納容器冷却操作（原子炉圧力容器破損後）及び常設低圧代替注水系ポンプを用いた格納容器下部注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェル部）注水操作があるが，炉心下部プレナ
ムへの溶融炉心移行の開始時間の不確かさは小さく，また，原子炉圧力
容器温度（下鏡部）が 300℃に到達したこと等をもって破損兆候を検知し，原子炉圧力容器の破損判断パラメータである格納容器下部水温を継続監視することで，原子炉圧力容器破損を速やかに判断可能であることから，運転員等操作時間に与える影響は小さい。
炉心における沸騰・ボイド率変化及び気液分離（水位変化）・対向流の不確かさとして，炉心モデル（炉心水位計算モデル）は原子炉水位挙動について原子炉圧力容器内のモデルが精緻である解析コードＳＡＦＥ
Ｒの評価結果との比較により水位低下幅は解析コードＭＡＡＰの評価結果の方が大きく，解析コードＳＡＦＥＲに対して保守的であるものの，その差異は小さいことを確認していることから，運転員等操作時間に与える影響は小さい。
炉心損傷後の原子炉圧力容器におけるリロケーション及び構造材との熱伝達の不確かさとして，溶融炉心の挙動モデルはＴＭＩ事故についての再現性を確認している。また，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原子炉圧力容器破損時間に与える影響は小さいことを確認している。リロケーションの影響を受ける可能性がある操作としては，原子炉圧力容器が破損した時点での常設低圧代替注水系ポンプを3.5−9用いた代替格納容器スプレイ冷却系（常設）による格納容器冷却操作（原子炉圧力容器破損後）及び常設低圧代替注水系ポンプを用いた格納容器下部注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェル部）注水操作があるが，原子炉圧力容器破損時間に与える影響は小さく，また，原子炉圧力容器温度（下鏡部）が 300℃に到達したこと等をもって破損兆候を検知し，原子炉圧力容器の破損判断パラメータである格納容器下部水温を継続監視することで，原子炉圧力容器破損を速やかに判断可能であることから，運転員等操作時間に与える影響は小さい。
炉心損傷後の原子炉圧力容器における下部プレナムでの溶融炉心の熱伝達の不確かさとして，溶融炉心の挙動モデルはＴＭＩ事故についての再現性を確認している。また，下部プレナムと溶融炉心の熱伝達に関す
る感度解析により原子炉圧力容器破損時間に与える影響は小さいことを確認している。炉心下部プレナムでの溶融炉心の熱伝達の不確かさの影
響を受ける可能性がある操作としては，原子炉圧力容器が破損した時点
での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）による格納容器冷却操作（原子炉圧力容器破損後）及び常設低圧代替注水系ポンプを用いた格納容器下部注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェル部）注水操作があるが，原子炉圧力容器破損時間に与える影響は小さく，また，原子炉圧力容器温度（下鏡部）が 300℃に到達したこと等をもって破損兆候を検知し，原子炉圧力容器の破損判断
パラメータである格納容器下部水温を継続監視することで，原子炉圧力容器破損を速やかに判断可能であることから，運転員等操作時間に与える影響は小さい。
炉心損傷後の原子炉圧力容器における原子炉圧力容器破損の不確かさ
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
3.5−10み（しきい値）に関する感度解析により最大ひずみを低下させた場合に原子炉圧力容器破損時間が早まることを確認しているが，原子炉圧力容器破損（事象発生から約 4.5 時間後）に対して，十数分早まる程度である。原子炉圧力容器破損の不確かさの影響を受ける可能性がある操作としては，原子炉圧力容器が破損した時点での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）による格納容器冷却操作（原子炉圧力容器破損後）及び常設低圧代替注水系ポンプを用いた格納容器下部注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェル部）注水操作があるが，原子炉圧力容器破損（事象発生から約 4.5 時間後）に対して早まる時間はわずかであり，また，原子炉圧力容器温度（下鏡部）が300℃に到達したこと等をもって破損兆候を検知し，原子炉圧力容器の破損判断パラメータである格納容器下部水温を継続監視することで，原子炉圧力容器破損を速やかに判断可能であることから，運転員等操作時間に与える影響は小さい。
炉心損傷後の原子炉圧力容器における原子炉圧力容器内ＦＰ挙動の不確かさとして，核分裂生成物（ＦＰ）挙動モデルはＰＨＥＢＵＳ−ＦＰ
実験解析により原子炉圧力容器内へのＦＰ放出の開始時間を適切に再現できることを確認している。ＰＨＥＢＵＳ−ＦＰ実験解析では，燃料被覆管破裂後のＦＰ放出について実験結果より急激な放出を示す結果が確認されたが，小規模体系の模擬性が原因と推測され，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推定される。本評価事故シーケンスでは，炉心損傷後の原子炉圧力容器内ＦＰ放出を操作開始の起点としている運転員等操作はないことから，運転員等操作に与える影響はない。
炉心損傷後の格納容器における溶融燃料−冷却材相互作用の不確かさ
3.5−11

として，溶融炉心の細粒化モデルにおけるエントレインメント係数，デブリ粒子径の感度解析により，原子炉圧力容器外の溶融燃料−冷却材相互作用による圧力スパイクに与える影響は小さいことを確認している。
本評価事故シーケンスでは，原子炉圧力容器外の溶融燃料−冷却材相互作用による圧力スパイクを起点とした運転員等操作はないことから，運転員等操作時間に与える影響はない。
炉心損傷後の格納容器における格納容器下部床面での溶融炉心の拡がり及び溶融炉心と格納容器下部プール水の伝熱の不確かさとして，エントレインメント係数，溶融炉心からのプール水への熱流束及び溶融プー
ル−クラスト間の熱伝達係数がコンクリート侵食量に影響を与えることを確認している。これより，コリウムシールド侵食量に対しても影響を与える可能性があるが，本評価事故シーケンスでは，コリウムシールド
及びコンクリートの侵食を操作開始の起点としている運転員等操作はないことから，運転員等操作時間に与える影響はない。
炉心損傷後の格納容器における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の不確かさとして，コリウムシール
ド及びコンクリートの侵食量への影響が考えられるが，コリウムシール
ド及びコンクリートの侵食を操作開始の起点としている運転員等操作はないことから，運転員等操作時間に与える影響はない。なお，炉心損傷後の格納容器における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の不確かさがコンクリート侵食に与える影響に対しては，実験解析によりコンクリート侵食量を適切に評価できることを確認している。また，ＭＡＡＰコードにおける溶融炉心から構造材への伝熱は材質に依存しないモデルであり，コリウムシールドにも適用可能である。
3.5−12

（添付資料 3.5.1，3.5.4）
ｂ．評価項目となるパラメータに与える影響
炉心における燃料棒内温度変化，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として，炉心ヒートアップに関するモデ
ルは，ＴＭＩ事故についての再現性及びＣＯＲＡ実験についての再現性を確認している。炉心ヒートアップの感度解析（ジルコニウム−水反応
速度の係数についての感度解析）では，炉心溶融開始時間及び炉心下部
プレナムへの溶融炉心移行の開始時間に対する感度は数分程度であり，影響は小さいことを確認している。本評価事故シーケンスでは，原子炉
圧力容器破損時点でペデスタル（ドライウェル部）に水張りが実施されていることから，評価項目となるパラメータに与える影響は小さい。
炉心における沸騰・ボイド率変化及び気液分離（水位変化）・対向流の不確かさとして，炉心モデル（炉心水位計算モデル）は，原子炉水位挙動について原子炉圧力容器内のモデルが精緻である解析コードＳＡＦ
ＥＲの評価結果との比較により，水位低下幅は解析コードＭＡＡＰの評
価結果の方が大きく，解析コードＳＡＦＥＲに対して保守的であるものの，その差異は小さいことを確認している。また，原子炉圧力容器破損
時点でペデスタル（ドライウェル部）に水張りが実施されていることから，評価項目となるパラメータに与える影響は小さい。
炉心損傷後の原子炉圧力容器におけるリロケーション及び構造材との熱伝達の不確かさとして，溶融炉心の挙動モデルはＴＭＩ事故についての再現性を確認している。また，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，原子炉圧力容器破損時間に与える影響は小さいことを確認している。本評価事故シーケンスでは，原子炉圧力容器破損時
点でペデスタル（ドライウェル部）に水張りが実施されていることから，
3.5−13

評価項目となるパラメータに与える影響は小さい。
炉心損傷後の原子炉圧力容器における下部プレナムでの溶融炉心の熱伝達の不確かさとして，溶融炉心の挙動モデルはＴＭＩ事故についての再現性を確認している。また，下部プレナムと溶融炉心の熱伝達に関す
る感度解析により原子炉圧力容器破損時間に与える影響は小さいことを確認している。本評価事故シーケンスでは，原子炉圧力容器破損時点でペデスタル（ドライウェル部）に水張りが実施されていることから，評価項目となるパラメータに与える影響は小さい。
炉心損傷後の原子炉圧力容器における原子炉圧力容器破損の不確かさ
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）に関する感度解析により最大ひずみを低下させた場合に原子炉圧力容器破損時間が早まることを確認しているが，原子炉圧力容器破損（事象発生から約 4.5 時間後）に対して，早まる時間はわずかであり，破損時間がわずかに早まった場合においても，ペデスタル（ドライウェル部）に水張りが実施されていることから，評価項目となるパラメータに与える影響は小さい。
炉心損傷後の原子炉圧力容器における原子炉圧力容器内ＦＰ挙動の不確かさとして，原子炉圧力容器内ＦＰ挙動と溶融炉心との相互作用によるコリウムシールド及びコンクリートの侵食量に関連はないことから，評価項目となるパラメータに与える影響はない。
炉心損傷後の格納容器における溶融燃料−冷却材相互作用の不確かさとして，エントレインメント係数の感度解析より溶融炉心の細粒化割合
がコンクリート侵食に与える感度は小さいことを確認している。また，
このことは，エントレインメント係数の不確かさにより溶融炉心の細粒化割合が変化した場合でも溶融炉心の温度に対する感度は小さいことを
3.5−14

示しており，コリウムシールド侵食に与える感度についても同様に小さいと考えられることから，評価項目となるパラメータに与える影響は小さい。
炉心損傷後の格納容器における格納容器下部床面での溶融炉心の拡がりについて，実際には溶融炉心の落下量が多く崩壊熱による継続的な加熱も生じることから，各種実験と比較してより拡がりやすい傾向となる。
また，ＢＷＲ５，Ｍａｒｋ−Ⅰ改良型格納容器プラントにおいて溶融炉
心の拡がりが抑制されると想定し種々の不均一な堆積形状を考慮した場
合は，溶融炉心の拡がりが抑制されない均一堆積形状よりも溶融炉心と水の伝熱面積が大きくなり，溶融炉心の冷却が促進される傾向となると評価している。ＢＷＲ５，Ｍａｒｋ−Ⅱ型格納容器プラントである東海
第二発電所のペデスタル（ドライウェル部）の床面積は，ＢＷＲ５，Ｍ
ａｒｋ−Ⅰ改良型格納容器プラントと同程度であり，溶融炉心の拡がりが抑制された場合の溶融炉心の冷却性は同様の傾向となることから，コリウムシールド及びコンクリートの侵食への影響はなく，評価項目となるパラメータに与える影響はない。また，溶融炉心と格納容器下部プー
ル水の伝熱の不確かさとして，エントレインメント係数，溶融炉心からプール水への熱流束及び溶融プール−クラスト間の熱伝達係数の感度解析を踏まえ，コンクリート侵食量について支配的な溶融炉心からプール
水への熱流束についての感度解析を実施した。その結果，コリウムシー
ルド及びコンクリートの侵食は生じていないことから，原子炉圧力容器の支持機能を維持できる。これは，落下した溶融炉心はペデスタル（ドライウェル部）水によって冷却されコリウムシールドが侵食開始温度に到達する前に溶融炉心の温度は 2,100℃を下回ること，溶融炉心からプール水へは崩壊熱以上の除熱がされ溶融炉心の温度は 2,100℃未満を維
3.5−15

持することから，コリウムシールドは侵食開始温度に到達せず，コンク
リート侵食が抑制されたものである。なお，溶融炉心・コンクリート相
互作用によってコンクリート侵食は生じないことから可燃性ガス及びその他の非凝縮性ガスは発生せず，格納容器圧力や格納容器内の水素濃度
及び酸素濃度への影響はない。
コリウムシールドの伝熱物性値の温度依存性の影響については，「3.5.3 (4) コリウムシールドの侵食及び伝熱物性値の温度依存性を考慮した影響評価」において，評価項目となるパラメータに与える影響を確認する。
（添付資料 3.5.1，3.5.4）(2)

解析条件の不確かさの影響評価
ａ．初期条件，事故条件及び重大事故等対策に関連する機器条件
初期条件，事故条件及び重大事故等対策に関連する機器条件は，第3.2−2 表に示すとおりであり，それらの条件設定を設計値等，最確条件とした場合の影響を評価する。また，解析条件の設定に当たっては，
評価項目となるパラメータに対する余裕が小さくなるような設定があることから，その中で事象進展に有意な影響を与えると考えられる項目に関する影響評価の結果を以下に示す。
(a)

運転員等操作時間に与える影響
初期条件の原子炉停止後の崩壊熱は，解析条件の燃焼度 33GWd／t
に対して最確条件は燃焼度 33GWd／t 以下であり，解析条件の不確かさとして，最確条件とした場合は，解析条件で設定している崩壊熱と同等以下となる。燃焼度 33GWd／t の場合は，解析条件と最確条件は同等であることから運転員等操作時間に与える影響はない。また，燃3.5−16

焼度 33GWd／t 未満の場合は，発生する蒸気量は少なくなり，原子炉
圧力容器の破損に至るまでの事象進展は緩和されるが，操作手順（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）による格納容器冷却操作（原子炉圧力容器破損後）及び常設低圧代替
注水系ポンプを用いた格納容器下部注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェル部）注水操作を実施すること）に変わりはないことから，運転員等操作時間に与える影響はない。
初期条件の溶融炉心からプールへの熱流束は，解析条件の 800kW／
m２ 相当（圧力依存あり）に対して最確条件は 800kW／m２ 相当（圧力依存あり）であり，最確条件とした場合は，解析条件と同様であるため，事象進展に与える影響はないことから，運転員等操作時間に与える影響はない。
初期条件のコンクリート以外の構造材の扱いは，解析条件の鉄筋は考慮しないことに対して最確条件はコンクリート以外の素材を考慮することであり，解析条件の不確かさとして，最確条件とした場合は，コンクリートより融点の高い鉄筋の耐熱の効果により，コンクリートの侵食が抑制されるが，コンクリートの侵食を操作開始の起点としている運転員等操作はないことから，運転員等操作時間に与える影響はない。また，コリウムシールドについては，機器条件にて考慮している。
初期条件の原子炉圧力容器下部及びペデスタル（ドライウェル部）
内構造物の扱いは，解析条件のペデスタル（ドライウェル部）に落下する溶融物とは扱わないことに対して，最確条件は部分的な溶融が生じ，ペデスタル（ドライウェル部）に落下する可能性があり，解析条
件の不確かさとして，最確条件とした場合は，溶融物の発熱密度が下3.5−17

がるため，コリウムシールド及びコンクリートの侵食が抑制されるが，コリウムシールド及びコンクリートの侵食を操作開始の起点としている運転員等操作はないことから，運転員等操作時間に与える影響はない。
初期条件の原子炉圧力，原子炉水位，炉心流量，格納容器体積（サプレッション・チェンバ）の空間部及び液相部，サプレッション・プ
ール水位及びドライウェル雰囲気温度は，解析条件の不確かさとして，
ゆらぎにより解析条件に対して変動を与え得るが，事象進展に与える影響は小さいことから，運転員等操作時間に与える影響は小さい。
事故条件の起因事象は，原子炉圧力容器への給水はできないものとして給水流量の全喪失を設定しているが，起因事象の違いによって操作手順（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）による格納容器冷却操作（原子炉圧力容器破損後）及び常設低圧代替注水系ポンプを用いた格納容器下部注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェル部）注水操作を実施すること）に変わりはないことから，運転員等操作時間に与える影響はない。
機器条件のペデスタル（ドライウェル部）床面積は，解析条件と最確条件は同様であることから，事象進展に与える影響はなく，運転員
等操作時間に与える影響はない。
機器条件のコリウムシールドは，解析条件と最確条件は同様である
ことから，事象進展に与える影響はなく，運転員等操作時間に与える影響はない。なお，溶融炉心中の酸化鉄成分との共晶反応も含めて評価すると，コリウムシールドには 3.3cm 程度の侵食が生じるものの，コリウムシールドの侵食を操作開始の起点としている運転員等操作はないことから，運転員等操作時間に与える影響はない。
3.5−18

（添付資料 3.5.1，3.5.4）(b)

評価項目となるパラメータに与える影響
初期条件の原子炉停止後の崩壊熱は，解析条件の燃焼度 33GWd／t
に対して最確条件は燃焼度 33GWd／t 以下であり，解析条件の不確かさとして，最確条件とした場合は，解析条件で設定している崩壊熱と同等以下となる。燃焼度 33GWd／t の場合は，解析条件と最確条件は同等であることから評価項目となるパラメータに与える影響はない。
また，燃焼度 33GWd／t 未満の場合は，溶融炉心の持つエネルギが小
さくなることから，評価項目となるパラメータに対する余裕が大きくなる。
初期条件の溶融炉心からのプールへの熱流束は，解析条件の 800kW／m２ 相当（圧力依存あり）に対して最確条件は 800kW／m２ 相当（圧力依存あり）であり，最確条件とした場合は，解析条件と同様であるた
め，事象進展に影響はないことから，評価項目となるパラメータに与える影響はない。コリウムシールド及びコンクリートの侵食量に対しては，実験で確認されている侵食面における侵食の不均一性等の影響を確認する観点から，コンクリート侵食量への影響が最も大きい溶融
炉心からプール水への熱流束について，感度解析を実施した。その結果，コリウムシールド及びコンクリートの侵食は生じず，原子炉圧力容器の支持機能を維持できることを確認した。また，溶融炉心・コン
クリート相互作用による可燃性ガスは発生しない。
初期条件のコンクリート以外の構造材の扱いは，解析条件の鉄筋は考慮しないことに対して最確条件はコンクリート以外の素材を考慮することであり，解析条件の不確かさとして，最確条件とした場合には，コンクリートより融点の高い鉄筋の耐熱の効果により，コンクリート
3.5−19

の侵食が抑制されることから，評価項目となるパラメータに対する余裕は大きくなる。また，コリウムシールドについては，機器条件にて考慮している。
初期条件の原子炉圧力容器下部及びペデスタル（ドライウェル部）
内構造物の扱いは，解析条件のペデスタル（ドライウェル部）に落下する溶融物とは扱わないことに対して最確条件は部分的な溶融が生じ，ペデスタル（ドライウェル部）に落下する可能性があり，解析条件の不確かさとして，最確条件とした場合は，溶融物の発熱密度が下がる
ため，コリウムシールド及びコンクリートの侵食が抑制されることか
ら，評価項目となるパラメータに対する余裕は大きくなる。
初期条件の原子炉圧力，原子炉水位，炉心流量，格納容器体積（サプレッション・チェンバ）の空間部及び液相部，サプレッション・プ
ール水位及びドライウェル雰囲気温度は，解析条件の不確かさとして，
ゆらぎにより解析条件に対して変動を与え得るが，事象進展に与える影響は小さいことから，評価項目となるパラメータに与える影響は小さい。
事故条件について，溶融炉心落下時の崩壊熱の影響を確認する観点から感度解析を実施した。感度解析は，起因事象として，原子炉水位の低下の観点でより厳しい事象であるＬＯＣＡ等の原子炉冷却材圧力バウンダリ喪失を仮定し，事故シーケンスを「大破断ＬＯＣＡ＋高圧
炉心冷却失敗＋低圧炉心冷却失敗」として，本評価事故シーケンスの評価条件と同様に，重大事故等対処設備による原子炉注水機能についても原子炉圧力容器破損まで使用できないものと仮定した。この場合，
原子炉圧力容器破損のタイミングが約 3.3 時間と早くなるため，溶融
炉心落下時の崩壊熱が大きくなるが，コリウムシールド及びコンクリ
3.5−20ートの侵食は生じず，原子炉圧力容器の支持機能を維持できることを確認した。
機器条件のペデスタル（ドライウェル部）床面積は，解析条件と最確条件は同様であることから，事象進展に与える影響はなく，評価項目となるパラメータに与える影響はない。
機器条件のコリウムシールドは，解析条件と最確条件は同様である
ことから，事象進展に与える影響はなく，評価項目となるパラメータに与える影響はない。なお，溶融炉心中の酸化鉄成分との共晶反応も含めて評価すると，コリウムシールドには 3.3cm 程度の侵食が生じる
が，この影響については「3.5.3 (4) コリウムシールドの侵食及び伝熱物性値の温度依存性を考慮した影響評価」にて，評価項目となるパラメータに与える影響は小さいことを確認している。
（添付資料 3.5.1，3.5.4）
ｂ．操作条件
操作条件の不確かさとして，操作に係る不確かさを「認知」，「要員配置」，「移動」，「操作所要時間」，「他の並列操作有無」及び「操作の確実さ」の 6 要因に分類し，これらの要因が，運転員等操作時間に与える影響を評価する。また，運転員等操作時間に与える影響が評価項目となるパラメータに与える影響を評価し，評価結果を以下に示す。
(a)

運転員等操作時間に与える影響
操作条件の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）による格納容器冷却操作（原子炉圧力容器破損後）は，解析上の操作時間として原子炉圧力容器破損から 6 分後（事象発生から約 4.6 時間後）を設定している。運転員等操作時間に与える影響として，原子炉圧力容器破損までに事象発生から約 4.5 時間の時間
3.5−21

