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資料番号

工認-139 改 34

公開できません。

提出年月日

平成 30 年 10 月 4 日

Ⅴ-1-8-1NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R0

東海第二発電所 工事計画審査資料

原子炉格納施設の設計条件に関する説明書

目

次

1.

概要

1

2.

基本方針

2

3.

原子炉格納施設の設計条件

6

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R2

3.1 設計基準事故時における設計条件

6

3.1.1 最高使用圧力及び最高使用温度

63.1.2 漏えい率に対する設計条件

7

3.1.3 最低使用温度

73.1.4 使用材料

7

3.1.5 耐圧試験圧力

93.1.6 開口部

93.1.7 配管貫通部

93.1.8 電気配線貫通部

93.1.9 原子炉格納容器隔離弁

103.1.10 原子炉格納容器体積

213.1.11 原子炉格納容器安全設備

213.1.12 許容外圧

213.1.13 圧力抑制効果を得るために必要な構造及び寸法

213.1.14 ダイヤフラム・フロアの設計差圧及び設計温度差

233.1.15 真空破壊装置

233.1.16 原子炉建屋原子炉棟

24

3.1.17 可燃性ガス濃度制御設備

24

3.1.18 放射性物質濃度制御設備

24

3.1.19 原子炉格納容器調気設備

253.1.20 原子炉冷却材喪失時の荷重

253.1.21 逃がし安全弁作動時の荷重

323.1.22 荷重の組合せ

34

3.1.23 繰返し荷重に対する解析

36

3.2 重大事故等時における設計条件

39

3.2.1 重大事故等時の評価温度，評価圧力

39

3.2.2 重大事故等時における原子炉格納容器の熱の輸送機能

43

3.2.3 重大事故等時における原子炉格納容器冷却機能

44

3.2.4 重大事故等時における原子炉格納容器の過圧破損防止機能

45

3.2.5 重大事故等時における原子炉格納容器下部の溶融炉心冷却機能

46

3.2.6 重大事故等時における水素爆発による原子炉格納容器の破損防止機能

49

目-1

4.

3.2.7 重大事故等時における水素爆発による原子炉建屋等の損傷防止機能

50

3.2.8 原子炉格納容器外面への放水設備等

50

3.2.9 重大事故等時の動荷重

523.2.10 荷重の組合せ

53

重大事故等時における原子炉格納容器の放射性物質閉じ込め機能評価及びその他影響確認
55

4.1 重大事故等時における原子炉格納容器の放射性物質閉じ込め機能評価
4.1.1 評価方針

55

4.1.2 評価対象部位及び評価対象部位における機能喪失要因

55

4.1.3 評価方法

58

4.1.4 評価結果

62

4.2 その他原子炉格納容器評価温度，圧力に対する影響確認

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R2

55

70

4.2.1 確認内容

70

4.2.2 確認結果

70

別添 1 原子炉格納容器の重大事故等時の閉じ込め機能健全性について
別添 2 コリウムシールド及びペデスタル排水系の設計
別添 3 格納容器圧力逃がし装置の設計

目-2

1. 概要本資料は，「実用発電用原子炉及びその附属施設の技術基準に関する規則（以下「技術基準規則」という。）」第 44 条及びその「実用発電用原子炉及びその附属施設の技術基準に関する規則の解釈（以下「解釈」という。）」の要求に対する原子炉格納施設の設計基準事故時の設計条件について記載したものであり，最高使用圧力，最高使用温度，設計漏えい率，最低使用温度，使用材料（原子炉格納容器本体の脆性破壊防止含む），耐圧試験圧力，開口部，配管貫通部，電気
配線貫通部，原子炉格納容器隔離弁，原子炉格納容器体積，原子炉格納容器安全設備，許容外圧，
圧力抑制効果を得るために必要な構造及び寸法，ダイヤフラム・フロアの設計差圧及び設計温度差，真空破壊装置，原子炉建屋原子炉棟，可燃性ガス濃度制御設備，放射性物質濃度制御設備，原子炉格納容器調気設備，原子炉冷却材喪失時の荷重，逃がし安全弁作動時の荷重，荷重の組合
せ，繰返し荷重に対する解析について説明する資料である。
また，技術基準規則第 63，64，65，66，67，68，70 及び 71 条並びにそれらの解釈の要求に対する重大事故等対処設備として原子炉格納施設の破損防止に係る機能，重大事故等時の動荷重，
荷重の組合せについても説明するとともに，重大事故等時における原子炉格納容器の放射性物質

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R2閉じ込め機能評価についても説明する。

1

2. 基本方針
原子炉格納施設は，原子炉冷却系統に係る発電用原子炉施設の損壊又は故障の際に漏えいする
放射性物質が公衆に放射線障害を及ぼすおそれがない設計とする。
設計基準事故時における設計条件は以下のとおりとする。
原子炉格納容器は，設計基準事故時において原子炉冷却材配管のもっとも苛酷な破断を想定し，これにより放出される原子炉冷却材のエネルギによる原子炉冷却材喪失時の最大の圧力及び最高の温度に耐える設計とする。また，原子炉冷却材喪失時及び逃がし安全弁作動時において，原子炉格納容器に生じる動荷重に耐える設計とする。なお，原子炉格納容器に生じる動荷重に対する設計は，「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」に基づき実施する。
原子炉格納容器の開口部である機器搬入口ハッチ，所員用エアロック，配管貫通部等を含めて原子炉格納容器の漏えい率を許容値以下に保ち，原子炉冷却材喪失時及び逃がし安全弁作動時において想定される原子炉格納容器内の圧力，温度，放射線等の環境条件の下でも原子炉格納容器
バウンダリの健全性を保つように設計するとともに，漏えい試験ができる設計とする。
原子炉格納容器は，通常運転時，運転時の異常な過渡変化時及び設計基準事故時において，原NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R2子炉格納容器バウンダリの脆性破壊及び破断を防止する設計とする。
原子炉格納容器を貫通する各施設の配管系に設ける原子炉格納容器隔離弁は，安全保護装置からの信号により，自動的に閉鎖する動力駆動弁，チェーンロックが可能な手動弁，キーロックが可能な遠隔操作弁又は隔離機能を有する逆止弁とし，原子炉格納容器の隔離機能の確保が可能な設計とする。
原子炉冷却系統に係る発電用原子炉施設の損壊又は故障の際に生じる原子炉格納容器内の圧力及び温度の上昇により原子炉格納容器の安全性を損なうことを防止するとともに，原子炉格納容器内から漏えいする放射性物質の濃度を低減する設備として残留熱除去系（格納容器スプレイ冷却系）を設置する設計とする。また，原子炉冷却系統に係る発電用原子炉施設の損壊又は故障の際に生じる水素及び酸素により原子炉格納容器の安全性を損なうことを防止するため，可燃性ガ
ス濃度制御系及び不活性ガス系を設置する設計とする。なお，原子炉冷却材喪失事故後，ドライ
ウェル内蒸気の凝縮が進み，ドライウェル圧力がサプレッション・チェンバ圧力より下がった場
合に，サプレッション・チェンバのプール水逆流並びにドライウェルとサプレッション・チェン
バの差圧によるダイヤフラム・フロア及び原子炉圧力容器基礎の破損を防止するため，真空破壊装置を設置する設計とする。
運転時の異常な過渡変化時及び設計基準事故時において，原子炉建屋原子炉棟から直接大気に放射性物質が漏えいしないように，非常用ガス再循環系及び非常用ガス処理系を設置する設計とする。
また，重大事故等時における設計条件は以下のとおりとする。
原子炉格納容器は，重大事故等時の条件下においても放射性物質の閉じ込め機能を有する設計とする。
重大事故等時の原子炉格納容器内の熱を輸送するために用いる格納容器圧力逃がし装置は，フ
ィルタ装置により放射性物質を低減させた後に原子炉建屋原子炉棟屋上に設ける放出口から放出2

することで，排気中に含まれる放射性物質の環境への放出量を抑制しつつ，原子炉格納容器内に蓄積した熱を最終的な熱の逃がし場である大気へ輸送できる設計とする。また，耐圧強化ベント
系は，格納容器内雰囲気ガスを非常用ガス処理系排気筒を通して原子炉建屋外に放出することで，原子炉格納容器内に蓄積した熱を最終的な熱の逃がし場である大気へ輸送できる設計とする。なお，窒素ガス代替注入系は，可燃性ガスによる爆発及び原子炉格納容器の負圧破損を防止するた
めに，窒素供給装置を用いて原子炉格納容器内に不活性ガス（窒素）の供給が可能な設計とする。
また，格納容器圧力逃がし装置は，排気中に含まれる可燃性ガスによる爆発を防ぐため，窒素ガ
ス代替注入系により，系統内を不活性ガス（窒素）で置換した状態で待機させ，不活性ガスで置換できる設計とする。
重大事故等時の原子炉格納容器内の冷却のために用いる代替格納容器スプレイ冷却系（常設）及び代替格納容器スプレイ冷却系（可搬型）は，常設低圧代替注水系ポンプ，可搬型代替注水大型ポンプ及び可搬型代替注水中型ポンプによりドライウェル内にスプレイすることで，原子炉格
納容器内の圧力及び温度並びに放射性物質の濃度を低下させることができる設計とする。また，残留熱除去系（格納容器スプレイ冷却系）及び残留熱除去系（サプレッション・プール冷却系）

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R2は，常設代替交流電源設備からの給電により機能を復旧し，残留熱除去系ポンプによりサプレッ
ション・チェンバのプール水をドライウェル内及びサプレッション・チェンバ内にスプレイ並びに残留熱除去系ポンプ及び熱交換器によりサプレッション・チェンバのプール水を冷却することで原子炉格納容器を冷却できる設計とする。
重大事故等時の原子炉格納容器の過圧破損防止のために用いる代替循環冷却系は，代替循環冷却系ポンプにより，サプレッション・チェンバのプール水を残留熱除去系熱交換器にて冷却し，原子炉格納容器内へスプレイするとともに，原子炉注水及びサプレッション・チェンバのプール
水の除熱を行うことで，原子炉格納容器バウンダリを維持しながら原子炉格納容器内の圧力及び温度を低下できる設計とする。また，格納容器圧力逃がし装置は，フィルタ装置により放射性物質を低減させた後に原子炉建屋原子炉棟屋上に設ける放出口から排出することで，排気中に含まれる放射性物質の環境への放出量を低減しつつ，原子炉格納容器内の圧力及び温度を低下できる設計とする。なお，窒素ガス代替注入系は，可燃性ガスによる爆発及び原子炉格納容器の負圧破損を防止するために，窒素供給装置を用いて原子炉格納容器内に不活性ガス（窒素）の供給が可能な設計とする。また，格納容器圧力逃がし装置は，排気中に含まれる可燃性ガスによる爆発を防ぐため，窒素ガス代替注入系により，系統内を不活性ガス（窒素）で置換した状態で待機させ，不活性ガスで置換できる設計とする。
重大事故等時の原子炉格納容器下部の溶融炉心冷却のために用いる格納容器下部注水系（常設），
格納容器下部注水系（可搬型）及びペデスタル排水系は，常設低圧代替注水系ポンプ，可搬型代
替注水大型ポンプ及び可搬型代替注水中型ポンプにより，ペデスタル（ドライウェル部）へ注水
し，溶融炉心が落下するまでにペデスタル（ドライウェル部）にあらかじめ十分な水位を確保するとともに，落下した溶融炉心を冷却できる設計とする。また，溶融炉心が原子炉圧力容器からペデスタル（ドライウェル部）へ落下する場合に，溶融炉心とペデスタル（ドライウェル部）のコンクリートの相互作用による侵食及び溶融炉心からペデスタル（ドライウェル部）のコンクリートへの熱影響を抑制するため，ペデスタル（ドライウェル部）にコリウムシールドを設ける。

3

溶融炉心のペデスタル（ドライウェル部）の床面への落下を遅延・防止するために用いる低圧
代替注水系（常設），低圧代替注水系（可搬型），高圧代替注水系，代替循環冷却系及びほう酸
水注入系は，低圧代替注水系（常設），低圧代替注水系（可搬型），代替循環冷却系及び高圧代替注水系のいずれかと並行してほう酸水注入系による原子炉圧力容器への注水を行うことで溶融
炉心を冷却できる設計とする。
重大事故等時の原子炉格納容器内おける水素爆発による破損防止のために用いる可搬型窒素供給装置は，原子炉格納容器内を不活性化するため，原子炉格納容器内に窒素を供給することで，ジルコニウム－水反応及び水の放射線分解等により原子炉格納容器内に発生する水素及び酸素の濃度を可燃限界未満にできる設計とする。また，格納容器圧力逃がし装置は，フィルタ装置により放射性物質を低減させた後に原子炉建屋原子炉棟屋上に設ける放出口から排出することで，排気中に含まれる放射性物質の環境への排出を低減しつつ，ジルコニウム－水反応及び水の放射線分解等により発生する原子炉格納容器内の水素及び酸素を大気に排出できる設計とし，排気中に含まれる可燃性ガスによる爆発を防ぐため，窒素ガス代替注入系により，系統内を不活性ガス（窒素）で置換した状態で待機させ，ベント開始後においても不活性ガスで置換できる設計とし，排NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R2

出経路に可燃性ガスが蓄積する可能性のある箇所にはベントラインを設け，可燃性ガスを排出できる設計とすることで，系統内で水素濃度及び酸素濃度が可燃領域に達することを防止できる設計とする。なお，窒素ガス代替注入系は，可燃性ガスによる爆発及び原子炉格納容器の負圧破損を防止するために，窒素供給装置を用いて原子炉格納容器内に不活性ガス（窒素）の供給が可能な設計とする。また，格納容器圧力逃がし装置は，排気中に含まれる可燃性ガスによる爆発を防ぐため，窒素ガス代替注入系により，系統内を不活性ガス（窒素）で置換した状態で待機させ，不活性ガスで置換できる設計とする。
原子炉建屋等の水素爆発による損傷を防止するために用いる原子炉建屋ガス処理系は，非常用ガス処理系排風機及び非常用ガス再循環系排風機により原子炉格納容器から原子炉建屋原子炉棟内に漏えいする水素等を含む気体を吸引し，非常用ガス処理系フィルタトレイン及び非常用ガス
再循環系フィルタトレインにて放射性物質を低減して主排気筒に隣接する非常用ガス処理系排気筒から排出することで，原子炉建屋原子炉棟内に水素が滞留せず，水素爆発による原子炉建屋原
子炉棟の損傷の防止が可能な設計とする。また，静的触媒式水素再結合器は，原子炉格納容器から原子炉建屋原子炉棟内に漏えいした水素と酸素を触媒反応によって再結合させることで，原子炉建屋原子炉棟内の水素濃度の上昇を抑制し，原子炉建屋原子炉棟の水素爆発を防止できる設計とする。
炉心の著しい損傷及び原子炉格納容器の破損に至った場合において，発電所外への放射性物質の拡散を抑制するために用いる原子炉建屋放水設備は，可搬型代替注水大型ポンプにより海水を取水し，放水砲から原子炉建屋へ放水することで発電所外への放射性物質の拡散を抑制する設計とし，原子炉建屋周辺における航空機衝突による航空機燃料火災に対応するため，可搬型代替注
水大型ポンプにより泡混合器を通して，海水を泡消火薬剤と混合しながらホースを経由して放水砲から原子炉建屋周辺へ放水できる設計とする。また，海洋拡散抑制設備は，汚濁防止膜（可搬型）を汚染水が発電所から海洋に流出する雨水排水路集水桝及び放水路に設置することで発電所外への放射性物質の拡散を抑制する設計とする。

4

原子炉格納容器は，想定される重大事故等時において，設計基準対象施設としての最高使用圧
力及び最高使用温度を超える可能性があるが，設計基準対象施設としての最高使用圧力の 2 倍の圧力及び 200 ℃の温度で閉じ込め機能を損なわない設計とする。
上記の設計のため，解析コードは「ＭＳＣ ＮＡＳＴＲＡＮ」，「ＡＢＡＱＵＳ」，「ＱＡＤ－
ＣＧＧＰ２Ｒ」，「ＯＲＩＧＥＮ２」，「ＡＮＩＳＮ」，「Ｇ３３－ＧＰ２Ｒ」及び「ＭＡＡＰ」を用いる。なお，評価に用いる解析コードの検証及び妥当性確認等の概要については，添付書類「Ⅴ-5-1 計算機プログラム（解析コード）の概要・ＭＳＣ ＮＡＳＴＲＡＮ」，添付書類「Ⅴ-5-5
計算機プログラム（解析コード）の概要・ＡＢＡＱＵＳ」，添付書類「Ⅴ-5-6 計算機プログラム（解析コード）の概要・ＱＡＤ－ＣＧＧＰ２Ｒ」，添付書類「Ⅴ-5-7 計算機プログラム（解析コード）の概要・ＯＲＩＧＥＮ２」，添付書類「Ⅴ-5-11 計算機プログラム（解析コード）の
概要・ＡＮＩＳＮ」，添付書類「Ⅴ-5-12 計算機プログラム（解析コード）の概要・Ｇ３３－Ｇ

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R2

Ｐ２Ｒ」及び添付書類「Ⅴ-5-13 計算機プログラム（解析コード）の概要・ＭＡＡＰ」に示す。

5

3.

原子炉格納施設の設計条件
原子炉格納施設の設計条件としては設計基準事故時における設計条件と，重大事故等時における設計条件に分類し，項目ごとに説明する。
3.1 設計基準事故時における設計条件
原子炉格納容器の設計基準事故時の設計条件として，施設時に適用した「発電用原子力設備に関する構造等の技術基準」（昭和 45 年通商産業省令 告示第５０１号，以下「告示第５０１号」という。）に基づき最高使用圧力（設計圧力），最高使用温度（設計温度），最低使用温度等を設定し，原子炉格納容器の強度評価等も含めた設計条件として使用する。以下に設計条件として使用する項目について示す。
3.1.1 最高使用圧力及び最高使用温度
原子炉格納容器は原子炉冷却材喪失事故直後の圧力上昇に耐えうるものでなくてはならないため，解析から得られる原子炉格納容器の最高内圧及び最高温度を上回るように設定

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R2する。
解析の際の初期条件は，表 3-1 に示す通常運転中の圧力及び温度である。
表3-1 解析に用いた初期条件
ドライウェルサプレッション・チェンバ圧力kPa[gage]kPa[gage]

温

度

℃

℃

解析結果による最高圧力及び最高温度は表 3-2 に示す値となる。
表3-2 解析結果による最高圧力及び最高温度＊1
ドライウェルサプレッション・チェンバ

圧

力

kPa

kPa

温

度

℃

℃

注記 ＊1：記載内容は，昭和 48 年 10 月 22 日付け 48 公第 8316 号にて認可された工事計画の添付
書類「Ⅲ-1-1 原子炉格納施設の設計条件に関する説明書」による。
上記の解析結果に余裕をもたせて最高使用圧力及び最高使用温度を表 3-3 に示す値とする。
表3-3 最高使用圧力及び最高使用温度
ドライウェルサプレッション・チェンバ圧力

310 kPa

310 kPa

温

度

171 ℃

104.5 ℃6

3.1.2 漏えい率に対する設計条件
設計基準対象施設として使用する原子炉格納容器の設計漏えい率は，安全評価解析（原子炉設置変更許可申請書添付書類十）の環境への放射性物質の異常な放出において，判断基準（実効線量 5 mSv 以下）を満足することが確認されている設計漏えい率 0.5 ％/d 以下（常温，空気，最高使用圧力の 0.9 倍において）とする＊1。
注記 ＊1：「平成26年5月20日付け「総室発第31号」（平成29年11月8日付け「総室発第60号」，
平成30年5月31日付け「総室発第18号」，平成30年6月21日付け「総室発第24号」，平
成30年9月12日付け「総室発第47号」及び平成30年9月18日付け「総室発第48号」で一部補正）」をもって申請した「東海第二発電所発電用原子炉設置変更許可申請書」添付書類十 3.事故解析 3.4.4原子炉冷却材喪失 における解析条件
3.1.3 最低使用温度
告示第５０１号で規定されている原子炉格納容器バウンダリの最低使用温度を表 3-4 に示す。

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R2

表3-4 原子炉格納容器の最低使用温度

最低使用温度

ドライウェルサプレッション・チェンバ

0 ℃

0 ℃

ドライウェル，サプレッション・チェンバとも同じ値である。この最低使用温度は耐圧漏えい試験時を考慮して決めたものであり，建設時を除けば，原子炉建屋内にあるため，常用換気系により 10 ℃以上に保たれる。
3.1.4 使用材料
原子炉格納容器バウンダリに使用するフェライト系材料は原子炉格納容器の最低使用温度に対して脆性破壊を防止するため，告示第５０１号の規定により衝撃試験又は落重試験
を行い，これに合格したものを使用する。
原子炉格納容器本体の脆性破壊防止に関する確認事項を以下に示す。
(1) 原子炉格納容器本体の脆性破壊防止a.

概要
原子炉格納容器本体は，施設時に適用された「告示第５０１号」及び「電気工作物の溶接に関する技術基準を定める省令」（昭和45年通商産業省令第８１号）（以下「省令第８１号」という。）に基づき，材料，設計及び製作において，次の試験を実施し，脆性破壊に対し十分安全であることを確認されたものを使用する。

(a) 原子炉格納容器本体の材料は，告示第５０１号第20条第3項に規定する衝撃試験を行い，同条第4項に規定する合格基準に示す合格基準に適合するものを使用する。
(b) 原子炉格納容器本体の溶接部は，
省令第８１号第37条第4項に規定する試験板について第40条の規定に基づき，衝撃試験を行い，同条に規定する合格基準に適合することを確認されたものを使用する。

7

b.

脆性破壊防止のための確認事項実施要領(a) 原子炉格納容器本体の材料に関する確認
本体材料に関する衝撃試験の実施要領は次のとおりである。
イ. 対象材料
第二種容器（外径が 115 mm 以下の管，フランジおよび管継手を除く。）に使用す
る材料のうち，オーステナイト系ステンレス鋼および非鉄金属以外のものであって厚さが 13 mm（細粒化処理を行ない，かつ，焼ならしを行ったものにあっては，16 mm）
以上のものに限る。
ロ. 材料
原子炉格納容器本体において，該当する材料はSGV49相当である。
ハ. 試験温度
試験温度は，-17 ℃とする。これは最低使用温度（0 ℃）より17 ℃低い温度である。
ニ. 試験片NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R2

試験片は，3個採取する。
ホ. 合格基準
試験片の吸収エネルギが次の表の値以上であるものを合格とする。
吸収エネルギ
3 個の平均最小値

Ｊ（kg・m）
27（2.8）

Ｊ（kg・m）
21（2.1）(b) 原子炉格納容器本体の溶接部に関する確認
本体の溶接に関する衝撃試験の実施要領は次のとおりである。
イ. 対象溶接部
第二種容器の突合せ溶接による溶接部のうち，材料がオーステナイト系ステンレ
ス鋼および非鉄金属以外のものであって，板の厚さが 13 mm（細粒化処理および焼ならしを行ったものにあっては，16 mm）以上であり，かつ，管にあっては，外径が115 mm 以上のものに限る。
ロ. 母材の材料
原子炉格納容器本体において，該当する溶接部の母材はSGV49相当である。
ハ. 試験温度
試験温度は，-17 ℃とする。これは最低使用温度（0 ℃）より17 ℃低い温度である。
ニ. 試験片
試験片は溶接金属部及び熱影響部から，それぞれ3個採取する。
ホ. 合格基準8

試験片の吸収エネルギが次の表の値以上であるものを合格とする。
なお，再試験は省令第８１号第 42 条の規定による。
吸収エネルギ
3 個の平均最小値

Ｊ（kg・m）
27（2.8）

Ｊ（kg・m）
21（2.1）

3.1.5 耐圧試験圧力
原子炉格納容器の耐圧試験圧力は，施設時に適用された告示第５０１号第74条に基づき，
設計圧力279 kPa（2.85 kg/cm2）の1.25倍である349 kPa（3.56 kg/cm2）で気圧試験を行い原子炉格納容器の健全性を確認する。

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R2

以上より，原子炉格納容器の耐圧試験圧力 349 kPa（3.56 kg/cm2）とする。
3.1.6 開口部
開口部となるドライウェルヘッドフランジ，機器搬入口ハッチ，サプレッション・チェ
ンバアクセスハッチ（以下「ハッチ類」という。）及び所員用エアロックは十分な気密性を保つ設計とし，想定される漏えい量その他の漏えい試験に影響を与える環境条件として，判定基準に適切な余裕係数を見込み，日本電気協会「原子炉格納容器の漏えい率試験規程」（ＪＥＡＣ４２０３）に定める漏えい試験のうちＢ種試験ができる設計とする。
所員用エアロックは，扉の開閉状態を管理するため，所員用エアロックの扉が開いた場
合には中央制御室に警報を発信する。また，所員用エアロックの扉は，両方の扉が同時に開かないようにインターロックを設ける設計とする。
ハッチ類は，原子炉格納容器の貫通部にフランジ付の胴板が溶接固定されており，ハッチ類の外周側から蓋フランジをガスケットとボルトで固定し，気密性を保つ設計とする。
3.1.7 配管貫通部
原子炉格納容器配管貫通部は，原子炉冷却材喪失時において想定される原子炉格納容器
内の圧力を考慮した最高使用圧力，温度を考慮した最高使用温度，湿度，放射線等の環境条件の下でも機能を発揮できる設計とする。
3.1.8 電気配線貫通部
電気配線貫通部は，原子炉冷却喪失時において想定される原子炉格納容器内の圧力を考慮した最高使用圧力，温度を考慮した最高使用温度，湿度，放射線等の環境条件の下でも機能を発揮できるよう，それらの試験条件を考慮した試験により健全性が確認されたものを使用する設計とする。

9

3.1.9 原子炉格納容器隔離弁
原子炉格納容器隔離弁（以下「隔離弁」という。）は，施設時に適用された「発電用原子力設備に関する技術基準を定める省令」（昭和 40 年通商産業省令第６２号，以下「省令第６２号」という。）第 32 条第 3 項に基づくとともに以下に示す設計方針及び設計仕様に基づき設置する。
(1) 設計方針
原子炉格納容器を貫通する各施設の配管系に設ける隔離弁は，安全保護装置からの信号
により，自動的に閉鎖する動力駆動弁，チェーンロックが可能な手動弁，キーロックが可
能な遠隔操作弁又は隔離機能を有する逆止弁とし，原子炉格納容器の隔離機能の確保が可能な設計とする。
原子炉冷却材圧力バウンダリに連絡するか，又は原子炉格納容器内に開口し，原子炉格
納容器を貫通している各配管は，原子炉冷却材喪失事故時に必要とする配管及び計測制御
系統施設に関連する小口径配管を除いて，原則として原子炉格納容器の内側に 1 個，外側NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R2に 1 個の自動隔離弁を原子炉格納容器に近接した箇所に設ける設計とする。
ただし，原子炉冷却系統に係る発電用原子炉施設内及び原子炉格納容器内に開口部がな
く，かつ，原子炉冷却系統に係る発電用原子炉施設の損壊の際に損壊するおそれがない管又は原子炉格納容器外側で閉じた系を構成した管で，原子炉冷却系統に係る発電用原子炉施設の損壊その他の異常の際に，原子炉格納容器内で水封が維持され，かつ，原子炉格納容器外へ導かれた漏えい水による放射性物質の放出量が，原子炉冷却材喪失事故の原子炉格納容器内気相部からの漏えいによる放出量に比べ十分小さい配管については，原子炉格
納容器の外側又は内側に少なくとも 1 個の隔離弁を原子炉格納容器に近接した箇所に設ける設計とする。
また，原子炉格納容器の内側で閉じた系を構成する管に設置する隔離弁は，遠隔操作にて閉止可能な弁を設置することも可能とする。
貫通箇所の内側又は外側に設置する隔離弁は，一方の側の設置箇所における管であって，湿気や水滴等により駆動機構等の機能が著しく低下するおそれがある箇所，配管が狭隘部を貫通する場合であって貫通部に近接した箇所に設置できないことによりその機能が著しく低下するような箇所には，貫通箇所の外側であって近接した箇所に 2 個の隔離弁を設ける設計とする。
原子炉格納容器を貫通する配管には，圧力開放板を設けない設計とする。
設計基準事故時及び重大事故等の収束に必要な非常用炉心冷却系，可燃性ガス濃度制御系，不活性ガス系及び残留熱除去系（格納容器スプレイ冷却系）で原子炉格納容器を貫通する配管，その他隔離弁を設けることにより安全性を損なうおそれがあり，かつ，当該系
統の配管により原子炉格納容器の隔離機能が失われない場合は，自動隔離弁を設けない設計とする。
ただし，原則遠隔操作が可能であり，設計基準事故時及び重大事故等時に容易に閉鎖可10能な隔離機能を有する弁を設置する設計とする。
原子炉格納容器を貫通する計測制御系統施設又は制御棒駆動装置に関連する小口径配管であって特に隔離弁を設けない場合には，隔離弁を設置したのと同等の隔離機能を有する設計とする。
原子炉冷却材圧力バウンダリに接続される原子炉格納容器を貫通する計測系配管に隔離弁を設けない場合には，オリフィス又は過流量防止逆止弁の設置し，流出量抑制対策を講じる設計とする。
隔離弁は，閉止後に駆動動力源が喪失した場合においても閉止状態が維持され隔離機能を喪失しない設計とする。また，隔離弁のうち，隔離信号で自動閉止するものは，隔離信号が除去されても自動開とはならない設計とする。
隔離弁は，想定される漏えい量その他の漏えい試験に影響を与える環境条件として，判NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R2定基準に適切な余裕係数を見込み，日本電気協会「原子炉格納容器の漏えい率試験規程」（ＪＥＡＣ４２０３）に定める漏えい試験のうちＣ種試験ができる設計とする。また，隔離弁は，動作試験ができる設計とする。
(2) 設備仕様
原子炉格納容器を貫通する配管系に設ける隔離弁は，以下の項目を満足し，原子炉格納容器バウンダリを構成する。
a.

設計基準事故及び重大事故等の収束に必要な設備に係る配管の隔離弁は，隔離信号により自動的に閉止しないが，必要に応じて遠隔操作により閉止できる弁又は逆止弁動作により閉止する弁であり，原子炉格納容器の隔離機能を確保できる。

b.

2 個の隔離弁を必要とする配管の弁駆動は，駆動動力源の単一故障によって両方の弁を閉止する能力を損なわない。さらに，閉止後駆動動力源の喪失によっても閉止状態が維持され，隔離機能は喪失しない。

c.

隔離信号で自動閉止するものは，隔離信号が除去されても自動開とはならない。
自動隔離弁への隔離信号は，原子炉水位低，ドライウェル圧力高あるいは，放射能レベル高及び手動である。

11

12
図 3-1 原子炉格納容器バウンダリ及び隔離弁 全体概要図

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R2

13
図 3-2 原子炉格納容器バウンダリ及び隔離弁 全体概要図

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R2

14
図 3-3 原子炉格納容器バウンダリ及び隔離弁 全体概要図

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R2

15
図 3-4 原子炉格納容器バウンダリ及び隔離弁 全体概要図

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R2

16
図 3-5 原子炉格納容器バウンダリ及び隔離弁 全体概要図

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R2

17
図 3-6 原子炉格納容器バウンダリ及び隔離弁 全体概要図

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R2

18
図 3-7 原子炉格納容器バウンダリ及び隔離弁 全体概要図

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R2

（注）①：原子炉格納容器に取り付ける管の貫通箇所の内側及び外側であって近接した箇所に 1 個の隔離弁を設置する。
②：原子炉冷却系統に係る発電用原子炉施設内及び原子炉格納容器内に開口部がなく，かつ，原子炉冷却系統に係る発電用原子炉施設の損傷の際に損壊するおそれがない管，又は原子炉冷却系
統に係る発電用原子炉施設の損壊その他の異常の際に，構造上内部に滞留する液体により原子炉格納容器の放射性物質が外部へ漏えいするおそれがない管にあっては，貫通箇所の内側又は外側の近接した箇所に 1 個の隔離弁を設置する。
③：貫通箇所の内側又は外側に隔離弁を設ける場合には，一方の側に設置箇所における管であって，湿気その他の隔離弁の機能に影響を与える環境条件によりその隔離弁の機能が著しく低下する
おそれがあると認められるもの（湿気や水滴等により隔離弁の駆動機構等の機能が著しく低下
するおそれがある管，配管が狭隘部を貫通する場合であって貫通部に近接した箇所に設置できないことにより隔離弁の機能が著しく低下するおそれがある管）にあっては，貫通箇所の外側であって近接した箇所に 2 個の隔離弁を設置する。

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R2④：隔離弁を設けることを要しない箇所
設計基準事故及び重大事故等の収束に必要な系統の配管に隔離弁を設けることにより安全性を損なうおそれがあり，かつ，当該系統の配管により原子炉格納容器の隔離機能が失われない場合。
⑤：隔離弁を設けることを要しない箇所
計測制御系統施設又は制御棒駆動装置に関連する配管であって，当該配管を通じての漏えい量が十分許容される程度に抑制されているもの。

19

20

図 3-8 原子炉格納容器バウンダリ及び隔離弁 全体概要図の記号及び略号

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R2

3.1.10 原子炉格納容器体積
設計基準事故時における原子炉冷却材喪失事故直後の圧力上昇に耐えうるよう，ドライ
ウェル空間容積（約 5700 m3），サプレッション・チェンバ空間容積（約 4100 m3）の自由体積を有している。
3.1.11 原子炉格納容器安全設備
設計基準対象施設としての残留熱除去系（格納容器スプレイ冷却系）は，サプレッショ
ン・チェンバのプール水を原子炉格納容器内にスプレイすることにより，原子炉格納容器
内の圧力及び温度を原子炉格納容器の最高使用圧力及び最高使用温度以下に維持できる設計とする。
サプレッション・チェンバのプール水を水源とする残留熱除去系ポンプは，予想される
もっとも小さい有効吸込水頭においても，正常に機能する能力を有する設計とする＊1。サ
プレッション・チェンバは，設計基準事故及び重大事故等時に必要な水源として容量 3400
m3，個数 1 個を有する設計とする。

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R2

残留熱除去系（格納容器スプレイ冷却系）は，テストラインを構成することにより，発電用原子炉の運転中に試験ができる設計とする。また，設計基準事故時に動作する弁については，残留熱除去系ポンプが停止中に開閉試験ができる設計とする。また，残留熱除去
系（格納容器スプレイ冷却系）は，原子炉冷却材喪失事故後，サプレッション・チェンバ内のプール水をドライウェル内及びサプレッション・チェンバ内にスプレイすることによって，原子炉格納容器内の温度，圧力を低減し，原子炉格納容器内に浮遊している放射性物質が漏えいするのを抑えるよう設計する。
注記 ＊1：詳細は，Ⅴ-1-8-4「圧力低減設備のポンプの有効吸込水頭に関する説明書」に示す。
3.1.12 許容外圧
原子炉格納容器の許容外圧は，施設時に適用された告示第５０１号第22条第3項第2号ハ，チ及び第23条第2項第2号ロにより，
円筒部 約

kPa

円錐部 約

kPa

鏡板

kPaとなる。

約

許容外圧は，原子炉格納容器の設計外圧（約13.7 kPa）を上回る値となっている。
なお，通常運転中においては，原子炉格納容器に窒素を充てんしていることなどから，
原子炉格納容器外面に受ける圧力が設計を超えることはない。

3.1.13 圧力抑制効果を得るために必要な構造及び寸法
蒸気凝縮による圧力抑制効果については，パシフィック・ガス・アンド・エレクトリッ
ク社と GE 社が米国モスランディング発電所において，フンボルトベイ及びボデガベイ原子力発電所用として行った実験結果に基づいており，この実験により構造及び寸法等のパラメータを定めている。

21

東海第二発電所における構造及び寸法等のパラメータと上記実験によって求められたパラメータを比較すると表 3-5 のとおりとなっており，圧力抑制効果を得るために必要な構造及び寸法は満足されている。
表 3-5 東海第二発電所 圧力抑制機能の構造，寸法等

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R2

東海第二発電所

1

直 径 (ベ ン ト 管 )2

水 深 (ベ ン ト 管 )

3

4

5

クリアランス
ベント管と底部ライナ間

中 心 間 距 離 (ベ ン ト 管 )破断断面＊1
ベント管流路面積＊2

注記 ＊1：破断面積：ＡB
ＡB ＝

m2

＊2：ベント管流路面積：Ａv（ベント管断面積×108）
π
Ａv＝ ×

4

2

mm ＝

×108＝

m

2

ここで，
ベント管内径：mm

ベント管本数：108 本

22

実験結果に基づく
設

計

条

件

3.1.14 ダイヤフラム・フロアの設計差圧及び設計温度差
ダイヤフラム・フロアの設計差圧及び設計温度差を第 3-6 表に示す。
第 3-6 表 ダイヤフラム・フロアの設計差圧及び設計温度差
設計差圧

kPa

設計温度差

℃

これらの値は第 3-7 表に示す原子炉冷却材喪失事故の際の解析結果による最高差圧及び
最高温度差に余裕をもたせた値としている。
表 3-7 解析結果による最高圧差圧及び最高温度差＊1
最高差圧

kPa

最高温度差

℃

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R2

注記 ＊1：記載内容は，昭和 48 年 10 月 22 日付け 48 公第 8316 号にて認可された工事計画の添付
書類「Ⅲ-1-1 原子炉格納施設の設計条件に関する説明書」による。
3.1.15 真空破壊装置(1) 真空破壊装置の機能
ドライウェル内の原子炉冷却材喪失事故（再循環回路完全破断を想定）後，ドライウェ
ル圧力がサプレッション・チェンバ圧力より低下した場合に，ドライウェルとサプレッション・チェンバ間に設置された 11 台の真空破壊装置が，圧力差により自動的に働き，サプ
レッション・チェンバのプール水逆流並びにドライウェルとサプレッション・チェンバの差圧によるダイヤフラム・フロア及び原子炉圧力容器基礎の破損を防止できる設計とする。
真空破壊装置は設計外圧以上の負圧を生じないよう作動し，これらの防護効果を有する。
(2) 真空破壊装置の容量
ドライウェルの真空破壊装置の必要容量は，ベント管の容量とともにモスランデング発
電所における実験によって求められている。
必要な真空破壊装置の流路面積は

真空破壊装置流路断面積≧
ベント管流路断面積
したがって，真空破壊装置の必要流路面積ＡＢは
ＡＢ＝ Ａv ＝
一方，真空破壊装置の内径は
π×
4

（m2）

m であるので，1 個当たりの流路面積は
＝

23

（m2）

したがって，真空破壊装置の必要個数は，実際の真空破壊装置の個数は 11 個であるので要求を満たしている。
なお，この真空破壊装置は常時その開閉状態をチェックできる試験開閉装置が設置されているため，ディスク固着のおそれはない。
3.1.16 原子炉建屋原子炉棟
原子炉冷却系統に係る発電用原子炉施設の損壊又は故障の際に原子炉格納容器から気体状の放射性物質が漏えいした場合，放射性物質の濃度を低減する設備として原子炉建屋原
子炉棟を設置する。
原子炉建屋原子炉棟は，原子炉格納容器を収納する建屋であって，非常用ガス処理系により，内部の負圧を確保し，原子炉格納容器から放射性物質の漏えいがあっても発電所周NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R2

辺に直接放出されることを防止する設計とする。
原子炉建屋原子炉棟に開口部を設ける場合には，気密性を確保する設計とする。
3.1.17 可燃性ガス濃度制御設備
設計基準対象施設としての可燃性ガス濃度制御系は，通常運転中，原子炉格納容器に不活性ガス系により窒素を充てんすることとあいまって，原子炉冷却材喪失事故時に原子炉
格納容器内の水素濃度又は酸素濃度を，可燃限界に達しないための制限値である水素濃度を 4 vo1％未満又は酸素濃度を 5 vo1％未満に維持できる設計とする。
3.1.18 放射性物質濃度制御設備
原子炉冷却系統に係る発電用原子炉施設の損壊又は故障の際に原子炉格納容器から気体状の放射性物質が漏えいした場合，放射性物質の濃度を低減する設備として原子炉建屋ガス処理系を設置する設計とする。
原子炉建屋ガス処理系である非常用ガス再循環系及び非常用ガス処理系は，原子炉冷却材喪失時に原子炉格納容器内から原子炉建屋原子炉棟に漏えいした放射性よう素・粒子状
核分裂生成物を除去できるように設計する。非常用ガス再循環系及び非常用ガス処理系は，
よう素用チャコール・フィルタによるよう素総合除去効率がそれぞれ 90％，97％以上となる設計とする＊1。
注記 ＊1：「平成26年5月20日付け「総室発第31号」（平成29年11月8日付け「総室発第60号」，
平成30年5月31日付け「総室発第18号」，平成30年6月21日付け「総室発第24号」，平
成30年9月12日付け「総室発第47号」及び平成30年9月18日付け「総室発第48号」で一部補正）」をもって申請した「東海第二発電所発電用原子炉設置変更許可申請書」添付書類十 3.事故解析 3.4.4原子炉冷却材喪失 における解析条件

24

3.1.19 原子炉格納容器調気設備
設計基準対象施設としての不活性ガス系は，水素及び酸素の反応を防止するため，あらかじめ原子炉格納容器内に窒素を充てんすることにより，水素濃度及び酸素濃度を可燃限界以下に保つ設計とする。
炉心の著しい損傷が発生した場合において原子炉格納容器内における水素爆発による破損を防止できるよう，発電用原子炉の運転中は，原子炉格納容器内を不活性ガス系により常時不活性化する設計とする。
3.1.20 原子炉冷却材喪失時の荷重(1) ドライウェル内の配管破断によるジェット力
ドライウェル内で原子炉冷却材配管が破断した場合，ドライウェル壁面は高温・高圧の飽和及び二相流の噴出流によるジェット力を受ける。
ジェット力及びその広がりは F.Ｊ.Moody の理論により求めるが，その荷重は応力評価すべき場所によって異なるため，計算書の中で述べる。

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R2(2) サプレッション・チェンバ内に生じる荷重
原子炉冷却材喪失事故時にはまずドライウェル内の気体がベント管を経てサプレッション・プール水中に押し出されるが，この気体によって，サプレッション・プール水がスラグ流となって上昇し，急速な水面の上昇（プールスウェル）が起こり，サプレッション・チェンバ内部構造物に種々の荷重が加わる。
また，その後サプレッション・プール水中に蒸気が放出され，サプレッション・プール水中で凝縮する。これらにより，サプレッション・チェンバ及び内部構造物に次のような荷重が加わる。図 3-9 に原子炉冷却材喪失事故時荷重の時間履歴を，表 3-8 にこれらの荷重について現象と設計評価荷重を示す。

25

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R2

再冠水 格納容器スプレイ冷却系作動

原子炉冷却材喪失時の現象
圧力及び温度上昇
ドライウェル

圧力及び温度上昇
サプレッション・チェンバ
ベント系

ベント管排水排気

蒸気ブローダウンa.

ベントクリア時の水ジェットによる荷重

原子炉冷却材喪失事故時の荷重b.

気泡形成によるサプレション・プール水中の圧力上

ダイヤフラム・

i

e

フロア

昇

a
26

b,c,d

g

ン・チェンバ水中

水面上昇による衝撃力d.

上昇水流による荷重e.

サプレッション・チェンバ空間部圧縮荷重f

サプレッショ

c.

及びスウェル領

h,i域にある構造物f.

フォールバック荷重g.

蒸気凝縮振動荷重h.

チャギング荷重i.

ベント管に加わる水平荷
重

0.01

0.1

1.0
10
事故後の時間 (s)102

図 3-9 原子炉冷却材喪失事故時荷重の時間履歴103NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R2

表 3-8 原子炉冷却材喪失事故時の荷重について（その 1）
荷重
a.

現象
ベントクリア時の水ジェットによる荷重

ドライウェル圧力の急激な上昇によりベント

設計評価荷重o管内のサプレッション・プール水がプール内に放ドラッグ力＊

Ｆｔ( )出されるため水ジェット流が形成され，ジェット

ＣＤＡｘγ 2Ｖ
2ｇ

による衝撃力及びドラッグ力がベント管の下部

ＣＤ:ドラッグ係数にある内部構造物及び原子炉格納容器底部鉄筋

Ａｘ:ジェットの作用する実行面積

コンクリートマットに作用する。

γ:水の比重量
Ｖ:ジェット水速度（m/s）

ｇ:重力加速度
27

o

衝撃力
Ｐ Ｊ=

kPa

ベースマットとプール壁面に荷重が加わる。

注記 ＊：構造物がジェット流中に含まれる場合に用いる。

kPa の圧力NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R2

表 3-8 原子炉冷却材喪失事故時の荷重について（その 2）
荷重
b.

現象
気泡形成によるサプレッション・プール水中の圧力上昇

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・プール側壁，内部

設計評価荷重気泡形成によるサプレッション・プール水中の
圧力上昇：

kPa

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。
c.

水面上昇による衝撃力

スラグ流が上昇する際，水面より上方にある機 o

衝撃力器，配管，内部構造物にサプレッション・プール

ＦＩ=Ａ・ＰＩ(ｔ)水が衝突しそれらに衝撃力が作用する。

Ａ：衝撃の作用する実行面積
ＰＩ：衝撃圧力28ｔ(1 cos 2π )Ｔ
ＰＩ(ｔ) ＰＩ_ max
2
Ｔ:衝撃継続時間

Ｉ
2 Ｐ
Ｔ
ＭＨ Ｖ
・
Ａ ｇ 104

ＰＩ_ max
ＩＰ

ＭＨ:水力学的重量ｇ:重力加速度NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R2

表 3-8 原子炉冷却材喪失事故時の荷重について（その 3）
荷重
d.

現象
上昇水流による荷重

サプレッション・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。

設計評価荷重o

ドラッグ力＊Ｆｔ( )ＣＤＡｘγ 2Ｖ
2ｇ

ＣＤ:ドラッグ係数
Ａｘ:ドラッグの作用する実行面積γ:水の比重量
Ｖ:ドラッグ速度(ｇ:重力加速度29
注記 ＊：構造物がジェット流中に含まれる場合に用いる。

m/s)

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R2

表 3-8 原子炉冷却材喪失事故時の荷重について（その 4）
荷重
e.

現象
サプレッション・チェンバ空間部圧縮荷重

設計評価荷重サプレッション・プール水面の上昇によりサプ o
レッション・プール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

サプレッション・チェンバ空間部圧縮荷重：kPao

荷重が作用する。

ダイヤフラム・フロア上向き差圧：kPa

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。
f.

フォールバック荷重

上昇した水面の上昇が停止し，水が落下すると o
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。

ドラッグ力＊

Ｆｔ
( )

ＣDＡｘ
Ｖ2
2ｇ

30

ＣＤ:ドラッグ係数
Ａｘ:フォールバック荷重の作用する実行面積γ:水の比重量
Ｖ:フォールバック速度(
ｇ:重力加速度g.

蒸気凝縮振動荷重

中高流量蒸気が凝縮する際，サプレッション・ プールバウンダリに加わる荷重
プール水に凝縮振動波が伝播し，サプレッショkPaン・プール側壁，原子炉格納容器底部鉄筋コンクkPa

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。
注記 ＊：構造物がジェット流中に含まれる場合に用いる。

m/s)

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R2

表 3-8 原子炉冷却材喪失事故時の荷重について（その 5）
荷重
h.

現象
チャギング荷重

低流量蒸気が凝縮する際，ベント管出口での不設計評価荷重プールバウンダリに加わる荷重

均一な凝縮によりプールバウンダリに荷重が加

kPa

わる。

kPa

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。
i.

ベント管に加わる水平荷重

低流量蒸気が凝縮する際，ベント管出口での不 o
均一な凝縮によりベント管に水平力が作用する。

単一ベント)( 10 3 N)( )Ｆｔ

0 ≦ ｔ ≦ 3 ms
31

o

多ベント

( )
Ｆｔ

πｔ
Ｍ・Ａτ
( ) sin() (0≦ｔ≦τ)
τ

ここで，

( )
Ａτ

)( 103 N)
3 ms ≦ τ ≦ 6 ms

Ｍ=
(多ベントによる低減係数)

3.1.21 逃がし安全弁作動時の荷重(1) 逃がし安全弁作動時には排気管内の水がクエンチャノズルよりサプレッション・プール
水中に排出される。排気管内の水が排出された後，管内の気体が圧縮され，これがサプレ
ッション・プール水中に放出される際，気泡を形成し，この気泡が過膨張，収縮を繰返しながら浮力で上昇する。このとき，サプレッション・チェンバ内構造物には，表 3-9 に示
すような水ジェットと気泡の圧力振動による荷重が加わる。
(2)(1)の圧力振動に起因してサプレッション・プール水中の内部構造物に差圧及びドラッグ

荷重が作用する。この荷重は応力評価すべき構造物によって異なるため，個々の場合につNT2 補② Ⅴ-1-8-1 R2

いては計算書で述べる。

32

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R2

表 3-9 逃がし安全弁作動時の荷重について
荷重
a. 水ジェットによる荷重現象
逃がし安全弁作動時，排気管内の水がク

設計評価荷重o

衝撃力

エンチャノズルによりサプレッション・プ

ＦＪ= Ａ・ＰＪ

ール水中に放出される際，ジェット流が形

Ａ：ジェットの当たる面積

成され，サプレッション・プール水中の内ＰＪ：ジェットの圧力部構造物に衝撃力及びドラッグ力が作用す
る。

o

ドラッグ力

Ｆｔ
( )

ＣＤＡｘγ 2Ｖ
2ｇ

ＣＤ:ドラッグ係数
Ａｘ:ジェットの作用する実行面積33γ:水の比重量
Ｖ:ジェット水速度ｇ:重力加速度b. 空気泡圧力の振動による荷重逃がし安全弁作動時，排気管内の空気が圧力波による荷重

圧縮され，これがサプレッション・プール

kPa

水中に放出される際，気泡を形成し，このkPa

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，サプレッション・
プール側壁，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。

3.1.22 荷重の組合せ
設計基準対象施設としての原子炉格納施設の荷重の組合せを表 3-10 に示す。なお，応力計算はそれぞれの荷重の組合せの中でもっとも厳しい条件について行う。また，荷重の発生

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R2

する時間が明らかに異なる場合は時間のずれを考慮する。

34

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R2

表 3-10 設計基準対象施設の荷重の組合せ

プールスウェル

蒸気凝縮振動

チャギング

－
－
◯
－
－
－
－
－
－
◯
－
◯
－
－
－
－

逃がし安全弁作動時

設計条件
ⅠＡ
ⅠＡ
ⅡＡ
ⅣＡ
設計条件
設計条件
試験状態
Ⅲ ＡＳ
Ⅲ ＡＳ
Ⅳ ＡＳ
Ⅳ ＡＳ
Ⅲ ＡＳ
Ⅳ ＡＳ
Ⅲ ＡＳ
ⅣＡＳ＊3

ジェット力

－
－
－
－
－
－
－
－
Ｓｄ＊
Ｓｄ＊
ＳＳ
ＳＳ
Ｓｄ＊
ＳＳ
Ｓｄ＊
Ｓｄ＊

事故時最大温度

設計条件による荷重
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による荷重試験状態による荷重
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
運転状態Ⅳによる荷重＊2

通常運転温度

1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16

試験圧力

地震

動荷重

事故時最大圧力

各運転状態による荷重

事故時
荷重

温度

通常運転圧力活荷重（燃料交換時）

35

No.

許容応力
状態

圧力

最高使用圧力

死荷重
◯
◯
◯
◯
◯
◯
◯
◯
◯
◯
◯
◯
◯
◯
◯
◯

荷重の組合せ

◯
－
－
－
－
－
－
－
－
－
－
－
－
－
－
－

－
◯
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注記 ＊1：原子炉冷却材喪失事故後 10-1 年程度以降の最大内圧を考慮＊2：原子炉冷却材喪失事故後の最大内圧を考慮。また，クラス 2 管については最高使用圧力を考慮。
＊3：クラス 2 管については，ⅢＡＳで評価する。

3.1.23 繰返し荷重に対する解析
繰返し荷重に対する解析については，「発電用原子力設備規格（設計・建設規格（2005年版（2007 年追補版含む。））ＪＳＭＥ Ｓ ＮＣ１-2005／2007）」（以下「設計・建設
規格」という。） PVE-3111 に基づき，PVB-3140 に示される疲労解析不要の条件を以下の(1)～(6)に示すようにいずれも満足しているため，疲労解析を必要としない。なお，疲労解析不要の条件のうち(6)については，施設後の機械的荷重及び地震動による応力の変更に
より，疲労解析不要の条件を満足できなくなる可能性が考えられることから，満足できなくなった場合においては疲労解析を実施する。
疲労解析不要の条件の検討のため，繰返し荷重としてかかるサイクル数は便宜上，以下のように定める。
・原子炉格納容器に全体的に加わる荷重のサイクル数
圧力：原子炉格納容器に全体的に内圧が加わるのは，運転開始前試験時，定検時の漏えい試験時及び事故時である。ここで，運転開始前試験時は 回，定検時の漏えい試験時は回程度，事故時は 回である。

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R2

温度：原子炉格納容器が全体的に最高使用温度程度まで温度が上昇するのは事故時回である。
以上より原子炉格納容器が全体的に負荷される場合の回数は余裕をみて回とする。

・原子炉格納容器に局部的に加わる荷重のサイクル数
原子炉格納容器に局部的に負荷されるのは原子炉の起動停止，燃料交換及び地震時である。ここで原子炉の起動停止及び燃料交換のサイクルはるのは回，地震荷重が加わ回（サイクル数）である。

以上より原子炉格納容器が局部的に負荷される場合の回数は余裕をみて回とする。

(1) 大気圧から運転圧力になり，再び大気圧に戻るサイクル数の検討
設計・建設規格 PVB-3140(1)に定められる許容引張応力Ｓの 3 倍の値は 3×131＝393
MPa であり，これに対応する許容繰返し回数Ｎはである。ここで設計・建設規格に示される運転圧力を原子炉格納容器の最高使用圧力と対応させてみると，その回数はでＮより小さいので疲労解析不要の条件を満足している。
(2) 負荷運転時における圧力変動の全振幅の検討（設計・建設規格 PVB-3140(2)）
疲労解析の対象となる圧力変動の全振幅は PVB-3140(2)a.より，次のように求める。
Ｓ' 1
1＝
Ａｍ＝ ・Ｐ・ ＝ × 310 × 10-3 ×
3
Ｓ 3
131

MPa

ここに，
Ｐ ：最高使用圧力（310 kPa）
Ｓ'：炭素鋼の 106 回の繰返しに対する許容ピーク応力強さ（
36

MPa）

回

Ｓ ：許容引張応力（131 MPa）
したがって，疲労解析が不要となる圧力変動の全振幅は負荷運転時における圧力変動の全振幅（MPa）より大きくなるので疲労解析不要の条件を満足している。

(3) 起動，運転，停止サイクル中の任意の 2 点間の温度差の検討
解析の対象となる任意の 2 点間の距離は PVB-3140(3)より，次のように求める。

＝

p ＝ 2・ Ｒ・ｔ ＝ 2 ×mm

ここに，Ｒは原子炉格納容器の最大半径，ｔは原子炉格納容器の板厚で，ｐの値が最大となるように選ぶ。
疲労解析が不要となる任意の 2 点間の最大温度差は PVB-3140(3)より，
次のように求める。
Ｔ＝

Ｓa
＝
2・Ｅ・α

℃

ここに，

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R2Ｓa：炭素鋼の回の繰返しに対する許容ピーク応力強さ（

Ｅ ：炭素鋼の縦弾性係数（

MPa）

MPa（

α ：炭素鋼の瞬時熱膨張係数（℃における値））㎜/㎜･℃（℃における値）

ここで,Ｔは設計上の最大温度差 161 ℃（171 ℃－10 ℃）より大きい。
したがって，任意の 2 点間の最大温度差はＴの値を超えることはないので疲労解析不要の条件を満足している。
(4) 負荷運転中の任意の 2 点間の温度差の変動の全振幅の検討
負荷運転中の温度変動の数を回とすると，疲労解析が不要となる最大温度差はPVB-3140(4)より，(3)項に示すＴと同じになる。
したがって，負荷運転時の任意の 2 点間の最大温度差の変動の全振幅は，(3)項に示すＴを超えることはないので疲労解析不要の条件を満足している。
(5) 負荷運転時の異種材取付部の温度差の検討
疲労解析の対象となる異種材取付部の最小温度差は PVB-3140(5)a.より，次のように求
める。

Ｔ＝

Ｓ'
2・(Ｅ1・α1－Ｅ2・α2)

＝

2 ×(
＝
℃

6

ここに，
Ｓ'：炭素鋼の 106 回の繰返しに対する許容ピーク応力強さ
Ｅ1：ステンレス鋼の縦弾性係数（

MPa（
37

℃における値））

α1：ステンレス鋼の瞬時熱膨張係数（
Ｅ2：炭素鋼の縦弾性係数（㎜/㎜･℃（MPa（

α2：炭素鋼の瞬時熱膨張係数（℃における値））℃における値））㎜/㎜･℃（

上記Ｔを超える異種材取付部温度差の変動回数を℃における値））回とすると，疲労解析が不要となる異種材取付部の最大温度差は PVB-3140(5)b.より，次のように求める。
Ｔ＝＝

Ｓa
2・(Ｅ1・α1－Ｅ2・α2)
2 ×（

＝

-6

℃

ここに，
Ｓa：炭素鋼の回の繰返しに対する許容ピーク応力強さ

したがって，疲労解析が不要となる異種材取付部の許容最大温度差は温度差（161 ℃）

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R2より大きくなるので疲労解析不要の条件を満足している。
(6) 容器に接続される管からの反力その他機械的荷重及び地震動による応力の全振幅の検討
荷重の繰返し回数回に対応する許容ピーク応力強さは設計・建設規格 PVB-3140(6)より，MPa となる。ここで，原子炉格納容器の機械的荷重及び地震動による応力の全振幅はMPa を超えることのないよう設計しているので疲労解析不要の条件を満足して

いる。

38

3.2 重大事故等時における設計条件
重大事故等時については，原子炉格納容器の放射性物質閉じ込め機能の確認を行うために，
原子炉格納容器の評価温度，評価圧力を設定し，構造健全性評価又は機能維持評価を行い，その環境下での原子炉格納容器の放射性物質閉じ込め機能が損なわれることがないことを確認する。
また，重大事故等時の原子炉格納施設として原子炉格納容器内の熱を輸送するために用いる
格納容器圧力逃がし装置，耐圧強化ベント系及び窒素ガス代替注入系，原子炉格納容器内を冷却するために用いる代替格納容器スプレイ冷却系（常設），代替格納容器スプレイ冷却系（可搬型），残留熱除去系（格納容器スプレイ冷却系）及び残留熱除去系（サプレッション・プー
ル冷却系），原子炉格納容器の過圧破損を防止するために用いる代替循環冷却系，格納容器圧
力逃がし装置及び窒素ガス代替注入系，ペデスタル（ドライウェル部）の溶融炉心を冷却するために用いる格納容器下部注水系（常設），格納容器下部注水系（可搬型）及びペデスタル排水系，ペデスタル（ドライウェル部）の床面への落下を遅延・防止するために用いる低圧代替
注水系（常設），低圧代替注水系（可搬型），高圧代替注水系，代替循環冷却系及びほう酸水

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R2

注入系，原子炉格納容器内の水素爆発による破損を防止するために用いる格納容器圧力逃がし装置及び窒素ガス代替注入系，原子炉建屋原子炉棟内の水素爆発による破損を防止するために用いる原子炉建屋ガス処理系及び静的触媒式水素再結合器，並びに炉心の著しい損傷及び原子炉格納容器の破損に至った場合において，原子炉格納容器外面への放水のために用いる原子炉建屋放水設備及び海洋拡散抑制設備の設計についても以下に示す。
3.2.1 重大事故等時の評価温度，評価圧力
重大事故等時の原子炉格納容器の破損の防止において想定する原子炉格納容器の破損モードである格納容器過温破損，格納容器過圧破損について原子炉格納容器の温度，圧力を評価した結果，原子炉格納容器バウンダリにかかる温度（壁面温度）の最高値は，約 157 ℃＊1となる。なお，事象発生直後，破断口から流出する過熱蒸気により一時的に原子炉格納容器雰囲気温度は約 202 ℃＊2 となるが，このときの原子炉格納容器バウンダリにかかる温度（壁面温度）は約 137 ℃＊3 である。原子炉格納容器圧力は事象発生直後から徐々に上昇
するが，0.465 MPa[gage]に到達すれば常設低圧代替注水系ポンプを用いた代替格納容器ス
プレイ冷却系（常設）による格納容器冷却を行うため，原子炉格納容器圧力の最高値は約0.47 MPa[gage]＊4 となる。
重大事故等時の原子炉格納容器内の最高温度は，設計基準事故時における最高使用温度（ドライウェル：171 ℃，サプレッション・チェンバ：104.5 ℃）を上回ることから，重大事故等時の最高温度を上回り，かつ，産業界でシビアアクシデント時の原子炉格納容器の耐性の指標＊5 として用いており，原子炉格納容器の限界圧力，限界温度まで至らない値
として，評価温度 200 ℃及び評価圧力 2 Pd（0.62 MPa[gage]）を設定し，その環境下での原子炉格納容器の放射性物質の閉じ込め機能について評価対象部位ごとに評価することにより，その機能が損なわれることがないことを確認する。また，これにより，原子炉格納容器を重大事故等時において使用する場合の設計漏えい率は，設計基準対象施設として使用する設計漏えい率と同じ 0.5 ％/d 以下を維持できる。
なお，
重大事故等時の漏えい率は，
39

原子炉格納容器圧力が 0.9 Pd より大きい場合の原子炉格納容器の環境条件を考慮し，適切に割増しして評価に使用しており，その設定値において被ばく評価に問題となることがな
いことを確認している。
図 3-10 に原子炉格納容器内雰囲気温度の変化，図 3-11 に原子炉格納容器内雰囲気圧力の変化を示す。
注記 ＊1：「平成26年5月20日付け「総室発第31号」（平成29年11月8日付け「総室発第60号」，平
成30年5月31日付け「総室発第18号」，平成30年6月21日付け「総室発第24号」，平成30年9月12日付け「総室発第47号」及び平成30年9月18日付け「総室発第48号」で一部補正）」をもって申請した「東海第二発電所発電用原子炉設置変更許可申請書」添付書類十7.2.1.3.2 (4)有効性評価の結果 b.評価項目等 における原子炉格納容器バウンダリにかかる温度（壁面温度）の最高値＊2：「平成26年5月20日付け「総室発第31号」（平成29年11月8日付け「総室発第60号」，
平成30年5月31日付け「総室発第18号」，平成30年6月21日付け「総室発第24号」，平成30年9月12日付け「総室発第47号」及び平成30年9月18日付け「総室発第48号」で一部補

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R2正）」をもって申請した「東海第二発電所発電用原子炉設置変更許可申請書」添付書類
十7.2.1.3.2 (4)有効性評価の結果 b.評価項目等 における原子炉格納容器雰囲気温度の最高値＊3：「平成26年5月20日付け「総室発第31号」（平成29年11月8日付け「総室発第60号」，
平成30年5月31日付け「総室発第18号」，平成30年6月21日付け「総室発第24号」，平成30年9月12日付け「総室発第47号」及び平成30年9月18日付け「総室発第48号」で一部補正）」をもって申請した「東海第二発電所発電用原子炉設置変更許可申請書」添付書類
十7.2.1.3.2 (4)有効性評価の結果 b.評価項目等 における原子炉格納容器雰囲気温度の最高値時点における原子炉格納容器バウンダリにかかる温度（壁面温度）＊4：「平成26年5月20日付け「総室発第31号」（平成29年11月8日付け「総室発第60号」，
平成30年5月31日付け「総室発第18号」，平成30年6月21日付け「総室発第24号」，平成30年9月12日付け「総室発第47号」及び平成30年9月18日付け「総室発第48号」で一部補正）」をもって申請した「東海第二発電所発電用原子炉設置変更許可申請書」添付書類
十 7.2.1.3.2 (4)有効性評価の結果 における原子炉格納容器雰囲圧力の推移＊5：（財）原子力発電技術機構「重要構造物安全評価（原子炉格納容器信頼性実証事業）
に関する総括報告書」

40

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R2

図 3-10 重大事故等時の原子炉格納容器内雰囲気温度の変化＊
注記 ＊：「平成26年5月20日付け「総室発第31号」（平成29年11月8日付け「総室発第60号」，平
成30年5月31日付け「総室発第18号」，平成30年6月21日付け「総室発第24号」，平成30年9月12日付け「総室発第47号」及び平成30年9月18日付け「総室発第48号」で一部補正）」をもって申請した「東海第二発電所発電用原子炉設置変更許可申請書」添付書類十7.2.1.3.2 (4)有効性評価の結果 における原子炉格納容器雰囲温度の推移

41NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R2

図 3-11 重大事故等時の原子炉格納容器内雰囲気圧力の変化＊
注記 ＊：「平成26年5月20日付け「総室発第31号」（平成29年11月8日付け「総室発第60号」，平
成30年5月31日付け「総室発第18号」，平成30年6月21日付け「総室発第24号」，平成30年9月12日付け「総室発第47号」及び平成30年9月18日付け「総室発第48号」で一部補正）」をもって申請した「東海第二発電所発電用原子炉設置変更許可申請書」添付書類十7.2.1.3.2 (4)有効性評価の結果 における原子炉格納容器圧力の推移

423.2.2 重大事故等時における原子炉格納容器の熱の輸送機能設計基準事故対処設備が有する最終ヒートシンクへ熱を輸送する機能が喪失した場合において原子炉格納容器の破損（炉心の著しい損傷が発生する前に生ずるものに限る。）を防止するため，最終ヒートシンクへ熱を輸送するために必要な重大事故等対処設備として，
格納容器圧力逃がし装置及び耐圧強化ベント系を設ける。
格納容器圧力逃がし装置は，フィルタ装置（フィルタ容器，スクラビング水，金属フィルタ，よう素除去部），圧力開放板，配管・弁類，計測制御装置等で構成し，原子炉格納容器内雰囲気ガスを不活性ガス系等を経由して，フィルタ装置へ導き，放射性物質を低減させた後に原子炉建屋原子炉棟屋上に設ける放出口から放出（系統設計流量 13.4 kg/s（1
Pd において））することで，排気中に含まれる放射性物質の環境への放出量を抑制しつつ，原子炉格納容器内に蓄積した熱を最終的な熱の逃がし場である大気へ輸送できる設計とする。
格納容器圧力逃がし装置を使用した場合に放出される放射性物質の放出量に対して，設置（変更）許可において敷地境界での線量評価を行い，実効線量が 5 mSv 以下であること

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R2を確認しており，格納容器圧力逃がし装置はこの評価条件を満足する設計とする。
詳細は，「3.2.4 重大事故等時における原子炉格納容器の過圧破損防止機能」に示す。
耐圧強化ベント系は，格納容器内雰囲気ガスを不活性ガス系等を経由して，主排気筒に隣接する非常用ガス処理系排気筒を通して原子炉建屋外に放出することで，原子炉格納容
器内に蓄積した熱を最終的な熱の逃がし場である大気へ輸送できる設計とする。
最終ヒートシンクへ熱を輸送するための設備として使用する場合の耐圧強化ベント系は，
炉心損傷前に使用するため，排気中に含まれる放射性物質及び可燃性ガスは微量である。
耐圧強化ベント系は，使用する際に弁により他の系統・機器と隔離することにより，悪影響を及ぼさない設計とする。
耐圧強化ベント系の使用に際しては，原子炉格納容器が負圧とならないよう代替格納容器スプレイ冷却系等による原子炉格納容器内へのスプレイを停止する運用とする。仮に，原子炉格納容器内にスプレイをする場合においても，原子炉格納容器内圧力が規定の圧力まで減圧した場合には，原子炉格納容器内へのスプレイを停止する運用とする。
耐圧強化ベント系使用時の排出経路に設置される隔離弁は電動弁とし，常設代替交流電源設備又は可搬型代替交流電源設備からの給電により操作が可能な設計とする。
第一弁（Ｓ／Ｃ側），第一弁（Ｄ／Ｗ側）については，遠隔人力操作機構によって人力による操作が可能な設計とし，隔離弁の操作における駆動源の多様性を有する設計とする。
耐圧強化ベント系の系統設計流量は 48000 kg/h（1 Pd において）であり，サプレッショ
ン・チェンバ及びドライウェルと接続し，いずれからも排気できる設計とする。サプレッ
ション・チェンバ側からの排気ではサプレッション・チェンバの水面からの高さを確保し，ドライウェル側からの排気では，ドライウェル床面からの高さを確保するとともに燃料有
効長頂部よりも高い位置に接続箇所を設けることで長期的にも溶融炉心及び水没の悪影響を受けない設計とする。
耐圧強化ベント系を使用した場合に放出される放射性物質の放出量に対して，設置（変43更）許可において敷地境界での線量評価を行い，実効線量が 5 mSv 以下であることを確認しており，耐圧強化ベント系はこの評価条件を満足するよう，非常用ガス処理系排気筒（地表上の高さ 140 m）から放出する設計とする。
可燃性ガスによる爆発及び原子炉格納容器の負圧破損を防止するために必要な重大事故等対処設備として，窒素ガス代替注入系を設ける。
窒素ガス代替注入系は，窒素供給装置を用いて原子炉格納容器内に不活性ガス（窒素）の供給が可能な設計とする。また，格納容器圧力逃がし装置は，排気中に含まれる可燃性ガスによる爆発を防ぐため，窒素ガス代替注入系により，系統内を不活性ガス（窒素）で置換した状態で待機させ，不活性ガスで置換できる設計とする。

3.2.3 重大事故等時における原子炉格納容器冷却機能
設計基準事故対処設備が有する原子炉格納容器内の冷却機能が喪失した場合において炉心の著しい損傷を防止するために原子炉格納容器内の圧力及び温度を低下させるため，また，炉心の著しい損傷が発生した場合において原子炉格納容器の破損を防止するために原NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R2子炉格納容器内の圧力及び温度並びに放射性物質の濃度を低下させるための重大事故等対処設備として，代替格納容器スプレイ冷却系（常設）及び代替格納容器スプレイ冷却系（可搬型）を設ける。また，想定される重大事故等時において，設計基準事故対処設備である
残留熱除去系（格納容器スプレイ冷却系）及び残留熱除去系（サプレッション・プール冷却系）が使用できる場合は重大事故等対処設備として使用できる設計とする。
代替格納容器スプレイ冷却系（常設）は，常設低圧代替注水系ポンプにより，代替淡水
貯槽の水を残留熱除去系等を経由して原子炉格納容器内のスプレイヘッダからドライウェ
ル内にスプレイすることで，原子炉格納容器内の圧力及び温度並びに放射性物質の濃度を低下させることができる設計とする。
代替格納容器スプレイ冷却系（常設）の水源である代替淡水貯槽は，複数の代替淡水源
から淡水を供給できる設計とし，淡水が枯渇した場合に，海を利用できる設計とする。
代替格納容器スプレイ冷却系（常設）は，代替所内電気設備を経由した常設代替交流電源設備又は可搬型代替交流電源設備からの給電が可能な設計とする。
代替格納容器スプレイ冷却系（常設）は，炉心の著しい損傷及び原子炉格納容器の破損を防止するための設備として兼用する設計とする。
代替格納容器スプレイ冷却系（可搬型）は，可搬型代替注水中型ポンプ（直列 2 台）により西側淡水貯水設備の水を，可搬型代替注水大型ポンプにより代替淡水貯槽の水を残留熱除去系等を経由してスプレイヘッダからドライウェル内にスプレイすることで，原子炉格納容器内の圧力及び温度並びに放射性物質の濃度を低下させることができる設計とする。
代替格納容器スプレイ冷却系（可搬型）の水源である代替淡水貯槽及び西側淡水貯水設
備は，複数の代替淡水源から淡水を供給できる設計とし，淡水が枯渇した場合に，海を利用できる設計とする。
代替格納容器スプレイ冷却系（可搬型）は，代替所内電気設備を経由した常設代替交流
電源設備又は可搬型代替交流電源設備からの給電が可能な設計とする。また，可搬型代替

44

注水中型ポンプ及び可搬型代替注水大型ポンプは，空冷式のディーゼルエンジンにより駆動できる設計とする。
代替格納容器スプレイ冷却系（可搬型）は，炉心の著しい損傷及び原子炉格納容器の破損を防止するための設備として兼用する設計とする。
残留熱除去系（格納容器スプレイ冷却系）は，常設代替交流電源設備からの給電により機能を復旧し，残留熱除去系ポンプによりサプレッション・チェンバのプール水をドライ
ウェル内及びサプレッション・チェンバ内にスプレイすることで原子炉格納容器を冷却できる設計とする。
残留熱除去系（サプレッション・プール冷却系）は，常設代替交流電源設備からの給電により機能を復旧し，残留熱除去系ポンプ及び残留熱除去系熱交換器により，サプレッション・チェンバのプール水を冷却することで原子炉格納容器を冷却できる設計とする。
3.2.4 重大事故等時における原子炉格納容器の過圧破損防止機能
炉心の著しい損傷が発生した場合において，原子炉格納容器の過圧による破損を防止す

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R2るために必要な重大事故等対処設備として，原子炉格納容器バウンダリを維持しながら原
子炉格納容器内の圧力及び温度を低下させるための設備である代替循環冷却系及び原子炉格納容器内の圧力を大気中に逃がすための設備である格納容器圧力逃がし装置を設ける。
代替循環冷却系は，Ｍａｒｋ－Ⅱ型原子炉格納容器の特徴を踏まえ多重性を有する設計とし，代替循環冷却系ポンプによりサプレッション・チェンバのプール水を残留熱除去系
熱交換器にて冷却し，残留熱除去系等を経由して原子炉格納容器内へスプレイするとともに，原子炉注水及びサプレッション・チェンバのプール水の除熱を行うことで，原子炉格
納容器バウンダリを維持しながら原子炉格納容器内の圧力及び温度を低下できる設計とする。
原子炉格納容器内へスプレイされた水は，格納容器ベント管を経て，サプレッション・
チェンバに戻ることで循環できる設計とする。
代替循環冷却系は，代替所内電気設備を経由した常設代替交流電源設備からの給電が可能な設計とする。
格納容器圧力逃がし装置は，フィルタ装置（フィルタ容器，スクラビング水，金属フィルタ，よう素除去部），圧力開放板，配管・弁類，計測制御装置等で構成し，原子炉格納容器内雰囲気ガスを不活性ガス系及び耐圧強化ベント系を経由して，フィルタ装置へ導き，
放射性物質を低減させた後に原子炉建屋原子炉棟屋上に設ける放出口から排出（系統設計
流量 13.4 kg/s（1 Pd において））することで，排気中に含まれる放射性物質の環境への放出量を低減しつつ，原子炉格納容器内の圧力及び温度を低下できる設計とする。
フィルタ装置は，排気中に含まれる粒子状放射性物質，ガス状の無機よう素及び有機よう素を除去できる設計とする。また，無機よう素をスクラビング水中に捕集・保持するためにアルカリ性の状態（待機状態においてｐＨ13 以上）に維持する設計とする。
格納容器圧力逃がし装置はサプレッション・チェンバ及びドライウェルと接続し，いずれからも排気できる設計とする。サプレッション・チェンバ側からの排気ではサプレッシ

45ョン・チェンバの水面からの高さを確保し，ドライウェル側からの排気では，ドライウェ
ル床面からの高さを確保する設計とするとともに燃料有効長頂部よりも高い位置に接続箇所を設けることで，長期的にも溶融炉心及び水没の悪影響を受けない設計とする。
格納容器圧力逃がし装置は，排気中に含まれる可燃性ガスによる爆発を防ぐため，窒素ガス代替注入系により，系統内を不活性ガス（窒素）で置換した状態で待機させ，不活性ガスで置換できる設計とするとともに，系統内に可燃性ガスが蓄積する可能性のある箇所にはベントラインを設け，可燃性ガスを排出できる設計とすることで，系統内で水素濃度
及び酸素濃度が可燃領域に達することを防止できる設計とする。
格納容器圧力逃がし装置は，他の発電用原子炉施設とは共用しない設計とする。また，
格納容器圧力逃がし装置と他の系統・機器を隔離する弁は直列で 2 個設置し，格納容器圧
力逃がし装置と他の系統・機器を確実に隔離することで，悪影響を及ぼさない設計とする。
格納容器圧力逃がし装置の使用に際しては，原子炉格納容器が負圧とならないよう，代替格納容器スプレイ冷却系等による原子炉格納容器内へのスプレイは停止する運用とする。
仮に，原子炉格納容器内にスプレイをする場合においても，原子炉格納容器内圧力が規定

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R2の圧力まで減圧した場合には，原子炉格納容器内へのスプレイを停止する運用とする。
格納容器圧力逃がし装置使用時の排出経路に設置される隔離弁は，遠隔人力操作機構（個数 4）によって人力により容易かつ確実に操作が可能な設計とする。
排出経路に設置される隔離弁の電動弁については，常設代替交流電源設備又は可搬型代
替交流電源設備からの給電により，中央制御室から操作が可能な設計とする。
系統内に設ける圧力開放板は，格納容器圧力逃がし装置の使用の妨げにならないよう，
原子炉格納容器からの排気圧力と比較して十分に低い圧力で破裂する設計とする。
格納容器圧力逃がし装置は，水の放射線分解により発生する水素がフィルタ装置内に蓄積することを防止するため，格納容器圧力逃がし装置使用後にフィルタ装置スクラビング
水を移送ポンプ（容量 10 m3/h/個，揚程 40 m，個数 1）によりサプレッション・チェンバへ移送できる設計とする。
格納容器圧力逃がし装置は，西側淡水貯水設備又は代替淡水貯槽から，可搬型代替注水
中型ポンプ又は可搬型代替注水大型ポンプによりフィルタ装置にスクラビング水を補給できる設計とする。また，代替淡水貯槽及び西側淡水貯水設備は，複数の代替淡水源から淡水を供給できる設計とし，淡水が枯渇した場合に，海を利用できる設計とする。
可燃性ガスによる爆発及び原子炉格納容器の負圧破損を防止するために必要な重大事故等対処設備として，窒素ガス代替注入系を設ける。
窒素ガス代替注入系は，窒素供給装置を用いて原子炉格納容器内に不活性ガス（窒素）の供給が可能な設計とする。
窒素供給装置用電源車は，窒素供給装置用電源車 1 台により，2 台の窒素供給装置に給電できる設計とする。
3.2.5 重大事故等時における原子炉格納容器下部の溶融炉心冷却機能
炉心の著しい損傷が発生した場合において原子炉格納容器の破損を防止するため，溶融し，ペデスタル（ドライウェル部）に落下した炉心を冷却するために必要な重大事故等対46

処設備として，格納容器下部注水系（常設），格納容器下部注水系（可搬型）及びペデス
タル排水系を設ける。また，溶融炉心がペデスタル（ドライウェル部）に落下するまでに，
ペデスタル（ドライウェル部）にあらかじめ十分な水位を確保し，落下した溶融炉心の冷却が可能な設計とする。なお，格納容器下部注水系（常設）によるペデスタル（ドライウ
ェル部）への注水及び格納容器下部注水系（可搬型）によるペデスタル（ドライウェル部）
への注水と合わせて，溶融炉心が原子炉圧力容器からペデスタル（ドライウェル部）へ落下する場合に，溶融炉心とペデスタル（ドライウェル部）のコンクリートの相互作用による侵食及び溶融炉心からペデスタル（ドライウェル部）のコンクリートへの熱影響を抑制するため，ペデスタル（ドライウェル部）にコリウムシールドを設ける。
格納容器下部注水系（常設）は，常設低圧代替注水系ポンプにより，代替淡水貯槽の水を格納容器下部注水系配管等を経由してペデスタル（ドライウェル部）へ注水し，溶融炉心が落下するまでにペデスタル（ドライウェル部）にあらかじめ十分な水位を確保するとともに，落下した溶融炉心を冷却できる設計とする。
格納容器下部注水系（常設）の水源である代替淡水貯槽は，複数の代替淡水源から淡水NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R2を供給できる設計とし，淡水が枯渇した場合に，海を利用できる設計とする。
格納容器下部注水系（常設）は，代替所内電気設備を経由した常設代替交流電源設備又は可搬型代替交流電源設備からの給電が可能な設計とする。
格納容器下部注水系（可搬型）は，可搬型代替注水中型ポンプ（直列 2 台）により，西側淡水貯水設備の水を建屋内にあらかじめ敷設した格納容器下部注水系配管等を経由してペデスタル（ドライウェル部）へ注水し，溶融炉心が落下するまでにペデスタル（ドライウェル部）にあらかじめ十分な水位を確保するとともに，落下した溶融炉心を冷却できる設計とする。
また，可搬型代替注水大型ポンプにより，代替淡水貯槽の水を建屋内にあらかじめ敷設した格納容器下部注水系配管等を経由してペデスタル（ドライウェル部）へ注水し，溶融炉心が落下するまでにペデスタル（ドライウェル部）にあらかじめ十分な水位を確保するとともに，落下した溶融炉心を冷却できる設計とする。
格納容器下部注水系（可搬型）の水源である代替淡水貯槽及び西側淡水貯水設備は，複数の代替淡水源から淡水を供給できる設計とし，淡水が枯渇した場合に，海を利用できる設計とする。
格納容器下部注水系（可搬型）は，代替所内電気設備を経由した常設代替交流電源設備
又は可搬型代替交流電源設備からの給電が可能な設計とする。また，可搬型代替注水中型
ポンプ及び可搬型代替注水大型ポンプは，空冷式のディーゼルエンジンにより駆動できる設計とする。
コリウムシールドは，溶融炉心がペデスタル（ドライウェル部）へと落下した場合において，溶融炉心とペデスタル（ドライウェル部）のコンクリートの相互作用による侵食及
び溶融炉心からペデスタル（ドライウェル部）のコンクリートへの熱影響を抑制するため，寸法が高さ1.88 m，厚さ0.15 m，材料がジルコニア（ZrO２），個数が1個の設計とする。
なお，コリウムシールドは耐震性を有する設計とする。
ペデスタル排水系は，
ドライウェル圧力高信号及び原子炉水位異常低下信号（レベル１）
47

により，ペデスタル（ドライウェル部）内へ流入する配管に対してペデスタル（ドライウ
ェル部）外側に設置した制限弁を自動閉止し，ペデスタル（ドライウェル部）への流入水を制限するとともに，格納容器床ドレンサンプ内に流入した水を格納容器床ドレンサンプ
導入管より流出させ，格納容器床ドレンサンプスリット及び排水配管を経由してサプレッ
ション・チェンバへ排水することにより，必要な水位を維持できる設計とする。また，ペデスタル（ドライウェル部）内の水位が 1.2 m を超えた場合には，格納容器床ドレンサン
プ導入管と併せて格納容器機器ドレンサンプ導入管より流出させ，格納容器機器ドレンサ
ンプスリット及び排水配管を経由してサプレッション・チェンバへ排水することができる
設計とする。
格納容器床ドレンサンプ導入管は，ペデスタル（ドライウェル部）内の水位を常時 1 mに維持するため，格納容器床ドレンサンプ底部から高さが 1 m の設計とする。また，格納容器機器ドレンサンプ導入管は，ペデスタル（ドライウェル部）内の水位が 1.2 m 以上であるときに，格納容器床ドレンサンプ導入管と併せてペデスタル（ドライウェル部）より排水するため，格納容器床ドレンサンプ底部から高さが 1.2 m の設計とする。

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R2

格納容器床ドレンサンプ導入管及び格納容器機器ドレンサンプ導入管は，サイフォン効果を除去し，意図した水位で排水を停止するため，頂部付近に空気抜き孔を有する設計とする。
原子炉圧力容器破損前までに想定される落下物により，格納容器床ドレンサンプ導入管及び格納容器機器ドレンサンプ導入管が損傷することを防止するため，格納容器床ドレン
サンプ導入管カバー及び格納容器機器ドレンサンプ導入管カバーを設ける設計とする。また，
格納容器床ドレンサンプ導入管カバー及び格納容器機器ドレンサンプ導入管カバーは，異物による排水機能への悪影響を防止するため，異物混入防止機能を有する設計とする。
原子炉圧力容器破損時にペデスタル（ドライウェル部）に落下したデブリが，格納容器
床ドレンサンプ及び格納容器機器ドレンサンプの排水流路を通じてサプレッション・チェ
ンバへ移行することを防止するため，格納容器床ドレンサンプスリット及び格納容器機器
ドレンサンプスリット（高さ

mm，幅

mm，厚さ

mm，材料 ステンレス鋼）は，流入したデブリの冷却及び凝固停止を促進する設計とする。
原子炉圧力容器破損後のペデスタル水のサプレッション・チェンバへの流出を防止するため，ベント管に接続する格納容器床ドレン排水弁及び格納容器機器ドレン排水弁は，原子炉圧力容器破損前のペデスタル（ドライウェル部）
への注水により一旦水位を上昇させ，その後の排水によりペデスタル（ドライウェル部）の水位が1 mまで低下する時間を考慮し，自動閉止する設計とする。
炉心の著しい損傷が発生した場合に溶融炉心のペデスタル（ドライウェル部）の床面への落下を遅延・防止するための重大事故等対処設備として，低圧代替注水系（常設），低圧代替注水系（可搬型），高圧代替注水系，代替循環冷却系及びほう酸水注入系を設ける。
低圧代替注水系（常設），低圧代替注水系（可搬型），高圧代替注水系，代替循環冷却系及びほう酸水注入系は，低圧代替注水系（常設），低圧代替注水系（可搬型），高圧代
替注水系及び代替循環冷却系のいずれかと並行してほう酸水注入系による原子炉圧力容器

48

への注水を行うことで溶融炉心を冷却できる設計とする。
低圧代替注水系（常設）は，常設低圧代替注水系ポンプにより，代替淡水貯槽の水を残留熱除去系等を経由して原子炉圧力容器へ注水することで溶融炉心を冷却できる設計とする。
低圧代替注水系（常設）の水源である代替淡水貯槽は，複数の代替淡水源から淡水を供給できる設計とし，淡水が枯渇した場合に，海を利用できる設計とする。
低圧代替注水系（可搬型）は，可搬型代替注水中型ポンプ（直列 2 台）により西側淡水貯水設備の水を，可搬型代替注水大型ポンプにより代替淡水貯槽の水を低圧炉心スプレイ
系等又は残留熱除去系等を経由して原子炉圧力容器に注水することで溶融炉心を冷却できる設計とする。
低圧代替注水系（可搬型）の水源である代替淡水貯槽及び西側淡水貯水設備は，複数の代替淡水源から淡水を供給できる設計とし，淡水が枯渇した場合に，海を利用できる設計とする。
高圧代替注水系は，蒸気タービン駆動ポンプによりサプレッション・チェンバのプール

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R2

水を高圧炉心スプレイ系等を経由して，原子炉圧力容器へ注水することで溶融炉心を冷却できる設計とする。
代替循環冷却系は，代替循環冷却系ポンプにより，サプレッション・チェンバのプール
水を残留熱除去系等を経由して原子炉圧力容器へ注水することで溶融炉心を冷却できる設計とする。
ほう酸水注入系は，ほう酸水注入ポンプにより，ほう酸水を原子炉圧力容器へ注入することで，溶融炉心のペデスタル（ドライウェル部）の床面への落下を遅延・防止する設計とする。
3.2.6 重大事故等時における水素爆発による原子炉格納容器の破損防止機能
炉心の著しい損傷が発生した場合において原子炉格納容器内における水素爆発による破損を防止するための重大事故等対処設備として，原子炉格納容器内を不活性化するための設備である窒素供給装置及び原子炉格納容器内に滞留する水素及び酸素を大気へ排出するための設備である格納容器圧力逃がし装置を設ける。
また，炉心の著しい損傷が発生した場合において原子炉格納容器内における水素爆発による破損を防止できるよう，発電用原子炉の運転中は，原子炉格納容器内を不活性ガス系
により常時不活性化する設計とする。
窒素供給装置は，原子炉格納容器内に窒素を供給することで，ジルコニウム－水反応及び水の放射線分解等により原子炉格納容器内に発生する水素及び酸素の濃度を可燃限界未満にできる設計とする。
窒素供給装置は，窒素供給装置用電源車から給電できる設計とする。
格納容器圧力逃がし装置は，炉心の著しい損傷が発生した場合において，原子炉格納容
器内雰囲気ガスを不活性ガス系等を経由して，フィルタ装置へ導き，放射性物質を低減させた後に原子炉建屋原子炉棟屋上に設ける放出口から排出（系統設計流量 13.4 kg/s（1 Pd49において））することで，排気中に含まれる放射性物質の環境への排出を低減しつつ，ジル
コニウム－水反応及び水の放射線分解等により発生する原子炉格納容器内の水素及び酸素を大気に排出できる設計とする。
格納容器圧力逃がし装置は，排気中に含まれる可燃性ガスによる爆発を防ぐため，窒素ガス代替注入系により，系統内を不活性ガス（窒素）で置換した状態で待機させ，ベント
開始後においても不活性ガスで置換できる設計とし，排出経路に可燃性ガスが蓄積する可能性のある箇所にはベントラインを設け，可燃性ガスを排出できる設計とすることで，系統内で水素濃度及び酸素濃度が可燃領域に達することを防止できる設計とする。
なお，
詳細は添付書類「Ｖ-1-8-2 原子炉格納施設の水素濃度低減性能に関する説明書」に示す。
3.2.7 重大事故等時における水素爆発による原子炉建屋等の損傷防止機能
炉心の著しい損傷が発生した場合において原子炉建屋等の水素爆発による損傷を防止するために原子炉格納容器から原子炉建屋原子炉棟内に漏えいした水素等を含む気体を排出

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R2

するとともに，放射性物質を低減するための重大事故等対処設備として，水素排出設備である原子炉建屋ガス処理系を設ける。また，原子炉建屋原子炉棟内の水素濃度上昇を抑制
し，水素濃度を可燃限界未満に制御するための重大事故等対処設備として，水素濃度制御設備である静的触媒式水素再結合器を設ける。
水素排出設備である原子炉建屋ガス処理系の非常用ガス処理系排風機及び非常用ガス再循環系排風機は，負圧達成機能及び負圧維持機能をもち，原子炉格納容器から原子炉建屋
原子炉棟内に漏えいする水素等を含む気体を吸引し，非常用ガス処理系フィルタトレイン
及び非常用ガス再循環系フィルタトレインにて放射性物質を低減して主排気筒に隣接する
非常用ガス処理系排気筒から排出することで，原子炉建屋原子炉棟内に水素が滞留せず，水素爆発による原子炉建屋原子炉棟の損傷の防止が可能な設計とする。
水素濃度制御設備である静的触媒式水素再結合器は，運転員の起動操作を必要とせずに，原子炉格納容器から原子炉建屋原子炉棟内に漏えいした水素と酸素を触媒反応によって再結合させることで，原子炉建屋原子炉棟内の水素濃度の上昇を抑制し，原子炉建屋原子炉
棟の水素爆発を防止できる設計とする。
なお，
詳細は添付書類「Ｖ-1-8-2 原子炉格納施設の水素濃度低減性能に関する説明書」に示す。
3.2.8 原子炉格納容器外面への放水設備等
炉心の著しい損傷及び原子炉格納容器の破損に至った場合において，発電所外への放射性物質の拡散を抑制するための重大事故等対処設備として，原子炉建屋放水設備及び海洋拡散抑制設備を設ける。また，原子炉建屋周辺における航空機衝突による航空機燃料火災に対応できる設備として，原子炉建屋放水設備を設ける設計とする。
大気への拡散を抑制するための重大事故等対処設備として，原子炉建屋放水設備は，可搬型代替注水大型ポンプにより海水を取水し，ホースを経由して放水砲から原子炉建屋へ放水できる設計とする。可搬型代替注水大型ポンプ及び放水砲は，設置場所を任意に設定
50

し，複数の方向から原子炉建屋に向けて放水できる設計とする。また，原子炉建屋周辺における航空機衝突による航空機燃料火災に対応するため，可搬型代替注水大型ポンプにより泡混合器を通して，海水を泡消火薬剤と混合しながらホースを経由して放水砲から原子炉建屋周辺へ放水できる設計とする。
海洋への放射性物質の拡散を抑制するための重大事故等対処設備として，海洋拡散抑制
設備は，汚濁防止膜等で構成し，汚濁防止膜（可搬型）は，汚染水が発電所から海洋に流出する雨水排水路集水桝及び放水路に設置できる設計とする。
汚濁防止膜（可搬型）は，海洋への放射性物質の拡散を抑制するため，設置場所に応じた高さ及び幅を有する設計とする。また，予備については，保守点検は目視点検であり，保守点検中でも使用可能であるため，保守点検用は考慮せずに，破れ等の破損時の予備用

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R2として各設置場所に保管する。

51

3.2.9 重大事故等時の動荷重
重大事故等時は，設計基準事故時と事故進展が異なるため，設計基準事故時に生じる原子炉冷却材喪失時の動荷重及び逃がし安全弁作動時以外の動荷重が加わる。
そこで，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（以下「重要事故シーケンス等」という。）
ごとの事故進展を考慮し，重大事故等時の動荷重を抽出した。
その結果，設計基準事故時の動荷重である原子炉冷却材喪失時及び逃がし安全弁作動時以外に，以下の重要事故シーケンス等における動荷重を新たに抽出した。
・原子炉圧力容器外の溶融燃料－冷却材相互作用時の蒸気発生に伴う圧力上昇
・雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）時の格納容器ベントによる減圧
これらの動荷重については，影響を評価した結果，原子炉冷却材喪失時の動荷重に対して

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R2

同等以下であり，設計基準事故時の動荷重に包絡される。
一方で，以下の重要事故シーケンス等の状態は設計基準事故時の範囲を逸脱しており，この際に生じる逃がし安全弁作動時の動荷重は設計基準事故時より大きくなる可能性が考えられる。
・全交流動力電源喪失のプール水の温度上昇時
・原子炉停止機能喪失時の逃がし安全弁 18 弁作動時
・原子炉停止機能喪失時の原子炉圧力容器圧力上昇時
・高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱の発生防止のための逃がし安全弁作動に伴う過熱蒸気発生時
これらのうち，原子炉停止機能喪失時の原子炉圧力容器圧力上昇時の動荷重は，設計基準
事故時の逃がし安全弁作動時の動荷重よりも大きくなる可能性があることから，重大事故等時の動荷重として，新たに考慮し，動荷重に対する構造健全性を確認する。
上記以外の状態については，影響を評価した結果，設計基準事故の逃がし安全弁の動荷重に対して同等以下であり，設計基準事故時の動荷重に包絡される。

52

3.2.10 荷重の組合せ
原子炉格納施設の重大事故等時における荷重の組合せを表 3-11 に示す。なお，応力計算
はそれぞれの荷重の組合せの中でもっとも厳しい条件について行う。また，荷重の発生する

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R2

時間が明らかに異なる場合は時間のずれを考慮する。

53

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R2

表 3-11 重大事故等時の荷重の組合せ

－
－
－
－
－
－
－
－
－

◯
－
－
－
－
－
－
－
－

－
◯＊8
◯
◯
◯
◯
◯
－
－

－
－
－
－
－
－
－
◯
－

－
－
－
－
－
－
－
－
◯

－
－
－
－
－
－
－
－
－

－
－
－
－
－
－
－
－
－

－
◯＊8
◯
－
－
－
－
－
－

－
－
◯
◯＊9
－
－
－
◯
－

最
大
温
度

原子炉
圧力容
器外の
溶融
燃料－
冷却材
相互
作用
－
－
－
－
◯＊9，10－－－－

格納容器ベント

◯
◯
◯
◯
◯
◯
◯
◯
◯

＊5

原子炉冷却材喪失事故

ⅤＡ
ⅤＡ
ⅤＡ
ⅤＡ
ⅤＡ
ⅤＡ
Ⅴ ＡＳ
Ⅴ ＡＳ
Ⅴ ＡＳ

＊4

逃がし安全弁作動時

－
－
－
－
－
－
Ｓｄ
Ｓｄ
ＳＳ

＊3

最
大
圧
力

動荷重＊7

ジェット力

SA短期における荷重
SA短期における荷重＊1
SA短期における荷重＊2
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

地震

限
界
圧
力

ＳＡ（ＬＬ）圧力

54

SA1
SA2
SA2’
SA3
SA4
SA5
SA6
SA7
SA8

各運転状態による荷重

事故時
荷重＊6

圧力

ＳＡ（Ｌ）圧力

No.

