付録３

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

本資料のうち，は商業機密又は核物質防護上の観点から公開できません。

176

下線部：今回提出範囲
目次

１．はじめに・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・1-1
２．有効性評価における物理現象の抽出・・・・・・・・・・・・・・・2-1
２．１ 炉心損傷防止・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・2-7
２．２ 格納容器破損防止・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・2-49
２．３ 運転停止中原子炉における燃料損傷防止・・・・・・・・・・2-70
３．抽出された物理現象の確認・・・・・・・・・・・・・・・・・・・3-1
３．１ BWR プラントシステムの階層構造分析と抽出された物理現象の対応確認・3-1
３．２ EURSAFE における物理現象と抽出された物理現象の対応確認・・・・ 3-2
４．適用候補とするコードについて・・・・・・・・・・・・・・・・・4-1
４．１ 適用候補コードの概要・・・・・・・・・・・・・・・・・・4-1
５．有効性評価に適用するコードの選定・・・・・・・・・・・・・・・5-1
５．１ 炉心損傷防止・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・5-1
５．２ 格納容器破損防止・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・5-5
５．３ 運転停止中原子炉における燃料損傷防止・・・・・・・・・・5-6
６．選定されたコードの有効性評価への適用性について・・・・・・・・6-1
添付資料１ 許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較について
第１部 SAFER
第２部 CHASTE
第３部 REDY
第４部 SCAT
第５部 MAAP
本文
添付１ 高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱の防止について
添付２ 溶融炉心と冷却材の相互作用について
添付３ 溶融炉心とコンクリートの相互作用について
第６部 APEX

177

Rev.14（第３部 ＲＥＤＹ）

178

目 次
− ＲＥＤＹ −1. はじめに

3-1

1.1 解析コード

3-2

1.2 妥当性確認の方針

3-2

2. 重要現象の特定

3-4

2.1 事故シーケンスと評価指標

3-4

2.2 ランクの定義

3-6

2.3 物理現象に対するランク付け

3-7

3. 解析モデルについて

3-17

3.1 コード概要

3-17

3.2 重要現象に対する解析モデル

3-18

3.3 解析モデル

3-19

3.4 入出力

3-38

4. 妥当性確認

3-41

4.1 重要現象に対する妥当性確認方法

3-41

4.2 炉心（核）における重要現象の妥当性確認

3-50

4.3 炉心（熱流動）における重要現象の妥当性確認

3-53

4.4 原子炉圧力容器（逃がし安全弁含む）における重要現象の妥当性確認

3-61

4.5 格納容器における重要現象の妥当性確認

3-75

4.6 実機解析への適用性

3-77

5. 有効性評価への適用性

3-79

5.1 不確かさの取り扱いについて（評価指標の観点）

3-79

5.2 不確かさの取り扱いについて（運転操作の観点）

3-86

6. 参考文献3-87

添付１ 解析コードにおける解析条件

3-1-1

添付２ 軸方向出力分布の変化について

3-2-1

添付３ 軸方向出力分布変化を考慮したボイドマップの影響について

3-3-1

添付４ 短時間領域を細分割しての重要現象のランクの検討

3-4-1

添付５ 原子炉停止機能喪失事象での反応度係数（ＲＥＤＹコード用）の保守因子について

3-5-1

添付６ ボロン反応度添加率について

3-6-1

添付７ 最適評価コードによる解析結果との全体的挙動比較

3-7-1

179

1. はじめに本資料は，炉心損傷防止に関する重大事故等対策の有効性評価（以下，「有効性評価」と称す。
）に適用するコードのうち，ＲＥＤＹコードについて，・有効性評価において重要となる現象の特定・解析モデル及び入出力に関する説明
・妥当性確認・有効性評価への適用性に関してまとめたものである。

3-1

180

1.1 解析コード
本資料で使用する解析コードは，ＡＢＷＲ用の REDY Ver.2 と従来型ＢＷＲ用の
REDY Ver.1(ATWS 用) の 2 つであり，これらを以下「ＲＥＤＹコード」と称す。
ただし，従来型ＢＷＲに対する実機試験の再現解析では REDY Ver.1 を使用している。一部の評価でＲＥＤＹコードの計算結果をインプットとする

SCAT Ver.3 （以下，ＳＣＡＴコードと称す）を併用するが，ＳＣＡＴコードの説明は別資料（第４部
ＳＣＡＴ）にて行う。
なお，本資料で引用している最適評価コードは， TRACG Ver.5 であり，これを以下「ＴＲＡＣコード」と称する。
1.2 妥当性確認の方針
重大事故等対策の有効性評価にＲＥＤＹコードを適用することの妥当性確認の方
針を下記に述べる。
(1) ＲＥＤＹコードの妥当性確認は，原子力学会標準「統計的安全評価の実施基準：
2008」を参考にした図 1-1 ＲＥＤＹコードにおける検討手順に従う。
(2)

ＲＥＤＹコードは,プラント安定性や運転時の異常な過渡変化を評価する目的で開発されたコードであり，起動試験などの予測解析や再現解析に使用されて来た経緯を持つ。このため実機試験結果で妥当性確認が示せる範囲については，これを積極的に活用し，モデルの妥当性を示す。

(3) 本資料は，原子炉停止機能喪失事象に対して抽出された物理現象に対してＲＥ
ＤＹコードを用いることの妥当性を示すことが目的である。なお，補足として最適評価コード（ここではＴＲＡＣコードが該当）による参考解析結果を必要に応じて参照する。

3-2

181

解析事象の選定(2.1(1))
本資料

本文(別資料)

原子炉施設の選定(2.1(2))
重要度ランクテーブルの作成

重要度ランクテーブ
ルの作成

注目パラメータの確認(2.1(4))

時間領域の分割(2.3)

物理領域の設定

物理現象の同定

重要度のランク付け（2.3）

解析コードの選定（ＲＥＤＹコード）

妥当性確認

評価マトリックスの作成（4.1）

実機試験での

個別効果試験等（4.2〜4.5）

妥当性確認（不確かさの定量化）（4.2〜4.4）

有効性評価への適用性【参考】最適評価コードによＲＥＤＹコードでの感度解析（5.1）

る解析結果との全体的挙動
比較

(添付７)

(注)次章以降では，最適評価コードをＴＲＡＣコードと呼ぶ。

図 1-1 ＲＥＤＹコードにおける検討手順

3-3

182

2. 重要現象の特定
2.1 事故シーケンスと評価指標(1) 解析事象の選定
ＲＥＤＹコードが適用される炉心損傷防止対策における事故シーケンスグループ
である原子炉停止機能喪失は，運転時の異常な過渡変化の発生時において原子炉のス
クラム失敗を想定する事象であり，事故シーケンスとして主蒸気隔離弁の誤閉止＋原子炉停止機能喪失が選定されている。
(2) 原子炉施設の選定
本事故シーケンスが生じる可能性はＢＷＲ型式により相違はないが，ＡＢＷＲと従来型ＢＷＲとの主な違いである再循環系の違い（インターナルポンプか外部設置の再循環ポンプか）は，本事故シーケンスでは早期にポンプがトリップすることからシナ
リオ上大きな違いはない。このことから，ここでは原子炉施設としてＡＢＷＲを選定した。ただし，有意に異なる場合は従来型ＢＷＲに関しての説明を併記している。
(3) 事故シーケンス
運転時の異常な過渡変化では，主蒸気隔離弁の誤閉止により，原子炉スクラム信号が発生し，全制御棒が急速挿入され原子炉は停止する。主蒸気隔離弁の誤閉止は原子炉からタービンへ流れる主蒸気流量を遮断することになるため，原子炉圧力は上昇す
るものの，原子炉がスクラムされていることと，圧力が定められた値を超えた場合は逃がし安全弁が作動するため，圧力上昇は抑制される。なお，主蒸気隔離弁の誤閉止により，タービン駆動給水ポンプは停止し，さらに原子炉水位低下を厳しめに評価する目的で，モータ駆動給水ポンプも不作動を仮定しているが，運転時の異常な過渡変化の判断基準に照らして，この仮定が影響を与えるものではない。
一方，原子炉スクラム失敗を仮定した主蒸気隔離弁の誤閉止では，原子炉圧力が上昇し，炉心内ボイドが減少することに起因した正のボイド反応度が印加され，原子炉出力が増加する。原子炉圧力が上昇して，原子炉圧力高信号で再循環ポンプ（インターナルポンプ 4 台）がトリップし，炉心流量を低下させる。このとき，同時にインターロックで作動する代替制御棒挿入は失敗を仮定する。再循環ポンプトリップにより，原子炉出力は低めに抑制される。原子炉圧力が逃がし安全弁の設定値に到達すると断続的に弁から蒸気が放出され，原子炉圧力の上昇は抑制される。逃がし安全弁が断続して開動作するため，原子炉から発生した蒸気は格納容器内のプール水へ放出され，プール水温及び格納容器圧力が上昇する。なお，主蒸気隔離弁の誤閉止により，ター
ビン駆動給水ポンプが停止するが，モータ駆動給水ポンプの自動起動は考慮する（従来型ＢＷＲでも原子炉出力が厳しくなるように起動を仮定する）。主蒸気隔離弁の閉止により，給水加熱器への加熱蒸気がなくなるため，給水温度は低下し，炉心入口サ

3-4

183

ブクーリングが大きくなることから原子炉出力は次第に上昇する。これにより燃料は沸騰遷移状態となり燃料被覆管温度が上昇する。
一方，制御棒が挿入されないことから，原子炉を未臨界にするために手動操作により，ほう酸水注入系が起動され，負のボロン反応度が徐々に印加されると，原子炉出力は次第に低下する。
格納容器のプール水温上昇率は原子炉出力の低下とともに緩やかとなり，残留熱除去系起動によるサプレッション・プール冷却効果と相まって，事象は収束に向かうことになる。
(4) 注目パラメータの確認
原子炉停止機能喪失事象に対して適用される判断基準は，以下のとおりである。
a. 燃料被覆管の温度（1200℃以下）
b. 燃料被覆管の酸化量（15％以下）
c. 原子炉冷却材圧力バウンダリにかかる圧力（最高使用圧力の 1.2 倍未満）
d. 格納容器圧力バウンダリにかかる圧力（限界圧力未満）
e. 格納容器圧力バウンダリにかかる温度（限界温度未満）
原子炉スクラム失敗を仮定した主蒸気隔離弁の誤閉止では，原子炉設置変更許可申請解析に記載した解析結果から，判断基準に対し十分な余裕があり評価指標として燃料被覆管の温度で代表できると考えられる b.を除く，a. c. d. e.を評価指標として取り上げる。したがって，本事象では燃料被覆管の温度（以下，「燃料被覆管温度」と称す），原子炉冷却材圧力バウンダリにかかる圧力（以下，「原子炉圧力」と称す），
格納容器圧力バウンダリにかかる圧力及び温度（以下，「格納容器圧力」及び「格納容器のプール水温度」と称す）が注目パラメータとなる。このうち，燃料被覆管温度は，ＲＥＤＹコードでの計算結果を使用して，ＳＣＡＴコードで評価される。

3-5

184

2.2 ランクの定義
本資料の本文「2．有効性評価における物理現象の抽出」で抽出された物理現象のうちＲＥＤＹコードで評価する事象において考慮すべき物理現象を対象に，表 2-1 の定義に従って「Ｈ」
，
「Ｍ」
，
「Ｌ」
，及び「Ｉ」のランクに分類し，「Ｈ」及び「Ｍ」に分類された物理現象を重要現象として抽出する。

表 2-1 ランクの定義
ランクＨ

ランクの定義本資料での取り扱い

評価指標及び運転操作に 物理現象に対する不確かさを実験との対する影響が大きいと考 比較等により求め，実機評価における評えられる現象価指標及び運転操作への影響を評価す
る

Ｍ

評価指標及び運転操作に 事象推移を模擬する上で一定の役割を対する影響が中程度と考 担うが，影響が「Ｈ」に比べて顕著でない物理現象であるため，必ずしも不確かえられる現象さによる実機評価における評価指標及び運転操作への影響を評価する必要はないが，本資料では，実機評価への影響を感度解析等により評価するか，「Ｈ」と同様に評価することとする
Ｌ

評価指標及び運転操作に 事象推移を模擬するためにモデル化は対する影響が小さいと考 必要であるが，評価指標及び運転操作へえられる現象の影響が明らかに小さい物理現象であるため，検証／妥当性評価は記載しない

Ｉ

評価指標及び運転操作に 評価指標及び運転操作へ影響を与えな対し影響を与えないか， いか，又は重要でない物理現象であるた
又は重要でない現象

め，検証／妥当性評価は記載しない

3-6

185

2.3 物理現象に対するランク付け
本資料の本文「2．有効性評価における物理現象の抽出」で抽出された物理現象のうち，2.1 節で述べた事象進展を踏まえ，2.2 節記載のランクの定義に従い，評価指標及び運転操作への影響に応じて「Ｈ」及び「Ｍ」に分類することで物理現象の中か
ら重要現象を特定する。この結果を表 2-2 に示す。
本事故シーケンスでは，事故発生初期の約 5 分以内に原子炉圧力，燃料被覆管温度の順で注目パラメータがピークを迎える。それ以降は，手動起動したほう酸水注入系
による負のボロン反応度効果によって次第に原子炉出力が抑制され，また残留熱除去
系による除熱が行われることから，数十分後に格納容器圧力及び格納容器のプール水
温度はピークを迎え，最終的には事象は収束する。以上より，炉心内挙動を評価する
短時間領域と，格納容器側挙動を評価する長時間領域の二つに時間領域を分割して考えるものとした。
原子炉圧力と燃料被覆管温度を支配する物理現象の同定とその重要度評価は，上述
したように一つの短時間領域でまとめている。この理由は燃料被覆管温度が異なる時間で二度のピークを生じ，かつ一度目の燃料被覆管温度のピークは原子炉圧力のピー
ク時間と前後するためである。本資料では，このランク付けの妥当性を裏付けるため，
短時間領域を時間経過に伴って変化するプラント挙動を考慮した３つのサブ時間領域に細分割し，このサブ時間領域ごとでの重要現象のランク付けを行っている（添付４参照）。なお，このサブ時間領域は短時間領域における反応度係数の不確かさ評価にも適用している(添付５)。
上記において，ＳＣＡＴコードで評価する燃料被覆管温度に係わる物理現象のランクは，ＳＣＡＴコードへのインプット値となる炉心入口流量，出力，炉心圧力，炉心入口エンタルピに影響を与えるものについて注目して選定している。

3-7

186

以下に，物理現象ごとに考え方を示す。
(1) 核分裂出力［炉心（核）］原子炉スクラム失敗を仮定した事象では，ボロンによって原子炉が未臨界になるまで臨界状態が継続する。すなわち，事象発生後も継続した核分裂出力が原子炉出力や発生蒸気量に影響を及ぼすため，核分裂出力はどの評価指標に対しても重要度が高いと考えられる。
(2) 出力分布変化［炉心（核）］再循環ポンプがトリップした後の給水加熱喪失状態では，軸方向出力分布が下方ピークになることが知られており，注目パラメータに影響を与える可能性がある。
ただし，この場合でも炉心平均ボイド率は増加することになるため，原子炉出力は低めに推移すると考えられ，燃料被覆管温度（主に，ＳＣＡＴコードのインプットとしての炉心流量，原子炉出力），格納容器圧力及び格納容器のプール水温度の評
価指標に与える影響は，結果を厳しくするものではなく重要度は低いと考えられる。
(3) 反応度フィードバック効果［炉心（核）］（ボイド反応度（減速材密度反応度）とドップラ反応度）
本事故シーケンスでは，反応度の変化が長時間にわたって原子炉出力や発生蒸気量に影響を及ぼす。短時間領域では，原子炉スクラム失敗を仮定した事象でも原子炉圧力の評価指標に対して（ここで選択した原子炉施設では）余裕があり，反応度
フィードバック効果の重要度は低いが，燃料被覆管温度（主に，ＳＣＡＴコードのインプットとしての原子炉出力）の評価指標に対しての重要度は高いと考えられる。
一方，長時間領域では，低出力状態が継続するものの，格納容器圧力及び格納容器のプール水温度へ与える影響は後述するボロン反応度が支配的な変化要因となり，重要度は中程度だと考えられる。
（ボロン反応度）
事象収束に必要なほう酸水注入系の起動は，事故発生後約 10 分以降であり，これ以降はボロン反応度の印加が出力の抑制に重要な役割を果たす。したがって，長時間領域の格納容器圧力及び格納容器のプール水温度の評価指標に与える重要度が高いと考えられる。
（その他）
上述以外に，反応度フィードバック効果として知られている減速材温度反応度は，起動時のボイド反応度やドップラ反応度の影響がほとんどない状態では考慮する必要があるが，本事故シーケンスの様な高い出力が継続する事象では評価指標に与える重要度は低い。なお，遅発中性子生成割合，中性子寿命といったパラメータは

3-8

187

上記の反応度評価に含まれる。
(4) 制御棒反応度効果［炉心（核）］本事故シーケンスでは，原子炉スクラムに失敗する評価を実施することが目的であるため，制御棒反応度や制御棒速度の様な制御棒反応度効果は考慮不要である。
(5) 崩壊熱［炉心（核）］崩壊熱はプラント停止後の事象進展では主要な熱発生源となるが，本事故シーケ
ンスでは高い出力で臨界状態が維持される。このため，崩壊熱が全出力に占める割合が小さい短時間領域では，評価指標である原子炉圧力や燃料被覆管温度に与える影響はほとんどない。一方，核分裂出力が急速に低下した後の長時間領域では，変化の遅い崩壊熱が原子炉全出力に占める割合が大きく，格納容器圧力及び格納容器のプール水温度の評価指標に与える重要度が中程度になると考えられる。
(6) 三次元効果［炉心（核）］本事故シーケンスでは制御棒反応度や制御棒速度のような制御棒反応度効果を考慮しないため，事象進展において高出力で低炉心流量状態となった場合，沸騰二相流における密度波不安定現象（熱水力的要因）とボイド反応度フィードバック効
果（核的要因）が結合して中性子束振動（三次元効果）が生じ，評価指標である燃料被覆管温度に影響を与える（ＳＣＡＴコードで評価）可能性がある。
この中性子束振動現象が生じる際には，給水加熱喪失により原子炉出力が上昇す
るが，このときの軸方向出力分布は下方ピークになると，冷却材はより上流側から沸騰を開始し，炉心平均のボイド率の減少幅を小さめに抑制する。これにより，原
子炉出力の上昇は低めに抑制されることになる。しかしながら，原子炉出力の上昇と核熱水力不安定事象による中性子束振動が重畳した場合，評価指標である燃料被覆管温度へ与える影響が大きくなる可能性も考えられる。このため，三次元効果は
燃料被覆管温度変化に対して重要度は中程度になると考えられる。
時間平均では炉心全体の挙動としての中性子束振動が，原子炉圧力や格納容器圧
力及び格納容器のプール水温度の評価指標に与える影響は，逃がし安全弁開閉による圧力制御と相まって重要度は低いと考えられる。
なお，ＲＥＤＹコードでは，中性子束振動現象を模擬することが困難であるため，中性子束振動が局所的な燃料被覆管温度に与える影響に関しては，米国において中性子束振動の評価実績がある異なる解析コード（ＴＲＡＣコード）による参考解析
結果を参照する（添付７参照）
。

3-9

188

(7) 燃料棒内温度変化［炉心（燃料）］燃料棒内で発生した熱は，燃料棒表面から熱伝達により冷却材に伝わり蒸気となる。燃料棒内の熱移動は，燃料ペレットや被覆管内での熱伝導度，燃料ギャップでの熱伝達率に影響されるが，燃料棒内の出力分布や物性値はこの事象を通じて大きく変わることがなく，どの評価指標に与える重要度も低いと考えられる。
(8) 燃料棒表面熱伝達 ［炉心（燃料）］
燃料で発生した熱は，燃料棒表面から単相壁面熱伝達や二相壁面熱伝達により冷却材に伝わり蒸気となる。この速さは，燃料棒表面の熱伝達率にも影響されるが，原子炉スクラム失敗を仮定した事象では平均炉心で見れば沸騰状態が継続しており，熱伝達の速さが評価指標へ与える重要度は低いと考えられる。
(9) 沸騰遷移［炉心（燃料）］沸騰遷移が生じるのは原子炉出力が高く炉心流量が低い短時間領域である。沸騰
遷移が生じるとドライアウトやリウェット現象が起こるが，これらの現象は高出力
燃料バンドルが対象となる局所的な現象であり，プラント全体の挙動としては，どの評価指標に対しても主要な現象とはならない。ただし，高出力燃料バンドルにおける沸騰遷移現象は，ＳＣＡＴコードで評価している。
(10) 燃料被覆管酸化［炉心（燃料）］(11) 燃料被覆管変形［炉心（燃料）］
主蒸気隔離弁の誤閉止による圧力上昇により原子炉出力が一時的に上昇するが，早期の再循環ポンプトリップによる出力抑制効果により，プラント全体の平均応答としてはどの評価指標に対しても影響を与えない。ただし，ＳＣＡＴコードで評価する燃料被覆管温度に関しては，それぞれ重要度を検討する必要がある。
(12) 沸騰・ボイド率変化［炉心（熱流動）］
燃料から冷却材に伝えられる熱により，炉心平均ボイド率が増加するが，一方，炉心入口サブクーリングの増加やＥＣＣＳの炉心上部への注水等による凝縮が生じると，炉心平均ボイド率は減少する。炉心平均ボイド率は核熱水力計算に使用されるため，どの評価指標に与える重要度も高いと考えられる。なお，本事故シーケ
ンスでは，ＬＯＣＡとは異なり，炉心は冠水が継続されており，炉心部の二相水位を考慮する必要はない。

3-10

189

(13) 気液分離（水位変化）
・対向流［炉心（熱流動）］(14) 気液熱非平衡［炉心（熱流動）］
これらの物理現象は，ＬＯＣＡにおける炉心内水位低下事象を想定したものであり，原子炉スクラム失敗を仮定する事象では炉内保有水は十分に保たれ，炉心は冠水が維持されることから，どの評価指標に対しても主要な物理現象とはならない。
(15) 圧力損失［炉心（熱流動）］
炉心圧力損失が大きい場合，再循環ポンプトリップ時の炉心流量の低下速度が大きくなり，出力抑制効果に影響する。また，再循環ポンプトリップ後では，炉心圧力損失は自然循環流量に影響する。よって，本件に関しては(17)に含まれるものとする。
(16) 三次元効果［炉心（熱流動）］本事故シーケンスでは，制御棒挿入失敗を仮定していることから，高い出力が長期にわたって継続する。本物理現象は，炉心流量の変化，炉心入口サブクーリングの変化，ＥＣＣＳによる上部プレナムへの注水等によって，炉内での径方向の燃料
集合体間流量配分が時間を追って変化する現象も指している。しかしながら，プラ
ント全体としての原子炉出力は炉心平均ボイド率の変化でほぼ決まることが，これまでの多くのＲＥＤＹコードによる実機試験結果の再現解析から確認されており，さらに，本事故シーケンスでは径方向出力分布の変化は小さく，流量配分による冷却材流量変化への影響は小さいと考えられるため，どの評価指標に与える重要度も低いと考えられる。
また，本事故シーケンスでは，出力が高く炉心流量が低い運転領域を経過する期間があり，この期間に中性子束振動現象（(6)参照）及び炉心流量の振動現象（高出力チャンネルでの流量振動現象を含む）が生じる可能性がある。この期間では炉心流量を支配するのは強制循環力又は自然循環力であり，中性子束振動が炉心流量の振動現象へ及ぼす影響は小さいと考えられるが，核と熱水力現象は相互に関連する事象であることを鑑み，評価指標である燃料被覆管温度に与える重要度を三次元
効果［炉心（核）］と同じ中程度とし，三次元効果［炉心（核）］に含めて検討する。
(17) 冷却材流量変化［原子炉圧力容器（逃がし安全弁含む）］
再循環ポンプトリップにより炉心流量を低下させることで原子炉出力を抑制す
るが，冷却材流量変化の速さ（コーストダウン特性）は原子炉出力の抑制の速さに影響する。原子炉圧力は評価指標に対して余裕があるため重要度は低いと考えられるが，短時間領域での評価指標である燃料被覆管温度（主に，ＳＣＡＴコードのイ
ンプットとしての炉心入口流量変化）に与える重要度は高いと考えられる。

3-11

190

本事故シーケンスでは，再循環ポンプトリップ後に自然循環状態で高出力状態が継続する。このため，自然循環流量が原子炉出力変化に与える影響は無視できない。
自然循環状態時に燃料被覆管温度が厳しくなる従来型ＢＷＲプラントの場合（主に，ＳＣＡＴコードのインプットとしての炉心入口流量，原子炉出力），及び長時間領域で格納容器圧力及び格納容器のプール水温度の評価指標に与える重要度は高いと考えられる。
(18) 冷却材放出（臨界流・差圧流）［原子炉圧力容器（逃がし安全弁含む）］
原子炉圧力が逃がし安全弁の設定値に到達すると逃がし安全弁から蒸気が放出され，圧力上昇を緩和する。短時間領域では，逃がし安全弁から放出される蒸気流量は，原子炉圧力最大値を左右するものであり，原子炉圧力の評価指標に与える重要度は中程度と考えられるが，燃料被覆管温度の評価指標に与える重要度は低いと考えられる。
一方，長時間領域では，逃がし安全弁から放出される蒸気流量が多いと格納容器
圧力及び格納容器のプール水温度へ与える重要度が高いと考えられるが，これに伴い原子炉圧力が低下し，早く逃がし安全弁が閉鎖することになることから，総合すると重要度は低いと考えられる。
(19) 沸騰・凝縮・ボイド率変化［原子炉圧力容器（逃がし安全弁含む）］
ここで取り扱うべき沸騰・凝縮・ボイド率変化の物理現象は，シュラウド外の状態である。短時間領域の注目パラメータである原子炉圧力，燃料被覆管温度は炉心内の出力変動に伴うものであり，また長時間領域の注目パラメータである格納容器
圧力及び格納容器のプール水温度は，原子炉から放出される蒸気量に起因したものである。このため本事故シーケンスでは炉心以外の沸騰・凝縮・ボイド率変化は炉心内の状態変化に直接的な影響はないことから評価指標に与える重要度は低いと考えられる。
(20) 気液分離（水位変化）
・対向流［原子炉圧力容器（逃がし安全弁含む）］(21) 気液熱非平衡［原子炉圧力容器（逃がし安全弁含む）］
炉心流量変化に影響する要因は，炉心外領域と炉心内領域におけるマスバランス（圧力バランス）であるため，炉心外領域での気液分離（水位変化）・対向流，気液熱非平衡が，原子炉出力に与える影響は小さく，どの評価指標に対しても主要な物理現象とはならない。

