東海第二発電所 審査資料
資料番号PS-2-10 改 4
提出年月日
平成 29 年 6 月 15 日

東海第二発電所

ペデスタルでの物理現象発生に対する対応方針（添付資料）

平成 29 年 6 月
日本原子力発電株式会社

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。

目

添付 1.

添付 2.

次

原子炉圧力容器外の溶融燃料−冷却材相互作用（炉外ＦＣＩ）に関する知見の整理について

添付 1-1

ＲＰＶ破損時のデブリの冠水評価について

添付 2-1

別添 1

デブリとして考慮するペデスタル内構造物について
添付 2-6

別添 2

粒子化割合の算出

添付 2-8

別添 3

デブリの拡がりに関する不確かさについて

添付 2-9

別紙 1

溶融物拡がりに関わる実験

添付 2-17

別紙 2

ＰＤＳ実験について

添付 2-23

別紙 3

主要解析条件

添付 2-28

別添 4

デブリ落下時に機器ドレンサンプが健全な場合の影響について
添付 2-29

添付 3.

ＲＰＶ破損後の注水開始時間について

添付 3-1

事象進展を踏まえたＲＰＶ破損判断の成立性

添付 3-7

添付 4.

コリウムシールド材料の選定について

添付 4-1

添付 5.

溶融デブリによるＭＣＣＩ侵食量評価について

添付 5-1

別添 1

ＺｒＯ ２ 耐熱材の侵食開始温度の設定について

添付 5-3

別添 2

不確かさを考慮したコリウムシールド侵食量評価

添付 5-5

添付 6.

コリウムシールド厚さ，高さの設定について

添付 6-1

添付 7.

ペデスタル内の水位管理方法について

添付 7-1

別添 1

別添 1

ペデスタル注水開始後のＳＥ発生の可能性及びＳＥ発生抑制の考え方について

添付 7-6

目-1

別紙

別添 2
別紙

デブリ少量落下時のＳＥ発生可能性を考慮したペデスタル注水管理について

添付 7-10

ペデスタル排水設備対策について

添付 7-13

事故発生からＲＰＶ破損までのペデスタル流入水の排水評価について

添付 7-24
添付 7-35

参考 1

ボトムドレンＬＯＣＡを想定した場合の排水評価

参考 2

ペデスタル床ドレンサンプ改造に伴う，位置を特定できない漏えい水の検知性について

添付 7-40

別添 3

ペデスタル内に設置する計器について

添付 7-41

別紙

ペデスタル内計器の設置概念について

添付 7-48

溶融デブリによる熱影響評価について

添付 8-1

別添 1

デブリからの伝熱によるペデスタルの温度評価

添付 8-5

別添 2

ＲＰＶ支持に必要なペデスタル側壁厚さ評価

添付 8-16

別添 3

デブリ保持に必要な床スラブ厚さ評価

添付 8-21

別添 4

デブリ保持に必要な床スラブ鉄筋量評価

添付 8-23

別添 5

熱影響を考慮した側壁コンクリートの構造評価

添付 8-26

別添 6

熱影響を考慮した床スラブのコンクリート及び鉄筋の構造評価

添付 8.

添付 8-30
別添 7

鉄筋コンクリート内に発生する熱応力の取り扱いについて
添付 8-34

添付 9.
別添

溶融デブリの排水流路内での凝固停止評価について

添付 9-1

Flemings モデルの適用性について

添付 9-18

添付 10. ＪＡＳＭＩＮＥ解析について

添付 10-1

添付 11. 水蒸気爆発評価の解析モデルについて

添付 11-1目-2

別添

運動エネルギーから圧力として伝わるときの考え方について
添付 11-17

添付 12. ＳＥの発生を想定した場合の格納容器の健全性への影響評価
添付 12-1
別添 1

側壁の終局面外せん断応力度

添付 12-12

別添 2

床スラブの終局面外せん断応力度

添付 12-15

別添 3

ＳＥ発生時の面外せん断応力度の算定方法

添付 12-18

別添 4

ペデスタルに作用する圧力について

添付 12-25

別添 5

ＳＥ後のコンクリートの残留ひび割れの影響（参考）添付 12-30

添付 13. ＭＣＣＩ影響抑制対策の成立性について
添付 13-1

参考 1

ＳＥ時のコリウムシールドへの影響
別紙

参考 2

ジルコニアの圧縮強度について

解析コードにおけるコリウムシールドの模擬について目-3

参考 1-1
参考 1-3
参考 2-1

添 付 1． 原 子 炉 圧 力 容 器 外 の 溶 融 燃 料 − 冷 却 材 相 互 作 用 （ 炉 外 Ｆ Ｃ Ｉ ）に関する知見の整理について

1.

炉外ＦＣＩの概要
炉外ＦＣＩは，溶融炉心が原子炉圧力容器の破損口から放出された際に，溶融炉心と原子炉圧力容器外の冷却材が接触して一時的な圧力の急上昇が生じる事象である。このときに発生するエネルギが大きいと原子炉支持構造材が破損され，格納容器が破損する可能性がある。この圧力上昇については激しい水蒸気発生による場合（圧力スパイク）に加え，水蒸気爆発によって衝撃波が生じる場合が考えられるが，これまでの知見から，水蒸気爆発の発生の可能性は極めて低いと考えられている。ＦＣＩに関するこれまでの知見の概要を次に整理する。

2.

過去の知見の整理
過 去 に 実 施 さ れ た 代 表 的 な Ｆ Ｃ Ｉ の 実 験 研 究 と し て ，（ 旧 ）日 本 原子力研究所で実施されたＡＬＰＨＡ試験，ＪＲＣイスプラ研究所で
実 施 さ れ た Ｋ Ｒ Ｏ Ｔ Ｏ Ｓ 試 験 ， Ｆ Ａ Ｒ Ｏ 試 験 ，（ 旧 ） 原 子 力 発 電 技 術
機構で実施されたＣＯＴＥＬＳ試験，韓国原子力研究所（ＫＡＥＲ
Ｉ）で実施されたＴＲＯＩ試験及びＳＥＲＥＮＡ試験がある。これらの試験では模擬溶融物としてＵＯ２混合物を用いた試験とアルミナ等を用いた試験がある。各試験の試験条件及び試験結果について
は，以下に示すとおりである。
2.1

ＡＬＰＨＡ試験Ａ Ｌ Ｐ Ｈ Ａ 試 験 [1]で は ， テ ル ミ ッ ト 反 応 に よ る 酸 化 ア ル ミ ニ ウ ム
添付 1-11

と鉄からなる模擬溶融物を用いた実験が実施されている。ＡＬＰＨ
Ａ 試 験 装 置 の 概 要 を 図 1 に 示 す 。試 験 容 器 は ，内 径 3.9m，高 さ 5.7m，
容 積 50m ３ で あ る 。 模 擬 格 納 容 器 に 設 置 し た 冷 却 水 プ ー ル に 高 温 溶 融物を落下させ，水蒸気爆発に関する特性データを計測する試験装置である。ＡＬＰＨＡ試験結果のまとめを表 1 に示す。高雰囲気圧力（ STX008 ， STX012 ， STX015 ）， サ ブ ク ー ル 度 が 小 さ い 場 合 （ STX014 ）は，水蒸気爆発の発生が抑制される試験結果が知見として得られてい る 。 溶 融 物 を 半 減 さ せ た 3 ケ ー ス （ STX001， STX010， STX013） のう ち ，2 ケ ー ス（ STX001，STX013）で は ，水 蒸 気 爆 発 が 発 生 し て い な
い 。 ま た ， 水 蒸 気 爆 発 の エ ネ ル ギ 変 換 効 率 は ， 1〜 6 ％ 程 度 と な っ てい る 。Ａ Ｌ Ｐ Ｈ Ａ 試 験 の 代 表 的 試 験（ STX016）の 圧 力 変 化 の 例 を 図 2
に示す。

2.2

ＫＲＯＴＯＳ試験
Ｋ Ｒ Ｏ Ｔ Ｏ Ｓ 試 験 [2][3][4] で は ， Ｆ Ａ Ｒ Ｏ 試 験 が 大 型 試 験 装 置 で あるのに対して小型の試験装置であるが，主に低圧・サブクール水を条 件 と し て 試 験 を 実 施 し て い る 。Ｋ Ｒ Ｏ Ｔ Ｏ Ｓ 試 験 装 置 の 概 要 を 図 3に 示 す 。 Ｋ Ｒ Ｏ Ｔ Ｏ Ｓ 試 験 の 代 表 的 試 験 （ K37 ， K42 ） の 圧 力 変 化 の例 を 図 4 に 示 す 。Ｋ Ｒ Ｏ Ｔ Ｏ Ｓ 試 験 で は 模 擬 コ リ ウ ム と し て Ｕ Ｏ ２ 混合物を用いた試験とアルミナを用いた試験を実施している。ＫＲＯ
ＴＯＳ試験結果のまとめを表 2 に示す。アルミナ試験では，サブク
ー ル 度 が 大 き い 試 験 ケ ー ス （ K38， K40， K42， K43， K49） で は ， 外 部
トリガ無しで水蒸気爆発が発生しているが，サブクール度が小さい
試 験 ケ ー ス （ K41， K44 ， K50 ， K51 ） で は ， 外 部 ト リ ガ 無 し で は 水 蒸
気 爆 発 は 発 生 し て い な い 。一 方 ，Ｕ Ｏ ２ 混 合 物 試 験 で は ，サ ブ ク ー ル
添付 1-22

度 に 依 ら ず 外 部 ト リ ガ 無 し で は 水 蒸 気 爆 発 は 発 生 し て い な い 。ま た ，ＵＯ２混合物試験でも外部トリガ有りでは水蒸気爆発が発生している （ K46， K52， K53） が ， こ れ ら の ケ ー ス は サ ブ ク ー ル 度 が 大 き い 試
験 ケ ー ス で あ る 。ま た ，Ｕ Ｏ ２ 混 合 物 試 験 の 水 蒸 気 爆 発 の エ ネ ル ギ 変
換効率は，アルミナ試験の水蒸気爆発に比較して低い結果となってい る 。ア ル ミ ナ 試 験 と Ｕ Ｏ ２ 混 合 物 の 相 違 に つ い て は ，以 下 の よ う に考察されている。
・アルミナはプール水面近傍でブレークアップし，粗混合時に粒子が半径方向に拡がり，水蒸気爆発の伝播がしやすくなった可能性がある。
・Ｕ Ｏ ２ 混 合 物 試 験 で は ，外 部 ト リ ガ 無 し で は 水 蒸 気 爆 発 は 発 生 していない。ＵＯ２混合物の方が一般的に過熱度は小さく，ＵＯ２混合物の粒子表面が水と接触した直後に表面が固化しやすく，
こ れ が 水 蒸 気 爆 発 の 発 生 を 抑 制 し た 可 能 性 が あ る 。Ｕ Ｏ ２ 混 合 物
試験では水素が発生し，これにより蒸気膜の崩壊による水蒸気爆発の発生を抑制した可能性がある。

2.3

ＦＡＲＯ試験Ｆ Ａ Ｒ Ｏ 試 験 [3][5] で は ， 酸 化 物 コ リ ウ ム 及 び 金 属 Ｚ ｒ を 含 む コ リ

ウムが用いられ，多くの試験は高圧・飽和水条件で実施されているが，低圧・サブクール水条件の試験も実施されている。ＦＡＲＯ試
験装置の概要を図 5 に示す。ＦＡＲＯ試験結果のまとめを表 3 に示
す 。 ま た ， 圧 力 変 化 の 例 と し て L-14 と L-19 の 圧 力 挙 動 を 図 6 に 示
す。ＦＡＲＯ試験のいずれの試験ケースでも水蒸気爆発は発生していない。ＦＡＲＯ試験で得られた主な知見は以下のとおりである。
添付 1-33

・高圧・飽和水試験，低圧・サブクール試験の何れにおいても水蒸気爆発は発生していない。
・高圧・飽和水の酸化物コリウム試験の場合は一部が粒子化し，一部はパンケーキ状でプール底部に堆積した。高圧・飽和水のコリウムに金属Ｚｒ成分を含んだ試験及び低圧・サブクール試験では全てのコリウムは粒子化した。
・粒 子 の 質 量 中 央 径 は 比 較 的 大 き か っ た が ，試 験 条 件（ 初 期 圧 力 ，水深，コリウム落下速度，サブクール度）に依存していない。
・ 金 属 Ｚ ｒ を 含 め た 試 験 ケ ー ス （ L-11） で は ， 金 属 Ｚ ｒ の 酸 化 に
よ り ， 金 属 Ｚ ｒ を 含 め な い 試 験 ケ ー ス （ L-14） よ り も 圧 力 上 昇が大きくなる。

2.4

ＣＯＴＥＬＳ試験
Ｃ Ｏ Ｔ Ｅ Ｌ Ｓ [ 6 ] 試 験 で は ，模 擬 溶 融 物 と し て Ｕ Ｏ ２ − Ｚ ｒ − Ｚ ｒ Ｏ

２―ＳＳ混合物を用いており，コリウムに金属成分が含まれている。

ＣＯＴＥＬＳ試験装置の概要を図 7 に示す。ＣＯＴＥＬＳ試験結果の ま と め を 表 4 に 示 す 。Ｃ Ｏ Ｔ Ｅ Ｌ Ｓ 試 験 の 代 表 的 な 試 験 ケ ー ス（ A1）の 圧 力 挙 動 を 図 8，各 試 験 ケ ー ス の 圧 力 変 化 を 図 9 に 示 す 。溶 融 混 合物 が プ ー ル 水 に 接 触 し た 直 後（ Region 1）は 急 激 な 圧 力 上 昇 と な る 。
その後，サブクール水では蒸気凝縮が発生し，一時的に圧力が減少
す る （ Region 2 ） が ， 溶 融 混 合 物 か ら の 熱 伝 達 に よ る 蒸 気 発 生 に より ， 準 定 常 的 な 状 態 ま で 徐 々 に 圧 力 が 上 昇 す る （ Region 3）。 Ｃ Ｏ Ｔ
ＥＬＳ試験で得られた主な知見は，以下のとおりである。
・サブクール度が大きいケースも含めて，全ての試験での水蒸気爆発は発生していない。
添付 1-44

・プールに落下した溶融コリウムは，ほとんどがプール水中で粒子化した。
・粒子径は，コリウム落下速度の大きいケースを除いて，質量中央 径 で 6mm 程 度 で あ る 。 コ リ ウ ム 落 下 速 度 の 大 き い ケ ー ス の 粒
子径は小さくなっている。
・コリウム落下速度の大きいケースで，粒子径が小さく初期圧力
上昇幅も大きくなる傾向がある。また，準定常的な状態での圧力は，溶融物量が多く，サブクール度が小さく，プール水量が少ない程高くなる傾向である。

2.5

ＴＲＯＩ試験
Ｔ Ｒ Ｏ Ｉ 試 験 [7] は ， 韓 国 原 子 力 研 究 所 （ Ｋ Ａ Ｅ Ｒ Ｉ ） で 実 施 さ れて い る 試 験 で あ り ，2007 年 か ら 2012 年 ま で は ，Ｋ Ｒ Ｏ Ｔ Ｏ Ｓ 試 験 とともにＯＥＣＤ／ＮＥＡのＳＥＲＥＮＡプロジェクトとして実施され た 試 験 で あ る 。Ｔ Ｒ Ｏ Ｉ 試 験 装 置 の 概 要 を 図 10 に 示 す 。Ｔ Ｒ Ｏ Ｉ
試験条件と試験結果のまとめを表 5 に示す。
Ｚ ｒ Ｏ ２ を 用 い た 試 験 で は 外 部 ト リ ガ リ ン グ を 与 え て い な い が ，圧力 ス パ イ ク や 水 蒸 気 爆 発 が 発 生 し た 試 験 が あ る 。一 方 ，Ｕ Ｏ ２ − Ｚ ｒ
Ｏ ２ の 混 合 物 を 用 い た 試 験 で は ，異 な っ た 条 件 に よ る 内 部 ト リ ガ リ ン
グを発生させるため又は外部トリガリングによる水蒸気爆発時の発
生 エ ネ ル ギ を 変 え る た め ，混 合 物 の 割 合 ，水 深 及 び 混 合 物 量 等 の 様 々な条件による試験を実施し，数ケースでは水蒸気爆発が発生している。ＴＲＯＩ試験で得られた主な知見は以下のとおりである。
・自発的な水蒸気爆発が生じた試験は，融点を大きく上回る過熱
度を溶融物に対して与えるなどの実機と異なる条件であり，そ添付 1-55

の他の試験では自発的な水蒸気爆発は生じていない。
・ 水 深 が 深 い 場 合（ 130cm）で は ，内 部 ト リ ガ リ ン グ に よ る 水 蒸 気
爆発は発生していない。水深が深いことにより，溶融物粒子が底部に到達するまでの沈降時間が長くなり，溶融物粒子が固化しやすい状況となる。このため，溶融物粒子が底部に接触することで発生するトリガリングの可能性は低減する可能性がある
[8]

2.6

。

ＳＥＲＥＮＡ試験
ＳＥＲＥＮＡ試験は，ＯＥＣＤ／ＮＥＡ主導のもと実施されている 試 験 で あ り ， 2001 年 か ら 2006 年 に か け て 実 施 さ れ た フ ェ ー ズ 1と ，2007 年 か ら 2012 年 に か け て 実 施 さ れ た フ ェ ー ズ 2 に 分 か れ て いる 。フ ェ ー ズ 1 で は 既 存 の 試 験 に 対 す る 再 現 解 析 が 行 わ れ た 。ま た ，フェーズ 2 ではＫＲＯＴＯＳ及びＴＲＯＩ装置を使用した試験と，その再現解析が行われた。さらに，両フェーズにおいて実機原子炉を想定した解析が行われた。フェーズ 2 で行われた試験の試験条件
及び試験結果を表 6 に示す。ＳＥＲＥＮＡ試験で得られた知見は以下の通りである。
(1)

フェーズ 1・（ 解 析 ）解 析 コ ー ド は ア ル ミ ナ を 用 い た 試 験 に よ っ て 調 整 さ れ ており，ＵＯ２−ＺｒＯ２コリウムの爆発による機械的エネルギ変
換効率を過大評価する傾向にある。
・（ 解 析 ）予 測 さ れ る 炉 内 水 蒸 気 爆 発 の 最 大 荷 重 は 原 子 炉 圧 力 容 器の破損強度と比べて十分小さい。
・（ 解 析 ）予 測 さ れ る 炉 外 水 蒸 気 爆 発 の 最 大 荷 重 は 格 納 容 器 に 影 響
添付 1-66を与える可能性があるが，解析コードの不確かさとばらつきが大きく，その程度を推定することは難しい。
(2)

フェーズ 2・（ 実 験 ）80％ Ｕ Ｏ ２ − 20％ Ｚ ｒ Ｏ ２ コ リ ウ ム は ，70％ Ｕ Ｏ ２ − 30％
Ｚ ｒ Ｏ ２ コ リ ウ ム に 比 べ て や や 爆 発 の エ ネ ル ギ が 大 き い 。こ れ は ，フェーズ 1 の結果と逆の傾向であり，さらに考察が必要。
・（ 実 験 ） Ｕ Ｏ ２ − Ｚ ｒ Ｏ ２ の み で 構 成 さ れ る コ リ ウ ム は ， ア ル ミ
ナと比べて爆発のエネルギは小さい。
・（ 実 験 ） コ リ ウ ム の 組 成 に 酸 化 物 以 外（ 金 属 の 単 体 な ど ）が 含 まれる場合について，酸化と水素生成による影響は定量化できなかった。
・（ 実 験 ）全 て の 観 測 さ れ た 爆 発 の 機 械 的 エ ネ ル ギ 変 換 効 率 は ，従来観測されていたエネルギ変換効率と同様に，比較的小さい。
こ れ は ，Ｕ Ｏ ２ の 密 度 が 高 い た め に 溶 融 コ リ ウ ム の 粒 子 径 が 小 さくなり，固化が促進されて水蒸気爆発への寄与が小さくなった
ことと，粗混合段階のボイド率が上昇して爆発のエネルギを低減したことによると推測されている。

3.

ＦＣＩ実験の知見の整理
前項で示したＦＣＩ実験の知見を整理し，原子炉圧力容器外水蒸

気爆発の可能性について考察する。
酸化アルミニウムと鉄からなる模擬溶融物を用いたＡＬＰＨＡ試
験及びアルミナを用いたＫＲＯＴＯＳ試験では，外部トリガ無しで
水 蒸 気 爆 発 が 発 生 し て い る が ，Ｕ Ｏ ２ を 用 い た Ｋ Ｒ Ｏ Ｔ Ｏ Ｓ ，Ｆ Ａ Ｒ
Ｏ，ＣＯＴＥＬＳ試験では外部トリガ無しでは水蒸気爆発は発生し
添付 1-7

7

て い な い 。Ｕ Ｏ ２ 混 合 物 で は 一 般 的 に 過 熱 度 が 小 さ い た め ，粗 混 合 粒
子表面が早期に固化し，蒸気膜が崩壊しても溶融物の微細化が起きにくく，水蒸気爆発の発生が抑制されるためと考えられる。
ＴＲＯＩ試験ではＵＯ２混合物を用いた場合でもトリガ無しで水
蒸 気 爆 発 が 発 生 し て い る 例 （ TROI-10， 12， 13， 14） が 報 告 さ れ て い
る 。TROI-10，12 は ，溶 融 物 温 度 が 3800K 程 度 の 高 い 温 度 で の 試 験 条
件 で あ る 。ま た ，TROI-13，14 の 溶 融 物 温 度 は ，そ れ ぞ れ 2600K，3000K
で あ る が ，TROI-13 で は ，温 度 計 測 に 問 題 が あ り 実 際 に は 3500K 以 上と 推 測 さ れ て い る 。ま た ，TROI-14 で は ，二 つ の 温 度 計 が 異 な る 最 高
温 度 （ 4000K ， 3200K） を 示 し て お り ， 温 度 計 測 の 不 確 か さ が 大 き いとされている。以上を踏まえると，ＴＲＯＩ試験の溶融物温度はかなり高い試験条件と考えられ，他の試験で想定しているような実機条件に近い溶融物温度では水蒸気爆発の発生可能性は十分小さいと考えられる。
ＴＲＯＩ試験と実機条件の比較を検討するために，模擬溶融物にコ リ ウ ム （ Ｕ Ｏ ２ − Ｚ ｒ Ｏ ２ ） を 用 い た TROI-10， 12， 23， 25 と 実 機
条 件 の 比 較 を 表 7 に 示 す 。こ の 表 で は ，図 11 に 示 す Ｒ ｉ ｃ ｏ ｕ − Ｓ
ｐ ａ ｌ ｄ ｉ ｎ ｇ 式 に よ る 粒 子 化 割 合 [9] の 概 算 値 を 示 し て い る 。 溶 融物 温 度 が 高 く 過 熱 度 が 大 き い TROI-10， 12 で は ， 自 発 的 水 蒸 気 爆 発が観測されている。これに対して，溶融物温度が高く過熱度が大き
い が 水 深 が 1.3m と 深 い TROI-23 で は ，水 蒸 気 爆 発 は 発 生 し て い な い 。
これは，水深が深いことにより，溶融物粒子が底部に到着するまでの沈降時間が長くなり，溶融物粒子が固化しやすいため，溶融物粒子が底部に接触することで発生するトリガリングを抑制したと考え
ら れ る [8]。
添付 1-88水 蒸 気 爆 発 が 発 生 し た TROI-10， 12 の 粒 子 化 割 合 は 約 60％ で あ るが ， 水 深 が よ り 深 い TROI-23 で は ， 粒 子 化 割 合 が 約 80％ と 比 較 的 大
きい値となっており，底部に到達する前に固化する溶融物粒子が比較 的 多 い と 考 え ら れ る 。 一 方 ， 水 深 及 び 粒 子 化 割 合 は TROI-10， 12と 同 程 度 で あ る が ， 溶 融 物 温 度 が や や 低 い TROI-25 で は ， 蒸 気 発 生に よ る 圧 力 上 昇 （ Steam Spike） は 生 じ て い る が ， 水 蒸 気 爆 発 は 発 生
していない。溶融物温度が低い場合，過熱度が小さく粒子が固化しやすいため，水蒸気爆発が抑制されたものと考えられる。
実 機 条 件 で は ， 溶 融 ジ ェ ッ ト の 初 期 直 径 は 計 装 配 管 口 径 （ 約 4cm）
〜 制 御 棒 駆 動 機 構 ハ ウ ジ ン グ の 直 径（ 約 15cm）程 度 と 想 定 さ れ る が ，
ペ デ ス タ ル （ ド ラ イ ウ ェ ル 部 ） 注 水 対 策 に よ り 水 深 は 1m と な る 。 こ
れ よ り ，粒 子 化 割 合 は 約 35％ 〜 90％ と な る が ，溶 融 物 温 度 が 約 2650K
以下と水蒸気爆発が発生したＴＲＯＩ試験よりも十分低いと考えら
れ ，大 規 模 な 水 蒸 気 爆 発 の 発 生 の 可 能 性 は 十 分 小 さ い と 考 え ら れ る 。
また，いくつかのＴＲＯＩ試験では水蒸気爆発が発生したときの機 械 的 エ ネ ル ギ 変 換 効 率 が 報 告 さ れ て い る （ 表 5）。 こ れ ら の 中 で 自発 的 に 水 蒸 気 爆 発 が 発 生 し た と さ れ る TROI-13 の 機 械 的 エ ネ ル ギ 変
換 効 率 は 0.4％ で あ る 。 こ れ は ， Ａ Ｌ Ｐ Ｈ Ａ 試 験 （ 表 1） や Ｋ Ｒ Ｏ Ｔ
Ｏ Ｓ 試 験（ 表 2）で 観 測 さ れ て い る よ う に ，ア ル ミ ナ に よ る 金 属 模 擬
溶融物試験の値に対して比較的小さい値となっている。
ま た ， Ｋ Ｒ Ｏ Ｔ Ｏ Ｓ 試 験 （ K46， K52， K53） で は ， Ｕ Ｏ ２ 混 合 物 を用いた試験でも外部トリガを与えた場合は水蒸気爆発が観測されているが，これらの試験ケースはサブクール度が大きい試験ケースであ る （ K46 の サ ブ ク ー ル 度 ： 83K ， K52 の サ ブ ク ー ル 度 ： 102K ， K53の サ ブ ク ー ル 度 ： 122K）。 従 っ て ， サ ブ ク ー ル 度 が 大 き い 場 合 に は ，
添付 1-9

9

Ｕ Ｏ ２ 混 合 物 を 用 い た 場 合 で も ，水 蒸 気 爆 発 の 可 能 性 が 高 く な る こ とが考えられる。これは，サブクール度が大きい場合には，粗混合粒
子の蒸気膜の安定度が低下し，蒸気膜の崩壊が発生しやすいことが要因と考えられる。
し か し ，Ｋ Ｒ Ｏ Ｔ Ｏ Ｓ 試 験 の K52，K53 と 同 程 度 の 高 サ ブ ク ー ル 度の 条 件 で あ る Ｆ Ａ Ｒ Ｏ 試 験 の L-31（ サ ブ ク ー ル 度 ： 104K），L-33（ サブ ク ー ル 度 ： 124K ） で は ， 水 蒸 気 爆 発 が 発 生 し て い な い 。 こ れ ら の
試 験 の Ｕ Ｏ ２ 混 合 物 量 は ， Ｋ Ｒ Ｏ Ｔ Ｏ Ｓ 試 験 が 数 kg で あ る の に 対 して 100kg 程 度 で あ り ， よ り 実 機 条 件 に 近 い 。
ま た ， Ｃ Ｏ Ｔ Ｅ Ｌ Ｓ 試 験 の 高 サ ブ ク ー ル 試 験 （ A11） で も 水 蒸 気 爆発は発生していない。ＣＯＴＥＬＳ試験は，ＢＷＲの原子炉圧力容
器外ＦＣＩを模擬した試験であり，溶融物に圧力容器内の構造物を想 定 し た ス テ ン レ ス ス チ ー ル を 含 ん で い る 。 ま た ， 溶 融 物 量 も 50kg程度であり，ＫＲＯＴＯＳ試験よりも実機条件に近い。
以 上 よ り ，Ｕ Ｏ ２ 混 合 物 の 溶 融 物 量 が 少 な い Ｋ Ｒ Ｏ Ｔ Ｏ Ｓ 試 験 で は ，
水蒸気爆発が発生しているが，溶融物量が多くより実機体系に近い
大規模試験であるＦＡＲＯ試験，ＣＯＴＥＬＳ試験では，水蒸気爆
発は発生していない。
ＦＣＩ試験では，水蒸気爆発のトリガを発生させるために，高圧ガ ス を 封 入 し た 装 置 （ Ｋ Ｒ Ｏ Ｔ Ｏ Ｓ 試 験 で は 最 大 20MPa の ガ ス を 封入可能な装置）を用いている。水蒸気爆発のトリガは粗混合粒子の周囲に形成される蒸気膜の崩壊に起因すると考えられており，トリガ装置により圧力パルスを発生させ蒸気膜を不安定化させる効果があると考えられる。実機条件では，このようなトリガ装置で発生させているような圧力外乱となる要因は考えられない。また，溶融物
添付 1-1010

がプール底部に接触することでトリガ要因となることが考えられる
が，ＢＷＲの原子炉圧力容器外ＦＣＩを模擬したＣＯＴＥＬＳ試験の試験装置では，ＢＷＲのペデスタル底部と同様に平板コンクリー
トを模擬した試験装置としており，実機条件と同様であるが水蒸気爆発は観測されていない。
また，実機条件では，水深が試験条件よりも深くなる可能性があるが，水深が深いことにより，溶融物粒子が底部に到達するまでの沈降時間が長くなり，溶融物粒子が固化しやすい状況となる。このため，溶融物粒子が底部に接触することで発生するトリガリングのリスクは低減する可能性がある。
以上より，ＢＷＲの実機条件において水蒸気爆発のトリガとなる
特段の要因は考えられないため，実機条件でも水蒸気爆発の発生リ
スクは十分小さいと考えられる。
上記の試験条件と実機条件の検討より，実機においては，格納容器の損傷に至る大規模な原子炉圧力容器外水蒸気爆発の可能性は十分に小さいと考えられる。

4.

参考文献

[1]N.Yamano,

Y.Maruyama,

T.Kudo,A.Hidaka,

J.Sugimoto,

Phenomenological studies on melt-coolant interactions in the
ALPHA program, Nucl. Eng. Des. 155 369-389, 1995
[2]I.Huhtiniemi, D.Mgallon, H.Hohmann, Results of recent KROTOSFCI tests : alumina versus corium melts, Nucl. Eng. Des. 189
379-389, 1999
[3]D.Magllon, Characteristics of corium debris bed generated in
添付 1-1111

large-scale fuel-coolant interaction experiments, Nucl. Eng.
Des. 236 1998-2009, 2006
[4]H.S.Park ， R.Chapman ， M.L.Corradini ， Vapor Explosions in a
One-Dimensional Large-Scale Geometry With Simulant Melts,
NUREG/CR-6623， 1999
[5]D.Magallon， et al， Lessons learn from FARO/TERMOS corium melt
quenching experiments, Nucl. Eng. Des. 189 223-238， 1999
[6]M.Kato, H.Nagasaka, COTELS Fuel Coolant Interaction Tests under
Ex-Vessel Conditions, JAERI-Conf 2000-015, 2000
[7]V.Tyrpekl, Material effect in the fuelcoolant interaction :structural characterization and solidification mechanism, 2012[8]J.H.Kim， et al， The Influence of Variations in the Water Depth
and Melt Composition on a Spontaneous Steam Explosion in the
TROI Experiments， Proceedings of ICAPP

04[9] （ 財 ） 原 子 力 安 全 研 究 協 会 ，「 シ ビ ア ア ク シ デ ン ト 対 策 評 価 の た めの 格 納 容 器 イ ベ ン ト ツ リ ー に 関 す る 検 討 」， 平 成 13 年 7 月[10]J.H.Song， Fuel Coolant Interaction Experiments in TROI usinga UO2/ZrO2 mixture， Nucl. Eng. Des.， 222， 1-15， 2003[11]J.H.Kim，Results of the Triggered Steam Explosion from the TROI
Experiment， Nucl. Texh.， Vol.158 378-395， 2007[12]NEA/CSNI/R，OECD/SERENA Project Report Summary and Conclusions，
2015[13]NUCLEA Nuclear Thermodynamic Database， Version 2005-01

添付 1-12

12

表 1
試験名

ALPHA

Ａ Ｌ Ｐ Ｈ Ａ 試 験 の 主 要 な 試 験 条 件 及 び 試 験 結 果 [1]添付 1-13

試験ケース

溶融物組成

溶 融 物 質 量 ( kg)

圧 力 (MPa)

水 温 度 (K)

水 深 (m)

外部トリガ

水蒸気爆発発生

機械的エネルギ
変 換 効 率 (%)

STX002Fe-Al２ O３

20

0.10

289

1.0

No

Yes

−

STX003Fe-Al２ O３

20

0.10

292

1.0

No

Yes

−

STX005Fe-Al２ O３

20

0.10

300

1.0

No

Yes

−

STX009Fe-Al２ O３

20

0.10

289

1.0

No

Yes

−

STX016

Fe-Al２ O３

20

0.10

295

0.9

No

Yes

0.86

STX017

Fe-Al２ O３

20

0.10

286

0.9

No

Yes

0.66

STX018

Fe-Al２ O３

20

0.10

283

0.9

No

Yes

3.33

STX001

Fe-Al２ O３

10

0.10

293

1.0

No

No

−

STX010Fe-Al２ O３

10

0.10

297

1.0

No

Yes

−

STX013Fe-Al２ O３

10

0.10

284

1.0

No

No

−

STX014Fe-Al２ O３

20

0.10

372

1.0

No

No

−

STX008

Fe-Al２ O３

20

1.60

288

1.0

No

No

−

STX012Fe-Al２ O３

20

1.60

290

1.0

No

No

−

STX015Fe-Al２ O３

20

1.00

282

1.0

No

No

−

STX006

Fe-Al２ O３

20

0.10

298

1.0

No

No

−

STX011

Fe-Al２ O３

20

0.10

290

1.0

No

Yes

−

STX019Fe-Al２ O３

20

0.10

281

0.9

No

Yes

5.67

STX020Fe-Al２ O３

20

0.10

281

1.0

No

No

−

STX021

Fe-Al２ O３

20

0.10

281

0.9

No

Yes

4.05

13

表 2
試験名

KROTOSＫ Ｒ Ｏ Ｔ Ｏ Ｓ 試 験 の 主 要 な 試 験 条 件 及 び 試 験 結 果 [2][3][4]添付 1-14

試験
ケース

溶融物組成

溶融物質量
(kg)

溶融物温度
(K)

圧力
(MPa)

サブクール度
(K)

水深
(m)

外部
トリガ

水蒸気爆発
発生

機械的エネルギ
変 換 効 率 (%)