許容応
力状態

死
荷
重

活荷重（燃料交換時）

荷重の組合せ－－－－－◯＊9，10－－－

注記 ＊1：原子炉停止機能喪失時の有効性評価結果を考慮＊2：原子炉冷却材喪失事故時注水機能喪失（中小破断）の有効性評価結果を考慮＊3：各運転状態による荷重の組合せでもっとも厳しいプール水位を考慮＊4：各運転状態による荷重の組合せで想定される最大圧力を考慮＊5：重大事故等の最大温度による影響は発生する回数が 1 回であり，疲労破壊には顕著な影響を与えないため，組み合わせない
疲労評価は不要であるため，一次＋二次応力評価は不要とする＊6：重大事故等時の事象発生直後に生じる荷重であり，設計基準事故時に考慮されているため，組み合わせない＊7：各運転状態による荷重の組合せで想定されるプール水位を考慮＊8：最大圧力と逃がし安全弁作動時の組合せについては原子炉停止機能喪失時の原子炉格納容器最大圧力時の内圧による影響又は原子炉圧力容器最大圧力時の動荷重（圧力波による荷重（kPa／kPa））による影響がもっとも厳しくなるものを考慮＊9：長期間継続しうるチャギング荷重と組み合わせる＊10：SA3 の荷重に対して同等以下であるため，SA3 で代表する

4.

重大事故等時における原子炉格納容器の放射性物質閉じ込め機能評価及びその他影響確認
重大事故等時の評価温度，評価圧力に対して原子炉格納容器の構造健全性及び機能維持について評価する。
4.1 重大事故等時における原子炉格納容器の放射性物質閉じ込め機能評価
4.1.1 評価方針
「3.2.1 重大事故等時の評価温度，評価圧力」で設定した重大事故等時の原子炉格納容器の評価温度（200 ℃），評価圧力（2 Pd）を用いて，その環境下での原子炉格納容器の放射性物
質閉じ込め機能について評価部位ごとに評価することにより，その機能が損なわれることがな
いことを確認する。
原子炉格納容器の放射性物質の閉じ込め機能を確認するため，200 ℃，2 Pd の環境下で原子炉格納容器本体及び開口部等のリ－クパスとなる可能性のある部位を抽出し，規格を用いた構造健全性評価にて原子炉格納容器の放射性物質閉じ込め機能について確認する。
さらに，福島第一原子力発電所での事故において，原子炉格納容器からの漏えい要因の一つとして指摘されている原子炉格納容器に設置されるフランジ部等のシール部についても評価部

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R2

位として抽出し，試験結果を用いた機能維持評価により原子炉格納容器の放射性物質閉じ込め機能について確認する。

4.1.2 評価対象部位及び評価対象部位における機能喪失要因
図 3-1～図 3-7「原子炉格納容器バウンダリ及び隔離弁 全体概要図」に示す原子炉格納容器
バウンダリを構成する機器から，以下のとおり評価対象部位を抽出し，評価部位ごとに放射性物質の閉じ込め機能喪失の要因を抽出する。
評価対象部位として200 ℃，2 Pdの環境下で原子炉格納容器の放射性物質の閉じ込め機能が損なわれることがないよう原子炉格納容器本体について強度評価する。また，原子炉格納容器の開口部及び貫通部については，構造上原子炉格納容器の変位荷重等の影響によりリークパスになる可能性があるため，評価対象部位として抽出する。開口部のシール部についても，ガスケットの劣化及びシール部の変形に伴いリークパスになる可能性があるため評価対象部位とする。
原子炉格納容器の機能喪失要因としては脆性破壊，疲労破壊，座屈及び延性破壊が考えられるため，これらの破損モードの中から原子炉格納容器内の環境条件等を考慮し，評価対象ごとに想定される機能喪失要因を抽出する。
機能喪失要因の詳細な抽出内容については別添1の評価対象ごとの「評価方針」の項にて説明する。
以下に，原子炉格納容器バウンダリ構成部である評価対象部位を以下に示す。また，バウン
ダリ構成部の概要図を図4-1に示す。
①

原子炉格納容器本体②

トップヘッドフランジ③

機器搬入用ハッチ④

サプレッション・チェンバアクセスハッチ⑤

所員用エアロック
55

⑥

配管貫通部
・接続配管
・スリーブ
・平板類＊，セーフエンド，伸縮継手

注記 ＊：平板，穴あき平板，フランジ，ボルト締め平板，フルードヘッド⑦

電気配線貫通部・アダプタ，ヘッダ，モジュール
原子炉格納容器隔離弁

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R2⑧

図4-1 原子炉格納容器バウンダリ構成部の概要図

原子炉格納容器バウンダリ構成部の重大事故時における放射性物質の閉じ込め機能喪失の要因（以下「機能喪失要因」という。）として，原子炉格納容器内の温度，圧力条件や原子炉格
納容器本体の変形から，表 4-1 に示す機能喪失要因が想定される。

56

表 4-1 評価対象における機能喪失要因
機能喪失要因

評価対象

構造部

シール部

①原子炉格納容器本体
一般構造部（トップヘッド，ドライウェル，
構造不連続部
サプレッション・チェンバ）

延性破壊

－

延性破壊

－

②トップヘッドフランジ

フランジ部

延性破壊

開口，シール材劣化

円筒胴

延性破壊

－

鏡板

延性破壊

－

フランジ部

延性破壊

開口，シール材劣化

円筒胴

延性破壊

－

鏡板

延性破壊

－

フランジ部

延性破壊

開口，シール材劣化

円筒胴，隔壁

延性破壊

－

扉板

－

開口，シール材劣化

シール部（扉以外）－

シール材劣化

接続配管

延性破壊

－

スリーブ
（本体・取付部）

延性破壊

－

平板類

延性破壊

開口，シール材劣化

セーフエンド

延性破壊

－

伸縮継手

疲労破壊

－

アダプタ

延性破壊

－

ヘッダ

延性破壊

－

－

シール材劣化

延性破壊－－

シール材劣化③機器搬入用ハッチ

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R2④サプレッション・チェンバ
アクセスハッチ⑤所員用エアロック⑥配管貫通部⑦電気配線貫通部

モジュール⑧原子炉格納容器隔離弁

耐圧部（弁箱）シール部

57

4.1.3 評価方法
機能喪失要因に対する評価方法は，各評価対象に対し放射性物質の閉じ込め機能を確保できる判断基準を設定し，以下の(a)～(c)のいずれかの方法により評価し，200 ℃，2 Pdの環境下での構造健全性及びシール部の機能維持を確認する。
(a) 設計・建設規格等に準拠した評価(b) 設計・建設規格の準用等による評価(c) 既往研究又は解析結果等を活用した評価

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R2

評価方法による評価対象の分類を図4-2及び表4-2に示す。

58

評価対象機器の選定

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R2・原子炉格納容器本体
一般構造部，構造不連続部
・トップヘッドフランジ
フランジ部
・機器搬入用ハッチ
円筒胴，鏡板，フランジ部
・サプレッション・チェンバアクセスハッチ
円筒胴，鏡板，フランジ部
・所員用エアロック
円筒胴，隔壁，扉板，シール部
・配管貫通部
接続配管，スリーブ，平板類，セーフエンド，伸縮継手
・電気配線貫通部
アダプタ，ヘッダ，モジュール
・原子炉格納容器隔離弁
耐圧部（弁箱），シール部

機能喪失要因の抽出と評価方法の設定
構造部（規格を用いた評価）

シール部（試験結果等を用いた評価）

既往研究又は解析結果等を活用した評価
で確認

表 4-2 の評価方法(c)参照

設計・建設規格等に準拠した評価で確認できる

Yes

表 4-2 の評価方法(a)参照

No

設計・建設規格の準用等による評価で確認

表 4-2 の評価方法(b)参照

図4-2 評価方法による評価対象の分類

59

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R2

表4-2 評価対象の分類及び評価内容（1／2）
評価対象

原子炉
格納容器
本体

一般構
造部，
構造不
連続部

想定される
機能喪失要因延性破壊（一般構造部）

延性破壊（構造不連続部）
トップ
ヘッド
フラン
ジ
機器搬
入用ハ
ッチ

60
ハッチ類

サプレ
ッショ
ン・チ
ェンバ
アクセ
スハッ
チ
所員用
エアロ
ック

評価方法
＊1

評価方法の概要

判定基準(b)

原子炉格納容器本体の一般構造部について，設計・建設規格の評価式を準用し，200 ℃における 0.62 MPa[gage]（2 Pd）以上
0.62 MPa[gage] （ 2 Pd ） +SA
2/3Su 値が発生するときの許容圧力を算出。＊2時の水頭圧以上(a)

添付書類「Ⅴ-3-9-1-1 原子炉格納容器本体の強度計算書」に記載。

(a)

延性破壊（フランジ，ボルト）(a)

添付書類「Ⅴ-3-9-1-1 原子炉格納容器本体の強度計算書」に記載。

開口，高温劣化（シール部）(c)

有限要素法を用いた弾塑性解析結果による開口量評価及びガスケットの試験結果に基づき評価を実施。

延性破壊（円筒胴，鏡板）(b)

円筒胴及び鏡板について，設計・建設規格の評価式を準用し，2/3Su 値（200 ℃）に相当する許容 0.62 MPa[gage]（2 Pd）以上
圧力を評価＊2

延性破壊（円筒胴，鏡板，フランジ，
ボルト）

(a)

添付書類「Ⅴ-3-9-1-2 機器搬出入口の強度計算書」に記載。

開口，高温劣化（シール部）(c)

有限要素法を用いた弾塑性解析結果による開口量評価及びガスケットの試験結果に基づき評価を実施。

延性破壊（円筒胴，鏡板）(b)

円筒胴及び鏡板について，設計・建設規格の評価式を準用し，2/3Su 値（200 ℃）に相当する許容 0.62 MPa[gage] （ 2 Pd ） +SA
時の水頭圧以上以上
圧力を評価＊2

延性破壊（円筒胴，鏡板，フランジ，
ボルト）

(a)

添付書類「Ⅴ-3-9-1-3 エアロックの強度計算書」に記載。

開口，高温劣化（シール部）(c)

有限要素法を用いた弾塑性解析結果による開口量評価及びガスケットの試験結果に基づき評価を実施。

延性破壊（円筒胴）(b)

円筒胴について，設計・建設規格の評価式を準用し，2/3Su 値（200 ℃）に相当する許容圧力を評 0.62 MPa[gage]（2 Pd）以上
価＊2

延性破壊（円筒胴，隔壁）(a)

添付書類「Ⅴ-3-9-1-3 エアロックの強度計算書」に記載。

開口，高温劣化（扉板シール部）(b)

機械工学便覧のはりのたわみ計算式を用いた開口量評価及びガスケットの試験結果に基づき評価を実施。

シ ール 部 が 健 全 で あ る こと（ 許容 開 口 量 以 下 で あ ること）開口，高温劣化（その他シール部）(c)

シール材について，ガスケットの試験結果及び材料特性により耐性を評価。

シール部が健全であること

シ ール 部 が 健 全 で あ る こと（ 許容 開 口 量 以 下 で あ ること）シ ール 部 が 健 全 で あ る こと（ 許容 開 口 量 以 下 で あ ること）シ ール 部 が 健 全 で あ る こと（ 許容 開 口 量 以 下 で あ ること）NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R2

表4-2 評価対象の分類及び評価内容（2／2）
評価対象

配
管
貫
通
部

想定される
機能喪失要因評価方法

評価方法の概要

＊1

判定基準

電気配線
貫通部

61

原子炉格納
容器隔離弁

接続配管

延性破壊

(a)

添付書類「Ⅴ-3-5-3-1 残留熱除去系の強度計算書」に記載。

スリーブ

延性破壊
（スリーブ本体）(b)

設計・建設規格の評価式を準用し，2/3Su 値（200 ℃）に相当する許容圧力を評価。＊2

延性破壊（スリーブ取付部）(a)

添付書類「Ⅴ-3-9-1-4-1 原子炉格納容器貫通部の強度計算書」に記載。

延性破壊（ボルト締め平板）(b)

設計・建設規格の評価式を準用し，2/3Su 値（200 ℃）に相当する許容圧力を評価。＊2

延性破壊（フランジ，ボルト）(b)

設計・建設規格を適用し，ＪＩＳ Ｂ ８２６５に基づいて 200 ℃，2 Pd におけるフランジの発 許容応力以下
生応力及びボルトの必要総有効断面積を評価。
総有効断面積以下

開口，高温劣化（シール部）(b)

文献の理論式を用いて 200 ℃，2 Pd における開口量評価及びガスケットの試験結果に基づき評価を実施。

シ ール 部 が 健 全 で あ る こと（ 許容 開 口 量 以 下 で あ ること）セーフエンド

延性破壊(b)

設計・建設規格の評価式を準用し，2/3Su 値（200 ℃）に相当する許容圧力を評価。＊2

0.62 MPa[gage]（2 Pd）以上

伸縮継手

疲労破壊

(a)

添付書類「Ⅴ-3-9-1-4-2 原子炉格納容器貫通部ベローズの強度計算書」に記載。

アダプタ

延性破壊

(b)

設計・建設規格の評価式を準用し，2/3Su 値（200 ℃）に相当する許容圧力を評価。＊2

0.62 MPa[gage]（2 Pd）以上

ヘッダ

延性破壊

モジュール

高温劣化
（シール部）(c)

電気ペネ共研，NUPEC 試験等の結果により，200 ℃，2 Pd における耐漏えい性を評価。

設計漏えい量以下

不活性ガス系
バタフライ弁延性破壊(a)

レーティング設計（圧力クラス 1.03 MPa）の 200 ℃における許容圧力により評価。

0.62 MPa[gage]（2 Pd）以上

高温劣化（シール部）(c)

実機を模擬した漏えい確認試験（200 ℃，2 Pd 以上）により評価。

設計漏えい量以下

TIP ボール弁

延性破壊

(a)

レーティング設計（圧力クラス 1.03 MPa）の 200 ℃における許容圧力により評価。

0.62 MPa[gage]（2 Pd）以上

高温劣化（シール部）(c)

シール材について，ガスケットの試験結果より耐性を評価。

シール部が健全であること

平板類

注記 ＊1：(a) 設計・建設規格等に準拠した評価(b) 設計・建設規格の準用等による評価(c) 既往研究及び解析結果等を活用した評価＊2：設計・建設規格における必要な厚さを求める式により許容圧力を算出

0.62 MPa[gage]（2 Pd）以上

0.62 MPa[gage]（2 Pd）以上

4.1.4 評価結果
原子炉格納容器本体及び原子炉格納容器に設置されている開口部（機器搬入用ハッチ，
サプレッション・チェンバアクセスハッチ，所員用エアロック）については，設計・建設規格の規格式による応力評価等を行い，判定値を満足することにより200 ℃，2 Pdの環境下での構造健全性を確認した。
原子炉格納容器貫通部（配管貫通部，電気配線貫通部）及び原子炉格納容器隔離弁については，設計・建設規格等による評価を行い，判定値を満足することにより200 ℃，2 Pdの環境下での構造健全性を確認した。
また，機器搬入用ハッチ，サプレッション・チェンバアクセスハッチ等の開口部のシール部，不活性ガス系バタフライ弁等については電気ペネ共研等での試験結果を基に評価をNT2 補② Ⅴ-1-8-1 R2行い，200 ℃，2 Pdの環境下での機能維持が可能であることを確認した。

62

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R2

表 4-3 評価結果まとめ（1／2）
評価対象

評価点
一般構造部

原子炉格納容器本体

評価方法

評価条件

設計・建設規格を準用

200 ℃
2 Pd

評価値＊1
許容圧力：

判定基準

MPa[gage]（円筒胴部）

評価結果

MPa[gage]（2 Pd+SA 時の 破断せず
水頭圧）以上

添付書類「Ⅴ-3-9-1-1 原子炉格納容器本体の強度計算書」に記載。
構造不連続部

トップヘッドフランジ

機器搬入用ハッチ

構造部（フランジ，ボル 添付書類「Ⅴ-3-9-1-1 原子炉格納容器本体の強度計算書」に記載。
ト）
シール部（フランジ，ガ 有限要素法（ＦＥＭ）
スケット）
ガスケット試験

200 ℃
2 Pd

開口量：

構造部（円筒胴，鏡板）

200 ℃
2 Pd

許容圧力（円筒胴）：
許容圧力（鏡板） ：設計・建設規格準用

mm（内側），mm（外側） 許容開口量（MPa[gage]MPa[gage]mm）以下

シール機能維持＊2

0.62 MPa[gage]（2 Pd）以上
0.62 MPa[gage]（2 Pd）以上

破断せず

許容開口量(

シール機能維持＊2

構造部（円筒胴，鏡板， 添付書類「Ⅴ-3-9-1-2 機器搬出入口の強度計算書」に記載。
フランジ，ボルト）63

シール部（フランジ，ガ 有限要素法（ＦＥＭ）
スケット）
ガスケット試験

200 ℃
2 Pd

開口量：
側）

構造部（円筒胴，鏡板）

200 ℃
2 Pd

許容圧力（円筒胴）
許容圧力（鏡板）

設計・建設規格準用

mm（内側），mm（外MPa[gage]MPa[gage]mm)以下

MPa[gage]（2 Pd）以上
MPa[gage]（2 Pd）以上

破断せず

サプレッション・チェンバ 構造部（円筒胴，鏡板， 添付書類「Ⅴ-3-9-1-3 エアロックの強度計算書」に記載。
フランジ，ボルト）
アクセスハッチ

所員用エアロック

シール部（フランジ，ガ 有限要素法（ＦＥＭ）
スケット）
ガスケット試験

200 ℃
2 Pd

開口量
側）

構造部（円筒胴）設計・建設規格を準用

200 ℃
2 Pd

許容圧力：

構造部（隔壁）添付書類「Ⅴ-3-9-1-3 エアロックの強度計算書」に記載。

シール部（扉板シール部） 機械工学便覧
ガスケット試験

200 ℃
2 Pd

開口量：

mm（内側），
MPa[gage]

mm

mm（外

許容開口量（mm）以下

シール機能維持＊2

0.62 MPa[gage]（2 Pd）以上

破断せず

許容開口量（シール機能維持＊2mm）以下

シール部（その他シール ガスケット試験
200 ℃
200 ℃以上
200 ℃以上
シール機能維持＊3部）
材料仕様
注記 ＊1：複数評価している項目はもっとも厳しい値を記載＊2：フランジ部の形状・寸法に基づき解析等により算出した開口量が圧縮永久ひずみ試験結果及び実機フランジ模擬試験の漏えい試験結果に基づき設定した許容開口量以下であることを確
認＊3：シール材の試験結果又は材料仕様により高温環境下における耐性を確認＊4：試験における漏えい量が設計漏えい量以下であることを確認

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R2

表 4-3 評価結果まとめ（2／2）
評価対象

評価値＊1

評価条件

判定基準

同左

添付書類「Ⅴ-3-5-3-1 残留熱除去系の強度計算書」に記載。

スリーブ

スリーブ本体設計・建設規格を準用

スリーブ取付部

添付書類「Ⅴ-3-9-1-4-1 原子炉格納容器貫通部の強度計算書」に記載。

200 ℃
2 Pd

構造部（ボルト締め平板） 設計・建設規格を準用

許容圧力（X-18）：

許容圧力（X-28）：

MPa[gage]MPa[gage]

評価結果

0.62 MPa[gage]（2 Pd）以上

破断せず

0.62 MPa[gage]（2 Pd）以上

破断せず

構造部（フランジ，ボルト） ＪＩＳ Ｂ ８２６５

200 ℃
2 Pd

発生応力（X-28 フランジ）：124 MPa
必要有効断面積（X-28 ボルト）：1.212
×103 mm2

許容応力（281 MPa）以下
破断せず
総有効断面積（6.765×103 mm2）以下

シール部（フランジ，ガス 文献の理論式
ケット）

200 ℃
2 Pd

開口量：

許容開口量（セーフエンド同左

設計・建設規格を準用

200 ℃
2 Pd

許容圧力（X-18）：

伸縮継手

同左

添付書類「Ⅴ-3-9-1-4-2 原子炉格納容器貫通部ベローズの強度計算書」に記載。

アダプタ

同左

設計・建設規格を準用

200 ℃
2 Pd

許容圧力（低圧）：
許容圧力（高圧）：

MPa[gage]MPa[gage]

0.62 MPa[gage]（2 Pd）以上

破断せず

ヘッダ

同左

設計・建設規格を準用

200 ℃
2 Pd

許容圧力（低圧）：
許容圧力（高圧）：

MPa[gage]MPa[gage]

0.62 MPa[gage]（2 Pd）以上

破断せず

モジュール

シール部（モジュール）

電気ペネ共研，
NUPEC 試験

200 ℃
2 Pd

漏えいなし

設計漏えい量以下

シール機能維持＊4

不活性ガス系
バタフライ弁耐圧部（弁箱）レーティング設計

200 ℃
2 Pd

許容圧力：1.40 MPa[gage]

0.62 MPa[gage]（2 Pd）以上

破断せず

弁シート部

漏えい確認試験

200 ℃
2 Pd

漏えいなし

設計漏えい量以下

シール機能維持＊4

耐圧部（弁箱）レーティング設計

200 ℃
2 Pd

許容圧力：1.32 MPa[gage]

0.62 MPa[gage]（2 Pd）以上

破断せず

シール部

ガスケット試験

200 ℃
2 Pd

200 ℃以上

200 ℃以上

シール機能維持＊3

配管
貫通部

64
原子炉
格納容器
隔離弁

評価方法

接続配管

平板類

電気配線
貫通部

評価点

ＴＩＰボール
弁mm
MPa[gage]mm）以下

0.62 MPa[gage]（2 Pd）以上

シール機能維持＊2
破断せず

注記 ＊1：複数評価している項目はもっとも厳しい値を記載＊2：フランジ部の形状・寸法に基づき解析等により算出した開口量が圧縮永久ひずみ試験結果及び実機フランジ模擬試験の漏えい試験結果に基づき設定した許容開口量以下であることを確
認＊3：シール材の試験結果又は材料仕様により高温環境下における耐性を確認＊4：試験における漏えい量が設計漏えい量以下であることを確認

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R2原子炉格納容器本体

トップヘッドフランジ
図 4-3 原子炉格納容器バウンダリ構成部概要図（1／5）

65NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R2

機器搬入用ハッチ

サプレッション・チェンバアクセスハッチ

所員用エアロック
図 4-3 原子炉格納容器バウンダリ構成部概要図（2／5）

66NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R2

配管貫通部（接続配管）

配管貫通部（スリーブ）

配管貫通部（平板類）
図 4-3 原子炉格納容器バウンダリ構成部概要図（3／5）

67NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R2

配管貫通部（セーフエンド，伸縮継手）

電気配線貫通部（高圧用）

電気配線貫通部（低圧用）
図 4-3 原子炉格納容器バウンダリ構成部概要図（4／5）

68NT2 補① Ⅴ-1-8-1 R2原子炉格納容器隔離弁（不活性ガス系バタフライ弁）

原子炉格納容器隔離弁（ＴＩＰボール弁）

図 4-3 原子炉格納容器バウンダリ構成部概要図（5／5）

69

4.2 その他原子炉格納容器評価温度，圧力に対する影響確認
原子炉格納容器の評価温度，圧力における評価に対して影響を及ぼす可能性のある設備の経年劣化，評価温度，圧力が負荷された後の耐震性，貫通部の核分裂生成物（以下「ＦＰ」という。）沈着について影響を確認する。
4.2.1 確認内容
原子炉格納容器の放射性物質の閉じ込め機能の評価に対して，影響を及ぼす可能性のある対象機器の経年劣化，評価温度，圧力負荷後の耐震性への影響等以下の内容について影響を確認する。
(1) 経年劣化の影響
原子炉格納容器評価温度・圧力（200 ℃，2 Pd）時の放射性物質の閉じ込め機能の健全性が，経年劣化により低下していないことを確認する。確認方法及び確認結果の詳細は別添 1 別紙 1 に示す。
(2) 評価温度，圧力負荷後の耐震性への影響
原子炉格納容器が評価温度・圧力（200 ℃，2 Pd）が負荷された後の耐震性の影響

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R2Eについて確認する。確認方法及び確認結果の詳細は別添 1 別紙 2 に示す。
(3) 貫通部のＦＰ沈着による影響
炉心溶融時，
貫通部のリークパスにＦＰが沈着した場合の温度上昇について確認する。確認方法及び確認結果の詳細は別添 1 別紙 3 に示す。
4.2.2 確認結果
(1) 原子炉格納容器の閉じ込め機能を有する箇所における経年劣化の対策についても確認し，原子炉格納容器の評価温度，圧力への影響はないことを確認した。
(2) 重大事故等時の温度，圧力を超える評価温度，圧力（200 ℃，2 Pd）が負荷された後の耐震性の影響については，評価温度，圧力の環境で一部の箇所において小さな残留ひずみが生じるが，発生応力に与える影響はない。地震の許容応力は，放射性物質の閉じ込め機
能の確認にて考慮した許容応力の制限内であり，さらに評価温度・圧力負荷前と同様の挙動を示すことから，耐震性に影響はないことを確認した。
(3) 炉心溶融時の原子炉格納容器内のＦＰの沈着による温度上昇について，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のうち雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）を想定した条件にて，原子炉格納容器のリークパスへＦＰが飛散し，リークパス内がＦＰで満たされ目詰まりしたと保守的に仮定し，ＦＥＭ解析により熱解析を実施した。評価結果としては，原子炉格納容器の貫通部リークパス箇所の最高
温度は約 175 ℃となり原子炉格納容器評価温度である 200 ℃を下回ることから原子炉格
納容器評価温度，圧力に影響ないことを確認した。

70

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

R2

別添 1 原子炉格納容器の重大事故等時の閉じ込め機能健全性について

目
1.

概要

2.

原子炉格納容器本体

次

2.1 評価方針

別添 1-2-1

2.2 評価結果

別添 1-2-4

3.

トップヘッドフランジ

3.1 評価方針

別添 1-3-1

3.2 評価別添 1-3-3

3.3 評価結果

別添 1-3-11

R2

機器搬入用ハッチ

4.1 評価方針

別添 1-4-1

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

4.

4.2 評価別添 1-4-4

4.3 評価結果

別添 1-4-9

5.

サプレッション・チェンバアクセスハッチ

5.1 評価方針

別添 1-5-1

5.2 評価別添 1-5-4

5.3 評価結果

別添 1-5-10

6.

所員用エアロック

6.1 評価方針

別添 1-6-1

6.2 評価別添 1-6-6

6.3 評価結果

別添 1-6-11

7.

配管貫通部

7.1 概要

別添 1-7-1

7.2 配管貫通部（接続配管）

別添 1-7-2

7.3 配管貫通部（スリーブ）

別添 1-7-3

7.4 配管貫通部（平板類）

別添 1-7-6

7.5 配管貫通部（セーフエンド）

別添 1-7-13

7.6 配管貫通部（伸縮継手）

別添 1-7-15

8.

電気配線貫通部

8.1 概要

別添 1-8-1

8.2 電気配線貫通部（アダプタ）

別添 1-8-3
目-1

8.3 電気配線貫通部（ヘッダ）

別添 1-8-5

8.4 電気配線貫通部（モジュール）

別添 1-8-89.

原子炉格納容器隔離弁

9.1 概要

別添 1-9-1

9.2 原子炉格納容器隔離弁（不活性ガス系バタフライ弁）

別添 1-9-2

9.3 原子炉格納容器隔離弁（ＴＩＰボール弁）

別添 1-9-4

別紙 1 原子炉格納容器 限界温度・圧力に対する経年劣化の影響について
別紙 2 原子炉格納容器 評価温度・圧力負荷後の耐震性の影響について

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

R2

別紙 3 原子炉格納容器貫通部の核分裂生成物沈着による影響について

目-2

1.

概要
本資料は，「原子炉格納施設の設計条件に関する説明書」（以下「説明書」という。）の「4.1
重大事故等時における原子炉格納容器の放射性物質閉じ込め機能評価」に示す重大事故等時の評
価温度，評価圧力に対する原子炉格納容器の構造健全性及び機能維持の評価方法及び評価結果を

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

R2

詳細に示すものである。

別添 1-1-1

R2
NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

2. 原子炉格納容器本体
2.1 評価方針
原子炉格納容器本体は，円錐フラスタム形のドライウェル，円筒形のサプレッション・
チェンバから構成されている。
原子炉格納容器本体の設計時に考慮される機能喪失要因は，脆性破壊，疲労破壊，座屈及び延性破壊が考えられる。今回の評価条件である 200 ℃，2 Pd の条件を考慮した場合，脆性破壊が生じる温度域でないこと，繰り返し荷重が作用しないこと，圧縮力が一般構造部に生じないことから，脆性破壊，疲労破壊及び座屈は評価対象外とする。
したがって，原子炉格納容器本体の機能喪失要因は，高温状態で内圧を受けることによって生じる，過度な塑性変形に伴う延性破壊が想定される。原子炉格納容器本体の評価対
象と評価方法を表 2-1 に，評価対象を図 2-1 にそれぞれ示す。
ここで，「発電用原子力設備規格 設計・建設規格（2005 年版（2007 年追補版を含む））（第Ⅰ編 軽水炉規格）ＪＳＭＥ Ｓ ＮＣ１-2005/2007」（以下，「設計・建設規格」という。）の解説表 PVB-3110-1 において，延性破壊評価は一次応力の評価を実施することになっている。設計・建設規格における一次応力強さの許容値は，材料の種類及び温度毎に材料試験（引張試験）を実施した結果をもとに国内Ｓ ｕ 値検討会で設定された設計引張強さ（Ｓ ｕ ）に割下げ率を考慮して設定されたものである（設計・建設規格 解説 GNR-2200）。
今回の評価は，設計基準である最高使用温度及び最高使用圧力を超過する原子炉格納容器
本体の構造健全性を確認するものであるため，上記割下げ率をＰ ｍ（一次一般膜応力強さ）には 1.5，Ｐ Ｌ ＋Ｐ ｂ（一次一般局部膜応力強さ＋一次曲げ応力強さ）には 1.0 とした評価を行う。すなわち，原子炉格納容器本体に発生する応力が，Ｐ ｍ が 2/3Ｓ ｕ ，Ｐ Ｌ ＋Ｐ ｂ がＳ
ｕ 以下であれば，延性破壊に至らず，構造は健全で機能要求（放射性物質の閉じ込め機能）を確保できる。この許容値の考え方は，設計・建設規格 解説 PVB-3111 に示されるように，供用状態ＤのＰ ｍ ，Ｐ Ｌ ＋Ｐ ｂ の許容値と同等である。なお，耐圧機能維持の観点から，安全評価上の仮定（原子炉冷却材喪失事故を想定）に保証を与える目的で応力評価を行う
設計・建設規格の供用状態Ｄの許容応力は，鋼材の究極的な強さを基に，弾性計算により
塑性不安定現象の評価を行うことへの理論的安全余裕を考慮して規定されている。前者は，膜応力であり断面の応力がＳ ｕ に到達すると直ちに破損に至るため，割下げ率 1.5 を考慮して規定されているが，後者は，断面表面がＳ ｕ に到達しても断面内部は更なる耐荷能力があり直ちに破損には至らないため割下げ率は 1.0 としている。
(1)

一般構造部
原子炉格納容器本体の一般構造部（設計・建設規格 PVE-3010 で規定されている部位）の評価として，設計・建設規格の PVE-3230(2)a 項及び PVE-3323(1)項を準用し，許容引張応力に供用状態Ｄにおける一次一般膜応力の許容値である 200 ℃の 2/3Ｓ ｕ を与えることで許容応力を算出し，評価圧力 2 Pd，2 Pd＋ＳＡ時の水頭圧を上回ることを確認する。また，応力評価を実施し，200 ℃，2 Pd における発生応力Ｐ ｍ を算出し，原子炉格
納容器の 2/3Ｓ ｕ 値（200 ℃）に相当する許容応力以内であることを確認する。なお，応力評価は，添付書類「Ⅴ-3-9-1-1 原子炉格納容器本体の強度計算書」に記載する。

(2)

構造不連続部
原子炉格納容器の構造不連続部の評価として，応力評価を実施する。評価温度・圧力（200 ℃，2 Pd）における発生応力Ｐ Ｌ ＋Ｐ ｂ を算出し，原子炉格納容器のＳ ｕ 値（200 ℃）に相当する許容応力以内であることを確認する。なお，応力評価は，添付書類「Ⅴ-3-91-1 原子炉格納容器本体の強度計算書」に記載する。
また，東海第二発電所の原子炉格納容器は原子炉格納容器基部においてアンカボルトで支持された自立式の格納容器であるため，温度上昇時には原子炉格納容器基部に熱応
力（二次応力）が発生する。二次応力は，応力増加に伴い局部的な塑性流れが生じ応力分布が均等化され破損を引き起こすとは考えられないが，念のため一次＋二次応力を評価する。

別添 1-2-1

表 2-1
評価対象

評価対象と評価方法
評価方法

一般構造部

延性破壊

・設計・建設規格の評価式を準
用した評価
・応力評価

構造不連続部

延性破壊

・応力評価

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

R2

構造部

機能喪失要因別添 1-2-2

R2
NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

図 2-1

原子炉格納容器本体の評価対象

別添 1-2-3

2.2 評価結果(1) 一般構造部
原子炉格納容器本体の一般構造部について，既工認と同様の評価手法である設計・建設規格に示される必要最小板厚の式を用い許容圧力を求め，2 Pd を上回ることを確認した。その際，部材に発生する応力強さの許容値は，今回の評価が設計基準を超えた限
界温度，圧力の評価であることを踏まえ，設計引張強さ（Ｓ ｕ 値）に対する割下げ率をＰ ｍ （一次一般膜応力強さ）には 1.5 として評価した。Ｓｕ値を算出する際の温度は，限界温度として設定した 200 ℃を用いる。評価結果の詳細を添付 2-1 に示す。
また，応力評価結果は，添付書類「Ⅴ-3-9-1-1 原子炉格納容器本体の強度計算書」に記載する。
上記により，200 ℃，2 Pd における発生応力に対して，一般構造物の許容応力以内であることを確認した。
構造不連続部
原子炉格納容器の構造不連続部の応力評価結果は，添付書類「Ⅴ-3-9-1-1 原子炉格
納容器本体の強度計算書」に記載する。
上記により，200 ℃，2 Pd における発生応力に対して，構造不連続部の許容応力以内であることを確認した。

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

R2

(2)

別添 1-2-4

添付 2-1
原子炉格納容器の許容圧力評価結果
東海第二発電所の原子炉格納容器円筒部，円錐部及びトップヘッド部の必要板厚は，設計・建設規格の PVE-3521，PVE-3230(2)a 項及び PVE-3230(2)h 項を用いて求めることができる。ここで求めた式の許容引張応力に 200 ℃での 2/3Ｓ ｕ を与えることで東海第二発電所の限界圧力は，算出できる。
下記に，各評価対象を示す。
①上鏡板
上鏡板：

（SGV480 相当）

許容圧力算定式：PVE-3521 を準用
Ｐ ＝ 2Ｓηｔ ／ （ＲＷ＋0.2ｔ）

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

R2

Ｓ

許容引張応力（MPa）（200 ℃における 2/3Ｓ ｕ 値を使用）η

継手効率（－）ｔ

板厚（mm）

Ｒ

ふた板の中央部における内半径（mm）

Ｗ

さら形ふた板の形状による係数

Ｐ

200 ℃における許容圧力

281
1.0

MPa[gage]

＞

1.322

0.62 MPa[gage]（2 Pd）②フランジ部円筒胴フランジ部円筒胴：（SGV480 相当）

許容圧力算定式：PVE-3230(2)a 項を準用
Ｐ ＝ 2Ｓηｔ ／ （Ｄ ｉ ＋1.2ｔ）
Ｓ

許容引張応力（MPa）（200 ℃における 2/3Ｓ ｕ 値を使用）η

継手効率（－）ｔ

板厚（mm）

Ｄｉ

胴内径（mm）

Ｐ

200 ℃における許容圧力

281
1.0

MPa[gage]＞

0.62 MPa[gage]（2 Pd）

別添 1-2-5

③円錐胴 A 部
円錐胴 A 部：

（SGV480 相当）

許容圧力算定式：PVE-3230(2)h 項を準用
Ｐ ＝ 2cosθ･Ｓηｔ ／ （Ｄ ｉ ＋1.2cosθ･ｔ）
Ｓ

許容引張応力（MPa）（200 ℃における 2/3Ｓ ｕ 値を使用）

θ

円錐の頂角の 1/2（°）

η

継手効率（－）ｔ

板厚（mm）

Ｄｉ

胴内径（mm）

Ｐ

200 ℃における許容圧力

1.0

R2

MPa[gage]

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

281＞0.62 MPa[gage]（2 Pd）④円錐胴 B 部
円錐胴 B 部：

（SGV480 相当）

許容圧力算定式：PVE-3230(2)h 項を準用
Ｐ ＝ 2cosθ･Ｓηｔ ／（ Ｄ ｉ ＋1.2cosθ･ｔ）
Ｓ

許容引張応力（MPa）（200 ℃における 2/3Ｓ ｕ 値を使用）

θ

円錐の頂角の 1/2（°）

η

継手効率（－）ｔ

板厚（mm）

Ｄｉ

胴内径（mm）

Ｐ

200 ℃における許容圧力

281

1.0

MPa[gage]＞

0.62 MPa[gage]（2 Pd）

別添 1-2-6

⑤円錐胴 C 部
円錐胴 C 部：

（SGV480 相当）

許容圧力算定式：PVE-3230(2)h 項を準用
Ｐ ＝ 2cosθ･Ｓηｔ ／ （Ｄ ｉ ＋1.2cosθ･ｔ）
Ｓ

許容引張応力（MPa）（200 ℃における 2/3Ｓ ｕ 値を使用）

θ

円錐の頂角の 1/2（°）

η

継手効率（－）ｔ

板厚（mm）

Ｄｉ

胴内径（mm）

Ｐ

200 ℃における許容圧力

1.0

R2

MPa[gage]

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

281＞0.62 MPa[gage]（2 Pd）⑥円錐胴 D 部
円錐胴 D 部：

（SGV480 相当）

許容圧力算定式：PVE-3230(2)h 項を準用
Ｐ ＝ 2cosθ･Ｓηｔ ／（ Ｄ ｉ ＋1.2cosθ･ｔ）
Ｓ

許容引張応力（MPa）（200 ℃における 2/3Ｓ ｕ 値を使用）

θ

円錐の頂角の 1/2（°）

η

継手効率（－）ｔ

板厚（mm）

Ｄｉ

胴内径（mm）

Ｐ

200 ℃における許容圧力

281

1.0

MPa[gage]＞

0.62 MPa[gage]（2 Pd）

別添 1-2-7

⑦円錐胴 E 部
円錐胴 E 部：

（SGV480 相当）

許容圧力算定式：PVE-3230(2)h 項を準用
Ｐ ＝ 2cosθ･Ｓηｔ ／（ Ｄ ｉ ＋1.2cosθ･ｔ）
Ｓ

許容引張応力（MPa）（200 ℃における 2/3Ｓ ｕ 値を使用）

θ

円錐の頂角の 1/2（°）

η

継手効率（－）ｔ

板厚（mm）

Ｄｉ

胴内径（mm）

Ｐ

200 ℃における許容圧力

1.0

R2

MPa[gage]

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

281＞0.62 MPa[gage]（2 Pd）⑧円錐胴 F 部
円錐胴 F 部：

（SGV480 相当）

許容圧力算定式：PVE-3230(2)h 項を準用
Ｐ ＝ 2cosθ･Ｓηｔ ／（ Ｄ ｉ ＋1.2cosθ･ｔ）
Ｓ

許容引張応力（MPa）（200 ℃における 2/3Ｓ ｕ 値を使用）

θ

円錐の頂角の 1/2（°）

η

継手効率（－）ｔ

板厚（mm）

Ｄｉ

胴内径（mm）

Ｐ

200 ℃における許容圧力

281

1.0

MPa[gage]＞

0.62 MPa[gage]（2 Pd）

別添 1-2-8

⑨円筒胴 A 部
円筒胴 A 部：

（SGV480 相当）

許容圧力算定式：PVE-3230(2)a 項を準用
Ｐ ＝ 2Ｓηｔ ／（Ｄ ｉ ＋1.2ｔ）
Ｓ

許容引張応力（MPa）（200 ℃における 2/3Ｓ ｕ 値を使用）η

継手効率（－）ｔ

板厚（mm）

Ｄｉ

胴内径（mm）

Ｐ

200 ℃における許容圧力
MPa[gage]

281
1.0

＞

MPa[gage]（2 Pd＋ＳＡ時の水頭圧）

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1R2⑩円筒胴 B 部
円筒胴 B 部：

（SGV480 相当）

許容圧力算定式：PVE-3230(2)a 項を準用
Ｐ ＝ 2Ｓηｔ ／（Ｄ ｉ ＋1.2ｔ）
Ｓ

許容引張応力（MPa）（200 ℃における 2/3Ｓ ｕ 値を使用）η

継手効率（－）ｔ

板厚（mm）

Ｄｉ

胴内径（mm）

Ｐ

200 ℃における許容圧力
MPa[gage]

＞

281
1.0

MPa[gage]（2 Pd＋ＳＡ時の水頭圧）

別添 1-2-9

⑪円筒胴 C 部
円筒胴 C 部：

（SGV480 相当）

許容圧力算定式：PVE-3230(2)a 項を準用
Ｐ ＝ 2Ｓηｔ ／（Ｄ ｉ ＋1.2ｔ）
Ｓ

許容引張応力（MPa）（200 ℃における 2/3Ｓ ｕ 値を使用）η

継手効率（－）ｔ

板厚（mm）

Ｄｉ

胴内径（mm）

Ｐ

200 ℃における許容圧力＞

1.0MPa[gage]（2 Pd＋ＳＡ時の水頭圧）

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

R2

MPa[gage]281

別添 1-2-10

添付 2-2
原子炉格納容器の応力評価結果

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

R2

原子炉格納容器本体の応力評価結果は，添付書類「Ⅴ-3-9-1-1
度計算書」に記載する。

別添 1-2-11

原子炉格納容器本体の強添付 2-3

1.

概要
原子炉格納容器本体については，200 ℃，2 Pd において一次応力が発生する。また，原子炉格納容器基部については，熱膨張の拘束による熱応力が発生する。ここでは，既工認（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））の参考資料 2-6「サプレッション・チェンバ円筒部シェル部及びサンドクッション部の強度計算書」の応力値を用いて，原子炉格納容器基部について一次応力＋二次応力（Ｐ Ｌ ＋Ｐ ｂ ＋Ｑ）
を評価する。
なお，原子炉格納容器の限界圧力，限界温度の確認においては，繰り返し荷重を考慮する必要はないと考えられるが，原子炉格納容器基部については，念のため，200 ℃，2 Pd における発生応力を算出し，許容応力を下回ることを確認する。

2.

評価方針
発生応力は，熱により発生する二次応力に分類されることから，設計・建設規格に示される一次＋二次応力の評価方法及び評価基準値に従う。
許容値は，設計・建設規格において示される原子炉格納容器（クラスＭＣ容器）の供用状
態Ａ，Ｂに対する許容値と同じ 3Ｓ（Ｓ値：200 ℃における値）とする。
一次＋二次応力が制限値を超えた場合は，設計・建設規格 PVB-3315(2)に規定される疲労評価により，疲労累積係数が 1 以下であることを確認する。

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

R2

原子炉格納容器基部の評価

別添 1-2-12

3. 評価条件(1) 圧力及び温度
評価圧力 ：
評価温度 ：(2)

0.62 MPa[gage]（2 Pd）
200 ℃

材料及び許容応力
材料及び許容応力を表 2-3(1)に示す。
表 2-3(1)

材料の許容応力一次＋二次応力部位

材料
Ｐ Ｌ ＋Ｐ ｂ ＋Ｑ

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

R2

原子炉格納容器

SGV480393（＝3Ｓ）

4. 応力計算(1) 応力評価点
応力評価点を表 2-3(2)及び図 2-3(1)に示す。応力評価点は，既工認の強度計算書において，一次局部膜応力＋一次曲げ応力＋二次応力が最大の値を示す部位を応力評価点とする。
表 2-3(2)
応力評価点番号

応力評価点

評価項目

応力評価点

一次局部膜応力＋P6

一次曲げ応力＋二次応力

別添 1-2-13

原子炉格納容器基部

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

R2

応力評価点 P6

図 2-3(1)

(2)

5.

応力評価点

応力計算
原子炉格納容器基部の作用する圧力，熱応力及び死荷重による圧力は，既工認で計算した応力を用い，評価荷重比の割り増しを考慮して算出する。

応力評価
原子炉格納容器基部の各荷重による応力を表 2-3(3)表に示す。また，応力の組合せ結果を
表 2-3(4)に示す。
応力評価点の発生応力は一次＋二次応力の許容値を超える結果となったため，疲労評価を行い，疲労累積係数が 1 以下であることを確認した。疲労評価の結果を表 2-3(5)，表 2-3(6)に示す。

別添 1-2-14

表 2-3(3)

各荷重による応力
一次＋二次応力Ｐ Ｌ ＋Ｐ ｂ ＋Ｑ

荷重

内面
σ

σt

τ

外面
σ

σt

τ

SA 時荷重鉛直荷重（通常）
熱荷重（SA 時：200 ℃）
プール水頭

σt：円周方向応力，σ ：軸方向応力，τ：せん断応力（t－ 方向）
表 2-3(4)
応力評価点

荷重の組合せNT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

応力分布

死荷重＋内圧＋熱＋

表 2-3(5)Ｓｎ

発生応力［MPa］

Ｋ

応力集中係数Ｋｅ

ピーク応力補正係数

Ｓｐ

発生応力
（MPa）

許容応力
（MPa）

一次＋二次応力ＳＡ時の水頭圧

R2

P6

一次＋二次応力の評価結果

393

疲労評価結果

疲労解析によるピーク応力強さのサイクルにおいて，その最大値と最小値との差［MPa］

Ｓ繰返しピーク応力強さ［MPa］

Ｓ’

補正繰返しピーク応力強さ［MPa］

Ｎａ許容繰返し回数［回］

Ｎｃ

重大事故等時の繰返し回数［回］

Ｕ

疲労累積係数注）設計・建設規格

1

PVB-3315(2)項を適用
表 2-3(6)

評価結果

一次＋二次応力評価（MPa）
一次＋二次応力評価

疲労評価

許容応力

疲労累積係数393

別添 1-2-15

許容値
1

R2
NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

3. トップヘッドフランジ
3.1 評価方針
トップヘッドフランジは，ドライウェル上蓋側のフランジと原子炉格納容器本体側のフランジをボルトにより固定している。また，シール部はシール溝が内外二重に配置されており，それぞれにシリコンゴムのガスケットを使用している。
トップヘッドフランジの構造強度上考慮すべき機能喪失要因として，脆性破壊，疲労破
壊及び延性破壊が考えられる。今回の評価条件である 200 ℃，2 Pd の条件を考慮した場
合，脆性破壊が生じる温度域でないこと，繰り返し荷重が作用しないことから，脆性破壊及び疲労破壊は評価対象外とする。
シール部については，内圧が低い段階ではボルトの締め付けにより開口は抑制されるが，内圧の上昇に伴って開口量が増加することにより，外部への漏えい経路を形成する。
また，フランジが開口してもフランジの密閉性を担保しているシール材が健全であれば，シール材が開口に追従するため外部への漏えいを防止することができるが，重大事故等時の環境に晒されると，シール材が高温劣化し，フランジの開口に追従できなくなりシール機能の低下が想定される。
したがって，トップヘッドフランジの機能喪失要因は，原子炉格納容器内圧による過度な塑性変形に伴う延性破壊，また，シール部のフランジ開口量及びシール材の高温劣化によるシール機能の低下が考えられる。
このため，200 ℃，2 Pdでの健全性確認には以下の評価が必要である。
・フランジ部の耐圧・フランジ固定部の強度
・ガスケットの健全性
トップヘッドフランジの評価対象と評価方法を表3-1に，評価対象を図3-1にそれぞれ
示す。
表 3-1
評価対象

評価対象と評価方法
機能喪失要因評価方法

構造部（フランジ部，ボルト）

延性破壊

・応力評価

シール部
（フランジ，ガスケット）

開口，シール機能低下・実機モデルのＦＥＭ解析による開口量評価
・既往研究の試験結果を
用いた評価

図3-1

トップヘッドフランジの評価対象

別添 1-3-1

フランジ部の耐圧フランジ部の耐圧評価として，原子炉格納容器温度・圧力が200 ℃，2 Pdにおけるフランジ部の一次応力評価を行い，発生応力が許容応力以下であることを確認する。
ここで，設計・建設規格の解説表PVB-3110-1において，延性破壊評価は一次応力の評価を実施することとなっている。一方，設計・建設規格における一次応力強さの許容値
は，材料の種類及び温度毎に材料試験（引張試験）を実施した結果をもとに，国内Ｓ ｕ値検討会で設定された設計引張強さ（Ｓ ｕ ）に割下げ率を考慮して設定されたものである（設計・建設規格 解説GNR-2200）。今回の評価は，設計基準である最高使用温度及び最高使用圧力を超過するフランジ部の限界温度及び許容圧力の妥当性を確認するものであるため，上記割下げ率をＰ ｍ（一次一般膜応力強さ）には1.5，Ｐ Ｌ ＋Ｐ ｂ（一次局部
膜応力強さ＋一次曲げ応力強さ）には1.0とした評価を行う。すなわち，フランジ部に発生する応力が，Ｐ ｍ が2/3Ｓ ｕ ，Ｐ Ｌ ＋Ｐ ｂ がＳ ｕ 以下であれば延性破壊には至らず，構造は健全で機能要求（放射性物質の閉じ込め機能）を確保できる。この許容値の考え方は，
設計・建設規格解説PVB-3111に示すように，供用状態ＤのＰ ｍ ，Ｐ Ｌ ＋Ｐ ｂ の許容値と同様である。なお，耐圧機能維持の観点から，安全評価上の仮定（原子炉冷却材喪失事故を想定）に保証を与える目的で応力評価を行う設計・建設規格の供用状態Ｄの許容応力
は，鋼材の究極的な強さを基に，弾性計算により塑性不安定現象の評価を行うことへの理論的安全裕度を考慮して定めたものであり，Ｐ ｍ は2/3Ｓ ｕ ，Ｐ Ｌ ＋Ｐ ｂ は1.5×2/3Ｓ ｕ（＝Ｓ ｕ ）と規定されている。前者は，膜応力であり断面の応力がＳ ｕ に到達すると直ちに破損に至るため割下げ率1.5を考慮して規定されているが，後者は，断面表面がＳ ｕ に到達しても断面内部は更なる耐荷能力があり直ちに破損には至らないため割下げ率は1.0とする。
なお，応力評価は，添付書類「Ⅴ-3-9-1-1 原子炉格納容器本体の強度計算書」に記
載する。

(2)

フランジ固定部の強度①締付けボルトの強度評価
トップヘッドフランジの締付けボルトについて，200 ℃，2 Pdにおける評価する。
②フランジの開口評価
原子炉格納容器の重大事故等時の過温，過圧時におけるフランジ開口量を評価する
ために，ＦＥＭ解析を用いてトップヘッドフランジ部における開口量を評価する。

(3)

ガスケットの健全性シール材（ガスケット）はこれまでシリコン製シール材を使用しているが，重大事
故等時の環境下における性能特性に優れたシール材である改良ＥＰＤＭ製シール材に変更する。改良ＥＰＤＭ製シール材による重大事故等時の原子炉格納容器閉じ込め機
能を確認するために，圧縮永久ひずみ試験結果をもとに原子炉格納容器限界開口量を評価し，重大事故等時におけるフランジ開口量と比較することで原子炉格納容器閉じ込め機能を評価する。

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

R2

(1)

別添 1-3-2

3.2 評価(1) フランジ部の耐圧評価は，添付書類「Ⅴ-3-9-1-1
フランジ固定部の強度①締付けボルトの強度評価
評価は，添付書類「Ⅴ-3-9-1-1

原子炉格納容器本体の強度計算書」に記載する。

②フランジの開口評価
トップヘッドフランジについて，2 Pd におけるフランジ面の開口量が許容開口量を下回ることを確認するため，三次元ＦＥＭモデルを用いて弾塑性解析を実施した。
図 3-2 に解析モデルを示す。本解析では，フランジの他，圧力作用面であるトップヘッド及び原子炉格納容器胴部（円筒胴及び円錐胴）をモデル化する。
また，フランジシール部を構成する各種部材（フランジ，ボルト，ナット等）の荷重伝達経路を詳細にモデル化するため，ソリッド要素を用いて可能な限り詳細な形状をモデル化する。モデルは対称性を考慮してボルト 1/2 ピッチ分をモデル化している。荷重条件として，0 から発散するまで内圧を加えた。
200 ℃における圧力と開口量の関係を図 3-3 に示す。
2 Pd における内側ガスケット部の開口量はmm，外側ガスケット部は
mm で
あった。

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

R2

(2)

原子炉格納容器本体の強度計算書」に記載する。

図 3-2

図 3-3

トップヘッドフランジの解析モデル

圧力と開口量の関係（東海第二発電所モデル，200 ℃）
別添 1-3-3(3)ガスケットの健全性
フランジシール部は，内圧が低い段階ではボルトの初期締付けにより開口は抑制されているが，内圧の上昇に伴って開口量が増加することにより，外部への漏えい経路を形成する。ただし，フランジ部が開口しても，フランジ部の密閉性を担保しているシール
材が健全であれば，シール材が開口に追従するため外部への漏えいを防止することができる。しかしながら，重大事故等時の環境に晒されると，フランジシール部に使用されているシール材が劣化し，フランジの開口に追従できなくなり格納容器閉じ込め機能を損なう可能性がでてくる。
そこで，トップヘッドフランジのシール部に使用されているシール材（シリコンゴム）
について，重大事故等時の環境下の耐性が優れた改良ＥＰＤＭ製シール材に変更して格納容器閉じ込め機能の強化を図る。したがって，改良ＥＰＤＭ製シール材について，重大事故等時の温度や放射線による劣化特性を試験により確認し，想定される事故シナリ
オにおけるシール機能を評価する。なお，フランジ部のシール材は，プラントの定期検査時に開放される場合には取替えを実施しており，通常運転中における劣化は極めて軽微であることから，重大事故等時の条件下での評価を実施する。

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1R2a.

シール材（改良ＥＰＤＭ製）の圧縮永久ひずみ試験結果について
改良ＥＰＤＭ製シール材の重大事故等時の環境における劣化特性を確認するために，ＪＩＳ Ｋ ６２６２「加硫ゴム及び熱加塑性ゴムの常温・高温及び低温における圧縮永久ひずみの求め方」に準じた圧縮永久ひずみ試験を実施した。その結果を表3-2に示す。なお，圧縮永久ひずみ測定とは，所定の圧縮率をかけ変形させた後，開放時の戻り量を評価するものである。完全に元の形状に戻った場合を0 ％とし，全く復元せずに完全に圧縮された状態のままである状態を100 ％としている。圧縮永久ひずみが表3-2で示す「％」は，シール材の初期締付量がmmであるとき，mm戻ることを意味する。この場合，mmのフランジ部開口まではシール機能が確保可能
である。
表 3-2

圧縮永久ひずみ試験 ＊1 結果（改良ＥＰＤＭ製）
試験温度

200 ℃

構造部放射線照射量

注記

kGy

試験雰囲気

蒸気

試験時間

168 時間ひずみ率 ＊2％ ＊3＊1：ＪＩＳ Ｋ ６２６２に従い実施＊2：試料を圧縮し完全に回復した状態が 0 ％，全く回復しない状態が 100 ％
＊3：
％の平均値

別添 1-3-4

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

R2

b. 改良ＥＰＤＭ製シール材の性能確認試験
b-1 実機を模擬した小型フランジ試験
改良ＥＰＤＭ製シール材の性能を確認するために，圧縮永久ひずみ試験に加え，実機フランジＯリング溝を模擬した小型試験装置を用いて，重大事故等時の条件を模擬した環境に曝露した後のシール機能を確認した。試験装置を図3-4に示しており，実機Ｏリング溝の断面寸法を1/2スケールとして試験治具を製作し，予めγ線照射したシール材を用いて試験体を作り，高温環境に曝露した後に気密確認試験を実施した。
試験条件としては，重大事故等時の条件を模擬するために，放射線照射量はフランジガスケット部の重大事故後7日間の累積放射線量の目安である800 kGyを用いて実施している。また，高温曝露は高温空気及び高温蒸気で曝露し，温度について
は，格納容器限界温度である200 ℃と，さらに余裕を見た250 ℃を設定し，それぞれ7日間（168時間）一定温度で高温曝露している。また，試験治具のＯリング溝は内側に mmの段差があり，その段差の間からシール材が高温空気又は蒸気に曝露されるため，重大事故等時の格納容器過圧に伴うフランジ開口を考慮した状態で，高温曝露ができる試験体となっている。高温曝露後は，重大事故等時に発生する水素を模擬するために，Ｈｅにより気密確認試験を実施している。気密確認試験では，格納容器限界圧力2 Pd（0.62 MPa）以上の気密性を確認するため最大で0.9 MPaまで加圧して気密性を確認している。また，格納容器過圧に伴うフランジ開口時のシール材の気密性を確認するために，高温曝露後の試験体フランジを0.8 mm開口させ，その状態でもＨｅ気密確認試験を実施し，0.9 MPa加圧時に漏えいのないことを確認している。なお，開口量の0.8 mmは，2 Pdにおける開口量が最も大きなトップヘ
ッドフランジのフランジ開口量（約mm）を1/2 スケールにしたものと同等である。
試験結果は表3-3に示すとおり，本試験により200 ℃が168時間継続した場合の改良ＥＰＤＭ製シール材のシール機能の健全性を確認した。

図3-4

改良ＥＰＤＭ製シール材の性能確認試験装置
表 3-3

No.
1
2
3

曝露条件
乾熱 200 ℃，
168 時間
蒸気 1 MPa，
250 ℃，168 時間
蒸気 1 MPa，
250 ℃，168 時間

Ｈｅ気密確認試験結果
開口変位
γ線照射量
0.3 MPa 0.65 MPa 0.9 MPa
模擬
無し
○
○
○
800 kGy
0.8 mm
○
○
○
無し
○
○
○
800 kGy
0.8 mm
○
○
○
無し
○
○
○
800 kGy
0.8 mm○○○○：リーク及び圧力降下なし
別添 1-3-5

実機フランジ模擬試験
改良ＥＰＤＭ製シール材は前述の小型フランジ試験に加え，より大口径（ガスケ
ット径：約250 mm）の実機フランジ模擬試験（実機フランジモデル試験）も実施しており，実機条件に近い状態でのシール健全性の確認を行っている。試験装置は図
3-5，図3-6に示しており，試験フランジの溝断面形状は実機と同じとし，溝径を縮小した試験フランジとする。試験試料の断面形状は実機と同じとし，径を縮小した試験試料とする。予めγ線照射したシール材を用いて試験体を作り，高温環境に曝露した後に気密確認試験を実施する。
試験条件としては，重大事故等時の条件を模擬するために，放射線照射量はフランジガスケット部の重大事故後7日間の累積放射線量の目安である800 kGyを用いて実施している。また，ＥＰＤＭの劣化は一般的に酸素により引き起こされるとの知見に基づき，高温曝露は蒸気ではなく高温空気（乾熱）で曝露し，温度について
は，格納容器限界温度である200 ℃と，さらに余裕を見た250 ℃，300 ℃とし，それぞれ定める期間を一定温度で高温曝露する。また，内圧作用時の実機フランジの開口を模擬するため，フランジ面に調整シムを挟んで押し込み量を調整できる装置にしている。
本試験装置によりシール材を高温曝露した後，気密確認試験を実施した。気密確
認試験では，格納容器限界圧力 2 Pd（0.62 MPa）を包絡する圧力で気密性を確認した。

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

R2

b-2

図 3-5

実機フランジ模擬試験の装置概要

試験装置外観（フランジ開放時） 試験装置外観（フランジ密閉時）
図 3-6 実機フランジ模擬試験装置の外観
別添 1-3-6

試験結果を表 3-4 に示す。フランジによるガスケット試験体の押し込み量が最小限（0 mm）であっても，有意な漏えいは発生せず，200 ℃・168 時間，250 ℃・96
時間，300 ℃・24 時間の耐性が確認された。図 3-7 に 200 ℃・168 時間の試験ケー
スにおける試験体の外観を示す。図 3-7 より，フランジとガスケット試験体との接触面を境界として劣化（表面のひび割れ）は内周側で留まり，外周側に有意な劣化が見られないことから，フランジ接触面でシール機能を維持できていることが確認された。また。断面形状より，劣化（表面のひび割れ）はガスケット試験体の表面層のみで留まっているため，有意な劣化が進行していないことが確認された。

表 3-4
No.
1
2

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

R2

3

シビアアクシデント条件での試験結果

試験体
改良ＥＰＤＭ（）
改良ＥＰＤＭ

（

）

温度

継続時間

押し込み量

漏えい
の有無

200 ℃

168 時間

0 mm

無

250 ℃

96 時間

0 mm

無

改良ＥＰＤＭ

300 ℃
24 時間
0 mm
無
（
）
下記条件は全ケース共通
試験圧力：2 Pd 以上（0.854 MPa 以上），放射線照射量：800 kGy，
加圧媒体：乾熱（空気）漏えい判定基準：1 cc/min 以上の漏えい量が 30 分以上継続した場合に漏えい有とする。

別添 1-3-7

R2
NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

図 3-7

試験後の試験体外観（200 ℃・168 時間）

別添 1-3-8

トップヘッドフランジの開口量評価
ガスケットの健全性を評価するにあたり，トップヘッドフランジに許容される開口量について以下のように設定する。
図 3-8 に開口量とシール材のシール性との関係図を示す。東海第二発電所のトップ
ヘッドフランジは，タング（突起）がガスケットを押し込む構造であり，フランジの定格締付量（タング押込量）はmm である。圧力の増加に伴いフランジ部は開口するが，「シール材（改良ＥＰＤＭ製）の圧縮永久ひずみ試験」より得られたガスケ
ットの圧縮永久ひずみ率％をもとに，ガスケットの重大事故等時の環境における最大復元量を評価すると，mm（＝mm×(100 ％－％)）となる。また，「実機フランジ模擬試験」から 200 ℃，2 Pd におけるタング押込量 0 mm においてシール機能が維持されていることを確認したことから，許容開口量は，最大復元量と同じmm に設定する。

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

R2

c.

図 3-8

ひずみ率と許容開口量関係図

本評価に用いる許容開口量は，「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）」シーケンスのベント実施タイミング（事故後約 19 時間）における環境
条件を包絡する 168 時間後の圧縮永久ひずみ試験結果（ひずみ率）から
mm とし
ている。
したがって，(2)項にて求めた 200 ℃，2 Pd（0.62 MPa[gage]）における開口量は，
内側ガスケット部でmm，外側ガスケット部でmm であり，許容開口量
mm を下回り，シール機能が維持できることを確認した（図 3-9）。

別添 1-3-9圧力と開口量の関係（東海第二発電所モデル，200 ℃）

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

R2

図 3-9

別添 1-3-10

3.3

評価結果
トップヘッドフランジの健全性評価結果を表3-5に示す。
表3-5

No.

大項目

(1)

フランジ部のトップヘッドフランジの健全性評価結果
評価方法

評価

応力評価

添付書類「Ⅴ-3-9-1-1

耐圧(2)

フランジ固定部の強度

結果
原子炉格納容器

本体の強度計算書」に記載①締付けボルトの強度評価

添付書類「Ⅴ-3-9-1-1

原子炉格納容器

本体の強度計算書」に記載②フランジの開口評価

200 ℃，2 Pdにおけるフランジ開口を評価（(3)ガスケットの健全性と併せ－て健全性評価を行う）

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

R2

(3)

ガスケットのシール材劣化，開

健全性

口量評価

・ガスケット（改良ＥＰＤＭ製シール材）の重大事故等時の環境における劣化特性を考慮しても200 ℃，2 Pdにおけるフランジ○

開口量は，許容開口量以下となり，シール機能が維持されることを確認
以上により，トップヘッドフランジについては，200 ℃，2 Pd 環境下でも，放射性物
質の閉じ込め機能を維持できる。
なお，更なる安全性向上対策として，重大事故後の長期におけるシール機能健全性を補強するために，高温蒸気に耐性があるバックアップシール材を追加塗布する。その有効性については，バックアップシール材の試験を元に評価し，格納容器閉じ込め機能の信頼性を確認した。

別添 1-3-11

R2
NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

4. 機器搬入用ハッチ
4.1 評価方針
機器搬入用ハッチは，原子炉格納容器外側に突き出した円筒胴及び鏡板によって原子炉格納容器バウンダリを構成しており，原子炉格納容器の内圧が円筒胴及び鏡板に対して内圧として作用する。また，フランジ部はボルトにより固定され，シール部はシール
溝が内外二重に配置されており，それぞれにシリコンゴムのガスケットを使用している。
機器搬入用ハッチの設計時に考慮される機能喪失要因は，脆性破壊，疲労破壊及び延性破壊が考えられる。今回の評価条件である 200 ℃，2 Pd の条件を考慮した場合，脆性破壊が生じる温度域でないこと，繰り返し荷重が作用しないことから，脆性破壊及び疲労破壊は評価対象外とする。
シール部については，内圧が低い段階ではボルトの締め付けにより開口は抑制されるが，内圧の上昇に伴って開口量が増加することにより，外部への漏えい経路を形成する。
また，フランジが開口してもフランジの密閉性を担保しているシール材が健全であれ
ば，シール材が開口に追従するため外部への漏えいを防止することができるが，重大事
故等時の環境に晒されると，シール材が高温劣化し，フランジの開口に追従できなくな
りシール機能の低下が想定される。
したがって，機器搬入用ハッチの機能喪失要因は，原子炉格納容器内圧による過度な塑性変形に伴う延性破壊，また，フランジ部の変形及びシール材の高温劣化によるシール機能の低下が考えられる。
このため，200 ℃，2 Pd での健全性確認には以下の評価が必要である。
・本体の耐圧・フランジ固定部の強度
・ガスケットの健全性
機器搬入用ハッチの評価対象と評価方法を表 4-1 に，評価対象を図 4-1 にそれぞれ示
す。
表 4-1
評価対象

評価対象と評価方法
機能喪失要因評価方法

構造部（円筒胴，鏡板，フランジ部）

延性破壊

・応力評価
・設計・建設規格の評価式を準用した評価シール部（フランジ，ガスケット）

開口，シール材
劣化

・有限要素法を用いた弾塑性
解析結果を活用した評価
・試験結果等に用いた評価

別添 1-4-1

R2

機器搬入用ハッチの評価対象

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

図 4-1

別添 1-4-2

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

R2

(1)

本体の耐圧
a. 応力評価
機器搬入用ハッチの構造健全性評価として，応力評価を実施する。評価温度・圧力（200 ℃，2 Pd）における発生応力Ｐ Ｌ ＋Ｐ ｂ を算出し，発生応力が原子炉格納容器のＳ ｕ 値（200 ℃）に相当する許容応力以内であることを確認する。
ここで，設計・建設規格の解説表 PVB-3110-1 において，延性破壊評価は一次応力の評価を実施することとなっている。一方，設計・建設規格における一次応力強さの許容値は，材料の種類及び温度毎に材料試験（引張試験）を実施した結果をもとに国内Ｓ ｕ 値検討会で設定された設計引張強さ（Ｓ ｕ ）に割下げ率を考慮して設定されたものである（設計・建設規格 解説 GNR-2200）。今回の評価は，設計基準である最高使用温度及び最高使用圧力を超過する機器搬入用ハッチの限界温度及び許容圧力の妥当性を確認するものであるため，上記割下げ率をＰ ｍ（一次一般膜
応力強さ）には 1.5，Ｐ Ｌ ＋Ｐ ｂ （一次局部膜応力強さ＋一次曲げ応力強さ）には1.0 とした評価を行う。すなわち，機器搬入用ハッチに発生する応力が，Ｐ ｍ が 2/3
Ｓ ｕ ，Ｐ Ｌ ＋Ｐ ｂ がＳ ｕ 以下であれば，延性破壊には至らず，構造は健全で機能要求（放射性物質の閉じ込め機能）を確保できる。この許容値の考え方は，設計・建設
規格 解説 PVB-3111 に示すように，供用状態ＤのＰ ｍ ，Ｐ Ｌ ＋Ｐ ｂ の許容値と同等である。なお，耐圧機能維持の観点から，安全評価上の仮定（原子炉冷却材喪失事故を想定）に保証を与える目的で応力評価を行う設計・建設規格の供用状態Ｄの許容応力は，鋼材の究極的な強さを基に，弾性計算により塑性不安定現象の評価を行う
ことへの理論的安全裕度を考慮して定めたものであり，Ｐ ｍ は 2/3Ｓ ｕ ，Ｐ Ｌ ＋Ｐ ｂ
は 1.5×2/3Ｓ ｕ （＝Ｓ ｕ ）と規定されている。前者は，膜応力であり断面の応力がＳ ｕ に到達すると直ちに破損に至るため割下げ率 1.5 を考慮して規定されているが，後者は，断面表面がＳ ｕ に到達しても断面内部は更なる耐荷能力があり直ちに破損には至らないため割下げ率は 1.0 としている。
b.

許容圧力評価機器搬入用ハッチの構造健全性評価として，機器搬入用ハッチのうち内圧による荷重を受け止める部位として円筒胴及び鏡板について，設計・建設規格に定められている円筒胴及び鏡板の内圧に対する必要厚さの算出式を用いて許容圧力が 2 Pd
を上回ることを確認する。
ここで，設計建設規格の解説表 PVB-3110-1 において，延性破壊評価は一次応力の評価を実施することとなっている。一方，設計・建設規格における一次応力強さの許容値は，材料の種類及び温度毎に材料試験（引張試験）を実施した結果をもとに
国内Ｓ ｕ 値検討会で設定された設計引張強さ（Ｓ ｕ ）に割下げ率を考慮して設定されたものである（設計・建設規格 解説 GNR-2200）。今回の評価は，設計基準である
最高使用温度及び最高使用圧力を超過する機器搬入用ハッチの限界温度及び許容圧力の妥当性を確認するものであるため，上記割下げ率をＰ ｍ（一次一般膜応力強さ）には 1.5，Ｐ Ｌ ＋Ｐ ｂ （一次局部膜応力強さ＋一次曲げ応力強さ）には 1.0 とした評価を行う。すなわち，機器搬入用ハッチに発生する応力が，Ｐ ｍ が 2/3Ｓ ｕ ，Ｐ Ｌ ＋
Ｐ ｂ がＳ ｕ 以下であれば，延性破壊には至らず，構造は健全で機能要求（放射性物質の閉じ込め機能）を確 保できる。この許容値 の考え方は，設計・建 設規格 解説
PVB-3111 に示すように，供用状態ＤのＰ ｍ ，Ｐ Ｌ ＋Ｐ ｂ の許容値と同等である。なお，耐圧機能維持の観点から，安全評価上の仮定（原子炉冷却材喪失事故を想定）に保証を与える目的で応力評価を行う設計・建設規格の供用状態Ｄの許容応力は，鋼材の究極的な強さを基に，弾性計算により塑性不安定現象の評価を行うことへの理論
的安全裕度を考慮して定めたものであり，Ｐ ｍ は 2/3Ｓ ｕ ，Ｐ Ｌ ＋Ｐ ｂ は 1.5×2/3Ｓ ｕ（＝Ｓ ｕ ）と規定されている。前者は，膜応力であり断面の応力がＳ ｕ に到達すると直ちに破損に至るため割下げ率 1.5 を考慮して規定されているが，後者は，断面表面がＳ ｕ に到達しても断面内部は更なる耐荷能力があり直ちに破損には至らないた
め割下げ率は 1.0 としている。
別添 1-4-3

フランジ固定部の強度
a. 締付けボルトの強度評価
機器搬入用ハッチのフランジ締付ボルトについて，200 ℃，2 Pd における評価する。
b. フランジの開口評価
原子炉格納容器の重大事故等時の過温，過圧時におけるフランジ開口量を評価するために，有限要素法を用いた弾塑性解析結果を活用し，機器搬入用ハッチにおける開口量を評価する。

(3)

ガスケットの健全性シール材（ガスケット）はこれまでシリコンゴムを使用しているが，重大事故等時の環境下における性能特性に優れたシール材である改良ＥＰＤＭ製シール材に変更する。改良ＥＰＤＭ製シール材による重大事故等時の原子炉格納容器閉じ込め機能を確認するために，圧縮永久ひずみ試験結果をもとに原子炉格納容器限界開口量を評価し，重大事故等時におけるフランジ開口量と比較することで原子炉格納容器閉じ込め機能を評価する。

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

R2

(2)

4.2 評価(1) 本体の耐圧
a. 応力評価
機器搬入用ハッチの応力評価結果は，添付書類「Ⅴ-3-9-1-2
度計算書」に記載する。

別添 1-4-4

機器搬出入口の強b.

許容圧力評価機器搬入用ハッチの円筒胴及び鏡板の構造健全性について，設計・建設規格に定められている円筒胴及び鏡板の内圧に対する必要厚さの算出式を用いて許容圧力の評価を実施した。評価部位として，内圧による荷重を受け止める部位（円筒胴，鏡板）を選択し，許容圧力を評価した。
評価に用いた主要仕様を表 4-2 に示す。
表 4-3 表に，機器搬入用ハッチの許容圧力評価結果を示す。
表 4-2

機器搬入用ハッチの主要仕様

項目

東海第二発電所

最高使用圧力（MPa）

0.31

最高使用温度（℃）

171

材料
内径（mm）

R2
NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1（SGV480 相当）

胴板厚さ（mm）
蓋板厚さ（mm）

表 4-3

機器搬入用ハッチの許容圧力評価結果①円筒胴：（SGV480 相当）

許容圧力算定式：PVE-3230(2)a 項を準用
Ｐ ＝ 2Ｓηｔ ／ （Ｄ ｉ ＋1.2ｔ）
Ｓ

許容引張応力（MPa）（200℃における 2/3Ｓ ｕ 値を使用）η

継手効率（－）ｔ

板厚（mm）

Ｄｉ

胴内径（mm）

Ｐ

200℃における許容圧力
MPa[gage]

281
1.0

＞

0.62 MPa[gage]（2 Pd）

別添 1-4-5

②鏡板：（SGV480 相当）

許容圧力算定式：PVE-3323(1)項を準用
Ｐ ＝ 2Ｓηｔ ／ （Ｒ＋0.2ｔ）
Ｓ

許容引張応力（MPa）（200℃における 2/3Ｓ ｕ 値を使用）η

継手効率（－）ｔ

板厚（mm）

Ｒ

鏡板内半径（mm）

Ｐ

200℃における許容圧力

1.0＞0.62 MPa[gage]（2 Pd）

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

R2

MPa[gage]

281

(2)
a.

フランジ固定部の強度
締付ボルトの強度評価
評価は，添付書類「Ⅴ-3-9-1-2

機器搬出入口の強度計算書」に記載する。

別添 1-4-6

フランジの開口評価
原子炉格納容器の重大事故等時の過温，過圧時におけるフランジ開口量を評価するために，有限要素法を用いた弾塑性解析結果を活用し，機器搬入用ハッチ部
における開口量を評価した。解析モデルを図 4-2 に，開口量の解析評価結果を図4-3 にそれぞれ示す。
2 Pd における開口量は，内側ガスケット部でmm，外側ガスケット部でmm となる。

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

R2

b.

図 4-2

図 4-3

機器搬入用ハッチ開口部評価解析モデル

機器搬入用ハッチの各ガスケット部の圧力と開口変位の関係

別添 1-4-7

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

R2

(3)

ガスケットの健全性
フランジシール部は，内圧が低い段階ではボルトの初期締付けにより開口は抑制されているが，内圧の上昇に伴って開口量が増加することにより，外部への漏えい経路を形成する。ただし，フランジ部が開口しても，フランジ部の密閉性を担保しているシール材が健全であれば，シール材が開口に追従するため外部への漏えいを防止することができる。しかしながら，重大事故等時の環境に晒されると，フランジシール部に使用されているシール材が劣化し，フランジの開口に追従できなくなり格納容器閉
じ込め機能を損なう可能性がでてくる。
そこで，機器搬入用ハッチのフランジシール部に使用されているシール材（シリコンゴム）について，重大事故等時の環境下の耐性が優れた改良ＥＰＤＭ製シール材に変更して格納容器閉じ込め機能の強化を図る。したがって，改良ＥＰＤＭ製シール材
について，重大事故等時の温度や放射線による劣化特性を試験により確認し，想定される事故シナリオにおけるシール機能を評価する。なお，フランジ部のシール材は，プラントの定期検査時に開放される場合には取り替えを実施しており，通常運転中における劣化は極めて軽微であることから，重大事故等時の条件下での評価を実施する。
a.

b.

c.

シール材（改良ＥＰＤＭ製）の圧縮永久ひずみ試験結果について
改良ＥＰＤＭ製シール材の圧縮永久ひずみ試験結果の詳細は，別添1示す。
改良ＥＰＤＭ製シール材の性能確認試験
改良ＥＰＤＭ製シール材の性能確認試験の詳細は，別添 1

3.2(3)a.に

3.2(3)b.に示す。

機器搬入用ハッチフランジの開口量評価
ガスケットの健全性を評価するにあたり，機器搬入用ハッチフランジに許容される開口量は別添 1 3.2(3)c.に示す。
本評価に用いる許容開口量は，「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）」シーケンスのベント実施タイミング（事故後約 19 時間）における環境条件を包絡する 168 時間後における圧縮永久ひずみ試験結果（ひずみ率）からmm としている。
したがって，(2)項にて求めた 200 ℃，2 Pd（0.62 MPa[gage]）における開口量
は，内側ガスケット部でmm，外側ガスケット部でmm であり，許容開口量mm を下回り，シール機能が維持できることを確認した（図 4-4）。

図 4-4圧力と開口量の関係（東海第二発電所モデル，200 ℃）
別添 1-4-8

4.3

評価結果
機器搬入用ハッチの健全性評価結果を表4-3に示す。
表4-3

No.

大項目

(1)

本体の耐圧

機器搬入用ハッチの健全性評価結果
評価方法

評価

①応力評価

添付書類「Ⅴ-3-9-1-2

結果
機器搬出入口の強度計算書」に記載②許容圧力評価

200 ℃，2 Pdにおける一次応
力は，許容値：Ｓ ｕ を満足することを確認○

許容圧力は，2 Pd以上である
ことを確認

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

R2

(2)

フランジ固定部①締付けボルト評価の強度

添付書類「Ⅴ-3-9-1-2

機器搬出入口の強度計算書」に記載②フランジ開口評価

200 ℃，2 Pdにおけるフランジ開口を評価（以下(3)ガスケットの健全－性と併せて健全性評価を行う）(3)

ガスケットの健シール材劣化，開口量評

全性価・ガスケット（改良ＥＰＤＭ
製シール材）の重大事故等時の環境における劣化特性を考慮しても200 ℃，2 Pd
におけるフランジ開口量○は，許容開口量以下となり，シール機能が維持されることを確認
以上により，機器搬入用ハッチについては，200 ℃，2 Pd環境下でも，放射性物質の閉じ込め機能を維持できる。
なお，更なる安全性向上対策として，重大事故後の長期におけるシール機能健全性を補強するために，高温蒸気に耐性があるバックアップシール材を追加塗布する。その有効性については，バックアップシール材の試験を元に評価し，格納容器閉じ込め機能の信頼性を確認した。

別添 1-4-9

R2
NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

5. サプレッション・チェンバアクセスハッチ
5.1 評価方針
サプレッション・チェンバアクセスハッチは，原子炉格納容器外側に突き出した円筒
胴及び鏡板によって原子炉格納容器バウンダリを構成しており，原子炉格納容器の内圧が円筒胴及び鏡板に対して内圧として作用する。また，フランジ部はボルトにより固定されており，シール部はシール溝が内外二重に配置されており，それぞれにシリコンゴ
ムのガスケットを使用している。
サプレッション・チェンバアクセスハッチの設計時に考慮される機能喪失要因は，脆性破壊，疲労破壊及び延性破壊が考えられる。今回の評価条件である 200 ℃，2 Pd の条件を考慮した場合，脆性破壊が生じる温度域でないこと，繰り返し荷重が作用しないことから，脆性破壊及び疲労破壊は評価対象外とする。
シール部については，内圧が低い段階ではボルトの締め付けにより開口は抑制されるが，内圧の上昇に伴って開口量が増加することにより，外部への漏えい経路を形成する。
また，フランジが開口してもフランジの密閉性を担保しているシール材が健全であれ
ば，シール材が開口に追従するため外部への漏えいを防止することができるが，重大事
故等時の環境に晒されると，シール材が高温劣化し，フランジの開口に追従できなくな
りシール機能の低下が想定される。
したがって，サプレッション・チェンバアクセスハッチの機能喪失要因は，原子炉格
納容器内圧による過度な塑性変形に伴う延性破壊，また，フランジ部の変形及びシール材の高温劣化によるシール機能の低下が考えられる。
このため，200 ℃，2 Pd での健全性確認には以下の評価が必要である。
・本体の耐圧・フランジ固定部の強度
・ガスケットの健全性
サプレッション・チェンバアクセスハッチの評価対象と評価方法を表 5-1 に，評価対象を図 5-1 にそれぞれ示す。
表 5-1

評価対象と評価方法

評価対象

機能喪失要因評価方法

構造部（円筒胴，鏡板，フランジ部）

延性破壊

・応力評価
・設計・建設規格の評価式を準用した評価シール部（フランジ，ガスケット）

開口，シール材
劣化

・有限要素法を用いた弾塑性
解析結果を活用した評価
・試験結果等に用いた評価

別添 1-5-1

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

R2

図 5-1
(1)
a.

サプレッション・チェンバアクセスハッチの評価対象

本体の耐圧
応力評価
サプレッション・チェンバアクセスハッチの構造健全性評価として，応力評価を実施する。評価温度・圧力（200 ℃，2 Pd）における発生応力Ｐ Ｌ +Ｐ ｂ を算出し，発生応力が原子炉格納容器のＳ ｕ 値（200 ℃）に相当する許容応力以内であることを確認する。
ここで，設計・建設規格の解説表 PVB-3110-1 において，延性破壊評価は一次応力の評価を実施することとなっている。一方，設計・建設規格における一次応力強さの許容値は，材料の種類及び温度毎に材料試験（引張試験）を実施した結果をもとに国内Ｓ ｕ 値検討会で設定された設計引張強さ（Ｓ ｕ ）に割下げ率を考慮して設定されたものである（設計・建設規格 解説 GNR-2200）。今回の評価は，設計基準である最高使用温度及び最高使用圧力を超過するサプレッション・チェンバアクセスハッチの限界温度及び許容圧力の妥当性を確認するものであるため，上記割下げ率をＰ ｍ （一次一般膜応力強さ）には 1.5，Ｐ Ｌ ＋Ｐ ｂ （一次局部膜応力強さ＋一次曲げ応力強さ）には 1.0 とした評価を行う。すなわち，サプレッション・チェンバアク
セスハッチに発生する応力が，Ｐ ｍ が 2/3Ｓ ｕ ，Ｐ Ｌ ＋Ｐ ｂ がＳ ｕ 以下であれば，延性破壊には至らず，構造は健全で機能要求（放射性物質の閉じ込め機能）を確保できる。この許容値の考え方は，設計・建設規格 解説 PVB-3111 に示すように，供用状
態ＤのＰ ｍ ，Ｐ Ｌ ＋Ｐ ｂ の許容値と同等である。なお，耐圧機能維持の観点から，安全評価上の仮定（原子炉冷却材喪失事故を想定）に保証を与える目的で応力評価を行う設計・建設規格の供用状態Ｄの許容応力は，鋼材の究極的な強さを基に，弾性計算により塑性不安定現象の評価を行うことへの理論的安全裕度を考慮して定めたものであり，Ｐ ｍ は 2/3Ｓ ｕ ，Ｐ Ｌ ＋Ｐ ｂ は 1.5×2/3Ｓ ｕ（＝Ｓ ｕ ）と規定されている。
前者は，膜応力であり断面の応力がＳ ｕ に到達すると直ちに破損に至るため割下げ
率 1.5 を考慮して規定されているが，後者は，断面表面が Su に到達しても断面内部は更なる耐荷能力があり直ちに破損には至らないため割下げ率は 1.0 としている。

別添 1-5-2

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

R2

b.

(2)
a.

b.

(3)

許容圧力評価サプレッション・チェンバアクセスハッチの構造健全性評価として，機器搬入用
ハッチのうち内圧による荷重を受け止める部位として円筒胴及び鏡板について，設計・建設規格に定められている円筒胴及び鏡板の内圧に対する必要厚さの算出式を用いて許容圧力が 2 Pd＋ＳＡ時の水頭圧を上回ることを確認する。
ここで，設計建設規格の解説表 PVB-3110-1 において，延性破壊評価は一次応力の評価を実施することとなっている。一方，設計・建設規格における一次応力強さの許容値は，材料の種類及び温度毎に材料試験（引張試験）を実施した結果をもとに
国内Ｓ ｕ 値検討会で設定された設計引張強さ（Ｓ ｕ ）に割下げ率を考慮して設定されたものである（設計・建設規格 解説 GNR-2200）。今回の評価は，設計基準である
最高使用温度及び最高使用圧力を超過するサプレッション・チェンバアクセスハッ
チの限界温度及び許容圧力の妥当性を確認するものであるため，上記割下げ率をＰ
ｍ （一次一般膜応力強さ）には 1.5，Ｐ Ｌ ＋Ｐ ｂ （一次局部膜応力強さ＋一次曲げ応力強さ）には 1.0 とした評価を行う。すなわち，サプレッション・チェンバアクセ
スハッチに発生する応力が，Ｐ ｍ が 2/3Ｓ ｕ ，Ｐ Ｌ ＋Ｐ ｂ がＳ ｕ 以下であれば，延性破壊には至らず，構造は健全で機能要求（放射性物質の閉じ込め機能）を確保できる。
この許容値の考え方は，設計・建設規格 解説 PVB-3111 に示すように，供用状態ＤのＰ ｍ ，Ｐ Ｌ ＋Ｐ ｂ の許容値と同等である。なお，耐圧機能維持の観点から，安全評
価上の仮定（原子炉冷却材喪失事故を想定）に保証を与える目的で応力評価を行う
設計・建設規格の供用状態Ｄの許容応力は，鋼材の究極的な強さを基に，弾性計算
により塑性不安定現象の評価を行うことへの理論的安全裕度を考慮して定めたもの
であり，Ｐ ｍ は 2/3Ｓ ｕ ，Ｐ Ｌ ＋Ｐ ｂ は 1.5×2/3Ｓ ｕ （＝Ｓ ｕ ）と規定されている。前者は，膜応力であり断面の応力がＳ ｕ に到達すると直ちに破損に至るため割下げ率1.5 を考慮して規定されているが，後者は，断面表面がＳ ｕ に到達しても断面内部は更なる耐荷能力があり直ちに破損には至らないため割下げ率は 1.0 としている。
フランジ固定部の強度締付けボルトの強度評価
サプレッション・チェンバアクセスハッチのフランジ締付ボルトについて，200 ℃，
2 Pd における強度を評価する。
フランジの開口評価
原子炉格納容器の重大事故等時の過温，過圧時におけるフランジ開口量を評価するために，有限要素法を用いた弾塑性解析結果を活用し，サプレッション・チェン
バアクセスハッチにおける開口量を評価する。

ガスケットの健全性シール材（ガスケット）はこれまでシリコンゴムを使用しているが，重大事故等時の環境下における性能特性に優れたシール材である改良ＥＰＤＭ製シール材に変更する。改良ＥＰＤＭ製シール材による重大事故等時の格納容器閉じ込め機能を確認する
ために，圧縮永久ひずみ試験結果をもとに格納容器限界開口量を評価し，重大事故等時におけるフランジ開口量と比較することで格納容器閉じ込め機能を評価する。

別添 1-5-3

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

R2

5.2 評価(1) 本体の耐圧
a. 応力評価
サプレッション・チェンバアクセスハッチの応力評価は添付書類「Ⅴ-3-9-1-3 エ
アロックの強度計算書」に記載する。

別添 1-5-4b.

許容圧力評価サプレッション・チェンバアクセスハッチの円筒胴及び鏡板の構造健全性について，設計・建設規格に定められている円筒胴及び鏡板の内圧に対する必要厚さの算出式を用いて許容圧力の評価を実施した。評価部位として，内圧による荷重を受け止める部位（円筒胴，鏡板）を選択し，許容圧力を評価した。
評価に用いた主要仕様を表 5-2 に示す。
表 5-3 に，サプレッション・チェンバアクセスハッチの許容圧力評価結果を示す。
表 5-2

サプレッション・チェンバアクセスハッチの主要仕様
項目

東海第二発電所

最高使用圧力（MPa）

0.31

最高使用温度（℃）

104.5

材料

(SGV480 相当)

内径（mm）

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

R2

胴板厚さ（mm）
蓋板厚さ（mm）

表 5-3 サプレッション・チェンバアクセスハッチの許容圧力評価結果①円筒胴：（SGV480 相当）

許容圧力算定式：PVE-3230(2)a 項を準用
Ｐ = 2Ｓηｔ ／ （Ｄ ｉ ＋1.2ｔ）
Ｓ

許容引張応力（MPa）（200℃における 2/3Ｓ ｕ 値を使用）η

継手効率（－）ｔ

板厚（mm）

Ｄｉ

胴内径（mm）

Ｐ

200℃における許容圧力
MPa[gage]

＞

281
1.0

MPa[gage]（2 Pd＋ＳＡ時の水頭圧）

別添 1-5-5

②鏡板：（SGV480 相当）

許容圧力算定式：PVE-3323(1)項を準用
Ｐ ＝ 2Ｓηｔ ／ （Ｒ＋0.2ｔ）
Ｓ

許容引張応力（MPa）（200℃における 2/3Ｓ ｕ 値を使用）η

継手効率（－）ｔ

板厚（mm）

Ｒ

鏡板内半径（mm）

Ｐ

200℃における許容圧力＞

1.0MPa[gage]（2 Pd＋ＳＡ時の水頭圧）

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

R2

MPa[gage]281

別添 1-5-6

フランジ固定部の強度
a. 締付ボルトの強度評価
評価は，添付書類「Ⅴ-3-9-1-3

エアロックの強度計算書」に記載する。

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

R2

(2)

別添 1-5-7

フランジの開口評価
原子炉格納容器の重大事故等時の過温，過圧時におけるフランジ開口量を評価するために，有限要素法を用いた弾塑性解析結果を活用し，サプレッション・チェ
ンバアクセスハッチ部における開口量を評価した。解析モデルを図 5-2 に，開口量の解析評価結果を図 5-3 にそれぞれ示す。
2 Pd における開口量は，内側ガスケット部でmm，外側ガスケット部でmm となる。

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

R2

b.

