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TK-1-271 改 14
平成 30 年 7 月 12 日

日本原子力発電株式会社
原子炉格納施設の設計条件に関する説明書のうち重大事故等時の動荷重について
1.

概要
東海第二発電所において，重大事故等時の原子炉格納容器に生じる動荷重について整理し，その動荷重が設計基準事故を上回る又は設計基準事故で想定されていない動荷重については，原子炉格納容器に対する影響を確認する。

2.

原子炉格納容器に生じる動荷重について

2.1 設計基準事故時に生じる動荷重
原子炉格納容器に生じる動荷重を抽出するにあたって，初めに設計基準事故時に生じる動荷重について，記載する。
設計基準事故時に生じる動荷重は，「BWR. MARK Ⅱ型格納容器圧力抑制系に加わる動荷重の評価指針」で示されており，原子炉冷却材喪失時及び逃がし安全弁作動時に生じるものを考慮することが求められている（参考資料 1）。この 2 つの事象時は，以下のような現象により動荷重が生じる。
2.1.1 原子炉冷却材喪失（ＬＯＣＡ）時に生じる動荷重
原子炉冷却材喪失（ＬＯＣＡ）時には，原子炉冷却材圧力バウンダリ内から多量の原子
炉冷却材が流出することに伴い，以下のような現象が生じる。
・ＬＯＣＡ時のドライウェル圧力の急激な上昇によりベント管内の水がサプレッション・チェンバへ移行する
・その後，ドライウェル内の非凝縮性ガスがサプレッション・チェンバへ移行する
・原子炉冷却系統から流出した原子炉冷却材が蒸気となり，ドライウェルからサンプ
レッション・チェンバへ移行する
この過程で，ベント管内の水がサプレッション・チェンバへ移行すると，水ジェット流が形成され，動荷重が作用する。また，非凝縮性ガスがサプレッション・チェンバへ移行
すると気泡を形成し，プール水中の圧力上昇，水面上昇による衝撃力等により，動荷重が作用する。さらに蒸気がサプレッション・チェンバへ移行するとプール水によって蒸気は凝縮され，この過程でサプレッション・チェンバ内のプール水が揺動し，種々の動荷重が生じる。
2.1.2 逃がし安全弁の作動時に生じる動荷重逃がし安全弁の作動時には，逃がし安全弁から多量の原子炉冷却材が流出することに伴い，以下のような現象が生じる。

1

・逃がし安全弁作動時に多量の原子炉冷却材が放出されるため，逃がし安全弁排気管（以下「排気管」という。
）内の水がサプレッション・チェンバへ移行する
・その後，排気管内の非凝縮性ガスがサプレッション・チェンバへ移行する
・原子炉圧力容器から流出した蒸気が，逃がし安全弁から排気管を通じて，サンプレッション・チェンバへ移行する
この過程で，排気管内の水がサプレッション・チェンバへ移行すると，水ジェット流が形成され，動荷重が作用する。また，非凝縮性ガスがサプレッション・チェンバへ移行す
ると気泡を形成し，この気泡が過膨張・収縮を繰返し，動荷重が作用する。さらに蒸気がサプレッション・チェンバへ移行するとプール水によって蒸気は凝縮され，この過程で蒸気が不安定凝縮となる場合，動荷重が生じる。
2.2 重大事故等時に生じる動荷重の整理
2.1 に示したとおり，動荷重は，ベント管又は排気管から，多量の水，非凝縮性ガス及び蒸気がサプレッション・チェンバに移行するときに発生する。このため，重大事故等時に生じる動荷重についても，ベント管又は排気管から，多量の水，非凝縮性ガス及び蒸気がサプレッション・チェンバに移行する事象を抽出し，整理する。
整理方法としては，炉心損傷防止対策の有効性評価における重要事故シーケンス及び格納容器破損防止対策の有効性評価における評価事故シーケンス（重要事故シーケンス
等）ごとに事故進展を整理し，生じる動荷重を抽出する。重要事故シーケンス等において，多量の水，非凝縮性ガス及び蒸気がサプレッション・チェンバに移行するシーケンスを第2-1 表に示す。
この整理により，設計基準事故時で考慮されていない動荷重は，以下のように抽出できた（第 2-2 表）。
・高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱
逃がし安全弁作動時に原子炉圧力容器からサプレッション・チェンバへ放出される蒸気が過熱蒸気であることから設計基準事故時の飽和蒸気と性状が異なる
・原子炉圧力容器外の溶融燃料－冷却材相互作用
高温の炉心（デブリを含む）と水との接触に伴う圧力上昇に伴い，サプレッション・
チェンバへドライウェル内の非凝縮性ガス等が流入する
・格納容器過圧・過温破損
ベント時にサプレッション・チェンバが減圧することによりドライウェルからサ
プレッション・チェンバへ蒸気が流入するとともにプール水の減圧沸騰が生じる恐れがある
これらの動荷重に対して，有効性評価等で得られている各パラメータ等を用いること2で，原子炉格納容器の健全性を確認する。
また，逃がし安全弁作動時の動荷重のうち，設計基準事故時に想定される動荷重と同等以下となる重要事故シーケンスについては，一部のパラメータが設計基準事故時のパラメータを超えることから，その影響について評価結果を記載する。

3

第 2-1 表 重大事故等時に生じる動荷重
No.

重要事故
シーケンス等事象の概要及び重大事故等時に生じる動荷重

給水喪失により原子炉水位は低下するが，逃がし安全弁（自動減圧機能）7 弁を手動開放させ，低圧代替
高圧・低圧注水１

注水系（常設）により注水する。

機能喪失

本事象は，逃がし安全弁（自動減圧機能）7 弁の手（給水喪失）

動開放に伴うサプレッション・チェンバへの多量の蒸気放出を想定している。また，格納容器ベント時のド[TQUV]

ライウェルからサプレッション・チェンバへの多量の蒸気放出及びサプレッション・チェンバ内のプール水の減圧沸騰を想定している。

高圧注水・減圧機能喪失
２（給水喪失）

給水喪失により原子炉水位は低下するが，過渡時自動減圧機能による自動減圧が行われ，低圧炉心スプレ
イ系等により注水される。
本事象は，自動減圧時の逃がし安全弁の作動に伴う[TQUX]

サプレッション・チェンバへの多量の蒸気放出を想定
している。

4

No.

重要事故
シーケンス等事象の概要及び重大事故等時に生じる動荷重

全交流動力電源喪失により原子炉水位は低下し，そ
全交流
動力電源喪失の後原子炉隔離時冷却系が運転開始して原子炉水位は維持される。8 時間後に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）の準備が完了した[長期 TB（津波浸水による
最終ヒートシンク喪失と同じ）]時点で，逃がし安全弁（自動減圧機能）7 弁を手動開放させ，低圧代替注水系（可搬型）により注水する。
本事象は，逃がし安全弁（自動減圧機能）7 弁の手
動開放に伴うサプレッション・チェンバへの多量の蒸気放出を想定している。

全電源喪失により原子炉水位は低下し，その後高圧
代替注水系を手動起動して原子炉水位を維持する。8
時間後に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）の準備が完了した時点で，逃がし
３[TBD,TBU]

安全弁（自動減圧機能）7 弁を手動開放させ，低圧代
替注水系（可搬型）により注水する。
本事象は，逃がし安全弁（自動減圧機能）7 弁の手
動開放に伴うサプレッション・チェンバへの多量の蒸気放出を想定している。

全交流動力電源喪失により水位は低下し，その後原子炉隔離時冷却系が運転開始して原子炉水位は維持される。3 時間後に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）の準備が完了した時点で，再閉鎖に失敗した逃がし安全弁 1 弁に加えて逃がし安[TBP]

全弁（自動減圧機能）6 弁を手動開放させ，低圧代替
注水系（可搬型）により注水する。
本事象は，再閉鎖に失敗した逃がし安全弁 1 弁に加えて逃がし安全弁（自動減圧機能）6 弁の手動開放に伴うサプレッション・チェンバへの多量の蒸気放出を想定している。

5

No.

重要事故
シーケンス等事象の概要及び重大事故等時に生じる動荷重

外部電源喪失により原子炉水位は低下し，その後原
崩壊熱除去
機能喪失
４

（取水機能喪失）

子炉隔離時冷却系が運転開始して原子炉水位が維持される。その後，逃がし安全弁（自動減圧機能）7 弁を手動開放させ，低圧代替注水系（常設）により注水
する。

[TW]

本事象は，逃がし安全弁（自動減圧機能）7 弁の手
動開放に伴うサプレッション・チェンバへの多量の蒸気放出を想定している。

給水喪失により原子炉水位は低下し，その後原子炉隔離時冷却系及び高圧炉心スプレイ系が運転開始して原子炉水位が維持される。その後，逃がし安全弁（自

５

崩壊熱除去

動減圧機能）7 弁を手動開放させ，低圧代替注水系（常機能喪失設）により注水する。

（残留熱除去系機能喪失）

本事象は，逃がし安全弁（自動減圧機能）7 弁の手
動開放に伴うサプレッション・チェンバへの多量の蒸[TW]気放出を想定している。また，格納容器ベント時のドライウェルからサプレッション・チェンバへの多量の蒸気放出及びサプレッション・チェンバ内のプール水の減圧沸騰を想定している。

主蒸気隔離弁誤閉止の発生後，原子炉スクラムに失敗する。主蒸気隔離弁が閉止されると原子炉圧力が上

６

原子炉停止

昇し，原子炉圧力高信号で再循環系ポンプがトリップ機能喪失する。主蒸気隔離弁の閉止により，タービン駆動給水
ポンプはトリップするが，電動駆動給水ポンプが自動[ATWS]

起動して給水が継続される。
本事象は，逃がし安全弁の作動に伴うサプレッショ
ン・チェンバへの蒸気放出を想定している。

6

No.

重要事故
シーケンス等事象の概要及び重大事故等時に生じる動荷重
外部電源喪失及び LOCA 発生により原子炉水位は低下するが，逃がし安全弁（自動減圧機能）7 弁を手動開放させ，低圧代替注水系（常設）による注水を開始

LOCA 時注水機能喪失
７（中小破断）[SE]する。
本事象は，原子炉冷却材喪失時のブローダウン過程
における高温水・蒸気の放出を想定している。また，逃がし安全弁（自動減圧機能）7 弁の手動開放に伴うサプレッション・チェンバへの多量の蒸気放出を想定している。また，格納容器ベント時のドライウェルからサプレッション・チェンバへの多量の蒸気放出及びサプレッション・チェンバ内のプール水の減圧沸騰を想定している。
ISLOCA 時は，残留熱除去系配管の破断を想定し，破断口からの冷却材流出による水位低下により，原子炉

格納容器バイパス８（残留熱除去系配管破断）[ISLOCA]

隔離時冷却系が運転開始して原子炉水位が維持される。その後，逃がし安全弁（自動減圧機能）7 弁を手動開放させ，低圧炉心スプレイ系による注水を開始する。
本事象は，逃がし安全弁（自動減圧機能）7 弁の手
動開放に伴うサプレッション・チェンバへの多量の蒸気放出を想定している。
大破断 LOCA により原子炉水位は低下し，炉心が損

９

雰囲気圧力・温度

傷・溶融する。その後，低圧代替注水系（常設）によによる静的負荷り，スプレイを開始し，原子炉格納容器を冷却・減圧(格納容器過圧・過温破損)

する，又は，冷却・減圧ができなかった場合，格納容器ベントによって，原子炉格納容器を減圧する。
本事象は，原子炉冷却材喪失時のブローダウン過程
における高温水・蒸気の放出を想定している。また，格納容器ベント時のドライウェルからサプレッショ

１０

水素燃焼

ン・チェンバへの多量の蒸気放出及びサプレッショ
ン・チェンバ内のプール水の減圧沸騰を想定してい
る。

7

重要事故

No.

１１

シーケンス等高圧溶融物放出／格納容器
雰囲気直接加熱

事象の概要及び重大事故等時に生じる動荷重

給水喪失により原子炉水位は低下し，炉心が損傷・溶融する。その後，逃がし安全弁（自動減圧機能）2 弁を手動開放させ，原子炉圧力容器の圧力を低下することで，高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱の発

１２

原子炉圧力容器外の溶融燃
料－冷却材相互作用生を防止する。
本事象は，逃がし安全弁（自動減圧機能）2 弁の手
動開放に伴うサプレッション・チェンバへの多量の過熱蒸気放出を想定している。また，高温の溶融炉心と水との接触に伴う蒸気等のペデスタル（ドライウェル

１３

溶融炉心・コンクリート相部）からドライウェルを介したサプレッション・チェ

互作用

ンバへの多量の蒸気放出を想定している。

8

第 2-2 表 重大事故等時に生じる動荷重のまとめ表
重要事故
シーケンス等
１
２
３
４

５

６

７

８

９

１０

１１
１２

１３

動荷重
逃がし
安全弁

ＬＯＣＡ

ＦＣＩ

ベント

高圧・低圧注水機能喪失（給水喪失）[TQUV]○●

高圧注水・減圧機能喪失（給水喪失）[TQUX]
全交流動力電源喪失[TB]
崩壊熱除去機能喪失（取水機能喪失）[TW]
崩壊熱除去機能喪失（残留熱除去系機能喪失）[TW]
原子炉停止機能喪失

○
○
○

○

●

○

[ATWS]
LOCA 時注水機能喪失○（中小破断）[SE]
格納容器バイパス

○

●

○

●※

○

●

○

（残留熱除去系配管破断）[ISLOCA]
雰囲気圧力・温度による静的負荷(格納容器過圧・過温破損)
水素燃焼
高圧溶融物放出／
格納容器雰囲気直接加熱
原子炉圧力容器外の溶融燃料－冷却材相互作用
溶融炉心・コンクリート相互作用

