東海第二発電所 工事計画審査資料

本資料のうち，枠囲みの内容は，

資料番号

補足-270-4 改 0

提出年月日

平成 30 年 3 月 22 日

商業機密あるいは防護上の観点から公開できません。

工事計画に係る補足説明資料
原子炉格納施設の設計条件に関する説明書のうち補足-270-4【ベント実施に伴う作業等の作業員の被ばく評
価について】

平成 30 年 3 月
日本原子力発電株式会社

原子炉格納施設の設計条件に関する説明書に係る補足説明資料

NT2 補補足-270-4 R0（ベント実施に伴う作業等の作業員の被ばく評価について）

目

次

補足1

格納容器漏えい率の設定について………………………………………………

補足2

原子炉格納容器内での除去効果について

補足3

原子炉格納容器内における無機よう素の自然沈着効果について

補足4

サプレッション・プールでのスクラビングによる除去効果（無機よう素）について………………………………………
……………

補足1-1
補足2-1
補足3-1

…………………………………………………………………………………………

補足4-1

補足5

原子炉格納容器外への核分裂生成物の放出割合の設定について

……………

補足5-1

補足6

地表面への沈着速度の設定について……………………………………………

補足6-1

補足7

有機よう素の乾性沈着速度について……………………………………………

補足7-1

補足8

エアロゾルの乾性沈着速度について……………………………………………

補足8-1

補足9

実効放出継続時間の設定について………………………………………………

補足9-1

補足10

ベント実施に伴うベント操作時の作業員の被ばく評価で考慮している線源の選定に

NT2 補

補足-270-4 R0

ついて………………………………………………………………………………… 補足10-1
補足11

線量評価に用いた気象データについて

補足12

コンクリート密度の根拠について

補足13

スクラビング水補給及び窒素供給作業の作業員の被ばく評価

補足14

水源及び燃料の補給作業の作業員の被ばく評価

補足15

原子炉建屋からの直接ガンマ線及びスカイシャインガンマ線，グランドシャイン評価
モデルについて………………………………………… 補足11-1……………………………………………… 補足12-1……………… 補足13-1……………………………… 補足14-1…………………………………………………………………… 補足15-1

補足1
格納容器漏えい率の設定について
原子炉格納容器からの原子炉建屋への漏えい率は，ＭＡＡＰ内で模擬した漏えい孔の等価漏えい
面積及び原子炉格納容器の圧力に応じて設定している。
模擬する漏えい孔の等価漏えい面積は，以下に示す格納容器圧力が最高使用圧力である310 kPa［gage］（1 Pd）以下の場合と最高使用圧力を超過した後の場合の2種類を設定する。
ただし，ＭＡＡＰ解析においては，よう素の化学組成について考慮されておらず，全て粒子状よう素として扱われることから，無機よう素及び有機よう素の格納容器漏えい率は別途設定する。
(1) 格納容器圧力が最高使用圧力以下の場合
格納容器圧力が最高使用圧力以下の場合，設計漏えい率（0.9 Pdで0.5 %/日）を基に算出した等価漏えい面積（約3×10-6 m2）を設定し，ＭＡＡＰ内で圧力に応じた漏えい量を評価して補足-270-4 R0いる。
(2) 格納容器圧力が最高使用圧力を超過した場合
格納容器圧力が最高使用圧力を超過した場合，2 Pdで漏えい率1.3 %/日となる等価漏えい面積（約7×10-5 m2）を設定し，1.と同様にＭＡＡＰ内で圧力に応じた漏えい量を評価している。
2 Pdにおける漏えい率1.3 %/日は，以下のＡＥＣの評価式，ＧＥの評価式及び定常流の式にNT2 補よって評価した漏えい率の結果を包絡する値として設定した。これらの式は，設計基準事故の原子炉冷却材喪失時の評価において格納容器漏えい率の評価に用いている理論式※1である。格
納容器圧力が最高使用圧力の2倍である620 kPa[gage]（2 Pd）及び格納容器雰囲気温度200 ℃
までは，事故後7 日間に渡り，格納容器本体並びに開口部及び貫通部の健全性が確保されていることを確認していることから，これらの理論式を用いて格納容器圧力2 Pd及び雰囲気温度
200 ℃における漏えい率を設定することは可能と判断した。
◯ＡＥＣの評価式

L ：
L0 ：
Pt ：
Pd ：
Pa ：
Rt ：
Rd ：
Tt ：

事故時の格納容器漏えい率（2 Pd）
設計漏えい率（0.9 Pd）
事故時の格納容器内圧力（2 Pd）
設計圧力（0.9 Pd）
格納容器外の圧力（大気圧）
事故時の気体定数※2空気の気体定数
事故時の格納容器雰囲気温度（200 ℃）

Td ：格納容器雰囲気温度（20 ℃）【約1.28 %/日】
【0.5 %/日】【721.325 kPa［abs］】【380.325 kPa［abs]】【101.325 kPa［abs]】【523.7 J/Kg･K】【287 J/Kg･K】【473.15 K】【293.15 K】

補足1-1

◯ＧＥの評価式（General Electric社の漏えいモデル式）

L ：
L0 ：
Pt ：
Pd ：
Pa ：

事故時の格納容器漏えい率（2 Pd）
設計漏えい率（0.9 Pd）
事故時の格納容器内圧力（2 Pd）
設計圧力（0.9 Pd）
格納容器外の圧力（大気圧）【約0.51 %/日】
【0.5 %/日】【721.325 kPa［abs]】【380.325 kPa［abs]】【101.325 kPa［abs]】

NT2 補

補足-270-4 R0◯定常流の式

L ：
L０ ：
ρ ｔ：

ρ ｄ：
Pｔ ：
Pｄ ：
Pａ ：

事故時の格納容器漏えい率（2 Pd）
設計漏えい率（0.9 Pd）
事故時の格納容器内気体の平均密度※3【約0.93 %/日】
【0.5 %/日】【2.9 kg/m3】

設計温度・圧力における格納容器内気体の平均密度【4.5 kg/m3】※4

事故時の格納容器内圧力（2 Pd）
設計圧力（0.9 Pd）
格納容器外の圧力（大気圧）【721.325 kPa［abs]】【380.325 kPa［abs]】【101.325 kPa［abs]】※1 「沸騰水型原子力発電所 事故時の被ばく評価手法について（平成16年1月）」（株式会社
日立製作所）※2 事故時の気体定数Rｔは，以下の式により算出した。

Rｔ［J/kg･K］＝モル気体定数約8.314［J/K･mol］／平均分子量Ｍ［kg/mol］
ＡＥＣの評価式より，事故時の気体定数が大きくなるほど漏えい率は高くなる。また，上記計算式より，事故時の気体定数は，平均分子量が小さくなるほど大きくなる。事故時の原子炉格納容器内は水素，窒素及び水蒸気で構成されるため，分子量の小さい水素の割合が増加する
ほど平均分子量は小さくなり，結果として事故時の気体定数は大きくなる。平均分子量の設定に当たり，水素，窒素及び水蒸気のガス組成を34 %：33 %：33 %とし，水素の割合（34 %）は，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）」）における水素発生量（約700 kg（内訳：ジルコニウム－水反応 約325 kg，アルミニウム／亜鉛の反応 約
246 kg，水の放射線分解 約115 kg））を包含した値であることから，保守的な設定であると考える。
※3 事故時の格納容器内気体の平均密度ρｔは，以下の式により算出した。

ρｔ［kg/m3］＝平均分子量Ｍ［kg/mol］×物質量ｎ［mol］／格納容器体積Ｖ［m3］定常流の式より，事故時の原子炉格納容器内気体の平均密度が小さくなるほど漏えい率は大補足1-2

きくなる。また，上記計算式より，事故時の原子炉格納容器内気体の平均密度は，平均分子量が小さくなるほど小さくなる。平均分子量は※2と同じであり，保守的な設定であると考える。
※4 原子炉格納容器内気体の平均密度ρｄは，以下の式により算出した。

ρｄ［kg/m3］＝1.205［kg/m3］×(Pｄ［Pa］／Pａ［Pa］)
1.205［kg/m3］：乾燥空気密度（20℃）(3) 無機よう素及び有機よう素の格納容器漏えい率(a) 無機よう素他の核種と同様に格納容器圧力に応じて漏えい率が変動すると考えるが，ＭＡＡＰ解析において無機よう素を模擬していないため，ＭＡＡＰ解析結果による格納容器圧力を基に漏えい率を設定する。
漏えい率の設定に当たっては，第1図のとおりＭＡＡＰ解析結果による格納容器圧力を包絡した格納容器圧力を設定し，その格納容器圧力に対する漏えい率を設定している。
与えるものであり，ＭＡＡＰ解析における漏えい率を包絡した保守的な設定であると考える。

2Pd（1.3％/日）

NT2 補

補足-270-4 R0

このように設定した漏えい率は，0.9 Pd以下で0.5 %/日，0.9 Pd超過で1.3 %/日を一律に

0.9Pd（0.5％/日）

第1図 格納容器圧力と漏えい率の時間変化（無機よう素の格納容器漏えい率の設定）(b) 有機よう素
有機よう素についても，無機よう素と同様の漏えい率の設定が可能であるが，有機よう素がガス状として振る舞うこと及び原子炉格納容器内での除去効果を受けない点で希ガスに類似していることから，ＭＡＡＰ解析における希ガスと同じ挙動を示すものとし，1.及び(2)に基づき漏えい率を設定する。

補足1-3

補足2
原子炉格納容器内での除去効果について
ＭＡＡＰにおけるエアロゾルに対する原子炉格納容器内の除去効果として，沈着，サプレッション・プールでのスクラビング及びドライウェルスプレイを考慮している。また，沈着については，
重力沈降，拡散泳動，熱泳動，慣性衝突，核分裂生成物（以下「ＦＰ」という。）ガス凝縮/再蒸発で構成される。（「重大事故等対策の有効性評価に係るシビアアクシデント解析コードについて」の「第５部 ＭＡＡＰ」（抜粋）参照）「重大事故等対策の有効性評価に係るシビアアクシデント解析コードについて」のNT2 補

補足-270-4 R0「第５部 ＭＡＡＰ」（抜粋）

補足2-1

補足2-2NT2 補

補足-270-4 R0

(1) 沈着及びドライウェルスプレイによる除去効果
沈着及びドライウェルスプレイによる除去効果を確認するため，感度解析を行った。感度解析
結果を第1図に示す。なお，感度解析では，以下の式により原子炉格納容器内の除去効果を算出している。
原子炉格納容器内ＤＦ＝原子炉格納容器内へのＣｓＩ放出割合／ベントラインから大気へのＣ

NT2 補補足-270-4 R0

ｓＩ放出割合第1図 エアロゾルに対する原子炉格納容器内の除去効果（感度解析結果）

第1図より，全除去効果を考慮したベースケースにおけるＤＦ（106オーダー）との比較から，
重力沈降のＤＦは103程度，ドライウェルスプレイのＤＦは10～102程度であることがわかる。これより，重力沈降及びドライウェルスプレイ両方によるＤＦは104～105程度となるため，エアロ
ゾルに対する原子炉格納容器内の除去効果は重力沈降及びドライウェルスプレイの影響が大きいと考える。
(2) サプレッション・プールでのスクラビングによる除去効果(a) スクラビング効果について
スクラビングは，エアロゾルを含む気体がプール内に移行する場合，気泡が分裂しながら上昇していく過程においてエアロゾルが気泡界面に到達した時点で水に溶解して気体から除去される現象である。スクラビングにおけるエアロゾル除去のメカニズムは，プールへの注入時の水との衝突や気泡がプール水中を上昇していく過程における慣性衝突等が考えられる。

補足2-3

(b) ＭＡＡＰ解析上の扱いについて
スクラビングによる除去効果について，ＭＡＡＰ解析ではスクラビング計算プログラム（ＳＵＰＲＡコード）により計算されたＤＦ値のデータテーブルに，プール水深，エアロゾ
ルの粒子径，キャリアガス中の水蒸気割合，格納容器圧力及びサプレッション・プールのサブクール度の条件を補間して求めている。
ＳＵＰＲＡコードでは，スクラビングに伴う初期気泡生成時及び気泡上昇時のエアロゾルの除去効果をモデル化しており，気泡挙動（気泡サイズ及び気泡上昇速度），初期気泡生成
時のＤＦ，気泡上昇時のＤＦを評価式により与えている。第2図に，気泡中のエアロゾルが気泡界面に到達するまでの過程を示す。気泡上昇時における各過程の除去速度を評価すること

NT2 補

補足-270-4 R0

でエアロゾルのＤＦを与えている。

第2図 スクラビングによるエアロゾル捕集効果(c) ＳＵＰＲＡコードによる計算結果と実験結果の比較について
ＳＵＰＲＡコードによる計算結果については，電力共同研究※１にて実験結果との比較検討が行われている。試験条件及び試験装置の概要を第1表及び第3図に示す。また，試験結果を第4図から第10図に示す。
試験結果より，ＳＵＰＲＡコードによる計算結果と実験結果について，キャリアガス流量
等のパラメータ値の増減によるＤＦ値の傾向は概ね一致していることを確認した。
また，粒径μmまでの粒子について，ＳＵＰＲＡコードによる計算結果が実験結果より小さいＤＦ値を示しており，保守的な評価であることを確認した。
一方，粒径μmの粒子について，ＳＵＰＲＡコードによる計算結果が実験結果より大きいＤＦ値を示しているが，これは実験とＳＵＰＲＡコードで用いている粒子の違い（実験：ＬＡＴＥＸ粒子（密度g/cm3），ＳＵＰＲＡコード：ＣｓＯＨ（密度g/cm３））

が影響しているためである。ＳＵＰＲＡコードの計算結果を密度補正※２した第7図及び第9図では，ＳＵＰＲＡコードによる計算結果は実験結果より概ね小さいＤＦ値を示すことが確認できる。
以上より，ＳＵＰＲＡコードにより計算されたＤＦ値を用いることは妥当と考える。
※1 共同研究報告書「放射能放出低減装置に関する開発研究」（ＰＨＡＳＥ２）最終報告書
平成5年3月
補足2-4

