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KK67-0029 改18

柏崎刈羽原子力発電所 6号及び7号炉
別添資料－１

原子炉格納容器の過圧破損を防止するための設備（格納容器圧力逃がし装置）について

平成28年1月
東京電力株式会社

＜目次＞
1． 概要 .............................................................. 1
1.1
設置目的 ...................................................... 11.2
設備構成の概略 ................................................ 21.2.1
機器配置 .................................................. 21.2.2
系統概要図 ................................................ 61.3
設備性能の概略 ................................................ 91.3.1
設備の使用方法の概略 ...................................... 91.3.2
放射性物質除去性能の概略 .................................. 92． 設計方針 ......................................................... 10
2.1
設計条件 ..................................................... 102.2
格納容器圧力逃がし装置（原子炉格納容器フィルタベント系） ..... 122.2.1
フィルタ装置本体，よう素フィルタ本体構造 ................. 122.2.1.1
容器 ................................................... 14
2.2.1.2
内部構造物 ............................................. 19
2.2.1.3
スクラバ水 ............................................. 25
2.2.2
格納容器圧力逃がし装置系統構成 ........................... 25
2.2.2.1
主配管 ................................................. 27
2.2.2.2
主要弁等 ............................................... 342.3
附帯設備 ..................................................... 39
2.3.1
格納容器圧力逃がし装置電源設備 ........................... 39
2.3.1.1
概要 ................................................... 39
2.3.1.2
電源供給負荷 ........................................... 39
2.3.1.3
単線結線図 ............................................. 41
2.3.1.4
電源設備の多重性又は多様性及び独立性 ................... 44
2.3.2
格納容器圧力逃がし装置計測制御設備 ....................... 47
2.3.2.1
概要 ................................................... 47
2.3.2.2
計測設備の目的 ......................................... 47
2.3.2.3
計測設備の仕様について ................................. 52
2.3.2.4
格納容器圧力逃がし装置の計測設備の多重性又は多様性について
ああああ ......................................................... 56
2.3.3
格納容器圧力逃がし装置給水設備 ........................... 58
2.3.3.1
機能 ................................................... 58
2.3.3.2
設備構成及び仕様 ....................................... 58
2.3.4
格納容器圧力逃がし装置ドレン設備 ......................... 60
2.3.4.1
2.3.4.2

機能 ................................................... 60
設備構成及び仕様 ....................................... 60-目次 1-

2.3.5
格納容器圧力逃がし装置窒素パージ設備 ..................... 69
2.3.5.1
機能 ................................................... 69
2.3.5.2
設備構成及び仕様 ....................................... 69
3．格納容器圧力逃がし装置による放射性物質除去性能 .................... 753.1
放射性物質の除去原理 ......................................... 753.1.1
粒子状放射性物質の除去原理 ............................... 75
3.1.1.1
水スクラバによる除去 ................................... 75
3.1.1.2
金属フィルタによる除去 ................................. 77
3.1.2
ガス状放射性物質の除去原理 ............................... 78
3.1.2.1
格納容器圧力逃がし装置へ流入するガス状放射性物質量の低減 78
3.1.2.2
格納容器圧力逃がし装置での除去 ......................... 79
3.2
性能検証 ..................................................... 81
3.2.1
性能検証試験の概要 ....................................... 81
3.2.1.1
試験設備の概要 ......................................... 81
3.2.1.2
試験条件とその設定根拠 ................................. 853.2.2
放射性物質の除去性能 ..................................... 91
3.2.2.1
格納容器圧力逃がし装置に流入する放射性物質 ............. 91
3.2.2.1.1 粒子状放射性物質（エアロゾル） ........................ 91
3.2.2.1.2 よう素 ............................................... 122
3.2.2.2
事故時のフィルタ装置のパラメータ変化 .................. 124
3.2.2.3
除去性能試験結果 ...................................... 131
3.2.2.3.1
エアロゾル除去性能試験 .............................. 131
3.2.2.3.2
無機よう素除去性能試験 .............................. 133
3.2.2.3.3
有機よう素除去性能試験 .............................. 135
3.2.2.3.3.1
吸着材による除去性能試験結果 ...................... 135
4． 格納容器圧力逃がし装置の設備操作と操作性 ........................ 139
4.1
格納容器圧力逃がし装置の設備操作 ............................ 139
4.1.1
格納容器ベント操作について .............................. 139
4.1.2
中央制御室及び現場での操作内容 .......................... 141
4.1.3
中央制御室及び現場でのパラメータ監視 .................... 159
4.2
格納容器圧力逃がし装置の操作性 .............................. 166
4.2.1
ベント弁操作エリア ...................................... 166
4.2.1.1
ベント時の被ばく評価（線量分布） ...................... 166
4.2.1.2
ベント後の被ばく評価（線量分布） ...................... 166
4.2.2
フィルタ装置遮へい壁周辺 ................................ 166
4.2.2.1
ベント時の被ばく評価（線量分布） ...................... 166
4.2.2.2
4.2.2.3

ベント後の被ばく評価（線量分布） ...................... 166
自然現象による操作性への影響 .......................... 167-目次 2-

4.3
水素燃焼防止に関する設備操作 ................................ 168
5． 設備の維持管理 .................................................. 176
5.1
点検方法 .................................................... 176
5.2
試験方法 .................................................... 181
6.
規制基準への適合性 ............................................. 185
6.1
実用発電用原子炉及びその附属施設の位置，構造及び設備の基準に関する規則への適合 .................................................... 185
6.1.1
第 38 条（重大事故等対処施設の地盤） ..................... 185
6.1.2
第 39 条（地震による損傷の防止） ......................... 186
6.1.3
6.1.4
6.1.5
6.1.6

第 40 条（津波による損傷の防止） ......................... 186
第 41 条（火災による損傷の防止） ......................... 187
第 43 条（重大事故等対処設備） ........................... 189
第 48 条（最終ヒートシンクに熱を輸送するための設備） ..... 193

6.1.7
第 50 条（原子炉格納容器の過圧破損を防止するための設備） . 194
6.1.8
第 52 条（水素爆発による原子炉格納容器の破損を防止するための設備）あああああああ .............................................. 200
7.
原子炉格納容器圧力逃がし装置の設計基準事象に対する耐性 ......... 201
7.1
地震，津波以外の自然現象 .................................... 201
7.1.1
7.1.2
7.1.3
7.1.4
7.1.5
7.1.6
7.1.7
7.1.8
7.1.9

風（台風） .............................................. 201
竜巻 .................................................... 202
積雪 .................................................... 212
低温 .................................................... 215
落雷 .................................................... 216
火山 .................................................... 218
降水 .................................................... 221
生物学的事象 ............................................ 221
地滑り .................................................. 222

7.2
その他事象 .................................................. 223
7.2.1
外部火災 ................................................ 223
7.2.2
内部火災 ................................................ 228
7.2.3
内部溢水 ................................................ 228
7.2.4
航空機墜落（偶発的事象） ................................ 230
7.2.5
船舶の衝突 .............................................. 231
7.2.6
電磁的障害 .............................................. 231
8.
原子炉格納容器圧力逃がし装置の意図的な航空機衝突事象に対する耐性 232
8.1
航空機衝突（意図的事象） .................................... 232
別紙１
別紙２

格納容器圧力逃がし装置の計測設備の網羅性について ............ 235
格納容器圧力逃がし装置 計測設備の概略構成図 ................ 242-目次 3-

別紙３
別紙４
別紙５
別紙６
別紙７
別紙８
別紙９
別紙 10
別紙 11

放射線検出器の計測上限及び放射性物質濃度算定の考え方 ........ 252
フィルタ装置水素濃度計の計測時間遅れについて ................ 254
エアロゾル計測装置の計測原理 ................................ 257
除去性能試験について ........................................ 269
格納容器圧力逃がし装置系統内における可燃性ガスの燃焼について 299
ベント方法及び放出位置を変更することによる公衆被ばくへの影響 301
設備の維持管理についての補足事項 ............................ 311
弁の操作方法について ....................................... 313
格納容器圧力逃がし装置の劣化要因と対策について ............. 323

別紙 12
別紙 13
別紙 14
別紙 15

金属フィルタの液滴除去性能について ......................... 324
フィルタ装置からの放射性物質の再浮遊について ............... 328
水スクラバにて考慮する荷重と評価結果 ....................... 337
よう素フィルタからの放射性物質の再浮遊について ............. 343

別紙 16
別紙 17
別紙 18
別紙 19
別紙 20

格納容器圧力逃がし装置の弁選定の考え方 ..................... 347
格納容器圧力逃がし装置と他系統との隔離 ..................... 352
圧損計算の詳細 .............................................. 354
格納容器圧力逃がし装置と他系統との隔離について ............. 358
配管内面への放射性物質付着量の考え方について ............... 370

別紙 21 配管内面に付着した放射性物質による発熱の影響について ....... 374
別紙 22 スクラバノズルのエロージョンについて ....................... 379
別紙 23 格納容器圧力逃がし装置からの漏えい対策について ............. 381
別紙 24 スクラバ水の pH 調整方法について ............................ 387
別紙 25 窒素ガスパージ対する考え方について ......................... 389
別紙 26 ドレン移送ライン使用時における格納容器内へ空気流入影響につい 396
ああて .............................................................. 396
別紙 27 スクラバ水の設定について ................................... 397
別紙 28 6 号炉と７号炉で放射線モニタ設置位置が異なることに対する考え方ああああ .............................................................. 408
別紙 29 よう素捕捉時の化学反応による影響について ................... 409
別紙 30 フィルタ装置の長期使用時の影響について ..................... 412
別紙 31 地震による損傷の防止に関する耐震設計方針の説明 ............. 428
別紙 32 空気作動弁に対する人力操作の成立性について ................. 430
別紙 33 格納容器ベント実施に伴う現場作業の線量影響について ......... 436
別紙 34 スクラバ水スロッシングの影響について ....................... 455
別紙 35 格納容器圧力逃がし装置の材料選定に係る技術的根拠 ........... 456
別紙 36 フィルタ装置の性能維持の確認について ....................... 460
別紙 37
別紙 38

圧力開放板の凍結による影響について ......................... 461
高温使用時におけるフィルタベント系統からの漏えいがないこと . 464-目次 4-

別紙 39
別紙 40
別紙 41
別紙 42
別紙 43
別紙 44

格納容器圧力逃がし装置使用後の保管管理 ..................... 467
よう素フィルタ部に発生する偏流について ..................... 468
格納容器ｐH 制御による格納容器への影響の確認について ........ 478
よう素フィルタの初期過渡性能及び有機よう素許容吸着量について 484
格納容器からの取り出し位置について ......................... 489
代替格納容器圧力逃がし装置の給気配管タイラインについての検討 492-目次 5-

1． 概要1.1
設置目的【格納容器圧力逃がし装置】【代替格納容器圧力逃がし装置】
格納容器圧力逃がし装置及び代替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，格納容器内の圧力及び熱を外部へ放出し，格納容器の圧力及び温度を低下させることで，格納容器の破損を防止する目的で設置する。
排気ラインに設置するフィルタ装置により，サプレッション・チェンバの排気ライン又はドライウェルの排気ラインを経由して排出する排気ガスに含まれる放射性物質を低減することで，格納容器圧力逃がし装置及び代替格納容器圧
力逃がし装置の使用時の環境への影響を緩和する。
また，格納容器圧力逃がし装置及び代替格納容器圧力逃がし装置は，格納容器内に滞留する水素ガスを環境へ放出する機能，及び，設計基準事故対処設備に係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で，かつ残留熱除去系の使用が不可能な場合において，炉心の著しい損傷又は格納容器破損を防止するため，大気を最終ヒートシンクとして熱を輸送するための機能も併せ持っている。
なお，フィルタ装置を設置することにより，排気ガスに含まれる放射性物質を十分に低減できると考えているが，環境への影響を更に低減させるため，フィルタ装置の下流に，排気ガスに含まれるよう素を除去するためのよう素フィルタを設置する。
【フィルタ装置】 ベントガス
出口約４ｍ

金属フィルタ

ベントガス
入口
約
８
ｍ

よう素フィルタ

水スクラバ
水
気泡細分化装置ｖ

スクラバノズル

フィルタ装置

第 1.1－1 図

格納容器圧力逃がし装置及び代替格納容器圧力逃がし装置
全体概要

-1-

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1.2

設備構成の概略

1.2.1
機器配置【格納容器圧力逃がし装置】
格納容器圧力逃がし装置は，フィルタ装置，圧力開放板，隔離弁等と，これらを接続する配管で構成する。
第 1.2.1－1 図から第 1.2.1－6 図に 6 号炉及び 7 号炉の機器配置を示す。
6 号炉について，原子炉格納容器に接続する配管及び隔離弁は，サプレッション・チェンバ側を原子炉建屋地下 1 階，ドライウェル側を原子炉建屋 2 階に設置しており，原子炉建屋 3 階に設置されている二次隔離弁及びフィルタ装置
入口弁を経由して，フィルタ装置ならびによう素フィルタが設置されている 6号炉原子炉建屋東側地上部まで配管を設置している。フィルタ装置の出口とよう素フィルタ入口の間，ならびによう素フィルタ出口には圧力開放板を設け，その下流側配管を 6 号炉原子炉建屋の屋上部まで導き，大気に開放する。
また，7 号炉について，原子炉格納容器に接続する配管及び隔離弁は，サプ
レッション・チェンバ側を原子炉建屋地下 1 階，ドライウェル側を原子炉建屋
2 階に設置しており，原子炉建屋 3 階に設置されている二次隔離弁及びフィルタ装置入口弁を経由して，フィルタ装置ならびによう素フィルタが設置されている 7 号炉原子炉建屋南東側地上部まで配管を設置している。フィルタ装置の出口とよう素フィルタ入口の間，ならびによう素フィルタ出口には圧力開放板を設け，その下流側配管を 7 号炉原子炉建屋の屋上部まで導き，大気に開放する。

第 1.2.1－1 図

機器配置図（平面図）-2-

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Ｎ

第 1.2.1－2 図

機器配置図（6 号炉原子炉建屋中 1 階及び地下 1 階）

第 1.2.1－3 図

機器配置図（6 号炉原子炉建屋 2 階及び 3 階）

-3-

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第 1.2.1－4 図

機器配置図（7 号炉原子炉建屋中 1 階及び地下 1 階）

第 1.2.1－5 図

機器配置図（7 号炉原子炉建屋 2 階）

-4-

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第 1.2.1－6 図

機器配置図（7 号炉原子炉建屋 3 階及び 4 階）

【代替格納容器圧力逃がし装置】
代替格納容器圧力逃がし装置は，フィルタ装置，よう素フィルタ，圧力開放板，隔離弁等と，これらを接続する配管で構成する。
6 号炉について，原子炉格納容器に接続する配管及び隔離弁は，サプレッション・チェンバ側を原子炉建屋 1 階，ドライウェル側を原子炉建屋 2 階に設置しており，原子炉建屋地下 2 階を経由して，フィルタ装置ならびによう素フィルタが設置されている 6 号炉原子炉建屋北側地下ピットまで配管を設置している。フィルタ装置の出口とよう素フィルタ入口の間，ならびによう素フィルタ
出口には圧力開放板を設け，その下流側配管を 6 号炉原子炉建屋の屋上部まで導き，大気に開放する。
また，7 号炉について，原子炉格納容器に接続する配管及び隔離弁は，サプ
レッション・チェンバ側を原子炉建屋地下 1 階，ドライウェル側を原子炉建屋
2 階に設置しており，原子炉建屋地下 2 階を経由して，フィルタ装置ならびによう素フィルタが設置されている 7 号炉原子炉建屋北東側地下ピットまで配管を設置している。フィルタ装置の出口とよう素フィルタ入口の間，ならびによう素フィルタ出口には圧力開放板を設け，その下流側配管を 7 号炉原子炉建屋の屋上部まで導き，大気に開放する。

-5-

1.2.2
系統概要図
第 1.2.2－1 図に格納容器圧力逃がし装置の系統概要図を，第 1.2.2－2 図に代替格納容器圧力逃がし装置の系統概要図を示す。
【格納容器圧力逃がし装置】
格納容器圧力逃がし装置は，フィルタ装置，よう素フィルタ，圧力開放板，隔離弁等と，これらを接続する配管で構成されており，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ラインを経由してフィルタ装置
ならびによう素フィルタへ導き，フィルタ装置ならびによう素フィルタにおいて放射性物質濃度を低減させた後に，原子炉建屋屋上に設ける排気管を通じて，大気に放出する。
格納容器からの取り出し口は，ドライウェル，サプレッション・チェンバそ
れぞれに設け，いずれの箇所からも排気することが可能な設計としている。
格納容器圧力逃がし装置は，以下の理由から既設の不活性ガス系と耐圧強化
ベント系のラインを経由する設計としている。
① これらの系統はもとより格納容器からガスを抜くために設計されていることから，配管口径や格納容器からの取り出し口の設置高さが格納容器ベントに適している。
② 格納容器圧力逃がし装置を使用する場合に，これらの系統を同時に使用することはない。
③ 共用する配管は静的機器であり損傷リスクは小さいこと，及び動的機器である弁については遠隔での人力操作を可能とするなど高い信頼性を確保していることから，独立して設置するメリットは小さい。
④ 格納容器圧力逃がし装置のために，新たに大口径のラインを敷設すると，格納容器のリークポテンシャルは高くなる（格納容器バウンダリ機能の低下）。
なお，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二重に設置し，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している。
格納容器圧力逃がし装置による格納容器ベントを実施するために操作をする
弁の構成は，以下のとおり。原子炉格納容器内からの排気は，これらの弁を開操作することにより行う。
・一次隔離弁：空気駆動弁（ＡＯ弁）
・二次隔離弁：電動駆動弁（ＭＯ弁）
・二次隔離弁バイパス弁：手動駆動弁（ＨＯ弁）
・フィルタ装置入口弁：空気駆動弁（ＡＯ弁）
空気駆動弁は，駆動部にエクステンションを設け，二次格納施設外に導くこ-6-

とで，全電源喪失時においても，放射線量率の低い二次格納施設の外から人力で操作が可能な設計とする。また，二次格納施設の外からボンベを用いて操作することも可能な設計としている。
電動駆動弁については，駆動部にエクステンションを設け，二次格納施設外に導くことで，全電源喪失時においても，放射線量率の低い二次格納施設外から遠隔で操作することができる。
手動駆動弁についても，駆動部にエクステンションを設け，二次格納施設外に導くことで，放射線量率の低い二次格納施設外から遠隔で操作することができる。
また，よう素フィルタの下流配管に，一部 U シール構造となる箇所があることから，ベントガス中の水蒸気の凝縮による凝縮水を抜く配管と凝縮水を溜めるドレンタンクを設置し，当該箇所で配管の閉塞が生じないような設計としている。
なお，格納容器圧力逃がし装置は，他号炉と共用しない。
【代替格納容器圧力逃がし装置】
代替格納容器圧力逃がし装置の系統は，フィルタ装置，よう素フィルタ，圧
力開放板，隔離弁等と，これらを接続する配管で構成されており，原子炉格納容器内雰囲気ガスをフィルタ装置ならびによう素フィルタへ導き，フィルタ装置ならびによう素フィルタにおいて放射性物質濃度を低減させた後に，原子炉建屋屋上に設ける排気管を通じて，大気に放出する。また，フィルタ装置ならびによう素フィルタは，地下ピット内に設置する。
格納容器からの取り出し口は，ドライウェル，サプレッション・チェンバそ
れぞれに設け，いずれの箇所からも排気することが可能な設計としている。
代替格納容器圧力逃がし装置は，他の系統とは独立の配管を経由してフィルタ装置に導くことにより，他の系統や機器への悪影響を防止する設計としている。
弁の構成は，以下のとおり。原子炉格納容器内からの排気は，これらの弁を開操作することにより行う。
・一次隔離弁：電動駆動弁（ＭＯ弁）
・二次隔離弁：電動駆動弁（ＭＯ弁）
電動駆動弁については，駆動部にエクステンションを設け，二次格納施設外に導くことで，全電源喪失時においても，放射線量率の低い二次格納施設外から遠隔で操作することができる。
なお，代替格納容器圧力逃がし装置は，他号炉と共用しない。

-7-

主排気筒

フィルタ装置入口弁
6号炉

RE

放射線モニタAO

原子炉区域・
タービン区域〔Ｆ．Ｃ〕
換気空調系排風機へ

圧力開放板
H2E

Ｎ2ベントライン

MO

ボンベ

PT

圧力計

〔Ｆ．Ｃ〕

非常用ガス処理系
排風機へ

圧力計

7号炉

MO

AO

水素濃度計
PI

原子炉区域よりパージ用排風機

MO

遠隔操作
AO

RE

放射線モニタ

水素濃度計

〔Ｆ．Ｏ〕

ボンベ

二次隔離弁

AO

〔Ｆ．Ｃ〕
H2E

AO

原子炉区域運転階より

Ｎ2供給ライン

・

・

遠隔操作

AO

〔Ｆ．Ｏ〕

〔Ｆ．Ｏ〕

ドライウェル

〔Ｆ．Ｃ〕

よう素
フィルタ

圧力開放板

ド
レ
ン
タ
ン
ク

PT

水位計

フィルタ
装置

DP

LT

遠隔操作
遠隔操作

AO

原
子
炉
圧
力
容
器

Ｎ2ベントライン

差圧計

MO

・

オリフィス

圧力計

AO

遠隔操作

〔Ｆ．Ｃ〕

ボンベ
MO

二次隔離弁バイパス弁

LＳ・
サプレッション・
チェンバ

水位計

原子炉建屋

遠隔操作

AO

ボンベ

〔Ｆ．Ｃ〕

MO
pH

MO

ｐＨ計

非常用ガス処理系
排風機より

ドレン
移送ポンプ
FE

FE

MO
MO

流量計

MO

可燃性ガス濃度制御系
気水分離器より二次格納施設原子炉建屋

Ｎ2供給ライン

一次隔離弁

第 1.2.2－1 図

格納容器圧力逃がし装置系統概要

二次格納施設

パージ用排風機

AO

格納容器圧力逃がし装置へ
原子炉建屋
MO

RE

原子炉建屋区域・タービン区域
換気空調系へ

放射線モニタ

AO

AO
MO

非常用ガス処理系へ

ラプチャーディスク

Ｎ2ベントライン

PI

主排気筒へ

圧力計
遠隔操作

補給水ライン
遠隔操作

ドライウェルMO

MO

AO

Ｎ2供給ライン

原
子
炉
圧
力
容
器

圧力計
PT

圧力計
PT

遠隔操作

H2E

よう素
フィルタ

ラプチャーディスク
オリフィス
Ｎ2ベントライン
MO

MO

※

ド
レ
ン
タ
ン
ク

フィルタ
装置
※

MO

AO

サプレッション・
チェンバＤP 差圧計AO

LＳ

LT 水位計

※

水位計

MO

MO ※
pH

pH計
pH

MO ※

代替格納容器圧力容器
逃がし装置室空調
※

MO

H2E

薬液
タンク

AO

水素濃度計

水素濃度計

pH計

一次隔離弁

FE

ドレンポンプ設備

二次隔離弁

流量計

電動弁を並列に二台設置することにより，信頼性の向上を図る

第 1.2.2－2 図

代替格納容器圧力逃がし装置系統概要図

-8-

AO

Ｎ2供給ライン1.3

設備性能の概略

1.3.1
設備の使用方法の概略【格納容器圧力逃がし装置】
格納容器圧力逃がし装置を使用する場合には，原子炉格納容器一次隔離弁及びフィルタ装置入口弁を「全開」，二次隔離弁を「調整開」とすることにより，原子炉格納容器内雰囲気ガスをフィルタ装置ならびによう素フィルタに導く。
この際，原子炉格納容器内の圧力を確認し，原子炉格納容器内圧力の低下が認められない場合には，二次隔離弁の開度を増す操作を実施する。
【代替格納容器圧力逃がし装置】
代替格納容器圧力逃がし装置を使用する場合には，原子炉格納容器一次隔離弁を「全開」，二次隔離弁を「調整開」とすることにより，原子炉格納容器内雰
囲気ガスをフィルタ装置に導く。
この際，原子炉格納容器内の圧力を確認し，原子炉格納容器内圧力の低下が認められない場合には，二次隔離弁の開度を増す操作を実施する。
1.3.2

放射性物質除去性能の概略【格納容器圧力逃がし装置】【代替格納容器圧力逃がし装置】
格納容器圧力逃がし装置及び代替格納容器圧力逃がし装置の粒子状放射性物
質の除去性能（以下，「DF」という）は，サプレッション・チェンバからの排気を行う場合において，DF が 1,000 以上となることを確認している。
一方，ドライウェルからの排気を行う場合においては，原子炉格納容器から排出すると想定される粒子状放射性物質は，サプレッション・チェンバ内でのスクラビングによって，粒子径の大きな粒子状放射性物質の除去がされないことから，サプレッション・チェンバからの排気を行う場合と比較して，粒子径が大きくなる。このため，サプレッション・チェンバからの排気を行う場合と比較して，DF は大きくなることから，DF は 1,000 以上となる。
また，格納容器圧力逃がし装置及び代替格納容器圧力逃がし装置の無機よう素の DF は，1000 以上を確保する。
また，自主的な更なる安全性向上対策として，「pH 制御」を行いサプレッションプール水の pH を 7 以上に制御することにより，原子炉格納容器内でのよう素の発生を抑制するとともに，銀ゼオライトを吸着材として用いる「よう素フィルタ」を，フィルタ装置の下流に設置する。よう素フィルタは DF50 以上を確
保する。

-9-

2． 設計方針
2.1
設計条件【格納容器圧力逃がし装置】【代替格納容器圧力逃がし装置】
格納容器圧力逃がし装置及び代替格納容器圧力逃がし装置は，重大事故時において原子炉格納容器の過圧破損を防止する設備として，格納容器の減圧機能及び放射性物質の除去機能が求められる。
そのため，格納容器の減圧機能を満足するための排気するガスの条件と，放射性物質の除去性能より，格納容器圧力逃がし装置及び代替格納容器圧力逃がし装置の設計条件を第 2.1－1 表の通り定める。また，格納容器圧力逃がし装置
及び代替格納容器圧力逃がし装置の機器クラスと耐震クラスについても，第2.1－1 表の通り定める。

-10-

第2.1－1表 格納容器圧力逃がし装置
設計条件

最高使用圧力

設計条件
考え方

原子炉格納容器が過大リークに至らな
い限界圧力である最高使用圧力の 2 倍
620 kPa[gage]（よう素フィルタ上 の圧力（原子炉格納容器最高使用圧力
流 側 圧 力 開 放 板 ま 310kPa[gage]の 2 倍）にて適切なベントが実施できるよう，620kPa[gage]とで）する。
格納容器圧力逃がし装置の系統の圧力
250 kPa[gage]
損失を評価した結果から，よう素フィ（よう素フィルタ上
ルタ上流側圧力開放板以降に発生しう流側圧力開放板以る最大の圧力を考慮し，250kPa[gage]降）とする。

最高使用温度

設計流量（ベントガス流量）

原子炉格納容器が過温による破損に至らない限界温度である 200℃とする。

200℃

原子炉格納容器が最高使用圧力の 2 倍の圧力にてベントを実施した際に，原31.6kg/s

子炉定格熱出力の 2%相当の飽和蒸気を排出可能な設計とする。

効率

粒子状放射性物質， 粒子状放射性物質ならびに無機よう素
ならびに無機よう素 に対して，効率 99.9%以上（DF1000 以に対して 99.9%以上 上）とする。

ベントガス組成（蒸気割合）

蒸気：100%非凝縮性ガス：100%

機器クラス

重大事故等クラス 2から，『重大事故等クラス 2』とする。

基準地震動 Ss にて機能維持

基準地震動 Ss による地震力により，格
納容器圧力逃がし装置の機能が喪失しないよう，『基準地震動 Ss にて機能維持』とする。

ガス組成は，ベント時に変化することから，100%蒸気だけでなく，非凝縮性
ガス 100%の場合も考慮する。
常設の重大事故等対処設備であること

耐震クラス

また，よう素フィルタについても通気される排気ガスの条件やよう素の除去
性能より，その設計条件等を第 2.1－2 表の通り定める。

-11-

第2.1－2表 よう素フィルタ設計条件
設計条件

最高使用圧力250kPa[gage]

最高使用温度

200℃

考え方
格納容器圧力逃がし装置の系統の圧力損失を評価した結果から，よう素フィルタで発生しうる最大の圧力を考慮して 250kPa[gage]とする。
格納容器圧力逃がし装置の設計条件に合わせて 200℃とする。
原子炉格納容器が最高使用圧力の 2 倍の圧力にてベントを実施した際に，原子炉定格熱出力の 2%相当の飽和蒸気を排出可能な設計とする。

設計流量（ベントガス流量）31.6kg/s

効率

有機よう素に対して 有 機 よ う 素 に 対 し て ， 効 率 98% 以 上
98%以上（DF50 以上）とする。

機器クラス

重大事故等クラス 2

常設の重大事故等対処設備であることから，『重大事故等クラス 2』とする。

基準地震動 Ss にて機能維持

基準地震動 Ss による地震力により，よう素フィルタの機能が喪失しないよう，『基準地震動 Ss にて機能維持』と
する。

耐震クラス

2.2
2.2.1

格納容器圧力逃がし装置（原子炉格納容器フィルタベント系）
フィルタ装置本体，よう素フィルタ本体構造【格納容器圧力逃がし装置】【代替格納容器圧力逃がし装置】【フィルタ装置】
格納容器圧力逃がし装置及び代替格納容器圧力逃がし装置用フィルタ装置は，金属フィルタと水スクラバで構成する。
水スクラバは，粒子状放射性物質ならびに無機よう素を含んだガスが水中を通過する過程で，粒子状放射性物質ならびに無機よう素を捕捉することを目的に設ける。
また，スクラバノズルで，ガスを勢いよく噴射し，後述する気泡細分化装置
で気泡を細かくすることで，粒子状放射性物質ならびに無機よう素の捕捉効率を上げている。

-12-

枠囲みの内容は商業機密に属しますので公開できません。

金属フィルタは，粒子状放射性物質を含んだガスが金属フィルタを通過する
過程で，粒子状放射性物質を捕捉することを目的に設ける。
フィルタ装置本体の構造図を第 2.2.1－1 図に示す。

第 2.2.1－1 図

フィルタ装置本体構造図【よう素フィルタ】
よう素フィルタは，キャンドルユニットと呼ばれるよう素吸着材を充填したフィルタユニットで構成する。キャンドルユニットは，よう素を含んだガスが吸着材周りを通過する過程で，よう素を捕捉することを目的に設ける。なお，
よう素吸着材には銀ゼオライトを用いている。
よう素フィルタ本体の構造図を第 2.2.1－2 図に示す。

-13-

枠囲みの内容は商業機密に属しますので公開できません。

第 2.2.1－2 図

よう素フィルタ本体構造図

2.2.1.1
容器【格納容器圧力逃がし装置】【フィルタ装置】
格納容器圧力逃がし装置の容器の構造図を第 2.2.1－3 図に示す。
容器は，縦置き円筒型とし，スカートにて支持する。スカートには，剛性を確保するため，補強リブを設置する。また，スカートには，容器の底部点検のため，マンホール（500Ａ）を設置する。
容器の最高使用温度は 200℃，最高使用圧力は 620kPa[gage]とする。
容器は，以下の部材で構成する。
①上部胴板
②下部胴板
③上部鏡板
④下部鏡板
⑤マンホール平板
また，容器に設置する管台は以下の通りである。
Ｎ１：ガス入口ノズル（400Ａ）
Ｎ２：ガス出口ノズル（500Ａ）
Ｎ３：給水ノズル（65Ａ）
Ｎ４：ドレンノズル（50Ａ）
Ｎ５：液面計ノズル（25Ａ）
Ｎ６：液面計ノズル（25Ａ）
Ｎ７：液面計ノズル（25Ａ）-14-

Ｎ８：マンホール（上）（600Ａ）
Ｎ９：マンホール（下）（600Ａ）
容器，各ノズル，スカート及びベースプレートの材質については，腐食の発生を考慮し，SUS316L を用いる。また，スカート部には接地線を設置し，静電気による発火を防止する。

第 2.2.1－3 図

格納容器圧力逃がし装置構造図（容器）【代替格納容器圧力逃がし装置】
代替格納容器圧力逃がし装置の容器の構造図を第 2.2.1－4 図に示す。
容器は，縦置き円筒型とし，スカートにて支持する。スカートには，剛性を確保するため，補強リブを設置する。また，スカートには，容器の底部点検のため，マンホール（500Ａ）を設置する。
容器の最高使用温度は 200℃，最高使用圧力は 620kPa[gage]とする。
（格納容

-15-

器圧力逃がし装置と同等の設計条件とする）
容器は，以下の部材で構成する。
①上部胴板
②中間胴板
③下部胴板
④上部鏡板
⑤下部鏡板
⑥マンホール平板
また，容器に設置する管台は以下の通りである。
Ｎ１：ガス入口ノズル（400Ａ）
Ｎ２：ガス出口ノズル（500Ａ）
Ｎ３：給水ノズル（50Ａ）
Ｎ４：ドレンノズル（65Ａ）

Ｎ８：液面計ノズル（25Ａ）
Ｎ９：液面計ノズル（25Ａ）
Ｎ１０：液面計ノズル（25Ａ）
Ｎ１１：差圧計ノズル（25Ａ）

Ｎ５：薬液補給ノズル（25Ａ）
Ｎ６：薬液補給ノズル（25Ａ）
Ｎ７：液面計ノズル（25Ａ）

Ｎ１２：差圧計ノズル（25Ａ）
Ｎ１３：マンホール（上）（600Ａ）
Ｎ１４：マンホール（下）（600Ａ）

容器及びノズルの材質については，腐食の発生を考慮し，SUS316L を用いる。
また，スカート部には接地線を設置し，静電気による発火を防止する。

-16-

第 2.2.1－4 図

代替格納容器圧力逃がし装置構造図（容器）【よう素フィルタ】
よう素フィルタの容器の構造図を第 2.2.1－5 図に示す。
容器は，縦置き円筒型とし，容器側面に設置したラグにて支持する。
容器の最高使用温度は 200℃，最高使用圧力は 250kPa[gage]とする。
容器は，以下の部材で構成する。
①胴板
②胴リング
③上部鏡板
④下部鏡板
⑤マンホール平板-17-

また，容器に設置する管台は以下の通りである。
Ｎ１：ガス入口ノズル（500A）
Ｎ２：ガス出口ノズル（500A）
Ｎ３：マンホール（上）（500A）
Ｎ４：マンホール（下）（500A）
容器，各ノズルの材質については，腐食の発生を考慮し，SUS316L を用いる。
また，ラグについては SUS304 を用いる。

第 2.2.1－5 図

よう素フィルタ構造図（容器）-18-枠囲みの内容は商業機密に属しますので公開できません。

2.2.1.2
内部構造物【格納容器圧力逃がし装置】【代替格納容器圧力逃がし装置】【フィルタ装置】(1)
スクラバノズル
第 2.2.1－6 図にスクラバノズルの構造図及び配置図を示す。
スクラバノズルは，シャワーヘッド状の形状とし，ノズルレイアウトに示す位置に 140 本設置する。スクラバノズルは，ベントガスが均一に噴射するよう，容器中心から同心円状に配置する。
スクラバノズルの穴径は，φ5mm とし，1 つのスクラバノズルには，φ5mmの穴を 50 個設置することから，合計で，φ5mm の穴を 7000 個設置している。
スクラバノズルの材質については，腐食の発生を考慮し，SUS316L を用いる。

第 2.2.1－6 図

スクラバノズル-19-枠囲みの内容は商業機密に属しますので公開できません。

(2)

気泡細分化装置
第 2.2.1－7 図に気泡細分化装置を示す。
気泡細分化装置内には，メッシュ状の充填物を充填する。充填物は，試験により，装置通過後の気泡が最も細分化されたものを用いる。
気泡細分化装置は，スクラバノズルから 990mm 上方に設置し，充填厚さは，1,000mm とする。
気泡細分化装置の材質については，腐食の発生を考慮し，SUS316L を用いる。

第 2.2.1－7 図

気泡細分化装置-20-

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(3)

金属フィルタ
第 2.2.1－8 図に金属フィルタの配置図及び構造図を示す。
金属フィルタは，円筒状であり，内部は 3 層構造となっている。
1 層目には，φ30μm の金属繊維からなるウェブを設置し，大粒径のエア
ロゾルやスクラバ水の飛沫を捕捉する。
2 層目には，φ2μm の金属繊維焼結シートを設置し，小粒径のエアロゾ
ルを捕捉する。
3 層目には，1 層目と同様にφ30μm の金属繊維からなるウェブを設置する。
金属フィルタは，スクラバノズルから 5,038mm 上方に設置し，第 2.2.1－8 図の金属フィルタレイアウトに示す位置に 128 本設置する。
金属フィルタの材質については，腐食の発生を考慮し，SUS316L を用いる。

第 2.2.1－8 図-21-

金属フィルタ枠囲みの内容は商業機密に属しますので公開できません。

第 2.2.1－9 図

金属フィルタ（詳細）-22-枠囲みの内容は商業機密に属しますので公開できません。

(4)

整流板
第 2.2.1－10 図に整流板の配置図及び構造図を示す。
整流板は，金属フィルタへのガスの流れを整流するため，金属フィルタの下方にある入口配管の支持鋼材に設置する。また，整流板は地震発生時にスロッシングにより，スクラバ水の波面が金属フィルタに到達することも防止する。
整流板にはパンチングメタルを用い，材質については，腐食の発生を考慮し，SUS316L を用いる。

第 2.2.1－10 図

整流板【よう素フィルタ】(5)
キャンドルユニット
第 2.2.1－11 図にキャンドルユニットの配置図及び構造図を示す。
キャンドルユニットは，円筒状であり，外筒と内筒の間によう素吸着材を充填する。このよう素吸着材によりよう素を捕捉する。なお，よう素吸
着材には銀ゼオライトを用いている。
キャンドルユニットは，容器胴に設置した管板に 19 本配置する。
キャンドルユニットの材質については，腐食の発生を考慮し，SUS316L
を用いる。

-23-

枠囲みの内容は商業機密に属しますので公開できません。

第 2.2.1－11 図

キャンドルユニット-24-

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2.2.1.3
スクラバ水【格納容器圧力逃がし装置】【代替格納容器圧力逃がし装置】(1)
必要水量
フィルタ装置においてスクラビング機能を確保するため，待機時の水位はスクラバノズル先端から 1000mm とする。スクラビング機能については，
水位が 500mm 以上あれば機能が確保される。また，フィルタ装置使用時には，フィルタ装置内での気泡の吹き上がりにより水位が上昇し ,水位が5000mm（代替格納容器圧力逃がし装置は 6000mm）まで上昇すれば金属フィ
ルタ下端に到達することから，上限水位を 2200mm（代替格納容器圧力逃がし装置は 2600mm）として管理する。
(2)

水質への要求事項
フィルタ装置に内包するスクラバ水は，薬液（水酸化ナトリウム）を溶解した水溶液としている。
ガス状の無機よう素は，水酸化ナトリウムによる下記の化学反応により，よう素イオンとしてスクラバ水中で捕捉することにより，ベントガスより除去される。なお，下記の化学反応による捕捉を安定させるためには，ス
クラバ水の pH を
以上のアルカリ性に保つ必要がある。
3I2+6OH - → 5I-+IO3 -+3H2O

2.2.2
格納容器圧力逃がし装置系統構成【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構成図を第 2.2.2－1 図に示す。フィルタ装置
入口弁以降を格納容器圧力逃がし装置の系統範囲としている。
格納容器圧力逃がし装置は，よう素フィルタ上流側圧力開放板までは最高使用温度は 200℃，最高使用圧力は 620kPa[gage]とし，よう素フィルタ上流側圧
力開放板より下流は，最高使用温度 200℃，最高使用圧力は 250kPa[gage]とする。なお，格納容器から格納容器圧力逃がし装置の間には，不活性ガス系と耐圧強化ベント系のラインが設置されている。これらの最高使用温度と最高使用
圧力は，格納容器と同じ 171℃，310kPa[gage]（不活性ガス系）と 171℃，
620kPa[gage]（耐圧強化ベント系）であるが，格納容器圧力逃がし装置の使用条件（200℃，620kPa[gage]）で機能を確保できることを確認している。
【代替格納容器圧力逃がし装置】
代替格納容器圧力逃がし装置の系統構成図を第 2.2.2－2 図に示す。格納容器
からの取り口以降を代替格納容器圧力逃がし装置の系統範囲としている。
代替格納容器圧力逃がし装置は，よう素フィルタ上流側圧力開放板までは最-25-

高使用温度は 200℃，最高使用圧力は 620kPa[gage]とし，よう素フィルタ上流
側圧力開放板より下流は，系統の圧力損失を評価し決定する。
主排気筒

6号炉

RE

放射線モニタAO

原子炉区域・
タービン区域〔Ｆ．Ｃ〕
換気空調系排風機へ

圧力開放板
H2E

Ｎ2ベントライン

MO

ボンベ

PT

圧力計

圧力計

7号炉

MO
AO

水素濃度計
PI

原子炉区域よりパージ用排風機〔Ｆ．Ｃ〕

非常用ガス処理系
排風機へ

MO

遠隔操作
AO

RE

放射線モニタ

水素濃度計

〔Ｆ．Ｏ〕

ボンベ

AO
〔Ｆ．Ｃ〕

H2E

AO

原子炉区域運転階より

Ｎ2供給ライン

・

・

遠隔操作

AO

〔Ｆ．Ｏ〕

〔Ｆ．Ｏ〕

ドライウェル

〔Ｆ．Ｃ〕

Ｆ１０２
フィルタ
装置

DP

水位計

ド
レ
ン
タ
ン
ク

遠隔操作
遠隔操作

〔Ｆ．Ｃ〕

Ｆ０１９

ボンベ
MO

LＳ

・
サプレッション・
チェンバ

水位計

LT

遠隔操作

Ｆ０７０

AO

原
子
炉
圧
力
容
器

Ｎ2ベントライン

PT

MO

・

オリフィス

差圧計

AO

よう素
フィルタ

圧力開放板

圧力計

Ｆ００１

原子炉建屋

遠隔操作

AO

ボンベ

〔Ｆ．Ｃ〕

Ｆ５０２Ａ

Ｆ０２２
Ｆ５０１

MO

pH

MO

ｐＨ計

Ｆ５０２Ｂ

非常用ガス処理系
排風機より

ドレン
移送ポンプ

MO

Ｆ０２０
FE

FE

MO

流量計

Ｆ２１０

可燃性ガス濃度制御系
気水分離器より二次格納施設

Ｆ２１１
Ｆ２０９

MO

不活性ガス系

第 2.2.2－1 図

原子炉建屋

Ｎ2供給ライン耐圧強化ベント系

格納容器圧力逃がし装置系統範囲図

パージ用排風機

AO

格納容器圧力逃がし装置へ
原子炉建屋区域・タービン区域
換気空調系へ

圧力開放板

AO

AO
MO

Ｎ2ベントライン

非常用ガス処理系へ

圧力計
RE

放射線モニタドライウェルMO

MO

AO

Ｎ2供給ライン
原
子
炉
圧
力
容
器

圧力計

補給水ライン

PT

よう素
フィルタ

水素濃度計
MO

AO

サプレッション・
チェンバ

差圧計
フィルタ
装置

AO

MO

H2E

H2E

ＤP
AO
pH

LT

ドレンポンプ

水位計

ｐＨ計

原子炉建屋

流量計

MO

FE

二次格納施設第 2.2.2－2 図

代替格納容器圧力逃がし装置系統範囲図

-26-

AO

主排気筒へ

PI

2.2.2.1
主配管【格納容器圧力逃がし装置】
格納容器圧力逃がし装置の主配管の口径は，以下の通りとしている。
【6 号炉】・ フィルタ装置入口側 ： 350A，400A
・ フィルタ装置出口側 ： 500A
【7 号炉】・ フィルタ装置入口側 ： 550A，400A
・ フィルタ装置出口側 ： 500A
主配管の口径については，格納容器圧力逃がし装置の容量（31.6kg/s）を満足するのに十分になるように設定している。
格納容器圧力逃がし装置の主配管の材質は，以下の通りとしている。
【6 号炉】・ フィルタ装置入口側
・ フィルタ装置出口側【7 号炉】・ フィルタ装置入口側：：

炭素鋼，フィルタ装置近傍はステンレス鋼
炭素鋼：

炭素鋼，フィルタ装置近傍はステンレス鋼・ フィルタ装置出口側 ： 炭素鋼
フィルタ装置入口側の配管のうち，フィルタ装置近傍部については，スクラ
バ水による腐食の発生を考慮し，ステンレス鋼を用いる。
また，主配管の耐圧強化ベント系の分岐から，フィルタ装置を介して，原子炉建屋屋上に排気するまでのルーティングは，第 2.2.2.1－1 図から第 2.2.2.1－8 図の通りとなる。

-27-

枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

第 2.2.2.1－1 図

主配管ルート図（6 号炉

原子炉建屋 3 階）

第 2.2.2.1－2 図

主配管ルート図（6 号炉

原子炉建屋 4 階）-28-

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第 2.2.2.1－3 図

第 2.2.2.1－4 図

主配管ルート図（6 号炉

主配管ルート図（7 号炉

-29-

屋外）

原子炉建屋 3 階）

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第 2.2.2.1－5 図

主配管ルート図（7 号炉

第 2.2.2.1－6 図

原子炉建屋 4 階）

主配管ルート図（7 号炉

-30-

屋外）

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第 2.2.2.1－7 図

主配管鳥瞰図（6 号炉）-31-

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第 2.2.2.1－8 図

主配管鳥瞰図（7 号炉）-32-

【代替格納容器圧力逃がし装置】
代替格納容器圧力逃がし装置の主配管の口径は，以下の通りとしている。
【6 号炉】・ フィルタ装置入口側 ： 400A
・ フィルタ装置出口側 ： 500A
【7 号炉】・ フィルタ装置入口側 ： 400A
・ フィルタ装置出口側 ： 500A
主配管の口径については，代替格納容器圧力逃がし装置の容量（31.6kg/s）を満足するのに十分になるように設定している。
代替格納容器圧力逃がし装置の主配管の材質は，以下の通りとしている。
【6 号炉】・ フィルタ装置入口側
・ フィルタ装置出口側【7 号炉】・ フィルタ装置入口側
・ フィルタ装置出口側：：

炭素鋼，フィルタ装置近傍はステンレス鋼
炭素鋼

：
：

炭素鋼，フィルタ装置近傍はステンレス鋼
炭素鋼

フィルタ装置入口側の配管のうち，フィルタ装置近傍部については，スクラ
バ水による腐食の発生を考慮し，ステンレス鋼を用いる。

-33-

2.2.2.2
主要弁等
(1)
主要弁
【格納容器圧力逃がし装置】
格納容器圧力逃がし装置に接続される配管には，一次隔離弁，二次隔離弁，二次隔離弁バイパス弁，フィルタ装置入口弁の４台の弁が設置されている。
一次隔離弁は不活性ガス系に，二次隔離弁，二次隔離弁バイパス弁及びフィルタ装置入口弁は耐圧強化ベント系に設置されている。一次隔離弁及び二次隔離弁は既設の弁である。二次隔離弁バイパス弁及びフィルタ装置入口弁は，格納容器圧力逃がし装置の設置に伴い新たに設置した弁である。フィルタ装置入口弁の仕様は，一次隔離弁と同仕様のものを設置している。
空気駆動弁である一次隔離弁及びフィルタ装置入口弁の構造を第 2.2.2.2－1 図に示す。また，電動駆動弁である二次隔離弁の構造を第 2.2.2.2－2 図に示す。さらに，手動駆動弁である二次隔離弁バイパス弁の構造を第2.2.2.2-3 図に示す。

第 2.2.2.2－1 図

-34-

空気駆動弁

第 2.2.2.2－2 図

電動駆動弁

第 2.2.2.2－3 図

手動駆動弁

-35-

【代替格納容器圧力逃がし装置】
代替格納容器圧力逃がし装置に接続される配管には，一次隔離弁，二次隔離弁の２台の弁が設置されている。これらの弁は，代替格納容器圧力逃がし装置の設置に伴い新たに設置した弁である。一次隔離弁及び二次隔離弁は電動駆動
弁で同仕様のものを設置している。これらの弁の構造を第 2.2.2.2－2 図に示
す。
(2)
圧力開放板
【格納容器圧力逃がし装置】【代替格納容器圧力逃がし装置】
格納容器圧力逃がし装置及び代替格納容器圧力逃がし装置には，系統内を窒素置換する際の大気との隔壁として，圧力開放板を設置する。また，系統
待機中にフィルタ装置内のスクラバ水が蒸発し，その水分がよう素フィルタの吸着材である銀ゼオライトに付着することによって銀ゼオライトが劣化することを防止するため，フィルタ装置とよう素フィルタの隔壁として，フィルタ装置とよう素フィルタの間に圧力開放板を設置する。
この圧力開放板は，格納容器ベントの障害とならないよう，格納容器ベン
ト時の格納容器圧力と比較して十分低い圧力にて開放するよう設定している。
なお，開放設定圧力は，100kPa[gage]である。
また，開放後には，圧力開放板部分での圧力損失が小さくなるよう，開放断面積の大きい第 2.2.2.2－4 図の構造としている。

第 2.2.2.2-4 図

-36-

圧力開放板

(3)
オリフィス
【格納容器圧力逃がし装置】
フィルタ装置出口側配管には，オリフィスを設置している。オリフィスの穴径は以下の通り設定している。
【6 号炉】・オリフィス穴径 ： φ300mm【7 号炉】・オリフィス穴径 ： φ260mm
なお，オリフィスの穴径は，格納容器から原子炉建屋頂部に設置した放出口までの配管の摩擦・局所圧損，フィルタ装置の圧損，オリフィスの圧損，
よう素フィルタ及び圧力開放板の圧損を考慮した場合に，格納容器が620kPa[gage] で ベ ン ト し た 際 に ， 格 納 容 器 圧 力 逃 が し 装 置 の 容 量 で あ る
31.6kg/s の水蒸気を通気できるように設定している。
【代替格納容器圧力逃がし装置】
フィルタ装置出口側配管には，オリフィスを設置する。
オリフィスの穴径は，格納容器から原子炉建屋頂部に設置した放出口までの配管の摩擦・局所圧損，フィルタ装置の圧損，オリフィスの圧損，よう素フィルタ及び圧力開放板の圧損を考慮した場合において，格納容器が620kPa[gage]でベントした際に，代替格納容器圧力逃がし装置の容量である
31.6kg/s の水蒸気を通気できるように設定する。

-37-

(4)
伸縮継手
【格納容器圧力逃がし装置】
格納容器圧力逃がし装置の主配管には，フィルタ装置入口側・フィルタ装置出口側ともに，原子炉建屋と遮へい壁の渡り部に伸縮継手を設置している。
伸縮継手の可動範囲は以下の通りとなる。
【6 号炉】
・フィルタ装置入口側 ： 上下左右前後方向に 300mm
・フィルタ装置出口側 ： 上下左右前後方向に 300mm【7 号炉】
・フィルタ装置入口側 ： 上下左右前後方向に 300mm
・フィルタ装置出口側 ： 上下左右前後方向に 300mm
なお，柏崎刈羽原子力発電所における基準地震動 Ss が作用した場合の，原子炉建屋と遮へい壁の渡り部の相対変位について評価を実施しており，その結果，地震時に生じる相対変位は６号炉，７号炉ともに水平方向に約 100mm，
鉛直方向に約 10mm であり，上記の伸縮継手の可動範囲と比較して十分小さな値となることを確認している。

ベロー部材質：SUS316

第 2.2.2.2-5 図

-38-

伸縮継手

2.3

附帯設備

2.3.1

格納容器圧力逃がし装置電源設備

2.3.1.1
概要【格納容器圧力逃がし装置】【代替格納容器圧力逃がし装置】
格納容器圧力逃がし装置の使用時，待機時，使用後に必要な計測制御設備，
電動駆動弁，空気駆動弁用電磁弁，ドレンポンプを作動させるため，常設代替
直流電源設備（ＡＭ用直流 125V 蓄電池），非常用低圧母線，代替所内電気設備
より必要な電力を供給する設計としている。
格納容器圧力逃がし装置については，代替交流電源設備（ガスタービン発電機，電源車）及び常設代替直流電源設備（ＡＭ用直流 125V 充電器，ＡＭ用直流
125V 蓄電池）から給電可能であり，全交流電源が喪失した場合でも監視，操作できる設計としている。
電源喪失時においても，電動駆動弁については，駆動部にエクステンションを設け，二次格納施設の外から人力による操作が可能な設計としている。空気駆動弁については，二次格納施設の外から，ボンベを用いて操作するか，エク
ステンションにより人力で操作することが可能な設計としている。
2.3.1.2

電源供給負荷【格納容器圧力逃がし装置】
格納容器圧力逃がし装置の使用時，待機時，使用後に電源供給が必要な負荷は，第 2.3.1.2－1 図及び第 2.3.1.2－1 表に示すとおりである。
主排気筒
6号炉

RE

放 射線モ ニタ

AO

圧 力開放 板H 2E

Ｎ 2ベント ライン

原 子炉区 域・
タ ービン 区域
〔Ｆ．Ｃ〕
換 気空調 系排風 機へ

7号炉

MO

ボ ンベ

PT

圧 力計

圧 力計

非 常用ガ ス処理 系
排 風機へ

〔Ｆ．Ｃ〕

MO

遠 隔操作

②

AO

RE

放 射線モ ニタMO

AO

水 素濃度 計PI

原 子炉区 域より
パ ージ用 排風機

水 素濃度 計

〔Ｆ．Ｏ〕

AO
〔Ｆ．Ｃ〕

H 2E

原 子炉区 域運転 階より

Ｎ 2供給ラ イン

・

・

AO

〔Ｆ．Ｏ〕

遠 隔操作

〔Ｆ．Ｏ〕

ド ライウ ェル圧 力開放 板④・オ リフィ ス

PT

差 圧計

水 位計

DP

LT

フ ィルタ
装置

AO
〔Ｆ．Ｃ〕

よ う素
フ ィルタ

ド
レ
ン
タ
ン
ク

LＳ

水 位計

原子炉建屋

サ プレッ ション ・
チ ェンバ

MO

遠 隔操作
遠 隔操作

AO

原
子
炉
圧
力
容
器

Ｎ 2ベント ライン

圧 力計

③

ボ ンベ
AO

遠 隔操作

〔Ｆ．Ｃ〕

ボ ンベ
MO

① ・

遠 隔操作

AO

ボ ンベ

〔Ｆ．Ｃ〕

MO
pH

⑤

MO

ｐ Ｈ計

非 常用ガ ス処理 系
排 風機よ りド レン
移 送ポン プ
FE

FE

MO
MO

流 量計

二次格納施設MO

可 燃性ガ ス濃度 制御系
気 水分離 器より

原子炉建屋

第 2.3.1.2－ 1図 格 納 容 器 圧 力 逃 が し 装 置 概 略 図-39-

Ｎ 2供給ラ イン

第2.3.1.2－1表 格納容器圧力逃がし装置の電源供給負荷①

格納容器圧力逃がし装置の電源供給負荷Ｓ／Ｃベント用出口隔離弁(原子炉格納容器一次隔離弁（サプレッション・チェンバ側）)②

耐圧強化ベン ト系 Ｐ Ｃ Ｖベント
ラインフィルタベント側隔離弁（フィルタ装置入口弁）③

ＰＣＶ耐圧強化ベント用連絡配管
隔離弁（原子炉格納容器二次隔離弁）
Ｄ／Ｗベント用出口隔離弁（原子炉格納容器一次隔離弁（ドライウェル側））④⑤

ドレンポンプ（区分Ⅰ）（ドレン流量含む）
ドレンポンプ（区分Ⅱ）（ドレン流量含む）－

計測制御設備－

フィルタ装置水素濃度（サンプルポンプを含む）－

フィルタ装置スクラバ水 pH

電源供給元
６号炉
７号炉
交流 120V フィルタベント
交流 120V フィルタベン
無停電電源装置
ト無停電電源装置（MCC 6C-1-1，直流 125V （ MCC 7C-1-1 ， 直 流 125V
フィルタベント分電盤） フィルタベント分電盤）
交流 120V フィルタベント
交流 120V フィルタベン
無停電電源装置
ト無停電電源装置（MCC 6C-1-1，直流 125V （ MCC 7C-1-1 ， 直 流 125V
フィルタベント分電盤） フィルタベント分電盤）
MCC 6C-1-3
MCC 7C-1-3

交流 120V フィルタベント
無停電電源装置（MCC 6C-1-1，直流 125V
フィルタベント分電盤）
フィルタベント現場制御盤 No.1（MCC 6C-1-3）
フィルタベント現場制御盤 No.2（AM 用 MCC 6B）
直流 125V フィルタベント
分電盤（常設代替直流電源設備）
又は直流 125V 分電盤 6A-1
水素サンプリングラック
制御電源用変圧器（MCC 6C-1-3，AM 用 MCC
6B）
フィルタベント現場制御盤 No.1（MCC 6C-1-3，AM 用 MCC
6B）

交流 120V フィルタベン
ト無停電電源装置（ MCC 7C-1-1 ， 直 流 125V
フィルタベント分電盤）
フィルタベント現場制御盤 No.1（MCC 7C-1-2）
フィルタベント現場制御盤 No.2（AM 用 MCC 7B）
直流 125V フィルタベン
ト分電盤（常設代替直流電源設備）
又は直流 125V 7A-1-1
水素サンプリングラック
制御電源用変圧器（MCC 7C-1-1，AM 用 MCC 7B）
フィルタベント現場制御盤 No.1（MCC 7C-1-2，AM 用 MCC 7B）【代替格納容器圧力逃がし装置】
代替格納容器圧力逃がし装置の使用時，待機時，使用後に電源供給が必要な
負荷は，第 2.3.1.2－2 図及び第 2.3.1.2－2 表に示すとおりである。

-40-

パージ用排風機

AO

格納容器圧力逃がし装置へ
原子炉建屋区域・タービン区域
換気空調系へ

圧力開放板

AO

AO
MO

Ｎ2ベントライン

AO

非常用ガス処理系へ

主排気筒へ

PI

圧力計
RE

①

放射線モニタMO②

ドライウェルMO

AO

Ｎ2供給ライン
圧力計

補給水ライン

PT

よう素
フィルタ

③

水素濃度計
MO

④

AO

MO

H2E

H2E

AO

サプレッション・
チェンバ

差圧計
フィルタ
装置

原
子
炉
圧
力
容
器

ＤP
AO
pH

LT

水位計

ドレンポンプ

ｐＨ計

原子炉建屋

流量計

MO

FE

二次格納施設⑤
第 2.3.1.2－2 図 代替格納容器圧力逃がし装置概略図
第2.3.1.2－2表 代替格納容器圧力逃がし装置の電源供給負荷
代替格納容器圧力逃がし装置の電源供給負荷地下式 FCVS 原子炉格納容器一次隔離弁（サプレッション・チェンバ側）
地下式 FCVS 原子炉格納容器二次隔離弁（サプレッション・チェンバ側）
地下式 FCVS 原子炉格納容器一次隔離弁（ドライウェル側）
地下式 FCVS 原子炉格納容器二次隔離弁（ドライウェル側）

電源供給元
６号炉
MCC 6C-1-1

７号炉
MCC 7C-1-1

MCC 6C-1-1

MCC 7C-1-1

MCC 6C-1-1

MCC 7C-1-1

MCC 6C-1-1

MCC 7C-1-1

ドレンポンプ（区分Ⅰ）（ドレン流量含む）

現場分電盤（MCC 6C-1-2）

現場分電盤（MCC 7C-1-1）

ドレンポンプ（区分Ⅱ）（ドレン流量含む）

AM 用 MCC 6B

AM 用 MCC 7B－

計測制御設備

直流 125V HPAC MCC
直流 125V HPAC MCC（常設代替直流電源設備）， （常設代替直流電源設備），
又は又は直流 125V 分電盤 6A-1
直流 125V 分電盤 7A-1-2A－

フィルタ装置水素濃度（サンプルポンプを含む）
フィルタ装置スクラバ水 pH

MCC 6C-1-8

MCC 7C-1-7

現場分電盤（MCC 6C-1-2）

現場分電盤（MCC 7C-1-1）

①
②
③
④
⑤

－

※代替所内電気設備からの受電方法については詳細検討中
2.3.1.3
単線結線図【格納容器圧力逃がし装置】【代替格納容器圧力逃がし装置】
格納容器圧力逃がし装置電源設備の単線結線図は，第 2.3.1.3－1 図及び第2.3.1.3－2 図に示すとおりである。

-41-

第二ガスタービン発電機

6号炉

ＧＴＧ
予備

ＧＴＧ

緊急用
断路器

第一ガスタービン発電機
緊急用
高圧母線

ＧＴＧ
予備

ＧＴＧ

1（7号炉へ）

緊急用
断路器

緊急用
電源
切替箱
断路器

電源車

2（7号炉へ）接続口

電源車
緊急用電源切替箱接続装置6B

緊急用電源切替箱接続装置6A

接続口

3

非常用高圧母線 6C

K6 R/B 地下1階

非常用高圧母線 6D

K6 R/B 4階

K6 R/B 地下1階

3
非常用低圧母線 6C-1

MCC
6C-1-1MCC
6C-1-3MCC
6C-1-2MCC
6C-1-5MCC
6C-1-84

5MCC
6D-1-5AM用
直流125V
蓄電池

ドレン
ポンプA
変圧器

リング
ラック
用変圧器
K6 R/B
4階

直流125V
HPAC MCC

MCC
6D-1-7K6 R/B
3階

充
電
器

充
電
器

直流125V
蓄電池A

ドレン
ポンプB
変圧器

直流125V
分電盤6A-1

K6 R/B
4階

K6 C/B
地下1階

フィルタ
ベント
現場制
御盤No.2直流125Vフィルタベント分電盤

地上階

6

直流125V主母線盤6A

K6 R/B 4階

フィルタベント
現場制御盤No.1

5

充
電
器

K6 C/B
地下
中2階

（常設代替
直流電源設備）K6 R/B
地下1階

AM用MCC 6B

K6 C/B
地下1階

AM用直流125V
主母線盤

6 pHサンプ

K6 R/B 3階

MCC
6C-1-7K6 C/B
地下1階

K6 R/B
3階

充
電
器

水素サンプ
リングラック
制御電源用
変圧器

非常用低圧母線 6D-1

地上階

K6 R/B 4階
現場
分電盤
CON

交流120Vフィルタ
ベント
INV 無停電
電源装置

交流120V
バイタル
電源設備
6B-1

地下
ピット

K6 C/B
地下1階
K6 R/B 2階

4

K6

水フ
素ィ
濃ル
度タ
計装
置

ス
ク
ラ
バ
水
pH
計

R/B 3階

地上階

ド
レ
ン
ポ
ン
プ

電
動
駆
動
弁

電空
磁気
弁駆
動
弁
用

電空
磁気
弁駆
動
弁
用

K6 R/B

設計
備測
制
御

設計
備測
制
御
K6 中央制御室

K6 中央制御室

格納容器圧力逃がし装置負荷

水フ
素ィ
濃ル
度タ
計装
置

K6 R/B

電路の配色
：断路器

：遮断器

：配線用遮断器

ス
ク
ラ
バ
水
pH
計

ド
レ
ン
ポ
ン
プ

地下ピット

代替格納容器圧力逃がし装置負荷

凡例
：変圧器

電
動
駆
動
弁

INV

：インバータCON

直流電源（直流125V蓄電池A）：コンバータ

直流電源（AM用直流125V蓄電池）：キースイッチ：メカニカルインターロック

：切替器

：接続装置

GTG ：ガスタービン発電機

MCC ：モータ・コントロール・センタ

R/B ：原子炉建屋

C/B ：コントロール建屋

交流電源（区分Ⅰ非常用電源）
交流電源（区分Ⅱ非常用電源）
交流電源（代替所内電源）

第2.3.1.3－1 図 格 納 容 器 圧 力 逃 が し 装 置 及 び 替 納 容 器 圧 力 逃 が し 装
置 電源設備の単線結線図（６号炉）

-42-

7号炉
1（GTGより）

2（GTGより）

緊急用
電源
切替箱
断路器

電源車

接続口

電源車
緊急用電源切替箱接続装置7B

緊急用電源切替箱接続装置7A

接続口

7非常用高圧母線 7C

K7 R/B 地下1階

非常用高圧母線 7D
K7 R/B
地下1階

7

K7 R/B 3階
非常用
低圧母線 7D-1

非常用低圧母線 7C-1

MCC
7C-1-1MCC
7C-1-7MCC
7C-1-4MCC
7C-1-3MCC
7C-1-2K7 R/B
3階

AM 用
直流 125V
蓄電池

9MCC
7D-1-7MCC
7D-1-4

K7 C/B
地下1階

充電器

K7 R/B 4階

K7 R/B
3階

8

充
電
器

充
電
器

AM用MCC 7B

K7 C/B
地下1階

9

10

充
電
器

直流125V
蓄電池A
K7 C/B
地下
中2階

10

水素サンプ
リングラック
制御電源用
変圧器

直流125V主母線盤7A

pHサンプ
リング
ラック
用変圧器

ドレン
ポンプA
変圧器

K7 R/B
4階

K7 R/B
地下1階

K7 R/B 3階

直流125V
HPAC MCC（常設代替
直流電源設備）

ドレン
ポンプB
変圧器

直流125V
分電盤
7A-1-1直流125V
分電盤
7A-1-2A

フィルタ
ベント
現場制
御盤No.2

フィルタベント
現場制御盤No.1
地上階

K7 R/B
4階

K7 C/B
地下1階

K7 R/B 4階

直流125Vフィルタベント分電盤

地上階

K7 R/B 4階

CON
INV

現場
分電盤

交流120V
フィルタ
ベント
無停電
電源装置

交流120V
バイタル
電源設備
7B-1
地下
ピット
K7 C/B
地下1階

K7 R/B
2階

8
ス
ク
ラ
バ
水
pH
計

水フ
素ィ
濃ル
度タ
計装
置
K7 R/B 3階

ド
レ
ン
ポ
ン
プ

電
動
駆
動
弁

地上階

電空
磁気
弁駆
動
弁
用

電空
磁気
弁駆
動
弁
用

設計
備測
制
御
K7 中央制御室

K7 R/B

水フ
素ィ
濃ル
度タ
計装
置

設計
備測
制
御
K7 中央制御室

格納容器圧力逃がし装置負荷

電
動
駆
動
弁

K7 R/B

電路の配色
：断路器

：遮断器

ド
レ
ン
ポ
ン
プ

地下ピット

代替格納容器圧力逃がし装置負荷

凡例
：変圧器

ス
ク
ラ
バ
水
pH
計

：配線用遮断器

INV：インバータCON：コンバータ

直流電源（直流125V蓄電池A）

直流電源（AM用直流125V蓄電池）：キースイッチ：切替器：メカニカルインターロック：接続装置

GTG ：ガスタービン発電機

MCC ：モータ・コントロール・センタ

R/B ：原子炉建屋

C/B ：コントロール建屋

交流電源（区分Ⅰ非常用電源）
交流電源（区分Ⅱ非常用電源）
交流電源（代替所内電源）

第2.3.1.3－2 図 格 納 容 器 圧 力 逃 が し 装 置 及 び 代 替 格 納 容 器 圧 力 逃 がし 装 置 電源設備の単線結線図（７号炉）-43-

2.3.1.4
電源設備の多重性又は多様性及び独立性【格納容器圧力逃がし装置】【代替格納容器圧力逃がし装置】(1)
原子炉格納容器の過圧破損を防止するための設備用電源の多様性及び独立性
格納容器圧力逃がし装置及び代替格納容器圧力逃がし装置は，設計基準事
故対処設備である残留熱除去系（格納容器スプレイ機能）及び当該系統の除熱を行う原子炉補機冷却水系，原子炉補機冷却海水系に対し，多様性を確保する設計としている。
格納容器圧力逃がし装置及び代替格納容器圧力逃がし装置は，区分Ⅰの非常用電源及び代替所内電気設備から，残留熱除去系（格納容器スプレイ機能）（２系統）は，区分Ⅱ／Ⅲの非常用電源から，各々供給されており，電源としては互いに独立性を確保する設計としている。
具体的には，区分分離された非常用電源及び代替所内電気設備は，基準地
震動 Ss による地震力に対して十分な耐震性を有している。区分Ⅰと区分Ⅱ／
Ⅲの非常用電源盤及び代替所内電気設備の電源盤（ＡＭ用 MCC 6B 及び 7B）が設置されている電気品室については，位置的分散（第 2.3.1.4－1 図参照）を図る設計としている。また，格納容器圧力逃がし装置及び代替格納容器圧
力逃がし装置用の電路については，電線管で布設され，感知，消火対策が施されていることから，単一火災により格納容器スプレイ機能と同時に機能喪失しない設計としている。また，区分Ⅰと区分Ⅱ／Ⅲの非常用電気品室，代替所内電気設備の電気品室及び計測制御用電気品室は溢水防護区画により分離されていることから，溢水に対しても同時に機能喪失しない設計としている。
(2)

格納容器圧力逃がし装置及び代替格納容器圧力逃がし装置用電源の多重性又は多様性及び独立性
格納容器圧力逃がし装置及び代替格納容器圧力逃がし装置用電源について

は，24 時間の長期にわたる全交流電源喪失時においても機能が維持されるよう，区分Ⅰの直流電源から供給するものとする（第 2.3.1.3－1 図参照）。また，最低限必要な動的機器（原子炉格納容器一次隔離弁，二次隔離弁，フィルタ装置入口弁）は人力にて操作できる設計としている。
24 時間を超える格納容器圧力逃がし装置及び代替格納容器圧力逃がし装置の運転において必要不可欠な動的機器であるドレンポンプ及び付属する流量計については，単一故障を想定し二重化する設計としていることから，この電源（交流）については各々区分Ⅰの非常用電源及び代替所内電気設備から供給するものとする（第 2.3.1.3－1 図参照）。区分Ⅰの非常用電源及び代替所内電気設備については，(1)にて述べたとおり独立性を確保する設計とし

-44-

ている。
また，格納容器圧力逃がし装置及び代替格納容器圧力逃がし装置の多重化を図る計測制御設備については，電源（直流）の単一故障を想定し，同じ区分Ⅰではあるものの位置的分散（第 2.3.1.4－1 図参照）を図ると共に，電気的分離を確保するために相互に接続されることのない措置を講じた蓄電池（直流 125V 蓄電池 A：C/B 地下中 2 階，ＡＭ用直流 125V 蓄電池：R/B 4 階）より供給していることから独立性を確保する設計としている（第 2.3.1.3－1
図参照）。

-45-

枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

第 2.3.1.4-1 図 電源設備配置図-46-

2.3.2
格納容器圧力逃がし装置計測制御設備【格納容器圧力逃がし装置】【代替格納容器圧力逃がし装置】
2.3.2.1
概要
格納容器圧力逃がし装置の使用時，待機時，使用後に，系統の圧力とフィル
タ装置の水位を監視するため，圧力検出器と水位検出器を設置する。また，格
納容器圧力逃がし装置の入口及び出口配管に水素濃度検出器，フィルタ装置出口に放射線検出器，フィルタ装置ドレン移送ラインにフィルタ装置ドレン流量
検出器，フィルタ装置スクラバ水の pH 検出器，フィルタ装置内金属フィルタの差圧検出器，ドレンタンクに水位検出器を設置する。これらの監視パラメータ
は，中央制御室又は現場で監視可能な設計としている。
なお，代替格納容器圧力逃がし装置についても同様の設計としており，ここでは代表として格納容器圧力逃がし装置の計測設備について記載する。

2.3.2.2
計測設備の目的(1)
格納容器圧力逃がし装置の使用時の状態
格納容器圧力逃がし装置の使用時の状態を以下の通り確認する設計としている。
a.格納容器内のガスがフィルタ装置へ導かれていることの確認：フィルタ装置入口圧力，フィルタ装置出口放射線モニタ
b.フィルタ装置の除去性能に影響するパラメータの確認：フィルタ装置水位c.放出されるガスの放射線量の確認：フィルタ装置出口放射線モニタ
主排気筒

6号炉

RE

放射線モニタ

AO

圧力開放板
H2E

Ｎ2ベントライン

原子炉区域・
タービン区域〔Ｆ．Ｃ〕
換気空調系排風機へ
MO

ボンベ

PT

圧力計

圧力計

7号炉

〔Ｆ．Ｃ〕

非常用ガス処理系
排風機へ

MO

遠隔操作
AO

RE

放射線モニタ

MO
AO

水素濃度計
PI

原子炉区域よりパージ用排風機

水素濃度計

〔Ｆ．Ｏ〕

ボンベ

AO
〔Ｆ．Ｃ〕

H2E

AO

〔Ｆ．Ｏ〕

遠隔操作

〔Ｆ．Ｃ〕

・

オリフィス

Ｆ１０２
PT

水位計

フィルタ
装置

DP

ド
レ
ン
タ
ン
ク

遠隔操作
遠隔操作
遠隔操作

〔Ｆ．Ｃ〕

Ｆ０１９

ボンベ
MO

LＳ

・

水位計

LT

MO

Ｆ０７０

AO

原
子
炉
圧
力
容
器

Ｎ2ベントライン

差圧計

AO

よう素
フィルタ

圧力開放板

原子炉建屋

サプレッション・
チェンバ

遠隔操作

AO

ボンベ

〔Ｆ．Ｃ〕

Ｆ５０２Ａ

Ｆ０２２
Ｆ５０１

MO

非常用ガス処理系
排風機より

ドレン
移送ポンプ

Ｆ０２０
FE

MO

pH

ｐＨ計

Ｆ５０２Ｂ

流量計

Ｆ２１１
Ｆ２０９

・

・

〔Ｆ．Ｏ〕

ドライウェルFE

AO

原子炉区域運転階より

Ｎ2供給ライン

圧力計

Ｆ００１

MO
MO

MO

二次格納施設

可燃性ガス濃度制御系
気水分離器より

原子炉建屋

Ｆ２１０

第 2.3.2.2－1 図

格納容器圧力逃がし装置-47-

使用時の概略図

Ｎ2供給ライン使用時の状態が，以下のとおり把握可能である。
a.フィルタ装置の閉塞等によりガスの導入が妨げられていないこと
フィルタ装置入口圧力にて，格納容器ベント実施により待機圧力から上昇した圧力が，格納容器圧力の低下に追従して低下傾向を示すことを確認することで把握できる。フィルタ装置出口放射線量率が初期値から上昇することを計測することによりフィルタ装置が閉塞していないことを把握できる。
b.フィルタ装置の除去性能が低下していないこと
フィルタ装置水位にて，水位が約 500mm～約 2200mm の間（2.2.1.3 参照）であることを確認することで把握できる。
c.放出されるガスの放射線量の確認
フィルタ装置出口放射線モニタにて，フィルタ装置出口配管に内包される放射性物質から放射線量率を監視し，排出経路の放射性物質濃度を評価することが可能である。
(2)

格納容器圧力逃がし装置の待機時の状態
格納容器圧力逃がし装置の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.フィルタ装置の除去性能に影響するパラメータの確認：フィルタ装置水位
b.フィルタ装置配管内の不活性状態の確認：フィルタ装置入口圧力，フィルタ装置出口圧力，フィルタ装置出口配管圧力
主排気筒

6号炉

RE

放射線モニタAO

原子炉区域・
タービン区域〔Ｆ．Ｃ〕
換気空調系排風機へ

圧力開放板
H2E

Ｎ2ベントライン

7号炉

MO

ボンベ

PT

圧力計

非常用ガス処理系
排風機へ

圧力計

〔Ｆ．Ｃ〕

MO

遠隔操作
AO

RE

放射線モニタ

MO
AO

水素濃度計
PI

原子炉区域よりパージ用排風機

水素濃度計

〔Ｆ．Ｏ〕

ボンベ

AO
〔Ｆ．Ｃ〕

H2E

Ｎ2供給ライン

・

・

AO

〔Ｆ．Ｏ〕

遠隔操作

〔Ｆ．Ｏ〕

ドライウェル
圧力開放板

〔Ｆ．Ｃ〕

・

PT

水位計

DP

フィルタ
装置

LT

ド
レ
ン
タ
ン
ク

MO

遠隔操作
遠隔操作

AO

原
子
炉
圧
力
容
器

Ｎ2ベントライン

差圧計

AO

よう素
フィルタ

オリフィス

圧力計

AO

原子炉区域運転階より

遠隔操作

〔Ｆ．Ｃ〕

ボンベ
MO

LＳ

・

水位計

原子炉建屋

サプレッション・
チェンバ

遠隔操作

AO

ボンベ

〔Ｆ．Ｃ〕

MO
pH

MO

ｐＨ計

非常用ガス処理系
排風機より

ドレン
移送ポンプ
FE

FE

MO
MO

流量計

MO

二次格納施設第 2.3.2.2－2 図

格納容器圧力逃がし装置-48-

可燃性ガス濃度制御系
気水分離器より待機時の概略図

原子炉建屋

Ｎ2供給ライン待機時の状態が，以下のとおり把握可能である。
a.フィルタ装置の除去性能が低下していないこと
フィルタ装置水位にて，水位が約 500mm～約 2200mm の間（2.2.1.3 参照）であることを確認することで把握できる。
b.フィルタ装置配管内の不活性状態の確認
フィルタ装置入口圧力及びフィルタ装置出口圧力にて，封入した窒素
圧力（0.01MPa[gage]以上）を継続監視することによって配管内の不活性状態を把握できる。
また，フィルタ装置出口配管圧力にて，点検後の窒素置換操作を実施した際に，現場で圧力を監視することで，配管内が不活性状態になったことを把握できる。
(3)

格納容器圧力逃がし装置の使用後の状態
格納容器圧力逃がし装置の使用後の状態を以下のとおり確認する設計としている。
a.フィルタ装置内スクラバ水の確認：フィルタ装置水位
b.フィルタ装置配管内の不活性状態の確認：フィルタ装置入口圧力，フィルタ装置水素濃度c.放出されるガスの放射線量の確認：フィルタ装置出口放射線モニタ
主排気筒

6号炉

RE

放射線モニタ

AO

圧力開放板
H2E

Ｎ2ベントライン

原子炉区域・
タービン区域〔Ｆ．Ｃ〕
換気空調系排風機へ

7号炉

MO

ボンベ

PT

圧力計

圧力計

非常用ガス処理系
排風機へ

〔Ｆ．Ｃ〕

MO

遠隔操作
AO

RE

放射線モニタ

MO
AO

水素濃度計
PI

原子炉区域よりパージ用排風機

ボンベ

AO

水素濃度計

〔Ｆ．Ｏ〕
〔Ｆ．Ｃ〕

H2E

原子炉区域運転階より

Ｎ2供給ライン

・

・

AO

〔Ｆ．Ｏ〕

遠隔操作

〔Ｆ．Ｏ〕

ドライウェル
圧力開放板

〔Ｆ．Ｃ〕

・

PT

水位計

DP

フィルタ
装置

ド
レ
ン
タ
ン
ク

LT

MO

遠隔操作

遠隔操作

AO

原
子
炉
圧
力
容
器

Ｎ2ベントライン

差圧計

AO

よう素
フィルタ

オリフィス

圧力計

AO

遠隔操作

〔Ｆ．Ｃ〕

ボンベ
MO

LＳ

・

水位計

原子炉建屋

サプレッション・
チェンバ

遠隔操作

AO

ボンベ

〔Ｆ．Ｃ〕

MO
pH

MO

ｐＨ計

非常用ガス処理系
排風機より

ドレン
移送ポンプ
FE

FE

MO
MO

流量計

MO

二次格納施設第 2.3.2.2－3 図

格納容器圧力逃がし装置-49-

可燃性ガス濃度制御系
気水分離器より使用後の概略図

原子炉建屋

Ｎ2供給ライン使用後の状態が，以下の通り把握可能である。
a.フィルタ装置内スクラバ水の確認
フィルタ装置水位にて，フィルタ装置内で捕捉した放射性物質の放熱により，フィルタ装置内の水が蒸発することによる水位低下を把握できる。
b.フィルタ装置配管内の不活性状態の確認
フィルタ装置入口圧力及びフィルタ装置水素濃度にて，配管内が封入した窒素で正圧に維持されていること，また，配管内に水素が残留していないことにより不活性状態が維持されていることを把握できる。
c.放出されるガスの放射線量の確認
フィルタ装置出口放射線モニタにて，フィルタ装置出口配管に内包される放射性物質から放射線量率を監視し，排出経路の放射性物質濃度を評価することが可能である。
(4)

フィルタ装置の水位調整時の確認
格納容器圧力逃がし装置の使用時，待機時，使用後に，フィルタ装置の水位調整を以下のとおり確認する設計としている。
a.フィルタ装置の水位調整の確認：フィルタ装置水位，フィルタ装置ドレ
ン流量b.フィルタ装置スクラバ水の水質管理：フィルタ装置水位，フィルタ装置
ドレン流量，フィルタ装置スクラバ水 pH
主排気筒
6号炉

RE

放射線モニタ

AO

圧力開放板
H2E

Ｎ2ベントライン

原子炉区域・
タービン区域〔Ｆ．Ｃ〕
換気空調系排風機へ

7号炉

MO

ボンベ

PT

圧力計

圧力計

非常用ガス処理系
排風機へ

〔Ｆ．Ｃ〕

MO

遠隔操作
AO

RE

放射線モニタ

MO
AO

水素濃度計
PI

原子炉区域よりパージ用排風機

水素濃度計

〔Ｆ．Ｏ〕

ボンベ

AO
〔Ｆ．Ｃ〕

H2E

原子炉区域運転階より

Ｎ2供給ライン

・

・

AO

〔Ｆ．Ｏ〕

遠隔操作

〔Ｆ．Ｏ〕

可搬型注水ポンプ

ドライウェル
圧力開放板

よう素
フィルタ

・

PT

水位計

DP

LT

フィルタ
装置

ド
レ
ン
タ
ン
ク

MO

遠隔操作
遠隔操作

AO

原
子
炉
圧
力
容
器

Ｎ2ベントライン

差圧計

AO
〔Ｆ．Ｃ〕

オリフィス

圧力計

AO

遠隔操作

〔Ｆ．Ｃ〕

ボンベ
MO

LＳ

・

水位計

原子炉建屋

サプレッション・
チェンバ

遠隔操作

AO

ボンベ

〔Ｆ．Ｃ〕

MO
pH

MO

ｐＨ計

非常用ガス処理系
排風機より

ドレン
移送ポンプ
FE

FE

MO
MO

流量計

二次格納施設第 2.3.2.2－4 図

フィルタ装置-50-MO

可燃性ガス濃度制御系
気水分離器より

水位調整操作の概略図

原子炉建屋

Ｎ2供給ラインフィルタ装置の水位調整時の確認として，以下の通り把握可能である。
a.フィルタ装置の水位調整の確認
フィルタ装置水位にて，フィルタ装置の排水又は水張りを実施する際に，フィルタ装置の水位が把握できる。また，フィルタ装置ドレン流量
にて，排水操作を実施した際のタンクドレン量の把握ができる。
b.フィルタ装置スクラバ水の水質管理（2.2.1.3 参照）
フィルタ装置水位にて，フィルタ装置の排水又は水張りを実施する際に，フィルタ装置の水位が把握できると共に，必要な追加薬液量の把握ができる。また，フィルタ装置ドレン流量にて，排水操作を実施した際のタンクドレン量から，必要な追加薬液量の把握ができる。
また，フィルタ装置へ薬液を補給する際に，スクラバ水の pH を把握できる設計とする。
(5)

想定される機能障害の把握
格納容器圧力逃がし装置の使用時に，想定される機能障害を以下のとおり確認する設計としている。
a.フィルタ装置の閉塞：フィルタ装置入口圧力，フィルタ装置出口放射線モニタ
b.金属フィルタの閉塞：金属フィルタ差圧，フィルタ装置入口圧力
c.よう素フィルタ出口配管の閉塞：ドレンタンク水位，フィルタ装置入口
圧力，フィルタ装置出口圧力
d.フィルタ装置入口配管の破断：フィルタ装置入口圧力，フィルタ装置出口放射線モニタ
e.フィルタ装置スクラバ水の漏えい：フィルタ装置水位
格納容器圧力逃がし装置の使用時に，想定される機能障害の確認として，
以下の通り把握可能である。
a.フィルタ装置の閉塞フィルタ装置入口圧力にて，格納容器ベント実施により待機圧力から上昇した圧力が，低下傾向を示さないことを確認することで，フィルタ装置が閉塞していることを把握できる。
フィルタ装置出口放射線量率が初期値から上昇しないことを確認する
ことにより把握できる。
b.金属フィルタの閉塞
金属フィルタ差圧にて，金属フィルタの閉塞状態を把握できる。なお，
フィルタ装置入口圧力にて，金属フィルタの閉塞が進行し，フィルタ装-51-

置入口圧力が上昇傾向を示すことを確認することで，金属フィルタの閉塞状態を把握できる。
c.よう素フィルタ出口配管の閉塞
ドレンタンク水位にて，ドレン水によるよう素フィルタ出口配管の閉塞状態を把握できる。また，フィルタ装置入口圧力及びフィルタ装置出
口圧力にて，ドレン水によるよう素フィルタ出口配管の閉塞が進行し，フィルタ装置入口圧力及びフィルタ装置出口圧力が上昇傾向を示すことを確認することで，よう素フィルタ出口配管のドレンによる閉塞状態を把握できる。
d.フィルタ装置入口配管の破断
フィルタ装置入口圧力にて，格納容器ベント実施により待機圧力から上昇した圧力が低下傾向を示すが，フィルタ装置出口放射線量率が初期値から上昇しないことを確認することにより把握できる。
e.フィルタ装置スクラバ水の漏えい
フィルタ装置水位にて，タンクからのスクラバ水漏えいによるフィル
タ装置の水位低下を確認することで把握できる。
2.3.2.3
計測設備の仕様について
計測設備の概略構成図を第 2.3.2.3－1 図及び第 2.3.2.3－2 図，主要仕様を
第 2.3.2.3－1 表に示す。

-52-

-53-

FE

③

⑦

①

FE

圧力計

PT

Ｎ2供給ライン

LT

DP

流量計

ドレン
移送ポンプ

水位計

⑨

差圧計

Ｎ2ベントライン

オリフィス

圧力開放板

RE

ド
レ
ン
タ
ン
ク
水位計

LＳ

放射線モニタ

7号炉

圧力計

PI

圧力開放板

⑩

H2E

⑥

pH

AO

〔Ｆ．Ｏ〕

MO

二次格納施設サプレッション・
チェンバ

原
子
炉
圧
力
容
器

ドライウェル〔Ｆ．Ｏ〕

原子炉区域運転階より非常用ガス処理系
排風機へ

MO

原子炉区域・
タービン区域〔Ｆ．Ｃ〕
換気空調系排風機へ

MO

AO

AO

MO

〔Ｆ．Ｃ〕

AO

・

〔Ｆ．Ｃ〕

AO

・

パージ用排風機

原子炉区域より

〔Ｆ．Ｃ〕

AO

MO

AO
〔Ｆ．Ｏ〕

・

概略構成図

可燃性ガス濃度制御系
気水分離器より

非常用ガス処理系
排風機より

〔Ｆ．Ｃ〕

AO

格納容器圧力逃がし装置の計測設備

⑧

原子炉建屋

H2E

水素濃度計

圧力計

PT

水素濃度計

ｐＨ計

②

⑥

第 2.3.2.3－1 図

フィルタ
装置

よう素
フィルタ

⑤

④

RE

放射線モニタ

6号炉

Ｎ2ベントライン

⑤

MO

MO

〔Ｆ．Ｃ〕

AO

・

MO

原子炉建屋

MO

ボンベ

遠隔操作

MO

ボンベ

遠隔操作

遠隔操作

遠隔操作

遠隔操作

ボンベ

遠隔操作

ボンベ

主排気筒

Ｎ2供給ライン

-54-

フィルタ
装置

よう素
フィルタ

ドレンポンプ

補給水ライン

Ｎ2供給ラインＮ2ベントライン

差圧計

水位計
流量計

原子炉建屋
MO

MO

MO

MO

MO

サプレッション・
チェンバ

原
子
炉
圧
力
容
器

ドライウェル

非常用ガス処理系へ

代替格納容器圧力逃がし装置の計測設備

二次格納施設

FE

⑦

⑥

ｐＨ計

pH

⑧

H2E

第 2.3.2.3－2 図

①

LT

⑨

ＤP

PT

圧力計

水素濃度計

⑥ ②

H2E

⑤

③

放射線モニタ

RE

圧力計

PI

圧力開放板

原子炉建屋区域・タービン区域
換気空調系へ

AO

概略構成図

AO

AO

AO

AO

AO

パージ用排風機

MO

AO
AO

主排気筒へ

格納容器圧力逃がし装置へ

枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

第 2.3.2.3－1 表 格納容器圧力逃がし装置及び代替格納容器圧力逃がし装置の計測設備の監視パラメータ
監視パラメータ※1

計測範囲

計測範囲の根拠個数

監視場所※5フィルタ装置水位（格納容器圧力逃がし装置）

0～6000mm

スクラバノズル上端を計測範囲のゼロ点とし，フィルタ装置機能維持のための上
限水位：約2200mm，下限水位：約500mmが計測可能な範囲とする。

2

中央制御室
（緊急時対策所）

フィルタ装置水位（代替格納容器圧力逃がし装置）

0～7000mm

スクラバノズル上端を計測範囲のゼロ点とし，フィルタ装置機能維持のための上
限水位：約3000mm，下限水位：約500mmが計測可能な範囲とする。

2

中央制御室
（緊急時対策所）②フィルタ装置入口圧力

0～1.0MPa[gage]

以下の 2 つの状態を計測可能な範囲とする。
・格納容器ベント実施時に，格納容器圧力逃がし装置の最高圧力（0.62MPa[gage]）が計測可能な範囲とする。
・待機時に，窒素置換（約0.01MPa[gage]以上）が維持されていることを計測可能な範囲とする。

2*2

中央制御室
現場
（緊急時対策所）③フィルタ装置出口圧力0～0.5MPa[gage]

点検後の窒素置換操作を実施した際に，フィルタ装置出口の圧力開放板の設定圧力（0.1MPa[gage]）を超えないことが計測可能な範囲とする。

1

中央制御室
（緊急時対策所）①④フィルタ装置出口配管圧力1

現場10-2～105mSv/h

格納容器ベント実施時に，想定されるフィルタ装置出口の最大線量当量率（約7×104mSv/h）を計測可能な範囲とする。

2

中央制御室
（緊急時対策所）⑥フィルタ装置水素濃度

0～100vol%格納容器ベント停止後の窒素によるパージを実施し，フィルタ装置入口及び出口
配管内に滞留する水素濃度が可燃限界濃度（4vol%）以下であることを計測可能な範囲とする。

2*3

中央制御室
現場
（緊急時対策所）⑦フィルタ装置ドレン流量

0～30m3/h

ドレンポンプの定格流量（10m3/h）を計測可能な範囲とする。

2*4

現場

⑧フィルタ装置スクラバ水pH

pH0～14

フィルタ装置内スクラバ水のpHを計測可能な範囲とする。

1

中央制御室
現場
（緊急時対策所）⑨金属フィルタ差圧

0～50kPa

1

中央制御室（緊急時対策所）

タンク底部から 510mm
ドレンタンク内の水位を把握し，ドレンの排水操作の開始やドレン排水操作の停
4
タンク底部から 1586mm
止判断が可能な計測範囲とする。
タンク底部から 3061mm
タンク底部から 4036mm※1 監視パラメータの数字は第 2.3.2.3－1 図及び第 2.3.2.3－2 図の丸数字に対応する。
※2 中央制御室及び現場にそれぞれ１個※3 フィルタ装置入口及び出口側にそれぞれ１個※4 ドレンポンプ 2 台に対してそれぞれ１個※5 代替格納容器圧力逃がし装置の監視場所についても同様の設計で計画中。なお，「（緊急時対策所）」については，緊急時対策所での監視も可能な設計としている。

中央制御室
現場
（緊急時対策所）⑤フィルタ装置出口放射線モニタ-0.1～0.2MPa[gage]⑩ドレンタンク水位-55-

2.3.2.4 格納容器圧力逃がし装置の計測設備の多重性又は多様性について
格納容器圧力逃がし装置の計測設備については，「2.3.2.2
計測設備の目的」
で記載した，使用時，待機時，使用後に各確認すべき項目の全てについて，計器の単一故障を考慮しても監視可能とするため，多重性又は多様性を有している。
上記の使用時，待機時，使用後に各確認すべき項目について，多重性又は多様性を整理した結果を第 2.3.2.4－1 表に示す。

-56-

第 2.3.2.4－1 表

格納容器圧力逃がし装置の計測設備の多重性又は多様性について

フィルタ装置の状態(1)格 納 容 器 圧 力 逃 が し 装 置 の 使 用時

確認すべき項目

計測設備

多重性又は多様性

a.格納容器内のガスがフィルタ装置へ導かれていることの確認①フィルタ装置入口圧力②フィルタ装置出口放射線モニタ①②で多様性有り①②はそれぞれ多重性有り

b.フィルタ装置の除去性能に影響するパラメータの確認①フィルタ装置水位①は多重性有りc.放出されるガスの放射線量の確認①フィルタ装置出口放射線モニタ①は多重性有り(2)格 納 容 器 圧 力 逃 が し 装 置 の 待 機
時a.フィルタ装置の除去性能に影響するパラメータの確認①フィルタ装置水位①は多重性有りb.フィルタ装置配管内の不活性状態の確認①フィルタ装置入口圧力②フィルタ装置出口圧力③フィルタ装置出口配管圧力①②③で多様性有り①は多重性有り(3)格 納 容 器 圧 力 逃 が し 装 置 の 使 用
後a.フィルタ装置内スクラバ水の確認①フィルタ装置水位①は多重性有りb.フィルタ装置配管内の不活性状態の確認①フィルタ装置入口圧力②フィルタ装置水素濃度①②で多様性有り①は多重性有り②は入口と出口配管でそれぞれ補完

c.放出されるガスの放射線量の確認①フィルタ装置出口放射線モニタ①は多重性有りa.フィルタ装置の水位調整の確認①フィルタ装置水位②フィルタ装置ドレン流量①②で多様性有り①②はそれぞれ多重性有り

b.フィルタ装置スクラバ水の水質管理①フィルタ装置水位②フィルタ装置ドレン流量③フィルタ装置スクラバ水 pH①②③で多様性有り①②はそれぞれ多重性有り

a.フィルタ装置の閉塞①フィルタ装置入口圧力②フィルタ装置出口放射線モニタ①②で多様性有り①②はそれぞれ多重性有り

b.金属フィルタの閉塞①金属フィルタ差圧②フィルタ装置入口圧力①②で多様性有り②は多重性有りc.よう素フィルタ出口配管の閉塞①ドレンタンク水位②フィルタ装置入口圧力③フィルタ装置出口圧力①②③で多様性有り②は多重性有りd.フィルタ装置入口配管の破断①フィルタ装置入口圧力②フィルタ装置出口放射線モニタ①②で多様性有り①②はそれぞれ多重性有り

d.フィルタ装置スクラバ水の漏えい①フィルタ装置水位①は多重性有り(4)フィルタ装置の水位調整時(5)想定される機能障害-57-

2.3.3

格納容器圧力逃がし装置給水設備

2.3.3.1
機能【格納容器圧力逃がし装置】【代替格納容器圧力逃がし装置】
格納容器圧力逃がし装置の使用時に，フィルタ装置の水位が低下した場合に，外部からスクラバ水を補給できるよう，給水設備を設置する。
2.3.3.2
設備構成及び仕様【格納容器圧力逃がし装置】
格納容器圧力逃がし装置における給水設備の系統構成を第 2.3.3.2－1 図に
示す。
主排気筒

6号炉

RE

放射線モニタ

AO

圧力開放板
H2 E

Ｎ2ベントライン

原子炉区域・
タービン区域〔Ｆ．Ｃ〕
換気空調系排風機へ

7号炉

MO

ボンベ

PT

圧力計

圧力計

MO
AO

水素濃度計
PI

原子炉区域よりパージ用排風機〔Ｆ．Ｃ〕

非常用ガス処理系
排風機へ

MO

遠隔操作
AO

RE

放射線モニタ

水素濃度計

〔Ｆ．Ｏ〕

ボンベ

AO
〔Ｆ．Ｃ〕

H2E

AO

原子炉区域運転階より

Ｎ2供給ライン

・

・

AO

〔Ｆ．Ｏ〕

遠隔操作

〔Ｆ．Ｏ〕

ドライウェル

可搬型注水ポンプ

〔Ｆ．Ｃ〕

Ｆ１０２

水位計

フィルタ
装置

DP

ド
レ
ン
タ
ン
ク

遠隔操作
遠隔操作

〔Ｆ．Ｃ〕

Ｆ０１９

ボンベ
MO

LＳ

・

水位計

LT

遠隔操作

Ｆ０７０

AO

原
子
炉
圧
力
容
器

Ｎ2ベントライン

PT

MO

・

オリフィス

差圧計

AO

よう素
フィルタ

圧力開放板

圧力計

Ｆ００１

原子炉建屋

サプレッション・
チェンバ

遠隔操作

AO

ボンベ

〔Ｆ．Ｃ〕

Ｆ５０２Ａ

Ｆ０２２
Ｆ５０１

MO

ｐＨ計

Ｆ５０２Ｂ

非常用ガス処理系
排風機より

ドレン
移送ポンプ

Ｆ０２０
FE

FE

流量計

Ｆ２１１
Ｆ２０９

MO

pH

二次格納施設MO
MO

MO

可燃性ガス濃度制御系
気水分離器より

原子炉建屋

Ｎ2供給ライン

Ｆ２１０

第 2.3.3.2－1 図

格納容器圧力逃がし装置

給水設備系統図

給水設備は，配管，手動弁，逆止弁よりなり，フィルタ装置の給水ノズルに接続される。また，配管にはホース接続用の接続口を設置しており，消防車からのホースを接続できる構造としている。
給水設備の配管の口径は，以下の通りとしている。
【6 号炉】
・ 給水配管 ： 65A【7 号炉】
・ 給水配管 ： 65A-58-

枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

また，給水設備の配管の材質は，以下の通りとしている。
【6 号炉】
・ 給水配管 ： ステンレス鋼【7 号炉】
・ 給水配管 ： ステンレス鋼
給水配管のルーティングについては，第 2.3.3.2－2 図，第 2.3.3.2－3 図の通りとなる。

第 2.3.3.2－2 図

給水配管ルート図（6/7 号炉）

第 2.3.3.2－3 図

給水配管ルート図（6/7 号炉）-59-

なお，消防車の吐出圧力は，0.85MPa[gage]（流量 120m 3/h 以上）であり，フ
ィルタ装置内の圧力と比較して十分大きいことから，給水可能である。
（フィル
タ装置内の圧力は第 3.2.2.2－5 図を参照）【代替格納容器圧力逃がし装置】
代替格納容器圧力逃がし装置における給水設備は，配管，手動弁，逆止弁よりなり，フィルタ装置の給水ノズルに接続される。また，配管にはホース接続用の接続口を設置しており，消防車からのホースを接続できる構造としている。
給水設備の配管の口径は，以下の通りとしている。
【6 号炉】
・ 給水配管 ： 65A【7 号炉】
・ 給水配管 ： 65A
また，給水設備の配管の材質は，以下の通りとしている。
【6 号炉】
・ 給水配管 ： ステンレス鋼【7 号炉】
・ 給水配管 ： ステンレス鋼
2.3.4

格納容器圧力逃がし装置ドレン設備

2.3.4.1
機能【格納容器圧力逃がし装置】【代替格納容器圧力逃がし装置】
格納容器圧力逃がし装置の使用時に，フィルタ装置の水位，もしくはドレン
タンクの水位が上昇した場合，もしくは格納容器圧力逃がし装置使用後にフィルタ装置のスクラバ水を格納容器へ移送できるよう，ドレン設備を設置する。
2.3.4.2
設備構成及び仕様【格納容器圧力逃がし装置】
格納容器圧力逃がし装置におけるドレン設備の系統構成を第 2.3.4.2－1 図
に示す。

-60-

主排気筒

6号炉

RE

放射線モニタ
AO

圧力開放板
H2E

Ｎ2ベントライン

水素濃度計
PI

原子炉区域より原子炉区域・
タービン区域〔Ｆ．Ｃ〕
換気空調系排風機へ

パージ用排風機

ボンベ

PT

圧力計

圧力計

7号炉

〔Ｆ．Ｃ〕

非常用ガス処理系
排風機へ

MO

遠隔操作
AO

RE

放射線モニタ
Ｎ2供給ライン

MO
AO

MO

ボンベ

AO
〔Ｆ．Ｏ〕

水素濃度計

〔Ｆ．Ｃ〕

Ｆ００１
AO

原子炉区域運転階より

H2 E

・

・

AO

〔Ｆ．Ｏ〕

遠隔操作

〔Ｆ．Ｏ〕

ドライウェル

〔Ｆ．Ｃ〕

よう素
フィルタ

圧力開放板

・

オリフィス

Ｆ１０２
PT

差圧計

水位計

フィルタ
装置

DP

ド
レ
ン
タ
ン
ク

〔Ｆ．Ｃ〕

ボンベ
MO

サプレッション・
チェンバ

遠隔操作

AO

ボンベ

〔Ｆ．Ｃ〕

Ｆ５０２Ａ

Ｆ０２２
Ｆ５０１

MO

pH

MO

ｐＨ計

Ｆ５０２Ｂ

非常用ガス処理系
排風機より

ドレン
移送ポンプ

MO

Ｆ０２０
FE

Ｆ２０９

遠隔操作
遠隔操作

・
原子炉建屋

FE

遠隔操作

Ｆ０１９

LＳ

水位計

LT

MO

Ｆ０７０

AO

原
子
炉
圧
力
容
器

Ｎ2ベントライン

圧力計

AO

MO

流量計

Ｆ２１０

ドレンタンク水抜き時のみ使用

第 2.3.4.2－1 図

Ｆ２１１

MO

二次格納施設格納容器圧力逃がし装置

可燃性ガス濃度制御系
気水分離器より

原子炉建屋

Ｎ2供給ラインドレン設備系統図

ドレン設備は，配管，伸縮継手，手動弁，逆止弁，ポンプ，ドレンタンクよ
りなり，フィルタ装置のドレンノズル，ドレンタンク下部ノズル及び可燃性ガ
ス濃度制御系の気水分離器のドレンラインに接続する。可燃性ガス濃度制御系のドレンラインは格納容器のサプレッション・チェンバに接続されていることから，フィルタ装置のスクラバ水，ならびにドレンタンクの凝縮水を格納容器に移送することが可能である。
ドレン設備の配管の口径は，以下の通りとしている。
【6 号炉】・ ドレン配管 ： 50A【7 号炉】・ ドレン配管 ： 50A
また，ドレン設備の配管の材質は，以下の通りとしている。
【6 号炉】・ ドレン配管 ： ステンレス鋼【7 号炉】・ ドレン配管 ： ステンレス鋼
ドレン配管のルーティングについては，第 2.3.4.2－2 図から第 2.3.4.2－8
図の通りとなる。

-61-

枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

第 2.3.4.2-2 図

ドレン配管ルート図（6 号炉）-62-

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第 2.3.4.2-3 図

第 2.3.4.2-4 図

ドレン配管ルート図（6 号炉）

ドレン配管ルート図（6 号炉-63-

原子炉建屋地下 1 階）

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第 2.3.4.2-5 図

ドレン配管ルート図（6 号炉

第 2.3.4.2-6 図

原子炉建屋地下 2 階）

ドレン配管ルート図（7 号炉）-64-

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第 2.3.4.2-7 図

第 2.3.4.2-8 図

ドレン配管ルート図（7 号炉）

ドレン配管ルート図（7 号炉-65-

原子炉建屋地下 1 階）

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第 2.3.4.2-9 図

ドレン配管ルート図（7 号炉

原子炉建屋地下 2 階）

ドレン設備の伸縮継手の口径は，以下の通りとしている。
【6 号炉】・ ドレン設備伸縮継手 ： 50A【7 号炉】・ ドレン設備伸縮継手 ： 50A
また，ドレン設備の伸縮継手の配管の材質は，以下の通りとしている。
【6 号炉】・ ドレン設備伸縮継手 ： ステンレス鋼【7 号炉】・ ドレン設備伸縮継手 ： ステンレス鋼
ドレン設備のポンプは，格納容器圧力逃がし装置の運転中，停止中に依らず，
フィルタ装置内のスクラバ水を移送できるよう，下記の容量としている。また，
ドレン設備のポンプは 6 号炉と 7 号炉共に 2 台ずつ設置する。
【6 号炉】・ ドレン設備ポンプ容量 ： 吐出量 10m 3/h，揚程 50m【7 号炉】・ ドレン設備ポンプ容量 ： 吐出量 10m 3/h，揚程 50m
また，ドレン設備のポンプの耐圧部の材質は，以下の通りとしている。
【6 号炉】・ ドレン設備ポンプ ： ステンレス鋼【7 号炉】
・
ドレン設備ポンプ：ステンレス鋼-66-

ドレン設備のドレンタンクの材質は，以下の通りとしている。
【6 号炉】・ ドレンタンク ： ステンレス鋼【7 号炉】・ ドレンタンク ： ステンレス鋼
ドランタンクは，ベント実施中はある程度の時間水抜き操作を実施する必要がなく，凝縮水を溜め置くことができるように，下記の容量としている。
【6 号炉】・ ドレンタンク容量 ： 9.5m 3【7 号炉】・ ドレンタンク容量 ： 9.5m 3
なお，有効性評価シナリオである大 LOCA＋SBO＋ECCS 機能喪失において，外気温は柏崎市における 1978 年～2012 年に計測した最低温度（-11.3℃）が継続するという非常に保守的な条件にて，ベント開始後にドレンタンクに溜まる凝縮水量の推移を評価したところ，第 2.3.4.2-10 図の通りとなった。実際は，配管で発生した凝縮水の中には，ベントガスと共に排気口より放出されるものもあると考えられるが，ここでは発生した凝縮水は全てドレンタンクに溜まるものとして評価を実施している。

第 2.3.4.2-10 図 ドレンタンク内凝縮水量評価結果-67-

【代替格納容器圧力逃がし装置】
代替格納容器圧力逃がし装置におけるドレン設備は，配管，手動弁，逆止弁，ポンプよりなり，フィルタ装置のドレンノズル，及び格納容器のサプレッショ
ン・チェンバに接続する。このため，フィルタ装置のスクラバ水を格納容器に移送することが可能である。
ドレン設備の配管の口径は，以下の通りとしている。
【6 号炉】・ ドレン配管 ： 65A，50A【7 号炉】・ ドレン配管 ： 65A，50A
また，ドレン設備の配管の材質は，以下の通りとしている。
【6 号炉】・ ドレン配管【7 号炉】・ ドレン配管：ステンレス鋼：ステンレス鋼

ドレン設備のポンプは，代替格納容器圧力逃がし装置の運転中，停止中によらず，フィルタ装置内のスクラバ水を移送できるよう設計する。また，ドレン
設備のポンプは 6 号炉と 7 号炉共に 2 台ずつ設置する。

-68-

2.3.5

格納容器圧力逃がし装置窒素パージ設備

2.3.5.1
機能【格納容器圧力逃がし装置】【代替格納容器圧力逃がし装置】
格納容器圧力逃がし装置の待機中に系統内を窒素ガスで置換し，ベントガスに含まれる水素による爆発を防止する。また，格納容器圧力逃がし装置の使用後には，スクラバ水の放射線分解により発生し，系統内の頂部に溜まった水素
ガスを，窒素ガスにより系統外へ排出することにより，滞留水素による爆発を防止する。
2.3.5.2
設備構成及び仕様【格納容器圧力逃がし装置】
格納容器圧力逃がし装置における窒素パージ設備の系統構成を第 2.3.5.2－
1 図に示す。
大気開放
6号炉

主排気筒

RE

放射線モニタ
AO

圧力開放板
H2E

Ｎ2ベントライン

水素濃度計
PI

7号炉

パージ用排風機

圧力計

ボンベ
〔Ｆ．Ｃ〕

非常用ガス処理系
排風機へ

MO

遠隔操作
AO

RE

放射線モニタ

MO
AO

MO

PT

圧力計

可搬型窒素供給装置

原子炉区域より原子炉区域・
タービン区域〔Ｆ．Ｃ〕
換気空調系排風機へ

水素濃度計

〔Ｆ．Ｏ〕

AO
〔Ｆ．Ｃ〕

Ｎ2供給ライン

H2E

ボンベ

Ｆ００１
AO

原子炉区域運転階より

・

・

AO

〔Ｆ．Ｏ〕

遠隔操作

〔Ｆ．Ｏ〕

ドライウェル
圧力開放板

〔Ｆ．Ｃ〕

よう素
フィルタ

・

オリフィス

Ｆ１０２
PT

差圧計

水位計

フィルタ
装置

DP

ド
レ
ン
タ
ン
ク

〔Ｆ．Ｃ〕

ボンベ
MO

サプレッション・
チェンバ

遠隔操作

AO

ボンベ

〔Ｆ．Ｃ〕

Ｆ５０２Ａ

Ｆ０２２
Ｆ５０１

MO

Ｆ０２０
流量計

Ｆ２１１

可搬型窒素供給装置

非常用ガス処理系
排風機より

ドレン
移送ポンプ
FE

MO

pH

ｐＨ計

Ｆ５０２Ｂ

Ｆ２０９

遠隔操作
遠隔操作

・
原子炉建屋

FE

遠隔操作

Ｆ０１９

LＳ

水位計

LT

MO

Ｆ０７０

AO

原
子
炉
圧
力
容
器

Ｎ2ベントライン

圧力計

AO

MO
MO

MO

可燃性ガス濃度制御系
気水分離器より二次格納施設Ｆ２０５
原子炉建屋

Ｎ2供給ライン

Ｆ２１０

第 2.3.5.2－1 図

格納容器圧力逃がし装置

窒素パージ設備系統図（窒素置換操作の例）

窒素パージ設備の配管の口径は，以下の通りとしている。
【6 号炉】
・ 窒素供給及びベント配管 ： 25A【7 号炉】
・ 窒素供給及びベント配管

：

25A

-69-

枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

また，窒素パージ設備の配管の材質は，以下の通りとしている。
【6 号炉】
・ 窒素供給配管： ステンレス鋼および炭素鋼
・ ベント配管： 炭素鋼【7 号炉】
・ 窒素供給配管： ステンレス鋼および炭素鋼
・ ベント配管： 炭素鋼
窒素パージ配管のルーティングについては，第 2.3.5.2－2 図から第 2.3.5.2－6 図の通りとなる。

第 2.3.5.2－2 図

窒素パージ配管ルート図（6 号炉-70-

窒素供給配管）枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

第 2.3.5.2-3 図

窒素パージ配管ルート図（6 号炉

窒素供給配管）第 2.3.5.2-4 図

窒素パージ配管ルート図（6 号炉

窒素ベント配管）-71-

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第 2.3.5.2-5 図

窒素パージ配管ルート図（7 号炉

第 2.3.5.2-6 図

窒素供給配管）窒素パージ配管ルート図（7 号炉）-72-

窒素ガスは，屋外に設置した接続口に可搬型の窒素供給装置を接続し，供給する。可搬型窒素供給装置は，空気中から窒素を抽出し，高純度の窒素ガスを生 成 す る 。 可 搬 型 窒 素 供 給 装 置 量 は ， 窒 素 ガ ス 純 度 が 99%の 場 合 に お い て
70Nm3/h の生成能力を有する。
可搬型窒素供給装置は，第 2.3.5.2-7 図に示す通り，トレーラーのコンテナ
内に窒素ガス発生装置，空気圧縮機，ディーゼル発電機及び付属機器を搭載したものである。
窒素ガス発生装置は，圧力スイング吸着（ＰＳＡ：Pressure Swing Absorption）
方式であり，加圧空気下においては分子ふるい炭素（ゼオライト）に対して窒素分子よりも酸素分子の方が速く拡散することを利用して空気中より窒素分子を分離する。第 2.3.5.2-8,9 図のように，空気圧縮機による加圧下で吸着，減圧下で吸着剤の再生（脱着）工程を繰り返し行うことで，純度の高い窒素ガス
を連続して発生することが可能である。
また，窒素ガス発生装置及びコンプレッサーについては，ディーゼル発電機によって供給される電源のみで駆動し，燃料タンクに１回の給油で２日以上の間は連続して窒素ガスを供給することが可能である。
窒素発生装置（PSA 式）

ディーゼル発電機

空気圧縮機

第 2.3.5.2-7 図

可搬式窒素発生装置車載図

窒素発生装置

バッファタンク

窒素ガス供給空気圧縮機

吸着塔(B)

吸着塔(A)

排気第 2.3.5.2-8 図

ＰＳＡ式窒素ガス発生装置概略系統図-73-

窒素発生装置

窒素発生装置

バッファタンク

バッファタンク

窒素ガス供給窒素ガス供給

均圧

均圧

吸着

脱着

吸着塔(A)

吸着塔(B)

吸着塔(A)

吸着塔(B)

排気

排気

A 塔均圧・B 塔均圧
窒素発生装置A 塔吸着・B 塔脱着
バッファタンク

窒素発生装置

バッファタンク

窒素ガス供給窒素ガス供給

脱着

吸着

均圧

均圧

吸着塔(A)

吸着塔(B)

吸着塔(A)

吸着塔(B)

排気A 塔脱着・B 塔吸着

第 2.3.5.2-9 図

排気

A 塔均圧・B 塔均圧

窒素ガス発生装置吸着・脱着工程概要図【代替格納容器圧力逃がし装置】
代替格納容器圧力逃がし装置における窒素パージ設備の配管の口径は，以下の通りとしている。
【6 号炉】
・ 窒素供給及びベント配管 ： 25A【7 号炉】
・ 窒素供給及びベント配管 ： 25A
また，窒素パージ設備の配管の材質は，以下の通りとしている。
【6 号炉】
・ 窒素供給及びベント配管 ： ステンレス鋼【7 号炉】
・ 窒素供給及びベント配管 ： ステンレス鋼
窒素ガスは，屋外に設置した接続口に可搬型の窒素供給装置を接続し，供給する。可搬型窒素供給装置は，空気中から窒素を抽出し，高純度の窒素ガスを生 成 す る 。 可 搬 型 窒 素 供 給 装 置 量 は ， 窒 素 ガ ス 純 度 が 99%の 場 合 に お い て
70Nm3/h の生成能力を有する。

-74-

3． 格納容器圧力逃がし装置による放射性物質除去性能【格納容器圧力逃がし装置】【代替格納容器圧力逃がし装置】
3.1

放射性物質の除去原理

3.1.1

粒子状放射性物質の除去原理

3.1.1.1
水スクラバによる除去
格納容器より排出されたガスは，格納容器圧力逃がし装置の給気配管を経て，容器に到達し，スクラバノズルから容器内に噴出する。
水スクラバは，ベントガスをスクラバ水中に噴射するスクラバノズルと，スクラバ水中の気泡を細分化するための気泡細分化装置で構成されている。
水スクラバでは，下記の除去原理により粒子状物質を捕捉する。
・ スクラバ水中でのベントガスの気泡に作用する加速度により，ベントガ
ス気泡中の粒子状放射性物質に慣性力が働き，粒子状放射性物質がスク・・・・

ラバ水と接触することで捕捉する。
ベントガスの気泡中の粒子状放射性物質が重力沈降し，粒子状放射性物
質がスクラバ水と接触することで捕捉する。
ベントガスの気泡中の粒子状放射性物質のブラウン運動により，粒子状
放射性物質がスクラバ水と接触することで捕捉する。
スクラバ水中でベントガス気泡中の水蒸気が凝縮することにより，粒子状放射性物質がスクラバ水と接触することで捕捉する。
ベントガス気泡中の粒子状放射性物質の熱泳動により，粒子状放射性物
質がスクラバ水と接触することで捕捉される。

なお，いずれの除去原理においても，スクラバ水中におけるベントガスの気泡径が小さいほど，粒子状放射性物質とスクラバ水が接触しやすくなるため，
粒子状放射性物質の捕集効率が大きくなる。そのため，気泡細分化装置を設置し，スクラバ水中におけるベントガス気泡を小さくする設計としている。

-75-

◆ ベントガス浮上域
ブラウン拡散により気液界面に接触して捕捉。
小さい粒子ほど捕捉されやすい。

熱泳動より気液界面に接触して捕捉。
小さい粒子ほど捕捉されやすい。

ブラウン拡散や重力，
慣性力の作用の弱い
粒子は気泡内に留まるものもある。

捕捉された粒子
粒子に作用する慣性力や重力により，気液界面に接触して捕捉。
大きい粒子ほど捕捉されやすい。

気泡中の水蒸気の凝縮により粒子が気液界面に接触して捕捉。

：粒子状放射性物質（Cs等）◆ ベントガス噴射直後域
ベントガス（気泡）ノズル

気泡中の水蒸気の凝縮により粒子が気液界面に接触して捕捉。

噴射直後の気泡の急減速により，粒子に作用する慣性力によって，気液界面に接触して捕捉。

：粒子状放射性物質（Cs等）

第 3.1.1－1 図

水スクラバによる除去原理（イメージ）-76-

3.1.1.2
金属フィルタによる除去
金属フィルタ（Metal Fiber Filter；以下，MFF）は，三層構造の金属繊維と焼結シートの円筒状のフィルタにより構成される。この MFF では，下記のメカ
ニズムにより粒子状放射性物質を捕捉する。
・ 粒子状放射性物質に働く慣性力により，ベントガスの流線から外れ，粒子状放射性物質が MFF 繊維に接触することで捕捉する。
・ 粒子状放射性物質のブラウン運動により，粒子状放射性物質が MFF 繊維に接触することで捕捉する。
・ 粒子状放射性物質が，MFF 繊維の隙間に付着することで捕捉する。

ガスの流れ粒子に作用する慣性力
により，金属フィルタ
繊維に接触して捕捉。
大きい粒子ほど捕捉されやすい。

ブラウン拡散や慣性力の作用の弱い粒子は金属フィルタ繊維を通過するものもある。

金属フィルタ繊維

金属フィルタ繊維
ブラウン拡散により金属フィルタ繊維に接触して捕捉。
小さい粒子ほど捕捉されやすい。

金属フィルタ繊維の隙間に粒子が接触して捕捉。
大きい粒子ほど捕捉されやすい。

金属フィルタ繊維：ガスの流れ

第 3.1.1－2 図：粒子状放射性物質（Cs等）

金属フィルタによる除去原理（イメージ）-77-

3.1.2ガス状放射性物質の除去原理【格納容器圧力逃がし装置】【代替格納容器圧力逃がし装置】
3.1.2.1
格納容器圧力逃がし装置へ流入するガス状放射性物質量の低減(1)
希ガス
希ガスについては，格納容器圧力逃がし装置で除去できないことから，格納容器内にできるだけ長くとどめ，放射能量を可能な限り時間減衰させることが，環境中への希ガスの放出量を低減させるための有効な対策となる。
このため，6 号炉及び 7 号炉では，格納容器の圧力上昇を抑制し，格納容器
ベントの実施に至るまでの時間をできるだけ延ばすために，格納容器スプレイの実施や水源への補給等の対策を講じることとする。
(2)

よう素
サプレッション・プール水の pH 制御を行わない場合，サプレッション・プー

ル水中に取り込まれた粒子状よう素が，サプレッション・プール水中で無機よう素に変化（I - →I 2 ）し，無機よう素の一部が時間をかけて有機よう素に変化する（I2 →CH3I）。一度生成された有機よう素は格納容器内で除去されることな
く，格納容器圧力逃がし装置に流入する可能性がある。一方，サプレッション・
プール水の pH を 7 以上に維持した場合，サプレッション・プール水中での無機
よう素の生成が抑制されるため，有機よう素の生成量も抑制される。
このため，よう素については，サプレッション・プール水の pH 制御を行い，格納容器内での有機よう素の発生を抑制することが，環境中へのよう素の放出量を低減させるための有効な対策となると考えられる。
以上より，6 号炉及び 7 号炉では，格納容器内での有機よう素の発生を抑制するために，サプレッション・プール水の pH を 7 以上に制御するための対策を講じることとする。
また，格納容器圧力逃がし装置では，次項に示す除去原理により無機よう素，及び有機よう素を除去し，環境へのよう素放出量を抑制する。

-78-

枠囲みの内容は商業機密に属しますので公開できません。

3.1.2.2
格納容器圧力逃がし装置での除去(1)
水スクラバによる除去
フィルタ装置に内包するスクラバ水は，薬液（水酸化ナトリウム）を溶解した水溶液としている。
ガス状の無機よう素は，水酸化ナトリウムによる下記の化学反応により，よう素イオンとしてスクラバ水中に捕捉することにより，ベントガスより除去する。なお，下記の化学反応による捕捉を安定させるためには，スクラバ水の pHを以上に保つ必要がある。
3I2+6OH- → 5I-+IO3 -+3H2O（発熱反応）

I2+2OH- → 2I-+2H++O2
により，I-としてスクラバ
水に捕捉

I-

I2
I2
I2

II2

I2
I-

ベントガス（気泡）ノズル

第 3.1.2.1－1 図

水スクラバによる無機よう素除去原理（イメージ）(2)

吸着材による除去
よう素フィルタは銀ゼオライト吸着材を充填したキャンドルユニットと呼ばれる吸着層よりなり，銀ゼオライトは，内部に多量の銀イオン（Ag ＋ ）を有している。
ベントガスが吸着層を通過する過程において，ベントガスに含まれる有機よう素（CH3I 等）や無機よう素（I 2 ）が，銀ゼオライト中の Ag ＋ と反応し，I が銀
ゼオライト中に取り込まれ AgI となる。これにより，ベントガスに含まれる Iが除去されることとなる。なお，この化学反応の式としては，以下となると言われているが，理論的に解明されていない点が多い。

-79-

そのため，銀ゼオライトのよう素除去性能については，実機に近い条件を模擬したよう素吸着試験の結果により評価している。なお，反応生成物として可燃性物質が生成されるが，この物質はベントガスと共に窒素雰囲気となっている系統内を通過し，燃焼することなく系統外へ排出されることとなる。