●※

●

●

●※

●

●

○：設計基準事故時に生じる動荷重と同等以下●：設計基準事故時に考慮されていないもの●※：設計基準事故時に考慮されていないもののうち，動荷重評価で代表するもの

92.3 重要事故シーケンス等のうち他の重要事故シーケンスで包絡できるものについて
2.2 で抽出した重大事故等時に生じる動荷重のうち，重要事故シーケンス等のうち他の重要事故シーケンスで包絡できるものについて，検討する。
逃がし安全弁作動時の動荷重のうち，設計基準事故時に想定される動荷重と同等以下となる重要事故シーケンスについては，一部のパラメータが設計基準事故時のパラメー
タを超えるため，動荷重への影響検討が必要である。
検討のため，原子炉格納容器に対する逃がし安全弁の動荷重の考え方について，設計基
準事故時の設計条件について記載する。設計条件は，東海第二の実機試験により，非凝縮性ガスによる気泡脈動の圧力振幅が支配的であることを確認しているため，この圧力振幅に基づき動荷重が設定されている（第 2-1 図）。排気管内の非凝縮性ガスに保留されている非凝縮性ガスの体積は，設計基準事故時と重大事故等時で変わらないため，重大事故等時の気泡脈動による圧力振幅は設計基準事故と同等以下である。また，非凝縮性ガスの放出後は，原子炉圧力容器から放出された蒸気が凝縮する過程で圧力振幅が生じるが，第2-1 で示すように既往の試験から不安定凝縮しなければ，気泡脈動による動荷重を上回ることはないため，逃がし安全弁作動時の蒸気が安定的に凝縮できることを確認することにより，設計基準事故時に生じる動荷重と同等以下であることを確認できる。また，既往の試験条件として，多弁作動時による影響，原子炉圧力容器圧力による影響も確認されていることから，以下の観点で設計基準事故時と重大事故等時のパラメータを比較し，他の重要事故シーケンス等の包絡性を確認する。
・サプレッション・チェンバ内のプール水温
プール水温が設計基準事故時（サプレッション・チェンバの最高使用温度）より高くなる場合，原子炉圧力容器より放出される蒸気による不安定凝縮が生じる
可能性があるため，動荷重が設計基準事故時より大きくなる可能性がある・逃がし安全弁作動時の弁数
逃がし安全弁作動時に作動する弁の数が設計基準事故時より多い場合，既往の試験結果で確認している多弁作動時の圧力振幅が大きくなり，動荷重が設計基
準事故時より大きくなる可能性がある・逃がし安全弁作動時の原子炉圧力容器圧力逃がし安全弁は原子炉圧力容器圧力に応じた吹出量を放出するため，逃がし安全弁作動時の圧力が設計基準事故時より大きくなった場合，動荷重が設計基準
事故時より大きくなる可能性がある

10

気泡脈動による圧力振幅が支配的

気泡脈動が支配的な圧力変化

蒸気凝縮による圧力変化

第 2-1 図 東二実機試験で得られた逃がし安全弁作動時の水中圧力振動波形（横軸：時間，縦軸：圧力）（参考資料 2 ③）

整理した結果を第 2-3 表に示す。その結果，以下の 2 つの重要事故シーケンス等で生じる動荷重は，設計基準事故の評価条件を超えるパラメータあるため，影響評価が必要と判断した。
・全交流動力電源喪失
プール水温は約 100 ℃に達しており，さらに，減圧完了までの間に約 119 ℃まで上昇するため，設計基準事故時のプール水温℃を超える。

・原子炉停止機能喪失時
主蒸気隔離弁閉止後の原子炉停止失敗に伴い，逃がし安全弁 18 弁が動作するため，設計基準事故時に設計上考慮している最大 17 弁を超える。このとき，原子炉
圧力が約 8.19 MPa[gage]まで上昇するため，既往の試験で確認している試験条件（7.37 MPa）を超える。

11

12

停止機能喪失時の条件に包絡される。

停止機能喪失時の条件に包絡される。

入）

チェンバへの流定）に包絡される。

での格納容器ベントを想

力上昇時等
－

時のガス放出流量は，格のガス放出流量は，格納容る。

ントを想定）に包絡され（1.5 Pd での格納容器ベ

納容器過圧・過温破損

ら，格納容器ベント実施

ら，格納容器ベント実施時

他シーケンスに包絡ト実施を想定することか－包絡される。

－

る。

停止機能喪失時の条件にのとおり，設計基準事故時考えられるが，2.4 で記載

故時より高くなることが力の上昇率が設計基準事で上昇しており，原子炉圧力が約 8.19 MPa[gage]ま動作するものの原子炉圧の動荷重と同等以下であ包絡される。

停止機能喪失時の条件にており，作動弁数は原子炉による急速減圧を想定し圧時には逃がし安全弁 7 弁

また，原子炉圧力容器減喪失に包絡される。

い，逃がし安全弁 18 弁が後の原子炉停止失敗に伴また，主蒸気隔離弁閉止

源喪失に包絡される。

ール水温は全交流動力電

115 ℃まで上昇するが，プの過程で，プール水温は約

原子炉圧力容器の除熱

DBA に包絡原子炉停止機能喪失時ており，作動弁数は原子炉包絡される。

停止機能喪失時の条件にによる急速減圧を想定しており，作動弁数は原子炉

また，原子炉圧力容器減圧時には逃がし安全弁 7 弁

による急速減圧を想定し圧時には逃がし安全弁 7 弁

荷重と同等以下である（2.4 に記載）。

また，原子炉圧力容器減から設計基準事故時の動喪失に包絡される。

ル水温は全交流動力電源

炉停止機能喪失時に，プート実施を想定することか

器過圧・過温破損（1.5 Pd

プレッション・

炉停止機能喪失時に，プー℃を超 ル水温は全交流動力電源

えるが，既往の試験結果等時のプール水温

このため，設計基準事故

子炉圧力容器圧力は原子MPa[gage]以下であり，原圧 力 容 器 圧 力 は 7.79

65 ℃到達時点での原子炉を開始するプール水温が原子炉圧力容器の減圧

他シーケンスに包絡留熱除去系機能喪失）

崩壊熱除去機能喪失（残1 Pd での格納容器ベン

ドライウェル圧（ベントからサMPa[gage]以下であり，原での間に約 119 ℃まで上子炉圧力容器圧力は原子

圧 力 容 器 圧 力 は 7.79

昇する。

65 ℃到達時点での原子炉

おり，さらに，減圧完了まを開始するプール水温が原子炉圧力容器の減圧

他シーケンスに包絡水機能喪失）

崩壊熱除去機能喪失（取水温は約 100 ℃に達して減圧開始時点でのプール

長期 TB シーケンスでは，

DBA に包絡全交流動力電源喪失

1 Pd での格納容器ベン－ており，作動弁数は原子炉

他シーケンスに包絡による急速減圧を想定しに包絡される。

に包絡される。

プレッション・ており，作動弁数は原子炉

温は全交流動力電源喪失

温は全交流動力電源喪失（排気管からサによる急速減圧を想定し止機能喪失時に，プール水止機能喪失時に，プール水動時

圧時には逃がし安全弁 2 弁

圧力容器圧力は原子炉停

圧力容器圧力は原子炉停逃がし安全弁作

圧時には逃がし安全弁 7 弁

温は 52 ℃であり，原子炉

温は 53 ℃であり，原子炉

入）MPa[gage]以下，プール水

MPa[gage]以下，プール水

また，原子炉圧力容器減子炉圧力容器圧力は 7.79

炉 圧 力 容 器 圧 力 は 7.79

また，原子炉圧力容器減期（約 31 分）時点での原（約 25 分）時点での原子チェンバへの流

原子炉圧力容器が急速減圧される事象発生後早原子炉圧力容器を急速他シーケンスに包絡他シーケンスに包絡減圧する事象発生後早期（給水喪失）（給水喪失）

シーケンス等

第 2-3 表 重大事故等時に生じる動荷重のうち設計基準事故時の包絡性について（1／2）

高圧注水・減圧機能喪失

高圧・低圧注水機能喪失

重要事故

る。

ントを想定）に包絡され（1.5 Pd での格納容器ベ

納容器過圧・過温破損

時のガス放出流量は，格ら，格納容器ベント実施

ト実施を想定することか

1 Pd での格納容器ベン他シーケンスに包絡れる。

停止機能喪失時に包絡さており，作動弁数は原子炉による急速減圧を想定し圧時には逃がし安全弁 7 弁

また，原子炉圧力容器減に包絡される。

温は全交流動力電源喪失

止機能喪失時に，プール水

圧力容器圧力は原子炉停

温は 52 ℃であり，原子炉

MPa[gage]以下，プール水子炉圧力容器圧力は 7.79

期（約 25 分）時点での原減圧される事象発生後早原子炉圧力容器が急速他シーケンスに包絡（中小破断）

ＬＯＣＡ時注水機能喪失

れる。

－

停止機能喪失時に包絡さており，作動弁数は原子炉による急速減圧を想定し圧時には逃がし安全弁 7 弁

また，原子炉圧力容器減包絡される。

は全交流動力電源喪失に

機能喪失時に，プール水温

力容器圧力は原子炉停止

温は 44℃であり，原子炉圧

MPa[gage]以下，プール水子炉圧力容器圧力は 7.79

期（約 15 分）時点での原減圧される事象発生後早原子炉圧力容器が急速他シーケンスに包絡熱除去系配管破断）

格納容器バイパス（残留

13

入）

チェンバへの流

プレッション・（ベントからサ

力上昇時等

ドライウェル圧

入）

チェンバへの流

プレッション・他シーケンスと同じ

ス・蒸気の流量が増大すると考えられるため，ガス及び蒸気の移行に伴う荷重の影響について考慮する必要がある。

サプレッション・チェンバ内のプール水表面での減圧沸騰が大きくなることが考えられ

め，5.にて，影響評価を実施する。

てチャギングが継続すると考えられるた

格納容器ベント後，長期的な動荷重としるため，影響評価を実施する。

てサプレッション・チェンバへ移行するガ

は，一時的なベント管の蒸気流束の増加及びライウェルが急激に加圧されることによっ

格納容器ベントの実施を想定する場合にって，大量の水蒸気が発生する。この時，ド等となるため，DBA に包絡される。

デスタル内（ドライウェル部）の水に落下し原子炉圧力容器破損に伴い溶融燃料がペDBA で考慮されていないた際に，当該溶融燃料と水との相互反応によ

互作用と同じシーケンス。

原子炉圧力容器外の溶融燃料－冷却材相

他シーケンスと同じ

重は設計基準事故時の大破断ＬＯＣＡと同ス。

格納容器過圧・過温破損と同じシーケン

熱と同じシーケンス。

高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加他シーケンスと同じ作用

原子炉圧力容器外の溶融燃料－冷却材相互

格納容器内の圧力・温度挙動及び生じる動荷オであり，事象発生後短期間における原子炉

大破断ＬＯＣＡを起因事象とするシナリ

DBA で考慮されていないて過熱蒸気の影響評価を実施する。

逃がし安全弁作動時に生じる動荷重についた燃料に熱せられ過熱状態となる。よって，

ことから，原子炉圧力容器内の蒸気が露出し燃料有効長の 20 ％上の位置に到達した時

原子炉水位が低下し燃料有効長底部からDBA で考慮されていない

高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱

点で，原子炉圧力容器の減圧を実施している
－

水素燃焼

動時

－

格納容器過圧・過温破損

第 2-3 表 重大事故等時に生じる動荷重のうち設計基準事故時の包絡性について（2／2）（排気管からサ

逃がし安全弁作

シーケンス等重要事故互作用と同じシーケンス。

原子炉圧力容器外の溶融燃料－冷却材相

他シーケンスと同じ

熱と同じシーケンス。

高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加他シーケンスと同じ

溶融炉心・コンクリート相互作用

2.4 重大事故等時に生じる動荷重のうち設計基準事故時の逃がし安全弁作動時と同等以下となる重要事故シーケンス等
2.3 において，設計基準事故時の動荷重が包絡できるとしたと同等以下とする重要事故
シーケンス等について，影響評価が不要とできる理由を既往の試験等から，その妥当性について記載する。
2.4.1 全交流動力電源喪失時において設計基準事故時に包絡される理由
本事象は，事象発生後 8 時間までの原子炉注水を原子炉隔離時冷却系に期待している
ため，原子炉圧力容器減圧操作する事象発生後 8 時間時点でプール水温は約 100 ℃に達し，さらに，減圧完了までの間に約 119 ℃まで上昇する（第 2-2 図）。このことから，原
子炉圧力容器減圧操作時点でのプール水温は設計基準事故時（約℃）を逸脱する。

このため，以下のように検討し，設計基準事故時に生じる動荷重と同等以下であることを確認する。
プール水温が設計基準事故時を逸脱する場合において設計基準事故時に包絡される理由
クエンチャを採用した場合の逃がし安全弁作動時の凝縮性能に関しては，第 2-2 図で示すように，プール水がほぼ飽和状態となっていても不安定凝縮が発生しないことを確認している（参考資料 2 ①）
。このため，第 2-1 図で示すようにプール水温が 100 ℃以上の飽和水は第 2-2 図の 100 ℃付近の飽和水の試験結果と同様に不安定凝縮することはない。また，本事象は原子炉圧力容器圧力が 7.79 MPa 時に逃がし安全弁が動作する。このときの最大蒸気流束は，約kg/s/m2 であるため，第 2-3 図で示す試験条件を逸脱しているが，第 2-4 図で示すように蒸気流束kg/s/m2 において，蒸気は不安定凝縮をしていない。よって，現状の設計条件を逸脱することはなく，設計基準事故時と同等以下の動荷重となる。
また，蒸気による動荷重への影響の他に非凝縮性ガスの動荷重への影響が考えられるが，このときの荷重として支配的な気泡脈動荷重については，逃がし安全弁排気管内に保留されている非凝縮性ガスの放出に伴う荷重であり，排気管内の非凝縮性ガスの体積は設計基準事故時と同等である。また，気泡脈動荷重は，サプレッション・チェンバ内での凝縮を伴わないことから，プール水温上昇による影響を受けない。
よって，蒸気の不安定凝縮が生じなければ，上記で示すように設計基準事故時の動荷重を上回ることは無いため，ＳＡ時の逃がし安全弁作動時の蒸気が安定的に凝縮できることを確認することにより，設計基準事故時と同等以下であることを確認した。

14

減圧完了
減圧開始

第 2-2 図 全交流動力電源喪失時のプール水温度の時刻歴

第 2-3 図 蒸気凝縮時の圧力変動と水温の関係＊1＊1：“MARK-Ⅰ型格納容器の動荷重評価について”，MARK-Ⅰ型格納容器評価検討会，昭和 59
年 5 月（参考資料 2 ①）15

第 2-4 図 蒸気流束及びプール水温と凝縮性能の関係（クエンチャタイプ）（参考資料 2 ①，②）16

2.4.2 原子炉停止機能喪失時において設計基準事故時に包絡される理由
主蒸気隔離弁閉止後の原子炉停止失敗に伴い，逃がし安全弁 18 弁が動作するため，既
往の試験結果で確認している多弁作動時の弁数より多く，設計基準事故時に設計上考慮している最大 17 弁より多い。また，このときに原子炉圧力が約 8.19 MPa[gage]まで上昇するため，既往の試験で確認している試験条件（7.37 MPa）を超える。
上記の 2 つの事象について，以下のように検討し，設計基準事故時に生じる動荷重の同等以下であることを確認する。
2.4.2.1 逃がし安全弁 18 弁作動時において設計基準事故時に包絡される理由
東海第二発電所及び海外プラントで逃がし安全弁作動時の実機試験を実施しており，
以下のことが確認されており，このことから考察できる。
・東海第二の実機試験で全主蒸気隔離弁同時閉し，スクラム成功後に弁の逃がし安全弁が作動したときに測定された圧力振幅は，単弁作動時と同等の結果

