東海第二発電所 工事計画審査資料
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NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R0

Ⅴ-1-8-1

資料番号

工認-139 改 32

提出年月日

平成 30 年 8 月 28 日

原子炉格納施設の設計条件に関する説明書

目

次

1.

概要

1

2.

基本方針

2

3.

原子炉格納施設の設計条件

5

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

3.1 設計基準事故時における設計条件

5

3.1.1 最高使用圧力及び最高使用温度

53.1.2 漏えい率に対する設計条件

6

3.1.3 最低使用温度

63.1.4 使用材料

6

3.1.5 耐圧試験圧力

83.1.6 開口部

8

3.1.7 配管貫通部

8

3.1.8 電気配線貫通部

83.1.9 原子炉格納容器隔離弁

93.1.10 原子炉格納容器体積

203.1.11 原子炉格納容器安全設備

203.1.12 許容外圧

203.1.13 圧力抑制効果を得るために必要な構造及び寸法

203.1.14 ダイヤフラム・フロアの設計差圧及び設計温度差

223.1.15 真空破壊装置

223.1.16 原子炉建屋原子炉棟

23

3.1.17 可燃性ガス濃度制御設備

23

3.1.18 放射性物質濃度制御設備

23

3.1.19 原子炉格納容器調気設備

233.1.20 原子炉冷却材喪失時の荷重

243.1.21 逃がし安全弁作動時の荷重

313.1.22 荷重の組合せ

33

3.2 重大事故等時における設計条件

35

3.2.1 重大事故等時の評価温度，評価圧力35

3.2.2 重大事故等時における原子炉格納容器の熱の輸送機能

39

3.2.3 重大事故等時における原子炉格納容器冷却機能

40

3.2.4 重大事故等時における原子炉格納容器の過圧破損防止機能

41

3.2.5 重大事故等時における原子炉格納容器下部の溶融炉心冷却機能

423.2.6 重大事故等時における水素爆発による原子炉格納容器の破損防止機能

45

3.2.7 重大事故等時における水素爆発による原子炉建屋等の損傷防止機能

45

目-1

4.

3.2.8 原子炉格納容器外面への放水設備等

463.2.9 重大事故等時の動荷重

473.2.10 荷重の組合せ

48

重大事故等時における原子炉格納容器の放射性物質閉じ込め機能評価及びその他影響確認
50

4.1 重大事故等時における原子炉格納容器の放射性物質閉じ込め機能評価
4.1.1 評価方針

50

4.1.2 評価対象部位及び評価対象部位における機能喪失要因

50

4.1.3 評価方法

53

4.1.4 評価結果

57

4.2 その他原子炉格納容器評価温度，圧力に対する影響確認

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

50

65

4.2.1 確認内容

65

4.2.2 確認結果

65

別添 1 原子炉格納容器の重大事故等時の閉じ込め機能健全性について
別添 2 コリウムシールド及びペデスタル排水系の設計
別添 3 格納容器圧力逃がし装置の設計

目-2

1. 概要
本資料は，「実用発電用原子炉及びその附属施設の技術基準に関する規則（以下「技術基準規則」という。）」第 44 条及びその「実用発電用原子炉及びその附属施設の技術基準に関する規則の解釈（以下「解釈」という。）」の要求に対する原子炉格納施設の設計基準事故時の設計条件について記載したものであり，最高使用圧力，最高使用温度，設計漏えい率，最低使用温度，使用材料（原子炉格納容器本体の脆性破壊防止含む），耐圧試験圧力，開口部，配管貫通部，電気配線貫通部，原子炉格納容器隔離弁，原子炉格納容器体積，原子炉格納容器安全設備，許容外圧，圧力抑制効
果を得るために必要な構造及び寸法，ダイヤフラム・フロアの設計差圧及び設計温度差，真空破壊装置，原子炉建屋原子炉棟，可燃性ガス濃度制御設備，放射性物質濃度制御設備，原子炉格納容器調気設備，原子炉冷却材喪失時の荷重，逃がし安全弁作動時の荷重について説明する資料である。
また，技術基準規則第 63，64，65，66，67，68，70 及び 71 条並びにそれらの解釈の要求に対する重大事故等対処設備として原子炉格納施設の破損防止に係る機能についても説明するととも

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1に，重大事故等時における原子炉格納容器の放射性物質閉じ込め機能評価についても説明する。

11

2. 基本方針
原子炉格納施設は，原子炉冷却系統に係る発電用原子炉施設の損壊又は故障の際に漏えいする
放射性物質が公衆に放射線障害を及ぼすおそれがない設計とする。
設計基準事故時における設計条件は以下のとおりとする。
原子炉格納容器は，設計基準事故時において原子炉冷却材配管の最も苛酷な破断を想定し，これにより放出される原子炉冷却材のエネルギによる原子炉冷却材喪失時の最大の圧力及び最高の温度に耐える設計とする。また，原子炉冷却材喪失時及び逃がし安全弁作動時において，原子炉格納容器に生じる動荷重に耐える設計とする。
原子炉格納容器の開口部である機器搬入口ハッチ，所員用エアロック及び配管貫通部等を含めて原子炉格納容器の漏えい率を許容値以下に保ち，原子炉冷却材喪失時及び逃がし安全弁作動時において想定される原子炉格納容器内の圧力，温度，放射線等の環境条件の下でも原子炉格納容器バウンダリの健全性を保つように設計するとともに，漏えい試験ができる設計とする。
原子炉格納容器は，通常運転時，運転時の異常な過渡変化時及び設計基準事故時において，原
子炉格納容器バウンダリの脆性破壊及び破断を防止する設計とする。

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

原子炉格納容器を貫通する各施設の配管系に設ける原子炉格納容器隔離弁は，安全保護装置からの信号により，自動的に閉鎖する動力駆動弁，チェーンロックが可能な手動弁，キーロックが可能な遠隔操作弁又は隔離機能を有する逆止弁とし，原子炉格納容器の隔離機能の確保が可能な設計とする。
原子炉冷却系統に係る発電用原子炉施設の損壊又は故障の際に生じる原子炉格納容器内の圧力及び温度の上昇により原子炉格納容器の安全性を損なうことを防止するとともに，原子炉格納容器内から漏えいする放射性物質の濃度を低減する設備として残留熱除去系（格納容器スプレイ冷却系）を設置する設計とする。また，原子炉冷却系統に係る発電用原子炉施設の損壊又は故障の際に生じる水素及び酸素により原子炉格納容器の安全性を損なうことを防止するため，可燃性ガ
ス濃度制御系及び不活性ガス系を設置する設計とする。なお，原子炉冷却材喪失事故後，ドライ
ウェル内蒸気の凝縮が進み，ドライウェル圧力がサプレッション・チェンバ圧力より下がった場
合に，サプレッション・チェンバのプール水がドライウェルに逆流，あるいはドライウェルの破損を防止するため，真空破壊装置を設置する設計とする。
また，運転時の異常な過渡変化時及び設計基準事故時において，原子炉建屋原子炉棟から直接大気に放射性物質が漏えいしないように，非常用ガス再循環系及び非常用ガス処理系を設置する設計とする。
また，重大事故等時における設計条件は以下のとおりとする。
原子炉格納容器は，重大事故等時の条件下においても放射性物質の閉じ込め機能を有する設計とする。
重大事故等時の原子炉格納容器内の熱を輸送するために用いる格納容器圧力逃がし装置は，フ
ィルタ装置により放射性物質を低減させた後に原子炉建屋原子炉棟屋上に設ける放出口から放出することで，排気中に含まれる放射性物質の環境への放出量を抑制しつつ，原子炉格納容器内に蓄積した熱を最終的な熱の逃がし場である大気へ輸送できる設計とする。また，耐圧強化ベント22

系は，格納容器内雰囲気ガスを非常用ガス処理系排気筒を通して原子炉建屋外に放出することで，原子炉格納容器内に蓄積した熱を最終的な熱の逃がし場である大気へ輸送できる設計とする。なお，窒素ガス代替注入系は，可燃性ガスによる爆発及び原子炉格納容器の負圧破損を防止するた
めに，窒素供給装置を用いて原子炉格納容器内に不活性ガス（窒素）の供給が可能な設計とする。
重大事故等時の原子炉格納容器内の冷却のために用いる代替格納容器スプレイ冷却系（常設）及び代替格納容器スプレイ冷却系（可搬型）は，常設低圧代替注水系ポンプ，可搬型代替注水大型ポンプ及び可搬型代替注水中型ポンプによりドライウェル内にスプレイすることで，原子炉格
納容器内の圧力及び温度並びに放射性物質の濃度を低下させることができる設計とする。また，残留熱除去系（格納容器スプレイ冷却系）及び残留熱除去系（サプレッション・プール冷却系）
は，常設代替交流電源設備からの給電により機能を復旧し，残留熱除去系ポンプによりサプレッ
ション・チェンバのプール水をドライウェル内及びサプレッション・チェンバ内にスプレイ並びに残留熱除去系ポンプ及び熱交換器によりサプレッション・チェンバのプール水を冷却することで原子炉格納容器を冷却できる設計とする。
重大事故等時の原子炉格納容器の過圧破損防止のために用いる代替循環冷却系は，代替循環冷NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

却系ポンプにより，サプレッション・チェンバのプール水を残留熱除去系熱交換器にて冷却し，原子炉格納容器内へスプレイするとともに，原子炉注水及びサプレッション・チェンバのプール
水の除熱を行うことで，原子炉格納容器バウンダリを維持しながら原子炉格納容器内の圧力及び温度を低下できる設計とする。また，格納容器圧力逃がし装置は，フィルタ装置により放射性物質を低減させた後に原子炉建屋原子炉棟屋上に設ける放出口から排出することで，排気中に含まれる放射性物質の環境への放出量を低減しつつ，原子炉格納容器内の圧力及び温度を低下できる設計とする。なお，窒素ガス代替注入系は，可燃性ガスによる爆発及び原子炉格納容器の負圧破損を防止するために，窒素供給装置を用いて原子炉格納容器内に不活性ガス（窒素）の供給が可能な設計とする。
重大事故等時の原子炉格納容器下部の溶融炉心冷却のために用いる格納容器下部注水系（常設），
格納容器下部注水系（可搬型）及びペデスタル排水系は，常設低圧代替注水系ポンプ，可搬型代
替注水大型ポンプ及び可搬型代替注水中型ポンプにより，ペデスタル（ドライウェル部）へ注水
し，溶融炉心が落下するまでにペデスタル（ドライウェル部）にあらかじめ十分な水位を確保するとともに，落下した溶融炉心を冷却できる設計とする。また，溶融炉心が原子炉圧力容器からペデスタル（ドライウェル部）へ落下する場合に，溶融炉心とペデスタル（ドライウェル部）のコンクリートの相互作用による侵食及び溶融炉心からペデスタル（ドライウェル部）のコンクリートへの熱影響を抑制するため，ペデスタル（ドライウェル部）にコリウムシールドを設ける。
溶融炉心のペデスタル（ドライウェル部）の床面への落下を遅延・防止するために用いる低圧
代替注水系（常設），低圧代替注水系（可搬型），高圧代替注水系，代替循環冷却系及びほう酸
水注入系は，低圧代替注水系（常設），低圧代替注水系（可搬型），代替循環冷却系及び高圧代替注水系のいずれかと並行してほう酸水注入系による原子炉圧力容器への注水を行うことで溶融
炉心を冷却できる設計とする。
重大事故等時の原子炉格納容器内おける水素爆発による破損防止のために用いる可搬型窒素供給装置は，原子炉格納容器内を不活性化するため，原子炉格納容器内に窒素を供給することで，33ジルコニウム－水反応及び水の放射線分解等により原子炉格納容器内に発生する水素及び酸素の濃度を可燃限界未満にできる設計とする。また，格納容器圧力逃がし装置は，フィルタ装置により放射性物質を低減させた後に原子炉建屋原子炉棟屋上に設ける放出口から排出することで，排気中に含まれる放射性物質の環境への排出を低減しつつ，ジルコニウム－水反応及び水の放射線分解等により発生する原子炉格納容器内の水素及び酸素を大気に排出できる設計とし，排気中に含まれる可燃性ガスによる爆発を防ぐため，系統内を不活性ガス（窒素）で置換した状態で待機させ，ベント開始後においても不活性ガスで置換できる設計とし，排出経路に可燃性ガスが蓄積する可能性のある箇所にはベントラインを設け，可燃性ガスを排出できる設計とすることで，系統内で水素濃度及び酸素濃度が可燃領域に達することを防止できる設計とする。なお，窒素ガス
代替注入系は，可燃性ガスによる爆発及び原子炉格納容器の負圧破損を防止するために，窒素供給装置を用いて原子炉格納容器内に不活性ガス（窒素）の供給が可能な設計とする。
原子炉建屋等の水素爆発による損傷を防止するために用いる原子炉建屋ガス処理系は，非常用ガス処理系排風機及び非常用ガス再循環系排風機により原子炉格納容器から原子炉建屋原子炉棟内に漏えいする水素等を含む気体を吸引し，非常用ガス処理系フィルタトレイン及び非常用ガス

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

再循環系フィルタトレインにて放射性物質を低減して主排気筒に隣接する非常用ガス処理系排気筒から排出することで，原子炉建屋原子炉棟内に水素が滞留せず，水素爆発による原子炉建屋原
子炉棟の損傷の防止が可能な設計とする。また，静的触媒式水素再結合器は，原子炉格納容器から原子炉建屋原子炉棟内に漏えいした水素と酸素を触媒反応によって再結合させることで，原子炉建屋原子炉棟内の水素濃度の上昇を抑制し，原子炉建屋原子炉棟の水素爆発を防止できる設計とする。
炉心の著しい損傷及び原子炉格納容器の破損に至った場合において，発電所外への放射性物質の拡散を抑制するために用いる原子炉建屋放水設備は，可搬型代替注水大型ポンプにより海水を取水し，放水砲から原子炉建屋へ放水することで発電所外への放射性物質の拡散を抑制する設計とし，原子炉建屋周辺における航空機衝突による航空機燃料火災に対応するため，可搬型代替注
水大型ポンプにより泡混合器を通して，海水を泡消火薬剤と混合しながらホースを経由して放水砲から原子炉建屋周辺へ放水できる設計とする。また，海洋拡散抑制設備は，汚濁防止膜（可搬型）を汚染水が発電所から海洋に流出する雨水排水路集水桝及び放水路に設置することで発電所外への放射性物質の拡散を抑制する設計とする。
原子炉格納容器は，想定される重大事故等時において，設計基準対象施設としての最高使用圧
力及び最高使用温度を超える可能性があるが，設計基準対象施設としての最高使用圧力の 2 倍の圧力及び 200℃の温度で閉じ込め機能を損なわない設計とする。

4

4

3.

原子炉格納施設の設計条件
原子炉格納施設の設計条件としては設計基準事故時における設計条件と，重大事故等時における設計条件に分類し，項目ごとに説明する。
3.1 設計基準事故時における設計条件
原子炉格納容器の設計基準事故時の設計条件として，施設時に適用した「発電用原子力設備に関する構造等の技術基準」（昭和 45 年通商産業省令 告示第５０１号，以下「告示第５０１号」という。）に基づき最高使用圧力（設計圧力），最高使用温度（設計温度），最低使用温度等を設定し，原子炉格納容器の強度評価等も含めた設計条件として使用する。以下に設計条件として使用する項目について示す。
3.1.1 最高使用圧力及び最高使用温度
原子炉格納容器は原子炉冷却材喪失事故直後の圧力上昇に耐えうるものでなくてはならないため，解析から得られる原子炉格納容器の最高内圧及び最高温度を上回るように設定すNT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1る。
解析の際の初期条件は，表 3-1 に示す通常運転中の圧力及び温度である。
表3-1 解析に用いた初期条件
ドライウェルサプレッション・チェンバ圧力kPa[gage]kPa[gage]

温

度

℃

℃

解析結果による最高圧力及び最高温度は表 3-2 に示す値となる。
また，解析結果による圧力変化及び温度変化を図 3-1，図 3-2 に示す。
表3-2 解析結果による最高圧力及び最高温度＊1
ドライウェルサプレッション・チェンバ

圧

力

kPa

kPa

温

度

℃

℃

注記 ＊1：記載内容は，昭和 48 年 10 月 22 日付け 48 公第 8316 号にて認可された工事計画の添付
書類「Ⅲ-1-1 原子炉格納施設の設計条件に関する説明書」による。
上記の解析結果に余裕をもたせて最高使用圧力及び最高使用温度を表 3-3 に示す値とする。
表3-3 最高使用圧力及び最高使用温度
ドライウェルサプレッション・チェンバ圧力

310 kPa

310 kPa

温

度

171 ℃

104.5 ℃

55

3.1.2 漏えい率に対する設計条件
設計基準対象施設として使用する原子炉格納容器の設計漏えい率は，安全評価解析（原子炉設置変更許可申請書添付書類十）の環境への放射性物質の異常な放出において，判断基準（実効線量 5 mSv 以下）を満足することが確認されている設計漏えい率 0.5 ％/d 以下（常温，空気，最高使用圧力の 0.9 倍において）とする＊1。
注記 ＊1：「平成26年5月20日付け「総室発第31号」（平成29年11月8日付け「総室発第60号」，
平成30年5月31日付け「総室発第18号」及び平成30年6月21日付け「総室発第24号」で一部補正）」をもって申請した「東海第二発電所発電用原子炉設置変更許可申請書」
添付書類十 3.事故解析 3.4.4原子炉冷却材喪失 における解析条件
3.1.3 最低使用温度
告示第５０１号で規定されている原子炉格納容器バウンダリの最低使用温度を表 3-4 に示す。

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

表3-4 原子炉格納容器の最低使用温度

最低使用温度

ドライウェルサプレッション・チェンバ

0 ℃

0 ℃

ドライウェル，サプレッション・チェンバとも同じ値である。この最低使用温度は耐圧漏えい試験時を考慮して決めたものであり，建設時を除けば，原子炉建屋内にあるため，常用換気系により 10 ℃以上に保たれる。
3.1.4 使用材料
原子炉格納容器バウンダリに使用するフェライト系材料は原子炉格納容器の最低使用温度に対して脆性破壊を防止するため，告示第５０１号の規定により衝撃試験又は落重試験を行い，これに合格したものを使用する。
原子炉格納容器本体の脆性破壊防止に関する確認事項を以下に示す。
(1) 原子炉格納容器本体の脆性破壊防止a.

概要
原子炉格納容器本体は，施設時に適用された「告示第５０１号」及び「電気工作物の溶接に関する技術基準を定める省令」（昭和45年通商産業省令第８１号）（以下「省令第８１号」という。）に基づき，材料，設計及び製作において，次の試験を実施し，脆性破壊に対し十分安全であることを確認されたものを使用する。

(a) 原子炉格納容器本体の材料は，告示第５０１号第20条第3項に規定する衝撃試験を行い，同条第4項に規定する合格基準に示す合格基準に適合するものを使用する。
(b) 原子炉格納容器本体の溶接部は，省令第８１号第37条第4項に規定する試験板について第40条の規定に基づき，衝撃試験を行い，同条に規定する合格基準に適合することを確認されたものを使用する。
b.