3-12

191

(22) 圧力損失［原子炉圧力容器（逃がし安全弁含む）］
シュラウド外の圧力損失は，(15)の炉心圧力損失と同様に，再循環ポンプトリッ
プ時の流量変化速度，トリップ後の自然循環流量に影響する。よって，本件に関しては，(17)で考慮する。
(23) 構造材との熱伝達［原子炉圧力容器（逃がし安全弁含む）］
原子炉スクラム失敗を仮定しているため，原子炉出力はほう酸水注入によって抑制されるまで高い値を維持する。このため，原子炉ドーム部を含むシュラウド外領域の構造材と冷却材間との熱伝達は，どの評価指標に対しても主要な物理現象とはならない。
(24) ＥＣＣＳ注水（給水系・代替注水設備含む）［原子炉圧力容器（逃がし安全弁含む）］
本事故シーケンスでは，給水ポンプの停止や予備給水ポンプ等も考慮しており，
これらは炉心入口サブクーリングの変化に起因した炉内ボイドの変化，原子炉水位の変化に起因した炉心流量の変化となって原子炉出力に影響を及ぼす。また，原子炉水位低下等によりＥＣＣＳの起動を想定しているため，ＥＣＣＳの注水量は原子
炉水位の上昇及び炉心流量の変化に影響する。また，主蒸気隔離弁が誤閉止して給水加熱器への加熱蒸気が遮断されると，給水温度が低下して原子炉出力上昇につながる。
短時間領域での原子炉圧力の評価指標への影響はないと考えられるが，燃料被覆
管温度（主に，ＳＣＡＴコードのインプットとしての炉心入口エンタルピ）及び，
長時間領域での格納容器圧力及び格納容器のプール水温度の評価指標に与える重要度は高いと考えられる。
(25) ほう酸水の拡散［原子炉圧力容器（逃がし安全弁含む）］
過去のほう酸水の拡散に係わる試験により得られている知見から，上部プレナム
部から注入されるほう酸水は，炉心流量が小さい場合は一度炉心周辺部を下降した
後に炉心に戻るルートを通って拡散する。炉心流量が増加してくると，上記に加え，
上部プレナム部から注入されたほう酸水が炉心に直接入ることなく，一度シュラウ
ド外を循環し混合されてから，下方から炉心に入るほう酸水の割合が増えてくる。
炉心流量がさらに増加すると全量が炉心流量と共に一度上昇し，シュラウド外を循環し混合されてからダウンカマを下降し下方から炉心に入る。なお，ほう酸水が下部プレナムから注入される従来型ＢＷＲプラントの場合は，炉心流量に係らず，常に下方から炉心に入る。原子炉スクラム失敗を仮定した事象では，長期的な事象収束にはほう酸水注入系の起動による炉心内のほう酸水拡散，これによるボロン反応度による出力抑制は重要な現象である。したがって，長時間領域の格納容器圧力及

3-13

192

び格納容器のプール水温度の評価指標に与える重要度は高いと考えられる。
なお，ＲＥＤＹコードでは，三次元的な炉心挙動は模擬出来ないが，試験結果を反映したモデルにしていることで，物理現象に対応している。
(26) 三次元効果［原子炉圧力容器（逃がし安全弁含む）］
本物理現象は，炉心以外の領域における周方向流量配分を意味しているが，シュラウド外での周方向流量分布，下部プレナムでの周方向流量分布とも，原子炉内の構造物の配置や，給水スパージャ等の構造からして，重要な物理現象とはならない。
(27) 冷却材放出［原子炉格納容器］
本物理現象自体は，格納容器側から見た逃がし安全弁から放出される蒸気に係わる事象であり，原子炉から見た(18)と同じものである。
(28) 格納容器各領域間の流動［原子炉格納容器］
逃がし安全弁から格納容器のプール水に断続的に蒸気が放出される場合でも，格納容器内の空間部の温度は，保守的に常にプール水温度と同じになると仮定することで，格納容器各領域間の流動は，長時間領域の評価を行う上で重要現象とはならない。
(29) サプレッション・プール冷却［原子炉格納容器］
本物理現象が短時間領域で評価指標に与える影響はないが，原子炉圧力が逃がし安全弁の設定値に達すると，逃がし安全弁から格納容器のプール水へ蒸気が放出され，格納容器圧力及び格納容器のプール水温度が上昇することになる。残留熱除去系（ＲＨＲ）がこの熱を除去することでこれらの上昇は抑制されるものの，長時間領域の格納容器圧力及び格納容器のプール水温度の評価指標に与える重要度は高いと考えられる。
(30) 気液界面の熱伝達［原子炉格納容器］
逃がし安全弁から格納容器のプール水に断続的に蒸気が放出される場合でも，格納容器内の空間部の温度は保守的に常にプール水温度と同じになると仮定することで，気液界面の熱伝達は，長時間領域の評価を行う上で重要現象とはならない。
(31) 構造材との熱伝達及び内部熱伝導［原子炉格納容器］
長時間領域の評価指標である格納容器圧力及び格納容器のプール水温度を厳しめに評価するためには，これらの物理現象は考慮しない方が保守的である。

3-14

193

(32) スプレイ冷却［原子炉格納容器］
本事故シーケンスでは，評価指標である格納容器圧力及び格納容器のプール水温度を厳しめに評価するために，スプレイ冷却は考慮していない。
(33) 放射線水分解等による水素・酸素発生［原子炉格納容器］
本事故シーケンスでは，原子炉が冠水維持されていることから放射線水分解等による水素・酸素発生は重要な物理現象とはならない。
(34) 格納容器ベント［原子炉格納容器］
本事故シーケンスでは，長時間領域の評価指標である格納容器圧力及び格納容器のプール水温度を厳しめに評価するために，格納容器ベントは考慮していない。

3-15

194

表 2-2 炉心損傷防止対策の有効性評価における重要現象のランク
事故シーケンスグループ

原子炉停止機能喪失
短時間領域

分類

評価指標 原子炉
物理現象

炉心
(核)

1
2

炉心
(燃料)

炉心
(熱流動)

原子炉圧
力容器
(逃がし
安全弁含
む)

核分裂出力
出力分布変化4

反応度フィードバック効果【ボイド・ドップラ / ボロン】
制御棒反応度効果

5
6

崩壊熱
三次元効果

3

圧力

長時間領域

燃料被覆管温度REDY

SCAT＊3
＊4

Ｈ
Ｉ

Ｈ
Ｌ

(Ｈ)
Ｈ

Ｌ／Ｉ

Ｈ／Ｉ

(Ｈ)＊4

格納容 格納容器のプ
器圧力 ール水温度
Ｈ
Ｌ
Ｍ／Ｈ

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｉ
Ｌ

Ｉ
Ｍ＊5

(I)＊4
Ｍ＊5

Ｍ
Ｌ

７

燃料棒内温度変化

Ｌ

Ｌ

Ｈ

Ｌ

8

燃料棒表面熱伝達

Ｌ

Ｌ

Ｈ

Ｌ

9
10

沸騰遷移
燃料被覆管酸化

Ｉ
Ｉ

Ｉ
Ｉ

Ｈ
Ｌ

Ｉ
Ｉ

11
12

燃料被覆管変形
沸騰・ボイド率変化

Ｉ
Ｈ

Ｉ
Ｈ

Ｉ
Ｌ

Ｉ
Ｈ

13
14

気液分離（水位変化）・対向流
気液熱非平衡

Ｉ
Ｉ

Ｉ
Ｉ

Ｉ
Ｍ

Ｉ
Ｉ

15
16

圧力損失
三次元効果

*1

*1

(Ｌ)＊4
Ｍ＊5

*1

Ｌ

＊5

＊4

Ｈ

Ｍ

Ｌ

17

冷却材流量変化

Ｌ

Ｈ

(Ｈ)

18

冷却材放出(臨界流・差圧流)

Ｍ

Ｌ

(Ｌ)＊4

Ｌ

19
20

沸騰・凝縮・ボイド率変化
気液分離(水位変化)・対向流

Ｌ
Ｉ

Ｌ
Ｉ

Ｉ
Ｉ

Ｌ
Ｉ

21
22

気液熱非平衡
圧力損失

Ｉ

Ｉ

*1

*1

Ｉ
Ｉ

*1

23

構造材との熱伝達
ＥＣＣＳ注水(給水系・代替注水設備含む)

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｈ

(Ｈ)＊４

Ｈ

25

ほう酸水の拡散

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｈ

26

三次元効果

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｉ

24

Ｉ

原子炉格

27

冷却材放出

*2

*2

*2

*2

納容器

28
29

格納容器各領域間の流動
サプレッション・プール冷却

Ｉ
Ｉ

Ｉ
Ｉ

Ｉ
Ｉ

Ｉ
Ｈ

30
31

気液界面の熱伝達構造材との熱伝達及び内部熱伝導

Ｉ
Ｉ

Ｉ
Ｉ

Ｉ
Ｉ

Ｉ
Ｉ

32

スプレイ冷却

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｉ

33

放射線水分解等による水素・酸素発生

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｉ

34

格納容器ベント

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｉ

*1 No.17 で評価 *2 No.18 と同一物理現象 *3 事故シーケンスグループに対して抽出されたものであるが，ＳＣＡＴコードで評価する物理事象であり，ここでは参考記載。
*4 ＳＣＡＴコードで評価する場合に，ＲＥＤＹコードの結果を引き継ぐ。
*5 三次元効果の模擬はＲＥＤＹ／ＳＣＡＴコード体系では困難であるため，米国において中性子束振動の評価実績のあるＴＲＡＣコードを使用して参考的に解析して参照する。

3-16

195

3. 解析モデルについて
3.1 コード概要
ＲＥＤＹコードは，制御棒の異常な引き抜きを除く運転時の異常な過渡変化解析及び冷却材流量の喪失の事故解析を評価するコードである。炉心，原子炉圧力容器，圧力容器内部構造物，原子炉冷却材再循環系，主蒸気管，タービン系，格納容器等プラント全体を模擬している。炉心核特性は 6 群の遅発中性子を考慮した一点近似動特性
方程式を適用し，中性子エネルギは 1 群としている。反応度モデルには制御棒，ボイド，ドップラ，スクラム，ボロンの各反応度を考慮している。また，燃料棒の熱的動特性及び冷却材の熱水力的挙動を計算する。制御系としては，圧力制御系，給水制御
系，再循環流量制御系を模擬し，また，安全保護系も模擬している。
本コードの入力は，原子炉出力，炉心流量等の初期条件，原子炉，主蒸気管等のデータ，核データ，燃料棒データ，格納容器データ，各種制御系データ等であり，出力として，原子炉出力，原子炉圧力，炉心流量，原子炉水位，格納容器圧力，格納容器のプール水温度等の時間変化が求められる。

3-17

196

3.2 重要現象に対する解析モデル
2 章において重要現象に分類された物理現象について，その物理現象を評価するために必要となる解析モデルを表 3-1 に示す。
表 3-1 重要現象に対する解析モデル
分類

重要現象

必要な解析モデル

核分裂出力

核特性モデル

出力分布変化(*1)

核特性モデル

反応度フィードバック効果

反応度モデル(*2)

崩壊熱

崩壊熱モデル(*2)

炉心

燃料棒内温度変化(*1)

燃料棒モデル(燃料)

燃料棒表面熱伝達(*1)

炉心

沸騰・ボイド率変化

炉心
(核)

(熱流動)

炉心ボイドモデル

圧力損失(*1)

原子炉圧力容器(逃がし安全弁含む)

冷却材流量変化

再循環系モデル

冷却材放出(臨界流・差圧流)逃がし安全弁モデル

沸騰・凝縮・ボイド率変化(*1)

再循環系モデル

圧力損失(*1)
給水系モデル

ＥＣＣＳ注水(給水系・代替注水設備含む)

原子炉格納容器

ほう酸水の拡散

ほう酸水拡散モデル(*3)

冷却材放出

逃がし安全弁モデル

サプレッション・プール冷却

格納容器モデル(*3)(注 1) 重要現象の欄で，(*1)をつけた現象は，2 章でどの評価指標に対してもランクＬとされた現象，又は他の現象に含むとした現象である。ここでは，見易さを考えて参考までに再掲している。
(注 2) 必要な解析モデルの欄で，(*2)をつけたモデルは原子炉停止機能喪失事象のために拡充されたモデル，(*3)をつけたモデルは，現行の設置許可申請解析では特に必要とされなかったモデルである。

3-18

197

3.3 解析モデル（01）（02）（03）
ＲＥＤＹコードは，3.2 節で述べた重要現象を評価するための解析モデルを有しており，妥当な数値解法をもつことはこれまでの実機プラントの起動試験などでも確認され，従来の設置許可申請にも適用されている設計解析コードである。
各モデルの説明を以下に示す。なお，ここで説明している解析モデルは，表 3-1 に示した重要現象に分類された物理現象を評価するための解析モデルと，新適用モデル
を中心に記述している。

(1) プラント動特性コード解析モデル（全体）
図 3-1 に，プラント動特性コード解析モデルの全体図を示す。

3-19

198

図 3-1 プラント動特性コード解析モデル（ＡＢＷＲ）

199

(2) 核特性モデル
一点近似動特性モデルを用いて，中性子動特性挙動を評価する。
入力として「(3) 反応度モデル」から得られる各種反応度を用いる。
a. 中性子エネルギは 1 群とする。
b. 中性子束は時間と空間で変数分離可能であり，中性子束の空間分布は一定である。
c. 反応度フィードバックは，平均出力の代表燃料チャンネルに基づいて計算する。
一点近似動特性モデルは次の式で表される。

：中性子数
：反応度
：全遅発中性子割合：各遅発中性子先行核崩壊定数：各遅発中性子先行核密度：各遅発中性子割合：即発中性子生成時間
ここで

τ0

β

δk
， fi
β

， ⊿k Nβi，
βyi τ0Ciとおき，前述の式に代入すると，ＲＥＤＹコードでモデル化している次式が得られる。

τ0

dn
dt

dy i
dt

6

( ⊿k N1) nλi y ii 1

f i n λi y i (i

1,2,

6)

τ0
⊿k N

：即発中性子炉周期fi：全遅発中性子割合に対する各遅発中性子割合

yi：遅発中性子群：正味の反応度（反応度総和）

3-21

200

(3) 反応度モデル
5 つの種類の反応度（制御棒反応度，ボイド反応度，ドップラ反応度，スクラム反応度，ボロン反応度）が，「(2) 核特性モデル」で示した動特性方程式の入力となる。
制御棒反応度，スクラム反応度は外部入力として与えられる。ボイド反応度は「(6)炉心ボイドモデル」より得られる炉心平均ボイド率の関数として，ドップラ反応度は「(5) 燃料棒モデル」より得られる燃料平均温度の関数としてテーブルで与えられる。
ボロン反応度は，「(12) ほう酸水拡散モデル」より得られる。
正味の反応度 ⊿K N は次式で表される。

⊿K N⊿K R ⊿K V ⊿K D ⊿KS ⊿K B

⊿ K R ：制御棒反応度⊿ K V ：ボイド反応度⊿ K D ：ドップラ反応度⊿ K S ：スクラム反応度⊿ K B ：ボロン反応度

3-22

201

(4) 崩壊熱モデル
原子炉出力の全てが核分裂によって直接生じるわけではない。出力の約 94％は核分裂から直接生じるが，残りの約 6％は燃料内に生成された放射性分裂生成物の崩壊によるものである。原子炉の全出力はｊ群の崩壊熱を仮定すると次式で表わされる。
j

nf

1

j

K di
i 1

K di
n
i 1 Tdi S 1

nf：原子炉全出力

Kdi
Tdin：崩壊熱生成割合（i 群）：崩壊熱等価時定数（i 群）：核分裂出力，中性子個数

図 3-2 に 11 群及び 4 群モデルの時間変化を ANSI/ANS-5.1-1979 で表した曲線と比較して示す。

ANSI/ANS-5.1-1979 で表した曲線
11 群モデル
4 群モデル時間(秒)図 3-2 崩壊熱特性の比較
3-23

202

(5) 燃料棒モデル
原子炉内の平均的な燃料棒で代表させ，図 3-3 に示すようにその燃料棒表面を同心円状に分割し，それぞれのノードに熱伝導方程式を適用して，燃料温度，平均表面熱流束を計算する。入力としての生成熱（核分裂による即発分と崩壊熱による遅発分を考慮）は，「(2) 核特性モデル」より得られる中性子束と，「(4) 崩壊熱モデル」より得られる崩壊熱により算出している。
a. 燃料ペレット 4 ノード，被覆管 1 ノード，ギャップ部 1 ノードとする。
b. 温度分布の空間依存性は半径方向のみとする。
c. 燃料の熱伝導度はノードの平均温度の関数とし，ノード内では一定とする。
d. 燃料の密度及び比熱は温度によらず一定とする。
e. 各ノードの温度はそのノードについて体積平均したものとする。
f. 被覆管での熱発生は無視する。

図 3-3 燃料棒モデル

3-24

203

ここで，燃料棒中心 R h (=0)で，径方向の温度 T の変化は，以下の式で与えられ，

T
r r Rh0となる。
燃料棒と被覆管のギャップ間の熱流束 qG は，燃料ギャップ実効面積 Ag ，燃料ギャ
ップコンダクタンス hg ，ペレット表面の温度 Tf0と被覆管内面の温度 TCiの温度から，

qG = A g h g (Tf0 TCi )となる。
被覆管と冷却材の境界で，燃料棒被覆管熱伝導率 K CL ，燃料表面平均熱伝達率 h B ，
燃料棒被覆管外側表面温度 TC0 ，炉心の飽和温度 TB1 とすると，( K CLT)r Rrrh B (TC0

TB1 )

となる。
なお，ｉ番目のノードにおける熱収支は次のようになる。
f

Vi C pf

Ti
t

流入熱量

i

流出熱量

i

発生熱量

i

燃料棒内での熱輸送は，熱伝導が支配的であるため，q / Aｒはフーリエの法則で表
せる。

q
=
Ar

K

T
r

又は q

T
r

KA r

r

：径方向長さq：単位時間当たりの通過熱量

Ｋ

：熱伝導率

Ａr

：燃料棒表面積

Ｔ

：温度

Vi

：各ノードの体積f

C pf：燃料棒密度：燃料棒比熱3-25

204

(6) 炉心ボイドモデル
炉心部はサブクール領域と飽和領域に分けて質量及びエネルギバランスを解き，炉心出口クオリティ，炉心部圧力の変化を求める。
入力としては「(5) 燃料棒モデル」から得られる熱量，「(9) 再循環系モデル」等から得られる炉心流量，炉心入口エンタルピを用いる。
a. 飽和水，飽和蒸気は熱平衡状態にあるとする。
b. サブクール領域の流体の圧縮性は無視する。
c. 炉心バイパス流（チャンネルボックス外を流れる冷却水）は炉心入口でエンタ
ルピを保ったまま出口に達するものとする。

図 3-4 炉心部モデル図

上記モデルから得られる炉心出口クオリティを基に，過渡状態の炉心平均ボイド率を求める。
a. ボイドモデルは炉心を一点に近似した集中定数モデルとする。
b. 定常状態の炉心平均ボイド率αを出口クオリティ等の関数として求める。
c. 過渡変動に伴う炉心平均ボイド率は，炉心流量ｍの変化を考慮した補正後のボイド率（）として次式で求める。

α＝α-(A＋Bｍ＋Cｍ2)（A，B，C は定数）

さらに,これに二次遅れ伝達関数で模擬しボイド率（）とする。

d. 炉心圧力変化を考慮する。

3-26

205

定常状態の炉心ボイド率

過渡状態の炉心ボイド率

ボ
イ
ド

=

率

G (s)

（％）

出口クオリティ(PU)

炉心流量変化G(s) は炉心沸騰部ボイを考慮

ドスイープ時間に依存する二次遅れ伝達関数(7) 蒸気ドーム部モデル
ベッセル圧力ノードについてのセパレータ流量，キャリアンダ流量を考慮して質量及びエネルギバランスを解いてその圧力変化を求め，ドーム部圧力と主蒸気管圧力から主蒸気流量を計算する。
入力として「(11) 給水系モデル」からの給水流量，また気水分離器モデルからセパレータ流量，キャリアンダ流量を用いる。
a. 給水とバルク水の混合には時間遅れはないものとする。
b. バルク領域の液体は圧力が上昇過程にあり，キャリアンダ質量が零のときを除いて飽和状態にあるものとする。
c. 気水分離器内の液体は常に飽和状態にあるものとする。

3-27

206

(8) 主蒸気管モデル
主蒸気管部のベッセル出口から主蒸気隔離弁までと，主蒸気隔離弁から主蒸気加減弁までの 2 ノードに分割する。主蒸気管内では蒸発，凝縮のいずれも生じないと仮定
して質量及び体積バランスを解き，各ノードの圧力変化を求める。入力として「(7) 蒸気ドーム部モデル」で得られる主蒸気流量，圧力制御系モデルから得られるタービン
バイパス弁開度や主蒸気加減弁開度を用い，また，主蒸気隔離弁が閉止する場合は主蒸気隔離弁閉止特性を外部入力として与える。
a. 逃がし安全弁（逃がし弁機能）は設定圧に達すると開放し始める。
b. 主蒸気加減弁及びタービンバイパス弁は圧力制御系モデルで制御される。

主蒸気加減弁

図 3-5 主蒸気管モデル

ここで，逃がし安全弁が設置されている主蒸気管部の圧力の変化率を表わす式は，
主蒸気管中では凝縮も蒸発も起こらないと仮定したときの質量と体積バランスの式から得られ，主蒸気隔離弁流量は弁開度変化に伴う時間関数で与えられる。なお，逃がし安全弁流量は「(10) 逃がし安全弁(逃がし弁機能)モデル」から求められる。

P RL

P2

1 dP
(m13 m RV
VLI d gR

PRL

：主蒸気管圧力P2：原子炉ドーム圧力

VLI：主蒸気管体積

ρgR

：密度

m13

：原子炉出口流量mRV：逃がし安全弁（逃がし弁機能）流量mISO：主蒸気隔離弁流量m ISO )

3-28

207

(9) 再循環系モデル
ダウンカマ，下部プレナム，再循環ポンプ，炉心部，セパレータ等原子炉一巡の圧力損失係数，再循環ポンプ吐出圧力，シュラウド内外のヘッド差及び慣性に従って再循環流量を計算する。また，ポンプ慣性とトルクよりポンプの運動方程式を解き，ポンプ回転速度を計算する。再循環流量とポンプ回転速度は，ポンプ流量に依存する吐出圧特性及び負荷トルク特性を通じて相互に関連する。また，再循環ポンプの回転速
度は，再循環流量制御系モデルから得られる速度要求信号が本モデルのインプットと
なる。

3-29

208

(10) 逃がし安全弁（逃がし弁機能）モデル
逃がし安全弁は圧力容器内の圧力が設定点を超えた時に作動し，炉内圧力が高くなることを防ぐ。その位置は主蒸気隔離弁よりも原子炉側に位置する。逃がし安全弁は，開く圧力と再び閉じる圧力とは異なる。代表的な逃がし安全弁特性を図 3-6 に示す。
定格の逃がし安全弁容量（逃がし弁機能動作時）の合計 mRC は，初期圧における個々の逃がし安全弁容量から得られる。

m RC

N RViCRV (PRL,0 )（全ての開いている設定圧グループの総和）

i

弁を流れる蒸気流量は次式で表わされる。

m RU(m RC−m RU )/τRV
P RL)
P RL,0： P RL ＞ P RSi か、 P RL ＞ P RRi かつ P RL ＜ 0 のと き

0： 上記以外のとき

m RU (m RV

100

逃がし弁開度（％）

50

0

PRR

PRS

主蒸気管圧力(PRL)

図 3-6 逃がし安全弁開度特性

3-30

209

mRC
NRV

：逃がし安全弁流量

C RV (P RL,0 )：圧力 P RL,0 における個々の逃がし安全弁容量（逃がし弁機能）

mRU：補正前の逃がし安全弁流量

RV：逃がし安全弁（逃がし弁機能）個数：逃がし安全弁時定数mRV：補正後の逃がし安全弁流量

PRL：主蒸気管ノード１圧力

P RL,0：主蒸気管ノード１初期圧力

PRSi：各逃がし安全弁吹出し圧力

PRRi：各逃がし安全弁吹止まり圧力

3-31

210

(11) 給水系モデル
給水流量は図 3-7 に示すように，給水制御系と給水ポンプを模擬し，原子炉水位，
主蒸気流量及び給水流量の三要素の変化から求める。給水エンタルピは，「(8) 主蒸気管モデル」から得られる主蒸気流量の変化から遅れ要素を考慮して図 3-8 のように求める方法と，ヒートバランスによる給復水系各部の給水エンタルピと配管体積
及び給水流量から算出し，一次遅れを考慮して図 3-9 に示す方法のいずれかを選択できる。主蒸気流量の遮断時には，どちらも給水エンタルピの低下を一次遅れと輸送遅れで模擬している点では同等であるが，図 3-8 のモデルでは給水加熱器を一つで模擬し，図 3-9 のモデルでは多段で模擬している点が異なる。
また，ＥＣＣＳはインターロックに従って設計流量が原子炉に注水され，そのエンタルピは，注入源が復水貯蔵タンクの場合は復水貯蔵タンク水温に基づくエンタ
ルピ，格納容器のプール水の場合は「(13) 格納容器モデル」のエンタルピとなる。

図 3-7 給水系モデル

原子炉へ

図 3-8 給水エンタルピモデル（１）

図 3-9 給水エンタルピモデル（２）

3-32

211

(12) ほう酸水拡散モデル
ＡＢＷＲでは，ほう酸水は，ほう酸水貯蔵タンクからほう酸水注入系配管とＨＰＣ
Ｆ配管を経由して，ＨＰＣＦスパージャから炉心上部に注入される。一方，従来型ＢＷＲでは，ほう酸水は，ほう酸水貯蔵タンクから配管を経由してスタンドパイプから
炉心下部に注入される。
これらのモデルでは次の仮定を設ける。
a. 起動判定遅れ時間，配管でのほう酸水の輸送遅れ時間を考慮する。
b. ボロン反応度は，有効炉心（有効燃料下端から上端まで）の単位体積あたりに存在するボロンの重量（炉心内ボロン濃度）に比例する。
c. 炉心に到達するほう酸水は，炉心上部に注入されるＡＢＷＲでは炉心流量には依存せず，時間の一次関数で増加するものとする。一方炉心下部に注入される
従来型ＢＷＲでは炉心流量依存（ミキシング効率）で変わるものとし，これを
図 3-10 に示す。
ボロンが炉心下部に到達した後の炉心内のボロン反応度は次式で表わされる。
t⊿K B (t) = 0
t

なお，

0

m B (t) B dt

C

M 0 K mass

C0

m B (t) B dt
M 0 K mass

C

10 6

⊿ K B hotC B hot

10 6 が炉心のボロン濃度 C B である。

C0

図3-10 ボロンミキシング効率（従来型ＢＷＲ）

本資料のうち，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。

3-33

212

⊿K B
mB
B

M0

：ボロン反応度：下部プレナムに注入されるボロン流量：下部プレナムでのボロンミキシング効率：初期冷却材合計量

C：炉心内冷却材の平均密度C0：初期炉心内冷却材の密度

Kmass：原子炉水位変化を考慮した冷却材量の変化比（主蒸気管や逃がし安全弁から蒸気が流出することにより，初期冷却材合計量 M0 が時間を追って変化することを考慮した無次
元ファクタであり，ボロンが濃縮・希釈される影響を表す）⊿K B-hot ：初期状態から高温停止までに必要なボロン反応度の合計
CB-hot：高温停止を達成するために必要なボロン濃度