余裕があり，また，溶融炉心落下後の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）による格納容器冷却操作（原子炉圧力容器破損後）は，原子炉圧力容器温度（下鏡部）が300℃に到達したこと等をもって破損兆候を検知し，原子炉圧力容器の破損判断パラメータである格納容器下部水温の指示を継続監視することで原子炉圧力容器破損を判断し，格納容器冷却を実施することとしており，実態の操作開始時間は解析上の設定とほぼ同等であり，操作開始時間に与える影響は小さい。当該操作は，解析コード及び解析
条件（操作条件を除く）の不確かさにより操作開始時間は遅くなる可能性があるが，中央制御室での操作のみであり，当直運転員は中央制
御室に常駐していること，また，当該操作に対応する当直運転員に他の並列操作はないことから，操作時間に与える影響はない。
操作条件の常設低圧代替注水系ポンプを用いた格納容器下部注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェル部）注水操作は，解析上の操作時間として原子炉圧力容器破損から 7 分後（事象発生から約 4.6
時間後）を設定している。運転員等操作時間に与える影響として，原
子炉圧力容器破損までに事象発生から約 4.5 時間の時間余裕があり，また，溶融炉心落下後の常設低圧代替注水系ポンプを用いた格納容器
下部注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェル部）注水操作は，
原子炉圧力容器温度（下鏡部）が 300℃に到達したこと等をもって破損兆候を検知し，原子炉圧力容器の破損判断パラメータである格納容器下部水温の指示を継続監視することで原子炉圧力容器破損を判断し，注水操作を実施することとしており，実態の操作開始時間は解析上の設定とほぼ同等であり，操作開始時間に与える影響は小さい。当該操
作は，解析コード及び解析条件（操作条件を除く）の不確かさにより3.5−22

操作開始時間は遅くなる可能性があるが，中央制御室での操作のみであり，当直運転員は中央制御室に常駐していること，また，当該操作に対応する当直運転員に他の並列操作はないことから，操作時間に与える影響はない。
（添付資料 3.2.2，3.5.4）(b)

評価項目となるパラメータに与える影響
操作条件の溶融炉心落下後の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）による格納容器冷却操作（原子炉
圧力容器破損後）及び常設低圧代替注水系ポンプを用いた格納容器下部注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェル部）注水操作は，運転員等操作時間に与える影響として，実態の操作時間は解析上の設定とほぼ同等であることから，評価項目となるパラメータに与える影
響は小さい。
（添付資料 3.5.4）(3)

操作時間余裕の把握
操作開始時間の遅れによる影響度合いを把握する観点から，評価項目となるパラメータに対して，対策の有効性が確認できる範囲内での操作時間余裕を確認し，その結果を以下に示す。
操作条件の溶融炉心落下後の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）による格納容器冷却操作（原子炉圧力容器破損後）及び常設低圧代替注水系ポンプを用いた格納容器下部注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェル部）注水操作については，原子炉圧
力容器破損までの時間は事象発生から約 4.5 時間あり，また，溶融炉心落
下後にペデスタル（ドライウェル部）注水が行われなかった場合でも，溶3.5−23

融炉心落下前に張られた水が溶融炉心の崩壊熱及びジルコニウム−水反応による発熱により蒸発するまでには約 0.3 時間の時間余裕がある。
（添付資料 3.2.14，3.5.4）(4)

コリウムシールドの侵食及び伝熱物性値の温度依存性を考慮した影響評
価
コリウムシールドの材質であるジルコニアは，溶融炉心中に存在する金属酸化物との共晶反応を考慮した場合に侵食される可能性がある。また，
ＭＡＡＰコードにおけるコリウムシールドの伝熱モデルには伝熱物性値の温度依存性の不確かさが考えられる。このため，コリウムシールド設置に伴うこれらの影響を考慮した感度解析を実施した。
解析条件ついて，金属酸化物との共晶反応により侵食したコリウムシー
ルドの厚さは，ＣＩＴ実験の知見を踏まえた侵食量を想定し 11cm とした。
また，コリウムシールドの熱伝導率及び比熱はペデスタル（ドライウェル部）の温度を厳しく評価するため，常温時のジルコニアの物性値とした。
第 3.5−3 図にペデスタル（ドライウェル部）壁面及び床面のコンクリ
ートの温度の推移を示す。感度解析の結果，溶融炉心と接するコリウムシールドの温度は融点に至らず侵食は進行せず，また，ペデスタル（ドライウェル部）コンクリートの壁面及び床面の温度も融点に至らず侵食しない
ことを確認した。したがって，コリウムシールドの侵食及び伝熱物性値の温度依存性を考慮した場合においても，評価項目となるパラメータに与える影響は小さい。
（添付資料 3.5.1）

(5)

まとめ
解析コード及び解析条件の不確かさの影響評価の範囲として，運転員等
3.5−24

操作時間に与える影響，評価項目となるパラメータに与える影響及び操作
時間余裕を確認した。また，コリウムシールドの侵食及び伝熱物性値の温度依存性を考慮した感度解析を実施した。その結果，解析コード及び解析
条件の不確かさが運転員等操作時間に与える影響等を考慮した場合においても，評価項目となるパラメータに与える影響は小さい。このほか，評価項目となるパラメータに対して，対策の有効性が確認できる範囲内において，操作時間には時間余裕がある。
なお，「3.2 高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱」において，原
子炉圧力容器破損後の原子炉注水を考慮しない場合の影響について感度解析を実施しており，評価項目となるパラメータに対する影響は小さいことを確認している。
（添付資料3.2.10）

3.5.4

必要な要員及び資源の評価

本評価事故シーケンスは，「3.2 高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱」と同じであることから，必要な要員及び資源の評価は「3.2.4 必要な要員及び資源の評価」と同じである。

3.5.5

結

論

格納容器破損モード「溶融炉心・コンクリート相互作用」では，運転時の異常な過渡変化，原子炉冷却材喪失（ＬＯＣＡ）又は全交流動力電源喪失が発生するとともに，非常用炉心冷却系等の安全機能の喪失が重畳する。このため，原子炉圧力容器内の溶融炉心が格納容器へ流れ出し，溶融炉心からの崩壊熱や化学反応によって，ペデスタル（ドライウェル部）のコンクリートが侵食され，格納容器の構造部材の支持機能を喪失し，格納容器の破損に至3.5−25

ることが特徴である。格納容器破損モード「溶融炉心・コンクリート相互作
用」に対する格納容器破損防止対策としては，ペデスタル（ドライウェル部）にコリウムシールドを設置するとともに，通常運転中にあらかじめペデスタ
ル（ドライウェル部）に約 1m の水位で水張りを実施した上で，常設低圧代
替注水系ポンプを用いた格納容器下部注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェル部）水位の確保手段及びペデスタル（ドライウェル部）注水手段，
代替循環冷却系による原子炉注水手段を整備している。
格納容器破損モード「溶融炉心・コンクリート相互作用」の評価事故シーケンス「過渡事象＋高圧炉心冷却失敗＋低圧炉心冷却失敗＋損傷炉心冷却失敗（＋デブリ冷却失敗（ペデスタル））」について，有効性評価を行った。
上記の場合においても，常設低圧代替注水系ポンプを用いた格納容器下部
注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェル部）水位の確保及びペデスタル（ドライウェル部）注水，代替循環冷却系による原子炉注水を実施する
ことにより，溶融炉心の冷却が可能である。その結果，溶融炉心・コンクリ
ート相互作用によるコンクリートの侵食は生じず，原子炉圧力容器の支持機能を維持できる。また，安定状態を維持できる。
解析コード及び解析条件の不確かさについて確認した結果，運転員等操作時間に与える影響及び評価項目となるパラメータに与える影響は小さい。また，対策の有効性が確認できる範囲内において，操作時間余裕について確認した結果，操作が遅れた場合でも一定の余裕がある。
重大事故等対策時に必要な要員は，災害対策要員にて確保可能である。また，必要な水源，燃料及び電源を供給可能である。
以上のことから，格納容器破損モード「溶融炉心・コンクリート相互作用」
において，コリウムシールドの設置，通常運転中のペデスタル（ドライウェ
ル部）における約 1m の水位での水張り，常設低圧代替注水系ポンプを用い
3.5−26

た格納容器下部注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェル部）水位の確保手段及びペデスタル（ドライウェル部）注水手段，代替循環冷却系による原子炉注水手段の格納容器破損防止対策は，選定した評価事故シーケンスに対して有効であることが確認でき，格納容器破損モード「溶融炉心・コン
クリート相互作用」に対して有効である。

3.5−27

10

8

（

ペ
デ
ス
タ
ル

）

ド
ラ
イ
ウ
ェ
ル
部

ペデスタル（ドライウェル部）への間欠注水による水位制御
6

4

水
位
(m)

2
原子炉圧力容器破損に伴うペデスタル（ドライウェル部）への溶融炉心落下による水位上昇（約 4.5 時間）
0
0

24

48

72

96

120

144

168

事故後の時間(h)
事故後の時間(h)JOB No.MA47BNT2TQUV3H9E000

第 3.5−1 図

ペデスタル（ドライウェル部）の水位の推移

1.00.9
ペデスタル（ドライウェル部）壁面
0.8
ペデスタル（ドライウェル部）床面
0.7
0.6
0.5

ー

溶
融
炉
心
に
よ
る
コ
ン
ク
リ
ト
の
侵
食
量

(cm)

0.4
0.3
0.2

ペデスタル（ドライウェル部）壁面及び床面の侵食量（0cm）

0.1
0.0
0

24

48

72

96

120

144

事故後の時間(h)
事故後の時間(h)JOB No.MA47BNT2TQUV3H9E000

第 3.5−2 図 ペデスタル（ドライウェル部）の壁面及び床面のコンクリート侵食量の推移

3.5−28168

1000
ペデスタル壁面コンクリート温度
800

最高温度

約 728℃（壁面）2448

ペデスタル床面コンクリート温度

600
温
度
(℃)
400

200

0
0

72

96

120

144

事故後の時間(h)JOB No.MA47BNT2AE--FHC6000

第 3.5−3 図 コリウムシールドの侵食及び伝熱物性値の温度依存性を考慮した場合のペデスタル（ドライウェル部）の壁面及び床面のコンクリート温度の推移

3.5−29168

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

格納容器破損モード「溶融炉心・コンクリート相互作用」（以下「ＭＣＣＩ」という。）に対する重大事故等対処設備であるコリウムシールドについて，解析コードにおける取扱いを示すとともに，解析コード及び解析条件の不確かさの影響について整理する。

1.

解析コードにおけるコリウムシールドの取扱いについて
ＭＡＡＰコードにおけるＭＣＣＩ伝熱モデルでは，溶融炉心−コンクリー
ト間の伝熱，クラストの伝熱と厚さ，上部クラスト−水プール間熱伝達が考慮されている。ここでは，コリウムシールド模擬に伴う設定の変更点及び評価モデルの適用性について示す。

(1)

コリウムシールドの模擬について
ＭＡＡＰコードにおけるＭＣＣＩ伝熱モデルの概念図を第 1 図に示す。
ＭＡＡＰコードによる侵食量評価では，本モデルのうち，コンクリートの物性値として設定されている以下のパラメータについて，ＺｒＯ ２ の物性
値を固定値で設定し，コリウムシールドを模擬している。
・侵食開始温度
・密度
・比熱
・熱伝導率
・溶融潜熱
侵食開始温度については，化学反応等による侵食開始温度低下を考慮した保守的な設定としている（別添 1）。また，落下した溶融炉心とコリウ
添付 3.5.1−1

ムシールド間の接触面温度は侵食開始温度未満であることから，コリウムシールドの侵食は発生しない。なお，解析上はコリウムシールドの厚さを考慮し，コリウムシールド裏面にはコンクリートが配置されたモデルとして評価を実施しているが，コンクリート−コリウムシールド間の伝熱において接触熱抵抗は考慮していない。
以上のとおり，ＭＡＡＰコードにおいてコリウムシールドを適切に模擬
している。

(2)

溶融炉心−コリウムシールド間の伝熱
溶融炉心−コリウムシールド間の伝熱は，以下の溶融炉心−コンクリー
ト間の伝熱と同様のモデルを用いている。溶融プールからクラスト，クラストから構造材への伝熱は，壁面及び床の材質に依存しないモデルとなっているため，コリウムシールドにも適用可能である。

床方向の熱流束,1
壁方向の熱流束,1
ここで，， ： 床方向及び側面方向の熱流束 [W／m ２ ]，： 溶融プールからクラスト層への対流熱伝達係数 [W／m２ K]，：溶融プールが完全な液相の場合の対流熱伝達係数 [W／m２ K]：

固化割合 [−]：

固化効果項の指数 [−]：

溶融プールの温度 [K]添付 3.5.1−2

：

,

：

デブリ融点 [K]体積発熱率 [W／m３ ]

，

(3)

：

床面及び壁面のクラスト厚さ [m]クラストの厚さ
床面及び壁面のクラスト厚さ評価モデルでは，溶融プールからの伝熱及び構造材への伝熱によりクラスト厚さの変化率を計算しており，壁面及び床の材質に依存しないモデルとなっているため，コリウムシールドにも適用可能である。

2

,

/

ここで，
： 床方向又は側面方向の熱流束 [W／m２ ]： デブリ熱伝導率 [W／mK],：

デブリ融点 [K]：クラスト−コリウムシールド接触面温度 [K]：

床面又は壁面のクラスト厚さ [m]添付 3.5.1−3

2.
(1)

解析コードにおける不確かさの影響
不確かさの整理
解析コードにおける，コリウムシールドを考慮したＭＣＣＩ過程毎の不確かさ要因を整理する。ＢＷＲプラント安全審査資料「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」において，Ｍ
ＣＣＩは以下の過程で段階的に推移することが示されているが，コリウムシールドを考慮してもこの過程に変わりはない。
・原子炉圧力容器下部ヘッド破損過程
・溶融物の落下・堆積過程
・ＭＣＣＩ進行と注水によるデブリ冷却過程
ただし，「ＭＣＣＩ進行と注水によるデブリ冷却過程」においては，Ｍ
ＣＣＩ現象の影響因子として溶融炉心からのコリウムシールドを介したコンクリートへの伝熱を考慮する必要がある。ここで，ＭＣＣＩ伝熱モデル
では固定値の物性を設定することから，コリウムシールドを介した伝熱の感度解析パラメータとして，コリウムシールドの伝熱物性値の温度依存性が想定される。第 2 図にＭＣＣＩにおける不確かさに関する流れ図を示す。
ＭＣＣＩ現象の影響因子より抽出された感度解析パラメータに対して，
感度解析の要否を整理する。ＭＣＣＩ評価の不確かさに関する評価結果を
第 1 表に示す。
エントレインメント係数について，感度解析より溶融炉心の細粒化割合
がコンクリート侵食に与える感度は小さいことを確認している。また，このことは，エントレインメント係数の不確かさにより溶融炉心の細粒化割合が変化した場合でも溶融炉心の温度に対する感度は小さいことを示して
おり，コリウムシールド侵食に与える感度についても同様に小さいと考えられることから，評価項目となるパラメータに与える影響は小さく，コリ
添付 3.5.1−4

ウムシールドを考慮した感度解析は不要である。
溶融炉心の拡がりについて，溶融炉心の拡がりが抑制されると想定した
場合は，種々の不均一な堆積形状を考慮しても，拡がりが抑制されないペデスタル（ドライウェル部）への均一堆積形状の方が溶融炉心と水の伝熱面積が大きくなり，溶融炉心が冷却される傾向となる。拡がりが抑制されない均一堆積形状の場合，溶融炉心落下時点における溶融炉心とコリウムシールドの接触面温度はコリウムシールドの侵食開始温度を下回っており，
また，溶融炉心への注水によって溶融炉心は継続的に冷却されることから，溶融炉心の拡がりが抑制されると想定した場合においても，コリウムシー
ルド及びコンクリートの侵食への影響はなく，評価項目となるパラメータに与える影響はないことから，コリウムシールドを考慮した感度解析は不要である。
上面熱流束係数及び溶融プール−クラスト間の熱伝達係数について，溶融炉心・コンクリート相互作用への影響を確認する観点で実施したエント
レインメント係数，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踏まえ，ＭＡＡＰコードによりコリウム
シールド及びコンクリート侵食量について支配的な溶融炉心からプールへの熱流束を対象に感度解析を行い，影響を確認する。【感度解析①】
また，侵食の異方性について，コンクリート侵食の異方性については溶融炉心からプール水への熱流束の感度に比べて影響が小さいことが確認されており，コリウムシールドは侵食開始温度に到達していないことより同様に影響が小さいと考えられるため，上記の溶融炉心からプールへの熱流束を対象にした感度解析により，影響を確認する【感度解析①】
コリウムシールドの伝熱物性値の温度依存性について，ＭＡＡＰコード
におけるＭＣＣＩ伝熱モデルでは，固定値の物性を設定することから，不添付 3.5.1−5

確かさが想定される。このため，感度解析により伝熱物性値（熱伝導率，比熱）の温度依存性の影響を確認する。【感度解析②】

(2)

感度解析
ａ．溶融炉心上面熱流束の感度解析【感度解析①】(a)解析条件
解析条件を第 2 表に示す。溶融炉心から水プールへの熱流束ついては，
上面熱流束の不確かさを考慮した 800kW／m２ （一定）とする。また，対象シーケンスは，事象進展が早く，崩壊熱が大きくなり，侵食を厳しくする観点で「大破断ＬＯＣＡ時に損傷炉心冷却に失敗し，原子炉圧力容器が破損するシーケンス」とする。
(b)解析結果
評価結果を第 3 表に示す。ペデスタルのプール水中に落下した溶融炉
心とコリウムシールドの接触面温度は 2,100℃未満であり，コリウムシールドを設置することにより，溶融炉心・コンクリート相互作用によるコンクリートの侵食が生じない。このため，原子炉圧力容器の支持機能を維持できる。

ｂ．伝熱物性値温度依存性の感度解析【感度解析②】
コリウムシールドの伝熱物性値の温度依存性の影響については，「4. コリウムシールドの侵食を考慮した感度解析」において，コリウムシールドの侵食が生じた場合の影響と併せて確認する。なお，伝熱物性値の温度依
存性の取扱いが可能な汎用有限解析コードにて評価した場合においても，
ペデスタル（ドライウェル部）のコンクリートが侵食されないことを確認している（別添 2）。
添付 3.5.1−6

3.

解析条件における不確かさの影響
ＭＡＡＰコードにおけるＭＣＣＩ評価では，コリウムシールドを考慮した機器条件として，以下の条件を設定している。
・コリウムシールド耐熱材の種類
・コリウムシールド耐熱材の侵食開始温度
・ペデスタル（ドライウェル部）床面積
これらは全て最確条件と同様の設定であることから，不確かさの影響はない。ＭＡＡＰコード解析条件を第 4 表に示す。

4.

コリウムシールドの侵食及び伝熱物性値の温度依存性を考慮した感度解析
溶融炉心中の金属酸化物との共晶反応により，コリウムシールドが侵食される可能性があるが，既往の実験にて確認された侵食速度を仮定した場合，コリウムシールドの侵食量は約 33mm となる（別添 3）。コリウムシールドの厚みが減少した場合，コリウムシールド外表面のペデスタル（ドライウェル
部）のコンクリートへの伝熱量が大きくなることから，この影響を感度解析
により確認する。また，前述のとおり，ＭＡＡＰコードではＺｒＯ ２ の物性
値を固定値で設定するモデルであることから，伝熱物性値の温度依存性の不確かさの影響についても併せて確認する。

(1)

解析条件
解析条件を第 5 表に示す。コリウムシールドの厚さは，コリウムシール
ドの設計値に対して，既往実験に基づく侵食量の約 33mm を考慮し，保守性を見込んだ値として 110mm を設定する。なお，コリウムシールドの侵食によるペデスタル（ドライウェル部）床面積の拡大は保守的に考慮しない。
また，ＭＡＡＰコードにおけるコリウムシールドの伝熱物性値の温度依
存性の不確かさを考慮し，ペデスタル（ドライウェル部）のコンクリート
添付 3.5.1−7

の温度を厳しく評価する観点で，常温時のＺｒＯ ２ の伝熱物性値を設定する。
対象シーケンスは，事象進展が早く，崩壊熱が大きくなり，ペデスタル（ドライウェル部）のコンクリート侵食を厳しく評価する観点で「大破断ＬＯＣＡ時に損傷炉心冷却に失敗し，原子炉圧力容器が破損するシーケンス」とする。

(2)

解析結果
解析結果を第 6 表に示す。また，ベースケース及び感度解析ケースのコ
リウムシールド温度の推移及びコンクリート温度の推移を第 3 図から第 6
図，クラスト厚さの推移（上下方向）を第 7 図に示す。コリウムシールド
内表面温度の最高値は約 1,860℃にとどまり，コリウムシールドの侵食開始温度である 2,100℃を下回ることから，コリウムシールドの侵食は金属酸化物との共晶反応で生じた状態から進行しない。また，コリウムシール
ド外表面と接するペデスタル（ドライウェル部）コンクリートの温度の最高値は約 728℃にとどまり，コンクリートの侵食開始温度である約 1,230℃
を下回ることから，コンクリートは侵食されない。このため，コリウムシールドが金属酸化物との共晶反応により侵食された場合においても，コリ
ウムシールドを介した伝熱の不確かさが，評価項目となるパラメータに与える影響は小さい。
なお，本評価においては，コンクリートの表面温度を厳しく評価する観点から，コンクリート−コリウムシールド間の接触熱抵抗は考慮していな
い。接触熱抵抗を考慮した場合には，溶融炉心からペデスタル（ドライウ
ェル部）コンクリートへの熱通過率が小さくなり，溶融炉心及びコリウム
シールドの温度挙動に影響を与えることが考えられるが，溶融炉心はペデ
添付 3.5.1−8

スタル（ドライウェル部）のプール水に落下した直後に 2,100℃未満とな
ること，また，溶融炉心から上面水へは崩壊熱以上の除熱がされ溶融炉心の温度は 2,100℃未満を維持することから，コリウムシールドの侵食は生じず，温度挙動への影響は軽微であると考えられる。

5.