図 5-2

サプレッション・チェンバアクセスハッチ開口部評価解析モデル

図 5-3

サプレッション・チェンバアクセスハッチの各ガスケット部の圧力と開口変位の関係

別添 1-5-8

(3)ガスケットの健全性
フランジシール部は，内圧が低い段階ではボルトの初期締付けにより開口は抑制されているが，内圧の上昇に伴って開口量が増加することにより，外部への漏えい経路を形成する。ただし，フランジ部が開口しても，フランジ部の密閉性を担保しているシール材が健全であれば，シール材が開口に追従するため外部への漏えいを防止することができる。しかしながら，重大事故等時の環境に晒されると，フランジシール部に使用されているシール材が劣化し，フランジの開口に追従できなくなり格納容器閉
じ込め機能を損なう可能性がでてくる。
そこで，サプレッション・チェンバアクセスハッチのフランジシール部に使用されているシール材（シリコンゴム）について，重大事故等時の環境下の耐性が優れた改良ＥＰＤＭ製シール材に変更して格納容器閉じ込め機能の強化を図る。したがって，
改良ＥＰＤＭ製シール材について，重大事故等時の温度や放射線による劣化特性を試
験により確認し，想定される事故シナリオにおけるシール機能を評価する。なお，フランジ部のシール材は，プラントの定期検査時に開放される場合には取り替えを実施
しており，通常運転中における劣化は極めて軽微であることから，重大事故等時の条
件下での評価を実施する。

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

R2

a.

b.

c.

シール材（改良ＥＰＤＭ製）の圧縮永久ひずみ試験結果について
改良ＥＰＤＭ製シール材の圧縮永久ひずみ試験結果の詳細は，別添1示す。
改良ＥＰＤＭ製シール材の性能確認試験
改良ＥＰＤＭ製シール材の性能確認試験の詳細は，別添 1

3.2(3)a.に

3.2(3)b.に示す。

サプレッション・チェンバアクセスハッチのフランジの開口量評価
ガスケットの健全性を評価するにあたり，サプレッション・チェンバアクセスハ
ッチのフランジに許容される開口量は別添 1 3.2(3)c.に示す。
本評価に用いる許容開口量は，「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）」シーケンスのベント実施タイミング（事故後約 19 時間）における環境条件を包絡する 168 時間後における圧縮永久ひずみ試験結果（ひずみ率）からmm としている。
したがって，(2)項にて求めた 200 ℃，2 Pd（0.62 MPa[gage]）における開口量
は，内側ガスケット部でmm，外側ガスケット部でmm であり，許容開口量mm を下回り，シール機能が維持できることを確認した（図 5-4）。

図 5-4圧力と開口量の関係（東海第二発電所モデル，200 ℃）
別添 1-5-9

5.3

評価結果
サプレッション・チェンバアクセスハッチの健全性評価結果を表5-4に示す。
表5-4

No.

大項目

(1)

本体の耐圧

サプレッション・チェンバアクセスハッチの健全性評価結果
評価方法
①応力評価

評価
添付書類「Ⅴ-3-9-1-3

結果
エアロックの強度計算書」に記載②許容圧力評価

200 ℃，2 Pdにおいて一次応
力は，許容値：Ｓ ｕ を満足することを確認○

許容圧力は2 Pd以上であるこ
とを確認
(2)

フランジ固定部①締付けボルト評価の強度

添付書類「Ⅴ-3-9-1-3

エアロックの強度計算書」に記載

R2

200 ℃，2 Pdにおけるフランジ開口を評価NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1②フランジ開口評価（以下(3)ガスケットの健全－性と併せて健全性評価を行う）(3)

ガスケットの健シール材劣化，開口量評

全性価・ガスケット（改良ＥＰＤＭ
製シール材）の重大事故等時の環境における劣化特性を考慮しても200 ℃，2 Pd
におけるフランジ開口量○は，許容開口量以下となり，シール機能が維持されることを確認
以上により，サプレッション・チェンバアクセスハッチについては，200 ℃，2 Pd環境
下でも，放射性物質の閉じ込め機能を維持できる。
なお，更なる安全性向上対策として，重大事故後の長期におけるシール機能健全性を補強するために，高温蒸気に耐性があるバックアップシール材を追加塗布する。その有効性については，バックアップシール材の試験を元に評価し，格納容器閉じ込め機能の信頼性を確認した。

別添 1-5-10

R2
NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

6. 所員用エアロック
6.1 評価方針
所員用エアロックは，原子炉格納容器外側に突き出した円筒胴，隔壁及び隔壁に支持された扉板によって原子炉格納容器バウンダリを構成している。また，扉板はロック機
構により固定されており，隔壁と扉板とのシール部には，シリコンゴムのガスケットを使用している。
隔壁には扉開閉ハンドル軸，開閉表示盤の電線管が貫通しており，貫通部にはフッ素系シール材を使用している。また，隔壁に接続する均圧配管にはフランジ部及び均圧弁にシール材を使用しており，フランジ部には非石綿系シートガスケット，均圧弁シート部にはフッ素系シール材を使用している。
所員用エアロックの設計時に考慮される機能喪失要因は，脆性破壊，疲労破壊，座屈及び延性破壊が考えられる。今回の評価条件である 200 ℃，2 Pd の条件を考慮した場合，脆性破壊が生じる温度域でないこと，繰り返し荷重が作用しないこと，有意な圧縮力が所員用エアロックに生じないことから，脆性破壊，疲労破壊及び座屈は評価対象外とする。
したがって，所員用エアロックの機能喪失要因は，高温状態で内圧を受け，過度な塑性変形に伴う延性破壊が想定される。
また，シール部のうち扉板部については，原子炉格納容器内の圧力が上昇した際に，扉板は所員用エアロック本体側に押し付けられる構造であるため，圧力により扉が開くことはないが，高温状態で内圧を受けることによる扉板のわずかな変形及びシール材の高温劣化によるシール機能の低下が想定される。なお，その他のシール部についても高温劣化によるシール機能の低下が想定される。
そのため，所員用エアロック本体の塑性変形に伴う延性破壊，並びに，扉の変形及びシール材の高温劣化によるシール機能の低下が考えられる。
このため，200 ℃，2 Pd での健全性確認には以下の評価が必要である。
・本体の耐圧・ガスケットの健全性
所員用エアロックの評価対象と評価方法を表 6-1 に，評価対象を図 6-1 にそれぞれ示す。
表 6-1
評価対象（シール材）

評価対象と評価方法

構造部
シール部

機能喪失要因

評価方法

円筒胴

延性破壊

・設計・建設規格の評価式を準用した評価

隔壁

延性破壊

・応力評価

扉板
（ガスケット）開口，シール材
劣化

・機械工学便覧の計算式を用いた評価
・試験結果等を用いた評価

扉開閉ハンドル貫通部（Ｏリング）

シール材劣化

・試験結果等を用いた評価

電線管貫通部（シール材）

シール材劣化

・試験結果等を用いた評価

均圧配管フランジ部（ガスケット）

シール材劣化

・試験結果等を用いた評価

均圧弁（シート部）

シール材劣化

・試験結果等を用いた評価

別添 1-6-1

所員用エアロックの評価対象

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

R2

図 6-1

別添 1-6-2

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

R2

(1)

本体の耐圧
a. 許容圧力評価
所員用エアロックの構造健全性評価として，所員用エアロックのうち内圧による荷重を受け止める部位のうち，円筒胴については，既工認と同様の評価手法である
設計・建設規格に示される必要最小板厚の式を用い許容圧力評価を行い，許容圧力が 2 Pd を上回ることを確認する。
ここで，設計・建設規格の解説表 PVB-3110-1 において，延性破壊評価は一次応力の評価を実施することとなっている。一方，設計・建設規格における一次応力強さの許容値は，材料の種類及び温度毎に材料試験（引張試験）を実施した結果をもとに国内Ｓ ｕ 値検討会で設定された設計引張強さ（Ｓ ｕ ）に割下げ率を考慮して設定されたものである（設計・建設規格 解説 GNR-2200）。
今回の評価は，設計基準である最高使用温度及び最高使用圧力を超過する所員用
エアロックの限界温度及び許容圧力の妥当性を確認するものであるため，上記割下げ率をＰ ｍ （一次一般膜応力強さ）には 1.5 とした評価を行う。すなわち，所員用
エアロックに発生する応力が，Ｐ ｍ が 2/3Ｓ ｕ 以下であれば，延性破壊には至らず，
構造は健全で機能要求（放射性物質の閉じ込め機能）を確保できる。
この許容値の考え方は，設計・建設規格 解説 PVB-3111 に示すように，供用状態
ＤのＰ ｍ の許容値と同等である。なお，耐圧機能維持の観点から，安全評価上の仮定（原子炉冷却材喪失事故を想定）に保証を与える目的で応力評価を行う設計・建設規格の供用状態Ｄの許容応力は，鋼材の究極的な強さを基に，弾性計算により塑
性不安定現象の評価を行うことへの理論的安全裕度を考慮して定めたものであり，
Ｐ ｍ は 2/3Ｓ ｕ と規定されている。Ｐ ｍ は，膜応力であり断面の応力がＳ ｕ に到達すると直ちに破損に至るため割下げ率 1.5 を考慮して規定されている。
b.

応力評価
所員用エアロックの隔壁の構造健全性を確認するため，応力評価を実施する。
ここで，設計・建設規格の解説表 PVB-3110-1 において，延性破壊評価は一次応力の評価を実施することとなっている。一方，設計・建設規格における一次応力強さの許容値は，材料の種類及び温度毎に材料試験（引張試験）を実施した結果をもとに国内Ｓ ｕ 値検討会で設定された設計引張強さ（Ｓ ｕ ）に割下げ率を考慮して設定されたものである（設計・建設規格 解説 GNR-2200）。今回の評価は，設計基準である最高使用温度及び最高使用圧力を超過する所員用エアロックの限界温度及び許容圧力の妥当性を確認するものであるため，上記割下げ率をＰ ｍ （一次一般膜応力強さ）には 1.5，Ｐ Ｌ ＋Ｐ ｂ （一次局部膜応力強さ＋一次曲げ応力強さ）には 1.0 とした評価を行う。すなわち，所員用エアロックに発生する応力が，Ｐ ｍ が 2/3Ｓ ｕ ，Ｐ
Ｌ ＋Ｐ ｂ がＳ ｕ 以下であれば，延性破壊には至らず，構造は健全で機能要求（放射性物質の閉じ込め機能）を確保できる。この許容値の考え方は，設計・建設規格 解説
PVB-3111 に示すように，供用状態ＤのＰ ｍ ，Ｐ Ｌ ＋Ｐ ｂ の許容値と同等である。なお，耐圧機能維持の観点から，安全評価上の仮定（原子炉冷却材喪失事故を想定）に保証を与える目的で応力評価を行う設計・建設規格の供用状態Ｄの許容応力は，鋼材の究極的な強さを基に，弾性計算により塑性不安定現象の評価を行うことへの理論
的安全裕度を考慮して定めたものであり，Ｐ ｍ は 2/3Ｓ ｕ ，Ｐ Ｌ ＋Ｐ ｂ は 1.5×2/3Ｓ ｕ（＝Ｓ ｕ ）と規定されている。前者は，膜応力であり断面の応力がＳ ｕ に到達すると直ちに破損に至るため割下げ率 1.5 を考慮して規定されているが，後者は，断面表面がＳ ｕ に到達しても断面内部は更なる耐荷能力があり直ちに破損には至らないた
め割下げ率は 1.0 としている。

別添 1-6-3

ガスケットの健全性
a. 扉のシール材
所員用エアロックの扉のシール材には，これまでシリコンガスケットを使用しているが，重大事故等時の耐環境性に優れた改良ＥＰＤＭ製シール材に変更する。所
員用エアロック扉閉止時は，扉は原子炉格納容器内圧により扉板が支持部に押付けられる構造であり，圧力により扉板が開くことはない。しかし，高温状態で内圧を受けることによる扉板のわずかな変形によりガスケット部の微小な開口が予想されるため，圧力による開口量を機械工学便覧のはりのたわみ計算式に基づき評価する。
改良ＥＰＤＭ製シール材による重大事故等時の格納容器閉じ込め機能を確認するた
めに，圧縮永久ひずみ試験結果をもとに許容開口量を評価し，重大事故等時における扉板部の開口量と比較することで格納容器閉じ込め機能を評価する。
なお，シール材の高温劣化については，エアロックの扉に使用されるシール材がトップヘッドフランジ及びハッチ類と同一であり，重大事故等時の耐環境性に優れた改良ＥＰＤＭ製シール材であること，重大事故等時には格納容器の内圧により扉が押し付けられシール部を抑え込む方向であること及び扉が二重に設けられることから，原子炉格納容器閉じ込め機能への影響度は小さいと考え，トップヘッドフラ
ンジ・ハッチ類の評価にて代表するものとする。所員用エアロックの構造概略図を
図 6-2 に示す。なお，エアロックのシール材は，プラントの定期検査時に開放される場合には取替えを実施しており，通常運転中における劣化は極めて軽微であることから，重大事故等時の条件下での評価を実施する。

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

R2

(2)

図 6-2

所員用エアロックの構造概略図

別添 1-6-4

b.

扉以外のシール材
所員用エアロックには，扉のシリコンガスケット以外に格納容器閉じ込め機能を確保するための隔壁貫通部にシール材が使用されているが，今後，重大事故時の耐環境性に優れた表 6-2 に示すシール材に変更する。
これらのシール材について試験結果及び一般的な材料特性により重大事故等時の環境下における耐性を確認する。
表 6-2

所員用エアロック（扉以外）のシール材

対象部位

シール材

扉開閉ハンドル貫通部

改良ＥＰＤＭ材（Ｏリング）
電線管貫通部（シール材）

膨張黒鉛材
改良ＥＰＤＭ材（ガスケット）

膨張黒鉛材

均圧弁（シート部）

ＰＥＥＫ材

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

R2

均圧配管フランジ部

別添 1-6-5

又は

6.2 評価(1) 本体の耐圧
a. 許容圧力評価
所員用エアロックの構造健全性評価として，所員用エアロックのうち内圧による荷重を受け止める部位のうち，円筒胴については，既工認と同様の評価手法である
設計・建設規格に示される必要最小板厚の式を用い許容圧力評価を実施した。
評価に用いた主要仕様を表 6-3 に示す。
表 6-4 に，所員用エアロックの許容圧力評価結果を示す。
表 6-3

所員用エアロックの主要仕様

項目

東海第二発電所

最高使用圧力（MPa）

0.31

最高使用温度（℃）

171

材料（SGV480 相当）

内径（mm）

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

R2

胴板厚さ（mm）

表 6-4

所員用エアロックの許容圧力評価結果①円筒胴：（SGV480 相当）

許容圧力算定式：PVE-3230(2)a 項を準用
Ｐ ＝ 2Ｓηｔ ／ （Ｄ ｉ ＋1.2ｔ）
Ｓ

許容引張応力（MPa）（200 ℃における 2/3Ｓ ｕ 値を使用）η

継手効率（－）ｔ

厚さ（mm）

Ｄｉ

胴内径（mm）

Ｐ

200℃における許容圧力

281
1.0

MPa

＞

0.62 MPa（2 Pd）

別添 1-6-6

応力評価
所員用エアロックの応力評価結果は，添付書類「Ⅴ-3-9-1-3
計算書」に記載する。

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

R2b.

別添 1-6-7

エアロックの強度

(2)ガスケットの健全性
a. 扉のシール材
a-1 扉板部の開口量評価
所員用エアロック扉閉止時は，扉は原子炉格納容器内圧により扉板が支持部に押付けられる構造であり，圧力により扉板が開くことはない。しかし，高温状態で内圧を受けることによる扉板のわずかな変形によりガスケット部の微小な開口が予想されるため，圧力による開口量を機械工学便覧のはりのたわみ計算式に基づき評価した。改良ＥＰＤＭ製シール材による重大事故等時の格納容器閉じ込め機能を確認するために，圧縮永久ひずみ試験結果をもとに許容開口量を評価し，重大事故等時における扉板部の開口量と比較することで格納容器閉じ込め機能を評価した。
許容開口量の設定に使用する改良ＥＰＤＭ製シール材の圧縮永久ひずみ試験結果を表 6-5 に示す。
表 6-5

圧縮永久ひずみ試験 ＊1 結果（改良ＥＰＤＭ製）
試験温度

200 ℃
kGy

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1R2構造部放射線照射量

注記

試験雰囲気

蒸気

試験時間

168 時間ひずみ率 ＊2％ ＊3＊1：ＪＩＳ Ｋ ６２６２ に従い実施＊2：試料を圧縮し完全に回復した状態が 0 ％，全く回復しない状態が 100 ％
＊3：
％の平均値

許容開口量の設定に使用する試験結果は，トップフランジの設定の考え方と同様，168 時間のひずみ率とする。また，扉板シール部の定格押込量がmm であることを踏まえ，許容開口量はmm（＝定格締付量mm×（100 ％－％）／100 ％）とする。
機械工学便覧のはりのたわみ計算式を用いて求めた，所員用エアロック扉板の変位量は表 6-6 に示すとおり
mm であり，許容開口量
mm を下回る。
所員用エアロック扉の変形概念図を図 6-3 に示す。

別添 1-6-8

表 6-6

所員用エアロック（扉板）の開口量評価結果

評価式：機械工学便覧
δ＝ ｗ×Ｌ 1 ／ （24×Ｅ×Ｉ）×（3Ｌ 13＋6Ｌ 1 2×Ｌ 2－Ｌ 2 3）
ｗ ＝ Ｐ×ｂ（ｗ：単位荷重）3Ｉ ＝ ｂ×ｈ ／12 （Ｉ：断面二次モーメント）
Ｐ

圧力（MPa[gage]）

0.62

ｂ

扉板の幅（mm）

Ｌ1

支点からシール部までの長さ（mm）

Ｅ

縦弾性係数（MPa）

ｈ

扉板の厚さ（mm）

Ｌ2

支点間の長さ（mm）

δ

変位量（mm）

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

R2

191,000

図 6-3

所員用エアロック扉の変形概念図

別添 1-6-9

b.

扉以外のシール材
所員用エアロックには，扉のシリコンガスケット以外に格納容器閉じ込め機能を確保するための隔壁貫通部にシール材が使用されているが，今後，重大事故等時の耐環境性に優れた表 6-2 に示すシール材に変更する。
これらのシール材について試験結果及び一般的な材料特性により重大事故等時の環境下における耐性を確認した。
扉開閉ハンドル貫通部及び均圧配管フランジ部に使用する改良ＥＰＤＭ製シール
材については，表 6-5 の圧縮永久ひずみ試験結果に示すとおり，重大事故等時の環境下においても十分な耐性を有することを確認している。
電線管貫通部及び均圧配管フランジ部に使用する膨張黒鉛材は，一般的に 400℃
程度の高温環境下においても高い安定性を得ることができるシール材料であり，表6-7 に示す材料特性から，重大事故等時の環境下においても十分な耐性を有することを確認した。
表 6-7

膨張黒鉛材の材料特性
仕様

シール材
耐圧性

耐放射線性

400 ℃以上

6.9 MPa

約 15 MGy

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

R2

耐熱温度
膨張黒鉛材

均圧弁シート部に使用するＰＥＥＫ材は，一般的に 200 ℃程度の高温環境下においても高い安定性を得ることができるシール材料であり，表 6-8 に示す材料特性から，重大事故等時の環境下においても十分な耐性を有することを確認した。
表 6-8

ＰＥＥＫ材の材料特性
仕様

シール材
ＰＥＥＫ材

耐熱温度

融点

耐放射線性

250 ℃

334 ℃

約 10 MGy

また，ＰＥＥＫ材は均圧弁シート部に用いるシール材料であるため，実機均圧弁と同型の弁を使用した，重大事故等時の格納容器環境を模擬した耐環境試験を実施しており，熱及び放射線曝露後の漏えい試験にて弁シート部の気密性が確保できることを確認している。表 6-9 に耐環境試験条件を示す。
表 6-9

均圧弁の耐環境試験条件（ＰＥＥＫ材）
熱劣化

200 ℃，168 時間

放射線照射量kGy

漏えい試験圧力

0.9 MPa[gage]

別添 1-6-10

6.3

評価結果
所員用エアロックの健全性評価結果を表6-10に示す。
表6-10

所員用エアロックの健全性評価結果

No.

大項目

評価方法

(1)

本体の耐圧

①許容圧力評価

評価

結果

許容圧力は2 Pd以上であることを確認
200 ℃，2 Pdにおいて一次応○

力は，許容値：Ｓ ｕ を満足することを確認②応力評価

添付書類「Ⅴ-3-9-1-3

エアロックの強度計算書」に記載(2)

ガスケットの健シール材劣化，開口量評

ガスケット（改良ＥＰＤＭ材，

全性

価

膨張黒鉛材，ＰＥＥＫ材）のNT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

R2

重大事故等時の環境における劣化特性を考慮しても200 ℃，2 Pdにおけるフラン○

ジ開口量は，許容開口量以下となり，シール機能が維持されることを確認
以上により，所員用エアロックについては，200 ℃，2 Pd 環境下でも，放射性物質の閉じ込め機能を維持できる。

別添 1-6-11

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

R2

7. 配管貫通部
7.1 概要配管貫通部の 200 ℃，2 Pd 環境下の健全性を確認する。
代表的な配管貫通部の概要図を図 7-1 に示す。配管貫通部は，スリーブと平板類（平板，穴あき平板，フランジ，ボルト締め平板及びフルードヘッド），セーフエンド，伸縮継手とスリーブ等に接続する配管（接続配管）によって原子炉格納容器バウンダリを構成している。また，フランジ部はボルトにより固定されており，シール部にはシリコ
ンゴムを使用している。
上記を踏まえ，以下の構成で健全性を確認する。
7.2 項では，配管貫通部（接続配管）の構造健全性を確認する。
7.3 項では，配管貫通部（スリーブ）の構造健全性を確認する。
7.4 項では，配管貫通部（平板類）の構造健全性，シール部の機能維持を確認する。
7.5 項では，配管貫通部（セーフエンド）の構造健全性を確認する。
7.6 項では，配管貫通部（伸縮継手）の構造健全性を確認する。

図 7-1

配管貫通部概要図

別添 1-7-1

配管貫通部（接続配管）
接続配管の強度評価方法及び評価結果は，添付書類「Ⅴ-3-5-3-1
度計算書」に記載する。

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

R2

7.2

別添 1-7-2

残留熱除去系の強7.3 配管貫通部（スリーブ）
7.3.1 評価方針
スリーブは，原子炉格納容器本体胴を貫通する円筒形の部材で，原子炉格納容器
本体胴に溶接固定されている。
スリーブの設計時に考慮される機能喪失要因は，脆性破壊，疲労破壊，座屈及び
延性破壊が考えられる。今回の評価条件である 200 ℃，2 Pd の条件を考慮した場合，脆性破壊が生じる温度域でないこと，繰り返し荷重が作用しないこと，内圧を受けるスリーブには圧縮力が生じないことから，脆性破壊，疲労破壊及び座屈は評価対象外とする。
したがって，スリーブの機能喪失要因は，高温状態で内圧を受け，過度な塑性変形に伴う延性破壊が想定される。
このため，200 ℃，2 Pd でのスリーブの健全性確認について，表 7-1 に示す評価方法により評価を実施する。
スリーブ本体の評価は，配管厚さと口径の比が最も小さくなる箇所が内圧による発生応力が大きくなるため，最大径の貫通部 X-18A～D を代表評価し，スリーブ取付部については，添付書類「Ⅴ-3-9-1-4-1 原子炉格納容器貫通部の強度計算書」に記載する。
スリーブの評価対象を図 7-2 に示す。
評価対象と評価方法

評価対象
構造部

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

R2

表 7-1

機能喪失要因評価方法

スリーブ本体延性破壊

設計・建設規格の評価式を準用した評価（X-18A～D で代表評価）

スリーブ取付部（スリーブ側，胴側）

延性破壊

応力評価

図 7-2

スリーブの評価対象

別添 1-7-3

7.3.2(1)

評価
スリーブ本体貫通部 X-18A～D のスリーブ本体については，既工認と同様の評価手法である設計・建設規格に示される必要最小板厚の式を用い許容圧力を求め，2 Pd を上回ることを確認する。
その際，部材に発生する応力強さの許容値は，今回の評価が設計基準を超えた限
界温度，圧力の評価であることを踏まえ，設計引張強さ（Ｓ ｕ 値）に対する割下げ
率をＰ ｍ （一次一般膜応力強さ）には 1.5 として評価を行う。
すなわち，部材に発生する応力Ｐ ｍ が 2/3Ｓ ｕ 値以下であれば，延性破壊に至らず，構造は健全で機能要求（放射性物質の閉じ込め機能）を確保できる。この許容値の考え方は，設計・建設規格において示される原子炉格納容器（クラスＭＣ容器）の供用状態Ｄに対する許容値と同じ考え方である（設計・建設規格 解説 PVB-3111 参照）。
Ｓ ｕ 値を算出する際の温度は，限界温度として設定した 200 ℃を用いる。
計算に使用する記号の定義
スリーブ本体の許容圧力の計算に使用する記号の定義について，以下に示す。
記号

単位

Ｐ

MPa

Ｓ

MPa

η

－

継手効率

ｔ

mm

板厚

ＤＯ

mm

スリーブの外径NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

R2

a.

b.

説明
圧力
許容引張応力（200 ℃における 2/3Ｓ ｕ 値を使用）

許容圧力の計算方法
スリーブ本体の許容圧力は，設計・建設規格の評価式を用いて計算する。
ｔ

ＰＤ Ｏ

2Ｓ η

0.8Ｐ

［設計・建設規格 PVE-3611］

設計・建設規格の評価式を圧力について解くと
Ｐ

2Ｓ ηｔ
ＤＯ

0.8ｔ

上式を用いて，スリーブ本体の許容圧力を計算する。

別添 1-7-4c.

許容圧力の計算結果
スリーブ本体の許容圧力の計算結果を以下に示す。

スリーブ（SGV480 相当）

許容圧力算定式：PVE-3611 を準用
Ｐ ＝ 2Ｓηｔ ／ （Ｄ Ｏ －0.8ｔ）
Ｓ

許容引張応力（MPa）

281（200 ℃における 2／3Ｓ ｕ 値を使用）η

継手効率（－）

1.0ｔ

板厚（mm）

ＤＯ

管台の外径（mm）

Ｐ

200 ℃における許容圧力＞

0.62 MPa（2 Pd）

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

R2

MPa

(2)

スリーブ取付部
スリーブ取付部の応力評価は，添付書類「Ⅴ-3-9-1-4-1
強度計算書」に記載する。

7.3.3

原子炉格納容器貫通部の評価結果
スリーブについては，200 ℃，2 Pd 環境下でも，放射性物質の閉じ込め機能を維持できる。

別添 1-7-5

表 7-2
評価対象
ボルト締め平板構造部

R2NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

7.4 配管貫通部（平板類）
7.4.1 評価方針
平板類のうち，平板，穴あき平板，フランジ，ボルト締め平板及びフルードヘッ
ドは，スリーブ又はセーフエンドに溶接固定されている。また，フランジ部はボルトにより固定されており，シール部にはシリコンゴムのガスケットを使用している。
平板類の設計時に考慮される機能喪失要因は，脆性破壊，疲労破壊及び延性破壊が考えられる。今回の評価条件である 200 ℃，2 Pd の条件を考慮した場合，脆性破壊が生じる温度域でないこと，繰り返し荷重が作用しないことから，脆性破壊及び疲労破壊は評価対象外とする。
したがって，平板類の機能喪失要因は，高温状態で内圧を受け，過度な塑性変形に伴う延性破壊が想定される。
また，シール部については，高温状態で内圧を受け，フランジ部が変形することによる開口及びシール材の高温劣化によるシール機能の低下が想定される。さらに，シール部の開口が進むとボルトに引張応力が作用し，ボルト破損に至ることが想定される。
このため，200 ℃，2 Pd での平板類の健全性確認について，表 7-2 に示す評価方
法により評価を実施する。シール部については，改良ＥＰＤＭ製シール材による評価を実施する。
平板類は，配管厚さと口径の比が最も小さくなる箇所が内圧による発生応力が大きくなるため，最大径の貫通部 X-28 を代表評価する。
平板類（X-28）の評価対象を図 7-3 に示す。平板類（X-28）は，機器搬入用ハッチに取り付けられている制御棒駆動機構搬出入用のハッチである。

フランジ

ボルト
シール部

フランジ，ガスケット

評価対象と評価方法
機能喪失要因評価方法

延性破壊

設計・建設規格の評価式を準用した評価（X-28 で代表評価）

延性破壊

ＪＩＳ Ｂ ８２６５を用いた評価（X-28 で代表評価）

延性破壊

ＪＩＳ Ｂ ８２６５を用いた評価（X-28 で代表評価）

一般式を用いた評価
開口，シール材
試験結果等を用いた評価
劣化（X-28 で代表評価）

別添 1-7-6

図 7-3

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

R2

7.4.2
(1)

平板類（X-28）の評価対象

評価
構造部（ボルト締め平板）
貫通部 X-28 のボルト締め平板について，既工認と同様の評価手法である設計・建設規格に示される必要最小板厚の式を用い許容圧力を求め，2 Pd を上回ることを確認する。
その際，部材に発生する応力強さの許容値は，今回の評価が設計基準を超えた限
界温度，圧力の評価であることを踏まえ，設計引張強さ(Ｓ ｕ 値)に対する割下げ率をＰ ｍ （一次一般膜応力強さ）には 1.5 として評価を行う。すなわち，部材に発生する応力Ｐ ｍ が 2/3Ｓ ｕ 値以下であれば，延性破壊に至らず，構造は健全で機能要求（放射性物質の閉じ込め機能）を確保できる。この許容値の考え方は，設計・建設
規格において示される原子炉格納容器（クラスＭＣ容器）の供用状態Ｄに対する許容値と同じ考え方である（設計・建設規格 解説 PVB-3111 参照）。
Ｓ ｕ 値を算出する際の温度は，限界温度として設定した 200 ℃を用いる。
a.

計算に使用する記号の定義
ボルト締め平板の許容圧力の計算に使用する記号の定義について，以下に示す。
記号

単位

説明

Ｐ

MPa

Ｓ

MPa

Ｋ

－

平板の取付方法による係数

ｔ

mm

板厚

ｄ

mm

平板の径または最小内のり

許容圧力
許容引張応力（200 ℃における 2/3Ｓ ｕ 値を使用）

別添 1-7-7b.

許容圧力の計算方法
ボルト締め平板の許容圧力は，設計・建設規格の評価式を用いて計算する。

ｔ

ｄ

ＫＰ

［設計・建設規格 PVE-3410］

Ｓ

設計・建設規格の評価式を圧力について解くと

Ｐ

Ｓ

ｔ

Ｋ

ｄ

上式を用いて，アダプタの許容圧力を計算する。
c.

計算結果
以下の示すとおり，ボルト締め平板の許容圧力は 2 Pd 以上である。

R2（SGV480 相当）

許容圧力算定式：PVE-3410 を準用

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

ボルト締め平板：Ｐ ＝ Ｓ／Ｋ×（ｔ／ｄ） 2
Ｓ

許容引張応力（MPa）（200 ℃における 2/3Ｓ ｕ 値を使用）

Ｋ

係数

ｔ

板厚（mm）ｄ

平板の径（mm）

Ｐ

200 ℃における許容圧力0.47

MPa[gage]

(2)

281

＞

0.62 MPa[gage]（2 Pd）

構造部（フランジ，ボルト）
貫通部 X-28 のフランジ部について，ＪＩＳ Ｂ ８２６５「圧力容器の構造－一般事項」を用いて，2 Pd におけるフランジの発生応力が許容応力を下回ること及びボルトの必要総有効断面積が，ボルトの総有効断面積を下回ることを確認する。
その際，部材に発生する応力強さの許容値は，今回の評価が設計基準を超えた限
界温度，圧力の評価であることを踏まえ，設計引張強さ（Ｓ ｕ 値）に対する割下げ
率をＰ ｍ （一次一般膜応力強さ）には 1.5 として評価を行う。すなわち，部材に発生する応力Ｐ ｍ が 2/3Ｓ ｕ 値以下であれば，延性破壊に至らず，構造は健全で機能要
求（放射性物質の閉じ込め機能）を確保できる。この許容値の考え方は，設計・建設規格において示される原子炉格納容器（クラスＭＣ容器）の供用状態Ｄに対する許容値と同じ考え方である（設計・建設規格 解説 PVB-3111 参照）。
Ｓ ｕ 値を算出する際の温度は，限界温度として設定した 200 ℃を用いる。

別添 1-7-8

a.

フランジ部の仕様及び評価条件
貫通部 X-28 のフランジ概要図を図 7-4，フランジ部の仕様及び評価条件を表 7-3
に示す。

R2

図 7-4

フランジ概要図（貫通部 X-28）

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

表 7-3

評価条件（貫通部 X-28）

項目

仕様及び値

評価圧力

0.62 MPa[gage]

評価温度

200 ℃

フランジ材質SGV480 相当

フランジ内径mm

フランジ板厚（最小厚さ）mm

ボルト呼び径
ボルト本数本

ボルトの評価結果を表 7-4，フランジの評価結果を表 7-5 に示す。
表 7-4

ボルト評価結果（貫通部 X-28）
単位：mm2

荷重

必要総有効断面積 Ａ ｍ

総有効断面積 Ａ ｂ

2 Pd

1.212×103

6.765×103

別添 1-7-9

表 7-5

フランジ応力評価結果（貫通部 X-28）
単位：MPa応力

記号

ハブの軸方向応力

X-28
発生応力

許容応力

σ

90

422

フランジの半径方向応力

σ

158

281

フランジの周方向応力

σ

31

281

124

281

61

281

組合せ応力

2
σ

σ

2

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

R2

組合せ応力

σ

σ

別添 1-7-10

(3)

シール部
a. 規格等を用いた評価（ボルト締め平板）
貫通部 X-28 のフランジ部について，文献の理論式を用いて 2 Pd における開口量を求め，許容開口量を下回ることを確認する。
シール材については，改良ＥＰＤＭ製シール材を使用することとする。
許容開口量の設定に使用する改良ＥＰＤＭ製シール材の圧縮永久ひずみ試験結果を表 7-6 に示す。
表 7-6

圧縮永久ひずみ試験 ＊1 結果（改良ＥＰＤＭ製）
試験温度

200 ℃

構造部放射線照射量

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

R2

注記

kGy

試験雰囲気

蒸気

試験時間

168 時間ひずみ率 ＊2％ ＊3＊1：ＪＩＳ Ｋ ６２６２に従い実施＊2 試料を圧縮し完全に回復した状態が 0 ％，全く回復しない状態が 100 ％
＊3
％の平均値

許容開口量はトップヘッドフランジの考え方と同様，168 時間のひずみ率と貫通部 X-28 のフランジ部の定格締付量mm を踏まえmm（＝定格締付量mm×（100 ％－％）／100 ％）とする。
図 7-5 に示すモデルを用いた開口量の評価結果を表 7-7 に示す。
2 Pd における開口量はmm であり，許容開口量
mm を下回る。

図 7-5

評価モデル

別添 1-7-11

フランジ部開口量評価結果（貫通部 X-28）

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

R2

表 7-7

注記

7.4.3

＊1：出典「ROARK’S FORMULAS FOR STRESS AND STRAIN EIGHTH EDITION」＊2：保守的に，はりの最大変位量をシール部の変位量とみなす

評価結果
平板類については，200 ℃，2 Pd 環境下でも，放射性物質の閉じ込め機能を維持できる。

別添 1-7-12

7.5 配管貫通部（セーフエンド）
7.5.1 評価方針
セーフエンドは，伸縮継手付貫通部に用いられる短管で，スリーブ及び伸縮継手
等に溶接固定されている。
セーフエンドの設計時に考慮される機能喪失要因は，脆性破壊，疲労破壊，座屈及び延性破壊が考えられる。今回の評価条件である 200 ℃，2 Pd の条件を考慮した場合，脆性破壊が生じる温度域でないこと，繰り返し荷重が作用しないこと，圧縮力がセーフエンドに生じないことから，脆性破壊，疲労破壊及び座屈は評価対象外とする。
したがって，セーフエンドの機能喪失要因は，高温状態で内圧を受け，過度な塑性変形に伴う延性破壊が想定される。
このため，200 ℃，2 Pd でのセーフエンドの健全性確認について，表 7-8 に示す
評価方法により評価を実施する。
セーフエンドは，配管厚さと口径の比が最も小さくなる箇所が内圧による発生応
力が大きくなるため，最大径の貫通部 X-18A～D を代表評価する。
セーフエンドの評価対象を図 7-6 に示す。
表 7-8

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

R2

評価対象

評価対象と評価方法

機能喪失要因構造部

延性破壊（セーフエンド）

図 7-6

規格方法
規格を用いた評価（X-18A～D で代表評価）

セーフエンドの評価対象

別添 1-7-13

7.5.2(1)

評価
構造部
a. 規格を用いた評価
貫通部 X-18A～D のセーフエンドについて，既工認と同様の評価手法である設計・建設規格に示される必要最小板厚の式を用い許容圧力を求め，2 Pd を上回ることを確認する。
その際，部材に発生する応力強さの許容値は，今回の評価が設計基準を超えた
限界圧力・限界温度の評価であることを踏まえ，設計引張強さ（Ｓ ｕ 値）に対す
る割下げ率をＰ ｍ（一次一般膜応力強さ）には 1.5 として評価を行う。すなわち，部材に発生する応力Ｐ ｍ が 2/3Ｓ ｕ 値以下であれば，延性破壊に至らず，構造は健全で機能要求（放射性物質の閉じ込め機能）を確保できると考える。この許容値の考え方は，設計・建設規格において示される原子炉格納容器（クラスＭＣ容器）の供用状態Ｄに対する許容値と同じ考え方である（設計・建設規格 解説 PVB-3111
参照）。
Ｓ ｕ 値を算出する際の温度は，限界温度として設定した 200 ℃を用いる。
評価結果を以下に示す。
貫通部 X-18A～D のセーフエンドは，2 Pd を上回る。

R2（SGV480 相当）

許容圧力算定式：PVE-3611 を準用

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

セーフエンド：Ｐ ＝ 2Ｓηｔ ／ （Ｄ Ｏ －0.8ｔ）
Ｓ

許容引張応力（MPa）（200 ℃における 2/3Ｓ ｕ 値を使用）η

継手効率（－）ｔ

板厚（mm）

ＤＯ

管台の外径（mm）

Ｐ

200 ℃における許容圧力

1.0MPa[gage]

7.5.3

281

＞

0.62 MPa[gage]（2 Pd）

評価結果
セーフエンドについては，200 ℃，2 Pd 環境下でも，放射性物質の閉じ込め機能を維持できる。

別添 1-7-14

配管貫通部（伸縮継手）
伸縮継手の評価は，添付書類「Ⅴ-3-9-1-4-2
計算書」に記載する。

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

R2

7.6

別添 1-7-15

原子炉格納容器貫通部ベローズの強度8. 電気配線貫通部
8.1 概要電気配線貫通部の 200 ℃，2 Pd 環境下における健全性を確認する。
電気配線貫通部は，高圧用と低圧用の構造上 2 種類に大別される。高圧用電気配線貫通部の構造図を図 8-1，低圧用電気配線貫通部の構造図を図 8-2 に示す。
高圧用電気配線貫通部は，モジュールがヘッダに溶接されており，モジュール内に封入されたＥＰゴム，スリーブ及びアダプタにより気密性を維持する構造となっている。
低圧用電気配線貫通部は，ヘッダとモジュール固定部のＯリング（ＥＰゴム），モジ
ュール内に封入されたエポキシ樹脂，スリーブ及びアダプタにより気密性を維持する構造となっている。

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

R2

上記を踏まえ，以下の構成で健全性を確認する。
8.2 項では，電気配線貫通部（アダプタ）の構造健全性を確認する。
8.3 項では，電気配線貫通部（ヘッダ）の構造健全性を確認する。
8.4 項では，電気配線貫通部（モジュール）のシール部の機能維持を確認する。
なお，スリーブについては，配管貫通部（スリーブ）の評価において評価している。

別添 1-8-1

R2

高圧用電気配線貫通部構造図

図 8-2

低圧用電気配線貫通部構造図

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

図 8-1

別添 1-8-2

8.2 電気配線貫通部（アダプタ）
8.2.1 評価方針
アダプタの設計時に考慮される機能喪失要因は，脆性破壊，疲労破壊，座屈及び
延性破壊が考えられる。今回の評価条件である 200 ℃，2 Pd の条件を考慮した場合，脆性破壊が生じる温度域でないこと，繰り返し荷重が作用しないこと，圧縮力がア
ダプタに生じないことから，脆性破壊及び疲労破壊及び座屈は評価対象外とする。
したがって，アダプタの機能喪失要因は，高温状態で内圧を受け，過度な塑性変形による延性破壊が想定される。このため，200 ℃，2 Pd でのアダプタの健全性評
価について，表 8-1 に示す評価方法により評価を実施する。
なお，電気配線貫通部は複数設置されているが，構造上は高圧用と低圧用の 2 種類であることから，それぞれについて評価を実施する。
表 8-1

評価対象と評価方法

機能喪失要因

構造部

延性破壊

評価方法
設計・建設規格の評価式を準用した評価

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

R2

評価対象

8.2.2

(1)

評価
アダプタについて，設計・建設規格に示される必要最小板厚の式を用い許容圧力を求め，2 Pd を上回ることを確認する。
その際，部材に発生する応力強さの許容値は，今回の評価が設計基準を超えた限
界温度，圧力の評価であることを踏まえ，設計引張強さ（Ｓ ｕ 値）に対する割下げ
率をＰ ｍ （一次一般膜応力強さ）には 1.5 として評価を行う。すなわち，部材に発生する応力Ｐ ｍ が 2/3Ｓ ｕ 値以下であれば，延性破壊に至らず，構造は健全で機能要
求（放射性物質の閉じ込め機能）を確保できる。この許容値の考え方は，設計・建設規格において示される原子炉格納容器（クラスＭＣ容器）の供用状態Ｄに対する許容値と同じ考え方である（設計・建設規格 解説 PVB-3111 参照）。
Ｓ ｕ 値を算出する際の温度は，限界温度として設定した 200 ℃を用いる。
計算に使用する記号の定義
アダプタの許容圧力の計算に使用する記号の定義について，以下に示す。
記号

単位

説明

Ｐ

MPa

Ｓ

MPa

η

－

継手効率

ｔ

mm

板厚

Ｄ０

mm

アダプタの外径圧力
許容引張応力（200 ℃における 2/3Ｓ ｕ 値を使用）

別添 1-8-3(2)許容圧力の計算方法
アダプタの許容圧力は，設計・建設規格の評価式を用いて計算する。
ｔ

ＰＤ Ｏ

2Ｓ η

［設計・建設規格 解説 PVE-3611］

0.8Ｐ

設計・建設規格の評価式を圧力について解くと
2Ｓ ηｔＰ
Ｄ Ｏ 0.8ｔ
上式を用いて，アダプタの許容圧力を計算する。
8.2.3

評価結果
以下に示すとおり，アダプタの 200 ℃における許容圧力は 2 Pd 以上である。これより，200 ℃，2 Pd の環境下で放射性物質の閉じ込め機能が確保されることを確
認した。
アダプタ：

（SF440A 相当）（低圧用）

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

R2：STS410（高圧用）
許容圧力計算式：PVE-3611 を準用
Ｐ ＝ 2Ｓηｔ ／ （Ｄ ｏ －0.8ｔ）
項
Ｓ目

許容引張応力（MPa）（200 ℃における 2/3Su 値を使用）η

継手効率（－）ｔ

板厚（mm）

Ｄｏ

アダプタ外径（mm）

Ｐ

200 ℃における許容圧力（MPa）

低圧用

高圧用

267

269

1.0

1.0

低圧用：

MPa[gage]＞

0.62 MPa[gage]（2 Pd）

高圧用：

MPa[gage]＞

0.62 MPa[gage]（2 Pd）

別添 1-8-4

8.3 電気配線貫通部（ヘッダ）
8.3.1 評価方針
ヘッダの設計時に考慮される機能喪失要因は，脆性破壊，疲労破壊及び延性破壊が考えられる。今回の評価条件である 200 ℃，2 Pd の条件を考慮した場合，脆性破壊が生じる温度域でないこと，繰り返し荷重が作用しないこと，脆性破壊及び疲労
破壊は評価対象外とする。
したがって，ヘッダの機能喪失要因は，高温状態で内圧を受け，過度な塑性変形による延性破壊が想定される。
このため，200 ℃，2 Pd でのヘッダの健全性評価について，表 8-2 に示す評価方
法により評価を実施する。
なお，電気配線貫通部は複数設置されているが，構造上は高圧用と低圧用の 2 種類であることから，それぞれについて評価を実施する。
表 8-2

評価対象と評価方法

機能喪失要因構造部

延性破壊

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

R2

評価対象

8.3.2

(1)

評価方法
設計・建設規格の評価式を準用した評価

評価
ヘッダについて，設計・建設規格に示される必要最小板厚の式を用い許容圧力を求め，2 Pd を上回ることを確認する。
その際，部材に発生する応力強さの許容値は，今回の評価が設計基準を超えた限
界温度，圧力の評価であることを踏まえ，設計引張強さ（Ｓ ｕ 値）に対する割下げ
率をＰ ｍ （一次一般膜応力強さ）には 1.5 として評価を行う。すなわち，部材に発生する応力Ｐ ｍ が 2/3Ｓ ｕ 値以下であれば，延性破壊に至らず，構造は健全で機能要
求（放射性物質の閉じ込め機能）を確保できると考える。この許容値の考え方は，
設計・建設規格において示される原子炉格納容器（クラスＭＣ容器）の供用状態Ｄに対する許容値と同じ考え方である。（設計・建設規格 解説 PVB-3111 参照）
Ｓ ｕ 値を算出する際の温度は，限界温度として設定した 200 ℃を用いる。
計算に使用する記号の定義
ヘッダの許容圧力の計算に使用する記号の定義について，以下に示す。
記号

単位

説明

Ｐ

MPa

Ｓ

MPa

Ｋ

－

平板の取付方法による係数

ｔ

mm

板厚

ｄ

mm

平板の径または最小内のり

圧力
許容引張応力（200 ℃における 2/3Su 値を使用）

別添 1-8-5(2)許容圧力の計算方法
ヘッダの許容圧力は，設計・建設規格の評価式を用いて計算する。
ｔ

ｄ

ＫＰ
Ｓ

［設計・建設規格 解説 PVE-3410］

設計・建設規格の評価式を圧力について解くと
Ｐ

Ｓ

ｔ

Ｋ

ｄ

上式を用いて，ヘッダの許容圧力を計算する。

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

R2

(3)

穴の補強計算東海第二発電所に設置されている電気配線貫通部のヘッダにはモジュール取付用の貫通穴があるため，既工事計画認可申請書の強度計算書と同様に穴の補強を評価する。
ここで、Ａ ０ ：補強に有効な面積
Ａ ｒ ：補強に必要な面積
ｄ ｐ ：ヘッダの穴の径
ｔ ｐｒ ：ヘッダの計算上必要な厚さ
ｔ ｐ ：ヘッダの厚さ
Ｙ：補強に有効な範囲
Ｆ：係数

図 8-3

穴部の形状及び寸法（単位：mm）

別添 1-8-6

8.3.3

評価結果
以下に示すとおり，ヘッダの 200 ℃における許容圧力は 2 Pd 以上である。これより，200 ℃，2 Pd の環境下で放射性物質の閉じ込め機能が確保されることを確認
した。
ヘッダ：

（SUSF304 相当）（低圧用）：SUS304（高圧用）
許容圧力計算式：PVE-3410 を準用
Ｐ ＝ Ｓ／Ｋ×（ｔ／ｄ） 2
項

低圧用

高圧用

251

268

0.33

0.33

許容引張応力（MPa）

Ｋ

平板の取付方法による係数ｔ

板厚（mm）

R2（200 ℃における 2/3Ｓ ｕ 値を使用）

ｄ

平板の径または最小内のり（mm）

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

Ｓ

目

Ｐ

200 ℃における許容圧力（MPa）
低圧用：

MPa[gage]＞

0.62 MPa[gage]（2 Pd）

高圧用：

MPa[gage]＞

0.62 MPa[gage]（2 Pd）

ヘッダの計算上必要な厚さ t0r は，設計建設規格 PVE-3410 より

ｔ ｐｒ

ｄ

ＫＰ

Ｓ
＝11.92 ㎜

Ｋ：0.33
Ｐ：0.62 MPa（＝2 Pd）
Ｓ：268 MPa（200 ℃における 2/3Su）

補強に必要な面積Ａ ｒ
×11.92×1.0＝
Ａ ｒ ＝ｄ ｐ ・ｔ ｐｒ ・Ｆ＝補強に有効な面積Ａ ０
Ａ ０ ＝（2Ｙ－ｄ ｐ ）（ｔ ｐ －ｔ ｐｒ ）
＝（2×
－
）×（
－
）
2
mm
よってＡ ０ ＞Ａ ｒ /2＝
mm2であり，穴の補強は十分である。

別添 1-8-7mm2

8.4 電気配線貫通部（モジュール）
8.4.1 評価方針
モジュールのシール材には，高圧用モジュールにはＥＰゴム，低圧用モジュールには，エポキシ樹脂及びＥＰゴムを使用しているため，高温劣化によるシール機能の低下が想定される。
なお，モジュールの接合部は，原子炉格納容器貫通部付け根から十分距離を確保
し，原子炉格納容器胴側の変形影響が減衰する位置に設けていることから，200 ℃，
2 Pd による格納容器胴側の不均一な変形に伴う影響は及ばない。
このため，200 ℃，2 Pd でのモジュールの健全性確認について，表 8-3 に示す評
価方法により評価を実施する。
表 8-3

評価対象と評価方法

機能喪失要因評価方法

シール部（モジュール）

シール材劣化

試験結果等を用いた評価

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

R2

評価対象

別添 1-8-8

評価
電気ペネ共研の試験結果を用いた評価
電気ペネ共研において，ＬＯＣＡ時の圧力，温度条件を超える条件下での，電気配線貫通部の知見を得るため，東海第二発電所を含む国内ＢＷＲ電力実機の電気配線貫通部の構造を反映した試験体を用い，電気配線貫通部モジュールの気密性能について検証を行っている。図 8-4 に電気ペネ共研の試験概要図を，表 8-4，図 8-5
及び図 8-6 に試験結果を示す。
試験結果より，高圧用モジュールのＥＰゴムシール部は 194 ℃／62 時間，低圧用モジュールの樹脂シール部は 137 ℃／62 時間の熱劣化に対して，漏えいがないことが確認できている。
なお，本試験においては，放射線による照射が行われていないが，電気ペネトレーションの二次シール部は格納容器本体から離れた位置に取り付けられ，スリーブ
周囲は遮へい壁で覆われていることから，温度と同様に格納容器内の積算線量に比べ小さいものと考える。
したがって，実機においてもシール部の耐性に対し有意な影響を及ぼさない範囲と考えられるため，シール部の劣化要因としては温度が主要なパラメータであると考える。

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

R2

8.4.2
(1)

図 8-4

電気ペネ共研の試験概要

表 8-4

電気ペネ共研の試験結果

試験条件

シール部温度（℃）／漏えい有無

種類
雰囲気

温度（℃）

高圧

乾熱

200（220）＊1

低圧

乾熱

200（220）＊1

注記

圧力（MPa）

放射線照射 時間（h）（0.61～0.79）＊1（0.60～0.81）
＊1

一次シール

二次シール

なし

62

194/漏えいなし

44/漏えいなしなし

62

137/漏えいなし

68/漏えいなし＊1：（）内は記録グラフからの読み取り値

別添 1-8-9

二次シール部：44℃

一次シール部：194℃

高圧用モジュール試験体

温度分布図

図 8-6

低圧用モジュール試験体

温度分布図

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

R2

図 8-5

(2)

過去の環境試験結果を用いた評価
過去の電気配線貫通部の環境試験では，電気配線貫通部（高圧用）及び電気配線
貫通部（低圧用）を対象として，冷却材喪失事故模擬試験が実施されており，健全性が確認されている。図 8-7 及び図 8-8 に試験装置の概要図，図 8-9 に冷却材喪失
事故模擬試験における二次シール部の温度測定結果を示す。
図 8-7 及び図 8-8 に示すとおり，試験においては電気ペネモジュールとカバーのみの構成であり，実機に比べ簡略的な構造である。そのため，実機に比べカバー外側からの入熱量が多く，結果として二次シール部の温度が実機に比べ高くなる傾向にあるものと考えられる。一方，電気ペネ共研における試験は電気ペネトレーションの接続箱内を加熱する構造であり，モジュール部への伝熱の観点からはより実機に即した構造であると言える。
したがって，格納容器内環境が 200 ℃となった場合の実際の温度は電気ペネ共研の温度（高圧用 44 ℃，低圧用 68 ℃）で得られた結果が実機に則したものあると考えていること及び本試験において原子炉格納容器内を模擬した電気ペネ共研の試験（二次シール部において高圧用 44 ℃，低圧用 68 ℃）よりも厳しい温度条件下で，13 日間のシール機能の健全性が確認された結果から，格納容器が 200 ℃の状況において格納容器閉じ込め機能が確保できると考える。

別添 1-8-10

冷却材喪失事故模擬試験の試験概要図（高圧用）

図 8-8

冷却材喪失事故模擬試験の試験概要図（低圧用）

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

R2

図 8-7

別添 1-8-11

図8-9

冷却材喪失事故模擬試験温度測定結果

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

R2

なお，図 8-9 で示した試験については，経年劣化を踏まえた冷却材喪失事故模擬試験であり，劣化を考慮して表 8-5 に示す試験を実施している。

表8-5

劣化を考慮した試験方法

No

試験項目

試験方法

1

サーマルサイクル試

ペネトレーションを冷熱装置内に設置し，60サイクルのサ験

ーマルサイクルを放射線照射試験の前後2回実施。1サイク
ルは

2

放射線照射試験

℃→

℃→

℃ を

時間で変化させている。

ペネトレーションが40年間の運転期間及び冷却材喪失事故時に受ける放射線を考慮し照射線量kGyとして試験を実

施。
3

熱劣化試験

加 熱 促 進 に よ り ， 40 年 間 に 相 当 す る 加 速 熱 劣 化 と し て℃， 日間を加える。

これらのことから，原子炉格納容器に使用されているシール材は，運転中の環境を考慮しても事故時に耐漏えい性能を確保されるものと考えられる。

別添 1-8-12

(3)ＮＵＰＥＣの試験結果を用いた評価
ＮＵＰＥＣ試験において，実機を模擬したモジュール試験体を使用して，高温時におけるシール部の漏えい確認試験が行われている。表 8-6 に試験結果，図 8-10に漏えい発生温度の圧力依存性を示す。
漏えい発生温度は，圧力が 0.4 MPa～1.0 MPa の範囲においては，圧力に依存せず，ほぼ一定となることが報告されている。
また，放射線照射の影響については，エポキシ樹脂に 800 kGy の放射線照射を行った場合においても，放射線照射を行わなかった場合に比べ，シート部からの漏え
い発生温度が著しく低くなることはなかった。
漏えい発生条件確認試験結果

種類

雰囲気

圧力（MPa）

放射線照射量（kGy）

漏えい発生温度（℃）

高圧用

蒸気

0.8

800

400 ℃まで漏えいなし

蒸気

0.4

800

284

蒸気

0.8

800

284～303

蒸気

0.8

なし

285

蒸気

1.0

なし

266

低圧用

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

R2

表 8-6

図 8-108.4.3

低圧モジュールの漏えい発生温度の圧力依存

評価結果
モジュールについては，200 ℃，2 Pd 環境下でも，放射性物質の閉じ込め機能を維持できる。

別添 1-8-13

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1R2

9. 原子炉格納容器隔離弁
9.1 概要原子炉格納容器隔離弁の 200 ℃，2 Pd 環境下における健全性を確認する弁の耐圧部は，弁箱，弁蓋，弁体等で構成しており，弁体，グランド部及び弁蓋部等には，シール材を使用している。原子炉格納容器隔離弁のうち，不活性ガス供給系バタフライ弁及びＴＩＰボール弁には，ゴム系又は樹脂系のシール材を使用しており，高温劣化による機能低下が想定される。
また，弁の耐圧部については，機能喪失要因として，脆性破壊，疲労破壊，座屈及び変形が考えられるが，200 ℃，2 Pd の環境下では，脆性破壊が生じる温度域ではないこと，
繰り返し荷重が作用しないこと，圧縮力が弁耐圧部に生じないことから，脆性破壊，疲労
破壊及び座屈は評価対象外と考えられる。
従って，原子炉格納容器隔離弁のうち，不活性ガス系バタフライ弁及びＴＩＰボール弁の耐圧部の機能喪失要因は，高温状態で内圧を受け，過度な変形（一次応力）が想定されるため，以下の構成で健全性を確認する。
9.2 項では，不活性ガス系バタフライ弁の機能維持を確認する。
9.3 項では，ＴＩＰボール弁の機能維持を確認する。
上記以外の原子炉格納容器隔離弁については，以下の理由により 200 ℃，2 Pd の環境下で健全性を有している。
・弁箱の圧力クラスは各配管ラインの設計圧力に応じて適切なものが選定されており（圧力クラス：1.03 MPa 以上），耐圧上問題とならない。
・グランドシール部及び弁蓋シール部には，黒鉛製のパッキン，ガスケットを有しており，耐熱性上問題とならない。
・弁シート部は金属製又は黒鉛製である。

別添 1-9-1

9.2 原子炉格納容器隔離弁（不活性ガス系バタフライ弁）
9.2.1 評価方針
不活性ガス系バタフライ弁は，弁シート部にＥＰゴムを使用しているため，シール材の高温劣化によるシール機能の低下が考えられる。また，弁耐圧部は，高温状態で内圧を受け，延性破壊が想定される。このため，200 ℃，2 Pd での不活性ガス系バタ
フライ弁の健全性について，表 9-1 に示す評価方法により確認する。なお，弁シート部のシール材については，改良ＥＰＤＭ製シール材による評価を実施する。
不活性ガス系バタフライ弁の評価対象を図 9-1 に示す。
表 9-1

評価対象と評価方法

機能喪失要因

弁シート部

シール材劣化耐圧部（弁箱）延性破壊

評価方法
試験結果等を用いた評価
設計・建設規格（弁の圧力温度基準）の準用による評価

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

R2

評価対象

図 9-1

不活性ガス系バタフライ弁評価対象

別添 1-9-2

9.2.2(1)

評価
隔離機能
隔離機能は，弁シート材の耐環境性が支配的であるため，200 ℃，2 Pd の環境下での弁シート部への影響を 600 A のバタフライ弁供試体による蒸気加熱漏えい試験により確認する。試験条件を表 9-2 に示す。
表 9-2

蒸気加熱漏えい試験条件

試験圧力0.853 MPa

試験温度

200 ℃

試験時間

168 時間積算放射線量(2)

弁耐圧部の構造健全性
設計・建設規格 別表 1-1 に示す弁の許容圧力が，200 ℃，2 Pd の環境条件を上回ることを確認する。

9.2.3
(1)

評価結果
隔離機能
蒸気加熱漏えい試験を実施した結果，200 ℃，2 Pd 環境下において，弁シート部からの漏えいはなく，弁シート部の隔離機能が維持することを確認した。

(2)

弁耐圧部の構造健全性
当該弁の圧力クラスは 1.03 MPa（150 LB）であり，弁耐圧部の 200 ℃における許容圧力 1.40 MPa[gage]は，2 Pd（0.62 MPa[gage]）を上回る。これにより，弁耐圧部については，200 ℃，2 Pd 環境下において健全性が維持されることを確認した。
圧力クラス 1.03 MPa の弁の温度－許容圧力を図 9-2 に示す。

R2
NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

kGy

図 9-2

不活性ガス系バタフライ弁の温度－許容圧力以上のことから，不活性ガス系バタフライ弁について，200 ℃，2 Pd の環境下での健全性を有すると考える。

別添 1-9-3

9.3 原子炉格納容器隔離弁（ＴＩＰボール弁）
9.3.1 評価方針
ＴＩＰボール弁は，弁シート部，グランドシール部にフッ素樹脂，弁蓋シール部にはフッ素ゴムを使用しているため，シール材の高温劣化によるシール機能の低下が考えられる。また，弁耐圧部は，高温状態で内圧を受け，延性破壊が想定される。このため，200 ℃，2 Pd でのＴＩＰボール弁の健全性について，表 9-3 に示す評価方法により確認する。なお，弁シート部，グランドシール部及び弁蓋シール部のシール材については，改良ＥＰＤＭ製シール材による評価を実施する。
ＴＩＰボール弁の評価対象を図 9-3 に示す。
表 9-3

評価対象と評価方法

機能喪失要因シール材

シール材劣化耐圧部（弁箱）延性破壊

評価方法
試験結果等を用いた評価
設計・建設規格（弁の圧力温度基準）の準用による評価

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

R2

評価対象

図 9-3

ＴＩＰボール弁評価対象

別添 1-9-4

評価
隔離機能
隔離機能は，シール材の耐環境性が支配的であるため，200 ℃，2 Pd 環境下における圧縮永久ひずみ試験及び不活性系バタフライ弁の蒸気加熱漏えい試験の結果から，シール材の環境耐性を確認する。

(2)

弁耐圧部の構造健全性
設計・建設規格 別表 1-1 に示す弁の許容圧力が，200 ℃，2 Pd の環境条件を上回ることを確認する。

9.3.3
(1)

評価結果
隔離機能
ボール弁の構造上，圧力負荷により隔離機能を有するシート部が離れる方向に変形することは考えにくいため，要求される環境下においてシール材に適用する材質の劣化が無い限り，シール性に影響を及ぼすことはない。したがって，隔離機能の評価は，シール材の環境耐性があることをもって評価する。
弁シート部，グランドシール部及び弁蓋シール部に使用する改良ＥＰＤＭ製シール
材については，表 9-4 に示す圧縮永久ひずみ試験結果から，200 ℃，2 Pd 環境下における環境耐性を有している。また，不活性ガス系バタフライ弁の蒸気加熱漏えい試験の結果において，同材質の弁シートからの漏えいが無いことを確認している。

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

R2

9.3.2
(1)

表 9-4

圧縮永久ひずみ試験 ＊1 結果（改良ＥＰＤＭ製）
試験温度

200 ℃

構造部放射線照射量

注記

kGy

試験雰囲気

蒸気

試験時間

168 時間ひずみ率 ＊2％ ＊3＊1：ＪＩＳ Ｋ ６２６２に従い実施＊2：試料を圧縮し完全に回復した状態が 0 ％，全く回復しない状態が 100 ％
＊3：
％の平均値

別添 1-9-5

弁耐圧部の構造健全性
当該弁の圧力クラスは 1.03 MPa（150 LB）であり，弁耐圧部の 200 ℃における許容圧力 1.32 MPa[gage]は 2 Pd（0.62 MPa[gage]）を上回る。これにより，弁耐圧部については，200 ℃，2 Pd 環境下において健全性が維持されることを確認した。
圧力クラス 1.03 MPa の弁の温度－許容圧力を図 9-4 に示す。

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1

R2

(2)

図 9-4

ＴＩＰボール弁の温度－許容圧力以上のことから，ＴＩＰボール弁について，200 ℃，2 Pd の環境下での健全性を有すると考える。

別添 1-9-6

添付 9-1
原子炉格納容器隔離弁の抽出について
原子炉格納容器隔離弁について，原子炉格納容器限界温度，圧力（200 ℃，2 Pd）での健全性を確認するため，図 9-1(1)のフローに従い対象弁を抽出した。

原子炉格納容器隔離弁

Yes

NT2
R2E
NT2 補②
補② Ⅴ-1-8-1-別添
Ⅴ-1-8-1-別添 11 R2

設計温度・圧力が200 ℃，2 Pd 以上

No

シール部（弁シート，グランド等）の材料が使用環境への耐性を有している（例）
ゴム又は樹脂系の材料

Yes（例）
金属又は黒鉛系の材料

No

シール部の健全性評価を実施

SA 環境で使用可能（評価対象弁）・不活性ガス系バタフライ弁
・ＴＩＰボール弁

図 9-1(1)

原子炉格納容器隔離弁の評価対象抽出フロー

別添 1-9-7

別紙 1

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1-別紙 1 R2E

原子炉格納容器 限界温度・圧力に対する経年劣化の影響について
1.

はじめに
原子炉格納容器の限界温度・圧力に関する評価における評価対象部位について，放射性物
質の閉じ込め機能が，経年劣化により低下していないことを確認し，今回の限界温度・圧力に関する評価結果に影響しないことを確認する。なお，考慮する経年劣化事象については，
東海第二発電所において実施した高経年化技術評価を参考に検討する。

2.

原子炉格納容器本体
原子炉格納容器本体については，経年劣化事象として腐食が考えられるが，原子炉格納容器本体は，鋼板表面に防食塗装を施すとともに，保全計画に基づく外観点検において表面の腐食，塗膜等の異常があれば，補修塗装を実施するとともに適切な肉厚管理を実施している。
また，保全計画に基づき，計画的に肉厚測定を実施していることから，有意な劣化はないと考えられる。なお，原子炉格納容器本体に対して，一般社団法人 日本電気協会 電気技術規程「原子炉格納容器の漏えい率試験規程（ＪＥＡＣ４２０３）」（以下，「ＪＥＡＣ４２０
３」という。）に基づく，全体漏えい率試験（1 回/1 定検）を実施し，放射性物質の閉じ込
め機能の健全性を継続的に確認している。

3.

原子炉格納容器本体以外
原子炉格納容器本体以外の評価部位について，考慮する経年劣化事象は以下のとおり。
・ステンレス鋼配管については，塩分付着による外面の応力腐食割れが考えられるが，社内規則に基づき計画的な塩化物付着量測定を実施し，基準を満足しない場合は，純水拭きを実施することにより，塩化物付着量を応力腐食割れ発生のしきい値未満に管理していることから，有意な劣化はないと考えられる。
・炭素鋼配管については，流れ加速型腐食による減肉が考えられるが，社内規則に基づき計画的な肉厚測定を実施し，基準を満足しない場合は，計画的に取替えを行うなど，適切な管理を行っている。
・原子炉格納容器隔離弁については，保全計画に基づく，計画的な分解点検，目視・表面検査を実施していることから，有意な劣化はないと考えられる。
・電気配線貫通部については，経年劣化事象として樹脂等の劣化が考えられる。これらの部位の経年劣化については，長期健全性試験により，健全性を確認している。
・機器搬入用ハッチ等に使用しているガスケット等については，保全計画に基づく定期的な取替を実施していることから，経年劣化事象とはならない。
・ＪＥＡＣ４２０３に基づく，全体漏えい率検査（1 回/1 定検）を実施し，放射性物質の閉じ込め機能の健全性を継続的に確認している。
以上のことから，経年劣化による原子炉格納容器の限界温度・圧力への影響はないと考える。

別紙 1-1

別紙 2

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1-別紙 2 R2原子炉格納容器 評価温度・圧力負荷後の耐震性の影響について
1.

検討方針
原子炉格納容器バウンダリ構成部の評価対象の各部位に対し，評価温度・圧力（200 ℃，
2 Pd）負荷時に部材が弾性域または塑性域のいずれにあるか，また，除荷後に残留ひずみが生じるかを確認するとともに，除荷後の残留ひずみの挙動により，耐震性への影響を評
価する。

2.

検討結果
残留ひずみの有無及び耐震性への影響有無については，一次応力のみ考慮する部位と一次＋二次応力を考慮する部位に分けて次のとおり判断する。
評価温度・圧力負荷時に周囲の部材の変形の影響を受けず二次応力を考慮する必要がな
い場合は，一次応力がSyを超えるか否かで残留ひずみの有無を確認する。この場合，一次応力がSy以下の場合は，除荷後に残留ひずみは生じない（図1，0→a→0）。Syを超える場
合は，除荷後に残留ひずみが生じる（図1，0→a→b→c）。一次応力は与えられた荷重に対して決定する応力であるため，同じ荷重が作用した場合の発生応力は除荷後も同等であり，
評価温度・圧力負荷前と同じ弾性的挙動を示す（図1，c→b）。また，設計・建設規格の許容値は荷重を変形前の断面積で割った公称応力を基に設定されているため（図2），設計・建設規格の許容値内であれば発生応力を算出する際に変形前の断面積を用いることに問題ない。
なお，材料に予めひずみが作用した場合について，作用した予ひずみ（～約19 ％）だけ
応力－ひずみ曲線をシフトしたものと，予ひずみが作用しない材料の応力－ひずみ曲線がほぼ一致するという知見 ＊ が得られており，十分小さな残留ひずみであれば発生応力に与える影響はないと言える。
地震（許容応力状態Ⅳ Ａ Ｓ）の一次応力の許容応力は，供用状態Ｄの許容応力の制限内で同等であり，さらに評価温度・圧力負荷前と同様の挙動を示すことから，耐震性に影響はないと判断できる。

注記＊：一般社団法人 日本溶接協会「建築鉄骨の地震被害と鋼材セミナー（第12回溶接
構造用鋼材に関する研究成果発表会）」 ＪＷＥＳ－ＩＳ－９７０１，（1997）

図1

降伏点を越える場合のひずみ履歴イメージ（一次応力）

別紙 2-1

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1-別紙 2 R2

図2公称応力と真応力について

次に，評価温度・圧力負荷時に周囲の部材の変形の影響を受けるため，局部的に発生する二次応力を考慮する必要がある場合は，構造不連続部に発生する二次応力も考慮して，一次＋二次応力で残留ひずみの有無を確認する。一次＋二次応力がSyを超えると塑性域に入るが（図3（設計・建設規格 解説PVB-3112），0→A→B），2Sy以下の場合は除荷時にひずみが減少し，除荷後に残留ひずみは生じない（図3（設計・建設規格 解説PVB-3112），B→C）。また，その後の挙動は図3のB-C上の弾性的挙動を示し，これは評価温度・圧力負荷前と同じである。
一次＋二次応力が2Syを超える場合は，残留ひずみ有と判断する（図3（応力S1 が2Sy超の場合））。しかし，十分小さな残留ひずみであれば，上述の通り，発生応力に与える影響はないと言える。
地震（許容応力状態Ⅳ Ａ Ｓ）の一次＋二次応力の許容応力は，今回の一次＋二次応力の許容応力と同等であることから，地震による外力が加わったとしても一次＋二次応力の許容
応力の制限内であり，さらに評価温度・圧力負荷前と同様の挙動を示すことから，耐震性に影響はないと判断できる。
なお，一次応力がSyを超える部位については，残留ひずみ有と判断する。このとき，上述のとおり，十分小さな残留ひずみであれば発生応力に与える影響はないといえる。

（応力S1 が2Sy 以下の場合） （応力S1 が2Sy 超の場合）
図3

降伏点を越える場合のひずみ履歴イメージ（一次＋二次応力）

別紙 2-2

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1-別紙 2 R2

除荷後に残留ひずみが生じるかを確認するとともに，除荷後の挙動により，耐震性への影響を評価するため，一次応力がSy以下かまたは一次＋二次応力が2Sy以下かを確認した。
原子炉格納容器本体（基部）については，一次＋二次応力がSyを超えるため除荷後に残留ひずみが生じるが，供用状態Ｄの制限内であり，除荷後は弾性的挙動を示すため，耐震性への影響はない。
機器搬入口用ハッチ（円筒胴），サプレッション・チェンバアクセスハッチ（円筒胴），
配管貫通部（平板類，セーフエンド），電気配線貫通部及び原子炉格納容器隔離弁については，一次応力がSyを超えないと考えられ，残留ひずみは生じない。
以上より，一次応力は供用状態Ｄの制限内であり，一次＋二次応力は2Sy以下であることを確認した。
トップヘッドフランジ，所員用エアロック（隔壁部），配管貫通部（接続配管，スリー
ブ取付部）及び伸縮継手については，表1に示す添付書類による。
したがって，耐震評価にて考慮する許容応力に対応する地震が生じた場合，地震による外力が 加わった とし て も今回 の評 価で 考慮 し た許容 応力 の制 限内 であり， さら に評 価温度・圧力負荷前と同様の挙動を示すことから，耐震性への影響はないと考える。

別紙 2-3

各部位の評価温度・圧力負荷時の状況
評価値 ＊1

評価部位

評価点

分類

原子炉格納容器
本体

基部

一次+二次

トップヘッドフランジ

同左

添付書類「Ⅴ-3-9-1-1
計算書」に記載

機器搬入用
ハッチ

円筒胴

ｻﾌﾟﾚｯｼｮﾝ・ﾁｪﾝ
ﾊﾞｱｸｾｽﾊｯﾁ

同左

所員用
エアロック

隔壁部

接続配管
配管貫通部

スリーブ
平板類

ｾｰﾌｴﾝﾄﾞ
伸縮継手
電気配線貫通部

NT2
1-別紙 22 R2
R2E
NT2補②
補② Ⅴ-1-8-1-別添
Ⅴ-1-8-1-別添 1-別紙

表1

アダプタ

残留ひずみ
有無

452 MPa（2Sy）有（1 ％未満）原子炉格納容器本体の強度

MPa
一次（Syでの限無界圧力）
MPa0.62 MPa
一次（Syでの限無（2 Pd）
界圧力）
添付書類「Ⅴ-3-9-1-3 エアロックの強度計算書」に記載
0.62 MPa（2 Pd）

同左
添付書類「Ⅴ-3-5-3-1 残留熱除去系の強度計算
（貫通部付
書」に記載
近）
スリーブ取 添付書類「Ⅴ-3-9-1-4-1 原子炉格納容器貫通部の強度計算書」に記載
付部
MPa0.62 MPa
同左
一次（Syでの限無（2 Pd）
界圧力）MPa0.62 MPa
同左
一次（Syでの限無（2 Pd）
界圧力）
添付資料「Ⅴ-3-9-1-4-2 原子炉格納容器貫通部ベ同左
ローズの強度計算書」に記載
同左

一次

0.62 MPa（2 Pd）

MPa（Syでの限界圧力）

無MPa（Syでの限界圧力）

無1.03 MPa（ﾚｰﾃｨﾝｸﾞ
設計圧）

無

ヘッダ

同左

一次

0.62 MPa（2 Pd）

原子炉格納容器
隔離弁

弁箱

一次

0.62 MPa（2 Pd）

注記

判定値＊1：判定値を超える場合，残留ひずみ有となる。

別紙 2-4

備考別紙 3
原子炉格納容器貫通部の核分裂生成物沈着による影響について

炉心溶融時の原子炉格納容器の各貫通部において，よう素等の核分裂生成物（以下，「ＦＰ」という。）が沈着して発熱することにより，温度上昇することが考えられる。このときの温度上昇を評価し，原子炉格納容器評価温度以下となることを確認する。

1.

原子炉格納容器貫通部のＦＰ沈着による温度評価
炉心溶融時の原子炉格納容器内のＦＰの沈着による温度上昇について，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のうち雰囲気圧力・温度による静的負荷（格
納容器過圧・過温破損）を想定した条件にて，原子炉格納容器のリークパスへＦＰが飛散し，NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1-別紙 3 R2

リークパス内がＦＰで満たされ，目詰まりしたと保守的に仮定し，ＦＥＭ解析により温度分
布を確認した。
評価結果としては，原子炉格納容器の貫通部リークパス箇所の最高温度は約 175 ℃となり，原子炉格納容器評価温度である 200 ℃を下回ることから原子炉格納容器評価温度に影響ないことを確認した。

注：原子炉格納容器内のＦＰの挙動としては，「シビアアクシデント時格納容器内多次元熱流動及びＦＰ挙動解析（原子力安全基盤機構（ＪＮＥＳ））」において，ＦＰが飛散してもその多くは重力沈降により原子炉格納容器内の床や壁表面にとどまり原子炉格納容器自由空間に飛散しないという知見が得られているが，リークパスへＦＰが飛散し導かれたと仮定する。リークパスへのＦＰの捕集量についての知見はないことから保守的にＦＰが満たされた状態と仮定する。（ＦＰが満たされた状態は，漏えい量はゼロとなるが温度評価のため保守的に仮定する。）○原子炉格納容器貫通部のＦＰ沈着による温度評価
炉心溶融時の原子炉格納容器内のＦＰが貫通部のリークパスに付着した場合の温度上昇について，下記条件にて評価する。
a.

雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）を想定する。

b.

重大事故等時における原子炉格納容器内のＦＰの飛散については「シビアアクシデ
ント時格納容器内多次元熱流動及びＦＰ挙動解析（ＪＮＥＳ）」において，ＦＰのほとんどが重力沈降により原子炉格納容器内の床や壁表面に付着し原子炉格納容器自由空間に飛散しないという知見が得られているが，ＦＰが飛散し貫通部リークパスへ到達したと仮定する。

c.

貫通部の仮定するリークパスは，原子炉格納容器の漏えい試験結果をもとに約 1 mm 2
別紙 3-1

のリークパスと仮定。
d.

ＦＰが飛散し貫通部リークパスにおけるＦＰの捕集量については，知見がないことから保守的にリークパスにＦＰが満たされた状態を仮定する。（リークパスへＦＰが満たされた状態では，漏えい率は 0 ％/day となるが温度評価のため保守的に仮定する。）

e.

原子炉格納容器貫通部リークパスに沈着したＦＰの発熱量は，ＮＵＲＥＧ-１４６５の炉心内のＦＰ量に対する原子炉格納容器内への放出割合を核種ごとの発熱量に乗じて
算出する。

f.

ＦＰの発熱量は，時間経過により低下するが，本評価では保守的に沈着後の時間経過による発熱量の低下は考慮しない。
よう素については事象進展により化学組成が変動することが考えられるが寄与割合の大きなセシウムについて密度の高いＣｓＩ（よう化セシウム）の密度を想定し，ＦＰ質NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1-別紙 3 R2

量の保守性を考慮し算出する。

上記条件による評価結果として，原子炉格納容器内壁面温度が雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）時の最大値である約 157 ℃となる時，ＦＰによる温度上昇は，約 18 ℃であり原子炉格納容器の貫通部表面温度は，約 175 ℃となり原子炉格納容器評価温度（200 ℃）を下回り原子炉格納容器評価温度に影響のないことを確認した。

別紙 3-2

原子炉格納容器

貫通部リークパスへ
ＦＰが沈着

SA 時のＦＰは，原子炉格納 容器内の床及び壁に ほとんどが付着する が，飛散すると仮定

炉心内蓄積量のうち NUREG-1465の PCV 放出割合及びリークパスの体積を考慮した割合を核種ごとの発熱量に乗じて評価

ＦＰ

PCV
鋼材
1 mm 2
PCV 外

PCV 内

・リークパスの想定される箇所
機器搬入用ハッチ，
サプレッション・チ
ェンバアクセスハッ
チ，所員用エアロック，配管貫通部等

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1-別紙 3 R2mm

mm

ＦＰによる発熱
原子炉格納容器内面

PCV 内温度：約 161 ℃（PCV 壁面温度最大時の雰囲気温度）

PCV 外温度：約 157 ℃（PCV 壁面温度（有効性評価最大値）と同じ）

最高温度：約 175 ℃

ＦＰによる発熱
リークパス
解析結果（温度コンタ図）

図1

ＦＰ沈着による温度上昇評価イメージ

別紙 3-3

参考 1○ＦＰ沈着による温度評価における保守性について・リークパスを 1 箇所と仮定。
原子炉格納容器のリークパスは，数箇所の可能性もあるが評価においては 1 箇所に集中してＦＰが捕集されたと仮定した。

・リークパスに捕集されるＦＰの量をリークパスにＦＰが満たされた状態を仮定。
ＦＰの捕集量については，原子炉格納容器信頼性実証事業放射性物質捕集特性試験（ＮＵＰＥＣ）の結果よりＦＰが配管に目詰まりする事象が確認されており，目詰まりはリー
クパス入口部で生じていることも確認されているが，捕集量に関しての知見は得られていNT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1-別紙 3 R2ないことからリークパスにＦＰが満たされた状態を仮定した。

・リークパスに捕集されるＦＰの質量を発熱量の寄与割合が高いものの内，密度の高い核種として算出。
発熱の寄与割合が高い核種は，ＣｓＩ（よう化セシウム）であることから，ＦＰの密度
は，ＣｓＩの約 4.5 g/cm 3 を用いてＦＰの質量を求める。

・ＦＰの発熱量は，発熱量が最大である事故直後の熱量，原子炉格納容器内温度は最大となる時点の温度にて評価
ＦＰの発熱量は，時間の経過とともに低下するが，評価においてはＮＵＲＥＧ－１４６
５のＦＰの核種の放出割合をもとに，ＦＰの発熱量が最大となる事故直後（プラント停止直後）の発熱量より求められた約 6.59×10 3 kW とし，原子炉格納容器壁面温度は最高となる約 3 時間後の 157 ℃を使用し評価した。（3 時間後は，約 3.79×10 3 kW（事故直後の約 0.6 倍）。）別紙 3-4

参考 2○ＦＰ発熱の核種の寄与割合について

ＦＰの発熱の核種での寄与割合を表 1 に整理する。
よう素の寄与割合が約 85.5 ％と高く，その他核種の発熱の寄与割合は約 14.5 ％であり
熱量への寄与割合は低い。

NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1-別紙 3 R2

表1

核種グループごとの熱量の寄与割合

核種グループ

熱量寄与割合よう素

約 85.5 ％セシウム類

約 2.3 ％

アンチモン

約 1.5 ％

テルル

約 2.5 ％

ストロンチウム

約 4.2 ％

バリウム

約 2.5 ％

ルテニウム類

約 0.1 ％

セリウム類

約 0.4 ％

ランタン類

約 0.9 ％

合

100 ％

計

別紙 3-5

参考 3○原子炉格納容器の漏えい試験結果をもとに算出した約 1 mm 2 のリークパスの算出方法について今回の評価における原子炉格納容器のリークパスは，「原子炉格納容器信頼性実証事業
放射性物質捕集特性試験（ＮＵＰＥＣ）」及び「流体力学 実教出版株式会社 第 21 版」を参考とした下記評価方法により算出した。

m・ R・ T

Ae＝NT2 補② Ⅴ-1-8-1-別添 1-別紙 3 R2

2・γ
P ・
γ 1

P
P

γ

ここで， m：質量流量

P
P

γ
γ

Ae：漏えい等価面積

P ：1 次側圧力P ：2 次側圧力

γ：比熱比

T ：1 次側温度

R：ガス定数

上記式中の 1 次側及び 2 次側のパラメータは，それぞれ原子炉格納容器内外の値を使用。
原子炉格納容器内のパラメータは，原子炉格納容器漏えい試験の圧力，温度，原子炉格納容
器外の圧力は大気圧として評価。
質量流量（m）は原子炉格納容器内の密度×体積×漏えい率より算出。

別紙 3-6

参考 4○原子炉格納容器のリークパスに満たされた核種の割合について

今回の評価における原子炉格納容器のリークパスに満たされた核種は，ＮＵＲＥＧ-１４６５の炉心内のＦＰ量に対する原子炉格納容器内への放出割合を使用しリークパスにおける発熱量を評価する。

NT2
1-別紙3 3 R2R2E
NT2 補②
補② Ⅴ-1-8-1-別添
Ⅴ-1-8-1-別添 1-別紙

表2

ＮＵＲＥＧ-１４６５の原子炉格納容器内放出割合

出典：NUREG-1465「Accident Source Terms for Light-Water Nuclear Power Plants」

リークパスの体積は，リークパス面積 1 mm 2 と鋼板厚さ

mm より

cm 3 であるため，原子炉格納容器内に放出されたＦＰのうち支配的なＣｓＩ（よう化セシウム）の密度を想定し，リークパスに詰まるＦＰの量は約g となる。

また，この量は原子炉格納容器内に放出されたＦＰのうち約 1.65×10 -4 ％が詰まっている想定となる。この割合とＮＵＲＥＧ-１４６５の放出割合を基にリークパスでの発熱量を算出する。

別紙 3-7

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

別添 2

コリウムシールド及びペデスタル排水系の設計

目

次

1.

ペデスタル（ドライウェル部）に係る設備対策の概要について

別添 2－1

2.

コリウムシールドの設計について

別添 2－5

3.

ペデスタル（ドライウェル部）水位管理に係る対策設備の設計について

別添 2－124.

ペデスタル（ドライウェル部）内の水位管理方法について

別添 2－235.

溶融炉心の排水流路内での凝固停止評価について

別添 2－32

6.

原子炉圧力容器破損時の溶融炉心の冠水評価について

別添 2－457.

コリウムシールドを考慮した溶融炉心・コンクリート相互作用による侵食量評価について

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0
R1

別添 2－488.

溶融炉心による熱影響評価について

別添 2－71

9.

ペデスタル排水系の排水機能評価について

別添 2－97

10. コリウムシールドの施工性について

別添 2－112

11. コリウムシールドの選択的侵食について

別添 2－124

1.

ペデス タル（ド ラ イウェル部 ）に係る 設 備対策の概 要につい て
東海第 二発電所 に おける，溶融燃 料－冷 却材相互作 用（ 以下「 ＦＣＩ」という。）及 び
溶融炉心・コン クリー ト相互作用（以 下「Ｍ ＣＣＩ」という。）の 影響抑制を考 慮したペデスタル（ドライウ ェ ル部）（以下 「ペデ スタ ル」という。）に係 る設 備対策の概 要を以下に示す。

東海第 二発電所 の ペデスタル の概要図 を 図 1-1 及び 図 1-2 に 示 す。
ペデス タル内の 底 面及び側面 には ，原子 炉圧力容器（以 下「Ｒ ＰＶ」と いう。）が破 損
し溶融炉心（以下「 デブ リ」という。）が落下 し た際のペデ スタル構 造健全性確保 のため，
Ｚ ｒ Ｏ ２ 製の コ リ ウ ム シ ー ル ド を 設 置 す る 。 コ リ ウ ム シ ー ル ド 内 は 格納 容 器 床 ド レ ン サンプとして用いるた め に，コリウ ムシール ド 表面にＳＵ Ｓ製のラ イナを敷設し 通常運転
中の水密性を確保す る とともに， その内側 に 格納容器機 器ドレン サンプを設置 する。

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0
R1

ドライ ウェルに て 生じる床ド レン及び 機 器ドレンと ，格納容 器 機器ドレン サンプを冷却するための原子炉 補 機冷却系の 冷却水は ， 図 1-1 及び 図 1-2 のようにペデス タル側壁の貫通孔を通る配管 に より各ドレ ンサンプ へ 導かれる。 これらの 配管には，事 故時にペデスタル内への流入 水 を制限する ため，ペ デ スタル側壁 の外側に 制限弁を設け る。
格納容 器床ドレ ン サンプ内に 流入した 水 は，1 m に 立ち上 げた 格納容器床 ドレンサン
プの導入管（スワン ネ ック）から 流出させ ， スリット及 び配管を 通じて原子炉 建屋原子炉棟床ドレンサンプ 設 備へ排水す る。また ， 格納容器機 器ドレン サンプにも導 入管を設け，事故発生後にペ デ スタル内の 水位が 1.2 m を超えた 場合には ，格納容器床 ドレンサ
ンプの導入管と併せ て 排水が可能 な設計と す る。それぞ れの導入 管の周囲には ，ペデス
タル内での落下物や 異 物による悪 影響を防 止 するための 導入管カ バーを設置す る。
それぞ れの排水 配 管の下流に は格納容 器 外側隔離弁 が設置さ れ ており，こ れらの弁は
事故発生時に自動閉 止 する。これ に対して ， 各排水配管 を分岐さ せベント管へ 接続する
ことで，事故発生後 に おいてペデ スタルか ら サプレッシ ョン・チ ェンバへ排水 する経路を設けるとともに， 排 水完了後に ペデスタ ル からの冷却 水の流出 を防止するた めの排水弁を設ける。さらに ， ＲＰＶが破 損しデブ リ がスリット 内へ流入 した際に，下 流側の配管内で圧力上昇が生 じ る可能性を 考慮し， 安 全弁を設け る。
ＲＰＶ が破損し デ ブリがペデ スタル内 に 落下した場 合には， 格 納容器下部 注水配管から注水を行うことで デ ブリを継続 的に冷却 す る。また， ＲＰＶ破 損（ペデスタ ル内へのデブリ落下）の検知 及 びペデスタ ル内水位 管 理のために ，ペデス タル内には温 度計及び水位計（格納容器下 部 水温及び格 納容器下 部 水位）を設 置する。
ペデス タルの側 壁 は鋼製スカ ートを介 し てＲＰＶを 支持して お り，ＲＰＶ 下部プレナ
ムの中心付近には原 子 炉冷却材浄 化系のボ ト ムドレン配 管が接続 されていると ともに，
ペデスタル内には制 御 棒駆動水圧 系配管が 敷 設されてい る。
また， ＭＣＣＩ に 係る設備の ＤＢ・Ｓ Ａ の区分につ いて図 1-3 に示す。
別添 2-1

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

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

ドライウェル

再循環系配管鋼製スカート（ＲＰＶ支持）原子炉圧力容器
ボトムドレン配管

制御棒駆動機構
ハウジング
制御棒駆動
水圧系配管

機器ドレン流入配管・制限弁
床ドレン流入配管・制限弁 (※２ )格納容器下部
注水配管

原子炉補機冷却系配管・制限弁 (※２ )（機器ドレンサンプ入口・出口）

コリウムシールド
ダイヤフラム・フロア

別添 2-2

格納容器機器ドレンサンプ
導入管（スワンネック）

安全弁
ペデスタル排水系の排水弁 (※３ )安全弁
ペデスタル排水系の排水弁 (※３ )格納容器
床ドレンサンプ

格納容器外側隔離弁 (※１ )

格納容器外側隔離弁 (※１ )スリット

機器ドレン用
流量計

機器ドレン
排水配管

ベント管

原子炉建屋原子炉棟
機器ドレンサンプ設備へ

床ドレン
排水配管

サプレッション・プール

図 1-1

ペデスタル概要図（断面図）

サプレッション・チェンバ

床ドレン用
流量計
原子炉建屋原子炉棟
床ドレンサンプ設備へNT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

導入管
(スワンネック )

スリット

0°

床ドレン排水配管
機器ドレン排水配管※サプレッション・チェンバに設置する配管の経路

（床）

Ｄ
Ａ
Ｃ
スリット
出口配管
80A
床出口
配管 80A

Ｂ

Ｃ

270°

Ｂ

別添 2-3

90°
スリット

Ａ

格納容器機器
ドレンサンプ（床）
格納容器
床ドレンサンプ
導入管(スワンネック )
スリット
出口配管
80A
床出口
配管 80A【凡例】
Ａ：格納容器機器ドレンサンプ流入配管
Ｃ：原子炉補機冷却系配管

図 1-2

コリウムシールド

180°

Ｂ：格納容器床ドレンサンプ流入配管
Ｄ：格納容器下部注水配管

ペデスタル概要図（平面図）

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

別添 2-4
図 1-3

ＭＣＣＩ対策に係るＤＢ・ＳＡ設備範囲図（断面図）

2.
2.1

コリウ ムシール ド の設計につ いて
コリ ウムシー ル ド材料の選 定
コリ ウムシー ル ドの材料と しては， 模 擬溶融炉心 を用いた 種 々の試験結 果を基に，高融点でかつ化学的 安 定性に優れ ており， 溶 融炉心に対 して高い 耐性を有して いることが確認されたＺｒ Ｏ ２ を選 定した 。表 2-1 に，試験の 概要を示 す。

表 2-1

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0試験の種類
溶融Ｚｒによる耐熱材侵食試験

模擬溶融炉心による耐熱材
侵食試験

耐熱材への模擬溶融炉心落下試験

注記

コ リウムシ ー ルド材料の 選定に係 る 試験の概要 ＊ 1

概要
試験目的： 耐熱材の 各 候補材の耐 侵食性を 確 認。
模擬溶融炉 心として ，侵食量が大 きくなる 100 mol％Ｚｒ をるつぼ 内
で 2000 ℃ ～2200 ℃ の 所定温度に 昇温・溶 融 し，，，ＺｒＯ ２ の耐 熱材試験 片を上部か ら挿入 し 5 分間保持した後，取 り 出して残存状態 を確認。
侵食量は＞＞Ｚｒ Ｏ ２ となり ，ＺｒＯ ２ ，，の順に耐 侵食性 に優れてい ることを 確 認（図 2-1）。
試験目的： ＺｒＯ ２ 耐 熱材の侵食 開始温度 と して設定している 2100 ℃＊2
ま での溶融 炉心温 度 範囲におけ る耐熱材 の 耐侵食性を 確認。
るつぼ内 に円柱 状に 加 工したＺ ｒＯ ２ 耐 熱材 と模擬溶 融炉心 粒子 （ Ｕ
Ｏ ２ － ＺｒＯ ２ － Ｚｒ： 30 mol％－30 mol％ － 40 mol％） を装荷し ， 模
擬溶融炉心 を 2000 ℃ ～2100 ℃に 昇温・溶融 し 10 分間保 持した 後，るつぼを切断 し断面を 確 認。
ＺｒＯ ２ 耐 熱材の 厚さ は試験前 から変 化せ ず ，模擬溶 融炉心 によ る Ｚ
ｒＯ ２ 耐熱材 の有意な 侵食がない ことを確 認 （図 2-2） 。
試験目的： 耐熱材に 溶 融炉心が接 触した際 の 短期的な相 互作用を 確 認。
Ｚ ｒ Ｏ ２ 耐 熱 材 を 内 張 り し た コ ン ク リ ー ト ト ラ ッ プに ， 2450 ℃ 以 上に加熱した 模擬溶融 炉 心（ＵＯ ２ －Ｚ ｒＯ ２ － Ｚｒ：30 mol％－30 mol％
－40 mol％ ）を落下 さ せ，耐熱材 の侵食状 況 等を確認。
模擬溶融炉 心接触部 か ら最大 約 1 cm の範囲 でＺｒＯ ２ 耐 熱材が黒 色化し，その周 辺部が白 色化してい ることが 確 認されたも のの，顕著 な耐熱材の侵食 及び急激 な 入熱（熱衝撃）に よる 耐熱材の割 れが生じ て いないことを確 認（図 2-3）。
黒色化した 部分につ い てＸ線回折 分析を行 っ た結果，耐熱材表 面の 組
成に有意な 変化がな い ことを確認 。

＊1：本試験は，中部電力(株)，東北電力 (株)，東京電力ホールデ ィングス(株)，北陸電力(株)，中国電力(株)，日本原子力発電(株)，電 源開発(株)，(一財)エネ ルギー総合工学研究所，(株)東芝 ，日立 GE ニュークリア・エナジー(株)が実施し た共同研
究の成果の一部である。
＊2：「7. コリウムシールドを考慮した溶 融炉心・コンクリート相互作用による侵食量
評価について」参照

別添 2-5

溶 融Ｚｒに よ る耐熱材侵 食試験後 の 断面写真

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

図 2-1

図 2-2

模 擬溶融炉 心 による耐熱 材侵食試 験 後の断面写 真

図 2-3

耐 熱材への 模 擬溶融炉心 落下試験 後 の断面写真

別添 2-6

2.2

コ リウムシ ール ド厚さ，高 さの設定
コリ ウムシー ル ドは，ＭＣ ＣＩの影 響 抑制の目的 で設置す る が，ペデス タル内の設

備配置上，設置高さ に 制限があり ，これを 考 慮した上で ，原子炉 圧力容器から 落下するデブリを全量保有 で き，かつ， ＭＣＣＩ の 影響も抑制 できるよ う，その厚さ を設定する必要がある。こ れ を踏まえ， コリウム シ ールドは， 高さ 1.88 m，厚さ 0.15 m とすることとした。以 下 にその考え 方を示す 。

(1)

コ リウムシ ー ルド高さの 設定
ペ デスタル 内 には人通用 開口部や 床 ドレン配管 等のドラ イ ウェルと通 じる経路があるため， デブリ堆 積 高さがこれ らの経路 に 到達した場 合，ペデス タル外へ流 出す
るおそれが ある。そ の ため，デブ リをペデ ス タル内に全 量保有する 観点から， デブ
リ堆積高さ はデブリ が ペデスタル 外に流出 す る可能性の ある経路よ りも低い位 置とする必要が ある。ペ デ スタル床高 さに対し て 最も低い位 置となる経 路は，ドラ イウ

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

ェルからペ デスタル 床 ドレンサン プへのド レ ン配管であ る（図 2-4）。当該配管 の下端は，ペデ スタル床 か ら約 1.88 m の位置に 存 在すること から，コリ ウムシール ド設
置高さの上 限として 1.88 m を設定 する。

(2)

コ リウムシ ー ルド厚さの 設定
ペ デスタル に おけるコン クリート 侵 食抑制及び コンクリ ー トへの熱影 響を抑制する観点から は，コリ ウ ムシールド は可能な 限 り厚さを確 保すること が望ましい 。ただし，コリ ウムシー ル ドの設置高 さには上 限 があるため ，厚さを増 加させると コリ
ウムシール ド内に保 有 可能なデブ リ量が減 少 する。した がって，あ る程度の保 守性を見込んだ デブリ体 積 を全量保有 できる上 限 の厚さとし て，0.15 m を設定する 。
以 下にコリ ウ ムシールド 厚さの計 算 方法を示す 。また， 計 算における デブリ体積等の条件の 考え方に つ いて，表 2-2 に示す 。
デブリの 堆 積高さ H debri は ，式(2.1)及び式(2.2)で算定 さ れる。
H debri ＝ （ V m ×(1－Φ ent )＋V s ＋V m ×Φ ent ÷(1－P)）÷S fz（2.1）

S fz ＝(L PD ／2－D CS ) 2 ×π

（2.2）

V m ：溶 融物体積[36 m 3 ]V s ：ペ デスタル内 構造物体 積[4 m 3 ]Φ ent ： 粒子化割合[0.173]
P： ポロ シティ[0.5]S fz ：コ リウムシー ルドの設 置 を考慮した 床面積[m 3 ]L PD :ペ デスタル床 直径[6.172 m]
D CS ：コ リウムシー ルド厚さ [m]コリウム シ ールドの高 さは，デ ブ リ堆積高さ と床に設 置 するコリウ ムシールド
別添 2-7

表 2-3項目

ベースケース

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

対象シーケンス
溶融炉心から水プールへの
限界熱流束
ペデスタル
初期水位
ペデスタル
注水
コリウムシールド
厚さ
コリウムシールド
熱伝導率
コリウムシールド
比熱
コリウムシールド
侵食開始温度
ＲＰＶ破損時の溶融炉心温度

注記

侵 食量評価 に おける解析 条件
感度ケース①

過渡事象時に損傷炉
心冷却に失敗し，原子炉圧力容器が破損するシーケンス

感度ケース②

大破断ＬＯＣＡ時に損傷 炉心冷却に失敗し，原子炉圧力容器が破損す るシーケンス

800 kW/m 2（圧力依存性あり）

800 kW/m 2（一定 ＊ ）

800 kW/m 2（圧力依存性あり）

1 m
ＲＰＶ破損 7 分後から 80 m 3 /h
15 cm

11 cm

W/m･K

W/m･K

J/kg･K

J/kg･K
2100 ℃

ＭＡＡＰ解析結果に基づ く＊： 侵食の不 均 一性等の影 響を考慮 し て設定

表 2-4
項

目

コリウムシールド侵食量（壁面及び床面）
コンクリート侵食量（壁面及び床面）

2.4

侵 食量評価 に おける解析 結果
ベースケース

感度ケース①

感度ケース②

侵食なし

侵食なし

侵食なし

侵食なし

侵食なし

侵食なし

デブ リによる 熱 影響評価
ＲＰ Ｖが破損 し デブリがペ デスタル へ 落下した場 合，デブ リ からの熱影 響によってペデスタルの鉄筋や コ ンクリート の強度が 低 下すること が考えら れる。これに 対して，
コリウムシールド等 の 対策を考慮 した上で ， ペデスタル に要求さ れるＲＰＶ支 持機能
及びデブリ保持機能 が 損なわれな いことを 確 認している 。
評価 方法及び 評 価結果を以 下に示す 。ま た，評価条 件の考え 方等 の詳細につ いては，
「8.