K38

Alumina

1.5

2665

0.1

79

1.11

No

Yes

1.45

K40

Alumina

1.5

3073

0.1

83

1.11

No

Yes

0.9

K41

Alumina

1.4

3073

0.1

5

1.11

No

No

−

K42

Alumina

1.5

2465

0.1

80

1.11

No

Yes

1.9

K43

Alumina

1.5

2625

0.21

100

1.11

No

Yes

1.3

K44

Alumina

1.5

2673

0.1

10

1.11

Yes

Yes

2.6

K49

Alumina

1.5

2688

0.37

120

1.11

No

Yes

2.2

K50

Alumina

1.7

2473

0.1

13

1.11

No

No

−

K51

Alumina

1.7

2748

0.1

5

1.11

No

No

−

K32

80wt%UO2-20wt%ZrO2

3.0

3063

0.1

22

1.08

No

No

−

K33

80wt%UO2-20wt%ZrO2

3.2

3063

0.1

75

1.08

No

No

−

K35

80wt%UO2-20wt%ZrO2

3.1

3023

0.1

10

1.08

Yes

No

−

K36

80wt%UO2-20wt%ZrO2

3.0

3025

0.1

79

1.08

Yes

No

−

K37

80wt%UO2-20wt%ZrO2

3.2

3018

0.1

77

1.11

Yes

No

−

K45

80wt%UO2-20wt%ZrO2

3.1

3106

0.1

4

1.14

Yes

No

−

K46

80wt%UO2-20wt%ZrO2

5.4

3086

0.1

83

1.11

Yes

Yes

−

K47

80wt%UO2-20wt%ZrO2

5.4

3023

0.1

82

1.11

Yes

No

K52

80wt%UO2-20wt%ZrO2

2.6

3133

0.2

102

1.11

Yes

Yes

0.02

K53

80wt%UO2-20wt%ZrO2

3.6

3129

0.36

122

1.11

Yes

Yes

0.05

14

表 3
試験名

FARO

試験
ケース

溶融物組成

溶融物質量
(kg)

溶融物温度
(K)

圧力
(MPa)

サブクール度
(K)

水深
(m)

外部
トリガ

水蒸気爆発
発生

機械的エネルギ
変 換 効 率 (%)

L-06

80wt%UO2-20wt%ZrO2

18

2923

5

0

0.87

No

No

−

添付 1-15L-08

80wt%UO2-20wt%ZrO2

44

3023

5.8

12

1.00

No

No

−

L-11

77wt%UO2-19wt%ZrO2-4wt%Zr

151

2823

5

2

2.00

No

No

−

L-14

80wt%UO2-20wt%ZrO2

125

3123

5

0

2.05

No

No

−

L-19

80wt%UO2-20wt%ZrO2

157

3073

5

1

1.10

No

No

−

L-20

80wt%UO2-20wt%ZrO2

96

3173

2

0

1.97

No

No

−

L-24

80wt%UO2-20wt%ZrO2

177

3023

0.5

0

2.02

No

No

−

L-27

80wt%UO2-20wt%ZrO2

117

3023

0.5

1

1.47

No

No

−

L-28

80wt%UO2-20wt%ZrO2

175

3052

0.5

1

1.44

No

No

−

L-29

80wt%UO2-20wt%ZrO2

39

3070

0.2

97

1.48

No

No

−

L-31

80wt%UO2-20wt%ZrO2

92

2990

0.2

104

1.45

No

No

−

L-33

80wt%UO2-20wt%ZrO2

100

3070

0.4

124

1.60

Yes

No

−

表 4
試験名

COTELSＦ Ａ Ｒ Ｏ 試 験 の 主 要 な 試 験 条 件 及 び 試 験 結 果 [3]試験ケース

Ｃ Ｏ Ｔ Ｅ Ｌ Ｓ 試 験 の 主 要 な 試 験 条 件 及 び 試 験 結 果 [6]

溶融物組成

溶融物質量
(kg)

圧力
(MPa)

サブクール度
(K)

水深
(m)

外部
トリガ

水蒸気爆発
発生

機械的エネル
ギ 変 換 効 率 (%)−

A1

55wt%UO2-25wt%Zr-5wt%ZrO2-15wt%SS

56.3

0.20

0

0.4

No

No

A4

55wt%UO2-25wt%Zr-5wt%ZrO2-15wt%SS

27.0

0.30

8

0.4

No

No

−

A5

55wt%UO2-25wt%Zr-5wt%ZrO2-15wt%SS

55.4

0.25

12

0.4

No

No

−

A6

55wt%UO2-25wt%Zr-5wt%ZrO2-15wt%SS

53.1

0.21

21

0.4

No

No

−

A8

55wt%UO2-25wt%Zr-5wt%ZrO2-15wt%SS

47.7

0.45

24

0.4

No

No

−

A9

55wt%UO2-25wt%Zr-5wt%ZrO2-15wt%SS

57.1

0.21

0

0.9

No

No

−

A10

55wt%UO2-25wt%Zr-5wt%ZrO2-15wt%SS

55.0

0.47

21

0.4

No

No

−

A11

55wt%UO2-25wt%Zr-5wt%ZrO2-15wt%SS

53.0

0.27

86

0.8

No

No

−

15

表 5
試験名

TROI

Ｔ Ｒ Ｏ Ｉ 試 験 の 主 要 な 試 験 条 件 及 び 試 験 結 果 （ 1/2） [ 7 ] [ 8 ] [ 1 0 ] [ 1 1 ]

試験
ケース

溶融物組成

溶融物質量
(kg)

溶融物温度
(K)

圧力
(MPa)

水温度
(K)

水深
(m)

外部
トリガ

水蒸気爆発
発生

機械的エネルギ
変 換 効 率 (%)

1

99wt%ZrO2-1wt%Zr

5

>3373

0.1

365

0.67

−

Steam Spike−2

99wt%ZrO2-1wt%Zr

5.5

>3373

0.1

365

0.67

−

No

−

3

99wt%ZrO2-1wt%Zr

4.88

>3373

0.1

323

0.67

−

No

−

4

99wt%ZrO2-1wt%Zr

4.2

>3373

0.1

292

0.67

−

Yes

−

5

98.5wt%ZrO2-1.5wt%Zr

2.9

3373

0.1

337

0.67

−

Yes

−

9

70wt%UO2-30wt%ZrO2

4.3

3200

0.1

296

0.90

−

No

−

10

70wt%UO2-30wt%ZrO2

8.7

3800

0.117

298

0.67

−

Yes

−

11

70wt%UO2-30wt%ZrO2

9.2

>3800

0.111

296

0.67

−

No

−

12

70wt%UO2-30wt%ZrO2

8.4

3800

添付 1-16

0.11

293

0.67

−

Yes

−

(注 1)

0.108

292

0.67

−

Yes

0.40

0.105

285

0.67

−

Yes

−

−

No

−

13

70wt%UO2-30wt%ZrO2

7.7

2600

14

70wt%UO2-30wt%ZrO2

6.5

3000(注 2)

1770wt%UO2-30wt%ZrO2

1878wt%UO2-22wt%ZrO2

9.1

−

−

−

21

80wt%UO2-20wt%ZrO2

17.0

3000

0.110

298

1.30

No

No

−

22

80wt%UO2-20wt%ZrO2

17.0

2900

0.110

297

1.30

No

No

−

23

80wt%UO2-20wt%ZrO2

17.0

3600

0.110

293

1.30

No

No

−

24

ZrO2

9.5

3600

0.110

288

0.67

No

Yes

−

25

70wt%UO2-30wt%ZrO2

15.0

3500

0.110

287

0.67

No

Steam Spike−26

80wt%UO2-20wt%ZrO2

17.0

3300

0.106

283

0.67

No

Steam Spike−(注 １ )参 考 文 献 [10]に よ れ ば 温 度 計 測 に 問 題 が あ り ， 実 際 に は 3500K 以 上 と 推 測 さ れ て い る 。
(注 ２ )参 考 文 献 [10]に よ れ ば 二 つ の 温 度 計 が 異 な る 最 高 温 度 （ 4000K， 3200K） を 示 し て お り ， 計 測 の 不 確 か さ が 大 き い と さ れ て い る 。

16

表 5
試験名

TROI

Ｔ Ｒ Ｏ Ｉ 試 験 の 主 要 な 試 験 条 件 及 び 試 験 結 果 （ 2/2）

試験
ケース

溶融物組成

溶融物質量
(kg)

29

50wt%UO2-50wt%ZrO2

11.5

32

87wt%UO2-13wt%ZrO2

3470wt%UO2-30wt%ZrO2

3570wt%UO2-30wt%ZrO2

8〜 300036

70wt%UO2-30wt%ZrO2

5.3〜 30003778wt%UO2-22wt%ZrO2

8.1〜 300038

78wt%UO2-22wt%ZrO2

5.3

39

78wt%UO2-22wt%ZrO2

40

10.5

溶融物温度
(K)

圧力
(MPa)

〜 3000

水温度
(K)

341
0.110

水深
(m)

外部
トリガ

水蒸気爆発
発生

機械的エネルギ
変 換 効 率 (%)

−

No

−

−

No

−

0.67

Yes

Yes

0.63

添付 1-17

334

1.30

Yes

Yes

0.21

305

0.95

Yes

Yes

0.50

0.104

313

0.95

Yes

Yes

0.01

〜 3000

0.105

288

1.30

−

No

−

3.4

〜 3000

0.106

285

1.30

−

No

−

70wt%UO2-30wt%ZrO2

11.1〜 3000

0.312

287

1.30

−

No

−

49

62.3wt%UO2-15wt%ZrO2-11.7wt%Zr-11wt%Fe

15.96

2730(3360)

−

−

−

50

59.5wt%UO2-18wt%ZrO2-11.9wt%Zr-10.6wt%Fe

14.46

−

−

−

51

60.5wt%UO2-16.7wt%ZrO2-12.1wt%Zr-10.7wt%Fe

6.3(14.2 load)2695(3420)

0.115

294

1.30

Yes

Yes

−

52

61wt%UO2-16wt%ZrO2-12wt%Zr-11wt%Fe

8.6(14.1 load)

2650

0.116

285

1.30

Yes

Steam Spike

−

17

表 6
試験名

SERENA(TROI/KROTOS)Ｓ Ｅ Ｒ Ｅ Ｎ Ａ 試 験 （ フ ェ ー ズ 2） の 主 要 な 試 験 条 件 及 び 試 験 結 果 [ 1 2 ]添付 1-18

試験
ケー
ス

溶融物組成

溶融物質量
(kg)

溶融物温度
(K)

圧力
(MPa)

水温度
(K)

水深
(m)

外部
トリガ

水蒸気爆発
発生

機械的エネルギ
変 換 効 率 (%)

TS-1

73.4wt%UO2-26.6wt%ZrO2

15.4〜 3000

0.4

301

1.0

Yes

Yes

0.12

TS-2

68wt%UO2-32wt%ZrO2

12.5

3063

0.2

334

1.0

Yes

Yes

0.28

TS-3

71wt%UO2-29wt%ZrO2

15.9

3107

0.2

331

1.0

Yes

Yes

0.22

TS-4

81wt%UO2-19wt%ZrO2

14.3

3011

0.2

333

1.0

Yes

Yes

0.35

TS-5

76wt%UO2-18.3wt%ZrO2-5wt%Zr-0.7wt%U

17.9

2940

0.2

337

1.0

Yes

Steam Spike

0.06

TS-6

73.3wt%UO2-18.5wt%ZrO2-4.9wt%Fe2O3-3.3wt%FP

9.3

2910

0.2

338

1.0

Yes

Yes

0.66

KS-1

70wt%UO2-30wt%ZrO2

2.4

2969

0.4

302

1.1

Yes

Yes

0.10

KS-2

70wt%UO2-30wt%ZrO2

3.9

3049

0.2

333

1.1

Yes

Yes

0.08

KS-3

70wt%UO2-30wt%ZrO2

0.8

2850

−

332

1.1

Yes

− (注 1)− (注 1)KS-4

80wt%UO2-20wt%ZrO2

2.3

2958

0.2

332

1.1

Yes

Yes

0.18

KS-5

80.1wt%UO2-11.4wt%ZrO2-8.5wt%Zr

1.7

2864

0.2

327

1.1

Yes

Energetic
event(注 2)− (注 2)KS-6

73wt%UO2-20.4wt%ZrO2-4.1wt%Fe2O3-2.5wt%FP

1.7

2853

0.2

340

1.1

Yes

Yes

〜0

(注 1)実 験 失 敗(注 2)計 測 失 敗

18

表 7

ＴＲＯＩ試験と実機条件の比較

試験ケース

溶融物温度
（ 過 熱 度 ） (注 1)

溶融
ジェット径

水深

粒 子 化 割 合 (注 2)

水蒸気爆発

TROI-103800K(900K)

6.5cm

0.67m

約 60％

Yes

TROI-123800K(900K)

6.5cm

0.67m

約 60％

Yes

TROI-233600K(700K)

7.4cm

1.30m

約 80％

No

TROI-253500K(600K)

8.0cm

0.67m

約 50％

Steam Spike

実機条件

約 2650K(約 140K)

約 4〜 15cm

1m

約 35〜 90％−

(注 1)試 験 条 件 の 過 熱 度 は UO２ ／ ZrO２ の 相 図 [13]よ り 固 相 線 温 度 を 約 2900K と し た 場 合 の 概 算 値
実機条件の過熱度は事故解析結果による下部プレナム部の溶融物（酸化物層）の過熱度の概算値(注 2)Ｒ ｉ ｃ ｏ ｕ − Ｓ ｐ ａ ｌ ｄ ｉ ｎ ｇ 相 関 式 （ 図 11） に よ る 概 算 評 価 値

添付 1-19

19

図 1

図 2

ＡＬＰＨＡ試験装置の概要

Ａ Ｌ Ｐ Ｈ Ａ 試 験 の 圧 力 評 価 の 例 （ STX016）

添付 1-20

20

図 3

図 4

ＫＲＯＴＯＳ試験装置の概要

Ｋ Ｒ Ｏ Ｔ Ｏ Ｓ 試 験 の 代 表 的 圧 力 変 化 の 例 （ K37， K42）

添付 1-21

21

図 5

図 6

ＦＡＲＯ試験装置の概要

Ｆ Ａ Ｒ Ｏ 試 験 の 圧 力 変 化 の 例 （ L -14， L-19）

添付 1-22

22

図 7

図 8

ＣＯＴＥＬＳ試験装置の概要

Ｃ Ｏ Ｔ Ｅ Ｌ Ｓ 試 験 の 圧 力 変 化 の 例 （ A1）

添付 1-2323図 9

ＣＯＴＥＬＳ試験の各試験ケースの圧力変化

図 10

ＴＲＯＩ試験装置の概要

添付 1-2424

図 11

Ｒｉｃｏｕ−Ｓｐａｌｄｉｎｇ相関式による粒子化割合のマップ

添付 1-2525

添付 2． ＲＰＶ破損時のデブリの冠水評価について

1.

はじめに
ＲＰＶ破損により落下したデブリは事前に水張りされていたペデスタルの水中に落下し，冠水する。その後，ＲＰＶ破損から 7 分後に格納容器下部注
水系（常設）を用いた格納容器下部注水を実施することとしているが，7 分の間に水が蒸発することから，デブリの冠水状態の評価を実施する。
また，ポロシティが冠水状態に与える影響についても評価した。

2.

評価対象事故シーケンス
ＲＰＶ破損する有効性評価の評価事故シーケンスとして，過渡事象時に注水機能が喪失する事象（以下「過渡事象」という）を選定している。ここでは，有効性評価のベースケースとなる過渡事象について，デブリの冠水状態の評価を実施する。
また，起因事象をＬＯＣＡとした場合には事象進展が異なることから，Ｒ
ＰＶ破損時間が早くなる大破断ＬＯＣＡ時に注水機能が喪失する事象（以下「ＬＯＣＡ事象」という）についても，同様にデブリの冠水状態の評価を実
施する。

3.

デブリ冠水評価
デブリの堆積形状を第 1 図に示す。ポロシティを考慮したデブリ堆積高さ
Hdebri は式(1)で評価する。
Hdebri＝（Vm×(1-Φ ent)＋Vs＋Vm×Φ ent÷(1-P)）÷Sfz

(1)

V m：溶融物体積
V s：ペデスタル内構造物体積
添付 2-1（別添 1 参照）26

Φ ent：Ｒｉｃｏｕ−Ｓｐａｌｄｉｎｇ相関式に基づく粒子化割合[0.171]（別添 2 参照）
P：ポロシティ[0.5] ＰＵＬｉＭＳ実験の知見（0.29〜0.37）から保守的に設定
S fz：コリウムシールドの設置を考慮した床面積

また，粒子化したデブリの間隙に冷却水が浸入するため，デブリの冠水維
持評価の観点から粒子化したデブリの範囲を除いた水プール水深 Hpool-ent について式(2)で評価する。ここで，デブリ堆積範囲より上の領域にはコリウムシールドが敷設されていないものとする。
Hpool-ent ＝（Hpool-（Vm ×Φ ent÷(1-P)×P÷Sfz)）×（Sfz／Sf ）(2)

H pool ：水プール初期水深[1m]S f：コリウムシールドが設置されていない範囲の断面積式(1)からデブリ堆積高さ Hdebri は約 1.70m となる。また，式(2)から粒子化したデブリの範囲を除いた水プール水深 H pool-ent は約 0.69m となる。
MAAP コードを用いた有効性評価の結果（デブリから水プールへの限界熱流束を 800kW／m ２ （圧力依存性あり）と設定）から，ＲＰＶ破損によるデブリ
落下から格納容器下部注水開始までの 7 分間におけるペデスタル水プールの水位低下量は，過渡事象の場合は約 0.37m，ＬＯＣＡ事象の場合は約 0.48m
であり，デブリの冠水は維持される。なお，ＲＰＶ破損時点からデブリ露出までの時間は，過渡事象の場合で約 23 分間，ＬＯＣＡ事象の場合で約 17 分
間であることから，格納容器下部注水の開始が遅れた場合でも一定時間冠水維持することが可能である。

添付 2-227

4.

ポロシティが冠水評価に与える影響
水位低下量評価にポロシティの効果を考慮していないことから，その影響を評価した。
粒子状デブリベッドのドライアウト熱流束に関する相関式であるＬｉｐｉｎｓｋｉ−０Ｄモデルでは，ポロシティの増加によってドライアウト熱流束が上昇する結果が得られており，第 2 図においてポロシティ 0.48 の場合，ドライアウト熱流束は，約 3,300kW／m２ となる。これは，水位低下量評価で，デブリから水プールへの熱流束として設定している 800kW／m２ と比較して大きな値となるが，ポロシティを形成するデブリの粒子化割合は約 17％と小さく，粒子化したデブリはクエンチしていることから，ポロシティによるドラ
イアウト熱流束増加の影響は小さい。
よって，ポロシティを考慮しても水位低下量評価への影響は小さく，冠水
評価に影響はない。

5.

デブリ堆積形状の不確かさ評価（別添 3 参照）
水プール水位に対してデブリ落下量が多く粒子化割合が小さいことから，落下したデブリは均一に堆積すると考えられる。ここでは，デブリが均一に堆積しない場合にデブリ冠水維持に与える影響について評価する（第 3 図）。
ＰＵＬｉＭＳ実験において確認されたデブリ堆積高さと拡がり距離のアスペクト比を適用してデブリ堆積形状を山状と想定し，均一化した場合と比較
して堆積高さが高くなり，露出までの水深が低くなる場合の評価を実施した
結果，水プール水位は約 0.52m となった。水プールとの接触面積増加の影響を考慮した場合における水位低下量は，過渡事象の場合は約 0.38m，ＬＯＣ
Ａ事象の場合は約 0.49m であり，デブリの冠水が維持されることを確認した。
添付 2-328

6．

機器ドレンサンプが溶融しない場合の不確かさ評価（別添 4 参照）
ペデスタル内に設置された機器ドレンサンプは，デブリ落下時には溶融しデブリに取り込まれることで溶融デブリとして堆積すると考えられる。ここでは，機器ドレンサンプが溶融しないと仮定した場合にデブリ冠水維持に与える影響について評価する。
新設する機器ドレンサンプの体積を既設と同等として評価した結果，水プール水位は約 0.58m となった。水位低下量は，過渡事象の場合は約 0.37m，
ＬＯＣＡ事象の場合は約 0.48m であり，デブリの冠水が維持されることを確
認した。

7.

まとめ
以上の評価から，過渡事象及びＬＯＣＡ事象いずれにおいても，ＲＰＶ破損から 7 分の間において，デブリの冠水状態が維持されることを確認した。

添付 2-429

粒子状デブリ
溶融デブリ

第1図

第2図

デブリ堆積形状

粒子状ベッド高さとドライアウト熱流束の関係

円錐部分
円柱部分

第3図

デブリ堆積形状（不確かさ考慮）
添付 2-530

別添 1デブリとして考慮するペデスタル内構造物について

デブリ堆積高さの計算においては，第 1 表及び第 2 表に示すペデスタル内構
造物の総体積を保守的に 切り上げ ，として考慮した。なお，ＢＷＲにおいてはＲＰＶ底部から破損する可能性が高く，ＭＡＡＰ解析上もＲＰＶ底部の破損
後に破損口径がアブレーションにより拡がる結果となっていることから，逸出するＣＲＤ本数として，ＭＡＡＰ解析結果におけるＲＰＶ破損口径の最大値より，デブリとなり得る最大本数 9 本を考慮し，総体積を算定している。

第1表

デブリとして考慮したペデスタル内構造物（既設）構造物

体積[m３ ]

外観図

ターンテーブル（溶融炉心の落下部及びその周囲のみが溶融しデブリに加わると考えられるため，評価においては一辺１mの正方形の範囲が溶融すると想定）

ＣＲＤハウジング（9本）

ＣＲＤ機構（9本）

ＣＲＤハウジングサポート

その他（ケーブル，サポート，配管等の構造物）

合計

添付 2-631

第2表

デブリとして考慮したペデスタル内構造物（新設）
体積[m３ ]

構造物
ペデスタル水位計

ペデスタル水温計

ペデスタル気相部温度計

機器ドレンサンプ（配管等含む）

床ドレンサンプ配管等

コリウムシールド支持構造物（ライナ含む）
合計※

設計の進捗による物量増加等を考慮し，本評価上は 1m ３ とする。

ＣＲＤ
ハウジング
ＲＰＶ破損口径
最大約 77cm

第1図

ＣＲＤ配置とＲＰＶ破損口径の関係

添付 2-732

別添 2
粒子化割合の算出

粒子化割合は以下のＲｉｃｏｕ−Ｓｐａｌｄｉｎｇ相関式により求めた。

ddj2 ,0 ddj2
ent

ddj2 ,0
1/ 2

d dj

d dj ,0 2 E0w

H pooldj

ここで，Fent ：粒子化割合 [-]E0：エントレインメント係数 [-]Hpool ：プール水深 [m]ddj：プール底部におけるデブリジェット径 [m]ddj,0 ：気相部落下を考慮した水面におけるデブリジェット径 [m]ρ dj ：ジェット密度 [kg／m ３ ]ρw：水密度 [kg／m ３ ]評価条件は以下のとおり。
項目
ペデスタル水位

設定値
1m

デブリ密度
初期デブリジェット径

設定根拠
対策後の水位
MAAP 計算結果

0.15m

エントレインメント係数

CRD 案内管径
MAAP 推奨範囲の最確値以上により評価した結果，粒子化割合は約 17.1％となる。
添付 2-833

別添 3
デブリの拡がりに関する不確かさについて

1.

はじめに
事前水張りされたペデスタルのプール水中に落下するデブリは，一部が粒子化した後に固化し，残りが溶融状態のまま床面に到達して床面上を拡がり，固化したデブリ粒子が床上の連続層の上に堆積して粒子状ベッドを形成するものと想定される（第 1 図）。このようなデブリの拡がりにおいて，溶融物の拡がり距離と粒子状ベッドの堆積形状に不確かさが想定される。

第1図

2.

ペデスタルにおけるデブリ挙動の概念

デブリの拡がりに関する知見(1)

溶融物
ＰＵＬｉＭＳ実験では，水中での溶融物の拡がり挙動が観察されるとともに，水中での溶融物の拡がり距離を求めるスケーリング則が提案されている。ＰＵＬｉＭＳ実験結果を元に妥当性が確認されているスケー
添付 2-934

リング則に，ＢＷＲの溶融炉心落下条件を適用して，水中での溶融物の拡がり距離を評価すると，約 18m となる（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（以下，「解析コード資料」という。） 付録４(5)b)参照）。コリウムシールドを設置した場合のペデスタル半径がであることを考慮すると，溶融炉心は床全面に拡がる可能性が高いと考えられる。これは，溶融物の拡がりに影響す
る因子のうち，主に溶融炉心落下流量が大きい（全炉心相当の溶融炉心が 1 分程度で落下することを想定）ことによるものと考えられる。ＰＵ
ＬｉＭＳ実験条件と実機条件を比較した場合，以下の観点から実機条件の方が拡がりが促進されることが考えられる（第 1 表）。
・溶融物重量のＰＵＬｉＭＳ／実機値に対して冷却材重量のＰＵＬｉＭ
Ｓ／実機値は大きく，実機条件では相対的に溶融物量が多くなる
・溶融物過熱度及び比熱は実機条件の方が高く，実機において溶融物は崩壊熱によって継続的な加熱がある
・サブクール度については実機条件の方が高いが，溶融物落下後にはサブクール度がすぐに低下することから，拡がりに対する影響は小さいと考えられる・水深／ブレイクアップ長さについては，実機において水中でより細粒化しにくい傾向であり，溶融物の着床時の温度は高い傾向となること
から，床面上での拡がりにおいても拡がり易い傾向となる。
・溶融物密度は実機条件の方が大きく，慣性による拡がり効果が大きい
・粘性係数については，実験と同程度か小さいものと考えられ，実機条
件ではより拡がり易いと考えられる。
・表面張力については不確かさが大きいパラメータであるが，表面張力が大きいほど床面上を広がりにくくなる一方で，床面到達までの細粒
添付 2-1035

化に伴う冷却・固化が生じにくいため，床面での溶融物温度が高めになり拡がり易くなることから，両者の相殺により表面張力が拡がりに与える影響は小さいと考えられる。
・輻射率については，特に実験データの不確かさ幅が大きく実験条件と実機条件の大小関係が明確ではないが，溶融物から冷却材への伝熱量と比較すると輻射の影響は相対的に小さいと考えられることから，拡がり挙動に与える影響は小さいと考えられる。
・床面熱伝達については，実機では床スラブの形状変更に合わせてペデ
スタル床表面にＳＵＳ製ライナを設置することで実験と同じ材質となるため床面熱伝達量は同等であり，また，実機解析から溶融物除熱は冷却材伝熱が支配的であることから，床面熱伝達が拡がり挙動に与える影響はない。なお，表面のＳＵＳ製ライナが溶融した場合にはＺｒ
Ｏ ２ 上での拡がりとなるが，溶融物拡がりに関わる実験では，床の材質の差異（種々のセラミック，コンクリート）によらず同様な拡がり挙動になることが確認されており，ＺｒＯ ２ の場合でも拡がり挙動に差異はないものと考えられる（別紙 1 参照）。
したがって，溶融物の拡がり距離については，不確かさを考慮しても床全面に拡がるものと想定される。

添付 2-11

36

第1表
分類

ＰＵＬｉＭＳ実験条件と実機条件の比較

初期条件
溶融物冷却材中挙動

項目
溶融物
溶融物重量[kg]
溶融物融点[K]
溶融物過熱度[K]比熱[J/kg/K]
崩壊熱
冷却材重量[kg]サブクール度[K]

実機条件
UO2-ZrO 2-SUS 等
約 300×103

あり
約 30×10 3

L/Lbr（水深/ブレイクア
ップ長さ ※ ）約 0.08〜約 0.23

PULiMS(E4)
Bi2O3-WO3
約 47
1,143
約 70
250〜310
なし
約 40
約 23

PULiMS/実機
約 0.16×10-3-

0.35

約 1.5〜4.4

約 1.3×10-3※Taylor 相関式

溶融物床面上挙動

溶融物密度[kg/m3]
粘性係数[Pa・s]

7,811
0.004

0.003〜0.03

表面張力[N/m]

0.2〜0.6

輻射率[-]

0.4〜1.0

床面熱伝達

(2)

ZrO2
（SUS 製ライナ）

約 0.75〜7.5

SUS 材

-

粒子状ベッドＡＮＬで実施されたセルフレベリング実験では，粒子状ベッド内の沸騰による粒子の吹き上げと再堆積によるセルフレベリング効果により，2〜3 分程度で堆積厚さが均一化されている（解析コード資料

付録４(4)

参照）。
ＰＤＳ実験では，沸騰等の冷却水の流動による粒子状ベッドの拡散挙動の観察を行っている（別紙 2 参照）。均一化に係る時間は，デブリ密度，ポロシティ，拡がり面積に加え，粒子状ベッドを流れる空気又は蒸気の気相流体速度に依存することが示されており，気相流体速度が相対添付 2-1237

的に小さいＰＤＳ−Ｅ実験では粒子状ベッドの均一化に要する時間が数分〜数十分であるが，気相流体速度がより大きいＰＤＳ−Ｃ実験では数秒〜数十秒と早く均一化が進むことが確認されている。実機においては，デブリが落下した直後は高温のデブリから急激に伝熱が進むことから発生蒸気速度は十分速いものと考えられるため，落下直後に十分な均一化が進むと考えられる。
したがって，粒子状デブリベッドの堆積形状については，崩壊熱を発生するデブリ粒子では，粒子状ベッド内の継続的沸騰による粒子の攪拌によるセルフレベリング効果により，時間と共に堆積厚さが均一化することが想定される。

3.

デブリの拡がりに関する不確かさ評価
これまでの知見によれば，溶融物は床全面に拡がると想定され，粒子状ベッドについても短期間で均一化される。よって，デブリの拡がりに関する不確かさはないものと考えられるが，デブリの堆積高さに対して厳しい評価を実施する観点から，ＰＵＬｉＭＳ実験において確認されたデブリ堆積高さと拡がり距離のアスペクト比を適用し，均一化した場合と比較して堆積高さが高くなる場合の評価を行う。ＰＵＬｉＭＳ実験は溶融物を水中に落下した実験であり，溶融物と粒子状デブリベッドを含めたデブリ全体としての堆積高さに関する知見として適用できるものである。

(1)

アスペクト比ＰＵＬｉＭＳ実験のうち，溶融物量が比較的大きい E4 実験において，平均堆積高さ 41mm に対して，拡がり距離は 740mm×560mm となっている（第 2 図,第 2 表）。アスペクト比としては 1:18〜1:14 となっており，
添付 2-1338

おおよそ 1:16 程度の拡がり挙動を示している。従って，アスペクト比として 1:16 を適用し評価を行う。

第2表

ＰＵＬｉＭＳ実験条件と結果

41mm(平均高さ)
560mm

740mm

第2図

ＰＵＬｉＭＳ実験結果（E4）添付 2-1439

(2)堆積高さ評価
アスペクト比を考慮した場合，デブリの堆積形状は第 3 図のように円柱上に円錐が堆積した形状となる。円錐部分については，堆積高さが最大となるのは床全面に拡がった場合であり，コリウムシールド厚さを考慮したペデスタル直径にアスペクト比を考慮すると，堆積高さは約 0.37m となる。円柱部分については，円錐部分の体積を除いたデブリ
全量が円柱状に堆積するため，堆積高さは約 1.42m となる。以上から，
デブリの堆積高さは円錐部分の体積高さと円柱部分の体積高さの合計となることから，約 1.79m となる。

円錐部分
円柱部分

第3図

(2)

デブリ堆積形状（アスペクト比考慮）

デブリの冠水維持に対する評価

粒子化割合 0.171 のデブリ量に対してポロシティ 0.5 で全ての間隙に浸水していると仮定した場合，円錐部分の頂部から水面までの水深は約 0.52m である。また，円錐状に堆積することで水プールとの接触面積が増え，蒸発量が増加するが，一様に堆積した場合の水プールとの接触面積からの増加割合
は 1％未満であり，蒸発量に対して有意な影響を与えない。有効性評価（別添付 2-1540

紙 3 参照）に基づく，ＲＰＶ破損によるデブリ落下から格納容器下部注水までの期間における水位低下量は，過渡事象の場合は約 0.37m，ＬＯＣＡ事象の場合は約 0.48m であり，蒸発量の増加として保守的に 1％を見込んだ場合
でも水位低下量は，過渡事象の場合は約 0.38m，ＬＯＣＡ事象の場合は約0.49m となるため，デブリの冠水は維持される。

添付 2-1641

別紙 1
溶融物拡がりに関わる実験

ＣＥＡ／ＤＲＮ／ＤＴＰで行われたＣＯＲＩＮＥ実験 [1]では，低融点物質（グリセロール他）を模擬物質として使用して，水中での拡がり挙動を調べる実験が実施され，拡がり先端の移動速度や底部に形成されるクラストの影響が調べられた。
独カールスルーエ研究センター（ＦＺＫ）で実施されたＫＡＴＳ実験 [2][3][4]では，溶融物としてテルミット（Ａｌ ２ Ｏ ３ 約 150kg，Ｆｅ約 150kg）が使用さ
れ，溶融物の放出速度や温度，拡がり形状（1D,2D），床の材質（コンクリート，
セラミック，コーティング），水の有無をパラメータに溶融物の拡がり実験が行われている。実験装置を第 1 図及び第 2 図に示す。Ａｌ ２ Ｏ ３ とＦｅでは密度が異なり成層化するため，溶融物の出口を 2 箇所設け，最初にＡｌ ２ Ｏ ３ が放出
し，最後にＦｅを放出することにより酸化物溶融物の拡がりと金属溶融物の拡がりを分けて実験が可能となっている。実験条件を第 1 表に示す。ＫＡＴＳ−
１０とＫＡＴＳ−１１の実験条件はほぼ同様であるが，ＫＡＴＳ−１０の方は1mm の水張りをしてあり，ＫＡＴＳ−１１の方はドライ条件となっている。両者の拡がり結果を第 3 図に示すが，両ケースのように溶融物の放出速度が比較的高い場合は，冷却材の有無によらず同様な拡がり挙動になる結果となっている。また，ＫＡＴＳ−１２とＫＡＴＳ−１３の実験条件はほぼ同様であるが，ＫＡＴＳ−１２の方が床の材質がセラミックであり，ＫＡＴＳ−１３の方はコンクリートである。両者の拡がり結果を第 4 図に示すが，両ケースのように溶融物の放出速度が比較的高い場合は，床の材質の差異によらず同様な拡がり挙動になる結果となっている。
ＣＥＡで実施されたＶＵＬＣＡＮＯ [5][6]実験では，溶融物として酸化物溶融
添付 2-1742

物が使用され，溶融物の組成，放出速度や温度，床の材質（コンクリート，セラミック）をパラメータに溶融物の拡がり実験が行われている。ＶＥ−Ｕ７実
験では，酸化物溶融物（ＵＯ ２ 56wt％,ＺｒＯ ２ 32wt％,ＦｅＯ 5wt％, ＣａＳ
ｉＯ ３ 2wt％, ＳｉＯ ２ 2wt％, Ｆｅ 1wt％, ＣａＯ 1wt％, Ａｌ ２ Ｏ ３ 1wt％）
を用いて，コンクリート床とセラミック（高密度ジルコニア）床での拡がりを実験している。実験装置を第 5 図に示す。装置の中央にマグネシア煉瓦の分離
板 を 設 置 し ， コ ン ク リ ー ト 床 と セ ラ ミ ッ ク 床 に 40.8kg の 酸 化 物 溶 融 物 を4.3kg/s の速度で同時に放出する条件となっている。両者の拡がり結果を第 6図に示す。7.7 秒間はほぼ同じ拡がり挙動を示しており，その後はセラミック
床で若干拡がりが継続する結果となっている。

添付 2-1843

第1図

ＫＡＴＳ実験装置の概要図 [2]

(1D)
第2図

(2D)

ＫＡＴＳ実験の 1D と 2D の拡がり形状の写真 [3]添付 2-1944

第1表

ＫＡＴＳ実験条件と拡がり距離（酸化物溶融物，1D 拡がり） [2]

第3図

ＫＡＴＳ実験の水の有無の影響（酸化物溶融物，1D 拡がり） [2]

第4図

ＫＡＴＳ実験の床の材質の影響（酸化物溶融物，1D 拡がり）[2]添付 2-20

45

第5図

第6図

ＶＵＬＣＡＮＯ実験装置の概要図 [6]

ＶＵＬＣＡＮＯ実験の床の材質の影響 [6]添付 2-2146

参考文献[1]J.M.Veteau and R.Wittmaack. ， "CORINE Experiments and Theoretical
Modeling," Proceedings of FISA-95， Luxemburg EUR 16896 EN， pp.271-285(1996).
[2]Proceedings of the Second OECD(NEA) CSNI Specialist Meeting on MoltenCore

Debris-ConcreteInteractions,

NEA/CSNI/R(92)10,Karlsruhe,

Germany (1992).
[3]B.Eppinger, et al.，

KATS Experiments to Simulate Corium Spreading in

the EPR Core Catcher Concept,

FzK, Karlsruhe,Germany.

