本資料のうち，枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

柏崎刈羽原子力発電所6号及び7号炉審査資料
資料番号
KK67-0034 改44
提出年月日
平成29年3月8日

柏崎刈羽原子力発電所 6号及び7号炉重大事故等対策の有効性評価について

平成29年3月
東京電力ホールディングス株式会社

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，LOCA，長期 TB，TBU 及び TBP 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，原子炉の出力運転中に運転時の異常な過渡変化，原子炉冷却材喪失事故又は全交流動
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原子炉格納容器内へ流れ出し，溶融炉心からの崩壊熱や化学反応によって，原子炉格納容器下部のコンクリートが侵食され，原子炉格納容器の構造材の支持機能を喪失し，原子炉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，原子炉圧力容器の下部から溶融炉心が落下する時点で，原子炉格納容器下部に溶融炉心の冷却に十分な原子炉格納容器下部の水位及び水量を確保し，かつ，溶融炉心の落下後は，格納容器下部注水系（常設）によって溶融炉心を冷却することにより，原子炉格
納容器の破損を防止するとともに，溶融炉心・コンクリート相互作用による水素ガス発生を抑制する。
また，溶融炉心の落下後は，格納容器下部注水系（常設）によって溶融炉
心を冷却するとともに，代替格納容器スプレイ冷却系による原子炉格納容器冷却を実施する。その後，代替循環冷却系又は格納容器圧力逃がし装置によって原子炉格納容器の圧力及び温度を低下させる。
3.5-1

なお，本格納容器破損モードの有効性評価を実施する上では，重大事故等対処設備による原子炉注水機能についても使用できないものと仮定する。

(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，原子炉格納容器下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，格納容器下部注水系（常設）による格納容器下部注水手段を整備する。
また，その後の格納容器圧力及び温度の上昇を抑制する観点から，代替格
納容器スプレイ冷却系による原子炉格納容器冷却手段及び代替循環冷却系による原子炉格納容器除熱手段又は格納容器圧力逃がし装置による原子炉格納容器除熱手段を整備する。なお，これらの原子炉圧力容器破損以降の格納容器過圧・過温に対応する手順及び重大事故等対策は「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）」と同じである。
本格納容器破損モードに至るまでの事象進展への対応，本格納容器破損モードによる原子炉格納容器の破損防止及び原子炉格納容器の破損を防止した以降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)の a からｊに示している。このうち，
本格納容器破損モードに対する重大事故等対策は，「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)に示すｇからｊである。
本格納容器破損モードに至るまでの事象進展への対応，本格納容器破損モードによる原子炉格納容器の破損防止及び原子炉格納容器の破損を防止した以降の対応を含めた一連の重大事故等対策の概略系統図は「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 図から第 3.2.4 図に示している。このうち，本格納容器破損モードに対する重大事故等対策の概略系統図
3.5-2

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 3.2.2 図及び第3.2.3 図である。本格納容器破損モードに対応する手順及び必要な要員と作業
項目は「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。

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，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＋高圧注
水失敗＋低圧注水失敗＋損傷炉心冷却失敗（＋デブリ冷却失敗）」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。
また，1.2.2.1(3)e に示すとおり，プラント損傷状態の選定では，LOCA とTQUV を比較し，LOCA の場合はペデスタルに冷却材が流入することで溶融炉
心・コンクリート相互作用が緩和される可能性等を考慮し，より厳しいと考えられる TQUV を選定した。
なお，この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」の評価
事故シーケンスと同じ事故シーケンスである。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，異なるプラント状態を選定している。しかしな
3.5-3

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有効燃料棒底部から有効燃料棒の長さの 10%上の位置に到達した時点で逃がし安全弁の手動開操
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，溶融炉心の挙動にしたが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したが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じ事故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・ボイド率変化，
気液分離（水位変化）・対向流，ECCS 注水(給水系・代替注水設備含む)，炉心損傷後のリロケーション，構造材との熱伝達，炉心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，原子炉格納容器における炉心損傷後の格納容器下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，原子炉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 により原子炉格納容器下部の床面及び壁面のコンクリ
ート侵食量等の推移を求める。
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。

3.5-4

(2) 有効性評価の条件
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。これに加え，初期条件の初期酸素濃度及び事故条件の水素ガス及び酸素ガスの発生割合は，「3.4 水素燃焼」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原子炉圧力，原子炉水位，格納容器圧力，
格納容器温度，ドライウェル及びサプレッション・チェンバの気相濃度，サ
プレッション・チェンバ・プール水位，格納容器下部水位，溶融炉心・コン
クリート相互作用による原子炉格納容器下部床面及び壁面のコンクリート侵
食量の推移を第3.5.1図から第3.5.11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
溶融炉心落下前の原子炉格納容器下部への水張り及び溶融炉心落下後の原子炉格納容器下部への注水の継続によって，コンクリート侵食量は原子炉格納容器下部の床面で 1cm，壁面で 1cm に抑えられ，原子炉格納容器下部の溶融炉心は適切に冷却される。
原子炉格納容器下部壁面のコンクリート侵食に対しては，コンクリート
侵食が内側鋼板及び厚さ約 1.67m のコンクリート部を貫通して外側鋼板まで到達しない限り，原子炉圧力容器の支持機能を維持できる。評価の結果，原子炉格納容器下部壁面のコンクリート侵食量は 1cm に抑えられ，原子炉圧
力容器の支持機能を維持できる。
3.5-5

原子炉格納容器下部床面のコンクリート侵食に対しては，原子炉格納容器下部の床面以下のコンクリート厚さが約 7.1m であり，原子炉格納容器下部床面のコンクリート侵食量が 1cm であるため，原子炉圧力容器の支持機能を維持できる。
また，溶融炉心・コンクリート相互作用による可燃性ガスの発生は，原子炉格納容器下部についてはコンクリートの侵食量が 1cm であるため，約2.3kg(確認中)の可燃性ガス及びその他の非凝縮性ガスが発生するが，ジルコニウム－水反応によって約 1400kg の水素ガスが発生することを考慮すると，溶融炉心・コンクリート相互作用による可燃性ガス及びその他の非凝縮性ガスの発生が格納容器圧力に与える影響は小さい。このため，溶融炉
心・コンクリート相互作用による可燃性ガスの発生が格納容器圧力に与える 影 響は小さ い。 溶融炉 心・コン クリート相 互作 用に よっ て生じる約2.3kg(確認中)の気体の内訳は，可燃性ガスである水素が全てを占める。なお，原子炉格納容器下部への溶融炉心落下後の本評価における水素濃度は，ドライウェルにおいて最低値を示すが，ウェット条件で 12vol%以上，ドライ条件で 34vol%以上となり，ドライ条件においては 13vol%を上回る。一方，
酸素濃度は水の放射線分解によって徐々に上昇するものの，事象発生から 7日後（168 時間後）においても酸素濃度はウェット条件で約 2.1vol%，ドラ
イ条件で約 2.6vol%であり，可燃限界である 5vol%を下回る。このため，原子炉格納容器内での可燃性ガスの燃焼が発生するおそれはない。
その後は，原子炉格納容器下部に崩壊熱相当の流量での格納容器下部注
水を継続して行うことで，安定状態が確立し，また，安定状態を維持できる。
（添付資料 3.5.1）

3.5-6

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，原子炉格納容器下部床面及び壁面のコンクリート
侵食量※1 を評価項目への対策の有効性を確認するためのパラメータとして対策の有効性を確認した。なお，「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)及び(2)の評価項目については「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）」にて評価項目を満足することを確認している。また，「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(4)及び(5)の評価項目の評価結果については「3.2 高圧溶融物
放出／格納容器雰囲気直接加熱」及び「3.3 原子炉圧力容器外の溶融燃料－
冷却材相互作用」にて評価項目を満足することを確認している。
なお，「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は「3.4 水素燃焼」において，(7)の評価項目については「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
おいて，それぞれ選定された評価事故シーケンスに対して対策の有効性を確認しているが，溶融炉心が原子炉格納容器下部に落下した場合について
は，本評価において，「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。
※1 溶融炉心が適切に冷却されることについても，原子炉格納容器の構造部材の支持機能が維持される範囲で原子炉格納容器下部床面及び壁面のコンクリートの侵食が停止することで確認した。

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。
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
3.5-7

原子炉注水機能が喪失して炉心損傷に至り，溶融炉心が原子炉格納容器下部へ落下してコンクリートを侵食することが特徴である。また，不確かさの影
響を確認する運転員等操作は，事象発生から 12 時間程度までの短時間に期待する操作及び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，溶融
炉心落下前の格納容器下部注水系（常設）による水張り操作及び溶融炉心落
下後の原子炉格納容器下部への注水操作とする。
ここで，本評価事故シーケンスの有効性評価における不確かさとしては，
炉心溶融開始後の溶融炉心の移動（リロケーション），初期水張りされた原子炉格納容器下部へ落下した溶融炉心の粒子化，落下した溶融炉心の拡がり，溶融炉心から水への熱伝達及びコンクリート侵食が挙げられる。炉心溶融開始後の溶融炉心の移動（リロケーション）に対しては，原子炉圧力容器下鏡部温度を監視し，300℃に到達した時点で原子炉格納容器下部への初期水張りを行い，原子炉格納容器下部への溶融炉心の落下に対しては，原子炉格納容器下部の雰囲気温度，格納容器圧力等を監視し，原子炉圧力容器破損を認知して原子炉格納容器下部への注水を行うといった徴候を捉えた対応を図ることによって，溶融炉心を確実に冷却できることを確認している。また，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物理現象に対して影響が大きいことを踏まえて，溶融炉心から水への熱伝達に対する影響評価を実施する。

(1) 解析コードにおける重要現象の不確かさの影響評価
本評価事故シーケンス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。