(1)

溶融炉心によ る 熱影響評価 について 」 に示す。

評 価方法

・荷重 条件構造 強度の評 価 に当たり， ＲＰＶ支 持 機能の評価 ではＲＰ Ｖ ，遮へい壁 等の自重を考慮する。また，デ ブ リ保持機能 の評価で は ，デブリ， コリウム シールド，床 スラブ
別添 2-9

表 2-5
目

判断基準

評価結果

判定

側壁コンクリート
圧縮軸力

必要壁厚
133 mm

熱影響を考慮した等価壁 厚
約 1229 mm○

側壁基部コンクリート
面外せん断力必要壁厚
192 mm

熱影響を考慮した等価壁 厚
約 1276 mm○

床スラブコンクリート
面外せん断力

必要板厚

熱影響を考慮した等価板 厚
約 629 mm○

床スラブ鉄筋
曲げ応力

必要鉄筋量

熱影響を考慮した等価鉄 筋量約○NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

項

デ ブリによ る 熱影響評価 結果

別添 2-11

3.

ペデス タル（ド ラ イウェル部 ）水位管 理 に係る対策 設備の設 計 について

3.1

ペデ スタル水 位 管理に係る 対策設備 の 機能
ペデ スタル水 位 管理に用い る設備に つ いて，それ ぞれの機 能 を以下に示 す。また，各設備を用いた水位 管 理方法の詳 細につい て は，「4.

ペ デスタ ル（ドライウェ ル部）

内の水位管理方法に つ いて」に示 す。なお ， 各設備の配 置関係に ついては，図 1-1 及び図 1-2 に示したと お りである。

(1)

格 納容器 床ド レン制限弁 ，格納容 器 機器ドレン 制限弁及 び 原子炉補器 冷却水制限
弁
ド ライウェ ル からペデス タル内の 格 納容器床ド レンサン プ 及び格納容 器機器ドレ
ンサンプへ 流入する 配 管に対して ，ペデス タ ル外側に制 限弁を設置 する。
事 故時にお い てペデスタ ル内水位 を 制御するた め，ドラ イ ウェル圧力 高信号及び原子炉水位 異常低下 （ レベル１） 信号が同 時 に発信した 場合に自動 閉止し，ペ デス

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

タル内への 流入水を 遮 断する設計 とする。

(2)

格 納容器床 ド レンサンプ 導入管及 び 格納容器機 器ドレン サ ンプ導入管
格 納容器床 ド レンサンプ からの排 水 配管の入口 に，格納 容 器床ドレン サンプ底部から 1 m 高 さのス ワン ネック形状 の導入管 を 設置する。 これにより ，通常運転 中からペデスタ ル内水位 は 約 1 m で維 持され ると ともに，事 故発生後に ペデスタル 内への流入水が 生じた場 合 ，ＲＰＶ破 損までに ペ デスタル内 水位が 1 m となるまで 排水可能な設計 とする（「9.

ペデスタ ル排水系 の 排水機能評 価につい て 」参照）。

ま た，格納 容 器機器ドレ ンサンプ に ついても， 格納容器 床 ドレンサン プ底部から1.2 m 高さ ＊ の スワンネ ック形状の 導入管を 設 置する。これ により，事故発生後 の流入水により ペデスタ ル 内水位が 1.2 m 以 上と なった場合 には，格納 容器床ドレ ンサ
ンプ導入管 と併せて ペ デスタルか らの排水 が 可能となり ，排水機能 の信頼性が 向上する。
注記＊： 通常運転 中 に格納容器 床ドレン と 機器ドレン が混合す る ことを防止 するため，格納容器床 ドレンサ ン プ導入管に 対して高 低 差をもった 設計とす る 。
各 ドレンサ ン プ導入管は ，排水性 の 確保及び意 図した水 位 で排水を停 止させるため，スワン ネック形 状 の頂部付近 に空気抜 き 孔を有する 設計とする （図 3-1）。

別添 2-12

空気抜き孔スワンネック部流路
0.07m（ 口 径 ： 80A）

水 位 1m

流れ方向

図 3-1

(3)

ド レンサン プ 導入管の構 造

ド レンサン プ 導入管カバ ー
ペ デスタル 内 での落下物 により， 格 納容器床／ 機器ドレ ン サンプ導入 管が損傷すること，ま た，異物 の 流入により 排水流路 が 閉塞するこ とを防止す るため，各 ドレ

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

ンサンプ導 入管の周 囲 にカバーを 設置する 。
カ バーは， 排 水流路のス リット部 の 短辺mm よりも 小さ い開口径を 多数有する板を用い， これを開 口 が重ならな いよう二 重 に配置する ことで，線 状の異物に ついても流入を 防止する 設 計とする（ 図 3-2）。

異物混入防止穴（
mm 以 下）※ 異 物 の 流 入 方 向（ 直 線 的）に穴が重ならない設計とする。
mm 以
隙間

mm 以 下ステンレス製
板厚はmm 以 上 で 2 重 構 造 にすることで照明・ケーブル等の異物落下にも耐える構造とする。
コ リウ ムシ ール ド図 3-2(4)

ド レンサン プ 導入管カバ ーの構造

ド レンサン プ 排水流路ス リット部
Ｒ ＰＶ破損 時 にペデスタ ルに落下 し たデブリが ，各ドレ ン サンプの排 水流路を通じてサプレ ッション ・ チェンバへ 移行する こ とを防止す るため，ペ デスタル床 スラ
ブのコンク リート内 に 高さmm×幅mm のスリット 形状の流路 を設置する （図別添 2-133-3）。
ス リット部 は 厚さcm のステ ンレ スで製作し ，流入し た デブリの冷 却及び凝固停止を促進 する設計 と する。横方 向スリッ ト 部には，通 常運転中の 排水性を確 保する観点から 勾配を設 け るが，ＲＰ Ｖ破損後 の スリット内 でのデブリ の凝固停止 距離を短くする 観点から ， その勾配をット部の長 さは約に制 限した設計 とする。ま た，横方向 スリ

m とすること で，流入 し たデブリが スリット長 さの範囲内 で凝固停止する ことを確 認 している。 デブリの 凝 固停止評価 の詳細につ いては，「5. 溶
融炉心の排 水流路内 で の凝固停止 評価につ い て」に示す 。

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

縦方向スリット
流路m，
ステンレス製

水の流れ
横方向スリット
流路m，
ステンレス製図 3-3(5)

排 水流路の ス リット部の 構造

ペ デスタル 排 水配管及び 排水弁
通 常運転中 ， ペデスタル へ流入し た 格納容器床 ドレン及 び 機器ドレン は，各ドレンサンプの 導入管か ら 排水され， 下流の配 管 及び格納容 器外側隔離 弁を通じて 原子
炉建屋原子 炉棟のド レ ンサンプへ 導かれる 。
事 故発生時 に は，格納容 器隔離信 号 により格納 容器外側 隔 離弁は自動 閉止されるため，各ド レンサン プ の排水配管 を分岐さ せ ベント管に 接続するこ とで，事故 発生後のペデス タルから の 排水を可能 とする。
排 水配管を 接 続するベン ト管は， 真 空破壊装置 作動時の ベ ント管内の 上昇流がペデスタルか らの排水 に 影響するこ とがない よ う，真空破 壊装置が設 置されてい ないものを選定 する（図 3-4）。
ベ ント管接 続 部にはペデ スタル排 水 弁を設置し ，通常運 転 中から開状 態としておく。事故発 生後，Ｒ Ｐ Ｖ破損前の ペデスタ ル 注水により 一旦水位を 上昇させる が，
その後排水 により格 納 容器下部水 位（ペデ ス タル床面高 さ＋1.05 m 検知用）が 水位を検知しな くなった 時 点から約 6 分後 ＊ に， 自動で閉止 する設計と する。

注記＊ ：ペデス タ ル水位が 1.05 m か ら 1 m まで低下 する時 間（ モックアッ プ試験より得られた スリット 部 圧損係数を 踏まえ評 価 した時間
別添 2-14

以 下を考慮 し ，床ドレン 排水配管 の ベント管へ の接続高 さ をペデスタ ル床のコン
クリート表 面より約m 下の位 置に設置 す る設計とす る。

・ 床ドレン 排 水配管のベ ント管へ の 接続高さは ，サンプ へ の流入水の 排水流量を確保する観 点からは 低 い方が望ま しいが， ス リット内部 でのデブ リ 凝固の確実性向上の観 点からは ， スリット内 に水を保 有 させるため スリット よ り高くする必要がある 。このた め ，床ドレン 排水配管 の ベント管へ の接続高 さ は，床ドレン排水配管 の下端位 置 がスリット 高さ方向 の 流路（mm）の上 端の 位置になるように設置 する設計 と する。
・ スリット の 設置高さを 低くする 場 合，スリッ ト内でデ ブ リが凝固し た際に，床スラブ鉄筋 コンクリ ー トの温度上 昇による 強 度低下が懸 念される 。 そこで，コ
リウムシー ルドなし の 条件におい て温度に よ る強度低下 を考慮し て も床スラブの健全性が 確保され る スリット高 さ（ペデ ス タル床のコ ンクリー ト 表面から約NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0m 下） にスリッ ト を設置する 。

格 納 容 器 機 器 ド レ ン 排 水 配 管 (80A)（原子炉建屋原子炉棟機器ドレンサンプ設備へ）
格 納 容 器 床 ド レ ン 排 水 配 管 (80A)（原子炉建屋原子炉棟床ドレンサンプ設備へ）
ベント管
ベント管
ベント管
ベント管

格納容器床ドレンの排水経路となるもの（真空破壊装置なし 1 か所）
格 納 容 器 機 器 ド レ ン の 排 水 経 路 と な る も の （ 真 空 破 壊 装 置 なし 1 か 所 ）真 空 破 壊 装 置 付 き （ 11 か 所 ）真 空 破 壊 装 置 な し （ 95 か 所 ）図 3-4

ペ デスタル 排 水配管及び 排水弁の 配 置

別添 2-15

3.2

ペデスタ ル内に 設置する計 器につい て

ペデス タル内の 水 位管理のた めに設置 す る計器につ いて，概 要 及び設置位 置を表 3-1
及び図 3-5 に示す。
各計器 の検出部 の 仕様等を表 3-2 に， 測 定原理を図 3-6 及び 図 3-7 にそれ ぞれ示す。
また，各計器の構造 図 及び設置概 略図を 図 3-8 に示す。 ペデスタ ル内に設置す る各計器の検出部及びケーブ ル（MI ケーブ ル）は 耐熱 性の高い無 機物で構 成し，ペデス タル外に取り出したケーブル（MI ケーブル ）をペネ トレ ーションボ ックス内に てペネトレ ーショ
ンのケーブルと直ジ ョ イントで接 続する。
これら の計器は ， 重大事故等 時の環境 条 件下におい て耐性を 有 する設計と する。ペデ
スタル内の SA 環境 条 件としては ，格納容 器 破損防止対 策の有効 性評価におい て示している各解析結果の最 高 値は約 212 ℃－約 1 秒 間，0.465 MPa[gage]で あり，これ を包絡するペデスタル内環 境 条件 200 ℃ （ピー ク温 度 215 ℃－ 1 分間），0.62 MPa[gage]を設

R1
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0定している。また，ペデ スタル内は ＲＰＶ破 損 後のデブリ の落下に 配慮した設計 とする。
・各計 器の MI ケー ブルは，図 3-9 に示 す とおり，チ ャンネル 毎 に別ルート で敷設し，デブリの落 下に伴う ペ デスタル内 構造物等 の 落下物を考 慮した場合 においても ，複数のチャン ネルが同 時 に損傷し， 機能喪失 す ることがな い設計とす る。
・ＲＰ Ｖからデ ブ リが大量に 落下した 場 合は，デブ リはペデ ス タル内の構 造物に付着せずに，ペ デスタル 下 部のプール に落下す る と考えられ る。仮に， ＲＰＶから 少量のデブリが 落下した 場 合に僅かな デブリが 構 造物に付着 したとして も，プール から発生する蒸 気や構造 物 との伝熱に よって冷 却 されるため ，輻射熱に よる各計器 への影響は小さ いと考え ら れる。ただ し，各計 器の 検出部及び MI ケーブル に対して金属製の保護カ バーを設 置 （デブリ検 知用水温 計 検出部を除 く）するこ とで，ＲＰ Ｖ破
損後のペデ スタル内 計 器の健全性 に配慮し た 設計とする 。
なお， ペデスタ ル 内の検出器 ・MI ケ ーブ ル，保護カ バーは無 機 物で構成さ れており，
放射線による影響は な い。

別添 2-16

表 3-1

ペ デスタル 内 計器の概要

設置高さ ＊

設置数

計器種別

各高さに 5 個

測温抵抗体式
温度計

各高さに 2 個

電極式
水位計

0 m

格納容器下部
水温

0.2 m
0.5 m
0.95 m

格納容器下部
水位

1.05 m2.25 m2.75 mR1
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

注記＊：ペデ ス タル底面（ コリウム シ ールド上表 面）から の 高さ

格納容器下部水位（ 2.75m）
格納容器下部水位（ 2.25m）
1.1m 格 納 容 器 下 部 雰 囲 気 温 度
1.05m 格 納 容 器 下 部 水 位
0.95m 格 納 容 器 下 部 水 位
0.5m 格 納 容 器 下 部 水 位
0.2m 格 納 容 器 下 部 水 温
0m 格 納 容 器 下 部 水 温

格納容器下部水位（ 2.75m）
貫 通 孔 （ 内 径 約 15cm）
格納容器下部水位（ 2.25m）

図 3-5

ペ デスタル 内 の計器設置 図
別添 2-17

抵抗値

測定
回路

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

R1
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

導線
（Ｎｉ）

抵抗素子
（Ｐｔ）

高温のデブリが接触する と，温度指示値は急上昇
しオーバースケールとな る。
絶縁材
また，以下の過程の中で 導線間の絶縁性が失われ（ＭｇＯ） 短絡又は導通すると，抵 抗値が低下し温度指示値
がダウンスケールとなる 。
・シース管の溶融，水及 びデブリの浸入
・水との反応による絶縁 材の膨張，剥離・デブリとの反応に伴う 絶縁材の溶融，蒸発
シース管（インコネル）
測温抵抗体構成材料の融 点
材質
融点
インコネル
1370℃～
シース管(NCF600)
1425℃
導線
Ｎｉ
1455℃
抵抗素子
Ｐｔ
1768℃
絶縁材
ＭｇＯ ＊
約 2800℃
注記

図 3-7＊：デブリ中のＺｒ等により還元されると，融点約 650℃ ， 沸 点 約 1100℃ の Ｍ ｇ と な り ， 溶 融
又は蒸発する。

測 温抵抗体 式 温度計の動 作原理

別添 2-19

R1
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

格納容器下 部水位（ 電 極式）構造 図

格納容器下 部水位の 設 置概略図

格納容器下 部水温（ 測 温抵抗体式 ）構造図

格納容器下 部水温の 設 置概略図

図 3-8

格 納容器下 部 水位及び格 納容器下 部 水温の構造 図及び設置 概略図

別添 2-20

ペデスタル
側壁貫通孔

保護カバー

R1
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

水温計
検出部

図は格納容 器下部水 温 （0m）の場 合のイメ ー ジ
カバー（平板）SUS304 t1.2

パンチングトレイMIケーブル

止め金具

保護カバー 概略図
図 3-9

注記

ペ デスタル 内 検出器及び ケーブル （MI ケーブル ）設置概 略 図 ＊：格納 容 器下部水位 について も 同様の構造

別添 2-21ペデス タル内の 水 位管理のた めに設置 す る計器につ いて，設 置 概念を図 3-10 に示 す。
図 3-10 のとお り ，コリウム シールド よ り上部のペ デスタル 側 壁コンクリ ートからコ
リウムシールド内に サ ポートを下 ろし，こ の サポートに 溶接され た固定金具に より計器を固定する。これに よ り，コリウ ムシール ド に貫通部を 設けるこ となく，ペデ スタル内に計器を設置するこ と とする。
また， 計器のサ ポ ートは必要 な耐震性 を 確保し，ペ デスタル 構 造に悪影響 を及ぼさない設計とする。

ペデスタル躯体NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0
R1

サポート

計器

固定金具
コリウム
シールド

図 3-10

ペ デスタル 内 計器の設置 概念図

別添 2-22

4.

ペデスタル（ドライウェル部）内の水位管理方法について
東海第二発電所における，ＦＣＩ及びＭＣＣＩの影響抑制を考慮したペデスタル内の水位管理方法の内容を以下に示す。

(1)

原子炉起動前及び通常運転時
原子炉起動前において，通常運転時のペデスタル格納容器床ドレンサンプの排水性を確保するため，消火系，補給水系又は純水系を使用して必要によりペデス
タ ル 内へ の 事 前 水 張 り を 行 い ， ペ デ ス タ ル 内 水 位 を 約 1 m（ 約 27 m 3 ） に し ， 通 常
運 転 時の ペ デ ス タ ル へ の 流 入 水 の 計 測 を 可 能 と す る 。
通常運転時におけるペデスタル内へ流入する発生源が明らかな漏えい水として格納容器内のドライウェル内ガス冷却装置から発生する凝縮水等があり，これらが床ドレン水（ドライウェルエアークーラードレン含む。）として格納容器内のR1NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

床 ド レン 配 管 か ら ペ デ ス タ ル 内 へ 流 入（ 2004 年 4 月 30 日 ～ 2011 年 3 月 11 日 の 通
常 運 転時 に お け る 実 測 値

多 量 時：約 6.8 L/h，少 量 時：約 0.2 L/h）す る 。な お ，

通 常 運転 時 に 発 生 す る 格 納 容 器 内 床 ド レ ン 水 の 放 射 能 濃 度 は 約 3.7 Bq/mL で あ る 。
ペデスタル内へ流入した床ドレン水は，ペデスタル内水位が約 1 m の状態で流入し，導入管から原子炉建屋原子炉棟格納容器床ドレンサンプ設備へ排水されるため，その排水状況を格納容器床ドレン流量により確認することで，ペデスタル
内 水 位が 約 1 m に 維 持 さ れ て い る こ と を 確 認 で き る 。 ま た ， ペ デ ス タ ル 内 水 位 が
約 1 m に維持されていることを格納容器下部水位にて確認することもできる。
原子炉冷却材圧力バウンダリからの原子炉冷却材の漏えいが発生した場合において，導入管から原子炉建屋原子炉棟格納容器床ドレンサンプ設備に排水される過程で，格納容器床ドレン流量により原子炉冷却材圧力バウンダリからの原子炉
冷 却 材の 漏 え い 水 を 検 出 す る こ と が 可 能 で あ る（ 図 4-1）。格 納容 器 床 ド レ ン サ ン
プ 改 造に 伴 う 漏 え い 水 の 検 知 性 へ の 影 響 に つ い て は 添 付 4-1 に 示 す 。
ペデスタル格納容器機器ドレンサンプには，再循環系ポンプグランド部からの排水，機器からのリーク水及び機器点検時のドレン水が流入する。流入したドレ
ン水は，機器ドレンサンプ内を通る原子炉補機冷却系配管により冷却され，原子炉建屋原子炉棟格納容器機器ドレンサンプ設備に排水される。その過程で，格納容器機器ドレン流量により排水量を計測することで，漏えい水を検出することが可 能 であ る （ 図 4-2） 。

別添 2-23

ダ イ ヤ フ ラ ム・フ ロ ア か ら の 流 入（ 位 置 を 特 定 で き な い 漏 え い 水 及 び 凝 縮 水 ）位置を特定できない漏えい水（原子炉下部の制御棒駆動装置，配管等）
ペデスタル流入水の制限弁（開）
ペデスタル流入水の制限弁（開）
ドライウェル内ガス冷却装置
格納容器
導入管（水位維持用）

80A

凝縮水

1m

80A

格納容器外側隔離弁

排水配管
80A

スリット（勾配）80A

サプレッション・チェンバNT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

コリウムシールド
ライナー付

図 4-1

床ドレン用
流量計
原子炉建屋原子炉棟
床ドレンサンプ設備へ

格 納 容 器 床 ド レ ン サ ン プ の 通 常 運 転 時 流 入 水 及 び 排水 経 路 図

再循環系ポンプ

機器からの流入水
原子炉補機冷却系

機器ドレンサンプ

導入管
1m
80A
格納容器外側隔離弁

機器ドレン用
流量計

80A

ベント管

排水配管

スリット（勾配口径：）

原子炉建屋原子炉棟
機器ドレンサンプ設備へ

図 4-2

格 納 容 器 機 器 ド レ ン サ ン プ の 通 常 運 転 時 流 入 水 及 び 排 水 経路 図 （ 1／ 2）

別添 2-24

0°

格 納 容 器 下 部 注 水 配 管 (100A)②③
床 ド レ ン 流 入 配 管 (80A)

270°
90°

①

床 ド レ ン 流 入 配 管 (80A)

機器ドレン排水配管（原子炉建屋原子炉棟機器ドレンサンプ設備へ）

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

180°

NO.

流入元

運 転 中の 状 態①

再 循 環 系 ポ ン プ (A)グ ラ ン ド 部 排 水 ， 機 器 か ら の リ
ー ク 水 ( ＊ 1) ， 機 器 点 検 時 の ド レ ン 水 ( ＊ 2) ， 再 循 環 系
ポ ン プ (A)点 検 時 の ド レ ン (＊ 2) (50A)

常時排水あり②

再 循 環 系 ポ ン プ (B)グ ラ ン ド 部 排 水 ， 機 器 か ら の リ
ー ク 水 ( ＊ 1) ， 機 器 点 検 時 の ド レ ン 水 ( ＊ 2) ， 再 循 環 系
ポ ン プ (B)点 検 時 の ド レ ン (50A) (＊ 2)

常時排水あり③

原 子 炉 補 機 冷 却 系 配 管 (50A)

注記

常時通水

＊ 1：弁 グ ラ ン ド 部 か ら の リ ー ク 水 （ 運 転 中 ）＊ 2：通 常 閉 の 弁 を 開 に し 排 水 （ 定 検 時 の み ）

図 4-2

(2)

格 納 容 器 機 器 ド レ ン サ ン プ の 通 常 運 転 時 流 入 水 及 び 排 水 経路 図 （ 2／ 2）

事故発生からＲＰＶ破損まで
ドライウェル圧力高信号及び原子炉水位異常低下（レベル１）信号により，ペデスタル内へ流入する配管（床ドレン配管，機器ドレン配管及び原子炉補機冷却系配管）に対してペデスタル外側に設置した制限弁を自動閉止し，ペデスタルへの 流 入水 を 制 限 す る（ 図 4-3）。制 限 弁 を 閉 に す る こ と に よ り ，格 納 容 器 ス プ レ イ
水等のペデスタルへ流入する可能性のある水は，ベント管を介してサプレッショ
ン ・ チェ ン バ へ 排 水 さ れ る （ 図 4-4） 。
制限弁閉止前の流入水等により水位が 1 m を超えた場合には，ベント管に接続された床ドレン排水配管及び床ドレン排水弁を経由してサプレッション・チェン
バ へ 排水 さ れ ，Ｒ Ｐ Ｖ 破 損 ま で に ペ デ ス タ ル 内 水 位 は 1 m ま で 低 下 す る（ 図 4-5）。
事 故 が 発 生 し 炉 心 が 損 傷 し た 場 合 ，格 納 容 器 下 部 水 位（ ペ デ ス タ ル 床 面 ＋ 1.05 m）
が水位を検知するまで格納容器下部注水配管から注水を実施し，その後排水する
こ と によ り ， Ｒ Ｐ Ｖ 破 損 時 に 確 実 に 水 位 1 m を 確 保 す る 運 用 と す る 。 こ れ に 要 する 時 間は 30 分 程 度 （ 注 水 開 始 操 作 に 要 す る 時 間 （ 17 分 ） ， 水 位 10 cm 分 の 注 水 に

別添 2-25

要 す る時 間 （ 3 分 ） ， 注 水 停 止 操 作 に 要 す る 時 間 （ 4 分 ） 及 び 5 cm 分 の 排 水 に 要
す る 時間（ 6 分 ）に 余 裕 を 加 味 し た 時 間 ）と 想 定 さ れ ，炉 心 損 傷 後 の ペ デ ス タ ル 注
水 開 始か ら Ｒ Ｐ Ｖ 破 損 ま で の 約 1.8 時 間（ 事 象 進 展 の 早 い 大 破 断 Ｌ Ｏ Ｃ Ａ 時 の 例 ）の 間 に余 裕 を も っ て 実 施 可 能 で あ る 。
また，格納容器機器ドレンサンプについても格納容器床ドレンサンプと同様に導入管，ベント管への排水配管及び排水弁を設置することで，ペデスタル内水位が 1.2 m 以 上 と な っ た 場 合 に は ， 格 納 容 器 機 器 ド レ ン サ ン プ 排 水 配 管 か ら も サ ン
プ レ ッシ ョ ン ・ チ ェ ン バ へ 排 水 が 可 能 な 設 計 と す る （ 図 4-6） 。
ベント管に接続する床ドレン排水弁及び機器ドレン排水弁はＲＰＶ破損前に閉とし，ＲＰＶ破損後のペデスタル水のサプレッション・チェンバへの流出を防止する。

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R00°
機 器 ド レ ン 水 の 制 限 弁 (閉 )床 ド レ ン 水 の 制 限 弁 (閉 )格納容器下部注水配管
原 子 炉 補 機 冷 却 水 の 制 限 弁 (閉 )270°

床 ド レ ン 水 の 制 限 弁 (閉 )90°

機 器 ド レ ン 水 の 制 限 弁 (閉 )

180°

図 4-3

ペデスタル内への流入水の制限

ダ イ ヤ フ ラ ム・フ ロ ア

ベント管
ペデスタル床

図 4-4

ベ ン ト 管 を 通 じ た サ プ レ ッ シ ョ ン チ ェ ン バ へ の排 水
別添 2-26

原子炉圧力容器
格納容器スプレイ水

機器ドレン水の制 限 弁 (閉 )ボトムドレン配管
床ドレン水の制限弁（閉）

格納容器下部
注水配管

ダイヤフラム・フロア
スプレイ水
床 ド レ ン 排 水 弁 (開 → 閉 )
ベント管

1m

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

格 納 容 器 外 側 隔 離 弁 (閉 )m

流量計
原子炉建屋原子炉棟
床ドレンサンプ設備へ
ペ デ ス タ ル に 流 入 し た 水 は ベ ン ト 管（ 真 空 破 壊 装 置 が 設 置 さ れ て い な い も の ）を 介 し て サ プ レ ッ
シ ョ ン ・ チ ェ ン バ へ 排 水 さ れ る 。ベ ン ト 管 は ，格 納 容 器 ス プ レ イ 水 等 の 流 入 も 考 え ら れ る が ，ベ ン
ト 管 は 個 数 が 108 本 あ り ， 約 0.6m の 直 径 を 有 し て い る こ と か ら ， ベ ン ト 管 の 単 位 面 積 当 た り に 流
れ る 格 納 容 器 ス プ レ イ 水 等 の 流 量 は 僅 か で あ り ，ペ デ ス タ ル へ の 流 入 水 の 排 水 性 に 影 響 は な い と 考えられる。
サ プ レ ッ シ ョ ン・チ ェ ン バ か ら の 格 納 容 器 ベ ン ト 用 の 配 管 下 端 は ，ペ デ ス タ ル 床 の コ ン ク リ ー ト
表面より下であり，排水配管のベント管への接続高さよりも高い位置に設置されている。
た だ し ，格 納 容 器 ベ ン ト 中 の サ プ レ ッ シ ョ ン ・プ ー ル 水 の 最 高 水 位 は ，ペ デ ス タ ル 床 の コ ン ク リ ー
ト 表 面 よ り 約 0.62m 下 で あ り ，床 ド レ ン 排 水 配 管 の ベ ン ト 管 へ の 接 続 高 さ よ り も 低 い 位 置 と な る た
め ， 格 納 容 器 ベ ン ト 中 で も 床 ド レ ン 排 水 配 管 が 水 没 す る こ と は な い 。 （ 図 4-7）
【 参 考 】 最 も 高 い 位 置 の 真 空 破 壊 装 置 は ペ デ ス タ ル 床 の コ ン ク リ ー ト 表 面 よ り 約 0.47m 下 で あ り ，
床 ド レ ン 排 水 配 管 の ベ ン ト 管 へ の 接 続 高 さ よ り も 高 い 位 置 で あ る が ，そ の 他 の 真 空 破 壊 装
置 は ペ デ ス タ ル 床 の コ ン ク リ ー ト 表 面 よ り 約 1.36m 下 で あ り ，床 ド レ ン 排 水 配 管 の ベ ン ト
管 へ の 接 続 高 さ よ り も 低 い 位 置 に 設 置 さ れ て い る 。 （ 図 4-7）

図 4-5

床ドレン排水経路及びベント管を介した排水別添 2-27

原子炉補機冷却水の制 限 弁 (閉 )機器ドレン水の制 限 弁 (閉 )ダイヤフラム・フロア

再循環系ポンプ

機器ドレン水の制 限 弁 (閉 )機器ドレン排水弁(開 → 閉 )床ドレン水の制限弁（閉）

m

格 納 容 器 外 側 隔 離 弁 (閉 )

流量計

ベント管

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

原子炉建屋原子炉棟
機器ドレンサンプ設備へ

図 4-6

機器ドレン排水経路及びベント管を介した排水③ 約 0.62m①

m② 約 0.47m④①：ペデスタル床コンクリート表面から，横方向スリット上端及び排水配管のベント管への接続高さ②：ペデスタル床コンクリート表面から，最も高い位置の真空破壊装置設置高さ③：ペデスタル床コンクリート表面から，格納容器ベント中のサプレッション・プールの最高水位④：ペデスタル床コンクリート表面から，サプレッション・チェンバ側の格納容器ベントライン下端

図 4-7

スリット，排水配管等の位置関係

別添 2-28m

(3)ＲＰＶ破損後Ｒ Ｐ Ｖ 破 損 及 び デ ブ リ 落 下 後 ， ペ デ ス タ ル 内 に て 0.2 m 以 上 の デ ブ リ 堆 積 を 検
知 後 に，80 m 3 /h で ペ デ ス タ ル 満 水 相 当 ま で 水 位 を 上 昇 さ せ る（ 図 4-8）と と も に ，
その後は満水近傍にて水位を維持する。この際，ペデスタル内での貯水はペデス
タ ル 躯体 に て 行 う 。

0°
機器ドレン水の制限弁

格納容器下部注水配 管 (100A)

原子炉補機冷却水の制限弁
原子炉補機冷却水の制限弁

270°
床ドレン水の制限弁

床ドレン水の制限弁

90°
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

機器ドレン水の制限弁

180°
図 4-8

格納容器下部注水系によるペデスタルへの注水

別添 2-29

添 付 4-1
ペデスタル格納容器床ドレンサンプ改造に伴う位置を特定できない漏えい水の検知性について

改造前のペデスタル格納容器床ドレンサンプは，ペデスタル床下に設置されており，
水深約の深さ及び水面の表面積がの サ ン プ で あ る （ 図 1） 。 改 造 後 は ， ペ デス タ ル 格 納 容 器 床 ド レ ン サ ン プ の 水 深 は 1 m， か つ ， 表 面 積 は 約 27 m 2 で あ り ， 漏 え い 水によるペデスタル格納容器床ドレンサンプの水位は上昇しにくい構造となる。しかし，通常運転中はドライウェル冷却装置のクーラー部より凝縮水が発生するため，常時ペデスタル格納容器床ドレンサンプには少量の流入水があり，水位は満水の 1 m を常時維持する＊。
したがって，ペデスタルへの流入水は常時全量が原子炉建屋原子炉棟格納容器床ドレンサンプ設備へ排水され，その流量はペデスタル格納容器床ドレンサンプ改造前と同様

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0に格納容器床ドレンサンプ流量計により確認できる設計とする。これにより，位置を特定できない漏えい水はペデスタル格納容器床ドレンサンプ改造前と同様に検知することが可能である。
注記＊：改造後のペデスタル格納容器床ドレンサンプは表面積が増えること等により
蒸 発 量 が 増 加 す る こ と が 考 え ら れ る が ， そ の 分 ， ド ラ イ ウ ェル 冷 却 装 置 の ク
ー ラ ー 部 で の 除 湿 量 も 増 え 凝 縮 水 と し て サ ン プ に 戻 る た め ，サ ン プ 推 移 高 さは 約 1 m に 維 持 可 能 で あ る （ 図 2） 。

別添 2-30

ドライウェル
冷却装置

凝縮水

床ドレンサンプ

格納容器外側隔離弁

m

流量計
原子炉建屋原子炉棟
床ドレンサンプ設備へ

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R1
R0

図1

格納容器床ドレンサンプ概要図（改造前）（改造前）
格納容器内の湿度（露点温度）を一定に保つ設計としているため，ベント管を通じたＳ／Ｐ
からの蒸発量（Ｇ１）と，サンプ（床ドレン，
機器ドレン）からの蒸発量（Ｇ２）が，ドライ
ウ ェ ル 冷 却 装 置 の 除 湿 コ イ ル で の 除 湿 量（ Ｇ ３ ）とバランスする。

ドライウェル内
ガス冷 却 装 置

RPV
（既 設 ）
格納容器
床 ドレ ンサンプ（改造後）
改造前と比べて，サンプ（床ドレン，機器ド
レ ン ）か ら の 蒸 発 量（ Ｇ ２ '）が 増 加 す る こ と になるが，ドライウェル冷却装置の除湿コイルでの 除 湿 量（ Ｇ ３ '）も 増 加 し ，蒸 発 量（ Ｇ １ ＋ Ｇ
２ '） と 除 湿 量 （ Ｇ ３ '） は バ ラ ン ス す る 。

（新 設 ）
格納容器
床 ドレ ンサンプ

RPV

HVH
G3

HVH
G3’

（既 設 ）
格納容器
機 器 ドレ ンサンプ

G1
G2

（新 設 ）
格納容器
機 器 ドレ ンサンプ

G1
G2’

PCV 外 へ排出

PCV 外 へ排出( O v er F l ow)

設 計 ベース
湿 分 バランス G1＋G2＝G3

図2

ドライウェル内
ガス冷 却 装 置

格 納 容 器 床 ドレ ンサンプ改 造 時
湿 分 バランス G1＋G2'＝G3 '＊サンプからの水 分 蒸 発 量 G2'が増 加

格納容器床ドレンサンプの水位維持イメージ

別添 2-315.

溶融炉心の排水流路内での凝固停止評価について
東海第二発電所では，ＲＰＶ破損時にペデスタルに落下した溶融炉心が，ペデスタ
ルに設置された格納容器ドレンサンプの排水流路を通じてサプレッション・チェンバへ 移 行 す る こ と を 防 止 す る た め ， 排 水 流 路 の 形 状 を 変 更 す る こ と とし て い る 。
ＲＰＶ破損時には，ペデスタル内の水により格納容器ドレンサンプの排水流路は水で満たされていることから，溶融炉心が排水流路に流入する際には，流路内から水や水蒸気の対向流が生じる。また，溶融炉心が格納容器ドレンサンプの排水口に到達す
るまでの温度低下及び粘性増加を考慮すると，現実的には溶融炉心の排水流路への流入はごく限定的と考えられる。
しかしながら，溶融炉心の落下時及び落下後の挙動は不確かさがあることから，溶融炉心の排水流路への流入を想定した場合でも溶融炉心が横スリット内で凝固停止しサプレッション・チェンバ側へ移行しないことを，ＭＡＡＰ計算結果を基に評価し，NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

スリット状排水流路の有効性を確認した。

5.1

格納容器ドレンサンプ排水流路の形状変更を考慮した凝固停止評価モデル
図 5-1 に ， 格 納 容 器 ド レ ン サ ン プ 排 水 流 路 の 形 状 変 更 を 考 慮 し た 凝 固 停 止 評 価 モ
デルの概要図を示す。
各ドレンサンプからの排水流路は，ペデスタル床面に堆積する溶融炉心による熱影響を抑制するコンクリート深さまで通じる縦方向の流路（縦スリット）と，流入した溶融炉心を凝固させる横方向の流路（横スリット）を介し，既設の格納容器ド
レンサンプ排水配管へ接続する構成とする。
ま た ，縦 ス リ ッ ト 及 び 横 ス リ ッ ト は 薄 い 中 空 平 板 型（ 幅mm〔内 径 〕，厚 さmm〔 内 径 〕） の 形 状 と し ， 周 囲 を Ｓ Ｕ Ｓ 材 と す る こ と で ， 流 入 し た 溶 融 炉 心 の 冷 却 及 び
凝固停止を促進させる設計とする。

別添 2-32

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

mm
コリウム
シールド

格納容器床ドレンサンプ

mm

m

Ｂ
Ａ

Ａ
Ｂ

mm

縦スリット
厚さ
mm

Ｂ－Ｂ断面

横スリット
厚さ
mm，長さ

m，勾配

ＳＵＳ材
厚さ
mm

mm

コンクリート層mm

別添 2-33

鉄筋
コンクリート層
m

m

mm

ＳＵＳ材

図 5- 1Ａ－Ａ断面

注：機器ドレン流路も同様の形状

格納容器ドレンサンプ排水流路の形状変更を考慮した凝固停止評価モデル

5.2

既往の試験結果に基づく評価
配管等の流路内における溶融炉心の流動・凝固挙動に係る試験として，米国ＥＰ
ＲＩ及びＦＡＩにより実施された炉心溶融時のＲＰＶ下部プレナム貫通部の挙動に［１］
係る試験がある。
こ の 試 験 で は ，Ｒ Ｐ Ｖ 下 部 プ レ ナ ム 及 び ド レ ン配 管（ 内 径 5 cm）を模擬した試験体に模擬コリウムとしてＡｌ２Ｏ３を流入させ，その流動挙動を確認
し て い る 。 図 5-2 に 試 験 装 置 の 概 要 図 を 示 す 。
試 験 の 結 果 ，配 管 内 で の Ａ ｌ ２ Ｏ ３ の 流 動 距 離 は 最 大 で も 79 cm 程度 と な っ て お り ，
配 管 の 破 断 は 生 じ て い な い 。ま た ，配 管 内 で の 水 平 方 向 の 流 速 は 最大 で も 約 0.2 m/sと推定されており，流路形状に基づきベルヌーイ則により計算される流速よりも1/10 か ら 1/100 小 さ い 結 果 と な っ て い る 。 こ れ は ， 模 擬 ド レ ン 配管 内 に お け る 水 の存 在 に よ り ， 模 擬 コ リ ウ ム の 流 動 が 著 し く 抑 制 さ れ た た め と 推 定 され て い る 。
表 5-1 に ， Ｅ Ｐ Ｒ Ｉ 試 験 条 件 と 東 二 の 排 水 流 路 に お け る 条 件 の 比 較 を 示 す 。
ＥＰＲＩ試験では，模擬コリウムとしてＡｌ２Ｏ３を用いており，その体積当たり

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0の 溶 融 潜熱 は 約 4.41×10 9 J/m 3 と 計 算 さ れ る 。 こ れ に 対 し て ， 東 海 第 二 発 電 所 の 溶
融炉心の場合，溶融潜熱に加えて液相線温度から固相線温度までの顕熱を考慮しても，体積当たりの凝固までの放出熱量はJ/m 3 と 計 算さ れ ， Ａ ｌ ２ Ｏ ３ と同等であることが分かる。
また，東海第二の溶融炉心の熱伝導率はＡｌ２Ｏ３に比べて大きいことに加え，格納容器ドレンサンプの排水流路はスリット形状とし周囲にＳＵＳ材を配置することから，実機条件の方が溶融炉心の冷却が進みやすいと考えられる。
一方，東海第二の溶融炉心はＡｌ２Ｏ３に比べて動粘度が小さいことや堆積ヘッド
が大きくなっていることから，ＥＰＲＩ試験条件に対して流路内での流入速度が速くなることが考えられる。しかし，流速が大きくなると，溶融炉心とＳＵＳ材間の対流熱伝達率が大きくなり溶融炉心の冷却率が大きくなることから，流動距離は流速の増加に対して単純に線形には増加しない。
以上より，ＥＰＲＩ試験条件と実機条件の差を勘案しても，総合的な流動距離への影響は同程度であることから，東海第二のスリット条件でもＥＰＲＩ試験結果の
流 動 距 離（ 約 79 cm） を 大 き く 上 回 る こ と は 考 え に く く ， 溶 融 炉 心 は 横 ス リ ッ ト 長 さ（m） の 範 囲 内 で 凝 固 停 止 す る も の と 考 え ら れ る 。

別添 2-34

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

溶融アルミナ

最 大 流 動 距 離 ： 約 79cm

図 5-2

ＥＰＲＩ／ＦＡＩによる試験装置

別添 2-35

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

表 5- 1
項目
溶融物

ＥＰＲＩ
試験条件

溶融物条件

2047

密 度 （ kg/m 3 ）3800

比 熱 （ J/kgK ）1300

体積当たりの凝固までの 放 出 熱 量 （ J/m 3 ）熱 伝 導 率 （ W /mK ）

［１］

Ａｌ２Ｏ３

融点（℃）

溶 融 潜 熱 （ J /kg ）ＥＰＲＩ試験条件と東海第二実機条件の比較

1.16×10

心は液相線温度から固相線温度までの顕熱と溶融潜熱を考慮）

6

約 4.41× 10 9
7.5

別添 2-36

0.003
7.9×10 - 7

溶融炉心の方が，冷却が進みやすい。

0.004

＊2

流路条件

配管

流路内径

5cm

東二条件の方が溶融物の流速が速くなる傾向。
（ ヘ ッ ド は 1/2 乗 で 流 速 に 寄 与 ）

0.3

流路構造

注記

溶融炉心

（ Ａ ｌ ２ Ｏ ３ は 溶 融 潜 熱 の み ，溶 融 炉

動 粘 性 係 数 （ m 2 /s）
ま で の ヘ ッ ド （ m）

流動距離への影響の比較

実機条件

凝固までに必要な除熱量は同程度。

粘 性 係 数 （ P a･s ）全量堆積時の水平流路

東海第二

スリット状
(Ｓ Ｕ Ｓ 材 被 覆 )スリット形状では流路壁面との接触面積が大きく，冷却が進みやすい。

＊ 1： Ｍ Ａ Ａ Ｐ 解 析 （ Ｔ Ｑ Ｕ Ｖ シ ー ケ ン ス ） に お け る Ｒ Ｐ Ｖ 破 損 時 の 値＊ 2： Ｍ Ａ Ｔ Ｐ Ｒ Ｏ に お け る Ｕ Ｏ ２ の 値 ［ ２ ］

5.3

溶融金属の凝固モデルによる評価

5.3.1

溶融金属の流路内での凝固挙動
図 5-3 に ， 流 路 内 に お け る 溶 融 金 属 の 凝 固 挙 動 の 概 念 図 を 示 す 。
純 金 属 や 共 晶 温 度 の 合 金 で は ， 図 5-3(a)の よ う に 流 路 の 入 口 付 近 か ら 固 化 ク
ラストが成長し流路が閉塞することで，流動が停止する。
一 方 ， 液 相 線 温 度 と 固 相 線 温 度 に 差 が あ る 合 金 で は ， 図 5-3(b)の よ う に 溶 融物の先端から温度低下とともに固相率が増加し，流動限界固相率を超えたときに 流 動 を 停 止 す る 。 こ れ は ， 図 5-4 に 示 す よ う に ， 固 相 率 の 増 加 と と も に 粘 性が増加するためである。
溶 融 炉 心 に つ い て は ，液 相 線 温 度℃に対して固相線温度が℃（ＭＡＡＰ計算結果）と差があることから，合金の凝固挙動を示すものと考えられ

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0る。

液相入口付近から凝固が開始

固相率が徐々に増加

流路が閉塞し，流動停止

流動限界固相率に到達し，流動停止(a) 純金属

図 5-3(b) 合金流路内での溶融金属の凝固挙動の概念図

別添 2-37

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

図 5-4

5.3.2

溶融合金における固相率と見かけの粘性の関係［３］評価方法
溶 融 合 金 の 流 路 内 で の 流 動 距 離 を 評 価 す る モ デ ル と し て ，Fleming の モ デ ル［ ４ ］
があり，このモデルを用いて溶融炉心の横スリット内での流動距離の評価を行った。その内容を以下に示す。
なお，本凝固評価モデルは流路内に水が存在しないドライ状態を前提として
い る こ と か ら ， 実 機 条 件 に 対 し て 十 分 保 守 的 な 評 価 と な る と考 え ら れ る 。

(1)

Flemings モ デ ル の 評 価 式
Flemings モ デ ル は (5.1)式 の よ う に 表 さ れ ，流 路 を 流 れ る 溶 融 物 が 保 有 す る エ
ネルギと周囲の構造材への除熱速度を基に，溶融物が凝固するまでに必要なエ
ネ ル ギ が 除 去 さ れ る ま で の 流 動 距 離 を 評 価 す る モ デ ル と な って い る 。

1（ 5.1）

ここで，（ 5.2）
であり，各パラメータの内容は以下のとおりである。
： 流 動 距 離 （ m）， ： 流 路 断 面 積 （ m 2 ），： 溶 融 炉 心 密 度 （ kg/m 3 ）， ： 溶 融 炉 心 流 速 （ m/s），： 流 動 限 界 固 相 率 （ -），： 溶 融 炉 心 溶 融 潜 熱 （ J/kg），： 溶 融 炉 心 比 熱 （ J/kgK），： 初 期 温 度 と 凝 固 温 度 の 差（ K），： 熱 伝 達 率 （ W/m 2 K）， ： 流 路 周 長 （ m），
別添 2-38： 溶 融 炉 心 温度 （ K），

： 構 造 材 温 度 （ K），： 構 造 材 熱 拡 散 率 （ m 2 /s），

： チ ョ ー キ ン グ レ ン ジ ＊ （ m），
注記： 構 造 材 熱 伝 導 率 （ W/mK）＊：溶融物先端でどの程度の長さが流動限界固相率を超えると流動が停止するかを定義する定数(2)熱伝達係数の計算
溶融炉心とスリット構造材間の熱伝達係数 は，溶融炉心の熱伝導率 ，水力
等価直径

及 び Sleicher Rouse の 式［ ５ ］よ り 求 ま る ヌ セ ル ト 数 Nu を 用 い て ，下式により算出する。

Nu（ 5.3）

Sleicher-Rouse の 式

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

Nu

5
10

0.015Re Pr
Re

0.88

10 , 0.1

10（ 5.4）.

0.5exp0.6Pr

添 字 は そ れ ぞ れ ， m： 混 合 平 均 温 度 ， f： 膜 温 度 ， w： 壁 温 に お け る 物 性 値 を 表
す 。 た だ し 本 評 価 で は ， 物 性 値 は 温 度 に よ ら ず 一 定 と 仮 定 して い る 。

(3)

溶融炉心の温度低下の考慮(5.1)式 か ら 直 接 的 に 流 動 距 離 を 計 算 す る と ，流 路 内 を 進 行 す る 間 の 溶 融 炉 心の温度低下が考慮されず，溶融炉心から構造材への熱伝達速度が過大評価され
る こ と に よ り ， 流 動 距 離 が 短 く 評 価 さ れ る こ と が 考 え ら れ る。
今 回 の 評 価 で は ， Flemings の 評 価 式 を 基 に ， 流 動 に 伴 う 溶 融 炉 心 の 温 度 低 下を考慮した上で，溶融炉心先端が流動停止する固相率に至るまでの除熱時間を算 出 し ，溶 融 炉 心 の 流 速 と の 積 に よ り 流 動 距 離 を 計 算 し た 。評 価 の 概 要 を 図 5-5に示す。

別添 2-39

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R1
R0

図 5-5

5.3.3

溶融炉心流動距離の評価イメージ図

評価条件
横 ス リ ッ ト 内 で の 溶 融 炉 心 凝 固 評 価 に 用 い た 条 件 を 表 5-2 に 示 す 。
溶融炉心の物性については，ＭＡＡＰ計算結果におけるＲＰＶ破損時の溶融
炉心物性値を用いる。なお，流動距離が長くなるよう溶融炉心の保有エネルギ
を 大 き く 設 定 す る 観 点 か ら ， Ｔ Ｑ Ｕ Ｖ シ ー ケ ン ス の 値 を 設 定す る 。
溶融炉心の流速については，溶融炉心全量に加えペデスタル内構造物等がペデスタル内に堆積した場合の堆積高さ
差

m の合計

m と ， 横 ス リッ ト 下 端 ま で の 高 低

m を ヘ ッ ド と し て 考 慮 し た 場 合 ， 溶 融炉 心 の 流 速 は

m/s と な る 。こ れ に 対 し ，ス リ ッ ト 内 の 冷 却 水 の 存 在 に よ る溶 融 炉 心 の 流 速 の 低
下 と し て ， Ｅ Ｐ Ｒ Ｉ 試 験 の 知 見 （ 1/10 か ら 1/100） 及 び 実 機 溶 融 炉 心 と Ｅ Ｐ Ｒ
Ｉ 試 験 の 溶 融 ア ル ミ ナ の 動 粘 度 の 差 （ 約 1.6 倍 ） を 考 慮 し ， 保 守 的 に 1/2 を 考
慮した

m/s を 設 定 す る （ 図 5-6）。

流動限界固相率及びチョーキングレンジについては，既往の溶融炉心拡がり
試 験 に お い て は 固 相 率 が 0.4～ 0.6 程 度 で 粘 性 が 急 激 に 増 加す る と い っ た 知 見［ ６ ］
別添 2-40

があるが，チョーキングレンジには明確な知見がないことから，溶融炉心先端が 完 全 に 凝 固 す る ま で 流 動 が 続 く も の と 仮 定 し ，流 動 限 界 固相 率 を 1.0，チ ョ ーキングレンジを 0 m と設定する。

m

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R1R0m

デブリの堆積高さとスリット下端までの高低差をヘッドとしてベルヌーイ則を適用すると，
流速v

2g

水の存在による流速の低下を保守的に 1/2 として考慮すると，流速は

図 5-6m/s となる。

溶融炉心の流速の想定

別添 2-41

R1
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

表 5- 2
項目
横スリット流路
形状

評価条件

条件

流 路 高 さ （ c m）

設計値

流 路 幅 （ cm ）液相線温度（℃）

ＭＡＡＰ計算結果（ＲＰＶ破損時の値）

固相線温度（℃）
密 度 （ kg/m 3 ）
溶融炉心物性

流動距離が長くなるよう溶融炉心の保有エネルギを熱 伝 導 率 （ W /mK ）大きく設定する観点から，ＴＱＵＶシーケンスの値

比 熱 （ J/kgK ）を使用

溶 融 潜 熱 （ J /kg ）別添 2-42

構造材物性

初期温度条件粘 性 係 数 （ P a･s ）0.004

密 度 （ kg/m 3 ）7890

熱 伝 導 率 （ W /mK ）16.5

比 熱 （ J/kgK ）511

伝熱工学資料（ 400K に お け る Ｓ Ｕ Ｓ 304 の 値 ）℃：Ｍ Ａ Ａ

Ｐ計算結果）に対し，保守的に液相線温度を設定
167

保守的に限界圧力での飽和水温度を設定
溶融炉心等の堆積量，スリット形状，スリット内冷

溶 融 炉 心 流 速 （ m /s）
溶融炉心流動条件

ＭＡＴＰＲＯにおける溶融ＵＯ２の値［２］Ｒ Ｐ Ｖ 破 損 時 の 溶 融 炉 心 平 均 温 度（

溶融炉心初期温度（℃）
構造材初期温度（℃）

備考

却水の存在を考慮し，保守的に設定

流 動 限 界 固 相 率 （ -）1.0

溶融炉心先端が完全に凝固するまで流動が続くと仮チ ョ ー キ ン グ レ ン ジ （ m）

0

定し設定

5.3.4

評価結果
5.3.3 に 示 し た 条 件 に 基 づ く 評 価 の 結 果 ，溶 融 炉 心 の 流 動 距 離 は 約 1.0 m と な
り ，横 ス リ ッ ト の 長 さ（凝固に要する時間はm）の 範 囲 内 で 凝 固 停 止 す る こ と を 確 認 し た 。ま た ，s 程度であり，この間の溶融炉心の崩壊熱による影響は無視し得る。
な お ， 表 5-2 の 評 価 条 件 に お い て ， 溶 融 炉 心 の レ イ ノ ル ズ 数 及 び プ ラ ン ト ル
数 は そ れ ぞ れ Re≒ 1.3×10 5 及 び Pr≒ 0.14 で あ り ，(5.4)式 の Sleicher Rouse の式の適用範囲内である。

5.3.5

評価における保守性について
本評価は，以下のような点で保守性を有すると考えられる。
・本評価は流路内がドライな状態を前提としているが，実際にはスリット内は水で満たされた状態であり，溶融炉心から水への除熱等により流動距離

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0はより短くなると考えられる。
・流 動 距 離 の 計 算 に お い て ，溶 融 炉 心 の 流 速 は 流 動 停 止 ま で 一 定 と し て お り ，
縦スリット及び横スリット内での圧損や粘性増加に伴う速度低下を考慮していない。
・横スリットへ流入する溶融炉心の初期温度は，ＲＰＶ破損時の溶融炉心平均温度（℃）に対し保守的に液相線温度（℃）を設定しているが，溶融炉心がペデスタル床面を拡がる間や縦スリットを通過する間の除熱を考慮すると，実際にはより温度は低下し，またそれに伴い溶融炉心の粘性は増加すると考えられる。
・ 流 動 限 界 固 相 率 は 1.0 を 設 定 し て い る が ， 既 往 の 溶 融 炉 心 拡 が り 試 験 に お
い て は ， 固 相 率 が 0.4～ 0.6 程 度 で 粘 性 が 急 激 に 増 加 す る と い っ た 知 見 ［ ６ ］
がある。

5.3.6

評価条件の不確かさによる影響について
表 5-2 の 評 価 条 件 に お い て ， 溶 融 炉 心 の 物 性 値 条 件 に つ い て は Ｍ Ａ Ａ Ｐ 計 算
結果における溶融炉心の組成平均値を用いている。
これに対して，スリットに流入する溶融炉心の物性は不確かさを有すると考えられることから，評価条件の不確かさとしてＭＡＡＰ計算結果のうち溶融炉
心内の金属相及び酸化物相の物性値を参照し，評価結果への影響を検討する。
な お ， 表 5-2 の 評 価 条 件 に お い て ， 構 造 材 物 性 値 は 不 確 か さ が 小 さ い と 考 え られること，構造材初期温度及び溶融炉心流動条件は十分な保守性を見込み設定
し て い る こ と か ら ， 評 価 結 果 に 対 す る 不 確 か さ の 影 響 は 小 さい と 考 え ら れ る 。
表 5-3 に ， Ｍ Ａ Ａ Ｐ 計 算 結 果 に お け る 溶 融 炉 心 の 組 成 平 均 ， 金 属 相 及 び 酸 化
別添 2-43

物相のそれぞれの物性値を示す。各物性値から計算される溶融炉心が凝固するまでの体積当たりの放出熱量を比較すると，組成平均の物性値を用いた場合が最 も 大 き く ， 溶 融 炉 心 の 凝 固 ま で の 流 動 距 離 が 最 も 長 く な るこ と が 分 か る 。
したがって，溶融炉心の物性値の不確かさを考慮した場合でも，溶融炉心は
横スリットの長さ（m） の 範 囲 内 で 凝 固 停 止 す る と 考 えら れ る 。

表 5-3
項目

溶融炉心の物性値の比較

組成平均

金属相

酸化物相

液相線温度（℃）

ＭＡＡＰ計

固相線温度（℃）
溶融
炉心
物性

備考

算結果

密 度 （ kg／ m 3 ）（ＲＰＶ破比 熱 （ J/kgK）

損時の値）

溶 融 潜 熱 （ J/kg）
体積当たりの凝固までの放出熱量

計算値

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

3

（ J/m ）

参考文献
[1] EPRI, Experiments to Address Lower Plenum Response Under Severe Accident
Conditions, Volume1, EPRI report TR-103389, 1994
[2] L.J.Siefken et al., SCDAP/RELAP5/MOD3.3 Code Manual; MATPRO
Materials

Properties

forLight-Water-Reactor

Accident

A Library ofAnalysis,

NUREG/CR-6150, Vol.4 Rev.2, 2001
[3] 渋 谷 他 ，固 相・液 相 共 存 下 に お け る 鉄 お よ び 非 鉄 合 金 の み か けの 粘 性 の 測 定 結 果 ，
鉄 と 鋼， 第 66 年 ， 第 10 号 ， 1980
[4] M.C.Fleming et al., An Experimental and Quantitative Evaluation of the Fluidityof Aluminium Alloys” , AFC Transactions, vol.69, 1961
[5] 日 本 機 械 学 会 ， 伝 熱 工 学 資 料 第 ４ 版 ， 1986
[6] M.T. Farmer, Melt Spreading Code Assessment, Modifications, and Applications
to the EPR Core Catcher Design, ANL-09/10, 2009

別添 2-446.
6.1

原子炉圧力容器破損時の溶融炉心の冠水評価について
はじめに
ＲＰＶ破損により落下したデブリは，事前に水張りされていたペデスタルの水中に 落 下 し，冠 水 す る 。そ の 後 ，Ｒ Ｐ Ｖ 破 損 か ら 7 分 後 に 格 納 容 器 下部 注 水 系（ 常 設 ）に よ る ペ デ ス タ ル 注 水 を 実 施 す る こ と と し て い る が ，7 分 の 間 に 水 が 蒸 発 す る こ と から，デブリの冠水状態の評価を実施する。
また，ポロシティが冠水状態に与える影響についても評価した。

6.2

評価対象事故シーケンス
ＲＰＶ破損する有効性評価の評価事故シーケンスとして，過渡事象時に注水機能が喪失する事象（以下「過渡事象」という。）を選定している。ここでは，有効性
評 価 の ベ ー ス ケ ー ス と な る 過 渡 事 象 に つ い て ， デ ブ リ の 冠 水 状 態 の評 価 を 実 施 す る 。
また，起因事象をＬＯＣＡとした場合には事象進展が異なることから，ＲＰＶ破NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

損時間が早くなる大破断ＬＯＣＡ時に注水機能が喪失する事象（以下「ＬＯＣＡ事
象 」 と い う 。 ） に つ い て も ， 同 様 に デ ブ リ の 冠 水 状 態 の 評 価 を 実 施す る 。

6.3

デブリ冠水評価
デ ブ リ の 堆 積 形 状 を 図 6-1 に 示 す 。ポ ロ シ テ ィ を 考 慮 し た デ ブ リ 堆 積 高 さ H debri は式 (6.1)で評 価 す る 。
H debri ＝ （ V m ×(1－ Φ ent )＋ V s ＋ V m ×Φ ent ÷(1－ P)） ÷S fz（ 6.1）

V m ： 溶 融 物 体 積 [約 36 m 3 ]V s ： ペ デ ス タ ル 内 構 造 物 体 積 [約 4 m 3 ]Φ ent ： 粒 子 化 割 合 [0.173]
P：ポ ロ シ テ ィ [0.5] 既 往 実 験 の 知 見 か ら 保 守 的 に 設 定
S fz ： コ リ ウ ム シ ー ル ド の 設 置 を 考 慮 し た 床 面 積 [約 27.08 m 2 ]また，粒子化したデブリの間隙に冷却水が浸入するため，デブリの冠水維持評価の 観 点 か ら 粒 子 化 し た デ ブ リ の 範 囲 を 除 い た 水 プ ー ル 水 深 H pool-ent に つ い て 式 (6.2)
で評価する。ここで，デブリ堆積範囲より上の領域にはコリウムシールドが敷設されていないものとする。
H pool-ent ＝ （ H pool － （ V m ×Φ ent ÷(1－ P)×P÷S fz )） ×（ S fz ／ S f ）（ 6.2）

H pool ： 水 プ ー ル 初 期 水 深 [1 m]S f ： コ リ ウ ム シ ー ル ド が 設 置 さ れ て い な い 範 囲 の 断 面 積 [約 29.92 m 2 ]式 (6.1)か ら デ ブ リ 堆 積 高 さ H debri は 約 1.71 m と な る 。 ま た ， 式 (6.2)か ら 粒 子 化
し た デ ブ リ の 範 囲 を 除 い た 水 プ ー ル 水 深 H pool-ent は 約 0.69 m と なる 。
別添 2-45

解析コードＭＡＡＰを用いた有効性評価の結果（デブリから水プールへの限界熱流 束 を 800 kW/m 2 （ 圧 力 依 存 性 あ り ） と 設 定 ） か ら ， Ｒ Ｐ Ｖ 破 損 によ る デ ブ リ 落 下 から ペ デ ス タ ル 注 水 開 始 ま で の 7 分 間 に お け る ペ デ ス タ ル 水 位 低 下量 は ， 過 渡 事 象 の場 合 は 約 0.34 m， Ｌ Ｏ Ｃ Ａ 事 象 の 場 合 は 約 0.44 m で あ り ， デ ブ リ の 冠 水 は 維 持 さ れる 。 な お， Ｒ Ｐ Ｖ 破 損 時 点 か ら デ ブ リ 露 出 ま で の 時 間 は ， 過 渡 事 象の 場 合 で 約 21 分
間 ， Ｌ Ｏ Ｃ Ａ 事 象 の 場 合 で 約 15 分 間 で あ る こ と か ら ， ペ デ ス タ ル注 水 の 開 始 が 遅 れた場合でも一定時間冠水維持することが可能である。

6.4

ポロシティが冠水評価に与える影響
水位低下量評価にポロシティの効果を考慮していないことから，その影響を評価した。
粒子状デブリベッドのドライアウト熱流束に関する相関式であるＬｉｐｉｎｓｋ
ｉ－０Ｄモデルでは，ポロシティの増加によってドライアウト熱流束が上昇する結NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

果 が 得 ら れ て お り ，図 6-2 に お い て ポ ロ シ テ ィ 0.48 の 場 合 ，ド ラ イア ウ ト 熱 流 束 は ，
約 3300 kW/m 2 と な る 。 こ れ は ， 水 位 低 下 量 評 価 で ， デ ブ リ か ら 水 プ ー ル へ の 熱 流 束と し て 設 定 し て い る 800 kW/m 2 と 比 較 し て 大 き な 値 と な る が ， ポ ロ シ テ ィ を 形 成 す る
デ ブ リ の 粒 子 化 割 合 は 約 17 ％ と 小 さ く ，粒 子 化 し た デ ブ リ は ク エン チ し て い る こ とから，ポロシティによるドライアウト熱流束増加の影響は小さい。
よって，ポロシティを考慮しても水位低下量評価への影響は小さく，冠水評価に影響はない。

6.5

まとめ
以 上 の 評 価 か ら ，過 渡 事 象 及 び Ｌ Ｏ Ｃ Ａ 事 象 い ず れ に お い て も ，Ｒ Ｐ Ｖ 破 損 か ら 7分の間において，デブリの冠水状態が維持されることを確認した。

別添 2-46

粒子状デブリ
溶融デブリ

デブリ堆積形状

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

図 6-1

図 6-2

粒子状ベッド高さとドライアウト熱流束の関係

別添 2-47

7.

コリウムシールドを考慮した溶融炉心・コンクリート相互作用による侵食量評価について格納容器破損モード「溶融炉心・コンクリート相互作用」に対する重大事故等対処設備であるコリウムシールドについて，解析コードにおける取扱いを示すとともに，
解析コード及び解析条件の不確かさの影響について整理する。

7.1

解析コードにおけるコリウムシールドの取扱いについて
解析コードＭＡＡＰにおける，ＭＣＣＩ伝熱モデルでは，溶融炉心－コンクリー
ト間の伝熱，クラストの伝熱と厚さ，上部クラスト－水プール間熱伝達が考慮されている。ここでは，コリウムシールド模擬に伴う設定の変更点及び評価モデルの適用性について示す。

(1)

コリウムシールドの模擬について

R1
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

解 析 コ ー ド Ｍ Ａ Ａ Ｐ に お け る Ｍ Ｃ Ｃ Ｉ 伝 熱 モ デ ル の 概 念 図 を 図 7-1 に 示 す 。 解析コードＭＡＡＰによる侵食量評価では，本モデルのうちコンクリートの物性値として設定されている以下のパラメータについてＺｒＯ２の物性値を固定値で設
定 し ，コ リ ウ ム シ ー ル ド を 模 擬 し て い る 。
・侵食開始温度
・密度
・比熱
・熱伝導率
・溶融潜熱
侵食開始温度については，化学反応等による侵食開始温度低下を考慮した保守的 な 設定 と し て い る（ 添 付 7-1）。ま た ，落 下 し た 溶 融 炉 心 と コリ ウ ム シ ー ル ド 間の接触面温度は侵食開始温度未満であることから，コリウムシールドの侵食は発生しない。なお，解析上はコリウムシールドの厚さを考慮し，コリウムシールド
裏面にはコンクリートが配置されたモデル＊1 として評価を実施しているが，コン
ク リ ート － コ リ ウ ム シ ー ル ド 間 の 伝 熱 に お い て 接 触 熱 抵 抗 は 考 慮 し て い な い 。
以上のとおり，解析コードＭＡＡＰにおいてコリウムシールドを適切に模擬して い る。
注記＊ 1： ペ デ ス タ ル （ ド ラ イ ウ ェ ル 部 ） 壁 面 ， 床 の コ ン ク リ ー ト と ド ラ イ ウ ェ ル ，
サ プ レ ッ シ ョ ン ・ チ ェ ン バ 雰 囲 気 と の 伝 熱 に つ い て も 考慮 し て い る 。

(2)

溶融炉心－コリウムシールド間の伝熱
溶融炉心－コリウムシールド間の伝熱は，溶融炉心－コンクリート間の伝熱と同様のモデルを用いている。溶融プールからクラスト，クラストから構造材への別添 2-48

伝 熱 は以 下 の 式 で 評 価 さ れ ， (1)で 示 し た 構 造 材 の 物 性 値 等 に よ る 影 響 を 受 け ず に
クラスト内の熱量が全て構造材に移行する扱いとなっており，壁面及び床の材質に依存しないモデルとなっている。なお，伝熱を受けた構造材の温度上昇は，構造材の熱伝導率等の物性に基づき計算され，種々の実験により得られたコリウム
シ ー ルド 耐 熱 材 の 物 性 値 を 適 切 に 入 力 す る こ と で ， 適 切 に 計 算 さ れ る 。
床方向の熱流束,1（ 7.1）（ 7.2）

壁方向の熱流束,1（ 7.3）（ 7.4）

ここで，，： 床 方 向 及 び 側 面 方 向 の 熱 流 束 [W/m 2 ]，： 溶 融 プ ー ル か ら ク ラ ス ト 層 へ の 対 流 熱 伝 達 係 数 [W/m 2 K]
： 溶 融 プ ー ル が 完 全 な 液 相 の 場 合 の 対 流 熱 伝 達 係 数 [W/m 2 K]

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0，：

固 化 割 合 [－ ]：固 化 効 果 項 の 指 数 [－ ]：溶 融 プ ー ル の 温 度 [K]：,デ ブ リ 融 点 [K]
体 積 発 熱 率 [W/m 3 ]

：
，

(3)

：

床 面 及 び 壁 面 の ク ラ ス ト 厚 さ [m]クラストの厚さ
床面及び壁面のクラスト厚さ評価モデルでは，溶融プールからの伝熱及び構造材への伝熱によりクラスト厚さの変化率を計算しており，壁面及び床の材質に依存 し ない モ デ ル と な っ て い る た め ，コ リ ウ ム シ ー ル ド に も 適 用 可能 で あ る 。な お ，
ク ラ ス ト － コ リ ウ ム シ ー ル ド 接 触 面 温 度 は ， (1)に 記 載 の と お り Ｚ ｒ Ｏ ２ の 物 性 値
を 基 に計 算 さ れ る こ と か ら ，ク ラ ス ト の 厚 さ を 評 価 す る に あ た り Ｚ ｒ Ｏ ２ の 物 性 値が 考 慮さ れ て い る 。

2

,

/

（ 7.5）

ここで，： 床 方 向 又 は 側 面 方 向 の 熱 流 束 [W/m 2 ]： デ ブ リ 熱 伝 導 率 [W/mK]
：

,

注記

デ ブ リ 融 点 [K]：ク ラ ス ト － コ リ ウ ム シ ー ル ド 接 触 面 温 度 ＊ 2 [K]：

床 面 又 は 壁 面 の ク ラ ス ト 厚 さ [m]＊ 2： コ リ ウ ム シ ー ル ド の 表 面 温 度 と 同 値 で あ り ， ク ラ ス ト か ら の 伝 熱 量 及 び 入
力 し た コ リ ウ ム シ ー ル ド の 物 性 値 に 基 づ い て 適 切 に 計 算さ れ て い る 。
別添 2-49

7.2(1)

解析コードにおける不確かさの影響
不確かさの整理
解析コードにおける，コリウムシールドを考慮したＭＣＣＩ過程毎の不確かさ
要因を整理する。設置変更許可申請書 添付書類十 追補２．Ⅲ「重大事故等対策の有効性評価に係るシビアアクシデント解析コードについて」において，ＭＣＣ
Ｉは以下の過程で段階的に推移することが示されているが，コリウムシールドを考 慮 して も こ の 過 程 に 変 わ り は な い 。
・原子炉圧力容器下部ヘッド破損過程
・溶融物の落下・堆積過程
・ＭＣＣＩ進行と注水によるデブリ冷却過程
ただし，「ＭＣＣＩ進行と注水によるデブリ冷却過程」においては，ＭＣＣＩ

R1
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0現象の影響因子として溶融炉心からのコリウムシールドを介したコンクリートへの伝熱を考慮する必要がある。ここで，ＭＣＣＩ伝熱モデルでは固定値の物性を設 定 する こ と か ら ， コ リ ウ ム シ ー ル ド を 介 し た 伝 熱 の 感 度 解 析 パ ラ メ ー タ と し て ，
コ リ ウム シ ー ル ド の 伝 熱 物 性 値 の 温 度 依 存 性 が 想 定 さ れ る 。 図 7-2 に Ｍ Ｃ Ｃ Ｉ に
お け る不 確 か さ に 関 す る 流 れ 図 を 示 す 。
ＭＣＣＩ現象の影響因子より抽出された感度解析パラメータに対して，感度解析 の 要否 を 整 理 す る 。Ｍ Ｃ Ｃ Ｉ 評 価 の 不 確 か さ に 関 す る 評 価 結 果を 表 7-1 に 示 す 。
エントレインメント係数について，感度解析より溶融炉心の細粒化割合がコン
クリート侵食に与える感度は小さいことを確認している。また，このことは，エントレインメント係数の不確かさにより溶融炉心の細粒化割合が変化した場合でも溶融炉心の温度に対する感度は小さいことを示しており，コリウムシールド侵食に与える感度についても同様に小さいと考えられることから，評価項目となるパラメータに与える影響は小さく，コリウムシールドを考慮した感度解析は不要
で あ る。
溶融炉心の拡がりについて，溶融炉心の拡がりが抑制されると想定した場合は，種々の不均一な堆積形状を考慮しても，拡がりが抑制されないペデスタル（ドライウェル部）への均一堆積形状の方が溶融炉心と水の伝熱面積が大きくなり，溶融炉心が冷却される傾向となる。拡がりが抑制されない均一堆積形状の場合，溶融炉心落下時点における溶融炉心とコリウムシールドの接触面温度はコリウムシ
ールドの侵食開始温度を下回っており，また，溶融炉心への注水によって溶融炉
心は継続的に冷却されることから，溶融炉心の拡がりが抑制されると想定した場合においても，コリウムシールド及びコンクリートの侵食への影響はなく，評価項目となるパラメータに与える影響はないことから，コリウムシールドを考慮した 感 度解 析 は 不 要 で あ る 。
別添 2-50

上面熱流束係数及び溶融プール－クラスト間の熱伝達係数について，ＭＣＣＩへの影響を確認する観点で実施したエントレインメント係数，上面熱流束及び溶融プールからクラストへの熱伝達係数をパラメータとした感度解析を踏まえ，解析コードＭＡＡＰによりコリウムシールド及びコンクリート侵食量について支配
的な溶融炉心からプールへの熱流束を対象に感度解析を行い，影響を確認する。
【 感 度解 析 ① 】
また，侵食の異方性について，コンクリート侵食の異方性については溶融炉心からプール水への熱流束の感度に比べて影響が小さいことが確認されており，コリウムシールドは侵食開始温度に到達していないことより同様に影響が小さいと考えられるため，上記の溶融炉心からプールへの熱流束を対象にした感度解析に
よ り ，影 響 を 確 認 す る 。 【 感 度 解 析 ① 】
コリウムシールドの伝熱物性値の温度依存性について，解析コードＭＡＡＰにおけるＭＣＣＩ伝熱モデルでは，固定値の物性を設定することから，不確かさがNT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0想定される。このため，感度解析により伝熱物性値（熱伝導率，比熱）の温度依
存 性 の影 響 を 確 認 す る 。 【 感 度 解 析 ② 】

(2)

感度解析
a.

溶融炉心上面熱流束の感度解析【感度解析①】

(a)

解析条件
解 析 条 件 を 表 7-2 に 示 す 。 溶 融 炉 心 か ら 水 プ ー ル へ の 熱 流 束 つ い て は ， 上
面 熱 流 束 の 不 確 か さ を 考 慮 し た 800 kW/m 2 （ 一 定 ） と す る 。 ま た ， 対 象 シ ー ケ
ン ス は ，事 象 進 展 が 早 く ，崩 壊 熱 が 大 き く な り ，侵 食 を 厳 し く す る 観 点 で「 大破断ＬＯＣＡ時に損傷炉心冷却に失敗し，原子炉圧力容器が破損するシーケンス」とする。

(b)

解析結果
評 価 結 果 を 表 7-3 に 示 す 。 ペ デ ス タ ル の プ ー ル 水 中 に 落 下 し た 溶 融 炉 心 と
コ リ ウ ム シ ー ル ド の 接 触 面 温 度 は 2100 ℃ 未 満 で あ り ，コ リ ウ ム シ ー ル ド を 設置することにより，ＭＣＣＩによるコンクリートの侵食が生じない。このため，原子炉圧力容器の支持機能を維持できる。

b.