[4]B.Eppinger, et al.， Simulationsexperimente zum Ausbreitungsverhalten
von Kernschmelzen: KATS-8 bis KATS-17,[5]C.Journeau, et al.,Ex-Vessel corium spreading: result from the

CULCANO spreading tests,[6]C.Journeau, et al.,FZKA 6589 (2001).

Nucl. Eng.Design, 223 75-102 (2003).

The VULCANO VE-U7 Corium spreading benchmark,

Progress in Nuclear Energy, Vol. 48, p215-234, 2006.

添付 2-2247

別紙 2
ＰＤＳ実験について1.

はじめに
スウェーデン王立工科大学（ＫＴＨ）で実施されたＰＤＳ実験は，沸騰等の冷却水の流動による細粒状デブリベッドの拡散挙動について観察を行って
いる。

2.

実験条件
実験装置概要図を第 1 図に示す。水槽の壁面に沿って粒子状デブリを堆積させ，下部に設置した注入用チャンバーから水蒸気又は空気を注入し，粒子状デブリベッドの拡散挙動を観察する。

a)装置概要b)ＰＤＳ−Ｃ試験
第1図c)ＰＤＳ−Ｅ７〜２３試験

実験装置概要図

また，ＰＤＳ実験では種々のパラメータを感度として複数の実験が実施されている。各実験において感度として設定したパラメータを第 1 表に示す。

添付 2-23

48

第1表

3.

ＰＤＳ実験におけるパラメータ設定

実験結果
(1)

ＰＤＳ−Ｅ実験
実験マトリックスを第 2 表，実験結果を第 2 図及び第 3 図に示す。Ｐ
ＤＳ−Ｅ実験における気相流体速度は最大でも 0.122m/s 程度であり，粒子状デブリベッドの拡がりに数分〜数十分の時間を要している。

第2図

ＰＤＳ−Ｅ実験結果

添付 2-24

49

第3図

第2表

(2)

ＰＤＳ−Ｅ７実験結果

ＰＤＳ−Ｅ実験マトリックス

ＰＤＳ−Ｃ実験
実験マトリックスを第 3 表に示す。ＰＤＳ−Ｃ実験の気相流体速度は
添付 2-2550

0.34〜2.09m/s と大きく，粒子状デブリベッドの拡がりに要する時間は数秒〜数百秒オーダであり，極めて短時間で均一化される結果となって
いる。

第3表

(3)

ＰＤＳ−Ｃ実験マトリックス

結論
気相流体速度が相対的に小さいＰＤＳ−Ｅ実験では，粒子状デブリベ
ッドの均一化に要する時間が数分〜数十分に及ぶが，気相流体速度が大きいＰＤＳ−Ｃ実験では数秒〜数百秒と早く均一化が進む頃が確認されている。
実機においては，溶融炉心が落下した直後は，高温の溶融炉心から冷却材に急激に伝熱が進むことから発生蒸気速度は十分に大きいものと考えられるため，落下直後に十分な均一化が進むと期待できる。

添付 2-2651

参考文献[1] A.Konovalenko et al., Experimental and Analytical Study of Particulate
Debris Bed Self-Leveling, NUTHOS-9, Kaohsiung, Taiwan, September 9-13,
2012.
[2] P.Kudinov et al., Investigation of Debris Bed Formation, Spreading andCoolability, NKS-287, Royal Institute of Technology, KTH, Sweden,
August 2013.

添付 2-2752

別紙 3
主要解析条件（ＲＰＶ破損後のデブリ冠水維持に関連するもの）
項目
解析コード

主要解析条件

条件設定の考え方

初期条件

添付 2-28

事故条件 機器条件

ＭＡＡＰ−

原子炉停止後の崩壊熱

ANSI／ANS-5.1-1979
燃焼度 33GWd／t

崩壊熱が大きい方が原子炉水位低下及び格納容器圧力上昇の観点で厳しい設定となるため，崩壊熱が大きくなる燃焼度の高い条件として，1サイクルの運転期間（13 ヶ月）に調整運転期間（約 1 ヶ月）を考慮した
運転期間に対応する燃焼度を設定

格納容器圧力5kPa[gage]

格納容器圧力の観点で厳しい高めの設定として，通常運転時の圧力を包含する値を設定

ドライウェル雰囲気温度

57℃

ドライウェル内ガス冷却装置の設計温度を設定

外部水源の温度35℃

格納容器スプレイによる圧力抑制効果の観点で厳しい高めの水温として，年間の気象条件変化を包含する高めの水温を設定

サプレッション・プール水温度

32℃

サプレッション・プールでの圧力抑制効果が厳しくなる高めの水温として，保安規定の運転上の制限における上限値を設定

溶融炉心からプール水への熱流束

800kW／m２ 相当（圧力依存性あり） 過去の知見に基づき事前水張りの効果を考慮して設定

起因事象

給水流量の全喪失

原子炉水位低下の観点で厳しい事象を設定

格納容器下部注水系（常設）

RPV 破損から７分後に 80m３ ／h で注水開始

溶融炉心の冷却及び冠水維持に必要な注水量として設定

53

別添 4
デブリ落下時に機器ドレンサンプが健全な場合の影響について

1.

はじめに
ペデスタル内には金属製の機器ドレンサンプを設置する（第 1 図）。デブ
リ落下時には機器ドレンサンプは溶融して溶融デブリに取り込まれ，ペデス
タル内に均一に拡がる。ここで，デブリ落下時に機器ドレンサンプが溶融せず健全であると仮定した場合に，プール水深及びＭＣＣＩによる侵食量に与える影響を評価する。

機器ドレンサンプ

第1図

2.

機器ドレンサンプ設置イメージ

プール水深に与える影響
機器ドレンサンプの体積を既設の機器ドレンサンプと同等のとして評価した場合，機器ドレンサンプが健全な場合のデブリ堆積高さは約0.12m 上昇する。また，機器ドレン水は機器ドレンサンプ内に維持されることから，デブリ上の水プールの水深は約 0.11m 低下し，粒子化したデブリの範囲を除いた水プール水深は約 0.58m となる（第 2 図）。有効性評価の結果
から，ＲＰＶ破損によるデブリ落下から格納容器下部注水開始までのペデス
タル水プールの水位低下量は，過渡事象の場合は約 0.37m，ＬＯＣＡ事象の添付 2-2954場合は約 0.48m であり，デブリの冠水は維持される。

第2図

3.

機器ドレンサンプが健全な場合のデブリ堆積形状

ＭＣＣＩによる侵食量に与える影響
機器ドレンサンプが溶融した場合と健全な場合において，デブリ上のプー
ル水，ペデスタル側面及び床面コンクリート並びに機器ドレンサンプが，それぞれデブリと接触する面積は第 1 表のとおりである。

第1表

デブリとの接触面積の比較
デブリとの接触面積①機器ドレンサンプが溶融した場合②機器ドレンサンプが健全な場合

デブリ上の
プール水
ペデスタル
側面及び床面機器ドレン
サンプ

機器ドレンサンプが健全な場合（②）の接触面積の合計は，機器ドレンサ
ンプが溶融した場合（①）と同等であり，また，機器ドレンサンプとの接触面においてはサンプ内の冷却水による除熱効果も加わることから，②は①に添付 2-3055

比べてデブリの冷却がより進むと考えられる。
なお，②は一時的な期間であり，機器ドレンサンプはデブリにより溶融するため，長期的な物理挙動であるＭＣＣＩによる侵食量への影響はほとんどないと考えられる。

4.

まとめ
機器ドレンサンプが健全な場合，デブリ上のプール水深は低下するもののデブリの冠水は維持されるとともに，ＭＣＣＩによる侵食量は低減すると考えられる。以上から，機器ドレンサンプが溶融せず健全な場合においても，
デブリ露出や侵食量増加の観点での悪影響はないと考えられる。

添付 2-3156

添付 3．ＲＰＶ破損判断について

1.

ＲＰＶ破損に係る判断パラメータの考え方
炉心損傷後に原子炉へ注水されない場合，溶融炉心が原子炉圧力容器の下部プレナムに落下（リロケーション）し，その後ＲＰＶが破損することとな
るが，リロケーション後のＲＰＶ破損のタイミングには不確かさが存在する。
ＲＰＶ破損後は，ペデスタルにデブリが落下することにより，格納容器圧力が上昇するとともにペデスタル水が蒸発することから，格納容器スプレイ及びペデスタル注水を実施するために，速やかにＲＰＶ破損を判断する必要がある。
このため，ＲＰＶ破損前に，事象の進展に応じて生じる物理現象（原子炉水位低下，リロケーション）を検知できる【破損徴候パラメータ】によって，ＲＰＶ破損の徴候を検知し，徴候を検知した以降のＲＰＶ破損に至るまでの間はＲＰＶ破損を検知可能なパラメータ【破損判断パラメータ】を継続的に監視することによって，ＲＰＶ破損判断の迅速性向上を図ることとする。

添付 3-157

2.

個別パラメータ設定の考え方（第 1 表）
破損徴候パラメータとしては，事象の進展に応じて生じる物理現象（原子炉水位低下，リロケーション）を検知可能なパラメータを設定する。
また，破損判断パラメータは，次の①及び②に適合するパラメータから設定する。
①ＲＰＶ破損以外の原子炉冷却材圧力バウンダリ外への熱の移行を伴う要因により，ＲＰＶ破損と同様の傾向を示すことがないパラメータ（ＲＰＶ破損の誤検知防止）（別添 1）②デブリの落下挙動の不確かさ ※ を考慮した場合でも，変化幅が大きいパラメータ（ＲＰＶ破損の迅速な判断）※原子炉注水機能が喪失した状態でＲＰＶが破損した場合には，ＣＲＤハウジング
等のＲＰＶ貫通部溶接箇所が破損し，アブレーションによる破損口の拡大を伴いながら下部ヘッドに堆積したデブリが継続的にペデスタルへ落下する可能性が高いと考えられる。ただし，ＲＰＶ破損前に原子炉注水機能が復旧した場合等，
少量のデブリがペデスタルに落下する不確かさも存在すると考えられる（添付 7.
別添 1）

破損徴候パラメータ及び破損判断パラメータは全て中央制御室で確認できるものとし，ＲＰＶ破損判断の迅速性を確保する。

【破損徴候パラメータ】
・原子炉水位の「低下（喪失）」
・制御棒位置の指示値の「喪失数増加」
・ＲＰＶ下鏡部温度（第 1 図）が「300℃到達」【破損判断パラメータ】
・ペデスタル水温の「上昇」又は「指示値喪失」

なお，従来の非常時運転手順書Ⅲ及びアクシデントマネジメントガイドで添付 3-258

は，

原子炉圧力の低下

温度の上昇

ドライウェル圧力の上昇

ペデスタル雰囲気

ドライウェル雰囲気温度の上昇 等を破損判断パラメータ（ＲＰＶ破損時の変化が顕著で，同一のタイミングで変化した場合には破損判断の確実性が高いと考えられるパラメータ）及び破損判断の参考パラメータ（ＲＰＶ破損時のあるパラメータの副次的な変化として確認されるパラメータやＲＰＶ破損時の変化幅が小さいパラメータ等）として定め，パラメータの挙動から総合的にＲＰＶ破損を判定することとしていた。しかし，これらのパラメータは，デブリ少量落下時のようにパラメータの変化幅が小さい場合など，上記①②のいずれかを満足せず，ＲＰＶ破損を誤検知する可能性や迅速な判断に支障を来す可能性がある。このため，ＲＰＶ破損の判断パラメータから除外するとともに，新規にペデスタル水温に係る計装設備を設置し，破損判断パラメータとして設定する。

添付 3-359

第1表

過渡事象及びＬＯＣＡ時のＲＰＶ破損判断パラメータ設定の理由

パラメータ【破損徴候パラメータ】
原子炉水位

制御棒位置

ＲＰＶ下鏡部温度設定の理由
原子炉水位の低下・喪失により，リロケーションに先立ち発生する炉心の露出を検知するものであり，Ｒ
ＰＶ破損前における事象進展の把握のため設定。
ＲＰＶ下部に制御棒位置検出のためのケーブルが設置されており，溶融炉心が下部プレナムに落下した際のケーブル接触に伴う指示値喪失を検知することによりリロケーションの発生を検知可能であり，ＲＰＶ
破損前における事象進展の把握のため設定。
ＲＰＶ下鏡部温度 300℃到達を検知することにより，リロケーション発生後におけるＲＰＶ下鏡部の温度上昇を検知可能であり，破損徴候パラメータとして設定可能。なお，ＲＰＶ内が 300℃到達の状態は，逃がし安全弁（安全弁機能）最高吹出圧力に対する飽和温度を超えており，ＲＰＶ内が過熱状態であることを意味するため，リロケーション前に下部プレナムに水がある状態では到達しない。

【破損判断パラメータ】
・ＲＰＶ下鏡部温度により破損徴候を判定した以降，ペデスタル水温が顕著に上昇するのはＲＰＶ破損時のみであり，ＲＰＶ破損の誤検知の恐れはない。
ペデスタル水温・少量のデブリがペデスタルに落下する不確かさを考慮しても，ペデスタル水温計の上昇又は指示値喪失
により，ＲＰＶ破損の迅速な判断が可能。
【従来の破損判断パラメータ等】
・原子炉圧力以下の理由により，破損判断パラメータとして設定しない・ドライウェル圧力・ＬＯＣＡ事象のリロケーション時等，ＲＰＶ破損時と同様の傾向を示す場合が存在する。
・ドライウェル雰囲気温度
又は・ペデスタル雰囲気温度，等・少量のデブリがペデスタルに落下する不確かさを考慮した場合，変化幅が小さい。

60

添付 3-4

VESSEL TOP HEAD ADJAC TO FLANGE（135°，270°）
VESSEL TOP HEAD FLANGE（135°，270°）
VESSEL WALL ADJAC TO FLANGE（0°，135°， 270°）

VESSEL HEAD STUD
（135°，270°）
VESSEL FLANGE（0°，135°，270°）
括弧内は RPV 上側から見た下図の角度で温度計検出位置を表している。
（ は重大事故等対処設備）

FEED WATER NOZZLE（90°，90°， 210°，210°）0°：重大事故等対処設備
270°

90°

180°

VESSEL BOTTOM ABOVE SKIRT JCT（ 0°，135°，270°）

SUPPORT SKIRT TOP（0°，135°，270°）

VESSEL BOTTOM HEAD
（120°， 225°，340°）＊＊角度については設計図面からの読み取り

SUPPORT SKIRT AT MTG FLANGE（0°，135°，270°）0°

VESSEL BOTTOM ABOVE SKIRT JCT
VESSEL BOTTOM HEAD
270°

90°

180°

RPV 下鏡部及びボトムスカート上部
温度計検出位置（RPV 上側から見た図）第 58 条で重大事故等対処設備とする温度計の検出位置は代表性を考慮してＲＰＶ上部，中部，下鏡部及びボトムスカート上部各々１箇所としている。
なお，東海第二発電所では下部炉心支持板で炉心を支えており，炉心損傷が進んで下部炉心支持板が崩壊すれば，全量の溶融炉心が下部プレナムに落下するとともに，下鏡部の温度が上昇し，いずれはＲＰＶ破損に至る。このように
ＲＰＶ破損前には，下部プレナムに全量の溶融炉心が落下することを考慮すると，ＲＰＶ破損の徴候を検知するには下鏡部の１つの温度計で十分と考えられるが，東海第二発電所では高さ方向及び径方向ともに位置的に分散された２箇所の温度計を重大事故等対処設備とし，ＲＰＶ破損徴候の検知性の向上を図っ
ている。

第1図

ＲＰＶ温度計検出位置

添付 3-561

3.

個別パラメータによる検知の考え方について2.で示した複数の個別パラメータを用いた，ＲＰＶ破損の徴候及びＲＰＶ
破損の検知方法について以下に記載する。
(1)

ＲＰＶ破損の徴候の検知方法について
第 2 図のとおり，事故発生後は，ＲＰＶ内冷却水喪失，炉心損傷，リロケーションといった物理現象が事故の進展に応じて発生するが，その間に原子炉水位の低下（喪失）び

ＲＰＶ下鏡部温度の 300℃到達，

制御棒位置の指示値の喪失及が検知され，その後ＲＰＶが破損することとなる。
そこで，失

原子炉水位の低下（喪失）や制御棒位置の指示値の喪を検知している状態では，機能喪失した機器の復旧等の作業を並行して実施する可能性等を考慮して破損判断パラメータを適宜監視することとするが，

ＲＰＶ下鏡部温度の 300℃到達を検知すればやがてＲ

ＰＶ破損に至る可能性が高い状況であると判断し，破損判断パラメータを常時監視することとする。
事象進展
ＲＰＶ内冷却水喪失物理現象
破損徴候の検知のタイミング

原子炉水位の低下（喪失）

適宜監視（事象進展の把握）

リロケーション
制御棒位置の指示値の喪失
ＲＰＶ下鏡部温度の 300℃到達

常時監視

ＲＰＶ破損

第2図

ＲＰＶ破損までの事象進展
添付 3-662

(2)ＲＰＶ破損の検知方法について
ＲＰＶ破損の誤検知防止及びＲＰＶ破損の迅速な判断の観点から， ペ
デスタル水温の上昇又は指示値喪失が検知された場合に，ＲＰＶ破損を判断することとする。
なお，添付 7 別添 3 第 3 図のとおり，ペデスタル水温を計測する測温抵抗体式温度計については，水温上層そのものを検知するほか，測温部に高温のデブリが接触すると温度指示値は急上昇しオーバースケール
する（温度上昇）。また，デブリとの反応に伴い測温部の導線周囲の絶縁材（ＭｇＯ）の溶融等が発生すると，導線間の絶縁性が失われ短絡又は導通することにより，温度指示値がダウンスケールする（指示値喪失）。
(3)

ＲＰＶ下鏡部温度の監視に使用する計器について
ＲＰＶ下鏡部温度を計測する計器については，重大事故等対処設備と設計基準事故対処設備が存在するが，このうち設計基準事故対処設備の計器については，重大事故時の耐環境性を有していない等の理由により，
重大事故時に正しく指示値が出力されない可能性がある。
また，重大事故等対処設備の計器は重大事故時においても信頼性を有する設計であり，かつ２箇所に設置することから，重大事故等対処設備の計器の監視によりＲＰＶ破損の徴候の検知は十分可能と考えられる。
以上より，ＲＰＶ下鏡部温度については，重大事故等対処設備の計器のみを対象に監視を行うこととする。

(4)

個別パラメータの位置付けを踏まえたＲＰＶ破損判断の成立性
制御棒位置を除く個別パラメータは重大事故等対処設備により計測されるため，重大事故時にパラメータ変動を検知可能であるが，制御棒位
置の指示値については，ＳＢＯ時等，重大事故時にパラメータ変動が確認できない可能性がある。ただし，その他のＲＰＶ破損の徴候に係る個添付 3-763

別パラメータ（

原子炉水位の低下（喪失），ＲＰＶ下鏡部温度の300℃到達 ）により事象の進展及びＲＰＶ破損の徴候が確認可能であり，ＲＰＶ下鏡部温度の 300℃到達が検知された以降は，破損判断パラ

メータを継続的に監視することとなる。したがって，重大事故時に制御棒位置の指示値が確認できない場合でも，ＲＰＶ破損判断の成立性に与える影響はない。

4.

ＲＰＶ破損の判断時間について
上述のとおり，

ＲＰＶ下鏡部温度の 300℃到達が検知された以降は，破損判断パラメータを継続的に監視することとなる。このため，実機においてＲＰＶが破損してデブリがペデスタルに落下した場合，時間遅れなく破損判断パラメータの変化傾向が確認可能であり，「実機においてＲＰＶが破損したタイミング」から「ＲＰＶ破損判断の個別パラメータの確認開始」までの時間遅れは考慮不要と考えられる。
したがって，有効性評価においては，上記時間遅れを考慮せず，3.に示す
ペデスタル水温の上昇又は指示値喪失の確認に必要な時間を保守的に積

み上げ，5 分と想定している。さらに，代替格納容器スプレイ冷却系（常設）の操作時間 1 分，格納容器下部注水系（常設）の操作時間 1 分を加え，ＲＰＶ破損から 7 分後にペデスタルへの注水を開始する設定としている。
なお，添付 2 に記載のとおり，ペデスタル水プールの水位を 1m とした場
合，ＲＰＶ破損時点からデブリ露出までの時間は，過渡事象の場合で約 23 分
間，事象進展の早い大破断ＬＯＣＡ事象の場合で約 17 分間であり，ＲＰＶ破損から 7 分後にペデスタルへの注水を開始することでデブリの冷却は維持される ※ 。
※格納容器下部注水系（常設）によるペデスタル注水流量は 80m３ /h であり，デブリから

添付 3-864

の崩壊熱による蒸散量より多いため，デブリ露出までの注水により冠水維持可能。露出までの余裕時間は，過渡事象の場合で約 16 分間（23 分−7 分），大破断ＬＯＣＡ事
象の場合で約 10 分間（17 分−7 分）である。

添付 3-965

別添 1
事象進展を踏まえたＲＰＶ破損判断の成立性

1.

はじめに
ＲＰＶ破損はペデスタル水温の上昇又は指示値喪失を検知した場合に判断するが，ＲＰＶ破損以外の要因によって原子炉冷却材圧力バウンダリ外へ熱が急激に移行した場合に，ペデスタル水温の上昇又は指示値喪失を検知することによるＲＰＶ破損の誤判断の可能性について整理する。
添付 3.3.(1)に記載のとおり，ＲＰＶ破損の徴候については，事象の進展に応じて生じる物理現象（原子炉水位低下，リロケーション）を検知できるパラメータの指示値により判断している。 ＲＰＶ下鏡部温度の 300℃到達
は，リロケーションに伴うＲＰＶ下鏡部の温度上昇を直接的に検知するものであり，徴候を誤検知することはないと考えられるため，以下ではリロケー
ションに伴う破損徴候検知後において，ＲＰＶ破損を誤判断する可能性について整理する。

2.

考慮する事象過渡事象，ＬＯＣＡ事象のそれぞれについて，ＲＰＶ破損以外の要因による原子炉冷却材圧力バウンダリ外への熱の移行について考慮する。
(1)

過渡事象
ＲＰＶ破損までは原子炉冷却材圧力バウンダリの機能が健全であるため，原子炉冷却材圧力バウンダリ外への熱の移行としては，「逃がし安全弁の作動」が考えられる。

(2)

ＬＯＣＡ
原子炉冷却材圧力バウンダリ外への熱の移行としては，リロケーショ
添付 3-1066

ン後における「破断口からの蒸気流出」が考えられる。

3.

考慮する事象とパラメータ変動の関係
過渡事象，ＬＯＣＡ事象のそれぞれについて，ＲＰＶ破損を含む原子炉冷却材圧力バウンダリ外への熱の移行を伴う要因とパラメータ変動の関係をまとめた結果を第 1 表及び第 2 表に示す。従来の破損判断パラメータ等については，ＲＰＶ破損時とその他要因で同様の傾向を示すパラメータは存在する
ものの，ペデスタル水温はＲＰＶ破損時特有の挙動を示すことから，ＲＰＶ
破損以外の要因を考慮しても，ＲＰＶ破損を誤判断することはなく，ＲＰＶ
破損判断の成立性に影響はない。

添付 3-1167

第1表

原子炉冷却材圧力バウンダリ外への熱の移行を伴う要因とパラメータ変動（過渡事象）

パラメータ

逃がし安全弁
作動

ＲＰＶ破損

判

有意な変化なし

上昇又は喪失ＲＰＶ破損時には，ペデスタル水温の指示値の上昇又は喪失が
検知される

断

【破損判断パラメータ】
ペデスタル水温【従来の破損判断パラメータの例】
ドライウェル圧力

有意な変化なし

上昇

ドライウェル雰囲気温度

有意な変化なし

上昇

ペデスタル雰囲気温度

有意な変化なし

上昇

第2表

ＲＰＶ破損前の発生蒸気は逃がし安全弁からＳ／Ｐ経由で排出されるため，ドライウェル圧力に有意な変化はない
ＲＰＶ破損前の発生蒸気は逃がし安全弁からＳ／Ｐ経由で排出されるため，ドライウェル雰囲気温度に有意な変化はない
ペデスタル内にデブリが落下する前に有意な変化はない

原子炉冷却材圧力バウンダリ外への熱の移行を伴う要因とパラメータ変動（ＬＯＣＡ）

パラメータ

破断口からの
蒸気流出

ＲＰＶ破損

判

有意な変化なし

上昇又は喪失ＲＰＶ破損時には，ペデスタル水温の指示値の上昇又は喪失が
検知される

断

【破損判断パラメータ】
ペデスタル水温【従来の破損判断パラメータの例】
ドライウェル圧力

上昇

上昇

同様の傾向を示す

ドライウェル雰囲気温度上昇

上昇

同様の傾向を示す

ペデスタル雰囲気温度上昇

上昇

同様の傾向を示すが，ＲＰＶ破損後は溶融炉心からの放熱影響
により雰囲気温度の上昇がより顕著であると考えられる

68

添付 3-12

添付 4．コリウムシールド材料の選定について

原子炉の過酷事故において，放射性物質が環境へ放出することを防ぐため，
溶融炉心による格納容器の侵食を抑制する静的デブリ冷却システムの開発に取り組んでいる。溶融炉心を受け止めて保持する役割を担う耐熱材は，高融点でかつ化学的安定性に優れていることが必要であることから，候補材としては，，，ＺｒＯ ２ 等が挙げられる。模擬溶融炉心と上記耐熱材との侵食データを取ることを目的として，侵食試験を実施した。
以下に溶融Ｚｒ及び模擬溶融炉心（ＵＯ ２ −ＺｒＯ ２ −Ｚｒ）による耐熱材侵食試験の概要について示す。この結果より，コリウムシールド材料としてＺｒ
Ｏ ２ を選定した。

1.

溶融Ｚｒによる耐熱材侵食試験

1.1 試験方法
耐熱材には，，ＺｒＯ ２ の多孔質材料を用いた。模擬溶融

炉心の金属成分をるつぼに入れ，るつぼ上部に耐熱材試験片をセットする（第1 図）。これらを電気炉で加熱し，2,000℃〜2,200℃の所定温度にして金属を溶かす。溶融した金属中に耐熱材試験片を上部から挿入し，5 分間保持する。その後，試験片を初期位置へ戻してから炉冷する。各種試験片について，冷却後に外観及び試験片の残存状態を確認した。なお，溶融炉心の主な構成
材料として，ＢＷＲで使用されるＵＯ ２ ，Ｚｒ，ＺｒＯ ２ ，Ｆｅ等が想定されるが，試験においては，金属成分は 100mol％Ｚｒとした。

添付 4-1

69

第1図

試験体系

1.2 試験結果
第 2 図に金属組成が 100mol％Ｚｒにおける試験後の耐熱材試験片の断面写真を示す。いずれの耐熱材においても，金属組成のＺｒ量に応じて侵食量は増加した。また，金属組成によらず侵食量はなり，ＺｒＯ ２ ，，＞＞ＺｒＯ ２ との順に耐侵食性に優れていることが確認

できた。

第2図

2.

試験後の断面写真

模擬溶融炉心による耐熱材侵食試験

2.1 試験方法
高融点材料にて製作したるつぼ内に円柱状に加工したＺｒＯ ２ 耐熱材と模添付 4-270

擬溶融炉心粒子を所定の重量分装荷した。模擬溶融炉心の組成はＵＯ ２ −ＺｒＯ ２ −Ｚｒ：30mol％−30mol％−40mol％とした。
同るつぼを試験装置の誘導コイル内に設置して，誘導加熱により加熱を行った。試験中の模擬溶融炉心の温度は，放射温度計により計測した。試験時の温度は，放射温度計や熱電対にて計測している模擬溶融炉心の温度が，目標温度範囲（2,000℃〜2,100℃）に入るように温度制御を行った。温度保持
時間は 10 分とした。

第3図

試験体系

2.2 試験結果
試験温度の推移を第 4 図に示す。試験においては 2,000℃〜2,050℃の範囲
で，約 10 分程度温度が保持されている事を確認した。また，試験後のるつぼの断面写真を第 5 図に示す。ＺｒＯ ２ 耐熱材の厚さが試験前から変わっていないことから，模擬溶融炉心によるＺｒＯ ２ 耐熱材の有意な侵食がないことが分かる。

添付 4-3

71

第4図

第5図

3.

試験温度推移試験後の断面写真

耐熱材への模擬溶融炉心落下試験

3.1 試験方法
耐熱材に溶融炉心が接触した際の短期的な相互作用を確認するため，Ｚｒ
Ｏ ２ 耐熱材の上に模擬溶融炉心を落下させ，耐熱材の侵食深さの測定，耐熱材侵食性状や模擬溶融炉心の固化性状の分析などを実施した。模擬溶融炉心の組成はＵＯ ２ −ＺｒＯ ２ −Ｚｒ：30mol％−30mol％−40mol％とした。Ｚｒ
Ｏ ２ 耐熱材を内張りしたコンクリートトラップの上部に電気炉を設置し，電添付 4-472

気炉により加熱した模擬溶融炉心をＺｒＯ ２ 耐熱材上に落下させ，コンクリ
ートトラップに設置した熱電対によりＺｒＯ ２ 耐熱材の温度を測定した。

電気炉より
模擬溶融炉心が流入

コンクリートトラップ

ＺｒＯ ２ 耐熱材

ＺｒＯ ２ 耐熱材側面（模擬溶融炉心側）の温度測定用熱電対設置位置

第6図

試験装置

3.2 試験結果
試験温度推移を第 7 図に示す。ＺｒＯ ２ 耐熱材側面（模擬溶融炉心側）の温度を測定する熱電対が模擬溶融炉心落下直後に最高温度約 2,450℃を観測したことから，落下してきた模擬溶融炉心温度は 2,450℃以上であったと推測される。また，試験後のコンクリートトラップ断面写真を第 8 図に示す。
模擬溶融炉心接触部から最大で約 1cm が黒色化し，その周辺部が白色化していることが確認されたものの，顕著な耐熱材の侵食及び耐熱材の割れは確認されなかった。

添付 4-573

ＺｒＯ２耐熱材側面（模擬溶融炉心側）の温度

第7図

第8図

試験温度推移試験後の断面写真

添付 4-674

第9図

耐熱材表面の成分分析結果

一般に，ＺｒＯ ２ には還元雰囲気で高温に暴露されると材料中に酸素欠損が起こり，変色する特性があることが知られている。試験においては，計測された模擬溶融炉心の温度が 2,450℃以上と高温であり，かつ模擬溶融炉心
中には金属Ｚｒが存在することから，模擬溶融炉心中の金属ＺｒによってＺ
ｒＯ ２ 耐熱材の表面で還元反応が起こり，酸素欠損が生じたと推測される。
しかしながら，黒色部についてＸ線回折分析を行った結果，耐熱材表面の組成に有意な変化が確認されなかったことから，欠損した酸素の量は微量であり，ＺｒＯ ２ 耐熱材の耐熱性能に影響はないと考えられる（第 9 図）。
添付 4-775

なお，事故時においては，ペデスタルに事前注水がなされているため，ペデスタルに落下してきた溶融炉心中に残存する未酸化の金属Ｚｒは，水との反応によって酸化されると想定される。ＭＡＡＰ解析の結果から，ペデスタ
ルに落下してきた溶融炉心は，2,000℃を超える高い温度でコリウムシールドと数十分接触する可能性があるが，上述のとおり，溶融炉心中の金属Ｚｒは酸化されていると考えられることから，事故時に溶融炉心がコリウムシールドと接触したとしても，ＺｒＯ ２ 耐熱材の表面が還元されることによる影響は軽微であると考えられる。

4.

まとめ
上記試験結果から，溶融炉心に対して高い耐性を有しているＺｒＯ ２ 耐熱材を，コリウムシールドに用いる材料として選定した。

※本試験は，中部電力(株)，東北電力(株)，東京電力ホールディングス(株)，北陸電力(株)，中国電力(株)，日本原子力発電(株)，電源開発(株)，(一財)エネルギー総合工学研究所，(株)東芝，日立 GE ニュークリア・エナジー(株)が実施した共同研究の成果の一部である。

添付 4-876

添付 5．溶融デブリによるＭＣＣＩ侵食量評価について

ＲＰＶが破損し溶融デブリがペデスタルへ落下した場合におけるＭＣＣＩ侵
食量評価を，ＳＡ解析コードＭＡＡＰにより実施している。以下にその内容を
示す。

1.

評価条件
評価条件を第 1 表に示す。

第1表

侵食量評価条件項目

ベースケース

感度ケース

対象シーケンス

過渡事象時に損傷炉心冷却に失敗し，ＲＰＶが破損するシーケンス

大破断ＬＯＣＡ時に損傷炉
心冷却に失敗し，ＲＰＶが破損するシーケンス

デブリから水プールへの熱流束

800kW／m２（圧力依存性あり）

800kW／m２（一定 ※１ ）ペデスタル初期水位

1m

ペデスタル注水

ＲＰＶ破損 7 分後から 80m３ ／h

コリウムシールド厚さ
コリウムシールド侵食
開始温度2,100℃ ※２

ＲＰＶ破損時の溶融デブリ温度

ＭＡＡＰ解析結果に基づく

※１
※２

2.