※2 実験ではＬＡＴＥＸ粒子を用いているため，その粒径は）となる。一方，ＳＵＰＲＡコードではＣｓＯＨの粒径を基にしているため，粒径に粒子密度（に換算する。

NT2 補

補足-270-4 R0

ることにより補足2-5

g/cm3）の平方根を乗じ

NT2 補補足-270-4 R0

第1表 試験条件

第3図 試験装置の概要

補足2-6

補足-270-4 R0
NT2 補

第4図 キャリアガス流量に対するＤＦの比較

第5図 プール水温に対するＤＦの比較

補足2-7

補足-270-4 R0
NT2 補

第6図 水蒸気割合に対するＤＦの比較

第7図 水蒸気割合に対するＤＦの比較（密度補正）

補足2-8

補足-270-4 R0
NT2 補

第8図 スクラビング水深に対するＤＦの比較

第9図 スクラビング水深に対するＤＦの比較（密度補正）

補足2-9

補足-270-4 R0
NT2 補第10図 ガス温度に対するＤＦの比較(d) 沸騰による除去効果への影響について「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）」の代替循環冷却系を使用できない場合における事故シーケンスでは，第11図のとおり，格納容器圧力逃がし装置による格納容器減圧及び除熱の実施に伴いサプレッション・プールは飽和状態（沸騰状態）になるため，サプレッション・プールの沸騰による除去効果への影響を確認した。ＭＡＡＰ解析条件及び評価結果を第2表及び第3表に示す。なお，エアロゾルの粒径については，スクラ
ビング前後でそれぞれ最も割合の多い粒径について除去効果への影響を確認した。その結果，第3表のとおり沸騰時の除去効果は非沸騰時に比べて小さいことを確認した。
ただし，「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）」の代替循環冷却系を使用できない場合における事故シーケンスでは，第12図のとおり，原子炉圧力容器内のＣｓ－137は，大破断ＬＯＣＡにより生じた破断口より格納容器内気相部へ移行し，その後重力沈降等により，事象発生5時間程度で大部分が原子炉格納容器内液相部へ移行するため，本評価においてサプレッション・プールの沸騰による除去効果の減少の影響はほとんどないと考える。
なお，ＣｓＩ，ＣｓＯＨの沸点はそれぞれ1,280 ℃，272.3 ℃以上※３であり，シビアア
クシデント時に原子炉格納容器内でＣｓＩ，ＣｓＯＨが揮発することは考えにくいが，サプ
レッション・プールの沸騰に伴い液相部中のＣｓＩ，ＣｓＯＨの一部が気相部へ移行する可能性がある。ただし，その場合でも，ドライウェルから格納容器圧力逃がし装置を介した場
合のＣｓ－137放出量（事象発生7日間で約18 TBq）に包絡されると考えられる。
※3 化合物の辞典 髙本 進・稲本直樹・中原勝儼・山﨑 昶[編集] 1997年11月20日

補足2-10常設低圧代替注水系ポンプを用いた代替格納容器スプレイ冷却系（常設）による格納容器
冷却操作（約3.9時間）に伴うサブクール度の低下

格納容器圧力逃がし装置による格納容器減圧及び除熱操作（約19時間）の実施に伴う格納容器圧力低下により，サプレッション・プールは飽和状態となる。

第11図 サプレッション・プールのサブクール度の推移

NT2 補

補足-270-4 R0

第4-2表 評価条件
評価条件※

項目

%

蒸気割合

選定理由
格納容器ベント実施前のドライウェルにおける蒸気割合（約55 %）相当

kPa[gage]

格納容器圧力格納容器ベント実施前の格納容器圧力（400～465 kPa[gage]）相当

サプレッション・プール

m

実機では水深3 m以上のため，設定上限

水深

値を採用
℃

サブクール度

未飽和状態として設定（設定上限値）℃

飽和状態として設定（設定下限値）

μm

スクラビング前において，最も割合が多い粒径

エアロゾルの粒径（半径）μm

スクラビング後において，最も割合が多い粒径※ＳＵＰＲＡコードにより計算されたデータテーブルの設定値を採用
第4-3表 評価結果

ＤＦ
粒径（半径）

未飽和状態（サブクール度

飽和状態
℃）

μm
μm
補足2-11（サブクール度

℃）

1.0
0.9
0.8
炉
内
内
蔵
量
に
対
す
る
割
合
(－)

0.7
0.6

事象発生5時間程度で大部分の放射性物質が液相部へ移行

0.5
0.4
0.3
0.2
0.1
0.0
0

5

10

15

20

25

30

35

事故後の時間(h)第12図 原子炉格納容器内液相部中の存在割合

NT2 補補足-270-4 R0

JOB No.MA47BNT2AE--3GBU007

補足2-1240

補足3原子炉格納容器内における無機よう素の自然沈着効果について(1) 無機よう素の自然沈着率の設定
原子炉格納容器内での無機よう素の除去効果として，自然沈着率9.0×10-4（1/s）（原子炉格
納容器内の最大存在量から1／200まで）を用いている。以下に，自然沈着率の算出に関する概要を示す。
原子炉格納容器内における無機よう素の自然沈着について，財団法人原子力発電技術機構（以下「ＮＵＰＥＣ」という。）による検討「平成9年度ＮＵＲＥＧ－1465のソースタームを用いた放射性物質放出量の評価に関する報告書（平成10年3月）」において，ＣＳＥ（Containment
Systems Experiment）A6実験に基づく値が示されている。
原子炉格納容器内での無機よう素の自然沈着率をλd（μg/m3）とすると，原子炉格納容器内における無機よう素濃度ρの濃度変化（1/s）は式１で表され，自然沈着率λdは時刻t0における無機
よう素濃度ρ0と時刻t1における無機よう素濃度ρ1を用いて式２のとおりとなる。

NT2 補

補足-270-4 R0

（式１）

（式２）

なお，ＮＵＰＥＣの報告書では，Nuclear Technology“Removal of Iodine and Particles by
Sprays in the Containment Systems Experiment”の記載（ＣＳＥ Ａ６実験）より，時刻0分における無機よう素の気相濃度105 μg/m3及び時刻30分における無機よう素の気相濃度1.995×104
μg/m3を上式に代入することで，式３のとおり，無機よう素の自然沈着率9.0×10-4（1/s）を算出
したとしている。

（式３）

この自然沈着率は，ＢＮＷＬ－1244，“Removal of Iodine and Particles from Containment
Atmospheres by Spray-Containment Systems Experiment Interim Report”のＣＳＥ Ａ６実験による無機よう素の気相部濃度の時間変化を表す図に基づくものである。時刻0分～30分の濃度変化
は，よう素の浮遊量が多く，格納容器スプレイを考慮していない事故初期の状態を模擬していると考えられる。（第1図参照）

補足3-1

補足-270-4 R0
NT2 補

第1図 CSE A6実験による無機よう素の濃度変化図(2) ＣＳＥ実験の適用について
ＣＳＥ実験条件と東海第二発電所の評価条件の比較を第1表に示す。
第1表 ＣＳＥ実験と東海第二発電所の評価条件の比較
ＣＳＥ実験のRun No.
Ａ６
Ａ５※3
Ａ１１※3
蒸気＋空気
同左
同左
※1,※2

東海第二発電所

雰囲気
同左
雰囲気圧力
約0.20
約0.22
約0.24
約0.47以下※4（MPa[gage]）
雰囲気温度
約120
約120
約120
約200以下※4
（℃）
格納容器
なし
なし
間欠※6
間欠※５
スプレイ
※1 R.K.Hilliard et.al,“Removal of iodine and particles by sprays in thecontainment systems experiment”, Nucl. Technol. Vol 10 pp499-519, 1971
※2 R.K.Hilliard et.al,“Removal of iodine and particles from containment
atmospheries by sprays”, BNWL-1244※3 R.K.Hilliard and L.F.Coleman,“Natural transport effects on fission productbehavior in the containment systems experiment”, BNWL-1457※4 評価事故シーケンスにおける格納容器圧力及び雰囲気温度のＭＡＡＰ解析結果より記載
補足3-2

※5

A6実験はスプレイを伴う実験だが，自然沈着率の算出には1回目のスプレイ実施前における原子炉格納容器内の濃度変化より設定している※6 格納容器スプレイを実施するが，評価上は無機よう素の除去効果に対しては自然沈着のみ考慮し，格納容器スプレイによる除去効果は考慮しない
スプレイを使用していないＡ５及びＡ１１における無機よう素の原子炉格納容器内気相部濃度の時間変化を第2図に示す。初期の沈着についてはA6と同様の傾向を示すとともに，初期濃度より数百分の1程度まで低下した後は緩やかとなる傾向が見られる。また，米国SRP6.5.2では，原子炉NT2 補

補足-270-4 R0

格納容器内の無機よう素濃度が1／200になるまでは無機よう素の除去が見込まれるとしている。

第2図 ＣＳＥ Ａ５及びＡ１１実験における無機よう素の原子炉格納容器内気相部濃度の時間変化
自然沈着率は，評価する体系の体積と内表面積の比である比表面積の影響を受け，比表面積が大きいほど自然沈着率は大きくなると考えられるため，ＣＳＥ実験における体系と東海第二発電所の比表面積について第2表に示す。表からＣＳＥ実験と東海第二発電所の比表面積は同程度となっていることが確認できる。
第2表 ＣＳＥ実験と東海第二発電所の比表面積の比較
ＣＳＥ実験体系

東海第二発電所

体積（m3）

約600

約5,700表面積（m2）約570

約5,900比表面積（1/m）

約0.96

約1.04

補足3-3

補足4
サプレッション・プールでのスクラビングによる除去効果（無機よう素）について
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効果（以下「ＤＦ」という。）として，Standard Review Plan 6.5.5に基づきＤＦ10を設定している。これはStandard
Review Plan 6.5.5において，「無機よう素のスクラビングによる除去効果として，Ｍａｒｋ‐Ⅱ
及びＭａｒｋ‐Ⅲに対してＤＦ10以下，Ｍａｒｋ‐Ⅰに対してＤＦ5以下を主張する場合は，特に計算を必要とせず容認しても良い」との記載に基づくものであり（抜粋参照），東海第二発電所はＭａｒｋ－Ⅱ型原子炉格納容器を採用していることから，サプレッション・プールの沸騰の有無に関わらず，ＤＦ10を適用することとしている。
なお，有機よう素についてはガス状の性質であることから，本ＤＦの効果には期待していない。
粒子状よう素のＤＦについては，ＭＡＡＰ解析のスクラビング計算プログラム（ＳＵＰＲＡコード）にて評価している。

NT2 補

補足-270-4 R0「Standard Review Plan 6.5.5」（抜粋）

補足4-1

参考
サプレッション・プールでのスクラビングによる
無機よう素の除去効果に関する他の知見について
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効果に関する他の知見として，
ＳＰＡＲＣコードによる計算結果並びにＵＫＡＥＡ及びＰＯＳＥＩＤＯＮにて行われた実験がある。
なお，選定した事故シーケンスは，原子炉停止機能喪失であり，以下の事故進展を想定している。
(1) ＳＰＡＲＣコードによる計算結果
Standard Review Plan 6.5.5の引用文献※1において，ＳＰＡＲＣコードを用いたよう素のスクラビングによる除去効果を計算している。当該文献では，Ｍａｒｋ－Ⅰ型原子炉格納容器を対象として無機よう素（Ｉ２），粒子状よう素（ＣｓＩ）及び有機よう素（ＣＨ３Ｉ）に対するスク
ラビングによる除去効果を計算している。計算結果は第1図のとおりであり，無機よう素に対するＤＦは最小で10程度である。
なお，選定した事故シーケンスは，原子炉停止機能喪失であり，以下の事故進展を想定していNT2 補

補足-270-4 R0

る。
・過渡時において制御棒の挿入不良が発生
・緊急炉心冷却システムは作動するが，原子炉出力レベルはサプレッション・プールの冷却能力を超過
・原子炉圧力容器の過圧破損の発生により冷却材が喪失した結果，炉心損傷が発生※1

P.C.Owczarski and W.K.Winegarder,“Capture of Iodine in Suppression Pools”,19th
DOE/NRC Nuclear Air Cleaning Conference.

補足4-2

NT2 補補足-270-4 R0

I2流量の減少により，スクラビングによる除去効果が低下※

第1図 ＳＰＡＲＣ計算結果（瞬時値ＤＦ）※文献中の記載（抜粋）“Here the I２ flow rate is fairly high until 148.5min, then the rate(and incoming
I２ concentration) decreases. These decreases cause the pool scrubbing to becomeless effective at the iodine concentrations of pool. ”(2) ＵＫＡＥＡ及びＰＯＳＥＩＤＯＮにて行われた実験
無機よう素に対するスクラビングによる除去効果について，ＵＫＡＥＡ※２及びＰＯＳＥＩＤ
ＯＮ※３において実験が行われている。実験体系を第2図及び第3図，実験条件及び実験結果を第1
表及び第2表に示す※４。第2表のとおり，無機よう素のＤＦは最小で14である。
※2 イギリスのウィンフリス（重水減速沸騰軽水冷却炉(SGHWR)）の蒸気抑制システムにおける核分裂生成物の保持を調べるための実験※3 スイスのポール・シェラー研究所で行われた水中へのガス状よう素のスクラビングに関する実験※4 “State-of-the-art review on fission products aerosol pool scrubbing under severe
accident conditions”，1995

補足4-3

NT2 補補足-270-4 R0

第2図 ＵＫＡＥＡ実験体系

第3図 ＰＯＳＥＩＤＯＮ実験体系

補足4-4

NT2 補補足-270-4 R0

第1表 実験条件

第2表 実験結果

補足4-5

補足5
原子炉格納容器外への核分裂生成物の放出割合の設定について
大気への放出量は，炉内蓄積量に原子炉格納容器外への放出割合を乗じることで算出する。（参考1参照）
原子炉格納容器外への放出割合の評価に当たっては，想定事故シナリオ「大破断ＬＯＣＡ＋高圧
炉心冷却失敗＋低圧炉心冷却失敗」（全交流動力電源喪失の重畳を考慮）において原子炉圧力容器が健全な状態で事故収束するため，そのプラント状態を模擬可能なＭＡＡＰコードを用いることとするが，以下の考察から，ＮＵＲＥＧ－1465の知見を用いて一部補正する。ＭＡＡＰ解析結果を第1表，ＮＵＲＥＧ－1465の知見を用いて一部補正した結果を第2表に示す。
第1表 放出割合の評価結果（ＭＡＡＰ解析）