伝熱物性値温度依存性の感度解析【感度解析②】
コ リ ウ ム シ ー ル ド の 伝 熱 物 性 値 の 温 度 依 存 性 の 影 響 に つ い て は ， 「 7.4 コ リ
ウムシールドの侵食及び伝熱物性値の温度依存性を考慮した感度解析」において，コリウムシールドの侵食が生じた場合の影響と併せて確認する。なお，伝熱物性値の温度依存性の取扱いが可能な解析コードにて評価した場合においても，ペデスタル（ドライウェル部）のコンクリートが侵食されないことを確認
し て い る （ 添 付 7-2） 。
別添 2-51

7.3

解析条件における不確かさの影響
解析コードＭＡＡＰにおけるＭＣＣＩ評価では，コリウムシールドを考慮した機器条件として，以下の条件を設定している。
・コリウムシールド耐熱材の種類
・コリウムシールド耐熱材の侵食開始温度
・ペデスタル（ドライウェル部）床面積
これらは全て最確条件と同様の設定であることから，不確かさの影響はない。解析 コ ー ド Ｍ Ａ Ａ Ｐ の 解 析 条 件 を 表 7-4 に 示 す 。

7.4

コリウムシールドの侵食及び伝熱物性値の温度依存性を考慮した感度解析
溶融炉心中の金属酸化物によるジルコニア耐熱材の溶出により，コリウムシール
ドが侵食される可能性があるが，既往の実験にて確認された侵食速度を仮定した場

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

合 ， コ リウ ム シ ー ル ド の 侵 食 量 は 約 33 mm と な る （ 添 付 7-3） 。 コリ ウ ム シ ー ル ド の厚みが減少した場合，コリウムシールド外表面のペデスタル（ドライウェル部）のコンクリートへの伝熱量が大きくなることから，この影響を感度解析により確認する 。ま た ，前 述 の と お り ，解 析 コ ー ド Ｍ Ａ Ａ Ｐ で は Ｚ ｒ Ｏ ２ の 物 性値 を 固 定 値 で 設 定するモデルであることから，伝熱物性値の温度依存性の不確かさの影響についても併せて確認する。

(1)

解析条件
解 析 条 件 を 表 7-5 に 示 す 。 コ リ ウ ム シ ー ル ド の 厚 さ は ， コ リ ウ ム シ ー ル ド の 設
計 値 に対 し て ， 既 往 実 験 に 基 づ く 侵 食 量 の 約 33 mm を 考 慮 し ，保 守 性 を 見 込 ん だ
値 と して 110 mm を 設 定 す る 。な お ，コ リ ウ ム シ ー ル ド の 侵 食 に よ る ペ デ ス タ ル（ ドラ イ ウェ ル 部 ） 床 面 積 の 拡 大 は 保 守 的 に 考 慮 し な い 。
また，解析コードＭＡＡＰにおけるコリウムシールドの伝熱物性値の温度依存性の不確かさを考慮し，ペデスタル（ドライウェル部）のコンクリートの温度を
厳 し く評 価 す る 観 点 で ， 常 温 時 の Ｚ ｒ Ｏ ２ の 伝 熱 物 性 値 を 設 定 す る 。
対象シーケンスは，事象進展が早く，崩壊熱が大きくなり，ペデスタル（ドライウェル部）のコンクリート侵食を厳しく評価する観点で「大破断ＬＯＣＡ時に損 傷 炉心 冷 却 に 失 敗 し ， 原 子 炉 圧 力 容 器 が 破 損 す る シ ー ケ ン ス 」 と す る 。

(2)

解析結果
解 析 結 果 を 表 7-6 に 示 す 。 ま た ， ベ ー ス ケ ー ス 及 び 感 度 解 析 ケ ー ス の コ リ ウ ム
シ ー ルド 温 度 の 推 移 及 び コ ン ク リ ー ト 温 度 の 推 移 を 図 7-3 か ら 図 7-6，ク ラ ス ト 厚
さ の 推移 （ 上 下 方 向 ） を 図 7-7 に 示 す 。 コ リ ウ ム シ ー ル ド 内 表 面 温 度 の 最 高 値 は
別添 2-52

約 1860 ℃ に と ど ま り ， コ リ ウ ム シ ー ル ド の 侵 食 開 始 温 度 で あ る 2100 ℃ を 下 回 ることから，コリウムシールドの侵食は溶融炉心中の金属酸化物によるジルコニア
耐熱材の溶出で生じた状態から進行しない。また，コリウムシールド外表面と接す る ペデ ス タ ル （ ド ラ イ ウ ェ ル 部 ） コ ン ク リ ー ト の 温 度 の 最 高 値 は 約 728 ℃ に と
ど ま り，コ ン ク リ ー ト の 侵 食 開 始 温 度 で あ る 約 1230 ℃ を 下 回 る こ と か ら ，コ ン ク
リートは侵食されない。このため，コリウムシールドが溶融炉心中の金属酸化物に よ り侵 食 さ れ た 場 合 に お い て も ，コ リ ウ ム シ ー ル ド を 介 し た 伝 熱 の 不 確 か さ が ，
評 価 項目 と な る パ ラ メ ー タ に 与 え る 影 響 は 小 さ い 。
な お ，本 評 価 に お い て は ，コ ン ク リ ー ト の 表 面 温 度 を 厳 し く 評 価 す る 観 点 か ら ，
コンクリート－コリウムシールド間の接触熱抵抗は考慮していない。接触熱抵抗を考慮した場合には，溶融炉心からペデスタル（ドライウェル部）コンクリート
への熱通過率が小さくなり，溶融炉心及びコリウムシールドの温度挙動に影響を与えることが考えられるが，溶融炉心はペデスタル（ドライウェル部）のプール

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

水 に 落下 し た 直 後 に 2100 ℃ 未 満 と な る こ と ，ま た ，溶 融 炉 心 か ら 上 面 水 へ は 崩 壊
熱 以 上の 除 熱 が さ れ 溶 融 炉 心 の 温 度 は 2100 ℃ 未 満 を 維 持 す る こと か ら ，コ リ ウ ム
シ ー ルド の 侵 食 は 生 じ ず ， 温 度 挙 動 へ の 影 響 は 軽 微 で あ る と 考 え ら れ る 。

7.5

まとめ
解析コードＭＡＡＰではコリウムシールドを適切に模擬しており，溶融炉心－コ
リ ウ ム シ ー ル ド 間 の 伝 熱 モ デ ル は コ リ ウ ム シ ー ル ド に 適 用 可 能 で ある 。
コリウムシールドを考慮した解析コードの不確かさを踏まえた感度解析により，
原子炉圧力容器の支持機能を維持でき，不確かさの影響は小さいことを確認した。
また，コリウムシールドを考慮した解析条件は最確条件と同様であり，不確かさはない。
さらに，コリウムシールドが溶融炉心中の金属酸化物により侵食される可能性を考慮した感度解析により，コリウムシールド外表面と接するコンクリートは侵食されないことを確認した。

別添 2-53

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

表 7-1

コリウムシールドを考慮した場合のＭＣＣＩ評価の不確かさに関する整理結果

ＭＣＣＩ現象への影響因子

不確かさ要因有効性評価の取扱い

下部ヘッド破損モード

破損部位
破損口侵食拡大

下部ヘッド貫通部の中で最も大口径の制御棒駆動機構ハウジングの瞬時破損を想定し，破損口径の拡大を考慮

溶融炉心落下量

原子炉圧力容器内
溶融進展

全炉心相当を想定

解析コード資料 ＊における感度解析の要否
下部ヘッド貫通部の中で最も大口径の貫通部の破損を想定し，破損口径の拡大も考慮しているため，感度解析不要
全炉心相当の最も厳しい落下量を想定しているため，感度解析不
要

プール水深

ペデスタルの注水開始条件及び注水流量について，手順書規定に準じた操作を想定

エントレインメント
係数

実験解析を元に，粒子化割合を少ない側に評価する値を使用

溶融炉心ジェット径

破損口径に対応した径を考慮

水による拡がり抑制

拡がりの知見から，全面に拡がることを想定し，均一堆積モデルを使用

溶融炉心の拡がりを抑制した場合を想定し，水張深さ等の個別プ
ラントの状況を踏まえた感度解析等の取扱いを行うことが必要

デブリから水への熱伝達

デブリ上面の性状

粒子状ベッドの熱流束として，現実的な範囲内で保守側の想定をして，大気圧状態で 800 kW/m 2 として圧力依存性を考慮

粒径やポロシティの不確かさを考慮して，下限の熱流束に対して
感度解析を実施

コリウムシールドを介した熱伝達伝熱物性値の
温度依存性

コリウムシールド侵食開始温度における物性値を考慮―

コンクリート種類
玄武岩系コンクリートの
侵食の異方性

壁方向と床方向の熱分配

溶融プールが完全な液相の場合の対流熱伝達係数として，床方向クラス
トへは
W/m 2 -K，壁方向クラスト
へは
W/m 2 -K を使用

床方向と壁方向の侵食の異方性の影響を見るため，CCI-3 実験で確認された熱分配比率を想定した感度解析を実施

溶融炉心の粒子化

別添 2-54
溶融炉心の拡がり

注記

解析モデルパラメータではない
ため，感度解析不要
エントレインメント係数に不確かさがあるため，解析コードＭＡ
ＡＰの不確かさ範囲内(ＦＡＲＯ
実験解析に基づく)で感度解析を実施
最も大きい径を想定して，粒子化割合を小さくし，水に落下した際のデブリクエンチ量を小さくして厳しい側の扱いをしているため，感度解析不要

東海第二発電所におけるコリウムシールドを考慮した取扱い

同左

同左

同左

左記の感度解析により，溶融炉心の細粒化割合がコンクリート侵食に与える感度が小さいことを確認しており，溶融炉心の細粒化割合が溶融炉心温度に対する感度は小さいと考えられることから感度解析不要

同左

溶融炉心の拡がりが抑制される場合は，溶融炉心と水の伝熱面積が大きくなり，溶融炉心が冷却される傾向となる。拡がりが抑制されない場合，溶融 炉 心 落 下 時 点 に お け る 溶 融 炉 心 と コ リ ウム シ ー ル ド 接 触 面 温 度 は コ リ
ウムシールドの侵食開始温度を下回っており，また，注水により溶融炉心は継続的に冷却されることから，侵食への影響はなく，感度解析不要【感度解析①】（コンクリートの種類と同じ）
ＭＣＣＩへの影響の観点で，エント レインメント係数，上面熱流束及び溶融 プ ー ル か ら ク ラ ス ト へ の 熱 伝 達 係 数 を パラ メ ー タ と し た 感 度 解 析 を 踏
まえ，コリウムシールド及びコンクリート侵食量について支配的な溶融炉
心からプール水への熱流束についての感度解析を実施【感度解析②】
コリウムシールドの伝熱物性値には温度依存性があることを踏まえ，コリ
ウムシールド及びコンクリート侵食量への影響を確認する観点で，伝熱物性値についての感度解析を実施【感度解析①】（デブリから水への熱伝達と同じ）
コ ン ク リ ー ト 侵 食 の 異 方 性 に つ い て は 溶 融炉 心 か ら プ ー ル 水 へ の 熱 流 束の感度に比べて影響が小さいことが確認されており，コリウムシールドに
お い て も 侵 食 開 始 温 度 に 到 達 し て い な い こと な ど か ら 同 様 に 影 響 が 小 さ
いと考えられるため，溶融炉心からプールへの熱流束についての感度解析を実施＊：設置変更許可申請書 添付書類十 追補２．Ⅲ「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」

表 7-2

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0項

解 析 条 件 （ 溶 融 炉 心 上 面 熱 流 束 ） 【 感 度 解 析 ①】目

ベースケース

感度ケース

対 象 シー ケ ン ス

過渡事象時に損傷炉心冷却に失敗し，原子炉圧力容器が破損するシーケンス

大破断ＬＯＣＡ時に損傷炉
心 冷 却 に 失 敗 し ，原 子 炉 圧 力
容器が破損するシーケンス

溶融炉心から水プール
へ の 限界 熱 流 束

800 kW/m 2（圧力依存性あり）

800 kW/m 2（ 一 定 ＊ 1）

ペデスタル初期水位

1 m

ペ デ スタ ル 注 水Ｒ Ｐ Ｖ 破 損 7 分 後 か ら 80 m 3 /h

コリウムシールド厚さ

15 cm

コ リ ウム シ ー ル ド
2100 ℃ ＊ 2
侵 食 開始 温 度
Ｒ Ｐ Ｖ破 損 時 のＭＡＡＰ解析結果に基づく
溶 融 炉心 温 度
注 記 ＊ 1：侵 食 の 不 均 一 性 等 の 影 響 を 考 慮 し て 設 定＊ 2：Ｚ ｒ Ｏ ２ 耐 熱 材 の 100 mol％ Ｚ ｒ に よ る 侵 食 試 験 結 果 に 基 づ き 設 定（ 添 付 7-1）

表 7-3

解 析 結 果 （ 溶 融 炉 心 上 面 熱 流 束 ） 【 感 度 解 析 ①】
項目

ベースケース

感度ケース

コリウムシールド侵食量（壁面及び床面）

侵食なし

侵食なし

ペデスタル（ドライウェル部）
コンクリート侵食量（壁面及び床面）

侵食なし

侵食なし

別添 2-55

表 7-4
項

機器条件

目

解析条件

最確条件

コリウムシールド耐熱材の種類

ジルコニア耐火材

ジルコニア耐火材

コリウムシールド耐熱材の侵食開始温度2100 ℃

2100 ℃

ペ デ スタ ル （ ド ラ イ ウ ェ ル 部 ）床面積

コリウムシールドを考慮

コリウムシールド
を考慮

表 7-5
項

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

解析コードＭＡＡＰ解析条件

解 析 条 件 （ 伝 熱 物 性 値 及 び コ リ ウ ム シ ー ル ド 侵 食 ） 【 感度 解 析 ② 】
目ベースケース

感度ケース

対 象 シー ケ ン ス

過渡事象時に損傷炉心冷却に失敗し，原子炉圧力容器が破損するシーケンス

大破断ＬＯＣＡ時に損傷炉
心 冷 却 に 失 敗 し ，原 子 炉 圧 力
容器が破損するシーケンス

コリウムシールド厚
さ

15 cm

11 cm ＊ 1

コ リ ウム シ ー ル ド
熱伝導率

W/m･K ＊ 2

W/m･K ＊ 3

J/kg･K ＊ 2

J/kg･K ＊ 3

コ リ ウム シ ー ル ド
比 熱
コ リ ウム シ ー ル ド
侵 食 開始 温 度
ペデスタル（ドライウ ェ ル部 ） 床 面 積

2100 ℃ ＊ 4
27.08 m 2

ペデスタル初期水位
注記

1 m＊ 1： 溶融 炉 心 中 の 金 属 酸 化 物 に よ る 侵 食 を 仮 定 し た 厚 さ と し て 設 定 （ 添 付 7-3）
＊ 2： Ｚｒ Ｏ ２ 耐 熱 材 の 侵 食 開 始 温 度 に お け る 伝 熱 物 性 と し て 設 定＊ 3： Ｚｒ Ｏ ２ 耐 熱 材 の 常 温 に お け る 伝 熱 物 性 と し て 設 定＊ 4：Ｚ ｒ Ｏ ２ 耐 熱 材 の 100mol％ Ｚ ｒ に よ る 侵 食 試 験 結 果 に 基 づ き 設 定（ 添 付 7-1）

別添 2-56

表 7-6解 析 結 果 （ 伝 熱 物 性 値 及 び コ リ ウ ム シ ー ル ド 侵 食 ） 【 感度 解 析 ② 】

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

項目

ベースケース感 度 ケー ス

コリウムシールド侵食量（壁面及び床面）

侵食なし

侵食なし

ペ デ ス タ ル（ ド ラ イ ウ ェ ル 部 ）コンクリート侵食量（壁面及び床面）

侵食なし

侵食なし

＊

＊
＊

注記＊：コリウムシールドに相当する厚さ部分に対してＺｒＯ２の物性値を設定し，コリウムシールドを模擬

図 7-1

解 析 コ ー ド Ｍ Ａ Ａ Ｐ に お け る Ｍ Ｃ Ｃ Ｉ 伝 熱 モ デル

別添 2-57

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

ＭＣＣＩ現象の影響因子

ＭＣＣＩに至る過程

下部ヘッド破損モード

感度解析パラメータ（下部ヘッド貫通部の最大口径の破損を想定しており感度解析不要）

下部ヘッド破損過程
溶融炉心落下量（全炉心相当を想定しており，
感度解析不要）

溶融炉心の粒子化
溶融炉心ジェット径

溶融物の落下・堆積過程

エントレインメント係数

別添 2-58

プール水深

上面熱流束係数（Fchf）

デブリ上面性状
ＭＣＣＩ進行と注水によるデブリ冷却過程

水への熱伝達溶融炉心の拡がり

溶融炉心の拡がり

コリウムシールド
伝熱物性値の温度依存性

コリウムシールドを介した熱伝達

溶融プール－クラスト間の熱伝達係数

コンクリートへの熱伝達
コンクリート種類（床/壁への熱分配の不確かさ）

図 7-2

コリウムシールドを考慮した場合のＭＣＣＩにおける不確かさに関する流れ図

追加感度解析
パラメータ

3000
コリウムシールド
ペデスタル壁面温度
壁面温度
2500

コリウムシールド
ペデスタル床面温度
床面温度

最 高 温 度 約 1945℃（ 壁 面 ）
2000
温
度

1500

(℃)
1000

500

0
0

24

48

72

96

120

144

168

事故後の時間(h)NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

図 7-3

コ リ ウ ム シ ー ル ド 内 表 面 温 度 の 推 移 （ ベ ー ス ケー ス ）3000
コリウムシールド
ペデスタル壁面温度
壁面温度
2500

コリウムシールド
ペデスタル床面温度
床面温度

最 高 温 度 約 1860℃ （ 床 面 ）

2000
温
度

1500

(℃)
1000

500

0
0

24

48

72

96

120

144

事故後の時間(h)

図 7-4

コ リ ウ ム シ ー ル ド 内 表 面 温 度 の 推 移 （ 感 度 解 析ケ ー ス ）別添 2-59168

1000
ペデスタル壁面コンクリート温度
ペデスタル床面コンクリート温度

800

600
温
度
(℃)
400

最 高 温 度 約 292℃ （ 壁 面 ）

200

0
0

24

48

72

96

120

144

168

事故後の時間(h)NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

図 7-5

ペ デス タ ル （ ド ラ イ ウ ェ ル 部 ） コ ン ク リ ー ト 表 面 温 度 の 推 移 （ ベ ー ス ケ ー ス ）1000
ペデスタル壁面コンクリート温度

最 高 温 度 約 728℃（ 壁 面 ）800

ペデスタル床面コンクリート温度

600
温
度
(℃)
400

200

0
0

24

48

72

96

120

144

168

事故後の時間(h)図 7-6

ペ デス タ ル （ ド ラ イ ウ ェ ル 部 ） コ ン ク リ ー ト 表 面 温 度 の 推 移 （ 感 度 解 析 ケ ー ス ）別添 2-60

水プールからの除熱によりクラスト増加ク ラ ス ト 厚 さ （ m）

上面クラスト
下面クラスト上面クラストが下面クラストに到達し，溶融炉心全体が固化（上面，下面クラス
ト厚さは平均値として表示される）
コリウムシールドの吸熱によりクラスト増加，コリウムシールドの温度上昇に伴いクラスト厚さは徐々に減少

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

事 故 後 の 時 間 （ h）

図 7-7
注記

クラスト厚さの推移（上面及び下面＊）＊：側面クラストはコリウムシールドと接しており下面クラストと同等の挙動を示すと考えられることから，代表として上面及び下面クラスト厚さを示す。

別添 2-61

添 付 7-1
ＺｒＯ２耐熱材の侵食開始温度の設定について

Ｚ ｒ Ｏ ２ 耐 熱 材 の 侵 食 量 評 価 に お い て は ， 耐 熱 材 の 侵 食 開 始 温 度 と し て 2100 ℃ を 設 定している。その設定の考え方を以下に示す。
Ｚ ｒ Ｏ ２ 単 体 で の 融 点 は 約 2700 ℃ で あ る が ， 溶 融 炉 心 に 含 ま れ る Ｚ ｒ 等 の 金 属 と の 化
学 反 応 に よ り ， Ｚ ｒ Ｏ ２ 耐 熱 材 の 侵 食 開 始 温 度 は 2700 ℃ よ り 低 下 す る 。
こ れ に 対 し て ，化 学 反 応 に よ る 耐 熱 材 の 侵 食 影 響 を 確 認 す る た め ，Ｚ ｒ Ｏ ２ 試 験 片 の 各
種溶融金属への浸透試験が実施されており，溶融金属中のＺｒの割合が大きいほど耐熱材の侵食量が大きくなる傾向が確認されている。
図 1 ＊ に ， 極 め て 耐 熱 材 の 侵 食 が 大 き く な る 100 mol％ Ｚ ｒ の 条 件 で 実 施 さ れ た 侵 食 試
験 後 の Ｚ ｒ Ｏ ２ 耐 熱 材 試 験 片 の 断 面 写 真 を 示 す 。 試 験 結 果 よ り ， 2150 ℃ 以 上 の 条 件 で は数 分 で 耐 熱 材 試 験 片 が 大 き く 侵 食 さ れ て い る の に 対 し ， 2100 ℃ で は 30 分 保 持 し た 場 合

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

でもほとんど侵食されていない。
な お ，本 試 験 は 100 mol％ Ｚ ｒ と い う 極 め て 厳 し い 条 件 で 実 施 さ れて い る が ， 実 機 に おける溶融炉心では，ＵＯ２，ＳＵＳ及び金属－水反応で生成されたＺｒＯ２等が含まれる
た め ， 100 mol％ Ｚ ｒ と い う 条 件 は 考 え 難 く ， Ｚ ｒ Ｏ ２ 耐 熱 材 は 試 験 条 件 よ り 侵 食 さ れ にくくなると考えられる。
以 上 よ り，Ｚ ｒ Ｏ ２ 耐 熱 材 の 侵 食 量 評 価 に お い て は ，極 め て 厳 し い 試 験 条 件 で も 侵 食 量が 僅 か で あ っ た 2100 ℃ を 侵 食 開 始 温 度 と し て 設 定 し た 。

図1
注記

試験後の断面写真＊ ： 本 図 は ， 中 部 電 力 (株 )， 東 北 電 力 (株 )， 東 京 電 力 ホ ー ル デ ィ ン グ ス (株 )， 北 陸 電 力 (株 )，中 国 電 力 (株 )，日 本 原 子 力 発 電 (株 )，電 源 開 発 (株 )，(一 財 )エ ネ ル ギ ー 総 合 工 学 研 究 所 ，(株 )東 芝 ， 日 立 GE ニ ュ ー ク リ ア ・ エ ナ ジ ー (株 )が 実 施 し た 共 同 研 究 の 成 果 の 一 部 で あ る 。

別添 2-62

添 付 7-2

汎 用 有 限 解 析 コ ー ド に よ る コ リ ウ ム シ ー ル ド 伝 熱 物 性 値 温 度依 存 性 の影響評価について解析コードＭＡＡＰにおけるＭＣＣＩ伝熱モデルでは，固定値の物性を設定することから，不確かさが想定される。このため，伝熱物性値の温度依存性の取扱いが可能な解析コードＡＢＡＱＵＳを用いた熱伝導解析により影響を確認する。

1.
(1)

伝熱物性値温度依存性の感度解析
解析条件
解析条件を表 1 に示す。コリウムシールドの伝熱物性は既往の共同研究において確認された値を設定する。また，ＭＡＡＰ解析に基づくコリウムシールド－溶融炉

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

心接触面温度，ペデスタル雰囲気温度等を境界条件とする。なお，これらの境界条
件は，ＲＰＶが破損し溶融炉心がペデスタルへ落下する事故シーケンスの解析結果を包絡する保守的な温度条件を適用する。

(2)

解析結果
解析結果を表 2 及び図 1 に示す。解析結果が最も厳しいペデスタル（ドライウェ
ル 部 ）壁 面の 温 度 は 約 900 ℃ で あ り ，コ ン ク リ ー ト の 侵 食 開 始 温 度で あ る 約 1230 ℃
を 下 回 る こ と か ら ，ペ デ ス タ ル（ ド ラ イ ウ ェ ル 部 ）の コ ン ク リ ー トは 侵 食 さ れ な い 。
な お ， Ａ Ｂ Ａ Ｑ Ｕ Ｓ を 用 い た 熱 伝 導 解 析 結 果 は ， 「 7.4 コ リ ウ ム シ ー ル ド の 侵 食及び伝熱物性値の温度依存性を考慮した感度解析」において示した解析コードＭＡ
Ａ Ｐ に よ る 解 析 結 果（ 壁 面 温 度 約 728 ℃ ）を 上 回 っ て い る が ，これ は 大 破 断 Ｌ Ｏ Ｃ
Ａ シ ナ リ オ と し て 溶 融 炉 心 か ら 水 プ ー ル へ の 限 界 熱 流 束 800 kW/m 2 （ 一 定 ） を 考 慮 したＭＡＡＰ解析を包絡する温度境界条件を与えたためである。

別添 2-63表1
項目

解 析 コー ド

温 度 境界 条 件
コリウムシールド
伝 熱 物性 値
注記

解析条件（伝熱物性値温度依存性）
設

備

ＡＢＡＱＵＳ

考－

過渡事象及び大破断ＬＯＣＡシナリオのＭＡＡＰ解析結果を包絡する条件＊

既往の共同研究において確認された値「 8. 溶 融 炉 心 に よ る
熱 影 響評 価 に つ い て 」
添 付 8-1 参 照＊ ： 大 破 断 Ｌ Ｏ Ｃ Ａ シ ナ リ オ と し て 溶 融 炉 心 か ら 水 プ ー ル へ の 限 界 熱 流 束 800
kW/m 2 （ 圧 力 依 存 性 あ り ） 及 び 800 kW/m 2 （ 一 定 ） の 2 ケ ー ス を 考 慮
表2項

解析結果（伝熱物性値温度依存性）

目

解析結果

ペ デ スタ ル
壁面温度

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

定

約 900 ℃

備

コンクリート侵食開始温度
約 1230 ℃

温度（℃）

ペデスタル内壁面

ペデスタル外壁面

Ｒ Ｐ Ｖ 破 損 後 の 時 間 （ h）

図1

ペデスタル壁面の温度変化

別添 2-64

考添 付 7-3
既 往 実 験 の 知 見 を 考 慮 し た コ リ ウ ム シ ー ル ド の 侵 食 量 評 価 につ い て解 析 コ ー ド Ｍ Ａ Ａ Ｐ に よ る 侵 食 量 評 価 で は ，溶 融 炉 心 中 の Ｚ ｒ に よ る Ｚ ｒ Ｏ ２ 耐 熱 材 の
還 元 反 応 を 考 慮 し ，耐 熱 材 侵 食 試 験 結 果 に 基 づ き 侵 食 開 始 温 度 を 保 守 的 に 2100 ℃ と 設 定した上で，溶融炉心によるコリウムシールドの侵食が生じないことを確認している。しかし，溶融炉心中には少量ながらその他の金属酸化物も含まれており，これらの影響に
よ っ て Ｚ ｒ Ｏ ２ 耐 熱 材 が 侵 食 さ れ る 可 能 性 も 考 え ら れ る た め ，関 連 す る 既 往 実 験 の 知 見 を考慮した場合のコリウムシールドの侵食量について検討する。

1.

ＣＩＴ実験について
模 擬 溶融 炉 心 に よ る Ｚ ｒ Ｏ ２ 耐 熱 材 の 侵 食 挙 動 に 係 る 実 験 と し て ，欧 州 委 員 会 の プ ロ
ジ ェ ク ト と し て 実 施 さ れ た Ｃ Ｉ Ｔ 実 験 [1][2] が あ る 。

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

Ｃ Ｉ Ｔ実 験 で は ，図 1 に 示 す よ う な 試 験 装 置 に よ っ て ，模 擬 溶 融 炉 心 と Ｚ ｒ Ｏ ２ 耐 熱材 を 最 長 10 時 間 程 度 接 触 さ せ ， 模 擬 溶 融 炉 心 の 表 面 温 度 （ Ｚ ｒ Ｏ ２ 耐 熱 材 と の 界 面 温度 ） と 侵 食 深 さ の 推 移 が 測 定 さ れ た 。 そ の う ち ， CIT-9 及 び CIT-11 で は 実 機 の 条 件 に近い組成のＺｒＯ２耐熱材が用いられている。
CIT-9 に お け る 入 力 エ ネ ル ギ 及 び 模 擬 溶 融 炉 心 表 面 温 度 と Ｚ ｒ Ｏ ２ 耐 熱 材 の 侵 食 深 さの 推 移 を 図 2 及 び 図 3 に 示 す 。耐 熱 材 の 最 終 的 な 侵 食 深 さ は 22.5 mm，最 大 の 侵 食 速 度
は 0.18 mm/min と 報 告 さ れ て い る 。 実 験 に お い て ， 模 擬 溶 融 炉 心 は 誘 導 加 熱 に よ り
2080 ℃ から 2474 ℃ ま で 段 階 的 に 昇 温 さ れ た が ， 出 力 を 一 定 に 維 持し 模 擬 溶 融 炉 心 の昇温を停止すると，耐熱材の侵食は一定の深さまで進んだ後に停止する挙動が確認されている。
ま た ， CIT-11 に お け る 模 擬 溶 融 炉 心 表 面 温 度 と Ｚ ｒ Ｏ ２ 耐 熱 材 の 侵 食 深 さ の 推 移 を
図 4 に 示 す 。 最 終 的 な 侵 食 深 さ は 39.5 mm， 最 大 の 侵 食 速 度 は 0.28 mm/min と 報 告 さ れて お り ，CIT-9 と 同 様 に 出 力 を 一 定 に 維 持 す る と 侵 食 が 停 止 す る 挙 動が 確 認 さ れ て い る 。

別添 2-65

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

図1

図2

ＣＩＴ実験装置

CIT-9 に お け る 入 力 エ ネ ル ギ

別添 2-66

(2474℃ )(2395℃ )(2238℃ )(2080℃ )( )内 ： 各 stage に お け る
模擬溶融炉心表面温度

CIT-9 に お け る 模 擬 溶 融 炉 心 表 面 温 度 と 耐 熱 材 侵 食 深さ の 推 移

図4

CIT-11 に お け る 模 擬 溶 融 炉 心 表 面 温 度 と 耐 熱 材 侵 食 深さ の 推 移

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

図32.

実験条件と実機条件の比較
CIT-9 及 び CIT-11 実 験 に て 用 い ら れ た Ｚ ｒ Ｏ ２ 耐 熱 材 の 組 成 を 表 1 に 示 す 。 主 成 分
で あ る Ｚ ｒ Ｏ ２ の 純 度 は 94.7 wt％ で あ り ， 東 海 第 二 発 電 所 に お い て コ リ ウ ム シ ー ル ドと し て 用 い る Ｚ ｒ Ｏ ２ 耐 熱 材 と 同 等 で あ る こ と か ら ，耐 熱 材 の 特 性 は 実 験 条 件 と 実 機 条件で大きな差はないと考えられる。
次 に ，CIT-9 及 び CIT-11 実 験 に お け る 模 擬 溶 融 炉 心 の 組 成 を 表 2 に 示 す 。 実 験 で 用
い ら れ た模 擬 溶 融 炉 心 は ， 酸 化 鉄 （ Ｆ ｅ Ｏ や Ｆ ｅ ３ Ｏ ４ ） の 割 合 が 大き く ， Ｃ Ｉ Ｔ 実 験に お い て は ，酸 化 鉄 成 分 を 多 く 含 ん だ 模 擬 溶 融 炉 心 中 へ Ｚ ｒ Ｏ ２ が溶 出 す る こ と に よ り ，
耐熱材が侵食されたものと考えられる。
一 方 ，実 機 で の 溶 融 炉 心 中 に 含 ま れ る 酸 化 鉄 の 割 合 は 3 ％ 程 度 ＊ 1 と 想 定 さ れ ，溶 融
炉 心 に 混 入 し 得 る ペ デ ス タ ル 内 構 造 物 4 m 3 を 全 量 酸 化 鉄 ＊ 2 と し て 加え た 場 合 で も 酸 化
鉄 割 合 は 約 13 ％ と な る こ と か ら ，Ｃ Ｉ Ｔ 実 験 の 条 件 は ，と も に 実 機 条 件 に 比 べ て 溶 融
別添 2-67

炉 心 中 の 酸 化 鉄 成 分 に よ る 耐 熱 材 侵 食 が 生 じ や す い 条 件 と 考 え ら れる 。
注記

＊ 1： 原 子 炉 圧 力 容 器 破 損 時 点 で の 溶 融 炉 心 中 の 酸 化 鉄 割 合（ Ｍ Ａ Ａ Ｐ 解 析 結
果より）＊ 2： ペ デ ス タ ル 内 構 造 物 は 主 に Ｓ Ｕ Ｓ 材 で あ り 鉄 以 外 の 物 質 も 含 ま れ る 。また ， 含 有 す る 鉄 が 全 て 酸 化 す る こ と は 考 え 難 い が ，こ こ で は 保 守 的 に 全量を酸化鉄として計算

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

表1

表2

CIT-9 及 び CIT-11 実 験 に お け る Ｚ ｒ Ｏ ２ 耐 熱 材組 成
割 合 wt％

ＳｉＯ２

1.4

ＣａＯ

0.2

ＭｇＯ

2.5

Ｆｅ２Ｏ３

0.2

Ａｌ２Ｏ３

0.8

ＴｉＯ２

0.2

ＺｒＯ２

94.7

CIT-9 及 び CIT-11 実 験 に お け る 模 擬 溶 融 炉 心 組 成組 成 wt％

3.

成分

CIT-9

CIT-1149.1 Ｕ Ｏ ２
20.4 Ｚ ｒ Ｏ ２
30.5 Ｆ ｅ Ｏ

19.0 Ｚ ｒＯ ２
81.0 Ｆ ｅ ３ Ｏ ４（共晶組成）

実機における溶融炉心中の金属酸化物によるＺｒＯ２耐熱材の侵食
CIT-9 及 び CIT-11 実 験 は ， と も に 実 機 の 酸 化 鉄 の 割 合 を 大 き く 上 回 っ て い る が ， こ
こ で は 実 機 の 酸 化 鉄 の 割 合 に よ り 近 い CIT-9 実 験 に 基 づ き ， 溶 融 炉心 中 の 金 属 酸 化 物
によるＺｒＯ２耐熱材の侵食量について考察する。
実機のＭＡＡＰ解析結果によれば，溶融炉心とコリウムシールドの接触面の最高温
度 は 約 2000 ℃ と な っ て い る 。 CIT-9 実 験 で は ， こ れ を 上 回 る 2080 ℃ に お い て 約 4 mmの侵食が見られているが，その侵食量は時間とともに増加する傾向にはない結果となっている。ただし，この挙動は実験容器が外部から冷却されていたことに起因すること が 示 唆 さ れ て お り ， 外 部 冷 却 が な い 場 合 に は 侵 食 が 継 続 的 に 生 じる 可 能 性 が あ る 。
仮に実機において溶融炉心中の金属酸化物による侵食が継続的に生じる可能性を考慮 し ， ＲＰ Ｖ 破 損 時 点 か ら 溶 融 炉 心 と コ リ ウ ム シ ー ル ド の 接 触 面 温度 が 1800 ℃ ＊ 3 を
下 回 る ま で の 約 3 時 間 ，CIT-9 実 験 で 確 認 さ れ た 最 大 侵 食 速 度 で ある 0.18 mm/min で 侵
食 が 進 ん だ と 仮 定 し た 場 合 で も ， 侵 食 量 は 約 33 mm と な る 。
別添 2-68

注記＊ 3：溶 融 炉 心 中 の 酸 化 鉄 に よ る 侵 食 が よ り 生 じ や す い 条 件 と 考 え ら れ る CIT-11
実 験 に て ， Ｚ ｒ Ｏ ２ 耐 熱 材 の 侵 食 が 開 始 し て い る 温 度 （図 4）

したがって，万一溶融炉心中の酸化鉄が局所的に存在し耐熱材が侵食されたとしても ， 侵 食 量 は コ リ ウ ム シ ー ル ド 厚 さ 15 cm を 十 分 下 回 る 。
な お ，コ リ ウ ム シ ー ル ド の Ｚ ｒ Ｏ ２ 耐 熱 材 ブ ロ ッ ク 間 や ア ン カ ボ ルト 周 囲 の 隙 間 に は ，耐熱材ブロックと同成分の不定形耐火物とモルタルバインダ（主成分：ケイ酸ナトリ
ウ ム ）を 混錬 し た モ ル タ ル を 目 地 材 と し て 用 い る（ 図 5）。こ の モル タ ル は ，耐 熱 材 ブ
ロ ッ ク と 同 等 の Ｚ ｒ Ｏ ２ 含 有 率 を 有 す る も の を 用 い る と と も に ，常温 で 固 化 し ，固 化 後は 周 囲 の Ｚ ｒ Ｏ ２ 耐 熱 材 と 結 合 し て 耐 熱 材 ブ ロ ッ ク と 同 等 の 性 能 を発 揮 す る た め ，溶 融炉心による選択的な侵食は生じない。また，仮にモルタルの溶融を想定する場合におい て も ，モ ル タ ル の 大 半 を 占 め る Ｚ ｒ Ｏ ２ は 溶 融 せ ず ，モ ル タ ル バイ ン ダ の み が 溶 融 すると考えられるため，耐火材ブロックに生じる間隙は極めて僅かであること，及びコリウムシールドへの伝熱によって溶融炉心は表面がクラスト化し流動性が低下するこNT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0とから，耐火材ブロックに生じる間隙へ選択的に侵入するとは考え難く，コリウムシールドの健全性に影響を与えることはないと考える。
ま た ，Ｍ Ａ Ａ Ｐ 解 析 結 果 に お け る 原 子 炉 圧 力 容 器 破 損 時 の 溶 融 炉心 温 度 は 2100 ℃ か
ら 2200 ℃ 程 度 と な っ て い る が ，ド ラ イ 条 件 に て 2450 ℃ 以 上 の 模 擬 溶 融 炉 心 を 落 下 さ
せ た 試 験 で も ，耐 熱 材 の 顕 著 な 侵 食 や 割 れ は 確 認 さ れ て お ら ず ，また ，Ｚ ｒ Ｏ ２ の 融 点
は 約 2700 ℃ ＊ 4 と 十 分 高 い こ と か ら ， 溶 融 炉 心 落 下 時 の 熱 衝 撃 や ジ ェ ッ ト イ ン ピ ン ジ
メントによりコリウムシールドの健全性が失われることはない。
注記＊ 4：Ｚ ｒ Ｏ ２ 耐 熱 材 の 侵 食 開 始 温 度 2100 ℃ は ，溶 融 炉 心 と 耐 熱 材 が 接 触 し 続 け
た 際 の 化 学 反 応 を 考 慮 し 設 定 し て い る （ 添 付 7-1） 。 一方 ， ジ ェ ッ ト イ ン
ピ ン ジ メ ン ト は ， 化 学 反 応 で は な く 溶 融 炉 心 落 下 時 の 短時 間 で の 熱 移 送 に付随し生じるものであるため，ＺｒＯ２の融点との比較を行っており，水プ ー ル 中 に 溶 融 炉 心 が 落 下 す る こ と か ら 影 響 は な い と 考え る 。

別添 2-69

＜側 面図 ＞＜正 面図 ＞

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

図5

コリウムシールド設置構造概念図

参考文献[1] D.Lopukh et al.， “ New Experimental Results On The Interaction Of Molten Corium
With Core Catcher Material” ， ICONE-8179， (2000)．
[2] J.M.Seiler，K.Froment，“ Material Effects On Multiphase Phenomena In Late Phases
Of Severe Accidents Of Nuclear Reactors” ， Multiphase Science and technology，
Vol.12， No.2， pp.117-257， (2000)．

別添 2-708.

溶融炉心による熱影響評価について

8.1

評価目的
東海第二発電所におけるペデスタル構造の特徴を踏まえた対策として，ＭＣＣＩによるペデスタルへの影響抑制のためのコリウムシールドを設置するとともに，Ｒ
ＰＶから落下したデブリの冠水及びＦＣＩによる影響抑制の観点からＲＰＶ破損時の ペ デ ス タ ル 内 水 位 を 1 m に 維 持 す る 対 策 ， さ ら に ， 床 ス ラ ブ 内の 排 水 流 路 を ス リット形状としてデブリを凝固させる対策を講じることとしている。
これら東海第二発電所の特徴を踏まえた対策を考慮した上で，ＲＰＶ破損時にペデスタルへ落下したデブリからの熱影響によってペデスタルに要求されるＲＰＶ支
持機能及びデブリ保持機能が損なわれないことを評価する。

8.2

評価方針
ＲＰＶ破損後にデブリからの伝熱によって高温となる鉄筋コンクリートの物性変NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0化を考慮した上で，ＲＰＶ支持機能及びデブリ保持機能の維持に必要な構造強度が保持されることを評価する。

8.3

評価方法

(1)

荷重条件
構造強度の評価に当たり，ＲＰＶ支持機能の評価ではＲＰＶ，遮へい壁等の自重（以下「ＲＰＶ等の自重」という。）を考慮する。また，デブリ保持機能の評
価では，デブリ，コリウムシールド，床スラブ躯体等の自重（以下「デブリ等の
自 重 」と い う 。 ） を 考 慮 す る 。

(2)

評価部位及び項目a.

側壁（ＲＰＶ支持機能）
ＲＰＶ等の自重により，側壁コンクリートには圧縮軸力が作用し，側壁基部コン ク リー ト に は 面 外 方 向 の せ ん 断 力 が 作 用 す る 。
このため，高温によるコンクリート圧縮強度の低下を考慮した等価壁厚を評価し，ＲＰＶ等の自重による圧縮軸力及び面外せん断に対して必要な壁厚と比較する。

b.

床スラブ（デブリ保持機能）
デブリ等の自重により，床スラブのコンクリートには面外せん断力が作用し，鉄 筋 には 曲 げ 応 力 が 作 用 す る 。
このため，高温によるコンクリートの圧縮強度の低下を考慮した等価板厚を評
価し，デブリ等の自重によるせん断力に対して必要な板厚と比較する。また，高温による鉄筋の強度低下を考慮した等価鉄筋量を評価し，デブリ等の自重による別添 2-71

曲 げ 応力 に 対 し て 必 要 な 鉄 筋 量 と 比 較 す る 。

(3)

温度条件
添 付 8-1 に ペ デ ス タ ル の 温 度 評 価 を 示 す 。 デ ブ リ か ら の 伝 熱 に よ る ペ デ ス タ ルの側壁及び床スラブの温度は，ＭＡＡＰコードによる解析結果に基づき，解析コ
ー ド ＡＢ Ａ Ｑ Ｕ Ｓ に よ る 熱 伝 導 解 析 に て 評 価 す る 。

(4)

判断基準
炉 心 損 傷 防 止 に 失 敗 し ，重 大 事 故 時 を 想 定 す る 防 護 レ ベ ルに お い て ，格 納 容 器の 健 全性 維 持 に 必 要 な 安 全 機 能 が 維 持 さ れ る こ と を 確 認 す る 観 点 よ り ，判 断 基 準は 終 局限 界 状 態 に 至 ら な い こ と と す る 。具 体 的 に は ，側 壁 コ ン ク リ ー ト の 必 要 壁
厚，床スラブコンクリートの必要板厚，床スラブの必要鉄筋量の算定において，終 局 強度 又 は 短 期 許 容 応 力 度 を 適 用 す る 。添 付 8-2 に Ｒ Ｐ Ｖ 支 持 に 必 要 な 側 壁 コ

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

ン ク リー ト 厚 さ 評 価 を ，添 付 8-3 に デ ブ リ 保 持 に 必 要 な 床 ス ラ ブ コ ン ク リ ー ト 厚
さ 評 価を ， 添 付 8-4 に デ ブ リ 保 持 に 必 要 な 床 ス ラ ブ 鉄 筋 量 評 価 を 示 す 。

8.4

評価結果
以下にＲＰＶ支持機能及びデブリ保持機能に対する評価結果を示す。評価結果はいずれも判断基準を満足し，デブリからの熱影響によってもペデスタルに要求される機能は損なわれることはない。

(1)

側壁（ＲＰＶ支持機能）a.

コンクリートに対する圧縮軸力
添 付 8-5 に 熱 影 響 を 考 慮 し た 側 壁 コ ン ク リ ー ト の 構 造 評 価 を 示 す 。 側 壁 コ ン ク
リ ー トの 等 価 壁 厚 は 約 1229 mm で あ り ， Ｒ Ｐ Ｖ 等 の 自 重 に よ っ て コ ン ク リ ー ト に
作 用 する 圧 縮 軸 力 に 対 し て 必 要 な 壁 厚 133 mm（ 添 付 8-2） を 上回 る 。

b.

基部コンクリートに対する面外せん断力
添 付 8-5 に 示 し た と お り ， 側 壁 コ ン ク リ ー ト の 等 価 壁 厚 は 約 1276 mm で あ り ，ＲＰＶ等の自重によって基部コンクリートに作用する面外せん断力に対して必要な 壁 厚 192 mm（ 添 付 8-2） を 上 回 る 。

(2)

床スラブ（デブリ保持機能）a.

コンクリートに対する面外せん断力
添 付 8-6 に 熱 影 響 を 考 慮 し た 床 ス ラ ブ の コ ン ク リ ー ト 及 び 鉄 筋 の 評 価 を 示 す 。
床 ス ラブ コ ン ク リ ー ト の 等 価 板 厚 は 約 629 mm で あ り ， デ ブ リ 等 の 自 重 に よ っ て コ
ン ク リー ト に 作 用 す る 面 外 せ ん 断 力 に 対 し て 必 要 な 板 厚
別添 2-72mm（ 添 付 8-3） を 上

回る。
b.

鉄筋に対する曲げ応力
添 付 8-6 に 示 し た と お り ， 床 ス ラ ブ の 鉄 筋 コ ン ク リ ー ト 部 の 幅 1 m 当 た り の 等
価 鉄 筋量 は 約mm 2 で あ り ， デ ブ リ 等 の 自 重 に よ っ て 鉄 筋に 作 用 す る 曲 げ 応 力に 対 して 必 要 な 鉄 筋 量

8.5mm 2 （ 添 付 8-4） を 上 回 る 。

まとめ
東海第二発電所におけるペデスタル構造の特徴を踏まえた対策による影響を考慮
し ， デ ブ リ か ら の 熱 影 響 に 対 す る ペ デ ス タ ル の 構 造 健 全 性 を 評 価 した 。
その結果，高温による鉄筋コンクリートの物性変化を考慮しても，ペデスタルにNT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

要 求 さ れ る Ｒ Ｐ Ｖ 支 持 機 能 及 び デ ブ リ 保 持 機 能 が 損 な わ れ な い こ とを 確 認 し た 。

別添 2-73

添 付 8-1
デブリからの伝熱によるペデスタルの温度評価

1.

概要
ＭＡＡＰコードによる解析結果に基づき，解析コードＡＢＡＱＵＳを用いた熱伝導解析により，デブリからの伝熱によるペデスタルの側壁及び床スラブの温度を評価する。

2.

解析コードＡＢＡＱＵＳによるペデスタル熱伝導解析(1)

評 価モ デ ル
図 1 に熱伝導解析モデルを示す。デブリからの熱影響による側壁及び床スラブの温度は，２次元体系有限要素法解析により評価する。本評価では，解析体系を縦横のメッシュで区切り，以下に示す２次元体系での非定常熱伝導の支配方程式に基づ

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

き ， 各部 の 温 度 変 化 を 計 算 し て い る 。

こ こ で， T：温 度 ， ρ：密 度 ， c：比 熱 ， k x , k y： x 方 向 及 び y 方 向 の 熱 伝 導 率 ， Q ：物 体 の内 部 発 熱 量 で あ る 。

(2)

評 価条 件
表 1 にＡＢＡＱＵＳコードによる熱伝導解析の解析条件を示す。解析条件は，ＲＰＶが破損しデブリがペデスタルへ落下する事故シーケンスに対するＭＡＡＰコー
ド の 解析 結 果 を 参 照 ＊ し ， こ れ を 包 絡 す る 条 件 を 設 定 し て い る 。
注記＊：参照するＭＡＡＰ解析結果は，有効性評価上のベースケースを含む以下を考慮
・起因事象：過渡事象，デブリから水プールへの限界熱流束：
800 kW/m 2 （ 圧 力 依 存 性 あ り ） （ ベ ー ス ケ ー ス ）・起因事象：ＬＯＣＡ，デブリから水プールへの限界熱流束：
800 kW/m 2 （ 圧 力 依 存 性 あ り ）・起因事象：ＬＯＣＡ，デブリから水プールへの限界熱流束：
800 kW/m 2 （ 一 定 ）(3)

評 価結 果図 7 にペ デ ス タ ル 温 度 の 評 価 点 の 位 置 を 示 す 。 ま た ， 図 8 に 横 ス リ ッ ト 部 の 温 度
変 化 を示 す 。 横 ス リ ッ ト 部 の 最 高 温 度 は 約 798 ℃ で あ り ， ス リ ッ ト 内 で 凝 固 し た デ
ブ リ は再 溶 融 す る 温 度 に 至 ら な い 。
別添 2-74ま た ，図 9 に 最 も 温 度 が 高 く な る 位 置 の 側 壁 の 温 度 変 化 を ，図 10 に 床 ス ラ ブ 鉄 筋
コンクリート部の温度変化をそれぞれ示す。ペデスタル側壁の最高温度は内表面で約 900 ℃ ，床 ス ラ ブ 鉄 筋 コ ン ク リ ー ト 部 の 最 高 温 度 は 上 端 部 で 約 475 ℃ と な っ て いる。

表1

ＡＢＡＱＵＳコードによる熱伝導解析条件

項目

条件

備考

デ ブ リ 密 度 （ kg/m 3 ）デ ブ リ 熱 伝 導 率 （ W/mK）

ＭＡＡＰ計算結果（ＲＰＶ破損時のデ ブ リ 比 熱 （ J/kgK）値）を包絡する値

デ ブ リ 溶 融 潜 熱 （ J/kg）
ＭＡＡＰ計算結果
デ ブ リ 内 部 発 熱 密 度 （ W/m 3 ）（ 図 2）（保守的にスクラム後 3 時間からの崩壊熱を使用。希ガス・揮発性ＦＰ

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0に よ る 減 衰 （ 30 ％ ） を 考 慮 ）3

Ｓ Ｕ Ｓ 密 度 （ kg/m ）Ｓ Ｕ Ｓ 熱 伝 導 率 （ W/mK）（ 表 2）

伝熱工学資料改訂第５版より

Ｓ Ｕ Ｓ 比 熱 （ J/kgK）
コ ン ク リ ー ト 密 度 （ kg/m 3 ）コ ン ク リ ー ト 熱 伝 導 率 （ W/mK）
コ ン ク リ ー ト 比 熱 （ J/kgK）

2345

鉄筋コンクリート構造計算規準・同解 説 （ 2010） よ り（ 表 3）

Ｅｕｒｏｃｏｄｅより（ 表 4）

試験結果＊に基づき設定

ジ ル コ ニ ア 耐 火 材 密 度 （ kg/m 3 ）ジ ル コ ニ ア 耐 火 材 熱 伝 導 率 （ W/mK）
ジ ル コ ニ ア 耐 火 材 比 熱 （ J/kgK）
ＭＡＡＰ計算結果におけるＲＰＶ破スリット内デブリ初期温度（℃）

損時のデブリ平均温度℃に対し，保守的に液相線温度を設定
ＭＡＡＰ解析結果におけるＲＰＶ破構造材初期温度（℃）

117

損時点でのペデスタル構造部の最高温度

ペデスタル雰囲気温度（℃）（ 図 3）

ドライウェル雰囲気温度（℃）（ 図 4）

サプレッション・チェンバ雰囲気
温度（℃）（ 図 5）

デブリ－ジルコニア耐火材接触面

ＭＡＡＰ計算結果を包絡する温度変化を設定（ 図 6）
温度（℃）
注 記 ＊ ： 本 試 験 は ， 中 部 電 力 (株 )， 東 北 電 力 (株 )， 東 京 電 力 ホ ー ル デ ィ ン グ ス (株 )， 北 陸
電 力 (株 )， 中 国 電 力 (株 )， 日 本 原 子 力 発 電 (株 )， 電 源 開 発 (株 )， (一 財 )エ ネ ル ギ
ー 総 合 工 学 研 究 所 ，(株 )東 芝 ，日 立 GE ニ ュ ー ク リ ア・エ ナ ジ ー (株 )が 実 施 し た 共
同研究の成果の一部である。

別添 2-75

表2
温 度 （ K）

密 度 （ kg/m 3 ）熱 伝 導 率 （ W/mK）

比 熱 （ J/kgK）

300

7920

16.0

499

400

7890

16.5

511

600

7810

19.0

556

800

7730

22.5

620

1000

7640

25.7

644

表3

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

ＳＵＳ材物性値

コンクリート物性値

温度

熱伝導率

比熱

温度

熱伝導率

比熱

（℃）

（ W/mK）（ J/kgK）（℃）（ W/mK）（ J/kgK）

20

1.951

901.1

650

0.859

1111.7

50

1.880

917.3

675

0.833

1114.4

75

1.822

930.2

700

0.809

1116.8

100

1.766

942.8

725

0.785

1118.7

125

1.710

954.9

750

0.764

1120.3

150

1.656

966.7

775

0.743

1121.3

175

1.604

977.9

800

0.724

1122.0

200

1.553

988.8

825

0.706

1122.2

225

1.503

999.2

850

0.690

1122.1250

1.454

1009.3875

0.675

1121.4275

1.407

1018.8900

0.661

1120.4300

1.361

1028.0925

0.648

1118.9325

1.316

1036.7950

0.637

1117.1350

1.273

1045.1975

0.627

1114.7375

1.231

1052.9

1000

0.619

1112.0400

1.191

1060.4

1025

0.612

1108.8425

1.152

1067.4

1050

0.606

1105.3450

1.114

1074.1

1075

0.602

1101.2475

1.077

1080.2

1100

0.599

1096.8500

1.042

1086.0

1125

0.597

1091.9525

1.008

1091.3

1150

0.596

1086.7550

0.976

1096.3

1175

0.597

1080.9575

0.944

1100.7

1200

0.600

1074.8600

0.915

1104.8

1225

0.600

1068.2625

0.886

1108.4

1250

0.600

1061.3

別添 2-76表4

密 度 （ kg/m 3 ）熱 伝 導 率 （ W/mK）

比 熱 （ J/kgK）NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

温度（℃）

ジルコニア耐火材の物性値＊

注記＊ ： 本 数 値 は ， 中 部 電 力 (株 )， 東 北 電 力 (株 )， 東 京 電 力 ホ ー ル デ ィ ン グ ス (株 )， 北 陸
電 力 (株 )， 中 国 電 力 (株 )， 日 本 原 子 力 発 電 (株 )， 電 源 開 発 (株 )， (一 財 )エ ネ ル ギ
ー 総 合 工 学 研 究 所 ，(株 )東 芝 ，日 立 GE ニ ュ ー ク リ ア・エ ナ ジ ー (株 )が 実 施 し た 共
同研究の成果の一部である。

別添 2-77

冷却水
14.5cmデブリ
縦スリット

ジルコニア耐火材

14.5cm
cm
横スリット

cm
cm

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0(a) 全 体 概 要 図

ペデスタル床面

ＳＵＳ材(b) ス リ ッ ト 部 拡 大 図

図1

図2

熱伝導解析モデル

デブリ内部発熱密度条件

別添 2-78

雰囲気温度（℃）

過 渡 事 象 800kW/m２ （ 圧 力 依 存 性 あ り ）Ｌ Ｏ Ｃ Ａ 800kW/m２ （ 圧 力 依 存 性 あ り ）Ｌ Ｏ Ｃ Ａ 800kW/m２ （ 一 定 ）包絡温度（ＡＢＡＱＵＳ入力）

図3

ペデスタル雰囲気温度条件

過 渡 事 象 8 0 0 k W/ m ２ （ 圧 力 依 存 性 あ り ）Ｌ Ｏ Ｃ Ａ 8 0 0 k W /m ２ （ 圧 力 依 存 性 あ り ）Ｌ Ｏ Ｃ Ａ 8 0 0 k W /m ２ （ 一 定 ）包絡温度（ＡＢＡＱＵＳ入力）

雰囲気温度（℃）

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

Ｒ Ｐ Ｖ 破 損 後 の 時 間 （ h）

Ｒ Ｐ Ｖ 破 損 後 の 時 間 （ h）

図4

ドライウェル雰囲気温度条件

別添 2-79

雰囲気温度（℃）

過 渡 事 象 8 0 0 k W/ m ２ （ 圧 力 依 存 性 あ り ）Ｌ Ｏ Ｃ Ａ 8 0 0 k W /m ２ （ 圧 力 依 存 性 あ り ）Ｌ Ｏ Ｃ Ａ 8 0 0 k W /m ２ （ 一 定 ）包絡温度（ＡＢＡＱＵＳ入力）

図5

サプレッション・チェンバ雰囲気温度条件

過 渡 事 象 800kW/m２ （ 圧 力 依 存 性 あ り ） 床 面
Ｌ Ｏ Ｃ Ａ 800kW/m２ （ 圧 力 依 存 性 あ り ） 床 面
Ｌ Ｏ Ｃ Ａ 800kW/m２ （ 一 定 ） 床 面
過 渡 事 象 800kW/m２ （ 圧 力 依 存 性 あ り ） 壁 面
Ｌ Ｏ Ｃ Ａ 800kW/m２ （ 圧 力 依 存 性 あ り ） 壁 面
Ｌ Ｏ Ｃ Ａ 800kW/m２ （ 一 定 ） 壁 面
包絡温度（ＡＢＡＱＵＳ入力）

接触面温度（℃）

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

Ｒ Ｐ Ｖ 破 損 後 の 時 間 （ h）

Ｒ Ｐ Ｖ 破 損 後 の 時 間 （ h）

図6

デブリ－ジルコニア耐火材接触面温度条件

別添 2-80ペデスタル側壁
縦スリット直下位置
ペデスタル中心位置
床スラブ
鉄筋コンクリート部

ペデスタル温度評価位置

温度（℃）

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

図7

ペデスタル中心位置
縦スリット直下位置

Ｒ Ｐ Ｖ 破 損 後 の 時 間 （ h）

図8

横スリット部の温度変化

別添 2-81温度（℃）

ペデスタル内壁面

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

ペデスタル外壁面

Ｒ Ｐ Ｖ 破 損 後 の 時 間 （ h）

図9

ペデスタル側壁の温度変化

温度（℃）

床スラブ鉄筋コンク
リート部 上端

床スラブ鉄筋コンク
リート部 下端Ｒ Ｐ Ｖ 破 損 後 の 時 間 （ h）

図 10

床スラブ鉄筋コンクリート部の温度変化

別添 2-82

添 付 8-2
ＲＰＶ支持に必要な側壁コンクリート厚さ評価

1.

概要
格 納 容器 内 の ペ デ ス タ ル 等 配 置 図 を 図 1 に 示 す 。 ペ デ ス タ ル は ， 原 子 炉 圧 力 容 器 ，遮へい壁等を支持する構造物である。ＲＰＶが破損しデブリがペデスタルに落下した
場合でも，コンクリートの侵食は生じない評価結果となっているが，ペデスタル側壁部のコンクリートが侵食する可能性を考慮し，これら構造物を支持するために必要とな る ペ デ ス タ ル 側 壁 部 の 壁 厚 （ 以 下 「 必 要 壁 厚 」 と い う 。） を 算 定す る 。

原子炉圧力容器NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R1
R0

遮へい壁

ペデスタル

図1

2.
2.1

格納容器内ペデスタル等配置図

ペデスタル側壁部に生じる荷重算定
荷重の算定方針
必要壁厚の算定のために必要となるペデスタル側壁部の荷重は，今回工認におけるペデスタルの構造健全性評価に用いる解析モデルを適用し，ペデスタルにて支持される構造物の重量を考慮した解析により算定する。

2.2

解析方法
解析モデル図を図 2 に，解析条件等の概要について表 1 に示す。解析モデルは，
ペデスタル構造をシェル要素にて３次元的にモデル化したものを用いる。解析コー
ドは「ＭＳＣＮＡＳＴＲＡＮ」を使用し，評価に用いる解析コードの検証及び妥

当 性 確 認 等 の 概 要 つ い て は ， 添 付 書 類 「 Ⅴ -5-1の概要・ＭＳＣ

ＮＡＳＴＲＡＮ」に示す。
別添 2-83

計算機プログラム（解析コード）

ペデスタルは，ＲＰＶ及び遮へい壁等を支持する構造物であるため，解析における各構造物の重量の模擬については，ペデスタル上面に等分布荷重として負荷させる。また，ＭＣＣＩに至る過程を踏まえれば，ＲＰＶ内の燃料集合体等はデブリ化
し，ペデスタル床面上に落下していることになるが，ペデスタル側壁コンクリートの必要壁厚を保守的に算定するために，ＲＰＶ内に燃料集合体が残存することを前NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0提に評価した。

図2

ペデスタル３次元ＦＥＭモデル図

表1
項

解析条件等の概要

目

解析モデル

内

容

・３次元ＦＥＭモデル
・シェル要素

解析コード

・ＭＳＣ

ＮＡＳＴＲＡＮ

重量模擬

・原子炉圧力容器

955×10 3 kg

（圧力容器内構造物を含む）
・遮へい壁

656×10 3 kg

コンクリートの材

・設計基準強度

22 N/mm 2

料物性等

・ヤング係数

2.2×10 4 N/mm 2・せん断弾性係数
・単位体積重量

30.918×10 4 N/mm 2
23 kN/m 3

必 要 壁 厚 の算 定
3.1

解析結果
必要壁厚の算定に用いる荷重は，構造物の重量によるペデスタル鉛直方向に発生

別添 2-84

する荷重（圧縮軸力）に加えて，側壁コンクリートの壁厚変化に伴う構造不連続形状部に発生する面外せん断力についても考慮する。
構造物の重量を付加させた解析結果として，ＭＣＣＩによる侵食が想定されるペデスタル側壁部における圧縮軸力及び面外せん断力を表 2 に示す。

表2
部

ペデスタル側壁部に生じる荷重位

ＭＣＣＩによる
侵食想定部位3.2

圧縮軸力

面 外 せん 断 力（ kN/m）（ kN/m）

1940

178

コンクリートの応力度
必要壁厚の算定に当たっては，鉄筋コンクリート構造計算規準・同解説（（社）

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

日 本 建 築 学 会 ， 1999） （ 以 下 「 Ｒ Ｃ 規 準 」 と い う 。 ） に 規 定 さ れ てい る コ ン ク リ ー
ト の 短 期 許 容 応 力 度 を 用 い た 。 表 3 に 必 要 壁 厚 算 定 に 用 い た 許 容 応力 度 を 示 す 。

表3※

必要壁厚算定に用いた許容応力度（短期）圧 縮 （ N/mm 2 ）せ ん 断 （ N/mm 2 ）

14.6

1.06

ＲＣ規準許容応力度（短期）・ 圧 縮 ： 2/3Ｆ ｃ
・ せ ん 断 ： 1/30Ｆ ｃ か つ (0.49+1/100×Ｆ ｃ )以 下 の 1.5 倍3.3

必要壁厚の算定結果
側壁コンクリートに生じる荷重，短期許容応力度から必要壁厚を圧縮軸力及び面
外せん断力に対して算定した。

(1)

圧縮軸力による評価
側壁コンクリートに生じる圧縮軸力と短期許容応力度が等しくなるときの壁厚を必要壁厚として算定する。必要壁厚は下式のとおり算定され，圧縮軸力による評 価 にお い て は ， 必 要 壁 厚 は 133 ㎜ と な る 。
1.940×10 3 (N/mm)÷14.6(N/mm 2 )(2)＝ 133 ㎜

面外せん断力による評価
面外せん断力を用いた必要壁厚の算定については，ＲＣ規準の断面算定に用いる 評 価式 を 適 用 す る 。

別添 2-85

Ｑ＝ｂ・ｊ・ｆｓ
ここで，
Ｑ ： 発 生 荷 重 （ N）
ｂ ： 部 材 の 有 効 幅 （ mm）
ｊ ： 柱 の 中 心 間 距 離 （ mm）
ｊ ＝ ｄ ×7/8
ｄ ： 有 効 せ い （ 必 要 壁 厚 ） （ mm）
ｆ ｓ ： 短 期 許 容 応 力 度 （ N/mm 2 ）必要壁厚は，解析により生じる面外せん断力，短期許容応力から下式のとおり
算 定 され ， 面 外 せ ん 断 力 に よ る 評 価 と し て の 必 要 壁 厚 は 192 ㎜と な る 。
ｄ ＝ 8/7×（ Ｑ ÷ｂ ） ÷ｆ ｓ
＝ 8/7×178(N/mm)÷1.06（ N/mm 2 ） ＝ 192 mm

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

4.

まとめ
圧 縮 軸力 に よ る 評 価 及 び 面 外 せ ん 断 力 に よ る 評 価 か ら 算 定 し た 必 要 壁 厚 を 表 4 に 整理する。熱影響を考慮しない場合の健全な側壁コンクリート厚さmm に 対 し ， 必

要 壁 厚 は ， 圧 縮 軸 力 に 対 し て は 133 mm， 面 外 せ ん 断 力 に 対 し て は 192 ㎜ と な る 。

表4

必要壁厚の算定結果

圧縮軸力による評価

必要壁厚

133 mm

別添 2-86

面外せん断力による評価
192 mm添 付 8-3
デブリ保持に必要な床スラブ厚さ評価

床スラブに係る荷重を評価し，コンクリートのせん断耐力から必要床スラブ厚さを算定する。なお，本評価におけるコンクリートのせん断耐力は，終局強度に対して保守的な短期許容応力度を用いる。

1.

床スラブ荷重床 ス ラブ 荷 重 と し て ， 床 ス ラ ブ 自 重 及 び デ ブ リ 等 の 床 ス ラ ブ 積 載 荷 重 を 評 価 す る 。

(1)

床スラブ自重床 ス ラブ 自 重 は ，・ 床 ス ラ ブ の コ ン ク リ ー ト 体 積 ： 約 53.85 m 3・ 鉄 筋 コ ン ク リ ー ト の 単 位 体 積 重 量 ： 24 kN/m 3

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

よ り ， 床 ス ラ ブ 自 重 に よ る 荷 重 は 約 1.30×10 3 kN と な る 。

(2)

床スラブ積載荷重
床スラブ積載荷重は，デブリ，冷却水，コリウムシールド及びペデスタル内構造物 等 の総 重 量 を 保 守 的 に 切 り 上 げ た 値 と し て 500 ton を 使 用 し ， 約 4.90×10 3 kN となる。

以 上 から ， 床 ス ラ ブ 荷 重 と し て 約 6.20×10 3 kN を 用 い る 。

2.

せん断応力による必要床スラブ厚さ
床 ス ラブ 端 部 の 必 要 厚 さ は 次 の と お り 算 定 さ れ る （ 図 1） 。
必要せん断面積＝床スラブ荷重／短期許容せん断応力度
必要床スラブ厚さ＝必要せん断面積／床スラブ円周長
Ｒ Ｃ 規準 に 規 定 さ れ て い る 短 期 許 容 せ ん 断 応 力 度 に 基 づ き 1.06 N/mm 2 を 使 用 す る と ，熱影響を考慮しない場合の健全な床スラブ厚さ
算 定 さ れ る （ 図 2） 。

別添 2-87mm に 対 し ， 必要 厚 さ はmm と

せん断 荷 重 Q

せん断 面 積 A

床 スラブ
半径 a

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

図1

床スラブのせん断荷重

Fc： コ ン ク リ ー ト の 設 計 基 準 強 度

図2

約 22.1（ N/mm 2 ）コンクリートの許容応力度

別添 2-88

添 付 8-4
デブリ保持に必要な床スラブ鉄筋量評価

床スラブに係る荷重を評価し，鉄筋の終局曲げ強度から曲げ応力に対する必要鉄筋量を算定する。

1.

床スラブ荷重床 ス ラ ブ 荷 重 は 添 付 8-3 と 同 様 に 約 6.20×10 3 kN を 用 い る 。
分布荷重は床スラブ荷重を床面積で除した値であり

2.

kN/m 2 と な る 。

曲げ応力による必要鉄筋量「 機 械工 学 便 覧

基 礎 編 a3

材 料 力 学 」 （ 図 1） に 基 づ き ， 等分 布 荷 重 を 受 け る 周

辺単純支持の円板に作用するモーメントＭを算定する。

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

Ｍ ＝ （ 3＋ ν ） ・ ｐ ・ ａ 2 ／ 16＝

kN・ m/m

ここで，ν ：ポ ア ソ ン 比 0.2ｐ：分布荷重ａ：床スラブ半径
算 定 した モ ー メ ン ト 及 び 建 築 物 の 構 造 関 係 技 術 規 準 解 説 書（ 国 土 交 通 省 ほ か ，2015）に 示 さ れ る 終 局 曲 げ 強 度 算 定 式 よ り ， 床 ス ラ ブ 本 体 部 の 幅 1 m 当 たり の 必 要 鉄 筋 量 を
算定する。
mm 2

必要鉄筋量＝Ｍ／（σｙ・ｄ）＝
ここで，

σ ｙ ：鉄 筋 の 降 伏 強 度 （ 345 N/mm 2 ） の 1.1 倍 ＊ 1 ＝ 379.5 N/mm 2
ｄ ： 床ス ラ ブ の 有 効 せ い ＊ 2 ＝
注記mm＊ 1： 建 築 物 の 構 造 関 係 技 術 規 準 解 説 書 で は ， 終 局 強 度 算 定 に 当 た り Ｊ Ｉ Ｓ 規 格
品 の 鉄 筋 の 基 準 強 度 を 1.1 倍 以 下 の 数 値 と す る こ と が でき る と さ れ て い る 。
＊ 2：圧 縮 縁 か ら 引 張 側 鉄 筋 の 重 心 ま で の 距 離 （ 図 2）

別添 2-89

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

高 温 に よ る 影 響 を 考 慮 し た 場 合 で も ，床 ス ラ ブ の 周 辺 固 定 が 完 全 に 失 わ れ る こ と はないが，保守的に周辺単純支持条件での評価を実施

図1

等分布荷重を受ける円板の応力計算式

図2

床スラブの有効せい

別添 2-90

添 付 8-5
熱影響を考慮した側壁コンクリートの構造評価

1.

側壁コンクリートの圧縮軸力に対する評価

(1)

評価方法
・ＲＰＶ等の重量は，側壁コンクリートに圧縮軸力として作用することから，コン
ク リ ート を 対 象 に 評 価 し ， 鉄 筋 に つ い て は 考 慮 し な い 。
・ＡＢＡＱＵＳコードによる熱伝導解析結果における側壁での径方向各厚さの温度（ 図 1） に 対 し て ， 図 2 に 示 す と お り 包 絡 温 度 を 設 定 す る 。

・各 厚 さ 部 分 の 包 絡 温 度 に 対 し て ，図 3 に 示 す 構 造 材 料 の 耐 火 性 ガ イ ド ブ ッ ク（（ 社 ）日 本 建 築 学 会 ， 2017） （ 以 下 「 耐 火 性 ガ イ ド ブ ッ ク 」 と い う 。 ） に 示 さ れ る 加 熱
冷却後の圧縮強度残存比を参照し，コンクリート侵食後の残存壁厚に対し健全な
コ ン クリ ー ト と し て み な せ る 等 価 壁 厚 を 算 定 す る 。

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0・ 上 記 手 順 に よ り 算 定 し た 等 価 壁 厚 と 添 付 8-2 に 示 す Ｒ Ｐ Ｖ を 支 持 す る た め に 必 要
な 壁 厚 で あ る 133 mm と を 比 較 し ， 等 価 壁 厚 が 必 要 壁 厚 を 上 回 る こ と を 確 認 す る 。

(2)

評価結果
等 価 壁厚 は 約 1229 mm と な り ，Ｒ Ｐ Ｖ 支 持 に 必 要 な 壁 厚 133 mm を上 回 る こ と か ら ，側 壁 コン ク リ ー ト の 圧 縮 軸 力 に 対 し て Ｒ Ｐ Ｖ 支 持 機 能 は 維 持 さ れ る 。

2.
(1)

側壁基部コンクリートの面外せん断に対する評価
評価方法
・ 図 4 に示 す コ ン ク リ ー ト 面 外 せ ん 断 の 短 期 許 容 応 力 度 に ， 1.の 圧 縮 軸 力 に 対 す る
評 価 にお い て 設 定 し た 側 壁 部 各 厚 さ に お け る 包 絡 温 度（ 図 2）を考 慮 し た 圧 縮 強 度
残 存 比（ 図 3） を 乗 じ て ， 高 温 影 響 を 考 慮 し た コ ン ク リ ー ト 強 度を 求 め る 。
・Ｒ Ｃ 規 準 の 断 面 算 定 評 価 式 に 基 づ い て ，面 外 せ ん 断 に 対 す る 等 価壁 厚 を 算 定 す る 。
Ｑ ＝ｂ ・ ｊ ・ ｆ ｓ
こ こで ，
Ｑ ：発 生 荷 重 （ N）
ｂ ：部 材 の 有 効 幅 （ mm）
ｊ ：柱 の 中 心 間 距 離 （ mm）
ｊ ＝ ｄ ×7/8
ｄ ： 有 効 せ い （ 必 要 壁 厚 ） （ mm）
ｆ ｓ： 短 期 許 容 応 力 度 （ N/mm 2 ）・ 上 記 手 順 に よ り 算 定 し た 等 価 壁 厚 と 添 付 8-2 に 示 す Ｒ Ｐ Ｖ を 支 持 す る た め に 必 要
な 壁 厚 で あ る 192 mm と を 比 較 し ， 等 価 壁 厚 が 必 要 壁 厚 を 上 回 る こ と を 確 認 す る 。

別添 2-91

(2)評価結果
等 価 壁厚 は 約 1276 mm と な り ，Ｒ Ｐ Ｖ 支 持 に 必 要 な 壁 厚 192 mm を上 回 る こ と か ら ，

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

側 壁 基部 コ ン ク リ ー ト の 面 外 せ ん 断 に 対 し て Ｒ Ｐ Ｖ 支 持 機 能 は 維 持 さ れ る 。

側壁部温度変化

側壁部の熱伝導解析結果

最高温度（℃）

図1

ペデスタル
内壁

図2

ペ デ ス タ ル 中 心 か ら の 距 離 （ m）

ペデスタル
外壁

ペデスタル側壁における包絡温度の設定

別添 2-92

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

図3

図4

コンクリートの圧縮強度残存比

コンクリートの許容応力度

別添 2-93

添 付 8-6
熱 影 響 を 考 慮 し た 床 ス ラ ブ の コ ン ク リ ー ト 及 び 鉄 筋 の 構造 評 価

1.
(1)

床スラブコンクリートの面外せん断に対する評価
評価方法
・ デ ブ リ等 の 重 量 に よ る せ ん 断 応 力 は 床 ス ラ ブ に せ ん 断 荷 重 と し て 掛 か る こ と か ら ，
コンクリートを対象にせん断応力を評価し，鉄筋については考慮しない。また，必要なコンクリート厚さを小さく評価する観点で保守的に，床スラブのコンクリ
ー ト 部厚 さ （mm） を 考 慮 せ ず ， 鉄 筋 コ ン ク リ ー ト 部 厚 さ （mm） を 対 象 に

評 価 する 。
・ＡＢＡＱＵＳコードによる熱伝導解析結果における床スラブ鉄筋コンクリート部の 縦 方向 各 厚 さ の 温 度 （ 図 1） に 対 し て ， 図 2 に 示 す と お り 包 絡 温 度 を 設 定 す る 。
・各厚さ部分の包絡温度に対して，耐火性ガイドブックに示される加熱冷却後の圧NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

縮 強 度残 存 比 を 参 照 し ， 健 全 な コ ン ク リ ー ト と し て み な せ る 等 価 板 厚 を 算 定 す る 。
・ 上 記 手 順 に よ り 算 定 し た 等 価 板 厚 と 添 付 8-3 に 示 す デ ブ リ 保 持 に 必 要 な 板 厚 で ある(2)mm と を 比 較 し ， 等 価 板 厚 が 必 要 板 厚 を 上 回 る こ と を 確 認す る 。

評価結果
等 価 板厚 は 約 618 mm と な り ， デ ブ リ 保 持 に 必 要 な 板 厚 で あ る

mm を 上 回 る た

め ， 床ス ラ ブ コ ン ク リ ー ト の 面 外 せ ん 断 に 対 し て デ ブ リ 保 持 機 能 は 維 持 さ れ る 。

2.
(1)

床スラブ鉄筋の曲げ応力に対する評価
評価方法
以 下 に熱 影 響 を 考 慮 し た 床 ス ラ ブ 鉄 筋 の 構 造 評 価 の 方 法 を 示 す 。
・デブリ等の重量による曲げ応力は床スラブの鉄筋コンクリート部に引張荷重として 掛 かる こ と か ら ， 図 3 に 示 す 鉄 筋 を 対 象 に 曲 げ 応 力 を 評 価 し ， コ ン ク リ ー ト に
つ い ては 考 慮 し な い 。
・ Ａ Ｂ Ａ Ｑ Ｕ Ｓ コ ー ド に よ る 熱 伝 導 解 析 結 果 よ り ， 下 端 筋 位 置 で は 最 高 220 ℃ 程 度
ま で 温度 上 昇 す る た め ， 図 4 に 示 す 耐 火 性 ガ イ ド ブ ッ ク の 高 温 時 の 鉄 筋 強 度 を 参
考 に ，強 度 低 下 割 合 と し て 4 割 を 設 定 す る 。
・実機の床スラブ本体部の幅 1 m 当たりの鉄筋量mm 2 に 対 し ， 上 記 の 鉄 筋 強 度

劣 化 度合 い を 考 慮 し ， 健 全 な 状 態 と み な せ る 鉄 筋 量 を 評 価 す る 。
・ 上 記 手 順 に よ り 算 定 し た 強 度 低 下 を 考 慮 し た 鉄 筋 量 と 添 付 8-3 に 示 す デ ブ リ 等 の
重 量 保持 に 必 要 な 鉄 筋 量 で あ る 幅 1 m 当 た り

mm 2 と を 比 較 し ， 健 全 な 状 態 とみ な せる 鉄 筋 量 が 必 要 鉄 筋 量 を 上 回 る こ と を 確 認 す る 。

別添 2-94

(2)

評価結果mm 2 と な る 。 デ ブ リ 等 の 重 量保 持 に 必 要 な 鉄 筋

強 度 低下 を 考 慮 し た 鉄 筋 量 は
量は幅 1 m 当たり

mm 2 で あ り ， 必 要 な 鉄 筋 量 を 上 回 る こ と から ， 曲 げ 応 力 に 対 してデブリ保持機能は確保される。

コンクリート部NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

鉄 筋 コンクリート部

床部温度変化

ペデスタル温度評価結果

最高温度（℃）

図1

鉄筋コンク
リート部上端図2

鉄筋コンクリート部上端
か ら の 深 さ （ mm）

鉄筋コンク
リート部下端床 ス ラ ブ 鉄 筋 コ ン ク リ ー ト 部 に お け る 包 絡 温 度 の設 定

別添 2-95

コンクリート部

床 スラブ本 体 部 実 施 鉄 筋 量 ：
2mm （幅 1m 当 たり）
鉄筋
コンクリート部

床スラブの鉄筋コンクリート範囲

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

図3

図4

鉄筋強度の低下割合

別添 2-96

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

9.

ペデス タル排水 系 の排水機能 評価につ い て

9.1

概要
ＲＰ Ｖから落 下 した溶融炉 心の冠水 及 びＦＣＩに よる影響 抑 制の観点か ら，ＲＰＶ
破損時のペデスタル 内 水位を 1 m に維持す る こととして いる。
これ に対して ， 事故発生後 にペデス タ ル内への流 入水（余 剰 水）が生じ た場合に，余剰水が規定時間内 に サプレッシ ョン・チ ェ ンバへ排水 できるこ とを，モック アップ
試験及び試験結果に 基 づく排水評 価により 確 認する。具 体的には ，下記の確認 を実施する。
・モ ックアッ プ 試験により ，格納容 器 床ドレンサ ンプ導入 管 （以下「導 入管」という。）及びス リット 形状 の排水ライ ンにおけ る 流動状況を 確認する と ともに，圧損係数を評価 する。
・試 験結果を 基 に，実機体 系におけ る 排水評価を 実施し， 排 水制限時間 内にペデス
タル内水位 1 m まで 排 水可能であ ることを 確 認する。

9.2

評価 において 想 定する事象
ペデ スタル内 へ の流入水に より水位 が 著しく高く なり得る 事 象として， ペデスタル内におけるボトムド レ ンＬＯＣＡ を想定す る 。この場合 ，ＲＰＶ からペデスタ ル内への流入は事象発生 約 0.3 時間で停 止し，水 位 はペデスタ ルの人通 用開口部下端 まで達すると想定される。
排水 時間の制 限 としては， 流入が停 止 する事象発 生約 0.3 時 間から，Ｒ ＰＶ破損が早くなる大破断ＬＯ Ｃ Ａ時におけ るＲＰＶ 破 損時間を保 守的に短 くした 3 時間 を組合
せて 2.7 時間とする 。

9.3

試験 条件
試験 方法を 表 9-1，設備条件 を表 9-2， 確認項目及 び判定基 準 を表 9-3 に 示す。また，試験装置を図 9-1 に示す。
表 9-1

試験水
水道水
（常温）

排水配管状 態
配管内満水
（ＤＢ時に 常時排水があるた め）排水先
排水口をス リットと 同程度の高さ に設定
（ＳＡ時に ベント管 への排水とな るため）

表 9-2
排水配管経 路導入管～
スリット入 口
スリット入 口～スリット出 口スリット出 口～
ベント管

試 験方法
試験方法
排水弁を閉の状態に て 導入管より高く水を張 り ，弁を開とすることで ， 静
水圧にて排 水

設 備条件

試験計画
アクリル製 80A
（ペデスタ ル床面か ら 高さ 1 m）
アクリル製
（流路断面 寸法：Hmm×Wmm）
塩化ビニル 製 80A

別添 2-97

表 9-3

確 認項目／ 判 定基準判定基準

排水流路全 体での排 水 時間

2.7 時間以 下

流動状況

－

1000

確認項目

導入管（80A配管）

区間②（導入管～ベント管出口）

1000

導入管の排水口LI（圧損値は机上で考慮，異物の流動性を確認する区間）
区間①（導入管～スリット出口）

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

約550

ｺﾘｳﾑｼｰﾙﾄﾞ＋ﾗｲﾆﾝｸﾞ厚さ（モックアップで圧損値及び流動性を確認する区間）
スリット

ベント管（80A配管）

スリット

導入管カバーによる排水時間（圧損係数 ）への影響 は，
モックアップ試験に組込み確認を実施する。

区間①用
排水口

図 9-1

9.4

試 験装置

モッ クアップ 装 置と実機の 相違点に つ いて
今回 使用する モ ックアップ 装置と実 機 の相違点を 表 9-4 に 示 す。

別添 2-98

区間②用
排水口

配管
材質

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

水温

流路
勾配
水位
差

9.5

表 9-4
モックアッ プ装置
導入管～ス リット出 口 ：アクリル製

モ ックアッ プ 装置と実機 の相違点
実機評価に与え る影響
導入管～ベ ント管：
材質の違い による表 面 粗ステンレス 製さの違いに よって， 圧 損係数への影 響はある が ，スリット出 口からベ ン ト管：試験で得ら れた係数 に 対
塩化ビニル 製しては，裕 度を考慮 し て
今後の設計 を行うた め 問
題ないと考 える。
水温が低い 方が圧損 係 数
常温（約 10～20 ℃ ）高温水は高くなる ため，常 温 水（約 167 ℃ （2Pd ででの試験を 実施して お けの飽和温度 に相ば，ＳＡ時 の高温水 の 排
当））
水性につい ては包絡 で きる。
装置のたわ み等を考 慮
し，保守的 に設定。
1.000 mm
圧損 H＝圧 損係数 K×流（最高水位 2 m から 最 低水位 （最高水位m
量 Q 2 より水 位差に よる 圧
損係数算出 への影響 は 無
1 m までの 差）
から最低水 位 1 m まいが，信頼 性のある デ ー
での差）
タ取得のた め十分な 試 験
時間及び流 量確保の 観 点から設定。
異物 による影 響 について
ペデ スタル内 に 設ける排水 の流入口 （ 導入管）は ，スワン ネ ック構造と する。導入

管は，逆Ｕ字形の形 状 をしている ため，水 面 付近の浮遊 物は排水 口から流入し 難い構
造上の利点がある。 空 気孔は，逆 Ｕ字形部 か らの排水性 を確実に するために設 ける設計とする。排水口の 高 さ方向の位 置は，水 面 の浮遊物や 床面の異 物を持ち込ま せないために適切な位置で 設 定する設計 とする。また ，異物落下 に対して 破損 等がないよ う，
サポート等で固定す る。この導入管 の構造を 考 慮した上で ，導入管 への 落下物の影 響，ペデスタル内に流入 す る異物によ る排水性 へ の影響を評 価する。 なお，スワン ネック
構造を流入口とする 排 水流路は， ＲＰＶ破 損 前にペデス タル内の 水位 1 m を達 成した
時点で排水弁を閉止 し ，その後は 用いない こ とから，排 水機能の 要求期間はＲ ＰＶ破
損前までであり，Ｒ Ｐ Ｖ破損前ま でに想定 さ れる落下物 及び異物 を対象として 評価する。
事故 時に発生 す る落下物に より導入 管 が損傷しな いこと， 異 物がペデス タル格納容
器床ドレンサンプに 流 入したと仮 定し評価 し ても，異物 により排 水性に悪影響 が生じる可能性が低いこと を 表 9-5 に示 す。
落下 物により ， 導入管が影 響を受け な いことを確 実にする た め，導入管 の周囲に柵を設置する設計とす る 。

別添 2-99

この 柵は，異 物 が導入管及 び排水配 管 の排水性に 対して悪 影 響を及ぼさ ないこと及び想定されない異物 が 排水性に悪 影響を及 ぼ さないこと をより確 実にするため ，異物混入防止機能を有し た 設計とする 。柵は， ス リットの短 辺mm よりも小さい 開口径を有し，開口が重な ら ないよう 2 重に配 置し た設計とす る。仮に ，スリット部 で固着し堆積する可能性が あ る線状の異 物を想定 し ても，柵の 2 重部 分で流入を防ぐ 構造の設計とする。（図 9-2）
なお ，格納容 器 機器ドレン サンプに つ いても，排 水経路と し て利用する ことから，異物落下に対して破 損 等がないよ う，十分 な 強度を有す る設計と し，導入管の 異物混入防止及び損傷防止 に ついては，床ドレン 排水 用の導入管 と同様の 対策を行うこ とで，悪影響を防止する。

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

表 9-5

想 定異物と 影 響評価（1／ 2）

想定異物

異物による排水性への影 響

核計装用及び照明用等のケーブル（管路含む）【発生源】ペデスタル内【導入管への落下／床ド レンへの流入】
落下あり／流入あり
ペデスタル上部には，ケ ーブルが設置されており ，落下の可能性がある。
【影響評価】
・落下による影響
導入管は鋼製でサポート に固定されているため破 損・転倒す
るおそれはない。また， 周囲に鋼製の柵を設置す ることから，導入管に直接接触するこ ともない。格納容器機器 ドレンサンプ
については，サンプ自体を十分な強度を有する設計とするた
め，破損するおそれはな い。
・流入による影響
ケーブルは床に沈降する ことから，排水性に影 響 はない。また，何らかの要因で被 覆 片が生じたとしても，格 納容器機器ド
レンサンプと格納容器床ドレンサンプ各々の導入管は対向して配置され，かつ前述の とおり各々の周囲を柵（ 図 9-2 参照）
にて囲うため，共通要因 による排水性への影響は ない。

保温材【発生源】ペデスタル外【導入管への落下／床ド レンへの流入】
落下なし／流入あり
ペデスタル格納容器床ド レンサンプ内に保温材は ない。
重大事故時にドライウェルから格納容器スプレイ水等によって床ドレンの流入経路 から持ち込まれる可能性 がある。
【影響評価】
床ドレン流入経路の弁を事故後早期に閉に流入を制限する
ことから，排水経路を閉 塞させる等，排水性への 影響はない。

別添 2-100

表 9-5
想定異物

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

塗料片

スラッジ
（鉄錆）

サポート

照明

想 定異物と 影 響評価（2／ 2）
異物による排水性への影 響【発生源】ペデスタル内 ・外【導入管への落下／床ド レンへの流入】
落下あり／流入あり
ペデス タル内 ・外の 構造 物には 塗装が 施され てい ること から導 入管への落下，床ドレンへ流 入する可能性がある。
【影響評価】
・落下による影響
導入管 を損傷 する程 の重 量はな く導入 管が破 損・ 転倒す るおそ れはない。また，同様に格納 容器機器ドレンサンプへ の影響もない。
・流入による影響
塗料片 は，底 に堆積 若し くは水 面に浮 遊する こと が考え られる が，導入管の排水口を水位 1 m の中間位置に設定す るため，これらの異物が導入管 の排 水口に 流入 するとは 考え 難い。 また ，重大事 故時 は格納
容器スプ レイ 水等に よっ てペデス タル 外から 床ド レンの流 入経 路を通じて塗料 片が 多く持 ち込 まれる可 能性 がある が， 床ドレン 流入 経路の弁を事故 後早 期に閉 にし ，流入を 制限 するこ とか ら，排水 経路 を閉塞させる等，排水性への影 響はない。
【発生源】ペデスタル外【導入管への落下／床ド レンへの流入】
落下なし／流入あり
スラッ ジ（鉄 錆）は ，床 ドレン 水によ って格 納容 器床ド レンサ ンプ
内に流入し底に堆積する 可能性がある。
【影響評価】
導入管の排水口を水位 1 m の中間位置に設定す るため，底に堆積した異物が 積極 的に排 水経 路に流入 する とは考 え難 い。また ，重 大事故時は格納 容器 スプレ イ水 等によっ てペ デスタ ル外 から床ド レン の流入
経路を通 じて スラッ ジが 多く持ち 込ま れる可 能性 があるが ，床 ドレン
流入経路 の弁 を事故 後早 期に閉に し， 流入を 制限 すること から ，排水経路を閉塞させる等，排 水性への影響はない。
【発生源】ペデスタル内【導入管への落下／床ド レンへの流入】
落下なし／流入なし
ペデス タル内 にはサ ポー トが設 置され ている が， 十分な 耐震性 を有する設計とすることから ，落下しない。
【影響評価】
排水性への影響はない。
【発生源】ペデスタル内【導入管への落下／床ド レンへの流入】
落下あり／流入あり
ペデスタル内には照明が 設置されているため，落 下の可能性がある。
【影響評価】
・落下による影響
導入管 は鋼製 でサポ ート に固定 されて いるた め破 損・転 倒する おそれはない 。ま た，周 囲に 鋼製の柵 を設 置する こと から，導 入管 に直接接触する こと もない 。格 納容器機 器ド レンサ ンプ について も， 十分な強度を有する設計とする ことから，破損するおそ れはない。
・流入による影響
照明は，床に沈降するこ とから，排水性に影響は ない。

別添 2-101

異物混入防 止穴(
mm 以下)※異物の流 入方向（直 線的）に 穴が重な らな い設計とする 。
mm 以下
隙間

mm 以下

排水口

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

コリウム
シールド

mm 以下

ステンレス 製
板厚はmm 以上 で 2 重構造にする
ことで照明・ケー ブル等 の異物落下 にも耐える構造 とする。
配管（80A）はペデス タ ル内壁より サポート
により支持 し剛構造 と する。

スリット構造（流路 径 ：高さ方向mm） の 流路に排水 配管を接 続 する。
ペデスタル床からコ ン クリート部 への流路（ 水平方向の スリット 部 まで）
は，スリット構造（ 流 路径：mm×mm） の設計とす る。

導入管（1 か所）
口径：80A， ステン レス 製
縦方向スリ ット
流路 ×mm，
ステンレス 製
水の流れ
横方向スリ ット
流路 ×mm，
ステンレス 製

図 9-2

排 水配管に 対 する異物対 策概要

別添 2-102

9.6

モッ クアップ 試 験における 異物の考 慮
9.5 項の内容 を 踏まえ想定 した異物 の 種類を表 9-6 に示す 。表 9-6 の保 温材，塵 土，
塗料片，錆片，スラ ッ ジ及びその 他異物は ， ＥＣＣＳス トレーナ に関する『平 成 20・
02・12 原院 第５号』 の 内規記載項 目から抽 出 した。
表 9-6 に示 すよ うに，導入 管に到達 ， 通過する異 物として ス ラッジが想 定されるため，モックアップ試 験 で想定する 異物は下 記 のとおりと した。
・異 物（スラ ッ ジ）の模擬 材として Ｆ ｅ ３ Ｏ ４ （四酸化 三鉄） を使用する 。
・濃 度は，東 海第 二発電所の 調査結果 か ら最大値を 考慮し保 守 的にppm で設定する。
・異 物（スラ ッ ジ）は，保 守的に全 量 がスリット を通過す る よう投入す る。
表 9-6

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

想定異物

注記

モ ックアッ プ で想定する 異物の種 類

ペデスタル 内への流 入導入管・ス リットへ の 流入

ケーブル

○

ペデスタル 内での落 下×

床に沈降 ＊ 2

照明○

ペデスタル 内での落 下×

床に沈降 ＊ 2

保温材

×

ペデスタル 内にはな い ＊ 1―（評価不要）

塵土×

ペデスタル 内にはな い ＊ 1―（評価不要）

塗装片○

×

床に沈降 ＊ 2

錆片○×

床に沈降 ＊ 2

スラッジ

○

○

大部分は床に沈降 ＊ 2

流入，ある いは，ペ デ スタ
ル内に存在

○ ：流入す る と想定した もの。
× ：流 入しな いと想定し たもの。
＊1 ：外部 から の通常時流 入につい て は，作業後 清掃等を 実 施すること でほとんどないと想定 。
また， 事 故後早期に 流入経路 の 弁を閉とす ることで 流 入を制限す ることから事故時の流 入は無い も のと想定。
＊2 ：導入管 （80A）の周り には導入 管 カバー（
mm の 穴ダブル構造） を設置していること から，大 き な異物は近 接・流入 で きない構造となって い る。
導入管 の 排水口を水 位 1 m の中 間位置に設 置するた め ，床や水面 の異物が排水口に流入 するとは 考 え難い。

別添 2-103

9.7

試験 結果
試験 結果の一 例 を図 9-3 に 示す。 図 9-3 は床ドレ ン排水系 経 路のみを考 慮した場合であるが，判定基準 で ある 2.7 時 間以内に 水 位 1 m まで 排水でき ない結果とな った。
この ため，排 水 経路全体で 支配的な 圧 損発生部位 を特定し ， 特定部位を 改善し，全体圧損を低減するこ と とした。
3.0

3.0

初期水位
（人通用開口部下端）

初期水位（人通用開口部下端）
2.5
ペデスタル水位(m)ペデスタル水位(m)

2.5

2.0

約2.3時間

2.0

1.5

1.5

約3.0時間

1.0

1.0
0

1

2

3

0

排水時間(h)NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

2

3

時間(h)

（ａ）机上 検討時（ｂ ） 試験結果を 用いた評 価
図 9-3

9.8

1

実 機排水時 間 評価結果

試験 結果を踏 ま えた改善
流動 性の向上 を 図るため導 入管とス リ ット接続部 の形状を レ デューサ形 状に変更 し，導入管のベント穴形 状 や位置を見 直すこと で 流速及び抵 抗の低減 を図ることと した。
（図 9-4））（左右）レ デ ュ ーサ 形 状

図 9-4

導 入管の接 続 部及びベン ト穴の改 善

別添 2-104

9.9

実機 排水評価
実施 した試験 結 果を踏まえ ，流路等 の 改善を反映 した試験 を 実施し，試 験結果を基にした実機体系にお け る排水時間 を評価し た。評価におい ては，以 下を 考慮してい る。
・排 水評価は 人 通用開口部 下端から 水 位 1 m まで の水量 （必 要排水量） とする。また，設備対 策より配 置 されるコリ ウムシー ル ド等の構造 物につい て は，評価上その体積を除 外するこ と で必要排水 量を増や し ，保守的な 評価とす る 。
・排 水配管は ド ライウェル 気相部に 接 続され圧力 差はない た め，排水量 を評価する
上でドライ ウェル及 び サプレッシ ョン・チ ェ ンバ内圧は 考慮しな い 。
・導 入管及び ス リット部の 圧損係数 は 、モックア ップ試験 に より確認さ れた値を用いる。モッ クアップ 試 験により確 認された 圧 損係数値は 、3.0×10 -3 m/(m 3 /h) 2 である。
・ス リット部 下 流側の排水 配管につ い ては、実配 管ルート を 考慮した机 上評価によNT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

り算出した 圧損係数 を 用いる。配 管の長さ ， 内径，エル ボや弁等 に 相当する長さ等考慮し， 下記式に よ りある排水 流量を想 定 した場合の 排水流路 の 圧力損失を算出する。本評価で は，まず任意の 流量（22 m 3 /h：ボトムドレンＬＯ ＣＡ時の平 均
必要排水流 量）の場 合 の圧力損失 （1.04 m） を算出し， 圧損係数 （K）を求めた。

圧力損失 計 算式（出典 ：日本機 械 学会編，機 械工学便 覧 ）H＝λ×(L／D)×(v 2 ／ 2g)＋Σ λ ×(L’／D)×(v 2 ／2g)＝ K×Q 2（9.1）

H： 配管 圧損［m］，L：配管 長さ ［m］，D：配 管内径 ［m］，
L’： エ ルボや弁等 に相当す る 長さ［m］，v：流速 ［m/s］，
g： 重力 加速度［m/s 2 ］， λ：管 摩擦係数［-］，K： 圧損係数［-］，
Q： 流量 ［m 3 /h］

別添 2-105

表 9-7

圧 力損失計 算 要素
単位
m
3
m /h
m/s
－
m
－
個
個
個
個
個
個
個

配管内径： Ｄ
流量 ＊ 1流速
管摩擦係数 ：λ配管長
配管 L/D
90°ショートエ ルボ ＊ 2 （L’/D＝ ）90°ロングエル ボ（L’ /D＝ ）弁（L’/D＝ ）ティー分岐 （直流）（L’/D＝ ）ティー分岐 （分流）（L’/D＝ ）管入口（λ ・(L’/D)＝）
開放端（λ ・(L’/D)＝）
注記

スリット下 流配管22＊1：必要 排水 量約 59 m 3 を約 2.7 時 間で排出す る場合の 流量 22 m 3 /h とした場

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0合の例を記 載。
＊2：CRANE 社 「FLOW OF FLUIDS THROUGH VALVES, FITTINGS, AND PIPE TechnicalPaper No.410,1988」

上表 を基に， ス リット下流 配管の圧 力 損失を計算 した結果 を 以下に示す 。
H ＝

≒
K ＝
導入 管及びス リ ット部とス リット部 下 流側の排水 配管それ ぞ れで求めた 圧損係数を加えた流路全体の圧 損 係数を以下 に示す。
m/(m 3 /h) 2

K ＝

圧力 損失はペ デ スタル水位 と排水口 の 水頭差に等 しいこと か ら，排水開 始する初期
水位時の排水口との 水 頭差及び圧 損係数（ K）を基に初期 排水流量 を算出し，初 期排水流量である時間ステ ッ プ幅だけ排 水された 場 合の水位及 び当該水 位での排水流 量を算出し，これを繰り返 す ことによっ て水位 1 m までの排出 時間を算 出している。
評価 結果を図 9-5 に示す。 床ドレン 流 路からの排 水により ， 判定基準で ある 2.7 時
間以内にペデスタル 水 位 1 m まで の排水が 可 能なことを 確認した 。
また ，床ドレ ン に加え機器 ドレンも 考 慮した場合 の評価結 果 は，図 9-6 のとお りであり，排水時間は約 1.5 時間とな る。
なお ，排水時 間 の判定基準 は想定事 象 を保守的に 組合せて 設 定している こと，必要排水量等についても 保 守的な条件 で評価を 行 っているこ とから， 実態としては 十分な
時間余裕がある。
別添 2-106

3.0

初期水位
（人通用開口部下端）

ペデスタル水位(m)

2.5

2.0

約2.6時間
1.5

1.0
0

1

2

3

排水時間(h)

図 9-5

実 機排水時 間 評価結果

3.0

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

初期水位
（人通用開口部下端）

ペデスタル水位(m)

2.5

2.0

約約1.5h
1.5 時 間
1.5

1.0
0

1

2

3

排水時間(h)

図 9-6

9.10

実機排水時 間 評価結果（ 床ドレン 及 び機器ドレ ン流路を 考 慮した場合 ）スラ ッジ模 擬試 験
9.6 項で検討 し た想定する 異物であ る スラッジ模 擬材（ Ｆｅ ３ Ｏ ４ ）を投 入した試験を実施した。
スラ ッジ模擬 試 験の結果を 図 9-7 に 示 す。
区間 ①及び区 間 ②から排出 した場合 共 にスラッジ 有無で排 出 時間の相違 はなく，圧損への影響がないこ と を確認した 。
スラ ッジ模擬 試 験における スラッジ の 流動状況を 表 9-8 及 び 表 9-9 に示 す。

別添 2-107

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0(a)区間①の 試験結 果(b)区間②か ら排出 時の 試験結果
図 9-7

表 9-8

ス ラッジ模 擬 試験結果

ス ラッジ模 擬 試験のスラ ッジ流動 状 況

別添 2-108

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

表 9-9

9.11

スラッジ模 擬 試験のスラ ッジ流動 状 況（水平ス リットを 真 上から見た 状態）

導入 管カバ ー影 響試験
落下 物に対す る 導入管保護 ，導入管 へ の異物混入 防止とし て 設置する導 入管カバーの圧損への影響を確 認 するため， 導入管カ バ ーを設置し た試験を 実施した。
試験 用の導入 管 カバーは， 流動状況 を 確認可能な ようにス リ ットと同じ アクリル製（図 9-8）とし，図 9-9 に示す位 置に設置 し た。

図 9-8

試 験用導入 管 カバー

別添 2-109

導入管カバー1000

導入管(アクリル製80A)

区間①

区間②
80A配管

スリット
（アクリル製）
区間②出口

区間①出口

導 入管カバ ー 設置入位置

導入 管カバー を 設置した場 合及び設 置 しない場合 の試験結 果 を図 9-10 に 示す。
図 9-10 に示 す ように導入 管カバー の 有無で排出 時間の相 違 はなく，圧 損への影響がないことを確認し た 。

2400
排水開始

2200

カバー無
カバー有

水位2m

2000
1800
水位(mm)

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

図 9-9

1600
1400
1200
水位1m
1000
800
600
0

60

120

180

240

経過時間(sec)

図 9-10導 入管カバ ー 試験の結果

別添 2-110

300

9.12

まと め
採用 実績，圧 損 評価実績の ないスリ ッ ト部の流動 状況，圧 損 係数を把握 し，実機排水評価のため，スリ ッ トモックア ップ試験 を 実施した。
試験 の結果， ボ トムドレン ＬＯＣＡ 時 において， ペデスタ ル 内が満水（ 人通口開口部下端まで）になっ た 際，ＲＰＶ 破損まで の 間（約 2.7 時間） に床ドレン流路 からの排水によりペデスタ ル 水位 1 m ま での排水 が 可能なこと を確認し た。
事故 が発生し 炉 心が損傷し た場合， 格 納容器下部 注水配管 か ら水位 1 m を超過 する（1.05 m）まで注 水を 実施し，そ の後排水 す ることによ り，ＲＰ Ｖ破損時に確 実に水位 1 m を確 保する運 用 としている 。その際 に 5 cm 分の排 水に要 する 時間を約 5 分としていたが，試験結 果 を踏まえ約 6 分と設 定 した。当運 用に要す る 時間は約 30 分（注水開始操作に要する 時 間約 17 分 ，水位 10 cm 分の注水 に要する 時間約 3 分， 注水停止操作に要する時間 約 4 分及び 5 cm 分の 排水 に要する時 間約 6 分） と想定され ，炉NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

心損傷後のペデスタ ル 注水開始か らＲＰＶ 破 損までの約 1.8 時 間（事象進展の 早い大破断ＬＯＣＡ時の例 ） の間に余裕 をもって 実 施可能であ ることを 確認した。
また ，スラッ ジ 及び導入管 カバーに よ る圧損への 影響を確 認 する試験を 実施し，ス
ラッジ及び導入管カ バ ーは圧損へ の影響が な いことを確 認した。

別添 2-111NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

図 10-7

コ リウムシ ー ルドサポー ト，コリ ウ ムシールド 設置概念 図

別添 2-117

10.4

製造 公差に つい て

コリウ ムシール ド 及びペデス タル排水 系 に係る設備 の製造公 差 を表 10-1 に示す。また，製造公差による 各 種評価への 影響を表 10-2 に示す。
各設備 の製造公 差 を考慮した 場合でも ， 各種評価結 果への有 意 な影響はな く，設備対策に悪影響を及ぼす も のがないこ とを確認 し た。