侵食の不均一性等の影響を考慮して設定
ＺｒＯ ２ 耐熱材の侵食試験結果に基づき設定（別添 1）

評価結果
評価結果を第 2 表に示す。ＭＡＡＰ評価において，ペデスタルのプール水中に落下したデブリとコリウムシールドの接触面温度は 2,100℃未満であり，耐熱性及び耐侵食性に優れたＺｒＯ ２ 製コリウムシールドを敷設することにより，ＭＣＣＩによる侵食が生じないことを確認した。

添付 5-177

第2表

侵食量評価結果

項目

ベースケース

感度ケース

コリウムシールド侵食量
（側面）

0cm

0cm

コリウムシールド侵食量
（床面）

0cm

0cm

添付 4 に示したように，高温のデブリがコリウムシールドと接触すること
により，デブリ中の金属Ｚｒ等によってＺｒＯ ２ 耐熱材表面において還元反応が起こり，酸素欠乏が生じる可能性が考えられる。しかし，模擬溶融炉心落下試験における耐熱材の黒色化部の組成に有意な変化が確認されなかった
こと及びデブリ中の未酸化の金属Ｚｒはペデスタル水との反応によって酸化されると考えられることから，ＺｒＯ ２ 耐熱材の表面が還元されることによる影響は軽微であると考えられる。また，別添 1 に記載のとおり 100mol％Ｚｒという厳しい条件においても 2,100℃ではＺｒＯ ２ 耐熱材はほとんど侵食
されていない。
よって，コリウムシールドの設置はＭＣＣＩによるペデスタルへの影響を抑制する対策として有効であると考えられる。

添付 5-278

別添 1
ＺｒＯ ２ 耐熱材の侵食開始温度の設定について

ＺｒＯ２耐熱材の侵食量評価においては，耐熱材の侵食開始温度として2,100℃を設定している。その設定の考え方を以下に示す。
ＺｒＯ ２ 単体での融点は約 2,700℃であるが，溶融炉心に含まれるＺｒ等の金属との化学反応により，ＺｒＯ ２ 耐熱材の侵食開始温度は 2,700℃より低下する。
これに対して，化学反応による耐熱材の侵食影響を確認するため，ＺｒＯ ２
試験片の各種溶融金属への浸透試験が実施されており，溶融金属中のＺｒの割合が大きいほど耐熱材の侵食量が大きくなる傾向が確認されている。
第 1 図 ※ に，極めて耐熱材の侵食が大きくなる 100mol％Ｚｒの条件で実施された侵食試験後のＺｒＯ ２ 耐熱材試験片の断面写真を示す。試験結果より，
2,150℃以上の条件では数分で耐熱材試験片が大きく侵食されているのに対し，2,100℃では 30 分保持した場合でもほとんど侵食されていない。
なお，本試験は 100mol％Ｚｒという極めて厳しい条件で実施されているが，実機における溶融炉心では，ＵＯ ２ ，ＳＵＳ及び金属−水反応で生成されたＺ
ｒＯ ２ 等が含まれるため，100mol％Ｚｒという条件は考え難く，ＺｒＯ ２ 耐熱材は試験条件より侵食されにくくなると考えられる。
以上より，ＺｒＯ ２ 耐熱材の侵食量評価においては，極めて厳しい試験条件
でも侵食量がわずかであった 2,100℃を侵食開始温度として設定した。

添付 5-379

第1図

試験後の断面写真※本図は，中部電力(株)，東北電力(株)，東京電力ホールディングス(株)，北陸電力(株)，中国電力(株)，日本原子力発電(株)，電源開発(株)，(一財)エネルギー総合工学研究所，(株)東芝，日立 GE ニュークリア・エナジー(株)が実施した共同研究の成果の一部である。

添付 5-480

添付 6. コリウムシールド厚さ，高さの設定について

1.

はじめに
コリウムシールドは，ＭＣＣＩの影響抑制の目的で設置するが，ペデスタ
ル内の設備配置上，設置高さに制限があり，これを考慮した上で，落下デブ
リを全量保有でき，かつ，ＭＣＣＩの影響も抑制できるよう，その厚さを設定する必要がある。以下に設定方針を示す。

2.

コリウムシールド高さの設定
ペデスタル内には人通用開口部や床ドレン配管等のドライウェルと通じる経路があるため，デブリ堆積高さがこれらの経路に到達した場合，ペデスタ
ル外へ流出するおそれがある。そのため，デブリをペデスタル内に全量保有する観点から，デブリ堆積高さはデブリがペデスタル外に流出する可能性のある経路よりも低い位置とする必要がある。ペデスタル床高さに対して最も低い位置となる経路は，ドライウェルからペデスタル床ドレンサンプへのドレン配管である（第 1 図）。当該配管の下端は，ペデスタル床からの位置に存在することから，コリウムシールド設置高さの上限としてを設定する。

3.
3.1

コリウムシールド厚さの設定
コリウムシールド厚さの設定方針
コリウムシールド厚さは，コンクリート侵食防止及びコンクリートへの熱影響を抑制する観点から，可能な限り厚さを確保する方針とする。ただし，コリウムシールド厚さを増やした場合の影響として，以下を考慮する。

添付 6-181

・ペデスタル床面積の減少によるデブリ保有可能量の減少
コリウムシールドの設置高さには上限があるため，厚さを増加させると保有可能なデブリ量が減少する。ペデスタル内に落下するデブリの
うち，粒子化したデブリは水プール中で冷却されやすいため，ペデス
タル構造物への熱影響を抑制する観点では，粒子化していない溶融デブリからの寄与が大きい。そのため，コリウムシールドの厚さとしては溶融デブリが全量保有できることが重要となる。
ただし，コリウムシールド厚さの設定に当たっては，粒子化デブリからの影響も緩和できるよう，粒子化デブリも含めたデブリ全量を保有できるよう考慮する。
・水プールとの接触面積の減少
コリウムシールド厚さを増加させると，水プールとの接触面積が減少するため，水プールへの除熱量が崩壊熱を下回ることでデブリ温度が上昇し，コリウムシールドが侵食するおそれがある。そのため，コリ
ウムシールドの厚さを設定した上で溶融デブリによる侵食量を評価し，ペデスタルに要求されるＲＰＶ支持機能及びデブリ保持機能に対する影響を評価する。
以上を踏まえ，コリウムシールド高さを上限であるとした上で，

粒子化による堆積高さ上昇も踏まえたデブリ堆積高さを考慮した場合においてもデブリが全量保有できるコリウムシールド厚さを設定する。

3.2

デブリ保有可能量を踏まえたコリウムシールド厚さの算定
デブリ体積高さ H debri は，式(1)及び式(2)で算定される。ここで，ポロシ
ティはＰＵＬｉＭＳ実験等の知見を基に保守的な値として 0.5 を設定している。
添付 6-282

Hdebri＝（Vm×(1-Φ ent)＋Vs＋Vm×Φ ent÷(1-P)）÷Sfz

(1)

Sfz＝(LPD/2-DCS)２ *π(2)V m：溶融物体積
V s：ペデスタル内構造物体積（添付 2 別添 1 参照）

Φ ent：粒子化割合[0.171] （添付 2 別添 2 参照）
P：ポロシティ[0.5]S fz：コリウムシールドの設置を考慮した床面積[m ３ ]L PD:ペデスタル床直径
D CS：コリウムシールド厚さ[m]

コリウムシールドの高さは，デブリ堆積高さと床に設置するコリウムシールドの厚さを加えた値となるため，式(1)において Hdebri を(して計算した結果，DCS=約となる。よって，デブリ保有可能性を踏まえると，コリウムシールド厚さは3.3-DCS)m ととなる。

その他の影響を踏まえたコリウムシールド厚さの設定
コリウムシールド厚さがの場合，コリウムシールドの侵食は発生しないことを添付 5 にて確認している。また，添付 8 にて，コリウムシー
ルドを設置しない条件でのコンクリートの侵食量（ベースケース：約 9cm，
感度ケース：約 42〜48cm）及びコンクリートの温度履歴を基に，ＲＰＶ支
持機能及びデブリ保持機能を評価した結果，これらの機能が損なわれないことを確認している。以上より，コリウムシールド厚さがの場合でも，ＲＰＶ支持機能及びデブリ保持機能への影響はない。
また，熱影響の観点で寄与が大きい溶融デブリに着目すると，デブリ全量（溶融物体積及びペデスタル内構造物体積
添付 6-3

）が溶融デ

83

84

添付 7．ペデスタル内の水位管理方法について

東海第二発電所における，ＦＣＩ及びＭＣＣＩの影響抑制を考慮したペデス
タル内水位管理対策の内容を以下に示す。

1.

ペデスタルの構造及び設備概要
東海第二発電所のペデスタルの概要図を第 1 図(a)及び(b)に示す。
ペデスタル内の底面及び側面には，ＲＰＶが破損しデブリが落下した際のペデスタル構造健全性確保のため，ＺｒＯ ２ 製のコリウムシールドを設置する。また，コリウムシールド内は床ドレンサンプとして用いるために，コリ
ウムシールド表面にＳＵＳ製のライナを敷設し水密性を確保するとともに，その内側に機器ドレンサンプを設置する。
ドライウェルにて生じる床ドレン及び機器ドレン並びに機器ドレンサンプを冷却するための冷却水は，第 1 図(a)及び(b)のようにペデスタル側壁の貫通孔を通る配管により各ドレンサンプへ導かれる。これらの配管はコリウムシールドの側壁部より高い位置からペデスタル内へ接続し，コリウムシール
ド内に堆積したデブリが配管へ流入しない設計とする。
床ドレンサンプ内に流入した水は，1m に立ち上げたスワンネックから流出させ，スリット及び配管を通じて原子炉建屋原子炉棟床ドレンサンプ設備へ排水する。また，排水配管を分岐させベント管へ接続することで，事故時においてペデスタルからサプレッション・チェンバへ排水する経路を設ける。
ペデスタルの側壁は鋼製スカートを介してＲＰＶを支持しており，ＲＰＶ
下部プレナムの中心付近には原子炉冷却材浄化系のボトムドレン配管が接続されているとともに，ペデスタル内には制御棒駆動水圧系配管が敷設されている。
添付 7-185

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

原子炉冷却材
再循環系配管

ドライウェル

鋼製スカート（ＲＰＶ支持）原子炉圧力容器
ボトムドレン配管

制御棒駆動機構ハウジング

原子炉冷却材
浄化系へ

制御棒駆動
水圧系配管

機器ドレンサンプ
流入配管・弁(※２)

格納容器下部
注水配管

人通用開口部
機器ドレン
サンプ
ベント用

添付 7-2

ダイアフラムフロア

機器ドレンサンプ
スワンネック（水位維持用）排水弁(※３)
床ドレンサンプ
格納容器外側隔離弁(※１)

コリウムシールド（ライナ付）

原子炉建屋原子炉棟
機器ドレンサンプ設備へ

ベント管
サプレッション・チェンバ

機器ドレン
排水配管

床ドレン配管・ドライウェルからペデスタル床ドレンサンプへの水の流入を制限する制限弁(※２)

格納容器外側隔離弁(※１)

スリット

機器ドレン用
流量計

原子炉補機冷却水配管・弁(※２)（機器ドレンサンプ入口／出口）

床ドレン
排水配管

サプレッション・プール

第 1 図 (a) ペデスタル概要図（断面図）

床ドレン用
流量計

原子炉建屋原子炉棟
床ドレンサンプ設備へ

86

床ドレン排水配管⑤

機器ドレン排水配管④
スリット

スワンネック※サプレッション・チェンバに設置する配管の経路(床)
コリウムシールド
ライナ付き
スリット
出口配管
80A
床出口
配管
80A

⑩

③

⑧

⑨

⑦

①〜⑤：

機器ドレンサンプ
流入配管・弁

⑥，⑦：

床ドレンサンプ
流入配管・弁

⑧，⑨：

原子炉補機冷却水
配管・弁⑩：

格納容器下部注水
配管⑥

添付 7-3①
スリット
床ドレンサンプ(床)機器ドレンサンプ

床出口
配管
80A

スリット
出口配管
80A

②

第 1 図 (b) ペデスタル概要図（平面図）：設備対策前のサンプ（参考）0 °方向 ：機器ドレンサンプ（改造）
180 °方向：床ドレンサンプ（改造）
270 °方向：油ドレンサンプ（廃止）
油ドレンサンプ排水配管（廃止）

87

2.

水位管理方法
通常運転時及び事故時におけるペデスタル内水位の管理方法を以下に示す。

(1)

通常運転時
ペデスタル床ドレンサンプの機能として，排水配管から 1m の水深を超えた流入水を原子炉建屋原子炉棟の床ドレンサンプ設備へ排水し，ペデスタ
ル内水位を 1m に維持する。

(2)

事故発生からＲＰＶ破損まで
格納容器圧力高信号及び原子炉水位異常低下（L1）信号により，ペデス
タル内へ流入する配管（床ドレン配管，機器ドレン配管及び原子炉補機冷却水配管）に対してペデスタル外側に設置した制限弁を自動閉止し，ペデ
スタルへの流入水を制限する。
制限弁閉止前の流入水等により水位が 1m を超えた場合には，ベント管に接続された床ドレン排水配管及び排水弁を経由してサプレッション・プー
ルへ排水され，ＲＰＶ破損までにペデスタル内水位は 1m まで低下する。
事故が発生し炉心が損傷した場合，格納容器下部注水配管から水位 1mを超過するまで注水を実施し，その後排水することにより，ＲＰＶ破損時に確実に水位 1m を確保する運用とする。これに要する時間は 10 分程度（水位 10cm 分の注水に要する時間（約 2 分）及び 5cm 分の排水に要する時間（約5 分）に余裕を加味した時間）と想定され，炉心損傷後のペデスタル注水開始からＲＰＶ破損までの約 2.5 時間（事象進展の速い大破断ＬＯＣＡ時の例）の間に余裕をもって実施可能である。
ベント管に接続する排水弁はＲＰＶ破損前に閉とし，ＲＰＶ破損後のペデスタル水のサプレッション・プールへの流出を防止する。
添付 7-488

(3)ＲＰＶ破損後ＲＰＶ破損及びデブリ落下後，ペデスタル内にて 0.2m 以上のデブリ堆積を検知後に，80m ３ ／h でペデスタル満水相当まで水位を上昇させるとともに，その後は満水近傍にて水位を維持する（別添 1）。

また，上記(1)〜(3)の水位管理を実現するための設備対策について別添 2 に，ペデスタル内に設置する計器類について別添 3 にそれぞれ示す。

添付 7-589別添 1
ペデスタル注水開始後のＳＥ発生の可能性及びＳＥ発生抑制の考え方について

1.

はじめに
東海第二発電所では，ＳＥによるペデスタル構造への影響抑制のため，Ｒ
ＰＶ破損時のペデスタル水位を 1m と設定し，ＳＥ影響評価を実施している。
しかし，ＲＰＶの破損を判断した場合には，格納容器下部注水系（常設）によるペデスタル注水を実施する手順としており，注水開始後には 1m を超える
水位がペデスタル内に形成されることとなり，ＳＥ影響評価の想定を上回る規模のＳＥが発生する可能性がある。
これに対して，ＲＰＶ破損及びペデスタル注水開始後のペデスタル内の状況を推定し，ＳＥの発生可能性及びこれを考慮した水位管理について検討した。以下に検討の内容を示す。

2.

ＲＰＶ破損時のデブリ落下挙動
ＲＰＶが破損するような状況においては原子炉注水機能が喪失している可能性が高く，ＲＰＶ破損時にはデブリの大部分が下部プレナムに堆積することで，これらのデブリの重量及び熱的影響によりＣＲＤハウジング等のＲＰ
Ｖ貫通部溶接箇所が破損し，デブリが落下し始めると考えられる。その後も，
ＣＲＤハウジングはペデスタル内において外部サポートにより支持されているため逸出が生じることは考えにくく，アブレーションによる破損口の拡大を伴いながら下部プレナムに堆積したデブリが継続的にペデスタルへ落下す
るものと考えられる。
なお，有効性評価においては，ＦＣＩやＭＣＣＩによるＰＣＶへの負荷を厳しく評価する観点から，ＲＰＶの破損形態としてＣＲＤハウジングの逸出
添付 7-690を想定しており，ＲＰＶ破損口はアブレーションにより拡大しながら，ＲＰ
Ｖの内圧及びデブリの堆積ヘッドにより，約 300ton の溶融デブリが約 30 秒
間でペデスタルへ全量落下する結果となっている。

3.

ＲＰＶ破損後のペデスタル内の水の状態とＳＥ発生抑制の考え方
ペデスタル内の初期水量及びペデスタル注水量と，ＲＰＶから落下するデブリの保有熱の関係より，ペデスタル内の水が飽和温度に到達する条件を評価し，その結果よりＳＥの発生可能性について検討した。第 1 表及び第 2 表に，評価条件を示す。
まず，ＲＰＶ破損時にペデスタル内に存在する水量（水深 1m）はであり，この水量を飽和温度まで昇温させるデブリ量は，約 11ton と評価される。これは，デブリ全体に対して 4％未満の落下量である。また，ペデス
タルを満水（水深）とする水量は約 81m３ であり，この水量を飽和温度まで昇温させるデブリ量は，約 31ton と評価される。このデブリ量がペデ
スタル内に堆積した場合，その堆積高さは約 0.15m となる。よって，これに余裕を考慮し，0.2m までのデブリ堆積を検知後に満水までの注水を行うこと
で，ペデスタル内を満水とした場合でも水の飽和状態は維持される。
また，ＲＰＶ破損後のペデスタル注水は 80m ３ ／h にて実施するが，デブリからペデスタル水への伝熱速度の観点からは，熱流束を 800kW／m ２ 一定 ※ ，伝熱面積をデブリ拡がり面積であるとすると，180m３ ／h 以上の水を飽和温度まで昇温する熱移行率となる。
※：ＭＡＡＰコードを用いた有効性評価においてデブリから上面水への限界熱流束として小さめに設定している値。
以上より，ＲＰＶ破損後にはペデスタル内の水は速やかに飽和状態に至るとともに，0.2m までのデブリ堆積を検知後にペデスタル満水相当（水位 2.75m）
添付 7-791

までの注水を開始することにより，その後の注水過程でもペデスタル内の水は飽和状態に維持されるため，ＳＥの発生は抑制されると考えられる。
ペデスタル満水相当（水位 2.75m）まで注水を実施した後は，2.25m 及び2.75m 高さの水位計を用いて水位 2.25m 未満を検知した場合に水位 2.75m までペデスタルへ注水する間欠注水を実施することで，サブクール度を小さく
保ちＳＥの発生を抑制しながら，デブリの冷却を継続する。
また，ＲＰＶ破損後にＲＰＶ内の残存デブリ冷却のための注水を実施した
場合，注水の一部がＲＰＶの破損口からペデスタルへ落下しペデスタル内が常に満水状態となることが考えられるが，以下の理由によりＳＥの発生は抑制されると考えられる。
・ＲＰＶからペデスタルへの落下水はＲＰＶ内に残存するデブリにより加熱され，また，ペデスタル内の水はペデスタルに落下したデブリにより加熱されているため，ペデスタル内の水は飽和状態を維持する
・ＲＰＶからペデスタルへの流入水のサブクール度が大きい場合，ＲＰＶ
内の残存デブリは冷却されており，ペデスタルへ落下する可能性は低い
ただし，ペデスタル注水手順は，先述のＲＰＶ破損口の拡大が生じない場
合のような，デブリが少量ずつペデスタルへ落下してくる可能性を考慮しても，ＳＥの発生を抑制できるよう整備する（別紙参照）。

添付 7-8

92

第1表
項目

デブリの評価条件値

備考

３

デブリ密度（kg／m ）ＭＡＡＰ計算結果（ＲＰＶ破損時の値）

デブリ比熱（J／kgK）

を，デブリ保有熱が小さくなるように丸

デブリ溶融潜熱（J／kg）

めた値

デブリ初期温度（℃）
デブリ冷却後温度（℃）

500

第2表
項目

ら，高めに設定

ペデスタル水の評価条件
値３

ペデスタル水密度（kg／m ）1,000

ペデスタル水比熱（J／kgK）

4,180

ペデスタル水初期温度（℃）

35

ペデスタル水飽和温度（℃）

135

ペデスタル水半径（m）

デブリ保有熱を小さめに評価する観点か

備考
概略値を使用外部水源温度
ＲＰＶ破損時のＤ／Ｗ圧力の包絡値（0.3MPa）における飽和温度
コリウムシールド厚さをとした場合の，コリウムシールド内半径

添付 7-993

別紙
デブリ少量落下時のＳＥ発生可能性を考慮したペデスタル注水管理について

原子炉注水機能が喪失しＲＰＶ破損に至るような状況においては，デブリが継続的に落下することによりペデスタル内の水は飽和状態となりＳＥの発生は抑制されると考えられることから，ＲＰＶ破損の検知後には，確実なデブリ冠
水及び冷却のため，ペデスタル満水相当まで連続して注水を行うとともに，その後もデブリの冷却に必要な量の注水を継続することとしている。その手順は以下のとおりである。
(a) ＲＰＶ破損前
ペデスタルへの事前注水及び排水配管からの排水により，水位は 1m に維持される。
(b) ＲＰＶ破損後
ＲＰＶ破損を判断した場合には，ペデスタル満水相当の水位 2.75m まで注水を実施する。その後は，2.25m 及び 2.75m 高さの水位計を用いて水位
2.25m 未満を検知した場合に水位 2.75m までペデスタルへ注水する間欠注水を実施し，サブクール度を小さく保ちＳＥの発生を抑制する。

一方，ＲＰＶ破損前に原子炉注水機能が復旧した場合等に，少量のデブリがペデスタルに落下し残りの大部分がＲＰＶ内に残存する可能性や，デブリがごく少量ずつ継続して落下する可能性も考えられ，デブリ落下挙動には不確かさが存在する。したがって，このような場合において，ペデスタル注水により水深が深く，サブクール度の大きい水プールが形成され，その後ＲＰＶ内に残存したデブリが落下した際に万が一ＳＥが発生する可能性についても考慮し，上記(a)及び(b)の手順に加え，以下(c)の手順によりペデスタルへの注水を管理す
添付 7-1094

95

これにより，ペデスタル注水開始後においても水深及びサブクール度の大きい水プールの形成を防止し，ＳＥの発生を抑制できると考えられる。
第 1 図に，ペデスタル内計器設置及びペデスタル水位管理の概念図を示す。

ペデスタル底面（コリウムシールド上表面）からの高さ：水位計：水温計兼デブリ検知器：気相部温度計

2.75
2.25
輻射熱抑制

1.1
1
0.5
0.2
0m

(a) Ｒ Ｐ Ｖ 破 損

第1図(b)ＲＰＶ破損後(c)ＲＰＶ破損後（デブリ少量落下時）

ペデスタル水位管理の概念図

添付 7-1296別添 2
ペデスタル排水設備対策について1．

はじめに
通常運転中，事故発生からＲＰＶ破損まで及びＲＰＶ破損後について，
水位管理に必要な排水設備対策の方針を各々記載する。

１）通常運転時①ペデスタル内床ドレンサンプ
・ドライウェル内ガス冷却装置から発生する凝縮水，漏えい位置を特定できない格納容器内の漏えい水（以下「漏えい水」という。）が流入する設計とする。（第 1 図）・サンプの水位は，サンプから排水する排水配管の入口（スワンネック）
高さを床面から 1m に設定することで，常時 1m の水位を保つことが可能な設計とする。（第 1 図）・サンプへの流入水は，高さ 1m に設置する排水配管の入口（スワンネック）
から，排水配管内を通じてサプレッション・チェンバを経由し．格納容器外の原子炉建屋原子炉棟床ドレンサンプ設備へ全量排水される設計とする。（第 1 図)・漏えい水は，運転中に生じるドライウェル内ガス冷却装置からの凝縮水の流入によってサンプ水位は常時 1m に維持されているため，サンプに流入する全量が排水され，原子炉建屋原子炉棟床ドレンサンプ設備に至る
過程で，床ドレン用流量計により 0.23m３ ／h を検出することが可能な設計とする。（第 1 図）
・排水配管水平部の勾配は，通常運転中の排水性を確保する観点及びＲＰ
Ｖ破損後にスリット内でデブリが凝固するための必要な距離（スリット添付 7-1397全長は約）を短くする観点から，スリットの勾配を設計とする。（第 1 図）に制限した

なお，ＲＰＶ破損までの排水性に対しては，スリットの勾配は影響しない。

ダイアフラムフロアからの流入（位置を特定できない漏えい水及び凝縮水）
位置を特定できない漏えい水（原子炉下部の制御棒駆動装置，配管等）
ペデスタル流入水の制限弁（開）

人通用開口部
ペデスタル流入水の制限弁（開）
ドライウェル内ガス冷却装置
原子炉格納容器80A

スワンネック（水位維持用）
80A

1m
排水配管

凝縮水

80A

格納容器外側隔離弁
80A
スリット（勾配

サプレッション・チェンバ

コリウムシールド
ライナー付

床ドレン用
流量計
原子炉建屋原子炉棟
床ドレンサンプ設備
へ

床ドレン
流入配管
(80A)

床ドレン
流入配管
(80A)
床ドレン排水配管(80A)（原子炉建屋原子炉棟床ドレンサンプ設備へ）

第1図

ペデスタル床ドレンサンプの通常運転時流入水及び排水経路図

添付 7-14

98

99

100

２）事故発生からＲＰＶ破損前まで①ＲＰＶ破損前までに達成すべき条件
・デブリ落下までの間，ペデスタル床ドレンサンプの水位を 1m に維持すること。
②条件を達成するための設備対策
a．ドライウェルからの流入水の遮断
・ペデスタル床ドレンサンプへの流入水を遮断するため，格納容器圧力
高信号及び原子炉水位異常低下（L1）信号により，ペデスタル流入水の制限弁（床ドレン）を閉にする設計とする。（第 3 図(a)(c)）
・制限弁を閉にすることにより，格納容器スプレイ水等のペデスタルへ流入する可能性のある水は，ベント管を介してサプレッション・プー
ルへ排水される設計とする。（第 3 図(a)(c)(d)）
b．ペデスタルへの流入水の排出・事故発生により格納容器外側隔離弁は開から閉状態となり，ペデスタ
ル床ドレンサンプへの流入水の格納容器外への排水は遮断されるが，通常運転中から排水弁を開の状態にしておくことで，ベント管を介してサプレッション・プールへ自然排水される設計とする。（第 3 図(a)(c)(d)）
・事故時のペデスタル床ドレンサンプへの流入水により，ペデスタル床
ドレンサンプの水位は上昇するが，ＲＰＶ破損までの間に，ペデスタ
ル床ドレンサンプの水位が，1m まで排水可能な設計とする。（別紙）・以下を考慮し，排水配管のベント管への接続高さをペデスタル床のコ
ンクリート表面より約下の位置に設置する設計とする。（第 3図(a)）
排水配管のベント管への接続高さは，サンプへの流入水の排水流量
添付 7-17101

を確保する観点からは低い方が望ましいが，スリット内部でのデブ
リ凝固の確実性向上の観点からは，スリット内に水を保有させるためスリットより高くする必要がある。このため，排水配管のベント管への接続高さは，排水配管の下端位置がスリット高さ方向の流路（10mm）の上端の位置になるように設置する設計とする。（第 3 図(a)）
スリットの設置高さを低くする場合，スリット内でデブリが凝固した際に，床スラブ鉄筋コンクリートの温度上昇による強度低下が懸念される。そこで，コリウムシールド無しの条件において温度による強度低下を考慮しても床スラブの健全性が確保されるスリット高さ（ペデスタル床のコンクリート表面から約下）にスリットを設置する。（第 3 図(a)）
・排水配管を接続するベント管については，真空破壊弁作動時のベント
管内のサプレッション・チェンバからドライウェルへの上昇流が排水に影響することがないよう，真空破壊弁が設置されていないベント管を対象とする設計とする。（第 3 図(d)）
・ベント管に接続する排水弁は，ペデスタル水位が 1m を超えて上昇し，その後水位約 1m まで排水されたことを水位計にて検知した後，自動閉止する設計とする。これにより，ＲＰＶ破損後のペデスタル水のサプ
レッション・プールへの流出を防止する。

添付 7-18

102

103

104

機器ドレン排水配管(80A)（原子炉建屋原子炉棟機器ドレンサンプ設備へ）
床ドレン排水配管(80A)（原子炉建屋原子炉棟床ドレンサンプ設備へ）
ベント管 ペデスタル床ドレンの排水経路となるもの（真空破壊弁なし 1 か所）
ベント管 真空破壊弁付き（11 か所）
ベント管 真空破壊弁なし（96 か所）

第 3 図 (d) ペデスタル床ドレンサンプの水位 1m 維持対策概要

添付 7-21105３）ＲＰＶ破損後①ＲＰＶ破損後に達成すべき条件
・ペデスタル床ドレンサンプへ落下したデブリを冷却するために，注水できること。
・ペデスタル床ドレンサンプの水位を管理できること。
②条件を達成するための設備対策
・ＲＰＶ破損後，デブリが機器ドレン配管及び原子炉補機冷却水配管を溶融することにより，当該配管からペデスタル内へ内包水が流入することを防止するため，格納容器圧力高信号及び原子炉水位異常低下（L1）
信号により，ペデスタル流入水の制限弁（機器ドレン及び原子炉補機冷却水）を閉にする設計とする。（第 4 図）・ＲＰＶ破損後のデブリ落下後に，格納容器下部注水系から注水を行う設計とする。（第 4 図）

添付 7-22106

格納容器スプレイ
原子炉圧力容器

ボトムドレン配管

格納容器下部注水
配管(100A)

注水

排水弁
スリット

格納容器隔離弁
排水配管
流量計
ベント管

原子炉建屋原子炉棟
床ドレンサンプ設備へ

格納容器下部注水配管(100A)
機器ドレン水の制限弁

原子炉補機冷却水の制限弁
原子炉補機冷却水の制限弁

床ドレン水の制限弁

床ドレン水の制限弁

機器ドレン水の制限弁

第4図

ペデスタル床ドレンサンプ注水概要図
添付 7-23107別紙
事故発生からＲＰＶ破損までのペデスタル流入水の排水評価について

ＲＰＶが破損しデブリがペデスタルへ落下する際には，ＳＥの影響を抑制するためペデスタル内水位を 1m とすることとしている。これに対して，事故発生後にペデスタル内への水の流入があった場合でも，ＲＰＶ破損までにペデスタ
ル内水位が 1m まで排水されることを確認した。以下にその内容を示す。

1.

評価において想定する事象
東海第二発電所のペデスタル内構造（添付 7 本文第 1 図参照）をもとに，事故発生からＲＰＶ破損までの間にペデスタル内へ水が流入し得る事象を選定し，それぞれに対して排水評価の要否を検討する。

(1)

大破断ＬＯＣＡ
ＲＰＶ破損する場合の有効性評価の評価事故シーケンスとしては，過渡事象時に注水機能が喪失する事象（以下「過渡事象」という）を選定しているが，過渡事象ではドライウェル内に水が流出することはなく，ＲＰＶ
破損までに格納容器スプレイを実施することはない。一方で，大破断ＬＯ
ＣＡ時に注水機能が喪失する事象（以下「ＬＯＣＡ事象」という）では，
ドライウェル内への水の流出やＲＰＶ破損までの格納容器スプレイの実施により，ペデスタル内への水の流入が生じるため，排水評価の対象とする。

(2)

ボトムドレンＬＯＣＡ
ＲＰＶ破損を想定する評価事故シーケンスのうち，ペデスタル内におけるボトムドレンＬＯＣＡが生じた場合，ＲＰＶからペデスタルへ多量の原
子炉冷却材が流入する。しかし，この流入水は飽和状態であるため，水深が深い場合でもＳＥの発生可能性は極めて低く，万一ＳＥが発生した場合
添付 7-24108

の発生エネルギーも小さいと考えられることから，排水評価の対象事象とする必要はないと考える。ただし，排水性能の保守性を確認する観点から参考として排水可能性を評価する（参考 1）。
(3)

その他のペデスタル内への流入事象
ペデスタル内において制御棒駆動水圧系配管が破断した場合，ＲＰＶ及び制御棒駆動水圧系からペデスタル内に漏えい水が流入する。しかし，事象確認後に制御棒駆動水ポンプを停止することで，制御棒駆動水圧系からペデスタルへの流入は停止する。また，第 1 図のとおり，当該配管は 1 イ
ンチ以下の細さであることに加えＲＰＶからの漏えいは制御棒駆動機構のシール部を介するため，その漏えい量はごく少量であり，ＲＰＶ破損に至ることは考えにくく，排水評価の対象外とする。
また，ペデスタル内において機器ドレン配管や原子炉補器冷却水配管が破断した場合にもペデスタル内へ冷却水が流入するが，上記と同様にこれらの事象に起因してＲＰＶ破損に至ることは考えにくく，排水評価の対象外とする。

以上より，排水評価において想定する事象としてＬＯＣＡ事象を選定する。

添付 7-25109

110

（床ドレン配管内径 73.9mm×2 本分），t：流入継続時間［5min＝300s］，g：重力加速度［9.8m／s ２ ］，
h：流入水水頭［約 0.36m］（ベント管上端高さ−流入配管高さ）・設備対策より配置されるコリウムシールド等の構造物については，評価上その体積を除外することで必要排水量を増やし，保守的な評価とする。
・排水配管はドライウェル気相部に接続され，圧力差はないため，排水量を評価する上で，ドライウェル及びサプレッション・プール内圧は考慮しない。
・排水配管の長さ，内径，エルボや弁等に相当する長さ等考慮し，下記式によりある排水流量を想定した場合の排水流路の圧力損失を算出する。本評
価では，まず任意の流量（22m ３ ／h：ボトムドレンＬＯＣＡ時の平均必要
排水流量）の場合の圧力損失（1.8m）を算出し，その際に求まる圧損係数（K）を基に，以降の流量と圧力損失の関係を算出している。圧力損失はペデスタル水位と排水口の水頭差に等しいことから，排水開始する初期水位時の排水口との水頭差及び圧損係数（K）を基に初期排水流量を算出し，初期排水流量である時間ステップ幅だけ排水された場合の水位及び当該水位での排水流量を算出し，これを繰り返すことによって水位 1m までの排出時間を算出している。また，下式に示す圧損 H は，エルボの数を 2 倍程度見込む等，保守的な値としている。
圧損損失計算式（出典：日本機械学会編，機械工学便覧）
H＝λ･(L/D)･(v2/2g)+Σλ･(L’/D)･(v2 /2g)＝K･Q2
H：配管圧損 ［m］，L：配管長さ ［m］，D：配管内径 ［m］，
L’：エルボや弁等に相当する長さ ［m］，v：流速 ［m／s］，
g：重力加速度 ［m／s２ ］，λ：管摩擦係数，K：圧損係数，
添付 7-27111

Q：流量 ［m3/h］
第1表
単位
配管内径：Ｄ

m

流量 *4

m3/h

流速

m/s

管摩擦係数：λ−配管長m

配管 L/D―90° ショートエルボ *5（L /D＝ ）個

弁 *5（L個/D＝）

管入口 *5（λ・(L /D)＝）

開放端 *5（λ・(L /D)＝）

圧力損失計算要素

スワンネック入口〜出口(*1)

スリット入口〜出口(*2)

スリット下流配管(*3)

個個（補足）上記計算要素の具体的な数値等は設計進捗により，妥当性を損なわない範囲で変更があるものとする。
*1：スワンネック部は，90°ショートエルボ(個)，直管相当とし，管

入口と管出口(開放端)の係数を考慮。
*2：スリット部は，断面積が等しい円管，90°ショートエルボ(
管入口と管出口(開放端)の係数を考慮。圧損は円管の*3：スリット下流配管は，配管長，90°ショートエルボ(と想定し，*4：流量は

個)とし，
とする。

個)，弁(

個)

を考慮。
とした。表 1 は流量をとした場合の例を記載。

上表を基に，圧力損失を計算した結果を以下に示す。

添付 7-28112

*5：CRANE 社「FLOW OF FLUIDS THROUGH VALVES, FITTINGS, AND PIPE TechnicalPaper No.410,1988」
H1＝

K＝における配管圧損は，K･Q2＝

（流量
3.

）

評価結果
評価結果は第 2 表及び第 2 図のとおりであり，ＲＰＶ破損までの時間が短い大破断ＬＯＣＡ（事象発生からＲＰＶ破損まで約 3.2 時間）を想定しても，水位 1m まで排水可能である。
第2表項

必要排水量と排水時間

目

評価結果

必要排水量

約 7m ３

排水時間

約 0.3 時間

[水位]

1.3m

1.23m（7m3 ）1.2m

約 0.3 時間
1.1m

1.0m
0

第2図

5分

10 分

15 分

20 分 [排水時間]

ペデスタル水位 1.23m から水位 1m までの排水時間
添付 7-29113

4.

評価結果に対する裕度・必要排水量
必要排水量はコリウムシールド等の構造物を考慮していないことから，
必要排水量は内部構造物の体積分保守的な評価としている。
・排水時間
排水時間については，排水に伴って低下する水位並びに流路の形状及び長さ等（圧力損失）を保守的に考慮して算出している。（第 2 図）
・排水流量計算過程で使用する圧力損失は，配管長さやエルボの数等に余裕を持たせており，平均排水流量

5.