NT2 補補足-270-4 R0

核種
グループ

原子炉格納容器から原子炉建屋への漏えい割合※1

格納容器圧力逃がし装置への放出割合※1

Ｓ／ＣベントＤ／ＷベントＳ／ＣベントＤ／Ｗベント希ガス類

約4.3×10-3

約4.3×10-3

約9.5×10-1

約9.5×10-1

ＣｓＩ類

約6.2×10-5

約6.2×10-5

約1.0×10-6

約3.9×10-3

ＣｓＯＨ類

約3.1×10-5

約3.2×10-5

約4.0×10-7

約7.5×10-3

Ｓｂ類

約7.6×10-5

約7.5×10-5

約2.7×10-6

約1.8×10-2ＴｅＯ２類

約4.4×10-5

約4.4×10-5

約3.8×10-7

約9.9×10-4

ＳｒＯ類

約8.6×10-5

約7.1×10-5

約2.6×10-5

約2.4×10-1

ＢａＯ類

約9.1×10-5

約8.3×10-5

約1.5×10-5

約1.4×10-1ＭоО２類

約9.1×10-5

約9.0×10-5

約3.5×10-6

約3.0×10-2ＣｅО２類

約1.6×10-5

約8.3×10-6

約1.1×10-5

約7.1×10-2Ｌａ２О３類

約1.6×10-5

約8.3×10-6

約1.1×10-5

約7.1×10-2※1 小数点第2位を四捨五入

補足5-1

第2表 放出割合の評価結果（中・低揮発性の核種グループに対する補正後）

核種

格納容器圧力逃がし装置へのの漏えい割合※1

放出割合※1

Ｓ／ＣベントＤ／ＷベントＳ／ＣベントＤ／Ｗベント希ガス類

約4.3×10-3

約4.3×10-3

約9.5×10-1

約9.5×10-1

ＣｓＩ類

約6.2×10-5

約6.2×10-5

約1.0×10-6

約3.9×10-3

ＣｓＯＨ類

約3.1×10-5

約3.2×10-5

約4.0×10-7

約7.5×10-3

Ｃｓ類※２

約3.4×10-5

約3.4×10-5

約4.5×10-7

約7.2×10-3

Ｓｂ類

約6.7×10-6

約6.8×10-6

約8.9×10-8

約1.4×10-3ＴｅＯ２類

約6.7×10-6

約6.8×10-6

約8.9×10-8

約1.4×10-3

ＳｒＯ類

約2.7×10-6

約2.7×10-6

約3.6×10-8

約5.8×10-4ＢａＯ類

約2.7×10-6

約2.7×10-6

約3.6×10-8

約5.8×10-4ＭоО２類

約3.4×10-7

約3.4×10-7

約4.5×10-9

約7.2×10-5ＣｅО２類

約6.7×10-8

約6.8×10-8

約8.9×10-10

約1.4×10-5Ｌａ２О３類約2.7×10-8

約2.7×10-8

約3.6×10-10

約5.8×10-6※1 小数点第2位を四捨五入※2 CsI類及びCsOH類の値から評価（評価式は式1）NT2 補補足-270-4 R0

グループ

原子炉格納容器から原子炉建屋へ

補足5-2

①ＴＭＩや福島第一原子力発電所事故での観測事実について第1表によると，高揮発性核種（ＣｓＩ，ＣｓＯＨ）の格納容器圧力逃がし装置からの放出割合（10－６～10－７オーダー）と比べ，中・低揮発性核種の放出割合の方が大きい（10－５オーダー）という結果になっている。
一方，ＴＭＩや福島第一原子力発電所事故での観測事実から，事故が発生した場合に最も多く放出される粒子状物質は，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て少量であることがわかっている。
第3表は，ＴＭＩ事故後に評価された放射性核種の場所ごとの存在量であるが，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炉内蓄積量の半分程度放出される一方で，中・低揮発性核種はほぼ全量が原子炉圧力容器に保持されているという評価となっている。
第3表 ＴＭＩ事故後に評価された放射性核種の場所ごとの存在割合※3

NT2 補

補足-270-4 R0

核種

低揮発性
１４４

Ce

１５４

Eu

（単位：％）
高揮発性

中揮発性
１５５

Eu

９０

Sr

１０６

Ru

１２５

Sb

１３７

Cｓ

１２９

I

８５

Kr
原子炉建屋
原子炉容器
105.4
122.7
109.5
89.7
93.2
117.2
40.1
42
30
原子炉冷却系
1
0.2
3
1
†
54
地階水，気相タンク類
0.01
2.1
0.5
0.7
47
(47)
補助建屋
0.1
0.7
5
7
合計
105
122
110
93
94
119
95
97
85
† 広範囲のＩ濃度測定値と多量のデブリ（おもに地下水沈殿物）のため，ここでの保持量は炉心インベントリ－を大きく上回る分析結果となってしまう。したがって，ここに保持されたＩのインベントリーはＣｓと同等であると考える。

※3 存在割合＝サンプル試料の分析結果／ＯＲＩＧＥＮ２コード解析結果
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））」
また，第4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（ＮＤ）という結果となっている。
第4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：東京電力株式会社 HP（http://www.tepco.co.jp/cc/press/11040609-j.html）
補足5-3

②各元素の放出挙動について
燃料からの核分裂生成物の放出及び移行挙動に関する研究結果より，各元素の放出挙動は以下のように整理されており※4，高揮発性核種が高温でほぼ全量放出されるのに対し，中・低揮発性核種
は雰囲気条件に大きく左右される。
希ガス：高温にてほぼ全量放出される。
Ｉ，Ｃｓ ：高温にてほぼ全量放出される。放出速度は希ガスと同等。
Ｓｂ，Ｔｅ：被覆管と反応した後，被覆管の酸化に伴い放出される。
Ｓｒ，Ｍｏ，Ｒｕ，Ｒｈ，Ｂａ：雰囲気条件（酸化条件or還元条件）に大きな影響を受ける。
Ｃｅ，Ｎｐ，Ｐｕ，Ｙ，Ｚｒ，Ｎｂ：高温状態でも放出速度は低い。
※4 「化学形に着目した破損燃料からの核分裂生成物及びアクチニドの放出挙動評価のための研究（JAEA-Review 2013-034，2013年12月）」③補正について①及び②より，第1表の中・低揮発性核種の放出割合が高揮発性核種よりも大きいという結果は実態に即しておらず，これは，ＭＡＡＰ解析において，中・低揮発性核種の放出割合が過度に大きく評価されたためと考えられ，要因としては，溶融燃料が再冠水し溶融燃料の外周部が固化した後NT2 補補足-270-4 R0

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燃料の平均温度を参照して放出量を評価していることや，溶融燃料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，ＭＡＡＰコードの開発元であるＥＰＲＩからも，以下の報告がなされている。
・炉心が再冠水した場合の低揮発性核種（Ｒｕ及びＭｏ）の放出について，低温の溶融燃料表面
付近ではなく，溶融燃料の平均温度を基に放出速度を算出しているため，ＭＡＡＰ解析が保守的な結果を与える場合がある。
・Ｍｏの放出量評価について，ＮＵＲＥＧ－1465よりもＭＡＡＰの方が放出量を多く評価する。
したがって，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，環境中への放出量を評価するため，中・低揮発性核種の放出割合を補正することとした。補正するに当たり，ＴＭＩ
事故を契機として行われたシビアアクシデントに係るソースターム研究を踏まえ，被覆管材である
ジルコニウムの酸化量の違い等により核分裂生成物の放出量や放出タイミングに相違が生じることを考慮し，ＢＷＲ及びＰＷＲそれぞれに対して放出割合を設定する等，より現実的なソースタームの設定を目的として制定されたＮＵＲＥＧ－1465の知見を利用する。事象発生後，炉心損傷が開始
し，原子炉圧力容器が破損するまでのＭＡＡＰ解析とＮＵＲＥＧ－1465の想定の比較は第5表のとおりであり，想定事故シーケンスでは重大事故等対処設備による原子炉注水により原子炉圧力容器
破損には至らないが，ＮＵＲＥＧ－1465の想定とＭＡＡＰ解析の事象進展に大きな差はなく，本評価においてＮＵＲＥＧ－1465の知見は利用可能と判断している。

補足5-4

第5表 ＭＡＡＰ事象進展とＮＵＲＥＧ－1465の想定の比較
燃料被覆管損傷が開始し，ギャップから放射性物質が放出される期間

炉心溶融が開始し，溶融燃料が原子炉圧力容器破損するまでの
期間

ＭＡＡＰ

約4 分～約27 分※5

約27 分～約3.3 時間※6

ＮＵＲＥＧ－1465～30 分

30 分～2 時間※5 炉心損傷開始（燃料被覆管1000）～燃料溶融開始（燃料温度2500）※6 原子炉注水をしない場合における原子炉圧力容器破損時間（本評価においては原子炉注水により原子炉圧力容器破損には至らない）
以下，各核種グループにおける放出割合の具体的な評価手法を示す。
(1) 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解析結果から得られた放出割合を採用する。
なお，Ｃｓの放出割合については，ＣｓＩグループ及びＣｓＯＨグループの放出割合，Ｉ元
素とＣｓ元素の原子炉停止直後の炉内蓄積重量より，式1を用いて評価する。（式1の導出過程
補足-270-4 R0

は，参考2参照）

NT2 補

（式1）

FCs(T)：時刻TにおけるＣｓ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の炉内蓄積重量

M Cｓ：停止直後のＣｓの炉内蓄積重量

WI：Ｉの分子量W Cｓ：Ｃｓの分子量(2) 中・低揮発性の核種グループ
中・低揮発性の核種グループについては，ＭＡＡＰ解析から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，希ガスグループの放出割合及びＮＵＲＥＧ－1465の知見を利用して放出割合を評価する。
ここで，中・低揮発性の核種における放出割合の経時的な振る舞いは，格納容器圧力逃がし
装置への放出については希ガス，原子炉建屋への漏えいについてはＣｓと同一になるものとし※７，事象発生から168時間経過時点における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ＮＵＲＥＧ－1465で得られた比率に等しいとして，式2及び式3に基づき評価する。
また，第6表に，ＮＵＲＥＧ－1465で評価された格納容器内への放出割合を示す。

補足5-5

【格納容器圧力逃がし装置への放出】（式2）【原子炉格納容器から原子炉建屋への漏えい】（式3）F i ( T )：時刻Tにおけるi番目のＭＡＡＰ核種グループの放出割合
F NG (T)：時刻Tにおける希ガスグループの放出割合
F C S ( T )：時刻TにおけるＣｓ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原子炉格納容器への放出割合

γC

s：ＮＵＲＥＧ－1465におけるＣｓに相当する核種グループの原子炉格納容器への放出割合※7 格納容器内に放出された中・低揮発性の核種グループは，粒子状として振る舞い，沈補足-270-4 R0

着やドライウェルスプレイ等による除去効果を受けると考えられる。したがって，中・低揮発性の核種グループの原子炉建屋への漏えいについては，沈着等による除去効果を受けるＣｓの振る舞いに近いと考えられる。
また，中・低揮発性の核種グループは，Ｃｓに比べて原子炉格納容器内に放出される量が少なく，壁面等への付着量も少ない。したがって，格納容器圧力逃がし装置への放NT2 補出については，格納容器ベントに伴い大気に放出された後も，壁面等に付着した放射性物質の再浮遊に伴い大気への放出が生じるＣｓではなく，原子炉格納容器気相部に浮遊し，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又はＣｓの放出割合」に比例するものとする。
第6表 ＮＵＲＥＧ－1465での原子炉格納容器内への放出割合
核種グループ
原子炉格納容器への放出割合※8Ｃｓ0.25
ＴｅО２，Ｓｂ
0.05
ＳｒО，ＢａО0.02
ＭоО２
0.0025ＣｅО２0.0005Ｌａ２О３0.0002※8 ＮＵＲＥＧ－1465のTable3.12「Gap Release」及び「Early In-Vessel」の値の和（ＮＵ
ＲＥＧ－1465では，「Gap Release」，「Early In-Vessel」，「Ex-Vessel」及び「Late InVessel」の各事象進展フェーズに対して原子炉格納容器内への放出割合を与えている。本評
価事象は原子炉圧力容器が健全な状態で事故収束するため，原子炉圧力容器損傷前までの炉
心からの放出を想定する「Gap Release」及び「Early In-Vessel」の値を用いる。）

補足5-6

参考1 大気への放出量評価過程について
大気への放出量は，「核種ごとに評価した炉内蓄積量」に「ＭＡＡＰにより評価した核種グルー
プごとの格納容器外への放出割合」を乗じることで算出する。本評価において考慮したＭＡＡＰにおける核種グル―プと各グループの核種を第7表に示す。なお，ＭＡＡＰにおける核種グループと
ＮＵＲＥＧ－1465における核種グループの比較は第1図のとおりであり，分類数に違いはあるが，取り扱っている核種は同等である。
第7表 ＭＡＡＰにおける核種グル―プと各グループの核種
核種※９
Ｋｒ，Ｘｅ
Ｉ
Ｃｓ，Ｒｂ
Ｓｂ
Ｔｅ
Ｓｒ
Ｂａ
Ｍｏ，Ｃｏ，Ｔｃ，Ｒｕ，Ｒｈ
Ｃｅ，Ｎｐ，Ｐｕ
Ｌａ，Ｙ，Ｚｒ，Ｎｂ，Ｐｒ，Ｎｄ，Ａｍ，Ｃｍ

Ｌａ２Ｏ３類※9 本評価において「Ｔｅ２類」及び「ＵＯ２類」の核種グループに対するＭＡＡＰ解析結果がゼロのため，対象外とした。

NT2 補

補足-270-4 R0

核種グループ
希ガス類
ＣｓＩ類
ＣｓＯＨ類
Ｓｂ類
ＴｅＯ２類
ＳｒＯ類
ＢａＯ類
ＭｏＯ２類
ＣｅＯ２類

第1図 ＭＡＡＰ及びＮＵＲＥＧ－1465における核種グループの比較（「重大事故等対策の有効性評価に係るシビアアクシデント解析コードについて」の「第５部 ＭＡＡＰ」（抜粋））

補足5-7

参考2 Ｃｓの放出割合の評価式について
Ｃｓの放出割合については，ＣｓＩグループ及びＣｓＯＨグループの放出割合，I及びＣｓの原
子炉停止直後の炉内蓄積重量並びにＩ及びＣｓの分子量を用いて，下記の式1により評価している。
ここでは，式1の導出過程について示す。

