別紙 8-1ボイド反応度が正となる領域と事象推移への影響[581]

53 条(1)-別紙 8-1-1[582]

別紙 8-2

最終的即発臨界超過に至るまでの炉心物質挙動の視覚的説明[583]

53 条(1)-別紙 8-2-1[584]

53 条(1)-別紙 8-2-2[585]

53 条(1)-別紙 8-2-3[586]

別紙 8-3

遷移過程解析における炉心物質の粘性の影響について[587]

53 条(1)-別紙 8-3-1[588]

別紙 8-4

遷移過程解析における炉心物質の流動性とその影響について[589]

53 条(1)-別紙 8-4-1[590]

53 条(1)-別紙 8-4-2[591]

別紙 8-5

高速炉燃料ペレットの急速加熱時の過渡挙動について[592]

１．高速炉燃料ペレットの加熱時の過渡挙動に関する実験的知見
照射済み高速炉燃料ペレットの過出力時の挙動を解明するため多くの炉外及び炉内の過渡加熱試験が実施された。それらの中で、燃料ペレットの過渡挙動を直接可視化して観察したものとして、
米国 Argonne 研究所で行われた DEH 炉外試験[1]、米国 Sandia 研究所のパルス試験炉 ACRR を用いて行われた FD 炉内試験[2]がある。これらの試験では、EBR-II 炉で約 3〜5a/o 程度まで照射された
MOX 燃料ペレットを炉外で直接通電加熱あるいはパルス炉で核加熱し、その挙動を高速度カメラで撮影している。
代表的な炉内試験である FD2.6 試験の可視化画像を第 1 図に示す。この試験は燃焼度 5.3a/o の
燃料ペレットを用い、加熱速度は数 100K/s と比較的高い速度であるが、燃料ペレットが溶融して流動化（9.158s の frothing）するまで燃料ペレットはその形状を維持しており、有意な燃料スエリングが生じていないことが確認できる。一方、炉外の DEH 試験では数 10K/s 程度の低い加熱速度による試験が実施された。代表的な DEH I-28 試験の可視化画像を第 2 図に示す。この試験は燃焼度 3.5a/o の燃料ペレットを用い、加熱速度はペレット表面で約 50K/s 程度、ペレット中心領域で約 100K/s 程度である（放熱の影響で表面の温度上昇率は内部よりも小さい。
）。燃料表面は固体のままであるが 22.6s までの燃料温度の上昇に従って燃料ペレットの半径が大きく増加している様子が確認できる。
これらの試験結果に基づいて、燃料ペレットの過渡挙動に対する加熱速度の影響に関する知見をまとめた結果を第 3 図及び第 4 図に示す。これらの図には前述の 2 つの試験以外からの知見も総合的にまとめている。第 3 図は 10～10,000K/s の加熱速度の範囲について、対応する実験名、燃料ペレット（固相及び液相）の崩壊モード、及び燃料崩壊メカニズムの全体像を整理したものである。第 4 図は燃料内に存在する FP ガスの挙動をモデル化した解析の結果と組み合わせることで、
燃料温度と加熱速度の関数として燃料崩壊のメカニズムを FD シリーズ試験の条件と共にマップとして表示したものである。これらの結果から、燃料ペレットが固体状態で割れる（固相クラッキング）には 1,000K/s 以上の高い加熱速度が必要であること、100K/s 以下の低い加熱速度では燃料ペレットの昇温時に固相スエリング（大規模な膨張）が発生すること、固相スエリングのメカニズム
としては空隙拡散、より高温時には塑性クリープが推定されることなどが示された。
顕著な固相スエリングが観測された DEH I-28 試験について、熱伝導計算を行ってペレットの径
方向温度分布の時間変化を評価した結果を第 5 図に示す。破線で示されているのは燃料温度が融点に達した領域で、時刻 5.0s ごろに中心溶融が開始し、加熱を停止した 22.6s には半径 0.7 まで
溶融キャビティが拡大していることが分かる。第 2 図でスエリング（燃料の膨らみ）の開始が見られるようになるのは 20.0s 前あたりからであり、その時点では FP ガス、揮発性核種、燃料蒸気を含む溶融キャビティの圧力上昇がペレット周辺の残存固体領域の変形に寄与する可能性が考えられる。固体領域の温度条件については、スエリングが始まる 20.0s の時点で燃料表面温度は約2,200K であるのに対して、非再組織化領域の平均温度は約 2,650K に達している。この時点の表面温度である約 2,200K まで昇温すれば、燃料は割れることなく大規模な変形が可能となる可塑性を有することがわかる。試験後検査で撮影した非再組織化領域の断面金相写真を第 6 図に示す。燃料から放出された FP ガスによる微小な空孔が拡散・成長した空隙が多数形成されており、その空隙
率は 44%に達すると報告されている。すなわち、100K/s 程度以下の比較的緩慢な加熱速度では固相53 条(1)-別紙 8-5-1[593]

状態での顕著なスエリングが生じることがペレット表面形状の観察と試験後検査で行った金相写真の結果から確認できた。
２．
「常陽」遷移過程における燃料ペレットの挙動「常陽」の代表的な評価事故シーケンス ULOF（ⅰ）の遷移過程解析においては、全炉心でボイド
反応度係数が負であることなどから冷却材の沸騰と燃料損傷が進行しても出力は上昇せずに緩慢な事象推移となる（約 130s までの出力の時間履歴を第 7 図に示す。
）。正の反応度挿入により出力の大きな変動が生じる約 115s までの出力レベルは定格出力の約 20〜75%で推移する。この間の出力を燃料の加熱速度に換算すると約 40〜150K/s である（第 8 図）。
炉心損傷が緩慢に進展するに応じて、被覆管の溶融後に固体のまま崩落した燃料ペレットについて 1,800K から融点である約 3,000K まで 200K 毎の温度範囲に含まれる質量の時間変化を第 9 図に示す。この図には溶融燃料及び溶融後に再び固化した再固化燃料粒子の質量も示している。図か
ら明らかなように、崩落した燃料の約 1/3 程度は顕著な固相スエリングが生じた非再組織化領域の平均温度である約 2,650K 以上で数 10 秒間にわたって約 40〜150K/s の加熱速度で加熱されている。以上のことから、「常陽」の遷移過程においては、これらの崩壊した固体燃料では長時間にわたって顕著な固相スエリングが実験的に観測された加熱速度及び温度条件におかれることから、同様のスエリングが生起されると考えられる。
有効性評価における評価対象炉心において、DEH 試験で顕著なスエリングの発生が確認されている I-28 試験燃料ペレットの燃焼度 3.5a/o 以上の燃焼度を有する集合体の割合は約 47%である。ＳＩＭＭＥＲ-Ⅳを用いた有効性評価の解析では、燃料ペレットが堆積してデブリベッドを形成する
場合の燃料ペレット間の空隙率を 30%としている。また、スエリングによる固体燃料の体積増加は50%程度[2]と報告されている。以上から、流路に崩落した燃料ペレットの 47%の内の 1/3 がスエリングによって 1.5 倍に体積が増加して空隙率 30%で堆積し、その間隙を溶融スティールが占めると、燃料デブリベッドの高さは約 0.29m、溶融スティールを含めた炉心物質の高さは約 0.34m となり、「常陽」の炉心高さ 0.5m の約 68%である。実際には、燃焼度 3.5a/o 以下の燃料ペレットも同程度のスエリングをすると考えられることから、「常陽」の遷移過程の現実的な事象推移における炉心は、スエリングした燃料ペレットと溶融スティールからなるデブリベッドで少なくとも炉心
高さの約 70%程度の高さを占めることになると考えられる。
３．まとめ
照射済みの高速炉用燃料ペレットの急速加熱時の過渡挙動に関する実験的知見に基づいて、固体燃料に顕著な固相スエリングが発生する加熱速度（温度上昇率）及び温度レベルの範囲を明らかにした。
「常陽」遷移過程の事象推移においては、炉心損傷の進展とともに崩落した燃料ペレット
が長時間にわたり緩慢な加熱速度により昇温されるため、大規模なスエリングが発生し、スエリン
グした燃料ペレットと溶融スティールからなるデブリベッドで少なくとも炉心高さの約 70%程度が占められると予想される。ただし、「常陽」の格納容器破損防止措置の有効性評価における遷移過程解析においては、第 10 図に示すように損傷した燃料の凝集による正の反応度挿入を保守的に評価するため、仮想的にスエリングを無視し、燃料ペレットのデブリベッドの間隙を溶融スティー
53 条(1)-別紙 8-5-2[594]

ルが満たした流動性が極めて低い炉心物質が粘性率零で流動するとの想定を用いた解析を実施した。

参考文献［1］G. Bandyopadhyay, “Fuel and Fission Gas Response to Simulated Thermal Transients:
Experimental Results and Correlation with Fission Gas Release and Swelling Model,”Nucl. Tech., Vol.40, pp.62-78, 1978.
［2］S. A. Wright, et al., “In-Pile Determination of Fuel Disruption Mechanisms under LMFBR
Loss-of-Flow Accident Conditions,” Nucl. Tech., Vol.71, pp.326-340, 1985.

53 条(1)-別紙 8-5-3[595]

著作権の関係から公開できません。

第1図

FD2.6 試験の可視化画像[2]53 条(1)-別紙 8-5-4[596]

著作権の関係から公開できません。

第2図

DEH I-28 試験の可視化画像[1]

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第3図

燃料の崩壊スペクトル[2]

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第３a 図 燃料の崩壊スペクトル（第３図の日本語訳）

53 条(1)-別紙 8-5-5[597]

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第4図

燃料破損マップ [2]53 条(1)-別紙 8-5-6[598]

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第5図

DEH I-28 試験ペレットの径方向温度分布の時間変化 [1]

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第6図

DEH I-28 試験後の非再組織化領域の断面金相写真 [1]53 条(1)-別紙 8-5-7[599]

第 7 図 「常陽」ULOF（ⅰ）基本ケースの炉出力履歴

第 8 図 「常陽」ULOF（ⅰ）基本ケースの燃料加熱速度（2,600K の物性値で評価）

53 条(1)-別紙 8-5-8[600]

第 9 図 「常陽」ULOF（ⅰ）基本ケースの流路内燃料ペレット（温度範囲毎）、再固化燃料粒子
及び溶融燃料の質量の時間変化

53 条(1)-別紙 8-5-9[601]

53 条(1)-別紙 8-5-10[602]

第 10 図 「常陽」ULOF における現実的な事象推移と有効性評価で用いた保守的想定

別紙 8-6

損傷燃料のデブリ化に対する炉外試験データの適用性について[603]

53 条(1)-別紙 8-6-1[604]

別紙 8-7

FCI 試験におけるナトリウム温度条件と粒径の関係[605]

1. FCI 試験の粒径とナトリウム温度の関係
第 1 表に FCI 試験におけるナトリウムプール温度条件と粒子径の中央値を整理したものを示す。
FRAG 試験（第 1 図）[1]についてはグラフ読取値の内挿で粒子径の中央値を求めた。FARO/TERMOS T1
試験（第 2 図）[2]については「BOTTOM」において質量割合約 30%以下までのデータのみが示されているが、50%まで外挿した値を用いて、「BOTTOM」「CENTER」「TOP」の平均を求めると約 500µm となる。
第 3 図に横軸をナトリウムプール温度、縦軸を粒子径の中央値として各試験の条件をプロットしたものを示す。ナトリウムプール温度条件と粒子径の中央値には相関は見られなかった。これらの試
験では粒子径は概ね 400～500µm 程度である。FRAG4 試験のみ 270µm と小さな粒径となっている原因は試験レポート[1]にも粒径の小さい事への言及や、違いの分析は報告されていない。FRAG4 試験以外の試験では 250℃〜690℃の温度範囲にわたって粒径は 400〜500µm 程度であることから、有効性評価に用いる粒径の最確値はこの粒径範囲の下限である 400µm、特異的に小さな値を与えている FRAG4 試
験の 270µm を不確かさの影響評価における保守的な値として用いることが適切であると判断した。
各試験における粒径は第 1 図と第 2 図に示すように数 10µm から数 1,000µm までの分布を持っている。冷却性評価に用いる代表粒径はこれらの分布の質量中央値を用いた。これは今回デブリの冷却性評価に用いた Lipinski モデルと同じモデルを採用している MAAP コードの MCCI モデルによる BWR のMCCI デブリ冷却性評価[3]において、FARO LWR 試験[4]及び COTELS 試験[5]で得られた粒径分布の質量中央値を用いていることに準じたものである。一方、一般に粒径分布の Sauter 平均値は質量中央値よりも小さな値を与える。粒径分布の不確かさ影響評価では、その影響も考慮することとして、FRAG4
試験の粒径の Sauter 平均値である 130µm として冷却性を評価する。
2. デブリベッド冷却評価に対する粒径の影響
評価事故シーケンス ULOF（ⅰ）と ULOF（ⅲ）のうち、下部プレナムへの損傷炉心物質の移行量が多い ULOF（ⅲ）の基本ケース（粒径 400µm）に対して、粒径を 130µm として粒径の不確かさの影響評価を行った。結果を第 4 図に示す。基本ケースでは、デブリベッド最高温度は約 1,200 秒後に約 640℃まで上昇し、その後は崩壊熱の減衰とともに低下する。粒径を 130µm とした不確かさの影響評価ケー
スでは、デブリベッド最高温度は約 1,900 秒後に約 880℃まで上昇し、その後は崩壊熱の減衰とともに低下する。いずれのケースにおいても、デブリベッド最高温度はナトリウムの沸点（910℃）以下
であり、サブクール状態を維持しながら、安定冷却に移行する。

53 条(1)-別紙 8-7-1
[606]

参考資料
［1］T. Y. Chu, "Fragmentation of Molten Core Material by Sodium," Proc. Int. Top. Mtg.
LMFBR Safety and Related Design and Operational Aspects, Lyons, France, July 19-23,
1982, Vol. Ill, p. 487, European Nuclear Society (1982).
［2］D. Magallon, H. Hohmann and H. Schins, “Pouring of 100kg-scale molten UO2 into sodium”,
Nuclear Technology, Vol. 98, No. 1, pp.79-90, 1992.
［3］「重大事故等対策の有効性評価に係るシビアアクシデント解析コードについて（第５部 MAAP）
添付３ 溶融炉心とコンクリートの相互作用について」資料 2-2-9、平成 27 年 10 月．
［4］D. Magallon, “Characteristics of corium debris bed generated in large-scale fuelcoolant interaction experiments,” Nucl. Eng. Des., Vol.236, pp. 1998-2009, 2006.
［5］M. Kato, et al., “Fuel Coolant Interaction Tests using UO2 Corium under Ex-vessel
Conditions,” JAERI-Conf 99-005, Proc. of the Workshop on Severe Accident Research(SARJ-98), pp.304-309, Nov. 4-6, Tokyo, Japan, 1998.

53 条(1)-別紙 8-7-2[607]

第 1 表 ナトリウムプール温度条件と粒子径の中央値
試験名ナトリウム温度

粒子径の中央値

[℃]

[µm]

FRAG4

420

276.3

FRAG5

250

420

FRAG6

690

461.5

FRAG13500

474

FARO/TERMOS T1

400

約 500

備考
グラフ読取値の内挿（第 1 図）

「BOTTOM」「CENTER」「TOP」の平均値（第 2 図）著作権の関係から公開できません。

第 1 図 FRAG 試験における粒径分布

第 2 図 FARO/TERMOS 試験における粒径分布（参考資料[1]の図に追記）（参考資料[2]の図に追記）

53 条(1)-別紙 8-7-3[608]

第 3 図 ナトリウムプール温度条件と粒子径の中央値

デブリベッド最高温度（℃）

1000

基本ケース（粒径400µm）
粒径130µm

900
800
700
600
500
400
300
0

1200

2400 3600
時間（ｓ）

4800

第 4 図 ULOF（ⅲ）におけるデブリベッド最高温度の履歴

53 条(1)-別紙 8-7-4[609]

別紙 8-8

デブリベッドの冷却性解析におけるデブリベッドの性状[610]著作権の関係から公開できません。

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53 条(1)-別紙 8-8-1[611]

53 条(1)-別紙 8-8-2[612]

53 条(1)-別紙 8-8-3[613]

別紙 8-9

プラグ応答に関わる機械的応答過程解析の
具体的内容について[614]

プラグ応答及びナトリウム噴出量の解析について事象グループ「炉心流量喪失時原子炉停止機能喪失（以下「ULOF」という。
）」の格納容器破損防止措置の有効性評価は、事象進展をいくつかの過程に分けて行う。機械的エネルギーによる構造応答
評価及びナトリウム噴出量の評価の過程（以下「機械的応答過程」という。）は、機械的エネルギーの解析、原子炉容器の構造応答解析及びナトリウム噴出量の解析を組み合わせることにより行う。機械的応答過程の解析の流れを第 1 図に示す。
ナトリウム噴出量の解析では、先行して実施される機械的エネルギーの解析により得られる、回転
プラグ下面に作用する圧力の時間履歴を入力として、ＰＬＵＧを用いて回転プラグ及び固定ボルトの応答並びに回転プラグの間隙から格納容器（床上）へ噴出するナトリウム量を解析する。
以下に、ナトリウム噴出量の解析の目的、解析方法、解析ケース、解析条件及び解析結果について記す。
1. 解析の目的
この解析では、機械的エネルギー発生時の原子炉容器内圧力上昇によって引き起こされる回転プラ
グの動的応答と、これに伴い回転プラグの間隙から格納容器（床上）に噴出するナトリウム量を評価することを目的とする。
2. 解析方法
ナトリウム噴出量の解析はＰＬＵＧを用いて行う。ＰＬＵＧは、回転プラグ下面に作用する圧力履
歴による回転プラグの動的応答と、回転プラグ間隙を通じて格納容器（床上）へと噴出するナトリウ
ム量を解析する計算コードである。
ＰＬＵＧの主要な入力は、回転プラグの重量及び受圧面積、回転プラグの固定ボルトの幾何形状及び材料特性並びに回転プラグ下面に作用する圧力の時間履歴である。これらを入力として回転プラグの動的応答を解析し、回転プラグの変位、固定ボルトのひずみ及び格納容器（床上）に噴出するナトリウ
ム量を計算する。
なお、格納容器（床上）へのナトリウムの噴出経路となる回転プラグ間隙部の空間体積は初期にはアルゴンガスにより満たされているため、この空間が流入してくるナトリウムで満たされた後に初めて格納容器（床上）にナトリウムが噴出することになる。すなわち、回転プラグ間隙部の空間に流入するナトリウム量がこの空間体積よりも少ない場合、格納容器（床上）へのナトリウムの噴出は生じない。
3. 解析ケース
機械的エネルギーの解析における基本ケース（機械的エネルギー1.8MJ）及び不確かさを考慮したケース（機械的エネルギー3.6MJ）の 2 ケースとする。
4. 解析条件
4.1. 解析体系
53 条(1)-別紙 8-9-1[615]

ＰＬＵＧによるナトリウム噴出量の解析の解析体系を第 4.1.1 図に示す。解析体系作成の方針は以下の通り。
回転プラグを構成する大回転プラグ、小回転プラグ及び炉心上部機構をモデル化し、各プラグに作用する圧力に対する力の伝達経路を同定して、作用の及ぶ固定ボルトをモデル化する。回転プ
ラグの重量、受圧面積、固定ボルトの材質、呼び径、有効長及び本数を第 4.1.1 表に示す。



カバーガスの存在は無視して、ナトリウムは最初から回転プラグ下面に接しているものとする。

ナトリウムの噴出経路となる回転プラグ間隙部の垂直部分は環状流路として、水平部分は矩形流路としてモデル化する。

4.2. 基本ケースの解析条件
基本ケースの解析条件及び解析上の仮定は以下のとおり。


回転プラグ下面に作用する圧力の履歴は、機械的エネルギーの解析の結果得られる圧力履歴を用いる。大回転プラグ及び小回転プラグの下面は同一高さに位置するため同じ圧力履歴を用いる。
炉心上部機構の下面はこれより 3.6m ほど下方であるため、該当する高さの圧力履歴を用いる。
第 4.2.1 図に基本ケースの入力となる回転プラグ下面に作用する圧力履歴を示す。



回転プラグが衝突する際の反発は、反発係数を考慮した反発モデルを用いて計算する。



ボルトが初期に締め付けられている場合はその初期締め付け力を考慮する。

4.3. 不確かさを考慮したケースの解析条件
不確かさを考慮したケースの解析は、基本ケースに対して、入力する圧力履歴のみを変更して行う。第 4.3.1 図に不確かさを考慮したケースの入力となる回転プラグ下面に作用する圧力履歴を示す。
5. 解析結果
5.1. 基本ケースの解析結果
第 5.1.1 図に各回転プラグの動的応答の解析結果を示す。炉心上部機構及び小回転プラグは大回転
プラグと一体となって変位し、大回転プラグとの相対変位は生じない。大回転プラグは 80ms 程度の
短時間だけ、最大約 1.2mm 上向きに浮き上がるが、原子炉容器内の圧力がプラグの浮き上がりに必要な圧力以下に低下すると、支持フランジ上に着座する。炉心上部機構及び小回転プラグのボルトには初期ひずみ以外のひずみは生じておらず、これらプラグと大回転プラグとの相対変位は生じていない。ボルトの降伏ひずみは入力により降伏応力に相当する 0.385%と設定しており、いずれのボルトも塑性変形に至っていない。動的なひずみが生じた大回転プラグの固定ボルトのひずみは最大で 0.07%
であり、JIS 規格における常温の破断伸び 15％と比べて十分小さく、破断には至らない。各回転プラ
グの間隙内に流入するナトリウム量（積算値）は大回転プラグで 6.6kg であり、小回転プラグ及び炉心上部機構ではナトリウムはプラグ間隙内に流入しない。大回転プラグの間隙内に保持可能なナトリウム質量（回転プラグ間隙の容積に相当）は約 520kg であり、間隙内への流入量がこれを十分下回ることから、基本ケースでは格納容器（床上）にナトリウムは噴出しない。
以上から、ボルトの健全性が損なわれることはなく、回転プラグは垂直上方向へ変位するものの短53 条(1)-別紙 8-9-2[616]

時間のうちに自重で落下・着座し、原子炉容器内から格納容器床上へのナトリウムの噴出は生じない。
5.2. 不確かさを考慮したケースの解析結果
第 5.2.1 図に各プラグの動的応答の解析結果を示す。約 200ms まで各プラグは一体となって変位するが、200ms 以降はボルト強度の相違及び衝突による運動エネルギーの受け渡しの影響を受けて、各プラグが独立に変位し相対変位が生じている。約 200ms まで各プラグが一体となって変位する理由
は、炉心上部機構が初期締め付け力約 100MPa で小回転プラグに固定されていること及び小回転プラ
グが初期締め付け力約 200MPa で大回転プラグに固定されていることによる。800ms 以降、原子炉容器内の圧力が回転プラグの浮上に要する圧力（約 0.24MPa）を下回ると、各プラグは被搭載プラグある
いは大回転プラグ支持フランジ上に着座する。各プラグの固定ボルトの降伏ひずみは入力により降伏応力に相当する 0.385%と設定しており、すべての回転プラグでボルトが塑性変形するものの、ひずみは最大でも 1.6%であり、JIS 規格における常温の破断伸び 15％より十分小さく、破断には至らない。
第 5.2.2 図には各回転プラグの間隙内に流入するナトリウム量（積算値）を示す。各図における黒点
線は当該回転プラグに対応する回転プラグ間隙内に保持可能なナトリウム質量（回転プラグ間隙の容積に相当）を表す。回転プラグ間隙内に流入するナトリウム量が、この保持可能なナトリウム量以下であれば、回転プラグ間隙を通じた格納容器（床上）へのナトリウムの噴出は生じない。この解析では、炉心上部機構、小回転プラグ及び大回転プラグの間隙内にそれぞれ 31kg、29kg 及び 185kg のナトリウムが流入した。しかし、回転プラグ間隙へのナトリウムの流入量は同間隙の保持可能なナトリ
ウム量を下回り、したがってナトリウムは原子炉容器内から格納容器（床上）に噴出しない結果となった。以上から、ボルトの健全性が損なわれることはなく、回転プラグは垂直上方向へ変位するものの短時間のうちに自重で落下・着座し、原子炉容器内から格納容器（床上）へのナトリウムの噴出は
生じない。
6.