3.5-8

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が確認されている。炉心ヒートアップの感度解析（ヒートアップ時の燃料被覆
管表面積感度解析）では，炉心溶融時間に対する感度及び炉心下部プレ
ナムへのリロケーション開始時間に対する感度は小さいことが確認されている。本評価事故シーケンスにおいては，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を想定しており，最初に実施すべき操作は原子炉水位が有効燃料棒底部から有効燃料棒の長さの 10%上の位置に到達した時点での原子炉減圧操作となり，燃料被覆管温度等によるパラメータを操作開始の起点としている操作ではないことから，運転員等操作時間に与える影響はない。また，原子炉圧力容器下鏡部温度が 300℃に到達した時点で原子炉格納容器下部への初期水張り操作，原子炉圧力容器破損時点で原子炉格納容器下部への注水操作を実施するが，リロケーション開始時間の不確かさは小さく，また，溶融炉心が炉心下部プレナムへリロケーションした際の原子炉圧力容器下鏡部温度の上昇は急峻であること及び原子炉圧力容器破損時の原子炉格納容器圧力上昇
は急峻であることから，原子炉圧力容器下鏡部温度及び原子炉圧力容器破損を操作開始の起点としている原子炉格納容器下部への初期水張り操
作及び原子炉圧力容器破損時の原子炉格納容器下部への注水操作の開始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 SAFER コードとの比較に
3.5-9

より，原子炉急速減圧後の水位上昇及び蒸気流出の継続による水位低下についてより緩慢な挙動を示すことが確認されており，原子炉水位が有
効燃料棒底部から有効燃料棒の長さの 10%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が確認されている。また，炉心崩壊に至る温度の感度解析により原
子炉圧力容器破損時間に対する感度は小さいことが確認されている。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
器下鏡部温度が 300℃に到達した時点での原子炉格納容器下部への初期水
張り操作があるが，リロケーション開始時間の不確かさは小さく，溶融
炉心が炉心下部プレナムへリロケーションした際の原子炉圧力容器下鏡部温度の上昇は急峻であることから，原子炉圧力容器下鏡部温度を操作
開始の起点としている原子炉格納容器下部への初期水張り操作の開始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が確認されている。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対する感度が小さいことが確認されている。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，原子炉圧力容器下鏡部温度が 300℃に到達した時点での原子炉格納容器下部への初期水張り操作があるが，リロケーション開始時間の不確かさは小さく，溶融炉心が炉心下部プレナムへリロケーションした際の原子炉圧力容器下鏡部温度
3.5-10の上昇は急峻であることから，原子炉圧力容器下鏡部温度を操作開始の起点としている原子炉格納容器下部への初期水張り操作の開始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しきい値（最大ひずみ）に関する感度解析より，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が確認されているが，原子炉圧力容器破損（事象発生から約 7 時間後）に対して，十数分早まる程度であり，原子炉格納容器下部への注水は中央制御室から速やかに実施可能な操作であることから，原子炉圧力容器破損を操作開始の起点としている原子炉格納容器下部注水操作の開始に与える影響は小さい。
炉心損傷後の原子炉圧力容器内 FP 挙動の不確かさとして，原子炉圧力容器内 FP 挙動と本事象に対する運転員等操作の関連はないことから，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等の感度解析より，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感度が小さいことが確認されている。また，
原子炉圧力容器外の溶融燃料－冷却材相互作用に対す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格納容器における原子炉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原子炉格納容器下部の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実施した。
感度解析の結果，コンクリート侵食量に対して溶融炉心からのプールへ
3.5-11

の熱流束の感度が支配的であることが確認されているが，コンクリート
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。
炉心損傷後の原子炉格納容器における溶融炉心とコンクリート伝熱，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，ACE 及び SURC
実験解析より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が確認されている。また，溶融炉心とコンクリートの伝熱及び非凝縮性ガス発生に対する運転員等操
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 3.5.2）

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が確認されている。炉心ヒートアップの感度解析（ヒートアップ時の燃料被覆
管表面積感度解析）では，炉心溶融時間に対する感度及び炉心下部プレ
ナムへのリロケーション開始時間に対する感度は小さいことが確認されており，また，原子炉圧力容器破損時点で原子炉格納容器下部に初期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 SAFER コードとの比較により，原子炉急速減圧後の水位上昇及び蒸気流出の継続による水位低下
3.5-12

についてより緩慢な挙動を示すことが確認されており，原子炉水位が有
効燃料棒底部から有効燃料棒の長さの 10%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及び原子炉圧力容器破損
時点で原子炉格納容器下部に初期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が確認されており，炉心崩壊に至る温度の感度解析より原子炉圧力容器破損時間に対する感度は小さいことを確認しており，また，原子炉
圧力容器破損時点で原子炉格納容器下部に初期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が確認されており，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対する感度が小さいことが確認されている。また，原子炉圧力容器破損時点で原子炉格納容器下部に初期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しきい値（最大ひずみ）に関する感度解析より，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が確認されているが，原子炉圧力容器破損（事象発生から約 7 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，原子炉格納容器下部に初期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
3.5-13

与える影響は小さい。
炉心損傷後の原子炉圧力容器内 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・コンクリート相互作用による侵食深さ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。
炉心損傷後の原子炉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が確認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格納容器における原子炉格納容器下部床面での溶融炉心の拡がりについて，溶融炉心の拡がりを抑制した場合を想定した
感度解析を実施した。評価の体系として，溶融炉心が中心から外れた位
置で円柱を形成した場合を想定し，溶融炉心の側面がコンクリートの壁で囲まれた体系を設定した。感度解析の結果，第 3.5.12 図に示すとおり，
コンクリート侵食量は原子炉格納容器下部の床面で約 14cm，壁面で約13cm に抑えられ，原子炉圧力容器の支持機能を維持できる。また，溶融
炉心と原子炉格納容器下部の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のプールへの熱流束についての感度解析を実施した。感度解析の結果，第 3.5.13 図に示すとおり，コンクリート侵食
量は原子炉格納容器下部の床面で約 9cm，壁面で約 8cm に抑えられ，原子炉圧力容器の支持機能を維持できる。なお，本感度解析ケースでは，原子炉格納容器下部での溶融炉心・コンクリート相互作用によって約 127kgの可燃性ガス及びその他の非凝縮性ガスが発生するが，本評価においてもジルコニウム－水反応によって約 1400kg の水素ガスが発生することを
3.5-14考慮すると，溶融炉心・コンクリート相互作用による可燃性ガス及びその他の非凝縮性ガスの発生が格納容器圧力に与える影響は小さい。溶融
炉心・コンクリート相互作用による可燃性ガスの発生が，可燃性ガスの燃焼の可能性に及ぼす影響について，本評価における原子炉格納容器下部への溶融炉心落下後の原子炉格納容器内の水素濃度は，ドライウェル
において最低値を示すが，ウェット条件で 12vol%以上，ドライ条件で
34vol%以上となり，ドライ条件においては 13vol%を上回る。このことから，本感度解析において評価した，溶融炉心・コンクリート相互作用に伴って発生する可燃性ガスの発生量を，本評価の結果に加えて気相濃度を評価しても，原子炉格納容器内での可燃性ガスの燃焼の可能性には影響しない。
なお，溶融炉心・コンクリート相互作用によって生じる約 127kg の気体の内訳は，可燃性ガスである水素が約 99kg，一酸化炭素が約 28kg，その他の非凝縮性ガスである二酸化炭素が 1kg 未満である。ジルコニウム－水反応によって発生する水素ガスも考慮すると，原子炉格納容器内に存在する可燃性ガスとしては水素が支配的であり，一酸化炭素及び二酸化炭素の影響は無視できる。
一方，原子炉格納容器内の酸素濃度については，溶融炉心・コンクリ
ート相互作用では酸素ガスは発生しないため，溶融炉心・コンクリート
相互作用による可燃性ガスは原子炉格納容器内の酸素濃度を下げる要因となる。このため，本感度解析ケースの溶融炉心・コンクリート相互作
用に伴って発生する可燃性ガスの発生量を本評価の結果に加えて気相濃度を評価する場合，原子炉格納容器内の酸素濃度は 3.5.2 (3) b にて示した酸素濃度（ウェット条件で 2.1vol%，ドライ条件で 2.6vol%）以下になるものと考えられる。このため，原子炉格納容器内での可燃性ガスの燃3.5-15

焼が発生するおそれはない。
（添付資料 3.5.2，3.5.3）(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，表
3.2.2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平均的燃焼度約30GWd/tであり，本解析条件の不確かさとして，最確条件は解析条件で設定している崩壊熱よりも小さくなる
ため，発生する蒸気量は少なくなることから，原子炉水位の低下が緩やかになり，原子炉水位が有効燃料棒底部から有効燃料棒の長さの10%上の位置に到達した時点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ため，運転員等操作時間に対する余裕は大きくなる。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，原子炉圧力容器下鏡部温度300℃到達を操作開始の起点としている
原子炉格納容器下部への初期水張り操作及び原子炉圧力容器破損を操作開始の起点としている原子炉格納容器下部への注水操作の開始が遅くなるため，運転員等操作時間に対する余裕は大きくなる。
3.5-16

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，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。
初期条件のコンクリート以外の素材の扱いは，解析条件の「内側鋼板，外側鋼板，リブ鋼板及びベント管は考慮しない」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」であり，本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が高い
内側鋼板，外側鋼板，リブ鋼板の耐熱の効果及びベント管の管内の水による除熱の効果により，溶融炉心・コンクリート相互作用によるコンクリート侵食が抑制される可能性があるが，コンクリート侵食量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3.5.2）(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平均的燃焼度約30GWd/tであり，本解析条件の不確かさとして，最確条件は解析条件で設定している崩壊熱よりも小さくなる
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。
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，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。コンクリー
3.5-17