脆性破壊防止のための確認事項実施要領
6

6

(a) 原子炉格納容器本体の材料に関する確認
本体材料に関する衝撃試験の実施要領は次のとおりである。
イ

対象材料
第二種容器（外径が 115 mm 以下の管，フランジおよび管継手を除く。）に使用する材料のうち，オーステナイト系ステンレス鋼および非鉄金属以外のものであって厚さが 13 mm（細粒化処理を行ない，かつ，焼ならしを行ったものにあっては，16 mm）以上のものに限る。

ロ

材料
原子炉格納容器本体において，該当する材料はSGV49相当である。

ハ

試験温度
試験温度は，－17 ℃とする。これは最低使用温度（0 ℃）より17 ℃低い温度である。

ニ

試験片
試験片は，3個採取する。

ホ

合格基準

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

試験片の吸収エネルギが次の表の値以上であるものを合格とする。
吸収エネルギ
3 個の平均最小値

Ｊ（kg・m）
27（2.8）

Ｊ（kg・m）
21（2.1）(b) 原子炉格納容器本体の溶接部に関する確認
本体の溶接に関する衝撃試験の実施要領は次のとおりである。
イ

対象溶接部
第二種容器の突合せ溶接による溶接部のうち，材料がオーステナイト系ステンレス鋼および非鉄金属以外のものであって，板の厚さが 13 mm（細粒化処理および焼ならしを行ったものにあっては，16 mm）以上であり，かつ，管にあっては，外径が 115 mm 以上のものに限る。

ロ

母材の材料
原子炉格納容器本体において，該当する溶接部の母材はSGV49相当である。

ハ

試験温度
試験温度は，－17 ℃とする。これは最低使用温度（0 ℃）より17 ℃低い温度である。

ニ

試験片
試験片は溶接金属部及び熱影響部から，それぞれ3個採取する。

ホ

合格基準
試験片の吸収エネルギが次の表の値以上であるものを合格とする。
なお，再試験は省令第８１号第 42 条の規定による。

77

吸収エネルギ
3 個の平均最小値

Ｊ（kg・m）
27（2.8）

Ｊ（kg・m）
21（2.1）

3.1.5 耐圧試験圧力
原子炉格納容器の耐圧試験圧力は，施設時に適用された告示第５０１号第74条に基づき，
設計圧力279 kPa（2.85 kg/cm2）の1.25倍である349 kPa（3.56 kg/cm2）で気圧試験を行い原子炉格納容器の健全性を確認する。
以上より，原子炉格納容器の耐圧試験圧力 349 kPa（3.56 kg/cm2）とする。

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

3.1.6 開口部
開口部となるドライウェルヘッドフランジ，機器搬入口ハッチ，サプレッション・チェン
バアクセスハッチ（以下「ハッチ類」という。）及び所員用エアロックは十分な気密性を保つ設計とし，想定される漏えい量その他の漏えい試験に影響を与える環境条件として，判定基準に適切な余裕係数を見込み，日本電気協会「原子炉格納容器の漏えい率試験規程」（Ｊ
ＥＡＣ４２０３）に定める漏えい試験のうちＢ種試験ができる設計とする。
所員用エアロックは，扉の開閉状態を管理するため，所員用エアロックの扉が開いた場合には中央制御室に警報を発信する。また，所員用エアロックの扉は，両方の扉が同時に開かないようにインターロックを設ける設計とする。
ハッチ類は，原子炉格納容器の貫通部にフランジ付の胴板が溶接固定されており，ハッチ
類の外周側から蓋フランジをガスケットとボルトで固定し，気密性を保つ設計とする。
3.1.7 配管貫通部
原子炉格納容器配管貫通部は，原子炉冷却材喪失時において想定される原子炉格納容器内の圧力を考慮した最高使用圧力，温度を考慮した最高使用温度，湿度，放射線等の環境条件の下でも機能を発揮できる設計とする。
3.1.8 電気配線貫通部
電気配線貫通部は，原子炉冷却喪失時において想定される原子炉格納容器内の圧力を考慮した最高使用圧力，温度を考慮した最高使用温度，湿度，放射線等の環境条件の下でも機能を発揮できるよう，それらの試験条件を考慮した試験により健全性が確認されたものを使用する設計とする。

88

3.1.9 原子炉格納容器隔離弁
原子炉格納容器隔離弁（以下「隔離弁」という。
）は，施設時に適用された「発電用原子力設備に関する技術基準を定める省令」（昭和 40 年通商産業省令第６２号，以下「省令第６２号」という。）第 32 条第 3 項に基づくとともに以下に示す設計方針及び設計仕様に基づき設置する。
(1) 設計方針
原子炉格納容器を貫通する各施設の配管系に設ける隔離弁は，安全保護装置からの信号により，自動的に閉鎖する動力駆動弁，チェーンロックが可能な手動弁，キーロックが可能な
遠隔操作弁又は隔離機能を有する逆止弁とし，原子炉格納容器の隔離機能の確保が可能な設計とする。
原子炉冷却材圧力バウンダリに連絡するか，又は原子炉格納容器内に開口し，原子炉格納容器を貫通している各配管は，原子炉冷却材喪失事故時に必要とする配管及び計測制御系統
施設に関連する小口径配管を除いて，原則として原子炉格納容器の内側に 1 個，外側に 1 個

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1の自動隔離弁を原子炉格納容器に近接した箇所に設ける設計とする。
ただし，原子炉冷却系統に係る発電用原子炉施設内及び原子炉格納容器内に開口部がなく，かつ，原子炉冷却系統に係る発電用原子炉施設の損壊の際に損壊するおそれがない管又は原子炉格納容器外側で閉じた系を構成した管で，原子炉冷却系統に係る発電用原子炉施設の損
壊その他の異常の際に，原子炉格納容器内で水封が維持され，かつ，原子炉格納容器外へ導かれた漏えい水による放射性物質の放出量が，原子炉冷却材喪失事故の原子炉格納容器内気相部からの漏えいによる放出量に比べ十分小さい配管については，原子炉格納容器の外側又は内側に少なくとも 1 個の隔離弁を原子炉格納容器に近接した箇所に設ける設計とする。
また，原子炉格納容器の内側で閉じた系を構成する管に設置する隔離弁は，遠隔操作にて閉止可能な弁を設置することも可能とする。
貫通箇所の内側又は外側に設置する隔離弁は，一方の側の設置箇所における管であって，湿気や水滴等により駆動機構等の機能が著しく低下するおそれがある箇所，配管が狭隘部を貫通する場合であって貫通部に近接した箇所に設置できないことによりその機能が著しく低下するような箇所には，貫通箇所の外側であって近接した箇所に 2 個の隔離弁を設ける設計とする。
原子炉格納容器を貫通する配管には，圧力開放板を設けない設計とする。
設計基準事故時及び重大事故等の収束に必要な非常用炉心冷却系，可燃性ガス濃度制御系，
不活性ガス系及び残留熱除去系（格納容器スプレイ冷却系）で原子炉格納容器を貫通する配管，その他隔離弁を設けることにより安全性を損なうおそれがあり，かつ，当該系統の配管により原子炉格納容器の隔離機能が失われない場合は，自動隔離弁を設けない設計とする。
ただし，原則遠隔操作が可能であり，設計基準事故時及び重大事故等時に容易に閉鎖可能
な隔離機能を有する弁を設置する設計とする。また，重大事故等の収束に必要な設備に係る
99配管の隔離弁は，遠隔操作により容易かつ確実に開閉操作ができる設計とする。
原子炉格納容器を貫通する計測制御系統施設又は制御棒駆動装置に関連する小口径配管であって特に隔離弁を設けない場合には，隔離弁を設置したのと同等の隔離機能を有する設計とする。
原子炉冷却材圧力バウンダリに接続される原子炉格納容器を貫通する計測系配管に隔離弁を設けない場合には，オリフィス又は過流量防止逆止弁の設置し，流出量抑制対策を講じる設計とする。
隔離弁は，閉止後に駆動動力源が喪失した場合においても閉止状態が維持され隔離機能を喪失しない設計とする。また，隔離弁のうち，隔離信号で自動閉止するものは，隔離信号が除去されても自動開とはならない設計とする。
隔離弁は，想定される漏えい量その他の漏えい試験に影響を与える環境条件として，判定

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

基準に適切な余裕係数を見込み，日本電気協会「原子炉格納容器の漏えい率試験規程」（ＪＥ
ＡＣ４２０３）に定める漏えい試験のうちＣ種試験ができる設計とする。また，隔離弁は，動作試験ができる設計とする。
(2) 設備仕様
原子炉格納容器を貫通する配管系に設ける隔離弁は，以下の項目を満足し，原子炉格納容器バウンダリを構成する。
a.

設計基準事故及び重大事故等の収束に必要な設備に係る配管の隔離弁は，隔離信号により自動的に閉止しないが，必要に応じて遠隔操作により閉止できる弁又は逆止弁動作により閉止する弁であり，原子炉格納容器の隔離機能を確保できる。
b.

2 個の隔離弁を必要とする配管の弁駆動は，駆動動力源の単一故障によって両方の弁を閉止する能力を損なわない。
さらに，閉止後駆動動力源の喪失によっても閉止状態が維持され，隔離機能は喪失しない。
c.

隔離信号で自動閉止するものは，隔離信号が除去されても自動開とはならない。
自動隔離弁への隔離信号は，原子炉水位低，ドライウェル圧力高あるいは，放射能レベル高及び手動である。

10

10

11

11

図 3-3 原子炉格納容器バウンダリ及び隔離弁 全体概要図

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

12

12

図 3-4 原子炉格納容器バウンダリ及び隔離弁 全体概要図

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

13

13

図 3-5 原子炉格納容器バウンダリ及び隔離弁 全体概要図

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

14

14

図 3-6 原子炉格納容器バウンダリ及び隔離弁 全体概要図

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

15

15

図 3-7 原子炉格納容器バウンダリ及び隔離弁 全体概要図

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

16

16

図 3-8 原子炉格納容器バウンダリ及び隔離弁 全体概要図

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

17

17

図 3-9 原子炉格納容器バウンダリ及び隔離弁 全体概要図

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

（注）①：原子炉格納容器に取り付ける管の貫通箇所の内側及び外側であって近接した箇所に 1 個の隔離弁を設置する。
②：原子炉冷却系統に係る発電用原子炉施設内及び原子炉格納容器内に開口部がなく，かつ，原子炉冷却系統に係る発電用原子炉施設の損傷の際に損壊するおそれがない管，又は原子炉冷却系
統に係る発電用原子炉施設の損壊その他の異常の際に，構造上内部に滞留する液体により原子炉格納容器の放射性物質が外部へ漏えいするおそれがない管にあっては，貫通箇所の内側又は外側の近接した箇所に 1 個の隔離弁を設置する。
③：貫通箇所の内側又は外側に隔離弁を設ける場合には，一方の側に設置箇所における管であって，湿気その他の隔離弁の機能に影響を与える環境条件によりその隔離弁の機能が著しく低下する
おそれがあると認められるもの（湿気や水滴等により隔離弁の駆動機構等の機能が著しく低下
するおそれがある管，配管が狭隘部を貫通する場合であって貫通部に近接した箇所に設置できないことにより隔離弁の機能が著しく低下するおそれがある管）にあっては，貫通箇所の外側であって近接した箇所に 2 個の隔離弁を設置する。

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1④：隔離弁を設けることを要しない箇所
設計基準事故及び重大事故等の収束に必要な系統の配管に隔離弁を設けることにより安全性を損なうおそれがあり，かつ，当該系統の配管により原子炉格納容器の隔離機能が失われない場合。
⑤：隔離弁を設けることを要しない箇所
計測制御系統施設又は制御棒駆動装置に関連する配管であって，当該配管を通じての漏えい量が十分許容される程度に抑制されているもの。

18

18

19

19

図 3-10 原子炉格納容器バウンダリ及び隔離弁 全体概要図の記号及び略号

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

3.1.10 原子炉格納容器体積
設計基準事故時における原子炉冷却材喪失事故直後の圧力上昇に耐えうるよう，ドライウ
ェル空間容積（約 5700 m3），サプレッション・チェンバ空間容積（約 4100 m3）の自由体積を有している。
3.1.11 原子炉格納容器安全設備
設計基準対象施設としての残留熱除去系（格納容器スプレイ冷却系）は，サプレッション・
チェンバ内のプール水を原子炉格納容器内にスプレイすることにより，原子炉格納容器内の圧力及び温度を原子炉格納容器の最高使用圧力及び最高使用温度以下に維持できる設計とする。
サプレッション・チェンバのプール水を水源とする残留熱除去系ポンプは，予想される最も小さい有効吸込水頭においても，正常に機能する能力を有する設計とする＊1。サプレッション・チェンバは，設計基準事故及び重大事故等時に必要な水源として容量 3400 m3，個数
1 個を有する設計とする。

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

残留熱除去系（格納容器スプレイ冷却系）は，テストラインを構成することにより，発電用原子炉の運転中に試験ができる設計とする。また，設計基準事故時に動作する弁について
は，残留熱除去系ポンプが停止中に開閉試験ができる設計とする。また，残留熱除去系（格
納容器スプレイ冷却系）は，原子炉冷却材喪失事故後，サプレッション・チェンバ内のプー
ル水をドライウェル内及びサプレッション・チェンバ内にスプレイすることによって，原子炉格納容器内の温度，圧力を低減し，原子炉格納容器内に浮遊している放射性物質が漏えいするのを抑えるよう設計する。
注記 ＊1：詳細は，Ⅴ-1-8-4「圧力低減設備のポンプの有効吸込水頭に関する説明書」に示す。
3.1.12 許容外圧
原子炉格納容器の許容外圧は，施設時に適用された告示第５０１号第22条第3項第2号ハ，チ及び第23条第2項第2号ロにより，
円筒部 約

kPa

円錐部 約

kPa

鏡板

kPaとなる。

約

許容外圧は，原子炉格納容器の設計外圧（約13.7 kPa）を上回る値となっている。
なお，通常運転中においては，原子炉格納容器に窒素を充てんしていることなどから，原子炉格納容器外面に受ける圧力が設計を超えることはない。

3.1.13 圧力抑制効果を得るために必要な構造及び寸法
蒸気凝縮による圧力抑制効果については，パシフィック・ガス・アンド・エレクトリック
社と GE 社が米国モスランディング発電所において，フンボルトベイ及びボデガベイ原子力発電所用として行った実験結果に基づいており，この実験により構造及び寸法等のパラメータを定めている。
20

20

東海第二発電所における構造及び寸法等のパラメータと上記実験によって求められたパラメータを比較すると表 3-5 のとおりとなっており，圧力抑制効果を得るために必要な構造及び寸法は満足されている。
表 3-5 東海第二発電所 圧力抑制機能の構造，寸法等

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

東海第二発電所

1

直 径 (ベ ン ト 管 )2

水 深 (ベ ン ト 管 )

3

4

5

実験結果に基づく
設

計

条

件

クリアランス
ベント管と底部ライナ間

中 心 間 距 離 (ベ ン ト 管 )破断断面＊1
ベント管流路面積＊2

注記 ＊1：破断面積：ＡB
ＡB ＝

m2

＊2：ベント管流路面積：Ａv（ベント管断面積×108）

π
Ａv＝ ×

4

７

×108＝

2

mm ＝

m

2

ここで，
ベント管内径：mm

ベント管本数：108 本

21

21

3.1.14 ダイヤフラム・フロアの設計差圧及び設計温度差
ダイヤフラム・フロアの設計差圧及び設計温度差を第 3-6 表に示す。
第 3-6 表 ダイヤフラム・フロアの設計差圧及び設計温度差
設計差圧

kPa

設計温度差

℃

これらの値は第 3-7 表に示す原子炉冷却材喪失事故の際の解析結果による最高差圧及び
最高温度差に余裕をもたせた値としている。
表 3-7 解析結果による最高圧差圧及び最高温度差＊1
最高差圧

kPa

最高温度差

℃

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

注記 ＊1：記載内容は，昭和 48 年 10 月 22 日付け 48 公第 8316 号にて認可された工事計画の添付
書類「Ⅲ-1-1 原子炉格納施設の設計条件に関する説明書」による。
3.1.15 真空破壊装置(1) 真空破壊装置の機能
ドライウェル内の原子炉冷却材喪失事故（再循環回路完全破断を想定）後，ドライウェル
内の蒸気の凝縮が進み，ドライウェル内圧力がサプレッション・チェンバ内圧力より下回ると，サプレッション・チェンバのプール水がドライウェルへ逆流し，また負圧によってドラ
イウェルの破損の原因となる。
真空破壊装置は設計外圧以上の負圧を生じないよう作動し，これらの防護効果を有する。
(2) 真空破壊装置の容量
ドライウェルの真空破壊装置の必要容量は，ベント管の容量とともにモスランデング発電所における実験によって求められている。
必要な真空破壊装置の流路面積は

真空破壊装置流路断面積≧
ベント管流路断面積
したがって，真空破壊装置の必要流路面積ＡＢは
ＡＢ＝ Ａv ＝
一方，真空破壊装置の内径は
π×
4

（m2）

m であるので，1 個当たりの流路面積は
＝

（m2）

22

22

したがって，真空破壊装置の必要個数は，実際の真空破壊装置の個数は 11 個であるので要求を満たしている。
なお，この真空破壊装置は常時その開閉状態をチェックできる試験開閉装置が設置されているため，ディスク固着のおそれはない。
3.1.16 原子炉建屋原子炉棟
原子炉冷却系統に係る発電用原子炉施設の損壊又は故障の際に原子炉格納容器から気体状の放射性物質が漏えいした場合，放射性物質の濃度を低減する設備として原子炉建屋原子炉棟を設置する。
原子炉建屋原子炉棟は，原子炉格納容器を収納する建屋であって，非常用ガス処理系により，内部の負圧を確保し，原子炉格納容器から放射性物質の漏えいがあっても発電所周辺に直接放出されることを防止する設計とする。

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

原子炉建屋原子炉棟に開口部を設ける場合には，気密性を確保する設計とする。
3.1.17 可燃性ガス濃度制御設備
設計基準対象施設としての可燃性ガス濃度制御系は，通常運転中，原子炉格納容器に不活性ガス系により窒素を充てんすることとあいまって，原子炉冷却材喪失事故時に原子炉格納容器内の水素濃度又は酸素濃度を，可燃限界に達しないための制限値である水素濃度を 4
vo1％未満又は酸素濃度を 5 vo1％未満に維持できる設計とする。
3.1.18 放射性物質濃度制御設備
原子炉冷却系統に係る発電用原子炉施設の損壊又は故障の際に原子炉格納容器から気体状の放射性物質が漏えいした場合，放射性物質の濃度を低減する設備として原子炉建屋ガス処理系を設置する設計とする。
原子炉建屋ガス処理系である非常用ガス再循環系及び非常用ガス処理系は，原子炉冷却材
喪失時に原子炉格納容器内から原子炉建屋原子炉棟に漏えいした放射性よう素・粒子状核分
裂生成物を除去できるように設計する。非常用ガス再循環系及び非常用ガス処理系は，よう素用チャコール・フィルタによるよう素総合除去効率がそれぞれ 90％，97％以上となる設計とする＊1。
注記 ＊1：「平成26年5月20日付け「総室発第31号」（平成29年11月8日付け「総室発第60号」，
平成30年5月31日付け「総室発第18号」及び平成30年6月21日付け「総室発第24号」で一部補正）」をもって申請した「東海第二発電所発電用原子炉設置変更許可申請書」
添付書類十 3.事故解析 3.4.4原子炉冷却材喪失 における解析条件
3.1.19 原子炉格納容器調気設備
設計基準対象施設としての不活性ガス系は，水素及び酸素の反応を防止するため，あらか23

23じめ原子炉格納容器内に窒素を充てんすることにより，水素濃度及び酸素濃度を可燃限界以下に保つ設計とする。
炉心の著しい損傷が発生した場合において原子炉格納容器内における水素爆発による破損を防止できるよう，発電用原子炉の運転中は，原子炉格納容器内を不活性ガス系により常時不活性化する設計とする。
3.1.20 原子炉冷却材喪失時の荷重(1) ドライウェル内の配管破断によるジェット力
ドライウェル内で原子炉冷却材配管が破断した場合，ドライウェル壁面は高温・高圧の飽和及び二相流の噴出流によるジェット力を受ける。
ジェット力及びその広がりは F.Ｊ.Moody の理論により求めるが，その荷重は応力評価すべき場所によって異なるため，計算書の中で述べる。
(2) サプレッション・チェンバ内に生じる荷重
原子炉冷却材喪失事故時にはまずドライウェル内の気体がベント管を経てサプレッショ

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1ン・プール水中に押し出されるが，この気体によって，サプレッション・プール水がスラグ流となって上昇し，急速な水面の上昇（プールスウェル）が起こり，サプレッション・チェンバ内部構造物に種々の荷重が加わる。
また，その後サプレッション・プール水中に蒸気が放出され，サプレッション・プール水中で凝縮する。これらにより，サプレッション・チェンバ及び内部構造物に次のような荷重が加わる。図 3-11 に原子炉冷却材喪失事故時荷重の時間履歴を，表 3-8 にこれらの荷重について
現象と設計評価荷重を示す。

24

24

25

25

域にある構造物

及 び スウ ェ ル 領

ン・チェンバ水中

サプレッショ

フロア

ダイヤフラム・

原子炉冷却材喪失事故時の荷重

ベント系

サプレッション・チェンバ

ドライウェル

原子炉冷却材喪失時の現象

0.01

a

f
g
h,i

i

蒸気ブローダウン

1.0
10
事故後の時間 (s)

b,c,d

e

排気

102

圧力及び温度上昇

103

サプレッション・チェンバ

e.

i.

h.

g.

f.

上昇水流による荷重d.

重ベント管に加わる水平荷

チャギング荷重

蒸気凝縮振動荷重

フォールバック荷重

空間部圧縮荷重

水面上昇による衝撃力

昇ョン・プール水中の圧力上気泡形成によるサプレシ

ットによる荷重

ベントクリア時の水ジェ

c.

b.

a.

再冠水 格納容器スプレイ冷却系作動

図 3-11 原子炉冷却材喪失事故時荷重の時間履歴

0.1

ベント管排水

圧力及び温度上昇

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

26

26

ベントクリア時の水ジェットによる荷重oγ:水の比重量

コンクリートマットに作用する。

kg/cm2
圧力荷重が加わる。

ベースマットとプール壁面に

P J=

衝撃力

g:重力加速度m/s)

Ax:ジェットの作用する実行面積にある内部構造物及び原子炉格納容器底部鉄筋
V:ジェット水速度

CD:ドラッグ係数

出されるため水ジェット流が形成され，ジェットによる衝撃力及びドラッグ力がベント管の下部

C D AxV22g

ドラッグ力＊F (t )

o

設計評価荷重管内のサプレッション・プール水がプール内に放ドライウェル圧力の急激な上昇によりベント

現象

注記 ＊：構造物がジェット流中に含まれる場合に用いる。

a.

荷重

表 3-8 原子炉冷却材喪失事故時の荷重について(その 1)

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1kg/cm2 の27

27

気泡形成によるサプレッション・プール水中c.

水面上昇による衝撃力

の圧力上昇

b.

荷重

PI _ maxMHV・A g 10 4I
2 P
T

g:重力加速度

MH:水力学的重量

IP

PI _ max

T:衝撃継続時間PI (t )

2

(1 cos 2t)
T

A：衝撃の作用する実行面積

水が衝突しそれらに衝撃力が作用する。

PI：衝撃圧力

FI=A・PI(t)kg/cm2器，配管，内部構造物にサプレッション・プール

衝撃力

圧力上昇：

気泡形成によるサプレッション・プール水中の設計評価荷重スラグ流が上昇する際，水面より上方にある機 o

トマットに圧力波として作用する。

構造物及び原子炉格納容器底部鉄筋コンクリー

る際，気泡がサプレッション・プール側壁，内部

ドライウェルの空気がベント管から放出され現象

表 3-8 原子炉冷却材喪失事故時の荷重について(その 2)

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

28

28

上昇水流による荷重
造物に作用する。

水流によりドラッグ力が，機器，配管及び内部構

サプレッション・プール水が上昇する際，上昇現象

注記 ＊：構造物がジェット流中に含まれる場合に用いる。

d.