・海外プラントの実機試験で複数の逃がし安全弁を手動開とし，各試験で有意な差がな
い・東海第二の実機試験で測定された圧力振幅は，クエンチャ近傍で大きく，距離が離れるほど，減衰する
東海第二の実機試験及び海外プラントで確認されている多弁作動時の影響
東海第二の実機試験では，全主蒸気隔離弁を同時閉とすることでプラントをスクラムさせ，逃がし安全弁が吹き出すように試験を実施している。
本試験では，逃がし安全弁は 弁作動しており，多弁作動の圧力振幅を確認している。 第 2-5 図に示すように逃がし安全弁作動時の圧力振幅は，単弁作動時と比較し，多弁作動時の方が小さい結果であった。多弁作動した時に圧力振幅が大きくならなかった理由は，逃がし安全弁の作動タイミングのずれ，排気管の配管長及び非凝縮性ガスが排出される各クエンチャから測定点までの距離の違いによる気泡脈動の位相のずれが生じるためであり，これにより圧力振幅が相殺される等によって，圧力振幅が増幅しなかったものと考えられる。
さらに海外プラントでは複数の逃がし安全弁を複数弁同時に手動開とする実機試験を実施しており，測定された圧力振幅に有意な差がなく，東海第二の試験と同様な理由で圧力振幅が増幅しなかったと考えられる（第 2-6 図）
。[3]

17

第 2-5 図 多段弁作動時と単弁作動時の水中圧力脈動の比較（横軸：測定点，縦軸：圧力振幅）（参考資料 2 ③）

第 2-6 図 海外プラント実機試験時の圧力振幅18海外プラント実機試験の東海第二への適用性
実機試験を実施した海外プラントは東海第二と同じＭＡＲＫ－Ⅱ側格納容器となっている。また，クエンチャの配置については，対称的な配置が同様である（第 2-7 図）。これらのことから，海外プラントと東海第二は類似した形状であるため，実機試験の結果は適用できる。
海外プラント[3]

東海第二

19

東海第二の実機試験で確認されている距離による減衰効果
東海第二での実機試験結果を第 2-8 図で示すように圧力振幅はクエンチャから距離に応じて減衰していることを確認しており，距離に応じて動荷重の影響は小さくなる。例として，原子炉格納容器本体の壁面では，壁面から近いクエンチャから受ける圧力振幅はク
エンチャ近傍と比較し，小さくなる。

第 2-8 図 東海第二実機試験時に確認された距離による減衰効果
逃がし安全弁 18 弁作動時における設計基準事故時の包絡性確認
東海第二及び海外プラントの実機試験から，多弁作動時に気泡脈動の位相のずれ等に
より圧力振幅が増幅していないこと及び距離による減衰が確認されており，重大事故等時に 18 弁の逃がし安全弁が作動しても，設計基準事故時の動荷重と同等以下となる。また，ＮＵＲＥＧ－０８０２において，ＭＡＲＫ－Ⅱ型原子炉格納容器である海外プラントの実機試験結果から 8 弁及び 19 弁作動時の動荷重は，4 弁の結果の動荷重と同等である
ことが記載されていることからも東海第二の実機試験における 1 弁作動時の動荷重が最も大きくなった結果は妥当と考えられる。
このことから，重大事故等時においては，設計基準事故時の動荷重を設計条件とする。

20

逃がし安全弁 18 弁作動時に生じる動荷重における強度の感度評価
逃がし安全弁 18 弁作動時においては，気泡脈動の位相のずれにより圧力振幅が増幅しないが，保守的に逃がし安全弁作動時に生じる圧力振幅を重ね合わせた場合の強度の感度評価を実施する。
評価に当たっては，各クエンチャと評価点の距離による減衰を考慮する。また，各クエンチャから生じる気泡脈動が独立して評価点に到達するものとし，そのときのそれぞれの圧力振幅を重ね合わせる（第 2-8 図）。なお，クエンチャから評価点に到達する全ての気泡脈動がピーク値で一致することは統計学的に極めて低いことから，二乗和平方根により圧力振幅を算出し，評価する。
評価点は，強度評価として裕度の小さい原子炉格納容器本体で実施する（参考資料 5）。
なお，評価点の選定は，原子炉格納容器本体に近いクエンチャから最短距離の評価点（第2-8 図 評価点 1）とクエンチャ 2 か所の中間位置の評価点（第 2-8 図 評価点 2）とする。
各クエンチャから生じる圧力振幅を重ね合わせた結果，以下のようになった。
評価点

圧力振幅[kg/cm2]

Ｐ／ＰＢ

1
2
任意のクエンチャからの圧力振幅：Pnr
2 0 PBr

東海第二の実施危険時の圧力振幅の最大値：ＰＢ（+0.84／-0.39 kg/cm2）
クエンチャのアーム長さ相当：r0（約m）

クエンチャ中心からの距離：r
評価点における最大圧力振幅： P

P12

P22

Pn2

：評価点 1 に影響を及ぼす範囲：評価点 1 に影響を及ぼすクエンチャ：評価点 2 に影響を及ぼす範囲：評価点 2 に影響を及ぼすクエンチャ

第 2-8 図 感度評価を実施する評価点

21

強度の感度評価に当たっては，強度評価と同様に，保守的に圧力振幅の重ね合わせた結果で得られた原子炉格納容器本体に生じる動荷重の最大値を一様に負荷させて評価を実施する（第 2-9 図）。評価対象部位を第 2-10 図に示す。

第 2-9 図 強度評価における評価上の保守性のイメージ

22

第 2-10 図 動荷重の感度評価を実施する部位
評価した結果，以下のように十分な裕度があることを確認した。なお，評価は，逃がし安全弁作動時の荷重の組合せを考慮し，重大事故等時の内圧と動荷重を組み合わせた。また，18 弁が作動するタイミングは，事象初期であるため，サプレッション・チェンバ内のプール水位は通常運転時の水位とする。
荷重の組合せ

発生応力

許容応力

裕度

死荷重＋18 弁作動時（6kPa）＋SRV 作動時（多弁影響補正）※1：18 弁作動時の原子炉格納容器圧力※2：動荷重は簡易評価にて実施。発生応力のうち円周方向の動荷重成分を記載。
※3：許容応力状態ⅤA としてのⅣA 許容限界を用いる。
（限界温度（200 ℃）における許容値）

23

2.4.2.2

原子炉圧力の上昇率が設計基準事故時より高くなる場合において設計基準事故時に包絡される理由

有効性評価結果及び既往の試験結果を考慮した設計基準事故時の包絡性確認
本事象においては，主蒸気隔離弁閉止後のスクラム失敗に伴い，原子炉圧力は上昇し，逃がし安全弁の逃がし弁機能の設定圧に応じて 18 弁が動作するものの原子炉圧力が約
8.19 MPa[gage]まで上昇する。この過程において，排気管内の非凝縮性ガスは，逃がし安全弁作動後約 0.35 秒間※1 で放出が完了する。この時間をＡＴＷＳ事象に適用すると，約2.2～2.5 秒後に逃がし安全弁が作動するため，約 2.55～2.85 秒後に非凝縮性ガスの放出が完了すると考えられ，この間原子炉圧力は上昇傾向を示すため，動荷重に対して影響を及ぼす可能性がある（第 2-11 図）。しかしながら，第 2-12 図に示すようにＡＴＷＳ事象のように非凝縮性ガスが放出されるまでの間原子炉圧力が上昇傾向となる場合よりも，ＡＴＷＳ事象時の放出完了時の原子炉圧力が一定で放出される方が，非凝縮性ガスの受ける力の積算は大きくなり，動荷重も大きくなる。
※1：逃がし安全弁の設計上の排気流量を基に，排気管内の非凝縮性ガスがサプレッション・チェンバに全て排出されるまでの時間を計算した結果（排出されるまでの時間＝排気管長（全長が最大となる箇所）／蒸気の流速）
上記に示すとおり，逃がし安全弁作動時の圧力上昇率による影響よりも逃がし安全弁
作動時の原子炉圧力が高い方が動荷重への影響があるが，クエンチャ開発時に実施した試験から，一定となる（第2-13 図）。
以上のことから，逃がし安全弁作動時の動荷重は，圧力上昇率でなく，圧力が上昇した
あとの高い原子炉圧力が一定に負荷された方が厳しい値となるが，既往の試験によりとなるため，設計基準事故
時の原子炉圧力及び圧力上昇率のパラメータが超えていても，重大事故等時の動荷重
は，設計基準事故時と同等以下である。

24

第 2-11 図 ＡＴＷＳ事象時の原子炉圧力変化（運転圧力との差）：原子炉圧力 8.0 MPa 一定の場合に非凝縮性ガスが受ける力の積算：原子炉圧力 7.37～8.00 MPa まで上昇傾向の場合に非凝縮性ガスが受ける力の積算

第 2-12 図 逃がし安全弁作動後の原子炉圧力と非凝縮性ガスの受ける力のイメージ

25

第 2-13 図 模擬圧力容器蒸気源圧力と圧力振幅の関係（気泡脈動）

ＡＴＷＳ時の最大圧力時に生じる動荷重を踏まえた強度の感度評価
ＡＴＷＳ時の圧力上昇率及び最大圧力による圧力振幅への影響はないと考えるが，保守的に設計条件としている東海第二の実機試験結果で得られている逃がし安全弁作動時の圧力振幅とそのときの原子炉圧力から，ＡＴＷＳ時の最高圧力時を線形補間して原子炉格納容器本体の強度の感度評価を実施する。ＡＴＷＳ時の最高圧力を線形補間したグ
ラフを第 2-14 図に示す。また，評価対象部位は，第 2-10 図に示す。

第 2-14 図 原子炉圧力と線形補間した圧力振幅の関係

26

評価した結果，以下のように十分な裕度があることを確認した。なお，評価は，逃がし安全弁作動時の荷重の組合せを考慮し，重大事故等時の内圧と動荷重を組み合わせた。また，18 弁が作動するタイミングは，事象初期であるため，サプレッション・チェンバ内のプール水位は通常運転時の水位とする。
荷重の組合せ

発生応力

許容応力

裕度

死荷重＋18 弁作動時（6kPa）＋SRV 作動時（圧力影響補正）※1：18 弁作動時の原子炉格納容器圧力※2：動荷重は簡易評価にて実施。発生応力のうち円周方向の動荷重成分を記載。
※3：許容応力状態ⅤA としてのⅣA 許容限界を用いる。
（限界温度（200 ℃）における許容値）

2.4.2.3 逃がし安全弁作動時の荷重の組合せを考慮した包絡性
2.4.2.1 及び 2.4.2.2 で感度評価を実施し，十分な裕度が確保されることを確認した。
逃がし安全弁作動時の動荷重を考慮した荷重の組合せは，参考資料 4 で示すようにＡＴ
ＷＳ時の最大圧力（200 kPa）との組合せがある。以下に示すようにすでに考慮している
動荷重の裕度を踏まえても感度評価を実施した裕度の方が大きいことを確認できたため，逃がし安全弁作動時の動荷重との組合せは，参考資料 4 で示している荷重の組合せで代表できる。
荷重の組合せ

発生応力

許容応力

裕度

死荷重＋18 弁作動時（6kPa）＋SRV 作動時（多弁影響補正）
死荷重＋18 弁作動時（6kPa）＋SRV 作動時（圧力影響補正）
死荷重＋18 弁作動時（200kPa）＋SRV 作動時※1：動荷重は多弁及び最大圧力の比率から簡易的に算出。発生応力のうち円周方向の動荷重成分を記載。
※2：重大事故等時の長期的な影響を考慮した組合せであるため，重大事故等時のプールの水位及び動荷重の影響範囲が広がったことによる動荷重の寄与が大きくなる箇所が変わっているため，その影響を考慮（第 2-15 図）。動荷重は，設計・建設規格の式から許容圧力 P＝2Sη／（Dｉ／t＋1.2）の関係より簡易的に算出。厚さ t が小さいほど，許容圧力 P が小さくなるため，動荷重の影響が大きくなる※3：許容応力状態ⅤA としてのⅣA 許容限界を用いる。
（限界温度（200 ℃）における許容値）

27

図 2-15 図 重大事故等時（長期）における動荷重の影響範囲（原子炉格納容器本体）

28

3.

高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱（ＤＣＨ）の発生防止のための逃がし安全弁

作動時における動荷重の評価について
ＤＣＨの発生防止のための逃がし安全弁作動時においては，原子炉圧力容器内の水位が低下し，燃料が露出した後，逃がし安全弁によって，原子炉圧力容器圧力を減圧する。
このとき，原子炉圧力容器内で発生する蒸気は露出した燃料に熱せられ過熱状態となる
ため，排気管からサプレッション・チェンバへ流入する蒸気は，設計基準事故時と異なる性状となる。これにより，蒸気が不安定凝縮する可能性があり，大きな動荷重が生じる恐れがあるため，不安定凝縮することなく，設計基準事故時に生じる動荷重と同等以下となることを確認する。
蒸気凝縮の観点で着目すべき項目としては，短期的にはサプレッション・チェンバ内に流入する蒸気が最大となる逃がし安全弁作動時の蒸気流束及びプール水温のピーク値，及び，長期的には逃がし安全弁作動後の原子炉圧力容器圧力低下に伴う蒸気流束の減少であることから，この 2 点について，検討を実施した。
3.1 逃がし安全弁作動時の短期的な影響
ＤＣＨの発生防止のための逃がし安全弁作動時の短期的な影響として，過熱蒸気によって設計基準事故時に想定していない動荷重が生じる可能性があるため，過熱蒸気と飽和蒸気の違いから影響を検討する。
過熱蒸気は，単位質量あたりに保有するエネルギが飽和蒸気に比べて高いため，飽和蒸気と異なり，蒸気温度が低下しても蒸気の状態で維持される（第 3-1 図）。飽和蒸気とな
るまでは蒸気の状態を維持されるものの，高温の蒸気泡と周囲のプール水との温度差による熱伝達や気泡そのものの膨張により,短時間で蒸気温度が低下し飽和蒸気と同等となる。このため，ＤＣＨの発生防止のための逃がし安全弁作動時において，過熱蒸気の持つエネルギと同等となる飽和蒸気が不安定凝縮していなければ，設計基準事故で生じる動荷重よりも大きくなることはない。
設計基準事故時に生じる飽和蒸気の凝縮時の動荷重は，既往の試験により，蒸気流束とプール水温の関係から，確認できる。
これらのパラメータは有効性評価結果から過熱蒸気を飽和蒸気と仮定して蒸気流束の換算が可能であり，有効性評価結果からプール水温は確認が可能である。ここで確認した
蒸気流束及びプール水温と既往の試験結果を比較することで過熱蒸気の凝縮時の動荷重は評価可能である。以下に評価過程を記載する。
①蒸気流束の算出
・過熱蒸気のエネルギ流束が最大となるように有効性評価の原子炉圧力（7.79 MPa），
蒸気温度（332 ℃）及び排気管出口の流路断面積から蒸気の比エンタルピ及び蒸気流束を算出し，サプレッション・チェンバへの流入するエネルギ流束を求める。
・算出した結果は，第 3-1 表のとおり。