表 10-1構成
コリウム

主要寸法(mm)
厚さ

各 設備の製 造 公差
許容範囲

150

根拠
製造能力，製造実績を考慮したメ

シールド

ーカ許容値
高さ

1880

製造能力，製造実績を考慮したメ
ーカ許容値

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R1
R0

導入管

高さ

1000

製造能力，製造実績を考慮したメ
ーカ許容値

排水配管のベン

高さ

製造能力，製造実績を考慮したメ

ト管接続高さ
スリット

ーカ許容値
厚さ

製造能力，製造実績を考慮したメ
ーカ許容値

幅

製造能力，製造実績を考慮したメ
ーカ許容値

鋼材

製造能力，製造実績を考慮したメ

厚さ

ーカ許容値

別添 2-120

表 10-2
項目

コリウムシールド厚さ

コリウムシールド高さ

ノミナル値（製造公差）
ペデスタル
流入水の
排水評価

150 mm（mm）

1800 mm
mm ＊ 1 ，

デブリ堆積
高さ・冠水
維持評価

デブリによる
侵食量評価

R1
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0製 造公差と 各 種評価への 影響（1／4）

デブリによる
熱影響評価

デブリの凝固
停止評価
注記

（

mm）

保守的に，コリウムシー ルド等の体積を考慮せず 必要排水量を多めに設定 しているため，影響なし。
コリウムシールド厚さ を 160 mm とした 場
合でも，デブリ堆積高さ は約 1.72 m ＊ 2 となり，コリウムシールド を超過しない。
コリウムシールドが薄く なると，デブリ堆
積高さは低くなり，水 深 1 m に対応する水量は多くなるため，裕度 が増加する。
コリウムシールドが厚く なると，デブリの上面プール水との接触面 積が減少するが，mm 厚 く な っ た 場合で も 面 積 減少 率 は
約 0.5％と小さく，有意 な影響はない。
コリウムシールドが薄く なる場合でも，耐熱材の侵食に係る不確かさとして厚さを110 mm とした感度解析 を実施しており，これに包絡される。

コリウムシールドが高くなると，デブリ堆積高さに対 するコ
リウムシールド超過までの余裕は大きくなる。

影響なし。

コリウムシールドが高くなると，その分床スラブコン クリー
コリウムシールドが厚く なると，デブリか ト上部が薄くなるが，床 スラブ
らコンクリートへの熱伝 達が緩和され，裕 の 強 度 を 担 保 す る 鉄 筋 コ ン ク
度が増加する。
リート部への熱影響はスリッ
コリウムシールドが薄く なる場合でも，耐 ト 内 デ ブ リ の 崩 壊 熱 が 支 配 的
熱 材 の 侵 食 に 係 る 不 確 か さ と し て 厚 さ を であり，床スラブ強度へ の有意
110 mm とした感度解析 を実施しており，こ な影響はない。また，強 度評価
れに包絡される。
上は，床スラブ上側の無 筋コン
クリート部には期待していな
いため，影響はない。
コリウムシールド等のペ デスタル内構造物は考慮 せず，ペデスタルに堆積 したデブリが直接スリット に流入するモデルとして いるため，影響なし。

＊ 1： コリ ウ ム シー ル ド 高 さ が 高く な る 場合 ， そ の 分 床 スラ ブ の 打継 コ ン ク リ ー ト厚 さが減少する（コリウムシ ールドと床ドレン流入配 管との干渉を避けるため （図 24 参照））
＊2：床面コリウ ムシールド上表面からの 高さ

別添 2-121

表 10-2
項目
ノミナル値（製造公差）
ペデスタル
流入水の
排水評価

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R1
R0

デブリ堆積
高さ・冠水
維持評価

デブリによる
侵食量評価

デブリによる
熱影響評価

デブリの凝固停止評価

製 造公差と 各 種評価への 影響（2／4）
導入管高さ

（

1000 mmmm，

ベント管への接続高さmm）

スワンネックが高くなる と，排水開始
水位からスワンネック高さまでの高低差が小さくなり，排水 時間は短くなる。
スワンネックが高くなる と，ＲＰＶ破損時のペデスタル内の水量が多くな
り，露出までの時間余裕 が増加する。
水深が深くなるとデブリ落下時の粒子化割合が増加するが，その増加率は0.3％ 未 満 で あ り ， デ ブ リ 堆 積 高 さ への有意な影響はない。
スワンネックが高くなる と，ＲＰＶ破損時のペデスタル内の水量が多くな
り，デブリ落下時の冷却 効果が大きくなるため，裕度が増加す る。
スワンネックが高くなる と，ＲＰＶ破損時のペデスタル内の水量が多くな
り，デブリ落下時の冷却 効果が大きくなるため，裕度が増加す る。
コリウムシールド等のペデスタル内
構造物は考慮せず，ペデ スタルに堆積したデブリが直接スリットに流入するモデルとしているため ，影響なし。

別添 2-122

ペデスタル床コンクリー ト表面
mm
（
mm，
mm）
接続高さが
mm 高くな った場合でも，ペデスタル満水から の排水時間
は 2 分程度の増加に留ま り，想定している時間内（2.7 時間 ）に排水可
能である。

影響なし。

影響なし。

影響なし。

接続高さが高くなった場 合でも，ス
リット内に水が存在することに変わりはないため，影響な し。

表 10-2
項目

スリット厚さ

ノミナル値（製造公差）
ペデスタル
流入水の
排水評価
デブリ堆積
高さ・冠水
維持評価
デブリによる
侵食量評価

mm
mm，

デブリによる
熱影響評価
デブリの凝固停止評価

R1
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0製 造公差と 各 種評価への 影響（3／4）

注記

（

スリット幅
mm

mm）

（

mm，

mm）

スリットの厚さや幅が大 きくなると，排水時の圧 損が小さくなり排水時間 は短くなるため，裕度が増 加する。
影響なし。
影響なし。
スリットの厚さや幅が大 きくなると，スリット内 のデブリ量（発熱量 ）が 増
加するが，評価モデルは ２次元軸対象であり床ス ラブ内の水平面全面にス リットが存在するモデルと なっているため，この保 守性に包絡される。
スリット厚さが mm， スリット幅が mm 大き くなった場合，スリット 内の単位長さ当たりのデブリ 量は約 1.2 倍となる。こ れにより，デブリが冷却 され凝固停止するまでの距 離が 1.2 倍となったと しても ＊ ，その距 離は約 1.2
m であり，スリット長さ の範囲内に留まる。

＊：スリット厚さ 及び幅が増加するとデブ リからスリットへの除熱 面積も増加するため，実際には凝固停止距 離は 1.2 倍より小さくな る

表 10-2製 造公差と 各 種評価への 影響（4／4）

項目

スリット鋼材厚さ

ノミナル値（製造公差）
ペデスタル
流入水の
排水評価
デブリ堆積
高さ・冠水
維持評価
デブリによる侵食量評価

mm（最も薄い部分）
（
mm，
mm）
影響なし。

影響なし。
影響なし。

デブリによる
熱影響評価

単位体積当たりの熱容量 はコンクリートよりもス リット鋼材（ＳＵＳ）の方が大きいため，スリット 鋼材が厚くなると熱影響（温度上昇）は小さくな り，
裕度が増加する。

デブリの凝固停止評価

影響なし。

別添 2-12311. コリウムシールドの選択的侵食について
11.1 概要
コリウムシールドは，重大事故等時，溶融デブリ落下時のペデスタル・中間スラブの侵食防止機能が求められる。一方で，コリウムシールドは，重大事故等対処設備として，基準地震動Ｓｓにより定まる地震力に対して機能維持が求められ，耐震補強部材として，鋼製のサポート材が内部に設置される。また，重大事故等時，溶融デブリの冠水の観点から，ペデスタルの水位を 1 m に維持するために，水密性を担保する必要があり，コリウムシールド上面に床ドレンサンプを兼ねるライナを設置する。ライナ同士を溶接するため，ライナの下に鋼製の下地材を設ける。
しかし，原子炉圧力容器から落下した溶融デブリの大部分は，ライナを溶融，貫通して融点の高い耐熱煉瓦と接触するが，ごく一部の溶融デブリはコリウムシールド内部に設けられる，サポート材やライナの下地材といった鋼材と接触する。
ここで，耐熱煉瓦と鋼材との融点の違いによって，鋼材の溶融の方が先行し，コリウムシール
ドを貫通するリークパスとなり得ることが想定される（以下「選択的侵食」という。
）。

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

本項は，溶融デブリに対する選択的侵食の有無を確認した結果を示すものである。
11.2 評価の概要
コリウムシールドを貫通する鋼材は，水平サポート材及びライナの下地材のみであるため，選択的侵食が想定される部位は水平サポート材及びライナの下地材である。コリウムシールド内に設置される計測機器，導入管カバーや機器ドレンサンプのサポートはコリウムシールド設置位置から取らないため，選択的侵食を想定する部位とはならない。
コリウムシールド内部の構造物である水平サポート材を図 11-1 に示す。また，下地材を図 112 に示す。

水平サポート材（アンカーボルト）

図 11-1 水平サポート材

別添 2-124

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

（Ｔ字型の鋼材）

図 11-2 下地材
図 11-1 及び図 11-2 に示す構造から，原子炉圧力容器から落下した溶融デブリの大部分は，ライナを溶融，貫通して融点の高い耐熱煉瓦と接触するが，ごく一部の溶融デブリはコリウムシー
ルド内部に設けられる，水平サポート材（アンカーボルト）やライナの下地材（Ｔ字型の鋼材）といった鋼材と接触し，溶融デブリによる選択的侵食が想定される。
ここで，選択的侵食の有無を確認するため，耐熱煉瓦，溶融デブリ，鋼材をモデル化した温度
分布解析を実施し，当該部の温度分布挙動を評価する。
なお，溶融デブリはペデスタル内に張られた水により上面から冷却されること，及び自重の影
響により下方向への侵食が想定される。また，床部の下地材は壁面の水平サポート（アンカーボルト）に比べ，伝熱面積が大きいことから，床部の下地材の方が壁面のサポートよりも選択的侵食が生じやすいと想定されるため，温度分布解析の評価対象の代表部位は床部ライナの下地材とする。

別添 2-12511.3 温度分布計算(1) 計算方法
温度分布計算は，解析コードＡＢＡＱＵＳを用いる。
(2) 計算モデル
モデル化範囲は，コリウムシールド内を貫通するライナの下地材（鋼材）及び下地材周囲の耐熱材（ＺｒＯ２）とする。耐熱材のモデル化範囲は下地材のピッチを考慮して設定する。
また，コリウムシールドの上のライナ（厚さ 4 mm）及びライナ直下の下地材（幅 50 mm，厚さ 3 mm）については，保守的な評価となるよう溶融デブリにより直ちに溶融した場合を想定
し，解析モデルには含めない。

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0
R1

解析モデル及び境界条件を図 11-3 に示す。

図 11-3 計算モデル（左：実機構造 右：解析モデル）
図 11-3 の計算モデルにおいて溶融デブリ接触面温度及び床スラブ上面温度は，ＭＡＡＰ
解析に基づき保守的に設定した図 11-4，図 11-5 及び図 11-6 を用いる。図 11-4 は，「8. 溶
融炉心による熱影響評価について」の添付 8-1 における図 6 の包絡温度であり，図 11-5 及び図 11-6 は，「7. コリウムシールドを考慮した溶融炉心・コンクリート相互作用による侵食量評価について」の図 7-5 及び図 7-6 のペデスタル床面コンクリート温度である。
また，耐熱材及び下地材の初期温度はＭＡＡＰ解析でのＲＰＶ破損直前の床面，壁面ヒー
トシンクの最高温度である 117℃とする。
ここで，耐熱材の物性値は，試験結果に基づき設定した「8. 溶融炉心による熱影響評価について」の添付 8-1 における表 4 を用いた。

別添 2-126

2500.0
過渡事象 800kW/m２（圧力依存性あり）床面
ＬＯＣＡ800kW/m２（圧力依存性あり）床面
ＬＯＣＡ800kW/m２（一定）床面
過渡事象 800kW/m２（圧力依存性あり）壁面
ＬＯＣＡ800kW/m２（圧力依存性あり）壁面
ＬＯＣＡ800kW/m２（一定）壁面
包絡温度（ＡＢＡＱＵＳ入力）

接触面温度（℃）

デブリと耐熱材の接触面温度(℃)

2000.01500.01000.0

500.0

0.0
0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

120

140

160

180

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

RPV破損後の時間(hr)ＲＰＶ破損後の時間（h）

図 11-4 溶融デブリ接触面温度

300.0

250.0

温度(℃)

温度（℃）

200.0

150.0

100.0

50.0

0.0
0

20

40

60

80

100

RPV破損後の時間（hr）

ＲＰＶ破損後の時間（h）

図 11-5 床スラブ上面温度（ベースケース）

別添 2-127800.0

700.0

温度(℃)

温度（℃）

600.0

500.0

400.0

300.0

200.0

100.0

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

0.0
0

20

40

60

80

100

120

RPV破損後の時間(hr)ＲＰＶ破損後の時間（h）

図 11-6 床スラブ上面温度（感度解析ケース）

別添 2-128

140

160

180

11.4 評価結果
温度分布解析の解析モデル及び結果を図 11-7～図 11-11 に示す。
図 11-7 は解析モデル及び評価点，図 11-8 及び図 11-10 は温度分布の時刻履歴，図 11-9 及NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

び図 11-11 は各時刻における温度分布のコンター図を示す。

図 11-7 解析モデル及び評価点

図 11-8 温度分布履歴（ベースケース）

別添 2-129NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

図 11-9 各時刻における温度分布のコンター図（ベースケース）

別添 2-130

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

図 11-10 温度分布履歴（感度解析ケース）

別添 2-131

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

図 11-11 各時刻における温度分布のコンター図（感度解析ケース）

別添 2-132

ベースケースについては，図 11-8 に示す各評価点における温度の時刻歴より，2.2 時間後の溶融デブリ接触面 N201 と隣接する下地材評価点 N181 の温度は鋼材の融点 1500 ℃を超えるが，床スラブ上面 N1 と隣接する下地材評価点 N21 の温度は約 290 ℃となり，下地材が全溶融しないことが確認できる。また，床スラブ上面と隣接する下地材の温度が最大となる 5.7 時間後の下地材評価点 N21 の温度は約 463 ℃となり，下地材は全溶融しない。
更に，図 11-8 の各評価点での温度の時刻歴及び図 11-9 の温度分布のコンター図より，15 時
間後の下地材の最大温度は約 780 ℃となり，20 時間後には約 290 ℃に下がり鋼材の融点を下回ることが確認できる。
感度解析ケースについては，図 11-10 に示す各評価点における温度の時刻歴より，2.8 時間
後の溶融デブリ接触面 N201 と隣接する下地材評価点 N181 の温度は鋼材の融点 1500 ℃を超えるが，床スラブ上面 N1 と隣接する下地材評価点 N21 の温度は約 800 ℃となり，下地材が全溶
融しないことが確認できる。
更に，図 11-10 の各評価点での温度の時刻歴及び図 11-11 の温度分布のコンター図より，15

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0
R0E

時間後の下地材の最大温度は約 780 ℃となり，20 時間後には約 280 ℃に下がり鋼材の融点を下回ることが確認できる。
以上より，溶融デブリの熱に対し，鋼材の下地材は全溶融しないことを確認した。
ベースケース及び感度解析ケース共に，溶融デブリが選択的にライナ下地材を侵食したとしても，ライナ下地材が全て溶融しないため，溶融デブリはペデスタルスラブコンクリートまで到達せず，ライナ溶接部の下地材が溶融デブリ落下時のリークパスとなることはない。また，
水平サポート材についても，先に侵食されることが想定されるライナ溶接部の下地材が溶融しないため，同様に溶融せず，溶融デブリによるコリウムシールド内部の鋼材の選択的侵食は生じない。

別添 2-133

東海第二発電所 工事計画審査資料
本資料のうち，枠囲みの内容は，営

資料番号

工認-139 改 29

業秘密又は防護上の観点から公開

提出年月日

平成 30 年 10 月 4 日

できません。

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

別添3 格納容器圧力逃がし装置の設計

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

目次
1. 概要

別添 3-11.1 設置目的

別添 3-1

1.2 基本性能

別添 3-1

1.3 系統概要

別添 3-12. 系統設計

別添 3-42.1 設計方針

別添 3-42.2 設計条件

別添 3-72.3 格納容器圧力逃がし装置

別添 3-82.3.1 系統構成

別添 3-82.3.2 フィルタ装置

別添 3-122.3.3 配置

別添 3-21

2.4 付帯設備

別添 3-312.4.1 計装設備

別添 3-312.4.2 電源設備

別添 3-38

2.4.3 給水設備

別添 3-39

2.4.4 可搬型窒素供給装置

別添 3-40

2.4.5 排水設備

別添 3-41

2.4.6 格納容器圧力逃がし装置排気筒排水設備

別添 3-43

3. フィルタ性能

別添 3-44

3.1 フィルタ装置による放射性物質の除去原理

別添 3-44

3.1.1 エアロゾルの除去原理

別添 3-44

3.1.2 ガス状放射性よう素の除去原理

別添 3-49

3.2 運転範囲

別添 3-52

3.3 性能検証試験結果

別添 3-543.3.1 性能検証試験の概要

別添 3-543.3.2 エアロゾルの除去性能試験結果

別添 3-59

3.3.3 ガス状放射性よう素の除去性能試験結果

別添 3-65

3.3.4 フィルタ装置の継続使用による性能への影響

別添 3-69

4. 設備の維持管理

別添 3-73

目-1

別紙
別添3-80

別紙2 格納容器圧力逃がし装置の系統設計条件の考え方について

別添3-99別紙3 流量制限オリフィスの設定方法について

別添3-110

別紙4 スクラビング水の保有水量の設定根拠及び健全性について

別添3-114

別紙5 格納容器圧力逃がし装置隔離弁の人力操作について

別添3-135

別紙6 ベント実施に伴うベント操作時の作業員の被ばく評価

別添3-139

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

別紙1 可燃性ガスの爆発防止対策について

目-2

1.

概要

1.1

設置目 的
炉心の著し い損傷が 発 生した場合 において ， 原子炉格納 容器破損及 び原子炉格 納容
器内の水素による爆 発 を防止する ため，格 納 容器圧力逃 がし装置 を設置する。 本系統
はフィルタ装置（フ ィ ルタ容器， スクラビ ン グ水，金属 フィルタ ，よう素除去 部）を通して放射性物質を 低 減した上で ，原子炉 格納 容器内の雰 囲気ガス を放出するこ とで，原子炉格納容器内の 圧 力及び温度 を低下さ せ るとともに ，原子炉 格納容器内に 滞留す
る水素を大気へ放出 す る機能を有 する。
ま た ，設 計 基 準 事 故 対 処 設 備 の 有 す る 最 終 ヒ ー ト シ ン ク へ 熱 を輸 送 す る 機 能 が 喪失した場合に，炉心の著 しい損傷及 び原子炉 格 納容器破損 を防止す る ために，大気 を最終
ヒートシンクとして 熱 を輸送する 機能を有 す る。

1.2

基本性 能

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R3

格納容器圧 力逃がし 装 置は，炉心 の著しい 損 傷が発生し た場合にお いて，原子 炉格
納容器内に発生する ガ スを，フィ ルタ装置 を 通して大気 に逃がす ことで，放出 される粒子状の放射性物質 （ セシウム等 ）を低減 す る。このた め，放射 性物質による 環境への汚染の視点も含め ， 環境への影 響をでき る だけ小さく とどめる ものとして定 められているＣｓ-137 の放 出 量が 100 TBq を下 回る ことができ る性能を 有したものと する。
フィルタ装 置として は ，上述した Ｃｓ-137 の 放出量制限 を満足させ るため，粒 子状
放射性物質除去効率 99.9 ％以上の 性能を 有す る装置を採 用する。
また，当該 装置は， ガ ス状放射性 よう素の 除 去効率とし て，無機よ う素は 99 ％以
上，有機よう素は 98 ％以上の性 能を有す る 。

1.3

系統概 要
図 1.3-1 に 系統概要 を 示す。
本系統は， フィルタ 装 置，圧力開 放板等で 構 成する。本 系統は，中 央制御室か らの操作で，第一弁及び 第 二弁を「全 開」とす る ことにより ，原子炉 格納容器内の 雰囲気
ガスを，ドライウェ ル 又はサプレ ッション ・ チェンバよ り抜き出 し，フィルタ 装置にて放射性物質を低減 さ せた後に， 排気管を 通 して原子炉 建屋屋上 位置（EL.約 65 ｍ）
で放出する。
本系統は， 排気ライ ン に圧力開放 板を設け ， 水素爆発防 止のため系 統内を不活 性ガ
ス（窒素）で置換し た 状態で待機 する際の 大 気との隔壁 とする。 この圧力開放 板の破裂圧力は，原子炉格 納 容器からの 排気の妨 げ にならない ように， 原子炉格納容 器からの排気圧力と比較し て 十分小さい 圧力に設 定 する。
本系統は， 中央制御 室 からの操作 を可能と す るため，代 替電源設備 からの給電 を可能とするが，電源の 確 保ができな い場合で あ っても，放 射線量率 の低い原子炉 建屋付
別添 3-1

属棟（二次格納施設 外 ）より遠隔 で操作す る ことができ る。
なお，原子 炉格納容 器 からの排気 時に，高 線 量率となる フィルタ装 置等からの 被ば

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R3くを低減するために ， 必要な遮蔽 等を行う 。

別添 3-2

別添 3-3

図 1.3-1

格納容器 圧 力逃がし装 置

新設範囲

格納容器圧力逃がし装置系統

系統 概 要図

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R3

2.

系統設 計

2.1

設計方 針
格納容器圧 力逃がし 装 置は，想定 される重 大 事故等が発 生した場合 において， 原子炉格納容器の過圧破 損 及び原子炉 格納容器 内 の水素によ る爆発を 防止するとと もに，
大気を最終ヒートシ ン クとして熱 を輸送で き るよう，以 下の事項 を考慮した設 計とする。

(1)

格納容 器圧力 逃が し装置の設 置
炉心の著し い損傷が 発 生した場合 において 原 子炉格納容 器の過圧 に よる破損を防止するため に必要な 重 大事故等対 処設備の う ち，原子炉 格納容器内 の圧力を大 気中に逃がすた めの設備 と して，格納 容器圧力 逃 がし装置を 設ける設計 とする。
a.

格納容 器圧力逃 が し装置は， フィルタ 装 置（フィル タ容器，ス クラビング 水，
金属フィル タ，よう 素 除去部）， 圧力開放 板 ，配管・弁 類，計測 制 御装置等で構NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R5成し，格納 容器圧力 逃 がし装置は ，原子炉 格 納容器内雰 囲気ガス を 不活性ガス系
及び耐圧強 化ベント 系 を経由して ，フィル タ 装置へ導き ，放射性 物 質を低減させた後に原子 炉建屋原 子 炉棟屋上に 設ける放 出 口から排出（系統設 計流 量13.4 kg/s）
することで ，排気中 に 含まれる放 射性物質 の 環境への放 出量を低 減 しつつ，原子炉格納容器 内の圧力 及 び温度を低 下できる 設 計とする。 なお，炉 心 の著しい損傷等を防止す るため， 格 納容器圧力 逃がし装 置 を使用した 場合に放 出 される放射性物質の放出 量に対し て ，設置（変 更）許可 にお いて敷地境 界での線 量 評価を行い，実効線量が5 mSv以 下で あることを 確認して い る。
b.

フィル タ装置は ， 排気中に含 まれる粒 子 状放射性物 質，ガス状 の無機よう 素及び有機よう 素を除去 で きる設計と する。ま た ，無機よう 素をスク ラ ビング水中に捕集・保持 するため に アルカリ性 の状態（ ｐ Ｈ13以上） に維持す る 設計とする。
放射性物質 除去能力 の 設計条件を 表2.1-1に示 す。
表2.1-1ＤＦc.

放 射性物 質除 去能力の設 計条件

エアロゾル

無機よう素

有機よう素

1000以上

100以上

50以上

格納容 器圧力逃 が し装置は， サプレッ シ ョン・チェ ンバ及びド ライウェル と接続し，いず れからも 排 気できる設 計とする 。 サプレッシ ョン・チ ェ ンバ側からの排気ではサ プレッシ ョ ン・チェン バの水面 か らの高さを 確保し， ド ライウェル側からの排気 では，ド ラ イウェル床 面からの 高 さを確保す る設計と す るとともに燃料有効長頂 部よりも 高 い位置に接 続箇所を 設 けることで ，長期的 に も溶融炉心及び水没の悪 影響を受 け ない設計と する。

d.

格納容 器圧力逃 が し装置は， 排気中に 含 まれる可燃 性ガスによ る爆発を防 ぐた
め，窒素ガ ス代替注 入 系により， 系統内を 不 活性ガス（ 窒素）で 置 換した状態で別添 3-4

待機させ， 不活性ガ ス で置換でき る設計と す るとともに ，系統内 に 可燃性ガスが蓄積する可 能性のあ る 箇所にはベ ントライ ン を設け，可 燃性ガス を 排出できる設計とするこ とで，系 統 内で水素濃 度及び酸 素 濃度が可燃 領域に達 す ることを防止できる設計 とする。
e.

格納容 器圧力逃 が し装置は，他の発電 用原 子炉施設と は共用し な い設計とす る。
また，格納 容器圧力 逃 がし装置と 他の系統 ・ 機器を隔離 する弁は 直 列で2 個 設置
し，格納容 器圧力逃 が し装置と他 の系統・ 機 器を確実に 隔離する こ とで，悪影響を及ぼさな い設計と す る。

f.

格納容 器圧力逃 が し装置の使 用に際し て は，原子炉 格納容器が 負圧となら ない
よう，代替 格納容器 ス プレイ冷却 系等によ る 原子炉格納 容器内へ の スプレイは停止する運用 を保安規 定 に定めて管 理する。 仮 に，原子炉 格納容器 内 にスプレイする場合にお いても， 原 子炉格納容 器内圧力 が 規定の圧力 まで減圧 し た場合には，

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R5原子炉格納 容器内へ の スプレイを 停止する 運 用を保安規 定に定め て 管理する。
g.

格納容 器圧力逃 が し装置使用 時の排出 経 路に設置さ れる隔離弁 は，遠隔人 力操
作機構（個 数4）に よっ て人力によ り容易か つ 確実に操作 が可能な 設 計とする。

h.

排出経 路に設置 さ れる隔離弁 の電動弁 に ついては， 常設代替交 流電源設備 又は可搬型代替 交流電源 設 備からの給 電により ， 中央制御室 から操作 が 可能な設計とする。

i.

系統内 に設ける 圧 力開放板は ，格納容 器 圧力逃がし 装置の使用 の妨げにな らないよう，原 子炉格納 容 器からの排 気圧力と 比 較して十分 に低い圧 力 で破裂する設
計とする。

j.

格納容 器圧力逃 が し装置のフ ィルタ装 置 は，格納容 器圧力逃がし 装置格納槽（地下埋設）内 に設置し ， 格納容器圧 力逃がし 装 置使用後に 高線量と な るフィルタ装置等の周囲 には遮蔽 体 （フィルタ 装置遮蔽 ， 配管遮蔽） を設け， 格 納容器圧力逃がし装置の 使用時に 本 系統内に蓄 積される 放 射性物質か ら放出さ れ る放射線から作業員を防 護する設 計 とする。

k.

格納容 器圧力逃 が し装置は， 水の放射 線 分解により 発生する水 素がフィル タ装
置内に蓄積 すること を 防止するた め，格納 容 器圧力逃が し装置使 用 後にフィルタ装置スクラ ビング水 を 移送ポンプ（容量10 m 3 /h/個，揚 程40 m，個数 1）により サ
プレッショ ン・チェ ン バへ移送で きる設計 と する。

l.

格納容 器圧力逃 が し装置は， 西側淡水 貯 水設備又は 代替淡水貯 槽から，可 搬型
代替注水中 型ポンプ 又 は可搬型代 替注水大 型 ポンプによ りフィル タ 装置にスクラ
ビング水を 補給でき る 設計とする 。

m.

代替循 環冷却系 及 び格納容器 圧力逃が し 装置は，共 通要因によ って同時に 機能を損なわな いよう， 原 理の異なる 冷却及び 原 子炉格納容 器内の減 圧 手段を用いることで多様 性を有す る 設計とする 。
別添 3-5n.

格納容 器圧力逃 が し装置は， 人力によ り 排出経路に 設置される 隔離弁を操 作できる設計と すること で ，代替循環 冷却系に 対 して駆動源 の多様性 を 有する設計とする。

o.

代替循 環冷却系 の 代替循環冷 却系ポン プ ，残留熱除 去系熱交換 器及びサプ レッション・チ ェンバは 原 子炉建屋原 子炉棟内 に 設置し，格 納容器圧 力 逃がし装置のフィルタ装 置は原子 炉 建屋近傍の 格納容器 圧 力逃がし装 置格納槽（地 下埋設）に，第二弁操作 室遮蔽， 第 二弁操作室 空気ボン ベ ユニット（ 空気ボン ベ ）及び第二弁操作室差圧 計は原子 炉 建屋付属棟 に，圧力 開 放板は原子 炉建屋近 傍 の屋外に設置することで 共通要因 に よって同時 に機能を 損 なわないよ う位置的 分 散を図る設計
とする。

p.

代替循 環冷却系 と 格納容器圧 力逃がし 装 置は，共通 要因によっ て同時に機 能を損なわない よう，流 路 を分離する ことで独 立 性を有する 設計とす る 。

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R5

これらの 多様性及 び 流路の独立 性並びに 位 置的分散に よって， 代 替循環冷却系と格納容器 圧力逃が し 装置は，互 いに重大 事 故等対処設 備として ， 可能な限りの独立性を有 する設計 と する。
q.

炉心の 著しい損 傷 が発生した 場合にお い て原子炉格 納容器内に おける水素 爆発
による破損 を防止で き るように， 原子炉格 納 容器内に滞 留する水 素 及び酸素を大気へ排出す るための 設 備として， 格納容器 圧 力逃がし装 置を設け る 設計とする。

r.

原子炉 格納容器 内 に滞留する 水素及び 酸 素を大気へ 排出するた めの重大事 故等対処設備と して，格 納 容器圧力逃 がし装置 は ，フィルタ 装置（フ ィ ルタ容器，ス
クラビング 水，金属 フ ィルタ，よ う素除去 部 ），圧力開 放板，配 管 ・弁類，計測制御装置等 で構成し ， 炉心の著し い損傷が 発 生した場合 において ， 原子炉格納容
器内 雰 囲 気 ガ ス を 不 活 性 ガ ス 系 等 を 経 由 し て ,フ ィ ル タ 装 置 へ 導 き ， 放 射 性 物 質を低減させ た後に原 子 炉建屋原子 炉棟屋上 に 設ける放出 口から排 出 （系統設計流量13.4 kg/s）する こと で，排気中 に含まれ る 放射性物質 の環境へ の 排出を低減しつつ，ジル コニウム － 水反応及び 水の放射 線 分解等によ り発生す る 原子炉格納容
器内の水素 及び酸素 を 大気に排出 できる設 計 とする。

s.

窒素ガ ス代替注 入 系は，可燃 性ガスに よ る爆発及び 原子炉格納 容器の負圧 破損を防止する ために， 窒 素供給装置 及び窒素 供 給装置用電 源車を用 い て原子炉格納容器内に不 活性ガス （ 窒素）の供 給が可能 な 設計とする 。

t.

炉心の 著しい損 傷 が発生した 場合にお い て原子炉格 納容器内に おける水素 爆発
による破損 を防止す る ために必要 な重大事 故 等対処設備 のうち， 原 子炉格納容器
内を不活性 化するた め の設備とし て，窒素 供 給装置を設 ける設計 と する。

u.

窒素供 給装置は ， 窒素供給装 置用電源 車 から給電で きる設計と し，原子炉 格納容器内に窒 素を供給 す ることで， ジルコニ ウ ム－水反応 及び水の 放 射線分解等により原子炉 格納容器 内 に発生する 水素及び 酸 素の濃度を 可燃限界 未 満にできる設別添 3-6

計とする。

2.2

設計条 件
本系統にお ける設備 の 設計条件を 表 2.2-1 に 示す。
表 2.2-1

設計条件

設計条件

設定根拠

最高使用圧力620 kPa［gage］

最高使用温度

200 ℃

原子炉格納 容器の限 界 圧力を考慮 し，2Pd（最高使用圧力 310 kPa［gage］の 2 倍）とする 。
原子炉格納 容器の限 界 温度を考慮 し，200 ℃とする。

13.4 kg/s
設計流量（格納容器 圧力310 kPa［gage］

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R5において）の飽和 蒸気量を ，ベント開始 圧力が低 い 場合（310 kPa［gage］）
であっても 排出可能 な 流量とする 。
想定されるフィルタ装置に捕集及び保持さフィルタ装置内
発熱量

500 kWれる放射性物質の崩壊熱に対して十分な余裕を見込み ，原子炉 定 格熱出力の 0.015 ％に相当する 発熱量と す る。

エアロゾル
移行量

想定されるフィルタ装置に移行するエアロ
400 kg

ゾルの量（38 kg）に 対して十分 な余裕を 見込み，400 kg とする 。
ＢＷＲプラ ントにお け る代表炉心（Ａ ＢＷＲ＊

よう素の炉内内蔵量kg）の 平衡 炉心 末期 を 対象とし たＯ ＲＩ ＧＥ

Ｎ２コード の計算結 果 に対して，東海 第二発
電所の熱出 力（3293 MW）を考慮し て算出 し
た結果，

耐震条件
注記

基準地震動 Ｓ ｓ にて機能維持

kg と す る。

基準地震動 Ｓ ｓ にて機 能を維持す る。

＊： 炉心比出 力 が高いほど 炉心内蔵 量 が高くなる ことから ， 炉心比出力 が高いＡＢ
ＷＲを代表 させ，1 MW 当たりの炉 心内蔵量 を 評価してい る。また ，ＯＲＩＧＥ
Ｎ２コード では，保 守 的に 1 サイ クル 13 か月 （395 日） に対して ，1 サイクル
10000 時間 （416 日 ）の 燃焼期間を 仮定して い る。

別添 3-7

2.3

格納容 器圧力 逃が し装置

2.3.1

系統 構成
本系統は， 地下埋設 の 格納容器圧 力逃がし 装 置格納槽内 に設置す る フィルタ装置，原子炉 格納容器 か らフィルタ 装置まで の 入口配管， フィルタ 装 置から大気開放される出 口配管， 圧 力開放板， 計装設備 ， 電源設備， 給水設備 ， 窒素供給装置
及び排水設 備で構成 さ れる。

(1)

配管等 の構成
入口配管は ，原子炉 格 納容器のサ プレッシ ョ ン・チェン バ及びド ラ イウェルに接続された 不活性ガ ス 系配管が合 流した下 流 に接続する 耐圧強化 ベ ント系配管から分岐し， 弁を経由 し てフィルタ 装置に接 続 する。
出口配管に は，待機 時 に窒素置換 された系 統 と大気を隔 離する圧 力 開放板を設置する。圧 力開放板 は ベント開始 時に微正 圧 で動作する ものとし ， 信頼性の高いものを使用 する。

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R4フィルタ装 置には， 外 部からスク ラビング 水 を補給でき るよう給 水 配管を設置する。また ，外部か ら 系統に窒素 を供給で き るよう窒素 供給配管 を 設置する。また，ベント 後の放射 性 物質を含む スクラビ ン グ水を原子 炉格納容 器 （サプレッション・チェ ンバ）に 移 送するため の移送ポ ン プ及び配管 ，さらに ， 万一，放射性物質を含む スクラビ ン グ水が格納 容器圧力 逃 がし装置格 納槽に漏 え いした場合 に，漏えい水を 原子炉格 納 容器（サプ レッショ ン ・チェンバ ）に移送 す るための排水ポンプ及び 配管を設 置 する。
図2.3.1-1に 格納容 器圧 力逃がし装 置の系統 構 成を示す。

(2)

材質及 び構造
配管及び弁 は，重大 事 故等クラス ２機器と し て，「日本 機械学会
力設備規格

発電用原子

設計・建 設規格（2005/2007）」のクラス２ の規定に 準 拠して設計する。材質は 炭素鋼を 基 本とするが ，使用環 境 に応じて耐 食性の高 い ステンレス鋼を使用する 。炭素鋼 配 管外面には 防錆のた め 塗装を施し ，特に屋 外 に敷設される配管の外面 について は ，海塩粒子 の付着に よ る腐食防止 の観点か ら ，シリコン系等の防食塗 装を行う 。
遠隔人力操 作機構に つ いては，隔 離弁の操 作 軸にフレキ シブルシ ャ フトを接続し，二次格 納施設外 ま で延長し， 端部にハ ン ドル又は遠 隔操作器 を 取り付けて人力で操作で きる構造 と する。
圧力開放板 について は ，ベント開 始時の格 納 容器圧力（310 kPa[gage]）と比較
して十分低 い圧力で 動 作するよう に設定し ， 材料はステ ンレス鋼 を 使用する。
系統を構成 する主要 な 機器の仕様 を表2.3.1-1に，フィル タ装置及 び配 管の材質
範囲を図2.3.1-2に 示す 。
別添 3-8(3)系統の 切替性
原子炉格納 容器から フ ィルタ装置 へ至る配 管 は，ベント を実施す る 際，接続する他系統と 隔離し， 流 路を構成す る必要が あ る。対象と なる系統 は ，原子炉建屋
ガス処理系 ，換気空 調 系及び耐圧 強化ベン ト 系である。 これらの 系 統との取合いの弁は通常 全閉状態 で あるが，開 状態の場 合 でも中央制 御室から の 操作により，速やかに閉 操作が可 能 である。
原子炉建屋 ガス処理 系 及び換気空 調系との 取 合いの弁は ，フェイ ル クローズの空気駆動弁 であるこ と から，全交 流動力電 源 喪失時には ，全閉状 態 となる。ま た，
耐圧強化ベ ント系と の 取合い弁は ，電動駆 動 弁であり， 耐圧強化 ベ ント系は格納
容器圧力逃 がし装置 が 使用できな い場合に 使 用する系統 であるた め ，全閉状態を維持する。

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R4以上より， 原子炉格 納 容器からフ ィルタ装 置 へ至る配管 は，ベン ト を実施する
際，他系統 と隔離し ， 流路の構成 が可能で あ る。

別添 3-9

別添 3-10

図 2.3.1-1

格納容 器 圧力逃がし 装置

系 統 概要図

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R2

表 2.3.1-1(1)

主要系 統 構成機器の 仕様

配管
口径

材質

450 A～600 A

炭素鋼

450 A（入口 側），
350 A～600 A（出口 側 ）ステンレス 鋼

600 A

炭素鋼

a. フィルタ装置入 口 配管（b.の範囲を除く）
b. フィルタ装置周 辺 配管
（格納容器圧力逃がし装置格納槽内に設置する範 囲）c. フィルタ装置出 口 配管（b.の範囲を除く）

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R4

(2)

隔離弁
型式

駆動方式

口径

a. 第一弁
（サプレッション・ チ ェンバ側）

バタフライ 弁電動駆動（ 交流）
＋遠隔人力 操作機構

600 A

b.

第一弁（ドライ ウ ェル側）

バタフライ 弁電動駆動（ 交流）
＋遠隔人力 操作機構

600 A

c.

第二弁

バタフライ 弁電動駆動（ 交流）
＋遠隔人力 操作機構

450 A

d.

第二弁バイパス 弁

バタフライ 弁電動駆動（ 交流）
＋遠隔人力 操作機構

450 A

(3)

遠隔人 力操作 機構
第一弁

第一弁

第二弁及び

（サプレッ ション・（ドライウ ェル側）

第二弁バイ パス弁

チェンバ側 ）（600A）（600A）（450A）

約 12 m

約 25 m

約 15 m

1

1

2

弁名称
（口径）
フレキシブル
シャフト長さ個(4)数

圧力開 放板型式

設定破裂圧 力

呼び径

材質

個数

引張型ラプチャディ ス ク

0.08 MPa

600 A

ステンレス 鋼1

別添 3-11

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R4

図 2.3.1-2

2.3.2

フィル タ 装置及び配 管の材質 範 囲

フィ ルタ装 置(1)

フィル タ装置 仕様
フィルタ装 置は，ス カ ート支持さ れるたて 置 円筒型の容 器であり ， 常時スクラ
ビング水を 貯留する 。 容器下部に はベンチ ュ リスクラバ （ベンチ ュ リノズル及びスクラビン グ水）， 上 部には金属 フィルタ が 設置され， これらを 組 み合わせてエアロゾルを 除去する 。
さらに，金 属フィル タ の後段に， 容器内部 に よう素除去 部を設け ， ガス状放射性よう素を 捕集する 物 質（銀ゼオ ライト） を 収納してい る。
フィルタ装 置の主な 仕 様を以下に 示す。
a.

容器は ，重大事 故 等クラス２ 容器とし て 「日本機械 学会
規格b.

発 電 用原子力設備

設計・建設規 格（ 2005/2007）」クラス ２ 容器の規定 に準拠し て 設計する。

容器内 に貯留す る スクラビン グ水量は ， 捕集した放 射性物質 の 崩壊熱による減少を考慮 し，設計 条 件であるフ ィルタ装 置 内発熱量500 kWに 対し て，ベント
開始後はベン チ ュリスクラ バによる 所 定の放射性 物質の除 去 性能が確保できるよう に設定す る 。
c.

容器及 び内部構 造 物の材料は ，スクラ ビ ング水に添 加される ア ルカリ性の薬剤に対して ，耐性に 優 れるステン レス鋼を 使 用する。

d.

容器に は，スク ラ ビング水の 減少分を 補 充するため の注水用 ノ ズル，スクラ
ビング水を 採取する た めの試料採 取用ノズ ル 及びスクラ ビング水 を 移送するためのドレン 用ノズル を 設ける。
別添 3-12e.

容器は ，ベンチ ュ リノズル及 び金属フ ィ ルタを内蔵 する。

f.

容器内 部には， よ う素除去部 を設け， 銀 ゼオライト を収納す る 。

g.

金属フ ィルタと よ う素除去部 の連絡管 に は，流量制 限オリフ ィ スを設け，原子炉格納容 器より排 出 されるガス の体積流 量 をほぼ一定 に保つ設 計 とする。
フィルタ装 置の仕様 を 表 2.3.2-1 に，構造 を 図 2.3.2-1 に示す。

金属フィルタ4

換気口平板

3

マンホール平板

2

鏡板

1

胴板

番号

品名

よう素除去部

部

個数
品

材料

表

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R3

流量制限オリフィス

スクラビング水多孔板

N14

モレキュラシーブ採取口

N13

換気口

N12

マンホール

N11

モレキュラシーブ室ドレン

N10

モレキュラシーブ室ドレン

N9

出口配管ドレン入口

N8

ベント

N7

試料採取

N6

液位計

N5

液位計

N4

ドレン

N3

補給水入口

N2

ベントガス出口N1

ベントガス入口

符号

名称
管

台

個数
一

覧

呼び径

表

ベンチュリノズル

図 2.3.2-1(2)

フィル タ 装置概略図

フィル タ仕様a.

ベンチ ュリスク ラ バ
ベンチュリ スクラバ は ，ベンチュ リノズル ， スクラビング水で構 成 され，ベントガス中 に含まれ る エアロゾル 及び無機 よ う素を捕集 し，スク ラ ビング水中に保持する 。
ベンチュリ ノズルは ， 上部に行く につれて 緩 やかに矩形断面の流 路 面積を増やして断面 変化させ て おり，上端 は閉じて ， 側面に出口 開口を設 け ている。また，ノズル 中低部の 最 も流路断面 積が小さ く なるスロー ト部の側 面 にスクラビ
ング水を取 り込む開 口 を設けてい る。これ に より，スロ ート部で 高 流速とする
ことで，ス ロート部 の 圧力を周囲 スクラビ ン グ水領域よ りも低下 さ せて側面開口からノズ ル周囲の ス クラビング 水を吸込 み ，ノズル内 に噴霧さ せ る。ノズル
別添 3-13

内ではガス と噴霧水 滴 の流速の差 でエアロ ゾ ルの捕集効 率を高め ， 上端吐出部からスクラ ビング水 中 に排出させ る。
ベンチュリ ノズルは ，分 配管に設置 し，同一 分配 管上のベン チュリノ ズ ルは，分配管に対 して直行 さ せるととも に，同心 円 状のベンチ ュリノズ ル は，離隔距離を確保し た配置と す る。また， ベントガ ス は，スクラ ビング水 中 にに排出さ れたのち ， 減速し分配 管の間を 浮 き上がって いく流れ と なるため，同一分配管 上の隣接 ノ ズル及び同 心円状の 隣 接ノズルへ 与える影 響 はない。
また，ス クラビン グ水に は放射性の 無機よう 素（ Ｉ ２ ）を捕集 ，保 持する ため，
及び

） が添

は ，揮発性 の 高い無機よ う素を不 揮 発性のよう加される。
素イオン（Ｉ － ）に変化 させ，

は，

の効果

を安定させ るために ， スクラビン グ水を高 ア ルカリ性の 状態に維 持 する。

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R3

ベンチュリ ノズルの 材 質は，耐ア ルカリ性 に 優れるステンレス鋼 と する。
ベ ン チ ュ リ ノ ズ ル の 機 器 仕 様 を 表 2.3.2-1 に ， ス ク ラ ビ ン グ 水 の 仕 様 を 表
2.3.2-2 に， 概略図を 図 2.3.2-2 に ，配置を 図 2.3.2-3 に ，ベンチ ュリノズル
からのベン トガスの 流 れの概要を 図 2.3.2-4 に示す。

図 2.3.2-2

ベンチ ュ リノズル概 略図

別添 3-14

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R3

図 2.3.2-3

図 2.3.2-4b.

ベンチ ュ リノズルの 配置図

ベンチ ュ リノズルか らのベン ト ガスの流れ の概要

金属フ ィルタ
金属フィル タは，ベ ン チュリスク ラバで除 去 しきれなかったエア ロ ゾルを除去する。
金属フィル タは，必 要 なフィルタ 面積と最 適 なガス流速が得られ る ように，容器の上部 に縦向き に 配置される 。金属フ ィ ルタはステ ンレス鋼 製 で，プレフィルタとメ インフィ ル タをで あり，周囲 の型枠に よ り容器内部に直接取り 付けられ る 。
ベントガス は，スク ラ ビング水を 出た後，ス クラビング 水から生 じ る湿分（液滴）を含ん でいる。 長 時間の運転 でも高い 除 去効率を確 保するた め ，

別添 3-15

には湿 分分離機 構 が設けられ ，除去し た 液滴は，ス
クラビング 水内にド レ ンされる。
金属フィル タの機器 仕 様を表 2.3.2-1 に ，概 略図及びフィルタ容 器 内の配置

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R2を図 2.3.2-5 及び図 2.3.2-6 に示 す。

図 2.3.2-5

金属フ ィ ルタ概略図

別添 3-16

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R3

図 2.3.2-6(a)フィル タ 装置の断面 図（金属 フ ィルタ）プレフ ィルタ 及び 湿分分離機 構
プレフィル タ及び湿 分 分離機構は ，ベント ガ スに含まれ る液滴を 凝 集させる。ベント ガスに含 ま れる液滴は ，湿分分 離 機構（
する際，

）を通過

し，ベントガス中か ら 分離される。分離し た液滴は ， 金属フィル タ下部に 接 続したドレン配管を 介 してスク
ラビング水 中に戻る 。
プレフィル タは，約μm の繊 維 径のものを 使用し，に な っている。 繊維の材 質 は，ス テンレス鋼を採用す る。
湿分分離機 構の概要 を 図 2.3.2-7 に，ド レン 配管接続部 の概要を 図 2.3.28 に示す。

図 2.3.2-7

湿分分 離 機構の概略 図

別添 3-17図 2.3.2-8(b)

ドレン 配 管接続部の 概略図

メイン フィル タ

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R2

メインフィ ルタは， 約μm の繊 維径のものを使用し ，に なっている 。繊維の 材 質は，ステンレ

ス鋼を採用 する。

c.

流量制 限オリフ ィ ス
ベントフィ ルタ内の 体 積流量をほ ぼ一定に 保 つため，金属フィル タ 下流に流量制限オリ フィスを 設 置する。流 量制限オ リ フィスの穴 径は，系 統 の圧力損失を考慮した 上で，ベ ン ト開始時の 格納容器 圧 力（1Pd～2Pd）のう ち ，低い圧力（1Pd）にお いて， 設計 流量が確実 に排気で き るよう設定 する。
なお，ベン トガスは ，により，とな り，よう 素 除去部に供 給される 。
流量制限オ リフィス の 仕様を表 2.3.2-1 に 示 す。

d.

よう素 除去部
よう素除去 部には，銀ゼ オライトを 収納し，ベン トガスを通 過させる こ とで，ガス中に含 まれる放 射 性のよう素 を除去す る 。
銀ゼオライ トの充填 部 は，，各充填部に充填 孔 を設け，万一，銀ゼ オライト の 交換が必要 になった 場 合は，容器 頂部のマ ン ホールから充填孔を介 して銀ゼ オ ライトを充 填もしく は 吸引回収で きる構造 と する。
よう素除去 部の仕様 を 表 2.3.2-1 に，概略 図 を図 2.3.2-9 に，フ ィ ルタ装置
内のよう素 除去部の 配 置を図 2.3.2-10 に 示す 。

別添 3-18

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R3

図 2.3.2-9

図 2.3.2-10

よう素 除 去部概略図

フィル タ 装置の断面 図（よう 素 除去部）

別添 3-19

表 2.3.2-1
(1)

容器
型

式

スカート支 持たて置円 筒形

材

質

ステンレス 鋼（

径

約5 m

さ

約 10 m

胴

内

高
(2)

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R2

(3)

材

質

個

数

ステンレス 鋼（））

金属フ ィルタ材

質

ステンレス 鋼（

寸

法

高さ

約

0 mm

横幅

約

mm

厚さ

約

mm

維

個
総

(5)

）

ベンチ ュリノ ズル

繊(4)

フィル タ 装置主要仕 様径

プレフィル タ約μm

メインフィ ルタ

約

μm

数
面

6

積

約

m 2 （約m 2 /個）流量制 限オリ フィ ス
型

式

同心オリフ ィス板

材

質

個

数

6

質

銀ゼオライ トステンレス 鋼（）

よう素 除去部
材
充

填

量

約

ベッド厚さ

表 2.3.2-2

約t㎜

スクラ ビ ング水仕様 （待機水 位 時）

項目

設定値

ｐＨ

13 以上
別添 3-20

2.3.3配置
フィルタ装 置は，原 子 炉建屋外に 地下埋設 で 設置する頑 健な格納 容 器圧力逃がし装置格納 槽の中に 設 置すること で，地震 や 津波等の自 然現象及 び 航空機衝突に対する耐性 を高めて い る。格納容 器圧力逃 が し装置格納 槽は，鉄 筋 コンクリート
製であり， フィルタ 装 置に保持さ れた放射 性 物質からの 遮蔽を考 慮 した設計としている。ま た，最終 ヒ ートシンク へ熱を輸 送 するための 設計基準 事 故対処設備である残留熱 除去系ポ ン プ，残留熱 除去系熱 交 換器及び残 留熱除去 系 海水ポンプ並びに重大事 故等対処 設 備である緊 急用海水 ポ ンプに対し て位置的 分 散を図っている。さらに ，重大事 故 等対処設備 である代 替 循環冷却系 ポンプに 対 しても位置的分散を図っ ている。
フィルタ装 置の配置 を 図 2.3.3-1，図 2.3.3-2 に示す。
格納容器圧 力逃がし 装 置の配管に ついては ， ベント時に 発生する 蒸 気凝縮で発NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R5

生するドレ ン水によ る 閉塞やこれ に起因す る 水素及び酸 素の滞留 を 防止するた め，
配置に留意 する。具 体 的には配管 ルートに Ｕ シール部が できない よ う配置する。
なお,新設部 分につ いて は，水平配 管に適切 な 勾配を設け る。
格納容器逃 がし装置 は，サプレッシ ョン・チ ェン バ及びドラ イウェル と 接続し，いずれから も排気で き る設計とす るため， サ プレッショ ン・チェ ン バ側からの排気では，重 大事故等 時 の最大水位（EL.10.711 m）よりも 高い位置（EL.11.173 m）に接続箇所 を設け，ド ライウェル 側からの 排 気では，燃 料有効長 頂 部（EL.29.495m）よりも高 い位置 （EL.33.646 m） に接続 箇所 を設ける。
格納容器圧 力逃がし 装 置の配管ル ート図を 図 2.3.3-3～ 図 2.3.3-15 に示す。

別添 3-21

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R3

図 2.3.3-1

フィル タ 装置配置（ 原子炉建 屋 地下 2 階）

別添 3-22

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R4

図 2.3.3-2

フィル タ 装置配置図 （屋外）

別添 3-23

別添 3-24

図 2.3.3-3

格納容 器 圧力逃がし 装置

配 管 ルート図（ 全体図）

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R2

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R2

図 2.3.3-4

格納容 器 圧力逃がし 装置配管 ル ート拡大図 （1／12）

図 2.3.3-5

格納容 器 圧力逃がし 装置配管 ル ート拡大図 （2／12）
別添 3-25

格納容 器 圧力逃がし 装置配管 ル ート拡大図 （3／12）

図 2.3.3-7

格納容 器 圧力逃がし 装置配管 ル ート拡大図 （4／12）

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R2

図 2.3.3-6

別添 3-26

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R2

図 2.3.3-8

格納容 器 圧力逃がし 装置系配 管 ルート拡大 図（5／12）

図 2.3.3-9

格納容 器 圧力逃がし 装置配管 ル ート拡大図 （6／12）

別添 3-27

格納容 器 圧力逃がし 装置配管 ル ート拡大図 （7／12）

図 2.3.3-11

格納容 器 圧力逃がし 装置配管 ル ート拡大図 （8／12）

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R2

図 2.3.3-10

別添 3-28

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R2

図 2.3.3-12

格納容 器 圧力逃がし 装置配管 ル ート拡大図 （9／12）

図 2.3.3-13

格納容 器 圧力逃がし 装置配管 ル ート拡大図 （10／12）

別添 3-29

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R2

図 2.3.3-14

格納容 器 圧力逃がし 装置配管 ル ート拡大図 （11／12）

図 2.3.3-15

格納容 器 圧力逃がし 装置配管 ル ート拡大図 （12／12）

別添 3-30

2.4

付帯設 備

2.4.1

計装 設備
格納容器圧 力逃がし 装 置の計装設 備は，各 運 転状態にお いて，設 備 の状態を適切に監視す るため， フ ィルタ装置 入口水素 濃 度計，フィ ルタ装置 出 口放射線モニタ及びフィ ルタ装置 周 り計装設備 にて構成 す る。

(1)

フィル タ装置 入口 水素濃度計
フィルタ装 置入口水 素 濃度計は， ベント停 止 後の系統内 の水素濃 度 が可燃限界
4 vol％ 以 下 に 維 持 さ れ て い る こ と を 監 視 す る た め ， フ ィ ルタ 装 置 入 口 配 管 の 頂部に設置す る。
ベント停止 （第一弁 を 閉止）後は ，フィル タ 装置入口配 管に窒素 を 供給し，系統内に残留 するガス を 掃気するこ とで，水 素が 可燃限界に 至ること は ない。また，
フィルタ装 置内の放 射 性物質を保 持するス ク ラビング水 より放射 線 分解で発生する水素は， 窒素供給 す ることでフ ィルタ装 置 出口配管を 通って掃 気 され，可燃限NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R4界に至るこ とはない 。
水素濃度の 計測は， ベ ント停止後 の窒素供 給 による系統 パージ停 止 後に実施する。
フィルタ装 置入口水 素 濃度計の計 測範囲は ，0～100 vol％とする 。計 測した水素濃度は， 中央制御 室 及び緊急時 対策所で 監 視可能な設 計とする 。
フィルタ装 置入口水 素 濃度計は， 通常待機 時 には非常用 母線より 受 電しているが，重大事 故等時で 非 常用電源か ら受電で き ない場合に は，常設 代 替交流電源設備である常 設代替高 圧 電源装置及 び可搬型 代 替交流電源 設備であ る 可搬型代替低圧電源車か ら給電可 能 な構成とす る。
フィルタ装 置入口水 素 濃度計の主 要仕様を 表 2.4.1-1 に 示す。

表 2.4.1-1
種

フィル タ 装置入口水 素濃度計 の 仕様
類

熱伝導式水 素濃度検 出 器

計測範囲個

0～100 vol％

数

2

使用電源

(2)

交流電源

フィル タ装置 出口 放射線モニ タ
フィルタ装 置出口放 射 線モニタは ，大気へ 放 出する放射 性物質濃 度 を監視する目的で，排 気中の放 射 性物質から のγ線強 度 を計測する ため，フ ィ ルタ装置出口
配管近傍に 設置する 。
フィルタ装 置出口放 射 線モニタの 計測範囲 は ，ベント時 に想定さ れ る排気中の放射性物質 がフィル タ 装置出口配 管に内包 さ れた時の最 大の放射 線 量率を計測で別添 3-31

きる範囲と して，炉心 損傷してい る場合は 10 -2 Sv/h～10 5 Sv/h（高レ ンジ用）を，
炉心損傷し ていない 場 合は 10 -3 mSv/h～10 4 mSv/h（低レン ジ用） を計 測範囲としている。計 測した放 射 線量率は， 中央制御 室 及び緊急時 対策所で 監 視可能な設計とする。
フィルタ装 置出口放 射 線モニタは ，通常待 機 時には非常 用母線よ り 受電しているが，重大 事故等時 で 非常用電源 から受電 で きない場合 には，常 設 代替直流電源設備である 緊急用 125 V 系蓄電池 並びに可 搬 型代替直流 電源設備 で ある可搬型低
圧電源車及 び可搬型 整 流器から給 電可能な 構 成とする。
フィルタ装 置出口放 射 線モニタの 主要仕様 を 表 2.4.1-2 に示す。

表 2.4.1-2

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R4

種

類

計測範囲
個

高レンジ用

低レンジ用

イオンチェ ンバ式

イオンチェ ンバ式

放射線検出 器

放射線検出器10 -2 Sv/h～10 5 Sv/h

10 -3 mSv/h～10 4 mSv/h

2

1

直流電源

直流電源

数

使用電源

(3)

フィル タ 装置出口放 射線モニ タ の仕様

フィル タ装置 周り 計装設備
通常待機時 ，系統運 転 時及び事故 収束時の 各 状態におい て，フィ ル タ装置の水位，圧力及 び温度並 び にスクラビ ング水ｐ Ｈ を監視する ため，フ ィ ルタ装置周辺に水位計， 圧力計， 温 度計及びｐ Ｈ計を設 置 し，中央制 御室，緊 急 時対策所及び一部現場に おいて監 視 できる設計 とする。
フィルタ装 置周りの 計 装設備のう ち水位計 ， 圧力計及び 温度計は ， 通常待機時には非常用 母線より 受 電している が，重大 事 故等時で非 常用電源 か ら受電できない場合には ，常設代 替 直流電源設 備である 緊 急用 125 V 系蓄電 池並 びに可搬型代
替直流電源 設備であ る 可搬型代替 低圧電源 車 及び可搬型 整流器か ら 給電可能な構成とする。 また，ｐ Ｈ 計は，通常 待機時に は 非常用母線 より受電 し ているが，非常用電源か ら受電で き ない場合に は，常設 代 替交流電源 設備であ る 常設代替高圧
電源装置及 び可搬型 代 替交流電源 設備であ る 可搬型代替 低圧電源 車 から給電可能な構成とす る。
なお，フィ ルタ装置 周 り計装設備 のうち， フ ィルタ装置 排気ライ ン 圧力計及びフィルタ装 置スクラ ビ ング水ｐＨ 計は，系 統 待機時以外 の系統運 転 時及び事故収束時は監視 する必要 が ないため， 自主対策 設 備とする。 また，フ ィ ルタ装置水位計及びフィ ルタ装置 圧 力計は，中 央制御室 及 び現場にて 監視が可 能 であるため，現場計器は 自主対策 設 備とする。
別添 3-32(4)各状態 におけ る監 視の目的a.

系統待 機状態
格納容器圧 力逃がし 装 置の通常待 機時の状 態 を，以下のとおり確 認 する設計としている 。

(a)

フィル タ装置 の性 能に影響す るパラメ ー タの確認
フィ ル タ装 置 水位 計 に て， ス クラ ビ ング 水 の 水位 が ，通常 待機 時 の 設定範囲内（）にあるこ とを監 視す ることで， 要求され る 放射性物質の除去 性能が発 揮 できること を確認す る 。
通常 待 機時 に おけ る 水 位の 範 囲は ， ベン ト 時 のス ク ラビン グ水 の 水 位変動を考慮して も放射性 物 質の除去性 能を維持 し ，ベント開始後 7 日間 は水補給が不要とな るよう設 定 する。
また ， フィ ル タ装 置 ス クラ ビ ング 水 ｐＨ 計 に て， ｐ Ｈがア ルカ リ 性 の状態

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R3

（ｐＨ13 以 上）で ある ことを監視 すること で ，フィル タ装置の 性能 維持に影響がないこ とを確認 す る。

(b)

系統不 活性状 態の 確認
フィルタ装置排気ライン圧力計及びフィルタ装置圧力計にて，封入した窒素圧力（kPa［gage］程度）を継続 監視す ることによ って，系統 内の不活性状態を確認 する。

b.

系統運 転状態
格納容器圧 力逃がし 装 置の運転時 の状態を ， 以下のとおり確認す る 設計とし
ている。

(a)

原子炉格納容器内の雰囲気ガスがフィルタ装置へ導かれていることの確
認フィルタ装 置圧力計 に て，ベント 開始によ り 圧力が上昇 し，ベン ト 継続に
より原子炉 格納容器 の 圧力に追従 して圧力 が 低下傾向を示すこと で ，原子炉
格納容器内 の雰囲気 ガ スがフィル タ装置に 導 かれていることを確 認 する。
また，フィ ルタ装置 ス クラビング 水温度計 に て，ベント 開始によ り スクラ
ビング水が 待機状態 か ら飽和温度 まで上昇 す ることを監視するこ と で，原子炉格納容器 のガスが フ ィルタ装置 に導かれ て いることを確認する 。 さらに，
フィルタ装 置出口放 射 線モニタが 初期値か ら 上昇することを計測 す ることにより，ガス が通気さ れ ていること を把握で き る。

(b)

フィル タ装置 の性 能に影響す るパラメ ー タの確認
フィルタ装 置水位計 に て，スクラ ビング水 の 水位が，ベ ント後の 下 限水位
別添 3-33

から上限水 位の範囲 内 （） にあることを監視す る ことで，要求される 放射性物 質 の除去性能 が維持で き ることを確認する。
ベント後に おける下 限 水位につい ては，ベ ン チュリノズ ルが水没 し ていることを確認 するため ， 上限水位に ついては ， 金属フィルタの性能 に 影響がな
いことを確 認するた め にそれぞれ 設定する 。

(c)

ベント ガスが 放出 されている ことの確 認
フィルタ装置出口放射線モニタにて，フィルタ装置出口を通過するガスに含まれる放射性物質からのγ線強度を計測することで，フィルタ装置出口配管よりベントガスが放出されていることを確認する。

c.

事故収 束状態
格納容器圧 力逃がし 装 置の事故収 束時の状 態 を以下のとおり確認 す る設計とNT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R2

している。
(a)

系統内 に水素 が滞 留していな いことの 確 認
フィルタ装 置入口水 素 濃度計にて ，窒素供 給 による系統 パージ停 止 後において，水素 が長期的 に 系統内に滞 留してい な いことを確認する。

(b)

フィル タ装置 の状 態確認
フィルタ装 置に異常 が ないことを 確認する た め，フィル タ装置水 位計 にて，
スクラビン グ水の水 位 が確保され ているこ と （フィルタ装置のス ク ラビング
水の移送後 を除く。 ） ，フィルタ 装置スク ラ ビング水温度計にて 温 度の異常な上昇がな いこと及 び フィルタ装 置出口放 射 線モニタの指示値が 上 昇傾向にないことを 確認する 。

(5)計装設 備の仕 様フィルタ装 置の水位 に ついて図 2.4.1-1 に ，計装設備の 概略構成 図 を図 2.4.12 に，主要 仕様を表 2.4.1-3 に示す 。

別添 3-34

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R2

図 2.4.1-1

フィル タ 装置水位

別添 3-35

別添 3-36

地下格納槽

窒素供給
ライン

原子炉建屋
付属棟

＊8

原子炉圧力容器

図 2.4.1-2

サプレッション・チェンバ

ドライウェル

＊2
＊4

＊5

MO

遠隔人力
操作機構
＊6
＊7
＊8

＊1

＊3

⑧

＊2

RE

RE

原子炉建屋付属棟

廃棄物
処理設備へ

窒素供給
ライン

空気ボンベ

DPI

第二弁操
作室遮蔽
差圧計

⑤

排気筒

T

P

④
P

L
pH

⑦

L P

①

②

格納容器圧力逃がし装置格納槽 ③

MO

フィルタ装置放射線モニタ（高レンジ用1個
低レンジ用1個）

放射線モニタ（高レンジ用1個）
圧力開放板

計 装 設備概略構 成図

＊3
第二弁

原子炉建屋
ガス処理系へ

第二弁
バイパス弁

AO

MO

耐圧強化
ベント系

MO

水素濃度計（2個）⑥
H2E

原子炉隔離時冷却系
真空ポンプより

AO

格納容 器 圧力逃がし 装置

原子炉建屋原子炉棟

MO

AO

第一弁（サプレッショ
ン・チェンバ側）
MO ＊1

第一弁（ドライウェル側）

MO

AO

AO

＊4
＊5
＊6

＊7

原子炉格納容器

AO
不活性ガス系

換気空調系へ

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R2MO

表 2.4.1-3
監 視 パ ラ メ ータ *1①フィルタ装置水位

フィルタ装置性
能維持のための
水位監視

計測範囲

計測範囲の根拠

180 mm～ 5500 mm

通常待機時における水位の範囲()及 び
系統運転時の下限
水位から上限水位
の範囲（
）を監視で
きる範囲

検 出器
個数

監視場所

2

中央制御室，
緊急時対策所

1 *2

現場

1

中央制御室，
緊急時対策所

1 *2

現場

系統運転中に原子炉格納容器雰
囲気ガスがフィルタ装置に導かれていることの確認

0～ 1.0 MPa［ gage］③フィルタ装置スクラ ビ ン グ 水 温度

フィルタ装置の温度監視

0～ 300 ℃

系統の最高使用温度 （ 200 ℃ ） を 監 視
できる範囲

1

中央制御室，
緊急時対策所④フィルタ装置排気
ラ イ ン 圧 力 *2

通常待機時の窒素封入による不活性状態の確認0～ 100 kPa［ gage］

封入した窒素圧力（kPa［ gage］ 程度 ）を 監 視 で き る 範
囲

1

中央制御室

⑤フィルタ装置出口
放 射 線 モ ニ タ（ 高 レン ジ ・ 低 レ ンジ ）系統運転中に放出される放射性
物質濃度の確認

高レンジ用：
10 -2 Sv/h
～ 10 5 Sv/h
低レンジ用：
10 -3 mSv/h～ 10 4 mSv/h

想定される放射性物質がフィルタ装
置出口配管に内包された時の最大の放 射 線 量 率 （ 約
5×10 1 Sv/h）を 計 測
できる範囲

高レンジ
用：2
低レンジ
用：1

中央制御室，
緊急時対策所⑥フィルタ装置入口
水素濃度

事故収束時の系
統内の水素濃度の確認

0～ 100 vol％想定される水素濃度の変動範囲を計測できる範囲2

中央制御室，
緊急時対策所⑦フィルタ装置スクラ ビ ン グ 水 ｐＨ *2

フィルタ装置性
能維持のためのｐＨ監視

ｐ Ｈ 0～ ｐ Ｈ 14想定されるｐＨの変動範囲を計測で
きる範囲

1

中央制御室

⑧第二弁操作室差圧計

正圧化維持のための差圧監視0～ 60 Pa

温度の影響を無視
で き る 圧 力 差（ 約 20Pa）を 計 測 で き る 範
囲1

第二弁操作室②フィルタ装置圧力NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R4設置目的

計装設 備 主要仕様

注記

系統の最高使用圧
力（ 620 kPa［ gage］）
を監視できる範囲＊1： 監視パ ラメ ータの数字 は図 2.4.1-2 の○数字 に対応す る 。
＊2：自主対 策設備

別添 3-37

2.4.2

電源 設備
ベントガス の流路と な る配管に設 置される 電 動駆動弁及 び計装設 備 については，
通常待機時 には非常 用 母線より受 電してい る が，重大事 故等時で 非 常用母線から受電できな い場合に は ，常設代替 交流電源 設 備である常 設代替高 圧 電源装置，可搬型代替交 流電源設 備 である可搬 型低圧電 源 車，常設代 替直流電 源 設備である緊急用 125 V 系蓄電 池並 びに可搬型 代替直流 電 源設備であ る可搬型 低 圧電源車及び可搬型整流 器から給 電 可能な構成 とする。電源 構成図を図 2.4.2-1，図 2.4.2-2 に
示す。

Ｇ

Ｇ

Ｇ

Ｇ

Ｇ

【略語】
ＨＰＣＳ
Ｍ／Ｃ
Ｐ／Ｃ
ＭＣＣ

Ｇ
予備

：
：
：
：

高圧炉心スプレイ系
メタルクラッド開閉装置
パワーセンタモータコントロールセンタ【凡例】

Ｇ ：常設代替高圧電源装置

Ｄ／Ｇ ：ディーゼル発電機

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R2

緊急用Ｍ／Ｃ

：遮断器

：断路器

：変圧器

：配線用遮断器

：切替装置

：接続口

破線

実線 ：常設設備・電路

常用所内
電源設備より：可搬型代替低圧電源車

電源車

Ｄ／Ｇ

常用所内
電源設備よりＤ／Ｇ（２Ｃ）：可搬型設備・電路

154 ｋＶ系
予備変圧器より

常用所内電源設備より

Ｄ／Ｇ

（２Ｄ）
電源車

可搬型代替低圧
電源車接続盤

Ｍ／Ｃ ２Ｃ（ＨＰＣＳ）

電源車

Ｍ／Ｃ ２ＤＭ／Ｃ ２Ｅ

Ｍ／Ｃ ＨＰＣＳ

原子炉建屋
東側接続口

原子炉建屋
西側接続口
※

動力
変圧器
２Ｃ

可搬型代替低圧
電源車接続盤

緊急用
動力
変圧器
電源車

Ｐ／Ｃ ２Ｃ

動力
変圧器
２Ｄ

電源車

緊急用Ｐ／ＣＰ／Ｃ ２Ｄ

緊急用ＭＣＣＭＣＣ ２Ｃ

動力
変圧器
ＨＰＣＳ

※

ＭＣＣ ２Ｄ

ＭＣＣ ＨＰＣＳ

緊急用計装交流主母線盤

～
～

緊急用
電源切替盤

～
～

第 二弁 バイ パス弁

別添 3-38

第 二弁

格納容 器 圧力逃がし 装置

第一 弁（ドラ イウ ェ ル側）

第一 弁（ サプ レッシ ョン ・チェ ンバ側）

フ ィルタ 装置ス クラ ビン グ水ｐ Ｈ計フ ィルタ 装置入 口水 素濃度 計

移 送 ポ ンプ

排 水 ポ ンプ

図 2.4.2-1

電 源 構成図（交 流電源）

ＭＣＣ ２Ｃ系
【区分Ⅰ】

緊急用
ＭＣＣ

ＭＣＣ ２Ｄ系【区分Ⅱ】

ＭＣＣ ２Ｃ系【区分Ⅰ】

ＭＣＣ ２Ｃ系【区分Ⅰ】

ＭＣＣ ２Ｃ系【区分Ⅰ】

ＭＣＣ ２Ｄ系【区分Ⅱ】

ＭＣＣ ２Ｄ系【区分Ⅱ】

ＭＣＣ ＨＰＣＳ【区分Ⅲ】

直流１２５Ｖ
充電器Ａ
緊急用直流
１２５Ｖ充電器

ＭＣＣ ２Ｄ系【区分Ⅱ】

直流１２５Ｖ
充電器Ｂ
直流１２５Ｖ
予備充電器

無停電
電源装置Ａ

緊急用
１２５Ｖ系蓄電池

１２５Ｖ系
蓄電池Ｂ系

１２５Ｖ系
蓄電池Ａ系

緊急用直流１２５Ｖ主母線盤

直流１２５Ｖ主母線盤２Ａ

緊急用直流１２５ＶＭＣＣ

直流１２５Ｖ主母線盤２Ｂ

緊急用直流１２５ＶＭＣＣ ２Ａ系
無停電
電源装置Ｂ

可搬型代替
直流電源設備用
電源切替盤

緊急用
電源切替盤

Ｐ／Ｃ２Ｃ・２Ｄ
及び緊急用Ｐ／Ｃへ

～
～

可搬型
整流器用
変圧器

直流１２５Ｖ分電盤２Ａ系

緊急用直流１２５Ｖ計装分電盤

可搬型
整流器

可搬型代替
低圧電源車
接続盤
直流１２５Ｖ分電盤２Ｂ系

電源車

Ｐ／Ｃ２Ｃ・２Ｄ
及び緊急用Ｐ／Ｃへフィルタ装置出口放射線モニタ（高レンジ・低レンジ）

フィルタ装置水位

フィルタ装置圧力

フィルタ装置スクラビング水温度NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R3

原子炉建屋東側接続口

可搬型
整流器用
変圧器

緊急用
電源切替盤

～
～

可搬型
整流器

～
～

可搬型代替
低圧電源車
接続盤

緊急用
電源切替盤

電源車

～
～

原子炉建屋西側接続口

【略語】
Ｐ／Ｃ
ＭＣＣ

：
：

パワーセンタモータコントロールセンタ【凡例】
電源車 ：可搬型代替低圧電源車：配線用遮断器

実線

図 2.4.2-2

2.4.3

格納容 器 圧力逃がし 装置：常設設備・電路

破線

：遮断器

：変圧器

：切替装置

：接続口

：可搬型設備・電路：蓄電池

電 源 構成図（直 流電源）

給水 設備
系統待機状 態におい て ，フィルタ 装置はス ク ラビング水 を貯留し て いる状態であるが，重 大事故等 時 において格 納容器圧 力 逃がし装置 を使用し た 場合，保持した放射性物 質の崩壊 熱 によりスク ラビング 水 が蒸発し， 水位が低 下 する。このよ
うな状況に 備え，フ ィ ルタ装置に は格納容 器 圧力逃がし 装置格納 槽 に設ける遮蔽
外から給水 できるよ う 接続口を設 け，可搬 型 代替注水大 型ポンプ 車 等からの給水を可能とす る設計と し ている。
給水配管の 仕様を表 2.4.3-1 に， 概要を図 2.4.3-1 に示す 。

表 2.4.3-1

給水配 管 仕様

口

径

25 A，50 A

材

質

ステンレス 鋼（SUS316LTP）

別添 3-39

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R4

図 2.4.3-1

2.4.4

給水設 備 概要図

可搬 型窒素 供給 装置
ベント終了 後，スク ラ ビング水の 放射線分 解 によって発 生する水 素 により系統
内の水素濃 度が上昇 す る可能性が あるため ， 窒素を供給 し，系統 内 の水素濃度が可燃限界を 超えない よ うに希釈， 掃気する た め及び原子 炉格納容 器 の負圧破損を防止するた めに，窒 素 供給装置及 び窒素供 給 装置用電源 車で構成 す る可搬型窒素供給装置を 設ける。
窒素の供給 は，可搬 型窒 素供給装置（窒素供 給装 置及び窒素 供給装置 用 電源車）
により行う 。系統の 隔 離弁（第一 弁）の下 流 配管から供 給ライン を 分岐し，原子炉建屋外に 接続口を 設 け，窒素供 給装置を 可 搬ホースに て接続す る 。
窒素供給装 置の仕様 を 表 2.4.4-1 に，窒素 供 給配管の仕 様を表 2.4.4-2 に，可搬 型 窒 素 供 給 装 置 の 概 要 を 図 2.4.4-1 に ， 可 搬 型 窒 素 供 給 装 置 の 構 成 概 略 を 図
2.4.4-2 に 示す。

表 2.4.4-1

窒素供 給 装置仕様

種類

圧力変動吸 着式

容量

約 200 Nm 3 /h

窒素純度

約 99.0 vol％供給圧力

約 0.5 MPa［gage］

個

数

2（予備 2）

別添 3-40

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R4

表 2.4.4-2

窒素供 給 配管仕様

口

径

50 A

材

質

炭素鋼（STPT410）

図 2.4.4-1

可搬型 窒 素供給装置 概要図

窒素供給装 置

空気圧縮機，
窒素分離装置

流量計

電源ケーブ
窒素供給装置用電源車
図 2.4.4-2

2.4.5

可搬ホース
窒素供給用接続

可搬型 窒 素供給装置 構成概略

排水 設備
フィルタ装 置の水位 調 整及びベン ト停止後 の 放射性物質 を含んだ ス クラビング
水を原子炉 格納容器 （ サプレッシ ョン・チ ェ ンバ）へ移 送するた め の移送ポンプ
及び配管， さらに， 万 一，放射性 物質を含 む スクラビン グ水が格 納 容器圧力逃が

別添 3-41

し装置格納 槽に漏え い した場合に ，漏え い水 を原子炉格 納容器（サ プレッショ ン・チェンバ） に移送す る ための排水 ポンプ及 び 配管を設置 する。
排水設備の 仕様を表 2.4.5-1 に， 排水設備 の 概要を図 2.4.5-1 に 示 す。

表 2.4.5-1
(1)

(2)

配管
口

径

50 A

材

質

ステンレス 鋼（SUS316LTP）

ポンプ
移送ポンプ

排水ポンプ

キャンドポ ンプ

水中ポンプ

定格流量

10 m 3 /h

10 m 3 /h

定格揚程

40 m

40 m

1

1

電動駆動（ 交流）

電動駆動（ 交流）型

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R3

排水設 備 仕様

個

式

数

駆動方式

原子炉棟

付属棟

サプレッション・チェンバ
MO
テストタンク

廃液中和
タンクへ
原子炉隔離時
冷却系真空
ポンプより

移送ポンプ

排水ポンプ

格納容器圧力逃がし装置格納槽
注）系統構成は現在の計画

図 2.4.5-1

排水設 備 概要図

別添 3-42

2.4.6

格納 容器圧 力逃 がし装置排 気筒排水 設 備
格納容器圧 力逃がし 装 置排気筒へ の雨水の 滞 留による配 管腐食等 を 防止するた
め，格納容 器圧力逃 が し装置排気 筒排水設 備 を設置する 。
また，凍結 によるド レ ンポット等 の機器損 傷 防止の観点 より凍結 防 止対策を講じる。
格納容器圧 力逃がし 装 置排気筒排 水設備の 概 要を図 2.4.6-1 に示 す 。

格納容器圧力逃がし装置排気筒端部

屋外

（凡例）
原子炉建屋
原子炉棟

：保温材施工範囲（計画）：雨水流入経路：格納容器圧力逃がし装置の系統の流れ（圧力解放板破裂前）：格納容器圧力逃がし装置の系統の流れ（圧力解放板破裂後）

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R3

圧力開放板

フィルタ装置よりLG

水位計

ドレンポットＧＬ．

図 2.4.6-1

格納容 器 圧力逃がし 装置排気 筒 排水設備概 要図

別添 3-43

3.

フィル タ性能

3.1

フィル タ装置 によ る放射性物 質の除去 原 理

3.1.1

エア ロゾル の除 去原理
エアロゾル の除去原 理 は，一般に フィルタ 媒 体（ベンチ ュリスク ラ バの場合は水滴，金属 フィルタ の 場合は金属 繊維）の 種 類によらず ，主に以 下 の 3 つの 効果の重ね合わ せとして 記 述できる。
・さえぎり 効果（Interception）： 粒径が 大き い場合に有 効・拡散効果 （Diffusion）：流速が 遅い場合 ， 粒径が小さい場合に 有 効
・慣性衝突 効果（Inertia effect）：流速 が早 い場合，粒 径が大き い 場合に有効(1)～(3)に ，それぞ れ の除去効果 について そ の特性を記 載する。 こ れらの除去原理はフィ ルタ媒体 が 水滴でも金 属繊維で も 作用するが ，フィル タ の種類や系統

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R3

条件により 効果的に 除 去できる粒 径，流速 の範 囲が異なる ことから ，幅 広い粒径，
流速のエア ロゾルを 除 去するため には異な る 種類のフィ ルタを組 み 合わせることが有効であ る。
(4)，(5)に ，ベンチ ュ リスクラバ 及び金属 フ ィルタにお けるエア ロ ゾルの除去原理を示す 。
(1)

さえぎ り効果
さえぎりに よるエア ロ ゾルの捕集 は，図 3.1.1-1 に示す ように， エ アロゾルが流線にそっ て運動し て いる場合に ，フィル タ 媒体表面か ら 1 粒 子半 径以内にエアロゾルが達 したとき に 起こる。
エアロゾル 粒径が大 き い場合，よ り遠くの 流 線に乗って いた場合 で もフィルタ
媒体と接触 すること が 可能である ため，さ え ぎりによる 除去効果 は ，エアロゾル
粒径が大き い程大き く なる傾向に ある。

出 典 ： Ｗ ． Ｃ． ハ イ ンズ ，エ ア ロ ゾ ル テク ノ ロ ジー ，㈱ 井 上 書 院 （1985）

図 3.1.1-1

さえぎ り による捕集

別添 3-44

(2)

拡散効 果
拡散による エアロゾ ル の捕集は， 図 3.1.1-2 に示すよう に，エア ロ ゾルがフィルタ媒体を さえぎら な い流線上を 移動して い るときでも ，フィル タ 媒体近傍を通過する際に ，ブラウ ン 運動によっ てフィル タ 媒体に衝突 すること で 起こる。
エアロゾル 粒径が小 さ い場合，ブ ラウン運 動 による拡散 の度合い が 大きくなる
ため，拡散 による除 去効 果は，エア ロゾル粒 径が 小さい程大 きくなる 傾 向にある。
また，フィ ルタ媒体 の 近傍にエア ロゾルが 滞 在する時間 が長い程 ブ ラウン運動によりフィル タ媒体に 衝 突する可能 性が高ま る ため，流速 が遅い程 大 きくなる傾向

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R3にある。

出 典 ： Ｗ ． Ｃ． ハ イ ンズ ，エ ア ロ ゾ ル テク ノ ロ ジー ，㈱ 井 上 書 院 （1985）

図 3.1.1-2(3)

拡散に よ る捕集慣性衝 突効果
慣性衝突に よるエア ロ ゾルの捕集 は，図 3.1.1-3 に示す ように， エ アロゾルがその慣性の ために， フ ィルタ媒体 の近傍で 急 に変化する 流線に対 応 することができず，流線 を横切っ て フィルタ媒 体に衝突 す るときに起 こる。
エアロゾル 粒径が大 き い場合又は エアロゾ ル の流れが早 い場合に エ アロゾルの慣性が大き くなり， フ ィルタ媒体 と衝突す る 可能性が高 まるため ， 慣性衝突による除去効果 はエアロ ゾ ル粒径が大 きい程大 き く，流速が 速い程大 き くなる傾向がある。

別添 3-45

出 典 ： Ｗ ． Ｃ． ハ イ ンズ ，エ ア ロ ゾ ル テク ノ ロ ジー ，㈱ 井 上 書 院 （1985）

図 3.1.1-3

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R3(4)慣性衝 突 による捕集

ベンチ ュリス クラ バにおける エアロゾ ル の除去原理
ベンチュリ スクラバ は ，断面積の 小さいベ ン チュリノズ ルのスロ ー ト部にベン
トガスを通 し，ガス 流 速を大きく すること で 発生する負 圧によっ て ，ガス中にス
クラビング 水を噴霧 （ いわゆる霧 吹き）し ， 微小水滴に すること で エアロゾルが水と接触す る面積を 大 きくするこ とにより ， 効果的にエ アロゾル を 水滴に捕集する。
ベンチュリ ノズルに お ける除去原 理を図 3.1.1-4 に，ベ ンチュリ ノ ズルにおける速度模式 図を図 3.1.1-5 に示す 。

図 3.1.1-4

ベンチ ュ リノズルに おける除 去 原理

別添 3-46

図 3.1.1-5

ベンチ ュ リノズルに おける速 度 模式図

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R4

図 3.1.1-5 に示すと お り，ベンチ ュリスク ラ バはガス流速 V 1 と水滴 速度 V 2 が異なること で，ガス 中 のエアロゾ ルが水滴 に 衝突し水滴 に付着す る 現象を利用していること から，慣 性 衝突による 除去が支 配 的と考えら れる。慣 性 衝突効果では「ガス流速 」と「粒 径 」が主な影 響因子で あ る。
以上より， ベンチュ リ スクラバの 除去性能 に 影響を与え る可能性 の ある主要なパラメータ は，ガス 流 速，水滴速 度，エア ロ ゾル粒径及 び水滴の 噴 霧量が考えられるが，水 滴速度及 び 水滴の噴霧 量はガス 流 速に依存す るため， ガ ス流速及びエ
アロゾル粒 径が主要 な パラメータ となる。
図 3.1.1-6 にベンチ ュ リスクラバ における 除 去原理の模 式図を示 す 。
①

ベンチ ュリノズ ル 下方よりベ ントガス が 流入する。

②

ベンチ ュリノズ ル のスロート 部（絞り 機 構）によっ てベント ガ スの流速が加速される 。

③

ガス流 速を大き く することで 発生する 負 圧によりス クラビン グ 水が吸入され，ガス流 中に水滴 を 噴霧（いわ ゆる霧吹 き ）する。

④

噴霧に よって， 微 小水滴にす ることで エ アロゾルが 水と接触 す る面積が大きくなり，エアロゾ ルが フィルタ媒 体と衝突 し，ベントガス から捕集 さ れる。

⑤

ベンチ ュリノズ ル の出口に設 置した板 に よってベン トガス及 び 水滴の方向が変わり， エアロゾ ル はスクラビ ング水に 保 持される。

別添 3-47

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R5

図 3.1.1-6(5)

ベンチ ュ リスクラバ における 除 去原理の模 式図

金属フ ィルタ にお けるエアロ ゾルの除 去 原理
金属フィル タは，ベ ン チュリスク ラバの後 段 に設置され ，より粒 径 の小さいエアロゾルを 除去する 。
金属フィル タの除去 原 理は，図 3.1.1-7 に示 すように， さえぎり ， 拡散，慣性
衝突効果の 重ね合わ せ により，エ アロゾル を 金属繊維表 面に付着 さ せ捕集する。
さえぎり， 拡散，慣 性 衝突効果で は「粒径 」 と「ガス流 速」が主 な 影響因子である。
以上より， 金属フィ ル タの除去性 能に対し て ，影響を与 える可能 性 のある主要なパラメー タとして は ，ガス流速 ，エアロ ゾ ル粒径を考 慮する必 要 がある。

図 3.1.1-7

金属フ ィ ルタにおけ る除去原 理

別添 3-48

3.1.2

ガス 状放射 性よ う素の除去 原理
重大事故等 時に発生 す る放射性よ う素は， 粒 子状よう素 （ＣｓＩ ： よう化セシ
ウム等 ）と，ガス状 よ う素として 無機よう 素（Ｉ ２：元素状 よう素 ）と有機よう素（ＣＨ ３ Ｉ：よう化メ チ ル等）の形 態をとる 。大 部分のよう 素は粒子 状 よう素として原子炉格 納容器内 へ 放出され， 残りは無 機 よう素とし て原子炉 格 納容器内に放出されるが ，無機よ う 素の一部は 原子炉格 納 容器内の有 機物（塗 装 等）と結合 し，有機よう素 へ転換す る 。粒子状よ う素につ い ては，エア ロゾルの 除 去原理に基づき，ベンチ ュリスク ラ バと金属フ ィルタで 捕 集する。
無機よう素 について は ，スクラビ ング水に 添 加された薬 剤と化学 反 応させることによりベ ンチュリ ス クラバで捕 集し，吸 着 材と化学反 応させる こ とにより，よう素除去部 で捕集す る 。有機よう 素につい て は，吸着材 と化学反 応 させることに

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R2より，よう 素除去部 で 捕集する。
(1)

フィル タ装置 内に おけるベン トガスの 流 れフィ ル タ装 置内 の 下部 にベ ン チュ リス ク ラバ （ベ ン チュ リノズ ル， スク ラ ビン

グ水 等 ）， 上部 に 金属 フィ ル タを 設置 し ，金 属フ ィ ルタ の下流 側に 流量 制 限オリフィスを介 してよう 素 除去部を設 置する。ベン トガスの流 れを図 3.1.2-1 に示す。
ベン ト ガス は， 流 量制 限オ リ フィ スを 通 過す る際 ，とな る。 オ リフ ィス 下 流の 排気配 管は 大気 に 接続されて お り， よう 素 除去 部に お ける 圧力 は 大気 圧に 近 い状 態とな るこ とか ら ，オリフィ ス 上流 の圧 力 が高 いベ ン ト開 始初 期 は，。
オリフィス 通過時の 蒸 気の状態変 化のイメ ー ジを図 3.1.2-2 に示 す 。

別添 3-49

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R2

図 3.1.2-1

図 3.1.2-2

フィル タ 装置内のベ ントガス の 流れ

流量制 限 オリフィス 通過時の 蒸 気の状態変 化（イメ ー ジ）

別添 3-50

(2)ベンチ ュリス クラ バにおける よう素の 除 去
ベントガス がベンチ ュ リスクラバ を通過す る 際，無機よ う素を化 学 反応によりスクラビング水中に効果的に捕集・保持するために，スクラビング水には表3.1.2-1 に 示す薬剤 を 添加する。

表 3.1.2-1
薬剤

スクラ ビ ング水への 添加薬剤

化学式

目的

ベンチュリ スクラバ を 通過する際 ，揮発性 の 高い無機よ う素は， 添 加薬剤との化学反応に より非揮 発 性のよう素 イオンに 変 化し，スク ラビング 水 中に捕集・保NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R5持される。 以下に化 学 反応式を示 す。

の 添 加によって ，スクラ ビ ング水はア ルカリ性 条 件下となるため，式（2）によ り， 無機よう素 を捕集す る 。
また，スク ラビング 水 に捕集され たよう素 と ，気相中に 含まれる 無 機よう素の割合（気液 分配係数 ） は，スクラ ビング水 の ｐＨの影響 を受け， ア ルカリ性条件
下では気液 分配係数 が 大きいため ，スクラ ビ ング水中に 捕集され た よう素イオン
が再び無機 よう素と な る再揮発が 抑制され る 。
したがって ，ベンチ ュ リスクラバ における 無 機よう素の 除去効率 に 影響を与える因子とし て「スク ラ ビング水の ｐＨ」が 挙 げられる。
なお，一般 的に有機 よ う素は，無 機よう素 に 比べ活性が 低く，反 応 しにくいた
め，ベンチ ュリスク ラ バでの有機 よう素の 除 去は期待し ていない 。

(3)

よう素 除去部 にお けるよう素 の除去

別添 3-51

吸着材は，た めににを添加 して粒状 に 成形したも ので，こ れ をフィルタ 装置内の よ う素除去部に充填するこ とで，吸 着 ベッドを形 成してい る 。
ベントガス の滞留時 間 は，ベント ガスが吸 着 ベッドを通 過するの に 要する時間であり，長 い程反応 の 効率が高ま る。また ， 過熱度は吸 着ベッド を 通過するベン
トガスの温 度と飽和 温 度との差で あり，
で あ れば，。
したがって ，よう素 除 去部におけ るよう素 の 除去効率に 影響を与 え る因子として「ベント ガスの滞 留 時間」と「 過熱度」 が 挙げられる 。

3.2

運転範 囲

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R5

3.1.1 項で ，エアロ ゾ ルの除去原 理におい て 主要なパラ メータとし たガス流速 及びエアロゾル粒径に加 え ，ベント時 に変動す る パラメータ であるガ ス温度及びガ ス蒸気
割合について，有効 性 評価に基づ き，ベン ト 実施中に想 定する運 転範囲を表 3.2-1 に示す。また，3.1.2 項 で，ガス状 放射性よ う 素の除去原 理におい て主要なパラ メータとしたスクラビング 水 のｐＨ及び ガスの過 熱 度について ，ベント 時に想定する 運転範
囲を表 3.2-1 に示す 。

別添 3-52

表 3.2-1

ベント実 施 中における 想定運転 範 囲パラメータ

想定運転範 囲ベ ン ト か ら ほ ぼ 静 定 した 格 納 容 器 圧 力 に 対応す る ベ ン チ ュ リ

ガス流速m/s ＊ とな る。

ノズル部の ガス流速 は ，約な お ， 金 属 フ ィ ル タ 部に お け る ガ ス 流 速 は，適 切 な ガ ス 流 速となるよう 金属フィ ル タの表面積 を設定して いる。

エアロゾル 粒径

サ プ レ ッ シ ョ ン ・ チ ェン バ か ら の ベ ン ト 時の粒 径 分 布 よ り ，
質量中央径 を約μ m とする。

ベ ン ト か ら 格 納 容 器 温度 が ほ ぼ 静 定 し た 状態の 運 転 範 囲 は 約
ガス温度℃とな る ことから， 上限を最高 使用温度に 合わせ包絡する よう，℃ とする。

ベントから 事象発生 7 日後におけ る，フィル タ装置に流 入す

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R5

ガス蒸気割 合るガス蒸気割合は約％ と な る が 保 守 的 に 0～

100 ％を運 転範囲と す る。
ス ク ラ ビ ン グ 水 は 高 アル カ リ 性 に 保 つ た めに，
スクラビング水のｐ Ｈ

が 添 加 さ れ て い るこ と か ら ， 運 転 範 囲はア ル カ リ 側 で 維
持される。

ガス過熱度
注記

＊：

ベ ン ト か ら ほ ぼ 静 定 した 格 納 容 器 圧 力 に 対応す る ， よ う 素 除去部におけ るベント ガ スの過熱度 は，約m/s は 事象発生 7 日後（格 納 容器圧力
り，ＪＡＶＡ 試験に おい ては、流速の 下限値

K とな る。

kPa［gage］）におけ る流速であm/s（ 格納容器圧力kPa［ gage］）

までの範囲 で所定の 除 去性能が確 保されて い ることが確 認されて い る。

別添 3-53

3.3

性能検 証試験 結果

3.3.1

性能 検証試 験の 概要
Ｆｒａｍａ ｔｏｍｅ 社 製のフィル タ装置は ，大 規模なセク ター試験 装 置により，実機使用条 件を考慮 し た性能検証 試験を行 っ ており，そ の結果に 基 づき装置設計を行ってい る。以下 に 試験の概要 を示す。

(1)

エアロ ゾルの 除去 性能試験（ ＪＡＶＡ 試 験）
Ｆｒａｍａ ｔｏｍｅ （ 当時Ｓｉｅ ｍｅｎｓ ） 社は，1980 年代か ら 1990 年代にかけ，ドイ ツのカー ル シュタイン にある試 験 施設（以下 「ＪＡＶ Ａ 」という。）
にて，電力 会社，ド イ ツ原子力安 全委員会 （ ＲＳＫ）及 びその他 第 三者機関立会の下，フィ ルタ装置 の エアロゾル に対する 除 去性能試験 を行って い る。
試験装置に は，実機 に 設置するも のと同一 形 状のベンチ ュリノズ ル と，実機に設置するも のと同一 仕 様の金属フ ィルタを 設 置し，試験 条件とし て ，実機の想定

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R4

事象におけ る種々の パ ラメータ（ 圧力，温 度 ，ガス流量 等の熱水 力 条件及びエア
ロゾル粒径 ，濃度等 の エアロゾル 条件）に つ いて試験を 行うこと に より，フィル
タ装置の使 用条件に お いて所定の 性能が発 揮 されること を確認し て いる。試験装置の概要を 図 3.3.1-1 に，試験条 件を表 3.3.1-1 に示す 。
試験には エアロゾ ル を模擬する ため，を使用している。図 3.3.1-2 に示すよう に，試験 で 使用した
μm，空気中
中央径は約の質量 中央径は 約μm， ウラニンの 質量中央 径 は約

別添 3-54の質 量中央径は 約μm，蒸気 中μ m となっ て いる。

の質 量

別添 3-55

図 3.3.1-1

ＪＡＶ Ａ 試験装置概 要NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R1

表 3.3.1-1

ＪＡＶ Ａ 試験条件（ エアロゾ ル 除去性能試 験）
試験条件

圧

力

温

度

流

量

約

bar［abs］（約

kPa［abs］）
約℃
m 3 /h約

蒸 気 割 合％NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R3エ ア ロゾ ル

図 3.3.1-2(2)

試験用 エ アロゾルの 粒径分布

無機よ う素の 除去 性能試験（ ＪＡＶＡ 試 験）
Ｆｒ ａ ｍ ａ ｔ ｏ ｍ ｅ 社 は Ｊ Ａ Ｖ Ａ 試 験 装 置 を 使 用 し ， (1)に示 し た エ ア ロ ゾ ルの除去性能 試験と同 時 期に電力会 社，ＲＳ Ｋ 及びその他 第三者機 関 立会の下，無機よう素の 除去性能 試 験を実施し ている。
試験条件と して，種 々 のパラメー タ（圧力 ， 温度，ガス 流量等の 熱 水力条件，
スクラビン グ水のｐ Ｈ 等の化学条 件）にて 試 験を行うこ とにより ， フィルタ装置
における無 機よう素 の 除去性能に ついて確 認 している。 ＪＡＶＡ 試 験における無機よう素の 試験条件 を 表 3.3.1-2 に示す。

別添 3-56

表 3.3.1-2

ＪＡＶ Ａ 試験条件（ 無機よう 素 除去性能試 験）
試験条件

圧力

約

bar［abs］（約

kPa［abs］）

温度

約

流量

℃
m 3 /h

約

ｐＨ

約

物質

(3)

有機よ う素の 除去 性能試験（ ＪＡＶＡ Ｐ ＬＵＳ試験 ）実機使用条 件を想定 し た有機よう 素の除去 性 能を確認す るため， Ｆ ｒａｍａｔ
ｏｍｅ社は ＪＡＶＡ 試 験装置に有 機よう素 除 去部を設け たＪＡＶ Ａ

ＰＬＵＳ試

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R4験装置を用 いて，2013 年より有機 よう素の 除 去性能試験 を実施し て いる。
試験装置に は，実機 に 使用する吸 着材を実 機 と同一の密 度で充填 し ，試験条件
として種々 のパラメ ー タ（圧力， 温度，過 熱 度等の熱水 力条件） に て試験を行う
ことにより ，フィル タ装 置における 有機よう 素 の除去性能 について 確 認している。
試験装置の 概要を図 3.3.1-3 に， 試験条件 を 表 3.3.1-3 に示す。

表 3.3.1-3

ＪＡＶ Ａ ＰＬＵＳ試 験条件（ 有 機よう素除 去性能試 験 ）試験条件
約bar［abs］（約

kPa［abs］）

圧

力

温

度

約

℃

蒸気割合

約

％

過 熱 度
物

約

質

別添 3-57

K別添 3-58

図 3.3.1-3

ＪＡＶ Ａ

ＰＬＵＳ 試験装置 概 要

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R1

3.3.2

エア ロゾル の除 去性能試験 結果
ＪＡＶＡ試 験におけ る 性能検証試 験結果を 表 3.3.2-1～ 表 3.3.2-4 に示す。エアロゾルの 除去原理 で は，3.1.1 に示すと おり ，「流速」と「粒径 」が 主な影響因子であるた め，ガス 流速 とエアロゾ ル粒径に 対 しての性能 評価を行 っ た。さらに，その他の試 験条件に 用 いたパラメ ータにつ い てもフィル タ装置の エ アロゾルの除去性能への 影響を確 認 するため， ガス温度 及 びガス蒸気 割合に対 し ての性能評価を行った。試験の結 果 ，エアロゾ ルの除去 能 力がＤＦ1000 以上，無 機よう素の除去能力がＤ Ｆ100 以 上 ，有機よう 素の除去 能 力がＤＦ50 以上で ある ことを確認し
た。

(1)

ガス流 速
ガス流速の 変化によ る 除去性能を 確認する た めに，流量 からベン チ ュリノズル
部のガス流 速と金属 フ ィルタ部の ガス流速 を 計算 ＊ して確 認した。

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R6

図 3.3.2-1 及び図 3.3.2-2 にベン チュリノ ズ ル部及び金 属フィル タ 部におけるガス流速に 対して整 理 した性能検 証試験結 果 を示す。Ｄ Ｆについ て は，装置の入口と出口の エアロゾ ル 濃度を測定 すること で 算出してい る。
この結果か ら，ベン チ ュリスクラ バ部にて 想 定する運転 範囲（と金 属フィル タ部 にて想定す る運転範 囲 全域にわた って要求 さ れるＤＦ1000以上を満足 している こ とがわかる 。
なお，運転 範囲より も 小さいガス 流速にお い ても，ベン チュリス ク ラバ及び金属フィルタ の組合せ で ，ＤＦ1000 以上を 満足 しているた め，フィ ル タ装置はガス流速によら ず十分な 性 能を有して いると言 え る。
注記＊： ガス流速 は ，体積流量 を，図 3.3.2-3 に示す ベンチュ リ ノズルの最小断面積であ るスロー ト 部の総断面 積又は金 属 フィルタの 総断面積 で 割ることによ り，算出 し ている。
1Pd の時の ガス流速 の 計算過程を 例として 示 す。
①

ベンチ ュリノズ ル 部
ガス流 速（m/s）＝ 体積流量（ m 3 /s）÷ 総断面積（m 2 ）

②

＝

÷

＝

（m/s）

金属フ ィルタ部
ガス流 速（m/s）＝ 体積流量（ m 3 /s）÷ 総断面積（m 2 ）
＝

÷

＝

（m/s）

別添 3-59

Decontamination Factor, [-]1000000

100000

10000

1000

100

10

1

図 3.3.2-1

ベンチ ュ リノズル部 における ガ ス流速に対 する除去 係 数（ＪＡＶ Ａ試験）

1000000

Decontamination Factor, [-]NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R2

Venturi Velocity, [m/s]

100000

10000

1000

100

10

1
120

Normalized MFF Velocity, [%]図 3.3.2-2

金属フ ィ ルタ部にお けるガス 流 速に対する 除去係数 （ ＪＡＶＡ試 験）

別添 3-60

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R3

図 3.3.2-3(2)

ベンチ ュ リノズルス ロート部 及 び金属フィ ルタの断 面 積

エアロ ゾル粒 径
図 3.3.2-4 に試験 用エ アロゾル（ エアロゾ ル の粒径）に 対して整 理 した性能検証試験結果 を示す。 こ の結果から エアロゾ ル 粒径(質量中 央径： 約μm)の違い によって 除 去性能に影 響が出て い るような傾 向は見ら れ ず，いずれの試験結果に おいても 要 求されるＤ Ｆ1000 を 満 足している ことがわ か る。
サプレッシ ョン・チ ェ ンバからの ベント実 施 時に想定す る質量中 央 径は約μm である 。試験用 エ アロゾルと しては質 量 中央径約

μm の

を使用

し，ＤＦ1000 以上 を満 足している ことから ，フィルタ装 置はエア ロ ゾル粒径に対して十分な 性能を有 し ていると言 える。

別添 3-611000000

Decontamination Factor [‐]100000

10000

1000

100

10

1

(3)

ガス温 度
図 3.3.2-5 にガス 温度 に対して整 理した性 能 検証試験結 果を示す 。 この結果か
ら，ガス温 度の違い に よって除去 性能に影 響 が出ている ような傾 向 は見られず，
試 験 を 実 施 し た 全 域 に わ た っ て 要 求 さ れ る Ｄ Ｆ 1000 以 上 を 満 足 し て い る こ と がわかる。
したがって ，ガス温 度 の運転範囲 （）に 対して， フィ ルタ装置

はガス温度 に対して 十 分な性能を 示してい る と言える。
1000000

Decontamination Factor, [-]NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R4

図 3.3.2-4

Test Aerosol
粒径に 対 する除去係 数（ＪＡ Ｖ Ａ試験）

100000

10000

1000

100

10

1
0

50

100

150

200

Temperature, [°C]
図 3.3.2-5

ガス温 度 に対する除 去係数（ Ｊ ＡＶＡ試験 ）別添 3-62250

(4)ガス蒸 気割合
図 3.3.2-6 にガス 蒸気 割合に対し て整理し た 性能検証試 験結果を 示 す。この結果から，ガ ス蒸気割 合 の違いによ って除去 性 能に影響が 出ている よ うな傾向は見られず，試 験を実施 し た全域にわ たって要 求 されるＤＦ1000 以上 を 満足している
ことがわか る。
ガス蒸気割 合の運転 範 囲（0～100 ％）で 性能 検証試験が 行われて お り，フィル
タ装置はガ ス蒸気割 合 に対して十 分な性能 を 有している と言える 。

Decontamination Factor, [-]NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R41000000

100000
5

10000

1000

100

10

1
0

25

50

75

100

Steam Volumetric Fraction, [%]図 3.3.2-6

表 3.3.2-1
Test
Test-No.
Aerosol

MMD(μm)

蒸気割 合 に対する除 去係数（ Ｊ ＡＶＡ試験 ）エアロ ゾ ル（Pressure Temp. Gas Flow
(bar
abs)

(℃)

3

(m /h)）除去 性 能試験結果 （ＪＡＶＡ 試験）
Gas Composition

Total
Volumetric ContaminatedNorm.
VenturiGas
MFF
Removalsteam
Velocity
Velocity Efficiency
fraction Concentration(%)

別添 3-633(mg/m )

(m/s)

(%)

(%)

DF

表 3.3.2-2

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R4

Test-No.