荷重
o

C D AxV22g

g:重力加速度

V:ドラッグ速度γ:水の比重量m/s)

Ax:ドラッグの作用する実行面積

CD:ドラッグ係数

F (t )

ドラッグ力＊

設計評価荷重

表 3-8 原子炉冷却材喪失事故時の荷重について(その 3)

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

29

29

o

C D AxV22g

g:重力加速度

V:フォールバック速度γ:水の比重量kPa

ン・プール側壁，原子炉格納容器底部鉄筋コンク作用する。

リートマット，原子炉本体基礎及び内部構造物に

kPa

プール水に凝縮振動波が伝播し，サプレッショ

m/s)

Ax:フォールバック荷重の作用する実行面積

CD:ドラッグ係数

F (t )

ドラッグ力＊

kg/cm2ダイヤフラム・フロア上向き差圧：kg/cm2

中高流量蒸気が凝縮する際，サプレッション・ プールバウンダリに加わる荷重

ッグ力が作用する。

き落下水により，機器，配管，内部構造物にドラ

上昇した水面の上昇が停止し，水が落下すると o

ることが考えられえる。

また，この現象により真空破壊弁が反復動作す

荷重が作用する。

とにより，サプレッション・チェンバ空間部圧縮

レッション・プール上部の空間部が圧縮されるこ

サプレッション・チェンバ空間部圧縮荷重：

設計評価荷重サプレッション・プール水面の上昇によりサプ o

現象

注記 ＊：構造物がジェット流中に含まれる場合に用いる。

蒸気凝縮振動荷重

フォールバック荷重f.

g.

サプレッション・チェンバ空間部圧縮荷重e.

荷重

表 3-8 原子炉冷却材喪失事故時の荷重について(その 4)

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

30

30

チャギング荷重

ベント管に加わる水平荷重

h.

i.

荷重

設計評価荷重均一な凝縮によりベント管に水平力が作用する。

o

低流量蒸気が凝縮する際，ベント管出口での不 oすることが考えられる。

3 ms ≦ τ ≦ 6 ms

( 10 3 kg )) (0≦t≦τ)(多ベントによる低減係数)

M=

A( )

t

0 ≦ t ≦ 3 ms

( 10 3 kg )M・ A ( ) sin(
ここで，F (t )多ベント

F (t )

単一ベント

kg/cm2

わる。
また，この現象により，真空破壊弁が反復動作

kg/cm2均一な凝縮によりプールバウンダリに荷重が加低流量蒸気が凝縮する際，ベント管出口での不 プールバウンダリに加わる荷重現象

表 3-8 原子炉冷却材喪失事故時の荷重について(その 5)

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

3.1.21 逃がし安全弁作動時の荷重(1)逃がし安全弁作動時には排気管内の水がクエンチャノズルよりサプレッション・プール水中に排出される。排気管内の水が排出された後，管内の気体が圧縮され，これがサプレッ
ション・プール水中に放出される際，気泡を形成し，この気泡が過膨張，収縮を繰返しながら浮力で上昇する。このとき，サプレッション・チェンバ内構造物には，表 3-9 に示すような水ジェットと気泡の圧力振動による荷重が加わる。
(2)(1)の圧力振動に起因してサプレッション・プール水中の内部構造物に差圧及びドラッグ荷重が作用する。この荷重は応力評価すべき構造物によって異なるため，個々の場合についNT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1ては計算書で述べる。

31

31

32

32

b. 空気泡圧力の振動による荷重

a. 水ジェットによる荷重

荷重

kPa

水中に放出される際，気泡を形成し，このクリートマットに作用する。

プール側壁，原子炉格納容器底部鉄筋コン

機器，配管，内部構造物，サプレッション・

気泡が過膨張，収縮を繰返し，圧力振動が，kPa

圧力波による荷重g:重力加速度

V:ジェット水速度γ:水の比重量

Ax:ジェットの作用する実行面積

圧縮され，これがサプレッション・プール

逃がし安全弁作動時，排気管内の空気がC D AxV22g

CD:ドラッグ係数

F (t )

ドラッグ力部構造物に衝撃力及びドラッグ力が作用する。

PJ：ジェットの圧力成され，サプレッション・プール水中の内o

A：ジェットの当たる面積

ール水中に放出される際，ジェット流が形

衝撃力
FJ= A・PJo

設計評価荷重エンチャノズルによりサプレッション・プ

逃がし安全弁作動時，排気管内の水がク現象

表 3-9 逃がし安全弁作動時の荷重について

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

3.1.22 荷重の組合せ
設計基準対処施設としての原子炉格納施設の荷重の組合せを表 3-10 に示す。なお，応力計算はそれぞれの荷重の組合せの中で最も厳しい条件について行う。また，荷重の発生する

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

時間が明らかに異なる場合は時間のずれを考慮する。

33

33

設計条件による荷重
運転状態Ⅰによる荷重
運転状態Ⅰによる荷重
運転状態Ⅱによる荷重
運転状態Ⅳによる荷重
運転状態Ⅳによる荷重
運転状態Ⅳによる荷重試験状態による荷重
運転状態Ⅰによる荷重
運転状態Ⅰによる荷重
運転状態Ⅰによる荷重
運転状態Ⅰによる荷重
運転状態Ⅱによる荷重
運転状態Ⅱによる荷重
運転状態Ⅳによる荷重
運転状態Ⅳによる荷重＊2

1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16

死荷重
◯
◯
◯
◯
◯
◯
◯
◯
◯
◯
◯
◯
◯
◯
◯
◯

事故時最大圧力

通常運転圧力

最高使用圧力活荷重（燃料交換時）
－
－
－
－
－
－
－
○
－
－
－
－
－
－
－
－

試験圧力

－
－
－
－
－
◯
◯
－
－
－
－
－
－
－
◯＊1
◯

－
◯
－
○
－
－
－
－
○
－
－
－
○
－
－
－

通常運転温度

－
◯
－
◯
－
－
－
－
◯
－
◯
－
◯
◯
－
－

－
－
－
－
－
○
○
－
－
－
－
－
－
－
○
－

事故時最大温度

◯
－
－
－
－
－
－
－
－
－
－
－
－
－
－
－

－
－
－
－
○
－
－
－
－
－
－
－
－
－
－
－

ジェット力

－
－
◯
－
－
－
－
－
－
◯
－
◯
－
－
－
－

事故時
荷重

－
－
－
◯
－
－
－
－
－
－
－
－
◯
◯
－
－

逃がし安全弁作動時

設計条件
ⅠＡ
ⅠＡ
ⅡＡ
ⅣＡ
設計条件
設計条件
試験状態
Ⅲ ＡＳ
Ⅲ ＡＳ
ⅣＡＳ
ⅣＡＳ
Ⅲ ＡＳ
ⅣＡＳ
Ⅲ ＡＳ
ⅣＡＳ＊3

温度

動荷重

－
－
－
－
◯
－
－
－
－
－
－
－
－
－
－
－

プールスウェル

－
－
－
－
－
－
－
－
Ｓｄ＊
Ｓｄ＊
ＳＳ
ＳＳ
Ｓｄ＊
ＳＳ
Ｓｄ＊
Ｓ ｄ＊

地震

許容応力
状態

圧力

－
－
－
－
－
◯
－
－
－
－
－
－
－
－
－
－

蒸気凝縮振動34

注記 ＊1：原子炉冷却材喪失事故後 10-1 年程度以降の最大内圧を考慮＊2：原子炉冷却材喪失事故後の最大内圧を考慮。また，クラス 2 管については最高使用圧力を考慮。
＊3：クラス 2 管については，ⅢＡＳで評価する。

各運転状態による荷重No.

荷重の組合せ表 3-10 設計基準対処施設の荷重の組合せ

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

－
－
－
－
－
－
◯
－
－
－
－
－
－
－
－
－

チャギング

34

3.2 重大事故等時における設計条件
重大事故等時については，原子炉格納容器の放射性物質閉じ込め機能の確認を行うために，
原子炉格納容器の評価温度，評価圧力を設定し，構造健全性評価又は機能維持評価を行い，その環境下での原子炉格納容器の放射性物質閉じ込め機能が損なわれることがないことを確認する。
また，重大事故等時の原子炉格納施設として原子炉格納容器内の熱を輸送するために用いる
格納容器圧力逃がし装置，耐圧強化ベント系及び窒素ガス代替注入系，原子炉格納容器内を冷却するために用いる代替格納容器スプレイ冷却系（常設），代替格納容器スプレイ冷却系（可搬型），残留熱除去系（格納容器スプレイ冷却系）及び残留熱除去系（サプレッション・プール冷却系），原子炉格納容器の過圧破損を防止するために用いる代替循環冷却系，格納容器圧力逃がし装置及び窒素ガス代替注入系，ペデスタル（ドライウェル部）の溶融炉心を冷却するために用いる格納容器下部注水系（常設），格納容器下部注水系（可搬型）及びペデスタル排水系，ペデスタル（ドライウェル部）の床面への落下を遅延・防止するために用いる低圧代替注水系（常設），低圧代替注水系（可搬型），高圧代替注水系，代替循環冷却系及びほう酸水注入系，原子NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1炉格納容器内の水素爆発による破損を防止するために用いる格納容器圧力逃がし装置及び窒素
ガス代替注入系，原子炉建屋原子炉棟内の水素爆発による破損を防止するために用いる原子炉
建屋ガス処理系及び静的触媒式水素再結合器，並びに炉心の著しい損傷及び原子炉格納容器の破損に至った場合において，原子炉格納容器外面への放水のために用いる原子炉建屋放水設備
及び海洋拡散抑制設備の設計についても以下に示す。
3.2.1 重大事故等時の評価温度，評価圧力
重大事故等時の原子炉格納容器の破損の防止において想定する原子炉格納容器の破損モードである格納容器過温破損，格納容器過圧破損について原子炉格納容器の温度，圧力を評価した結果，原子炉格納容器バウンダリにかかる温度（壁面温度）の最高値は，約 157 ℃＊1となる。なお，事象発生直後，破断口から流出する過熱蒸気により一時的に原子炉格納容器雰囲気温度は約 202 ℃＊2 となるが，この時の原子炉格納容器バウンダリにかかる温度（壁面温度）は約 137 ℃＊3 である。原子炉格納容器圧力は事象発生直後から徐々に上昇す
るが，0.465 MPa[gage]に到達すれば常設低圧代替注水系ポンプを用いた代替格納容器スプ
レイ冷却系（常設）による格納容器冷却を行うため，原子炉格納容器圧力の最高値は約 0.47
MPa[gage]＊4 となる。
重大事故等時の原子炉格納容器内の最高温度は，設計基準事故時における最高使用温度（ドライウェル：171 ℃，サプレッション・チェンバ：104.5 ℃）を上回ることから，重大事故等時の最高温度を上回り，かつ，産業界でシビアアクシデント時の原子炉格納容器の耐性の指標＊5 として用いており，原子炉格納容器の限界圧力，限界温度まで至らない値
として，評価温度 200 ℃及び評価圧力 2 Pd（0.62 MPa[gage]）を設定し，その環境下での原子炉格納容器の放射性物質の閉じ込め機能について評価対象部位ごとに評価することにより，その機能が損なわれることがないことを確認する。また，これにより，原子炉格納容器を重大事故等時において使用する場合の設計漏えい率は，設計基準対象施設として使3535用する設計漏えい率と同じ 0.5 ％/d 以下を維持できる。
なお，
重大事故等時の漏えい率は，原子炉格納容器圧力が 0.9 Pd より大きい場合の原子炉格納容器の環境条件を考慮し，適切に割増しして評価に使用しており，その設定値において被ばく評価に問題となることがな
いことを確認している。
図 3-12 に原子炉格納容器内雰囲気温度の変化，図 3-13 に原子炉格納容器内雰囲気圧力の変化を示す。
注記 ＊1：「平成26年5月20日付け「総室発第31号」（平成29年11月8日付け「総室発第60号」，平
成30年5月31日付け「総室発第18号」及び平成30年6月21日付け「総室発第24号」で一部補正）」をもって申請した「東海第二発電所発電用原子炉設置変更許可申請書」添付書
類十7.2.1.3.2 (4)有効性評価の結果 b.評価項目等 における原子炉格納容器バウン

ダリにかかる温度（壁面温度）の最高値＊2：「平成26年5月20日付け「総室発第31号」（平成29年11月8日付け「総室発第60号」，
平成30年5月31日付け「総室発第18号」及び平成30年6月21日付け「総室発第24号」で一部補正）」をもって申請した「東海第二発電所発電用原子炉設置変更許可申請書」添付
NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

書類十7.2.1.3.2 (4)有効性評価の結果 b.評価項目等 における原子炉格納容器雰囲

気温度の最高値＊3：「平成26年5月20日付け「総室発第31号」（平成29年11月8日付け「総室発第60号」，
平成30年5月31日付け「総室発第18号」及び平成30年6月21日付け「総室発第24号」で一部補正）」をもって申請した「東海第二発電所発電用原子炉設置変更許可申請書」添付
書類十7.2.1.3.2 (4)有効性評価の結果 b.評価項目等 における原子炉格納容器雰囲

気温度の最高値時点における原子炉格納容器バウンダリにかかる温度（壁面温度）＊4：「平成26年5月20日付け「総室発第31号」（平成29年11月8日付け「総室発第60号」，
平成30年5月31日付け「総室発第18号」及び平成30年6月21日付け「総室発第24号」で一部補正）」をもって申請した「東海第二発電所発電用原子炉設置変更許可申請書」添付
書類十 7.2.1.3.2 (4)有効性評価の結果 における原子炉格納容器雰囲圧力の推移＊5：（財）原子力発電技術機構「重要構造物安全評価（原子炉格納容器信頼性実証事業）
に関する総括報告書」

36

36

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

図 3-12 重大事故等時の原子炉格納容器内雰囲気温度の変化＊
注記 ＊：「平成26年5月20日付け「総室発第31号」（平成29年11月8日付け「総室発第60号」，平
成30年5月31日付け「総室発第18号」及び平成30年6月21日付け「総室発第24号」で一部補正）」をもって申請した「東海第二発電所発電用原子炉設置変更許可申請書」添付書
類十 7.2.1.3.2 (4)有効性評価の結果 における原子炉格納容器雰囲温度の推移3737NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

図 3-13 重大事故等時の原子炉格納容器内雰囲気圧力の変化＊
注記 ＊：「平成26年5月20日付け「総室発第31号」（平成29年11月8日付け「総室発第60号」，平
成30年5月31日付け「総室発第18号」及び平成30年6月21日付け「総室発第24号」で一部補正）」をもって申請した「東海第二発電所発電用原子炉設置変更許可申請書」添付書
類十 7.2.1.3.2 (4)有効性評価の結果 における原子炉格納容器圧力の推移

3838

3.2.2 重大事故等時における原子炉格納容器の熱の輸送機能設計基準事故対処設備が有する最終ヒートシンクへ熱を輸送する機能が喪失した場合において原子炉格納容器の破損（炉心の著しい損傷が発生する前に生ずるものに限る。
）を防止するため，最終ヒートシンクへ熱を輸送するために必要な重大事故等対処設備として，
格納容器圧力逃がし装置及び耐圧強化ベント系を設ける。
格納容器圧力逃がし装置は，フィルタ装置（フィルタ容器，スクラビング水，金属フィルタ，よう素除去部），圧力開放板，配管・弁類，計測制御装置等で構成し，原子炉格納容
器内雰囲気ガスを不活性ガス系等を経由して，フィルタ装置へ導き，放射性物質を低減させた後に原子炉建屋原子炉棟屋上に設ける放出口から放出（系統設計流量 13.4 kg/s（1 Pd
において））することで，排気中に含まれる放射性物質の環境への放出量を抑制しつつ，原
子炉格納容器内に蓄積した熱を最終的な熱の逃がし場である大気へ輸送できる設計とする。
格納容器圧力逃がし装置を使用した場合に放出される放射性物質の放出量に対して，設置（変更）許可において敷地境界での線量評価を行い，実効線量が 5 mSv 以下であることを確認しており，格納容器圧力逃がし装置はこの評価条件を満足する設計とする。
NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

詳細は，「3.2.4 重大事故等時における原子炉格納容器の過圧破損防止機能」に示す。
耐圧強化ベント系は，格納容器内雰囲気ガスを不活性ガス系等を経由して，主排気筒に隣接する非常用ガス処理系排気筒を通して原子炉建屋外に放出することで，原子炉格納容
器内に蓄積した熱を最終的な熱の逃がし場である大気へ輸送できる設計とする。
最終ヒートシンクへ熱を輸送するための設備として使用する場合の耐圧強化ベント系は，
炉心損傷前に使用するため，排気中に含まれる放射性物質及び可燃性ガスは微量である。
耐圧強化ベント系は，使用する際に弁により他の系統・機器と隔離することにより，悪影響を及ぼさない設計とする。
耐圧強化ベント系の使用に際しては，原子炉格納容器が負圧とならないよう代替格納容器スプレイ冷却系等による原子炉格納容器内へのスプレイを停止する運用とする。仮に，原子炉格納容器内にスプレイをする場合においても，原子炉格納容器内圧力が規定の圧力まで減圧した場合には，原子炉格納容器内へのスプレイを停止する運用とする。
耐圧強化ベント系使用時の排出経路に設置される隔離弁は電動弁とし，常設代替交流電源設備又は可搬型代替交流電源設備からの給電により操作が可能な設計とする。
第一弁（Ｓ／Ｃ側），第一弁（Ｄ／Ｗ側）については，遠隔人力操作機構によって人力による操作が可能な設計とし，隔離弁の操作における駆動源の多様性を有する設計とする。
耐圧強化ベント系の系統設計流量は約 48,000 kg/h（1 Pd において）であり，サプレッ
ション・チェンバ及びドライウェルと接続し，いずれからも排気できる設計とする。サプ
レッション・チェンバ側からの排気ではサプレッション・チェンバの水面からの高さを確保し，ドライウェル側からの排気では，ドライウェル床面からの高さを確保するとともに
燃料有効長頂部よりも高い位置に接続箇所を設けることで長期的にも溶融炉心及び水没の悪影響を受けない設計とする。
耐圧強化ベント系を使用した場合に放出される放射性物質の放出量に対して，設置（変更）許可において敷地境界での線量評価を行い，実効線量が 5 mSv 以下であることを確認
39

39

しており，耐圧強化ベント系はこの評価条件を満足するよう，非常用ガス処理系排気筒（地表上の高さ 140 m）から放出する設計とする。
可燃性ガスによる爆発及び原子炉格納容器の負圧破損を防止するために必要な重大事故等対処設備として，窒素ガス代替注入系を設ける。
窒素ガス代替注入系は，窒素供給装置を用いて原子炉格納容器内に不活性ガス（窒素）の供給が可能な設計とする。

3.2.3 重大事故等時における原子炉格納容器冷却機能
設計基準事故対処設備が有する原子炉格納容器内の冷却機能が喪失した場合において炉心の著しい損傷を防止するために原子炉格納容器内の圧力及び温度を低下させるため，また，炉心の著しい損傷が発生した場合において原子炉格納容器の破損を防止するために原子炉格納容器内の圧力及び温度並びに放射性物質の濃度を低下させるための必要な重大事
故等対処設備として，代替格納容器スプレイ冷却系（常設）及び代替格納容器スプレイ冷
却系（可搬型）を設ける。また，想定される重大事故等時において，設計基準事故対処設
NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

備である残留熱除去系（格納容器スプレイ冷却系）及び残留熱除去系（サプレッション・
プール冷却系）が使用できる場合は重大事故等対処設備として使用できる設計とする。
代替格納容器スプレイ冷却系（常設）は，常設低圧代替注水系ポンプにより，代替淡水
貯槽の水を残留熱除去系等を経由して原子炉格納容器内のスプレイヘッダからドライウェ
ル内にスプレイすることで，原子炉格納容器内の圧力及び温度並びに放射性物質の濃度を低下させることができる設計とする。
代替格納容器スプレイ冷却系（常設）の水源である代替淡水貯槽は，複数の代替淡水源
から淡水を供給できる設計とし，淡水が枯渇した場合に，海を利用できる設計とする。
代替格納容器スプレイ冷却系（常設）は，代替所内電気設備を経由した常設代替交流電源又は可搬型代替交流電源設備からの給電が可能な設計とする。
代替格納容器スプレイ冷却系（常設）は，炉心の著しい損傷及び原子炉格納容器の破損を防止するための設備として兼用する設計とする。
代替格納容器スプレイ冷却系（可搬型）は，可搬型代替注水中型ポンプ（直列 2 台）により西側淡水貯水設備の水を，可搬型代替注水大型ポンプにより代替淡水貯槽の水を残留熱除去系等を経由してスプレイヘッダからドライウェル内にスプレイすることで，原子炉格納容器内の圧力及び温度並びに放射性物質の濃度を低下させることができる設計とする。
代替格納容器スプレイ冷却系（可搬型）の水源である代替淡水貯槽及び西側淡水貯水設
備は，複数の代替淡水源から淡水を供給できる設計とし，淡水が枯渇した場合に，海を利用できる設計とする。
代替格納容器スプレイ冷却系（可搬型）は，代替所内電気設備を経由した常設代替交流
電源設備又は可搬型代替交流電源設備からの給電が可能な設計とする。また，可搬型代替
注水中型ポンプ及び可搬型代替注水大型ポンプは，空冷式のディーゼルエンジンにより駆動できる設計とする。
代替格納容器スプレイ冷却系（可搬型）は，炉心の著しい損傷及び原子炉格納容器の破4040