時の圧力損失は合計約である。

異物による影響
ペデスタル内に設ける排水の流入口は，スワンネック構造とする。スワン
ネックは，逆Ｕ字形の形状をしているため，水面付近の浮遊物は排水口から流入し難い構造上の利点がある。空気孔は，逆Ｕ字形部からの排水性を確実にするために設ける設計とする。排水口の高さ方向の位置は，水面の浮遊物
や床面の異物を持ち込ませないために適切な位置で設定する設計とする。また，異物落下に対して破損等がないよう，サポート等で固定する。
このスワンネックの構造を考慮した上で，スワンネック構造への落下物の影響，ペデスタル内に流入する異物による排水性への影響を評価する。なお，
スワンネック構造を流入口とする排水流路は，ＲＰＶ破損前にペデスタル内の水位 1m を達成した時点で排水弁を閉止し，その後は用いないことから，排水機能の要求期間はＲＰＶ破損前までであり，ＲＰＶ破損前までに想定される落下物及び異物を対象として評価する。
事故時に発生する落下物によりスワンネック構造が損傷しないこと，異物
添付 7-30114

がペデスタル床ドレンサンプに流入したと仮定し評価しても，異物により排水性に悪影響が生じる可能性が低いことを第 3 表に示す。
落下物により，スワンネック構造が影響を受けないことを確実にするため，
スワンネック構造の周囲に柵を設置する設計とする。
この柵は，異物がスワンネック及び排水配管の排水性に対して悪影響を及
ぼさないこと及び想定されない異物が排水性に悪影響を及ぼさないことをより確実にするため，異物混入防止機能を有した設計とする。柵は，スリットの短辺よりも小さい開口径を有し，開口が重ならないよう 2 重に配置した設計とする。仮に，スリット部で固着し堆積する可能性がある線状の異物を想定しても，柵の 2 重部分で流入を防ぐ構造の設計とする。（第 3 図）

添付 7-31

115

第3表
想定異物
核計装用及び照明用等のケーブル（管路含む）

保温材

塗料片

想定異物と影響評価

異物による排水性への影響【発生源】ペデスタル内【スワンネックへの落下／床ドレンへの流入】
落下あり／流入あり
ペデスタル上部には，ケーブルが設置されており，落下の可能性がある。
【影響評価】
・落下による影響
スワンネックは鋼製でサポートに固定されているため破損・転倒する恐れはない。また，周囲に鋼製の柵を設置することから，スワンネックに直接接触することもない。
・流入による影響
ケーブルは，床に沈降することから，排水性に影響はない。
【発生源】ペデスタル外【スワンネックへの落下／床ドレンへの流入】
落下なし／流入あり
ペデスタル床ドレンサンプ内に保温材はない。
重大事故時にドライウェルから格納容器スプレ
イ水等によって床ドレンの流入経路から持ち込まれる可能性がある。
【影響評価】
床ドレン流入経路の弁を事故後早期に閉に流入を制限することから，排水経路を閉塞させる等，排水性への影響はない。
【発生源】ペデスタル内・外【スワンネックへの落下／床ドレンへの流入】
落下あり／流入あり
ペデスタル内・外の構造物には塗装が施されていることからスワンネックへの落下，床ドレンへ流入する可能性がある。
【影響評価】
・落下による影響
スワンネックを損傷する程の重量はなくスワンネックが破損・転倒する恐れはない。
・流入による影響
塗料片は，底に堆積若しくは水面に浮遊することが考えられるが，スワンネックの排水口を水位 1mの中間位置に設定するため，これらの異物がスワン
ネックの排水口に流入するとは考え難い。また，重添付 7-32

116

スラッジ（鉄錆）

サポート

照明

大事故時は格納容器スプレイ水等によってペデス
タル外から床ドレンの流入経路を通じて塗料片が多く持ち込まれる可能性があるが，床ドレン流入経路の弁を事故後早期に閉にし，流入を制限することから，排水経路を閉塞させる等，排水性への影響はない。
【発生源】ペデスタル外【スワンネックへの落下／床ドレンへの流入】
落下なし／流入あり
スラッジ（鉄錆）は，床ドレン水によって床ドレンサンプ内に流入し底に堆積する可能がある。
【影響評価】
スワンネックの排水口を水位 1m の中間位置に設定するため，底に堆積した異物が積極的に排水経路に流入するとは考え難い。また，重大事故時は格納容器スプレイ水等によってペデスタル外から床ドレンの流入経路を通じてスラッジが多く持ち込まれる可能性があるが，床ドレン流入経路の弁を事故後早期に閉にし，流入を制限することから，排水経路を閉塞させる等，排水性への影響はない。
【発生源】ペデスタル内【スワンネックへの落下／床ドレンへの流入】
落下なし／流入なし
ペデスタル内にはサポートが設置されているが、十分な耐震性を有する設計とすることから，落下しない。
【影響評価】
排水性への影響はない。
【発生源】ペデスタル内【スワンネックへの落下／床ドレンへの流入】
落下あり／流入あり
ペデスタル内には照明が設置されているため，落下の可能性がある。
【影響評価】
・落下による影響
スワンネックは鋼製でサポートに固定されているため破損・転倒する恐れはない。また，周囲に鋼製の柵を設置することから，スワンネックに直接接触することもない。
・流入による影響
照明は，床に沈降することから，排水性に影響はない。

添付 7-33117

異物混入防止穴()※異物の流入方向（直線的）に穴が重ならない設計とする。

空気孔

排水口
ステンレス製
板厚は約以上で 2 重構造にする
ことで照明・ケーブル等の異物落下にも耐える構造とする。
コリウム
シールド

配管（80A）はペデスタル内壁よりサポート
により支持し剛構造とする。

スリット構造（流路径：高さ方向）の流路に排水配管を接続する。ペデスタ
ル床からコンクリート部への流路（水平方向のスリット部まで）は，スリット構造（流路径：）の設計とする。

空気孔
スワンネック（1 か所）
口径：80A，ステンレス製
縦方向スリット
流路，
ステンレス製

空気孔

水の流れ
横方向スリット
流路
ステンレス製

第3図

排水配管に対する異物対策概要

添付 7-34118

参考 1
ボトムドレンＬＯＣＡを想定した場合の排水評価

ボトムドレンＬＯＣＡ時にＲＰＶからペデスタルへ流入する水は飽和状態であることから，ＲＰＶ破損及びデブリ落下時のＳＥの発生可能性は極めて低く，また，万が一ＳＥが発生した場合の発生エネルギーも小さいと考えられる。
しかし，排水性能の保守性を確認する観点から，ペデスタル内の水位が最も高くなる事象であるボトムドレンＬＯＣＡを想定した場合についても，参考として排水可能性を実施する。

1.

評価条件
・ペデスタル内におけるボトムドレンＬＯＣＡ時には，ペデスタル床ドレン
サンプに上部から漏えい水が流入し，著しく水位が上昇するため，水位は
人通用開口部まで達することが想定される。

・排水評価は人通用開口部下端から水位 1m までの水量（必要排水量）とする。
また，設備対策より配置されるコリウムシールド等の構造物については，
評価上その体積を除外することで必要排水量を増やし，保守的な評価とする。
・排水配管はドライウェル気相部に接続され圧力差はないため，排水量を評価する上で，ドライウェル及びサプレッション・プール内圧は考慮しない。
・排水配管の長さ，内径，エルボや弁等に相当する長さ等考慮し，下記式によりある排水流量を想定した場合の排水流路の圧力損失を算出する。本評
価では，まず任意の流量（22m ３ ／h：ボトムドレンＬＯＣＡ時の平均必要
排水流量）の場合の圧力損失（1.8m）を算出し，その際に求まる圧損係数（K）を基に，以降の流量と圧力損失の関係を算出している。圧力損失はペ
添付 7-35119デスタル水位と排水口の水頭差に等しいことから，排水開始する初期水位時の排水口との水頭差及び圧損係数（K）を基に初期排水流量を算出し，初期排水流量である時間ステップ幅だけ排水された場合の水位及び当該水位での排水流量を算出し，これを繰り返すことによって水位 1m までの排出時間を算出している。また，下式に示す圧損 H は，エルボの数を 2 倍程度見込む等，保守的な値としている。
圧力損失計算式（出典：日本機械学会編，機械工学便覧）
H＝λ･(L/D)･(v2/2g)+Σλ･(L’/D)･(v2/2g)＝K･Q2
H：配管圧損 [m]，L：配管長さ [m]，D：配管内径 [m]，L’：エルボや弁等に相当する長さ [m]，v：流速 [m／s]，
g：重力加速度 [m／s２ ]，λ：管摩擦係数，K：圧損係数
Q：流量 ［m ３ ／h］
第1表
単位
配管内径：Ｄ

m

流量 *4

m3/h

流速

m/s

管摩擦係数：λ−配管長m

配管 L/D―90° ショートエルボ *5（L /D＝ ）個

弁 *5（L個/D＝）

管入口 *5（λ・(L /D)＝）

開放端 *5（λ・(L /D)＝）

圧力損失計算要素

スワンネック入口〜出口(*1)

スリット入口〜出口(*2)

スリット下流配管(*3)

22

22

22

個
個

添付 7-36120

（補足）上記計算要素の具体的な数値等は設計進捗により，妥当性を損なわない範囲で変更があるものとする。
*1：スワンネック部は，90°ショートエルボ(

個)，直管

とし，管

入口と管出口(開放端)の係数を考慮。
*2：スリット部は，断面積が等しい円管，90°ショートエルボ(
管入口と管出口(開放端)の係数を考慮。圧損は円管の*3：スリット下流配管は，配管長，90°ショートエルボ(

と想定し，

個)とし，
とする。

個)，弁(

個)

を考慮。

*4：必要排水量約 59m3 を約 2.7 時間で排出した場合の流量 22m ３ ／h とした。
*5：CRANE 社「FLOW OF FLUIDS THROUGH VALVES, FITTINGS, AND PIPE TechnicalPaper No.410,1988」
上表を基に，圧力損失を計算した結果を以下に示す。
H1＝

K＝
（流量

2.

における配管圧損は，K･v2＝）

評価結果
評価結果は第 2 表及び第 1 図のとおりであり，ペデスタル内のボトムドレ
ン配管破断時に流入した水を，ＲＰＶからペデスタルへの流入停止（事象発
生後約 0.3 時間）からＲＰＶ破損（事象発生後約 3 時間）までの約 2.7 時間以内に，水位 1m まで排水可能である。

添付 7-37

121

第2表
項

必要排水量と排水時間

目

評価結果

必要排水量

約 59m ３ ※排水時間

約 2.3 時間※：必要排水範囲の水量（内径，高さの水の体積）[水位]
3.0m（59m 3）

2.5m

2.0m

約 2.3 時間
1.5m

1.0m
0

1hr

2hr

[排水時間]

第1図

3.

ペデスタル水位満水から水位 1m までの排水時間評価結果に対する裕度・必要排水量
必要排水量はコリウムシールド等の構造物を考慮していないことから，
必要排水量は内部構造物の体積分保守的な評価としている。
・排水時間
排水時間については，排水に伴って低下する水位並びに流路の形状及び長さ等（圧力損失）を保守的に考慮して算出している。
添付 7-38122

・排水流量
必要排水流量は，評価上の容量約 59m3 に対して約 2.7 時間で排水する必要があることから，全量排水する場合には平均約 22m３ ／h の流量が必要である。これに対して，排水時の水位による圧力損失を考慮した平均排水流量は約であり，必要排水量を上回っている。

なお，このとき計算過程で使用する圧力損失は，配管長さやエルボの数等に余裕を持たせており，平均排水流量
約時の圧力損失は合計である。

添付 7-39

123

124

別添 3
ペデスタル内に設置する計器について

ペデスタル内の水位管理のために設置する計器について，概要及び設置位置
を第 1 表及び第 1 図に示す。また，各計器の設置目的等を以下に示す。

(1) ＲＰＶ破損前までの水位管理①高さ 1m 超水位計
ペデスタル底面から 1m 超の水位を検知できるよう，測定誤差を考慮した高さに水位計を設置し，炉心損傷後は当該水位計設置高さまで事前注水を実施する。注水停止後は，排水配管等によりＲＰＶ破損までに 1m 水位まで排水される。
約 180°間隔で計 2 個（予備 1 個含む）設置し，1 個以上がこの高さ以上の水位を検知した場合に水張り完了及び注水停止を判断する。
なお，高さ 1m 超水位計高さまで排水されたことを検知した後，水位 1m まで排水される時間遅れを考慮して，排水弁は自動閉止することとする。
(2) ＲＰＶ破損及びデブリ落下・堆積検知（第 2 表）
②高さ 0m 位置水温計兼デブリ検知器
ペデスタル底部に温度計を設置し，指示値の上昇又は喪失により，その他のパラメータ挙動と併せてＲＰＶ破損検知に用いる。測温抵抗体式温度計を採用することにより，ペデスタルにデブリが落下した際の水温上昇や高温のデブリに接触した際に指示値がダウンスケールとなる特性を利用し，ＲＰＶからのデブリ落下検知が可能である。
デブリの落下，堆積挙動の不確かさを考慮して等間隔で計 5 個（予備 1 個含む）設置し，ＲＰＶ破損の早期判断の観点から，2 個以上が上昇傾向（デ添付 7-41125

ブリの落下による水温上昇）又はダウンスケール（温度計の溶融による短絡又は導通）となった場合に，その他のパラメータ挙動と併せてＲＰＶ破損を判断する。
③高さ 0.2m 位置水温計兼デブリ検知器
ペデスタル底面から 0.2m の高さに測温抵抗体式温度計を設置し，0.2m 以
上のデブリ堆積有無を検知し，ペデスタル満水までの注水可否を判断する。
また，指示値の上昇又は喪失により，その他のパラメータ挙動と併せてＲＰ
Ｖ破損検知に用いる。
デブリの落下，堆積挙動の不確かさを考慮して等間隔で計 5 個（予備 1 個含む）設置し，十分な量のデブリ堆積検知の観点から，3 個以上がオーバースケール（デブリの接触による温度上昇）又はダウンスケール（温度計の溶融による短絡又は導通）した場合にペデスタル満水までの注水を判断する。
また，ＲＰＶ破損の早期判断の観点から，2 個以上が上昇傾向（デブリの落下による水温上昇）又はダウンスケール（温度計の溶融による短絡又は導通）となった場合に，その他のパラメータ挙動と併せてＲＰＶ破損を判断する。
(3) ＲＰＶ破損後の水位管理（デブリ堆積高さ≧0.2m の場合）
④満水管理水位計
ペデスタル底面から 2.25m 及び 2.75m の高さに水位計を設置し，デブリの多量落下時（堆積高さ 0.2m 以上）においてペデスタル水位を 2.25m〜2.75mの範囲に維持するため，各高さにおける水位の有無を検知しペデスタル注水開始及び停止を判断する。
ペデスタル側壁の貫通孔を通じたペデスタル外側のボックス内に，各高さに 2 個の水位計（予備 1 個含む）を設置し，1 個以上が 2.25m 未満を検知した場合にペデスタル注水開始，2.75m 到達を検知した場合にペデスタル注水
停止を判断する。
添付 7-42126

(5) ＲＰＶ破損後の水位管理（デブリ堆積高さ＜0.2m の場合）
⑤高さ 0.5m 水位計
ペデスタル底面から 0.5m の高さに水位計を設置し，デブリの少量落下時（堆積高さ 0.2m 未満）においてペデスタル水位を 0.5m〜1m の範囲に維持するため，水位 0.5m 未満を検知しペデスタル注水開始を判断する。
約 180°間隔で計 2 個（予備 1 個含む）設置し，1 個以上が水位 0.5m 未満を検知した場合に注水開始を判断する。
⑥高さ 1m 未満水位計
ペデスタル底面より 1m の高さから測定誤差を差し引いた高さに水位計を設置し，デブリの少量落下時（堆積高さ 0.2m 未満）においてペデスタル水位を 0.5m〜1m の範囲に維持するため，水位 1m 到達を検知しペデスタル注水停止を判断する。
約 180°間隔で計 2 個（予備 1 個含む）設置し，1 個以上が水位 1m 到達を検知した場合に注水停止を判断する。
⑦気相部温度計
自主設備としてペデスタル底面から 1.1m の高さに温度計を設置し，デブリの少量落下時にペデスタル水位を 0.5m〜1m の範囲に管理している間において，万が一デブリが露出した場合にそれを検知し，ペデスタル満水までの注
水を判断する。
約 180°間隔で計 2 個設置し，1 個以上が露出したデブリからの輻射熱等により上昇した場合に注水を判断する。

また，各計器の検出部の仕様等を第 3 表に，測定原理を第 2 図及び第 3 図にそれぞれ示す。

添付 7-43127

第1表

ペデスタル内計器の概要

設置高さ ※１0m 水温計兼デブリ検知器設置数

計器種別

各高さに 5 個

測温抵抗体式
温度計

各高さに 2 個

電極式
水位計

0m

0.2m 水温計兼
デブリ検知器0.2m

0.5m 水位計

0.5m

1m 未満水位計

1m−測定誤差1m 超水位計

1m＋測定誤差

満水管理水位計

2.25m
2.75m

※１：ペデスタル底面（コリウムシールド上表面）からの高さ

第2表

ＲＰＶ破損及びデブリ落下・堆積検知の概念

デブリの堆積状態

水温計兼デブリ検知器0m 位置0.2m 位置

判断

上昇

上昇

ＲＰＶ破損，
デブリ少量落下

上昇／喪失

上昇

ＲＰＶ破損，
デブリ少量落下

上昇／喪失

上昇／喪失

ＲＰＶ破損，
デブリ多量落下

添付 7-44128

満水管理水位計

気相部温度
1m 超 水位計
1m 未満 水位計
0.5m 水位計
0.2m 水温計兼デブリ検知器
0m 水 温 計 兼 デ ブ リ 検 知

水位計（2.75m 高さ）
貫通孔（内径約 15cm）
水位計（2.25m 高さ）

第1図

ペデスタル内の計器設置図

添付 7-45

129

第3表
計器種別

検出部の仕様等

測定レンジ

測定誤差

測温抵抗体式
温度計-200℃〜500℃±(0.3＋0.005¦t¦)t：測定温度

電極式
水位計−(レベルスイッチ)

±10mm

耐環境性
温度：短期 230℃，
長期 200℃
圧力：620kPa[gage]
放射線：− ※２
温度：短期 230℃，
長期 200℃
圧力：620kPa[gage]
放射線：− ※２

※２：検出部は無機物で構成しており，放射線による影響はない

検知
回路

検知
回路

水中では電極間抵抗が低下する。電極間抵抗の低下を検知することで，水中と判断する。

導通

電極

気中：電極間抵抗大

第2図

水中：電極間抵抗小電極式水位計の動作原理

添付 7-46

130

抵抗値

測定
回路

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

導線
（Ｎｉ）

抵抗素子
（Ｐｔ）

絶縁材
（ＭｇＯ）

シース管
（インコネル）

高温のデブリが接触すると，温度指示値は急上昇
しオーバースケールとなる。
また，以下の過程の中で導線間の絶縁性が失われ短絡又は導通すると，抵抗値が低下し温度指示値
がダウンスケールとなる。
・シース管の溶融，水及びデブリの浸入
・水との反応による絶縁材の膨張，剥離・デブリとの反応に伴う絶縁材の溶融，蒸発
測温抵抗体構成材料の融点
材質
融点
インコネル
1370℃〜
シース管(NCF600)
1425℃
導線
Ｎｉ
1455℃
抵抗素子
Ｐｔ
1768℃
絶縁材
ＭｇＯ ※
約 2800℃※デブリ中のＺｒ等により還元されると，融点約 650℃，
沸点約 1100℃のＭｇとなり，溶融又は蒸発する。

第3図

測温抵抗体式温度計の動作原理

添付 7-47

131

別紙
ペデスタル内計器の設置方法について

ペデスタル内の水位管理のために設置する計器について，設置概念を第 1 図に示す。
第 1 図のとおり，計器はペデスタル側壁のコンクリートに埋め込むアンカボ
ルト，型鋼，トレイにより固定することとしている。
ここで，計器の下部にデブリが堆積した場合，コリウムシールド表面のライナを介してアンカボルト，型鋼，トレイ及び計器に熱が移行することが考えられる。しかし，ライナとアンカボルトの間はＺｒＯ ２ 耐熱材と同成分のモルタ
ルで埋めるため熱が選択的に移行することはないこと，デブリを冠水維持する
ことでデブリ上部の計器は水没していることを考慮すると，デブリからの熱移
行により計器の健全性が損なわれることはないと考えられる。

第1図

ペデスタル内計器の設置概念図

添付 7-48132

添付 8．溶融デブリによる熱影響評価について

1.

評価目的
東海第二発電所におけるペデスタル構造の特徴を踏まえた対策として，Ｍ
ＣＣＩ影響抑制のためのコリウムシールドを設置するとともに，デブリ冠水
及びＳＥ影響抑制の観点からＲＰＶ破損時のペデスタル内水位を 1m に維持する対策，さらに，床スラブ内の排水流路をスリット形状としてデブリを凝固させる対策を講じることとしている。
これら東海第二発電所の特徴を踏まえた対策を考慮した上で，ＲＰＶ破損
時にペデスタルへ落下したデブリからの熱影響によってペデスタルに要求されるＲＰＶ支持機能及びデブリ保持機能が損なわれないことを評価する。

2.

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

3.
(1)

評価方法
荷重条件
構造強度の評価にあたり，ＲＰＶ支持機能の評価ではＲＰＶ，遮へい壁等の自重（以下，「ＲＰＶ等の自重」という。）を考慮する。また，デブリ保持機能の評価では，デブリ，コリウムシールド，床スラブ躯体等の自重（以下，「デブリ等の自重」という。）を考慮する。

添付 8-1133

(2)評価部位及び項目
ａ．側壁（ＲＰＶ支持機能）
ＲＰＶ等の自重により，側壁コンクリートには圧縮軸力が作用し，側壁基部コンクリートには面外方向のせん断力が作用する。
このため，高温によるコンクリート圧縮強度の低下を考慮した等価壁厚を評価し，ＲＰＶ等の自重による圧縮軸力及び面外せん断に対して必
要な壁厚と比較する。
ｂ．床スラブ（デブリ保持機能）
デブリ等の自重により，床スラブのコンクリートには面外せん断力が作用し，鉄筋には曲げ応力が作用する。
このため，高温によるコンクリートの圧縮強度の低下を考慮した等価
板厚を評価し，デブリ等の自重によるせん断力に対して必要な板厚と比較する。また，高温による鉄筋の強度低下を考慮した等価鉄筋量を評価
し，デブリ等の自重による曲げ応力に対して必要な鉄筋量と比較する。

(3)

温度条件
別添 1 にペデスタルの温度評価を示す。デブリからの伝熱によるペデス
タルの側壁及び床スラブの温度は，ＭＡＡＰ解析の結果に基づき，汎用有限解析コードＡＢＡＱＵＳによる熱伝導解析にて評価する。なお，コリウ
ムシールド設置によって，ペデスタルの侵食抑制効果及び温度低減効果が見込まれるが，本評価では保守的な取扱いとしてコリウムシールドを設置しない条件でのＭＡＡＰ解析における侵食量及び温度履歴を参照する。

(4)

判断基準
炉心損傷防止に失敗し，重大事故の発生を想定する防護レベルにおいて，添付 8-2134

格納容器の健全性維持に必要な安全機能が維持されることを確認する観点
より，判断基準は終局限界状態に至らないこととする。具体的には，側壁
コンクリートの必要壁厚，床スラブコンクリートの必要板厚，床スラブの
必要鉄筋量の算定において，終局強度又は短期許容応力度を適用する。別添 2 にＲＰＶ支持に必要な側壁コンクリート厚さ評価を，別添 3 にデブリ保持に必要な床スラブコンクリート厚さ評価を，別添 4 にデブリ保持に必
要な床スラブ鉄筋量評価を示す。

4.

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

(1)

側壁（ＲＰＶ支持機能）
ａ．コンクリートに対する圧縮軸力
別添 5 に熱影響を考慮した側壁コンクリートの構造評価を示す。側壁
コンクリートの等価壁厚は約 684mm であり,ＲＰＶ等の自重によってコンクリートに作用する圧縮軸力に対して必要な壁厚 133mm（別添 2）を上回る。
ｂ．基部コンクリートに対する面外せん断力
別添 5 に示したとおり，側壁コンクリートの等価壁厚は約 710mm であり，ＲＰＶ等の自重によって基部コンクリートに作用する面外せん断力に対して必要な壁厚 192mm（別添 2）を上回る。

(2)

床スラブ（デブリ保持機能）
ａ．コンクリートに対する面外せん断力
添付 8-3135

別添 6 に熱影響を考慮した床スラブのコンクリート及び鉄筋の評価を示す。床スラブコンクリートの等価板厚は約 618mm であり，デブリ等の自重によってコンクリートに作用する面外せん断力に対して必要な板厚（別添 3）を上回る。
ｂ．鉄筋に対する曲げ応力
別添 6 に示したとおり，床スラブの鉄筋コンクリート部の幅 1m あた
りの等価鉄筋量は約であり,デブリ等の自重によって鉄筋に作用する曲げ応力に対して必要な鉄筋量5.

（別添 4）を上回る。

まとめ
東海第二発電所におけるペデスタル構造の特徴を踏まえた対策による影響を考慮し，デブリからの熱影響に対するペデスタルの構造健全性を評価した。
その結果，高温による鉄筋コンクリートの物性変化を考慮しても，ペデスタルに要求されるＲＰＶ支持機能及びデブリ保持機能が損なわれないことを確認した。

添付 8-4136

別添 1
デブリからの伝熱によるペデスタルの温度評価

1.

ＳＡ解析コードＭＡＡＰによるＭＣＣＩ評価
ＡＢＡＱＵＳによる熱伝導解析の入力条件となる，侵食量及びペデスタルとデブリの接触面温度をＳＡ解析コードＭＡＡＰにより評価する。
解析ケースは，デブリから水プールへの熱流束の不確かさを考慮し，800kW／m２ 圧力依存ありの条件（ベースケース），及び 800kW／m ２ 一定の条件（感度ケース）の 2 ケースを考慮する。また，評価の対象とする事故シーケンス
は，崩壊熱が大きくなりスリット内デブリの温度を厳しくする観点から，ベースケース及び感度ケースともに，ＬＯＣＡシーケンスを選定する。
なお，コリウムシールド設置によってペデスタルの侵食抑制効果及び温度低減効果が期待できるが，本評価では熱影響を保守的に評価する観点よりコリウムシールドを設置しない条件を考慮する。
第 1 表に解析条件，第 2 表に侵食量評価結果を示す。また，ペデスタルとデブリ接触面温度を第 1 図及び第 2 図に示す。

2.
(1)

汎用有限解析コードＡＢＡＱＵＳによるペデスタル熱伝導解析
評価モデル
第 3 図に熱伝導解析モデルを示す。デブリからの熱影響による側壁及び床スラブの温度は，２次元体系有限要素法解析により評価する。本評価では，解析体系を縦横のメッシュで区切り，以下に示す２次元体系における非定常熱伝導の支配方程式次式に基づき，各部の温度変化を計算している。

添付 8-5

137

c

T
t

x

kx

T
x

y

ky

T
y

Q

ここで，T：温度， ：密度， c ：比熱， k x , k y ：x 方向及び y 方向の熱伝導率， Q ：物体の内部発熱量である。

(2)

評価条件
第 3 表に熱伝導解析条件を示す。床スラブ上のデブリによるコンクリー
ト侵食量は，コンクリートが侵食されない場合（ベースケース）と，侵食量が大きくなる場合（感度ケース）の 2 ケースを考慮し，侵食部は熱伝導
解析開始時点で侵食されているものと仮定し評価する。また，横スリット部の温度評価は，侵食量が最大となる場合と 0cm の場合の両方で評価する。

(3)

評価結果
第 7 図に横スリット部温度評価点の位置を示す。また，第 8 図及び第 9図にベースケース及び感度ケースの横スリット部の温度変化をそれぞれ示す。横スリット部の最高温度は，ベースケースで約 708℃，感度ケースで約 995℃であり，スリット内で凝固したデブリは再溶融する温度に至らない。第 8 図に示すとおり，ベースケースではペデスタル床上に堆積するデブリからの熱影響が小さく初期の温度上昇は見られないが，堆積デブリのクエンチ後のペデスタル床面方向への熱移行が小さくなるため，スリット部に崩壊熱が蓄熱しやすく，長期にわたり温度が高く推移する。一方，第9 図に示すとおり，感度ケースではペデスタル床上に堆積するデブリからの熱影響により初期の温度上昇が大きくなるが，堆積デブリのクエンチ後
は，ペデスタル床面方向への熱移行により比較的短時間で温度が低下する。
第 10 図に感度ケースにおける側壁の温度変化を，第 11 図にベースケー
添付 8-6138

スにおける床スラブ鉄筋コンクリート部の温度変化をそれぞれ示す。
側壁の最高温度は，デブリ接触面ではコンクリートの融点に達しているが，外側に向かうにつれ低くなっている。また，床スラブ鉄筋コンクリー
ト部の最高温度は，上端部で約 459℃となっている。

添付 8-7

139

第1表
項目

ＭＡＡＰ解析条件

ベースケース

感度ケース

大破断ＬＯＣＡ時に損傷炉心冷却に失敗し，ＲＰＶ

対象シーケンスが破損するシーケンス

デブリから水プール

800kW／m２

800kW／m ２への熱流束（圧力依存性あり）（一定 ※ ）

ペデスタル初期水位※1m

侵食の不均一性等の影響を考慮して設定

第2表

ＭＡＡＰ解析侵食量評価結果

項目

ベースケース

感度ケース

側壁侵食量

約 9cm

約 42cm

床スラブ侵食量

約 9cm

約 48cm

第3表
項目

評価条件
条件

備考

３

デブリ密度（kg／m ）デブリ熱伝導率（W／mK）

ＭＡＡＰ計算結果

デブリ比熱（J／kgK）（ＲＰＶ破損時の値）

デブリ溶融潜熱（J／kg）
ＭＡＡＰ計算結果
３

デブリ内部発熱密度（W／m ）第4図（希ガス・揮発性ＦＰによる減衰（32％）を考慮）

３

ＳＵＳ材密度（kg／m ）ＳＵＳ材熱伝導率（W／mK）
ＳＵＳ材比熱（J／kgK）
コンクリート密度（kg／m３ ）

温度依存
第4表
2,345

コンクリート熱伝導率（W／mK）

温度依存

コンクリート比熱（J／kgK）

第5表

伝熱工学資料第５版より
鉄筋コンクリート構造計算規準・
同解説 2010 よりＥｕｒｏｃｏｄｅより
ＲＰＶ破損時のデブリ平均温度

スリット内デブリ初期温度（℃）（ＭＡＡＰ計算結果）に対し，保守的に液相線温度を設定
構造材初期温度（℃）

第5図

ペデスタル周辺雰囲気温度（℃）

第6図

ペデスタル−デブリ接触面温度（℃）

第 1 図，第 2 図

添付 8-8

ＭＡＡＰ計算結果を包絡する温度
変化を設定

140

第4表

ＳＵＳ材物性値

温度（K）

密度（kg／m３ ）

熱伝導率（W／mK）

比熱（J／kgK）

300

7,920

16.0

499

400

7,890

16.5

511

600

7,810

19.0

556

800

7,730

22.5

620

1,000

7,640

25.7

644

第5表

コンクリート物性値

温度

熱伝導率

比熱

温度

熱伝導率

比熱

（℃）

（W／mK）（J／kgK）（℃）（W／mK）（J／kgK）

20

1.951

901.1

650

0.859

1,111.7

50

1.880

917.3

675

0.833

1,114.4

75

1.822

930.2

700

0.809

1,116.8

100

1.766

942.8

725

0.785

1,118.7

125

1.710

954.9

750

0.764

1,120.3

150

1.656

966.7

775

0.743

1,121.3

175

1.604

977.9

800

0.724

1,122.0

200

1.553

988.8

825

0.706

1,122.2

225

1.503

999.2

850

0.690

1,122.1

250

1.454

1,009.3

875

0.675

1,121.4

275

1.407

1,018.8

900

0.661

1,120.4

300

1.361

1,028.0

925

0.648

1,118.9

325

1.316

1,036.7

950

0.637

1,117.1

350

1.273

1,045.1

975

0.627

1,114.7

375

1.231

1,052.9

1,000

0.619

1,112.0

400

1.191

1,060.4

1,025

0.612

1,108.8

425

1.152

1,067.4

1,050

0.606

1,105.3

450

1.114

1,074.1

1,075

0.602

1,101.2

475

1.077

1,080.2

1,100

0.599

1,096.8

500

1.042

1,086.0

1,125

0.597

1,091.9

525

1.008

1,091.3

1,150

0.596

1,086.7

550

0.976

1,096.3

1,175

0.597

1,080.9

575

0.944

1,100.7

1,200

0.600

1,074.8

600

0.915

1,104.8

1,225

0.600

1,068.2

625

0.886

1,108.4

1,250

0.600

1,061.3

添付 8-9141接触面温度（℃）

ＭＡＡＰ計算結果
包絡温度（ＡＢＡＱＵＳ入力）

ＲＰＶ破損後の時間（h）

第1図

ペデスタル−デブリ接触面温度（ベースケース）

接触面温度（℃）

ＭＡＡＰ計算結果
包絡温度（ＡＢＡＱＵＳ入力）

ＲＰＶ破損後の時間（h）

第2図

ペデスタル−デブリ接触面温度（感度ケース）

添付 8-10142

冷却水
ＭＣＣＩによる
侵食部分
デブリ
縦スリット部

横スリット部
コンクリート部
鉄筋コンクリート部(a) 全体概要

床面

床面-50cm

ＳＵＳ材(b) スリット部拡大

第3図

熱伝導解析モデル

第4図

デブリ内部発熱密度
添付 8-11

143

200℃

1m

200℃

50℃

167℃

第5図

構造材の初期温度条件

300
ペデスタル雰囲気温度250

ドライウェル雰囲気温度

雰囲気温度（℃）

ウェットウェル雰囲気温度
200
150
100
50
0
0

50

100

150

200

250

300

ＲＰＶ破損後の時間（h）

第6図

ペデスタル周辺雰囲気温度

添付 8-12144

床面

横スリット部

ペデスタル中心位置

横スリット部温度評価位置

温度（℃）

第7図

縦スリット直下位置

ペデスタル中心位置
縦スリット直下位置

ＲＰＶ破損後の時間（h）

第8図

横スリット部の温度変化（ベースケース）

添付 8-13145

温度（℃）

ペデスタル中心位置
縦スリット直下位置

ＲＰＶ破損後の時間（h）

第9図

横スリット部の温度変化（感度ケース）

温度（℃）

ペデスタル
内壁面

約 50mm刻み

外壁面
ＲＰＶ破損後の時間（h）

第 10 図側壁の温度変化（感度ケース）

添付 8-14

146

147

別添 2
ＲＰＶ支持に必要な側壁コンクリート厚さ評価

1.

概要
格納容器内のペデスタル等配置図を第 1 図に示す。ペデスタルは，原子炉
圧力容器，遮へい壁等を支持する構造物である。ＭＣＣＩによるペデスタル
側壁部の侵食を踏まえて，これら構造物を支持するために必要となるペデス
タル側壁部の壁厚（以下「必要壁厚」という。）を算定する。

原子炉圧力容器
遮へい壁

ペデスタル

第1図

格納容器内ペデスタル等配置図

2.