キャンドルユニット詳細
Ag＋
Φ1mm程度
銀ゼオライト銀ゼオライト

CH3I

銀ゼオライト

Ag＋

CH3I
銀ゼオライト銀ゼオライトAgIAg＋ Ag銀ゼオライトI2
銀ゼオライト銀ゼオライト銀ゼオライト

Ag＋

I2

＋

AgI
Ag＋
Ag＋

第 3.1.2.2－2 図

吸着材によるよう素除去原理（イメージ）

-80-

3.2
3.2.1

性能検証
性能検証試験の概要

3.2.1.1
試験設備の概要【エアロゾル除去性能試験】
格納容器ベント実施時に，格納容器圧力逃がし装置が必要なエアロゾル除去
性能を達成できていることを確認するため，格納容器圧力逃がし装置を模擬した試験装置を用いてエアロゾル除去性能確認試験を実施した。
試験の概要を第 3.2.1.1－1 図に示す。格納容器圧力逃がし装置を模擬した試
験フィルタに，コンプレッサからの空気に粒子状放射性物質を模擬した微粒子（エアロゾル）を混入して送気する。試験フィルタの前後にエアロゾル計測装置を設置して微粒子の個数を計測し，試験フィルタの DF を算出する。
試験フィルタは，直径 0.35m，高さ 4m の容器であり，断面積が実機の約 1/140，
高さが実機の約 1/2 のスケールである。この容器の中に実機と同じノズル（1本），気泡細分化装置，金属フィルタ（1 本）を設置している。高さが実機の 1/2となっているが，実機より容器の高さが小さい分，装置の性能には影響を及ぼさない気相部の寸法を短縮している。それ以外の性能に影響を及ぼす気泡細分化装置の高さや，金属フィルタの長さについては，実機と同一となるようにしている。
コンプレッサは，実機にて想定される最大の体積流量の 1/140 の流量を発生させるのに十分な容量としている。
微粒子発生装置では，格納容器ベント時に想定される粒子径に近い径の粒子を発生させる。粒子の種類は，PSL（ポリスチレン製標準粒子），TiO 2，Fe 2O3 を選定している。
エアロゾル計測装置は，試験微粒子を高精度で計測するため，レーザー光散
乱の計測原理を用いた計測装置と，電気移動度分級とレーザー光散乱の計測原理による計測装置を選定している。

-81-

-82-

0.35m

試験用フィルタベント装置

実機と同じノズルを１本設置

実機と同じ気泡細分化装置を設置実機と同じ金属フィルタを１本設置• 内部の構成は実機と同様• 実機に対し，高さ約1/2，
断面積 約1/140（気相部の空間高さを短縮）

4m

第 3.2.1.1－1 図

試験概要図（エアロゾル除去性能試験）

試験装置全体図（大型試験装置）

枠囲みの内容は商業機密に属しますので公開できません。

【無機よう素除去性能試験】
格納容器ベント実施時に，格納容器圧力逃がし装置が必要な無機よう素除去性能を達成できていることを確認するため，格納容器圧力逃がし装置を模擬した試験装置を用いて無機よう素除去性能確認試験を実施した。
試験の概要を第 3.2.1.1－2，3 図に示す。格納容器圧力逃がし装置を模擬した試験フィルタに，コンプレッサからの空気に無機よう素を混入して送気する。
試験フィルタの前後にサンプリング装置（インピンジャー）を設置して無機よ
う素濃度を計測し，試験フィルタの DF を算出する。無機よう素の濃度の計測には，ICP-MS を用いた。
試験フィルタは，エアロゾル除去性能試験と同じ，直径 0.35m，高さ 4m の容器を用いた。また，コンプレッサについてもエアロゾル除去性能試験と同じ，実機にて想定される最大の体積流量の 1/140 の流量を発生させるのに十分な容量のものを用いた。
無機よう素供給装置は，無機よう素発生器，コンプレッサ，空気予熱器等からなる。無機よう素発生器は，器内をヒータにて高温状態とし，あらかじめ充
填した固体状無機よう素を昇華させ，ガス状の無機よう素を発生させる。発生させたガス状無機よう素を，コンプレッサならびに空気予熱器からの高温空気により，試験系統に供給する構造となっている。
また，主空気ラインの空気も，空気加熱器により高温状態としている。さらに，配管及び試験容器にはヒータと保温材を設置して試験系統を高温の状態とし，ガス状の無機ヨウ素が固化することを防止している。

-83-

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第 3.2.1.1－2 図

第 3.2.1.1－3 図

試験概要図（無機よう素除去性能試験）

サンプリング装置（無機よう素除去性能試験）-84-3.2.1.2
試験条件とその設定根拠【エアロゾル除去性能試験】
格納容器ベント実施時のフィルタ装置のエアロゾル除去性能を確認するため，
フィルタ装置の性能への影響が大きいパラメータとして，スクラバ水位，スクラバ水温，及び，ベントガス流量を設定した。
スクラバ水の水位は，ベントガス水蒸気の凝縮や，スクラバ水に捕捉された
放射性物質の崩壊熱による蒸発により，ベント実施中に変動する。
スクラバ水温は，高温のベントガスの流入や，スクラバ水に捕捉された放射性物質の崩壊熱による発熱により，ベント実施中に変動する。
ベントガス流量は，原子炉格納容器の圧力に応じて，ベント実施中に変動する。
これらの変動パラメータと粒子状放射性物質の捕捉メカニズムとの関係を以下に示す。また，これらの影響を考慮した DF 計測試験の条件を第 3.2.1－1 表に示す。
(1)水スクラバ部
a． ベントガス噴射直後域(a)
ベントガス噴射直後のガス速度急減速により粒子に生じる慣性力
ガス流量：流量が大きいほど減速の加速度が大きく DF は上がる。
(b)
ベントガス中の水蒸気の凝縮
水温：水温が高いほど水蒸気の凝縮量は小さくなるため，DF は下がる。
b． ベントガス浮上域(a)
ベントガス浮上中の動きに伴う加速度により，粒子生じる慣性力
水位：水位が高いほど，水中滞留時間が長くなり，DF は上がる。
(b)
粒子の重力沈降やブラウン拡散
水位：水位が高いほど，水中滞留時間が長くなり，DF は上がる。
ガス流量：流量が大きいほど，水中滞留が短くなり，DF は下がる。
(c)
ベントガス中の水蒸気の凝縮
水温：水温が高いほど水蒸気の凝縮量は小さくなるため，DF は下がる。
(d)
粒子の熱泳動
水温：水温が高いほど熱泳動速度は小さくなるため，DF は下がる。

-85-◆ ベントガス浮上域

蒸気凝縮
慣性
ブラウン拡散重力沈降

熱泳動：粒子状放射性物質（Cs等）◆ ベントガス噴射直後域

慣性

ベントガス（気泡）

蒸気凝縮

ノズル

第 3.2.1.2－1 図

水スクラバ部の捕捉メカニズム

-86-

(2)

金属フィルタ部(a)
粒子に生じる慣性力
ガス流量：流量が大きいほど慣性力は大きく，DF は上がる。
(b)
ブラウン拡散ガス流量：流量が大きいほど，フィルタ内での滞留が短くなり，
DF は下がるが，格納容器圧力逃がし装置で想定される粒子径の存在領域では，ブラウン拡散の DF 効果はほぼ無い。
(c)
金属フィルタ繊維の隙間への粒子の付着
粒子の大きさに依存する。

ガスの流れ

金属フィルタ繊維

流線

金属フィルタ繊維
慣性

さえぎり

ブラウン拡散金属フィルタ繊維

約 2μm：ガスの流れ：粒子状放射性物質（Cs等）

第 3.2.1.2－2 図

金属フィルタ部の捕捉メカニズム-87-

第 3.2.1－1 表
水位

DF 計測試験条件（エアロゾル除去性能試験）

水スクラバ部

金属フィルタ部

試験パラメータ

水位が高いほど DF－

フィルタベント装置使用

は大きい

中，水位は 1m 以上である
ため，1m に設定

水温

水温が高いほど凝－

水温は常温として設定す

縮や熱泳動によるるが，試験用のガスとし

DF は小さいて，凝縮や熱泳動による効果を見込めない非凝縮性のガスである常温の空気
を用いる

ガス流量

捕捉メカニズムにガス流量が大きい実機における 2Pd 時相当流より，ガス流量が大ほど DF は大きい

量（約 33000m 3/h），1Pd 時

きいほど DF が大き相当流量（27000m3/h），最くなるケースと DF

小 流 量 相 当 （ 13500m3/h）が小さくなるケーの 3 パターンの流量を設定

スのいずれもある-88-【無機よう素除去性能試験】
格納容器ベント実施時のフィルタ装置の無機よう素除去性能を確認するため，
フィルタ装置の性能への影響が大きいパラメータとして，スクラバ水位，スクラバ水温，ベントガス流量，スクラバ水ｐＨを設定した。
スクラバ水の水位は，ベントガス水蒸気の凝縮や，スクラバ水に捕捉された
放射性物質の崩壊熱による蒸発により，ベント実施中に変動する。
スクラバ水温は，高温のベントガスの流入や，スクラバ水に捕捉された放射性物質の崩壊熱による発熱により，ベント実施中に変動する。
ベントガス流量は，原子炉格納容器の圧力に応じて，ベント実施中に変動する。
スクラバ水ｐＨは，原子炉格納容器からの酸性・塩基性物質の飛来，無機よう素のイオン化に伴う水酸化物イオンの消費，ベントガス水蒸気の凝縮による希釈により，ベント実施中に変動する。
これらの変動パラメータと無機よう素の捕捉メカニズムとの関係を考慮し，
DF 計測試験の条件を第 3.2.1－2 表の通り設定した。

-89-

第 3.2.1－2 表
水位

DF 計測試験条件（無機よう素除去性能試験）

水スクラバ部

試験パラメータ

水位が高いほど気泡とスクフィルタベント装置使用中，水位はラバ水が接触する時間が大

1m 以上であるため，1m に設定

きくなることから，DF は大
きい
水温

水温が高いほど化学反応が水温は，飽和温度以下として設定。

促進され DF は大きい

（実機はベント開始直後を除き，飽
和温度となる）

ガス流量

捕捉メカニズムにより，ガス

実 機 に お け る 2Pd 時相 当 流 量 （ 約

流量が大きいほど DF が大き

33000m3/h ） ， 最 小 流 量 相 当くなるケースと DF が小さく

（13500m3 /h）の 2 パターンの流量をなるケースのいずれもある

設定

・ガス流量が大きい方が，気泡内の気体の 拡散効果 が大きく，拡散 効果によ るDF は大きい・ガス流量が小さい方が，気泡とスクラバ 水の接触 時間が大きくなり，DF は大
きい
スクラバ水

無機よう素捕捉の化学式にｐＨ

より，ｐＨが大きいほど DF
は大きい

-90-

ｐＨは，8～13 に設定

3.2.2放射性物質の除去性能

3.2.2.1
格納容器圧力逃がし装置に流入する放射性物質
3.2.2.1.1 粒子状放射性物質（エアロゾル）【格納容器圧力逃がし装置】【代替格納容器圧力逃がし装置】(1)
想定事故シナリオ
粒子状放射性物質の除去性能を確認する上で想定する事故シナリオとして，炉心損傷が発生する大破断 LOCA＋全交流動力電源喪失＋全 ECCS 機能喪失シナリオを選定する。
a． 事象の概要(a)
大破断 LOCA が発生し，格納容器内に冷却材が大量に漏えいする。
(b)
更に非常用炉心冷却系（ECCS）喪失，全交流動力電源喪失（SBO）を想定するため，原子炉圧力容器への注水が出来ず炉心損傷に至る。
70 分後に低圧代替注水系（常設）による原子炉圧力容器への注水を開始することで，原子炉圧力容器破損は回避される。
(c)
その後，原子炉圧力容器への注水及び格納容器へのスプレイを実施するが，事象発生から約 38 時間後に格納容器圧力が限界圧力に到達し，格納容器圧力逃がし装置を用いたベントを実施する。
b． 想定事故シナリオ選定のフロー想定事故シナリオ選定については，事故のきっかけとなる起因事象の選定を行い，起因事象に基づく事故シナリオの抽出および分類を行う。
その後，重大事故等対策の有効性評価および事故シナリオの選定を行う。
(a)
起因事象の選定
プラントに影響を与える事象について，内部で発生する事象と外部で発生する事象（地震，津波，その他自然現象）をそれぞれ分析
し，事故のきっかけとなる事象（起因事象）について選定する。
プラント内部で発生する事象については，プラントの外乱となる事象として，従前より許認可解析の対象としてきた事象である運転時の異常な過渡変化（外部電源喪失等）および設計基準事故（原子炉冷却材喪失等）を選定する。また，原子炉の運転に影響を与える
事象として，非常用交流電源母線の故障，原子炉補機冷却系の故障等を選定する。
プラント外部で発生する事象については，地震，津波，及び，地震・津波以外の自然現象の約 40 事象から，地域性等を考慮して 6
事象（強風，竜巻，火山，落雷，積雪，低温）を選定する。また，設計基準を大幅に超える規模の事象発生を想定した上で，プラント-91-

に有意な頻度で影響を与えると考えられる場合は，考慮すべき起因事象とする。
(b)
起因事象に基づく事故シナリオの抽出及び分類
イベントツリー等により，事故のきっかけとなる事象（起因事象）
を出発点に，事象がどのように進展して最終状態に至るかを，安全機能を有する系統の動作の成否を分岐として樹形状に展開し，事故
シナリオを漏れなく抽出する。
抽出した事故シナリオを事故進展の特徴によって，第 3.2.2.1.1－1 表のとおりグループ別に分類する。
第 3.2.2.1.1－1 表

運転中の炉心損傷に係る事故シナリオグループ

運転中の炉心損傷に係る事故シナリオグループ概要

崩壊熱除去機能喪失

崩壊熱の除去に失敗して炉心損傷に至るグループ

高圧・低圧注水機能喪失

低圧注水に失敗して炉心損傷に至るグループ

高圧注水・減圧機能喪失

高圧注水に失敗して炉心損傷に至るグループ

全交流動力電源喪失

電源を失うことにより炉心損傷に至るグループ

原子炉停止機能喪失

止める機能を喪失して炉心損傷に至るグループ

LOCA 時注水機能喪失

LOCA 時に注水に失敗して炉心損傷に至るグループ(c)

重大事故等対策の有効性評価及び事故シナリオの選定(b)で分類した事故シナリオのうち，出力運転中の原子炉における高圧・低圧注水機能喪失，高圧注水・減圧機能喪失，全交流動力電
源喪失，崩壊熱除去機能喪失，原子炉停止機能喪失については，炉心損傷に至らない。
一方，LOCA 時注水機能喪失については，重大事故等対処施設が機能しても炉心損傷を避けられない。

以上より，炉心損傷が発生する LOCA 時注水機能喪失を想定事故シナリオとして選定した。なお，想定事故シナリオにおいてはサプレッション・チ
ェンバの排気ラインを使用したベント（以下，W/W ベントという）を実施-92-

した場合と，ドライウェルの排気ラインを使用したベント（以下，D/W ベントという）を実施した場合の両方を想定するものとする。
また，発生するエアロゾルの量や粒径分布の不確かさを考慮しても格納
容器圧力逃がし装置が性能を発揮できることを確認するために，原子炉圧力容器が破損するケース（高圧・低圧注水機能喪失シナリオでさらに事象が進展し，炉心損傷及び原子炉圧力容器破損した後に D/W ベントを実施した場合）（※1）についても参考として示す。
※1 高圧・低圧注水機能喪失シナリオを選定した理由
第 3.2.2.1.1-1 表に示す各事故シナリオグループのうち，崩壊熱除去
機能喪失シナリオ及び原子炉停止機能喪失シナリオは，仮に重大事故等対処施設の機能喪失又は機能が遅延した場合，炉心損傷より先に格納容器の過圧破損に至ることから，格納容器圧力逃がし装置の性能に期待できない。
また，高圧注水・減圧機能喪失シナリオ及び全交流動力電源喪失シナ
リオは，仮に重大事故等対処施設の機能喪失又は機能が遅延した場合，原子炉圧力容器が高圧状態で破損に至り，格納容器雰囲気直接加熱が発生すると格納容器の過温破損に至る。この場合についても，同様に格納
容器圧力逃がし装置の性能に期待できない。
LOCA 時注水機能喪失シナリオについても，仮に重大事故等対処施設が機能喪失し，原子炉圧力容器の破損後においてもその状態が継続すると，格納容器の過温破損に至ることから，同様に格納容器圧力逃がし装置の性能に期待できない。
以上より，第 3.2.2.1.1-1 表に示す各事故シナリオグループのうち，重大事故等対処施設の機能喪失又は機能の遅延により，炉心損傷及び原
子炉圧力容器破損した後に D/W ベントを実施した場合を想定し，格納容器圧力逃がし装置の性能を確認するシナリオとして，高圧・低圧注水機能喪失シナリオを選定した。
高圧・低圧注水機能喪失シナリオは，重大事故等対処施設が機能すれば，炉心損傷に至らず事象が収束するが，ここでは，原子炉圧力容器内への注水に失敗し，さらに溶融炉心・コンクリート相互作用が発生した
場合の影響も見るため，あえて原子炉圧力容器破損前の格納容器下部への水張りも行わない状態を想定する。また，原子炉圧力容器が破損して溶融炉心が格納容器下部に落下した後は，格納容器下部への注水を行った後に D/W ベントを実施するものとする。

-93-

(2)

発生するエアロゾルの種類
格納容器ベント実施時には，核分裂生成物（安定核種を含む）やコンク
リート，構造材の一部が格納容器圧力逃がし装置に流入する。これらは格納容器圧力逃がし装置に流入する際は，希ガスや気体状のよう素を除き，固体（エアロゾル粒子）として存在する。
想定するエアロゾルの種類，及び，想定事故シナリオ（W/W ベント）時に格納容器圧力逃がし装置に流入する粒子状物質量を第 3.2.2.1.1－2 表に示す。
また，想定事故シナリオ（D/W ベント）時や，原子炉圧力容器が破損するケースで格納容器圧力逃がし装置に流入する粒子状物質量を第3.2.2.1.1-3 表に示す。

-94-

枠囲みの内容は商業機密に属しますので公開できません。

第 3.2.2.1.1－2 表 想定するエアロゾルの種類及び想定シナリオ（W/W ベント）時に格納容器圧力逃がし装置に流入する粒子状物質量

事故直後炉心内内蔵量する主な化学物質例（安定核種を含む）※１

核種グループ

各核種グループに対応

格納容器圧力逃がし装置に流入する粒子状物質量（安定核種を含む）※２

希ガス

Xe , Kr

-

CsI

CsI

約 7.4×10 -5 kg

TeO 2，Te 2

TeO 2 ， Te 2

約 3.8×10 -5 kg

SrO

SrO

約 3.2×10 -5 kg

MoO 2

MoO 2

約 1.5×10 -5 kg

CsOH

CsOH , RbOH

約 1.3×10 -3 kg

BaO

BaO

約 4.5×10 -5 kg

La 2O 3

La 2O 3 , Pr 2O 3 , Nd 2O 3 ,約 2.4×10 -6 kg

Sm 2O 3 , Y 2O 3

CeO 2

CeO 2

約 2.4×10 -6 kg

Sb

Sb

約 1.1×10 -6 kg

UO 2

UO 2 , NpO 2 , PuO 2

0kg-

約 1.7×10 -3 kg

コンクリート/構造材※1

核種毎の重量を ORIGEN コードを用いて評価し，その結果に基づき MAAP コードにより評
価した値

※2

事故直後炉心内内蔵量と放出割合（MAAP コードと NUREG -1465 の知見を用いて評価）を用いて評価した値-95-

第 3.2.2.1.1－3 表 想定事故シナリオ（D/W ベント）時及び原子炉圧力容器が破損するケース時に格納容器圧力逃がし装置に流入する粒子状物質量
格納容器圧力逃がし装置に流入する粒子状物質量

核種グループ（安定核種を含む）※１
想定事故シナリオ（大破断 LOCA＋全交流動力電源喪失＋
全 ECCS 機能喪失シナリオ）

原子炉圧力容器が破損するケース（高圧・低圧注水機能喪失シナリオ）（D/W ベント）（D/W ベント）
希ガス

-

-

CsI

約 1.5×10 -1 kg

約 4.1×10 -2 kg

TeO 2， Te 2

約 5.7×10 -2 kg

約 4.0×10 -1 kg

SrO

約 4.8×10 -2 kg

約 5.7×10 -5 kg

MoO 2

約 2.3×10 -2 kg

約 9.2×10 -6 kg

CsOH

約 1.8×10 +0 kg

約 5.5×10 +0 kg

BaO

約 6.6×10 -2 kg

約 3.7×10 -5 kg

La 2O 3

約 3.5×10 -3 kg

約 6.0×10 -5 kg

CeO 2

約 3.6×10 -3 kg

約 7.7×10 -5 kg

Sb

約 1.7×10 -3 kg

約 4.7×10 -2 kg

UO 2

0kg

約 2.6×10 -4 kg

約 2.1×10 -1 kg

約 4.7×10 -2 kg

コンクリート/構造材※１

事故直後炉心内内蔵量と放出割合（MAAP コードと NUREG -1465 の知見を用いて評価）を用いて評価した値-96-

a． 炉心状態の想定
格納容器圧力逃がし装置に流入するエアロゾルを評価する際は，炉心状態として平衡炉心（サイクル末期）を想定している。
以下の(a)，(b）に示す通り，平衡炉心（サイクル末期）を想定して格
納容器圧力逃がし装置に流入する核分裂生成物量を評価することで，その他の炉心状態を想定した場合の流入量を包絡することができる。
以上のことから，格納容器圧力逃がし装置に流入する核分裂生成物量の評価を行う際，炉心状態として平衡炉心（サイクル末期）を想定することは妥当であると考えられる。
(a)

事故直後における炉内の核分裂生成物内蔵量
事故直後における炉内の核分裂生成物内蔵量は，平衡炉心の燃焼
サイクル末期を想定して評価を実施している。
核分裂生成物（エアロゾル粒子として放出される可能性のある核分裂生成物も含む）の量は，運転が進み燃焼度が大きくなるに従い多くなる。
平衡炉心（サイクル末期）の燃焼度は，その他の炉心状態（初期
装荷炉心や取替炉心）の燃焼度に比べ大きいため，平衡炉心（サイクル末期）の炉内の核分裂生成物内蔵量は，その他の炉心状態の核
分裂生成物内蔵量を包絡する値を示す。

(b)

崩壊熱
燃料デブリからの放射性物質の放出割合は，崩壊熱が大きいほど多くなり，崩壊熱は，核分裂生成物内蔵量が多いほど大きくなる。
(a)と同様の理由により，平衡炉心（サイクル末期）の崩壊熱はその他の炉心状態の崩壊熱を包絡する値を示す。このため，平衡炉心（サイクル末期）を想定した場合の，燃料デブリからの放射性物質の放出割合は，他の炉心状態を想定した場合の放出割合を包絡する値を示す。

b． 評価に用いる放出割合
格納容器圧力逃がし装置に流入するエアロゾル量は，事故直後の炉心内内蔵量と，格納容器圧力逃がし装置への放出割合（事故直後の炉心内内蔵量に対する割合）を用いて評価している。
事故直後の炉心内内蔵量は，ORIGEN コードを用いて評価した核種毎の重量に基づき，MAAP コードにより評価しており，放出割合は，MAAP コー
ドと NUREG-1465 の知見を利用し評価している。
MAAP コードでは，格納容器内における振る舞いの違い（揮発のし易さ-97-

の違い等）を考慮し，放射性物質を複数の MAAP 核種グループに分類しており，格納容器圧力逃がし装置への放出割合を MAAP 核種グループ毎に評価している。
大破断 LOCA＋全交流動力電源喪失＋全 ECCS 機能喪失シナリオ（W/Wベント）での MAAP 解析による放出割合の評価結果（事故発生から 168
時間後時点）を第 3.2.2.1.1－4 表に示す。ただし，以下に示す通り，第3.2.2.1.1－4 表の値は格納容器圧力逃がし装置に流入するエアロゾル
量の評価に使用していない。
第 3.2.2.1.1－4 表によると，高揮発性核種（CsI や CsOH）の放出割合（10-6 オーダー）と比べ，中・低揮発性核種の放出割合が極めて大きい（10-4 オーダー）という結果となっている。
一方， TMI 事故や福島第一原子力発電所事故での観測事実から，事故が起こった場合に最も多く放出される粒子状の物質は，よう素やセシウ
ム等の高揮発性の物質であり，中・低揮発性の物質の放出量は高揮発性の物質と比べ少量であることが分かっている。
第 3.2.2.1.1－5 表は，TMI 事故後に評価された放射性核種の場所毎の存在量であるが，希ガスや高揮発性核種（セシウムやよう素）が原子炉
圧力容器外に全量の内半分程度放出されている一方で，中・低揮発性核種はほぼ全量が原子炉圧力容器内に保持されているという評価となっている。
また，第 3.2.2.1.1－6 表は，福島第一原子力発電所事故後に実施された発電所敷地内の土壌中放射性核種のサンプリング結果であるが，最も多く検出されているのは高揮発性核種（セシウムやよう素）であり，多くの中・低揮発性核種は不検出という結果となっている。
第 3.2.2.1.1－4 表の評価結果は，これらの観測事実と整合が取れていない。これは，大破断 LOCA＋全交流動力電源喪失＋全 ECCS 機能喪失シ
ナリオにおいては，MAAP 解析が中・低揮発性核種の放出割合を過度に大きく評価しているためであると考えられる。
MAAP 解析の持つ保守性としては，炉心が再冠水し溶融炉心の外周部が固化した後でも，燃料デブリ表面からの放射性物質の放出評価において溶融プール中心部の温度を参照し放出量を評価していることや，炉心冠
水時において燃料デブリ上部の水によるスクラビング効果を考慮していないことが挙げられる。
なお，高揮発性核種（セシウムやよう素）については，炉心溶融初期に炉心外に放出されるため，上述の保守性の影響は受けないものとする。
以上のことから，大破断 LOCA＋全交流動力電源喪失＋全 ECCS 機能喪失シナリオにおいて中・低揮発性核種の放出割合を評価する際，単にMAAP 解析による放出量の評価結果を採用すると，放出割合として過度に-98-

保守的な評価を与える可能性があるため，他の手法を用いた評価が必要になると考えられる。
そこで，格納容器圧力逃がし装置に流入するエアロゾル量を評価する
際は，MAAP 解析による放出量の評価結果以外に，海外での規制等にも活用されている NUREG-1465（米国の原子力規制委員会（NRC）で整備されたものであり，米国でもシビアアクシデント時の典型的な例として，中央制御室の居住性等の様々な評価で使用されている）の知見を利用するものとした。このことにより，TMI 事故や福島第一原子力発電所事故の実態により見合った評価が可能となる。NUREG-1465 の知見を利用した場
合の放出割合の評価結果を第 3.2.2.1.1－7 表に示す。
各 MAAP 核種グループの放出割合の具体的な評価手法は以下に示す通り。
(a)

希ガスグループ，CsI グループ，CsOH グループ
希ガスを含めた高揮発性の核種グループについては，MAAP 解析の結果得られた放出割合を採用する。
なお，Cs の放出割合は，CsI グループと CsOH グループの放出割合，
及び，I 元素と Cs 元素の原子炉停止直後の炉心内内蔵重量より，以下の式を用いて評価する。
FCs (T)= FCsOH(T)+ MI/MCs × W Cs/WI × (FCsI(T)– FCsOH(T))
ここで，
FCs (T)：時刻 T におけるセシウムの放出割合
FCsOH(T)：時刻 T における CsOH グループの放出割合
FCsI(T)：時刻 T における CsI グループの放出割合
MI ：停止直後の I 元素の炉心内内蔵重量
MCs ：停止直後の Cs 元素の炉心内内蔵重量
WI ：I の分子量WCs ：Cs の分子量(b)

それ以外の核種グループ
中・低揮発性の核種グループについては，MAAP 解析の結果得られた放出割合は採用せず，MAAP 解析の結果から得られた Cs の放出割
合と，希ガスグループの放出割合，及び，NUREG-1465 の知見を利用
し放出割合を評価する。
ここで，放出割合の経時的な振る舞いは希ガスと同一（※１）とし，Cs の放出割合に対する当該核種グループの放出割合の比率は，
168 時間経過時点において，NUREG-1465 で得られた比率に等しいと-99-

して，以下の評価式に基づき評価した。第 3.2.2.1.1－8 表に，
NUREG-1465 で評価された格納容器内への放出割合を示す。
Fi(T)= Fnoble gass(T) × γ i/γ Cs × FCs(168hr)/Fnoble gass(168hr)

Fi(T)：時刻 T における i 番目の MAAP 核種グループの放出割合
Fnoble gass(T)：時刻 T における希ガスグループの放出割合
γ i：NUREG-1465 における i 番目の MAAP 核種グループに相当する核種グループの格納容器への放出割合
γ Cs：NUREG-1465 における Cs に相当する核種グループの格納容器へ
の放出割合
※ １

中・低揮発性の核種グループは，事故初期の燃料が高温となっているとき以外は殆ど燃料外に放出されないものと考えられる。そのため，ベント後の燃料からの追加放出はほとんど無く，事故初期に格納容器内に放出され，格納容器気相部に浮遊しているものだけが大気中に放出され得ると考えられる。
ベントに伴い低揮発性核種は格納容器気相部からベントラインに流入するが，その流入の仕方，すなわち放出割合の経時的な振る舞いは，同じく格
納容器気相部に浮遊しており壁面等からの追加放出がない希ガスの放出割合の振る舞いに近いと考えられる。
以上のことから，中・低揮発性の核種グループの「各時刻における放出割合」は，「各時刻における希ガスグループの放出割合」に比例するものとし
た。

-100-

第 3.2.2.1.1－4 表

MAAP 解析による放出割合の評価結果（エアロゾル量の評価に使用しない）核種グループ

格納容器圧力逃がし装置への放出割合（事故発生から 168 時間後時点,格納容器圧力逃がし装置に流入するエアロゾ
ル量の評価には使用しない）

希ガス

約 9.2×10-1

CsI

約 1.3×10-6

TeO2

約 1.7×10-6

SrO

約 2.0×10-4

MoO2

約 3.0×10-6

CsOH

約 2.7×10-6

BaO

約 4.2×10-5

La2O3

約 1.0×10-4

CeO2

約 1.0×10-4

Sb

約 2.9×10-6-101-

第 3.2.2.1.1－5 表

TMI 事故後に評価された放射性核種の場所毎の存在量

出典：TMI-2 号機の調査研究成果（渡会偵祐，井上康，桝田藤夫 日本原子力学
会誌 Vol.32,No.4(1990)）

第 3.2.2.1.1－6 表

福島第一原子力発電所事故後に検出された土壌中の放射性核種出典：当社 HP（http://www.tepco.co.jp/cc/press/11040609-j.html）-102-

第 3.2.2.1.1－7 表

格納容器圧力逃がし装置に流入するエアロゾル量を評価する際に使用する放出割合

核種グループ

格納容器圧力逃がし装置への放出割合（事故発生から 168 時間後時点）

希ガス

約 9.2×10-1

CsI

約 1.3×10-6

TeO2

約 5.2×10-7

SrO

約 2.1×10-7

MoO2

約 2.6×10-8

CsOH

約 2.7×10-6

BaO

約 2.1×10-7

La2O3

約 2.1×10-9

CeO2

約 5.2×10-9

Sb

約 5.2×10-7

第 3.2.2.1.1－8 表

NUREG-1465 での格納容器内への放出割合

核種グループ

格納容器への放出割合 ※１

Cs

0.25

TeO2 ，Sb

0.05

SrO，BaO

0.02

MoO2

0.0025

CeO2

0.0005La2O30.0002※１ NUREG-1465 の Table 3.12「Gap Release」の値と「Early In-Vessel」の値の和を参照

-103-

(3)

MAAP 解析に基づくエアロゾル粒径分布
MAAP 解析では，格納容器内（サプレッション・プール通過前）と，サプ
レッション・プールを通過した後のエアロゾル粒子の粒径分布を，次項に示す理論式を用いて評価している。想定事故シナリオ（W/W ベント），想定
事故シナリオ（D/W ベント），及び原子炉圧力容器が破損するケースでの評
価結果を第 3.2.2.1.1－1 図に，各々を規格化（評価結果の各点の総和が 1となるように規格化）した結果を第 3.2.2.1.1－2 図から第 3.2.2.1.1－4
図に示す。

第 3.2.2.1.1－1 図

各事故シナリオのエアロゾル粒子の粒径分布-104-

第 3.2.2.1.1－2 図

想定事故シナリオ（W/W ベント）時のエアロゾル粒子の粒径分布（規格化後）-105-

第 3.2.2.1.1－3 図

第 3.2.2.1.1－4 図

想定事故シナリオ（D/W ベント）時のエアロゾル粒子の粒径分布（規格化後）

原子炉圧力容器が破損するケース（高圧・低圧注水機能喪失シナリオ（D/W ベント））でのエアロゾル粒子の粒径分布（規格化後）-106-

a． フィルタ装置に至るまでのエアロゾル粒子の挙動
事故発生後，格納容器内に放出されたエアロゾル粒子は，粒子同士の凝集や壁面への沈着により除去される。この際，凝集や沈着がおきにく
い小粒径の粒子が除去されず多く残る。これにより，数μm を中心とした粒径分布が形成される。
エアロゾル粒子はサプレッション・プールを通過した後フィルタ装置に流入するが，プール水を通過する際に，エアロゾル粒子の大部分はプール水中への溶け込み等により除去される。大粒径の粒子は小粒径の粒子に比べプール水中に取り込まれやすいため，サプレッション・プール
を通過することで，粒子全体の大部分を占める数μm 程度の粒子が多く除去される。これにより，サプレッション・プール通過前よりも小さい
粒径を中心とした粒径分布が形成される。
以下に，格納容器内（サプレッション・プール通過前）での粒径分布の評価モデル，及びサプレッション・プール水を通過した後の粒径分布の評価モデルを示す。
(a)

格納容器内（サプレッション・プール通過前）での粒径分布の評価
モデル
エアロゾル粒子の粒径分布は格納容器内での粒子の凝集や壁面への沈着等により変化する。MAAP における評価モデルでは，エアロゾ
ル粒子同士の凝集と壁面等への沈着の効果を下式の形で考慮している。なお，右辺の第１項と第２項は拡散と重力沈降による凝集を表し，第３項は重力沈降による除去項，第４項は発生項を表す。
凝集と沈着の，エアロゾル粒子の粒径分布への影響は以下の通り。

・凝集：拡散と重力沈降の過程でエアロゾル粒子が衝突，小粒径のエアロゾル粒子が集まり，より粒径の大きい粒子がつくられ，粒径
分布はより大きい方向にシフトする。
・沈着：重力沈降によりエアロゾル粒子が壁面等に沈着，粒径が大きい
エアロゾル粒子ほど沈着し易いため，大粒径のエアロゾル粒子ほど多く除去され，粒径分布はより小さい方向にシフトする。

-107-

-108-

(b)サプレッション・プール水を通過した後の粒径分布の評価モデル
プール水中ではエアロゾルは気泡として存在し，気泡中にエアロゾル粒子が存在する（第 3.2.2.1.1－5 図の赤丸）。気泡中のエアロゾル粒子の一部は，プール水中に取り込まれる（第 3.2.2.1.1－5図の青丸）が，エアロゾル粒子の粒径分布はエアロゾル中（気泡中）に浮遊しているエアロゾル粒子のプール水中間の移行の効果により変化する。
MAAP における評価モデルでは(ⅰ)重力沈降，(ⅱ)慣性沈着，(ⅲ)
ブラウン拡散，(ⅳ)対流，(ⅴ)拡散泳動，(ⅵ)熱泳動を以下の評価
式で考慮している。

出典：

(ⅰ)

重力沈降

-109-

(ⅱ)

慣性沈着

(ⅲ)

ブラウン拡散

(ⅳ)

対流

(ⅴ)

拡散泳動

-110-

(ⅵ)

熱泳動

原子炉
格納容器

プール水に流入し気泡となったエアロゾル
熱泳動

プール水に流入したエアロゾル粒子

ブラウン拡散慣性沈着

エアロゾル（気泡） 重力沈降

プール水中に取り込まれたエアロゾル粒子の周りはプール水
拡散泳動，対流沈着

第 3.2.2.1.1－5 図

粒子径分布の評価モデル-111-

b.粒径分布の妥当性
格納容器圧力逃がし装置の除去性能を評価する際に使用する粒径分布として，MAAP 解析により得られた粒径分布を採用しているが，得られる粒径分布は，事故後の経過時間や格納容器内におけるエアロゾル粒子の濃度等に依存する。
ここでは,粒径分布を評価する上で想定している諸条件についての感度解析結果を示すことで，格納容器圧力逃がし装置の除去性能を評価する際に使用する粒径分布として，第 3.2.2.1.1－2 図の粒径分布を採用することの妥当性を説明する。
(a)炉心状態
格納容器圧力逃がし装置に流入するエアロゾルの粒径分布を評価する際，炉心状態として平衡炉心（サイクル末期）を想定している。
第 3.2.2.1.1－6 図に，炉心状態として平衡炉心（サイクル初期）を想定した
場合の粒径分布を示す。第 3.2.2.1.1－6 図より，平衡炉心（サイクル初期）を想定した場合の粒径分布と，平衡炉心（サイクル末期）を想定した場合の粒径分布の差は大きくなく，炉心状態の相違が格納容器圧力逃がし装置に流入するエアロゾルの粒径分布に与える影響は限定的であることが分かる。
以下に，エアロゾルの粒径分布が炉心状態の想定にほとんど依存しない理由を示す。
炉心状態として平衡炉心（サイクル末期）を想定することで，格納容器内に放出される核分裂生成物の総量は大きくなり（3.2.2.1.1 (2)a.参照），格納容
器内のエアロゾル粒子の濃度が高くなる。エアロゾル粒子の濃度が高くなると，
エアロゾル粒子同士の衝突の頻度が高くなり，より大きい粒径のエアロゾル粒子が生成されやすくなる。その結果として，格納容器内の粒径分布はより大きい方向にシフトすることになる。
このことは，前述した粒径分布の評価モデルにおいても再現できている。第3.2.2.1.1－7 図は，上述の評価モデルを使用した格納容器中の無次元化したエ
アロゾル粒径分布の評価例であり，格納容器中に流入したエアロゾル量による，
格納容器内の粒径分布への影響を示している。図中の数値は原子炉圧力容器から格納容器中に流入したエアロゾル量を示しており，エアロゾル量が大きくなるに従い，格納容器内の粒径分布は大きい方向にシフトする傾向となっている。
ここで，大破断ＬＯＣＡ＋全交流動力電源喪失＋全ＥＣＣＳ機能喪失シナリ
オでは，エアロゾルは格納容器圧力逃がし装置に流入する前にサプレッション・プールを通るが，そのことでサプレッション・プール通過前に見られる粒径分布の差は緩和される傾向となる。これは，サプレッション・プールを通過することにより粒径の大きい粒子が特に多く除去されるため，サプレッション・プールで除去されにくい比較的小粒径の粒子が除去されずに残ることに起因する。
以上のことから，格納容器圧力逃がし装置の除去性能を評価する上で，第-112-

3.2.2.1.1－2 図の粒径分布を採用しても問題ないと考える。
(b)事故後の経過時刻
格納容器圧力逃がし装置に流入するエアロゾルの粒径分布は時間経過に伴い変化するが，粒径分布を評価する際は，評価時刻としてベント直後を想定している。
ベント直後における粒径分布と，事故から 168 時間後時点における粒径分布を第 3.2.2.1.1－8 図に示す。第 3.2.2.1.1－8 図から，粒径分布の時間経過に伴う変化量は限定的であり，評価時刻としてベント直後を想定しても問題ない
ことが分かる。なお，エアロゾルが最も多く流入する時間帯はベント直後であるため，粒径分布を評価する時間帯として，事故直後を参照することは妥当であると考えられる。
以上のことから，格納容器圧力逃がし装置の除去性能を評価する上で，第3.2.2.1.1－2 図の粒径分布を採用しても問題ないと考える。
(c)中・低揮発性核種の放出割合の変更
3.2.2.1.1（2）b.に示した通り，格納容器圧力逃がし装置に流入するエア
ロゾル量を評価する際，放出割合として単に MAAP 解析により得られた放出割合の評価結果を採用するのではなく，NUREG-1465 の知見を利用している。このことは，原子炉圧力容器から格納容器内に流入する中・低揮発性核種のエアロゾ
ル量をより少なく評価していることに相当している。そのため，上記の評価手法を取り入れることで，格納容器内のエアロゾル濃度は小さく評価され，エアロゾル粒子の粒径分布は小さい方向にシフトすると考えられる。
そこで，低揮発性核種の放出割合として MAAP 解析結果を使用しないことによる粒径分布への影響を評価するために，原子炉圧力容器から格納容器に放出される中・低揮発性核種の量をゼロと仮定した場合の粒径分布を評価した。評価
結果を第 3.2.2.1.1－9 図に示す。なお，第 3.2.2.1.1－9 図では，炉心状態として平衡炉心（サイクル初期）を想定している。このように，極めて保守的に評価された場合であっても，粒径分布は大きく変化することはない。
以上のことから，中・低揮発性核種を考慮することによる影響は限定的であり，格納容器圧力逃がし装置の除去性能を評価する上で，第 3.2.2.1.1－2 図の粒径分布を採用しても問題ないと考える。

-113-

第 3.2.2.1.1－6 図

想定する炉心状態を変更した場合の粒径分布（規格化後）

第 3.2.2.1.1－7 図 定常状態における無次元化した粒径分布
出典：A Principle of Similarity for Describing Aerosol Particle Size
Distributions（MICHAEL EPSTEIN AND PHILLIP G.ELLISON Journal of Colloid
and Interface Science,Vol 119,No.1,September 1987）-114-

第 3.2.2.1.1－8 図

第 3.2.2.1.1－9 図

評価時刻を変更した場合の粒径分布（規格化後）

中・低揮発性核種の格納容器内への放出量をゼロとし，想定する炉心状態を変更した場合の粒径分布（規格化後）

-115-

(4)

他の文献での解析例
格納容器内におけるエアロゾル粒子の粒径分布の解析結果は多くの文献に見られる。それらの文献中の粒径分布は対数正規分布とよく一致しており，中央径は数μm 程度，幾何標準偏差は数μm 程度となっている。
文献中に示されているエアロゾル粒子の粒径分布の例を第 3.2.2.1.1－
10 図から第 3.2.2.1.1－12 図に示す。
第 3.2.2.1.1－10 図は，ドライウェルスプレイを実施し続けることによる格納容器内のエアロゾル粒子の粒径分布の変化の解析結果を示している。
図中の DF 値はドライウェルスプレイを継続して行うことによる積算の除去効果を表している。積算の除去効果が小さい段階（DF=1.1）では，エアロゾル粒子は最大値が約 1μm で幅の広い分布を持っているが，ドライウェ
ルスプレイを継続し積算の除去効果が大きくなると，粒径分布の最大値は小さくなり，また分布の幅も小さくなる傾向が見られる。
第 3.2.2.1.1－11 図及び第 3.2.2.1.1－12 図は，米国の NRC が開発した総合事故解析コード STCP（Source Term Code Package）で評価された，格納容器内のエアロゾル粒子の粒径分布を表している。なお，第3.2.2.1.1-12 図の粒径分布については，MarkⅠ型格納容器プラントにおいてスクラム失敗時に炉心損傷した状態のものを表している。何れも分布のピークは数μm となっており，幾何標準偏差が数μm であるような分布となっている。

第 3.2.2.1.1－10 図

ドライウェルスプレイを実施し続けることによる格納容器
内の粒径分布の変化（図中の値はドライウェルスプレイによる積算の除去効果）

出典：STATE-OF-THE-ART REPORT ON NUCLEAR AEROSOLS-116-（OECD/NEA）2009

第 3.2.2.1.1－11 図 STCP（Source Term Code Package）によるシビアアクシ
デント時における格納容器内エアロゾル粒径分布の評価例
出典：A Simplified Model of Aerosol Removal by Containment Sprays(NUREG/CR-5966)

第 3.2.2.1.1－12 図 STCP（Source Term Code Package）における一次系でのエアロゾルに対して想定する粒径分布の一例
出典： A Simplified Model of Decontamination by BWR Steam Suppression Pools（NUREG/CR-6153 SAND93-2588）

-117-

(5)

実験結果例
前節までは理論的に評価された粒径分布を扱ってきたが，ここでは実際に測定されたエアロゾル粒子の粒径分布について説明する。
シビアアクシデント時の格納容器内の放射性物質を含むエアロゾルの発生としては，炉心損傷時に 1 次系から放出されるエアロゾルや MCCI 発生時に格納容器内に直接放出されるエアロゾル等が想定され，これら発生エア
ロゾル粒子が格納容器内で凝集・沈着の過程を経ることで，格納容器内に浮遊するエアロゾル粒径が時間とともに変化する。
これら各フェーズのエアロゾル挙動に着目した既往研究から，エアロゾ
ル粒径に関する知見について整理した結果を第 3.2.2.1.1－9 表に示す。
第 3.2.2.1.1－9 表において，炉心損傷時の 1 次系内エアロゾルについて
は①，②及び③，MCCI 時の発生エアロゾルについては④，さらに，格納容器内エアロゾル粒径に関しては⑤及び⑥に整理している。
この表に整理した試験結果等は，想定するエアロゾル発生源や挙動範囲（1 次系，格納容器）に違いはあるものの，エアロゾル粒子はサブ µm から
数 µm までの範囲にあり，格納容器内環境でのエアロゾルの粒径はこれらのエアロゾル粒径と同等な分布範囲を持つものと推定できる。

-118-

第 3.2.2.1.1－9 表
番

試験名または

号

報告書名等

①

AECL が実施した試験

エアロゾル粒径に関する既往研究

エアロゾル
粒径

備考

(μm)
0.1～3.0

・CANDU 炉のジルカロイ被覆管燃料を使用した 1 次系内核分裂生成物挙動に関する小規模試験
・米国アイダホ国立工学研究所にて実施された炉心損傷時の燃料棒
PBF-SFD ※１②

0.29～0.56

及び炉心の振る舞い，核分裂生成物及び水素の放出挙動を調べた大規模総合試験
・粒径データはフィルタサンプルの SEM 分析による幾何平均直径
・仏国カダラッシュ原子力研究センターの PHEBUS 研究炉で実施された，シビアアクシデント条件下での炉心燃料から 1 次系を経て格納③

PHEBUS-FP※１

0.1～0.5

容器に至るまでの核分裂生成物の挙動を調べた大規模総合試験
・粒径データは 1 次系内フィルタサンプルの SEM 分析による凝集物を構成する粒子径•MCCI 時の発生エアロゾルに対する上部プール水のスクラビング DF

NUREG/CR-5901 ※２④

0.25～2.5モデル（相関式）を開発したレポート
・粒径データは，MCCI 時に想定される発生エアロゾルの質量平均粒径の範囲
・米国ハンフォード国立研究所(HEDL)にて実施された，格納容器内
エアロゾル沈着挙動に関する大規模模擬実験

⑤

LACE

LA2

※３

約 0.5～約 5・粒径データは，LA2 試験の事前解析として実施された，各種エア
ロゾル挙動解析コードによるエアロゾル空気動力学的直径の時間変化における最小値と最大値⑥

PHEBUS-FP※１

2.4～4.0・粒径データは，PHEBUS-FP 模擬格納容器内で測定されたエアロゾ
ル空気動力学的直径の範囲※1

STATE-OF-THE-ART REPORT ON NUCLEAR AEROSOLS，NEA/CSNI/R (2009) 5※2

D.A.Powers and J. L. Sprung, NUREG/CR-5901, A Simplified Model of Aerosol Scrubbing by a
Water Pool Overlying Core Debris Interacting With Concrete※3

J.H.Wilson and P.C.Arwood, Summary of Pretest Aerosol Code Calculations for LWR Aerosol
Containment Experiments (LACE) LA2, ORNL
A.L.Wright, J.H.Wilson and P.C.Arwood, PRETEST AEROSOL CODE COMPARISONS FOR LWR AEROSOLCONTAINMENT TESTS LA1 AND LA2

また，以下に PHEBUS-FP の試験結果を示す。 ※4
PHEBUS-FP は，放射線防護・原子力安全研究所（IRSN，仏国），フランス
電力庁及び EU を中核として行われた，実機プラントの体系をスケールダウ-119-

ンした模擬試験であり，主目的として，エアロゾルの物理・化学挙動現象の模擬に焦点を置いている。
試験装置は，炉心部，一次系，格納容器等から構成されており，炉心部には実燃料が装荷されている。試験の際は炉心部で実燃料を溶融させており，一次系（蒸気発生器）を介し格納容器内に放出されたエアロゾル粒子の粒径を測定している。また，炉心部に装荷する燃料として新燃料を使用した場合（FPT0）と使用済み燃料を使用した場合（FPT1,2,3）の評価を行っており，各試験でエアロゾル粒子の粒径分布が測定されている。試験装置の概要図を第 3.2.2.1.1－12 図に，主な試験条件を第 3.2.2.1.1－10 表に示す。
以下に，粒径分布に関する主な試験結果を示す。
実験により測定されたエアロゾル粒子の粒径分布は対数正規分布によく一致しており，理論的な予想と整合がとれている。
また，FPT0（新燃料を使用）と FPT1,2,3（使用済燃料を使用）で得られた粒径分布を比較すると，平均粒径（AMMD）と幾何標準偏差は同程度となっている。このことは，燃料の燃焼度がエアロゾル粒子の粒径分布に及ぼす影響が限定的であることを示唆している。
なお，FPT4 では溶融デブリからの低揮発性核種や超ウラン元素の放出に関する定量的検討を行うことを目的としており，格納容器は模擬されておらず，試験目的の中に格納容器内粒径分布の調査は含まれていない。
【粒径分布に関連する主な試験結果】
・ FPT0 と FPT1 の粒径分布は対数正規分布によく一致
・ FPT0 の平均粒径（AMMD）は，燃料集合体崩壊の最終時点で 2.4μm（最終的に 3.35μm で安定）・ FPT1 におけるエアロゾル粒径は 3.5μm から 4.0μm の間・ FPT0 と FPT1 の双方の試験の対数正規分布の幾何標準偏差は約 2.0
でほぼ一定
・ FPT2 の粒径分布は FPT1 の粒径分布と類似 ※5 ※6・ FPT3 の平均粒径（AMMD）は，概ね 3μm であり，幾何標準偏差は
約 1.5※6※4 STATE-OF-THE-ART REPORTON

NUCLEAR AEROSOLS（OECD/NEA 2009）※5 Progress of ASTEC validation on fission product release and transport incircuits and containment（The 3rd European Review Meeting on Severe Accident
Research(ERMSAR-2008））※6 Overview of Main Results Concerning the Behaviour of Fission Products andStructural Materials in the Containment（NUCLEAR ENERGY FOR NEW EUROPE 2011）

-120-

一次系

格納容器

炉心

第 3.2.2.1.1－13 図

試験装置の概要

第 3.2.2.1.1－10 表

主な試験条件試験No.

使用燃料と制御棒

プール水
pH

FPT0

・新燃料
・Ag-In-Cd制御棒

pH5・ベースケース

FPT1

・使用済燃料・ Ag-In-Cd制御棒

pH5・使用済燃料を使用

FPT2・使用済燃料・ Ag-In-Cd制御棒

pH9・使用済燃料を使用
・プール水のpHを変えた場合

FPT3・使用済燃料・ B4C制御棒

pH5

・使用済み燃料を使用
・B4C制御棒を使用

FPT4

使用済燃料と被覆
管材料を混合した
模擬デブリ

格納容器
内模擬無し

-121-

試験概要（ベースケースとの主な差異）

・デブリからの放射性物質の放出を模擬

3.2.2.1.2
よう素【格納容器圧力逃がし装置】【代替格納容器圧力逃がし装置】
3.1.2.1(2)に示したとおり，６号炉及び７号炉では，格納容器内での有機よ
う素の発生を抑制するために，サプレッション・プール水の pH を７以上に制御するための対策を講ずることとしている。
NUREG/CR-5732（ 軽水炉の過酷事故時におけるよう素の化学形態について記載
された報告書）では，格納容器内の pH を７以上に維持した場合，ＢＷＲでは有機よう素と無機よう素の格納容器内での発生量は実質的にゼロになると結論付けている。
このことから，サプレッション・プール水の pH を７以上に制御することによ
り，有機よう素及び無機よう素の格納容器圧力逃がし装置への流入量は大幅に低減されると考えられる。
格納容器圧力逃がし装置に流入すると想定する有機よう素および無機よう素量については，流入量を保守的に評価するという観点から NUREG/CR-5732 の記
載どおりにゼロとはせず，NUREG-1465 の知見，ACE 実験の知見（Compendium of
Advanced Containment Experiments(ACE) Phase B Reports（2011）），およびMAAP の解析結果を利用して評価することとした。
NUREG-1465 によると，格納容器内 pH が７以上に維持されている場合，原子炉圧力容器から格納容器内に放出されるよう素のうち 95％以上が粒子状よう素であり，無機よう素は最大で 5％となる。格納容器内に放出された後，粒子状よう素と無機よう素は，壁面沈着や W/W スクラビング効果により格納容器空間部より除去されるが，ACE 実験では，無機よう素は粒子状よう素と同等に除去されることが確認されている。
また，NUREG-1465 によると，有機よう素は無機よう素から時間をかけて生成され，格納容器中に浮遊する無機よう素のうち 3％が有機よう素に変換される。
なお，NUREG/CR-5732 では，格納容器内の pH 制御を行わない場合のよう素の挙動を 3 つの期間に分けて整理している。3 つの期間はそれぞれ，放射線分解
等により無機よう素が生成される期間（よう素が格納容器内に放出されてから最初の約 20 時間まで），格納容器空間部のよう素が無機よう素と有機よう素で構成される期間（約 20 時間後から 2～3 週間後まで），格納容器内の有機よう素の割合が大きくなる期間（約 3 週間後以降）となっており，有機よう素が格納
容器空間部にあらわれるのはよう素が格納容器内に放出される約 20 時間後からとの整理となっている。
これらを踏まえて，無機よう素および有機よう素の格納容器圧力逃がし装置
への流入量を評価する。格納容器圧力逃がし装置に流入するよう素として，MAAP
では粒子状よう素（CsI）のみがモデル化されているため，無機よう素と有機よ
う素の流入量については，以下のとおり，MAAP 評価により得られた粒子状よう-122-

素の流入量を基に評価し，よう素の流入量に上乗せするものとした。
なお，格納容器内で生成された有機よう素は，格納容器内で除去されないものとした。
(1) 想定事故シナリオ（W/W ベント）時
無機よう素：粒子状よう素の流入量（MAAP 評価結果）に対し，4.85％
有機よう素：粒子状よう素の流入量（MAAP 評価結果）に対し，0.15％ × DF S/P ※１
DFS/P：サプレッション・プールの除去効率※１

想定事故シナリオ（W/W ベント）時においては，格納容器空間部に浮遊している無機よう素は，格納容器ベントの実施に伴い，サプレッション・プール水を経由して除去された後に格納容器圧力逃がし装置に流入する。
このため，格納容器空間部に浮遊する無機よう素量は，格納容器
圧力逃がし装置に流入する無機よう素量のサプレッション・プー
ルスクラビング除去効率倍を想定した。その上で，有機よう素の発生量は，格納容器空間部に浮遊する無機よう素量の 3％分を想
定した。

(2)

想定事故シナリオ（D/W ベント）時及び原子炉圧力容器が破損するケー
ス（高圧・低圧注水機能喪失シナリオ（D/W ベント））
無機よう素：粒子状よう素の流入量（MAAP 評価結果）に対し，4.85％
有機よう素：粒子状よう素の流入量（MAAP 評価結果）に対し，0.15％（＝5％×3％）-123-3.2.2.2
事故時のフィルタ装置のパラメータ変化(1)
水位変化の影響
有効性評価のシナリオ（大 LOCA＋SBO＋ECCS 機能喪失，W/W ベント, D/Wベント）におけるフィルタ装置の水位の評価を実施した。
なお，外気温度により，ベントガス水蒸気の凝縮量が変わることから，外気温度が柏崎市における 1978 年～2012 年に計測した最低温度（-11.3℃）が継続した場合と，外気温度が 30.0℃が継続した場合の合計 4 ケースについて，評価を実施した。
評価結果を第 3.2.2.2－1 図～第 3.2.2.2－4 図に示す。いずれのケースにおいても，スクラバ水位は単調増加となる。
性能試験では，スクラバ水位を 1m と設定して試験を実施しているため，保守的な設定である。

上限水位(2.2m)
試験水位

格納容器ベント後の時間 （ｈｒ）
第 3.2.2.2－1 図

外気温度-11.3℃における評価結果（W/W ベント）

上限水位(2.2m)
試験水位

第 3.2.2.2－2 図

格納容器ベント後の時間 （ｈｒ）
外気温度 30.0℃における評価結果（W/W ベント）

-124-

上限水位
(2.2m)
試験水位

第 3.2.2.2－3 図

格納容器ベント後の時間 （ｈｒ）
外気温度-11.3℃における評価結果（D/W ベント）

上限水位(2.2m)
試験水位

第 3.2.2.2－4 図

格納容器ベント後の時間 （ｈｒ）
外気温度 30.0℃における評価結果（D/W ベント）

なお，各評価において，スクラバ水位がベント開始から上限水位に到達するまでの時間は第 3.2.2.2-1 表に示す通りである。
第 3.2.2.2-1 表

スクラバ水上限水位到達時間

シナリオ

外気温度[℃]

上限水位到達時間[ｈ]大 LOCA＋SBO＋ECCS 機能喪失
（W/W ベント）

-11.3

28

30.0

73

大 LOCA＋SBO＋ECCS 機能喪失
（D/W ベント）

-11.3

44

30.0

270

-125-

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【上限水位】-126-

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-127-

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(2)

温度変化の影響
有効性評価のシナリオ（大 LOCA＋SBO＋ECCS 機能喪失，W/W ベント）の
外気温-11.3℃におけるフィルタ装置内のスクラバ水温度を第 3.2.2.2－5
図に示す。
ベントガスの熱エネルギや崩壊熱により，ベント開始後，スクラバ水の温度は上昇し，やがて，飽和温度相当の温度に到達する。飽和温度相当の温度に到達後は水蒸気凝縮による粒子捕集は期待できない。
エアロゾル除去性能試験では，試験ガスとして非凝縮性ガス（空気）を用いて試験を実施しているため，蒸気の凝縮による捕集は見込んでおらず，保守的な設定である。
また，無機よう素除去性能試験では，スクラバ水温は飽和温度以下として設定している。

格納容器ベント後の時間 （ｈｒ）
第 3.2.2.2－5 図

スクラバ水温度の評価結果-128-

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(3)

流量変化の影響
有効性評価のシナリオ（大 LOCA＋SBO＋ECCS 機能喪失，W/W ベント）におけるベントガス流量の評価結果，及び，性能試験時の体積流量とフィル
タベント使用時の体積流量の関係を第 3.2.2.2－6 図に示す。
これより，性能試験時の体積流量は，フィルタベント設備使用時の体積流量を包絡していることがわかる。
なお，運用上，第二隔離弁については「中間開」の運用としており，上記の評価も二次隔離弁を「中間開」とした場合のものである。仮に，二次隔離弁を「全開」とした場合，約 37,000m3／h のベントガス流量となる。

第 3.2.2.2－6 図

ベントガス流量の評価結果

-129-

(4)

圧力変化の影響
フィルタ装置内圧力の評価結果を第 3.2.2.2－7 図に示す。
ここで，フィルタ装置内圧力は，格納容器圧力から，ベントガス通気時の配管や弁等の圧力損失を差し引いた値となる。
性能試験では，フィルタ装置内の圧力を変化させたケースも実施したが，実機で想定している放射性微粒子の粒子径範囲において，DF への影響は認められなかった。

格納容器内圧力(ＭＰａ[gage])

0.8
ベント初期：0.62MPa(gage)
PRB(2)

0.6

PRB(4)

0.4
ベント後期：0.06MPa(gage)

0.2

0.0
0

24

48

72

96

120

事故後の時間(hr)
格納容器圧力が 2Pd に近接。格納容器ベントを実施
格納容器圧力が2Pdに到達。格納容器ベントを実施

フィルタ装置内圧力

ベント初期圧力

約 ０．５

MPa(gage)
0.6

0.45

ベント後期圧力格納容器ベント時
フィルタ装置内
圧力の変化範囲0.3

約 ０．０３

0.15

0
圧力レンジ

第 3.2.2.2－7 図

フィルタ装置内圧力の評価結果

-130-

144

168

3.2.2.3
除去性能試験結果
3.2.2.3.1 エアロゾル除去性能試験
エアロゾル除去性能試験結果を第 3.2.2.3.1－1 図から第 3.2.2.3.1－3 図に示す。
CsI 粒子の密度は 4.5g/cm3 に対し，試験用微粒子として，TiO 2 粒子（密度4.23g/cm 3)，Fe2 O3 粒子（密度 5.24g/cm3），PSL 粒子（密度 1.0g/cm 3)を用いている。
有効性評価のシナリオ（大 LOCA＋SBO＋ECCS 機能喪失，W/W ベント）において想定される放射性粒子の粒径分布に対して，全ての試験ケースにおいて，除染係数 DF が 1,000 以上となることを確認できた。そのため，実機においても
DF1,000 以上を期待できると考えられる。

第 3.2.2.3.1－1 図

除去性能試験結果（2Pd 相当流量）

-131-

※

第 3.2.2.3.1－2 図

除去性能試験結果（1Pd 相当流量）

第 3.2.2.3－3 図

除去性能試験結果（最小流量相当）-132-

3.2.2.3.2 無機よう素除去性能試験
無機よう素除去性能試験結果を第 3.2.2.3.2－4 図，第 3.2.2.3.2－5 図に示す。
第 3.2.2.3.2－4 図の試験では，無機よう素除去性能とガス流量との関係を確認するため，ガス流量を試験パラメータとした。スクラバ水のｐＨは 13 で固定とした。試験の結果より，無機よう素除去は，ガス流量が大きい方が DF が大きくなることが確認できた。
第 3.2.2.3.2－5 図の試験では，無機よう素除去性能とスクラバ水ｐＨとの関係を確認するため，スクラバ水ｐＨを試験パラメータとした。ガス流量は，第3.2.2.3.2－4 図の試験より小さい方が保守的であるため，実機最小流量相当にて試験を実施した。

100,000

10,000

DF[-]

1,000

100

10

1
0

50

100

最小流量相当第 3.2.2.3.2－4 図

150

200

試験ガス体積流量[m3/h]

250

2Pd流量相当除去性能試験結果（ガス流量依存性）-133-

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第 3.2.2.3.2－5 図

除去性能試験結果（スクラバ水ｐＨ依存性）

第 3.2.2.3.2－5 図より，無機よう素の DF を 1000 以上とするためには，スク
ラバ水のｐＨを以上とする必要がある。そのため，スクラバ水に NaOH を添加し，格納容器圧力逃がし装置使用時において，フィルタ装置スクラバ水のｐＨが以上となるようする。

-134-

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3.2.2.3.3

有機よう素の除去性能試験

3.2.2.3.3.1 吸着材による除去性能試験結果
よう素フィルタの吸着材である銀ゼオライトは，ベントガスの露点温度差が大きいほど，またベントガスと吸着材の接触時間が大きいほど，よう素の除去性能
が大きくなる性質がある。
そのため，格納容器ベント時のよう素フィルタの性能を確認するため，よう素フィルタの性能への影響が大きいパラメータとして，ベントガスの露点温度差，ベントガスと吸着材との接触時間を設定し，よう素除去性能試験を実施した。
よう素除去性能試験の条件を第 3.2.2.3.3.1-1 表，試験結果を第 3.2.2.3.3.1-1
図に示す。
第 3.2.2.3.3.1-1 表
項目条件

試験ガス露点温度差

接触時間・0 [K]（試験ガス温度は 99[℃]）

・5 [K]（試験ガス温度は 104[℃]）・10 [K]（試験ガス温度は 109[℃]）

露点温度差

・0.08

[s]，0.16[s]，0.24

[s]

0 [K]

0.32

[s]，0.39[s]，0.47

[s]

露点温度差

・0.08

[s]，0.16[s]，0.24

[s]
[s]

5 [K]

0.33

[s]，0.41[s]，0.49

露点温度差

・0.08

[s]，0.16[s]，0.24[s]

10 [K]

0.32[s]，0.40[s]，0.49[s]

試験ガス組成
捕捉対象ガス・水蒸気 95[%]，空気 5[%]・ヨウ化メチル（微量の放射性よう素 I-131 を含む）

1000000
100000

DF[-]

10000

DPD 0K

1000

DPD 5K
DPD 10K

100

50

10
1
0

0.1

0.2 0.221

0.3

0.4

0.5

接触時間 [ｓ]※接触時間 0.24[s]以上のデータで，露点温度差 0[K]と 5[K]の性能が逆転しているが，これは供給したヨウ化メチルの量に対して，DF が大きすぎることによる計測上の誤差であると考えられる。

第 3.2.2.3.3.1-1 図-135-

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本試験では，試験装置を恒温室内に設置し，吸着材と試験ガスが同一の温度になった後にヨウ化メチルを供給することとしている。ヨウ化メチルには微量の放射性よう素（I-131）を混入することで，ヨウ化メチルの除去性能を，供給した総放射能量と，吸着材に捕捉された放射能量により評価することが可能である。吸着材を充填する試験カラムは，1 つの充填厚さがのカラムを 6個直列に設置し，合計の充填厚さを有している。これにより，1 回に試験で，6 ケースの接触時間に対する除去性能を評価することが可能となる。
具体的には，以下の方法でヨウ化メチルの除去性能を評価している。
【除去性能評価方法】

なお，本試験は海外の性能認証機関
施したものである。

にて実

参考文献：シビアアクシデント対策としての放射性ヨウ素吸着剤 AgX の応用について『日本機械学会

第 20 回動力・エネルギー技術シンポジウム講演論文集』

一方，６号炉及び 7 号炉の，よう素フィルタ部におけるベントガスの体積流量，
ならびに露点温度差は第 3.2.2.3.3.1-2 表の通りとなる ※1。また，よう素フィル
タは第 2.2.1-2 図に記載のものを 2 基設置することとしている。さらに，よう素フィルタには，内部に吸着材を充填した円筒状のキャンドルユニットを 19 本設置する。そのため，キャンドルユニットはトータルで 38 本設置することとなる。
ここで，キャンドルユニットの吸着層のを用い，吸着層の有効高さ，キャンドルユニットの設置本数 38 本を用いて，式(1)にて吸着層の総有効面積を算出すると，
となる。
（１）

(吸着層総有効面積)＝-136-また，吸着層の総有効面積と有機よう素フィルタで処理するベントガスの体積
流量，さらに吸着層厚さを用いて，式（２）にてベントガスと吸着材の接触時間を算出する。
(接触時間)＝(吸着層厚さ)÷｛(ベントガス体積流量)÷(吸着層総有効面積)｝（２）

式（２）にて算出したベントガスと吸着材の接触時間についても，第3.2.2.3.3.1-2 表に記載する。
第 3.2.2.3.3.1-2 表
ベントガス質量

ベントガス質量

流量:4.5[kg/s] ※2

流量:2.5[kg/s] ※3

二次隔離弁：中間開二次隔離弁：中間開PCV 圧力:2Pd
二次隔離弁：中間開
ベントガス
体積流量
[m 3/s]
６号

ベントガス
露点温度差
[K]
接触時間
[s]
ベントガス
体積流量
[m 3/s]

７号

ベントガス
露点温度差
[K]
接触時間
[s]

※1

ベントガス組成は 100%水蒸気とする※2

事故発生１週間後に格納容器内にて発生する蒸気量※3

事故発生１か月後に格納容器内にて発生する蒸気量-137-枠囲みの内容は商業機密に属しますので公開できません。

第 3.2.2.3.3.1-2 図 キャンドルユニット詳細図
第 3.2.2.3.3.1-2 表より，実機のよう素フィルタの運転範囲としては，以下の通りとなる。
【よう素フィルタ運転範囲】

第 3.2.2.3.3.1-1 図より，実機のよう素フィルタの運転範囲における有機よう
素の DF（除染係数）は，設計値である 50 以上であることが確認できる。
なお，ベントガス露点温度差とベントガス・吸着材の接触時間については，格
納容器内の圧力に応じてパッシブに決まるものであり，格納容器圧力逃がし装置
使用時には上記の運転範囲内で変動する。また，これらのパラメータの変動は，よう素フィルタの性能を確保するのに必要な領域に収まることを確認している。
そのため，よう素フィルタの性能を確保するためのよう素フィルタ温度等のパラメータ監視や制御の実施は不要である。

-138-

4． 格納容器圧力逃がし装置の設備操作と操作性
4.1

格納容器圧力逃がし装置の設備操作

4.1.1 格納容器ベント操作について
格納容器ベントの操作は，格納容器圧力を継続監視することにより，ベント実施タイミングを予測することが可能であり，格納容器ベントが必要になった場合（格納容器最高使用圧力到達時《炉心損傷前 ※1》，格納容器限界圧力
到達前《炉心損傷後 ※1》，格納容器からの異常な漏洩発生時）※2 に，事故時対応手順書に定めた運転操作手順として当直副長が格納容器ベント判断を実施する。これは予め要領等に記載された運転操作手順の範囲内において，発電所対策本部長から当直副長に実施権限が委譲されているためである。
重大事故等時に，格納容器設計漏洩率を超える漏洩が発生した場合，重大事故時燃料貯蔵プールエリア放射線モニタ ※3 により漏洩を認知することができる。また，炉心損傷後であるため，格納容器内の水素ガスが漏洩していることを，原子炉区域運転階上部の水素ガス濃度計により認知することができる。さらに，静的触媒式水素再結合器（PAR）の出入口温度を監視することにより，実際に水素の再結合処理が行われていることを確認することができる。
※1

ここでの「炉心損傷前後」は，格納容器内放射線量率が設計基準事故の 10 倍または原子炉
圧力容器表面温度「300℃」を判断基準としている。

※2

格納容器圧力計により計測できない場合は格納容器温度計により飽和温度／圧力の関係を利用して推定することができる。重大事故等時に監視可能な格納容器温度計 を「上部ドライウェル」「下部ドライウェル」「サプレッション・チェンバ（空間部）」 の 3 ヶ所に設置している。なお、上記３エリアには他にも約 50 ヶの温度計があり，測定可能であれば監視することができる。

※3

設計基準設備である原子炉区域エリア放射線モニタ，燃料取替エリア排気放射線モニタ，
原子炉建屋換気系排気放射線モニタ等でも格納容器からの漏洩を認知することが可能である。

これらにより，格納容器からの異常な漏洩を認知した場合は，速やかに格納容器スプレイによる減圧操作を開始し，格納容器ベントを実施することにより格納容器からの漏洩の影響を抑制する。
なお，格納容器からの異常な漏洩による格納容器ベント実施について，事
故時運転操作手順へ記載する方針である。操作概要について第 4.1.1－1 図に示す。
格納容器ベント操作は，格納容器圧力による格納容器ベント判断，または格納容器からの漏洩による格納容器ベント判断により実施する方針であり，放射性物質は可能な限り格納容器内に閉じ込めることを基本とする。代替設
備による除熱，故障設備の復旧に努めるが，格納容器限界圧力に到達する可能性のある場合は，格納容器の破損により公衆への影響が過大にならないこ-139-

とを目的として格納容器ベントにより放射性物質を放出する。格納容器ベン
トは最終ヒートシンクへの熱移動として使用するため，格納容器除熱機能等が回復されるまで継続するべきであり，格納容器圧力制御のために格納容器
ベントを停止／再開する操作は実施しない。
また，希ガスについては，格納容器圧力逃がし装置等で除去できないことから，格納容器内にできるだけ長くとどめ，放射能量を可能な限り時間減衰させることが，環境中への希ガスの放出量を低減させるための有効な対策である。
そのため，格納容器圧力の上昇を抑制し，格納容器ベントの実施に至るまでの時間をできるだけ延ばすために，格納容器スプレイの実施や水源への補給の対策を講じている。有効性評価で想定している格納容器スプレイが実施
できない場合においても，可搬型注水ポンプによる格納容器スプレイや，異なる残留熱除去系のラインを利用した格納容器スプレイ，原子炉への注水継続により破断口からの流出による冷却，格納容器頂部注水による冷却等を試
みる。

-140-

事故発生

原子炉への注水流量不足により炉心損傷に至ることを以下の計器により確認する。
・格納容器内雰囲気放射線モニタ
・原子炉圧力容器表面温度

炉心損傷確認
炉心損傷後にジルコニウム－水反応による水素ガス発
生を以下の計器により確認する。
・格納容器内水素濃度

格納容器内水素濃度上昇確認
格納容器圧力上昇に伴い原子炉建屋への漏えいを以下の計器により確認する。
・原子炉建屋水素濃度（原子炉建屋オペレーティングフロアの天井付近の水素濃度及び原子炉建屋オペレーティング
フロア以外のエリアの水素濃度）
・PAR 出入口温度（静的触媒式水素再結合器動作監視装置）
・原子炉建屋内各種放射線モニタ

原子炉建屋への漏えい確認

原子炉建屋水素濃度「【3vol％以上】」（原子炉建屋オペレーティングフロアの天井付近の水素濃度）
and
PAR 出入口温度差「【100℃以上】」

格納容器からの異常な漏えいによる格納容器ベント実施

第 4.1.1－1 図

格納容器の設計漏えい率を超えて水素濃度が上昇していること、および PAR による水素処理が確実に行われていることを PAR 出入口温度差により確認し、格納容器からの異常な漏えいによる格納容器ベント判断を実施する。

格納容器からの異常な漏洩による格納容器ベント操作概要

4.1.2 中央制御室及び現場での操作内容【格納容器圧力逃がし装置】
格納容器圧力逃がし装置による格納容器の破損防止が必要になった場合，
中央制御室操作または現場操作により格納容器ベント操作を実施することができる。通常は，中央制御室からの遠隔操作により実施するが，それができない場合は現場操作により実施することができる。
格納容器ベント操作が必要な状況になった際に速やかに操作ができるように，事前から重要なパラメータ（格納容器圧力，格納容器温度，サプレッション・チェンバ水位，フィルタ装置水位，フィルタ装置出入口圧力）を重大事故等時に使用可能な計器により監視し，その他必要な操作を実施する。
a. 格納容器ベント操作前準備
格納容器圧力が，格納容器ベント操作が必要になる圧力に到達する前に-141-

準備操作を完了させる必要があるため，格納容器圧力を継続監視し，その傾向から到達する時間を予測し準備操作を開始する。
なお，設備の故障等により，現場で操作する場合は，操作に必要な時間が記載されている手順書を使用し，格納容器ベント操作が必要になる圧力に到達する前に，格納容器ベント準備操作が終了するように対応している。
(a) 格納容器圧力逃がし装置使用前確認
格納容器圧力逃がし装置の使用前に，設備に異常のないことを確認する。確認する項目は以下のとおり。
・ 計測制御電源：電源が受電され，パラメータが監視可能であること。
・ 駆動電源：格納容器圧力逃がし装置による格納容器ベント時に使用する電動弁，電動機の電源が供給されていること。
・ フィルタ装置水位：通常水位付近にあること。
・ フィルタ装置出入口圧力：封入した窒素圧力以上にあること。
なお，フィルタ装置の水質確認については，急激な水質変化が考えられないためフィルタ装置水位の確認により代用する。
(b) 格納容器ベントラインにつながる系統の隔離操作
格納容器ベントラインにつながる系統の隔離操作は，非常用ガス処理
系，換気空調系及び耐圧強化ベント系との隔離弁の閉操作または閉確認を実施することである。本操作は，中央制御室からの遠隔操作を基本とする。制御電源・駆動源が喪失した場合，現場において閉状態の確認及び閉操作を実施する。
なお，非常用ガス処理系及び換気空調系とつながる系統の隔離操作については，空気駆動弁下流に通常時「閉」の弁を設置する計画である。
この弁は，通常運転中に格納容器の圧力調整を実施する場合，一時的に開ける必要があるが，その場合は開操作を実施する操作員が近傍にいるため，異常時は速やかに閉めることが可能である。
(c) 格納容器ベントライン隔離弁の一部開操作
格納容器ベントライン隔離弁の一部開操作は，当直副長からの格納容器ベント実施指示を受けて，一つの隔離弁を操作するだけで格納容器ベントが開始できるように，他の隔離弁を事前に開操作することである。
この操作は，炉心損傷前ベントと炉心損傷後ベントで操作する弁が異なる。
炉心損傷前ベントの場合は，原子炉格納容器一次隔離弁及びフィルタ装置入口弁を準備操作として開操作及び開確認し，原子炉格納容器二次
隔離弁を最後に開操作する。これは，格納容器ベント中に隔離する機能を維持するためである。
炉心損傷後ベントの場合は，原子炉格納容器二次隔離弁及びフィルタ-142-

装置入口弁を準備操作として開操作及び開確認し，原子炉格納容器一次
隔離弁を最後に開操作する。これは，格納容器バウンダリを最小にする
ためと原子炉格納容器一次隔離弁の開を維持するためである 。
炉心損傷前ベントでは，原子炉格納容器一次隔離弁（サプレッション・
チェンバ側）{T31-AO-F022}または原子炉格納容器一次隔離弁（ドライウェ ル 側 ） {T31-AO-F019} の 全 開 操 作 及 び フ ィ ル タ 装 置 入 口 弁 {T61-AOF001}の全開確認を実施する。
炉心損傷後ベントの場合は，原子炉格納容器二次隔離弁{T31-MO-F070}の調整開操作 ※1 及びフィルタ装置入口弁{T61-AO-F001}の全開確認を実施する。なお，原子炉格納容器二次隔離弁には手動駆動のバイパス弁を設置する計画である。
本操作は中央制御室からの遠隔操作を基本とするが，設備の故障等により通常の操作ができない場合は，それぞれの操作弁について下記の操作手法がある。
原子炉格納容器一次隔離弁（サプレッション・チェンバ側／ドライウ
ェル側）{T31-AO-F022/F019}の空気駆動源が喪失した場合は，ベント弁操作用空気供給電動駆動弁{6 号炉：T31-MO-F047/F045（7 号炉：T31-MOF092/F082）}を中央制御室からの遠隔操作または現場での電動駆動弁手
動操作により「全開」し，専用ボンベから圧縮空気を供給し，中央制御室から遠隔操作する。また，制御電源が喪失した場合は，電磁弁の排気側を加圧することにより当該弁を操作する，または弁本体を二次格納施
設外からエクステンションにより操作する。電磁弁の排気側を加圧する
操作は，排気ライン弁｛6 号炉:T31-F802/F803（ 7 号炉：T31－F779/F778）｝
を「全閉」，ベント弁操作用空気供給電動駆動弁{6 号炉：T31-MO-F047/F045（7 号炉：T31-MO-F092/F082）}を「全開」し，空気供給弁｛6 号炉：T31F062/F061（7 号炉：T31-F099/F098）｝を「全開」することにより，専用ボンベから圧縮空気が電磁弁の排気ラインへ供給され当該弁を操作することができる。この操作は「約 15 分（実操作時間約 5 分＋移動時間 10分）」※2 で実施可能であり，エクステンションによる人力操作の場合は「約30 分（実操作時間約 20 分＋移動時間 10 分）」 ※2 で実施可能と考える。
原子炉格納容器二次隔離弁{T31-MO-F070}の駆動電源が喪失した場合
は，駆動部に設置されたエクステンションにより二次格納施設の外から操作する。この操作は「約 25 分（実操作時間約 15 分＋移動時間 10 分）」※２で実施可能である。原子炉格納容器二次隔離弁が操作不能の場合は，手動駆動の原子炉格納容器二次隔離弁バイパス弁をエクステンションにより二次格納施設の外から操作する。この操作は「約 25 分（実操作時間
約 15 分＋移動時間 10 分）」 ※２ で実施可能である。

-143-

炉心損傷前後ベント準備の隔離弁操作対象弁を第 4.1.2－1 表に記す。
設備の故障による操作方法を，第 4.1.2－2 表（6 号炉），第 4.1.2－3
表（7 号炉）に整理する。
第 4.1.2－1 表
操作対象弁

炉
心
損
傷
前

隔離弁操作対象一覧（ベント準備）

操作場所

操作（駆動）方法

操作時間

中央制御室

操作スイッチ

約1分

原子炉格納容専用ボンベ

器一次隔離弁（空気駆動弁）約 15 分 ※2（実操作時間約 5 分＋移動時間 10 分）

二次格納施設外
エクステンション

約 30 分 ※2（実操作時間約 20 分＋移動時間 10 分）

原子炉格納容中央制御室

操作スイッチ

二次格納施設外

エクステンション

器二次隔離弁炉
心損
傷
後（電動駆動弁）約1分
約 25 分 ※2（実操作時間約 15 分＋移動時間 10 分）

原子炉格納容器二次隔離弁
バイパス弁

二次格納施設外

エクステンション

約 25 分 ※2（実操作時間約 15 分＋移動時間 10 分）（手動駆動弁）※1

原子炉格納容器二次隔離弁はベント流量調節弁になるため「50％開」とする。

※2

最短の時間であり，手順・評価時は余裕を含めた時間を設定する。

(d) フィルタ装置ドレン移送ポンプ水張り
格納容器ベント中に想定されるフィルタ装置水位調整準備として，乾燥状態で保管されているドレン移送ポンプへ水張りを実施する。ドレン
移送ポンプの水張りは，手動弁{T61-F502A/B}を「全開」，手動弁{T61F501}を「開」し，フィルタ装置の水頭圧によりドレン移送ポンプ水張りを実施する。
水張り完了の確認は，ドレン移送ポンプの空気抜き弁により確認する。
この操作は，「約１時間」程度で操作可能であると考えている。
ドレン移送ポンプ水張り完了後は，手動弁{T61-F501,F502A/B,F209}
を「全閉」する。
また，ドレン移送ポンプの水張りに合わせて，フィルタ装置排水ラインの健全性を圧力計により確認する。
ドレン移送ポンプの水張り操作は，屋外での操作になる。格納容器ベ
ント操作前であるため作業エリアの環境による作業性への影響はない。

-144-

また，可搬設備は使用しないためアクセス性に影響はない。
(e) 中央制御室待避所設営
炉心損傷後の格納容器ベント操作前に準備操作として，中央制御室待避所への資機材搬入・待避所での監視装置の設営・中央制御室換気空調
系の隔離操作・待避所の加圧操作等を実施する。
(f) 緊急時対策所待避所設営
炉心損傷後の格納容器ベント操作前に準備操作として，緊急時対策所
待避所への資機材搬入・待避所での監視装置の設営・緊急時対策所換気
空調系の隔離操作・待避所の加圧操作等を実施する。
(g) 格納容器圧力逃がし装置付帯設備（可搬）
格納容器圧力逃がし装置付帯設備（可搬）として「格納容器圧力逃がし装置給水設備」，「格納容器圧力逃がし装置窒素パージ設備」及び「フィルタ装置薬品注入設備」がある。格納容器ベント前準備としては以下のとおり。
・ 給水設備（消防車）
常時フィルタ装置は通常水位で維持されており，格納容器ベント
開始後は水蒸気の凝縮により水位は上昇傾向であるため，基本的に補給の必要性はないと考える。
フィルタ装置の水位が低下する要因として，フィルタ装置内で補足した放射性物質の放熱による蒸発量が水蒸気の凝縮量より大きくなる場合である。これは，格納容器ベント停止後，水蒸気の流入が減少した場合に起きやすく，格納容器ベント中は水蒸気の流入が継続するため起こり難い。そのため，消防車は格納容器ベント停止
前，または格納容器ベント長時間継続による水蒸気の流入が減少
し，フィルタ装置水位が低下傾向を示した場合に準備すればよく，
格納容器ベント前に準備する必要はない。
・ 窒素パージ設備（可搬型窒素供給装置）
可搬型窒素供給装置は，フィルタ装置排水後の排水ライン窒素ガ
スパージ時もしくは，格納容器ベント停止後の格納容器圧力逃がし装置窒素ガスパージ時及びパージ後の管理に使用する。
可搬型窒素供給装置は，事前に保管場所にて窒素ガス供給準備を実施しておくことにより，現場へ移動後にホースの接続及び接続口の隔離弁操作のみで窒素ガスを供給することができる。
これにより，フィルタ装置排水操作時または格納容器ベント停止の目途が立ってから準備をすればよく，格納容器ベント前に準備する必要はない。
・ 薬品注入設備
フィルタ装置内のスクラバ水の水質は，フィルタ装置水位が維持-145-

されていれば変化することはない。薬品注入設備が必要になるのは，フィルタ装置の排水によりスクラバ水の水質が低下した場合であり，排水操作に合わせて準備すればよく，格納容器ベント前に準備する必要はない。
b． 格納容器ベント開始操作
格納容器圧力逃がし装置による格納容器ベント操作は，当直副長の指示を受けて，炉心損傷前の場合は原子炉格納容器二次隔離弁{T31-MOF070}を中央制御室からの遠隔操作または，二次格納施設外からの人力操作により「調整開」とし，炉心損傷後の場合は原子炉格納容器一次隔離弁（サプレッション・チェンバ側／ドライウェル側）{T31-AO-F022/F019}
を二次格納施設外からの人力操作により「全開」とし，格納容器ベントを実施する。
なお，原子炉格納容器二次隔離弁が操作不能の場合は，手動駆動の原子炉格納容器二次隔離弁バイパス弁をエクステンションにより二次格納施設の外から操作する。
格納容器からの異常な漏洩発生時における格納容器ベントは，サプレッション・チェンバ側からのベントを優先する。これは，公衆への影響が過大にならないことを目的としている。格納容器からの漏洩発生個所
がドライウェル側であっても，サプレッション・チェンバ側からのベントにより格納容器圧力を低下させることは可能であり，格納容器からの漏洩を抑制することが可能である。
格納容器ベント操作に必要な空気駆動弁及び電動駆動弁は，炉心損傷
前後において操作可能とする。
また，操作場所へのアクセスは複数のアクセスルートから選定することにより確保することができる。

-146-

①
②
③
④
⑤

原子炉格納容器一次隔離弁（サプレッション・チェンバ側）
フィルタ装置入口弁
原子炉格納容器二次隔離弁
原子炉格納容器一次隔離弁（ドライウェル側）
原子炉格納容器二次隔離弁バイパス弁

主排気筒
6号炉

RE

放射線モニタAO

原子炉区域・
タービン区域換気空調系排風機へ 〔Ｆ．Ｃ〕

圧力開放板
H2E

Ｎ2ベントライン

Ｆ７１２

MO

PT

圧力計

MO

AO

水素濃度計
PI

Ｆ０６８

原子炉区域よりパージ用排風機

非常用ガス処理系
排風機へ

圧力計

Ｆ０６０

MO

遠隔操作

②

AO
〔Ｆ．Ｏ〕

水素濃度計

Ｆ００１

原子炉区域運転階より

H2E

MO

・

オリフィス

原
子
炉
圧
力
容
器

Ｆ１０２
ド
レ
ン
タ
ン
ク

PT

水位計

遠隔操作

AO

〔Ｆ．Ｏ〕

AO

よう素
フィルタ

フィルタ
装置

DP

ボンベ

・

・

〔Ｆ．Ｃ〕

Ｎ2ベントライン

差圧計

AO

③

〔Ｆ．Ｏ〕

ドライウェル

圧力計

AO
〔Ｆ．Ｃ〕

Ｎ2供給ライン
圧力開放板

ボンベ

〔Ｆ．Ｃ〕

LT

遠隔操作

Ｆ０７０

遠隔操作

AO

④

遠隔操作
〔Ｆ．Ｃ〕

⑤

Ｆ０１９

Ｆ８０２

サプレッション・
チェンバ

原子炉建屋

①

遠隔操作

AO

〔Ｆ．Ｃ〕

Ｆ５０２Ａ

Ｆ０４５

Ｆ０６１

・

水位計

ボンベ
MO

LＳ

Ｆ８０３

ボンベ

Ｆ０６２

Ｆ０４７

Ｆ０２２
Ｆ５０１

MO

pH

MO

ｐＨ計

Ｆ５０２Ｂ

非常用ガス処理系
排風機より

ドレン
移送ポンプ

Ｆ０２０
FE

FE

流量計

Ｆ２１１
Ｆ２０９

MO
MO

MO

可燃性ガス濃度制御系
気水分離器より二次格納施設Ｆ２１０－：圧縮空気供給
Ｎ 供給ライン
原子炉建屋－：電磁弁排気側供給
2

Ｎ2供給ライン

第 4.1.2－1 図

第 4.1.2－2 表

6 号炉

6 号炉 格納容器ベント操作前準備
及び格納容器ベント操作概略図（格納容器圧力逃がし装置）

格納容器ベント操作（格納容器圧力逃がし装置）
対象弁操作方法
操作方法

操作対象弁

弁番号

駆動方式

通常状態

駆動源等喪
失時動作

①

原子炉格納容器
一次隔離弁（サプレッション・
チェンバ側 ）

T31-AO-F022

空気駆動弁

通常閉

Ｆ．Ｃ

②

フィルタ装置入口弁

T61-AO-F001

空気駆動弁

通常開

③

原子炉格納容器
二次隔離弁

T31-MO-F070

電動駆動弁

④

原子炉格納容器
一次隔離弁（ドライウェル側 ）T31-AO-F019⑤

原子炉格納容器
二次隔離弁
バイパス弁

弁番号未定

通常時

空気駆動源喪失時

空気駆動弁
制御電源喪失時

電動弁電源喪失
空気駆動源健全

空気駆動弁
制御電源健全専用ボンベ（現場）

エクステンション（現場）

空気駆動弁制御電源喪失

中操

専用ボンベ
（中操)

専用ボンベ
（現場）

エクステン
ション
（現場）

中操

専用ボンベ
（中操＆現場）

Ｆ．Ｏ

中操

専用ボンベ
（中操＆現場）

専用ボンベ
（現場）

エクステン
ション
（現場）

中操

専用ボンベ
（中操＆現場）

専用ボンベ
（現場）

エクステンション
（現場）

通常閉

Ｆ．Ａ．Ｉ

中操

中操

エクステンション（現場）

エクステンション（現場）

エクステンション（現場）

エクステンション
（現場）

空気駆動弁

通常閉

Ｆ．Ｃ

中操

専用ボンベ
（中操)

中操

専用ボンベ
（中操＆現場）

専用ボンベ
（現場）

エクステンション
（現場）

手動駆動弁

通常閉

－

エクステン
ション
（現場）

－

－

－

－

－

Ｆ．Ｃ

駆動源等喪失時「閉」

Ｆ．Ｏ
駆動源等喪失時「開」
Ｆ．Ａ．Ｉ 駆動源等喪失時「現状維持」

-147-

中操

専用ボンベ
（現場）

エクステン
ション
（現場）

－

現場 二次格納施設外（非管理区域）

①
②
③
④
⑤

原子炉格納容器一次隔離弁（サプレッション・チェンバ側）
フィルタ装置入口弁
原子炉格納容器二次隔離弁
原子炉格納容器一次隔離弁（ドライウェル側）
原子炉格納容器二次隔離弁バイパス弁

主排気筒

H2E

Ｎ2ベントライン

AO

原子炉区域・
タービン区域換気空調系排風機へ

圧力開放板

圧力計

〔Ｆ．Ｏ〕

水素濃度計

遠隔操作

②

AO
〔Ｆ．Ｃ〕

原子炉区域運転階より

Ｎ2供給ライン

遠隔操作

AO

〔Ｆ．Ｏ〕

MO

・
原
子
炉
圧
力
容
器

Ｎ2ベントライン

Ｆ１０２
ド
レ
ン
タ
ン
ク

PT

水位計

ボンベ

・

・

AO

よう素
フィルタ

フィルタ
装置

DP

AO

〔Ｆ．Ｃ〕

オリフィス

差圧計

Ｆ００１

③

〔Ｆ．Ｏ〕

ドライウェル

圧力計

Ｆ０６０

MO
AO

H2E

圧力開放板

ボンベ

〔Ｆ．Ｃ〕

非常用ガス処理系
排風機へ

RE

放射線モニタ

MO

Ｆ７１２

MO

PT

圧力計

7号炉

パージ用排風機
AO

水素濃度計
PI

Ｆ０６８

原子炉区域より
〔Ｆ．Ｃ〕

LT

遠隔操作

Ｆ０７０

遠隔操作

AO

④

遠隔操作

〔Ｆ．Ｃ〕

⑤

Ｆ０１９

Ｆ７７８

サプレッション・
チェンバ

原子炉建屋

①

Ｆ０８２

Ｆ０９８

・

水位計

ボンベ
MO

LＳ

遠隔操作

AO

Ｆ７７９

ボンベ

〔Ｆ．Ｃ〕

Ｆ５０２Ａ

Ｆ０２２
Ｆ５０１

MO

pH

Ｆ５０２Ｂ

ｐＨ計

Ｆ０２０
FE

流量計

Ｆ２０９

MO
MO

MO

可燃性ガス濃度制御系
気水分離器より二次格納施設Ｆ２１１

Ｆ０９９

非常用ガス処理系
排風機より

ドレン
移送ポンプ
FE

Ｆ０９２

MO

－：圧縮空気供給
Ｎ 供給ライン
原子炉建屋－：電磁弁排気側供給

Ｆ２１０

2

Ｎ2供給ライン

第 4.1.2－2 図

第 4.1.2－3 表

7 号炉

7 号炉 格納容器ベント操作前準備
及び格納容器ベント操作概略図（格納容器圧力逃がし装置）

格納容器ベント操作（格納容器圧力逃がし装置）
対象弁操作方法
操作方法

操作対象弁

弁番号

駆動方式

通常状態

駆動源等喪
失時動作

通常時

空気駆動源喪失時

空気駆動弁
制御電源喪失時①

原子炉格納容器
一次隔離弁（サプレッション・
チェンバ側 ）

T31-AO-F022

空気駆動弁

通常閉

Ｆ．Ｃ

中操

専用ボンベ
（中操)

専用ボンベ
（現場）

エクステン
ション
（現場）

②

フィルタ装置入口弁

T61-AO-F001

空気駆動弁

通常開

Ｆ．Ｏ

中操

専用ボンベ
（中操＆現場）

専用ボンベ
（現場）

エクステン
ション
（現場）

③

原子炉格納容器
二次隔離弁

T31-MO-F070

電動駆動弁

通常閉

Ｆ．Ａ．Ｉ

中操

中操

④

原子炉格納容器
一次隔離弁（ドライウェル側 ）T31-AO-F019

空気駆動弁

通常閉

Ｆ．Ｃ

中操

専用ボンベ
（中操)

⑤

原子炉格納容器
二次隔離弁
バイパス弁

弁番号未定

手動駆動弁

通常閉

－

エクステン
ション
（現場）

－

Ｆ．Ｃ

駆動源等喪失時「閉」

Ｆ．Ｏ
駆動源等喪失時「開」
Ｆ．Ａ．Ｉ 駆動源等喪失時「現状維持」

-148-

中操

専用ボンベ
（現場）

エクステン
ション
（現場）

－

電動弁電源喪失
空気駆動源健全

空気駆動弁
制御電源健全

中操

専用ボンベ（中操＆現場）

専用ボンベ
（現場）

エクステンション
（現場）

中操

専用ボンベ
（中操＆現場）

専用ボンベ
（現場）

エクステンション（現場）

エクステンション（現場）

エクステンション（現場）

エクステンション（現場）

エクステンション
（現場）

中操

専用ボンベ
（中操＆現場）

専用ボンベ
（現場）

エクステンション
（現場）

－

－

－

－

空気駆動弁制御電源喪失

現場 二次格納施設外（非管理区域）

枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

c． 格納容器ベント中操作
格納容器ベント操作を実施した際は，格納容器圧力が低下することにより格納容器圧力逃がし装置が正常に動作していることを確認する。また，フィルタ装置出口放射線モニタ指示の上昇・フィルタ装置入口圧力指示の格納容器圧力に追従することによっても格納容器圧力逃がし装置が正常に動作していることを確認する。なお、耐圧強化ベント系へのリークが無いことを，耐圧強化ベントラインに設置されている放射線モニタ指示が変化しないことにより確認することができる。
これらのパラメータにより格納容器ベントが正常に行われていないことを確認した場合は，原因調査を開始し，格納容器隔離弁の不具合が考えられる場合は遠隔操作から人力操作への切り替え・サプレッション・
チェンバ側からドライウェル側への切り替え・二次隔離弁バイパス弁への切り替えを実施する。格納容器圧力逃がし装置の不具合が考えられる
場合は耐圧強化ベントまたは代替格納容器圧力逃がし装置への切り替えを実施する。時間的な余裕がある場合は，格納容器圧力逃がし装置側を隔離してから耐圧強化ベント系等へ切り替える。耐圧強化ベント系への切り替え後，格納容器圧力逃がし装置の不具合が解消された場合には，再度格納容器圧力逃がし装置への切り替えを実施する。
原子炉格納容器二次隔離弁{T31-MO-F070}は「中間開（50％程度）」※1※
２を目標に操作するが，格納容器の圧力低下傾向に応じて開度を調整する。
（※1 目標開度を決めるに際して，「中間開（50％程度）」よりも絞った「25％開度」で評価したところ，圧力容器が破損している状態では，一旦格納容器圧力は低下するものの，格納容器内で発生する蒸気により，格納容器圧力が上昇する結果となった。また，「100％開度」の評価とも比較し，「50％開度」であれば十分に減圧できることを確認した。急激な減圧による格納容器に対する負荷を避けることも重要である。さらに，
目標開度「中間開（50％程度）」以下では，格納容器ベント実施後における屋外の線量低下が遅くなると推測されるため，屋外での復旧作業の再開が遅れることが懸念される。これらにより，目標開度を「中間開（50％程度）」としている。）（※2 原子炉格納容器二次隔離弁バイパス弁を使用した格納容器ベントの場合も同様となる計画である。）

格納容器ベント中は，格納容器圧力の低下を継続監視すると共にサプ
レッション・チェンバ水位，フィルタ装置入口圧力，フィルタ装置水位，
ドレンタンク水位及びフィルタ装置出口放射線モニタを監視する。
サプレッション・チェンバ水位がサプレッション・チェンバ取り出し
配管位置
以下 ※3 であることを確認する。
（※3 サプレッション・チェンバ取り出し配管位置に到達した場合は ，サプレッション・チ
ェンバからの取り出しをドライウェルからの取り出しに切り替える。格納容器ベント-149-

中にサプレッション・チェンバ水位が上昇する要因として，原子炉へ注水された水が破断口または主蒸気逃がし安全弁から流入することが考えられる。なお ，サプレッシ
ョン･チェンバ水温が飽和温度を下回っている場合，原子炉内の蒸気が主蒸気逃がし
安全弁を通してサプレッション・チェンバで凝縮することにより水位が上昇することが考えられる。）

フィルタ装置水位が「2200mm(上限水位) ※4」から「1000mm（通常水位）※5」の範囲にあること及び金属フィルタ差圧がであることを確認する。この範囲を逸脱する場合は以下のとおりフィルタ装置水位調整を実施する。
フィルタ装置水位が「2200mm(上限水位)」に到達した場合及び金属フ
ィルタ差圧がに到達した場合は，フィルタ装置機能維持のため
フィルタ装置の排水を実施する。フィルタ装置の排水は ，手動弁{T61F501,F502A/B,F210,F211}を「全開」し，ドレン移送ポンプＡ／Ｂのどち
らかを起動する。ドレン移送ポンプ起動後，手動弁{T61-F209}にて流量調整し，フィルタ装置内の水をサプレッション・チェンバへ排水する。
フィルタ装置水位「1000mm（通常水位）」でフィルタ装置の排水を停止する。
（※4

上限水位はフィルタ装置内のベントガスによる吹き上がりによる上昇を考慮しても金属フィルタ下端水位「5000mm」まで到達しない水位として定めている。
「3.2.2.2

事

故時のフィルタ装置のパラメータ変化」にあるとおり，フィルタ装置水位が「2200mm」
であれば吹き上がりを考慮しても金属フィルタ下端には到達しない。）（※5

通常水位は下限水位に対して管理上の余裕を持たせた値として設定している。）

フィルタ装置の排水停止後，フィルタ装置薬液補給及びフィルタ装置
排水ライン窒素ガスパージを行う。
フィルタ装置薬液補給は，フィルタ装置補給用接続口に薬液注入装置
からの送水ホースを接続し，フィルタ装置補給水弁{T61-F102}を「全開」にして必要補充量の薬液補給を実施する。
フィルタ装置排水ライン窒素ガスパージは，ドレン移送ポンプ出口ラ
インの残留水を可搬型窒素供給装置による窒素ガスによりサプレッショ
ン・チェンバに排水する。排水ライン接続口に可搬型窒素供給装置からの送気ホースを接続し，手動弁{T61-F211,F213}を「全開」にしてドレン移送ポンプ出口ラインの残留水をサプレッション・チェンバに排水及び窒素ガスパージを実施する。ドレン移送ポンプ出口ラインを加圧するために手動弁{T61-F211}を「全閉」とし，圧力計により加圧されたことを確認する。加圧確認後，手動弁{T61-F211}を「全閉」とし窒素ガスパージを終了する。
※6

フィルタ装置水位が「1000mm（通常水位）」を下回り「500mm(下限水位)」に到達する前に，フィルタ装置補給水ラインからフィルタ装置へ水-150-

張りを実施する。
フィルタ装置の水張りは，フィルタ装置補給用接続口に可搬型注水ポ
ンプからの送水ホースを接続し，フィルタ装置補給水弁{T61-F102}を「全開」にして水張りを実施する。
フィルタ装置水位「1000mm（通常水位）～1500mm」で水張りを停止する。
（※6

下限水位は DF 性能確認試験の結果から得られた最低水位であるため，この水位を下回らないように水位調整を実施する必要がある。）

フィルタ装置の排水操作は，可搬設備を使用しないためアクセス性に影響はない。また，作業エリアの被ばく線量率が低下した後に作業を行う。
フィルタ装置薬液補給，フィルタ装置排水ライン窒素ガスパージおよびフィルタ装置の補給操作は，可搬設備を使用するためアクセスルートに支障がある場合は，重機等を使用してアクセスルートを確保する。また，作業エリアの被ばく線量率が低下した後に作業を行う。
ドレンタンク水位が水位高に到達した場合は，よう素フィルタの機能維持のために排水操作を実施する。ドレンタンクの排水は，ドレンタン
ク出口弁{T61-F521}を全開しフィルタ装置の排水操作と同様に排水操作を行う。ドレンタンク水位が水位低まで排水後，排水操作を停止する。

-151-

-152-

FE

Ｆ２０９

Ｆ５０２Ａ

FE

オリフィス

圧力開放板

差圧計

LT

流量計

Ｆ２１０

ドレン
移送ポンプ

Ｆ５０２Ｂ

水位計

DP

Ｆ１０２

Ｎ2ベントライン

フィルタ装置補給水弁

圧力計

PT

可搬型注水ポンプ

Ｎ2供給ラインLＳ

水位計

ドレンタンク水抜き
時のみ使用

ド
レ
ン
タ
ン
ク

H2E

Ｆ２１１

ｐＨ計

pH

原子炉建屋

H2E

水素濃度計

圧力計

PT

水素濃度計

AO

二次格納施設Ｆ０２０

サプレッション・
チェンバ

原
子
炉
圧
力
容
器

ドライウェル

〔Ｆ．Ｏ〕

MO

MO

〔Ｆ．Ｃ〕

Ｆ０２２

AO

・

Ｆ０１９

〔Ｆ．Ｃ〕

AO

・

AO

〔Ｆ．Ｃ〕

AO

Ｆ０７０

MO

Ｆ００１
AO
〔Ｆ．Ｏ〕

可燃性ガス濃度制御系
気水分離器より

非常用ガス処理系
排風機より

〔Ｆ．Ｃ〕

原子炉区域よりパージ用排風機

AO

AO

MO

〔Ｆ．Ｏ〕

原子炉区域運転階より非常用ガス処理系
排風機へ

MO

原子炉区域・
タービン区域〔Ｆ．Ｃ〕
換気空調系排風機へ

第 4.1.2－3 図 フィルタ装置水位調整操作概略図（格納容器圧力逃がし装置）

Ｆ５０１

フィルタ
装置

RE

放射線モニタ

7号炉

圧力計

PI

圧力開放板

Ｎ2ベントライン

よう素
フィルタ

RE

放射線モニタ

6号炉

・

MO

MO

Ｎ2供給ライン

〔Ｆ．Ｃ〕

AO

・

MO

原子炉建屋

MO

ボンベ

遠隔操作

MO

ボンベ

遠隔操作

遠隔操作

遠隔操作

遠隔操作

ボンベ

遠隔操作

ボンベ

主排気筒

Ｎ2供給ライン-153-

PT

給水ライン

圧力計

水中ポンプ等

FE

Ｆ５０２Ａ

Ｆ２０９

FE

オリフィス

圧力開放板

差圧計

LT

Ｆ２１３

Ｆ２１０

流量計

ドレン
移送ポンプ

Ｆ５０２Ｂ

水位計

DP

Ｆ１０２

Ｆ５０１

フィルタ
装置

よう素
フィルタ

RE

水位計

LＳ

第 4.1.2－4 図

ド
レ
ン
タ
ン
ク

放射線モニタ

7号炉

圧力計

PI

圧力開放板

Ｎ2ベントライン

可搬型窒素供給装置

Ｎ2ベントライン

フィルタ装置フィルタ装置補給水弁

窒素ボンベ

可搬型薬液注入装置

Ｎ2供給ラインRE

放射線モニタ

6号炉

H2E

二次格納施設Ｆ０２０

サプレッション・
チェンバ

原
子
炉
圧
力
容
器

ドライウェル

〔Ｆ．Ｏ〕

MO

MO

〔Ｆ．Ｃ〕

Ｆ０２２

AO

・

Ｆ０１９

〔Ｆ．Ｃ〕

AO

・

パージ用排風機

AO

AO

MO

〔Ｆ．Ｏ〕

原子炉区域運転階より非常用ガス処理系
排風機へ

MO

AO

〔Ｆ．Ｃ〕

AO

Ｆ０７０

MO

Ｆ００１
AO
〔Ｆ．Ｏ〕

可燃性ガス濃度制御系
気水分離器より

非常用ガス処理系
排風機より

〔Ｆ．Ｃ〕

原子炉区域より

・MO

MO

Ｎ2供給ライン

〔Ｆ．Ｃ〕

AO

・

MO

原子炉建屋

MO

ボンベ

遠隔操作

MO

ボンベ

遠隔操作

遠隔操作

遠隔操作

遠隔操作

ボンベ

遠隔操作

ボンベ

（格納容器圧力逃がし装置）

フィルタ装置薬液補給・排水ライン窒素ガスパージ操作概略図

Ｆ２１１

ｐＨ計

pH

原子炉建屋

H2E

水素濃度計

圧力計

PT

水素濃度計

AO

原子炉区域・
タービン区域〔Ｆ．Ｃ〕
換気空調系排風機へ

主排気筒

Ｎ2供給ラインd． 格納容器ベント停止操作
格納容器ベント停止判断には下記の２つがある。
(a) 炉心損傷前ベント実施中に炉心の健全性が確認できない場合
炉心損傷前ベント実施中に，炉心の健全性が確認できない場合は炉心損傷に至る可能性があり，放射性物質の放出が増加するため格納容器ベントを停止する。原子炉停止後の経過時間で炉心損傷後の放射性物質放出量は減少するが，環境中への放出量を低減させるための対応である。格納容器ベント停止判断は，格納容器内雰囲気放
射線モニタまたは原子炉圧力容器温度計により判断する。
格納容器ベント停止後は，格納容器限界圧力に到達しないように格納容器除熱を実施する。残留熱除去系による格納容器除熱機能及び格納容器可燃性ガス濃度制御機能が回復するまでは，過度な冷却による格納容器負圧を防止し，格納容器内酸素濃度が可燃限界濃度に到達する前に格納容器圧力逃がし装置等を用いた可燃性ガス放出を実施する。
(b) 格納容器除熱機能等が回復した場合
格納容器ベント実施中に，格納容器圧力逃がし装置以外の格納容器除熱機能及び格納容器可燃性ガス濃度制御機能が回復し，格納容器破損防止のため使用した格納容器圧力逃がし装置を停止できると判断した場合に，格納容器ベントを停止する。
具体的には，残留熱除去系による格納容器除熱機能が使用可能な状態になり，長期にわたり格納容器の冷却が可能であること，格納
容器内雰囲気モニタが使用可能な状態になり，格納容器内酸素／水
素濃度測定が可能であること，及び可燃性ガス濃度制御系が使用可能な状態になり，格納容器内における水の放射線分解により発生する酸素／水素を可燃限界濃度に到達することなく制御が可能である
ことが確認された場合に，格納容器圧力逃がし装置を停止することができる。
なお，残留熱除去系による格納容器除熱により格納容器が負圧になることを防止するため過度な冷却を実施しないように操作するとともに，不活性ガス系統からの窒素ガス供給を実施する。
格納容器圧力逃がし装置による格納容器ベントの停止操作は，原子炉格納容器一次隔離弁（サプレッション・チェンバ側／ドライウェル側）{T31-AO-F022/F019}，原子炉格納容器二次隔離弁{T31-MO-F070}または原
子炉格納容器二次隔離弁バイパス弁を，中央制御室からの遠隔操作または二次格納施設外からの現場操作にて「全閉」する。
格納容器ベント停止操作時に設備の故障が発生した場合については，-154-

原子炉格納容器一次隔離弁は「Ｆ．Ｃ」であるため「全閉」すると考えられる。また，二次格納施設外からエクステンションによる操作により確実に「全閉」することができる。原子炉格納容器二次隔離弁は電動駆動弁であるため，駆動電源喪失時は二次格納施設外からエクステンショ
ンによる操作により「全閉」する。

-155-

【代替格納容器圧力逃がし装置】
代替格納容器圧力逃がし装置による格納容器の破損防止が必要になった場
合，中央制御室操作または現場操作により格納容器ベント操作を実施することができる。通常は，中央制御室からの遠隔操作により実施するが，それができない場合は現場操作により実施することができる。
格納容器ベント操作が必要な状況になった際に速やかに操作ができるように，事前から重要なパラメータ（格納容器圧力，格納容器温度，サプレッション・チェンバ水位，フィルタ装置水位）の監視，その他必要な操作を実施する。
ａ. 格納容器ベント操作前準備
格納容器ベント操作前のフィルタ装置排水ラインへの水張りは，格納容器圧力逃がし装置と同様に実施する計画である。操作の詳細について
は設計に合わせて決定する。
ｂ．格納容器ベント開始操作
代替格納容器圧力逃がし装置による格納容器ベント操作は，地下式Ｆ
ＣＶＳ原子炉格納容器一次隔離弁（サプレッション・チェンバ側または
ドライウェル側）を中央制御室からの遠隔操作により「全開」とし，当直副長の指示を受けて地下式ＦＣＶＳ原子炉格納容器二次隔離弁（サプレッション・チェンバ側またはドライウェル側）を中央制御室からの遠隔操作により「調整開」とし，格納容器ベントを実施する。
中央制御室からの遠隔操作ができない場合は，地下式ＦＣＶＳ原子炉
格納容器一次隔離弁（サプレッション・チェンバ側またはドライウェル側）及び地下式ＦＣＶＳ原子炉格納容器二次隔離弁（サプレッション・
チェンバ側またはドライウェル側）を駆動部に設置されたエクステンシ
ョンにより二次格納施設の外から操作する。
ｃ．格納容器ベント中操作
格納容器ベント操作を実施した際は，格納容器圧力が低下することにより代替格納容器圧力逃がし装置が正常に動作していることを確認する。
地下式ＦＣＶＳ原子炉格納容器二次隔離弁の開度は設計に合わせて決定する。
格納容器ベント中の監視事項，及びフィルタ装置の水位調整について
は，格納容器圧力逃がし装置と同様の操作を実施する計画である。操作の詳細については設計に合わせて決定する。
ｄ．格納容器ベント停止操作
格納容器ベント実施中に，代替格納容器圧力逃がし装置以外の格納容器除熱機能が回復し，格納容器可燃性ガス濃度制御機能が確保され，格納容器破損防止のため使用した代替格納容器圧力逃がし装置を停止でき-156-

ると判断した場合に，格納容器ベントを停止する。
具体的には，残留熱除去系による格納容器除熱機能が回復し長期にわたり格納容器の冷却が可能であること，格納容器内雰囲気モニタによる格納容器内酸素／水素濃度測定が可能であること，及び格納容器内における水の放射線分解により発生する酸素／水素を可燃性ガス濃度制御系
により可燃限界濃度に到達することなく制御が可能であることが確認された場合に，代替格納容器圧力逃がし装置を停止することができる。
代替格納容器圧力逃がし装置による格納容器ベントの停止操作は，地下式ＦＣＶＳ原子炉格納容器一次隔離弁（サプレッション・チェンバ側
またはドライウェル側），及び地下式ＦＣＶＳ原子炉格納容器二次隔離弁（サプレッション・チェンバ側またはドライウェル側）を，中央制御室からの遠隔操作または現場操作にて「全閉」する。

-157-

①
②
③
④

地下式ＦＣＶＳ
地下式ＦＣＶＳ
地下式ＦＣＶＳ
地下式ＦＣＶＳ

原子炉格納容器一次隔離弁（サプレッション・チェンバ側）
原子炉格納容器二次隔離弁（サプレッション・チェンバ側）
原子炉格納容器一次隔離弁（ドライウェル側）
原子炉格納容器二次隔離弁（ドライウェル側）

二次格納施設

パージ用排風機

AO

格納容器圧力逃がし装置へ
原子炉建屋
MO

RE

原子炉建屋区域・タービン区域
換気空調系へ

放射線モニタ

AO

AO
MO

PI

AO

非常用ガス処理系へ

ラプチャーディスク

Ｎ2ベントライン

主排気筒へ

圧力計
遠隔操作

補給水ライン
遠隔操作

ドライウェル

③

④
MO

MO

AO

Ｎ2供給ライン

原
子
炉
圧
力
容
器

圧力計
PT

圧力計
PT

遠隔操作

H2E

よう素
フィルタ

ラプチャーディスク
オリフィス
Ｎ2ベントライン
MO

②

水素濃度計

①
MO

MO

H2E

AO

サプレッション・
チェンバ

水素濃度計
※

ド
レ
ン
タ
ン
ク

フィルタ
装置

薬液
タンク
※
MO

ＤP 差圧計AO

LＳ

LT 水位計

※

水位計

MO

MO ※
pH

pH計
pH

MO ※

代替格納容器圧力容器
逃がし装置室空調
※

AO

pH計

FE

流量計

ドレンポンプ設備

電動弁を並列に二台設置することにより，信頼性の向上を図る

第 4.1.2－5 図

第 4.1.2－4 表

代替格納容器圧力逃がし装置操作概略図

格納容器ベント操作（代替格納容器圧力逃がし装置）
対象弁操作方法

操作対象弁

駆動方式

通常時

操作方法
電源喪失時

①

地下式ＦＣＶＳ
原子炉格納容器一次隔離弁
電動駆動弁（サプレッション・チェンバ側）

中操

エクステンション（二次格納容器外（非管理区域））②

地下式ＦＣＶＳ
原子炉格納容器二次隔離弁
電動駆動弁（サプレッション・チェンバ側）

中操

エクステンション（二次格納容器外（非管理区域））③

地下式ＦＣＶＳ
原子炉格納容器一次隔離弁（ドライウェル側）

電動駆動弁

中操

エクステンション（二次格納容器外（非管理区域））④

地下式ＦＣＶＳ
原子炉格納容器二次隔離弁（ドライウェル側）

電動駆動弁

中操

エクステンション（二次格納容器外（非管理区域））-158-

4.1.3 中央制御室及び現場でのパラメータ監視【格納容器圧力逃がし装置】【フィルタ装置水位】
格納容器ベント操作前に，フィルタ装置水位が「1000mm(通常水位) ※1 」付
近であることを確認し必要に応じてフィルタ装置水位の調整を実施する。
格納容器ベント操作時は，ベントガス蒸気の凝縮によりフィルタ装置水位が上昇するため継続監視し，フィルタ装置水位が「2200mm(上限水位) ※2」に到達した場合は，フィルタ装置性能維持のためフィルタ装置の排水を実施する。
格納容器ベント操作時または格納容器ベント停止後に，フィルタ装置内で捕捉した放射性物質の放熱により，フィルタ装置内の水が蒸発しフィル
タ装置水位が低下する場合は，「1000mm（通常水位）」を下回り「500mm(下限水位) ※３ 」に到達する前に，フィルタ装置補給水ラインからフィルタ装
置へ水張りを実施する。
フィルタ装置水位は中央制御室，緊急時対策所及びフィルタベント計装ラック（フィルタベント装置近傍）にて確認することができる。
（※1

通常水位は下限水位に対して管理上の余裕を持たせた値として設定している。）（※2

上限水位はフィルタ装置内のベントガスによる吹き上がりによる上昇を考慮しても金属フィルタ下端水位「5000mm」まで到達しない水位として定めている。）（※3

下限水位は DF 性能確認試験の結果から得られた最低水位であるため，この水位を下回らないように水位調整を実施する必要がある。）【フィルタ装置出口放射線モニタ】
格納容器ベント実施時に，フィルタ装置出口の放射線量を監視し，初期値からの指示上昇により放射性物質を含むガスが放出されていることを確認する。
また，格納容器ベント中においても継続監視することにより，放射性物質を含むガスの放出状況を把握する。
格納容器ベント停止後も，フィルタ装置出口配管が開放状態にあるため継続監視する。
フィルタ装置出口放射線モニタは中央制御室，緊急時対策所にて確認することができる。
【フィルタ装置入口圧力】
格納容器圧力逃がし装置点検等後の系統内窒素置換操作後に，フィルタ装置入口圧力を監視することにより窒素置換状態が維持され待機状態にあることを確認する。
格納容器ベント実施時に，待機圧力から上昇した後，格納容器圧力の低下と追従して低下傾向を示すことにより格納容器圧力逃がし装置が正常に動作していることを確認する。

-159-

また，格納容器ベント停止後に窒素ガスによるパージを実施した後は，配管内に残留した蒸気が凝縮することにより，フィルタ装置内の水の放射線分解により発生する水素の蓄積を防止するためフィルタ装置入口圧力が正圧で維持されていることを確認する。
フィルタ装置入口圧力は中央制御室，緊急時対策所及び二次格納施設外にて確認することができる。
【フィルタ装置出口圧力】
格納容器圧力逃がし装置点検等後の系統内窒素置換操作時に，可搬型窒
素供給装置からの窒素ガスによりフィルタ装置出口圧力が待機状態の圧力まで加圧されたこと，及び圧力開放板の動作圧力まで加圧されないことを確認する。
なお，格納容器ベント実施後は圧力開放板が開放することにより大気圧と等しくなる。
フィルタ装置出口圧力は中央制御室，緊急時対策所及び現場（フィルタ
ベント装置近傍）にて確認することができる。
【フィルタ装置出口配管圧力】
格納容器圧力逃がし装置点検等後の系統内窒素置換操作時に，可搬型窒
素供給装置からの窒素ガスによりフィルタ装置出口配管圧力が待機状態の圧力まで加圧されたこと，及び圧力開放板の動作圧力まで加圧されないことを確認する。
なお，格納容器ベント実施後は圧力開放板が開放することにより大気圧と等しくなる。
フィルタ装置出口配管圧力は原子炉建屋 4 階屋上にて確認することができる。
【フィルタ装置水素濃度】
フィルタ装置入口及び出口配管に設置されている水素濃度計にて格納容器ベント操作後の窒素ガスによるパージ操作により，フィルタ装置入口及び出口配管内に水素が残留していないことを確認する。
また，窒素ガスによるパージ操作後もフィルタ装置入口及び出口配管内に水素が流入していないことを確認する。
フィルタ装置水素濃度は中央制御室，緊急時対策所にて確認することができる。
【フィルタ装置ドレン流量】
フィルタ装置ドレン移送ラインに設置されている流量計にて，フィルタ装置排水量及びドレンタンク排水量を確認する。
フィルタ装置ドレン流量は現場（フィルタベント装置近傍）にて確認することができる。

-160-

【フィルタ装置スクラバ水 pH】
フィルタ装置の水位調整を実施した後，薬液を補給する際にスクラバ水の pH を確認する。
フィルタ装置スクラバ水 pH は現場（フィルタベント装置近傍）にて確認
することができる。
【金属フィルタ差圧】
金属フィルタ差圧により，金属フィルタの閉塞状態を確認する。
金属フィルタ差圧は中央制御室，緊急時対策所にて確認することができる。
【ドレンタンク水位】
ドレンタンク水位により，よう素フィルタ出口配管のドレン量を確認する。ドレンタンク水位が水位高に到達した場合は，よう素フィルタの機能維持のために排水操作を実施する。
ドレンタンク水位は中央制御室，緊急時対策所にて確認することができ
る。

-161-

-162-

フィルタ装置ドレン移送流量計
・フィルタ装置排水量確認
・ドレンタンク排水量確認

FE

PT

FE

圧力計

Ｆ２０９

フィルタ装置水位計
・ベント操作前の通常水位確認Ｆ５０２Ａ
・ベント時の蒸気凝縮確認
・水位調整操作時の水位確認

フィルタ装置金属フィルタ差圧計
・金属フィルタ閉塞なし確認

フィルタ装置出口圧力計
・窒素置換後加圧確認

Ｎ2供給ライン

LT

DP

Ｆ２１０

Ｆ５０１

フィルタ
装置

第 4. 1.3－1 図

流量計

ドレン
移送ポンプ

Ｆ５０２Ｂ

水位計

差圧計

Ｆ１０２

RE

ド
レ
ン
タ
ン
ク
水位計

LＳ

放射線モニタ

7号炉

圧力計

PI

圧力開放板
Ｎ2ベントライン

よう素
フィルタ

RE

放射線モニタ6号炉

フィルタ装置出口水素濃度計
・窒素パージ完了確認
・水素蓄積なし確認原

ドライウェル

Ｆ２１１

ｐＨ計

pH

原子炉建屋

二次格納施設Ｆ０２０

サプレッション・
チェンバ

〔Ｆ．Ｏ〕

原子炉区域運転階より

〔Ｆ．Ｏ〕

AO

MO

AO

MO

〔Ｆ．Ｃ〕

Ｆ０２２

AO

・

Ｆ０１９

〔Ｆ．Ｃ〕

AO

・

AO

Ｆ０７０

MO

Ｆ００１
AO
〔Ｆ．Ｏ〕

可燃性ガス濃度制御系
気水分離器より

非常用ガス処理系
排風機より

〔Ｆ．Ｃ〕

AO

〔Ｆ．Ｃ〕

原子炉区域よりパージ用排風機・格納容器圧力推移追従確認
・窒素パージ後正圧確認

MO

非常用ガス処理系
MO
フィルタ装置入口圧力計
排風機へ

子
炉
圧
力
ドレンタンク水位計
容・よう素フィルタ出口配管のドレン量確認
器

H2E

水素濃度計

圧力計

PT

水素濃度計

H2E

AO

原子炉区域・
タービン区域換気空調系排風機へ 〔Ｆ．Ｃ〕

フィルタ装置入口水素濃度計
・窒素パージ完了確認
・水素流入なし確認

格納容器圧力逃がし装置監視計器概要図

フィルタ装置スクラバ水ｐＨ計
・フィルタ装置スクラバ水ｐＨ確認

オリフィス

圧力開放板

Ｎ2ベントライン

フィルタ装置出口配管圧力計
・窒素置換後加圧確認

フィルタ装置出口放射線モニタ計
・放射性物質を含むガス放出確認

・

MO

MO

Ｎ2供給ライン

〔Ｆ．Ｃ〕

AO

・

MO

原子炉建屋

MO

ボンベ

遠隔操作

MO

ボンベ

遠隔操作

遠隔操作

遠隔操作

遠隔操作

ボンベ

遠隔操作

ボンベ

主排気筒

Ｎ2供給ライン【代替格納容器圧力逃がし装置】【フィルタ装置水位】
格納容器ベント操作前に，フィルタ装置水位が「1000mm(通常水位) ※1 」付
近であることを確認し必要に応じてフィルタ装置水位の調整を実施する。
格納容器ベント操作時は，ベントガス蒸気の凝縮によりフィルタ装置水位が上昇するため継続監視し，フィルタ装置水位が「2600mm(上限水位) ※2」に到達した場合は，フィルタ装置性能維持のためフィルタ装置の排水を実施する。
格納容器ベント操作時または格納容器ベント停止後にフィルタ装置内で捕捉した放射性物質の放熱によりフィルタ装置の水が蒸発しフィルタ装置
水位が低下する場合は，「1000mm(通常水位)※１ 」を下回り「500mm(下限水位)※３」に到達する前に，フィルタ装置補給水ラインからフィルタ装置へ水張りを実施する。
フィルタ装置水位は中央制御室及び現場にて確認する計画である。
（※1