まとめ
ＭＡＡＰコードではコリウムシールドを適切に模擬しており，溶融炉心−
コリウムシールド間の伝熱モデルはコリウムシールドに適用可能である。
コリウムシールドを考慮した解析コードの不確かさを踏まえた感度解析により，原子炉圧力容器の支持機能を維持でき，不確かさの影響は小さいことを確認した。また，コリウムシールドを考慮した解析条件は最確条件と同様
であり，不確かさはない。
さらに，コリウムシールドが金属酸化物との共晶反応により侵食される可能性を考慮した感度解析により，コリウムシールド外表面と接するコンクリ
ートは侵食されないことを確認した。

添付 3.5.1−9

第1表

コリウムシールドを考慮した場合のＭＣＣＩ評価の不確かさに関する整理結果

不確かさ要因有効性評価の取扱い

解析コード安全審査資料 ※における感度解析の要否

下部ヘッド破損モード

破損部位
破損口侵食拡大

下部ヘッド貫通部の中で最も大口径の制御棒駆動機構ハウジングの瞬時破損を想定し，破損口径の拡大を考慮下部ヘッド貫通部の中で最も大口径の貫通部の破損を想定し，破損口径の拡大も考慮しているため，感度解析不要

同左

溶融炉心落下量

原子炉圧力容器内
溶融進展

全炉心相当を想定

全炉心相当の最も厳しい落下量を想定しているため，感度解析不
要

同左

プール水深

ペデスタルの注水開始条件及び注水流量について，手順書規定に準じた操作を想定

解析モデルパラメータではない
ため，感度解析不要

同左

エントレインメント
係数

実験解析を元に，粒子化割合を少ない側に評価する値を使用

溶融炉心ジェット径

破損口径に対応した径を考慮

溶融炉心の拡がり

水による拡がり抑制

拡がりの知見から，全面に拡がることを想定し，均一堆積モデルを使用

溶融炉心の拡がりを抑制した場合を想定し，水張深さ等の個別プ
ラントの状況を踏まえた感度解析等の取扱いを行うことが必要

デブリから水への熱伝達

デブリ上面の性状

粒子状ベッドの熱流束として，現実的な範囲内で保守側の想定をして，大気圧状態で 800kW/m 2 として圧力依存性を考慮

粒径やポロシティの不確かさを考慮して，下限の熱流束に対して
感度解析を実施

コリウムシールドを介した熱伝達伝熱物性値の
温度依存性

コリウムシールド侵食開始温度における物性値を考慮―

コンクリート種類
玄武岩系コンクリートの侵食の異方性

壁方向と床方向の熱分配

溶融プールが完全な液相の場合の対流熱伝達係数として，床方向クラス
トへは，壁方向クラストへはを使用

床方向と壁方向の侵食の異方性の影響を見るため，CCI-3 実験で確認された熱分配比率を想定した感度解析を実施

添付 3.5.1−10

ＭＣＣＩ現象への影響因子

溶融炉心の粒子化※

エントレインメント係数に不確かさがあるため，ＭＡＡＰコードの不確かさ範囲内(ＦＡＲＯ実験
解析に基づく)で感度解析を実施最も大きい径を想定して，粒子化割合を小さくし，水に落下した際のデブリクエンチ量を小さくして厳しい側の扱いをしているため，感度解析不要

ＢＷＲプラント安全審査資料「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」

東海第二発電所におけるコリウムシールドを考慮した取扱い

左記の感度解析により，溶融炉心の細粒化割合がコンクリート侵食に与える感度が小さいことを確認しており，溶融炉心の細粒化割合が溶融炉心温度に対する感度は小さいと考えられることから感度解析不要

同左

溶融炉心の拡がりが抑制される場合は，溶融炉心と水の伝熱面積が大きくなり，溶融炉心が冷却される傾向となる。拡がりが抑制されない場合，溶融炉心落下時点における溶融炉心とコリウムシールド接触面温度はコリ
ウムシールドの侵食開始温度を下回っており，また，注水により溶融炉心は継続的に冷却されることから，侵食への影響はなく，感度解析不要【感度解析①】（コンクリートの種類と同じ）
溶融炉心・コンクリート相互作用への影響の観点で，エントレインメント
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踏まえ，コリウムシールド及びコンクリート侵食量について支配的な溶融炉心からプール水への熱流束についての感度解析を実施【感度解析②】
コリウムシールドの伝熱物性値には温度依存性があることを踏まえ，コリ
ウムシールド及びコンクリート侵食量への影響を確認する観点で，伝熱物性値についての感度解析を実施【感度解析①】（デブリから水への熱伝達と同じ）コンクリート侵食の異方性については溶融炉心からプール水への熱流束の感度に比べて影響が小さいことが確認されており，コリウムシールドにおいても侵食開始温度に到達していないことなどから同様に影響が小さ
いと考えられるため，溶融炉心からプールへの熱流束についての感度解析
を実施

第2表
項

解析条件（溶融炉心上面熱流束）【感度解析①】目

ベースケース

感度ケース

対象シーケンス

過渡事象時に損傷炉心冷却に失敗し，原子炉圧力容器が破損するシーケンス

大破断ＬＯＣＡ時に損傷炉
心冷却に失敗し，原子炉圧力容器が破損するシーケンス

溶融炉心から水プールへの限界熱流束

800kW／m２（圧力依存性あり）

800kW／m２（一定 ※１ ）ペデスタル初期水位

1m

ペデスタル注水

ＲＰＶ破損 7 分後から 80m３ ／h

コリウムシールド厚さ15cm

コリウムシールド侵食
2,100℃ ※２
開始温度
ＲＰＶ破損時のＭＡＡＰ解析結果に基づく
溶融炉心温度※１ 侵食の不均一性等の影響を考慮して設定※２ ＺｒＯ ２ 耐熱材の 100mol％Ｚｒによる侵食試験結果に基づき設定（別添 1）

第3表

解析結果（溶融炉心上面熱流束）【感度解析①】
項目

ベースケース

感度ケース

コリウムシールド侵食量（壁面及び床面）

侵食なし

侵食なし

ペデスタル（ドライウェル部）
コンクリート侵食量（壁面及び床面）

侵食なし

侵食なし

添付 3.5.1−11

第4表
項

ＭＡＡＰコード解析条件
解析条件

最確条件

コリウムシールド耐熱材の種類

ジルコニア耐火材

ジルコニア耐火材

コリウムシールド耐熱材の侵食開始温度

2,100℃

2,100℃

ペデスタル（ドライウェル部）
床面積

コリウムシールドを考慮

コリウムシールド
を考慮

機器条件

目

第5表

解析条件（伝熱物性値及びコリウムシールド侵食）【感度解析②】
項目

ベースケース

感度ケース

対象シーケンス

過渡事象時に損傷炉心冷却に失敗し，原子炉圧力容器が破損するシーケンス

大破断ＬＯＣＡ時に損傷炉
心冷却に失敗し，原子炉圧力容器が破損するシーケンス

コリウムシールド厚さ

15cm

11cm ※１

コリウムシールド
熱伝導率
コリウムシールド
比 熱
コリウムシールド
侵食開始温度ペデスタル（ドライウェ
ル部）床面積

※２

※３

※２

※３

2,100℃ ※４

ペデスタル初期水位
※１
※２
※３
※４

1m

金属酸化物との共晶反応による侵食を仮定した厚さとして設定（別添 3）
ＺｒＯ ２ 耐熱材の侵食開始温度における伝熱物性として設定
ＺｒＯ ２ 耐熱材の常温における伝熱物性として設定
ＺｒＯ ２ 耐熱材の 100mol％Ｚｒによる侵食試験結果に基づき設定（別添 1）

添付 3.5.1−12第6表

解析結果（伝熱物性値及びコリウムシールド侵食）【感度解析②】
項目

ベースケース

感度ケース

コリウムシールド侵食量（壁面及び床面）

侵食なし

侵食なし

ペデスタル（ドライウェル部）
コンクリート侵食量（壁面及び床面）

侵食なし

侵食なし

※

※
※

※

第1図

コリウムシールドに相当する厚さ部分に対してＺｒＯ ２ の物性値を設定し，コリウ
ムシールドを模擬

ＭＡＡＰコードにおけるＭＣＣＩ伝熱モデル

添付 3.5.1−13

ＭＣＣＩに至る過程

ＭＣＣＩ現象の影響因子
下部ヘッド破損モード

感度解析パラメータ（下部ヘッド貫通部の最大口径の破損を想定しており感度解析不要）

下部ヘッド破損過程
溶融炉心落下量（全炉心相当を想定しており，
感度解析不要）

溶融炉心の粒子化
添付 3.5.1−14

溶 融 物 の 落 下 ・ 堆積過程

溶融炉心ジェット径

エントレインメント係数

プール水深

デブリ上面性状
ＭＣＣＩ進行と注水によるデブリ冷却過程

水への熱伝達溶融炉心の拡がり

溶融炉心の拡がり

コリウムシールド
伝熱物性値の温度依存性

コリウムシールドを介した熱伝達
コンクリートへの熱伝達
コンクリート種類

第2図

上面熱流束係数（F chf）

溶融プール−クラスト間の熱伝達係数（床/壁への熱分配の不確かさ）

コリウムシールドを考慮した場合のＭＣＣＩにおける不確かさに関する流れ図

追加感度解析
パラメータ

3000
コリウムシールド
ペデスタル壁面温度
壁面温度
2500

ペデスタル床面温度
コリウムシールド
床面温度

最高温度 約 1,945℃（壁面）

2000
温
度

1500

(℃)
1000

500

0
0

24

48

72

96

120

144

168

事故後の時間(h)JOB No.MA47BNT2AE--WH9E000

第3図

コリウムシールド内表面温度の推移（ベースケース）

3000
コリウムシールド
ペデスタル壁面温度
壁面温度
2500

コリウムシールド
ペデスタル床面温度
床面温度

最高温度 約 1,860℃（床面）

2000
温
度

1500

(℃)
1000

500

0
0

24

48

72

96

120

144

事故後の時間(h)JOB No.MA47BNT2AE--FHC6000

第4図

コリウムシールド内表面温度の推移（感度解析ケース）添付 3.5.1−15

168

1000
ペデスタル壁面コンクリート温度
ペデスタル床面コンクリート温度

800

600
温
度
(℃)
400

最高温度 約 292℃（壁面）

200

0
0

24

48

72

96

120

144

168

事故後の時間(h)JOB No.MA47BNT2AE--WH9E000

第5図

ペデスタル（ドライウェル部）コンクリート表面温度の推移（ベースケース）1000
ペデスタル壁面コンクリート温度

最高温度 約 728℃（壁面）800

ペデスタル床面コンクリート温度

600
温
度
(℃)
400

200

0
0

24

48

72

96

120

144

168

事故後の時間(h)JOB No.MA47BNT2AE--FHC6000

第6図

ペデスタル（ドライウェル部）コンクリート表面温度の推移（感度解析ケース）添付 3.5.1−16

水プールからの除熱によりクラスト増加クラスト厚さ（m）

上面クラスト
下面クラスト上面クラストが下面クラストに到達し，溶融炉心全体が固化（上面，下面クラスト厚さは平均値として表示される）
コリウムシールドの吸熱によりクラスト増加，コリウムシールドの温度上昇に伴いクラスト厚さは徐々に減少

事故後の時間（h）

第7図※1

クラスト厚さの推移（上面及び下面 ※1）

側面クラストはコリウムシールドと接しており下面クラストと同等の挙動を示すと考えられることから，代表として上面及び下面クラスト厚さを示す。

添付 3.5.1−17

別添 1
ＺｒＯ ２ 耐熱材の侵食開始温度の設定について

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

添付 3.5.1−18

第1図※

試験後の断面写真

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

添付 3.5.1−19

別添 2

汎用有限解析コードによるコリウムシールド伝熱物性値温度依存性の影響評価についてＭＡＡＰコードにおけるＭＣＣＩ伝熱モデルでは，固定値の物性を設定する
ことから，不確かさが想定される。このため，伝熱物性値の温度依存性の取扱いが可能な汎用有限解析コードＡＢＡＱＵＳを用いた熱伝導解析により影響を
確認する。

1.
(1)

伝熱物性値温度依存性の感度解析
解析条件
解析条件を第 1 表に示す。コリウムシールドの伝熱物性は既往の共同研
究において確認された値を設定する。また，ＭＡＡＰ解析に基づくコリウ
ムシールド−溶融炉心接触面温度，ペデスタル雰囲気温度等を境界条件とする。なお，これらの境界条件は，ＲＰＶが破損し溶融炉心がペデスタルへ落下する事故シーケンスの解析結果を包絡する保守的な温度条件を適用
する。

(2)

解析結果
解析結果を第 2 表及び第 1 図に示す。解析結果が最も厳しいペデスタル（ドライウェル部）壁面の温度は約 900℃であり，コンクリートの侵食開始温度である約 1,230℃を下回ることから，ペデスタル（ドライウェル部）のコンクリートは侵食されない。
なお，ＡＢＡＱＵＳを用いた熱伝導解析結果は，本添付資料の本文「4.
添付 3.5.1−20

コリウムシールドの侵食及び伝熱物性値の温度依存性を考慮した感度解析」
において示したＭＡＡＰコードによる解析結果（壁面温度 約 728℃）を上回っているが，これは大破断ＬＯＣＡシナリオとして溶融炉心から水プールへの限界熱流束 800kW／m ２ （一定）を考慮したＭＡＡＰ解析を包絡する
温度境界条件を与えたためである。

第1表
項

目

解析条件（伝熱物性値温度依存性）
設

定

備

考

解析コード

汎用有限解析コードＡＢＡＱＵＳ−

温度境界条件

過渡事象及び大破断ＬＯＣＡシナリオ ※のＭＡＡＰ解析結果を包絡する条件

添付資料 3.5.2 別添 1
第 3 図から第 6 図

コリウムシールド
伝熱物性値

既往の共同研究において確認された値

添付資料 3.5.2
第4表

※

別添 1

大破断ＬＯＣＡシナリオとして溶融炉心から水プールへの限界熱流束 800kW／m２（圧力依存性あり）及び 800kW／m２ （一定）の 2 ケースを考慮

第2表
項

目

ペデスタル
壁面温度

解析結果（伝熱物性値温度依存性）
解析結果
約 900℃

添付 3.5.1−21

備考

コンクリート侵食開始温度
約 1,230℃

温度（℃）

ペデスタル内壁面

ペデスタル外壁面

ＲＰＶ破損後の時間（h）

第1図

ペデスタル壁面の温度変化

添付 3.5.1−22

別添 3
既往実験の知見を考慮したコリウムシールドの侵食量評価について

ＭＡＡＰコードによる侵食量評価では，溶融炉心中のＺｒによるＺｒＯ ２ 耐
熱材の還元反応を考慮し，耐熱材侵食試験結果に基づき侵食開始温度を保守的に 2,100℃と設定した上で，溶融炉心によるコリウムシールドの侵食が生じないことを確認している。しかし，溶融炉心中には少量ながらその他の金属酸化物も含まれており，これらの影響によってＺｒＯ ２ 耐熱材が侵食される可能性も考えられるため，関連する既往実験の知見を考慮した場合のコリウムシール
ドの侵食量について検討する。

1.

ＣＩＴ実験について
模擬溶融炉心によるＺｒＯ ２ 耐熱材の侵食挙動に係る実験として，欧州委
員会のプロジェクトとして実施されたＣＩＴ実験 [1][2]がある。
ＣＩＴ実験では，第 1 図に示すような試験装置によって，模擬溶融炉心とＺｒＯ ２ 耐熱材を最長 10 時間程度接触させ，模擬溶融炉心の表面温度（ＺｒＯ ２ 耐熱材との界面温度）と侵食深さの推移が測定された。そのうち，CIT-9
及び CIT-11 では実機の条件に近い組成のＺｒＯ ２ 耐熱材が用いられている。
CIT-9 における入力エネルギ及び模擬溶融炉心表面温度とＺｒＯ ２ 耐熱材の侵食深さの推移を第 2 図及び第 3 図に示す。耐熱材の最終的な侵食深さは22.5mm，最大の侵食速度は 0.18mm／min と報告されている。実験において，模擬溶融炉心は誘導加熱により 2,080℃から 2,474℃まで段階的に昇温されたが，出力を一定に維持し模擬溶融炉心の昇温を停止すると，耐熱材の侵食は一定の深さまで進んだ後に停止する挙動が確認されている。
また，CIT-11 における模擬溶融炉心表面温度とＺｒＯ ２ 耐熱材の侵食深さ
添付 3.5.1−23

の推移を第 4 図に示す。最終的な侵食深さは 39.5mm，最大の侵食速度は 0.28mm／min と報告されており，CIT-9 と同様に出力を一定に維持すると侵食が停止する挙動が確認されている。

第1図

第2図

ＣＩＴ実験装置

CIT-9 における入力エネルギ
添付 3.5.1−24

(2474℃)(2395℃)(2238℃)(2080℃)( )内：各 stage における
模擬溶融炉心表面温度

2.

第3図

CIT-9 における模擬溶融炉心表面温度と耐熱材侵食深さの推移

第4図

CIT-11 における模擬溶融炉心表面温度と耐熱材侵食深さの推移

実験条件と実機条件の比較
CIT-9 及び CIT-11 実験にて用いられたＺｒＯ ２ 耐熱材の組成を第 1 表に示す。主成分であるＺｒＯ ２ の純度は 94.7wt％であり，東海第二発電所においてコリウムシールドとして用いるＺｒＯ ２ 耐熱材と同等であることから，耐熱材の特性は実験条件と実機条件で大きな差はないと考えられる。
次に，CIT-9 及び CIT-11 実験における模擬溶融炉心の組成を第 2 表に示す。
実験で用いられた模擬溶融炉心は，酸化鉄（ＦｅＯやＦｅ ３ Ｏ ４ ）の割合が大
添付 3.5.1−25

きく，ＣＩＴ実験においては，これらの酸化鉄とＺｒＯ ２ の共晶反応により，
ＺｒＯ ２ 耐熱材が溶融，侵食されたものと考えられる。
一方，実機での溶融炉心中に含まれる酸化鉄の割合は 3％程度 ※１ と想定され，溶融炉心に混入し得るペデスタル内構造物 4m３ を全量酸化鉄 ※２ として加えた場合でも酸化鉄割合は約 13％となることから，ＣＩＴ実験の条件は，ともに実機条件に比べて共晶反応による耐熱材侵食が生じやすい条件と考えられる。
※１

原子炉圧力容器破損時点での溶融炉心中の酸化鉄割合（ＭＡＡＰ解析結果より）※２

ペデスタル内構造物は主にＳＵＳ材であり鉄以外の物質も含まれる。また，含有する鉄が全て酸化することは考え難いが，ここでは保守的に全量を酸化鉄として計算

第1表

第2表

CIT-9 及び CIT-11 実験におけるＺｒＯ ２ 耐熱材組成
成分

割合 wt％

ＳｉＯ ２

1.4

ＣａＯ

0.2

ＭｇＯ

2.5

Ｆｅ ２ Ｏ ３

0.2

Ａｌ ２ Ｏ ３

0.8

ＴｉＯ ２

0.2

ＺｒＯ ２

94.7

CIT-9 及び CIT-11 実験における模擬溶融炉心組成

組成 wt％

CIT-9

CIT-1149.1 ＵＯ ２
20.4 ＺｒＯ ２
30.5 ＦｅＯ

19.0 ＺｒＯ ２
81.0 Ｆｅ ３ Ｏ ４（共晶組成）

添付 3.5.1−26

3.