CB：炉心内ボロン濃度

3-34

213

(13) 格納容器モデル
図 3-11 に格納容器モデルを示す。ここでは以下のことを仮定する。
ドライウェル（Ｄ／Ｗ）とウェットウェル（Ｗ／Ｗ）（サプレッション・プール（Ｓ／Ｐ）含む）は，空間的に一体と仮定する。これは，本モデルが原子炉スクラム失敗を仮定した事象の解析で使用されることを前提としており，原子炉スクラム失敗を仮定した事象の場合，原子炉の圧力上昇によって開いた逃がし安全弁から，蒸気がＳ／
Ｐの水中に放出されＷ／Ｗの圧力がＤ／Ｗの圧力上昇に先行し，真空破壊装置が早期に開き，開いたままになるためである。
a. 格納容器からの放熱による熱喪失は保守的に考慮しない。
b. 格納容器内の空間部の温度は，保守的に常にプール水温度と同じとする。
c. 格納容器内の空間部は，保守的に常に水蒸気で飽和しているものとする。

∑=Vcont,v

ドライウェル(D/W)

ドライウェル(D/W)

Pcont
真空破壊装置真空破壊装置Asp

ウェットウェル
(W/W)

ウェットウェル
(W/W)

Msp
Tsp

ベント管

従来型ＢＷＲの例

⊿Lsp

ベント管

ＡＢＷＲ
図 3-11 格納容器モデル

格納容器の質量バランスとエネルギバランスは次の式のようになる。

M sp

m RV

m SV

m RCICGm HPCIG

mRCIC mHPCS mHPCI mHPCF
E sp

m RV
m RCICmSV h g2
m HPCS(1)m RCICGh RCICG m HPCIG h HPCIGm HPCIm HPCFh poolQ ex T sp

T cool

(2)

3-35

214

格納容器圧力 Pcont は，ガスと蒸気の分圧の合計に等しいので
P contP cont, a(3)

P cont, s

ここでガスの分圧はボイルシャルルの法則から
P cont, an m R T sp

(4)273 /V cont, vで計算できる。
P cont , s は，
T sp

(5)

E sp / M sp / C

であるので，仮定b.から， P cont, s は次式のように求まる。

Pcont,sf1 Tsp:蒸気表より(6)

よって，(3)，(4)，(6)から，格納容器圧力 Pcont が求まる。
なお，格納容器モデルはＲＥＤＹコードの一部として組み込んでいる。この理由は次の通りである。
原子炉スクラム失敗を仮定した本事故シーケンスでは，逃がし安全弁から放出された蒸気は格納容器のプール水中に放出され，これを受けてプール水のエンタルピは次第に大きくなる。一方，残留熱除去系によるプール水の除熱はプール水のエンタルピ上昇を抑制し，ボロンの反応度抑制が支配的になってからはプール水のエンタルピを低下させる。
本事故シーケンスでは，この格納容器のプール水がＥＣＣＳにより原子炉に注入され，炉内水の温度低下に寄与することから，この様な炉内保有水と格納容器のプール
水とが連携して巡回する物理現象を解く必要があった。

3-36

215

M sp

：Ｓ／Ｐ保有水量mRV
mSVmRCICGmHPCIG
mRCIC
mHPCS
mHPCI
mHPCF

：逃がし弁流量：安全弁流量：Ｓ／Ｐに排出されるＲＣＩＣタービン排気流量：Ｓ／Ｐに排出されるＨＰＣＩタービン排気流量：ＲＣＩＣ流量：ＨＰＣＳ流量：ＨＰＣＩ流量：ＨＰＣＦ流量E sp：格納容器内の水と蒸気の保有エネルギ

h g2：逃がし安全弁から排出される蒸気エンタルピ

h HPCIGh RCICG：Ｓ／Ｐに排出されるＨＰＣＩタービン排気エンタルピ

h pool

：Ｓ／Ｐ水エンタルピ

Qex：ＲＨＲ等の熱除去割合

T sp：Ｓ／Ｐ水温度

Tcool
Pcont

：ＲＨＲ熱交換後の二次側温度

P cont, a：格納容器圧力 空気分圧

P cont, s：格納容器圧力 蒸気分圧

C

：Ｓ／Ｐ水の比熱

nm

：モル数

R

：気体定数

V cont, v：格納容器の空間体積（Ｓ／Ｐの水が占める部分を除く）：Ｓ／Ｐに排出されるＲＣＩＣタービン排気エンタルピ：格納容器圧力3-37

216

3.4 入出力
ＲＥＤＹコードの主要な入出力パラメータを図 3-12 に示す。ＲＥＤＹコードのイ
ンプットデータは以下のとおり構成される。
(1) 前処理コードからＲＥＤＹコードへのインプット（核データ）① ボイド反応度② ドップラ反応度③ ボロン反応度④ その他の動特性パラメータ（燃料物性データ）① 炉心平均ギャップ熱伝達係数（熱水力データ）① 炉心圧損係数② ボイドマップ(2) 前処理コードを用いないインプット(原子炉幾何形状)① 原子炉，原子炉内部構造物，主蒸気管等の寸法(炉心仕様)② 燃料棒に関するデータ（外径，内径，熱伝導度，比熱等）③ 出力分布，蒸気表等の熱水力関係データ(機器・設備仕様)④ 各種の弁の特性⑤ 再循環ポンプ等のデータ⑥ ほう酸水注入系に関するデータ(制御系仕様)⑦ 各種の制御系に関するデータ(格納容器形状)⑧ Ｓ／Ｐ水温度，Ｄ／Ｗ空間容積等の格納容器に関するデータ(初期運転条件)⑨ 運転条件データ（原子炉出力，主蒸気流量，炉心流量，原子炉圧力等）(外乱条件)⑩ 外乱条件（過渡変化起因条件等）

3-38

217

(3)ＲＥＤＹコードのアウトプットその１
プラント動特性解析を実施し，以下のアウトプットデータを得る。
① 中性子束
② 平均表面熱流束③ 主蒸気流量④ タービン蒸気流量⑤ 給水流量⑥ 炉心流量⑦ 再循環ポンプ流量⑧ 原子炉圧力⑨ 原子炉水位⑩ 逃がし安全弁流量⑪ タービンバイパス弁流量⑫ 炉心入口エンタルピ⑬ 炉心平均ボイド率⑭ 格納容器圧力⑮ 格納容器のプール水温度(4)ＲＥＤＹコードのアウトプットその２
ＳＣＡＴコードへ以下のデータを渡すことにより，燃料被覆管温度評価を実施する。
① 炉心入口流量② 出力③ 炉心圧力
④ 炉心入口エンタルピ

3-39

218

ＴＧＢＬＡ／ＨＩＮＥＳ

ＰＲＩＭＥ

ＩＳＣＯＲ

単位燃料集合体核特性
計算コード（04）（05）

燃料棒熱・機械設計
コード（06）（07）（08）（09）

炉心熱水力解析
コード（10）（11）（核データ）①ボイド反応度②ドップラ反応度③ボロン反応度④その他の動特性パラメータ（燃料物性データ）①炉心平均ギャップ熱伝達係数（熱水力データ）①炉心圧損係数②ボイドマップ(原子炉幾何形状)(炉心仕様)

ＲＥＤＹ(機器・設備仕様)

プラント動特性解析(制御系仕様)(格納容器形状)(初期運転条件)(外乱条件)①中性子束①炉心入口流量②平均表面熱流束②出力③主蒸気流量③炉心圧力④タービン蒸気流量④炉心入口エンタルピ

⑤給水流量
⑥炉心流量
ＳＣＡＴ

⑦再循環ポンプ流量⑧原子炉圧力単チャンネル⑨原子炉水位

熱水力解析⑩逃がし安全弁流量⑪タービンバイパス弁流量⑫炉心入口エンタルピ⑬炉心平均ボイド率①ＭＣＰＲ②燃料被覆管温度③燃料被覆管酸化量⑭格納容器圧力④クオリティ

⑮格納容器のプール水温度⑤熱伝達係数

図 3-12 ＲＥＤＹコードの主要な入出力

3-40

219

4. 妥当性確認
4.1 重要現象に対する妥当性確認方法
2 章で重要現象に分類された物理現象の妥当性確認方法を表 4-1 の評価マトリック

スに示す。ＲＥＤＹコードは，運転時の異常な過渡変化におけるプラント全体の挙動を評価する解析コードであり，実機プラントの起動試験（以下，「実機試験」と称す）の結果との比較によっても妥当性確認が行われているが，本資料ではこれを含めて原
子炉スクラム失敗を仮定した評価に着目して妥当性を確認する。
以下各節で適宜参照する国内ＡＢＷＲに対する実機試験結果とＲＥＤＹコード（REDY Ver.2）による解析結果との比較を初めに列挙しておく。ただし，必要に応じて従来型ＢＷＲの実機試験結果とＲＥＤＹコード（REDY Ver.1）による解析結果との比較も併用している。
これらの実機試験解析では，初装荷燃料炉心（ＢＯＣ-1）の核定数やボイドマップ，
実機試験の結果から得られた各種の機器・弁特性（開度特性やポンプ慣性含む），制
御ロジックで使用するデータに実機セット値等を使用している点が，原子炉スクラム
失敗を仮定した主蒸気隔離弁の誤閉止での解析条件とは異なる。しかしながら，これらの違いがパラメータの変化の大きい原子炉スクラム失敗を仮定した主蒸気隔離弁の誤閉止解析に与える影響は無視できる。また，主蒸気隔離弁が初期に閉鎖することから圧力制御系は評価結果に影響を与えず，給水流量制御系の動作も，本評価解析のように給水ポンプトリップや予備機が起動（その後ランアウト流量制限がかかる）する場合には期待されない。再循環流量制御系に関しては，実機試験は手動モードであるが本事象では自動としている。これは，手動モードにすると，出力が高く維持され放出蒸気が多く原子炉水位低で早期に再循環ポンプがトリップし，結果として出力が小さく評価されるためである。
図 4-1 インターナルポンプ 3 台トリップ時の過渡変化
図 4-2 発電機負荷遮断時の過渡変化
図 4-3 主蒸気隔離弁全閉時の過渡変化
図 4-4 給水ポンプトリップ予備機不起動時の過渡変化
図 4-5 再循環流量制御系速度設定点変更試験
図 4-6 給水制御系水位設定点変更試験
図 4-7 圧力制御系圧力設定点変更試験

3-41

220

表 4-1 重要現象に対する妥当性確認方法（評価マトリックス）
分類
炉心
(核)

重要現象

計算モデル

妥当性確認
（着目パラメータ）

核分裂出力

核特性モデル

図 4-1，図 4-4〜図 4-7

反応度フィードバック

反応度モデル（中性子束変化）効果(ボイド・ドップラ)

反応度モデル

図 4-26〜図 4-33

(ボロン)

炉心

崩壊熱

崩壊熱モデル

図 4-8

沸騰・ボイド率変化

炉心ボイドモデル

図 4-1，図 4-3(熱流動)

図 4-5〜図 4-7（中性子束，水位変化）

図 4-9〜図 4-16
原 子炉 圧 力 冷 却 材

コーストダ

容器

ウン特性

(炉心流量変化)(逃がし安 化自然循環流

図 4-2，図 4-17，図 4-18

全弁含む)

量

(炉心流量)

流 量 変

冷却材放出

再循環系モデル

逃がし安全弁モデル

給水系モデル

図 4-4，図 4-6(給水系・代替注水設備(給水流量変化時の中性子束)含む)

図 4-19〜図 4-21

ほう酸水の拡散原 子炉 格 納 サプレッション・プー
容器

図 4-3
(逃がし安全弁流量)(臨界流・差圧流)
ＥＣＣＳ注水

図 4-1〜図 4-2

ほう酸水拡散モデル

図 4-22〜図 4-33

格納容器モデル

基礎的な物理法則を適用したモデルであるため式確認

ル冷却

とした。

3-42

221

(1) 実機インターナルポンプ 3 台トリップ試験

原子炉圧力変化(×9.8×10-3 MPa)-20

図 4-1 インターナルポンプ 3 台トリップ時の過渡変化

a. 実機試験概要
定格出力／定格炉心流量試験点において，常用高圧母線の故障等の発生を模擬し，常用高圧母線に接続するインターナルポンプを 3 台同時にトリップさせている。
b. 実機試験結果の挙動
インターナルポンプ 3 台トリップにより炉心流量が急減し，再循環系が手動モード
であることから，流量は回復することなく，約 70％で整定する。炉心流量の低下により中性子束も低下するが，この間プラントはスクラムしないため運転は継続している。水位は一時的に約 20cm 上昇するが，給水制御系により通常水位に制御される。
c. 実機試験結果との比較
ＲＥＤＹコードの解析結果は，炉心流量，中性子束，原子炉圧力，原子炉水位とも実機挙動の変化傾向とはどの時点でも一致している。なお，原子炉水位は過渡的に実機との変化幅の差が大きくなっているが，プラント状態が整定しつつある 25 秒付近
ではその差は小さくなってきている。

3-43

222

(2) 実機発電機負荷遮断試験

原子炉圧力変化(×9.8×10-3 MPa)

図 4-2 発電機負荷遮断時の過渡変化
a. 実機試験概要
定格出力／定格炉心流量試験点において，送電系統の故障等により，負荷が急激に遮断された場合を模擬し，発電機負荷遮断を行っている。
b. 実機試験結果の挙動
発電機負荷遮断信号により，主蒸気加減弁の急閉，タービンバイパス弁の急開が生じ，原子炉は直ちにスクラムしている。スクラムすることにより中性子束は急激に減
少してほぼゼロとなる。なお，図には示していないが，バイパス弁容量が定格蒸気流量の 33％であるため，圧力が上昇し逃がし安全弁が 3 弁開放している。
c. 実機試験結果との比較
ＲＥＤＹコードの解析結果は，中性子束，主蒸気流量，原子炉圧力，原子炉水位とも実機試験と同様な変化となっている。原子炉圧力は解析の方がやや高めとなっており，解析結果が保守的な評価を与えている。なお，本事象においては，給水ポンプに，トリップ，予備機起動，ランアウト流量制限等が生じており，過渡的に給水制御指令
信号から切り離される。こうした条件下でも実機試験の給水流量挙動を模擬するため，起動停止の流量変化がある部分では解析で得られる流量に補正をかけて再現してい
る。

3-44

223

(3) 実機主蒸気隔離弁全閉試験

原子炉圧力変化(×9.8×10-3 MPa)

図 4-3 主蒸気隔離弁全閉時の過渡変化
a. 実機試験概要
定格出力／定格炉心流量試験点において，原子炉水位，主蒸気流量等の原子炉系の異常，あるいは運転員の誤操作等により主蒸気隔離弁が全閉することを模擬している。
b. 実機試験結果の挙動
主蒸気隔離弁全閉により直ちに原子炉はスクラムし，主蒸気流量はゼロに，中性子束もほぼゼロになる。原子炉圧力は約 0.51MPa 上昇しているが，逃がし安全弁が 6 弁
開放することにより圧力上昇が抑えられている。
c. 実機試験結果との比較
ＲＥＤＹコードの解析結果は，中性子束，主蒸気流量，原子炉圧力とも実機の増減方向を良く模擬しており，その変化幅の差も小さい。
なお，本事象においては，事象発生直後から給水ポンプに，トリップ，予備機起動，
ランアウト流量制限等が生じ，過渡的に給水制御指令信号から切り離されている。こ
うした条件下で実機試験の給水流量挙動を模擬するため，解析における給水流量変化を入力としている。

3-45

224

(4) 実機給水ポンプトリップ予備機不起動試験

原子炉圧力変化(×9.8×10-3 MPa)

図 4-4 給水ポンプトリップ予備機不起動時の過渡変化

a. 実機試験概要
定格出力／定格炉心流量試験点において，給復水系ポンプがトリップし，予備機が自動起動しなかった場合を模擬した。なお，水位低下を抑えるために再循環ポンプを
ランバックさせることで出力を低下させ，運転継続が図られている。
b. 実機試験結果の挙動
タービン駆動給水ポンプの 1 台がトリップし，予備のモータ駆動給水ポンプが起動しないため，給水流量が低下するが，インターナルポンプを自動ランバックさせ出力を低下させることで水位低下を抑えている。原子炉水位は約 20cm 低下した後に回復傾向となり，運転継続している。
c. 実機試験結果との比較
ＲＥＤＹコードの解析結果は，中性子束，主蒸気流量，原子炉圧力とも良く実機と一致している。原子炉水位は，解析の方の低下が速いが，最低水位及びその後の回復傾向は良く一致している。なお，解析における給水流量変化は，給水ポンプに，トリップ，ランアウト状態が生じ，過渡的に給水制御指令信号から切り離されているため，実機に合わせた給水流量変化を入力している。

3-46

225

(5) 実機再循環流量制御系速度設定点変更試験

原子炉圧力変化(×9.8×10-3 MPa)

図 4-5 再循環流量制御系速度設定点変更試験（定格出力：−＋10％設定点変更）

a. 実機試験概要
90％出力／90％炉心流量試験点において，再循環流量制御系の再循環ポンプ速度設定を−10％，＋10％ステップ状に変化させている。
b. 実機試験結果の挙動
炉心流量の−10％の変化に対して，中性子束は低下して過渡的にアンダーシュート
した後，炉心流量の整定に伴い一定となる。原子炉水位，原子炉圧力等のパラメータも過渡的に変化するがその後安定状態となっている。炉心流量＋10％も同様である。
c. 実機試験結果との比較
再循環流量を−＋10％変化させた例である。炉心流量の増減により中性子束は急激に変化しているが，炉心流量の整定に伴い安定に整定している。ＲＥＤＹコードの解
析結果は，実機試験結果と良く一致している。

3-47

226

(6) 実機給水制御系水位設定点変更試験

100

図 4-6 給水制御系水位設定点変更試験（定格出力：−＋10cm 設定点変更）

a. 実機試験概要
90％出力／90％炉心流量試験点において，給水制御系の水位設定値を−10cm，＋10cm ステップ状に変化させている。
b. 実機試験結果の挙動
水位設定値の−10cm 変更に対して，給水流量が減少して原子炉水位が低下する。
その後目標水位に達すると各パラメータは一定となる。水位設定値＋10cm 変更も同様である。
c. 実機試験結果との比較
原子炉水位を−＋10cm 変化させた例であり，ＲＥＤＹコードの解析結果は，実機試験結果と良く一致している。

3-48

227

原子炉圧力変化(×9.8×10-3 MPa)

(7) 実機圧力制御系圧力設定点変更試験

図 4-7 圧力制御系圧力設定点変更試験（定格出力：−＋0.069MPa 設定点変更）

a. 実機試験概要
90％出力／90％炉心流量試験点において，圧力制御系の圧力設定値を−0.069MPa，＋0.069MPa ステップ状に変化させている。
b. 実機試験結果の挙動
原子炉圧力の−0.069MPa の変化に対して，主蒸気流量，中性子束は過渡的に変化した後，原子炉圧力の整定に伴い一定となる。原子炉圧力＋0.069MPa も同様である。
c. 実機試験結果との比較
原子炉圧力を−＋0.069MPa 変化させた例であり，ＲＥＤＹコードの解析結果は，
実機試験結果と良く一致している。

3-49

228

4.2 炉心（核）における重要現象の妥当性確認
炉心（核）に対する重要現象は，核分裂出力，反応度フィードバック効果，崩壊熱であり，ＲＥＤＹコードでは，これらを評価するモデルとして，・核特性モデル（一点近似動特性モデル）
・反応度モデル（ボイド，ドップラ及びボロン）
・崩壊熱モデルを採用している。
4.2.1

核特性モデルと反応度モデル（ボイド，ドップラ）の妥当性確認(1)実機試験結果との比較による妥当性確認
ＲＥＤＹコードの核特性モデルには一点近似動特性モデルを採用しており，方程式
自体は机上又は実験解析で検証されている公知のものである。実機の原子力発電プラ
ントに，この一点近似動特性モデルを適用した場合，正しい核定数及び適切な反応度
フィードバックが与えられた条件下において，実機試験の中性子束応答を良く模擬できることは，これまで国内外での多数の実機試験との比較で確認されている。この妥
当性確認は核特性単独モデルでは出来ず，核特性モデル，反応度モデルに加え他の熱水力モデル等との総合効果として確認される。
核特性モデルの妥当性を確認することが目的であるため，ここで引用する実機試験
結果は，原子炉がスクラムしない場合の事象が参照対象となる。
図 4-1 インターナルポンプ 3 台トリップ時の過渡変化
図 4-4 給水ポンプトリップ予備機不起動時の過渡変化
図 4-5 再循環流量制御系速度設定点変更試験
図 4-6 給水制御系水位設定点変更試験
図 4-7 圧力制御系圧力設定点変更試験
本事故シーケンスで作動する再循環ポンプトリップ時の炉心流量急減による炉心内ボイド率増加に伴う出力抑制模擬能力は図 4-1，図 4-5 により，給水流量変化（ＥＣＣＳ注水）から生じる炉心入口サブクーリング変化に伴う炉心内ボイド率増減に伴う出力変化の模擬能力は図 4-4，図 4-6 から，圧力変更に対する出力変動模擬能力は図4-7 からその妥当性が確認できる。
(2)反応度モデル（ボイド，ドップラ）の妥当性確認
申請解析におけるＲＥＤＹコードの反応度フィードバックは，単位燃料集合体核特性計算コードによる評価から求められた反応度係数に不確かさ等を考慮し，本事故シーケンスにおける全ての解析時間を通して同一値の保守因子として動的ボイド係数

3-50

229

1.25，動的ドップラ係数 0.9 を掛けて評価している。これは，本事故シーケンスの初期における現象（圧力上昇によりボイドが減少することによる出力上昇）が支配的であるためである。しかしながら，本事故シーケンスは，事象進展に伴ってプラント状
態が大きく変化するため，本資料でこの妥当性を確認する。手法としては，炉内の物理現象が主な評価対象となる短時間領域をプラント挙動に従ってさらに 3 つのサブ時間領域に細分割し（添付４参照），それぞれの領域での反応度フィードバック（ボイド，ドップラ）の不確かさを求め，サブ時間領域ごとの不確かさを事象進展に伴って変更可能な機能をＲＥＤＹコードに追加して行う。
サブ短時間領域ごとの動的ボイド係数，動的ドップラ係数のそれぞれに求めた不確
かさ（下限値・ノミナル値・上限値の組み合わせ）を添付５に示す。
4.2.2

反応度モデル（ボロン）の妥当性確認

実機試験からは確認出来ない反応度フィードバックモデルのうち，ボロン反応度に関しては，後述する「4.4.6 ほう酸水拡散モデルの妥当性確認」でそのモデルの妥当性確認を実施している（図 4-26〜図 4-33）。このモデルでは，反応度抑制に寄与する
炉心内のボロン濃度変化を計算し，この濃度にインプット定数としての，高温停止に必要な「ボロン反応度／ボロン濃度（ボロン反応度添加率）」を乗じてボロン反応度に換算している。なお，ボロン反応度添加率に関する妥当性確認結果を添付６に示す。
高温停止に必要なボロン反応度は，三次元未臨界性評価を考慮しているため，その不確かさは，ほう酸水注入系の三次元未臨界性評価における停止余裕基準の 1.5％⊿
k（12）（13）とする。なお，本評価は，定格運転時に臨界を保った状態を起点としており，
高温停止に必要なボロン所要量は炉心の違いで大きく変化することはないため，代表的に平衡炉心で評価しているが，ここでは，炉心変更及び MOX 混在炉心の場合における装荷遅れ等に伴う高温停止に必要なボロン反応度の不確かさについても考慮し，十分余裕がある値として停止余裕基準と同等の 1.5％⊿k とした。
よって，これらの合計から３％⊿k を不確かさとした。
4.2.3

崩壊熱モデルの妥当性確認

ＲＥＤＹコードの崩壊熱は，11 群又は 4 群モデルで模擬し，両モデルは同等であることを 3.3 節で確認している。
以下，11 群モデルについて説明する。11 群モデルは 1979 年に米国の NUREG1335（14）で参照され，Idaho National Engineering Laboratory が採用した 11 群モデ
ルとデータを採用している。日本では，1992 年 4 月 28 日の原子力安全委員会，原子炉安全基準専門部会 原子力崩壊熱評価小委員会での論議により，ＡＥＳＪ推奨値を用いることも妥当との結論が得られている。本資料の図にＲＥＤＹコードで使用している崩壊熱曲線を重ね合わせたものが図 4-8 である。11 群モデルと現状のデータは

3-51

230

ＧＥモデル（1973）＋3σともほぼ同等であり，新ＡＮＳ（1979）＋2σやＡＥＳＪ推
奨値よりは，わずかに高めに評価していることが確認できた。なお，図 4-8 からＲＥ
ＤＹコードで使用している崩壊熱計算の不確かさは，1 秒の時点で最大＋0.8％，−
0.1％である。

図 4-8 ＲＥＤＹコードの崩壊熱曲線と各種推奨値との比較

3-52

231

4.3 炉心（熱流動）における重要現象の妥当性確認
炉心（熱流動）に対する重要現象は，沸騰・ボイド率変化であり，ＲＥＤＹコード
では，炉心ボイドマップとそのスイープモデルのことである。
炉心ボイドマップは図 4-9 に示すように，定格炉心流量における炉心出口クオリテ
ィと炉心平均ボイド率との関係を，炉心入口サブクーリングをパラメータとしてまとめた関数である。過渡時の状態は，ここから得られる炉心平均ボイド率に，炉心流量補正，さらにはスイープモデルを適用して模擬している。炉心平均ボイド率へのスイープ効果は炉心入口流量の変化等を考慮した二次遅れモデル近似である。
(1) 炉心ボイドマップの妥当性
炉心ボイドマップは，定格状態において設計軸方向出力分布（平衡炉心に相当する
下方ピーク）を仮定し，炉心熱水力解析コードを用いて求めている。後述の 4.3.1 で参照している「炉心ボイドマップ確認試験」においては，実際は軸方向出力分布を下方分布，均一分布，中央分布として試験を実施している。その結果，軸方向出力分布の違いによるボイド率に与える影響の明確な差はないと結論付けている。本事故シーケンスでは，給水加熱喪失の影響を受けている間，より下方ピークとなることが知られており，設計軸方向出力分布を仮定していることの妥当性を確認するために，仮により下方ピークとなった場合のボイドマップを作成して比較した。この結果，より下方ピークを想定した場合は，同じ炉心入口サブクーリングであれば沸騰開始が早くなり，本事故シーケンス範囲での炉心ボイドマップ全体がボイド率の大きい方に並行移動する（初期の炉心ボイド率が多少高くなる）ことを確認している。ここで，プラント全体の挙動に影響を及ぼすボイド反応度の変化は，初期運転点でのボイド率の相違による影響よりも，主にそこからのボイド率の変化幅と変化速度による影響が支配的である。このことから軸方向出力分布の違いによる影響はボイド率の変化幅や変化速度に大きく影響するものではないため，結果としてプラント全体への影響に有意な差を与えることはないと言える。実際，添付３に示したように, 本事故シーケンス解析
で初期の軸方向出力分布をより下方ピークに変更した解析を実施した場合でも，評価結果に与える影響は小さいことを確認している(*1)。また，本事故シーケンス解析での高炉心入口サブクーリング側の炉心入口サブクーリング変動範囲は，従来の高温高圧での実バンドル体系での試験範囲外である。しかしながら，炉心入口サブクーリン
グが高まるにつれて，サブクール沸騰及び飽和沸騰開始点が下流側に移動するものの，サブクール沸騰開始後の下流側の流動状態は通常の炉心入口サブクーリング時と特に変わるものではないため，平均ボイド率を対象とした炉心ボイドマップの高炉心入口サブクーリングでの不確かさに対する影響は小さいと考えられる。
(2) 炉心流量補正モデルの妥当性
過渡時の炉心平均ボイド率の変化は，上記(1)の炉心ボイドマップから得られた炉
心平均ボイド率に対し，炉心流量補正を加えて求める。後述の図 4-15 の試験解析結