まとめ
ULOF の機械的応答過程における回転プラグの応答及びナトリウム噴出を解析した。基本ケースでは次のような結果となった。


回転プラグを構成する各プラグを固定するボルトのひずみは最大で 0.07％であり、破断伸びである 15％より十分小さく、ボルトの健全性は維持される。



機械的負荷により回転プラグは短時間の間、垂直上方向へ変位するものの、一時的に形成されるプラグ間の間隙を通じてのナトリウムの格納容器（床上）への噴出は生じない。

不確かさを考慮したケースでは次のような結果となった。


回転プラグを構成する各プラグを固定するボルトのひずみは最大で 1.6％であり、破断伸びである 15％より十分小さく、ボルトの健全性は維持される。



機械的負荷により回転プラグは短時間の間、垂直上方向へ変位するものの、一時的に形成されるプラグ間の間隙を通じてのナトリウムの格納容器（床上）への噴出は生じない。

以上のことから、発生する機械的エネルギーの不確かさを考慮したとしても、格納容器（床上）へのナトリウムの噴出は生じないことが確認できた。これにより、評価項目の一つである「ナトリウム53 条(1)-別紙 8-9-3[617]

が格納容器（床上）に噴出する場合にはナトリウムの燃焼等に対して、格納容器健全性が維持できること」に対して、ナトリウムが格納容器（床上）に噴出しないことをもって評価項目を満足しうることが確認できた。

53 条(1)-別紙 8-9-4[618]

第 4.1.1 表 各回転プラグの重量、受圧面積、固定ボルトの材質、外径、有効長及び本数
プラグ重量

プラグ受圧面

(ton)

積(m2)

大回転プラグ

143

8.1

小回転プラグ

97

炉心上部機構13

ボルト材質

ボルトねじ山ボルト有効ボルト

部外径(mm)長(mm)本数

SCM435

40※

1840

35

3.2

SCM435

30

450

36

0.90

SCM435

33

225

24

※ 大回転プラグのボルトはねじ山部外径ではなく、軸力を支持する支柱部の外径53 条(1)-別紙 8-9-5[619]

先行過程（遷移過程）の解析
熱エネルギーの発生（物質、温度、速度、圧力分布）
機械的応答過程①機械的エネルギーの解析（ＳＩＭＭＥＲ－Ⅳ）（圧力源の圧力－体積変化）②原子炉容器の構造応答解析（ＡＵＴＯＤＹＮ）（原子炉容器変形量）（回転プラグ下面の圧力履歴）③ナトリウム噴出量の解析（ＰＬＵＧ）（ナトリウム噴出量）
格納容器応答過程

第 1 図 機械的応答過程の解析の流れ

53 条(1)-別紙 8-9-6[620]

小回転プラグ
遮蔽上部胴＋
駆動フランジ＋
軸受＋
軸受固定台

ミサイル防止
リング
軸受取付用
ボルト

炉心上部機構据付ボルト
大回転プラグ
駆動フランジ＋軸受(上)ミサイル防止ボルト

GL-3315
GL-3455

軸受固定台＋
軸受(下)大回転プラグ
支持フランジ

GL-3970

ソールプレート
炉心上部機構小回転プラグ

大回転プラグ

プラグ間隙
原子炉容器

：ナトリウム噴出レベル
r=505

r=1110r=1930

第 4.1.1 図 ＰＬＵＧによるナトリウム噴出量の解析の解析体系

53 条(1)-別紙 8-9-7
[621]

1.4

大回転及び小回転プラグ

1.2

(MPa)

0.8

圧力

1

0.6

0.4
0.2
0
0

1000

2000
時刻

3000

(ms)

(A) 大回転プラグ及び小回転プラグの下面に作用する圧力1.4

炉心上部機構

1.2

(MPa)

0.8

圧力

1

0.6

0.4
0.2
0
0

1000

2000
時刻

3000

(ms)

(B) 炉心上部機構の下面に作用する圧力
第 4.2.1 図 回転プラグ下面に作用する圧力履歴（基本ケース）

53 条(1)-別紙 8-9-8
[622]

4
大回転及び小回転プラグ

3.5

圧力

(MPa)

3
2.5
2
1.5

1
0.5
0
0

500

1000

1500
2000
時刻 (ms)

2500

3000

(A) 大回転プラグ及び小回転プラグの下面に作用する圧力4
炉心上部機構

3.5

圧力

(MPa)

3
2.5
2
1.5

1
0.5
0
0

500

1000

1500
2000
時刻 (ms)

2500

3000

(B) 炉心上部機構の下面に作用する圧力
第 4.3.1 図 回転プラグ下面に作用する圧力履歴（不確かさを考慮したケース）

53 条(1)-別紙 8-9-9
[623]

1.2
大回転プラグ
小回転プラグ

相対変位

(mm)

1

炉心上部機構

0.8

0.6

0.4

0.2

0
0

100

200

300

時刻 (ms)
第 5.1.1 図 各回転プラグの動的応答（基本ケース）

10
炉心上部機構9

小回転プラグ

8

大回転プラグ

相対変位

(mm)

7
6
5
4
3
2
1
0
0

200

400
時刻

600
(ms)

800

1000

第 5.2.1 図 各回転プラグの動的応答（不確かさを考慮したケース）

53 条(1)-別紙 8-9-10
[624]

80

2

4

3

1.5

40

1

2

20

0.5

1

0

200

400
時刻

600
(ms)

800

0

0
1000

400
350

3

6

2.5

5

2

4

小回転プラグ300

プラグの間隙内に流入するナトリウム量
プラグ間隙容量
プラグの相対変位
プラグ下面に作用する圧力

250

200

1.5

150

3

1

2

0.5

1

100
50
0
0

200

400
600
時刻 (ms)

800

0
1000

0

3

6

2.5

5

2

4

800

プラグの相対変位 (mm)

(kg)

5

60

0

プラグ間隙内ナトリウム質量2.5プラグの相対変位 (mm)プラグの間隙内に流入するナトリウム量
プラグ間隙容量
プラグの相対変位
プラグ下面に作用する圧力6

圧力 (MPa)

炉心上部機構100

3

圧力 (MPa)

プラグ間隙内ナトリウム質量

(kg)

120

600

500
400

1.5

300

3

1

2

0.5

1

200
100

0
0

200

400
時刻

600
(ms)

800

0
1000

プラグの相対変位 (mm)プラグの間隙内に流入するナトリウム量
プラグ間隙容量
プラグの相対変位
プラグ下面に作用する圧力700

圧力 (MPa)

プラグ間隙内ナトリウム質量(kg)

大回転プラグ0

第 5.2.2 図 各回転プラグの間隙内に流入するナトリウム量（積算値）（不確かさを考慮したケース）

53 条(1)-別紙 8-9-11[625]

別紙 8-10

高速炉における FCI 現象について[626]

53 条(1)-別紙 8-10-1[627]

53 条(1)-別紙 8-10-2[628]

53 条(1)-別紙 8-10-3[629]

53 条(1)-別紙 8-10-4[630]

53 条(1)-別紙 8-10-5[631]

53 条(1)-別紙 8-10-6[632]

別紙 8-11

原子炉容器の歪みの判断基準（10%）の設定について[633]

原子炉容器（材料：SUS304）の歪みの判断基準 10%は、材料試験における SUS304 の 500℃における一様伸びを 20%とした上で、過去の構造部試験等を参考に構造物の破断歪みは一様伸びの 1/2 となるとして定めたものである。なお、この判断基準の設定においては中性子照射効果や歪み速度効果についても影響の要否を考慮している。
中性子照射効果については、「常陽」の原子炉容器の設計寿命（設計定格出力運転時間：131,500 時間）における中性子照射量の推定値は 3.48×1019n/cm2(≧0.1MeV)であり、500℃において中性子照射
量が破断伸びに影響を及ぼす領域より小さい[1]、[2]。このため、健全性を維持できると想定する許容限界歪みの設定において中性子照射効果については影響を考慮する必要はないと判断している。
第 1 図に「常陽」の原子炉容器材料のサーベイランス材の引張試験における一様伸び及び破断伸びを示す。原子炉容器材料のサーベイランス試験体の引張試験において、「常陽」の設計寿命に相当す
る中性子照射量を超えても一様伸びは 20%を大きく上回っていることが確認されている。
歪み速度効果については、火薬爆発力を利用した高温衝撃引張試験の結果において 0.2%耐力、引張強さは静的試験に比して増加する傾向があり、破断伸びについても静的試験に比して大きくなる傾向があることが報告[3]されていることから、保守的にこれらを考慮しないこととしている。
参考文献[1] 動力炉・核燃料開発事業団, 「解説 高速原型炉高温構造設計方針 材料強度基準等」, PNC
TN241 84-10, 1984
[2] 核燃料サイクル開発機構, 「高速実験炉「常陽」の定期的な評価 －高経年化に関する評価－(技術報告)」, JNC TN9440 2005-003, 2005
[3] 磯崎 敏邦, 大場 敏弘, 植田 脩三, 「オーステナイト系ステンレス鋼の高温衝撃引張試験(SUS304 鋼母材引張試験)」, 日本機械学会論文集 A, 42 巻, 359 号, p.2034-2041, 1976

53 条(1)-別紙 8-11-1[634]

第 1 図 「常陽」の原子炉容器材料のサーベイランス材の引張試験結果(一様伸びと破断伸び)(左)圧延方向 (右)圧延直角方向[2]53 条(1)-別紙 8-11-2[635]

別紙 8-12

格納容器応答過程における放熱等の解析条件
及びセシウム挙動の評価方法について[636]

ULOF の格納容器破損防止措置の格納容器応答過程
解析体系及び解析条件
1. 解析コードＣＯＮＴＡＩＮ－ＬＭＲ
2. 解析体系の概要
外気領域を含め格納容器（床上）を 3 セルで模擬
3. 解析条件（1）ナトリウム燃焼の想定①機械的応答過程の解析において不確かさの影響を考慮したとしても、ナトリウムの格納容器（床上）への噴出は起こらないと評価されたが、ここでは格納容器の健全性を確認するために、あえて 230kg（既許可申請書の仮想事故時の噴出量）のナトリウムが噴出するものと仮定する。
②ナトリウムの燃焼形態として、スプレイ燃焼及びプール燃焼をそれぞれ想定し、解析では、評価する燃焼形態が支配的となるような液滴径をそれぞれ設定する。
③ナトリウムとコンクリートが直接接触して反応することも想定し、この場合、噴出したナトリウムがプール燃焼と同じ面積で広がり、全てコンクリートと反応することを仮定する。
（2）主な解析条件①液滴径：0.1mm（スプレイ燃焼時）、5mm（プール燃焼及びナトリウム-コンクリート反応時）②プール面積：約 30m2
③格納容器内初期雰囲気組成（モル比）：酸素 0.21、水蒸気 0.029④格納容器（床上）と外気の通気：考慮⑤熱輸送形態：熱輻射、自然対流熱伝達、熱伝導⑥放熱の設定：格納容器鋼壁と外気の間は対流熱伝達（同熱伝達率は
約 6W/m2/K）、格納容器（床上）と（床下）の境界は断熱と設定

事故時の漏えい率に従って通気セル3：外部環境
格納容器鋼壁・頂部
炭素鋼(板厚12mm)

崩壊熱※

格納容器鋼壁・胴部
炭素鋼(板厚25mm)

セル1：格納容器(床上)
約13,000m3

コンクリート(厚さ0.4m)

スプレイ
燃焼熱
230kg

プール
燃焼熱
セル2：炉容器
ピット
約130m3Na-コンクリート
反応熱
床コンクリート(厚さ1.0m)

コンクリート(厚さ1.0m)
床コンクリート(厚さ1.5m)

熱伝導
対流熱伝達
熱輻射

※格納容器（床上）へ放出された核分裂生成物の崩壊熱を格納容器
内雰囲気に付加断熱

熱源

ULOF の格納容器破損防止措置の格納容器応答過程
セシウム挙動の評価方法（1）環境へ放出されるセシウムの評価方法①セシウム（Cs）等の放射性物質を含むナトリウム（Na）は、空気雰囲気である格納容器（床上）へ噴出するとスプレイ燃焼及びプール
燃焼し、Na エアロゾル（Na2O、Na2O2、NaOH）を発生する。Cs 等は
これらの Na エアロゾルに付随して移動すると仮定し、放射性物質自体の計算は行わない。即ち、Na エアロゾルのみを考慮して、その後の凝集・沈降・沈着・移行を計算する。
②雰囲気中に浮遊している Na エアロゾルの一部は、圧力差に起因す
る漏えいにより環境へ放出される。同エアロゾルを積算し（Na 換算）、環境への放出割合（分母は 230kg-Na）を求める。
③②で求めた Na エアロゾルの放出割合が Cs にも適用できるとして環境への放出量を求める。この際の Cs のソースは、炉内インベン
トリ（Cs-137：3.9×103TBq）に対して、崩壊熱除去機能喪失事象の場合には全量を対象とし、ULOF の場合には Na による保持効果（1/10 に低減）を考慮する。

環境へのNaエアロゾル放出
セル3：外部環境（事故時の漏えい率に従って移行）

浮遊Naエアロゾル

セル1：格納容器(床上)Naエアロゾルの凝集 沈降 沈着Na(230kg)

スプレイ燃焼Naエアロゾル発生 移行（2）本評価における保守性①共存する放射性物質のエアロゾルを考慮していないため、凝集や沈降を過少評価、即ち浮遊エアロゾル量を過大評価している。
②CONTAIN-LMR ではエアロゾルの密度を 1 つしか入力できないため、
Na エアロゾルの中でも小さめの 300kg/m3 を設定している。なお、
Cs は金属単体での密度が Na より大きいため（室温で約 2 倍）、Cs
エアロゾルの密度はより大きくなる。密度は重力沈降に影響する
ため、結果として浮遊エアロゾル量を過大評価している。
③格納容器（床上）内に存在する内部構造物への沈着や環境へ放出する際の間隙部における付着による減衰を考慮していない。

プール燃焼
Na-コンクリート
反応

セル2：炉容器
ピット

環境へ放出されるNaエアロゾルの放出割合を算出し、これをセシウムにも適用して評価

53 条(1)-別紙 8-12-1[637]

別紙 8-13

BDBA 時の Cs-137 の放出量の評価及び中央制御室の実効線量の評価[638]

BDBA時のCs-137の放出量の評価（1/3）⑥格納容器（床上）での閉じ込
め、凝集・沈着等による除去⑦大気放出

炉心損傷時の格納容器の機能が維持されている場合におけるCs-137の移行について検討した。
放射性物質の移行は原子炉停止機能喪失型と崩壊熱除去機能喪失型
で移行割合、移行経路が異なるため、両者の評価を実施した。
なお、本評価は、評価事故シーケンスに対する格納容器破損防止措置の有効性評価の事象推移に基づいているが、原子炉停止機能喪失型
では原子炉冷却材ナトリウムの格納容器への噴出・燃焼を仮想しており、また、崩壊熱除去機能喪失型では最終ヒートシンクの喪失及び原
子炉冷却材ナトリウムの格納容器への漏えいを想定しており、原子炉施設が大規模に損壊する厳しい状態を想定している。

⑤格納容器（床下）の加圧により格納容器（床上）へ
漏えい②全量がカバーガスに移行③カバーガスに移行した全量が格納容器（床下）に移行①Csの炉内蓄積全量が1次冷却材中に移行

炉心損傷④格納容器（床下）での閉
じ込め、凝集・沈着等によ
る除去

損傷炉心

原子炉
容器

安全容器
格納容器

崩壊熱除去機能喪失型の評価の概念図⑤大気放出④格納容器（床上）での閉じ込め、凝集・沈着等による除去③カバーガスに移行した全量が格納容器（床上）に移行②90%が冷却材に捕獲され、10%がカバーガスに移行
炉心損傷①Csの炉内蓄積全量が1次冷却材中に移行

損傷炉心

原子炉
容器

Cs-137放出量の評価フロー

格納容器

原子炉停止機能喪失型の評価の概念図

BDBA時のCs-137の放出量の評価（2/3）
1.炉内蓄積量の評価
Cs-137の炉内蓄積量は、Meek & Riderの累積核分裂収率を使用した解析結果より3.9×103TBqとする。なお、燃焼度は標準平衡炉心サイクル末期の平均
燃焼度約39,000MWd/tとする。
2.燃料、冷却材ナトリウム、カバーガス、格納容器への移行割合の評価(1)米国アルゴンヌ国立研究所におけるソースタームの計算[1]に基づく評価
冷却材ナトリウムからカバーガスへの移行割合について、米国のアルゴンヌ国立研究所が、ナトリウム冷却型高速炉の許認可に向けて開発している
IFR Pool Scrubbing Codeによる下図の評価結果に基づき、DF(除染係数)が最小となるエアロゾル粒子密度、エアロゾル粒子径の計算値から、常陽の条件（ナトリウムプール高さ約4.5m）を適用して、常陽におけるDFを評価した。その結果、停止機能喪失事象のDFを約15と評価し、停止機能喪失事象の放出量の評価では、保守的にDFを10（移行割合10％）と設定した。また、崩壊熱除去機能喪失事象では、保守的にDFを1（移行割合100％）と設定した。
なお、燃料から冷却材ナトリウムへの移行割合及びカバーガスから格納容器への移行割合は保守的に100％と仮定した。

×

×：評価値計算条件

×
停止機能喪失事象における揮発性FPの除染係数

崩壊熱機能喪失事象における揮発性FPの除染係数(2)米国オークリッジ国立研究所等におけるソースタームの実験及び米国のナトリウム冷却炉の事故における知見等に基づく評価(1)のIFR Pool Scrubbing Codeで考慮している物理現象はブラウン運動に伴うエアロゾル粒子の拡散、慣性衝突、重力沈降及び凝縮であり、エアロ
ゾルの熱泳動、凝集等が考慮されておらず、保守的な解析結果である。
米国のオークリッジ国立研究所等で実施された実験の結果及び米国のナトリウム冷却炉の事故で得られた知見と比較すると、保守性が大きいと考えられるため、実験的な知見に基づいた評価を実施した。
Berthoud等の炉外試験[2]において、ナトリウム中のセシウムの保持率は103オーダ（移行割合0.1%オーダ）の結果が得られており、停止機能喪失事象
に対する実験的知見に基づいたDFは100と設定する。米国のナトリウム冷却炉でFP放出に至った事故の調査[3]においても、カバーガス中でセシウムが検出されていないことから、DFを100と設定することは保守性の観点で妥当と考えらえる。また、崩壊熱除去機能喪失事象では冷却材温度が高温となることから、DFは10と設定する。
なお、セシウムがナトリウム液面界面からの蒸発により放出されるが、停止機能喪失事象ではナトリウム温度が低く、かつ、機械的エネルギーによるカバーガスバウンダリの開口時間も1秒以内であることから、蒸発による放出の影響は無視できる。崩壊熱除去機能喪失事象では、蒸発による影響が生じるが、蒸発が生じても、気相への移行割合は10-3オーダと評価されており、気相中への拡散は抑制される[4]。
[1] M. Bucknor, et al.“An Assessment of Fission Product Scrubbing in Sodium Pools Following a Core Damage Event in a Sodium Cooled Fast Reactor”, International
Conference on Fast Reactors and Related fuel Cycles: Next Generation Nuclear Systems for Sustainable Development (FR17), IAEA-CN245-055, 26-29 June, 2017.
[2] G. Berthoud, et al.“Experiments on Liquid-Metal Fast Breeder Reactor Aerosol Source Terms After Severe Accidents”, Nuclear Technology, 81, 257-277, 1988.
[3] Argonne National Laboratory,“Regulatory Technology Development Plan Sodium Fast Reactor Mechanistic Source Term Development”,ANL-ART-3, 2015.
[4] R. P. C. Schram, et al., “Source Term Calculations of the ALMR”, ECN-R--95-021, 1995.

53 条(1)-別紙 8-13-1[639]

BDBA時のCs-137の放出量の評価（3/3）

3.格納容器から大気への移行割合の評価
格納容器から大気への移行割合は、CONTAIN-LMRによる停止機能喪失事象（ULOF）及び崩壊熱除去機能喪失事象（PLOHS）に対する格納容器破損防止措置の有効性評価の結果から求めている。解析は、CONTAIN-LMRのフローネットワークモデル、凝集・沈着モデル
等により、ナトリウムエアロゾルのセル間移行、重力沈降・凝集・沈着挙動を解析し、ナトリウム燃焼を伴うナトリウムエアロゾルの格納容器から大気への移行割合を計算し、Cs-137はナトリウムエアロゾルと同様の挙動を示すものとして、格納容器から大気への移行割合を設定した。

4.格納容器外への放出量(1)計算に基づく評価
事象

炉内蓄積量（TBq）

炉心から格納容器への移行割合（%）

格納容器から
大気への移行割合（%）

大気放出量（TBq）

停止機能喪失（ULOF）

3.9×103

10

0.083

0.33

崩壊熱除去機能喪失（PLOHS）

3.9×103100

1.1×10-4

4.4×10-3(2)実験及び米国のナトリウム冷却炉の事故における知見等に基づく評価
事象

炉内蓄積量（TBq）

炉心から格納容器への移行割合（%）

格納容器から
大気への移行割合（%）

大気放出量（TBq）

停止機能喪失（ULOF）

3.9×103

1

0.083

0.033

崩壊熱除去機能喪失（PLOHS）

3.9×10310

1.1×10-4

4.4×10-453 条(1)-別紙 8-13-2[640]

53 条(1)-別紙 8-13-3[641]

別紙 8-14

SAS4A の妥当性確認で抽出された
不確かさの影響評価の詳細について

[642]

1.

概要
炉心流量喪失時原子炉停止機能喪失（以下「ULOF」という。）及び過出力時原子炉停止機能喪失（以下「UTOP」という。
）に関する格納容器破損防止措置の有効性評価として実施した、ＳＡＳ４Ａによる起因過程の解析（以下「基本ケース」という。
）に対し、起因過程の不確かさの影響評価として、評価の初期条件や解析条件、評価において重要となる物理現象（以下「重要現象」という。
）のうち、評価結果に影響を与え得る主な不確かさを考慮した評価（以下「感度解析」という。）を行った。
以下に考慮する不確かさと不確かさの影響評価の結果を記す。
2.

考慮する不確かさ
評価項目に影響を及ぼすパラメータの計算に関わる重要現象については、「多量の放射性物質等を放出する事故の拡大の防止に係る炉心損傷防止措置及び格納容器破損防止措置の有効性評価に使用する計算
コードについて」にその抽出結果を示すとおりである。このうち、計算コードのモデルに関する不確かさ
としては、核分裂生成物（以下「FP」という。
）ガス保持量の不確かさの影響を評価する。また、解析条
件に関する不確かさとしては、制御棒引抜き反応度、ナトリウムボイド反応度、ドップラ反応度、燃料の軸伸び及び燃料破損条件の不確かさの影響を評価する。考慮する不確かさ幅は、評価項目に影響するパラメータの計算結果を厳しくするように以下のとおり保守的に設定する。また、その概要を ULOF 及びUTOP について第 2.1 表及び第 2.2 表にそれぞれ示す。
1）FP ガス保持量：燃料ペレット中の FP ガスの保持量はＳＡＳ４Ａの定常照射挙動モデルの計算値に対して、負の反応度効果を持つ破損燃料の分散移動の駆動力となる FP ガス圧力の効果を無視する。
2）制御棒引抜き反応度：反応度挿入曲線の傾きが最大となる制御棒位置を想定するとともに制御棒引抜に伴う傾きの減少を無視し、さらに、実効遅発中性子割合の不確かさ等の安全余裕を考慮して、反応度添加率を約 4.2￠／s で一定とした。
3）ナトリウムボイド反応度：炉心の核設計においては 30%の不確かさを考慮している。ナトリウムボ
イド反応度は、炉心の極一部の領域を除いておおむね負である。評価項目に影響を及ぼすパラメータである反応度を大きく計算するため、第 2.1 図に示すとおり、正の領域では 1.3 倍に、負の領域では 0.7 倍に設定する。
4）ドップラ反応度：ナトリウムボイド反応度と同様に、炉心核設計で考慮される不確かさは 30%である。ドップラ反応度係数は負で、起因過程のドップラ反応度は ULOF では正、UTOP では負となり、評価項目に影響を及ぼすパラメータである反応度を大きく計算するため、ULOF では 1.3 倍、UTOP では
0.7 倍に設定する。
5）燃料の軸伸び：ナトリウムボイド反応度と同様に、炉心核設計で考慮される燃料密度反応度の不確
かさは 30%である。起因過程の ULOF の事故シーケンスでは、燃料は収縮し反応度変化が正となり、
UTOP の事故シーケンスでは燃料は膨張し反応度変化が負となる。評価項目に影響を及ぼすパラメー
タである反応度を大きく計算するため、ULOF では 1.3 倍、UTOP では 0.7 倍に設定する。
6）燃料破損条件：UTOP の基本ケースでは 20%断面溶融割合で破損判定を行っているが、不確かさとしては負の反応度効果を有する破損燃料の移動を抑制するとともに、損傷領域の拡大のために燃料溶
融開始直後に破損するように設定する。また、それとは別に、念のため負の反応度投入自体を遅らせた場合の影響を調べるため、50%断面溶融割合の条件で破損するように設定する。ULOF の基本ケース

53 条(1)-別紙 8-14-1[643]

では燃料溶融開始直後に破損するように設定しており、既に十分に保守的な条件であるため、ULOF
では燃料破損条件に係る不確かさの影響評価は行わない。
これらの重要現象及び解析条件の間には物理的相関はなく、互いに独立であると判断されるため、それぞれ保守的に設定した不確かさを重ね合わせることは過度に保守的な想定となる。そこで、感度解析においては保守的な条件の重畳は行わず、基本ケースに対してそれぞれの不確かさの影響を評価した。
3.

解析条件
解析体系や解析に用いる反応度係数、過渡条件といった各種条件は、「第 53 条（多量の放射性物質等を放出する事故の拡大の防止）に係る説明書（その 3：格納容器破損防止措置） 別紙 5」に示す基本ケースの値を用いる。解析で用いるＳＡＳチャンネル（炉心を構成する燃料集合体をグループ化したもの）の配置図を第 3.1 図に、解析体系を第 3.2 図に示す。
感度解析における解析ケースとしては、基本ケースに対して上記又は第 2.1 表及び第 2.2 表に示す不確かさを個々に保守的に考慮したケースとする。
4.