実機におけるＺｒＯ ２ 耐熱材と金属酸化物との共晶反応による侵食
CIT-9 及び CIT-11 実験は，ともに実機の酸化鉄の割合を大きく上回っているが，ここでは実機の酸化鉄の割合により近い CIT-9 実験に基づきＺｒＯ ２耐熱材の共晶反応による侵食量について考察する。
実機のＭＡＡＰ解析結果によれば，溶融炉心とコリウムシールドの接触面の最高温度は約 2,000℃となっている。CIT-9 実験では，これを上回る 2,080℃
において約 4mm の侵食が見られているが，その侵食量は時間とともに増加する傾向にはない結果となっている。ただし，この挙動は実験容器が外部から冷却されていたことに起因することが示唆されており，外部冷却がない場合には侵食が継続的に生じる可能性がある。
仮に実機において共晶反応による侵食が継続的に生じる可能性を考慮し，ＲＰＶ破損時点から溶融炉心とコリウムシールドの接触面温度が 1,800℃ ※３を下回るまでの約 3 時間，CIT-9 実験で確認された最大侵食速度である 0.18mm／min で侵食が進んだと仮定した場合でも，侵食量は約 33mm となる。
※３

酸化鉄との共晶反応による侵食がより生じやすい条件と考えられ
る CIT-11 実験にて，ＺｒＯ ２ 耐熱材の侵食が開始している温度（第 4 図）したがって，万一溶融炉心中の酸化鉄が局所的に存在し耐熱材が侵食されたとしても，侵食量はコリウムシールド厚さ 15cm を十分下回る。
なお，コリウムシールドのＺｒＯ ２ 耐熱材ブロック間やアンカボルト周囲の隙間には，耐熱材ブロックと同成分の不定形耐火物とモルタルバインダ（主成分：ケイ酸ナトリウム）を混錬したモルタルを目地材として用いる（第 5図）。このモルタルは，耐熱材ブロックと同等のＺｒＯ ２ 含有率を有するものを用いるとともに，常温で固化し，固化後は周囲のＺｒＯ ２ 耐熱材と結合して耐熱材ブロックと同等の性能を発揮するため，溶融炉心による選択的な添付 3.5.1−27

侵食は生じない。また，仮にモルタルの溶融を想定する場合においても，モルタルの大半を占めるＺｒＯ ２ は溶融せず，モルタルバインダのみが溶融すると考えられるため，耐火材ブロックに生じる間隙は極めてわずかであること，及びコリウムシールドへの伝熱によって溶融炉心は表面がクラスト化し流動性が低下することから，耐火材ブロックに生じる間隙へ選択的に侵入するとは考え難く，コリウムシールドの健全性に影響を与えることはないと考える。
また，ＭＡＡＰ解析結果における原子炉圧力容器破損時の溶融炉心温度は2,100℃から 2,200℃程度となっているが，添付資料 3.2.15 に記載のとおり，
ドライ条件にて 2,450℃以上の模擬溶融炉心を落下させた試験でも，耐熱材の顕著な侵食や割れは確認されておらず，また，ＺｒＯ ２ の融点は約 2,700℃※４と十分高いことから，溶融炉心落下時の熱衝撃やジェットインピンジメン

トによりコリウムシールドの健全性が失われることはない。
※４

ＺｒＯ ２ 耐熱材の侵食開始温度 2,100℃は，溶融炉心と耐熱材が接触し続けた際の化学反応を考慮し設定している（別添 1）。一方，
ジェットインピンジメントは，化学反応ではなく溶融炉心落下時の短時間での熱移送に付随し生じるものであるため，ＺｒＯ ２ の融点との比較を行っており，水プール中に溶融炉心が落下することから影響はないと考える。

添付 3.5.1−28

＜側面図＞＜正面図＞

第5図

コリウムシールド設置構造概念図

参考文献[1] D.Lopukh et al.， New Experimental Results On The Interaction Of Molten
Corium With Core Catcher Material[2] J.M.Seiler，K.Froment，，ICONE-8179，(2000)．

Material Effects On Multiphase Phenomena In

Late Phases Of Severe Accidents Of Nuclear Reactors，Multiphase

Science and technology，Vol.12，No.2，pp.117-257，(2000)．

添付 3.5.1−29

添付資料 3.5.2
溶融炉心による熱影響評価について

1.

評価目的
東海第二発電所におけるペデスタル構造の特徴を踏まえた対策として，溶融炉心・コンクリート相互作用（以下「ＭＣＣＩ」という。）によるペデスタル（ドライウェル部）（以下「ペデスタル」という。）への影響抑制のためのコリウムシールドを設置するとともに，原子炉圧力容器（以下「ＲＰＶ」という。）から落下した溶融炉心（以下「デブリ」という。）の冠水及び水蒸気爆発による影響抑制の観点からＲＰＶ破損時のペデスタル内水位を 1mに維持する対策，さらに，床スラブ内の排水流路をスリット形状としてデブリを凝固させる対策を講じることとしている。
これら東海第二発電所の特徴を踏まえた対策を考慮した上で，ＲＰＶ破損
時にペデスタルへ落下したデブリからの熱影響によってペデスタルに要求されるＲＰＶ支持機能及びデブリ保持機能が損なわれないことを評価する。

2.

評価方針
ＲＰＶ破損後にデブリからの伝熱によって高温となる鉄筋コンクリートの物性変化を考慮した上で，ＲＰＶ支持機能及びデブリ保持機能の維持に必要な構造強度が保持されることを評価する。

3.
(1)

評価方法
荷重条件
構造強度の評価に当たり，ＲＰＶ支持機能の評価ではＲＰＶ，遮へい壁等の自重（以下「ＲＰＶ等の自重」という。）を考慮する。また，デブリ保持機能の評価では，デブリ，コリウムシールド，床スラブ躯体等の自重
添付 3.5.2−1

（以下「デブリ等の自重」という。）を考慮する。

(2)

評価部位及び項目
ａ．側壁（ＲＰＶ支持機能）
ＲＰＶ等の自重により，側壁コンクリートには圧縮軸力が作用し，側壁基部コンクリートには面外方向のせん断力が作用する。
このため，高温によるコンクリート圧縮強度の低下を考慮した等価壁厚を評価し，ＲＰＶ等の自重による圧縮軸力及び面外せん断に対して必
要な壁厚と比較する。
ｂ．床スラブ（デブリ保持機能）
デブリ等の自重により，床スラブのコンクリートには面外せん断力が作用し，鉄筋には曲げ応力が作用する。
このため，高温によるコンクリートの圧縮強度の低下を考慮した等価
板厚を評価し，デブリ等の自重によるせん断力に対して必要な板厚と比較する。また，高温による鉄筋の強度低下を考慮した等価鉄筋量を評価
し，デブリ等の自重による曲げ応力に対して必要な鉄筋量と比較する。

(3)

温度条件
別添 1 にペデスタルの温度評価を示す。デブリからの伝熱によるペデス
タルの側壁及び床スラブの温度は，ＭＡＡＰコードによる解析結果に基づき，汎用有限解析コードＡＢＡＱＵＳによる熱伝導解析にて評価する。

(4)

判断基準
炉心損傷防止に失敗し，重大事故時を想定する防護レベルにおいて，格納容器の健全性維持に必要な安全機能が維持されることを確認する観点よ添付 3.5.2−2

り，判断基準は終局限界状態に至らないこととする。具体的には，側壁コンクリートの必要壁厚，床スラブコンクリートの必要板厚，床スラブの必要鉄筋量の算定において，終局強度又は短期許容応力度を適用する。別添
2 にＲＰＶ支持に必要な側壁コンクリート厚さ評価を，別添 3 にデブリ保持に必要な床スラブコンクリート厚さ評価を，別添 4 にデブリ保持に必要な床スラブ鉄筋量評価を示す。

4.

評価結果
以下にＲＰＶ支持機能及びデブリ保持機能に対する評価結果を示す。評価
結果はいずれも判断基準を満足し，デブリからの熱影響によってもペデスタルに要求される機能は損なわれることはない。

(1)

側壁（ＲＰＶ支持機能）
ａ．コンクリートに対する圧縮軸力
別添 5 に熱影響を考慮した側壁コンクリートの構造評価を示す。側壁
コンクリートの等価壁厚は約 1,229mm であり,ＲＰＶ等の自重によってコンクリートに作用する圧縮軸力に対して必要な壁厚 133mm（別添 2）を上回る。
ｂ．基部コンクリートに対する面外せん断力
別添 5 に示したとおり，側壁コンクリートの等価壁厚は約 1,276mm であり，ＲＰＶ等の自重によって基部コンクリートに作用する面外せん断力に対して必要な壁厚 192mm（別添 2）を上回る。

(2)

床スラブ（デブリ保持機能）
ａ．コンクリートに対する面外せん断力
別添 6 に熱影響を考慮した床スラブのコンクリート及び鉄筋の評価を
添付 3.5.2−3示す。床スラブコンクリートの等価板厚は約 629mm であり，デブリ等の自重によってコンクリートに作用する面外せん断力に対して必要な板厚（別添 3）を上回る。
ｂ．鉄筋に対する曲げ応力
別添 6 に示したとおり，床スラブの鉄筋コンクリート部の幅 1m 当たりの等価鉄筋量はであり,デブリ等の自重によって鉄筋に作用する曲げ応力に対して必要な鉄筋量5.

（別添 4）を上回る。

まとめ
東海第二発電所におけるペデスタル構造の特徴を踏まえた対策による影響を考慮し，デブリからの熱影響に対するペデスタルの構造健全性を評価した。
その結果，高温による鉄筋コンクリートの物性変化を考慮しても，ペデスタルに要求されるＲＰＶ支持機能及びデブリ保持機能が損なわれないことを確認した。

添付 3.5.2−4

別添 1
デブリからの伝熱によるペデスタルの温度評価

1.

概要
ＭＡＡＰコードによる解析結果に基づき，汎用有限解析コードＡＢＡＱＵ
Ｓを用いた熱伝導解析により，デブリからの伝熱によるペデスタルの側壁及び床スラブの温度を評価する。

2.
(1)

汎用有限解析コードＡＢＡＱＵＳによるペデスタル熱伝導解析
評価モデル
第 1 図に熱伝導解析モデルを示す。デブリからの熱影響による側壁及び床スラブの温度は，２次元体系有限要素法解析により評価する。本評価では，解析体系を縦横のメッシュで区切り，以下に示す２次元体系での非定常熱伝導の支配方程式に基づき，各部の温度変化を計算している。

ここで， T：温度， r：密度， c：比熱， kx , ky： x 方向及び y 方向の熱伝導率， Q：物体の内部発熱量である。

(2)

評価条件
第 1 表にＡＢＡＱＵＳコードによる熱伝導解析の解析条件を示す。解析
条件は，ＲＰＶが破損しデブリがペデスタルへ落下する事故シーケンスに対するＭＡＡＰコードの解析結果を参照 ※ し，これを包絡する条件を設定している。

添付 3.5.2−5※参照するＭＡＡＰ解析結果は，有効性評価上のベースケースを含む以下を考慮

・起因事象：過渡事象，デブリから水プールへの限界熱流束：800kW／m２ （圧力依存性あり）（ベースケース）・起因事象：ＬＯＣＡ，デブリから水プールへの限界熱流束：800kW／m２ （圧力依存性あり）
・起因事象：ＬＯＣＡ，デブリから水プールへの限界熱流束：800kW／m２ （一定）(3)

評価結果
第 7 図にペデスタル温度の評価点の位置を示す。また，第 8 図に横スリット部の温度変化を示す。横スリット部の最高温度は約 798℃であり，ス
リット内で凝固したデブリは再溶融する温度に至らない。
また，第 9 図に側壁の温度変化を，第 10 図に床スラブ鉄筋コンクリート
部の温度変化をそれぞれ示す。ペデスタル側壁の最高温度は内表面で約900℃，床スラブ鉄筋コンクリート部の最高温度は上端部で約 475℃となっている。

添付 3.5.2−6

第1表

ＡＢＡＱＵＳコードによる熱伝導解析条件

項目

条件

備考

デブリ密度（kg／m３ ）デブリ熱伝導率（W／mK）

ＭＡＡＰ計算結果（ＲＰＶ破損時のデブリ比熱（J／kgK）

値）を包絡する値

デブリ溶融潜熱（J／kg）
ＭＡＡＰ計算結果
デブリ内部発熱密度（W／m３ ）（第 2 図）（保守的にスクラム後 3 時間からの崩壊熱を使用。希ガス・揮発性ＦＰによる減衰（30％）を考慮）

ＳＵＳ密度（kg／m３ ）ＳＵＳ熱伝導率（W／mK）（第 2 表）伝熱工学資料改訂第５版より

ＳＵＳ比熱（J／kgK）
コンクリート密度（kg／m３ ）2,345

鉄筋コンクリート構造計算規準・同解説（2010）よりコンクリート熱伝導率（W／mK）（第 3 表）Ｅｕｒｏｃｏｄｅより（第 4 表）試験結果 ※ に基づき設定

コンクリート比熱（J／kgK）
ジルコニア耐火材密度（kg／m３ ）ジルコニア耐火材熱伝導率（W／mK）
ジルコニア耐火材比熱（J／kgK）
ＭＡＡＰ計 算結果におけるＲＰＶ
スリット内デブリ初期温度（℃）

破損時のデブリ平均温度に対し，保守的に液相線温度を設定
ＭＡＡＰ解 析結果におけるＲＰＶ
構造材初期温度（℃）

117

破損時点で のペデスタル構造部の最高温度

ペデスタル雰囲気温度（℃）（第 3 図）ドライウェル雰囲気温度（℃）（第 4 図）サプレッション・チェンバ雰囲気温度（℃）

ＭＡＡＰ計 算結果を包絡する温度（第 5 図）デブリ−ジルコニア耐火材接触面

変化を設定（第 6 図）温度（℃）※ 本試験は，中部電力(株)，東北電力(株)，東京電力ホールディングス(株)，北陸電力(株)，中国電力(株)，日本原子力発電(株)，電源開発(株)，(一財)エネルギー総合工学研究所，(株)東芝，日立 GE ニュークリア・エナジー(株)が実施した共同研究の成果の一部である。

添付 3.5.2−7

第2表

ＳＵＳ材物性値

温度（K）

密度（kg／m３ ）

熱伝導率（W／mK）

比熱（J／kgK）

300

7,920

16.0

499

400

7,890

16.5

511

600

7,810

19.0

556

800

7,730

22.5

620

1,000

7,640

25.7

644

第3表

コンクリート物性値

温度

熱伝導率

比熱

温度

熱伝導率

比熱

（℃）

（W／mK）（J／kgK）（℃）（W／mK）（J／kgK）

20

1.951

901.1

650

0.859

1,111.7

50

1.880

917.3

675

0.833

1,114.4

75

1.822

930.2

700

0.809

1,116.8

100

1.766

942.8

725

0.785

1,118.7

125

1.710

954.9

750

0.764

1,120.3

150

1.656

966.7

775

0.743

1,121.3

175

1.604

977.9

800

0.724

1,122.0

200

1.553

988.8

825

0.706

1,122.2

225

1.503

999.2

850

0.690

1,122.1

250

1.454

1,009.3

875

0.675

1,121.4

275

1.407

1,018.8

900

0.661

1,120.4

300

1.361

1,028.0

925

0.648

1,118.9

325

1.316

1,036.7

950

0.637

1,117.1

350

1.273

1,045.1

975

0.627

1,114.7

375

1.231

1,052.9

1,000

0.619

1,112.0

400

1.191

1,060.4

1,025

0.612

1,108.8

425

1.152

1,067.4

1,050

0.606

1,105.3

450

1.114

1,074.1

1,075

0.602

1,101.2

475

1.077

1,080.2

1,100

0.599

1,096.8

500

1.042

1,086.0

1,125

0.597

1,091.9

525

1.008

1,091.3

1,150

0.596

1,086.7

550

0.976

1,096.3

1,175

0.597

1,080.9

575

0.944

1,100.7

1,200

0.600

1,074.8

600

0.915

1,104.8

1,225

0.600

1,068.2

625

0.886

1,108.4

1,250

0.600

1,061.3

添付 3.5.2−8

第4表
温度（℃）

※

ジルコニア耐火材の物性値

密度（kg／m３ ）

熱伝導率（W／mK）

比熱（J／kgK）

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

添付 3.5.2−9冷却水
14.5cmデブリ
縦スリット

ジルコニア耐火材

14.5cm横スリット(a) 全体概要図

ペデスタル床面

ＳＵＳ材(b) スリット部拡大図

第1図

第2図

熱伝導解析モデル

デブリ内部発熱密度条件
添付 3.5.2−10

雰囲気温度（℃）

過渡 事象 800kW／ m ２ （ 圧力 依 存性 あり ）ＬＯ ＣＡ 800kW／m ２ （ 圧 力依 存 性あ り）
ＬＯ ＣＡ 800kW／m ２ （ 一 定）
包絡 温度 （ ＡＢ Ａ ＱＵ Ｓ入 力 ）ＲＰＶ破損後の時間（h）

第3図

ペデスタル雰囲気温度条件

雰囲気温度（℃）

過渡 事象 800kW／ m ２ （ 圧力 依 存性 あり ）ＬＯ ＣＡ 800kW／m ２ （ 圧 力依 存 性あ り）
ＬＯ ＣＡ 800kW／m ２ （ 一 定）
包絡 温度 （ ＡＢ Ａ ＱＵ Ｓ入 力 ）ＲＰＶ破損後の時間（h）

第4図

ドライウェル雰囲気温度条件

添付 3.5.2−11

雰囲気温度（℃）

過渡 事象 800kW／ m ２ （ 圧力 依 存性 あり ）ＬＯ ＣＡ 800kW／m ２ （ 圧 力依 存 性あ り）
ＬＯ ＣＡ 800kW／m ２ （ 一 定）
包絡 温度 （ ＡＢ Ａ ＱＵ Ｓ入 力 ）ＲＰＶ破損後の時間（h）

第5図

サプレッション・チェンバ雰囲気温度条件

接触面温度（℃）

過渡 事象 800kW／ m ２（ 圧力 依 存性 あり ）床面
ＬＯ ＣＡ 800kW／m ２ （ 圧 力依 存 性あ り） 床 面
ＬＯ ＣＡ 800kW／m ２ （ 一 定） 床 面
過渡 事象 800kW／ m ２（ 圧力 依 存性 あり ）壁面
ＬＯ ＣＡ 800kW／m ２ （ 圧 力依 存 性あ り） 壁 面
ＬＯ ＣＡ 800kW／m ２ （ 一 定） 壁 面
包絡 温度 （ ＡＢ Ａ ＱＵ Ｓ入 力 ）ＲＰＶ破損後の時間（h）

第6図

デブリ−ジルコニア耐火材接触面温度条件

添付 3.5.2−12

ペデスタル側壁

縦スリット直下位置
ペデスタル中心位置
床スラブ
鉄筋コンクリート部

ペデスタル温度評価位置

温度（℃）

第7図

ペデスタル中心位置
縦スリット直下位置

ＲＰＶ破損後の時間（h）

第8図

横スリット部の温度変化

添付 3.5.2−13温度（℃）

ペデスタル内壁面

ペデスタル外壁面

ＲＰＶ破損後の時間（h）

第9図

ペデスタル側壁の温度変化

温度（℃）

床スラブ鉄筋コンク
リート部 上端

床スラブ鉄筋コンク
リート部 下端

ＲＰＶ破損後の時間（h）

第 10 図

床スラブ鉄筋コンクリート部の温度変化
添付 3.5.2−14

別添 2
ＲＰＶ支持に必要な側壁コンクリート厚さ評価

1.

概要
格納容器内のペデスタル等配置図を第 1 図に示す。ペデスタルは，原子炉
圧力容器，遮へい壁等を支持する構造物である。添付 3.5.1 のとおり，原子炉圧力容器が破損し溶融燃料がペデスタル（ドライウェル部）に落下した場
合でも，コンクリートの侵食は生じない評価結果となっているが，ペデスタ
ル側壁部のコンクリートが侵食する可能性を考慮し，これら構造物を支持するために必要となるペデスタル側壁部の壁厚（以下「必要壁厚」という。）を算定する。

原子炉圧力容器
遮へい壁

ペデスタル

第1図

格納容器内ペデスタル等配置図

2.

ペデスタル側壁部に生じる荷重算定

2.1

荷重の算定方針
必要壁厚の算定のために必要となるペデスタル側壁部の荷重は，今回工認添付 3.5.2−15

におけるペデスタルの構造健全性評価に用いる解析モデルを適用し，ペデス
タルにて支持される構造物の重量を考慮した解析により算定する。

2.2

解析方法
解析モデル図を第 2 図に，解析条件等の概要について第 1 表に示す。解析

モデルは，ペデスタル構造をシェル要素にて３次元的にモデル化したものを用いる。
ペデスタルは，原子炉圧力容器及び遮へい壁等を支持する構造物であるため，解析における各構造物の重量の模擬については，ペデスタル上面に等分
布荷重として負荷させる。また，ＭＣＣＩに至る過程を踏まえれば，原子炉
圧力容器内の燃料集合体等はデブリ化し，ペデスタル床面上に落下していることになるが，ペデスタル側壁コンクリートの必要壁厚を保守的に算定するために，原子炉圧力容器内に燃料集合体が残存することを前提に評価した。

第2図

ペデスタル３次元ＦＥＭモデル図

添付 3.5.2−16第1表項

解析条件等の概要

目

内

容

解析モデル

・３次元ＦＥＭモデル
・シェル要素解析コード・ＮＡＳＴＲＡＮ

重量模擬

・原子炉圧力容器 955×10３ kg（圧力容器内構造物を含む）
・遮へい壁 656×10３ kg

コンクリートの
材料物性等・設計基準強度 22N／mm２
・ヤング係数 2.2×10４ N／mm２・せん断弾性係数 0.918×10４ N／mm２
・単位体積重量 23kN／m３

3

必要壁厚の算定3.1

解析結果
必要壁厚の算定に用いる荷重は，構造物の重量によるペデスタル鉛直方向に発生する荷重（圧縮軸力）に加えて，側壁コンクリートの壁厚変化に伴う構造不連続形状部に発生する面外せん断力についても考慮する。
構造物の重量を付加させた解析結果として，ＭＣＣＩによる侵食が想定されるペデスタル側壁部における圧縮軸力及び面外せん断力を第 2 表に示す。

第2表
部

位

ＭＣＣＩによる
侵食想定部位

ペデスタル側壁部に生じる荷重
圧縮軸力

面外せん断力（kN／m）（kN／m）

1,940

178

添付 3.5.2−17

3.2

コンクリートの応力度
必要壁厚の算定にあたっては，鉄筋コンクリート構造計算規準・同解説（（社）

日本建築学会，1999）（以下「ＲＣ規準」という。）に規定されているコンク
リートの短期許容応力度を用いた。なお，水蒸気爆発に対する構造健全性評
価においては終局状態に至らないことを判断基準としているが，短期許容応
力度を用いることは保守的な取扱いとなる。第 3 表に必要壁厚算定に用いた
許容応力度を示す。

第3表※

必要壁厚算定に用いた許容応力度（短期）圧縮（N／mm ２ ）せん断（N／mm ２ ）

14.6

1.06

ＲＣ規準許容応力度（短期）・圧縮：2／3Ｆｃ
・せん断：1／30Ｆｃかつ(0.49+1/100×Ｆｃ)以下の 1.5 倍3.3

必要壁厚の算定結果
側壁コンクリートに生じる荷重，短期許容応力度から必要壁厚を圧縮軸力

及び面外せん断力に対して算定した。
(1)

圧縮軸力による評価
側壁コンクリートに生じる圧縮軸力と短期許容応力度が等しくなるときの壁厚を必要壁厚として算定する。必要壁厚は下式のとおり算定され，圧縮軸力による評価においては，必要壁厚は 133 ㎜となる。
1.940×10３ (N／mm)÷14.6(N／mm ２ )＝133 ㎜

添付 3.5.2−18

(2)面外せん断力による評価
面外せん断力を用いた必要壁厚の算定については，ＲＣ規準の断面算定に用いる評価式を適用する。
Ｑ＝ｂ・ｊ・ｆｓ
ここで，
Ｑ：発生荷重（N）
ｂ：部材の有効幅（mm）
ｊ：柱の中心間距離（mm）
ｊ＝ｄ×7／8
ｄ：有効せい（必要壁厚）（mm）
ｆｓ：短期許容応力度（N／mm２ ）必要壁厚は，解析により生じる面外せん断力，短期許容応力から下式のとおり算定され，面外せん断力による評価としての必要壁厚は 192 ㎜となる。
ｄ＝８／７×（Ｑ÷ｂ）÷ｆｓ
＝８／７×178(N／mm)÷1.06（N／mm２ ）＝192mm

4.