通常水位は下限水位に対して管理上の余裕を持たせた値として設定している。）（※2

上限水位はフィルタ装置内のベントガスによる吹き上がりによる上昇を考慮しても金属フィルタ下端水位「6000mm」まで到達しない水位として定めている。）（※3

下限水位は DF 性能確認試験の結果から得られた最低水位であるため，この水位を下回らないように水位調整を実施する必要がある。）【フィルタ装置出口放射線モニタ】
格納容器ベント実施時に，フィルタ装置出口の放射線量を監視し，初期値からの指示上昇により放射性物質を含むガスが放出されていることを確認する。
また，格納容器ベント中においても継続監視することにより，放射性物質を含むガスの放出状況を把握する。
格納容器ベント停止後も，フィルタ装置出口配管が開放状態にあるため継続監視する。
フィルタ装置出口放射線モニタは中央制御室にて確認する計画である。
【フィルタ装置入口圧力】
代替格納容器圧力逃がし装置点検等後の系統内窒素置換操作後に，フィルタ装置入口圧力を監視することにより窒素置換状態が維持され待機状態にあることを確認する。
格納容器ベント実施時に，待機圧力から上昇した後，格納容器圧力の低下と追従して低下傾向を示すことにより代替格納容器圧力逃がし装置が正常に動作していることを確認する。
また，格納容器ベント停止後に窒素ガスによるパージを実施した後は，配管内に残留した蒸気が凝縮することにより，フィルタ装置内の水の放射線分解により発生する水素の蓄積を防止するためフィルタ装置入口圧力が-163-

正圧で維持されていることを確認する。
フィルタ装置入口圧力は中央制御室及び現場にて確認する計画である。
【フィルタ装置出口圧力】
代替格納容器圧力逃がし装置点検等後の系統内窒素置換操作時に，可搬型窒素供給装置からの窒素ガスによりフィルタ装置出口圧力が待機状態の圧力まで加圧されたこと，及び圧力開放板の動作圧力まで加圧されていないことを確認する。
なお，格納容器ベント実施後は圧力開放板が開放することにより大気圧と等しくなる。
フィルタ装置出口圧力は現場にて確認する計画である。
【フィルタ装置水素濃度】
フィルタ装置入口及び出口配管に設置されている水素濃度計にて格納容器ベント操作後の窒素ガスによるパージ操作により，フィルタ装置入口及び出口配管内に水素が残留していないことを確認する。
また，窒素ガスによるパージ操作後もフィルタ装置入口及び出口配管内に水素が流入していないことを確認する。
フィルタ装置水素濃度は中央制御室にて確認する計画である。
【フィルタ装置ドレン流量】
フィルタ装置ドレン移送ラインに設置されている流量計にて，フィルタ装置排水量を確認する。
フィルタ装置ドレン流量は現場にて確認する計画である。
【フィルタ装置スクラバ水 pH】
フィルタ装置の水位調整を実施した後，薬液を補給する際にスクラバ水の pH を確認する。
フィルタ装置スクラバ水 pH は現場にて確認する計画である。
【金属フィルタ差圧】
金属フィルタ差圧により，金属フィルタの閉塞状態を確認する。
金属フィルタ差圧は中央制御室にて確認する計画である。

-164-

-165-

MO

MO

※

※

フィルタ
装置

よう素
フィルタ

MO ※

MO ※

ド
レ
ン
タ
ン
ク

水位計

LＳ

Ｎ2供給ライン※フィルタ装置水素濃度計
・窒素パージ完了確認
・水素流入なし確認

MO

MO

FE

フィルタ装置ドレン移送流量計
・フィルタ装置排水量確認

AO

AO

AO

AO

代替格納容器圧力逃がし装置監視計器概要図

流量計

サプレッション・
チェンバ

原
子
炉
圧
力
容
器

ドライウェル

非常用ガス処理系へ

AO

パージ用排風機
原子炉建屋区域・タービン区域
換気空調系へ

フィルタ装置スクラバ水ｐＨ計
・フィルタ装置スクラバ水ｐＨ確認

MO

※

MO

MO

フィルタ装置入口圧力計
・格納容器圧力推移追従確認
・窒素パージ後正圧確認

フィルタ装置金属フィルタ差圧計
・金属フィルタ閉塞なし確認

第 4.1.3－2 図pH計LT 水位計

pH

H2E

水素濃度計

PT

二次格納施設放射線モニタ

遠隔操作

遠隔操作

遠隔操作

圧力計

圧力計

PI

ＤP 差圧計

水素濃度計

H2E

RE

ラプチャーディスク

MO

原子炉建屋

電動弁を並列に二台設置することにより，信頼性の向上を図る

フィルタ装置水位計
・ベント操作前の通常水位確認
代替格納容器圧力容器
・ベント時の蒸気凝縮確認
逃がし装置室空調 ・水位調整操作時の水位確認
ドレンポンプ設備

薬液
タンク

オリフィス
Ｎ2ベントライン

ラプチャーディスク

PT

圧力計

フィルタ装置水素濃度計
・窒素パージ完了確認
・水素蓄積なし確認

補給水ライン

Ｎ2ベントライン

フィルタ装置出口圧力計
・窒素置換後加圧確認

フィルタ装置出口放射線モニタ計
・放射性物質を含むガス放出確認
AO

MO

AO
AO

主排気筒へ

格納容器圧力逃がし装置へ

4.2
4.2.1

格納容器圧力逃がし装置の操作性
ベント弁操作エリア

4.2.1.1
ベント前の被ばく評価（線量分布）
ベント前に二次格納施設外（屋内）にて現場作業を行う際は，二次格納施設
内の放射性物質からのガンマ線による影響を受ける。
この経路からの被ばく線量を評価した結果，ベント前に二次格納施設外（屋内）にて行う現場作業の作業線量は，6 号炉側の作業で W/W ベント時は最大約43mSv，D/W ベント時は最大約 45mSv，7 号炉側の作業で W/W ベント時は最大約43mSv，D/W ベント時は最大約 45mSv となり作業可能である。
4.2.1.2
ベント後の被ばく評価（線量分布）
ベント後（ベント中を含む）に二次格納施設外（屋内）にて現場作業を行う
際は，4.2.1.1 に示した被ばく経路に加え，二次格納施設内のベント配管内の放射性物質及び大気中に放出される希ガス等の放射性物質からのガンマ線による影響を受けることになる。
これらの経路からの被ばく線量を評価した結果，ベント後に二次格納施設外（屋内）にて行う現場作業の作業線量は，6 号炉側の作業で W/W ベント時は約7.1mSv，D/W ベント時は約 2.8mSv，7 号炉側の作業で W/W ベント時は約 2.7mSv，
D/W ベント時は約 4.4mSv となり作業可能である。
4.2.2

フィルタベント遮蔽壁周辺

4.2.2.1
ベント前の被ばく評価（線量分布）
ベント前に屋外にて現場作業を行う際は，二次格納施設内の放射性物質からのガンマ線による影響を受ける。
この経路からの被ばく線量を評価した結果，屋外にて行う現場作業の作業線
量は，6 号炉側の作業で最大約 2mSv，7 号炉側の作業で最大約 2mSv となり作業可能である。
4.2.2.2
ベント後の被ばく評価（線量分布）
ベント後（ベント中を含む）に屋外にて現場作業を行う際は，4.2.2.1 に示した被ばく経路に加え，フィルタ装置，よう素フィルタ及びベント配管内の放射性物質並びに大気中に放出される希ガス等の放射性物質からのガンマ線による影響を受けることになる。
これらの経路からの被ばく線量を評価した結果，ベント後に屋外にて行う現場作業の作業線量は，6 号炉側の作業で W/W ベント時は最大約 47mSv，D/W ベン-166-

ト時は最大約 45mSv，7 号炉側の作業で W/W ベント時は最大約 46mSv，D/W ベン
ト時は最大約 44mSv となり作業可能である。
4.2.2.3
自然現象による操作性への影響
環境条件として設定する自然現象（降水，積雪，風（台風），低温（凍結））による，操作性への影響は以下のとおり。
a. 降水 （1 時間降水量：43.0mm，1 日降水量：131.4mm）
フィルタベント遮蔽壁周辺は，環境条件の降水が構内排水施設の排水能力を上回ることはなく，作業可能である。フィルタベント遮蔽壁内について，タンク室内はサンプ排水ラインを通じて排水するか，ドレン移送ポン
プを用いてサプレッション・チェンバに移送することが可能であり操作性への影響はない。また，附室は排水口を設置することにより，雨水が溜まることはなく，作業可能である。
b. 積雪 （1 日降雪量：58.0cm，平均積雪深：31.1cm）
適切に除雪を実施することにより，作業可能である。
c. 風（台風） （10 分間平均風速：22.2m/s）
構内での車両の走行は，横風を受けるような高速で移動するものではな
いため走行可能である。また，高所での作業はなく低所のみでの作業であるため十分な注意を払うことにより作業可能である。
d. 低温（凍結） （気温：-10.3℃（24 時間継続））
防寒対策として適切な装備を着用することにより，作業可能である。

-167-

4.3

水素燃焼防止に関する設備操作
水素燃焼防止に関する操作は以下の２つがある。
① 格納容器圧力逃がし装置点検等後の窒素置換（窒素ガスによる酸素濃度低下操作）② 格納容器ベント停止後の窒素ガスによるパージ（窒素ガスによる水素，残留蒸気パージ）①

格納容器圧力逃がし装置点検等後の窒素置換（窒素ガスによる酸素濃度低下操作）【格納容器圧力逃がし装置】
格納容器圧力逃がし装置の点検等後は，フィルタ装置及び配管内部に酸素が存在するため，格納容器ベント操作時に，格納容器から流入した水素による燃焼を防止する必要がある。そのため，格納容器圧力逃がし装置を待機状
態とする前に，窒素ガスを注入し酸素濃度を低下させ，窒素置換状態とする。
格納容器圧力逃がし装置の窒素置換操作は，「フィルタ装置入口配管，フィルタ装置」「フィルタ装置出口配管」の二つに区別される。
「フィルタ装置入口配管，フィルタ装置」の窒素置換操作は，フィルタ装
置入口弁{T61-F001}を全閉とした上で，大気開放の窒素ベント弁{弁番号未定 }を「全開」にし，可搬型窒素供給装置からの窒素ガスを窒素供給弁{T61-F205}
を「開」することにより実施する。窒素ガス注入によって，フィルタ装置入口配管，フィルタ装置本体までの空気は，窒素ベント弁{ 弁番号未定 }から大気へ放出される。ポータブルの酸素濃度計で放出箇所の酸素濃度を測定し「可燃限界濃度（5vol％）以下 ※1 」まで低下確認できれば窒素置換完了と判断する。窒素置換完了後は，空気混入防止として系統内を加圧状態とする。加圧
操作は，窒素ベント弁{弁番号未定 }を「閉」し，フィルタ装置出口圧力及びフィルタ装置入口圧力の指示が上昇し，フィルタ装置出口圧力が「10kPa[gage]」まで加圧された後，窒素供給弁{T61-F205}を「全閉」し加圧状態とする。また，窒素置換完了後は格納容器内の窒素置換が完了するまではフィルタ装置
入口弁{T61-F001}を窒素置換された範囲の隔離弁として全閉状態に保持する。
「フィルタ装置出口配管」の窒素置換操作は，大気開放の窒素ベント弁{T61-F207}を「全開」にし，可搬型窒素供給装置からの窒素ガスを窒素供給
弁{弁番号未定 }を「開」することにより実施する。窒素ガス注入によって，圧力開放板までのフィルタ装置出口配管内の空気は, 窒素ベント弁{T61-F207}から大気へ放出される。ポータブルの酸素濃度計で放出箇所の酸素濃度を測定
し「可燃限界濃度（5vol％）以下 ※1」まで低下確認できれば窒素置換完了と判断する。加圧操作は，窒素ベント弁{T61-F207}を「閉」し，フィルタ装置出口配管圧力の指示が上昇し「10kPa[gage]」まで加圧された後，窒素供給弁{弁-168-番号未定 }を「全閉」し加圧状態とする。

（※1

窒素置換完了判断値は可燃限界濃度以下の値とする）

一方で，フィルタ装置入口弁{T61-F001}上流側の範囲については，プラン
ト起動時に不活性ガス系を用いて行う原子炉格納容器の窒素置換操作に合わせて系統内の窒素置換を行う。フィルタ装置入口弁{T61-F001}上流側の窒素置換操作は，バウンダリ構成として一次隔離弁（ドライウェル側）{T31-F019}※2，一次隔離弁（サプレッション・チェンバ側）{T31-F022} ※ 2 ，二次隔離弁{T31-F070}，二次隔離弁バイパス弁{T31-F072}，換気空調系一次隔離弁{T31F021}※2，及び非常用ガス処理系一次隔離弁{T31-F020}を全開した上で，他系統との隔離弁までの配管内に残留した空気を下流側へ放出するために，順次，
換 気 空 調 系 二 次 隔 離 弁 {U41-F050} ※ 2 ， 非 常 用 ガ ス 処 理 系 二 次 隔 離 弁 {T22F040}，及び耐圧強化ベント弁{T61-F002}の開操作を行う。窒素置換操作が完了した後，上記隔離弁を全閉するとともに，フィルタ装置入口弁{T61-F001}
を開状態に戻す。
（※2

原子炉格納容器の窒素置換操作において開操作する）-169-

-170-

FE

PT

FE

圧力計

Ｆ２０９

Ｆ５０２Ａ

ポータブル酸素濃度計
・酸素濃度により窒素置換完了確認

フィルタ装置出口圧力計
・窒素置換完了後加圧状態確認

LT

DP

Ｆ２１０

Ｆ５０１

オリフィス

圧力開放板

フィルタ
装置

Ｎ2ベントライン

よう素
フィルタ

RE

RE

ド
レ
ン
タ
ン
ク
水位計

LＳ

放射線モニタ

7号炉

圧力計

PI

圧力開放板

放射線モニタ

6号炉

Ｎ2ベントライン

大気開放

Ｆ２１１

ｐＨ計

pH

原子炉建屋

水素濃度計

H2E

非常用ガス処理系
排風機へ

〔Ｆ．Ｏ〕

MO

MO

二次格納施設

〔Ｆ．Ｏ〕

Ｆ０２０

サプレッション・
チェンバ

原
子
炉
圧
力
容
器

ドライウェル

原子炉区域運転階よりフィルタ装置入口圧力計
・窒素置換時圧力上昇確認

圧力計

PT

水素濃度計

H2E

AO

原子炉区域・
タービン区域〔Ｆ．Ｃ〕
換気空調系排風機へ

MO

AO

AO

MO

〔Ｆ．Ｃ〕

Ｆ０２２

AO

・

Ｆ０１９

〔Ｆ．Ｃ〕

AO

・

AO

Ｆ０７０

MO

Ｆ００１
〔Ｆ．Ｏ〕

AO

可燃性ガス濃度制御系
気水分離器より

非常用ガス処理系
排風機より

〔Ｆ．Ｃ〕

AO

〔Ｆ．Ｃ〕

原子炉区域よりパージ用排風機・MOMO

Ｎ2供給ライン

〔Ｆ．Ｃ〕

AO

・

MO

原子炉建屋

MO

ボンベ

遠隔操作

MO

ボンベ

遠隔操作

遠隔操作

遠隔操作

遠隔操作

ボンベ

遠隔操作

ボンベ

主排気筒

第 4.3－1 図 格納容器圧力逃がし装置窒素置換操作概略図（格納容器圧力逃がし装置点検後のフィルタ装置入口弁下流側配管の窒素置換操作）

流量計

ドレン
移送ポンプ

Ｆ５０２Ｂ

水位計

差圧計

Ｆ１０２

大気開放

Ｎ2供給ラインフィルタ装置出口配管圧力計
・窒素置換時圧力上昇確認
・窒素置換完了後加圧状態確認

ポータブル酸素濃度計
・酸素濃度により窒素置換完了確認）

フィルタ装置出口配管窒素置換

フィルタ装置入口配管，フィルタ装置窒素置換

可搬型窒素供給装置

－
－

Ｆ２０５
Ｎ2供給ライン可搬型窒素供給装置

-171-

Ｆ２０９

FE

LT

水位計

流量計

Ｆ２１０

ドレン
移送ポンプ

Ｆ５０２Ｂ

DP

差圧計

Ｆ１０２

Ｆ５０１

オリフィス

圧力開放板

フィルタ
装置

Ｎ2ベントライン

PI

ド
レ
ン
タ
ン
ク

水素濃度計

H2E

圧力計

PT

水素濃度計

H2E

水位計

Ｆ２１１

ｐＨ計

pH

原子炉建屋

屋外LN2タンクより
LＳ 不活性ガスを供給

放射線モニタ

7号炉

RE

圧力開放板

圧力計

Ｎ2ベントライン

よう素
フィルタ

RE

放射線モニタ

6号炉
AO

〔Ｆ．Ｏ〕

MO

二次格納施設Ｆ０２０

サプレッション・
チェンバ

原
子
炉
圧
力
容
器

ドライウェル〔Ｆ．Ｏ〕

原子炉区域運転階より非常用ガス処理系
排風機へ

MO

原子炉区域・
タービン区域〔Ｆ．Ｃ〕
換気空調系排風機へ

AO

AO

MO

MO

〔Ｆ．Ｃ〕

Ｆ０２２

AO

・

Ｆ０１９

〔Ｆ．Ｃ〕

AO

・

AO

Ｆ０７０

MO

Ｆ００１
AO
〔Ｆ．Ｏ〕

可燃性ガス濃度制御系
気水分離器より

非常用ガス処理系
排風機より

〔Ｆ．Ｃ〕

AO

〔Ｆ．Ｃ〕

原子炉区域よりパージ用排風機・MOMO

Ｎ2供給ライン

〔Ｆ．Ｃ〕

AO

・

MO

第 4.3－2 図 格納容器圧力逃がし装置窒素置換操作概略図（起動前の格納容器内窒素置換時におけるフィルタ装置入口弁上流側配管の窒素置換操作）

FE

Ｆ５０２Ａ

PT

圧力計

Ｎ2供給ラインフィルタ装置入口配管下流側以降のパージ完了後、ＰＣＶ側のパージ完了後までの間は全閉とする。パージ完了後は全開状態。
・フィルタ装置入口弁（エクステンション操作）

配管内に残留した空気を下流側へ放出するため、弁を手動で調整開。パージ完了後に全閉する。
・換気空調系 第二隔離弁・非常用ガス処理系 第二隔離弁・耐圧強化ベント弁（エクステンション操作）

系統内のパージ操作を行うためのバウンダリ構成として、全開操作を行う弁。パージ完了後に全閉する。
・一次隔離弁（ドライウェル側）
・一次隔離弁（サプレッション・チェンバ側）
・二次隔離弁
・二次隔離弁バイパス弁

原子炉建屋

MO

ボンベ

遠隔操作

MO

ボンベ

遠隔操作

遠隔操作

遠隔操作

遠隔操作

ボンベ

遠隔操作

ボンベ

主排気筒

Ｎ2供給ラインＦ２０５

【代替格納容器圧力逃がし装置】
代替格納容器圧力逃がし装置の点検等後は，フィルタ装置及び配管内部に酸素が存在するため，格納容器ベント操作時に，格納容器から流入した水素による燃焼を防止する必要がある。そのため，代替格納容器圧力逃がし装置
を待機状態とする前に，窒素ガスを注入し酸素濃度を低下させ，窒素置換状態とする。
窒素置換操作は格納容器圧力逃がし装置と同様の操作を実施する計画である。
操作の詳細については設計に合わせて決定する。
②

格納容器ベント停止後の窒素ガスによるパージ（窒素ガスによる水素，残留蒸気パージ）【格納容器圧力逃がし装置】
格納容器ベント停止後は，配管内に残留する水素による燃焼防止と，残留蒸気が凝縮することにより配管内が負圧になり外気を吸い込むことを防止するため，格納容器圧力逃がし装置の窒素ガスによるパージを実施する。
本操作を格納容器ベント停止後速やかに実施できるよう，格納容器ベント
停止までに可搬型窒素ガス供給装置を準備する。格納容器圧力逃がし装置の窒素ガスによるパージ操作は，可搬型窒素供給装置からの窒素ガスを窒素供給弁{T61-F205}を「開」することにより実施する。格納容器ベント操作により，圧力開放板が開放しているため，配管及びフィルタ装置内のガスは大気放出される。窒素ガスによるパージを一定時間（可搬型窒素供給装置流量《約70Nm3/h》において 3 時間）注入し，フィルタ装置水素濃度が「可燃限界濃度（2vol％）以下 ※ 」まで低下することにより窒素ガスによるパージ完了を判断する。
窒素ガスによるパージ完了後は，窒素供給弁{T61-F205}を「全閉」し窒素ガスの供給を停止する。その後は，フィルタ装置水素濃度を測定するとともに，配管内の残留蒸気凝縮により，フィルタ装置内の水の放射線分解により発生する水素の蓄積を防止するためフィルタ装置入口配管内が正圧で維持されていることを確認する。
時間経過に伴い，フィルタ装置入口配管またはフィルタ装置出口配管の水素濃度が上昇した場合には，可搬型窒素供給装置からの窒素ガスによるパージを再度実施する。再パージにより，フィルタ装置水素濃度が「可燃限界濃度（2vol％）以下 ※ 」まで低下を確認後，窒素ガスによるパージを停止する。
（※

窒素ガスによるパージ完了判断値は可燃限界濃度以下の値を設定とする）

窒素ガスによるパージを再度実施するまでの時間余裕を第 4.3－1 表に示
す。

-172-

第 4.3－1 表

窒素ガスパージ再実施時期

格納容器ベント

窒素ガスパージ

実施箇所

再実施時期

ドライウェル側

約 6 日後サプレッション・
チェンバ側

根拠

フィルタ装置出口側配管の水素ガス濃度

約 180 日以上

が可燃限界濃度に到達する時間※「別紙 25

窒素ガスパージに対する考え方」より

ドライウェル側からの格納容器ベントを実施した場合は約 6 日後に水素ガス濃度が可燃限界濃度に到達するが，サプレッション・チェンバ側からの格納容器ベントを実施した場合は約 180 日以上可燃限界濃度に到達しない結果
となった。

-173-

-174-

FE

Ｆ２０９

Ｆ５０２Ａ

PT

FE

圧力計

LT

水位計

流量計

オリフィス

圧力開放板

フィルタ
装置

よう素
フィルタ

PI

ド
レ
ン
タ
ン
ク

H2E

Ｆ２１１

ｐＨ計

pH

パージ用排風機〔Ｆ．Ｏ〕

MO

ドライウェル

二次格納施設Ｆ０２０

サプレッション・
チェンバ

子
炉
圧
力
容
器

〔Ｆ．Ｏ〕

原子炉区域運転階より非常用ガス処理系
排風機へ

MO

AO

AO

MO

〔Ｆ．Ｃ〕

Ｆ０２２

AO

・

Ｆ０１９

〔Ｆ．Ｃ〕

AO

・

AO

Ｆ０７０

MO

Ｆ００１
AO
〔Ｆ．Ｏ〕

可燃性ガス濃度制御系
気水分離器より

非常用ガス処理系
排風機より

〔Ｆ．Ｃ〕

AO

〔Ｆ．Ｃ〕

原子炉区域よりフィルタ装置入口圧力計 MO・窒素ガスによるパージ完了後正圧確認

フィルタ装置出口水素濃度計
・水素濃度により窒素ガスによるパージ完了確認
原

原子炉建屋

H2E

水素濃度計

圧力計

PT

水素濃度計

原子炉区域・
タービン区域〔Ｆ．Ｃ〕
換気空調系排風機へ

AO

フィルタ装置入口水素濃度計
・水素濃度により窒素ガスによるパージ完了確認

・

MO

MO

Ｎ2供給ライン

〔Ｆ．Ｃ〕

AO

・

MO

格納容器圧力逃がし装置窒素ガスによるパージ操作概略図

水位計

LＳ

放射線モニタ

7号炉
RE

圧力開放板

圧力計

Ｎ2ベントライン

第 4.3－3 図

Ｆ５０１

Ｎ2ベントライン

Ｆ２１０

ドレン
移送ポンプ

Ｆ５０２Ｂ

DP

差圧計

Ｆ１０２

Ｎ2供給ラインRE

放射線モニタ

6号炉

大気開放

原子炉建屋

MO

ボンベ

遠隔操作

MO

ボンベ

遠隔操作

遠隔操作

遠隔操作

遠隔操作

ボンベ

遠隔操作

ボンベ

主排気筒

Ｎ2供給ラインＦ２０５

可搬型窒素供給装置

【代替格納容器圧力逃がし装置】
格納容器ベント停止後は，配管内に残留する水素による燃焼防止と，残留蒸気凝縮による配管内の負圧防止のため，代替格納容器圧力逃がし装置の窒素ガスによるパージを実施する。
窒素ガスによるパージは，格納容器圧力逃がし装置と同様の操作を実施する計画である。
操作の詳細については設計に合わせて決定する。

-175-

5． 設備の維持管理
5.1
点検方法【格納容器圧力逃がし装置】(1)
機械設備
格納容器圧力逃がし装置の機械設備は，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た適切な周期による定期的な点検（時間基準保全）により，設備性能を確保していることの確認を行う。
対象機器毎の点検項目及び点検内容は，第 5.1－1 表のとおりである。
第 5.1－1 表
対象機器

機械設備の対象機器毎の点検項目及び点検内容

点検周期

容器

4

容器内部構造物
・スクラバノズル・気泡細分化装置
・金属フィルタ・整流板
・吸着塔
よう素フィルタ
銀ゼオライト4

1-

ドレンポンプ（キャンド型）

2

1

伸縮継手

1

-

オリフィス

10

1

圧力開放板

2

1

配管

10

点検内容

点検項目

本格点検
- 1.本体a.マンホール開放
b.外観点検2.機能確認 a.漏えい確認- 1.本体a.外観点検2.機能確認 a.外観点検

本格 簡易

1

簡易点検
―
―
―
―

1.機能確認 a.銀ゼオライトよう素除去性能
―
試験
1.本体
a.下記の部分の点検手入
a.外観点検・ケーシング，リアカバー
・インペラ
・キャン，ローター
2.機能確認 a.漏えい確認
b.絶縁抵抗測定
c.巻線抵抗測定
d.試運転
1.本体
a.外観点検b.カバー取替
2.機能確認 a.窒素封入圧力確認 ※1
1.本体
a.外観点検2.機能確認 a.外観点検
1.本体
a.圧力開放板取替
b.フランジ面手入れ
2.機能確認 a.窒素封入圧力確認 ※1
1.本体
a.外観点検b.フランジ部点検手入れ
2.機能確認 a.漏えい確認-176-

a.漏えい確認b.絶縁抵抗測定
c.巻線抵抗測定
d.試運転
―
―
―
a.窒素封入圧力確認 ※1―
a.窒素封入圧力確認 ※1―
a.窒素封入圧力確認 ※1
a.弁開閉試験時漏えい確
認 ※2

弁

10

1 1.本体a.弁箱内面点検手入れ
b. 弁体，弁座，弁棒の点検手―

入れ

c.パッキン類取替
d.外観点検2.機能確認 a.漏えい確認
b.動作試験

a.窒素封入圧力確認 ※1
a.弁開閉試験時漏えい確
認 ※2
b.動作試験(駆動部付弁)※1 窒素封入圧力及びスクラバ水位は，簡易点検の他にパトロール時等において定期的に確認を実施する。
※2 空気駆動弁の電磁弁排気ポートへの駆動空気供給による弁開閉試験時に， 空気駆動
弁『開』保持状態（駆動空気を供給している状態）において，駆動空気供給系の漏えい確認を行う。
※3 点検周期の単位はサイクル。

-177-

(2)
電気設備
格納容器圧力逃がし装置の電気設備は，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た適切な周期による定期的な点検（時間基準保全）により，設備性能を確保していることの確認を行う。
対象機器毎の点検項目及び点検内容は，第 5.1－2 表のとおりである。
第 5.1－2 表
対象機器

電気設備の対象機器毎の点検項目及び点検内容

点検周
期

点検内容

点検項目
本格点検

本格 一般

無停電電源装 ―
置

2 1.盤

2.変圧器
3.試験・測定

電動駆動弁

6

―

―
―

1 1.電動機
a.外観点検2. ト ル ク ス a.トルクスイッチ点検
イッチb.設定値確認
3. リ ミ ッ ト a.リミットスイッチ点検
スイッチ b.潤滑油脂交換
4.収納箱
5.開度計

a.配線類点検
a.外観点検b.指示値確認
6.試験・測定 a.絶縁抵抗測定
b.開閉試験
c.巻線抵抗測定※1 点検周期の単位はサイクル。

-178-

一般点検
a.外観点検b.取付器具点検
c.冷却ファン点検
a.外観点検a.絶縁抵抗測定
b.保護シーケンス試験
c.主回路・ゲート回路波形
測定
d.停電，復旧切替試験
e.入力電源切替試験
f.電解コンデンサ容量測定
g.特性試験
h.警報試験
a.外観点検―――a.外観点検b.指示値確認a.絶縁抵抗測定
b.開閉試験

(3)計測制御設備
格納容器圧力逃がし装置の計測制御設備は，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た適切な周期による定期的な点検（時間基準保全）により，設備性能を確保していることの確認を行う。
対象機器毎の点検項目及び点検内容は，第 5.1－3 表のとおりである。
第 5.1－3 表
対象機器

計測制御設備の対象機器毎の点検項目及び点検内容

点検周
期
本格 一般

圧力計

1

電気式変換 1
器

点検内容

点検項目

― 1.外観点検
2.特性試験
― 1.外観点検
2.特性試験

本格点検
a.各部点検手入
a.校正
a.各部点検手入
a.校正・ループ校正

電 気 式 指 示 1 ― 1.特性試験 a.校正・ループ校正
計
電 気 式 記 録 1 ― 1.特性試験 a.各部点検手入計
b.校正
電磁流量計 1 ― 1.分解点検 a.分解点検手入
電磁弁― 1 1.外観点検―
2.特性試験
―制御盤― 1.外観点検

検出器モニ 1タ

― 1.外観点検
2.特性試験

水素検出装 1置

― 1.外観点検
2.特性試験

サンプリン 1グ機器

― 1.外観点検 a. サ ン プ リ ン グ 装 置 点 検 手
入
2.分解点検 a.ポンプ分解点検手入
3.特性・性能 a.インサービス後の調整
試験― 1.外観点検 a.各部点検手入
2.特性試験 b.回路特性試験

1

―
―

―
a.各部点検手入
a.絶縁抵抗・直流抵抗測定
b.動作試験
a.盤(ラック)，及び取付器具 ―点検手入
a.各部点検手入―
a.回路特性試験―
b.線源校正試験
a.各部点検手入―
a.回路特性試験―
b.基準ガスによる校正
―

1

pH 計

一般点検
―
―
―
―

※1 点検周期の単位はサイクル。

-179-

―
―
―
―
―

【代替格納容器圧力逃がし装置】(1)
機械設備
代替格納容器圧力逃がし装置の機械設備は，類似機器の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た適切な周期による定期的な点検（時間基準保全）により，設備性能を確保していることの確認を行う。
(2)

電気設備
代替格納容器圧力逃がし装置の電気設備は，類似機器の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た適切な周期による定期的な点検（時間基準保全）により，設備性能を確保していることの確認を行う。

(3)

計測制御設備代替格納容器圧力逃がし装置の計測制御設備は，類似機器の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た適切な周期による定期的な点検（時間基準保全）により，設備性能を確保していることの確認を行う。

保全方式の選定にあたっては「原子力発電所の保守管理規定（JEAC 4209）
MC-11-1-1 保全方式の選定」に基づき，適切な方針を選定することとした。
格納容器圧力逃がし装置及び代替格納容器圧力逃がし装置は設備の重要性から予防保全を行うことが適切である。機械設備，電気設備，及び計測制御設
備については運転経験，劣化の進展予測等から，定期的な保全が妥当と判断するため，時間基準保全とする。
フィルタ装置の容器及び容器内部構造物については，スクラバ水の薬液に対する劣化状況について確認するため，マンホールを開放して定期的な内部点検を行う必要がある。また，銀ゼオライトについても発電所内で設置した類似事
例がないことから，よう素フィルタ本体の定期的な開放点検等で劣化の進展状況を把握する必要があるため，同様に時間基準保全とする。

-180-

5.2
試験方法
【格納容器圧力逃がし装置】
格納容器圧力逃がし装置が所定の機能を確保していることを確認するため，「弁開閉試験」及び「ドレン設備ポンプ作動試験」，「漏えい試験」，「スクラバ水質確認試験」，「銀ゼオライト性能確認試験」を定期的に実施する。なお，これらの試験はプラント停止時に行う定期事業者検査を想定したものである。
(1)

弁開閉試験
弁開閉試験の概要図を第 5.2－1 図に示す。
以下の弁開閉試験を実施することにより，ベント操作時に必要な流路を確保できることを確認する。
a． 空気駆動弁（弁番号：①，②，③）
・中央制御室の操作スイッチによる弁開閉試験：① ※ ，② ※ ，③・エクステンションによる人力での弁開閉試験：①，②，③・電磁弁排気ポートへの駆動空気供給による弁開閉試験：①，②，③
b．電動駆動弁（弁番号：④，⑤，⑥）
・中央制御室の操作スイッチによる弁開閉試験：④ ※ ，⑤，⑥・弁駆動部のエクステンションによる人力での弁開閉試験：④c．手動駆動弁（弁番号：⑦）・弁駆動部のエクステンションによる人力での弁開閉試験：⑦※当該弁の中央制御室の操作スイッチによる弁開閉試験は，格納容器隔離弁の弁開閉試験として別途実施する。
主排気筒

6号炉

：弁開閉試験対象RE

放射線モニタ

AO

圧力開放板
H2E

Ｎ2ベントライン

原子炉区域・
タービン区域〔Ｆ．Ｃ〕
換気空調系排風機へ

7号炉

MO

ボンベ

PT

圧力計

圧力計

〔Ｆ．Ｃ〕

非常用ガス処理系
排風機へ

MO

遠隔操作

③

AO

RE

放射線モニタ

MO
AO

水素濃度計
PI

原子炉区域よりパージ用排風機

水素濃度計

AO

〔Ｆ．Ｏ〕

〔Ｆ．Ｃ〕
H2E

〔Ｆ．Ｏ〕

ドライウェル

・

Ｆ１０２

水位計

フィルタ
装置

DP

ド
レ
ン
タ
ン
ク

遠隔操作
遠隔操作

Ｆ０１９

⑦

ボンベ
MO

⑤

サプレッション・
チェンバ

①

遠隔操作

AO

ボンベ

〔Ｆ．Ｃ〕

Ｆ０２２
Ｆ５０１

MO

Ｆ０２０
流量計

Ｆ２１１
Ｆ２１０

第 5.2－1 図⑥

非常用ガス処理系
排風機より

ドレン
移送ポンプ
FE

MO

pH

ｐＨ計

Ｆ５０２Ｂ

遠隔操作

遠隔操作

・
原子炉建屋

Ｆ２０９

MO

Ｆ０７０

〔Ｆ．Ｃ〕

Ｆ５０２Ａ

FE

AO

〔Ｆ．Ｏ〕

AO

LＳ

水位計

LT

②

原
子
炉
圧
力
容
器

Ｎ2ベントライン

差圧計

ボンベ

・

・

〔Ｆ．Ｃ〕

オリフィス

PT

AO

AO

よう素
フィルタ

圧力開放板

圧力計

④

原子炉区域運転階より

Ｎ2供給ラインＦ００１

二次格納施設MO
MO

MO

可燃性ガス濃度制御系
気水分離器より弁開閉試験概要図
-181-

原子炉建屋

Ｎ2供給ライン(2)ドレン設備ポンプ作動試験
ドレン設備ポンプ作動試験の概要図を第 5.2－2 図に示す。
仮設テストラインを使用してドレン設備ポンプの作動試験を実施することで，継続的なベントに必要な流量の凝縮水を移送できることを確認する。
主排気筒
6号炉

RE

放射線モニタ：常設テストライン

AO

圧力開放板
H2E

Ｎ2ベントライン：仮説テストライン

原子炉区域・
タービン区域〔Ｆ．Ｃ〕
換気空調系排風機へ

7号炉

MO

ボンベ

PT

圧力計

圧力計

〔Ｆ．Ｃ〕

非常用ガス処理系
排風機へ

MO

遠隔操作
AO

RE

放射線モニタ

MO
AO

水素濃度計
PI

原子炉区域よりパージ用排風機

水素濃度計

〔Ｆ．Ｏ〕

ボンベ

AO
〔Ｆ．Ｃ〕

H2E

Ｎ2供給ライン

・

・

AO

〔Ｆ．Ｏ〕

〔Ｆ．Ｃ〕

・

オリフィス

Ｆ１０２
PT

差圧計

水位計

フィルタ
装置

DP

LT

ド
レ
ン
タ
ン
ク

MO

遠隔操作

Ｆ０７０

遠隔操作

AO

原
子
炉
圧
力
容
器

Ｎ2ベントライン

遠隔操作

〔Ｆ．Ｃ〕

Ｆ０１９

ボンベ
MO

LＳ

・

水位計

原子炉建屋

サプレッション・
チェンバ

遠隔操作

AO

ボンベ

〔Ｆ．Ｃ〕

Ｆ５０２Ａ

Ｆ０２２
Ｆ５０１

MO

pH

MO

ｐＨ計

Ｆ５０２Ｂ

非常用ガス処理系
排風機より

ドレン

Ｆ０２０
FE

遠隔操作

AO

よう素
フィルタ

圧力開放板

FE

AO

〔Ｆ．Ｏ〕

ドライウェル

圧力計

Ｆ００１

原子炉区域運転階より

流量計

MO
MO

MO

可燃性ガス濃度制御系

Ｆ２０９

Ｆ２１１

二次格納施設原子炉建屋

Ｎ2供給ライン

Ｆ２１０

第 5.2－2 図(3)ドレン設備ポンプ作動試験概要図

漏えい試験（主配管）漏えい試験の試験条件・方法を第 5.2－1 表に，試験概要図を第 5.2－3
図に示す。
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 0.62MPa［gage］でのベント開始時の系統内は窒素ガス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，窒素ガス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ガスについては，事故時において系統内から漏えいする可能性はあるものの，建屋外については外気により拡散すること，建屋内については PAR による処理が期待できること，試験時の安全性確保の観点から，水素ガス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されていることの確認として窒素封入圧力 0.01MPa［gage］以上が維持されていること，並びに，-182-

系統が使用時にバウンダリ機能を維持できることの確認として最高使用圧力 0.62MPa［gage］，ならびに 0.25 MPa［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，同様に系統最高使用温度での漏えい確認が困難な原子炉圧力容器の漏えい試
験では，通常運転温度約 280℃に対し 180℃以上低い 100℃以下で漏えい確認を行っていることから，常温での漏えい確認で十分であると判断する。
第 5.2－1 表漏えい試験の試験条件・目的・方法

加圧媒体 試験圧力 試験温度
簡易 窒素ガス点検

0.01MPa

常温試験目的・方法
系統内を不活性状態に維持することを目的に，系［gage］以上

統全体を窒素パージ圧力（待機状態）に加圧し，(窒素パー

著しい漏えいのないことを確認する。

ジ圧力)
本格 窒素ガス

0.62MPa点検［gage］

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(最高使用

圧し，著しい漏えいのないことを確認する。

圧力)（フィルタ装置入口弁からよう素フィルタ上流
側圧力開放板まで）

0.25MPa

使用時にバウンダリ機能が維持されていること［gage］

を確認するために，系統全体を最高使用圧力に加(最高使用

圧し，著しい漏えいのないことを確認する。

圧力)（よう素フィルタ上流側圧力開放板 からよう素フィルタ下流側圧力開放板まで）

-183-

主排気筒

6号炉

RE

放射線モニタ

：加圧範囲

AO

圧力開放板
H2E

Ｎ2ベントライン

原子炉区域・
タービン区域〔Ｆ．Ｃ〕
換気空調系排風機へ

7号炉

MO

ボンベ

PT

圧力計

圧力計

〔Ｆ．Ｃ〕

非常用ガス処理系
排風機へ

MO

遠隔操作
AO

RE

放射線モニタ

MO
AO

水素濃度計
PI

原子炉区域よりパージ用排風機

水素濃度計

〔Ｆ．Ｏ〕

ボンベ

AO
〔Ｆ．Ｃ〕

H2E

AO

〔Ｆ．Ｏ〕

遠隔操作

〔Ｆ．Ｃ〕

・

オリフィス

Ｆ１０２
PT

差圧計

水位計

フィルタ
装置

DP

ド
レ
ン
タ
ン
ク

遠隔操作
遠隔操作
遠隔操作

〔Ｆ．Ｃ〕

Ｆ０１９

ボンベ
MO

LＳ

・

水位計

LT

MO

Ｆ０７０

AO

原
子
炉
圧
力
容
器

Ｎ2ベントライン

圧力計

AO

よう素
フィルタ

圧力開放板

原子炉建屋

サプレッション・
チェンバ

遠隔操作

AO

ボンベ

〔Ｆ．Ｃ〕

Ｆ５０２Ａ

Ｆ０２２
Ｆ５０１

MO

非常用ガス処理系
排風機より

ドレン
移送ポンプ

Ｆ０２０
FE

MO

pH

ｐＨ計

Ｆ５０２Ｂ

流量計

Ｆ２１１

(4)

・

・

〔Ｆ．Ｏ〕

ドライウェルＦ２０９

AO

原子炉区域運転階より

Ｎ2供給ラインFE

Ｆ００１

二次格納施設MO
MO

MO

可燃性ガス濃度制御系
気水分離器より

原子炉建屋

Ｎ2供給ライン

Ｆ２１０

第 5.2－3 図 漏えい試験概要図
漏えい試験（空気駆動弁駆動空気系）
上記(1)弁開閉試験 a.空気駆動弁の電磁弁排気ポートへの駆動空気供給による弁開閉試験において，空気駆動弁が『開』の状態（駆動空気を供給している状態）にて，駆動空気系の機器（ボンベ，配管，フランジ，弁）の各部より，駆動空気の漏えいのないことを確認する。

(5)

スクラバ水質確認試験
スクラバ水質確認試験は，格納容器圧力逃がし装置待機中に，ドレンラ
インからサンプル水を採取・分析を実施し，スクラバ水が規定の薬液濃度であることを確認する。

(6)

銀ゼオライト性能確認試験
よう素フィルタに充填される銀ゼオライトについては，よう素フィルタと同等の環境に保管される銀ゼオライトサンプル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。

【代替格納容器圧力逃がし装置】
代替格納容器圧力逃がし装置が所定の機能を確保していることを確認するた
め，格納容器圧力逃がし装置と同様に，「弁開閉試験」および「ドレン設備ポンプ作動試験」，「漏えい試験」，「スクラバ水質確認試験」を実施する。

-184-

6.

規制基準への適合性

6.1
実用発電用原子炉及びその附属施設の位置，構造及び設備の基準に関する規則への適合6.1.1
第 38 条（重大事故等対処施設の地盤）【格納容器圧力逃がし装置】【代替格納容器圧力逃がし装置】(1)規制基準要求事項
重大事故防止設備のうち常設のもの（以下「常設重大事故防止設備」という。）であって，耐震重要施設に属する設計基準事故対処設備が有する機能を代替するもの（以下「常設耐震重要重大事故防止設備」という。）が設置される重大事故等対処施設（特定重大事故等対処施設を除く。）：
基準地震動による地震力が作用した場合においても当該重大事故等対処
施設を十分に支持することができる地盤に設けなければならない。
重大事故緩和設備のうち常設のもの（以下「常設重大事故緩和設備」という。）が設置される重大事故等対処施設（特定重大事故等対処施設を除く。）：
基準地震動による地震力が作用した場合においても当該重大事故等対処
施設を十分に支持することができる地盤に設けなければならない。
重大事故等対処施設（前項第二号の重大事故等対処施設を除く。次項及び次条第二項において同じ。）は，変形した場合においても重大事故等に対処するために必要な機能が損なわれるおそれがない地盤に設けなければならない。
重大事故等対処施設は，変位が生ずるおそれがない地盤に設けなければならない。
(2)規制基準適合性
6 号炉及び 7 号炉原子炉施設設置位置付近の地盤分類，断層の分布状況及
び岩石・岩盤試験等の結果を評価して行った有限要素法による動的解析結果によると，地震時における応力状態等からみて支持力が問題となることはない。
敷地には，将来活動する可能性のある断層等の露頭は認められていない。
また，敷地周辺の活断層については，敷地から十分に離れている。そのため，断層変位に伴う基礎地盤の局所的な変形は原子炉施設の安全性に問題となるものではない。
以上より，格納容器圧力逃がし装置及び代替格納容器圧力逃がし装置は，第38 条の要求事項に適合している。

-185-

6.1.2
第 39 条（地震による損傷の防止）【格納容器圧力逃がし装置】【代替格納容器圧力逃がし装置】(1)規制基準要求事項
常設耐震重要重大事故防止設備が設置される重大事故等対処施設：
基準地震動による地震力に対して重大事故に至るおそれがある事故に対処するために必要な機能が損なわれるおそれがないものであること。
常設重大事故緩和設備が設置される重大事故等対処施設：
基準地震動による地震力に対して重大事故に対処するために必要な機能が損なわれるおそれがないものであること。
(2)規制基準適合性
格納容器圧力逃がし装置及び代替格納容器圧力逃がし装置を構成する構築
物・機器に対して，地震力により構築物・機器が損傷しないことを確認する必要があるため，規則を踏まえて実施した地震動評価結果に基づき策定した基準地震動 Ss により健全性を評価した。
基準地震動 Ss による地震力に対して，格納容器圧力逃がし装置及び代替格
納容器圧力逃がし装置を構成する構築物・機器は，十分な耐性を有しており，機能を維持できることを確認した。
以上より，格納容器圧力逃がし装置及び代替格納容器圧力逃がし装置は，第39 条の要求事項に適合している。
6.1.3
第 40 条（津波による損傷の防止）【格納容器圧力逃がし装置】(1)規制基準要求事項
重大事故等対処施設は，基準津波に対して重大事故等に対処するために必要な機能が損なわれるおそれがないものでなければならない。
(2)規制基準適合性
格納容器圧力逃がし装置を構成する構築物・機器に対して，津波波力や浸水により構築物・機器が損傷しないことを確認する必要があるため，規則を踏まえて実施した津波評価結果に基づき策定した基準津波により健全性を評価した。
格納容器圧力逃がし装置は，6 号炉及び 7 号炉近傍屋外の標高 12m の敷地に設置されており，基準津波による遡上波は到達せず，津波波力や浸水により構築物・機器の損傷は生じないことを確認している。
なお，格納容器圧力逃がし装置は，6 号炉及び 7 号炉近傍屋外の標高 12m-186-

の敷地に設置されており，基準津波による遡上波は到達しないため，基準地
震動と基準津波の影響が重畳することはない。
以上より，格納容器圧力逃がし装置は，第 40 条の要求事項に適合している。
【代替格納容器圧力逃がし装置】
代替格納容器圧力逃がし装置を構成する構築物・機器に対して，津波波力や浸水により構築物・機器が損傷しないことを確認する必要があるため，規則を踏まえて実施した津波評価結果に基づき策定した基準津波により健全性を評価した。
代替格納容器圧力逃がし装置は，6 号炉及び 7 号炉近傍屋外の標高 12m の敷地の地下に設置されており，基準津波による遡上波は到達せず，津波波力や浸水により構築物・機器の損傷は生じないことを確認している
なお，代替格納容器圧力逃がし装置は，6 号炉及び 7 号炉近傍屋外の標高12m の敷地の地下に設置されており，基準津波による遡上波は到達しないた
め，基準地震動と基準津波の影響が重畳することはない。
以上より，代替格納容器圧力逃がし装置は，第 40 条の要求事項に適合している。
6.1.4
第 41 条（火災による損傷の防止）【格納容器圧力逃がし装置】【代替格納容器圧力逃がし装置】(1)規制基準要求事項
重大事故等対処施設は，火災により重大事故等に対処するために必要な機能を損なうおそれがないよう，火災の発生を防止することができ，かつ，火災感知設備及び消火設備を有するものでなければならない。
(2)規制基準適合性
ａ．火災の発生の防止(a)火災防護対策を講じた設計
可燃物内包設備，及び火花や水素が発生する設備はない。また，系統内に水素が滞留することを防止する設計としている。
(b)不燃性材料又は難燃性材料の使用
主要構造物は不燃性材料を使用している。ケーブルは自己消火性（UL 垂直燃焼試験）・耐延焼性（IEEE383）の実証試験に合格する線種を使用している。ただし，放射線モニタ用ケーブルには，微弱電流・微弱パルスを扱-187-

うことから，耐ノイズ性を確保するために高い絶縁抵抗を有する同軸ケーブルを使用している。このケーブルは，自己消火性を確認する UL 垂直燃焼試験は満足するが，耐延焼性を確認する IEEE383 燃焼試験の要求を満足しない。このケーブルに対しては，専用の電線管に敷設することとしており，発火した場合においても他の構築物，系統又は機器に火災を生じさせるおそれは小さい。
(c)落雷，地震への対策
落雷については，「7.1.5
地震については，「6.1.1

落雷」を参照。
第 39 条（地震による損傷の防止）」を参照。

ｂ．火災の感知，消火(a)火災感知設備
消防法に基づき火災感知器を設置する。さらに，屋内のケーブル敷設箇所及び電動駆動弁・電源盤・制御盤設置箇所には，火災時に炎が生じる前の発煙段階から感知できるアナログ式の煙感知器に加え，異なる 2 種類目の感知器としてアナログ式の熱感知器を設置する。設置にあたっては，消防法に準じた設置条件で設置する。
格納容器圧力逃がし装置遮蔽壁内の電源盤・計器ラック設置箇所，屋外のケーブル敷設箇所及びドレンポンプ設置箇所については，屋外又は上部が大気開放されているため煙感知器による火災感知は困難であることから，
炎感知器と熱感知器を設置する。炎感知器はアナログ式ではないが，アナログ式と同様に平常時から炎の有無を連続監視することで，火災現象（炎の発生）を把握することができるものを選定する。
なお，感知器については，外部電源が喪失した場合においても電源を確保する設計とし，中央制御室等にて適切に監視できる設計とする。
(b)消火設備
消火栓及び消火器を適切に設置している。原則ケーブルは電線管に敷設されていること，屋外又は格納容器圧力逃がし装置遮蔽壁内の分電盤，計器ラック及びドレンポンプは屋外又は上部が大気開放されている箇所に設置されることから，火災によって煙が充満し消火が困難となることはない。
一方，屋内の電源盤とケーブルの取合部において電線管に敷設されていない箇所や，屋内の電源盤，計装ラック，電動駆動弁及び代替格納容器圧
力逃がし装置のドレンポンプが設置される箇所は，火災によって煙が充満するおそれがあることから，自動又は中操からの遠隔手動による固定式消火設備を設置する。

-188-

(c)自然現象への対策
屋外消火設備の配管は，保温材により凍結防止対策を行っている。また，
屋外の消火栓本体は，不凍式の消火栓を採用している。
消火栓に使用する消火用水のポンプ等の機器は，給水建屋に設置されて
おり，建築基準法に基づいた風荷重を考慮した設計となっている。万一，竜巻により給水建屋が損壊し消火栓が使用不能となる場合でも，原子炉建
屋内の固定式消火設備や消火器によって，屋内のケーブル，電動駆動弁，電源盤，制御盤からの火災に対応する。屋外又は格納容器圧力逃がし装置
遮蔽壁内の分電盤，計器ラック及びドレンポンプからの火災に対しては，消火器又は消防車によって対応する。
給水建屋は津波による水没等の影響を受けないよう防潮壁等を設置している。
また，屋外消火配管は，基本的に地上化及びトレンチ化を図っており，水源となるタンクと配管の接続部にフレキシブル継手を採用するなど地盤変位を考慮した設計としている。
さらに，万一屋外消火配管が破断した場合は，消防車を用いて建屋の給水接続口より屋内消火栓へ水の供給が可能である。
(d)消火設備の破損等に対する対策
消 火設備の破 損 ，誤動作等により安全機能に影響を与えないことを，「7.2.3 内部溢水」にて確認している。
以上より，格納容器圧力逃がし装置及び代替格納容器圧力逃がし装置は，第41 条の要求事項に適合している。
6.1.5
第 43 条（重大事故等対処設備）【格納容器圧力逃がし装置】【代替格納容器圧力逃がし装置】(1)規制基準要求事項
第 6.1.5－1 表に示す重大事故等対処設備は以下に掲げるものでなければならない。
a.環境条件想定される重大事故等が発生した場合における温度，放射線，荷重その他の使用条件において，重大事故等に対処するために必要な機能を有効に発揮するものであること。又，設備の操作や復旧作業を行うことができる
よう，放射線量が高くなるおそれが少ない設置場所の選定，設置場所への遮蔽物の設置その他の適切な措置を講じたものであること。

-189-

b.操作性想定される重大事故等が発生した場合において，確実に操作できるもの
であること。又，本来の用途以外の用途として重大事故等に対処するために使用する設備にあっては，通常時に使用する系統から速やかに切り替えられる機能を備えるものであること。
c.試験又は検査
健全性及び能力を確認するため，発電用原子炉の運転中又は停止中に試験又は検査ができるものであること。
d.共用の禁止，悪影響防止
工場等内の他の設備に対して悪影響を及ぼさないものであること。又，二以上の発電用原子炉施設において共用するものでないこと。ただし，二以上の発電用原子炉施設と共用することによって当該二以上の発電用原子炉施設の安全性が向上する場合であって，同一の工場等内の他の発電用原子炉施設に対して悪影響を及ぼさない場合は，この限りではない。
e.容量想定される重大事故等の収束に必要な容量を有するものであること。
f.多様性
共通要因によって設計基準事故対処設備の安全機能と同時にその機能が損なわれるおそれがないよう，適切な措置を講じたものであること。

-190-

第 6.1.5-1 表

原子炉格納容器過圧破損を防止するための設備代替する機能を有する
設計基準対象施設

系統機能

格納容器圧力逃がし装置

設備

フィルタ装置

設備
種別

設備

耐震重
要度分
類

常設
可搬型

－

－

常設

設備分類
分類
常設耐震重要重大事故防止設
備
常設重大事故緩和設備
常設耐震重要重大事故防止設
備
常設重大事故緩和設備
常設重大事故等対処設備（防止でも緩和でもない）

機器
クラス
SA－2

よう素フィルタ常設

フィルタ装置水位※1

常設

フィルタ装置入口圧力※1

常設

常設重大事故等対処設備（防止でも緩和でもない）－

フィルタ装置出口放射線モニタ※1

常設

常設重大事故防止設備
常設重大事故緩和設備－

常設

常設重大事故等対処設備（防止でも緩和でもない）－

常設

常設重大事故等対処設備（防止でも緩和でもない）－※1

フィルタ装置金属フィルタ差圧
フィルタ装置水素濃度※1

常設重大事故等対処設備（防止でも緩和でもない）
常設耐震重要重大事故防止設
備
常設重大事故緩和設備
常設耐震重要重大事故防止設
備
常設重大事故緩和設備
常設耐震重要重大事故防止設
備
常設重大事故緩和設備

SA－2－

フィルタ装置スクラバ水 pH※1

常設

ドレンポンプ設備

常設

ドレンタンク常設

遠隔手動弁操作設備

常設

スクラバ水 pH 制御設備

可搬

可搬型重大事故緩和設備

SA－3

ラプチャーディスク

常設

常設重大事故緩和設備－

可搬型窒素供給装置

可搬

可搬型重大事故緩和設備－

フィルタベント遮蔽壁

常設

配管遮蔽

常設

原子炉格納容器［ベント元］

常設

格納容器圧力逃がし装置・不活性ガス系・耐圧強化ベント系 配
管・弁［流路］
可搬型代替注水ポンプ（A－2 級）

常設
可搬

淡水貯水池・防火水槽［水源］

常設

常設耐震重要重大事故防止設
備
常設重大事故緩和設備※2
常設耐震重要重大事故防止設
備
常設重大事故緩和設備※2
常設耐震重要重大事故防止設
備
常設重大事故緩和設備
常設耐震重要重大事故防止設
備
常設重大事故緩和設備
可搬型重大事故防止設備
可搬型重大事故緩和設備－（代替淡水源）※3

－
SA－2

SA－2

－

－

－

SA－2

SA－2
SA－3
－

※1

計装設備については計装ループ全体を示すため要素名を記載※2

常設耐震重要重大事故防止設備・常設重大事故緩和設備等を操作する人が健全であることを担保する常設設備であるため，本分類としている。

※3

重大事故等対処設備ではなく代替淡水源（措置）であるが，本条文において必要なため記載(2)規制基準適合性
a.環境条件
格納容器圧力逃がし装置及び代替格納容器圧力逃がし装置を構成する機器は，事故時に想定される温度条件，装置を使用中に想定される放射線条
件においても，動作確認や機能確認によって健全性を確認した機器を用いること，もしくは健全性を確認した範囲の環境条件を確保するための緩和措置等を実施することにより，当該機器に要求される機能を発揮するよう-191-

設計する。また，フィルタ装置，よう素フィルタ，配管，弁は原子炉格納容器外に配置されており，想定される事故環境下においても，動作確認や機能確認によって健全性を確認した機器を用いること，もしくは健全性を確認した範囲の環境条件を確保するための緩和措置等を実施することにより，必要な機能を有効に発揮することができる設計とする。
b.操作性
電動駆動弁，空気駆動弁及び手動駆動弁について，事故時においても，
エクステンションでの操作，動作気体のバックアップ供給による操作等により，確実に操作できる設計とする。また，本系統を使用する場合に，通常状態で使用する系統との切り替え操作は，系統内の取り合い箇所が通常
時閉，電源喪失時にはフェイルクローズにより閉となる弁で仕切られているため，特段の操作は不要となる設計とする。
c.試験又は検査
原子炉停止中に，弁の開閉試験，系統漏えい試験，及びスクラバ水の水
質確認を実施し性能確認を実施する。
d.共用の禁止，悪影響防止
他号炉と共用はしておらず，また第 6.1.5－1 図に示す通り，他の系統・機器とは，通常時閉，電源喪失時にはフェイルクローズにより閉となる弁で隔離することで切り替え操作を不要にしており，本系統を使用する場合に，他の系統・機器とも独立させることで，他への悪影響を防止する設計
とする。
主排気筒

6 号炉

RE

放射線モニタ
AO

圧力開放板
H 2E

Ｎ2 ベントライン

原子炉区域・
タービン区域〔Ｆ．Ｃ〕
換気空調系排風機へ

PI

PT

圧力計

7 号炉

圧力計

原子炉区域よりMO

ボンベ〔Ｆ ．Ｃ〕

非常用ガス処理系
排風機へ

MO

遠隔操作

RE

放射線モニタMO

パージ用排風機
AO

水素濃度計

AO

ボンベ

AO

水素濃度計

〔Ｆ．Ｏ〕
〔Ｆ．Ｃ〕

H 2E

Ｎ2 供給ライン
ドライウェル
圧力開放板

差圧計

DP

フィルタ
装置

LT

遠隔操作

遠隔操作

MO

遠隔操作

AO

遠隔操作
〔Ｆ．Ｃ〕

ボンベ

容
器

MO

LＳ

水位計

AO

〔Ｆ ．Ｃ〕

・PT

圧力計〔Ｆ． Ｏ〕
AO

原
子
炉
圧
力

Ｎ2 ベントライン

・・〔Ｆ． Ｏ〕

よう素
フィルタ

オリフィス

AO

原子炉区域運転階より

・

水位計

原子炉建屋

サプレッション・
チェンバ

遠隔操作

AO

ボンベ
〔 Ｆ． Ｃ〕
MO
pH

MO

ｐＨ計

非常用ガス処理系
排風機より

ドレン
移送ポンプ

・通常時は弁閉・フェイルクローズ弁のため電源喪失時は弁閉

MO
FE

FE

MO

流量計

二次格納施設第 6.1.5－1 図

MO

可燃性ガス濃度制御系
気水分離器より

原子炉建屋

Ｎ2 供給ライン

格納容器圧力逃がし装置系統概略図

e.容量
事故時に格納容器内で発生する蒸気量よりも，排出可能な蒸気量を大き-192-

くすることで，格納容器を減圧するために十分な容量を確保する設計とする。
f.多様性
原子炉格納容器の過圧破損を防止するための設備としての設計基準事故対処設備である残留熱除去系（格納容器スプレイ機能）及び当該系統の除熱を行う原子炉補機冷却水系，原子炉補機冷却海水系に対し，系統の接続箇所はなく，冷却方式も異なることから，多様性，独立性を有しており，共通要因により機能が損なわれない設計とする。
以上より，格納容器圧力逃がし装置及び代替格納容器圧力逃がし装置は，第43 条の要求事項に適合している。

6.1.6
第 48 条（最終ヒートシンクに熱を輸送するための設備）【格納容器圧力逃がし装置】【代替格納容器圧力逃がし装置】(1)規制基準要求事項
炉心の著しい損傷等を防止するため，最終ヒートシンクへ熱を輸送するための重大事故防止設備を整備すること。重大事故防止設備は，設計基準事故
対処設備に対して，多重性又は多様性及び独立性を有し，位置的分散を図ること。又，格納容器圧力逃がし装置を整備する場合は，第 50 条 1b)に準ずること。又，その使用に際しては，敷地境界での線量評価を行うこと。
(2)規制基準適合性
原子炉格納容器の過圧破損を防止するための設備としての設計基準事故対
処設備である残留熱除去系（格納容器スプレイ機能）及び当該系統の除熱を行う原子炉補機冷却水系，原子炉補機冷却海水系に対し，系統の接続箇所はなく，冷却方式も異なることから，多様性，独立性を有している。また，フィルタ装置は原子炉建屋近傍屋外もしくは地下ピット内に設置しており，原子炉建屋内の弁等についても，異なる区画の部屋に配置する等により位置的分散を図る設計としている。
以上より，格納容器圧力逃がし装置及び代替格納容器圧力逃がし装置は，第48 条の要求事項に適合している。
さらに，格納容器圧力逃がし装置及び代替格納容器圧力逃がし装置の系統に設置されるポンプ等の重要機器及び系統機能の確認のために特に重要な計測制御設備については，同一の機能を果たす機器及び計測制御設備を複数設-193-

けることにより，系統内の機器について，多様性及び多重性を確保する設計としている。
6.1.7
第 50 条（原子炉格納容器の過圧破損を防止するための設備）【格納容器圧力逃がし装置】【代替格納容器圧力逃がし装置】(1)規制基準要求事項
発電用原子炉施設には，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圧力及び温度を低下させるために必要な設備を設けること。原子炉格納容器内の圧力及び温度を低下させるために必要な設備とは，以下に掲げる措置又はこれらと同等以上の効果を有する措置を行うための設備をいう。
a.格納容器圧力逃がし装置又は格納容器再循環ユニットを設置すること。
b.放射性物質低減対策
排気中に含まれる放射性物質を低減するものであること。
c.可燃性ガスの爆発防止等の対策
可燃性ガスの爆発防止等の対策が講じられていること。
d.悪影響防止
配管等は，他の系統・機器や他号機の格納容器圧力逃がし装置等と共用
しないこと。ただし，他への悪影響がない場合を除く。
e.格納容器の負圧破損防止
格納容器圧力逃がし装置の使用に際しては，必要に応じて，原子炉格納容器の負圧破損を防止する設備を整備すること。
f.隔離弁
人力により容易かつ確実に開閉操作可能であること。又，炉心の著しい損傷時においても，現場において人力で操作ができるよう，遮蔽又は離隔等の放射線防護対策がなされていること。
g.ラプチャーディスク
ラプチャーディスクを使用する場合は，バイパス弁を併置すること。ただし，格納容器圧力逃がし装置の使用の妨げにならないよう，十分に低い圧力に設定されたラプチャーディスクを使用する場合又はラプチャーディ
スクを強制的に手動で破壊する装置を設置する場合を除く。
h.接続位置
長期的にも溶融炉心及び水没の悪影響を受けない場所に接続されていること。
i.放射線防護対策
使用後に高線量となるフィルタ等からの被ばくを低減するための遮蔽等-194-

の放射線防護対策がなされていること。

(2)規制基準適合性
a.格納容器圧力逃がし装置及び代替格納容器圧力逃がし装置を設置する。
b.放射線低減対策
フィルタ装置にて，粒子状放射性物質を 99.9％以上低減できる設計とする。また，被ばく低減の観点からガス状放射性無機よう素を 99.9%以上，
ガス状放射性有機よう素を 98%以上低減できる設計とする。
c.可燃性ガスの爆発防止等の対策
系統内を不活性ガス（窒素ガス）で置換した状態で待機すること及び使用後に系統内を不活性ガス（窒素ガス）でパージすることにより，排気中に含まれる可燃性ガス及び使用後に放射線分解により発生する可燃性ガスによる爆発を防ぐ設計とする。
d.悪影響防止
格納容器圧力逃がし装置及び代替格納容器圧力逃がし装置は，他号炉と共用はしておらず，また第 6.1.5－1 図に示す通り他の系統・機器とは，通常時閉，電源喪失時にはフェイルクローズにより閉となる弁，及び逆止弁で隔離することで，通常状態で使用する系統との切り替え操作を不要にしており，他へ悪影響を及ぼさない設計としている。
e.格納容器の負圧破損防止
重大事故等対策の有効性評価において，格納容器圧力逃がし装置及び代替格納容器圧力逃がし装置を使用しても，格納容器が負圧になることはな
いことを確認している。仮に格納容器スプレイを行う場合においても，格
納容器圧力を確認し，規定の圧力まで減圧した場合は格納容器スプレイを停止する運用としている。
f.隔離弁
空気駆動弁については，エクステンションにより人力で操作可能な設計とする。また，第 6.1.7－1 図から第 6.1.7－6 図に示す通りあらかじめ設
置されているボンベの空気を手動により駆動シリンダへ供給することにより，容易に遠隔操作ができる設計とする。電動駆動弁ならびに手動駆動弁については，駆動部にエクステンションを設け，人力にて容易に遠隔操作ができる設計とする。なお，空気駆動弁，電動駆動弁，手動駆動弁のエクステンションによる操作，ならびに空気駆動弁のボンベによる操作及び電動駆動弁の操作は，二次格納施設の外から実施可能であり，重大事故等発生時の作業員の放射線防護を考慮した設計とする。

-195-

枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

第 6.1.7－1 図

機器配置図（6 号炉原子炉建屋中 4 階及び 3 階）

第 6.1.7－2 図

機器配置図（6 号炉原子炉建屋 2 階）-196-

第 6.1.7－3 図

機器配置図（6 号炉原子炉建屋地下中 1 階及び地下 1 階）

-197-

第 6.1.7－4 図

機器配置図（7 号炉原子炉建屋中 4 階及び 3 階）

第 6.1.7－5 図

機器配置図（7 号炉原子炉建屋 2 階）-198-

第 6.1.7－6 図

機器配置図（7 号炉原子炉建屋地下中 1 階及び地下 1 階）g.ラプチャーディスク
系統内を不活性ガス（窒素ガス）で置換する際の大気との隔壁としてラプチャーディスク（圧力開放板）を設置する。バイパス弁を併置しないが，格 納 容 器 か ら の 排 気 圧 力 （ 0.31MPa［ gage］） と 比 較 し て 十 分 低 い 圧 力（0.10MPa［gage］）で開放する設定とし，排気の妨げにならない設計とする。
h.接続位置格納容器の接続位置は，サプレッション・チェンバ及びドライウェルに設ける。これにより，いずれからも格納容器圧力逃がし装置及び代替格納
容器圧力逃がし装置を用いた排気操作を実施することができ，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。
i.放射線防護対策
装置の周囲及び配管(フィルタ装置入口側)に遮蔽体を設置し，使用後に高線量となるフィルタ装置等から作業員が受ける被ばくを低減できる設計とする。
以上より，格納容器圧力逃がし装置及び代替格納容器圧力逃がし装置は，第 50 条の要求事項に適合している。

-199-

6.1.8
第 52 条（水素爆発による原子炉格納容器の破損を防止するための設備）【格納容器圧力逃がし装置】【代替格納容器圧力逃がし装置】(1)規制基準要求事項
発電用原子炉施設には，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おける水素による爆発（以下「水素爆発」という。）による破損を防止する必要がある場合には，水素爆発による原子炉格納容器の破損を防止するために必要な設備を設けること。水素爆発による原子炉格納容器の破損を防止するために必要な設備とは，以下に掲げる措置又はこれらと同等以上の効果を有する措置を行うための設備をいう。
a.原子炉格納容器内を不活性化すること。
b.水素ガスを原子炉格納容器外に排出する場合には，排出経路での水素爆発を防止すること，放射性物質の低減設備，水素及び放射性物質濃度測定装置を設けること。
c.炉心の著しい損傷時に水素濃度が変動する可能性のある範囲で測定できる監視設備を設置すること。
d.これらの設備は，交流又は直流電源が必要な場合は代替電源設備からの給電を可能とすること。
(2)規制基準適合性a.原子炉格納容器内を不活性化する設計とする。
b.排出経路での水素爆発を防止するため，系統待機中に系統内を窒素置換しておくことで，ベント実施時に排出ガスに含まれる水素と酸素により系統
内が可燃域となることを防止する設計とする。また，ベント停止後にフィルタ装置内に蓄積した放射性物質による水の放射線分解で発生する水素及び酸素によって，系統内が可燃域に達することを防止するため，外部より
不活性ガスを供給することにより系統内をパージすることが可能な設計とする。また，排気経路にフィルタ装置及びよう素フィルタを設置すること
により，排出ガスに含まれる放射性物質を低減することが可能な設計とする。また，フィルタ装置出口側配管に放射線検出器を設置することにより，放出された放射性物質濃度を測定することが可能な設計とする。
c.排出経路配管の頂部となる箇所に水素濃度計を設置することにより，系統内の水素濃度を測定可能な設計とする。
d.格納容器圧力逃がし装置及び代替格納容器圧力逃がし装置の電源について
は，重大事故等対処設備である常設代替直流電源設備及び常設代替交流電源設備より受電可能とし，多様性を備えた設計とする。
以上より，格納容器圧力逃がし装置及び代替格納容器圧力逃がし装置は，第 52 条の要求事項に適合している。

-200-別紙１

格納容器圧力逃がし装置の計測設備の網羅性について【格納容器圧力逃がし装置】【代替格納容器圧力逃がし装置】
格納容器圧力逃がし装置の計測設備については，以下の考えに基づき網羅性を有する設計としている。
①格納容器圧力逃がし装置の使用時，待機時，使用後の各状態で，系統の要
求上確認すべき項目の全てが監視可能であること。
②上記の各状態において，管理すべき値を網羅した計測範囲であること。
なお，代替格納容器圧力逃がし装置についても同様の設計としており，ここでは代表として格納容器圧力逃がし装置の計測設備について記載する。
1．

確認すべき項目について
格納容器圧力逃がし装置の使用時，待機時，使用後の各状態で確認すべき項目を下記(1)～(5)に抽出し，各確認すべき項目に対する計測設備が設置されていることを第 1－1 表に示す。（「2.3.2.2
部再掲）

(1)

計測設備の目的」の記載内容の一

格納容器圧力逃がし装置の使用時の状態
使用時の状態が，以下のとおり把握可能である。
a.フィルタ装置の閉塞等によりガスの導入が妨げられていないこと
フィルタ装置入口圧力にて，格納容器ベント実施により待機圧力から上昇した圧力が，格納容器圧力の低下に追従して低下傾向を示すことを確認することで把握できる。また，フィルタ装置出口放射線量率が初期値から上昇することを計測することによりフィルタ装置が閉塞していないことを把握できる。
b.フィルタ装置の除去性能が低下していないこと
フィルタ装置水位にて，水位が約 500mm～約 2200mm の間（2.2.1.3 参照）であることを確認することで把握できる。
c.放出されるガスの放射線量の確認
フィルタ装置出口放射線モニタにて，フィルタ装置出口配管に内包される放射性物質から放射線量率を監視し，排出経路の放射性物質濃度を評価することが可能である。

(2)

格納容器圧力逃がし装置の待機時の状態
待機時の状態が，以下のとおり把握可能である。
a.フィルタ装置の除去性能が低下していないこと-235-

フィルタ装置水位にて，水位が約 500mm～約 2200mm の間（2.2.1.3 参照）であることを確認することで把握できる。
b.フィルタ装置配管内の不活性状態の確認
フィルタ装置入口圧力及びフィルタ装置出口圧力にて，封入した窒素
圧力（0.01MPa[gage]以上）を継続監視することによって配管内の不活性状態を把握できる。
また，フィルタ装置出口配管圧力にて，点検後の窒素置換操作を実施した際に，現場で圧力を監視することで，配管内が不活性状態になったことを把握できる。
(3)

格納容器圧力逃がし装置の使用後の状態
使用後の状態が，以下の通り把握可能である。
a.フィルタ装置内スクラバ水の確認
フィルタ装置水位にて，フィルタ装置内で捕捉した放射性物質の放熱により，フィルタ装置内の水が蒸発することによる水位低下を把握できる。
b.フィルタ装置配管内の不活性状態の確認
フィルタ装置入口圧力及びフィルタ装置水素濃度にて，配管内が封入した窒素で正圧に維持されていること，また，配管内に水素が残留していないことにより不活性状態が維持されていることを把握できる。
c.放出されるガスの放射線量の確認
フィルタ装置出口放射線モニタにて，フィルタ装置出口配管に内包される放射性物質から放射線量率を監視し，排出経路の放射性物質濃度を評価することが可能である。

(4)

フィルタ装置の水位調整時の確認
格納容器圧力逃がし装置の使用時，待機時，使用後に，フィルタ装置の水位調整を以下の通り把握可能である。
a.フィルタ装置の水位調整の確認
フィルタ装置水位にて，フィルタ装置の排水又は水張りを実施する際に，フィルタ装置の水位が把握できる。また，フィルタ装置ドレン流量
にて，排水操作を実施した際のタンクドレン量の把握ができる。
b.フィルタ装置スクラバ水の水質管理（2.2.1.3 参照）
フィルタ装置水位にて，フィルタ装置の排水又は水張りを実施する際-236-

に，フィルタ装置の水位が把握できると共に，必要な追加薬液量の把握ができる。また，フィルタ装置ドレン流量にて，排水操作を実施した際のタンクドレン量から，必要な追加薬液量の把握ができる。
また，フィルタ装置へ薬液を補給する際に，スクラバ水の pH を把握できる設計とする。
(5)

想定される機能障害の把握
格納容器圧力逃がし装置の使用時に，想定される機能障害の確認として，
以下の通り把握可能である。
a.フィルタ装置の閉塞フィルタ装置入口圧力にて，格納容器ベント実施により待機圧力から上昇した圧力が，低下傾向を示さないことを確認することで，フィルタ装置が閉塞していることを把握できる。また，フィルタ装置出口放射線量率が初期値から上昇しないことを確認することにより把握できる。
b.金属フィルタの閉塞
金属フィルタ差圧にて，金属フィルタの閉塞状態を把握できる。なお，
フィルタ装置入口圧力にて，金属フィルタの閉塞が進行し，フィルタ装
置入口圧力が上昇傾向を示すことを確認することで，金属フィルタの閉塞状態を把握できる。
c.よう素フィルタ出口配管の閉塞
ドレンタンク水位にて，ドレン水によるよう素フィルタ出口配管の閉塞状態を把握できる。また，フィルタ装置入口圧力及びフィルタ装置出
口圧力にて，ドレン水によるよう素フィルタ出口配管の閉塞が進行し，フィルタ装置入口圧力及びフィルタ装置出口圧力が上昇傾向を示すことを確認することで，よう素フィルタ出口配管のドレンによる閉塞状態を把握できる。
d.フィルタ装置入口配管の破断
フィルタ装置入口圧力にて，格納容器ベント実施により待機圧力から上昇した圧力が低下傾向を示すが，フィルタ装置出口放射線量率が初期値から上昇しないことを確認することにより把握できる。
e.フィルタ装置スクラバ水の漏えい
フィルタ装置水位にて，タンクからのスクラバ水漏えいによるフィル
タ装置の水位低下を確認することで把握できる。

-237-

2．

計測範囲について格納容器圧力逃がし装置の使用時，待機時，使用後の各状態で確認すべき項目について，管理すべき値を網羅した計測範囲であることを第 1－2 表に示す。

3．

設備操作との整合性について「4. 格納容器圧力逃がし装置の設備操作と操作性」で記載した各操作における監視項目が全て監視可能であることを第 1－3 表に示す。

-238-

-239-

-240-

-241-

別紙２

格納容器圧力逃がし装置

計測設備の概略構成図【格納容器圧力逃がし装置】【代替格納容器圧力逃がし装置】
代替格納容器圧力逃がし装置についても同様の設計としており，ここでは代表として格納容器圧力逃がし装置の計測設備について記載する。
(1)

フィルタ装置水位
フィルタ装置水位の検出信号は，差圧式水位検出器にて差圧を検出し，演算装置にて電気信号へ変換する処理を行った後，フィルタ装置水位を中央制御室に指示し，記録する。
中央制御室

差圧式水位
検出器

指 示

演算装置

指 示
記 録

第 1－1 図(2)

フィルタ装置水位の概略構成図

フィルタ装置入口圧力
フィルタ装置入口圧力の検出信号は，弾性圧力検出器にて圧力を検出し，演算装置にて電気信号へ変換する処理を行った後，フィルタ装置入口圧力を中央制御室に指示し，記録する。また，現場（原子炉区域を除く原子炉建屋内）にて監視可能な設計としている。
フィルタ装置
入口配管
中央制御室

弾性圧力
検出器
演算装置
現場指示

第 1－2 図フィルタ装置入口圧力の概略構成図

-242-

指 示

指 示
記 録

(3)

フィルタ装置出口圧力
フィルタ装置出口圧力の検出信号は，弾性圧力検出器にて圧力を検出し，演算装置にて電気信号へ変換する処理を行った後，フィルタ装置出口圧力を中央制御室に指示し，記録する。
フィルタ装置
出口配管

中央制御室

弾性圧力
検出器

指 示
記 録

演算装置

第 1－3 図(4)

フィルタ装置出口圧力の概略構成図

フィルタ装置出口配管圧力フィルタ装置出口配管圧力は，機械式圧力検出器を用いて現場（原子炉
建屋 4 階屋上）で監視可能な設計としている。
フィルタ装置
出口配管

現場指示

第 1－4 図(5)

フィルタ装置出口配管圧力の概略構成図

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の検出信号は，電離箱にて線量当量率を電気信号に変換した後，前置増幅器で電気信号を増幅し，演算装置にて線量当量率信号に変換する処理を行い，線量当量率を中央制御室に指示し，
記録する。
中央制御室
電離箱
前置増幅器

演算装置

指 示
指 示
記 録

第 1－5 図フィルタ装置出口放射線モニタの概略構成図

-243-

(6)

フィルタ装置水素濃度
フィルタ装置水素濃度は，フィルタ装置入口配管内のガスをサンプルポ
ンプで引き込み，冷却器・除湿器でガスを処理した後，熱伝導式水素測定
素子により計測する。水素濃度計測は，熱伝導式水素測定素子にて水素濃度を電気信号へ変換した後，フィルタ装置水素濃度を中央制御室に指示し，記録する。また，現場（原子炉区域を除く原子炉建屋内）にて監視可能な設計としている。
なお，出口側配管に設置する水素濃度計についても，同様の設計とする。

原子炉建屋４階

中央制御室

原子炉建屋３階

指 示
記 録
冷却器

除湿器

フィルタ装置
入口配管

水素濃度
検出器
サンプルポンプ←

第 1－6 図現場
指示

フィルタ装置水素濃度 システム概要図
中央制御室

熱伝導度式
水素測定素子
指 示
記 録

演算装置
現場指示

第 1－7 図(7)

フィルタ装置水素濃度の概略構成図

フィルタ装置ドレン流量
フィルタ装置ドレン流量の検出信号は，電磁流量計検出器にて流量を検出し，演算装置にて電気信号へ変換する処理を行った後，フィルタ装置ド
レン流量を現場（フィルタベント遮へい壁附室内）に指示する。
電磁流量計
検出器
現場指示

演算装置

第 1－8 図フィルタ装置ドレン流量の概略構成図

-244-

(8)

フィルタ装置スクラバ水 pH
フィルタ装置スクラバ水 pH は，フィルタ装置内の水溶液をサンプルポ
ンプで引き込み，pH 検出器により計測する。pH の計測は，pH 検出器にてpH を検出し，演算装置にて電気信号に変換する処理を行った後，フィルタ装置スクラバ水 pH を中央制御室に指示し，記録する。また，現場（フィルタベント遮へい壁附室内）にて監視可能な設計としている。
中央制御室

給水配管

指 示
記 録
フィルタ装置

出口
ｐＨ
検出器
入口

サンプルポンプ→

ドレン配管

第 1－9 図現場
指示

フィルタ装置スクラバ水 pH システム概要図
中央制御室

ｐＨ検出器
指 示
記 録

演算装置
現場指示

第 1－10 図(9)フィルタ装置スクラバ水 pH の概略構成図

金属フィルタ差圧
金属フィルタ差圧の検出信号は，差圧式検出器にて差圧を検出し，演算装置にて電気信号へ変換する処理を行った後，金属フィルタ差圧を中央制御室に指示し，記録する。
中央制御室
差圧式圧力
検出器
指 示
記 録

演算装置

第 1－11 図

金属フィルタ差圧の概略構成図

-245-

(10)

ドレンタンク水位
ドレンタンク水位の検出信号は，フロート式水位検出器にて所定の水位設定値に達した場合に接点が動作することで水位を電気信号に変換し，中央制御室に表示し，記録する。また，現場（フィルタベント遮へい壁附室内）にて表示可能な設計としている。
中央制御室
フロート式水位
検出器
表 示
記 録
表 示

第 1－12 図

ドレンタンク水位の概略構成図-246-

枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

参考

格納容器圧力逃がし装置

第 1－11 図

計測設備の機器配置図

6 号炉格納容器圧力逃がし装置 計測設備 全体概要図

第 1－12 図

機器配置図（6 号炉屋外）-247-

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第 1－13 図

第 1－14 図

機器配置図（6 号炉屋上）

機器配置図（6 号炉原子炉建屋地上 3 階）-248-

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第 1－15 図

7 号炉格納容器圧力逃がし装置 計測設備 全体概要図

第 1－16 図

機器配置図（7 号炉屋外）-249-

枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

第 1－17 図

第 1－18 図

機器配置図（7 号炉屋上）

機器配置図（7 号炉原子炉建屋地上 3 階）-250-

枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

第 1－19 図

機器配置図（7 号炉原子炉建屋地上中 3 階）

-251-

別紙３

放射線検出器の計測上限及び放射性物質濃度算定の考え方【格納容器圧力逃がし装置】【代替格納容器圧力逃がし装置】
放射線検出器の計測範囲は，想定される最大線量率（mSv/h）の評価結果か
ら上限を設定する設計としている。また，放出された放射性物質濃度の算定にあたっては，放射線検出器の指示値（mSv/h）から，放射性物質濃度（Bq/cm3）を算定する方針としている。
なお，代替格納容器圧力逃がし装置についても同様の設計としており，ここでは代表として格納容器圧力逃がし装置について記載する。
a.評価条件
放射線検出器の計測範囲の上限値は，余裕を持った設計とするため，フィル
タ装置出口配管で想定される最大線量率の評価条件は，以下の通り保守的に設定する。
・ 想定事故は，炉心内の放射性物質の量が最も多く含まれる「炉心状態が平
衡炉心（サイクル末期）」に発生し，原子炉内に内蔵される放射性希ガスが全て格納容器内に移行し，均一に拡散したものとして設定する。
・ 格納容器ベントの開始時間は，原子炉停止から 1 時間後に設定する。
・ フィルタ装置出口配管と放射線検出器の評価モデルは第 1－1 図のとおりとする。
・ フィルタ装置出口配管内の放射性物質濃度は格納容器内の放射性物質濃度と同等として設定する。
放射線検出器評価点2
9.5mm

放射線検出器収納箱

評価点1
保温材
配管（材質：炭素鋼）

489.0mm

300mm

100mm

断面図

第 1－1 図平面図

評価モデル（フィルタ装置出口配管）-252-

b.想定される最大線量率の評価結果
上記 a.の評価条件に基づき，線量率を評価した結果を第 1－1 表に示す。
第 1－1 表

線量率評価値

評価点 1（配管表面から 100mm）

評価点 2（配管表面から 300mm）

約 1.0×105

約 6.1×104

線量率[mSv/h]

以上より，保守性を考慮した評価結果から最大線量率は約 1×105mSv/h 程度と想定しているが，放射線検出器は配管表面より 300mm 離した評価点 2 に設置する計画としていることから，検出器の計測範囲の上限を 1×105mSv/h として適切に設計している。
c.放射性物質濃度の算定に関する方針
放射線検出器を配管表面から 300mm 離した評価点 2 での線量率（mSv/h），
配管内の放射性物質濃度（Bq/cm3 ）及び換算係数（[Bq/cm 3]/[mSv/h]）を評価
した結果を第 1－2 表に示す。格納容器ベントの開始時間は，原子炉停止から 1
時間後および 24 時間後とする。
第 1－2 表フィルタ装置出口配管内の放射性物質濃度と換算係数

原子炉停止後，格納容器ベント開始までの時間[h]線量率[mSv/h]放射性物質濃度換算係数
3[Bq/cm ][[Bq/cm 3]/[mSv/h]]1

約 6.1×104

約 1.1×109

約 1.8×104

24

約 2.0×104

約 4.8×108

約 2.4×104

以上より，第 1－2 表の換算係数を事前に準備しておくことで，ベント初期段階での放射性希ガスの放出（少なくともベント実施から最初の 1 時間においては，希ガスの影響が支配的となると考えられる）に対して放射線検出器の指示値（mSv/h）から放射性物質濃度（Bq/cm 3）を算出する方針である。
なお，事故後に当該事故の詳細かつ正確なデータにより，換算係数の再評価を実施することで，放射線検出器の指示値（mSv/h）から，より精度の高い放射性物質濃度（Bq/cm 3）を評価することが可能である。

-253-

別紙４

フィルタ装置水素濃度の計測時間遅れについて【格納容器圧力逃がし装置】【代替格納容器圧力逃がし装置】
フィルタ装置水素濃度は，格納容器圧力逃がし装置の使用後に配管内に水素が残留していないことにより不活性状態が維持されていることを把握するため，
フィルタ装置入口配管内のガスをサンプルポンプで引き込み，除湿器で水分が除去されて，水素濃度検出器にて測定されるようにしている。水素計測後のサンプルガスは格納容器圧力逃がし装置の配管に戻す構成としている。水素濃度
検出器により計測した電気信号は演算装置で水素濃度信号に変換し，中央制御室に記録する。
原子炉建屋４階

中央制御室

原子炉建屋３階

記録計
冷却器

除湿器

フィルタ装置
入口配管

水素濃度
検出器
サンプルポンプ←

第 1－1 図フィルタ装置水素濃度システム概要図

なお，フィルタ装置入口配管内のガスのサンプリング点は，フィルタ装置入口配管の頂部の原子炉建屋 4 階であり，そこから水素濃度検出器までの時間遅れは以下の通りである。
・ サンプリング配管長（サンプリング点～水素濃度検出器）：6 号炉：約 26m
7 号炉：約 20m
2-4 2
・ サンプリング配管の断面積：359.7mm （3.597×10 m ）・ サンプルポンプの定格流量：約 1l/min（約 1×10-3 m 3/min）・ サンプルガス流速（流量÷配管断面積）：約 2.8m/min
なお，ガスは標準状態（0℃，101.325kPa[abs]）として算出。
第 1－1 表号炉
時間遅れ

フィルタ装置水素濃度の時間遅れ
6 号炉
7 号炉
約 10 分
約8分

-254-

＜参考＞
a.水素濃度計の測定原理
水素濃度検出器は，熱伝導式を用いる計画であり，第 1－2 図に示すとおり，
検知素子と補償素子（サーミスタ），及び 2 つの固定抵抗でブリッジ回路が構成されている。検知素子の部分に，サンプリングされたガスが流れるようになっており，補償素子には基準となる標準空気が密閉されており測定対象ガスとは接触しない構造になっている。
水素濃度指示計部より電圧を印加して検知素子と補償素子の両方のサーミ
スタを約 120℃に加熱した状態で，検知素子側に水素を含む測定ガスを流すと，測定ガスが熱をうばい，検知素子の温度が低下することにより抵抗が低下する。
この検知素子の抵抗が低下するとブリッジ回路の平衡が失われ，第 1－2 図の
ＡＢ間に電位差が生じる。この電位差が水素濃度に比例する原理を用いて，水素濃度を測定する。
水素濃度計指示部

検出器

固定抵抗

補償素子

A

B

固定抵抗

検知素子

フィルタ装置入口配管

指示

第 1－2 図水素濃度計検出回路の概要図

b.水素濃度の測定
水素濃度検出器は「a．」で示したとおり標準空気に対する測定ガスの熱伝導の差を検出する方式のものであり，酸素，窒素などの空気中のガスに対し，水素ガスの熱伝導率の差が大きいことを利用しているものである。水素の熱伝導率は，約 0.18 W/(m･K)at27℃である一方，酸素，窒素は，約 0.02W/(m･K)at27℃と水素より 1 桁小さく，これらのガス成分の変動があっても水素濃度計測に対する大きな誤差にはならない。

-255-

c.水素濃度測定のシステム構成
フィルタ装置入口配管内のガスをサンプルポンプで引き込み，除湿器で水分が除去されて，ほぼドライ状態で水素濃度検出器にて測定されるようにしている。
原子炉建屋４階

中央制御室

原子炉建屋３階

記録計
冷却器

除湿器

フィルタ装置
入口配管

水素濃度
検出器
サンプルポンプ←

第 1－3 図フィルタ装置水素濃度システム概要図

d.水素濃度計の仕様
種

類

計測範囲
個
数
設置場所

熱伝導式水素濃度検出器
0～100vol%1
原子炉建屋 3 階（二次格納施設外）

検出器
記録計

演算装置

第 1－4 図中央制御室

フィルタ装置水素濃度の概略構成図

水素濃度の計測範囲 0～100vol%において，計器仕様は最大±2vol%の誤差を生じる可能性があるが，この誤差があることを理解した上で，フィルタ装置使用後の配管内の水素濃度の推移，傾向（トレンド）を監視していくことができ
る。

-256-

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別紙５ エアロゾル計測装置について（１）エアロゾル計測装置の計測原理-257-

-258-

-259-

-260-

（２）エアロゾル計測装置の計測精度について
エアロゾル計測装置の計測装置の計測精度については，以下の通り示す。
1.

光散乱式エアロゾルスペクトロメーター
光散乱式エアロゾルスペクトロメーターは，粒子に光を当てた際の散乱光パル
スの強度を計測し，粒子の粒径や個数濃度を求めている。
まず，光散乱式エアロゾルスペクトロメーターの粒径に対する精度を第 2-1 表の通り示す。粒径に対する精度の確認は，粒径が既知の標準粒子（PSL）を計測し，標準粒子の径との比較をすることで評価している。
なお，光散乱式エアロゾルスペクトロメーターの可測粒径は 0.2～40μm である
が，計測のメカニズムから，小さい粒子の方が発生する散乱光が弱く，計測の誤差が大きくなることから，可能な限り最小可測粒径に近い粒子を計測している。
また，試験にはエアロゾル計測装置はフィルタ入口側と出口側の 2 つ使用しているため，それぞれの誤差を示す。

第 2-1 表光散乱式エアロゾルスペクトロメーターの粒径計測に対する誤差

第 2-1 表より，いずれの計測器も，最小可測粒径（0.2μm），を含めて粒径計装に対する誤差は小さく，粒径を適切に計測できていると考える。

次に，光散乱式エアロゾルスペクトロメーターの個数濃度に対する精度を第-261-

2-2 表の通り示す。個数濃度に対する精度の確認も，粒径が既知の標準粒子（PSL）
を用い，第 2-1 図に示す通り，国家標準とトレーサブルな凝縮粒子カウンター（標準器）で計測した個数濃度との比較により精度を評価している。
なお，光散乱式エアロゾルスペクトロメーターの可測粒径は 0.2～40μm である
が，計測のメカニズムから，小さい粒子の方が発生する散乱光が弱く，計測の誤差が大きくなることから，可能な限り最小可測粒径に近い粒子を計測している。
また，試験にはエアロゾル計測装置はフィルタ入口側と出口側の 2 つ使用しているため，それぞれの誤差を示す。
第 2-2 表光散乱式エアロゾルスペクトロメーターの個数濃度計測に対する誤差

第 2-1 図個数濃度評価構成-262-

第 2-2 表に示す通り，いずれの粒径においても，標準器計測値に対する誤差は
計測器 1,2 で同程度であることから，計測器 1,2 の個数濃度に対する計測精度は同等と考えられる。ただし，計測器番号 1,2 を比較した場合，若干ではあるものの，個数濃度は計測器 1 よりも計測器 2 の方が大きめに計測されることから，DFを保守的に評価するため，計測器 1 をフィルタ入口側に，計測器 2 をフィルタ出口側に設置している。
ここで，第 2-2 図の通り，試験フィルタには水を張らず，金属フィルタも取り外した状態で，計測器１をフィルタ入口側，計測器 2 を出口側に設置して，第 2-3
表の条件にて DF 計測試験を実施した。本条件では水スクラバと金属フィルタの粒子捕捉効果は発生しないため，容器壁面沈着の捕捉を確認することができる。

第 2-2 図フィルタ容器 DF 計測試験装置構成図

第 2-3 表フィルタ容器 DF 性能試験条件一覧表

項目

条件

試験装置

・実機高さ試験装置

試験ガス

・空気

スクラバ水位・0ｍ

金属フィルタ

・無し

ガス温度

・常温

ガス体積流量・2Pd 相当流量
・最小流量相当

試験エアロゾル・TiO2

上記の条件にて試験を実施した結果，DF は第 2-3 図，第 2-4 図の通りとなった。

-263-

10

1

2
3
4

ＤＦ[-]

5
6
1
7
8

9
10
11
12

0
0.0

第 2-3 図

0.5

1.0

1.5
2.0
空気動力学径[μm]

2.5

3.0

3.5

フィルタ容器 DF 性能試験結果（2Pd 相当流量）

10

1
2
3
4

ＤＦ[-]

5
6

1

7
8
9
10
11
12

0
0.0

第 2-4 図

0.5

1.0

1.5
2.0
空気動力学径[μm]

2.5

3.0

3.5

フィルタ容器 DF 性能試験結果（最小流量相当）

第 2-3 図，第 2-4 図より，ほとんどの粒子径領域において，DF が 1 以下となっており，フィルタ入口側の粒子検出個数よりも，フィルタ出口側の粒子検出個数の方が多くなっていることがわかった。計測器 1 をフィルタ入口側，計測器 2 を出口側に設置することで，DF を保守的に評価できていると考える。
なお，第 2-3 図，第 2-4 図の DF を評価した際の，フィルタ入口側と出口側の検出個数を第 2-5 図，第 2-6 図に示す。第 2-5 図と第 2-6 図より，粒子個数の分布の形はフィルタ入口側と出口側で大きく変わっていない。そのため，フィルタを通過する過程において，エアロゾルの凝集や分離はあまり生じていないと考えら
れる。

-264-

350,000
300,000

粒子数[個]

250,000
200,000

入口

150,000

出口

100,000
50,0000
0.0

1.0

第 2-5 図3.0
2.0
粒径（空気動力学径）[μm]4.0

粒子検出個数（2Pd 相当流量）

350,000
300,000

粒子数[個]

250,000
200,000

入口

150,000

出口

100,000
50,0000
0.0

1.0

第 2-6 図2.0
3.0
粒径（空気動力学径）[μm]

粒子検出個数（最小流量相当）

-265-

4.0

一方，第 2-3 図，第 2-4 図に示す通り，DF の最大値は 1.12 であり，これは容器壁面や気泡細分化装置への沈着による捕捉効果であると考えられる。

-266-

2. 走査式モビリティパーティクルサイザー
走査式モビリティパーティクルサイザーは ガス中に含まれる粒子に対して，
静電分級装置にて任意の粒径の粒子を分級し，凝縮粒子カウンターにて分級した粒子の個数濃度を計測するものである。
まず，粒子を分級する静電分級装置の精度を第 2-4 表の通り示す。分級に対する精度の確認は，粒径が既知の標準粒子（PSL）を計測し，標準粒子の径との比較をすることで評価している。
なお，静電分級装置の可測粒径は 0.0025～1.0μm であるが，分級のメカニズムから，粒子の粒径に対して電気移動度に非線形性はないことから， μｍに対して分級誤差を評価することは妥当である。
また，試験にはエアロゾル計測装置はフィルタ入口側と出口側の 2 つ使用しているため，それぞれの誤差を示す。
第 2-4 表静電分級装置の誤差

第 2-4 表より，いずれの計測器も粒子径に対する誤差はと小さく，粒径を適切に計測できていると考える。，
次に，凝縮粒子カウンターの個数濃度に対する精度を第 2-5 図，第 2-6 図に示す。個数濃度に対する精度の確認も，粒径がμm の標準粒子（PSL）を用い，国家標準とトレーサブルな凝縮粒子カウンター（基準器）で計測した個数濃度との比較により精度を評価している。
なお，凝縮粒子カウンターの可測粒径は 0.0025～1.0μm であるが，計測のメカニズムから，小さい粒子の方が発生する散乱光が弱く，計測の誤差が大きくなる
ことから，可能な限り最小可測粒径に近い粒子を計測している。
また，試験にはエアロゾル計測装置はフィルタ入口側と出口側の 2 つ使用しているため，それぞれの評価結果を示す。

-267-

第 2-5 図

凝縮粒子カウンター個数濃度誤差（計測器番号 1）

第 2-6 図

凝縮粒子カウンター個数濃度誤差（計測器番号 2）

第 2-5 図，第 2-6 図に示す通り，計測器 1，2 ともに基準器と同等の精度で個数濃度を計測できている。なお，計測器 1，2 を比較すると，若干ではあるものの個数濃度は計測器 1 よりも，計測器 2 の方が大きめに計測されることから，DF を保守的に評価するため，計測器 1 をフィルタ入口側に，計測器 2 をフィルタ出口側に設置している。

-268-

別紙６
1.

除去性能試験について

超過流量状態における DF 性能について
フィルタベント系統の系統概要図を第 1－1 図に示す。
フィルタベント系統の第二弁については，格納容器ベント操作による急激な格納容器の減圧による格納容器の破損を防止することと，フィルタベント
系統への急激なガスの流れによる機器の破損を防止することが目的で，ベント実施中は開度を『中間開』とする運用としており，有効性評価においても，弁の開度はこのような状態として解析を実施している。
「大ＬＯＣＡ＋全ＥＣＣＳ機能喪失＋ＳＢＯ」シナリオにおける，ベント
ガス流量の評価結果を第 1－2 図に示す。
一方，第二弁を『全開』とした場合，上記より流量は大きくなり，体積流量で約 37,000m3 /h となる。この場合，性能試験の試験範囲を超過してしまう
ことから，新たに 37,000m 3/h の試験を実施した。37,000m3/h 時の除去性能試
験結果を第 1－3 図に示す。
性能試験の結果，体積流量 37,000m 3/h においても，DF は 1,000 以上となることが確認できた。
『中間開』運用
主排気筒

6号炉

RE

放射線モニタAO

原子炉区域・
タービン区域〔Ｆ．Ｃ〕
換気空調系排風機へ

圧力開放板
H2E

Ｎ2ベントライン

7号炉

MO

ボンベ

PT

圧力計

MO
AO

水素濃度計
PI

原子炉区域よりパージ用排風機〔Ｆ．Ｃ〕

非常用ガス処理系
排風機へ

圧力計

MO

遠隔操作
AO

RE

放射線モニタ

水素濃度計

〔Ｆ．Ｏ〕

ボンベ

AO
〔Ｆ．Ｃ〕

H2E

AO

〔Ｆ．Ｏ〕

〔Ｆ．Ｃ〕

・

オリフィス

Ｆ１０２
PT

差圧計

水位計

フィルタ
装置

DP

ド
レ
ン
タ
ン
ク

遠隔操作
遠隔操作
遠隔操作

〔Ｆ．Ｃ〕

Ｆ０１９

ボンベ
MO

LＳ

・
サプレッション・
チェンバ

水位計

LT

MO

Ｆ０７０

AO

原
子
炉
圧
力
容
器

Ｎ2ベントライン

原子炉建屋

遠隔操作

AO

ボンベ

〔Ｆ．Ｃ〕

Ｆ５０２Ａ
Ｆ５０１

Ｆ０２２

MO

pH

MO

ｐＨ計

Ｆ５０２Ｂ

『全開』運用
非常用ガス処理系
排風機より

ドレン

Ｆ０２０
FE

遠隔操作

AO

よう素
フィルタ

圧力開放板

流量計

MO
MO

MO

可燃性ガス濃度制御系

Ｆ２１１
Ｆ２０９

・

・

〔Ｆ．Ｏ〕

ドライウェルFE

AO

原子炉区域運転階より

Ｎ2供給ライン圧力計

Ｆ００１

二次格納施設

Ｆ２１０

第 1－1 図

-269-

系統概要図

原子炉建屋

Ｎ2供給ライン

20
18

16

流量(ｋｇ/ｓ)

14
12
10
8

6
4
2
0
0

24

48

72

96

120

144

事故後の時間(hr)

第 1－2 図第 1－3 図ベントガス流量評価結果

除去性能試験結果（流量：37,000m 3/h）

-270-

168

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2.

フィルタ装置内圧力の DF への影響について
フィルタ装置内圧力の DF への影響を確認するために，フィルタ装置内圧力を 0.1MPa，0.41MPa，0.72MPa（abs）として実施した除去性能試験の結果を
第 2－1 図に示す。
試験条件として，試験粒子は PSL 粒子(粒径 0.05～0.5μm),ガス流量は最小流量相当の 13,500m 3/h，スクラバ水位は 1m としている。
試験の結果，粒子径が 0.2μm 以上の粒子においては，フィルタ装置内の圧力の DF への影響がほぼ認められないことがわかった。

第 2－1 図フィルタ装置内圧力の除染性能への影響-271-

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3. 試験のスケール性について【水スクラバ】(1) 実機フィルタ装置と試験用フィルタのボイド率について
7 号炉の格納容器圧力逃がし装置の実機を用いて各ノズルからのガス噴射状態を確認する試験を行った。
試験概要図を第 3－1 図に示す。図に示すように 2 象限分のノズルは閉止し，残り 2 象限にノズル流量計測装置を設置する。これらは 1 象限の半分のノズルに対して計測が可能となっており，ノズル噴射の対称性を考慮すると，全ノズルの流量状態を確認することと同等になると考えられる。
試験は，スクラバ水位を 100mm とし，ブロワーにて 4 象限分に換算して約30,500m 3/h 相当の空気を送気した状態で，噴射状態の目視確認と噴射量の計測を実施した。
試験結果を第 3－2 図に示す。試験結果より，各ノズルからほぼ均一にガスが噴射できていることを確認した。

第 3－1 図

試験概要図

-272-

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第 3－2 図

ノズル噴出状況-273-

ここで，実機フィルタ装置と試験装置の比較を第 3－3 図に示す。第 3－3
図に示す通り，試験容器の断面積は実機の 1/140，スクラバノズルは実機が140 本であるのに対し 1 本設置していることから，実機と試験装置で相似則が成立している。
この試験装置を用いて，実機の 1/140 の体積流量のガスを通気し，試験を実施している。
実機においては，ガスが各ノズルからほぼ均一に噴射していることから，実機と試験装置では噴射時のガスの流速は同等になる。そのため，ベントガ
ス噴射直後域では，実機と試験装置でガスの挙動は同様である。また，ベントガス浮上域においては，実機と試験装置では容器断面積の相似則が成立していることから，ボイド率は等しくなると考えられるため，実機と試験装置
でガスの挙動は同様となる。
以上より，フィルタ装置の水スクラバ部においては，本試験装置における性能試験の結果にて，実機の性能を再現できていると考えられる。
(2) 隣接ノズルによる影響について
試験用フィルタは，スクラバノズルが１本のみ設置されているため，実機のように隣接するノズルによる影響は再現できていない。隣接ノズルがある
場合，隣接ノズルのベントガス気泡と合体することにより，気泡が大きくな
り DF が低下する可能性がある。なお，第 3-3 図に記載の気泡細分化装置通過
後のベントガス浮上域においては，気泡細分化装置による整流効果により，隣接ノズルによる合体気泡については細分化されると考えられる。そのため，
隣接ノズルによる合体気泡の影響は，気泡細分化装置に入る前までの領域（第3-3 図に記載のベントガス噴射直後域）に限定されると考えられる。
そこで，第 3-4 図の通り，実機と同じ 50 個孔のノズルと，隣接ノズルの影響を模した 150 個孔のノズルを用いて，ベントガス噴射直後域の気泡について，可視化試験装置により確認した。この 150 個孔のノズルは，ノズル 3 つが非常に近接している場合を模擬している。なお，試験はノズル穴から噴射されるガスの流速を統一（つまり 150 個孔のノズル試験では，50 個孔のノズル試験の 3 倍の流量のガスを送気）し，2Pd 相当流量と最小流量相当の 2 通りのガス流速にて試験を実施した。
試験の結果を第 3-5 図，第 3-6 図に示す。図に示す通り，50 個孔のノズルと 150 個孔のノズルにて，ベントガス噴射直後域の気泡に有意な差はない。
そのため，隣接ノズルのベントガス気泡により気泡が合体して大きな気泡になることによる DF の低下は生じないと考えられる。
以上より，スクラバノズルが１本の試験装置にて，実機の性能は再現できていると考えられる。

-274-

【金属フィルタ】
実機フィルタ装置には，金属フィルタは 128 本設置されている。一方，第3－3 図に示す通り，試験装置は断面積が実機の 1/140 の試験容器に，実機と同じ金属フィルタを 1 本設置している。この試験装置に，実機の 1/140 の体積流量のガスを通気し，試験を実施している。
そのため，金属フィルタ１本当たりの体積流量は，実機と比較して 128/140
倍となっており，金属フィルタを通過するガスの流速が実機よりも小さいことになる。
一方，実機フィルタ装置に流入する放射性微粒子の粒子径分布は 3.2.2.1に示す通りであり，考慮される粒子径の存在領域においては，慣性力による捕捉が主たる捕捉メカニズムとなる。慣性力による捕捉メカニズムにおいては，ガスの流速が大きい程，粒子の捕捉効率は大きくなる。そのため，今回の試験は，金属フィルタ部のガスの流速は実機よりも小さいことから，保守的な評価ができていると考えられる。

【実機】

約４ｍ

【試験装置】

直径約０．３５ｍ
直径０．３５ｍ

金属フィルタ（断面積が実機の１／１４０）【 ベントガス浮上域】

約８ｍ

ベントガス浮上域では，気泡【ベントガス浮上域】
細分化装置の整流効果により，気泡が整流され，実機とベントガス浮上域では，気泡細分化

金属フィルタ（１本）

装置の整流効果により，気泡が整流試験装置でボイド率は等しくなると考えられる。
され，実機と試験装置でボイド率は
なお，可視化試験装置にて気等しくなると考えられることから，
泡の目視観察を行ったとこ

気泡細分化

ろ，気泡細分化装置により装実機と試験装置で条件は等しいと装置考えられる。
いることを確認している。

置内のボイドが均一となって４ｍ

実機と同じものを設置
気泡細分化装置
実機と同じものを設置

ノズル【ベントガス噴射直後域】（１４０本）

ノズル（１本）各ノズルから均一に噴射されていることから，実機と試験装置

実機と同じものを設置

で条件は等しいと考えられる。
実機の体積流量の１／１４０の空気を送気

第 3－3 図実機と試験装置の比較-275-

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第 3－4 図第 3－5 図隣接ノズル影響確認試験装置

隣接ノズル影響確認試験結果（2Pd 相当流量）-276-

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第 3－6 図隣接ノズル影響確認試験結果（最小流量相当）【フィルタ容器】
フィルタ装置の容器内への放射性物質の付着量は，容器の体積/表面積の比が小さい程，大きくなる。実機のフィルタ装置と試験用フィルタの容器の体積／表
面積比は，試験用フィルタの方が小さい。そのため，実機よりも試験用フィルタの方が容器内への付着は起こりやすく，その分の DF を過剰に見積もってしまっている可能性がある。
そこで、「別紙 5 エアロゾル計測装置について」にて記載の通り，スクラバ
水を抜き,金属フィルタを取り外した状態で，試験フィルタの容器部の DF を計測したところ，最大で 1.12 であった。そのため,試験用フィルタの容器部における
DF は殆ど見込めないことがわかった。ゆえに，実機のフィルタ装置と試験用フ
ィルタの容器の体積／表面積比が異なることによる影響は非常に小さく，試験用フィルタにて，実機の DF を再現できていると考えられる。

-277-

4.