不確かさの影響評価

4.1

ULOF

主な解析結果を第 4.1.1 表に示す。また、反応度履歴を第 4.1.1 図及び第 4.1.2 図に、出力履歴を第4.1.3 図及び第 4.1.4 図に示す。
(1) 基本ケース
基本ケースにおいては、1 次主循環ポンプの主電動機の停止によって冷却材流量が減少し、出力－流量比が最も大きいチャンネル（チャンネル 12（炉心燃料集合体数：2））で冷却材が沸騰し、被覆管の溶融及び移動によって燃料要素は損傷し、燃料の溶融によって燃料崩壊に至るが、冷却材温度の上昇に伴う反応度の減少と、破損した燃料の分散に伴う反応度の減少によって原子炉出力は低下し、起因過程の範囲では炉心は部分的な損傷にとどまった。基本ケースでは、沸騰に至る集合体数、被覆管が溶融及び移動によって燃料要素の損傷に至った集合体数及び燃料崩壊に至る集合体数は、いずれも 2 集合体だけであった。また、反応度は、事象全体を通じて負の範囲にとどまり臨界（0.0$）を超えることはな
く、エネルギー放出の指標である炉心平均燃料温度（全炉心領域のある時点における燃料の空間的な平均温度）は、起因過程の早い段階に初期値の約 1,020℃から最大値の約 1,030℃まで上昇した後に低下し、その後も大きく上昇することはなかった。
(2) ナトリウムボイド反応度ケース
ナトリウムボイド反応度ケースについては、基本ケースに比べて過渡開始直後から反応度の減少が若干緩やかになり、沸騰開始時刻や燃料崩壊時刻が早くなっている。ULOF ではナトリウムボイド反応
度による反応度変化量が他の反応度に比べて大きいため、不確かさを考慮したことによる反応度変化
量も他のケースに比べて大きくなっている。この結果、冷却材が沸騰するチャンネルの数が増加し、被覆管の溶融に至るチャンネルの数も増加するが、炉心全体では負の冷却材密度反応度及びナトリウム
ボイド反応度が卓越しているため、基本ケースと同様に未臨界の状態が維持される。燃料崩壊に至るチ

53 条(1)-別紙 8-14-2[644]

ャンネルは基本ケースと同様にチャンネル 12 のみであり、時刻約 60.0 秒でチャンネル 12 のラッパ管の温度が融点まで上昇し、ＳＡＳ４Ａの適用限界に達する。
以上のとおり、ナトリウムボイド反応度の不確かさを保守的に考慮したことによって事象進展が速くなり、基本ケースに比べて沸騰及び損傷に至る集合体数が増加した。しかしながら、沸騰に至った集
合体数は 6 集合体に留まり、被覆管が溶融及び移動によって燃料要素の損傷に至った集合体は 5 集合体、燃料崩壊に至った集合体は 2 集合体と、炉心は部分的な損傷にとどまった。また、損傷集合体の数
は 5 集合体に増加しているが、その内の 3 集合体は被覆管の溶融に至っただけで燃料は流動化していない。炉心全体の燃料分布は基本ケースと大きく変わらず、遷移過程の事象推移に大きな影響を与えることはない。加えて、反応度推移に関しても大きな差はなく、基本ケースと同様、事象全体を通じて反応度は負の範囲にとどまり臨界（0.0$）を超えることはなかった。
(3) ドップラ反応度ケース
ドップラ反応度ケースについても、ナトリウムボイド反応度ケースと同様、基本ケースに比べて過渡開始直後から反応度の減少が若干緩やかになり、沸騰開始時刻や燃料崩壊時刻が早くなっている。しかしながら、ドップラ反応度による反応度変化量はナトリウムボイド反応度による反応度変化量に比べて小さく、事象進展への影響度は小さい。沸騰に至る集合体数、被覆管が溶融及び移動によって燃料要素の損傷に至った集合体数及び燃料崩壊に至る集合体数は、いずれも基本ケースと同じ 2 集合体で、反応度推移についても大きな差はなかった。また、今回の評価では構造材のドップラ反応度については考慮していないが、燃料のドップラ反応度に比べると小さく、ドップラ反応度ケースと基本ケースとの比較でも分かるように燃料のドップラ反応度に 30%の不確かさを考慮したとしても事象進展への影響は僅少であることから、構造材のドップラ反応度を考慮しなくても評価に大きな影響はない。
(4) 燃料の軸伸びケース
燃料の軸伸びケースについても、ナトリウムボイド反応度ケースと同様、基本ケースに比べて過渡開始直後から反応度の減少が若干緩やかになり、沸騰開始時刻や燃料崩壊時刻が早くなっている。しかしながら、軸伸び反応度による反応度変化量は、ナトリウムボイド反応度による反応度変化量に比べて小さく、事象進展への影響度は小さい。沸騰に至る集合体数、被覆管が溶融及び移動によって燃料要素の損傷に至った集合体数及び燃料崩壊に至る集合体数は、いずれも基本ケースと同じ 2 集合体で、反応度推移についても大きな差はなかった。
(5) FP ガス保持量ケース
FP ガス保持量ケースは、FP ガスの保持量を 0%（解析上は微少量）に減じているが、破損燃料の分散移動の駆動力となる FP ガス圧力の効果を無視するために、解析上は破損時の FP ガスの保持量を減じるため、破損前までの挙動は基本ケースと同一である。また、破損後の挙動に関しても基本ケースと大きな差はなく、沸騰に至る集合体数、被覆管が溶融及び移動によって燃料要素の損傷に至った集合体数
及び燃料崩壊に至る集合体数は、いずれも基本ケースと同じ 2 集合体であった。本炉心は負のナトリ
ウムボイド反応度を有し、正の反応度効果が小さいため、反応度が急激に増加するということはなく、全反応度が負のまま燃料は破損に至る。FP ガスは破損時に燃料の駆動源として働くが、そもそもこの

53 条(1)-別紙 8-14-3[645]

ような状況では、破損後の燃料分散による負の反応度は事象進展には大きな影響はないため、燃料分散による反応度の重要性は低いと言える。加えて、基本ケースでも崩壊燃料の流動性が小さく、燃料崩壊
から 1～3 秒程度という短時間でラッパ管の溶融に至るため、燃料崩壊後の反応度変化量は限定的とな
り、FP ガス保持量の不確かさを振っても大きな変化は生じなかった。
(6) 結論
起因過程の ULOF では、評価項目に関わる重要なパラメータである反応度について、いずれの不確かさを考慮したとしても基本ケースと同様に臨界（0.0$）を超えることはなかった。すなわち、不確かさの影響を考慮したとしても、起因過程は、出力及び燃料温度が低い状態で推移し、部分的な炉心損傷のまま後続の遷移過程に移行する。ナトリウムボイド反応度ケースでは損傷集合体の数が増加しているが、炉心全体の燃料分布は基本ケースと大きく変わらず、遷移過程の評価で重要な挙動である大規模な
燃料移動挙動が表れる段階においては、遷移過程開始時の損傷集合体に係る状況の違いによる影響はほとんどなくなっていると考えられる。以上の点から、起因過程の不確かさは遷移過程の事象推移に影響しないと考えられる。
4.2

UTOP

主な解析結果を第 4.2.1 表に示す。また、反応度履歴を第 4.2.1 図及び第 4.2.2 図に、出力履歴を第4.2.3 図及び第 4.2.4 図に示す。
(1) 基本ケース
基本ケースにおいては、制御棒引抜きによる反応度の増加によって原子炉出力が上昇し、出力と燃焼度が共に高い炉心燃料集合体（チャンネル 1 と 4（炉心燃料集合体数：2））で燃料要素の破損に至るが、破損した燃料の分散に伴う反応度の減少によって原子炉出力の上昇は抑えられ、起因過程の範囲では
炉心は部分的な損傷にとどまった。また、反応度は最大でも 0.195$であり即発臨界（1.0$）を超えることはなく、最大出力は定格出力に対して約 2.5 倍、エネルギー放出の指標である炉心平均燃料温度は起因過程の初期値の約 1,025℃から最大値の約 1,800℃まで上昇するが、その後、原子炉出力の低下に伴い炉心平均燃料温度も低下した。
(2) 制御棒引抜き反応度ケース
制御棒引抜き反応度ケースについては、過渡開始直後から反応度の増加率が上がり、燃料要素の破損
時刻が早くなっている。これは第 4.2.5 図に示すとおり、制御棒の引抜き反応度の差によるものである。しかしながら、燃料要素が破損し、損傷に至る集合体数は基本ケースと同様に 2 集合体だけであり、破損後の推移も大きな違いはなかった。
反応度や出力は制御棒引抜きによる正の反応度投入によって過渡開始時から次第に増加し、燃料が破損した後、負の燃料移動反応度によって減少する。そのため、最大反応度や最大出力は燃料の破損する時刻に依存する。燃料の破損条件は燃料の溶融割合、つまりは燃料の温度条件に対応するが、温度変化は反応度変化や出力変化に対して若干の時間遅れがあるため、反応度の増加率が上がると、その分最大反応度や最大出力は増加する。制御棒引抜き反応度ケースは基本ケースに比べて反応度の増加率が53 条(1)-別紙 8-14-4[646]

大きいため、最大反応度や最大出力は基本ケースよりも大きくなっている。しかしながら、その差は小さく、最大反応度は 0.244$、最大出力は定格出力に対して約 2.7 倍であった。
以上のとおり、制御棒引抜き反応度の不確かさを保守的に考慮したことによって事象進展が速くな
り、最大反応度や最大出力が増加した。しかしながら、最大反応度は 0.244$と基本ケースと大きな差はなく、即発臨界（1.0$）を超えることもなかった。また、燃料の破損に至る集合体も、基本ケースと同じ 2 集合体だけであった。
(3) ナトリウムボイド反応度ケース
ナトリウムボイド反応度ケースについては、過渡開始直後から反応度の増加率が上がり、燃料要素の破損時刻が早くなっている。
ナトリウムボイド反応度ケースではナトリウムボイド反応度の不確かさを保守的に振ったことにより、基本ケースに比べてナトリウムボイド反応度の絶対値が減少しているが、制御棒引抜き反応度ケー
スに比べると反応度の変化量が小さいため、事象進展は制御棒引抜き反応度ケース程には速くなっていない。最大反応度や最大出力も制御棒引抜き反応度ケースよりも小さく、燃料が破損し、損傷に至る集合体も基本ケースと同じ 2 集合体だけであった。
(4) ドップラ反応度ケース
ドップラ反応度ケースについては、ナトリウムボイド反応度ケースと同様の事象推移となっている。
UTOP の基本ケースではナトリウムボイド反応度、ドップラ反応度、軸伸び反応度はどれも同程度の反応度減少量となっており、不確かさ幅が同じであるナトリウムボイド反応度とドップラ反応度の感度解析では同程度の反応度変化となるからである。結果、最大反応度や最大出力はナトリウムボイド反応度ケースと同程度であり、燃料が破損し、損傷に至る集合体も基本ケースと同じ 2 集合体だけであった。
(5) 燃料の軸伸びケース
燃料の軸伸びケースは、ナトリウムボイド反応度ケースやドップラ反応度ケースと同様の事象推移となっている。上述のとおり UTOP の基本ケースではナトリウムボイド反応度、ドップラ反応度、軸伸び反応度はどれも同程度の反応度減少量となっており、不確かさ幅も同じである。そのため、感度解析では同程度の反応度変化となっている。結果、最大反応度や最大出力はナトリウムボイド反応度ケース
やドップラ反応度ケースと同程度であり、燃料が破損し、損傷に至る集合体も基本ケースと同じ 2 集
合体だけであった。
(6) 燃料破損条件ケース（溶融割合 0%ケース）
燃料破損条件ケース（溶融割合 0%ケース）では燃料の破損の同時性が高まり、基本ケースに比べて燃料が破損し、損傷に至った集合体数は増加した。ただし、その数は 10 集合体にとどまった。破損時の燃料溶融割合が減少したことで、破損直後の燃料移動反応度は基本ケースに比べて小さくなるが、破損する集合体数が増加したことによって結果的に燃料移動反応度は基本ケースよりも大きくなっている。燃料の破損後はこの燃料移動反応度によって大きく反応度が減少し、出力は大きく低下した。基本53 条(1)-別紙 8-14-5[647]

ケースとの違いは燃料の破損条件であり、燃料の破損後は負の燃料移動反応度により出力が低下する
ため、最大反応度と最大出力は破損時刻に依存する。燃料破損条件ケース（溶融割合 0%ケース）では破損時刻が早くなったため、基本ケースよりも最大反応度や最大出力は小さくなった。また、損傷集合体の数は増加しているが、破損時の燃料はほとんどが未溶融で流動性が低いため、炉心全体の燃料分布
は基本ケースと大きく変わらず、遷移過程の事象推移に大きな影響を与えることはない。
(7) 燃料破損条件ケース（溶融割合 50%ケース）
燃料破損条件ケース（溶融割合 50%ケース）では破損時刻が大幅に遅れ、基本ケースに比べて最大出力が増加しているが、それでも定格出力に対して 3.8 倍程度であった。反応度に関しては、初めのうちは制御棒の引抜きによって反応度が増加するが、出力上昇に対する負の反応度フィードバックによって、次第に反応度の増加が抑えられ、時刻 30 秒付近で減少に転じている。破損時の燃料溶融割合が大きいことから、破損時に燃料要素内の燃料集中による反応度の増加が見られるが、最大出力反応度は0.203$と基本ケースと同程度であった。また、燃料が破損し、損傷に至る集合体は 1 集合体だけであった。
(8) FP ガス保持量ケース
FP ガス保持量ケースは基本ケースと大きな差は生じず、燃料が破損し、損傷に至る集合体も基本ケースと同じ 2 集合体だけであった。正のナトリウムボイド反応度を有する炉心で UTOP が生じた場合、
燃料要素の破損によって冷却材がボイド化し、反応度が増加することによって出力が上昇する。それによって燃料の溶融が進み、追加的な FP ガス放出が生じて燃料の分散に寄与することとなる。一方、本炉心は炉心全体として負のナトリウムボイド反応度を有しているため、燃料要素の破損によって生じる冷却材のボイド化と燃料の分散によって反応度は減少し、燃料の溶融による追加的な FP ガス放出が生じない。そのため、多くの FP ガスが固体燃料中に保持されたままとなっており、FP ガスによる燃料分散への影響は比較的小さくなっている。その結果、FP ガスの保持量について不確かさを考慮した FP
ガス保持量ケースについても基本ケースと同程度の結果となった。
(9) 結論
起因過程の UTOP では、評価項目に関わる重要なパラメータである反応度に最も大きな影響を与える
不確かさは制御棒引抜き反応度の不確かさであった。反応度は基本ケースの最大 0.195$に対して、制御棒引抜き反応度の不確かさを考慮した解析ケースでは最大 0.244$と大きな差はなく即発臨界（1.0$）を超えることはなかった。すなわち、不確かさの影響を考慮したとしても、起因過程は反応度及び出力の上昇は緩慢であり、その結果、部分的な炉心損傷のまま後続の遷移過程に移行する。燃料破損条件ケース（溶融割合 0%ケース）では損傷集合体の数が増加しているが、炉心全体の燃料分布は基本ケースと大きく変わらず、遷移過程の評価で重要な挙動である大規模な燃料移動挙動が表れる段階においては、遷移過程開始時の損傷集合体に係る状況の違いによる影響はほとんどなくなっていると考えられる。以上の点から、起因過程の不確かさは遷移過程の事象推移に影響しないと考えられる。

53 条(1)-別紙 8-14-6
[648]

5.

まとめ
起因過程の不確かさの影響評価として感度解析を行った結果、起因過程においては不確かさの影響を考慮したとしても、評価項目に関わる重要なパラメータである反応度は基本ケースと大きな差が生じることはなく、基本ケースと同様に部分的な炉心損傷のまま後続の遷移過程に移行することを確認した。
また、不確かさの影響を考慮した解析結果の分析から、起因過程の不確かさは遷移過程の事象推移に影響しないと結論された。

53 条(1)-別紙 8-14-7[649]

第 2.1 表 「常陽」起因過程解析の不確かさ（ULOF）
項目
FP ガス保持量

不確かさの幅100%（×約 0.0）

幅の設定方法FP ガスの保持量を 0%（解析上は微小量）に減じる。
炉心の核設計における不確かさ（解析精度（約 20%以下）及び炉心

ナトリウムボイド
反応度30%

構成の違い（約 10%以下））から設定（負値×0.7）

ナトリウムボイド反応度が負値の領域では反応度の値を×0.7 と（正値×1.3）

し、ナトリウムボイド反応度が正値の領域では反応度の値を×1.3とする。

53 条(1)-別紙 8-14-8

ドップラ反応度

燃料の軸伸び30%（×1.3）
30%（×1.3）

幅の値は同上ULOF では燃料温度が低下して正値となるため、反応度の値を×1.3とする。
幅の値は同上ULOF では燃料温度が低下して正値となるため、反応度の値を×1.3
とする。

[650]

第 2.2 表 「常陽」起因過程解析の不確かさ（UTOP）
項目
FP ガス保持量
制御棒引抜き反応度

不確かさの幅100%（×約 0.0）
約 4.2￠/s で一定幅の設定方法FP ガスの保持量を 0%（解析上は微小量）に減じる。
制御棒位置や実効遅発中性子割合の不確かさ等を考慮して、反応度
添加率を約 4.2￠/s で一定とする。
炉心の核設計における不確かさ（解析精度（約 20%以下）及び炉心

ナトリウムボイド
反応度30%

構成の違い（約 10%以下））から設定（負値×0.7）

ナトリウムボイド反応度が負値の領域では反応度の値を×0.7 と（正値×1.3）

し、ナトリウムボイド反応度が正値の領域では反応度の値を×1.3

53 条(1)-別紙 8-14-9とする。
ドップラ反応度

燃料の軸伸び30%（×0.7）
30%（×0.7）

幅の値は同上UTOP では燃料温度が上昇して負値となるため、反応度の値を×0.7とする。
幅の値は同上UTOP では燃料温度が上昇して負値となるため、反応度の値を×0.7とする。
溶融割合を破損条件としているため、基本ケースにおいて既に破損
位置は保守的な軸方向中心位置となっている。

燃料破損条件

溶融直後

基本ケースにおいて溶融割合が 20%となった時点で破損させていた及びものを、負の反応度効果を有する燃料分散の抑制という観点から、溶融割合 50%

保守性を考慮して燃料溶融開始直後とする。
負の反応度効果を有する燃料分散の開始を遅らせるという観点から、保守性を考慮して溶融割合が 50%となった時点で破損させる。

[651]

第 4.1.1 表 感度解析の結果（ULOF）
解析結果

解析ケース

基本ケース
ナトリウムボイド
反応度ケースドップラ
反応度ケース
燃料の軸伸びケース
FP ガス
保持量ケース

沸騰開始
（秒）

燃料の
崩壊開始
（秒）

最大出力
（％）

最大

ラッパ管

損傷

全反応度

溶融

集合体数

（＄）

（秒）

（体）

45.5

70.3

＜ 100

＜ 0.0

71.7

2

39.4

59.3

＜ 100

＜ 0.0

60.0

5

44.5

68.6

＜ 100

＜ 0.0

70.7

2

44.8

67.9

＜ 100

＜ 0.0

69.4

2

45.5

70.3

＜ 100

＜ 0.0

71.3

2

最大

ラッパ管

損傷

全反応度

溶融

集合体数

（＄）

（秒）

（体）

第 4.2.1 表 感度解析の結果（UTOP）
解析結果
解析ケース

基本ケース
制御棒引抜き反応度ケースナトリウムボイド
反応度ケースドップラ
反応度ケース
燃料の軸伸びケース
燃料破損条件ケース（溶融割合 0%ケース）
燃料破損条件ケース（溶融割合 50%ケース）
FP ガス
保持量ケース

沸騰開始
（秒）

燃料要素
破損開始
（秒）

最大出力
（％）

-

27.9

255

0.195

31.6

2

-

20.2

270

0.244

23.6

2

-

26.3

257

0.203

30.2

2

-

25.6

259

0.208

29.4

2

-

26.2

257

0.202

30.4

2

-

21.1

206

0.183

26.8

10

-

42.5

374

0.203

44.4

1

-

27.9

255

0.195

31.9

2

53 条(1)-別紙 8-14-10[652]

反応度を 1.3 倍とする

反応度を 0.7 倍とする

領域（正の領域）

領域（負の領域）

第 2.1 図 ＳＡＳ４Ａ解析体系における冷却材密度反応度マップ

53 条(1)-別紙 8-14-11[653]

A：バッチ数
B：出力－流量比
C：SAS4A 解析上のチャンネル番号※ CR：制御棒、BR：後備炉停止制御棒、CMIR：材料照射用反射体
Ch.6 及び Ch.19：B 型照射燃料集合体、Ch.20：C 型照射燃料集合体

第 3.1 図 ＳＡＳ４Ａ解析におけるチャンネルの配置図

53 条(1)-別紙 8-14-12[654]

第 3.2 図 炉心燃料集合体の模式図とＳＡＳ４Ａ解析体系
0.1
基本ケース

ナトリウムボイド反応度ケース
ドップラ反応度ケース

反応度

（$）

0.0

-0.1

-0.2

-0.3

-0.4
0

10

20

30

40
50
時間 （s）

60

70

80

第 4.1.1 図 反応度履歴（ULOF）（1/2）

53 条(1)-別紙 8-14-13

[655]

0.1
基本ケース
燃料の軸伸びケース

反応度

（$）

0.0

ＦＰガス保持量ケース

-0.1

-0.2

-0.3

-0.4
0

10

20

30

40
時間 （s）

50

60

70

80

第 4.1.2 図 反応度履歴（ULOF）
（2/2）
120

原子炉出力（定格値に対する割合）

（%）

基本ケース
100

ナトリウムボイド反応度ケース
ドップラ反応度ケース

80

60

40

20

0
0

10

20

30

40
50
時間 （s）

60

70

80

第 4.1.3 図 出力履歴（ULOF）（1/2）

53 条(1)-別紙 8-14-14

[656]

120

原子炉出力（定格値に対する割合）

（%）

基本ケース
100

燃料の軸伸びケース
ＦＰガス保持量ケース

80

60

40

20

0
0

10

20

30

40
時間 （s）

50

60

70

80

第 4.1.4 図 出力履歴（ULOF）
（2/2）
0.3
0.2

0.1
0.0

反応度

（$）

-0.1
-0.2

基本ケース

-0.3

制御棒引抜き反応度ケース
ナトリウムボイド反応度ケース-0.4

ドップラ反応度ケース
燃料の軸伸びケース

-0.5
-0.6

-0.7
-0.8
0

5

10

15

20

25
30
時間 （s）

35

40

45

50

第 4.2.1 図 反応度履歴（UTOP）（1/2）

53 条(1)-別紙 8-14-15

[657]

0.3
0.2

0.1
0.0

反応度

（$）

-0.1
-0.2

基本ケース

-0.3

燃料破損条件ケース（溶融割合0%ケース）-0.4

燃料破損条件ケース（溶融割合50%ケース）-0.5

ＦＰガス保持量ケース
-0.6

-0.7
-0.8
0

5

10

15

20

25
30
時間 （s）

35

40

45

50

40

45

50

第 4.2.2 図 反応度履歴（UTOP）
（2/2）
450
基本ケース

原子炉出力（定格値に対する割合）

（%）

400

制御棒引抜き反応度ケース
ナトリウムボイド反応度ケース

350

ドップラ反応度ケース
燃料の軸伸びケース

300
250
200
150
100

50
0
0

5

10

15

20

25
30
時間 （s）

35

第 4.2.3 図 出力履歴（UTOP）（1/2）

53 条(1)-別紙 8-14-16

[658]

450
基本ケース

原子炉出力（定格値に対する割合）

（%）

400

燃料破損条件ケース（溶融割合0%ケース）
燃料破損条件ケース（溶融割合50%ケース）

350

ＦＰガス保持量ケース

300
250
200
150
100

50
0
0

5

10

15

20

25
30
時間 （s）

35

40

45

50

第 4.2.4 図 出力履歴（UTOP）
（2/2）

4.50
4.00

基本ケース

3.50

制御棒引抜き反応度ケース

反応度 （$）

3.00
2.50
2.00
1.50
1.00
0.50
0.00
0

20

40

60
時間

80

100

120

（秒）

第 4.2.5 図 制御棒の引抜きにより投入される反応度（UTOP）

53 条(1)-別紙 8-14-17[659]

別紙 8-15

燃料の分布等を踏まえた燃料凝集率と反応度挿入率の評価について[660]

53 条(1)-別紙 8-15-1[661]

53 条(1)-別紙 8-15-2[662]

別紙 8-16

即発臨界超過に伴う放出エネルギー評価に係る想定条件の保守性・妥当性について[663]

53 条(1)-別紙 8-16-1[664]

53 条(1)-別紙 8-16-2[665]

53 条(1)-別紙 8-16-3[666]

別紙 8-17

SIMMER による遷移過程解析における、燃料粒子径等の解析条件の即発臨界超過への影響、及び炉心物質質量の変化について[667]

53 条(1)-別紙 8-17-1[668]

53 条(1)-別紙 8-17-2[669]

53 条(1)-別紙 8-17-3[670]

別紙 8-18

高速炉重大事故時の即発臨界超過現象における非線形性の影響評価

[671]