ト侵食量に対しては溶融炉心からのプールへの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 。 感度 解 析 の 結果， 第3.5.13図に示すとおり，コンクリート侵食量は原子炉格納容器下部の床面で約9cm，壁面で約8cmに抑えられ，原子炉圧力容器の支持機能を維持できる。なお，本感度解析ケースでは，原子炉格納容器下部での溶融炉心・コンクリート相互作用によって約127kgの可燃性ガス及びその他の非凝縮性ガスが発生するが，本評価においてもジルコニウム－
水反応によって約1400kgの水素ガスが発生することを考慮すると，溶融炉心・コンクリート相互作用による可燃性ガス及びその他の非凝縮性ガスの発生が格納容器圧力に与える影響は小さい。
溶融炉心・コンクリート相互作用による可燃性ガスの発生が，可燃性ガスの燃焼の可能性に及ぼす影響について，本評価における原子炉
格納容器下部への溶融炉心落下後の原子炉格納容器内の水素濃度は，ドライウェルにおいて最低値を示すが，ウェット条件で12vol%以上，
ドライ条件で34vol%以上となり，ドライ条件においては13vol%を上回る。このことから，本感度解析において評価した，溶融炉心・コンク
リート相互作用に伴って発生する可燃性ガスの発生量を，本評価の結果に加えて気相濃度を評価しても，原子炉格納容器内での可燃性ガスの燃焼の可能性には影響しない。なお，溶融炉心・コンクリート相互作用によって生じる約127kgの気体の内訳は，可燃性ガスである水素が約99kg，一酸化炭素が約28kg，その他の非凝縮性ガスである二酸化炭
素が1kg未満である。ジルコニウム－水反応によって発生する水素ガスも考慮すると，原子炉格納容器内に存在する可燃性ガスとしては水素が支配的であり，一酸化炭素及び二酸化炭素の影響は無視できる。
3.5-18

一方，原子炉格納容器内の酸素濃度については，溶融炉心・コンク
リート相互作用では酸素ガスは発生しないため，溶融炉心・コンクリ
ート相互作用による可燃性ガスは原子炉格納容器内の酸素濃度を下げる要因となる。このため，本感度解析ケースの溶融炉心・コンクリー
ト相互作用に伴って発生する可燃性ガスの発生量を，本評価の結果に加えて気相濃度を評価する場合，原子炉格納容器内の酸素濃度は3.5.2(3) bにて示した酸素濃度（ウェット条件で2.1vol%，ドライ条件で2.6vol%）以下になるものと考えられる。このため，原子炉格納容器内での可燃性ガスの燃焼が発生するおそれはない。
初期条件のコンクリート以外の素材の扱いは，解析条件の「内側鋼板，外側鋼板，リブ鋼板及びベント管は考慮しない」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」であり，本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が高い
内側鋼板，外側鋼板，リブ鋼板の耐熱の効果及びベント管の管内の水による除熱の効果により，溶融炉心・コンクリート相互作用によるコンクリート侵食が抑制される可能性があるため，評価項目となるパラメータに対する余裕は大きくなる。
事故条件について，溶融炉心・コンクリート相互作用によるコンク
リート侵食量を評価するにあたり，事故シーケンスを「大破断LOCA+ECCS注水機能喪失」とし，本評価事故シーケンスの評価条件と同様，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ため，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。その結果，第3.5.14図に示すとおり，
コンクリート侵食量は床面で約3cm，壁面では約3cmに抑えられ，原子3.5-19

炉圧力容器の支持機能を維持できる。コンクリート侵食量が僅かであることから，本評価における溶融炉心・コンクリート相互作用による
可燃性ガスの発生量は格納容器内の気相濃度に影響を与えない。このため，溶融炉心・コンクリート相互作用による可燃性ガスの蓄積及び燃焼による格納容器圧力への影響は無く，格納容器内の気体組成の推移は3.5.2 (3) bと同じとなる。なお，本評価における原子炉格納容器
下部への溶融炉心落下後の水素濃度は，ドライウェルにおいて最低値を示すが，ウェット条件で12vol%以上，ドライ条件で34vol%以上となり，ドライ条件においては13vol%を上回る。一方，酸素濃度はウェット条件で2.1vol%以下，ドライ条件で2.6vol%以下であり，可燃限界である5vol%を下回ることから，原子炉格納容器内での可燃性ガスの燃焼が発生するおそれはない。
（添付資料3.5.2，3.5.3）

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
操作条件の溶融炉心落下前の格納容器下部注水系（常設）による水張り操作は，解析上の操作時間として原子炉圧力容器下鏡部温度が300℃に到達した時点で開始（事象発生から約3.7時間後）を設定して3.5-20いる。運転員等操作時間に与える影響として，原子炉圧力容器下鏡部
温度が300℃に到達するまでに事象発生から約3.7時間の時間余裕があり，また，格納容器下部注水操作は原子炉圧力容器下鏡部温度を監視しながら溶融炉心の炉心下部プレナムへの移行を判断し，水張り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
時間は遅れる可能性があるが，中央制御室の運転員とは別に現場操作を行う運転員を配置しており，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。
操作条件の溶融炉心落下後の原子炉格納容器下部への格納容器下部
注水系（常設）による注水操作は，解析上の操作時間として原子炉圧
力容器破損後（事象発生から約7.0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7.0時間の時間余裕があり，また，溶融炉心落下後の原子炉格納容器下部への注水操作は原子炉圧力，格納容器下部の雰囲気温度及び格
納容器圧力の傾向を監視しながら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。
（添付資料3.5.2）(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前の格納容器下部注水系（常設）による水張り操作は，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
3.5-21

メータに与える影響は小さい。
操作条件の溶融炉心落下後の原子炉格納容器下部への格納容器下部
注水系（常設）による注水操作は，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。
（添付資料3.5.2）(3) 操作時間余裕の把握
操作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前の格納容器下部注水系（常設）による水張り操
作については，原子炉圧力容器下鏡部温度が300℃に到達するまでの時間は事象発生から約3.7時間あり，また，原子炉格納容器下部注水操作は原子炉圧力容器下鏡部温度の上昇傾向を監視しながらあらかじめ準備が可能である。また，原子炉圧力容器下鏡部温度300℃到達時点での中央制御室における格納容器下部への注水操作の操作時間は約5分間である。溶融炉心落下前の格納容器
下部注水系（常設）による水張りは約2時間で完了することから，水張りを事
象発生から約3.7時間後に開始すると，事象発生から約5.7時間後に水張りが完了する。事象発生から約5.7時間後の水張りの完了から，事象発生から約7.0時間後の原子炉圧力容器破損までの時間を考慮すると，格納容器下部注水操作は操作遅れに対して1時間程度の時間余裕がある。
操作条件の溶融炉心落下後の原子炉格納容器下部への格納容器下部注水系（常設）による注水操作については，原子炉圧力容器が破損するまでの時間
は事象発生から約7.0時間あり，また，溶融炉心落下後に格納容器下部注水が3.5-22

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蒸発するまでには
約0.6時間の時間余裕がある。
（添付資料3.5.2）(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。

3.5.4 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，原子炉冷却材喪失事故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原子炉格納容器内へ流れ出し，溶融炉心からの崩壊熱や化学反応によって，原子炉格納容器下部のコンクリートが侵食され，原子炉格納容器の構造部材の支持機能を喪失し，原子炉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「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，格納容器下部注水系（常設）
3.5-23

による格納容器下部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＋高圧注水失敗＋低圧注水失敗＋損傷炉心冷却失敗（＋デブリ冷却失敗）」について，有効性評価を行った。

上記の場合においても，格納容器下部注水系（常設）による格納容器下部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，溶融炉心の拡がり等の不確かさを考慮しても，コンクリート侵食量は床面で約14cm，壁面で約13cmに抑えられ，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。
（添付資料3.5.3）

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，運転員及び緊急時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，格納容器下部注水系（常設）による格納容器下部への注水等の格
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「溶融炉心・コンクリート相互作用」に
3.5-24

対して有効である。

3.5-25

（最大圧力 約 7.8MPa[gage]，約 3.1 秒）
逃がし安全弁の手動開操作による原子炉減圧

原子炉圧力

逃がし安全弁開閉による原
子炉圧力制御リロケーションによる原子炉圧力上昇
約 2.6MPa[gage]（約 3.4 時間後）
原子炉圧力容器の破損直前（約 0.3MPa[gage]）（MPa[gage]）
2.0MPa[gage]

事故後の時間（h）

第 3.5.1 図

原子炉圧力の推移

逃がし安全弁からの蒸気放出により原子炉水位が低下

原子炉水位

原子炉水位が有効燃料棒底部から有効燃料棒の長さの10%上の位置に到達した時点で逃がし安全弁 2 個の開放による原子炉減圧により原子炉水位が低下

炉心下部プレナムの水は蒸発しているが，落下した溶融炉心の堆積により，見かけ上の原子炉水位が表示されて原子炉圧力容器の破損に
より炉心下部プレナムの
全溶融炉心が原子炉格納容器下部に落下溶融炉心の状態変化により見かけ上の原子炉水位が上昇している
有効燃料棒頂部（m）
有効燃料棒底部
シュラウド内水位
シュラウド外水位

炉心支持板の破損に伴って炉心下部プレナム水が蒸発し原子炉水位が低下

炉心下部プレナム水位

事故後の時間（h）

第 3.5.2 図

原子炉水位の推移

3.5-26

代替格納容器スプレイ等による格納容器圧力抑制
代替循環冷却系（格納容器スプレイ及び格納容器下部注水）開始までの最大圧力 約 0.56MPa[gage]（約 8.4 時間後）
最大圧力 約 0.56MPa[gage]（約 28 時間後）

格納容器圧力（MPa[gage]）

格納容器限界圧力

代替循環冷却系（格納容器スプレイ及び格納容器下部注水）による格納容器圧力低下

代替循環冷却系（格納容器スプレイ及び格納容器下部注水）への系統構成切替に伴う停止により格納容器圧力上昇

サプレッション・チェンバの減圧
沸騰に伴う格納容器圧力の上昇

原子炉圧力容器の破損及び原子炉格納容器下部へのデブリ落下による格納容器圧力上昇

ドライウェル

逃がし安全弁 2 個の開放により格納容器圧力上昇

サプレッション・チェンバ

事故後の時間（h）

第 3.5.3 図

格納容器圧力の推移

代替格納容器スプレイ等による格納容器温度抑制
代替循環冷却系（格納容器スプレイ及び格納容器下部注水）開始までの最高温度 約 152℃（約 20.5 時間後）

格納容器温度

代替循環冷却系（格納容器スプレイ及び格納容器下部注水）による格納容器温度低下

格納容器限界温度

最高温度 約 169℃（約 60 時間後）

サプレッション・チェンバの減圧沸騰に伴うドライウェルへの水蒸気の流入及び圧力上昇を受けた飽和蒸気温度の上昇（℃）
代替循環冷却系（格納容器スプ
レイ及び格納容器下部注水）への系統構成切替に伴うスプレイ
停止により格納容器温度上昇