3-53

232

果により軸方向出力分布の影響が小さいこと,図 4-16 の試験解析結果により炉心入口サブクーリングの影響が小さいことも確認していることから, 本事故シーケンスにこのモデルを適用することの妥当性が確認された。
なお，炉心流量補正モデルの妥当性は「4.3.3 実機試験結果との比較による妥当性確認」でも示している。
(3) ボイドスイープモデルの妥当性
ボイドスイープモデルは，炉心入口流量，沸騰長等をパラメータとした，過渡時の軸方向の炉心内ボイド伝播変化を考慮したものである。ボイドスイープモデルの妥当性は，後述の 4.3.1 図 4-13 で参照している時間領域での試験結果，図 4-14 で参照している周波数特性での試験結果より確認している。さらに前述の 4.1 で示した実機試験結果（ボイドスイープのモデルのパラメータである炉心入口流量等を変えた場合）に対する模擬能力が十分高い事を，計測可能な中性子束変化を通して総合的に確認し
ている。

(*1)

ＲＥＤＹコードでは模擬できないが，短時間領域では給水加熱喪失により軸方向

出力分布が下方ピークとなると想定される（添付２）。これに伴いボイドマップも変わるものと推測され，この過渡時のボイドマップを初期炉心状態として作成し，その影響を参考解析してみると，短時間の評価パラメータは小さめに評価されることが確認できた（添付３）。

図 4-9 ボイドマップの例（15）

本資料のうち，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。

3-54

233

4.3.1

炉心ボイドマップ確認試験

図 4-10 及び図 4-11 に日本国内で実施された試験装置系統図，及び試験部を示す。

図 4-10 試験装置系統図

図 4-11 試験部概要図と解説
本資料のうち，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。

3-55

234

図 4-12 に，実機定格流量相当における定常状態のボイド試験結果について，試験結果で得られた炉心出口クオリティとボイド率との関係を示す。図中，ＲＥＤＹコードにおける設計式の値を実線で示すが，試験結果と良く一致していることが確認され
ている。

（15）
図 4-12 ボイドマップの確認結果（実機定格流量相当）

また，同試験装置で過渡時のスイープモデルの妥当性も確認しており，この結果を図 4-13 に示す。
ＲＥＤＹコードのボイドスイ
ープモデルによる計算値についても同図に示すが，両者の時間変化挙動は良く一致している。
また，この妥当性は，実機試験
結果との比較でも確認されている。

図 4-13 流量減少時のボイド率変化（15）本資料のうち，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。

3-56

235

ＧＥ社から報告されているボイドスイープモデルの妥当性確認結果では，試験装置
は実機との相似性を考慮した設備とし，電気入力を正弦状に変化させて，出力と平均ボイド率の周波数伝達関数を求めている。この実験解析をＲＥＤＹコードの可変二次
遅れスイープモデルと比較した結果を図 4-14 に示すが，実炉で重要な 0.1Hz から 1Hzの周波数範囲で実験結果と解析結果とは，良く一致していることが確認されている。

図 4-14 過渡時ボイド率の解析結果と実験結果との比較（15）（出力―平均ボイド伝達関数の周波数応答）4.3.2

炉心平均ボイド率の炉心流量補正モデルに係わる妥当性確認

ＲＥＤＹコードでは定格炉心流量で定めた炉心平均ボイドマップを用いており，炉心流量が低下した場合に相対的蒸気ドリフト量が増えて炉心内の平均ボイド率が変化することを炉心流量の二次関数でマイナス補正している。本事故シーケンスでは，再循環ポンプトリップ後に低炉心流量や自然循環状態で高出力状態が継続することからこのモデルの重要度が高い。

本資料のうち，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。

3-57

236

図 4-15 は，「4.3.1 炉心ボイドマップ確認試験」の中で報告している日本国内で実施された試験結果を，炉心入口流量の変化に伴うボイド補正率（ＰＵ）の関係として整理したものである。試験装置は，8×8 燃料を模擬しており，出力分布が均一の場
合（かつ，炉心出口クオリティ 25％）と下方ピーク（かつ，炉心出口クオリティ 20％）の場合の試験結果（それぞれ 4 点と 2 点）をプロットしている。これによると，炉心ボイド率の炉心流量補正率は，軸方向出力分布の違いに係らず，ＲＥＤＹモデルの二次関数とほぼ一致しており，その妥当性が確認できた。

図 4-15 炉心ボイドマップの流量依存性（国内試験結果との比較）
上記の試験で模擬した燃料は 8×8 燃料であること，試験点数が必ずしも十分とはいえないことから，炉心ボイド率の炉心流量補正モデルの妥当性確認の方法として，
設計データとの比較手法（炉心熱水力解析コードで多数のボイドマップデータを作成
し，炉心流量の違いによる影響を整理する手法）を用いる。
図 4-16 は，炉心流量を 15％，40％，70％，100%とし，それぞれに対して炉心出口
クオリティを 30％，40％，60%，80%かつ 6 種類の炉心入口サブクーリングを変えた場合の試験解析を行い，ボイド率補正率（PU）(=定格炉心流量でのボイド率に対する補正割合)を求めて図に纏めたものである。図では試験点が重なっているが，同じ炉心流量における試験解析点数は上記より各 24 個存在する。なお，燃料は９×９燃料（Ａ型）の平衡炉心を想定している。
本資料のうち，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。

3-58

237

同図に，ＲＥＤＹコードモデルで使用している二次関数を実線で併記しているが，炉心出口クオリティや炉心入口サブクーリングの違いに係らず，ボイド率補正率（PU）
は炉心流量の二次関数でフィッティング出来ることが示されている。なお，約 40%流量付近では，試験解析点よりＲＥＤＹモデルのデータの方がボイド率を少なめに評価しており，これは短時間領域での原子炉出力を高めに評価していることを意味する。
本図から，破線で示した様な炉心流量に依存しない場合（補正なし）を不確かさ下限とし，15%炉心流量での試験解析点も包含する二次関数を不確かさ上限とする。

図 4-16 炉心ボイドマップの流量依存性（試験解析結果との比較）

本資料のうち，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。

3-59

238

4.3.3

実機試験結果との比較による妥当性確認

炉心ボイドの挙動は実機では直接確認することが出来ない。ただし，核分裂出力変化の妥当性を実機試験結果で確認した 4.2.1 節と同様に，ＲＥＤＹコードのボイドマップが実機の過渡変化挙動を模擬出来ないと，―これによって生じるボイドフィードバック起因の中性子束変化―

炉心内ボイド率が変化することでのシュラウド外水位変化（検出水位）が模擬出来ないことになる。
以上より，これらの中性子束，検出水位を着目パラメータとして実機試験結果とＲ
ＥＤＹコードの解析結果を比較した。
図 4-1 インターナルポンプ 3 台トリップ時の過渡変化
図 4-3 主蒸気隔離弁全閉時の過渡変化
図 4-5 再循環流量制御系速度設定点変更試験
図 4-6 給水制御系水位設定点変更試験
図 4-7 圧力制御系圧力設定点変更試験
図 4-1 のＲＥＤＹコードの解析結果は，炉心流量急減に伴う実機の中性子束変化を良く模擬しており，結果的に本事故シーケンスでの再循環ポンプトリップ時の炉心流量急減に伴う炉心ボイド率の増加現象が模擬出来ることを意味している。
図 4-3 のＲＥＤＹコードの解析結果は，実機の原子炉水位変化を良く模擬しており，
スクラム失敗を仮定した原子炉隔離に伴う圧力上昇によって（この場合はスクラムも併用）生じる炉心ボイド率の減少現象を十分模擬できることが確認できたといえる。
図 4-5 の再循環流量の増減変化に対する中性子束の変化は良く実機を模擬できているが，これにより，炉心流量の変化に伴うボイドスイープのモデルの妥当性が確認できる。
図 4-6 は，給水流量を試験で増減させたものであるが，中性子束の変化が良く実機を模擬できている。この場合，給水流量の変化は炉心入口サブクーリングを増減させるが，炉心入口サブクーリングをパラメータとしているボイドマップの妥当性が示されている。
図 4-7 は原子炉圧力を増減させた試験結果であるが，中性子束の変化は良く実機を模擬できている。すなわち，ボイドマップの圧力変化に対する模擬モデルの妥当性が確認できる。

3-60

239

4.4 原子炉圧力容器（逃がし安全弁含む）における重要現象の妥当性確認
原子炉圧力容器（逃がし安全弁含む）に対する重要現象は，冷却材流量変化（強制循環時），冷却材流量変化（自然循環時），冷却材放出（臨界流・差圧流），ＥＣＣＳ
注水（給水系・代替注水設備含む），ほう酸水の拡散であり，ＲＥＤＹコードでは，これらを評価するモデルとして，・再循環系モデル
・逃がし安全弁モデル
・給水系モデル・ほう酸水拡散モデルを採用している。
4.4.1

再循環系モデルの実機試験結果との比較による妥当性確認その１（冷却材流量変化（強制循環時））

重要な物理現象である，冷却材流量変化（強制循環時）の妥当性確認を実機試験結果との比較によって行う。
再循環ポンプトリップによる炉心流量低下速度は，炉心のボイド挙動，炉心を含む
過渡流れの圧力損失係数，再循環ポンプの慣性定数や初期回転速度といった多くのパラメータによって複合的に影響を受ける。
よって，ここでは再循環ポンプトリップ，又はそれ相当の炉心流量変化がどの程度
ＲＥＤＹコードで模擬出来ているのかを実機試験結果で確認する。
図 4-1 インターナルポンプ 3 台トリップ時の過渡変化
図 4-2 発電機負荷遮断時の過渡変化
図 4-1 の実機試験結果は全 10 台のインターナルポンプの内，3 台のポンプがトリップした場合であるが，ＲＥＤＹコードは炉心流量急減の変化を良く模擬できている。
また，図 4-2 の実機試験結果はインターロックにより 4 台のインターナルポンプトリップ（＋6 台のインターナルポンプランバック）が行われた事象であるが，こちらもＲＥＤＹコードは炉心流量急減の変化を良く模擬できている。
以上から，本事故シーケンスでの再循環ポンプトリップ時の炉心流量急減に伴う再循環系モデルの妥当性が確認できた。
なお，再循環ポンプの炉心流量低下率はポンプの時定数が支配的要因となり，時定
数の不確かさはポンプの設計仕様から＋10％，−10％である。

3-61

240

4.4.2再循環系モデルの実機試験結果との比較による妥当性確認その２（冷却材流量変化（自然循環時））

重要な物理現象である，冷却材流量変化（自然循環時）の妥当性確認を実機試験結果との比較によって行う。
再循環ポンプトリップにより，自然循環状態で高出力状態が継続する原子炉スクラ
ム失敗を仮定した事象では，炉心流量の整定値が高い場合に炉心内ボイド率が小さく
なり出力が大きくなると想定される。よって，ここでは再循環ポンプトリップ後の自然循環流量がどの程度ＲＥＤＹコードで模擬出来ているのかを実機試験結果で確認する。
図 4-2 発電機負荷遮断時の過渡変化
ＢＷＲプラントの起動停止の運転では，最低ポンプ速度状態を経由するも自然循環
流量での運転は行わない運用としている。このため，通常運転時の自然循環状態の実機データは存在しないが，図 4-2 の過渡事象はこれに近いものとなっている。
図 4-2 に示した実機の発電機負荷遮断試験結果では，インターロックにより 4 台のインターナルポンプトリップが行われ，残りの 6 台のポンプが最低ポンプ速度運転となった炉心流量状態が実現されており，低炉心流量状態を模擬したデータであると見做すことができる。
この場合は，原子炉がスクラムされていることから炉心のボイド率も次第に低下していく過程にあるが，ＲＥＤＹコードはこの過程を含めて低炉心流量状態を模擬出来ることが示されている。
4.4.3

再循環系モデルの実機試験結果との比較による妥当性確認その３（冷却材流量変化（自然循環時））

上述したＡＢＷＲの実機試験結果での妥当性確認結果は，自然循環状態に近いもの
として 6 台のインターナルポンプが最低ポンプ速度となった場合であるが，これを補足する目的で，従来型ＢＷＲでの試験結果との比較結果を示す。なお，解析コードはREDY Ver.1” を 使 用 し て い る が ， こ こ で 確 認 し て い る 主 要 な モ デ ル は REDY
Ver.1(ATWS 用)”と同等である。
図 4-17 は，460MWe の従来型ＢＷＲプラントにおいて，二つあるＭ／Ｇセットを手動でトリップさせた試験結果をＲＥＤＹコードで再現解析したものである。Ｍ／Ｇセットトリップにより，ポンプ回転速度が徐々に低下し，これにつれて炉心流量も低下
し，自然循環状態になっている。これによれば，炉心流量，中性子束及び主蒸気流量
変化とも 20 秒後の整定値は約 2％以内で一致している。

3-62

241

主蒸気流量
定

炉心流量

格
値
に
対
す
る

中性子束

値
（％）

実測値
解析値
時間（秒）
図 4-17 再循環ポンプＭ／Ｇセット 2 台トリップ試験（1）

図 4-18 は，1100MWe の従来型ＢＷＲプラントにおいて，二つある再循環ポンプを手動でトリップさせた場合の試験結果をＲＥＤＹコードで再現したものである。この場合も 20 秒後の自然循環状態に着目すると，原子炉水位変化，原子炉圧力変化，中性子束変化も整定値で数％以内の差で一致しており，ここで着目したい自然循環流量の値は精度良く模擬できることが確認できた。
本事故シーケンスでは，原子炉水位が大きく低下し，さらにＥＣＣＳも注水されることから，上述の実機試験結果における自然循環流量の状態とは多少異なる。しかしながら，いずれにせよ自然循環状態は，インターナルポンプまたは再循環ポンプによる強制循環力がなくなった状態であり，ＲＥＤＹコードが採用している単純な運動量保存則(*1)において，摩擦圧損等の占める影響力は流量の二乗に比例して小さくなる
ことから､シュラウド内外の位置ヘッド差（マスバランス）が支配的な駆動力となる。
なお，炉心摩擦損失係数自体は，炉心熱水力解析コードにより炉心平均ボイド率の関数として求めているが，本事故シーケンスを通してボイド率の変化が小さいことから，
炉心摩擦損失係数の変化も小さい。以上から，本事故シーケンスにおける自然循環流量を模擬する場合，一次元の運動量保存則を適用することは妥当であると考える。
(*1)

ＲＥＤＹコードでは，一次元流れの運動量保存則により，各圧力評価点間の圧力差，位置損失（位置ヘッド），摩擦圧損，局所圧損，加速圧損，ポンプ昇圧（強制循環力）から過渡時の流量変化を求めている。

3-63

242

図 4-18 再循環ポンプ 2 台トリップ試験（15）

本資料のうち，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。

3-64

243

4.4.4

逃がし安全弁モデルの実機試験結果との比較による妥当性確認

原子炉圧力の評価にとって重要な物理現象である冷却材放出は，本事故シーケンス
では逃がし安全弁からの蒸気放出に該当する。実機ではこれに対応した試験結果が存在することから，これをＲＥＤＹコードの流量変化（自然循環時）との比較によって行う。
図 4-3 主蒸気隔離弁全閉時の過渡変化
図 4-3 の主蒸気隔離弁全閉時の実機試験結果にある主蒸気流量は，原子炉が隔離した後は全て逃がし安全弁から放出される蒸気流量である。ここにおいて，ＲＥＤＹコードの解析結果と実機試験結果の挙動は開閉タイミングを含めてほぼ一致しており，
原子炉スクラム失敗を仮定した事象に対して，逃がし安全弁モデルを使うことの妥当性が確認された。
なお，モデルにおける吹出し容量は，「日本工業規格 JISB8210 」付属書記載の算出式により計算された値をインプットデータとして用いており，吹き出し容量の不確
かさは−0％，＋16.6％であることが分かっている。
4.4.5

給水系モデルの妥当性確認（総合的な妥当性確認，主に給水流量）
原子炉への給水流量が変化すると，例えば増加すると，炉心入口サブクーリングが増加するために炉心のボイドが減少し，正のボイド反応度が印加されることで原子炉出力が増加する。また，給水の温度が変化すると，例えば低くなった場合には給水流量が同じでも，前述と同じ理由で出力が増加する。
実機試験結果の中から給水流量変化が主導となる下記の事象にて，ＲＥＤＹコードの妥当性確認を行う。なお，ＥＣＣＳ流量変化に伴う実機データは存在しないが，原子炉に注水された場合の炉内全体の減圧効果や炉心入口サブクーリングに与える影響は同等と考え，ここでの妥当性確認に含めるものとする。
図 4-4 給水ポンプトリップ予備機不起動時の過渡変化
図 4-6 給水制御系水位設定点変更試験
図 4-4 の実機試験は給水ポンプトリップにより給水流量が急激に低下した場合のプラント挙動であり，給水流量の減少による炉心入口サブクーリング減少が炉心のボイド率増加を引き起こし，時間遅れの後に中性子束減少として表れている。実機試験
では再循環ポンプランバックによる炉心流量低下も並行して炉心ボイド率増加を引き起こしているため，炉心入口サブクーリング減少のみの影響ではないが，総合してどのパラメータの挙動もＲＥＤＹコードは良く模擬出来ている。
図 4-6 は，給水流量が増減した場合のプラント挙動であり，こちらの実機試験結果

3-65

244

では給水流量が減少した場合，増加した場合の中性子束の挙動がＲＥＤＹコードにて良く模擬されている。
このように，ＲＥＤＹコードの解析結果と実機試験結果の挙動は良く一致しており，
原子炉スクラム失敗を仮定した事象での給水流量変化に対しての模擬能力の妥当性が確認された。
（給水エンタルピモデルの妥当性確認）
給水エンタルピモデルは 3.3 節の解析モデルに示したように，2 つのモデルから選択出来る。
図 4-19 は，給水エンタルピモデル（１）のＲＥＤＹコードで使用している主蒸気
流量と給水エンタルピとの相関テーブルを，実機試験データと比較したものである。
これによると，モデルで使用しているデータの方が給水エンタルピを多少小さめに評価しており，全般的に良く一致している。ただし，原子炉スクラム失敗を仮定した主蒸気隔離弁の誤閉止では，早期に主蒸気流量が遮断され零となるが，この点での給水
エンタルピはモデルの方が約 60kJ/kg(約 14℃）程高めであり，これを主蒸気流量が零の点での不確かさとする。

図 4-19 給水エンタルピモデル（１）の主蒸気流量と給水エンタルピとの関係

本資料のうち，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。

3-66

245

図 4-20 は，給水エンタルピモデルにおける一次遅れ特性を確認したものである。
ＲＥＤＹコードでは 60 秒の時定数を使用しているが，実機試験結果を良く再現できるのは 80 秒の時定数である。このことから，本事故シーケンスでは給水エンタルピの低下を早めに評価していることとなり，モデルの保守性が確認できた。

図 4-20 給水エンタルピモデル（１）における一次遅れ特性
給水エンタルピの低下は，主蒸気隔離弁の誤閉止に伴って生じる給水加熱蒸気喪失に起因して生じ，エンタルピが低下した給水流量が原子炉圧力容器に到達するのには時間遅れがある。ＲＥＤＹコードではこの遅れ時間を考慮できるようになっているが，本事故シーケンスでは厳しめに遅れ時間を 0 秒として評価している。よって，この遅れ時間 50 秒（給水流量 68%相当で評価）を不確かさ下限とする。

本資料のうち，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。

3-67

246

図 4-21 は，給水エンタルピモデル（２）で入力する給水エンタルピ変化の保守性を確認したものである。有効性評価では，インプットデータとしての輸送遅れ時間算
出の際に給水流量を上限値一定と仮定している。このため解析では，給水流量の変動を考慮した場合よりも輸送遅れ時間が短くなり，給水エンタルピの低下を速めに模擬している。

図 4-21 給水エンタルピモデル（２）に入力する給水エンタルピ変化

本資料のうち，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。

3-68

247

（ＥＣＣＳエンタルピの妥当性確認）
本事故シーケンスで期待しているＥＣＣＳ（ＨＰＣＦとＲＣＩＣ）の流量は安全要求の下限値を使用し，格納容器のプール水又は復水貯蔵槽を水源としている。基本ケースでは，それぞれの設計流量（ＨＰＣＦで 182m3/h）を用いているが，流量制御をしているＲＣＩＣは別として，ＨＰＣＦの場合にはプラス側の不確かさがあり，制御棒挿入失敗を仮定した本事象では，炉心を冷却する作用によりどの評価指標に与える影響も厳しくなる可能性がある。ＨＰＣＦでは実力値として＋137％（250m3/h）の能力があり，これを不確かさとする。
また，制御棒挿入失敗を仮定した主蒸気隔離弁の誤閉止では，長時間領域での評価指標である格納容器の圧力と格納容器のプール水温度を高めに評価する目的で，格納容器のプール水温度は保安規定で定めた上限値 35℃を基本ケースとしている。しかしながら，一方で，ＥＣＣＳはこの格納容器のプール水も使用しており，より冷たい
プール水が結果を厳しくする可能性も考えられる。よって，ここでは設計仕様の常用温度下限である 10℃を不確かさの下限とする。

4.4.6

ほう酸水拡散モデルの妥当性確認

ほう酸水注入系によって原子炉に注入されたほう酸水は，炉心内冷却材内に拡散されることによりボロン反応度効果として作用し，原子炉を停止させる。
ほう酸水が原子炉に到達するまでの遅れ時間は単純な移送計算で求められるが，到達後の炉内拡散は複雑であり，これを詳細に模擬することは困難である。このため，
ほう酸水拡散モデルでは，その入力データを試験結果から得られた結果に基づいて厳しめに設定又は補正することで安全側の評価となっていることを確認する。
ボロンミキシングの試験設備は 1/6 縮尺で模擬した試験設備であり，ほう酸水流量
及び炉心流量をパラメータとして炉内ボロン濃度の時間変化を計測している。

3-69

248

図 4-22〜図 4-24 に米国で実施された 1/6 スケール三次元試験装置(バレシトス試
験装置)系統図，及び炉心部測定位置を示す。試験は制御棒挿入失敗を仮定した時の炉心流量範囲でのミキシング条件を考慮し下記の試験条件で行っている。

ＡＢＷＲ用には，炉心上部からの注水試験が該当し，自然循環状態では，ボロンは
主に炉心バイパス部を下降し，燃料下部タイプレートのリーク流路から燃料チャンネ
ル内に流入している。ボロンは上部プレナムで一様に混合されている。なお，従来型
ＢＷＲプラントでは，ボロンは下部プレナムで一様な混合が得られることが確認されている。

図 4-22 全体構成図

図 4-23 軸方向測定位置

図 4-24 径方向測定位置（図の■の部分）

本資料のうち，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。

3-70

249

(1) ＡＢＷＲの場合
炉心上部のＨＰＣＦスパージャから注入されるＡＢＷＲでは，例えば炉心流量がゼロの場合は炉内に注入されたボロンは全量が炉心内に下降し，遅れなく反応度に寄与する。このほう酸水の注入位置によって，ＡＢＷＲのほう酸水拡散モデルで使用する
ボロンのミキシング効率は炉心流量には依存しないものと見なされるので，炉内拡散遅れを考慮し，ほう酸水の注入速度を保守的な時間遅れでインプットするモデルとしている。
ＡＢＷＲ向けの試験結果を図 4-26〜図 4-27 に示す。また，モデル化の検討図を図4-30 及び図 4-31 に示す。

最も保守側の結果を包含する値を注入速度として用いることは妥当である。
なお，個々の計測値の一例として，燃料集合体内の混合率の変化を図 4-25 に示す。
試験結果からは時間とともに位置によるバラツキは小さくなっている。

図 4-25 計測点ごとのボロン軸方向測定結果

本資料のうち，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。

3-71

250

図 4-26 ボロン濃度の時間変化(1)

図 4-28 ボロン濃度の時間変化(2)

図 4-29 ボロン濃度の時間変化(3)

図 4-27 ボロン濃度の時間変化(4)
本資料のうち，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。

3-72

251

図 4-30 ＳＬＣ流量と目標濃度到達時間の関係

図 4-31 実機ほう酸水流量におけるボロン濃度時間変化のモデル

本資料のうち，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。

3-73

252

(2) 従来型ＢＷＲの場合
炉心下部の下部プレナムスタンドパイ
プから注入される従来型ＢＷＲでは，原子炉に一定速度で注入されるほう酸水は，炉心流量が小さい場合にはその一部が下部
プレナムに滞留し反応度に寄与できないことが考えられる。これを模擬するためにほう酸水拡散モデルでは，注入速度に炉心流量依存のボロンミキシング効率を掛けている。このボロンのミキシング効率は図4-32 のようにモデル化されている。

図 4-32 従来型ＢＷＲのボロンミキシング効率

従来型ＢＷＲ向けの試験結果を図 4-33に示す。なお，ミキシング効率は「反応度に寄与する領域の濃度」を「炉内全領域で十分に混合した時の濃度」で割った無次元数で定義される。試験の結果から以下がいえる。

図 4-33 従来型ＢＷＲのボロン混合試験結果

これにより，従来型ＢＷＲにおいて，することは妥当である。
以上より，ほう酸水拡散モデルは妥当であることが確認された。なお，拡散モデル
におけるボイドの影響を添付６に示す。
原子炉スクラム失敗を仮定した事象が発生し，ほう酸水注入系が作動する時点では，ある程度の変動は有るものの，燃料棒での中性子発生及び中性子吸収，減速材による中性子減速及び中性子吸収などがバランスしている。この状態でほう酸水注入系が作動すると，炉心が沸騰状態であっても減速材中にはボロンが含まれ，吸収効果が増加する。このため，前述の状態よりも反応度は低下する。ボロン濃度が一定であれば，
上記状態よりも出力が低下したところで再びバランスするが，ボロン濃度は増加し続けるため，沸騰状態においても確実に出力は低下して原子炉停止に至ると考える。
本資料のうち，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。