Test
AerosolPressure

Temp. Gas Flow(μm)(bar abs)

(℃)

MMD

Test
Aerosol(m /h)

エアロ ゾ ル（Gas Flow(μm) (bar abs)(℃)(m 3 /h)

MMD

Pressure

Volumetric Contaminated
Total
Norm.
Venturi
Gas
MFF
steam
Removal
Velocity
Velocity Efficiency
fraction Concentration
(m/s)
(%)
(%)
(%)
(mg/m 3)

DF）除去性 能試験結果 （ＪＡＶ Ａ試験）（1／ 2）

Temp.

エアロ ゾ ル（Gas Composition

3

Pressure

表 3.3.2-4
Test-No.

）除去 性能試験結 果（ＪＡ ＶＡ試験）

MMD

Test
Aerosol

表 3.3.2-3
Test-No.

エアロ ゾ ル（Gas Composition

Volumetric Contaminated
Total
Norm.
Venturi
Gas
MFF
steam
Removal
Velocity
Velocity Efficiency
fraction Concentration
(m/s)
(%)
(%)
(%)
(mg/m3 )DF）除去性 能試験結果 （ＪＡＶ Ａ試験）（2／ 2）

Temp. Gas Flow Gas Composition(μm) (bar abs) (℃)(m 3/h)Volumetric Contaminated
Total
Norm.
Venturi
Gas
MFF
steam
Removal
Velocity
Velocity Efficiency
fraction Concentration
(m/s)
(%)
(%)
(%)
(mg/m3 )別添 3-64DF

3.3.3(1)

ガス 状放射 性よ う素の除去 性能試験 結 果
無機よ う素除 去性 能試験結果
ＪＡＶＡ試 験におけ る 無機よう素 の除去性 能 試験結果を 表 3.3.3-1 に示す。無機よう素の ベンチュ リ スクラバ（ スクラビ ン グ水）への 捕集は化 学 反応によるものであり， その反応 に 影響を与え る因子は ， 「スクラビ ング水の ｐ Ｈ」である。
図 3.3.3-1 に，ス クラ ビング水の ｐＨに対 す る無機よう 素の除去 性 能試験結果を示す。この 結果から ， スクラビン グ水がｐ Ｈの状態に おいて も設 計条件である除去効率 99 ％（ Ｄ Ｆ100）以上 である こと を確認した 。
一般的に無 機よう素 は ，有機よう 素と比べ 活 性が高く， 反応しや す いため，よう素除去部 でも捕集 さ れやすい。 したがっ て ，ベンチュ リスクラ バ によう素除去部を組み合 わせるこ と で，さらに 除去性能 が 高くなるも のと考え ら れる。

Decontamination Factor, [-]NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R4

10000

1000

100

10

1
0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

11

Scrubbing water, [pH]図 3.3.3-1

ｐＨに 対 する無機よ う素除去 係 数

別添 3-65

12

13

14

表 3.3.3-1(2)

Pressure

Temp.

Gas Flow(bar abs)(℃)(m 3 /h)Gas Composition

Scrubbing
Water

(pH)

RemovalEfficiency(%)

有機よ う素除 去性 能試験結果
ＪＡＶＡ

ＰＬＵＳ 試 験における 有機よう 素 の除去性能 試験結果 を 表 3.3.3-2に示す。Ｊ ＡＶＡ

Ｐ ＬＵＳ試験 で得られ た 除去係数を ，過熱度 で 整理したものを図 3.3.3-2 に示す 。

JAVA PLUS Test Results

1000

Decontamination Factor, [‐]NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R3

Test-No.

ベンチ ュ リスクラバ における 無 機よう素除 去性能試 験 結果（ＪＡ ＶＡ試験 ）

100

10

1
0
Superheating, [K]

図 3.3.3-2

ＪＡＶ Ａ ＰＬＵＳ試 験結果

別添 3-66ここで，Ｊ ＡＶＡ ＰＬ ＵＳ試験装 置と実機 に おいては，ベッド厚 さ が異なるため，ベント ガスの吸 着 ベッドにお ける滞留 時 間が異なる 。その補 正 をするために以下に示す 関係を用 い る。

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R4）

図 3.3.3-3

ＪＡＶ Ａ ＰＬＵＳ試 験結果（ 補 正後）

別添 3-67

表 3.3.3-2

VSV inlet Pressure
Pressure in the M/S

Temp.

Gas
Flow

(bar abs)(℃)(kg/s)(bar abs)

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R2

Test-No.

有機よ う 素除去性能 試験結果 （ ＪＡＶＡ

別添 3-68

Gas
Composition(Steam:Air)(vol.%)

ＰＬＵＳ 試 験）
RemovalEfficiency(%)

3.3.4

フィ ルタ装 置の 継続使用に よる性能 へ の影響
フィルタ装 置を継続 使 用すること により， 放 射性物質の 除去性能 に 影響する可能性のある 因子につ い て検討する 。

(1)

エアロ ゾルの 再浮 遊a.
(a)

ベンチ ュリスク ラ バ部
想定す る状態
フィルタ装 置を継続 使 用すると， ベンチュ リ スクラバで 捕集され た エアロ
ゾルにより ，ベンチ ュ リスクラバ 内のエア ロ ゾル濃度は徐々に上 昇 する。ス
クラビング 水の水面 近 傍には，水 沸騰やベ ン チュリノズルを通る ベ ントガス
による気流 により， 細 かい飛沫（ 液滴）が 発 生するが，その飛沫 に エアロゾ
ルが含まれ ていると ， エアロゾル がベンチ ュ リスクラバの後段に 移 行するこNT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R3とが考えら れる。

(b)

影響評 価
ベンチュリ スクラバ の 後段には， 金属フィ ル タが備えら れており ， この金属フィルタ には，ベ ン チュリスク ラバから の 飛沫（液滴）を除去 す るための機構（プレ フィルタ 及 び湿分分離 機構）と 除 去したドレン水をス ク ラビング
水内に戻す ためのド レ ン配管が設 置されて い る。そのため，ベン チ ュリスクラバで発生 した飛沫（ 液滴）は，メインフ ィル タに到達する前に除 去 される。
また，飛沫 （液滴） の 微細化や蒸 発によっ て エアロゾルが放出さ れ る可能性があるが， メインフ ィ ルタにて補 集される 。
以上のとお り，フィ ル タ装置は， ベンチュ リ スクラバで のエアロ ゾ ルの再浮遊に対し て考慮し た 設計となっ ている。

b.
(a)

金属フ ィルタ部
想定す る状態
金属フィル タで捕集 さ れたエアロ ゾルが蓄 積 すると，崩 壊熱によ り フィル
タ部の温度 が上昇し ， 放射性物質 の融点／ 沸 点を超えた場合に液 体 ／気体となる。これ らの液体 ／ 気体がベン トガス流 に より下流に流された 場 合，フィルタ装置下 流側にエ ア ロゾルを放 出するこ と が考えられる。

(b)

影響評 価
金属フィル タに捕集 さ れたエアロ ゾルの崩 壊 熱は，ベン ト中はベ ン トガスの流れによ って冷却 さ れ，ベント 後はベン チ ュリスクラバに捕集 し たエアロ
ゾルの崩壊 熱により 発 生する蒸気 によって 冷 却されることから， 金 属フィル
タの温度は ，エアロ ゾ ルの再浮遊 が起こる よ うな温度（参考：Ｃ ｓ ＯＨの融別添 3-69

点：272.3 ℃）に対 し 十分低く抑 えること が できる。

(2)

ガス状 放射性 よう 素の再揮発a.

ベンチ ュリスク ラ バにおける 無機よう 素 の再揮発(a)

想定す る状態
フィルタ装 置を継続 使 用すると， スクラビ ン グ水の温度 は上昇す る 。スク
ラビング水 の温度上 昇 に伴い，ス クラビン グ 水中に捕集した無機 よ う素が気相中に再揮 発するこ と が考えられ る。

(b)

影響評 価
気液界面（ フィルタ 装 置水面）に おける無 機 よう素の平 衡につい て は温度依存性があ り，スク ラ ビング水の 水温が高 い 方が気相の無機よう 素 の割合がNT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R2増える。し かし，ア ル カリ環境下 では，無 機 よう素とよう素イオ ン の平衡に
より液相中 に存在す る 無機よう素 が極めて 少 なく，無機よう素の 気 相部への移行量は， スクラビ ン グ水の温度 が上昇し て も十分小さい値とな る 。
Ｊ Ａ Ｖ Ａ 試 験 は ， 高 温 の ベ ン ト ガ ス を 用 い て ， 無 機 よ う素 が 気 相 中 に 移 行
し や す い 条 件 で の 試 験 を 実 施 し て お り ， 温 度 上 昇 に よ る影 響 に 配 慮 し た ものとなってい る。

b.
(a)

よう素 除去部に お ける放射性 よう素の 再 揮発
想定す る状態
化学工業の 分野では ゼ オライトに 高温の水 素 を通気する ことによ り 捕集されているよ う素を再 揮 発させる技 術がある 。 よう素除去部に充填 さ れた銀ゼオライトに ，ベント ガ スに含まれ る水素が 通 気されると，捕集さ れ た放射性
よう素が再 揮発する こ とが考えら れる。

(b)

影響評 価
水素による よう素の 再 浮遊は 400 ℃以上の 高 温状態で数 時間程度 ，水素を通気した場 合に起こ る ことが知ら れている 。 一方フィルタ装置に 流 入するガスは 200 ℃以下で あり，銀ゼオライ トに水素 を 含むガスが通過した と しても，
ゼオライト に捕集さ れ ているよう 素が再揮 発 することはない。
また，よう 素除去部 で 捕集した放 射性よう 素 の崩壊熱は ，ベント 中 はベン
トガスによ り冷却さ れ ，ベント後 は系統を 不 活性化するために供 給 される窒素により冷 却される こ とから，よ う素除去 部 の温度上昇は，放射 性 よう素の再揮発が起 こるよう な 温度（400 ℃）に 対し て，十分低く抑える こ とができる。
別添 3-70

(3)フィル タの閉 塞
a.

想定す る状態
炉心損傷後 のベント 時 には，溶融 炉心から 発 生するエアロゾルに 加 え，炉内構造物の過 温などに よ るエアロゾ ル，コア コ ンクリート 反応によ り 発生するＣ
ａＯ ２ 等 の コ ン ク リ ー ト 材 料 に 起 因 す る エ ア ロ ゾ ル 及 び 保 温材 等 の 熱 的 ・ 機 械
的衝撃によ り発生す る 粉塵が，フ ィルタ装 置 に移行する 可能性が あ る。これらのエアロゾ ルの影響 に より，ベン チュリノ ズ ルの狭隘部 や金属フ ィ ルタに付着し，閉塞す ることが 考 えられる。

b.

影響評 価
ベンチュリ ノズルの 狭 隘部を通過 するガス 流 速は，高速となる。 ベ ンチュリ
ノズルの狭 隘部寸法 に 対して，エ アロゾル の 粒子径は極 めて小さ く ，ベンチュ

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R3

リノズルが 閉塞する こ とはない。
金属フィル タには， ベ ンチュリス クラバで 捕 集されなかったエア ロ ゾルが移行する。移 行するエ ア ロゾル量は ，金属フ ィ ルタの許容 負荷量に 対 して十分小さく，金属 フィルタ が 閉塞するこ とはない 。

(4)

薬剤の 容量減 少a.

想定す る状態
無機よう 素はベン チ ュリスクラ バにて薬 剤 （）との反応

により捕集 されるが ， 薬剤の容量 を超える 無 機よう素が 流入した 場 合には，無機よう素は 捕集され ず に下流に流 出される こ とが考えら れる。

b.

影響評 価
スクラビン グ水に含 ま れるの量は，原子炉格 納 容器から放出される 無機よう 素 の量に対し て十分大 き いことから ，容量に 達 することは
ない。

(5)

よう素 除去部 の容 量減少a.

想定す る状態
ガス状放射 性よう素 は ，銀ゼオラ イトに捕 集 されるが，銀ゼオラ イ トの吸着容量に達し た場合に は ，ガス状放 射性よう 素 は捕集され ずに系外 に 放出されることが考え られる。

b.

影響評 価

別添 3-71よう素除去 部で保持 が 可能なガス 状放射性 よ う素の吸着容量（銀 分子 数）は，原子炉格納 容器から 放 出されるよ う素量に 対 して十分大 きいこと か ら吸着容量に達するこ とはない 。

(6)

ベント 時に生 じる スウェリン グによる よ う素除去部 への影響
a.

想定す る状態
スクラビン グ水に蒸 気 が流入する と，スウ ェ リングにより水位が 上 昇する。
その結果， スクラビ ン グ水の水位 は通常待 機 時に比べ上 昇してお り ，よう素除去部の外壁 はスクラ ビ ング水に接 すること と なり，スク ラビング 水 の温度による除去性能 に影響す る ことが考え られる。

b.

影響評 価

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R3ベントガス の温度は ベ ンチュリス クラバ（ ス クラビング水）を通 過 すること
で，スクラ ビング水 の 水温と同じ になって い るものと考 えられ，ことと な る。よって，
スクラビン グ水と接 す るよう素除 去部の外 壁 はスクラビ ング水か ら 入熱される
ため，よう 素除去部 で 蒸気が凝縮 すること は なく，よう 素の除去 性 能への悪影
響はない。

(7)

吸着材 の変質a.

想定す る状態
よう素除去 部の吸着 材 として使用 する銀ゼ オ ライトは，放射線の 照 射環境に長期間晒さ れると， 変 質してよう 素除去性 能 が低下する ことが考 え られる。

b.

影響評 価
フィルタ装 置で想定 さ れる照射量 以上の放 射 線を照射した銀ゼオ ラ イトの性能試験結果 から捕集 性 能を確認し ており，よう 素の除去性 能への悪 影 響はない。

別添 3-72

4.

設備の 維持管理

(1)

点検方 法
a.

機械設備
格納容器圧 力逃がし 装 置の機械設 備につい て は，東海第 二発電所 の 他設備の点検実績等を参 考に，設 置 環境や動作 頻度に対 す る故障及び 劣化モード 等を考慮し て，
適切な周期 で点検（ 時 間基準保全 ）を行う こ とにより， 設備の健全 性を確保す る。
一方，東海 第二発電 所 として保全 の経験が な い設備とし て，高ア ル カリ性のスク
ラビング水 に接液す る 設備が挙げ られる。こ れらの設備 については ，劣化モー ド（腐食等）を考 慮した材 料 選定を行っ ており， 有 意な劣化が 発生する可 能性は小さ いと考えている が，先ず は 初回定期検 査時に点 検 を実施し， その結果を 基に点検周 期を定めるもの とする。
スクラビン グ水の分 析 については ，海外プ ラ ントにおい て窒素封 入 環境下でNT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R2

薬液濃 度の有意 な 変化は認め られてい な い実績があ り，性状に 有意な変化 はな
いものと考 えられる が ，定期検査 毎に実施 す ることとす る。
また，よう 素除去部 に 充填される 銀ゼオラ イ トについて は，試験 を 行い，スクラ
ビング水に よる飽和 蒸 気環境下で保 管した後も 性能基準を 満たしてい ることを確認し た。
東海第二の フィルタ 装 置では，銀 ゼオライ ト のサンプリ ングが可 能 な設計としており，先ず は初回定 期 検査時に性 状の確認 を 行い，その 結果を基に サンプリン グ周期を定める ものとす る 。
機械設備の 点検内容 を 表4-1に示す 。

別添 3-73

表 4-1機 械設備の 点 検内容

設備名

フィルタ装 置点検内容
本体

外観点検（ 内面）

機能確認

漏えい確認

スクラビン
グ水

水質確認

点検周期・ 時期（計 画 ）初回定検（結果に より その後の周期 を決定）
本体内部点検に合わせ
て実施
毎定検

内部構造物
・ベンチュ リノズル

本体

外観点検
初回定検（結果に より そ・金属フィ ルタ・流量制限オリフィス

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R1・よう素除 去部

圧力開放板

機能確認（ よう素除去部 ）
本体
機能確認
本体の後の周期 を決定）
サンプル性 状確認
外観点検
フランジ面 手入れ
漏えい確認

初回定検（結果に より その後の周期 を決定）

外観点検

10 定検毎フランジ部 点検手入 れ

10 定検毎 ，ただし 接液 部

配管については 初回定検（ 結
機能確認

漏えい確認

果によりその後の周期を決定）

弁箱内面点 検手入れ
本体
弁

機能確認

弁体，弁座，弁棒等点

3 定検毎 ，ただし 接液 部

検手入れについては 初回定検（ 結パッキン類 交換

果によりその後の周期

外観目視点 検

を決定）

漏えい確認
作動試験

毎定検（手 動弁を除 く ）内面点検手 入れインペラ，シャフト，
本体

ケーシング等点検手入
れ

4 定検毎

パッキン類 交換ポンプ

外観目視点 検漏えい確認
機能確認

4 定検毎 ，ただし 移送 ポ
作動試験

ンプについては毎月定
期試験

別添 3-74

b.

電気設備
格納容器圧 力逃がし 装 置の電気設 備につい て は，東海第 二発電所 の 他設備の点検実績等を参 考に，設 置 環境や動作 頻度に対 す る故障及び 劣化モード 等を考慮し て，
適切な周期 で点検（ 時 間基準保全 ）を行う こ とにより， 設備の健全 性を確保す る。
電気設備の 点検内容 を 表4-2に示す 。

表 4-2

電 気設備の 点 検内容

対象機器

点検内容

電動機

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R2

電気室
開度計

2 定検毎

分解点検

156 か月毎

設定値確認

リミットス イッチ
電動駆動弁駆動部

外観点検

動作確認

トルクスイ ッチ

点検周期・ 時期（計 画 ）動作確認
取付状態確 認
結線点検
外観点検
指示値確認

2 定検毎

2 定検毎
2 定検毎
2 定検毎

絶縁抵抗測 定
試験・測定

作動試験

1 定検毎

電流測定
電動機
ポンプ電動機
機能確認

c.

外観点検
分解点検

5 定検毎

絶縁抵抗測 定

5 定検毎

作動試験

ただし，移送ポン プに つい

電流測定ては毎月定期試験

計装設備
格納容器圧 力逃がし 装 置の計装設 備につい て は，東海第 二発電所 の 他設備の点検実績等を参 考に，設 置 環境や動作 頻度に対 す る故障及び 劣化モード 等を考慮し て，
適切な周期 で点検（ 時 間基準保全 ）を行う こ とにより， 設備の健全 性を確保す る。
計装設備の 点検内容 を 表4-3に示す 。

別添 3-75

表 4-3
設備名

計 装設備の 点 検内容
点検内容

水位計

特性試験

圧力計

特性試験

外観点検
単体・ループ校 正
外観点検
単体・ループ校 正

点検周期・ 時期（計 画 ）
1 定検毎

1 定検毎

外観点検
温度計

特性試験

電気試験

1 定検毎

ループ校正
外観点検
放射線モニ タ

特性試験

単体・ループ校 正

1 定検毎

線源校正

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R2

外観点検
水素濃度計

特性試験

単体・ループ校 正

1 定検毎

ガス校正

サンプリン グ機器

制御盤

(2)

外観検査

外観点検

1 定検毎

特性試験

計器校正

1 定検毎

機能・性能 検査

作動試験

1 定検毎

分解点検

ポンプ分解 点検

5 定検毎

外観検査

外観点検

1 定検毎

試験方 法
格納容器圧 力逃がし 装 置の機能検 査として ， 「弁開閉試 験」，「移 送ポンプ作 動試験」，「漏えい試験 」 ，「スクラ ビング水 質 確認試験」 及び「よ う素除去部（ 銀ゼオ
ライト）性能確認試 験 」を実施す る。
a.

弁開閉試験
系統が所定 の機能を 発 揮すること を確認す る ため，以下 の弁につ い て開閉試験を実施する。 図 4-1 に 対 象弁を示す 。
・中央制御 室の操作 ス イッチによ る弁開閉 試 験・フレキシ ブルシャ フ トによる人 力での弁 開 閉試験

別添 3-76

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R3

図 4-1

b.

格 納容器圧 力 逃がし装置 機能検査 対 象弁

移送ポンプ作動 試 験
排水設備の うち移送 ポ ンプが所定 の機能を 発 揮すること を確認す る ため，テスト
ラインを使 用して， 移 送ポンプの 作動試験 を 実施する。 移送ポンプ 作動試験の 概要
図を図4-2に 示す。
原子炉棟

付属棟

サプレッション・チェンバ
MO
テストタンク

廃液中和
タンクへ
原子炉隔離時
冷却系真空
ポンプより

移送ポンプ

排水ポンプ

格納容器圧力逃がし装置格納槽

図 4-2注）系統構成は現在の計画

排 水設備（ 移 送ポンプ） 作動試験 概 要図
別添 3-77

c.

漏えい試験（主 配 管）漏えい試験 の試験条 件 ・方法を表4-4に， 試験 概要図を図4-3に示 す。
漏えい試験 の各条件 に ついて下記(a)～(c)に 整理する。

(a)

加圧媒 体
格納容器圧 力逃がし 装 置の最高使 用圧力620 kPa［gage］でのベン ト開 始時の系
統内は窒素 が支配的 で あること， また，ベ ン ト継続中に 漏えい防 止 対象となる放射性物質は 窒素より 分 子量が大き いことか ら ，窒素を加 圧媒体と す ることは妥当であると判 断する。 な お，事故時 に発生す る 水素につい ては，フ ィ ルタ容器のフランジ部等 から漏え い 試験の検出 限界値の 水 素が漏えい した場合 に おいても，長期にわたっ て格納容 器 圧力逃がし 装置格納 槽 内が可燃限 界に到達 し ないこと，系
統内から水 素が漏え い した場合に おいても ， 建屋内につ いては静 的 触媒式水素再結合器によ る処理が ， 建屋外につ いては外 気 への拡散が 期待でき る こと，また，

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R4試験時の安 全性確保 の 観点から， 水素を加 圧 媒体とした 漏えい試 験 は行わない。

(b)

試験圧 力
漏えい試験 では，系 統 内が不活性 状態で維 持 できること を確認す る ため窒素封入圧力kPa［gage］ 以上を試験 圧力とす る 。また，系 統の使用 時 にバウンダリ

機能を維持 できるこ と を確認する ため最高 使 用圧力620 kPa［gage］を試験圧力と
する。

(c)

試験温 度
漏えい試験 では，系 統 の最高使用 温度200 ℃ を模擬する ことが困 難 となることから約180 ℃低い常 温 約20 ℃での 漏えい 確認 となるが，試験温度 に ついては，環境温度が高 い場合， 配 管が熱膨張 した状態 と なり，フラ ンジ部パ ッ キンに圧縮荷重が付加さ れること に よりシール 性が向上 す るものとな ることか ら ，常温での試験環境は， 保守的と な る。

表4-4

漏え い試験 の試 験条件・目 的・方法

加圧
媒体

試験
圧力

簡易
点検

窒素
ガス

kPa［gage］以上（窒素封入 圧力）

本格
点検

窒素
ガス

620 kPa［gage］（最高使用 圧力）試験
温度

試験目的・ 方法

常温

系統内を不活性状態に維持することを目的に，系 統全体 を窒素封入 圧
力（待機状態 ）に加圧 し，著しい漏
えいのない ことを確 認 する。

常温

使用時にバウンダリ機能が維持されているこ とを確認 す るために，系
統全体を最 高使用圧 力 に加圧し，著
しい漏えい のないこ と を確認する。

別添 3-78

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R3

図4-3

d.

漏え い試験 の試 験概要図

スクラビング水 質 確認試験
スクラビン グ水質確 認 試験は，サ ンプリン グラ インから水 を採取・分析 を実施し，スクラビン グ水が規 定 の濃度であ ることを 確 認する。

e.

銀ゼオライト性 能 確認試験
よう 素除 去部 に充 填さ れる 銀ゼ オラ イト につ いて は， 原子 炉停 止期 間中 にベ ント

フィ ルタ 内の 試験 用銀 ゼオ ライ トを 用い てよ う素 除去 性能 試験 を行 い， 規定 の性能が確保され ているこ と を確認する 。

別添 3-79

別紙 1
可燃性ガス の爆発防 止 対策につい て1.

格納容 器圧力逃 が し装置
格納容器 圧力逃 がし装 置の系統 内で可 燃性ガ スの爆発 が発生 した場合，格納 容器圧 力逃がし装置に期待し て いる放射性 物質の低 減 効果が喪失 するおそ れ又はフィル タ装置内で保持している放射 性 物質の外部 への放出 の おそれがあ るため， 設計及び運用 により系
統内での可燃性ガス の 爆発を防止 する。

(1)

考慮す る可燃 性ガ スの種類及 び対策
炉心の著し い損傷を 伴 う重大事故 等時に発 生 するおそれ のある可燃 性ガスとし て，
ジルコニウム－水反 応 ，水の放射 線分解及 び 金属腐食に より発生 する水素が考 えられる＊。これらの反応によって原子炉格納容器内水素濃度は，可燃限界濃度である 4

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R4

vol％を大き く上回 るが ，原子炉格 納容器内 雰 囲気は通常 運転時か ら不活性化（ ドライ
条件で酸素濃度 2.5 vol％以下に管 理）す るこ とに加え， 水の放射線 分解によっ て発生する酸素を考慮し て も酸素濃度 を可燃限 界 であるドラ イ条件 で 5 vol％未満に 管理することで，水素及 び 酸素が同時 に可燃限 界 に到達する ことを防 止する。格納 容器圧
力逃がし装置の系統 内 については ，待機状 態 から系統内 を窒素で 不活性化する ことにより，原子炉格納容 器内 の水素が排 出経路を 通 過する際に おける水 素爆発を防止 する。
また，格納 容器圧力 逃 がし装置の 配管につ い ては，ベン ト時に発生 する蒸気凝 縮で発生するドレン水に よ る閉塞やこ れに起因 す る水素及び 酸素の滞 留を防止する ために，
配管ルートにＵシー ル 部ができな いように 配 置する。新 設部分に ついては水平 配管に
適切な勾配を設ける 。
なお，水素 爆発の条 件 として，水 素濃度 4 vol％かつ酸素 濃度 5 vol％ 以上の条件に加えて，着火源又は 500 ℃以上の 発熱源が 必 要となるが ，原子炉 格納容器内に おける
着火源又は 500 ℃ 以上 の発熱源の 不確かさ が 大きいため ，酸素濃 度を管理する ことで水素爆発を防止する こ ととしてい る。
注記＊：溶融炉心 ・ コンクリー ト相互作 用 によって， 可燃性ガ スである一酸 化炭素が発生する ことが考 え られるが， コリウム シ ールドを設 置するこ と でペデスタル（ド ライウェ ル 部）のコン クリート が 溶融炉心に よって侵 食 されないことから ，一酸化 炭素 は可燃性ガ スとして 考 慮しないこ ととした 。ま た，
仮にペデス タル（ド ラ イウェル部 ）のコン ク リートが床 面及び壁 面 共に 30
cm 侵食した ことを 仮定 した場合に おいても ， 一酸化炭素 の発生量 は 15 ㎏
であり，有 効性評価 シ ナリオ「雰 囲気圧力 ・ 温度による 静的負荷 （ 格納容器過圧・過 温破損）」における水 素発生量 700 kg に対し て十分に 低 いこと及び一酸化 炭素の可 燃 限界濃度が 空気中に お いて 12.5 vol％で ある ことを踏まえると ，考慮不 要 と考えられ る。
別添 3-80

(2)系統の 各運転 状態 における設 計上の考 慮a.
(a)

系統待機状態① ： プラント通 常運転中
水素爆 発防止 対策
プラント通 常運転中 に おいては， 原子炉格 納 容器と同様 に系統内 を 窒素で不活性化する設 計として い る。フィル タ装置か ら 放出端へ至 る配管上 に は，窒素置換
時に大気と 隔離する た め，圧力開 放板を設 け ている。こ の圧力開 放 板は，原子炉格納容器か らの排気 と 比較して， 十分低い 圧 力で開放す るよう設 計 している。

(b)系統に おける 水素 濃度監視
系統におけ る水素濃 度 に関しては ，水素の 発 生がないた め，監視 不 要である。

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R4

この系統状 態におけ る 水素爆発防 止対策概 要 を図 1-1 に 示す。

図 1-1

b.
(a)

水 素爆発防 止 対策（系統 待機状態 ① ）系統待機状態② ： 重大事故等 時，ベン ト 前
水素爆 発防止 対策
炉心の著し い損傷を 伴 う重大事故 等時の原 子 炉格納容器 内雰囲気 は ，蒸気，窒素，水素及 び酸素が 混 合した状態 となるが ， 格納容器ベ ント実施 前 の系統は原子炉格納容器 内からの ガ スの流入は ないため ， 不活性状態 が保たれ る 。

(b)系統に おける 水素 濃度監視
系統におけ る水素濃 度 に関しては ，系統内 に 水素が持ち 込まれな い ため，監視不要である 。
この系統状 態におけ る 水素爆発防 止対策概 要 を図 1-2 に 示す。

別添 3-81NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R4

図 1-2

c.
(a)

水 素爆発防 止 対策（系統 待機状態 ② ）系統運転状態① ： ベント実施 直後
水素爆 発防止 対策
ベント開始 時におい て ，ベントガ ス中の蒸 気 がスクラビ ング水に よ って凝縮された場合， 酸素濃度 が 上昇するこ とで，水 素 爆発が発生 するおそ れ があるが，ベント実施前 から，原 子 炉格納容器 内の酸素 濃 度をドライ 条件で監 視 し，4.3 vol％に到達した 時点でベ ン ト実施する 判断基準 を 設定してい ること及 び 格納容器圧力逃がし装置 系統内は 不 活性化され ているた め ，仮にベン トガス中 の 蒸気全てがス
クラビング 水によっ て 凝縮された 場合にお い ても水素爆 発は発生 し ない。なお，
このベント 実施判断 基 準について は，酸素 濃度 の可燃限界 である 5 vol％に対し，酸素濃度監 視設備（ 格 納容器内酸 素濃度（ Ｓ Ａ））の 測定誤差 であ る±0.6 vol％及び 0.1 vol％の余 裕 を考慮して 設定した 。 また，原子 炉格納容 器 内の気体については，格 納容器ス プ レイ及び温 度差によ る 自然対流効 果によっ て 均一に撹拌されており，濃度 分布がな いため，酸素濃 度監視設 備（格納容器内 酸素濃度（ＳＡ））
により原子 炉格納容 器 全体の濃度 を代表し て 監視するこ とができ る 。

(b)系統に おける 水素 濃度監視
系統におけ る水素濃 度 に関しては ，原子炉 格 納容器から 可燃限界 を 超えた水素が流入する が，原子 炉 格納容器内 の酸素を 可 燃限界未満 で管理し て いることから監視不要で ある。

(c)

対向流 による 空気 の流入
フィルタ装 置内が負 圧 に至るよう な状況下 で は，対向流 が発生す るこ とにより，
別添 3-82

フィルタ装 置内に空 気 が流入する おそれが あ る。しかし ながら， 格 納容器ベント
実施時にお けるスク ラ ビング水沸 騰までの 間 ，ベントガ ス中の蒸 気 がスクラビン
グ水によっ て凝縮さ れ た場合にお いても， 蒸 気の供給が 継続的に 行 われるためフィルタ装置 内が負圧 に ならないこ と及び非 凝 縮性ガスの 排出は継 続 されることから，対向流 は発生し な い。
(d)

枝管に おける 水素 及び酸素の 蓄積につ い て
原子 炉 格 納 容 器 内 の 水 素 濃 度 に つ い て は ， ド ラ イ 条 件 に 換 算 し て ， 5 vol％ 未
満に管理す ることか ら ，ベント実 施中にお い て，仮に枝 管におけ る ベントガスの蓄積があっ た場合に お いても，枝 管での水 素 爆発は発生 しないと 考 えられるが，万が一，枝 管内での 成 層化等によ って混合 ガ スの濃度が 変化した 場 合，枝管での水素爆発の 脅威が存 在 する。その ため，枝 管 内での混合 ガスの蓄 積 評価を実施する。枝管に おける水 素 及び酸素の 混合ガス の 蓄積の評価 について 「 ＢＷＲ配管における混合 ガス(水 素・ 酸素)蓄積防 止に関 する ガイドライ ン（第 3 版 ）」（日本

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R5

原子力技術 協会）に 基 づき，上向 きの枝管 に 対して評価 を実施す る 。なお，ガイ
ドラインで は，下向 き の枝管に対 しては， 水 封されるこ とで混合 ガ スが蓄積しないと評価さ れている た め対象外と した。
枝管長さ（L）を枝 管内 径（D）で除 するこ とに よって規格 化した不 燃 限界長さ
（L／D）の 数値によ って ，枝管内に 混合ガス が蓄 積する可能 性の有無 を 判断する。
不燃限界長 さ（L／D） の数値が 4 以下で あれ ば混合ガス の蓄積が 発 生しないとされている。 評価結果 を 表 1-1 に示 す。
ドライウェ ル側第一 弁 のバイパス ライン， 原 子炉建屋ガ ス処理系 ラ イン及び第二弁バイパ ス弁につ い ては，混合 ガスが蓄 積 する可能性 がある結 果 となった。そのため，図 1-3～ 図 1-7 に示すよ うに，ベ ン トラインを 設置し， 混 合ガスが蓄積することの ない設計 と する。また ，フィル タ 装置に接続 される枝 管 については，
不燃限界長 さ（L／D） を考慮して ，必要に 応 じてベント ラインを 設 置する設計とする。
(e)

圧力開 放板の 下流 における水 素爆発に つ いて
原子炉格納 容器から 圧 力開放板ま では不活 性 化されてい ること及 び 原子炉格納容器内の酸 素濃度を ド ライ条件で 可燃限界 未 満に維持す ることで ， 高濃度の水素雰囲気にお いても水 素 爆発は発生 しないが ， 圧力開放板 以降につ い ては，不活性化していな い範囲で あ るため，高 濃度の水 素 と空気が触 れること で 水素爆発のおそれがある 。しかし な がら，ベン ト実施直 後 は，原子炉 格納容器 か らのベントガスによって 系統内の 窒 素が押し出 され，圧 力 開放板以降 の空気が 排 出されることから，放出 端までの 範 囲で高濃度 の水素が 空 気と触れず ，水素爆 発 が発生することはないと 考えられ る 。また，放 出端から 先 については ，大気で あ るものの，大気中には着 火源等が な く，水素爆 発は発生 し ないと考え られる。
別添 3-83

表 1-1

主 ラインか ら 分岐する枝 管の閉止 端 までの長さ と口径等
配管

枝管内径

L／D

L（m）

D（m）

（－）

上

2.525

0.0495

51.0

有

上

2.289

0.049546.2

有③ 原子炉建屋ガス処理 系 ライン

上

2.051

0.59063.47

無④ 換気空調系ライン

斜上

4.956

0.5856

8.46

有⑤ 第二弁バイパス弁（ 下 流側）

上

7.043

0.4286

16.4

有

下

－

－

評価対象外

無

下

－

－

評価対象外

無

⑧ 耐圧強化ベントライ ン

水平

－

－

評価対象外

無

⑨ フィルタ装置排気管 ド レンライン

下

－

－

評価対象外

無

分岐箇所 ＊

分岐
方向

①

②

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R6

混合ガス

枝管長さ

⑥

⑦

ドライウェル側第一 弁 バイパスライン（上流側）
ドライウェル側第一 弁 バイパスライン（下流側）

サプレッション・チ ェ ンバ側
第一弁バイパスライ ン （上流側）
プレッション・チェ ン バ側
第一弁バイパスライ ン （下流側）

注記

蓄積
可能性

＊： フィルタ 装 置に接続さ れる枝管 に ついては， 不燃限界 長 さ（L／D） を考慮し，必要に応じ てベント ラ インを設置 する設計 と する。

変更前

変更後

ベントライン追設
上 向 き の枝
（混合ガス蓄積可能性範囲）

原 子 炉 格 納 容器 よ り

フィルタ装置へ 原子炉格納容器より

フ ィル タ ベ ン ト 主 ラ イ ン

図 1-3

フィルタベント主ライン

枝 管へのベ ン トラインの 追設（混 合 ガス蓄積防 止）

別添 3-84

フィルタ装置へ排気筒：ベントライン設置

換気空調系へ
AO

圧力開放板

AO

④

MO

原子炉格納容器

⑧

①

AO

AO

AO

(a)

⑥

MO

＊1

AO

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R3

窒素供給
ライン

地下格納槽

第二弁操
作室遮蔽
差圧計
＊3

⑤

(d)

サプレッション・チェンバ

＊2

原子炉建屋
ガス処理系へ③

ドライウェル

＊4
＊5
＊6

耐圧強化
ベント系

⑦
＊5

＊3

DPI

MO

＊4

不活性ガス系＊2

MO

MO

原子炉圧力容器＊7②⑨

放射線モニタ

(c)

(b)

MO

RE

水素濃度計
H2E

RE

＊1
遠隔人力
操作機構
＊6
＊7
＊8

ドレンポット

空気ボンベ

窒素供給
ライン

フィルタ装置補給水ライン

MO
原子炉隔離時冷却系
真空ポンプより

＊8
原子炉建屋
付属棟

原子炉建屋原子炉棟

廃棄物
処理設備へ

付属室
MO

原子炉建屋付属棟
格納容器圧力逃がし装置格納槽

図 1-4

図 1-5

ベ ントライ ン 設置概要図

枝 管へのベ ン トラインの 追設アイ ソ メ図別添 3-85

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R3

図 1-6

枝 管へのベ ン トラインの 追設アイ ソ メ図

図 1-7

枝 管へのベ ン トラインの 追設アイ ソ メ図別添 3-86

この系統状 態におけ る 水素爆発防 止対策概 要 を図 1-8 に ，酸素濃 度 監視設備（格納容器内酸 素濃度（ Ｓ Ａ））の概 要図を図 1-9 に，有効 性評価シナ リオ「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） 」におけ る 原子炉格納 容器の気 相 濃度の推移 を図 1-10 及 び図 1-11 に示す。なお， 図に示す 原 子炉格納容 器の水素 及 び酸素の気 相濃度につ いては，Ｍ ＡＡ
Ｐ解析に基 づく水－ ジ ルコニウム 反応によ り 発生する水 素に加え， ＭＡＡＰ解 析で考慮してい ない水の 放 射線分解に よって発 生 する水素及 び酸素につ いても考慮 して

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R3

いる。

図 1-8

水 素爆発防 止 対策（系統 運転状態 ）別添 3-87

原子炉建屋付属棟

中央制御室

演算装置

指示

窒素ボンベ
緊急対策所
記録
ドライウェル

MO

コイル
ME

MO

H2E

MO

SV

電源
冷却器
圧縮機

O2E

ガスサンプラCOE

タンク

サプレッション・チェンバNT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R5

ガスサンプリング装置A

MO

コイル
ME

MO

H2E

MO

SV

電源
冷却器
圧縮機

O2E

COE

タンク

ガスサンプリング装置B
【凡例】
検出器信号
サンプリングライン
パージガスライン
トレースヒータ
キャビネットヒータ範囲

計測周期

ME:湿度検出器
H2E：水素濃度検出器
O2E:酸素濃度検出器
COE：一酸化炭素濃度検出器

MO

SV

空気作動弁

背圧弁

電磁弁

逆止弁

電動弁

：サ ン プリング装 置は，原 子 炉格納容器 内ガスの サンプリング から，測定，排出 までの工 程 を約 3 分で 行う。

中央制御室指示：ド ラ イ条件及び ウェット 条 件での濃度 を表示す る。
図 1-9

酸素濃度監 視 設備（格納 容器内酸 素 濃度（ＳＡ ））に関 す る系統概要 図

別添 3-88非凝縮性ガスが排出された以降はほぼ蒸気雰囲気となる
事 象 発 生 19 時 間 後 に サ プ レ ッ シ ョ ン ・ プ ー ル 水 位 が
通 常 水 位 6.5 m 到 達 す る こ と に よ り ベ ン ト 実 施
ベ ン ト 実 施 に よ り サ プ レ ッ シ ョ ン・プ ー ル 水 が 減 圧 沸騰し，非凝縮性ガスは速やかに排出される
ベ ン ト 実 施 時 の 酸 素 濃 度 は ，ド ラ イ 条 件 で 2.2 vol％ で あり ， ベ ン ト 実 施 基 準 の 4.3 vol％ に 到 達 し て い な い

図 1-10「 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 ） 」 に お け る ド ラ イ ウ ェ ル の 気 相 濃 度の 推 移 （ ウ ェ ッ ト

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R2条件）

非凝縮性ガスが排出された以降はほぼ蒸気雰囲気となる
ジルコニウム－水反応によって水素が発生することで事象初期から窒素及び酸素濃度が低下する。
そ の 後 ，サ プ レ ッ シ ョ ン・プ ー ル 水 の 沸 騰 ま で は ，
サプレッション・チェンバにおける非凝縮性ガスの発生はほとんどないこと及びドライウェルから流入する蒸気はサプレッション・プールにより凝縮 さ れ る こ と か ら ，濃 度 に 有 意 な 変 化 は 現 れ な い 。
サプレッション・プール水の沸騰後は，水蒸気濃度が上昇するため，非凝縮性ガス濃度は低下する
事 象 発 生 19 時 間 後 に サ プ レ ッ シ ョ ン ・ プ ー ル 水 位が 通 常 水 位 6.5 m 到 達 す る こ と に よ り ベ ン ト 実 施
ベ ン ト 実 施 に よ り サ プ レ ッ シ ョ ン・プ ー ル 水 が 減 圧
沸騰し，非凝縮性ガスは速やかに排出される
ベ ン ト 実 施 時 の 酸 素 濃 度 は ，ド ラ イ 条 件 で 2.0 vol％ で あ り ，
ベ ン ト 実 施 基 準 の 4.3 vol％ に 到 達 し て い な い

図 1-11「 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 ） 」 に お け る 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）d.
(a)

系統運転状態② ： 非凝縮性ガ ス排出（ ベ ント開始後 1 時間程 度）後
水素爆 発防止 対策
ベント実施 に伴うサ プ レッション ・プール 水 の減圧沸騰 により， 可 燃性ガスを含む非凝縮 性ガスが 排 出された以 降の原子 炉 格納容器は ，ほぼ水 蒸 気で満たされた状態とな り，系統 へ 流入するベ ントガス も ほぼ水蒸気 となるこ と から，水素爆
発は発生し ない。
別添 3-89

(b)系統に おける 水素 濃度監視
系統におけ る水素濃 度 については ，ベント ガ スがほぼ蒸 気となっ て いることから，監視不 要である 。

(c)

対向流 による 空気 の流入
原子炉格納 容器及び 系 統から非凝 縮性ガス が 排出された 以降は，仮 に対向流が発生した場 合であっ て も，原子炉 格納容器 及 び系統内は ほぼ蒸気 で 満たされている状態とな るため， 水 素爆発は発 生しない 。
この系統状 態におけ る 水素爆発防 止対策概 要 は図 1-8 と 同様であ る 。

e.
(a)

格納容器ベント 停 止後
水素爆 発防止 対策
格納容器ベ ント停止 後 ，スクラビ ング水の 放 射線分解に より水素 及 び酸素が発生するため ，第一弁 の 下流から窒 素供給装 置 等による窒 素供給を 実 施し，系統のNT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R3

パージを継 続するこ と で，水素爆 発を防止 す る。
(b)系統に おける 水素 濃度監視
系統におけ る水素濃 度 に関しては ，窒素供 給に よる系統パ ージ停止 後 において，水素が長期 的に系統 内 に滞留しな いことを 確 認するため ，監視を 実 施する。

(c)

スクラ ビング 水の 放射線分解 による酸 素 発生
ベント停止 後におい て ，スクラビ ング水の 放 射線分解に よって発 生 する酸素については，スクラビ ング 水中の放射 性物質の 崩 壊熱によっ て発生量 が 変化するが，蒸気の発生 量も崩壊 熱 によって変 化する比 例 関係にあり ，以下の と おり，酸素濃度は 0.1 vol％未満 と なるため系 統内で水 素 爆発するこ とはない 。
・スクラビ ング水の 沸 騰を考慮し ，酸素発 生 量のＧ値は 0.2 とす る 。
・スクラビ ング水の 放 射線吸収割 合は 1.0 と する。
○蒸気 発生量 ＝［ 崩壊 熱（MW）］×1000／（ ［飽和 蒸気比 エン タル ピ］－ ［飽和水比エンタ ルピ］）×1000／分子量×22.4×10 -3 ×3600＝［崩壊熱（MW）］×1000／（2675.57－419.10）×1000／18×22.4×
10 -3 ×3600＝1985.4×［崩 壊熱（MW）］ Nm 3 /h
○酸素発生 量＝［ 崩壊熱（MW）］×10 6 ×［Ｇ値 ］／100／（1.602×10 -19 ）／（6.022×10 23 ）×22.4×10 -3 ×3600×［ 放射線吸収 割合］＝［崩壊熱（MW）］×10 6 ×0.2／100／（1.602×10 -19 ）／（6.022×10 23 ）×22.4×10 -3 ×3600×1＝1.68×［崩壊 熱（MW）］ Nm 3 /h
○酸素濃度 ＝酸素発 生 量／（蒸気 発生量＋ 酸 素発生量）＝0.085 ％(d)

移送ラ イン使 用時 における原 子炉格納 容 器内への空 気流入の 影 響について
別添 3-90

格納容器ベ ント停止 後 は，図 1-12 に示すと おり，移送 ポンプを 用 いてスクラ
ビング水を サプレッ シ ョン・チェ ンバへ移 送 することと している 。 スクラビング
水を移送す る際には ， 移送ポンプ 下流側配 管 のうち水張 りを行っ て いない範囲の空気がスク ラビング 水 と共にサプ レッショ ン ・チェンバ へ流入す る が，ベント停止後の原子 炉格納容 器 は窒素供給 により不 活 性化されて おり，さ ら に可燃性ガス
濃度制御系 によって 原 子炉格納容 器内の水 素 濃度を可燃 限界未満 に 維持するた め，
空気の流入 による影 響 はない。

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R3

この系統状 態におけ る 水素爆発防 止対策概 要 を図 1-13 に 示す。

図1-12

図 1-13

移 送ライン 系 統概要図

水 素爆発防 止 対策（ベン ト停止後 ）別添 3-91

2.

格納容 器圧力逃 が し装置格納 槽
フィルタ容器に設置 す るフランジ 部に使用 さ れるガスケ ットにつ いては，ヘリウ ムリーク試験における石 鹸 水発泡法に よる試験 を 実施し，漏 えいが検 出されないこ とを確認しているものの，検 出限 界未満の漏 えいが生 じ ている可能 性は否定 できない。こ のため，
炉心の著しい損傷が 発 生した場合 において ， 格納容器圧 力逃がし 装置による格 納容器ベントを実施する場合 に は，原子炉 格納容器 内 又はフィル タ容器内 で発生した水 素が，フィルタ容器から格納 容 器圧力逃が し装置格 納 槽に漏えい し，可燃 限界に到達す るおそれがある。しかしなが ら ，以下に示 すとおり ， 保守的な条 件を仮定 した評価によ っても，
格納容器圧力逃がし 装 置格納槽内 の水素濃 度 は，事象発生 7 日後において，約 1.2×10 -3
vol％程度で あり，長 期 にわたり可 燃限界で あ る 4 vol％ に到達す ることはない 。さらに，事象発生 7 日後以降 に ついては， 外部支援 等 によって， 原子炉格 納容器除熱機 能を復旧させ，格納容器ベン ト の停止及び スクラビ ン グ水の移送 による格 納容器圧力逃 がし装置

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R5格納槽への水素漏え い 防止，ハッ チ及び遮 蔽 扉開放によ る格納容 器圧力逃がし 装置格納
槽の換気が実施でき る 。
以上のことから， 格 納容器圧力 逃がし装 置 格納槽で水 素爆発が 発生すること はない。
(1)

評価シ ナリオ
評価シナリ オは，炉 心 損傷を伴う 有効性評 価 事象のうち ，格納容器 ベント実施 時のウェット条件におけ る 水素濃度が 最も高い シ ナリオであ る「雰囲 気圧力・温度 による静的負荷（格納容器 過 圧・過温破 損）（代替 循 環冷却系が 使用でき な い場合）」と する。
ま た ， 当 該 シ ナ リ オ で は ， 図 1-14及 び 図 1-15に 示 す と お り ， 格 納 容 器 ベ ン ト 実 施 1
時間程度で原子炉格 納 容器内雰囲 気は蒸気 100 vol％雰囲 気となる ものの，保守 的に高濃度の水素が7日間 継続 して通過す ることを 仮 定して評価 を実施す る。

(2)

評価
評価条件を 表1-2に 示す 。
a.

漏えい条件
漏えい条件 は，
「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 系が使用 で きない場合）」にお ける 格納容器ベ ント実施前 の最大水素 濃度である30 vol％（ウ ェ ット条件） とし，そ の 他のガス組 成について は，水蒸気 として取り扱う 。また， 漏 えいした水 蒸気につ い ては，保守 的に全て凝 縮するもの として評価を実 施する。 な お，格納容 器ベント 実 施時の水素 濃度は，ド ライ条件に おいても30 vol％以下で あ り，漏えい した水蒸 気 の凝縮を考 慮する場合 ，ウェット 条件の方が保守 的な評価 と なる。
漏えい率に ついては ， フィルタ容 器に使用 さ れるガスケ ットのヘ リ ウムリーク試
験における 石鹸水発 泡 法による試 験に基づ き ，保守的に620 kPa［gage］，200 ℃の条件下にお いて，検 出 限界値の水 素漏えい が あるものと 仮定する。
別添 3-92スクラビン グ水の放 射 線分解によ って発生 す る水素につ いては，発生 量が少なく，フィルタ容 器を通過 す る水素濃度30 vol％ の 保守性に包 絡されるた め，考慮し ない。
b.

格納容器圧力逃 が し装置格納 槽の条件
格納容器圧 力逃がし 装 置格納槽の 条件は， 乾 燥空気にお けるガス 組 成とする。
空間容積に ついては ， 躯体図から 算出した 数 値（フィル タ容器分 除 く）に対し，
機器配管分 の低減率 と して，0.7を 乗算し て算 出する。

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R4

非凝縮性ガスが排出された以降はほぼ蒸気雰囲気となる

事 象 発 生 19 時 間 後 に サ プ レ ッ シ ョ ン・プ ー ル 水 位が 通 常 水 位 6.5 m 到 達 す る こ と に よ り ベ ン ト 実 施
ベント実施によりサプレッション・プール水が減
圧沸騰し，非凝縮性ガスは速やかに排出される

図 1-14「 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）」における ドライウ ェ ルの気相濃 度の推移 （ ウェット条
件）

非凝縮性ガスが排出された以降はほぼ蒸気雰囲気となる
ジルコニウム－水反応によって水素が発生すること で 事 象 初 期 か ら 窒 素 及 び 酸 素 濃 度 が 低 下 す る 。その 後 ，サ プ レ ッ シ ョ ン ・ プ ー ル 水 の 沸 騰 ま で は ，サプ レ ッ シ ョ ン・チ ェ ン バ に お け る 非 凝 縮 性 ガ ス の 発
生はほとんどないこと及びドライウェルから流入
す る 蒸 気 は サ プ レ ッ シ ョ ン ・プ ー ル に よ り 凝 縮 さ れる こ と か ら ，濃 度 に 有 意 な 変 化 は 現 れ な い 。サ プ レ
ッ シ ョ ン・プ ー ル 水 の 沸 騰 後 は ，水 蒸 気 濃 度 が 上 昇するため，非凝縮性ガス濃度は低下する
事 象 発 生 19 時 間 後 に サ プ レ ッ シ ョ ン・プ ー ル 水 位が 通 常 水 位 6.5 m 到 達 す る こ と に よ り ベ ン ト 実 施
ベント実施によりサプレッション・プール水が減
圧沸騰し，非凝縮性ガスは速やかに排出される

図 1-15「 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）」における 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）
別添 3-93

表1-2

評価 ①にお ける 評価条件

項目

条件

備考

雰囲気圧力・温 度によ る 炉心損傷を伴う事象 の うち，
静的負荷（ 格納容器 過評価シナリ オ

格納容器ベント実施 時 のドラ

圧・過温破 損）（代 替循 イ条件における水素 濃 度が最環冷却系が 使用でき なも高いシナリオを選 定

い場合）
水素濃度
水蒸気濃度
（漏えい時 ）
水蒸気濃度

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R4

（漏えい後 ）
漏えい条件

30 vol％70 vol％0 vol％

格納容器ベント実施 前 の最大水素濃度として設定
保守的な条件として，フィル
タ装置から漏えいする水素以外の気体は，全て水蒸気として取扱い，漏えい後は水蒸気

酸素濃度

0 vol％

が全て凝縮することを仮定し

窒素濃度

0 vol％て設定
保守的に 7 日間継続 し て高濃

漏えい時間

168 時間度の水素が通過する こ とを仮
定して設定

漏えい率

3.08×10 -2 mL/s
（1.11×10 -4 m 3 /h）

ガスケット漏えい試 験 の検出限界値（620 kPa，200 ℃，水素条件）を踏まえて 設 定
躯体図から算出した 空 間容積

格納容器圧 力

空間容積525 m 3

逃がし装置
格納槽の条 件

濃度算出条 件（フィルタ容器除く ）に対し，
機器配管分の低減率 0.7 を考
慮して設定

窒素濃度

79 vol％

空気中のガス組成を 踏 まえて

酸素濃度

21 vol％設定

水素の密度0.0899

窒素の密度

1.25

酸素の密度

1.43

格納容器圧力逃がし 装 置格納槽から大気への水素の 漏 えい
スクラビング水の放 射 線分解
によって発 生する水 素

考慮しない

標準状態の条件とし て 設定

保守的な条 件として 設 定
フィルタ容器を通過 す る水素

考慮しない

濃度 30 vol％の保守 性 に包絡されることを踏まえ て 設定

別添 3-94

c.

格納容器圧力逃 が し装置格納 槽への漏 え い評価
フィルタ容 器から格 納 容器圧力逃 がし装置 格 納槽へ漏え いする水 素 量は，以下の式で算出す る。
水素漏えい 量＝

漏 えい率×水素濃 度×漏 えい時間＝

1.11×10 -4 ×0.3×168＝

約 5.60×10 -3 m 3式（1）

格納容器圧 力逃がし 装 置格納槽内 での水素 濃 度を評価す るため，式（1）で得た結果を mol 数 に換算す る 。
水素の物質 量＝密 度×体積×割合／ 分子 量＝0.0899×5.60×10 -3 ×1／（2×10 -3 ）＝約 0.26 mol式（2）次に，格納 容器圧力 逃 がし装置格 納槽側の 気 体の物質量 を算出す る 。

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R5酸素の物質 量窒素の物質 量＝密 度×体積×割合／ 分子 量＝1.43×525×0.21／ （32×10 -3 ）＝約 4.9×10 3 mol＝

密 度×体積×割合／ 分子 量＝1.25×525×0.79／ （28×10 -3 ）＝約 1.8×10 4 mol

式（3）

式（4）

式（1）～式 （4）の 結 果を踏まえ ，格納容 器 圧力逃がし 装置格納 槽 の水素濃度は以下のとお りとなる 。
水素濃度＝

水素 の 物質量／（ 水素の物 質量 ＋酸素の物 質量＋窒 素 の物質量）
式（5）

×100
＝

0.26／ （0.26＋ 4.9×10 3 ＋1.8×10 4 ）×100＝

約 1.2×10 -3 vol％別添 3-95

3.

窒素供 給装置の 容 量
窒素供給装置の窒素 容 量は，下記 ①及び② を 考慮して設 定してい る。
①

ベント停止後，原 子炉格納容 器内の水 素 濃度を4 vol％（水素 の可燃限界温 度）未満あるいは 酸素濃度 を5 vol％（水 素を燃焼 さ せる下限濃 度）未満 に 維持②

ベント停止後の 格 納容器圧力 逃がし装 置 における水 素滞留防 止のため，窒 素の供給を行い，格納容器 圧 力逃がし装 置の系統 内 の水素濃度 を4 vol％（ 水素の可燃 限界温度）未満 あるいは 酸 素濃度を5 vol％（ 水素 を燃焼させ る下限濃 度 ）未満に維 持

窒素供給装置の主要 な 仕様を表1-3に示す 。

表1-3
窒素容量

約200 Nm 3 /h

窒素純度99.0 vol％ 以上

窒素供給圧 力NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R4

窒素 供給装 置の 主要仕様

0.5 MPa（窒 素供給 装置 出口にて）以下に，窒素供給装 置 の窒素供給 量の設定 に ついて示す 。
(1)

原子炉 格納容 器に おける窒素 供給装置 の 容量
ベント開始 後に原子 炉 格納容器内 で発生す る 水素及び酸 素は，サプ レッション ・プールに移行した放射 性 物質による 水の放射 線 分解による ものが支 配的となる。 ベント
シーケンスである「 雰 囲気圧力・温度によ る 静的負荷（ 格納容器 過 圧・過温破 損）（代替循環冷却系を使用 で きない場合 ）」にお け るＭＡＡＰ 解析に基 づき評価した 水素及び酸素の発生量を表 1-4に示す。な お，水素 及 び酸素の発 生量算出 については，以下の式により算出した。 ベ ント後の格 納容器除 熱 によって原 子炉格納 容器内は非沸 騰状態にあることを想定し ， 水素発生量 のＧ値は 0.25，酸素発生 量のＧ 値は 0.125とする 。
a.

発生水素（酸素 ） 分子数［分 子数／J］＝Ｇ値［分 子/100 eV］ /100/（1.602×10 -19 ［ J］）b.

水素（酸素）発 生 量［分子数/s］＝崩壊熱［MW］×10 6 ×発生水素（ 酸素）分 子 数［分子数/J］×放射 線吸収割合c.

水素（酸素）発 生 量［m 3 /h］＝水素（酸 素）発生 量 ［分子数/s］/（6.022×10 23 ）×22.4×10 -3 ×3600

別添 3-96表1-4

想定 事象に おけ る原子炉格 納容器内 の 水素及び酸 素の発生 量放射性物質 移行量

放射線対象

発生量［m 3 /h］ ＊ 2

吸収割合

割合［％］

崩壊熱［MW］

水素酸素

炉心部（コ リウム）

0.1 ＊ 1

62.0

6.100

1.27

0.64

炉心部（コ リウム以 外 ）

1.0

9.0

0.889

1.85

0.93

1.0

0.3

0.030

0.06

0.04

サプレッシ ョン・プ ー ル

1.0

26.0

2.550

5.33

2.67

合計

－

97.3

9.569

8.51

4.28

ドライウェル及びペデス
タル部

注：ベント停止は 事 象発生 7 日 後とし， 7 日後の崩壊 熱として 10 MW を想定 する。

注記＊1：炉心部 では β線が燃料 被覆管で 吸 収されるこ とを考慮 し，放射線吸 収割合
を 0.1 とし ている。
＊2： 酸素濃 度を 厳しく評価 するため ， 水素発生量 は小数点 第 3 位を切り 下げ，

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R5

酸素発生量 は小数点 第 3 位を切り 上げる。

この結果 より，酸 素 濃度を5 vol％（水素 を 燃焼させる 下限濃度）未満に抑え るた
めに必要な 窒素供給 量 xを求める。
酸素発生量＋窒素供給装置からの酸素供給量
水 素 発 生量 ＋ 酸 素 発 生 量 ＋ 窒 素 供 給 装 置 の 供 給 量

4.28
8.51

0.01
4.28

0.05

0.05

91.1（小数点第2位切上 げ）
上記結果よ り，必要窒 素供給量は91.1 Nm 3 /hで ある。窒 素供給装置の1台当たりの
容 量は200 Nm 3 /hであ る こ とか ら ， 原子 炉 格 納 容 器用 の 窒 素供 給装 置 の 必要 台 数 は1台となる。
なお，この 時の水素 は 可燃限界濃 度の4 vol％ を超えるが ，上述の と おり酸素の濃度が5 vol％（水素を 燃 焼させる下 限濃度）を 超えないこ とから水素 が燃焼する こと
はない。

(2)

格納容 器圧力 逃が し装置にお ける窒素 供 給装置の容 量
ベント開始 後に格納 容 器圧力逃が し装置の フ ィルタ装置 で発生する 水素及び酸 素は，
フィルタ装置に移行 し た放射性物 質による 水 の放射線分 解による ものが支配的 となる。
このため，フィルタ 装 置で発生す る水素及 び 酸素の量は ，a. に 示した(a)～(c)の式により算出できる。ス ク ラビング水 は沸騰し て いるものと 想定し， 水素発生量の Ｇ値は0.4，酸素発 生量のＧ 値 は0.2とする 。その他 の 情報につい ては，以 下のとおりと する。
崩壊熱量：0.5 MW（ フ ィルタ装置 の設計条 件 ）別添 3-97

放射線吸収 割合：1.0
以上より， 水素の発 生 量は1.67 m 3 /h， 酸素の 発生量は0.836 m 3 /hと なる。
水素及び酸 素の発生 量 より，酸素 濃度を5 vol％（水素を 燃焼させる 下限濃度）未満に抑えるために必要 な 窒素供給量 を求める 。
酸素発生量

窒素供給装置から の酸素供 給量

水素発生量＋ 酸素発生 量＋窒素 供給装置 の供給量 （ ）

0.836
0.01
1.67 0.836

0.05

0.05

17.8（小数点第2位切上 げ）
上記より，必要窒 素供 給量は17.8 Nm 3 /hとなる 。窒素供給 装置の1台当 たりの容量 は200 Nm 3 /hで あ るこ と か ら， 格 納 容器 圧 力 逃が し装 置 用 の窒 素 供 給装置の 必 要 台数 は1NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R2台となる。

別添 3-98

別紙 2
格納容器圧 力逃がし 装 置の系統設 計条件の 考 え方につい て

1.

系統設 計条件
格納容器圧力逃がし 装 置について は，想定 さ れる事故事 象での使 用条件下にお いて，性能を発揮できる設 計 とするため ，系統設 計 条件を定め ている。 主な系統設計 条件を表

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R4

2-1 に示す。

表 2-1

格 納容器圧 力 逃がし装置 の系統設 計 条件

設計条件

設定根拠

最高使用圧力620 kPa[gage]

最高使用温度

200 ℃

原子炉格納 容器の限 界 圧力を考慮 し 2Pd（ 最高使用圧力 310 kPa[gage]の 2 倍） とする 。
原 子 炉 格 納 容 器の 限 界温 度 を考 慮 し 200 ℃とする。

13.4 kg/s
設計流量の飽和蒸気量（格納容器 圧力を ， ベ ン ト 開 始 圧 力 が 低 い 場 合 （ 310 kPa

310 kPa［gage］［gage］）であって も排 出可能な流 量とする 。

において）想定される フィルタ 装 置に捕集，保持され るフィルタ装置内
発熱量

500 kW

放射性物質の崩壊熱に対して十分な余裕を
見 込 み ， 原 子 炉 定 格熱出 力 の 0.015 ％ に 相当する発熱 量とする 。

エアロゾル
移行量

想定されるフィルタ装置に移行するエアロ
400 kgゾ ル の 量 （ 38 kg） に 対し て十 分 な 余裕 を 見
込み，400 kg とする 。
ＢＷＲプラ ントにお け る代表炉心（ＡＢＷ Ｒ＊

よう素の炉内内蔵量kg）の平衡 炉心末期 を対 象としたＯ ＲＩＧＥ

Ｎ２コード の計算結 果 に対して，東海第二 発
電 所 の 熱 出 力 （ 3293 MW） を考 慮 し て 算出 し
た結果，

耐震条件
注記

基準地震動 Ｓ s にて

kg と す る。

基準地震動 Ｓ s にて 機能 を維持する 。

機能維持＊：炉心比出 力 が高いほど 炉心内蔵 量 が高くなる ことから ，炉心比出力 が高いＡ
ＢＷＲを代 表させ， 1 MW 当りの炉 心内蔵量 を 評価している。また ， ＯＲＩＧ
ＥＮ２コー ドでは， 保 守的に 1 サ イクル 13 か 月（395 日）に対し て ，1 サイ
クル 10000 時間（416 日）の燃焼 期間を仮 定 している。

別添 3-99

格納容器圧力逃がし 装 置の各設計 条件の考 え 方を以下に 示す。

2.

最高使 用圧力及 び 最高使用温 度
格納容器圧力逃がし 装 置は，炉心 の著しい 損 傷が発生し た場合に おいて，原子 炉格納容器の破損を防止す る ため，原子 炉格納容 器 内のガスを 排気する ことにより， 原子炉格
納容器内の圧力及び 温 度を低下さ せること が できる設計 とし，格 納容器圧力が 原子炉格
納容器の限界圧力を 下 回る 620 kPa［gage］（ 2Pd：最高使 用圧力 の 2 倍）に到達 するま
でにベント操作を実 施 することと している 。
有効性評価における 格 納容器圧力 及び格納 容 器温度の推 移から， ベント時に格 納容器
圧力及び格納容器温 度 は限界圧力 を下回る 620 kPa［gage］及び限 界温度を下回る 200 ℃
を下回ることから， 2Pd，200 ℃を 最高使用 圧 力及び最高 使用温度 としている。
有効性評価のうち格 納 容器過圧・過 温破損 モ ード「雰囲気 圧力・温度による静 的負荷

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R4（格納容器過圧・過 温 破損）（代 替循環冷 却 を使用でき ない場合 ）」における 格納容器
圧力及び格納容器温 度 の推移を図 2-1 及び 図 2-2 に示す 。格納容 器圧力の最大 値はベント時の約 465 kPa［gage］，シーケ ンス中の 原 子炉格納容 器の最高 温度は事象開 始直後，破断口から流出する 過 熱蒸気によ り一時的 に 格納容器雰 囲気温度 は約 202 ℃と なるが，原子炉格納容器バウ ン ダリにかか る温度（ 壁 面温度）は 最大でも 約 157 ℃であ り，限界
温度を下回る 200 ℃を 超えないこ とから， 原 子炉格納容 器の限界 圧力及び限界 温度を下回っている。

別添 3-100

代替格納容器スプレイ系 作動（常設）による圧力上昇の抑制

620 kPa［gage］

ベント実施による

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R2

圧力降下

図 2-1

「 雰囲気圧 力 ・温度によ る静的負 荷 （格納容器 過圧・過 温 破損）（代 替循環冷却を使用でき ない場合 ） 」における 格納容器 圧 力の推移

代替格納容器スプレイ系 （常設）作動による温度の低下
ベントの実施（約 19 時 間）
200 ℃

代替格納容器スプレイ系 （常設）停止に伴う温度上昇

図 2-2「 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 替循環冷却を使用でき ない場合 ） 」における 格納容器 温 度の推移

別添 3-101

3.

系統流 量（ベン ト ガス流量）
格納容器圧力逃がし 装 置の系統流 量は，の蒸気流 量をベ

ント開始圧力が低い 場 合（1Pd）に おいて も排 出できるよ う以下の とおり設定し ている。
(1)

蒸気流 量の設 定
重大事故等 発生後の 数 時間で格納 容器圧力 逃 がし装置が 使用される ことはない が，保守的に原子炉停止 後 2 時間～3 時間後に 格 納容器圧力 逃がし装 置が使用され ると考え，その時点での原 子 炉の崩壊熱 としてを設定し，そ れに相当する蒸気流量とす る 。

(2)

格納容 器圧力 の設 定
有効性評価 において 格 納容器圧力 逃がし装 置 のベント開 始圧力 を 1Pd～2Pd としており，格納容器圧力 が 低い方が蒸 気排出条 件 が厳しくな るため， 格納容器圧力 は 1Pd

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R4

とする。

(3)

系統流 量の算 出(1)及び(2)の組合せ に より，系統 流量を設 定 する。系統 流量は式（1）により算 出する。崩壊熱は，保守 的 に注水され た水を蒸 発 させるエネ ルギーに 全て寄与する 評価とし，サプレッション ・ プール等へ の熱の移 行 は考慮しな い。さら に，原子炉圧 力容器に注水された水の蒸 発 によって発 生した蒸 気 についても ，保守的 にサプレッシ ョン・
プール等による凝縮 を 考慮せず， 系統流量 と して取り扱 う。

0.01／

3600／ 1000

式（1）

ここで，
：系統流 量（t/h）：定格熱 出力（3293×10 3 kW）：1Pd に おける飽 和 蒸気の比エ ンタルピ （2739 kJ/kg）：60 ℃ ＊ に おける飽 和水の比エ ンタルピ （251 kJ/kg）
注記＊： 原子炉圧 力 容器に注水 する水温 を 保守的に高 めに設定 し た温度（重大事故等対 処設備と し て期待する 水源（最 大 35 ℃）を包 含する値）

以上より， 系統流量 は 48 t/h とな ることか ら ，48 t/h を ㎏/s へ単位 換算し，保守的に切り上げた 13.4 kg/s を格納 容器圧力 1Pd の時の系 統流量と する。系統流 量は，配管設計やオリフィ ス の設計条件 として使 用 する。
なお，格納 容器圧力 が 1Pd より高 い圧力で ベ ントする場 合には，そ の時の格納 容器
圧力と系統全体の圧 力 損失から系 統流量が 決 まり，格納 容器圧力 が 1Pd 以上に なれば系統流量も 13.4 kg/s 以上となり ，より蒸 気 を排出しや すい状況 となる。

別添 3-102

4.

フィル タ装置内 発 熱量
格納容器圧力逃がし 装 置のフィル タ装置内 発 熱量は，原 子炉定格 熱 出力の 0.015 ％に相当する崩壊熱であ る 500 kW に設 定してい る 。
ＮＵＲＥＧ－１４６ ５ における格 納容器ソ ー スタームに 基づき， ドライウェル ベント
時に原子炉格納容器 か らフィルタ 装置に移 行 するＦＰに よる崩壊 熱を評価する 。
フィルタ装置内発熱 量 は以下の式 で表され る 。
【フィルタ装置内発 熱 量】＝【①ベン ト時の原 子 炉の崩壊熱 】
×【②ＦＰの原 子炉格 納容器への 放出割合 】
÷【③原子炉格 納容器 内のＤＦ】
×【④フィルタ 装置に 蓄積するＦ Ｐの崩壊 熱 への寄与割 合】

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R3①

ベント時の原子 炉 の崩壊熱
重大事故等 発生後の 数 時間で格納 容器圧力 逃 がし装置が 使用され る ことはない が，保守的に原 子炉停止 後 約 2 時間～ 3 時間 後に 格納容器圧 力逃がし装 置が使用さ れると考え，そ の時点で の 原子炉の崩 壊熱とし て ，

②

とする 。

ＦＰの原子炉格 納 容器への放 出割合
ＮＵＲＥＧ －１４６ ５ に基づき， 揮発性核 種 のうち原子 炉格納容 器 への放出割合が最も大き いＨａｌ ｏ ｇｅｎ（Ⅰ）の放出 割合 である 61 ％で代表さ せる。
（表 2-2）③

格納容器内のＤ Ｆ
海外で行わ れたＦＰ エ アロゾルの 自然除去 効 果に関する 試験（Ｎ Ｓ ＰＰ試験等）
では，原子 炉格納容 器 のエアロゾ ルは数時 間 程度で 1／10 程度 まで 減少してい る結果が得られ ており， 原 子炉格納容 器内のエ ア ロゾルに対 する除去効 果として， ドラ
イウェルベ ント時は Ｄ Ｆ：10 ＊ とす る。
注記＊：事象発生 か ら 19 時間（ 有効性 評価 におけるベ ント開始時 間）後のＭ ＡＡ
Ｐ解析にお ける感度 解 析の結果か らＤＦ10000

ＤＦ100000 であ るこ とを確認して おり，Ｄ Ｆ10 と し て い る 発 熱 量 評 価 の 設定 は 保 守 的 で あ る 。
④

フィルタ装置に 蓄 積するＦＰ の崩壊熱 へ の寄与割合
ＮＵＲＥＧ －１４６ ５ に基づき， 揮発性が 比 較的高く， 炉心損傷 を 伴う事故時に有意な放出 割合とな り，フィルタ装 置に蓄積 す る核種とし て，Ｈａｌｏ ｇｅｎ（Ⅰ），
Ａｌｋａｌ ｉｍｅ ｔ ａｌ（Ｃｓ ），Ｔｅ ， Ｂａ及びＳ ｒを想定し ，これら核 種の崩壊熱への 寄与割合 は 22 ％とする 。（表 2-3）
したがって ，定格熱 出 力に対する 崩壊熱は 以 下のように 評価され る 。
ドライウェ ルベント

：0.01×0.61÷10×0.22＝0.01342 ％

以上より， フィルタ 装 置内発熱量 は，上記 割 合を包絡す る条件と し ，原子炉定格
熱出力の 0.015 ％で あ る 500 kW（ 3293 MW×0.015 ％）と 設定する。
別添 3-103

フィルタ装 置内発熱 量 は，スクラ ビング水 の 初期保有量 及びフィ ル タ装置の寸法設定に使用 される。

表 2-2

Ｎ ＵＲＥＧ － １４６５に おける原 子 炉格納容器 内への放 出 割合
Ｇａｐ

Ｅ ａ ｒ ｌ ｙ -Ｉ ｎ

Ｅｘ-

Ｌ ａ ｔ ｅ -Ｉ ｎ

Ｒｅｌｅａｓｅ-ｖ ｅ ｓ ｓ ｅ ｌｖｅｓｓｅｌ-ｖ ｅ ｓ ｓ ｅ ｌ

0.05

0.95

0

0

1.00

0.05

0.25

0.30

0.01

0.61

0.05

0.20

0.35

0.01

0.61

Ｔｅ

0

0.05

0.25

0.005

0.305

Ｂａ，Ｓｒ

0

0.02

0.1

0

0.12

0

0.00250.0025

0

0.005

Ｃｅ

0

0.00050.005

00.0055Ｌａ

00.00020.005

00.0052

Ｎｏｂｌｅ

Ｇａｓｅｓ＊

Ｈａｌｏｇｅｎｓ（Ⅰ）
Ａｌｋａｌｉ

合計

ｍｅｔａｌ

（Ｃｓ）

Ｎｏｂｌｅ

ｍｅｔａｌｓNT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R3

（Ｍｏ，Ｒｕ，Ｓｂ）

注記＊： 希ガスは フ ィルタ装置 内に蓄積 し ないため， 評価対象 外 とする。

表 2-3

放 出割合が 大 きい揮発性 核種の崩 壊 熱寄与割合①放出割合②崩壊熱寄与割合

崩壊熱寄与割合（ハロゲン比）（炉停止後約 2 時間）

① ×②

0.61

1.0

0.18

0.18

（Ｃｓ）

0.61

1.0

0.02

0.02

Ｔｅ

0.305

0.5

0.02

0.01

Ｂａ，Ｓｒ

0.12

0.2

0.06

0.01

合計

0.22

元素グループ＊Ｈａｌｏｇｅｎｓ（Ⅰ）
Ａｌｋａｌｉ

注記

放出割合

ｍｅｔａｌ

＊： 希ガスは フ ィルタ装置 内に蓄積 し ないため， 評価対象 外 とする。ま た，放出割合が小さい 核種は放 出 量として無 視できる た め，評価対 象外とす る 。

別添 3-104

5.

エアロ ゾル移行 量
有効性評価シナリオ の うち，エア ロゾル移 行 量の最も厳 しい「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 を使用で きない場合） 」における原子炉格納容器か ら フィルタ装 置に移行 す るエアロゾ ルの重量 を表 2-4 に示 す（参考 ）。

表 2-4

原 子炉格納 容 器からフィ ルタ装置 に 移行するエ アロゾル 重 量
エアロゾル 重量

シーケンス （事象）
ウェットウ ェルベン ト

ドライウェ ルベント

1 g

5000 g

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 冷却を使 用 できない場 合）

一方，原子炉格納容 器 からのエア ロゾルの 移 行量を保守 的に評価 するため，サ プレッNT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R4ション・プールによ る スクラビン グ効果が な いドライウ ェルベン ト時の原子炉 格納容器
からフィルタ装置に 移 行するエア ロゾル量 に ついて，核 分裂生成 物の炉内内蔵 量とＮＵ
ＲＥＧ－１４６５に 基 づく炉心か ら原子炉 格 納容器へ放 出される 核分裂生成物 の割合を用いて評価した結果 ， 約 38 kg と なるが ，エ アロゾルに 係る海外 規制の規定， さらにそれらを上回る 400 kg と して設計す る。
想定するエアロゾル 移 行量の評価 方法と海 外 規制におけ るエアロ ゾル移行量を 以下に示す。
(1)

核分裂 生成物 の炉 内内蔵量
各核種グル ープのＦ Ｐ の炉内内蔵 量を表 2-5 に示す。

(2)

核分裂 生成物 の原 子炉格納容 器への放 出 割合
ＮＵＲＥＧ －１４６ ５ に基づき，各核種グ ル ープの放出 割合を設定 する（表 2-2）。

(3)

原子炉 格納容 器内 のＤＦ
保守的にド ライウェ ル ベントの場 合を想定 し ，崩壊熱の 設定と同様 に，ＤＦ10 とする。
以上より， 想定する エ アロゾル量 を計算し た 結果，約 38 kg となる 。
評価式を以 下に示す 。
【エアロゾ ル量】＝
核種グループの炉内内 蔵量
全核種グループ

核種グループの格納容 器への放 出割合 ／ 10

別添 3-105

(4)海外規 制にお ける エアロゾル 移行量
ドイツＲＳ Ｋの勧告 で は，フィル タ装置に 移 行するエア ロゾル量と してＰＷＲ については 60 kg，ＢＷ Ｒ については 30 kg とし ている。ま た，スイ スの原子力施 設ガイドラインにおいては ， エアロゾル 量は 150 kg と規定され ている。

表 2-5
核種
グループ

代表
化学形態

Ｈａｌｏｇｅｎｓ

ＣｓＩ

0.61

ＣｓＯＨ

0.61

Ａｌｋａｌｉｍｅｔａｌ
Ｔｅ

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R4

核 分裂生成 物 の炉内内蔵 量

Ｂａ，Ｓｒ
Ｎｏｂｌｅ

炉内内蔵量
（kg）

ＴｅＯ ２ ,

原子炉格納 容器への放出割合（ －）

0.305

Ｓｂ
ＢａＯ,

0.12

ＳｒＯ
ＭｏＯ ２

0.005

Ｃｅ

ＣｅＯ ２

0.0055Ｌａ

Ｌａ ２ Ｏ ３

0.0052

ｍｅｔａｌｓ

合計
注記

エアロゾル
移行量（kg）＊

3.8E+01＊： エアロゾ ル 移行量は， 金属フィ ル タの総面積 の設定に 使 用される。

別添 3-106

6．

引用文 献

(1)

NUREG-1465,“ Accident Source Terms for Light-Water Nuclear Power
Plants”,1995(2)“Aerosol Release and Transport Program Semiannual Progress Report For Octobar

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R31983 - March 1984”,NUREG/CR-3830 Vol1,ORNL/TM-9217/V1

別添 3-107

（参考）1.

エアロ ゾルの保 守 性について(1)

格納容 器圧力 逃が し装置の設 計条件に つ いて
格納容器圧 力逃がし 装 置の設計条 件として は ，エアロゾ ル移行量を400 kgに設定し
ている。

(2)

事故シ ナリオ に応 じたエアロ ゾル移行 量 についてa.

エアロゾルが発 生 する事故シ ナリオの 選 定について
ベント実施 時には，希 ガスやガス 状よう素（ 無機よう素 及び有機 よ う素）を除く
核分裂生成 物及び構 造 材がエアロ ゾルとし て 格納容器圧 力逃がし装 置に流入す る。
エアロゾル が発生す る 事故シナリ オは，格 納 容器破損防 止対策の有 効性評価の 対象とする事故 シーケン ス のうち，以 下に示す Ｍ ＡＡＰ解析 上の特徴を 踏まえ，原 子炉
圧力容器が 健全な事 故 シーケンス である「 雰 囲気圧力・ 温度による 静的負荷（ 格納NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R5

容器過圧・ 過温破損 ） （代替循環 冷却系を 使 用できない 場合）」を 選定してい る。
(a)

原子炉 圧力容 器内 に溶融炉心 が存在す る 場合は，炉 心が再冠 水 し溶融炉心 の外周部が固化 した後で も ，溶融炉心 中心部は 溶 融プール状 態を維持 す る。一方，原
子炉圧力容 器破損時 は ，原子炉圧力 容器破損 前に水張り したペデ ス タル部で溶 融
炉心の一部 が粒子化 す るとともに， 最終的 に はクエンチ する。エ ア ロゾル移行量
は溶融炉心 の温度が 高 い方がより 多くなる た め，原子炉圧 力容器が 健全な場合 がより保守的 な評価と な る。

(b)

原子炉 圧力容 器内 に溶融炉心 が存在す る 場合は，溶 融炉心冠 水 時において 溶融
炉心上部の 水による ス クラビング 効果を考 慮 していない。 一方，溶 融炉心がペ デスタル部に 存在する 場 合は，溶融炉 心上部の 水によるス クラビン グ 効果を考慮 している。以上 より，ス クラビング 効果を考 慮 していない 原子炉圧 力 容器が健全 な
場合がより 保守的な 評 価となる。

(c)

東海第二発電所では，ＭＣＣＩ対策としてコリウムシールドを設置するため，
原子炉圧力 容器が破 損 した場合で も溶融炉 心 による侵食 は発生し な い。したがって，原子炉 圧力容器 破 損後に特有 のエアロ ゾ ルの発生源 はないと 考 えられる。

b.

対象シーケンス に おけるエア ロゾル移 行 量について「雰囲気圧 力・温度 に よる静的負 荷（格納 容 器過圧・過 温破損） （ 代替循環冷却系を使用で きない場 合 ）」シーケ ンスにお け る格納容器 圧力逃がし 装置へ流入 する
エアロゾル 移行量を 表2-6に示す。本シーケ ン スの有効性 評価では サ プレッショ ン・
チェンバベ ントを優 先 して実施す ることと し ているが， ここではド ライウェル ベントを実施し た場合の エ アロゾル移 行量も併 せ て示してい る。表2-6よ り，エアロ ゾル
移行量はサ プレッシ ョ ン・チェン バベント 時よ りドライウ ェルベン ト 時の方が多 く5kgであるが ，格納容 器 圧力逃がし 装置で設 計 上想定する エアロゾル 移行量はこ れを十分上回る400 kgで あ る。
別添 3-108表2-6

静的 負荷シ ーケ ンスにおけ るＦＰエ ア ロゾル移行量
ＦＰエアロ ゾル移行 量（kg）

サプレッシ ョン・チ ェ ンバベント

0.001

ドライウェ ルベント

5

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R5放出する系 統別添 3-109

別紙 3
流量制限オ リフィス の 設定方法に ついて

1.