まとめ
圧縮軸力による評価及び面外せん断力による評価から算定した必要壁厚を
第 4 表に整理する。熱影響を考慮しない場合の健全な側壁コンクリート厚さに対し，必要壁厚は，圧縮軸力に対しては 133mm，面外せん断力に対しては 192 ㎜となる。

第4表

必要壁厚

必要壁厚の算定結果

圧縮軸力による評価

面外せん断力
による評価

133mm

192mm

添付 3.5.2−19

別添 3
デブリ保持に必要な床スラブ厚さ評価

床スラブに係る荷重を評価し，コンクリートのせん断耐力から必要床スラブ
厚さを算定する。なお，本評価におけるコンクリートのせん断耐力は，終局強度に対して保守的な短期許容応力度を用いる。

1.

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

(1)

床スラブ自重床スラブ自重は，・床スラブのコンクリート体積：約 53.85m３
・鉄筋コンクリートの単位体積重量：24kN／m ３
より，床スラブ自重による荷重は約 1.30×10 ３ kN となる。

(2)

床スラブ積載荷重
床スラブ積載荷重は，デブリ，冷却水，コリウムシールド及びペデスタ
ル内構造物等の総重量を保守的に切り上げた値として 500ton を使用し，約4.90×10 ３ kN となる。

以上から，床スラブ荷重として約 6.20×10３ kN を用いる。

添付 3.5.2−20

2.

せん断応力による必要床スラブ厚さ
床スラブ端部の必要厚さは次のとおり算定される（第 1 図）。
必要せん断面積＝床スラブ荷重／短期許容せん断応力度
必要床スラブ厚さ＝必要せん断面積／床スラブ円周長ＲＣ規準に規定されている短期許容せん断応力度に基づき 1.06N／mm ２ を使用すると，熱影響を考慮しない場合の健全な床スラブ厚さ
必要厚さはと算定される。

せん断荷重 Q

せん断面積 A

床スラブ
半径 a

第1図

床スラブのせん断荷重

Fc：コンクリートの設計基準強度

第2図

約 22.1（N／mm２ ）コンクリートの許容応力度

添付 3.5.2−21

に対し，

別添 4
デブリ保持に必要な床スラブ鉄筋量評価

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

1.

床スラブ荷重床スラブ荷重は別添 3 と同様に約 6.20×10３ kN を用いる。
分布荷重は床スラブ荷重を床面積で除した値であり

2.

となる。

曲げ応力による必要鉄筋量「機械工学便覧

基礎編 a3

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

添付 3.5.2−22

算定したモーメント及び建築物の構造関係技術規準解説書（国土交通省ほか，2015）に示される終局曲げ強度算定式より，床スラブ本体部の幅 1m 当たりの必要鉄筋量を算定する。
必要鉄筋量＝Ｍ／（σ ｙ ・ｄ）＝
ここで，
σ ｙ ：鉄筋の降伏強度（345N／mm ２ ）の 1.1 倍 ※1＝379.5N／mm ２
ｄ ：床スラブの有効せい ※2＝※1※2

建築物の構造関係技術規準解説書では，終局強度算定に当たりＪＩＳ規格品の鉄筋の基準強度を 1.1 倍以下の数値とすることができるとされている。
圧縮縁から引張側鉄筋の重心までの距離（第 2 図）

添付 3.5.2−23第1図

等分布荷重を受ける円板の応力計算式

第2図

床スラブの有効せい

添付 3.5.2−24

別添 5
熱影響を考慮した側壁コンクリートの構造評価

1.
(1)

側壁コンクリートの圧縮軸力に対する評価
評価方法
・ＲＰＶ等の重量は，側壁コンクリートに圧縮軸力として作用することから，コンクリートを対象に評価し，鉄筋については考慮しない。
・ＡＢＡＱＵＳコードによる熱伝導解析結果における側壁での径方向各厚さの温度（第 1 図）に対して，第 2 図に示すとおり包絡温度を設定する。
・各厚さ部分の包絡温度に対して，第 3 図に示す構造材料の耐火性ガイド
ブック（（社）日本建築学会，2017）（以下「耐火性ガイドブック」という。）に示される加熱冷却後の圧縮強度残存比を参照し，コンクリー
ト侵食後の残存壁厚に対し健全なコンクリートとしてみなせる等価壁厚を算定する。
・上記手順により算定した等価壁厚と別添 2 に示すＲＰＶを支持するために必要な壁厚である 133mm とを比較し，等価壁厚が必要壁厚を上回ることを確認する。

(2)

評価結果
等価壁厚は約 1,229mm となり，ＲＰＶ支持に必要な壁厚 133mm を上回ることから，側壁コンクリートの圧縮軸力に対してＲＰＶ支持機能は維持される。

添付 3.5.2−25

2.
(1)

側壁基部コンクリートの面外せん断に対する評価
評価方法
・第 4 図に示すコンクリート面外せん断の短期許容応力度に，1.の圧縮軸力に対する評価にておいて設定した側壁部各厚さにおける包絡温度（第2 図）を考慮した圧縮強度残存比（第 3 図）を乗じて，高温影響を考慮したコンクリート強度を求める。
・ＲＣ規準の断面算定評価式に基づいて，面外せん断に対する等価壁厚を算定する。
Ｑ＝ｂ・ｊ・ｆｓ
ここで，
Ｑ：発生荷重（N）
ｂ：部材の有効幅（mm）
ｊ：柱の中心間距離（mm）
ｊ＝ｄ×7／8
ｄ：有効せい（必要壁厚）（mm）
ｆｓ：短期許容応力度（N／mm２ ）・上記手順により算定した等価壁厚と別添 2 に示すＲＰＶを支持するために必要な壁厚である 192mm とを比較し，等価壁厚が必要壁厚を上回ることを確認する。

(2)

評価結果
等価壁厚は約 1,276mm となり，ＲＰＶ支持に必要な壁厚 192mm を上回ることから，側壁基部コンクリートの面外せん断に対してＲＰＶ支持機能は維持される。

添付 3.5.2−26

側壁部温度変化

側壁部の熱伝導解析結果

最高温度（℃）

第1図

内壁

第2図

外壁

ペデスタル側壁における包絡温度の設定

添付 3.5.2−27

第3図

第4図

コンクリートの圧縮強度残存比

コンクリートの許容応力度

添付 3.5.2−28

別添 6
熱影響を考慮した床スラブのコンクリート及び鉄筋の構造評価

1.
(1)

床スラブコンクリートの面外せん断に対する評価
評価方法
・デブリ等の重量によるせん断応力は床スラブにせん断荷重として掛かることから，コンクリートを対象にせん断応力を評価し，鉄筋については考慮しない。また，必要なコンクリート厚さを小さく評価する観点で保守的に，床スラブのコンクリート部厚さ（1,000mm）を考慮せず，鉄筋コ
ンクリート部厚さ（800mm）を対象に評価する。
・ＡＢＡＱＵＳコードによる熱伝導解析結果における床スラブ鉄筋コンク
リート部の縦方向各厚さの温度（第 1 図）に対して，第 2 図に示すとおり包絡温度を設定する。
・各厚さ部分の包絡温度に対して，耐火性ガイドブックに示される加熱冷却後の圧縮強度残存比を参照し，健全なコンクリートとしてみなせる等
価板厚を算定する。
・上記手順により算定した等価板厚と別添 3 に示すデブリ保持に必要な板厚であるとを比較し，等価板厚が必要板厚を上回ることを確認す

る。

(2)

評価結果
等価板厚は約 618mm となり，デブリ保持に必要な板厚であるを上回るため，床スラブコンクリートの面外せん断に対してデブリ保持機能は維持される。

添付 3.5.2−29

2.

床スラブ鉄筋の曲げ応力に対する評価

(1)

評価方法
以下に熱影響を考慮した床スラブ鉄筋の構造評価の方法を示す。
・デブリ等の重量による曲げ応力は床スラブの鉄筋コンクリート部に引張荷重として掛かることから，第 3 図に示す鉄筋を対象に曲げ応力を評価
し，コンクリートについては考慮しない。
・ＡＢＡＱＵＳコードによる熱伝導解析結果より，下端筋位置では最高220℃程度まで温度上昇するため，第 4 図に示す耐火性ガイドブックの高
温時の鉄筋強度を参考に，強度低下割合として 4 割を設定する。
・実機の床スラブ本体部の幅 1m 当たりの鉄筋量に対し，上記の鉄筋強度劣化度合いを考慮し，健全な状態とみなせる鉄筋量を評価する。
・上記手順により算定した強度低下を考慮した鉄筋量と別添 3 に示すデブ
リ等の重量保持に必要な鉄筋量である幅 1m 当たりとを比較し，

健全な状態とみなせる鉄筋量が必要鉄筋量を上回ることを確認する。

(2)

評価結果
強度低下を考慮した鉄筋量は要な鉄筋量は幅 1m 当たりとなる。デブリ等の重量保持に必であり，必要な鉄筋量を上回ることから，曲げ応力に対してデブリ保持機能は確保される。

添付 3.5.2−30

コンクリート部
鉄筋コンクリート部

床部温度変化

ペデスタル温度評価結果

最高温度（℃）

第1図

鉄筋コンク
リート部上端第2図

鉄筋コンクリート部上端からの深さ（mm）

鉄筋コンク
リート部下端床スラブ鉄筋コンクリート部における包絡温度の設定

添付 3.5.2−31

コンクリート部

床スラブ本体部実施鉄筋量：（幅 1m 当たり）鉄筋
コンクリート部

第3図

床スラブの鉄筋コンクリート範囲

第4図

鉄筋強度の低下割合

添付 3.5.2−32

別添 7
鉄筋コンクリート内に発生する熱応力の取扱いについて

1.

はじめに
東海第二発電所のＭＣＣＩ及び水蒸気爆発を考慮した対策を踏まえ，ＲＰ
Ｖ破損時にペデスタルへ落下したデブリからの熱影響による鉄筋コンクリー
トの材料強度低下を考慮した構造健全性評価を行い，ペデスタルに要求されるＲＰＶ支持機能及びデブリ保持機能が損なわれないことを確認している。
一方，本事象に対する構造健全性評価では終局状態における機能維持確認の観点より，デブリからの伝熱によって鉄筋コンクリートに発生する熱応力は考慮しないこととしており，この取扱いの考え方について説明する。

2.

発生する熱応力（自己拘束的な応力）の解放について
第 1 図に鉄筋コンクリート構造物に発生する熱応力の解放原理について示す。ＲＰＶの破損後にデブリが落下・堆積し，その非常に高温な熱により，ペデスタル内側が高温状態となり膨張するが，周囲の拘束によって膨張は抑えられるため，ペデスタル内側には圧縮力が生ずる。一方，ペデスタル外側は，内側よりも温度が低いため熱膨張に対する反作用として引張力が生ずる。
次に，躯体の温度上昇に伴って熱膨張が進むと高温側（内側）には圧縮力が加算され，低温側（外側）には引張力が加算される。このように，定常状態からの温度上昇により，躯体内で熱応力（自己拘束的な応力）が発生する。
更に温度が上昇し，熱応力がコンクリートの許容引張力を上回るとコンクリ
ートにひび割れが発生する。熱応力は自己拘束的な応力であるため，ひび割れを生ずると，その部位の熱応力は解放される。終局状態は，ひび割れが複数発生した状態となり，熱応力のほとんどが解放されると考えられる。
添付 3.5.2−33

3.

ＣＣＶ規格における熱応力の取扱いについて
ペデスタルと同様の円筒形状構築物の設計規格である発電用原子力設備規格コンクリート製原子炉格納容器規格（（社）日本機械学会，2003）（以下「ＣＣＶ規格」という。）では，各荷重状態における熱応力の取扱いについて示されており，終局状態に相当する荷重状態Ⅳでは熱応力は無視してよいこととされている。また，荷重状態Ⅰ〜Ⅲでは，コンクリート部材の剛性，
ひび割れ等を考慮して適切に評価することにより算定することとされている。
第 2 図にＣＣＶ規格における熱力応力の扱いに関する記載を示す。
なお，ＣＣＶ規格では熱応力を算定する際の手法も示されており，荷重状
態Ⅰ，Ⅱでは弾性剛性を 1／2 に，荷重状態Ⅲでは 1／3 に一律に低減して算定する方法（一律低減法）が示されている。これはひび割れ等による部材剛性の低下により，鉄筋コンクリート部材の熱応力が低減するという性質を考慮したものであり，熱応力実験結果に基づいている。また，外力や熱応力に対する部材の塑性剛性（ひび割れ後のコンクリートの剛性等）を考慮した部
材断面の釣合いを評価して応力を算定する方法（ひび割れ断面法）も示され
ている。

4.

ペデスタルにおける熱的影響を考慮した解析的検討（参考）
前述のとおり，終局状態において躯体に生じる熱応力は解放されるが，ここでは，熱的影響による躯体材料の強度劣化を考慮した上で，外力や熱応力に対する部材の塑性剛性を考慮した部材断面の釣合いを算定し，応力と変形について評価することで，終局限界に対する健全性を検討する。

添付 3.5.2−34

(1)

評価方法
第 3 図に原子力施設鉄筋コンクリート構造計算規準・同解説（（社）日本建築学会，2005）（以下「ＲＣ−Ｎ規準」という。）に記載されている
ひび割れ断面法による設計フローを，第 4 図に評価対象部位を示す。本検
討では，第 3 図に示す評価フローに準じて，デブリからの伝熱による熱応力として曲げモーメントが発生する上部側壁を対象に評価する。
温度荷重に対しては，ＮＡＳＴＲＡＮコードを用いて弾性剛性での温度応力解析にて曲げモーメントを評価し，断面の曲率について曲げ剛性（ＥＩ）を用いて求める。なお，ＮＡＳＴＲＡＮコードに入力した温度条件はコリウムシールド（15cm）設置を仮定したＭＡＡＰ解析に基づき設定する。
温度以外の荷重（固定荷重積載荷重）についても同様にＮＡＳＴＲＡＮコードにより応力を評価する。次に両者で得られた曲率を加算し，温度を含む応力組合せ時の断面の釣合い状態を評価（中立軸位置の算定）し応力度を算定する。なお，この時に断面に作用する軸力は積載されるＲＰＶ自重を含む通常運転時の軸力とし，曲げモーメントが終局状態に達するまで漸次増加させていく。また，仮定する断面の釣合い計算においては，最も温度勾配が高い時点での断面内の温度分布に対応した材料強度低減を考慮し復元力特性（Ｍ−φ関係）を算定する。

(2)

評価結果
第 4 図にペデスタル上部側壁の曲げモーメントが最大になる断面におけるＭ−φ関係図を示す。発生する熱応力に対する曲率は終局限界に対して十分に小さく，ペデスタルが十分な塑性変形能力を有していることを確認した。したがって，ペデスタル機能維持確認の観点では，デブリからの熱影響により発生する熱応力は考慮しなくとも支障はないことを確認した。
添付 3.5.2−35

【①】

【②】

【③】

【④】

第1図

第2図

熱応力が解放する原理

ＣＣＶ規格における熱応力の扱いに関する記載

添付 3.5.2−36

第3図

ひび割れ断面法による設計フロー（ＲＣ−Ｎ規準）

評価対象部位

第4図

評価対象部位

添付 3.5.2−37

7000

終局曲率
▼

曲げモーメント(kNm/m)

6000
5000
4000
3000
2000
1000

-0.002

第5図

0
1E-17

発生曲率

0.002
0.004
曲率(1/m)

0.006

0.008

曲げモーメント−曲率関係（Ｍ−φ関係）

添付 3.5.2−38

添付資料 3.5.3
溶融炉心の排水流路内での凝固停止評価について

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

1.

格納容器ドレンサンプ排水流路の形状変更を考慮した凝固停止評価モデル
第 1 図に，格納容器ドレンサンプ排水流路の形状変更を考慮した凝固停止
評価モデルの概要図を示す。
各ドレンサンプからの排水流路は，ペデスタル床面に堆積する溶融炉心による熱影響を抑制するコンクリート深さまで通じる縦方向の流路（縦スリット）と，流入した溶融炉心を凝固させる横方向の流路（横スリット）を介し，既設の格納容器ドレンサンプ排水配管へ接続する構成とする。
また，縦スリット及び横スリットは薄い中空平板型（幅添付 3.5.3−1〔内径〕，厚さ〔内径〕）の形状とし，周囲をＳＵＳ材とすることで，流入した溶融

炉心の冷却及び凝固停止を促進させる設計とする。

添付 3.5.3−2

機器ドレンサンプ
コリウム
シールド

床ドレンサンプ

Ｂ
Ａ

Ａ
Ｂ

Ｂ−Ｂ断面

縦スリット
厚さ

横スリット
厚さ
，長さ

，勾配

コンクリート層

ＳＵＳ材
厚さ

添付 3.5.3−3

鉄筋
コンクリート層

ＳＵＳ材

第 1図

Ａ−Ａ断面

※ 床ドレン流路も同様の形状

格納容器ドレンサンプ排水流路の形状変更を考慮した凝固停止評価モデル

2.

既往の試験結果に基づく評価
配管等の流路内における溶融炉心の流動・凝固挙動に係る試験として，米国ＥＰＲＩ及びＦＡＩにより実施された炉心溶融時のＲＰＶ下部プレナム貫［１］
通部の挙動に係る試験がある。
この試験では，ＲＰＶ下部プレナム及びドレン配管（内径 5cm）を模擬した試験体に模擬コリウムとしてＡｌ ２ Ｏ ３ を流入させ，その流動挙動を確認している。第 2 図に試験装置の概要図を示す。
試験の結果，配管内でのＡｌ ２ Ｏ ３ の流動距離は最大でも 79cm 程度となっており，配管の破断は生じていない。また，配管内での水平方向の流速は最大でも約 0.2m／s と推定されており，流路形状に基づきベルヌーイ則により計算される流速よりも 1／10 から 1／100 小さい結果となっている。これは，模擬ドレン配管内における水の存在により，模擬コリウムの流動が著しく抑制されたためと推定されている。
第 1 表に，ＥＰＲＩ試験条件と東二の排水流路における条件の比較を示す。
ＥＰＲＩ試験では，模擬コリウムとしてＡｌ ２ Ｏ ３ を用いており，その体積当たりの溶融潜熱は約 4.41×10９ J／m ３ と計算される。これに対して，東海
第二発電所の溶融炉心の場合，溶融潜熱に加えて液相線温度から固相線温度までの顕熱を考慮しても，体積当たりの凝固までの放出熱量はと計算され，Ａｌ ２ Ｏ ３ と同等であることが分かる。
また，東海第二の溶融炉心の熱伝導率はＡｌ ２ Ｏ ３ に比べて大きいことに加え，格納容器ドレンサンプの排水流路はスリット形状とし周囲にＳＵＳ材を配置することから，実機条件の方が溶融炉心の冷却が進みやすいと考えられる。
一方，東海第二の溶融炉心はＡｌ ２ Ｏ ３ に比べて動粘度が小さいことや堆積ヘッドが大きくなっていることから，ＥＰＲＩ試験条件に対して流路内での流入速度が速くなることが考えられる。しかし，流速が大きくなると，溶融添付 3.5.3−4

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

添付 3.5.3−5溶融アルミナ

最大流動距離：約 79cm

第2図ＥＰＲＩ／ＦＡＩによる試験装置

添付 3.5.3−6

第 1表

ＥＰＲＩ試験条件と東海第二実機条件の比較

ＥＰＲＩ

項目

試験条件

溶融物

［１］

Ａｌ２Ｏ３

融点（℃）

溶融物条件

密 度 （ kg／ m ）3 ,8 00

比 熱 （ J／ kg K ）1 ,3 00

溶 融 潜 熱 （ J／ kg）
体積当たりの凝固までの 放 出 熱 量 （ J／ m ３ ）粘 性 係 数 （ Pa・ s）
２

動 粘 性 係 数 （ m ／ s）
全量堆積時の水平流路

流路条件

添付 3.5.3−7

熱 伝 導 率 （ W／ mK）

ま で の ヘ ッ ド （ m）

1 .1 6× 10

流動距離への影響の比較

実機条件
溶融炉心

2 ,0 47３

凝固までに必要な除熱量は同程度。
（ Ａ ｌ ２ Ｏ ３ は 溶 融 潜 熱 の み ，溶 融 炉
心は液相線温度から固相線温度までの顕熱と溶融潜熱を考慮）

６

約 4 . 41 × 1 0 ９
7. 5

溶融炉心の方が，冷却が進みやすい。

0 .0 03
7. 9× 100. 0 04

※２

−７

配管

流路内径

5c m

東二条件の方が溶融物の流速が速くなる傾向。
（ ヘ ッ ド は 1／ 2 乗 で 流 速 に 寄 与 ）

0. 3

流路構造

※１
※２

東海第二

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

ＭＡＡＰ解析（ＴＱＵＶシーケンス）におけるＲＰＶ破損時の値
ＭＡＴＰＲＯにおけるＵＯ２の値［２］3.