NT2 補

補足-270-4 R0（式1）

FCs(T)：時刻TにおけるＣｓ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の炉内蓄積重量

M Cｓ：停止直後のＣｓの炉内蓄積重量

WI：Ｉの分子量W Cｓ：Ｃｓの分子量

1．ＣｓＩに含まれるＣｓＩは全てＣｓＩとして存在しているため，ＣｓＩ中に含まれるＣｓは，ＣｓＩ中に含まれるＩの重量にＩ及びＣｓの分子量の比を乗ずることで算出する。

MCs(CsI)(T)：時刻TにおけるＣｓＩ中に含まれるＣｓの放出量
2．ＣｓＯＨに含まれるＣｓ
ＣｓはＣｓＩ又はＣｓＯＨのいずれかの形態で存在しているため，ＣｓＯＨ中に含まれるＣｓは，１．で算出したＣｓＩ中に含まれるＣｓを差引くことで算出する。

MCs(OH)(T)：時刻TにおけるＣｓＯＨ中に含まれるＣｓの放出量

補足5-8

3．Ｃｓの放出割合
1．及び2．で得られたＣｓの放出量をＣｓの炉内蓄積重量で除することで，Ｃｓの放出割合をNT2 補補足-270-4 R0

算出する。

補足5-9

参考3 ＭＡＡＰ解析結果及びＮＵＲＥＧ－1465の放出割合について
被ばく評価への寄与が大きい核種に対するＭＡＡＰ解析結果及びＮＵＲＧ－1465の放出割合を第8表に示す。第8表のとおり，Ｃｓ及びＩについてはＭＡＡＰ解析結果の方が大きい。また，希ガス
については，ＮＵＲＥＧ－1465の放出割合の方が大きいが，これは東海第二の想定事故シナリオでは，原子炉注水により炉心が再冠水することで炉心内に健全な状態の燃料が一部存在するためと考える。
第8表 ＭＡＡＰ解析結果及びＮＵＲＥＧ－1465の放出割合
ＮＵＲＥＧ－1465

希ガス

約0.95

1

Ｉ

約0.78

0.30

Ｃｓ

約0.37

0.25

NT2 補

補足-270-4 R0

ＭＡＡＰ

補足5-10

補足 6
地表面への沈着速度の設定について
地表面への放射性物質の沈着は，第 1 図に示すように乾性沈着と湿性沈着によって発生する。乾性沈着は地上近くの放射性物質が，地面状態等によって決まる沈着割合（沈着速度）に応じて地表面に沈着する現象であり，放射性物質の地表面濃度に沈着速度をかけることで計算される。湿性沈着は降水によって放射性物質が雨水に取り込まれ，地表面に落下・沈着する現象であり，大気中の放射性物質の濃度分布と降水強度及び沈着の割合を示すウォッシュアウト係数によって計算され
る。

降水期間

無降水期間

ウォッシュアウト係数

相対濃度
χ／Ｑ

地表面

沈着速度

湿性沈着率

NT2 補

補足-270-4 R0

放射性物質

乾性沈着率

降水期間は湿性・乾性沈着
を考慮

沈着速度

乾性沈着率

無降水期間は乾性沈着のみを考慮

第 1 図 地表面沈着のイメージ
現場作業の線量影響評価においては、地表面の放射性物質の沈着速度として，乾性沈着及び降雨による湿性沈着を考慮した地表面沈着速度として 0.5 cm/s を用いる。
以下では，無機よう素の湿性沈着を考慮した地表面沈着速度として 0.5 cm/s※1 を用いることの適用性について確認した。
※1 有機よう素の地表面への沈着速度としては 1.7×10-3 cm/s（1）評価手法
湿性沈着を考慮した地表面沈着速度（0.5 cm/s）の適用性は，乾性沈着率と湿性沈着率を合計
した沈着率の累積出現頻度 97 %値を求め，乾性沈着率の累積出現頻度 97％値との比を求める。
その比と乾性沈着速度（0.3 cm/s，補足 8 参照）の積が 0.5 cm/s を超えていないことを確認す
る。乾性沈着率及び湿性沈着率は以下のように定義される。
(a) 乾性沈着率
乾性沈着率は，「日本原子力学会標準 原子力発電所の確率論的安全評価に関する実施基準（レベル 3PSA 編）：2008」（社団法人 日本原子力学会）（以下「学会標準」という。）解説 4.7 を参考
補足 6-1

に評価した。学会標準解説 4.7 では，使用する相対濃度は地表面高さ付近としているが，ここでは「原子力発電所中央制御室の居住性に係る被ばく評価手法について（内規）」［【解説 5.3】（1）］に従い，放出経路ごとの相対濃度を用いて評価した。
χ/Q(x, y, z) = V ・χ/Q(x, y, z)(x, y, z)χ/Q：時刻 i での乾性沈着率［1/m2］

χ/Q(x, y, z)V・・・・・①：時刻 i での相対濃度［s/m3］：沈着速度［m/s］（0.003 NUREG/CR-4551 Vol.2 より）(b) 湿性沈着率
降雨時には，評価点上空の放射性核種の地表への沈着は，降雨による影響を受ける。湿性沈着率（χ／Ｑ）w（x,y）i は学会標準解説 4.11 より以下のように表される。
∞

χ/Q(x, y) = Λ・χ/Q(x, y, z) dz = χ/Q (x, y, 0) Λ

2

Σ exp

h
2Σ

NT2 補

補足-270-4 R0

・・・・・②
χ/Q(x, y)

χ/Q(x, y, 0)
Λ2：時刻 i での湿性沈着率［1/m ］：時刻 i での地表面高さでの相対濃度［s/m3］：時刻 i でのウォッシュアウト係数［1/s］（= 9.5 × 10

× Pr . 学会標準より）P：時刻 i での降水強度［mm/h］

Σ：時刻 i での建屋影響を考慮した放射性雲の鉛直方向の拡散幅［m］

h：放出高さ［m］

乾性沈着率と湿性沈着率を合計した沈着率の累積出現頻度 97％値と，乾性沈着率の累積出現頻度 97％値の比は以下で定義される。
乾性沈着率と湿性沈着率を合計した沈着率の累積出現頻度 97 %値（①＋②）
乾性沈着率の累積出現頻度 97 %値（①）
・χ/ ( , , )=χ/ ( , , ) Λ・χ/ ( , , )

Σ

Σ

％

％

補足 6-2・・・・・③

（2）地表面沈着率の累積出現頻度 97 %値の求め方
地表面沈着率の累積出現頻度は，気象指針に記載されているχ／Ｑの累積出現頻度 97 %値の求め方※２に基づいて計算した。具体的には以下の手順で計算を行った（第 2 図参照）。
(a) 各時刻における気象条件から，式①及び式②を用いてχ／Ｑ，乾性沈着率，湿性沈着率を 1
時間ごとに算出する。なお，評価対象方位以外に風が吹いた時刻については，評価対象方位におけるχ／Ｑがゼロとなるため，地表面沈着率（乾性沈着率＋湿性沈着率）もゼロとなる。
第 2 図の例は，評価対象方位をＳＷとした場合であり，χ／Ｑによる乾性沈着率及び降水による湿性沈着率から地表面沈着率を算出する。評価対象方位ＳＷ以外の方位に風が吹いた時刻については，地表面沈着率はゼロとなる。
(b) 上記（1）で求めた 1 時間ごとの地表面沈着率を値の大きさ順に並びかえ，小さい方から数えて累積出現頻度が 97 %値を超えたところの沈着率を，地表面沈着率の 97 %値とする（地表面沈着率の累積出現頻度であるため，χ／Ｑの累積出現頻度と異なる）。
※2（気象指針解説抜粋）
VI．想定事故時等の大気拡散の解析方法（2）着目地点の相対濃度は，毎時刻の相対濃度を年間について小さい方から累積した場合，その累積出現頻度が 97 %に当たる相対濃度とする。

NT2 補

補足-270-4 R0

1．線量計算に用いる相対濃度

補足 6-3

降水がない時刻は，湿性沈着率はゼロ

日時
4/1 1:00
4/1 2:00
4/1 3:00

方位
（風向）

風速
（m/s）

大気
安定度

χ／Ｑ
（s/m３）

乾性沈着率（1/m２）（①）

降水量（mm/hr）

湿性沈着率（1/m２）（②）

地表面沈着率
（①＋②）

ＳＷ
（ＮＥ）
ＳＷ
（ＮＥ）
Ｓ
（Ｎ）

4.3

F

○×10－６○×10－９00○×10－９4.5

E○×10－６○×10－９1.0○×10－８○×10－８

1.4

F○×10－６○×10－９1.5○×10－８○×10－８

・・・

・・・

・・・

・・・

・・・

・・・

・・・

・・・

・・・

3/31 24:00

ＳＷ
（ＮＥ）

5.5

D

○×10－７○×10－１０00○×10－１０

評価対象方位をＳＷとし，地表面沈着率の出現頻度を昇順に並び替え

評価対象方位の時刻のみχ／Ｑ
及び乾性沈着率が出現

評価対象方位以外のχ／Ｑはゼロとなるため，地表面沈着率はゼロとなる。

補足-270-4 R0

地表面沈着率の累積出現頻度 97 %値
地表面沈着率の並び替えであり，気象条件
によってχ／Ｑは必ずしも昇順に並ぶとは限らない。
（従来のχ／Ｑ計算とは順番が異なる。
）

1

出現頻度
（％）
0.000

χ／Ｑ
（s/m３）
0

地表面沈着率（① ＋②）
0

2

0.003

0

0

・・・

・・・

・・・

No

・・・

－６

○×10－９○×10－９○○97.004○×10○○

97.010○×10－６

・・・

・・・

・・・

・・・

×××

100.000○×10－５○×10－８NT2 補

第 2 図 地表面沈着率の累積出現頻度 97 %値の求め方（評価対象方位がＳＷの場合）（3）評価結果
各放出点の地表面沈着率の評価結果を第 1 表，地表面沈着率の累積出現頻度 97％値付近の値を第 2 表～第 4 表に示す。
気象指針では，大気拡散評価においてめったに遭遇しないと思われる厳しい気象条件として累積出現頻度 97 %値を採用※3 している。このことから，地表面沈着率の評価においても同様に，
実際の降雨を考慮してめったに遭遇しないと思われる気象条件として累積出現頻度 97 %値を評価した。その結果，各地表面沈着率（乾性＋湿性）は乾性沈着率の約 1.22 倍～1.34 倍程度となった。なお，風速，風向，大気安定度，降雨状況等様々な条件から計算を行うため，厳しい気象条件として選定される地表面沈着率の累積出現頻度 97％値は，必ずしも降雨があるとは限らない。
以上より，無機よう素の湿性沈着を考慮した沈着速度として，乾性沈着速度（0.3 cm/s）の1.34 倍（約 0.4 cm/s）から保守的に 0.5 cm/s と設定することは適切であると考えられる。また，
有機よう素の湿性沈着を考慮した沈着速度は，ＮＲＰＢ－B322 レポートから乾性沈着速度 10-3
（cm/s）を引用（補足 7 参照）し，乾性沈着速度（10-3 cm/s）に対して上記と同じ倍率（=0.5／0.3）から 1.7×10-3 cm/s を採用した。
なお，中央制御室の居住性評価及び緊急時対策所の居住性評価においては，更に保守性を持た補足 6-4

せ，沈着速度として 1.2 cm/s を採用している。
※3 （気象指針解説抜粋）
I．指針作成の考え方
想定事故時における安全解析は，想定事故期間中の線量を評価するものであるので，この場合には，想定事故が任意の時刻に起こること及び実効的な放出継続時間が短いことを考慮して，平均的な気象条件よりもむしろ出現頻度からみてめったに遭遇しないと思われる厳しい気象条件を用いる必要がある。このため，指針では，気象観測資料を基に出現確率的観点から想定事故期
間中の相対濃度を解析し，その出現頻度が極めて小さいものを選ぶことによって，放射性物質の濃度が厳しい気象条件に相当するものとなるように考慮することとした。
VI．想定事故時の大気拡散の解析方法
1．相対濃度指針では，想定事故時においてめったに遭遇しない気象条件下の濃度を導くため，相対濃度の出現確率は過去の経験に照らして 97 %を採用して解析することとした。

NT2 補

補足-270-4 R0

第 1 表 沈着率評価結果③比
乾性沈着率（①） 地表面沈着率（①＋②）（（①＋②）（1/m2）（1/m2）／①）

湿性沈着を考慮
した沈着速度（cm/s）

放出点

相対濃度（s/m3）

原子炉建屋

約 8.3×10-4

約 2.5×10-6

約 3.0×10-6

約 1.22

約 0.36

原子炉
建屋屋上

約 4.2×10-4

約 1.2×10-6

約 1.5×10-6

約 1.22

約 0.36排気筒

約 3.0×10-6

約 8.9×10-9

約 1.2×10-8

約 1.34

約 0.40

補足 6-5

第 2 表 東海第二発電所における地表面沈着率（放出点：原子炉建屋）
No

方位※４
（風向）

降水量
（mm/hr）

χ／Ｑ（s/m3）

地表面沈着率（1/m2）（①＋②）

乾性沈着率の累積出現
頻度 97％値との比率（③）

累積出現頻度
（%）

・・・

・・・

・・・

・・・

・・・

・・・

・・・

14.0

約 6.4×10-5

約 2.9×10-6

約 1.2296.9905.0

約 1.4×10-4

約 3.0×10-6

約 1.2297.0013.0

約 2.0×10-4

約 3.0×10-6

約 1.2297.013

・・・

・・・

・・・

・・・

・・・

SW
（NE）
SW
（NE）
SW
（NE）

8497
8498
8499
・・・

※4

・・・

評価対象方位（Ｅ，ＥＳＥ，ＳＥ，ＳＳＥ，Ｓ，ＳＳＷ，ＳＷ，ＷＳＷ,Ｗ）

第 3 表 東海第二発電所における地表面沈着率（放出点：原子炉建屋屋上）
No

方位※５
（風向）

降水量
（mm/hr）

χ／Ｑ（s/m3）

地表面沈着率（1/m2）（①＋②）

乾性沈着率の累積出現
頻度 97％値との比率（③）

累積出現頻度
（%）

・・・

・・・

・・・

・・・

・・・

・・・

・・・

14.0

約 3.2×10-5

約 1.5×10-6

約 1.2296.9905.0

約 7.0×10-5

約 1.5×10-6

約 1.2297.0013.0

約 1.0×10-4

約 1.5×10-6

約 1.2297.013

・・・

・・・

・・・

・・・

・・・

SW
（NE）
SW
（NE）
SW
（NE）

8497

NT2 補

補足-270-4 R0

8498
8499
・・・

※5

・・・

評価対象方位（Ｅ，ＥＳＥ，ＳＥ，ＳＳＥ，Ｓ，ＳＳＷ，ＳＷ，ＷＳＷ,Ｗ）

第 4 表 東海第二発電所における地表面沈着率（放出点：排気筒）
No

方位※６
（風向）

降水量
（mm/hr）

χ／Ｑ（s/m3）

地表面沈着率（1/m2）（①＋②）

乾性沈着率の累積出現
頻度 97％値との比率（③）

累積出現頻度
（%）

・・・

・・・

・・・

・・・

・・・

・・・

・・・

0.5

約 7.1×10-7

約 1.2×10-8

約 1.3396.9830

約 4.0×10-6

約 1.2×10-8

約 1.3497.0060

約 4.0×10-6

約 1.2×10-8

約 1.3497.018

・・・

・・・

・・・

・・・

・・・

SW
（NE）
SW
（NE）
SW
（NE）

8497
8498
8499
・・・

※6

・・・

評価対象方位（ＳＷ）

補足 6-6

（4）降雨時における被ばく低減について
事故発生後は，原子炉建屋を取り囲むようにモニタリング・ポスト又は可搬型モニタリング・
ポストを設置し，敷地内の放射線環境状況を監視するとともに，作業の際は個人線量計を着用し，作業員の被ばく線量を管理することとしている。
降雨時においては，屋外の移動又は作業をする場合には，現場作業員はアノラック，ゴム手袋及び長靴を着用することにより，体表面の汚染を防止する。
また，実際には，事故時の降雨や風向といった気象条件によって，敷地内の放射性物質の沈着の濃淡ができると考えられることから，モニタリング・ポスト等の測定値より著しい線量率の上昇がある方位や作業時及び移動時に携行するサーベイメータ等により高線量となる場所を把握し，著しく線量率が高くなると想定されるルート等を避けて移動することやルート上の高線量物