１．
「常陽」の即発臨界超過現象における放出エネルギーの評価
高速炉の代表的重大事故である ULOF の事故シーケンスでは、燃料の損傷が炉心規模まで拡大する遷移過程において溶融燃料が凝集して即発臨界を超過すれば出力逸走によって大きなエネルギ
ー放出が生じる可能性がある。
「常陽」の格納容器損傷防止措置の有効性評価ではこのエネルギー放出挙動をＳＩＭＭＥＲ-Ⅳ及びＳＩＭＭＥＲ-Ⅲを用いて解析した。この解析の基本ケースでは 3
次元的な非軸対称の燃料スロッシング（揺動）による燃料凝集挙動を解析したが、この基本ケースにおいても、燃料が焼結密度のまま高密度で堆積する、固体燃料デブリを含み本来流動性が極めて低い炉心物質の粘性を零とするなどの保守的な想定を用いている。
この基本ケースで用いた保守的な想定に加えて、重要現象として摘出された FCI と燃料スロッ
シングの不確かさの影響評価を行った。特に最も大きな放出エネルギーが解析された燃料スロッ
シングの不確かさの影響評価ケースでは、炉心外への燃料流出を無視した上で 2 次元軸対象の体系で横方向の物質移動が一斉に中心軸に向かうという保守的な仮想を用いた解析を行った。このケースの結果を用いて原子炉容器の機械的健全性と格納容器（床上）へのナトリウム漏えい量を解析し、格納容器破損防止措置の有効性評価を行った。
２．即発臨界超過現象における非線形性について
高速炉の溶融炉心において、炉心中心の下部に燃料が凝集して出力逸走が発生すると、その中心部の温度・圧力上昇により炉心物質は分散し、いったん反応度は未臨界となる。その後、分散した炉心物質は炉心外周部から再び炉心中心部へ揺り戻って集中することで再び反応度は即発臨界を超過する。この反応度の大きな増減を伴う炉心物質の集中と分散、いわゆる自励的スロッシングが
炉心物質の炉心からの流出によって反応度レベルが十分に低下するまで繰り返される。
このように、高速炉の溶融炉心における出力変動は、炉心物質の流動が出力変動を生起し、その出力変動がその後の炉心物質の流動に影響を与えるという自己再帰的な現象である。特に、指数関数的に出力が上昇する出力逸走では物質配位のわずかな変動が反応度の変化を通して放出エネル
ギーに大きな影響を与えることも相まって、遷移過程における物質の運動と出力の変動は、事故シーケンスの初期状態の微少な違いや物質挙動の変動に対して鋭敏性を有する非線形挙動となる。
燃料スロッシングの不確かさ影響評価ケースでは、前述のように燃料凝集を促進する様々な仮
想的かつ保守的な想定を用いた上で、さらに、放出エネルギーに対するこの非線形性の影響の評価を行った。
３．非線形性の影響評価
エネルギー放出過程の非線形性の影響を評価するために初期タイムステップ幅を変えて初期状態の微少な違いとした多数の解析を実施し、最大の放出エネルギーを与える解析ケースを採用する方法を採った。解析ケース数は解析から得られる炉心平均燃料温度の最も高い値が上位 5%となる信頼水準が 95%を超えるように 59 ケース[1]とした。
有効性評価における不確かさの影響評価では、これらの解析ケースの中で放出エネルギーを代表する評価指標である炉心平均燃料温度として最も高い約 5,110℃を与えた解析ケースの結果を53 条(1)-別紙 8-18-1[672]

採用した。得られた炉心平均燃料温度の累積確率分布をメジアンランク法で求めた結果を第 1 図に示す。この炉心平均燃料温度の計算結果を用いて、Jeffreys の無情報事前分布を仮定した確率計算[2]により、炉心平均燃料温度が約 5,110℃を超過する確率は約 0.83%となった。なお、この超過確率の計算方法を添付に示す。

第 1 図 各ケースにおける炉心平均燃料温度解析結果の分布
４．まとめ「常陽」の格納容器損傷防止措置の有効性評価では、重要現象の不確かさの影響を評価する解析
ケースにより、遷移過程の出力逸走によるエネルギー放出の上限値を求めた。この解析ケースでは、
燃料凝集を促進する様々な仮想的かつ保守的な想定を用いた上で、遷移過程におけるエネルギー
放出挙動が有する非線形性を考慮した保守的な評価とするために、初期状態の微少な違いを与えた多数の解析を実施した。
解析から得られる炉心平均燃料温度の最も高い値が上位 5%となる信頼水準が 95%を超えるケー
ス数[1]の解析を実施し、評価指標である炉心平均燃料温度が最も高くなった約 5,110℃を計算した解析ケースを有効性評価の不確かさ影響評価において採用した。この放出エネルギーを超過する
確率は統計的分析[2]によって約 0.83%と評価されており、十分に小さく押さえられている。
参考文献［1］学会標準 AESJ-SC-S001:2008「統計的安全評価の実施基準：2008」［2］学会標準 AESJ-SC-RK001:2010「原子力発電所の確率論的安全評価用のパラメータ推定に関する実施基準：2010」53 条(1)-別紙 8-18-2[673]

添付 ＳＩＭＭＥＲによる ULOF 解析結果の統計的分析
炉心平均燃料温度の最高値を超えるか超えないかの on/off 事象（二項データ）として、炉心平均燃料温度の最高値を超える確率を評価する。学会標準 AESJ-SC-RK001:2010 で示されている
Jeffreys の無情報事前分布を仮定した確率計算を行う。
𝛼𝑝𝑜𝑠𝑡 = 𝛼𝑝𝑟𝑖𝑜𝑟 + 𝑥
𝛽𝑝𝑜𝑠𝑡 = 𝛽𝑝𝑟𝑖𝑜𝑟 + 𝑛 − 𝑥
超過確率 = 𝛼𝑝𝑜𝑠𝑡 ⁄(𝛼𝑝𝑜𝑠𝑡 + 𝛽𝑝𝑜𝑠𝑡 )これに事前情報無しであることから、𝛼𝑝𝑟𝑖𝑜𝑟 = 𝛽𝑝𝑟𝑖𝑜𝑟 = 1/2、x=0、n=59 を代入して、炉心平均燃
料温度が約 5,110℃を超過する確率は約 0.83%となる。

53 条(1)-別紙 8-18-3[674]

別紙 8-19

遷移過程解析及び機械的エネルギー発生の解析におけるFCI 実験からの知見の適用性[675]

「常陽」の炉心流量喪失時原子炉停止機能喪失（以下「ULOF」という。）及び過出力時原子炉停止
機能喪失（以下「UTOP」という。
）の事故シーケンスに対する格納容器破損防止措置の有効性評価においては、炉心損傷の進展の中で溶融燃料が冷却材のナトリウムと接触すれば両者の間の急激な熱伝達により冷却材の急激な沸騰や圧力発生に至る可能性があるため、その機械的影響が重要となる。
以下には、遷移過程解析における溶融燃料－冷却材相互作用（以下「FCI」という。）の特徴と取扱いについて述べる。
１．ULOF 及び UTOP の事故シーケンスの遷移過程における FCI
遷移過程においてはいくつかのモードで FCI の発生に至る可能性が考えられる。第 1 に、起因過程と同様に、未沸騰又は部分沸騰状態の燃料集合体において燃料要素が溶融すると、冷却材と接触・混合して FCI が発生する可能性がある。第 2 に溶融燃料が炉心上下や周囲の低温領域に移動して冷却材と接触・混合して FCI が発生する可能性がある。第 3 に低温状態にある制御棒下部案内管
又は径方向集合体のラッパ管が溶融燃料により破損した場合は内部の冷却材との間で FCI が発生する可能性がある。これらの FCI 自体は局所的な現象でありその発生圧力が過大になることはな
いが、FCI に駆動される燃料移動は大きな反応度効果を持つ。
第 1 の燃料要素溶融時の FCI は集合体のラッパ管が健全な状態で発生する FCI であって炉心全体の燃料の凝集による大きなエネルギー発生を伴う厳しい即発臨界を引き起こすことはない。また、「常陽」の冷却材ボイド反応度は、ほぼ全炉心で負であるため、ULOF の事故シーケンスでの事
故進展は低下した炉出力によって緩慢に進む。したがって、燃料の溶融は集合体内のナトリウムが沸騰によって排除されてドライアウトしてから起きることになり、この FCI が起きる可能性は極めて小さい。第 2 の炉心周囲の低温領域での FCI は炉心の損傷規模が拡大してから溶融した炉心
物質が集合体の上下ピン束又は先行して破損している制御棒下部案内管内に移動して残存しているナトリウムと接触することで発生する。発生箇所を中心として燃料を分散させるため、厳しい即発臨界を引き起こすことはないが、偶発的に複数箇所で同時に発生して燃料を凝集させる状況を想定すれば、燃料の集中を駆動する可能性もある。第 3 の制御棒下部案内管破損時の FCI は後述する EAGLE 試験の知見によると発生する圧力は小さく、炉心内の燃料の動きを駆動することはないと考えられる。
以上のことから、「常陽」における遷移過程のように、事象進展が緩慢で炉心周辺に冷却材が残存した状態で炉心溶融が進行するような場合においては、第 2 のモードが重要となる。
２．溶融 UO2 とナトリウムの FCI の実験的知見
既存の溶融 UO2 とナトリウムの FCI を実現した実験的知見を第 2.1 表にまとめる[1]〜[6] 【遷移過程における溶融燃料－冷却材相互作用（FCI）の想定について：別紙 8-19-別添 1】。また、代表的な試験である、CORECT-II、FARO-TERMOS、CAMEL 試験の試験装置の概念図を第 2.1 図〜第 2.3 図に示す。様々な FCI の発生状況を想定した試験が行われている。大きな圧力ピークが測定されているのは CORECT-II 試験のケース 21 の約 12MPa、ケース 18 の約 7MPa、ケース 12B の約 6.6MPa であるが、前者 2 つの試験ケースは閉じ込められた狭い空間内に強制的にナトリウムを注入した条件での FCI、最後のケース 12B は高温融体上にナトリウムを注入する試験であり、いずれの試験も前述
53 条(1)-別紙 8-19-1[676]

した第 2 のモードである炉心周囲で発生する FCI の発生状況を模擬した試験には該当しない。また、FARO-TERMOS 試験においても約 6MPa の圧力ピークが測定されているが、この試験は約 140kgの溶融 UO2 を 5m の高さからナトリウムプール中へ落下させた試験であり、炉心内の局所的な FCIの知見として用いるには適切ではない。炉心内での FCI の発生状況に近い状況を模擬した試験としては、CORECT-II ケース 22、CAMEL C6、EAGLE ID1 試験がある。これらの発生圧力は CORECT- IIのケース 22 が約 4.3MPa、CAMEL C6 が約 4MPa、EAGLE ID1 は極めて緩慢で約 0.15MPa である。
３．遷移過程解析における FCI の扱い
ＳＩＭＭＥＲを用いた遷移過程の解析においては、炉心内の損傷領域の拡大と炉心物質の動きに従って解析されているが、「常陽」の遷移過程は低出力、かつ、低温（大半の燃料は固化状態）のまま推移するため、有意な FCI 現象は発生していない。他方、大きな反応度効果を駆動する可能性のある炉心周辺部の FCI 現象については、制御棒破損時に発生する FCI は EAGLE の知見に基づ
けば数気圧程度の極めて限定された圧力発生にとどまることが示されており、また CAMEL C6 又はCORECT-II ケース 22 のように強制的に高温融体とナトリウムを接触させた試験においても約 4MPa程度の発生圧力である。FCI の不確かさに係る感度解析では基本ケースで燃料集中による即発臨界が発生する直前に、燃料集中を促進する位置にある外側炉心の制御棒下部案内管 2 カ所で同時に
約 8MPa の圧力が発生するという仮想的な条件の下での保守的な解析を行ってその影響を評価した。
４．大規模 FCI の発生可能性について「常陽」ＭＫ－Ⅳ炉心の燃料インベントリは高々1 トン程度であり（大型軽水炉では 100 トン以上であるのに対して）、また、ULOF の事故シーケンスにおいてはそもそも大量の溶融燃料が冷却材のナトリウムと混合する状況は考えられない。一般に、大規模な FCI が発生するためには、安定膜
沸騰条件下で溶融燃料とナトリウムとの大規模な粗混合状態が形成される必要があるとされている[7]。一方、ナトリウム冷却高速炉においては、ナトリウムの熱伝導度が高いために溶融燃料とナトリウムの接触界面温度は安定膜沸騰の発生条件をはるかに下回り、液－液接触状態が維持されるため、大規模な粗混合状態が形成されることはない[2]。したがって、大規模な FCI は原理的に回避できる。

53 条(1)-別紙 8-19-2[677]

５．まとめ上述の通り、「常陽」ＭＫ－Ⅳにおいては、炉心の燃料インベントリが高々1 トン程度であり、炉心損傷の事故シーケンスにおいて大量の溶融燃料が冷却材と混合する状況は考えられないこと、またナトリウム冷却炉においては、溶融燃料とナトリウム間に安定膜沸騰が発生し得ないために大規模な粗混合状態が形成されないことから、大規模な FCI は原理的に発生しない。
他方、大規模な FCI は無いとしても、炉心損傷の進展の過程で溶融燃料と冷却材が接触・混合して FCI（ナトリウム蒸気の発生）を生じることは当然考えられる。特に、全炉心規模で炉心が損傷した遷移過程において、炉心周辺で発生する FCI によって燃料が集中することによって即発臨界を超過する可能性については、実験的な知見に基づいた十分に保守的な条件を用いて不確かさを包絡する解析をＳＩＭＭＥＲ-Ⅳによって適切に行っている。
以

53 条(1)-別紙 8-19-3

[678]

上

参考文献
[1] Anzieu, P., “The CORECT-II fuel-coolant interaction expreiments: Interpretationand subassembly accident model,” Proc. of the LMFBR Safety Topical Meeting, Vol.IV,
pp.251-259, Lyon (1982).
[2] Fauske, H.K. and Koyama, K., “Assessment of Fuel Coolant Interactions (FCIs) in
the FBR Core Disruptive Accident (CDA),” J. Nucl. Sci. and Tech., Vol.39, No.6,
pp.601-614 (2002).
[3] Johnson, T.R., et al., “Large-scale Molten Fuel-Sodium Interaction Expreiments,”
Proc. of the Fast Reactor Safety Meeting, pp.883-896, Biverly Hills, California(1974).
[4] Magallon, D., et al., “Pouring of 100-kg-Scale Molten UO2 into Sodium,” Nucl.
Tech., Vol.98, No.1, pp.79-90 (1992).
[5] Spencer, B.W., et al., “Results of recent reactor materials tests on dispersal ofoxide fuel from a disrupted core,” Proc. of the International Topical Meeting on
Fast Reactor Safety, pp.877–882, Knoxville, Tennessee, (1985).
[6] Konishi. K., et al., “The EAGLE project to eliminate the recriticality issue offast reactors - Progress and results of in-pile tests -,” NTHAS5-F001, Fifth
Korea-Japan Symp. on Nucl. Thermal Hydraulics and Safety, Jeju, Korea, Nov. 26-29,
2006.
[7] Briggs, A.J., Steam explosions and reactor safety, CSNI report, No. 74, (1982).

53 条(1)-別紙 8-19-4[679]

53 条(1)-別紙 8-19-5

[680]

EAGLE

CAMEL

FARO
-TERMOS

M-series

CORECT-II

試験名

3,200
3,000以上

テルミット
核加熱

約2

―

UO2 -MoUO2 -SS

C7

ID1

503
400

クリンチリバー増殖炉の制御棒案内管を模した直径10.23cmの流路に2.54cm径のパイプから融体を噴出させる。背圧はC6が0.59MPa、C7が0.31MPaである。
核加熱で燃料ピン束を溶融して形成した炉心プールがナトリウムを内包するダクトを溶融破損してFCIが発生する。

―

―

約0.15

未計測

4
―
503

3,200

テルミット

約2

UO2 -Mo

C6

6
10
400

3,000

通電加熱

140

UO2

T2

未計測
10
400

直径30cm、深さ約2mのプールに約5m上から融体を落下させる。
主に炉容器外でのFCIを想定した試験である。

3,000

通電加熱

110

UO2

T1

0.28
3.9
627

―

テルミット

3

UO2 -Mo

M3

0.69

―

テルミット

6.8

UO2 -Mo

M2

18

―

テルミット

1.4

UO2 -Mo

M1

299

―

高周波加熱

5.13

UO2

22

0.43

約3～3.2kgのナトリウムプールへ融体を落下させる。

12
―
560

Ⅲ
Ⅱ

5
―
580

Ⅳ

3.3

―

高周波加熱

4.86

UO2

21

7
―

685

Ⅲ

288

―

高周波加熱

5.15

UO2

19

溶融UO2 を皿状のるつぼに入れ、その周囲下方向からナト
リウム液位を上昇させる。
Ⅰ～Ⅳの試験modeがあり、modeⅢとⅣは閉じ込められた
狭い空間内でのFCI、modeIは融体プールにナトリウムを上から注ぐ試験である。炉心近傍のFCIとして参考になるのは開放された空間で実施したmodeⅡである。

6.6
―

600

4.3

―

高周波加熱

4.92

UO2

18

Ⅰ

発生圧力ピーク
（MPa）

投入速度
（m/s）

ナトリウム
温度 (℃）

―

―

高周波加熱

4.15

UO2

12B

FCI発生状況561

高温融体
温度 (℃）

加熱方法

質量(kg）

融体

ケース

第 2.1 表 UO2 とナトリウムを用いた FCI 実験第 2.1 図 CORECT-II 試験装置概念図

第 2.2 図 FARO-TERMOS 試験装置概念図

53 条(1)-別紙 8-19-6[681]

第 2.3 図 CAMEL 試験装置概念図

53 条(1)-別紙 8-19-7

[682]

別添 1
遷移過程における溶融燃料－冷却材相互作用（FCI）の想定について「常陽」の炉心流量喪失時原子炉停止機能喪失（以下「ULOF」という。）及び過出力時原子炉停止機能喪失（以下「UTOP」という。
）の事故シーケンスに対する格納容器破損防止措置の有効性評
価においては、炉心損傷の進展の中で溶融燃料が冷却材のナトリウムと接触すれば両者の間の急
激な熱伝達により冷却材の急激な沸騰や圧力発生に至る可能性があるため、その機械的影響が重要となる。以下には、遷移過程解析における溶融燃料－冷却材相互作用（以下「FCI」という。）の特徴と取扱いについて述べる。
１．ULOF 及び UTOP の事故シーケンスの遷移過程における FCI
遷移過程においてはいくつかのモードで FCI の発生に至る可能性が考えられる。第 1 に、起因過程と同様に、未沸騰又は部分沸騰状態の燃料集合体において燃料要素が溶融すると、冷却材と接触・混合して FCI が発生する可能性がある。第 2 に溶融燃料が炉心上下や周囲の低温領域に移動して冷却材と接触・混合して FCI が発生する可能性がある。第 3 に低温状態にある制御棒下部案内管又は径方向集合体のラッパ管が溶融燃料により破損した場合は内部の冷却材との間で FCI が発生する可能性がある。これらの FCI 自体は局所的な現象でありその発生圧力が過大になることはないが、FCI に駆動される燃料移動は大きな反応度効果を持つ。
第 1 の燃料要素溶融時の FCI は集合体のラッパ管が健全な状態で発生する FCI であって炉心全体の燃料の凝集による大きなエネルギー発生を伴う厳しい即発臨界を引き起こすことはない。
また、「常陽」の冷却材ボイド反応度は、ほぼ全炉心で負であるため、ULOF の事故シーケンスでの事故進展は低下した炉出力によって緩慢に進む。したがって、燃料の溶融は集合体内のナトリウムが沸騰によって排除されてドライアウトしてから起きることになり、この FCI が起きる
可能性は極めて小さい。第 2 の炉心周囲の低温領域での FCI は炉心の損傷規模が拡大してから溶融した炉心物質が集合体の上下ピン束又は先行して破損している制御棒下部案内管内に移動して残存しているナトリウムと接触することで発生する。発生箇所を中心として燃料を分散させるため、厳しい即発臨界を引き起こすことはないが、偶発的に複数箇所で同時に発生して燃料を凝集させる状況を想定すれば、燃料の集中を駆動する可能性もある。第 3 の制御棒下部案
内管破損時の FCI は後述する EAGLE 試験の知見によると発生する圧力は小さく、炉心内の燃料の動きを駆動することはないと考えられる。
以上のことから、「常陽」における遷移過程のように、事象進展が緩慢で炉心周辺に冷却材が残存した状態で炉心溶融が進行するような場合においては、第 2 のモードが重要となる。
２．溶融 UO2 とナトリウムの FCI の実験的知見
既存の溶融 UO2 とナトリウムの FCI を実現した実験的知見を第 2.1 表にまとめる[1]〜[6]。また、代表的な試験である、CORECT-II、FARO-TERMOS、CAMEL 試験の試験装置の概念図を第 2.1 図〜第53 条(1)-別紙 8-19-別添 1-1[683]

2.3 図に示す。様々な FCI の発生状況を想定した試験が行われている。大きな圧力ピークが測定されているのは CORECT-II 試験のケース 21 の約 12MPa、ケース 18 の約 7MPa、ケース 12B の
約 6.6MPa であるが、前者 2 つの試験ケースは閉じ込められた狭い空間内に強制的にナトリウムを注入した条件での FCI、
最後のケース 12B は高温融体上にナトリウムを注入する試験であり、いずれの試験も前述した第 2 のモードである炉心周囲で発生する FCI の発生状況を模擬した試
験には該当しない。また、FARO-TERMOS 試験においても約 6MPa の圧力ピークが測定されているが、この試験は約 140kg の溶融 UO2 を 5m の高さからナトリウムプール中へ落下させた試験であり、炉心内の局所的な FCI の知見として用いるには適切ではない。炉心内での FCI の発生状況に近い状況を模擬した試験としては、CORECT-II ケース 22、CAMEL C6、EAGLE ID1 試験がある。
これらの発生圧力は CORECT- II のケース 22 が約 4.3MPa、CAMEL C6 が約 4MPa、EAGLE ID1 は極めて緩慢で約 0.15MPa である。
３．遷移過程解析における FCI の扱い
ＳＩＭＭＥＲを用いた遷移過程の解析においては、炉心内の損傷領域の拡大と炉心物質の動きに従って解析されているが、「常陽」の遷移過程は低出力、かつ、低温（大半の燃料は固化状態）のまま推移するため、有意な FCI 現象は発生していない。他方、大きな反応度効果を駆動する可能性のある炉心周辺部の FCI 現象については、制御棒破損時に発生する FCI は EAGLE の知見に基づけば数気圧程度の極めて限定された圧力発生にとどまることが示されており、また
CAMEL C6 又は CORECT-II ケース 22 のように強制的に高温融体とナトリウムを接触させた試験においても約 4MPa 程度の発生圧力である。FCI の不確かさに係る感度解析では基本ケースで燃料集中による即発臨界が発生する直前に、燃料集中を促進する位置にある外側炉心の制御棒下部案内管 2 カ所で同時に約 8MPa の圧力が発生するという仮想的な条件の下での保守的な解析を行ってその影響を評価した。
４．大規模 FCI の発生可能性について「常陽」ＭＫ－Ⅳ炉心の燃料インベントリは高々1 トン程度であり（大型軽水炉では 100 ト
ン以上であるのに対して）、また、ULOF の事故シーケンスにおいてはそもそも大量の溶融燃料が冷却材のナトリウムと混合する状況は考えられない。一般に、大規模な FCI が発生するためには、安定膜沸騰条件下で溶融燃料とナトリウムとの大規模な粗混合状態が形成される必要があるとされている[7]。一方、ナトリウム冷却高速炉においては、ナトリウムの熱伝導度が高いた
めに溶融燃料とナトリウムの接触界面温度は安定膜沸騰の発生条件をはるかに下回り、液－液
接触状態が維持されるため、大規模な粗混合状態が形成されることはない[2]。したがって、大規模な FCI は原理的に回避できる。
５．まとめ
上述の通り、「常陽」ＭＫ－Ⅳにおいては、炉心の燃料インベントリが高々1 トン程度であり、炉心損傷の事故シーケンスにおいて大量の溶融燃料が冷却材と混合する状況は考えられないこ
53 条(1)-別紙 8-19-別添 1-2[684]

と、またナトリウム冷却炉においては、溶融燃料とナトリウム間に安定膜沸騰が発生し得ないために大規模な粗混合状態が形成されないことから、大規模な FCI は原理的に発生しない。
他方、大規模な FCI は無いとしても、炉心損傷の進展の過程で溶融燃料と冷却材が接触・混合して FCI（ナトリウム蒸気の発生）を生じることは当然考えられる。特に、全炉心規模で炉心が損傷した遷移過程において、炉心周辺で発生する FCI によって燃料が集中することによって即発臨界を超過する可能性については、実験的な知見に基づいた十分に保守的な条件を用いて不確かさを包絡する解析をＳＩＭＭＥＲ-Ⅳによって適切に行っている。
以上53 条(1)-別紙 8-19-別添 1-3

[685]

参考文献
[1] Anzieu, P., “The CORECT-II fuel-coolant interaction expreiments: Interpretationand subassembly accident model,” Proc. of the LMFBR Safety Topical Meeting,
Vol.IV, pp.251-259, Lyon (1982).
[2] Fauske, H.K. and Koyama, K., “Assessment of Fuel Coolant Interactions (FCIs)
in the FBR Core Disruptive Accident (CDA),” J. Nucl. Sci. and Tech., Vol.39,
No.6, pp.601-614 (2002).
[3]Johnson, T.R., et al., “Large-scale Molten Fuel-Sodium Interaction Expreiments,”
Proc. of the Fast Reactor Safety Meeting, pp.883-896, Biverly Hills, California(1974).
[4] Magallon, D., et al., “Pouring of 100-kg-Scale Molten UO2 into Sodium,” Nucl.
Tech., Vol.98, No.1, pp.79-90 (1992).
[5] Spencer, B.W., et al., “Results of recent reactor materials tests on dispersalof oxide fuel from a disrupted core,” Proc. of the International Topical Meetingon Fast Reactor Safety, pp.877–882, Knoxville, Tennessee, (1985).
[6] Konishi. K., et al., “The EAGLE project to eliminate the recriticality issue
of fast reactors - Progress and results of in-pile tests -,” NTHAS5-F001, Fifth
Korea-Japan Symp. on Nucl. Thermal Hydraulics and Safety, Jeju, Korea, Nov. 2629, 2006.
[7] Briggs, A.J., Steam explosions and reactor safety, CSNI report, No. 74, (1982).