溶融金属の凝固モデルによる評価

3.1

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

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

液相

入口付近から凝固が開始

流路が閉塞し，流動停止

流動限界固相率に到達し，流動停止(a) 純金属

第3図

固相率が徐々に増加(b) 合金流路内での溶融金属の凝固挙動の概念図

添付 3.5.3−8

第4図

3.2

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

ル ［４］ があり，このモデルを用いて溶融炉心の横スリット内での流動距離の評価を行った。その内容を以下に示す。
なお，本凝固評価モデルは流路内に水が存在しないドライ状態を前提としていることから，実機条件に対して十分保守的な評価となると考えられる。
(1)

Flemings モデルの評価式
Flemings モデルは(1)式のように表され，流路を流れる溶融物が保有するエネルギと周囲の構造材への除熱速度をもとに，溶融物が凝固するまでに必要なエネルギが除去されるまでの流動距離を評価するモデルとなって
いる。

1
ここで，
添付 3.5.3−9

(1)

(2)
であり，各パラメータの内容は以下のとおりである。
：流動距離（m）， ：流路断面積（m２ ），：溶融炉心密度（kg／m ３ ）， ：溶融炉心流速（m／s），：流動限界固相率（-），：溶融炉心溶融潜熱（J／kg），：溶融炉心比熱（J／kgK），：初期温度と凝固温度の差（K），：熱伝達率（W／m２ K）， ：流路周長（m），：構造材温度（K），：構造材熱拡散率（m ２ ／s），

：チョーキングレンジ ※ （m），※

(2)

：溶融炉心温度（K），：構造材熱伝導率（W／mK）

溶融物先端でどの程度の長さが流動限界固相率を超えると流動が停止するかを定義する定数

熱伝達係数の計算
溶融炉心とスリット構造材間の熱伝達係数 は，溶融炉心の熱伝導率 ，及び Sleicher Rouse の式 ［５］ より求まるヌセルト数 Nu を

水力等価直径用いて，下式により算出する。

Nu

(3)

Sleicher-Rouse の式

Nu

5
10

0.015Re Pr
Re

0.88

10 , 0.1

10

(4)

.

0.5exp0.6Pr

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

添付 3.5.3−10(3)溶融炉心の温度低下の考慮(1)式から直接的に流動距離を計算すると，流路内を進行する間の溶融炉
心の温度低下が考慮されず，溶融炉心から構造材への熱伝達速度が過大評
価されることにより，流動距離が短く評価されることが考えられる。
今回の評価では，Flemings の評価式をもとに，流動に伴う溶融炉心の温度低下を考慮した上で，溶融炉心先端が流動停止する固相率に至るまでの除熱時間を算出し，溶融炉心の流速との積により流動距離を計算した。評価の概要を第 5 図に示す。

添付 3.5.3−11

第5図

3.3

溶融炉心流動距離の評価イメージ図

評価条件
横スリット内での溶融炉心凝固評価に用いた条件を第 2 表に示す。
溶融炉心の物性については，ＭＡＡＰ計算結果におけるＲＰＶ破損時の溶

融炉心物性値を用いる。なお，流動距離が長くなるよう溶融炉心の保有エネ
ルギを大きく設定する観点から，ＴＱＵＶシーケンスの値を設定する。
溶融炉心の流速については，溶融炉心全量に加えペデスタル内構造物等がペデスタル内に堆積した場合の堆積高さ
低差の合計と，横スリット下端までの高をヘッドとして考慮した場合，溶融炉心の流速は約となる。これに対し，スリット内の冷却水の存在による溶融炉心の流速の低下として，ＥＰＲＩ試験の知見（1／10 から 1／100）及び実機溶融
炉心とＥＰＲＩ試験の溶融アルミナの動粘度の差（約 1.6 倍）を考慮し，保守的に 1／2 を考慮したを設定する。

流動限界固相率及びチョーキングレンジについては，既往の溶融炉心拡がり試験においては固相率が 0.4〜0.6 程度で粘性が急激に増加するといった添付 3.5.3−12

知見 ［６］ があるが，チョーキングレンジには明確な知見がないことから，溶融炉心先端が完全に凝固するまで流動が続くものと仮定し，流動限界固相率
を 1.0，チョーキングレンジを 0m と設定する。

添付 3.5.3−13

第 2表
項目
横スリット流路

流 路 高 さ （ c m）

形状

流 路 幅 （ cm）

評価条件

条件
設計値

液相線温度（℃）

ＭＡＡＰ計算結果（ＲＰＶ破損時の値）

固相線温度（℃）
密 度 （ k g／ m ３ ）
溶融炉心物性

流動距離が長くなるよう溶融炉心の保有エネルギを熱 伝 導 率 （ W／ mK）

大きく設定する観点から，ＴＱＵＶシーケンスの値

比 熱 （ J ／ kg K）

を使用

溶 融 潜 熱 （ J／ kg）

添付 3.5.3−14

構造材物性

初期温度条件粘 性 係 数 （ P a・ s ）0 .0 04

密 度 （ k g／ m ３ ）7, 89 0

熱 伝 導 率 （ W／ mK）

16 . 5

比 熱 （ J ／ kg K）

51 1

伝熱工学資料（ 3 00 K に お け る Ｓ Ｕ Ｓ 3 04 の 値 ）：Ｍ Ａ Ａ

Ｐ計算結果）に対し，保守的に液相線温度を設定
16 7

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

溶 融 炉 心 流 速 （ m／ s）
溶融炉心流動条件

ＭＡＴＰＲＯにおける溶融ＵＯ２の値［２］Ｒ Ｐ Ｖ 破 損 時 の 溶 融 炉 心 平 均 温 度（

溶融炉心初期温度（℃）
構造材初期温度（℃）

備考

却水の存在を考慮し，保守的に設定

流 動 限 界 固 相 率 （ -）1. 0

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

0

定し設定

3.4

評価結果
3.3 に示した条件に基づく評価の結果，溶融炉心の流動距離は約 1.0m とな

り，横スリットの長さ（）の範囲内で凝固停止することを確認した。また，凝固に要する時間は程度であり，この間の溶融炉心の崩壊熱による影響は無視し得る。
なお，第 2 表の評価条件において，溶融炉心のレイノルズ数及びプラント
ル数はそれぞれ Re≒1.3×10５ 及び Pr≒0.14 であり，(4)式の Sleicher Rouseの式の適用範囲内である。

3.5

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

がある。
添付 3.5.3−15

3.6

評価条件の不確かさによる影響について
第 2 表の評価条件において，溶融炉心の物性値条件についてはＭＡＡＰ計

算結果における溶融炉心の組成平均値を用いている。
これに対して，スリットに流入する溶融炉心の物性は不確かさを有すると考えられることから，評価条件の不確かさとしてＭＡＡＰ計算結果のうち溶融炉心内の金属相及び酸化物相の物性値を参照し，評価結果への影響を検討する。なお，第 2 表の評価条件において，構造材物性値は不確かさが小さいと考えられること，構造材初期温度及び溶融炉心流動条件は十分な保守性を見込み設定していることから，評価結果に対する不確かさの影響は小さいと考えられる。
第 3 表に，ＭＡＡＰ計算結果における溶融炉心の組成平均，金属相及び酸化物相のそれぞれの物性値を示す。各物性値から計算される溶融炉心が凝固するまでの体積当たりの放出熱量を比較すると，組成平均の物性値を用いた場合が最も大きく，溶融炉心の凝固までの流動距離が最も長くなることが分かる。
したがって，溶融炉心の物性値の不確かさを考慮した場合でも，溶融炉心は横スリットの長さ（

第3表
項目）の範囲内で凝固停止すると考えられる。

溶融炉心の物性値の比較
組成平均

金属相

液相線温度（℃）

炉心
物性

備考
ＭＡＡＰ計算

固相線温度（℃）
溶融

酸化物相

結果

密度（kg／m３ ）（ＲＰＶ破損比熱（J／kgK）

時の値）

溶融潜熱（J／kg）
体積当たりの凝固計算値までの放出熱量
３（J／m ）

添付 3.5.3−16

4.

参考文献

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

Library of Materials Properties for Light-Water-Reactor Accident
Analysis, NUREG/CR-6150, Vol.4 Rev.2, 2001
[3] 渋谷 他，固相・液相共存下における鉄および非鉄合金のみかけの粘性の測定結果，鉄と鋼，第 66 年，第 10 号，1980[4] M.C.Fleming et al., An Experimental and Quantitative Evaluation of
the Fluidity of Aluminium Alloys, AFC Transactions, vol.69, 1961

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

添付 3.5.3−17

別添
Flemings モデルの適用性について

Fleming らは，第 1 図のような試験装置を用いて溶融合金（Ａｌ95.5％−Ｃ
ｕ4.5％）を耐熱ガラス管内に吸引した試験により溶融物の流動距離等の挙動を確認し，その結果をもとに Flemings モデルを用いて流動限界固相率を推定しており，最大 0.35 程度という結果を得ている ［１］。
一方，渋谷らは，第 2 図のような試験装置によりＡｌ95.5％−Ｃｕ4.5％合
金の流動性を確認し，固相率が 0.5 付近から粘性が急激に増加する結果となっており ［２ ］，両者を比較するとＡｌ−Ｃｕ合金が流動性を失う固相率の評価結果は 0.15 程度の差異がある。
しかし，今回の溶融炉心の流動距離評価においては，溶融炉心先端が完全に凝固するまで流動が続くものと保守的に仮定し，流動限界固相率を 1.0 と設定していることから，上記の要因により流動距離が過小評価されることはないと考えられる。

溶融物の凝固までの流動距離に対して支配的な要素は，溶融物からの必要除熱量，除熱速度及び溶融物の流動速度であり，Flemings モデルでは，流路断面
積 A 及び流路周長 S により必要除熱量や除熱速度が表現されている。したがって，これらのパラメータを適切に変更することにより，スリット状の流路形状についても評価に反映可能である。
また，流路の材質（表面粗さ）についてはモデル上考慮されていないが，一般にステンレス鋼（東海第二の排水スリット条件）はガラス材（Fleming らの試験条件）より表面粗さが大きく，内部流体の乱れが促進され熱伝達率が大きくなるため，Fleming らの試験条件よりも溶融物の流動距離は短くなる傾向と添付 3.5.3−18

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

参考文献[1] M.C.Fleming et al., An Experimental and Quantitative Evaluation of
the Fluidity of Aluminium Alloys, AFC Transactions, vol.69, 1961

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

第1図Fleming らによるＡｌ−Ｃｕ合金の流動性確認
試験装置及び試験結果

添付 3.5.3−19

第2図

渋谷らによるＡｌ−Ｃｕ合金の流動性確認
試験装置及び試験結果

添付 3.5.3−20

（参考）その他の凝固モデルによる評価

純金属の流路内での凝固挙動を対象とした流動距離評価モデルとして，ＵＳ−ＡＢＷＲ ＤＣＤモデル ［１］ や，Epstein のモデル ［２］［３］ がある。
溶融炉心は液相線温度と固相線温度に差があり，合金の凝固挙動を示すものと考えられるが，これらの純金属モデルを用いた場合にも，流動距離の評価結果は第 1 表のとおりであり，横スリットの長さ（）の範囲内で凝固することを確認した。
なお，ＵＳ−ＡＢＷＲ ＤＣＤモデルでは，評価条件として溶融炉心の流速ではなくＲＰＶからの落下率がパラメータとなっており，ＭＡＡＰ計算結果の最大値を包絡する値として 15,000kg／s を使用している。その他の評価条件としては，Flemings モデルによる評価と同様の条件を用いている。

第1表
評価モデル
ＵＳ−ＡＢＷＲ
ＤＣＤモデルEpstein モデル

純金属モデルによる評価結果

評価結果

備考

（流動距離）

溶融炉心流速の代わりにＲＰＶからの溶融炉心の約 1.5m

最 大 落 下 率 15,000kg ／ s を 使 用 。 そ の 他 はFlemings モデルによる評価条件と同様。

約 3.0mFlemings モデルによる評価と同様の評価条件を使用。

○ＵＳ−ＡＢＷＲ ＤＣＤモデルの概要 ［１］ＵＳ−ＡＢＷＲ ＤＣＤモデルは，ＲＰＶ下部のドライウェルサンプ周囲に設置されるコリウムシールドにおいて，ドレン水が通るためのスリット流路を対象とした溶融炉心の凝固評価モデルである。
本モデルは純金属の凝固挙動を想定し，流路の入口付近において周辺の構造
材への熱伝導によりクラストが成長し流路が閉塞するものとしている。
添付 3.5.3−21

ＤＣＤモデルの評価式を以下に示す。
(1)
ここで，

(2)

(3)

，

(4)

であり，各パラメータは以下のとおりである。
：流動距離（m），：溶融炉心の流路内平均流速（m／s），：凝固完了時間（s），：スリット高さ（m），：溶融炉心密度（kg／m３ ），：溶融炉心比熱（J／kgK），：構造材熱拡散率（m２ ／s），

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

○Epstein モデルの概要 ［２］［３］
Epstein モデルは，ＭＡＡＰコードのＲＰＶ下部プレナム貫通部閉塞計算に使用されているモデルであり，ＤＣＤモデルと同様に流路の入口付近からの閉
添付 3.5.3−22

塞が想定されている。
Epstein モデルの評価式を以下に示す。溶融炉心の総流動距離は(5)式と(6)式の和で求められる。
・溶融炉心が過熱度を有する領域での流動距離

ln

(5)

・溶融炉心の過熱度がない領域での流動距離

0.155Re8/11

Pr 7/11

(6)

ここで，

1

2

1/2

1

(7)

であり，各パラメータは以下のとおりである。
，：流動距離（m），Re：レイノルズ数（-），Pr：プラントル数（-），：水力等価直径（m）， ：溶融炉心溶融潜熱（J／kg），：溶融炉心比熱（J／kgK）， ：溶融炉心初期温度（K），：溶融炉心融点（K），：構造材初期温度（K），：溶融炉心凝固開始温度（推定値）（K）， ：摩擦係数（-）
なお，

はＥＰＲＩレポート ［３］ を基に 10K とする。

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

添付 3.5.3−23

第1図

ＥＰＲＩ試験装置及び試験結果

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

添付 3.5.3−24

解析コード及び解析条件の不確かさの影響評価について（溶融炉心・コンクリート相互作用）
第1表
分類

解析コードにおける重要現象の不確かさが運転員等操作時間及び評価項目となるパラメータに与える影響(1／3)
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

燃料棒表面熱伝達

燃料被覆管酸化炉心モデル（炉心熱水力モデル）
溶融炉心の挙動モデル（炉心ヒートアップ）

添付 3.5.4−1

炉心

不確かさ

運転員等操作時間に与える影響

評価項目となるパラメータに与える影響

入力値に含まれる。

「解析条件を最確条件とした場合の運転員等操作時間及び評価項目となるパラメータに与える影響」にて確認。

「解析条件を最確条件とした場合の運転員等操作時間及び評価項目となるパラメータに与える影響」にて確認。

TMI 事故解析における炉心ヒートアップ時の水素ガス発
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，測定データと良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。
・炉心下部プレナムへの溶融炉心移行の開始時刻は，ほぼ変化しない。

炉心ヒートアップに関するモデルは，TMI 事故についての再現性
及び CORA 実験についての再現性を確認している。炉心ヒートア
ップの感度解析（ジルコニウム−水反応速度の係数についての感度解析）では，炉心溶融時間及び炉心下部プレナムへの溶融炉心移行の開始時間に対する感度は数分程度であり，影響は小さいことを確認している。
炉心下部プレナムへの溶融炉心移行の不確かさの影響を受ける可能性がある操作としては，原子炉圧力容器が破損した時点での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）による格納容器冷却操作（原子炉圧力容器破損後）及び常設低圧代替注水系ポンプを用いた格納容器下部注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェル部）注水操作があるが，炉心下部プレナムへの溶融炉心移行の開始時間の不確かさは小さ
く，また，原子炉圧力容器温度（下鏡部）が 300℃に到達したこと等をもって破損兆候を検知し，原子炉圧力容器の破損判断パラ
メータである格納容器下部水温を継続監視することで，原子炉圧
力容器破損を速やかに判断可能であることから，運転員等操作時間に与える影響は小さい。
原子炉水位挙動について原子炉圧力容器内のモデルが精緻である解析コード SAFER の評価結果との比較により水位低下幅は解析コード MAAP の評価結果の方が大きく，解析コード SAFER に対して保守的であることを確認していることから，運転員等操作時間に与える影響は小さい。

炉心ヒートアップに関するモデルは，TMI 事故についての再現性
及び CORA 実験についての再現性を確認している。炉心ヒートア
ップの感度解析（ジルコニウム−水反応速度の係数についての感度解析）では，炉心溶融時間及び炉心下部プレナムへの溶融炉心移行の開始時間に対する感度は数分程度であり，影響は小さいことを確認している。
本評価事故シーケンスでは，原子炉圧力容器破損時点でペデスタ
ル（ドライウェル部）に水張りが実施されていることから，評価項目となるパラメータに与える影響は小さい。

燃料被覆管変形

沸騰・ボイド率変化
炉心モデル（炉心水位計算モデル）
気液分離（水位変化）・対向流

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 コードの方が大きく，解析コード SAFER に対して保守的であり，その後の注水操作による燃料有効長頂部までの水位回復時刻は両コードで同等である。

原子炉水位挙動について原子炉圧力容器内のモデルが精緻である解析コード SAFER の評価結果との比較により水位低下幅は解析コード MAAP の評価結果の方が大きく，解析コード SAFER に対して保守的であることを確認している。また，原子炉圧力容器破損時点でペデスタル（ドライウェル部）に水張りが実施されていることから，評価項目となるパラメータに与える影響は小さい。

添 付 資 料 3.5.4

第1表
分類

解析コードにおける重要現象の不確かさが運転員等操作時間及び評価項目となるパラメータに与える影響(2／3)
重要現象

解析モデル

リロケーション

構造材との熱伝達

下部プレナムでの溶融炉心の熱伝達添付 3.5.4−2

原子炉
圧力容器
（炉心損傷
後）

溶融炉心の
挙動モデル
（リロケー
ション）

溶融炉心の
挙動モデル
（下部プレ
ナムでの溶
融炉心挙動）

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）

原子炉圧力容器内 FP 挙動

核分裂生成物（FP）挙動モデル

評価項目となるパラメータに
与える影響

不確かさ

運転員等操作時間に与える影響

・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，原子炉圧力容器破損時刻への影響が小さいことを確認した。

溶融炉心の挙動モデルは TMI 事故についての再現性を確認している。また，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原子炉圧力容器破損時間に与える影響は小さいことを確認している。
原子炉圧力容器の破損の影響を受ける可能性がある操作としては，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）による格納容器冷却操作及び常設低圧代替注水系ポンプを用いた格納容器下部注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェル部）注水操作があるが，原子炉圧力容器破損時間に与える影響は小さく，また，原子炉圧力容器温度（下鏡部）が 300℃に到達したこと等をもって破損兆候を検知し，原子炉圧力容器の破損判断パラメー
タである格納容器下部水温を継続監視することで，原子炉圧力容器破損を速やかに判断可能であることから，運転員等操作時間に与える影響は小さい。
溶融炉心の挙動モデルは TMI 事故についての再現性を確認している。また，下部プレナムと溶融炉心の熱伝達に関する感度解析により，原子炉圧力容器破損時間に与える影響は小さいことを確認している。
原子炉圧力容器破損の影響を受ける可能性がある操作としては，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）による格納容器冷却操作及び常設低圧代替注水系
ポンプを用いた格納容器下部注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェル部）注水操作があるが，原子炉圧力容器破損時間に与える影響は小さく，また，原子炉圧力容器温度（下鏡部）
が 300℃に到達したこと等をもって破損兆候を検知し，原子炉圧力容器の破損判断パラメータである格納容器下部水温を継続監視することで，原子炉圧力容器破損を速やかに判断可能である
ことから，運転員等操作時間に与える影響は小さい。
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）に関する感度解析により最大ひずみを低下させた場合に原子炉圧力容器破損時間が早まることを確認しているが，原子炉圧力容器破損（事象発生から約 4.5 時間後）に対して，十数分早まる程度である。
原子炉圧力容器破損の影響を受ける可能性がある操作としては，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）による格納容器冷却操作及び常設低圧代替注水系
ポンプを用いた格納容器下部注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェル部）注水操作があるが，原子炉圧力容器破損（事象発生から約 4.5 時間後）に対して早まる時間はわずかであり，また，原子炉圧力容器温度（下鏡部）が 300℃に到達したこと等をもって破損兆候を検知し，原子炉圧力容器の破損判断パラメータである格納容器下部水温を継続監視することで，原子炉圧力容器破損を速やかに判断可能であることから，運転員等操作時間に与える影響は小さい。