NT2 補補足-270-4 R0の移動などの運用により，被ばく低減を図ることが可能である。

補足 6-7

補足 7
有機よう素の乾性沈着速度について
原子炉建屋から放出されるよう素のうち，無機よう素はエアロゾルと同じ沈着速度を用いる。有機よう素についてはエアロゾルと別に設定した。以下にその根拠を示す。
（1）英国放射線防護庁（NRPB）による報告
英国放射線防護庁 大気拡散委員会による年次レポート（NRPB-R322※1）に沈着速度に関する報告がなされている。本レポートでは，有機よう素について，植物に対する沈着速度に関する知見が整理されており，以下のとおり報告されている。
・植物に対する沈着速度の“best judgement”として 10-5 m/s（10-3 cm/s）を推奨（2）日本原子力学会による報告
日本原子力学会標準レベル 3PSA 解説 4.8 に沈着速度に関する以下の報告がなされている。
・ヨウ化メチルは非反応性の化合物であり，沈着速度が小さく，実験で 10-4 cm/s～10-2 cm/sの範囲である。

NT2 補補足-270-4 R0・ヨウ化メチルの沈着は，公衆のリスクに対し僅かな寄与をするだけであり，事故影響評価に
おいてはその沈着は無視できる。
以上のことから，有機よう素の乾性沈着速度はエアロゾルの乾性沈着速度 0.3 cm/s に比べて小さいことがいえる。
また，原子力発電所内は，コンクリート，道路，芝生及び木々で構成されているがエアロゾルへの沈着速度の実験結果（NUREG／CR－4551）によると，沈着速度が大きいのは芝生や木々であり，植物に対する沈着速度が大きくなる傾向であった。
したがって，有機よう素の乾性沈着速度として，NRPB－R322 の植物に対する沈着速度である 10-3
cm/s を用いるのは妥当と判断した。
※1

NRPB-R322-Atmospheric Dispersion Modelling Liaison Committee Annual Report, 1998-99

補足 7-1

NT2 補補足-270-4 R0

NRPB-322 ANNEX-A 「2.2 Iodine」の抜粋

補足 7-2

補足 8
エアロゾルの乾性沈着速度について
現場作業の線量影響評価では，地表面への放射性物質の沈着速度として乾性沈着及び降水による湿性沈着を考慮した沈着速度（0.5 cm/s，補足 6 参照）を用いており，沈着速度の評価に当たっては，乾性沈着速度として 0.3 cm/s を用いている。以下に，乾性沈着速度の設定の考え方を示す。
エアロゾルの乾性沈着速度は，NUREG/CR-4551※1 に基づき 0.3 cm/s と設定した。NUREG/CR-4551
では郊外を対象としており，郊外とは道路，芝生及び木々で構成されるとしている。原子力発電所内も同様の構成であるため，この沈着速度が適用できると考えられる。また，NUREG/CR-4551 では 0.5 μm～5 μm の粒径に対して検討されているが，格納容器内の除去過程で，相対的に粒子径の大きなエアロゾルは格納容器内に十分捕集されるため，粒径の大きなエアロゾルの放出はされにくいと考えられる。
また，W.G.N. Slinn の検討※2 によると，草や水，小石といった様々な材質に対する粒径に応じた乾性の沈着速度を整理しており，これによると 0.1 μm～5 μm の粒径では沈着速度は 0.3 cm/s
程度（第 1 図）である。以上のことから，現場作業の線量影響評価におけるエアロゾルの乾性のNT2 補補足-270-4 R0

沈着速度として 0.3 cm/s を適用できると判断した。
※1

J.L. Sprung 等：Evaluation of severe accident risk：quantification of major input
parameters, NUREG/CR-4451 Vol.2 Rev.1 Part 7, 1990

※2

W.G.N. Slinn ：Environmental Effects, Parameterizations for Resuspension and for Wet
and Dry Deposition of Particles and Gases for Use in Radiation Dose. Calculations,
Nuclear Safety Vol.19 No.2, 1978

補足 8-1

補足-270-4 R0
NT2 補

第 1 図 様々な粒径における地表沈着速度（Nuclear Safety Vol.19※２）

補足 8-2

（参考）シビアアクシデント時のエアロゾルの粒径について
シビアアクシデント時に格納容器内で発生する放射性物質を含むエアロゾル粒径分布として「0.1
μm～5 μm」の範囲であることは，粒径分布に関して実施されている研究を基に設定している。
シビアアクシデント時には格納容器内にスプレイ等による注水が実施されることから，シビアア
クシデント時の粒径分布を想定し，「格納容器内でのエアロゾルの挙動」及び「格納容器内の水の存在の考慮」といった観点で実施された第 1 表の②，⑤に示す試験等を調査した。さらに，シビア
アクシデント時のエアロゾルの粒径に対する共通的な知見とされている情報を得るために，海外の規制機関（NRC 等）や各国の合同で実施されているシビアアクシデント時のエアロゾルの挙動の試
験等（第 1 表の①，③，④）を調査した。以上の調査結果を第 1 表に示す。
この表で整理した試験等は，想定するエアロゾル発生源，挙動範囲（格納容器，原子炉冷却材配管等），水の存在等に違いがあるが，エアロゾル粒径の範囲に大きな違いはなく，格納容器内環境
でのエアロゾル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。
したがって，過去の種々の調査・研究により示されている範囲をカバーする値として，0.1 μm

NT2 補補足-270-4 R0～5 μm のエアロゾルを想定することは妥当である。

補足 8-3

第 1 表 シビアアクシデント時のエアロゾル粒径についての文献調査結果
番号

補足-270-4 R0

エアロゾル粒径
（μm）

備 考

①

LACE LA2※1

約0.5～5（第1図参照）

シビアアクシデント時の評価に使用されるコードでの格納容器閉じ込め機能喪失を想定した条件とした比較試験②

NUREG/CR-5901※2

0.25～2.5（参考1－1）

格納容器内に水が存在し，溶融炉心を覆っている場合のスクラビング効果のモデル化を紹介したレポート③

AECLが実施した試
験※3

0.1～3.0（参考1－2）

シビアアクシデント時の炉心損傷を考慮した１次系内のエアロゾル挙動に着目し
た実験

④

※3

0.29～0.56（参考1－2）

シビアアクシデント時の炉心損傷を考慮した１次系内のエアロゾル挙動に着目した実験

0.5～0.65（参考1－2）

シビアアクシデント時のFP挙動の実験（左記のエアロゾル粒径はPHEBUS FP実験の格
納容器内のエアロゾル挙動に着目した実
験の結果）

⑤

NT2 補

試験名又は
報告書名等

※1

PBF-SFDPHEBUS-FP※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 AEROSOL CONTAINMENT TESTS LA1 AND LA2※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

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

補足 8-4

補足-270-4 R0
NT2 補

第1図

LACE LA2でのコード比較試験で得られたエアロゾル粒径の時間変化グラフ

補足 8-5

NT2 補補足-270-4 R0

参考1－1

補足 8-6

NUREG/CR-5901の抜粋

補足 8-7

NT2 補補足-270-4 R0

参考1－2

STATE-OF-THE-ART REPORT ON NUCLEAR AEROSOLS，

NT2 補

補足-270-4 R0

NEA/CSNI/R(2009)5の抜粋及び試験の概要

試験名又は報告書名等
AFCLが実施した実験

試験の概要
CANDUのジルカロイ被覆管燃料を使用した，１次系でも核分裂生成物の挙動についての試験
米国アイダホ国立工学環境研究所で実施された炉心損傷状態で

PBF-SFD

の燃料棒及び炉心のふるまい並びに核分裂生成物及び水素の放出についての試験
フランスカダラッシュ研究所のPHEBUS研究炉で実施された，シPHEBUS FP

ビアアクシデント条件下での炉心燃料から１次系を経て格納容器に至るまでの核分裂生成物の挙動を調べる実機燃料を用いた
総合試験

補足 8-8補足 9
実効放出継続時間の設定について
大気拡散評価に用いる実効放出継続時間は，「発電用原子炉施設の安全解析に関する気象指針」※1に従い，事故期間中の放射性物質の全放出量を 1 時間当たりの最大放出量で除した値として計算する。実効放出継続時間は，大気拡散評価で放出継続時間を考慮した単位時間当たりの拡散係数を求めるために設定するものであり，被ばく評価においては，評価対象期間の放出率に拡散係数を乗じることにより大気拡散を考慮した評価を行う。
実効放出継続時間は放出経路ごとに設定しており，原子炉建屋，非常用ガス処理系排気筒及び格
納容器圧力逃がし装置排気口のそれぞれの放出経路について実効放出継続時間を計算した結果を
第 1 表～第 2 表に示す。
原子炉建屋及び格納容器圧力逃がし装置からの放出の実効放出継続時間は 1 時間程度であり，非常用ガス処理系排気筒からの放出の実効放出継続時間は 20 時間～30 時間程度となっている。
大気拡散評価に用いる風速，風向などの気象データは，1 時間ごとのデータとして整理されており，実効放出継続時間として設定できる最小単位は 1 時間である。
また，実効放出継続時間を 2 時間以上で設定した場合，その期間に同一風向の風が吹き続ける

NT2 補

補足-270-4 R0

ことを想定し，その期間の拡散係数の平均を単位時間当たりの拡散係数としている。なお，平均する期間に異なる風向が含まれる場合は，拡散係数を 0 として平均を計算する。このため，実効放出
継続時間が長くなるほど平均される期間が長くなり拡散係数は小さい傾向となる。
このことから，ベント実施に伴う被ばく評価では，保守的に被ばく評価上の影響が大きい原子炉
建屋及び格納容器圧力逃がし装置からの放出における実効放出継続時間である 1 時間を適用し大気拡散評価を行った。
なお，参考として実効放出継続時間の違いによる拡散係数（相対濃度，相対線量）の変化について第 3 表に示す。
また，評価対象期間の放出率及び拡散係数（相対線量）から行う被ばく評価の例として，第二弁
開操作後（Ｓ／Ｃからベントを行う場合）に大気中へ放出された放射性物質による屋外移動時の外部被ばく評価結果について第 4 表に示す。
※1 （気象指針解説抜粋）（3）実効放出継続時間（Ｔ）は，想定事故の種類によって放出率に変化があるので，放出モードを考慮して適切に定めなければならないが，事故期間中の放射性物質の全放出量を 1 時間当たりの最大放出量で除した値を用いることもひとつの方法である。

補足 9-1

NT2 補補足-270-4 R0

第 1 表 Ｓ／Ｃからベントを行う場合の実効放出継続時間①
放出量（Bq）②
最大放出率（Bq/h）（①÷②）
実効放出継続時間（h）

放出経路

原子炉建屋
放出分

非常用ガス処理系排気筒放出分

ベント
放出分

原子炉建屋
放出分

非常用ガス処理系排気筒放出分

ベント
放出分

原子炉建屋
放出分

非常用ガス処理系排気筒放出分

ベント
放出分

希ガス

約 4.6×1015

約 3.1×1016

約 8.9×1018

約 3.1×1015

約 1.2×1015

約 8.7×1018

約 1.5

約 25.1

約 1.0

希ガス以外

約 1.3×1015

約 1.6×1015

約 7.2×1015

約 9.2×1014

約 6.2×1013

約 7.1×1015

約 1.4

約 26.3

約 1.0

補足 9-2

第 2 表 Ｄ／Ｗからベントを行う場合の実効放出継続時間①
放出量（Bq）②
最大放出率（Bq/h）（①÷②）
実効放出継続時間（h）

放出経路

原子炉建屋
放出分

非常用ガス処理系排気筒放出分

ベント
放出分

原子炉建屋
放出分

非常用ガス処理系排気筒放出分

ベント
放出分

原子炉建屋
放出分

非常用ガス処理系排気筒放出分

ベント
放出分

希ガス

約 4.6×1015

約 3.1×1016

約 8.8×1018

約 3.1×1015

約 1.2×1015

約 7.4×1018

約 1.5

約 25.2

約 1.2

希ガス以外

約 1.3×1015

約 1.7×1015

約 7.5×1015

約 9.2×1014

約 6.3×1013

約 6.4×1015

約 1.4

約 26.4

約 1.2

第3表

第4表

NT2 補

補足-270-4 R0

項

目

放出経路
放出率
（Bq/h）
相対線量（Gy/Bq）
線量率※1（mSv/h）
屋外移動時
線量率（mSv/h）※1

実効放出継続時間の違いによる拡散係数の変更
相対濃度（s/m3）

相対線量（Gy/Bq）

1 時間

約 3.0×10-6

約 1.2×10-19

5 時間

約 2.9×10-6

約 8.8×10-20

10 時間

約 1.7×10-6

約 7.5×10-20

20 時間

約 1.2×10-6

約 6.2×10-20

第二弁開操作後（Ｓ／Ｃからベントを行う場合）に大気に放出された放射性物
質による屋外移動時の外部被ばく評価結果
ベント実施後に大気中へ放出された
放射性物質による屋外移動時の外部被ばく評価
非常用ガス処理系
排気筒