53 条(1)-別紙 8-19-別添 1-4[686]

53 条(1)-別紙 8-19-別添 1-5

[687]

EAGLE

CAMEL

FARO
-TERMOS

M-series

CORECT-II

試験名

3,200
3,000以上

テルミット
核加熱

約2

―

UO2 -MoUO2 -SS

C7

ID1

503
400

クリンチリバー増殖炉の制御棒案内管を模した直径10.23cmの流路に2.54cm径のパイプから融体を噴出させる。背圧はC6が0.59MPa、C7が0.31MPaである。
核加熱で燃料ピン束を溶融して形成した炉心プールがナトリウムを内包するダクトを溶融破損してFCIが発生する。

直径30cm、深さ約2mのプールに約5m上から融体を落下させる。
主に炉容器外でのFCIを想定した試験である。

―

―

約0.15

未計測

4
―
503

3,200

テルミット

約2

UO2 -Mo

C6

6
10
400

3,000

通電加熱

140

UO2

T2

未計測
10
400

3,000

通電加熱

110

UO2

T1

0.28
3.9
627

―

テルミット

3

UO2 -Mo

M3

0.69
18

約3～3.2kgのナトリウムプールへ融体を落下させる。

299

―

テルミット

6.8

UO2 -Mo

M2

0.43
3.3
288

―

テルミット

1.4

UO2 -Mo

M1

4.3

―

高周波加熱

5.13

UO2

22

―

―

高周波加熱

4.86

UO2

21

561

5
―

580

Ⅳ

Ⅱ

7
―

685

Ⅲ

12

―

高周波加熱

5.15

UO2

19

溶融UO2 を皿状のるつぼに入れ、その周囲下方向からナト
リウム液位を上昇させる。
Ⅰ～Ⅳの試験modeがあり、modeⅢとⅣは閉じ込められた
狭い空間内でのFCI、modeIは融体プールにナトリウムを上から注ぐ試験である。炉心近傍のFCIとして参考になるのは開放された空間で実施したmodeⅡである。

6.6

―

600

―

―

高周波加熱

4.92

UO2

18

Ⅰ

発生圧力ピーク
（MPa）

投入速度
（m/s）

ナトリウム
温度 (℃）

560

―

高周波加熱

4.15

UO2

12B

FCI発生状況Ⅲ

高温融体
温度 (℃）

加熱方法

質量(kg）

融体

ケース

第 2.1 表 UO2 とナトリウムを用いた FCI 実験第 2.1 図 CORECT-II 試験装置概念図

第 2.2 図 FARO-TERMOS 試験装置概念図
53 条(1)-別紙 8-19-別添 1-6[688]

第 2.3 図 CAMEL 試験装置概念図

53 条(1)-別紙 8-19-別添 1-7[689]

別紙 8-20

遷移過程解析における不確かさ影響評価の保守性について[690]

53 条(1)-別紙 8-20-1[691]

53 条(1)-別紙 8-20-2[692]

53 条(1)-別紙 8-20-3[693]

別紙 8-21

重力コンパクションによる簡易評価と遷移過程解析基本ケースとの反応度挿入率の違いについて[694]

53 条(1)-別紙 8-21-1[695]

別紙 8-22

再配置・冷却過程に係る損傷炉心物質の炉心からの流出の不確かさ及びその影響評価について[696]

1. 再配置・冷却過程の解析について
起因過程及び遷移過程を経て事故が核的に収束（反応度が再び正にもどることのない深い未臨界状態に移行）した後も損傷した炉心燃料の崩壊熱による発熱によって事故は更に進展する。原子炉容器内での損傷炉心物質の再配置挙動には、崩壊熱による残留炉心物質の溶融と流出挙動に依存して大きな変動幅があるため、事象推移に関して基本となるシナリオを想定した上で、先行する遷移過程
における熱エネルギーの放出状況、及び残留炉心物質の溶融と炉心からの流出挙動（炉心物質の量及び形態）に応じた再配置挙動を検討し、想定される再配置場所での炉心物質の量及び形態に基づいて冷却挙動の解析を行うこととする。
原子炉容器内での損傷炉心物質の再配置場所としては、第 1.1 図に示すように、エネルギー放出が小さい緩慢なシーケンスにおいては下部プレナム底部及び炉心領域が、また、大きなエネルギー放出を伴う場合には上部プレナムに放出された損傷炉心物質が堆積する炉心支持台上面（炉心構造物を支持する水平構造物の上面）及び材料照射ラック底部が対象となる。
2. 損傷炉心物質の炉心からの流出の不確かさ
エネルギー放出が小さい緩慢なシーケンスでは、溶融炉心物質（燃料及びスティール）の一部は炉心部から周囲の反射体・遮へい集合体のラッパ管間ギャップに流出し固化する。遷移過程終状態の残留炉心物質は未溶融又は再固化した燃料と溶融スティールの混合物となり、崩壊熱によって長時間のうちに徐々に再溶融する。その後、炉心内で溶融した燃料は制御棒駆動機構下部案内管及び後備
炉停止制御棒駆動機構下部案内管（以下「LGT」という。）を通じて下部プレナムへ流出し、そこでサブクールされたナトリウムによって効果的にクエンチ・微粒化して原子炉容器底部に粒子状のデブリベッドとして堆積する。溶融炉心物質の残りは炉心部及びその周辺に残留する。
第 2.1 図にそれぞれの再配置場所における燃料量を示す。下部プレナムへの損傷炉心物質の流出
量は流出タイミングに依存する。基本ケースとして想定した流出タイミングは、① 損傷炉心物質が崩壊熱によって徐々に溶融する状況で、溶融した損傷炉心物質が LGT を通じて順次下部プレナムへ流出する場合である。流出タイミング①において、溶融した残留炉心物質の一部は LGT を通り下部プレナムへ流出するが、炉心に残留する燃料の量が初期燃料インベントリ（以下「インベントリ」という。
）の約 50%を下回ると、発熱と炉心周辺構造への熱損失がバランスして燃料はそれ以上溶融しなくなり、下部プ
レナムへの流出は停止する。他方、遷移過程の基本ケースの終状態ではインベントリの約 30%が炉心周囲の反射体及び遮へい集合体のラッパ管間ギャップに移行して固化している。再配置・冷却過程では、炉心部残留量又は下部プレナムへの移行量を保守的に評価するため、炉心周囲への移行量を少なめのインベントリの約 20%と想定することとし、その場合下部プレナムに移行可能な溶融燃料はイン
ベントリの約 30%である。
損傷炉心物質の炉心からの流出の不確かさを考える場合、下部プレナムへ流出し得る燃料量を最大限見積もるための流出タイミングは、②

損傷炉心物質が溶融開始後も炉心内にとどまり、溶融量が蓄積した後に下部プレナムへ流

出する場合である。流出タイミング②では炉心物質の溶融量の増加と炉心物質の温度上昇の結果として炉心周囲への熱損失が増加し、崩壊熱の低下も重畳して、ある値以上は溶融量が増加しなくなる。炉心物質53 条-別紙 8-22-1[697]

の最大溶融量として得られたインベントリの約 70%が損傷炉心物質の炉心からの流出量の不確かさの上限となる。
3. 損傷炉心物質の炉心からの流出の不確かさの影響評価
炉心からの流出量の不確かさの影響については、評価項目である「原子炉冷却材バウンダリの健全性」の観点から最も重要となる原子炉容器底部に形成されるデブリベッドの冷却性を解析した。具体的にはインベントリの約 70％の炉心物質からなるデブリベッドの冷却挙動を計算コードＳｕｐｅｒ－ＣＯＰＤのデブリ熱計算モジュールで解析した。デブリベッドの性状については、炉心物質を用いた試験結果等に基づいて、デブリ粒子径 400µm、空隙率 0.6 とする。原子炉容器底部にデブリベッドが形成される時刻は、崩壊熱の減衰の観点から保守的なタイミングとして、遷移過程の基本ケースの終状態における残留炉心物質のうちインベントリの約 70%の炉心物質が再溶融する時刻（事象発生か
ら約 1,200 秒後）とする。第 3.1 図に原子炉容器底部に堆積したデブリベッド最高温度の履歴を示す。デブリベッド最高温度は事象発生から約 1,800 秒後に約 720℃まで上昇するが、その後は崩壊熱の減衰と共に低下した。
ここで、デブリベッドにより高温条件（最高温度約 720℃）となる原子炉容器底部の鏡板では、原子炉容器自重、ナトリウム重量及びデブリベッド重量により発生する応力は 2.8MPa（1 次応力）であり、SUS304 について 900℃を超える温度条件で得られているクリープ試験結果(第 3.2 図)に対して有意に小さくクリープ破断は発生しないと判断できる。
以上のことから、不確かさの影響を考慮しても、原子炉容器底部に堆積したデブリベッドは周囲の冷却材や構造材による除熱と崩壊熱の低下によって安定的に冷却される。したがって、原子炉容器底部の鏡板がクリープ破損することはなく、また、炉心溶融物質等が原子炉容器内で安定に保持・冷却される。

53 条-別紙 8-22-2[698]

第 1.1 図 損傷炉心物質の最終的な再配置場所

基本
ケース

炉心からの流出
の不確かさ

炉心部

約50%

約10%

炉心部周辺

約20%

約20%

下部プレナム
底部

約30%

約70%

第 2.1 図 それぞれの再配置場所における燃料量

53 条-別紙 8-22-3[699]

デブリベッド最高温度（℃）

1000
900
800
700
600
500
400
300
1200

2400
3600
時間（ｓ）

4800

第 3.1 図 デブリベッド最高温度の履歴

応力 (MPa)

100○：A7ヒート（大気中）●：A7ヒート（Ar中）△：A13ヒート（大気中）▲：A13ヒート（Ar中）□：A14ヒート（大気中）■：A14ヒート（Ar中）

T=900℃
10
T=950℃
T=1000℃

2.8MPa実線および点線：
ラーソンミラーパラメータ法により設定したSUS304の800℃を超える領域に対するクリープ破断関係(平均線)

1
10

100
1000
クリープ破断時間 (h)10000

第 3.2 図 SUS304 のクリープ破断時間と応力の関係(900℃から 1,000℃)

53 条-別紙 8-22-4[700]

別紙 8-23

デブリベッドの冷却性解析における粒子径の評価方法とその影響について[701]

１．デブリベッドの冷却性解析における粒子径の評価方法「常陽」の格納容器破損防止措置の有効性評価においては、デブリベッドの冷却性解析には計算コード Super-COPD のデブリベッド熱計算モジュール（以下、「DB モジュール」という）を使用した。
DB モジュールでは Lipinski モデルを採用して内部発熱するデブリベッド内の熱移行や外部への除熱を計算するとともに、冷却性限界となるドライアウト条件を評価する。デブリベッドの粒子径は、溶融 UO2 とナトリウムを用いた FCI 実験[1], [2]で得られたデブリの粒径分布の質量中央値を用いた。軽水炉のシビアアクシデント解析コード MAAP の溶融炉心－コンクリート相互作用（MCCI）モデルにおいても DB モジュールと同じ Lipinski モデルが採用されているが、BWR のコンクリート床上に形成された水プール内のデブリベッド冷却性解析[3]において、軽水炉条件での FCI 実験[4], [5]で得られた粒
径分布の質量中央値を用いられている。すなわち、有効性評価においてデブリ粒径の代表値として質量中央値を使用するのは「常陽」と実用軽水炉と共通の考え方である。
一方、DB モジュールのモデルの妥当性は米国 Sandia 国立研究所の研究炉 ACRR で行われたナトリ
ウム中の燃料デブリベッドを核加熱した D-10 試験の解析によって確認している。この解析ではデブ
リベッドの代表粒子径として Sauter 平均値を用い、試験で測定されたデブリベッド内の代表的な位
置での温度変化を適切に再現できることを確認した。一般に、Sauter 平均値は質量中央値に比べて小さくなるため、デブリベッドの冷却性解析においてはより厳しい条件となる。そこで、ここではナトリウムを用いた FCI 実験[1], [2]で得られた粒径分布の Sauter 平均値を用いた参考解析を実施した。
２．Sauter 平均値を用いたデブリベッド冷却性解析
FCI 模擬実験[1], [2]の粒径分布の Sauter 平均値は第１表に示すように多くの実験では約 150µm 前後
であり、最も小さな値を与える FRAG4 試験においては 130µm である。したがって、今回の参考解析の基本ケースの粒径を 150µm、粒径に係る不確かさ影響評価を行う際の粒径を 130µm とする。その他の重要なパラメータに係る不確かさ影響評価の条件は第２表に示す通りである。なお、解析の対象とした評価事故シーケンスは、下部プレナムへ移行する炉心物質の割合が最も多くなる「１次主循環ポン
プ軸固着及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故」である。
この参考解析では、一部のケースにおいてデブリベッド内でナトリウムが沸騰する可能性がある
が、DB モジュールではデブリベッド内のナトリウム沸騰挙動に特有の現象である蒸気のチャネリン
グ（沸騰しているデブリベッド内に蒸気の通り道（チャンネル）ができて蒸気が抜けやすくなり、デブリベッドからの除熱が促進される現象）を考慮していない。このため、沸騰が生じたケースではチャンネル内の蒸気流による熱輸送とチャンネル周辺領域での熱伝導を同時に考慮することのできる
Parallel conduction モデルを適用して冷却性解析を行う（第 1 図参照）。Parallel conduction モデ
ルについては付録に示す。
解析結果を第２表に示す。基本ケースと不確かさ②ケース（粒径の不確かさ）ではデブリベッド内の冷却材は未沸騰で終始して冷却可能である。デブリベッド内の冷却材が沸騰するケースに対して、沸騰したデブリベッドにおける発熱密度の最大値（DB モジュールを用いて計算する）と、Parallel
conduction モデルを用いてデブリベッド内の沸騰領域の厚みと実効熱伝導率の関係から計算したドライアウト発熱密度を比較して第２表に示す。デブリベッドが沸騰するケースでも、デブリベッドの深さは Parallel conduction モデルが適用可能な浅いベッドであり、発熱密度の最大値は冷却限界であるドライアウト発熱密度を下回り冷却可能である。なお、第２表のドライアウト発熱密度はナト
53 条(1)-別紙 8-23-1[702]

リウム蒸気のチャネリングを考慮していない Lipinski によるドライアウト予測モデルから求めた極
めて保守的な発熱密度であるが、それでもなお解析結果は冷却性限界に対して余裕があることを確認した（同モデルの保守性に関しては、チャネリングが発生した D-4 試験の解析結果を付録に示す）。
３．まとめ
デブリベッドの冷却性解析で使用する粒径として、ナトリウムを使用した FCI 実験から得られた
粒径分布の Sauter 平均値を用いた参考解析を実施した。基本ケースではデブリベッドは未沸騰のままで冷却可能である。不確かさの影響評価ケースにおいては、一部のケースで冷却材の沸騰が生じた。
沸騰が生じたケースではナトリウム蒸気のチャンネル形成による除熱促進を考慮できる Parallel
conduction モデルを適用した。その結果、ナトリウムの沸騰が生じたケースにおいても保守的に評価したドライアウト限界に至ることなく、全てのケースで冷却可能であることを確認した。

参考資料[1] T. Y. Chu, "Fragmentation of Molten Core Material by Sodium," Proc. Int. Top. Mtg.
LMFBR Safety and Related Design and Operational Aspects, Lyon, France, July 19-23, 1982,
Vol. Ill, p. 487, European Nuclear Society (1982).
[2] D. Magallon, H. Hohmann and H. Schins, “Pouring of 100kg-scale molten UO2 into sodium”,
Nuclear Technology, Vol. 98, No. 1, pp.79-90, 1992.
[3]「重大事故等対策の有効性評価に係るシビアアクシデント解析コードについて（第５部 MAAP）添付３ 溶融炉心とコンクリートの相互作用について」資料 2-2-9、平成 27 年 10 月．
[4] D. Magallon, “Characteristics of corium debris bed generated in large-scale fuelcoolant interaction experiments,” Nucl. Eng. Des., Vol.236, pp. 1998-2009, 2006.
[5] M. Kato, et al., “Fuel Coolant Interaction Tests using UO2 Corium under Ex-vessel
Conditions,” JAERI-Conf 99-005, Proc. of the Workshop on Severe Accident Research (SARJ98), pp.304-309, Nov. 4-6, Tokyo, Japan, 1998.

53 条(1)-別紙 8-23-2[703]

第１表 FCI 試験におけるナトリウムプール温度条件と粒子径の代表値
試験名

ナトリウ

粒子径の質量粒子径の Sauter

ム 温 度

中央値 [µm]

平均値 [µm]

備考

[℃]
FRAG4

420

276.3

129.1

グラフ読取値の内挿で求

FRAG5

250

420

185.0

める。

FRAG6

690

461.5

148.9

FRAG13

500

474

148.5

FARO/TERMOS T1

400

約 500

146.7

「BOTTOM」「CENTER」
「TOP」
の平均値

第２表 参考解析の基本ケース及び不確かさ影響評価
損傷炉
心物質
の量(%)

粒径
(µm)

空隙率

深さ

沸騰有

(m)

無

発熱密度の

ドライアウト最大値*

発熱密度**

3冷却

3(MW/m )

(MW/m )

基本ケース

40

150

0.6

0.1561

未沸騰

—

—

可

不確かさ①

70

150

0.6

0.2077

沸騰

2.70

4.94

可

不確かさ②

40

130

0.6

0.1561

未沸騰

—

—

可

不確かさ③

40

150

0.5

0.1394

沸騰

3.85

7.40

可

40

150

0.6

0.2495

沸騰

3.11

3.47

可

深さ約 1.6 倍（100%相当）* 沸騰したデブリベッドにおける発熱密度の最大値を DB モジュールで計算**Lipinski のドライアウト予測モデル（ナトリウム蒸気のチャネリングを考慮せず）で保守的に評価53 条(1)-別紙 8-23-3[704]

デブリベッド厚みL

Liquid

Vapor

チャンネル
長さLc

充填層
厚み

第１図 Parallel conduction モデルの概念図

53 条(1)-別紙 8-23-4[705]

付録 Parallel conduction モデル
１．デブリベッドの深さと Parallel conduction モデル
デブリベッドはその高さによって、浅いベッド、中間ベッド、深いベッドにわけられる。第１図にそれぞれのベッドの概念図を示す。このうち、後述する判定基準によれば、「常陽」のデブリベッド
はすべてのケースにおいて浅いベッドに該当するが、浅いベッドにおいては、デブリベッド内のナトリウムが沸騰した際に、ナトリウム蒸気のチャンネルが形成されて蒸気流により効率的なデブリベ
ッドからの除熱が可能となる。
厚みの判定式として、Lipinski は以下の式を提唱した[1]。
(1)𝐻𝑠ℎ𝑎𝑙𝑙𝑜𝑤 < 6𝐿𝑐 < 𝐻𝑚𝑜𝑑 𝑒𝑟𝑎𝑡𝑒 < 3𝜆𝑐 < 𝐻𝑑𝑒𝑒𝑝
𝜆𝑐 は毛管ヘッド、𝐿𝑐 はチャンネル長さであり、それぞれ次式で計算される。
𝜆𝑐 =6𝜎 𝑐𝑜𝑠 𝜃 (1 − 𝜀)𝑑𝜀(𝜌𝑙 − 𝜌𝑣 )𝑔

(2)

𝐿𝑐 =

√150𝜎 𝑐𝑜𝑠 𝜃 𝐽(𝜌𝑝 − 𝜌𝑙 )𝑔𝜀𝑑(3)

ここで、𝜎は冷却材の表面張力、𝜃は冷却材と粒子の接触角（ナトリウムと UO2 の接触角は𝑐𝑜𝑠 𝜃 = 1[1]）、𝜀はデブリベッドのポロシティ、𝑑はデブリ粒径、𝜌は密度、𝑔は重力加速度である。下付文字𝑣 、𝑙 、 𝑝 は、それぞれ、冷却材の気相、液相成分、デブリ粒子である。また、係数 𝐽, は𝐽=

(𝑠 −1 − 1)0.175

(4)

√5

であり、𝑠 は飽和度（冷却材流路中の液相の体積割合）である。式(3)の毛管ヘッドはデブリベッド
や冷却材の物性値等を代入して求めることができる。一方、式(3)のチャンネル長さは飽和度𝑠 の関数となるので、もう 1 つの条件として圧力勾配の連続性(1 − 𝜀)𝑞𝑐

1.75𝑞𝑐150(1 − 𝜀)𝜇𝑣+[
] = (1 − 𝜀)𝜌𝑝 + 𝜀𝜌𝑙(1 − 𝑠)3 𝑑
𝜌𝑣 𝑔ℎ𝑙𝑣 𝜀 3 𝑑 (1 − 𝑠)5 ℎ𝑙𝑣(5)を用いる。𝑞𝑐 はチャンネル領域下端境界の熱流束で、デブリベッドの発熱密度𝑄 が一定の場合、デブ
リベッド深さを𝐿 とすると、(6)

𝑞𝑐 = 𝑄(𝐿 − 𝐿𝑐 )である。式(3)と(5)が矛盾しないよう繰り返し計算によってチャンネル長さを決定する。

ここで、式(2)で求められるチャンネル長さがデブリ粒径に依存する理由について説明する。チャンネル領域の任意の位置 z において、チャンネル内を上昇するナトリウム蒸気圧と、デブリベッドの自重（粒子及びデブリベッド中の液体ナトリウムのヘッド圧）がバランスすると仮定すると、(7)

𝑃𝑣 = [𝜌𝑝 (1 − 𝜀) + 𝜌𝑙 𝜀]𝑔(𝐿 − 𝑧)となる。また、𝑃𝑙 = 𝜌𝑙 𝑔(𝐿 − 𝑧)を用いて、𝑃𝑣 − 𝑃𝑙 = {𝜌𝑝 (1 − 𝜀) + 𝜌𝑙 𝜀}𝑔(𝐿 − 𝑧) − 𝜌𝑙 𝑔(𝐿 − 𝑧)(8)53 条(1)-別紙 8-23-5[706]

となる。ここで、チャンネルと下の充填層の境界（𝐿 − 𝑧 = 𝐿𝑐 ）における圧力の連続性から、毛管力
𝑃𝑐 は次式であらわされる。
𝑃𝑣 − 𝑃𝑙 = 𝑃𝑐 =√150𝜎 𝑐𝑜𝑠 𝜃 (1 − 𝜀)𝐽= {𝜌𝑝 (1 − 𝜀) + 𝜌𝑙 𝜀}𝑔𝐿𝑐 − 𝜌𝑙 𝑔𝐿𝑐
𝜀𝑑(9)

これを整理して、チャンネル長さの式(2)を得る。したがって、粒径が小さいほどチャンネル長さが長くなる理由は、毛管力が大きくなり、デブリベッドに流入する液体ナトリウム量が多くなる、すなわ
ちデブリベッドから排出されるナトリウム蒸気圧も高くなるため、それによって支えられじょうき
るチャンネル長さも長くなる。
Parallel conduction モデルは、沸騰領域で発生した蒸気がサブクール領域内に形成されるナトリ
ウム蒸気のチャンネルを通して、デブリベッド上方冷却材に凝縮することによって熱が伝えられることを仮定する。この場合、沸騰領域の厚みはデブリベッド上面（ｚ＝𝐿）の温度をバルク冷却材温度𝑇𝑏𝑢𝑙𝑘 として、サブクール領域の等価熱伝導率𝐾𝐵 を用いて2𝐾𝐵 (𝑇𝑠𝑎𝑡 − 𝑇𝑏𝑢𝑙𝑘 )𝐿𝑏𝑜𝑖𝑙 = 𝐿 − √𝑄(10)で与えられる。この式から、デブリベッドの深さ𝐿が与えられた時に、沸騰領域の厚み𝐿𝑏𝑜𝑖𝑙 と発熱密度𝑄との関係を計算することができる。
２．Lipinski によるドライアウト発熱密度の予測
Lipinski によるドライアウト発熱密度予測モデルは、以下の式で表される[2]。
1.75(1 − 𝜀)2𝜀 3 𝑑ℎ𝑙𝑣(1
1150(1 − 𝜀)2
𝜇𝑣
𝜇𝑙
2
+
)
𝑞
+
(
+
)𝑞
𝑑
3
3
3
𝜌𝑣 (1 − 𝑠)𝜌𝑙 𝑠
𝜌𝑣 (1 − 𝑠)𝜌𝑙 𝑠 3 𝑑
𝜀 3𝑑2ℎ𝑙𝑣+(1 − 𝜀)𝑤
3.5150(1 − 𝜀)𝜇𝑙
(1.75𝑤 −𝑞𝑑 −)3
3
𝜀 𝑑𝜌𝑙 𝑠ℎ𝑙𝑣
𝑑=

6 𝑐𝑜𝑠 𝜃 𝜎(1 − 𝜀)+ (𝜌𝑙 − 𝜌𝑣 )𝑔
𝜀𝑑𝐿𝑏𝑜𝑖𝑙(11)

この式から、ドライアウト熱流束𝑞𝑑 は飽和度𝑠に対する二次関数となるが、𝑞𝑑 の最大値が当該デブリ
ベッドにおけるドライアウト熱流束である。𝑞𝑑 を騰沸領域の厚みで除したものが、ドライアウト発熱
密度
𝑄𝑑 =

𝑞𝑑
𝐿𝑏𝑜𝑖𝑙

(12)

である。このモデルは沸騰状態にあるデブリベッドに適用されるが、蒸気のチャネリングによる除熱を考慮していないため、ドライアウト発熱密度を過小評価することは明確である。なお、デブリベッ
ド上部の領域のナトリウムが沸点以下（サブクール）の場合には、デブリベッド上側にサブクール領域が存在するため、沸騰領域厚みはサブクール領域内での熱バランスから計算される。
３．Parallel conduction モデルの妥当性
53 条(1)-別紙 8-23-6[707]

Parallel conduction モデルの妥当性は、デブリベッドのドライアウトが観測された D-4 試験の報告書[3]の Figure 8.5-2（第２図）に示されている（ナトリウムバルク温度 600℃の試験）。この試
験では、ナトリウム蒸気のチャネリングが生じていることも報告されている。第２図は D-4 試験における発熱密度に対するデブリベッド内の沸騰領域の上端位置（厚み）を Series conduction モデル（DB モジュールで採用）と Parallel conduction モデルを用いて計算し実線でプロットしたものである。この実線は沸騰領域の上端であるため、ドライアウトが発生するとすればこの実線の位置で発生することになる。
同じ沸騰領域厚みに対して Series conduction モデルが発熱密度を小さく評価しているのはサブ
クール領域内でのチャネリングが考慮されていないためにデブリベッドからの除熱を過小評価しているためである。一方、DB モジュールの妥当性検証に用いた D-10 試験ではチャネリングが発生しない条件であったため、DB モジュールで採用した Series conduction モデルで試験結果を適切に再現できていた。D-4 試験で観測されたドライアウト発生時の発熱密度は第 2 図で「OBSERVED DRYOUT」
として示されており、Parallel conduction モデルによるドライアウト発熱密度及び発生位置とほぼ一致し、ドライアウト発熱密度及び発生位置はそれぞれ約 20 MW/m3 及び約 61mm である。
第 2 図には、いくつかのドライアウト発熱密度予測モデルによるドライアウト発生の予測結果をa から c の破線で示している。これらの予測モデルのうち、Lipinski の予測モデル（a の破線）はナ
トリウム蒸気のチャネリングを考慮していないため、試験結果に対して大幅に保守的な値を与える。
これに対して、Gabor のモデル（c の破線）はチャネリングが発生した炉外試験に基づく実験相関式
であり、D-4 試験結果とも良く対応している。Lipinski モデルで予測されるドライアウト発熱密度は試験で計測されたドライアウト発熱密度の約 1/4 という保守的な結果を与えることになるが、今回の参考解析では保守性を担保するために採用した。
参考資料[1] R. J. Lipinski, “A coolability model for postaccident nuclear reactor debris”, Nuclear
Technology, Vol. 65, No. 1, pp. 53-66, 1984.
[2] R. J. Lipinski, “A Model for Boiling and Dryout in Particle Bed”, NUREG/CR-2646, SAND820765, 1982.
[3] J. E. Gronager, M. Schwarz and R. J. Lipinski, “PAHR Debris Bed Experiment D-4”, SAND802146, 1981.