試験ガスの代表性について
性能試験においては，試験ガスとして空気を用いている。一方，実機においては，水蒸気がベントガスの主成分となる。そのため，性能試験と実機では，条件が異なることとなる。
そこで，空気と水蒸気ではいずれの方が粒子の捕捉効果が大きいかを，粒子の各捕捉メカニズムにおいて確認した。

【慣性力による捕捉】
気体中の粒子の慣性力の大きさを表す値として，『ストークス数』がある。
ストークス数（St）は，下記の式により表される。ストークス数が大きい程，粒子に作用する慣性力は大きく，慣性力による捕捉効果が大きくなると考えられる。

St  Dp2 (  p   / 2)Ccu 0 /(9D f )（１）

ここで，Dp は粒子径，ρ p は粒子密度，ρはガス密度，Cc はスリップ補正係数，
u0 はガスの流速，ηはガス粘度，Df は流体中の代表直径である。また，スリップ補正係数（Cc ）は以下の式により表される。
 1 .1 Cc  1  Kn 1.257  0.4 exp(
)
Kn 


（２）

Kn  2g / D p（３）

g   /(0.499P 8M / RT )（４）となる。なお，T はガス温度，P はガス圧力，M はガス分子量，R は気体定数である。
ここで，試験に用いている常温・常圧の空気と，実機で想定される水蒸気にて，各粒子径におけるストークス数を算出したところ，第 4－1 図，第 4－2
図の通りとなった。第 4－1 図，第 4－2 図の通り，約 0.4μm 以上の粒子径領域であれば，常温・常圧の空気は，水蒸気よりもストークス数が小さいことがわかる。つまり，約 0.4μm 以上の領域であれば，空気の方が水蒸気よりも粒子に作用する慣性力が小さく，空気の方が水蒸気よりも慣性力による粒子捕捉効果が小さいと考えられる。第 4－1 図，第 4－2 図中には有効性評価シナリオ（大 LOCA＋SBO＋ECCS 機能喪失，W/W ベント）時にフィルタ装置に流入する粒-278-

子状放射性物質の粒子径分布を示しているが，粒子径 0.4μm 以上の粒子が大部分を占めている。また，性能試験においても，粒子径 0.4μm 以上の粒子径領域の計測もできている。（第 3.2.2.3－1～3 図参照）
そのため，空気による性能試験は，実機よりも保守的な条件ということとなる。

第 4－1 図

粒径とストークス数（水スクラバ）

第 4－2 図

粒径とストークス数（金属フィルタ）-279-

【重力沈降による捕捉】
気体中の粒子の重力沈降速度（v t）の大きさは，下記の式により表される。
重力沈降速度が大きい程，重力沈降による粒子の捕捉効果は大きくなると考え
られる。

vt 

Cc D p2 (  p   ) g
18

（５）

ここで，Dp は粒子径，ρ p は粒子密度，ρはガス密度，g は重力加速度，η
はガス粘度，Cc はスリップ補正係数（（２）式）である。
ここで，試験に用いている常温・常圧の空気と，実機で想定される水蒸気にて，各粒子径における重力沈降速度を算出したところ，第 4－3 図の通りとなった。第 4－3 図の通り，約 0.4μm 以上の粒子径領域であれば，常温・常圧の空気は，水蒸気よりも重力沈降速度が小さいことがわかる。つまり，約 0.4μm 以上の領域であれば，空気の方が水蒸気よりも粒子に作用する重力沈降速度が小さく，空気の方が水蒸気よりも重力沈降による粒子捕捉効果が小さいと考えられる。第 4－3 図中には有効性評価シナリオ（大 LOCA＋SBO＋ECCS 機能喪失，W/W ベント）時にフィルタ装置に流入する粒子状放射性物質の粒子径分布を示しているが，粒子径 0.4μm 以上の粒子が大部分を占めている。また，性能試験においても，粒子径 0.4μm 以上の粒子径領域の計測もできている。
（第3.2.2.3－1～3 図参照）
そのため，空気による性能試験は，実機よりも保守的な条件ということとな
る。

-280-

第 4－3 図

粒径と重力沈降速度【ブラウン拡散による捕捉】
気体中の粒子のブラウン運動の激しさを表す値として，『 拡散係数』がある。
拡散係数（D）は，下記の式により表される。拡散係数が大きい程，粒子のブラウン運動は激しくなることから，ブラウン拡散による捕捉効果が大きくなると考えられる。
DCc kT
3D p（６）

ここで，k はボルツマン定数，T はガス温度，ηはガス粘度，Cc はスリップ補正係数（（２）式）である。
ここで，試験に用いている常温・常圧の空気と，実機で想定される水蒸気にて，各粒子径における拡散係数を算出したところ，第 4－4 図の通りとなった。
第 4－4 図の通り，約 0.1μm 以上の粒子径領域であれば，常温・常圧の空気は，
水蒸気よりも拡散係数が小さいことがわかる。つまり，約 0.1μm 以上の領域
であれば，空気の方が水蒸気よりも粒子のブラウン運動は激しくないことから，
空気の方が水蒸気よりもブラウン拡散による粒子捕捉効果が小さいと考えられる。第 4－4 図中には有効性評価シナリオ（大 LOCA＋SBO＋ECCS 機能喪失，
W/W ベント）時にフィルタ装置に流入する粒子状放射性物質の粒子径分布を示-281-しているが，粒子径 0.1μm 以上の粒子が大部分を占めている。また，性能試
験においても，粒子径 0.1μm 以上の粒子径領域の計測もできている。（第3.2.2.3－1～3 図参照）
そのため，空気による性能試験は，実機よりも保守的な条件ということとなる。

第 4－4 図

粒径と拡散係数【水蒸気凝縮による捕捉】
水蒸気がスクラバ水中へ流入する時，水蒸気の凝縮が起こり，凝縮による水蒸気の体積の減少分に相当する粒子が捕捉される。一方，空気は非凝縮性であるため，空気を用いた性能試験においては，ガスの凝縮による捕捉効果は見込めない。そのため，空気を用いた性能試験は，実機よりも保守的な条件ということとなる。
【熱泳動による捕捉】
ベントガスは，格納容器から急減圧されてフィルタ装置へ流入するため，過熱蒸気となっている。一方，スクラバ水はフィルタ装置内の圧力に準じた飽和温度以上にはならないことから，ベントガスの方がスクラバ水よりも高温の状態となっている。そのため，この温度勾配による熱泳動により，粒子が捕捉される。
性能試験においては，常温の空気を用いていることから，空気とスクラバ水の温度は等しい。そのため，常温の空気を用いた性能試験においては，熱泳動-282-

による捕捉効果は見込めないことから，実機よりも保守的な条件ということとなる。
以上より，フィルタ装置のそれぞれの捕捉メカニズムにおいて，空気の方が水蒸気よりも粒子の捕捉効果は劣ることから，空気を用いた性能試験は保守的であると考えられる。

-283-

5． スクラバ下限水位時のフィルタ装置の性能
フィルタ装置の運用水位の下限値は，スクラバ上端から 500mm の位置に設定している。下限水位時におけるフィルタ装置の DF 性能を確認するため，スクラ
バ水位を下限水位（スクラバ上端から 500mm）に設定し，除去性能確認試験を実施した。なお,ガスの流量は最小流量相当ならびに 2Pd 相当流量の 2 ケースにて試験を実施した。
試験結果を第５－１図，第５－２図に示す。また，比較としてスクラバ上端から 1000mm の時の試験結果も同一図にプロットする。試験結果より，スクラバ
水位が下限水位であっても，スクラバ水位上端から 1000mm とほぼ同等の DF が確保できることが確認できた。

第 5－1 図下限水位時

DF 性能試験結果（最小流量相当）

第 5－2 図下限水位時

DF 性能試験結果（2Pd 相当流量）-284-

6．オーバーオール DF
フィルタ装置の DF 性能では，第 6-1～3 図に示す通り，各流量に対して，各粒径における DF を評価してきた。

2.0
1.8

100,000

1.6
1.4
1.2

1,000

1.0
0.8

100

0.6
0.4

10

0.2
1
1.0
2.0
3.0
粒径（空気動力学径）[μm]

第 6-1 図

TiO2

Fe2O3

38.1hW/Wベント時
粒径分布

4.0

DF 性能試験結果（2Pd 相当流量）

1,000,000

2.0
1.8

100,000

1.6

1.4

10,000

粒径別DF[-]

PSL

0.0
0.0

1.2
1,000

1.0
0.8

100

0.6
0.4

10

0.2
1

粒子状放射性物質の確率密度関数[-]

粒径別DF[-]

10,000

粒子状放射性物質の確率密度関数[-]

1,000,000

PSL

TiO2

Fe2O3

粒子状放射性物
質の分布

0.0
0.0

1.0
2.0
3.0
粒径（空気動力学径）[μm]

第 6-2 図4.0

DF 性能試験結果（1Pd 相当流量）

-285-

2.0

1.8
100,000

1.6
1.4

粒径別DF[-]

10,000

1.2
1,000

1.0
0.8

100

0.6
0.4

10

0.2
1

粒子状放射性物質の確率密度関数[-]

1,000,000

PSL
TiO2
Fe2O3
38.1hW/Wベント
時粒径分布

0.0
0.0

1.0
2.0
3.0
粒径（空気動力学径）[μm]

第 6-3 図4.0

DF 性能試験結果（最小流量相当）

一方，フィルタ装置に流入するエアロゾルは，粒径分布を持ったものであり，フィルタ装置の DF の評価は，流入するエアロゾルに対して，オーバーオールでどの程度低減されたかを示す必要がある。
そこで，有効性評価シナリオである大 LOCA＋SBO＋ECCS 機能喪失シナリオのW/W ベントと D/W ベントにおいて，各流量におけるオーバーオールの DF を評価する。
まず，大 LOCA＋SBO＋ECCS 機能喪失シナリオの W/W ベントと D/W ベントにおける，フィルタ装置に流入するエアロゾル粒径分布は，第 6-4 図，第 6-5 図の通りとなる。
確率密度関数0.8

確率密度[-/μm]

0.7

確率密度関数 ※

0.6
0.5
0.4

0.3
0.2
0.1
0
0.1

1

10

100

空気動力学径[μm]※第 6-4 図質量分布にて表現している。

エアロゾル粒径分布（大 LOCA＋SBO＋ECCS 機能喪失，W/W ベント）-286-

確率密度関数0.3
確率密度関数 ※

確率密度[-/μm]

0.25
0.2
0.15

0.1
0.05
0
0.1

1

10

100

空気動力学径[μm]※

第 6-5 図質量分布にて表現している。

エアロゾル粒径分布（大 LOCA＋SBO＋ECCS 機能喪失，D/W ベント）

次に，フィルタ装置の DF 性能線を作成する。第 6-4 図,第 6-5 図より，フィル
タに流入するエアロゾルの粒径分布は，約 0.7μm 以上の領域に分布している。そのため，DF 計測試験結果のうち，TiO2 のデータが有効であると考える。そこで，
DF 計測試験結果のうち，TiO2 のデータのみを抜き出し，保守的に DF の下限値で包絡する線を作成，それを DF 性能線とする。また，DF データが存在しない大粒
径の DF は，保守的に存在する最大粒径における DF する。
以上より，DF 性能線を作成すると，第 6-6～8 図の通りとなる。

1,000,000
100,000

粒径別DF[-]

10,000
TiO2

1,000
100
10
1
0.0

1.0
2.0
3.0
粒径（空気動力学径）[μm]

第 6-6 図4.0

DF 性能線（2Pd 相当流量）

-287-

性能線

1,000,000
100,000

粒径別DF[-]

10,000
TiO2

1,000

性能線

100
10
1
0.0

1.0
2.0
3.0
粒径（空気動力学径）[μm]

第 6-7 図4.0

DF 性能線（1Pd 相当流量）

1,000,000
100,000

粒径別DF[-]

10,000

TiO2

性能線

1,000
100
10

1
0.0

1.0
2.0
3.0
粒径（空気動力学径）[μm]

第 6-8 図4.0

DF 性能線（最小流量相当）

最後に，第 6-4 図，第 6-5 図の粒子径分布の粒子に対して，第 6-6～8 図に示す DF 性能線を用いて，(1)式によりフィルタ装置のオーバーオールの DF を算出
すると，第 6-1 表の通りとなった。

-288-

(1)
DF(Dp)は，粒径 Dp におけるフィルタ装置の DF
M(Dp)は，フィルタ装置に流入する粒径 Dp のエアロゾルの総質量

第 6-1 表オーバーオール DF（下限包絡性能線）

シナリオ
大 LOCA＋SBO＋ECCS 機能喪失，
W/W ベント
大 LOCA＋SBO＋ECCS 機能喪失，
D/W ベント

ガス流量

オーバーオール DF

2Pd 相当流量

34110

1Pd 相当流量13342

最小流量相当9856

2Pd 相当流量40858

1Pd 相当流量13728

最小流量相当20323

第 6-1 表より，大 LOCA＋SBO＋ECCS 機能喪失シナリオにおけるフィルタ装置のオーバーオールの DF は，1000 を大幅に上回っていることが確認できた。
また，第 6-1 表の W/W ベントと D/W ベントの評価結果を比較するとわかるように，粒子径分布が小粒径側にシフトするとオーバーオール DF は低く，粒子径分布
が大粒径側にシフトするとオーバーオール DF は高くなる。
なお，大 LOCA＋SBO＋ECCS 機能喪失シナリオの D/W ベントにおいては，最小流量相当の方が，1Pd 相当流量よりもオーバーオール DF が大きくなっている。これは，第 6-7 図，第 6-8 図より，最小流量相当の方が DF を計測できている粒子径が大きく，DF データが存在しない大粒径の DF を大きく見積もることができているためである。
一方，上記評価においては，DF データが存在しない大粒径の DF は，データが存在する最大粒径の DF であるとし，オーバーオール DF を算出している。しかし，実際は今回 DF データが存在しない 1.0μm 程度以上の粒子径領域の粒子においては，粒子径が大きい程 DF も大きくなる。
そこで，より現実的な評価として，DF データをフィッティングするカーブを作成し，それを DF 性能線とし，DF データが存在しない粒子径領域の DF についても，
この DF 性能線上の DF であるすることで，オーバーオールの DF を算出することとする。フィッティングカーブを作成する際の DF データは，保守的に各粒子径における最小値を用いることとする。フィッティングカーブは第 6-9～11 図の通りとなる。これを DF 性能線とする。

-289-

実機最大流量1,000,000

2.0

100,000

1.6
1.4

粒径別DF[-]

10,000

1.2

1,000

1.0
0.8

100

0.6
0.4

10

粒子状放射性物質の存在割合[-]

1.8
TiO2
最小値
近似式
38.1hW/Wベント時
粒径分布

0.2
1

0.0
0.0

1.0
2.0
3.0
粒径（空気動力学径）[μm]

第 6-9 図4.0

DF 性能線（2Pd 相当流量）

1Pd流量
1,000,000

2.0

100,000

1.6

1.4

粒径別DF[-]

10,000

1.2

1,000

1.0
0.8

100

0.6
0.4

10

粒子状放射性物質の存在割合[-]

1.8

0.2
1

0.0

0.0

1.0
2.0
3.0
粒径（空気動力学径）[μm]

第 6-10 図

4.0

DF 性能線（1Pd 相当流量）

-290-

TiO2
最小値
近似式
38.1hW/Wベント時
粒径分布

最小流量
2.0

1,000,000
100,000

1.6
1.4

粒径別DF[-]

10,000

1.2

1.0

1,000

0.8
100

0.6
0.4

10

粒子状放射性物質の存在割合[-]

1.8

TiO2

最小値
近似式
38.1hW/Wベント時
粒径分布

0.2
0.0

1
0.0

3.0
2.0
1.0
粒径（空気動力学径）[μm]

第 6-9 図4.0

DF 性能線（最小流量相当）

これらの DF 性能性を用いて，第 6-4 図，第 6-5 図の粒子径分布の粒子に対して，(1)式によりフィルタ装置のオーバーオールの DF を算出すると，第 6-2 表の通りとなった。
第 6-2 表オーバーオール DF（フィッティング性能線）

シナリオ
大 LOCA＋SBO＋ECCS 機能喪失，
W/W ベント
大 LOCA＋SBO＋ECCS 機能喪失，
D/W ベント

ガス流量

オーバーオール DF

2Pd 相当流量

91689

1Pd 相当流量

117459最小流量相当10199

2Pd 相当流量

417803

1Pd 相当流量

546628最小流量相当54584

第 6-2 表によるオーバーオール DF は，第 6-1 表と比較し大幅に大きくなっているが，第 6-2 表の値がより確からしい実力値であると考える。また，第 6-1 表の評価方法は非常に保守的であることがわかる。

-291-

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7．蒸気を用いた性能試験
これまでの DF 性能試験では，試験ガスとして常温の空気を用いて試験を実施してきた。これは，「4. 試験ガスの代表性について」に記載の通り，蒸気よりも空気の方がフィルタ装置の粒子捕捉メカニズムを考慮すると DF 性能に対して保守的であるという考察を基にした設定である。
一方，実機ベントガスの主成分は蒸気であることから，蒸気による DF 性能試
験についても実施した。試験設備の構成を第 7-1 図に，試験条件を第 7-1 表に示す。

第 7-1 図

試験概要図（蒸気性能試験）-292-

第 7-1 表

蒸気試験条件一覧表

項目

条件

試験装置

・実機高さ試験装置

試験ガス・蒸気＋空気（エアロゾル送気用）
・試験時蒸気割合：約 95%（2Pd 相当流量）
約 88%（最小流量相当）

スクラバ水位
ガス・スクラバ水温度
ガス体積流量試験エアロゾル

・1ｍ
・約 100℃
・2Pd 相当流量
・最小流量相当
・TiO2

上記の条件にて試験を実施した結果，蒸気試験におけるの DF は第 7-2 図，第7-3 図の通りとなった。これらより，蒸気試験における DF の方が，空気試験における DF よりも大きいことがわかり，フィルタ装置はベントガスが蒸気の条件においても，十分な性能を有していることが確認できた。また，「4. 試験ガスの代表性について」にて理論的に示した通り，空気試験は蒸気試験よりも保守的であることが確認できた。なお，空気試験については蒸気試験と条件を合わせる
ため，実機高さ試験装置にて計測した DF を記載している。

第 7-2 図蒸気性能試験結果（2Pd 相当流量）-293-

第 7-3 図

蒸気性能試験結果（最小流量相当）-294-

8．試験条件の網羅性
格納容器圧力逃がし装置使用時にフィルタ装置に作用する物理パラメータには，スクラバ水位，スクラバ水温，ベントガス性状，ベントガス流量，フィルタ
装置内圧力がある。また，フィルタ装置には，粒子径分布をもったエアロゾルが流入する。
これらフィルタ装置に作用する物理パラメータについては，下記の通り実機条件を網羅するか，もしくは実機よりもエアロゾル除去性能（DF）が小さく保守的な条件を，試験条件として設定している。
【スクラバ水位】
スクラバ水位は高い程 DF は大きくなる。フィルタ装置使用中は，スクラバ水
位変動要因としてベントガスに含まれる水蒸気の凝縮の影響が支配的となり,ス
クラバ水位は上昇する。そのため，スクラバ水位が初期水位の 1ｍ以下となることはない。そのため，保守的にスクラバ水位は 1ｍを試験における基本条件とする。
一方，スクラバ水の運用上の最低水位は 0.5ｍとしている。そのため，スクラ
バ水位 0.5ｍにおける試験も実施し，DF は所望の性能を満たせることを確認している。（『5．スクラバ下限水位時のフィルタ装置の性能』参照）【スクラバ水温】
スクラバ水温は低い程水蒸気凝縮や熱泳動によるメカニズムによる DF は大きくなる。試験における基本条件としては常温とするが，試験ガスとして水蒸気凝縮や熱泳動による DF を見込めない常温空気と組み合わせて試験を実施することから，保守的な条件となる。
一方，スクラバ水高温状態における条件として，水温を飽和温度まで昇温し，試験ガスとして水蒸気と組み合わせた試験を実施し，基本条件として設定したス
クラバ水常温＋常温空気の条件よりも DF が大きくなることを確認している。
（『7．
蒸気を用いた性能試験』参照）【ベントガス性状】
ベントガスの主成分は水蒸気である。水蒸気は凝縮や熱泳動によるメカニズムが作用すること，ならびに慣性力，重力沈降，ブラウン拡散による各捕捉効果が大きいことから，空気よりも DF は大きくなる（『4. 試験ガスの代表性について』参照）。そのため，試験ガス条件としては常温空気を用いることを基本条件とする。
一方，試験ガス条件として水蒸気を用いた試験を実施し，基本条件である常温空気の条件よりも DF が大きくなることを確認している。
（『7．蒸気を用いた性能試験』参照）-295-

【ベントガス流量】
ベントガス流量については，実機にて想定される体積流量を網羅するよう，試験条件を設定している。
また，実機では二次隔離弁は中間開度に設定してベントを行うが，仮に二次隔離弁を全開とした場合の流量においても試験を実施し，DF は所望の性能を満たせることを確認している。
（『1. 超過流量状態における DF 性能について』参照）【フィルタ装置内圧力】
フィルタ装置内圧力については，基本条件として常圧条件とした。
一方，フィルタ装置内圧力が DF へ与える影響を確認するため，フィルタ装置
内圧力を 0.31MPa，0.62MPa（gage）に加圧した状態で試験を実施し，実機で想定される径の粒子においては，フィルタ装置内圧力が DF へ与える影響はないことを確認している。（『2. フィルタ装置内圧力の DF への影響について』参照）
第 8-1 表フィルタ装置物理パラメータと試験条件

物理パラメータ

実機条件

試験条件

【実機運転時変動範囲】

スクラバ水位

1m～2.2m【基本条件】
1m【設定下限水位】【最低水位条件】

0.5m

0.5m
【基本条件】

スクラバ水温

【実機運転時変動範囲】

常温

常温～飽和温度【高温条件】
飽和温度【基本条件】

ベントガス性状【実機運転時条件】

常温空気

水蒸気（主成分）【蒸気条件】
水蒸気【基本条件】

ベントガス流量【実機運転時変動範囲】

33000 m ３ /h 相当

３14500m /h～33000m /h

27000 m ３ /h 相当【超過流量（二次隔離弁全開）】

13500 m ３ /h 相当

３３37000m /h【超過流量条件】
37000 m ３ /h 相当【基本条件】【実機運転時変動範囲】

フィルタ装置内圧力

0.03MPa(gage)～0.5MPa(gage)

常圧【圧力影響確認試験】
0.31MPa(gage)
0.62MPa(gage)-296-

【エアロゾル粒径分布】
大 LOCA＋SBO＋ECCS 機能喪失シナリオの W/W ベントならびに D/W ベント時のフィルタ装置に流入するエアロゾル粒径は第 8-1,2 図の通りとなる。W/W ベントにおいては約 0.7μm～約 3.5μm，D/W ベントにおいては約 0.7μm～約 10μm の範囲で粒子が分布している。なお，第 8-1,2 図にて粒子径を空気動力学径 ※１ にて示しており，物理径から空気動力学径へ換算するときの粒子密度としては，保守的にベント時にフィルタ装置に流入する主要核種のうち，密度の小さい CsOH の値を設定している。
確率密度関数0.8

確率密度[-/μm]

0.7

確率密度関数

0.6
0.5

0.4
0.3
0.2
0.1
0
0.1

1

10

100

空気動力学径[μm]第 8-1 図エアロゾル粒径分布（大 LOCA＋SBO＋ECCS 機能喪失,W/W ベント）
確率密度関数0.3

確率密度[-/μm]

0.25

確率密度関数

0.2

0.15
0.1
0.05
0

0.1

1

10

100

空気動力学径[μm]

第 8-2 図エアロゾル粒径分布（大 LOCA＋SBO＋ECCS 機能喪失,D/W ベント）

また，試験にて使用しているエアロゾルの粒径分布を第 8-3 図に示す。第 8-3
図より，約 3.5μm までは粒子個数が 1000 個を超えており，DF1000 を計測可能である。フィルタ装置の捕捉メカニズムには拡散効果，慣性効果，重力沈降等が考えられるが，拡散効果以外の慣性効果，重力沈降速度等は，粒子径が大きい程 DF
が大きくなる方向へ寄与する。拡散効果は粒子径が小さい程 DF が大きくなる方向に寄与するが，拡散による粒子捕捉効果が得られるのは，約 0.1～0.2μm よりも小さい粒子である。そのため，実機で想定される約 0.7μm 以上の粒子に対しては，拡散による捕捉効果は非常に小さく，それ以外の慣性力等のメカニズムによる捕-297-

捉が支配的である。よって，実機で想定される粒子径領域においては，粒子径が大きい程 DF は大きくなると考えられる。フィルタ装置に流入するエアロゾルは3.5μm より大きいものも含まれるが，その DF は試験用エアロゾルで網羅できている小さい粒子径における DF よりも小さくなることはない。したがって，試験用エアロゾルが実機に流入するエアロゾルの粒径分布の大粒径側を網羅できていな
くても，DF を保守的に評価することは可能である。

代表的な入口粒径分布（TiO2，個数分布）

計測個数[-]

100,000

50,0001000

入口粒径分布

0
0.0

1.0

2.0

3.0

4.0

粒径（空気動力学径）[μm]

第 8-3 図試験用エアロゾルの粒径分布※１空気動力学径異なる密度の粒子を同じ空気動力学特性を持つ密度 1g/cm 3 の粒子に規格化したものであり，空気動力学径が同じであれば，その粒子は密度や物理的な大きさとは関係なく，同じ空気動力学的挙動を示す。
上記の特性から，フィルタ装置の性能評価においては，粒子の径として空気動力学径を用いている。
なお，物理的な粒子径を空気動力学径へ変換する際は，物理的な粒子径に粒子密度の平方根を乗じることで算出している。

-298-

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別紙７

格納容器圧力逃がし装置系統内における可燃性ガスの燃焼について【格納容器圧力逃がし装置】【代替格納容器圧力逃がし装置】
格納容器圧力逃がし装置には，過酷事故時に格納容器内にて発生する可燃性ガスが流入する。可燃性ガスとしては，燃料被覆管のジルコニウムと水が反応して生成される水素があり，有効性評価シナリオである大 LOCA+SBO+ECCS 機能喪失シ
ナリオにおいては，ベント前の格納容器内ガスのおよそ 30％（モル分率）が水素となっている。また，MCCI（溶融炉心・コンクリート相互作用）が発生する TQUV
シナリオにおいては，燃料被覆管のジルコニウムと水が反応して生成される水素に加え，MCCI により，水素ならびに一酸化炭素が発生する。また，よう素フィル
タにおいて有機よう素を吸着する際には，可燃性ガスのが発生する可能性がある。
これらの可燃性ガスが格納容器圧力逃がし装置系統内で燃焼すると，格納容器
圧力逃がし装置の機器や配管が損傷する恐れがある。特に，ベント開始直後においては，系統内が冷えた状態となっているため，ベントガスに含まれる水蒸気が凝縮することで，ベントガス中の非凝縮性可燃性ガスの濃度が上昇し，系統内での燃焼のリスクが大きくなる。
そのため，格納容器圧力逃がし装置は，待機時に系統内を窒素置換することとしている。それにより，ベント開始直後にベントガス中の非凝縮性可燃性ガスの濃度が上昇したとしても，系統内に酸素は殆ど存在しないため，可燃性ガスの燃焼は起こらない設計としている。また，ベント開始後には，常にベントガスの流れがあることから，排気口から空気が格納容器圧力逃がし装置内に逆流することはないため ※1，外部から系統内に酸素が供給されることはない。よって，ベント
実施中は，系統内は不活性な状態が維持されることになる。
一方，ベントガスには，格納容器内やフィルタ装置内の水の放射線分解により，微量の水素と酸素が混入し続ける。そのため，閉塞端部において，この水素と酸素の混合ガスが蓄積し，局所的な燃焼を引き起こす恐れがある。このような閉塞端としては，格納容器圧力逃がし装置系統内の上り配管端部（例えば格納容器圧
力逃がし装置と他系統を仕切る弁までの範囲等）や，よう素フィルタの上部マンホールが挙げられる。
まず，格納容器圧力逃がし装置系統内の上り配管端部のうち，水素と酸素の混合ガスが蓄積する恐れのある箇所については，別紙 19 に示すように，混合ガスを排出するためのベントラインを設置し，混合ガスの蓄積を防止することとしている。また，よう素フィルタの上部マンホールについては，流動解析によりマンホール内を換気する流れによって，混合ガスの蓄積は生じないことを確認している（第 1，2 図参照）。
そのため，格納容器圧力逃がし装置系統内においては，可燃性ガスの燃焼は生-299-

じないと考えられる。

第 1 図 よう素フィルタ上部マンホール内ガス流れ状態[ベントガス組成：水蒸気 100％，ガス流量：15.8kg/s]

第 2 図 よう素フィルタ上部マンホール内ガス流れ状態[ベントガス組成：水蒸気 100％，ガス流量：2.48kg/s（事故後 1 ヶ月後の流量）]※1 格納容器ベント実施直後は，水蒸気，窒素，水素等の混合流体がフィルタ装置に流入するが，水蒸気の一部はスクラバ水に熱を奪われ凝縮する。
スクラバ水が沸騰するまでにフィルタ装置に流入する水蒸気の全量が凝縮し続けると仮定した場合でも，沸騰するまでの間（1 時間以内）水素や窒素はフィルタ装置へ継続して流入（1000m3 /h 以上）するため，フィルタ装置の下流側の流量は維持される。また，沸騰した後はフィルタ装置に流入する水蒸気は凝縮されず，フィルタ装置の下流側の流量は維持される。以上のことより，フィルタ装置の下流側の流量は維持され，対向流は発生し
ない。

-300-

別紙 8

ベント方法及び放出位置を変更することによる公衆被ばくへの影響【格納容器圧力逃がし装置】【代替格納容器圧力逃がし装置】
柏崎刈羽 6/7 号炉の有効性評価の「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）」の事故シーケンスにおいては，事象発生から約 38 時間
後に格納容器スプレイを停止し，その後にウェットウェルベント（W/W ベント）を実施している。
一方，有効性評価においては W/W ベントを実施しているが，ドライウェルベ
ント（D/W ベント）を実施することも可能である。
ここでは，炉心損傷に至る代表的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(格納容器過圧・過温破損)」の事故シーケンスにて，ベントライン（W/W ベントまたは D/W ベント）及び放出位置（格納容器圧力逃がし装
置配管または主排気筒）を変更することによる公衆被ばくへの影響を評価した。
(1)選定する事故シーケンス
ベントライン及び放出位置を変更することによる公衆被ばくへの影響を評価するための事故シーケンスとして，ここでは以下の 2 つを選定した。
a. 38 時間 W/W ベントシナリオ
柏崎刈羽 6/7 号炉の有効性評価の「雰囲気圧力・温度による静的負荷(格納容器過圧・過温破損)」と同一の事故シーケンスであり，事象開始から約 38
時間後に W/W ベントを実施する。ベント時に格納容器から放出され，格納容器圧力逃がし装置に流入する Cs-137 の放射能量は，約 1.4 TBq となる。格納容器圧力の推移を第 8-1 図に示す。
b. 38 時間 D/W ベントシナリオ
a.と同一の事故シナリオであるが，事象開始から約 38 時間後に D/W ベントを実施する。ベント時に格納容器から放出され，格納容器圧力逃がし装置に流入する Cs-137 の放射能量は，約 2000 TBq となる。格納容器圧力の推移を
第 8-2 図に示す。

-301-

第 8-1 図

38 時間 W/W ベントシナリオの格納容器圧力の推移

第 8-2 図38 時間 D/W ベントシナリオの格納容器圧力の推移-302-

(2)被ばく量評価方法
a. 評価コード
被ばく量評価において，ここでは 3 次元移流拡散評価コードを備えた原子力発電所周辺線量予測評価システム（以下，ＤＩＡＮＡ）を利用した。ＤＩ
ＡＮＡには，「国土数値情報 行政区域データ「平成 26（2014）年 4 月 1 日時点」」を参照し，柏崎刈羽原子力発電所周辺の地形データを再現したブロック図がインプットされており，地形の形状を考慮した大気拡散評価が可能である。
b. 評価条件
格納容器ベント実施に伴う公衆の被ばく量は，大気中に放出される放射能量の他に，格納容器ベント実施後の気象条件に強く依存する。ここではベン
トライン及び放出位置を変更することによる被ばく量への影響を明確にする
ため，気象条件（風向，風速，大気安定度）が時間によらず一定であるとして評価した。具体的な評価条件を第 8-1 表に示す。また,参考として，柏崎刈羽原子力発電所構内で観測された風向の，年間（1985 年 10 月～1986 年 9 月）の出現頻度を第 8-3 図から第 8-5 図に示す。
第 8-1 表項目

ＤＩＡＮＡを用いた大気拡散評価条件

選定内容

設定事由

風速

地上高 10m：3.1m/sec
地上高 75m：5.8m/sec
地上高 150m：5.9m/sec

柏崎刈羽原子力発電所構内で観測された年間（1985 年 10 月～1986 年 9月）の平均風速を参照

風向

陸向き：南南西,南西,西南西,
西,西北西,北西,
北北西,北,北北東
海向き：東

拡散が地形形状に影響されることを考慮し，陸側は全方位を選定。参考として海側方位も選定

大気安定度

放出位置

評価地点

柏崎刈羽原子力発電所構内で観測された大気安定度のうち，年間（1985年 10 月～1986 年 9 月）で最も出現頻度の高い大気安定度を採用

Ｄ（中立）6 号炉主排気筒（地上高 73m），
7 号炉でも同様の結果が得られると
6 号炉格納容器圧力逃がし装置配 考えられるため，6 号炉で代表して管（地上高 40.4m）
評価
発電所敷地境界，発電所中心位置から 5km 地点

距離に対する依存性を確認するた
め，発電所中心位置から 5km 地点を
評価

-303-

第 8-3 図

風向出現頻度（地上高 10m）

第 8-4 図風向出現頻度（地上高 75m）

-304-

第 8-5 図

風向出現頻度（地上高 150m）-305-(3)評価結果
a.ベントラインの違いによる影響
各事故シナリオにおける希ガスによる外部被ばく評価結果を第 8-2 表に示す。ここでは，事故シナリオの違いによる影響を明確にするため，38 時間 W/W
ベントシナリオ時の評価値を 1 に規格化した相対値を示した。
38 時間 D/W ベントシナリオ時の相対値は約 0.81 ※1 となった。このことから，希ガスによる外部被ばくの，ベントラインの違いによる影響は限定的であると考えられる。
※1 38 時間 D/W ベントシナリオ時の相対値は 38 時間 W/W ベントシナリオ
時と比べ小さくなっている。これは，38 時間 D/W ベントシナリオにおいては，格納容器ベント実施後も希ガスの一部が W/W 気相部に閉じこ
められ，しばらくの間格納容器外に放出されないためである。
なお，(1)に示したとおり，ベント時に格納容器外に放出され，格納容器
圧力逃がし装置に流入する Cs-137 の放射能量は，2 つの事故シナリオの中で
38 時間 W/W ベントシナリオが約 1.4TBq と，38 時間 D/W ベントシナリオの約2000TBq に比べ小さい。これは W/W ベントを行うことで，Cs-137 が W/W スク
ラビング効果等により格納容器内で更に除去されるためである。このため，長期に渡る土壌汚染を抑制するという観点では，2 つの事故シナリオの中では 38 時間 W/W ベントを選択することが好ましいと考えられる。

-306-

第 8-2 表

希ガスによる外部被ばく量の相対値（事故シナリオの違いによる影響）

事故シナリオ

38 時間 W/W ベント
シナリオ
38 時間 D/W ベント
シナリオ

希ガスによる外部被ばく量の相対値の評価結果（実効線量の相対値）
敷地境界

5km 地点1

1

約 0.81

約 0.81

放出位置：6 号炉格納容器圧力逃がし装置配管-307-

b.放出位置の違いによる影響
放出位置の違いによる影響の評価結果を第 8-3 表に示す。ここでは，2 つの事故シナリオのうち，38 時間 W/W ベントシナリオについて評価を行った。
なお，放出位置の違いによる影響を明確にするため，6 号炉格納容器圧力逃がし装置配管から放出した場合の評価値を 1 に規格化した相対値を示した。6号炉主排気筒放出時の敷地境界での相対値は約 0.55～約 0.91 であり，風向によって相対値が変わるという結果になった。風向毎の相対値と柏崎刈羽原
子力発電所周辺の地形形状を第 8-6 図に示す。
東風により海側へ放出した場合の 5km 地点における相対値は約 0.62 となっているが，障害物がない海側においては距離に応じて相対値が変わる。
一方，陸側に放出した場合においては距離だけではなく，評価位置の標高と 6 号炉格納容器圧力逃がし装置配管高さの違いによる影響がある。放出位
置と評価位置の高さ方向の位置関係を第 8-7 図に示す。さらに，地形の起伏等による形状の違いから放出されたガスが発散や収束されることにより，敷地境界における相対値は変わるが，その違いは最大で 5 割程度である。しかし，5km 地点での相対値は最大で 3 割程度と，発電所からの距離に従い放出
位置の違いによる影響は更に小さくなるという評価結果になった。
以上のことから，柏崎刈羽原子力発電所周辺の地形形状を考慮すると，放出位置の違いよる影響は敷地境界においても限定的であり，発電所からの距離が離れると影響は小さくなることがわかる。
第 8-3 表希ガスによる外部被ばく量の相対値（放出位置の違いによる影響）

事故シナリオ

放出位置

希ガスによる外部被ばく量の相対値の評価結果（実効線量の相対値）
敷地境界

5km 地点1

1

陸側：約 0.55～約 0.91

陸側：約 0.75～約 0.95
海側：約 0.62

6 号炉格納容器圧
38 時間 W/W ベン
トシナリオ

力逃がし装置配管

6 号炉主排気筒-308-

第 8-6 図

風向毎の相対値と柏崎刈羽原子力発電所周辺の地形形状イメージ

第 8-7 図放出位置と評価位置の高さ方向の位置関係のイメージ-309-

(4)まとめ
希ガスによる外部被ばくに対し，ベントラインの変更による影響は限定的である。また，長期に渡る土壌汚染を抑制する観点では，2 つの事故シナリオの中では 38 時間 W/W ベントシナリオを選択することが好ましいと考えられる。
放出位置を変更しても，柏崎刈羽原子力発電所周辺の地形形状の効果により，被ばくへの影響は限定的となるため，放出位置として格納容器圧力逃がし装置
配管を選定しても公衆被ばくの観点で問題は無いと考えられる。

-310-

別紙９

設備の維持管理についての補足事項

１．機能確認における外観点検の確認内容について
機能確認における外観点検の確認内容を下記第 1 表に示す。
第 1 表 機能確認における外観点検の確認内容
対象機器

機能

外観点検の確認内容

スクラバノズル

フィルタ性能■表面に強度に影響を及ぼす恐れのあるき裂，変形，腐食及び摩耗がないこと。
■ 性 能 に 影 響を 及 ぼ す恐れ の あ る ノズ ル 穴 の 異 物による閉塞，ノズル穴の変形がないこと。

気泡細分化装置■表面に強度に影響を及ぼす恐れのあるき裂，変形，腐食及び摩耗がないこと。
■ 性 能 に 影 響を 及 ぼ す 恐れ の あ る 気泡 細 分 化装 置の充填高さが，所定の高さであること。

金属フィルタ■表面に強度に影響を及ぼす恐れのあるき裂，変形，腐食及び摩耗がないこと。
■性能に影響を及ぼす恐れのある金属フィルタの異物による閉塞，溶接部の割れ，腐食がないこと。

整流板

整流機能

■表面に強度に影響を及ぼす恐れのあるき裂，変形，腐食及び摩耗がないこと。
■ 性 能 に 影 響を 及 ぼ す恐れ の あ る 整流 板 穴 の異 物による閉塞，穴の変形がないこと。

オリフィス

流量調整機能■表面に強度に影響を及ぼす恐れのあるき裂，変形，腐食及び摩耗がないこと。
■ 性 能 に 影 響を 及 ぼ す恐れ の あ る オリ フ ィ ス穴 の異物による閉塞，穴の変形がないこと。

２．フィルタ性能の確認方法
待機中，定期的に，以下の a～c の項目を確認することでのフィルタ性能が維持されていることを確認する
a.

窒素封入圧力確認
窒素封入圧力を 0.01MPa[gage]以上に維持することで，容器内部の不活性状態が維持され，スクラバノズル及び気泡細分化装置，金属フィルタの腐食の発生を防止していることを確認する。
b. スクラバ水位確認
スクラバ水位を通常水位（500mm～2200mm）で維持していることを確認する。
c. スクラバ水質確認試験
スクラバ水をサンプリング測定することで，水酸化ナトリウムが規定の濃度を維持している事を確認する。

-311-

３．点検周期の考え方
5.1 点検方法の第 5.1－1 表に示す点検周期は，第 2 表に示すように機能や設置環境の類似した既設類似機器を踏襲して決定する。また，点検周期は，今後の保全活動を実施する中で適切な周期の見直しを行うこととする。
容器及び容器内部構造物に対する，アルカリ性の薬液を注入することによる腐食の影響対策としては，本装置が通常待機状態であること，及び，耐腐
食にすぐれた SUS316L 材を使用していることから，窒素封入による不活性状態を維持することにより容器内部構造物の腐食の発生を防止していることの確認を定期的に行うことで適切に維持できると考えられる。
第2表
対象機器

容器

点検周期の決定根拠

機能／設置環境
型式／機能材料

フィルタ等 ステンレス鋼

内部流体

類似機器

点検周期
本格

簡易

4

―

4

―

1

―

2

1

1

―

不活性ガス系配管

101

不活性系圧力開放板

2

1

窒素ガス

不活性ガス系配管

10

1

スクラバ水

気体廃棄物処理系

／窒素ガス

配管

10

1

窒素ガス

不活性ガス系弁類

10

1

スクラバ水

気体廃棄物処理系

／窒素ガス

配管

10

1

スクラバ水 原子炉冷却材浄化系
／窒素ガス

ろ過脱塩器

内部構造物
・スクラバノズル・気泡細分化装置
・金属フィルタ

フィルタ等 ステンレス鋼

スクラバ水
／窒素ガス

・整流板

原子炉冷却材浄化系
ろ過脱塩器
内部構造物

・吸着塔
ヨ ウ素除去 フィル
タ銀ゼオライトドレンポンプ

伸縮継手

フィルタ等 銀ゼオライト
キャンドポ
ンプ
変位吸収
機構

ステンレス鋼

スクラバ水ステンレス鋼

窒素ガス
窒素ガス

オリフィス

配管類

ステンレス鋼

圧力開放板

弁類

ステンレス鋼
炭素鋼

配管

配管類

ステンレス鋼
炭素鋼

弁

弁類

窒素ガス

ステンレス鋼

窒素ガス／
外気※点検周期の単位はサイクル-312-

非常用ガス処理系活性炭フィルタ原子炉冷却材浄化系
循環ポンプ
格納容器ダイヤフラム
フロアシールベロー

別紙１０

弁の操作方法について

格納容器圧力逃がし装置の一次隔離弁，フィルタ装置入口弁は空気駆動弁（以下，「ＡＯ弁」）である。また，二次隔離弁は電動駆動弁（以下，「ＭＯ弁」），二次隔離弁バイパス弁は手動駆動弁（以下，「ＨＯ弁」）となっている。これらの弁は
シビアアクシデント時を考慮し，電源喪失時においても操作が可能な構成としている。電源喪失時の操作方法は第１表の通りである。

主排気筒

フィルタ装置入口弁
6号炉

RE

放射線モニタAO

原子炉区域・
タービン区域〔Ｆ．Ｃ〕
換気空調系排風機へ

圧力開放板
H2E

Ｎ2ベントライン

MO

ボンベ

PT

圧力計

7号炉

MO
AO

水素濃度計
PI

原子炉区域よりパージ用排風機

圧力計

〔Ｆ．Ｃ〕

非常用ガス処理系
排風機へ

MO

遠隔操作
AO

RE

放射線モニタ

ボンベ

AO
二次隔離弁

水素濃度計

〔Ｆ．Ｏ〕

〔Ｆ．Ｃ〕
H2E

〔Ｆ．Ｃ〕

・

オリフィス

Ｆ１０２
PT

差圧計

水位計

フィルタ
装置

DP

ド
レ
ン
タ
ン
ク

遠隔操作
遠隔操作

Ｆ０１９

ボンベ
MO

・
サプレッション・
チェンバ

原子炉建屋

遠隔操作

〔Ｆ．Ｃ〕

LＳ

水位計

LT

MO

Ｆ０７０

AO

原
子
炉
圧
力
容
器

Ｎ2ベントライン

二次隔離弁バイパス弁
遠隔操作

AO

ボンベ

〔Ｆ．Ｃ〕

Ｆ５０２Ａ

Ｆ０２２
Ｆ５０１

MO

ｐＨ計

非常用ガス処理系
排風機より

ドレン
移送ポンプ

Ｆ０２０
流量計

Ｆ２１１

MO

可燃性ガス濃度制御系
気水分離器より

原子炉建屋

一次隔離弁

第1図

格納容器圧力逃がし装置系統概要図
第1表

ＡＯ弁

MO
MO

二次格納施設

Ｆ２１０

駆動方式

MO

pH

Ｆ５０２Ｂ

FE

遠隔操作

AO

〔Ｆ．Ｏ〕

AO

よう素
フィルタ

圧力開放板

Ｆ２０９

・

・

〔Ｆ．Ｏ〕

ドライウェルFE

AO

原子炉区域運転階より

Ｎ2供給ライン

圧力計

Ｆ００１

操作対象弁
■一次隔離弁
（サプレッション・
チェンバ側）■フィルタ装置入口弁■一次隔離弁
（ドライウェル側）

ＭＯ弁■二次隔離弁

ＨＯ弁

■二次隔離弁バイパス弁

弁の操作方法
電源喪失時の操作方法

操作場所

エクステンションによる遠隔操作

二次格納施設外

専用ボンベからの駆動空気供給による遠隔操作

二次格納施設外

エクステンションによる遠隔操作
エクステンションによる遠隔操作

二次格納施設外-313-

二次格納施設外

Ｎ2供給ラインＭＯ弁，ＨＯ弁ならびにＡＯ弁については，エクステンションにより二次格納施設外から人力のみによる操作を行うことができる。
さらにＡＯ弁については，駆動用の空気供給配管系の構成を変更し，電源喪失時においても二次格納施設外から操作可能な構成としている。変更前の構成図を
第 2 図，変更後の構成図を第 3 図に示す。
ＭＯ

電磁弁へ電気信号が印
可できなければ，駆動空気をＡＯ弁に供給でき
ない

専用ボンベ
二次格納施設外
電気信号

二次格納施設内×
計装用圧縮空気系より

・
×
・・

電磁弁

AＯ

ラチェットハンドル

ＡＯ弁開操作不可能
第2図

ＡＯ弁

空気供給配管構成図（変更前）

電気信号が印可できない場合でも開放している電磁弁のＯＵＴ側ポートより，駆動空気をＡＯ弁に供給できるＭＯ
専用ボンベ

エクステンションハンドル

予備ボンベを配備

二次格納施設外
電気信号

・
×
・・
AＯ

ＡＯ弁開操作可能第3図

ＡＯ弁

二次格納施設内×
計装用圧縮空気系より専用ボンベ，空気供給配管系の構成機器について
Ss機能維持を確認した。

空気供給配管構成図（変更後）

第 2 図に示す通り，空気供給配管系の変更前の構成では，電磁弁に電気信号を印可できなければ，駆動空気をＡＯ弁に供給することができない。そのため，電源喪失時には，駆動空気によりＡＯ弁を操作することができない。
一方，第 3 図に示す通り，空気供給配管系の変更後の構成では，電磁弁に電気信号を印可できない場合においても開放している電磁弁のＯＵＴ側ポートより，駆動空気をＡＯ弁に供給することができる。そのため，電源喪失時においても，-314-

駆動空気によりＡＯ弁を操作することができる。また，空気供給配管系に設置している弁は，全て二次格納施設外にて操作が可能である。よって，この空気供給
配管系の変更により，電源喪失時において二次格納施設外より，ＡＯ弁を操作することが可能となる。
以下に，電磁弁内の動作のメカニズムについて詳細に記載する。
(1)

電磁弁待機時（無励磁）の状態
ＡＯ弁用の電磁弁は，電気信号を印可していない状態（無励磁状態）では以下の第 4 図のような状態である。
「IN 側」には計装用圧縮空気系，「OUT 側」
はＡＯ弁の駆動部に接続されており，「EXH 側」は大気開放となっている。

EXH

OUT

第4図

IN

電磁弁（待機時）の概要図

-315-

(2)

電磁弁動作時（励磁）の状態
ＡＯ弁用の電磁弁は，電気信号を印可した状態（励磁状態）となると第 5図及び第 6 図のようなメカニズムにより，IN 側の計装用圧縮空気系の空気をOUT 側のＡＯ弁の駆動部に供給する。
①コイルが励磁②コアがプラグナットに吸引③メインオリフィス（EXH側）を閉塞④ダイアフラムの背圧が排気⑤ダイアフラムが背面に押付けられる

EXH

OUT

第5図

IN

励磁時直後の動作概要図⑧ダイアフラムの背面を加圧⑨ダイアフラムが前面に押付けられる

EXH⑥空気をメインオリフィ
スOUT側に供給⑩ダイアフラムがEXH側を閉塞⑦OUT側に空気を供給
OUT

第6図

IN

ダイヤフラム動作～EXH 閉塞までの動作概要図

-316-

(3)

専用ボンベの空気を EXH 側から供給する場合
ＡＯ弁用の電磁弁は，専用ボンベの空気を EXH 側から供給する場合は，第7 図のようになる。専用ボンベの空気は IN 側にも供給されているため，右側のダイヤフラムは左右で圧力がバランスし，EXH 側の空気は OUT 側のＡＯ
弁本体の駆動部へ供給される。

EXH⑪EXH側から空気を供給することで，OUT側まで空気の供給可能
OUT

第7図

IN

専用ボンベの空気を EXH 側から供給する場合の概要図

なお，専用ボンベの空気を EXH 側から供給する場合のＡＯ弁の開閉試験を実施し，ＡＯ弁が確実に全開及び全閉になることを確認した。
上記(1)～(3)より専用空気ボンベの空気を電磁弁の EXH 側から供給することで，電磁弁へ悪影響を与えることなく，電源喪失時においても確実にＡＯ弁の駆動部へ空気を供給することが可能である。

-317-

ＡＯ弁を二次格納施設外から遠隔操作する場合には，ＡＯ弁の駆動源として駆動空気が必要となる。その場合における，駆動空気供給源の信頼性の向上を図る
ため，駆動空気は常設の専用ボンベより供給し，第 8 図に示すように，その専用
ボンベの横に常設の予備ボンベを設置している。

第8図

ＡＯ弁駆動ボンベラック構造図-318-ここで，ＡＯ弁の専用ボンベによる遠隔操作機構と，ＭＯ弁のエクステンショ
ンジョイントによる遠隔操作機構について第 2 表に示す通り比較を行った。
第2表

弁の遠隔操作機構の比較

項目

専用ボンベを用いた
ＡＯ弁の遠隔操作

エクステンションジョイントを用いたＭＯ弁の遠隔操作操作に必要な駆動源

常設専用ボンベの空気圧力

人力

弁操作時間

約2分

約 20 分

作業負荷
必要操作人員信頼性※

空気供給弁と排気弁の操作。これ
操作トルク：約 40～50Nm ※らの弁は 25A 以下の小口径の弁で全開→全閉回転数：約 1500 回転あるため操作は容易。
1名
故障確率

2名

7.3×10-8

故障確率

3.4×10-8電動駆動弁を人力操作する場合の操作トルクについては，弁体の前後配管に最高使用温度である 200℃、最高使用圧力である 2Pd の差圧が負荷された状態を考慮している。

ＭＯ弁の遠隔操作機構には，取り回しの容易なフレキシブルジョイントを用いる構成を仮定した。フレキシブルジョイントには駆動ロスがあり，駆動ロスの分，操作には大きなトルクが必要となることから，減速機を用いて操作トルクを低減する構造となっている場合が多い。一方，駆動ロスはフレキシブルジョイントの敷設長さや敷設時の曲げ箇所の個数，曲げ箇所の曲率半径により決まることから，
敷設ルートが決まらなければ駆動ロスは求められない。そこで，今回は駆動ロスを仮定し，減速比 5 の減速機を設置する。
（一次隔離弁はラビリンス構造の部屋に設置されており，必ず曲げ箇所を設置する必要があるため，駆動ロスは大きくなると考えられる）
ＡＯ弁については空気供給弁と排気弁の操作のみであり，これらは 25A 以下の小口径の弁かつ一箇所に集中して設置されていることから，1 名約 2 分で操作可能である。
一方，ＭＯ弁については，減速機の設置により必要回転数が５倍となることから，減速機が無ければ約 4 分の作業であるが，5 倍の約 20 分かかると想定し，これまでの訓練の実績を踏まえ，操作には最低 2 名は必要と考えられる。
これらの条件のもと評価した，遠隔操作機構の信頼性は，ＡＯ弁，ＭＯ弁ともに 10-8[/h]オーダーであり，非常用の電動ポンプの故障率が 1.3×10 -7[/h]よりも小さく，代替機器としてはいすれの機構も十分な信頼性を有している。
遠隔操作機構の信頼性については，以下の通り算定している。

-319-

【信頼性の算定】
各機器の故障率を，有限責任中間法人 日本原子力技術協会（現 原子力安全推進協会）が 2009 年にとりまとめた「故障件数の不確実さを考慮した国
内一般機器故障率の推定」における国内一般故障率（21 ヵ年データ）時間
故障率（平均値）から想定すると，以下の通りとなる。
(1)

専用ボンベを用いた遠隔操作
専用ボンベを用いた操作について，系統概要図を第 9 図に，故障率を第3 表に示す。第 3 表の故障率から系統全体の故障率を算出すると「7.3×10-8[/h]」となる。
⑦逆止弁
①手動弁

②減圧弁

③電動弁

MO

計装用
圧縮空気系

⑩配管

⑧電磁弁

④安全弁
⑤手動弁

AO
全開

全開
全閉
⑥手動弁

空気ボンベ

第9図
第3表
No.

機器名称

一次隔離弁

専用ボンベを用いた操作の系統概要図
専用ボンベを用いた操作の故障率
想定故障モード

想定機器と故障モード

故障率 [/h]

①

手動弁

外部リーク

手動弁（外部リーク）

1.7×10-9

②

減圧弁

減圧

安全弁（開閉失敗）

1.4×10-8③電動弁（純水）閉固着

手動弁（開閉失敗）

8.3×10-9外部リーク

電動弁（外部リーク）

2.5×10-9

④

安全弁

内部リーク

安全弁（内部リーク）

2.2×10-8

⑤

手動弁

閉固着

手動弁（開閉失敗）

8.3×10-9外部リーク

手動弁（外部リーク）

1.7×10-9

⑥

手動弁

開固着

手動弁（開閉失敗）

8.3×10-9内部リーク

手動弁（内部リーク）

3.7×10-9

⑦

逆止弁

内部リーク

逆止弁（内部リーク）

7.1×10-9

⑧

電磁弁

外部リーク

電磁弁（外部リーク）

4.4×10-9

⑨

配管

リーク

配管（リーク）

6.6×10-9

当該システムの故障率-320-

7.3×10-8

(2)エクステンションを用いた遠隔操作
エクステンションを用いた操作について，系統概要図を第 10 図に，故障率を第 4 表に示す。第 3 表の故障率から系統全体の故障率を算出すると「3.4×10-8[/h]」となる。
サポート

サポート
⑫フレキシブル
ジョイント

ハンドル

⑬駆動機構（減速機）

MO

⑩減速機
⑪L型ジョイント第 10 図エクステンションを用いた操作の系統概要図

第4表

エクステンションを用いた操作の故障率

機器名称

想定故障モード

想定機器と故障モード

故障率[/h]⑩

減速機

動力伝達不可手動弁（開閉失敗）

8.3×10-9⑪

L 型ジョイント

動力伝達不可手動弁（開閉失敗）

8.3×10-9

動力伝達不可手動弁（開閉失敗）

8.3×10-9

動力伝達不可手動弁（開閉失敗）

8.3×10-9⑫⑬

フレキシブルジョイントMO 弁（減速機）

当該システムの故障率

3.4×10-8以上より，操作の実現性や機構の信頼性を考慮すると，ＡＯ弁，ＭＯ弁いずれも成立性があると考えられる。
第 1 図の構造図に記載の通り，一次隔離弁については不活性ガス系の弁と共用しており，当該弁は通常運転時も操作を実施する弁である。一方，格納容器隔離機能に着目すると，格納容器隔離信号発生時には，当該弁については確実に閉鎖する必要がある。そのため，電源喪失時に確実にフェイルクローズとなるＡＯ弁の方が，フェイルアズイズとなるＭＯ弁よりも適していると考えられる。

-321-

また，福島第一原子力発電所の事故では，空気駆動のベント弁の開操作が困難を極めたことから，「 専用ボンベからの駆動空気供給による遠隔操作」においては，
福島第一原子力発電所事故時の問題を考慮し，以下の第 5 表の対策を施している。
第5表

福島第一原子力発電所事故時の問題点と圧力逃がし装置における対策

比較項目
放射線量

１Ｆでの問題点

ＫＫ圧力逃がし装置での対応策

・ Ａ Ｏ 弁 操 作 の た め に 現 場 に 向 か う も 放射線量率の低い二次格
500mSv/h 以上あり 10 分で引き返した。 納施設外にて操作が可能(1 号機)

電磁弁(電源)・電磁弁が地絡や他号機の爆発の影響に 電磁弁の排気ポートからより操作不能であった。(2 号機)
空気を供給することで，・仮設で用意した小型発電機が故障した。 強制的にベント弁の開操(3 号機)
作を行うことができる。

作動空気・ＩＡ喪失により仮設コンプレッサーを 専用の駆動用空気ボンベ用意したが，別途接続治具が必要であ を現場に常設する。
った。(1 号機)・駆動用空気の残圧不足により，ベント
弁の開状態の維持が困難であった。(2，
3 号機)

-322-

別紙１１

格納容器圧力逃がし装置の劣化要因と対策について

１.フィルタ装置，よう素フィルタ，配管，弁，ドレンポンプ等
屋外に設置するフィルタ装置，よう素フィルタ，屋外配管，弁，ドレンポンプ
等は外面腐食を防止するため，外面塗装を施している。屋内については，空調管理されていることから外面腐食リスクは小さいが，炭素鋼配管については外面塗装を施している。また，格納容器圧力逃がし装置待機時は，系統内は窒素にて置換することにより，配管内面やフィルタ装置内面・内部構造物（ノズル，気泡細分化装置，金属フィルタ等），よう素フィルタ内面・内部構造物の腐食を防止している。
２.銀ゼオライト
よう素フィルタの吸着材として使用する銀ゼオライトは，高湿度ならびに光照
射の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。
そのため，フィルタ装置とよう素フィルタの間に圧力開放板を設置し，待機時にフィルタ装置のスクラバ水に起因する湿分がよう素フィルタ内に侵入することを防止し，さらに待機時には，よう素フィルタ内は窒素で置換する。また，よう素フィルタはステンレス鋼製の容器とし，よう素フィルタ内に充填される銀ゼオ
ライトに光が照射されないようにする。
このような対策により，よう素フィルタの吸着材として使用する銀ゼオライトの劣化を防止する。
なお，フィルタ装置とよう素フィルタの間に設置する圧力開放板は，格納容器
ベントの障害とならないよう，格納容器ベント時の格納容器圧力と比較して十分小さい圧力にて開放するように設定する。（開放圧力は 100kPa[gage]に設定）
主排気筒

6号炉

RE

放射線モニタ

AO

圧力開放板
H2E

Ｎ2ベントライン

原子炉区域・
タービン区域〔Ｆ．Ｃ〕
換気空調系排風機へ

7号炉

MO

ボンベ

PT

圧力計

圧力計

〔Ｆ．Ｃ〕

非常用ガス処理系
排風機へ

MO

遠隔操作
AO

RE

放射線モニタ

ボンベ

AO

水素濃度計

〔Ｆ．Ｏ〕
〔Ｆ．Ｃ〕

H2E

Ｆ００１
AO

原子炉区域運転階より

Ｎ2供給ライン

・

Ｆ１０２
PT

差圧計

フィルタ
装置

DP

水位計

ド
レ
ン
タ
ン
ク

遠隔操作

Ｆ０７０

遠隔操作
遠隔操作

〔Ｆ．Ｃ〕

Ｆ０１９

ボンベ
MO

LＳ

・

水位計

LT

MO

AO

原
子
炉
圧
力
容
器

Ｎ2ベントライン

原子炉建屋

サプレッション・
チェンバ

遠隔操作

AO

ボンベ

〔Ｆ．Ｃ〕

Ｆ５０２Ａ

Ｆ０２２
Ｆ５０１

MO

pH

MO

ｐＨ計

Ｆ５０２Ｂ

非常用ガス処理系
排風機より

ドレン
移送ポンプ

MO

Ｆ０２０
FE

遠隔操作

〔Ｆ．Ｃ〕

オリフィス

MO

流量計

Ｆ２１１
Ｆ２０９

AO

〔Ｆ．Ｏ〕

AO

よう素
フィルタ

圧力開放板

FE

・

・

〔Ｆ．Ｏ〕

ドライウェル

圧力計

MO

AO

水素濃度計
PI

原子炉区域よりパージ用排風機

MO

可燃性ガス濃度制御系
気水分離器より二次格納施設原子炉建屋

Ｎ2供給ラインＦ２１０

第1図

格納容器圧力逃がし装置-323-

よう素フィルタ設備系統図

別紙１２

金属フィルタの液滴除去性能について

格納容器ベントを実施すると，スクラバ水には多量の放射性物質が捕捉される一方，スクラバ水の一部はエントレインメントにより液滴となってスクラバ
水より浮遊する。当然ながら，液滴にも放射性物質は含まれることから，放射性物質の環境への放出量を抑制するためには，スクラバの後段に設置された金属フィルタにより，このスクラバ水の液滴を除去することも重要となる。
フィルタ装置に設置される金属フィルタは第 2.2.1-9 図に記載の通り 3 層構造となっている。そのうち，1 層目と 3 層目にはφ30μm の金属繊維からなるウ
ェブを設置しており，このウェブの層はスクラバ水の液滴を除去するデミスタの機能を有している。
金属フィルタの液滴の除去性能は，下記の試験にて確認している。
【金属フィルタ液滴除去性能試験】
第1表

金属フィルタ液滴除去性能試験条件一覧表

項目

条件

試験装置

・４ｍ高さ試験装置

試験ガス

・空気（エアロゾルは送気しない）

ガス流量

・超過流量相当
・２Ｐｄ相当流量・１Ｐｄ相当流量
・最少流量相当

粒子計測位置・試験装置入口
・水スクラバ通過後（金属フィルタ入口）
・金属フィルタ出口
・水スクラバ通過後（金属フィルタ入口）及び金

評価方法

属フィルタ出口の空気中の粒子（液滴）を比較することで，金属フィルタの液滴除去性能を確
認

-324-

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第1図

試験概要図（金属フィルタ液滴除去性能試験）

これらの試験の結果，各流量における粒子（液滴）の個数と粒径分布は以下の通りとなった。

第2図

計測結果（最小流量相当）

第3図

計測結果（1Pd 相当流量）

第4図

計測結果（2Pd 相当流量）

第5図

計測結果（超過流量相当）-325-

全ての流量ケースにおいて，金属フィルタ出口側においては，殆ど粒子が検出されておらず，金属フィルタの液滴除去性能は非常に高いことを確認した。
また，スクラバ水に水溶性のエアロゾルが捕捉されている状態を模擬するため，スクラバ水に水溶性の硫酸カリウム（K2 SO4 ）を 0.1wt%溶解した状態で，同様の試験を実施した。なお，試験流量については，最小流量相当と 2Pd 流量相
当の２ケースにて実施した。

第6図

計測結果（最小流量相当）

第7図

計測結果（2Pd 相当流量）

スクラバ水に水溶性の硫酸カリウム（K2SO 4）を添加した状態においても，金属フィルタ出口側においては，殆ど粒子が検出されないことを確認した。
一方，この試験時に金属フィルタの差圧を計測していたが，試験開始時と終了時おいて差圧に変化はなかった。（第２表参照）
なお，金属フィルタは構造検討段階において，実機と同様の３層構造で，実機と同じ材料（φ30μm のウェブとφ2μm の金属繊維焼結シート）を用いたφ75mm，高さ 500mm（実機はφ150mm，高さ 1000mm）の金属フィルタを製作し，その金属フィルタを水没させてから取り出し，すぐに差圧を計測する試験を行っている。この試験においても差圧が即座に回復する構造を見いだし，実機の金属フィルタの構造に採用している。そのため，フィルタ装置の金属フィルタは
非常に水はけが良く，金属フィルタに水が付着しても，金属フィルタの差圧に関して問題はない。

-326-

第2表
スクラバ水
の状態

水

硫酸カリウム添加

金属フィルタ差圧計測値一覧
金属フィルタ差圧[kPa]

流量

試験開始時

試験終了時

最小流量相当0.7

0.7

1Pd 相当流量1.9

1.9

2Pd 相当流量2.2

2.2

超過流量相当2.7

2.7

最小流量相当0.7

0.7

2Pd 相当流量

2.2

2.2

-327-

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別紙１３

フィルタ装置からの放射性物質の再浮遊について

■

水スクラバ
水スクラバに捕捉された放射性物質は，以下のメカニズムにより再浮遊する可能性がある。
（水スクラバの放射性物質再浮遊メカニズム）① エントレインメントによる飛沫の浮遊② よう素イオンが放射線照射により無機よう素となり浮遊
このうち①のエントレインメントによる飛沫については，『 別紙１２ 金属フィルタの液滴除去性能について』にて示す通り，水スクラバの後段に設置されている金属フィルタによりベントガスから除去することが可能な構成となっている。
そのため，水スクラバより放射性物質を含んだ飛沫が発生したとしても，液滴除去性能を有する金属フィルタによって，放射性物質が環境へ放出されることを防止する設計としている。
また，②のよう素イオンの放射線照射による無機よう素の生成については，ス
クラバ水がアルカリ性に保たれていれば生じないことを，下記の試験にて確認している。スクラバ水の pH は，無機よう素の DF 捕捉性能を維持するため以上としている。そのため，スクラバ水は常にアルカリ性となっていることから，放射性照射によるよう素イオンからの無機よう素の生成は生じない。
以上より，水スクラバにて捕捉された放射性物質の環境への放出は生じないと考える。
また，フィルタ装置使用後は，スクラバ水を格納容器に移送することで，放射性物質がフィルタ装置から環境へ放出されるリスクを更に低減する。

-328-

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（無機よう素再浮遊試験）
I-（よう素イオン）は照射下で酸化種 OH・ラジカルあるいは H 2O2 によって酸化され，I2（無機ヨウ素）および HIO，さらに IO3-になる。一方，生成した I 2，HOI
及び IO3 -は還元種（eaq-、H）との反応によってもとに戻ると同時に，I2 は加水分解する。I2 ，HOI 及び IO3 -は酸化種過剰の場合に応じて溶液内に残留するようになる。
■酸性環境下における反応式
I- + HOI  I 2 + OH ■アルカリ性環境下における反応式
2I- + H 2O2  I 2 + 2OH3I2+6OH - → 5I-+IO3 -+3H2O
そのため，スクラバ水がアルカリ性に確保されていれば，よう素イオンから生成された無機よう素は，再びよう素イオンに戻るため，スクラバ水から無機よう
素が再浮遊することはない。
今回，下記の第１図のに示す試験装置にて，放射線照射環境下におけるよう素
イオンの挙動と溶液の pH の影響を確認する試験を実施した。

第１図

照射下よう素イオン挙動確認試験装置図-329-

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第１図に示す通り，放射線照射室に置かれた加温容器の中に，CsI を溶解し，pH を調整した後に，高温状態としつつ，空気ボンベによりバブリングを行った状
態で放射線を照射する。加温容器からの排気は鉛遮蔽内に設置した空容器，ならびに捕集容器内のよう素吸収液を通気することで，排気に含まれるよう素を回収する構成となっている。
試験開始前の加温容器内のよう素量と，試験開始後の加温容器内，空容器内，捕集容器内,ならびに配管部のよう素量を比較することで，加温容器からのよう素の再浮遊の有無を確認した。
加温容器内の初期のよう素量を 6.5mg（CsI：1×10-4[mol/l]），pH を 4,7,10 の3 ケース，加温容器の温度を 90℃とし，積算放射線量約 18[kGy]を照射した後の各部のよう素量を確認した結果，第１表の通りとなった。
第１表

照射下よう素イオン挙動確認試験結果

第１表より，アルカリ性であれば，よう素イオンを含む溶液に放射線を照射したとしても，よう素の浮遊は生じないことが確認できた。
そのため，スクラバ水からのよう素イオンの浮遊を防止するため，スクラバ水
はアルカリ性に保つ必要がある。

-330-

■

金属フィルタフィルタ装置を使用すると，金属フィルタは捕捉した放射性物質の崩壊熱により発熱する。もしも，金属フィルタの温度が捕捉した放射性物質の融点よりも高くなってしまうと，捕捉した放射性物質が金属フィルタより再浮遊してしまう恐れがある。そのため，金属フィルタの温度は，金属フィルタに捕捉された放射性物質の融点以下である必要がある。
フィルタ装置使用中は，金属フィルタにはベントガスが通気されることから，
金属フィルタに捕捉された放射性物質の崩壊熱は除去される。一方，フィルタ装置使用後においては，ベントガスによる熱の除去はできないことから，金属フィルタの温度は上昇する。そこで，フィルタ装置使用後におけるフィルタ装
置金属フィルタ部の温度評価を行った。
まず，有効性評価シナリオ（大 LOCA＋SBO＋ECCS 機能喪失，D/W ベント）における，金属フィルタに捕捉される放射性物質の崩壊熱を評価する。本シナリ
オにてフィルタ装置に流入する粒子状放射性物質の総崩壊熱は約 9.3kW となる。
また，粒子径の分布は第 2 図の通りである。

確率密度関数0.3

確率密度[-/μm]

0.25

確率密度関数

0.2
0.15
0.1

0.05
0
0.1

1

10

100

空気動力学径[μm]第2図

エアロゾル粒子径分布（大 LOCA＋SBO＋ECCS 機能喪失，D/W ベント）

第 2 図の粒子径分布に対して，『別紙 30 2．金属フィルタ閉塞』にて示した
水スクラバの DF のうち，保守的に最小流量相当の DF 性能線を用いて，(1)式により水スクラバのオーバーオールの DF を算出すると，水スクラバの DF は 34となる。
(1)DF(Dp)は，粒径 Dp における水スクラバの DF
M(Dp)は，フィルタ装置に流入する粒径 Dp のエアロゾルの総質量

そのため，水スクラバの後段に設置する金属フィルタに捕捉される崩壊熱は-331-

9.3/34=0.28kW となる。
そこで，金属フィルタ部の温度評価を実施する際の金属フィルタ捕捉崩壊熱を，0.28kW に対して，放射性物質の不均一な付着等を考慮しても十分保守的な
5kW に設定する。
上記の通り，金属フィルタに捕捉される崩壊熱 5kW にて，まず金属フィルタ
部の温熱解析を実施する。温熱解析には STAR-CCM+（ver.8.04.010）を用いた。
なお，STAR-CCM は第 4 表に示す通り，原子力産業にも広く利用されている解析
コードである。
なお，フィルタ装置使用後においても，スクラバ水に捕捉された放射性物質の崩壊熱によりスクラバ水が蒸発し，金属フィルタ部においてガスの流れは生じるが，ここでは保守的にスクラバ水の給水のタイミングを想定し，スクラバ
水の蒸発が発生していない状態の評価を実施した。
【温熱解析条件】
第2表

フィルタ装置温熱解析条件一覧表

項目

条件

評価コード

・STAR-CCM+（ver.8.04.010）

設定条件

・乱流モデル：Realizable K-ε・状態方程式：理想気体・圧縮性：考慮・重力：考慮
・気体の種類：水蒸気・定常フィルタ装置内圧力
フィルタ装置周囲温度
スクラバ水沸騰
スクラバ水温度
フィルタ装置容器
フィルタ装置保温
金属フィルタ
捕捉崩壊熱・大気圧（フィルタ装置使用後を想定）
・65℃
・無し
・100℃
・材質：SUS316L
・厚さ：30mmm
・有り
・材質：ケイ酸カルシウム保温材
・厚さ：50mm
・5kW

-332-

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第3図

解析モデル

第 2 表の解析条件ならびに第 3 図の解析モデルにて評価を実施したところ，
金属フィルタ捕捉崩壊熱 5kW の場合の金属フィルタ部最高温度は，約 185℃となった。

第 4 図 解析結果(金属フィルタ捕捉崩壊熱 5kW)
一方，金属フィルタは第 5 図の通り，小粒径の粒子を捕捉する焼結シートの-333-

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前後に，大粒径の粒子やスクラバ水の飛沫を捕捉する金属繊維からなるウェブを設置した構造となっている。

第5図

金属フィルタ構造図

第 2 図の解析モデルは焼結シートのみをモデル化したものであり，ウェブについてはモデル化されていない。しかしながら，ウェブは空気を多く含む金属繊維であることから，ある程度の断熱効果があると考えられる。そこで，半径方向１次元の定常熱伝導評価式により，ウェブに挟まれた焼結シートの温度評
価を実施した。
評価の条件を第 3 表に示す。

-334-

第3表

定常熱伝導条件一覧表

項目
評価式

条件
・半径方向１次元 定常熱伝導評価式

金属フィルタ
捕捉崩壊熱

・5kW

金属フィルタ
捕捉部位

・全ての放射性物質が焼結シートに付着しているとする（ウェブには付着していない）

金属フィルタ
周囲温度・185℃

ウェブ熱伝導率

・保守的に水蒸気の熱伝導率を適用（ステンレス製のウェブによる熱伝導率を考慮しない）
・水蒸気の熱伝導率は，金属フィルタ周囲温度の値を適用（温度が低い方が，熱伝導率が小さく保守的であるため）・0.032W/(m・K)（185℃における水蒸気の熱伝導率）

金属フィルタ
設置本数
金属フィルタ
表面積・128 本・0.36m 2

第 3 表の条件により評価した結果，ウェブに挟まれた焼結シートの温度は，下記の通りとなった。
【ウェブを考慮した場合の焼結シートの温度】
金属フィルタ発熱量=5×10 3/128=39.1W
金属熱流束（片面）=39.1/2/0.36=54.3W/m2
金属フィルタ厚さ方向温度差=54.3×11.45×10-3/0.032=19.5℃
焼結シート部温度=185+19.5=204.5℃
なお，フィルタ装置使用時に格納容器から飛来する放射性物質のうち，高揮
発性の水酸化セシウムの融点は約 272℃である。そのため，金属フィルタに捕捉される放射性物質の崩壊熱が 5kW の場合，金属フィルタ焼結シートの温度は放射性物質の融点以下となり，捕捉された放射性物質が再浮遊する恐れはない。
よって，大 LOCA＋SBO＋ECCS 機能喪失シナリオの D/W ベントを考慮したとしても，金属フィルタに捕捉された放射性物質の再浮遊は生じないと考える。

-335-

第4表

STAR-CCM+ ，STAR-CD の原子力産業における使用実績

-336-

別紙１４

水スクラバにて考慮する荷重と評価結果

フィルタ装置の水スクラバにおいては，ベント開始時にスクラバ配管内にたまっていた水のクリアリングによる噴流により，フィルタ装置の内部構造物に大きな荷重がかかる。そこで，このクリアリング荷重によるフィルタ装置内部構造物に発生する応力を評価した。なお，保守的に地震荷重（基準地震動 Ss）ならびに自重による荷重も組み合わせて評価を実施した。
（１）クリアリング荷重の評価
クリアリング荷重を評価するため，まずスクラバノズルからの水の噴射速度を算出する。ダルシー・ワイスバッハの式より，スクラバノズルからの水の噴射速
度は以下のように算出できる。

ここで，Pi，Po ，ρ，ζは，以下の通り設定した。
■ Pi=0.72MPa(abs)
Pi はベント開始時のスクラバ配管内の圧力であり，保守的に格納容器の最高
使用圧力の２倍の圧力である 0.72MPa(abs)とする。実際は，格納容器からフィルタ装置に至る配管の圧力損失により，スクラバ配管内の圧力は格納容器■■■の圧力以下となる。
Po=0.01MPa(abs)
P0 は噴射直後の圧力であり，保守的に大気圧である 0.10MPa(abs)とする。実際は，スクラバ水の水頭圧力が作用するため，大気圧以上となる。
ρ=1000kg/m 3
ρは水の密度であり，1000kg/m3 とする。
ζ=3.05
ζは圧力損失係数の総和であり，保守的にスクラバ配管から一番近いノズルまでの配管の圧力損失係数とする。

-337-

また，噴射速度から，力積の式を用いてスクラバノズルにおける荷重Ｆを算出した。

ここで，スクラバノズルの断面積Ａは，一つのノズルに Φ5mm の穴が 50 個設置
されており,スクラバノズルは全部で 140 本設置されていることから，(6)式の通り算出される。
よって，スクラバノズル 1 本当たりの荷重は以下の通りとなる。

また，スクラバ配管の 400A エンドキャップにかかるクリアリング荷重について評価する。
まず，400A 配管の水の流速を求める。400A 配管の流速は，スクラバノズルの断面積比より，以下の通り算出することができる。

また，噴射速度から，力積の式を用いてスクラバノズルにおける荷重Ｆを算出
した。

-338-

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よって，400A 配管エンドキャップに加わる荷重は以下の通りとなる。

（２）フィルタ装置内部構造物応力評価
フィルタ装置の FEM モデル（第１図）を作成し，式(7)(10)で算出されたクリア
リング荷重，ならびに基準地震動 Ss による地震荷重を負荷し，各部に発生する応力を算出した。応力の評価には，汎用構造解析コード FINAS v21.0 を用いた。また，健全性評価に当たり，許容応力は第 1 表に示す供用状態 D の値を用いた。

第1図

フィルタ装置 FEM 解析モデル
第1表

許容応力一覧

-339-

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以上の条件のもと評価を実施したところ，第２表ならびに第３表の通りとなり，発生応力が許容応力以下となっていることを確認した。そのため，フィルタ装置
内部構造物は，クリアリング荷重・地震荷重・自重による荷重が重畳した場合においても，健全性を確保することが可能である。
第2表

評価結果一覧表①※発生応力の内圧，σ（自重），σ(水の噴射反力)，σ（耐震）は小数点以下第 1 位で四捨五入，発生応力のσ（合計）は小数点以下第 1 位で切上げ，許容値は小数点以下第 1 位で切捨て，裕度は小数点以下第 2 位で切捨てを実施。これらはすべての評価が完了後に実施している 。

第2図

応力発生点①-340-

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第3表

評価結果一覧表②※発生応力の X，Y，Z，M は小数点以下第 1 位で四捨五入，発生応力の合計は小数点以下第 1 位
で切上げ，許容値は小終点以下第 1 位で切捨て，裕度は小数点以下第 2 位で切捨てを実施している。なお，これらはすべての評価が完了後に実施している。

第3図

応力発生点②

-341-

第4表

FINAS の原子力産業における使用実績

-342-

別紙１５
■

よう素フィルタからの放射性物質の再浮遊について

放射線照射による再浮遊よう素フィルタの銀ゼオライトに捕捉されたよう素は，捕捉した放射性核種による放射線の照射を受ける。ここで，一旦銀ゼオライトに捕獲されたよう素が放射線照射下において安定的に保持できるのかを確認するため，有機よう素を吸着した銀ゼオライトに対して放射線を照射したものと，放射線を照射していないものとを比較し，放射線照射によるよう素の離脱の有無の確認を行った。
まず，よう素フィルタの銀ゼオライトが吸収する放射線量について，以下の第１表の条件にて評価を行った。
第1表

銀ゼオライト吸収放射線量評価条件

項目条件

対象プラント・ABWR

事故シナリオ・シナリオレス（圧力容器から格納容器内に CsI が 100％放出すると想定）

格納容器 pH 制御

・格納容器の pH 制御は無し

ベントタイミング

・出力停止後１時間後（線量を保守的に算定するための仮定）
・よう素フィルタに蓄積したよう素（有機よう素，無機よう素）及びよう素が崩壊し対象線源て生成したキセノン。放射線としてはガンマ線及びベータ線を考慮
・有機よう素＝0.04，無機ヨウ素＝0.91×0.5（格納容器への沈着）×0.01（スプレ
格納容器外への放出割合

イによる除去）×0.1（S/C での除去）
・D/W ベントの場合も，無機ヨウ素は少なくとも一度は S/C スクラビングを受けるものと考えられるため，S/C での除去も考慮する

フィルタ装置の DF・無機よう素，有機よう素＝1（除去されない）

よう素フィルタの DF

・無機ヨウ素，有機よう素＝∞（全て除去される）

線源分布
評価時間

・よう素フィルタの吸着材全体に均一に吸着されると想定
・10 万時間（積算値がほぼ変化しなくなるまでの時間）
・ORIGEN2 コードにてよう素フィルタに蓄積したよう素，キセノンの放出エネルギ（崩評価方針壊熱）の時間変化を評価し，この放出エネルギが全量よう素フィルタに充填される
銀ゼオライト全量で 100％吸収されたとして，吸収線量を評価（系外への漏えい無し）

第 1 表の条件にて，よう素フィルタに充填される銀ゼオライトに吸収される
累積放射線量を評価したところ，銀ゼオライト 1g 当たり 20kGy との結果となった。
上記の評価結果を踏まえ，第 2 表の条件にて銀ゼオライトの放射線照射試験を実施した。また，試験設備の概略構成図を第 1 図に示す。

-343-

第2表

銀ゼオライト放射線照射試験条件

項目
供試体
照射線量

条件
・有機ヨウ素吸着済みの銀ゼオライト（１サンプル１ｇ）
・有機ヨウ素を性能破過するまで吸着した・累積照射線量：4.1kGy，18.9kGy，28.4kGy
・照射線量率：1.02Gy/h，1.05Gy/h，1.08Gy/h

試験温度

・150℃

分析装置

・SEM/EDX

第1図

第2図

試験設備概略構成図

試験サンプル，保護容器-344-

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第3図

放射線照射設備

第 2 表の条件にて，有機よう素吸着済みの銀ゼオライトに放射線を照射したものと，放射線を照射していないものに対して成分分析を実施したところ，
第 3 表の通りとなった。また，放射線照射量とよう素・銀の濃度比の関係は
第 4 図の通りとなった。これらの結果より，放射線照射の有無，累積放射線量の大きさに関わらず，よう素と銀の濃度比はほぼ一定であった。そのため，放射線照射により，銀ゼオライトに捕捉されたよう素の再揮発は生じないと考えられる。
第3表

成分分析結果-345-

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第4図

累積放射線量とよう素・銀濃度比の関係-346-

別紙１６ 格納容器圧力逃がし装置の弁選定の考え方
格納容器圧力逃がし装置を使用するためには，第 1 図に示す通り，一次隔離弁，二次隔離弁，フィルタ装置入口弁の合計３つの弁が「開」となる必要がある。一次隔離弁とフィルタ装置入口弁には空気駆動弁（AO 弁），二次隔離弁には電動駆動弁（MO 弁）を選定している。それぞれの弁の駆動方式・弁の状態（NC（通常状態「閉」；Normal Close），NO（通常時「開」；Normal Open），FC（電源喪失時「閉」；Failure Close），FO（電源喪失時「開」；Failure Open））及び採用理由について第 1 表に示す。
一方，二次隔離弁については，単一故障により格納容器圧力逃がし装置，ならびに耐圧強化ベントともに機能を喪失し，格納容器ベントが実施できなくなる。そのため，格納容器減圧機能の信頼性を向上されるため，二次隔離弁をバイパスする二次隔離弁バイパス弁を設置する。なお，二次隔離弁バイパス弁は手動駆動弁（HO 弁）とする。
主排気筒

6号炉

RE

放射線モニタ

AO

圧力開放板
H2E

Ｎ2ベントライン

原子炉区域・
タービン区域〔Ｆ．Ｃ〕
換気空調系排風機へ

7号炉

圧力計
RE

放射線モニタ

水素濃度計

ボンベ

〔Ｆ．Ｃ〕

非常用ガス処理系
排風機へ

MO

遠隔操作

二次隔離弁

AO
AO

〔Ｆ．Ｏ〕
〔Ｆ．Ｃ〕

H2E

①
Ｆ００１

ボンベ
AO

原子炉区域運転階より

Ｎ2供給ライン

オリフィス

Ｆ１０２
PT

差圧計

水位計

フィルタ
装置

DP

ド
レ
ン
タ
ン
ク

原子炉建屋

② Ｆ０７０
MO

遠隔操作
遠隔操作

〔Ｆ．Ｃ〕

Ｆ０１９

遠隔操作

④

ボンベ
MO

サプレッション・
チェンバ

⑤

・
遠隔操作

AO

ボンベ

〔Ｆ．Ｃ〕

Ｆ５０２Ａ

Ｆ０２２
Ｆ５０１

pH

一次隔離弁

MO

二次隔離弁バイパス弁
MO

ｐＨ計

Ｆ５０２Ｂ

非常用ガス処理系
排風機より

ドレン
移送ポンプ

MO

Ｆ０２０
FE

遠隔操作

〔Ｆ．Ｃ〕

AO

LＳ

水位計

LT

・

③

原
子
炉
圧
力
容
器

Ｎ2ベントライン

MO

流量計

Ｆ２１１
Ｆ２０９

AO

〔Ｆ．Ｏ〕

AO

よう素
フィルタ

圧力開放板

FE

・

・

〔Ｆ．Ｏ〕

ドライウェル

圧力計

MO

MO

PT

圧力計

フィルタ装置入口弁

AO

水素濃度計
PI

原子炉区域よりパージ用排風機

二次格納施設MO

可燃性ガス濃度制御系
気水分離器より

Ｆ２１０

第1図

格納容器圧力逃がし装置系統概要と主要弁

-347-

原子炉建屋

Ｎ2供給ライン

第1表
No.

格納容器圧力逃がし装置

弁名称

駆動方式

弁選定理由
選定理由

弁の状態

■格納容器隔離機能の信頼性を高めるた
めには，FC 動作の空気駆動弁が望まし
いこと■全開・全閉の運用であること■苛酷事故時の作業員の弁操作に関する①②

格納容器一次隔離弁（ドライウェル側，サプレ
ッション・チェンバ側）

空気

NC

駆動

FC

労力の低減を図ること（弁駆動空気系の改造により，全電源が喪失した状態においても，二次格納施
外よりボンベの空気を弁駆動部へ供給することにより開操作が可能。労力が非常に小さい）■エクステンションにより，二次格納施
設外からの人力操作も可能であること③

格納容器二次隔離弁

電動駆動■開度調整が必要であることNC■エクステンションにより，二次格納施
設外からの人力操作が可能であること■格納容器圧力逃がし装置の機能信頼性を高めるためには，FO 動作の空気駆動弁が望ましいこと■全開・全閉の運用であること■苛酷事故時の作業員の弁操作に関する④

フィルタ装置入口弁

空気

NO

駆動

FO

労力の低減を図ること（弁駆動空気系の改造により，全電源が喪失した状態においても，二次格納施
外よりボンベの空気を弁駆動部へ供給することにより閉操作が可能。労力が非常に小さい）■エクステンションにより，二次格納施
設外からの人力操作が可能であること■開度調整が必要であること⑤

二次隔離弁バイパス弁

手動
駆動■駆動部の構造が非常にシンプルであNCり，信頼性が高いこと■エクステンションにより，二次格納施
設外からの人力操作が可能であること-348-

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一方，格納容器圧力逃がし装置（FCVS）を設置している諸外国の弁構成を以下に例示する。
【フィンランド】
フィンランド BWR プラントに設置されている FCVS 系統の概略系統図を第 2 図に示す。V1 と V20 は圧力開放板である。ベントラインに設置している弁は全て手動駆動弁で構成されている。D/W のラインにはバイパスラインが設置されており，
V2，V3 は通常時「開」となっている。また，V21，V23 についても通常時「開」となっている。そのため，操作員がベントラインに設置された弁の「開」操作を実施しなくても，格納容器圧力が規定の値まで上昇し，V1 と V20 の圧力開放板が開放すれば，D/W のバイパスラインより格納容器ベントは自動的に開始される。

第2図

概略系統図（フィンランド BWR プラント）【ドイツ】
ドイツの BWR プラントに設置されている FCVS 系統の概略系統図を第 3 図に示す。
FCVS 系統は，２ユニットで共有する設計となっている。ベントラインには，格納容器隔離のための電動弁が２つと，ユニット間の切り替えのための電動弁が１つ設置されている。また，フィルタ装置の出口側には逆止弁が設置されている（FCVS
使用後にフィルタ装置内の水蒸気が凝縮し，フィルタ装置内圧力が負圧となった
場合に，スタックから空気を吸い込むことがないよう設置されているものと考え
られる）。

-349-

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第3図

概略系統図（ドイツ BWR プラント）【スイス】
スイスの BWR プラントに設置されている FCVS 系統の概略系統図を第 4 図に示す。
ベントラインには電動弁が２つ設置されており，格納容器から１つめの弁は通常
時「開」，２つめの弁は通常時「閉」となっている。また，２つめの弁をバイパスするラインが設置されており，バイパスラインには圧力開放板が設置されている。
そのため，操作員が２つめの弁の「開」操作を実施しなくても，格納容器圧力が規定の値まで上昇し，圧力開放板が開放すれば，格納容器ベントは自動的に開始
される。

-350-

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第4図

概略系統図（スイス BWR プラント）

フィンランドならびにスイスのプラントでは，圧力開放板により格納容器ベントの開始に際して人的介在が不要な弁構成となっている。柏崎刈羽 6/7 号炉は格納容器ベントを実施する際は，必ず操作員による弁操作が必要な構成としている。
これは,格納容器ベントのタイミングは，あくまでも人間が決めるべきであるという設計思想によるものである。ただし，弁操作を実施しないと格納容器ベントができないことから，弁は事故時に確実に操作できることが要求される。そのため，
空気駆動弁には，エクステンションによる人力操作機構とボンベによる駆動機構
を二次格納施設外に設置し，電動駆動弁についてもエクステンションによる人力操作機構を二次格納容器外に設置している。また，電動駆動弁（二次隔離弁）が単一故障した場合に備え，それをバイパスする手動駆動弁を設置し，弁操作に対する信頼性の向上を図った構成としている。
また，ドイツのプラントでは，フィルタ装置の下流側に逆止弁が設置されているが，柏崎刈羽 6/7 号炉には設置していない。これは，逆止弁の固着等により，格納容器ベントの実施が阻害されるのを防止するためである。しかしながら，ベント実施後には格納容器圧力逃がし装置内が負圧となり，排気口から空気を吸い込む可能性がある。そのため，格納容器ベント実施後には，可搬型窒素供給装置
により格納容器圧力逃がし装置の窒素パージを実施することとしている。
以上より，諸外国のプラントと柏崎刈羽 6/7 号炉では，格納容器圧力逃がし装置の弁構成が異なるが，これは設計思想の違いであり，諸外国の懸念事項に対して，柏崎刈羽 6/7 号炉の弁構成であったとしても対策は施せていると考えている。

-351-

別紙１７ 格納容器圧力逃がし装置と他系統との隔離
格納容器圧力逃がし装置は，既設の不活性ガス系と耐圧強化ベントのラインよりフィルタ装置にベントガスを導くが，他の系統・機器とは弁で隔離することで，他の系統や機器への悪影響を防止する設計としている。それぞれの系統における隔離弁の駆動方式等を第 1 表に整理する。各弁の構成については，第 1 図に示す。
第1表

格納容器圧力逃がし装置に接続している他の系統の隔離弁

系統名称系統の隔離弁
一次隔離弁

採用理由

二次隔離弁

■ 既設空気駆動弁（一次隔離弁）
系統の隔離機能が要求される観点から，
換気空調系

①②

空気

NC

手動

駆動

FC

駆動

FC の空気駆動弁が採用されている。
NC■ 新設手動駆動弁（二次隔離弁）
格納容器圧力逃がし装置から換気空調系の隔離を確実にする観点から，手動駆動
弁を新設する。
■ 既設空気駆動弁（一次隔離弁）
系統の隔離機能が要求される観点から，非常用ガス処理系
③④

空気

NC

手動

駆動

FC

駆動

FC の空気駆動弁が採用されている。
NC■ 新設手動駆動弁（二次隔離弁）
格納容器圧力逃がし装置から非常用ガス処理系の隔離を確実にする観点から，手動駆動弁を新設する。

電動
耐圧強化ベント
⑤⑥⑦

空気

NC

駆動

FC

駆動

■ 新設空気駆動弁（一次隔離弁）
NC

系統の隔離機能が要求される観点から，
FC の空気駆動弁が採用されている。

電動
駆動

NO

■ 既設電動駆動弁（二次隔離弁）
電動駆動弁が採用されている。

① ～⑥の弁については，系統作動時の圧損を減らすよう考慮してバタフライ
弁としており，弁座シール材には EP ゴムを用いている。
弁座シール材に EP ゴムを用いたバタフライ弁においては，格納容器一次隔離弁が晒される環境を模した条件にてシール機能確認試験を実施しており，閉じこめ機能は確保可能であることを確認している。（小型弁試験装置により，EP ゴ
ム弁座シールのバタフライ弁を 0.3MGy の累積放射線量を照射し，PCV 設計圧力の 2 倍の圧力・200℃の蒸気暴露環境に 168 時間晒した状態において，シール機能の健全性を確認する試験を実施）
一方，⑦については，玉型弁としており，弁座シールはメタルタッチである。
そのため，放射線照射に対してシール機能を確保可能である。

-352-

主排気筒

6号炉

RE

放射線モニタ

AO

圧力開放板
H2E

Ｎ2ベントライン

原子炉区域・
タービン区域〔Ｆ．Ｃ〕
換気空調系排風機へ

パージ用排風機

MO

②

水素濃度計
PI

PT

圧力計

7号炉

原子炉区域より

圧力計

非常用ガス処理系
排風機へ

遠隔操作

④
〔Ｆ．Ｏ〕

AO

③

AO
〔Ｆ．Ｃ〕

AO

〔Ｆ．Ｏ〕

・

Ｆ１０２
フィルタ
装置

DP

水位計

ド
レ
ン
タ
ン
ク

遠隔操作
遠隔操作
遠隔操作

〔Ｆ．Ｃ〕

Ｆ０１９

ボンベ
MO

LＳ

・

水位計

LT

MO

Ｆ０７０

AO

原
子
炉
圧
力
容
器

Ｎ2ベントライン

差圧計

原子炉建屋

サプレッション・
チェンバ

遠隔操作

AO

ボンベ

〔Ｆ．Ｃ〕

Ｆ５０２Ａ

Ｆ０２２
Ｆ５０１

MO

非常用ガス処理系
排風機より

ドレン
移送ポンプ

Ｆ０２０
FE

MO

pH

ｐＨ計

Ｆ５０２Ｂ

流量計

Ｆ２１１

二次格納施設

⑥
MO

MO

MO

可燃性ガス濃度制御系
気水分離器より

Ｆ２１０

第1図

遠隔操作

⑤
〔Ｆ．Ｃ〕

オリフィス

PT

・

・

AO

よう素
フィルタ

圧力開放板

Ｆ２０９

AO

〔Ｆ．Ｏ〕

ドライウェル

FE

ボンベ

Ｆ００１

原子炉区域運転階より

Ｎ2供給ライン

圧力計

ボンベ

MO

水素濃度計
H2E

MO

①

〔Ｆ．Ｃ〕

RE

放射線モニタ⑦
AO

格納容器圧力逃がし装置系統概要と他系統隔離弁

-353-

原子炉建屋

Ｎ2供給ライン別紙１８ 圧損計算の詳細
1 格納容器圧力毎の圧力損失
1.1 圧力損失・流量の評価
格納容器圧力逃がし装置を流れるガスの流量は，格納容器の圧力に依存し変化する。格納容器圧力逃がし装置使用時，格納容器圧力逃がし装置には格納容器内にて発生する水蒸気量に応じた流量のガスを通気し，格納容器圧力はその流量に応じた圧力にて静定する。
格納容器圧力が 2Pd（620kPa［gage］），1Pd（310kPa［gage］）の際のガスの流量，各部の圧力損失，ならびに事故発生１週間後および１ヶ月後に発生する水蒸気量を通気する際の格納容器圧力，各部の圧力損失を第 1.1－1，2 表に示す。なお，二次隔離弁（MO 弁）については，ベント時は中間開度にて運用することとしている。そのため，二次隔離弁の開度の影響についても考慮することとする。また，各部の圧力勾配について，第 1.1－2，3 図に示す。
なお，これらについては S/C を用いたベントの場合の評価であるが，D/W を用いた場合のベントにおいても，ほぼ同じ評価結果となる。
（S/C 取出口～S/C・
D/W 合流部と D/W 取出口～S/C・D/W 合流部の配管口径は同一であり，ルート長さに大きな違いはないため）

S/C・D/W 合流部

ドライウェル

開度調整弁

AO

原
子
炉
圧

オリフィス

MO

圧力開放板

圧力開放板

AO

力
容
器

フィルタ装置よう素フィルタ

よう素フィルタ入口配管 よう素フィルタ出口配管

AO

サプレッション・
チェンバ

いｔ

いｔ

フィルタ装置入口配管

フィルタ装置よう素フィルタいｔ

第 1.1－1 図

放出口

格納容器圧力逃がし装置-354-

主ライン概略構成図

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第 1.1－1 表（６号炉）格納容器圧力に対するガス流量と各部圧力損失
各部圧力損失（kPa）

二次

格納容器圧力ガス流量
隔離弁開（kPa[gage]）

よう素（kg/s）

フィルタ装

フィルタ

置入口配管

装置

度

よう素
よう素

フィルタ

フィルタ
フィルタ

入口配管

第 1.1－2 表

出口配管（７号炉）格納容器圧力に対するガス流量と各部圧力損失
各部圧力損失（kPa）

二次

格納容器圧力ガス流量
隔離弁（kPa[gage]）

よう素（kg/s）

フィルタ装

フィルタ

置入口配管

装置

開度

よう素
よう素

フィルタ

フィルタ
フィルタ

入口配管

※１，２

出口配管

※３

フィルタ装置，よう素フィルタの圧力損失については，最大流量時に想定される圧力損失値を，保守的に全評価ケースに適用
事故発生１週間後に格納容器内にて発生する蒸気量※４

事故発生１ヶ月後に格納容器内にて発生する蒸気量-355-

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第 1.1－2 図（６号炉）格納容器圧力逃がし装置 各部圧力勾配

第 1.1－3 図（７号炉）格納容器圧力逃がし装置 各部圧力勾配

第 1.1－1，2 表に示す通り，フィルタ装置，よう素フィルタに非常に保守的な圧力損失を見込んだとしても，事故発生１週間後，１ヶ月後に格納容器内において発生する蒸気全量を通気し，格納容器の減圧状態を維持することが可能である。
なお，格納容器圧力逃がし装置の系統における各部圧力損失のうち，ガスの流量に関連しないものは水スクラバ部の水頭圧のみである。それ以外のものは，-356-

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ガス流量が小さいほど圧力損失も小さくなる（ガス流量が 0 であれば，圧力損
失も 0 となる）。そのため，格納容器の圧力がスクラバ水の水頭圧以上であれば，格納容器圧力逃がし装置のガスの通気は可能である。
1.2 フィルタ装置，よう素フィルタの圧力損失【フィルタ装置】
1.1 の評価において，フィルタ装置の圧力損失としては，スクラバ部圧力損
失，スクラバ水頭圧，金属フィルタ圧力損失を考慮している。水スクラバ部については最大流量時の圧力損失，スクラバ水頭圧については設計上の許容最大スクラバ水位時における水頭圧，金属フィルタ部については
設計上の許容最大圧力損失を考慮している。
水スクラバ部ならびに金属フィルタ部については，流量が低下すれば圧力損失も低下するが，1.1 では保守的に最大流量時の圧力損失に固定して評価を実施している。また，金属フィルタ部の圧力損失は，想定されるエアロゾル負荷量（大 LOCA＋全 ECCS 機能喪失＋SBO，S/C ベント時のエアロゾル負荷量）に対して十分な裕度を持った設計としており，最大流量時においても許容最大圧力
損失には到達しないことを確認している。
なお，各圧力損失値の評価には，実機のスクラバ，金属フィルタを用いた当社ＦＶ試験設備にて取得した圧力損失データを用いている。
【よう素フィルタ】
1.1 の評価において，よう素フィルタの圧力損失としては，吸着塔の圧力損失を考慮しており，最大流量時の圧力損失を考慮している。吸着塔の圧力損失は，流量が低下すれば圧力損失も低下するが，ここでは保守的に最大流量時の圧力損失に固定して評価を実施している。
なお，圧力損失値の評価には，実機の吸着塔を用いた当社のよう素フィルタ
試験設備にて取得した圧力損失データを用いている。
2

設計の意図
格納容器圧力逃がし装置の系統設計の意図は，格納容器圧力が 2Pd（620kPa［gage］）の際に，31.6kg/s の蒸気を排出可能であることである。
（格納容器減圧という目的に対して，十分な容量を持つこと）
系統設計としては，これを満足するよう，配管ルート，配管口径，オリフィ
ス径等の設定をしている。
フィルタ装置，よう素フィルタについては，この系統設計により評価される
ガス条件において性能が満足できるよう，設計している。

-357-

別紙１９ 格納容器圧力逃がし装置と他系統との隔離について
1 他系統の接続位置
格納容器圧力逃がし装置には，排気経路に非常用ガス処理系，換気空調系ならびに耐圧強化ベント系が接続されている。非常用ガス処理系と換気空調系との接続箇所は，第 1 図に示す通り一次隔離弁と二次隔離弁の間となっている。また，耐圧強化ベント系は二次隔離弁とフィルタ装置入口弁との間に接続され，耐圧強化ベント系には非常用ガス処理系が接続されている。また，格納容器圧力逃がし装置とそれぞれの系統を隔離する弁は各２弁ずつ設置し，格納容器圧力逃がし装置使用中に，格納容器圧力逃がし装置と確実に隔離できるようにし，ベントガスに含まれる水素が原子炉建屋に回り込むことを防止する設計としている。
非常用ガス処理系
換気空調系
排風機へ
パージ用排風機へ

ドライウェル

AO

②

④

原
子
炉
圧
力
容
器

AO

③

AO

①
MO

オリフィス

圧力開放板

圧力開放板

AO

フィルタ装置よう素フィルタ

格納容器圧力逃がし装置放出口（原子炉建屋頂部）

AO

⑤

AO

耐圧強化ベント放出口（主排気筒）

MO

サプレッション・
チェンバ

⑥ MO

非常用ガス処理系
排風機より

MO

第1図

格納容器圧力逃がし装置⑦

接続他系統概略構成図

２

格納容器圧力逃がし装置運用時に他系統隔離弁が受ける負荷
炉心損傷後に格納容器圧力逃がし装置を運用する場合，まず二次隔離弁を「調整開」とし，次に一次隔離弁を「開」とすることで，格納容器ベントを開始する。
そのため，格納容器圧力逃がし装置に接続される非常用ガス処理系，換気空調系，ならびに耐圧強化ベント系と格納容器圧力逃がし装置を隔離している弁は，一次隔離弁を「開」操作し，格納容器ベントを開始するタイミングで，ベントガスと接することとなる。
ここで，格納容器圧力逃がし装置と他系統を隔離している弁の部分におけるベントガスの温度・圧力は，格納容器から当該弁までの配管部におけるエネルギ損
失により，格納容器の温度・圧力よりも小さな値となる。大 LOCA+SBO+ECCS 機能喪失シナリオにおける格納容器の温度・圧力の推移は第 2，3 図の通りとなる。
第 2 図より，格納容器の温度はベント開始後 200℃以下となる。そのため，格
納容器圧力逃がし装置と他系統を隔離している弁が晒される温度も 200℃以下となる。また，第 3 図より，格納容器の圧力はベント開始直前に PCV の設計圧力の2 倍となるが，ベント開始後は即座に圧力が降下している。そのため，格納容器-358-

圧力逃がし装置と他系統を隔離している弁が晒される圧力も PCV の設計圧力の 2倍以下となる。

300
ドライウェル

ベント開始

サプレッション・チェンバ

格
納
容
器
内
温
度

格納容器限界温度（200℃）

200

（℃）
100

0
0

12

24

36

48

60

72

84

96

108

120

132

144

156

168

事故後の時間（ｈ）
JOB No.MA404K-7AE--SECS001

第2図

格納容器温度推移（大 LOCA+SBO+ECCS 機能喪失シナリオ）

0.8

ベント開始

ドライウェルサプレッション・チェンバ

格納容器限界圧力（620ｋPa）
0.6
格
納
容
器
内
圧
力

0.4

（MPa[gage]）

0.2

0
0

12

24

36

48

60

72

84

96

108

120

132

144

156

168

事故後の時間（ｈ）
JOB No.MA404K-7AE--SECS001

第3図

格納容器圧力推移（大 LOCA+SBO+ECCS 機能喪失シナリオ）

-359-

0.8

PRB(2)
ドライウェルPRB(4)
サプレッション・チェンバ

0.6

格
納
容
器
内
圧
力

0.4

（Mpa[gage]）
0.2

0.0
37

37.5

38

38.5

39

39.5

40

事故後の時間（ｈ）

第4図

格納容器圧力推移（ベント初期部拡大）

一方，格納容器圧力逃がし装置と他系統を隔離する①～⑥の弁は，弁シール材に EP ゴムを用いたバタフライ弁としている。EP ゴムシール材のバタフライ弁については，200℃・PCV 設計圧力の 2 倍の圧力に晒した状態において，シール機能を確保可能であることを確認している。そのため，格納容器圧力逃がし装置と他系統を隔離する弁のシール機能は確保可能である。また，シール機能をより強化するため，各弁のシール材をより耐環境性に優れた改良 EPDM へ変更する。⑦の弁は玉型弁であり，弁座シールはメタルタッチであることから，耐温度，耐圧力性能は非常に高く（圧力クラス 600LB），格納容器圧力逃がし装置使用時において，弁のシール機能を確保可能である。
格納容器圧力逃がし装置と他系統を隔離する弁の駆動方式，状態，圧力クラス，
採用理由について第 1 表にまとめる。第 1 表に記載の通り，格納容器圧力逃がし装置から他系統を隔離する１つめの弁（一次隔離弁）については，事故時に確実に「閉」動作するよう，Failure Close の空気駆動弁を採用している。
また，格納容器圧力逃がし装置と他系統を隔離する弁は，全て圧力クラスを150LB，ならびに 600LB としており，第 5，6 図に示す通り 200℃・PCV 設計圧力の2 倍の圧力は，許容圧力を下回る。そのため，200℃・PCV 設計圧力の 2 倍の圧力に対して，耐圧部の強度に問題はない。
以上より，格納容器圧力逃がし装置と他系統を隔離する弁は，晒される環境条件に対して，隔離機能を有すると考える。

-360-

第1表

格納容器圧力逃がし装置に接続している他の系統の隔離弁
一次隔離弁

系統名称

駆動方式
状態

圧力
クラス
[LB]

二次隔離弁
駆動方式
状態

圧力

採用理由

クラス
[LB]

■ 既設空気駆動弁（一次隔離弁）
系統の隔離機能が要求される観点から，FC の空気駆動弁が採用
換気空調系

空気

NC

①②

駆動

FC

150

手動
駆動

されている。
NC

150■ 新設手動駆動弁（二次隔離弁）
格納容器圧力逃がし装置から換
気空調系の隔離を確実にする観点から，通常時「閉」の手動駆動弁を新設する。
■ 既設空気駆動弁（一次隔離弁）
系統の隔離機能が要求される観点から，FC の空気駆動弁が採用

非常用ガス
処理系
③④

空気

NC

駆動

FC

150

手動
駆動

されている。
NC

150■ 新設手動駆動弁（二次隔離弁）
格納容器圧力逃がし装置から非常用ガス処理系の隔離を確実にする観点から，通常時「閉」の手動駆動弁を新設する。

電動
耐圧強化
ベント系
⑤⑥⑦

空気

NC

駆動

FC

駆動

■ 新設空気駆動弁（一次隔離弁）
NC

150

点から，FC の空気駆動弁が採用

150
電動
駆動

系統の隔離機能が要求される観されている。

NO

600■ 既設電動駆動弁（二次隔離弁）
電動駆動弁が採用されている。

-361-

4
3.5

1.03MPa圧力級(SCPL1)の許容圧力

圧力（MPa）

3
2.5
2
1.5
1
200℃・2Pd

0.5
0
0

50

100

150

200
温度（℃）

250

300

350

400

第 5 図 150LB 級バタフライ弁の設計上の許容圧力確認結果（出展：JSME 設計・建設規格 2005 年版/2007 追補版）

14
4.13MPa圧力級（S28C）の許容圧力

圧力（MPa）

12
10

8
6
4
2
200℃，2Ｐｄ

0

0

50

100

150

200

250

300

350

400

温度（℃）

第 6 図 600LB 級バタフライ弁の設計上の許容圧力確認結果（出展：JSME 設計・建設規格 2005 年版/2007 追補版）

-362-

３．分岐点から他系統隔離弁までの位置関係及び水素滞留について
6 号炉及び 7 号炉について，格納容器圧力逃がし装置と接続される他系統との隔離弁までの配管口径及び容積等を第 2 表，系統図を第 7 図，鳥瞰図を第 8
図及び第 9 図に示す。
ベント時において，これら他系統と隔離弁までの閉止空間における水素滞留の評価を「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）」に基づき実施した。
評価の結果，6 号炉の換気空調系の隔離弁までの配管，及び耐圧強化ベント
系への二次隔離弁及び二次隔離弁バイパス弁までの配管，及び 7 号炉の耐圧強化ベント系への二次隔離弁バイパス弁までの配管については，水平枝管であり閉止端までの長さが短いため，水素が蓄積することはない。
一方，6 号炉及び 7 号炉の非常用ガス処理系の隔離弁までの配管，及び 7 号
炉の耐圧強化ベント系への二次隔離弁までの配管については，水平及び上向きで分岐する組合せ枝管であり閉止端までの長さが長いため，水素が滞留する可能性がある。そのため，ベント時に水素を連続してベントの主ラインに排出させるベントラインを設置し，水素が蓄積することのない設計とする。
また，7 号炉においては，W/W ベント時に D/W 側一次隔離弁までの配管合流部において水素が滞留する可能性がある。そのため，W/W ベント時に水素を連続してベントの主ラインに排出させるベントラインを設置し，水素が蓄積することのない設計とする。一方で６号炉については， W/W ベント時においては配管合流部より D/W 側一次隔離弁, D/W ベント時においては配管合流部より
W/W 側一次隔離弁までが水平枝管（下り勾配）であるため，水素が蓄積することはない。
上記を踏まえて，水素滞留防止のために設置するベントラインの設置箇所を
第 10 図～第 12 図に示す。

-363-

第2表
号炉

主ラインから他系統と隔離する弁までの配管口径及び容積等

No

系統

①

換気空調系
耐圧強化ベント系②
6（二次隔離弁）耐圧強化ベント系③（二次隔離弁バイパス弁）④

非常用ガス処理系①

換気空調系
耐圧強化ベント系②
7（二次隔離弁）耐圧強化ベント系③（二次隔離弁バイパス弁）

配管

配管長

容積

口径

(m)

(m 3)

550A

0.7

0.2

対策不要

550A

0.8

0.2

対策不要

550A

2.4

0.6

対策不要

400A

2.0

250A

11.8

0.9

ベントライン設置

550A

1.3

0.3

ベントライン設置

550A

3.1

0.8

ベントライン設置

550A

1.1

0.3

対策不要

対応方針

④

非常用ガス処理系

250A

4.5

0.3

ベントライン設置⑤

D/W ベントライン

550A

9.7

2.3

ベントライン設置

主排気筒

6号炉

RE

放射線モニタ

AO

圧力開放板
H2 E

Ｎ2ベントライン

7号炉

MO
〔Ｆ．Ｃ〕

非常用ガス処理系
排風機へ

MO

遠隔操作
AO

RE

ボンベ

AO

放射線モニタ

H2E

ボンベ

PT

圧力計

【① 】換気空調系の隔離弁まで

原子炉区域よりパージ用排風機
AO

水素濃度計
PI

圧力計

水素濃度計

原子炉区域・
タービン区域〔Ｆ．Ｃ〕
換気空調系排風機へ

〔Ｆ．Ｏ〕
〔Ｆ．Ｃ〕

Ｆ００１
AO

原子炉区域運転階より【④】非常用ガス処理系の隔離弁まで

Ｎ2供給ライン

よう素
フィルタ

・

Ｆ１０２

圧力計

差圧計

DP

水位計

LT

ド
レ
ン
タ
ン
ク

〔Ｆ．Ｃ〕

サプレッション・
チェンバ

遠隔操作【③】耐圧強化ベント系への隔離弁
ボンベ（二次隔離弁バイパス弁）まで

AO

〔Ｆ．Ｃ〕

Ｆ０２２

MO

pH

MO

ｐＨ計

ドレン
移送ポンプ

ボンベ
MO

水位計

Ｆ５０２Ｂ

非常用ガス処理系
排風機より【⑤】D/W ベントライン

MO

Ｆ０２０
FE

FE

MO

流量計

Ｆ２１１
二次格納施設

Ｆ２０９

遠隔操作

Ｆ０１９

LＳ

Ｆ５０１

遠隔操作

【②】耐圧強化ベント系への隔離弁
遠隔操作（二次隔離弁）まで

・
原子炉建屋

Ｆ５０２Ａ

MO

Ｆ０７０

AO

原
子
炉
圧
力
容
器

Ｎ2ベントライン

フィルタ
装置

遠隔操作

AO
〔Ｆ．Ｃ〕

オリフィス

PT

AO

〔Ｆ．Ｏ〕

〔Ｆ．Ｏ〕

ドライウェル
圧力開放板

・

・

MO

可燃性ガス濃度制御系
気水分離器より

原子炉建屋

Ｆ２１０

第7図

主ラインから他系統と隔離する弁までの配管系統図-364-

Ｎ2供給ライン【③】閉止端までの長さが短い
ため水素が蓄積することはない
フィルタ装置へ【②】閉止端までの長さが短い
ため水素が蓄積することはない
非常用ガス処理系へ
非常用ガス処理系側隔離弁

二次隔離弁
バイパス弁

【①】閉止端までの長さが短いため水素が蓄積することはない

二次隔離弁

換気空調系側隔離弁

一次隔離弁（D/W 側）換気空調系へ

ドライウェルより【⑤】水平配管のため水素が蓄積することはない【④】閉止端までの長さが長いため，ベント時に水素を連続して主ラインに排出させるベントラインを設置

サプレッションチェンバより一次隔離弁（W/W 側）

第8図

主ラインから他系統と隔離する弁までの配管鳥瞰図（６号炉）

フィルタ装置へ

排気筒へ

二次隔離弁

【②】閉止端までの長さが長いため，
ベ ン ト 時に 水 素を 連 続し て主 配 管 に排出させるベントラインを設置

換気空調系側隔離弁

非常用ガス処理系へ
二次隔離弁
バイパス弁

【③】閉止端までの長さが短いため水素が蓄積することはない
非常用ガス処理系側隔離弁

換気空調系へ【①】閉止端までの長さが長いため，ベント時に水素を連続して主配管に排出させるベ
ントラインを設置【⑤】閉止端までの長さが長いため，ベント時に水素を連続して主配管に排出させるベントラインを設置

第9図【④】閉止端までの長さが長いため，ベント時に水素を連続して主配管に排出させるベントラインを設置
一次隔離弁（D/W 側）

ドライウェルより一次隔離弁（W/W 側）

サプレッションチェンバより主ラインから他系統と隔離する弁までの配管鳥瞰図（7 号炉）-365-

フィルタ装置入口弁

フィルタ装置へ耐圧強化ベント弁

排気筒へ
換気空調系側隔離弁

二次隔離弁

TP.28550

TP.27650

TP.27500

非常用ガス
処理系へ

非常用ガス処理系側隔離弁

換気空調系へ

二次隔離弁
バイパス弁

ドライウェル及びサプレッションチェンバより第 10 図非常用ガス処理系及び換気空調系までの配管隔離弁に対するバイパス
ラインの設置位置図（７号炉）

フィルタ装置及び排気筒へ

TP.24100

TP.21500
一次隔離弁（D/W 側）

ドライウェルより
サプレッションチェンバより第 11 図

D/W ベントラインに対するベントラインの設置位置図（７号炉）-366-

フィルタ装置及び排気筒へ
TP.26200

換気空調系側隔離弁

第二隔離弁

第二隔離弁
バイパス弁

TP.24400

換気空調系へ

第 12 図非常用ガス処理系へ

非常用ガス処理系までの配管隔離弁に対するベントラインの設置位置図（６号炉）

-367-

４

格納容器圧力逃がし装置運用時における他系統使用との干渉
格納容器圧力逃がし装置と接続する系統は，換気空調系，耐圧強化ベント系，
非常用ガス処理系がある。（第 13 図参照）
格納容器圧力逃がし装置に接続される換気空調系のラインは，通常時のプラン
ト起動・停止時に格納容器内を窒素・空気に置換するためのものであり，事故時に格納容器圧力逃がし装置と同時に使用することはない。そのため，格納容器圧
力逃がし装置使用時に，格納容器圧力逃がし装置と換気空調系を隔離する①②の弁が「閉」であっても問題はない。
格納容器圧力逃がし装置と耐圧強化ベント系は，③④の弁により使用する系統を選択ことができる。また，格納容器圧力逃がし装置と耐圧強化ベント系は同時に使用することはない。
主排気筒

6号炉

RE

放射線モニタ

H2E

Ｎ2ベントライン

換気空調系

AO

圧力開放板

原子炉区域・
タービン区域〔Ｆ．Ｃ〕
換気空調系排風機へ

水素濃度計
PI

原子炉区域より②

パージ用排風機

7号炉

圧力計

遠隔操作
AO

水素濃度計

〔Ｆ．Ｏ〕

H2E

ボンベ

AO

原子炉区域運転階より

Ｎ2供給ライン〔Ｆ．Ｏ〕

ドライウェル

・

Ｆ１０２

水位計

フィルタ
装置

DP

ド
レ
ン
タ
ン
ク

MO

遠隔操作

Ｆ０７０

遠隔操作
遠隔操作

Ｆ０１９

ボンベ
MO

サプレッション・
チェンバ

遠隔操作

AO

ボンベ

〔Ｆ．Ｃ〕

Ｆ５０２Ａ

Ｆ０２２
Ｆ５０１

MO

非常用ガス処理系
排風機より

ドレン
移送ポンプ

Ｆ０２０
FE

MO

pH

ｐＨ計

Ｆ５０２Ｂ

流量計

Ｆ２１１
Ｆ２０９

遠隔操作

AO

・
原子炉建屋

FE

④

〔Ｆ．Ｃ〕

LＳ

水位計

LT

〔Ｆ．Ｏ〕

・

・

AO

原
子
炉
圧
力
容
器

Ｎ2ベントライン

差圧計

③

AO

AO

よう素
フィルタ

PT

Ｆ００１

〔Ｆ．Ｃ〕

オリフィス

圧力計

非常用ガス処理系

MO

〔Ｆ．Ｃ〕

圧力開放板

MO

〔Ｆ．Ｃ〕

非常用ガス処理系
排風機へ

RE

放射線モニタ

耐圧強化ベント系

①

ボンベ

PT

圧力計

AO

MO

二次格納施設MO
MO

MO

可燃性ガス濃度制御系
気水分離器より

原子炉建屋

Ｆ２１０

第 13 図

格納容器圧力逃がし装置系統概要と他系統隔離弁-368-

Ｎ2供給ライン格納容器圧力逃がし装置と非常用ガス処理系の使用時における系統構成を第14 図に記載する。第 14 図に記載の通り，非常用ガス処理系使用時は原子炉区域
運転階より原子炉建屋内のガスを吸気し，非常用ガス処理系排風機ならびにフィルタを通した後に主排気筒へ排気する。そのため，非常用ガス処理系使用時には，格納容器圧力逃がし装置に接続される非常用ガス処理系のラインは使用しない。
よって，当該ラインに接続される①②弁については，非常用ガス処理系使用時において「閉」となっていても非常用ガス処理系の機能に影響を与えるものではな
い。
主排気筒

6号炉

RE

放射線モニタ

AO

圧力開放板
H2E

Ｎ2ベントライン

原子炉区域・
タービン区域〔Ｆ．Ｃ〕
換気空調系排風機へ

7号炉

MO

ボンベ

PT

圧力計

圧力計

〔Ｆ．Ｃ〕

非常用ガス処理系
排風機へ

MO

遠隔操作

② ①
AO

RE

放射線モニタ

MO
AO

水素濃度計
PI

原子炉区域よりパージ用排風機

水素濃度計

〔Ｆ．Ｏ〕

AO

〔Ｆ．Ｃ〕
H2E

・

・

AO

〔Ｆ．Ｏ〕

遠隔操作

〔Ｆ．Ｏ〕

ドライウェル

〔Ｆ．Ｃ〕

・

オリフィス

Ｆ１０２
PT

差圧計

水位計

フィルタ
装置

DP

ド
レ
ン
タ
ン
ク

遠隔操作

遠隔操作
遠隔操作

〔Ｆ．Ｃ〕

Ｆ０１９

ボンベ
MO

LＳ

・

水位計

LT

MO

Ｆ０７０

AO

原
子
炉
圧
力
容
器

Ｎ2ベントライン

圧力計

AO

よう素
フィルタ

圧力開放板

原子炉建屋

サプレッション・
チェンバ

遠隔操作

AO

ボンベ

〔Ｆ．Ｃ〕

Ｆ５０２Ａ

Ｆ０２２
Ｆ５０１

MO

非常用ガス処理系
排風機より

ドレン
移送ポンプ

Ｆ０２０
FE

MO

pH

ｐＨ計

Ｆ５０２Ｂ

流量計

Ｆ２１１
Ｆ２０９

AO

原子炉区域運転階より

Ｎ2供給ライン

FE

ボンベ

Ｆ００１

二次格納施設MO
MO

MO

可燃性ガス濃度制御系
気水分離器より

原子炉建屋

Ｆ２１０

第 14 図

格納容器圧力逃がし装置，非常用ガス処理系使用時の系統構成

以上より，格納容器圧力逃がし装置と接続する換気空調系，耐圧強化ベント系，
非常用ガス処理系は，格納容器圧力逃がし装置と接続していることで，その系統の機能に影響を与えることのない設計としている。

-369-

Ｎ2供給ライン別紙 20配管内面への放射性物質付着量の考え方について
配管内面への放射性物質（エアロゾル）の付着量を設定するにあたっては，
NUREG/CR-4551 を参照し，付着量を設定する主要なパラメータとして沈着速度に着目して，配管内面への沈着割合を検討した。
NUREG/CR-4551“Evaluation of Severe Accident Risks: Qualification ofMajor Input Parameters MACCS INPUT”*1 は，環境拡散評価（MELCOR Accident
Consequence Code System: MACCS 計算）についての文献となっており，その評価には，エアロゾル粒子径，エアロゾル粒子密度，対象物の表面粗さで沈着速度を整理した Sehmel のモデルが用いられている。
この Sehmel の沈着速度モデルに基づき，配管内面の表面粗さ 0.001cm（10μm）と粒子密度 4g/cm3 を想定した，PCV より放出される粒子径ごとの沈着速度（第 1図参照）を用いて配管内面への沈着割合（エアロゾルの沈着速度と配管内のベントガス通過時間から算出された，流れているベントガス中のエアロゾルが壁面に到達する割合）を以下の通り評価した。

第1図

エアロゾル粒子径と沈着速度の関係- 370 -

評価条件は，ABWR（６号炉及び７号炉）を対象として，配管長さ 100m，配管内径 400mm，2Pd および最小流量で排気される蒸気流量を適用する。また，考慮する粒子径分布は「大 LOCA＋全交流動力電源喪失＋全 ECCS 機能喪失（D/W
ベント）」（第 3.2.2.1.1－3 図）に基づくものとした。
これらの条件から，100m の配管をベントガスが通過する時間を算出し，その時間に粒径ごとの沈着速度を乗じて，ベントガス通過時間中に配管内面方向にどれだけのエアロゾルが移動するかを評価する。この移動した粒子の総和について，ベントガス通過中のエアロゾル総量に対する割合を算出するこ

第 1 図に基づき，各粒径ごとの沈着速度を設定する。

粒径；D

第 3.2.2.1.1－3 図に基づ
き，粒径分布の確率密度（P(D)）を算出する。

確率密度［－］

沈着速度；v(D)とで沈着割合を評価する。
評価の考え方を第 2 図および第 3 図に，評価結果を第 1 表に示す。

物理径［μm］

第2図

沈着割合評価の考え方（1/2）- 371 -

（次頁に続く）沈着量は，100m の配管をベントガスが通過する
時間（t）の分だけ，各粒子が各沈着速度（v(D))
で移動して壁面に到達できる範囲（A=π((Dp/2)2–((Dp/2)-v(D)･t)2）)にあるエ
アロゾル量の総和となる。

Dp

確率密度［－］

v(D)･tベントガス流入前エアロゾル
P(D)×dD・・・
ベントガス通過後に沈着するエアロゾル
C(D)×dD

物理径［μm］

DdD

第3図

沈着割合評価の考え方（2/2）

上記の関係から，沈着割合 R は以下の式で表される。
ΣR = ()× 100 = (Σ

Σ( C(D)×dD ))× 100 = (Σ( P(D)×dD )Σ( C(D) )Σ( P(D) )ここで，C(D)は以下の式で表される。
C(D) = P(D) × (π(Dp/2)2 -π((Dp/2) - v(D)･t)2)π(Dp/2)2= P(D) × ((Dp/2)2 - ((Dp/2) - v(D)･t)22(Dp/2)- 372 -))× 100第 1 表；排気される蒸気流量に対する沈着割合評価結果
項目

パラメータ

単位

長さ

m

100

内径

m

0.4

沈着速度の分布m/s

1.9×10-3～3.9×10-1

蒸気流量

kg/s

15.7

2.5

蒸気流速

m/s

33.1

14.8

%

約 2.5

約 5.4

配管条件
沈着条件
排気条件

沈着割合

2Pd

最小流量

第 1 表より，最小流量であっても約 5.4％の沈着割合となることが評価された。以上を踏まえ，エルボ部などといった部位での沈着量がばらつくことを考慮し，100m あたり 10%を配管への沈着割合として放射性物質の付着量を設定する。
*1；”Evaluation of Severe Accident Risks: Qualification of Major Input Parameters MACCS INPUT”,
NUREG/CR-4551 Vol.2 Rev.1 Pt.7, 1990

- 373 -

別紙２１

配管内面に付着した放射性物質による発熱の影響について

フィルタベント容器上流の配管内面には放射性物質（エアロゾル）が付着することが想定されることから，その放射性物質の崩壊熱による温度上昇が配管の構造健全性に与える影響について検討した。
検討対象とする状態は，以下の 2 ケースを想定した。
【ケース 1】
ベント中を想定し，配管内に高温の蒸気が流れ，なおかつ配管内面に付着した放射性物質からの発熱が加わった状態。
【ケース 2】
ベント停止後を想定し，配管内面に放射性物質が付着した後で配管内ベントガス流れがないため，放射性物質からの発生熱がこもる状態。
まず，【ケース 1】として，第 1 図に示すような配管の半径方向の温度分布を考慮して評価を行った。配管内には高温のベントガス流れが存在し，配管内面には放射性物質が付着して崩壊熱による発熱を行っている。この場合，放射性物質の崩壊熱による熱量は配管内面・外面双方に放熱され，配管板厚方向に熱勾配ができるが，本評価では保守的に配管外面は断熱されているものとした。
【ケース 1】の温度評価条件を第 1 表に示す。
配管板厚 t

評価モデルの簡略化のため，保守的な条件で，この面を断熱状態で評価している

内表面側（ベントガス）

熱流束 Q

熱流束 Q

温度 T

外表面側（空気）付着した放射性物質
半径方向分布 x
注；実際の伝熱状態はで示すような分布になると想定されるが，保守的な評価となるよう配管外面を断熱し，全ての熱流束がベントガス側に移行する評価とした。
（赤線で示されるような熱流束の与え方と分布）

第1図

配管内表面の温度評価（イメージ）- 374 -

第1表

配管内表面の温度上昇評価条件【ケース 1】

項目
評価シナリオ
PCV より流入する崩壊熱量
配管内発熱割合（FP 付着割合）
配管外径，板厚条件
有効性評価シナリオ「大破断 LOCA＋全交流動力電源喪失＋全 ECCS 機能喪失（D/W ベント）」
9.3ｋW
10%／100m
400A，Sch40

配管熱流束

7.3W/m2

質量流量2.5kg/s（ベント後期（ベント 1 ヶ月後の蒸気流量））

ベントガス温度150℃

ベント時のガス温度条件を踏まえて配管内面の温度を評価する。第 2 図に大LOCA＋SBO＋ECCS 機能喪失シナリオにおける D/W ベント時の格納容器内の温度推移を示す。ベント時に最も配管内ガス温度が高い条件としてはベント開始直後であり，概ね 150℃以下となる。

ベント開始(事故後 38hr)

第 2 図 格納容器内温度推移（大 LOCA＋SBO＋ECCS 機能喪失シナリオ，38hr 後 D/W ベント）
格納容器より流入する崩壊熱量は 9.3kW とし，配管内面に付着する放射性物
質量割合としては，別紙 20 にて設定した 10%／100m を用いる。評価にあたって

- 375 -

は保守的な条件として，付着割合の全量の放射性物質が付着した条件で発熱しているものとする。また，ベントガス流量については流速が低くなることで熱伝達率が低くなり，保守的な評価となることから，ベント後 1 ヶ月の蒸気流量である 2.5kg/s を用いた。
配管内表面に付着する放射性物質の崩壊熱による配管内面の温度上昇は，以下の式で算出した温度上昇量で評価する。
ΔT= q / h・・・式（1）

ΔT；放射性物質の崩壊熱による配管内表面の温度上昇（℃）
q；配管熱流束（W/m2）
h；配管内表面の熱伝達率（W/(m2･K)）
h = Nu×k / d・・・式（2）

Nu；ヌッセルト数k；水蒸気の熱伝導率（0.032（W/(m･K)））
d；水力等価直径（m）
ここで，Nu を算出するにあたり円管内乱流の熱伝達率を表現するものとしてKays の式を引用した（式（3））。
Nu = 0.022 Re0.8×Pr0.5・・・式（3）Re；レイノルズ数
Pr；プラントル数（1.1；保守的に 160℃の飽和蒸気の値を設定）
Re = v×d／ν

・・・式（4）v；流速（約 41.7（m/s）；質量流量から換算）
d；水力等価直径（m）
ν；水蒸気の動粘性係数（約 4.2×10-6（m/s））
これより，配管内面の温度上昇は 0.09℃程度であると評価できる。ベントガ
スの温度は 150℃程度であることから，上記の温度上昇分を考慮しても，配管内
表面温度は配管設計における最高使用温度である 200℃を下回っているため，配- 376 -

管の構造健全性に影響を与えることはない。
次に，【ケース 2】の温度評価条件を第 2 表に示す。
第2表

配管内表面の温度上昇評価条件【ケース 2】

項目
評価シナリオ
PCV より流入する崩壊熱量
配管内発熱割合（FP 付着割合）
配管外径，板厚
配管熱流束
配管外表面放射率
環境温度

条件
有効性評価シナリオ「大破断 LOCA＋全交流動力電源喪失＋全 ECCS 機能喪失（D/W ベント）」
9.3ｋW
10%／100m
400A，Sch.40
7.3W/m2
0.80（酸化鉄相当の放射率*1）
50℃*1；日本機械学会 伝熱工学資料 改訂第 5 版

以上の条件に基づき，配管内面に付着した放射性物質の崩壊熱による温度を評価する。ここで，評価対象の配管板厚は 12.7mm であり，炭素鋼の熱伝導率が50W/(m･K)程度であることから，板厚方向の温度勾配は微小であると考えることができる。そのため，配管内表面の温度はほぼ配管外表面温度と同等であると考え，配管内部の熱量による温度を評価する方法として JIS A 9501“保温保冷工事施工標準”の表面温度および表面熱伝達率の算出方法を用いて，配管外表
面温度を評価する。
評価式の概要は以下の通りとなる。
T = (q / hse) + Tatm

・・・式（5）

T；配管外表面温度（℃）
q；配管熱流束（W/m2）
hse；配管外表面熱伝達率（W/(m2･K)）
Tatm；環境温度（℃）
この式（5）における，q と hse は以下の式で表される。
q = Q / S・・・式（6）- 377 -

hse = hr + hcv

・・・式（7）

Q；単位長さあたりの配管内面での発熱量（W/m）
S；単位長さあたりの配管外表面積（m2）hr；放射による配管外表面熱伝達率（W/(m2･K)）
hcv；対流による配管外表面熱伝達率（W/(m2･K)）
上記の hr は以下の式で表される。
hr = ε×σ× ((T + 273.15)4 – (Tatm + 273.15)4(T – Tatm))

・・・式（8）ε；配管外表面放射率（0.80）
σ；ステファン・ボルツマン定数（5.67×10-8（W/(m2･K4)））
hcv については，JIS A 9501“保温保冷工事施工標準”附属書 E（参考）表面
温度及び表面熱伝達率の算出方法における，垂直平面及び管（Nusselt の式）及び水平管（Wamsler,Hinlein の式）をもとに対流熱伝達率を算出した。垂直管（式（9），（10））と水平管（式（11））とで得られる hcv を比較し，小さい方の値を用いることで保守的な評価値を得るようにしている。
hcv（垂直管）= 2.56×(T – Tatm)0.25
hcv（垂直管）= 3.61 + 0.094×(T – Tatm)
hcv（水平管）= 1.19×((T – Tatm)
Do（(T – Tatm) ≧ 10K）…式（9）（(T – Tatm) ＜ 10K）…式（10）) 0.25 ・・・式（11）Do；配管外径（m）
これらにより評価した結果，配管外表面温度は約 51℃となる。
以上の結果から，配管内表面温度は配管設計における最高使用温度である
200℃を下回っているため，配管内表面に付着した放射性物質の崩壊熱は，ベント後における配管の構造健全性に影響を与えることはない。
なお，これらの式を含めた評価については，JIS A 9501 において，適用範囲
が－180℃～1000℃となっており，適用に対して問題ないことを確認している。
また，管外径などの寸法にかかる制約条件は規定されていない。

- 378 -

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別紙２２

スクラバノズルのエロージョンについて

スクラバノズルは，第 1 図に示す通り，ノズル吹き出し部手前の配管が細く，当該部にてベントガスの流速が大きくなる。そのため，ベントガス中の水蒸気が凝縮してできた液滴が，この高流速のガス流れにより加速され，高速の状態でス
クラバノズルの天板に衝突すると考えられる。この液滴の衝突により，スクラバ
ノズル天板にエロージョン（液滴衝撃エロージョン）が生じて孔が開くと，水ス
クラバの性能が低下する恐れがある。そこで，この液滴の衝突によるスクラバノ
ズル天板の液滴衝撃エロージョンに対する評価を行った。