3-74

253

4.5 格納容器における重要現象の妥当性確認
3.3 節で示した格納容器モデルは，質量バランスとエネルギバランスに，基礎的な物理法則を適用したものであり，この妥当性はこれを適用するモデル構築上の仮定確
認と，インプットとしての逃がし安全弁からの蒸気流量及び熱交換係数で決まる。以下，モデルが保守的で妥当であることを確認する。
原子炉スクラム失敗を仮定した主蒸気隔離弁の誤閉止では，圧力上昇によって開いた逃がし安全弁からの蒸気は排気管を経由し，格納容器のプール水中に放出され冷却される。この時，状態によっては一部の蒸気はウェットウェルの空間部に移行する。
つまり，事故解析のＬＯＣＡとは異なり最初に圧力の上昇が始まるのはウェットウェ
ルであり，真空破壊装置が開いて初めてドライウェルの圧力も上昇を開始する。格納容器を 1 つの圧力ノードとして評価出来るのは，このように，本事故シーケンスでは基本的に真空破壊装置は早期に開き，開いたままとなるためである。
ここで，格納容器内の空間部の温度は常にプール水温度と同じと仮定しているが，実際には，格納容器内の気体温度はプール水温度に遅れて，かつ吸熱して変化するため，気体温度を時間遅れなくプール水温度に追随させることは，格納容器圧力を高く評価することになり，この仮定は保守的である。また，格納容器内の空間部は常に水蒸気で飽和しているものとすると仮定しているが，格納容器内の気体空間が水蒸気で飽和していなければ，蒸気分圧はより低い値となるためこの仮定も保守的である。
以上，モデルは空間的に格納容器を一体とし，単純な計算で保守性を確保しており，格納容器における重要現象を保守的に評価できるモデルであることが確認された。
以上，確認してきた妥当性確認結果と重要現象に対する不確かさを表 4-2 にまとめる。
＝4 章関連の参考文献＝

本資料のうち，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。

3-75

254

表 4-2 解析モデルの妥当性確認結果と重要現象に対する不確かさまとめ
分類
炉心(核)

重要現象

解析モデル

妥当性確認

不確かさ

核分裂出力

核特性モデル

ＡＢＷＲ実機試験

反応度フィードバック効果に含める

反応度フィードバック効果

反応度モデル

ＡＢＷＲ実機試験

添付５の表 2-2 参照（ボイド・ドップラ） 設計解析での確認

炉心(熱流動)3-76

反応度モデル

設計値の確認（ほう酸水拡散モ 高温停止に必要なボロン反応度：（ボロン）

デル自体は下記）

−3％⊿k

崩壊熱

崩壊熱モデル

学会推奨曲線，モデル式確認

1 秒経過で最大＋0.8％／−0.1％

沸騰・ボイド率変化

炉心ボイドモデル

試験装置，ＡＢＷＲ実機試験

反応度フィードバック効果に含める

設計解析での確認

炉心流量補正なし/最大補正二次関数

ＡＢＷＲ実機試験，設計値

ポンプの時定数：＋10％／−10％

ＡＢＷＲ実機試験

モデルの仮定に含まれる

原子炉圧力容器

冷却材流量

コーストダウ(逃がし安全弁

変化

ン特性

含む)

再循環系モデル

自然循環流量
冷却材放出(臨界流・差圧流)逃がし安全弁モデル

ＡＢＷＲ実機試験，設計値

逃がし弁流量：＋16.6％

ＥＣＣＳ注水給水系モデル

ＡＢＷＲ実機試験，設計値(1)給水温度（主蒸気流量零で）：(給水系・代替注水設備含む)（給水エンタルピ）−60 kJ/kg（−14℃）(2)遅れ時間

給水系モデル

設計値等の確認（ＨＰＣＦ流量）
給水系モデル

ＨＰＣＦ流量：＋137％

設計値等の確認

格納容器のプール水初期エンタルピ：−104 kJ/kg（−25℃）（ＥＣＣＳエンタルピ）

原子炉格納容器+50 秒

ほう酸水の拡散

ほう酸水拡散モデル

試験装置

入力値に含まれる

サプレッション・プール冷却

格納容器モデル

モデル式確認

入力値に含まれる2554.6 実機解析への適用性
重要現象に対して実施したＲＥＤＹコードの妥当性確認が，実機解析に適用可能であることを述べる。
4.6.1

重要現象への適用性

ＲＥＤＹコードを用いた有効性評価における重要現象は，核分裂出力，反応度フィードバック効果，沸騰・ボイド率変化，冷却材流量変化（強制循環流量），冷却材流量変化（自然循環流量），冷却材放出（臨界流・差圧流），ＥＣＣＳ注水（給水系・代替注水設備含む），ほう酸水の拡散，サプレッション・プール冷却である。
ＲＥＤＹコードは元々実際に起こり得るプラント挙動（プラント安定性や運転時の異常な過渡変化）を評価する目的で開発されており，4.1 節から 4.5 節で確認したよ
うに，重要現象を模擬した各モデルの妥当性は実在する実機試験結果との比較によりほぼ確認可能である。さらに，直接確認できない炉心ボイドモデルについては，実機を模擬した試験装置での試験によっても確認されており，また，崩壊熱については学会等で公的に認められた特性を模擬していることが確認できた。なお，ボイドマップ
は，炉心熱水力解析コードから得られた炉心出口クオリティとボイド率との関係から静的に求めたものであることから，多少各パラメータの変動が大きくなる原子炉スク
ラム失敗を仮定した事象の評価においても適用可能であると考える。
実機試験で確認できない，原子炉スクラム失敗を仮定した事象として特有なほう酸
水注入によるボロン反応度変化については，三次元コードから得られた実機を想定した高温停止に必要なボロン反応度とボロン濃度をデータとし，これに試験によって裏付けられた炉心内平均ボロン濃度の変化を考慮している。したがって，ほう酸水拡散
モデルも，原子炉スクラム失敗を仮定した実機の適用において問題がない。
格納容器内への逃がし安全弁からの蒸気放出に伴う圧力と温度の評価に関しては，
質量及びエネルギをバランス式から計算し，保守的な結果を与える仮定の下で構築された単純な物理方程式を採用していることを 4.5 節で説明した。したがって，格納容器の評価においてこのモデルを実機に適用することに問題はない。

3-77

256

4.6.2

出力等が異なるプラントへの適用性

出力等が異なるプラントにおいて，原子炉停止機能喪失事象評価に影響する設備の相違箇所は，以下のとおりである。
・再循環系
・ほう酸水注入箇所
・ＥＣＣＳの構成
再循環系については，ＡＢＷＲはインターナルポンプ（内蔵型再循環ポンプ）を採用しているが，定格原子炉出力がより小さい従来型ＢＷＲでは外部ループとジェットポンプにより構成されている。この相違は，再循環ポンプがトリップして炉心流量が低下する際の炉心流量の低下速度に影響し，炉心からの冷却材への熱交換に影響するが，それぞれ実機試験結果で確認された異なる再循環系モデルを選択する。
ほう酸水の注入箇所については，ＡＢＷＲでは炉心上部への注入となるが，定格原子炉出力がより小さい従来型ＢＷＲでは炉心下部へ注入する。この相違に対しては，それぞれ試験装置により確認された異なるデータを適用できる。
ＥＣＣＳの構成については，原子炉スクラム失敗を仮定した事象時には原子炉圧力が高めに推移するため，高圧系のＥＣＣＳを使用するが，炉型や定格原子炉出力によらず基本的な構成は相違ない。
以上から，出力等が異なるプラントへも適用可能である。
4.6.3

まとめ

以上より，本章に記載している妥当性確認結果は，出力等が異なるプラントと共通の確認結果として適用性を有するとともに，実機ＢＷＲの有効性評価解析に適用できると考える。

3-78257

5. 有効性評価への適用性
4 章に記載した実機比較解析等を踏まえ，重要現象についての不確かさ，及びその不確かさが評価指標の観点と運転員操作の観点から有効性評価解析へ与える影響について表 5-1 にまとめた。以下にその不確かさについて記述する。
5.1 不確かさの取り扱いについて（評価指標の観点）
5.1.1

重要現象に対する不確かさが評価指標に与える影響

ＲＥＤＹコードで取り扱う評価指標は，原子炉圧力，燃料被覆管温度，格納容器圧力，格納容器のプール水温度である。このうち燃料被覆管温度については，ＲＥＤＹ
コードの解析結果をＳＣＡＴコードに受け渡し評価を実施する。
以下，重要現象の不確かさがこれらの評価指標に与える影響について示す。
(1) 核分裂出力
核分裂出力は 3.3 節に示す一点近似動特性の核特性モデルを解くことにより求めている。核分裂出力の不確かさは，核特性モデルで使用する反応度フィードバッ
ク効果（ボイド，ドップラ，ボロン）の不確かさに含まれる。核定数の不確かさに対しては原子炉スクラム失敗を仮定した事象が保守的な結果を与えるような燃焼度時点の炉心データを組み合わせて使用しており，反応度フィードバック効果については後述の(2)に示す。
(2) 反応度フィードバック効果
ボイド反応度及びドップラ反応度の不確かさについては，運転時の異常な過渡変化評価と同様に，ボイド反応度に保守ファクタを考慮して計算することにより，加圧事象時の出力上昇が大きくなるように評価している。しかし，本事故シーケンス
は，圧力や炉心入口サブクールが時間経過につれて増減する長期事象であることから，運転時の異常な過渡変化のような短時間の事象を評価する場合とは異なり保守因子が変化するため，ボイド反応度及びドップラ反応度の不確かさ評価で設定した範囲に対して感度解析にて確認する必要がある。なお，感度解析のための単位燃料集合体核特性計算コードの不確かさを含めた反応度フィードバック係数の不確かさ評価については，添付５にて説明する。また，感度解析実施のためにサブ時間領
域ごと（添付４参照）に反応度係数を変更可能な機能をＲＥＤＹコードに追加して評価を実施する。
ボロン反応度の不確かさについては，その不確かさについて感度解析を行い，評価指標に対する影響を 5.1.2 節で確認する。

3-79

258

(3) 崩壊熱
発生熱源としての崩壊熱が大きい場合は，長時間領域で評価指標に影響が有るものと想定された。崩壊熱の不確かさ幅は時間とその時点までの核分裂出力の変遷で決まるが，不確かさについて感度解析を行い，評価指標に対する影響を 5.1.2 節で確認する。
(4) 沸騰・ボイド率変化
沸騰・ボイド率変化現象の不確かさは，ＲＥＤＹコードでは 3.3 節に示した炉心
ボイドモデルとそのデータの不確かさによる。データは炉心熱水力解析コードの解析結果を元に一点近似用に作成しており，現実的に評価していることから，ボイド
マップが評価指標に与える影響は小さい。ただし，ボイドマップの炉心流量補正の不確かさについては感度解析を行い，評価指標に対する影響を 5.1.2 節で確認する。
(5) 冷却材流量変化（コーストダウン特性）
再循環ポンプトリップ時，ポンプ速度の低下が遅いほど原子炉出力の抑制も遅くなり，原子炉バウンダリ圧力が高めに評価される。また，炉心流量の低下が速いと，燃料被覆管温度が高くなる可能性がある。
この冷却材流量低下速度が燃料被覆管温度の評価指標に与える不確かさは感度
解析にて確認する必要がある。
(6) 冷却材流量変化（自然循環流量）
再循環ポンプトリップにより炉心流量が低下し，自然循環状態となるが，その際，炉心流量が小さいと燃料被覆管温度が高くなる可能性がある。また，炉心流量が大
きいと原子炉出力が高くなり，逃がし弁の開閉により格納容器側に放出される蒸気流量が多くなることから，格納容器圧力及び格納容器プール水温度が高くなると考えられる。
自然循環流量は，再循環ポンプの駆動力（ＡＢＷＲで数台運転中の期間），核特性と，これに起因した炉心内の熱水力学的挙動変化，シュラウド内外挙動やＥＣＣ
Ｓ注水（給水系を含む）などに総合的に影響される物理現象である。このためこれを単独で切り出して不確かさを感度解析することは困難である。しかしながら，
4.4.3 節で説明しているように自然循環状態はシュラウド内外の位置ヘッド差（マスバ
ランス）が支配的であり炉内ボイドによる摩擦圧損等の炉心流量への影響は小さいこと，実機試験での挙動を概ね再現できることを確認していることから，炉心流量の不確かさによる影響は評価指標に対する安全裕度を有意に小さくするものではない。さらに，解析モデルの異なるコード（ＴＲＡＣコード）により参考的に解析評価を行

い，ＲＥＤＹコードによる解析結果とプラントの全体挙動が同様であることを参照

3-80

259

する。
（添付７）
(7) 冷却材放出（臨界流・差圧流）（原子炉圧力容器）
短時間領域では，逃がし安全弁から放出される蒸気流量が少ないほど，事象初期の圧力上昇が緩和されにくく，原子炉バウンダリ圧力が高めに評価されるとともに，炉心出力及び炉心圧力も高くなり，燃料被覆管温度も高くなると考えられる。解析で使用している逃がし安全弁容量は安全率を考慮して決定した下限値であるが，この吹出し容量の違いが評価指標に与える不確かさは感度解析にて確認する必要がある。
(8) ＥＣＣＳ注水（給水系・代替注水設備含む）
給水温度の変化やＥＣＣＳの水源としての格納容器のプール水温度の初期値は，
炉心入口サブクーリングの変化となって原子炉出力を変化させるため，燃料被覆管
温度や長時間領域の格納容器圧力，格納容器のプール水温度の評価指標に影響する可能性がある。以上より，給水温度の変化や格納容器のプール水温度の初期値の不確かさについて確認する必要がある。
なお，炉心に注入されるＥＣＣＳ流量が多いほど，原子炉水位が高くなり自然循
環状態における炉心流量が大きくなるため，原子炉出力が高くなる効果があると考えられる。ただし，ＲＣＩＣについては流量制御しており，不確かさの考慮は不要である。また，ＨＰＣＦ（ＨＰＣＳ）流量については，安全要求値を下限値として使用しているが，プラス側の不確かさは感度解析にて確認する必要がある。
(9) ほう酸水の拡散
ほう酸水の拡散に係わる不確かさは，ボロン反応度の不確かさとして原子炉出力の抑制に影響することから，長時間領域の格納容器圧力や格納容器のプール水温度の評価指標に影響する。これについては，試験装置で得られたほう酸水の混合特性を考慮して保守的に設定しており，厳しい評価となっている。
(10) サプレッション・プール冷却3.3 節にて示したとおり，ＲＥＤＹコードにおける格納容器モデルでは，放熱による熱損失を考慮せず，かつ空間部が飽和状態にある等，温度及び圧力評価において保守的な仮定を置き，質量バランスとエネルギバランスの式等により格納容器圧
力や格納容器のプール水温度を計算している。これにより，格納容器圧力や格納容器のプール水温度を保守的に評価しており，コードの不確かさ要因としては考慮しないことにする。また，残留熱除去系の除熱量については，除熱量が小さい場合はサプレッション・プールの冷却速度が遅くなり格納容器圧力や格納容器のプール水

3-81

260

温度が高くなる可能性があるが，残留熱除去系の除熱量は最小値を用いていることから，コードの不確かさ要因としては考慮しないことにする。
5.1.2

重要現象の不確かさに対する感度解析

5.1.1 節に示した重要現象に対する不確かさについて，評価指標に与える影響が大きい，もしくは影響の大きさの確認が必要であるとした重要現象について，ＲＥＤＹ
コードを用いた感度解析を実施した。なお，対象とした重要現象は，反応度フィード
バック効果（ボイド反応度，ドップラ反応度，ボロン反応度），崩壊熱，沸騰・ボイド率変化（炉心流量補正），冷却材流量変化，冷却材放出（臨界流・差圧流）（原子炉圧力容器）及びＥＣＣＳ注水（給水系・代替注水設備含む）である。
各重要現象に対するＲＥＤＹコードによる感度解析結果を表 5-2 に示す。対象プラントはＡＢＷＲとし，主蒸気隔離弁の誤閉止を起因事象とした。また，これらのパラメータを最確値としたケースをベースケースとし，各感度解析における評価指標の値を，ベースケースからの偏差の形で示した。
評価指標の中で，制限値に対する裕度が小さいのは燃料被覆管温度だけである。このため，以下はこの燃料被覆管温度に絞っての考察を行う。
表 5-2 に示した感度解析結果をみると，不確かさが燃料被覆管温度にプラス側の感度（結果を厳しくする感度）を与えることはない。例えば，ボイド係数とドップラ係
数の保守因子に関しては，申請解析条件では代表的にボイド係数 1.25 とドップラ係
数 0.9（解析時間を通して一定）を使用しているが，事故シーケンスに沿って不確かさを評価し，これをサブ時間領域ごとに変えた感度解析結果によると，各組合せにおいて結果を有意に厳しくすることはなく，加圧事象時の反応度係数の保守因子を申請
解析条件で用いることの代表性が確認された。また，不確かさ幅を特定できないことから，表 5-2 に含めずに添付２と添付３で補足している軸方向出力分布が下方ピークになる場合を想定した場合は，燃料被覆管温度をより小さく評価される傾向が見られることが確認されている。
以上，総合すると，申請解析におけるＲＥＤＹコードによる解析結果は評価指標である燃料被覆管温度を保守的に評価していると考える。
なお，ＲＥＤＹコードでは模擬できない，核熱水力不安定事象に起因した中性子束振動現象が燃料被覆管温度に与える影響は，参考解析のＴＲＡＣコードによる解析結果を参照しても，その影響は小さくかつ判断基準に対しても十分裕度があることを別途確認している。

3-82

261

表 5-1 重要現象の不確かさ（1/2）
分類
炉心(核)

重要現象
核分裂出力

解析モデル
核特性モデル

崩壊熱

有効性評価解析への影響

考慮しない

反応度フィードバック効果の不確かさに含まれる。

添付５の表 2-2 参照

反応度係数の不確かさが評価指標に影響を及ぼす。

反応度モデル

高温停止に必要なボロン反応度：

ボロン反応度が小さい方が格納容器圧力と格納容器プール

(ボロン)

−3％⊿k

水温度を厳しく評価する。

崩壊熱モデル

崩壊熱：

崩壊熱が大きい方が格納容器圧力と格納容器プール水温度

1 秒後＋0.8％／−0.1％

を厳しく評価する。

反応度フィード 反応度モデル
バック効果

不確かさ

(ボイド・ドップラ)

炉心

沸騰・ボイド率 炉心ボイド

炉心流量補正：補正量が大きい方が，炉心流量が小さくなった場合に炉心ボ

(熱流動)

変化

補正なし／最大補正二次関数

イド率を少なめに模擬することから，原子炉出力を高めに算

モデル

3-83

出し，燃料被覆管温度を厳しく評価する。
原子炉圧力 冷 却 材 コ ー ス 再循環系モデル
容器

流量変 トダウ(逃がし安 化

ン特性

全弁含む)

自然循

再循環ポンプ慣性時定数：

冷却材流量変化(強制循環時)速度が小さいと原子炉バウン＋10％／−10％

ダリ圧力が高く評価され，大きいと燃料被覆管温度が高く評価される。

モデルの仮定に含まれる

環流量

冷却材流量変化(自然循環時) が大きいと燃料被覆管温度が高くなる可能性があり，小さいと格納容器圧力及び格納容器のプール水温度が高くなる。

冷 却 材 放 出 ( 臨 逃がし安全弁

逃がし弁流量：

冷却材放出量が小さいと，原子炉圧力及び燃料被覆管温度が界流・差圧流)＋16.6％

高く評価されるが，下限値を使用しているため不確かさにつモデル

いては考慮不要。冷却材放出量が大きいと，格納容器圧力及び格納容器プール水温度が高く評価される可能性がある。

262

表 5-1 重要現象の不確かさ（2/2）
分類

重要現象

解析モデル

原子炉圧力 ＥＣＣＳ注水給水系モデル

容器(給水系・代替注( 逃 が し 安 水設備含む)

不確かさ
給水エンタルピ

事象発生初期の給水温度低下による出力上昇により燃料被(1)給水温度（主蒸気流量零で）覆管温度が高くなる可能性がある。また，給水流量やＥＣＣ−60 kJ/kg（−14℃）

全弁含む)

有効性評価解析への影響(2)遅れ時間 ＋50 秒

Ｓ流量が多いと格納容器圧力と格納容器のプール水温度に影響を与える可能性がある。

ＨＰＣＦ流量：＋137％
格納容器のプール水初期エンタルピ：−104 kJ/kg（−25℃）

ほう酸水の拡散3-84

ほう酸水拡散モ 保守的値を使用

ほう酸水の変化を保守的に設定しており，格納容器圧力と格デル

納容器のプール水温度も保守側の結果となる。

原子炉格納 サ プ レ ッ シ ョ 格納容器モデル
容器

ン・プール冷却保守的モデルに含まれる

単純な物理式を用いること並びに保守的仮定により，保守的に評価している。

263

表 5-2 重要現象の不確かさに対するＲＥＤＹ感度解析結果
ベースケースからの感度
重要現象

不確かさ幅

原子炉圧力

燃料被覆管

格納容器のプー

格納容器圧力

(MPa)

温度(℃)

ル水温度(℃)

(MPa)

9.08
反応度フィードバック効果

添付５の表 2-2 参照

(*)

1060

(*)

-0.44/0.01(*１)

0/0(*１)

0.00

0(評価対象外)(評価対象外)0.00／0.00

113

(*)

0.19 (*)（ボロン反応度が支配的な期間であり詳細不確かさは評価しない）

＋7

＋0.04

0／0

0／0

0.00／0.00-0.18／0.00-170／0-4／2-0.02／0.01

冷却材流量変化(コースト 再循環ポンプ慣性時定数：＋10％／−10％ダウン特性)

0.00／-0.01

0／0

0／0

0.00／0.00

冷却材放出(臨界流・差圧流) 逃がし弁流量：＋16.6％

−0.39

0

0

0.00

ＥＣＣＳ注水給水エンタルピ(1)給水温度（主蒸気流量零で）−60 kJ/kg（−14℃）(2)遅れ時間 ＋50 秒

0.00-110(*2)

00.00

ＨＰＣＦ流量： ＋137％

0.00

0

＋4

＋0.03

ボロン反応度：−3％⊿k
崩壊熱

崩壊熱曲線：初期値で＋1％／−2％(1 秒後で＋0.8％／−0.1％を包含)

沸騰・ボイド率変化
3-85(給水系・代替注水設備含む)

炉心流量補正：補正なし／最大補正二次関数

0.00
0
−18
−0.06
格納容器のプール水初期エンタルピ：−104kJ/kg（−25℃）(*) ベースケースでの評価結果 (*1) 本評価は，添付５の（動的ボイド係数，動的ドップラ係数）の保守因子から 5 つの組合せ（ノミナル値，ノミナル値）（下限値，下限値）（下限値，上限値）（上限値，下限値）（上限値，上限値）を実施し，その結果から最大値と最小値を記載したものである。
(*2) 給水温度（＋要因）と遅れ時間（−要因）を同時に考慮した感度。仮に遅れ時間は考慮しない（0 秒）とした場合は 10℃となる。

264

5.2 不確かさの取り扱いについて（運転操作の観点）
原子炉スクラム失敗を仮定した事象においてＲＥＤＹコードで取り扱う運転操作は，
ほう酸水注入系及び残留熱除去系の手動起動操作，ＡＤＳ作動阻止操作，ＥＣＣＳによる水位低下維持操作である。
これらの運転操作へのコードの不確かさの影響を以下に記載する。
(1) 運転操作の起点への影響
ほう酸水注入系及び残留熱除去系の手動起動操作は，事象発生時点から又は格納容器のプール水温度高の発信を起点に実施している。プラントの運転操作としては，制御棒が全挿入されない状態で，格納容器のプール水温度が高くなった場合，ほう酸水注入系及び残留熱除去系を起動することになるが，状態確認等の運転員操作の余裕時間を考慮しているため，不確かさの影響は保守的に評価される。
ＡＤＳは作動条件成立後時間遅れをもって作動する。手動阻止操作は原子炉水位低下を確認して，ＡＤＳ作動条件成立前に阻止操作を実施している。運転員は原子炉水位を確認して手動操作を実施するとともに，条件成立後であっても時間遅れがあるた
め，解析コードの不確かさは運転員操作に影響を与えない。
水位低下維持操作は，ボロン濃度上昇に伴い原子炉出力が低下し原子炉水位が上昇してくるために，原子炉水位を低めに維持する操作である。運転員は原子炉水位を確認して手動操作を実施するため，解析コードの不確かさは運転員操作に影響を与えない。
(2) 運転操作後の影響
ほう酸水注入系及び残留熱除去系の手動起動操作後は，炉心部でのボロン濃度増加
により原子炉出力が低下するため，原子炉水位が回復してくる。原子炉水位が上昇す
るとボロン濃度上昇割合が減少する可能性があるが，高温停止に必要なボロン濃度に至る時間の評価において定常水位を仮定しているため，コードの不確かさは水位低下維持操作に影響を与えない。
以上より，ＲＥＤＹコードの不確かさの運転操作への影響を考慮すると，実機運用上は時間余裕が増える方向又は影響を与えないため，有効性評価で確認できた運転操作の妥当性については実機運転においても適用できる。

3-86

265

6. 参考文献(01)「沸騰水型原子力発電所

プラント動特性解析手法について」（株式会社日立製作所，HLR-014 訂 2，昭和 63 年 3 月）
(02)「沸騰水型原子力発電所

プラント動特性解析手法について」（株式会社東芝，TLR-012 改訂 1，昭和 63 年 3 月）(03) Linford, R.B.,

Analytical Methods of Plant Transient

Evaluations for the General Electric Boiling Water Reactor ,NEDO-1O8O2, February 1973.
(04)「沸騰水形原子力発電所

2 次元単位セル計算手法について」（日立 GE ニュークリア・エナジー株式会社,HLR-005 訂 1 平成 20 年 4 月）
(05)「沸騰水型原子力発電所

燃料集合体核特性計算手法」（株式会社東芝, TLR-006 改訂 1, 平成 20 年 9 月）
(06)「沸騰水型原子力発電所

燃料の設計手法について」（株式会社日立製作所, HLR-033 訂 1, 平成 10 年 2 月）
(07)「沸騰水型原子力発電所

燃料の設計手法について」（株式会社東芝, TLR-045 改訂 1, 平成 10 年 1 月）
(08)「沸騰水型原子力発電所

燃料の設計手法について(MOX 燃料への適用)」（株式会社日立製作所, HLR-053 訂 2, 平成 11 年 2 月）
(09)「沸騰水型原子力発電所

燃料の設計手法について(MOX 燃料への適用)」（株式会社東芝, TLR-045A 改訂 2, 平成 11 年 2 月）(10) ｢沸騰水形原子力発電所

原子炉の熱設計手法について｣（株式会社日立製作所,HLR-008,昭和 52 年 4 月）
(11)「沸騰水形原子力発電所

熱水力設計計算手法について」（東京芝浦電気株式会社,TLR-008,昭和 51 年 9 月）
(12)「沸騰水型原子力発電所

ほう酸水注入系における未臨界性評価手法の高度化について」（TGBLA/LOGOS 版）(13)「沸騰水型原子力発電所（平成 19 年 10 月）

ほう酸水注入系における未臨界性評価手法の高度化について」（HINES/PANACH 版） （平成 19 年 10 月）(14) ANCR-NUREG-1335

RELAP4/MOD5 A Computer program fortransient thermal-hydraulic analysis of nuclear reactors andrelated systems user's manual ,Volume Ⅰ, September,1976.
(15)「BWR プラント過渡解析コード REDY のレビュー結果について」（昭和 60 年 2 月，通商産業省原子力発電技術顧問会 安全解析コード検討会）