53 条(1)-別紙 8-23-7[708]

デブリベッド厚みL

Liquid

Vapor

チャンネル
長さLc

充填層
厚み

第１図 Parallel conduction モデルの概念図

著作権の関係から公開できません。

第２図 ドライアウト時の沸騰領域厚みと試験結果との比較（Gronager,J.E. et al.[3]）53 条(1)-別紙 8-23-8[709]

別紙 8-24

FLUENT 解析に与える
損傷炉心物質から周囲への熱流束の設定について[710]

【伝熱計算モデル：別紙 8-24-別添１】

53 条(1)-別紙 8-24-1[711]

53 条(1)-別紙 8-24-2[712]

53 条(1)-別紙 8-24-3
[713]

別添 1
損傷炉心物質の冷却性評価の伝熱計算モデル

１，はじめにULOF の再配置・冷却過程における残留炉心物質及び材料照射ラック底部に堆積したデブリベッドの冷却性を評価するために使用した伝熱計算モデルは、炉心物質内部の発熱と周囲への伝熱の熱収支及び炉心物質が溶融した際の物質再分布を 1 次元体系で計算する簡易モデルである。
残留炉心物質の冷却性評価においては、残留炉心物質の内部がスティールの蒸気圧が発生するような高温となることがないことを確認するとともに、原子炉容器内全体の熱流動を解析するＦＬＵＥＮ
Ｔの境界条件となる残留炉心物質から 3 方向（上方向、下方向、横方向）への熱流束履歴を計算する。
初期条件として温度分布や崩壊熱を与えて、炉心溶融プール及び炉心上部／下部構造を高さ方向１次
元に要素分割して熱収支及び物質再分布を計算し、残留炉心物質の温度分布及び 3 方向への熱流束履歴を計算する。
また、材料照射ラック底部に堆積したデブリベッドの冷却性評価においては、デブリベッドを空隙のある固体円筒としてモデル化してその内部で冷却材が沸騰するような高温となることがないことを確認する。初期条件として温度分布や崩壊熱を与えて、デブリベッドを高さ方向 1 次元に要素分割して熱収支を計算し、円筒内の温度分布を計算する。
２．熱収支計算モデル
炉心物質の物質混合と溶融状態の様々な状況を区別するため、溶融燃料層、溶融スティール層、混合層（固体燃料粒子及び溶融スティールの混合層又は固体燃料粒子、固体スティール粒子及び冷却材の混合層）及び燃料クラスト層を考慮し、それぞれについて実効的な熱伝導率又は熱伝達率を求めて熱収支を計算する。要素分割は高さ方向 1 次元であるが、径方向への除熱についても、溶融層では自然対流による熱伝達、混合層では内部発熱のある径方向熱伝導を考慮する。エネルギー方程式は以下の通りであ
る。

Mk

dek
= Qdh ,k − Qrm,kdt（１）

ここで、M は質量、e は比エンタルピ、t は時間、Qdh は崩壊熱による発熱量、Qrm は除熱量、下付文字 kは要素番号である。除熱量について、混合層及び燃料クラスト層は熱伝導で計算し（当該領域を以下「熱伝導領域」という。
）、溶融燃料層及び溶融スティール層は自然対流熱伝達を仮定し複数要素を一つの領域にまとめて熱伝達率を用いて計算する（当該領域を以下「熱伝達領域」という。）。軸方向熱移行
量は、要素 k の中心から要素境界までの熱移行量及び要素境界から要素 k+1 の中心までの熱移行量が等しくなると仮定して、要素境界温度を求めることによって計算する。径方向熱移行量は、要素 k の中心から径方向境界までの距離と温度差を求めることによって計算する。軸方向の自然対流熱伝達率について、溶融燃料層は平行平板間の体積発熱プールの自然対流に対する Steinberner-Reiner の Nu 数
相関式[1]、溶融スティール層は下面が加熱された非発熱流体の自然対流に対する Churchill の Nu 数相
関式[2]で得た熱伝達率を適用して熱移行量を計算する。また、径方向熱伝達率の評価には、SCARABEE 炉
内試験でその適用性が確認された Nu 数相関式を用いる[3]。

53 条(1)-別紙 8-24-別添 1-1[714]

３．物質再分布計算モデル
再配置・冷却過程初期状態の残留炉心物質は、全体が第 1 図（1）に示すように一様な混合層を仮定する。混合層において燃料が再溶融すると第 1 図（2）に示すとおり、密度差により物質再分布（溶融
燃料の沈降及び固体燃料粒子の落下：密度の高い溶融燃料が沈降し、密度の低い溶融スティールが上側へ排除される。また、沈降した溶融燃料の体積分だけ固体燃料粒子が落下する。
）が生じるものとする。
第 2 図に溶融燃料の沈降及び固体燃料粒子の落下モデルの概念図を示す。本モデルのアルゴリズムは次のとおりである。
第 2 図（1）の初期状態は溶融スティール及び燃料粒子の混合物が存在しているが、第 2 図（1）において、ある要素で燃料の溶融が生じると、溶融した燃料は下の要素に移行する。ここで、溶融した燃料
は、下の要素の溶融スティールの体積分のみ移行できる。一方、溶融燃料の沈降により排除された溶融スティールは、上の要素に移行するものとする。すなわち、αf,liq、αs,liq をそれぞれ、要素中の溶融
燃料及び溶融スティールの体積割合とすると、

 f ,liq ,k +1zk +1   s ,liq ,k zk（２）のとき、要素 k+1 の溶融燃料を同体積の要素 k の溶融スティールと入れ替える。

 f ,liq ,k +1zk +1   s ,liq ,k zk（３）の場合は、要素 k の溶融スティールを同体積の要素 k+1 の溶融燃料と入れ替える（この場合、要素 k+1の溶融燃料は一部残ることになる。）。物質の入れ替えを行うとともに平均温度を計算する。この操作をk＝１から解析体系の上端である k=kmax まで行う。
第 2 図（2）では、ある要素の下の要素の燃料粒子の体積割合がある最大値（以下「ALPMXI」という。
）
より小さい場合、燃料粒子の落下が生じる。燃料粒子の落下により排除された溶融スティールは、上のセルに移行するものとする。すなわち、αf,sol を要素中の固体燃料粒子の体積割合とすると、(1 − 

f ,liq , k)  ALPMXI − 

f , sol , k

0

（４）

のとき、要素 k の溶融スティールを上式左辺の体積分の要素 k+1 の固体燃料粒子と入れ替える。要素
k+1 の固体燃料粒子の体積が上式左辺の体積分より小さい場合は、要素 k+1 の固体燃料粒子の全量が要
素 k へ移行する。物質の入れ替えを行うとともに平均温度を計算する。この操作を k=1～kmax まで行
う。再配置・冷却過程における崩壊熱による燃料の溶融又は周囲への伝熱による固化は物質移動に比較して極めて緩慢であり、本モデルのような簡易的な手法で物質再分布を扱うことが可能である。
熱収支及び物質再分布の計算後、融点（混合層については燃料融点）を超えた要素は熱伝達領域にまとめ、溶融層の平均温度を計算する。

53 条(1)-別紙 8-24-別添 1-2[715]

溶融スティール

炉心中心軸

炉心中心軸

固体燃料粒子溶融スティール

溶融燃料層

固体燃料粒子燃料クラスト層

上部構造

上部構造

スティール層

混合層（固体燃料粒子と溶融スティール）

混合層

溶融燃料層
燃料クラスト層
混合層

下部構造

下部構造

（1）冷却過程初期状態（2）燃料再溶融後の状態

第 1 図 典型的な炉心物質の状態（概念図）(0)初期状態(1)溶融燃料の沈降

燃料粒子

溶融燃料

(2)燃料粒子の落下
固化燃料

溶融スティール

第 2 図 溶融燃料の沈降／燃料粒子の落下モデルの概念
参考文献[1] Steinberner, U., Reineke, H.-H., Turbulent buoyancy convection heat transfer withinternal heat sources, Proceedings 6th International Heat Transfer Conference, Toronto,
Canada, August, 1978.
[2] Churchill, S. W., Heat Exchanger Design Hand Book, 2.5.8, (1983), VDI-Verlarg GmbH,
Hemisphere[3] Breton, J. P., Jamond, C., Camous, F. and Santamarina, A., “The SCARABEE molten andboiling pool test series BF experimental results, modeling and interpretation”,
Proceedings of the 1990 International Fast Reactor Safety Meeting, Vol. II, Snowbird,Utah, 12–16 August 1990, pp. 357-366.

53 条(1)-別紙 8-24-別添 1-3[716]

別紙 8-25

ＦＬＵＥＮＴ解析における初期温度、解析体系及び境界条件の設定について[717]

53 条(1)-別紙 8-25-1[718]

53 条(1)-別紙 8-25-2[719]

53 条(1)-別紙 8-25-3[720]

【再配置・冷却過程の初期温度について】
１．残留炉心物質の冷却における冷却過程開始時点の温度条件
4.3.3.1 外部電源喪失及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故、（６）措置の有効性評価、（ⅱ）
格納容器破損防止措置、ⅰ）基本ケース、ⅲ．再配置・冷却過程の解析における「9）…冷却過程開始時点の炉心条件として、残留炉心物質の温度は最高約 1,930℃、構造材及び冷却材温度について、支持板下方の領域は約 350℃、炉心周辺領域を除く支持板上方の領域は約 500℃並びに炉心周辺領域
は約 460℃とする。
」の設定根拠はそれぞれ以下の通りである。
⚫

残留炉心物質の温度
本条件は、ⅱ．遷移過程の解析の結果を引き継いで設定している。遷移過程中、損傷炉心物質は下部空間部（下部反射体上端）まで下方向に浸食するものの、構造スティールの体積割合が大きい下部
反射体上端で浸食が一旦停止する。冷却過程開始時点の残留炉心物質を、下部空間部に浸食して周辺のスティール構造との熱交換によって温度低下した残留炉心物質（以下「残留炉心物質下側」という。
）と、その上部に存在する比較的温度の高い残留炉心物質（以下「残留炉心物質上側」という。
）の 2領域に分けて条件を設定した。それぞれの領域で、遷移過程の解析結果より燃料とスティールの平衡温度を求めると、残留炉心物質上側は約 2120K、残留炉心物質下側は約 1720K となる。これをそれぞれ保守的に切り上げた 2200K（約 1,930℃）、1800K（約 1,530℃）を冷却過程開始時点の残留炉心物
質の温度として設定している。
⚫

構造材及び冷却材温度
１次主冷却系流量等の境界条件をＳｕｐｅｒ－ＣＯＰＤで計算した際に得られた冷却過程開始時

点における各領域（支持板下方の領域、炉心周辺領域を除く支持板上方の領域、炉心周辺領域）の温度をそれぞれ用いている。
２．上部プレナムにおけるデブリベッド冷却における冷却過程開始時点の温度条件
4.3.3.1 外部電源喪失及び原子炉トリップ信号発信失敗の重畳事故、（６）措置の有効性評価、（ⅱ）
格納容器破損防止措置、ⅰ）基本ケース、ⅲ．再配置・冷却過程の解析における「11）…約 5,110℃の損傷炉心物質が上部プレナムに放出されて燃料集合体頂部位置まで沈降した際の損傷炉心物質の温度を保守的に切り上げた 600℃とする。
」の設定根拠は次の通りである。本条件は、ⅱ）不確かさの影響評価、ⅳ．機械的応答過程の不確かさの影響評価の結果を引き継いで設定している。上部プレナムに放出され、上部プレナム内のナトリウムと熱平衡となって燃料集合体頂部位置まで沈降した
燃料及びスティール温度はともに約 590℃である。これを保守的に切り上げた 600℃を冷却過程開始
時点の損傷炉心物質の温度として設定している。

53 条(1)-別紙 8-25-4[721]

別紙 8-26

機械的エネルギー発生の解析における（初期熱エネルギーの不確
かさ以外の）解析パラメータの不確かさの影響について[722]

機械的エネルギー発生における重要現象◼ 評価指標に「Ｈ」又は「Ｍ」のある現象を重要現象としてＳＩＭＭＥ
Ｒの検証と「常陽」解析への適用性を検討する対象とする。
◼ 評価の結果、(2)燃料からスティールへの熱移行、(3)炉心上部構造による熱及び圧力損失、(5)FCI、(6)蒸気泡の成長が重要現象として摘
出された。
物理現象
(1) 炉心圧力の平坦化(2) 燃料からスティールへの熱移行(3) 炉心上部構造による熱及び圧力損失(4) 炉心上部構造の溶融と炉心物質への混入(5) FCI(6) 蒸気泡の成長

評価指標
機械的エネルギー
L
H
H
L
H
H

53 条(1)-別紙 8-26-1[723]

重要現象の検証課題とＳＩＭＭＥＲの解析モデルの対応関係

重要現象

検証解析

SIMMERの解析モデル

多
成
分
流
動

流
動
様
式
及
び
境
界
面
積

運
動
量
交
換

熱
空
及
間
び 構 依
質 造 存
量 材 動
移
特
行
性

燃料からスティールへの熱移行

CABRI TP-A2試験解析

炉心上部構造による熱及び圧力損失

VECTORS試験解析〇 〇 〇 〇 〇FCITHINA挙動試験解析〇 〇 〇 〇

蒸気泡の成長OMEGA試験解析〇 〇 〇 〇〇〇

機械的エネルギー発生挙動に関する検証解析（1/2）
ー燃料からスティールへの熱移行：CABRI TP-A2試験解析ー◼ 試験と解析結果の概要
ステンレス球を含む燃料ペレットを核加熱により溶融し、発生するスティール蒸気圧を測定した。
ＳＩＭＭＥＲ-Ⅲによる試験解析
詳細メッシュ

１メッシュ（実機解析） 0.45s

0.50s

0.54s

0.55s

0.56s

0.57s

燃料溶融
基準
ケース

熱移行速度×1/200

詳細メッシュを用いた単一スティール球のＳＩＭＭＥＲ-Ⅲによる解析結果

ステンレスの膜沸騰温度には達しないが、ステンレスの蒸気がステンレス液滴を覆うことで、溶融燃料からステンレスへの実
効的な熱移行速度は約1/200程度に抑制される。

53 条(1)-別紙 8-26-2[724]

機械的エネルギー発生挙動に関する検証解析（2/2）
ー炉心上部構造による熱及び圧力損失：VECTORS試験解析ー◼ 試験と解析結果の概要
VECTORS試験は高温の水と水蒸気の混合物をピン束を模擬した流路の下部から放出し、ピン束の流動抵抗と熱損失による圧力損失、エネルギー損失を模擬した試験である。ピン束の出口に置かれた重さ約80gのピストンの運動エネルギーへの変換効率も測定された。

ケース

ピン本数

圧力(MPa）

温度(℃)

H0
H60
H121

0
60
121

2.994
2.849
2.849

234
231
231
PT6

変換効率(％)

PT5

Piston

PT5

PT4

PT3
PT3
PT2

PT2

大気圧までの等エントロピー
膨張ポテンシャルに対する機械的エネルギー変換効率

PT1time(s)PT1time(s)H0ケース圧力変化

H60ケース圧力変化

重要現象の検証解析
ー燃料－冷却材相互作用（FCI）：THINA試験解析ー◼ 試験と解析結果の概要
テルミット反応で生成した高温融体(Al2O3とFeとの混合溶融物)をナトリウムプール中に下方から噴出させることでFCIを模擬した炉外試験である。
1 106

3 105

Experiment (sodium)
SIMMER_pool

TH564

TH564

4 105

2 105

1.5 105

2 105

0Experiment (cover gas)
SIMMER_cover

2.5 105

6 105

Pressure (Pa)

Pressure (Pa)

8 105

1

1.1

1.2

1.3

1.4 1.5
Time (s)

1.6

1.7

1.8

1 105

1

1.1

1.2

1.3

1.4 1.5
Time (s)

1.6

1.7

1.8

ナトリウムプールの圧力（左）とカバーガス圧（右）の時間変化
カバーガス圧力が実験値の方が高くなっているのは、サーマイト
と共に非凝縮性ガスが流入したことの影響であると推定
FCIに駆動されるスロッシング挙動が燃料凝集を引き起こして、評価指標である
炉心平均燃料温度に影響を与える。
解析結果は圧力のピーク値と発生時刻をよく再現している。THINA試験は高速炉の炉心損傷事故で発生する温度条件と冷却材条件を模擬したものであり、圧力発生挙動を適切に解析できていることから、実機解析への適用性を有すると判断し
た。
溶融鉄

アルミナ

TH564

4.2kg

1.3kg

TH562

2.0kg

3.1kg

THINA試験は、高温（3,270K）の融体をナトリウムプールの底面から噴出させてFCIを発生させ、ナトリウム蒸気泡の成長によってカバーガスを圧縮するという、高速炉の機械的エネルギー発生過程の高い模擬性を有する試験である。SIMMER
コードはこの試験結果を適切に再現することから、ＳＩＭＭＥＲを機械的エネル
ギー発生挙動に適用する際の、FCIに係る不確かさは小さいと判断出来る。

53 条(1)-別紙 8-26-3[725]

機械的エネルギー発生挙動に関する検証解析
ー蒸気泡の成長：OMEGA試験解析ー◼ 試験と解析結果の概要
OMEGA試験は高温の水と水蒸気の混合物を水プールの下部から放出し、蒸気泡の成長とカバーガスの圧縮挙動を模擬した試験である。

IV-12試験（2.136MPa, 215℃、蒸気体積率16.7%）解析結果

OMEGA試験装置概略図［1］ＳＩＭＭＥＲ-Ⅲ解析体系

カバーガス界面の上昇挙動、即ち蒸気泡の成長挙動は実験と良く一致している。
カバーガス圧力の時間変化はＳＩＭＭＥＲ-Ⅲが過大評価している。これはカバーガスのプール液面への熱損
失の違いによるものであるが、圧力過渡のピーク値を大きく評価するため、機械的負荷の評価の観点からは保守側である。
［1］： D. Simpson, et al., PNE-81-151, Purdue Univ. 1980.

ULOFの格納容器破損防止措置の有効性評価
機械的応答過程解析の解析条件

解析条件⚫ 本解析の基本ケースでは、遷移過程の基本ケースにおいて炉心平均燃料温度が最大となる時点の炉心の物質及び温度配位を用いる。
⚫ ULOFの機械的エネルギー発生に至る事象推移において考慮すべき不確かさ➢ 遷移過程までの事象推移における再臨界による熱エネルギー発生の不確かさ➢ 遷移過程における不確かさ影響評価ケースの炉心状態を初期状態とする➢ 燃料からスティールへの熱移行➢ CABRI TP-A2試験解析でSIMMERは200倍過大評価することが示されているため、熱移行速度を
1/200倍としてその影響を評価する。
➢ 炉心上部構造による熱及び圧力損失➢ 蒸気泡の成長
炉心平均
機械的➢ VECTORS、OMEGA試験解析においてモデルの基本
燃料温度
エネル
的な妥当性を確認しているが、これらの試験は(℃)
ギー(MJ)
模擬物質として水を用いていることから、実機
基本ケース
1.8
条件への外挿性の不確かさを考慮する。不確か
炉心上部構造凝縮×1/2
2.1
炉心上部構造凝縮×1/5
2.3
さの考慮としては凝縮量を1/2倍とすれば十分
約3,7001.9と考えられるが、念のため1/5倍までパラメト ULOF(i) 上部プレナム凝縮×1/2
上部プレナム凝縮×1/5
2.2
リック解析として実施した。
炉心F-S熱伝達×1/200
1.7
上部反射体削除
1.9➢ 圧力損失（摩擦抵抗）は元から無視している。
不確かさの影響評価ケース2
約5,1103.6⚫ これらの不確かさの影響評価の結果、機械的応答過程に最も大きな影響を持つ不確かさは遷移過程までの事象推移における不確
かさ、すなわち解析初期条件としての放出
熱エネルギーの大きさである。

基本ケース
炉心上部構造凝縮×1/2
炉心上部構造凝縮×1/5
上部プレナム凝縮×1/2
ULOF(iii)
上部プレナム凝縮×1/5
炉心F-S熱伝達×1/200
上部反射体削除
不確かさの影響評価ケース2

約4,200

約5,130

2.6
3.1
3.3
2.8
3.3
2.1
2.1
3.4

53 条(1)-別紙 8-26-4[726]

別紙 8-27

機械的エネルギー発生の解析におけるエネルギー散逸について[727]

機械的エネルギー発生の過程におけるエネルギー散逸◼ 初期に炉心平均温度約5110℃（内部エネルギー約2300MJ）であった燃料は最終的に約2000MJのエネルギーをスティール及びナトリウムに移行してナトリウムにクエンチされ、平均温度約1000℃となる。
◼ スティールの内部エネルギー、平均温度は燃料からの伝熱によって約100msでピーク値となった後、燃料から受けたエネルギーをほぼ全てナトリウムへ伝え、最終的に平均温度は約1160℃で一定となる。
◼ 上部プレナムの底部に放出される炉心物質とナトリウムとのFCIによって機械的エネルギーが発生するが、炉心物質の温度は炉心部での出力逸走直後の高温状態ではなく、以上のエネルギー散逸過程を経て温度が低下した状態である。

内部エネルギーの初期値からの時間変化

蒸気泡の成長と圧力変化

炉容器内物質分布の時間変化

各物質成分の全体系における平均温度の時間変化

これまでの「常陽」の設置許可申請においても原子炉立地審査指針に基づく仮想事故として損傷炉心の即発臨界超過によるエネルギー放出の評価が行われてきた。
今回の設置変更申請前の既許可の仮想事故の「炉心溶融再臨界事故」はアプリオリに再臨界（即発臨界超過）の発生を想定するもので、大きな機械的エネルギー発生に対して原子炉施設（特に格納容器）の健全性を評価することを目的に、「常陽」の当初申請以来同じ考え方が踏襲されてきた。有効破壊エネルギーの計算は、即発臨界超過後の出力逸走で生じた高温高圧の燃料の膨張に伴う機械的エネルギーへの変換を理論上もっとも変換効率が大きくなる大気圧までの断熱変化を仮定して熱力学的に行われた、いわば熱力学的仕事ポテンシャルであり、ＭＫ－Ⅲ炉心では約 180MJ であった。
一方、今回の機械的エネルギーの発生の解析は、多次元熱流動解析コード（ＳＩＭＭＥＲ－Ⅳ）を使用して、原子炉容器内の冷却材の加速と運動エネルギー、カバーガスの圧縮エネルギー等へのエネルギー変換とその間の熱的、流体力学的相互作用や損失を機構論的に解析している。その結果、機械的エネルギーは熱力学的仕事ポテンシャルと比べて大きく低減され、不確かさの影響評価において発生する機械的エネルギーとして約 3.6MJ を得た。

53 条(1)-別紙 8-27-1[728]

別紙 8-28

機械的エネルギー発生に係る極短時間挙動の解析への SIMMER の適用性について[729]