ペデスタル側壁部に生じる荷重算定

2.1

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

添付 8-16

148

2.2

解析方法
解析モデル図を第 2 図に，解析条件等の概要について第 1 表に示す。解析

モデルは，ペデスタル構造をシェル要素にて３次元的にモデル化したものを用いる。
ペデスタルは，原子炉圧力容器及び遮へい壁等を支持する構造物であるため，解析における各構造物の重量の模擬については，ペデスタル上面に等分
布荷重として負荷させる。また，ＭＣＣＩに至る過程を踏まえれば，原子炉
圧力容器内の燃料集合体等はデブリ化し，ペデスタル床面上に落下していることになるが，ペデスタル側壁コンクリートの必要壁厚を保守的に算定するために，原子炉圧力容器内に燃料集合体が残存することを前提に評価した。

第2図

ペデスタル 3 次元ＦＥＭモデル図

添付 8-17

149

第1表
項

解析条件等の概要

目

内

容

解析モデル

・３次元ＦＥＭモデル
・シェル要素解析コード・ＮＡＳＴＲＡＮ

重量模擬

・原子炉圧力容器 955×10３ kg（圧力容器内構造物を含む）
・遮へい壁 656×10３ kg

コンクリートの
材料物性等・設計基準強度 22N／mm２
・ヤング係数 2.2×10４ N／mm２・せん断弾性係数 0.918×10４ N／mm２
・単位体積重量 23kN／m３

3

必要壁厚の算定3.1

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

第2表
部

位

ＭＣＣＩによる
侵食想定部位

ペデスタル側壁部に生じる荷重
圧縮軸力（kN／m）

面外せん断力（kN／m）

1,940

178

添付 8-18150

3.2

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

日本建築学会，1999）（以下，「ＲＣ規準」という。）に規定されているコンク
リートの短期許容応力度を用いた。なお，ＳＥに対する構造健全性評価においては終局状態に至らないことを判断基準としているが，短期許容応力度を用いることは保守的な取扱いとなる。第 3 表に必要壁厚算定に用いた許容応力度を示す。

第3表※

必要壁厚算定に用いた許容応力度（短期）圧縮（N／mm２ ）せん断（N／mm ２ ）

14.6

1.06

ＲＣ規準許容応力度（短期）・圧縮：2／3Ｆｃ
・せん断：1／30Ｆｃかつ(0.49+1/100×Ｆｃ)以下の 1.5 倍3.3

必要壁厚の算定結果
側壁コンクリートに生じる荷重，短期許容応力度から必要壁厚を圧縮軸力

及び面外せん断力に対して算定した。
(1)

圧縮軸力による評価
側壁コンクリートに生じる圧縮軸力と短期許容応力度が等しくなるときの壁厚を必要壁厚として算定する。必要壁厚は下式のとおり算定され，圧縮軸力による評価においては，必要壁厚は 133 ㎜となる。
1.940×10３ (N／mm)÷14.6(N／mm ２ )添付 8-19＝133 ㎜151

(2)面外せん断力による評価
面外せん断力を用いた必要壁厚の算定については，ＲＣ規準の断面算定に用いる評価式を適用する。

Ｑ＝ｂ・ｊ・ｆｓ
ここで，
Ｑ：発生荷重（N）
ｂ：部材の有効幅（mm）
ｊ：柱の中心間距離（mm）
ｊ＝ｄ×7／8
ｄ：有効せい（必要壁厚）（mm）
ｆｓ：短期許容応力度（N／mm２ ）必要壁厚は，解析により生じる面外せん断力，短期許容応力から下式のとおり算定され，面外せん断力による評価としての必要壁厚は 192 ㎜となる。
ｄ＝８／７×（Ｑ÷ｂ）÷ｆｓ
＝８／７×178(N／mm)÷1.06（N／mm２ ）＝192mm

4.

まとめ
圧縮軸力による評価及び面外せん断力による評価から算定した必要壁厚を
第 4 表に整理する。側壁コンクリートの必要壁厚は，圧縮軸力に対しては133mm，面外せん断力に対しては 192 ㎜となる。

第4表

必要壁厚の算定結果

圧縮軸力による評価
必要壁厚

133mm

添付 8-20

面外せん断力
による評価
192mm

152

別添 3
デブリ保持に必要な床スラブ厚さ評価

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

1.

床スラブ荷重床スラブ荷重として，床スラブ自重及びデブリ等の床スラブ積載荷重を評
価する。

(1)

床スラブ自重床スラブ自重は，・床スラブのコンクリート体積：約 53.85m３
・鉄筋コンクリートの単位体積重量：24kN／m ３
より，床スラブ自重による荷重は約 1.30×10 ３ kN となる。

(2)

床スラブ積載荷重
床スラブ積載荷重は，デブリ，冷却水，コリウムシールド及びペデスタ
ル内構造物等の総重量を保守的に切り上げた値として 500ton を使用し，
約 4.90×10３ kN となる。

以上から，床スラブ荷重として約 6.20×10３ kN を用いる。

添付 8-21153

2.

せん断応力による必要床スラブ厚さ
床スラブ端部の必要厚さは次のとおり算定される（第 1 図）。
必要せん断面積＝床スラブ荷重／短期許容せん断応力度
必要床スラブ厚さ＝必要せん断面積／床スラブ円周長ＲＣ規準に規定されている短期許容せん断応力度に基づき 1.06N／mm ２ を使用すると，必要床スラブ厚さはと算定される。

せん断荷重 Q

せん断面積 A

床スラブ
半径 a

第1図

床スラブのせん断荷重２

Fc：コンクリートの設計基準強度 約 22.1（N／mm ）第2図コンクリートの許容応力度

添付 8-22154

別添 4
デブリ保持に必要な床スラブ鉄筋量評価

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

1.

床スラブ荷重床スラブ荷重は別添 3 と同様に約 6.20×10３ kN を用いる。
分布荷重は床スラブ荷重を床面積で除した値であり約

2.

となる。

曲げ応力による必要鉄筋量「機械工学便覧

基礎編 a3

材料力学」（第 1 図）に基づき，等分布荷重を受ける周辺単純支持の円板に作用するモーメントＭを算定する。
Ｍ＝（3＋ν）・ｐ・ａ ２ ／16＝約
ここで，
ν：ポアソン比 0.2ｐ：分布荷重ａ：床スラブ半径

添付 8-23155算定したモーメント及び建築物の構造関係技術規準解説書（国土交通省ほか，2015）に示される終局曲げ強度算定式より，床スラブ本体部の幅 1m 当たりの必要鉄筋量を算定する。
必要鉄筋量＝Ｍ／（σ ｙ ・ｄ）＝約
ここで，
σ ｙ ：鉄筋の降伏強度（345N／mm ２ ）の 1.1 倍 ※1＝
ｄ ：床スラブの有効せい ※2＝※1 建築物の構造関係技術規準解説書では，終局強度算定にあたりＪＩＳ規格品の鉄筋の基準強度を 1.1 倍以下の数値とすることができるとされている※2 圧縮縁から引張側鉄筋の重心までの距離（第 2 図）

添付 8-24

156

157

別添 5
熱影響を考慮した側壁コンクリートの構造評価

1.

側壁コンクリートの圧縮軸力に対する評価

(1)

評価方法
・ＲＰＶ等の重量は側壁コンクリートに圧縮軸力として作用することから，
コンクリートを対象に評価し，鉄筋については考慮しない。
・側壁部のＡＢＡＱＵＳによる熱伝導解析結果は，健全な壁厚を保守的に小さく評価する観点から，第 1 図に示す侵食量が最大となる感度ケースを参照する（側壁侵食量として 45cm を設定）。
・熱伝導解析結果における側壁での径方向各厚さの温度に対して，第 2 図に示すとおり包絡温度を設定する。
・各厚さ部分の包絡温度に対して，第 3 図に示す構造材料の耐火性ガイド
ブック（（社）日本建築学会，2017）（以下，「耐火性ガイドブック」という。）に示される加熱冷却後の圧縮強度残存比を参照し，ＭＣＣＩ
侵食後の残存壁厚に対し健全なコンクリートとしてみなせる等価壁厚を算定する。
・上記手順により算定した等価壁厚と別添 2 に示すＲＰＶを支持するために必要な壁厚である 133mm とを比較し，等価壁厚が必要壁厚を上回ることを確認する。

(2)

評価結果
等価壁厚は約 684mm となり，ＲＰＶ支持に必要な壁厚 133mm を上回ることから，側壁コンクリートの圧縮軸力に対してＲＰＶ支持機能は維持される。
添付 8-26158

2.

側壁基部コンクリートの面外せん断に対する評価

(1)

評価方法
・第 4 図に示すコンクリート面外せん断の短期許容応力度に，1.の圧縮軸力に対する評価にておいて設定した側壁部各厚さにおける包絡温度（第2 図）を考慮した圧縮強度残存比（第 3 図）を乗じて，高温影響を考慮したコンクリート強度を求める。
・ＲＣ規準の断面算定評価式に基づいて，面外せん断に対する等価壁厚を算定する。
Ｑ＝ｂ・ｊ・ｆｓ
ここで，
Ｑ：発生荷重（N）
ｂ：部材の有効幅（mm）
ｊ：柱の中心間距離（mm）
ｊ＝ｄ×7／8
ｄ：有効せい（必要壁厚）（mm）
ｆｓ：短期許容応力度（N／mm２ ）・上記手順により算定した等価壁厚と別添 2 に示すＲＰＶを支持するために必要な壁厚である 192mm とを比較し，等価壁厚が必要壁厚を上回ることを確認する。

(2)

評価結果
等価壁厚は約 710mm となり，ＲＰＶ支持に必要な壁厚 192mm を上回ることから，側壁基部コンクリートの面外せん断に対してＲＰＶ支持機能は維持される。

添付 8-27159

ペデスタル
内壁面
冷却水
デブリ
MCCI による
侵食部分

縦スリット部
約 50mm刻み

横スリット部
コンクリート部鉄筋
コンクリート部

外壁面

側壁部温度変化

第1図

ペデスタル
内壁

第2図

側壁部の熱伝導解析結果

ペデスタル中心からの距離（m）

ペデスタル
外壁

ペデスタル側壁における包絡温度の設定

添付 8-28

160

第３図

第4図

コンクリートの圧縮強度残存比

コンクリートの許容応力度

添付 8-29161

別添 6
熱影響を考慮した床スラブのコンクリート及び鉄筋の構造評価

1.

床スラブコンクリートの面外せん断に対する評価

(1)

評価方法
・デブリ等の重量によるせん断応力は床スラブにせん断荷重として掛かることから，コンクリートを対象にせん断応力を評価し，鉄筋については考慮しない。
・床スラブ部のＡＢＡＱＵＳによる熱伝導解析結果は，ＭＡＡＰ解析結果
における侵食量並びに床スラブ上のデブリ及び横スリット内デブリの温度変化等を入力し，鉄筋コンクリート部の温度を厳しくする観点から侵
食量を 0cm※ として評価した第 1 図に示すベースケースの結果を参照する。
・熱伝導解析結果におけるにおける床スラブ鉄筋コンクリート部の高さ方向の温度に対して，第 2 図に示すとおり包絡温度を設定する。
・床スラブ鉄筋コンクリート部の各高さ方向の包絡温度に対して，耐火性
ガイドブックに示される加熱冷却後の圧縮強度残存比を参照し，健全なコンクリートとしてみなせる等価壁厚を算定する。
・上記手順により算定した等価板厚と別添 3 に示すデブリ保持に必要な板厚であるとを比較し，等価壁厚が必要壁厚を上回ることを確認する。
※侵食量が小さいと，スリット内デブリから冷却水及び冷却水によりクエンチしたデブリまでの距離が長く，スリット内デブリの崩壊熱が除熱されにくいため，鉄筋コ
ンクリート部の温度が高くなる。

添付 8-30

162

(2)

評価結果
等価壁厚は約 618mm となり，デブリ保持に必要な板厚であるを上回るため，床スラブコンクリートの面外せん断に対してデブリ保持機能は維持
される。

2.

床スラブ鉄筋の曲げ応力に対する評価

(1)

評価方法
以下に熱影響を考慮した床スラブ鉄筋の構造評価の方法を示す。
・デブリ等の重量による曲げ応力は床スラブの鉄筋コンクリート部に引張荷重として掛かることから，図 3 に示す鉄筋を対象に曲げ応力を評価し，コンクリートについては考慮しない。
・ＡＢＡＱＵＳによる熱伝導解析結果より，下端筋位置では最大 220℃程
度まで温度上昇するため，第 4 図に示す耐火性ガイドブックの高温時の鉄筋強度を参考に強度低下割合として 4 割を設定する。
・実機の床スラブ本体部の幅 1m あたりの鉄筋量に対し上記の鉄筋強度劣化度合いを考慮し，健全な状態とみなせる鉄筋量を評価する。
・上記手順により算定した強度低下を考慮した鉄筋量と別添 3 に示すデブ
リ等の重量保持に必要な鉄筋量である幅 1m あたりとを比較し，

等価壁厚が必要壁厚を上回ることを確認する。

(2)

評価結果
強度低下を考慮した鉄筋量は約

要な鉄筋量は幅 1m あたりとなる。デブリ等の重量保持に必であり，必要な鉄筋量を上回ることから，曲げ応力に対してデブリ保持機能は確保される。

添付 8-31163

164

コンクリート層

床スラブ本体部実施鉄筋量：（幅 1m 当たり）鉄筋
コンクリート層

第3図

床スラブの鉄筋コンクリート範囲

第4図

鉄筋強度の低下割合

添付 8-33165

別添 7
鉄筋コンクリート内に発生する熱応力の取扱いについて

1.

はじめに
東海第二発電所のＭＣＣＩ及びＳＥを考慮した対策を踏まえ，ＲＰＶ破損
時にペデスタルへ落下したデブリからの熱影響による鉄筋コンクリートの材
料強度低下を考慮した構造健全性評価を行い，ペデスタルに要求されるＲＰ
Ｖ支持機能及びデブリ保持機能が損なわれないことを確認している。
一方，本事象に対する構造健全性評価では終局状態における機能維持確認の観点より，デブリからの伝熱によって鉄筋コンクリートに発生する熱応力は考慮しないこととしており，この取扱いの考え方について説明する。

2.

発生する熱応力（自己拘束的な応力）の解放について
第 1 図に鉄筋コンクリート構造物に発生する熱応力の解放原理について示す。ＲＰＶの破損後にデブリが落下・堆積し，その非常に高温な熱により，ペデスタル内側が高温状態となり膨張するが，周囲の拘束によって膨張は抑えられるため，ペデスタル内側には圧縮力が生ずる。一方，ペデスタル外側は，内側よりも温度が低いため熱膨張に対する反作用として引張力が生ずる。
次に，躯体の温度上昇に伴って熱膨張が進むと高温側（内側）には圧縮力が加算され，低温側（外側）には引張力が加算される。このように，定常状態からの温度上昇により，躯体内で熱応力（自己拘束的な応力）が発生する。
更に温度が上昇し，熱応力がコンクリートの許容引張力を上回るとコンクリ
ートにひび割れが発生する。熱応力は自己拘束的な応力であるため，ひび割れを生ずると，その部位の熱応力は解放される。終局状態は，ひび割れが複数発生した状態となり，熱応力のほとんどが解放されると考えられる。
添付 8-34166

3.

ＣＣＶ規格における熱応力の取扱いについて
ペデスタルと同様の円筒形状構築物の設計規格である発電用原子力設備規格コンクリート製原子炉格納容器規格（（社）日本機械学会，2003）（以下，「ＣＣＶ規格」という。）では，各荷重状態における熱応力の取り扱いについて示されており，終局状態に相当する荷重状態Ⅳでは熱応力は無視してよいこととされている。また，荷重状態Ⅰ〜Ⅲでは，コンクリート部材の剛性，
ひび割れ等を考慮して適切に評価することにより算定することとされている。
第 2 図にＣＣＶ規格における熱力応力の扱いに関する記載を示す。
なお，ＣＣＶ規格では熱応力を算定する際の手法も示されており，荷重状
態Ⅰ，Ⅱでは弾性剛性を 1／2 に，荷重状態Ⅲでは 1／3 に一律に低減して算定する方法（一律低減法）が示されている。これはひび割れ等による部材剛性の低下により，鉄筋コンクリート部材の熱応力が低減するという性質を考慮したものであり，熱応力実験結果に基づいている。また，外力や熱応力に対する部材の塑性剛性（ひび割れ後のコンクリートの剛性等）を考慮した部
材断面の釣合いを評価して応力を算定する方法（ひび割れ断面法）も示され
ている。

4.

ペデスタルにおける熱的影響を考慮した解析的検討（参考）
前述のとおり，終局状態において躯体に生じる熱応力は解放されるが，ここでは，熱的影響による躯体材料の強度劣化を考慮した上で，外力や熱応力に対する部材の塑性剛性を考慮した部材断面の釣合いを算定し，応力と変形について評価することで，終局限界に対する健全性を検討する。

添付 8-35

167

(1)

評価方法
第 3 図に原子力施設鉄筋コンクリート構造計算規準・同解説（（社）日本建築学会，2005）（以下，「ＲＣ−Ｎ規準」という。）に記載されているひび割れ断面法による設計フローを，第 4 図に評価対象部位を示す。本
検討では，第 3 図に示す評価フローに準じて，デブリからの伝熱による熱応力として曲げモーメントが発生する上部側壁を対象に評価する。
温度荷重に対しては，ＮＡＳＴＲＡＮコードを用いて弾性剛性での温度応力解析にて曲げモーメントを評価し，断面の曲率について曲げ剛性（ＥＩ）を用いて求める。なお，ＮＡＳＴＲＡＮコードに入力した温度条件はコリウムシールド（15cm）設置を仮定したＭＡＡＰ解析に基づき設定する。
温度以外の荷重（固定荷重積載荷重）についても同様にＮＡＳＴＲＡＮコードにより応力を評価する。次に両者で得られた曲率を加算し，温度を含む応力組合せ時の断面の釣合い状態を評価（中立軸位置の算定）し応力度を算定する。なお，この時に断面に作用する軸力は積載されるＲＰＶ自重を含む通常運転時の軸力とし，曲げモーメントが終局状態に達するまで漸次増加させていく。また，仮定する断面の釣合い計算においては，最も温度勾配が高い時点での断面内の温度分布に対応した材料強度低減を考慮し復元力特性（Ｍ−φ関係）を算定する。

(2)

評価結果
第 4 図にペデスタル上部側壁の曲げモーメントが最大になる断面におけるＭ−φ関係図を示す。発生する熱応力に対する曲率は終局限界に対して十分に小さく，ペデスタルが十分な塑性変形能力を有していることを確認した。したがって，ペデスタル機能維持確認の観点では，デブリからの熱影響により発生する熱応力は考慮しなくとも支障はないことを確認した。
添付 8-36

168

【①】

【②】

【③】

【④】

第1図

第2図

熱応力が解放する原理

ＣＣＶ規格における熱応力の扱いに関する記載

添付 8-37169

第3図

ひび割れ断面法による設計フロー（ＲＣ−Ｎ規準）

評価対象部位

第4図

評価対象部位
添付 8-38

170

7000

終局曲率
▼

曲げモーメント(kNm/m)

6000
5000
4000
3000
2000

発生曲率

1000
0
0

0.001

第5図

0.002

0.003

0.004 0.005
曲率(1/m)

0.006

0.007

0.008

曲げモーメント−曲率関係（Ｍ−φ関係）

添付 8-39171

添付 9．溶融デブリの排水流路内での凝固停止評価について

東海第二発電所では，ＲＰＶ破損時にペデスタルに落下した溶融デブリが，ペデスタルに設置された格納容器ドレンサンプの排水流路を通じてＳ／Ｃへ移行することを防止するため，排水流路の形状を変更することとしている。
ＲＰＶ破損時には，ペデスタル水張り水により格納容器ドレンサンプの排水
流路は水で満たされていることから，溶融デブリが排水流路に流入する際には，流路内から水や水蒸気の対向流が生じる。また，溶融デブリが格納容器ドレン
サンプの排水口に到達するまでの温度低下及び粘性増加を考慮すると，現実的には溶融デブリの排水流路への流入はごく限定的と考えられる。
しかしながら，溶融デブリの落下時及び落下後の挙動は不確かさがあることから，溶融デブリの排水流路への流入を想定した場合でも溶融デブリが横スリ
ット内で凝固停止しＳ／Ｃ側へ移行しないことを，ＭＡＡＰ既計算結果をもとに評価し，スリット状排水流路の有効性を確認した。

1.

格納容器ドレンサンプ排水流路の形状変更
第 1 図に，格納容器ドレンサンプ排水流路の形状変更の概要図を示す。
各ドレンサンプからの排水流路は，ペデスタル床面に堆積する溶融デブリによる熱影響を抑制するコンクリート深さまで通じる縦方向の流路（縦スリット）と，流入した溶融デブリを凝固させる横方向の流路（横スリット）を介し，既設の格納容器ドレンサンプ排水配管へ接続する構成とする。
また，縦スリット及び横スリットは薄い中空平板型（幅さ〔内径〕，厚〔内径〕）の形状とし，周囲をＳＵＳ材とすることで，流入した溶融

デブリの冷却及び凝固停止を促進させる設計とする。

添付 9-1172

添付 9-2
第 1図

格納容器ドレンサンプ排水流路の形状変更

173

2.

既往の試験結果に基づく評価
配管等の流路内における溶融デブリの流動・凝固挙動に係る試験として，
米国ＥＰＲＩ及びＦＡＩにより実施されたデブリ溶融時のＲＰＶ下部プレナ［１］
ム貫通部の挙動に係る試験がある。
この試験では，ＲＰＶ下部プレナム及びドレン配管（内径 5cm）を模擬した試験体に模擬コリウムとしてＡｌ ２ Ｏ ３を流入させ，その流動挙動を確認している。第 2 図に試験装置の概要図を示す。
試験の結果，配管内でのＡｌ ２ Ｏ ３ の流動距離は最大でも 79cm 程度となっており，配管の破断は生じていない。また，配管内での水平方向の流速は最大でも約 0.2m／s と推定されており，流路形状に基づきベルヌーイ則により計算される流速よりも１〜２桁小さい結果となっている。これは，模擬ドレン配管内における水の存在により，模擬コリウムの流動が著しく抑制されたためと推定されている。
第 1 表に，ＥＰＲＩ試験条件と東二の排水流路における条件の比較を示す。
ＥＰＲＩ試験では，模擬コリウムとしてＡｌ ２ Ｏ ３ を用いており，その体積当たりの溶融潜熱は約 4.41×10９ J／m ３ と計算される。これに対して，東海第二の溶融デブリの場合，溶融潜熱に加えて液相線温度から固相線温度までの顕熱を考慮しても，体積当たりの凝固までの放出エネルギーは約と計算され，Ａｌ ２ Ｏ ３ と同等であることが分かる。
また，東海第二の溶融デブリの熱伝導率はＡｌ ２ Ｏ ３ に比べて大きいことに加え，格納容器ドレンサンプの排水流路はスリット形状とし周囲にＳＵＳ材を配置することから，実機条件の方が溶融デブリの冷却が進みやすいと考えられる。
一方，東海第二の溶融デブリはＡｌ ２ Ｏ ３ に比べて動粘度が小さいことや堆積ヘッドが大きくなっていることから，ＥＰＲＩ試験条件に対して流路内で添付 9-3174

の流入速度が速くなることが考えられる。しかし，流速が大きくなると，溶融デブリとＳＵＳ材間の対流熱伝達率が大きくなり溶融デブリの冷却率が大きくなることから，流動距離は流速の増加に対して単純に線形には増加しない。
以上より，ＥＰＲＩ試験条件と実機条件の差を勘案しても，総合的な流動距離への影響は同程度であることから，東海第二のスリット条件でもＥＰＲ
Ｉ試験結果の流動距離（約 79cm）を大きく上回ることは考えにくく，溶融デ
ブリは横スリット（約）の範囲内で凝固するものと考えられる。

添付 9-4175

溶融アルミナ

最大流動距離：約 79cm

第2図ＥＰＲＩ／ＦＡＩによる試験装置

添付 9-5176

第 1表

ＥＰＲＩ試験条件と東海第二実機条件の比較

ＥＰＲＩ

項目

試験条件

溶融物

［１］

Ａｌ２Ｏ３

融点（℃）

東海第二
溶融デブリ

2 ,0 47３

流動距離への影響の比較

実機条件

凝固までに必要な除熱量は同程度。

溶融物条件

密 度 （ kg／ m ）3 ,8 00（ Ａ ｌ ２ Ｏ ３ は 溶 融 潜 熱 の み ，溶 融 デ

比 熱 （ J／ kg K ）1 ,3 00

ブリは液相線温度から固相線温度ま

溶 融 潜 熱 （ MJ／ kg）

1. 16

での顕熱と溶融潜熱を考慮）

体積当たりの凝固までの 放 出 熱 量 （ J／ m ３ ）添付 9-6

熱 伝 導 率 （ W／ mK）
粘 性 係 数 （ Pa・ s）
２

動 粘 性 係 数 （ m ／ s）
全量堆積時の水平流路

流路条件

ま で の ヘ ッ ド （ m）

4. 4 1×1 0 ９
7. 5

溶融デブリの方が冷却が進みやすい。

0 .0 03
7. 9× 100. 0 04

※２

−７

なる傾向。
（ ヘ ッ ド は 1／ 2 乗 で 流 速 に 寄 与 ）

0. 3

流路構造

配管

流路内径

5c m

東二条件の方が溶融物の流速が速く

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

※１：ＭＡＡＰ解析（ＴＱＵＶシーケンス）におけるＲＰＶ破損時の値（ ペ デ ス タ ル 事 前 水 張 り 水 位 を 2 . 2m と し た 場 合 の 値 ）※２：ＭＡＴＰＲＯにおけるＵＯ２の値［２］

177

3.

溶融金属の凝固モデルによる評価

3.1

溶融金属の流路内での凝固挙動
第 3 図に，流路内における溶融金属の凝固挙動の概念図を示す。
純金属や共晶温度の合金では，第 3 図(a)のように流路の入口付近から固化

クラストが成長し流路が閉塞することで，流動が停止する。
一方，液相線温度と固相線温度に差がある合金では，第 3 図(b)のように溶融物の先端から温度低下とともに固相率が増加し，流動限界固相率を超えた
ときに流動を停止する。これは，第 4 図に示すように，固相率の増加とともに粘性が増加するためである。
溶融デブリについては，液相線温度に対して固相線温度が（ＭＡＡＰ計算結果）と差があることから，合金の凝固挙動を示すものと考
えられる。

液相

入口付近から凝固が開始

固相率が徐々に増加

流路が閉塞し，流動停止

流動限界固相率に到達し，流動停止(a) 純金属

第3図(b) 合金流路内での溶融金属の凝固挙動の概念図

添付 9-7

178

第4図

3.2

溶融合金における固相率と見かけの粘性の関係 ［３］評価方法
溶融合金の流路内での流動距離を評価するモデルとして，Fleming のモデ

ル ［４］ があり，このモデルを用いて溶融デブリの横スリット内での流動距離の評価を行った。その内容を以下に示す。
なお，本凝固評価モデルは流路内に水が存在しないドライ状態を前提としていることから，実機条件に対して十分保守的な評価となると考えられる。
（１）Flemings モデルの評価式
Flemings モデルは(1)式のように表され，流路を流れる溶融物が保有するエネルギーと周囲の構造材への除熱速度をもとに，溶融物が凝固するまでに必要なエネルギーが除去されるまでの流動距離を評価するモデルとなっている。
L f eeze

Arv f c H f
hS Td

Cp T
Tw

1

B
2

(1)

ここで，
添付 9-8

179

h

B

aw X

(2)

kw v

であり，各パラメータの内容は以下のとおりである。

L f eeze ：流動距離（m）， A ：流路断面積（m ２ ），r ：溶融デブリ密度（kg／m３ ）， v ：溶融デブリ流速（m／s），

f c ：流動限界固相率（-）， H f ：溶融デブリ溶融潜熱（J／kg），
C p ：溶融デブリ比熱（J／kgK）， T ：初期温度と凝固温度の差（K），
h ：熱伝達率（W／m ２ K）， S ：流路周長（m）， Td ：溶融デブリ温度（K），

Tw ：構造材温度（K）， aw ：構造材熱拡散率（m２ ／s），
X ：チョーキングレンジ ※ （m）， k w ：構造材熱伝導率（W／mK）※：溶融物先端でどの程度の長さが流動限界固相率を超えると流動が停止するかを定義する定数（２）熱伝達係数の計算
溶融デブリとスリット構造材間の熱伝達係数 h は，溶融デブリの熱伝導率k ，水力等価直径 d e 及び Sleicher Rouse の式［５］より求まるヌセルト数 Nu を用いて，下式により算出する。
h

k
Nu
de

(3)

Sleicher-Rouse の式
Nu m

5 0.015 Re f Prw
10 4

Re 10 6 ，
0.1 Pr 10 4

0.88
b

b

(4)

0.24
4 Prw

1
0.5 exp
3

0.6 Prw

添字はそれぞれ，m：混合平均温度，f：膜温度，w：壁温における物性値を表す。ただし本評価では，物性値は温度によらず一定と仮定している。
添付 9-9180

（３）溶融デブリの温度低下の考慮(1)式をそのまま用いると，溶融デブリの温度低下が考慮されず流動距離が短く評価されることが考えられる。
今回の評価では，Flemings の評価式をもとに，流動に伴う溶融デブリの温度低下を考慮した上で，溶融デブリ先端が流動停止する固相率に至るまでの除熱時間を算出し，溶融デブリの流速との積により流動距離を計算した。評価の概要を第 5 図に示す。

添付 9-10181

第5図

溶融デブリ流動距離の評価イメージ図（４）構造材温度の設定
p

構造材温度 Tw については，溶融デブリとの接触による温度上昇を以下のように考慮することで，溶融デブリからの除熱量を保守的に評価するよう設定した。
流動している溶融デブリの先端と各位置の構造材壁面との接触はごく短期間であるため，接触した瞬間の接触面温度は溶融デブリと構造材壁面を半無限固体と見なすことで以下により得られる。
Twp

C p k d Tdp

C p kdw
w

C w k w Tw 0

Cw k w(10)

ここで，各パラメータの内容は以下のとおりである。

k d ：溶融デブリ熱伝導率（W／mK）， rw ：構造材密度（kg／m３ ），Cw ：構造材比熱（J／kgK）， Tw 0 ：構造材初期温度（K）

3.3

評価条件
横スリット内での溶融デブリ凝固評価に用いた条件を第 2 表に示す。
溶融デブリの物性については，ＭＡＡＰ計算結果におけるＲＰＶ破損時の添付 9-11182

溶融デブリ物性値を用いる。なお，流動距離が長くなるよう溶融デブリの保有エネルギーを大きく設定する観点から，ＴＱＵＶシーケンスの値を設定する。
溶融デブリの流速については，水，溶融デブリ全量及びペデスタル内構造物等の堆積高さ約と，横スリット下端までの高低差約の合計をヘッドとし，縦スリットでの圧損を考慮した場合，溶融デブリの流速は約となる。これに対し，スリット内の冷却水の存在による溶融デブリの流速の低下として，ＥＰＲＩ試験の知見（1〜2 桁）及び実機溶融デブリとＥ
ＰＲＩ試験の溶融アルミナの動粘度の差（約 1.6 倍）を考慮し，保守的に 1／2 を考慮したを設定する。

流動限界固相率及びチョーキングレンジについては，既往の溶融デブリ拡がり試験においては固相率が 0.4〜0.6 程度で粘性が急激に増加するといった知見 ［ ６］ があるが，チョーキングレンジには明確な知見がないことから，
溶融デブリ先端が完全に凝固するまで流動が続くものと仮定し，流動限界固相率を 1.0，チョーキングレンジを 0m と設定する。

添付 9-12

183

第 2表
項目
横スリット流路

流 路 高 さ （ cm）

形状

流 路 幅 （ cm）

評価条件

条件

備考
設計値

液相線温度（℃）

ＭＡＡＰ計算結果※

固相線温度（℃）（ＲＰＶ破損時の値）

密 度 （ k g／ m ３ ）溶融デブリ物性

添付 9-13

構造材物性

初期温度条件熱 伝 導 率 （ W／ mK）

流動距離が長くなるよう溶融デブリの保有エネルギー

比 熱 （ J ／ kg K ）を大きく設定する観点から，ＴＱＵＶシーケンスの値

溶 融 潜 熱 （ kJ／ kg）

を使用

粘 性 係 数 （ Pa・ s）

0. 00 4密 度 （ k g／ m ３ ）7 ,8 90

熱 伝 導 率 （ W／ mK）

16 .5

比 熱 （ J ／ kg K ）5 11

溶融デブリ流動条件

伝熱工学資料（ 3 00 K に お け る Ｓ Ｕ Ｓ 3 04 の 値 ）ＲＰＶ破損時の溶融デブリ平均温度（

溶融デブリ初期温度（℃）
構造材初期温度（℃）

ＭＡＴＰＲＯにおける溶融ＵＯ２の値［２］：ＭＡＡ

Ｐ計算結果）に対し，保守的に液相線温度を設定
1 67

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

溶 融 デ ブ リ 流 速 （ m／ s ）却水の存在を考慮し，保守的に設定

流 動 限 界 固 相 率 （ -）1 .0

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

0

定し設定

※ ： ペ デ ス タ ル 事 前 水 張 り 水 位 を 2. 2m と し た 場 合 の 値

184

3.4

評価結果
3.3 に示した条件に基づく評価の結果，溶融デブリの流動距離は約 1.8m となり，横スリットの長さ（約凝固に要する時間は）の範囲内で凝固することを確認した。また，程度であり，この間の溶融デブリの崩壊熱による影

響は無視し得る。
なお，第 2 表の評価条件において，溶融デブリのレイノルズ数及びプラント ル 数 は そ れ ぞ れ Re ≒及 び Pr ≒で あ り ， (4) 式 の

Sleicher Rouse の式の適用範囲内である。

3.5

評価における保守性について
本評価は，以下のような点で保守性を有すると考えられる。
・本評価は流路内がドライな状態を前提としているが，実際にはスリット
内は水で満たされた状態であり，溶融デブリから水への除熱等により流動距離はより短くなると考えられる。
・流動距離の計算において，溶融デブリの流速は流動停止まで一定としており，横スリット内での速度低下を考慮していない。
・横スリットへ流入する溶融デブリの初期温度は，ＲＰＶ破損時の溶融デ
ブリ平均温度（）に対し保守的に液相線温度（）を設定しているが，溶融デブリがペデスタル床面を拡がる間や縦スリットを通過する間の除熱を考慮すると，実際にはより温度は低下し，またそれに伴い溶融デブリの粘性は増加すると考えられる。
・流動限界固相率は 1.0 を設定しているが，既往の溶融デブリ拡がり試験においては，固相率が 0.4〜0.6 程度で粘性が急激に増加するといった知見 ［６］ がある。

添付 9-14185

3.6

評価条件の不確かさによる影響について
第 2 表の評価条件において，溶融デブリの物性値条件についてはＭＡＡＰ

計算結果における溶融デブリの組成平均値を用いている。
これに対して，スリットに流入する溶融デブリの物性値は不確かさを有すると考えられることから，評価条件の不確かさとして，ＭＡＡＰ計算結果のうち溶融デブリ内の金属相及び酸化物相の範囲を考慮して，各物性値について流動距離が長くなる値をそれぞれ選択し，評価結果への影響を確認する。
不確かさを考慮した流動距離評価条件を第 3 表に示す。なお，構造材物性
値は不確かさが小さいと考えられること，構造材初期温度及び溶融デブリ流
動条件は十分な保守性を見込み設定していることから，第 2 表と同様の条件を使用した。
この場合でも，評価の結果溶融デブリの流動距離は約 2.8m となり，横スリットの長さ（約）の範囲内で凝固することを確認した。

添付 9-15

186

第 3表
項目

不確かさを考慮した評価条件

ベースケース

感度ケース（太字の数値を使用）
金属相

備考

酸化物相

液相線温度（℃）

ＭＡＡＰ計算結果※

固相線温度（℃）（ＲＰＶ破損時の値）

３

密 度 （ kg ／ m ）溶融デブ

熱 伝 導 率 （ W ／ mK ）

溶融潜熱については各相の値がＭＡ

リ物性

比 熱 （ J／ kg K ）Ａ Ｐ か ら 出 力 さ れ な い た め ，溶 融 デ ブ

溶 融 潜 熱 （ kJ／ kg）

リの組成割合等に基づき算出

添付 9-16

粘 性 係 数 （ Pa・ s）

0.0 040.003

ＭＡＴＰＲＯ記載の実験データの最小値として設定（図 6 参照）

初期温度

溶融デブリ

ベ ー ス ケ ー ス と 同 様 に ，保 守 的 に 液 相条件

初期温度（℃）

線温度を設定※ ： ペ デ ス タ ル 事 前 水 張 り 水 位 を 2.2 m と し た 場 合 の 値

187

粘性係数(×10 −３ Pa･s)

0.003 Pa･s

温度 (K)

第6図

4.