29

②プール水温の確認
・逃がし安全弁作動時のプール水温は，有効性評価結果（57 ℃）に基づく（第 3-2。
図，第 3-3 図）③過熱蒸気を飽和蒸気に仮定した場合の蒸気凝縮時の動荷重確認
・①，②で確認したエネルギ流束とプール水温の関係から，第 3-4 図を用いて蒸気が安定凝縮するかを確認する。
既往の試験結果であるクエンチャを有しないストレートパイプにおいて，安定凝縮が確認されており，蒸気凝縮による動荷重は非凝縮性ガスによる気泡脈動に包絡される領域であることを確認した。設計基準事故時の動荷重は非凝縮性ガスによる気泡脈動の値を用いているため，ＤＣＨの発生防止のための逃がし安全弁作動時の短期的な動荷重は設計基準事故時と同等以下となる。なお，第 3-4 図で示す大振動領域は第 3-5 図で示す
ようにクエンチャを設けた場合，解消され，プール水温に係らず，蒸気が安定凝縮することを確認している。

過熱蒸気（DCH 時）
332℃

プール水により温度が低くなるものの蒸気の状態飽和蒸気を維持する範囲

第 3-1 図 蒸気 T-s 線図＊1
＊1：
“工業熱力学”朝倉書店 1982 年

30

第 3-1 表 逃がし安全弁作動時のパラメータ
パラメータ

高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱

原子炉圧力容器圧力[MPa]7.79（解析値）

蒸気温度[℃]

332（解析値）蒸気の比エンタルピ[kJ/kg]
排気管出口の流路断面積[m2]蒸気流束[kg/s/m2]
サプレッション・チェンバへの流入エネルギ流束[MJ/s/m2]

31

急速減圧開始時
約 4.5 時間で原子炉圧力容器が破損

第 3-2 図 高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱時の原子炉圧力容器圧力の推移

約 4.5 時間で原子炉圧力容器が破損

急速減圧開始時

第 3-3 図 高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱時の原子炉格納容器温度の推移

32

第 3-4 図 飽和蒸気の蒸気流束及びプール水温と圧力振幅の関係（ストレートタイプ）（参考資料 2 ①）

第 3-5 図 飽和蒸気の蒸気流束及びプール水温と圧力振幅の関係（クエンチャタイプ）（参考資料 2 ①，②）

33

3.2 逃がし安全弁作動後の長期的な影響
本事象では逃がし安全弁を開保持とするため，原子炉圧力容器の減圧に伴い，蒸気流束が小さくなるため，このときに生じる動荷重として，蒸気凝縮に伴うチャギング等が考えられるため，そのときの動荷重が設計基準事故時と同等以下であることを確認する。
3.1 と同様に過熱蒸気の蒸気流束及びエネルギ流束とプール水温から，蒸気凝縮時の動荷重への影響を確認した。第 3-2 表で示すパラメータのとき，第 3-6 図で示す。過熱蒸気が保有するエネルギ流束とプール水温は蒸気が安定凝縮する領域であることを確認した。
第 3-2 表 逃がし安全弁作動時のパラメータ
高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱

パラメータ（逃がし安全弁作動後（長期））原子炉圧力容器圧力[MPa]0.13（解析値）

蒸気温度[℃]

586（解析値）蒸気の比エンタルピ[kJ/kg]
排気管出口の流路断面積[m2]蒸気流束[kg/s/m2]
サプレッション・チェンバへの流入エネルギ流束[MJ/s/m2]

第 3-6 図 飽和蒸気の蒸気流束及びプール水温と圧力振幅の関係（クエンチャタイプ）（参考資料 2 ①，②）

34

また，逃がし安全弁作動後，高蒸気流束から低蒸気流束へ遷移する過程においては，第 3-7 図で示す。

第 3-7 図 飽和蒸気の蒸気流束及びプール水温と圧力振幅の関係（クエンチャタイプ）（参考資料 2 ①，②）
第 3-7 図で示すように原子炉圧力容器からサプレッション・チェンバへ放出される蒸気は減少し，異なる圧力振幅が生じる領域を通過する。
このような状況において生じる動荷重は東二の実機試験結果から得られた第 3-8 図の結果から，その影響がないことを確認できる。第 3-8 図で示すように，動荷重が大きくなるのは逃がし安全弁作動直後に生じる気泡脈動荷重である。気泡脈動荷重は，非凝縮性ガスがサプレッション・チェンバへ移行した際に生じる荷重であり，蒸気による影
響ではない。よって，東二の実機試験から原子炉圧力容器からサプレッション・チェン
バへ放出される蒸気が減少する過程において，蒸気凝縮による動荷重は気泡脈動荷重を超えることはない。
このことから，逃がし安全弁を開保持し，原子炉圧力容器から蒸気がサプレッショ
ン・チェンバに移行した際の蒸気凝縮に伴う動荷重の影響はないことから，設計基準事
故時の動荷重として，設定している気泡脈動荷重を超えることはなく，同等以下となることを確認した。

35

蒸気が減少していく過程

気泡脈動が支配的な圧力変化

蒸気凝縮による圧力変化

第 3-8 図 東二実機試験で得られた逃がし安全弁作動時の水中圧力振動波形（横軸：時間，縦軸：圧力）（参考資料 2 ③）

36

4.

原子炉圧力容器外の溶融燃料－冷却材相互作用（ＦＣＩ）時の動荷重の評価について
格納容器破損防止対策の有効性評価の解析の結果，ベント管内の水のサプレッショ

ン・チェンバへの移行及びドライウェルからサプレッション・チェンバへの非凝縮性ガス及び蒸気を含む気体の移行量の最大値は第 4-1 表のとおりであり，ＬＯＣＡブローダ
ウン時の高温水・蒸気の放出時の移行量が最大となっており，このときの動荷重が最も厳しくなる。ＬＯＣＡブローダウン時の高温水・蒸気の放出は，設計基準事故「原子炉冷却材喪失」の起因事象である大破断ＬＯＣＡ時と同じであり，このときの破断想定は
原子炉水位の低下が最も早くなる再循環系配管（出口ノズル）の両端破断としていること，及び，この設計基準事故「原子炉冷却材喪失」時に原子炉格納容器の健全性が確保されることを確認していることから，ＦＣＩ時は，設計基準事故時に包絡されており，
原子炉格納容器の健全性が確保される。なお，ＦＣＩ発生時には，発生する蒸気によってドライウェルは急激に圧力上昇することから，これに伴う動荷重は大きくなる可能性が考えられるが，有効性評価結果（第 4-1 図，第 4-2 図）より，ＬＯＣＡ時の圧力上昇率の方が大きいことを確認しており，設計基準事故時に包絡される（ＦＣＩ時の圧力上
昇率：約 4.6 kPa/s，ＬＯＣＡ時の圧力上昇率：約 8.5 kPa/s）。
また，長期的にはチャギングによる動荷重が考えられるが，既往の試験よりサプレッ
ション・チェンバ内のプール水の水温（40 ℃以下）が低く，さらにベント管内の蒸気流束（18～28 kg／s／m2）の特定の領域で振幅の大きな荷重が生じることが確認されているが，ＦＣＩ時において，プール水温は約℃，蒸気流束kg／s／m2 が小さいた

め，設計基準事故時に生じる動荷重の影響は大きくなることはない[2]。

第 4-1 表 サプレッション・チェンバへの水等の移行量
事象

水移行量の
最大値
[kg／s／m2]

ガス移行量の最大値[kg／s／m2]

蒸気移行量の最大値[kg／s／m2]

原子炉圧力容器破損に伴うＦＣ
Ｉ発生時の蒸気発生
ＬＯＣＡブローダウン時の高温
水・蒸気の放出（「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器
過圧・過温破損）」の起因事象である大破断ＬＯＣＡを対象）
ＬＯＣＡブローダウン時の高温
水・蒸気の放出（設計基準対処
設備としての設計条件）※1：有効性評価の解析結果※2：既往の試験結果（参考資料 2 ①）

※3：既往の試験結果（参考資料 2 ⑤）

37

ＦＣＩ時の圧力上昇

ＦＣＩ前

第 4-1 図 ＦＣＩ時の原子炉格納容器圧力の推移

ＬＯＣＡ時の圧力上昇後

ＬＯＣＡ前

第 4-2 図 ＬＯＣＡ時の原子炉格納容器圧力の推移

38

5.

格納容器ベント時の動荷重の評価について

5.1 格納容器ベント時のサプレッション・チェンバへの水等の移行に伴う影響
格納容器ベント開始直後はサプレッション・チェンバの圧力低下率が最も大きく，ベント管内の水のサプレッション・チェンバへの移行並びにドライウェルからサプレッショ
ン・チェンバへの非凝縮性ガス及び蒸気を含む気体の移行量が多くなる。
格納容器破損防止対策の有効性評価の解析の結果，ベント管内の水のサプレッション・
チェンバへの移行並びにドライウェルからサプレッション・チェンバへの非凝縮性ガス
及び蒸気を含む気体の移行量の最大値は第 5-1 表のとおりであり，ＬＯＣＡブローダウ
ン時の高温水・蒸気の放出時の移行量が最大となっており，このときの動荷重が最も厳しくなる。ＬＯＣＡブローダウン時の高温水・蒸気の放出は，設計基準事故「原子炉冷却材喪失」の起因事象である大破断ＬＯＣＡ時と同じであり，このときの破断想定は原子炉水位の低下が最も早くなる再循環系配管（出口ノズル）の両端破断としていること，及び，この設計基準事故「原子炉冷却材喪失」時に原子炉格納容器の健全性が確保されることを確認していることから，格納容器ベント時は，設計基準事故時に包絡されており，原子炉
格納容器の健全性が確保される。
第 5-1 表 サプレッション・チェンバへの水等の移行量
事象

水移行量の
最大値
[kg／s／m2]

ガス移行量の最大値[kg／s／m2]

蒸気移行量の最大値[kg／s／m2]

格納容器ベント（「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（代替循環冷却系を使用できな
い場合）」の格納容器ベント時を対象）
ＬＯＣＡブローダウン時の高温
水・蒸気の放出（「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器
過圧・過温破損）」の起因事象である大破断ＬＯＣＡを対象）
ＬＯＣＡブローダウン時の高温
水・蒸気の放出（設計基準対処
設備としての設計条件）※1：有効性評価の解析結果※2：既往の試験結果（参考資料 2 ①）

※3：既往の試験結果（参考資料 2 ⑤）39

5.2 格納容器ベント時の水位上昇による影響
格納容器ベント時において，ベント管内の水がサプレッション・チェンバへ移行するため，サプレッション・チェンバ内のプール水の水位上昇が生じるが，第 5-1 表に示すように，ＬＯＣＡブローダウン時の高温水・蒸気の放出と比較し，水の流量は小さいため，緩やかな上昇となる。このため，動荷重として，ＬＯＣＡブローダウン時の高温水・蒸気の放出に包絡される。なお，このときの格納容器ベント時におけるサプレッション・チェン
バ内のプール水位を第 5-1 図に示す。この時の水位上昇は約 0.6 m であるが，この水位上昇に伴う影響は，原子炉格納容器に対する水頭圧であり，静荷重に分類される。この静荷重は，2 Pd 時の静荷重と比較し，小さいため，原子炉格納容器の健全性は維持される。

ベントライン下端

格納容器ベント開始

第 5-1 図 格納容器ベント時のサプレッション・チェンバ水位上昇
また，重大事故等時の水位上昇による影響としては，設計基準事故時と異なり，水没す
る真空破壊弁への考慮が必要であるが，水没する真空破壊弁は，重大事故等時に機能を期待していない。ただし，真空破壊弁の構造健全性を検討するため，格納容器ベント時のサ
プレッション・チェンバ内のプール水の水位上昇に伴う荷重と真空破壊弁が取り付つけられている箇所の構造強度を比較する。
真空破壊弁は構造上，ベント管の板厚に対して，真空破壊弁との取合部は 倍以上の厚さを有するとともに，サプレッション・チェンバ内のプール水の水位上昇時に水から荷重を受ける面積はベント管よりも小さい。また，真空破壊弁の位置は，荷重発生源であるベント管先端から距離があることから，水の流速が減衰する。これらのことから，真空破壊
弁は水没したとしてもドラッグ力の影響は小さく，構造強度として大きな影響とならな
いと考えられるが，プールスウェルによりドラッグ力の影響を確認する。その結果，ベン40

ト管と真空破壊弁の取付部に生じるプールスウェルによる応力は， MPa であり，許容値（380 MPa）に対して十分に小さいことを確認した。

41

5.3 格納容器ベント時の減圧沸騰による影響
格納容器ベント時には，サプレッション・チェンバ圧力の低下によりサプレッション・
チェンバ内のプール水が減圧沸騰することが考えられるが，以下のことから，格納容器ベント時の原子炉格納容器への動荷重としては小さく，健全性への影響はない。
・「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（代替循環冷却系を使用できない場合）」では，事故発生約 19 時間後に格納容器ベントを実施しているが，第 5-2 図で示すように，サプレッション・チェンバ内のプール水が飽和温度に達するのは格納容器ベントを開始して約 1 時間後であり，これ以降減圧沸騰が生じると考えられる。しかしながら，第 5-3 図で示すように，サプレッション・チェンバ内のプール水が飽和温度に達するタイミングではほぼ原子炉格納容器圧力は静定していることから，急速減圧しないため，減圧沸騰が生じない。
・サプレッション・チェンバ内のプール水の減圧沸騰が生じるタイミングにおいては，
ドライウェルとサプレッション・チェンバに圧力差があることから，サプレッショ
ン・チェンバへの非凝縮性ガス及び蒸気を含む気体の移行は継続するが，その移行量は少ない。
・減圧沸騰の影響はなく，及び，減圧沸騰が生じるタイミングにおいては，ドライウェ
ルからサプレッション・チェンバへの非凝縮性ガス及び蒸気を含む気体の移行量は少ないことから原子炉格納容器の健全性への影響はないと考えられる。
上記に加えて，有効性評価の解析における格納容器ベント時の流量が全て減圧沸騰に寄与したと仮定して，検討を行った。
ここで，発生蒸気が水面に到達するまでに要する時間を 1 秒と仮定し，1 秒間に発生した蒸気がすべてサプレッション・チェンバ内のプール水位の上昇に寄与すると仮定する。
減圧沸騰が生じるタイミングでのベント流量は約騰によって発生する蒸気量も同等のkg/s であることから，この時減圧沸kg/s と仮定すると，最大kg の蒸気によってサプレッション・チェンバ内のプール水面が押しあげられることとなる。また，この時の蒸気の密度を，大気圧下における蒸気の密度約kg/m3 とすると発生蒸気の体積は約m3 となる。サプレッション・チェンバの断面積は約m2 であるため蒸気泡がサプレッ