溶融炉心の挙動モデルは TMI 事故についての再現性を確認している。また，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，原子炉圧力容器破損時間に与える影響は小さいことを確認している。
本評価事故シーケンスでは，原子炉圧力容器破損時点でペデスタル（ドライウェル部）に水張りが実施されていることから，評価項目となるパラメータに与える影響は小さい。

本評価事故シーケンスでは，炉心損傷後の原子炉圧力容器内ＦＰ放出を操作開始の起点としている運転員等操作はないことから，運転員等操作に与える影響はない。

原子炉圧力容器内 FP 挙動と溶融炉心との相互作用によるコリウムシールド及びコンクリートの侵食量に関連はないことから，評価項目となるパラメータに与える影響はない。

・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。

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。

PHEBUS-FP 実験解析により，FP 放出の開始時間を良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，この原因は実験の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。

溶融炉心の挙動モデルは TMI 事故についての再現性を確認している。また，下部プレナムと溶融炉心の熱伝達に関する感度解析により原子炉
圧力容器破損時間に与える影響は小さいことを確認している。
本評価事故シーケンスでは，原子炉圧力容器破損時点でペデスタル（ドライウェル部）に水張りが実施されていることから，評価項目となるパラメータに与える影響は小さい。
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）に関する感度解析により最大ひずみを低下させた場合に原子炉
圧力容器破損時間が早まることを確認しているが，原子炉圧力容器破損（事象発生から約 4.5
時間後）に対して，早まる時間はわずかであり，破損時間がわずかに早まった場合においても，
ペデスタル（ドライウェル部）に水張りが実施されていることから，評価項目となるパラメー
タに与える影響は小さい。

第1表
分類

解析コードにおける重要現象の不確かさが運転員等操作時間及び評価項目となるパラメータに与える影響(3／3)
重要現象

解析モデル

原子炉圧力容器
外 FCI（溶融炉心細粒化）

不確かさ

運転員等操作時間に与える影響

評価項目となるパラメータに与える影響

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。

本評価事故シーケンスでは，原子炉圧力容器外の溶融燃
料−冷却材相互作用による圧力スパイクを起点とした運転員等操作はないことから，運転員等操作時間に与える影響はない。

エントレインメント係数の感度解析より溶融炉心の細粒化割合がコンクリート侵食に与える感度は小さいことを確認している。また，このことは，エントレインメント係数の不確かさにより溶融炉
心の細粒化割合が変化した場合でも溶融炉心の温度に対する感度は小さいことを示しており，コリウムシールド侵食に与える感度についても同様に小さいと考えられることから，評価項目となるパラメータに与える影響は小さい。

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想定される。ただし，堆積形状の不確かさが想定されるため，個別プラントのペデスタルの形状や事
前水張りの深さを踏まえて，拡がりを抑制した感度解析等の取扱いを行うことが適切と考えられる。

本評価事故シーケンスでは，コリウムシールド及びコン
クリートの侵食を操作開始の起点としている運転員等操
作はないことから，運転員等操作時間に与える影響はな
い。

溶融炉心の拡がりが抑制されると想定した場合は，種々の不均一な堆積形状を考慮しても，拡がりが抑制されないペデスタル（ドライウェル部）への均一堆積形状の方が溶融炉心と水の伝熱面積が大きくなり，溶融炉心が冷却される傾向となることから，コリウムシー
ルド及びコンクリートの侵食への影響はなく，評価項目となるパラメータに与える影響はない。

原子炉圧力容器
外 FCI（デブリ粒子熱伝達）

格納容器下部床
面での溶融炉心の拡がり

添付 3.5.4−3

格納容器
（炉心損傷
後）

溶融炉心と格納容器下部プール
水の伝熱

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

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，エントレイン
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て感度を確認したものであり，不確かさを考慮しても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。

エントレインメント係数，溶融炉心からプール水への熱流束及び溶融プール−クラスト間の熱伝達係数の感度解析を踏まえ，コンクリ
ート侵食量について支配的な溶融炉心からプール水への熱流束についての感度解析を実施した。
溶融炉心落下時点における溶融炉心とコリウムシールドの接触面
温度はコリウムシールドの侵食開始温度を下回っていること，また，格納容器下部注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェル部）注水によって溶融炉心は継続的に冷却されることから，コリウ
ムシールド及びコンクリートの侵食は生じず，原子炉圧力容器の支持機能を維持できる。
コリウムシールドの伝熱物性値の温度依存性の感度解析を実施した。
溶融炉心と接するコリウムシールドの温度は融点に至らず侵食は進行しない，また，ペデスタル（ドライウェル部）コンクリートの壁面及び床面の温度も融点に至らず侵食されないことから，評価項目となるパラメータに与える影響は小さい。
（添付資料 3.5.1）

第2表
項

目

解析条件を最確条件とした場合に運転員等操作時間及び評価項目となるパラメータに与える影響(1／6)
解析条件（初期条件，事故条件及び機器条件）の
不確かさ
解析条件

条件設定の考え方

初期条件

添付 3.5.4−4

原子炉熱出力3,293MW

約 3,279MW〜
約 3,293MW（実績値）

定格熱出力を設定

原子炉圧力(圧力容器ドーム部)

6.93MPa[gage]

約 6.91 MPa[gage]〜約
6.94MPa[gage]（実績値）

定格圧力を設定

原子炉水位

通常運転水位（セパレータスカー
ト下端から＋126cm）

通常運転水位約−4cm〜約＋6cm（セパレータスカー
ト下端から約＋122cm〜約＋132cm）（実績値）

通常運転水位を設定

炉心流量48,300t／h（定格流量（100％））

定格流量の約 86％〜約 104％（実績値）

定格流量を設定

装荷炉心ごと９×９燃料(Ａ型)と９×９燃料(Ｂ型)は，熱水力的な特性はほぼ同等であり，その他の核的特性等の違いは燃料棒最大線出力密度の保守性に包含されることから，
代表的に９×９燃料(Ａ型)を設
定

ANSI/ANS5.1-1979
燃焼度 33GWd／t

燃焼度
33GWd／t 以下（実績値）

崩壊熱が大きい方が原子炉水位低下及び格納容器圧力上昇の観点で厳しい設定となるため，崩壊熱が大きくなる燃焼度の高い条件として，1 サイクルの運転期間(13 ヶ月)に調整運転期間(約 1 ヶ月)を考慮した運転期間に対応する燃焼度を設定。

格納容器圧力5kPa[gage]

約 2.2 kPa[gage]〜
約 4.7kPa[gage]（実績値）

格納容器圧力の観点で厳しい高めの設定として，通常運転時の圧力を包含する値を設定。

格納容器雰囲気温度

57℃

約 25℃〜約 58℃（実績値）

ドライウェル内ガス冷却装置の設計温度を設定。

格納容器体積（ドライウェル）5,700m３

5,700m３（設計値）

設計値を設定燃料

原子炉停止後の崩
壊熱

９×９燃料
(Ａ型)

運転員等操作時間に与える影響

最確条件
最確条件とした場合には，原子炉停止後の崩壊熱が緩和される。最確条件とした場合の運転員等操作時間への影響は，原子炉停止後の崩壊熱にて説明する。
最確条件とした場合には，ゆらぎにより解析条件に対して変動を与えうるが，原子炉圧力は逃がし安全弁により制御されるため事象進展に及ぼす影響はなく，運転員等操作時間に与える影響はない。

評価項目となるパラメータに与える影響

最確条件とした場合には，ゆらぎにより解析条件に対して変動を与えうるが，ゆらぎの幅は事象発生後の水位低下量に対して非常に小さい。例えば，スクラム 10 分後の原子炉水位の低下量は，高圧が維持された状態でも通常運転水位から約 3m であるのに対して，ゆらぎによる水位低下量は約 4cm であり非常に小さい。したがって，
事象進展に及ぼす影響は小さく，運転員等操作時間に与える影響は小さい。
事象発生後早期に原子炉はスクラムするため，初期炉心流量が事象進展に与える影響は小さく，運転員等操作時間に与える影響は小さい。

最確条件とした場合には，原子炉停止後の崩壊熱が緩和される。最確条件とした場合の評価項目となるパラメータに与える影響は，原
子炉停止後の崩壊熱にて説明する。
最確条件とした場合には，ゆらぎにより解析条件に対して変動を与えうるが，原子炉圧力は逃がし安全弁により制御されるため事象進展に及ぼす影響はなく，評価項目となるパラメータに与える影響はない。
最確条件とした場合には，ゆらぎにより解析条件に対して変動を与えうるが，ゆらぎの幅は事象発生後の水位低下量に対して非常に小さい。例えば，スクラム 10 分後の原子炉水位の低下量は，高圧が維持された状態でも通常運転水位から約 3m であるのに対して，ゆらぎによる水位低下量は約 4cm であり非常に小さい。したがって，
事象進展に及ぼす影響は小さく，評価項目となるパラメータに与える影響は小さい。
事象発生後早期に原子炉はスクラムするため，初期炉心流量が事象進展に与える影響は小さく，評価項目となるパラメータに与える影
響は小さい。

最確条件とした場合には，９×９燃料のＡ型又はＢ型の炉心となるか，それらの混在炉心となるが，いずれの型式も燃料の熱水力特性はほぼ同等であり，事象進展に及ぼす影響は小さいことから，運転員等操作時間に与える影響は小さい。

最確条件とした場合には，９×９燃料のＡ型又はＢ型の炉心となるか，それらの混在炉心となるが，いずれの型式も燃料の熱水力特性はほぼ同等であり，事象進展に及ぼす影響は小さいことから，評価項目となるパラメータに与える影響は小さい。

最確条件とした場合には，解析条件で設定している崩壊熱と同等以下となる。
燃焼度 33GWd／t の場合は，解析条件と最確条件は同等であることから運転員等操作時間に与える影響はない。
また，燃焼度が 33GWd／t 未満の場合は，発生する水蒸気は少なくなり，原子炉圧力容器破損に至るまでの事象進展は緩和されるが，操作手順（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）による格納容器冷却操作（原子炉圧力容器破損後）及び常設低圧代替注水系ポンプを用いた格納容器下部注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェル部）注水操作を実施すること）に変わりはないことから，運転員等操作時間に与える影響はない。
最確条件とした場合には，解析条件で設定している格納容器圧力より低くなるが，操作手順（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）による格納容器冷却操作を実施すること）に変わりはないことから，運転員等操作時間に与える影響はない。
最確条件とした場合には，ゆらぎにより解析条件に対して変動を与え得るが，ドライウェル雰囲気温度を操作開始の起点としている運転員等操作はないことから，運転員等操作時間に与える影響はない。
解析条件と最確条件は同様であることから，事象進展に与える影響
はなく，運転員等操作時間に与える影響はない。

最確条件とした場合には，解析条件で設定している崩壊熱と同等以下となる。
燃焼度 33GWd／t の場合は，解析条件と最確条件は同等であることから評価項目となるパラメータに与える影響はない。
また，燃焼度が 33GWd／t 未満の場合は，溶融炉心の持つエネルギ
が小さくなることから，評価項目となるパラメータに対する余裕は大きくなる。

最確条件とした場合には，解析条件で設定している格納容器圧力より低くなるが，溶融炉心・コンクリート相互作用による侵食量という観点では，直接的な影響はないことから，評価項目となるパラメータに与える影響はない。
最確条件とした場合には，ゆらぎにより解析条件に対して変動を与え得るが，溶融炉心・コンクリート相互作用による侵食量という観点では，直接的な影響はないことから，評価項目となるパラメータに与える影響はない。
解析条件と最確条件は同様であることから，事象進展に与える影響はなく，評価項目となるパラメータに与える影響はない。

第2表
項

目

解析条件を最確条件とした場合に運転員等操作時間及び評価項目となるパラメータに与える影響(2／6)
解析条件（初期条件，事故条件及び機器条件）の
不確かさ
解析条件

条件設定の考え方

空間部：
約 4,092m３〜
約 4,058m３
液相部：
約 3,308m３〜
約 3,342m３（実績値）

サプレッション・プールでの圧力抑制効果が厳しくなる少
なめの水量として，保安規定の運転上の制限における下限
値を設定

6.983m（通常運転水位−4.7cm）

約 7.000m〜
約 7.070m（実績値）

サプレッション・プールでの圧力抑制効果が厳しくなる低めの水位として，保安規定の運転上の制限における下限値を設定

サプレッション・
プール水温度32℃

約 15℃〜約 32℃（実績値）

サプレッション・プールでの圧力抑制効果が厳しくなる高めの水温として，保安規定の運転上の制限における上限値を設定。

溶融炉心からプー
ル水への熱流束

800kW／m２相当（圧力依存あり）

800kW／m２相当（圧力依存あり）

過去の知見に基づき水張りの効果を考慮して設定

格納容器体積（サプレッション・チェンバ）

サプレッション・
プール水位

空間部：4,100m３
液相部：3,300m３

初期条件

添付 3.5.4−5

運転員等操作時間に与える影響

評価項目となるパラメータに与える影響

最確条件とした場合には，ゆらぎにより解析条件に対して変動を与え得るが，ゆらぎによる格納容器体積（サプレッション・チェンバ）の液相部の変化分は通常時に対して非常に小さい。例えば，サプレッション・プール水位が 6.983m の時の水量は 3,300m３であるのに対し，ゆらぎ（0.087m）による水量変化は約 42m３であり，その割合は初期保有
水量の約 1.3％と非常に小さい。したがって，事象進展に与える影響は小さいことから，運転員等操作時間に与える影響は小さい。

最確条件とした場合には，ゆらぎにより解析条件に対して変動を与え得るが，ゆらぎによる格納容器体積（サプレッション・チェンバ）の液相部の変化分は通常時に対して非常に小さい。例えば，サプレ
ッション・プール水位が 6.983m の時の水量は 3,300m３であるのに対し，ゆらぎ（0.087m）による水量変化は約 42m３であり，その割合は初期保有水量の約 1.3％と非常に小さい。したがって，事象進展に与える影響は小さいことから，評価項目となるパラメータに与える影響は小さい。
最確条件とした場合には，ゆらぎにより解析条件に対して変動を与え得るが，ゆらぎによるサプレッション・プール水位の変化分は通常時に対して非常に小さい。例えば，サプレッション・プール水位が 6.983m の時の水量は 3,300m３であるのに対し，ゆらぎ（0.087m）
による水量変化は約 42m ３ であり，その割合は初期保有水量の約1.3％と非常に小さい。したがって，事象進展に与える影響は小さいことから，評価項目となるパラメータに与える影響は小さい。
最確条件とした場合には，解析条件で設定しているサプレッション・プール水温度と同等以下となるが，溶融炉心・コンクリート相
互作用による侵食量という観点では，直接的な影響はないことから，評価項目となるパラメータに与える影響はない。

最確条件

ペデスタル（ドライウェル部）
水張り水位

ペデスタル（ドライウ
ェル部）床面から 1m

ペデスタル（ドライウ
ェル部）床面から 1m「原子炉圧力容器外の溶融燃
料−冷却材相互作用」に伴う水蒸気爆発の発生を仮定した場合の影響を小さく抑えつ
つ，「溶融炉心・コンクリー
ト相互作用」の緩和効果に期待できる深さを考慮して設定

コンクリートの種
類

玄武岩系コンクリー
ト

玄武岩系コンクリー
ト

使用している骨材の種類から
設定

コンクリート以外の素材の扱い鉄筋は考慮しない

コンクリート以外の素材を考慮する

鉄筋についてはコンクリート
よりも融点が高いことから保守的に考慮しない

原子炉圧力容器下部及びのペデスタル（ドライウェル部）内構造物の扱いペデスタル（ドライウ
ェル部）に落下する溶融物とは扱わない

部分的な溶融が生じ，ペデスタル（ドライウ
ェル部）に落下する可能性がある

発熱密度を下げないよう保守的に設定

最確条件とした場合には，ゆらぎにより解析条件に対して変動を与え得るが，ゆらぎによるサプレッション・プール水位の変化分は通常時に対して非常に小さい。例えば，サプレッション・プール水位が 6.983mの時の水量は 3,300m３であるのに対し，ゆらぎ（0.087m）による水量変化は約 42m３であり，その割合は初期保有水量の約 1.3％と非常に小さい。したがって，事象進展に与える影響は小さいことから，運転員
等操作時間に与える影響は小さい。
最確条件とした場合には，解析条件で設定しているサプレッション・
プール水温度と同等以下となる。
32℃の場合は，解析条件と最確条件は同等であることから運転員等操
作時間に与える影響はない。
32℃未満の場合は，格納容器の熱容量は大きくなり，格納容器圧力及び雰囲気温度の上昇が遅くなるが，操作手順（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）による格納容器冷却操作を実施すること）に変わりはないことから，運転員等操作時間に与える影響はない。
解析条件と最確条件は同等であることから，事象進展に影響はない。
本評価事故シーケンスでは，コリウムシールド及びコンクリートの侵食を操作開始の起点としている運転員等操作はないことから，運転員
等操作時間に与える影響はない。

最確条件とした場合には，コンクリートより融点の高い鉄筋の耐熱の効果により，コンクリートの侵食が抑制される可能性があるが，コンクリートの侵食を操作開始の起点としている運転員等操作はないことから，運転員等操作時間に与える影響はない。
最確条件とした場合には，溶融物の発熱密度が下がるため，コリウム
シールド及びコンクリートの侵食が抑制されるが，コリウムシールド
及びコンクリートの侵食を操作開始の起点としている運転員等操作はないことから，運転員等操作時間に与える影響はない。

解析条件と最確条件は同等であることから，事象進展に影響はな
く，評価項目となるパラメータに与える影響はない。
コンクリート侵食量に対しては上面熱流束の感度が支配的であり，実験で確認されている侵食面における侵食の不均一性等の影響を確認する観点から感度解析を実施した。その結果，コリウムシール
ド及びコンクリートの侵食は生じず，原子炉圧力容器の支持機能を維持できることを確認した。
（添付資料 3.5.1）

最確条件とした場合には，コンクリートより融点の高い鉄筋の耐熱の効果により，コンクリートの侵食が抑制される可能性があることから，評価項目となるパラメータに対する余裕は大きくなる。
最確条件とした場合には，溶融物の発熱密度が下がるため，コリウ
ムシールド及びコンクリートの侵食が抑制されることから，評価項目となるパラメータに対する余裕は大きくなる。

第2表
項

目

ベント管真空破壊
装置作動差圧

外部水源の温度

解析条件を最確条件とした場合に運転員等操作時間及び評価項目となるパラメータに与える影響(3／6)
解析条件（初期条件，事故条件及び機器条件）の不確かさ

条件設定の考え方

解析条件

最確条件

3.45kPa（ドライウェル−サ
プレッション・チェン
バ間差圧）

3.45kPa（ドライウェル−サ
プレッション・チェン
バ間差圧）
（設定値）

真空破壊装置の設定値

35℃以下

代替格納容器スプレイ冷却系（常設）による圧力抑制効果の観点で厳しい高めの水温として，年間の気象条件変化を包含する高めの
水温を設定

35℃

初期条件
３

添付 3.5.4−6

外部水源の容量

約 8,600m３

8,600m 以上（西側淡水貯水設備＋代替淡水貯槽）

西側淡水貯水設備及び代替淡水貯槽の管理下限値を設定

燃料の容量

約 1,010kL

1,010kL 以上（軽油貯蔵タンク＋可搬型設備用軽油タ
ンク）

軽油貯蔵タンク及び可搬型設備
用軽油タンクの管理下限値を設
定

運転員等操作時間に与える影響

評価項目となるパラメータに与える影響

解析条件と最確条件は同様であることから，事象進展に与える影響
はなく，運転員等操作時間に与える影響はない。

解析条件と最確条件は同様であることから，事象進展に与える影響はなく，評価項目となるパラメータに与える影響はない。

最確条件とした場合には，解析条件で設定している外部水源の温度と同等以下となり，ペデスタル（ドライウェル部）への注水温度は同等以下となるが，注水温度を操作開始の起点としている運転員等操作はないことから，運転員等操作時間に与える影響はない。

最確条件とした場合には，解析条件で設定している海水温度と同等以下となり，ペデスタル（ドライウェル部）への注水温度は同等以下となる。
32℃の場合は，解析条件は最確条件と同等であることから評価項目となるパラメータに与える影響はない。
32℃未満の場合は，溶融炉心・コンクリート相互作用による侵食量という観点では溶融炉心からの除熱が促進されることから，評価項目となるパラメータに対する余裕は大きくなる。

管理値下限の容量として事象発生から 7 日後までに必要な容量を備えており，水源は枯渇しないことから運転員等操作時間に与える影
響はない。
−

管理値下限の容量として事象発生から 7 日後までに必要な容量を備えており，燃料は枯渇しないことから運転員等操作時間に与える影
響はない。

−

第2表
項

目

解析条件を最確条件とした場合に運転員等操作時間及び評価項目となるパラメータに与える影響(4／6)
解析条件（初期条件，事故条件及び機器条件）の
不確かさ
解析条件

起因事象

給水喪失の全喪失

条件設定の考え方

運転員等操作時間に与える影響

評価項目となるパラメータに与える影響

起因事象の違いによって操作手順（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）による格納容器冷却操作
及び常設低圧代替注水系ポンプを用いた格納容器下部注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェル部）注水操作を実施すること）に変わりはないことから，運転員等操作時間に与える影響はない。

溶融炉心落下時の崩壊熱の影響を確認する観点から感度解析を実施した。感度解析は，起因事象として，原子炉水位の低下の観点でより厳しい事象である LOCA 等の原子炉冷却材圧力バウンダリ喪失を仮定し，事故シーケンスを「大破断 LOCA＋高圧炉心冷却失敗＋低
圧炉心冷却失敗」として，本評価事故シーケンスの評価条件と同様に，重大事故等対処設備による原子炉注水機能についても原子炉圧
力容器破損まで使用できないものと仮定した。この場合，原子炉圧
力容器破損のタイミングが早くなるため，溶融炉心落下時の崩壊熱が大きくなるが，コリウムシールド及びコンクリートの侵食は生じず，原子炉圧力容器の支持機能を維持できることを確認した。
（添付資料 3.5.1）