溶融ＵＯ ２ の粘性係数実験値 ［２］

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

Library of Materials Properties for Light-Water-Reactor Accident
Analysis, NUREG/CR-6150, Vol.4 Rev.2, 2001
[3] 渋谷 他，固相・液相共存下における鉄および非鉄合金のみかけの粘性の測定結果，鉄と鋼，第 66 年，第 10 号，1980[4] M.C.Fleming et al., An Experimental and Quantitative Evaluation of
the Fluidity of Aluminium Alloys, AFC Transactions, vol.69, 1961

[5] 日本機械学会，伝熱工学資料 第４版，1986[6] M.T. Farmer, Melt Spreading Code Assessment, Modifications, andApplications to the EPR Core Catcher Design, ANL-09/10, 2009

添付 9-17188

別添
Flemings モデルの適用性について

Fleming らは，第 1 図のような試験装置を用いて溶融合金（Ａｌ95.5％−Ｃ
ｕ4.5％）を耐熱ガラス管内に吸引した試験により溶融物の流動距離等の挙動を確認し，その結果をもとに Flemings モデルを用いて流動限界固相率を推定しており，最大 0.35 程度という結果を得ている ［１］。
一方，渋谷らは，第 2 図のような試験装置によりＡｌ95.5％−Ｃｕ4.5％合
金の流動性を確認し，固相率が 0.5 付近から粘性が急激に増加する結果となっており ［２ ］，両者を比較するとＡｌ−Ｃｕ合金が流動性を失う固相率の評価結果は 0.15 程度の差異がある。
しかし，今回の溶融デブリの流動距離評価においては，溶融デブリ先端が完全に凝固するまで流動が続くものと保守的に仮定し，流動限界固相率を 1.0 と設定していることから，上記の要因により流動距離が過小評価されることはな
いと考えられる。

溶融物の凝固までの流動距離に対して支配的な要素は，溶融物からの必要除熱量，除熱速度及び溶融物の流動速度であり，Flemings モデルでは，流路断面
積 A 及び流路周長 S により必要除熱量や除熱速度が表現されている。したがって，これらのパラメータを適切に変更することにより，スリット状の流路形状についても評価に反映可能である。
また，流路の材質（表面粗さ）についてはモデル上考慮されていないが，一般にステンレス鋼（東海第二の排水スリット条件）はガラス材（Fleming らの試験条件）より表面粗さが大きく，内部流体の乱れが促進され熱伝達率が大きくなるため，Fleming らの試験条件よりも溶融物の流動距離は短くなる傾向と
添付 9-18189

考えられる。
以上より，Fleming らの試験条件と東海第二実機条件の差を考慮しても，
Flemings モデルは適用可能と考えられる。

参考文献[1] M.C.Fleming et al., An Experimental and Quantitative Evaluation of
the Fluidity of Aluminium Alloys, AFC Transactions, vol.69, 1961

[2] 渋谷 他，固相・液相共存下における鉄および非鉄合金のみかけの粘性の測定結果，鉄と鋼，第 66 年，第 10 号，1980

第1図Fleming らによるＡｌ−Ｃｕ合金の流動性確認
試験置及び試験結果

添付 9-19190

第2図

渋谷らによるＡｌ−Ｃｕ合金の流動性確認
試験装置及び試験結果

添付 9-20191

（参考）その他の凝固モデルによる評価

純金属の流路内での凝固挙動を対象とした流動距離評価モデルとして，ＵＳ−ＡＢＷＲ ＤＣＤモデル ［１］ や，Epstein のモデル ［２］［３］ がある。
溶融デブリは液相線温度と固相線温度に差があり，合金の凝固挙動を示すものと考えられるが，これらの純金属モデルを用いた場合にも，流動距離の評価
結果は第 1 表のとおりであり，横スリットの長さ（約）の範囲内で凝固することを確認した。
なお，ＵＳ−ＡＢＷＲ ＤＣＤモデルでは，評価条件として溶融デブリの流速ではなくＲＰＶからの落下率がパラメータとなっており，ＭＡＡＰ計算結果の最大値を包絡する値として 15,000kg／s を使用している。その他の評価条件
としては，Flemings モデルによる評価と同様の条件を用いている。

第1表
評価モデル
ＵＳ−ＡＢＷＲ
ＤＣＤモデルEpstein モデル

純金属モデルによる評価結果

評価結果

備考

（流動距離）

溶融デブリ流速の代わりにＲＰＶからの溶融デブ
約 1.5m

リの最大落下率 15,000kg／s を使用。その他はFlemings モデルによる評価条件と同様。

約 2.8mFlemings モデルによる評価と同様の評価条件を使用。

○ＵＳ−ＡＢＷＲ ＤＣＤモデルの概要 ［１］ＵＳ−ＡＢＷＲ ＤＣＤモデルは，ＲＰＶ下部のドライウェルサンプ周囲に設置されるコリウムシールドにおいて，ドレン水が通るためのスリット流路を対象とした溶融デブリの凝固評価モデルである。
本モデルは純金属の凝固挙動を想定し，流路の入口付近において周辺の構造
材への熱伝導によりクラストが成長し流路が閉塞するものとしている。
添付 9-21192

ＤＣＤモデルの評価式を以下に示す。

L freezev t freeze t freeze

(1)

ここで，
H 0 cm hlh

t freeze

2
3

v

cp T

4 k w Ts

0

t

b

0 0

aw

2

(2)

Ti

t

0

(3)

4b0
1
t
3 0

0

2 gmvescm Ald，2k w Ts

b0
cm

hlh

Ti

cp T

aw

(4)

であり，各パラメータは以下のとおりである。

L freeze ：流動距離（m）， v t ：溶融デブリの流路内平均流速（m／s），
t freeze ：凝固完了時間（s）， H0 ：スリット高さ（m），
cm ：溶融デブリ密度（kg／m３）， hlh ：溶融デブリ溶融潜熱（J／kg），

C p ：溶融デブリ比熱（J／kgK）， T ：溶融デブリ過熱度（K），

aw ：構造材熱拡散率（m２ ／s）， k w ：構造材熱伝導率（W／mK），
Ts ：接触面温度（K），Ti ：構造材初期温度（K）， g ：重力加速度（m／s２ ），mves ：ＲＰＶからの溶融デブリ落下率（kg／s），
Ald ：下部ドライウェル床面積（m２ ）ＤＣＤ ［ １］ においては，過去に実施された関連試験に係る文献を参照し，それらの試験結果よりＤＣＤモデルによる評価の適用性を確認している。

○Epstein モデルの概要 ［２］［３］
Epstein モデルは，ＭＡＡＰコードのＲＰＶ下部プレナム貫通部閉塞計算に使用されているモデルであり，ＤＣＤモデルと同様に流路の入口付近からの閉
添付 9-22193

塞が想定されている。
Epstein モデルの評価式を以下に示す。溶融デブリの総流動距離は(1)式と(2)式の和で求められる。
・溶融デブリが過熱度を有する領域での流動距離
X*

T0 TmpDln
T* Tmp2f(5)・溶融デブリの過熱度がない領域での流動距離

Xs

0.155 Re 8 11 D

Pr
B

7 11

(6)

ここで，
B

1

2C p Tmp

Tw

12

1

(7)

であり，各パラメータは以下のとおりである。

X * ，X s ：流動距離（m），Re：レイノルズ数（-），Pr ：プラントル数（-），，
D ：水力等価直径（m）：溶融デブリ溶融潜熱（J／kg），

C p ：溶融デブリ比熱（J／kgK）， T0 ：溶融デブリ初期温度（K），
Tmp ：溶融デブリ融点（K）， Tw ：構造材初期温度（K），

T * ：溶融デブリ凝固開始温度（推定値）（K）， f ：摩擦係数（-）
なお， T* Tmp はＥＰＲＩレポート ［２］ を基に 10K とする。
ＥＰＲＩは，第 1 図に示すＲＰＶ下部プレナムの核計装管を模擬した試験体に溶融アルミナを流入させる試験を行い，Epstein モデルによる流動距離評価
結果との比較を実施している。
その結果，試験結果に対して Epstein モデルによる流動距離は同等又は大きめの評価結果となっている。

添付 9-23194

第1図ＥＰＲＩ試験装置及び試験結果

参考文献[1] GE-Hitachi Nuclear Energy Americas LLC, ABWR Design Control Document,
United States Nuclear Regulatory Commission, 2010[2] M.Epstein et al., Freezing-Controlled Penetration of a Saturated
Liquid Into a Cold Tube, Journal of Heat Transfer, Vol.99, 1977
[3] EPRI, Experiments to Address Lower Plenum Response Under Severe
Accident Conditions, Volume1, EPRI report TR-103389, 1994

添付 9-24195

添付 10．ＪＡＳＭＩＮＥ解析について

1.

計算体系の幾何形状
ＪＡＳＭＩＮＥの計算体系にてモデル化した領域を図 1 に示す。モデル化
した領域は，ＲＰＶ底部，ペデスタル側面及び床面となる。

計算モデル部分

図1

2.

ＪＡＳＭＩＮＥの計算体系にてモデル化した部分

メッシュ分割図 1 に示す計算体系に対するＪＡＳＭＩＮＥコードでのメッシュ分割を図2 に示す。メッシュ分割数は，ＪＡＳＭＩＮＥコードの制限値(X 軸 30 セル，
Y 軸 40 セル)以内で，概ね均等セルとなるよう調整した。

添付 10-1

196

メッシュ幅[mm]
27：ＲＰＶ下部

26：メルト放出位置25：ペデスタル水24：トリガリング位置

23
22
21
20
19
18
17
16
15
14
13
12
11
10
9
8
7
6
5
4
3
2
1

図2

22

21

20

19

18

17

16

15

14

13

12

11

9

10

8

7

6

5

4

3

2

1

メッシュ幅
[mm]

ＪＡＳＭＩＮＥの計算体系モデル

添付 10-2197

3.

溶融物放出履歴表 1 にメルト放出速度，メルト放出口径の時刻歴を示す。

表1
時刻[sec]

メルト放出速度，メルト放出口径の時刻歴
メルト放出速度[m／s]

メルト放出口径[m]

0
146.0
146.1

4.

溶融炉心の組成ＪＡＳＭＩＮＥでは溶融炉心の組成を入力条件とはしていない。

5.

溶融炉心物性値
表 2 に溶融炉心物性値を示す。本解析では，組み込みライブラリ(jasmine.corium2)を用いている。ＪＡＳＭＩＮＥコード付属の溶融コリウム
模擬のライブラリ（jasmine.corium，jasmine.corium2，jasmine.corium3）のうち，物性値が実機条件に近いと考えられる jasmine.corium2 を採用した。

6.

主要入力値
表 3 に主な入力条件を示す。

添付 10-3

198

表2
No.

項目

溶融炉心物性値
物性値

数値

単位

1

溶融点

［K］

2

固相線温度

［K］

3

液相線温度

［K］

4

固相密度

［kg/m3 ］

5

液相密度［kg/m3 ］

6

液相比熱［J/（kg・K）］

7

固相比熱

［J/（kg・K）］

8

溶融潜熱

［J/kg］

9

熱伝導率［W/（m・K）］

10

粘性係数

［Pa・s］

11

表面張力

［N/m］

12

輻射率

［−］

添付 10-4

備考
組み込みライブラリ（jasmine.corium2）
に基づく値

199

表3
No.

入力

主な入力条件（1／2）

値（定義）

単位

1

初期圧力

［Pa］

2

プール水温

［K］

3

落下メルト総重量［kg］

備考

ＭＡＡＰ解析結果に基づく値

4

メルトジェット温度［K］

jasmine付属のメルトの物性値パッケージjasmine.corium2のリキダス
Kに，ＭＡＡＰ解析における下部プレナム内の溶融デブリの酸化物層の過熱度としてＢＷＲ代表条
件のKを考慮した値

5

メルト放出速度［m/s］

ＭＡＡＰ解析に基づくＲＰＶ破損時のデブリ流入速度の最大値

6

メルト放出口径［m］

ＲＰＶ底部の貫通配管で最も口径の大きいＣＲＤチューブ径0.15mを保守的に丸めて
mを設定

7

プール水深

［m］

手順上定める値［m］

大規模ＦＣＩ実験結果（ＦＡＲＯ,ＣＯＴＥＬＳ等）の粒径分布から代表粒子径として設定

8

粗混合時液滴径9

爆発後粒子径

10
11

12

1

0.00005［m］

ブレークアップ係数

1.0

［−］

液滴速度ファクタ

5［−］

トリガリング位置

ペデスタル中心，底から0.2m［m］

文献 [1]記載のＪＡＥＡが実施した検証解析に用いられる条件を採用
爆発に関与し得る融体の質量が最大に近く，爆発の強度が大きくなりやすい条件として，トリガ位置には底部から軸方向1セル目を選定[1] K.Moriyama, et al, Steam Explosion Simulation Code JASMINE v.3
User s Guide, JAEA-Data/Code 2008-014,July 2008.

添付 10-5200表3

主な入力条件（2／2）

No.

入力

値（定義）

単位

備考

13

トリガリングタイミ
ング

粗混合融体質量の最初のピークとな
る時刻

［sec］

水蒸気爆発により発生する運動エネルギーが最も大きくなると考えられる条件として設定

14

トリガ閾値

5×10５

［Pa］

マニュアルによるトリガ圧力の設
定範囲500kPa-10MPaより，500kPaを設定

15

フラグメンテーショ
ンモデル

Caracharios（1983）モデル

［−］

−

16

フラグメンテーショ
ン条件

粒子温度の平均温
度が融点以上［−］−17

フラグメンテーショ
ン係数

0.35

［−］

18

フラグメンテーショ
ン時間

1×10−３［sec］

19蒸発に用いられる
エネルギー割合

融体の寄与：0.02
フラグメント放熱の寄与：0.7［−］

20

フラグメンテーショ
ンにおけるボイド緩和係数

ボイド率0.3〜
0.75でカットオフ

［−］

21

トリガ点圧力

1×10７

［Pa］

ピーク圧力よりも低くかつトリガ
閾値圧力500kPaよりも十分大きい
圧力として設定

22

トリガ点ガス割合

粗混合解析結果の引き継ぎ［−］

トリガ気相割合は，粗混合解析の結果に基づきトリガ発生時点でのトリガセルでの気相割合を設定

23

トリガ点ガス温度

1,000

［K］

文献 [1]記載のＪＡＥＡが実施した検証解析に用いられる条件を採用

文献 [1]記載のＪＡＥＡが実施した検証解析に用いられる条件を採用[1] K.Moriyama, et al, Steam Explosion Simulation Code JASMINE v.3
User s Guide, JAEA-Data/Code 2008-014,July 2008.

添付 10-6201

解析結果
図 3 にＳＥに伴う運動エネルギーの推移を示す。ＳＥの発生を想定した場
合にペデスタルの水に伝達される運動エネルギーの最大値は約 3.3MJ である。

10.0
9.0
8.0
7.0
運動エネルギ(MJ)

7.

6.0
5.0

最大値 約 3.3MJ

4.0
3.0
2.0
1.0
0.0
0

0.01

0.02

0.03

0.04

0.05

時間(sec)

図3

ＳＥによる運動エネルギーの推移

添付 10-7

202

添付 11．水蒸気爆発評価の解析モデルについて

1.

はじめに
本資料は，格納容器破損防止対策に関する重大事故等対策の有効性評価において，格納容器破損モード「原子炉圧力容器外の溶融燃料−冷却材相互作用」に対して，ＳＥの発生を仮定した場合のペデスタルの構造評価に適用す
るＬＳ−ＤＹＮＡコードの解析モデルについて整理したものである。

2.

計算要素
ＬＳ−ＤＹＮＡコードでは，３次元のペデスタルの構造応答の観点より，計算要素は以下のとおり設定している。
・構造材に力を伝える流体には，流体に対して移動境界を比較的容易に表せる ALE Solid 要素を用いる。
・鉄筋コンクリートのコンクリート部分には、境界面が移動又は変形してもメッシュが追従し，主として固体に適用性がある Lagrange Solid 要素を用いる。
・鉄筋コンクリートの鉄筋部分には、Lagrange 要素のうち細い棒状の固体に対して適用性がある Lagrange Beam 要素を用いる。

3.

境界条件
ペデスタルはＲＰＶを支持する，上層円筒部と下層円筒部の間に床スラブを有する円筒形の鉄筋コンクリート構造の構築物である。
解析は３次元モデルを用いて，気相部，液相部，爆発源，コンクリート及び鉄筋を 1／2 体系でモデル化している。なお，人通用開口部の下端はペデス
タル水面より 2m 程度上の位置であり，ＳＥによる動的荷重は直接作用しない
添付 11-1

203

ことから，当該モデルでは人通用開口部は模擬しない。
ペデスタルは基部の格納容器との取り合い部を介して，ＲＰＶ等から作用する荷重を基礎マットに伝達する構造であることから，格納容器との取り合
い部を固定境界とする。ＲＰＶは上部のスタビライザに支持されており，また，ペデスタル外の領域にはコンクリート床（ダイアフラムフロア）等の周辺構造が存在するが，ペデスタルの変形を保守的に大きく評価する観点より，
これら周辺構造物による拘束効果は考慮しない。
ペデスタルのＲＰＶ支持機能を評価する観点で，ペデスタル上部に作用す
るＲＰＶ，原子炉しゃへい壁の自重を考慮する。
ＳＥによってもペデスタル床スラブのデブリ保持機能が維持されることを評価する観点より，解析時刻 0 秒より床スラブに対してＳＥ発生前から生じるデブリジェットによる動的荷重を考慮する。また，保守的にＳＥ発生後のデブリ荷重も考慮することとし，解析時刻 50 ミリ秒からＳＥ発生後に生じる
デブリジェットによる動的荷重，及びペデスタル内構造物を含むデブリの自重を負荷する。
ペデスタルの構造概要図を図 3-1 に，解析モデル境界条件を図 3-2 に示す。
また，表 3-1 に荷重条件を示す。

添付 11-2

204図 3-1

ペデスタル構造概要図

添付 11-3205

図 3-2

解析モデル境界条件

表 3-1

荷重条件

項目

値

荷重位置

約 2.08×10 ４ kN

ペデスタル上部

ＳＥ前のデブリジェット荷重 ※1

約 70kN

床スラブ中心ＳＥ後のデブリジェット荷重 ※2

約 700kN

床スラブ中心約 4.17×10 ３ kN

床スラブ全面ＲＰＶ等自重ＳＥ後のデブリ自重※1※2

ＲＰＶ破損時における破損口径を考慮した荷重条件
ＭＡＡＰ解析におけるアブレーションを考慮した破損口径及びデブリ放出速度に基づく荷重条件
添付 11-4

206

4.

材料モデル
4.1

流体モデル
流体の影響を考慮する際，特定の粒子の運動を知るより，空間に固定されたメッシュ内での流動状態や時間変化を知る方が重要である。また，構造材との連成を考慮した場合，流体は移動境界を比較的容易に表せる ALE
要素を用いるのが適当である。以下に流体要素のプロパティ一覧を示す。

表 4-1

要素プロパティ一覧

部位

4.2

要素

爆発源

ALE 要素（Solid）

液相

ALE 要素（Solid）

気相

ALE 要素（Solid）

構造材モデル
構造材の変形を考慮する際，構造材メッシュの変形を考慮する必要がある。メッシュ自体の変形を考慮する場合，粒子の集まりが時間とともに，どのように動いていくか（メッシュ点がどのように動いていくか）に着目する Lagrange 要素を用いるのが適当である。
鉄筋コンクリートのコンクリート部分については，板厚が大きく，かつ，
モデル中に鉄筋を含める必要があるため Lagrange（Solid）要素を用いる。
鉄筋については，少ない要素数で解析精度が確保できる Lagrange（Beam）
要素を用いる。
以下に構造材要素のプロパティ一覧を示す。

添付 11-5207

表 4-2

要素プロパティ一覧

部位

4.2.1

要素

コンクリートLagrange（Solid）要素

鉄筋

Lagrange（Beam）要素

コンクリート

表 4-3 にコンクリートの材料特性を示す。

表 4-3

コンクリートの材料特性

項目

設定

状態方程式

非線形

構成則

ＲＨＴモデル

破壊則

ＲＨＴモデル

圧縮強度22.065MPa（設計基準強度 225kg/cm２ ）kg/m ３

密度

本解析ではコンクリート衝撃解析での利用を想定した状態方程式，構成則，破壊則により構成されるＲＨＴモデルを用いる。
構成則は圧力，3 軸応力状態及びひずみ速度効果が考慮されており，コンクリート構造物の構造応答解析に適している。また，本モデルは，ＪＮ
ＥＳによるコンクリート製砂防ダムを模擬した検証解析 ［ 1］ が行われている。
［1］平成 13 年度

コンクリート構造物の衝撃破壊挙動解析に係るコード整備に関する報告書，原子力発電技術機構，平成 14 年 3 月
添付 11-6208

4.2.2

鉄筋
表 4-4 に鉄筋（SD345）の材料特性を示す。

表 4-4

鉄筋（SD345）の材料特性

項目

設定

状態方程式

線形

構成則

等方硬化則

破壊則

限界相当ひずみ則

密度
ヤング率
ポアソン比
降伏応力
限界相当塑性ひずみ

添付 11-7209

4.3

メッシュ分割
図 4-1〜図 4-5 に各部のメッシュ分割について示す。ペデスタルの構造

応答の観点から，爆発荷重に対する変形挙動を精度良く模擬できるよう，
高さ方向及び板厚方向に十分な分割数が確保できる寸法として要素幅75mm 程度で基本的な要素数を設定する。なお，ＬＳ−ＤＹＮＡコードでは三次元の構造材を模擬するため，構造材の形状に即してより詳細な要素幅も考慮している。また，構造材に圧力を伝える流体（ALE 要素）のメッシ
ュサイズは，ALE 法を用いることを考慮し，境界面における伝達ロスが生じないように構造材のメッシュサイズと同等とする。
以下に各要素のメッシュ分割図を示す。また，表 4-5 に要素分割の詳細
を示す。

図 4-1

コンクリートのメッシュ図
添付 11-8210

図 4-2

鉄筋のメッシュ図

図 4-3

爆発源のメッシュ図添付 11-9211

図 4-4

液相のメッシュ図

図 4-5

気相のメッシュ図添付 11-10212

表 4-5

要素分割の詳細

部位

5.

要素

爆発源

ALE（Solid）要素

液相

ALE（Solid）要素

気相

ALE（Solid）要素

コンクリートLagrange（Solid）要素

鉄筋

Lagrange（Beam）要素

要素数

爆発源の設定方法
爆発源の初期形状は，ＪＡＳＭＩＮＥコードでの爆発源仕様に基づき半径，軸方向高さとする。

ＪＡＳＭＩＮＥコードの解析による流体の運動エネルギーは，ＬＳ−ＤＹ
ＮＡコードで直接入力することはできない。このため，今回の評価では，Ｌ
Ｓ−ＤＹＮＡコードの解析結果としての爆発源圧力及び流体運動エネルギー
が，ＪＡＳＭＩＮＥコードの解析の爆発源圧力及び流体運動エネルギーを包絡するよう調整する。
これらの設定方法を図 5-1 に示す。また，図 5-2 及び図 5-3 に流体の運動
エネルギーと爆発源圧力，表 5-1 に爆発源の仕様を示す。

添付 11-11213

ペデスタル

気相

溶融炉心放出量，物性値
ペデスタル条件（圧力，温度）

爆発源（初期状態）
気相

溶 融 炉
心 ジ ェ
ット

爆発源開放エネルギー ※爆発源圧力 ※
液相

V0

液相
爆発源
エネルギー開放流体運動エネルギー最大値
粗混合領域圧力最大値
粗混合，水蒸気爆発解析(JASMINE:円筒 2 次元体系)

エネルギ開放※LS-DYNA の爆発源圧力及び流 体運 動エネルギーがJASMINE の爆発源圧力及び流体運動エネルギーを包絡するように設定

圧力波

構造応答解析
(LS-DYNA：3 次元体系，1/2 領域)
ペデスタルの最大応力／ひずみ量／変位量

図 5-1

ＬＳ−ＤＹＮＡにおける爆発源の設定方法

添付 11-12214

図 5-2流体の運動エネルギー

図 5-3

爆発源の圧力添付 11-13215

表 5-1項目
初期半径
初期軸方向高さ
最大圧力 ※
流体の運動エネルギー ※爆発源の仕様値

設定根拠

ＪＡＳＭＩＮＥコードで模擬する爆発源仕様に基づき設定

ＪＡＳＭＩＮＥコード解析結果の流体運動エネルギーの最大値を再現す
る値を設定※ 開放エネルギーの調整結果として確認される。

添付 11-14

216

6.

解析フロー
図 6-1 にＬＳ−ＤＹＮＡの解析フローを示す。

ＪＡＳＭＩＮＥ解析結果
・爆発源の最大圧力
・流体の最大運動エネルギー

プラントデータ・ペデスタル形状
・構造材材質・材料物性値

爆発源の形状を設定

構造材及び流体メッシュの作成

ＬＳ−ＤＹＮＡ
ＬＳ−ＤＹＮＡコード入力

爆発源圧力及び開放エネルギーの調整

ＡＬＥ法を用いた流体―構造材連成解析

爆発源圧力及び流体の運動エネルギーを確認

解析結果出力・構造材のひずみ量
・構造材の変位量
・構造材の発生応力
・各セルの圧力 等

図 6-1

ＬＳ−ＤＹＮＡコード解析フロー図

添付 11-15

217

7.

入出力
ＬＳ−ＤＹＮＡコードの主要な入出力は図 6-1 に示した解析フロー図にも示されるとおりである。ＬＳ−ＤＹＮＡ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 ペデスタル構造物の幾何形状② 各構造物に対する拘束条件③ 材料の物性値④ 流体及び構造材のメッシュデータ⑤ 流体及び構造材の要素タイプ⑥ 爆発源の形状・位置（ＪＡＳＭＩＮＥコードの評価条件・結果に基づく）⑦ 爆発源の最大圧力，エネルギー（ＪＡＳＭＩＮＥコードによる評価結果に基づく）⑧ 側壁及び床スラブの力積履歴（ＪＡＳＭＩＮＥコードによる評価結果に基づく）

上記をインプットデータとして，水蒸気爆発発生時の構造材衝撃荷重応答を評価し，以下の主要なアウトプットデータを得る。
① 構造材のひずみ量② 構造材の変位量③ 構造材の発生応力④ 各セルの圧力

添付 11-16

218

別添
運動エネルギーから圧力として伝わるときの考え方について

ＬＳ−ＤＹＮＡコードの評価は，ＪＡＳＭＩＮＥコードの解析結果に基づき設定した水蒸気爆発時の流体の運動エネルギー及び爆発源の圧力に基づいて実施している。すなわち，ＬＳ−ＤＹＮＡコードの評価での水蒸気爆発時の流体
運動エネルギー及び爆発源の圧力がＪＡＳＭＩＮＥコードの評価における全領域の流体運動エネルギー及び爆発源の圧力と同等となるように設定している。
これは，水蒸気爆発発生時には溶融デブリからの熱エネルギーが，爆発による圧力波を介して流体側に運動エネルギーとして伝わりこれが構造材のペデスタ
ル壁に作用するためであり，この運動エネルギー及び爆発源の圧力を解析条件としてＬＳ−ＤＹＮＡコードの評価に引き渡すことにより，ペデスタルの構造
健全性を適切に評価できると考えられるためである。
上記の考え方の妥当性を確認するために，ＪＡＳＭＩＮＥコードの解析による水蒸気爆発時の壁面及び床スラブの力積履歴と，ＬＳ−ＤＹＮＡコードの解析における爆発源設定時の壁面及び床スラブの力積履歴を比較した。別添図
1-1 及び別添図 1-2 に示すとおり，ＬＳ−ＤＹＮＡコードの解析における壁面及び床スラブの力積履歴はＪＡＳＭＩＮＥコードの解析よりも大きく，解析条
件として保守的であることが確認できる。

添付 11-17219

別添図 1-1

別添図 1-2

ＳＥによる側壁力積履歴の比較

ＳＥによる床スラブ力積履歴の比較

添付 11-18

220

添付 12．ＳＥの発生を想定した場合の格納容器の健全性への影響評価

1.

評価目的
デブリがＲＰＶの破損口から落下した際にＳＥが発生する可能性はこれまでの知見からも極めて低いと考えられる。しかしながら，ＳＥが発生した場合を考慮し，格納容器の健全性に対する影響を確認しておくことは格納容器
下部への水張り等の格納容器破損防止対策の適切性を確認する上でも有益な参考情報になると考える。このため，ここではデブリ落下時のＳＥ発生を想定し，その際の格納容器健全性を評価する。

2.

評価方針
設置許可基準第三十七条（重大事故等の拡大の防止等）解釈の要求事項，
及び鉄筋コンクリート造の上下層円筒部の中間に床スラブを有する東海第二発電所のペデスタル構造を踏まえ，ＳＥの影響に対するペデスタルの構造健全性を評価し，ペデスタルに要求されるＲＰＶ支持機能及びデブリ保持機能が損なわれないことを確認する。

3.
(1)

評価方法
評価条件
ＳＥの影響を評価するにあたっては，ＳＥによって発生するエネルギー，
発生エネルギーによる圧力伝播挙動及び構造応答が重要な現象となる。よって，これらの現象を適切に評価することが可能であるＳＥ解析コードＪ
ＡＳＭＩＮＥ，汎用有限要素解析コードＬＳ−ＤＹＮＡを用いてペデスタルの構造健全性を評価する。これらの解析コードに対して構築した評価モ
デル及び入力の詳細は添付 10 及び添付 11 に示している。なお，ペデスタ
添付 12-1221

ルの水位は 1m とし，コリウムシールドは模擬しない条件とする。

(2)

判断基準
炉心損傷防止に失敗し，重大事故の発生を想定する防護レベルにおいて，格納容器の健全性維持に必要な安全機能であるＲＰＶ支持機能及びデブリ保持機能が損なわれないことを確認する観点から，本評価では構造物が終局限界状態に至らないことを確認するための判断基準を設定する。
第 1 表にペデスタル構造健全性評価の判断基準を示す。
ａ．

側壁（ＲＰＶ支持機能）
ペデスタルの側壁は上下層円筒構造であることから，同様な円筒形状の構築物の設計規格が示されている，発電用原子力設備規格コンクリー
ト製原子炉格納容器規格（（社）日本機械学会，2003）（以下「ＣＣＶ規格」という。）を準用して判断基準を設定する。
コンクリートの圧縮ひずみについては，ＣＣＶ規格 CVE-3511.2 荷重
状態Ⅳのシェル部コンクリートの許容ひずみである 3,000μを基準として，ＲＰＶ支持機能に影響を及ぼす範囲の圧壊が生じないこととする。
鉄筋の引張ひずみについては，ＣＣＶ規格 CVE-3511.2 荷重状態Ⅳの鉄筋の許容ひずみである 5,000μを超えないこととする。ＳＥ時に発生す
る面外方向のせん断については，ＣＣＶ規格 CVE-3514.2 荷重状態Ⅳにおける終局面外せん断応力度を設定し，上部側壁で 3.09N／mm２ ，下部側
壁で 2.65N／mm２ を超えないこととする。別添 1 に終局面外せん断応力度の算定過程を示す。
また，ＳＥは爆発事象であり衝撃荷重が問題となることから，建築物の耐衝撃設計の考え方（（社）日本建築学会，2015））（以下，「ＡＩ
Ｊ耐衝撃設計の考え方」という。）において進行性崩壊回避の考え方が添付 12-2

222

示されていることを参考に，構造物の崩壊に対する健全性を確認する観点より，ＳＥによる側壁の変位が増大しないことを確認することとする。
ｂ．

床スラブ（デブリ保持機能）
コンクリートの圧縮ひずみについては，側壁と同様にＣＣＶ規格を準用することとし，荷重状態Ⅳのコンクリートの許容ひずみである 3,000μを基準として，デブリ保持機能に影響を及ぼす範囲の圧壊が生じないこととする。鉄筋についても側壁と同様に荷重状態Ⅳの鉄筋の許容ひずみである 5,000μを超えないこととする。
ペデスタルは上下層円筒部の中間に円盤形の床スラブを有する構造であるが，この構造に対する面外せん断の判断基準設定にあたり，ＣＣＶ
規格には適した規定がないことから，コンクリート標準示方書［構造性能照査編］（（社）土木学会，2002））（以下，「コンクリート示方書」という。）に基づく終局面外せん断応力度を設定し，4.33N／mm２ を超えないこととした。別添 2 に終局面外せん断応力度の算定過程を示す。
また，側壁と同様に，ＡＩＪ耐衝撃設計の考え方を参考に，構造物の崩壊に対する健全性を確認する観点より，ＳＥによる床スラブの変位（たわみ量）が増大しないことを確認することとする。

4.
(1)

評価結果
側壁（ＲＰＶ支持機能）
ａ．側壁の変位
第 1 図に側壁の半径方向変位時刻歴を示す。最大変位はＸ方向で約0.16mm にとどまり，変位は増大していないことから，ＳＥ後の構造物の進行性の崩壊はない。
ｂ．コンクリートの圧縮ひずみ
添付 12-3

223

第 3 図に最小主ひずみ（圧縮ひずみ）分布を示す。側壁にはＣＣＶ規格に基づく許容ひずみ 3,000μを超える部位は生じないことから，機能に影響を及ぼす圧壊は生じない。
ｃ．鉄筋の引張ひずみ
第 4 図に鉄筋の軸ひずみ（引張ひずみ）分布を示す。側壁の鉄筋に発生する軸ひずみは約 184μであり，ＣＣＶ規格に基づく許容ひずみ 5,000
μを超えない。
ｄ．側壁の面外せん断
第 2 表に側壁の面外せん断評価結果を示す。発生するせん断応力度は
上部約 0.93N／mm２ 及び下部約 0.77N／mm２ であり，それぞれのＣＣＶ規格に基づく終局面外せん断応力度である，3.09N／mm２ 及び 2.65N／mm２ を
超えない。

(2)

床スラブ（デブリ保持機能）
ａ．床スラブの変位（たわみ量）
第 2 図にペデスタル側壁の鉛直方向変位の時刻歴を示す。最大変位は
約 2.0mm とどまり，変位は増大していないことから，ＳＥ後の構造物の進行性の崩壊はない。
ｂ．コンクリートの圧縮ひずみ
第 3 図に示したとおり，ＣＣＶ規格に基づく許容ひずみ 3,000μを超える部位は，床スラブ上面の僅かな範囲にとどまることから，機能に影響を及ぼす圧壊は生じない。
ｃ．鉄筋の引張ひずみ
第 4 図に示したとおり，床スラブの鉄筋に発生する軸ひずみは約 364μであり，ＣＣＶ規格に基づく許容ひずみ 5,000μを超えない。
添付 12-4

224

ｄ．床スラブの面外せん断
第 3 表に床スラブの面外せん断に対する評価結果を示す。発生するせん断応力度は約 3.70N／mm２ であり，終局面外せん断応力度 4.33N／mm２を超えない。

第 4 表にペデスタル構造健全性評価の評価結果のまとめを示す。

5.