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）

事故後の時間（h）

第 3.5.4 図

格納容器温度の推移

3.5-27

ドライウェルの気相濃度

原子炉圧力容器破損及び原子炉格納容器下部への溶融炉心の落下に伴い生じる水蒸気によって水蒸気の濃度が上昇

水素
酸素
窒素
水蒸気

炉心損傷により水素ガスが原子炉圧力容器からサプ
レッション・チェンバに流れ込み，真空破壊装置を介してドライウェル内に流入し，水素濃度が上昇

二酸化炭素
一酸化炭素

原子炉格納容器下部への溶融炉心落下後の水素濃度の最低値約 12vol%（約 8.4 時間後）

（vol%）

酸素可燃限界（5vol%）

事故後の時間（h）

第 3.5.5 図

二酸化炭素，一酸化炭素※※ 溶融炉心・コンクリート
反応による発生を考慮。

ドライウェルの気相濃度の推移（ウェット条件）

サプレッション・チェンバの気相濃度

炉心損傷により水素ガスが原子炉圧力容器からサプレッション・チェンバに流れ込むため，水素濃度が上昇水素
酸素
窒素

原子炉圧力容器破損及び原子炉格納容器下部への溶融炉心の落下に伴い生じる水蒸気によって水蒸気の濃度が上昇

酸素可燃限界（5vol%）

水蒸気
二酸化炭素
一酸化炭素

二酸化炭素，一酸化炭素※（vol%）
事故後の時間（h）

第 3.5.6 図※ 溶融炉心・コンクリート
反応による発生を考慮。

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）

3.5-28

ドライウェルの気相濃度

水素
酸素
窒素
二酸化炭素
一酸化炭素

原子炉格納容器下部への溶融炉心落下後の水素濃度の最低値約 34vol%（約 7 時間後）

（vol%）

酸素可燃限界（5vol%）

事故後の時間（h）

第 3.5.7 図

二酸化炭素，一酸化炭素※※ 溶融炉心・コンクリート
反応による発生を考慮。

ドライウェルの気相濃度の推移（ドライ条件）

サプレッション・チェンバの気相濃度

水素
酸素
窒素
二酸化炭素
一酸化炭素

酸素可燃限界（5vol%）二酸化炭素，一酸化炭素※（vol%）
事故後の時間（h）

第 3.5.8 図※ 溶融炉心・コンクリート
反応による発生を考慮。

サプレッション・チェンバの気相濃度の推移（ドライ条件）

3.5-29

サプレッション・チェンバ・プール水位

ベントライン（約 17m）

真空破壊装置（約 14m）

サプレッション・チェンバの減圧沸騰に伴う水位の低下

代替循環冷却系（格納容器スプレイ及び格納容器下部注水）への系統構成切替に伴い水位の上昇が停止

原子炉圧力容器からの蒸気の流入及び代替格納容器ス
プレイによる冷却材の流入による水位の上昇

リターンライン（約 8.6m）
通常運転水位（約 7.05m）

サプレッション･チェンバ※（m）

事故後の時間（h）

第 3.5.9 図

格納容器下部水位※（m）※ サプレッション・チェンバ
床面を 0m とした。

サプレッション・チェンバ・プール水位の推移

原子炉格納容器下部水位
2m で注水停止
代替格納容器スプレイ等による格納
容器圧力抑制に伴う水位変動

原子炉圧力
容器破損

ドライウェル及びサプレッション・チェ
ンバの差圧が縮小し，サプレッション・
チェンバ・プール水位と格納容器下部水位がほぼ等しくなる

代替循環冷却系（格納容器スプレイ及び格納容器
下部注水）開始に伴いドライウェル及びサプレッ
ション・チェンバの差圧が拡がり，リターンライ
ンからサプレッション・チェンバに冷却材が流入

事故後の時間（h）

第 3.5.10 図※ 格納容器下部床面を 0m とした。
格納容器下部床面はサプレッション・
チェンバ床面より約 1.6m 高い

格納容器下部水位の推移

3.5-30溶融炉心によるコンクリート侵食量

原子炉格納容器下部床面及び壁面の侵食量（0.01m）（m）
原子炉圧力容器破損後からの時間（h）

第 3.5.11 図

格納容器下部床面及び壁面のコンクリート侵食量の推移

溶融炉心によるコンクリート侵食量

溶融炉心がコンクリートを取り込み，溶融炉心とコンクリートの混合物の温度がコンクリートの融点を下回り，コア・コンクリート反応が停止する。

原子炉格納容器下部床面の侵食量（約 0.14m）

原子炉格納容器下部壁面の侵食量（約 0.13m）（m）
原子炉圧力容器破損後からの時間（h）

第 3.5.12 図

原子炉格納容器下部床面及び壁面のコンクリート侵食量の推移（溶融炉心の拡がりを抑制した場合）

3.5-31

溶融炉心によるコンクリート侵食量

溶融炉心がコンクリートを取り込み，溶融炉心とコンクリートの混合物の温度がコンクリートの融点を下回り，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停止する。
原子炉格納容器下部床面の侵食量（約 0.09m）

原子炉格納容器下部壁面の侵食量（約 0.08m）（m）

原子炉圧力容器破損後からの時間（h）

第 3.5.13 図 原子炉格納容器下部壁面及び床面のコンクリート侵食量の推移（溶融炉心の崩壊熱及びプール水への熱流束を保守的に考慮する場合）

溶融炉心によるコンクリート侵食量

溶融炉心がコンクリートを取り込み，溶融炉心とコンクリートの混合物の温度がコンクリートの融点を下回り，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停止する。
原子炉格納容器下部床面及び壁面の侵食量（約 0.03m）（m）

原子炉圧力容器破損後からの時間（h）

第 3.5.14 図

原子炉格納容器下部壁面及び床面のコンクリート侵食量の推移（溶融炉心の崩壊熱を保守的に考慮する場合）

3.5-32

添付資料 3.5.1
安定状態について
溶融炉心・コンクリート相互作用時の安定状態については以下のとおり。
原子炉格納容器安定状態：溶融炉心・コンクリート相互作用による原子炉格納容器下部床面及び壁面の侵食が停止し，侵食の停止を継続するための設備がその後も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】
原子炉格納容器安定状態の確立について
格納容器下部注水系（常設）による原子炉格納容器下部への崩壊熱相当量の注水を継続することにより，溶融炉心・コンクリート相互作用による原子炉格納容器下部床面及び壁面の侵食の停止を維持でき，原子炉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，また，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】
代替循環冷却系を用いて又は残留熱除去系機能を復旧して除熱を行うことにより，安定状態後の更なる除熱が可能となる。
安定状態後の措置に関する具体的な要件は以下のとおり。
① 原子炉格納容器除熱機能として代替循環冷却系使用又は残留熱除去系復旧による冷却への移行② 原子炉格納容器内の水素・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
及び原子炉格納容器内への窒素封入（パージ）③ 上記の安全機能の維持に必要な電源（外部電源），冷却水系等の復旧④ 長期的に維持される原子炉格納容器の状態（温度・圧力）に対し，適切な地震力に対する原子炉格納容器の頑健性の確保（添付資料 2.1.1 別紙 1）

添 3.5.1-1

解析コード及び解析条件の不確かさの影響について（溶融炉心・コンクリート相互作用）表１

添付資料 3.5.2

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（原子炉格納容器下部床面及び壁面のコンクリート侵食量）に与える影響（溶融炉心・コンクリート相互作用）（1/3）

【MAAP】
分類

重要現象

崩壊熱

解析モデル

炉心モデル（原子炉出力及び崩壊熱）

不確かさ

入力値に含まれる。

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（原子炉格納容器下部
床面及び壁面のコンクリート侵食量）に与える影響「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「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に与える影響」にて確認。

評価項目となるパラメータに与える影響」にて確認。

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
TMI 事故解析における炉心ヒートアップ時の水素発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（ヒートアップ時の燃料

生，炉心領域での溶融進展状態について，TMI 事故分

被覆管表面積感度解析）では，炉心溶融時間に対する感度及び下部プレナムへのリロ

析結果と一致することを確認した。

ケーション開始時間に対する感度は小さいことが確認されている。本評価事故シーケ

CORA 実験解析における，燃料被覆管，制御棒及びチャンスにおいては，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

ンネルボックスの温度変化について，測定データと良とを想定しており，最初に実施すべき操作は原子炉水位が有効燃料棒底部から有効燃

炉心モデル（炉心熱水力

く一致することを確認した。

料棒の長さの 10%高い位置に到達した時点の減圧操作となり，燃料被覆管温度等によモデル）

炉心ヒートアップ速度の増加（被覆管酸化の促進）をるパラメータを操作開始の起点としている操作ではないことから，運転員等操作時間

溶融炉心の挙動モデル

想定し，仮想的な厳しい振り幅ではあるが，ジルコニに与える影響はない。また，原子炉圧力容器下鏡部温度が 300℃に到達した時点で原子（炉心ヒートアップ）

ウム-水反応速度の係数を 2 倍とした感度解析により

炉格納容器下部への初期水張り操作，原子炉圧力容器破損時点で原子炉格納容器下部

影響を確認した。

への注水操作を実施するが，リロケーション開始時間に対する感度は小さく，また，・TQUV，大破断 LOCA シーケンスともに，炉心溶融の開溶融炉心が下部プレナムへリロケーションした際の原子炉圧力容器下鏡部温度の上昇

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始時刻への影響は小さい
・下部プレナムへのリロケーションの開始時刻は，ほ燃料被覆管変形

ぼ変化しないは急峻であること及び原子炉圧力容器破損時の原子炉格納容器圧力上昇は急峻である

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（ヒートアップ時の燃料被覆
管表面積感度解析）では，炉心溶融時間に対する感度及び下部プレナムへのリロケーション開始時間に対する感度は小さいことが確認されており，また，原子炉圧力容器破損
時点で原子炉格納容器下部に初期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。