ション・チェンバ内に一様に分布しているとすると，発生蒸気による水位上昇は約m となる。このことから，減圧沸騰によりサプレッション・チェンバの水位上昇が生じたとしても，その規模は小さい。

42

100

80

格納容器ベント開始
60

ル
度

40

ー

サ
ブ
ク

サブクール度 0(℃)到達⇒サプレッション・チェンバ内のプール水が飽和温度に到達

(℃)
20

0

約 1 時間

減圧沸騰

-20
16

17

18

19

20

21

22

23

24

事故後の時間(h)第 5-2 図 雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（代替循環冷却系を使用できない場合）のプール水のサブクール度の推移

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

格納容器ベント開始

0.4

サプレッション・チェンバ内のプール水
が飽和温度に到達する時点で格納容器
圧力は低下(MPa[gage])

0.2

0.0
16

17

18

19

20

21

22

23

24

事故後の時間(hr)

第 5-3 図 雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（代替循環冷却系を使用できない場合）の原子炉格納容器圧力の推移

435.4 格納容器ベント時の継続時間による影響
原子炉冷却材喪失事故を起因とする格納容器ベント時における継続時間による影響について，検討する。
格納容器ベント時の重大事故等時荷重の時間履歴を第 5-4 図に示す。原子炉冷却材喪
失事故時に加わる荷重のうち，a.から g.までの現象における荷重に関しては配管破断発
生後，原子炉圧力容器からのブローダウンが終了するまでの比較的短期間に生じる荷重であるため，生じる荷重の強さ及び荷重発生時の原子炉格納容器内圧力・温度条件は設計基準事故と同等となる。
一方で，h.及び i.については，原子炉圧力容器からのブローダウン収束後も比較的長期にわたって継続する荷重であるため，重大事故等時の原子炉格納容器内圧力・温度条件との組み合わせを考慮する必要がある。具体的には，原子炉格納容器の除熱手段の復旧等により格納容器ベントを停止し，ドライウェルとサプレッション・チェンバの差圧が解消されるまでは，崩壊熱によって発生した蒸気がサプレッション・チェンバ内のプール水へと移行し続けることにより，チャギングが生じると考えられることから，h.及び i.の荷重は格納容器ベント停止までの期間において発生し続けることを考慮する。
第 5-5 図，第 5-6 図で示すように格納容器ベント後サプレッション・チェンバ内のプール水温が高いこと及び破断口からの蒸気放出量が低下することで，ベント管の蒸気流束が小さくなっていく。なお，長期的にチャギングによる動荷重は既往の試験である旧原研で実施された Mark-II 型格納容器の圧力抑制系の実証試験より，サプレッション・チェ
ンバ内のプール水の水温（40 ℃以下）が低く，さらにベント管内の蒸気流束（18～28 kg／s／m2）が比較的大きい，特定の領域で振幅の大きな荷重が生じることが確認されており，格納容器ベント後においては，ベント時のプール水温が℃，蒸気流束が以下と小さいため，設計基準事故時に生じる動荷重の影響は大きくなることはない[2]。
なお，設計基準事故時に想定しているチャギング荷重が繰返し生じた場合であっても最大約 130 MPa であり，原子炉格納容器本体の一次+二次応力の許容限界内（393 MPa）となることから，原子炉格納容器の強度評価に対する影響はない。
第 5-4 図は，原子炉冷却材喪失事故を起因とする格納容器ベント時における荷重の時
刻歴を示したものであるが，以下の理由により，原子炉冷却材喪失事故を伴わない事象における荷重の時刻歴は第 5-4 図の時刻歴に包絡されると考えられる。
a. 原子炉冷却材喪失事故を起因としない事象においては，原子炉圧力容器破損時に原子炉圧力容器内のガスがドライウェルへと放出されると考えられるが，原子炉圧力容器破損時点では，すでに原子炉圧力容器内は減圧されており，原子炉冷却材喪失事故時に生じるような急激なガス放出とならない。
b. 高温の溶融燃料がペデスタル内に落下した際には，溶融燃料と水の相互作用（ＦＣＩ）によって急激な蒸気発生が生じると考えられるが，当該事象において，サプレ

44

ッション・チェンバに流入する水等の移行量は原子炉冷却材喪失事故時に比べて非常に小さく（第 4-1 表），原子炉冷却材喪失事故発生直後に生じる荷重（第 5-4
図における a.から g.までの荷重）に包絡される。
c. 原子炉格納容器ベント実施時においても一時的にドライウェルからサプレッショ
ン・チェンバに流入する水等の移行量が増加すると考えられるが，この時の移行量
は原子炉冷却材喪失事故時に比べて非常に小さく（第 5-1 表），b.同様に原子炉冷却材喪失事故発生直後に生じる荷重に包絡される。

45

46

構造物

ウェル領域にある

ェンバ水中及びス

サプレッション・チ

ロア

ダイヤフラムフ

原子炉冷却材喪失事故時の荷重

ベント系

サプレッション・チェンバ

ドライウェル

原子炉冷却材喪失時の現象

1.0

f

b，c，

e

g

10

h，i

i

103
事故後の時間 （s）

102

排気 蒸気ブローダウン

104

第 5-4 図 重大事故等時荷重の時間履歴（原子炉冷却材喪失事故起因）

0.1a

ベント管排水

圧力及び温度上昇

圧力及び温度上昇

105

i.

h.

g.

f.

サプレッション・チェンバe.

重ベント管に加わる水平荷

チャギング荷重

蒸気凝縮振動荷重

フォールバック荷重

空間部圧縮荷重

上昇水流による荷重

水面上昇による衝撃力

昇ョン・プール水中の圧力上気泡形成によるサプレシ

ットによる荷重

ベントクリア時の水ジェ

d.

c.

b.

a.

格納容器ベント停止

第 5-5 図 サプレッション・チェンバ内のプール水温の時刻歴

第 5-6 図 ベント管蒸気流量の時刻歴475.5 格納容器ベント時の減圧波による影響
ＵＳ－ＡＢＷＲには原子炉格納容器の過圧保護のため，系統に取り付けたラプチャー
ディスクにより，瞬時に配管の流路断面積を 100 ％開放し，大気放出によって急速減圧
するＣＯＰＳ（Containment Overpresure Protection System）が設けられている。このため，米国ではＣＯＰＳを設ける場合，急速減圧による減圧波の影響を考慮する必要があるとされている。東二の原子炉格納容器は，格納容器ベント時において，弁による開動作
により減圧することから，ＣＯＰＳのように急速減圧することはない。しかしながら，保守的に減圧波を考慮するため，ＣＯＰＳと同様に弁の開操作直後に配管の流路断面積が100％開放され，大気放出することを仮定し，検討を実施した。
検討にあたっては，US ABWR DCD Ch.19E.2.3.5.1 における評価手法を用いて，格納容器ベント直後のサプレッション・チェンバ内のプール水面に作用すると考えられる減圧波について評価する。
評価に用いる主要なパラメータは，以下のとおりである。
第 5-2 表 評価に用いる主要なパラメータ
パラメータ

記号

S/C 圧力Ｐ0

最高使用圧力の 2 倍

S/C 水位

－MAAP による解析結果

S/C ガス密度Ρg0

200℃，2Pd 時の蒸気密度

比熱比k

ベントライン

半径

R

入口

面積

A

面積

a

ベントライン
チョーク部

値

備考

理想気体における二原子分子の比熱を仮定
AC 系配管（28B）

AC 系-SGTS 取り合い部（12B）

プール水の水面に到達する減圧波を評価するため，格納容器ベント直後において，原子炉格納容器より放出されるガスは，臨界流と仮定する。ベント流量は，ベントラインにおけるチョーク部で律速されることから，当該箇所におけるガス流量は DCD における以下の評価式及び第 5-2 表のパラメータを用いるとガス流量は，約 75 kg/s となる。
=

2
+1

(

)/ (

)

m=
この時，ベントライン入口におけるガスの流速（V）は，以下の式により約 80 m/s とな

48

る。
V=
また，DCD における以下の評価式により，サプレッション・チェンバ内の音速（Cg0）は
約 543 m/s であり，この時のマッハ数（V/Cg0）は約 0.15（＜0.2）であることから，ベント時の減圧波は音響波として扱うことができる。
=/

ここで，ベントラインに吸い込まれるガスの流速について，ベントライン入口から，ベントライン入口半径（R）相当離れた位置（評価点のイメージは，第 5-7 図のとおり）におけるガス流速（V’）を計算する。当該位置における流路を半径 R の半球の表面積相当とする。よって，ベント管内の流路面積との面積比からベントライン入口から R 離れた半球表面上の位置におけるガス流速は，以下となる。
V =V

=

2

2

= 約 40 m/s

この流速及び DCD における以下の音響方程式を用いると，前述の半球表面における減圧波は，約 74 kPa となる
δ=

第 5-7 図 評価点のイメージ図
次に，上記減圧波がプール表面に到達した際の圧力を求める。
ベントライン入口高さは約 15.4 m であるため，ベントライン入口から，水面までの距離（r）は，約 4.7 m となる。したがって，DCD における以下の式から，水面に到達す

49

る減圧波は約 4.6 kPa となる。
δP =

δさらに水面に到達した減圧波の水中への伝達係数を DCD における以下の式から，算出
する。
δ
δ

=

2
1+

/

ρ1：気体の密度
C1 ：気体中の音速
ρ2：水の密度C2 ：水中の音速
ここで，水の密度及び水中音速はそれぞれガスの密度及び気体中の音速に比べて大きいことから，保守的に，上記におけるρ1C1/ρ2C2 を 0 とすると減圧波の水中への伝達係数
は，2 となる。したがって，ベントライン入口で生じた減圧波によってサプレッション・
チェンバにもたらされる負圧度は約 10 kPa となる。
格納容器ベント実施時点でのサプレッション・チェンバ圧力は約 620 kPa[gage]であり，負圧度を考慮した正味の圧力は約 610 kPa[gage]であることから，水面の飽和温度は，約159 ℃となる。ベント開始時のサプレッション・チェンバ内のプール水温は，約 89 ℃であることから，水面の飽和温度（159℃）に対して十分に小さい。よって，減圧波を踏まえてもプール水の減圧沸騰の影響は極めて小さい。
また，蒸気の負圧度より，水面に到達した減圧波によってプール水面の揺動する速度は，以下の式より約 0.01 m/s であり，プール水面の揺動する速度は小さく，これに伴うプー
ルスウェルの影響は極めて小さい。
δ=ρL：水の密度CL ：水中の音速以上のことから，格納容器ベントによる減圧沸騰及びプールスウェルを保守的に評価したが，その影響は小さく，原子炉格納容器の健全性に影響はない。

50

6.

まとめ
重大事故等時の原子炉格納容器に生じる動荷重について整理した。重大事故等時の動荷重は設計基準事故時に想定している動荷重に包絡されること等を確認することにより，重大事故等時の動荷重を想定した場合の原子炉格納容器の健全性を確認した。
7. 参考文献[1] 塚田浩司，山口宏克，森田照道；沸騰水型軽水炉主蒸気逃し安全弁作動時の圧力抑制室
内の動荷重の測定，火力原子力発電，1979 年 8 月[2] 久木田 他，“蒸気凝縮振動及びチャギングによる圧力抑制プール内動荷重の統計的評
価，2; 格納容器圧力抑制系信頼性実証試験データ評価レポート，3”，JAERI-M 83-186，
1983 年 10 月
[3] NEDE-24757-P “MARK II Containment Supporting Program Caorso Safety Relief
Valve Discharge Tests Phase II test Report”, GE51

参考資料 1
設計基準事故時に生じる動荷重について
原子炉冷却材喪失時に原子炉格納容器に生じる各荷重に対する現象を第 1 表に，現象の流れを第 1 図に示す。また，逃がし安全弁作動時に原子炉格納容器に生じる各荷重に対する現象を第 2 表に，現象の流れを第 2 図に示す。
東海第二発電所では，「BWR. MARK Ⅱ型格納容器圧力抑制系に加わる動荷重の評価指針」に基づき，原子炉冷却材喪失時及び逃がし安全弁作動時の動荷重を第 3 図に示す評価対
象に対して，第 3 表，第 4 表及び第 5 表で示すような荷重が生じても，原子炉格納容器の健全性が確保されることを確認している。また，生じる荷重は，第 6 表で示すように解析や試験データに基づき設定している。

52

53

l.ＥＣＣＳ作動時

k.ベント管に加わる水平荷重

j.チャギング荷重

i.蒸気凝縮振動荷重

h.フォールバック荷重

g.ブレーク・スルー

f.サプレッション・チェンバ空間部
圧力荷重e.上昇水流による荷重

d.水面上昇による衝撃力

c.気泡形成によるプール水中の圧力上昇

b.ベントクリア時の水ジェットによる荷重

荷重
a.ＬＯＣＡ発生時のドライウェル
内の圧力上昇現象
原子炉冷却系統の配管の破断が瞬時に発生したとすると，圧力波がドライウェル，ベント管内を通ってプールの底面や壁面，内部構造物などに動荷重が作用する。
ドライウェル圧力の急激な上昇によりベント管内のプール水がサプレッション・チェンバ内に放出されるため水ジェット流が形成され，ジェットによる衝撃力及びドラッグ力がベント管の下部にある内部構造物及び原子炉格納容器底部鉄筋コンクリートマットに作用する。
ドライウェルの空気がベント管から放出される際，気泡がサプレッション・チェンバ側壁，内部構造
物及び原子炉格納容器底部鉄筋コンクリートマットに圧力波として作用する。
スラグ流が上昇する際，水面より上方にある機器，配管，内部構造物にプール水が衝突しそれらに衝撃力が作用する。
プール水が上昇する際，上昇水流によりドラッグ力が，機器，配管及び内部構造物に作用する。
プール水面の上昇によりサプレッション・チェンバ上部の空間部が圧縮されることにより，サプレッ
ション・チェンバ空間部圧縮荷重が作用する。
また，この現象により真空破壊弁が反復動作することが考えられる。
気泡が上昇し水面を貫通（ブレーク・スルー）することで，サプレッション・チェンバ気相とつながる。この時，水面付近のプール水は，フロス状の 2 相混合物を形成し，これによりサプレッション・
チェンバ気相部内の構造物及びダイアフラム・フロアに衝撃荷重が加わる。
上昇した水面の上昇が停止し，プール水が落下するとき落下水により，機器，配管，内部構造物にドラッグ力が作用する。
中高流量蒸気が凝縮する際，プール水に凝縮振動波が伝播し，サプレッション・チェンバ側壁，原子炉格納容器底部鉄筋コンクリートマット，原子炉本体基礎及び内部構造物に作用する。
低流量蒸気が凝縮する際，ベント管出口での不均一な凝縮によりバウンダリに荷重が加わる。
また，この現象により，真空破壊弁が反復動作することが考えられる。
低流量蒸気が凝縮する際，ベント管出口での不均一な凝縮によりベント管に水平力が作用する。
原子炉冷却系統の圧力が低下し，炉心がＥＣＣＳにより再冠水されると破断口からはサブクール水が流出するようになる。このサブクール水により，ドライウェル雰囲気が冷却され圧力が低下する。この時，真空破壊弁が作動することでドライウェルの負圧は抑制される。さらに，格納容器スプレイ系の作動によりドライウェル－サプレッション・チェンバ間の差圧は解消される。

第 1 表 原子炉冷却材喪失時の各荷重の現象

54

第 1 表 b.