格納容器圧力逃がし装置
排気口

約 3.3×1014

約 8.3×1013

約 1.2×10-19

約 8.7×10-19

約 3.8×10-2

約 7.1×10-2
約 1.1×10-1

事故時においては換算係数を 1 Sv/Gy として計算

補足 9-3

備考

ベント実施後の放出経路（① ）事故後約 22 時間～約 23
時間の放出率（②）実効放出継続時間 1 時間の相対線量（拡散係数）（① ×②×103）
評価対象期間の線量率

補足 10
ベント実施に伴うベント操作時の作業員の被ばく評価で考慮している線源の選定について
ベント実施に伴うベント操作時の作業員の被ばく評価では，放出さる放射性物質による被ばく
経路として以下の被ばく経路を考慮している。
・大気中へ放出された放射性物質からのガンマ線による被ばく
・原子炉建屋内の放射性物質からのガンマ線による被ばく・外気から作業場所に流入した放射性物質による被ばく・ベント系配管内の放射性物質からのガンマ線による外部被ばく
・地表面に沈着した放射性物質からのガンマ線による被ばく
上記の被ばく経路以外にアクセスルート等には，第 1 表に示すとおり，換気系フィルタ，貯蔵タンク等の線源となる設備があるが，設備からアクセスルート等が十分に離れていること，設備影響は短時間であることなどから，被ばく評価への影響が小さいため評価上考慮していない。設
備とアクセスルート等の関係を第 1 図～第 7 図に示す。

NT2 補

補足-270-4 R0とアクセスルートの間の壁に十分な遮蔽効果が得られること，移動時間を考慮すると設備からの補足 10-1

NT2 補第1表

補足-270-4 R0

線源となる設備とアクセスルート等への影響について考慮していない理由

離隔距離，
遮蔽厚等

非常用ガス処理系フィルタ，
非常用ガス再循環系フィルタ

原子炉建屋原子炉棟 5F の設備であり，アクセスルート等から十分離れており，設備とアクセスルートの間には原子炉
建屋原子炉棟の壁，床があり十分な遮蔽効果に期待でき，被ばく評価への影響は小さいため。

中央制御室換気系フィルタ

アクセスルートから十分に離れており，移動時における影響は短時間であり被ばく評価への影響は小さいため。

設

備 ※1

アクセスルート等
における線量率

設備位置

遮蔽厚（床，壁）：約 100 ㎝
距 離：10 m 以上

10-1 mSv/h 以下①（第 6 図）遮蔽厚：なし距 離：10 m 以上

0.5 mSv/h 以下②（第 4 図）アクセスルートから十分に離れており，アクセスルート等③
遮蔽厚：約 100 ㎝の間には補助遮蔽がある。また，移動時における影響は短10-2 mSv/h 以下（第 3 図）距 離：20 m 以上
時間であることから被ばく評価への影響は小さいため。
アクセスルートから十分に離れており，アクセスルート等
遮蔽厚：約 100 ㎝④
凝集沈殿装置供給タンクの間には補助遮蔽がある。また，移動時における影響は短10-2 mSv/h 以下
距 離：10 m 以上
（第 3 図）時間であることから被ばく評価への影響は小さいため。
アクセスルートから十分に離れており，アクセスルートと⑤
遮蔽厚：約 80 ㎝
廃液濃縮機の間には補助遮蔽がある。また，移動時における影響は短10-2 mSv/h 以下（第 3 図）距 離：10 m 以上
時間であることから被ばく評価への影響は小さいため。
アクセスルート等の間には補助遮蔽があり，移動時におけ⑥遮蔽厚：約 80 ㎝
廃液濃縮機循環ポンプ
る影響は短時間であることから被ばく評価への影響は小さ
10-2 mSv/h 以下（第 4 図）距 離：1 m 以上いため。
アクセスルートから十分に離れており，格納容器圧力逃が
格納容器圧力逃がし装置
遮蔽厚：160 ㎝以上⑦
し装置格納槽からの直接線等は遮蔽設備により十分に低い
10-2 mSv/h 以下
格納槽
距 離：40 m 以上
（第 1 図）線量となるため。
※1 表の設備以外にも貯蔵タンク等があるが，管理区域の区域区分Ⅰ又はⅡ（0.1 mSv/h 未満）にある設備であり，被ばく評価上影響は小さい。
凝集沈殿装置供給ポンプ

補足 10-2

補足-270-4 R0
NT2 補

第1図

屋外アクセスルート

補足 10-3

補足-270-4 R0
NT2 補

第2図

原子炉建屋 1 階の操作場所及びアクセスルート

補足 10-4

補足-270-4 R0
NT2 補

第3図

原子炉建屋 2 階の操作場所及びアクセスルート

補足 10-5

補足-270-4 R0
NT2 補

第4図

原子炉建屋 3 階及び原子炉建屋付属棟 4 階の操作場所及びアクセスルート

補足 10-6

補足-270-4 R0
NT2 補

第5図

原子炉建屋 4 階の操作場所及びアクセスルート

補足 10-7

補足-270-4 R0

原子炉建屋 5 階

第7図

原子炉建屋 6 階

NT2 補

第6図

補足 10-8

補足 11
線量評価に用いた気象データについて(1) はじめに
新規制基準適合性に係る設置変更許可申請に当たっては，東海第二発電所敷地内で 2005 年度に観測された風向，風速等を用いて線量評価を行っている。本補足資料では，2005 年度の気象デー
タを用いて線量評価することの妥当性について説明する。
(2) 設置変更許可申請において 2005 年度の気象データを用いた理由
線量評価には「発電用原子炉施設の安全解析に関する気象指針」（以下，気象指針という。
）に基づき統計処理された気象データを用いる。また，気象データのほかに放射性物質の放出量，排気筒
高さ等のプラントデータ，評価点までの距離，排気筒有効高さ（風洞実験結果）等のデータが必要となる。
設置変更許可申請における線量評価については，原子炉熱出力向上の検討の一環で準備していた，敷地の気象の代表性が確認された 2005 年度の気象データを用いた風洞実験結果※1 を用いている。
新規制基準適合性に係る設置変更許可申請に当り，添付書類十に新たに追加された炉心損傷防止NT2 補補足-270-4 R0

対策の有効性評価で，格納容器圧力逃がし装置を使用する場合の敷地境界における実効線量の評価が必要となった。その際，添付書類六に記載している 1981 年度の気象データの代表性について，
申請準備時点の最新気象データを用いて確認したところ，代表性が確認できなかった。このため，
平常時線量評価用の風洞実験結果が整備されている 2005 年度の気象データについて，申請時点での最新気象データにて代表性を確認した上で，安全解析に用いる気象条件として適用することにした。これに伴い，添付書類九（通常運転時の線量評価），添付書類十（設計基準事故時の線量評価）の安全解析にも適用し，評価を見直すこととした。
※1 風洞実験は平常時，事故時の放出源高さで平地実験，模型実験を行い排気筒の有効高さを求めている。平常時の放出源高さの設定に当たっては，吹上げ高さを考慮しており，吹上げ
高さの計算に 2005 年度の気象データ（風向別風速逆数の平均）を用いている。
これは，2011 年 3 月以前，東海第二発電所において，次のように 2005 年度の気象データを用いて原子炉熱出力の向上について検討していたことによる。
原子炉熱出力向上に伴い添付書類九の通常運転時の線量評価条件が変更になること（主蒸気
流量の 5％増による冷却材中のよう素濃度減少により，換気系からの気体状よう素放出量の減
少等），また，南南東方向（常陸那珂火力発電所方向），北東方向（海岸方向）の線量評価地点の追加も必要であったことから，新規制定された「（社）日本原子力学会標準

発電用原子炉施設の安全解析における放出源の有効高さを求めるための風洞実験実施基準：2003」に基づき，使用済燃料乾式貯蔵建屋，固体廃棄物作業建屋等の当初の風洞実験（1982 年）以降に増設された建屋も反映し，2005 年度の気象データを用いて風洞実験を実施した。

補足 11-1

(3) 2005 年度の気象データを用いて線量評価することの妥当性
線量評価に用いる気象データについては，
気象指針に従い統計処理された 1 年間の気象データを使用している。気象指針（参考参照）では，その年の気象がとくに異常であるか否かを最寄の気象
官署の気象資料を用いて調査することが望ましいとしている。
以上のことから，2005 年度の気象データを用いることの妥当性を最新の気象データと比較し，以下について確認する。
・想定事故時の線量計算に用いる相対濃度・異常年検定(4) 想定事故時の線量計算に用いる相対濃度と異常年検定の評価結果（a）想定事故時の線量計算に用いる相対濃度の最新の気象との比較
想定事故時の線量計算に用いる相対濃度について，線量評価に用いる気象（2005 年度）と最新の気象（2015 年度）との比較を行った。その結果，2005 年度気象での相対濃度※2 は 2.01×
10-6 s/m3，2015 年度気象では 2.04×10-6 s/m3 である。2005 年度に対し 2015 年度の相対濃度は
約 1 %の増加（気象指針に記載の相対濃度の年変動の範囲 30 %以内）であり，2005 年度の気象NT2 補補足-270-4 R0

データに特異性はない。
※2 排気筒放出における各方位の 1 時間ごとの気象データを用いた年間の相対濃度を小さい方から累積し，その累積頻度が 97％に当たる相対濃度を算出し，各方位の最大値を比較（b）異常年検定
a．検定に用いた観測記録検定に用いた観測記録は第 1 表のとおりである。
なお，参考として，最寄の気象官署（水戸地方気象台，小名浜特別地域気象観測所）の観測
記録についても使用した。
第 1 表 検定に用いた観測記録
統計年※3

検定年

観測地点※4① 2001 年 4 月～2013 年 3 月（申請時最新 10 年の気象データ）
2005 年度：
2005 年 4 月～
2006 年 3 月※3② 2004 年 4 月～2016 年 3 月（最新 10 年の気象データ）

・敷地内観測地点（地上高 10 m,81 m,140 m）
・敷地内観測地点（地上高 10 m,81 m,140 m）＜参考＞
・水戸地方気象台
・小名浜特別地域気象観測所

2006 年度は気象データの欠測率が高いため統計年から除外※4 敷地内観測地点地上 81m は東海発電所の排気筒付近のデータであるが，気象の特異性を確認するため評価

補足 11-2

b．検定方法
不良標本の棄却検定に関するＦ分布検定の手順により異常年検定を行った。
c．検定結果（①～⑯ 棄却検定表参照）
検定結果は第 2 表のとおりであり，最新の気象データ（2004 年 4 月～2016 年 3 月）を用いた
場合でも，有意水準（危険率）5 %での棄却数は少なく，有意な増加はない。また，最寄の気象
官署の気象データにおいても，有意水準（危険率）5％での棄却数は少なく，2005 年度の気象データは異常年とは判断されない。
第 2 表 検定結果
棄却数
敷地内観測地点
検定年

統計年

補足-270-4 R0

地上高 10 m

NT2 補

参

※5

地上高

地上高

水戸地方

81 m※6

140 m

気象台

考
小名浜特
別地域気
象観測所

①

1個

0個

3個

－

－

②

3個

1個

4個

1個

3個

2005 年度※5 ①：2001 年 4 月～2013 年 3 月（申請時最新 10 年の気象データ）②：2004 年 4 月～2016 年 3 月（最新 10 年の気象データ）
2006 年度は気象データの欠測率が高いため統計年から除外※6 敷地内観測地点地上 81 m は東海発電所の排気筒付近のデータであるが，気象の特異性を確認するため評価

補足 11-3

(5) 異常年検定による棄却項目の線量評価に与える影響
異常年検定については，風向別出現頻度 17 項目，風速階級別出現頻度 10 項目についてそれぞれ検定を行っている。
線量評価に用いる気象（2005 年度）を最新の気象データ（2004 年 4 月～2016 年 3 月）にて検定した結果，最大の棄却数は地上高 140 m の観測地点で 27 項目中 4 個であった。棄却された項目について着目すると，棄却された項目は全て風向別出現頻度であり，その方位はＥＮＥ，Ｅ，ＥＳＥ，
ＳＳＷである。
ここで，最新の気象データを用いた場合の線量評価への影響を確認するため，棄却された各風向の相対濃度について，2005 年度と 2015 年度を第 3 表のとおり比較した。
ＥＮＥ，Ｅ，ＥＳＥについては 2005 年度に対し 2015 年度は 0.5 倍～0.9 倍程度の相対濃度とな
り，2005 年度での評価は保守的な評価となっており，線量評価結果への影響を与えない。なお，
ＳＳＷについては 2005 年度に対し 2015 年度は約 1.1 倍の相対濃度とほぼ同等であり，また，ＳＳ
Ｗは頻度が比較的低く相対濃度の最大方位とはならないため線量評価への影響はない。