第１図

スクラバノズル構造図

まず，スクラバノズル吹き出し部手前の配管におけるベントガス流速を算出する。ベントガスの体積流量は最も厳しい超過流量時の 37000[m 3/h]とする。また，
スクラバノズル細管部の内径は，スクラバノズル本数は 140[本]である。

スクラバノズル細管部流速[m/s] = 37000/3600/｛140×(=×10-3) 2×π/4}

一方，『発電用設備規格 配管減肉に関する規格（2005 年版）（増訂版）JSME S
CA1-2005』より，液滴衝撃エロージョン発生の限界流速は 70[m/s]である。そのため，スクラバ細管部の流速は液滴衝撃エロージョン発生の限界流速よりも小さいことから，スクラバノズル天板に液滴衝撃エロージョンは生じない。
なお，蒸気を累積で 179 時間通気した後の，フィルタ性能試験設備のノズルを取り外して外観確認を行ったが，エロージョンの発生は認められなかった。

-379-

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第２図

試験用フィルタノズル-380-

外観確認結果別紙２３

格納容器圧力逃がし装置からの漏えい対策について

１．フィルタ装置及びフィルタ装置廻り配管からの漏えい対策について
フィルタベント遮へい壁は上部に屋根が無いため，雨水や降雪等は遮へい壁内に流入する。タンク室内に流入した雨水等はサンプに集められ，サンプ排水ライ
ンを通じて外部へ放出される。
一方で，遮へい壁内でフィルタ装置及びフィルタ装置廻り配管から漏えいがあった場合の対策についてを第 1 図に示す。サンプ排水ラインに設置されている排水止め弁をタンク室外部よりエクステンションジョイントを介して遠隔操作して閉じることで，漏えい水を遮へい壁内側に貯留し，遮へい壁外部へ漏えいしないようにする。また，遮へい壁タンク室内はコンクリート表面の亀裂への追従性の良いポリウレア系のライニング材を内側に塗布することにより，地震等により遮へい壁内のコンクリート面に亀裂が生じていた場合にも，亀裂を通じてタンク室
外部へ漏えいすることを防止する。

エクステンションジョイント（貫通部水密化）

ライニング材
フィルタ装置エクステンションジョイント（貫通部水密化）

ドレン移送ポンプ
ポンプ廻り遮へい
ポンプ廻り漏えい対策堰

サンプ排水ライン
メタルホース
環境放出
フィルタベント遮へい壁

サンプ

サプレッションチェンバへ
ドレンライン切替弁

第1図

フィルタベント遮へい壁内の漏えい対策概要図

さらに，遮へい壁タンク室内の弁を遠隔操作するために設置しているエクステ
ンションジョイント貫通部については，貫通部を O リングにて水密化することにより，貫通部を通じた漏えいを防止している。
貫通部シャフトは第 2 図に示すとおり，遮へい壁内外よりベアリングにて固定されているが，それぞれのベアリングに対して O リングを組み合わせることにより，貫通部を 2 重の水密構造としている。

-381-

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内側バウンダリ
外側バウンダリ
鉛毛（遮蔽効果）第2図

エクステンションジョイント貫通部に対する水密構造

フィルタベント使用時に漏えいがあった場合に排水止め弁を閉じる必要があ
るため，雨水によってタンク室内の水位が上昇した場合には，漏えい水を含んだ
雨水がオーバーフローにより外部へ漏えいする懸念がある。そのため，第 3 図に示すようにドレン移送配管のポンプ吸込側を分岐してタンク室側に開放し，漏えい水をドレン移送ポンプを用いてサプレッションチェンバへ移送することが可能な構造とした。通常時はフィルタ装置内のスクラバ水が上昇対策としてサプレッ
ションチェンバへ移送する運用としているが，附室側からエクステンションジョ
イントにて切替弁を操作することにより，遮へい壁内に貯留した雨水等をサプレッションチェンバへ移送することが可能である。一方で，遮へい壁内には水位計を設置することにより，遮へい壁内の雨水がオーバーフロー水位に達しているかを遮へい壁外より監視可能である。

ドライウェル
よう素
フィルタ

ポンプ吸込ライン切替弁をエクステ
ンションジョイントにより開操作する
ことにより、ピット内の漏えい水をサプレッション・チェンバへ移送
フィルタ
装置

遠隔操作

ド
レ
ン
タ
ン
ク

遠隔操作

遠隔操作

原
子
炉
圧
力
容
器

ピット内水位は水位計にサプレッション・
より遮へい壁外より検知チェンバすることが可能

LＳ

水位計

遠隔操作

FE

LS

ドレン
移送ポンプ
FE

遠隔操作

水位計
MO

流量計
遠隔操作

二次格納施設

遠隔操作

第3図

遮へい壁内サンプ排水操作概要図

-382-

MO

可燃性ガス濃度制御系
気水分離器より

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ベント実施後はサンプ排水弁を常時閉運用とすることにより，万が一漏えいがあった場合には環境へ放出することを防止する運用とする。ベント実施後に周辺線量が下がった後にサンプ排水弁を微開し，サンプ排水ラインより遮へい壁内の貯留水をサンプリングし，遮へい壁内に漏えいがないことを確認した上で排水を行う。
２．ドレン移送ポンプ及びポンプ廻り配管からの漏えい対策について
遮へい壁外に設置されているドレン移送ポンプについては，軸封部からの漏えいのない構造であるキャンドモーターポンプを用いることとしている。
また，ドレン移送ポンプ及びポンプ廻りの配管については，鉄板遮へい壁が設置されており，ドレンライン使用時にポンプ及び配管内のスクラバ水からの線量に対して操作員の被ばくを低減するよう配慮されている。（第 4 図，第 5 図）

フィルタベント遮へい壁

ドレン移送ポンプ
ドレン移送ポン
埋設Ｕ字溝
鉄板遮へい

第4図

ドレン移送ポンプ廻りメタルホース敷設図（平面図）

鉄板遮へい
埋設Ｕ字

第5図

サプレッションチェンバへ

ドレン移送ポンプ廻りメタルホース敷設図（側面図）-383-

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３．遮へい壁外の屋外配管からの漏えい対策についてドレン移送ポンプから原子炉建屋までの屋外配管については，可撓性のあるメ
タルホースを用いることで地震による変位を吸収する構造としている。また，第6 図に示すように，フレキシブルホースを外筒としてメタルホースを内部に格納することで二重管構造とし，メタルホースからの漏えいは外筒部のフレキシブル
ホース内に貯留する構造となっている。メタルホース間の接合部はフランジ締結されており，メタルホースに損傷があった場合には対象部を予備品に交換可能な構造としている。

第6図

メタルホースの二重管構造

メタルホースは第 7 図のように埋設Ｕ字溝内に格納されており，Ｕ字溝上部にはスクラバ水に含まれる放射性物質による地上面の線量の上昇を抑制するように
鉄板遮へい蓋が設置されている。
鉄板遮へい
埋設Ｕ字溝
フレキシブルホース（外筒部）
メタルホース（内筒部）

第7図

Ｕ字溝内メタルホース敷設図

系統待機時には第 8 図に示すようにメタルホース内を可搬型窒素供給装置車により大気圧より高い状態で窒素封入しており，圧力計にてメタルホースの内圧を常時監視可能な構造としている。ドレンライン使用前にメタルホースが損傷した
場合には，メタルホース内の封入窒素ガスが外筒部へ漏えいして内圧が下がるた
め，圧力計にて監視可能である。したがって，ドレンライン使用前には圧力計を確認し，メタルホースの健全性を確認した上でドレンラインを使用する手順としている。
また，ドレンライン使用後は，待機時と同様に可搬型窒素供給装置車より系統
内に窒素を供給してメタルホース内のスクラバ水をサプレッションチェンバへ移送すると共に，メタルホース両端の仕切弁を全閉することにより圧力計にてメタ
ルホースの圧力降下を監視する。
メタルホースの敷設範囲を第 9 図及び第 10 図に示す。

-384-

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可搬型窒素供給装置
可搬式窒素供給装置車

待機時窒素封入範囲

フィルタベント
遮へい壁※メタルホース内窒素封入時

圧力計
遠隔操作

フレキシブルホース（外筒）

PI

二次格納施設メタルホース（内筒）

遠隔操作

埋設Ｕ字溝
FE

フィルタ装置より

ドレン
流量計
移送ポンプ

サプレッション
チェンバへ

FE

遠隔操作
遠隔操作

遠隔操作

サンプリング

消防車等

遠隔操作
サンプリング※メタルホース内フラッシング時

第8図

ドレン移送ライン概略系統図

ドレン移送ポン

Ｕ字溝

第9図

メタルホース敷設範囲図（7 号炉）-385-

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ドレン移送ポン

Ｕ字溝

第 10 図メタルホース敷設範囲図（6 号炉）

-386-

別紙２４

スクラバ水の pH 調整方法について

ベントガスに含まれる水蒸気の凝縮によりフィルタ装置内のスクラバ水位が上昇した場合，スクラバ水に含まれる薬液が凝縮水により薄まるため，スクラバ
水の pH 値が低下する。pH 値が規定値よりも低くなった場合には，第 1 図に示す
ように給水ラインを用いて外部よりスクラバ水へ薬液を補充する必要がある。
主排気筒

6号炉

RE

放射線モニタ

AO

圧力開放板
H2E

Ｎ2ベントライン

原子炉区域・
タービン区域〔Ｆ．Ｃ〕
換気空調系排風機へ

7号炉

MO

ボンベ

PT

圧力計

圧力計

MO
AO

水素濃度計
PI

原子炉区域よりパージ用排風機〔Ｆ．Ｃ〕

非常用ガス処理系
排風機へ

MO

遠隔操作
AO

RE

放射線モニタ

水素濃度計

〔Ｆ．Ｏ〕

ボンベ

AO
〔Ｆ．Ｃ〕

H2E

Ｎ2供給ライン

AO

〔Ｆ．Ｏ〕

遠隔操作

〔Ｆ．Ｃ〕

ベントライン
薬液注入設備より ＮＦ１０２
薬液を補充
差圧計

水位計

フィルタ
装置

DP

ド
レ
ン
タ
ン
ク

遠隔操作
遠隔操作

〔Ｆ．Ｃ〕

Ｆ０１９

ボンベ
MO

LＳ

・

水位計

LT

遠隔操作

Ｆ０７０

AO

原
子
炉
圧
力
容
器

2

PT

MO

・

オリフィス

原子炉建屋

サプレッション・
チェンバ

遠隔操作

AO

ボンベ

〔Ｆ．Ｃ〕

Ｆ５０２Ａ

Ｆ０２２
Ｆ５０１

MO

ｐＨ計

非常用ガス処理系
排風機より

ドレン

Ｆ０２０
FE

MO

pH

Ｆ５０２Ｂ

流量計

Ｆ２１１
Ｆ２０９

・

・

AO

よう素
フィルタ

圧力開放板

FE

AO

〔Ｆ．Ｏ〕

ドライウェル

圧力計

Ｆ００１

原子炉区域運転階より

第1図

Ｆ２１０

MO
MO

MO

可燃性ガス濃度制御系
気水分離器より二次格納施設原子炉建屋

Ｎ2供給ライン

薬液注入箇所

薬液を補充する方法については，第 2 図に示すように，可搬型窒素供給装置車等の空気圧力にて空気駆動水中ポンプ等を用いてフィルタ装置内に薬液を注入す
る。補充する薬液濃度は，スクラバ水内の初期濃度よりも十分に濃度の高いものとし，必要な補充量についてはフィルタ装置水位により予め算出した量を補充す
るものとする。

フィルタ装置

可搬型窒素供給装置車等

可搬式窒素供給装置車等
コンプレッサー

発電機

水中ポンプ等
給水ライン

補給薬液

第2図

薬液注入装置概要図（案）-387-

薬液を貯留するタンク及び水中ポンプ等の資機材は可搬式として薬液補給が必
要な時期までに予め給水口付近まで運搬して待機するものとする。また，補給す
る薬液については，高濃度の薬液をあらかじめ用意しておき，必要となる時期ま
でに必要量をタンク内に準備する。

-388-

別紙２５

窒素ガス置換に対する考え方について

１．格納容器圧力逃がし装置への水素滞留可能性について
ベント実施直後には格納容器内で水－ジルコニウム反応によって発生した水素がベントガスとともに格納容器圧力逃がし装置を通じて系外へ放出される。
このときのベントガスのモル組成としては水蒸気及び水素，窒素が支配的であり，酸素はほとんど含まれていない。ベント実施前はあらかじめ系統内は窒素置換されており，ベントガスに含まれる水素濃度が高くても可燃限界に達することはない。
ベント実施中においては格納容器内及びフィルタ装置内へ放出された放射性物質により水の放射線分解によって発生する水素・酸素が系統内へ放出される。
ただし，常にガス流れがあること，及びベントガス中のモル組成としては水蒸気が支配的であるため，系統内が可燃限界に達することはない。また，配管内で他系統への隔離弁によって閉塞する箇所のうち，水素滞留の可能性がある箇所については別紙 19 に示すベントラインを設置することで，局所的に水素・酸素濃度が上昇しないように配慮している。
ベント停止後にベント弁を閉じた後は，系統内にガス流れが無くなるため，
スクラバ水内に蓄積された放射性物質による水の放射線分解によって発生した
水素・酸素が系統内に滞留する。水素は分子量が小さいため，浮力により上部へ移行して，時間とともに系統内配管頂部に蓄積する。（第 1 図）
主排気筒

入口配管頂部

出口配管頂部の水素濃度を監視
圧力開放板
Ｎ2ベントライン

H2E

AO
原子炉区域・
タービン区域換気空調系排風機へ

水素濃度計
PT

出口配管頂部
水素濃度計

圧力計

入口配管頂部の 非常用ガス処理系 AO
水素濃度を監視 排風機へ

H2E

Ｎ2供給ラインAO
AO

ドライウェル
圧力開放板

よう素
フィルタ

MO

オリフィス

AO

原
子
炉
圧
力
容
器

フィルタ
装置

原子炉建屋

サプレッション・
チェンバ

AO

MO

非常用ガス処理系
排風機より

スクラバ水に貯留した
放射性物質による水の放射線分解により
H2,O2 ガスが発生

第1図

MO

二次格納施設原子炉建屋

Ｎ2供給ライン可搬型窒素供給装置車より系
統内に窒素ガスを供給

スクラバ水内での水素・酸素の発生系統図-389-

２．スクラバ水で発生する水素・酸素により系統内が可燃限界となるまでの評価
ベント実施時において，スクラバ水内に蓄積された放射性物質の影響により，水の放射線分解にて発生する水素・酸素の生成速度及び積算生成量について評価を行った。ベントシナリオとしては大 LOCA+SBO+ECCS 機能喪失シナリオとし，
38 時間後に W/W 及び D/W よりベントを行った条件とした。評価結果を第 2 図及び第 3 図に示す。

第2図

スクラバ水内での水素・酸素分子の生成量速度

第3図

スクラバ水内での水素・酸素分子の積算生成量-390-

なお，水素・酸素分子の生成量を算出するにあたって，有効性評価の補足説
明資料「G 値について」にて紹介されている電力共同研究「事故時放射線分解に関する研究」にて実測された照射開始から短時間経過後の実効 G 値のうち，最も大きい実効 G 値である以下の値を用いた。※1
G(H2) = 0.36(10 -2eV)，G(O2) = 0.14(10 -2eV)※1 上記の値は FCS の性能解析に用いることを目的として設定した環境条件下での G 値の測定結果である。有効性評価の補足説明資料「G 値について」で示したとおり，G 値は苛酷事故環境下では上記の値よりも低いという実験結果が得られている。このため，今回の評価において FCS の性能解析条件下でのG 値を用いることは保守的な扱いになっているものと考える。

上記をもとに，ベント停止後に系統内の水素及び酸素が可燃限界濃度となるまでの概略時間について計算を行った。可燃限界の基準としては，水素 4%以上，
酸素 5%以上，水蒸気 60%以下とした。なお，保守的な条件として，系統内の水蒸気が外気温度まで冷却されて凝縮する時間は考慮せず，ベント停止後直ちに
水蒸気は凝縮したものとする。
評価条件を第１表，評価結果を第４図及び第５図に示す。
第1表

評価条件一覧

評価対象

主な評価条件フィルタ装置上流側・隔離弁を閉止後に窒素置換を行わず，系統内配管での放熱に（ベント停止後直ちに窒
よってベントガスに含まれていた水蒸気が凝縮してフィル
素置換を行わない場合）
タ装置上流側配管が負圧（46℃で約 0.1atm）になることにより，スクラバ水がフィルタ装置上流側配管に約 9m 吸い上げられたと仮定した。
・系統内の気体のモル組成として，水素と酸素以外は全て水蒸気と仮定した。また，初期の系統内の気体条件として，水素1%，酸素 1%が系統内に存在すると仮定した。
・スクラバ水に蓄積された FP によって水素・酸素が発生する範囲としては，フィルタ装置内の配管からフィルタ装置上流
側配管の水面までの範囲とした。
・スクラバ水位はノズル上端から 0.5m と仮定し，吸い上げにより下限水位を下回らないものとした。
・水素，酸素が蓄積する範囲としては，保守的に水面から真上の第一エルボまでの小さな空間で評価した。

-391-

評価対象

主な評価条件フィルタ装置上流側（ベント停止後直ちに窒素置換を行う場合）・隔離弁を閉止後に窒素置換を行い，フィルタ装置上流側配管が窒素で置換（1atm）されたと仮定した。（スクラバ水がフィルタ装置上流側配管に吸い上げられることはない）
・系統内の気体のモル組成として，水素と酸素以外は全て窒素と仮定した。また，初期の系統内の気体条件として，水素1%，酸素 1%が系統内に存在すると仮定した。
・スクラバ水に蓄積された FP によって水素・酸素が発生する範囲としては，フィルタ装置内の配管からフィルタ装置上流
側配管の水面までの範囲とした。
・スクラバ水位はスクラバノズル上端部から 2.5m（上限水位）と仮定し，水素，酸素が蓄積する範囲としては，保守的に水面から真上の第一エルボまでの小さな空間で評価した。

フィルタ装置下流側・隔離弁を閉止した後には，窒素置換を行う・行わないに係わらない
・初期の系統内の気体条件として，水素 1%，酸素 1%が系統内に存在し，残りは全て水蒸気と仮定した。
・スクラバ水位はノズル上端から 2.5m（上限水位）と仮定した。
・保守的に狭い空間体積への水素・酸素ガスの蓄積を評価することとし，フィルタ装置気層部から下流側配管への水素・酸
素ガスの拡散が起こらないものと仮定して評価を行った。
・フィルタ装置下流部はラプチャーディスクが開放されていることから，初期ガス組成としては，空気 1atm とした。

フィルタ装置上流側（ベント停止後直ちに窒素置換を行わない場合）
フィルタ装置上流側（ベント停止後直ちに窒素置換を行う場合）
フィルタ装置下流側

可燃限界濃度 5%
可燃限界濃度 4%

第4図

水素・酸素濃度のベント停止後の時間経過（D/W ベント時）-392-フィルタ装置上流側（ベント停止後直ちに窒素置換を行わない場合）
フィルタ装置上流側（ベント停止後直ちに窒素置換を行う場合）
フィルタ装置下流側
25%

25%

20%

酸素濃度[%]
酸素濃度[%]

水素濃度[%]
水素濃度[%]

20%

15%

10%

10%

可燃限界濃度 5%

可燃限界濃度 4%

5%

15%

5%

0%

0%
0

50

100

150

200

ベント停止後経過時間[day]

第5図

0

50

100

150

200

250

300

ベント停止後経過時間[hr]水素・酸素濃度のベント停止後の時間経過（W/W ベント時）評価を行った結果，ベント停止後直ちに窒素置換を行わない場合では，D/W ベ
ントの場合は約 8 時間後，W/W ベントの場合は約 9 日後にフィルタ装置上流側の水蒸気濃度が 60%以下となり，可燃限界に達した。
一方で，ベント停止後直ちに窒素置換を行う場合では，D/W ベントの場合では
約 6 日後にフィルタ装置下流側の水素濃度が 4%以上（酸素濃度は大気開放のため 5%以上）となり，可燃限界に達した。W/W ベントの場合では，180 日後でも可燃限界に到達することはなかった。

-393-

３．窒素置換完了までの所要時間について
格納容器圧力逃がし装置の簡略化したモデルを用いて，系統内に蓄積した水素を可搬型窒素供給装置を用いて窒素置換し，水素濃度が可燃限界濃度以下となるのに必要な時間を評価した。
評価条件を第 2 表，評価モデルを第 6 図に示す。
第2表

評価条件

項目

値

使用コード

汎用流体計算コード STAR-CCM+ Ver.8.04

窒素供給装置流量

70 Nm3/h※

窒素供給装置ガス組成

窒素 99%，酸素 1%

系統内初期ガス組成

窒素 91%，酸素 5%，水素 4%

FV 系統モデル・第 6 図参照
・強制対流と濃度差に伴う混合ガスの相互拡散を
考慮する。

※

可搬型窒素供給装置の窒素供給能力としては，純度 99%以上の窒素ガスを，
70 Nm 3/h の流量にて供給可能である。

窒素ガス流

フィルタ装置（水位 2.5m）

よう素フィルタ本体（2 基分）

窒素置換入口入口

入口配管(150m)

上流配管(150m)

放出口

大気開放

フィルタ装置出口～

FV容器
IFS
中間配管
よう素フィルタ入口配管(15m)
(15m)

第6図

出口配管(150m)

下流配管(150m)

窒素置換評価モデル

上記条件にて系統内の水素濃度の時間的変化の評価を行った結果，約 3 時間程度で系統内全域において濃度が 1%を下回った。以上より，可搬型窒素供給装
置は系統内が可燃限界に達した状態から約 3 時間程度で水素濃度を 1%まで下げる能力を有している。

-394-

４．窒素置換を間欠的に行う場合の妥当性について
窒素置換が完了後に窒素置換作業を停止し，次回窒素置換を開始するまでの時間余裕について評価を行った。その結果，D/W ベントの場合は約 6 日後に可燃限界に達したが，W/W ベントの場合は約 180 日以上可燃限界に達することはなかった。したがって，間欠的に窒素置換を行うことは可能である。
間欠的に窒素置換を行う際の，窒素置換を停止する際の判断基準としては，前述の評価に基づき，系統内配管頂部に設置されている水素濃度計により監視を行い，可搬型窒素供給装置の窒素供給能力（70Nm3/h において窒素濃度 99%），
ならびに水素濃度計の誤差を考慮して，規定時間窒素置換を実施し，その上で水素濃度が 2%以下になった時点で窒素置換を停止する。
以上をもとに，窒素置換を間欠的に実施する運用に関してを第 7 図に示す。
ベント停止においては，直ちに窒素置換を開始できるよう，あらかじめ可搬型
窒素供給装置の配備を行っておき，ベント停止後直ちに窒素置換を開始する運用とする。また，窒素置換完了後には水素濃度計にて水素濃度を監視しつつ，水素濃度が上昇した場合には間欠的に窒素置換を行うこととする。
Ｄ／Ｗベントケース
窒素置換準備

フィルタ装置下流側配管が可燃限界濃度に到達

ベント停止（ベント弁閉）
窒素置換

窒素置換

窒素置換

ベント中
約6日
3時間程度

Ｗ／Ｗベントケース

約6日
3時間程度

3時間程度

ベント停止（ベント弁閉）

窒素置換準備水素濃度計を適宜監視して水素濃度が上昇した都度窒素置換を行えば十分

窒素置換
ベント中
約180日以上
3時間程度

第7図

ベント停止後の間欠的な窒素置換運用

-395-

別紙２６

ドレン移送ライン使用時における格納容器内へ空気流入影響について

ドレン移送ラインについては，第 1 図のように可燃性ガス濃度制御系配管を通じてサプレッションチェンバに接続されている。スクラバ水をドレン移送ポンプを用いてサプレッションチェンバへ移送した際には，ドレン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バ水と同時にサプレッション
チェンバへ流入する。サプレッションチェンバ内の水素濃度が高い状態でスクラ
バドレン水を移送した場合には，流入した空気に含まれる酸素と水素が合流してサプレッションチェンバ内で局所的な水素燃焼を生じることが懸念される。
したがって，点検停止中に予めドレン移送ライン（ポンプ出口側隔離弁～格納容器隔離弁間）の窒素置換をしておくことにより，スクラバドレン水移送時においてもサプレッションチェンバ内に酸素が流入しない運用とする。
主排気筒
6号炉

RE

放射線モニタ
雨水排水ラインAO

圧力開放板※6号炉と7号炉で設置個所が異なる

H2E

Ｎ2 ベントライン

7号炉

MO

ボンベ

PT

圧力計

H2E

原子炉区域よりパージ用排風機
AO

水素濃度計
PI

水素濃度計

原子炉区域・
タービン区域〔Ｆ．Ｃ〕
換気空調系排風機へ

圧力計

非常用ガス処理系
排風機へ

〔Ｆ．Ｃ〕

MO

遠隔操作

RE

放射線モニタ

〔Ｆ．Ｏ〕

A
O

AO

ボンベ

〔Ｆ．Ｃ〕

AO

原子炉区域運転階より
Ｎ2供給ライン

・

・

〔Ｆ．Ｏ〕

AO

〔Ｆ．Ｏ〕

ドライウェル
圧力開放板

よう素
フィルタ

PT

ドレン移送ポンプ
水位計
使用前に予め
水張りを行う範囲

DP

フィルタ
装置

LT

ド
レ
ン
タ
ン
ク

MO

遠隔操作
遠隔操作

AO

原
子
炉
圧
力
容
器

遠隔操作

〔Ｆ．Ｃ〕

・

オリフィス
Ｎ2 ベントライン

圧力計 差圧計

AO

遠隔操作

〔Ｆ．Ｃ〕

ボンベ
MO

・
原子炉建屋

サプレッション・
チェンバ

遠隔操作

AO

LＳ

ボンベ

〔Ｆ．Ｃ〕

水位計

MO
pH

MO

ｐＨ計

非常用ガス処理系
排風機より

ドレン
移送ポンプ
FE

FE

MO
MO

流量計

ドレン水移送配管
窒素置換範囲

二次格納施設MO

可燃性ガス濃度制御系
気水分離器より可搬式窒素供給装置車

可搬型窒素供給装置

第1図

ドレン移送ライン窒素置換範囲系統図

-396-

原子炉建屋

Ｎ2 供給ライン枠囲みの内容は商業機密に属しますので公開できません。

別紙２７

スクラバ水の設定について【待機時薬液濃度の設定】
水スクラバの無機よう素に対する DF を 1000 以上とするためには，スクラバ水の pH を以上とする必要がある。そのため，スクラバ水の薬液として NaOH を添加することとしている。
一方，ベント中は，以下の 3 つの要因によりスクラバ水の pH は酸性側にシフトする。
（スクラバ水 pH を低下させる要因）① 格納容器からの酸性物質の飛来に伴う水酸化物イオンの消費② 無機よう素のイオン化に伴う水酸化物イオンの消費③ ベントガスに含まれる水蒸気の凝縮によるスクラバ水量の増加に伴う希釈フィルタ装置待機時のスクラバ水薬液濃度は，これらの要因を考慮しても pHが以上を維持できるよう設定する必要がある。
そこで，①～③の要因による水酸化物イオンの消費，希釈量を評価する。
① 格納容器からの酸性物質の飛来に伴う水酸化物イオンの消費格納容器内に敷設されるケーブルの被覆材が，熱ならびに放射線により分解し酸性物質が生じる。この酸性物質がフィルタ装置に流入し，スクラバ水の pH を低下させる。格納容器からフィルタ装置に流入する酸性物質は HCl
で 330[mol] ※1 と評価している。そのため，この酸を中和するため，水酸化物
イオンも 330[mol]消費される。
※1

原子炉圧力容器が破損し，炉心溶融物が下部ドライウェルに落下した場合は，下部ドライウェルが局所的に高温になり，下部ドライウェルに接続されるケーブルの被覆材が熱分解する可能性がある。ここでは，保守的に格納容器内のケーブルの被覆材の全量が熱分解されるものと仮定し，HCl の生成量を評価した。熱分解により生成された HCl については，ドライウェルスプレイにより気相部から除去されるとともに，格納容器内に保持されている間，水蒸気と共にサプレッション・プールに移行し複数回スクラビングを受けることから，ドライウェルスプレイによる除去効
果及びサプレッション・プール水によるスクラビング効果を考慮してフィルタ装置
への流入量を評価した。
なお，格納容器ベント実施後においては，ケーブルが存在する格納容器気相部の線量率が低下することから，放射線分解による HCl の生成量は無視できるものと考
えられる。

-397-

Q = q1×1/(DF1×DF2)= 33000×1/(10×10)= 330[mol]Q：HCl の流入量[mol]q1：熱分解による HCl 発生量(33000)[mol]DF1：ドライウェルスプレイによる除去係数（10: CSE 試験に基づき設定）[-]DF2：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: 発電用軽水型原子炉の安全評価に関する審査指針（平成 2 年 8 月 30 日
原子力安全委員会決定 一部改訂 平成 13 年 3 月 29 日 原子力安全委員会))[-]② 無機よう素のイオン化に伴う水酸化化物イオンの消費
スクラバ水にて無機よう素を捕捉する際には，下記の化学反応式に記載の通り，1[mol]の無機よう素を捕捉するためには，2mol の水酸化物イオンが消費される。
3I2+6OH - → 5I-+IO3 -+3H2O
今，フィルタ装置に流入する無機よう素量は，5.22[mol] ※2 と評価している。そのため，この無機よう素を捕捉するため，水酸化物イオン 10.44[mol]が消費される。
※2

無機よう素のフィルタ装置への流入量は，格納容器内での沈着や，サプレッション・
プール水によるスクラビング効果を考慮し，以下の式により評価する。ここで，よう素放出量の低減対策として導入した格納容器内 pH 制御については，その効果に期待しないものとした。

Q = q0×F×g×1/(DF1×DF2 ×DF 3)×1/M= 29100×1×0.91×1/(2×10×1)×1/254～ 5.22[mol]Q：無機よう素のフィルタ装置への流入量[mol]q0：よう素の停止時炉内内蔵量(29100)[g]F：よう素の原子炉圧力容器から格納容器内への放出割合（1）[-]
g：無機よう素の組成構成比（0.91: R.G.1.195）[-]
DF1：格納容器内での沈着による除去係数（2: Standard Review Plan6.5.5）[-]
DF2：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-398-

枠囲みの内容は商業機密に属しますので公開できません。

(10: 発電用軽水型原子炉の安全評価に関する審査指針（平成 2 年 8 月 30 日
原子力安全委員会決定 一部改訂 平成 13 年 3 月 29 日 原子力安全委員会))[-]
DF3：ドライウェルスプレイによる除去係数(1)[-]
M：無機よう素の分子量（254）[-]③ ベントガスに含まれる水蒸気の凝縮によるスクラバ水量の増加に伴う希釈
待機時のフィルタ装置には，スクラバノズル上端から 1[m]まで水を張っており，水量は 23670[l]である。ベントガスの凝縮により，スクラバ水の最大
水位はスクラバノズル上端から 2.2[m]であることから，水量は 38750[l]へ増加する。そのため，スクラバの薬液濃度は 23670/38750=0.61 倍に希釈される。
ここで，フィルタ装置待機時のスクラバ水薬液濃度を[wt%]とする。スクラ
バ水の初期量は 23670[l]であるため，添加する NaOH の量は 23670×=[kg]=[mol]となる。
上記の①及び②による水酸化物イオンの消費量は 330+10.44=340.44[mol]である た め ， こ れ ら の 反 応 後 ， 水 酸 化 物 イ オ ン の 残 存 量 は-340.44=[mol]となる。一方，③の最大水位におけるスクラバ水の量 は 38750[l] で あ る 。 そ の た め ， 水 酸 化 物 イ オ ン 濃 度 は/38750=[mol/l]となり，pH はとなる。
よって，フィルタ装置待機時のスクラバ水薬液濃度を[wt%]とすると，①②③の要因を考慮した後の pH はとなり，無機よう素の DF を 1000 以上とするために必要なスクラバ水の pH であるよりも十分に大きい。そのため，フィル
タ装置待機時のスクラバ水薬液濃度は[wt%]（NaOH）とする。また，その時の
pH は
となる。

-399-

【ラジオリシスによるｐH の変化】
フィルタ装置スクラバ水は，スクラバ水に捕捉された放射性物質による放射線に晒される。この放射線により，スクラバ水が放射線分解し，ｐH が酸性側にシフトしてしまうと，所望の無機よう素除去性能を達成できなくなる可能性がある。
そこで，放射線分解シミュレーションにより，スクラバ水に想定される高温の放射線照射環境下において，スクラバ水のｐH がどのように変化するかの評価を実施した。評価の条件を第 1 表に示す。
第１表

放射線分解シミュレーション条件一覧表

項目

条件

評価コード

・FACSIMILE

設定条件

・水の放射線分解収量，分解生成物の反応式リスト，反応速度定数：文献 1)より設定
・高温での水酸化ナトリウム解離定数：文献 2)より設定.
【ケース１：スクラバ水温 100℃】
・スクラバ水温度：100℃
・雰囲気：脱気・スクラバ水吸収線量率：10kGy/h ※1
・照射時間：7 日間・初期 pH：12.5（20℃における値）

スクラバ水の条件【ケース２：スクラバ水温 200℃】
・スクラバ水温度：200℃
・雰囲気：脱気・スクラバ水吸収線量率：10kGy/h ※1
・照射時間：7 日間・初期 pH：12.5（20℃における値）
文献 1）：A. J. Elliot, AECL 153-127160-450-001 (2009)
文献 2）：Kiwamu Sue et al., J. Supercrit. Fluids, 28, 287-296 (2004)※1 大 LOCA＋SBO＋ECCS 機能喪失，D/W ベントシナリオにて想定される線量率の約 10 倍

第 1 表の条件にて放射線分解シミュレーションを実施したところ，スクラバ
水ｐH の時間推移は第 1 図，第 2 図の通りとなった。第 1 図，第 2 図より，いずれのケースにおいても，H+ 濃度はほとんど変化しておらず，そのためスクラ
バ水の pH もほとんど変化しないことがわかった。
よって，スクラバ水の放射線分解によるｐH の変化はほとんど生じないことから，スクラバ水の放射線分解がフィルタ装置の無機よう素の捕捉性能に与える影響はない。

-400-

-9

10

-10

10

-11

12

pH at 373 K
ｐH（20℃における初期ｐH12.5）

11

10
+

[H ]

10

-12

10

-13

第1図

pH at 373 K[H + ] / M

10

9

10

0

10

1

10

2

3

10
10
Time / s

4

10

5

8
6
10

スクラバ水ｐH の時間推移（スクラバ水温 100℃）

10

-9

12

10

11

10

-11

10
ｐH（20℃における初期ｐH12.5）
pH at 473 K

10

-12

10

-13

第2図

10

pH at 473 K[H + ] / M[H+] / M
-10

9

0

10

1

10

2

3

10
10
Time / s

4

10

5

8
6
10

スクラバ水ｐH の時間推移（スクラバ水温 200℃）-401-枠囲みの内容は商業機密に属しますので公開できません。

【薬液の劣化・濃度均一性】
フィルタ装置スクラバ水に添加する NaOH の水系の相平衡については，『 Gmelins
Handbuch der anorganischer Chemie,Natrium,8 Auflage,Verlag Chemie,Berlin
1928』より，第 3 図の通り示されている。第 3 図より，フィルタ装置スクラバ水の添加濃度である NaOH
[wt%]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。フィルタ装置は保温材を敷設してあり，スクラバ水は 0℃以上となる。よって，フィルタ装置待機中に NaOH が析出することはない。
また，NaOH 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
はラプチャディスク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，スクラバ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，NaOH は均一に拡散されると考えられる。

第3図

NaOH の水系相平衡図-402-

【水位の設定】
スクラバ水の水位は，以下の理由から下限水位/上限水位を設定し，フィルタ装置使用中は，スクラバ水位が下限水位から上限水位までの範囲を逸脱しないよ
う水位の確認，調整を行う。
① 下限水位・スクラバ水は，水位が高い方が DF は大きくなる。
・スクラバ水位がスクラバノズル上端から 0.5m 以上であれば，DF が目標性能を満足できることを確認している。
・そのため，水スクラバの下限水位を，スクラバノズル上端から 0.5m に設定する。
② 上限水位・スクラバ水位が上昇し，ベントガスによるスクラバ水の吹き上がりが金属フィルタに到達すると，金属フィルタの有効面積が減少し，金属フィルタの差圧が上昇する。
・金属フィルタの差圧が上昇すると，金属フィルタドレン配管内の水位が上昇し．最悪の場合，金属フィルタドレン配管から金属フィルタ二次側へス
クラバ水を噴出する。
・スクラバ水の噴出は，金属フィルタドレン配管下端が気相に露出するまで継続する。
・金属フィルタドレン配管下端の位置は，第 4 図の通り，スクラバノズル上
端よりも低いため，水スクラバは機能喪失する。また，金属フィルタドレ
ン配管を通じて，金属フィルタをバイパスしてガスが流れることから，金属フィルタも機能喪失する。そのため，フィルタ装置の機能が喪失する。
・スクラバ水の吹き上がり量，ならびにスクラバ水吹き上がりに伴う金属フィルタの差圧上昇については，以下の『スウェル試験』により確認し，その結果，上限水位をスクラバノズル上端から 2.2m に設定する。

-403-

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第4図フィルタ装置構造図-404-

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（スウェル試験）
水スクラバにガスを噴射した際の，スクラバ水の吹け上がり（スウェル）量と金属フィルタの差圧を確認する試験を実施した。
試験条件は第 2 表に記載の通り，実機と同じ高さの試験装置を用い，スクラバ
水の水位を徐々に大きくし，スクラバ水の吹き上がり量を目視にて確認し，同時に金属フィルタの差圧を計測した。水の粘度が大きい方が，吹き上がり高さも高くなることから，保守的にスクラバ水を常温の状態とし，試験ガスは常温の空気を用いた。また，薬液による影響を考慮するため，スクラバ水に実機と同じく[wt%]の NaOH を溶解した。
第2表

スウェル試験条件一覧表

項目

条件

試験装置

・実機高さ試験装置
スクラバノズル本数は 1 本（実機は 140 本），断面積
は実機の 1/140

試験ガス

・空気

ガス・スクラバ水温度

・常温
・1ｍ，2ｍ，2.1ｍ，2.2ｍ，2.3ｍ，2.4ｍ，2.5ｍ

スクラバ水位

ガス体積流量薬液濃度（2Pd 相当流量試験時）
・2ｍ，2.5ｍ（最小流量相当試験時）
・2Pd 相当流量
・最小流量相当
・NaOH

wt%

上記条件にて試験を実施した結果，スクラバ水の吹き上がり量は第 5，6 図の通りとなった。第 5 図に示す通り，2Pd 相当流量（実機最大流量）においては，ス
クラバ水位 2.3ｍで吹け上がった水は金属フィルタ下端に到達し，それより高い
水位では金属フィルタの一部が水没した。また，第 6 図の通り，最小流量相当では，スクラバ水位 2.5ｍでも吹け上がった水は金属フィルタ下端には到達しなか
った。

-405-

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第5図

A
A
吹き上がり量目視確認試験結果（2Pd
相当流量時）

A
A

第6図

A
A

吹き上がり量目視確認試験結果（最小流量相当時）-406-

また，金属フィルタの差圧は第 7 図の通りとなった。第 7 図に示す通り，2Pd
相当流量（実機最大流量）においては，水位が 2.3ｍ以上となると金属フィルタの差圧が急上昇していることがわかる。そのため，やはり金属フィルタの一部が水没してしまうと，金属フィルタの差圧が上昇することを確認した。一方，最小流量相当では，スクラバ水位 2.5ｍでも金属フィルタの差圧上昇は認められなか
った。
25.0

金属フィルタ差圧[kPa]

20.0

15.0
2Pd相当流量時
10.0

最小流量相当時

5.0

0.0
0.000

0.500

1.000

1.500

2.000

2.500

3.000

スクラバ初期水位 [m]第7図

金属フィルタ差圧計測結果

以上より，水スクラバの上限水位は，実機最大流量時の吹き上がり高さを考慮して，スクラバノズル上端＋2.2ｍに設定する。
一方，フィルタ装置が最大流量となるのは，格納容器圧力 2Pd にてベントを開始した直後であり，スクラバ水位は低い状態である。ベントガスの凝縮によりス
クラバ水位が上昇して上限水位に到達する時には，ベント開始から十分時間が経過しており，ベントガスの流量は最大流量と比較して十分小さくなっている。
そのため，水スクラバの水位が高い状態と，ベントガスの流量が大きい状態を組み合わえて設定した上限水位は，非常に保守的である。
・

-407-

別紙２８

6 号炉と７号炉で放射線モニタ設置位置が異なることに対する考え方

放射線モニタの設置目的は，別紙３で示したとおり，配管の線量率(mSv/h)から放射性物質濃度(Bq/cm3)を算出することである。
放射線モニタは 6 号炉の場合，ラプチャーディスク通過後に設置しており，７号炉では，ラプチャーディスク通過前に設置してあるが，ラプチャーディス
クは，格納容器からの排気圧力（0.62MPa［gage］）と比較して十分低い圧力（0.10MPa［gage］）で開放する設定としているため，6 号炉及び７号炉の設置位置でも放射線モニタで十分に計測することが可能である。そのため，放射線モニタの設置位置は，現場の施工性を考慮して上記のとおり設計している。
なお，ラプチャーディスクが開放したかどうかの判断については，圧力計で確認できる設計としている。

-408-

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別紙２９

よう素捕捉時の化学反応による影響について（１）水スクラバによる無機よう素の捕捉【化学反応熱】
水スクラバには，薬液として NaOH を[wt%]溶解することにより，下記の化学反応式により，無機よう素をよう素イオンとして，水スクラバ中に捕捉する。
3I2+6OH - → 5I-+IO3 -+3H2O
上記の反応に伴う反応熱 Q1 を標準エンタルピーより算出すると，Q1 は以下の通りとなる。なお，無機よう素は固体状とガス状で標準エンタルピーが異なることから，それぞれの場合について反応熱 Q1 を算出する。（化学便覧改訂 5 版基礎編
Ⅱ 表 10.127 および表 10.139 より）① 無機よう素が固体状の場合
3x[0]+6x[-230.015]=5x[-56.78]+1x[-221.3]+3x[-285.83]+Q1
Q1 =-17.4[kJ/mol]
ここで，フィルタ装置に流入する無機よう素は 5.22[mol]と評価していることから，無機よう素の捕捉により生じる熱量 Q2 は，以下の通りとなる。
Q2=Q 1×5.22=-17.4÷3×5.22=-30.276[kJ]② 無機よう素がガス状の場合
3x[62.438]+6x[-230.015]=5x[-56.78]+1x[-221.3]+3x[-285.83]+Q1
Q1 =169.914[kJ/mol]
ここで，フィルタ装置に流入する無機よう素は 5.22[mol]と評価していることから，無機よう素の捕捉により生じる熱量 Q2 は，以下の通りとなる。
Q2=Q 1×5.22=169.914÷3×5.22=295.651[kJ]
一方，フィルタ装置には，事故後１ヶ月においても約 2.5[kg/s]の蒸気が流入する。なお，フィルタ装置に流入する蒸気が，保守的に大気圧の飽和蒸気であるとすると，蒸気の比エンタルピーは 2675.57[kJ/kg]となる。よって，事故後１ヶ月における，フィルタ装置への蒸気エネルギーの流入率 W3[kJ/s]は以下の通りとなる。
W3=2675.57×2.5=6688.92[kJ/s]
ゆえに，無機よう素が捕捉される際の熱量は，事故後 1 ヶ月後のフィルタ装置への蒸気流入量を想定したとしても，１秒間に流入する蒸気のエネルギーに満たない非常に小さい熱量であることがわかる。そのため，無機よう素捕捉による熱量-409-

枠囲みの内容は商業機密に属しますので公開できません。

がフィルタ装置の性能に与える影響はない。
【化学反応生成物】
無機よう素が反応するときの生成物は，フィルタ装置の性能に影響を与えるものではなく，可燃性物質もないことから，生成物の除去等特段の対応は不要である。
また，格納容器から塩化物の飛来が想定されるが，スクラバ水の水酸化ナトリ
ウムと反応して NaCl が生成されるだけであることから，フィルタ装置の性能に影響を与えるものではない。
また，有機よう素はスクラバ水とは反応しないことから，有機よう素の飛来がフィルタ装置の性能に与える影響はない。さらに，フィルタ装置内の内部に塗装は施していないため，フィルタ装置内で有機よう素が発生することはない。
（２）銀ゼオライト吸着材による有機よう素の捕捉【化学反応熱】
よう素フィルタは，銀ゼオライト吸着材により，下記の化学反応式によって，有機よう素をよう化銀として，銀ゼオライト中に捕捉すると言われている。
上記の反応に伴う反応熱 Q1 を標準エンタルピーより算出すると，Q1 は以下の通りとなる。
（化学便覧改訂 5 版基礎編Ⅱ 表 10.127，10.129 および表 10.133 より）=+Q 1
Q1 =142.004[kJ/mol]
ここで，よう素フィルタに流入する有機よう素は 9.16[mol]（1.3[kg]）と評価していることから，有機よう素の捕捉により生じる熱量 Q 2 は，以下の通りとなる。
Q2=Q 1×9.16=142.004×9.16=1300.757[kJ]
一方，よう素フィルタには，事故後１ヶ月においても約 2.5[kg/s]の蒸気が流入する。なお，よう素フィルタに流入する蒸気が，保守的に大気圧の飽和蒸気であるとすると，蒸気の比エンタルピーは 2675.57[kJ/kg]となる。よって，事故後１ヶ月における，よう素フィルタへの蒸気エネルギーの流入率 W3 [kJ/s]は以下の通りとなる。
W3=2675.57×2.5=6688.92[kJ/s]
ゆえに，有機よう素が捕捉される際の熱量は，事故後 1 ヶ月後のよう素フィル
タへの蒸気流入量を想定したとしても，１秒間に流入する蒸気のエネルギーに満たない非常に小さい熱量であることがわかる。また，よう素フィルタに流入する-410-

枠囲みの内容は商業機密に属しますので公開できません。

蒸気により，この熱量はすぐに除去されると考えられる。そのため，有機よう素捕捉による熱量がよう素フィルタの性能に与える影響はない。
【化学反応生成物】
有機よう素が反応するときの生成物として，可燃性物質であるが生成されるが，このはベントガスと共に窒素雰囲気となっている系統内を通過し，燃焼することなく系統外へ排出されることとなる。 そのため，よう素フィルタにおいて，有機よう素を捕捉する際に生成されるが，格納容器圧力逃がし装置に与える悪影響はない。なお，仮に有機よう素の反応が全て上式による場合，発生するの量は（9.16[mol]）となる。一方，
ベントガスの蒸気流量は，事故後 1 ヶ月後においても約 2.5[kg/s]となっている。
そのため，発生するの量は，ベントガスの蒸気流量に対して非常に微
量である。

-411-

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別紙３０

フィルタ装置の長期使用時の影響について

フィルタ装置を長期間使用した場合の影響として，フィルタ装置スクラバ水にエアロゾルを捕集したことによるスクラバ水性状変化による DF 性能への影響と，
金属フィルタに捕捉されるエアロゾルによる閉塞，スクラバノズルの振動による脱落，さらに金属フィルタによう素が付着することによる腐食の影響について，
以下の通り確認した。
1.

スクラバ水性状変化による影響

水スクラバには，格納容器ベントに伴い飛来するエアロゾルが大量に捕捉される。エアロゾルには，水溶性のエアロゾルと非水溶性のエアロゾルがあり，エア
ロゾルを捕集することによりスクラバ水の性状が変化する。このスクラバ水の性状の変化が DF 性能に与える影響を確認するため，水溶性エアロゾルとして CsIを，非水溶性エアロゾルとして TiO2 それぞれをスクラバ水に大量に投入して，水スクラバ単体の DF 性能試験を行い，エアロゾルを投入しない場合の DF 性能試
験の結果と比較した。
試験は第 1-1 図に示す，アクリル試験装置を用いて実施した。試験条件を第1-1 表に示す。また，実機に換算したエアロゾルの投入量を第 1-2 表に示す。第1-2 表より，非常に大量のエアロゾルを投入したことがわかる。

第 1-1 図

試験概要図（スクラバ水性状影響確認試験）-412-

第 1-1 表

スクラバ水性状影響確認試験条件一覧表

項目

条件

試験装置

・アクリル試験装置

試験ガス

・空気

スクラバ水位

・1ｍ

ガス・スクラバ水温度

・常温
・2Pd 相当流量
・最小流量相当

ガス体積流量【CsI】
スクラバ水へのエアロゾル投入濃度

・0.018wt%
・3.45wt%【TiO2 】
・0.019wt%
・3.67wt%

試験エアロゾル・PSL
第 1-2 表エアロゾル投入量実機換算値

試験投入濃度
CsI
TiO2

実機換算量

0.018wt%

4.42kg3.45wt%847.32kg

0.019wt%

4.66kg3.67wt%901.35kg

上記の条件にて試験を実施して DF を算出し，スクラバ水にエアロゾルを投入しない場合の DF との比を算出した結果，第 1-2～5 図の通りとなった。
2.0

DF／DF（添加無）[-]○0.018wt%□3.45wt%

1.5
1.0
0.5
0.0
0.0

第 1-2 図

0.1

0.2
0.3
0.4
0.5
粒径（空気動力学径）[μm]0.6DF 比（CsI 投入，2Pd 相当流量）

-413-

2.0
DF／DF（添加無）[-]○0.018wt%□3.45wt%

1.5
1.0

0.5
0.0
0.0

第 1-3 図

0.1

0.2
0.3
0.4
0.5
粒径（空気動力学径）[μm]0.6DF 比（CsI 投入，最小流量相当）

2.0
DF／DF（添加無）[-]○0.019wt%□3.67wt%

1.5
1.0
0.5
0.0
0.0

第 1-4 図

0.1

0.2
0.3
0.4
0.5
粒径（空気動力学径）[μm]0.6DF 比（TiO 2 投入，2Pd 相当流量）

2.0
DF／DF（添加無）[-]○0.019wt%□3.67wt%

1.5
1.0
0.5

0.0
0.0

第 1-5 図

0.1

0.2
0.3
0.4
0.5
粒径（空気動力学径）[μm]0.6DF 比（TiO 2 投入，最小流量相当）-414-

試験の結果より，エアロゾルを投入する場合としない場合で，DF に顕著な増減はなく，また DF の増減に一定の傾向は認められなかった。そのため，実機においてエアロゾルがスクラバ水に大量に流入したとしても，水スクラバの DF性能に影響はないと考える。

-415-

２. 金属フィルタ閉塞
フィルタ装置へのエアロゾルの流入による，金属フィルタの閉塞評価を実施した。事故シナリオは，大 LOCA＋SBO＋ECCS 機能喪失シナリオと，MCCI が発生する高圧・低圧注水機能喪失シナリオ ※1 とし，フィルタ装置へのエアロゾル流入量が大きい D/W ベントの場合を考慮した。
※1

フィルタ装置へのエアロゾル流入量の不確かさを考慮してもフィルタ装置が性能を発揮できることを確認するために，溶融炉心・コンクリート相互作用により，コンクリ
ートエアロゾルが大量に発生するシナリオを想定した。このシナリオでは，原子炉圧力容器への注水及び下部ドライウェルへの事前水張りに全て失敗し，溶融炉心が下部ドラ
イウェルに落下してから 1 時間後に初めて格納容器内（下部ドライウェル）に注水を開始するものとした。

評価の手順は，以下の通りとなる。
① 各シナリオにおける，フィルタ装置に流入するエアロゾルの粒子径分布と流入量（cm3 ）を評価
② フィルタ装置に流入するエアロゾル粒子径分布に対して，水スクラバ単体のオーバーオールの DF を算出③ フィルタ装置に流入するエアロゾル量を水スクラバ単体のオーバーオール
DF で除して，金属フィルタに流入するエアロゾルの量を算出④ 金属フィルタに流入するエアロゾルの量と，金属フィルタに許容されるエ
アロゾル量と比較し，流入量＜許容量であることを確認する
以下に評価結果を示す。
① フィルタ装置に流入するエアロゾル粒子径分布と流入量
フィルタ装置に流入するエアロゾルの粒径分布は第 2-1，2 図の通りとなる。
また，フィルタ装置に流入するエアロゾル量は第 2-1 表の通りとなる。

-416-

確率密度関数0.3

確率密度[-/μm]

0.25

確率密度関数

0.2
0.15

0.1
0.05
0
0.1

1

10

100

空気動力学径[μm]第 2-1 図エアロゾル粒子径分布（大 LOCA＋SBO＋ECCS 機能喪失，D/W ベント）

確率密度関数0.4

確率密度[-/μm]

0.35

確率密度関数

0.3
0.25
0.2
0.15
0.1
0.05
0

0.1

1

10

100

空気動力学径[μm]

第 2-2 図エアロゾル粒子径分布（高圧・低圧注水機能喪失，D/W ベント）
第 2-1 表エアロゾル流入量

シナリオ

エアロゾル流入量

大 LOCA＋SBO＋ECCS 機能喪失，D/W ベント

569.48 cm3高圧・低圧注水機能喪失，D/W ベント

10203.38 cm 3-417-

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② 水スクラバ単体オーバーオール DF
水スクラバオーバーオールの DF を評価するため，水スクラバ単体の DF 性能試
験にて DF を評価した。
DF 性能試験は，実機により近い条件である蒸気を用いた場合にて実施した。なお，スクラバ水温は飽和温度とし，水蒸気の凝縮効果を見込まない保守的な条件とした。試験設備は第 2-3 図，試験条件を第 2-2 表に示す。なお，スクラバ水の薬液の影響を考慮し，スクラバ水に実機と同じ NaOH を[wt%]溶解して試験を
実施した。

-418-

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第 2-3 図

試験概要図（蒸気，水スクラバ性能試験）

第 2-2 表蒸気，水スクラバ試験条件一覧表

項目

条件

試験装置

・実機高さ試験装置

試験ガス・蒸気＋空気（エアロゾル送気用）
・試験時蒸気割合：約 95%（2Pd 相当流量）
約 88%（最小流量相当）

スクラバ水位
ガス・スクラバ水温度・1ｍ・約 100℃

ガス体積流量・2Pd 相当流量
・最小流量相当

薬液添加量

・NaOH

試験エアロゾル

・TiO2

wt%

-419-

上記の条件にて試験を実施した結果，蒸気試験における DF は第 2-4 図，第 2-5
図の通りとなった。なお，試験データプロットにはばらつきがあることから，これらデータプロットのフィッティングカーブを作成し，さらに 95%信頼区間の下限値を示すカーブを作成した。また，2Pd 相当流量，最小流量相当ともに約 1.5μm，までのデータがあるが，それより大きい粒子径領域の DF については，非常に保守的な設定であるが，データがある最大の粒子径における DF 値であるとした。このようにして作成した線を水スクラバ単体の DF 性能線とした。

第 2-4 図水スクラバ性能試験結果（2Pd 相当流量）

第 2-5 図水スクラバ性能試験結果（最小流量相当）-420-

第 2-1 図，第 2-2 図の粒子径分布に対して，第 2-4 図，第 2-5 図に示す水ス
クラバの DF 性能線を用いて，(1)式により水スクラバのオーバーオールの DFを算出すると，第 2-3 表の通りとなった。

(1)
DF(Dp)は，粒径 Dp における水スクラバの DF
M(Dp)は，フィルタ装置に流入する粒径 Dp のエアロゾルの総質量

第 2-3 表水スクラバオーバーオール DF

シナリオ

ガス流量

水スクラバ
オーバーオール DF

大 LOCA＋SBO＋ECCS 機能喪失，
D/W ベント2Pd 相当流量115

最小流量相当34

高圧・低圧注水機能喪失，
D/W ベント2Pd 相当流量15

最小流量相当12③ 金属フィルタに流入するエアロゾルの量
フィルタ装置に流入するエアロゾル量①と，水スクラバのオーバーオール DF②より，金属フィルタに流入するエアロゾルの量は，第 2-4 表の通り評価できる。
第 2-4 表金属フィルタに流入するエアロゾル量

シナリオ

ガス流量

金属フィルタに流入するエアロゾル量大 LOCA＋SBO＋ECCS 機能喪失，2Pd 相当流量4.95 cm3

D/W ベント

最小流量相当16.75 cm 3

高圧・低圧注水機能喪失，
D/W ベント2Pd 相当流量680.23 cm3

最小流量相当850.29 cm3

-421-

④

金属フィルタに流入するエアロゾルの量と，金属フィルタに許容されるエア
ロゾル量と比較金属フィルタに許容されるエアロゾル量を第 2-6 図に示す。
2000

実機最小流量実機最大流量（2Pd 流量）1800

高圧・低圧注水シナリオ

累積許容エアロゾル量[cm3]1600

流入量（最小流量）

1400
1200

高圧・低圧注水シナリオ
1000

流入量（2Pd 流量）

800
600
400

大 LOCA シナリオ流入量

大 LOCA シナリオ流入量200（最小流量）（2Pd 流量）

0
10000

20000
30000
3
3
体積流量（金属フィルタ128本）[m
実機流量[m /h] /h]

第 2-6 図40000

金属フィルタの許容エアロゾル量

第 2-6 図に示す通り，大 LOCA＋SBO＋ECCS 機能喪失シナリオ，MCCI が発生する高圧・低圧注水機能喪失シナリオともに，金属フィルタに流入するエアロゾルの量は，金属フィルタに許容されるエアロゾルの量よりも小さいことがわかった。
よって，金属フィルタの閉塞は生じないと考える。

-422-

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3.

スクラバノズルの振動による脱落
スクラバノズルは，第 3-1 図に示す通り，ユニオンにより接続されている。フィルタ装置使用中は，スクラバノズルからはベントガスが勢いよく噴射され，それによる流力振動によりユニオンが緩む恐れがある。ユニオンが緩み，スクラバ
ノズルが脱落してしまった場合，水スクラバの除去効率が低下すると考えられる。
そこで，第 3-2 図に示す通りユニオンにワイヤリングを施し，フィルタ装置使
用時のスクラバノズルユニオンの緩みを防止することとする。なお，ワイヤリン
グに用いるワイヤの材質は，腐食の発生を考慮し SUS316L とする。

第 3-1 図スクラバノズル構造図

第 3-2 図ワイヤリング設置図-423-

4. よう素による金属フィルタ腐食の影響
フィルタ装置に設置される金属フィルタは SUS316L ステンレス鋼製である。ス
テンレス鋼にベントガスに含まれる CsI や I2 に由来する I － が付着すると，Cl-と同じハロゲン元素イオンであることから，ステンレスの保護被膜を破壊し，局所腐食の原因となる可能性がある。そこに O 2 が存在すると，保護被膜が破壊された箇所の腐食が進展する。
（有機よう素は金属フィルタでは捕捉できないため，金属フィルタ腐食の原因とはならない）
フィルタ装置には，金属フィルタの前段に水スクラバが設置されており，CsI
や I2 の大部分は水スクラバに捕捉される。そのため，フィルタ装置の金属フィ
ルタには，CsI や I2 に由来する I － が付着するとしても，非常に微量であると考えられる。さらに，フィルタ装置に流入するベントガスには O2 はほとんど含まれないことから，酸化性が弱く，腐食反応は進みにくいと考えられる。そのため，
よう素種に起因する金属フィルタの腐食により，金属フィルタのエアロゾル捕捉
性能が低下することは考えにくい。
今回，金属フィルタに CsI が付着したことによる，金属フィルタのエアロゾル
捕捉性能に与える影響を確認するため，以下の試験を実施した。
【試験項目】(1) DF 性能試験装置の試験用フィルタに CsI 粒子を混入した水蒸気を通気。
金属フィルタに CsI を付着させる。
(2) 金属フィルタに CsI を付着させた状態で，一定期間保持する。
（CsI に由来－
する I による金属フィルタの腐食を進展させる）(3) CsI を付着させた金属フィルタを用いて，エアロゾル DF 計測試験を実施。
粒子を付着させていない新品の金属フィルタを用いたエアロゾル DF 計測試験と比較することで，CsI が付着することによる，金属フィルタの性能に与える影響を確認する。
試験(1)の試験条件を第 4-1 表，試験装置構成図を第 4-1 図，試験に用いた CsI粒子の粒子径分布を第 4-2 図に示す。試験では，水スクラバに捕捉される CsI
粒子の量を小さくし，金属フィルタに流入する CsI 粒子の量を大きくするため，ガス流量は最小流量相当とし，CsI 粒子の粒子径は実機で想定される粒子径よりも小さいものを用いた。また，CsI 粒子の送気量は 0.0051mol としている。実機の大 LOCA+SBO+ECCS 機能喪失，D/W ベント時にフィルタ装置へ流入すると想定される CsI 粒子の量は 0.5599mol であり，金属フィルタは 128 本設置されているため 1 本当たりに換算すると 0.0044mol となることから，今回の試験で送気される
CsI 粒子の量は，実機よりも大きくなる。さらに，実機ではベントガスには酸素はほとんど含まれないが，今回の試験では約 19%の割合で空気を混入し，より金-424-

枠囲みの内容は商業機密に属しますので公開できません。

属フィルタの腐食が進展する環境とした。
第 4-1 表CsI 粒子付着試験一覧表

項目

条件

試験装置

・実機高さ試験装置

試験ガス・蒸気＋空気（エアロゾル送気用）
・試験時蒸気割合：約 81%

スクラバ水位

・1ｍ

ガス・スクラバ水温度

・約 100℃

ガス体積流量・最小流量相当

薬液添加量

・NaOH

試験エアロゾル

・CsI

試験エアロゾル送気量wt%・0.0051mol（CsI）

第 4-1 図CsI 粒子付着試験構成図-425-

0.0300.025

個数比[-]

0.020
0.015

0.010
0.005
0.000
0.0

0.5

1.0

1.5

粒径（空気動力学径）[μm]

第 4-2 図CsI 粒子の粒子径分布試験(1)が完了後，試験フィルタへの蒸気と CsI 粒子の送気を停止し，ヒーターを停止して 2 日間静置した。その間，金属フィルタには凝縮水が付着し，試験用フィルタ出口側から空気を吸い込むことで，金属フィルタは空気中に晒された状態となっていた。その後，試験フィルタから金属フィルタを取り外し，約 2.5
ヶ月の間空調の無い倉庫に保管した。これを試験(2)とした。
試験(3)は，試験条件を第 4-2 表，試験装置構成を第 4-3 図の通りとし，試験を実施した。試験の結果を第 4-4 図に示す。
第 4-4 図より，CsI が付着した金属フィルタと新品の金属フィルタでは，エアロゾル除去性能はほぼ同じであることが確認できた。よって，CsI の付着による金属フィルタのエアロゾル除去性能の低下は生じないことが確認できた。
第 4-2 表エアロゾル計測試験一覧表

項目

条件

試験装置

・実機高さ試験装置

試験ガス

・常温空気

スクラバ水位・1ｍ

ガス体積流量・2Pd 相当流量

試験エアロゾル

・TiO2

使用金属フィルタ

・CsI 付着金属フィルタ
・新品金属フィルタ-426-

枠囲みの内容は商業機密に属しますので公開できません。

第 4-3 図エアロゾル DF 性能試験構成図

2.0
1.8

1.E+041.6

粒径別DF[-]

1.4
1.E+031.2

1.0
1.E+020.8
0.6

1.E+010.4
0.2

1.E+00

粒子状放射性物質の確率密度関数[-]

1.E+05

粒子付着なしMFF

CsI付着MFF
38.1hW/Wベント時
粒径分布

0.0

0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

粒径（空気動力学径）[μm]

第 4-4 図エアロゾル DF 性能試験結果（CsI 付着影響確認試験）

-427-

別紙３１

地震による損傷の防止に関する耐震設計方針の説明

１．配管設計における荷重の組み合わせと応力評価について
格納容器圧力逃がし装置は，ベント使用中は機器が損傷を受けることなく健全であることが求められる。したがって，設計上の最高使用温度・圧力(200℃，2Pd)における荷重条件を「供用状態Ａ」及び「供用状態Ｂ」として，クラス 2
機器として各部にかかる応力が許容応力以内であることを確認している。
一方で，当該設備は設置許可基準の三十九条における常設耐震重要重大事故防止設備兼常設重大事故緩和設備に該当し，基準地震動Ｓｓによる地震力に対して重大事故に至るおそれがある事故に対処するために必要な機能が損なわれるおそれがないものであることとしている。したがって，地震荷重に対する荷重の組合せを「供用状態Ｄ」とし，各部にかかる応力が設計引張応力以内であり，なおかつ疲労破壊を起こさないことを確認している。
表1

配管設計における荷重の組合せと許容応力
許荷重の組合せＤ＋Ｐｄ＋Ｍｂ

Ｄ＋Ｐｄ＋（Ｍａ）＋Ｍｂ

Ｄ＋Ｐｄ＋（Ｍａ）＋Ｓｓ

容

応

力

一次応力
（曲げ応力を 一次＋二次応力含む。）
1.5・Ｓｈ

1.8・Ｓｈ

0.9・Ｓｕ

一次＋二次＋ピーク応力

Ｓａ(c)

Ｓａ(d)

供用状態

適用規格

（Ａ，Ｂ）

設計・建設規格
PPC-3520(1)PPC-3530(1)
設計・建設規格
PPC-3520(2)PPC-3530(1)－－Ｓｓ地震動のみによる疲労解析を行い，疲れ累積係数が 1 以下であること。
ただし，地震動のみによる一次＋二次応力の変動値が 2･Ｓｙ以下であれば疲労解析は不要。

JEAG4601
第 3 種管の許容
Ｄ（ⅣＡＳ）
応力/第 3 種管の許容応力の解説【各記号の注釈】
Ｄ：自重及びその他の長期的機械的荷重による応力

Ｐｄ：内圧応力Ｍａ：その他の短期的機械的荷重による応力（当該設備においては対象外）
Ｍｂ：二次応力（熱応力）Ｓａ（ｃ）：一次＋二次応力に対する許容応力（短期的荷重を含まない場合）
Ｓａ（ｄ）：一次＋二次応力に対する許容応力（短期的荷重を含む場合）
Ｓｈ：最高使用温度における材料規格

Part3 第 1 章 表 3 に定める値

Ｓｓ：基準地震動Ｓｓにより定まる地震力
Ｓｕ：設計引張強さ

設計・建設規格

付録材料図表-428-

Part5 表 9 に規定される値

なお，当該設計における荷重の組み合わせと許容限界としては，原子力発電
所震設計技術指針（重要度分類・許容応力編 JEAG4601・補-1984，JEAG4601-1987
及び JEAG4601-1991 追補版）（日本電気協会 電気技術基準調査委員会 昭和 59
年 9 月，昭和 62 年 8 月及び平成 3 年 6 月）（以下「JEAG4601」という。）および発電用原子力設備規格（設計・建設規格 JSME S NC1-2005(2007 追補版含む)（日
本機械学会 2005 年 9 月，2007 年 9 月）（以下「設計・建設規格」という。）に準拠したものである。

-429-

別紙３２

空気作動弁に対する人力操作の成立性について

１．概要
ベント操作に関連して開閉が必要な空気作動弁としては，格納容器一次隔離弁（ドライウェル側及びサプレッションチェンバ側）及びフィルタ装置入口弁がある（第 1 図）。これらはの弁はいずれもシリンダー操作式空気作動バタフライ弁であり，二次格納施設外からの遠隔人力操作が可能な構造としている。
主排気筒③フィルタ装置入口弁
6号炉

RE

放射線モニタ
雨水排水ラインAO

圧力開放板※6号炉と7号炉で②格納容器一次隔離弁
Ｎ ベントライン
設置個所が異なる（ドライウェル側）

H2E

2

7号炉

MO

ボンベ

PT

圧力計

非常用ガス処理系
排風機へ

〔Ｆ．Ｃ〕

MO

遠隔操作

RE

放射線モニタH2E

原子炉区域よりパージ用排風機
AO

水素濃度計
PI

圧力計

水素濃度計

原子炉区域・
タービン区域〔Ｆ．Ｃ〕
換気空調系排風機へ

〔Ｆ．Ｏ〕

A
O

AO

ボンベ

〔Ｆ．Ｃ〕

AO

原子炉区域運転階より
Ｎ 2供給ライン

・

・

〔Ｆ．Ｏ〕

AO

〔Ｆ．Ｏ〕

ドライウェル
圧力開放板

水位計

DP

フィルタ
装置

LT

ド
レ
ン
タ
ン
ク

MO

遠隔操作
遠隔操作

AO

原
子
炉
圧
力
容
器

Ｎ2 ベントライン
PT

〔Ｆ．Ｃ〕

・

オリフィス

圧力計 差圧計

AO

よう素
フィルタ

遠隔操作

遠隔操作

〔Ｆ．Ｃ〕

二次隔離弁（電動）
ボンベ
MO

・
原子炉建屋

サプレッション・
チェンバ

遠隔操作

二次隔離弁バイパス弁（手動）

AO

LＳ

ボンベ

〔Ｆ．Ｃ〕

水位計

MO
pH

MO

ｐＨ計
ドレン
移送ポンプ
FE

FE

流量計

①格納容器一次隔離弁（サプレッションチェンバ側）
二次格納施設第1図

非常用ガス処理系
排風機より
MO
MO

MO

可燃性ガス濃度制御系
気水分離器より

原子炉建屋

Ｎ2 供給ライン

二次格納施設外より人力操作を行う空気作動弁

遠隔人力操作機構の主な機器構成を第 2 図に示す。
・ 二次格納施設外の操作ハンドルの回転トルクを弁駆動部シリンダーの操作
軸をまで伝達させるための等速ジョイント・ 手動操作軸の回転トルクを低減するための減速ギアボックス
・ 等速ジョイントを躯体床もしくは壁面に固定するためのギアボックス
により構成されている。
空気作動バタフライ弁に対して空気作動の場合と人力操作を行う場合の動作機
構の説明を第 3 図に示す。
空気作動を行う場合にはシリンダー内に空気を供給することにより，ピストン
がスプリング反力に逆らって外側に押し広げられ，ピストンの動作に合わせて弁棒が回転して弁体が開閉動作する。
一方で，人力操作を行う場合，操作軸がケーシングに対してネジ締結になっており，手動で操作軸を回転させることにより，操作軸が水平方向に移動する。ピストンに取付けられているハンガは操作軸と連動して回転することなく水平方向に移動し，弁が開閉する。この際に，スプリング力は水平方向の力しか発生しな-430-

いため，操作軸を水平方向に押さえつけるだけである。そのため，操作軸に回転力を加え続けなくても逆転することはなく，開保持は可能である。開保持可能であることは弁単体を用いた実機での作動試験においても十分に確認済みである。
空気作動弁

二次格納施設壁
ベントライン
手動操作軸

等速ジョイント（伸縮機能有り）
等速ジョイント

ハンドル

取付角度
等速ジョイント
減速ギアボックス
等速ジョイント

空気作動弁の操作軸トルクは減速ギアにより人力操作可能なトルクまで低減する

ギアボックス

取付角度※ 等速ジョイント及びギアボックスの構成、配置については設置されるフロアにより異なる

第2図

空気作動弁遠隔操作機構構成図

空気圧による動作の場合
＜駆動部＞

＜弁体＞

人力操作の場合
空気圧によりピストンが外側にスライドする

ピストンの動きに対して軸は拘束されていない

駆動エアー

＜駆動部＞

軸の動きに合わせてハンガが連動してピストンが外側にスラ
イドする

ケーシングとネジ締結され、軸の回転により軸が外側にスライドする＜弁体＞

ベントガス流れ

ベントガス流れ＜駆動部取付構造＞＜駆動部取付構造＞

ピストン

スプリング

スプリング

スプリング

ピストン

スプリング
ハンガ

ケーシングとネジ締結

ケーシングとネジ締結

操作軸

操作軸を回転
シリンダ

弁棒
駆動エアー

シリンダ

エアーの力でピストンがバネ力に打勝つことで両側に開くため、弁棒が回転

第3図

シャフト
操作軸を回転させることで軸が外側に引き出されるため、ハンガによってピストンが両側に開くため、弁棒が回転

空気作動弁を操作する際の動作原理-431-

２．操作性
二次格納施設外よりハンドルを回転する際の操作トルクについては，等速ジョイントやギアボックスによる伝達効率を考慮した上で，人力で操作可能な回
転数，トルクに調整されている。人力操作対象弁を操作する際の最大トルク及び人力で全開もしくは全閉するためのハンドル回転数について第 1 表に示す。
第1表
No.
①

空気作動バタフライ弁の人力操作性（6/７号炉）

弁名称
格納容器一次隔離弁（ドライウェル側）

駆動方式
空気駆動

格納容器一次隔離弁②（サプレッション・

空気駆動

チェンバ側）③

フィルタ装置入口弁

空気駆動

弁の
状態
N.C
F.C
N.C
F.C
N.O
F.O

最大操作
トルク ※1

回転数
操作時間 ※2（全閉→全開）

必要
人員 ※230～40N･m

779 回転約 20 分

2人

30～40N･m

779 回転約 20 分

2人

30～40N･m

779 回転約 20 分

2人※１ 空気駆動弁を人力操作する場合のハンドルトルクについては，弁駆動部の手動操作軸がスプリングをたわめながら回転する反力が支配的であり，全開操作を行った際に全開状態付近で受ける反力が最大となる。一方で，全閉状態で弁体に対して 2Pd の差圧が負荷された状態で，全開操作を行ったときには，差圧が無い状態と比べて操作トルクは過渡的に大きくなる可能性があるが，スプリング反力と比較して小さい。
以上のことから，最大操作トルクは全開操作時に全開付近のものを対象としており，その時点での弁体前後の差圧影響はない。
※２ 操作時間については，既に遠隔人力操作機構を設置済みの空気駆動弁（７号炉の格納容器一次隔離弁（ドライウェル側及びサプレッション・チェンバ側））に対し，遠隔人力操作機構にて人力操作試験を行った際の実績時間（全閉→全開とする時間）をもとに設定している。
人力操作試験にあたっては，SA 時の作業状況を再現するために全面マスクを着用して実施し，操作員の個人差による影響については極力保守的な結果となるように配慮して実施した。なお，人力操作試験を実施していない空気駆動弁の操作時間については，等速ジョイントの伝達ロス等の差異を考慮すると，人力操作試験を実施済みの空気駆動弁（７号炉の格納容器一次隔離弁（ドライウ
ェル側及びサプレッション・チェンバ側））よりも短くなる見込みである。

-432-

枠囲みの内容は商業機密に属しますので公開できません。

３．信頼性
シリンダー操作式空気作動バタフライ弁である格納容器一次隔離弁 (ドライウェル，サプレッション・チェンバ)については，従前より格納容器バウンダリの一次隔離弁として設置されているものであり，十分な耐放射線性，耐震性，耐環境性を有している。また，フィルタ装置入口弁については，格納容器一次隔離弁と同一仕様のものを採用しており，格納容器一次隔離弁と同様に，十分な耐放射線性，耐震性，耐環境性を有している。
また，シリンダー操作式空気作動バタフライ弁について操作軸を回転させることにより開閉することは，従前から配備していたラチェットハンドルにて人力操作する機構（第 4 図）を取り付けることで実施しており，現状までに当該装置を用いることによる開閉操作によって，シリンダー操作式空気作動バタフライ弁に不具合は発生していない。そのため，操作軸を回転させることによる生じる荷重に対して，操作軸やハンガ，ピストン，シリンダが十分な強度を有していると考
える。

第4図

シリンダー操作式空気作動バタフライ弁

一方，今回追設する遠隔人力操作機構においても，事故時の動作要求を満足することを確認するため，耐放射線性，耐震性，耐環境性について，下記の通り検証した。また，ベント操作を複数回実施する場合を想定し，繰り返しの荷重（駆動トルク）に対する遠隔人力操作機構の健全性についても確認した。
【耐放射線性】
ベント時に配管から受ける線量に対して劣化しないことが求められるが，駆動部及びケーシング等の強度部材として有機物を使用していないため，操作性に影響を与えることはない。

-433-

【耐震性】
等速ジョイント及びギアボックス単品について，各部品が設置されるフロア
における地震荷重に対して健全であることを加振試験にて確認する。また，各部品を組み合わせた場合に，構成上最も厳しいパターンを代表して，加振試験を行うことで健全性を確認する。
また，操作対象弁が設置される配管が熱及び地震荷重によって変位するため，建屋床及び壁面に直接設置されるギアボックスに対して相対変位を生じる。これによって，弁とギアボックスを接続する等速ジョイントに可動範囲外の荷重がかかり，機器を破損することを防止するため，操作対象弁とギアボックスを接続する等速ジョイントは変位を吸収するための伸縮機構が設置されている。
【耐環境条件】
遠隔人力操作機構が設置されるエリアの事故時環境温度としては，保守的に100℃を想定する。等速ジョイントやギアボックスの主要部材は金属であることから事故時環境温度においても影響はない。一方で，主要部材以外で比較的耐熱温度が低いものについては以下の２点がある。
・

ギアボックスに使用している潤滑油については，高温状態に晒された条件で長期間使用することで劣化速度が早まる傾向がある。劣化した状態で使用することによりギアボックスの内部抵抗が増加する可能性があるが，人力による低速回転で使用するものであり，使用時間も十分短いことから，潤滑油の劣化が機能に影響することはない。

・等速ジョイントに使用されている異物混入防止カバーについてはクロロ
プレンゴム製品であるが，カバーの劣化が機能に影響を及ぼすことはない。
また，クロロプレンゴム(CR)は ASTM における材料物性として耐熱温度が120℃と規定されているため，十分に許容温度以内である。

【複数回動作に対する健全性】
等速ジョイント（伸縮機構有り，無し）には，長時間健全に動作するために許容されるトルクと取付角度が定められている。遠隔人力操作機構の等速ジョ
イントに負荷されるトルクと取付角度は，これらの許容トルクならびに許容取付角度を超過しないよう設計している。
一方，ギアボックスには，長時間健全に作動するために許容されるトルクが定められている。遠隔人力操作機構のギアボックスに負荷されるトルクは，この許容トルクを超過しないよう設計している。
なお，遠隔人力操作機構を構成する等速ジョイントやギアボックスは，本来自動車の駆動系等の長時間に渡り動作することが要求される回転機械に適用さ-434-

れるものである。そのため，トルクや取付角度について，許容される範囲を満たす使い方をすれば，遠隔人力操作機構を複数回使用した程度で損傷するものではない。なお，これまで，実機に設置した遠隔人力操作機構を用いて，格納容器一次隔離弁の開閉操作を合計 18 回実施したが，遠隔人力操作機構および弁に不具合は発生していない。

-435-

別紙 33

格納容器ベント実施に伴う現場作業の線量影響について

格納容器ベント実施に伴う現場作業は，放射線環境下での作業となることか
ら，作業の成立性を確認するために，各作業場所における線量影響を評価する。
また，中央制御室又は現場のいずれにおいても同等の操作が可能な場合については，高線量環境が予想される現場での作業線量のみについて記載する。なお，
線量影響の評価に当たっては，「実用発電用原子炉に係る重大事故時の制御室及び緊急時対策所の居住性に係る被ばく評価に関する審査ガイド」（以下「審査ガ
イド」という。）を参照した。
1. 想定する作業と作業時間帯，作業エリア
ここでは，格納容器ベント実施に伴う作業を評価対象とする。格納容器ベントの実施前及び実施後における作業の作業場所，作業時間帯を第 1 表及び第1-1 図から第 2-5 図に示す。
2. 想定シナリオ
柏崎刈羽原子力発電所 6 号炉及び 7 号炉においては，格納容器破損防止対策に係る有効性評価における雰囲気圧力・温度による静的負荷のうち，格納容器過圧の破損モードにおいて想定している，「大破断 LOCA 時に非常用炉心冷却系の機能及び全交流動力電源が喪失したシーケンス」においても，格納容器
ベントを実施することなく事象を収束することのできる代替循環冷却系を整備している。従って，仮に 6 号炉及び 7 号炉において同時に重大事故が発生したと想定する場合であっても，第一に両号炉において代替循環冷却系を用いて事象を収束することとなる。しかしながら，被ばく評価においては，片方の号炉において代替循環冷却に失敗することも考慮し,当該号炉において格納容器
圧力逃がし装置を用いた格納容器ベントを想定する。格納容器ベントに至る事
故シーケンスとしては,前述の「大破断 LOCA 時に非常用炉心冷却系の機能及び全交流動力電源が喪失したシーケンス」を選定した。
なお，よう素放出量の低減対策として導入した格納容器内 pH 制御については，その効果に期待しないものとした。
3. 評価経路
格納容器ベント実施前においては，二次格納施設内からのガンマ線の影響を受ける。また，格納容器ベント実施後においては，格納容器ベント前の被ばく経路に加え，格納容器ベントに伴い大気中に放出された放射性物質並びに格納
容器圧力逃がし装置のフィルタ装置，よう素フィルタ及び配管内の放射性物質- 436 -

からのガンマ線の影響を受けることになる。各作業で評価対象とする被ばく経路を第 1 表に示す。また，被ばく経路の概念図を第 3-1 図及び第 3-2 図に示す。
4. 評価方法(1)格納容器から原子炉建屋に漏えいする放射性物質
原子炉建屋外の作業エリアにおいては，原子炉建屋内の放射性物質からの直接ガンマ線及びスカイシャインガンマ線による実効線量を，作業エリアの位置，建屋の配置と形状並びに作業エリアを囲む壁等によるガンマ線の遮蔽効果を考慮し評価する。直接ガンマ線については，QAD-CGGP2R コードを用い，スカイシャインガンマ線については，ANISN コード及び G33-GP2R コードを用いて評価する。
原子炉建屋内の作業エリアにおいては，二次格納施設内の放射性物質からのガンマ線による実効線量を，QAD-CGGP2R コードを用いて評価する。
(2)大気中へ放出される放射性物質
大気中へ放出された放射性物質による作業エリアでの被ばくは，事故期間中の大気中への放射性物質の放出量をもとに，大気拡散効果及び作業エリア
を囲む壁等によるガンマ線の遮蔽効果を考慮して実効線量を評価する。
(3)フィルタ及び配管内の放射性物質
フィルタ及び配管内の放射性物質による作業エリアでの被ばくは，フィル
タ及び配管内の放射性物質からの直接ガンマ線及びスカイシャインガンマ
線による実効線量を，作業エリアの位置，フィルタ及び配管の位置と形状並びに作業エリアを囲む壁等によるガンマ線の遮蔽効果を考慮し評価する。評価に当たっては，MCNP5 コード及び QAD-CGGP2R コードを用いる。
5. 評価条件
主な評価条件を第 2-1 表～第 2-6 表に示す。
6. 評価結果
格納容器ベント（W/W ベント）の実施前及び実施後における作業時の実効線
量率を第 3-1 表，第 3-2 表に示す。また，格納容器ベント（D/W ベント）の実
施前及び実施後における作業時の実効線量率を第 4-1 表，第 4-2 表に示す。
最も被ばく量が大きくなるのは，屋外で行う水位調整または，屋内で行う格
納容器二次隔離弁の開操作であり，6 号炉の格納容器ベント実施時で W/W ベン
ト時は約 47mSv，D/W ベント時は約 45mSv，7 号炉の格納容器ベント実施時でW/W ベント時は約 46mSv，D/W ベント時は約 45mSv となる。従って，緊急時作- 437 -

業に係る線量限度 100mSv に照らしても，作業可能であることを確認した。
なお，第 3-1 表～第 4-2 表の評価結果は，第 1 表に示す各作業の作業開始時間の範囲のうち，作業線量の評価結果が最も大きくなる時間帯で作業を実施した場合の線量率を記載しており，その他の時間帯における線量影響は前述の評
価結果以下となる。従って，第 1 表に示す各作業の作業開始時間の範囲においては，いずれの時間帯においても作業可能である。
また,炉心損傷前ベント後に炉心損傷の兆候が見られた場合における隔離弁の閉操作等の作業については,当該作業に係る被ばく量が,炉心損傷後の格納容器ベントに伴う作業時の被ばくに包含されるものと考えられるため,作業可能である。

- 438 -

第1表

格納容器ベント実施前後の作業及び被ばく経路
格納容器ベント実施前の作業

評価経路

評価内容

フィルタ装置排水ポンプ

格納容器一次隔離弁の開

の開操作

水張り

操作

屋内
（二次格納施設外）
格納容器から原子炉

二次格納施設内に浮遊する放射

建屋に漏えいする放性物質からのガンマ線による外

射性物質

部被ばく

格納容器ベント実施後の作業

格納容器二次隔離弁

屋外

屋内（二次格納施設外）

フィルタ装置への排水ラインのドレンタンク

薬液注入

窒素パージ

排水

屋外

屋外

屋外

屋外

フィルタ装置水位調整

○

○

○

○

○

○

○

―※4

―※4

○

○

○

○

○

※4

※4

○

○

○

○

○

○

○

○

○

○

○

○

○

○

大気中へ放出された放射性雲中の放射性物質からのガンマ線による外部被ばく－ 439 －

大気中へ放出される
放射性物質―

大気中へ放出された放射性雲中の放射性物質を吸入摂取するこ――とによる内部被ばく（大気中の放射性物質の屋内への流入は無いものと想定した）

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

―※4

―※4

による外部被ばく―

格納容器圧力逃がし装置のフィフィルタ及び配管内

ルタ装置及びよう素フィルタ並の放射性物質

びに配管内の放射性物質からの（屋内の配管中の線源と○るため，影響は軽微であガンマ線による外部被ばく

作業開始時間（事象開始後）

作業時間(作業場所へのアクセス時間を含む)の間に十分な遮へいがあり無視できる）4 時間後～

約 36 時間後～ベント実施時刻

W/W ベント時：63 時間後※1

W/W ベント時：63 時間後以降

168 時間後約 38 時間後

約 37 時間後（約 38 時間後）

D/W ベント時：79 時間後※1

D/W ベント時：79 時間後以降

以降※2

60 分間

60 分間

25 分間

60 分間※360 分間※3

135 分間（現場滞在は 60 分間※3）

60 分間※3※1 スクラバ水の上限水位到達時間の評価結果から，水位調整に要する作業時間に余裕を見込み 3 時間を差し引き設定※2 ドレンタンク内凝縮水量の評価結果を参照※3 詳細仕様検討中のため，今後見直す可能性がある※4 線源となる放射性物質が無いため評価対象外- 439 -

枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

第 1-1 図6 号炉屋内作業場所及び周辺の遮蔽壁（原子炉建屋 3 階）

第 1-2 図6 号炉屋内作業場所及び周辺の遮蔽壁（原子炉建屋 2 階）

- 440 -

枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

第 1-3 図6 号炉屋内作業場所及び周辺の遮蔽壁（原子炉建屋地下 1 階）

第 1-4 図6 号炉屋外作業場所及び周辺の遮蔽壁- 441 -

枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

第 2-1 図7 号炉屋内作業場所及び周辺の遮蔽壁（原子炉建屋中 4 階）

第 2-2 図7 号炉屋内作業場所及び周辺の遮蔽壁（原子炉建屋 4 階）

- 442 -

枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

第 2-3 図第 2-4 図7 号炉屋内作業場所及び周辺の遮蔽壁（原子炉建屋 2 階）

7 号炉屋内作業場所及び周辺の遮蔽壁（原子炉建屋地下 1 階）

- 443 -

枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

第 2-5 図7 号炉屋外作業場所及び遮蔽壁- 444 -

第 3-1 図

被ばく経路概念図（原子炉建屋内）

第 3-2 図被ばく経路概念図（原子炉建屋外）- 445 -

第 2-1 表
項目
炉心熱出力

運転時間

取替炉心の
燃料装荷割
合

放出開始時
刻
格納容器内
pH 制御の効
果
原子炉圧力
容器から格
納容器に放
出されるよ
う素の形態

格納容器か
ら原子炉建
屋への漏え
い率

格納容器の
漏えい孔に
おける捕集
係数

大気中への放出放射能量評価条件（1/2）

評価条件
3,926MWt
1 サイクル：10,000h（416 日）
2 サイクル：20,000h
3 サイクル：30,000h
4 サイクル：40,000h
5 サイクル：50,000h
1 サイクル：0.229（200 体）
2 サイクル：0.229（200 体）
3 サイクル：0.229（200 体）
4 サイクル：0.229（200 体）
5 サイクル：0.084（72 体）
格納容器漏えい:事象発生直後選定理由
定格熱出力
1 サイクル 13 ヶ月(395 日）を考慮して，燃料の最高取出燃焼度に余裕を持たせ長めに設定

取替炉心の燃料装荷割合に基づき設定

MAAP 解析に基づく格納容器ベント：
約 38 時間後
未考慮

格納容器内 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考慮
しない

粒子状よう素：5%
無機よう素：91%
有機よう素：4%

格納容器内 pH 制御の効果に期待しな
いため，R.G.1.195 に基づき設定

以下のとおり，開口面積を格納
容器圧力に応じ設定。MAAP 解析
上で，格納容器圧力に応じ漏えい率が変化するものとした。
【開口面積】
1Pd 以下：0.9Pd で 0.4%/day，
1～2Pd：2.0Pd で 1.3%/dayに相当する開口面積
希ガス：1
無機よう素：1
有機よう素：1
粒子状物質：450

格納容器の設計漏えい率（ 0.9Pd で0.4%/day）及び AEC 式に基づき設定

粒子状物質に対しては，格納容器の漏えい孔での捕集効果を考慮- 446 -

第 2-1 表
項目
格納容器内でのエアロゾルの除去効果
格納容器内での有機よう素の除去効果
格納容器内での無機よ
う素の沈着による除去
係数

サプレッション・プール
でのスクラビングによる無機よう素の除去係
数
ドライウェルスプレイ
による無機よう素の除去係数

原子炉建屋から大気中への漏えい

格納容器からベントラ
インへの流入割合

格納容器圧力逃がし装置の除去係数よう素フィルタによる除去係数

大気中への放出放射能量評価条件（2/2）
評価条件

選定理由

MAAP 解析に基づくMAAP 解析で評価

考慮しない

無機よう素：2

保守的に考慮しないものとした「発電用軽水型原子炉の安全評価に関する審査指針」（平成 2 年 8 月 30 日 原子力安全委員会決定 一部改
訂 平成 13 年 3 月 29 日 原
子力安全委員会）を参照

無機よう素：10

Standard Review Plan6.5.5に基づき設定無機よう素：100

CSE 試験に基づき設定

考慮しない

格納容器から漏えいした水
蒸気は原子炉建屋内で凝縮するため，原子炉建屋空間部が過度に加圧されることはないと考えられる。また，原子炉建屋の換気空調系を停止しているため，外気との空気のやり取りがな
いものと想定した。

炉内内蔵量に対して，
希ガス類：約 9.4×10-1
よう素類：約 3.1×10-2
Cs 類：約 8.8×10-7Te 類：約 1.8×10-7Ba 類：約 7.1×10-8
Ru 類：約 8.8×10-9La 類：約 7.1×10-10Ce 類：約 1.8×10-9
希ガス：1
有機よう素：1
無機よう素：1,000
粒子状放射性物質：1,000
希ガス：1
粒子状放射性物質：1
無機よう素：1
有機よう素：50- 447 -

MAAP 解析結果及び NUREG1465 の知見に基づき設定。
よう素類については，よう素の化学形態に応じた格納容器内での除去のされかたの違いを考慮。

―
設計値
―
設計値

第 2-2 表

放射性物質の大気中への放出量（7 日間積算値）

核種
グループ

停止時炉内内蔵量[Bq]（gross 値）

希ガス類

単一号炉当たりの放出放射能量[Bq]（gross 値）
格納容器圧力逃がし装置及びよう素フィルタを経由した放出（W/W ベント時）

格納容器圧力逃がし装置及びよう素フィルタを経由した放出（D/W ベント時）

約 1.6×1019

約 7.6×1018

約 6.5×1018

よう素類

約 3.4×1019

約 5.7×1015

約 4.2×1015

Cs 類

約 1.3×1018

約 3.4×109

約 5.1×1012

Te 類

約 9.5×1018

約 2.4×109

約 3.4×1012

Ba 類

約 2.9×1019

約 2.3×109

約 3.4×1012

Ru 類

約 2.9×1019

約 3.7×108

約 5.4×1011

La 類

約 6.5×1019

約 6.6×107

約 9.6×1010

Ce 類

約 8.9×1019

約 3.0×108

約 4.3×1011

第 2-3 表放射性物質の大気拡散評価条件(1/2)

項目

評価条件

選定理由

大気拡散評価モデル

ガウスプルームモデル

審査ガイドを参照

気象データ

柏崎刈羽原子力発電所におけ る 1 年間の 気象データ(1985 年 10 月～1986 年 9 月)

建屋影響を受ける大気拡散評価を行うため保守的に地上風（地上約10m）の気象データを使用
審査ガイドに示された通り，発電所において観測された 1 年間の気象データを使用

実効放出継続時間

1 時間

保守的に 1 時間と設定

放出源及び
放出源高さ

【6 号炉】
6 号炉格納容器圧力逃がし装置配管：地上 40.4m【7 号炉】
7 号炉格納容器圧力逃がし装置配管：地上 39.7m

実高さを参照。
なお，放出エネルギーによる影響は未考慮。

累積出現頻度小さい方から累積して 97%

審査ガイドを参照

建屋巻き込み考慮する

放出点から近距離の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

6 号炉原子炉建屋
及び7 号炉原子炉建屋

放出源であり，巻き込みの影響が最も大きい建屋として設定

巻き込みを生じる代
表建屋- 448 -

第 2-3 表

放射性物質の大気拡散評価条件(2/2)

項目

評価条件

放射性物質濃度
の評価点

着目方位

屋
内
外
の
作
業
エ
リ
ア
屋
外
の
作
業
エ
リ
ア

全方位（16 方位）に対し，放出点からの距離
を 10m 刻みで変更した
大気拡散評価を行い，最大の評価結果を与える方位及び距離を選定

大気拡散評価の評価結果が，作業
エリア全域に適用可能となるよう保守的に設定全方位

大気拡散評価の評価結果が，作業
エリア全域に適用可能となるよう保守的に設定建屋投影面積1931m2

形状係数

1/2

第 2-4 表

選定理由

審査ガイドに示された評価方法を参照し設定。風向に垂直な投影面積のうち最も小さいもの。
審査ガイドに示された評価方法を参照し設定

相対濃度（χ／Q）及び相対線量（D／Q）
放出点から評価点
までの距離
[km]

放出点

評価点

6 号炉格納容
器圧力逃が
し装置配管

屋内外の作
業エリア

相対濃度：0.01km

7 号炉格納容
器圧力逃が
し装置配管

屋内外の作
業エリア

相対濃度：0.01km
相対線量：0.05km

相対線量：0.05km- 449 -

相対濃度（χ／Q）
[s/m3]

相対線量（D／Q）[Gy/Bq]

1.0×10-3

7.4×10-18

1.0×10-3

7.4×10-18

第 2-5 表
項目

線量換算係
数

評価条件
成人実効線量換算係数使用(主な核種を以下に示す)
I-131：2.0×10-8Sv/Bq
I-132：3.1×10-10Sv/Bq
I-133：4.0×10-9Sv/Bq
I-134：1.5×10-10Sv/Bq
I-135：9.2×10-10Sv/Bq
Cs-134：2.0×10-8Sv/Bq
Cs-136：2.8×10-9Sv/Bq
Cs-137：3.9×10-8Sv/Bq
上述の核種以外の核種はICRP Publication71 及びICRP Publication72 に基づく

地表への沈
着速度

配管内，フ
ィルタ内の
線源強度の
評価で用い
る，放射性
物質の付着
割合

選定理由

ICRP Publication71 及びICRP Publication72 に基づく

ICRP Publication71 に基づく成人活動時の呼吸率を設定
線量目標値評価指針（降水時における沈着
率は乾燥時の 2～3 倍大きい）を参考に，湿性沈着を考慮して乾性沈着速度(0.3cm/s)の 4 倍を設定。乾性沈着速度はNUREG/CR-4551 Vol.2*1 より設定。

1.2m3/h

呼吸率*1

線量換算係数及び地表面への沈着速度等

エアロゾル：1.2cm/s
無機よう素：1.2cm/s
有機よう素：沈着無し
希ガス：沈着無し【配管内】
希ガス：0%
有機よう素：0%
無機よう素：10%/100m
粒子状物質：10%/100m【フィルタ装置】
希ガス：0%
有機よう素：0%
無機よう素：100%
粒子状物質：100%

NUREG/CR-4551 を参照し，付着量を設定する主要なパラメータとして沈着速度に着目して，配管内面への沈着割合を設定（別紙 20 参照）

フィルタ内の線源強度を保守的に見積もるために，設計上フィルタで除去できる放射性物質については，フィルタに流入する
全量が付着するものとした。なお，フィル
タへの流入量の評価に当たっては，配管内への付着による放射性物質の除去効果を考慮しないものとした。

【よう素フィルタ】
希ガス：0%
有機よう素：100%
無機よう素：0%
粒子状物質：0%

遮蔽
第 1-1 図～第 2-5 図のとおり
遮蔽厚さは設計値
NUREG/CR-4551 Vol.2 “Evaluation of Severe Accident Risks: Quantification
Major Input Parameters”

第 2-6 表

防護措置

項目

評価条件

選定理由

マスクによる除染係数50

着用を考慮し，期待できる除染係数として設定した安定よう素剤考慮しない

服用を考慮しないものとした

防護服

考慮しない

着用を考慮しないものとした- 450 -

第 3-1 表

6 号炉の格納容器ベント（W/W ベント）実施に伴う被ばく評価結果
格納容器ベント実施前の作業

評価経路

評価内容

フィルタ装置排水ポンプ

格納容器一次隔離弁※1

水張りの開操作（S/C 側）

屋内

格納容器から原子炉建屋に漏えいする放射性物質

格納容器ベント実施後の作業

格納容器二次隔離弁の開操作（二次格納施設外）

屋外（単位：mSv/h）

屋内（二次格納施設外）

フィルタ装置への薬液

排水ラインのドレンタンク注入※1

窒素パージ※1

排水※1

屋外

屋外

屋外

屋外

フィルタ装置水位調整

二次格納施設内に浮遊する放射性物質からのガンマ線による外部被4.3×101

2×100 ※2

6.4×100

2×100 ※1

2×100 ※1

2×100 ※1

2×100 ※1―※3―※3

0.1 以下2.3×100

2.3×100

2.3×100

5.5×10-1

8.5×10-1

8.5×10-1

8.5×10-1

0.1 以下0.1 以下0.1 以下0.1 以下0.1 以下0.1 以下1.1×101

4.2×101

4.2×101

4.2×101

1.9×101

1.7×101

4.7×101

4.7×101

4.7×101

2.2×101

※2

※2

※2

ばく
大気中へ放出された放射性雲中の放射性物質からのガンマ線による－ 451 －

外部被ばく―

大気中へ放出された放大気中へ放出され射性雲中の放射性物質

る放射性物質を吸入摂取することに（大気中の放射性物―※3―※3

質の屋内への流入は無いものと想定しよる内部被ばくた）

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

―※3

―※3

る外部被ばく
格納容器圧力逃がし装―

置のフィルタ装置及びフィルタ及び配管

よう素フィルタ並びに内の放射性物質

配管内の放射性物質か（屋内の配管中の線源と0.1 以下るため，影響は軽微であらのガンマ線による外り無視できる）

部被ばく
合計線量率

の間に十分な遮へいがあ

4.3×101

2×100 ※2

現場作業時間

60 分間

60 分間

25 分間

60 分間

60 分間

60 分間

60 分間※2

作業線量

43mSv

2mSv

7.1mSv

47mSv

47mSv

47mSv

22mSv

※1 作業線量の評価結果が最も大きくなる時間帯で作業を実施した場合の線量率を記載※2 詳細仕様検討中のため，今後見直す可能性がある※3 線源となる放射性物質が無いため評価対象外- 451 -

第 3-2 表

7 号炉の格納容器ベント（W/W ベント）実施に伴う被ばく評価結果
格納容器ベント実施前の作業

評価経路

評価内容

フィルタ装置排水ポンプ

格納容器一次隔離弁の

開操作※1

水張り

開操作（S/C 側）

屋内

格納容器から原子炉

二次格納施設内に浮遊す

建屋に漏えいする放る放射性物質からのガン

射性物質

マ線による外部被ばく

格納容器ベント実施後の作業

格納容器二次隔離弁の（二次格納施設外）

屋外（単位：mSv/h）

屋内（二次格納施設外）

フィルタ装置への薬液

排水ラインのドレンタンク注入※1

窒素パージ※1

排水※1

屋外

屋外

屋外

屋外

フィルタ装置水位調整

4.3×101

2×100 ※2

6.4×100

2×100 ※1

2×100 ※1

2×100 ※1

2×100 ※1―※3―※3

0.1 以下2.3×100

2.3×100

2.3×100

5.5×10-1

8.5×10-1

8.5×10-1

8.5×10-1

0.1 以下0.1 以下0.1 以下0.1 以下0.1 以下0.1 以下0.1 以下4.1×101

4.1×101

4.1×101

1.9×101

6.4×100

4.6×101

4.6×101

4.6×101

2.2×101

※2

※2

※2

大気中へ放出された放射性雲中の放射性物質からのガンマ線による外部被－ 452 －

ばく
大気中へ放出された放射―

大気中へ放出される性雲中の放射性物質を吸（大気中の放射性物質

放射性物質

入摂取することによる内

―※3

―※3

部被ばく

の屋内への流入は無いものと想定した）

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外部

―※3

―※3

被ばく

フィルタ及び配管内の放射性物質

格納容器圧力逃がし装置―のフィルタ装置及びよう（屋内の配管中の線源と素フィルタ並びに配管内

0.1 以下の放射性物質からのガンるため，影響は軽微であマ線による外部被ばく
合計線量率の間に十分な遮へいがあり無視できる）1

4.3×102×100 ※2

現場作業時間

60 分間

60 分間

25 分間

60 分間

作業線量

43mSv

2mSv

2.7mSv

46mSv

60 分間

60 分間

60 分間※2

46mSv

46mSv

22mSv

※1 作業線量の評価結果が最も大きくなる時間帯で作業を実施した場合の線量率を記載※2 詳細仕様検討中のため，今後見直す可能性がある※3 線源となる放射性物質が無いため評価対象外- 452 -

第 4-1 表

6 号炉の格納容器ベント（D/W ベント）実施に伴う被ばく評価結果
格納容器ベント実施前の作業

評価経路

評価内容

フィルタ装置排水ポンプ

格納容器一次隔離弁の

開操作※1

水張り

開操作（D/W 側）

屋内

格納容器から原子二次格納施設内に浮遊する

炉建屋に漏えいす放射性物質からのガンマ線

る放射性物質による外部被ばく

格納容器ベント実施後の作業

格納容器二次隔離弁の（二次格納施設外）

屋外（単位：mSv/h）

屋内（二次格納施設外）

フィルタ装置への薬液

排水ラインのドレンタンク注入※1

窒素パージ※1

排水※1

屋外

屋外

屋外

屋外

フィルタ装置水位調整

4.5×101

2×100 ※2

6.8×100

2×100 ※1

2×100 ※1

2×100 ※1

2×100 ※1―※3―※3

0.1 以下4.9×100

4.9×100

4.9×100

6.0×10-1※3※3

2.4×100

2.4×100

2.4×100

5.1×10-1

0.1 以下3.9×10-1

3.9×10-1

3.9×10-1

3.9×10-1

0.1 以下3.5×101

3.5×101

3.5×101

2.0×101

6.8×100

4.5×101

4.5×101

4.5×101

2.3×101

60 分間

25 分間

※2

60 分間

※2

60 分間

※2

60 分間

60 分間※22mSv

2.8mSv

45mSv

45mSv

45mSv

23mSv

大気中へ放出された放射性
雲中の放射性物質からのガ－ 453 －

ンマ線による外部被ばく
大気中へ放出された放射性
大気中へ放出され雲中の放射性物質を吸入摂る放射性物質取することによる内部被ば

―
―

―

く

（大気中の放射性物質の屋内への流入は無いものと想定した）

大気中へ放出され地表面に沈着した放射性物質からの

―※3

―※3

ガンマ線による外部被ばく

フィルタ及び配管内の放射性物質

格納容器圧力逃がし装置の―フィルタ装置及びよう素フ（屋内の配管中の線源とィルタ並びに配管内の放射0.1 以下性物質からのガンマ線によるため，影響は軽微である外部被ばく
合計線量率の間に十分な遮へいがあり無視できる）4.5×101

現場作業時間

60 分間

作業線量

45mSv

2×100 ※2

※1 作業線量の評価結果が最も大きくなる時間帯で作業を実施した場合の線量率を記載※2 詳細仕様検討中のため，今後見直す可能性がある※3 線源となる放射性物質が無いため評価対象外- 453 -

第 4-2 表

7 号炉の格納容器ベント（D/W ベント）実施に伴う被ばく評価結果
格納容器ベント実施前の作業

評価経路

評価内容

フィルタ装置排水ポンプ

格納容器一次隔離弁の

開操作

水張り

開操作（D/W 側）

屋内

格納容器から 原子二次格納施設内に浮遊する

炉建屋に漏え いす

放射性物質からのガンマ線

る放射性物質による外部被ばく

格納容器ベント実施後の作業

格納容器二次隔離弁の（二次格納施設外）

屋外（単位：mSv/h）

屋内（二次格納施設外）

フィルタ装置への薬液

排水ラインのドレンタンク

注入

窒素パージ

排水

屋外

屋外

屋外

屋外

フィルタ装置水位調整

4.5×101

2×100 ※2

6.8×100

2×100 ※1

2×100 ※1

2×100 ※1

2×100 ※1―※3―※3

0.1 以下4.9×100

4.9×100

4.9×100

6.0×10-1

2.4×100

2.4×100

2.4×100

5.1×10-1

0.1 以下3.9×10-1

3.9×10-1

3.9×10-1

3.9×10-1

3.8×100

3.4×101

3.4×101

3.4×101

1.9×101

1.1×101

4.4×101

4.4×101

4.4×101

2.3×101

60 分間

25 分間

60 分間

※2

※2

※2

2mSv

4.4mSv

44mSv

大気中へ放出された放射性－ 454 －

雲中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―

大気中へ放出 され雲中の放射性物質を吸入摂（大気中の放射性物質

る放射性物質取することによる内部被ば

―※3

―※3

く

の屋内への流入は無いものと想定した）

大気中へ放出され地表面に沈着した放射性物質からの

―※3

―※3

ガンマ線による外部被ばく

フィルタ及び 配管内の放射性物質

格納容器圧力逃がし装置の―フィルタ装置及びよう素フ（屋内の配管中の線源とィルタ並びに配管内の放射0.1 以下性物質からのガンマ線によるため，影響は軽微である外部被ばく
合計線量率の間に十分な遮へいがあり無視できる）1

4.5×10

現場作業時間

60 分間

作業線量

45mSv

2×100 ※1

60 分間

60 分間

60 分間※2

44mSv

44mSv

23mSv

※1 作業線量の評価結果が最も大きくなる時間帯で作業を実施した場合の線量率を記載※2 詳細仕様検討中のため，今後見直す可能性がある※3 線源となる放射性物質が無いため評価対象外- 454 -

枠囲みの内容は商業機密に属しますので公開できません。

別紙３４

スクラバ水スロッシングの影響について

フィルタ装置使用中に地震が発生した場合，スクラバ水にスロッシングが発生する可能性がある。そこで，フィルタ装置使用時にスロッシングが発生したスク
ラバ水の挙動について，CFD 解析にて確認した。
解析の条件として，フィルタ装置の性能として厳しい条件である，下限水位であるスクラバノズル上端＋0.5ｍの時に，基準地震動 Ss の地震が発生したとする。
評価の結果を第 1 図に示す。

第1図

スクラバ水スロッシング評価結果

第 1 図に示す通り，下限水位時に Ss 地震によりスロッシングが発生すると，波高が高い瞬間はスクラバノズルが一部気相部に露出し，水スクラバの性能が低下する。
しかしながら，地震が発生して，さらにスクラバノズルの一部が気相部に露出している時間は，格納容器ベント実施期間と比較して非常に小さく，さらに水ス
クラバの後段には金属フィルタも設置していることから，格納容器ベントにより放出される放射性物質のトータル量に影響を与えるものではないと考える。

-455-

別紙３５

格納容器圧力逃がし装置の材料選定に係る技術的根拠（１） ガスケット選定の妥当性
格納容器圧力逃がし装置の弁，フィルタ装置・よう素フィルタのマンホール，
オリフィス，圧力開放版等の接続部に設置するガスケットには，使用時の温度，
圧力，放射線による劣化によってリークが生じないよう，耐温度，耐圧力，耐放射線性能に優れた黒鉛を主要材としている『ステンレス製うず巻きガスケット』と『黒鉛パッキン』を用いている。これらのガスケットを格納容器圧力逃がし装置に使用することの妥当性を以下に示す。
なお，格納容器圧力逃がし装置において，最も放射線量が大きくなるのは，最も大量の放射性物質を保持するスクラバ水である。大 LOCA＋SBO＋ECCS 機能喪失の D/W ベントシナリオにおいて，ベントガスに含まれる希ガスと有機よう
素以外の全ての放射性物質がスクラバ水に捕捉された場合，スクラバ水の放射線量率は最大で約 1kGy/h となる。
① ステンレス製うず巻きガスケット
格納容器圧力逃がし装置のガスケットに用いているステンレス製うず巻き
ガスケットは，優れた耐熱性・耐薬品性を有しており，ステンレス（SUS316）
製の内外輪の間に，黒鉛パッキンをフィラー材として用いたものである。格
納容器圧力逃がし装置に使用するステンレス製うず巻きガスケットは，最高仕様温度 450℃，最高仕様圧力 30MPa のものを選定しており，格納容器圧力逃がし装置の設計条件（200℃，0.62MPa）に対して，十分な余裕を有している。
また，ステンレス製うず巻ガスケットは，1.0MGy の放射線照射に対してもパッキンのシール性能を確保可能であることから，十分な耐放射線性を有している。
さらに，ステンレス製うず巻ガスケットは，フィルタ装置スクラバ水に想定される強アルカリ環境下においても適用可能であることを確認している。
以上より，ステンレス製うず巻ガスケットを格納容器圧力逃がし装置に使用することは妥当であると考える。
なお，ステンレス製渦巻きガスケットは，フィルタ装置フランジ部，よう素フィルタフランジ部，ドレン設備フランジ部に用いている。
② 黒鉛パッキン
格納容器圧力逃がし装置のガスケットに用いている黒鉛パッキンは，優れた耐熱性・耐薬品性を有しており，シート状に形成することで柔軟性，弾性を有した材料で，パッキン・ガスケットの材料として幅広い分野で使用され-456-ている。格納容器圧力逃がし装置のガスケットとして使用する黒鉛パッキン
は，最高使用温度 300℃，最高使用圧力 3.4MPa のものを選定しており，格納容器圧力逃がし装置の設計条件（200℃，0.62MPa）に対して，十分な余裕を有している。
また，黒鉛パッキンは，0.1MGy の放射線照射に対してもパッキンのシール性能を確保可能であることから，十分な耐放射線を有している。
さらに，黒鉛パッキンは，フィルタ装置スクラバ水に想定される強アルカ
リ環境下においても適用可能であることを確認している。
以上より，黒鉛パッキンを格納容器圧力逃がし装置に使用することは妥当であると考える。
なお，黒鉛パッキンは，ステンレス製渦巻きガスケットを用いているフィ
ルタ装置フランジ部，よう素フィルタフランジ部，ドレン設備フランジ部以外の接続部に用いている。

-457-

枠囲みの内容は商業機密に属しますので公開できません。

（２） フィルタ装置構造材（ステンレス鋼）の妥当性
フィルタ装置の容器・内部構造材には，SUS316L を用いている。
フィルタ装置待機中は，スクラバ水には NaOH
[wt%]の薬液を内包している。
ステンレス鋼は，高濃度の NaOH 溶液に晒されるとアルカリ腐食割れを生じる可能性がある。ステンレス鋼のアルカリ腐食割れに対する温度と NaOH 濃度の関係は，『小若，金属の腐食と防食技術，アグネ承風社，2000 年』により，第１図の通り示されており，NaOH[wt%]，フィルタ装置の最高使用温度である 200℃においては，SUS316 材のアルカリ腐食割れは生じないことが確認できる。そのため，フィルタ装置スクラバ水の NaOH 濃度において，アルカリ腐食割れは発生しない。

第1図

アルカリ腐食割れに及ぼす温度，濃度の影響-458-

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また，フィルタ装置使用中は，無機よう素の捕捉性能を確保するため,フィルタ装置の pH を上に維持することとしているが，アルカリ腐食割れが生じるほ
ど NaOH が高濃度となることはない ※1。
一方，フィルタ装置使用中は，pH を以上の強アルカリに保つことにより，フィルタ装置に飛来する塩化物による，フィルタ装置の容器・内部構造材に発生する孔食，すきま腐食，SCC の発生を抑制することができる。
※1

フィルタ装置使用中の薬液の補給は，フィルタの水位が上昇して，ドレン操作を実施する都度実施する。薬液の補給量は，ドレン操作により抜けてしま
った分の薬液量とする。そのため，薬液の補給により，薬液濃度が必要以上に高濃度となることはない。

-459-

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別紙３６

フィルタ装置の性能維持の確認について

フィルタ装置使用中に，フィルタ装置の性能が維持されていることについては，
下記をもって確認することができる。
【エアロゾル除去性能】■ 水スクラバについては，水位が規定の水位（スクラバノズル上端＋0.5～2.2m）にあることで，規定の性能を維持することができる。スクラバの水位については，フィルタ装置に設置されている水位計により確認することができる。
■ 金属フィルタについては，差圧が規定の差圧（ ｋPa）以下であることで，規定の性能を維持することができる。金属フィルタの差圧は，フィルタ装置に設置されている金属フィルタ差圧計をもって確認可能である。
【無機よう素除去性能】■無機よう素除去性能については，スクラバ水のｐH が規定値（ｐH1以上であることで，規定の性能を維持することができる。スクラバ水のｐH は，
ｐH 計により確認可能である。
なお，スクラバ水のｐH については，スクラバ水位の上昇によりドレン操作を実施する都度，ドレン操作によりフィルタ装置より抜けてしまった分の NaOH を追加することで，ｐH 以上に維持することが可能である。

-460-

別紙３７

圧力開放板の凍結による影響について

よう素フィルタ下流側の圧力開放板出口側は第 1 図に示すとおり大気側に開放されているため，格納容器圧力逃がし装置の出口配管の頂部放出口から雨水が流入した場合，圧力開放板まで流入する。そのため，第 2 図に示すように圧力開放板の下流側配管水平部に設置している雨水排水ラインの止め弁を常時開運用とすることにより，流入した雨水は圧力開放板下流側配管内に蓄積せずに系外へ放出され，配管内で凍結することはない。
主排気筒
6号炉

RE

放射線モニタ
雨水排水ラインAO

原子炉区域・
タービン区域〔Ｆ．Ｃ〕
換気空調系排風機へ

圧力開放板※6号炉と7号炉で設置個所が異なる

H2E

Ｎ2ベントライン

7号炉

MO
〔Ｆ．Ｃ〕

非常用ガス処理系
排風機へ

圧力計

MO

遠隔操作
A
O

RE

放射線モニタ

H2E

ボンベ

PT

圧力計

水素濃度計

AO

水素濃度計
PI

原子炉区域よりパージ用排風機

〔Ｆ．Ｏ〕

AO

ボンベ

〔Ｆ．Ｃ〕

AO

原子炉区域運転階より
Ｎ2供給ライン

・

・

遠隔操作

AO

〔Ｆ．Ｏ〕

〔Ｆ．Ｏ〕

ドライウェル
圧力開放板

よう素
フィルタ

水位計

DP

フィルタ
装置

LT

ド
レ
ン
タ
ン
ク

MO

遠隔操作
遠隔操作

AO

原
子
炉
圧
力
容
器

Ｎ2ベントライン
PT

〔Ｆ．Ｃ〕

・

オリフィス

圧力計 差圧計

AO

遠隔操作

〔Ｆ．Ｃ〕

ボンベ
MO

・
原子炉建屋

サプレッション・
チェンバ

遠隔操作

AO

LＳ

ボンベ

〔Ｆ．Ｃ〕

水位計

MO
pH

MO

ｐＨ計

非常用ガス処理系
排風機より

ドレン
移送ポンプ
FE

FE

MO
MO

流量計

MO

可燃性ガス濃度制御系
気水分離器より二次格納施設

第1図

頂部放出口

原子炉建屋

Ｎ2供給ライン

雨水排水ライン系統図

TP 51795

下流側圧力開放板
雨水排水ライン（通常時開）TP 40045

ヨウ素フィルタ本体より

第2図

圧力開放板下流側の配管配置図（７号炉）-461-

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一方で，下流側圧力開放板の出口側配管は大気開放されていることから，配管内で水分が結露して水滴が付着し，その状態で外気温が氷点下以下となった場合には圧力開放板表面で水分が凍結する可能性がある。圧力開放板表面が凍結する
ことにより，設定圧力での作動への影響ついては，圧力開放板表面を意図的に凍結させることにより，凍結状態を模擬した冷温破裂試験を行うことにより，破裂圧力に影響がないことを確認している。（第 3 図）
試験結果を第 1 表に示す。

＜破裂前＞

＜破裂後＞
第3図

第1表
通常破裂圧力（工場出荷時）
凍結時破裂圧力（冷温試験時）＜表面凍結状況＞

圧力開放板破裂試験

圧力開放板表面の凍結による破裂圧力影響試験結果
破裂設定圧力

試験環境温度

備考

0.1±0.01MPa

200℃±10℃

仕様書において定める破裂
圧力設定値-17℃以下圧力開放板出口側を凍結

圧力開放板の構造を第 4 図に示す。圧力開放板上流側の系統圧力が上昇すると，圧力によりディスク(PTFE)が膨らみ，スリットディスク(SUS316L)に接触する。圧力に対してスリットディスクの強度が許容値を上回っている場合は，圧力開放板は破裂することはない。圧力が上昇してスリットディスクの許容値を超えた場合には，スリットディスクが均等に破裂し，系統圧力は大気側に開放される。

-462-

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当該の圧力開放板の破裂圧力は 200℃にて 0.1MPa にて破裂するように設定されているが，冷温破裂試験においてはにて破裂した。これはステンレスの物性値は温度によって左右することから，200℃以外の温度条件では破裂圧力は変化することによるものと考えられる。但し，試験の結果からもベント操作に対して阻害するほどの影響ではないため，凍結したとしても問題はない。

スリットディスク(SUS316L)
スリットディスク(SUS316L)
下流側

系統圧力
上流側

第4図

圧力開放板構造図-463-

ディスク(PTFE)別紙３８

高温使用時におけるフィルタベント系統からの漏えいがないこと

格納容器圧力逃がし装置の使用状態において，常温での最高使用圧力に対するフランジ部の強度評価については，「発電用原子力設備規格 設計・建設規格（2005 年度版）」の「PPD-3414 フランジ」において既に評価済みである。
本資料においては，高温・高圧環境下（200℃，0.62MPa）にて配管と配管をつなぐフランジ間からの漏えい評価について示す。
「高圧ガス設備等耐震設計指針（2012）」を用いて配管内圧及びフランジに接続する配管から受ける反力を考慮してフランジボルト締付圧力十分に必要な面圧を満足していることを評価する。なお，フランジに接続する配管からの反力については，自重，地震荷重，配管の熱膨張が同時に負荷されたものとし，フランジの片当たりの原因となるモーメント及び両側からの引張力について考慮するものとする。（第 1 図）

曲げモーメント：Ｍ
軸方向引張荷重：Ｆ
ガスケット「配管自重による引張荷重」＋「地震力による引張荷重」

Ｇ

軸方向引張荷重：Ｆ＋「配管熱膨張による引張荷重」

z
曲げモーメント：Ｍ「配管自重によるモーメント」

y

＋

x

「地震力によるモーメント」＋「配管熱膨張によるモーメント」

第1図

フランジにかかる配管荷重-464-

「高圧ガス設備等耐震設計指針（2012） レベル 2 耐震性能評価
づき，フランジ漏えい評価を実施した。以下に評価式を示す。

mp + αp e  σ a・・・

解説編」に基(1)

m：ガスケット係数 [-]p：内圧 [MPa]α：等価内圧に対する漏えい影響度補正係数で，0.75m [-]σa：ボルトの初期締め付け力によるガスケット面圧 [MPa]pe：地震力等に係る軸方向引張力 F 及び曲げモーメント M に対する等価内
圧 [MPa]であり以下の式で算出する。

pe 

4F 16MG 2 G 3

・・・

(2)

G：ガスケット接触面の平均直径 [mm]F：軸引張力 [N]M：曲げモーメント [N・mm]
ここで，軸引張力 F は配管応力解析における配管軸方向の引張荷重 Fy であり，
曲げモーメント M は同様に配管応力解析における軸直角方向のモーメントのMx と Mz から M 2X  M Z2 で算出する。
なお，フランジの熱膨張係数がボルトよりも大きいため，フランジ－ボルト間の熱膨張差によりガスケットの面圧が増加するが，安全側に働くため本評価においては考慮しない。

今回，格納容器圧力逃がし装置の配管応力解析モデル ※ 1 にて，自重，地震荷重（基準地震動 Ss），最高使用温度（200℃）における配管熱膨張が作用した場
合の各節点における x,y,z 各成分の反力とモーメントを算出し，各節点の反力とモーメントの中から，成分毎の最大値をそれぞれ抽出した。
この抽出された成分毎の反力とモーメントの最大値が，フィルタ装置とよう素フィルタの配管フランジ（500A）に作用し，さらに内圧として最高使用圧力（0.62MPa）が印可されているという非常に保守的な条件にて，上記(1)式に基づ
きフランジ漏えい評価を実施した。
評価の結果，(1)式の判定条件を満足することを確認した（第 1 表参照）。よって，格納容器圧逃がし装置使用時の高温状態においても，配管フランジからの漏えいは発生しない。

-465-

※1

配管応力解析モデルにおいてフランジ部のモデル化は，フランジ設置箇所にフランジの質量に相当する質点を負荷し，当該部の配管材質をフランジの材質として置き換え
ることで行っている。ただし，フランジの断面係数等の形状に起因する剛性の影響については考慮していない。そのため，系の固有振動数が実機条件とは少し異なる可能性がある。しかしながら，解析に用いる FRS は，周期軸方向に±10%拡幅されているため，このようなモデル化による誤差の影響は包絡されていると考えられる。