炉心膨張過程における機械的エネルギー低減◼ 既許可の仮想事故解析においては、炉心で発生した熱エネルギーから機械的エネ
ルギーへの換算は、熱力学的な仕事量のポテンシャルを簡易評価で求め、ＭＫ-Ⅲ
炉心で180MJであった。
◼ 本評価の不確かさの影響評価ケース（炉心燃料平均温度：約5,110℃）の熱力学的ポテンシャルとして等エントロピー膨張ポテンシャルを評価すると、カバーガス
体積（約7.2m3）までの膨張で約53MJ、大気圧までの膨張（膨張体積は約420m3）で約200MJである。
◼ 現実には、炉心物質が膨張して機械的エネルギーが発生する過程において機械的エネルギーを大きく低減する以下の現象がある。
① 炉心内の初期膨張による炉心圧力の平坦化、炉心内での温度差を有する燃料の混合効果、炉心内に残存する構造材への熱損失② 炉心物質が炉心上部の燃料集合体内構造、反射体を通過する際の流動抵抗、熱損失及び低温構造材の溶融混合③ 上部プレナム内に生成される蒸気泡界面への凝縮◼ 遷移過程解析の基本ケースの即発臨界超過直後の炉心内には約90気圧の圧力差と約2,600℃の温度差が数10cmの距離に存在し、高圧領域の燃料の急速な膨張と低圧領域の低温燃料との混合によって、①は数ms〜10数msの間に生じる。
◼ 炉心内では同時に溶融燃料から溶融スティールへの熱移行も生じる。この短時間の急速な伝熱挙動に関する実験的な知見としてCABRI試験計画で実施されたTP-A2試験がある。
◼ 溶融燃料からの急速な伝熱によってステンレス液滴周囲にステンレスの蒸気層が形成され、伝熱速度は約1/200程度に抑制される。
◼ 小規模なカプセル内の現象であり、①のように動的に撹拌される炉心内へのこの知見の適用には不確かさが存在する。

53 条(1)-別紙 8-28-1[730]

ULOFの格納容器破損防止措置の有効性評価
ー等エントロピー膨張ポテシャルの低下挙動ー

0ms 約200MJ

5ms 約100MJ

20ms 約50MJ

40ms 約6MJ
上部ナトリウム
プレナム
炉心上部構造炉心

即発臨界超過直後

炉心内の初期膨張
炉心上部構造へのによる圧力平坦化、 凝縮、伝熱による混合による熱損失
熱損失

炉心上部構造の溶融混合による温度低下

53 条(1)-別紙 8-28-2[731]

溶融燃料と溶融スティール間の過渡熱伝達
ーCABRI TP-A2試験解析ー◼ 試験と解析結果の概要
ステンレス球を含む燃料ペレットを核加熱により溶融し、発生するスティール蒸気圧を測定した。
ＳＩＭＭＥＲ-Ⅲによる試験解析
詳細メッシュ

１メッシュ（実機解析） 0.45s

0.50s

0.54s

0.55s

0.56s

0.57s

燃料溶融
基準
ケース

熱移行速度×1/200

詳細メッシュを用いた単一スティール球のＳＩＭＭＥＲ-Ⅲによる解析結果

ステンレスの膜沸騰温度には達しないが、ステンレスの蒸気がステンレス液滴を覆うことで、溶融燃料からステンレスへの実
効的な熱移行速度は約1/200程度に抑制される。

ULOFの格納容器破損防止措置の有効性評価
機械的応答過程解析の解析条件
解析条件⚫ 本解析の基本ケースでは、遷移過程の基本ケースにおいて炉心平均燃料温度が最大となる時点の炉心の物質及び温度配位を用いる。
⚫ ULOFの機械的エネルギー発生に至る事象推移において考慮すべき不確かさ⚫ 遷移過程までの事象推移における再臨界による熱エネルギー発生の不確かさ⚫ 機械的エネルギー発生過程における上部プレナムでのFCI⚫ 炉心上部構造によるエネルギー低減効果⚫ これらの不確かさの影響評価の結果、機械的応答過程に最も大きな影響を持つ不確
かさは遷移過程までの事象推移における不確かさ、すなわち解析初期条件としての放出熱エネルギーの大きさである。

炉心部の物質及び温度配置

基本ケース
不確かさの影響評価ケース
遷移過程の基本ケースにおいて、炉心平 遷移過程の解析においてエネルギー発生に大き均燃料温度が最大となる時点の物質及び な影響を与える不確かさの影響を考慮したケー
温度配置
スにおいて、炉心平均燃料温度が最大となる時
点の物質及び温度配置

炉心平均燃料温度

接続時：3,699℃

接続時：5,109℃

炉心平均スティール温度

接続時：1,466℃

接続時：2,395℃

0.1 MPa

0.1 MPa

カバーガス圧力53 条(1)-別紙 8-28-3[732]

炉心膨張過程における機械的エネルギー低減◼ 基本ケースに対して、溶融燃料から溶融スティールへの熱伝達係数を200倍及び1/200倍とするパラメータ解析を実施し、その影響を評価した。
◼ 溶融燃料から溶融スティールへの熱伝達係数に対する機械的エネル
ギーの感度は最大で約15%程度であり、不確かさの影響評価の機械的エネルギーを超えることはない。
◼ 基本ケースでは炉心内のナトリウ
ム蒸気及びFPガスの分圧が支配的であることがこの一因であると考
えられる。

×200

×1

×1/200炉心内の各成分の分圧の時間変化

炉心膨張過程における機械的エネルギー低減
ー炉心上部構造物が機械的エネルギー低減効果に与える影響ー◼ 炉心上部構造物（炉心上部の反射体ペレット）が機械的エネルギー低減に与える影響を確認することを目的として、反射体ペレットを削除したパラメータ解析を
実施した。
基本ケース
0ms

反射体ペレット削除ケース
0ms

60ms
上部ナトリウム
プレナム
炉心上部構造反射体ペレット
炉心◼ 基本ケースの機械的エネルギーの発生値約1.7MJに対して、反射体ペレットを削除した体系における機械的エネルギーは約1.8MJ（約6%増加）であり、反射体ペレットによる機械的エネルギー低減効果を無視したとしても、その影響は不確かさ影響評価ケース（約3.6MJ）を超えないことを確認した。
◼ なお、現実に炉心上部構造が炉心の圧力によって機械的な健全性を喪失する状況を想定すると、ピン束構造が複雑な変形を伴って集合体上部あるいは出口付近に閉塞を形成し、機械的エネルギーの低減に有効に働く効果が考えられる。
53 条(1)-別紙 8-28-4[733]

別紙 8-29

プラグ応答解析における FCI 挙動の不確かさの影響について[734]

FCI挙動の不確かさの影響評価ケース◼ ULOF（ⅰ）とULOF（ⅲ）の不確かさ影響評価ケース（遷移過程における発生エネル
ギーの不確かさの影響）プラグ下面の最大圧力の違いは、上部プレナム下部でのFCI挙動の違いによる。
◼ FCI挙動の基本ケースに対するFCI挙動の不確かさの影響の評価として、上部プレナム
下部への炉心物質の放出パターンに影響を与えることを目的として、即発臨界超過直後の炉心内の物質配位を組み替えたパラメータ解析を実施した。
◼ パラメータ解析の対象は炉心平均燃料温度の高いULOF（ⅲ）とした。
J
33

J
33

J=14

K=26

ULOF（ⅲ）
基本ケース

J=14

K=26

ケースB

k=31

23

k=30
K

K

22

J=3

16

16

K

K

1

J
33

I

1

I

ケースA

J
33

J=14

K=26

20

k=27

2

3

12

23

k=26

3

17

1

2

11

22

k=25

4

16

7

8

9

10

k=24

5

k=23

6

20

21

16

15

14

13

24

17

5

4

25

18

6

19

18

15
14

7

k=22

1

21

19

k=28

13
8

9

10

11

12

i=20 i=21 i=22 i=23 i=24 i=25 i=26 i=27 i=28 i=29 i=30

5

5

22

24

k=29

22

J=3

25

右図の黄色と水色の集合体位置の物質分布を交換：垂直方向J=1〜16（炉心）
I

ケースC

K=26

ケースB

K

22

22

J=3

16

16
K

5
1

5
1

I

I

I

基本ケースの物質分布の上下を反転

ケースBに対して黄色の領域の物質分布を上下反転

FCI挙動の不確かさの影響評価結果◼ 最も大きな機械的エネルギーとプラグ下面圧力の最大値を与えたケースはケースBである。
◼ ケースBでは、基本ケースに対して炉心の外側と内側の集合体を入れ替えたことにより、より高圧な炉心外側の溶融炉心物質が相対的に先行して上部プレナムへと排出され、その結果集合体出口における溶融炉心物質と液体ナトリウムとの混合が顕著となったためと考えられる。
基本ケース

ケースA

炉心平均燃料温度(℃)

ケースB

ケースC

4200

プラグ下面圧力の最大値(Pa)1.04E+6

3.25E+5

1.35E+6

5.74E+5

プラグ下面圧力のピーク時刻(s)

0.127

0.380

0.125

0.139

機械的エネルギーの最大値(MJ)

2.57

0.909

2.86

1.53

機械的エネルギーのピーク時刻(s)

0.340

0.380

0.115

0.144

圧力源の最大膨張体積(m3)

6.53

4.37

6.80

5.58

圧力源の最大膨張時刻(s)

0.140

0.380

0.128

1.6E 06

1.6E 06

ケースA
ケースB
ケースC
基本ケース

1.4E 06

1.4E 06
1.2E 06

プラグ下面圧力(Pa)

プラグ下面圧力(Pa)1.2E 06

0.150
ケースA
ケースB
ケースC
基本ケース

1.0E 06
8.0E 05
6.0E 05

1.0E 06
8.0E 05
6.0E 05

4.0E 05

4.0E 05

2.0E 05

2.0E 05

0.0E 00

0.0E 00

0

0.2

0.4

0.6
時間(s)

0.8

1

1.2

0

0.1

0.2

時間(s)

0.3

0.4

0.5

53 条(1)-別紙 8-29-1[735]

53 条(1)-別紙 8-29-2[736]

別紙 8-30

外部電源喪失に起因する事故及びポンプ軸固着に起因する事故におけるナトリウム噴出の解析結果に差異が生じた理由[737]

ULOF（ⅰ）とULOF（ⅲ）の機械的応答過程の解析の比較
ULOF（ⅰ）とULOF（ⅲ）の不確かさ影響評価ケース（遷移過程における発生エ
ネルギーの不確かさの影響）において、初期の燃料及びスティール温度並びに炉
心平均圧力に差はほとんどなく、同程度の初期条件である。発生する機械的エネ
ルギーも同程度である。
炉心平均燃料温度（初期値） (℃)
炉心平均スティール温度（初期値） (℃)
炉心平均圧力（初期値） (MPa)
機械的エネルギー (MJ)ULOF（ⅰ） ULOF（ⅲ）
5,110
5,130
2,400
2,310
13.1
12.4
3.6
3.4

ナトリウム噴出量の解析の主要な結果から、プラグの最大変位及びプラグ間隙部へのナトリウム流入量はULOF（ⅰ）の方が大きい。いずれの評価事故シーケンスにおいても間隙の容量には十分に余裕があり、回転プラグ間隙を通じた原子炉
容器内からのナトリウムの噴出は生じない。
回転プラグの最大変位 （mm)
プラグ間隙部へのナトリウム流入量 (kg)
大回転プラグ(間隙容量517kg)
小回転プラグ(間隙容量315kg)
炉心上部機構(間隙容量111kg)

ULOF（ⅰ） ULOF（ⅲ）
9.3
5.7
185
29
31

80
5
6

53 条(1)-別紙 8-30-1[738]

ULOF（i）とULOF（ⅲ）のプラグ応答の比較◼ CDA気泡と体積の圧力履歴：最初の圧力ピークの値とその幅は、おおむね同じであるが、2回目の圧力ピーク値とその幅はULOF（ⅰ）の方が大きく、気泡体積が再度増加する。
◼ プラグ下面に作用する圧力
ULOF（ⅰ）では2回目の圧力ピークに由来する、0.19秒時点のピークが最大
ULOF（ⅲ）では最初の圧力ピークに由来する、0.1秒時点のピークが最大◼ プラグ下面に作用する圧力レベルの相違→大回転プラグ変位の大きさの相違
ULOF（ⅰ）：7.5(mm) / ULOF（ⅲ）：5.0(mm)◼ 大回転プラグの浮上に要する圧力は2.75E+5(Pa)（絶対圧）である。ULOF（ⅲ）に比べてULOF（ⅰ）の方がこのレベル以上の圧力が維持される時間が長い。
ULOF（ⅰ）2.0E+6
1.5E+6
1.0E+6
5.0E+50.0E+0
0.2

0.3

1

3
2

0.5

0

時間 ms)

200

0.1

0.2

0.3

300

2.0E+6
1.5E+6
1.0E+6
5.0E+5

100

0

0 2

0.1

0.2

0.008

5.0mm

0.006
0.004
0.002

0.3

0.4

0

0.1

0 2

0.4

500

0.3

ナトリウム流入量400

プラグ間隙容量
300

80kg

200
100
0

0.4

0

0.1

0.2

0.3

0.4

時刻(s)

時間 s)

時間 s)

0.3

600

0

0.1

185kg

200

時刻(s)
プラグの変位

プラグ下面圧力

2.5E+6ナトリウム流入量
プラグ間隙容量

400

0.4

0.01

0

300

500

時間 (s)

0.0E+0
0

600

0

0

1

10

0.002

ナトリウム流入量（kg）

4

0

0.004

0.4

プラグの変位(m)5

1.5

体積 (m3)
プラグ下面圧力(Pa)76

以下の理由によりULOF（ⅰ）の方がナトリウム流入量が顕著となったと言える。
① プラグ下面に作用するピーク圧力及びプラグ変位がULOF（ⅰ）の方が大きい。
② プラグの浮上している時間がULOF（ⅰ）の方が長い。

プラグ下面の圧力の最大値とナトリウム流入量の関係◼ ULOF（ⅰ）とULOF（ⅲ）のプラグ下面の最大圧力の違いは、上部プレナム下部でのFCI挙動の違いによる。
◼ プラグ間隙へのナトリウム流入量はプラグ下面の最大圧力が増加するに従って増加する。
◼ プラグ下面の最大圧力に影響する上部プレナム下部でのFCI挙動に関する不確かさ影
響の評価が必要と考えられる。
◼ THINA試験の検証解析によって、上部プレナム下面におけるFCIにＳＩＭＭＥＲを適用することの妥当性を確認しているが、原子炉容器規模への外挿性に関して不確かさ影
響を確認する解析が必要と考えられ、別に実施している。

ナトリウム流入量(kg)

圧力 (MPa)

0.1

3.0E+6

8
気泡の圧力

気泡の体積

2

0.006

時間 s)

2.5

プラグの変位

0

0

時間

ULOF（ⅲ）

7.5mm

0.008

ナトリウム流入量（kg）

0.01

プラグ下面圧力

2.5E+6

プラグの変位(m)

プラグ下面圧力(Pa)3.0E+6

200
180
160
140
120
100
80
60
40
20
0

ULOF（ⅰ）不確かさの影響評価ケース

ULOF（ⅲ）不確かさの影響評価ケース

ULOF（ⅲ）基本ケース
ULOF（ⅰ）基本ケース
0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

3.5

プラグ下面圧力最大値(MPa)53 条(1)-別紙 8-30-2[739]

ULOF（i）とULOF（ⅲ）のCDA気泡成長挙動の違い
82.5

CDA気泡体積7

CDA気泡圧力3.5
ULOF(i)

カバーガス
圧力

ULOF(i)3

ULOF(iii)

ULOF(iii)

2
6

2.5

4
3

1.5

圧力 MPa)

圧力 MPa)

体積 (m3)

5

1

2
1.5
1

2

0.5

ULOF(i)1

0.5

ULOF(iii)
0

0

0
0

50

時間

100
(ms)

150

0

200

50

100
(ms)

1000

0

200

50

300

200

燃料質量

700

ULOF(iii)

800

上部プレナムUCS下部以外

600

250

700

150

UCS下部
800
ULOF(i)

ULOF(iii)

100

時間 (ms)350
ULOF(i)

900

500
400

質量 (kg)500

600

質量 (kg)質量 (kg)

150

時間

200
150

400
300

300

100

200

燃料質量

100

上部プレナム

0
0

50

100
(ms)

時間

150

200
100

上部プレナムUCS下部

0200

ULOF(i)

燃料質量

50

0

50

100

150

20

ULOF(iii)

00

時間 (ms)

50

100

150

200

時間 (ms)◼ 150ms以後のULOF（i）とULOF（ⅲ）のカバーガス圧力の違いは、CDA気泡の圧力と体積の違いによる。
◼ この違いは、ULOF（i）ではULOF（ⅲ）に比べて、上部プレナムに放出された燃料が炉容器
壁側、すなわちUCSの下部よりも外側に放出されたため、100msで一旦収縮を始めたCDA気泡
内で再度FCIが発生したことによると考えられる。

53 条(1)-別紙 8-30-3[740]

別紙 8-31

UTOP 事象推移全体が ULOF に包絡されることについて[741]

53 条(1)-別紙 8-31-1[742]

53 条(1)-別紙 8-31-2[743]

53 条(1)-別紙 8-31-3[744]

53 条(1)-別紙 8-31-4[745]

53 条(1)-別紙 8-31-5[746]

53 条(1)-別紙 8-31-6[747]

53 条(1)-別紙 8-31-7[748]

53 条(1)-別紙 8-31-8[749]

53 条(1)-別紙 8-31-9[750]

別紙 8-32

UTOP 遷移過程解析における炉心下部等でのFCI 挙動の不確かさ影響について[751]

53 条(1)-別紙 8-32-1[752]

53 条(1)-別紙 8-32-2[753]

別紙 8-33

崩壊熱除去機能喪失型の事故シーケンスの格納容器破損防止措置の有効性評価の関係
評価項目

炉心損傷の回避4.3.3.9

１次冷却材漏4.3.3.10 １次冷却材漏

4.3.3.11 １次冷却材漏

4.3.3.12 外 部 電 源 喪

4.3.3.13 ２次冷却材

えい（安全容器内配管（内えい（１次主冷却系配管

えい（１次補助冷却系配失及び強制循環冷却失

漏えい及び強制循環管）破損）及び安全容器（内管）破損）及び１次管（内管）破損）及び１

敗の重畳事故冷却失敗の重畳事故

内配管（外管）破損の重

主冷却系配管（外管）破次補助冷却系配管（外管）

畳事故

損の重畳事故破損の重畳事故－

コンクリート遮へい体冷

主冷却系（１ループ）に同左－

却系による原子炉容器外

よ る 自 然 循 環 冷 却

面冷却（ 4.3.3.13 の炉 心 損傷防止措置の有効性評価に
包 絡 さ れ る た め 、
4.3.3.13 で評価）

損傷炉心物質等

炉内事象過程炉心損傷回避により負荷

炉心損傷回避により負荷

炉心損傷回避により負安全容器への負荷がの安全容器内保

炉外事象過程

が生じない

が生じない

荷が生じない4.3.3.9を下回るた

持冷却め、4.3.3.9で評価

中間熱交換器の冷却材漏えいによる過圧

炉心損傷回避により過圧

炉心損傷回避により過圧

炉心損傷回避により過過圧防止が生じないため、過圧が

が生じない

が生じない

圧が生じない

炉内事象過程生じる4.3.3.13で評価
冷却材（ナトリ

冷却材の流出量が格納容器応答過程（１次

冷却材の漏えい量が炉心損傷回避により冷格納容器応答過程ウム）による格

4.3.3.13を下回るため、主冷却系配管からのナト

4.3.3.10を下回るため、却材の流出が生じない（安全板からのナト

納容器破損の防4.3.3.13で評価

リウム漏えいの影響評

4.3.3.10で評価

止価）

リウム流出の影響評
価）

[754]

別紙 8-34

LORL 及び PLOHS の炉内事象過程における事象推移の扱いに関する考え方[755]

LORL（ⅰ）及び PLOHS（ⅱ）の炉心損傷挙動では、原子炉停止後の長時間にわたって継続する崩壊
熱によって原子炉容器内の冷却材が昇温・蒸発して徐々に液位が低下し、やがて炉心頂部が冷却材液面から露出すると、冷却材による燃料要素の除熱ができなくなる。これは、LORL（ⅰ）では事故開始
から 5 日後、PLOHS（ⅱ）では事故開始から 21 日後という、極めて緩慢な事象進展の結果である。その後、蒸発による冷却材の液位の低下が継続し、露出した燃料被覆管及びラッパ管のスティールは強度を失って健全形状を維持することができず、燃料要素は上部から順次崩落していく。崩壊した炉心
物質は冷却材の液位の低下に従って徐々にその厚みを増しながら、やがては炉心下方向の構造物を溶融・浸食し、遂には原子炉容器底部にまで落下する。原子炉容器底部の構造バウンダリも高温の損
傷炉心物質を保持することはできず、クリープ破損により破損に至り、最終的には安全容器内の黒鉛ブロック上に落下・移行する（第１図参照）。
当該事故に対する格納容器破損防止措置の有効性評価においては、コンクリート遮へい体冷却系を用いた安全容器外面冷却による損傷炉心物質の冷却・保持を保守的に評価するため、炉心物質の全量が塊状で安全容器内に移行することを仮定するとともに、冷却材の液位が炉心頂部まで低下した
時点の崩壊熱を用いた。これは炉心物質が安全容器に移行するまでの間の崩壊熱の減衰を無視し、かつ損傷炉心物質全量による安全容器への熱的負荷を想定するという極めて保守的な想定である。

第１図 安全容器内に全量移行した炉心物質の概念図

53 条(1)-別紙 8-34-1[756]

別紙 8-35

損傷炉心物質等と遮へいグラファイトとの共存性

53 条(1)-別紙 8-35-1[757]

（参考）安全容器内の遮へいグラファイトとナトリウムの共存性
１次主冷却系の安全容器内配管（内管及び外管）が破損すると、漏えいナトリウムは二重壁外に漏えいし、ナトリ
ウムと安全容器内の遮へいグラファイト（黒鉛ブロック）が接触する。
安全容器による漏えいナトリウムの保持機能は既許可で確認されているが、BDBAの資機材としての機能を再確認する観点で、ナトリウムと遮へいグラファイトの接触により、有害な反応が生じないことを文献調査、熱力学的平衡計
算及び試験により確認した。
文献調査
・調査範囲
① BINARY ALLOY PHASE DIAGRAMS （ASM INTERNATIONAL, 1996年）② Liquid Metal Hand Book（ ATOMIC ENERGY COMMISSION • DEPARTMENT OF THE NAVY, 1952年 ）③ Applied Chemistry of the Alkali Metals（Plenum Press, New York, 1987年）④ ナトリウム技術読本（JNC TN9410 2005-011, 核燃料サイクル開発機構, 2005年9月）⑤ ナトリウム中の不純物溶解度（TN951 75-03, 動力炉・核燃料開発事業団, 1975年9月 ）⑥ 金属ナトリウムの処理剤の開発（PNC TJ299 83-02, 動力炉・核燃料開発事業団, 1983年2月 ）・調査結果①ナトリウム-炭素の平衡状態図はなく、有害な反応は生じない。
②600℃以下ではナトリウムとグラファイトの共存性は良好。（安全容器内のナトリウム最高温度：約430℃）③炭素、黒鉛（グラファイト）はナトリウムとほとんど反応しない。溶解もごくわずかであり、数百℃以下のナトリウム中の炭素溶解度はppmオーダーである。条件によっては、ナトリウムアセチライドNa2C2やナトリウム層間化合物C64Na が形成されることが確認されている。
熱力学的平衡計算
熱力学的平衡計算コードにより、化学的反応性を評価し、ナトリウムと炭素が反応しないことを確認した。

ナトリウムがすべて蒸発する約700℃までの範囲において、融解、蒸発以外のピークが見られないことから、急速な反応は生じていないと評価される。

黒鉛のナトリウム中への浸漬試験及び黒鉛とナトリウムの熱分析試験

・黒鉛とナトリウムの熱分析
TG-DTA装置で、黒鉛とナトリウムの共存下において、約
700℃まで昇温（その後グラファイト単独で1000℃まで昇温）し、熱分析を実施した。その結果、グラファイトとナトリ
ウムの急速な反応が生じないことを確認した。
・黒鉛とナトリウムの共存性確認試験
約500℃のナトリウム中に黒鉛を浸漬させ、急速な反応が生じないことを確認した。

（参考）安全容器内の遮へいグラファイトによる損傷炉心物質の保持機能（1/2）
安全容器による損傷炉心物質等の保持機能は既許可の仮想事故で確認されているが、BDBAの資機材としての機能を再確認する観点で、安全容器内の遮へいグラファイト（黒鉛ブロック）と損傷炉心物質の接触により、有害な反応が生じないことを以下の評価及び試験により確認
・熱力学的平衡計算コードによる化学的反応性評価
・損傷炉心物質等の模擬試料と黒鉛板による熱分析試験
熱力学的平衡計算コードによる化学的反応性評価【概要】
界面に生成する可能性のある相・化学物質を調べるため、熱力学的平衡計算を実施【主な計算条件】
全ての相の存在を想定し、温度、酸素分圧をパラメータとして、以下の組成の組合せについて評価
項目

計算条件

備考

組成

①U-C-O②U-Fe-Na-C-O③Pu-U-C-O④Pu-U-Fe-Na-C-O

①
②
③
④

温度

800℃～2800℃

炉外事象過程の基本ケースの解析値約530℃より高めに設定し、影響を確認

酸素分圧10-5atm～10-25atm

安全容器内は窒素雰囲気であるが、幅広い条件で影響を確認

燃料（U） +黒鉛接触条件
燃料（U） +構造材（鉄で代表）+冷却材+黒鉛混在条件
①+Pu
②+Pu

【計算結果】
黒鉛ブロックの侵食、減肉に影響を与えるのは、黒鉛の酸化反応、炭化物燃料生成反応1.2

物質量（mol）

1

UO2(s)

UO2(fcc)

C(s)

0.8

CO(g)
CO2(g)