損を防止するための設備として兼用する設計とする。
残留熱除去系（格納容器スプレイ冷却系）は，常設代替交流電源設備からの給電により機能を復旧し，残留熱除去系ポンプによりサプレッション・チェンバのプール水をドライ
ウェル内及びサプレッション・チェンバ内にスプレイすることで原子炉格納容器を冷却できる設計とする。
残留熱除去系（サプレッション・プール冷却系）は，常設代替交流電源設備からの給電により機能を復旧し，残留熱除去系ポンプ及び熱交換器により，サプレッション・チェン
バのプール水を冷却することで原子炉格納容器を冷却できる設計とする。
3.2.4 重大事故等時における原子炉格納容器の過圧破損防止機能
炉心の著しい損傷が発生した場合において，原子炉格納容器の過圧による破損を防止するために必要な重大事故等対処設備として，原子炉格納容器バウンダリを維持しながら原
子炉格納容器内の圧力及び温度を低下させるための設備である代替循環冷却系及び原子炉格納容器内の圧力を大気中に逃がすための設備である格納容器圧力逃がし装置を設ける。
NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

代替循環冷却系は，Ｍａｒｋ－Ⅱ型原子炉格納容器の特徴を踏まえ多重性を有する設計とし，代替循環冷却系ポンプによりサプレッション・チェンバのプール水を残留熱除去系
熱交換器にて冷却し，残留熱除去系等を経由して原子炉格納容器内へスプレイするとともに，原子炉注水及びサプレッション・チェンバのプール水の除熱を行うことで，原子炉格
納容器バウンダリを維持しながら原子炉格納容器内の圧力及び温度を低下できる設計とする。
原子炉格納容器内へスプレイされた水は，格納容器ベント管を経て，サプレッション・
チェンバに戻ることで循環できる設計とする。
代替循環冷却系は，代替所内電気設備を経由した常設代替交流電源設備からの給電が可能な設計とする。
格納容器圧力逃がし装置は，フィルタ装置（フィルタ容器，スクラビング水，金属フィルタ，よう素除去部），圧力開放板，配管・弁類，計測制御装置等で構成し，原子炉格納容
器内雰囲気ガスを不活性ガス系及び耐圧強化ベント系を経由して，フィルタ装置へ導き，
放射性物質を低減させた後に原子炉建屋原子炉棟屋上に設ける放出口から排出（系統設計
流量 13.4 kg/s（1 Pd において））することで，排気中に含まれる放射性物質の環境への放出量を低減しつつ，原子炉格納容器内の圧力及び温度を低下できる設計とする。
フィルタ装置は，排気中に含まれる粒子状放射性物質，ガス状の無機よう素及び有機よう素を除去できる設計とする。また，無機よう素をスクラビング水中に捕集・保持するためにアルカリ性の状態（ｐＨ13 以上）に維持する設計とする。
格納容器圧力逃がし装置はサプレッション・チェンバ及びドライウェルと接続し，いずれからも排気できる設計とする。サプレッション・チェンバ側からの排気ではサプレッション・チェンバの水面からの高さを確保し，ドライウェル側からの排気では，ドライウェ
ル床面からの高さを確保する設計とするとともに燃料有効長頂部よりも高い位置に接続箇所を設けることで，長期的にも溶融炉心及び水没の悪影響を受けない設計とする。
4141

格納容器圧力逃がし装置は，排気中に含まれる可燃性ガスによる爆発を防ぐため，系統内を不活性ガス（窒素）で置換した状態で待機させ，不活性ガスで置換できる設計とするとともに，系統内に可燃性ガスが蓄積する可能性のある箇所にはベントラインを設け，可燃性ガスを排出できる設計とすることで，系統内で水素濃度及び酸素濃度が可燃領域に達することを防止できる設計とする。
格納容器圧力逃がし装置は，他の発電用原子炉施設とは共用しない設計とする。また，
格納容器圧力逃がし装置と他の系統・機器を隔離する弁は直列で 2 個設置し，格納容器圧
力逃がし装置と他の系統・機器を確実に隔離することで，悪影響を及ぼさない設計とする。
格納容器圧力逃がし装置の使用に際しては，原子炉格納容器が負圧とならないよう，代替格納容器スプレイ冷却系等による原子炉格納容器内へのスプレイは停止する運用とする。
仮に，原子炉格納容器内にスプレイをする場合においても，原子炉格納容器内圧力が規定の圧力まで減圧した場合には，原子炉格納容器内へのスプレイを停止する運用とする。
格納容器圧力逃がし装置使用時の排出経路に設置される隔離弁は，遠隔人力操作機構（個数 4）によって人力により容易かつ確実に操作が可能な設計とする。
NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

排出経路に設置される隔離弁の電動弁については，常設代替交流電源設備又は可搬型代
替交流電源設備からの給電により，中央制御室から操作が可能な設計とする。
系統内に設ける圧力開放板は，格納容器圧力逃がし装置の使用の妨げにならないよう，
原子炉格納容器からの排気圧力と比較して十分に低い圧力で破裂する設計とする。
格納容器圧力逃がし装置は，水の放射線分解により発生する水素がフィルタ装置内に蓄積することを防止するため，格納容器圧力逃がし装置使用後にフィルタ装置スクラビング
水を移送ポンプ（容量 10 m３/h/個，揚程 40 m，個数 1）によりサプレッション・チェンバへ移送できる設計とする。
格納容器圧力逃がし装置は，西側淡水貯水設備又は代替淡水貯槽から，可搬型代替注水
中型ポンプ又は可搬型代替注水大型ポンプによりフィルタ装置にスクラビング水を補給できる設計とする。また，代替淡水貯槽及び西側淡水貯水設備は，複数の代替淡水源から淡水を供給できる設計とし，淡水が枯渇した場合に，海を利用できる設計とする。
可燃性ガスによる爆発及び原子炉格納容器の負圧破損を防止するために必要な重大事故等対処設備として，窒素ガス代替注入系を設ける。
窒素ガス代替注入系は，窒素供給装置を用いて原子炉格納容器内に不活性ガス（窒素）の供給が可能な設計とする。
窒素供給装置用電源車は，窒素供給装置用電源車 1 台により，2 台の窒素供給装置に給電できる設計とする。
3.2.5 重大事故等時における原子炉格納容器下部の溶融炉心冷却機能
炉心の著しい損傷が発生した場合において原子炉格納容器の破損を防止するため，溶融し，ペデスタル（ドライウェル部）に落下した炉心を冷却するために必要な重大事故等対処設備として，格納容器下部注水系（常設），格納容器下部注水系（可搬型）及びペデスタ
ル排水系を設ける。また，溶融炉心がペデスタル（ドライウェル部）に落下するまでに，
4242ペデスタル（ドライウェル部）にあらかじめ十分な水位を確保し，落下した溶融炉心の冷却が可能な設計とする。なお，格納容器下部注水系（常設）によるペデスタル（ドライウ
ェル部）への注水及び格納容器下部注水系（可搬型）によるペデスタル（ドライウェル部）
への注水と合わせて，溶融炉心が原子炉圧力容器からペデスタル（ドライウェル部）へ落下する場合に，溶融炉心とペデスタル（ドライウェル部）のコンクリートの相互作用による侵食及び溶融炉心からペデスタル（ドライウェル部）のコンクリートへの熱影響を抑制するため，ペデスタル（ドライウェル部）にコリウムシールドを設ける。
格納容器下部注水系（常設）は，常設低圧代替注水系ポンプにより，代替淡水貯槽の水を格納容器下部注水系配管等を経由してペデスタル（ドライウェル部）へ注水し，溶融炉心が落下するまでにペデスタル（ドライウェル部）にあらかじめ十分な水位を確保するとともに，落下した溶融炉心を冷却できる設計とする。
格納容器下部注水系（常設）の水源である代替淡水貯槽は，複数の代替淡水源から淡水を供給できる設計とし，淡水が枯渇した場合に，海を利用できる設計とする。
格納容器下部注水系（常設）は，代替所内電気設備を経由した常設代替交流電源設備又NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1は可搬型代替交流電源設備からの給電が可能な設計とする。
格納容器下部注水系（可搬型）は，可搬型代替注水中型ポンプ（直列 2 台）により，西側淡水貯水設備の水を建屋内にあらかじめ敷設した格納容器下部注水系配管等を経由してペデスタル（ドライウェル部）へ注水し，溶融炉心が落下するまでにペデスタル（ドライウェル部）にあらかじめ十分な水位を確保するとともに，落下した溶融炉心を冷却できる設計とする。
格納容器下部注水系（可搬型）の水源である西側貯水設備は，複数の代替淡水源から淡水を供給できる設計とし，淡水が枯渇した場合に，海を利用できる設計とする。
格納容器下部注水系（可搬型）は，代替所内電気設備を経由した常設代替交流電源設備
又は可搬型代替交流電源設備からの給電が可能な設計とする。また，可搬型代替注水中型
ポンプは，空冷式のディーゼルエンジンにより駆動できる設計とする。
なお，可搬型代替注水大型ポンプにより代替淡水貯槽の水を建屋内にあらかじめ敷設した格納容器下部注水系配管等を経由してペデスタル（ドライウェル部）へ注水し，溶融炉心が落下するまでにペデスタル（ドライウェル部）にあらかじめ十分な水位を確保するとともに，落下した溶融炉心を冷却できる設計とする。
コリウムシールドは，溶融炉心がペデスタル（ドライウェル部）へと落下した場合において，溶融炉心とペデスタル（ドライウェル部）のコンクリートの相互作用による侵食及
び溶融炉心からペデスタル（ドライウェル部）のコンクリートへの熱影響を抑制するため，寸法が高さ1.88 m，厚さ0.15 m，材料がジルコニア（ZrO２），個数が1個の設計とする。なお，コリウムシールドは耐震性を有する設計とする。
ペデスタル排水系は，ドライウェル圧力高信号及び原子炉水位異常低下信号（L1）により，ペデスタル（ドライウェル部）内へ流入する配管に対してペデスタル（ドライウェル部）外側に設置した制限弁を自動閉止し，ペデスタル（ドライウェル部）への流入水を制限するとともに，格納容器床ドレンサンプに貯留された水が格納容器床ドレンサンプ及び43

43

格納容器機器ドレンサンプの排水流路により排出されることで，必要な水位を維持できる設計とする。また，ベント管に接続する排水弁は，原子炉圧力容器破損前に閉とし，原子炉圧力容器破損後のペデスタル水のサプレッション・チェンバへの流出を防止する設計とする。
格納容器床ドレンサンプの排水流路のうち，格納容器床ドレンサンプ導水管は，ペデスタル（ドライウェル部）内の水位を常時 1 m に維持するため，格納容器床ドレンサンプ床面から高さが 1 m の設計とする。また，格納容器機器ドレンサンプの排水流路のうち，格納容器機器ドレンサンプ導水管は，ペデスタル（ドライウェル部）内の水位が 1.2 m 以上であるときに，格納容器床ドレンサンプの排水流路に加え，格納容器機器ドレンサンプの排水流路から排出するため，格納容器床ドレンサンプ床面から高さが 1.2 m の設計とする。
なお，格納容器床ドレンサンプ及び格納容器機器ドレンサンプの排水流路は，原子炉圧力容器破損後に排水流路内でデブリが凝固する構造とし，サプレッション・チェンバへのデブリ流出を防止する設計とする。
原子炉圧力容器破損前までに想定される落下物により，格納容器床ドレンサンプ導水管
NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1及び格納容器機器ドレンサンプ導水管が損傷することを防止するため，格納容器床ドレン
サンプ導水管カバー及び格納容器機器ドレン導水管カバーを設ける設計とする。また，格
納容器床ドレンサンプ導水管カバー及び格納容器機器ドレン導水管用カバーは，異物による排水機能への悪影響を防止するため，異物混入防止機能を有した設計とする。なお，格
納容器床ドレンサンプ導水管カバー及び格納容器機器ドレン導水管カバーは耐震性を有した設計とする。
炉心の著しい損傷が発生した場合に溶融炉心のペデスタル（ドライウェル部）の床面への落下を遅延・防止するための重大事故等対処設備として，低圧代替注水系（常設），低圧
代替注水系（可搬型），高圧代替注水系，代替循環冷却系及びほう酸水注入系を設ける。
低圧代替注水系（常設），低圧代替注水系（可搬型），高圧代替注水系，代替循環冷却系
及びほう酸水注入系は，低圧代替注水系（常設），低圧代替注水系（可搬型），高圧代替注
水系及び代替循環冷却系のいずれかと並行してほう酸水注入系による原子炉圧力容器への注水を行うことで溶融炉心を冷却できる設計とする。
低圧代替注水系（常設）は，常設低圧代替注水系ポンプにより，代替淡水貯槽の水を残留熱除去系等を経由して原子炉圧力容器へ注水することで溶融炉心を冷却できる設計とする。
低圧代替注水系（常設）の水源である代替淡水貯槽は，複数の代替淡水源から淡水を供給できる設計とし，淡水が枯渇した場合に，海を利用できる設計とする。
低圧代替注水系（可搬型）は，可搬型代替注水中型ポンプ（直列 2 台）により西側淡水貯水設備の水を，可搬型代替注水大型ポンプにより代替淡水貯槽の水を低圧炉心スプレイ
系等又は残留熱除去系等を経由して原子炉圧力容器に注水することで溶融炉心を冷却できる設計とする。
低圧代替注水系（可搬型）の水源である代替淡水貯槽及び西側貯水設備は，複数の代替淡水源から淡水を供給できる設計とし，淡水が枯渇した場合に，海を利用できる設計とす
44

44

る。
高圧代替注水系は，蒸気タービン駆動ポンプによりサプレッション・チェンバのプール
水を高圧炉心スプレイ系等を経由して，原子炉圧力容器へ注水することで溶融炉心を冷却できる設計とする。
代替循環冷却系は，代替循環冷却系ポンプにより，サプレッション・チェンバのプール
水を残留熱除去系等を経由して原子炉圧力容器へ注水することで溶融炉心を冷却できる設計とする。
ほう酸水注入系は，ほう酸水注入ポンプにより，ほう酸水を原子炉圧力容器へ注入することで，溶融炉心のペデスタル（ドライウェル部）の床面への落下を遅延・防止する設計とする。
3.2.6 重大事故等時における水素爆発による原子炉格納容器の破損防止機能
炉心の著しい損傷が発生した場合において原子炉格納容器内における水素爆発による破損を防止するための重大事故等対処設備として，原子炉格納容器内を不活性化するためのNT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1設備である窒素供給装置及び原子炉格納容器内に滞留する水素及び酸素を大気へ排出するための設備である格納容器圧力逃がし装置を設ける。
また，炉心の著しい損傷が発生した場合において原子炉格納容器内における水素爆発による破損を防止できるよう，発電用原子炉の運転中は，原子炉格納容器内を不活性ガス系
により常時不活性化する設計とする。
窒素供給装置は，原子炉格納容器内に窒素を供給することで，ジルコニウム－水反応及び水の放射線分解等により原子炉格納容器内に発生する水素及び酸素の濃度を可燃限界未満にできる設計とする。
窒素供給装置は，窒素供給装置用電源車から給電できる設計とする。
格納容器圧力逃がし装置は，炉心の著しい損傷が発生した場合において，原子炉格納容
器内雰囲気ガスを不活性ガス系等を経由して，フィルタ装置へ導き，放射性物質を低減させた後に原子炉建屋原子炉棟屋上に設ける放出口から排出することで，排気中に含まれる放射性物質の環境への排出を低減しつつ，ジルコニウム－水反応及び水の放射線分解等により発生する原子炉格納容器内の水素及び酸素を大気に排出できる設計とする。
格納容器圧力逃がし装置は，排気中に含まれる可燃性ガスによる爆発を防ぐため，系統内を不活性ガス（窒素）で置換した状態で待機させ，ベント開始後においても不活性ガスで置換できる設計とし，排出経路に可燃性ガスが蓄積する可能性のある箇所にはベントラインを設け，可燃性ガスを排出できる設計とすることで，系統内で水素濃度及び酸素濃度が可燃領域に達することを防止できる設計とする。
なお，詳細はＶ-1-8-2「原子炉格納施設の水素濃度低減性能に関する説明書」に示す。
3.2.7 重大事故等時における水素爆発による原子炉建屋等の損傷防止機能
炉心の著しい損傷が発生した場合において原子炉建屋等の水素爆発による損傷を防止するために原子炉格納容器から原子炉建屋原子炉棟内に漏えいした水素等を含む気体を排出
4545するとともに，放射性物質を低減するための重大事故等対処設備として，水素排出設備である原子炉建屋ガス処理系を設ける。また，原子炉建屋原子炉棟内の水素濃度上昇を抑制
し，水素濃度を可燃限界未満に制御するための重大事故等対処設備として，水素濃度制御設備である静的触媒式水素再結合器を設ける。
水素排出設備である原子炉建屋ガス処理系の非常用ガス処理系排風機及び非常用ガス再循環系排風機は，負圧達成機能及び負圧維持機能をもち，原子炉格納容器から原子炉建屋
原子炉棟内に漏えいする水素等を含む気体を吸引し，非常用ガス処理系フィルタトレイン
及び非常用ガス再循環系フィルタトレインにて放射性物質を低減して主排気筒に隣接する
非常用ガス処理系排気筒から排出することで，原子炉建屋原子炉棟内に水素が滞留せず，水素爆発による原子炉建屋原子炉棟の損傷の防止が可能な設計とする。
水素濃度制御設備である静的触媒式水素再結合器は，運転員の起動操作を必要とせずに，原子炉格納容器から原子炉建屋原子炉棟内に漏えいした水素と酸素を触媒反応によって再結合させることで，原子炉建屋原子炉棟内の水素濃度の上昇を抑制し，原子炉建屋原子炉
棟の水素爆発を防止できる設計とする。
NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

なお，詳細はＶ-1-8-2「原子炉格納施設の水素濃度低減性能に関する説明書」に示す。
3.2.8 原子炉格納容器外面への放水設備等
炉心の著しい損傷及び原子炉格納容器の破損に至った場合において，発電所外への放射性物質の拡散を抑制するための重大事故等対処設備として，原子炉建屋放水設備及び海洋拡散抑制設備を設ける。また，原子炉建屋周辺における航空機衝突による航空機燃料火災に対応できる設備として，原子炉建屋放水設備を設ける設計とする。
大気への拡散を抑制するための重大事故等対処設備として，原子炉建屋放水設備は，可搬型代替注水大型ポンプにより海水を取水し，ホースを経由して放水砲から原子炉建屋へ放水できる設計とする。可搬型代替注水大型ポンプ及び放水砲は，設置場所を任意に設定し，複数の方向から原子炉建屋に向けて放水できる設計とする。また，原子炉建屋周辺における航空機衝突による航空機燃料火災に対応するため，可搬型代替注水大型ポンプにより泡混合器を通して，海水を泡消火薬剤と混合しながらホースを経由して放水砲から原子炉建屋周辺へ放水できる設計とする。
海洋への放射性物質の拡散を抑制するための重大事故等対処設備として，海洋拡散抑制
設備は，汚濁防止膜等で構成し，汚濁防止膜（可搬型）は，汚染水が発電所から海洋に流出する雨水排水路集水桝及び放水路に設置できる設計とする。
汚濁防止膜（可搬型）は，海洋への放射性物質の拡散を抑制するため，設置場所に応じた高さ及び幅を有する設計とする。また，予備については，保守点検は目視点検であり，保守点検中でも使用可能であるため，保守点検用は考慮せずに，破れ等の破損時の予備用として各設置場所に保管する。

46

46

3.2.9 重大事故等時の動荷重
重大事故等時は，設計基準事故時と事故進展が異なるため，設計基準事故時に生じる原子炉冷却材喪失時の動荷重及び逃がし安全弁作動時以外の動荷重が加わる。
そこで，炉心損傷防止対策の有効性評価における重要事故シーケンス及び格納容器破損防止対策の有効性評価における評価事故シーケンス（以下「重要事故シーケンス等」という。
）
ごとの事故進展を考慮し，重大事故等時の動荷重を抽出した。
その結果，設計基準事故時の動荷重である原子炉冷却材喪失時及び逃がし安全弁作動時以外に，以下の重要事故シーケンス等における動荷重を新たに抽出した。
・原子炉圧力容器外の溶融燃料－冷却材相互作用時の蒸気発生に伴う圧力上昇
・雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）時の格納容器ベントによる減圧
これらの動荷重については，影響を評価した結果，原子炉冷却材喪失時の動荷重に対して
NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

同等以下であり，設計基準事故時の動荷重に包絡される。
一方で，以下の重要事故シーケンス等の状態は設計基準事故時の範囲を逸脱しており，この際に生じる逃がし安全弁作動時の動荷重は設計基準事故時より大きくなる可能性が考えられる。
・全交流動力電源喪失のプール水の温度上昇時
・原子炉停止機能喪失時の逃がし安全弁 18 弁作動時
・原子炉停止機能喪失時の原子炉圧力容器圧力上昇時
・高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱の発生防止のための逃がし安全弁作動に伴う過熱蒸気発生時
これらのうち，原子炉停止機能喪失時の原子炉圧力容器圧力上昇時の動荷重は，設計基準
事故時の逃がし安全弁作動時の動荷重よりも大きくなる可能性があることから，重大事故等時の動荷重として，新たに考慮する。
上記以外の状態については，影響を評価した結果，設計基準事故時の逃がし安全弁の動荷重に対して同等以下であり，設計基準事故時の動荷重に包絡される。

47

47

3.2.10 荷重の組合せ
原子炉格納施設の重大事故等時における荷重の組合せを表 3-11 に示す。なお，応力計算
はそれぞれの荷重の組合せの中で最も厳しい条件について行う。また，荷重の発生する時間

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1が明らかに異なる場合は時間のずれを考慮する。

48

48

SA短期における荷重
SA短期における荷重＊1
SA短期における荷重＊2
SA短期における荷重
SA短期における荷重
SA短期における荷重
SA長期（L）における荷重
SA長期（L）における荷重
SA長期（LL）における荷重

SA1
SA2
SA2’
SA3
SA4
SA5
SA6
SA7
SA8

活荷重（燃料交換時）
◯
－
－
－
－
－
－
－
－

－
◯＊8
◯
◯
○
◯
◯
－
－

－
－
－
－
－
－
－
◯
－

ＳＡ（Ｌ）圧力

－
－
－
－
－
－
－
－
－

－
－
－
－
－
－
－
－
◯

ＳＡ（ＬＬ）圧力

◯
◯
◯
◯
◯
◯
◯
◯
◯

＊4

最
大
圧
力

－
－
－
－
－
－
－
－
－

＊5

－
－
－
－
－
－
－
－
－

ジェット力

ⅤＡ
ⅤＡ
ⅤＡ
ⅤＡ
ⅤＡ
ⅤＡ
ⅤＡＳ
ⅤＡＳ
ⅤＡＳ

＊3

限
界
圧
力

最
大
温
度

事故時
荷重＊6

－
○＊8
○
－
－
－
－
－
－

逃がし安全弁作動時

－
－
－
－
－
－
Ｓｄ
Ｓｄ
ＳＳ

地震

許容応
力状態

死
荷
重

圧力

－
－
○
◯＊9
－
－
－
◯
－

－
－
－
－
◯＊9
－
－
－
－

原子炉
圧力容
器外の
溶融
燃料－
冷却材
相互
作用

動荷重＊7

原子炉冷却材喪失事故

49

－
－
－
－
－
◯＊9
－
－
－

注記 ＊1：原子炉停止機能喪失時の有効性評価結果を考慮＊2：原子炉冷却材喪失事故時注水機能喪失（中小破断）の有効性評価結果を考慮＊3：各運転状態による荷重の組合せで最も厳しいプール水位を考慮＊4：各運転状態による荷重の組合せで想定される最大圧力を考慮＊5：重大事故等の最大温度による影響は発生する回数が 1 回であり，疲労破壊には顕著な影響を与えないため，組み合わせない
疲労評価は不要であるため，一次＋二次応力評価は不要とする＊6：重大事故等時の事象発生直後に生じる荷重であり，設計基準事故時に考慮されているため，組み合わせない＊7：各運転状態による荷重の組合せで想定されるプール水位を考慮＊8：最大圧力と逃がし安全弁作動時の組合せについては原子炉停止機能喪失時の原子炉格納容器最大圧力時の内圧による影響又は原子炉圧力容器最大圧力時の動荷重（圧力波による荷重（
kPa／
kPa）
）による影響が最も厳しくなるものを考慮＊9：長期間継続しうるチャギング荷重と組み合わせる

各運転状態による荷重No.