第1表

フランジ漏えい評価結果

項目
記号
設計条件
最高使用圧力P
ガスケット接触面寸法－外径
D
ガスケット接触面寸法－内径d
ガスケット寸法－厚さtg
ガスケット座の基本幅b0
ガスケット接触面の平均径
G
ガスケット有効幅b
ガスケット係数m
ガスケットの最小締付荷重y
ガスケット接触面積
A
標準トルクからのガスケット面圧
σ a
最小トルクからのガスケット面圧
σ b
応力評価
地震動等による曲げモーメントM
地震動等による引張力
F
等価内圧
pe
等価内圧に対する漏洩影響度補正係数α
標準トルクからのガスケット面圧を想定した場合
ガスケット開口圧力σ
標準トルクからのガスケット面圧
σ a
漏洩評価 σ ＜σ a
最小トルクからのガスケット面圧を想定した場合
ガスケット開口圧力σ
最小トルクからのガスケット面圧
σ a'
漏洩評価 σ ＜σ a'

-466-

単位

値

MPa
mm
mm
mm
mm
mm
mm
―
MPa
mm2
MPa
MPa

0.62
568
536
4.5
8.0
553.7
7.1
3
68.9
27747
40.5
31.5

N・mm
N
MPa
-

2.43E+08
1.55E+05
7.92
2.3

MPa
MPa

19.7
40.5
合格

MPa
MPa

19.7
31.5
合格

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別紙３９

格納容器圧力逃がし装置使用後の保管管理

格納容器圧力逃がし装置使用後には，フィルタ装置，ならびによう素フィルタには多量の放射性物質が捕捉される。そのため，格納容器圧力逃がし装置使用後には，フィルタ装置ならびによう素フィルタに捕捉された放射性物質が環境に放出することがないよう，適切に保管する必要がある。格納容器圧力逃がし装置使用後のフィルタ装置，ならびによう素フィルタの保管方針を以下に示す。

【フィルタ装置】
格納容器圧力逃がし装置使用後は，フィルタ装置内のスクラバ水は格納容器へ移送し，スクラバ水に捕捉された放射性物質が環境へ放出しないよう気中保管する。
なお，「別紙１３」に記載の通り，フィルタ装置に放射性物質を含んだスクラバ水が保管されていたとしても，水スクラバから環境への放射性物質の再浮遊は防止可能であるが，放射性物質の放出リスクを更に低減するため，ス
クラバ水を格納容器へ移送する。
また，同じく「別紙１３」に記載の通り，有効性評価シナリオにおいて，金属フィルタに捕捉した放射性物質は，フィルタ装置使用後にベントガス流
れが無い状態においても，崩壊熱に伴う金属フィルタの過熱による放射性物
質の再浮遊は生じないことを確認している。
【よう素フィルタ】
よう素フィルタについても，気中保管とする。
よう素フィルタに流入した放射性よう素は，AgI の化学種にてよう素フィ
ルタ内に捕捉される。AgI は，以上の高温状態にて水素環境に晒されると，AgI が還元されて HI（ガス状）の化学種となり，よう素は環境へ放出されてしまう。
そのため，上記の通り，スクラバ水を格納容器へ移送することで，よう素フィルタに水素が流入しないようにし，よう素フィルタからの放射性よう素の再浮遊を防止する。
なお，格納容器圧力逃がし装置使用後には，放出口手前に設置している放射線モニターにて，フィルタ装置ならびによう素フィルタからの放射性物質の放出がないことを確認する。

-467-

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別紙４０

よう素フィルタ部に発生する偏流について

よう素フィルタは，第 1 図に示す通り，キャンドルと呼ばれる銀ゼオライトを充填した吸着塔を 19 本配置した構造となっている。このよう素フィルタを 2 基設
置し，計 38 本のキャンドルを設置する。
ベントガスがキャンドルに充填された銀ゼオライト吸着材を通過する過程で，ベントガス中に含まれるガス状よう素が銀ゼオライトに捕捉される。

第１図

よう素フィルタ構造図

よう素フィルタのガス状よう素除去性能は，ベントガスと銀ゼオライト吸着材との接触時間が大きいほど，大きくなる。そのため，よう素フィルタ内で偏流が生じ，局所的にベントガスの銀ゼオライト吸着材通過速度が大きくなり，銀ゼオ
ライト吸着材との接触時間が小さくなると，ガス状よう素除去性能が低下する。
そこで，流動解析により，よう素フィルタ内に生じるガスの偏流を評価した。
なお，銀ゼオライトが充填されているキャンドル部の流動特性について確認するため，実機と同じキャンドルを用いて蒸気を通気する流動試験（キャンドルユ
ニット試験）を実施した。そして，キャンドルユニット試験により得られた試験
データをよう素フィルタの流動解析に適用し，流動解析の精度向上を図った。

-468-

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【キャンドルユニット試験】
第２図に示す通り，実機と同じキャンドルを容器内に１本設置し，試験容器に実機のキャンドル１本に相当する体積流量の蒸気を通気し，キャンドルに生じる差圧を計測した。

第２図

キャンドルユニット試験装置全体図

実機のよう素フィルタで処理するベントガスの最大体積流量は，第 3.2.3.3-2
表に示す通り，15.9m 3/s(格納容器 2Pd 時流量)である。実機のよう素フィルタのキャンドルの設置本数は 38 本であるため，キャンドル 1 本当たりの体積流量は0.42 m3/s(格納容器 2Pd 時流量)となる。そこで，実機の最大体積流量を網羅する
ように，第１表の通り，キャンドルユニット試験の試験条件を設定した。

-469-

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第１表

キャンドルユニット試験条件一覧表

項目

条件

試験装置

・キャンドルユニット試験装置

キャンドル設置本数

・1 本

試験ガス

・蒸気

ガス体積流量・0.74 m3/s
・0.51 m3/s
・0.39 m3/s
・0.29 m 3/s
・0.23 m3/s

第１表の条件にて試験を実施した結果，ガス体積流量とキャンドル差圧の関係
は，第 3 図の通りとなった。

第3図

試験結果（ガス体積流量とキャンドル差圧の関係）

第 3 図のキャンドル差圧の実測値を用いて，よう素フィルタ全体の流動解析を実
施した。

-470-

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【よう素フィルタ全体流動解析】
よう素フィルタ内の偏流を評価するため，よう素フィルタ全体の流動解析を実施した。解析モデルは第 4 図に示す通り，よう素フィルタ１基をモデル化した。

第4図

よう素フィルタ流動解析モデル

まず，キャンドルをモデル化しているポーラスメディアの圧損係数を，第 3 図のキャンドルユニット試験実測値より求める。第 3 図のガス体積流量をキャンド
ルの表面積で除すことで，線速度 LV（m/s）に変換し，試験データを非線形最小
二乗法により最適フィッティングした抵抗係数カーブを作成する。抵抗係数カー
ブは，以下の２パターン作成する。
① 慣性抵抗項（LV2 の項）と粘性抵抗項（LV の項）を考慮（ガス流れが AgX に遮られる際に生じる慣性抵抗に加え，ガスが AgX と AgXの間の狭隘部を通過する際に生じる粘性抵抗を考慮）② 慣性抵抗項（LV2 の項）を考慮（ガス流れが AgX に遮られる際に生じる慣性抵抗のみを考慮）
以上の条件にて，抵抗係数カーブを作成すると，第 5 図の通りとなる。①を赤線，②を緑点線で示す。また，それぞれの抵抗係数カーブは以下の関数で表される。

-471-

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①
②

Dp=
Dp=

×LV2 +
×LV2

×LV

・・・(1)
・・・(2)

次に，（試験実測値－フィッティングカーブ）の RMS を算出したところ，①は115.3，②は 176.7 となった。そのため，①の方が実験データを精度よくフィッティングできていることがわかった。よって，①をキャンドルの抵抗係数カーブとした。
次に，汎用抵抗式は以下の通り表される。
汎用抵抗式 ： Dp=ki×ρ×LV2 + kv×μ×LV・・・（３）

ここで，ρ：気体密度(kg/m3)，μ：粘性係数(Pa・s),ki：慣性抵抗係数(-)，
kv：粘性抵抗係数(1/m)である。(1)，(3)式より,ki×ρ=，kv×μ=となる。ここで，キャンドルユニット試験時のガスの密度は 0.56937(kg/m 3)，粘性係数は 1.3032×10 -5(Pa・s)であったことから，ki ならびに kv は，ki=(-)，
kv=(1/m)となる。
そのため，ki(-)，kv=(1/m)を，流動解析を実施する際のキャンドル（ポーラスメディア）の圧力損失係数とする。

第5図

抵抗係数カーブ-472-

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よう素フィルタ全体の流動解析は，実機の流量を網羅するよう，格納容器圧力
2Pd にてベントした直後の最大流量相当と，事故後 1 ヶ月後の流量の２ケースで実施した。解析条件を第 2 表に示す。
第2表

よう素フィルタ流動解析条件一覧表

項目

条件

評価コード

・STAR-CCM+（ver.9）
・基礎式：質量保存式，運動量保存式（Navier-Stokes 方程式）
・基礎式の離散化手法：有限体積法
・乱流モデル：Realizable K-ε・壁近傍の扱い：ALL y+モデル
・対流項離散化：二次精度風上差分
・気体の扱い：水蒸気，非圧縮性流体
・キャンドル圧力損失係数：ki=(-)，kv=(1/m)
【ケース１：格納容器圧力 2Pd，ベント開始直後流量】
・体積流量：16.0 m 3/s（よう素フィルタ 2 基分）
・質量流量：15.8 kg/s（よう素フィルタ 2 基分）
・圧力：181.3 kPa(abs)・露点温度差：15 K

設定条件

ベントガス条件【ケース２：事故後 1 ヶ月流量】
・体積流量：3.80 m 3/s（よう素フィルタ 2 基分）
・質量流量：2.48 kg/s（よう素フィルタ 2 基分）
・圧力：114.3 kPa(abs)・露点温度差：6.5K

また，キャンドル配置と番号を第 6 図の通り設定した。

第6図

キャンドル配置ならびに番号-473-

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上記条件にてよう素フィルタ全体の流動解析を実施した。ケース１の解析結果
を第 7～11 図，第 3 表に示す。

第7図

フィルタ中央（キャンドル 31-35） 第 8 図 フィルタ中央（出入口配管方向）
断面ガス流速（ケース１）断面ガス流速（ケース１）

第9図

フィルタ中央（キャンドル 31-35）
断面ガス圧力（ケース１）
第 3 表 各キャンドル流量分布（ケース１）

第 10 図

第 11 図-474-

各キャンドル流量分布（ケース１）

各キャンドル上下方向流速分布（ケース１）

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第 10 図，第 3 表より，各キャンドルの流量分配はほぼ均一で，各キャンドルの
ばらつきの範囲は±1%に収まっている。
また，第 11 図より，キャンドルの上下方向は，キャンドル下側の方が流量が大きい状態となっているが，上下方向のばらつきの範囲は±10％に収まっている。
次に，ケース 2 の解析結果を第 12～16 図，第 4 表に示す。

第 12 図

フィルタ中央（キャンドル 31-35） 第 13 図
断面ガス流速（ケース 2）

第 15 図
第 14 図

フィルタ中央（キャンドル 31-35）
断面ガス圧力（ケース 2）-475-

フィルタ中央（出入口配管方向）
断面ガス流速（ケース 2）

各キャンドル流量分布（ケース 2）

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第4表

各キャンドル流量分布（ケース 2）

第 16 図各キャンドル上下方向流速分布（ケース 2）

第 15 図，第 4 表より，各キャンドルの流量分配はほぼ均一で，各キャンドルの
ばらつきの範囲は±0.6%に収まっている。
また，第 16 図より，キャンドルの上下方向は，キャンドル下側の方が流量が大きい状態となっているが，上下方向のばらつきの範囲は±5％に収まっている。
以上より，よう素フィルタは流量が大きい方ほどキャンドル各部の偏流は大きくなるが，実機最大流量においても，各キャンドルの流量ばらつきは±1％以内，キャンドル上下方向のばらつきは±10％以内に収まることが確認できた。

次に，キャンドルの偏流がよう素フィルタの性能に与える影響を考える。
各キャンドルへ完全に均一にガスが流れていた場合における，ベントガスと吸着材の接触時間は，格納容器圧力 2Pd のベント直後において 0.221[s]となる。ここで，キャンドルの偏流により，局所的にベントガスの流速が 15%大きくなった
場合，局所的にベントガスと吸着材の接触時間は 15％減少し，0.187[s]となる。
銀ゼオライトの性能は第 17 図に示す通りであり，接触時間が 0.187[s]であっても DF50 以上確保可能である。
今，キャンドルの偏流は，格納容器圧力 2Pd のベント直後であっても 15%より小さいため，キャンドルの偏流を考慮したとしても，DF50 以上は確保可能である。

-476-

0.187

1000000
100000

DF[-]

10000

DPD 5K1000

DPD 10K

100

50

10
1
0

0.1

0.2 0.221

0.3

接触時間 [ｓ]第 17 図銀ゼオライト性能線図

-477-

0.4

0.5

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別紙４１

格納容器ｐH 制御による格納容器への影響の確認について

１．設備概要設備概要を第１図に示す。本系統は復水補給水系ポンプの吸込配管に薬液を混入させ，上部ドライウェルスプレイ配管，サプレッション・チェンバスプレ
イ配管，下部ドライウェル注水配管から原子炉格納容器内に薬液を注入する構成とする。薬液タンクに貯蔵する薬液は，原子炉格納容器内に敷設された全てのケーブルが溶融し，ケーブルに含まれる酸性物質(塩素)が溶出した際でも，原子炉格納容器内のサプレッション・プール水が酸性化することを防止するために必要な容量を想定し，水酸化ナトリウム( wt％]水溶液) [m3]とする。
原子炉格納容器
pH制御設備

スプレイ配管薬液
タンク

下部注水配管

復水貯蔵槽

洗浄水供給配管

第１図

MUWCポンプ

復水補給水系ポンプ

格納容器ｐH 制御のための設備

系統概要図

２．格納容器バウンダリに対する影響について
薬液は格納容器内の上部ドライウェル，下部ドライウェル，サプレッション・
チェンバへそれぞれ均等に注入するが，それらは連通孔やベント管等で接続されており，最終的にはサプレッション・プールに流入する。その場合，サプレ
ッション・プール水の水酸化ナトリウム濃度は最大で約wt％]，ｐH は約となる。また各箇所へ所定量の薬液を注入した後には，薬液を含まない復水貯蔵槽の水をそれぞれの箇所へ継続して注水するため，薬液が局所的に滞留・濃縮することはない。
サプレッション・チェンバのライナ部で使用しているステンレス鋼，及び底－478－

部ライナに使用している炭素鋼のアルカリ腐食への耐性を第２図，第３図に示すが，ｐＨ制御操作時の濃度ではアルカリ腐食割れは発生せず，また，塩化物による孔食，すきま腐食，SCC の発生を抑制することができる。

第２図 アルカリ腐食割れに及ぼす温度，濃度の影響
出典『小若，金属の腐食と防食技術，アグネ承風社，2000 年』－479－

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第３図 炭素鋼の腐食に及ぼすｐH の影響
出典『小若，金属の腐食と防食技術，アグネ承風社，2000 年』
また，原子炉格納容器バウンダリで主に使用しているシール材は，耐熱性能に優れた改良 EPDM に変更しているが，この改良 EPDM について事故条件下でのシール性能を確認するため，第１表の条件で蒸気暴露後の気密試験を実施
し，耐アルカリ性能を確認した。
第１表 改良 EPDM 耐アルカリ性確認試験

これらから，ｐH 制御薬液による原子炉格納容器バウンダリへの悪影響は無いことを確認した。
なお，水酸化ナトリウムの相平衡を第４図に示すが，本系統使用後の濃度であるwt％]では，水温が 0℃以上であれば相変化は起こらず，析出すること
はない。

－480－

第４図

水酸化ナトリウムの水系相平衡図

出典『Gmelins Handbuch der anorganischer Chemie,Natrium,8 Auflage,Verlag
Chemie,Berlin 1928』

３．水素の発生について
原子炉格納容器内では，配管の保温材等にアルミニウムを使用している。アルミニウムは両性金属であり，スプレイにより水酸化ナトリウムに被水すると式(a)に示す反応により水素が発生する。また，原子炉格納容器内のグレーチン
グには，亜鉛によるメッキが施されている。亜鉛もまた両性金属であり，式(b)に示すとおり水酸化ナトリウムと反応することで水素が発生する。
これらを踏まえ，事故時に想定される原子炉格納容器内の水素の発生量を評価する。なお，実際に薬液と反応する金属はスプレイの飛散範囲内と考えられるが，保守的に格納容器内の全ての亜鉛とアルミニウムが反応し水素が発生するとして評価を行う。
Al + NaOH + H2O → NaAlO2 + 3/2H2↑
Zn + NaOH + H2O → NaHZnO2 + H2↑

－481－

式(a）
式(b）

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3.１ アルミニウムによる水素発生量
格納容器内のアルミニウムの使用用途は配管保温材の外装材とドライウェル
クーラのアルミフィンである。これらの全てが薬液と反応した場合の水素発生量を評価した。
【算出条件】【計算結果】
上記条件より，アルミニウム量は[kg]となる。そして，式(a)よりこのアルミニウムが全量反応すると，水素の発生量は約[kg]となる。
3.2 亜鉛による水素発生量
格納容器内の亜鉛の使用用途はグレーチングの亜鉛メッキである。そのためグレーチングの亜鉛メッキ量を調査し，アルミニウムと同様に全てが薬液と反応した場合の水素発生量を評価した。
【算出条件】【計算結果】
上記条件より，亜鉛量はドライウェルで[kg]，サプレッション・チェンバで[kg]となり，合計で[kg]となる。そして，式(b)よりこの亜鉛が全量反応すると，水素の発生量は約kg]となる。

－482－

3.3 水素発生による影響について
水-ジルコニウム反応等により格納容器内で発生する水素量は，有効性評価上の大 LOCA シナリオで 592[kg]であり，薬液注入によりアルミニウムと亜鉛が全量反応したとしても，事故時の格納容器内の気相は水蒸気が多くを占めていることから，格納容器の圧力制御には影響がない。また，格納容器内は窒素ガ
スにより不活性化されており，本反応では酸素の発生がないことから，水素の燃焼は発生しない。
これらのことから，ｐH 制御に伴って格納容器内に水素が発生することを考慮しても，影響はないものと考える。

－483－

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別紙４２

よう素フィルタの初期過渡性能及び有機よう素許容吸着量について

１. よう素フィルタの初期過渡性能について
よう素フィルタの有機よう素除去性能については 3.2.2.3.3 に記載の通りであり，ベント初期から長期連続運転後のベント後期にかけて，目標とする除去性能が達成可能であることを確認している。しかし，第 3.2.2.3.3.1-1 図に示す性
能線は，吸着材の温度が一定の状態の性能を示したものであり，ベント最初期の吸着材が冷えており，吸着層内でベントガスの蒸気の凝縮が発生するような状態のものとは異なる可能性がある。
そこで，第 1 図に示す有機よう素除去性能試験装置にて，ベント最初期の吸着材が冷えている状態を模擬し，よう素フィルタの初期過渡性能を確認した。

第1図

有機よう素除去性能試験装置構成図

ヨウ化メチル発生装置から供給されるガスは，ボイラからの蒸気と混合され，実機と同じ銀ゼオライト吸着材が充填された試験カラムに導かれる。試験カラム上流の配管にはガス注入口を設け，蒸気以外のベントガス組成である水素や窒素を必要に応じて注入してガス組成を調整できるようにした。試験カラムの銀ゼオライト充填層の厚さは，実機キャンドルユニットの吸着材充填厚さと同－484－

一寸法とした。
試験装置に供給されるヨウ化メチルの濃度は、サンプリング口①から試料を採取してガスクロマトグラフ（GC-FID：島津製作所製 GC-14B）による分析で確認した。一方、試験カラムを通過したガスは窒素希釈され、冷却トラップでガスと凝縮水に分離してサンプリング口②から採取され、その両方を試料として
GC-FID による分析を行った。また、蒸気流量は凝縮水の重量から算出した。試験は，まずダミーカラムに水蒸気を通気し，試験ガスの条件を安定させた後，吸着カラムにラインを切り替え，DF の計測を開始する。
今回実施した試験条件を第１表に示す。ベント最初期の状態を模擬するため，吸着材カラム部のヒータを切って吸着材の温度を室温の状態とし，その状態からダミーカラムより試験カラムへラインを切り替え，試験を開始した。また，
ベント最初期のベントガスは蒸気，水素，窒素の混合ガスであることから，実機の条件を考慮して蒸気 10％，水素 30％，窒素 60％の混合ガスとして試験を実施した（実機のガス組成は第 2 図参照）。さらに，接触時間はベント初期に想定される 0.221s よりも短い 0.173s とした。
第1表

よう素フィルタ初期過渡性能試験条件一覧表

項目

条件

試験装置

有機よう素除去性能試験装置

試験ガス組成蒸気 10%，水素 30%，窒素 60%

試験ガス温度

101 ℃

試験カラム入口圧力15.9 kPa(g)ヨウ化メチル濃度

126 volppm

接触時間0.173 s

1.2

W/W気相モル分率(－)

1.0

0.8

水蒸気
0.6

水素
窒素

0.4

0.2

0.0
0

24

48

72

96

120

事故後の時間(hr)第2図

ベントガス組成時刻歴
－485－

144

168

第 1 表の条件にて有機よう素除去性能試験を実施したところ，DF の時刻歴は第 3 図に示す通りとなった。第 3 図中の最初の計測データは，試験カラム通気開始時から 15 分後までのガスを採取したサンプルのデータ，2 つ目のデータは
15 分後から 30 分後までのガスを採取したサンプルのデータ，3 つ目のデータは
30 分後から 45 分後までのガスを採取したサンプルのデータである。
第 3 図より，ベント最初期の吸着材が低温の状態であって，接触時間が実機よりも短い条件であったとしても，DF は 50 以上となることが確認できた。よって，実機においてベント最初期の吸着材が低温であって，吸着層内でベント

200

100.0

180

98.0 DF50

160

96.0

140

94.0

120

92.0

100

90.0

80

88.0

60

86.0

40

84.0

20

82.0

0

除去効率[%]

ヨウ化メチル濃度[volppm]

ガスの蒸気の凝縮が発生するような状況であっても，目標の DF を達成できると考えられる。

ヨウ化メチル濃度（入口側）[volppm]

ヨウ化メチル濃度（出口側）[volppm]

除去効率[%]

80.0
0.0

20.0

time [min]

第3図

40.0

有機よう素除去性能試験結果

２. よう素フィルタの有機よう素許容吸着量について
よう素フィルタの有機よう素除去性能については 3.2.2.3.3 に記載の通りであるが，供給するヨウ化メチルの量は少なく，DF が低下するほどのヨウ化メチル
は供給していない。
そこで，第 1 図の有機よう素除去性能試験装置を用いて，ヨウ化メチルを大量に供給し，DF が目標である 50 を維持する期間中に吸着できるヨウ化メチルの量を確認する試験を実施した。なお，この試験では，試験カラム部のヒータも入れた状態で，まず試験カラムに水蒸気のみを通気し，所望のガスの流量や温度となり，吸着材の温度が一定となったところでヨウ化メチルを供給することとした。
試験条件を第 2 表に示す。また，DF が 50 以上を維持する期間中に、実機の－486－

よう素フィルタに吸着されるヨウ化メチルの総質量（3.2.2.3.3 に示すように，
よう素フィルタは 2 個並列設置されるのでその合計値）であり、次式によって算出した。

ここで、A はよう素フィルタ許容吸着量、SI は試験カラムに単位時間当たりに供給されたヨウ化メチルの質量、DF は除染係数、AgXr は実機のよう素フィルタ
2 個に充填される吸着材の総質量、AgXt は試験カラムに充填された吸着材の総質
量、T は試験開始から DF が 50 を切るまでの時間である。
第2表
項目

よう素フィルタ許容吸着量確認試験条件一覧表
条件
試験①

試験②

試験③

試験装置

有機よう素除去性能試験装置

試験ガス組成蒸気 100%

試験④

露点温度差

9.1 K

10.6 K

8.5 K

12.5 K

試験カラム

8.1

8.4

5.6

250.4

入口圧力

kPa(g)kPa(g)kPa(g)kPa(g)

ヨウ化メチル濃度

55 volppm

116 volppm

48 volppm

57 volppm

接触時間0.121 s0.119 s0.151 s0.134 s以上の条件にて試験を実施し，よう素フィルタの許容吸着量を評価したとこ
ろ，第 4 図の通りとなった。第 4 図に示す通り，よう素フィルタの許容吸着量
は接触時間に対してほぼ線形的に増加し，ヨウ化メチル濃度や，ガスの圧力に対する依存性はないことが確認できた。また，ヨウ化メチルの許容吸着量は100kg 以上であることが確認できた。一方，実機にてよう素フィルタに流入す
る有機よう素の量は約 1.3kg※1 と評価していることから，流入量に対して十分な余裕があることが確認できた。

－487－

許容ＣＨ３Ｉ吸着量 [kg]

250
200
試験①
試験②

150

試験③
試験④

100
50
0
0.1

0.12
0.14
接触時間 [ｓ]

第4図

※1

0.16

よう素フィルタ許容吸着量確認試験結果

有機よう素のよう素フィルタへの流入量は，以下の式により評価する。
ここで，有機よう素の格納容器内及びフィルタ装置での除去には期待しないものとした。また，よう素放出量の低減対策として導入した格納容器内
pH 制御については，その効果に期待しないものとした。
Q = q0×F×g×MCH3I/MI= 29.1×1×0.04×142/127～ 1.3[kg]Q：有機よう素のよう素フィルタへの流入量[kg]q0：よう素の停止時炉内内蔵量（29.1）[kg]F：よう素の原子炉圧力容器から格納容器内への放出割合（1）[-]g：有機よう素の組成構成比（0.04：R.G.1.195）[-]
MCH3I：有機よう素の分子量（142）[-]
MI：よう素の分子量（127）[-]－488－

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別紙４３ 格納容器からの取り出し位置について
1． 格納容器圧力逃がし装置
1.1 配管設置箇所
格納容器からの排気ラインの取出し位置は，ドライウェル及びサプレッショ
ン・チェンバのそれぞれに設け，いずれの箇所からも排気が可能な設計としている。
格納容器圧力逃がし装置の系統において，ドライウェル及びサプレッショ
ン・チェンバからの取り出し箇所の概要を，第 1-1 表，第 1-1 図に示す。
第 1-1 表格納容器圧力逃がし装置

No.

場所

取り出し箇所概要（T.M.S.L）
６号機

７号機

①

格納容器フランジ部

24,40024,400②

圧力容器フランジ部

22,65322,653③

ドライウェルからの取り出し箇所

19,00019,000④

有効燃料頂部⑤

ダイヤフラムフロア

12,30012,300⑥

サプレッション・チェンバ頂部

11,100

11,100

9,000

9,200

⑦

サプレッション・チェンバからの取り出し箇所⑧

下部ドライウェル床面-6,600-6,600⑨

サプレッション・チェンバ床面-8,200-8,200①格納容器フランジ部②圧力容器フランジ部③D/Wからのベント取出し位置
格納容器圧力逃がし装置へ④TAF⑤ダイヤフラムフロア⑥サプレッションチェンバ頂部⑦W/Wからのベント取出し位置
格納容器圧力逃がし装置へ⑧下部D/W床面⑨S/C床面

第 1-1 図

格納容器圧力逃がし装置－489－

取り出し箇所概略図（高さ）枠囲みの内容は商業機密に属しますので公開できません。

1.2 設計の意図
格納容器圧力逃がし装置の系統において，ドライウェル，及び，サプレッション・チェンバからの取り出し箇所は，ダイヤフラムフロア及びサプレッショ
ン・チェンバの水面からの高さを確保し，気相部からの取り出しを確保できる位置としている。
2. 代替格納容器圧力逃がし装置
2.1 配管設置箇所
代替格納容器圧力逃がし装置の系統において，ドライウェル，及び，サプレ
ッション・チェンバからの取り出し箇所の概要を，第 2-1 表，第 2-1 及び第 2-2
表，第 2-2 図に示す。
第 2-1 表代替格納容器圧力逃がし装置

No.

取り出し箇所概要（T.M.S.L）

場所

６号機

７号機

①

格納容器フランジ部

24,40024,400②

圧力容器フランジ部

22,65322,653③

ドライウェルからの取り出し箇所

20,10020,100④

有効燃料頂部⑤

ダイヤフラムフロア

12,30012,300⑥

サプレッション・チェンバ頂部

11,100

11,100

9,400

9,200

⑦

サプレッション・チェンバからの取り出し箇所⑧

下部ドライウェル床面-6,600-6,600⑨

サプレッション・チェンバ床面-8,200-8,200①格納容器フランジ部②圧力容器フランジ部③D/Wからのベント取出し位置
代替格納容器圧力逃がし装置へ④TAF⑤ダイヤフラムフロア⑥サプレッションチェンバ頂部⑦W/Wからのベント取出し位置
代替格納容器圧力逃がし装置へ⑧下部D/W床面⑨S/C床面

第 2-1 図代替格納容器圧力逃がし装置－490－

取り出し箇所概略図（高さ）枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

第 2-2 表代替格納容器圧力逃がし装置

取り出し箇所概要（角度）

第 2-2 図代替格納容器圧力逃がし装置

取り出し箇所概略図（方位）－491－別紙４４ 代替格納容器圧力逃がし装置の給気配管タイラインについての検討
１．系統構成の比較
代替格納容器圧力逃がし装置の給気配管の系統構成は第１図の様に D/W 側と S/C 側それ
ぞれに隔離弁を 2 弁設けることを検討しており，この構成にタイラインで接続する場合の系統構成を第２図に示す。タイラインを接続することによる影響を検討した。

①

③

①

②

④

原
子
炉
圧
力
容
器

②
原
子
炉
圧
力
容
器

D/W

③

S/C

第１図 地下式 FCVS 系統構成

④

D/W

S/C

第２図 タイライン接続案

2．タイラインを設置することによる悪影響について
タイラインを設けることで，これまで D/W 側と S/C 側の 2 パターンだったベントの系
統構成が 4 パターンに増え，信頼性が向上すると考えられる。一方，タイラインを設ける
ことで配管長も長くなり，配管自体もリークする可能性がある。特に K7 については S/C 側と D/W 側の格納容器からの取り出し箇所が対角位置（180°離れている）となっているた
め，タイラインとしてかなり長い配管の引き回しが必要となる。また，タイラインを設置することで現場施工の成立性による制約，水素溜まり，ドレン溜まりの発生などの悪影響が生じることが考えられる。
（参考）タイライン設置によるベント失敗率低減効果について
タイラインを設けることでベント可能となるケースが増えるが，組合せによってはタイラインを設けてもベントは不可である。具体的には，「①と④」，「②と③」の弁の故障時にタイラインを設けることでベントが可能となる（「①と②」，「③と④」はタイラインを設けなくてもベント可能、「②と④」，「①と③」はタイラインを設けてもベント不可）。エクス
テンションを用いた遠隔操作の故障率は 3.4×10-8[/h] ※であるため，弁の開操作失敗によるベント失敗確率について，タイラインを設けない場合は式（１），設ける場合は式（２）の様に算出され，信頼性向上（ベント失敗率の低減効果）は式（３）より 2.32×10-15[/h]となる。
(3.4×10-8)2×

4 ＝ 4.62×10-15

（１）

－492－

[2 弁開の故障率](3.4×10-8)2[2 弁開の故障率]

4.62×10-15[4 パターン]×2+ (3.4×10-8) 2 ×[2 パターン]－(3.4×10-8) × 2 ＝ 2.32×10-15（２）[2 弁開の故障率] [タイライン弁開の故障率] [2 パターン]

2.32×10-15＝

2.32×10-15[タイライン無しの失敗率(1)] [タイライン有りの失敗率(2)]※別紙 10 にて提示したエクステンションを用いた操作の故障率を引用

－493－

（３）

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柏崎刈羽原子力発電所6号及び7号炉審査資料
資料番号
KK67-0052 改04
提出年月日
平成28年1月12日

柏崎刈羽原子力発電所 6号及び7号炉
別添資料－２

復水補給系を用いた代替循環冷却の成立性について

平成28年1月
東京電力株式会社

＜目次＞
1. 代替循環冷却設備の構成・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・1
1.1 設置目的・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・1
1.2 設備構成の概略・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・2
1.3 系統設計仕様・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・4
1.3.1 機械設備・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・4
1.3.2 計測制御設備・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・5
1.3.3 電気設備・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 24
2. 代替循環冷却設備の成立性確認・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 29
2.1 有効性評価シナリオの成立性・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 29
2.1.1 代替循環冷却の運用について・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 29
2.1.2 代替循環冷却の有効性について・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 29
2.2 代替循環冷却設備の操作性・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 31
2.2.1 代替循環冷却運転のために必要な系統・機器とアクセス性・・・・・・・ 31
2.2.2 操作概要について・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 41
2.3 系統運転時の監視項目・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 48
2.3.1 水素及び酸素発生時の対応について・・・・・・・・・・・・・・・・・ 48
3. 本系統の運用にあたって考慮すべき項目・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 56
3.1 放射線による影響について・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 56
3.2 意図的な航空機衝突に対する耐性について・・・・・・・・・・・・・・・・ 57
3.3 系統の健全性について・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 59
別紙
1. 格納容器内水素濃度・酸素濃度の測定原理と適用性について・・・・・・・・・ 62
2. 循環流量の確保について・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 81
3. 長期的に維持される格納容器の状態（温度・圧力）での適切な地震力に対する格納容器の頑健性の確保の考え方について・・・・・・・ 101
4. 系統のバウンダリに対する影響評価について・・・・・・・・・・・・・・・・ 102
5. 代替循環冷却運転開始時期が評価より早まる場合について・・・・・・・・・・ 104
6. 系統が高線量となった場合の影響について・・・・・・・・・・・・・・・・・ 106
7. 代替循環冷却運転時の回り込み防止対応について・・・・・・・・・・・・・・ 108-目次-

1. 代替循環冷却設備の構成
1.1 設置目的
代替循環冷却系は, 「実用発電用原子炉及びその附属施設の位置，構造及び設備の基準に関する規則の解釈」の第５０条（原子炉格納容器の過圧破損を防止するための設備）のうち，①原子炉格納容器内の圧力及び温度を低下させるために必要な設備であり，②格納容器ベントを実施する場合においても，ベント時間を遅延させることが可能な設備である。さらに「ⅷ）格納容器圧力逃がし装置は，長期的にも溶融炉心及び水没の悪影
響を受けない場所に接続されていること。
」に対し，③ウェットウェルベントの長期的な継続性をより確実にするための対策となる。
重大事故等においては，サプレッション・チェンバを水源とした残留熱除去系が使用できないため，外部水源からの炉心冷却及び格納容器スプレイを継続し，サプレッショ
ン・チェンバ・プール水位がウェットウェルベントラインに到達するまでに格納容器ス
プレイを停止し，格納容器ベント操作を実施し，フィード・アンド・ブリード冷却を継続することとなる。
上記に対し，重大事故等において，サプレッション・チェンバを水源とし，格納容器
除熱機能を有する代替循環冷却系を用いることにより，以下について可能となる。
① 代替循環冷却系の格納容器除熱機能により，格納容器圧力の上昇を抑制でき，かつ，サプレッション・チェンバが水源であり，その水位上昇を抑制できることか
ら，有効性評価の範囲においてはベント回避が可能となる② 格納容器ベントを実施する場合においても，格納容器除熱機能により格納容器圧力の上昇を低減でき，ベント時間を遅延させることができる③ ベント後もサプレッション・チェンバ・プール水位の上昇は抑制され，スクラビ
ング効果が継続的に得られることから, ウェットウェルベントの継続性がより確実なものとなる。また，格納容器圧力逃がし装置が使用できない場合においても，耐圧強化ベント系及び代替循環冷却系を用いることによって，ウェットウェルベ
ントの信頼性が向上する

1

1.2 設備構成の概略
代替循環冷却系の系統概要は以下のとおりである。
・本系統は，サプレッション・チェンバを水源とし，復水移送ポンプによる原子炉および格納容器の循環冷却を行うことができる系統である。
・系統水は，サプレッション・チェンバ・プールから，残留熱除去系の配管および熱交換器を通り，高圧炉心注水系の配管を経て，復水移送ポンプに供給される。復水移送ポンプにより昇圧された系統水は，復水補給水系配管，残留熱除去系配管を通り，原子炉への注水および格納容器スプレイに使用される。また，原子炉圧力容器への注水ができず，原子炉圧力容器の破損を判断した場合は，格納容器下部への注水及び格納容器スプレイを行うことも可能とする。
・原子炉および格納容器内に注水された系統水は，原子炉本体や格納容器内配管の破断口等から，ダイヤフラムフロア，ペデスタルを経て，連通孔からサプレッション・
チェンバ・プールに流出することにより，循環冷却ラインを形成する。
・なお，重大事故等における想定として，非常用炉心冷却系等の設計基準事故対処設
備に属する動的機器は，機能を喪失していることが前提条件となっていることから，本系統は，全交流動力電源喪失した場合でも，発電所構内の高台に配備した代替交
流電源設備からの給電が可能な設計としている。
・前述の通り，本系統はサプレッション・チェンバを水源として，原子炉圧力容器への注水及び格納容器スプレイ，又は原子炉格納容器下部への注水及び格納容器スプレイとして使用する系統であるが，重大事故時におけるサプレッション・チェンバ・
プール水の温度は約 100℃を超える状況が想定され，高温水を用いて原子炉圧力容器
又は原子炉格納容器へ注水を行った場合，格納容器に対して更なる過圧の要因となり得る。このため，代替循環冷却を行うには，代替原子炉補機冷却系からの冷却水の供給により，残留熱除去系熱交換器を介した冷却機能を確保する。
・代替循環冷却機能を確保する際に使用する系統からの核分裂生成物の放出を防止するため，代替循環冷却による循環ラインは閉ループにて構成する。

2

原子炉格納容器①より

MO

RHR(B)系
MO

RHR(A)系

MO

MO

AO

格納容器スプレイ

代替Hx

AO
MO

MO

炉注水
MO

F

MO

MO

RHR洗浄水
ライン

F

MO MO

F

代替循環冷却系（既設流用部）
代替循環冷却系（新規設置部）

MO

格納容器
下部注水

MO

MO

Hｘ
（B）

ＲＨＲ
（B）

①へ

MO
MO

MO

MO

外部接続口

MO

MO

S/Cクーリングライン
SPCU
MO

MO

MO

MO

復水貯蔵槽
ＭＵＷＣ
(A)

ＭＵＷＣ
(B)

ＭＵＷＣ
(C)

MO

MO

タービン建屋へ

MO

HPCF
（B）

SPHタイライン
ＨＰＣＦ（Ｂ）
テストライン

MO

S/Cへ
MO

原子炉へ

（略語）
RHR ： 残留熱除去系
HPCF ： 高圧炉心注水系
SPCU ： サプレッションプール水浄化系
MUWC ： 復水補給水系
S/C： サプレッション・チェンバ
SPH： サプレッションプール水排水系
MO： 電動駆動弁
AO： 空気駆動弁
Hx： 熱交換器F： 流量計

廃棄物処理建屋

図 1.2-1 代替循環冷却系の設備概要（７号炉の例）＊上図は大 LOCA を想定しているため原子炉へ注水した水は破断口から溢れ出しサプレッション・チェンバ・
プールに流入する。LOCA 以外の場合は逃がし安全弁の排気管を通してサプレッション・チェンバ・プールに流入することになる。

3

1.3 系統設計仕様
1.3.1 機械設備
代替循環冷却系について，格納容器過温・過圧破損を防止するとともに，格納容器ベントを実施することなく，格納容器からの除熱を行うことができるよう設計する。
＜設計条件＞
当該系統起動後，原子炉格納容器限界温度・圧力(200℃・0.62 MPa)を超えないようサ
プレッション・チェンバを水源とし，原子炉への注水及び格納容器スプレイ，又は格納容器下部への注水及び格納容器スプレイができること。
・原子炉注水流量：炉心を冠水できる流量であること
・格納容器下部注水流量：格納容器下部の溶融炉心を冷却できる流量であること
・格納容器スプレイ流量：スプレイ水が蒸気凝縮可能な粒径となる流量であること＜主要仕様＞
主要仕様は，以下に示す通りである。

代替循環冷却系統
系統流量： 190 m3/h
（原子炉注水流量： 90 m3/h，格納容器スプレイ流量：100 m3/h）（格納容器下部注水流量： 50 m3/h，格納容器スプレイ流量：140 m3/h）
水

源 : サプレッション・チェンバ

除熱手段 : 代替原子炉補機冷却系

4

1.3.2 計測制御設備
代替循環冷却系について，使用時の状態を監視するため，流量計，温度計，水位計及び圧力計を設置する（図 1.3.2-1 参照）。これらの監視パラメータは，中央制御室及び緊急時対策所で監視可能な設計としている。
①設計方針
代替循環冷却系により有効に除熱できていることを確認するため，原子炉格納容器の熱バランスを把握できる監視設備を設置する。代替循環冷却系運転時の原子炉格納容器の熱バランスは，原子炉格納容器内部の温度と，代替循環冷却系統により除熱される量を確認することで把握が可能である。よって，サプレッション・チェンバ・プー
ル水温度及び，除熱量を確認するための代替循環冷却系の系統流量（原子炉圧力容器への注水量及び原子炉格納容器へのスプレイ流量），残留熱除去系熱交換器入口温度
及び残留熱除去系出口温度を監視できる設計とする。
また，格納容器下部への注水を確認するための代替循環冷却系の系統流量（格納容器下部への注水流量），格納容器下部の温度及び水位を監視できる設計とする。
以上より，下記で示すⓐ～ⓖの計器を設置する。
・系統流量：ⓐ復水補給水系流量（原子炉圧力容器）ⓑ復水補給水系流量（原子炉格納容器）＊格納容器スプレイⓒ復水補給水系流量（原子炉格納容器）＊格納容器下部注水・残留熱除去系熱交換器入口温度：ⓓサプレッション・チェンバ・プール水温度・残留熱除去系熱交換器出口温度：ⓔ復水補給水系温度（代替循環冷却）・格納容器下部の温度：ⓕドライウェル雰囲気温度
・格納容器下部の水位：ⓖ格納容器下部水位
また，復水移送ポンプの運転状態を監視するため，下記で示すⓗの計器を設置する。
・復水移送ポンプの運転状態：ⓗ復水移送ポンプ吐出圧力
なお，上記に加え，残留熱除去系熱交換器二次側の温度，流量等を代替原子炉補機冷却系側で確認することにより，システム全体の熱バランスを把握することが可能である。

5

原子炉格納容器①より

MO

RHR(A)系

MO

MO

RHR(B)系

MO

AO

格納容器スプレイ

代替Hx

AO
MO

MO

炉注水

ⓑ F

MO

MO

MO

RHR洗浄水
ライン
F

ⓐ
MO MO

F

ⓒ

代替循環冷却系（既設流用部）
代替循環冷却系（新規設置部）

MO

格納容器
下部注水
T

MO

L

L

T MO
T T

Hｘ
（B）

ＲＨＲ
（B）

L

MO

①へ

MO

ⓖ
MO

MO

MO

外部接続口

ⓕ
ⓓ

MO

S/Cクーリングライン
SPCU
MO

P

P

ＭＵＷＣ
(B)

ＭＵＷＣ
(C)

ⓗ

廃棄物処理建屋

MO

T

MO

P

ＭＵＷＣ
(A)

MO

復水貯蔵槽

MO

ⓔ

MO

タービン建屋へ

MO

SPHタイライン
ＨＰＣＦ（Ｂ）
テストライン

HPCF
（B）

MO

S/Cへ
MO

原子炉へ

（略語）
RHR ： 残留熱除去系
HPCF ： 高圧炉心注水系
SPCU ： サプレッションプール水浄化系
MUWC ： 復水補給水系
S/C： サプレッション・チェンバ
SPH： サプレッションプール水排水系
MO： 電動駆動弁
AO： 空気駆動弁
Hx： 熱交換器
F
： 流量計
T
： 温度計
P
： 圧力計
L
： 水位計

図 1.3.2-1 代替循環冷却系 使用時の概略図②計測設備の仕様について
a.機器仕様計測設備の主要仕様を表 1.3.2-1 に示す。
表 1.3.2-1 代替循環冷却運転に必要な計測設備の主要仕様
監視計器
ⓐ

ⓑ

ⓒ

復水補給水系流量（原子炉圧力容器）
復水補給水系流量（原子炉格納容器）＊格納容器スプレイ
復水補給水系流量（原子炉格納容器）＊格納容器下部注水

計測範囲

計測範囲の根拠個数

監視場所

0～200m /h（6 号炉）
0～150m3/h（7 号炉）

代替低圧注水系による原子炉圧力容器への注水時における復水移送ポンプの最大流量（150m3/h）を監視可能。

1

中央制御室
（緊急時対策所）

0～350ｍ3／h

格納容器スプレイ時における復水移送ポン
プの最大流量（140m3/h）を監視可能。

1

中央制御室
（緊急時対策所）

0～150m3/h（6 号炉）
0～100m3/h（7 号炉）

格納容器下部への注水時における復水移送
ポンプの最大流量（90m3/h）を監視可能。

1

中央制御室
（緊急時対策所）

3

中央制御室（緊急時対策所）

1

中央制御室（緊急時対策所）

1

中央制御室（緊急時対策所）

3

中央制御室（緊急時対策所）

3

中央制御室（緊急時対策所）

3

格納容器の限界圧力（620kPa[gage]）におけるサプレッション・チェンバ・プール水の飽
和温度（約166℃）を監視可能。
代替循環冷却時における復水移送ポンプの最高使用温度（85℃）に余裕を見込んだ設定としている。

ⓓ

サプレッション・チェ
ンバ・プール水温度

0～200℃ⓔ

復水補給水系温度（代替循環冷却）0～200℃ⓕ

ドライウェル雰囲気
温度

0～300℃

格納容器の限界温度（200℃）を監視可能。

ⓖ

格納容器下部水位+1m,+2m,+3m（T.M.S.L.-5600，-4600，-3600mm）＊1ⓗ

復水移送ポンプ吐出圧力0～2MPa

重大事故等時において，格納容器下部に溶融
炉心の冷却に必要な水量（底部から+2m）があることを監視可能。
復水移送ポンプ吐出圧力（0.92MPa[gage]）を監視可能。

＊1：T.M.S.L. =東京湾平均海面6枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

b.配置図

図 1.3.2-2 機器配置図（6 号炉原子炉建屋地下 1 階）

7

枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

図1.3.2-3 機器配置図（6号炉原子炉建屋地下2階）

8

枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

図1.3.2-4 機器配置図（6号炉原子炉建屋地下3階）

9

枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

図1.3.2-5 機器配置図（6号炉廃棄物処理建屋地下3階）

10

枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

図1.3.2-6 機器配置図（7号炉原子炉建屋地上1階）

11

枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

図1.3.2-7 機器配置図（7号炉原子炉建屋地下1階）

12

枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

図1.3.2-8 機器配置図（7号炉原子炉建屋地下2階）

13

枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

図1.3.2-9 機器配置図（7号炉原子炉建屋地下3階）

14

枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

図1.3.2-10 機器配置図（7号炉廃棄物処理建屋地下3階）

15

原子炉格納容器内における，サプレッション・チェンバ・プール水温度の位置を図
1.3.2-11 に示す。

原子炉格納容器T

サプレッション・チェンバ・プール水温度（T53-TE003F）
6号炉：T.M.S.L. -3000(216°)，7号炉:T.M.S.L. -2180(205°）T

サプレッション・チェンバ・プール水温度（T53-TE003K）
6号炉：T.M.S.L. -4650(216°)，7号炉:T.M.S.L. -4860(205°）T

サプレッション・チェンバ・プール水温度（T53-TE003P）
6号炉：T.M.S.L. -6300(216°)，7号炉:T.M.S.L. -6530(205°）
RHRポンプ(B）吸込ストレーナ
6号炉：T.M.S.L. -7200(216°)，7号炉:T.M.S.L. -7085(216°）
S/C底部(T.M.S.L. -8200)

図1.3.2-11 サプレッション・チェンバ・プール水温度の位置

16

c.システム構成ⓐ 復水補給水系流量（原子炉圧力容器）
復水補給水系流量（原子炉圧力容器）は，重大事故等対処設備の機能を有しており，
復水補給水系流量（原子炉圧力容器）の検出信号は，差圧式流量検出器にて差圧を検出し，演算装置にて電気信号へ変換する処理を行った後，復水補給水系流量（原子炉圧力容器）を中央制御室に指示し，記録する。（図1.3.2-12「復水補給水系流量（原子炉圧力容器）の概略構成図」参照。）
差圧式流量

中央制御室

検出器
演算装置

指

示

指

示

記

録

（注 1）

（注 2）

（注 1）記録計（注 2）緊急時対策支援システム伝送装置
設計基準対象施設
重大事故等対処設備
設計基準対象施設及び重大事故等対処設備

図 1.3.2-12 復水補給水系流量（原子炉圧力容器）の概略構成図

17

ⓑⓒ 復水補給水系流量（原子炉格納容器）
復水補給水系流量（原子炉格納容器）は，重大事故等対処設備の機能を有しており，
復水補給水系流量（原子炉格納容器）の検出信号は，差圧式流量検出器にて差圧を検出し，演算装置にて電気信号へ変換する処理を行った後，復水補給水系流量（原子炉格納容器）を中央制御室に指示し，記録する。（図1.3.2-13「復水補給水系流量（原子炉格納容器）の概略構成図」参照。）
差圧式流量

中央制御室

検出器
演算装置

指

示

指

示

記

録

（注 1）

（注 2）

（注 1）記録計（注 2）緊急時対策支援システム伝送装置
設計基準対象施設
重大事故等対処設備
設計基準対象施設及び重大事故等対処設備

図1.3.2-13 復水補給水系流量（原子炉格納容器）の概略構成図

18

ⓓ サプレッション・チェンバ・プール水温度
サプレッション・チェンバ・プール水温度は，重大事故等対処設備の機能を有しており，サプレッション・チェンバ・プール水温度の検出信号は，測温抵抗体にて温度を電気信号に変換した後，サプレッション・チェンバ・プール水温度を中央制御室に指示し，記録する。（図1.3.2-14 「サプレッション・チェンバ・プール水温度の概略構成図」
参照。）
測温
中央制御室

抵抗体

（注 1）

指 示

（注 2）

記

録

（注 1）記録計（注 2）緊急時対策支援システム伝送装置

設計基準対象施設
重大事故等対処設備
設計基準対象施設及び重大事故等対処設備

図 1.3.2-14 サプレッション・チェンバ・プール水温度の概略構成図

19

ⓔ 復水補給水系温度（代替循環冷却）復水補給水系温度（代替循環冷却）は，重大事故等対処設備の機能を有しており復水
補給水系温度（代替循環冷却）の検出信号は，熱電対にて温度を電気信号に変換した後，復水補給水系温度（代替循環冷却）を中央制御室に指示し，記録する。（図1.3.2-15 「復水補給水系温度（代替循環冷却）の概略構成図」参照。）
中央制御室
熱電対
（注 1）

指 示

（注 2）

記

録

（注 1）記録計（注 2）緊急時対策支援システム伝送装置
設計基準対象施設
重大事故等対処設備
設計基準対象施設及び重大事故等対処設備

図 1.3.2-15 復水補給水系温度（代替循環冷却）の概略構成図

20

ⓕ ドライウェル雰囲気温度
ドライウェル雰囲気温度は，重大事故等対処設備の機能を有しており，ドライウェル
雰囲気温度の検出信号は，熱電対にて温度を電気信号に変換した後，ドライウェル雰囲
気温度を中央制御室に指示し，記録する。（図 1.3.2-16「ドライウェル雰囲気温度の概略構成図」参照。）

中央制御室
熱電対
（注 1）

指

示

記

録

（注 2）

（注 1）記録計（注 2）緊急時対策支援システム伝送装置

設計基準対象施設
重大事故等対処設備
設計基準対象施設及び重大事故等対処設備

図 1.3.2-16 ドライウェル雰囲気温度の概略構成図

21

ⓖ 格納容器下部水位
格納容器下部水位は，重大事故等対処設備の機能を有しており，格納容器下部水位の検出信号は，電極式水位検出器にて所定の水位設定値に達した場合に，電極式水位検出器の電極間が接液することで水位を電気信号へ変換し，中央制御室に指示し，記録する。
（図 1.3.2-17「格納容器下部水位の概略構成図」参照。）

電極式水位検

中央制御室

出器

（注 1）

指

示

記

録

（注 2）

（注 1）記録計（注 2）緊急時対策支援システム伝送装置

設計基準対象施設
重大事故等対処設備
設計基準対象施設及び重大事故等対処設備

図 1.3.2-17 格納容器下部水位の概略構成図

22

ⓗ 復水移送ポンプ吐出圧力
復水移送ポンプ吐出圧力は，重大事故等対処設備の機能を有しており，復水移送ポン
プ吐出圧力の検出信号は，弾性圧力検出器にて圧力を検出し，演算装置にて電気信号へ変換する処理を行った後，復水移送ポンプ吐出圧力を中央制御室に指示し，記録する。
（図1.3.2-18「復水移送ポンプ吐出圧力の概略構成図」参照。）

弾性圧力

中央制御室

検出器
（注 1）

演算装置

指 示

（注 2）

記

録

（注 1）記録計（注 2）緊急時対策支援システム伝送装置

設計基準対象施設
重大事故等対処設備
設計基準対象施設及び重大事故等対処設備

図 1.3.2-18 復水移送ポンプ吐出圧力の概略構成図

23

1.3.3 電源設備①

概要
代替循環冷却系の使用時に必要な電動機，計測制御設備，電動駆動弁を作動させる

ため，代替交流電源設備から非常用電気設備を経由して必要な電力を供給する設計としている。また，既設非常用電気設備が使用不能の場合においても，代替所内電気設
備を用いて必要な電力を供給できる設計としている。
② 電源供給負荷
代替循環冷却系の使用時に必要な負荷は図 1.3.3-1 及び表 1.3.3-1 に示すとおりで
ある。

①より

RHR(B)系
MO

RHR(A)系

（i）

（j）

MO

MO

MO

AO

原子炉格納容器
格納容器スプレイ

代替Hx

AO
MO

（h）

（g）

（k）
MO

F

炉注水

MO

MO

RHR洗浄水ライン

MOF（f） （l） （m）
MO MO

F

MO

格納容器
下部注水

MO

MO

代替循環冷却系（既設流用部）
代替循環冷却系（新規設置部）

（a）

Hｘ
（B）

ＲＨＲ
（B）

（b）
①へ

MO
MO

MO

MO

外部接続口

MO

MO

S/Cクーリングライン
SPCU
MO

（n）

（o）

（p）

ＭＵＷＣ
(A)

ＭＵＷＣ
(B)

ＭＵＷＣ
(C)

MO

復水貯蔵槽

（c）

MO
MO

タービン建屋へ（d）MO（e） MO

MO

HPCF
（B）

SPHタイライン
ＨＰＣＦ（Ｂ）
テストライン

S/Cへ
MO

（略語）
RHR ： 残留熱除去系
HPCF ： 高圧炉心注水系
SPCU ： サプレッションプール水浄化系
MUWC ： 復水補給水系
S/C： サプレッション・チェンバ
SPH： サプレッションプール水排水系
MO： 電動駆動弁
AO： 空気駆動弁
Hx： 熱交換器F： 流量計

廃棄物処理建屋

図 1.3.3-1 代替循環冷却系 概略図

24

MO

原子炉へ

表 1.3.3-1 代替循環冷却系の電源供給負荷
図番

負荷

通常時の

代替所内電気設備

電源供給元

使用時の電源供給元(a)

RHR 最小流量ﾊﾞｲﾊﾟｽ弁(B)MCC 7D-1-1

AM 用 MCC 7B ※2(b)

RHR 熱交換器出口弁(B)MCC 7D-1-1

AM 用 MCC 7B ※2(c)

RHR HPCF 系第一止め弁※4

MCC 7D-1-1

AM 用 MCC 7B ※2(d)

RHR HPCF 系第二止め弁※4

MCC 7D-1-1

AM 用 MCC 7B ※2(e)

MUWC T/B 負荷遮断弁

AM 用 MCC 7B ※1

AM 用 MCC 7B ※2(f)

RHR 注入ライン洗浄水止め弁(A)MCC 7C-1-1

AM 用 MCC 7B ※2(g)

RHR 注入ライン洗浄水止め弁(B)AM 用 MCC 7B ※1

AM 用 MCC 7B ※2(h)

RHR 注入弁（A）

MCC 7C-1-1

AM 用 MCC 7B ※2(i)

RHR 格納容器冷却流量調節弁(B)MCC 7D-1-1

AM 用 MCC 7B ※2(j)

RHR 格納容器冷却ライン隔離弁(B)MCC 7D-1-1

AM 用 MCC 7B ※2(k)

RHR ポンプ炉水吸込弁(B)MCC 7D-1-1

AM 用 MCC 7B ※2(l)

MUWC 下部ドライウェル注水流量調節弁

MCC 7C-1-6

AM 用 MCC 7B ※2(m)

MUWC 下部ドライウェル注水ライン隔離弁

MCC 7D-1-6

AM 用 MCC 7B ※2(n)

復水移送ポンプ(A)MCC 7C-1-1

AM 用 MCC 7B ※2(o)

復水移送ポンプ(B)AM 用 MCC 7B ※1

AM 用 MCC 7B ※2(p)

復水移送ポンプ(C)AM 用 MCC 7B ※1

AM 用 MCC 7B ※2－

計測制御設備※3

MCC 7C-1-4

AM 用 MCC 7B ※2（略語）T/B：タービン建屋※1：P/C 7D-1 より AM 用 MCC 7B を受電する※2：AM 用動力変圧器より AM 用 MCC 7B を受電する※3：AM 用直流 125V 充電器を経由して以下のパラメータを確認する
・復水補給水系流量・復水移送ポンプ吐出圧力・復水補給水系温度（代替循環冷却）・原子炉水位
・格納容器内圧力・格納容器内温度
・サプレッション・プール水位・サプレッション・チェンバ・プール水温度※4：代替循環冷却系設置に伴い新設した設備

25

③ 単線結線図
代替循環冷却系の単線結線図は，図 1.3.3-2 及び図 1.3.3-3 に示す通りである。
外部電源喪失時における代替循環冷却の電源供給元は，次の通りとして，a から b の順に優先順位を定めることとする。
a. 常設代替交流電源設備（第一ガスタービン発電機及び第二ガスタービン発電機）から非常用電気設備（M/C，P/C，MCC）を経由して，代替循環冷却系の運転に必要な設
備に電源供給を行う。
（図 1.3.3-2）b.

常設代替交流電源設備（第一ガスタービン発電機及び第二ガスタービン発電機）から代替所内電気設備（動力変圧器，MCC）を経由して，代替循環冷却系の運転に必要な設備に電源供給を行う。
（図 1.3.3-3）

26荒浜側常設代替
交流電源設備設置場所

第二ガスタービン発電機

【凡例】

GTG
予備

GTG

GTG

：ガスタービン発電機

D/G：非常用ディーゼル発電機
：遮断器
：断路器
：配線用遮断器

常設代替
交流電源設備

D/G

D/G

(7A)

：接続装置

７号炉タービン
建屋南側

荒浜側緊急用
高圧母線建屋(7B)

M ：電動切替装置

第一ガスタービン発電機
：切替装置

緊急用
高圧母線

GTG

GTG
予備

常設代替
交流電源設備（略語）

C/B 2F

R/B：原子炉建屋

緊急用電源切替箱
断路器

電源車

C/B：コントロール建屋

緊急用
断路器

MCC：モータ・コントロール・センタ

R/B B1F

R/B 2F
６号炉へ
緊急用電源切替箱
接続装置7B

緊急用電源切替箱
接続装置7A
非常用電気設備【区分Ⅰ】

R/B 1F
非常用高圧
母線 7C

R/B B1F

電源
車

R/B B1F

代替所内電気設備
動力変圧器

R/B 3F

動力変圧器

非常用電気設備
【区分Ⅱ】

非常用高圧
母線 7D

AM用動力変圧器

非常用低圧
母線 7C-1

非常用低圧
母線 7D-1

R/B 4FR/B 3FC/B B1F

R/B 3FC/B B1F

M

MCC
7C-1-6

MCC 7C-1-1

MCC 7C-1-4

MCC
7D-1-4AM用MCC 7B

MCC
7D-1-6

MCC 7D-1-1

R/B 4FR/B 3FR/B 3F
(予備)

注下復
水部水
流ド補
量ラ給
調イ水
節ウ系
弁ェ
ル

残
留
熱
除
去
系
注
入
弁
（
Ａ
）

止残
弁留
（熱
Ａ除
）去
系
洗
浄
水

復
水
移
送
ポ
ン
プ
（
Ａ
）

復
水
移
送
ポ
ン
プ
（
Ｂ
）

復
水
移
送
ポ
ン
プ
（
Ｃ
）

AM用直流
125V充電器

AM用直流
125V充電器

収納
箱

計
測
制
御
設
備

止残
弁留
（熱
Ｂ除
）去
系
洗
浄
水

タ
ー
ビ
ン
建
屋
負
荷
遮
断
弁

出残
口留
弁熱
（除
Ｂ去
）系
熱
交
換
器

冷残
却留
流熱
量除
調去
節系
弁格
（納
Ｂ容
）器

冷残
却留
ラ熱
イ除
ン去
隔系
離格
弁納
（容
Ｂ器
）

図 1.3.3-2 代替循環冷却系の単線結線図（代替交流電源設備から非常用電気設備経由で電源供給時）

27

バ残
イ留
パ熱
ス除
弁去
（系
Ｂ最
）小
流
量

注残
水留
系熱
第除
二去
止系
め高
弁圧
炉
心

注残
水留
系熱
第除
一去
止系
め高
弁圧
炉
心

注下復
水部水
ラド補
イラ給
ンイ水
隔ウ系
離ェ
弁ル

荒浜側常設代替
交流電源設備設置場所

第二ガスタービン発電機

【凡例】

GTG
予備

GTG

GTG

：ガスタービン発電機

D/G：非常用ディーゼル発電機
：遮断器
：断路器
：配線用遮断器

常設代替
交流電源設備

D/G

D/G

(7A)

：接続装置

７号炉タービン
建屋南側

荒浜側緊急用
高圧母線建屋(7B)

M ：電動切替装置

第一ガスタービン発電機
：切替装置

緊急用
高圧母線

GTG

GTG
予備

常設代替
交流電源設備（略語）

C/B 2F

R/B：原子炉建屋

緊急用電源切替箱
断路器

電源車

C/B：コントロール建屋

緊急用
断路器

R/B B1F

MCC：モータ・コントロール・センタ

R/B 2F
６号炉へ
緊急用電源切替箱
接続装置7B

緊急用電源切替箱
接続装置7A
非常用電気設備
【区分Ⅰ】
非常用高圧
母線 7C

非常用低圧
母線 7C-1

R/B B1F

電源
車

R/B B1F

代替所内電気設備
動力変圧器

R/B 3F

動力変圧器

非常用電気設備
【区分Ⅱ】

非常用高圧
母線 7D

AM用動力変圧器

非常用低圧
母線 7D-1

R/B 4FR/B 3FR/B 3FC/B B1F

C/B B1F

M

MCC
7C-1-6

MCC 7C-1-1

MCC
7D-1-4AM用MCC 7B

MCC 7C-1-4

MCC
7D-1-6

MCC 7D-1-1

R/B 4FR/B 3FR/B 3F
(予備)

注下復
水部水
流ド補
量ラ給
調イ水
節ウ系
弁ェ
ル

残
留
熱
除
去
系
注
入
弁
（
Ａ
）

止残
弁留
（熱
Ａ除
）去
系
洗
浄
水

復
水
移
送
ポ
ン
プ
（
Ａ
）

復
水
移
送
ポ
ン
プ
（
Ｂ
）

復
水
移
送
ポ
ン
プ
（
Ｃ
）

AM用直流
125V充電器

AM用直流
125V充電器

収納
箱

計
測
制
御
設
備

止残
弁留
（熱
Ｂ除
）去
系
洗
浄
水

タ
ー
ビ
ン
建
屋
負
荷
遮
断
弁

出残
口留
弁熱
（除
Ｂ去
）系
熱
交
換
器

冷残
却留
流熱
量除
調去
節系
弁格
（納
Ｂ容
）器

冷残
却留
ラ熱
イ除
ン去
隔系
離格
弁納
（容
Ｂ器
）

図 1.3.3-3 代替循環冷却系の単線結線図（代替交流電源設備から代替所内電気設備経由で電源供給時）

28

バ残
イ留
パ熱
ス除
弁去
（系
Ｂ最
）小
流
量

注残
水留
系熱
第除
二去
止系
め高
弁圧
炉
心

注残
水留
系熱
第除
一去
止系
め高
弁圧
炉
心

注下復
水部水
ラド補
イラ給
ンイ水
隔ウ系
離ェ
弁ル

2. 代替循環冷却設備の成立性確認
2.1 有効性評価シナリオの成立性
2.1.1 代替循環冷却系の運用について
代替循環冷却系は，代替原子炉補機冷却系の準備時間を考慮し，事故後 22.5 時間以降の運転開始を想定している。
炉心損傷前の有効性評価において格納容器ベントを実施するシナリオは，高圧・低圧注水機能喪失，全交流動力電源喪失，LOCA 時注水機能喪失等があり，22.5 時間後より以前に格納容器ベント実施することになるため，格納容器ベントまでに代替循環冷却系の運転開始をすることはできない。しかしながら，最も格納容器ベント時の実効線量が高い全交流動力電源喪失の敷地境界外
での実効線量の評価結果は，格納容器圧力逃がし装置を用いた場合は約 9.9×10-3mSv であるが，耐圧強化ベント系を用いた場合でも約 4.9×10-2mSv であり，敷地境界外での実効線量の 5mSv を大きく下回り，周辺の公衆に対して著しい放射線被ばくのリスクを与えることはない。なお，格納容器ベント後においても，代替循環冷却系はサプレッション・チェンバ・プール水位上昇の抑制を更に確実にするための有効な対策となる。
また，代替循環冷却系が使用できる場合には，格納容器圧力逃がし装置よりも優先して使用す
るものとする。
2.1.2 代替循環冷却系の有効性について
代替循環冷却系の有効性については，「柏崎刈羽原子力発電所 6 号及び 7 号炉 重大事故等対策の有効性評価について」の「3.1 雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）」
における，「大破断 LOCA＋ECCS 注水機能喪失＋全交流動力電源喪失」シナリオにて事象を通じて限界圧力に到達することなく，格納容器ベントを回避することが可能となることを確認している。
また，「3.2 高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱」における，「過渡事象＋高圧注水失敗＋
原子炉減圧失敗＋炉心損傷後の原子炉減圧失敗（＋DCH 発生）」シナリオ※1 においても事象を通じて限界圧力に到達することなく，格納容器ベントを回避することができることを確認している。
※1「過渡事象＋高圧注水失敗＋原子炉減圧失敗＋炉心損傷後の原子炉減圧失敗（＋DCH 発生）」
シナリオは原子炉への注水ができず，原子炉圧力容器が破損する場合について評価しており，格納容器スプレイ及び格納容器下部への注水を実施している。また，代替循環冷却系の運転開始は事故後 20.5 時間以降として成立性を評価しているが，このうち代替原子炉補機冷却系の準備時間については「大破断 LOCA＋ECCS 注水機能喪失＋全交流動力電源喪失」
シナリオとの違いは無い。なお，「大破断 LOCA＋ECCS 注水機能喪失＋全交流動力電源喪失」
シナリオにおいて事故後 22.5 時間以降の運転開始を想定している理由は，代替原子炉補機
冷却系の準備が完了した後の原子炉水位の制御操作等，同シナリオ固有の代替循環冷却系に切り替える上での準備操作によるものである。
なお，高圧・低圧注水機能喪失（TQUV）に対しては，重大事故等対処設備である高圧代替注
水系による原子炉注水を行うことで，原子炉減圧を実施することなく，炉心損傷は回避可能であ29る。また，耐圧強化ベント系によるベント実施により格納容器の健全性も維持され，周辺の公衆に対して著しい放射線被ばくのリスクを与えることはない。高圧代替注水系の有効性については，「柏崎刈羽原子力発電所 6 号及び 7 号炉 重大事故等対策の有効性評価について」の「2.3.2 全交流電源喪失（外部電源喪失＋DG 喪失）＋RCIC 失敗」にて確認している。

30

2.2 代替循環冷却設備の操作性
2.2.1 代替循環冷却運転のために必要な系統・機器とアクセス性
代替循環冷却運転時あるいは運転後において，以下の操作ならびに作業が確実に実施できることが必要である。

（１）代替循環冷却運転継続に必要な操作，監視ができること（２）可搬型代替注水系による原子炉注水※1，格納容器ベント操作ができること（３）残留熱除去系の復旧作業ができること※1 原子炉への注水ができない状態において，原子炉圧力容器の破損を確認した場
合は格納容器下部への注水を実施する。
（１）代替循環冷却運転継続に必要な操作，監視
代替循環冷却運転開始前の系統構成は，中央制御室からの電動駆動弁の遠隔操作の他，
廃棄物処理建屋での手動弁の操作が必要であるが，操作は運転開始前のため，アクセス及び操作への放射線による大きな影響はない。
（表 2.2.1-1 及び図 2.2.1-1 参照）
また，運転開始時の復水移送ポンプの起動は中央制御室から遠隔で操作が可能な設計としているため，操作への放射線による大きな影響はない。
代替循環冷却運転を開始した後は，復水移送ポンプの運転状態を復水移送ポンプ吐出圧力により監視する。また，系統流量の監視は，原子炉注水流量を復水補給水系流量（原子炉圧力容器）で，格納容器スプレイ流量を復水補給水系流量（原子炉格納容器）で，格納容器下部注水流量を復水補給水系流量（原子炉格納容器）にて監視する。
代替循環冷却運転による系統水冷却状況を，復水補給水系温度（代替循環冷却）およびサ
プレッション・チェンバ・プール水温度により確認する。
代替循環冷却運転の効果を，原子炉水位・格納容器内圧力・格納容器内温度・サプレッション・チェンバ・プール水位により確認する。
これらのパラメータは中央制御室および緊急時対策所で監視が可能な設計としているため，
代替循環冷却運転により配管周りの放射線量が上昇した場合においても監視が可能である。
また，代替循環冷却運転時には原子炉注水流量，格納容器スプレイ流量及び格納容器下部
注水流量を調整する場合は，流量調整弁の操作により行うが，中央制御室から遠隔で操作が可能な設計としているため，放射線量が上昇した場合においても操作が可能である。（表2.2.1-1 及び図 2.2.1-1 参照）
その他の作業としては，
代替原子炉補機冷却系の運転状態確認及び代替熱交換器の付帯設備である電源車への給油作業がある。これらは屋外作業であり格納容器ベント操作前である
ため高線量になることはなく，温度・湿度等についても問題になることはなく作業環境は維持されている。

31

なお，代替循環冷却運転の評価は，事故発生 22.5 時間後としているが，対応要員が早期に確保され代替循環冷却運転の判断がされた場合は，評価上の時間を待つことなく運転を開始する。その場合の対応について「別紙－5」に記す。

32

表 2.2.1-1 代替循環冷却における操作対象弁・監視対象機器
対象弁・監視機器

実施時期

RHR 最小流量ﾊﾞｲﾊﾟｽ弁(B)RHR 熱交換器出口弁(B)HPCF 系 CSP 出口第一元弁
HPCF 系 CSP 出口第二元弁
HPCF 系 CSP 出口第三元弁
復水移送ポンプ(A)最小流量出口弁
復水移送ポンプ(B)最小流量出口弁
復水移送ポンプ(C)最小流量出口弁
RHR HPCF 系第一止め弁
RHR HPCF 系第二止め弁
RHR 注入弁(A)RHR 格納容器冷却ライン隔離弁(B)RHR 格納容器冷却流量調節弁(B)
MUWC 下部ドライウェル注入ライン隔
離弁
復水移送ポンプ(B)
復水移送ポンプ(C)RHR 注入ライン洗浄水止め弁(A)RHR 注入ライン洗浄水止め弁(B)
MUWC 下部ドライウェル注水流量調節
弁
RHR HPCF 系第一止め弁
RHR HPCF 系第二止め弁
RHR 注入ライン洗浄水止め弁(A)RHR 注入ライン洗浄水止め弁(B)RHR 注入弁（A）
RHR 格納容器冷却流量調節弁(B)RHR 格納容器冷却ライン隔離弁(B)
MUWC 下部ドライウェル注入ライン隔離弁
MUWC 下部ドライウェル注水流量調節
弁
RHR ポンプ炉水吸込弁(B)

運転開始前
運転開始前
運転開始前
運転開始前
運転開始前
運転開始前
運転開始前
運転開始前
運転開始前
運転開始前
運転開始前
運転開始前
運転開始前

弁閉
弁閉
弁閉
弁閉
弁閉
弁閉
弁閉
弁閉
弁開
弁開
弁開
弁開
弁開

中央制御室
中央制御室
廃棄物処理建屋
廃棄物処理建屋
廃棄物処理建屋
廃棄物処理建屋
廃棄物処理建屋
廃棄物処理建屋
中央制御室
中央制御室
中央制御室
中央制御室
中央制御室

図番
（a）
（b）
（c）
（d）
（e）
（f）
（g）
（h）
（k）
（l）
（n）
（o）
（p）

運転開始前

弁開

中央制御室

(s)

運転開始時
運転開始時
運転開始時
運転開始時

起動
起動
弁開
弁開

中央制御室
中央制御室
中央制御室
中央制御室

（i）
（j）
（r）
（m）

運転開始時

弁開

中央制御室

(t)

ＲＨＲ復旧時ＲＨＲ復旧時ＲＨＲ復旧時ＲＨＲ復旧時ＲＨＲ復旧時ＲＨＲ復旧時ＲＨＲ復旧時

弁閉
弁閉
弁閉
弁閉
弁閉
弁閉
弁閉

中央制御室
中央制御室
中央制御室
中央制御室
中央制御室
中央制御室
中央制御室

（k）
（l）
（r）
（m）
（n）
（o）
（p）

ＲＨＲ復旧時

弁開

中央制御室

(s)

ＲＨＲ復旧時

弁開

中央制御室

(t)

ＲＨＲ復旧時弁開（q）

計測制御設備※1

運転時

中央制御室
中央制御室
緊急時対策所※1：以下のパラメータを監視する
・復水補給水系流量
・復水補給水系温度（代替循環冷却）・サプレッション・チェンバ・プール水温度・復水移送ポンプ吐出圧力・原子炉水位
・格納容器内圧力・格納容器内温度
・サプレッション・プール水位

33

操作概要

場所

－

①より

RHR(B)系
MO

RHR(A)系

（p）

（o）

MO

MO

MO

AO

原子炉格納容器
格納容器スプレイ

代替Hx

AO
MO

（n）

（m）

（q）
MO

F

炉注水

MO

MO

RHR洗浄水ライン

MOF（r） （t） （s）
MO MO

F

MO

格納容器
下部注水

MO

MO

代替循環冷却系（既設流用部）
代替循環冷却系（新規設置部）

（a）

Hｘ
（B）

ＲＨＲ
（B）

（b）
①へ

MO
MO

MO

MO

外部接続口

MO

MO

S/Cクーリングライン
SPCU
MO

MO

（f）
（g）
（h）

MO

ＭＵＷＣ
(A)

（c） （d） （e）

（k）

MO
MO

復水貯蔵槽

（l）

MO

MO

タービン建屋へ

（i）

（j）

ＭＵＷＣ
(B)

ＭＵＷＣ
(C)

HPCF
（B）

SPHタイライン
ＨＰＣＦ（Ｂ）
テストライン

MO

S/Cへ
MO

原子炉へ

（略語）
RHR ： 残留熱除去系
HPCF ： 高圧炉心注水系
SPCU ： サプレッションプール水浄化系
MUWC ： 復水補給水系
S/C： サプレッション・チェンバ
SPH： サプレッションプール水排水系
MO： 電動駆動弁
AO： 空気駆動弁
Hx： 熱交換器F： 流量計

廃棄物処理建屋

図 2.2.1-1 代替循環冷却系 概略図（２）低圧代替注水系（可搬型）による原子炉注水，格納容器ベント操作
代替循環冷却運転開始前に，代替原子炉注水として低圧代替注水系（可搬型）の準備が必要となる。これは屋外作業であり，格納容器ベント操作前であるため作業環境は維持されている。
代替循環冷却運転への切替操作時及び代替循環冷却運転開始後に機能喪失した場合の対応として，低圧代替注水系（可搬型）による原子炉注水，格納容器ベント操作が必要となる。
低圧代替注水系（可搬型）による原子炉注水は，代替循環冷却運転開始前にあらかじめ系統構成をした上で，注水操作を屋外で実施することにより，建屋内放射線量が上昇した場合においても対応が可能である。
格納容器ベント操作について，操作対象弁は図 2.2.1-2 のとおりであり，これらの操作対
象弁と代替循環冷却系統配管の主たる流路の位置関係を表 2.2.1-2 及び図 2.2.1-3～図2.2.1-6 に示す。これらの操作弁は中央制御室から遠隔操作可能な設計であるため，代替循
環冷却運転後の放射線量上昇による操作への影響はない。なお，何らかの理由によりベント操作弁が中央制御室から遠隔操作不能となる場合は，放射線量上昇による影響が小さい二次
格納施設外において空気作動あるいは遠隔手動操作で開閉する方法を備えている。なお，これらの操作位置は二次格納施設外であっても，代替循環冷却により高線量となる配管との位置が比較的近い箇所もあるため，放射線量上昇によるアクセス性及び弁操作性を考慮し，必要に応じて放射線防護対策を施す。

34

主排気筒
6号炉

RE

放 射線モ ニタ

AO

圧 力開放 板H 2E

Ｎ 2ベント ライン

原 子炉区 域・
タ ービン 区域
〔Ｆ．Ｃ〕
換 気空調 系排風 機へ

AO

水 素濃度 計
PI

MO

ボ ンベ

PT

圧 力計

7号炉

原 子炉区 域より

パ ージ用 排風機

圧 力計

〔Ｆ．Ｃ〕

非 常用ガ ス処理 系
排 風機へ

MO

遠 隔操作
AO

RE

放 射線モ ニタ

水 素濃度 計

〔Ｆ．Ｏ〕

ボ ンベ

AO
〔Ｆ．Ｃ〕

H 2E

AO

〔Ｆ．Ｏ〕

〔Ｆ．Ｃ〕

・

オ リフィ ス

Ｆ １０２
PT

差 圧計

水 位計

フ ィルタ
装置

DP

ド
レ
ン
タ
ン
ク

遠 隔操作
遠 隔操作
遠 隔操作

〔Ｆ．Ｃ〕

Ｆ ０１９

ボ ンベ
MO

LＳ

・

水 位計

LT

MO

Ｆ ０７０

AO

原
子
炉
圧
力
容
器

Ｎ 2ベント ライン

原子炉建屋

サ プレッ ション ・
チ ェンバ

遠 隔操作

AO

ボ ンベ

〔Ｆ．Ｃ〕

Ｆ ５０２Ａ

Ｆ ０２２
Ｆ ５０１

MO

pH

MO

ｐ Ｈ計

Ｆ ５０２Ｂ

非 常用ガ ス処理 系
排 風機よ りド レン
移 送ポン プ

Ｆ ０２０
FE

遠 隔操作

AO

よ う素
フ ィルタ

圧 力開放 板

流 量計

Ｆ ２１１

Ｆ ２０９

・

・

〔Ｆ．Ｏ〕

ド ライウ ェルFE

AO

原 子炉区 域運転 階より

Ｎ 2供給ラ イン

圧 力計

Ｆ ００１

MO
MO

二次格納施設MO

可 燃性ガ ス濃度 制御系
気 水分離 器より

原子炉建屋

Ｆ ２１０

図 2.2.1-2 格納容器圧力逃がし装置系統概要図

表 2.2.1-2 ベント操作に必要な操作弁と配置
6 号炉

7 号炉

F022（一次隔離弁 S/C）

弁①（図 2.2.1-3）

弁①（図 2.2.1-5）

F019（一次隔離弁 D/W）

弁②（図 2.2.1-4）

弁②（図 2.2.1-6）

F070（二次隔離弁）

弁③（図 2.2.1-4）

弁③（図 2.2.1-6）

35

Ｎ 2供給ラ イン

枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

図 2.2.1-3 機器配置図（6 号炉原子炉建屋地上中 1 階及び地下 1 階）

図 2.2.1-4 機器配置図（6 号炉原子炉建屋地上 2 階及び地上 3 階）36

枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

図 2.2.1-5 機器配置図（7 号炉原子炉建屋地上中 1 階及び地下 1 階）

図 2.2.1-6 機器配置図（7 号炉原子炉建屋地上 2 階及び地上 4 階）37

枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

（３）残留熱除去系の復旧作業
代替循環冷却系は，残留熱除去系による冷却機能を喪失した場合に使用する系統であり，残留熱除去系が復旧するまで運転継続することを目的としている。よって，代替循環冷却運転による放射線量上昇の影響があっても，残留熱除去系復旧作業ができることを示す。
代替循環冷却系では，サプレッション・チェンバからの吸込み，及び，原子炉及び格納容器への注水に，残留熱除去系の B 系を使用することを想定（原子炉への注水は A 系も想定）している。このため，残留熱除去系の復旧に際しては，代替循環冷却の影響を受ける可能性が最も低い C 系を復旧することを想定する。
残留熱除去系(C)ポンプ類の復旧のためには，機能喪失要因にもよるが原子炉建屋地下３階の残留熱除去系(C)ポンプ室，あるいは，原子炉建屋地下２階の残留熱除去系(C)ポンプ室の上部ハッチまでアクセスすることができる必要がある。
6 号炉については，
図 2.2.1-7 に示すとおり，
代替循環冷却系により高線量となる配管は，残留熱除去系(C)ポンプ室ならびに上部ハッチ付近から十分離れていることから，アクセスは可能である。
7 号炉については，
図 2.2.1-8 に示すとおり，
代替循環冷却系により高線量となる配管は，残留熱除去系(C)ポンプ室から十分離れていることから，アクセスは可能である。一方，上部ハッチ付近には高線量となる配管があることから，代替循環冷却運転時の放射線量を考慮し，必要に応じて放射線防護対策を施す。このとき上部ハッチ付近の想定線量としては，線量が高いケースとして代替循環冷却運転開始後 30 日間経過した場合で約

mSv/h になることが考えられる。その際，放射線防護対策として，福島第一原子力発電所の作業で使われている移動式遮へい体等を用いることで，当該箇所へのアクセス，復旧作業への影響がない
ように適切に対策を講じる。なお，移動式遮へい体を用いた場合の一例を図 2.2.1-9 に示すが，この場合は約

mSv/h の環境に低減することが可能となり，これらの遮へいを現場状況に応じて適切に設置すること等で放射線防護の対策を講じる。
なお，現場操作時は放射線量を測定し適切な防護装備を装備したうえでアクセスすることとしている。

38

枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

図 2.2.1-7 機器配置図（6 号炉原子炉建屋地下 3 階及び地下 2 階）

図 2.2.1-8 機器配置図（7 号炉原子炉建屋地下 3 階及び地下 2 階）39

枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

図 2.2.1-9 7 号炉 RHR(C)ポンプ室上部ハッチへのアクセスに必要な放射線防護対策

40

2.2.2 操作概要について「格納容器過圧・過温破損（代替循環冷却を使用した場合）」及び「高圧溶融物放出／格
納容器雰囲気直接加熱」の手順の概要を図 2.2.2-1～3 に，必要な要員と作業項目を図
2.2.2-4～6 に示す。

41

重大事故等対策の有効性評価について「雰囲気圧（解析上の時間）（約０分）

冷却材喪失（大破断）発生

力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）」

格納容器圧力高「１３．７kPa[gage]」
到達参照
高圧注水機能喪失を確認

高圧給水機能喪失を確認

原子炉スクラム・タービントリップを確認

低圧注水機能喪失を確認

全交流電源喪失凡例

回復は解析上考慮せず

原子炉への注水機能喪失を確認：操作・確認（運転員のみの作業）：緊急時対策要員（現場）のみの作業：プラント状態：運転員と緊急時対策要員(現場）の共同作業：判断：シナリオ上考慮しない操作・判断結果（約10分後）早期の電源回復不能と判断

原子炉圧力－ドライウェル温度による「水位不明判断曲線」で水位不明を
判断する。
ＥＯＰ

（約２３分後）

常設代替交流電源設備（ガスタービン発電機）による非常用電源回復操作

炉心損傷開始低圧代替注水系（復水移送ポンプ）準備

常設代替交流電源設備（ガスタービン発電機）の準備

ガスタービン発電機以外による非常用電源供給
・可搬型代替交流電源設備による緊急用Ｍ／Ｃ受電
・可搬型代替交流電源設備によるＰ／Ｃ受電

可搬型代替注水ポンプの準備（復水貯蔵槽への補給準備）

復水移送ポンプ以外による原子炉注水・消火ポンプによる代替注水・可搬型代替注水ポンプによる代替注水

回復は解析上考慮せず
消火系による復水貯蔵槽への補給（約１２時間後）（約１２時間後）

炉心損傷確認EOP（約７０分後）淡水タンクから防火水槽への補給

復水移送ポンプによる代替原子炉注水と同等の流量確保または注水開始不可

ガスタービン発電機と同等の電源供給開始不可

大湊側防火水槽への補給準備が完了

可搬型代替注水ポンプの準備が完了（適宜実施）（適宜実施）

低圧代替注水系（復水移送ポンプ）準備が完了

格納容器薬品注入準備

高圧／低圧注水機能
回復操作

貯水池から防火水槽への補給準備（大湊側防火水槽への補給準備）

代替原子炉補機冷却系準備

可搬型代替注水ポンプによる復水貯蔵槽補給

大湊側防火水槽への補給

低圧代替注水系（復水移送ポンプ）による原子炉注水開始（崩壊熱と注水流量から原子炉水位の上昇率を求める）
フィルタ装置排水ポンプ水張り

原子炉冠水確認（約２時間後）（破断口からの流出をサプレッションプール水位上昇傾向変化により確認）
または（原子炉水位の上昇率から「レベル１」以上に回復していることを推定する）

損傷炉心冷却成功確認
原子炉圧力容器健全確認（約２時間後）格納容器温度190℃超過確認

格納容器上部雰囲気温度
１７１℃超過確認

低圧代替注水系（復水移送ポンプ）による原子炉注水を停止し、ドライウェルスプレイを開始する。

可搬型代替注水ポンプの準備（格納容器頂部注水系準備）

原子炉注水停止後の水位低下量を崩壊熱より計算し「高圧炉心注水ノズル」を起点とし「レベル１」までの時間を推定する。

可搬型代替注水ポンプの準備が完了

ドライウェル側
格納容器薬品注入実施

可搬型代替注水ポンプによる格納容器頂部注水「レベル１」までの推定した時間経過後、低圧代替注水系（復水移送ポンプ）によるドライウェルスプレイから原子炉注水へ切り替える「レベル１」を起点とした原子炉冠水確認まで注入実施後、サプレッションチェンバスプレイに切り替える。

サプレッションチェンバ側
格納容器薬品注入実施「レベル１」までの推定した時間経過後、低圧代替注水系（復水移送ポンプ）によるサプレッションチェンバスプレイから原子炉注水へ切り替える

代替循環冷却運転のバックアップとして消防車による代替注水機能を確保する。

「レベル１」を起点とした原子炉冠水確認まで注入実施後、ドライウェルスプレイに切り替える。

復水移送ポンプによる代替注水運転に影
響のない部分について系統構成を実施する。

代替循環冷却運転準備（系統構成１）

可搬型代替注水系準備（代替原子炉注水）

代替循環冷却運転による除熱実施判断代替循環冷却運転以外に除熱機能が回復しないことを最終的に確認し、代替
循環冷却運転を開始する。

復水移送ポンプ停止に伴い、代替注
水として消防車による代替注水を確保
し、必要に応じて実施する。

復水移送ポンプを停止しないと実施できな
い系統構成があるため、一時復水移送ポン
プを停止する。

代替循環冷却運転準備（復水移送ポンプ停止）

代替循環冷却運転準備（系統構成２）可搬型代替注水系による原子炉注水（必要に応じて実施）

代替循環冷却運転開始（復水移送ポンプ起動）

代替循環冷却運転失敗を想定

Ｎ
代替循環冷却運転開始後に格納容器
圧力低下が見られない場合でも運転は継続する。流量は系統温度を抑制する
ため増操作はせずに維持する

代替原子炉補機冷却系
準備完了

復水移送ポンプ復水貯蔵槽吸込弁及びミ
ニフロー弁を全閉にする。

代替循環冷却運転を開始しても格納容器圧力の低下傾向が見られない場合についての対応を記載（ＴＱＵＶの場合は代替循環冷却運転の効果がでるまで時間遅れがある）

復水移送ポンプ停止後は復水貯蔵槽への補給が不要になるため停止する。
復水貯蔵槽への補給
停止

代替循環冷却運転開始後は防火水槽を水源使用する設備がないため停止する。
防火水槽への補給停止

代替循環冷却運転により格納容器圧力下降

Ｙ

代替循環冷却運転継続

何らかの故障により、代替循環冷却運転が実施できない場合についての対応を記載

Ｎ
格納容器圧力620kPa[gage]
到達時間予測（約３８時間後）（約３８時間後）

サプレッションプール水位外部水源注水制限にて
低圧代替注水系（復水移送ポンプ）によるドライウェルスプレイ停止「格納容器圧力620ｋPa[gage]」にて格納容器ベント実施

格納容器圧力620kPa[gage]にて格納容器ベント実施

代替循環冷却運転による格納容器スプレイ停止

代替循環冷却運転
運転継続

可搬型代替注水系による注水

防火水槽への補給
開始

Ｙ

格納容器圧力620kPa[gage]
到達時間予測格納容器圧力620kPa[gage]にて格納容器ベント実施
安定停止状態移行

格納容器圧力逃がし装置等による格納容器ベント

フィルタ装置排水操作
フィルタ装置薬品注入操作

低圧代替注水系による原子炉注水を継続し、格納容器ベントによる格納容器圧力の低下傾向を確認する。及び機能喪失している設備の復旧に努める。
機能喪失していた設備の復旧後、格納容器ベントは格納容器スプレイ冷却モード及びサプ
レッションプール水冷却モードにより格納容器冷却が可能であること、及び水素濃度制御が可能であることを確認し停止する。
格納容器を格納容器スプレイ冷却モード及びサプレッションプール水冷却モードにより冷却し、格納容器が十分に冷却された後、原子炉注水を低圧代替注水から低圧注水系へ切り替える。

図 2.2.2-1 代替循環冷却運転の手順概要（格納容器過圧・過温破損シナリオの場合）
「全体図」

42

重大事故等対策の有効性評価について「雰囲気圧
代替循環冷却運転のバックアップとして消防車による代替注水機能を確保する。

「レベル１」を起点とした原子炉冠水確認まで注入実施後、ドライウェルスプレイに切り替える。

復水移送ポンプによる代替注水運転に影
響のない部分について系統構成を実施する。

力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）」
参照

代替循環冷却運転準備（系統構成１）

可搬型代替注水系準備（代替原子炉注水）

代替循環冷却運転による除熱実施判断代替循環冷却運転以外に除熱機能が回復しないことを最終的に確認し、代替
循環冷却運転を開始する。

復水移送ポンプ停止に伴い、代替注
水として消防車による代替注水を確保
し、必要に応じて実施する。

復水移送ポンプを停止しないと実施できな
い系統構成があるため、一時復水移送ポン
プを停止する。

代替循環冷却運転準備（復水移送ポンプ停止）

代替循環冷却運転準備（系統構成２）可搬型代替注水系による原子炉注水（必要に応じて実施）

代替循環冷却運転開始（復水移送ポンプ起動）

代替循環冷却運転失敗を想定

Ｎ
代替循環冷却運転開始後に格納容器
圧力低下が見られない場合でも運転は継続する。流量は系統温度を抑制する
ため増操作はせずに維持する

代替原子炉補機冷却系
準備完了

復水移送ポンプ復水貯蔵槽吸込弁及びミ
ニフロー弁を全閉にする。

代替循環冷却運転を開始しても格納容器圧力の低下傾向が見られない場合についての対応を記載（ＴＱＵＶの場合は代替循環冷却運転の効果がでるまで時間遅れがある）

代替循環冷却運転により格納容器圧力下降

Ｙ

代替循環冷却運転継続

何らかの故障により、代替循環冷却運転が実施できない場合についての対応を記載

Ｎ
格納容器圧力620kPa[gage]
到達時間予測（約３８時間後）（約３８時間後）

サプレッションプール水位外部水源注水制限にて
低圧代替注水系（復水移送ポンプ）によるドライウェルスプレイ停止「格納容器圧力620ｋPa[gage]」にて格納容器ベント実施

格納容器圧力620kPa[gage]にて格納容器ベント実施

代替循環冷却運転による格納容器スプレイ停止

代替循環冷却運転
運転継続
可搬型代替注水系による注水

防火水槽への補給
開始

Ｙ

格納容器圧力620kPa[gage]
到達時間予測格納容器圧力620kPa[gage]にて格納容器ベント実施
安定停止状態移行

格納容器圧力逃がし装置等による格納容器ベント

フィルタ装置排水操作
フィルタ装置薬品注入操作

低圧代替注水系による原子炉注水を継続し、格納容器ベントによる格納容器圧力の低下傾向を確認する。及び機能喪失している設備の復旧に努める。
機能喪失していた設備の復旧後、格納容器ベントは格納容器スプレイ冷却モード及びサプ
レッションプール水冷却モードにより格納容器冷却が可能であること、及び水素濃度制御が可能であることを確認し停止する。
格納容器を格納容器スプレイ冷却モード及びサプレッションプール水冷却モードにより冷却し、格納容器が十分に冷却された後、原子炉注水を低圧代替注水から低圧注水系へ切り替える。

図 2.2.2-2 代替循環冷却運転の手順概要（格納容器過圧・過温破損シナリオの場合）
「抜粋図」

43

復水移送ポンプ停止後は復水貯蔵槽への補給が不要になるため停止する。
復水貯蔵槽への補給
停止

代替循環冷却運転開始後は防火水槽を水源使用する設備がないため停止する。
防火水槽への補給停止

（解析上の時間）

重大事故等対策の有効性評価について「高圧溶融物

主蒸気隔離弁全閉発生

外部電源喪失発生（約0分）

放出／格納容器雰囲気直接加熱」参照
主蒸気隔離弁閉
原子炉スクラム信号発生

非常用ディーゼル発電機自動起動確認
非常用高圧系統（6.9kV）復旧確認

原子炉スクラム・タービントリップを確認

非常用ディーゼル発電機運転状態確認

高圧注水機能喪失を確認

回復は解析上考慮せず

低圧注水機能喪失を確認

回復は解析上考慮せず

高圧代替注水系
起動操作
高圧代替注水系による
原子炉注水は解析上考慮せず回復は解析上考慮せず

低圧代替注水機能喪失を確認

全ての設備による原子炉注水失敗を確認（約1時間後）炉心損傷開始高圧／低圧注水機能回復操作

代替注水系起動・制御棒駆動水ポンプによる原子炉注水・消火ポンプによる代替注水・可搬型代替注水ポンプによる代替注水

回復は解析上考慮せず
炉心損傷確認

代替原子炉補機冷却系
準備（約1.4時間後）

原子炉水位有効燃料棒底部（BAF）から
有効燃料棒長さ+10%到達

可搬型代替注水ポンプの準備（復水貯蔵槽への補給準備）（約12時間後）格納容器スプレイによる格納容器薬品注入

可搬型代替注水ポンプの準備が完了

損傷炉心冷却未達成と判断（適宜実施）
可搬型代替注水ポンプによる復水貯蔵槽補給（約3.7時間後）（約12時間後）防火水槽への補給準備が完了（適宜実施）

防火水槽への補給

ドライウェルクーラによる格納容器除熱

原子炉圧力容器下鏡温度300℃到達

損傷炉心冷却失敗と判断

格納容器下部注水系（常設）復水移送ポンプ１台（90m3/h）
による格納容器下部注水開始

消火系による格納容器下部注水

復水移送ポンプ
1台追加起動・2台運転確認

格納容器過温防止スプレイ実施（約5.7時間後）

格納容器下部総注水量180m3（水位約2ｍ）
到達後，格納容器下部注水系停止（約7時間後）原子炉圧力容器破損

格納容器下部注水による格納容器薬品注入

原子炉圧力容器破損時
原子炉圧力2.0MPa[gage]以下

溶融炉心落下水蒸気発生に伴う格納容器圧力上昇（溶融燃料－冷却材相互作用）

格納容器限界圧力以下

原子炉格納容器バウンダリ機能維持

原子炉圧力容器破損を判断

格納容器下部注水系（常設）復水移送ポンプ
により格納容器下部に崩壊熱相当量を注水（約8時間後）溶融炉心によるコンクリート浸食停止（約8時間後）格納容器圧力0.465MPa[gage]到達

消火系による格納容器下部注水

低圧代替注水系（常設）復水移送ポンプ
2台によるドライウェルスプレイ開始（格納容器下部注水継続）（約20時間後）（約20.5時間後）

代替原子炉補機冷却系
準備が完了

代替循環冷却系
運転開始

代替循環冷却運転
運転継続可能No
格納容器圧力逃がし装置等による格納容器ベント実施

Yes
代替循環冷却運転による格納容器スプレイおよび格納容器下部注水を継続し，機能喪失している設備の復旧に努める。復旧後，原子炉圧力容器への注水及び原子炉格納容器の冷却を実施する
格納容器頂部注水操作について実施判断基準値を超えた場合は速やかに実施
する

図 2.2.2-3 代替循環冷却運転の手順概要（高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱シナリオの場合）

44

燃料供給準備（タンクローリ給油準備）

淡水タンクから防火水槽への補給

純水補給水系による復水貯蔵槽への補給

復水移送ポンプ
1台追加起動・2台運転確認

中央制御室での逃がし安全弁2個による原子炉急速減圧

淡水貯水池から防火水槽への補給準備（防火水槽への補給準備）（約12時間後）タンクローリによる給油準備完了（適宜実施）
可搬設備への燃料補給

重大事故等対策の有効性評価について「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）」
参照
格納容器過圧・過温破損

経過時間（分）
10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

110

120

備考

事象発生

実施箇所・必要人員数

原子炉スクラム

操作項目

運転員
（中操）
６号

運転員
（現場）
７号

６号

７号

操作の内容

緊急時対策要員
（現場）
６号
７号

約70分
原子炉注水開始

プラント状況判断
約24分

炉心損傷開始・冷却材喪失（大破断）確認

２人
Ａ,Ｂ

状況判断

２人
a,b

－

－

－

－

・原子炉スクラム・タービント
リップ確認

10分

・全交流電源喪失確認
・原子炉注水機能喪失確認

交流電源回復操作（解析上考慮せず）
高圧／低圧注水機能喪失調査、
復旧操作（解析上考慮せず）

－

－

－

－

－

－

非常用ディーゼル発電機
回復

－

－

－

－

－

－

外部電源

－

－

（２人）
Ａ,Ｂ

（２人）
a,b
－

－

機能

回復

対応可能な要員により、対応する

－

－

－

・給水系、原子炉隔離時冷却系、高圧炉心注水系、低圧注水
系 機能回復－－－－・受電前準備（中操）

４人
Ｃ,Ｄ
Ｅ,Ｆ

４人
c,d
e,f

－

－

・現場移動
・受電前準備（現場）－

常設代替交流電源設備
準備操作

50分

・ガスタービン発電機給電準備
・緊急用M/C給電準備

６人
－

－

－

・ガスタービン発電機起動
・緊急用M/C遮断器投入

常設代替交流電源設備
運転

（２人）

常設代替交流電源設備からの受電操作

低圧代替注水系（常設）
備操作

・ガスタービン発電機
態監視対応可能な要員により、対応する

20分

・現場移動
・ガスタービン発電機健全性確認
・緊急用M/C健全性確認－

対応可能な要員により、対応する

20分

10分

20分

運転状

適時実施

（１人）
Ｂ

（１人）
b

－

－

－

－

・Ｍ／Ｃ受電確認

10分

－

－

（4人）
Ｃ,Ｄ
Ｅ,Ｆ

（4人）
c,d
e,f

－

－

・Ｍ／Ｃ
・ＭＣＣ

10分

（１人）
Ａ

（１人）
a

－

－

－

－

・復水移送ポンプ起動／運転確認
・低圧代替注水系ラインアップ

－

－

（２人）
Ｃ,Ｄ

（２人）
c,d

－

－

・現場移動
・低圧代替注水系 現場ラインアップ※復水貯蔵槽吸込ライン切替

準

受電
受電

5分

30分

図 2.2.2-4 代替循環冷却運転の作業と所要時間（０~１２０分後）「格納容器過圧・過温破損シナリオの場合」

45

重大事故等対策の有効性評価について「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）」
参照
格納容器過圧・過温破損

経過時間（時間）

2

運転員
（中操）

低圧代替注水系（常設） 注水操作
代替格納容器スプレイ操作（格納容器薬品注入を含む）

格納容器薬品注入操作（解析上考慮せず）

運転員
（現場）

8

10

６号

７号

６号

７号

（１人）
Ａ

（１人）
a

－

－

－

（１人）
Ａ

（１人）
a

－

－

－

－

（4人）
Ｃ,Ｄ
Ｅ,Ｆ

（4人）
c,d
e,f

－

－

－

－

－

14

操作の内容

－

－

－

・低圧注水系 スプレイ弁操作
・スプレイに合わせた薬品注入

適宜原子炉注水と格納容器スプレイの切り替えを繰り返し実施
最初の格納容器スプレイに合わせて格納容器薬品注入を実施－－

・格納容器スプレイに合わせた薬品注入

最初の格納容器スプレイに合わせて格納容器薬品注入を実施

２人

２人

・消防車による復水貯蔵槽への注水準備（消防車移動、ホース敷設（防火水槽から消防車，消防車から接続口），ホース接続）

（１人）

（１人）

26

28

30

32

34

60分
復水移送ポンプ停止時に、復水貯蔵
槽への補給を停止する

継続実施

・消防車による復水貯蔵槽への補給

90分

２人

復水貯蔵槽への補給停止後も、代替
循環冷却運転開始まで消防車による代替注水を実施する場合があるため、防火水槽への補給は継続する

継続実施

（２人）
e,f

－

－

13人
（参集）

・現場移動
・資機材配置及びホース布設、起動及び系統水張
り・現場移動
・代替原子炉補機冷却系 現場ラインアップ

300分

－

－

－

－

代替原子炉補機冷却系 運転

－

－

－

－

（３人）

（３人）

・代替原子炉補機冷却系 運転状態監視

可搬型代替注水系による
原子炉注水 準備操作

－

－

－

－

５人
（参集）

５人
（参集）

・消防車による原子炉への注水準備（消防車移動、ホース敷設（防火水槽から消防車，消防車から接続口），ホース接続）

（１人）
Ｂ

（１人）
b

－

－

－

－

・代替循環冷却運転 中央制御室ラインアップ

（１人）
Ｂ

（１人）
b

－

－

－

－

・復水移送ポンプ停止
・中央制御室ラインアップ

１０時間

適宜実施

60分

この時間内に実施

この時間内に実施

３0分

30分

－

－

（２人）
Ｅ,Ｆ

（２人）
e,f

－

－

・現場移動
・代替循環冷却運転 現場ラインアップ（復水貯蔵槽吸込弁、復水移送ポンプミニフロー弁）

代替循環冷却運転開始

（２人）
Ａ,Ｂ

（２人）
a,b

－

－

－

－

・復水移送ポンプ起動
・低圧注水系注入弁、格納容器スプレイ弁操作

代替循環冷却運転状態監視

（１人）
Ａ

（１人）
a

－

－

－

－

・代替循環冷却運転による原子炉・格納容器の状
態監視

（１人）
Ａ

（１人）
a

－

－

－

－

・低圧注水系 注入弁操作

－

－

－

－

（２人）

（２人）

燃料供給準備－－－－

燃料給油作業

－

－

－

－

２人
Ａ,Ｂ

２人
a,b

４人
Ｃ,Ｄ,Ｅ,Ｆ

４人
c,d,e,f

可搬型代替注水系による原子炉への注水24

炉心冠水後は、適宜原子炉注水と格納容器スプレイの切り替えを繰り返し実施

13人
（参集）

代替循環冷却運転 準備操作
（系統構成2）22

約20時間
代替循環冷却運転 開始

・低圧注水系 注入弁操作

代替原子炉補機冷却系 準備操作

代替循環冷却運転 準備操作
（系統構成1）

備考

20

約２時間 炉心冠水確認

－

－

（２人）
Ｅ,Ｆ

18

約70分 原子炉注水開始

・貯水池から防火水槽への補給

－

16

約20時間
低圧代替注水 停止

・現場移動
・貯水池～防火水槽への系統構成，ホース水張り

貯水池から大湊側防火水槽への補給

12

約24分 炉心損傷開始

緊急時対策要員（現場）
６号
７号

消防車による防火水槽から復水貯蔵槽への補給

6

事象発生

実施箇所・必要人員数
操作項目

4

60分

５分

継続実施

復水移送ポンプ停止期間中の原子炉水位確保として、消防車による原子炉注水を想定。
外部注水配管の隔離弁は屋外から操作可能であるため、原子炉注水時のみ開する（代替循環冷却運転時のバウンダリ確保のため）・消防車による原子炉への注水

適宜実施

適宜実施

タンクローリー残量に応じて適宜軽油タンクから補給

90分

・軽油タンクからタンクローリーへの補給

２人

必要人員数 合計・消防車への給油・電源車への供給

継続実施

14人（参集要員３６人）

以上が、代替循環冷却運転による格納容器ベント回避のシナリオ
以下は、代替循環冷却運転失敗による格納容器ベントに至るシナリオ（＊２時間後に代替循環冷却運転に失敗し、事故後３０時間で格納容器ベントに至ることを想定）
経過時間（時間）2

代替循環冷却運転状態監視

運転員
（中操）

運転員
（現場）

６号

７号

６号

７号

（１人）
Ａ

（１人）
a

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

可搬型代替注水系による
原子炉・格納容器への注水

6

8

10

12

事象発生

実施箇所・必要人員数
操作項目

4

操作の内容

－

－

16

18

備考

20

22

約70分 原子炉注水開始

26

28

30

約20時間
代替循環冷却運転 開始

約２時間 炉心冠水確認

・代替循環冷却運転による原子炉・格納容器の状
態監視

適宜実施

・現場移動
・消防車再起動

（２人）

24

32

34

約20時間
低圧代替注水 停止

約24分 炉心損傷開始

緊急時対策要員
（現場）
６号
７号

14

約30時間
格納容器ベント 実施

・代替循環冷却運転開始２時間後に故障等により失敗することを想定

60分

（２人）
継続実施

・消防車による原子炉への注水

一時
待

現場確認中断（一時待避中）

格納容器ベント前に待避準備及び待避を実施する

現場確認中断（一時待避中）

格納容器ベント前に待避準備及び待避を実施する
一時待避前に防火水槽が枯渇しない
ように補給量を調整する

避

－

－

－

（２人）

貯水池から大湊側防火水槽への補給

可搬型代替注水系による原子炉への注水

格納容器ベント準備操作

・現場移動
・防火水槽への補給再開

－

60分

（２人）

－

－

－

－

（１人）
Ａ

（１人）
a

－

－

－

－

・低圧注水系 注入弁操作

（１人）
Ａ

（１人）
a

－

－

－

－

・ベント準備３0分

この時間内に実施

－

－

２人
Ｅ,Ｆ

２人
e,f

－

－

・ベント準備60分

この時間内に実施

継続実施

・貯水池から防火水槽への補給

一
時
待
避

一
時
待

格納容器ベント前に第２待避所へ待避準備及び待避を実施する

避

－

－

－

－

（２人）

（２人）

・フィルタ装置水位調整準備（排水ライン水張り）

60分

この時間内に実施

一時
待

格納容器ベント前に待避準備及び待避を実施する

避格納容器ベント操作

（１人）
Ａ

（１人）
a

－

－

－

－

・格納容器ベント操作
・ベント状態監視

－

－

－

－

（２人）

（２人）

・フィルタ装置水位調整

格納容器ベント操作後第１待避所へ
待避し、ベント状態を監視する。

格納容器ベント操作後，適宜ベント状態監視

適宜実施

中操からの連絡を受けて現場操作を実施する

一

代替原子炉補機冷却系 運転

－

－

－

－

燃料供給準備

－

－

－

－

（３人）

（３人）

適宜実施

・代替原子炉補機冷却系 運転状態監視

－

－

－

－

現場確認中断（一時待避中）一・消防車への給油・電源車への供給

継続実施

時
待
避

図 2.2.2-5 循環冷却運転の作業と所要時間（０~３４時間後）「格納容器過圧・過温破損シナリオの場合」
46

格納容器ベント前に待避準備及び待避を実施するタンクローリー残量に応じて適宜軽油タンクから補給

90分

・軽油タンクからタンクローリーへの補給（２人）

燃料給油作業時
待避格納容器ベント前に待避準備及び待作業中断（一時待避中）避を実施する
一時待避前に燃料が枯渇しないように補給する

重大事故等対策の有効性評価について「高圧溶融物
放出／格納容器雰囲気直接加熱」参照
高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱

経過時間（時間）
1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

11

備考

12

事象発生
原子炉スクラム実施箇所・必要人員数

当直長

責任者
操作項目

指揮者
通報連絡者

6号
7号

1人

当直副長
当直副長

緊急時対策要員

運転員（中央制御室）
6号
7号

1人
1人

号炉毎運転操作指揮5人

中央制御室連絡
発電所外部連絡

運転員
（現場）
6号

プラント状況判断

7号

約1時間

中央監視
緊急時対策本部連絡
操作の内容

炉心損傷開始約1.4時間原子炉水位有効燃料棒底部（BAF）＋10%燃料有効長到達約3.7時間原子炉圧力容器下鏡温度300℃到達
約7時間

原子炉圧力容器破損

緊急時対策要員
（現場）
6号
7号

約8時間

格納容器圧力465kPa[gage]到達・外部電源喪失確認

・原子炉スクラム・タービントリップ確認
2人
A,B

状況判断

2人
a.b

－

－

－

10分

－
・非常用ディーゼル発電機起動確認

・全ての原子炉注水機能喪失確認
原子炉注水機能喪失調査、復旧操作（解析上考慮せず）

－

－

（1人）

（1人）

B

b

－

－

－

－

・原子炉隔離時冷却系，高圧炉心注水系，残留熱除去系

機能回復

対応可能な要員により対応する

－

－

－

－

・復水移送ポンプ起動／運転確認

－

－

－

－

・残留熱除去系－－

・放射線防護装備準備／装備

2人
E,F

2人
e,f
－

－

・格納容器スプレイに合わせた薬品注入－－

・格納容器下部への注水準備
・低圧代替注水系（常設）ラインアップ－－

・放射線防護装備準備／装備

10分

－

－

・現場移動
※復水貯蔵槽吸込ライン切替

30分

－

－

5分

60分

スプレイ弁操作

格納容器薬品注入操作（解析上考慮せず）要員を確保して対応する－

格納容器下部注水系

準備

原子炉急速減圧操作

－

－

－

（1人）
A

（1人）
a

－

－

－

－

（1人）

（1人）

A

a

（1人）

（1人）

A

a

（1人）

（1人）

A

a

－

－

2人
C,D

2人
c,d

－

－

・逃がし安全弁

10分

80分

40分

2弁

5分

手動開放操作
５分
20分

－

－

－

－

・原子炉圧力容器破損前の初期注水

－

－

－

－

・原子炉圧力容器破損後の格納容器下部注水

総注水量180m3
到達後停止

格納容器下部注水系操作
格納容器下部に崩壊熱相当量を継続注水

10分

・放射線防護装備準備／装備
格納容器薬品注入操作

2人

2人（解析上考慮せず）

E,F

e,f

要員を確保して対応する・格納容器下部注水に合わせた薬品注入

低圧代替注水系（常設）準備操作

代替格納容器スプレイ冷却系

代替原子炉補機冷却系

（1人）

（1人）

B

b

（1人）

（1人）

A

a

（1人）

（1人）

－

－

－

－

・復水移送ポンプ起動／運転確認

－

－

－

－

・残留熱除去系

スプレイ弁操作

－

－

－

－

・残留熱除去系

スプレイ弁操作－－・放射線防護装備準備／装備

（2人）

（2人）

C,D

c,d

格納容器薬品注入操作において30分実施済みとなる
格納容器過温抑制流量

原子炉圧力容器破損確認まで継続実施「70m3/h」

操作
A

a

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

・現場移動
・代替原子炉補機冷却系

13人

13人

・放射線防護装備準備／装備

（参集）

（参集）

※1

※1

465～390kPa[gage]で間欠スプレイ

10分

300分

現場ラインアップ

準備操作

2人

10分

・現場移動

600分

・資機材配置及びホース布設，起動及び系統水張り10分

・放射線防護装備準備／装備

淡水貯水池から防火水槽への補給
－

－

－

－

－

－

－

－

※2,※3

－

－

－

2人,※3

－

－

－

－

－

－

－

－

－

180分

代替注水ポンプ，可搬型代替注水ポンプから接続口），ホース接
続）
（2人）

（2人）

※4

※4

－

－

10分

・可搬型代替注水ポンプによる復水貯蔵槽への注水準備（可搬型代替注水ポンプ移動，ホース敷設（防火水槽から可搬型－

水貯蔵槽への補給－

90分

・放射線防護装備準備／装備
2人,※2

可搬型代替注水ポンプによる防火水槽から復・現場移動・淡水貯水池～防火水槽への系統構成，ホース水張り・可搬型代替注水ポンプによる復水貯蔵槽への補給
・淡水貯水池から防火水槽への補給

10分

・放射線防護装備準備／装備
2人

燃料給油準備・軽油タンクからタンクローリへの補給

タンクローリ残量に応じて適宜90分

軽油タンクから補給※5
燃料給油作業－－－－・可搬型代替注水ポンプへの給油

経過時間（時間）
14

16

18

20

22

24

26

備考
28

30

32

34

36

実施箇所・必要人員数
操作項目－

代替原子炉補機冷却系

－

運転員
（現場）
6号

7号

（2人）
C,D

（2人）
c,d

準備操作
－

－

－

－

緊急時対策要員
（現場）
6号
7号
－

－

※1

※1

（13人）

（13人）

※6,※7

※6,※7

燃料給油準備

－

－

－

－

※6

燃料給油作業

－

－

－

－

（2人）

－

－

－

－

代替原子炉補機冷却系

運転

（1人）
代替循環冷却運転（系統構成1）

準備操作

格納容器下部注水系操作

代替格納容器スプレイ冷却系

代替循環冷却運転（系統構成2）

約20時間

操作の内容
運転員
（中央制御室）
6号
7号

操作

準備操作

（1人）

B

b

－

－

（1人）

（1人）

A

a

（1人）
A

（1人）
a

（2人）
A,B

（2人）
a,b

－

－

（2人）

（2人）

A,B

a,b

（1人）

（1人）

A

a

可搬型代替注水ポンプによる防火水槽から復水貯蔵槽への補給－

淡水貯水池から防火水槽への補給

燃料給油作業

代替循環冷却運転開始

代替循環冷却運転状態監視

代替原子炉補機冷却系準備完了

約20.5時間・現場移動
・代替原子炉補機冷却系

現場ラインアップ

代替循環冷却運転

開始

300分

・現場移動

600分

・資機材配置及びホース布設，起動及び系統水張り

タンクローリ残量に応じて適宜
軽油タンクから補給

90分

・軽油タンクからタンクローリへの補給

・電源車への給油

適宜実施

※7

※7

（3人）

（3人）

－

－

・代替循環冷却運転

中央制御室ラインアップ

30分

－

－

・現場移動
・代替循環冷却運転

現場ラインアップ120分

・代替原子炉補機冷却系

適宜実施

運転状態監視

－

－

（2人）

（2人）

E,F

e,f

－

－

－

－

・原子炉圧力容器破損後の格納容器下部注水

－

－

－

－

・残留熱除去系

－

－

－

－

・復水移送ポンプ停止
・代替循環冷却運転 中央制御室ラインアップ

（2人）
E,F

（2人）
e,f

この時間内に実施
この時間内に実施（代替スプレイに影響のない部分）－－

スプレイ弁操作・現場移動
・代替循環冷却運転

格納容器下部に崩壊熱相当量を継続注水

465～390kPa[gage]で間欠スプレイ

30分

30分

現場ラインアップ（復水貯蔵槽吸込弁）
・復水移送ポンプ起動

－

－

－

－

－

－

－

－

・代替循環冷却運転による格納容器の状態監視

－

－

－

※4

※4

・可搬型代替注水ポンプによる復水貯蔵槽への補給

－

－

－

－

（2人）

（2人）

－

－

－

－

5分

・格納容器スプレイ弁，格納容器下部注水弁操作

・淡水貯水池から防火水槽への補給

適宜実施

適宜実施

適宜実施

※5
・可搬型代替注水ポンプへの給油

適宜実施

（2人）
必要人員数

合計

2人
A,B

2人
a,b
（

4人
C,D,E,F

4人
c,d,e,f

8人（参集要員26人））内の数字は他の作業終了後、移動して対応する人員数

図 2.2.2-6 循環冷却運転の作業と所要時間「高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱シナリオの場合」
47

2.3 系統運転時の監視項目
2.3.1 水素ガス及び酸素ガス発生時の対応について（１）想定水素ガス及び酸素ガス発生量a) 監視が必要となる状況と監視計器に求められる性能
有効性評価の事故シーケンス選定のプロセスにおいて，重大事故等対処設備に期待しても炉心損傷を回避できず，有効性評価の対象とすべき評価事故シーケンスとしては，現状，「大 LOCA+ECCS 注水機能喪失」のみを抽出している。更に有効性評価では，
この「大 LOCA+ECCS 注水機能喪失」の事故シーケンスに対して，より厳しい状況下での重大事故等対処設備の有効性を確認する観点から，SBO を重畳させ，「大 LOCA+ECCS
注水機能喪失+SBO」への対応を確認している。
よって，この「大 LOCA+ECCS 注水機能喪失+SBO」への対応の中で想定される水素濃度及び酸素濃度を監視できる能力を備えることが，重大事故時の水素濃度及び酸素濃度の監視に最低限要求される性能となる。
b) 重大事故時の格納容器内の環境と水素濃度及び酸素濃度「大 LOCA+ECCS 注水機能喪失+SBO」事故時における各パラメータの推移は，重大事
故「格納容器過圧・過温破損」における審査において示した通りである。これに加え，必要な水素濃度及び酸素濃度の監視能力を決定する上で必要な情報である格納容器内の気体の組成の推移を図 2.3.1-1 及び図 2.3.1-2 に示す。
c) 重大事故時の水素濃度及び酸素濃度の監視計器に求められる性能①測定範囲について
一般に気相中の体積割合で 5vol%以上の酸素ガスと共に水素ガスが存在する場合，水素濃度 4vol%で燃焼，13vol%で爆轟が発生すると言われている。この観点から，少なく
とも水素濃度は 4vol%，酸素濃度は 5vol%までの測定が可能であることが必要である。
②測定が必要となる時間
図 2.3.1-1 及び図 2.3.1-2 の通り，解析上は事象発生から約 168 時間後まで酸素濃度が可燃限界である 5vol%を超えることは無く，格納容器内での水素燃焼は生じない。
しかしながら，徐々にではあるが，酸素濃度は上昇し続けることから，除熱系（代替
原子炉補機冷却系）が使用可能となった時点で速やかに酸素濃度を測定可能とすることが必要である（水素濃度については事故初期から継続して監視は可能）。
除熱系（代替原子炉補機冷却系）の復旧がされない場合，炉心から発生する崩壊熱が原子炉格納容器内に蓄積され，それに伴い発生する蒸気の過圧によって原子炉格納容器圧力は上昇し，原子炉格納容器限界圧力（2Pd）に到達するまでに格納容器ベント

48

を実施することとなる（有効性評価「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）」では約 38 時間後に格納容器ベントを実施）。格納容器ベントを実施す
る約 38 時間までは，図 2.3.1-1 及び図 2.3.1-2 の通り，水の放射線分解によって発生する酸素の濃度は緩やかに上昇することから，格納容器内の酸素濃度が可燃限界（5vol%）に到達するおそれはない。
なお，「大 LOCA+ECCS 注水機能喪失+SBO」事故時において，G 値を設計基準事故対象設備である可燃性ガス濃度制御系の性能を評価する際に用いた G(H2)=0.4,G(O2)=0.2とした場合についても，格納容器内の酸素濃度が可燃限界（5vol%）に到達するのは，事象発生から約 51 時間後である（図 2.3.1-3 及び図 2.3.1-4 参照）。これより，除熱系の復旧がされない約 22.5 時間以前においては格納容器内の酸素濃度が可燃限界（5vol%）に到達することはない。
さらに，過圧破損の回避を目的とした格納容器ベントを実施することにより，発生する蒸気とともに格納容器内の非凝縮性ガスのほとんどは格納容器ベントを通じて排出されることとなることから，酸素濃度の監視は必要とはならない。

49

③耐環境条件「大 LOCA+ECCS 注水機能喪失+SBO」事故時における各パラメータの推移を踏まえても測定可能であることが必要である。

格納容器スプレイによってドライウェルの圧力が低下し，この時点でサプレッション・チェンバとの間の真空破壊装置が開放されるため，サプレッション・チェンバの気体がドライ
ウェルに流入し，非凝縮性ガスの濃度が上昇し始める。

ド
ラ
イ
ウ
ェ
ル
の
気
相
濃
度

水素
酸素
窒素
水蒸気
可燃限界

水蒸気

窒素
水素

（vol%）
酸素

酸素可燃限界（5%）

事故後の時間（h）

図 2.3.1-1 ドライウェル内の気体組成の推移(大 LOCA シナリオ+代替循環冷却)

サ
プ
レ
ッ
シ
ョ
ン
・
チ
ェ
ン
バ
の
気
相
濃
度

窒素

LOCA 後のブローダウンによって，ドライウェルに存在する非凝縮性ガスが水蒸気とともにサプレッション・チェンバに送り込まれ，水蒸気がス
クラビングによって凝縮されることにより，サプレッション・チェンバ内は非凝縮性ガスの濃度が高い状態となる。また，ドライウェルが原子
炉圧力容器からの水蒸気の放出によって加圧され，サプレッション・チ
ェンバよりも圧力が高い間は非凝縮性ガスがサプレッション・チェンバに集中することとなる。