第 1 表 i.

第 1 表 a.

第 1 表 h.

第 1 表 k.

第 1 表 d.e.

第 1 図 原子炉冷却材喪失時の現象の流れ

第 1 表 j.

第 1 表 c.

第 1 表 l.

第 1 表 f.

－

第 1 表 g.

55

c.蒸気凝縮振動荷重

b.空気泡圧力の振動による荷重

a.水ジェットによる荷重

荷重が作用する。また，これらの現象を通じて，クエンチャに対しても荷重が作用する。

ン・チェンバ底面，壁面に圧力荷重が加わり，サプレッション・チェンバ内の構造物にドラッグ荷重

蒸気がサプレッション・チェンバ内に流入して凝縮する際，凝縮が不安定となる場合，サプレッショ

ション・チェンバ側壁，原子炉格納容器底部鉄筋コンクリートマットに作用する。

気泡を形成し，この気泡が過膨張，収縮を繰返し，圧力振動が，機器，配管，内部構造物，サプレッ

逃がし安全弁作動時，排気管内の空気が圧縮され，これがサプレッション・チェンバに放出される際，作用する。

る際，ジェット流が形成され，サプレッション・チェンバ内の内部構造物に衝撃力及びドラッグ力が逃がし安全弁作動時，排気管内の水がクエンチャノズルによりサプレッション・チェンバに放出され現象

第 2 表 逃がし安全弁作動時の各荷重の現象

56

第 2-2 表 c.

第 2-2 表 b.

第 2-2 表 a.

第 2 図 逃がし安全弁作動時の現象の流れ

原子炉格納容器本体

ダイヤフラム・フロア（Ｄ／Ｆ）

ベント管

原子炉本体基礎真空破壊弁

コラムサポート
ベント管ブレーシング

クエンチャサポート
底部ライナー
コンクリートマット

第 3 図 動荷重の評価対象

57

第 3 表 ＰＣＶ動荷重指針要求荷重と対象構造物との対応

コンクリートマット

原子炉本体基礎

Ｄ／Ｆ及びコラムサポート

真空破壊弁

クエンチャ
サポート部

圧力抑制
系内の構
造物に加
わる荷重

備

考

(2次荷重であり，指針上評価を省略可)

第4表(1)

圧力抑制
系のバウ
ンダリに
加わる荷
重

底部ライナ

Mark-Ⅱ PCV
動荷重指針

ベント管及びベン
ト管ブレーシング目

原子炉
格納容器本体項

第4表(2)

－

－

○

－

－

－

－

○

第4表(3)

○

－

－

－

－

－

○

－

第4表(4)

○

－

○

－

－

－

○

○

第4表(5)

○

－

－

－

－

－

○

－

第4表(6)

－

－

－

－

－

○

－

－

第4表(7)(2次荷重であり，指針上評価を省略可)

第4表(8)(2次荷重であり，指針上評価を省略可)

第4表(9)

○

－

○

－

－

－

○

○

第4表[1]

－

○

－

－

－

－

－

－

第4表[2]

－

○

－

○

－

○

－

－

第4表[3]

－

○

－

－

－

－

－

－

第4表[4]

－

－

－

－

○

－

－

－

第4表
(2次荷重であり，指針上評価を省略可)[5]～[8]
逃がし安全
弁作動時の
動荷重

逃がし安全
弁作動時の
構造物に加
わる荷重

第5表(1)

○

－

○

－

－

－

○

○

第5表(2)

○

－

○

－

－

－

○

○

第5表[1]

－

○

－

○

－

○

－

－

第5表[2]

－

○

－

○

－

○

－

－

第5表[3]

－

○

－

○

－

○

－

－

第5表[4]

－

－

－

○

－

－

－

－

58

59

②ベントク
リアリング
過程

事故後の
推移
①破断直後

圧力抑制系のバウンダリに加わる荷重(3)(2)と同じ噴流によるサプレッション・チェンバの壁面への圧力に
よる荷重

(2)
ベントクリアリングに至るまでの過程におけるベント管下端からの噴流によるサプレッション・チェ
ンバの底面への荷重(1)
破断発生直後に生ずる圧力波により，プール底面に加わる荷重

対応する荷重圧力抑制系内の構造物に加わる荷重

第 4 表（1/4） 指針要求に対応するＬＯＣＡ時動荷重の概要図[2]
ベントクリアリングに伴うプー
ル水の流動によるドラッグ荷重[5]ベントクリアリング時にベント管に加わる水平荷重

対応する荷重

60

④プールス
ウェル過程

事故後の
推移
③気泡形成
過程

圧力抑制系のバウンダリに加わる荷重(6)(5)と同じくサプレッション・チェ
ンバ気相部圧縮によるダイアフラ
ム・フロアへの圧力による荷重(5)
プールスウェル時のサプレッショ
ン・チェンバ気相部圧縮によるサ
プレッション・チェンバ気相部壁面に加わる圧力による荷重(4)
気泡の形成，プールスウェルによるプール底面，壁面への圧力による荷重

対応する荷重圧力抑制系内の構造物に加わる荷重

第 4 表（2/4） 指針要求に対応するＬＯＣＡ時動荷重の概要図[6]
プールスウェル時にベント管に加わるドラッグ荷重[4]
プールスウェル時の真空破壊弁
への荷重

[3]
プールスウェルに伴うサプレッ
ション・チェンバ気相部内の構造物に対する衝撃荷重[2]
気泡形成に伴うプール水の流動によるドラッグ荷重

対応する荷重61(9)
蒸気凝縮に伴うプール底面，壁面に加わる圧力による荷重

⑦蒸気放出
過程

[1]
蒸気凝縮に伴いベント管に加わ
る水平荷重

[7]
プールスウェル後のプール水面の揺動による荷重

対応する荷重(8)
プールスウェル後のプール水面の揺動により，プール壁面に加わる
荷重

圧力抑制系内の構造物に加わる荷重

⑥フォール
バック後の
水面揺動過
程

対応する荷重[2]
フォールバックに伴うプール水の流動によるドラッグ荷重

圧力抑制系のバウンダリに加わる荷重(7)フ ォールバ ックによ るプール底面，壁面に加わる圧力による荷重

事故後の
推移
⑤フォール
バック過程

第 4 表（3/4） 指針要求に対応するＬＯＣＡ時動荷重の概要図

62

事故後の
推移
⑦蒸気放出
過程（続き）

圧力抑制系のバウンダリに加わる荷重

対応する荷重圧力抑制系内の構造物に加わる荷重

第 4 表（4/4） 指針要求に対応するＬＯＣＡ時動荷重の概要図[4]
蒸気凝縮時の真空破壊弁への荷重[8]
蒸気流によりベント管に加わる反力による荷重[2]
蒸気凝縮に伴うプール水の流動によるドラッグ荷重

対応する荷重63(2)
蒸気凝縮が不安定となる場合，プール底面，壁面に加わる圧力によ
る荷重

③蒸気放出
過程

対応する荷重(1)
気泡形成に伴うプール底面，壁面に加わる圧力による荷重

圧力抑制系のバウンダリに加わる荷重

②気泡放出
過程

事故後の
推移
①クリアリ
ング過程
圧力抑制系内の構造物に加わる荷重

第 5 表 指針要求に対応する逃がし安全弁作動時動荷重の概要図[4]
これらの現象を通じてクエンチ
ャ地震に加わる荷重[3]
蒸気凝縮が不安定となる場合，水中構造物に加わるドラッグ荷重[2]
気泡形成に伴い水中構造物に加わる衝撃荷重及びドラッグ荷重[1]クリアリング時水中構造物に加わる衝撃荷重及びドラッグ荷重

対応する荷重第 6 表 設計基準事故時に生じる動荷重と根拠
荷重
a.ＬＯＣＡ発生時のドライウェル内の圧力上昇
b.ベントクリア時の水 ジ ェ ット に よる
荷重
c.気泡形成によるサプレッション・チェ
ンバ内の圧力上昇
d.水面上昇による衝
撃力
e.上昇水流による荷重
f.サプレッション・チ
ェ ン バ 空間 部 圧力
荷重g.ブレーク・スルー

根拠指針上評価の省略可

第 4 表との対応(1)

米国で実施された 4Ｔ試験(参考資料 2 ④)結果における出口噴
流速度から算出
プールスウェル解析モデルに基づく解析結果から算出
プールスウェル解析モデルに基づく解析結果から算出
プールスウェル解析モデルに基づく解析結果から算出
プールスウェル解析モデルに基づく解析結果から算出(2)，(3)
[2]
(4)

[3]
[2]，[4]，[6](5)，(6)

指針上評価の省略可
ＣＲＴ試験(参考資料 2 ⑤)結果より，バウンダリに作用する荷重としては無視可能。
水中構造物に対する荷重は，プールスウェル解析モデルに基づく解析結果をもとに落下速度を求め，ドラッグ荷重を計算。

－

i.蒸気凝縮振動荷重

ＣＲＴ試験(参考資料 2ータに基づき設定

⑤)デ

(9)
[2]

j.チャギング荷重

ＣＲＴ試験(参考資料 2ータに基づき設定

⑤)デ

(9)
[2]
[1]，[5]，[8]h.フォールバック荷重k.ベント管に加わる
水平荷重
l.ＥＣＣＳ作動時

NUREG-0808 の評価手法から算出
考慮不要(7)，(8)[2]，[7]－

荷重a.水ジェットによる荷重

根拠b.に包絡(東海第二発電所の実機試験等)

第 5 表との対応[1]，[4]b.空気泡圧力の振動による荷重

東海第二発電所(参考資料 2③)の実機試験(1)[2]，[4]c.蒸気凝縮振動荷重b.に包絡(東海第二発電所の実
機試験等)

(2)
[3]，[4]64参考資料 2①

主蒸気逃がし安全弁クエンチャ開発試験: 大規模試験（1/4 体積スケールテスト）

試験目的
小規模試験からクエンチャ型が蒸気凝縮振動の安定化に最良との結果を得たので，実機に適用するためのクエンチャノズルを開発すべく大規模実験が実施された。
試験の項目及び成果
本試験では，主に水温等をパラメータとして，℃前後から℃まで幅広い温度範囲で試験が実施された。気泡脈動荷重及び蒸気凝縮振動荷重の試験結果から，主に以下の内容が確認された。
・クエンチャを採用すれば低プール水温（℃）から高プール水温（℃）まで安定した蒸気凝縮性能が確保可能である。
・蒸気凝縮振動荷重に対する蒸気流束（kg/s/m2）及びプール水温よる影響【参考文献】NUREG-0783 “Suppression Pool Temperature Limits for BWR Containment”
NEDO-21061 “MARKⅡ Containment Dynamic Forcing Functions lnformation Report”

65

②

主蒸気逃がし安全弁クエンチャ開発試験: 実規模試験

試験の目的
本試験では，実規模のクエンチャを使用して荷重確認試験を行った。
試験の項目及び成果試験に用いられたクエンチャのクエンチャアーム角度は，1 か所が，他の 3 か所がであり，クエンチャアーム取り付け角度の影響が確認された。また，試験は，実機の運転条件を包絡するように幅広いレンジの蒸気源圧力
プール水温条件（

ﾟ F：

Psi:

MPa）
，

℃）で実施された。

この結果，以下の内容が確認された。
・クエンチャアーム角度，の全ての方向でクエンチャは安定した凝縮性能を発揮した。
・クエンチャアームの孔の放射角度が程度以下であれば高温水がクエンチャ周囲に留まることなく安定疑縮が得られることが示された。

【参考文献】 NUREG-0783 “Suppression Pool Temperature Limits for BWR Containment”
NUREG-0802 “Safety/Relief Valve Quencher Loads Evaluation for BWR Mark Ⅱ and
Ⅲ Containments”
NEDO-21061 “MARKⅡ Containment Dynamic Forcing Functions lnformation Report”

66

③

東海第二発電所 主蒸気逃がし安全弁実機試験

試験の目的
本試験は，新設計格納容器の安全性・健全性・妥当性を確認するとともに，従来設計荷重の妥当性の評価，構造材の応力算出モデルの妥当性を評価するために実施された。
試験の項目及び成果
試験は，東海第二発電所における実機を用いて行われ，原子炉圧力 35 kg/cm2g（約 3.4MPa），55 kg/cm2g（約 5.4 MPa）及び通常運転圧力である 70 kg/cm2g（約 6.9MPa）における試験が実施された。試験結果により，主蒸気逃がし安全弁作動時の荷重や格納容器に作用す
る応力，圧力の距離による減衰の挙動が確認され，以下の成果が得られた。
・Mark-Ⅱ格納容器及びプール内構造物の健全性が実証された。
・測定された気泡脈動荷重の最大/最小圧力はそれぞれ
0.84kg/cm2 (約 82 kPa) / -0.39 kg/cm2(約-38 kPa)であった。
・1 弁(単弁)を作動させた試験のほか，主蒸気隔離弁を全閉させることによる多段・多弁作動試験も実施されたが，すべての試験において蒸気凝縮は，安定したものだった。
・主蒸気隔離弁を全閉させた試験において，逃し安全弁の最初の作動と後継作動とで気泡圧力に有意差がないことが確認された。