荷重の組合せ表 3-11 重大事故等時の荷重の組合せ

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

格納容器ベント49

4.

重大事故等時における原子炉格納容器の放射性物質閉じ込め機能評価及びその他影響確認
重大事故等時の評価温度，評価圧力に対して原子炉格納容器の構造健全性及び機能維持について評価する。
4.1 重大事故等時における原子炉格納容器の放射性物質閉じ込め機能評価
4.1.1 評価方針
「3.2.1 重大事故等時の評価温度，評価圧力」で設定した重大事故等時の原子炉格納容器の評価温度（200 ℃），評価圧力（2 Pd）を用いて，その環境下での原子炉格納容器の放射性物質
閉じ込め機能について評価部位ごとに評価することにより，その機能が損なわれることがない
ことを確認する。
原子炉格納容器の放射性物質の閉じ込め機能を確認するため，200 ℃，2Pd の環境下で原子炉格納容器本体及び開口部等のリ－クパスとなる可能性のある部位を抽出し，規格を用いた構造健全性評価にて原子炉格納容器の放射性物質閉じ込め機能について確認する。
さらに，福島第一原子力発電所での事故において，原子炉格納容器からの漏えい要因の一つとして指摘されている原子炉格納容器に設置されるフランジ部等のシール部についても評価部
NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

位として抽出し，試験結果を用いた機能維持評価により原子炉格納容器の放射性物質閉じ込め機能について確認する。

4.1.2 評価対象部位及び評価対象部位における機能喪失要因
図 3-3～図 3-9「原子炉格納容器バウンダリ及び隔離弁 全体概要図」に示す原子炉格納容器
バウンダリを構成する機器から，以下のとおり評価対象部位を抽出し，評価部位ごとに放射性物質の閉じ込め機能喪失の要因を抽出する。
評価対象部位として200 ℃，2 Pdの環境下で原子炉格納容器の放射性物質の閉じ込め機能が損なわれることがないよう原子炉格納容器本体について強度評価する。また，原子炉格納容器の開口部及び貫通部については，構造上原子炉格納容器の変位荷重等の影響によりリークパスになる可能性があるため，評価対象部位として抽出する。開口部のシール部についても，ガスケットの劣化及びシール部の変形に伴いリークパスになる可能性があるため評価対象部位とする。
原子炉格納容器の機能喪失要因としては脆性破壊，疲労破壊，座屈及び延性破壊が考えられるため，これらの破損モードの中から原子炉格納容器内の環境条件等を考慮し，評価対象ごとに想定される機能喪失要因を抽出する。
機能喪失要因の詳細な抽出内容については別添1の評価対象ごとの「評価方針」の項にて説明する。
以下に，原子炉格納容器バウンダリ構成部である評価対象部位を以下に示す。また，バウン
ダリ構成部の概要図を図4-1に示す。
①

原子炉格納容器本体②

トップヘッドフランジ③

機器搬入用ハッチ④

サプレッション・チェンバアクセスハッチ
50

50

⑤

所員用エアロック

⑥

配管貫通部
・接続配管
・スリーブ
・平板類※，セーフエンド，伸縮継手※：平板，穴あき平板，フランジ，ボルト締め平板，フルードヘッド⑦

電気配線貫通部・アダプタ，ヘッダ，モジュール
原子炉格納容器隔離弁

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1⑧

図4-1 原子炉格納容器バウンダリ構成部の概要図

原子炉格納容器バウンダリ構成部の重大事故時における放射性物質の閉じ込め機能喪失の要因（以下「機能喪失要因」という。
）として，原子炉格納容器内の温度，圧力条件や原子炉格納容器本体の変形から，表 4-1 に示す機能喪失要因が想定される。

51

51

表 4-1 評価対象における機能喪失要因
機能喪失要因

評価対象

構造部

シール部

①原子炉格納容器本体
一般構造部（トップヘッド，ドライウェル，
構造不連続部
サプレッション・チェンバ）

延性破壊

－

延性破壊

－

②トップヘッドフランジ

フランジ部

延性破壊

開口，シール材劣化

円筒胴

延性破壊

－

鏡板

延性破壊

－

フランジ部

延性破壊

開口，シール材劣化

円筒胴

延性破壊

－

鏡板

延性破壊

－

フランジ部

延性破壊

開口，シール材劣化

円筒胴，隔壁

延性破壊

－

扉板

－

開口，シール材劣化

シール部（扉以外）－

シール材劣化

接続配管

延性破壊

－

スリーブ
（本体・取付部）

延性破壊

－

平板類

延性破壊

開口，シール材劣化

セーフエンド

延性破壊

－

伸縮継手

疲労破壊

－

アダプタ

延性破壊

－

ヘッダ

延性破壊

－

－

シール材劣化

延性破壊－－

シール材劣化③機器搬入用ハッチ

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1④サプレッション・チェンバ
アクセスハッチ⑤所員用エアロック⑥配管貫通部⑦電気配線貫通部

モジュール⑧原子炉格納容器隔離弁

耐圧部（弁箱）
シール部

52

52

4.1.3 評価方法
機能喪失要因に対する評価方法は，各評価対象に対し放射性物質の閉じ込め機能を確保できる判断基準を設定し，以下の(a)～(c)のいずれかの方法により評価し，200 ℃，2Pdの環境下での構造健全性及びシール部の機能維持を確認する。
(a) 「発電用原子力設備規格（設計・建設規格（2005年版（2007 年追補版含む。
））ＪＳＭ
Ｅ Ｓ ＮＣ１-2005／2007）」（以下「設計・建設規格」という。
）等に準拠した評価(b) 設計・建設規格の準用等による評価(c) 既往研究又は解析結果等を活用した評価

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

評価方法による評価対象の分類を図4-2及び表4-2に示す。

5353

評価対象機器の選定

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1・原子炉格納容器本体
一般構造部，構造不連続部
・トップヘッドフランジ
フランジ部
・機器搬入用ハッチ
円筒胴，鏡板，フランジ部
・サプレッション・チェンバアクセスハッチ
円筒胴，鏡板，フランジ部
・所員用エアロック
円筒胴，隔壁，扉板，シール部
・配管貫通部
接続配管，スリーブ，平板類，セーフエンド，伸縮継手
・電気配線貫通部
アダプタ，ヘッダ，モジュール
・原子炉格納容器隔離弁
耐圧部（弁箱），シール部

機能喪失要因の抽出と評価方法の設定
構造部（規格を用いた評価）

シール部（試験結果等を用いた評価）

既往研究又は解析結果等を活用した評価
で確認

表 4-2 の評価方法(c)参照

設計・建設規格等に準拠した評価で確認できる

Yes

表 4-2 の評価方法(a)参照

No

設計・建設規格の準用等による評価で確認

表 4-2 の評価方法(b)参照

図4-2 評価方法による評価対象の分類

54

54

想定される
機能喪失要因55

シール部が健全であること

(b)
(c)

開口，高温劣化（扉板シール部）

開口，高温劣化（その他シール部）

シール材について，ガスケットの試験結果及び材料特性により耐性を評価。

機械工学便覧のはりのたわみ計算式を用いた開口量評価及びガスケットの試験結果に基づき評価を実施。

シール部が健全であること

シール部が健全であること

Ⅴ-3-9-1-3「エアロックの強度計算書」に記載。

有限要素法を用いた弾塑性解析結果による開口量評価及びガスケットの試験結果に基づき評価
を実施。

(a)

(c)

開口，高温劣化（シール部）

Ⅴ-3-9-1-3「エアロックの強度計算書」に記載。

円筒胴について，設計・建設規格の評価式を準用し，2/3Su 値（200 ℃）に相当する許容圧力を評 0.62 MPa[gage](2 Pd)以上
価＊2

(a)

延性破壊（円筒胴，鏡板，フランジ，
ボルト）

シール部が健全であること

円筒胴及び鏡板について，設計・建設規格の評価式を準用し，2/3Su 値（200 ℃）に相当する許容 0.62 MPa[gage](2 Pd)以上
圧力を評価＊2

有限要素法を用いた弾塑性解析結果による開口量評価及びガスケットの試験結果に基づき評価
を実施。

(b)

(b)

(c)

Ⅴ-3-9-1-2「機器搬出入口の強度計算書」に記載。

(a)

シール部が健全であること

円筒胴及び鏡板について，設計・建設規格の評価式を準用し，2/3Su 値（200 ℃）に相当する許容 0.62 MPa[gage](2 Pd)以上
圧力を評価＊2

有限要素法を用いた弾塑性解析結果による開口量評価及びガスケットの試験結果に基づき評価
を実施。

(c)

(b)

Ⅴ-3-9-1-1「原子炉格納容器本体の強度計算書」に記載。

(a)

(a)

Ⅴ-3-9-1-1「原子炉格納容器本体の強度計算書」に記載。

(a)

判定基準

原子炉格納容器本体の一般構造部について，設計・建設規格の評価式を準用し，200 ℃における 0.62 MPa[gage](2 Pd)以上
0.62 MPa[gage](2 Pd)+SA 時
2/3Su 値が発生するときの許容圧力を算出。＊2の水頭圧以上

評価方法の概要

表4-2 評価対象の分類及び評価内容（1／2）

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

(b)

＊1

評価方法

延性破壊（円筒胴，鏡板）

所 員 用 延性破壊（円筒胴）エアロック
延性破壊（円筒胴，隔壁）

サプレ
ッショ
ン・チェ
ンバア
クセス
ハッチ

開口，高温劣化（シール部）

機 器 搬 延性破壊（円筒胴，鏡板）
入用ハッチ
延性破壊（円筒胴，鏡板，フランジ，ボルト）

ト ッ プ 延性破壊（フランジ，ボルト）ヘッド
開口，高温劣化（シール部）
フランジ

延性破壊（構造不連続部）

一 般 構 延性破壊（一般構造部）
造部，構
造不連
続部

評価対象

原子炉
格納容器
本体

ハッチ類

55

配
管
貫
通
部

電気配線
貫通部

56

TIP ボール弁

(a)
(c)

高温劣化
（シール部）

(c)

延性破壊

(a)

(c)

高温劣化
（シール部）

高温劣化（シール部）

モジュール

(b)

(a)

延性破壊

延性破壊

ヘッダ

不活性ガス系
バタフライ弁

延性破壊

疲労破壊

アダプタ

伸縮継手

(b)

(b)

開口，高温劣化（シール部）

延性破壊

(b)

延性破壊
(フランジ，ボルト)

セーフエンド(b)

延性破壊(ボルト締め平板)

(a)

延性破壊
(スリーブ取付部)

平板類

(b)

(a)

延性破壊

延性破壊
（スリーブ本体）

＊1

評価方法

接続配管

想定される
機能喪失要因スリーブ

評価対象

0.62 MPa[gage](2 Pd)以上

0.62 MPa[gage](2 Pd)以上

判定基準

シール材について，ガスケットの試験結果より耐性を評価。

レーティング設計（圧力クラス 1.03 MPa）の 200 ℃における許容圧力により評価。

実機を模擬した漏えい確認試験(200 ℃，2 Pd 以上)により評価。

レーティング設計（圧力クラス 1.03 MPa）の 200 ℃における許容圧力により評価。

電気ペネ共研，NUPEC 試験等の結果により，200 ℃，2 Pd における耐漏えい性を評価。

設計・建設規格の評価式を準用し，2/3Su 値（200 ℃）に相当する許容圧力を評価。＊2

シール部が健全であること

0.62 MPa[gage] (2Pd)以上

設計漏えい量以下

0.62 MPa[gage] (2Pd)以上

設計漏えい量以下

0.62 MPa[gage](2 Pd)以上

0.62 MPa[gage](2 Pd)以上

設計・建設規格の評価式を準用し，2/3Su 値（200 ℃）に相当する許容圧力を評価。＊2
Ⅴ-3-9-1-4-2「原子炉格納容器貫通部ベローズの強度計算書」に記載。

シール部が健全であること

文献の理論式を用いて 200℃，2Pd における開口量評価及びガスケットの試験結果に基づき評価を実施。

設計・建設規格を適用し，ＪＩＳ Ｂ ８２６５に基づいて 200℃，2Pd におけるフランジの発生応 許容応力以下
力及びボルトの必要総有効断面積を評価。
総有効断面積以下

設計・建設規格の評価式を準用し，2/3Su 値（200 ℃）に相当する許容圧力を評価。＊2

Ⅴ-3-9-1-4-1「原子炉格納容器貫通部の強度計算書」に記載。

設計・建設規格の評価式を準用し，2/3Su 値（200 ℃）に相当する許容圧力を評価。＊2

Ⅴ-3-5-4-1「高圧炉心スプレイ系の強度計算書」に記載。

評価方法の概要

表4-2 評価対象の分類及び評価内容（2／2）

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1＊2：設計・建設規格における必要な厚さを求める式により許容圧力を算出(c) 既往研究及び解析結果等を活用した評価(b) 設計・建設規格の準用等による評価

注記 ＊1：(a) 設計・建設規格等に準拠した評価

原子炉格納
容器隔離弁

56

4.1.4 評価結果
原子炉格納容器本体及び原子炉格納容器に設置されている開口部（機器搬入用ハッチ，
サプレッション・チェンバアクセスハッチ，所員用エアロック）については，設計・建設規格の規格式による応力評価等を行い，判定値を満足することにより200 ℃，2 Pdの環境下での構造健全性を確認した。
原子炉格納容器貫通部（配管貫通部，電気配線貫通部）及び原子炉格納容器隔離弁については，設計・建設規格等による評価を行い，判定値を満足することにより200 ℃，2 Pdの環境下での構造健全性を確認した。
また，機器搬入用ハッチ，サプレッション・チェンバアクセスハッチ等の開口部のシール部，不活性ガス系バタフライ弁等については電気ペネ共研等での試験結果を基に評価をNT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

行い，200 ℃，2 Pdの環境下での機能維持が可能であることを確認した。

57

57

58

58

200 ℃
2 Pd

評価条件
許容圧力：

200 ℃
2 Pd

構造部（円筒胴，鏡板）

構造部（円筒胴，鏡板）

設計・建設規格準用

シール部（フランジ，ガ 有限要素法（ＦＥＭ）
スケット）
ガスケット試験
200 ℃
2 Pd

200 ℃
2 Pd

200 ℃
2 Pd

Ⅴ-3-9-1-3「エアロックの強度計算書」に記載。

シール部（扉板シール部） 機械工学便覧
ガスケット試験構造部（隔壁）
開口量：

許容圧力：

200 ℃
2 Pd

設計・建設規格を準用

構造部（円筒胴）

開口量
側）

200 ℃
2 Pd

シール部（フランジ，ガ 有限要素法（ＦＥＭ）
スケット）
ガスケット試験mm

MPa[gage]mm（内側）mm（外mm（外MPa[gage]MPa[gage]mm（内側），

許容圧力（円筒胴）
許容圧力（鏡板）

開口量：側）

MPa[gage]MPa[gage]

評価結果

mm)以下

mm)以下

許容開口量

mm)以下

0.62 MPa[gage](2 Pd)以上

許容開口量

MPa[gage]（2 Pd）以上
MPa[gage]（2 Pd）以上

許容開口量0.62 MPa[gage]（2 Pd）以上
0.62 MPa[gage]（2 Pd）以上

mm)以下

シール機能維持＊2

破断せず

シール機能維持＊2

破断せず

シール機能維持＊2

破断せず

シール機能維持＊2

シール部（その他シール ガスケット試験
200 ℃
200 ℃以上
200 ℃以上
シール機能維持＊3部）
材料仕様
注記 ＊1：複数評価している項目は最も厳しい値を記載＊2：フランジ部の形状・寸法に基づき解析等により算出した開口量が圧縮永久ひずみ試験結果及び実機フランジ模擬試験の漏えい試験結果に基づき設定した許容開口量以下であることを確
認＊3：シール材の試験結果又は材料仕様により高温環境下における耐性を確認＊4：試験における漏えい量が設計漏えい量以下であることを確認

所員用エアロックmm（内側），

許容圧力（円筒胴）：
許容圧力（鏡板） ：

開口量：

構造部（円筒胴，鏡板， Ⅴ-3-9-1-2「機器搬出入口の強度計算書」に記載。
フランジ，ボルト）

設計・建設規格準用

200 ℃
2 Pd

シール部（フランジ，ガ 有限要素法（ＦＥＭ）
スケット）
ガスケット試験

判定基準
MPa[gage]（2 Pd+SA 時の 破断せず
水頭圧）以上mm（外側） 許容開口量MPa[gage]（円筒胴部）

評価値＊1

Ⅴ-3-9-1-1「原子炉格納容器本体の強度計算書」に記載。

設計・建設規格を準用

評価方法

構造部（フランジ，ボル Ⅴ-3-9-1-1「原子炉格納容器本体の強度計算書」に記載。
ト）

構造不連続部

一般構造部

評価点

サプレッション・チェンバ 構造部（円筒胴，鏡板， Ⅴ-3-9-1-3「エアロックの強度計算書」に記載。
フランジ，ボルト）
アクセスハッチ

機器搬入用ハッチ

トップヘッドフランジ

原子炉格納容器本体

評価対象

表 4-3 評価結果まとめ（1／2）

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

59

59

レーティング設計
漏えい確認試験

シール部（モジュール）

耐圧部（弁箱）

弁シート部

モジュール

不活性ガス系
バタフライ弁

レーティング設計
ガスケット試験

耐圧部（弁箱）シール部

電気ペネ共研，
NUPEC 試験

設計・建設規格を準用

同左

ヘッダ

設計・建設規格を準用

同左

ＴＩＰボール
弁

200 ℃
2 Pd

MPa[gage]mm

許容圧力（X-18）：

開口量：MPa[gage]

発生応力(X-28 フランジ)：124 MPa
必要有効断面積（X-28 ボルト）：1.212
×103 mm2

許容圧力（X-28）：

200 ℃
2 Pd

200 ℃
2 Pd

200 ℃
2 Pd

200 ℃
2 Pd

200 ℃
2 Pd

200 ℃
2 Pd

200 ℃
2 Pd

200 ℃以上

許容圧力：1.32 MPa[gage]

漏えいなし

許容圧力：1.40 MPa[gage]

漏えいなし

許容圧力（低圧）：
許容圧力（高圧）：

許容圧力（低圧）：
許容圧力（高圧）：
MPa[gage]MPa[gage]MPa[gage]MPa[gage]

Ⅴ-3-9-1-4-2「原子炉格納容器貫通部ベローズの強度計算書」に記載。

アダプタ

同左

伸縮継手

設計・建設規格を準用

シール部（フランジ，ガス 文献の理論式
ケット）

同左

200 ℃
2 Pd

構造部（フランジ，ボルト） ＪＩＳ Ｂ ８２６５

セーフエンド

200 ℃
2 Pd

構造部（ボルト締め平板） 設計・建設規格を準用

MPa[gage]