水素
酸素
窒素
水蒸気
可燃限界

水素

水蒸気

酸素

酸素可燃限界（5vol%）（vol%）

事故後の時間（h）

図 2.3.1-2 サプレッション・チェンバ内の気体組成の推移（大 LOCA シナリオ+代替循環冷却）50

「大 LOCA+ECCS 注水機能喪失+SBO」事故時において，設計基準事故対象設備である
可燃性ガス濃度制御系の性能を評価する際に用いた G(H2)=0.4,G(O2)=0.2 を採用した
場合についても，酸素濃度が可燃限界（5vol%）に至るのは約 51 時間後となる。

図 2.3.1-3 ドライウェル内の気体組成の推移（大 LOCA シナリオ）

図 2.3.1-4 サプレッション・チェンバ内の気体組成の推移（大 LOCA シナリオ）51

（2）水素濃度及び酸素濃度の監視方法
水素濃度は 4vol%，酸素濃度は 5vol%までの測定が可能であることが必要であることから，代替循環冷却時「大 LOCA+ECCS 注水機能喪失+SBO」における格納容器内の水素濃度・酸素濃度の監視は，以下の設備により実施する。
表 2.3.1-1 計装設備の主要仕様
名称
格納容器内水素濃度（SA）

検出器の種類

計測範囲

個数

取付箇所

水素吸蔵材料式

0～100vol%2

原子炉格納容器

0～30vol%(6号炉)
格納容器内水素濃度

熱伝導式

0～20vol%/0～100vol%

2

(7号炉)
0～30vol%(6号炉)
格納容器内酸素濃度

熱磁気風式

0～10vol%/0～30vol%
(7号炉)

2

原子炉建屋地上3,中3階（6号炉）
原子炉建屋地上中3階（7号炉）
原子炉建屋地上3,中3階（6号炉）
原子炉建屋地上中3階（7号炉）（3）水素ガス及び酸素ガスの処理方法
有効性評価では，機能喪失を仮定した設備の復旧には期待せず，過酷事故環境下における G 値に基づき，7 日間以内に水素ガスと酸素ガスの両方の濃度が可燃限界に到達しないことを確認している。
しかしながら，ここでは 7 日間以内に水素ガスと酸素ガスの両方の濃度が可燃限界に到達した場合と 7 日間以降の水素ガス及び酸素ガスの扱いについて以下に示す。
a) 7 日間以内に水素ガスと酸素ガスの両方の濃度が可燃限界に到達した場合機能喪失を仮定した設備の復旧には期待しないという前提においては，格納容器内の水素ガス及び酸素ガスを処理する方法は格納容器ベントによって格納容器外へ放出する手段となる。よって，酸素濃度が 5vol%に至るまでに格納容器ベントを実施する。
なお，格納容器ベントの実施により蒸気と共に非凝縮性ガスは排出され，その後の格
納容器内の気体組成は水蒸気がほぼすべてを占めることとなる。
代替原子炉補機冷却系等による除熱系が復旧し，格納容器圧力制御が可能になった
場合であっても，仮に酸素濃度が 5vol%に到達するおそれがある場合，格納容器ベント
を通じて非凝縮性ガスを格納容器外へ排出することとなる。このとき格納容器スプレ
イによって，格納容器圧力が低い状態での排出となるが，炉心崩壊熱による蒸気発生
は長時間継続するため，その蒸気とともに非凝縮性ガスは同時に排出され，格納容器
内に残る水素及ガス及び酸素ガスは無視し得る程度となり，可燃限界に至ることはな
い（「重大事故等対策の有効性評価について」3.4 水素燃焼 添付資料 3.4.5 G 値を設計

52

基準事故ベースとした場合の評価結果への影響 参照）。
b) 7 日間以降の水素ガス及び酸素ガスの処理方法
この場合，機能喪失を仮定した設備の復旧又は外部からの支援等に期待することができ，多様な手段を確保することができる。
まず，可燃性ガス濃度制御系の復旧を試みることで，水の放射線分解により発生す
る酸素ガスを処理する。また，a)と同様に格納容器ベントによる排出も可能であり，水素ガス及び酸素ガスの処理については多様な手段を有する。
（4）代替補機冷却系復旧以前における格納容器内の酸素濃度の推定
格納容器内の酸素濃度を把握する目的としては，事故後の格納容器内の水素ガスが燃焼を生じる可能性の把握である。
有効性評価においては，
約 22.5 時間以前に格納容器内の酸素濃度が可燃限界（5vol%）に至らないことを確認しているが，約 22.5 時間以前において格納容器内の酸素濃度を把握する方法として，推定手段を整備している。
格納容器内酸素濃度の計測が困難になった場合，格納容器内雰囲気放射線レベル（D/W）及び格納容器内雰囲気放射線レベル（S/C）にて炉心損傷を判断した後，初期
酸素濃度と保守的な G 値(G(H2)=0.4，G(O2)=0.2)を入力とした評価結果（解析結果）
により推定する。
5

初期酸素濃度

1%
3.5%
2%

4.5
4

1.5%
2.5%
3%

初期酸素濃度[%]

3.5
3
2.5
2
1.5
1
約57h

0.5

約68h

約51h

約62h

50

60

約80h
約74h

0
0

10

20

30

40

70

事故後の時間[hr]図 2.3.1-5 格納容器過圧・過温破損シナリオ（代替循環冷却を使用）の格納容器内酸素濃度変化

5380

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また，格納容器内圧力（D/W）及び格納容器内圧力（S/C）により，格納容器内圧力が正圧であることを確認することで，事故後の原子炉格納容器内への空気（酸素）の流入有無を把握し，水素燃焼の可能性を推定する。
なお，事故時操作手順において，格納容器内圧力を変化させる格納容器スプレイ実
施時には，原子炉格納容器内への空気（酸素）の流入防止を目的として，格納容器内
圧力（D/W）及び格納容器内圧力が以上であることを確認してスプレイ

操作を判断することとしている。
格納容器過圧・過温破損シナリオ（代替循環冷却を使用）の格納容器内圧力の変化を図 2.3.1-6 に示す。有効性評価の結果では，格納容器内圧力が正圧に保たれる結果となっており，原子炉格納容器への空気流入の可能性がないことを確認している。

残留熱除去系配管破断による炉内蒸気の流入により，格納容器内圧力上昇
最大圧力 約 0.60MPa[gage]（約 12 時間後）
約 22.5 時間後，代替循環冷却による格納容器スプレイ（連続運転）に切替えるため，圧力が低下

格
納
容
器
圧
力

格納容器限界圧力 0.62MPa(MPa[gage])

再冠水後，代替格納容器スプレイ
間欠運転を開始

図 2.3.1-6 格納容器過圧・過温破損シナリオ（代替循環冷却を使用）の格納容器内圧力変化
炉心損傷判断後の初期酸素濃度と保守的な G 値を入力とした評価結果（解析結果）
では，実際の原子炉格納容器内の酸素濃度よりも高く評価されることになるが，原子炉格納容器内での水素燃焼を防止する目的のためには，妥当な推定手段である。
また，格納容器内圧力を確認し，事故後の原子炉格納容器内への空気（酸素）の流入有無を把握することは，炉心損傷判断後の初期酸素濃度と保守的な G 値を入力とした評価結果（解析結果）の信頼性を上げることとなるから，原子炉格納容器内での水素燃焼の可能性を把握する目的のためには，妥当な推定手段である。

54

なお，原子炉格納容器内の酸素濃度を監視する目的は，原子炉格納容器内の水素が燃焼を生じる可能性の高い濃度にあるかどうかを把握することであり，代替パラメー
タ（格納容器内雰囲気放射線レベル，格納容器内圧力）による格納容器内酸素の傾向
及びインリークの有無の傾向を把握できるため，計器誤差を考慮して対応することで操作に与える影響はない。

55

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3. 本系統の運用にあたって考慮すべき項目
3.1 放射線による影響について① 耐放射線に関する設計考慮について
代替循環冷却系は，重大事故時に炉心損傷した場合の放射線影響を考慮して設計を行う。具体的には，放射線による劣化影響が懸念される有機材（シール材等）が使用されている機器について，代替循環冷却系を運転する環境における放射線影響を考慮して設計する。
代替循環冷却系を運転する際の放射線量については，簡易解析評価の結果，運転時
間 90 日とした場合に，代表的な配管表面部において積算放射線量は約Gy である

ことが目安としてある。よって，代替循環冷却系の運転操作に必要な機器で，放射線による劣化影響が懸念される機器（電動機，ケーブル，シール材等）については，運転環境下における当該部位の放射線量を考慮して機能確保可能な設計とする。
② 水の放射線分解による水素影響について
炉心損傷後の冷却水には，放射性物質が含まれていることにより，水の放射線分解
による水素等の可燃性ガスの発生が想定されるが，代替循環冷却運転中は配管内に流れがあり，又，冷却水が滞留する箇所がないことから，配管内に水素が大量に蓄積されることは考えにくい。
代替循環冷却運転を停止した後は，可燃性ガスの爆発防止等の対策として，系統水を入れ替えるためにフラッシングを実施することとしており，水の放射線分解による水素発生を防止することが可能となる。具体的には残留熱除去系ポンプのサプレッション・プール吸込弁を閉じ，復水補給水系からの洗浄水弁を開き，復水補給水系に低圧代替注水系（可搬型）から外部水源を供給することにより，系統のフラッシングを
実施する。

56

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3.2 意図的な航空機衝突に対する耐性について

57

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図 3.2-1 航空機衝突が行われた場合の影響について58

3.3 系統の健全性について（１）代替循環冷却運転時の系統水漏えいの可能性
代替循環冷却運転時に系統水の漏えいがないことを確認し，系統の健全性を示す。
代替循環冷却系は残留熱除去系，高圧炉心注水系，復水補給水系を組み合せて重大事
故等対処設備として系統を構成しているものである。これら各系統を単独で通常通り使用する場合には系統水が漏えいしない設計としているが，代替循環冷却系は通常と異なる流路であり，機器の状態も通常と異なることから，この点に着目して系統水が漏えいする可能性について検討した。
図 3.3-1 に示すとおり，代替循環冷却は復水移送ポンプでサプレッション・チェンバのプール水を循環させる系統構成となっており，残留熱除去系が機能喪失している前提
で使用する設備であるため，代替循環冷却運転時は，残留熱除去系ポンプが停止している状態でポンプ内を流体が流れることとなる。
残留熱除去系ポンプの軸封部はメカニカルシールで構成されており，ポンプ吐出側から分岐して送水されるフラッシング水により温度上昇を抑えることが可能な設計としているが，ポンプ停止時に流体が流れる状態においては，通常通りメカニカルシールにフラッシング水が送水されないことが考えられるため，その際のシール機能への影響について確認した。
なお，残留熱除去系ポンプとは異なる軸封構造で，他系統からのシール水により軸封部をシールする構造のポンプがあった場合は，同様に影響の確認が必要であるが，代替
循環冷却系統内に当該構造のポンプはない。
原子炉格納容器①より

MO

RHR(B)系
MO

RHR(A)系

MO

MO

AO

格納容器スプレイ

代替Hx

AO
MO

MO

炉注水
MO

：代替循環冷却系 流路

MOMO

RHR洗浄水
ライン
F

MO

F
MO

MO

Hｘ
（B）

ＲＨＲ
（B）

①へ

MO
MO

MO

ポンプ停止状態

MO

外部接続口

MO

MO

S/Cクーリングライン
SPCU
MO

MO

MO

MO

タービン建屋へ

MO

MO

復水貯蔵槽
ＭＵＷＣ
(A)

ＭＵＷＣ
(B)

MO

ＭＵＷＣ
(C)

HPCF
（B）

SPHタイライン
ＨＰＣＦ（Ｂ）
テストライン

S/Cへ
MO

（略語）
RHR ： 残留熱除去系
HPCF ： 高圧炉心注水系
SPCU ： サプレッションプール水浄化系
MUWC ： 復水補給水系
S/C： サプレッション・チェンバ
SPH： サプレッションプール水排水系
MO： 電動駆動弁
AO： 空気駆動弁
Hx： 熱交換器F： 流量計

廃棄物処理建屋

図 3.3-1 代替循環冷却系

系統概要図（7 号炉の例）

59

MO

原子炉へ

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（２）残留熱除去系ポンプ停止時のメカニカルシールのシール性について
残留熱除去系ポンプはメカニカルシールにより漏えいを防止する設計となっており，
図 3.3-2 に示すとおりポンプ吐出水の一部を封水ラインに分岐し，メカニカルシール冷却器を通して軸封部にフラッシング水を送ることで，ポンプ運転時のメカニカルシールの温度上昇を抑える構造となっている。
残留熱除去系ポンプのメカニカルシールは，図 3.3-3 に示すとおり，スプリングによって固定環と回転環から構成される摺動部を押さえつける形でシールする構造となっている。
代替循環冷却運転時には残留熱除去系ポンプが停止している状態であるため，通常のポンプ運転時のようにフラッシング水が封水ラインを通じてメカニカルシール部に通水されないことが想定されるが，上述のとおり，フラッシング水はメカニカルシールの摺動部の温度上昇を抑えるためのものであり，ポンプが運転していない状態では冷却の必要が無いため，特にメカニカルシールの機能としては問題にならない。よって，フラッ
シング水が無くても，メカニカルシールはスプリングによって摺動部を押さえつけるタイプであるため漏えいを防止することができる。なお，残留熱除去系ポンプ内を流れる
流体は高温であることが想定されるが，この場合，メカニカルシールのうち最も影響を受けると考えられる部位は O リングシールであり，その耐熱温度は約 250℃であるが，想定流体温度（約 166℃）を上回っているため，熱によるメカニカルシールの機能への影響はない。
したがって，代替循環冷却運転時の残留熱除去系ポンプが停止している状態においても軸封部のシール性に影響はなく，系統水が漏えいすることはないと考えられる。
なお，系統水の流れによるポンプ空転の可能性については，ポンプロータ及び電動機
ロータの質量（約 2.2ｔ）が鉛直下方向に作用しているため，軸受の抵抗損失により，ポンプが空転することはないと考えられるが，万が一空転した場合の影響について以下に示す。
保守的に上記の軸受損失がないと仮定した場合，代替循環冷却運転（流量 190 m3/h）時に想定されるポンプ回転速度は，残留熱除去系ポンプ定格運転（流量 954 m3/h）時のポンプ回転速度の約 ％である。この場合，最も影響を受ける部位は，メカニカルシー
ルの固定環と回転環の摺動部と考えられるが，想定される摺動部の発熱量は，残留熱除去系ポンプ定格運転時の発熱量の約 ％程度と僅かである。摺動部の温度が上昇し過ぎると，熱により固定環と回転環の間の微小隙間の水膜が形成されにくくなる可能性があるが，空転による摺動部発熱量が軽微であることから，メカニカルシールの健全性が確保できなくなるような状況には至らないと考えられる。
以上のことから，代替循環冷却運転時に残留熱除去系ポンプは空転しないものと考えているが，仮に空転したとしてもメカニカルシールへの熱的影響は軽微であり，シール性への影響はないと考えられる。

60

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メカニカルシール冷却器
軸封部
フラッシング水
封水ライン
吸込方向

吐出方向

図 3.3-2 残留熱除去系ポンプ概要図

図 3.3-3 残留熱除去系ポンプ・メカニカルシール構造図（7 号炉の例）

61

別紙-1
格納容器内水素濃度・酸素濃度の測定原理と適用性について
１．格納容器内水素濃度（SA）について（１）システム構成
格納容器内水素濃度（SA）は，重大事故等対処設備の機能を有しており，格納容器
内水素濃度（SA）の検出信号は，水素吸蔵材料式水素検出器にて水素濃度を検出し，演算装置にて電気信号へ変換する処理を行った後，格納容器内水素濃度（SA）を中
央制御室に指示し，記録する。
（図 1「格納容器内水素濃度（SA）の概略構成図」参
照。
）
中央制御室

水素吸蔵材料式
水素検出器

演算装置

演算装置

（注 1）

指

示

（注 2）

記

[圧力補正]

録

格納容器内圧力（D/W）及び格納容器内圧力（S/C）（注 1）記録計（注 2）緊急時対策支援システム伝送装置

設計基準対象施設
重大事故等対処設備
設計基準対象施設及び重大事故等対処設備

図 1 格納容器内水素濃度（SA）の概略構成図

62

（２）測定原理
格納容器内の水素濃度を測定するために用いる格納容器内水素濃度（SA）は，水素吸蔵材料式のものを用いる。
水素吸蔵材料式の水素検出器は，水素吸蔵材料（Pd：パラジウム）が水素を吸蔵す
ると電気抵抗が増加する性質を利用している。
水素吸蔵材料式の測定原理は，図 2 の通りである。パラジウムに水素分子が吸着す
ると水素分子は水素原子へと分離する。分離した水素原子はパラジウムの内部へと侵入し，パラジウムの格子の歪みと水素原子のポテンシャルの影響により，パラジ
ウムの中で自由電子が散乱することにより，パラジウムの電気抵抗が増加する。
Pd

H2

自由電子
H

図 2 格納容器内水素濃度（SA）の測定原理
水素検出器に内蔵しているパラジウム素子に水素を含む格納容器内ガスが接触す
ると，水素吸蔵によりパラジウム素子の電気抵抗が大きくなる。この電気抵抗の変化を計測することにより，水素濃度を測定する。

63

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（３）設置場所

図 3 機器配置図（6 号炉原子炉建屋地上 2 階）64

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図 4 機器配置図（6 号炉原子炉建屋地下中 1 階）

65

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図 5 機器配置図（7 号炉原子炉建屋地上 1 階）66

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図 6 機器配置図（7 号炉原子炉建屋地下 1 階）

67

２．格納容器内水素濃度について（１）システム構成
格納容器内水素濃度のシステム概要を図 7 に示す。格納容器内水素濃度は，設計基
準対象施設及び重大事故等対処設備の機能を有しており，格納容器内水素濃度の検出
信号は，熱伝導式水素検出器にて水素濃度を検出し，演算装置にて電気信号へ変換する処理を行った後，格納容器内水素濃度を中央制御室に指示し，記録する。
（図 8「格
納容器内水素濃度の概略構成図」参照。
）

H2E

中央制御室

原子炉建屋

水素検出器

盤

サンプリング配管

電気信号

格納容器内水素濃度
格納容器内
サンプリング
ポンプ
除湿器 冷却器

指示計

H2E

（代替）
原子炉補機冷却系

図 7 格納容器水素濃度 システム概要

68

中央制御室

熱伝導式
水素検出器

演算装置

演算装置

指

示

（注 1）

記

[補正]

録

（注 2）

記 録

サンプルガス温度，
ドレン水位，
サンプルガス圧力（6 号炉のみ）及び格納容器内酸素濃度（6 号炉のみ）（注 1）記録計（注 2）緊急時対策支援システム伝送装置

設計基準対象施設
重大事故等対処設備
設計基準対象施設及び重大事故等対処設備

図 8 格納容器内水素濃度の概略構成図

69

（２）測定原理
格納容器内の水素濃度を測定するために用いる格納容器内水素濃度は，熱伝導式のものを用いる。熱伝導式の水素検出器は，図 9 に示すとおり，検知素子と補償素子（サーミスタ），及び 2 つの固定抵抗でブリッジ回路が構成されている。検知素子の部分に，サンプリングされたガスが流れるようになっており，補償素子には基準となる標準空気が密閉されており測定対象ガスとは接触しない構造になっている。
水素濃度計指示部より電圧を印加して検知素子と補償素子の両方のサーミスタを
約 120℃に加熱した状態で，検知素子側に水素を含む測定ガスを流すと，測定ガスが熱を奪い，検知素子の温度が低下することにより抵抗が低下する。この検知素子の抵抗が低下するとブリッジ回路の平衡が失われ，図 9 のＡＢ間に電位差が生じる。
この電位差が水素濃度に比例する原理を用いて，水素濃度を測定する。
水素濃度計指示部

検出器

固定抵抗

補償素子

A

B

固定抵抗

検知素子

指示

図 9 水素濃度計検出回路の概要図

70

フィルタ装置
入口配管

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（３）設置場所

図 10 機器配置図（6 号炉原子炉建屋地上中 3 階）71

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図 11 機器配置図（6 号炉原子炉建屋地上 3 階）72

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図 12 機器配置図（7 号炉原子炉建屋地上中 3 階）73

３．格納容器内酸素濃度について（１）システム構成
格納容器内酸素濃度のシステム概要を図 13 に示す。格納容器内酸素濃度は，設計基準対象施設及び重大事故等対処設備の機能を有しており，格納容器内酸素濃度の検出信号は，熱磁気風式酸素検出器にて酸素濃度を検出し，演算装置にて電気信号へ変換する処理を行った後，格納容器内酸素濃度を中央制御室に指示し，記録する。
（図 14「格納容器内酸素濃度の概略構成図」参照。
）

O2E

酸素検出器

サンプリング配管
中央制御室

原子炉建屋

格納容器内酸素濃度
格納容器内

サンプリング
ポンプ
指示計

除湿器 冷却器

O2E（代替）
原子炉補機冷却系

図 13 格納容器酸素濃度 システム概要

74

盤

電気信号

熱磁気風式

中央制御室

酸素検出器
演算装置

演算装置

指

示

（注 1）

記

録

（注 2）

[補正]

記

録

サンプルガス温度，
ドレン水位，
サンプルガス圧力（6 号炉のみ）及び格納容器内水素濃度（6 号炉のみ）（注 1）記録計（注 2）緊急時対策支援システム伝送装置
設計基準対象施設
重大事故等対処設備
設計基準対象施設及び重大事故等対処設備

図 14 格納容器内酸素濃度の概略構成図

75

（２）測定原理
格納容器内の酸素濃度を測定するために用いる酸素濃度計は，熱磁気風式のものを用いる。熱磁気風式の酸素検出器は，図 15 に示す通り，サーミスタ温度素子（発風側素子，受風側素子）及び 2 つの固定抵抗でブリッジ回路が構成されており，検出素子及び補償素子は一定温度で保温されている。
酸素濃度計指示部

検出器

固定抵抗

発風側素子

B

A

固定抵抗

格納容器内
雰囲気ガス

受風側素子

指示

図 15 酸素濃度計検出回路の概要図
酸素含有ガスの流れを図 16 に示す。酸素濃度計は２層構造のチャンバーで構成されており，サンプル入口より下部流入チャンバー内にサンプルガスが流入する。サンプルガスの大部分は下部流入チャンバーを通過しサンプル出口へ流出するが，少量のサンプルガスは上部測定チャンバー内に流入する。酸素は極めて強い常磁性体であることから，上部測定チャンバーに流入したサンプルガスは磁界中心部に引き寄せられ，加熱された発風側素子により温度が上昇する。磁化率は温度に反比例することから，後から流入してくる低温のサンプルガスにより，高温となったサンプ
ルガスは磁界中心部から追い出されることとなる。発風側素子は低温のサンプルガスに熱を奪われることで冷やされることとなり，磁界外の受風側素子は発風側素子が奪われた熱を受け取り，暖められることとなる。
酸素濃度計
マグネット

発風側素子
（冷やされる）

常磁性体である酸素は磁界に引き寄せられる性質があり、その効果によりサンプル
ガス流
磁界
ガスに流れが生じる。これが磁気風であり、この磁気風によるサーミスタの温度変化
を酸素濃度に換算している

受風側素子（暖められる）図 16 酸素含有ガスの流れ

76チャンバー内に酸素を含む格納容器内雰囲気ガスを流すと，磁気風により発風側素子の温度が下がることで，発風側素子の抵抗は小さくなる。一方，受風側素子の温度が上がることで，受風側素子の抵抗は大きくなる。発風側素子と受風側素子の抵抗値が変化することで，ブリッジ回路の平衡が変化し，図 15 の AB 間に電位差（電流）が生じる。
この電位差が酸素濃度に比例する原理を用いて，酸素濃度を測定する。

77

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（３）設置場所

図 17 機器配置図（6 号炉原子炉建屋地上中 3 階）78

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図 18 機器配置図（6 号炉原子炉建屋地上 3 階）79

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図 19 機器配置図（7 号炉原子炉建屋地上中 3 階）

80

別紙-2
循環流量の確保について
代替循環冷却系の必要容量は，「2.1

有効性評価シナリオの成立性」で有効性が確認できている循環流量 190m3/h（原子炉注水：90m3/h 及び格納容器スプレイ：100m3/h
又は，格納容器下部注水：50m3/h 及び格納容器スプレイ：140m3/h）以上とする。よって，代替循環冷却系が循環流量 190m3/h 以上を確保可能であることを示す。評価にあたっては「①ポンプの NPSH（Net Positive Suction Head）評価」で MUWC ポンプの必要
NPSH が系統圧力損失を考慮した有効 NPSH を満足することを確認する。次に，「②循環流量評価」で系統圧力損失を考慮して，循環流量 190m3/h が確保可能であることを確認する。また，代替循環冷却運転時の系統閉塞による性能低下を防止するために「③系統の閉塞防止対策」で閉塞防止対策を示す。
① ポンプの NPSH 評価
ポンプがキャビテーションを起こさず正常に動作するためには，流体圧力や吸込配
管圧力損失等により求められる「有効 NPSH」が，ポンプの「必要 NPSH」と同等かそれ以上であること(有効 NPSH≧必要 NPSH)を満足する必要があり，有効 NPSH と必要 NPSHを比較する NPSH 評価により確認を行う。ここでは，代替循環冷却において MUWC ポン
プが正常に動作することを NPSH 評価により確認する。本評価では，図 1 の系統構成を想定し，格納容器内圧力（S/C），サプレッション・チェンバ・プール水位と MUWC ポン
プ軸レベル間の水頭差，吸込配管圧力損失（残留熱除去系ストレーナ，残留熱除去系
ポンプ，残留熱除去系熱交換器の圧力損失を含む）により求められる有効 NPSH と，MUWC
ポンプの必要 NPSH を比較することで評価する。
代替循環冷却系においては，格納容器内圧力（S/C）が変動することが想定され，これに伴い有効 NPSH が変動することとなるため，ここでは，有効 NPSH を満足できる格
納容器内圧力（S/C）の下限を示す。評価条件を図 2，表 1 に示す。

81

原子炉格納容器①より

MO

RHR(A)系

MO

MO

RHR(B)系

MO

AO

格納容器スプレイ

代替Hx

AO
MO

MO

炉注水
MO

MO

MO

RHR洗浄水ライン
F

代替循環冷却系（既設流用部）
代替循環冷却系（新規設置部）

MO

F
MO

MO

Hｘ
（B）

ＲＨＲ
（B）

①へ

MO

MO

MO

MO

外部接続口

MO

MO

S/Cクーリングライン
SPCU
MO

MO

復水貯蔵槽
ＭＵＷＣ
(A)

ＭＵＷＣ
(B)

MO

MO

タービン建屋へ

MO

MO

MO

ＭＵＷＣ
(C)

HPCF
（B）

SPHタイライン
ＨＰＣＦ（Ｂ）
テストライン

MO

S/Cへ
MO

原子炉へ

（略語）
RHR ： 残留熱除去系
HPCF ： 高圧炉心注水系
SPCU ： サプレッションプール水浄化系
MUWC ： 復水補給水系
S/C： サプレッション・チェンバ
SPH： サプレッションプール水排水系
MO： 電動駆動弁
AO： 空気駆動弁
Hx： 熱交換器F： 流量計

廃棄物処理建屋

図 1 代替循環冷却系 系統概要図（７号炉の例）

PCV
格納容器スプレイ
RPV

Pb

炉注水

Pc

MUWCポンプ
H
Pv

S/C

S/C

Pa

S/P
RHRストレーナ

S/P

ΔH
RHR HxRHRポンプ

図 2 NPSH 評価条件図

82

（略語）
PCV ： 原子炉格納容器
RPV ： 原子炉圧力容器
RHR ： 残留熱除去系
MUWC ： 復水補給水系
S/C： サプレッション・チェンバ
S/P： サプレッション・プール
Hx： 熱交換器

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表 1 NPSH 評価条件
項Pa

目

S/C 圧力

6 号炉
－

7 号炉
－

設定根拠
－
（本評価では，NPSH 評価を成立させる
S/C 圧力の下限を求めるものである）

Pv

MUWC ポンプ入口温度

S/C 限界圧力 0.62MPa に対する S/P 水

での飽和蒸気圧（水頭

飽和温度 166℃を想定した場合の，代替

換算値）

循環冷却系統運転時の冷却を考慮した℃と設定※）MUWC ポンプ入口温度（での飽和蒸気圧とする
H

ΔH

S/P 水位と MUWC ポン

S/P 水位は通常最低水位

プ 軸 レ ベ ル 間の 水 頭(T.M.S.L.-1200)とし，MUWC ポンプ軸レ

差

ベルは T.M.S.L.

とする。

m3/h（本系統循環流量 190m3/h に余

吸込配管圧損裕を見込んだ値）
時の RHR ストレーナ～
MUWC ポンプ入口までの配管の圧損
工認記載値に，RHR 定格流量 954m3/h とRHR ストレーナ圧損

m3/h（本系統循環流量 190m3/h に余裕を見込んだ値）の二乗比を掛けて算出した圧損約

m に余裕を見込みmとする
RHR ポンプ圧損

RHR ポンプの構造を模擬して算出した圧損に余裕を見込み m とする

RHR 熱交換器圧損

RHR ポンプ定格流量時の許容圧損値にRHR 定格流量 954m3/h とm3/h（本系

統循環流量 190m3/h に余裕を見込んだ値）の二乗比を掛けて算出した値－

MUWC ポンプのポンプ定格流量時の必要 NPSH

必要 NPSH（略語）T.M.S.L.：東京湾平均海面※代替原子炉補機冷却系により残留熱除去系熱交換器を介して除熱（約 24MW）した場合の，MUWC ポン
プ入口温度評価結果に余裕を見た値としている。なお，MUWC ポンプ入口温度評価にあたっては 6 号炉を代表とし，循環流量は代替循環冷却系必要流量（190m3/h）に余裕を考慮したに評価している。

83

m3/h として保守的

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表 1 の条件を元に，（有効 NPSH）≧（必要 NPSH）の式より，有効 NPSH を満足できる格納容器内圧力（S/C）の下限を求める。
【6 号炉】（有効 NPSH）＝Pa－Pv＋H－ΔH ≧（必要 NPSH）
Pa≧

MPa[gage]

以上の評価結果より，6 号炉では格納容器内圧力（S/C）が「

MPa[gage]以上」の条件において有効 NPSH を満足できることを確認した。
【7 号炉】（有効 NPSH）＝Pa－Pv＋H－ΔH ≧（必要 NPSH）
Pa≧

MPa[gage]

以上の評価結果より，7 号炉では格納容器内圧力（S/C）が「

MPa[gage]以上」の条件において有効 NPSH を満足できることを確認した。
上記の結果を踏まえ，格納容器内圧力（S/C）が 6 号炉でははMPa 以上，7 号炉でMPa 以上の状態であれば MUWC ポンプの必要 NPSH を満足することから，重大事故時において代替循環冷却は成立する。

＜代替循環冷却の運転成立条件を拡張する方法について＞
上記の評価結果にもある通り，代替循環冷却の運転を長期継続し，事故後格納容器内圧力（S/C）が低下し，6 号炉では

MPa 以下，7 号炉では

MPa 以下程度になると MUWC

ポンプの必要 NPSH が満足できなくなる。しかしながら上記評価は，代替循環冷却起動初期の系統温度，系統必要流量における評価結果であり，事故後長期の条件と比べ，系統温度，
流量上は保守的な評価である。これら系統の温度や流量について，事故後長期を想定すると成立条件は緩和されるとともに，運転操作によって調整することも可能なパラメータでもあるため，不必要なポンプの起動停止を繰り返さないためにも，代替循環冷却の成立条
件を極力逸脱しないように運転操作を行う。
運転操作における具体的な調整パラメータを次に示す。NPSH 評価の式から，「Pa ≧ Pv
－H＋ΔH＋（必要 NPSH）」となることから，「Pv－H＋ΔH＋（必要 NPSH）」の項が小さくな
ると，それに伴い Pa（格納容器内圧力（S/C））も小さくなる。つまり，Pv（復水移送ポン
プ入口温度での飽和蒸気圧）が低下すること，ΔH（圧力損失）が低下することにより，代替循環冷却系成立に必要な Pa（格納容器内圧力（S/C））の下限値は低下するため，より運転範囲が広がる。
したがって，次の観点から，運転パラメータ監視，運転操作を行うことで，ポンプの起動停止操作を極力繰り返すことのない，長期的な運転が可能である。

84

１）復水移送ポンプ入口温度での飽和蒸気圧（Pv）の低下
継続的な冷却によりサプレッション・チェンバ・プール水温度が低下する。これに伴い，復水移送ポンプ入口温度での飽和蒸気圧が低下し，格納容器内圧力（S/C）の下限値は低下することとなる。また，事故後の崩壊熱減少に伴い代替循環冷却系統流量を低下させることも可能であり，それによって復水移送ポンプ入口温度を低下させることも可能である。
従って，系統温度を監視し，系統流量調整を行うことで，代替循環冷却系統の成立条件を極力逸脱しないような運転操作が可能となる。
２）圧力損失（ΔH）の低下
継続的な冷却により格納容器圧力・温度が低下するため，格納容器スプレイ流量を絞ることが可能となる。流量を絞った場合，圧力損失が低下し，格納容器内圧力（S/C）の下限
値が低下することとなる。従って，格納容器内圧力・温度を監視し，格納容器内圧力・温度の時間変化に合わせて格納容器スプレイの流量調整弁により流量を調整することで，代替循環冷却系統の成立条件を極力逸脱しないような運転操作が可能となる。
加えて，継続的な冷却により崩壊熱量は低下することから，格納容器内圧力・温度を監視した上で代替原子炉補機冷却系の流量を調整することにより，格納容器内圧力（S/C）の低下を抑えることも可能であり，この操作を行うことで代替循環冷却系統の成立条件を極力逸脱しないような運転操作が可能となる。
PCV
格納容器スプレイ
RPV
炉注水

Pb

Pc

１）流量調整によりPv低下
２）流量調整によりΔH低下

S/C

MUWCポンプ
H

Pa

S/P
RHRストレーナPv
ΔH
RHR HxRHRポンプ

熱交換量を調整することでPa低下抑制

図 3 運転成立条件の拡張

85

S/C

S/P

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代替循環冷却系の運転が長期的に継続可能なことの例として，事故後長期の状態を想定した場合の「NPSH 評価の結果（格納容器内圧力（S/C）の下限）」及び「代替循環冷却を 30
日間運転継続した場合の評価結果例」を示す。
＜NSPH 評価＞
事故後長期の状態を想定した場合の NPSH 評価を行い，格納容器内圧力（S/C）の下限を示す。条件を図 2，表 2 に示す。なお，代表として 6 号炉における結果を示す。
表 2 NPSH 評価条件（事故後長期を想定したケース）
項Pa

目

S/C 圧力

6 号炉
－

設定根拠
－
（本評価では，NPSH 評価を成立させる S/C 圧力の下限を求めるものである）

Pv

H

MUWC ポンプ入口温度

S/P 水温度 130℃※1 を想定した場合の，代替循環冷却系

での飽和蒸気圧（水頭統運転時の冷却を考慮した MUWC ポンプ入口温度（換算値）と設定※2）での飽和蒸気圧とする

S/P 水位と MUWC ポン

S/P 水位は T.M.S.L.0※1 とし，MUWC ポンプ軸レベルは

プ 軸 レ ベ ル 間の 水 頭

T.M.S.L.

℃

とする。

差
ΔH

吸込配管圧損

本系統循環流量 190m3/h 時の RHR ストレーナ～MUWC ポン
プ入口までの配管の圧損

RHR ストレーナ圧損

工認記載値に，RHR 定格流量 954m3/h と本系統循環流量
190m3/h の二乗比を掛けて算出した圧損

RHR ポンプ圧損

RHR ポンプの構造を模擬して算出した圧損に余裕を見込み m とする

RHR 熱交換器圧損

RHR ポンプ定格流量時の許容圧損値に RHR 定格流量954m3/h と本系統循環流量 190m3/h の二乗比を掛けて算出した値－

MUWC ポンプのポンプ定格流量時の必要 NPSH

必要 NPSH
※１「2.1 有効性評価シナリオの成立性」における事故後 7 日後を想定※２ 代替原子炉補機冷却系により残留熱除去系熱交換器を介して除熱した場合の，MUWC ポンプ入口温度
評価結果に余裕を見た値としている。なお，MUWC ポンプ入口温度評価にあたっては，代替循環冷却
系必要流量 190m3/h を用いて評価している。

86

表 2 の条件を元に，（有効 NPSH）≧（必要 NPSH）の式より，有効 NPSH を満足できる格納容器内圧力（S/C）の下限を求める。
【6 号炉】（有効 NPSH）＝Pa－Pv＋H－ΔH ≧（必要 NPSH）
Pa≧

MPa[gage]

以上の評価結果より，6 号炉では格納容器内圧力（S/C）が「

MPa[gage]以上」の条件において有効 NPSH を満足できることを確認した。
以上より，事故後長期の条件を想定した場合において，格納容器内圧力（S/C）がMPa 以上の状態であれば MUWC ポンプの必要 NPSH を満足する。この値からも，代替循環冷却の運転は長期的に継続可能と考えられる。

＜代替循環冷却を 30 日間運転継続した場合の評価結果例＞「2.1 有効性評価シナリオの成立性」の「大 LOCA＋ECCS 機能喪失＋SBO」シ
ナリオにおいて，循環流量 190 m3/h にて代替循環冷却を 30 日間運転継続した場合の格納容器圧力の推移の評価結果例を図 4 に示す。
図 4 より，事故後 30 日後の格納容器内圧力（S/C）は 0.15MPa[gage]であるため，
上記 NPSH 評価結果のMPa 以上であり，代替循環冷却の運転は継続可能である。

さらに 図 5 に示すとおり，事故後 7 日以降にサプレッション・チェンバ・プール
水位のみで必要 NPSH が確保可能な循環流量（150m3/h）に変更した場合においても，事象を収束させることができることから，代替循環冷却の運転は長期的に継続可能である。

87

図 4 格納容器圧力の推移（循環流量 190 m3/h にて代替循環冷却を 30 日間運転継続した場合）

7 日後に循環流量を 190m3/h から
150m3/h に変更

図 5 格納容器圧力の推移
3（7 日後より循環流量を 150 m /h に変更し，代替循環冷却を 30 日間運転継続した場合）

88

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② 循環流量評価
代替循環冷却系において循環流量 190m3/h 以上確保できることを確認する。
確認方法は，MUWC ポンプの「性能曲線」（揚程と流量の関係図）と図 1 の系統構成を想定した場合の「システム抵抗曲線」との交点（ポンプの動作点）が 190m3/h 以上である
ことを確認する。ここで想定するシナリオとして，「2.1

有効性評価シナリオの成立性」の想定シナリオである「大 LOCA＋ECCS 機能喪失＋SBO」の状態に加え，流量評価
として保守側となるよう，原子炉圧力が高い状態を想定して評価を行う。
評価条件は，図 2 及び表 1 の条件に，表 3 の条件を加えたものとする。
表 3 循環流量評価条件（図 2 及び表 1 の追加条件）

Pb

項 目

6 号炉

7 号炉

設定根拠

RPV 圧力MPa[gage]MPa[gage]

S/C 限界圧力 0.62MPa＋SRV 開圧力
MPa※とする－

RPV 水位

MS ノズル（T.M.S.L.

MS ノズル）（T.M.S.L.

RPV 水位は，RPV 満水の状態を想定し，）

MS ノズルまで（T.M.S.L.

Pc

PCV 圧力0.62 MPa[gage]（略語）SRV：主蒸気逃がし安全弁，

0.62 MPa[gage]MS ：主蒸気※SRV 弁体の自重を押し上げるために必要な圧力

89

）とする

PCV 限界圧力 0.62MPa とする

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【6 号炉】
6 号炉の MUWC ポンプ性能曲線及び系統のシステム抵抗曲線を用いて，循環流量190m3/h 以上（原子炉注水 90m3/h 以上かつ格納容器スプレイ 100m3/h 以上）を達成できることを確認する。本評価にあたっては，原子炉注水流量が 90m3/h 以上であることを仮定し，格納容器スプレイが 100m3/h 以上並びに，原子炉注水流量と格納
容器スプレイの合計流量が 190m3/h 以上が達成できることを確認する。なお，原子炉注水流量の仮定値については，MUWC ポンプ性能曲線と，仮定値の原子炉注水流量から評価されるシステム抵抗曲線に交点があることを以て，妥当性を確認する。
上記の考えを踏まえ，6 号炉における MUWC ポンプの「性能曲線」と「システム抵抗曲線」の関係図を図 6 に示す。
図 6 より，原子炉注水の必要流量約 90 m3/h～約 100 m3/h の範囲において，性能曲線とシステム抵抗曲線の交点は約m3/h～約m3/h となり，190 m3/h 以

上を示していることから，6 号炉において，必要循環流量 190 m3/h が確保可能であることを確認した。また，この範囲において格納容器スプレイ流量は約
～約

m3/h

m3/h となり，必要流量 100 m3/h 以上を満足している。

よって，6 号炉の代替循環冷却系は原子炉注水 90m3/h 以上，格納容器スプレイ
100m3/h 以上を同時に達成することが可能である。

図 6 ポンプ性能曲線とシステム抵抗曲線の関係図（6 号炉）

90

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【7 号炉】
7 号炉の MUWC ポンプ性能曲線及び系統のシステム抵抗曲線を用いて，循環流量190m3/h 以上（原子炉注水 90m3/h 以上かつ格納容器スプレイ 100m3/h 以上）を達成できることを確認する。本評価にあたっては，原子炉注水流量が 90m3/h 以上であることを仮定し，格納容器スプレイが 100m3/h 以上並びに，原子炉注水流量と格納
容器スプレイの合計流量が 190m3/h 以上が達成できることを確認する。なお，原子炉注水流量の仮定値については，MUWC ポンプ性能曲線と，仮定値の原子炉注水流量から評価されるシステム抵抗曲線に交点があることを以て，妥当性を確認する。
上記の考えを踏まえ 7 号炉における MUWC ポンプの「性能曲線」と「システム抵抗曲線」の関係図を図 7 に示す。
図 7 より，原子炉注水の必要流量約 90 m3/h～約 100 m3/h の範囲において，性能曲線とシステム抵抗曲線の交点は約m3/h～約m3/h となり，190 m3/h 以

上を示していることから，7 号炉において，必要循環流量 190 m3/h が確保可能であることを確認した。また，この範囲において格納容器スプレイ流量は約
～約

m3/h

m3/h となり，必要流量 100 m3/h 以上を満足している。

よって，7 号炉の代替循環冷却系は原子炉注水 90m3/h 以上，格納容器スプレイ
100m3/h 以上を同時に達成することが可能である。

図 7 ポンプ性能曲線とシステム抵抗曲線の関係図（7 号炉）

91

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また，原子炉に注水できず，原子炉圧力容器が破損した場合を想定した「2.1 有効性評価シナリオの成立性」の「過渡事象＋高圧注水失敗＋原子炉減圧失敗＋炉心損傷後の原子炉減圧失敗（＋DCH 発生）」シナリオ時においても，同様に，循環流量 190m3/h（格納容器下部注水：50m3/h，格納容器スプレイ：140m3/h）以上確保できることを確認する。
評価条件は，図 2 及び表 1 の条件に，表 4 の条件を加えたものとする。
表 4 循環流量評価条件（図 2 及び表 1 の追加条件）（原子炉圧力容器破損時）
項
Pc

目

6 号炉

7 号炉

D/W 圧 力 及S/C 圧力S/C 圧力び 下 部 D/W++

MPa[gage]

設定根拠
有効性評価結果の代替循環冷却

MPa[gage]

圧力

運転開始後における D/W 圧力とS/C 圧力の差圧の最大値（有効性評価「3.2 高圧溶融物放出／格
納容器雰囲気直接加熱」参照）
を S/C 圧力に加えた値とする－

下部 D/W 水

下部 D/W 水位

位（T.M.S.L.

下部 D/W 水位）（T.M.S.L.

下部 D/W 底面（T.M.S.L.
））に有効性評価結果の最大水位約m（有効性評価「3.5 溶融炉
心・コンクリート相互作用」参照）を想定し，（T.M.S.L.

）とする【6 号炉】
6 号炉の MUWC ポンプ性能曲線及び系統のシステム抵抗曲線を用いて，循環流量190m3/h 以上（格納容器下部注水 50m3/h 以上かつ格納容器スプレイ 140m3/h 以上）を達成できることを確認する。図 8 に 6 号炉における MUWC ポンプの「性能曲線」と「システム抵抗曲線」の関係図を示す。
図 8 より，性能曲線とシステム抵抗曲線の交点は約
量約m3/h，格納容器スプレイ流量約m3/h（格納容器下部注水流m3/h）となり，190 m3/h（格納容器下部

注水流量 50 m3/h，格納容器スプレイ流量 140 m3/h）以上を示していることから，6 号
炉において，必要循環流量 190 m3/h が確保可能であることを確認した。
よって，6 号炉の代替循環冷却系は格納容器下部注水 50 m3/h 以上，格納容器スプレ
イ 140 m3/h 以上を同時に達成することが可能である。

92

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図 8 ポンプ性能曲線とシステム抵抗曲線の関係図（6 号炉）（原子炉圧力容器破損時）【7 号炉】
7 号炉の MUWC ポンプ性能曲線及び系統のシステム抵抗曲線を用いて，循環流量190m3/h 以上（格納容器下部注水 50m3/h 以上かつ格納容器スプレイ 140m3/h 以上）を達成できることを確認する。図 9 に 7 号炉における MUWC ポンプの「性能曲線」と「システム抵抗曲線」の関係図を示す。
図 9 より，性能曲線とシステム抵抗曲線の交点は約
量約m3/h，格納容器スプレイ流量約m3/h（格納容器下部注水流m3/h）となり，190 m3/h（格納容器下部

注水流量 50 m3/h，格納容器スプレイ流量 140 m3/h）以上を示していることから，7 号
炉において，必要循環流量 190 m3/h が確保可能であることを確認した。
よって，7 号炉の代替循環冷却系は格納容器下部注水 50 m3/h 以上，格納容器スプレ
イ 140 m3/h 以上を同時に達成することが可能である。

93

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図 9 ポンプ性能曲線とシステム抵抗曲線の関係図（7 号炉）（原子炉圧力容器破損時）

94

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③系統の閉塞防止対策（a）系統の閉塞評価について
代替循環冷却において系統機能喪失に繋がる閉塞事象が懸念される箇所は，流路面積が小さくなる残留熱除去系吸込ストレーナ，格納容器スプレイノズル部が考えられる。格納容器スプレイノズル部については，最小流路面積部に異物が詰まることを防止するために，残留熱除去系吸込ストレーナ孔径が最小流路面積以下になるように設計している（表 4 参照）。
表 5 残留熱除去系ストレーナについて
プラント

PCV スプレイ最小流路サイズ

残留熱除去系ストレーナ孔径

6 号炉
7 号炉

よって，代替循環冷却の閉塞防止に関する説明は，残留熱除去系吸込ストレーナの閉塞防止対策について纏めている。
(b)残留熱除去系吸込ストレーナの閉塞防止対策について
柏崎刈羽 6 号および 7 号炉では，残留熱除去系ストレーナを含む非常用炉心冷却系ストレーナの閉塞防止対策として，多孔プレートを組み合わせた大型ストレーナを採用するとともに，格納容器内の保温材のうち事故時に破損が想定される繊維質
保温材は撤去していることから，繊維質保温材の薄膜効果※１による異物の捕捉が生じることはない。
また，事故時に格納容器内において発生する可能性のある異物としては保温材（ケイ酸カルシウム等），塗装片，スラッジが想定されるが，LOCA 時のブローダウン過程
等のサプレッション・プール水の流動により粉砕され粉々になった状態でストレー
ナに流れ着いたとしても，繊維質の保温材がなく，薄膜効果による異物の捕捉が生じる可能性がないことから，これら粉状の異物がそれ自体によってストレーナを閉塞させることはない。
なお，本系統の成立性評価として「①ポンプの NPSH 評価」で NPSH 評価を実施
しているが，この評価はストレーナを設置した際の工事計画書において評価した手法と同様の手法を用いて評価したものである。評価においては，繊維質の付着を考慮したストレーナの圧損評価を実施しており，さらに代替循環冷却で想定している
定格流量に余裕を見込んだ流量を用いて評価した結果，ポンプ定格流量時の必要
NPSH を満足しており，本系統の成立性に問題がないことを確認している（表 1 参
照）
。

95

また，代替循環冷却を使用開始する時点では S/P 内の流況は十分に静定している状態であり，ストレーナメッシュの通過を阻害する程度の粒径を有する異物は S/P
底部に沈着している状態であると考えられる※２。
苛酷事故環境下では，損傷炉心を含むデブリが生じるが，仮に RPV 外に落下した
場合でも，原子炉圧力容器下部のペデスタルに蓄積することからサプレッション・
チェンバ・プールへの流入の可能性は低い。万が一，ペデスタルからのオーバフロ
ーや，ベント管を通じてサプレッション・チェンバ・プールに流入する場合であっても，金属を含むデブリが流動により巻き上がることは考えにくく※３，ストレーナを閉塞させる要因になることはないと考えられる。このため，苛酷事故環境下においても残留熱除去系ストレーナが閉塞する可能性を考慮する必要はないと考えている。
さらに仮にストレーナ表面にデブリが付着した場合においても，ポンプの起動・停止を実施することによりデブリは落下するものと考えられ※４，加えて，長期冷却に対するさらなる信頼性の確保を目的に，次項にて示すストレーナの逆洗操作が可能となるよう設計上の考慮を行っている。
※１：薄膜形成による粒子状デブリの捕捉効果について「薄膜形成による粒子状デブリの捕捉効果」とは，ストレーナの表面のメッシュ（約1～2mm）を通過するような細かな粒子状のデブリ（スラッジ等）が，繊維質デブリによる形成した膜により捕捉され圧損を上昇させるという効果を言う。

図 10 薄膜形成による粒子状デブリの補足効果のイメージ
繊維質保温材の薄膜形成については，NEDO-32686 に対する NRC の安全評価レポートの Appendix E で実験データに基づく考察として，「1/8 inch 以下のファイバ層であれ
ば，ファイバ層そのものが不均一であり，圧力損失は小さいと考えられる」，と記載されている。また，R.G. 1.82 においても「1/8 inch.（約 3.1mm）を十分下回るファイバ層厚さであれば，安定かつ均一なファイバ層ではないと判断される」との記載がされており，薄膜を考慮した圧力損失評価は必要ないと考えられる。LA-UR-04-1227 においても，この効果の裏付けとなる知見が得られており，理論厚さ 0.11 inch（2.79mm）
において，均一なベッドは形成されなかったという見解が示されている。故に，繊維質保温材の堆積厚さを評価し十分薄ければ，粒径が極めて微細な塗装片等のデブリは全てストレーナを通過することとなり，繊維質保温材と粒子状デブリの混合状態を仮96

定した圧損評価は不要であると考えられる。
また，GSI-191 において議論されているサンプスクリーン表面における化学的相互作用による圧損上昇の知見に関して，上述のとおり繊維質保温材は使用されておらず，
ストレーナ表面におけるデブリベット形成の可能性がないことから，化学的相互作用
による圧損上昇の影響はないと考えられ，代替循環冷却による長期的な冷却の信頼性に対して影響を与えることはないと考えられる。
表 6 NUREG/CR-6224 において参照されるスラッジ粒径の例※２：代替循環冷却の使用開始は事故後約 22.5 時間後であり，LOCA 後のブローダウン等の事故発生直後のサプレッション・チェンバ・プール内の攪拌は十分に静定しており，大部分の粒子状異物は底部に沈着している状態であると考える。また，粒子径が 100
μm 程度である場合に浮遊するために必要な流体速度は，理想的な球形状において0.1 m/s 程度必要であり（原子力安全基盤機（H21.3）,PWR プラントの LOCA 時長期
炉心冷却性に係る検討），仮にストレーナメッシュを閉塞させる程度の粒子径を有する異物がプール内に存在していた場合においても，
ストレーナ表面流速は約 0.03 m/s（7 号炉の例，250m3/h の時）程度であり，底部に沈降したデブリがストレーナの吸い込みによって生じる流況によって再浮遊するとは考えられない。
※３：ABWR は RPV 破損後の溶融炉心の落下先は下部ペデスタルであり，代替循環冷却の水源となるサプレッション・チェンバ・プールへ直接落下することはない。RPV へ注水された冷却水は下部ペデスタルへ落下し，下部ペデスタル床面から約７m の位置にあるリターンラインを通じてサプレッション・チェンバ・プールへ流入することとなる（図 11 参照）。粒子化した溶融炉心等が下部ペデスタル内に存在している場合にストレーナメッシュを閉塞させる程度の粒子径を有する異物が流動によって下部ペデスタルから巻き上げられ，さらにベント管からストレーナまで到達するとは考え97

にくく，溶融した炉心等によるストレーナ閉塞の可能性は極めて小さいと考えられる。
原子炉格納容器

格納容器スプレイ

炉注水

リターンライン

サプレッション・プール

MO

下部ペデスタル

図 11 RPV 破損後の循環冷却による冷却の流れ※４：GSI-191 における検討において，サンプスクリーンを想定した試験においてポンプを停止させた際に付着したデブリは剥がれ落ちるとの結果が示されている（図 12 参照）。
当該試験は PWR サンプスクリーン形状を想定しているものであるが，BWR のストレー
ナ形状は円筒形であり（図 13 参照），ポンプの起動・停止によるデブリ落下の効果
はさらに大きくなるものと考えられ,注水流量の低下を検知した後，ポンプの起動・停止を実施することでデブリが落下し，速やかに冷却を再開することが可能である。

98

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模擬
ストレーナ

模擬
ストレーナ
保温材

水流

保温材

ポンプ停止前ポンプ停止後図 12 ポンプ停止により模擬ストレーナから試験体が剥がれ落ちた試験（ April 2004,LANL,GSI-191: Experimental Studies of Loss-of-Coolant-AccidentGenerated Debris Accumulation and Head Loss with Emphasis on the Effects ofCalcium Silicate Insulation）

６号炉 残留熱除去系ストレーナ図

７号炉 残留熱除去系ストレーナ図

図 13 ABWR において設置されているストレーナ

図 14 ６号炉残留熱除去系（Ｂ）ストレーナ（据付状態）

99

(c)閉塞時の逆洗操作について
前述(b)の閉塞防止対策に加えて，代替循環冷却運転中に，仮に何らかの異物により残留熱除去系吸込ストレーナが閉塞したことを想定し，残留熱除去系吸込ストレーナを逆洗操作できる系統構成にしている。系統構成の例を図 15 に示しているが，
MUWC 外部接続口から構成される逆洗ラインの系統構成操作を行い，可搬型代替注水ポンプを起動することで逆洗操作が可能な設計にしている。従って，代替循環冷却運転継続中に流量監視し，流量傾向が異常に低下した場合は MUWC ポンプを停止し，逆洗操作を実施する。

可搬ポンプ
原子炉格納容器①より

RHR(B)系

MO

MO

MO

RHR(A)系

外部接続口

MO

AO

代替Hx

AO
MO

MO

MO

代替循環冷却系

MO

MO

RHR洗浄水
ライン
F

MO

逆洗ライン

F
MO

MO

Hｘ
（B）

ＲＨＲ
（B）

MO

①へ

MO

MO

MO

MO

MO

S/Cクーリングライン
SPCU
MO

MO

復水貯蔵槽
ＭＵＷＣ
(A)

ＭＵＷＣ
(B)

ＭＵＷＣ
(C)

MO

MO

タービン建屋へ

MO

MO

MO

HPCF
（B）

SPHタイライン
ＨＰＣＦ（Ｂ）
テストライン

S/Cへ
MO

（略語）
RHR ： 残留熱除去系
HPCF ： 高圧炉心注水系
SPCU ： サプレッションプール水浄化系
MUWC ： 復水補給水系
S/C： サプレッション・チェンバ
SPH： サプレッションプール水排水系
MO： 電動駆動弁
AO： 空気駆動弁
Hx： 熱交換器F： 流量計

廃棄物処理建屋図 15 残留熱除去系吸込ストレーナ逆洗操作の系統構成について

100

MO

原子炉へ

別紙-3
長期的に維持される格納容器の状態（温度・圧力）での適切な地震力に対する格納容器の頑健性の確保の考え方について
重大事故発生時における格納容器の耐震評価にあたって，対象となる事故シーケンスは，格納容器温度・圧力条件が厳しい格納容器破損防止の事故シーケンスである，格納容器過圧・過温破損（大 LOCA+ECCS 機能喪失+SBO）シナリオが対象となる。
「別紙-2 循環流量の確保」で示したとおり，代替循環冷却の運転は長期的に継続可能と考えられるが，この場合，格納容器の温度・圧力が比較的高い状態で長期的に維持されることから，適切な地震力に対する格納容器の頑健性の確保が必要である。
よって，格納容器の耐震評価に際しては，① 事故後の運転状態Ⅴ(L)※１のうち初期（例：3 日後）における適切な地震力との組合せ評価② 事故後の運転状態Ⅴ(L)のうち長期（例：60 日後）における適切な地震力との組合
せ評価を行うこととなる。
※１ 運転状態Ⅴ(L)：重大事故等の状態のうち長期的（過渡状態を除く一連の期間）に荷重が作用している状態

101

別紙-4
系統のバウンダリに対する影響評価について
１．はじめに復水補給水系を用いた代替循環冷却を行う場合に，系統内の弁，配管及びポンプのバウ
ンダリに使用されているシール材について，放射線影響や化学影響によって材料が劣化し，漏えいが生じる可能性がある。これらの影響について，下記のとおり評価を行った。
２．シール材の影響評価（１）評価対象
復水補給水系を用いて代替循環冷却を行う場合に，サプレッション・チェンバ・プー
ルからの流体が流れる経路として，配管，弁及びポンプがあるため，これらの機器においてバウンダリを構成する部材である「配管フランジガスケット」「弁グランドシール」「ポンプメカニカルシール」「ポンプケーシングシール」を対象に評価を行った。
（２）放射線による影響
復水補給水系による代替循環冷却では，重大事故時に炉心損傷した状況で系統を使用することとなる。このため，系統内を高放射能の流体が流れることとなり，放射線による劣化が懸念される。
上記（１）に示す部材のうち，配管フランジガスケット及び弁グランドシールには，
膨張黒鉛もしくはステンレス等の金属材料が用いられている。これらは無機材料であり、高放射線下においても劣化の影響はないか極めて小さい。このため，これらについては
放射線による影響はないか，耐放射線性能が確認されたシール材を用いることにより，シール性能が維持されるものと考える。
また，ポンプメカシールには，ニトリルゴムが使用されており，耐放射線に関する性能が確認されていることから，シール性能は維持されるものと考える。
一方，ポンプケーシングシールには，ニトリルゴム以外にフッ素ゴムが用いられているものがあり，フッ素ゴムについては放射線による影響を受けて劣化することが考えられる。このため，フッ素ゴムを使用している復水移送ポンプのケーシングシールについては，今後，耐放射線性に優れたエチレンプロピレンゴム（EPDM）のシール材への取り替えを行うことにより，耐放射線性を確保する。
（３）化学種による影響
炉心損傷時に発生する核分裂生成物の中で化学的な影響を及ぼす可能性がある物質として，アルカリ金属であるセシウム，及び，ハロゲン元素であるヨウ素が存在する。このうち，アルカリ金属のセシウムについては，水中でセシウムイオンとして存在しアル
カリ環境の形成に寄与するが，膨張黒鉛ガスケットや金属ガスケットはアルカリ環境に102

おいて劣化の影響はなく，また，ニトリルゴムや EPDM についても耐アルカリ性を有する材料である。このため，セシウムによる化学影響はないものと考える。
一方，ハロゲン元素のヨウ素については，無機材料である膨張黒鉛ガスケットや金属
ガスケットでは影響がないが，有機材料であるニトリルゴムや EPDM では影響を生じる可能性がある。このうち，今後，設備での使用を考慮している EPDM については，当社での社内試験により影響の確認を行っており，炉心損傷時に想定されるヨウ素濃度（約450mg/m3）よりも高濃度のヨウ素環境下（約 10000mg/m3）においても、圧縮永久歪み等のシール材としての性状に大きな変化がないことを確認している。このように，ヨウ素に対する性能が確認された材料を用いることにより，漏えい等の影響が生じることはないものと考える。
３．まとめ
以上より、復水補給水系を用いた代替循環冷却の流路においてバウンダリを構成する部
材である「配管フランジガスケット」「弁グランドシール」「ポンプメカニカルシール」「ポンプケーシングシール」を対象に評価を行った結果，無機材料である膨張黒鉛及び金属ガスケットには影響がないと評価できる。一方，ポンプケーシングシールに用いられているフッ素ゴムについては放射線による影響が生じる可能性があり，ポンプメカニカルシ
ールやケーシングシールに用いられているニトリルゴムは，核分裂生成物による化学的な影響が生じる可能性があるため，これらへの耐性を有することを確認したシール材への変更を行っていく。これにより，流路からの漏えいの発生を防止する。
以上

103

別紙-5
代替循環冷却運転開始時期が評価より早まる場合について
代替循環冷却運転の評価では，代替原子炉補機冷却系運転のため緊急時対策要員の参集に 10 時間，準備作業時間に 10 時間を想定しており，代替原子炉補機冷却系運転開始時間
を 20 時間後と想定している。ただし，緊急時対策要員の確保が容易にできる場合は，この時間より早くなる可能性がある。
その場合の運転員の対応について以下に示す。必要な要員と作業項目を図 1 に示す。


中央制御室運転員の場合
常設代替交流電源設備からの交流電源回復後，復水移送ポンプによる原子炉注水及び格納容器スプレイ操作を実施している。この操作を実施している運転員とは別の運転員が代替循環冷却運転を準備することが可能であり，緊急時対策要員の作業が早まることからの影響はない。



現場操作運転員の場合
常設代替交流電源設備からの交流電源回復後，格納容器薬品注入等の現場操作を実施している。これらの操作は事故発生約 4 時間後まで継続する。その後，原子炉補機冷却系運転準備を開始する。この準備操作は「2 名」の現場操作運転員により「約5 時間」で実施することを想定している。また，別の「2 名」の現場操作運転員が代替循環冷却運転準備を実施する。事故発生約 10 時間後には終了するため，緊急時対策要員の作業が早まることからの影響はない。

事故発生約 1 時間後から，緊急時対策要員による準備作業を開始することを想定した場
合，現場操作運転員の作業は「約 10 時間後」に終了し，緊急時対策要員による準備作業は「約 11 時間後」に終了することになる。
ただし，緊急時対策要員による準備作業は，継続した訓練により大幅に短縮しており，
至近では「約 6.5 時間」という訓練結果が出ている。現場操作運転員による準備作業も代替
循環冷却運転準備の「2 名」を追加して「4 名」対応することで，作業時間を短縮させることができる。さらに，緊急時対策要員の確保が容易にできる場合においては，運転員の応援も期待することができるため，さらに作業時間の短縮が期待できる。
以上により，評価で考慮している代替原子炉補機冷却系「20 時間後」の運転開始時間から早まる場合があっても対応は可能である。
以上

104

経過時間（時間）2

常設代替交流電源設備
による交流電源回復

常設代替交流電源設備による交流電源回復
格納容器薬品注入操作
中央制御室圧力調整
中央制御室待避室の準備操作
低圧代替注水系（常設）準備操作

6

8

10

事象発生

実施箇所・必要人員数
操作項目

4

運転員
（現場）
６号
７号

緊急時対策要員
（現場）
６号
７号

２人
Ａ ,Ｂ

２人
a,b

－

－

－

－

－

－

4人
Ｃ ,Ｄ
Ｅ ,Ｆ

4人
c,d
e,f

－

－

－

－

（２人）
Ｅ ,Ｆ

（２人）
e,f

－

－

代替原子炉補機冷却系 準備操作

操作の内容

約70分 原子炉注水開始

・現場移動
・代替原子炉補機冷却系

13人

13人

代替原子炉補機冷却系 運転

－

－

－

－

（３人）

（３人）

可搬型代替注水系による
原子炉注水 準備操作

－

－

－

－

５人

５人

・消防車による原子炉への注水準備（消防車移動、ホース敷設（防火水槽から消防車，消防車から接続口），ホース接続）

（１人）
Ｂ

（１人）
b

－

－

－

－

・代替循環冷却運転 中央制御室ラインアップ（代替注水系に影響の無い個所）

（１人）
Ｂ

（１人）
b

－

－

－

－

・復水移送ポンプ停止
・中央制御室ラインアップ

３0分

－

－

（２人）
Ｃ ,Ｄ

（２人）
c,d

－

－

・現場移動
・代替循環冷却運転 現場ラインアップ（復水貯蔵槽吸込弁、復水移送ポンプミニフ
ロー弁）

60分

代替循環冷却運転開始

（２人）
Ａ ,Ｂ

（２人）
a,b

－

－

－

－

・復水移送ポンプ起動
・低圧注水系注入弁、格納容器スプレイ弁操作

代替循環冷却運転状態監視

（１人）
Ａ

（１人）
a

－

－

－

－

・代替循環冷却運転による原子炉・格納容器
の状態監視

（１人）
Ａ

（１人）
a

－

－

－

－

・低圧注水系

－

－

－

－

（２人）

（２人）

（１人）
Ａ

（１人）
a

－

－

－

－

－

－

－

－

２人

２人

備考
22

24

26

28

30

32

34

300分

現場ラインアップ・現場移動
・資機材配置及びホース布設、起動及び系統
水張り－

格納容器頂部注水（解析上考慮せず）

20

原子炉格納容器薬品注入操作完了後、代替原子炉補機冷却系準備操作を「2名」で開始する
運転員「2名」を追加して、計「4名」で対応することで作業時間を短縮することが可能－

可搬型代替注水系による原子炉への注水18

交流電源回復操作等約4時間後まで現場要員として「4名」必要－

代替循環冷却運転 準備操作
（系統構成2）16

約1１時間
代替循環冷却運転 開始

約２時間 炉心冠水確認－

代替循環冷却運転 準備操作
（系統構成1）14

約1１時間
低圧代替注水 停止

約24分 炉心損傷開始

運転員
（中操）
６号
７号

12

・代替原子炉補機冷却系

１０時間

適宜実施

運転状態監視この時間内に実施

３0分

この時間内に実施

代替原子炉補機冷却系準備操作とは異なる運転員「2名」にて対応

５分

継続実施

適宜実施

注入弁操作

適宜実施

・消防車による原子炉への注水・可搬型代替注水ポンプによる格納容器頂部注水復水移送ポンプ停止期間中の原子炉水位確保として、消防車による原子炉注水を想定。
外部注水配管の隔離弁は屋外から操作可能であるため、原子炉注水時のみ開する（代替循環冷却運転時のバウンダリ確保のため）

注水量および上部ドライウェル温度変化により格納容器頂部注水を調整する

・消防車による格納容器頂部への注水準備（消防車移動、ホース敷設（防火水槽から消防車，消防車から接続口），ホース接続）
・消防車による格納容器頂部への補給

図１ 代替循環冷却運転開始が評価より早まる場合の要員と作業項目

105

適宜実施

要員を確保して対応する

別紙-6
系統が高線量となった場合の影響について
代替循環冷却の運転に伴い，系統が高線量となることが想定されるが，高線量となった場
合には，放射線による「操作性・アクセス性」の影響，及び「機器」に対する放射線劣化影
響が考えられる。
「操作性・アクセス性」に関する影響としては以下の影響が考えられる。
・代替循環冷却の系統構成，起動操作，運転継続に必要な操作・監視への影響
・代替循環冷却が機能喪失した場合に必要な操作への影響
・代替循環冷却運転時に必要な復旧作業（残留熱除去系の復旧作業）への影響「機器」に対する放射線劣化影響としては以下の影響が考えられる。
・代替循環冷却時に使用する機器のうち，放射線劣化影響が懸念される機器（シール材，電動機，計器，ケーブル）への影響
上記の影響について，確認結果を表 1 に示す。
表 1 高線量となった場合の操作性・アクセス性，機器への影響
確認項目
放射線影響
操作性・アク 代 替 循 環 冷 系統構成
運転開始前の系統構成は，中央制御室からの
セス性
却の系統構
電動駆動弁の遠隔操作の他，廃棄物処理建屋
成，起動操等での手動弁の操作，代替原子炉補機冷却系
作，運転継続熱交換器ユニットの操作が必要であるが，弁に必要な操操作は運転開始前の実施であり，熱交換器ユ
作・監視
ニット操作は屋外作業であり，格納容器ベント操作前であるため，アクセス及び操作への放射線による影響はない。
（24～26 頁参照）
復 水 移 送 ポ 運転開始時の復水移送ポンプの起動は中央ンプの起動制御室から遠隔で操作が可能な設計としているため，操作への放射線による大きな影響はない。（24～26 頁参照）
パ ラ メ ー タ 運転を開始した後の運転パラメータの監視
監視は，中央制御室及び緊急時対策所で監視が可能な設計としているため，放射線による大きな影響はない。
（24～26 頁参照）
流量調整
代替循環冷却運転時の原子炉注水及び格納
容器スプレイの流量を調整する場合は，流量調整弁の操作により行うが，中央制御室から遠隔で操作が可能な設計としているため，放射線による大きな影響はない。
（24～26 頁参照）
その他操作
その他の作業として，代替原子炉補機冷却系の運転状態確認及び代替熱交換器の付帯設備である電源車への給油作業があるが，これらは屋外作業であり格納容器ベント操作前であるため，放射線による大きな影響はない。
（24～26 頁参照）
（次頁へ続く）106

操作性・アク
セス性

機器

確認項目
代替循環冷
却が機能喪
失した場合
に必要な操
作

低圧代替注
水系（可搬
型）による原子炉注水

放射線影響
低圧代替注水系（可搬型）による原子炉注水は，代替循環冷却運転開始前にあらかじめ系
統構成をした上で，注水操作を屋外で実施することにより，建屋内放射線量が上昇した場
合においても対応が可能である。
（26 頁参照）

格納容器ベ
ント

格納容器ベントの操作弁は中央制御室から遠隔操作可能な設計であるため，代替循環冷
却運転後の放射線量上昇による操作への影響はない。なお，何らかの理由によりベント操作弁が中央制御室から遠隔操作不能となる場合は，放射線量上昇による影響が小さい
二次格納施設外において空気作動あるいは遠隔手動操作で開閉する方法を備えている。
なお，これらの操作位置は二次格納施設外であっても，代替循環冷却により高線量となる
配管との位置が比較的近い箇所もあるため，放射線量上昇によるアクセス性及び弁操作性を考慮し，必要に応じて遮へい体設置等の放射線防護対策を施す。
（26～29 頁参照）

代替循環冷却運転時に必要な復旧作業（残留熱除去系の復旧作業）

代替循環冷却運転時の放射線影響を受ける可能性が最も低い残留熱除去系(C)ポンプ類の復旧のためには，機能喪失要因にもよるが原子炉建屋地下 3 階の残留熱除去系(C)ポン
プ室，あるいは，原子炉建屋地下 2 階の残留熱除去系(C)ポンプ室の上部ハッチまでアクセスすることができる必要があるが，7 号炉の上部ハッチ付近には高線量となる配管があることから，代替循環冷却運転時の放射線量を考慮し，必要に応じて移動式遮へい体等の放射線防護対策を施す。
なお，現場操作時は放射線量を測定し適切な防護装備を装備したうえでアクセスすることとしている。
（30～32 頁参照）

シール材（配管，弁，ポンプ， 放射線による劣化影響が懸念される左記の熱交換器）
機器については，運転環境下における当該部位の放射線量を考慮して代替循環冷却の系
統機能確保可能な設計とする。
（46 頁参照）
電動機（弁，ポンプ）
ケーブル
計器

107

別紙-7
代替循環冷却運転時の回り込み防止対応について

代替循環冷却系を運用する際，サプレッション・チェンバのプール水を水源とするため，炉心損傷した場合については高線量の水が循環することで，周辺エリアの線量が大きく上昇することが想定される。その為，循環冷却系を運転
中，及び，その後の長期的な収束のための各機器の復旧作業に悪影響を及ぼす懸念がある。
代替循環冷却系の流路を構成する既設の復水補給水系は，プラント運転時に様々な供給先（負荷）を持っており，主流路からの分岐が多数ある。これらの分岐配管は耐震性を有する設計とするとともに，分岐先において閉じた系を構成している（供給先において弁が閉止している）ため，高線量の水が建屋内に溢水することや，予期しない他の系統に流入することはない。
しかし，事故後長期の復旧作業への影響を考慮すると，可能な限り高線量の水の流れる範囲を限定することが必要である。そこで，代替循環冷却系の主流
路からの分岐配管については，可能な限りプラント運転時から，主ラインから最も近い弁（第一止め弁）にて常時閉止することを検討し，事故時の対応に支障を来たす等の理由から第一止め弁の閉止が不可能な場合には代替循環冷却系の運転前に弁の閉操作を実施することを検討した。
検討の結果を図 1，図 2，表 1～表 4 に示す。分岐配管のうち，非常用炉心冷
却系等の封水供給配管については，弁の閉止により供給先の系統に悪影響(ウォーターハンマーの発生等)を及ぼす可能性があるので，常時閉止運用とすることは不可と判断した。また，低圧代替注水系や格納容器下部注水系のように事故対応で使用する弁についても常時閉止運用とすることは不可と判断した。
しかし，それ以外の供給先（負荷）については，分岐部を閉止することが可能である。このため，これらの供給先（負荷）に悪影響を及ぼさない箇所については，通常運転中から弁を閉止することにより，高線量の水が流入することを防止する措置を講じることとする。

108

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図 1 代替循環冷却系 系統図(6 号炉)
109

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図 2 代替循環冷却系 系統図(7 号炉)110

表１ 代替循環冷却系閉止弁リスト(6 号炉)

№※

弁番号

弁名称

対応策

1

P13-F059

廃スラッジ移送ライン復水元弁

プラント運転中から全閉運用とする

2

P13-F056

ＣＵＷろ過脱塩装置補給用等復水元弁

プラント運転中から全閉運用とする

3

P13-F085

Ｄ／Ｗ ＨＣＷサンプ配管洗浄用等復水元
弁

プラント運転中から全閉運用とする

4

P13-F054

CUW 逆洗洗浄用復水元弁

プラント運転中から全閉運用とする

5

P13-F090

ＣＲＤ補修室等復水元弁

プラント運転中から全閉運用とする

6

P13-F023

ＭＵＷＣサンプリング戻り止め弁

プラント運転中から全閉運用とする

7

P13－F009

復水貯蔵槽常用給水管止め弁

系統運転時に現場で全閉操作を実施

8

P13-MO-F150

Ｔ／Ｂ負荷遮断弁

系統運転時に遠隔で全閉操作を実施

9

G51-MO-F009

ＳＰＣＵ系ＣＳＰ側吸込弁

系統運転時に遠隔で全閉操作を実施

10

P13-F403

Ｒｗ／Ｂ復水積算流量計バイパス弁

系統運転時に現場で全閉操作を実施

11

P13-F010

ＣＲＤ復水入口弁

系統運転時に現場で全閉操作を実施

12

P13-F017A

復水移送ポンプ(A)最小流量出口弁

系統運転時に現場で全閉操作を実施

13

P13-F017B

復水移送ポンプ(B)最小流量出口弁

系統運転時に現場で全閉操作を実施

14

P13-F017C

復水移送ポンプ(C)最小流量出口弁

系統運転時に現場で全閉操作を実施

15

E22-F021

高圧炉心注水系復水貯蔵槽出口第一元弁

系統運転時に現場で全閉操作を実施

16

E22-F022

高圧炉心注水系復水貯蔵槽出口第二元弁

系統運転時に現場で全閉操作を実施

17

E22-F023

高圧炉心注水系復水貯蔵槽出口第三元弁

系統運転時に現場で全閉操作を実施※本表の「No.」は，図 1 記載の「弁 No.」を示す。

111

表 2 代替循環冷却系閉止不可弁リスト(6 号炉)

№※

弁番号

18

P13-F069

FP 系連絡弁後弁

SA 時の消防車による原子炉注水時に使用

19

P13-F081

RCIC 系統洗浄用等復水元弁

HPAC/RCIC 封水ライン

20

P13-F058

RHR(B)系統洗浄用等復水元弁

SA 時の代替格納容器スプレイ冷却系で使用

21

P13-F057

RHR(A)（C)系統洗浄用復水元弁

HPCF(C)封水ライン
SA 時の格納容器下部注水系で使用

22

P13-F061

スキマサージタンク（B)積算流量計入口弁

SFP スキマサージタンクへの自動注水補給で使用

23

G51-F015

SPCU 系 MUWC 封水弁

SPCU を用いた SFP 注水，原子炉ウェル注水で使用

24

P13-F096B

HPCF(B)系統封水用復水減圧オリフィス前
弁

HPCF(B)封水ライン

25

E22-F001B

HPCF 系 CSP 側吸込弁（B)HPCF(B)吸込みライン（水源）26E22-F030

HPAC ポンプ吸込弁

HPAC 吸込みライン（水源）27

E51-F001

RCIC 系 CSP 側吸込弁

RCIC 吸込みライン（水源）28E22-F001C

HPCF 系 CSP 側吸込弁（C)HPCF(C)吸込みライン（水源）弁名称

閉止不可理由※本表の「No.」は，図 1 記載の「弁 No.」を示す。

112

表 3 代替循環冷却系閉止弁リスト(7 号炉)
№※

弁番号

01

P13-F087

ＭＵＷＣ

02

P13-F721

ＨＵＷＣ復水移送ポンプ出口復水資料採取元弁

プラント運転中から全閉運用とする

03

P13-F077

MUWC-075 ライン供給元弁

プラント運転中から全閉運用とする

04

P13-F105

ＭＵＷＣ
弁

蒸気乾燥機気水分離器ピット水張用供給

プラント運転中から全閉運用とする

05

P13-F110ＭＵＷＣ

Ｒ／Ｂ運転階供給元弁

プラント運転中から全閉運用とする

06

P13-F722

ＨＵＷＣ復水移送ポンプ入口復水資料採取元弁

プラント運転中から全閉運用とする

07

P13-MO-F029

ＭＵＷＣ

Ｔ／Ｂ負荷遮断弁

系統運転時に遠隔で全閉操作を実施

08

G51-MO-F010

ＳＰＣＵ

ＣＳＰ側吸込弁

系統運転時に遠隔で全閉操作を実施

09

P13-F021

ＭＵＷＣ

ＣＲＤ駆動水供給元弁

系統運転時に現場で全閉操作を実施

10

P13-F008A

復水移送ポンプ(A)ミニマムフロー逆止弁後弁

系統運転時に現場で全閉操作を実施

11

P13-F008B

復水移送ポンプ(B)ミニマムフロー逆止弁後弁

系統運転時に現場で全閉操作を実施

12

P13-F008C

復水移送ポンプ(C)ミニマムフロー逆止弁後弁

系統運転時に現場で全閉操作を実施

13

P13－F001

復水補給水系復水貯蔵槽出口弁

系統運転時に現場で全閉操作を実施

14

E22-F028

高圧炉心注水系復水貯蔵槽出口第一元弁

系統運転時に現場で全閉操作を実施

15

E22-F029

高圧炉心注水系復水貯蔵槽出口第二元弁

系統運転時に現場で全閉操作を実施

16

E22-F030

高圧炉心注水系復水貯蔵槽出口第三元弁

系統運転時に現場で全閉操作を実施

27

P13-F079

MUWC

CUW ろ過脱塩器 Y スト洗浄水供給元弁

プラント運転中から全閉運用とする

28

P13-F075

MUWC

CUW 逆洗水ポンプ入口洗浄用供給弁

プラント運転中から全閉運用とする

弁名称
ＣＵＷろ過脱塩器逆洗水供給元弁※本表の「No.」は，図 2 記載の「弁 No.」を示す。

113

対応策
プラント運転中から全閉運用とする

表 4 代替循環冷却系閉止不可弁リスト(7 号炉)
№※

弁番号

03

P13-F077

MUWC-075 ライン供給元弁

HPAC 封水ライン

17

P13-F086

MUWC RO-D032 入口弁

HPCF(C)封水ライン

18

P13-F093

MUWC 格納容器冷却ライン元弁

SA 時の格納容器下部注水系で使用

19

P13-F099

MUWC P13-F091 出口弁

SA 時の消防車による原子炉注水時に使用

20

P13-F101

MUWC-101 ライン供給元弁

SFP スキマサージタンクへの自動注水補給で使用

21

P13-F083

MUWC-077 ライン供給元弁

SA 時の代替格納容器スプレイ冷却系で使用
HPCF(B)封水ライン

22

E22-F001B

HPCF

CSP 側吸込弁（B)HPCF(B)吸込みライン（水源）23E22-F023

HPCF

HPAC 冷却水ライン隔離弁

HPAC 吸込みライン（水源）24E51-F001

RCIC

CSP 側吸込弁

RCIC 吸込みライン（水源）25E22-F001C

HPCF

CSP 側吸込弁（C)HPCF(C)吸込みライン（水源）26P13-F084

MUWC RO-D030 入口弁

弁名称

閉止不可理由RCIC 封水ライン※本表の「No.」は，図 2 記載の「弁 No.」を示す。

114

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柏崎刈羽原子力発電所6号及び7号炉審査資料
資料番号
KK67-0064 改05
提出年月日
平成27年10月19日

柏崎刈羽原子力発電所 6号及び7号炉
別添資料－３

水素爆発による原子炉建屋等の損傷を防止するための設備について

平成27年10月
東京電力株式会社

第 53 条：水素爆発による原子炉建屋等の損傷を防止するための設備＜目次＞

1. 基本方針
1.1 要求事項の整理
1.2 適合のための設計方針

2. 水素爆発による原子炉建屋等の損傷を防止するための設備
2.1 概要2.2 水素濃度制御設備（静的触媒式水素再結合器）について
2.2.1 静的触媒式水素再結合器の設計方針について
添付 1 浜岡原子力発電所 4/5 号機で発生した OG 系トラブルについて
添付 2 静的触媒式水素再結合器の最高使用温度について
添付 3
PAR 製作誤差による処理能力への影響
添付 4
PAR の検査・点検について
添付 5 水素処理容量に関する説明について
添付 6

PAR 周辺機器に対する悪影響防止について

2.2.2 静的触媒式水素再結合器の効果について
添付 7 オペレーティングフロア大物搬入口ハッチの構造について
添付 8 原子炉建屋内における成層化について
添付 9 格納容器頂部注水系の効果を考慮した水素挙動について
添付 10 6 号炉の GOTHIC 解析による水素濃度評価

2.2.3 静的触媒式水素再結合器の性能試験について
添付 11 国内容器試験について
添付 12 静的触媒式水素再結合器 動作監視装置について
添付 13 原子炉建屋小部屋における水素爆発防止対策について

2.3 水素濃度監視設備について
2.3.1 水素濃度監視設備の設計方針について
添付 14 原子炉建屋水素濃度の適用性について-目次 1-

2.4 格納容器頂部注水系（自主対策設備）について
2.4.1 格納容器頂部注水系の設計方針について
2.4.2 格納容器頂部注水系の効果について

2.5

参照文献

参考資料 1
参考資料 2
参考資料 3

福島第一原子力発電所 1 号機現地調査状況
PAR による再結合反応の律速段階について
GOTHIC コードについて-目次 2-

＜概要＞1.において，設置許可基準規則，技術基準規則の要求事項を明確化するとともに，それら要求に対する柏崎刈羽原子力発電所 6 号炉及び 7 号炉における適合性を示す。
2.において，水素爆発による原子炉建屋等の損傷を防止するための設備に関する基準適合性について説明する。

-1-

1. 基本方針
1.1 要求事項の整理
水素爆発による原子炉建屋等の損傷を防止するための設備に関する設置許可基準規則第 53 条の要求事項並びに当該要求事項に該当する技術基準規則第 68
条の要求事項を表 1-1 に示す。
表 1-1

設置許可基準規則第 53 条，技術基準規則第 68 条

設置許可基準規則

技術基準規則第 53 条

第 68 条

要求事項

発電用原子炉施設には，炉心の 発電用原子炉施設には，炉心著しい損傷が発生した場合に の著しい損傷が発生した場合
おいて原子炉建屋その他の原 において原子炉建屋その他の
子炉格納容器から漏えいする
気体状の放射性物質を格納するための施設（以下「原子炉建屋等」という。）の水素爆発による損傷を防止する必要がある

原子炉格納容器から漏えいす
る気体状の放射性物質を格納するための施設（以下「原子炉建屋等」という。）の水素爆
発による損傷を防止する必要場合には，水素爆発による当該
原子炉建屋等の損傷を防止す
るために必要な設備を設けなければならない。

がある場合には，水素爆発による当該原子炉建屋等の損傷を防止するために必要な設備を施設しなければならない。

備考－

設置許可基準規則：実用発電用原子炉及びその附属施設の位置，構造及び設備の基準に関する規則
技 術 基 準 規 則：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-2-

1.2 適合のための設計方針
重大事故等時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，
水素濃度制御設備及び水素濃度監視設備を設置する設計とする。
水素濃度制御設備としては，原子炉建屋運転床（以下，オペレーティングフロ
アという。）に静的触媒式水素再結合器（以下，PAR という。）を設置し，重大事
故等発生時に原子炉格納容器（以下，格納容器という。）から原子炉建屋内に水素ガスが漏洩した場合において，原子炉建屋内の水素濃度上昇を抑制し，水素爆発を防止する設計とする。また，PAR は運転員による起動操作を行うことなく，
水素ガスと酸素ガスを触媒反応によって再結合できる装置を適用し，起動操作に電源が不要な設計とする。なお，PAR の動作確認を行うために PAR の入口側及
び出口側に温度計を設置する設計とする。
水素濃度監視設備としては，原子炉建屋内に水素濃度計を設置し，想定される
事故時に水素濃度が変動する可能性のある範囲で監視できる設計とする。なお，
当該水素濃度計については，代替電源設備から給電可能な設計とする。
これらの設備に加え，水素爆発による当該原子炉建屋等の損傷を防止するための自主対策設備として，格納容器トップヘッドフランジの過温破損を防止し，原子炉建屋への水素漏洩を抑制するために格納容器頂部注水系を設置する。格
納容器頂部注水系は，重大事故等発生時に原子炉建屋外から代替淡水源（防火水槽又は淡水貯水池）の水，若しくは海水を可搬型代替注水ポンプにより原子炉ウ
ェルに注水することで格納容器トップヘッドフランジを冷却できる設計とする。

-3-

2. 水素爆発による原子炉建屋等の損傷を防止するための設備
2.1 概要福島第一原子力発電所事故において発生した水素爆発は，第一に電源喪失に伴う注水・除熱機能の喪失によって炉心損傷が起こりジルコニウム－水反応による大量の水素発生に至ってしまったこと，第二に除熱機能の喪失によって格納容器破損が起こり大量の水素ガスが原子炉建屋に漏洩してしまったこと，第三に原子炉建屋に漏洩した水素ガスに対する対応手段がなかったことによって起こったものである。そのため，水素爆発防止のためには，これら３つの課題に対してそれぞれ対策を施す必要がある。
第一の課題である大量の水素発生の防止については，炉心損傷を防止することが対策となる。柏崎刈羽原子力発電所 6 号炉及び 7 号炉は，設計基準事故対
処設備に加えて，重大事故等が発生した状況において炉心の著しい損傷を防止するために，高圧注水機能の強化，原子炉減圧機能の強化，低圧注水機能の強化，格納容器冷却機能の強化等を行い，炉心損傷による大量の水素発生を防止する設計とする。
第二の課題である大量の水素ガスの原子炉建屋への漏洩の防止については，
上述の炉心損傷防止対策を踏まえてもなお，重大事故等時に備え，格納容器の破損を防止することが対策となる。柏崎刈羽原子力発電所 6 号炉及び 7 号炉は，格納容器過温破損防止設備として代替格納容器スプレイ冷却系，改良ＥＰＤＭ
製シール材，格納容器頂部注水系，格納容器過圧破損防止設備として格納容器圧
力逃がし装置並びに代替循環冷却系を設置する設計とする。これらの対策により，原子炉建屋への水素漏洩を抑制し，あるいは原子炉建屋を経由せず大気に水素ガスを排出する。
第三の課題である原子炉建屋に漏洩した水素ガスに対する対応手段の確保については，格納容器過温・過圧破損防止対策を踏まえてもなお，格納容器には設
計上漏洩率を考慮していることから，事故時に格納容器内で発生した水素ガス
が原子炉建屋内に漏洩した場合に備え，原子炉建屋内において水素ガスを処理することが対策となる。柏崎刈羽原子力発電所 6 号炉及び 7 号炉は，水素濃度制御設備として PAR をオペレーティングフロアに設置する。この対策により，漏洩した水素ガスと空気中の酸素を再結合させ，水素爆発リスクを低減する。
なお，格納容器からの異常な漏洩が発生し，大量の水素ガスが原子炉建屋に漏洩してしまった場合にも，PAR は効力を発揮し，水素濃度が可燃限界に至るまでの時間を延長し，設備の復旧や対応手段の検討を実施する時間を確保できることから，更なる水素爆発リスクの低減を図ることが出来る。このようにして確保した時間の中で，例えば，格納容器圧力逃がし装置による格納容器ベントを行う
ことで，原子炉建屋の水素濃度も低減させることが可能である。

-4-

以上，第一から第三の課題それぞれに対する対策を施すことにより，福島第一原子力発電所事故において発生した原子炉建屋の水素爆発を防止する。これらの対策の関係を図 2-1 に整理する。
本章では，柏崎刈羽原子力発電所 6 号炉及び 7 号炉の原子炉建屋水素爆発防止対策のうち，設置許可基準規則第 53 条（水素爆発による原子炉建屋等の損傷を防止するための設備）に該当する設備の基準適合性を説明する。
最初に第三の課題に対する対策である PAR に関する説明を「2.2 水素濃度制
御設備（静的触媒式水素再結合器）について」で示す。
また，原子炉建屋の水素濃度を監視するために，原子炉建屋に設置する水素濃度監視設備に関する説明を「2.3 水素濃度監視設備について」で示す。
さらに，第二の課題に対する自主対策である格納容器頂部注水系に関する説
明を「2.4 格納容器頂部注水系について」で示す。格納容器頂部注水系は，重大事故等発生時に格納容器トップヘッドフランジの過温破損を防止し，原子炉建屋への水素漏洩を抑制するために設置するものである。これは格納容器トップ
ヘッドフランジのシール材の高温劣化を防ぐ目的であるが，一方で格納容器トップヘッドフランジシール材を耐環境性に優れた改良ＥＰＤＭ製シール材に変更する対策も施しており，閉じ込め機能を強化している。従って，格納容器頂部
注水系は更なる水素漏洩抑制対策という位置づけであるが，シール材の熱劣化要因を低減することが可能であり，水素漏洩抑制対策として効果的である。

-5-

【第一の課題に対する対策】
水素発生防止設計基準対象施設

深
層
防
護
第
３
層

重大事故等対処施設のうち
重大事故防止設備

非常用炉心冷却系
格納容器スプレイ冷却系
原子炉補機冷却系

低圧代替注水系

非常用ガス処理系
非常用ディーゼル発電機
等

代替原子炉補機冷却系
代替交流電源設備等

重大事故等対処施設のうち重大事故緩和設備【第二の課題に対する対策】
原子炉建屋への水素漏洩抑制

深
層
防
護

代替格納容器スプレイ冷却 代替循環冷却系
改良ＥＰＤＭ製シール材 格納容器頂部注水系（自主対策設備）【第二の課題に対する対策】
大気への水素排出第４層

格納容器圧力逃がし装置【第三の課題に対する対策】
水素爆発リスク低減
静的触媒式水素再結合器

図 2-1

水素対策の観点で整理した深層防護第３層・第４層設備-6-

2.2 水素濃度制御設備（静的触媒式水素再結合器）について
重大事故等時が発生し，格納容器内に水素ガスが蓄積した状況では，格納容器のフランジ部等を通じて水素ガスが原子炉建屋内に漏洩する可能性がある。原
子炉建屋内に漏洩した水素ガスは，比重の関係でオペレーティングフロアまで上昇し，オペレーティングフロアに滞留することが予想される。福島第一原子力発電所事故においても，格納容器から漏洩した水素ガスが原子炉建屋内に蓄積し，オペレーティングフロアを中心として大規模な水素爆発を起こしている。この事故知見を踏まえて，柏崎刈羽原子力発電所 6 号炉及び 7 号炉の原子炉建屋
水素爆発防止対策として，オペレーティングフロアに，水素濃度上昇を抑制することができる PAR を水素濃度制御設備として設置する。
(1)PAR について
静的触媒式水素再結合器 PAR は Passive Autocatalytic Recombiner の略であり，触媒反応を用いて可燃性ガス（水素ガス，酸素ガス）を再結合させて，雰囲
気を可燃限界以下に維持する設備である。PAR は触媒反応により受動的に運転される設備であり，電源及び起動操作は必要とせず，水素ガス，酸素ガスがあれば自動的に反応を開始する設備である。
PAR は，概要図を図 2-2 で示している通りハウジングと触媒カートリッジで構成されており，PWR や BWR のシビアアクシデント時に発生する水素対策として世界的に広く採用されている設備である。柏崎刈羽原子力発電所 6 号炉及び 7 号炉については，国内 BWR プラント適用に向けた被毒物質影響の知見が得られている独国の NIS 社製 PAR を採用している。なお，NIS 社が製造する PAR は，国際的な性能試験，さまざまな国の性能試験をパスしており，欧米をはじめ世界的に性能が確認されている。

触媒カートリッジ

静的触媒式再結合器

図 2-2 静的触媒式水素再結合器(PAR)の概要図-7-

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図 2-3

PAR-11 写真

表 2-1 NIS PAR の納入実績
No.

国名

発電所名

炉型

1
2
3
4
5
6
7
8

-8-

備考

(2)PAR ハウジング
PAR のハウジングは図 2-4 に構造を示しているが，箱型のステンレス鋼板によるフレーム構造を採用しており，以下の機能を持っている。
- 触媒カートリッジを内部に設置すること。
- ガスを誘導すること。

フード
点検ハッチ

ハウジング
ブラケット(フロント)

ブラケット(リア)

図 2-4 PAR ハウジングの構造
PAR ハウジングは，触媒カートリッジを水素処理に適切な間隔に保持し，水素処理に適切なガス流れとなるよう設計されている。
ハウジング前面の点検ハッチは，触媒カートリッジの点検及び性能試験時に取外，取付を容易にするものであり，通常運転時は，点検ハッチをハウジング本
体に固定して使用する。
ハウジングに固定されているブラケットは，PAR 本体を設置する構造物，又は支持架台に固定するために用いられる。
ハウジング上部に設置されるフードは，PAR の上部に位置する構築物に，水素処理を行った PAR 出口ガスの排熱が直接当たらないようにするために，ガス流れ方向を変える役割をもつ。

-9-

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(2)触媒NIS 社製 PAR の触媒はパラジウムであり，基盤となる材料が酸化アルミニウム（アルミナ）である。概要図を図 2-5 に示しているが，基盤となる材料をパラジ
ウムの溶液に浸透させてシェル状の触媒を形作っており，直径約 mm の球状の形をしている。また，疎水コートにより高湿度な雰囲気から触媒を保護し，水素ガス，酸素ガスが触媒に接触し易くする構造になっている。
また，球状に触媒が存在するため，水素ガスと酸素ガスが触れる表面積が大きいことが特徴であり，よう素等の被毒物質が流入した際に，球状であることから
全表面が被毒物質で覆われ難い構造になっている。これら触媒粒の量は，PAR の水素処理容量に合わせて調整され，触媒カートリッジに充填される。

図 2-5 触媒の概要図(3)触媒カートリッジ
触媒カートリッジは，図 2-2 で示す形状をしており，カートリッジ内部に触媒を充填しており，オペレーティングフロアの空気を触媒と接触させるために多数の長穴が開けられている。この触媒カートリッジには，PAR の水素処理容量に合わせた触媒量が充填される。完成した触媒カートリッジを必要数，適切な間隔で PAR ハウジング内に取付けることで PAR は完成品となる。触媒カートリッジが多いタイプの PAR が，１台あたりの水素処理容量が多いが，その分サイズも大きくなる。柏崎刈羽原子力発電所 6 号炉及び 7 号炉においては，設置場所に配慮して，触媒カートリッジが PAR 1 台につき 11 枚設置される PAR-11 タイプ（図 2-2 参照）を採用している。

-10-

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(4)PAR の主要仕様
柏崎刈羽原子力発電所 6 号炉及び 7 号炉では NIS 社製 PAR(PAR-11 タイプ)を採用しており，表 2-2 で主要仕様を示す。
表 2-2

主要仕様（PAR-11 タイプ 1 台）

静的触媒式水素再結合器
種

類

触媒反応式

水素処理容量0.25kg/h/個以上（添付 5 に詳細記載）（水素濃度 4vol%，大気圧，温度 100℃）

最高使用温度

300℃

ハウジング
材

ハウジング

料

ブラケット
高

寸

法

さ
幅

奥
質

行

量

触媒カートリッジ
外装パーツ
材

料

リベット等小物部
品
幅

寸

質

法

高

さ

厚

さ

触媒ｶｰﾄﾘｯｼﾞ全質量量

触媒材質の充填質量

カートリッジ枚数

11 枚

基盤材

酸化アルミニウム

触媒材質

パラジウム

触媒の材料

表面積
形

状

直

径

球状

充填密度

-11-

2.2.1 静的触媒式水素再結合器の設計方針について
2.2.1.1 基本設計方針
PAR は，重大事故等時において格納容器から原子炉建屋に水素ガスが漏洩した際に，原子炉建屋の水素濃度の上昇を抑制し，水素爆発を防止するための設備である。水素ガスの量は事故シナリオに依存するが，重大事故等対策の有効性評価のシナリオのうち，格納容器過圧・過温破損シナリオにおいて原子炉建屋へ漏洩する水素ガスの量を考慮した場合においても，オペレーティングフロアの水素濃度を可燃限界未満に抑制できることを PAR の設計における必要条件としている。これは，炉心損傷に伴う水素発生が想定される重大事故のシナリオの中で，格納容器圧力・温度が高い値で推移し，かつその状態が格納容器ベントを実施す
る約 38 時間後まで継続することから，格納容器から原子炉建屋への水素ガスの漏洩量が多くなるためである。
この必要条件を満たした上で，当社は，さらに厳しい条件下での水素漏洩を想定して，PAR の基本設計方針を以下の通り定める。

(1)PAR による水素処理容量について（PAR の必要台数について）下表に示す条件で格納容器から原子炉建屋内に水素ガスが漏洩する事象で，オペレーティングフロアの水素，酸素濃度が可燃限界未満となる水素処理機能を有すること。すなわち，この水素処理機能が確保できる PAR 台数を定め，事故
環境下における触媒被毒による性能低下を考慮し，必要台数に余裕を持たせた台数とする。表 2-3 で示す通り，PAR 設計条件は有効性評価シナリオ（格納容器
過圧・過温破損シナリオ）で想定する格納容器漏洩率，水素発生量，水素漏洩終了時間より十分保守的に設定しており，原子炉建屋水素爆発防止対策を強化し
ている。
表 2-3
No

項目

PAR 設計条件（水素漏洩）

設計条件（参考）格納容器過圧・過温破損
シナリオ

1

格納容器漏洩率10%/日

約 1.0%/日 : AEC 式（2Pd 時)

2

水素発生量

AFC（燃料有効部被覆管）100%相当の

約 600kg

水素発生量：約 1600kg（AFC 約 39%相当の水素発生量）

水素漏洩終了時間

ー

約 38 時間後（格納容器ベント）（格納容器ベントなし）

3

-12-

① 格納容器漏洩率（10%/日）について
重大事故等発生時で格納容器圧力が設計圧力を超える場合の格納容器
漏洩率を AEC(Atomic Energy Commission)の式を用いて求める。格納容器
漏洩率は格納容器圧力に応じて変化するが，重大事故等発生時には，格納容器圧力が設計圧力の 2 倍（以下，2Pd）を超えないよう運用するため，
2Pd における格納容器漏洩率が最大漏洩率となり，事故時におけるガス組
成（水素濃度包絡条件，水素ガス 33vol%:窒素ガス 21vol%:水蒸気 46vol%）を踏まえると AEC の式から約 1.0%/日となる。この値は重大事故等対策の有効性評価のシナリオにおける最大値であることから，これに余裕を見て，10%/日と設定する。
L  L0 ( Pt  Pa )  Rt  Tt
Pb  Pa   Rb  Tb

L0 ：設計漏洩率
Pt ：事故時の格納容器圧力Pb ：設計圧力Pa ：格納容器外の圧力
Rt ：事故時の気体定数＊ (＊事故時の気体の平均分子量が小さい程 Rt は大きくなる)
Rb ：空気の気体定数
Tt ：事故時の格納容器内温度
Tb ：設計格納容器内温度② 水素発生量(AFC 100%)について
重大事故等対策の有効性評価のシナリオのうち，格納容器過圧・過温破損シナリオにおいて発生する水素ガスの量は，表 2-3 の通り約 600kg（AFC
約 39%相当の水素発生量）であるが，水素発生の主要因であるジルコニウ
ム－水反応に着目し，余裕を見た水素発生量を設定する。ジルコニウム－
水反応は 900℃以上で活発になることから，加熱源である燃料有効部の被覆管全て（AFC 100%）が反応すると仮定することで，保守的な水素発生量を評価することが可能である。
この場合の水素発生量は，表 2-3 の通り約 1600kg であり，格納容器過圧・過温破損シナリオにおいて発生する水素ガスの量と比較して保守的な設定となっていることが確認できる。

-13-

なお，これらの条件を用いて設定した PAR 設計条件は，重大事故等対策の有効性評価シナリオのうち，格納容器内での水素燃焼による影響に着目した水素
燃焼シナリオと比較しても保守的な設定であることを確認している。
水素燃焼シナリオの評価においては，「実用発電用原子炉に係る炉心損傷防止
対策及び格納容器破損防止対策の有効性評価に関する審査ガイド」に記載されている「全炉心内のジルコニウム量の 75％が水と反応」した場合（水素発生量
約 2700kg）と MAAP コードによる評価結果（水素発生量 約 600kg）を比較し，格納容器内の酸素濃度や圧力挙動を踏まえ，水素燃焼の観点から厳しい評価結果となる MAAP コードによる評価結果を用いている。
いずれのケースも格納容器は健全であることから，格納容器漏洩率は，格納容器過圧・過温破損シナリオ同様に格納容器圧力が 2Pd に到達したと仮定し，かつ①で示したガス組成のうち水蒸気分が全て水素ガスに置き換わったと仮定した場合の約 1.5%/日を下回る。
以上から，水素燃焼シナリオにおける格納容器内水素発生量は PAR 設計条件
である約 1600kg（AFC100％相当の水素発生量であり，全炉心内のジルコニウム
量の約 45％が水と反応した場合の発生量に相当）を上回る約 2700kg となる場合もあるが，格納容器漏洩率は PAR 設計条件の方が 6 倍以上（約 1.5%/日に対して10%/日）大きくなる。このため，最終的に原子炉建屋内に漏洩する単位時間あたりの水素量は，PAR 設計条件の方が多くなる。従って，PAR 設計条件は水素燃焼
シナリオと比較しても十分保守的であると判断できる。

(2)PAR の設置場所について
重大事故等が発生し，格納容器内に水素ガスが蓄積した状況では，格納容器のフランジ部等を通じて水素ガスが原子炉建屋内に漏洩する可能性がある。原子
炉建屋内に漏洩した水素ガスは，比重の関係でオペレーティングフロアまで上昇し，オペレーティングフロアに滞留することが予想される。福島第一原子力発
電所事故においても，格納容器から漏洩した水素ガスが原子炉建屋内に蓄積し，オペレーティングフロアを中心として大規模な水素爆発を起こしている（参考資料 1 参照）。この事故知見を踏まえて，PAR は水素ガスが最も蓄積されると想定されるオペレーティングフロアに設置する。

-14-

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2.2.1.2 設計仕様
PAR の基本設計方針に基づき，設計仕様は以下の通りとする。設計仕様の根拠を次に述べる。
表 2-4 PAR 設計仕様
項目

6 号炉

7 号炉

水素処理容量（PAR 1 個あたり）

0.250 kg/h/個

0.250 kg/h/個

PAR 必要台数

54 台以上54 台以上（設置台数）（56 台）（56 台）（１）水素処理容量（PAR 1 個あたり）の設定根拠①PAR の基本性能評価式
柏崎刈羽原子力発電所 6 号炉及び 7 号炉においては，設置場所に配慮して，
触媒カートリッジが PAR 1 台につき 11 枚設置される PAR-11 タイプを採用する。メーカによる開発試験を通じて，NIS 社製 PAR の１個あたりの水素処理容
量は，水素濃度，雰囲気圧力，雰囲気温度に対して，以下の式で表される関係にあることを示している。
C DR  A   H 2  100 

1.307



DR
A
CH2
P
T
SF

P
 3600 SF
T･･････････････････（式 1）：水素処理容量（kg/h/個）：定数：PAR 入口水素濃度(vol%)：圧力(10-5Pa)：温度(K)：スケールファクター

スケールファクターSF について，当社は PAR-11 タイプを採用するため，PARには各々11 枚の触媒カートリッジが装荷されるため「11/88」となる。スケール
ファクターの妥当性については「2.2.3 静的触媒式水素再結合器の性能試験について」で示す。

-15-

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これらに以下の条件を想定し，PAR の水素処理容量を算出する。
・水素濃度 CH2
水素ガスの可燃限界濃度 4vol%未満に低減するため，4vol%とする。
・圧力 P
重大事故時の原子炉建屋の圧力は原子炉格納容器からのガスの漏洩により大 気圧 より 僅か に高く なる と考 えら れるが ，保 守的 に大 気圧（1.01325 bar）とする。
・温度 T
保守的に 100℃（373.15 K）とする。
以上により，PAR 1 個あたりの水素処理容量は，0.250 kg/h/個（水素濃度4vol%，大気圧=1.01325 bar，温度 100℃=373.15K）となる。

（２）個数の設定根拠①実機設計における性能評価式
実機設計（PAR の個数を踏まえた設計）においては，反応阻害物質ファク
ターを乗じた式(2)を用いる。反応阻害物質ファクターとは，重大事故時に格納容器内に存在するガス状よう素による PAR の性能低下を考慮したものであり，当社の設計条件においては，保守的に格納容器内設置例での知見に基づいて「0.5」とする。
C DR  A   H 2  100 

1.307



P
 3600 SF  Finhibit  FlowO2
T

DR
A
CH2
P
T
SF
Finhibit
FlowO2････････････（式 2）：水素処理容量（kg/h/個）：定数：PAR 入口水素濃度(vol%)：圧力(10-5Pa)：温度(K)：スケールファクター：反応阻害物質ファクター(-)：低酸素ファクター(-)-16-1)必要個数の計算格納容器からの水素漏洩量を以下のように想定し，これと水素処理量が釣り合うように個数を設定する。なお必要個数の評価に当たっては，静的触媒
式水素再結合器の水素処理容量に重大事故時の反応阻害物質ファクターとして 0.5 を乗じた水素処理量を用いる。
・水素の発生量：約 1600 kg
・原子炉格納容器の漏洩率：10%／日・反応阻害物質ファクター

Finhibit＝0.5 （保守的にＰＣＶ内設置例での知見に基づき設定した値）
0.250 kg/h/個 × 0.5
0.125 kg/h/個・水素処理量==・必 要 個 数=（約 1600 kg ×10 %/日）／（24 h/日）／ 0.125 kg/h/個= 53.3 個

これより，PAR の必要台数は 54 台以上を設置台数とする。なお,実際の PAR
設置台数は，余裕を見込み 6 号炉に 56 台，7 号炉に 56 台設置する。

2)原子炉建屋が可燃限界以下になることの確認
基本設計方針が，「格納容器から原子炉建屋内に水素ガスが漏洩する事象で，オペレーティングフロアの水素ガス，酸素濃度が可燃性限界以下となる水素処理機能を有すること」であるため，PAR の個数が上記算定結果の 54 個において，オペレーティングフロアが可燃限界以下であることの確認を次の通り
実施する。

①評価方法
原子炉建屋（オペレーティングフロア）雰囲気の水素濃度等は図 2-6 に示
すモデルにより評価する。モデルでは評価対象の空間内は均一に混合するものとして，質量，エネルギーバランスにより，水素濃度，温度の時間変化を
評価する。

-17-

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放熱条件：
放熱面積 Aht (m2)

流入条件：

圧力一定維持のための流出

水素流入量 MIh (kg/s)

図 2-6

原子炉建屋（オペレーティングフロア）雰囲気の評価モデル②評価条件
・機能が要求される状態
重大事故時等で重大事故等時において，格納容器破損を防止するための重大事故等対処設備により，炉心損傷後であっても格納容器の健全性を維持するための措置を講じている。従って，格納容器の健全性が維持される
ことにより，原子炉建屋への気体の漏洩率は格納容器設計漏洩率（0.4%/day）に維持されることになる。しかしながら，本設備の機能が要求される状態としては，重大事故時で不測の事態を考慮し，格納容器設計
漏洩率を大きく上回る格納容器漏洩率（10%/day）の状態で水素ガスが原
子炉建屋へ漏洩する事象を想定する。

-18-

・水素低減性能に関する評価条件
PAR については以下の条件で評価する。
・水素処理容量： 0.250 kg/h/個・個数： 54
本評価に使用するその他の条件を表 2-5 に示す。
表 2-5
分類

評価条件
単位

条件

m3

13310

想定 PCV 漏洩率

%/day

10

PCV 内雰囲気条件

圧力

kPa

721

(固定）

温度

℃

200

水素濃度

vol%

33

酸素濃度

vol%

0

窒素濃度

vol%

21

水蒸気濃度

vol%

46

3

PCV 条件項目
PCV 容積建屋条件

空間容積（評価範囲）

m

42500

(初期条件)

初期温度

℃

40

初期圧力

Pa

101325

初期酸素濃度

vol%

19.47

初期窒素濃度

vol%

73.24

初期水蒸気濃度

vol%

7.29

外気温

℃

40

放熱面積

m

2

5200

熱通過率

W/m2/K

1.36

起動水素濃度vol%1.5

起動酸素濃度

vol%

2.5

-

0.5

放熱条件

PAR 条件反応阻害物質ファクター③評価結果
図 2-7 に原子炉建屋（オペレーティングフロア）雰囲気の水素濃度の時間変化，図 2-8 に雰囲気温度の時間変化，及び図 2-9 に原子炉建屋（オペレー
ティングフロア）からのガスの流出量の時間変化を示す。
PCV からのガスの漏洩により雰囲気温度が上昇するが，外気への放熱とのバランスにより，雰囲気温度は一時的に約 42℃の一定値に近づく。PCV から漏洩する水素ガスにより，原子炉建屋（オペレーティングフロア）雰囲気の-19-

水素濃度は上昇するが，約 8 時間後に 1.5vol%に到達すると，静的触媒式水素再結合器による水素の再結合処理が開始し，水素の再結合による発熱で雰
囲気温度がさらに上昇する。原子炉建屋（オペレーティングフロア）からのガスの流出量は，雰囲気温度の上昇率に応じて膨張した気体分だけ増加するが，雰囲気温度が一定値に近づくとともに，PCV からのガスの漏洩量の約0.04kg/s に近づく結果となっている。
PCV からの漏洩エネルギー，水素の再結合による発熱及び外気への放熱量のバランスにより，雰囲気温度は最終的に約 71℃の一定値に近づく。一方，
PCV からの水素の漏洩量，水素の再結合処理量，及び原子炉建屋（オペレー
ティングフロア）からの水素の流出量のバランスにより，雰囲気の水素濃度は最終的に約 3.5vol%の一定値に近づく結果となっている。
以上より，静的触媒式水素再結合器 54 台の設置により，本評価条件において原子炉建屋（オペレーティングフロア）雰囲気の水素濃度を可燃限界である 4vol%未満に低減でき，原子炉建屋の水素爆発を防止することが出来る。

5

濃度 （%）

43

水素濃度(%)

2

1

0
0

24

48

72

時間 （hr）

図 2-7

原子炉建屋（オペレーティングフロア）水素濃度の時間変化-20-

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図 2-8 原子炉建屋（オペレーティングフロア）温度の時間変化

図 2-9 原子炉建屋（オペレーティングフロア）からのガスの流出量の時間変化-21-

（３）PAR の設置位置について
PAR は水素ガスを処理する際の熱でガス温度が上昇するため，PAR 装置で上昇気流が発生する。従って，オペレーティングフロアにある程度散らばりをもたせて PAR を配置することで，オペレーティングフロアの水素ガスが自然対流を起こし撹拌され，水素ガスが PAR 全体に行き渡る流れとなる。PAR 配置の散らばりについては，オペレーティングフロアの壁面に配置しても，中央に配置しても自然対流による撹拌効果により水素ガス濃度に大きな違いは無いことが判っている。また，この撹拌効果を高めるために，PAR の設置高さを全て同じレベルにするのではなく，なるべく上下方向 2 段に分けることが事前評価で確認できている。よって，PAR の設置位置は，PAR 取付作業性も考慮し，オペレーティング
フロア壁面に全数設置することとし，設置スペースを考慮して極力上下方向 2 段に分けて配置する。

（４）PAR 設置の設計フロー以上のことから，PAR の個数を設定し，現場取付作業性を考慮して設置位置を設定するが，最終的にはこの配置で水素処理効果を評価して，「空間水素濃度に偏りがないこと」，「可燃限界以下となること」を確認する。確認の結果，性能要求が満足できない場合は，PAR の配置変更，台数の再検討を行い，再度水素処理効果を評価して設計の妥当性を確認する。これら PAR 設置の設計フローを図2-10 に示す。
図 2-10 で示す「4.台数・配置決定」は，「2.2.1.2 (2)個数の設定根拠」で示す通りオペレーティングフロアが可燃限界以下になる PAR 必要台数を決定し，「2.2.1.2 (3)PAR の設置位置について」で示す通り，PAR による気流の撹拌効
果及び施工性を踏まえて配置を決定する。しかしながら，この時点ではオペレー
ティングフロアを１点のモデルとした簡易評価結果による台数，配置決定であるため「仮決定」という位置づけとなる。これら仮決定結果をインプット条件とし，流動解析により空間「空間水素濃度に偏りはないか」，「空間水素／酸素濃度は可燃限界未満を維持できるか」を確認し，「4.台数・配置決定」の仮決定結果
が妥当であるかを示し，最終決定する設計フローとしている。これら設置位置の妥当性については，「2.2.2 静的触媒式水素再結合器の効果について」で PAR の設置位置をモデル化した解析で示す。
これらの検討の結果，最終決定した 6 号炉の PAR 配置を図 2-11，7 号炉の PAR
配置を図 2-12 に示す。

-22-

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図 2-10PAR 設置の設計フロー-23-

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図 2-116 号炉 PAR 配置（①設置高さ，②台数）-24-

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図 2-127 号炉 PAR 配置（①設置高さ，②台数）

-25-

添付 1
浜岡原子力発電所 4/5 号機で発生した OG 系トラブルについて
浜岡原子力発電所4号機及び5号機で気体廃棄物処理系（以下，OG系という）の水素濃度が上昇する事象が発生したが，推定原因として，製造段階での触媒担体（アルミナ）のベーマイト化及びシロキサンの存在が挙げられており，2つの要因が重畳した結果，OG系の排ガス再結合器触媒の性能低下に至ったものと報告されている。これに対し，PARの触媒は，製造段階でアルミナのベーマ
イト化が大きく進行する可能性が無いことを確認した。このことから，浜岡原
子力発電所4号機，5号機OG系排ガス再結合器で発生したような，触媒の水素処
理性能が大きく低下するような事象が発生することは無いと考える。
以下に，浜岡原子力発電所で起きた事象概要，推定原因，PAR触媒への対応の必要性について示す。
１．浜岡原子力発電所OG系水素濃度上昇事象の概要(1)浜岡原子力発電所5号機の事象（平成20年11月5日発生）
調整運転開始後にOG系で系統内の水素濃度が上昇する事象が確認され，同系統内の希ガスホールドアップ塔A塔にて温度上昇が確認されたため，原子炉を手動停止した。本事象の原因調査と対策検討を実施し，調整運転を再開し，出力一定保持していたところ，OG 系で水素濃度の上昇を示す警報（設定値
2vol%）が点灯し，その後も水素濃度が上昇傾向を示したことから，原子炉を手動停止した。
(2)浜岡原子力発電所4号機の事象（平成21年5月5日発生）
調整運転開始後，出力一定保持していたところ，OG 系で系統内の水素濃度の上昇を示す警報（設定値2vol％）が点灯し，水素濃度が可燃限界（4vol％）を超えたため，原子炉を手動停止した。

２．浜岡原子力発電所OG系水素濃度上昇事象の推定原因
水素濃度上昇の原因となる排ガス再結合器触媒の性能低下に関して，以下の二つの要因が確認された。

-26-

(1)触媒の特性に起因する性能低下
排ガス再結合器触媒の概略製造工程を図(添付1-1)※に示す。平成8年以降，触媒の製造工程の一部を変更しており（原子力発電所向けのみに，触媒中の塩素に起因する系統機器・配管の応力腐食割れ対策として施される触媒の脱塩処
理工程について，温水洗浄の時間を長くした），それにより触媒のアルミナ（酸化アルミニウム；Al2O3）基材の結晶形態に変化が生じ，ベーマイト（水和アルミニウム酸化物；AlO(OH)またはAl2O3・H2O）となる割合が多くなっていることが認められた。また，ベーマイトが多い触媒は，プラントの運転に伴い，アルミナ表面に添着された白金の活性表面積が減少することを確認した（図(添付1-2)※）。
(2)触媒性能阻害物質による性能低下
実機から取り出した触媒の成分を分析した結果，触媒の性能を低下させるシロキサン（有機ケイ素化合物の一つ）が存在していることが認められた。シロ
キサンの発生源を調査した結果，4号機においては平成18年の低圧タービン点
検で，5号機においては平成19年以降に低圧タービン等で使用を始めた液状パッキンに含まれるシロキサンが揮発することで排ガス再結合器に流入する可能性があることが確認された。
また，ベーマイトが多い触媒ほどシロキサンの影響が大きいことや，触媒の温度が上昇するとシロキサン重合物が酸化し，膜が切れ，白金の活性表面積が増加するため，触媒の性能が回復することも確認された（図(添付1-3)※）。

図(添付1-1)

排ガス再結合器触媒の概略製造工程図(添付1-2) ベーマイトが多い触媒における白金の活性表面積の減少イメージ-27-

図(添付1-3) シロキサンによる触媒表面の変化状況（イメージ）※ 図(添付1-1～3)は参照文献(a)より引用。
３．PAR触媒への対応の必要性について
浜岡原子力発電所4号機，5号機OG系排ガス再結合器の触媒の水素処理性能が大きく低下した事象は，アルミナのベーマイト化及びシロキサンの存在という2つの原因が重畳した結果発生した。このことから，2つの原因のうちどちらか
1つの原因が該当しなければ，同様の事象は起きないと考えられ，以下の確認結果から，浜岡原子力発電所4号機，5号機OG系排ガス再結合器で発生したような，触媒の水素処理性能が大きく低下するような事象が発生することは無いと考える。
(1)触媒の比較
浜岡原子力発電所4号機，5号機で使用されているOG系排ガス再結合器の触媒とPARの触媒を比較した表を表(添付1-1)に示す。触媒の種類は，セラミック触
媒と金属触媒で異なっており，触媒貴金属も異なる。OG系排ガス再結合器で使用されている触媒は，ニッケルクロム合金を基材としてその上にアルミナを添着させた板状の担体を用いているのに対し，PARの触媒は，球状アルミナを担体として使用しており，形状も異なる。ただし，触媒の担体であるアルミナについては，両者共にγアルミナを使用している。
表(添付1-1)

PARとOG系排ガス再結合器触媒の比較

項目

PAR

OG系排ガス再結合器

種類

セラミック触媒

金属触媒

触媒貴金属

パラジウム

白金

担体

γアルミナ

γアルミナ（ベーマイト含む）

製造時の温水洗浄の有無

無し

有り

-28-

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(2)触媒の製造プロセスの比較
浜岡原子力発電所OG系の水素濃度上昇事象に対する原因調査において，触媒の特性に起因する性能低下として，以下の知見（アルミナのベーマイト化）が得られている。
・ベーマイトを多く含む触媒については，使用履歴や触媒毒であるシロキサンの影響により，触媒性能が低下しやすい・ベーマイトが多く含まれた要因は，触媒の製造プロセスにおいて，温水洗
浄の時間を長くしていた
浜岡原子力発電所OG系排ガス再結合器の触媒とPARの触媒の製造プロセスの比
較を表(添付1-2)に示す。OG系排ガス再結合器の触媒は，製造プロセスにおいて，応力腐食割れ対策として脱塩素処理のため温水洗浄を施しており，この温水洗浄の時間を長くしたために，ベーマイトに変化する量が増えたと推定されている。通常の触媒では，応力腐食割れ対策を考慮する必要がないことから温水洗浄の工程は必要なく，PARの触媒に関しても，温水洗浄の工程は無い。
このため，製造段階において，PARの触媒担体（アルミナ）のベーマイト化が大きく進行する可能性は無い。
表(添付1-2)触媒

触媒の製造プロセスの比較
製造プロセス

OG系
排ガス
再結合
器

PAR

-29-

(3)触媒の成分分析
上記(2)に記載した理由から，PARの触媒について，アルミナのベーマイト化が大きく進行する可能性は無いが，過去に，NIS社製PARの触媒に対して①X線
回折（XRD）分析，②熱重量分析を実施し，成分分析により触媒中のベーマイトの有無について確認を行っている。成分分析の結果，PARの触媒に有意なベーマイト成分は含まれておらず，アルミナのベーマイト化は進行していなかった。
(4)シロキサンの影響について
浜岡原子力発電所4号機，5号機OG系排ガス再結合器の触媒の水素処理性能が大きく低下した事象の原因の一つとして，有機シリコン系シール材に含まれる
シロキサン（有機ケイ素化合物の一つ）の存在が報告されている。現在，シロキサンの使用は原則禁止しているものの，過去に弁や機器等の点検で使用されていることがわかっている。成分分析の結果より，PARの触媒については，ベーマイトが検出されなかったため，アルミナのベーマイト化及びシロキサンの存在という2つの原因が重畳せず，同様の事象が発生することは無いと考えるが，過去に，シロキサンの触媒性能への影響についても試験を行っている。
試験は，密閉空間内でPAR触媒をシロキサン試薬に曝露し，曝露後の再結合反応による温度上昇時間を確認することにより，水素処理性能への影響を確認しており，シロキサン曝露有無により水素処理性能に有意な差はなかった。このことからPAR触媒はシロキサンによる被毒の影響を受けないことが確認され
る。