まとめ
ＳＥ解析コードＪＡＳＭＩＮＥ，汎用有限要素解析コードＬＳ−ＤＹＮＡ
により，ＳＥの発生を想定した場合の格納容器健全性への影響を評価した。
その結果，ＳＥ時のペデスタルに発生する応力やひずみは判断基準を満足し，ＳＥ後においても変位の増大はないことから，ペデスタルに要求されるＲＰ
Ｖ支持機能及びデブリ保持機能が損なわれないことを確認した。したがって，ＳＥの発生を想定した場合であっても，格納容器の健全性は維持される。

添付 12-5

225

第1表
機能

評価部位

項目

側壁

ＲＰＶ支持機能コンクリート

変位

圧縮ひずみ

面外せん断
鉄筋
コンクリート

床スラブ

デブリ保持機能

添付 12-6

引張ひずみ

変位

ペデスタル構造健全性評価の判断基準
判断基準

変位が増大せず，ＳＥ後の構造物の進行性の崩壊がない

機能に影響を及ぼす範囲の圧壊（3,000μ）が生じない
終局面外せん断応力度（上部側壁：3.09 N／mm２ ，下部側壁 2.65N／
mm２ ）を超えない
許容ひずみ（5,000μ）を超えない変位が増大せず，ＳＥ後の構造物の進行性の崩壊がない

準用規格等
ＡＩＪ耐衝撃設計の考え方

ＣＣＶ規格 CVE-3511.2

ＣＣＶ規格 CVE-3514.2

ＣＣＶ規格 CVE-3511.2

ＡＩＪ耐衝撃設計の考え方

鉄筋

圧縮ひずみ

機能に影響を及ぼす範囲の圧壊（3,000μ）が生じない

ＣＣＶ規格 CVE-3511.2

面外せん断

終局面外せん断応力度（4.33N／mm２ ）を超えない

コンクリート示方書

引張ひずみ

許容ひずみ（5,000μ）を超えない

ＣＣＶ規格 CVE-3511.2

226

第2表

側壁の面外せん断に対する評価結果

評価部位

発生応力度

判断基準

評価 ※

側壁上部

約 0.93 N／mm ２

3.09 N／mm２

〇

側壁下部

約 0.77 N／mm ２2.65 N／mm２〇※：「〇」解析結果の発生応力度が判断基準を満足する

第3表

床スラブの面外せん断に対する評価結果

評価部位

発生応力度

判断基準

評価 ※

床スラブ

約 3.70 N／mm２

4.33 N／mm２〇※：「〇」解析結果の発生応力度が判断基準を満足する

添付 12-7

227

第4表
機能

評価部位

項目

ペデスタル構造健全性評価の評価結果のまとめ
判断基準

解析結果

評価 ※

コンクリート側壁

ＲＰＶ支持機能鉄筋
コンクリート

床スラブ

デブリ保持機能

添付 12-8鉄筋

変位

変位が増大せず，ＳＥ後の構造物の進行性の崩壊がない

変位は増大しない○

圧縮ひずみ

機能に影響を及ぼす範囲の圧壊（3,000μ）が生じない

圧壊は側壁に生じない

○

面外せん断

終局面外 せん断応力 度（上部側壁：3.09N／mm ２ ，下 部側 壁
2.65N／mm２ ）を超えない

上部側壁：約 0.93N／mm ２
下部側壁：約 0.77N／mm ２

○

引張ひずみ

許容ひずみ（5,000μ）を超えない

約 184μ○変位

変位が増大せず，ＳＥ後の構造物の進行性の崩壊がない

変位は増大しない○

圧縮ひずみ

機能に影響を及ぼす範囲の圧壊（3,000μ）が生じない

圧壊は床スラブ上面の僅かな範囲にとどまる

○

面外せん断

終局面外せん断応力度（4.33N／mm２ ）を超えない

約 3.70N／mm２

○

引張ひずみ

許容ひずみ（5,000μ）を超えない

約 364μ○※：「○」解析結果が判断基準を満足する

228

Ｘ方向（＋）
上部側壁

Ｙ方向（＋）

下部側壁

ペデスタル平面
対象部位
ペデスタル断面

0.5
0.4
0.3

最大値 約 0.16mm

変位［mm］

0.2
0.1
0
-0.1
-0.2
-0.3
-0.4
-0.5
0

0.03

0.06

0.09

0.12

0.15

時間［s］
X方向変位

第1図

Y方向変位

ペデスタル側壁の半径方向変位時刻歴

添付 12-9

229

上部側壁
下部側壁

ペデスタル平面
対象部位
ペデスタル断面432

変位［mm］

10-1-2

最大値 約 2.0mm
-3
-4
0

0.03

0.06

0.09

0.12

0.15

時間［s］
Ｚ方向変位

第2図

ペデスタル床スラブの鉛直方向変位時刻歴

添付 12-10

230

第3図

コンクリートの最小主ひずみ（圧縮ひずみ）分布

第4図

鉄筋の軸ひずみ分布

添付 12-11

231

別添 1
側壁の終局面外せん断応力度

1.

算定条件
ペデスタルの側壁は，円筒形シェル構造であることから，ＣＣＶ規格 CVE3514.2 荷重状態Ⅳにおけるシェル部の終局面外せん断応力度の算定式を適用し，側壁の終局面外せん断応力度を算定する。第 1 図に算定対象部位を示す。

10/ 13.2

ここで，：終局面外せん断応力度（N／mm ２ ）：円周方向主筋の鉄筋比（−）：鉄筋の許容引張応力度（N／㎜ ２ ）b：次の計算式により計算した値br：シェル部の胴の厚さの中心までの半径(mm)t：シェル部の胴の厚さ(mm)添付 12-12232

各項目の数値を下表に示す。
項目

数値

上部側壁

：円周方向主筋の鉄筋比：鉄筋の許容引張応力度

345N／mm ２

r：シェル部の胴の厚さの中心までの半径t：シェル部の胴の厚さ

下部側壁：円周方向主筋の鉄筋比：鉄筋の許容引張応力度

345N／mm ２

r：シェル部の胴の厚さの中心までの半径t：シェル部の胴の厚さ

2.

算定結果
算定の結果，側壁の終局面外せん断応力度は上部側壁で 3.09N／㎜ ２ ，下部
側壁で 2.65N／㎜ ２ となる。

添付 12-13

233

側壁

床スラブ

上部側壁

下部側壁

第1図

算定対象部位

添付 12-14

234

別添 2
床スラブの終局面外せん断応力度

1.

算定条件
ＳＥ時の床スラブのせん断力に対する検討は，コンクリート示方書に基づ
き，終局限界状態に至らないことを確認する。評価対象となる床スラブの形
状は円盤形であり，ＳＥによる分布荷重を受ける。
せん断に対する検討に際して，分布荷重を受ける円盤スラブの部材応力分布について，機械工学便覧を参照し，対象とする部材のせん断力の最大値が生じている断面の曲げモーメント及びせん断力と躯体の形状寸法より，せん
断スパン比が 1.0 以下であることを確認した。一般的に，せん断スパン比が1.0 以下である梁部材はディープビームと呼ばれており，本検討では，コンクリート示方書に示されるディープビームの設計せん断耐力式を適用し，床スラブの終局面外せん断応力度を設定する。
V

/

ここで，
0.19

（N／mm２ ）

1
100

ただし，
ただし，

1.5 となる場合は 1.5 とする
1.5 となる場合は 1.5 とする/d：コンクリートの設計圧縮強度（N／mm ２ ）：有効せい（m）：引張鉄筋比（−）：せん断スパン比（−）：腹部の幅（mm）：部材係数（−）

添付 12-15235

各項目の数値を下表に示す。
項目

数値：コンクリートの設計圧縮強度32.86N／mm２

コンクリートの設計基準強度

22.06N／mm２

圧縮強度動的増倍率 ※1.49

d：有効せい：引張鉄筋比：せん断スパン比

0.43

：腹部の幅
：部材係数

1.3

※次項参照

2.

圧縮強度動的増倍率の算定
一般に，コンクリートの強度，ヤング係数等の材料特性は，コンクリートに作用する荷重の載荷速度に依存する。その強度とヤング係数は，応力速度又はひずみ速度の対数に比例して増加することが明らかになっていることより，床スラブの終局面外せん断応力度算定においては，圧縮に対する材料強度にひずみ速度効果を考慮することとし，本評価ではコンクリート示方書において具体的計算方法が示されている，CEB-FIP Model Code 1990 による圧
縮強度動的増倍率を設定した。
ＬＳ−ＤＹＮＡコードによるＳＥ解析では，せん断検討範囲の床スラブのコンクリート要素が経験するひずみ速度が 30s −１ 以下であるため，その範囲
における CEB-FIP Model Code 1990 の圧縮強度動的増倍率の算定式を以下に示す。

添付 12-16

236

/

,

/

.

for

| |

30

with

＝

,

1
5

9

/

：衝撃時の圧縮強度：圧縮強度 ＝ 225kg／cm２ ×0.0980665 ≒ 22.06 MPa：10MPa：ひずみ速度 ※ ＝ 0.5 s −１
：30×10−６ s −１※：ＬＳ−ＤＹＮＡコードを用いたＳＥ解析における床スラブ端部のひずみ速度に基づき設定

以上より，圧縮強度の動的増倍率は 1.49 となる。

3.

算定結果
ディープビームの設計せん断耐力Vは，約 6,078 kN となり，終局面外せん断応力度として 4.33 N／mm２ となる。

添付 12-17

237

別添 3
ＳＥ発生時の面外せん断応力度の算定方法

1.

面外せん断に対する検討範囲（1）

床スラブの検討範囲
第 1 図にペデスタルの床スラブの形状寸法を示す。ペデスタルの床ス

ラブは直径

，板厚

の円盤形状であり，ＳＥ時には圧力波の伝播による分布荷重を受ける。面外せん断に対する検討に際して，分布荷重を受ける円盤スラブの部材応力分布について，機械工学便覧の円板の応力計算式に基づき，対象とする部材のせん断力（Ｑ）の最大値が生じている断面の曲げモーメント（Ｍ）及びせん断力（Ｑ）によりせん断スパン比を確認した。第 2 図に曲げモーメント及びせん断力分布図を示す。
せん断力の最大値が生じる断面はスラブ端部であり，曲げモーメントとの関係を算定した結果，せん断スパン比が 1.0 以下であった。一般的にせん断スパン比が 1.0 以下である梁部材は，ディープビームと呼ばれており，本検討では，コンクリート示方書に示されるディープビームの設計せん断耐力式に適用し，終局限界に対する構造健全性を確認する。
前述の通り，東海第二発電所のペデスタルの床スラブは，躯体の形状，
寸法及び応力状態より，せん断スパン比が小さい構造物である。本評価に用いる検討範囲及び検討用のせん断力については，原子力発電所耐震設計技術規程ＪＥＡＣ4601-2008（（社）日本電気協会，2008）において，主要な荷重が分布荷重又は多点荷重で，材料非線形解析手法を用いて具体的な部材性能照査を行う場合の参考図書として記載されている原子力発電所屋外重要土木構造物の耐震性能照査指針・マニュアル（（社）土木学会，1992）を用いて検討範囲及び検討用せん断力の設定を行った。
添付 12-18

238

第 3 図に床スラブの形状及び発生するせん断力分布の概念図を示す。
検討断面の位置は側壁内側のスラブ端部からの距離 x に設定する。なお，
距離 x の上限値として有効せいの 1.5 倍，下限値として断面せいの 1／2倍と規定されているため，本評価においては，安全側に下限値となる断面
せいの 1／2 倍である
ラブ端部からとし，更に検討用のせん断力についても，スの位置のせん断力ではなく，距離ｘから部材端部までのせん断力分布の平均値を用いた値を検討用のせん断力とした。第 4 図に，解析モデルにおける床スラブ検討範囲（ＬＳ−ＤＹＮＡ解析結果の評
価におけるせん断力の抽出範囲）を示す。

(2)

側壁の検討範囲
第 5 図に側壁検討範囲を示す。ペデスタルの側壁は EL.12.184m にて上部と下部の二階層に分けられている設計である。ＳＥ発生時の水張高さであるペデスタル床面高さ 1m までの側壁に直接動的荷重が加わることから，側壁の検討断面は上部，下部のそれぞれの水の接する高さの断面とした。

2.

面外せん断応力度の算定
面外せん断応力度の算定について，床スラブを例に説明する。なお，側壁についても床スラブと同様に面外せん断応力度を算定している。
第 6 図にペデスタル床スラブ端部の躯体形状の概念を示す。また，第 7 図に直交座標系応力成分を示す。床スラブ端部 1 列目の各要素のせん断力（Q（1，1）〜Q（1，j））は，直交座標系におけるτ yz 応力成分に相当するせん
断応力度（τ yz（1，1）〜τ yz（1，j））を要素毎に取り出し，要素毎のせん
断断面積（A（1，1）〜A（1，j））をそれぞれ乗じることにより算定する。
添付 12-19239

床スラブ端部の１列目の要素幅あたりの面外せん断応力度は，スラブの厚さ
方向（1〜j 行目）の各要素のせん断力（Q（1，1）〜Q（1，j））を合算した
値（，）に 1 列目のせん断断面積（，）で除して，スラブ端部 1 列目の面外せん断応力度（τ 1）を算定する。したがって，ｋ列目の面外せん断応力度（τ k）は，τ k＝

，

/

，

で表すことができる。次に，列毎の面外せん断応力度（τ 1〜τ k）に，それぞれの半径方向要素幅を乗じて合算した値を検討範囲の幅で除すことにより，検討範囲における面外せん断応力度を算定する。第 1 表に本手順により算定したＳＥ発生時の面外せん断応力度を示す。

第1表

ＳＥ発生時の面外せん断応力度

評価対象部位

発生応力度

上部

約 0.93 N／mm ２

下部

約 0.77 N／mm ２

側壁

約 3.70 N／mm ２

床スラブ

添付 12-20

240

側壁

床スラブ

第1図

ペデスタルの床スラブの形状寸法

添付 12-21241

： 部材長： 分布荷重2 2
8
曲げモーメント（Ｍ）分布図： 部材長： 分布荷重せん断力（Ｑ）分布図

第2図

第3図

2
2

曲げモーメント及びせん断力分布の関係

床スラブの形状及び発生するせん断力分布の概念

添付 12-22

242

第4図

床スラブ部解析モデルにおける面外せん断力の検討範囲

第5図

側壁部解析モデルにおける面外せん断力の検討範囲

添付 12-23243

＜1 列目の面外せん断応力の算出＞

第6図

床スラブ端部躯体形状概念図

第7図

直交座標系応力成分
添付 12-24

244

別添 4

ペデスタルに作用する圧力について

1.

ペデスタル躯体に作用する圧力の分布
水蒸気爆発は，溶融デブリが水中に落下し，融体が膜沸騰状態で分散混合することで粗混合領域が形成され，さらに，この粗混合量領域においてトリガリングが発生することで，融体の細粒化，急速放熱に伴い圧力波が粗混合領域内を伝播し，この相互作用の結果，高圧領域（爆発源）が形成される事象である。ペデスタル中心でＳＥが発生すると，高圧領域より生じた圧力波
は，水中で減衰（距離減衰）しながら側壁の方向へ進行する。
第 1 図及び第 2 図にＬＳ−ＤＹＮＡ解析におけるペデスタル躯体に作用す
る圧力の分布を示す。ＬＳ−ＤＹＮＡ解析では，床スラブには最大約 55MPa，
側壁には最大約 4MPa の圧力が作用する。
なお，ＬＳ−ＤＹＮＡにおける爆発源の調整の結果，側壁及び床スラブの力積がＳＥ解析コードＪＡＳＭＩＮＥの解析結果を包絡していることを確認している。（添付 11 別添）

添付 12-25245

2.

手計算との発生応力の比較
ペデスタル躯体に作用する圧力より材料力学に基づく手計算手法を用いて求めたコンクリートの応力と，ＬＳ−ＤＹＮＡ解析におけるコンクリートの応力を比較した。
第 3 図に手計算及び解析結果の応力比較を示す。下部側壁に作用する圧力の平均値（最大約 2MPa）より機械工学便覧に示されている内圧を受ける円筒の弾性応力算定式にて求めた面外方向応力の平均値は最大約 0.70N／mm ２ であり，解析結果の約 0.77N／mm２ と比較して両者はよく一致している。したがって，ＬＳ−ＤＹＮＡ解析では構造物の応答が適切に評価されている。

1
1
ここで，
：

により計算した値

R ：により計算した値：内半径（mm）…
（機械工学便覧 基礎編 a3 材料力学）：外半径（mm）…
r：半径方向の座標（mm）…

（下部側壁の壁厚中心）：内圧（MPa）

添付 12-26

246

60

50

圧力［MPa］

40

30

20

10

0
20

21

22

23

24

25

時間［ms］

添付 12-27

A点（約0m）

B点（約0.4m）

C点（約0.8m）

D点（約1.2m）

E点（約1.5m）10圧力［MPa］

8

6

4

2

0
20

21

22

23

24

H点（約2.7m）

I点（約3.0m）

25

時間［ms］
F点（約1.9m）

G点（約2.3m）※凡例の括弧内の数値は床スラブ中心からの距離

第1図

床スラブに作用する圧力の分布

247

10

添付 12-28

圧力［MPa］

8

6

4

2

0
20

21

22

23

24

25

時間［ms］
A点（約0m）

B点（約0.3m）

C点（約0.5m）

D点（約0.7m）

E点（約1.0m）※凡例の括弧内の数値は床面からの高さ

第2図

側壁に作用する圧力の分布

248

3.0

添付 12-29

圧力／応力［MPa］

2.5

2.0

1.5

1.0

0.5

0.0
20

21

22

23

24

時間［ms］
下部側壁に作用する圧力（平均）第3図

手計算及び解析結果の応力比較（下部側壁）

面外方向応力（手計算）

面外方向応力（解析）

25

249

別添 5
ＳＥ後のコンクリートの残留ひび割れの影響（参考）

1.

はじめに
東海第二発電所では，ＳＥによって残留熱除去系及び代替循環冷却系の水源となるサプレッション・プールに大量のデブリが移行するような経路が形成されないことを確認するため，ＳＥによってペデスタルの構造が終局状態に至らないことを評価し，ＲＰＶ支持機能及びデブリ保持機能が維持されることを確認している。しかしながら，ＳＥによって躯体に生じた残留ひび割
れより，デブリの冷却水がペデスタルの外へ漏えいすることも考えられることから，デブリ冷却性の観点で残留ひび割れからの漏水影響を検討する。

2.
(1)

残留ひび割れ幅の算定
算定方法
ＬＳ−ＤＹＮＡコードによるＳＥ解析終了時刻における鉄筋の軸方向の引張応力状態により，コンクリート標準示方書［設計編］（（社）土木学
会，2012））（以下，「コンクリート示方書［設計編］」という。）のひ
び割れ幅の算定式を用いてペデスタル躯体の残留ひび割れ幅を算定する。
鉄筋コンクリート部材に曲げモーメントが作用した場合，曲げモーメン
トの増加と共にひび割れが発生し，その本数が増加することでひび割れ間隔が小さくなっていく。しかし，曲げモーメントがある程度以上大きくなると，新たなひび割れが発生しない状態となる。この時，鉄筋コンクリー
トのひび割れ幅（）は，一般的に（1）式で表すことができ，鉄筋コン

クリートのひび割れ間隔に，ひび割れ間のコンクリートと鉄筋のひずみ差を乗じた値として与えられることになる。
添付 12-30

250

…（1）
ここで，
：ひび割れ間隔：鉄筋とコンクリートのひずみ差

これを基に，コンクリート標準示方書［設計編］では，鉄筋のかぶりや鋼材の表面形状等を考慮し，（2）式のように示されている。

1.1

4

0.7

…（2）

ここで，
：鉄筋の表面形状がひび割れ幅に及ぼす影響を表す係数（−）：コンクリートの品質がひび割れ幅に及ぼす影響を表す係数で（3）式による
0.7 …（3）：コンクリートの圧縮強度（N／mm２ ）：引張鋼材の段数の影響を表す係数で（4）式による…（4）：引張鋼材の段数（−）：かぶり（mm）：鋼材の中心間隔（mm）：鋼材径（mm）：鋼材位置のコンクリートの応力が 0 の状態からの鉄筋応力度の増加量（N／mm２ ）：鉄筋のヤング係数（N／mm ２ ）：コンクリートの収縮及びクリープ等によるひび割れ幅の増加を考慮するための数値（−）（1）式及び（2）式よりＳＥによりペデスタル躯体に生じる残留ひび割
れ幅（）を算出する。

…（5）

添付 12-31251

各項目の数値を下表に示す。
項目

数値：鉄筋の表面形状がひび割れ幅に及ぼす影響を表す係数（異形鉄筋）：コンクリートの圧縮強度

1.022.06 N／mm２：引張鋼材の段数：かぶり：鋼材の中心間隔：鋼材径2.05×10 ５ N／mm ２：鉄筋のヤング係数：コンクリートの収縮及びクリープ等によるひび割れ幅の増加を考慮するための数値(2)

150×10−６

算定結果
第 1 図に側壁部及び床スラブ部での残留ひび割れ幅を示す。解析終了時
刻における鉄筋の軸方向引張応力状態に基づき算定した各鉄筋位置における残留ひび割れ幅の最大値は側壁部で約 0.05mm，床スラブ部（最下段鉄筋）で約 0.13mm である。

添付 12-32

252

3.
(1)

ＳＥ後の残留ひび割れによる漏水影響の検討
ペデスタル躯体の応力状態を考慮した漏水影響の検討
残留ひび割れによる漏水影響が表れやすいと考えられる床スラブを対象に，ペデスタル躯体の応力状態より漏水影響について検討する。
第 2 図に鉄筋の応力−ひずみ関係を示す。解析終了時刻における床スラ
ブ下端鉄筋の 1 段目の軸方向の引張ひずみは 200μ程度である。これは，鉄筋の応力−ひずみ関係で表現した場合，ほぼ初期状態に当たる長期許容応力度（195N／mm ２ ）の 1／5 に相当する応力レベルであり，床スラブ下端側に作用する引張応力に対する強度は損なわれていない。
第 3 図に床スラブ断面応力状態を示す。ＳＥ後にはデブリ自重等の荷重が作用した状態となることから，構造的に床スラブ断面内では中立軸を境に鉄筋が配置される床スラブ下端側に引張応力が作用するが，床スラブ上
端側ではひび割れを閉鎖させる方向の圧縮応力が作用する。また，ＳＥ後においても，ペデスタルへ落下したデブリによって床スラブの上端側のコンクリートが加熱されることで，圧縮応力が作用した状態となる。
以上のことより，ペデスタル躯体の応力状態を考慮すると，実機においてＳＥ後の残留ひび割れが生じた場合においても，漏水量は相当小さい値になると考えられる。

添付 12-33

253

(2)

既往の知見を踏まえた漏水影響の検討「コンクリートのひび割れ調査，補修・補強指針―2009―」において，建築物を対象とした漏水実験や実構造物における実態調査がまとめられている。この中で坂本他の検討 ※１ では，10〜26cm までの板厚による実験を行っており，板厚が厚くなる方が漏水に対して有利であり，26cm では漏水が生じるひび割れ幅は 0.2mm 以上であったと報告されている。これに対して，
実機ペデスタルの側壁（厚さ：上部
（厚さ：

，下部

）及び床スラブ）は，26cm 以上の板厚を有している。

また，一般に，ひび割れ幅が 0.2mm 未満であれば，水質による目詰まり
やひび割れ内部のコンクリートの水和反応による固形物の析出等により，漏水流量が時間とともに減少する ※２ ことが分かっている。
※１：コンクリート壁体のひびわれと漏水の関係について（その 2）（日本建築学会大会学術講演便概集，昭和 55 年 9 月）
※２：沈埋トンネル側壁のひび割れからの漏水と自癒効果の確認実験（コンクリート工学年次論文報告集，Vol.17，No.1 1995）(3)

ＭＣＣＩ影響抑制対策施工に伴う漏水影響の低減効果について
ＭＣＣＩ影響抑制対策であるコリウムシールドの設置に伴い，水密性確保の観点でペデスタル躯体とコリウムシールドの間をＳＵＳ製ライナでライニングする計画としている。このため，デブリが落下した以降の状態においても，ＳＵＳ製ライナが残留ひび割れからの漏水影響低減に寄与すると考えられる。

添付 12-34

254

4．

残留ひび割れからの漏水を仮定したデブリ冷却性への影響評価
前述のとおり，ペデスタル躯体の応力状態や既往の知見等を考慮すると，実機において残留ひび割れから漏えいが発生した場合においても，漏水量は相当小さくなると考えられるが，ここでは残留ひび割れからの漏水を仮定した場合のデブリ冷却性への影響について定量的に検討する。
(1)

漏水量の評価漏水量は「コンクリートのひび割れ調査，補修・補強指針−2009−付：
ひび割れの調査と補修・補強事例（社団法人日本コンクリート工学協会）」
における漏水量の算定式に基づき，残留ひび割れ幅に対する漏水量を評価する。なお，本評価における算定条件は漏水量を多く見積もる観点で保守的な設定とする。

【漏水量算定式】

Q

12

ここで，
Q ：漏水量（mm ３ ／s）：低減係数（−）：ひび割れ長さ（mm）
w ：ひび割れ幅（mm）：作用圧力（N／mm ２ ）ν ：水の粘性係数（Ns／mm ２ ）：部材の厚さ（ひび割れ深さ）（mm）

添付 12-35255

項目の数値を下表に示す。
項目

数値：低減係数 ※１

：ひび割れ長さ

0.01
上部側壁：112,000mm
下部側壁： 27,000mm
床スラブ： 74,000mm※２

w ：ひび割れ幅 ※３

側
壁：0.05mm
床スラブ：0.13mm：作用圧力 ※４0.25 N／mm２

ν ：水の粘性係数 ※５

1.82×10−10 Ns／mm２：部材の厚さ（ひび割れ深さ）※１：構造体の壁厚さ 1m の実験結果（「沈埋トンネル側壁のひび割れからの漏水と自癒効果実験」コンクリート工学年次論文報告集 vol.17 No.1 1995）に基づく値※２：コンクリート示方書［設計編］の算定式にて評価したひび割れ間隔及びペデ
スタル躯体寸法に基づき設定したひび割れ長さ※３：ＬＳ−ＤＹＮＡ解析結果に基づき算定した床スラブ及び側壁の残留ひび割
れ幅の最大値※４：デブリ全量落下後に人通用開口部高さまで水張りされた状態（床面より約3m 高さ）での床スラブ上面での水頭圧，及びＲＰＶ破損後のドライウェル−ウェットウェル差圧を考慮した圧力（側壁部の漏水量算定においても，保守的に同じ作用圧力を適用）※５：ＲＰＶ破損後のウェットウェル温度に基づき 150℃の値を設定

添付 12-36

256

(2)

漏水量の算定結果
上記の条件にて求めた漏水量は，側壁部で約 0.05m３ ／h，床スラブで約0.38m３ ／h となり，合計約 0.43m３ ／h である。

(3)

漏水量に対するデブリ冷却性への影響評価算定した床スラブ及び側壁の漏水量は合計で約 0.43m３ ／h であるが，これに対して格納容器下部注水系（常設）にて 80m ３ ／h のペデスタル注水が可能である。したがって，万が一ＳＥ後のコンクリートの残留ひび割れによる漏水が生じた場合においても，漏水量を十分に上回る注水量を確保できることから，デブリ冷却性への影響はない。

5.

まとめ
ＬＳ−ＤＹＮＡコードの解析結果に基づきペデスタル躯体に発生する残留
ひび割れ幅は側壁部で約 0.05mm，床スラブ部で約 0.13mm であることを評価した。これに対して，ペデスタル躯体の応力状態，既往の知見等を考慮すると残留ひび割れからの漏水量は相当小さくなると考えられる。さらに，残留
ひび割れからの漏水を仮定して保守的に評価した漏水量約 0.43m３ ／h に対して，ペデスタルの床面に落下したデブリを冷却するための格納容器下部注水系（常設）は 80m ３ ／h で注水可能であることから，万が一ＳＥ後の残留ひび割れによる漏水が生じた場合においても，ペデスタルの床面に落下したデブ
リを十分に冷却することが可能である。

添付 12-37

257

①

②

③

④

⑤

⑥

爆発源

⑦

⑧

①
②
③
④
⑤
⑥
⑦
⑧

要素番号
B699530
B678799
B696183
B704282
B703078
B704112
B696021
B601447

残留ひび割れ幅 ※約 0.04 mm
約 0.04 mm
約 0.04 mm
約 0.04 mm
約 0.04 mm
約 0.04 mm
約 0.05 mm
約 0.13 mm※解析終了時刻における鉄筋の軸方向引張応力より算定

第1図

側壁部及び床スラブ部の鉄筋位置における残留ひび割れ幅

添付 12-38

258

応力
N／mm２
σy
Es ：2.05×10５ N／mm２
σ y：345N／mm２
ε y：約 1700μ

195

1000μ

Es
εy
200μ

第2図

ひずみμ

鉄筋の応力−ひずみ関係とＳＥ後の鉄筋の応力レベル（SD345 鉄筋）

第3図

床スラブ断面応力状態

添付 12-39259

添付 13．ＭＣＣＩ影響抑制対策の成立性について

東海第二発電所では，デブリによるペデスタル構造材への侵食影響及び熱影
響を抑制し，また，デブリの局所的な堆積・侵食及びサプレッションチェンバへの移行を防止するため，ペデスタル内にコリウムシールドを設置するとともに，ドレンサンプの形状を変更しスリット状の排水流路を設けることとしている。第 1 図に対策の概要を示す。
コリウムシールドは第 2 図のように，ブロック状に形成したＺｒＯ ２ 耐熱材を組み合わせて敷設し，アンカやライナ等により固定することで設置可能である。
ペデスタル内ドレンサンプの排水流路は，通常運転中の原子炉冷却材漏えい検知に必要となるが，排水流路の一部をスリット状とした場合でも，漏えい検知に必要な排水流量（保安規定要求値：床ドレン流量 0.23m ３ ／h 並びに機器ド
レン及び床ドレン流量の合計値 5.93m ３ ／h）以上の流量を有することを確認している。
また，上記対策の実施に当たり，作業員の放射線被ばくの観点からも工事成
立性の見通しを得ている。

添付 13-1

260

261

参考 1．ＳＥ時のコリウムシールドへの影響

1.

はじめに
ＭＣＣＩによる侵食影響を緩和するための耐熱材としてペデスタル内に敷設するジルコニア製コリウムシールドについて，ＳＥが発生した場合の影響を評価する。

2.

コリウムシールドの設置構造
コリウムシールドの設置構造を図 1 に示す。コリウムシールドは複数分割した部材を敷き詰める構造とし，固定用のボルトやアンカを部分的に使用することで，ＳＥ時の衝撃による周方向の荷重を分散し，ＳＥによる破損を防止する設計とする。

＜側面図＞

＜正面図＞

図1

コリウムシールド設置構造

参考 1-1262

3.

コリウムシールド部材（ジルコニア）の強度
ＳＥによってペデスタルの床面及び壁面にかかる圧力荷重は図 2 のとおり。
ジルコニアの圧縮強度は試験によって以上が確認されていることから，

コリウムシールドの健全性は維持可能である。

(a)床面荷重最大位置
図24.

(b)壁面荷重最大位置

床面及び壁面にかかる圧力荷重の推移

まとめ
ＳＥの発生を想定した場合においても，コリウムシールドの健全性を維持可能である。

参考 1-2263

別紙
ジルコニアの圧縮強度について

ＳＥ発生時のジルコニア（ＺｒＯ ２ ）の圧縮強度は，試験測定結果に基づき設定している。測定方法と結果を以下に示す。

1.

試験条件
(1) 供試材
耐熱材：ＺｒＯ ２ 耐火材
形

状：円柱状（φ25×30mm）(2) 試験条件（表 1，図１）
表 1 試験条件
試験温度

室温，1,000℃，1,500℃，1,800℃，2,000℃

試験雰囲気

室温：大気中，それ以外：アルゴン

試験速度

クロスヘッド速度

0.5mm/min

昇温速度

20℃/min

温度保持時間試験温度到達後 10min 保持

試験片本数2 本/条件

図 1 試験装置
参考 1-3264

(3) 圧縮強度の算出
圧縮強度σ c は下式によって算出した。
σ c＝P/S
P：圧縮試験時の最大荷重 [N]S：試験片の断面積 [mm2]2.

試験結果及び圧縮強度の設定
試験結果のうち，室温（20℃）及び 1,000℃における結果を表 2 に示す。
ＳＥ発生時点におけるＺｒＯ ２ 耐熱材温度は水プールの水温程度と考えられ，室温から 1,000℃の範囲において圧縮強度は以上が確認されていることから，ＳＥ発生時点で考慮する圧縮強度として

表2を設定する。

圧縮強度試験結果（室温及び 1,000℃）
圧縮強度（MPa）

温度（℃）
最小

最大

平均

20
1,000

※本試験は，中部電力(株)，東北電力(株)，東京電力ホールディングス(株)，北陸電力(株)，中国電力(株)，日本原子力発電(株)，電源開発(株)，(一財)エネルギー総合工学研究所，(株)東芝，日立 GE ニュークリア・エナジー(株)が実施した共同研究の成果の一部である。

参考 1-4265

参考 2．解析コードにおけるコリウムシールドの模擬について

ＭＡＡＰのコンクリート侵食量評価モデルを第 1 図に示す。ＭＡＡＰでは，本モデルのうち，コンクリートの物性値として設定されている以下のパラメ
ータについて，ジルコニアの物性値を設定し，コリウムシールドを模擬している。
・侵食開始温度
・密度
・比熱
・熱伝導率
・溶融潜熱
侵食開始温度については，化学反応等による侵食開始温度低下を考慮した
保守的な設定としている。また，落下後したデブリとコリウムシールド間の接触面温度は侵食開始温度未満であることからコリウムシールドの侵食は発生しない。その他のパラメータについては，ＺｒＯ ２ の物性値を入力値として与えている。なお，解析上はコリウムシールドの厚さを考慮し，コリウム
シールド裏面にはコンクリートが敷設されたモデルとして評価を実施しているが，コンクリート−コリウムシールド間の伝熱において接触熱抵抗は考慮していない。
以上から，ＭＡＡＰにおいてコリウムシールドを適切に模擬している。
なお，溶融炉心−コリウムシールド間の伝熱は別紙 1 のとおり計算されるため，コリウムシールドを設置した影響はない。

参考 2-1266

第1図

ＭＡＡＰにおけるコンクリート侵食量評価モデル

参考 2-2267

別紙 1
ＭＡＡＰにおける溶融炉心−コリウムシールド間の伝熱モデル

溶融炉心−コリウムシールド間の伝熱モデルは，以下の溶融炉心−コンクリート間の伝熱モデルと同様のモデルを用いている。溶融プールからクラスト，
クラストから構造材への伝熱は，側壁及び床の材質に依存しないモデルとなっているため，コリウムシールドにも適用可能である。

床方向の熱流束,1
壁方向の熱流束,1
ここで，， ： 床方向及び側面方向の熱流束[W/m2 ]

， ： 溶融プールからクラスト層への対流熱伝達係数，： 溶融プールが完全な液相の場合の対流熱伝達係数

：

固化割合

：

固化効果項の指数[−]：

溶融プールの温度[K],[W/m2 -K]

：

：
，

[−]

デブリ融点
体積発熱率
：

[W/m2 -K]

[K]
[W/m3]

床面及び壁面のクラスト厚さ

参考 2-3[m]

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