破断せず

破断せず

評価結果

mm)以下

200 ℃以上

0.62 MPa[gage](2Pd)以上

設計漏えい量以下

0.62 MPa[gage](2Pd)以上

設計漏えい量以下

0.62 MPa[gage]（2 Pd）以上

0.62 MPa[gage]（2 Pd）以上

0.62 MPa[gage]（2 Pd）以上

許容開口量

シール機能維持＊3

破断せず

シール機能維持＊4

破断せず

シール機能維持＊4

破断せず

破断せず

破断せず

シール機能維持＊2

許容応力(281 MPa)以下
破断せず
総有効断面積（6.765×103 mm2）以下

0.62 MPa[gage]（2 Pd）以上

0.62 MPa[gage]（2 Pd）以上

判定基準

注記 ＊1：複数評価している項目は最も厳しい値を記載＊2：フランジ部の形状・寸法に基づき解析等により算出した開口量が圧縮永久ひずみ試験結果及び実機フランジ模擬試験の漏えい試験結果に基づき設定した許容開口量以下であることを確
認＊3：シール材の試験結果又は材料仕様により高温環境下における耐性を確認＊4：試験における漏えい量が設計漏えい量以下であることを確認

原子炉
格納容器
隔離弁

電気配線
貫通部

配管
貫通部

平板類

Ⅴ-3-9-1-4-1「原子炉格納容器貫通部の強度計算書」に記載。

許容圧力（X-18）：

スリーブ取付部

200 ℃
2 Pd

設計・建設規格を準用

スリーブ本体

評価値※１

スリーブ

評価条件

Ⅴ-3-5-4-1「高圧炉心スプレイ系の強度計算書」に記載。

評価方法

同左

評価点

接続配管

評価対象

表 4-3 評価結果まとめ（2／2）

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

原子炉格納容器本体

トップヘッドフランジ
図 4-3 原子炉格納容器バウンダリ構成部概要図（1／5）

60

60

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

機器搬入用ハッチ

サプレッション・チェンバアクセスハッチ

所員用エアロック
図 4-3 原子炉格納容器バウンダリ構成部概要図（2／5）
6161

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

配管貫通部（接続配管）

配管貫通部（スリーブ）

配管貫通部（平板類）
図 4-3 原子炉格納容器バウンダリ構成部概要図（3／5）
6262

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

配管貫通部（セーフエンド，伸縮継手）

電気配線貫通部（高圧用）

電気配線貫通部（低圧用）
図 4-3 原子炉格納容器バウンダリ構成部概要図（4／5）

63

63

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 R1

原子炉格納容器隔離弁（不活性ガス系バタフライ弁）

原子炉格納容器隔離弁（ＴＩＰボール弁）

図 4-3 原子炉格納容器バウンダリ構成部概要図（5／5）

64

64

4.2 その他原子炉格納容器評価温度，圧力に対する影響確認
原子炉格納容器の評価温度，圧力における評価に対して影響を及ぼす可能性のある設備の経年劣化，評価温度，圧力が負荷された後の耐震性，貫通部の核分裂生成物（以下「ＦＰ」という。
）沈着について影響を確認する。
4.2.1 確認内容
原子炉格納容器の放射性物質の閉じ込め機能の評価に対して，影響を及ぼす可能性のある対象機器の経年劣化，評価温度，圧力負荷後の耐震性への影響等以下の内容について影響を確認する。
(1) 経年劣化の影響
原子炉格納容器評価温度・圧力（200 ℃，2 Pd）時の放射性物質の閉じ込め機能の健全性が，経年劣化により低下していないことを確認する。確認方法及び確認結果の詳細は別添 1 別紙 1 に示す。
(2) 評価温度，圧力負荷後の耐震性への影響
原子炉格納容器が評価温度・圧力（200 ℃，2 Pd）が負荷された後の耐震性の影響
NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1Eについて確認する。確認方法及び確認結果の詳細は別添 1 別紙 2 に示す。
(3) 貫通部のＦＰ沈着による影響
炉心溶融時，
貫通部のリークパスにＦＰが沈着した場合の温度上昇について確認する。確認方法及び確認結果の詳細は別添 1 別紙 3 に示す。
4.2.2 確認結果
(1) 原子炉格納容器の閉じ込め機能を有する箇所における経年劣化の対策についても確認し，原子炉格納容器の評価温度，圧力への影響はないことを確認した。
(2) 重大事故等時の温度，圧力を超える評価温度，圧力（200 ℃，2 Pd）が負荷された後の耐震性の影響については，評価温度，圧力の環境で一部の箇所において小さな残留ひずみが生じるが，発生応力に与える影響はない。地震の許容応力は，放射性物質の閉じ込め機
能の確認にて考慮した許容応力の制限内であり，さらに評価温度・圧力負荷前と同様の挙動を示すことから，耐震性に影響はないことを確認した。
(3) 炉心熔融時の原子炉格納容器内のＦＰの沈着による温度上昇について，格納容器破損防止対策の有効性評価における評価事故シーケンスのうち雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）を想定した条件にて，原子炉格納容器のリークパスへＦＰが飛散し，リークパス内がＦＰで満たされ目詰まりしたと保守的に仮定し，ＦＥＭ解析により熱解析を実施した。評価結果としては，原子炉格納容器の貫通部リークパス箇所の最高
温度は約 175 ℃となり原子炉格納容器評価温度である 200 ℃を下回ることから原子炉格
納容器評価温度，圧力に影響ないことを確認した。

65

65

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

別添 1 原子炉格納容器の重大事故等時の閉じ込め機能健全性について

66

目
1.

概要

2.

原子炉格納容器本体

2.1 評価方針

別添 1-2-1

2.2 評価結果

別添 1-2-4

3.

トップヘッドフランジ

3.1 評価方針

別添 1-3-1

3.2 評価別添 1-3-3

3.3 評価結果

別添 1-3-11

4.

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

次

機器搬入用ハッチ

4.1 評価方針

別添 1-4-1

4.2 評価別添 1-4-4

4.3 評価結果

別添 1-4-9

5.

サプレッション・チェンバアクセスハッチ

5.1 評価方針

別添 1-5-1

5.2 評価別添 1-5-4

5.3 評価結果

別添 1-5-10

6.

所員用エアロック

6.1 評価方針

別添 1-6-1

6.2 評価別添 1-6-6

6.3 評価結果

別添 1-6-11

7.

配管貫通部

7.1 概要

別添 1-7-1

7.2 配管貫通部（接続配管）

別添 1-7-2

7.3 配管貫通部（スリーブ）

別添 1-7-3

7.4 配管貫通部（平板類）

別添 1-7-6

7.4.1 評価方針

別添 1-7-6

7.4.2 評価

別添 1-7-7

7.4.3 評価結果

別添 1-7-12

7.5 配管貫通部（セーフエンド）

別添 1-7-13

7.6 配管貫通部（伸縮継手）

別添 1-7-15
目次-1

67

8.

8.1 概要

別添 1-8-1

8.2 電気配線貫通部（アダプタ）

別添 1-8-3

8.3 電気配線貫通部（ヘッダ）

別添 1-8-5

8.4 電気配線貫通部（モジュール）

別添 1-8-89.

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

電気配線貫通部

8.4.1 評価方針

別添 1-8-8

8.4.2 評価

別添 1-8-9

8.4.3 評価結果

別添 1-8-13

原子炉格納容器隔離弁

9.1 概要

別添 1-9-1

9.2 原子炉格納容器隔離弁（不活性ガス系バタフライ弁）

別添 1-9-2

9.2.1 評価方針

別添 1-9-2

9.2.2 評価

別添 1-9-3

9.2.3 評価結果

別添 1-9-3

9.3 原子炉格納容器隔離弁（ＴＩＰボール弁）

別添 1-9-4

9.3.1 評価方針

別添 1-9-4

9.3.2 評価

別添 1-9-5

9.3.3 評価結果

別添 1-9-5

別紙 1 原子炉格納容器 限界温度・圧力に対する経年劣化の影響について
別紙 2 原子炉格納容器 評価温度・圧力負荷後の耐震性の影響について
別紙 3 原子炉格納容器貫通部の核分裂生成物沈着による影響について

目次-2

68

1.

概要
本資料は，
「原子炉格納施設の設計条件に関する説明書」（以下「説明書」という。
）の「6. 重大事故等時における原子炉格納容器の放射性物質閉じ込め機能評価」に示す重大事故等時の評価
温度，評価圧力に対する原子炉格納容器の構造健全性及び機能維持の評価方法及び評価結果を詳NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

細に示すものである。

別添 1-1-1

69

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R12. 原子炉格納容器本体
2.1 評価方針
原子炉格納容器本体は，円錐フラスタム形のドライウェル，円筒形のサプレッション・
チェンバから構成されている。
原子炉格納容器本体の設計時に考慮される機能喪失要因は，脆性破壊，疲労破壊，座屈及び延性破壊が考えられる。今回の評価条件である 200 ℃，2 Pd の条件を考慮した場合，脆性破壊が生じる温度域でないこと，繰り返し荷重が作用しないこと，圧縮力が一般構造部に生じないことから，脆性破壊，疲労破壊及び座屈は評価対象外とする。
したがって，原子炉格納容器本体の機能喪失要因は，高温状態で内圧を受けることによって生じる，過度な塑性変形に伴う延性破壊が想定される。原子炉格納容器本体の評価対
象と評価方法を表 2-1 に，評価対象を図 2-1 にそれぞれ示す。
ここで，「発電用原子力設備規格 設計・建設規格（2005 年版（2007 年追補版を含む））（第Ⅰ編 軽水炉規格）ＪＳＭＥ Ｓ ＮＣ１-2005／2007」（以下，「設計・建設規格」という。）の解説表 PVB-3110-1 において，延性破壊評価は一次応力の評価を実施することになっている。設計・建設規格における一次応力強さの許容値は，材料の種類及び温度毎に材料試験（引張試験）を実施した結果をもとに国内 Su 値検討会で設定された設計引張強さ（Su）に割下げ率を考慮して設定されたものである（設計・建設規格 解説 GNR-2200）。
今回の評価は，設計基準である最高使用温度及び最高使用圧力を超過する原子炉格納容器本体の構造健全性を確認するものであるため，上記割下げ率を Pｍ （一次一般膜応力強さ）には 1.5，PＬ ＋P ｂ（一次一般局部膜応力強さ＋一次曲げ応力強さ）には 1.0 とした評価を行う。すなわち，原子炉格納容器本体に発生する応力が，P ｍ が 2/3Su，PＬ ＋P ｂ が Su以下であれば，延性破壊に至らず，構造は健全で機能要求（放射性物質の閉じ込め機能）を確保できる。この許容値の考え方は，設計・建設規格 解説 PVB-3111 に示されるように，供用状態Ｄの P ｍ ，PＬ ＋P ｂ の許容値と同等である。なお，耐圧機能維持の観点から，安全評価上の仮定（原子炉冷却材喪失事故を想定）に保証を与える目的で応力評価を行う
設計・建設規格の供用状態Ｄの許容応力は，鋼材の究極的な強さを基に，弾性計算により
塑性不安定現象の評価を行うことへの理論的安全余裕を考慮して規定されている。前者
は，膜応力であり断面の応力が Su に到達すると直ちに破損に至るため，割下げ率 1.5 を考慮して規定されているが，後者は，断面表面が Su に到達しても断面内部は更なる耐荷能力があり直ちに破損には至らないため割下げ率は 1.0 としている。
(1) 一般構造部
原子炉格納容器本体の一般構造部（設計・建設規格 PVE-3010 で規定されている部位）の評価として，設計・建設規格の PVE-3230(2)a 項及び PVE-3323(1)項を準用し，許容引張応力に供用状態Ｄにおける一次一般膜応力の許容値である 200 ℃の 2/3Su を与えることで許容応力を算出し，評価圧力 2 Pd，2 Pd＋SA 時の水頭圧を上回ることを確認する。
また，応力評価を実施し，200 ℃，2 Pd における発生応力 Pｍ を算出し，原子炉格納容器の 2/3Su 値（200 ℃）に相当する許容応力以内であることを確認する。なお，応力評価
は，Ⅴ-3-9-1-1「原子炉格納容器本体の強度計算書」に記載する。
(2) 構造不連続部
原子炉格納容器の構造不連続部の評価として，応力評価を実施する。評価温度・圧力（200 ℃，2 Pd）における発生応力 PＬ ＋Pｂ を算出し，原子炉格納容器の Su 値（200 ℃）に相当する許容応力以内であることを確認する。なお，応力評価は，Ⅴ-3-9-1-1「原子炉格納容器本体の強度計算書」に記載する。
また，東海第二発電所の原子炉格納容器は原子炉格納容器基部においてアンカボルトで支持された自立式の格納容器であるため，温度上昇時には原子炉格納容器基部に熱応力（二次応力）が発生する。二次応力は，応力増加に伴い局部的な塑性流れが生じ応力分布が均等化され破損を引き起こすとは考えられないが，念のため一次＋二次応力を評価する。

別添 1-2-1

70

表 2-1
評価対象

評価対象と評価方法
評価方法

一般構造部

延性破壊

・設計・建設規格の評価式を準
用した評価
・応力評価

構造不連続部

延性破壊

・応力評価

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

構造部

機能喪失要因別添 1-2-2

71

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

図 2-1

原子炉格納容器本体の評価対象

別添 1-2-3

72

2.2 評価結果(1) 一般構造部
原子炉格納容器本体の一般構造部について，既工認と同様の評価手法である設計・建設規格に示される必要最小板厚の式を用い許容圧力を求め，2Pd を上回ることを確認した。
その際，部材に発生する応力強さの許容値は，今回の評価が設計基準を超えた限界温度，
圧力の評価であることを踏まえ，設計引張強さ（Su 値）に対する割下げ率を Pｍ（一次一
般膜応力強さ）には 1.5 として評価した。Su 値を算出する際の温度は，限界温度として設定した 200℃を用いる。評価結果の詳細を添付 2-1 に示す。
また，応力評価結果は，Ⅴ-3-9-1-1「原子炉格納容器本体の強度計算書」に記載する。
上記により，200 ℃，2 Pd における発生応力に対して，一般構造物の許容応力以内であることを確認した。

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1(2) 構造不連続部
原子炉格納容器の構造不連続部の応力評価結果は，Ⅴ-3-9-1-1「原子炉格納容器本体の強度計算書」に記載する。
上記により，200 ℃，2 Pd における発生応力に対して，構造不連続部の許容応力以内であることを確認した。

別添 1-2-4

73

添付 2-1
原子炉格納容器の許容圧力評価結果
東海第二発電所の原子炉格納容器円筒部，円錐部及びトップヘッド部の必要板厚は，設計・建設規格の PVE-3521，PVE-3230(2)a 項及び PVE-3230(2)h 項を用いて求めることができる。ここで求めた式の許容引張応力に 200 ℃での 2/3Su を与えることで東海第二発電所の限界圧力は，算出できる。
下記に，各評価対象を示す。
①上鏡板
上鏡板：

（SGV480 相当）

許容圧力算定式：PVE-3521 を準用
P ＝ 2Sηt ／ （RW＋0.2t）

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

S

許容引張応力（MPa）（200 ℃における 2／3Su 値を使用）η

継手効率（－）t

板厚（mm）

R

ふた板の中央部における内半径(mm)W

さら形ふた板の形状による係数

P

200 ℃における許容圧力

281
1.0

MPa[gage]

＞

1.322

0.62 MPa[gage]（2 Pd）②フランジ部円筒胴フランジ部円筒胴：（SGV480 相当）

許容圧力算定式：PVE-3230(2)a 項を準用
P ＝ 2Sηt ／ （D ｉ ＋1.2t）
S

許容引張応力（MPa）（200 ℃における 2／3Su 値を使用）η

継手効率（－）t

板厚（mm）

Dｉ

胴内径(mm)P

200 ℃における許容圧力

281
1.0

MPa[gage]＞

0.62 MPa[gage]（2 Pd）

別添 1-2-574

③円錐胴 A 部
円錐胴 A 部：

（SGV480 相当）

許容圧力算定式：PVE-3230(2)h 項を準用
P ＝ 2cosθ･Sηt ／ （Dｉ ＋1.2cosθ･t）S

許容引張応力（MPa）（200 ℃における 2／3Su 値を使用）

θ

円錐の頂角の 1／2（°）

η

継手効率（－）t

板厚（mm）

Dｉ

胴内径（mm）

P

200 ℃における許容圧力

281

1.0

MPa[gage]＞

0.62 MPa[gage]（2 Pd）

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1④円錐胴 B 部
円錐胴 B 部：

（SGV480 相当）

許容圧力算定式：PVE-3230(2)h 項を準用
P ＝ 2cosθ･Sηt ／（ Dｉ ＋1.2cosθ･t）S

許容引張応力（MPa）（200 ℃における 2／3Su 値を使用）

θ

円錐の頂角の 1／2（°）

η

継手効率（－）t

板厚（mm）

Dｉ

胴内径（mm）

P

200 ℃における許容圧力

281

1.0

MPa[gage]＞

0.62 MPa[gage]（2 Pd）

別添 1-2-675

⑤円錐胴 C 部
円錐胴 C 部：

（SGV480 相当）

許容圧力算定式：PVE-3230(2)h 項を準用
P ＝ 2cosθ･Sηt ／ （Dｉ ＋1.2cosθ･t）S

許容引張応力（MPa）（200 ℃における 2／3Su 値を使用）

θ

円錐の頂角の 1／2（°）

η

継手効率（－）t

板厚（mm）

Dｉ

胴内径（mm）

P

200 ℃における許容圧力

281

1.0

MPa[gage]＞

0.62 MPa[gage]（2 Pd）

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1⑥円錐胴 D 部
円錐胴 D 部：

（SGV480 相当）

許容圧力算定式：PVE-3230(2)h 項を準用
P ＝ 2cosθ･Sηt ／（ Dｉ ＋1.2cosθ･t）S

許容引張応力（MPa）（200 ℃における 2／3Su 値を使用）

θ

円錐の頂角の 1／2（°）

η

継手効率（－）t

板厚（mm）

Dｉ

胴内径（mm）

P

200 ℃における許容圧力

281

1.0

MPa[gage]＞

0.62 MPa[gage]（2 Pd）

別添 1-2-776

⑦円錐胴 E 部
円錐胴 E 部：

（SGV480 相当）

許容圧力算定式：PVE-3230(2)h 項を準用
P ＝ 2cosθ･Sηt ／ （Dｉ ＋1.2cosθ･t）S

許容引張応力（MPa）（200 ℃における 2／3Su 値を使用）

θ

円錐の頂角の 1／2（°）

η

継手効率（－）t

板厚（mm）

Dｉ

胴内径（mm）

P

200 ℃における許容圧力

281

1.0

MPa[gage]＞

0.62 MPa[gage]（2 Pd）

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1⑧円錐胴 F 部
円錐胴 F 部：

（SGV480 相当）

許容圧力算定式：PVE-3230(2)h 項を準用
P ＝ 2cosθ･Sηt ／ （Dｉ ＋1.2cosθ･t）S

許容引張応力（MPa）（200 ℃における 2／3Su 値を使用）

θ

円錐の頂角の 1／2（°）

η

継手効率（－）t

板厚（mm）

Dｉ

胴内径（mm）

P

200 ℃における許容圧力

281

1.0

MPa[gage]＞

0.62 MPa[gage]（2 Pd）

別添 1-2-877

⑨円筒胴 A 部
円筒胴 A 部：

（SGV480 相当）

許容圧力算定式：PVE-3230(2)a 項を準用
P ＝ 2Sηt ／（D ｉ ＋1.2t）
S

許容引張応力（MPa）（200 ℃における 2／3Su 値を使用）η

継手効率（－）t

板厚（mm）

Dｉ

胴内径(mm)P

200 ℃における許容圧力
MPa[gage]

281
1.0

＞

MPa[gage]（2 Pd＋ＳＡ時の水頭圧）⑩円筒胴 B 部

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

円筒胴 B 部：

（SGV480 相当）

許容圧力算定式：PVE-3230(2)a 項を準用
P ＝ 2Sηt ／ （D ｉ ＋1.2t）
S

許容引張応力（MPa）（200 ℃における 2／3Su 値を使用）η

継手効率（－）t

板厚（mm）

Dｉ

胴内径(mm)P

200 ℃における許容圧力
MPa[gage]

＞

281
1.0

MPa[gage]（2 Pd＋ＳＡ時の水頭圧）

別添 1-2-978

⑪円筒胴 C 部
円筒胴 C 部：

（SGV480 相当）

許容圧力算定式：PVE-3230(2)a 項を準用
P ＝ 2Sηt ／ （D ｉ ＋1.2t）
S

許容引張応力（MPa）（200 ℃における 2／3Su 値を使用）η

継手効率（－）t

板厚（mm）

Dｉ

胴内径(mm)P

200 ℃における許容圧力＞

1.0MPa[gage]（2 Pd＋ＳＡ時の水頭圧）

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1MPa[gage]281

別添 1-2-1079添付 2-2
原子炉格納容器の応力評価結果
原子炉格納容器本体の強NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

原子炉格納容器本体の応力評価結果は，添付書類「Ⅴ-3-9-1-1
度計算書」に記載する。

別添 1-2-1180

添付 2-3

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

原子炉格納容器基部の評価
1.

概要
原子炉格納容器本体については，200 ℃，2 Pd において一次応力が発生する。また，原子炉格納容器基部については，熱膨張の拘束による熱応力が発生する。ここでは，既工認（工事計画認可申請書参考資料（平成 20・02・29 原第 41 号 平成 20 年 4 月 7 日付け））の参考
資料 2-6「 サプレッション・チェンバ円筒部シェル部及びサンドクッション部の強度計算書」の応力値を用いて，原子炉格納容器基部について一次応力＋二次応力（P Ｌ +Pｂ +Q）を評価する。
なお，原子炉格納容器の限界圧力，限界温度の確認においては，繰り返し荷重を考慮する必要はないと考えられるが，原子炉格納容器基部については，念のため，200 ℃，2 Pd における発生応力を算出し，許容応力を下回ることを確認する。

2.