【参考文献】東海第二発電所主蒸気逃がし安全弁実機試験報告書（昭和 53 年 3 月）

67

④

米国 4T/4TCO（Temporary Tall Tank Test Condensation Oscillation）試験

試験の目的
Mark-ⅡプラントでのＬＯＣＡ時の蒸気凝縮振動現象を把握することを目的として実施された。
試験装置は，Mark-Ⅱ型格納容器のベント管 1 本が実物大で模擬されており，また，これに対応するサプレッション・チェンバ及びドライウェル部分（実炉との体積比約 1/100）が模擬されている。
試験の項目及び成果
試験は，ＬＯＣＡ時のブローダウン（液相破断，蒸気相破断それぞれ）が模擬され，模擬する破断面積や，ベント管水深，プール水温などを変化させて実施された。この試験により以下の成果が得られた。
・Mark-Ⅱ格納容器の蒸気凝縮振動現象が明らかにされ，蒸気凝縮振動荷重に対する様々なパラメータの影響が確認された。
・また，ベントクリア時の水の流速データが計測され，上限流速として 60 ft/s（約 18.3m/s）が設定された。
・この試験結果には，米国における Mark-Ⅱ型格納容器のＬＯＣＡ時動荷重の評価に広く用いられている。

【参考文献】NUREG-0487 “MARK Ⅱ CONTAINMENT LEAD PLANT PROGRAM LOAD EVALUATION AND ACCEPTANCE
CRITERIA”

68

⑤

格納容器圧力系信頼性実証試験(CRT：Containment Reliability Test)

試験の目的
ＬＯＣＡ時のＢＷＲ格納容器圧力抑制系の主要な動荷重の評価に用いられる計算モデルの検証と，圧力抑制系のＬＯＣＡ時における機能の信頼性を実証することを目的として実施された。
試験装置は，Mark-Ⅱ型格納容器の圧力抑制系の一部分が実物大で模擬されている。
試験の項目及び成果
試験は，ＬＯＣＡを現実的に模擬し，プールスウェル荷重及び蒸気凝縮荷重の両者についてデータを得ることを目的とした試験等，全 28 回実施された。これにより，以下の成果が得られた。
・従来の試験に基づいて開発された評価モデルないし評価値が試験結果に比べて保守的であることを立証した。
・複数ベント管を有する系に特有な荷重低減効果を含む試験結果を得て，従来の単一ベント管試験に基づくものよりも現実的な実炉荷重の評価を可能にした。
・蒸気凝縮に伴う荷重の測定を目的とした試験では，初期プール水温を
ヱト管最大蒸気流束を約℃，ベkg/s/m2 として試験が実施され，大振幅のチャギング荷重は特定の熱水力条件(蒸気流束 18～28 kg/s/m2, プール水温 40 ℃以下)で多発することが確認された。

[参考文献] 格納容器圧力抑制系信頼性実証試験評価委員会報告書（昭和 58 年 11 月）

69参考資料 3
東二の実機試験における逃がし安全弁作動時の多弁作動について
2.4 で示したように東海第二発電所での実機試験により，主蒸気隔離弁を全閉し逃がし安全弁が作動したとき（原子炉圧力約 7.44 MPa）と 1 弁作動したときでは，1 弁作動したときの方が動荷重は大きくなることが確認されている。1 弁作動時の動荷重が大きくなった
理由として，多弁作動時は排気管出口から放出される圧力波が相互干渉し，圧力振幅が相殺されるためと考えられている。この妥当性を考察するため，東二の実機試験で多弁作動した箇所とその位置関係から圧力振幅が相殺されることを検討する。
第 1 図に示すように逃がし安全弁は，作動圧ごとに第 1 段から第 5 段まで対称的な配置となっており，どの作動圧で排出されても，圧力振幅は相殺されやすいと考えられる。逃がし安全弁作動時の試験結果も対称的な配置で排気管から排出されており，圧力振幅は相殺されたと推測される。よって，1 弁作動時が最も大きな動荷重を生じると評価することは妥当である。

第 1 図 排気管の配置【参考文献】東海第二発電所主蒸気逃がし安全弁実機試験報告書（昭和 53 年 3 月）70

参考資料 4
重大事故等時の動荷重の組み合わせについて
設計基準対象施設としての原子炉格納容器に対する動荷重の組み合わせの考え方を以下に示す。
・原子炉格納容器の応力計算は，各運転状態に生じる荷重の組み合わせの中で最も厳しい条件について行う。
・圧力，温度及び原子炉冷却材喪失時の蒸気ブローダウンによる荷重において，荷重の生じる時間が明らかに異なる場合は時間のずれを考慮する。具体的には以下の組み合わせとなる。
原子炉冷却材喪失直後のジェット力，及び原子炉冷却材喪失時のサプレッション・
チェンバのプール水揺動による荷重は事象発生後一度のみ作用する荷重であるため，許容応力状態ⅣA として評価する。この状態は，原子炉格納容器の内圧が上昇する前の過渡的な状況であることから，最高使用圧力とは組み合わせない。
ドライウェルからサプレッション・チェンバへの蒸気の流入が起こり，継続的に蒸気の凝縮等による動的荷重（ＣＯ，ＣＨ）が作用する状態は，設計条件として評価するものとし，原子炉冷却材喪失事故後の最大内圧との組合せを考慮する。なお，
ＣＯとＣＨはドライウェルからサプレッション・チェンバに流入する蒸気量の変化に伴い段階的に生じる事象であるため，互いに組み合わせる必要はない。
逃がし安全弁作動時の動荷重については，逃がし安全弁の作動が運転状態Ⅱに区分される事象であることから，許容応力状態ⅡA として評価するとともに，弾性設
計用地震動Ｓｄと基準地震動Ｓｓとの組み合わせも評価する。
ＭＡＲＫ－Ⅱ型格納容器については，ＣＨと逃がし安全弁作動時の荷重は組み合わせない。
前述の考え方を踏まえ，重大事故等時に生じる動荷重（本文第 2-2 表）に係る荷重の組み合わせを以下のように整理する（第 1 表）。
＜逃がし安全弁作動時荷重＞
逃がし安全弁が作動する事象は，「高圧・低圧注水機能喪失（給水喪失）[TQUV]」のよ
うに原子炉圧力容器バウンダリの機能が維持されている状態であり，原子炉圧力容器破損は想定されない。したがって，重大事故等時であっても，逃がし安全弁作動時荷重と同時に原子炉格納容器の過度な圧力上昇は重畳するものではなく，原子炉格納容器の内圧は最大でも ATWS 事象において想定される 200 kPa 程度である。
＜ＬＯＣＡ，ＦＣＩ及びベント時に生じる動的荷重＞
本文 2 章および 5 章で述べたとおり，ＬＯＣＡ時に生じる動荷重について重大事故等

71時において特に考慮が必要となる荷重は，ＬＯＣＡ後長期にわたって発生しうる荷重であるチャギング荷重のみとなる。また，格納容器ベント実施時やＦＣＩ発生時にはベント管を通過する水やガスの流量が一時的に増大するが，この時の水およびガスの流量（流束）はＬＯＣＡ時に想定される最大流量（流束）に比べて小さいことから荷重としては包絡される。したがって，重大事故等時における原子炉格納容器内の圧力・温度条件との組み合わせを考慮すべき荷重は設計基準事故時に想定するチャギング荷重に包絡される。また，
格納容器圧力が最大となるのは，格納容器雰囲気過圧・過温のシナリオにおいて 1.5Pd でベントする時点となる。
ここで，前述のとおり，想定される圧力及び荷重条件を上回る条件として，1.5 Pd＋チ
ャギング事象を保守的に組み合わせて評価した結果を第 2 表に示す。なお，格納容器ベント実施時やＦＣＩ発生時においては，40 ℃以上，かつ，蒸気流束も 18 kg／s／m2 以下であり，設計条件としているチャギングによる荷重よりも小さくなるが，保守的な値を用いる。この保守性については，5.4 で示したとおり，サプレッション・チェンバ内のプール
水の水温（40 ℃以下）が低く，さらにベント管内の蒸気流束（18～28 kg／s／m2）が比較的大きい領域で振幅の大きな荷重が生じることが確認されており，このときの荷重を設計条件としているためである。
重大事故等時の荷重の組合せが設計基準対処施設としての荷重の組合せを網羅的に適用できているかを確認するため，第 2 表で示す。確認した結果，設計基準事故時には設計・建設規格に基づき，運転状態Ⅱである逃がし安全弁作動時の動荷重は地震との組合せが必要であるが，重大事故等時は逃がし安全弁作動が短期的な荷重であることから組み合わせないため，相違が生じたものの，その他の荷重について，網羅的に組み合わせており，重大事故時の組合せが妥当であることを確認した（第 2 表）。
第 3 表に示すとおり，重大事故等時に生じる動荷重の組み合わせは原子炉格納容器の限界圧力(620 kPa)による構造評価に包絡される。このため，原子炉格納容器の重大事故等時における閉じ込め機能の健全性は，限界圧力 2 Pd（620 kPa）によって確認ができる。
このときの各荷重による応力を第 4 表に示す。
また，動荷重の観点で，最大圧力 1.5 Pd（465kPa）＋チャギングの動荷重の裕度は，，ＡＴＷＳ時の最大圧力＋ＳＲＶ作動時の動荷重の裕度は，である。このこと

から，重大事故等時において，チャギングによる荷重の影響は大きいものの，上記で記載したとおり，重大事故等時においてはチャギングによる動荷重が大きくなる特定の領域
でないことから，原子炉格納容器が有する裕度は小さくならず，動荷重による原子炉格納容器の強度評価への影響はない。

72

地震

－

－

－

－

－

－

Ｓｄ

Ｓｄ

ＳＳ

各運転状態に
よる荷重

SA短期に
おける荷重

SA短期に
おける荷重

SA短期に
おける荷重

SA短期に
おける荷重

SA短期に
おける荷重

SA短期に
おける荷重

SA長期(L)における荷重

SA長期(L)における荷重

SA長期(LL)に
おける荷重

No.

SA1

SA2

SA2’

SA3

SA4

SA5

SA6

SA7

SA8

ⅤＡＳ

ⅤＡＳ

ⅤＡＳ

ⅤＡ

ⅤＡ

ⅤＡ

死荷重

ⅤＡ

◯

○

○

○

○

◯

◯

限界圧力

◯

－

－

－

－

－

－

－

－

ＳＡ時最大

ⅤＡ

－

－

○

◯

◯

◯

－

－

ＡＴＷＳ時
－

－

－

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

○

－

－

中小破断
ＬＯＣＡ時

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

○

○

－

ＳＲＶ作動

◯

－

○

－

－

－

○

○

－

－

ＬＯＣＡ

◯

動荷重

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

耐震計算書
評価ケース

動荷重は
ＣＨで代表
≦SA6に包絡

耐震計算書
評価ケース

重大事故等時の地震を考慮するため，事故後1×10-2年（3.65日）の荷重と弾性設計用地震動Sdを組み合わせる。
原子炉格納容器圧力は，SA(L)で想定される圧力を包絡する最大内圧を用いる。SA(L)の状況では原子炉圧力容器は既に減圧されており，逃がし安全弁作動時の荷重は重畳しない。
事故後1×10-2年（3.65日）の荷重と弾性設計用地震動Sdとの組合せ。SA(L)で想定される原子炉格納容器圧力と長期間継続しうる動荷重であるチャギングとの重畳を考慮し，組み合わせる。
重大事故等時の地震を考慮するため，事故後2×10-1年（73日）の荷重と基準地震動Ssを組み合わせる。この時点では原子炉格納容器は代替循環冷却系等により冷却が開始されており，動的荷重が作用しないため，SA(LL)で想定される圧力のみを地震と組み合わせる。

なし

格納容器過圧・過温破損包絡される重要事故シーケンス等：
高圧・低圧注水機能喪失（給水喪失），
崩壊熱除去機能喪失（残留熱除去系機能喪失），
LOCA時注水機能喪失（中小破断）
，
水素燃焼

なし

≦SA3に包絡≦SA3に包絡

動荷重はＣＨで代表≦SA1に包絡≦SA1に包絡

強度計算書
評価ケース

備 考

SA3で想定される動荷重（LOCA時）に包絡される。

SA3で想定される動荷重（LOCA時）に包絡される。

格納容器ベント時の原子炉格納容器圧力1.5 Pdと長期間継続しうる動荷重であるチャギングとの重畳を考慮し，組み合わせる。

格納容器過圧・過温破損包絡される重要事故シーケンス等：
水素燃焼
原子炉圧力容器外の溶融燃料－冷却材相互作用（FCI）
包絡される重要事故シーケンス等：
高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱，
溶融炉心・コンクリート相互作用
格納容器過圧・過温破損包絡される重要事故シーケンス等：
高圧・低圧注水機能喪失（給水喪失），
崩壊熱除去機能喪失（残留熱除去系機能喪失），
LOCA時注水機能喪失（中小破断），
水素燃焼

中小破断LOCAが発生し，チャギングが生じている状況で，逃がし安全弁が作動する可能性があるため，組み合わせる。原子炉格納容器圧力は，逃がし安全弁作動時とする。

逃がし安全弁による急速減圧までの短期的な原子炉格納容器圧力上昇と逃がし安全弁作動時の荷重が重畳するため，
組み合わせる。原子炉格納容器圧力は，逃がし安全弁作動
時に最大となるATWS時を用いる。

原子炉停止機能喪失
包絡される重要事故シーケンス等：
高圧注水・低圧機能喪失（給水喪失），
高圧注水・減圧機能喪失（給水喪失），
全交流動力電源喪失，崩壊熱除去機能喪失（取水機能喪失），
崩壊熱除去機能喪失（残留熱除去系機能喪失），
格納容器バイパス（残留熱除去系配管破断），
高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱，
原子炉圧力容器外の溶融燃料－冷却材相互作用，
溶融炉心・コンクリート相互作用
LOCA時注水機能喪失（中小破断）

限界温度，圧力（200℃，2Pd）を考慮する。

荷重の組合せの考え方なし

重要事故シーケンス等

第 1 表 重大事故等時の荷重の組合せ

ＦＣＩ

ⅤＡ

許容
応力
状態
)
L
(
A
S

圧力
)
L
L
(
A
S

荷重の組合せ

ベント

圧力

圧力

73

設計条件による荷重
運転状態Ⅰによる荷重
運転状態Ⅱによる荷重
運転状態Ⅳによる荷重
運転状態Ⅳによる荷重
運転状態Ⅳによる荷重
運転状態Ⅰによる荷重
運転状態Ⅰによる荷重
運転状態Ⅱによる荷重
運転状態Ⅱによる荷重
運転状態Ⅳによる荷重
SA短期における荷重
SA短期における荷重
SA短期における荷重
SA短期における荷重
SA短期における荷重
SA短期における荷重
SA長期(L)における荷重
SA長期(L)における荷重
SA長期(LL)における荷重

1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
SA1
SA2
SA2’
SA3
SA4
SA5
SA6
SA7
SA8