NT2 補

補足-270-4 R0

第 3 表 棄却された各風向の相対濃度の比較結果
相対濃度※7（s/m3）

相対濃度※7（s/m3）（2005 年度）
：Ａ

（2015 年度）
：Ｂ

ＥＮＥ

1.456×10-6

1.258×10-6

0.864

Ｅ

1.982×10-6

1.010×10-6

0.510

-6

-6

1.062×10

0.587

1.421×10-6

1.123

風向

ＥＳＥ

1.810×10

ＳＳＷ

1.265×10-6比（Ｂ／Ａ）※7 燃料集合体落下事故を想定した排気筒放出における，各方位の 1 時間ごとの気象デー
タを用いた年間の相対濃度を小さい方から累積し，その累積頻度が 97％に当たる相対濃度を算出(6) 結 論2005 年度の気象データを用いることの妥当性を最新の気象データとの比較により評価した結果は以下のとおり。
（a）想定事故時の線量計算に用いる相対濃度について，線量評価に用いる気象（2005 年度）と最新の気象（2015 年度）での計算結果について比較を行った結果，気象指針に記載されている相対濃度の年変動（30 %以内）の範囲に収まり，2005 年度の気象データに特異性はない。
（b）2005 年度の気象データについて申請時の最新気象データ（2001 年 4 月～2013 年 3 月）及び最新気象データ（2004 年 4 月～2016 年 3 月）で異常年検定を行った結果，棄却数は少なく，有意な増加はない。また，気象指針にて調査することが推奨されている最寄の気象官署の気象データにおいても，2005 年度の気象データは棄却数は少なく，異常年とは判断されない。
（c）異常年検定にて棄却された風向の相対濃度については，最新気象データと比べて保守的，あるいは，ほぼ同等となっており，線量評価結果への影響を与えない。
以上より，2005 年度の気象データを線量評価に用いることは妥当である。
補足 11-4

補足 11-5

NT2 補

補足-270-4 R0

補足 11-6

NT2 補

補足-270-4 R0

補足 11-7

NT2 補

補足-270-4 R0

補足 11-8

NT2 補

補足-270-4 R0

補足 11-9

NT2 補

補足-270-4 R0

補足 11-10

NT2 補

補足-270-4 R0

補足 11-11

NT2 補

補足-270-4 R0

補足 11-12

NT2 補

補足-270-4 R0

（参考）「発電用原子炉施設の安全解析に関する気象指針」の解説 X.での記載
1．気象現象の年変動
気象現象は，ほぼ1年周期でくり返されているが，年による変動も存在する。このため，想定事故時の線量計算に用いる相対濃度についてその年変動を比較的長期にわたって調査してみると，相対濃度の平均値に対する各年の相対濃度の偏差の比は，30％以内であった。
このことから，1年間の気象資料にもとづく解析結果は，気象現象の年変動に伴って変動するものの，その程度はさほど大きくないので，まず，1年間の気象資料を用いて解析することとした。
その場合には，その年がとくに異常な年であるか否かを最寄の気象官署の気象資料を用いて調査することが望ましい。また，2 年以上の気象資料が存在する場合には，

NT2 補

補足-270-4 R0

これを有効に利用することが望ましい。

補足 11-13

補足 12
コンクリート密度の根拠について(1) はじめに
日本建築学会 建築工事標準仕様書・同解説「原子力発電所施設における鉄筋コンクリート工事」（以下「ＪＡＳＳ ５Ｎ」という。
）に基づき，コンクリート密度を乾燥単位容積質量として計算を実施した。
(2) 乾燥単位容積質量の推定方法
ＪＡＳＳ ５Ｎに記載されている予測式（解 3.6）を用いて，以下の手順で推定した。
①

骨材（砂，砂利）試験記録より絶乾比重最小値と表乾比重最大値の割合を求め，調合表上の骨材重量を表乾から絶乾に変換②

ＪＡＳＳ ５Ｎの予測式（解 3.6）により，含水率を 0 とした場合の乾燥単位容積質量 ρp③

コンクリートのばらつきを考慮して，ρp から 3σd を差し引く。(解説図 3.10)
標準偏差 σd はＪＡＳＳ ５Ｎに記載されている既往の原子力発電所工事の品質管理試験の結果から 0.024 t/m3（最大値）を採用
ρｐ＝Ｇ０＋Ｓ０＋1.2Ｃ０＋ｗ

NT2 補

補足-270-4 R0を算出（解 3.6 より）

ρｐ ：乾燥単位容積質量（kg/m3）
Ｇ０ ：調合計画における粗骨材量（絶乾）（kg/m3）※参考参照
Ｓ０ ：調合計画における細骨材量（絶乾）（kg/m3）※参考参照
Ｃ０ ：調合計画におけるセメント量（kg/m3）※参考参照
ｗ3.

：コンクリート中の含水量（kg/m3）※安全側に 0 とする。

推定乾燥単位容積質量について（参考参照）
推定乾燥単位容積質量の最小値は 2.016 g/cm3 となり，遮蔽計算に使用するコンクリート密度はこれを包絡する 2.00 g/cm3 とする。

補足 12-1

NT2 補補足-270-4 R0

参考
コンクリート調合（東海第二発電所建設記録より）からの推定乾燥容積質量

補足 12-2

補足 13
スクラビング水補給及び窒素供給作業の作業員の被ばく評価
格納容器圧力逃がし装置格納槽へのスクラビング水の補給及び原子炉建屋系統内への窒素ガ
スの供給作業における作業員の被ばく評価を以下のとおり行った。なお，評価に当たっては，サプレッション・チェンバ（Ｓ／Ｃ）からのベントを行う場合及びドライウェル（Ｄ／Ｗ）からのベントを行う場合のそれぞれについて評価を行った。
（1）評価条件(a) 放出量評価条件
想定事象としては，ベント実施に伴うベント操作時の作業員の被ばく評価と同様の事故
シーケンスにおいて，代替循環冷却系を使用できない場合を想定した事故シナリオを選定する。また，放出量評価条件及び大気中への放出過程も同様とする。
(b) 被ばく評価条件
被ばく経路は，第 1 図及び第 2 図に示すとおり大気中へ放出される放射性物質による外部被ばく及び内部被ばく，地表面に沈着した放射性物質からのガンマ線，原子炉建屋からの直接ガンマ線等による外部被ばくを考慮した。

NT2 補

補足-270-4 R0

大気中へ放出される放射性物質による外部被ばく及び内部被ばく，地表面に沈着した放射性物質からのガンマ線による外部被ばくについては，第 1 表～第 3 表に示すとおり拡散効果等を考慮し，作業場所における相対線量（Ｄ／Ｑ）及び相対濃度（χ／Ｑ）から被ばく評価を行った。なお，内部被ばくについてはマスク等の放射線防護効果を考慮し評価を行った。
原子炉建屋及び格納容器圧力逃がし装置格納槽からの直接ガンマ線等による外部被ばくについては，第 4 表及び第 5 表に示すとおり原子炉建屋の外壁及び格納容器圧力逃がし装
置格納槽の遮蔽壁の遮蔽効果を考慮し評価を行った。
(c) 評価地点
評価地点は，第 3 図に示すとおりとした。
(d) 作業開始時間
スクラビング水の補給及び窒素ガスの供給は事象発生から 7 日後に実施することを想定し評価した。
（2）評価結果
スクラビング水の補給及び窒素ガスの供給作業場所の線量率は，第 6 表及び第 7 表に示すとおり，サプレッション・チェンバ（Ｓ／Ｃ）からのベントを行う場合，スクラビング水の補給作業については 13 mSv/h，窒素ガスの供給作業については 3.6 mSv/h となり，ドライウェル（Ｄ／Ｗ）からのベントを行う場合，スクラビング水の補給作業については 15 mSv/h，窒素ガスの供給作業については 4.6 mSv/h となり，スクラビング水の補給及び窒素ガスの供給作業を行うことができる放射線環境であることを確認した。
なお，スクラビング水の補給作業及び窒素ガスの供給作業の作業時間は，移動及び補給等の準備を含めても 2 時間～3 時間であり，作業が可能である。
補足 13-1

NT2 補補足-270-4 R0①クラウドシャイン
非常用ガス処理系
排気筒

被ばく経路① 大気中へ放出された放射性物質からのガンマ線による被ばく（クラウドシャインによる外部被ばく，吸入摂取による内部被格納容器圧力逃がし装置
排気口
原子炉建屋

②スカイシャインガンマ線

ばく）② 原子炉建屋内の放射性物質からのガンマ線による被ばく（直接
ガンマ線及びスカイシャインガンマ線による外部被ばく）③ 地表に沈着した放射性物質からの放射性物質からのガンマ線に補足 13-2

よる被ばく（グランドシャインによる外部被ばく）②直接ガンマ線④ 格納容器圧力逃がし装置格納槽内の放射性物質からのガンマ線による外部被ばく（直接ガンマ線による外部被ばく）③グランドシャイン④格納容器圧力逃がし装置格納槽からの直接ガンマ線

原子炉
格納容器

①吸入摂取

スクラビング水補給ライン
格納容器圧力逃がし装置格納槽

第1図

スクラビング水補給作業時の作業員の被ばく評価経路イメージ

NT2 補補足-270-4 R0①クラウドシャイン
非常用ガス処理系
排気筒

被ばく経路① 大気中へ放出された放射性物質からのガンマ線による被ばく（クラウドシャインによる外部被ばく，吸入摂取による内部被②スカイシャインガンマ線

格納容器圧力逃がし装置
排気口
原子炉建屋

ばく）
② 原子炉建屋内の放射性物質からのガンマ線による被ばく（直接
ガンマ線及びスカイシャインガンマ線による外部被ばく）

補足 13-3③ 地表に沈着した放射性物質からの放射性物質からのガンマ線による被ばく（グランドシャインによる外部被ばく）④ 格納容器圧力逃がし装置格納槽内の放射性物質からのガンマ線①吸入摂取②直接ガンマ線

による外部被ばく（直接ガンマ線による外部被ばく）
窒素供給ライン③グランドシャイン④格納容器圧力逃がし装置
格納槽からの直接ガンマ線

原子炉
格納容器

格納容器圧力逃がし装置格納槽

第2図

窒素供給作業時の作業員の被ばく評価経路イメージ

第1表

NT2 補

補足-270-4 R0

項目

大気拡散評価条件

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

気象資料

東海第二発電所における 1 年間の気象資料（2005 年 4 月～
2006 年 3 月）
地上風：地上 10 m
排気筒風：地上 140 m

放出源及び放出源高さ（有効高さ）

原子炉建屋漏えい：地上0 m
格納容器圧力逃がし装置
排気口からの放出：地上55 m
非常用ガス処理系排気筒からの放出：地上95 m

実効放出継続時
間

1時間

累積出現頻度小さい方から 97 %

発電用原子炉施設の安全解析に関する気象指針（以下「気象指針」という）に基づき評価
格納容器圧力逃がし装置排気口及び原子炉建屋からの放出は地上風（地上高 10 m）の気象データを使用
非常用ガス処理系排気筒からの放出
は排気筒風（地上高 140 m）の気象データを使用（補足 11 参照）
格納容器圧力逃がし装置排気口からの放出は建屋影響を考慮し建屋屋上からの放出と想定し設定
非常用ガス処理系排気筒からの放出は方位ごとの風洞実験結果のうち保守的に最低の方位の有効高さを設定
保守的に最も短い実効放出継続時間を設定（補足 9 参照）

気象指針に基づき設定

建屋の影響

考慮する

格納容器圧力逃がし装置排気口放出
及び原子炉建屋漏えいにおいては放出源から近距離の原子炉建屋の影響を受けるため，建屋による巻き込み
現象を考慮

巻き込みを生じ
る代表建屋

原子炉建屋

放出源から最も近く，巻き込みの影
響が最も大きい建屋として選定

着目方位

非常用ガス処理系排気筒：
1 方位
原子炉建屋及び格納容器圧力逃がし装置
排気口：
9方位

屋外移動時は敷地内の最大濃度点で設定
作業時は作業地点のある原子炉建屋
外壁で設定
非常用ガス処理系排気筒（排気筒放出）については評価点の方位とし，建屋放出及び格納容器圧力逃がし装置排気口については放出源が評価点に近いことから，180 度をカバーする
方位を対象とする。

建屋影響

3,000 m2

原子炉建屋の最小投影断面積を設定

形状係数

0.5

大気拡散評価点

第 3 図参照

気象指針に基づき設定

補足 13-4

第2表

評価に使用する相対濃度（χ／Ｑ）及び相対線量（Ｄ／Ｑ）

作業内容

放出箇所
原子炉建屋漏えい（地上放出）

スクラビング
水補給作業

屋外移動時
／作業時

格納容器圧力逃がし装置排気口（建屋屋上放出）非常用ガス処理系排気筒（排気筒放出）NT2 補

補足-270-4 R0

原子炉建屋漏えい（地上放出）

屋外移動時

格納容器圧力逃がし装置
排気口（建屋屋上放出）非常用ガス処理系排気筒（排気筒放出）窒素供給作業

原子炉建屋漏えい（地上放出）

作業時

格納容器圧力逃がし装置排気口（建屋屋上放出）

非常用ガス処理系排気筒（排気筒放出）補足 13-5

χ／Ｑ及びＤ／Ｑ
χ／Ｑ（s/m3）

約 8.3×10-4

χ／Ｑ（s/m3）

約 4.2×10-4

Ｄ／Ｑ（Gy/Bq）

約 8.7×10-19

χ／Ｑ（s/m3）

約 3.0×10-6

Ｄ／Ｑ（Gy/Bq）

約 1.2×10-19

χ／Ｑ（s/m3）

約 8.3×10-4

χ／Ｑ（s/m3）

約 4.2×10-4

Ｄ／Ｑ（Gy/Bq）

約 8.7×10-19

χ／Ｑ（s/m3）

約 3.0×10-6

Ｄ／Ｑ（Gy/Bq）

約 1.2×10-19

χ／Ｑ（s/m3）

約 7.4×10-4

χ／Ｑ（s/m3）

約 3.7×10-4

Ｄ／Ｑ（Gy/Bq）

約 7.7×10-19

χ／Ｑ（s/m3）

約 3.0×10-6

Ｄ／Ｑ（Gy/Bq）

約 6.3×10-20

第3表
項

目

線量換算係数，呼吸率等

評価条件

選定理由

成人実効線量換算係数を使用（主な核種を以下に示す）

線量換算係
数

Ｉ－131 ：2.0×10-8
Ｉ－132 ：3.1×10-10
Ｉ－133 ：4.0×10-9
Ｉ－134 ：1.5×10-10
Ｉ－135 ：9.2×10-10
Ｃｓ－134 ：2.0×10-8
Ｃｓ－136 ：2.8×10-9
Ｃｓ－137 ：3.9×10-8