評価方針
発生応力は，熱により発生する二次応力に分類されることから，設計・建設規格に示される一次＋二次応力の評価方法及び評価基準値に従う。
許容値は，設計・建設規格において示される原子炉格納容器（クラスＭＣ容器）の供用状
態Ａ，Ｂに対する許容値と同じ 3S（S 値：200 ℃における値）とする。
一次＋二次応力が制限値を超えた場合は，設計・建設規格 PVB-3315(2)に規定される疲労評価により，疲労累積係数が 1 以下であることを確認する。

別添 1-2-12813. 評価条件(1) 圧力及び温度
評価圧力 ：
評価温度 ：(2)

0.62 MPa[gage]（2 Pd）
200℃

材料及び許容応力
材料及び許容応力を表 2-3(1)に示す。
表 2-3(1)

材料の許容応力一次＋二次応力部位

材料
PＬ ＋P ｂ ＋Q

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

原子炉格納容器

SGV480393（＝3S）

4. 応力計算(1) 応力評価点
応力評価点を表 2-3(2)及び図 2-3(1)に示す。応力評価点は，既工認の強度計算書において，一次局部膜応力＋一次曲げ応力＋二次応力が最大の値を示す部位を応力評価点とする。
表 2-3(2)
応力評価点番号

応力評価点

評価項目

応力評価点

一次局部膜応力＋P6

一次曲げ応力原子炉格納容器基部＋
二次応力

別添 1-2-13

82

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

応力評価点 P6

図 2-3(1)

(2)

5.

応力評価点

応力計算
原子炉格納容器基部の作用する圧力，熱応力及び死荷重による圧力は，既工認で計算した応力を用い，評価荷重比の割り増しを考慮して算出する。

応力評価
原子炉格納容器基部の各荷重による応力を表 2-3(3)表に示す。また，応力の組合せ結果を
表 2-3(4)に示す。
応力評価点の発生応力は一次＋二次応力の許容値を超える結果となったため，疲労評価を行い，疲労累積係数が 1 以下であることを確認した。疲労評価の結果を表 2-3(5)，表 2-3(6)に示す。

別添 1-2-1483表 2-3(3)

各荷重による応力
一次＋二次応力
PL＋Pb＋Q

荷重

内面
σ

σt

τ

外面
σ

σt

τ

SA 時荷重鉛直荷重（通常）
熱荷重（SA 時：200 ℃）
プール水頭

σt：円周方向応力，σ ：軸方向応力，τ：せん断応力（t－ 方向）
表 2-3(4)
応力評価点

P6

一次＋二次応力の評価結果

荷重の組合せ

応力分布

死荷重＋内圧＋熱＋NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

表 2-3(5)発生応力［MPa］

K

応力集中係数Kｅ

ピーク応力補正係数

Sｐ

許容応力
（MPa）

一次＋二次応力ＳＡ時の水頭圧

Sｎ

発生応力
（MPa）

393

疲労評価結果

疲労解析によるピーク応力強さのサイクルにおいて，その最大値と最小値との差［MPa］

S繰返しピーク応力強さ［MPa］

S’

補正繰返しピーク応力強さ［MPa］

Nａ

許容繰返し回数［回］

Nｃ

重大事故等時の繰返し回数［回］

U

疲労累積係数注）設計・建設規格

1

PVB-3315(2)項を適用
表 2-3(6)

評価結果

一次＋二次応力評価（MPa）
一次＋二次応力評価

疲労評価

許容応力

疲労累積係数393

許容値1

別添 1-2-15

84

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

3. トップヘッドフランジ
3.1 評価方針
トップヘッドフランジは，ドライウェル上蓋側のフランジと原子炉格納容器本体側のフランジをボルトにより固定している。また，シール部はシール溝が内外二重に配置されており，それぞれにシリコンゴムのガスケットを使用している。
トップヘッドフランジの構造強度上考慮すべき機能喪失要因として，脆性破壊，疲労破
壊及び延性破壊が考えられる。今回の評価条件である 200 ℃，2 Pd の条件を考慮した場
合，脆性破壊が生じる温度域でないこと，繰り返し荷重が作用しないことから，脆性破壊及び疲労破壊は評価対象外とする。
シール部については，内圧が低い段階ではボルトの締め付けにより開口は抑制されるが，内圧の上昇に伴って開口量が増加することにより，外部への漏えい経路を形成する。
また，フランジが開口してもフランジの密閉性を担保しているシール材が健全であれ
ば，シール材が開口に追従するため外部への漏えいを防止することができるが，重大事故等時の環境に晒されると，シール材が高温劣化し，フランジの開口に追従できなくなりシール機能の低下が想定される。
したがって，トップヘッドフランジの機能喪失要因は，原子炉格納容器内圧による過度な塑性変形に伴う延性破壊，また，シール部のフランジ開口量及びシール材の高温劣化によるシール機能の低下が考えられる。
このため，200 ℃，2 Pdでの健全性確認には以下の評価が必要である。
・フランジ部の耐圧・フランジ固定部の強度
・ガスケットの健全性
トップヘッドフランジの評価対象と評価方法を表3-1に，評価対象を図3-1にそれぞれ
示す。
表 3-1
評価対象
構造部
（フランジ部，ボルト）

シール部（フランジ，ガスケット）

評価対象と評価方法
機能喪失要因

評価方法

延性破壊

・応力評価

開口

・実機モデルのＦＥＭ解析による開口量評価
・既往研究の試験結果を用いた評価シール機能低下

別添 1-3-1

85

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

図3-1

トップヘッドフランジの評価対象(1) フランジ部の耐圧フランジ部の耐圧評価として，原子炉格納容器温度・圧力が200 ℃，2 Pdにおけるフランジ部の一次応力評価を行い，発生応力が許容応力以下であることを確認する。
ここで，設計・建設規格の解説表PVB－3110－1において，延性破壊評価は一次応力の評価を実施することとなっている。一方，設計・建設規格における一次応力強さの許容値は，材料の種類及び温度毎に材料試験（引張試験）を実施した結果をもとに，国内Su値検討会
で設定された設計引張強さ（Su）に割下げ率を考慮して設定されたものである（設計・建設規格 解説GNR－2200）。今回の評価は，設計基準である最高使用温度及び最高使用圧力を超過するフランジ部の限界温度及び許容圧力の妥当性を確認するものであるため，上記割下げ率をP ｍ （一次一般膜応力強さ）には1.5，P Ｌ +P ｂ （一次局部膜応力強さ＋一次曲げ応力強さ）には1.0とした評価を行う。すなわち，フランジ部に発生する応力が，P ｍ が2/3Su，PＬ +P ｂ がSu 以下であれば延性破壊には至らず，構造は健全で機能要求（放射性物
質の閉じ込め機能）を確保できる。この許容値の考え方は，設計・建設規格解説PVB－3111に示すように，供用状態ＤのPｍ ，PＬ +P ｂ の許容値と同様である。なお，耐圧機能維持の観点から，安全評価上の仮定（原子炉冷却材喪失事故を想定）に保証を与える目的で応力評価を行う設計・建設規格の供用状態Ｄの許容応力は，鋼材の究極的な強さを基に，弾性計
算により塑性不安定現象の評価を行うことへの理論的安全裕度を考慮して定めたものであり，Pｍ は2/3Su，P Ｌ +P ｂ は1.5×2/3Su（=Su）と規定されている。前者は，膜応力であり断面の応力がSuに到達すると直ちに破損に至るため割下げ率1.5を考慮して規定されているが，後者は，断面表面がSuに到達しても断面内部は更なる耐荷能力があり直ちに破損には至らないため割下げ率は1.0とする。
なお，応力評価は，添付書類「Ⅴ-3-9-1-1 原子炉格納容器本体の強度計算書」に記載する。
(2) フランジ固定部の強度①締付けボルトの強度評価
トップヘッドフランジの締付けボルトについて，200 ℃，2 Pdにおける評価する。
②フランジの開口評価
原子炉格納容器の重大事故等時の過温，過圧時におけるフランジ開口量を評価するた
めに，ＦＥＭ解析を用いてトップヘッドフランジ部における開口量を評価する。
(3) ガスケットの健全性
シール材（ガスケット）はこれまでシリコン製シール材を使用しているが，重大事故等時の環境下における性能特性に優れたシール材である改良ＥＰＤＭ製シール材に変更する。改良ＥＰＤＭ製シール材による重大事故等時の原子炉格納容器閉じ込め機能を確認するために，圧縮永久ひずみ試験結果をもとに原子炉格納容器限界開口量を評価し，重大事故等時におけるフランジ開口量と比較することで原子炉格納容器閉じ込め機能を評価する。
別添 1-3-2

86

3.2 評価(1) フランジ部の耐圧評価は，添付書類「Ⅴ-3-9-1-1

原子炉格納容器本体の強度計算書」に記載する。

(2) フランジ固定部の強度①締付けボルトの強度評価
評価は，添付書類「Ⅴ-3-9-1-1

原子炉格納容器本体の強度計算書」に記載する。

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1②フランジの開口評価
トップヘッドフランジについて，2 Pd におけるフランジ面の開口量が許容開口量を下回ることを確認するため，三次元ＦＥＭモデルを用いて弾塑性解析を実施した。
図 3-2 に解析モデルを示す。本解析では，フランジの他，圧力作用面であるトップヘッ
ド及び原子炉格納容器胴部（円筒胴及び円錐胴）をモデル化する。
また，フランジシール部を構成する各種部材（フランジ，ボルト，ナット等）の荷重伝達経路を詳細にモデル化するため，ソリッド要素を用いて可能な限り詳細な形状をモデル化する。モデルは対称性を考慮してボルト 1／2 ピッチ分をモデル化している。荷重条
件として，0 から発散するまで内圧を加えた。
200 ℃における圧力と開口量の関係を図 3-3 に示す。
2 Pd における内側ガスケット部の開口量はmm，外側ガスケット部は
mm で
あった。

図 3-2

図 3-3

トップヘッドフランジの解析モデル

圧力と開口量の関係（東海第二発電所モデル，200 ℃）
別添 1-3-3

87

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1(3) ガスケットの健全性
フランジシール部は，内圧が低い段階ではボルトの初期締付けにより開口は抑制されているが，内圧の上昇に伴って開口量が増加することにより，外部への漏えい経路を形成する。ただし，フランジ部が開口しても，フランジ部の密閉性を担保しているシー
ル材が健全であれば，シール材が開口に追従するため外部への漏えいを防止することができる。しかしながら，重大事故等時の環境に晒されると，フランジシール部に使用されているシール材が劣化し，フランジの開口に追従できなくなり格納容器閉じ込め機能を損なう可能性がでてくる。
そこで，トップヘッドフランジのシール部に使用されているシール材（シリコンゴ
ム）について，重大事故等時の環境下の耐性が優れた改良ＥＰＤＭ製シール材に変更して格納容器閉じ込め機能の強化を図る。したがって，改良ＥＰＤＭ製シール材について，重大事故等時の温度や放射線による劣化特性を試験により確認し，想定される事故シナリオにおけるシール機能を評価する。なお，フランジ部のシール材は，プラントの定期検査時に開放される場合には取り替えを実施しており，通常運転中における劣化は極めて軽微であることから，重大事故等時の条件下での評価を実施する。
a. シール材（改良ＥＰＤＭ製）の圧縮永久ひずみ試験結果について
改良ＥＰＤＭ製シール材の重大事故等時の環境における劣化特性を確認するために，Ｊ
ＩＳ Ｋ ６２６２「加硫ゴム及び熱加塑性ゴムの常温・高温及び低温における圧縮永久ひ
ずみの求め方」に準じた圧縮永久ひずみ試験を実施した。その結果を表3-2に示す。なお，
圧縮永久ひずみ測定とは，所定の圧縮率をかけ変形させた後，開放時の戻り量を評価するものである。完全に元の形状に戻った場合を0 ％とし，全く復元せずに完全に圧縮された状態のままである状態を100 ％としている。圧縮永久ひずみが表3-2で示す%」は，シール材の初期締付量がmmであるとき，mm戻ることを意味する。この場合，mmのフランジ部開口まではシール機能が確保可能である。
表 3-2

圧縮永久ひずみ試験 ※1 結果（改良ＥＰＤＭ製）
試験温度

200 ℃

構造部放射線照射量

※1
※2
※3

kGy

試験雰囲気

蒸気

試験時間

168 時間ひずみ率 ※2%※3

ＪＩＳ Ｋ ６２６２に従い実施
試料を圧縮し完全に回復した状態が 0％，全く回復しない状態が 100 ％%の平均値

別添 1-3-4

88

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

b. 改良ＥＰＤＭ製シール材の性能確認試験
b‐1 実機を模擬した小型フランジ試験
改良ＥＰＤＭ製シール材の性能を確認するために，圧縮永久ひずみ試験に加え，実機フランジＯリング溝を模擬した小型試験装置を用いて，重大事故等時の条件を模擬した環境に曝露した後のシール機能を確認した。試験装置を図3-4に示しており，実機Ｏリング
溝の断面寸法を1/2スケールとして試験治具を製作し，予めγ線照射したシール材を用いて試験体を作り，高温環境に曝露した後に気密確認試験を実施した。
試験条件としては，重大事故等時の条件を模擬するために，放射線照射量はフランジガ
スケット部の重大事故後7日間の累積放射線量の目安である800 kGyを用いて実施している。また，高温曝露は高温空気及び高温蒸気で曝露し，温度については，格納容器限界温度である200 ℃と，さらに余裕を見た250 ℃を設定し，それぞれ7日間(168時間)一定温度
で高温曝露している。また，試験治具のＯリング溝は内側に mmの段差があり，その段差の間からシール材が高温空気又は蒸気に曝露されるため，重大事故等時の格納容器過圧に伴うフランジ開口を考慮した状態で，高温曝露ができる試験体となっている。高温曝露
後は，重大事故等時に発生する水素を模擬するために，Ｈｅにより気密確認試験を実施している。気密確認試験では，格納容器限界圧力2 Pd(0.62 MPa)以上の気密性を確認するた
め最大で0.9 MPaまで加圧して気密性を確認している。また，格納容器過圧に伴うフラン
ジ開口時のシール材の気密性を確認するために，高温曝露後の試験体フランジを0.8 mm
開口させ，その状態でもＨｅ気密確認試験を実施し，0.9 MPa加圧時に漏えいのないことを確認している。なお，開口量の0.8 mmは，2 Pdにおける開口量が最も大きなトップヘッ
ドフランジのフランジ開口量（mm）を1/2 スケールにしたものと同等である。
試験結果は表3-3に示すとおり，本試験により200 ℃が168時間継続した場合の改良Ｅ
ＰＤＭ製シール材のシール機能の健全性を確認した。

図3-4

改良ＥＰＤＭ製シール材の性能確認試験装置

表 3-3
No.
1
2
3

曝露条件
乾熱 200 ℃，
168 時間
蒸気 1 MPa，
250 ℃，168 時間
蒸気 1 MPa，
250 ℃，168 時間

Ｈｅ気密確認試験結果
開口変位
0.65
0.3 MPa
0.9 MPa
γ線照射量
MPa
模擬
無し
○
○
○
800 kGy
0.8 mm
○
○
○
無し
○
○
○
800 kGy
0.8 mm
○
○
○
無し
○
○
○
800 kGy
0.8 mm○○○○：リーク及び圧力降下なし

別添 1-3-5

89

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

b‐2 実機フランジ模擬試験
改良ＥＰＤＭ製シール材は前述の小型フランジ試験に加え，より大口径（ガスケット
径：約250 mm）の実機フランジ模擬試験（実機フランジモデル試験）も実施しており，実機条件に近い状態でのシール健全性の確認を行っている。試験装置は図3-5，図3-6に示しており，試験フランジの溝断面形状は実機と同じとし，溝径を縮小した試験フランジとする。試験試料の断面形状は実機と同じとし，径を縮小した試験試料とする。予めγ線照射したシール材を用いて試験体を作り，高温環境に曝露した後に気密確認試験を実施する。
試験条件としては，重大事故等時の条件を模擬するために，放射線照射量はフランジガ
スケット部の重大事故後7日間の累積放射線量の目安である800 kGyを用いて実施している。また，ＥＰＤＭの劣化は一般的に酸素により引き起こされるとの知見に基づき，高温
曝露は蒸気ではなく高温空気（乾熱）で曝露し，温度については，格納容器限界温度である200 ℃と，さらに余裕を見た250 ℃，300 ℃とし，それぞれ定める期間を一定温度で高温曝露する。また，内圧作用時の実機フランジの開口を模擬するため，フランジ面に調整
シムを挟んで押し込み量を調整できる装置にしている。
本試験装置によりシール材を高温曝露した後，気密確認試験を実施した。気密確認試験
では，格納容器限界圧力 2 Pd(0.62 MPa)を包絡する圧力で気密性を確認した。

図 3-5

実機フランジ模擬試験の装置概要

試験装置外観（フランジ開放時）
図 3-6

試験装置外観（フランジ密閉時）

実機フランジ模擬試験装置の外観
別添 1-3-690試験結果を表 3-4 に示す。フランジによるガスケット試験体の押し込み量が最小限（0mm）であっても，有意な漏えいは発生せず，200 ℃・168 時間，250 ℃・96 時間，300 ℃・
24 時間の耐性が確認された。図 3-7 に 200 ℃・168 時間の試験ケースにおける試験体の外観を示す。図 3-7 より，フランジとガスケット試験体との接触面を境界として劣化（表面のひび割れ）は内周側で留まり，外周側に有意な劣化が見られないことから，フランジ
接触面でシール機能を維持できていることが確認された。また。断面形状より，劣化（表面のひび割れ）はガスケット試験体の表面層のみで留まっているため，有意な劣化が進行していないことが確認された。

表 3-4
No.
1
2

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

3

シビアアクシデント条件での試験結果

試験体
改良ＥＰＤＭ（）
改良ＥＰＤＭ

（

）

温度

継続時間

押し込み量

漏えい
の有無

200 ℃

168 時間

0 mm

無

250 ℃

96 時間

0 mm

無

改良ＥＰＤＭ

300 ℃
24 時間
0 mm
無
（
）
下記条件は全ケース共通
試験圧力：2 Pd 以上（0.854 MPa 以上），放射線照射量：800 kGy，
加圧媒体：乾熱（空気）漏えい判定基準：1 cc/min 以上の漏えい量が 30 分以上継続した場合に漏えい有とする。

別添 1-3-7

91

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

図 3-7

試験後の試験体外観（200 ℃・168 時間）

別添 1-3-8

92

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1c.トップヘッドフランジの開口量評価
ガスケットの健全性を評価するにあたり，トップヘッドフランジに許容される開口量について以下のように設定する。
図 3-8 に開口量とシール材のシール性との関係図を示す。東海第二発電所のトップヘ
ッドフランジは，タング（突起）がガスケットを押し込む構造であり，フランジの定格締付量（タング押込量）はmm である。圧力の増加に伴いフランジ部は開口するが，「シール材（改良ＥＰＤＭ製）の圧縮永久ひずみ試験」より得られたガスケットの圧縮永久ひ
ずみ率％をもとに，ガスケットの重大事故等時の環境における最大復元量を評価すると，
mm（＝mm×(100 ％－％)）となる。また，「実機フランジ模擬試験」から
200 ℃，2 Pd におけるタング押込量 0 mm においてシール機能が維持されていることを確認したことから，許容開口量は，最大復元量と同じmm に設定する。

図 3-8

ひずみ率と許容開口量関係図

本評価に用いる許容開口量は，「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）」シーケンスのベント実施タイミング（事故後約 19 時間）における環境条件を包絡する 168 時間後の圧縮永久ひずみ試験結果（ひずみ率）からmm としている。
したがって，(2)b.項にて求めた 200 ℃，2 Pd（0.62 MPa[gage]）における開口量は，
内側ガスケット部でmm，外側ガスケット部でmm であり，許容開口量mmを下回り，シール機能が維持できることを確認した（図 3-9）。

別添 1-3-993圧力と開口量の関係（東海第二発電所モデル，200 ℃）

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

図 3-9

別添 1-3-10

94

3.3

評価結果
トップヘッドフランジの健全性評価結果を表3-5に示す。
表3-5 トップヘッドフランジの健全性評価結果

No.