ことから，原子炉圧力容器下鏡部温度及び原子炉圧力容器破損を操作開始の起点としている原子炉格納容器下部への初期水張り操作及び原子炉圧力容器破損時の原子炉格
納容器下部への注水操作の開始に与える影響は小さい。
炉心モデル（炉心水位計算モデル）は原子炉水位挙動につTQUX シーケンス及び中小破断 LOCA シーケンスに対し沸騰・ボイド率変化

炉心モデル（炉心水位計
算モデル）

いて原子炉圧力容器内のモデルが精緻である SAFER コードて，MAAP コードと SAFER コードの比較を行い，以下の炉心モデル（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との比較により，急速減圧後の水位上昇及び蒸気流出の継傾向を確認した。

デルが精緻である SAFER コードとの比較により，急速減圧後の水位上昇及び蒸気流出

続による水位低下について，一時的に低いより水位に到達・MAAP コードでは SAFER コードで考慮している CCFLの継続による水位低下について，一時的に低いより水位に到達することが確認されてすることが確認されており，原子炉水位が有効燃料棒底部を取り扱っていないこと等から，水位変化に差異がおり，原子炉水位が有効燃料棒底部から有効燃料棒の長さの 10%高い位置に到達するから有効燃料棒の長さの 10%高い位置に到達する時間が早生じたものの水位低下幅は MAAP コードの方が保守

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まる可能性があるが，数分程度の差違であること，原子炉

気液分離（水位変的であり，その後の注水操作による有効燃料棒頂部

える影響は小さい。

圧力容器破損時点で原子炉格納容器下部に初期水張りが実化）・対向流までの水位回復時刻は両コードで同等である

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 3.5.2-1

表１

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（原子炉格納容器下部床面及び壁面のコンクリート侵食量）に与える影響（溶融炉心・コンクリート相互作用）（2/3）

【MAAP】
分類

重要現象

解析モデル

不確かさ

原子炉圧力容器（逃がし安全弁含む）

安全系モデル（非常用炉ECCS 注水（給水系・ 心冷却系）
代替注水設備含む）

安全系モデル（代替注水

運転員等操作時間に与える影響

実機注水設備能力に対して，解析コードでは注入流量を少なめに与える
入力値に含まれる。

設備）ため，実際には解析より多く注水されることから原子炉水位の回復は早くなる可能性があるが，本事象では原子炉への注水に期待しないことから，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（原子炉格納容器下部
床面及び壁面のコンクリート侵食量）に与える影響
注水特性は，それぞれの系統の設計条件に基づく原子炉圧力と注水流量の関係を入力する。実機設備に対して注入流量を少なめに与えるため，有効性評
価解析では燃料被覆管温度を高めに評価するが，本事象では原子炉への注水に期待しないことから，解析コード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ない。

・TMI 事故解析における炉心領域での溶融進展状態に 溶融炉心の挙動モデルは TMI 事故についての再現性が確認されている。
ついて，TMI 事故分析結果と一致することを確認した また，炉心崩壊に至る温度の感度解析より原子炉圧力容器破損時間に対リロケーション

・リロケーションの進展が早まることを想定し，炉心 する感度は小さいことが確認されている。リロケーション開始時間の不溶融炉心の挙動モデル

ノード崩壊のパラメータを低下させた感度解析によ 確かさは小さく，溶融炉心が炉心下部プレナムへリロケーションした際（リロケーション）

り影響を確認したの原子炉圧力容器下鏡部温度の上昇は急峻であることから，原子炉圧力・TQUV，大破断 LOCA シーケンスともに，炉心溶融時刻， 容器下鏡部温度を操作開始の起点としている原子炉格納容器下部への初構造材との熱伝達

原子炉圧力容器の破損時刻への影響が小さいことを 期水張り操作の開始に与える影響は小さく，運転員等の操作時間に与え確認した

溶融炉心の挙動モデルは TMI 事故についての再現性が確認されており，炉心崩壊に至る温度の感度解析より原子炉圧力容器破損時間に対する感度は小さいことを確認しており，また，原子炉圧力容器破損時点で原子炉格納容器
下部に初期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。

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が確認されている。

・TMI 事故解析における下部プレナムの温度挙動につ
原子炉圧力容器（炉心損傷後）

いて，TMI 事故分析結果と一致することを確認した
下部プレナムでの溶
融炉心の熱伝達

溶融炉心の挙動モデル

・下部プレナム内の溶融炉心と上面水プールとの間の（下部プレナムでの溶融

限界熱流束，下部プレナムギャップ除熱量に係る係炉心挙動）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

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対する感度が小さいことが確認されている。下部プレナムでの溶融炉心の熱伝達の不確かさの影響受ける可能性がある操作としては，原子炉圧力容器下鏡部温度が 300℃に到達した時点で原子炉格納容器下部への初期水張り操作があるが，リロケーション開始時間の不確かさは小さく，溶融炉心が下部プレナムへリロケーションした際の原子炉圧力容器下鏡部温度の上昇は急峻であることから，原子炉圧力

溶融炉心の挙動モデルは TMI 事故についての再現性が確認されており，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
時間に対する感度が小さいことが確認されている。また，原子炉圧力容器破損時点で原子炉格納容器下部に初期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。

容器下鏡部温度を操作開始の起点としている原子炉格納容器下部への初期水張り操作の開始に与える影響は小さい。

原子炉圧力容器破損に影響する項目として制御棒駆動
溶融炉心の挙動モデル
原子炉圧力容器破損（原子炉圧力容器破損モデル）

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。

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）に対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 7 時間後）に対して，十数分早まる程度であり，原子炉格納容器下部への注水は中央制御室から速やかに実施可能な操作であることから，原子炉圧力容器破損を操作開始の起点としている原子炉格
納容器下部への注水操作の開始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 7 時間後）に対して，十数分早まる程度であり，破損時間が十数分早まった場合においても，原子炉格納容器下部に初期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。

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
原子炉圧力容器内 FP 核分裂生成物（FP）挙動することにより，急激な FP 放出を示す結果となった。 原子炉圧力容器内 FP 挙動と本事象に対する運転員等操作の関連はない 原子炉圧力容器内 FP 挙動と溶融炉心・コンクリート相互作用による侵食深挙動

ただし，この原因は実験の小規模な炉心体系の模擬に ことから，運転員等操作時間に与える影響はない。

モデルよるものであり，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。

添 3.5.2-2

さ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。

表１

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（原子炉格納容器下部床面及び壁面のコンクリート侵食量）に与える影響（溶融炉心・コンクリート相互作用）（3/3）

【MAAP】
分類

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）
原子炉圧力容器外 FCI（デブリ粒子熱伝達）

原子炉格納容器（炉心損傷後）

格納容器下部床面での溶融炉心の拡がり

溶融炉心の挙動モデル（格納容器下部での溶融
溶融炉心と格納容器下 炉心挙動）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

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（原子炉格納容器下部
床面及び壁面のコンクリート侵食量）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。

原子炉圧力容器外の溶融燃料－冷却材相互作用に対する運転員等操
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が確認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。

MAAP コードでは溶融炉心の拡がり実験や評価に関する知見に基づき，落下した溶融炉心は床上全体に均一に拡がると仮定し，それを入力で与えている。

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
ト浸食量に対して上面熱流束の感度が支配的であることを確認した。また，上面熱流束を下限値とした場合でも，コンクリート侵食
量が 22.5cm 程度に収まることを確認した。
上記の感度解析は，想定される範囲で厳しい条件を与えるものであり，実機でのコンクリート侵食量は，感度解析よりも厳しくなることはないと考えられ，これを不確かさとして設定する。

炉心損傷後の原子炉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を抑制した場合についての感度解析を実施した結果，コンクリ
ート侵食量は格納容器下部の床面で約 14cm，壁面で約 13cm に抑えられ，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 3.5.3 参照）

コンクリート侵食を操作開始の起点としている運転員等操作はない
炉心損傷後の原子炉格納容器における格納容器下部床面での溶融炉心ことから，運転員等操作時間に与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える影響はない。
て，エントレインメント係数，上面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上面熱流束についての感度解析を実施した結果，コンクリート侵食量
は格納容器下部の床面で約 9cm，壁面で約 8cm に抑えられ，原子炉圧力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
容器の支持機能を維持できることを確認した。
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（添付資料 3.5.3 参照）
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。

添 3.5.2-3

表２

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（原子炉格納容器下部床面及び壁面のコンクリート侵食量）に与える影響（溶融炉心・コンクリート相互作用）（1/3）
解析条件（初期条件，事故条件）の不確かさ

項目
解析条件

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（原子炉格納容器下部
床面及び壁面のコンクリート侵食量）に与える影響

原子炉熱出力のゆらぎを考慮した運転管理目標値を参考に最確条件を包絡できる条件を設定。

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。

定格原子炉圧力として設定。

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。

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。

通常運転時の原子炉水位として設定。

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通常運転水位約－4m であるのに対してゆらぎによる水位低下量は約－10mm 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。

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通常運転水位約－4m であるのに対してゆらぎによる水位低下量は約－10mm であり非常に小さい。したがって，事象進展に影響は小さく，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

3,926MWt

3,924MWt 以下（実績値）

7.07MPa[gage]

約 7.05MPa[gage]～約 7.12MPa[gage]
（実測値）

原子炉水位

通常運転水位（セパレータスカー
ト下端から+119cm）

通常運転水位（セパレータスカート
下端から約+118cm～約+120cm）
（実測値）

炉心流量

定 格 流 量 の 約 91% ～ 約
52,200t/h
110%（定格流量（100%））（実測値）

定格流量として設定。

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ない。

9×9 燃料（A 型）

9×9 燃料（A 型）と 9×9 燃料（B型）は，熱水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。

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，両型式の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，両型式の燃料の熱水力特性はほぼ同等であり，炉心冷却性に大きな差は無いことから，評価項目となるパラメータに与える影響は小さい。