Sv/Bq
Sv/Bq
Sv/Bq
Sv/Bq
Sv/Bq
Sv/Bq
Sv/Bq
Sv/Bq

ICRP Publication 71 に基づき設定

NT2 補

補足-270-4 R0

上記以外 の核種 は ICRP Pub.71
等に基づく

呼吸率

1.2 m3/h

成人活動時の呼吸率を設定
ICRP Publication 71 に基づき設定

マスクの除
染係数

ＤＦ50

性能上期待できる値から設定

地表面への
沈着速度

粒子状物質：0.5 cm/s
無機よう素：0.5 cm/s
有機よう素：1.7×10-3 cm/s

東海第二発電所の実気象から求めた沈着速度から保守的に設定（補足 6～補足 8 参照）

補足 13-6

第4表
目

評価条件

選定理由

原子炉建屋内線源強度分布

原子炉建 屋内に 放出さ れた放射性物質が均一に分布

審査ガイドに示された とおり設定

原子炉建屋のモデル

原子炉建屋の幾何形状をモデル化

建屋外壁を遮蔽体とし て考慮

直接ガンマ線・スカ
イシャインガンマ線
評価コード

直接ガンマ線評価：
ＱＡＤ－ＣＧＧＰ２Ｒ
スカイシャインガンマ線評価：
ＡＮＩＳＮ
Ｇ３３－ＧＰ２Ｒ

現行許認可（添十）に同じ

許容差評価で考 慮する コンク リート遮蔽
は，公称 値から マイナ ス側許容差（－5 mm）を引いた値を適用

コンクリート密度2.00 g/cm3

NT2 補補足-270-4 R0項

原子炉建屋からの直接ガンマ線及びスカイシャインガンマ線

第5表
項

目

建築工事標準仕様書Ｊ ＡＳ
Ｓ 5Ｎ・同解説（原子力発電所施設における鉄筋 コン
クリート工事，日本建 築学会)に基づき設定
建築工事標準仕様書Ｊ ＡＳ
Ｓ 5Ｎ・同解説（原子力発電所施設における鉄筋 コン
クリート工事，日本建 築学会)を 基に算出し た値 を設
定フィルタ装置からの直接ガンマ線

評価条件

選定理由

スクラビング水補給場所作業場所壁厚

格納容器圧力逃がし装置格納槽遮蔽設計
値（10m Sv/h 以下）に基づき設定

格納容器圧力逃がし装置格納槽外壁壁厚

格納容器圧力逃がし装置格納槽遮蔽設計
値（0.625 mSv/h 以下）に基づき設定

コンクリート密度2.10 g/cm3

新設遮蔽はコンクリート密度 2.10 g/cm3以上で施工

補足 13-7

補足-270-4 R0
NT2 補

第3図

大気中に放出された放射性物質の濃度評価点

補足 13-8

NT2 補第6表

補足-270-4 R0

スクラビング水補給作業及び窒素供給作業における被ばく評価（Ｓ／Ｃからのベント操作の場合）（単位：mSv/h）
スクラビング水補給作業

窒素供給作業

被ばく経路
補給作業時

屋外移動時

供給作業時

屋外移動時

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

外部被ばく

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

内部被ばく

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

大気中へ放出され地表面に沈着した
放射性物質からのガンマ線による被ばく

約3.3×100

約3.3×100

約2.9×100

約3.3×100

格納容器圧力逃がし装置
フィルタ装置格納槽からの直接線

約1.0×101

約6.3×10-1

約6.3×10-1

約6.3×10-1

作業線量率

約1.3×101

約3.9×100

約3.6×100

約3.9×100

原子炉建屋内の放射性物質からのガンマ線による外部被ばく

補足 13-9

大気中へ放出された放射性物質よる被ばくNT2 補第7表

補足-270-4 R0

スクラビング水補給作業及び窒素供給作業における被ばく評価（Ｄ／Ｗからのベント操作の場合）（単位：mSv/h）
スクラビング水補給作業

窒素供給作業

被ばく経路
補給作業時

屋外移動時

供給作業時

屋外移動時

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

外部被ばく

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

内部被ばく

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

大気中へ放出され地表面に沈着した
放射性物質からのガンマ線による被ばく

約4.5×100

約4.5×100

約4.0×100

約4.5×100

格納容器圧力逃がし装置
フィルタ装置格納槽からの直接線

約1.0×101

約6.3×10-1

約6.3×10-1

約6.3×10-1

作業線量率

約1.5×10１

約5.1×10０

約4.6×10０

約5.1×10０

原子炉建屋内の放射性物質からのガンマ線による外部被ばく

補足 13-10

大気中へ放出された放射性物質よる被ばく補足 14
水源及び燃料の補給作業の作業員の被ばく評価
重大事故対策の作業のうち，作業時間が長く被ばく線量が高くなる水源の補給準備・補給作業
及び燃料の給油準備・給油作業の成立性を確認するため，作業員の被ばく評価を行った。
（1）評価条件(a) 放出量評価条件
格納容器破損防止対策の有効性評価で想定している炉心損傷を前提とした事象のうち，炉心損傷時間が早く，格納容器ベントを実施する「大破断ＬＯＣＡ＋高圧炉心冷却失敗＋低圧
炉心冷却失敗」の代替循環冷却系を使用できない場合が最も放射性物質の放出量が多くなる
ため，この事象におけるＳ／Ｃからのベント実施に伴うベント操作時の作業員の被ばく評価で想定する事象として選定する。
(b) 被ばく評価条件
被ばく経路は，第 1 図に示すとおりとし，「ベント実施に伴う作業の作業員の被ばく評価」

NT2 補

補足-270-4 R0と同様の経路を考慮し評価を行った。なお，水源及び燃料の補給作業の被ばく評価においては，格納容器圧力逃がし装置格納槽からの直接ガンマ線による外部被ばくを考慮している。
また，格納容器圧力逃がし装置格納槽からの直接ガンマ線による外部被ばくの評価では，第1 表に示すとおり格納容器圧力逃がし装置の遮蔽壁の遮蔽効果を考慮した。
(c) 評価地点
評価点は，第 2 図に示すとおりとした。
(d) 作業時間
格納容器ベント実施後，水源の枯渇まで 3 日程度の余裕があるが，水源補給準備時間は約
3 時間以内に完了する。
このため，格納容器ベント後の水源補給作業開始については，事象進展の状況や屋外の放射線量等から，作業員の被ばく低減を踏まえて総合的に判断する。
実効線量評価においては，保守的な評価とする観点から，屋外作業実施が可能と考えられる線量率となる格納容器ベント実施 3 時間後とする。
水源の補給準備・補給作業及び燃料の給油準備・給油作業のタイムチャートを第 2 表に示すとおりであり，水源の補給作業時間は，西側淡水貯水設備を水源とした可搬型代替注水中型
ポンプによる代替淡水貯槽への補給作業のうち，補給準備作業についてはポンプ設置作業を75 分，ホース敷設等作業 65 分とし，補給作業については補給準備作業を 20 分，補給監視作業を 360 分とする。
なお，補給監視作業の作業時間は，代替淡水貯槽への補給作業の作業時間（21 時間）に補
給監視を行う対応要員の交替を考慮し，最も作業時間が長くなる 360 分とする。
燃料の給油作業時間は，可搬型代替注水中型ポンプへの燃料の給油作業のうち，給油準備
作業は 90 分，給油作業は 175 分（25 分×7 回）とする。
（2）評価結果
水源の補給作業における作業員の実効線量は約 61 mSv，燃料の給油作業における作業員の実
効線量は約 26 mSv となり，作業員の実効線量は緊急作業時の線量限度である 100 mSv 以下で補足 14-1

あり，水源の補給作業及び燃料の給油作業ができることを確認した。また，実効線量の内訳をNT2 補

補足-270-4 R0

第 3 表に示す。

補足 14-2

NT2 補補足-270-4 R0

非常用ガス処理系
排気筒①クラウドシャイン③スカイシャインガンマ線
格納容器圧力逃がし装置
排気口
原子炉建屋

補足 14-3③直接ガンマ線

被ばく経路①大気中へ放出された放射性物質からのガンマ線による被ばく（クラウドシャインによる外部被ばく）②大気中へ放出された放射性物質の吸入摂取による被ばく（マスク着用（ＤＦ50）を考慮）③原子炉建屋内の放射性物質からのガンマ線による被ばく（直接ガンマ線及びスカイシャインガンマ線による外部被ばく）④大気中へ放出され地表面に沈着した放射性物質からのガンマ線による被ばく（グランドシャインによる外部被ばく）⑤格納容器逃がし装置格納槽ないの放射性物質からのガンマ線による外部被ばく（直接ガンマ線による外部被ばく）②吸入摂取④グランドシャイン

原子炉
格納容器⑤格納容器圧力逃がし装置格納槽からの直接線ガンマ線

格納容器圧力逃がし装置格納槽

第1図

ベント操作に係る作業時及び水源補給・燃料補給作業の被ばく評価経路イメージ（屋外作業及び移動時）

第1表項

格納容器圧力逃がし装置格納槽からの直接ガンマ線

目

評価条件

選定理由

スクラビング水補給場所作業場所壁厚

格納容器圧力逃がし装置格納槽遮蔽設計
値（10 mSv/h 以下）に基づき設定

格納容器圧力逃がし装置格納槽外壁壁厚

格納容器圧力逃がし装置格納槽遮蔽設計
値（0.625 mSv/h 以下）に基づき設定
2.10 g/cm3

新設遮蔽はコンクリート密度 2.10 g/cm3
以上で施工

NT2 補

補足-270-4 R0

コンクリート密度

第2図

大気中に放出された放射性物質の濃度評価点

補足 14-4

NT2 補補足-270-4 R0

第 2 表 可搬型代替注水中型ポンプによる水源の補給準備・補給作業及び燃料の給油準備・給油作業のタイムチャート
作業内容

対応要員数

1 時間

2 時間

3 時間

出動準備
ホース積込み，移動，ホース荷卸し西側淡水貯水設備蓋開放，
ポンプ設置
ホース敷設
移動

西側淡水貯水設備を水源とした可搬型代替注
水中型ポンプによる代替淡水貯槽への補給準
備作業

代替淡水貯槽蓋開放

8 名

ホース接続
補給準備

ポンプ等設置作業 75 分
（西側淡水貯水設備周辺作業）

補給開始

補足 14-5

ホース敷設等作業 65 分
（代替淡水貯槽周辺作業）
補給準備作業20 分（西側淡水貯水設備周辺作業）

燃料の給油準備作業

2 名

作業内容

対応要員数
2 名

西側淡水貯水設備を水源とした可搬型代
替注水中型ポンプによる代替淡水貯槽への補給監視作業

2 名
2 名
2 名
計8 名

燃料の給油作業

2 名

燃料の給油準備作業 90 分（西側淡水貯水設備周辺）

10 時間

20 時間

120 分

120 分
120 分

25 時間
120 分

120 分
120 分

120 分
60 分

120 分
120 分

120 分

補給監視作業 1260 分（最大1名：360 分）

燃料の給油作業 【水の補給監視作業時間のうち 175 分（25 分／回×7 回）】

NT2 補補足-270-4 R0

第 3 表 主な評価条件及び被ばく線量の確認結果
西側淡水貯水設備を水源とした可搬型代替注水中型ポンプによる代替淡水貯槽への補給準備・補給作業
屋外作業

補給準備作業

燃料の給油準備・給油作業

補給作業
給油準備作業

線量評価点

ポンプ設置等作業

ホース敷設等作業

西側淡水貯水設備
付近

代替淡水貯槽付近

作業時間帯

補給準備作業西側淡水貯水設備
付近

西側淡水貯水設備
付近

格納容器ベント実施 3 時間後以降

原子炉建屋内の放射性物質からのガンマ線による外部被ばく

給油作業

補給監視作業

格納容器ベント実施 3 時間後以降

約 5.5×10-1

約1.9×100

約 5.5×10-1

約 5.5×10-1

約 5.5×10-1

約 5.5×10-1

外部被ばく

約 9.0×10-２

約1.1×10-1

約 9.0×10-2

約 9.0×10-2

約 9.0×10-2

約 9.0×10-2

内部被ばく※１

約 1.5×10-2

約2.7×10-2

約 1.5×10-2

約 1.5×10-2

約 1.5×10-2

約 1.5×10-2

大気中へ放出され地表面に沈着した
放射性物質からのガンマ線による被ばく

約 5.3×100

約 1.2×101

約 5.3×100

約 5.3×100

約 5.3×100

約 5.3×100

格納容器圧力逃がし装置格納槽内の放射性物質からのガンマ線による外部被ばく※２―

約 6.3×10-1

―

―

―

―

線量率
（格納容器ベント実施 3 時間後）

約 6.0×100 mSv/h

約 1.5×101 mSv/h

約 6.0×100 mSv/h

約 6.0×100 mSv/h

約 6.0×10０ mSv/h

約 6.0×100 mSv/h

作業時間（移動時間含む）

75 分（約 1.3 時間）

65 分（約 1.1 時間）

20 分（約 0.4 時間）

360 分（6.0 時間）※３

90 分（1.5 時間）

175 分（25 分×7 回）（約 2.9 時間）

作業員の実効線量（各作業時）

約 7.5×100

約 1.6×101

2.0×100

約 3.6×101

約 9.0×100

約 1.7×101

大気中へ放出された放射性物質による被ばく

補足 14-6

作業員の実効線量（合計）約 6.1×101 mSv※1 マスクを考慮（ＤＦ50）し評価する。
※2 西側淡水貯水設備付近の作業は格納槽から距離が離れているため考慮しない。
※3 代替淡水貯槽への補給時間は約 21 時間であるが，対応要員は 2 時間ごとに交代する（評価時間は対応要員のうち最も作業時間が長くなる 360 分とする。

約 2.6×101 mSv

補足 15
原子炉建屋からの直接ガンマ線及びスカイシャインガンマ線，
グランドシャイン評価モデルについて
原子炉建屋からの直接ガンマ線及びスカイシャインガンマ線評価は，原子炉建屋外壁（二次遮蔽）及び中央制御室遮蔽の遮蔽効果を考慮し評価している。また，グランドシャイン評価は，大気中へ放出され地表面に沈着した放射性物質を線源とし，線源は地表面に均一分布しているもの

NT2 補

補足-270-4 R0とする。各評価モデルを第 1 図～第 3 図に示す。

補足 15-1

補足-270-4 R0
NT2 補

第 1 図 直接ガンマ線評価モデル(1／2)

補足 15-2

補足-270-4 R0
NT2 補

第 1 図 直接ガンマ線評価モデル(2／2)

補足 15-3

補足-270-4 R0
NT2 補

第 2 図 スカイシャインガンマ線評価モデル

補足 15-4

補足-270-4 R0
NT2 補

第 3 図 グランドシャイン評価モデル

補足 15-5