-30-

添付 2
静的触媒式水素再結合器の最高使用温度について
1. はじめにPAR の最高使用温度は 300℃に設定している。以下に，その考え方について示す。
2. 最高使用温度の考え方
最高使用温度は，「実用発電用原子炉及びその付属施設の位置，構造及び設備の基準に関する規則」（以下，設置許可基準規則）において次のように定義されている。
第二条 2 項三十九

「最高使用温度」とは，対象とする機器，支持構造物又は炉心支持構造物
がその主たる機能を果たすべき運転状態において生ずる最高の温度以上の温度であって，設計上定めるものをいう。
設置許可基準規則第 53 条（原子炉建屋等の水素爆発防止対策）の基準適合のための設計方針として，原子炉建屋オペレーティングフロアに静的触媒
式水素再結合器を設置する。当社としては，原子炉建屋の水素爆発を防止するために，オペレーティングフロアを可燃限界以下に抑えることを設計方針としており，水素濃度を 4vol%以下に抑制することが，静的触媒式水素再結合器の主たる機能である。
よって，静的触媒式水素再結合器は，水素濃度によって温度が異なることが判っているため，主たる機能を果たすべき運転状態の最大水素濃度 4vol%における温度を最高使用温度と定義する。
3.最高使用温度 300℃の設定理由
静的触媒式水素再結合器の設置位置はオペレーティングフロアであるため，雰囲気温度よりも再結合反応時の静的触媒式水素再結合器自体の温度が高くなる。静的触媒式水素再結合器の強度計算として，ハウジング，取付ボ
ルトの強度を評価するために，最高使用温度として 300℃を設定している。
最高使用温度 300℃の設定については，Sandia National Laboratory(SNL)における試験（参照文献(b)）及び OECD/NEA の THAI Project で行われた試験（参照文献(e),(f),(g)）を参照している。

-31-

3.1 SNL 試験(1)試験概要
NIS 社製 PAR(PAR-11)を用いた SNL 試験の試験装置概要は図(添付 2-1～2)，試
験に用いた PAR を図（添付 2-3）に示す。

図(添付 2-1)

The Surtsey vessel※参照文献(b)より抜粋

図(添付 2-2)

PAR location in the Surtsey vessel※参照文献(b)より抜粋-32-

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図(添付 2-3)

SNL で行われた試験用 PAR 概要(2)試験結果と最高使用温度 300℃の妥当性
本試験は，試験装置の水素濃度と PAR 出入口の温度差ΔT の関係を示している。この結果を参照すると，水素濃度 4vol%のときの PAR 出入口の温度差は約160℃であることが確認できる。これを目安として，当社のオペレーティングフ
ロアの雰囲気を最大で 100℃と想定したとしても，水素濃度 4vol%時の PAR 出口
温度は 260℃である。これらの結果と，ハウジング及び取付ボルトの位置を踏まえ，最高使用温度として 300℃と設定することは妥当と考えている。

-33-

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図(添付 2-4)

SNL で行われた試験結果（PAR 温度と水素濃度の関係）

3.2 THAI 試験(1)試験概要
THAI 試験装置を図(添付 2-5)，試験に使用された PAR を図(添付 2-6)，試験条
件を表(添付 2-1)に示す。
表(添付 2-1)：THAI Project での試験条件
試 験番

圧力

温度

水蒸気濃度

酸素濃度

号

-34-

水素注入速度枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

図(添付 2-5)

THAI 試験装置※参照文献(e)より抜粋

図(添付 2-6)試験に使用した NIS PAR※参照文献(e)より抜粋-35-

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(2)試験結果と最高使用温度 300℃の妥当性
水素濃度一定状態での PAR 内部温度，ガス温度の時系列変化が THAI 試験（HR15）にて得られている。試験結果を図(添付 2-7)に示す。

図(添付 2-7)

HR-15 PAR 内部温度，ガス温度の時系列変化※参照文献(e)より抜粋

図(添付 2-7)において 115～130 分頃の時間帯で水素濃度を一定に保っているが，このとき PAR 内部温度，ガス温度は数分程度の時間遅れはあるものの，ほぼ一定値に保たれていることがわかる。また，水素濃度上昇時には反応熱が増加す
るが，各部の熱容量等の影響により温度上昇は遅れ，水素濃度低下時には反応熱は低下するが，各部の放熱速度などの影響により温度低下は遅れる傾向にある
ことが確認できる。
次に，直接，筐体の温度を計測している THAI 試験結果（HR-40）を図(添付 28)，図(添付 2-9)に示す。図(添付 2-8)が水素注入量と水素濃度の時系列，図(添付 2-9)が筐体温度の時系列をあらわしている。

-36-

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図(添付 2-8)

HR-40 水素注入量と水素濃度の時系列※参照文献(g)より抜粋

図(添付 2-9)

HR-40 筐体温度の時系列※参照文献(g)より抜粋-37-

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図より，106 分から 126 分までの約 20 分間は，水素濃度は常時 4vol%を超えているが，126 分時点での水素濃度低下時の水素濃度 4vol%における筐体温度は約295℃であり，最高使用温度 300℃に対して低い値である。よって，HR-15 及びHR-40 の試験結果を踏まえると，水素濃度 4vol%一定状態での筐体温度は 295℃
よりも低いと考えられる。また，本試験においてはＰＡＲ入口温度が柏崎刈羽原
子力発電所のオペフロ環境条件である 100℃よりも高い(＊1)ことも考慮すると，最高使用温度が保守的であることが確認できる。
＊1：126 分時の PAR 入口温度

-38-

添付 3
PAR 製作誤差による処理能力への影響

PAR は水素ガスと酸素ガスが触媒効果により再結合して水素処理する構造であるため，水素処理性能は，内部を通過する水素量（流量）と触媒自体の性能，
及びガス流れと触媒の接触面積によって決まってくる。PAR の水素処理能力は，開発段階から様々な試験によって確認されているが，現在の PAR の製造メーカ
では開発時から以下に示す製造上の確認項目を原則として変更していない。従って，表(添付 3-1)に示す仕様や製造方法が共通である開発段階からの様々な試
験結果が利用可能であり，様々な試験結果を踏まえて決定された性能評価式に基づく水素処理能力は確保できると考える。

表(添付 3-1)
性能因子

PAR 製造上の確認項目

確認項目

確認方法

触媒カートリッジの寸法，配置・カートリッジ寸法，配置が設計通りであることを確認（＊）

触媒に接触する実効的な流路長さ・封入される触媒重量の確認
・外観上，触媒粒がカートリッジ満杯であることを確認

触媒性能

触媒の品質管理・封入される触媒の粒径，触媒表面積，材料成分の確認

流量

ハウジング形状・ハウジング形状が設計通りである
ことを確認

接触面積

＊：PAR の開発時から，触媒カートリッジの高さ及び，触媒カートリッジの間隔は変更していない。

表(添付 3-1)で示すカートリッジ寸法，配置及びハウジング形状については，設計図で指定された製作誤差範囲であることを確認することにより担保する。触
媒単体及び触媒に接触する実効的な流路長さについては以下の品質管理を行うことで性能を担保する。

-39-

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表(添付 3-2)
対象
１

触媒単体

PAR 製造上の管理値
項目

管理値

触媒直径
触媒表面積
材料確認

２

触媒カートリッジ

外観
総触媒重量（1 枚）触媒の反応性試験の判定基準を満足すること

よって，上記に示す品質管理を行うことで，製造誤差を考慮しても，PAR 設計
仕様の性能に影響を与えないことを確認している。
触媒については、製造メーカが表(添付 3-2)で示す品質管理を行い，これを事業者が記録確認することにより性能を担保している。品質管理については，設計上必要な触媒量が適切に充填されていることを触媒単体の直径，表面積，材料成分で確認するとともに，触媒カートリッジ 1 枚の総触媒重量を確認することで管理を行っている。
また，触媒量が適切に充填されていることが確認できても，その触媒の製作環
境，保管環境により，触媒の酸化（パラジウムの酸化）による機能低下，触媒被毒による機能低下等で触媒の活性が損なわれる可能性があるため，触媒活性を確認するために触媒カートリッジを抜き取りで，触媒製造１ロット分につき１枚以上※を，専用試験装置にかけて水素と酸素の再結合反応をさせたときの温度上昇を確認し，触媒活性を確認する品質管理を行っている。専用試験装置は図（添付 4-1）,図（添付 4-2）で示す通りであり，触媒カートリッジに水素ガス（3.0vol%）を流し，実際に再結合反応をさせたときの温度が「20 分で 10℃上昇すること」または「30 分で 20℃上昇すること」を判定基準として触媒活性の有無を確認できる試験であり，仮に触媒活性が著しく低下している場合は 2H2+O2→
2H2O の発熱反応が生じない，あるいは発熱反応が低下するため判定基準を満足できない結果となる。よって，本試験を工場製作の最終段階で実施することにより，触媒活性の健全性を確認することができる。
そして，工場出荷後に事業者として触媒活性の健全性を確認するために，PAR
使用開始前に触媒活性の確認を，図（添付 4-1）,図（添付 4-2）に示す専用試験装置で抜き取りで実施する。触媒カートリッジを検査装置内にセット後，水素ガス（1.3vol%）を含む試験ガスを供給し，再結合反応による温度上昇率（NIS 社-40-

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による推奨判定値：10℃/20 分もしくは 20℃/30 分）を計測することで，性能低下の有無を確認する。なお，工場における性能試験については国外で実施されるため水素濃度 3.0vol%にて試験を行うが，PAR 使用開始前の触媒活性確認は国内で行うため，国内の一般的な水素ボンベ（水素濃度 1.3vol%）を用いて試験を行う。国外の工場試験よりも水素濃度が低い条件であり，水素処理能力が低い（触媒温度上昇が低い）状態で試験を行うことになるが，判定基準は保守的に水素濃度 3.0vol%時と同じ判定値を用い性能管理を行う。
また，使用開始後について，PAR を設置する原子建屋内の雰囲気は空気であり，触媒を化学変化させるような強い酸化剤や酸や塩のようなその他の化学的薬剤もなく，温度は室温であり，PAR に機械的荷重をかけることもないので，雰囲気環境は触媒にとって良好であり，雰囲気環境による触媒活性の低下は無いものと考えている。しかしながら，事業者として触媒活性の低下がないことを確認するために，定期的に図（添付 4-1）,図（添付 4-2）に示す専用試験装置により抜き取りで触媒活性の健全性を確認する運用とする。測定方法は PAR 使用開始前の試験と同様に，触媒カートリッジを検査装置内にセット後，水素ガス（1.3vol%）を含む試験ガスを供給し，再結合反応による温度上昇率（NIS 社による推奨判定
値：10℃/20 分もしくは 20℃/30 分）を計測することで，性能低下の有無を確認する。
※抜き取り率に対する考え方について工場における触媒性能試験は，触媒製造１ロット分につき１枚のカートリッ
ジを抜き取りで性能確認することで品質確認可能である。触媒粒の製造方法
は，プロセスである。これらのプロセスは触媒粒 1 バッチにつき 1 プロセスで製造される。この製造方法は，触媒粒が均一的に製造されることが確認された方法
であり，触媒製造メーカによる検査，証明書で品質確認された触媒粒は，同じロットで製造されたものについて大きな性能のバラつきはないと考えている。
また，触媒カートリッジを製造する際は，同じロットで製造された触媒粒をランダムに採取し，触媒カートリッジ 1 枚ずつに充填していくことから，同じロットで製造された触媒カートリッジの性能は同様であると考えられるため，触媒性能試験は触媒製造 1 ロット分につき 1 枚の触媒カートリッジを抜き取り確認することで十分である。
なお，PAR 使用開始前の試験及び使用開始後の試験の抜き取り数について
は，検査要領を定める際に適切に設定する。

-41-

添付 4
PAR の検査・点検について
設置段階及び供用開始以降，以下に示す項目を確認することによりPAR性能の維持管理を行うことが可能である。
(1)PARの性能確保に必要な確認項目
PARの水素処理性能は，内部を通過する水素量（流量）と触媒自体の性能，
及びガス流れと触媒の接触面積によって決まってくるため，これらに影響を与える各パラメータについて，検査・点検時に確認することでPAR性能を維持管理できると考える。表(添付4-1)にPARの性能確保に必要となる確認項目と確認方法を示す。
表(添付4-1)
性能因子

接触面積

PARの性能確保に必要となる確認項目

確認項目

確認方法

触媒カートリッジの寸法，配置・カートリッジ寸法，配置が設計通りであることを確認

触媒に接触する実効的な流路長さ・封入される触媒重量の確認
・外観上，触媒粒がカートリッジ満杯であることを確認

・触媒製造時の品質管理
触媒性能
・触媒の劣化
流量

ハウジング形状

・封入される触媒の粒径，触媒表面積の確認・検査装置による水素処理機能検査
・ハウジング形状が設計通りである
ことを確認(2)水素処理機能検査
水素処理機能検査用の検査装置の外観を図(添付 4-1)，系統概略図を図(添付 4-2)に示す。触媒カートリッジを検査装置内にセット後，水素ガスを含む試験ガスを流量 1500l/h 供給し，再結合反応による温度上昇率（NIS 社による推奨判定値：10℃/20 分もしくは 20℃/30 分）を計測することで，性能低下の有無を確認する。この判定値は，PAR 製造メーカの既往の試験，経験を踏まえて，触媒に要求される活性を有すると判断できる基準として設定したものである。このように触媒活性を有することを確認し，併せてハウジング形状が設計通りであることを確認することで，設計で定める水素処理容量が確保できることが確認可能である。

-42-

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図(添付 4-1)

図(添付 4-2)

検査装置外観検査装置系統概略図-43-

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添付 5
水素処理容量に関する説明について
主要仕様である水素処理容量 0.250kg/h/個（水素濃度 4vol%,大気圧,温度100℃）は，PAR 設置環境が大気圧で温度 100℃の条件において，PAR 入口水素濃度が 4vol%の際に，PAR により水素処理できる能力を示している。よって，その条件における PAR 入口水素濃度と出口水素濃度の差から，PAR 1 個あたり0.250kg/h で水素処理できる能力があることを示している。
この値は，NIS 社製 PAR の性能評価式（式 1）に水素濃度 4vol%，大気圧，温度 100℃及びスケールファクター11/88 を入力した際に得られる水素処理容量である。PAR の性能評価式で示す通り，水素処理容量は水素濃度，圧力，温度により変動するため，主要仕様として記載する容量は，以下の理由で設定した環境条件における水素処理容量を定格値として定めている。
C DR  A   H 2  100 

1.307



P
 3600 SF
T

DR
A
CH2
P
T
SF

･･････････････････（式 1）：水素処理容量（kg/h/個）：定数：PAR 入口水素濃度(vol%)：圧力(10-5Pa)：温度(K)：スケールファクター

表（添付 5-1）

容量算出の条件設定理由

項目

設定値

設定理由

水 素 濃 度
(CH2)

4vol%

水素ガスの可燃限界濃度 4vol%未満に抑制することを目的とした設備であるため，水素濃度抑制上限値である 4vol%を設定

圧力（P）

大気圧
(1.01325bar)

重大事故時の原子炉建屋の圧力は原子炉格納容器からのガスの漏洩により大気圧より僅かに高くなると考えられるが，保守的に大気圧(1.01325 bar)とする。

温度（T）

100℃
（373.15 K）

重大事故時の原子炉建屋環境を踏まえ，保守的に 100℃（373.15K）とする。

-44-

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なお，式 1 で示す性能評価式は， NRC による SNL 試験で妥当性が確認されているものである。SNL 試験の試験装置概要を図（添付 5-1）に示しているが，PAR
入口水素濃度と PAR 出口水素濃度を測定しており，その水素濃度差から水素処
理容量（kg/h/個）を試験データとして得ている。これら試験データをもとに，
式 1 で示す性能評価式の妥当性が確認されている。

図（添付 5-1）

SNL で行われた試験の計測位置＜基本式入力値＞

-45-

添付 6
PAR 周辺機器に対する悪影響防止について
PAR は水素処理が始まると触媒温度が上昇するため，PAR の温度上昇が周辺機器に影響を与えないための PAR 設置方針を検討した。PAR の温度上昇が周辺機器に影響を与える評価項目としては「①PAR ハウジングからの熱輻射による熱影響評価」と「②PAR 排気ガスによる熱影響評価」があり，それらの検討結果を以下に示す。
① PAR ハウジングからの熱輻射による熱影響評価
PAR ハウジングが最高使用温度である 300℃の状況で，ハウジングからの熱輻射による温度と距離の関係を評価した結果を図（添付 6-1）に示す。
温度は，オペレーティングフロアの対流熱伝達率により結果が異なる。対流熱伝達率 h は，ユルゲスの式より気流速度 v≦5m/s の場合には h=5.6+4.0v
で示される。オペレーティングフロアの気流速度は，図 2-32 で示す流速ベクトル（最大値 0.58m/s）を踏まえて，v=0～1.5m/s と仮定しユルゲスの式に代入すると，h=5.6～11.6 W/m2K となる。従って対流熱伝達率は 5.6W/m2K
及び 11.6W/m2K の２ケースで評価を行った。
評価の結果から，周囲機器の温度が 100℃となるのは，対流熱伝達率が5.6W/m2K の場合は 0.55m，対流熱伝達率が 11.6W/m2K の場合は 0.33m であり，PAR より 1m 離すことで熱影響は 80℃以下となる。

図（添付 6-1）

PAR 熱輻射による温度影響と距離の関係について-46-

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② PAR 排気ガスによる熱影響評価
PAR の排気口については，再結合による熱量によって暖められた空気の放出による熱影響を考える必要がある。排気口からの距離に対する排気温度変化として，THAI 試験の HR-40 テスト時のデータを参考とする。図（添付 62）に HR-40 テスト時の水素濃度を示したグラフを示す。今回，温度データを参考とする条件として，図（添付 6-3～5）の青枠で示す測定点を選択する。

図（添付 6-2）

図（添付 6-3）

HR-40 テスト時の水素濃度

THAI 試験温度測定点（その１）-47-

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図（添付 6-4）

THAI 試験温度測定点（その２）-48-

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図（添付 6-5）

THAI 試験温度測定点（その３）-49-枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

表（添付 6-1）

HR-40 テストにおける水素濃度 4vol%の場合の各点の測定温度表（添付 6-1）より，126.4 分の場合についてみると，ハウジング上部の測
定点 364（チムニー出口からの距離約 985mm）において温度が 145℃程度となっている。その周囲の測定点（360,831,833）の温度もほぼ同様の温度になっており，チムニー出口温度（811,812）が 290℃程度であることを考慮すると，排気口から 1m 程度離れれば温度が 150℃程度低下していることがわかる。THAI試験条件と柏崎刈羽原子力発電所オペレーティングフロアにおける条件は異なるため，一概に同様の温度低下となるとは言えないが，オペレーティングフロ
ア条件の方が雰囲気温度が低いことを考慮すると，PAR 排気口から数メートル離れれば排気による熱影響は十分に小さくなると考えられる。

-50-

上記①，②の結果から，PAR 配置検討にあたっては以下を考慮することとしている。
＜PAR 周辺機器への熱影響防止の方針＞
・PAR 周囲（排気口方面を除く）に，熱影響により安全機能を損なう設備がな
いことを，熱影響評価結果を踏まえて確認する。
・PAR 排気口方面には，高温ガスが流れることから，付近に安全機能を損なう設備がないことを確認する。

以上の方針から，オペレーティングフロアに設置する重大事故等対処設備については PAR による熱的な悪影響がないことを確認する方針としている。水素濃度監視設備については，オペレーティングフロア天井付近に設置しており，
PAR 設置位置から 10m 以上離れているため，PAR の温度上昇による水素濃度監
視機能への悪影響はない。

-51-

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2.2.2 静的触媒式水素再結合器の効果について
2.2.1 に基づき設置した PAR の効果について，7 号炉を代表に解析コードを用いて確認した結果を示す。
2.2.2.1 解析コード，解析モデル
解析コードは，汎用熱流動解析コード GOTHIC(Ver.7.2a)を使用する。

-52-

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図 2-13７号炉原子炉建屋の GOTHIC 解析モデル

表 2-6

格納容器内ガス漏洩想定箇所

漏洩フロア

漏洩箇所

4階

トップヘッドフランジ

2階

上部ドライウェル機器搬入用ハッチ
上部ドライウェル所員用エアロック
ISI 用ハッチ

地下 1 階S/C 出入口

地下 2 階下部ドライウェル機器搬入用ハッチ
下部ドライウェル所員用エアロック-53-

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図 2-14７号炉オペレーティングフロアのサブボリューム分割イメージ-54-

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図 2-157 号炉 PAR 設置サブボリューム番号と PAR 入口・出口の関係-55-

2.2.2.2 解析条件
（１）PCV 漏洩条件
PCV から原子炉建屋への漏洩条件として，「①有効性評価代表シナリオ
包絡条件」，「②設計条件」，「③循環冷却シナリオ包絡条件」のいずれかを用いる。
① 有効性評価代表シナリオ包絡条件
PCV からの漏洩条件を表 2-7 に示す。漏洩するガスの圧力，温度，ガス組成（水蒸気分率，水素分率，窒素分率）は，格納容器破損防止対策の有効性評価（ベント時刻変更後）の MAAP 解析結果である図 2-16，
図 2-17，図 2-18（図中でのベント時刻の包絡条件は 48 時間）から決定した。
圧力は，PCV ベント想定時刻（38 時間）までは格納容器限界圧力（620kPa[g]），PCV ベント想定以降は，格納容器最高使用圧力×0.5（155kPa[g]）を想定する。
温度は，PCV ベント想定時刻までは，格納容器限界温度（200℃），
PCV ベント想定時刻以降は，格納容器最高使用温度（171℃）を想定する。
ガス組成について，PCV ベント想定時刻までは，保守的に②設計条件と同じとし，PCV ベント想定時刻以降は，PCV 内は全て蒸気と仮定し，蒸気のみの漏洩が継続するものとする。
PCV ベント想定時刻までの格納容器漏洩率は，上記の圧力，温度，ガス組成を用いて AEC の式より算出した値に対し，マージンを加えて
1.5%/day とする。PCV ベント想定時刻以降は，AEC の式より算出した
0.5%/day とする。
② 設計条件PCV からの漏洩条件を表 2-8 に示す。PCV ベントは想定せず，また，PCV 漏洩率 10%/day が一定で漏洩する保守的な条件を設定する。
③ 循環冷却シナリオ包絡条件
PCV からの漏洩条件を表 2-9 に示す。漏洩するガスの圧力，温度，ガス組成（水蒸気分率，水素分率，窒素分率）は，格納容器破損防止対策の有効性評価シナリオに対して代替循環冷却ラインを用いた除熱を考慮した場合の MAAP 解析結果である図 2-19，図 2-20，図 2-21，図 222 から決定した。

-56-

圧力は，24 時間までは格納容器限界圧力（620kPa[g]）とし，その後は段階的に 465kPa[g]，格納容器最高使用圧力 310kPa[g]と低下することを想定する。
温度は，84 時間までは格納容器限界温度（200℃）とし，その後は格
納容器最高使用温度（171℃）に低下することを想定する。
ガス組成については，水素濃度を MAAP 結果包絡値で一定とし，窒素濃度を事象発生前の全量が PCV 内に残っていると仮定して算出し，残りを全て水蒸気とする。
格納容器漏洩率は，上記の圧力，温度，ガス組成を用いて AEC の式より算出した値を包絡する値である 1.5%/day（0～24 時間），1.0%/day（24～84 時間），0.75%/day（84 時間以降）とする。

（２）漏洩箇所
漏洩箇所として，4 階（オペレーティングフロア）のみから漏洩する条件と，4 階，2 階，地下 1 階，地下 2 階の各フロアから表 2-10 に示す
割合で漏洩する条件の 2 条件とする。表 2-10 で示す割合とは，リーク
ポテンシャルであるフランジ部，エアロックの開口部周長の割合を示している。これら 2 条件の全漏洩量は同じとする。

-57-

表 2-7

PCV からの漏洩条件（有効性評価代表シナリオ包絡条件）

0.8

ドライウェル

格納容器限界圧力（620kPa）

サプレッション・チェンバ

格納容器内圧力(ＭＰａ[gage])

0.6

評価条件

0.4

0.2
格納容器最高使用圧力×0.5（155kPa）

0.0
0

24

48

72

96

120

事故後の時間(h)図 2-16

PCV 圧力（格納容器過圧・過温シナリオ）

-58-

144

168

300

ドライウェルサプレッション・チェンバ
評価条件
格納容器限界温度（200℃）

格納容器内温度(℃)

200

格納容器最高使用温度（171℃）

100

0

0

24

48

72

96

120

144

168

事故後の時間(h)図 2-17

PCV 温度（格納容器過圧・過温シナリオ）

1.0
0.9
0.8

モル分率(－)

0.7

蒸気モル分率
水素モル分率0.6

窒素モル分率0.5
評価条件
0.4（0.33）
0.3
0.2
0.1（0.00）
0.0
0

24

48

72

96

120

144

事故後の時間(h)図 2-18

PCV ガス組成（格納容器過圧・過温シナリオ）

-59-

168

表 2-8表 2-9

PCV からの漏洩条件（設計条件）

PCV からの漏洩条件（循環冷却シナリオ包絡条件）

-60-

0.8

循環冷却D/W圧力
循環冷却S/C圧力評価条件

格納容器内圧力(ＭＰａ[gage])

0.6

0.4

0.2

0.0
0

24

48

72

96

120

144

168

事故後の時間(ｈ)図 2-19PCV 圧力（循環冷却シナリオ）

300

循環冷却D/W温度
循環冷却S/C温度
評価条件

格納容器内温度(℃)

200

100

0
0

24

48

72

96

120

事故後の時間(ｈ)図 2-20PCV 温度（循環冷却シナリオ）

-61-

144

168

1.0

0.9
循環冷却D/W蒸気モル分率0.8

循環冷却D/W水素モル分率0.7

循環冷却D/W窒素モル分率
評価条件

モル分率(－)

0.6

0.5

0.4

0.3

0.2

0.1

0.0
0

24

48

72

96

120

144

168

事故後の時間(h)図 2-21

PCV（D/W）ガス組成（循環冷却シナリオ）

1.0

0.9
循環冷却S/C蒸気モル分率0.8
循環冷却S/C水素モル分率
循環冷却S/C窒素モル分率0.7

モル分率(－)

評価条件
0.6

0.5

0.4

0.3

0.2

0.1

0.0
0

24

48

72

96

120

144

事故後の時間(h)図 2-22

PCV（S/C）ガス組成（循環冷却シナリオ）

-62-

168

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表 2-10水素漏洩量の分配条件-63-

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（３）PAR 解析条件
PAR の解析条件を表 2-11 に纏める。
表 2-11No
1PAR の解析条件

項目
PAR の性能(NIS 製 PAR-11)(1)水素処理容量 DR

説明
1.307

C 
DR  A   H 2  100 

入力値P
 3600 SF
T

DR :水素処理容量（kg/h/個）A：定数CH2 ：PAR 入口水素濃度（vol%）P：圧力(10-5Pa)
T：温度(K)
SF ：スケールファクター(2)反応阻害
ファクターFinhibit

プラント通常運転中及び事故時の劣化余裕を考慮する。

(3)低酸素ファクターFlowO2

低酸素ファクターは以下の通りとする。ただし 1 以上の場合は全て 1，0 未満の場合は全て 0 とする。

－

0.5
（事故初期より
一定）

－
3

2

C 
C 
C 
FlowO2  0.7421 O 2   0.6090 O 2   0.7046 O 2   0.026
CC H2 
 H2 
 CH 2 

C02 ：酸素濃度(vol%)(4)起動水素濃度 CH2on

国内試験で起動が確認されている範囲に余裕を見た値として 1.5vol%※とする。感度解析のため 1.0vol%の条件でも実施する。

1.5vol%または
1.0vol%(5)起動酸素濃度 CO2on

同上

2.5vol%(6)起動遅れ

考慮しない

－

2

PAR 個数（1 ノード）

56 個：実際の設置個数

56 個

3

PAR 設置位置

サブボリューム分割モデルに使用。
PAR 取付位置図より該当するノード内に設置する。

－※時間遅れ（保守的な条件）を考慮した場合の反応熱による温度影響
反応開始を想定している水素濃度 1.5vol%到達以前の発熱量がある場合，この発熱量は水素の再結合が生じた結果であり，起動の時間遅れを無視して水素濃度上昇開始時に水素ガスの処理が開始するものとす
れば，水素濃度は低めに推移するものと考えられる。ただし，水素濃度変化は水素ガスの漏洩量と PAR の処理量がバランスする濃度に向かって漸近してゆくため，反応開始後の水素濃度のトレンドや最大濃度には反応開始のタイミングの影響は小さいと考えられる。PAR 自体の処理量の観点からは，反応開始時のPAR 内部の温度上昇は内部のガスの浮力を増加させて吸入ガス量を増加させるので，当初は処理量が増加する側に働くが，吸入ガス量の増加に伴って PAR 内部も冷却されるため，時間遅れを伴って定常状態の処
理量に漸近するので，反応開始時の反応熱の水素処理量への影響は小さい。

-64-

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（４）その他解析条件
表 2-12 に原子炉建屋の条件，圧力境界条件，流出条件，及び放熱条件を示す。
表 2-12 解析条件
No1

項目
原子炉建屋の条件(1) 圧力（初期条件）

大気圧条件(2) 温度（初期条件）

40℃(3) 組成（初期条件）

相対湿度 70%の空気(4) 空間容積（固定）(5)ハッチ開口面積（固定）

2

3
4

解析条件

圧力境界条件(1) 圧力（固定）(2) 温度（固定）(3) 酸素濃度（固定）(4) 窒素濃度（固定）
流出条件
(1)位置
放熱条件
(1) 内壁熱伝達率（原子炉建屋燃料取替床－壁面）(2) 壁厚さ（固定）(3) 壁内熱伝導率（固定）(4) 壁の比熱（固定）(5) 壁の密度（固定）(6) 外壁熱伝達率（壁面－外気）(7) 外気温（固定）(8) 放熱面積（固定）4 階：36100m3
3 階：3400m3
2 階：2200m3
1 階：3900m3
地下 1 階：1200m3
地下 2 階：7100m3
地下 3 階：6100m3
4 階-3 階：44.5m2
3 階-2 階：60.6m2
2 階-1 階：57.5m2
1 階-地下 1 階：11.02m2
地下 1 階-地下 2 階：7.25m2
地下 2 階-地下 3 階：4.05m2

101.325kPa
40℃
21vol%
79vol%
4階

備考

オペレーティングフロア(4 階)の容積は，低減率 0.85 とする。
（躯体分，機器配管分を差し引いた値）
オペレーティングフロア以外の容積は，二次格納施設内の区画の床面積×高さにより算出

原子炉建屋のハッチ寸法より算出

大気圧
乾燥空気の組成
同上
原子炉建屋の気密性を考慮し設定

凝縮熱伝達及び自然対流熱伝
達を考慮
下部壁：
mm
上部壁：
mm
天井：
mm
1.5W/m/K
1kJ/kg/K
2400kg/m3
5W/m2/K
40℃
下部壁：514.8m2
上部壁：2281.6m2
天井：2360.16m2-65-

コンクリートの物性
同上
同上
原子炉建屋の外壁面における自然対流
熱伝達率を想定2.2.2.3 解析結果
2.2.2.2 で示した解析条件の組み合わせから，表 2-13 に示す４ケースを選定
し，解析を行った。なお，ケース１については，感度解析として PAR 反応開始
水素濃度を 1.0vol%とした場合の解析も実施した。
表 2-13
ケース１

ケース２

ケース３

ケース４

（漏洩箇所としてオ（漏洩箇所としてオ

設計裕度の確認

代替循環冷却ライ

ペフロのみを想定）

ペフロと下層階を想ン使用時の影響確

定）

認

モデル
シナリオ

漏洩箇所
格納容器漏洩率PAR 反応開始濃度

解析ケース

原子炉建屋

全階を模擬したモデル

有効性評価シナリオ

シナリオレス

循環冷却シナリオ(PCV 過圧・過温）(保守的評価）(PCV 過圧・過温)

オペフロのみオペフロ＋下層階

オペフロのみオペフロ＋下層階

1.5%/day

1.5%/day

10%/day

1.5%/day（AEC 式:約 1.0%）（AEC 式:約 1.0%）

1.0vol% & 1.5vol%1.5vol%1.5vol%1.5vol%

これらの解析ケースは以下の観点で選定を行った。
ケース１：2.2.1.1 において PAR の設計における必要条件とした格納容器
過圧・過温破損シナリオにおいて，オペレーティングフロアの水素濃度を可燃限界未満に抑制できることを確認する。
ケース２：ケース１と同様のシナリオにおいて，オペレーティングフロア
のみに PAR を設置することが妥当であることを確認する。
ケース３：ケース１・２のシナリオを超え，PAR の設計条件に相当する水素発生量・格納容器漏洩率となった場合には，格納容器からの異常な漏洩が発生している状態であることから，格納容器ベントを実施することが基本的な戦略となる。このような対応を行
うための十分な時間を確保できることを確認する。
ケース４：新たに導入を決定した代替循環冷却ライン使用時の原子炉建屋
水素濃度に対する影響を確認する。

-66-

（１）ケース１－１
有効性評価代表シナリオ（格納容器過圧・過温シナリオ）における PAR の効果を確認するため，漏洩箇所をオペレーティングフロア（4 階）のみとして，より多くの水素ガスが PAR 設置エリアに直接到達する条件とした場合の水素濃度の時間変化を評価した。解析結果を図 2-23，図 2-24 に示す。

図 2-23

図 2-24

ケース１－１

ケース１－１

水素濃度の時間変化（原子炉建屋全域）

水素濃度の時間変化（オペレーティングフロア）（サブボリューム別）

本ケースにおいては，水素濃度が PAR 反応開始濃度に到達する前に PCV ベ
ント時刻となったため，PAR が起動しないまま事象収束となった。

-67-

（２）ケース１－２
ケース１－１において PAR が起動しなかったことから，感度解析として
PAR 反応開始水素濃度を 1.0vol%に変更して，水素濃度の時間変化を評価した。解析結果を図 2-25，図 2-26 に示す。

図 2-25

図 2-26

ケース１－２

ケース１－２水素濃度の時間変化（原子炉建屋全域）

水素濃度の時間変化（オペレーティングフロア）（サブボリューム別）

本ケースにおいては，水素濃度が 1.0vol%に到達した時点で PAR による水素処理が開始されることにより，原子炉建屋内の水素濃度上昇が抑制され，可燃限界に至ることなく事象収束することを確認できた。

-68-

（３）ケース２
下層階にて水素ガスが漏洩した場合の建屋内挙動を確認するため，ケース
１－１において漏洩箇所をオペレーティングフロア（4 階）及び下層階（2階，地下 1 階，地下 2 階）に変更して，水素濃度の時間変化を評価した。解析結果を図 2-27，図 2-28 に示す。

図 2-27

図 2-28ケース２

ケース２水素濃度の時間変化（原子炉建屋全域）

水素濃度の時間変化（オペレーティングフロア）（サブボリューム別）

図 2-28 から，下層階にて水素ガスが漏洩した場合においても，大物搬入口
領域及び地下ハッチ領域を通じて原子炉建屋全域で水素濃度が均一化されることを確認できた。

-69-なお，本解析においてはオペレーティングフロア以外の階を１ノードとして設定しているが，下層階の小部屋にて水素漏洩が発生した場合においても，当該区画は通路部またはオペレーティングフロアとダクト等にて繋がっていることを確認しており，時間遅れは発生しうるものの，本解析と同様の挙動を示すものと考える。

-70-

（４）ケース３
設計裕度の確認を行うため，有効性評価シナリオに対して十分保守的に設定した仮想的な条件である PAR 設計値（水素発生量 AFC100%相当及び格納容器漏洩率 10%/day）を用いて評価した水素ガスが全量 PAR 設置エリアである
オペレーティングフロア（4 階）のみから漏洩するとして，水素濃度の時間変化を評価した。解析結果を図 2-29，図 2-30 に示す。
PAR によって確保できる対応時間（100 時間程度）（対応例）PCV ベント実施

PCV ベント
未実施の場合PAR がない場合

図 2-29ケース３

水素濃度の時間変化（オペレーティングフロア）

図 2-30ケース３ 水素濃度の時間変化（オペレーティングフロア）（格納容器ベント実施ケース，サブボリューム別）-71-

図 2-29，図 2-30 から，設計条件の水素発生量に対して PAR による水素処理が効果を発揮し，原子炉建屋内の水素濃度上昇が抑制され，可燃限界に至ることなく事象収束することを確認できた。また，図 2-29 に示したとおり，
PAR の設置によって水素濃度が 4vol%に到達するまでの時間は 100 時間程度延
びていることから，設備の復旧や対応手段の検討を実施する時間を確保できることも確認できた。10%/day という格納容器漏洩率は格納容器からの異常な漏洩が発生している状態を意味しているため，例えば，この時間の中で格納容器からの異常な漏洩による格納容器ベントを行うことで，水素濃度を低減させることが可能である。格納容器からの異常な漏洩による格納容器ベン
ト操作の概要を図 2-31 に示す。
原子炉への注水流量不足により炉心損傷に至ることを以下の計器により確認する。
・格納容器内雰囲気放射線モニタ
・原子炉圧力容器表面温度

事故発生

炉心損傷確認
炉心損傷後にジルコニウム－水反応による水素ガス発
生を以下の計器により確認する。
・格納容器内水素濃度

格納容器内水素濃度上昇確認

格納容器圧力上昇に伴い原子炉建屋への漏えいを以下の計器により確認する。
・原子炉建屋水素濃度（原子炉建屋オペレーティングフロアの天井付近の水素濃度及び原子炉建屋オペレーティング
フロア以外のエリアの水素濃度）
・PAR出入口温度（静的触媒式水素再結合器動作監視装置）
・原子炉建屋内各種放射線モニタ

原子炉建屋への漏えい確認

原子炉建屋水素濃度「【3％以上】」（原子炉建屋オペレーティングフロアの天井付近の水素濃度）
andPAR出入口温度差「【100℃以上】」
格納容器の設計漏えい率を超えて水素濃度が上昇していること、およびPARによる水素処理が確実に行われていることをPAR出入口温度差により確認し、格納容器からの異常な漏えいによる格納容器ベント判断を実施する。

格納容器からの異常な漏えいによる格納容器ベント実施

図 2-31

格納容器からの異常な漏洩による格納容器ベント操作概要

なお，図 2-29 の格納容器ベント未実施ケースにおいて，事象発生後 120 時間程度からオペレーティングフロアで水素濃度の上昇が発生しているが，これは大量に発生した水素ガスを処理し続けた結果，酸素が欠乏したことによ-72-

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り，PAR の反応開始酸素濃度を下回ってしまい，PAR による水素処理が停止したことで起こっているものである。この状態においても酸素濃度が可燃限界未満であることから，水素燃焼が発生することはない。
また，本ケースにおいては，オペレーティングフロア内全域で水素ガスが攪拌され，フロア全域で水素処理が行われていることを確認するため，流速ベクトルを評価した。解析結果を図 2-32 に示す。

図 2-32

ケース３

オペレーティングフロア流速ベクトル

図 2-32 から，PAR による水素処理によって上昇流が発生し，オペレーティン
グフロア内全域が攪拌されることを確認できた。

-73-

（５）ケース４
代替循環冷却ライン使用時の影響確認を行うため，ケース２の評価シナリ
オを循環冷却シナリオに変更して，水素濃度の時間変化を評価した。解析結果を図 2-33，図 2-34 に示す。

図 2-33

図 2-34ケース４

ケース４水素濃度の時間変化（原子炉建屋全域）

水素濃度の時間変化（オペレーティングフロア）（サブボリューム別）

本ケースにおいても，水素濃度が 1.5vol%に到達した時点で PAR による水素処理が開始されることにより，原子炉建屋内の水素濃度上昇が抑制され，可燃限界に至ることなく事象収束することを確認できた。

-74-

添付 7
オペレーティングフロア大物搬入口ハッチの構造について

柏崎刈羽原子力発電所6号炉及び7号炉の原子炉建屋オペレーティングフロ
ア大物搬入口用ハッチカバーは，4分割伸縮折畳式ハッチカバーである。代表
で6号炉のハッチカバーの外観を図(添付7-1)，構造を図(添付7-3)に示す。ハッチカバーは片側からワイヤーで引っ張ることで開動作，緩めることで閉動作する構造であり，開状態においてはストッパーピンを入れておくことで意図しない閉動作を防止する構造になっている。なお，今後は地震動によるワイヤーの切断，ストッパーピンの破断がおきた場合においても，オペレーティングフロア大物搬入口ハッチの開状態を維持できるよう，ハッチカバーの固縛，あるいはその他開状態維持可能な措置を講じることとする。固縛の例を図（添付7-2）に示しているが，詳細評価を行った上で最終的な耐震性確保のための措置を決定する。
なお，オペレーティングフロア大物搬入口ハッチは「実用発電用原子炉の設置，運転に関する規則」別表第一で示す「7 原子炉格納施設」の「工事計画の認可を要するもの」及び「工事計画の事前届出を要するもの」に該当する設備ではないことから，工事計画手続きの対象設備には該当しない。ただし，オペレーティングフロア大物搬入口ハッチが地震により閉動作しないことの評価結果の説明については，工事計画書添付資料の「原子炉格納施設の水素濃度低減性能に関する説明書」にて記載する。

＜オペレーティングフロア大物搬入口ハッチの設計方針＞
重大事故時に原子炉格納容器から漏洩した水素ガスをオペレーティングフロアに導くために，通常運転時はオペレーティングフロア大物搬入口ハッチを開状態に維持することとする。なお，地震によりハッチが閉動作することを防止するため，地震力を受けても開状態を維持できるものとし，必要に応じてハッチ
カバーの固縛，あるいはその他開状態維持可能な措置を講じることとする。

-75-

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図(添付7-1)

ハッチカバー外観
固縛（例）

ワイヤー

巻取装置

図（添付7-2）

ハッチカバー固縛例水素処理容量に関する説明について-76-

図(添付 7-3)

ハッチカバー構造図

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-77-

添付 8
原子炉建屋内における成層化について
2.2.2.3（４）において，PAR による水素処理によって上昇流が発生し，オペ
レーティングフロア内全域が攪拌されることを確認しているが，格納容器からの漏洩量が小さい場合に PAR 起動前の対流が発生せず，オペレーティングフロ
ア内で成層化することがないか確認を行うため，格納容器漏洩率を設計漏洩率である 0.4%/day（一定）とした場合の評価を GOTHIC にて実施した。格納容器
漏洩率以外の条件は 2.2.2.3（４）と同様である。水素濃度の解析結果を図(添付 8-1)に示す。

図(添付 8-1)

水素濃度の時間変化（オペレーティングフロア）（サブボリューム別）

図(添付 8-1)から，PAR 起動前においてもサブボリューム毎の水素濃度の差はほとんどなく，漏洩量を設計漏洩率相当まで小さくした場合でも成層化は起こらないことを確認できた。このことから，オペレーティングフロア内での対流は，漏洩ガスの運動に起因した流動ではなく，高温ガスが流入することで発生する温度差による対流が支配的であると推定できる。
従って，格納容器から漏洩するガスが高温である限り対流は発生し，成層化は起こらないと考える。

-78-

それでもなお，仮に成層化が発生してしまった場合には，PAR を設置していないオペレーティングフロア天井部にて水素濃度が上昇するものと考えられることから，水素濃度監視設備及び PAR 動作監視装置にて発生の可能性を判断する。天井部に設置した水素濃度監視設備における水素濃度が PAR 起動確認濃度
1.5vol%を上回っているにも関わらず，PAR 動作監視装置にて PAR の動作を確認できない場合には，天井部付近の水素ガスが PAR 設置位置まで到達していないこととなるため，成層化が発生している可能性があると判断できる。
成層化が発生している可能性があると判断した場合の対応としては，水素発生源を断つための格納容器ベント操作，外気を取り込み対流の発生を促すための大物搬入口等の原子炉建屋 1 階外扉の開放操作，水素ガスを排出するための自主設備である原子炉建屋トップベント（図(添付 8-2)参照）の開放操作が挙げられる。
格納容器ベント操作については，格納容器の圧力・温度が最高使用圧力（310kPa[g]）・最高使用温度（171℃）を上回っており，かつ水素濃度監視設
備において水素濃度の上昇傾向を捉えた段階で，格納容器の閉じ込め機能の劣化兆候を示していると考えられることから，遅滞なく準備を実施し，成層化が発生している可能性があると判断した段階においては速やかに行うこととなる。
一方，外扉開放操作及び原子炉建屋トップベント開放操作については，原子炉建屋の閉じ込め機能を損なう対応でもあることから，水素濃度の時間変化や炉心・格納容器の冷却状況を各種パラメータによって確認しつつ，各対策の準備状況や津波襲来の可能性等の外部条件を踏まえて行うこととなる。
なお，非常用ガス処理系による換気は，水素ガスを排出できるという点では有用であるが，系統内での水素爆発の可能性を否定できないことから，可能な限り使用しない。系統内の気体温度が水素着火温度である約 500℃になることは考えられないが，福島第一原子力発電所事故における水素爆発も雰囲気温度
が約 500℃になって起こったとは考えられない。福島第一原子力発電所事故では，不燃限界濃度を超える水素ガスが存在する環境であったと想定され，機器の動作時などの金属摩擦や貴金属の触媒作用，静電気の放電，電気設備・機器からの漏電等の要因で着火した可能性が高いと考えられる。柏崎刈羽原子力発
電所 6 号炉及び 7 号炉の非常用ガス処理系は，オペレーティングフロア吸込口
付近の水素濃度監視及び当該水素濃度による起動／停止判断手順といった水素爆発防止措置をとっておらず，電動の動的機器であるファンを用いることから，上述の通り，成層化対応中の水素爆発のリスクがあると判断している。

-79-

図(添付 8-2)

原子炉建屋トップベント

-80-

添付 9
格納容器頂部注水系の効果を考慮した水素挙動について
2.2.2.3（３）において，下層階にて水素ガスが漏洩した場合の建屋内挙動を確認したが，2.4 に示す自主対策設備である格納容器頂部注水系の効果等に
よりオペレーティングフロアに直接水素ガスが漏洩しなくなった場合の建屋内挙動を確認するため，漏洩箇所を下層階（2 階，地下 1 階，地下 2 階）のみとし，PCV 主フランジを除く周長割合で全漏洩量を分配した場合の評価を GOTHIC
にて実施した。漏洩箇所以外の条件は 2.2.2.3（３）と同様である。水素濃度の解析結果を図(添付 9-1)に示す。

図(添付 9-1)

水素濃度の時間変化（原子炉建屋全域）

図(添付 9-1)から，下層階のみから水素ガスが漏洩した場合においても，大物搬入口領域及び地下ハッチ領域を通じて原子炉建屋全域で水素濃度が均一化
され，オペレーティングフロア（4 階）まで水素ガスが到達することを確認で
きた。

-81-

さらに，格納容器頂部注水系の効果により，ウェルに溜まった水が蒸発し，オペレーティングフロア（4 階）に水蒸気が追加で流入した場合の水素挙動の影響を確認するため，格納容器頂部注水系の機能を期待できる 12 時間後から原子炉ウェルの水が蒸発し，オペレーティングフロア（4 階）に水蒸気が流入するとした場合の評価を GOTHIC にて実施した。水蒸気追加流入以外の条件は図(添付 9-1)に示した解析と同様である。水素濃度の解析結果を図(添付 9-2)に示す。

図(添付 9-2)

水素濃度の時間変化（原子炉建屋全域，原子炉ウェル蒸発）図(添付 9-2)から，原子炉ウェルの水が蒸発して水蒸気の追加流入が発生した場合においては，オペレーティングフロア（4 階）への水素流入は緩やかになるものの，大物搬入口領域及び地下ハッチ領域を通じて原子炉建屋 3 階以下
で水素濃度が均一化される効果と相まって，可燃限界に至ることはないことを確認できた。
ただし，上述の通りオペレーティングフロア（4 階）への水素流入を緩やかにする効果があることを確認できたため，自主対策設備である格納容器頂部注水系の運用については，この効果を加味して改善していく予定である。

-82-

枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

添付 10
6 号炉の GOTHIC 解析による水素濃度評価
１．解析コード，解析モデル
解析コードは，汎用熱流動解析コード GOTHIC（Ver.7.2a）を使用する。解析モデルの基本的な考えは 7 号炉と同じであり，6 号炉の建屋寸法，PAR 配置を考慮して図（添付 10-1）で示すモデルで解析を実施した。

図（添付 10-1）

6 号炉原子炉建屋の GOTHIC 解析モデル-83-

枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

図（添付 10-2）

6 号炉オペレーティングフロアのサブボリューム分割-84-

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図（添付 10-3）

6 号炉 PAR 設置サブボリューム番号と PAR 入口・出口の関係-85-２．解析条件，解析ケース
解析条件については，6 号炉固有の建屋寸法等により決定するものを除き，「2.2.2.2 解析条件」で示す 7 号炉の解析条件と基本的に同じ条件で実施する。
解析ケースについては，「2.2.2.3 解析結果」の表 2-13 で示す 7 号炉のケースのうち，「ケース 2（漏洩箇所としてオペフロと下層階を想定）」と同じケースについて解析を実施する。表（添付 10-1）に 6 号炉の解析ケースを示す。
表（添付 10-1）

解析ケース

解析ケース

漏洩箇所としてオペフロと下層階を想定

モデル

原子炉建屋 全階を模擬したモデル

シナリオ

有効性評価シナリオ（PCV 過圧・過温）

漏洩箇所

オペフロ＋下層階

格納容器漏洩率

1.5%/day （AEC 式：約 1.0%）

PAR 反応開始濃度

1.5vol%３．解析結果６号炉の原子炉建屋全域の水素濃度評価結果を図（添付 10-4），オペレー
ティングフロアの水素濃度評価結果を図（添付 10-5）に示す。

図（添付 10-4）

6 号炉の水素濃度の時間変化（原子炉建屋全域）

-86-

5

水素可燃限界(4vol%)水素濃度(vol%)

4

3

2

1

0
0

24

48

72

96

120

時間(hr)

図（添付 10-5）

144

168

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

11

12

13

14

15

16

17

18

19

20

21

22

23

24

25

26

27

28

29

30

31

32

33

34

35

36

37

38

39

40

41

42

43

44

45

46

47

48

49

50

51

52

53

54

55

56

57

58

59

60

61

62

63

64

65

66

67

68

69

70

71

72

73

74

75

76

77

78

79

80

81

82

83

84

85

86

87

88

89

90

91

92

93

94

95

96

97

98

99

100

6 号炉の水素濃度の時間変化（オペレーティングフロア）（サブボリューム別）

図（添付 10-5）から， 7 号炉と同様に，下層階にて水素ガスが漏洩した場合においても大物搬入口領域及び地下ハッチ領域を通じて原子炉建屋全域で水素濃度が均一化されることを確認できた。

-87-

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2.2.3 静的触媒式水素再結合器の性能試験について
本章では，PAR の既往研究で示された性能試験について説明する。前章で示した解析における PAR 性能評価式の妥当性を示す「（１）PAR の水素低減性能試
験について」と，PAR の性能阻害ファクターによる性能影響を示す「（２）PARの触媒性能低下要因の影響について」に分類し，既往の試験結果をもとに PAR
性能について示す。
（１）PAR の水素低減性能試験について
PAR の性能確認は，国際的な実証試験においても行われており，NRC による
Sandia National Laboratory(SNL)における試験ではメーカの小型 PAR について試験を行い，性能確認が行われている（参照文献(b)）。この試験結果で示す PARの水素処理特性と，NIS 社製 PAR の下記に示す性能評価式を比較することで，性能評価式の妥当性を示す。
C DR  A   H 2  100 

1.307



DR
A
CH2
P
T
SF

P
 3600 SF
T：水素処理容量（kg/h/個）：定数：PAR 入口水素濃度(vol%)：圧力(10-5Pa)：温度(K)：スケールファクター① 試験装置概要
SNL で行われた PAR の水素低減性能試験に使用した試験装置の全体写真を
図 2-35，試験装置内の PAR 配置を図 2-36 に示す。本試験では PAR-88（PAR
1 基に付き 88 枚の触媒カートリッジ）の 1/2 スケール（PAR-44），1/4 ス
ケール（PAR-22）,1/8 スケール（PAR-11）の PAR を使用して試験している。
当社が設置する PAR は PAR-11 であることから，1/8 スケールの試験装置を参照する。
なお，本試験では高さ 500mm の煙突（チムニ）が取り付けられた PAR を用いて試験を実施している。

-88-

図 2-35

The Surtsey vessel※参照文献(b)より抜粋

図 2-36PAR location in the Surtsey vessel※参照文献(b)より抜粋-89-

② 試験条件及び結果
PAR の水素低減性能試験における試験結果を図 2-37,38 に示す。図 2-37 は低水素濃度時の水素濃度と水素処理速度の関係を示したものである。水素濃度
試験雰囲気は表 2-14 の通りであり，当社は PAR-11 を使用していることから
試験条件「PAR-6（1/8 scale）」を参照する。試験結果は，スケール毎に正規化した水素処理速度データを示している（1/8 スケールの PAR は 8 倍）。また，
性能評価式により得られた結果が図中にあるが，試験条件は「1bar 空気，1bar
蒸気」であることから，「1 bar air/1 bar steam」を参照する。これら試験結果と性能評価式による計算結果を比較すると，試験結果の値の方が大きくなっていることが確認されている。
従って，性能評価式は保守的であることが確認できる。
表 2-14

試験雰囲気

試験

スケール

雰囲気

PAR-4

1/2

1 bar 空気，1 bar 蒸気

PAR-5

1/4

1 bar 空気，1 bar 蒸気

PAR-6

1/8

1 bar 空気，1 bar 蒸気

図 2-37

SNL で行われた試験結果（低水素濃度）※参照文献(b)より抜粋-90-

図 2-38 は高水素濃度時の水素濃度と水素処理速度の関係を示したものである。水素濃度試験雰囲気は表 2-15 の通りであり，当社は PAR-11 を使用していることから試験条件「PAR-8R（1/8 scale）」を参照する。試験結果は，スケー
ル毎に正規化した水素処理速度データを示している（1/8 スケールの PAR は 8倍）。また，性能評価式により得られた結果が図中にあるが，試験条件は「1bar
空気，1bar 蒸気」であることから，「1 bar air/1 bar steam」を参照する。
これら試験結果と性能評価式による計算結果を比較すると，試験結果の値の方が大きくなっていることが確認されている。
従って，性能評価式は保守的であることが確認できる。

表 2-15

試験雰囲気

試験

スケール

雰囲気

PAR-8R

1/8

1 bar 空気，1 bar 蒸気

PAR-12

1/4

1 bar 空気，1 bar 蒸気

PAR-13

1/2

1 bar 空気，1 bar 蒸気

図 2-38SNL で行われた試験結果（高水素濃度）※参照文献(b)より抜粋-91-

③ チムニの影響について
水素低減性能試験において，PAR にチムニ(煙突)を取り付けることにより，水素低減性能が大きくなることが確認されている。煙突が取り付けられていない場合，高さ 500mm の煙突が取り付けられた場合，高さ 1000mm の煙突が取り付けられた場合の水素低減性能の係数について，製造メーカ社内の試験プログラムの中で確認されており，煙突が取り付けられていない場合と比較して高さ 500mm の煙突が取り付けられた場合は 1.15 程度，高さ 1000mm の煙突が取り付けられた場合は 1.25 程度という数字が報告されている。
SNL で行われた試験では，高さ 500mm の煙突が取り付けられた PAR で水素低減性能試験を実施している。当社の PAR は煙突が取り付けられていないため，
図 2-37，図 2-38 で示す水素処理容量(kg/h)を 1/1.15 することで当社 PAR の構造を考慮した場合の水素処理容量と比較できる。
水素濃度 4vol%時に着目すると，チムニの影響を考慮しても，当社の水素処
理容量である 0.25kg/h よりも十分大きな値であることから，当社の水素処理
容量は妥当であると考えられる。

（２）PAR の触媒性能低下要因の影響について
PAR で用いる Pd-Al3O3（パラジウム－アルミナ担持）触媒の触媒性能が低下する要因として，触媒の反応阻害物質の被毒が考えられる。この触媒における反応
阻害物質としては核分裂生成物に含まれるハロゲンや，水が考えられる。ハロゲンについては，炉心損傷時の核分裂生成物のハロゲンの大部分を占めるよう素に着目し，被毒による影響を Battelle Model Containment の試験（参照文献(c)）
により確認する。
また，水については，事故時に原子炉建屋に格納容器ガスが漏洩したときに，
水蒸気環境となるため，水蒸気による性能影響を SNL の試験（参照文献(b)）及び THAI 試験（参照文献(e),(f)）により確認する。

-92-

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① よう素による性能影響確認
NIS 社製 PAR のよう素による影響は，Battelle Model Containment の試験（参照文献(c)）で過去に示されている。試験装置概要を図 2-39 に示しているが，容器内(10m3)に設置した PAR の下から，3g のよう素をすべて気化させ，よう素の影響を確認する試験を実施している。

図 2-39Battelle Model Containment 試験装置概要※参照文献(c)より抜粋

試験条件は表 2-16，試験結果は図 2-40 に示しており，よう素環境下におけるPAR 動作時の水素濃度の低下傾向をプロットしている。なお，図中には比較対象
として，よう素がない場合の試験データに基づくフィットカーブも示してある。
この結果を踏まえると，平均よう素濃度 0.3g/m3 の環境においても，NIS 社製 PARの水素処理性能は 25%以上低下しないことが言える。なお，本試験装置は NIS 社-93-

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製 PAR
による試験結果であり，本試験装置と PAR-11（柏崎刈羽 6/7 号機納入品）ではスケーリングファクターは異なるが，スケーリングファクターがいくつであっても，PAR 内の流速は一律であり，触媒
カートリッジ一枚あたりのよう素に晒される量は同じであることから，スケー
リングファクターとよう素による被毒量に関係はなく，本試験結果は PAR-11 に対しても適用可能と考える。
表 2-16

図 2-40Battelle Model Containment 試験条件

Battelle Model Containment 試験結果

※参照文献(c)より抜粋

次に，6 号炉及び 7 号炉において，重大事故時に格納容器内ガスが原子炉建屋に漏洩した際の原子炉建屋オペレーティングフロアに存在するよう素濃度を算定する。表 2-17 に示す保守的な条件で建物内全よう素濃度を算定したところ，68.92mg/m3 となり，Battelle Model Containment 試験条件である 300mg/m3 以下-94-

のよう素濃度であることから，性能低下は 25%以上低下しないものと考えられる。
6 号炉及び 7 号炉の PAR 設置台数は，性能阻害ファクターにより性能低下が 50%あるものと想定し，台数が決められている。よって，これらの結果から，よう素による性能低下は想定されるものの，PAR 台数に余裕を見込んでいることから，
原子炉建屋の水素爆発防止対策としての機能への影響はないと考えられる。

表 2-17
No

原子炉建屋オペレーティングフロアよう素濃度の算定条件
項目

単位

無機よう素

有機よう素

①

初期インベントリー

kg

29.1

②

PCV 放出率

-

100%

③

無機よう素割合

-

91%

4%

④

ＤＦ

-

20

1

⑤

建物放出量

kg

1.3241

1.1640

⑥

建物容積

m3

⑦

建物内各よう素濃度

mg/m3

⑧

建物内全よう素濃度

mg/m3

36100
36.677

備考

PCV 内よう素が全量建物放出される保守的想定
オペフロ容積32.24468.92

本試験は，表 2-16 に示す条件でよう素による触媒性能低下の影響を確認しているが，本試験結果が実機条件に適用できるかを確認するために，本試験結果における水蒸気濃度，温度，圧力の影響について示す。
触媒の被毒は，強力な化学吸着による触媒反応の阻害によって発生する。従って，よう素による被毒は，よう素によるパラジウム原子の物理的な閉塞により発生する（図 2-41 参照）。圧力と水蒸気濃度はパラジウム表面に結合しているよう素の状態を変えることができないため，基本的には水蒸気濃度と圧力は，よう素による被毒効果に与える影響は無いと考えられる。なお，水蒸気については，
触媒に被膜ができること等による物理的な触媒性能低下の影響が考えられるが，それについては「②水蒸気濃度の PAR 性能への影響」で後述する通り有意な影
響はないことを確認している。さらに，触媒粒には疎水コーティングが施されていることから，水蒸気による性能低下を防ぐ設計考慮がなされている。
また，本試験条件は，柏崎刈羽原子力発電所 6 号炉及び 7 号炉の事故時に想定される環境と比較し，よう素濃度，蒸気濃度は保守的な条件となっている。これらを踏まえ，本試験結果における水蒸気濃度，圧力が与える大きな影響はないと考えられる。

-95-

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図 2-41パラジウムへのよう素の結合の概略図

一方，温度については，触媒周りの温度が 200℃付近の高温になると，吸着されたパラジウムとよう素が分離し，パラジウムは触媒機能を回復する知見が既往研究（参照文献(d)）より確認されている (図 2-42 参照)。 これは温度が上がったことにより化学結合状態が壊れてパラジウムとよう素が分離する状況になったことによるものと考える。

図 2-42再結合効率と温度の関係※参照文献(d)より抜粋

PAR は再結合反応を始めると，触媒温度が上昇し触媒自体は 200℃を超える高温状態になる。NIS 社製 PAR 触媒は，粒型の触媒粒をカートリッジに敷き詰めた構造になっており，被毒物質に全ての触媒が覆われることを防ぐことが設計上-96-

配慮されている。よって，被毒されていない部分は再結合反応が始まり，それに伴い触媒粒の温度が上昇することで，被毒された部分の吸着されたパラジウムとよう素が分離することで触媒機能が回復する傾向になると考えられる。すな
わち，よう素による被毒は再結合反応開始時に影響するものであるが，反応が開始すると，触媒温度上昇が支配的となり，試験条件としての温度は，影響を無視できるものと考えられる。よって，本試験結果で示す触媒性能低下評価において，温度条件は大きな影響を与えるものではない。

② 水蒸気濃度の PAR 性能への影響
NRC による SNL における試験では，PAR の起動における水蒸気の影響を確認している。空気と水蒸気が約 50%ずつの環境下にて 0～6vol%水素濃度の水素ガスを注入した場合において，PAR は性能を発揮することが確認されており，水蒸気
濃度 50%以下であれば性能に影響は見られない。

図 2-43：SNL で行われた試験結果※参照文献(b)より抜粋

なお，重大事故時に原子炉格納容器から 10%/day でガスが原子炉建屋に漏洩した場合のオペレーティングフロアの水蒸気濃度の評価結果を図 2-44 に示す。
評価結果から PAR 設置位置における水蒸気濃度は 20%以下であり，PAR 性能は水
蒸気濃度 50%以下では影響が見られない試験結果からも，水蒸気による影響は問
題ないと考えられる。

-97-

図 2-44

オペレーティングフロア水蒸気濃度（10%/day 漏洩条件）

また，重大事故発生時に使用済み燃料プールの冷却機能が喪失し，使用済み燃料プール温度が上昇し，大量の水蒸気が発生した場合についても，触媒粒に疎水
コーティングが施されていることから有意な性能劣化は起こらないと考えている。また，水蒸気濃度が大幅に高まると，オペレーティングフロアは水蒸気に満たされ PAR が作動しない環境になるとともに，可燃限界未満となる。
なお，水蒸気濃度が高まる前に PAR の作動が始まっている場合は，触媒温度が高温になるため，水蒸気の付着を防ぐことができるため，PAR 性能への影響はないと考えている。

-98-

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③水素再結合反応開始の遅れの影響について
水素再結合反応の開始については OECD/NEA の THAI Project で行われた試験（参照文献(e),(f),(g)）を用いて影響を確認する。THAI 試験装置を図 2-45～47に示す。
THAI Project で行われた試験においては，次の 6 つのケースにおいて水素再結合反応を開始する水素濃度の確認を行っている。
表 2-18：THAI Project での試験条件
試 験番

圧力

温度

水蒸気濃度

酸素濃度

水素注入速度号

これらの結果から，概ね 1vol%以下の水素濃度で PAR が起動していることが確認できる。
一方で，PAR の効果を示すための GOTHIC による解析条件として，水素再結合
反応は水素濃度 1.5vol%にて開始することとしている。従って，解析評価上 PARの起動に対して余裕を持たせているが，その評価結果においても原子炉建屋を
可燃限界以下に抑えることができている。よって，水素再結合反応開始の遅れの影響について，問題ないと考えている。
-99-

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図 2-45

THAI test vessel※参照文献(e)より抜粋-100-

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図 2-46

HR test vessel configuration with NIS PAR※参照文献(e)より抜粋-101-

-102※参照文献(e)より抜粋

図 2-47：NIS PAR instrumentation

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図 2-48 THAI HR-14: Recombiner temperatures※参照文献(e)より抜粋

図 2-49 THAI HR-14: Recombiner temperatures※参照文献(e)より抜粋-103-

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図 2-50 THAI HR-14: Hydrogen concentrations(“wet”) in PAR inlet and outlet※参照文献(e)より抜粋

図 2-51 THAI HR-14: Flow velocity and oxygen surplus ratio at PAR inlet channel※参照文献(e)より抜粋-104-

添付 11
国内容器試験について
平成 11 年 1 月から平成 13 年 5 月までの期間で電力共通研究「触媒式 FCS 再結合装置適用性研究(PHASE2)」が実施された。この研究において，水素処理速度式の妥当性確認を目的の一つとして，縮小モデルを用いた国内容器試験が実施されており（参照文献(h)），その試験装置，試験条件等を以下にまとめた。
１．試験装置図(添付11-1)に容器試験装置の外観を，図(添付11-2)に系統図を示す。試験
装置は，試験容器，ガス注入系，ガス供給設備，ガス分析系，真空排気装置等から構成されている。図(添付11-3)に試験容器を示す。試験容器は，内径1.5[m]，内高3.5[m]，容積5.76[m3]であり，内部に図(添付11-4)に示すPARを設置している。PAR内部には，高さ20[cm]×幅20[cm]×厚さ1[cm]の触媒カートリ
ッジ5枚が格納されている。

図(添付11-1)

試験装置外観※参照文献(h)より抜粋-105-

図(添付11-2)

試験装置系統図※参照文献(h)より抜粋

図(添付11-3)

試験容器

図(添付11-4)※参照文献(h)より抜粋-106-

PAR（試験体）

ここで，本試験にて用いている試験PARとPAR-11（柏崎刈羽原子力発電所6/7号炉で採用），PAR-22，PAR-44，PAR-88の触媒カートリッジの比較を表(添付11-1)に示す。PARのスケールファクターは，触媒カートリッジの寸法及び配置間隔を開発時から変えないことを条件として，NIS開発試験時に使用されたプ
ロトタイプPARのカートリッジ枚数（88枚）に対する，使用するPARのカートリ
ッジ枚数の比として，水素処理性能が規定できるとするものである。また，本試験にて用いている試験PARとPAR-11では，カートリッジの幅寸法が異なる
が，幅寸法を変更している場合には，入口部開口面積の比で整理し，スケールファクターを算出できる。
本試験においてはこのスケールファクターを使用することで，実機の縮小モデ
ルにより，水素処理性能評価式の妥当性等を検証している。
表(添付11-1)
触媒カートリッジ
PARタイプ
PAR-88PAR-44PAR-22
PAR-11
国内試
験用PAR

88
44
22
11

触媒カートリッジの比較
PAR-88にPAR-88に
対するカ
入口開
対する入
ートリッ
口面積
口部開口
間隔 幅×高さ×
ジ枚数の
厚さ
面積の比
比
2
1cm 45×20×1cm
17568cm12
1cm 45×20×1cm
0.53784cm0.5
1cm 45×20×1cm
0.25
1892cm2
0.25
1cm 45×20×1cm
0.125
946cm2
0.125

5

1cm

枚
数

20×20×1cm

190cm2

0.05680.0251

スケー
ルファ
クター
1
0.5
0.25
0.125
0.0251

２．試験条件
本試験においては，原子炉格納容器内の条件を模擬し，スプレイ流量等の試
験パラメータを変化させて試験を実施しているが，表(添付11-2)にスプレイ無しで実施された試験条件を示す。
表(添付11-2) 試験条件
RUN
No.

スプレイ流量(L/min)水素濃度(vol%)

酸素濃度(vol%)

圧力
(MPa)

温度
(K)

RUN-2

－

0.5～3

3.5

0.13

333

３．試験方法と試験手順
試験容器内を約0.13[kPa]（約1[torr]）まで減圧した後，所定の分圧になるように窒素及び酸素ガスを注入し，その後，試験容器周りの加熱ヒータにより試験温度条件に設定する。最後に，水素ガスを容器に注入してPARによる水素，酸素の再結合反応状態について確認する。

-107-

枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

４．試験結果図(添付11-5)に試験結果と水素処理性能評価式を用いた算出値の比較を示す。図より，試験結果に対して水素処理性能評価式から求めた値は，保守側となっていることが確認できる。

図(添付11-5)

試験結果と水素処理性能評価式を用いた算出値の比較※参照文献(h)より抜粋-108-

添付 12静的触媒式水素再結合器 動作監視装置について(1)目的
静的触媒式水素再結合器（以下，PARという。）は，原子炉建屋内の水素濃度上昇に従い自動的に作動する装置であり，電源や運転員による操作の不要な設備である。
PARは，触媒における再結合反応により水素ガスを除去する設備であるので，水素濃度の上昇に従って装置の入口側と出口側の差温度が上昇する（図(添付12-1)，図(添付12-2)）ことから，PARに温度計を設置することにより，水素処理の状況を把握することができ，PARによる水素処理が行われていることを確認することができれば，事故対処時の有効な情報となると考えられる。
このことから，原子炉建屋内に設置されているPAR（2個）に，熱電対を入口側と出口側に取り付け，中央制御室にてPARの温度を確認できるようにし，重大事故対処時の監視情報の充実を図る。

図(添付12-1)

SNLで行われた試験用PAR 概要※参照文献(b)より抜粋：枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

-109-

図(添付 12-2)

SNL で行われた試験結果（PAR 温度と水素濃度の関係）※参照文献(b)より抜粋：枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

(2)設備概要
PAR2個に対し，入口側及び出口側に熱電対を取り付け，事故時のPARの測定
温度を中央制御室にて監視できるようにする。
熱電対の設置位置は，PAR入口及び出口近傍に熱電対シースを取り付け，ガス温度を測定できるようにしている。
実験結果（図(添付12-2)）において，触媒部での水素再結合反応に伴い，水素濃度1.0vol%程度でPAR入口と出口のガス差温度は約40K，水素濃度
4.0vol％程度でPAR入口と出口のガス差温度は約170Kになっており，PARの入口側と出口側の差温度が明確であることから，PAR動作を把握することができる。
なお，PAR の入口側及び出口側温度計と原子炉建屋水素濃度の関係を考慮した PAR 動作監視方法について，PAR 実機モデルでの評価等も踏まえて改善検討を行っていく。

-110-

熱電対

200mm

817mm

50mm

243mm

460mm

熱電対

図(添付12-3)

PARへの熱電対取り付け位置

PARへの熱電対取り付け位置は，サポートとの干渉を考慮したPAR筐体付近への取り付け性，固定性，保守性等を考慮してPAR入口側及び出口側のガス温度が測れる位置としている（図(添付12-3)）。
熱電対シースは外径4.8mmであり，PARへの流路影響の観点から水素除去性
能へ影響を及ぼすものではない。
測定温度は，中央制御室及び緊急時対策所に指示及び記録される（図(添付12-4)）。
表(添付12-1)

PAR入口・出口温度計の主要仕様

名称

種類

計測範囲

取付箇所

個数

PAR入口温度計

熱電対

0～300℃

原子炉建屋4階

2

PAR出口温度計

熱電対

0～300℃

原子炉建屋4階

2-111-

中央制御室

熱電対

（注 1）

指 示

（注 2）

記

録

（注 1）記録計（注 2）SPDS 表示装置

設計基準対象施設
重大事故等対処設備
設計基準対象施設及び重大事故等対処設備

図(添付 12-4) PAR 動作監視装置の概略構成図(3) PAR 動作監視装置の設置場所
PAR は水素ガスを処理する際の熱でガス温度が上昇するため，PAR 装置で上昇気流が発生する。従って，オペレーティングフロアの水素ガスが自然対流を起こし拡散されることから，オペレーティングフロアの両壁面に配置した PAR
全体に水素ガスが行き渡り，一様に触媒反応を起こして温度が上昇すると想定している（「2.2.1.2 (3)PAR の設置位置について」及び「2.2.2.3 解析結果」
参照）。
以上を考慮して，PAR動作監視装置の設置場所は，位置的分散を考慮して，
オペレーティングフロアの両壁面に配置したそれぞれ1台のPARに設置してい
る。

-112-

図(添付 12-5)

機器配置図（6 号炉）：枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

-113-

図(添付 12-6)

機器配置図（7 号炉）：枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

-114-

添付 13
原子炉建屋小部屋における水素爆発防止対策について
1. はじめに
当社は，格納容器から漏洩した水素ガスを処理するためにオペレーティ
ングフロアに PAR を設置し，格納容器トップヘッドフランジ並びにそれ以外の格納容器漏洩ポテンシャルから漏洩する水素ガスをオペレーティング
フロアで再結合処理することで，原子炉建屋の水素濃度上昇を抑制する。
格納容器漏洩ポテンシャルがある箇所には，小部屋になっている箇所もあるため，そこでの水素ガス濃度の影響について説明する。
2. 水素影響を考慮すべき小部屋について
重大事故時において，格納容器から水素ガスが漏洩する可能性がある箇
所は格納容器ペネトレーションと考えられる。格納容器ペネトレーションのうち，重大事故時において格納容器過温・過圧によるシール機能への影響が考慮されるものとして，格納容器変形に伴い開口が比較的生じるトップヘッドフランジ，機器搬入用ハッチ，エアロックがあり，水素漏洩は主にここから発生するものと考えられる。よって，水素影響を考慮すべきトップヘッドフランジ以外の漏洩ポテンシャルと考えるペネトレーション
で，小部屋にあるものを抽出した結果，表（添付 13-1）が水素影響を考慮
すべき小部屋と考える。
表(添付 13-1)

水素影響を考慮すべき小部屋（6 号炉及び 7 号炉）

漏洩フロア
2階

漏洩箇所
上部ドライウェル機器搬入用ハッチ
上部ドライウェル所員用エアロック
ISI ハッチ

地下 1 階S/C 出入口

地下 2 階下部ドライウェル機器搬入用ハッチ
下部ドライウェル所員用エアロック-115-

3. 小部屋のダクトについて
水素影響を考慮すべき小部屋について，水素ガスがオペレーティングフ
ロアに流れる流路の有無を調査した。各小部屋には，各階の通路に繋がるダクト（以下，通路ダクトという）と，オペレーティングフロアに繋がるダクト（以下，換気ダクトという）がある。
1)通路ダクトについて
各階の通路は，各フロアに設置されたハッチにより，最地下階からオペ
レーティングフロアまで各階に開口部がある。そのため，通路ダクトにより通路部に抜けた水素ガスは，オペレーティングフロアに流れる流路があるため，オペレーティングフロアに設置された PAR により水素処理されることが期待できる。
2)換気ダクトについて
換気ダクトはオペレーティングフロアに繋がるダクトであるため，小部屋の水素ガスはオペレーティングフロアに流れる流路がある。よって，この流路を通ってオペレーティングフロアに設置された PAR により水素処理
されることが期待できる。

PAR

換気ダクト
による流路
ダクト

小部屋

通路ダクト
による流路

扉

通路

図(添付 13-1)

通路ダクト，換気ダクトによる流路のイメージ-116-

水素影響を考慮すべき小部屋について，通路ダクト，換気ダクトの有無を整理した結果を 6 号炉については表(添付 13-2)，7 号炉については表(添付13-3)に示す。
表(添付 13-2)

小部屋の通路ダクト・換気ダクト有無（6 号炉）

貫通部
上部ドライウェル機器搬
入用ハッチ
上部ドライウェル所員用
エアロック
ISI ハッチ
S/C 出入口
下部ドライウェル機器搬
入用ハッチ
下部ドライウェル所員用
エアロック

表(添付 13-3)

通路ダクト
の有無
有

換気ダクト
の有無
有

有

有

有
有
無※

有
有
有

有

有

備考

※隣部屋との境界は，気密性のない遮蔽体
隣部屋に通路ダクトあり

小部屋の通路ダクト・換気ダクト有無（7 号炉）

貫通部
上部ドライウェル機器搬
入用ハッチ
上部ドライウェル所員用
エアロック
ISI ハッチ
S/C 出入口
下部ドライウェル機器搬
入用ハッチ
下部ドライウェル所員用
エアロック

通路ダクト
の有無
有

換気ダクト
の有無
有

有

有

有
有
有

有
有
有

無※

有

備考

※隣部屋に繋がるダクトあり。
隣部屋に通路ダクトあり

これらのダクトは耐震性を考慮して設計したものではないが，水素ガスの流れを遮断するような完全閉塞を起こすことは工学的に考えられないことから，水素ガスの流路として考慮する。
4．小部屋の水素対策について小部屋に漏洩した水素ガスは，表(添付 13-2)及び表(添付 13-3)で示すようにオペレーティングフロアに水素ガスが流れる流路の有無を確認し，水素影響の考慮が必要になると判断した場合は，オペレーティングフロアに繋がる
流路等を検討し，水素濃度の上昇を抑制する。

-117-

枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

5．小部屋の水素濃度の評価例について
小部屋における水素影響について，換気ダクトの効果を確認するため，下部ドライウェル機器搬入用ハッチを設置している部屋を例として，2.2.2 同様，汎用熱流動解析コード GOTHIC を用いて評価した結果を以下に示す。
解析モデルのイメージ図を図(添付 13-2)に示す。

図(添付 13-2)

下部ドライウェル機器搬入用ハッチ室-118-

解析モデルイメージ

枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

格納容器から室内へのガス漏洩条件は，2.2.2.3 のケース 2 に示す「①有効性評価代表シナリオ包絡条件」かつ「オペレーティングフロア＋下層階」漏洩条件から水素濃度の時間変化をより細かく設定した表(添付 13-4)，図(添付13-3)を用い，事故後 72 時間までの評価を行う。なお，保守的に格納容器ベント実施（38 時間）までは 2.2.2.2 の「①有効性評価代表シナリオ包絡条件」同様，格納容器限界圧力（620kPa[g]），格納容器限界温度（200℃），格納容器漏
洩率 1.5%/day 一定とし，格納容器ベント実施後は 2.2.2.2 の「①有効性評価
代表シナリオ包絡条件」と同じ条件とする。
表(添付 13-4)
項目

格納容器からハッチ室へのガス漏洩条件
解析条件

0～1.5 時間

1.5～4 時間

4～16 時間

16～21 時間

圧力

620kPa[g](2Pd)620kPa[g](2Pd)620kPa[g](2Pd)620kPa[g]
(2Pd)

温度

200℃

200℃

200℃

200℃

水蒸気分率

47vol%

63vol%

77vol%

71vol%

水素分率

32vol%

16vol%

2vol%

8vol%

窒素分率

21vol%

21vol%

21vol%

21vol%

格納容器漏洩率

1.5%/day

1.5%/day

1.5%/day

1.5%/day項目

解析条件
21～32 時間

32～38 時間38～72 時間

圧力

620kPa[g](2Pd)620kPa[g](2Pd)

155kPa[g](0.5Pd)

温度

200℃

200℃

171℃

水蒸気分率

63vol%

59vol%

100vol%

水素分率

16vol%

20vol%

0vol%

窒素分率

21vol%

21vol%

0vol%

格納容器漏洩率

1.5%/day

1.5%/day

0.5%/day-119-

図(添付 13-3)

格納容器からハッチ室への漏洩ガス成分割合（vol％）解析結果を図(添付 13-4)に示す。

図(添付 13-4)

ハッチ室気相成分割合（水素濃度最大箇所）-120-

格納容器ベント実施前（38 時間）までは格納容器から漏洩する水蒸気・窒素ガ
ス・水素ガスの混合気体によってハッチ室内の空気（窒素ガス・酸素ガス）が押し出され，格納容器ベント実施後は同様に格納容器から漏洩する水蒸気によってハッチ室内の空気（水蒸気・窒素ガス・酸素ガス・水素ガス）が押し出されていることから，ハッチ室内に漏洩した水素ガスは換気ダクトを通じて PARを設置しているオペレーティングフロアに導かれることを確認できた。
なお，下部ドライウェル機器搬入用ハッチを設置している部屋の入口は気密性のない遮蔽体であることから，この遮蔽体の隙間を通じたガスの流出入を考慮し，その他の条件は表(添付 13-4)，図(添付 13-3)と同様とした場合の解析結果を図(添付 13-5)に示す。なお，解析時間は格納容器ベント実施（38 時間）後に静定するまでとした。

図(添付 13-5)

ハッチ室気相成分割合（水素濃度最大箇所，ガス流出入条件見
直し後）換気ダクトの効果を確認することはできないが，ハッチ室内の水素濃度はほぼ上昇しないことを確認できた。

-121-ただし，小部屋に漏洩した水素ガスを早期検知及び滞留状況を把握することは，水素爆発による原子炉建屋の損傷を防止するために有益な情報になることから，表(添付 13-2)及び表(添付 13-3)に示す小部屋に漏洩した水素ガスを計測するため水素濃度計を設置し，事故時の監視性能を向上させる。これにより，格納容器内にて発生した水素ガスが漏洩するポテンシャルのある箇所での水素濃度と，水素ガスが最終的に滞留するオペレーティングフロアでの水素濃度の両方を監視できることとなり，原子炉建屋全体での水素影響を把握することが可能となる。

-122-

図(添付 13-6)

機器配置図（6 号炉）：枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

-123-

図(添付 13-7)

機器配置図（6 号炉）：枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

-124-

図(添付 13-8) 機器配置図（6 号炉）：枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

-125-

図(添付 13-9)

機器配置図（7 号炉）：枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

-126-

図(添付 13-10)

機器配置図（7 号炉）：枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

-127-

図(添付 13-11) 機器配置図（7 号炉）：枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

-128-

2.3 水素濃度監視設備について
2.3.1 水素濃度監視設備の設計方針について
重大事故等時において原子炉建屋の水素濃度が変動する可能性のある範囲で測定するための設備として原子炉建屋水素濃度を設置する。
(1) 設計方針
原子炉建屋水素濃度は重大事故等が発生し，ジルコニウム－水反応等で短期的に発生する水素ガス及び水の放射線分解等で長期的に緩やかに発生し続ける
水素ガスが格納容器から原子炉建屋へ漏洩した場合に，原子炉建屋において，水素濃度が変動する可能性のある範囲で測定を行い，中央制御室において連続監視できる設計とする。また，原子炉建屋水素濃度は電源が喪失した場合においても代替電源設備からの給電が可能な設計とする。
(2) 設備概要
ａ．機器仕様検出器：熱伝導度方式
計測範囲：水素濃度0～20vol%
個数：7ｂ．配置場所図(添付 13-6)～図(添付 13-11)，図 2-52，図 2-53 の通り

なお，添付 13 にて記載した小部屋（図(添付 13-6)～図(添付 13-11)）に漏洩した水素ガスを早期検知及び滞留状況を把握することは，水素爆発による原子炉建屋の損傷を防止するために有益な情報になることから，小部屋に漏洩した水素ガスを計測するため水素濃度計を設置し，事故時の監視性能を向上させる。これにより，格納容器内にて発生した水素ガスが漏洩するポテンシャルのある箇所での水素濃度と，水素ガスが最終的に滞留するオペレーティングフロ
アでの水素濃度の両方を監視できることとなり，原子炉建屋全体での水素影響を把握することが可能となる。

-129-

枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

図 2-52機器配置図（6 号炉）-130-

枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

図 2-53

機器配置図（7 号炉）-131-

ｃ．システム構成
原子炉建屋水素濃度は，熱伝導度方式水素濃度検出器を用いて電気信号として検出する。検出された電気信号は，演算器にて水素濃度信号に変換すること
で，中央制御室及び緊急時対策所に指示及び記録される。原子炉建屋水素濃度のシステム構成を図2-54に示す。
熱伝導式

中央制御室

水素検出器
演算装置

指

示

指

示

記

録

（注 1）

（注 2）

図 2-54

原子炉建屋水素濃度の概略構成図
中央制御室

熱伝導式
水素検出器

（注 1）

演算装置

指 示

（注 2）

記

録

（注 1）記録計（注 2）SPDS 表示装置
設計基準対象施設
重大事故等対処設備
設計基準対象施設及び重大事故等対処設備

図 2-55

原子炉建屋水素濃度の概略構成図(3)代替電源の確保
原子炉建屋内の水素濃度を測定するために必要な計器の電源は，代替電源設
備から供給可能な設計としている（図2-56，57参照）。

-132-

荒浜側常設代替
交流電源設備
設置場所

GTG
予備

GTG

【凡例】

（略語）

第二ガスタービン発電機

常設代替
交流電源設備R/B：原子炉建屋

GTG：ガスタービン発電機

C/B：コントロール建屋

D/G：非常用ディーゼル発電機

M/C：メタルクラッド開閉装置：遮断器

P/C：パワーセンタ：断路器

MCC：モータ・コントロール・センタ：配線用遮断器：接続装置

７号炉タービン
建屋南側
第一ガスタービン発電機

荒浜側緊急用
M/C建屋※本単線結線図は，今後の検討結果により変更となる可能性がある

緊急用高圧母線

M ：電動切替装置
：切替装置
GTG
予備

GTG

常設代替
交流電源設備

緊急用
断路器

C/B 2F
緊急用電源切替箱断路器

７号炉へ

R/B B1F
R/B B1F

緊急用
電源切替箱
接続装置6B

緊急用
電源切替箱
接続装置6A

D/G
(6A)

D/G
(6B)

R/B B1FM/C 6C

非常用電気設備【区分Ⅰ】

M/C 6D

代替所内電気設備

電源
車

非常用電気設備
【区分Ⅱ】

電源
車

動力変圧器
R/B 4FR/B B1F

AM用
動力変圧器

動力変圧器

P/C 6D-1

P/C 6C-1

R/B 3FC/B B1F

R/B 3FC/B B1FM
MCC 6C-1-7

C/B B1F

MCC 6C-1-5

MCC
6D-1-5AM用MCC 6B

R/B 4F
C/B
MB2F

(予備)

AM用直流
125V充電器

AM用直流
125V充電器

直流
125V充電器

直流
125V充電器(予備)

AM用直流125V
主母線盤

直流125V分電盤

・原子炉建屋水素濃度
・静的触媒式水素再結合器
動作監視装置

図 2-56単線結線図（6 号炉）

133

MCC 6D-1-7

荒浜側常設代替
交流電源設備
設置場所

GTG
予備

GTG

【凡例】

（略語）

第二ガスタービン発電機

R/B：原子炉建屋

GTG：ガスタービン発電機

C/B：コントロール建屋

D/G：非常用ディーゼル発電機

M/C：メタルクラッド開閉装置：遮断器

P/C：パワーセンタ：断路器

MCC：モータ・コントロール・センタ：配線用遮断器

常設代替
交流電源設備：接続装置
７号炉タービン
建屋南側

荒浜側緊急用
M/C建屋※本単線結線図は，今後の検討結果により変更となる可能性があるM ：電動切替装置

第一ガスタービン発電機

緊急用高圧母線

：切替装置
GTG
予備

GTG

常設代替
交流電源設備

緊急用
断路器
C/B 2FR/B 2F

緊急用電源切替箱断路器

R/B B1F
６号炉へ

緊急用
電源切替箱
接続装置7A

D/G
(7A)

緊急用
電源切替箱
接続装置7B

D/G(7B)

R/B B1FM/C 7C

非常用電気設備【区分Ⅰ】

M/C 7D

代替所内電気設備

非常用電気設備
【区分Ⅱ】

電源
車

電源
車

動力変圧器

動力変圧器

R/B B1F

AM用動力変圧器

P/C 7C-1

P/C 7D-1

R/B 3FR/B 4FC/B B1F

R/B 3FR/B 3FC/B B1FMMCC 7C-1-7

C/B B1F

MCC 7C-1-4

MCC
7D-1-4AM用MCC 7B

R/B 4F
C/B
MB2F

(予備)

AM用直流
125V充電器

AM用直流
125V充電器

直流
125V充電器

直流
125V充電器(予備)

直流125V分電盤

・原子炉建屋水素濃度
・静的触媒式水素再結合器
動作監視装置

図 2-57単線結線図（7 号炉）

134

MCC 7D-1-7

添付 14
原子炉建屋水素濃度の適用性について
原子炉建屋水素濃度は，重大事故等時に，原子炉建屋内に発生する水素ガスを監視する目的で，水素濃度が変動する可能性のある範囲で測定できる設計としている。
(1)計測範囲の考え方
炉心損傷時に原子炉格納容器内に発生する水素ガスが原子炉建屋に漏洩した場合に，PARによる水素濃度低減（可燃限界である4vol%未満）をトレンドとして連続的に監視できることが主な役割であることから，0～20vol%を計測可能な範囲とする。
(2)水素濃度計の測定原理
原子炉建屋内の水素濃度を測定するために用いる水素濃度計は，熱伝導式のものを用いる。
熱伝導式の水素検出器は，図(添付 14-1)に示すとおり，白金線のフィラメントで構成された検知素子と補償素子，及び２つの固定抵抗でブリッジ回路が構成されている。検知素子の部分に，原子炉建屋内雰囲気ガスが触れるようになっており，補償素子側は基準となる標準空気が密閉されており測定対象
ガスは直接接触しない構造になっている。
（補償素子の標準空気容器の外側には測定ガスが同様に流れ，温度補償は考慮された構造となっている。）
熱伝導式水素検出器は，標準空気に対する測定ガスの熱伝導率の差を検出する方式のものであり，酸素ガス，窒素ガスなどの空気中のガスに対し，水素ガスの熱伝導率の差が大きいことを利用しているものである。水素ガスの熱伝導率は，約0.18 W/(m･K)at27℃である一方，酸素ガス，窒素ガスは，約0.02W/(m･K)at27℃と水素ガスより1桁小さく，これらのガス成分の変動があっても水素濃度計測に対する大きな誤差にはならない。
なお，原子炉建屋水素濃度の計測範囲 0～20vol%において，計器仕様は最大±1vol%の誤差を生じる可能性があるが，この誤差があることを理解した上で，想定される事故時に水素濃度が変動する可能性のある範囲を監視していくことができる。

135

水素濃度計指示部

検出器

固定抵抗

A

補償素子

B

建屋雰囲気ガス
固定抵抗

検知素子

指示

図(添付 14-1) 水素濃度計検出回路の概要図(3)水素濃度計の設置場所
重大事故等が発生し，格納容器内に水素ガスが蓄積した状況では，格納容器のフランジ部等を通じて水素ガスが原子炉建屋内に漏洩する可能性がある。原
子炉建屋内に漏洩した水素ガスは，比重の関係でオペレーティングフロアまで上昇し，オペレーティングフロアに滞留することが予想される（「2.2.1.1(2)PAR の設置場所について」参照）。また，PAR は水素ガスを処理する際の熱でガス温度が上昇するため，PAR 装置で上昇気流が発生する。従って，オペレ
ーティングフロアの水素ガスが自然対流を起こし拡散される（「2.2.1.2(3)PAR の設置位置について」参照）。
以上を考慮して，水素濃度計の設置場所は，水素ガスが最も蓄積されると想定されるオペレーティングフロアの天井付近に位置的分散して配置している。
なお，添付13にて記載した小部屋に漏洩した水素ガスを早期検知及び滞留状況を把握することは，水素爆発による原子炉建屋の損傷を防止するために有益な情報になることから，小部屋に漏洩した水素ガスを計測するため水素濃度計を設置し，事故時の監視性能を向上させる。これにより，格納容器内にて発生した水素ガスが漏洩するポテンシャルのある箇所での水素濃度と，水素ガスが最終的に滞留するオペレーティングフロアでの水素濃度の両方を監視できることとなり，原子炉建屋全体での水素影響を把握することが可能
となる。

136

(4)水素濃度計の耐環境性について
水素濃度計の設置場所（原子炉建屋4階）について，重大事故等時の環境下で最も設置雰囲気の環境が厳しいと想定される有効性評価の「格納容器過圧・過温シナリオ」で評価した事故時想定環境（想定環境は，2.2.2.3 解析
結果 ケース1，2，4を包絡する条件で設定）は表(添付14-1)の通りであり，
上記の環境条件においても健全性が確保できていることを確認している。
表(添付14-1)

事故時想定環境条件と試験条件

事故時想定環境

試験条件

温度

77℃＊

℃

相対湿度

100%RH＊%RH

積算放射線量250Gy＊

Gy＊評価値はドラフトであり，詳細評価により今後見直す可能性あり：枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

137

2.4 格納容器頂部注水系（自主対策設備）について
格納容器頂部注水系は，重大事故等時において，格納容器頂部を冷却することで格納容器外への水素漏洩を抑制し，原子炉建屋の水素爆発を防止する機能を有するものであり，自主対策設備として設置する。格納容器頂部は図 2-57に示すように，原子炉ウェルに水を注水することで，格納容器トップヘッドフ
ランジを外側から冷却することができる。格納容器トップヘッドフランジは事
故時の過温・過圧状態に伴うフランジ開口で，シール材が追従できない程の劣化があると，閉じ込め機能を喪失する。このシール材は，以前はシリコンゴムを採用していたが，格納容器閉じ込め機能の強化のために耐熱性，耐蒸気性，耐放射線性に優れた改良 EPDM 製シール材に変更し閉じ込め機能強化を図っている。改良 EPDM 製シール材は 200℃蒸気が 7 日間継続しても閉じ込め機能が確保できることを確認しているが，シール材の温度が低くなると，熱劣化要因が低下し，閉じ込め機能もより健全となり，原子炉建屋への水素漏洩を抑制できる。
このことから，設置許可基準規則第 53 条（原子炉建屋水素爆発防止）に対する自主対策設備として，重大事故時に原子炉ウェルに注水し，格納容器外側
からトップヘッドフランジシール材を冷却し水素漏洩を抑制することを目的として，原子炉格納容器頂部注水系を設置する。
原子炉建屋

シール材（改良EPDM）
原子炉ウェル
使用済燃料プール
燃料プール
冷却浄化系から

トップヘッド
フランジ

接続口

原子炉格納容器
サプレッション・チェンバ

可搬型代替
注水ポンプ
淡水貯水池

防火水槽

図 2-57

格納容器頂部注水系の概要図

138

海水

2.4.1 格納容器頂部注水系の設計方針について
格納容器頂部注水系は，原子炉ウェルに水を注水し，トップヘッドフラン
ジシール材を格納容器外部から冷却することを目的とした系統である。格納容器頂部注水系は，可搬型代替注水ポンプ，接続口等で構成しており，重大事故等時において，代替淡水源の水又は海水を原子炉ウェルに注水し格納容
器頂部を冷却することで，格納容器頂部からの水素漏洩を抑制する設計とする。従って，事故時に速やかにトップヘッドフランジシール材を冠水させる
ように原子炉ウェルに水を張ることが必要であり，その際の必要注水量は冠水分と余裕分も見込み約 100m3 以上とする。これを注水開始から約２時間で達成できることを設計方針としており，格納容器頂部注水の系統流量は
50m3/h 以上とする。これを達成するために，格納容器頂部注水系のポンプは可搬型代替注水ポンプ（A-2 級）を採用する。また，可搬型代替注水ポンプを接続する接続口は，位置的分散して複数設置する。
表 2-19

格納容器頂部注水系主要仕様

可搬型代替注水ポンプ
台

数

1

容

量

120m3/h/台以上（吐出圧力 0.85MPa において）
84m3/h/台以上（吐出圧力 1.4MPa において）2.4.2 格納容器頂部注水系の効果について
重大事故時における格納容器過温・過圧事象において，トップヘッドフラ
ンジの閉じ込め機能を強化するために格納容器限界温度（200℃）が 7 日間継続したとしても健全性が確認できる改良ＥＰＤＭ製シール材を取り付ける。
よって，トップヘッドフランジからの水素ガス漏洩ポテンシャルは低減しているが，格納容器頂部注水により原子炉ウェルに常温の水を注水することで冷却効果が得られるため，水素ガスの漏洩をさらに抑制することが可能である。よって，格納容器頂部注水系は，原子炉建屋の水素爆発防止対策の１つとして効果的である。

139

2.4.3 格納容器頂部注水による格納容器への影響について
格納容器頂部注水系は，原子炉格納容器温度が 200℃のような過温状態で常温の水を原子炉ウェルに注水することから，格納容器トップヘッドフラン
ジ部を急冷することにより格納容器閉じ込め機能に影響が無いかについて評価を行った。
（評価方法）
格納容器過温時に原子炉ウェルに注水することで，低温の水が格納容器トップヘッドフランジに与える熱的影響を評価する。格納容器への影響として
は鋼材部の熱影響が考えられるため，影響する可能性がある部位としてはトップヘッドフランジ及びトップヘッドフランジ締付ボルトが挙げられる。このうち，体積が小さい方が水により温度影響を受けるため，評価対象として
トップヘッドフランジボルトを選定し，トップヘッドフランジ締付ボルトの急冷による熱的影響を評価する。
（評価結果）
格納容器頂部注水によるトップヘッドフランジ締付ボルト冷却時の発生応
力について表 2-20 に示す。評価結果から，ボルトが 200℃から 20℃まで急冷された場合でも，応力値は降伏応力を下回っておりボルトが破損することはない。

表 2-20 トップヘッドフランジ締付ボルトの熱収縮による応力評価結果
項目
材料

記号

単位

値

備考

-

-

SNCM439

トップヘッドフランジ締付ボ
ルトの材料

ヤング率

E

MPa

204000

熱膨張率

α

1/K

1.27E-05

温度差

ΔT

K

180

水温 20℃とし，格納容器温度 200℃時の温度差

ひずみ

ε

-

2.29E-03

応力

σ

MPa

466

σ=E・α・ΔT

設計降伏点

Sy

MPa

754

SNCM439(200℃)

設計引張応力

Su

MPa

865

SNCM439(200℃)

140

ε=α・ΔTまた、格納容器頂部注水は原子炉ウェルに注水しトップヘッドフランジ部を冷却するため、原子炉格納容器を除熱することによる原子炉格納容器負圧破損への影響が懸念される。この原子炉格納容器の負圧破損に対する影響について検討した結果、原子炉ウェルに注水しトップヘッドフランジを冷却することによる原子炉格納容器除熱効果は小さく、崩壊熱に対して十分低いことが確認できており、原子炉格納容器を負圧にするような悪影響
はない。

（まとめ）
上記の結果から，格納容器頂部注水による急冷により格納容器閉じ込め機能に悪影響を与えることはない。また，低炭素鋼の延性―脆性遷移温度は一般的に約-10℃以下であり，水温はこの温度領域以上であるので脆性の影響もないと考えられる。

2.4.4 格納容器頂部注水系の監視方法について
格納容器頂部注水系の使用時における監視は，可搬型代替注水ポンプ付属の流量計と，ドライウェル雰囲気温度（D/W ヘッド雰囲気温度計）により行う。
可搬型代替注水ポンプで注水する際に流量計で累積注水流量を確認すること
で，原子炉ウェル内に注水した水量から原子炉ウェル水位を想定すると同時に，ドライウェル雰囲気温度（D/W ヘッド雰囲気温度計）の指示により格納容
器トップヘッドフランジが冷却されていることを確認し，格納容器頂部注水系の効果を監視する。

1412.5 参照文献(a) 中部電力株式会社 2009 年 6 月 23 日プレスリリース参考資料「浜岡原
子力発電所 4，5 号機 気体廃棄物処理系における水素濃度の上昇に対する原因と対策について」(b) Thomas K. Blanchat, Asimios C. Malliakos, “TESTING A PASSIVEAUTOCATALYTIC RECOMBINER IN SURTESY TEST”, Nuclear Technology
Vol.129 March 2000(c) Behrens U. et al., “EXPERIMENTAL INVESTIGATIONS OF THE BEHAVIOR
OF THE NIS-DEVELOPED CATALYST MODEL MODULE UNDER VARIOUS SYSTEM
CONDITIONS AND ARRANGEMENTS”, Battelle Institute, Volume Ⅰ
and Ⅱ, March 1991(d) “EFFECTS OF INHIBITORS AND POISONS ON THE PERFORMANCE OF PASSIVEAUTOCATALYTIC RECOMBINERS (PARs) FOR COMBUSTIBLE GAS CONTROL IN
ALWRs”, the EPRI ALWR Program, May 1997(e) T. Kanzleiter, “QUICK LOOK REPORT HYDROGEN RECOMBINER TESTS
HR-14 TO HR-16 (TESTS USING A NIS PAR), AREVA, AECL AND NIS PARCOMPARISON”, OECD-NEA THAI Project, 150 1326-HR-QLR-4, Becker
Technologies GmbH, Eschborn, Germany, October 2009(f) S. Gupta, E. W. Schmidt-Naujok, “QUICK LOOK REPORT HYDROGEN
RECOMBINER TESTS WITH NIS PAR (HR-40, HR-41, and HR-42)”,70211-HR40-42-QLR, Becker Technologies GmbH, Eschborn, Germany,
November 2013(g) S. Gupta, E. Schmidt, G. Langer, “TECHNICAL REPORT PARPERFORMANCE TESTS, TESTS WITH NIS PAR HR-40, HR-41, HR-42”,
1501420-TR-HR-40-42, Becker Technologies GmbH, Eschborn,
Germany, July 2014(h) 「沸騰水型原子力発電所 触媒式可燃性ガス濃度制御系について」株
式会社 日立製作所 HLR-109 平成 18 年 12 月

142

参考1-1N

IC本体南側IC本体北側IC(A)水位計 IC(B)水位計

IC本体中央部

原子炉建屋２階(7)
IC戻り配管及び隔離弁

原子炉圧力計

(3)

(4)

(5)

原子炉建屋4階

(2)

(1)

N

原子炉建屋３階(6)

IC凝縮水配管

参考資料1

IC蒸気管
ベントライン(2)IC蒸気管ベントライン

IC入口
隔離弁(A)(2) 非常用復水器（IC）蒸気隔離弁

吹き抜け部

無断複製・転載禁止 東京電力株式会社(3)機器ハッチ周辺

SLC周辺では一部空調ダクトに変形、脱落があったものの、主要機器に損傷は見受けられなかった(1) ほう酸水注入（SLC）系状況

原子炉建屋１階

4階は南側の損傷が激しく北側は軽微であった
保温材などは損傷しているものの、機器自体に損傷は見受けられなかった(4)IC本体周辺(5)北側ガレキ及び天井状況【日時】2015年2月21日（土）13時00分頃～14時00分頃（4階：約30分）【場所】1F1号機R/B

原子炉建屋入域ルート

福島第一原子力発電所1号機現地調査状況

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参考資料 2
PAR による再結合反応の律速段階について
NIS製PARの水素処理は，設計上想定している入口水素濃度0～4vol%の範囲において，拡散律速となっており，その処理速度は水素及び酸素粒子の拡散速度がボトルネックとなり決まってくる。このことは図1に示すTHAI試験(HR15，HR-40，HR-41，HR-42)の結果から確認できる。図1は入口水素濃度と水素処理速度の関係をあらわしているが，いずれの試験においても入口水素濃度0～4%の範囲で，入口水素濃度の上昇に伴い水素処理速度も上昇していることがわかる。これは水素濃度の上昇による水素粒子数の増加が直接的に水素処
理速度の上昇につながっている結果であると考えられる。更に水素濃度を上昇させた場合，一般的には，ある一定のレベルで拡散律速から反応速度律速に遷移し，水素濃度を上昇させても処理速度は上昇しなくなるものと予想される。なお，HR-42の入口水素濃度6～9vol%付近において傾きが緩やかになっていることが確認されるが，これは反応速度律速遷移によるものではなく，酸素欠乏（酸素粒子数の減少）による影響であると考えられる。これを裏付けるものとして，その後，赤矢印で示す時点から酸素供給を開始しているが，それ以後，処理速度が再上昇していることが確認できる。
また，他の試験結果と比較し，HR-42のみ傾きが大きく異なっているが，これはHR-42のみカートリッジ11枚中の6枚を抜いた状態で試験が実施されていることによる。
表1 THAI試験の試験条件
試 験番

圧力

温度

水蒸気濃度

酸素濃度

号

参考 2-1

水素注入速度枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

図1

Recombination rate for tests with NIS-PAR

図2

触媒温度と再結合効率の関係（参考）
参考 2-2

次に，HR-40の実験データから触媒温度と再結合効率（[入口水素濃度-出口
水素濃度]／入口水素濃度）の関係を参考としてプロットしたものを図2に示す。触媒温度の上昇に対し，再結合効率に特に上昇傾向は見られず，全範囲において反応速度律速段階ではないことが確認できる。

[参照文献]
・ S. Gupta, E. Schmidt, G. Langer, “TECHNICAL REPORT PAR PERFORMANCETESTS, TESTS WITH NIS PAR HR-40, HR-41, HR-42”, 1501420-TR-HR-4042, Becker Technologies GmbH, Eschborn, Germany, July 2014

参考 2-3

参考資料 3ＧＯＴＨＩＣコードについて
１．はじめに建屋水素対策の有効性を評価するための原子炉建屋内水素流動解析に「ＧＯＴＨＩＣ」コードを用いている。
「ＧＯＴＨＩＣ」コードは，米国ＥＰＲＩ（Electric Power ResearchInstitute）開発の汎用熱流動解析コードである。以下に「ＧＯＴＨＩＣ」コードを本評価に用いることの妥当性を示す。

２．本計算機コードの特徴(1) 概要本解析コードは，気相，液体連続相，および液体分散相（液滴）の三相について，各々，
質量，運動量，エネルギーの３保存式を解く，完全三流体（９保存式）解析コードである。
各相間の質量，運動量，エネルギーの移動は構成式モデルにより取り扱われ，これにより，凝縮・沸騰現象や，液滴による気体の引き込み等，複雑な混相流現象を模擬することができる。また，特殊モデルとして，ファンや水素結合器などの機器のモデルが組み込まれており，これらの機器固有の物理現象を模擬できる。
本解析コードは，このような基本構成により，原子炉建屋内の気液混相の熱流動を取り扱うことができる。
(2) 流体前記のように，本解析コードは各種液体の流動，気体の流動及び相変化を取り扱うことができる。このうち気体については，蒸気を含む様々なガスが混合した多成分ガスの取り扱いが可能であり，水素ガス，窒素ガス，酸素ガスなどガスを考慮可能である。
(3) 伝熱各流体相間の伝熱（エネルギー移動）は，(1)で記述したように構成式モデルで考慮される。それ以外の壁面等の構造体への伝熱は，構造体をヒートシンクとしてモデル化し，これらと流体間の伝熱および構造体内部の熱伝導を考慮できる。
流体と熱構造体間の伝熱は，熱伝達モデルにより評価する。熱伝達モデルには，自然対
流，強制対流熱伝達，凝縮熱伝達モデルなどが組み込まれており，壁面等での蒸気の凝縮，
水の沸騰や流体・構造物間の熱伝達を考慮可能である。
(4) 形状モデリング
各区画を１ノードとして扱う集中定数系モデル，複数ノード（サブノード分割）として扱う分布定数系モデルがあり，解析内容に応じて適切にモデル化することが可能である。
このうち，分布定数系モデル（サブノードモデル）は，いわゆる直交系の構造格子モデ
ルであり，３次元の流体挙動が計算される。分布定数系モデルにおいては，各サブノード
参考 3-1

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の体積や高さなど，また，サブノード間の流路面積や水力等価直径などの形状パラメータを設定することにより，当該部の３次元形状をモデル化することが可能である。さらに，
乱流モデルおよび分子拡散モデルが組み込まれており，乱流拡散および分子拡散による質量・運動量・エネルギーの移動を考慮可能である。また，壁面摩擦モデルや局所圧力損
失モデルにより，壁面と流体との相互作用や，流路内の構造物を通過することによる運動量・エネルギーの損失を考慮可能である。さらに，各相間の界面を通じた質量，運動量，エネルギーの移動が考慮されている。これらにより，各サブノードの質量・運動量・エネ
ルギーの保存式を計算することにより，三次元熱流動を評価する。
集中定数系においては，各区画・各相について質量とエネルギーの保存式が計算される。
一方，集中定数系の区画間の流れはフローパスモデルで模擬する。フローパスは，各相について１次元の運動量の保存式が計算され，壁面摩擦モデル，局所圧力損失モデル，各相間の界面を通じた運動量の移動などが考慮されている。また，区画と境界条件とを接続することにより，境界との流体の流入・流出が計算される。フローパスは１次元の流れであるが，場合によって，これらを複数設置することにより，区画間の循環流れ等も模擬することができる。

区画２（分布定数系）

区画１（集中定数系）
フローパス

サブノード
間流路

サブ
ノード１

サブ
ノード２

サブ
ノード３

サブ
ノード４

図 2-１ 形状モデル例(5) 境界条件
流量を指定する流出入境界や，圧力を指定する圧力境界，熱流束や温度境界条件などが設定可能である。
(6) 機器モデル
ファンや水素結合器などの機器を模擬可能である。ファンモデルは，フローパスに流入・流出する流量を制御できる。水素再結合器モデルは，当該モデルに流入する水素と酸素の結合反応および上記結合反応によって生じる反応発熱を制御できる。

参考 3-2

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３．本計算機コードの妥当性確認
原子炉建屋内水素流動解析に本計算機コードを用いることの妥当性を確認するため，基本的な物理現象である三次元的な流動によるガスの流動・拡散現象，ガスの熱流動と水素ガ
ス濃度変化への影響が大きい水蒸気の壁面熱伝達による凝縮及び構造体内部熱伝導，PAR モ
デルに着目する。
(1) 三次元流動・濃度解析
原子炉建屋内では，格納容器などから漏洩したガスが拡散し，また，雰囲気ガスと混合する。
建屋水素対策の有効性評価では，オペレーティングフロアに対して，多ノード分割できる分布定数系モデルを適用することで，水素ガスや水蒸気などガスのノード間への拡散・混合を解析可能である。
ガス拡散・混合に関する代表的な総合効果試験として NUPEC 試験があり(図 3.1-1 参照)，表 3.1-1，図 3.1-2～4 に示す試験体系において，ガス放出の有無，放出ガス種類（水蒸気または水素ガスの代替としてのヘリウム）やスプレイの有無などを考慮した 35 ケースの試験が行われており，雰囲気温度やガス濃度分布が測定されている。ここでは，水蒸
気と水素ガスの両方が放出され，かつスプレイを想定しない点で建屋水素対策の条件に近い Test M-4-3 を対象に，解析の試験データとの比較を行った。
Test M-4-3 試験条件は以下の通りである。
1. 初期圧力：101 [kPa(abs)] ・

2. 初期温度：28 [℃]

3. 破断流量の蒸気成分：0.33 [kg/s] (30 分で停止)

4. 破断流量のヘリウム成分：0.03 [kg/s] (30 分で停止)

5. 破断位置：図 3.1-3 参照

6. スプレイ：なし

参考 3-3

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以上より，PCV リークによる水素ガスや水蒸気の放出を想定して，ガス拡散・混合を評価する原子炉建屋内水素流動解析に本コードを適用するのは妥当である。

参考 3-4

表 3.1-1 NUPEC 試験体系の内部区画(出典：[1] Table3-2)
ノード番号

区画

1

炉内計装チェイス

2

CV サンプ ポンプ室

3

一般部(下部) C

4

一般部(下部) D

5

一般部(下部) A

6

一般部(下部) B

7

SG 基礎部 C

8

SG 基礎部 D(Test M-4-3 ヘリウム,蒸気放出位置)

9

CV 冷却材 ドレンタンク

10

SG 基礎部 A

11

SG 基礎部 B

12

一般部(上部) C,D

13

一般部(上部) A,B

14

SG ループ室 C

15

SG ループ室 D

16

加圧器室(下部)

17

SG ループ室 A

18

SG ループ室 B

19

キャビティ

20

SG 煙突部 C

21

SG 煙突部 D

22

加圧器室(上部)

23

SG 煙突部 A

24

SG 煙突部 B25

ドーム部

参考 3-5

図 3.1-1 水素濃度の範囲と試験スケール(出典：[1] Fig.3-1)

参考 3-6

図 3.1-2 NUPEC 試験体系の概要(出典：[2] Fig.16-1)

参考 3-7

ヘリウム，
蒸気放出区画図 3.1-3 NUPEC 試験体系における区画と開口部(出典：[2] Fig.16-2)

参考 3-8図 3.1-4 NUPEC 試験体系におけるヘリウム濃度および圧力の計測点(出典：[3] 図 3.1.4)

参考 3-9

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参考 3-10

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参考 3-11

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参考 3-12

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参考 3-13

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(2) 水蒸気の壁面熱伝達による凝縮
格納容器などからの漏洩に含まれる高温の水蒸気は，壁面との熱伝達により凝縮される。
建屋水素対策の有効性評価に用いた凝縮熱伝達モデルとして，GOTHIC コードに内蔵されている DLM-FM モデル(Diffusion Layer Model with enhancement due to Filmroughening and Mist generation in the boundary layer)を使用した。本モデルは，液膜の擾乱や壁面付近での液滴発生を考慮した最適評価モデルである(図 3.2-1)。
本モデルで評価された凝縮熱伝達率の試験データとの比較を図 3.2-2 に示す。ここで試験は，内田，ウィスコンシン大学や Debhi MIT などで実施されたものであり，試験パラ
メータは以下の通り広範囲である。

図より，ほとんどの試験データを約 20%以内で再現しており，原子炉建屋内水素流動解
析において想定されるパラメータ範囲が以下のように試験範囲に収まっていることから，
本モデルを適用するのは妥当である。

参考 3-14

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図 3.2-2 DLM-FM モデルの試験データとの比較(出典：[2] Fig.5-40)

参考 3-15

(3) 構造体内部熱伝導
オペレーティングフロアにおける壁や天井において，建屋内側からの放熱で熱伝導が生じる。
GOTHIC コードに内蔵されている構造体熱伝導モデルは，一次元的に熱伝導方程式に従って計算される。
円筒の体系において，本モデルで評価した温度の時間変化の解析解との比較を図 3.31 に示す。円筒内の初期温度を 500[F]，円筒周りの流体温度を 200[F]とする条件で，円筒中心の時間変化を評価したものであり，解析解とよく一致している。
これより，本モデルを高温の PCV リークを想定する原子炉建屋内水素流動解析に適用するのは妥当である。
1. 熱伝導率：12 [Btu/hr-ft-R]

2. 定圧比熱：0.1 [Btu/lbm-R]

3. 密度：400 [lbm/ft3]

4. 円筒径：2 [in]5. 円筒内の初期温度：500 [F]6. 円筒周りの流体温度：200 [F]図 3.3-1 円筒中心温度の１次元熱伝導モデルによる計算結果(変数名：TA3)と解析解(変数名：DC3T)との比較 (出典：[2] Fig.4-8)

参考 3-16(4) PAR モデル
オペレーティングフロアのような相対的に広大な空間に設置された PAR による水素再結合挙動を、GOTHIC コードによって適切に行えるかどうかについては、以下の２つの点に着目して検討する必要がある。
・GOTHIC でモデル化する PAR において、本来、PAR 内部で生じているような局所的な熱流動影響を伴う、PAR の水素・酸素再結合を取り扱えるか否か。
・PAR の大きさに対して、相対的に空間スケールの大きい「粗メッシュ」モデルによっても、適正な PAR 流入気体条件（水素、酸素濃度、気体温度、圧力）を与えることができるか否か。
以下では、これらの観点に対しての考察・検討を示す。
① PAR の自然循環流量の扱い
PAR の内部においては、カートリッジにおける水素・酸素の再結合開始に伴い、カートリ
ッジでの再結合熱の流入気体への伝熱、伝熱に伴う気体の浮力による上昇流の発生、および上昇流に対する流動抵抗の発生等、複雑な熱流動現象が発生していると考えられる。
SNL で行われた試験(4)で PAR の水素処理量の基本式についての妥当性検証においては、PAR の入口において計測された水素濃度、気体圧力、気体温度（図 3.4-1）を相関式への入力値として与えており、これによって相関式の妥当性が確認された。すなわち、PAR 内部の複雑な熱流動現象の結果としての水素処理速度を、PAR の入口において計測された水素濃度、
気体圧力、気体温度（図 3.4-1）の関数として整理して与えたものが、2.2.1.2 の（式１）
水素処理速度相関式である。すなわち、（式１）は PAR 内の浮力や流動抵抗などの PAR の自然循環流動および水素処理特性を内包しており、PAR 入口条件として水素濃度、気体圧力、気体温度を与えれば、これらの PAR の自然循環流量を陰に含んだ形で、当該 PAR 水素処理
速度を得ることができるように配慮されている。

参考 3-17

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図 3.4-1 SNL で行われた試験の計測位置＜基本式入力値＞

参考 3-18

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②GOTHIC における PAR のモデル化
2.2.1.2 の（式１）の NIS 社製の PAR による水素処理相関式は、以下の２項に分けて記述された Fisher の相関式(5)による。
まず、再結合熱による PAR 内の温度上昇により、PAR 内外に温度差が発生する。温度差によって発生する浮力の効果により、PAR 入口から PAR 内にガスが自然に引き込まれる。その体積流量は浮力と流動抵抗のバランスで決まり、NIS 社製 PAR について PAR 入口の水素濃度の関数として以下の相関式により記述される。
Q = 0.67𝐶𝐻 0.307
Q：PAR 入口体積流量（定常状態）(𝑚3 ⁄𝑠)
𝐶𝐻 ：PAR 入口水素体積濃度(-)
次に、PAR 入口から引き込まれたガスは、PAR 内に設置されたカートリッジにより水素・酸素の再結合反応を生じる。NIS 社製 PAR について水素処理速度は、PAR 内に引き込まれるガスの体積流量、PAR 入口の水素濃度などの関数として以下の相関式により記述される。
R = ε ∙ Q ∙ 𝜌𝐻
ε：水素処理効率係数(-)
R：水素処理質量速度(𝑘𝑔⁄𝑠)
𝜌𝐻 ：PAR 入口水素質量密度(𝑘𝑔⁄𝑚3 )さらに、𝜌𝐻 については、

𝜌𝐻 = 𝐶𝐻 ∙ 𝑃⁄𝑅 𝑇
𝐻𝑃：PAR 入口圧力(𝑃𝑎)𝐽
𝑅𝐻 ：水素気体定数（質量表示）( ⁄𝑘𝑔 ∙ 𝐾)
T：PAR 入口気体温度(𝐾)。

参考 3-19

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③GOTHIC のオペフロ解析モデルと PAR モデルの関係
上記②により、GOTHIC コードにおいて、PAR の水素処理速度相関式を忠実にモデル化していることを示した。また、①により、PAR 入口の水素濃度、気体圧力、気体温度を与えれば、適正な水素処理速度を計算できることを示した。
2.2.2 で示した、GOTHIC による PAR の解析においては、オペフロ内のサブボリュームの大
きさは、PAR の大きさに比して大きく、PAR 入口部を局所的にモデル化はしていない。よて、PAR の水素処理量を適正に評価するためには、
PAR の入口条件を適切に評価する必要がある。
これについて考察を行った。
2.2.2 で示した、GOTHIC の解析モデルにおいては、PAR はフローパスの入口と出口を同じサブノードに接続している。すなわち、PAR の設置部周辺について、局所的な、気体温度、
水素ガス、酸素ガス等ガス濃度、および気体圧力の分布は一様であり、PAR 入口について局
所性は考慮していない。これによる PAR の入口条件への影響を考察する。
・水素濃度
PAR で処理され水素濃度が低くなったガスが，フローパスの出口より同サブノードに排出され混合する。そのため，同サブノードの水素濃度は，実際の PAR 入口の水素濃度よりも低くなり，水素処理速度が実際よりも小さくなると考えられる。
・酸素濃度
PAR で処理され酸素濃度が低くなったガスが，フローパスの出口より同サブノードに排出され混合する。そのため，同サブノードの酸素濃度は，実際の PAR 入口の酸素濃度よりも低くなり，低酸素ファクターの影響を受けやすくなる。
・温度
GOTHIC モデルにおいては、PAR の水素・酸素再結合による発生熱量が、サブノード
内の気体全体を加熱するため、PAR 出口温度については、実際よりも低く評価され、浮力による上昇速度が実際よりも小さくなる。これは、オペフロ内の気体の混合性を小さくする。水素濃度分布の局所化や成層化の観点からは、オペフロ内の気体の混合性が促進されないほうが一般に厳しい評価となると考えられる。
また、PAR に流入する気体温度の観点からは、実際よりも高温な気体が PAR に流入することになり、これは PAR の水素処理速度を実際よりも低下させる方向に作用する。

参考 3-20

・気体圧力解析においては、サブノード内の気体圧力は一定である。一方、実際の流動においては、圧力に分布がある。しかしながら、解析対象としているような、解放空間にける空間内の圧力差は小さく、圧力分布を均一に扱っている影響は僅少と考えられる。
④PAR 設置状態における総合的な解析能力
3(1)に示した NUPEC 試験についての解析は、上記の①～③が適合する状況で行われたものであり、この結果は、3(1)で先述のように、GOTHIC で適切な PAR 解析を行い得ることを示している。
以上から、GOTHIC コードによる PAR 解析については、・PAR の自然循環流量については、PAR 入口条件に縮約された水素処理速度相関式により、・PAR 周囲を比較的粗メッシュであることについては、その設定が PAR の水素処理量を低く見積もる定性的傾向があることにより、評価モデルとしては適正であることを示した。また、総合的な評価能力については、3(1)の実験解析により、適切な解析能力があることを示した。
以上の検討から、GOTHIC における PAR のモデル化、および同モデルを用いての水素・酸素
再結合解析は適正に実施できる。

参考文献[1] NUPEC ，“ Final Comparison Report on ISP-35 : NUPEC Hydrogen Mixing andDistribution Test (Test M-7-1)”， CSNI Report NEA/CSNI/R(94)29， December，
1994.
https://www.oecd-nea.org/nsd/docs/1994/csni-r1994-29.pdf[2] Electric Power Research Institute, Inc.,“GOTHIC CONTAINMENT ANALYSIS PACKAGEQUALIFICATION REPORT Version 7.2a(QA)”, NAI 8907-09 Rev 9, January 2006
[3] 独立行政法人原子力安全基盤機構，溶接部等熱影響部信頼性実証試験(原子炉格納容器)に関する報告書(平成 4 年度)，平成 5 年 3 月[4] Thomas K.Blanchat, Asimios C. Malliakos, “TESTING A PASSIVE AUTOCATALYTIC
RECOMBINER IN SURTESY TEST”, Nuclear Technology Vol.129 March 2000
[5] Karsten Fischer, Qualification of a passive catalytic module for hydrogen
mitigation, Nuclear Technology, Vol.112, p.58-62, 1995
参考 3-21