3-87

266

添付１ 解析コードにおける解析条件
表１
分類

解析コードにおける主要な解析条件（1/2）
解析条件

定格出力運転条件パラメータ及び幾何 原子炉熱出力
形状データ

炉心流量
主蒸気流量
給水流量
再循環ポンプ流量
原子炉圧力
原子炉水位
原子炉各部寸法
各種圧力損失データ
格納容器容積炉心データ

ボイド反応度
ドップラ反応度
ボロン反応度
炉心圧力損失

燃料データ

燃料棒本数
燃料有効長
被覆管外径
被覆管物性
燃料ギャップコンダクタンス
軸方向出力分布逃がし安全弁

段数及び個数
吹き出し圧力吹き出し容量

給水系

容量（予備機含む）
停止条件
給水温度低下特性

主蒸気隔離弁

閉トリップ設定点
全閉時間

3-1-1

267

表１

解析コードにおける主要な解析条件（2/2）

分類

解析条件

事故収束に重要な機器，操作関連

代替原子炉再循環ポンプトリップ機能（自動作動設定点，作動遅れ時間，台数，再循環ポンプ慣性時定数）
高圧注水系（自動起動・停止設定点，作動遅れ時間，台
数，容量，原子炉注水特性，冷却水温度，注
水量調整手動操作条件）
ほう酸水注入系（注水遅れ時間，注水流量，高温停止濃度，
起動手動操作条件）
残留熱除去系（手動起動操作条件，台数，容量）

3-1-2

268

添付２ 軸方向出力分布の変化について
ＲＥＤＹコードの軸方向出力分布のデータは，固定のインプットデータであり，時間変化で変わることの模擬はできない。
一方，図１に示すＴＲＡＣコードの解析結果（代表チャンネルの軸方向出力分布の変化）によると，事象発生前（初期状態）は上方ピークであった軸方向出力分布は主蒸気隔離弁の誤閉止後給水加熱喪失状態になると，炉心入口のサブクールが増加し炉心下部を中心に正の反応度が投入されるため，軸方向出力分布は下方ピークとなっている。ただし，この下方ピークにシフトしている時間帯は約 70 秒から約 200 秒であり，この時期を過ぎると初期の軸方向出力分布に戻っている。
ここでは，ＲＥＤＹにおける 下方ピークの軸方向出力分布データ の影響を確認するために，一貫して下方ピーク出力分布とした場合（異なる炉心を評価するのが目的ではないことから，核特性やボイドマップ等は変更していない単独効果）の影響を確認する。
150

150

1

1. 中性子束（％）
2. 炉心流量（％）

1. 中性子束（％）

1

100

1

100

1

1

2

50

50

2

2

1

0

0
0

50

100

150

200

0

10

0秒

70 秒

20

30

40

事 故 後 の 時 間（ｍ）

事 故 後 の 時 間（ｓ）

150 秒

200 秒

10 分

30 分

図１ ＴＲＡＣコードによる軸方向出力分布の時間変化
3-2-1

269

図 2 のように軸方向出力分布を変えた場合の確認結果を図 3，表 1 に示すが，これによると本事象で一時的に生じる下方ピーク状態を仮定しても，ＲＥＤＹコードでは炉心全体に及ぼす影響はほとんどないことが確認された。

200

軸方向出力分布 下方ピーク
申請解析
150
中
性
子
100
束
[％]
50

0

500

1000

1500

2000

2500

時間[s]

図２ ＲＥＤＹコードにおける

図３ ＲＥＤＹコード解析結果

解析条件(下方ピーク)表１

軸方向出力分布を変えた場合の解析結果

評価指標

ＲＥＤＹコード

ＲＥＤＹコード（申請解析）（下方ピーク軸方向出力分布）

原子炉圧力(MPa[gage])

9.08

9.08

燃料被覆管温度(℃)

1060

1060

格納容器圧力(MPa[gage])

0.19

0.19

格納容器のプール水温度(℃)

113

113

（注）燃料被覆管温度を求めるＳＣＡＴコードでは，中央ピークとしている。

3-2-2

270

添付３ 軸方向出力分布変化を考慮したボイドマップの影響について
ＲＥＤＹコードでは，定格炉心流量でのボイドマップデータに基づき，これに過渡状態の変化を加えることで炉心のボイド率を模擬しており，このボイドマップモデルの妥当性
は，広い範囲の実機試験などで確認されている。ただし，ＲＥＤＹコードの定格炉心流量でのボイドマップデータ自体は，固定のインプットデータであり，ＲＥＤＹコードの軸方
向出力分布変化と同様，時間で変わることの模擬はできない。
原子炉スクラム失敗を仮定した主蒸気隔離弁の誤閉止解析では，主蒸気隔離弁の誤閉止に伴う給水加熱喪失により，過渡的に軸方向出力分布が大きく下方ピークとなることがわ
かっており，これがＲＥＤＹコードで用いている定格ボイドマップに与える影響を確認する。
ここでは，ＴＲＡＣコードによる解析結果から得られる下方ピークとなった時点での軸方向出力分布を用い，炉心熱水力解析コードを用いて下方ピーク時の軸方向出力分布でのボイドマップを作成し， 下方ピークを想定した場合のボイドマップデータの影響を確認するために，一貫して下方ピークのボイドマップとした場合（異なる炉心を評価するのが目的ではないことから，核や軸方向出力分布は変更していない単独効果）の影響を確認する。
今回の申請解析で用いたボイドマップ作成用軸方向出力分布を図 1 に，今回の感度解析で用いたボイドマップ作成用軸方向出力分布（ＴＲＡＣコードによる代表的な下方ピーク）を図 2 に示す。

図１ 申請解析に用いる設計ボイドマップ
作成における軸方向出力分布

図２ ＴＲＡＣの「原子炉スクラム失敗を仮定した主蒸気隔離弁の誤閉止」の軸方
向出力分布

3-3-1

271

今回実施した影響解析の主な条件を以下に示す。
・プラント：代表ＡＢＷＲ
・評価事象：原子炉スクラム失敗を仮定した主蒸気隔離弁の誤閉止
・初期条件：100％出力/100％炉心流量
・炉心：９×９燃料（Ａ型）単一炉心・ボイドマップ：原子炉スクラム失敗を仮定した主蒸気隔離弁の誤閉止時の給水加熱喪失状態における軸方向出力分布(下方ピーク)を考慮したボイドマ
ップ
以下に，給水加熱喪失に伴う軸方向出力分布の変化を考慮したボイドマップにより解析を実施した結果，評価指標に及ぼす影響は比較的小さいことが確認できた。
表１

ボイドマップを変えた場合の解析結果

評価指標

ＲＥＤＹコード

ＲＥＤＹコード（申請解析）（ＴＲＡＣコードによる代表的な（設計ボイドマップ）

下方ピークに対応したボイドマップ）

原子炉圧力(MPa[gage])

9.08

8.94

燃料被覆管温度(℃)

1060

970

格納容器圧力(MPa[gage])

0.19

0.19

格納容器のプール水温度(℃)

113

114

（注）燃料被覆管温度を求めるＳＣＡＴコードでは，中央ピークとしている。

3-3-2

272

添付４ 短時間領域を細分割しての重要現象のランクの検討
１．短時間領域の細分割
短時間領域をサブ時間領域１（出力変動期），サブ時間領域２（出力抑制期），サブ時間領域３（出力再上昇期）の３つのサブ時間領域に細分割した場合の重要現象のランクを検討する。なお，短時間領域での評価指標は，原
子炉圧力と燃料被覆管温度（ＰＣＴ）である。
① サブ時間領域１（0秒から約10秒）
原子炉スクラム失敗を仮定した主蒸気隔離弁の誤閉止により原子炉圧力が上昇するために，炉心平均ボイド率が減少し，これにより正のボイド反応度が印加され中性子束が上昇する。ただし，中性子束上昇に伴って燃料温度と熱出力も増加するため，負のドップラ反応度印加，発生熱に伴う炉心内ボイド率増加による負のボイド反応度印加により中性子束の過度な上昇は抑制される（ＢＷＲの自己制御性）。同時期に，原子炉圧力高のインターロック信号が2秒で作動し４台の再循環インターナルポンプ（ＲＩＰ）
トリップが炉心流量を急減させ負のボイド反応度を印加することにより，中性子束は2秒後に306%のピークを迎えた後，一時的に定格値以下にまで低下する。
その後は継続する圧力上昇によって中性子束が再度上昇する。なお，本期間内で給水ポンプはタービン駆動給水ポンプからモータ駆動給水ポンプに切替わる。
以上に述べた時間領域は，中性子束が定格値近傍で増減する領域であり，これをサブ時間領域１（出力変動期）とした。
②サブ時間領域２（約10秒〜約60秒）
この時間領域では，再循環流量制御系自動モード
により，トリップしていない６台のＲＩＰポンプ速
度が次第に最低速度まで低下し，炉心流量が一定になるまで，炉心のボイド率が増加する。このため，
徐々に負のボイド反応度が投入され出力は約50%まで低下する。この時間領域の初期ではまだ出力が高く，炉心流量減少開始による冷却能力低下により，

3-4-1

273

燃料被覆管温度が15秒で820℃となり（一次ピーク），原子炉圧力は19秒後に最大値8.92MPa[gage]となるが，その後はいずれも継続的な炉心流量低下により徐々に抑制される。これをサブ時間領域２（出力抑制期）とした。なお，図示してはいないが，格納
容器圧力高により34秒後にＨＰＣＦとＲＣＩＣが起動し，原子炉水位の異常な低下を抑制している。
③サブ時間領域３（約60秒〜約200秒）
トリップしなかった６台のＲＩＰは最低速度で運転を継続し，炉心流量はほぼ一定となる。この間，主蒸気隔離弁が閉鎖することに起因して給水加熱能力が喪失し，給水流量のエンタルピが次第に低下することにより，炉心入口サブクーリングが増加する。このため，炉心平均ボイド率が減少し，出力が次第に上昇し150秒前後に定格出力近傍で平衡状態となる。この間の原子炉圧力は逃がし安全弁の開閉によりほぼ一定に制御される。173秒で復水器ホットウェル水位低で給水ポンプトリップ，191秒で原子炉水位低で運転中の６台のＲＩＰトリップが生じ，再循環流量は自然循環流量状態に移行するとともに，原子炉出力は低下し，燃料被覆管温度も175秒で1060℃となった（二次ピーク）
のち低下する。以上に述べた時間領域は，給水加熱喪失により中性子束が再上昇する領域であり，これをサブ時間領域３（出力再上昇期）とした。
２．重要現象のランク付け
原子炉圧力の最大値と燃料被覆管温度（一次ピーク）の最大値はサブ時間領域２で，燃料被覆管温度（二次ピーク）は給水加熱喪失により中性子束が再上昇するサブ時間領域３で決まる。短時間領域で重要と考えられる物理現象は，核分裂出力，出力分布変化，
反応度フィードバック効果，三次元効果（核），沸騰・ボイド率変化，三次元効果(熱流動），冷却材流量変化，冷却材流量放出，ＥＣＣＳ流量（給水系含む）であるが，これらの物理現象を前述の３つのサブ時間領域ごとに当てはめて，評価指標へのランクと不確かさを検討した。
(1)核分裂出力
反応度フィードバック効果との総合事象として評価するものであり，プラント挙動に関わらず，どのサブ時間領域でも評価指標に与える重要度は高いと考える。
(2)出力分布変化
サブ時間領域１とサブ時間領域２では，軸方向出力分布は形状がそれほど変わらずに一様に変化する。一方，サブ時間領域３では給水加熱喪失により軸方向出力分布が下方ピークとなることが従来から知られている。
原子炉圧力は冷却材流量放出（逃がし安全弁）により制御され，本物理現象はどのサ
ブ時間領域でも評価指標である原子炉圧力を評価する上で重要現象とはならない。燃料
被覆管温度は，サブ時間領域３において軸方向出力分布が下方ピークに変化することから，炉心ボイド率の変化を通して評価指標である燃料被覆管温度へ影響を与える。本物

3-4-2

274

理現象はむしろ燃料被覆管温度を小さくする方向である。この下方ピークへの変化を考慮しない評価は厳しめの結果を与えることになることから，評価指標である燃料被覆管温度に与える重要度は低い。ただし，これを確認するためにＲＥＤＹコード説明書の添付２と３にてサブ時間領域３で軸方向出力分布が下方ピークとなることの影響を確認するための感度解析を実施している。
(3)反応度フィードバック効果（ボイド・ドップラ）
原子炉圧力は冷却材流量放出（逃がし安全弁）により制御され，本物理現象はどのサ
ブ時間領域でも評価指標である原子炉圧力に与える重要度は低いと考えられる。
一方，本物理現象が評価指標である燃料被覆管温度に与える重要度は，サブ時間領域２及びサブ時間領域３で高い。詳細化したサブ時間領域ごとのプラント状態を見てみると，各サブ時間領域のボイド率変化，燃料温度変化，炉心入口サブクーリング変化はプ
ラント挙動に大きく左右され，各サブ時間領域に対して実施した不確かさ評価結果（ＲＥＤＹコード説明書の添付５参照）を，それぞれのサブ時間領域に別々に適用してその影響を確認することがより現実的であると考える。以上より，サブ時間領域ごとに反応度フィードバック効果（ボイド・ドップラ）の不確かさを変えて，燃料被覆管温度に与える影響を評価する。
(4)三次元効果（核）核熱水力不安定事象により中性子束振動が生じる可能性のある期間は，サブ時間領域３であり，本物理現象が評価指標である燃料被覆管温度に与える重要度は中程度と考えられる。ただし，ＲＥＤＹコードでは中性子束振動（三次元効果）を再現することはモ
デル上困難であり，ＴＲＡＣコードを参照している。
(5)沸騰・ボイド率変化
沸騰・ボイド率変化は反応度フィードバック効果（ボイド反応度）に直接影響を与えることから，評価指標である原子炉圧力に対しては，サブ時間領域１及びサブ時間領域２で重要度が高い。評価指標である燃料被覆管温度に対してはサブ時間領域２及びサブ時間領域３で重要度が高く，サブ時間領域１は出力変動期間ではあるが，ボイド率の炉
心流量依存性やその後のサブ時間領域２や３へ与える影響の重要度を考慮すると，重要度は中程度になると考えられる。
この場合，ＲＥＤＹコードで使用しているボイドマップの炉心流量依存性の不確かさ
はどのサブ時間領域でも適用でき，ＲＥＤＹコード説明書にて不確かさを評価している。
なお，サブ時間領域３において下方ピークに対応したボイドマップとなることの検討は前述(2)の出力分布変化に含めて検討・考察している。
(6)三次元効果(熱流動)
上記，(4)の三次元効果（核）と同様，サブ時間領域３（出力再上昇期）を対象とした核熱水力不安定事象に起因した中性子束振動が，評価指標である燃料被覆管温度に与える重要度は中程度と考える。

3-4-3

275

(7)冷却材流量変化
ポンプトリップによるコーストダウン特性は，サブ時間領域１で評価指標である燃料
被覆管温度に与える重要度が高いと考えられ，ＲＥＤＹコード説明書本文にて不確かさの感度解析を実施している。
(8)冷却材流量放出
冷却材流量放出（逃がし安全弁流量）は，炉内で発生する熱を原子炉から格納容器へ放出する上でサブ時間領域１と２において，評価指標である原子炉圧力に与える影響は中程度と考えられる。一方，本事象が評価指標である燃料被覆管温度に与える重要度はどのサブ時間領域においても小さいと考えられる。
(9)ＥＣＣＳ流量（給水系含む）
時間遅れを持って炉心に影響を与える給水加熱喪失は，サブ時間領域３において炉心
入口サブクールの減少として出力に影響するため，燃料被覆管温度に対して重要度が高いと考えられ，ＲＥＤＹコード説明書本文にて感度解析を実施している。
以上，短時間領域におけるプラント挙動を考慮した上で各重要物理現象のランク付けを再検討した結果を表１に示す。ここで，太線で囲んだものが，本文の短時間領域で報告しているものであり，短時間領域でのランク（３つのサブ時間領域の中で一番高いランク）付けは妥当であることが示されている。
表１

短時間領域を細分割した場合のランク評価結果

細分割区分

サブ時間領域１

サブ時間領域２

サブ時間領域３

短時間領域（全体は短時間領域）

出力変動期

出力抑制期

出力再上昇期

−

原子炉

原子炉

原子炉

評価指標
物理現象

PCT

圧力

PCT

圧力

PCT

圧力

原子炉

PCT

圧力

核分裂出力

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

出力分布変化

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｌ

Ｉ

Ｌ

反応度フィードバック効果

Ｌ

Ｍ

Ｌ

Ｈ

Ｌ

Ｈ

Ｌ

Ｈ

三次元効果「炉心(核)」

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｍ

Ｌ

Ｍ

沸騰・ボイド率変化

Ｈ

Ｍ

Ｈ

Ｈ

Ｌ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

三次元効果「炉心(熱流動)」

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｍ

Ｌ

Ｍ

冷却材流量変化「原子炉圧力容器」

Ｌ

Ｈ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｈ

冷却材流量放出「原子炉圧力容器」

Ｍ

Ｌ

Ｍ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｍ

L

ECCS注水（給水系含む）

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｈ

Ｉ

Ｈ

（ボイド・ドップラ）「炉心(熱流動)」

3-4-4

276

添付５ 原子炉停止機能喪失事象での反応度係数（ＲＥＤＹコード用）の保守因子
について
原子炉停止機能喪失事象に対する炉心損傷防止対策の有効性評価において，ＲＥＤＹコ
ードに原子炉設置変更許可申請書の添付書類八記載の平衡炉心サイクル末期の反応度係数に一律の保守因子（減速材ボイド係数は 1.25 倍，ドップラ係数は 0.9 倍）を掛けた反応度係数を用いている。
一方，本事象では，事象の進展に伴い，初期の運転状態から炉心流量，原子炉圧力，炉心入口エンタルピ，軸方向出力分布等が時間とともに変化し，ボイド係数，ドップラ係数が影響を受け，保守因子は一定ではない。
そこで有効性評価手法が適切であることを確認するために，
前述のとおり 5.1.2 節の「重要現象の不確かさに対する感度解析」において本事象を３つのサブ時間領域に細分割した上で，それぞれに反応度係数に対する保守因子を設定してＲＥＤＹコードによる評価を行っている。
ここでは，①，②において 5.1.2 節の「重要現象の不確かさに対する感度解析」で用いる反応度係数に対する保守因子を求め，③において 5.1.2 節の感度解析結果より有効性評
価の一律の保守因子の手法が適用できることを確認した。
①

炉心一点近似縮約による反応度係数評価は，圧力変化，流量変化などの摂動による
炉心状態変化及び事象進展に伴う炉心状態変化を扱うことが出来ない。原子炉停止
機能喪失事象では，この炉心状態変化の変化に伴う不確かさが大きくなる可能性があるため，静的な三次元沸騰水型原子炉模擬計算コードにより，各サブ時間領域に対するボイド係数，ドップラ係数を評価し，炉心一点近似手法による反応度係数（添付書類八記載の値）に対する比として各時間領域の反応度係数の保守因子のノミナル値を評価した。

②①で求めた保守因子のノミナル値に，静的な三次元沸騰水型原子炉模擬計算コードにより評価したボイド係数，ドップラ係数の不確かさ及び取替炉心設計段階における不確かさ（補足参照）を加えることで，5.1.2 節の「重要現象の不確かさに対す
る感度解析」で用いる反応度係数の保守因子変動幅を求めた。

③①及び②の検討より，原子炉停止機能喪失事象に対する炉心損傷防止対策の有効性評価において，事象を通じた一律の保守因子として，ボイド係数は 1.25 及びドップラ係数は 0.9 が適用できることを確認した。

3-5-1

277

１．原子炉停止機能喪失事象での各時間領域の反応度係数の保守因子のノミナル値（１）評価方法
原子炉スクラム失敗を仮定した主蒸気隔離弁の誤閉止発生事象の短時間領域を，以下の３つのサブ時間領域に細分割し，・出力変動期（サブ時間領域１）・出力抑制期（サブ時間領域２）・出力再上昇期（サブ時間領域３）
各サブ時間領域の代表的な炉心状態における炉心パラメータを用い，静的な三次元沸騰水型原子炉模擬計算コードにより，ボイド係数，ドップラ係数を評価し，原子炉設置変更許可申請書の添付書類八に記載の反応度係数（保守因子1.0倍に相当）と比較した。
ボイド係数は，各解析点に応じた微小な摂動を与え実効増倍率の変化量を求め，炉心平均のボイド率の変化量で除することで求めた。各解析点での摂動は，表1-2，表1-3に示す
ように，サブ時間領域１では圧力摂動，サブ時間領域２では流量摂動，サブ時間領域３では入口エンタルピ摂動を与えた。
ドップラ係数は，各解析点における摂動計算により炉心平均値を求めた。
（２）解析条件
解析は二つの代表プラントを対象として行い，この主な解析条件を以下に示す。
表 1-1 主な解析条件
プラント
評価条件

代表ＡＢＷＲ

代表従来型ＢＷＲ

原子炉スクラム失敗を仮定した主蒸気隔離弁の誤閉止

初期条件

100%出力／100%炉心流量

100%出力／85%炉心流量

炉心

９×９燃料（Ａ型）単一炉心

９×９（Ａ型）+標準組成 MOX 燃料混在炉心

解析コード

ＨＩＮＥＳ／ＰＡＮＡＣＨＴＧＢＬＡ／ＬＯＧＯＳ（注）ＨＩＮＥＳ，ＴＧＢＬＡ：単位燃料集合体核特性計算コード
ＰＡＮＡＣＨ，ＬＯＧＯＳ：三次元沸騰水型原子炉模擬計算コード（３）解析結果
各解析点における，三次元沸騰水型原子炉模擬計算コードによる反応度係数と一点近似モデルの反応度係数(*)の比（以下「三次元／炉心一点近似（保守因子 1.0）」と称す）を表
1-2 と表 1-3 に示す。これによると，摂動及び事象進展に伴い軸方向の出力分布及びボイ
ド分布が変化するためボイド係数は変化するが，ドップラ係数は主に U-238 の共鳴吸収が支配的であることから変化は小さくなっている。
(*)原子炉設置変更許可申請書の添付書類八に記載の減速材ボイド係数，ドップラ係数

3-5-2

278

冒頭に述べたように，炉心一点近似縮約による反応度係数評価は，圧力変化，流量変化などの摂動及び事象進展に伴う炉心状態の変化を扱えないため，三次元沸騰水型原子炉模
擬計算コードを用いて炉心状態変化を取り込んで評価しているが，ボイド係数において特にその影響が大きいことが分かる。
このように三次元沸騰水型原子炉模擬計算コードを用いることで，炉心状態変化を取り込むことができるものの，静的評価であることによる不確かさが含まれると考えられる。
そこで，静的な三次元沸騰水型原子炉模擬計算コードによりボイド係数を評価できることを含めて，サブ時間領域ごとに保守因子の設定について以下のとおり確認した。
サブ時間領域１では，圧力増加による正のボイド反応度印加による中性子束の上昇が支配的である。圧力摂動においては，軸方向ボイド率分布変化に伴う軸方向出力分布への影
響は，流量摂動，エンタルピ摂動に比較して小さく，また，炉心一体型の摂動であり，特に軸方向にほぼ時間遅れなく摂動が与えられるため，事象開始時点の炉心状態に対して静的な三次元沸騰水型原子炉模擬計算コードを用いてボイド係数を評価することは可能であると考えられる。
サブ時間領域２における支配的要因は流量摂動であり，炉心出力だけでなく，軸方向ボイド率分布，軸方向出力分布もこの影響を受ける。炉心入口流量が減少すると，この流量摂動の影響が時間遅れを伴って動的に下方から上方に伝わり，上部のボイド率が変化する
前に下方のボイド率が増加することとなる。このため，静的な三次元沸騰水型原子炉模擬
計算コードによるボイド係数評価では現実の軸方向ボイド率分布，軸方向出力分布と異なった状態を評価していることになる。この流れによる時間遅れがボイド率変化に及ぼす影響を確認するため，ＳＣＡＴコードにより，サブ時間領域２の流量減少の時間変化を模擬した場合と定常解析に相当する準静的に流量が減少した場合について，軸方向ボイド率分
布を評価したところ，両者の差はほとんどないことが確認された。以上より，サブ時間領
域２における流量減少は緩やかであり，流れによる時間遅れによる軸方向ボイド率分布への影響は小さく，ボイド係数への影響は小さいといえる。なお，5.1.2節の「重要現象の不確かさに対する感度解析」において本事象を３つのサブ時間領域に細分割した上で，反応度係数に対する保守因子の上限値，下限値を表1-2に基づき設定してＲＥＤＹコード／ＳＣＡＴコードによる評価を行っており，一律の保守因子を用いた有効性評価における燃料被覆管温度よりも高くならないとの結果を得ている。このようにボイド係数の有効性評
価結果への感度が小さいことから，不確かさを大きめに考慮することで，静的な三次元沸騰水型原子炉模擬計算コードによりボイド係数を評価することは可能であると考えられる。
サブ時間領域３においては，給水温度低下に伴うエンタルピ摂動が支配的であるが，逃

3-5-3

279

がし安全弁開閉に伴う圧力摂動もボイド係数に影響を及ぼす。圧力摂動については軸方向
ボイド率分布変化に伴う軸方向出力分布への影響は小さいが，エンタルピ摂動では影響が大きく，ボイド係数自体として絶対値が大きくなる。サブ時間領域３において給水温度が低下し，さらに逃がし安全弁が閉じられた場合は，両者ともボイド率を低下させる方向に働くため正のボイド反応度が印加されることになる。この場合，ボイド反応度変化量としては両者の効果が重畳するものの，ボイド率変化量も両者の効果が重畳するので，単位ボイド率変化量に対するボイド反応度変化量で定義されるボイド係数は，エンタルピ摂動単独で変化したボイド係数と圧力摂動単独で変化したボイド係数の中間的な値となる。以上
より，エンタルピ摂動単独で変化したボイド係数を用いた方が出力を高め（保守的）に評価することにもなるため，エンタルピ摂動によるボイド係数で代表させている。
エンタルピ摂動による影響は，流量摂動と同様に時間遅れをもって炉心軸方向下方から上方に伝わるが，サブ時間領域２の炉心流量減少に比較して事象進展がゆっくりしている
ことから，静的な三次元沸騰水型原子炉模擬計算コードで評価することは可能であると考えられる。一方，サブ時間領域３は，当該時点までの事象進展に伴う炉心状態変化による不確かさがより大きくなると考えられるため，保守因子を設定する上で不確かさを大きめに見る必要がある。この不確かさの定量化は困難であるが，5.1.2節の「重要現象の不確かさに対する感度解析」より，ボイド係数の有効性評価結果への感度が小さいことから，静的な三次元沸騰水型原子炉模擬計算コードによりボイド係数を評価することは可能であると考えられる。
なお，中性子束振動状態での静的反応度係数は定義できないため，本手法の適用対象外である。中性子束振動が局所的な燃料被覆管温度に与える影響に関しては，米国において中性子束振動の評価実績がある異なる解析コード（ＴＲＡＣコード）による参考解析結果を参照する。