最高
使用圧力
－
－
－
－
◯
◯
－
－
－
－
◯
－
◯
◯
◯
◯
◯
◯
◯
◯

－
－
◯
－
－
－
－
－
◯
◯
－
－
◯
◯
－
－
－
－
－
－

－
－
－
◯
－
－
－
－
－
－
－
－
－
－
－
－
－
－
－
－

－
－
－
－
◯
－
－
－
－
－
－
－
－
－
－
－
－
－
－
－

－
－
－
－
－
◯
－
－
－
－
－
－
－
◯
◯
◯
◯
－
◯
－

評価圧力：SA時の最高圧力（465 kPa※1）
評価圧力：SA(L)時の圧力310 kPa※1
評価圧力：SA(LL)時の圧力200 kPa※1

SA3と同等以下

SA6の荷重の組合せと同様
SA8の荷重の組合せと同様
SRV作動は短期であるため，SA時は組み合わせない
SA6の荷重の組合せと同様
評価圧力：限界圧力2 Pd（620 kPa）
評価圧力：ATWS時（200 kPa※1）
評価圧力：中小破断LOCA時（25 kPa※1）
評価圧力：SA時の最高圧力（465 kPa※1）

SA3の荷重の組合せと同様

SA1の荷重の組合せと同様
通常運転時のため，SA時は組み合わせない
SA2の荷重の組合せと同様

備 考

整理している。このため，運転時に想定されない燃料交換/耐圧試験は，組み合わせを記載していない。

上記の表は，重大事故等時の荷重の組合せとして考慮すべき，設計基準事故時の圧力，動荷重及び地震に関連する組み合わせについて，

－
◯
◯
－
－
－
◯
◯
◯
◯
－
－
－
－
－
－
－
－
－
－

通常
運転圧力

◯
－
－
－
－
－
－
－
－
－
－
◯
－
－
－
－
－
－
－
－

事故時
最大圧力

◯
◯
◯
◯
◯
◯
◯
◯
◯
◯
◯
◯
◯
◯
◯
◯
◯
◯
◯
◯

ＳＲＶ
作動時

設計条件
ⅠA
ⅡA
ⅣA
設計条件
設計条件
ⅢAＳ
ⅣAＳ
ⅢAＳ
ⅣAＳ
ⅣAＳ
ⅤＡ
ⅤＡ
ⅤＡ
ⅤＡ
ⅤＡ
ⅤＡ
ⅤＡＳ
ⅤＡＳ
ⅤＡＳ

死
荷
重

動荷重

ＰＳ

－
－
－
－
－
－
Ｓｄ
ＳＳ
Ｓｄ
ＳＳ
Ｓｄ
－
－
－
－
－
－
Ｓｄ
Ｓｄ
ＳＳ

地震

許容応力
状態

圧力

ＣＯ

※1：有効性評価結果

各運転状態による荷重No.

荷重の組合せ第 2 表 重大事故等時の荷重の組合せの網羅性
ＣＨ74

第 3 表 原子炉格納容器 サプレッション・チェンバの強度評価結果
評価部位

No.

荷重の組合せ※1

SA1

死荷重＋限界圧力（620 kPa）

SA2

発生応力

許容応力

（MPa）

（MPa）

裕度

死荷重＋ATWS 時（200 kPa）
＋SRV 作動時
死荷重

SA2’＋中小破断 LOCA 時（25 kPa）
＋SRV 作動時＋チャギング

SA3
円筒胴部

SA4
SA5
SA6
SA7
SA8

死荷重＋最大圧力（465 kPa）
＋チャギング
死荷重＋最大圧力（465 kPa）
＋チャギング（SA3 と同等以下）
死荷重＋最大圧力（465 kPa）
＋チャギング（SA3 と同等以下）
死荷重＋最大圧力（465 kPa）
＋Ｓｄ
死荷重＋SA(L)圧力（310 kPa）
＋チャギング＋Ｓｄ
死荷重＋SA(LL)圧力（200 kPa）
＋ＳＳ

※1：水頭圧は重大事故後に起こりうる最大水位を包絡するものとしてサプレッション・チ
ェンバのベントライン下端位置を水面位置として算出した値を用いる。また，動荷重は
このときの水位を考慮したものとする。
（限界温度（200 ℃）における許容※2：許容応力状態ⅤA としてのⅣA 許容限界を用いる。
値）（SA(L)（171℃），SA(LL)（150℃）※3：許容応力状態ⅤAＳとしてのⅣAＳ許容限界を用いる。
における評価温度）

75

76

τ

σt

σ

τ

σt：円周方向応力，σ ：軸方向応力，τ：せん断応力（t－ 方向）※1 重大事故時のプール水の水位を考慮。
※2 動荷重及び地震荷重は振動荷重のため±両方存在するが，本表では 1 方向のみ表記

Ss 地震時(水頭分)Ss 地震時(水平)Ss 地震時(鉛直)Sd 地震時(水頭分)Sd 地震時(水平)Sd 地震時(鉛直)CH 時※1○○○

SRV 作動時※1

○

○

SA2'

○

○

○

○

SA2

中小 LOCA 時(25kPa)

ATWS 時(200kPa)

SA(LL)時(200kPa)

SA(L)時(310kPa)

SA 時最大(465kPa)○σ

限界圧力(620kPa)

σt

SA1

○

τ

外面

水頭圧※1

σ

内面

Pl＋Pb

○

σt

Pm

死荷重

荷重の種類

各荷重による応力※2

第 4 表 重大事故等時の各荷重による応力

○

○

○

○

SA3

(○)

○

○

○

SA4

(○)

○

○

○

SA5

○

○

○

○

SA6

○

○

○

○

○

SA7

○

○

○

○

SA8

参考資料 5
設計基準対処施設としての動荷重に対する健全性
東海第二発電所の原子炉格納容器は，建設時において動荷重による影響の知見がなく，その後の知見によって設計上の考慮が必要となった。これを踏まえ，東海第二発電所では，
既工認及び定期的安全レビューで原子炉格納容器の健全性を確認している。
第 1 表に示す対象部位（第 1 図）に対して，強度評価を実施している。なお，各部位の評価結果については，裕度が最も小さいものを記載する。
既工認及び定期的安全レビューの結果で示すように設計基準対処施設としての動荷重
は原子炉格納容器本体に生じる荷重が最も裕度が小さい結果となった。
最も裕度が小さくなる理由としては，・原子炉格納容器本体は，内部構造物と異なり内圧による荷重を受けること（第 2 表の事故時圧力）及び動荷重の受圧面積が大きく動荷重が大きいこと（第 2 表の逃がし安全弁作動時等）
・これらの荷重は第 3 表で示すように組合せが必要であり，第 4 表で示すように地震による荷重よりも動荷重を組み合わせた荷重の方が大きいこと・動荷重に対する許容値は，地震時と比較し，小さいことが挙げられる。
このことから，原子炉格納容器の健全性は原子炉格納容器本体を代表とすることで確認できる。なお，ＭＡＲＫ－Ⅱ改良型と構造比較した部位については，動荷重を考慮したプラント設計されたものと同等以上の強度を有することを確認していることから，十分な裕度を有するものとした。
第 1 表で示すように残留熱除去系ストレーナは，動荷重を含まない評価結果を記載している。その理由は，応力評価点を第 6 図，各荷重による応力を第 16 表に示すように評
価点ごとに生じる動荷重は異なるものの，差圧による荷重が最も大きい。このため，動荷重を組み合わせた結果では裕度が大きくなるため，動荷重でない評価結果を第 1 表に記載している。

77

第 1 表 設計基準対処施設としての原子炉格納容器の健全性確認結果
評価対象
評価結果
（事故時圧力＋チャギング荷重時）①
一次応力※1：
MPa／許容値：131 MPa
原子炉格納容器本体
裕度：（第 2 表～第 4 表）
（ＳＲＶ作動時）②
一次応力※2：kg/mm2／許容値：14.6 kg/mm2
ベント管
裕度：（第 5 表，第 6 表）
（フォールバック荷重）③
曲げ荷重※2：kg/mm2／許容値：24.6 kg/mm2
ベント管ブレーシング
裕度：（第 7 表，第 8 表）
ベースマットの評価から算出されることから，ベースマット④の評価に代表される
底部ライナー（ＳＲＶ作動時＋Ｓ１）⑤
圧縮応力※2：kg/mm2／許容値：21.5 kg/mm2
クエンチャーサポート
裕度：（第 9 表）（プールスウェル（ＬＯＣＡ時）
）
⑥
※2
2
組合せ応力
：
kg/
mm
／許容値：50.0
kg/mm2
真空破壊弁
裕度：（第 10 表）（ＳＲＶ作動時＋Ｓ１）⑦
ＳＲＶ作動時（ton）＋Ｓ１（ton）※2：ton
ダイヤフラム・フロア
Ｓ
：
ton
２
（第 11 表）⑦
ダイヤフラム・フロア大梁（第 12 表）⑧
コラムサポート（第 13 表）⑨
原子炉本体基礎（第 14 表）⑩
コンクリートマット（第 15 表）裕度：
（Ｓ２に対する裕度）（MARK-Ⅱ改良型プラントとの単位差圧が作用した場合の裕
度の比較）
東二※2：
MARK-Ⅱ改良型プラント：
比率：（水ジェット荷重＋フォールバック荷重）
発生応力※2：
ton/cm2／許容値：
ton/cm2
裕度：（MARK-Ⅱ改良型プラントとの構造比較）
配筋量：
東二※2：
cm2 MARK-Ⅱ改良型プラント：
比率：（MARK-Ⅱ改良型プラントとの構造比較）
鉄筋比（最小値を示す）
：
※2
東二 ：
MARK-Ⅱ改良型プラント：比率：（異物荷重＋差圧＋地震荷重（ストレーナ，異物）
一次応力※1：
MPa／許容値：
MPa
裕度：

cm2

⑪
残留熱除去系ストレーナ※3（第 16 表～第 18 表）※1：既工認評価値（工事計画認可申請書参考資料（平成 20・02・29 原第 41 号 平成 20 年
4 月 7 日付け））
※2：定期的安全レビュー結果※3：低圧炉心スプレイ系及び高圧炉心スプレイ系ストレーナを包絡。なお，原子炉隔離時
冷却系ストレーナはストレーナを大型化していないため，差圧による荷重が小さいことから，包絡される。

78

①原子炉格納容器本体②ベント管⑦ダイヤフラム・フロア（Ｄ／Ｆ）⑨原子炉本体基礎⑥真空破壊弁
⑦Ｄ／Ｆ大梁⑧コラムサポート③ベント管ブレーシング⑤クエンチャサポート
⑪残留熱除去系ストレーナ④底部ライナー⑩コンクリートマット

第 1 図 動荷重の評価対象

79

第 2 表 原子炉格納容器本体の各荷重による応力80

第 3 表 原子炉格納容器本体の荷重の組合せ

81

第 4 表 原子炉格納容器本体の応力評価結果

第 2 図 原子炉格納容器本体の応力評価点

82

第 5 表 ベント管の各荷重による応力

第 6 表 ベント管の応力評価結果

第 2 図 ベント管の応力評価点

83

第 7 表 ベント管ブレーシングの各荷重による応力

第 8 表 ベント管の応力評価結果

注記＊：荷重番号(4)，(5)のうち，応力の大きいフォールバック荷重による応力により評
価する。

84

第 9 表 クエンチャサポート部の応力評価結果

注記＊：曲げモーメントによる応力を含む

第 3 図 クエンチャサポートの応力評価点85

第 10 表 真空破壊装置の応力評価結果

第 4 図 真空破壊装置の応力評価点86

第 11 表 ダイヤフラム・フロアの応力評価結果(a)逃がし安全弁作動時の荷重
荷重の種類

発生応力[ton]

備考

逃がし安全弁作動時
Ｓ１地震力

定期的安全レビュー時

Ｓ２地震力

建設時

(b)原子炉冷却材喪失事故時プール水揺動に対する荷重部位

荷重[ton/m2]

備考

断熱コンクリート

下向き荷重

構造体コンクリート

下向き荷重

鉄骨グレーチング等

下向き荷重

鉄骨梁

下向き荷重

原子炉冷却材喪失時の荷重

上向き荷重

合計
スタッドにかかる引抜き力

引抜き耐力：

ton(c)原子炉冷却材喪失時蒸気ブローダウンによる荷重
荷重の種類

発生応力[ton]

備考

水平荷重
Ｓ１地震力

定期的安全レビュー時

87

第 12 表 ダイヤフラム・フロア大梁の許容応力比
プラント

単位差圧 1.0 ton/m2 に対する許容応力比

設計差圧（

ton/m2）に対する裕度

東海第二発電所
ＭＡＲＫ－Ⅱ改良型
プラント

88

第 13 表 コラムサポートの応力評価結果(a)逃がし安全弁作動時の荷重
評価部位

発生応力[ton/cm2]

許容応力[ton/cm2]

コラムサポート
コラムサポート
ブレーシング(b)原子炉冷却材喪失事故時プール水揺動に対する荷重（上向き荷重）
評価部位

発生応力[ton]

許容応力[ton]

基礎ボルト
基礎スラブ

(c) 原子炉冷却材喪失事故時プール水揺動に対する荷重（下向き荷重）
評価部位

発生応力[ton/cm2]

許容応力[ton/cm2]

コラムサポート
コラムサポート
ブレーシングコラムサポート

コラムサポート
ブレーシング

第 5 図 コラムサポートの概要図89

第 14 表 原子炉本体基礎の配筋量

第 15 表 コンクリートマットの鉄筋比90

第 6 図 残留熱除去系ストレーナの構造図及び応力評価点

91

第 16 表 残留熱除去系ストレーナの各荷重による応力（1/3）

92

第 16 表 残留熱除去系ストレーナの各荷重による応力（2/3）

93

第 16 表 残留熱除去系ストレーナの各荷重による応力（3/3）

第 17 表 残留熱除去系ストレーナの荷重の組合せ

94

第 18 表 残留熱除去系ストレーナの応力評価結果（1/3）

95

第 18 表 残留熱除去系ストレーナの応力評価結果（2/3）

96

第 18 表 残留熱除去系ストレーナの応力評価結果（3/3）

97参考資料 6

減圧沸騰に関する既往の試験
既往の研究でタンクの初期圧力 0.33 MPa 時にガスの流入がない状態で，減圧による沸騰が発生させる試験が実施されている。当該試験では水面から約 1 m 程度で気泡が発生するものの，水面の揺動としては，比較的小さいものと考えられる。
（第 1 図）。

第 1 図 減圧沸騰時の水面の揺動[参考文献] 秋葉 美幸 “プールスクラビングによるエアロゾル除去効果実験”，NRA ， 平
成 29 年 11 月

98