サイクル末期の燃焼度のばらつきを考慮し，10％の保守性を確保することで，最確条件を包絡できる条件を設定。

最確条件は解析条件で設定している崩壊熱よりも小さくなるため，発生する蒸気量は少なくなることから，原子炉水位の低下が緩やかになり，有効燃料棒底部から有効燃料棒の長さの 10％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，原子炉圧力容器下鏡部温度 300℃到達を操作開始の起点としている原子炉格納容器下部への初期水張り操作及び原子炉圧力容器破損を操作開始の起点としている原子炉格納容器下部への注水操作の開始が遅くなる。

最確条件は解析条件で設定している崩壊熱よりも小さくなるた
め，溶融炉心の持つエネルギー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。

ドライウェル内体積の設計値（全体積から内部機器及び構造物の体積を除いた値）を設定。

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

原子炉熱出力原子炉圧力

燃料

装荷炉心ごと初期条件

原 子炉停止 後の崩壊熱

燃焼度 33GWd/t

平均的燃焼度約 30GWd/t（実績値）

格納容器容積（ドライウェル）

7,350m3

7,350m3（設計値）

空間部：5,960m3
液相部：3,580m3

空間部：
約 5,980m3～約 5,945m3
液相部：
約 3,560m3～約 3,595m3（実測値）

ウェットウェル内体積の設計値（内部機器及び構造物の体積を除いた値）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うるが，ゆらぎによる格納容器容積（ウェットウェル）の液相部（空間部）の変化分は通常時に対して非常に小さい。例えば，通常時の液相部の熱容量は約 3,600m3 相当分であるのに対して，ゆらぎ
による容積減少分の熱容量は約 20m3 相当分であり，その減少割合は
通常時の約 0.6%程度と非常に小さい。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，ゆらぎにより解析条件に対して変動を与えうるが，ゆらぎによる格納容器容積（ウェットウェル）の液相部（空間部）の変化分は通常時に対して非常に小さい。例えば，
通常時の液相部の熱容量は約 3,600m3 相当分であるのに対して，
ゆらぎによる容積減少分の熱容量は約 20m3 相当分であり，その減少割合は通常時の約 0.6%程度と非常に小さい。したがって，事象進展に与える影響は小さく，評価項目となるパラメータに与える影響は小さい。

サプレッション・
チェンバ・プール 7.05m（NWL）
水位

約 7.01m～約 7.08m（実測値）

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，ゆらぎによるサプレッション・チェンバ・プール水位低下分の熱容量は通常水位時に対して非常に小さい。例えば，通常水
通常運転時のサプレッション・チ 位時（7.05m）の熱容量は約 3600m3 相当分であるのに対して，ゆらぎェンバ・プール水位として設定。 による水位低下分（通常水位-0.04m 分）の熱容量は約 20m3 相当分であり，その低下割合は通常水位時の約 0.6%程度と非常に小さい。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，ゆらぎにより解析条件に対して変動を与えうるが，ゆらぎによるサプレッション・チェンバ・プール水位低下分の熱容量は通常水位時に対して非常に小さい。例えば，
通常水位時（7.05m）の熱容量は約 3600m3 相当分であるのに対して，ゆらぎによる水位低下分（通常水位-0.04m 分）の熱容量は約20m3 相当分であり，その低下割合は通常水位時の約 0.6%程度と非常に小さい。したがって，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小さい。

サプレッション・
チェンバ・プール 35℃
水温

約 30℃～35℃（実測値）

通常運転時のサプレッション・チ 運転員等操作としては下部ヘッドの温度上昇を起点とする補給水ポェンバ・プール水温の上限値を， ンプによる格納容器下部注水操作の開始となるが，本パラメータに最確条件を包絡できる条件とし よる影響を受けることはなく，運転員等操作時間に与える影響はな
い。
て設定。

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，直接的な影響はなく評価項目となるパラメータに与える影響はない。

格納容器容積（ウェットウェル）

添 3.5.2-4

表２

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（原子炉格納容器下部床面及び壁面のコンクリート侵食量）に与える影響（溶融炉心・コンクリート相互作用）（2/3）

項目

格納容器圧力解析条件（初期条件，事故条件）の不確かさ
解析条件

5.2kPa[gage]

最確条件

約 3kPa[gage]～
約 7kPa[gage]（実測値）

約 30℃～約 60℃（実測値）

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（原子炉格納容器下部
床面及び壁面のコンクリート侵食量）に与える影響

通常運転時の格納容器圧力として設定。

最確条件とした場合には，ゆらぎにより解析条件に対し 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て変動を与えうるが，ゆらぎによる格納容器圧力の上昇 与えうるが，ゆらぎによる格納容器圧力の上昇に与える影響は小に与える影響は小さい。例えば，事象発生から圧力容器 さい。例えば，事象発生から圧力容器破損までの圧力上昇率（平破損までの圧力上昇率（平均）は約 7 時間で約 470kPa 均）は約 7 時間で約 470kPa であるのに対して，ゆらぎによる圧であるのに対して，ゆらぎによる圧力上昇量は約 2kPa 力上昇量は約 2kPa であり非常に小さい。したがって，事象進展であり非常に小さい。したがって，事象進展に与える影 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
響は小さく，運転員等操作時間に与える影響は小さい。 は小さい。

通常運転時の格納容器温度として設定。

運転員等操作としては下部ヘッドの温度上昇を起点とする補給水ポンプによる格納容器下部注水操作の開始となることから本パラメータによる影響を受けることはなく，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うるが，ゆらぎによる格納容器温度の上昇に与える影響は小さい。例えば，事象発生から圧力容器破損までの圧力上昇量は約7 時間で約 50kPa であるのに対して，ゆらぎによる圧力上昇量は
約 2kPa であり非常に小さい。したがって，事象進展に影響は小さく，評価項目となるパラメータに与える影響は小さい。

初期条件

格納容器温度

57℃

真空破壊装置3.43kPa（ドライウェ 3.43kPa（ドライウェル－
ル－サプレッション・ サプレッション・チェンバチェンバ間差圧）
間差圧）（設計値）

真空破壊装置の設定値。

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。

外部水源の温度

50℃（事象開始 12 時
間以降は 45℃，事象開始 24 時 間 以 降 は40℃）

約 30℃～約 50℃（実測値）

復水移送ポンプ吐出温度を参考に最確条件を包絡できる条件を設定。

運転員等操作としては下部ヘッドの温度上昇を起点とする補給水ポンプによる格納容器下部注水操作の開始となることから本パラメータによる影響を受けることはなく，運転員等操作時間に与える影響はない。

外部水源の温度が低い場合，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上面熱流束による除熱が促進されるため，評価項目となるパラメータに対する余裕は大きくなる。

外部水源の容量

約 21,400m

3

21,400m3 以上（淡水貯水池水量＋復水
貯蔵槽水量）

淡水貯水池及び通常運転中の復水貯蔵槽の水量を参考に，最確条件を包絡できる条件を設定。

最確条件とした場合には，解析条件よりも水源容量の余裕は大きくなる。また，事象発生 12 時間後からの消防車による補給により復水貯蔵槽は枯渇しないことから，運転員等操作時間に対する影響はない。

－

燃料の容量

約 2,040kL

2,040kL 以上（軽油タンク容量）

通常時の軽油タンクの運用値を参考に，最確条件を包絡できる条件を設定。

最確条件とした場合には，解析条件よりも燃料容量の余裕は大きくなる。また，事象発生直後から最大負荷運転を想定しても燃料は枯渇しないことから，運転員等操作時間に対する影響はない。

－

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事前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―
ト

玄武岩系コンクリ―ト

使用している骨材の種類から設定。

最確条件は解析条件で設定している熱流束と同等であるが，コンクリート侵食量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，コンクリ
ート侵食量は格納容器下部の床面で約 9cm，壁面で約 8cm に抑えられ，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 3.5.3 参照）

最確条件とした場合にはコンクリートより融点が高い
内側鋼板，外側鋼板，リブ鋼板の耐熱の効果及びベント管の管内の水による除熱の効果により，溶融炉心・コン
クリート相互作用によるコンクリート侵食が抑制される可能性があるが，コンクリート侵食量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が高い内側鋼板，
外側鋼板，リブ鋼板の耐熱の効果及びベント管の管内の水による除熱の効果により，溶融炉心・コンクリート相互作用によるコンクリート侵食が抑制される可能性があるため，評価項目となるパラメータに対する余裕は大きくなる。

コンクリート以
外の素材の扱い

内側鋼板，外側鋼板，
コンクリート以外の素材
リブ鋼板及びベントを考慮する
管は考慮しない

内側鋼板，外側鋼板，リブ鋼板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。
ベント管については管内の水による除熱効果が考えられるが，保守的にこれを考慮しない。

添 3.5.2-5

表２

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（原子炉格納容器下部床面及び壁面のコンクリート侵食量）に与える影響（溶融炉心・コンクリート相互作用）（3/3）

項目

解析条件（初期条件，事故条件）の不確かさ
解析条件

全給水喪失

安全機能の喪失に対する仮定高圧注水機能，低圧注
水機能
低圧代替注水系（常設）機能喪失－原子炉水位の低下の観点で厳しい事象を設定。

－

高圧注水機能として原子炉隔離
時冷却系及び高圧炉心注水系の機能喪失を，低圧注水機能として低圧注水系及び低圧代替注水系（常設）の機能喪失を設定。

－

本評価事故シーケンスへの事故対応に用いる設備は非常用高圧
母線に接続されており，非常用
ディーゼル発電機からの電源供給が可能であるため，外部電源の有無は事象進展に影響を与えないが，非常用ディーゼル発電機に期待する場合の方が資源の観点で厳しいことを踏まえ，外部電源なしとして設定。

事故条件

起因事象

最確条件

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（原子炉格納容器下部
床面及び壁面のコンクリート侵食量）に与える影響