表 1-2

代表ＡＢＷＲの原子炉スクラム失敗を仮定した主蒸気隔離弁の誤閉止事象の代表点における反応度係数の比（三次元／炉心一点近似（保守因子 1.0）
）
細分割区分

摂動の種類

サブ時間領域１

圧力摂動

サブ時間領域２流量摂動

サブ時間領域３(*)

入口エンタルピ摂動

ボイド係数

ドップラ係数(*)中性子束振動に対しては適用外

本資料のうち，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。

3-5-4

280

表 1-3

代表従来型ＢＷＲの原子炉スクラム失敗を仮定した主蒸気隔離弁の誤閉止事
象の代表点における反応度係数の比（三次元／炉心一点近似（保守因子 1.0））
細分割区分

摂動の種類

サブ時間領域１

圧力摂動

サブ時間領域２流量摂動

サブ時間領域３(*)

入口エンタルピ摂動

ボイド係数

ドップラ係数(*)中性子束振動に対しては適用外

２．原子炉停止機能喪失事象での反応度係数の保守因子の変動範囲
前節で求めた各サブ時間領域の保守因子のノミナル値と，補足に記載した三次元沸騰水型原子炉模擬計算コードによるボイド係数，ドップラ係数の不確かさ及び取替炉心設計段
階における不確かさを用いて，5.1.2 節の「重要現象の不確かさに対する感度解析」で用いる反応度係数の保守因子を求めた。
具体的には，表 1-2，表 1-3 の値に，以下の表 2-1（補足表-9 より転載）の不確かさを加えて，表 2-2，表 2-3 のようになる。
なお，ここでは遅発中性子割合の不確かさも含めて，動的反応度係数としてまとめている。
表 2-1 平衡炉心末期の動的反応度係数の不確かさ（まとめ）
不確かさの要因

動的ボイド係数動的ドップラ係数

原子炉停止機能喪失事象解析での不確かさ（合計）（補足表-9 より転載）（＊）１．で前述したような静的な三次元沸騰水型原子炉模擬計算コードを用いることによる不確かさ，事象進展に伴う炉心状態変化による不確かさの増加が考えられることから，「その他の要因に対する安全余裕」として，ボイド係数数，ドップラ係の安全余裕を採用している。

本資料のうち，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。

3-5-5

281

表 2-2 代表ＡＢＷＲの原子炉スクラム失敗を仮定した主蒸気隔離弁の誤閉止
事象中の動的反応度係数の保守因子（平衡炉心サイクル末期）
反応度係数
細分割区分

動的ボイド係数下限値

ノミナル

動的ドップラ係数

上限値

下限値

ノミナル

上限値

サブ時間領域１
サブ時間領域２
サブ時間領域３

表 2-3 代表従来型ＢＷＲの原子炉スクラム失敗を仮定した主蒸気隔離弁の誤閉止
事象中の動的反応度係数の保守因子（平衡炉心サイクル末期）
動的ボイド係数

反応度係数
細分割区分

下限値

ノミナル

動的ドップラ係数

上限値

下限値

ノミナル

上限値

サブ時間領域１
サブ時間領域２
サブ時間領域３（＊）サブ時間領域１は事象進展に伴う炉心状態変化による不確かさの増加は小さいと考えられることから，表 2-2，表 2-3 では「その他の要因に対する安全余裕」を含まず記載している。
ただし，5.1.2 の「重要現象の不確かさに対する感度解析」では，保守側評価として，サブ時間領域１に対してもサブ時間領域２，３と同じボイド係数
ラ係数

，ドップ

の安全余裕を採用している。

表 2-3 に示した代表従来型ＢＷＲプラントの検討結果は，標準組成 MOX 燃料混在炉心の場合を想定しているが，ここに初期 Pu 組成変動，および装荷遅れの影響を考慮すれば，
表 2-3 の結果に対して，さらに動的ボイド係数で倍，動的ドップラ係数で倍を見込む必要がある。

本資料のうち，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。

3-5-6

282

動的反応度係数の保守因子の変動による有効性評価への影響を確認するため，表 2-2 お
よび表 2-3 に示した保守因子の上下限値を組み合わせた感度解析を実施した。表 2-4 および表 2-5 に感度解析結果を示す。代表ＡＢＷＲの場合は，給水温度低下によって原子炉出力が準静的に増加するサブ時間領域３において燃料被覆管温度が最高温度となるため，各ケースとも有意な差は生じていない。一方，代表従来型ＢＷＲの場合は，原子炉圧力上昇
によって原子炉出力が急増するサブ時間領域１，及び流量減少によって原子炉出力が急減するサブ時間領域２において燃料被覆管温度が最高温度となるため，保守因子の影響を比較的受けやすいものの，ベースケースに比較して過度に温度が上昇するものはない。以上
より，不確かさが燃料被覆管温度に有意な影響を及ぼすものではないことを確認した。
表 2-4 代表ＡＢＷＲの動的反応度係数の保守因子の不確かさを考慮した場合の感度解析
保守因子(＊1)

燃料被覆管温度

動的ボイド係数動的ドップラ係数

最高温度
（℃）

最高温度の
偏差(*2)（℃）

ベースケース

1.25

0.9

約 1060

-

ケース１

ノミナル値

ノミナル値

約 1060

0

ケース２

下限値

下限値

約 1060

0

ケース３

下限値

上限値

約 1060

0

ケース４

上限値

下限値

約 1060

0

ケース５

上限値

上限値

約 10600（＊1）ノミナル値／上限値／下限値については，表 2-2 参照（＊2）ベースケースとの偏差
表 2-5 代表従来型ＢＷＲの動的反応度係数の保守因子の不確かさを考慮した場合の感度解析
保守因子(＊1)

燃料被覆管温度

動的ボイド係数動的ドップラ係数

最高温度
（℃）

最高温度の
偏差(*2)（℃）

ベースケース

1.25

0.9

約 1030

-

ケース１

ノミナル値

ノミナル値

約 930

-100

ケース２

下限値

下限値

約 920

-110

ケース３

下限値

上限値

約 870

-160

ケース４

上限値

下限値

約 1010

-20

ケース５

上限値

上限値

約 940

-90

（＊1）ノミナル値／上限値／下限値については，表 2-3 参照（＊2）ベースケースとの偏差

3-5-7

283

３．原子炉停止機能喪失事象に対する炉心損傷防止対策の有効性評価における反応度係数の保守因子について
有効性評価において反応度係数に一律の保守因子（減速材ボイド係数は1.25倍，ドップ
ラ係数は0.9倍）を用いていることについて，以下に検討した結果をまとめる。
サブ時間領域１は，１．で述べたとおり，圧力摂動が支配的な期間であり，静的な三次元沸騰水型原子炉模擬計算コードにより保守因子を評価することが可能である。また，ボイド係数は２．に示した保守因子変動範囲よりも保守的な値（1.25）を有効性評価で用いている。ドップラ係数は保守因子変動範囲の下限値が有効性評価で用いている値よりも下回っているものの，サブ時間領域１の出力ピークに起因した燃料被覆管表面温度への影響
は，ドップラ係数が下限値の場合でも有意に厳しくなるケースはなく，ドップラ係数の感度は小さいことが分かった。
従って，サブ時間領域１において，反応度係数の保守因子は，動的ボイド係数は1.25倍，
動的ドップラ係数は0.9倍を適用できると考えられる。
サブ時間領域２は，流量摂動が支配的な期間ではあるが，静的な三次元沸騰水型原子炉
模擬計算コードで評価する保守因子には，流れによる時間遅れが軸方向ボイド率分布，軸方向出力分布へ及ぼす影響は考慮されていない。しかしながら，流量減少は緩やかであり，
ＳＣＡＴコードによる評価により，流れの時間遅れによる軸方向ボイド率分布への影響は小さいことが確認されたため，この現象のボイド係数への影響は小さいといえる。不確かさを考慮して設定した保守因子の上限値及び下限値を用いたＲＥＤＹコード／ＳＣＡＴ
コードによる評価結果は，一律の保守因子を用いた有効性評価における燃料被覆管温度よりも有意に厳しくなることはなく，サブ時間領域２においても，反応度係数の保守因子は，
動的ボイド係数は1.25倍，動的ドップラ係数は0.9倍を適用できると考えられる。
サブ時間領域３は，給水温度低下に伴うエンタルピ摂動及び逃がし安全弁開閉に伴う圧力摂動が支配的な期間ではあるが，保守的にエンタルピ摂動が支配的であるとして保守因子を評価している。サブ時間領域３におけるエンタルピ摂動は事象進展が遅いため，静的な三次元沸騰水型原子炉模擬計算コードにより保守因子を評価することは可能と考えられるが，２．に示したように保守因子変動範囲は有効性評価で用いた一律の保守因子よりも非保守的なものがある。しかしながら，不確かさを考慮して設定した保守因子の上限値
及び下限値を用いたＲＥＤＹコード／ＳＣＡＴコードによる評価を行っているが，一律の保守因子を用いた有効性評価における燃料被覆管温度よりも有意に厳しくなることはな
いとの結果を得ており，サブ時間領域３においても，反応度係数の保守因子は，動的ボイド係数は1.25倍，動的ドップラ係数は0.9倍を適用できると考えられる。
以上より，反応度係数の保守因子として，動的ボイド係数は 1.25 倍，動的ドップラ係

3-5-8

284

数は 0.9 倍を適用できると考える。

（＊）参考文献
文献 1：ミクロ炉物理学 Ⅰ．連続エネルギーモンテカルロ法によるドップラ反応度の検証（原子力学会 2000 年春の年会）
文献 2：ミクロ炉物理学 1999 年日本原子力学会誌 Vol.41,No.11(1999)p.37-41
文献 3：熱中性子散乱カーネルを修正した MCNP5 による上方散乱効果の確認（原子力学会

2012 年春の年会）

文献 4：重核種の熱振動を考慮できる共鳴散乱モデルを組み込んだ改良 MCNP5 の妥当性確
認と Monteburns2 への組み込み（原子力学会

2012 年秋の大会）

文献 5：軽水炉燃料の Doppler 反応度計算における評価モデル詳細化の検討（原子力学会2015 年秋の大会）

文献 6：Effect of Subchannel Void Fraction Distribution on Lattice Physics Parametersfor Boiling Water Reactor Fuel Bundles（ Journal

of

NUCLEARSCIENCE

andTECHNOLOGY,

vol.45,

No.12,

p.1237-1251,2008）

3-5-9

285

添付５補足反応度係数評価の不確かさ要因について

反応度係数の評価を以下の４つの段階に分けて，不確かさ要因を抽出し整理した。
[1]〜[3]は，反応度係数計算の不確かさと取替設計段階における不確かさであり，[4]は前節で述べた炉心一点近似手法によるＲＥＤＹコードの反応度係数の不確かさである。
[1] 燃料集合体計算より上流側で生じる不確かさ[2] 燃料集合体計算に由来する不確かさ[3] 三次元炉心計算の不確かさ（取替炉心の詳細設計段階の不確かさも含む）[4] ＲＥＤＹコードの反応度係数の不確かさ（前節で記載）
以下に，[1]〜[3]の反応度係数の主要な不確かさ要因を挙げる。なお，サブ時間領域２及びサブ時間領域３においては，静的な三次元沸騰水型原子炉模擬計算コードにより反応度係数を評価するのにあたり有意な不確かさが生じる可能性があり，さらに補足表-2 にあるように，その他の要因も幾つか考えられることから，これらを「その他の要因に対する安全余裕」として，動的ボイド係数に，変動量の小さい動的ドップラ係数に の安全余裕を加える。5.1.2 で重要現象の不確かさに対する感度解析を行うのにおいては，保守側にサブ時間領域１に対しても，同じ安全余裕を加えることとする。

[1] 燃料集合体計算より上流側で生じる不確かさ
燃料集合体計算より上流側で生じる不確かさ要因としては，核データライブラリ中に含まれる種々の不確かさに起因した不確かさが挙げられる。
補足表-1 燃料集合体計算より上流側で生じる不確かさ要因
不確かさ要因1.1

備 考

核データライブラリ中に含ま 臨界試験によりライブラリまで含めて妥当性れる種々の不確かさに起因し 確認される。
た不確かさ

実機の運転により実効増倍率等が確認される

現行の単位燃料集合体核特性計算コードの核データライブラリは ENDF-B4,B5 で，最新（ENDF-B7）のものではないが，臨界試験（ボイド反応度：EPICURE，BASALA 試験，ドップラ反応度：Hellstrand の実験式，実効遅発中性子割合β：TCA，MISTRAL 試験）との比較で，核データ断面積ライブラリまで含めた燃料集合体計算コードの不確かさが確認されている。

本資料のうち，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。

3-5-10286

[2] 燃料集合体計算に由来する不確かさ
燃料集合体計算に由来する不確かさ要因を補足表-2 に整理する。これらは，試験との比較により不確かさが確認されている。
なお，ドップラ係数に対しては，ペレット内温度分布の影響は有意だが，重核種の熱振動の影響を無視していることで相殺する方向（両者合計でやや more negative 側の評
価，参考文献１〜５参照）となっており，現行コードでは考慮されていない。

補足表-2 燃料集合体計算に由来する不確かさ要因
不確かさ要因2.1

備 考

概念モデルに由来する不確かさ
・実験又は連続群モンテカルロ計算手法との 臨界試験との比較で確認解析
相違に由来する不確かさ

2.2

数学的モデルに由来する不確かさ
・種々の数学モデル（拡散近似，燃焼チェイ 臨界試験との比較で確認
ン，共鳴計算等）に由来する不確かさ

ドップラ係数については，重核種の熱振動の影響（more negative 側）は
有意(*)

2.3

入力データ，計算条件等に由来する不確かさ チャンネル曲り，製造公差の影響は
・実験体系との妥当性確認時と設計計算時又 炉心全体で平均化され影響は小さい
は連続群モンテカルロ計算との比較計算 と考えられる(*)
時とで異なる種々の条件，設定，計算体系 集合体内ボイド分布の影響は Gd が存のモデル化等に由来する不確かさ

在する領域では有意（参考文献６）だが，・減速材の密度及び温度の分布，燃料温度分 平衡炉心では新燃料体数が少なく炉布が実機燃料と異なることに由来する不 心全体への影響は小さいと考えられ
る(*)

確かさ

ドップラ係数については，燃料棒ペレ ッ ト 内 温 度 分 布 の 影 響 （ lessnegative 側）は有意(*)
2.4

下流側 コー ドへ のデ ータ受け渡しの方法 影響の大きな要因はないと考えられ論・モデルに由来する不確かさ

2.5

る(*)

その他の不確かさ
・妥当性確認に用いる実験データの不確かさ 試験の測定誤差が大きい場合（ドップラ係数）は考慮(*)その他の要因として考えられるもの（追加の安全余裕にて考慮）

3-5-11287

燃料集合体計算に由来する不確かさ（補足表-2 の(*)を除く要因）は，試験データとの比較により，以下のようになっている。
補足表-3 単位燃料集合体核特性計算コードの不確かさ
動的ボイド係数動的ドップラ係数

試験データを基準とした不確かさ
・動的ボイド係数の不確かさは，ボイド反応度試験（EPICURE，BASALA 試験）の不確かさとβ測定試験（TCA，MISTRAL 試験）の不確かさより程度としている。

・動的ドップラ係数の不確かさは，現行コードの評価値は Hellstrand の実効共鳴積分との比較で同等かやや less negative 側の評価となっているが，不確かさとしては，
Hellstrand の実験式の誤差のにβの不確かさを独立事象として加えてとしている。

本資料のうち，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。

3-5-12288

[3] 三次元炉心計算に由来する不確かさ
三次元炉心計算に由来する不確かさ要因を補足表-4 に整理する。これらの要因は，最終的に，三次元出力分布，三次元燃焼度分布の三次元炉心計算の不確かさに由来した反応度係数の不確かさと，取替炉心の詳細設計段階において炉心状態が異なることに由来
した反応度係数の不確かさの二つに集約できる。
補足表-4 三次元炉心計算に由来する不確かさ要因
不確かさ要因3.1

備 考

概念モデルに由来する不確かさ
・無限格子を対象としたマクロ断面積評価法 三次元出力分布等に不確かさが生じるが，γスキャン測定結果照射に由来する不確かさ

後試験の燃焼度測定により影響を把握している・設計想定炉心の包絡性に由来する不確かさ HBB/UB や１ヶ月運転期間変動等，包絡的な炉心条件を考慮している
3.2

数学的モデルに由来する不確かさ

これらの数学的モデル，入力デー・少数群の粗メッシュ体系における定常固有 タ，計算条件等に由来する不確か
値計算の解析結果と実機との相違に由来 さが原因で，初期炉心条件であるする初期炉心条件の不確かさ

三次元出力分布，三次元燃焼度分

・炉心燃焼計算の不確かさから生じる炉心条 布に不確かさが生じている
件の不確かさに由来する不確かさ
3.3

これらについては，γスキャン測

入力データ，計算条件等に由来する不確かさ 定結果，照射後試験の燃焼度測定
・原子炉圧力，入口エンタルピ，炉心流量等 により不確かさを把握し，反応度のパラメータの入力データと実機との相 係数への影響を評価している違に由来する不確かさ

3.4

下流側コードへのデータ受渡しの方法論・モ 動的ボイド係数の大きいサイクル
末期を選定している(*)

デルに由来する不確かさ

・平衡サイクル早期及び末期等の特定の炉心 HBB/UB や１ヶ月運転期間変動等，状態の選定に由来する設計想定炉心の代 包絡的な炉心条件を考慮している
表性にかかわる不確かさ
3.5

その他の不確かさ

γスキャン測定，燃焼度測定によ・妥当性確認に用いる実験データの不確かさ る実験データの不確かさは小さいので無視する3-5-13289

(*)起動時等にキセノンの蓄積が少ない場合は，制御棒が多く挿入され，動的ボイド係数の絶対値が増加する。サイクル末期の動的ボイド係数の絶対値はサイクル初期より大きく，サイクル初期の起動時に制御棒が多く挿入された場合の動的ボイド係数の絶対値を制御棒密度を変えた感度解析により評価すると，サイクル末期の絶対値に包含される程度となる。仮に，サイクル初期の起動時において，サイクル末期の動的ボイド
係数の絶対値の範囲を超えたとしても，その他の不確かさ要因として考慮できる程度である。
補足表-4 の 3.2，3.3 において，γスキャン測定結果よりノード出力の平均二乗誤差（RMS）で程度あり，照射後試験の燃焼度測定との比較で相対偏差（1σ）で程度ある。これらの不確かさは大部分ばらつきの成分であるので，炉心平均のボイド係数，
ドップラ係数への影響はノード間の影響が相殺され大きくないと考えられるが，ここでは軸方向の出力分布が程度ずれた場合と，燃焼度が一律ずれた場合の反応度係数の解析結果に基づき，以下の反応度係数の不確かさを考慮する。
補足表-5 三次元出力分布，三次元燃焼度分布に由来した三次元炉心計算の不確かさ
ボイド係数

ドップラ係数

三次元炉心計算の不確かさ
一方，補足表-4 の 3.4 に記載のように，取替炉心設計段階における不確かさとして，
運転期間，燃料装荷位置，制御棒挿入位置の変動に由来した不確かさを考慮する必要がある。
運転期間については，13 ヶ月運転の平衡炉心の反応度係数を基準に，±1 ヶ月程度変動させた平衡炉心における反応度係数を評価し，変動の影響を評価した。
燃料装荷位置については，炉心の熱的制限値を満足する範囲で，特定のサイクルの燃料の装荷位置の集合体燃焼度を，炉心の内側から燃焼度の大きい燃料を配置した平衡炉
心と，炉心の外側から燃焼度の大きい燃料を配置した場合の平衡炉心における反応度係数を評価し，変動の影響を評価した。
制御棒挿入位置については，サイクルを通じて制御棒を深めに挿入して運転した平衡
炉心と，制御棒を浅めに挿入して運転した平衡炉心における反応度係数を評価し，変動の影響を評価した。
これらより，以下の反応度係数の不確かさを考慮する。
補足表-6 取替炉心の詳細設計段階における不確かさ
ボイド係数

ドップラ係数

詳細設計段階の不確かさの影響
本資料のうち，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。

3-5-14290

[4]ＲＥＤＹコードの反応度係数の不確かさ
ＲＥＤＹコードのボイド係数の不確かさ，ドップラ係数の不確かさについては，炉心一点近似モデルに由来した不確かさが挙げられるが，個々の不確かさ要因に分解するのではなく，静的な三次元沸騰水型原子炉模擬計算コードによるボイド係数，ドップラ係数と直接比較することにより，全体の不確かさを一括して評価する。
なお，静的な三次元沸騰水型原子炉模擬計算コードによる反応度係数の評価には，事象進展に伴う炉心状態変化に起因した不確かさが含まれていると考えられる。
そこで，サブ時間領域１については出力ピークまで圧力摂動の幅を増加させ，サブ時
間領域２及びサブ時間領域３については別の時刻の異なる炉心状態で，ボイド係数を評価したところ程度の変化に留まり，表 5-2 の感度解析で考慮したの不確かさに対して問題ないことを確認した。この影響は，「その他の要因に対する安全余裕」の中で考慮する。
以上をまとめると，平衡炉心末期の動的ボイド係数，動的ドップラ係数の不確かさは，
以下のようになる。
補足表-7 平衡炉心末期の動的ボイド係数の不確かさ
不確かさの主要因

不確かさ[1] 燃料集合体計算より上流側で生じる不確かさ[2] 燃料集合体計算に由来する不確かさ[3] 三次元炉心計算に由来する不確かさ[3] 取替炉心の詳細設計段階の不確かさ
その他の要因に対する安全余裕
合計

補足表-8 平衡炉心末期の動的ドップラ係数の不確かさ
不確かさの主要因

不確かさ[1] 燃料集合体計算より上流側で生じる不確かさ[2] 燃料集合体計算に由来する不確かさ[3] 三次元炉心計算に由来する不確かさ[3] 取替炉心の詳細設計段階の不確かさ
その他の要因に対する安全余裕
合計

本資料のうち，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。

3-5-15291

以上より，平衡炉心末期の反応度係数の不確かさは，以下のようになる。
補足表-9 平衡炉心末期の動的反応度係数の不確かさ（まとめ）
不確かさの要因

動的ボイド係数動的ドップラ係数

原子炉停止機能喪失事象解析での不確かさ（合計）

本資料のうち，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。

3-5-16292

添付６ ボロン反応度添加率について
１．ほう酸水拡散モデルの妥当性確認において参照した試験について

炉心を一点近似で模擬しているＲＥＤＹコードでは，下式のようにボロン反応度は有
効炉心内のボロン濃度に比例し，ベッセル内にゆっくりと蓄積され一様に混合すると仮定している。

⊿K B = C B⊿ K B hotC B hot⊿K B
CB⊿K B- hotC B - hot
⊿ K B hotC B hot：ボロン反応度：炉心内ボロン濃度：高温停止に必要なボロン反応度：高温停止に必要なボロン濃度：ボロン反応度添加率

制御棒挿入失敗を仮定した本事象では，徐々に注入されるボロンが格納容器の評価指標に与える影響を評価することが目的であり，数十分の長時間解析であることからしても，ボイドが発生する炉心内でもボロンが一様に混合すると仮定し，ボロン濃度の変化からボロン反応度を求めていることは妥当であると考える。

本資料のうち，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。

3-6-1

293

一方，実機を考えると，原子炉の発熱によって炉心内でボイド（蒸気）が発生するが，反応度に寄与するのは，有効炉心内に存在するボロン量である。この観点から，前述の試験もＲＥＤＹコードのモデルも「有効炉心内のボロン濃度変化」に着目している。
ただし，前述の試験には核的な検討は含んでいない。このため，前述のボロン反応度
添加率に与えるボイドの核的影響と不確かさについては，次章で説明する。
なお， 高温停止に必要なボロン反応度は，三次元沸騰水型原子炉模擬計算コード（ＬＯＧＯＳ）により，高温待機時の過剰反応度を打ち消すための反応度として求めている。高温停止に必要なボロン濃度は，高温停止に必要なボロン反応度を投入するのに必要なボロン濃度である。前述の仮定をもとに高温停止に必要なボロン濃度とボロン反応度を使用してＲＥＤＹコードによる評価を実施している。
２．ボイドがボロン反応度添加率に与える核的影響評価
前節のボロン反応度添加率（⊿KC）については，ボイド発生に伴う中性子スペクトル変化による影響を受ける可能性があるので，以下で検討する。
ここでは，ＡＢＷＲの９×９（Ａ型）ウラン燃料を対象として，ボイド率を 0%,40%,70%と変え，ボロンを注入した場合の無限増倍率を評価し，ボイドがボロン反応度添加率に与える核的影響を調べた。
燃料集合体核特性評価の評価条件は以下のとおりである。
対象領域：９×９（Ａ型）ウラン低Ｇｄ燃料の中央部領域（軸方向 9〜15 ノード）
ただし，ノードは，燃料有効長を 24 分割し燃料下端から数えた値で，燃料集合体と燃料集合体間の水領域を含む領域

解析コード：単位燃料集合体核特性計算コード(TGBLA)

炉心状態：高温待機時燃焼度：サイクル末期相当（９×９（Ａ型）ウラン燃料 25GWd/st）

履歴ボイド率：40%（BWR 炉心の代表的な値）

ボロン濃度：0, 300, 600ppm（水に含まれるボロン濃度）

評価の結果，対象領域の体積平均のボロン濃度と無限増倍率の関係は図１のようになった。対象領域の体積平均のボロン濃度は，ボイド率 0%の場合は 0, 300, 600ppm であり，ボイド率 40%，70%の場合は水の量が減少しているので，対象領域の体積平均のボロン濃度が減少している。

3-6-2

294

図１

無限増倍率のボロン濃度依存性

上図より，ボイド率によらず傾きはほとんど変わらない結果となった。
図 1 より，
ボロン濃度が 0 と 300ppm(無限増倍率の２次内挿値)の無限増倍率の差より，
ボロン反応度添加率[⊿k/ppm]を求めると，表１のようになる。
表１

ボロン反応度添加率のボイド率依存性
0-300ppm の傾き

0-600ppm の傾き

ボイド率[%]
ボロン反応度添加率[%⊿k/ppm]
表１より，0-300ppm のボロン濃度のボロン反応度添加率はボイド率によらずほとんど変わらないことがわかる。
したがって，ボイドが発生した場合のボロン反応度添加率に，高温待機時のボイド率0%のボロン反応度添加率を用いるＲＥＤＹのモデルには問題ないと考える。