最確条件

事故条件

−

原子炉水位の低下の観点で厳しい事象を設定−−添付 3.5.4−7

安全機能の喪失に対する仮定

高圧注水機能及び低圧注水機能の喪失
全交流動力電源喪失−

高圧注水機能として高圧炉心ス
プレイ系及び原子炉隔離時冷却系，低圧注水機能として低圧炉心スプレイ系及び残留熱除去系（低圧注水系）の機能喪失を設定
全交流動力電源喪失の重畳を考慮し設定

重大事故等対処設
備による原子炉注
水に対する仮定

原子炉圧力容器破損
前の重大事故等対処
設備による原子炉注水を考慮しない−

原子炉圧力容器が破損する条件
として，原子炉注水を考慮しない
設定

−

−

−

安全機能の喪失に対する仮定に基づき設定
ただし，原子炉スクラムについて
は，外部電源ありの場合を包括する条件として，機器条件に示すと
おり設定

−

−

外部電源

外部電源なし第2表
項目

解析条件を最確条件とした場合に運転員等操作時間及び評価項目となるパラメータに与える影響(5／6)
解析条件（初期条件，事故条件及び機器条件）の
不確かさ
解析条件

条件設定の考え方

短時間であるが原子炉熱出力が維持される厳しい設定として，外部電源喪失時の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）にてスクラムするもの
として設定

原子炉水位低(レベル３)信号

タービン蒸気加減弁
急速閉信号又は原子炉保護系電源喪失

主蒸気隔離弁事象発生と同時に閉止

原子炉保護系電源喪
失又は原子炉水位異常低下（レベル２）信号

再循環系ポンプ

事象発生と同時に停止

電源喪失によるポン
プ停止（事象発生と同時）（原子炉圧力制御時）
安全弁機能
7.79 MPa[gage]〜
8.31MPa[gage]385.2 t／h（1 個当たり）〜410.6t／h（1 個当たり）（原子炉圧力制御時）
安全弁機能
7.79MPa[gage]〜
8.31MPa[gage]385.2t／h（1 個当たり）〜410.6t／h（1 個
当たり）
（設計値）

（原子炉手動減圧操
作時）
逃がし安全弁（自動減圧機能）2 個を開放することによる原子炉
減圧
原子炉圧力容器破損
判断後：
300m３／h にてドライ
ウェルへスプレイ（原子炉手動減圧操
作時）
逃がし安全弁（自動減圧機能）2 個を開放することによる原子炉
減圧
原子炉圧力容器破損判断後：300m ３ ／h にてドライ
ウェルへスプレイ

格納容器圧力制御：
130m３／h にてドライ
ウェルへスプレイ

格納容器圧力制御：
102m３／h〜130m３／h
にてドライウェルへ
スプレイ

格納容器圧力及び雰囲気温度の上昇を抑制可能な流量であり，かつ運転員の操作頻度を厳しめに高くする観点から，運転手順に基づき設定

格納容器温度制御：
300m３／h にてドライ
ウェルへスプレイ

格納容器温度制御：
300m ３ ／h にてドライ
ウェルへスプレイ

格納容器雰囲気温度及び圧力抑制に必
要なスプレイ流量を考慮し，設定

原子炉スクラム

機器条件

添付 3.5.4−8

逃がし安全弁

代替格納容器スプ
レイ冷却系（常設）

運転員等操作時間に与える影響

最確条件

短時間であるが主蒸気が格納容器内に維持される厳しい設定として，原子炉保護系電源喪失及び原子炉水位異常低下（レベル２）信号による主蒸気隔離弁閉止については保守的に考慮せず，事象発生と同時に主蒸気隔離弁閉止するもの
として設定
事象進展に与える影響は軽微であることから，全交流動力電源喪失によるポンプ停止を踏まえて設定
設計値を設定なお,安全弁機能は逃がし弁機能に比べて原子炉圧力が高めに維持され,原子炉減圧操作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ため,事象発生初期において高圧注水機能及び低圧注水機能が喪失する事故シーケ
ンスにおいては，評価項目に対して厳しい条件となる

評価項目となるパラメータに与える影響

最確条件とした場合には，原子炉熱出力の低下が早くなるため，発生する蒸気量は少なくなることから，原子炉水位低下が緩やかになり，燃料有効長底部から燃料有効長の 20％高い位置到達を操作開始の起点としている原子炉急速減圧操作の開始が遅くなる。また，原子炉圧力容器破損に至るまでの事象進展が緩やかになり，原子炉圧力容器破損を操作開始の起点としてい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）による格納容器冷却操作及び常設低圧代替注水系ポンプを用いた格納容器下部注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェル部）注水操作の開始が遅くなる。
最確条件とした場合には，逃がし安全弁を通じて格納容器内に放出される蒸気流量が減少することから，格納容器圧力及び雰囲気温度の上昇が遅くなるが，操作手順（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）による格納容器冷却操作を実施すること）に変わりはないことから，運転員等操作時間に与える影響はない。

最確条件とした場合には，原子炉熱出力の低下が早くなるため，溶融炉心の持つエネルギが小さくなることから，評価項目となるパラメータに対する余裕は大きくなる。

解析条件と最確条件は同様であり，事象進展に与える影響はないことから，運転員等操作時間に与える影響はない。

解析条件と最確条件は同様であり，事象進展に与える影響はないことから，評価項目となるパラメータに与える影響はない。

解析条件と最確条件は同様であることから，事象進展に与える影響はなく，運転員等操作時間に与える影響はない。

解析条件と最確条件は同様であることから，事象進展に与える影響はなく，評価項目となるパラメータに与える影響はない。

解析条件と最確条件は同様であることから，事象進展に与える影響はなく，運転員等操作時間に与える影響はない。

解析条件と最確条件は同様であることから，事象進展に与える影響はなく，評価項目となるパラメータに与える影響はない。

解析条件と最確条件は同様であることから，事象進展に与える影響はなく，運転員等操作時間に与える影響はない。

解析条件と最確条件は同様であることから，事象進展に与える影響はなく，評価項目となるパラメータに与える影響はない。

最確条件とした場合には，スプレイ流量が低下することで格
納容器圧力の低下が緩慢となるため操作頻度は低下するが，操作手順（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）による格納容器冷却操作を実施すること）に変わりはないことから，事象進展に与える影響はな
く，運転員等操作時間に与える影響はない。
解析条件と最確条件は同様であることから，事象進展に与える影響はなく，運転員等操作時間に与える影響はない。

最確条件とした場合には，スプレイ流量が低下することで格納容器
圧力の低下が緩慢となるが，操作手順（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）による格納容器冷却操作を実施すること）に変わりはないことから，事象進展に与える影響はなく，評価項目となるパラメータに与える影響はない。

最確条件とした場合には，逃がし安全弁を通じて格納容器内に放出される蒸気流量が減少することから，格納容器圧力及び雰囲気温度の上昇が遅くなるが，操作手順（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）による格納容器冷却操作を実施すること）に変わりはないことから，事象進展に与える影響はなく，評価項目となるパラメータに与える影響はない。

逃がし安全弁の設計値に基づく蒸気流
量及び原子炉圧力の関係から設定

格納容器雰囲気温度及び圧力抑制に必
要なスプレイ流量を考慮し，設定

解析条件と最確条件は同様であることから，事象進展に与える影響はなく，評価項目となるパラメータに与える影響はない。

第2表
項

目

解析条件を最確条件とした場合に運転員等操作時間及び評価項目となるパラメータに与える影響(6／6)

解析条件（初期条件，事故条件及び機器条件）の不確かさ
解析条件

格納容器下部注
水系（常設）

80m３／h にてペデスタル（ドライウェル部）へ注水

代替循環冷却系

総循環流量：
250m３／h
格納容器スプレイ：
250m３／h 又は 150m３／h
原子炉注水：100 m３／h

緊急用海水系

代替循環冷却系から緊急用
海水系への伝熱容量：
約 14MW（サプレッション・プール
水温度 100℃，海水温度
32℃において）

80m３／h にてペデスタル（ドライウェル部）へ注
水
総循環流量：
250m３／h
格納容器スプレイ：
250m３／h 又は 150m３／h
原子炉注水：100 m３／h

代替循環冷却系から緊急用海水系への伝熱容量：
約 14MW 以上（サプレッション・プー
ル水温度 100℃，海水温
度 32℃以下において）機器条件

添付 3.5.4−9

可搬型窒素供給装置

総注入流量：200m３／h
・窒素 198m３／h
・酸素 2m３／h
温度：30℃

運転員等操作時間に与える影響

評価項目となるパラメータに与える影響解析条件と最確条件は同様であることから，事象進展に与える影響はなく，運転員等操作時間に与える影響はない。

解析条件と最確条件は同様であることから，事象進展に与える影響はなく，評価項目となるパラメータに与える影響はない。

解析条件と最確条件は同様であることから，事象進展に与える影響はなく，運転員等操作時間に与える影響はない。

解析条件と最確条件は同様であることから，事象進展に与える影響はなく，評価項目となるパラメータに与える影響はない。

熱交換器の設計性能に基づき，
代替循環冷却系の除熱性能を厳しくする観点で，過去の実績を包含する高めの海水温度を設定

最確条件とした場合には，解析条件で設定している海水温度と同等以下となる。
32℃の場合は，解析条件は最確条件と同等であることから運転員等操作時間に与える影響はない。
32℃未満の場合は，除熱性能が向上するため，格納容器圧力及び雰囲気温度の上昇の抑制効果は大きくなるが，操作手順（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）による格納容器冷却操作を実施すること）に
変わりはないことから，運転員等操作時間に与える影響はない。

最確条件とした場合には，解析条件で設定している海水温度と同等以下となる。
32℃の場合は，解析条件は最確条件と同等であることから評価項目となるパラメータに与える影響はない。
32℃未満の場合は，除熱性能が向上するため，格納容器圧力及び雰
囲気温度の上昇の抑制効果は大きくなるが，操作手順（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）による格納容器冷却操作を実施すること）に変わりはないことから，事象進展に与える影響はなく，評価項目となるパラメータに与える影響はない。

総注入流量は格納容器内の酸素濃度上昇抑制に必要な流量として設定
酸素注入流量は純度 99vol％を考慮して残り全てを酸素として設定
温度は気象条件を考慮して設定最確条件とした場合には窒素温度が上昇するため格納容器雰
囲気温度が上昇する可能性がある。本評価事故シーケンスでは，格納容器雰囲気温度を起点としている運転員等操作はないことから，運転員等操作時間に与える影響はない。

最確条件とした場合には窒素温度が上昇するため格納容器雰囲気温度が上昇する可能性がある。窒素注入は事象発生から約 167 時間後に開始するため，代替循環冷却系による格納容器内の減圧及び除熱操作によって格納容器雰囲気は除熱されており，窒素温度は格納容
器雰囲気温度よりも低いことから，窒素注入によって格納容器雰囲
気温度が上昇することはなく，評価項目となるパラメータに与える影響はない。

条件設定の考え方

最確条件

総注入流量：200m３／h
・窒素 198m３／h
・酸素 2m３／h
温度：0〜58℃

溶融炉心の冠水継続が可能な
流量な流量として設定
格納容器圧力及び雰囲気温度抑制に必要なスプレイ流量及
び溶融炉心の冷却に必要な注水量を考慮して設定

コリウムシールド

材料：ジルコニア耐熱材
侵食開始温度：2,100℃

材料：ジルコニア耐熱材
侵食開始温度：2,100℃

材料は，コンクリートの侵食を抑制する観点から設定
侵食開始温度は，ジルコニア耐
熱材の侵食試験結果に基づき設定

ペデスタル（ドライウェル部）
床面積

コリウムシールドを考慮

コリウムシールドを考慮

溶融炉心の拡がり面積が狭い
ことにより，コンクリート侵食量の観点で厳しくなる設定

解析条件と最確条件は同様であることから，事象進展に与える影響はなく，運転員等操作時間に与える影響はない。
なお，溶融炉心中の酸化鉄成分との共晶反応も含めて評価す
ると，コリウムシールドには 3.3cm 程度の侵食が生じるものの，コリウムシールドの侵食を操作開始の起点としている運転員等操作はないことから，運転員等操作時間に与える影響はない。
（添付資料 3.5.1）
解析条件と最確条件は同様であることから，事象進展に与える影響はなく，運転員等操作時間に与える影響はない。

解析条件と最確条件は同様であることから，事象進展に与える影響はなく，評価項目となるパラメータに与える影響はない。
なお，溶融炉心中の酸化鉄成分との共晶反応も含めて評価すると，コリウムシールドには 3.3cm 程度の侵食が生じるが，この場合においても溶融炉心と接するコリウムシールドの温度は融点に至らず侵食は進行しない，また，ペデスタル（ドライウェル部）コンクリー
トの壁面及び床面の温度も融点に至らず侵食されないことから，評価項目となるパラメータに与える影響は小さい。
（添付資料 3.5.1）
解析条件と最確条件は同様であることから，事象進展に与える影響はなく，評価項目となるパラメータに与える影響はない。

第3表

運転員等操作時間に与える影響，評価項目となるパラメータに与える影響及び操作時間余裕(1／2)

解析条件（操作条件）
項目

操作条件

添付 3.5.4−10

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）に
よる格納容
器冷却操作
（原子炉圧
力容器破損
後）

の不確かさ
条件設定の
解析上の操作
開始時間
考え方

原子炉圧力
容器破損か
ら 6 分後（約 4.6 時
間後）

原子炉圧力
容器破損の
判断及び操
作実施に必
要な時間を
考慮して設
定

操作の不確かさ要因

運転員等操作時間に与える影響【認知】ペデスタル（ドライウェル部）への注水は，原子炉圧力容器の破損を判断した時点で開始するが，原子炉圧力容器の破損は，原子炉圧力容器温度（下鏡部）が300℃に到達したこと等をもって破損兆候を検知し，格納容器下部水温の温度上
昇又は指示値喪失によって原子炉圧力容器破損を判断するものであり，解析上の認知にかかる時間としては 5 分を想定している。格納容器下部水温は破損兆候の検知によって継続監視するパラメータであり，温度上昇又は指示値喪失による原子炉圧力容器破損の判断は速やかに実施できるものであるため，認知に大幅な遅れが生じることは考えにくい。よって，認知遅れにより操作開始時間に与える影響はなし。
【要員配置】
中央制御室内での操作のみであり，当直運転員は中央制御室に常駐していることから，操作時間に与える影響はなし。
【移動】
中央制御室内での操作のみであり，当直運転員は中央制御室に常駐していることから，操作時間に与える影響はなし。
【操作所要時間】中央制御室内における格納容器冷却は，注入弁 1 弁の開操作による注水であり，
1 操作に 1 分間を想定している。当該操作は，中央制御室の制御盤のスイッチによる簡易な操作のため，操作時間に与える影響はなし。
【他の並列操作有無】
当該操作に対応する当直運転員に他の並列操作はなく，操作時間に与える影響はなし。
【操作の確実さ】
中央制御室の制御盤のスイッチによる簡易な操作のため，誤操作は起こりにく
く，そのため誤操作等により操作時間が長くなる可能性は低い。

原子炉圧力容器破損までに事象発生から約 4.5 時間の時間余裕があり，また，溶融炉心落下後の常設低圧代替注水系ポンプを用いた代替格納容器納容器スプレイ冷却系（常設）による格納容器冷却は，原子炉圧力容器下鏡部温度が 300℃に到達したこと等をもって破損兆候を検知し，格納容器下部水温の温度上昇又は指示値喪失によって原子炉圧力容器破損を判断し，格納容器冷却を実施することとしており，実態の操作開始時間は解析上の設定とほぼ同等であり，操作開始時間に与える影響は小さい。当該操作は，解析コード及び解析条件（操作条件を除く）の不確かさにより操作開始時間は遅れる可能性があるが，中央制御室での操作のみであり，当直運転員は
中央制御室に常駐していること，また，当該操作に対応する
当直運転員に他の並列操作はないことから，操作時間に与える影響はない。
また，格納容器冷却操作によって格納容器圧力が低下傾向となった場合，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による格納容器冷却操作を停止し，格納容器圧力が 0.465MPa[gage]に到達した場合又はドライウェル雰
囲気温度が 171℃に到達した場合は，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）による格納
容器冷却操作を開始する。当該操作開始時間は，解析上の想定とほぼ同等であり，操作開始時間に与える影響は小さいことから，運転員等操作時間に与える影響も小さい。また，中央制御室で行う操作であり，他の操作との重複もないことから，他の操作に与える影響はない。
（添付資料 3.2.2）

評価項目と
なるパラメ
ータに与え
る影響

操作時間余裕

訓練実績等

実態の操作
開始時間は
解析上の設
定とほぼ同
等であるこ
とから，評
価項目とな
るパラメー
タに与える
影響は小さ
い。

原子炉圧力容器破損までの
時間は事象発生 か ら 約 4.5
時間であり，また，溶融炉心落
下後にペデスタル（ドライウェル部）注水が行われなかった場合でも，溶融炉心落下前に張られた水が溶融炉心の崩壊熱及びジ
ルコニウム−
水反応による発熱により蒸発するまでには約 0.3 時間の時間余裕がある。
（添付資料
3.2.14）中央制御室における操作のため，シミュレータにて訓練実績
を取得。
訓練では，条件
成立を前提として約 1 分間で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）による
格納容器冷却を開始。
想定で意図している運転操作が実施可能なことを確認した。

第3表

運転員等操作時間に与える影響，評価項目となるパラメータに与える影響及び操作時間余裕(2／2)

解析条件（操作条件）
項目

操作条件

添付 3.5.4−11

常設低圧代
替注水系ポ
ンプを用い
た格納容器
下部注水系
（常設）に
よるペデス
タル（ドラ
イウェル部
）注水操作

の不確かさ
解析上の操作
条件設定の
考え方
開始時間

原子炉圧力
容器破損か
ら 7 分後（約 4.6 時
間後）

原子炉圧力
容器破損の
判断及び操
作実施に必
要な時間を
考慮して設
定

操作の不確かさ要因【認知】ペデスタル（ドライウェル部）への注水操作は，原子炉圧力容器の破損を判断した時点で開始するが，原子炉圧力容器の破損は，原子炉圧力容器温度（下鏡部）が 300℃に到達したこと等をもって破損兆候を検知し，格納容器下部水温の温度上昇又は指示値喪失
によって原子炉圧力容器破損を判断するものであり，解析上の認知にかかる時間としては 5 分を想定している。格納容器下部水温は破損兆候の検知によって継続監視するパラメータであり，温度上昇又は指示値喪失による原子炉圧力容器破損の判断は速やかに実施できるものであるため，認知に大幅な遅れが生じることは考えにくい。よって，認知遅れにより操作開始時間に与える影響はなし。
【要員配置】
中央制御室内での操作のみであり，当直運転員は中央制御室に常駐していることから，操作時間に与える影響はなし。
【移動】
中央制御室内での操作のみであり，当直運転員は中央制御室に常駐していることから，操作時間に与える影響はなし。
【操作所要時間】中央制御室内におけるペデスタル（ドライウェル部）への注水操作は，注入弁 1 弁の開操作による注水であり，1 操作に 1 分間を想定している。当該操作は，中央制御室の制御盤のスイッチによる簡易な操作のため，操作時間に与える影響はなし。
【他の並列操作有無】
当該操作に対応する当直運転員に他の並列操作はなく，操作時間に与える影響はなし。
【操作の確実さ】
中央制御室の制御盤のスイッチによる簡易な操作のため，誤操作は起こりにくく，そのため誤操作等により操作時間が長くなる可能性は低い。

運転員等操作時間に与える影響原子炉圧力容器破損までに事象発生から約 4.5 時間の時間余裕があり，また，溶融炉心落下後の常設低圧代
替注水系ポンプを用いた格納容器下部注水系（常設）によるペデスタル（ドライウェル部）注水は，原子炉
圧力容器温度（下鏡部）が 300℃に到達したこと等をもって破損兆候を検知し，格納容器下部水温の温度上
昇又は指示値喪失によって原子炉圧力容器破損を判断し，注水操作を実施することとしており，実態の操作開始時間は解析上の設定とほぼ同等であり，操作開
始時間に与える影響は小さい。当該操作は，解析コー
ド及び解析条件（操作条件を除く）の不確かさにより操作開始時間は遅くなる可能性があるが，中央制御室での操作のみであり，当直運転員は中央制御室に常駐していること，また，当該操作に対応する運転員に他の並列操作はないことから，操作時間に与える影響はない。
（添付資料 3.2.2）

評価項目と
なるパラメ
ータに与え
る影響

操作時間余裕

訓練実績等

実態の操作
開始時間は
解析上の設
定とほぼ同
等であるこ
とから，評
価項目とな
るパラメー
タに与える
影響は小さ
い。

原子炉圧力容器破損までの
時間は事象発生 か ら 約 4.5
時間であり，また，溶融炉心落
下後にペデスタル（ドライウェル部）注水が行われなかった場合でも，溶融炉心落下前に張られた水が溶融炉心の崩壊熱及びジ
ルコニウム−
水反応による発熱により蒸発するまでには約 0.3 時間の時間余裕がある。
（添付資料
3.2.14）中央制御室における操作のため，シミュレータにて訓練実績
を取得。
訓練では，条件
成立を前提として約 1 分間で常設低圧代替注水系ポンプを用いた格納容器下部
注水系（常設）による注水を開始。
想定で意図している運転操作が実施可能なことを確認した。