溶融炉心・コンクリート相互作用による侵食量を評価するにあたり，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「大破起因事象として，原子炉水位の低下の観点で 断 LOCA+ECCS 注水機能喪失」として，本評価事故シーケンスの評価条件
より厳しい事象である LOCA 等の原子炉冷却 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
材圧力バウンダリ喪失を仮定した場合，原子 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
炉圧力容器破損のタイミングは早くなるが， イミングは早くなるため，溶融炉心落下時の崩壊熱の影響を確認する観代表プラントに対する解析では大破断 LOCA 点から感度解析を実施した。その結果，コンクリート侵食量は床面で約と TQUV の破損時間は約 1 時間以内の差であ 3cm，壁面で約 3cm に抑えられ，原子炉圧力容器の支持機能を維持できるり，この程度の挙動の差が運転員等操作時間 ことを確認した。
に対して影響を与えることはない。
また，LOCA においては原子炉格納容器下部への原子炉冷却材の流入が生じることから，事前水張りの効果によるデブリ落下時の熱流束の向上という点で，原子炉格納容器下部への注水操作に対する重要度が低くなる。
（添付資料 3.5.3 参照）－－

外部電源なし原子炉スクラム信号

事象発生と同時に原子炉スクラム

事象発生と同時に原子炉スクラム

事象発生と同時に原子炉スクラ
ムするものとして設定。

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

逃がし弁機能7.51MPa[gage]～
7.86MPa[gage]363～380t/h/個

逃がし弁機能7.51MPa[gage]～
7.86MPa[gage]363～380t/h/個逃がし安全弁の逃がし弁機能の設計値を設定。

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

自動減圧機能付き逃がし安全弁の 2 個開による原子炉急速減圧

自動減圧機能付き逃がし
安全弁の 2 個開による原子炉急速減圧

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。

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

機器条件

外部電源

逃がし安全弁

添 3.5.2-6

表３

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（原子炉格納容器下部床面及び壁面のコンクリート侵食量）に与える影響及び操作時間余裕（溶融炉心・コンクリート相互作用）
解析条件（操作条件）の不確かさ

項目

解析上の操作開始時間
解析上の操作開
始時間

原子炉圧力容器
下鏡部温度が溶融炉心300℃ に 到 達 し落下前のた時点で開始。
格納容器
90m3/h で 2 時間
下部注水
注水し，格納容系（常設）
器下部に水位 2m
による水の水張りを行う
張り操作（事象発生から
約 3.7 時間後）

条件設定の考え方

炉心損傷後の原子
炉圧力容器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

操作条件
溶融炉心
落下後の
格納容器
下部への
注水操作
（崩壊熱
相当の注
水）

原子炉圧力容器
破損後（約 7.0 時
間後）運転員等操作時間に与える影響

操作の不確かさ要因

炉心損傷後の原子
炉圧力容器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【認知】
格納容器下部への注水操作は，原子炉圧力容器下鏡部温度が 300℃に到達したことを確認して開始するが，損傷炉心への注水による冷却性を確認するため，原子炉圧力容器下鏡部温度は継続監視しており，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】
格納容器下部への注水操作は，中央制御室にて操作を行う運転員と現場にて操作を行う運転員（現場）を各々配置しており，操作開始時間に与える影響はなし。
【移動】
中央制御室から操作現場である廃棄物処理建屋地下 3 階までのアクセスルートは，コントロール建屋のみであり，通常 5 分間程度で移動可能であるが，余裕を含めて 10 分間の移動時間を想定している。また，アクセスルート上にアクセスを阻害する設備はなく，よって，操作開始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下部への注水操作は，復水補給水系の 2 弁の開操作による注水であり，制御
盤のスイッチによる操作のため 1 操作に 1 分間を想定し，合計 2 分間であり，それに余裕時間を含めて操作
時間 5 分間を想定している。格納容器下部への注水量調整は，制御盤の操作スイッチにて弁の開度調整を行い，約 2 時間の注水で格納容器下部に水位 2m の水張りを行うが，水張り中の操作は適宜流量及び格納容器
下部水位を監視し，流量調整をするのみであるため，操作開始時間に与える影響はなし。
【他の並列操作有無】
格納容器下部への注水操作時に，当該操作に対応する運転員に他の並列操作はなく，操作開始時間に与える影響はなし。
【操作の確実さ】
中央制御室内における操作は，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，そのため誤操作により操作時間が長くなる可能性は低い。また，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，誤操作により操作時間が長くなる可能
性は低い。
【認知】
溶融炉心が格納容器下部に落下した後に格納容器下部へ崩壊熱相当の注水を行うが，溶融炉心の落下は，原子炉圧力容器下鏡部温度及び格納容器圧力の監視により認知可能である。これらパラメータは原子炉圧力容器破損判断のため継続監視しており，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，運転員は中央制御室に常駐していることから，操作開始時間に与える影
響はなし。
【移動】
中央制御室内での操作のみであり，操作開始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下部への注水操作は，復水補給水系の 2 弁の開操作による注水であり，制御
盤のスイッチによる操作のため 1 操作に 1 分間を想定し，合計 2 分間であり，それに余裕時間を含めて操作
時間 5 分間を想定している。格納容器下部注水系の流量調整は，復水補給水系流量系（格納容器下部注水流量）の指示を監視しながら制御盤の操作スイッチにて弁の開度調整を行い，適宜実施する。また，事前に格納容器下部へ水張りを行っていることから，時間余裕がある。
【他の並列操作有無】
当該操作時に，中央制御室の運転員に他の並列操作はなく，操作開始時間に与える影響はなし。
【操作の確実さ】
中央制御室内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。

添 3.5.2-7

原子炉圧力容器下鏡部温度が 300℃に到達するまでに事象発生から約 3.7 時間の時間余裕があり，また，格納容器
下部注水操作は原子炉圧力容器下鏡部温度を監視しな
がら溶融炉心の下部プレナ
ムへの移行を判断し，水張り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
時間は遅れる可能性がある
が，中央制御室の運転員とは別に現場操作を行う運転員(現場)を配置しており，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。

原子炉圧力容器破損までに事象発生から約 7.0 時間の時
間余裕があり，また，溶融炉
心落下後に格納容器下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蒸発するまでには約0.6 時間の時間余裕がある。
溶融炉心落下後の格納容器
下部への注水操作は原子炉
圧力，格納容器下部空間部温度及び格納容器圧力の傾向を監視しながら原子炉圧力容器破損を判断して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ることから，操作開始時間に与える影響は小さい。

評価項目となるパラ
メータ（原子炉格納容器下部床面及び壁面のコンクリート侵食量）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。

原子炉圧力容器下鏡部温度が300℃に到達するまでの時間は事象発生から約 3.7 時間あり，また，格納容器下部注水操作は原子炉圧力容器下鏡部温度の上昇傾向を監視しながら予め準備が可能である。また，原子炉圧力容器
下鏡部温度 300℃到達時点での中央制御室における格納容器下部への注水操作の操作時間は約5 分間である。溶融炉心落下前の格納容器下部注水系（常設）による水張りは約 2 時間で完了することから，水張りを事象発生から約 3.7 時間後に開始すると，事象発生から約 5.7 時間後に水張りが完了する。事象発生から約 5.7
時間後の水張り完了から，事象発生から約 7.0 時間後の原子炉圧
力容器破損までの時間を考慮す
ると，格納容器下部注水操作は操作遅れに対して 1 時間程度の時間余裕がある。

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
圧力容器下鏡部温度が 300℃に到達後，約 3分間で格納容器下部注水系（常設）による
水張り操作を開始。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。

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。

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。訓原子炉圧力容器破損までの時間
練では，条件成は事象発生から約 7.0 時間あり，立を前提としまた，溶融炉心落下後に格納容器て約 3 分間で下部注水が行われなかった場合
格納容器下部
でも，溶融炉心落下前に張られた注水系（常設）水が蒸発するまでには約 0.6 時による注水操間の時間余裕がある。
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。

添付資料 3.5.3
溶融炉心の崩壊熱及び溶融炉心からプール水への熱流束を保守的に考慮する場合，及び，格納容器下部床面での溶融炉心の拡がりを抑制した場合の原子炉格納容器下部のコンクリート侵食量及び溶融炉心・コンクリート相互作用によって発生する非凝縮性ガスの影響評価
1. 評価の目的
今回の申請において示した解析ケース（以下「ベースケース」という。）では，プラント損傷状
態を TQUV としており，溶融炉心から原子炉格納容器下部のプール水への熱流束（以下「上面熱流束」という。）の評価では，その格納容器圧力への依存性を考慮している。これは，より厳しいプ
ラント損傷状態を設定し，より現実的に溶融炉心からの除熱量を評価する観点で設定したものである。
ベースケースの条件設定に対し，プラント損傷状態については，これを LOCA とする場合，TQUVの場合よりも早く原子炉圧力容器が破損に至ることを確認している。このコンクリート侵食量への影響を確認する観点から，崩壊熱をより保守的に設定し，コンクリート侵食量に対する感度を確認した。さらに，上面熱流束については，その値を保守的に設定することで，コンクリート侵
食量に対する感度を確認した。上面熱流束をコンクリート侵食量に対する感度を確認するパラメータとして選定した理由は，「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」の添付 3「溶融炉心・コンクリート相互作用について」において解析モデルの不確かさを整理し，感度解析対象として抽出し，その感度を確認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－クラスト間の熱伝達係数のうち，上面熱流束がコンクリート侵食量に対して影響の大きいパラメータであることを確認したためである。
また，原子炉格納容器下部に落下した溶融炉心について，ベースケースでは床面に一様に拡がる評価モデルとして扱っているが，その挙動には不確かさがあると考えられる。この溶融炉心が均一に拡がらない場合の影響を確認するため，溶融炉心の拡がりが抑制された場合の評価モデルを作成し，コンクリート侵食量を評価した。

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通り。この他の評価条件は，ベースケースと同等である。
(1) 格納容器下部の評価において溶融炉心の崩壊熱を保守的に考慮する場合
・事故シーケンスを「大破断LOCA+ECCS注水機能喪失」とし，本評価事故シーケンスの評価条
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する場合，事象発生直後から原子炉冷却材が原子炉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約6.4時間となる。これを踏まえ，起因事象の不確かさを保守的に考慮するため，溶融炉心の崩壊熱を事象発生から6時間後の値とした。
(2) 格納容器下部の評価において溶融炉心の崩壊熱及び上面熱流束を保守的に考慮する場合
添 3.5.3-1