本資料のうち，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。

3-6-3

295

３．ボロン反応度添加率に与える不確かさ
図１と表 1 は代表領域の燃料集合体計算による評価結果であるが，炉心計算においても，ボロン反応度添加率はボイド率の違いにはほとんど影響されないものと考えられる。
一方，三次元沸騰水型原子炉模擬計算コード（ＬＯＧＯＳ）によるボロン反応度添加率（⊿k/ppm）は，高温待機時において，ボロンなしの場合と 600ppm の場合の実効増倍率の差を 600 で除すことにより求めている。高温停止に必要なボロン濃度は 600ppm より小さいので，ボロン反応度添加率は若干保守側の設定となっている。
以上より，ボロン反応度添加率にはボイド率の違いによる影響はほとんど見られず，
ＬＯＧＯＳによるボロン反応度添加率は若干保守側の設定となっていることが確認できた。
なお，実際の炉心では，炉心流量は炉心上部に移行するに従い，炉心で発生する熱により水が蒸気に変わり，ボロンが濃縮され，水中のボロン濃度が高くなる効果が考えられるので，表１の評価値自体も保守性を有している。
４．その他
以上，ボロン反応度添加率について補足説明したが，ボロン反応度の不確かさに関しては，これ以外に下記のことがいえる。
・5.1.2 の感度解析において，高温停止に必要なボロン反応度について 3%⊿ｋの不確かさを考慮した場合でも，格納容器圧力へ与える影響は＋0.04MPa，格納容器のプール水温度への影響は高々+7℃であり，影響は小さいことを確認している。
なお，ボロン反応度の不確かさに直接係わる事項ではないが,評価指標である格納容器温度圧力と格納容器プール水の温度に係わる事項として，下記事項についても留意しておく必要がある。
・格納容器の判断基準は，それぞれ 0.62MPa[gage]と 200℃であるが，これに対して申請解析による最大値は 0.19MPa[gage]と 113℃と小さく，どちらも判断基準に対して十分な裕度がある。
・格納容器モデルは 3.3(13)に示したように，「格納容器内の空間部の温度は，保守的に常にプール水温度と同じとする」などの非常に保守的な仮定を設けており，評価結果を厳しくしている。

3-6-4

296

添付７ 最適評価コードによる解析結果との全体的挙動比較
プラントの全体的挙動については，本資料の 4 章「妥当性確認」で実機試験結果との比較を実施しているが，原子炉スクラム失敗を仮定した主蒸気隔離弁の誤閉止では，より広い適用範囲（高出力かつ低炉心流量状態，スクラムが生じない給水加熱喪失状態，
ほう酸水の注入による出力抑制事象等）での解析が必要とされる。さらに，原子炉スク
ラム失敗を仮定した主蒸気隔離弁の誤閉止では，ＲＥＤＹコードでは模擬されない核熱
水力不安定事象（中性子束振動現象），高出力バンドルのリウェット現象がプラントにフィードバックされる影響も生じ得る可能性がある。
以上より，他のコードでの解析結果を参照し，プラント挙動に大きな差異がないことを確認するという目的で，原子炉の熱水力挙動を評価する多次元２流体モデル及び炉心の中性子動特性を評価する三次元中性子動特性モデルを使用し，米国において運転時の異常な過渡変化評価や原子炉スクラム失敗事象評価，安定性評価での適用実績がある（各ＬＴＲ（Licensing Topical Report）に対してＮＲＣの承認が得られている）ＴＲ
ＡＣコードを用い，本事故シーケンスにおける原子炉スクラム失敗事象でのプラント全体的挙動をＲＥＤＹコードのものと比較する。両解析コードによる共通解析条件を表１
に示す。

3-7-1

297

表１

ＲＥＤＹコード，ＴＲＡＣコードの共通解析条件（原子炉スクラム失敗を仮定した主蒸気隔離弁の誤閉止-ＡＢＷＲの例）
項

目

解析条件

原子炉熱出力3,926 MW（定格原子炉熱出力の 100％）

原子炉圧力7.07 MPa[gage]

炉心流量52.2×103 t/h（定格炉心流量の 100％）

主蒸気流量7.64×103 t/h（定格主蒸気流量の 100％）

原子炉水位

通常運転水位ＲＣＩＣ流量182 m3/h

ＨＰＣＦ流量182〜727 m3/h

原子炉水位低(Ｌ3)設定点＋62 cm

原子炉水位低(Ｌ2)設定点−58 cm

原子炉水位低(Ｌ1.5)設定点−203 cm

原子炉圧力高設定点

7.48 MPa[gage]

主蒸気隔離弁閉鎖時間

3 秒

主蒸気隔離弁閉鎖特性
弁実効流路断面積 ％( )100

逃がし安全弁設定圧力

10

0

1 1.7 2

3 時間（秒）

逃がし弁機能（公称値）を使用
第1段

7.51 MPa[gage]×1 個, 363 t/h/個

第2段

7.58 MPa[gage]×1 個, 367 t/h/個

第3段

7.65 MPa[gage]×4 個, 370 t/h/個

第4段

7.72 MPa[gage]×4 個, 373 t/h/個

第5段

7.79 MPa[gage]×4 個, 377 t/h/個

第6段

7.86 MPa[gage]×4 個, 380 t/h/個

格納容器限界圧力

0.62MPa[gage]

格納容器限界温度

200℃

3-7-2

298

ＴＲＡＣコードと比較するＲＥＤＹコードの解析結果は，申請解析に加え，後述する理由により， 下方ピーク軸方向出力分布炉心の場合も比較する。これらの違いを表

２に示す。
表２

ＲＥＤＹコード解析条件の比較

申請解析

下方ピーク軸方向出力分布炉心を仮定

ＲＥＤＹの軸方 設計下方ピーク

下方ピーク（*1）

向出力分布
ＲＥＤＹのボイ 設計ボイドマップ

上記の軸方向出力分布（*1）に対応した

ドマップ

ボイドマップ(*1)ＴＲＡＣコードによる原子炉スクラム失敗を仮定した主蒸気隔離弁の誤閉止事象の解析結果で，給水加熱喪失が生じている時の代表的な下方ピーク
軸方向出力分布。
両解析コードによる比較図を図１（短時間領域）と図２（長時間領域）及び評価指標との比較結果を表３に示す。
(1) 短時間領域での考察
短時間領域では，図１に示す様に，ＲＥＤＹコードによる申請解析結果（左側の図）をＴＲＡＣコードの解析結果(右側の図)と比較すると，全体的な挙動は良く一致している。特に，評価指標の一つである燃料被覆管温度が厳しくなる約 70 秒から約 200 秒では，炉心流量はほぼ同一となっており，給水加熱喪失に伴って変化する中性子束の増加
傾向，それが高い値で平衡する傾向なども類似の挙動を示している。ただし，平衡時の値はＲＥＤＹコードの方が若干高めであり， 炉心の核熱水力モデルの相違に起因しているものと推定される。このため，表３に示したように，燃料被覆管温度はＴＲＡＣ
コードでの解析結果 550℃に対し，
ＲＥＤＹコードでは 1060℃と高めに評価されている。
また，他の３つの評価パラメータ最大値も同様にＲＥＤＹコードの方が大きい。
上述に推定した，ＲＥＤＹコード（炉心一点近似）とＴＲＡＣコード（炉心三次元）の

炉心の核熱水力モデルの相違について確認するためにＲＥＤＹコードで

下方

ピーク軸方向出力分布炉心 を仮定した場合の結果を図１に併記した（図２及び表３にも併せて記載）。これによると，評価指標の一つである燃料被覆管温度が厳しくなる約
150 秒前後の原子炉出力は，図１(1)の中性子束変化図（中央の図）に示したように申請
解析結果（左側の図）より約 10％低くなっており，ＴＲＡＣコードの解析結果（右側の図）に近くなっている。また，この時の燃料被覆管温度は表３に示したように，970℃と小さくなる結果が得られている。以上より， 炉心の核熱水力モデルの差がＲＥＤ

ＹコードとＴＲＡＣコードとの結果に与える一要因であることがＲＥＤＹコードでの解析結果から確認できる。

3-7-3

299

なお，ＴＲＡＣコードでは約 70 秒から約 200 秒の注目すべき期間で，物理現象のランクをＭとした三次元効果（中性子束振動現象）が見られる。これに対し，ＲＥＤＹコードの解析では振動現象は見られず，ＲＥＤＹコードの軸方向出力分布のみ下方ピークを仮定した場合の解析（中央の図）で多少顕著に見られる中性子束振動も，逃がし安全弁の開閉に起因した中性子束変動である。これは，ＲＥＤＹコードでは，炉心を一点近似の集中定数系のモデルで模擬していることから，炉心内での局所的挙動を考慮する必要のあるチャンネル安定性を含んでいる炉心安定性を模擬するのが困難なためである。
しかしながら，ＴＲＡＣコードの解析結果では，中性子束振動により燃料被覆管温度も振動しているものの，その最大値はむしろＲＥＤＹコードの解析結果より十分小さくなっている。さらに，前述の逃がし安全弁の開閉に起因する中性子束振動現象と三次元効果による中性子束振動現象の影響で上昇する燃料被覆管温度分を,ＳＣＡＴコードによる核沸騰状態における燃料被覆管温度に加算したとしても,判断基準を下回る結果となっている。
(2) 長時間領域での考察
長時間領域では，図２に示すように，13 分以降の自然循環流量に違いが見られるが，駆動源の一つである原子炉水位の変化もほぼ合っていることから，この数パーセントの自然循環流量の差は，炉心の核熱水力モデルの相違に起因しているものと推定される。
しかしながら，ＲＥＤＹコードでは，自然循環流量が大きいことで，中性子束が高めの値に維持され，評価指標である格納容器の圧力やプール水温度に対する評価結果を厳しくしている。なお，格納容器圧力や格納容器のプール水温度といったパラメータの増加は類似の挙動を示している。

3-7-4

300

ＲＥＤＹコードＲＥＤＹコード（申請解析）（下方ピーク軸方向出力分布炉心を仮定）

ＴＲＡＣコード

150

1

1. 中性子束（％）
2. 炉心流量（％）

1

100

1
1

2

50

2

2

0
0

50

100

150

200

事 故 後 の 時 間（ｓ）

3-7-5
150
1. 原子炉蒸気流量（％）
2. 給水流量（％）

100

1

1

2
2

50
1
2

0
0

50

100
事 故 後 の 時 間（ｓ）

図 １ (1) 原 子 炉 ス ク ラ ム 失 敗 を 仮 定 し た 主 蒸 気 隔 離 弁 の 誤 閉 止 の 解 析 結 果 比 較 （ 短 時 間 領 域 ）

150

200

301

ＲＥＤＹコードＲＥＤＹコード（申請解析）（下方ピーク軸方向出力分布炉心を仮定）

ＴＲＡＣコード200
1. 原子炉圧力変化（×0.01MPa）
2. 原子炉水位（シュラウド外水位）変化（×5cm）
3. 逃がし安全弁流量（％）
1

100
3

1

1

3

3

2

0
2

2

有効 燃料棒頂部
有効 燃料 棒頂部

-100
0

50

100

150

200

事 故 後 の 時 間（ｓ）

3-7-6

ＳＣＡＴコードによる解析結果

ＳＣＡＴコードによる解析結果

ＴＲＡＣコードによる解析結果
1400

1200
燃
料

1000

被
覆
管

800

600

温
度

400

（℃） 200

0
0

100

200
事 故 後 の 時 間（ｓ）

図 １ (2) 原 子 炉 ス ク ラ ム 失 敗 を 仮 定 し た 主 蒸 気 隔 離 弁 の 誤 閉 止 の 解 析 結 果 比 較 （ 短 時 間 領 域 ）

300

302

ＲＥＤＹコードＲＥＤＹコード（申請解析）（下方ピーク軸方向出力分布炉心を仮定）

ＴＲＡＣコード150
1. 中性子束（％）

100

1

50

1

0
0

10

20

30

40

事 故 後 の 時 間（ｍ）

3-7-7
150
1. 炉心流量（％）

100

1

50

1

0
0

10

20
事 故 後 の 時 間（ｍ）

図 ２ (1)原 子 炉 ス ク ラ ム 失 敗 を 仮 定 し た 主 蒸 気 隔 離 弁 の 誤 閉 止 の 解 析 結 果 比 較 （ 長 時 間 領 域 ）

30

40

303

ＲＥＤＹコードＲＥＤＹコード（申請解析）（下方ピーク軸方向出力分布炉心を仮定）

ＴＲＡＣコード150
1. 原子炉蒸気流量（％）
2. 給水流量（％）

100
1

1

50
2

2
1

1
2

0
0

10

20

30

40

事 故 後 の 時 間（ｍ）

3-7-8
200
1. 原子炉圧力変化（×0.01MPa）
2. 原子炉水位（シュラウド外水位）変化（×5cm）

100

1

0

有効 燃料棒頂部

1

1

2

2

2

-100
0

10

20
事 故 後 の 時 間（ｍ）

図 ２ (2) 原 子 炉 ス ク ラ ム 失 敗 を 仮 定 し た 主 蒸 気 隔 離 弁 の 誤 閉 止 の 解 析 結 果 比 較 （ 長 時 間 領 域 ）

30

40

304

ＲＥＤＹコードＲＥＤＹコード（申請解析）（下方ピーク軸方向出力分布炉心を仮定）

ＴＲＡＣコード150
1. サプレッション・チェンバ プール水温度（℃）
2. 格納容器圧力（×0.005MPa）

1

100

1

50
2

2

0
0

10

20

30

事 故 後 の 時 間（ｍ）

3-7-9

図 ２ (3)原 子 炉 ス ク ラ ム 失 敗 を 仮 定 し た 主 蒸 気 隔 離 弁 の 誤 閉 止 の 解 析 結 果 比 較 （ 長 時 間 領 域 ）表３

ＡＢＷＲを例とした解析結果の比較

評価指標

ＲＥＤＹコード

ＲＥＤＹコード

ＴＲＡＣコード（申請解析）（下方ピーク軸方向出力分布

解析結果

炉心を仮定）

原子炉圧力10.34MPa[gage]

9.08

8.94

8.53

燃料被覆管温度

1200℃

1060

970

550

格納容器圧力

0.62MPa[gage]

0.19

0.19

0.14

200℃

113

114

103

格納容器のプール水温度（注）燃料被覆管温度を求めるＳＣＡＴコードでは，中央ピークとしている。

40

305

添付７補足ＴＲＡＣコードによる三次元核熱結合不安定の影響評価に
ついて

１．目的
「 原 子 炉 ス ク ラ ム 失 敗 を 仮 定 し た 主 蒸 気 隔 離 弁 の 誤 閉 止 」事 象 に お け る 三 次
元 核 熱 結 合 不 安 定 に よ る 出 力 振 動 の 影 響 を 確 認 す る た め ，Ｔ Ｒ Ａ Ｃ コ ー ド に よる 参 考 解 析 を 実 施 し て い る 。し か し な が ら ，本 参 考 解 析 で は ，給 水 加 熱 喪 失 後の 炉 出 力 解 析 結 果 が Ｒ Ｅ Ｄ Ｙ コ ー ド の 解 析 結 果 よ り 低 め に 推 移 し て い る 。こ のた め ，Ｔ Ｒ Ａ Ｃ コ ー ド に よ る 参 考 解 析 に お い て ，給 水 加 熱 喪 失 後 の 出 力 上 昇 を
Ｒ Ｅ Ｄ Ｙ コ ー ド と 同 程 度 に な る よ う に 調 整 し た 感 度 解 析 を 実 施 し ，逃 が し 安 全
弁 閉 に よ る 出 力 上 昇 に 加 え ，三 次 元 核 熱 結 合 不 安 定 に よ る 出 力 振 動（ 上 昇 ）が重畳した場合の燃料被覆管温度の上昇幅を検討した。
２．感度解析条件
Ｔ Ｒ Ａ Ｃ コ ー ド に よ る 解 析 に お い て ，給 水 加 熱 喪 失 後 の 出 力 上 昇 を Ｒ Ｅ Ｄ Ｙ
コードと同程度になるように解析条件を設定する方法としては以下が考えられる。
（ １ ）初 期 炉 心 流 量 を 流 量 制 御 幅 下 限 よ り 更 に 低 流 量 側 に シ フ ト さ せ ，再 循
環ポンプトリップ後の出力を全体的に高めに推移させる。
（ ２ ）ボ イ ド ／ ド ッ プ ラ 反 応 度 係 数 を 調 整 し ，給 水 加 熱 喪 失 後 の 正 の 反 応 度
投入量を大きくすることにより，出力上昇量を高めにする。
（ ３ ）給 水 温 度 低 下 幅 を よ り 大 き く し ，給 水 加 熱 喪 失 後 の 炉 心 入 口 サ ブ ク ー
リ ン グ の 増 加 量 を 大 き く す る 。こ れ に よ り ，給 水 加 熱 喪 失 後 の 正 の 反
応度投入量を大きくし，出力上昇量を高めにする。
上記のうち（２）の場合，整定出力をＲＥＤＹコードと同程度とするため，
ボ イ ド 反 応 度 係 数 の 絶 対 値 を ノ ミ ナ ル よ り 大 き め に 設 定 す る こ と に な る 。こ のと き ，三 次 元 核 熱 結 合 不 安 定 に よ る 出 力 振 動 発 生 時 の ボ イ ド フ ィ ー ド バ ッ ク の影響が過度に保守側に評価される可能性がある。
ま た ，（ ３ ） の 場 合 ， 給 水 加 熱 喪 失 時 の 給 水 温 度 低 下 を 想 定 し 得 る 温 度 よ り
更 に 低 め に 設 定 す る こ と に な る 。こ の た め ，給 水 加 熱 喪 失 後 の 炉 心 軸 方 向 出 力
分 布 が ノ ミ ナ ル よ り 更 に 下 方 ピ ー ク と な り ，三 次 元 核 熱 結 合 不 安 定 及 び 燃 料 被覆管温度の評価に影響する可能性がある。

3-7-10306

一 方 ，（ １ ） の 場 合 ， 炉 心 反 応 度 係 数 及 び 給 水 温 度 低 下 は ノ ミ ナ ル の ま ま とし ，他 の 手 法 と 同 様 に 整 定 出 力 及 び 炉 心 ボ イ ド 率 は Ｒ Ｅ Ｄ Ｙ コ ー ド と 同 程 度 とす る こ と が で き る 。し た が っ て ，Ｒ Ｅ Ｄ Ｙ コ ー ド の 整 定 出 力 に 合 わ せ る こ と 以
外 の 要 素 を 極 力 取 り 除 く た め ，初 期 炉 心 流 量 を 流 量 制 御 幅 下 限 よ り 更 に 低 流 量側にシフトさせた運転点から解析する方法を採用し，感度解析を実施した。
な お ，こ の 初 期 運 転 点 は ，あ く ま で も 意 図 的 に 整 定 出 力 を 高 め る た め に 設 定
した仮の運転点である。
３．解析結果表１に解析結果を，下記図に解析結果の比較を示す。
図１

Ｒ Ｅ Ｄ Ｙ /Ｓ Ｃ Ａ Ｔ コ ー ド （ 申 請 解 析 ）図２

ＴＲＡＣコード（ベースケース解析）

図３

ＴＲＡＣコード（意図的に整定出力を高めた解析）

ここで，図１と図２の初期運転点は定格出力／定格炉心流量である。
図 ２ と 図 ３ の Ｔ Ｒ Ａ Ｃ コ ー ド に よ る 解 析 結 果 で は ，図 １ の Ｒ Ｅ Ｄ Ｙ コ ー ド の解 析 結 果 に は 見 ら れ な い 核 熱 不 安 定 に よ る 出 力 振 動 が ，逃 が し 安 全 弁 閉 に よ る
出 力 上 昇 と 重 畳 し て 模 擬 さ れ て い る 。一 般 に 低 炉 心 流 量 か つ 高 出 力 運 転 点 の 方が 核 熱 不 安 定 に 対 す る 余 裕 が 小 さ く な る こ と が 知 ら れ て お り ，図 ２ の Ｔ Ｒ Ａ Ｃ
コ ー ド に よ る 解 析 結 果（ ベ ー ス ケ ー ス 解 析 ）に 比 べ ，図 ３ に 示 す Ｔ Ｒ Ａ Ｃ コ ー
ド に よ る 解 析 結 果（ 意 図 的 に 整 定 出 力 を 高 め た 解 析 ）の 方 が 出 力 の 振 動 幅 は 大
き く な っ て い る 。し か し な が ら ，整 定 出 力 レ ベ ル を Ｒ Ｅ Ｄ Ｙ コ ー ド の 解 析 結 果に 合 わ せ た Ｔ Ｒ Ａ Ｃ コ ー ド に よ る 解 析（ 図 ３ ）に お い て も ，燃 料 被 覆 管 温 度 の
最 大 値 は 620℃ 程 度 で ， Ｒ Ｅ Ｄ Ｙ /Ｓ Ｃ Ａ Ｔ コ ー ド に よ る 燃 料 被 覆 管 温 度 の 最
大 値 を 下 回 る 結 果 と な っ て い る （ 表 １ 参 照 ）。
な お ，図 ３ に お い て 約 190 秒 付 近 で 燃 料 被 覆 管 温 度 が 近 傍 の ピ ー ク 値 に 比 べ
高 く な っ て い る 。図 ４ に 示 す よ う に ，逃 が し 安 全 弁 閉 に よ る 圧 力 上 昇 と 核 熱 不安定による出力上昇のタイミングが比較的一致しているためと考えられるが，こ の 場 合 に お い て も 燃 料 被 覆 管 温 度 の 更 な る 上 昇 は 80℃ 程 度 に 留 ま る 。 こ れ
は 数 百 ℃ の 燃 料 被 覆 管 温 度 の 上 昇 は ，沸 騰 遷 移 の 発 生 に よ る 燃 料 被 覆 管 と 原 子
炉 冷 却 材 間 の 熱 伝 達 の 低 下 に よ る も の で あ り ，逃 が し 安 全 弁 閉 に 伴 い 沸 騰 遷 移が 発 生 し た 状 態（ 熱 伝 達 係 数 が 低 下 し た 状 態 ）か ら 核 熱 不 安 定 に よ る 出 力 振 動に よ り 再 度 出 力 が 上 昇 し た と し て も ，熱 伝 達 状 態 の 変 化 は な く ，熱 流 束 の 上 昇
も短時間で限定的であるためである。

3-7-11307

以 上 よ り ，参 考 解 析 の 位 置 づ け で は あ る が Ｔ Ｒ Ａ Ｃ コ ー ド を 用 い て 逃 が し 安
全 弁 閉 に よ る 出 力 上 昇 と ，三 次 元 核 熱 結 合 不 安 定 に よ る 出 力 振 動 が 重 畳 し た 事
象 が 発 生 し た 場 合 の 影 響 を 検 討 し た 結 果 ，逃 が し 安 全 弁 閉 に よ る 出 力 上 昇 に 加
え ，三 次 元 核 熱 結 合 不 安 定 に よ る 出 力 振 動（ 上 昇 ）が 重 畳 し た 場 合 の 燃 料 被 覆
管 温 度 の 上 昇 幅 は 数 十 ℃ 程 度 で あ る と 推 定 さ れ る 。 し た が っ て ， Ｒ Ｅ Ｄ Ｙ /Ｓ
ＣＡＴコードによる評価において核熱不安定による出力振動の影響を考慮しても燃料被覆管温度は判断基準を満足すると考えられる。

3-7-12308

表１ 感度解析結果のサマリ
Ｒ Ｅ Ｄ Ｙ /Ｓ Ｃ Ａ
項目
燃料被覆管
温度

ＴＲＡＣコード

ＴＲＡＣコード

Ｔコード（申請解 （ベースケース解 （意図的に整定出析）析）

力を高めた解析）

約 1060℃

約 550℃

約 620℃

判断基準

1200℃

3-7-13

309

200

150

1

1

1

1. 中性子束（％）
2. 炉心流量（％）

1. 中性子束（％）
2. 炉心流量（％）

150
1

100

1
1
1

1

100
2

50

2

1

50
2

2

2

0

2

0
0

50

100

150

0

200

50

100

事 故 後 の 時 間（ｓ）

150

200

事 故 後 の 時 間（ｓ）

1400

1200

3-7-14

燃
料

1000

被
覆
管

800

600

温
度

400

（℃） 200

0
0

100

200

300

事 故 後 の 時 間（ｓ）

図１ ＲＥＤＹ／ＳＣＡＴコード

図２ ＴＲＡＣコード

図３ ＴＲＡＣコード（申請解析）（ベースケース）（意図的に整定出力を高めた解析）

310

700

300

250

1

1. 燃料被覆管温度(℃)
2. 原子炉圧力変化(×0.02MPa)
3. バンドル出力 (%)

600
200

500

150
2

2

3

3

1

100
2

400

50

燃料被覆管温度（℃）

原子炉圧力変化（×0.02MPa）

バンドル出力（％）

1

3

300

0
170

180

190

200

210

事 故 後 の 時 間（ｓ）

図４

バンドル出力，原子炉圧力，及び燃料被覆管温度の時間変化（ＴＲＡＣ解析）

3-7-15311

付録
参考に，ＴＲＡＣコードによる解析（意図的に整定出力を高めた解析）において逃がし
安全弁閉のタイミングを調整し，三次元核熱不安定による出力振動に伴う出力上昇のタイ
ミングと，逃がし安全弁閉による圧力上昇のタイミングを合わせた解析を実施し（付録図１参照），解析結果とＲＥＤＹ解析の中性子束，炉心入口流量を比較し，出力振動が大きくなる時間領域についてＴＲＡＣコードの挙動（中性子束及びバンドル入口流量）を，初期運転点を 100%出力/90%炉心流量としたＲＥＤＹ解析（低流量解析）に反映してＳＣＡＴ
解析を実施した。低流量解析をベースにしたのは，低流量の方が三次元核熱結合不安定に対する余裕が小さくなるためである。なお，ＴＲＡＣコードによる出力振動はＲＥＤＹコードに対して上下しているが，本解析では保守的に出力が上昇する側の変動のみを重ね合わせた（付録図２参照）。なお，ＴＲＡＣコードによる出力振動は，２〜３秒間隔である
ことから，0.5 秒ごとにタイミングをずらした感度解析も合わせて実施した。
付録表１，２に示すように，出力振動に伴う出力上昇と逃がし安全弁閉による圧力上昇
を重畳させたＴＲＡＣコードによる解析結果をＲＥＤＹコードの解析結果に反映して作成したデータを使用したＳＣＡＴコードによる解析では，ＲＥＤＹ/ＳＣＡＴコードの解析結果（低流量解析）に比べ最大で 70℃程度高い結果となる。

3-7-16

312

300

100

200

80

中性子束（％）

2

100

60

原子炉圧力（×0.01MPa）

1. 中性子束
2. 原子炉圧力変化

1

0

40
50

100

150

事 故 後 の 時 間（ｓ）

付録図１ 中性子束と原子炉圧力の時間変化（出力振動に伴う出力上昇と逃がし安全弁による圧力上昇のタイミングを合わせたＴＲＡＣ解析）

付録図２ ＲＥＤＹコードにＴＲＡＣコードの出力振動を重畳させた中性子束（ＳＣＡＴ 感度解析用の入力として使用）

3-7-17313

付録表１ 解析結果サマリ
ＲＥＤＹ／ＳＣＡＴコード
項目（出力振動に伴う出力上昇と逃がし安全弁による圧力上昇を重畳させたＴＲＡＣ解析の結果をＲＥＤＹデータに反映した解析結果との比較：ベースケース）

燃料被覆管温度の上昇
幅の変化

約 20℃

付録表２ 感度解析結果サマリ
ＲＥＤＹ／ＳＣＡＴコード
項目（ＲＥＤＹデータに反映させるＴＲＡＣ解析のタイミ
ングをずらした感度解析結果）
約 70℃（0.5 秒ずらした解析）

燃料被覆管温度の上昇幅の変化

約 30℃（1.0 秒ずらした解析）
約 30℃（1.5 秒ずらした解析）
約 60℃（2.0 秒ずらした解析）
約 50℃（2.5 秒ずらした解析）

3-7-18314