0.6
0.4

U4O9(s)

0.2
0
1E-25

1E-23

1E-21

1E-19

1E-17

1E-15

1E-13

1E-11

1E-09

1E-07

E-05

酸素分圧（atm）

組成①、1,000℃における計算結果例

53 条(1)-別紙 8-35-2[758]

損傷炉心物質等の模擬試料と黒鉛板による熱分析試験

20

1600

15

1400

0

1200

5

1000

0

800

-5

600

-10

400

-15

200

-20

0
0

【主な試験条件】
・ 二酸化ウラン試料（二酸化ウラン、二酸化ウランに金属粉混合 ）と黒鉛板を接触させ、アルゴン雰囲気又はアルゴン+酸素（10ppm）雰囲気中で1,200℃及び1,500℃までの熱分析試験を実施（最高温度で1時間保持）

①

最高温度
1,200

②
③

酸素濃度
<0.1

金属粉混合
無し

1,200

10

無し

10ppm酸素雰囲気条件

1,500

<0.1

無し

高温条件

20

40

60

80

100

120

140

測定時間(min)
黒鉛及びUO2の比熱(文献値)により想定される示差熱
測定示差熱
温度

黒鉛板

備考
（基本ケース）

④

1,200

<0.1

鉄粉

鉄粉混合条件

⑤

1,200

<0.1

SUS粉

SUS粉混合条件【熱分析結果】
いずれも・ 二酸化ウラン試料と黒鉛試料による明確な反応は確認されず
・ 黒鉛板の明確な重量変化も確認されず【金相・EPMA分析結果】
いずれも・ 界面付近でもウランと炭素の化合物の形成は確認されず→「常陽」の安全容器内条件では燃料と黒鉛の反応による黒鉛ブロックの有意な減肉は生じない

二酸化ウラン焼結体

O分布

黒鉛板

二酸化ウラン

SEM画像

U分布

C分布

試料①の試験結果（上：示差熱、中：金相、下：EPMA）

53 条(1)-別紙 8-35-3

[759]

温度(℃)

【概要】
・TG-DSC（熱重量示差走査熱量分析）により反応に由来する吸熱・発熱ピークの有無を確認
・熱分析後に金相観察を行い、黒鉛と二酸化ウランの界面で反応が起きていないかを確認
・EPMA（電子線マイクロアナライザ）分析で化合物が生成されていないか確認

吸熱 ← 示差熱 (mW） → 発熱

（参考）安全容器内の遮へいグラファイトによる損傷炉心物質の保持機能（2/2）

別紙 8-36

損傷炉心物質の安全容器内冷却解析について[760]

1. 原子炉容器内ナトリウム液位及び安全容器内ナトリウム液位の設定における保守性の考え方
損傷炉心物質からの熱は、原子炉容器内のナトリウムに伝達された後、ナトリウムに接している原子炉容器側面から、遮へいグラファイトを介して安全容器に伝達され、コンクリート遮へい体冷却系により安全容器の外面から冷却される。
損傷炉心物質上方のナトリウム液位が高いほど、ナトリウムによるヒートシンクの効果は大きく、また原子炉容器側面を介して除熱に寄与する伝熱面積が広くなるため、損傷炉心物質上方のナトリ
ウムの他、損傷炉心物質、損傷炉心物質下部の遮へいグラファイトの温度は低く抑えられる。
他方、ナトリウム液位が低い場合、損傷炉心物質の熱は、上方のナトリウムから遮へいグラファイ
ト等への伝熱量が制限されるため、下方の安全容器底板へ移行することになる。すなわち、原子炉容器内ナトリウム液位を低く設定することは、安全容器の構造健全性評価の観点で保守的な想定となる。以上のことから、原子炉容器内のナトリウム液位は、炉心頂部が露出した時点のナトリウムイン
ベントリを保守的に約 1/3 とし、GL-12,460mm と設定した。
また、原子炉容器内液位と安全容器内液位は、以下の考え方に基づき、個別に設定している。
本事故シーケンスでは、原子炉冷却材バウンダリの破損を想定するため、原子炉容器内液位と安全
容器内液位は平衡した状態で事象が推移すると考えられる。
他方、上述のとおり、原子炉容器内ナトリウム液位を低く設定する方が、安全容器の構造健全性評
価の観点で保守的な想定となることから、安全容器内に流出したナトリウムは原子炉容器内には還流しないと仮定して液位を設定した。
なお、安全容器内のナトリウム液位は、安全容器内の約 30m3 の空隙部に約 30 m3 のナトリウムが漏洩し、原子炉容器内のナトリウム液位と安全容器内のナトリウム液位が平衡する液位として、GL8,900mm と設定している。
冷却パス
ペデスタル
コンクリート
窒素ガス領域保温材
コールドレグ配管（解析対象外）窒素ガス領域

遮蔽リング
窒素ガス領域

通流部
窒素ガス

窒素ガス領域

ホットレグ配管（解析対象外）原子炉容器

リークジャケット（保温パネル含む）

アルゴンガス（解析対象外）窒素ガス領域
安全容器

黒鉛
炭素鋼板遮蔽体

コンクリート遮蔽体ライナ
ナトリウム領域

損傷炉心物質

ナトリウム

スティール

炉容器振止構造物
振止内黒鉛支持板
窒素ガス領域

冷却パス構成用ダクト

ビーム
窒素ガス

窒素ガス領域
下部黒鉛支持板

解析体系図53 条(1)-別紙 8-36-1[761]

2. 損傷炉心物質の安全容器内冷却解析における安全容器胴の軸方向温度分布について
安全容器胴の軸方向温度分布に関して、発熱源である損傷炉心物質は底部から高い位置にあるため、軸方向位置が底部から高くなり、損傷炉心物質に近づくに連れて温度が上昇し、損傷炉心物質と概ね同等の高さで温度は最も高くなる。更に上方では、損傷炉心物質と安全容器胴の距離が長くなるとともに、安全容器側面からの冷却により、温度が低下する。

冷却パス
ペデスタル
コンクリート
窒素ガス領域保温材
コールドレグ配管（解析対象外）窒素ガス領域

遮蔽リング
窒素ガス領域

通流部
窒素ガス

窒素ガス領域

ホットレグ配管（解析対象外）原子炉容器

リークジャケット（保温パネル含む）

アルゴンガス（解析対象外）窒素ガス領域
安全容器

黒鉛
炭素鋼板遮蔽体

コンクリート遮蔽体ライナ
ナトリウム領域

損傷炉心物質

ナトリウム

スティール

炉容器振止構造物
振止内黒鉛支持板
窒素ガス領域

冷却パス構成用ダクト

ビーム
窒素ガス

窒素ガス領域
下部黒鉛支持板

解析体系図

安全容器胴の軸方向温度分布53 条(1)-別紙 8-36-2[762]

別紙 8-37

損傷炉心物質の安全容器移行後の臨界性について[763]

【LOHRS 臨界性：別紙 8-37-別添 1】
53 条(1)-別紙 8-37-1

[764]

別添1
安全容器内での損傷炉心物質の臨界性の評価について
１．概要
LORL 等の崩壊熱除去機能喪失型の事象において、損傷炉心物質が安全容器内に移行する際の臨界性の評価についてまとめた。
２．解析対象の事象推移の整理
以下に示す「常陽」の崩壊熱除去機能喪失事象の事象推移を踏まえて、損傷炉心物質量、堆積形状等を設定した。
(1)原子炉容器の冷却材液位が炉心頂部に達した後、液位よりも上に露出した炉心は被覆管の溶融によって崩壊し、溶融スティールと固体ペレットの混合物を形成する。
(2)液位の低下に従って炉心よりも下にある構造物は炉心からの熱負荷で溶融又はクリープ破損し、損
傷炉心物質は下部プレナム内のナトリウム中へ落下する。
(3)ナトリウム中に沈降した損傷炉心物質からの熱負荷とその荷重によって原子炉容器底部がクリープ破損し、損傷炉心物質は安全容器内の原子炉容器振れ止め構造物（以下「炉容器振止構造物」という。
）内の遮へいグラファイト上に落下する。

53 条(1)-別紙 8-37-別添 1-1[765]

３．解析内容
２.の事象推移を踏まえて、損傷炉心物質が原子炉容器底部から移行し、安全容器内の黒鉛上に堆積した状態について解析した。

４．解析条件4.1 解析コード
解析コードは現実的な幾何形状をモデル化するために、モンテカルロコードＭＶＰを使用した。ＭＶ
Ｐコードは臨界安全評価に広く用いられており、黒鉛（グラファイト）反射体体系を含むベンチマーク
計算により検証され、推定臨界下限増倍率※は、0.98 と評価されている[1]。本評価では、保守的に実効増倍率 0.95 を臨界判断基準とする。
※

臨界超過確率 2.5%、信頼度 97.5%として、これ以下ならば臨界にならないと判断される中性子増
倍率の値

4.2 解析体系
原子炉容器の下部構造を第 1 図に示す。
炉容器振止構造物（内半径 800mm）は、原子炉容器からぶら下がる構造となっており、原子炉容器下部鏡、リークジャケットの下の空間に炉容器保温パネル（ステンレス鋼）、黒鉛ブロックが収納される。

炉容器下部鏡1600φGL-14027（リークジャケット底部）

隙間
炉容器振止構造物

300φ

89t

安全容器振止構造物
当て板(全8箇所)
下部黒鉛支持板

パッド(全8箇所)

隙間

1715φ
1850φ

20t

安全容器底板50t

300t

GL-14700

175
2000φ

黒鉛ブロック210

GL-14170

25t

1500φ

保温材

第 1 図 原子炉容器の下部構造

53 条(1)-別紙 8-37-別添 1-2[766]

4.3 解析条件
損傷炉心物質が原子炉容器底部から落下し、安全容器内の黒鉛上に堆積した状態を想定し、損傷炉心物質の移行割合に関する感度解析を実施した。解析体系図を第 2 図、解析体系等の諸条件を第 1 表に示す。
解析体系は、健全状態の構造（第 1 図）に対して、原子炉容器及び炉容器振止構造物の側板が熱膨張するとともにクリープ変形することが考えられることから、炉容器振止構造物と下部黒鉛支持板の隙
間がなくなるものとした。炉容器振止構造物（内半径 800mm）の範囲で、黒鉛上には原子炉容器下部鏡、リークジャケットと炉容器保温パネルが黒鉛上に堆積するものとした。
損傷炉心物質の物量は、全炉心を炉心燃料集合体としたときの燃料及びスティールの全質量に対して、移行割合を掛けた体積とした。
損傷炉心物質の物量を第2表に、損傷炉心物質の堆積厚みを第3表に示す。この堆積厚みは第2表に示す燃料とスティールの質量と密度から求められた損傷炉心物質の体積を基に算出したものである。
なお、臨界性を保守的に評価するため、制御棒及び後備炉停止制御棒（中性子吸収材）は損傷炉心物質内に全く移行しないものとした。

GL-12190：黒鉛ブロック

炉容器下部鏡(板厚25mm)リークジャケット(板厚12mm)

保温パネル(厚み：89)

板厚25mm
炉容器振止構造物

1445
損傷炉心物質（燃料・スティール）スティール（炉底部、リークジャケット、保温パネル）
800R

下部黒鉛支持板(板厚：50mm)

300

975R

GL-14700
安全容器底板(板厚：25mm)

175

3200R

第 2 図 安全容器内の臨界性評価体系

53 条(1)-別紙 8-37-別添 1-3[767]

第 1 表 幾何形状等の諸条件
材質

形状

（現規格）

(mm)

原子炉容器

SUS27HP（SUS304）

厚み 25

リークジャケット

SUS27HP（SUS304）

厚み 12

炉容器保温パネル

SUS27HP（SUS304）

厚み 4

黒鉛（グラファイト）厚み 300振止構造物

SUS27HP（SUS304）

厚み 25

下部黒鉛支持板

SM41A(SM400A)

厚み 50

黒鉛ブロック

黒鉛（グラファイト）

厚み 200（炉容器底部）
黒鉛ブロック（振止構造物内）（振止構造物外）

第 2 表 損傷炉心物質の物量
項目

単位

数値

燃料質量

kg

875

燃料密度

kg/m3

1.07×104

燃料体積

m3

0.082

スティール質量

kg

3551
3

7.6×103

スティール密度kg/m

スティール体積m3

0.468

炉心物質体積m30.550

第 3 表 損傷炉心物質の堆積厚み
移行割合（％）

堆積厚み(mm)

20

54.7

40

109.4

60

164.1

80

218.8

100

273.5

53 条(1)-別紙 8-37-別添 1-4[768]

５．解析結果
解析結果を第4表に示す。最も厳しい条件である移行割合100%の場合においても実効増倍率は約0.53であり、再臨界のおそれがないことを確認した。

第 4 表 解析結果
移行割合（％）

実効増倍率

標準偏差

20

0.14140.069%

40

0.25420.051%

60

0.35580.048%

80

0.44680.039%

100

0.52610.035%

６. パラメータサーベイ
6.1 損傷炉心物質の堆積半径による影響
上記では、損傷炉心物質が炉容器振止構造物の内半径（800mm）で堆積するものとしたが、健全時の炉心半径に相当する400mmで堆積すると仮想した解析を行った。なお、移行割合は100%とした。結果を第5表に示す。
堆積半径が縮小することにより、実効増倍率が増加するものの、再臨界のおそれがないことを確認した。

第5表 堆積半径による影響
堆積半径(mm)

堆積厚み(mm)

実効増倍率

標準偏差

800

273.5

0.52610.035%

400

1094.20.6756

0.033%53 条(1)-別紙 8-37-別添 1-5[769]

6.2 損傷炉心物質の混合状態による影響
２.の事象推移の通り、LORL等の崩壊熱除去機能喪失型の事象では、燃料（ペレット）は溶融することなく、安全容器内においてスティールとの混合状態で存在すると想定されるものの、臨界性への影響を確認する観点で、損傷炉心物質内で燃料とスティールが完全に分離されることを仮想した解析を行った。なお、移行割合は100%とした。結果を第6表に示す。
損傷炉心物質の完全分離を仮想した場合においても、再臨界のおそれがないことを確認した。

第 6 表 損傷炉心物質の混合状態による影響
損傷炉心物質（燃料／スティール）

堆積厚み(mm)

実効増倍率

標準偏差

273.5

0.52610.035%

燃料：40.80.80820.023%

混合
完全分離

スティール：232.7

6.3 損傷炉心物質の内側炉心・外側炉心の分離による影響
上記５．では、損傷炉心物質が炉容器振止構造物の内半径（800mm）に内側炉心と外側炉心が混合状態で堆積するものとしたが、内側炉心と外側炉心が分離状態で堆積するとした解析を行った。なお、移行割合は100%とした。結果を第7表に示す。
損傷炉心物質の内側炉心・外側炉心が分離した場合においても、実効増倍率が増加することはな
く、再臨界のおそれがないことを確認した。

第7表 損傷炉心物質の内側炉心・外側炉心の分離による影響
損傷炉心物質堆積厚み(mm)

実効増倍率

標準偏差

混合

273.5

0.52610.035%

分離

273.5

0.51410.035%（内側炉心／外側炉心）

53 条(1)-別紙 8-37-別添 1-6[770]

6.4 損傷炉心物質の幾何形状による影響
上記では、損傷炉心物質が原子炉容器底部から落下し、安全容器内の黒鉛上に円筒状に堆積した状態を想定したが、円錐状に堆積することを想定した解析を行った。円錐は表面積が最小となるように
底角70.5°とした。なお、移行割合は100%とした。結果を第8表に示す。
堆積物形状を円錐状にすることにより、実効増倍率が増加するものの、再臨界のおそれがないことを確認した。
第8表 損傷炉心物質の幾何形状による影響
堆積物形状

移行割合

実効増倍率

標準偏差

円筒状

100%

0.52610.035%

円錐状

100%

0.69250.031%

6.5 損傷炉心物質の温度による影響
本評価においては、損傷炉心物質の温度として1223Kと設定しているが、温度低下による臨界性への影響を確認する。ここでは、温度影響を熱収縮の影響とドップラ効果の影響に分離して、解析を実施した。熱収縮については、一定の密度変化あたりで影響を確認するものとし、損傷炉心物質の原子数密度を1%増加させ、堆積厚みは1%減少させた体系とした。ドップラ効果については、損傷炉心物質の温度を300Kとして影響を確認した。
結果を第9表及び第10表に示す。熱収縮については、実効増倍率への影響が小さいことがわかる。ドップラ効果についても、実効増倍率への影響は小さいことを確認した。
第9表 熱収縮による影響
原子数密度

堆積厚み(mm)

移行割合

実効増倍率

標準偏差

基準

273.5

100%

0.52610.035%

+1%

270.8

100%

0.5266

0.038%

第10表 ドップラ効果による影響
温度(K)

移行割合

実効増倍率

標準偏差

1223

100%

0.52610.035%

300

100%

0.53070.037%

参考文献[1]奥野 他、
“臨界安全ハンドブック・データ集第２版（受託研究）”、JAEA-Data/Code 2009-010（2009）
以上
53 条(1)-別紙 8-37-別添 1-7[771]

別紙 8-38

損傷炉心物質の安全容器内冷却に係る安全容器の構造健全性評価について[772]

損傷炉心物質の安全容器内冷却に係る安全容器の構造健全性評価について
損傷炉心物質の安全容器内冷却に係る安全容器の構造健全性評価では、安全容器の自重、ナトリ
ウム重量及び損傷炉心物質の重量並びに内圧により安全容器の胴部及び底板部に発生する応力（1 次応力）は当該部の許容応力を十分に下回ることから、安全容器の健全性は確保されることを確認している。
本評価では、発生する応力（1 次応力）が、450℃の許容応力を下回ることを確認している（全体を450℃とみなして評価しているのと同等である。
）。
また、損傷炉心物質により安全容器に温度分布が生じる場合に発生する熱応力は 2 次応力である。
2 次応力は、拘束とバランスするひずみや変形が生ずると緩和されるため延性破壊を引き起こすことはない[1]。また、事象が繰返しではなく疲労破損が想定されない場合において、1 次+2 次応力評
価は不要である。
[1] 上坂 充, 鬼沢 邦雄, 笠原 直人, 鈴木一彦, “原子力教科書 原子炉構造工学”, オーム社, 1999, ISBN9784-274-20690-0

安全容器底板の径方向温度分布

安全容器胴の軸方向温度分布53 条(1)-別紙 8-38-1[773]

別紙 8-39

BDBA における Cs-137 放出量評価及び敷地周辺の実効線量の評価[774]

BDBA時のCs-137の放出量の評価（1/3）⑥格納容器（床上）での閉じ込
め、凝集・沈着等による除去⑦大気放出

炉心損傷時の格納容器の機能が維持されている場合におけるCs-137の移行について検討した。
放射性物質の移行は原子炉停止機能喪失型と崩壊熱除去機能喪失型
で移行割合、移行経路が異なるため、両者の評価を実施した。
なお、本評価は、評価事故シーケンスに対する格納容器破損防止措置の有効性評価の事象推移に基づいているが、原子炉停止機能喪失型
では原子炉冷却材ナトリウムの格納容器への噴出・燃焼を仮想しており、また、崩壊熱除去機能喪失型では最終ヒートシンクの喪失及び原
子炉冷却材ナトリウムの格納容器への漏えいを想定しており、原子炉施設が大規模に損壊する厳しい状態を想定している。

⑤格納容器（床下）の加圧により格納容器（床上）へ
漏えい②全量がカバーガスに移行③カバーガスに移行した全量が格納容器（床下）に移行①Csの炉内蓄積全量が1次冷却材中に移行

炉心損傷④格納容器（床下）での閉
じ込め、凝集・沈着等によ
る除去

損傷炉心

原子炉
容器

安全容器
格納容器

崩壊熱除去機能喪失型の評価の概念図⑤大気放出④格納容器（床上）での閉じ込め、凝集・沈着等による除去③カバーガスに移行した全量が格納容器（床上）に移行②90%が冷却材に捕獲され、10%がカバーガスに移行
炉心損傷①Csの炉内蓄積全量が1次冷却材中に移行

損傷炉心

原子炉
容器

Cs-137放出量の評価フロー

格納容器

原子炉停止機能喪失型の評価の概念図

BDBA時のCs-137の放出量の評価（2/3）
1.炉内蓄積量の評価
Cs-137の炉内蓄積量は、Meek & Riderの累積核分裂収率を使用した解析結果より3.9×103TBqとする。なお、燃焼度は標準平衡炉心サイクル末期の平均
燃焼度約39,000MWd/tとする。
2.燃料、冷却材ナトリウム、カバーガス、格納容器への移行割合の評価(1)米国アルゴンヌ国立研究所におけるソースタームの計算[1]に基づく評価
冷却材ナトリウムからカバーガスへの移行割合について、米国のアルゴンヌ国立研究所が、ナトリウム冷却型高速炉の許認可に向けて開発している
IFR Pool Scrubbing Codeによる下図の評価結果に基づき、DF(除染係数)が最小となるエアロゾル粒子密度、エアロゾル粒子径の計算値から、常陽の条件（ナトリウムプール高さ約4.5m）を適用して、常陽におけるDFを評価した。その結果、停止機能喪失事象のDFを約15と評価し、停止機能喪失事象の放出量の評価では、保守的にDFを10（移行割合10％）と設定した。また、崩壊熱除去機能喪失事象では、保守的にDFを1（移行割合100％）と設定した。
なお、燃料から冷却材ナトリウムへの移行割合及びカバーガスから格納容器への移行割合は保守的に100％と仮定した。

×

×：評価値計算条件

×
停止機能喪失事象における揮発性FPの除染係数

崩壊熱機能喪失事象における揮発性FPの除染係数(2)米国オークリッジ国立研究所等におけるソースタームの実験及び米国のナトリウム冷却炉の事故における知見等に基づく評価(1)のIFR Pool Scrubbing Codeで考慮している物理現象はブラウン運動に伴うエアロゾル粒子の拡散、慣性衝突、重力沈降及び凝縮であり、エアロ
ゾルの熱泳動、凝集等が考慮されておらず、保守的な解析結果である。
米国のオークリッジ国立研究所等で実施された実験の結果及び米国のナトリウム冷却炉の事故で得られた知見と比較すると、保守性が大きいと考えられるため、実験的な知見に基づいた評価を実施した。
Berthoud等の炉外試験[2]において、ナトリウム中のセシウムの保持率は103オーダ（移行割合0.1%オーダ）の結果が得られており、停止機能喪失事象
に対する実験的知見に基づいたDFは100と設定する。米国のナトリウム冷却炉でFP放出に至った事故の調査[3]においても、カバーガス中でセシウムが検出されていないことから、DFを100と設定することは保守性の観点で妥当と考えらえる。また、崩壊熱除去機能喪失事象では冷却材温度が高温となることから、DFは10と設定する。
なお、セシウムがナトリウム液面界面からの蒸発により放出されるが、停止機能喪失事象ではナトリウム温度が低く、かつ、機械的エネルギーによるカバーガスバウンダリの開口時間も1秒以内であることから、蒸発による放出の影響は無視できる。崩壊熱除去機能喪失事象では、蒸発による影響が生じるが、蒸発が生じても、気相への移行割合は10-3オーダと評価されており、気相中への拡散は抑制される[4]。
[1] M. Bucknor, et al.“An Assessment of Fission Product Scrubbing in Sodium Pools Following a Core Damage Event in a Sodium Cooled Fast Reactor”, International
Conference on Fast Reactors and Related fuel Cycles: Next Generation Nuclear Systems for Sustainable Development (FR17), IAEA-CN245-055, 26-29 June, 2017.
[2] G. Berthoud, et al.“Experiments on Liquid-Metal Fast Breeder Reactor Aerosol Source Terms After Severe Accidents”, Nuclear Technology, 81, 257-277, 1988.
[3] Argonne National Laboratory,“Regulatory Technology Development Plan Sodium Fast Reactor Mechanistic Source Term Development”,ANL-ART-3, 2015.
[4] R. P. C. Schram, et al., “Source Term Calculations of the ALMR”, ECN-R--95-021, 1995.

53 条(1)-別紙 8-39-1[775]

BDBA時のCs-137の放出量の評価（3/3）

3.格納容器から大気への移行割合の評価
格納容器から大気への移行割合は、CONTAIN-LMRによる停止機能喪失事象（ULOF）及び崩壊熱除去機能喪失事象（PLOHS）に対する格納容器破損防止措置の有効性評価の結果から求めている。解析は、CONTAIN-LMRのフローネットワークモデル、凝集・沈着モデル
等により、ナトリウムエアロゾルのセル間移行、重力沈降・凝集・沈着挙動を解析し、ナトリウム燃焼を伴うナトリウムエアロゾルの格納容器から大気への移行割合を計算し、Cs-137はナトリウムエアロゾルと同様の挙動を示すものとして、格納容器から大気への移行割合を設定した。

4.格納容器外への放出量(1)計算に基づく評価
事象

炉内蓄積量（TBq）

炉心から格納容器への移行割合（%）

格納容器から
大気への移行割合（%）

大気放出量（TBq）

停止機能喪失（ULOF）

3.9×103

10

0.083

0.33

崩壊熱除去機能喪失（PLOHS）

3.9×103100

1.1×10-4

4.4×10-3(2)実験及び米国のナトリウム冷却炉の事故における知見等に基づく評価
事象

炉内蓄積量（TBq）

炉心から格納容器への移行割合（%）

格納容器から
大気への移行割合（%）

大気放出量（TBq）

停止機能喪失（ULOF）

3.9×103

1

0.083

0.033

崩壊熱除去機能喪失（PLOHS）

3.9×10310

1.1×10-4

4.4×10-453 条(1)-別紙 8-39-2[776]

53 条(1)-別紙 8-39-3[777]