流量制 限オリフ ィ スの設定方 法
格納容器圧力逃がし 装 置は，格納 容器の過 圧 破損を防止 するため ，原子炉格納 容器内で発生する蒸気量以 上 のガスをベ ントでき る 必要がある 。
一方，格納容器圧力 の上 昇に伴い，ベントガ スの 質量流量が 増加する場 合において も，
ベンチュリノズル部 の 流速を適正 な条件に 保 持するため ，フィル タ装置の下流 に流量制
限オリフィスを設置 す ることによ り，体積 流 量をほぼ一 定に保つ 設計としてい る。
ベント操作は格納容 器 圧力が 1Pd～2Pd（310 kPa［gage］ ～620 kPa［ gage］）の 時に開始する運用として お り，流量制 限オリフ ィ スの設計に 当たって は，ベント時 において格納容器圧力が低い 状 態（原子炉 格納容器 と 大気の差圧 が低い状 態）を考慮し ，格納容NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R3器圧力 1Pd の時にの蒸気を 排出でき るよう，以下 のとおり設定する。
なお，格納容器圧力 1Pd で必要量 を排出可 能 な設計とし ているた め，より差圧 が大きくなる格納容器圧力 2Pd によるベ ントの場 合 においても 必要量は 排出できる。
①

流量制 限オリフ ィ ス上流の流 路の圧力 損 失を計算し ，流量制限 オリフィス 上流の圧力を算 出する。

②

流量制 限オリフ ィ ス下流の流 路の圧力 損 失を計算し ，流量制限 オリフィス 下流の圧力を算 出する。

③

①及び ②で算出 し た流量制限 オリフィ ス の上流及び 下流の圧力 条件下で，の蒸気を 排出でき る ような流出 断面積を 算 出する。

オリフィスの流出断 面 積は，以下 の式に基 づ き計算する 。

Ｖ ： 体積流量
別添 3-110ｍ ： 質量流量NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R4σ ： 比体積

概算評価結果を表 3-1 及び図 3-1 に，格納 容 器圧力とベ ンチュリ ノズル入口に おける
体積流量の関係を図 3-2 に示す。

いる。

2.

オリフ ィス以外 の 圧力損失
オリフィス以外の圧 力 損失につい ては，以 下 に示す。

(1)

入口配 管，出 口配 管
配管の圧損 は，損失 係 数に実機を 想定して 直 管部，エル ボ，ティー 及び弁等を 考慮
して以下の式に基づ き 計算する。

ここで別添 3-111

(2)ベント フィル タ（ ベンチュリ ノズル部 ）フィルタ装 置内圧力 損 失はＪＡＶ Ａ試験の 結 果から導出 した以下の 実験式に基 づき
計算する。

ここで，

(3)

よう素 除去部NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R4

よう素除去 部の圧力 損 失は，試験 結果に基 づ き

表 3-1

格 納容器圧 力 に対する体 積流量（ 概 算評価）

格納容器

上流配管 ベントフィルタ オリフィス

圧力

圧力損失 圧力損失 圧力損失kPa［gage］

kPa

kPa（ 1Pd 時）と する。

kPa

kPa

よう素
除去部
圧力損失
kPa

出口配管

質量流量

体積流量

圧力損失

kg/s

m 3 /skPa1＊1（相対比） ＊（相対比）

620
（2Pd）
310
（1Pd）

注記

＊1： 格納容 器圧 力 1Pd のと きの値を 100 ％とした 場合の比 を 記載
＊2：低流量 になる 事故 発生 7 日後 の値

別添 3-112

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R4

図 3-1

図 3-2

圧 力勾配図格 納容器圧 力 逃がし装置 の流量特 性

別添 3-113

別紙 4
スクラビン グ水の保 有 水量の設定 根拠及び 健 全性につい て

ベンチュリスクラバ の スクラビン グ水につ い て，その保 有水量の 設定根拠を示 すとともに，その健 全性が維 持 されること を確認す る 。

1.

保有水量の設定根 拠
スクラビング水の初 期 保有水量（系統待 機時 ）は，ベント開 始後はベン チュリ

スク ラバ による 所定 の 放射 性物 質 の除 去性 能 が得 られ る 水量 と， ベント 開始 初 期に 発生する蒸気凝縮による 水 位上昇時に おいて ，金 属フィルタ が水没し な い最大水量（以下「最大水量」という。） を 考慮して，と設定 してい る。

スク ラビ ング水 の水 量 の設 定根 拠 を以 下に 示 す。 また ， フィ ルタ 装置水 位の 概 略図 をNT 2 補 ① Ⅴ -1 -8 - 1 別 添 3 R4

図 4- 1 に示 す。
(1 )

最大 水量につ い て

別添 3-114

NT 2 補 ① Ⅴ -1 -8 - 1 別 添 3 R4

(2 )最小 水量につ い て

別添 3-115

別添 3-116

NT 2 補 ① Ⅴ -1 -8 - 1 別 添 3 R4

NT 2 補 ① Ⅴ -1 -8 - 1 別 添 3 R3

図 4- 1フ ィルタ装 置 水位の概略 図

別添 3-117(3 )スク ラビング 水 の補給期間 についてフィルタ装 置の設計 条 件に基づい ているス ク ラビング水 の初期保有 水量（フィ ルタ

装置の寸法）は，他 の 設計条件と 同様に， 大 きな保守性 を確保し 設定（設計） している。一方，スクラビ ン グ水の補給 期間は， 運 用に係るも のであり ，有効性評価 に基づく運用を考慮して評 価 することと し，有効 性 評価のうち ベント時 間を厳しく評 価する
大破断ＬＯＣＡを想 定 した「雰囲 気圧力・ 温 度による静 的負荷（ 格納容器過圧 ・過温破損）」におけるフ ィ ルタ装置内 の発熱量 を 用いたスク ラビング 水の水位挙動 より評価する（表 4- 1）。
スクラビン グ水の補 給 期間の評価 条件及び 評 価結果を以 下に示す。

NT 2 補 ① Ⅴ -1 -8 - 1 別 添 3 R6

a.

評価条件

(a )

初期 水位：(b )室温 ：2 5 ℃ ＊ 1 （ 系統待機時 ），6 5 ℃ ＊ 2 （ベ ント実施 中）(c )ベン ト時の原 子 炉格納容器 圧力：図 4- 2 のとお り(d )フィ ルタ装置 内 発熱量：

注記

＊ 1：ベン ト実施 前のスクラ ビング水 の 初期水温と しても使 用 。スクラビ ン
グ水の蒸発 量を多く 見 込むため， 水戸市の 地 中温度（「 地中温度 等 に関する資料 （農業気 象 資料第 3 号，1 9 82 )」 ）に余裕を 見た値で あ る
20 ℃に余 裕を見込 み ，高めに設 定した値
＊2：室 外温度を 水戸市 の地中温度 （「地中 温 度等に関する資料（ 農 業気象
資料第 3 号，1 9 82 )」 ）に余裕を 見た値で あ る 20 ℃と した場合 ， フ
ィルタ装置 からの放 熱 による温度 上昇を考 慮 した室内の 平衡温度 は 約℃とな り，その 値 に余裕を見 込み，高 め に設定した 値
室内の平衡 温度 Ｔ ｒ は ，次式によ り算出し て いる。

ｑ

Ｋ

Ａ Ｔ

Ｔ

ｑ ： フィルタ装 置発熱量 （W ）Ｋ ： 熱通過率（ W/ (m 2 ・ ℃) ）Ａ ： フィルタ装 置格納槽 面 積（m 2 ）Ｔ ｒ ：室内平衡 温度（℃ ）Ｔ o ：室外温度 （℃）＊3： 19 時 間ベント の 解析結果に ＮＵＲＥ Ｇ 補正した原 子炉格納 容 器外へ放出された放 射性物質 （ 希ガスを除 く）の発 熱 量（約考慮した値

別添 3-118

kW ）に余裕 を

b.

評価結果
スクラビ ング水位 の 挙動を図 4- 3 に示 す。 より保守的 な結果を与 えるドライ ウェルベント のケース に おいても， ベント時 の スクラビン グ水位は最 高水位，最 低水
位に至らず ，想定事 故 においては 事象発生 後 7 日間（ 16 8 時 間）運 転員による 水の補給操作は 不要とな る 。

表 4- 1

ベント時間
フィルタ装 置内NT 2 補 ① Ⅴ -1 -8 - 1 別 添 3 R4

発熱量
注記

設 備設計と 運 用の主な条 件設定の 差 異
設備設計

運用

【フィルタ 装置寸法 】【水補給の運用の評 価 】

2 時間～ 3 時間 後

19 時 間後 ＊【の時 間】
50 0 kW

【有効性評価結果よ り 】
kW【ベント時 間：2 時間 ～3 時間 ベース】 【ベント時 間：1 9 時間 ベース】＊： 水補給の 運 用の評価の ほか，被 ば く評価もベ ント時間 1 9 時間ベース

別添 3-119

NT 2 補 ① Ⅴ -1 -8 - 1 別 添 3 R4

図 4- 2

ベ ント時の 圧 力推移図（ 水位計算 時 ）別添 3-120

NT 2 補 ① Ⅴ -1 -8 - 1 別 添 3 R5

図 4- 3「 雰囲気圧 力 ・温度によ る静的負 荷 （格納容器 過圧・過 温 破損）」に おけるベント時のスク ラビング 水 位の変化

別添 3-121

2.

スクラビング水の 健全性

2. 1

スク ラビング 水 のｐＨ
スクラビン グ水は， 無 機よう素を スクラビ ン グ水中に捕 集・保持す るためにア ルカ

リ性の状態（ｐＨ7 以 上）に維持 する必要 が あるが，重 大事故等 発生時におい ては，
原子炉格納容器内の ケ ーブルから 放射線分 解 ，熱分解等 により塩 化水素（ＨＣ ｌ）等の酸として放出され ， ベント実施 により原 子 炉格納容器 からフィ ルタ装置（ス クラビ
ング水）に移行する た め，ｐＨが 低下する 可 能性がある 。
これに対し て，スクラ ビング水は，待機時に おける重大 事故等時に 発生する可 能性がある酸の量に対し て 十分な塩基 量を確保 す ることによ り，ベン ト実施中のｐ Ｈ監視を実施することなく ， 確実にアル カリ性の 状 態を維持す ることと している。
なお，スク ラビング 水 のｐＨにつ いては， ｐ Ｈ計を設置 し，ｐＨが アルカリ性 の状態となっていること を 原子炉停止 中に適宜 確 認する。

NT 2 補 ① Ⅴ -1 -8 - 1 別 添 3 R4

(1 )原子炉格納容 器 内の酸性物 質及び塩 基 性物質
重大事故等 時に原子 炉 格納容器内 において 発 生する酸性 物質と塩 基 性物質については，ＮＵ ＲＥＧ／ Ｃ Ｒ－５９５ ０におい て 検討が実施 されており ，その発生 源として燃料（ 核分裂生 成 物），原子 炉水，サ プ レッション ・プール水 溶存窒素， 原子炉格納容器 内塩素含 有 被覆材ケー ブル，原 子 炉格納容器 下部コンク リートが掲 げられている。 これに加 え ，原子炉格 納容器内 の 塗料につい ても成分元 素に窒素が 含まれており， 酸として 硝 酸，塩基と してアン モ ニア等の発 生源となる 可能性があ る。
主な酸性物 質，塩基 性 物質を発生 源毎に表 4- 2に示す 。

別添 3-122

表4- 2発生源
燃料（核分 裂生成物 ）主 な酸性物 質 と塩基性物 質
酸性物質

塩基性物質

よう化水素

水酸化セシ ウム

（ＨＩ）

（ＣｓＯＨ ）等

原子炉水

NT 2 補 ① Ⅴ -1 -8 - 1 別 添 3 R4

五ほう酸ナ トリウム－（Ｎａ ２ Ｂ １ ０ Ｏ １ ６ ）サプレッシ ョン・プ ー ル水

硝酸

溶存窒素

（ＨＮＯ ３ ）原子炉格納 容器内塩 素 含有

塩化水素

被覆材ケー ブル

（ＨＣｌ）

原子炉格納 容器下部 コ ンク

二酸化炭素

リート（溶 融炉心落 下 時）

（ＣＯ ２ ）

原子炉格納 容器内塗 料

備考

ほう酸水注 入系によりほう酸水 を原子炉へ注入した 場合

－
－
－

硝酸

アンモニア

（ＨＮＯ ３ ）（ＮＨ ３ ）

これらのう ち，酸性 物 質が発生す ることが 知 られている サプレッ シ ョン・プール
水溶存窒素 の放射線 の 照射により 発生する 硝 酸，原子炉 圧力容器が 破損した場 合に
ＭＣＣＩに より発生 す る二酸化炭 素に加え ， ｐＨへの寄 与が大きい と考えられ る塩
素含有被覆 材ケーブ ル の放射線分 解及び熱 分 解により発 生する塩化 水素，スク ラビ
ング水中で 分解する 際 に塩基を消 費するが，スクラ ビング水の 塩基量を評価す る上で重 要 であること から，以 下 では，これ らの発生量 を評価する こととする。
a.

原子炉格 納容器内 ケーブルの 被覆材の 放 射線分解に よる酸の発 生量
原子炉格納 容器内の 塩 素含有被覆 材ケーブ ル について， 放射線分 解 により発生

する塩化水 素量をＮ Ｕ ＲＥＧ／Ｃ Ｒ－５９ ５ ０の放射線 分解モデ ル に基づき評価した。なお ，ケーブ ル 量について は，実機 調 査を行った 。
有効性評価 シナリオ 「 雰囲気圧力 ・温度に よ る静的負荷 （格納容 器 過圧・過温
破損）（循 環冷却を 使 用できない 場合）」 に おいて，ベ ント時（ 事 象発生から約19時 間後）に は約

mo l， 7日後に は約m ol ，6 0日後に は約m olの酸性物質が 原子炉格 納 容器内で生 成される と 評価した。
b.

原子炉格 納容器内 電気ケーブ ルの被覆 材 の熱分解に よる酸の発 生量
熱分解につ いては，原 子炉圧力容 器損傷前 の 原子炉格納 容器内環 境（20 0 ℃以下）ではケ ーブルか ら の塩酸の発 生はほと ん どないこと から，炉 心 損傷などによるデブリ接 近により ケ ーブル温度 が著しく 上 昇した場合 を想定し た 酸性物質の放出量を評価 した。
ここでは， 原子炉格 納 容器ペデス タル内に 配 置された塩 素を含有 す るケーブルの被覆材か ら塩化水 素 が放出され ると仮定 し ，ペデスタ ル内ケー ブ ルの塩酸含有
別添 3-123

量約k gの全 量が放 出 されるもの として，約mo l（＝g／ 36 .5 g/ mo l）の酸が発生 すると評 価 した。
c.

サプレッ ション・ プール水で の放射線 分 解による硝 酸の発生量
重大事故等 時におい て ，サプレッ ション・ プ ール水中で はサプレ ッ ション・プ

ール水溶存 窒素の放 射 線の照射に よって硝 酸 が生成され る。
なお，原子 炉格納容 器 内に放出さ れたエア ロ ゾルの一部 はフィル タ 装置のスク
ラビング水 に移行し ，フ ィルタ装置 内での硝 酸 の発生に寄 与すると 考 えられるが，ここでは， 原子炉格 納 容器内に放 出された 放 射性よう素 を全てエ ア ロゾル（ＣｓＩ）とし，サ プレッ ショ ン・プール 内に全て の エアロゾル が移行す る ものとして，硝酸の発生 量を評価 し た上で，発 生した硝 酸 は全てフィ ルタ装置 に 移行し，スク
ラビング水 の塩基と 反 応するもの として評 価 している。 このため ， ラジオリシス
によるスク ラビング 水 のｐＨの影 響は保守 的 に評価され ている。

NT 2 補 ① Ⅴ -1 -8 - 1 別 添 3 R3ＮＵＲＥＧ －１４６ ５ ，Reg .G ui de .1 .1 8 3及 びＮＵＲＥ Ｇ／ＣＲ － ５９５０に基づき，サ プレッシ ョ ン・プール 水の積算 吸 収線量から 硝酸の生 成 量を評価した
結果，ベント 時（事象 発 生から約 19時 間後）に は 約60日 後には約
ＨＮＯ ３

mo l，7 日後には 約

mo l，mo l となる。
Ｇ

1.602

10

10
6.022

10

Ｅ t

Ｅ t

ここで，
［ＨＮＯ ３ ］ ：硝酸濃度 （m ol /L）
Ｇ：ＨＣＯ ３ の 水中にお けるＧ値（ 個/ 10 0e V）

Ｅ（ｔ）γ ，Ｅ（ｔ ） β：γ線と β線の積 算 吸収線量（ kG y）
d.

ＭＣＣＩ により発 生する二酸 化炭素の 発 生量
ＭＣＣＩ対 策として コ リウムシー ルドを設 置 するため， 原子炉圧 力 容器が破損した場合で も溶融炉 心 によるコン クリート 侵 食は発生し ないもの の ，保守的に約30 c mのコン クリート 侵食を見込 み評価す る 。
ＭＣＣＩに より発生 す る二酸化炭 素のほと ん どは，高温 環境下に お いて溶融炉心に含まれ る金属元 素 によって酸 性物質で は ない一酸化 炭素に還 元 されるが，全て二酸化炭 素として 評 価した結果 ，二酸化 炭 素の発生量 は約m o lとなる 。

）

二酸化炭素 は塩化水 素 ほど溶解度 が大きく な いため，フ ィルタ装 置 内では全量がスクラビ ング水に 溶 解すること はなく， ま た弱酸のた め，酸性 物 質としてスク
ラビング水 に与える 影 響は小さい と考える が ，本評価で は保守的 に スクラビング
別添 3-124

水のｐＨに 影響を与 え る酸性物質 として評 価 する。
e.

無機よう 素の捕集 により消費 される塩 基 の量
ベンチュリ スクラバ に 流入する無 機よう素 の 量を以下の とおり設 定 した。

(a )事故 時に炉内 に 内蔵される よう素元 素 量
ＢＷＲプラ ントにお け る代表炉心 （ＡＢＷ Ｒ ）の平衡炉心末期を 対 象とした

ＯＲＩＧＥ Ｎ２コー ド の計算結果 に対して ，東海第二発 電所の熱 出 力（3 29 3 MW）
を考慮して 算出した 結 果，約(b )k g とする 。

原子 炉格納容 器 への放出割 合
Ｎ Ｕ Ｒ Ｅ Ｇ － 14 65 に 基 づ き ， 原 子 炉 格 納 容 器 内 へ の よ う 素 の 放 出 割 合 を

61 ％とす る。
(c )原子 炉格納容 器 に放出され るよう素 の 元素割合
Re gu la to ry G ui de 1. 19 5 に基づ き，よ う化セ シウム 5 ％，無機よ う 素 91 ％，NT 2 補 ① Ⅴ -1 -8 - 1 別 添 3 R4

有機よう素 4 ％とする 。
以上より， ベンチュ リ スクラバに 流入する 無 機よう素（ 分子量 2 53 . 8 g/ mo l）
の量は約

k g（約

m ol） となる。

（ベンチュ リスクラ バ に流入する 無機よう 素 の量）式（1）に 示すとお り，無機よう素 はベンチ ュ リスクラバ にて薬剤（） との反応 に より捕集さ れる。
式（1）
この反応に よって消 費 される塩基 の量は約
おいて

は約

f.

m o l となる 。なお ，この反応に

mo l 消費 さ れる。

の 分解により 消費され る 塩基の量
スク ラ ビン グ 水 に含 ま れる

は ，酸 素 が存 在 する場 合 ，水 酸 化物

イオ ン と下 記 の反 応 に より 分 解す る こと が 知 られ て おり ， 分解 さ れ るの量は ，スクラ ビ ング水の積 算吸収線 量 の増加に伴 って増加 す る。

ここでは，スク ラビン グ水の積算 吸収線量 に よらず，また，上 述のe 項で算出した 消 費さ れ るの 量 を 見 込 ま ず ， ス ク ラ ビ ン グ 水に 含 ま れ る

全 量 が 分 解 し た と し て ， 塩 基 の 消 費 量 を 評 価 し た 結 果，の分解によ り消費さ れ る塩基の量 は約m olと なる。

（スクラビ ング水に 含 まれるの量）

別添 3-125（(2 )の 分 解により消 費される 塩 基の量）フィルタ装置 で の塩基の消 費量(1) 項 で 生 成 し た 酸 性 物 質 は ， ほ と ん ど が 液相 に 溶 解 し て サプ レ ッシ ョ ン ・ プ ールに移行し ，ベント 時 にはサプレ ッション ・ プールに残 留してフィ ルタ装置に は移行しない可 能性もあ る が，保守的 に全量が 移 行するとし て評価する 。スクラビ ング
水の消費さ れる塩基 の 量は，以下 のとおり と なる。

NT 2 補 ① Ⅴ -1 -8 - 1 別 添 3 R4

【事象発生7日後 での塩 基の消費量 （約m ol） 】

・ケーブル の放射線 分 解の塩化水 素で消費 さ れる塩基の 量

約mol・ケーブル の熱分解 の 塩化水素で 消費され る 塩基の量

約

m ol

・サプレッ ション・ プ ール水から 発生する 硝 酸で消費さ れる塩基の 量約mol

・ＭＣＣＩ で発生す る 二酸化炭素 で消費さ れ る塩基の量

約

m ol

・無機よう 素の捕集 に より消費さ れる塩基 の 量

約

m ol

・

約

mol

・ケーブル の放射線 分 解の塩化水 素で消費 さ れる塩基の 量

約mol・ケーブル の熱分解 の 塩化水素で 消費され る 塩基の量

約

m ol

・サプレッ ション・ プ ール水から 発生する 硝 酸で消費さ れる塩基の 量約mol

・ＭＣＣＩ で発生す る 二酸化炭素 で消費さ れ る塩基の量

約

m ol

・無機よう 素の捕集 に より消費さ れる塩基 の 量

約

m ol

・

約

mol

の 分 解により消 費される 塩 基の量【事象発生60 日後での 塩基の消費 量（約(3 )m ol） 】の 分 解により消 費される 塩 基の量

スクラビング 水 のｐＨ評価 結果
フィルタ装 置は無機 よ う素（Ｉ ２ ）を捕集 及び 保持するも のである た め，2カ月でよう素が十 分減衰す る ことを考慮 し，ス クラ ビング水に は保守的に 設定した 60日後の塩基の消 費量（約消費される 約水位（約m ol） を考慮す る。
mo l の塩基に相 当するt）時 に約wt ％（＝

れに余裕を 考慮して ， スクラビン グ水の
（約

t）時に

の濃度 は ，待機時 最低））とな る ことから，こ
濃度は， 待機時最低 水位

wt ％とする。

この場合，初期のｐ Ｈは 約

，6 0日後の スク ラビング水 のｐＨは 約であり，スクラビン グ水はア ル カリ性の状 態を維持 で きる。なお ，電気ケー ブルに含ま れる酸性物質の 総量（約m ol ）が全て 分解 し，フィル タ装置に移 行した場合 であ
別添 3-126

っても6 0日後 の塩基の 消費量は約m ol （＝）

であり，待 機時にス ク ラビング水 に含まれ るの量 は十分であ る。

この場合， スクラビ ン グ水のｐＨ は約1 2. 7と なる。

(4 )

薬液の劣化・ 濃 度均一性
フィルタ装置スクラビング水に添加する「 C meli ns

H an db uc hd er

a no rg an is ch e rの水系の相平衡については，
Ch em ie ,Na tr iu m ,8

A uf la ge ,Ve rl ag Ch e ml ie , B er li n l 92 8」より，図 4- 4 のとおり示 されてい る 。図4 -4よ り，
フィルタ装 置スクラ ビ ング水の添 加濃度で あ る

では, 水温が0 ℃以上であれ ば相変 化は起こら ない（つ まり 析出するこ とはない )こ とがわかる 。
フィルタ装 置は格納 容 器圧力逃が し装置格 納 槽の地下埋 設部に設置 することと しており，スク ラビング 水 は0 ℃以上 となる。 よ って，フィ ルタ装置待 機中に

NT 2 補 ① Ⅴ -1 -8 - 1 別 添 3 R4が析出する ことはな い 。
また，は非 常 に安定な化 学種であ り ，フィルタ 装置待機 中 ，フィルタ装

置は圧力開放板により外界と隔離され,窒素雰囲気に置かれることから,フィルタ装置待機中 において ， 薬液が変質 すること は ない。
また，フィ ルタ装置 を 使用すると ，ベンチ ュ リノズルか ら噴射さ れ るベントガス
によりバブ リングさ れ ，は均一に 拡 散されると 考えられる 。

図4- 4

(5 )

の 水 系相平衡図

スクラビング 水 の管理につ いて(3) に 記 載 し た と お り ， ス ク ラ ビ ン グ 水 は 待 機 時 に 十 分 な 薬剤 の 量 を 確 保 し て お

くことで，ベントを 実施 した際に原 子炉格納 容 器から酸が 移行した 場 合において も，
別添 3-127

スクラビン グ水はｐ Ｈ7 以上を維持 できる。以 上を踏まえ，スクラビ ング水の管 理について以下 に示す。 な お，系統待 機時の管 理 については ，原子炉施 設保安規定 に規定する。
a.

系統待機 時の管理・施設定期 検査時にの濃 度 がwt ％以上 であ ること及びｐＨが 1 3 以上 である こ とを確認す る。
・スクラビ ング水が 通 常水位の範 囲内であ る ことを確認 する。
b.

ベント中 の管理
・スクラビ ング水の 水 位を監視し ，水位低 に 至る場合に おいては ， 水を補給する。

c.

ベント停 止後（隔 離弁閉止後 ）・ベント停 止後にお い て，フィル タ装置に 異 常がないこ とを確認 す るため，フNT 2 補 ① Ⅴ -1 -8 - 1 別 添 3 R3ィルタ装置 水位計に て ，スクラビ ング水の 水 位が確保されている こ と（フィルタ装置の スクラビ ン グ水の移送 後を除く ） を確認する。

別添 3-128

2. 2

スク ラビング 水 の粘性
ベントによ り原子炉 格 納容器から フィルタ 装 置にエアロ ゾルが移行 すると，ス クラ

ビング水の粘性は， エ アロゾルが 可溶性の 場 合はそのエ アロゾル の水和性と溶 解する量によって，不溶性 の 場合はスク ラビング 水 に分散する 固体粒子 の量によって 変化する。可溶性エアロゾ ル 又は不溶性 エアロゾ ル の影響によ るスクラ ビング水の粘 性率の変化を保守的に評価 し た結果，そ の変化は 十 分小さく， ＤＦへの 影響がないこ とを確
認した。
(1 )

フィルタ装置 内 に移行する エアロゾ ル 等の影響
重大事故等 時に原子 炉 格納容器内 へ放出さ れ るエアロゾ ルがベン ト によりフィルタ装置に移 行するこ と から，ＮＵ ＲＥＧ－ １ ４６５に記 載されてい る原子炉格 納容
器への放出 割合を参 照 し，フィル タ装置内 へ 移行するエ アロゾル量 を基にスク ラビ
ング水への 影響を評 価 する。なお ，ＮＵＲ Ｅ Ｇ－１４６ ５では原子 炉格納容器 へのNT 2 補 ① Ⅴ -1 -8 - 1 別 添 3 R5放出過程（ Ea rl y In -V es se l，L at e In -V es s el等 ）ごとに 原子炉格 納容器への 移行割合を与 えており ， 本評価では 事故後長 期 にわたって スクラビン グ水への影 響を評価するた め，放出 過 程ごとの放 出割合の 合 計値をエア ロゾル移行 量の算出に 使用している。
ベント後の スクラビ ン グ水には， 可溶性エ ア ロゾルと不 溶性エア ロ ゾルがそれぞれ存在する こととな る 。エアロゾ ルの種類 と 溶解の可否 を表4 -3に 示す。

表 4- 3

エ アロゾル （ 設計条件） の種類と 溶 解の可否

核種グループ

代表化学形 態

Ｈａｌｏｇｅｎｓ

ＣｓＩ

可溶性

ＣｓＯＨ

可溶性

Ｔｅ

ＴｅＯ ２ , Ｓｂ

不溶性

Ｂａ，Ｓｒ

ＢａＯ, Ｓｒ Ｏ

可溶性

ＭｏＯ ２

不溶性

Ｃｅ

ＣｅＯ ２

不溶性

Ｌａ

Ｌａ ２ Ｏ ３

不溶性

構造材

ＳｉＯ ２ 等36 2. 8

大半は不溶 性

合計

40 0

－

Ａｌｋａｌｉｍｅｔａｌ

Ｎｏｂｌｅｍｅｔａｌｓ

ＦＰエアロ ゾル移行 量 （kg ）別添 3-129

溶解の可否

可溶性エア ロゾルと 不 溶性エアロ ゾルでは ， スクラビン グ水の粘 性 に与える影響はそれぞれ 異なるこ と から，可溶 性エアロ ゾ ル，不溶性 エアロゾル に分けて粘 性に与える影響 を確認す る 。
なお，流体が流 動する 際の抵抗を 示す粘性 の 大きさは，粘性率η［m Pa ･s］で表 され，水の粘 性率は水 温1 0 ℃の 場合は約 1. 3 mP a･ s，8 0 ℃ の場合は 約 0. 3 m Pa ･s である。（引 用文献 (3 ) ）a.

可溶性エ アロゾル の影響
エアロゾル がスクラ ビ ング水に溶 解すると ， 分解してイ オンとし て 存在し，溶解したイオ ンの周囲 に 水分子が水 和しやす い 場合には， イオンと 水 分子が集団として振る舞 うため移 動 しにくくな り，粘性 率 が大きくな る。一方 ， 溶解したイオンの周囲に 水分子が 水 和しにくい 場合には ，イ オンや水分 子が移動 し やすくなり，粘性率が小 さくなる 。 （引用文献 (4 )）があり，陰イオ ンには ＯＨ － ，Ｃｌ － ，Ｂｒ － ，Ｉ － ，Ｃ Ｏ ３ ２ － ，Ｈ Ｃ Ｏ ３ － ，Ｓ Ｏ ４
２－があ る。こ れらイ オ ンのうち ，水和し やす く粘性率の 増加に最 も 寄与する陽イ

オンはＮａ ＋ ，陰イ オン はＯＨ － であ り，水 和し にくく粘性 率の減少 に 寄与する陽イオンはＣ ｓ ＋ ，陰イ オンはＩ － で あると考 えられる。 （引用文 献( 3) ,( 5)）
このため， フィルタ 装 置にエアロ ゾルが移 行 した場合の 粘性率は ， エアロゾルの全量を水 酸化ナト リ ウム（Ｎａ ＯＨ）と し て評価した とき最も 大 きく，よう化
セシウム（ ＣｓＩ） と して評価し たときに は 小さくなる 。
スク ラビ ング 水と して 低温 （粘 性率 が高 い） の2 5 ℃に お ける 水酸 化ナ トリウ
ムとよう化 セシウム が 水に溶解し た場合の 粘 性率の変化 を図4 -5 に 示す。

3
NaOH
CsI
粘性率（mPa・s）

NT 2 補 ① Ⅴ -1 -8 - 1 別 添 3 R5

ベント 実施後 にフィ ル タ装置 に含ま れる主 な 陽イオ ンには Ｎａ ＋ ， Ｋ ＋ ，Ｃ Ｓ ＋

2

1

0
0.1

1

10

可溶成分濃度(mol/L)
図 4- 5

Ｎ ａＯＨと Ｃ ｓＩが水に 溶解した 場 合の粘性率 の変化（25 ℃）（ＮａＯＨ ：引用文 献( 6)， ＣｓＩ： 引用文献 (7 )）別添 3-130

スクラビン グ水に添 加 している化 学薬剤のであり ，このスクラ
ビング水の 粘性率は，化学薬剤を 全て水酸 化 ナトリウム として評 価 すると，図 45 より約mP a･ s となる。

また，スク ラビング 水 の粘性率の 変化を保 守 的に評価す るため， 仮 にフィルタ装置に移行 するエア ロ ゾルが全て 水酸化ナ ト リウム（ 40 0 kg ＝1 0, 0 00 m ol）と想定とする と，その溶 液のモル濃 度は約mo l/ L 上 昇し，約m ol /L（ ＝）となり，可溶性 エアロ ゾルが溶解 したスク ラ ビング水の 粘性率は，図 4- 5 よ り約 1. 13 m Pa ･s と なる。
以上より， 可溶性エ ア ロゾルが溶 解した場 合 のスクラビ ング水の 粘 性率の変化
は，フィ ルタ装置 待機 時のスクラ ビング水 の 粘性率に比 べて，わず かに（約mPa･ s）大き くなると 評価できる 。

NT 2 補 ① Ⅴ -1 -8 - 1 別 添 3 R5

なお，ＪＡ ＶＡ試験 に おける初期 のスクラ ビ ング水に含 まれる化 学 薬剤の質量パーセント 濃度は，
w t％で あり，こ れ らのモル濃 度はそれ ぞ れ約

mo l/Lとなること から，こ の スクラビン グ水の粘 性 率は，化学 薬剤が全 て 水酸化ナトリ
ウムとして 評価する と ，図 4 -5 よ り約b.

m Pa ･s と なる。

不溶性エ アロゾル の影響
エアロゾル が不溶性 の 場合，スク ラビング 水 中ではコロ イド等の 懸 濁粒子濃度が上昇する と考えら れ る。このよ うな懸濁 粒 子が分散し た溶液の 粘 性率はアインシュタイン の粘度式 等 によって評 価するこ と ができる（ 引用文献 (3 )）。
η／η 0 －1 ＝2 .5φ
ここで，η：懸濁粒 子 溶液の粘性 ，η 0 ：分 散 溶媒の粘性 ，φ：懸 濁 粒子の容積分率を示す 。上式を 用 いて，懸濁 粒子濃度 が 粘性率に及 ぼす影響 を 評価した結果を図4 -6に 示す（ アイン シュタイン の粘度式 の 成立限界で ある容積 分 率2 vo l％までを記載） 。

別添 3-131

図 4- 6

不 溶成分が 共 存した場合 の粘性率 の 変化（2 5 ℃）

スクラビン グ水の粘 性 率の変化を 保守的に 評 価するため ，仮に フィ ルタ装置に移行するエ アロゾル を 全て不溶性 のエアロ ゾ ル（密度量のg/c m 3 ） とし，最低水tに加 わっ た として 懸濁 粒子 の容 積 分率を 算出 する と， 約（＝v o l％）と な る。図4 -6 によると 懸 濁粒子の容積分率2 vo l％程度 まで 粘性率がほ とんど上 昇 していない ため，不 溶 性エアロゾルによるスク ラビング 水 の粘性率の 変化はほ と んどないと 評価でき る 。
なお，上記 の密度g/ cm 3 は， コア・コ ンク リート反応 で発生す る コンクリ

ート由 来のエ アロ ゾル を想定 したも ので あり ，Ｔｅ Ｏ ２ （密 度約 5. 7 g /c m 3 ）等の密度の大きいエアロゾルを想定するよりも懸濁粒子の容積分率を大きく算定

NT 2 補 ① Ⅴ -1 -8 - 1 別 添 3 R3するため， 保守的な 評 価となって いる。

(2 )

評価結果
粘 性 率の 増 加 量 は ， 粘 性 率 の 変 化 が 大 き い 可 溶 性 エ ア ロ ゾ ル の場 合 に お い て も下記のとおり であり，図 4 -7に 示す純水 の温度変 化に伴う粘 性率の変 化 量と同等で あるため，こ の粘性率 の変 化は十分小 さい。よっ て，フィ ルタ装置 を長 期に使用す る場合においても ，スクラ ビ ング水の粘 性のＤＦ へ の影響はな いと考えら れる。
・可溶性 エアロ ゾル（ 水酸化ナト リウム 40 0 k g）が溶解 した場合のス クラビング水の粘性率の 変化は， 待 機時のスク ラビング 水 と比べた場 合に約mP a･ s大きくなる。

図 4- 7

水 の粘性率 に 及ぼす温度 の影響

な お ，エ ア ロ ゾ ル に は 有 機 物 が 含 ま れ て い な い た め ， 温 度 が 上昇 し た 場 合 に も粘性率を著し く大きく さ せることは ない。
別添 3-132

2. 3

スク ラビング 水 の逆流防止
金属フィル タのプレ フ ィルタ部に おける圧 損 が大きい場 合，金属フ ィルタに設 置されるドレン配管にお い て逆流が発 生し，金 属 フィルタに スクラビ ング水が流入 する可能性がある。
フィルタ装 置の設計 で は，プレフ ィルタの 圧 損を考慮し ており，想 定される圧 損に対して余裕のある値 と して

kP a の圧 損を 考慮してい る。具体 的 には，ドレ ン配管から金属フィルタに ス クラビング 水が流入 し ないよう， 金属フィ ルタ下端から 下方約m の位置にスクラ ビ ング水の水 位上限を 設 定している 。
実機ではプ レフィル タ 部の圧損は

程 度であり ，ドレン配 管の逆流を考慮しても， ス クラビング 水が金属 フ ィルタまで 逆流する おそれはない と評価できる。
なお，系統 待機時， 運 転中を通し て，フィ ル タ装置の水 位は水位計 により監視 し，NT 2 補 ① Ⅴ -1 -8 - 1 別 添 3 R3水位が上限水位とな る 前に排水す る計画と し ている。ま た，金属 フィルタのド レン配管の内径は約㎜ で あり，金属 フィルタ に 流入するベ ントガス に含まれるエ アロゾ

ルの粒径は極めて小 さ い（）こと から， ドレン配管 の閉塞が発 生するおそ れはないと言える。
フィルタ装 置のスク ラ ビング水位 の概要を 図 4- 8 に示す 。

図 4- 8フ ィルタ装 置 のスクラビ ング水位

別添 3-133

3.
(1 )

引用文献
ＮＵ ＲＥＧ／ Ｃ Ｒ－５９５ ０“ Io di ne E vo lu ti on a nd p H C on tr ol” ,De c. 19 92(2 )ＮＵ ＲＥＧ／ Ｃ Ｒ－５５６ ４“ Co re -C on cr et e In te ra ct i on s Us in g Mo lt en

UO 2 Wi th Z ir co ni um on A B as al ti c Ba se m en t”, A pr .1 992(3 )化学 便覧改訂 ３ 版基礎編Ⅱ(4 )上平 恒，「水 の 分子工学」(5 )横山 晴彦，田 端 正明「錯体 の溶液化 学 」(6 )P al M . Si po s, Gl en n He ft er , an d P et er M . Ma y, V is co s it ie s an d
De ns it ie s of H ig hl y C on ce nt ra te d Aq ue o us M OH S ol ut ions ( M + ) Na +,K+ , Li +, C s+ , (C H3 ) 4N +) a t 25 .0 °C ,J . C he m. E ng . Data , 4 5, 6 13 -6 17(2 00 0)NT 2 補 ① Ⅴ -1 -8 - 1 別 添 3 R3

(7 )G ri nn el l Jo ne s a nd H ol me s J. F or n wa lt , Th e Vi sc os it y o f Aq ue ou s
So lu ti on s of E le ct r ol yt es a s a Fu nc ti o n of t he C on cent ra t io n. I II .
Ce si um I od id e an d P ot as si um P er ma ng an a te , J. A m. C hem. S o c. , 58(4 ), 6 19 6 25 ( 19 36 )(8 )J os ep h Ke st in , H . Ez za t Kh al if a a nd R ob er t J. C or re i a, T ab le s ofth e Dy na mi c an d Ki n em at ic V is co si ty o f A qu eo us N aC l So lu t io n in t he
Te mp er at ur e Ra ng e 2 0- 15 0℃ an d th e Pr e ss ur e Ra ng e 0.1- 35 M Pa , J.
Ph ys . Ch em . Re f. D a ta , Vo l. 10 , No .1 ( 1 98 1)(9 )日本 機械学会

蒸気表 <1 99 9>

別添 3-134別紙 5
格納容器圧 力逃がし 装 置隔離弁の 人力操作 に ついて1.

格納容 器圧力逃 が し装置隔離 弁の人力 操 作
格納容器圧力逃がし 装 置の隔離弁 は，中央 制 御室からの 操作がで きない場合に は，現場の隔離弁操作場所 か ら遠隔人力 操作機構 を 介して弁操 作を実施 する。ベント に必要な弁の位置と操作場所 に ついて，図 5-1～図 5-3 に示す。
ベントは，第一弁よ り 開操作を実 施し，第 一 弁が全開と なったの ちに第二弁の 操作を実施し，ベントガス の 大気への放 出が開始 さ れるため， 第二弁操 作室を設ける 。第二弁
操作室は，弁の人力 操 作に必要な 要員を収 容 可能な遮蔽 に囲まれ た空間とし， 空気ボン
ベユニットにより正 圧 化し，外気 の流入を 一 定時間完全 に遮断す ることで，ベ ントの際

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R5のプルームの影響に よ る操作員の 被ばくを 低 減する設計 とする。

別添 3-135

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R4

図 5-1

隔 離弁の操 作 場所（1／3）

別添 3-136

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R4

図 5-2

隔 離弁の操 作 場所（2／3）

別添 3-137

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R4

図 5-3

隔 離弁の操 作 場所（3／3）

別添 3-138

別紙 6
ベント実施 に伴うベ ン ト操作時の 作業員の 被 ばく評価

1.

ベント 実施に伴 う ベント操作 時の作業 員 の被ばく評 価
炉心の著しい損傷時 に おいても， 現場にお い て，人力で 格納容器 圧力逃がし装 置の隔離弁の操作ができる よ う，放射線 防護対策 と して第二弁 操作室遮 蔽を設ける。 第二弁操作室の壁及び床は， 作 業員がベン ト実施時 に 滞在可能な ように普 通コンクリー ト 39.5cm ＊ 以 上 の 厚 さ を 有 し ， さ ら に ， 第 二 弁 操 作 室 に 隣 接 す る エ リ ア に 格 納 容 器 圧 力 逃 が し装置入口配管が設置 さ れる方向の 壁及び床 の 厚さは，普 通コンク リート 119.5 cm ＊ 以上とし，放射性物質の ガ ンマ線によ る外部被 ば くを低減す る設計と する。ベント 実施に伴うベント操作を手動 で 行う場合の 作業員の 被 ばく評価を 行い，第 二弁操作室遮 蔽は作業員を防護するために 必 要な遮蔽厚 さ等を有 し ており，作 業員の実 効線量は緊急 作業時のNT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R7

線量限度である 100 mSv 以下とな ることを 以 下のとおり 確認した 。
ベント操作としてサ プ レッション ・チェン バ からのベン トを行う 場合及びドラ イウェ
ルからのベントを行 う 場合のそれ ぞれにお け る第一弁及 び第二弁 の開操作時の 被ばく評価を行った。
注記(1)＊ ：公称値 か らマイナス 側許容差 （ －5 mm）を 引いた値

評価条 件
a.

放出量評価条件
格納容器破 損防止対 策 の有効性評 価で想定 し ている炉心 損傷を前 提 とした事象のうち，炉心 損傷時間 が 早く，格納 容器ベン ト を実施する 「大破断Ｌ ＯＣＡ＋高 圧炉
心冷却失敗 ＋低圧炉 心 冷却失敗」 の代替循 環 冷却系を使 用できない 場合が最も 放射性物質の放 出量が多 く なるため， この事象 を ベント実施 に伴うベン ト操作時の 作業
員の被ばく 評価で想 定 する事象と して選定 す る。
また，放出 量評価条 件 を表 6-1，大気中へ の放 出過程及び 概略図を 図 6-1～図 6-4に示す。大 気中への 放 出経路につ いては 図 6-5 に示すと おりであり ，非常用ガ ス処
理系等が起 動するま で （事象発生 から 2 時間 ）は原子炉 建屋からの 漏えいを想 定し地上放出す るとし，非常 用ガス処理 系等が起 動 した以降（ 事象発生か ら 2 時間以 降）は非常用ガ ス処理系 排 気筒からの 放出を想 定 し排気筒放 出とする。 また，ベン ト実
施以降は格 納容器圧 力 逃がし装置 排気口か ら の放出を想 定し原子炉 建屋屋上の 排気口放出とす る。

b.

被ばく評価条件
被ばく経路 は，図 6-6～図 6-8 に 示すと おり であり，経 路ごとに 以 下に示す評価を行った。
大気中へ放 出される 放 射性物質に ついては ， 表 6-2 及び 表 6-3 に示 すように，ガウスプルー ムモデル を 用いて拡散 効果を考 慮 して外部被 ばく及び内 部被ばくの 評価
別添 3-139を行った。 なお，内 部 被ばくにつ いては， 表 6-5 に示す 線量換算係 数，呼吸率 及びマスクの効 果を考慮 し 評価を行っ た。
外気から作 業場所内 へ 流入した放 射性物質 に よる被ばく について は ，屋外の放射性物質の濃 度と作業 場 所の放射性 物質の濃 度 を同じとし ，外部被ば くについて は，
表 6-4 に示 すとお り作 業場所の空 間体積を 保 存したサブ マージョン モデルで評 価を行い，内部 被ばくに つ いては，表 6-5 に 示す 線量換算係 数，呼吸率 及びマスク の効
果を考慮し 評価を行 っ た。なお， 第二弁の 操 作について は，空気ボ ンベにより 加圧された第二 弁操作室 内 で作業する ことを考 慮 し評価を行 った。
大気中に放 出され地 表 面に沈着し た放射性 物 質からのガ ンマ線に よ る外部被ばくについては ，ガウス プ ルームモデ ルを用い て 拡散効果を 考慮して放 射性物質の 濃度を求めた後 ，表 6-5 に 示す地表面 への沈着 速 度を考慮し 評価を行っ た。
格納容器圧 力逃がし 装 置配管，原 子炉建屋 等 からの直接 ガンマ線 及 びスカイシャ

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R7

インガンマ 線による 外 部被ばくに ついては ， 表 6-6 及び 表 6-7 に示 す原子炉建 屋の外壁，作業 場所の遮 蔽 壁の遮蔽効 果を考慮 し 評価を行っ た。
格納容器圧 力逃がし 装 置格納槽か らの直接 ガ ンマ線によ る外部被 ば くついては，格納容器圧 力逃がし 装 置格納槽を 囲むよう に 十分なコン クリート厚 さのフィル タ装
置遮蔽（配 管遮蔽含 む。）を設けて おり，コ ン クリート外 側表面の線 量率は十分 小さ
く，作業員 が作業時 に 格納容器圧 力逃がし 装 置格納槽付 近に近づく ことはない ため考慮しない 。
c.

アクセスルート
第一弁（サ プレッシ ョ ン・チェン バ側）の ベ ント操作を 行う場合 の アクセスルー
トは，図 6-9～図 6-11 に示すとお りである 。第一弁（ド ライウェル 側）のベン ト操
作を行う場 合のアク セ スルートは ，図 6-12～ 図 6-15 に 示すとおり である。第 二弁（サプレッ ション・ チ ェンバ側及 びドライ ウ ェル側共通 ）のベント 操作を行う 場合のアクセス ルートは 図 6-17～図 6-19 に示 す とおりであ る。また， 第一弁及び 第二弁のベント 操作を行 う 場合の屋外 移動時の ア クセスルー トは図 6-16 に示すと おり
である。

d.

評価点
評価点は，図 6-9～ 図 6-20 に示す とおりで あ り，ベント 操作時は 作 業場所を評価点とする。
アクセスル ートの評 価 点は，大気 中に放出 さ れた放射性 物質（グ ラ ンドシャインの評価含む。）に関 する 評価では，アクセス ル ート上で相 対濃度が最 も大きくな る地
点を評価点 とする。 ま た，原子炉 建屋から の 直接ガンマ 線及びスカ イシャイン ガン
マ線，格納 容器圧力 逃 がし装置配 管からの 直 接ガンマ線 に関する評 価では，ア クセ
スルート上 で遮蔽壁 等 の効果が小 さく，線 量 が厳しくな る地点を評 価点とする 。
なお，作業 及び移動 に 必要な時間 は常に上 記 の評価点に いるもの と し，被ばく評
別添 3-140

価を行った 。
e.

作業時間
第一弁の開 操作は， ベ ント実施前 に行うも の とし，第一 弁（サプ レ ッション・チ
ェンバ側） の作業時 間 は 160 分（移 動時間（ 往復）70 分＋ 作業時間 90 分），第一弁（ドライ ウェル側 ） の作業時間 は 190 分 （ 移動時間（ 往復）100 分＋作業時 間 90分）とする。ま た，第二 弁（サプレッ ション・チ ェンバ側及 びドライ ウ ェル側共通 ）の開操作は ，ベント 実 施直後から 180 分 作業 場所（第二 弁操作室） に滞在する ものとし，作 業時間は 410 分（移動 時間（ 往復）90 分＋待機 時間 140 分 ＋作業時間（第二弁操作室 滞在）180 分）とする 。

(2)

評価結 果
ベント実施 に伴うベ ン ト操作を手 動で行う 場 合の作業員 の被ばく評 価結果は以 下に

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R7R3R5

示すとおりであり， 作 業員の実効 線量は緊 急 作業時の線 量限度で ある 100 mSv 以下であり，ベント実施に 伴う ベント操作 を手動で 行 うことがで きること を確認した。また，実効線量の内訳を表 6-8～表 6-10 に示す。
a.

サプレッション ・ チェンバか らのベン ト 操作時の作 業員の実 効線量
作業員の実 効線量は 第 一弁開操作 時で約 37 mSv，第二弁 開操作時 で 約 28 mSv と
なった。

b.

ドライウェルか ら のベント操 作時の作 業 員の実効線 量
作業員の実 効線量は 第 一弁開操作 時で約 52 mSv，第二弁 開操作時 で 約 42 mSv となった。

別添 3-141

表 6-1NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R7

項目

放 出量評価 条 件（1／4）
評価条件

選定理由

評価事象

「大破断ＬＯＣＡ＋高圧炉心冷却失敗＋低
圧炉心冷却失敗」（代替循環冷却系を使用できない場合）（全交流動力電源喪失の重畳を考慮）

格納容器破損防止対策の有効性評価で想定する格納容器破損
モードのう ち，中央 制
御室の運転員又は対策要員の被ばくの観点から結果が最も厳しくなる事故収束に成功した事故シーケ
ンスを選定

炉心熱出力

3293 MW

定格熱出力

運転時間

1 サイクル 当たり10000 時間 （約 416 日 ）1 サイクル 13 カ月（395日）を考慮 して設定

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

取替炉心の燃料装荷
割合に基づ き設定

炉内蓄積量

希ガス類
：約2.2×10 19 Bq
よう素類：約2.8×10 19 Bq
ＣｓＯＨ類 ：約1.1×10 18 Bq
Ｓｂ類：約1.3×10 18 Bq
ＴｅＯ ２ 類 ：約6.7×10 18 Bq
ＳｒＯ類：約1.2×10 19 Bq
ＢａＯ類：約1.2×10 19 Bq
ＭｏＯ ２ 類 ：約2.4×10 19 Bq
ＣｅＯ ２ 類 ：約7.4×10 19 Bq
Ｌａ ２ Ｏ ３ 類 ：約5.5×10 19 Bq（核種ごとの炉内蓄積量を核種グループごとに集約し て記載）

「単位熱出力当たりの 炉 内 蓄 積 量（Bq/MW）」×「3293 MW（定格熱出 力）」
（単位熱出力当たりの炉内蓄積 量（Bq/MW）
は，ＢＷＲ 共通条件 として，東海 第二と同 じ
装荷燃料（ ９×９燃 料（Ａ型）），運転時 間（10000 時 間）で算 出
したＡＢＷＲのサイクル末期の 値を使用 ）格納容器漏 えい：事 象 発生直後
格納容器圧力逃がし装置による格納容器減圧及び除熱 ：事象発 生 から約 19 時 間後ＭＡＡＰ解 析結果原子炉格納容器内ｐＨ制御の効
果考慮しない

サプレッシ ョン・プー
ル水内ｐＨ制御設備
は，重大事 故等対処 設
備と位置付けていな
いため，保 守的に設 定

よう素の形態

粒子状よう 素 : 5 ％無機よう素 ：91 ％有機よう素 ： 4 ％Ｒ.Ｇ.1.195 に基づ き
設定

放出開始時間

別添 3-142

表 6-1項目

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R7

原子炉格納容器から原子炉建屋へ の 漏 え い 率（希ガス，エア
ロゾル及び有機よう素）

原子炉格納容器から原子炉建屋へ の 漏 え い 率（無機よう素）原子炉格納容器の漏えい孔における捕集効果
原子炉格納容器内での除去効果（エアロゾル）
原子炉格納容器内での除去効果（有機よう素）原子炉格納容器内での除去効果（無機よう素）放 出量評価 条 件（2／4）
評価条件

選定理由

ＭＡＡＰ解析にて原
子炉格納容器の開口面積を設定し格納容
器圧力に応じ漏えい
1Pd以下：0.9Pdで0.5 ％/日率が変化するものと
1Pd超過：2Pdで1.3 ％/日
し，原子炉格納容器の 設 計 漏 え い 率（ 0.9Pd で 0.5 ％ /日）及びＡＥＣの式等に基づき 設定
原子炉格納容器の設計漏えい率（0.5 ％/日）及びＡＥＣの式等に基づき設定（格1.5時間後～ 19.5時 間後：1.3 ％/日（一定）納 容 器 圧 力 が 0.9Pd
その他の期 間：0.5 ％/日（一定）を超える期間を包絡す る よ う に 1.3 ％ /日の漏えい率を設
定）
考慮しない

保守的に設 定ＭＡＡＰ解析に基づく（沈着，サプレッション・プールでのスクラビング及びドライ
ウェルスプ レイ）

ＭＡＡＰのＦＰ挙動
モデル

考慮しない

保守的に設 定

自然沈着率 ：9.0×10 -4 （L/s）（ 原 子 炉 格 納 容 器 内 の 最 大 存 在 量 か ら 1／
200まで）

ＣＳＥ実験 及びStandard Review
Plan 6.5.2に基づき設定

サプレッション・プールでのスクラビングに よ る 除 去 効 果 ： 10（ サ プ レ ッ シ ョ ン ・ チェンバベン トのみ）

Standard Review
Plan6.5.5 に基づき
設定

別添 3-143

表 6-1
項

放 出量評価 条 件（3／4）

目

評価条件

選定理由

サプレッショ

ド ラ イ ウ ェ ルベ

ン ・ チ ェ ン バベ

ント

ント

原子炉格納容器から原子炉建屋への漏えい割合希ガス類： 約 4.3×10 -3： 約 4.3×10 -3

ＣｓＩ類： 約 6.2×10-5： 約 6.2×10 -5

ＣｓＯＨ類： 約 3.1×10 -5： 約 3.2×10 -5： 約 6.7×10-6： 約 6.8×10-6： 約 6.7×10-6： 約 6.8×10 -6

ＳｒＯ類： 約 2.7×10-6： 約 2.7×10 -6

ＢａＯ類： 約 2.7×10 -6： 約 2.7×10 -6-7： 約 3.4×10 -7

ＣｅＯ２類： 約 6.7×10 -8
Ｌ ａ ２ Ｏ ３ 類 ： 約 2.7×10 -8： 約 6.8×10 -8： 約 2.7×10 -8

Ｓｂ類
ＴｅＯ２類

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R7

ＭｏＯ２類

原子炉建屋から大気への漏えい率（非常用ガス処理系及び非常用ガス再循環系の起動前）
非常用ガス処理系から大気への放出率（非常用
ガス処理系及び非常用ガス再循環系の起動後）： 約 3.4×10

ＭＡＡＰ解析結果及びＮＵＲＥＧ－１４
６５に基づ き設定

無限大／日 （地上放 出 ）（原子炉格 納容器か ら 原子炉建屋 へ漏えい
した放射性 物質は， 即 座に大気へ 漏えいするものとし て評価）

保守的に設 定1 回/日（排 気筒放 出）

設計値に基づき設定（非常用ガス処理系のファン容 量）

非常用ガス処理系及び非常用ガス再循環系の起動時間

事象発生か ら2時間 後起 動 操 作 時 間 （ 115分）＋負圧達成時間（5 分）（起動に 伴い
原子炉建屋原子炉棟
内は負圧になるが，保守的に負圧達成時間として 5 分を 想定）

非常用ガス処理系及び非常用ガス再循環系のフィルタ除去効率

考慮しない

保守的に設 定閉状態

原子炉建屋原子炉棟
内の急激な圧力上昇
等による原子炉建屋
外側ブローアウトパ
ネルの開放がないため

原子炉建屋外側
ブローアウトパ
ネルの開閉状態

別添 3-144

表 6-1
項目

放 出量評価 条 件（4／4）
評価条件

選定理由

サプレッショ

ドライウェルン・チ ェ ン バ ベ ン

ベントト

格納容器圧力逃がし装置への放出割合

希ガス類： 約 9.5×10 -1： 約 9.5×10 -1

ＣｓＩ類： 約 1.0×10-6： 約 3.9×10 -3

ＣｓＯＨ類： 約 4.0×10 -7： 約 7.5×10 -3： 約 8.9×10-8： 約 1.4×10-3： 約 8.9×10-8： 約 1.4×10 -3

ＳｒＯ類： 約 3.6×10-8： 約 5.8×10 -4

ＢａＯ類： 約 3.6×10 -8： 約 5.8×10 -4-9： 約 7.2×10 -5： 約 1.4×10 -5： 約 5.8×10 -6

Ｓｂ類
ＴｅＯ２類

ＭｏＯ２類

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R7

ＣｅＯ２類
Ｌａ２Ｏ３類

格納容器圧力逃がし装置の除去
係数： 約 4.5×10： 約 8.9×10 -10： 約 3.6×10 -10

希ガス：1
有機よう素 ：50
無機よう素 ：100
エアロゾル （粒子状 よ う素含む） ：1000

別添 3-145

ＭＡＡＰ解析結果及びＮＵＲＥＧ－１４
６５に基づ き設定

設計値に基 づき設定

希ガスの炉 内蓄積量

原子炉格納 容器内へ の 放出割合
：ＭＡＡＰ 解析に基 づ く

原子炉格納 容器内で の 除去効果
：ＭＡＡＰ 解析に基 づ く（除去効 果なし）

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R6

原子炉格納容器から 原 子炉建屋へ の漏えい 率：
1Pd 以下 ：0.9Pd で 0.5 ％/日
1Pd 超過:2Pd で 1.3 ％ /日
格納容器圧力逃がし 装 置への放出割合：ＭＡＡＰ解析に基 づ く

原子炉建屋 への流入 割 合：ＭＡＡ Ｐ解析に 基 づく

原子炉建屋 から大気 中 への漏えい率： 無限大/日

非常用ガス 処理系か ら
大気へ放出
放出率：1 回/日
除去効率： 考慮しな い

原子炉建屋 から漏え い 又は非常用ガス 処理系排 気 筒から放出

図 6-1

希 ガスの大 気 放出過程

別添 3-146

格納容器圧力逃がし 装 置
除去係数：1

格納容器圧力逃がし 装 置から放出

よう素の炉 内蓄積量

原子炉格納 容器内へ の 放出割合
：ＭＡＡＰ 解析に基 づ く
5 ％

91 ％

粒子状よう 素

4 ％

無機よう素

有機よう素

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R6

原子炉格納 容器内で の 除去効果 原子炉格納 容器内で の 自然沈着
：ＭＡＡＰ解析に基 づ く：9.0×10 -4 ［L/s］，（ドライウ ェルスプ レ イ等） （最大存在 量から 1／200 まで）

原子炉格納 容器から 原 子炉建屋へ の漏えい 率 ：【粒子状 よう素， 有 機よう素】
1Pd 以下：0.9Pd で 0.5 ％/日
1Pd 超過：2Pd で 1.3 ％/日【無機よ う素】
1.5 時間後～19.5 h 後 ：1.3 ％/日 （一定 ）上記以外の期間：0.5 ％/日（一定 ）サプレッシ ョン・プ ー ルでのスクラビン グによる 除 去係数
無機よう素 ：10
（サプレッ ション・チェ ンバベ
ントのみ）
有機よう素 ：1

格納容器圧 力逃がし 装 置への放出割合：ＭＡＡＰ解析に基 づ く

原子炉建屋 への流入 割 合：ＭＡＡＰ 解析に基 づ く

原子炉建屋 から大気 中 への漏えい率： 無限大/日

非常用ガス 処理系か ら
大気へ放出
放出率：1 回/日
除去効率： 考慮しな い

格納容器圧力逃がし 装 置の除去係数
粒子状よう 素：1000
無機よう素 ：100
有機よう素 ：50

原子炉建屋 から漏え い 又は非常用ガス 処理系排 気 筒から放出

図 6-2

原子炉格納 容器内で の除去効果： 考慮しな い

よ う素の大 気 放出過程

別添 3-147

格納容器圧力逃がし 装 置から放出

セシウムの 炉内蓄積 量

原子炉格納 容器内へ の 放出割合
：ＭＡＡＰ 解析に基 づ く

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R6

原子炉格納 容器内で の 除去効果
：ＭＡＡＰ 解析に基 づ く（ドライウ ェルスプ レ イ等）

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

原子炉建屋 への流入 割 合：ＭＡＡＰ 解析に基 づ く

原子炉建屋 から大気 中 への漏えい率： 無限大/日

格納容器圧力逃がし 装 置への放出割合：ＭＡＡＰ解析に基 づ く

非常用ガス 処理系か ら
大気へ放出
放出率：1 回/日
除去効率： 考慮しな い

原子炉建屋 から漏え い 又は非常用ガス 処理系排 気 筒から放出

図 6-3

セ シウムの 大 気放出過程

別添 3-148

格納容器圧力逃がし 装 置
除去係数：1000

格納容器圧力逃がし 装 置から放出

その他核種 の炉内蓄 積 量

原子炉格納 容器内へ の 放出割合
：ＭＡＡＰ 解析に基 づ く

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R6

原子炉格納 容器内で の 除去効果
：ＭＡＡＰ 解析に基 づ く（ドライウ ェルスプ レ イ等）

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

原子炉建屋 への流入 割 合：ＭＡＡＰ 解析及び Ｎ ＵＲＥＧ－
１４６５の 知見に基 づ き評価

原子炉建屋 から大気 中 への漏えい率：無限大/日

格納容器圧力逃がし 装 置への放出割合：ＭＡＡ Ｐ解析及 びＮ ＵＲＥＧ－
１４６５の知見に基 づ き評価

非常用ガス 処理系か ら
大気へ放出
放出率：1 回/日
除去効率： 考慮しな い

原子炉建屋 から漏え い 又は非常用ガス 処理系排 気 筒から放出

図 6-4

そ の他核種 の 大気放出過 程

別添 3-149

格納容器圧 力逃がし 装 置
除去係数：1000

格納容器圧 力逃がし 装 置から放出

非 常 用 ガ ス 処理 系
排 気 筒 か ら 放出 （ 2 時間 ～） ＊ 2
放 出 率 ： 1 回 /日
除 去 効 率 ： 考慮 し な い
格 納 容 器 圧 力逃 が し 装置
か ら の 放 出 （約 19 時 間～） ＊ 3
放 出 率 ： 1Pd で 13.4 kg/s

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R6

原子炉建屋

原 子 炉 格 納 容器 内 で の除 去効 果エ ア ロ ゾ ル （粒 子 状 よう 素含 む ）： ス プレ イ 等
有 機 よ う 素 ：考 慮 し ない
無 機 よ う 素 ：自 然 沈 着率 9.0×10 -4 （ L/s）
（ 最 大 存 在 量か ら 1/200 まで ），サ プレ ッ シ ョン ・プ ー ル で のス クラ ビ ン グに よる 除 去 係 数
10（ サ プ レッ ショ ン ・ チ ェ ンバ
ベントのみ）

ド ラ イ ウ ェ ルベ ン ト
原子炉建屋への漏えい＊1

原子炉建屋への漏えい＊1

原子炉
格納容器

サプレッショ
ン ・ チ ェ ン バベ
ント

原 子 炉 建 屋 から 大 気 中
へ の 漏 え い （～ 2 時 間）
漏 え い 率 ： 無限 大 / 日

格納容器圧力逃がし装置

格 納 容 器 圧 力逃 が し 装置 の除 去 係 数
希 ガ ス ： 1，有 機 よ う 素： 50， 無 機 よ う素 ： 100
エ ア ロ ゾ ル （粒 子 状 よう 素含 む ）： 1000

注記

＊ 1：原 子 炉 格 納容器 か ら 原 子 炉建 屋 へ の漏 えい 率
【 希 ガ ス ， エア ロ ゾ ル（ 粒子 状 よ う 素 含む ）， 有 機よう 素 】
1Pd 以 下 ： 0.9Pd で 0.5 ％ /日， 1Pd 超 過:2Pd で 1.3 ％ /日
【 無 機 よ う 素】
1.5 時 間 後 ～ 19.5 時 間 後 ： 1.3 ％ /日 （ 一定 ）， 上 記 以 外 の期 間 ： 0.5 ％/日 （ 一 定 ）大 気 へ の 放 出経 路

0 時間

▼2 時間＊2▼ 19 時 間 ＊ 3

168 時 間 ▼原 子 炉 建 屋 から 大 気 中へ の漏 え い
非 常 用 ガ ス 処理 系 排 気筒 から 放 出
格 納 容 器 圧 力逃 が し 装置 から の 放 出＊ 2： 非 常 用ガ ス 処 理 系の起 動 に よ り 原子 炉 建 屋原 子炉 棟 内 は 負 圧と な る ため ，事 象 発 生 2 時間
以 降 は 原 子 炉建 屋 か ら大 気中 へ の 漏 え いは な く なる 。
＊ 3： 事 象 発生 後 19 時間 以降 は ，「 非 常用 ガ ス 処 理系排 気 筒 か ら 放出 」 及 び「 格納 容 器 圧 力 逃がし 装 置 か ら の放 出 」 の両 経路 か ら 放 射 性物 質 を 放出 する 。

図 6-5

大 気放出過 程 概略図（イ メージ）

別添 3-150

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R5

非常用ガス処理系
排気筒①クラウドシャイン③スカイシャインガンマ線
格納容器圧力逃がし装置
排気口

別添 3-151

原子炉建屋③直接ガンマ線

原子炉
格納容器

図 6-6

被ばく経路
①大気中へ放出された放射性物質からのガンマ線による被ばく（クラウドシャインによる外部被ばく）②大気中へ放出された放射性物質の吸入摂取による被ばく（マスク着用（ＤＦ50）を考慮）③原子炉建屋内の放射性物質からのガンマ線による被ばく（直接
ガンマ線及びスカイシャインガンマ線による外部被ばく）④大気中へ放出され地表面に沈着した放射性物質からのガンマ線による被ばく（グランドシャインによる外部被ばく）②吸入摂取④グランドシャイン

ベント操作に係る作業時の被ばく評価経路イメージ（屋外移動時及び屋外作業時）

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R5

非常用ガス処理系
排気筒

被ばく経路①大気中へ放出された放射性物質からのガンマ線による被ばく（クラウドシャインによる外部被ばく）②原子炉建屋内の放射性物質からのガンマ線による被ばく（直接ガンマ線及びスカイシャインガンマ線による外部
被ばく）③外気から作業場所に流入した放射性物質による被ばく（作業場所内に浮遊している放射性物質による内部及び外部
被ばく）④ベント系配管内の放射性物質からのガンマ線による外部
被ばく⑤大気中へ放出され地表面に沈着した放射性物質からのガンマ線による被ばく（グランドシャインによる外部被ばく）①クラウドシャイン②スカイシャインガンマ線
格納容器圧力逃がし装置
排気口

別添 3-152

原子炉建屋②直接ガンマ線

作業場所
外気流入③流入した放射性物質による被ばく原子炉
格納容器④ベント系配管の直接ガンマ線⑤グランドシャイン

図 6-7

ベント操作に係る作業時の被ばく評価経路イメージ（屋内移動時及び第一弁開操作時）

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R5

非常用ガス処理系
排気筒

被ばく経路①大気中へ放出された放射性物質からのガンマ線による被ばく（クラウドシャインによる外部被ばく）②原子炉建屋内の放射性物質からのガンマ線による被ばく（直接ガンマ線及びスカイシャインガンマ線による外部被ばく）③外気から作業場所に流入した放射性物質による被ばく（作業場所内に浮遊している放射性物質による外部被ばく。ただし，退避室は空気ボンベにより加圧させるため，退避室内への放射性物質の流入はないものとする。）④ベント系配管内の放射性物質からのガンマ線による外部被ばく⑤大気中へ放出され地表面に沈着した放射性物質からのガンマ線による被ばく（グランドシャインによる外部被
ばく）①クラウドシャイン②スカイシャインガンマ線

格納容器圧力逃がし装置
排気口

別添 3-153

原子炉建屋

作業場所

②直接ガンマ線

外気流入

正圧
原子炉
格納容器

④ベント系配管の直接ガンマ線③流入した放射性物質からのガンマ線
第二弁操作室 空気ボンベ（遮蔽区画）⑤グランドシャイン

図 6-8

ベント操作に係る作業時の被ばく評価経路イメージ（第二弁開操作時）

表 6-2項目

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R7

大気拡散評 価モデル

大 気拡散評 価 条件

評価条件

選定理由

ガウスプル ームモデ ル

発電用原子炉施設の安全解析に関する気象指 針に基づ き 評価

気象資料

東海第二発 電所にお け る 1 年間の気象資 料（2005 年 4 月～
2006 年 3 月 ）地上風 ： 地上 10 m
排気筒風： 地上 140 m

放出源及び 放出源
高さ（有効 高さ）

原子炉建屋 漏えい： 地 上0 m
格納容器圧 力逃がし 装 置
排気口から の放出： 地 上57 m
非常用ガス 処理系排 気 筒からの放出 ：地上95 m

実効放出継 続時間

1 時間

累積出現頻 度

格納容器圧力逃がし装置排気口及び原子炉建屋からの放出は地上風（地上 10 m）の気象 デ ータを使用
非常用ガス処理系排気筒からの放出は排気筒 風（地上 140 m）の気象データを使 用
格納容器圧力逃がし装置排気口からの放出は建屋影響を考慮し原子炉建屋屋上からの放出と想定し設
定
非常用ガス処理系排気筒からの放出は方位ごとの風洞実験結果のう
ち保守的に最低の方位の有効高さを設定
保守的に最も短い実効放出継続時
間を設定

小さい方か ら 97 ％

建屋の影響

考慮する

巻き込みを生じる
代表建屋

原子炉建屋

大気拡散評 価点

図 6-20 参照

着目方位

非常用ガス 処理系排 気 筒：
1 方位
原子炉建屋 及び格納容器圧 力逃がし 装 置
排気口：
9方位

建屋影響

3000 m 2

形状係数

0.5

別添 3-154

気象指針に 基づき設 定
格納容器圧力逃がし装置排気口放出及び原子炉建屋漏えいにおいては放出源から近距離の原子炉建屋の影響を受 けるため ，建 屋による巻き込み現象 を考慮
放出源から 最も近く ，巻 き込みの影
響が最も大 きい建屋 と して選定
屋外移動時は敷地内の最大濃度点
で設定
屋内移動時は原子炉建屋付近の最大濃度点で 設定
非常用ガス 処理系排 気 筒（排 気筒放出）につい ては評価 点 の方位とし ，原子炉建屋漏えい及び格納容器圧
力逃がし装置排気口については放出 源 が 評 価 点 に 近い こ と か ら ， 180
度をカバー する方位 を 対象とする 。
原子炉建屋の最小投影断面積を設
定
発電用原子炉施設の安全解析に関する気象指 針に基づ き 設定

表 6-3

評 価に使用 す る相対濃度 （χ／Ｑ ） 及び相対線 量（Ｄ／ Ｑ ）
作業内容

第一弁
（ サ プ レ ッ ショ ン ・
チェンバ側）
開操作

放出箇所

χ ／ Ｑ 及 び Ｄ／ Ｑ

原 子 炉 建 屋 漏え い
（地上放出）

χ／Ｑ
約 8.0×10 -4（ s/m 3 ）非 常 用 ガ ス 処理 系 排 気筒
（ 排 気 筒 放 出）

χ／Ｑ
約 3.0×10 -6（ s/m 3 ）原 子 炉 建 屋 漏え い
（地上放出）

χ／Ｑ
約 8.0×10 -4（ s/m 3 ）非 常 用 ガ ス 処理 系 排 気筒
（ 排 気 筒 放 出）

χ／Ｑ
約 3.0×10 -6（ s/m 3 ）原 子 炉 建 屋 漏え い
（地上放出）

χ／Ｑ
約 7.4×10 -4（ s/m 3 ）屋 内 外 移 動 時／ 作 業 時

屋内外移動時第一弁（ ド ラ イ ウ ェル 側 ）開操作
作業時

非 常 用 ガ ス 処理 系 排 気筒
（ 排 気 筒 放 出）

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R7

原 子 炉 建 屋 漏え い
（地上放出）

屋外移動時

格 納 容 器 圧 力逃 が し 装置
排気口
（ 建 屋 屋 上 放出 ）非 常 用 ガ ス 処理 系 排 気筒
（ 排 気 筒 放 出）

第二弁
開操作
屋内移動時

作業時

χ／Ｑ
約 2.1×10 -6（ s/m 3 ）Ｄ／Ｑ
約 6.4×10 -20（ Gy/Bq）
χ／Ｑ
約 8.3×10 -4（ s/m 3 ）χ／Ｑ
約 4.2×10 -4（ s/m 3 ）Ｄ／Ｑ
約 8.7×10 -19（ Gy/Bq）
χ／Ｑ
約 3.0×10 -6（ s/m 3 ）Ｄ／Ｑ
約 1.2×10 -19（ Gy/Bq）

原 子 炉 建 屋 漏え い
（地上放出）

χ／Ｑ
約 8.0×10 -4（ s/m 3 ）格 納 容 器 圧 力逃 が し 装置
排気口
（ 建 屋 屋 上 放出 ）χ／Ｑ
約 4.0×10 -4（ s/m 3 ）非 常 用 ガ ス 処理 系 排 気筒
（ 排 気 筒 放 出）

χ／Ｑ
約 3.0×10 -6（ s/m ３ ）原 子 炉 建 屋 漏え い
（地上放出）

χ／Ｑ
約 7.4×10 -4（ s/m 3 ）格 納 容 器 圧 力逃 が し 装置
排気口
（ 建 屋 屋 上 放出 ）χ／Ｑ
約 3.7×10 -4（ s/m 3 ）非 常 用 ガ ス 処理 系 排 気筒
（ 排 気 筒 放 出）

χ／Ｑ
約 3.0×10 -6（ s/m 3 ）別添 3-155

表 6-4
項

建 屋内に流 入 した放射性 物質によ る 外部被ばく 評価条件

目

評価条件
D

サブマージ
ョンモデル
（評価式）

6.2

10

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R6

1

e μ

3600

D ： 放 射 線 量 率（ Sv/h）Qγ： 大 気 に 放 出さ れ た 放射 性物 質 放 出 率 （Bq/s）（ 0.5 MeV 換 算 値 ）Eγ： ガ ン マ 線 エネ ル ギ （ 0.5 MeV/dis）
μ ： 空 気 に 対 する ガ ン マ線 エネ ル ギ 吸 収 係数
（ 3.9×10 -3 /m）
R ： 作 業 エ リ ア等 の 空 間体 積と 等 価 な 半 球の 半 径 （ m）
R

作業場所等
の空間体積
（V ）

Q γ χ ／ Q Eγ

選定理由

―

π

V ： 作 業 エ リ ア等 の 空 間体 積（ m 3 ）＜ サ プ レ ッ ショ ン ・ チェ ンバ か ら の ベ ント を 行 う場 合＞
・第一弁
操作場所
：2200 m 3
屋 内 移 動 ア クセ ス ル ート ：2200 m 3
・第二弁
操作場所
： 590 m 3
屋 内 移 動 ア クセ ス ル ート ：2200 m 3＜ ド ラ イ ウ ェル か ら のベ ント を 行 う 場 合＞
・第一弁
屋 外 の た め 相対 線 量 より 評価
・第二弁
操作場所
： 590 m 3
屋 内 移 動 ア クセ ス ル ート ： 2200 m 3

アクセスルートとなる建屋内の区画で最も線量率が高くなる区画の
空 間 体 積 で 設定
操作エリアは作業区画の 空 間 体 積 で設 定

屋内作業場
所流入率の
考慮

考慮しない

保 守 的 に 外 気濃 度 と 同
一 濃 度 と す る。

第二弁操作
室の遮蔽及
び空気ボン
ベ加圧考慮
（第二弁操
作場所）の
み）

第 二 弁 操 作 室の 遮 蔽 厚： 40 ㎝ ＊ （ コ ンク リ ート ）空 気 ボ ン ベ によ る 加 圧時 間： ベ ン ト 実 施か ら 3 時間

第二弁操作場所にベント 後 3 時 間 滞在 す る 。

評価で考慮するコンクリート遮蔽は，公称値からマイナス側
許 容 差 （ － 5 mm） を 引い た値 を 適 用

建築工事標準仕様書ＪＡ Ｓ Ｓ 5N・同解 説（ 原子力発電所施設における鉄筋コンクリート工
事 ，日 本 建 築学 会 )に 基
づき設定

2.00 g/cm 3

建築工事標準仕様書ＪＡ Ｓ Ｓ 5N・同解 説（ 原子力発電所施設における鉄筋コンクリート工
事 ，日 本 建 築学 会 )を 基に 算 出 し た 値を 設 定

許容差

コンクリー
ト密度

注記

＊： 格納容器 圧 力逃がし装 置配管が あ る部分の遮 蔽厚は 120 ㎝（コンク リート）

別添 3-156

表 6-5項目

線 量換算係 数 ，呼吸率等

評価条件

選定理由

成人実効線 量換算係 数 を使用（主な核種 を以下に 示 す）NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R5

線量換算
係数

Ｉ－131 ：2.0×10 -8
Sv/Bq
Ｉ－132 ：3.1×10 -10 Sv/Bq
Ｉ－133 ：4.0×10 -9
Sv/Bq
Ｉ－134 ：1.5×10 -10 Sv/Bq
Ｉ－135 ：9.2×10 -10 Sv/Bq
Ｃｓ－134 ：2.0×10 -8
Sv/Bq
Ｃｓ－136 ：2.8×10 -9
Sv/Bq-8
Ｃｓ－137 ：3.9×10
Sv/Bq
上記以外の 核種は ICRP Pub.71 等 に基づく

ICRP Publication 71 に
基づき設定

呼吸率

1.2 m 3 /h

成人活動時の呼吸率を
設定

マスクの除
染係数

ＤＦ50

性能上期待できる値か
ら設定

地表面への
沈着速度

粒子状物質 ：0.5 ㎝ /s
無機よう素 ：0.5 ㎝ /s
有機よう素 ：1.7×10 -3 ㎝/s

東海第二発電所の実気象から求めた沈着速度から保守的 に設定

別添 3-157

表 6-6
項

格 納容器圧 力 逃がし装置 配管から の 直接ガンマ 線

目

評価条件

第一弁
（ サ プ レ ッ ショ ン ・
チェンバ側）
第一弁（ ド ラ イ ウ ェル 側 ）

遮蔽厚さ＊

選定理由

作業場所

150 ㎝

移動ルート

90 ㎝

作業場所

60 ㎝

移動ルート

60 ㎝

作業場所

120 ㎝

移動ルート

120 ㎝

ベ ン ト 操 作 エリ ア に おけ る原子 炉 建 屋 壁 等を 考 慮 （図 6-9～ 図 6-19 参照 ）

第二弁

許容差

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R8

コ ン ク リ ー ト密 度

第一弁
（ サ プ レ ッ ショ ン ・
チェンバ側）
配 管 中 心 か ら評 価
点までの距離第一弁（ ド ラ イ ウ ェル 側 ）建築工事標準仕様書ＪＡＳＳ
評価で考慮するコンクリ
5N・ 同 解 説 （ 原 子 力 発 電 所 施
ー ト 遮 蔽 は，公 称 値か ら マ
設における鉄筋コンクリート
イ ナ ス 側 許 容差 （ － 5 mm）
工 事 ，日本 建 築 学会 )に 基 づきを 引 い た 値 を適 用
設定
建築工事標準仕様書ＪＡＳＳ
5N・ 同 解 説 （ 原 子 力 発 電 所 施
2.00 g/cm 3
設における鉄筋コンクリート
工 事 ，日本 建 築 学会 )を 基 に算出 し た 値 を 設定
作業場所

3.0 m

移動ルート

10.9 m

作業場所

11.6 m

移動ルート

11.6 m

作業場所

1.4 m

移動ルート

1.4 m

―

第二弁

注記

＊ ： 遮蔽厚はコン クリート相当の厚さとす る。

表 6-7
項

原 子炉建屋 か らの直接ガ ンマ線及 び スカイシャ インガン マ 線

目

評価条件

選定理由

遮蔽厚さ

10 ㎝～220 ㎝

原子炉建屋外壁（二次遮蔽）の厚さを設 定原 子 炉 建 屋 内線 源 強 度
分布

原子炉建屋内に放出された放射性物質が 均一に分 布

審査ガイドに示されたとおり
設定

原子炉建屋 のモデル

原子炉建屋の幾何形状をモデ
ル化

建屋外壁を 遮蔽体と し て考慮
原子炉建屋の評価モデルを図6-21 に示す 。

直 接 ガ ン マ 線・ ス カ イ
シ ャ イ ン ガ ンマ 線 評 価
コード

直接ガンマ 線評価：
ＱＡＤ-ＣＧ ＧＰ２ Ｒ
スカイシャ インガン マ 線評価： 現行許認可 （添十） に 同じ
ＡＮＩＳＮ
Ｇ３３-ＧＰ ２Ｒ

別添 3-158

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R8

図6-9

第一 弁（サ プレ ッション・チェンバ 側 ）操作場所 及びアク セ スルート（ 原子炉建屋
原子炉棟3階 及び原 子炉 建屋付属棟3階，4階 )別添 3-159

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R8

図6-10

第 一弁（サ プ レッション ・チェン バ 側）操作場 所及びア ク セスルート （原子炉建屋原子炉棟2階及び 原子 炉建屋付属 棟2階)

別添 3-160

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R8

図6-11

第 一弁（サ プ レッション ・チェン バ 側）操作場 所及びア ク セスルート （原子炉建屋原子炉棟1階及び 原子 炉建屋付属 棟1階)

別添 3-161

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R8

図 6-12

第 一弁 （ ド ラ イ ウ ェ ル 側 ） 操 作 場 所 及 び ア ク セ ス ル ー ト （ 原 子 炉 建 屋 原 子 炉 棟 3階及び原子 炉建屋付 属 棟3階，4階)

別添 3-162

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R8

図 6-13

第 一弁 （ ド ラ イ ウ ェ ル 側 ） 操 作 場 所 及 び ア ク セ ス ル ー ト （ 原 子 炉 建 屋 原 子 炉 棟 2階及び原子 炉建屋付 属 棟2階)

別添 3-163

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R8

図 6-14

第 一弁 （ ド ラ イ ウ ェ ル 側 ） 操 作 場 所 及 び ア ク セ ス ル ー ト （ 原 子 炉 建 屋 原 子 炉 棟 1階及び原子 炉建屋付 属 棟1階)

別添 3-164

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R8

図 6-15

第 一弁 （ ド ラ イ ウ ェ ル 側 ） 操 作 場 所 及 び ア ク セ ス ル ー ト （ 原 子 炉 建 屋 原 子 炉 棟 4階及び原子 炉建屋付 属 棟屋上)

別添 3-165

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R8

図6-16

屋 外移動時 の アクセスル ート

別添 3-166

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R7

図6-17

第 二弁操作 場 所及びアク セスルー ト（ 原子炉建屋 原子炉棟 1階 及び原子炉 建屋付属
棟1階)

別添 3-167

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R7

図6-18

第 二弁操作 場 所及びアク セスルー ト（ 原子炉建屋 原子炉棟 2階 及び原子炉 建屋付属
棟2階)

別添 3-168

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R7

図6-19

第 二弁操作 場 所及びアク セスルー ト（ 原子炉建屋 原子炉棟 3階 及び原子炉 建屋付属
棟3階)

別添 3-169

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R8

図 6-20

大 気中に放 出 された放射 性物質の 濃 度評価点

別添 3-170

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R0

図 6-21

原 子炉建屋 内 の放射性物 質からの 直 接ガンマ線 評価モデ ル （1／2）

別添 3-171

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R0

図 6-21

原 子炉建屋 内 の放射性物 質からの 直 接ガンマ線 評価モデ ル （2／2）

別添 3-172

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R8

表 6-8

第一弁開操作に伴う移動時及び作業時の線量（単位：mSv/h）

第一弁（サプレッション・チェンバ側）開操作

大気中へ放出された放射性物質による被ばく

外部被ばく
内部被ばく

第一弁（ドライウェル側）開操作 ＊1

ベント操作時屋内移動時（中央制御室⇒
作業場所）

屋外移動時
（作業場所⇒
緊急時対策所）

ベント操作時約2.1×100

約3.1×100

約1.9×100

約5.4×100

約5.4×100

約5.4×100

約1.9×100

約4.8×10-2

約2.6×10-2

約2.6×10-2

約2.6×10-2

約4.8×10-2

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

被ばく経路

原子炉建屋内の放射性物質からのガンマ線による外部被ばく＊1

屋内に流入する放射性物質の影響に包絡される

屋内／屋外移動時 屋内／屋外移動時
屋外移動時（中央制御室⇒作 （作業場所⇒付属 （付属棟入口⇒
業場所）
棟入口）
緊急時対策所）

別添 3-173

外部被ばく

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

内部被ばく

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

ベント系配管内の放射性物質からのガンマ線による外部被ばく ＊2

約1.4×10-1

1.0×10-2以下

屋外移動のため対象外 ＊3

約4.6×10-1

約4.6×10-1

約4.6×10-1

屋外移動のため対象外 ＊3

大気中へ放出され地表面に沈着した
放射性物質からのガンマ線による被ばく

約1.2×101

約1.2×101

約1.2×101

約1.1×101

約1.2×101

約1.2×101

約1.2×101

作業線量率

約1.4×101

約1.5×101

約1.4×101

約1.7×101

約1.8×101

約1.8×101

約1.4×101

作業時間及び移動時間

90分

35分（往路）35分（復路）90分

50分（往路）15分（復路）35分（復路）作業員の実効線量（作業時及び移動時）

約2.1×101 mSv

約8.6×100 mSv

約8.2×100 mSv

約2.5×101 mSv

約1.5×101 mSv

約4.4×100 mSv

約8.2×100 mSv

外気から作業場所内へ流入した放射性物質
による被ばく

作業員の実効線量（合計）

注記

大気中へ放出された放射性物質の影
響に包絡される

大気中へ放出された放射性物質の影響に包絡される

約3.7×101 mSv＊1：第一弁開操作はベント実施前に行う。
＊2：第一弁開操作前は，第一弁までのベント系配管内に浮遊した放射性物質を考慮する。
＊3：屋外移動時は，アクセスルートからベント系配管の距離が離れているため，評価対象外とする。

約5.2×101 mSv

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R8

表 6-9

第二弁開操作に伴う移動時及び作業時の線量（サプレッション・チェンバからのベント操作の場合）（単位：mSv/h）
第二弁開操作時（ベント実施時）

被ばく経路

原子炉建屋内の放射性物質からのガンマ線による外部被ばく
大気中へ放出された放射性物質による被ばく

別添 3-174

外気から作業場所内へ流入した放射性物質
による被ばく

待機時

屋内移動時（原子炉建屋入口⇔
作業場所）

ベント開始～
1時間

1時間～
2時間

2時間～
3時間

ベント
実施前

ベント
実施前

ベント
実施後

ベント
実施前

ベント
実施後

1.0×10 -2以下

1.0×10 -2以下

1.0×10 -2以下

1.0×10 -2以下

約2.6×10 0

約2.6×10 0

約1.9×10 0

約1.9×10 0

約4.8×10 -2

約1.1×10 -1

1.0×10 -2以下

約2.7×10 -2

外部被ばく
屋内に流入する放射性物質の影響に包絡される

屋内に流入する放射性物質の影響に包絡される

内部被ばく
外部被ばく

屋外移動時
（緊急時対策所⇔
原子炉建屋入口）

約4.7×10 0

約5.2×10 -2

1.0×10 -2以下

1.0×10 -2以下

1.0×10 -2以下

約4.1×10 -2
屋外移動のため対象外 ＊内部被ばく

ベント系配管内の放射性物質からのガンマ線による外部被ばく
大気中へ放出され地表面に沈着した
放射性物質からのガンマ線による被ばく

正圧化により流入なし

1.0×10-2以下

1.0×10 -2以下

約2.7×10 -2
屋外移動のため対象外 ＊約4.6×10 -1

約4.6×10 -1

約4.6×10 -1

約1.3×10 -1

約1.3×10 -1

約2.9×10 -1

約2.2×10 -2

約2.2×10 -2

約2.2×10 -2

約2.3×10 -2

約1.2×10 1

約1.2×10 1

約1.2×10 1

約1.2×10 1

作業線量率

約5.2×10 0

約5.3×10 -1

約4.8×10 -1

約1.7×10 -1

約1.4×10 1

約1.4×10 1

約1.4×10 1

約1.4×10 1

作業時間及び移動時間

60分

60分

60分

140分

10分（往路）10分（復路）35分（往路）35分（復路）作業員の実効線量（作業時及び移動時）

約5.2×10 0 mSv

約5.3×10 -1 mSv

約4.8×10 -1 mSv

約4.0×10 -1 mSv

約2.4×10 0 mSv

約2.4×10 0 mSv

約8.2×10 0 mSv

約8.2×10 0 mSv

作業員の実効線量（合計）注記

約2.8×101 mSv＊：屋外移動時は，アクセスルートからベント系配管の距離が離れているため，評価対象外とする。

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R8

表 6-10

第二弁開操作に伴う移動時及び作業時の線量（ドライウェルからのベント操作の場合）（単位：mSv/h）
第二弁開操作時（ベント実施時）

被ばく経路

原子炉建屋内の放射性物質からのガンマ線による外部被ばく
大気中へ放出された放射性物質による被ばく

別添 3-175

外気から作業場所内へ流入した放射性物質
による被ばく

待機時

屋内移動時（原子炉建屋入口⇔
作業場所）

ベント開始～
1時間

1時間～
2時間

2時間～
3時間

ベント
実施前

ベント
実施前

ベント
実施後

ベント
実施前

ベント
実施後

1.0×10 -2以下

1.0×10 -2以下

1.0×10 -2以下

1.0×10 -2以下

約2.6×10 0

約2.6×10 0

約1.9×10 0

約1.9×10 0

約4.8×10 -2

約1.5×10 1

1.0×10 -2以下

約1.3×10 0

外部被ばく
屋内に流入する放射性物質の影響に包絡される

屋内に流入する放射性物質の影響に包絡される

内部被ばく
外部被ばく

屋外移動時
（緊急時対策所⇔
原子炉建屋入口）

約4.0×10 0

約3.1×10 -1

約8.4×10 -2

1.0×10 -2以下

1.0×10 -2以下

約8.3×10 0
屋外移動のため対象外 ＊内部被ばく

正圧化により流入なし

1.0×10－２ 以下

1.0×10－２ 以下

約1.3×10 ０

約5.1×10 -1

約5.1×10 -1

約5.1×10 -1

約3.1×10 -2

約3.1×10 -2

約3.2×10 -1

約2.9×10 -2

約2.9×10 -2

約2.9×10 -2

約2.3×10 -2

約1.2×10 1

約1.6×10 1

約1.2×10 1

約1.6×10 1

作業線量率

約4.6×10 0

約8.4×10 -1

約6.2×10 -1

約7.3×10 -2

約1.4×10 1

約2.8×10 1

約1.4×10 1

約3.5×10 1

作業時間及び移動時間

60分

60分

60分

140分

10分（往路）10分（復路）35分（往路）35分（復路）作業員の実効線量（作業時及び移動時）

約4.6×10 0 mSv

約8.4×10 -1 mSv

約6.2×10 -1 mSv

約1.7×10 -1 mSv

約2.4×10 0 mSv

約4.7×10 0 mSv

約8.2×10 0 mSv

約2.0×10 1 mSv

ベント系配管内の放射性物質からのガンマ線による外部被ばく
大気中へ放出され地表面に沈着した
放射性物質からのガンマ線による被ばく

作業員の実効線量（合計）

注記

約4.2×101 mSv＊：屋外移動時は，アクセスルートからベント系配管の距離が離れているため，評価対象外とする。

屋外移動のため対象外 ＊NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R6E

4. 引用文 献(1) Regulatory Guide 1.195, “Methods and Assumptions for Evaluating RadiologicalConsequences of Desigh Basis Accidents at Light-Water Nuclear Power
Reactors”,May 2003
(2) Standard Review Plan6.5.2,“Containment Spray as a Fission Product Cleanup
System”,December 2005
(3) Standard Review Plan6.5.5,“Pressure Suppression Pool as a Fission ProductCleanup System”,March 2007
(4) NUREG-1465,“ Accident Source Terms for Light-Water Nuclear Power
Plants”,1995

別添 3-176