・(1)の条件設定に加え，原子炉格納容器下部に落下した後の溶融炉心からの上面熱流束を800kW/m2一定とした。これは，Kutateladze型の水平平板限界熱流束相関式において大気圧状態を想定した場合，溶融炉心からプール水への熱流束が800kW/m2程度であることを考慮し，保守的に設定した値である。なお，ベースケースでは溶融炉心からプール水への熱流束を800kW/m2相当（圧力依存有り）としている。ベースケースにおける圧力容器破損後の格納容器圧力は，約0.4MPa以上で制御されていることから，ベースケースにおける溶融炉
心からプール水への熱流束は，約1400kW/m2（格納容器圧力約0.4MPaにおいて）以上となる。
(3) 格納容器下部の評価において溶融炉心の拡がりを抑制する場合
・溶融炉心が拡がらないことを想定した最も極端なケースとして，水中に落下した溶融炉心は水中で拡がらず，初期水張り水深と同じ高さの円柱になるものとした。
・溶融炉心が中心から外れた位置で円柱を形成した場合を想定し，溶融炉心の側面全体がコンクリートの壁で囲まれた体系を設定した。
・評価体系(円柱)の高さは 2m(初期水張り高さ)，底面積は約 22m2(原子炉格納容器下部床面積の約 1/4)し，評価体系(円柱)の上面から水によって除熱されるものとした。
・ベースケースにおける溶融炉心落下時刻の崩壊熱(事象発生から約 7 時間後)及び格納容器
圧力への依存性を考慮した上面熱流束を用いた。
3. 評価結果(1) 格納容器下部の評価において溶融炉心の崩壊熱を保守的に考慮する場合
評価結果を図1に示す。評価の結果，コンクリート侵食量は床面で約3cm，壁面で約3cmに抑えられることから，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。コンクリート
侵食量が僅かであることから，本評価における溶融炉心・コンクリート相互作用による可燃性ガスの発生量は格納容器内の気相濃度に影響を与えない。このため，溶融炉心・コンクリ
ート相互作用に伴う可燃性ガスの発生による格納容器圧力への影響は無く，格納容器内の気体組成の推移はベースケース（3.5.2 (3) b 参照）と同じとなる。なお，ベースケースにおける原子炉格納容器下部への溶融炉心落下後の水素濃度は，ドライウェルにおいて最低値を示すが，ウェット条件で12vol%以上，ドライ条件で34vol%以上※となり，ドライ条件において13vol%を上回る。一方，酸素濃度はウェット条件で2.1vol%以下，ドライ条件で2.6vol%以下であり，5vol%を下回ることから，原子炉格納容器内での可燃性ガスの燃焼が発生するおそれは無い。
(2) 格納容器下部の評価において溶融炉心の崩壊熱及び上面熱流束を保守的に考慮する場合
評価結果を図2に示す。評価の結果，コンクリート侵食量は床面で約9cm，壁面で約8cmに抑えられ，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。本感度解析ケースでは，
溶融炉心・コンクリート相互作用によって約127kgの可燃性ガス及びその他の非凝縮性ガスが発生するが，ベースケースでもジルコニウム－水反応によって約1400kgの水素が発生することを考慮すると，溶融炉心・コンクリート相互作用による可燃性ガス及びその他の非凝縮性ガスの発生が格納容器圧力に与える影響は小さい。
溶融炉心・コンクリート相互作用による可燃性ガスの発生が，可燃性ガスの燃焼の可能性に及ぼす影響について，原子炉格納容器下部への溶融炉心落下後の原子炉格納容器内の水素
添 3.5.3-2

濃度は，ベースケースにおいても，ウェット条件で12vol%以上，ドライ条件で34vol%以上※となり，ドライ条件において13vol%を上回る。このことから，本感度解析ケースの溶融炉心・コンクリート相互作用に伴って発生する可燃性ガスをベースケースの結果に加えたとしても，原子炉格納容器内での可燃性ガスの燃焼の可能性には影響しない。なお，溶融炉心・コンク
リート相互作用によって生じる約127kgの気体の内訳は，可燃性ガスである水素が約99kg，一酸化炭素が約28kg，その他の非凝縮性ガスである二酸化炭素が1kg未満である。ジルコニウム－水反応によって発生する水素も考慮すると，原子炉格納容器内に存在する可燃性ガスとしては水素が支配的であり，一酸化炭素及び二酸化炭素の影響は無視できる。
一方，原子炉格納容器内の酸素濃度については，溶融炉心・コンクリート相互作用では酸素は発生しないため，溶融炉心・コンクリート相互作用による可燃性ガスは原子炉格納容器
内の酸素濃度を下げる要因となる。このため，本感度解析ケースの溶融炉心・コンクリート
相互作用に伴って発生する可燃性ガスをベースケースの結果に加える場合，原子炉格納容器
内の酸素濃度はベースケース（3.5.2 (3) b 参照）にて示した酸素濃度（ウェット条件で2.1vol%，ドライ条件で2.6vol%）以下になるものと考えられる。このため，原子炉格納容器
内での可燃性ガスの燃焼が発生するおそれは無い。
※ 原子炉格納容器下部への溶融炉心落下後の水素濃度は，サプレッション・チェンバよりもドライウェルの方が概ね低く推移する。最も低い値は，ウェット条件では事象発生か
ら約8.4時間後のドライウェルにおいて約12vol%，ドライ条件では事象発生の約7時間後のドライウェルにおいて約34vol%であり，最も低い値であっても13vol%を上回ることから，水素燃焼を防止するための事故対応の観点では酸素濃度を5vol%未満に維持することが重要となる。なお，事象発生から20.5時間後に開始する，代替原子炉補機冷却系による代替循環冷却開始以降，原子炉格納容器内の気相濃度の変化が緩やかになる。サプレッション・チェンバと比較して水素濃度が概ね低く推移するドライウェルの水素濃度は，ウェット条件では約30vol%から徐々に上昇して168時間後に約43vol%となり，ドライ条件
では約53vol%で安定する。気相濃度の推移の詳細は図3.5.5から図3.5.8参照。
(3) 格納容器下部の評価において溶融炉心の拡がりを抑制する場合
評価結果を図3に示す。評価の結果，コンクリート侵食量は床面で約14cm，壁面で約13cmに抑えられることから，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。本評価では溶融炉心の底面積を原子炉格納容器下部床面積の約1/4としており，コンクリート侵食量を保守的に評価する観点から，溶融炉心の側面全体がコンクリートの壁で囲まれた体系を設定している。溶融炉心の底面積を原子炉格納容器下部床面積の約1/4としていること及び，現実的には溶融炉心の拡がりが抑制された場合，溶融炉心の側面の大部分は格納容器下部の側面に接触せず冷却材に接触し，コンクリートに比べて高い熱流束で除熱されると共に，溶融炉心・コンクリート相互作用に寄与しないことから，本評価における溶融炉心・コンクリート相互作用による可燃性ガスの発生量は格納容器内の気相濃度に影響を与えないと考える。このため，溶融炉心・コンクリート相互作用に伴う可燃性ガスの発生による格納容器圧力への影響は無く，格納容器内の気体組成の推移はベースケース（3.5.2 (3) b 参照）と同じとなる。
なお，ベースケースにおける原子炉格納容器下部への溶融炉心落下後の水素濃度は，ドライ
添 3.5.3-3

ウェルにおいて最低値を示すが，ウェット条件で12vol%以上，ドライ条件で34vol%以上※となり，ドライ条件において13vol%を上回る。一方，酸素濃度はウェット条件で2.1vol%以下，ドライ条件で2.6vol%以下であり，5vol%を下回ることから，原子炉格納容器内での可燃性ガスの燃焼が発生するおそれは無い。
4. まとめ
溶融炉心の落下時刻の不確かさや解析モデルの不確かさの影響によって原子炉格納容器下部のコンクリート侵食量が増大する場合の保守的な条件設定が評価結果に与える影響を確認した結果，
評価項目となるコンクリート侵食量は，最も高いコンクリート侵食量を示した溶融炉心の拡がりを抑制した場合であっても原子炉格納容器下部の床面で約14cm及び壁面で約13cmであり，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の発生を考慮しても格納容器圧力に与える影響は小さく，可燃性ガスの燃焼の観点でも燃焼のリスクを高めるものではないことを確認した。
以添 3.5.3-4

上溶融炉心によるコンクリート侵食量

溶融炉心がコンクリートを取り込み，溶融炉心とコンクリートの混合物の温度がコンクリートの融点を下回り，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停止する。
原子炉格納容器下部床面及び壁面の侵食量（約 0.03m）（m）

原子炉圧力容器破損後からの時間（h）
図 1 原子炉格納容器下部壁面及び床面のコンクリート侵食量の推移（溶融炉心の崩壊熱を保守的に考慮する場合）

溶融炉心によるコンクリート侵食量

溶融炉心がコンクリートを取り込み，溶融炉心とコンクリートの混合物の温度がコンクリートの融点を下回り，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停止する。
原子炉格納容器下部床面の侵食量（約 0.09m）

原子炉格納容器下部壁面の侵食量（約 0.08m）（m）

原子炉圧力容器破損後からの時間（h）
図2 原子炉格納容器下部床面及び壁面のコンクリート侵食量の推移（溶融炉心の崩壊熱及び上面熱流束を保守的に考慮する場合）

添 3.5.3-5

溶融炉心によるコンクリート浸食量

溶融炉心がコンクリートを取り込み，溶融炉心とコンクリートの混合物の温度がコンクリートの融点を下回り，コア・コンクリート反応が停止する。

原子炉格納容器下部床面の侵食量（約 0.14m）

原子炉格納容器下部壁面の侵食量（約 0.13m）（m）

原子炉圧力容器破損後からの時間（h）
図 3 原子炉格納容器下部床面及び壁面のコンクリート浸食量の推移（溶融炉心の拡がりを抑制した場合）

添 3.5.3-6