大項目

(1)

フランジ部の

評価方法

評価

応力評価

添付書類「Ⅴ-3-9-1-1

耐圧(2)

フランジ固定部の強度

結果
原子炉格納容器

本体の強度計算書」に記載①締付けボルトの強度評価

添付書類「Ⅴ-3-9-1-1

原子炉格納容器

本体の強度計算書」に記載②フランジの開口評価

200 ℃，2 Pdにおけるフランジ開口を評価（(3)ガスケットの健全性と併せ－て健全性評価を行う）

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1(3)

ガスケットのシール材劣化，開

健全性

口量評価

・ガスケット（改良ＥＰＤＭ製シール材）の重大事故等時の環境における劣化特性を考慮しても200 ℃，2 Pdにおけるフランジ○

開口量は，許容開口量以下となり，シール機能が維持されることを確認
以上により，トップヘッドフランジについては，200 ℃，2 Pd 環境下でも，放射性物質の閉じ込め機能を維持できる。
なお，更なる安全性向上対策として，重大事故後の長期におけるシール機能健全性を補強するために，高温蒸気に耐性があるバックアップシール材を追加塗布する。その有効性については，バックアップシール材の試験を元に評価し，格納容器閉じ込め機能の信頼性を確認した。

別添 1-3-11

95

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

4. 機器搬入用ハッチ
4.1 評価方針
機器搬入用ハッチは，原子炉格納容器外側に突き出した円筒胴及び鏡板によって原子炉格納容器バウンダリを構成しており，原子炉格納容器の内圧が円筒胴及び鏡板に対して内圧として作用する。また，フランジ部はボルトにより固定され，シール部はシール
溝が内外二重に配置されており，それぞれにシリコンゴムのガスケットを使用している。
機器搬入用ハッチの設計時に考慮される機能喪失要因は，脆性破壊，疲労破壊及び延性破壊が考えられる。今回の評価条件である 200 ℃，2 Pd の条件を考慮した場合，脆性破壊が生じる温度域でないこと，繰り返し荷重が作用しないことから，脆性破壊及び疲労破壊は評価対象外とする。
シール部については，内圧が低い段階ではボルトの締め付けにより開口は抑制されるが，内圧の上昇に伴って開口量が増加することにより，外部への漏えい経路を形成する。
また，フランジが開口してもフランジの密閉性を担保しているシール材が健全であれ
ば，シール材が開口に追従するため外部への漏えいを防止することができるが，重大事
故等時の環境に晒されると，シール材が高温劣化し，フランジの開口に追従できなくな
りシール機能の低下が想定される。
したがって，機器搬入用ハッチの機能喪失要因は，原子炉格納容器内圧による過度な塑性変形に伴う延性破壊，また，フランジ部の変形及びシール材の高温劣化によるシール機能の低下が考えられる。
このため，200 ℃，2 Pd での健全性確認には以下の評価が必要である。
・本体の耐圧・フランジ固定部の強度
・ガスケットの健全性
機器搬入用ハッチの評価対象と評価方法を表 4-1 に，評価対象を図 4-1 にそれぞれ示
す。
表 4-1
評価対象

評価対象と評価方法
機能喪失要因評価方法

構造部（円筒胴，鏡板，フランジ部）

延性破壊

・応力評価
・設計・建設規格の評価式を準用した評価シール部（フランジ，ガスケット）

開口，シール材
劣化

・有限要素法を用いた弾塑性
解析結果を活用した評価
・試験結果等に用いた評価

別添 1-4-1

96

機器搬入用ハッチの評価対象

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

図 4-1

別添 1-4-2

97

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1(1) 本体の耐圧
a．応力評価機器搬入用ハッチの構造健全性評価として，応力評価を実施する。評価温度・圧力（200 ℃，2 Pd）における発生応力 P Ｌ ＋P ｂ を算出し，発生応力が原子炉格納容器の Su 値（200 ℃）に相当する許容応力以内であることを確認する。
ここで，設計・建設規格の解説表 PVB‐3110‐1 において，延性破壊評価は一次応力の評価を実施することとなっている。一方，設計・建設規格における一次応
力強さの許容値は，材料の種類及び温度毎に材料試験（引張試験）を実施した結果をもとに国内 Su 値検討会で設定された設計引張強さ（Su）に割下げ率を考慮して設定されたものである（設計・建設規格 解説 GNR‐2200）。今回の評価は，設計基準である最高使用温度及び最高使用圧力を超過する機器搬入用ハッチの限界温度及び許容圧力の妥当性を確認するものであるため，上記割下げ率を P ｍ （一次一
般膜応力強さ）には 1.5，PＬ +P ｂ（一次局部膜応力強さ＋一次曲げ応力強さ）には1.0 とした評価を行う。すなわち，機器搬入用ハッチに発生する応力が，P ｍ が2/3Su，PＬ +P ｂ が Su 以下であれば，延性破壊には至らず，構造は健全で機能要求（放射性物質の閉じ込め機能）を確保できる。この許容値の考え方は，設計・建設規
格 解説 PVB‐3111 に示すように，供用状態Ｄの Pｍ ，P Ｌ +P ｂ の許容値と同等である。
なお，耐圧機能維持の観点から，安全評価上の仮定（原子炉冷却材喪失事故を想定）に保証を与える目的で応力評価を行う設計・建設規格の供用状態Ｄの許容応
力は，鋼材の究極的な強さを基に，弾性計算により塑性不安定現象の評価を行う
ことへの理論的安全裕度を考慮して定めたものであり，Pｍ は 2/3Su，P Ｌ +P ｂ は 1.5
×2/3Su（=Su）と規定されている。前者は，膜応力であり断面の応力が Su に到達
すると直ちに破損に至るため割下げ率 1.5 を考慮して規定されているが，後者は，断面表面が Su に到達しても断面内部は更なる耐荷能力があり直ちに破損には至らないため割下げ率は 1.0 としている。
b.

許容圧力評価機器搬入用ハッチの構造健全性評価として，機器搬入用ハッチのうち内圧による荷重を受け止める部位として円筒胴及び鏡板について，設計・建設規格に定められている円筒胴及び鏡板の内圧に対する必要厚さの算出式を用いて許容圧力が2 Pd を上回ることを確認する。
ここで，設計建設規格の解説表 PVB-3110-1 において，延性破壊評価は一次応力の評価を実施することとなっている。一方，設計・建設規格における一次応力強さの許容値は，材料の種類及び温度毎に材料試験（引張試験）を実施した結果をもとに国内 Su 値検討会で設定された設計引張強さ（Su）に割下げ率を考慮して設定されたものである（設計・建設規格 解説 GNR-2200）。今回の評価は，設計基準である最高使用温度及び最高使用圧力を超過する機器搬入用ハッチの限界温度及び許容圧力の妥当性を確認するものであるため，上記割下げ率を P ｍ（一次一般膜
応力強さ）には 1.5，P Ｌ +Pｂ （一次局部膜応力強さ＋一次曲げ応力強さ）には 1.0とした評価を行う。すなわち，機器搬入用ハッチに発生する応力が，P ｍ が 2/3Su，
PＬ +P ｂ が Su 以下であれば，延性破壊には至らず，構造は健全で機能要求（放射性物質の閉じ込め機能）を確保できる。この許容値の考え方は，設計・建設規格 解
説 PVB‐3111 に示すように，供用状態Ｄの Pｍ ，PＬ +P ｂ の許容値と同等である。なお，耐圧機能維持の観点から，安全評価上の仮定（原子炉冷却材喪失事故を想定）に保証を与える目的で応力評価を行う設計・建設規格の供用状態Ｄの許容応力は，鋼材の究極的な強さを基に，弾性計算により塑性不安定現象の評価を行うことへの理論的安全裕度を考慮して定めたものであり，Pｍ は 2/3Su，P Ｌ +P ｂ は 1.5×2/3Su（=Su）と規定されている。前者は，膜応力であり断面の応力が Su に到達すると直ちに破損に至るため割下げ率 1.5 を考慮して規定されているが，後者は，断面表面が Su に到達しても断面内部は更なる耐荷能力があり直ちに破損には至らない
ため割下げ率は 1.0 としている。
別添 1-4-3

98

(2)フランジ固定部の強度締付けボルトの強度評価
機器搬入用ハッチのフランジ締付ボルトについて，200 ℃，2 Pd における評価する。
b. フランジの開口評価
原子炉格納容器の重大事故等時の過温，過圧時におけるフランジ開口量を評価するために，有限要素法を用いた弾塑性解析結果を活用し，機器搬入用ハッチにおける開口量を評価する。
a.

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1(3)

ガスケットの健全性シール材（ガスケット）はこれまでシリコンゴムを使用しているが，重大事故等
時の環境下における性能特性に優れたシール材である改良ＥＰＤＭ製シール材に変更する。改良ＥＰＤＭ製シール材による重大事故等時の原子炉格納容器閉じ込め機
能を確認するために，圧縮永久ひずみ試験結果をもとに原子炉格納容器限界開口量を評価し，重大事故等時におけるフランジ開口量と比較することで原子炉格納容器
閉じ込め機能を評価する。

4.2 評価(1) 本体の耐圧
a. 応力評価
機器搬入用ハッチの応力評価結果は，添付書類「Ⅴ-3-9-1-2
強度計算書」に記載する。

機器搬出入口の別添 1-4-499

b.

許容圧力評価機器搬入用ハッチの円筒胴及び鏡板の構造健全性について，設計・建設規格に定められている円筒胴及び鏡板の内圧に対する必要厚さの算出式を用いて許容圧力の評価を実施した。評価部位として，内圧による荷重を受け止める部位（円筒胴，鏡板）を選択し，許容圧力を評価した。
評価に用いた主要仕様を表 4-2 に示す。
表 4-3 表に，機器搬入用ハッチの許容圧力評価結果を示す。
表 4-2

機器搬入用ハッチの主要仕様

項目

東海第二発電所

最高使用圧力（MPa）

0.31

最高使用温度（℃）

171

材料(SGV480 相当)

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

内径（mm）
胴板厚さ（mm）
蓋板厚さ（mm）

表 4-3

機器搬入用ハッチの許容圧力評価結果①円筒胴：（SGV480 相当）
許容圧力算定式：PVE-3230(2)a 項を準用
P ＝ 2Sηt ／ （Dｉ ＋1.2t）
S

許容引張応力（MPa）（200℃における 2/3Sｕ 値を使用）

281

η

継手効率（－）

1.0t

板厚（mm）

Dｉ

胴内径(mm)P

200℃における許容圧力
MPa[gage]＞

0.62 MPa[gage]（2 Pd）

別添 1-4-5

100

②鏡板：

（SGV480 相当）

許容圧力算定式：PVE-3323(1)項を準用
P ＝ 2Sηt ／ （R＋0.2t）
S

許容引張応力（MPa）（200℃における 2/3S ｕ 値を使用）η

継手効率（－）t

板厚（mm）

R

鏡板内半径(mm)P

200℃における許容圧力

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1MPa[gage]

281
1.0

＞

(2)フランジ固定部の強度
a. 締付ボルトの強度評価
評価は，添付書類「Ⅴ-3-9-1-2

0.62 MPa[gage]（2 Pd）

機器搬出入口の強度計算書」に記載する。

別添 1-4-6

101

フランジの開口評価
原子炉格納容器の重大事故等時の過温，過圧時におけるフランジ開口量を評価するために，有限要素法を用いた弾塑性解析結果を活用し，機器搬入用ハッチ部における開口量を評価した。解析モデルを図 4-2 に，開口量の解析評価結果を図 4-3 にそれぞれ示す。
2 Pd における開口量は，内側ガスケット部でmm，外側ガスケット部
でmm となる。

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

b.

図 4-2

図 4-3

機器搬入用ハッチ開口部評価解析モデル

機器搬入用ハッチの各ガスケット部の圧力と開口変位の関係

別添 1-4-7

102

(3)

ガスケットの健全性
フランジシール部は，内圧が低い段階ではボルトの初期締付けにより開口は抑制されているが，内圧の上昇に伴って開口量が増加することにより，外部への漏えい経路を形成する。ただし，フランジ部が開口しても，フランジ部の密閉性を担保しているシール材が健全であれば，シール材が開口に追従するため外部への漏えいを防止することができる。しかしながら，重大事故等時の環境に晒されると，フランジシール部に使用されているシール材が劣化し，フランジの開口に追従できなくなり格納容器閉
じ込め機能を損なう可能性がでてくる。
そこで，機器搬入用ハッチのフランジシール部に使用されているシール材（シリコンゴム）について，重大事故等時の環境下の耐性が優れた改良ＥＰＤＭ製シール材に変更して格納容器閉じ込め機能の強化を図る。したがって，改良ＥＰＤＭ製シール材
について，重大事故等時の温度や放射線による劣化特性を試験により確認し，想定される事故シナリオにおけるシール機能を評価する。なお，フランジ部のシール材は，プラントの定期検査時に開放される場合には取り替えを実施しており，通常運転中における劣化は極めて軽微であることから，重大事故等時の条件下での評価を実施する。

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1a.

シール材（改良ＥＰＤＭ製）の圧縮永久ひずみ試験結果について
改良ＥＰＤＭ製シール材の圧縮永久ひずみ試験結果の詳細は，別添1す。

b.

改良ＥＰＤＭ製シール材の性能確認試験
改良ＥＰＤＭ製シール材の性能確認試験の詳細は，別添 1

3.2(3)a.に示

3.2(3)b.に示す。

c. 機器搬入用ハッチフランジの開口量評価
ガスケットの健全性を評価するにあたり，機器搬入用ハッチフランジに許容される開口量は別添 1 3.2(3)c.に示す。
本評価に用いる許容開口量は，「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）」シーケンスのベント実施タイミング（事故後約 19 時間）における環境条
件を包絡する 168 時間後における圧縮永久ひずみ試験結果（ひずみ率）からmmとしている。
したがって，(1)項にて求めた 200 ℃，2 Pd（0.62 MPa[gage]）における開口量は，
内側ガスケット部でmm，外側ガスケット部でmm であり，許容開口量mmを下回り，シール機能が維持できることを確認した（図 4-4）。

図 4-4圧力と開口量の関係（東海第二発電所モデル，200 ℃）
別添 1-4-8

103

4.3

評価結果
機器搬入用ハッチの健全性評価結果を表4-3に示す。
表4-3

No.

大項目

(1)

本体の耐圧

機器搬入用ハッチの健全性評価結果
評価方法

評価

①応力評価

添付書類「Ⅴ-3-9-1-2

結果
機器搬出入口の強度計算書」に記載②許容圧力評価

200 ℃，2 Pdにおける一次応
力は，許容値：Suを満足する
ことを確認

○

許容圧力は，2 Pd以上である
ことを確認
(2)

フランジ固定部①締付けボルト評価

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1の強度

添付書類「Ⅴ-3-9-1-2

機器搬出入口の強度計算書」に記載②フランジ開口評価

200 ℃，2 Pdにおけるフランジ開口を評価（以下(3)ガスケットの健全－性と併せて健全性評価を行う）(3)

ガスケットの健シール材劣化，開口量評

全性価・ガスケット（改良ＥＰＤＭ
製シール材）の重大事故等時の環境における劣化特性を考慮しても200 ℃，2 Pd
におけるフランジ開口量○は，許容開口量以下となり，シール機能が維持されることを確認
以上により，機器搬入用ハッチについては，200 ℃，2 Pd環境下でも，放射性物質の閉じ込め機能を維持できる。
なお，更なる安全性向上対策として，重大事故後の長期におけるシール機能健全性を補強するために，高温蒸気に耐性があるバックアップシール材を追加塗布する。その有効性については，バックアップシール材の試験を元に評価し，格納容器閉じ込め機能の信頼性を確認した。

別添 1-4-9

104

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

5. サプレッション・チェンバアクセスハッチ
5.1 評価方針
サプレッション・チェンバアクセスハッチは，原子炉格納容器外側に突き出した円筒
胴及び鏡板によって原子炉格納容器バウンダリを構成しており，原子炉格納容器の内圧が円筒胴及び鏡板に対して内圧として作用する。また，フランジ部はボルトにより固定されており，シール部はシール溝が内外二重に配置されており，それぞれにシリコンゴ
ムのガスケットを使用している。
サプレッション・チェンバアクセスハッチの設計時に考慮される機能喪失要因は，脆性破壊，疲労破壊及び延性破壊が考えられる。今回の評価条件である 200 ℃，2 Pd の条件を考慮した場合，脆性破壊が生じる温度域でないこと，繰り返し荷重が作用しない
ことから，脆性破壊及び疲労破壊は評価対象外とする。
シール部については，内圧が低い段階ではボルトの締め付けにより開口は抑制されるが，内圧の上昇に伴って開口量が増加することにより，外部への漏えい経路を形成する。
また，フランジが開口してもフランジの密閉性を担保しているシール材が健全であれ
ば，シール材が開口に追従するため外部への漏えいを防止することができるが，重大事
故等時の環境に晒されると，シール材が高温劣化し，フランジの開口に追従できなくな
りシール機能の低下が想定される。
したがって，サプレッション・チェンバアクセスハッチの機能喪失要因は，原子炉格
納容器内圧による過度な塑性変形に伴う延性破壊，また，フランジ部の変形及びシール材の高温劣化によるシール機能の低下が考えられる。
このため，200 ℃，2 Pd での健全性確認には以下の評価が必要である。
・本体の耐圧・フランジ固定部の強度
・ガスケットの健全性
サプレッション・チェンバアクセスハッチの評価対象と評価方法を表 5-1 に，評価対象を図 5-1 にそれぞれ示す。
表 5-1

評価対象と評価方法

評価対象

機能喪失要因評価方法

構造部（円筒胴，鏡板，フランジ部）

延性破壊

・応力評価
・設計・建設規格の評価式を準用した評価シール部（フランジ，ガスケット）

開口，シール材
劣化

・有限要素法を用いた弾塑性
解析結果を活用した評価
・試験結果等に用いた評価

別添 1-5-1

105

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

図 5-1

サプレッション・チェンバアクセスハッチの評価対象(1) 本体の耐圧
a．応力評価サプレッション・チェンバアクセスハッチの構造健全性評価として，応力評価を実施する。評価温度・圧力（200 ℃，2 Pd）における発生応力 P Ｌ ＋P ｂ を算出し，発生応力が原子炉格納容器の Su 値（200 ℃）に相当する許容応力以内であることを確認する。
ここで，設計・建設規格の解説表 PVB‐3110‐1 において，延性破壊評価は一次応力の評価を実施することとなっている。一方，設計・建設規格における一次応
力強さの許容値は，材料の種類及び温度毎に材料試験（引張試験）を実施した結果をもとに国内 Su 値検討会で設定された設計引張強さ（Su）に割下げ率を考慮して設定されたものである（設計・建設規格 解説 GNR‐2200）。今回の評価は，設計基準である最高使用温度及び最高使用圧力を超過するサプレッション・チェンバ
アクセスハッチの限界温度及び許容圧力の妥当性を確認するものであるため，上記割下げ率を Pｍ （一次一般膜応力強さ）には 1.5，PＬ +P ｂ （一次局部膜応力強さ＋一次曲げ応力強さ）には 1.0 とした評価を行う。すなわち，サプレッション・
チェンバアクセスハッチに発生する応力が，P ｍ が 2/3Su，P Ｌ +Pｂ が Su 以下であれ
ば，延性破壊には至らず，構造は健全で機能要求（放射性物質の閉じ込め機能）を確保できる。この許容値の考え方は，設計・建設規格 解説 PVB‐3111 に示すように，供用状態Ｄの Pｍ ，PＬ +P ｂ の許容値と同等である。なお，耐圧機能維持の観点から，安全評価上の仮定（原子炉冷却材喪失事故を想定）に保証を与える目的
で応力評価を行う設計・建設規格の供用状態Ｄの許容応力は，鋼材の究極的な強さを基に，弾性計算により塑性不安定現象の評価を行うことへの理論的安全裕度を考慮して定めたものであり，Pｍ は 2/3Su，PＬ +P ｂ は 1.5×2/3Su（=Su）と規定されている。前者は，膜応力であり断面の応力が Su に到達すると直ちに破損に至るため割下げ率 1.5 を考慮して規定されているが，後者は，断面表面が Su に到達しても断面内部は更なる耐荷能力があり直ちに破損には至らないため割下げ率は1.0 としている。

別添 1-5-2

106

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

b.

(2)

フランジ固定部の強度
a. 締付けボルトの強度評価
サプレッション・チェンバアクセスハッチのフランジ締付ボルトについて，
200 ℃，2 Pd における強度を評価する。
b.

(3)

許容圧力評価サプレッション・チェンバアクセスハッチの構造健全性評価として，機器搬入用ハッチのうち内圧による荷重を受け止める部位として円筒胴及び鏡板について，
設計・建設規格に定められている円筒胴及び鏡板の内圧に対する必要厚さの算出
式を用いて許容圧力が 2 Pd＋SA 時の水頭圧を上回ることを確認する。
ここで，設計建設規格の解説表 PVB‐3110‐1 において，延性破壊評価は一次応力の評価を実施することとなっている。一方，設計・建設規格における一次応力強さの許容値は，材料の種類及び温度毎に材料試験（引張試験）を実施した結果をもとに国内 Su 値検討会で設定された設計引張強さ（Su）に割下げ率を考慮して設定されたものである（設計・建設規格 解説 GNR‐2200）。今回の評価は，設計基準である最高使用温度及び最高使用圧力を超過するサプレッション・チェンバア
クセスハッチの限界温度及び許容圧力の妥当性を確認するものであるため，上記
割下げ率を Pｍ （一次一般膜応力強さ）には 1.5，PＬ +P ｂ （一次局部膜応力強さ＋一次曲げ応力強さ）には 1.0 とした評価を行う。すなわち，サプレッション・チ
ェンバアクセスハッチに発生する応力が，P ｍ が 2/3Su，PＬ +P ｂ が Su 以下であれば，延性破壊には至らず，構造は健全で機能要求（放射性物質の閉じ込め機能）を確保できる。この許容値の考え方は，設計・建設規格 解説 PVB‐3111 に示すように，供用状態Ｄの P ｍ ，PＬ +P ｂ の許容値と同等である。なお，耐圧機能維持の観点から，安全評価上の仮定（原子炉冷却材喪失事故を想定）に保証を与える目的で応力評価を行う設計・建設規格の供用状態Ｄの許容応力は，鋼材の究極的な強さを基に，弾性計算により塑性不安定現象の評価を行うことへの理論的安全裕度を考慮して定めたものであり，P ｍ は 2/3Su，PＬ +P ｂ は 1.5×2/3Su（=Su）と規定されている。
前者は，膜応力であり断面の応力が Su に到達すると直ちに破損に至るため割下げ
率 1.5 を考慮して規定されているが，後者は，断面表面が Su に到達しても断面内部は更なる耐荷能力があり直ちに破損には至らないため割下げ率は 1.0 としている。

フランジの開口評価
原子炉格納容器の重大事故等時の過温，過圧時におけるフランジ開口量を評価するために，有限要素法を用いた弾塑性解析結果を活用し，サプレッション・チ
ェンバアクセスハッチにおける開口量を評価する。

ガスケットの健全性シール材（ガスケット）はこれまでシリコンゴムを使用しているが，重大事故等
時の環境下における性能特性に優れたシール材である改良ＥＰＤＭ製シール材に変更する。改良ＥＰＤＭ製シール材による重大事故等時の格納容器閉じ込め機能を確認するために，圧縮永久ひずみ試験結果をもとに格納容器限界開口量を評価し，重大事故等時におけるフランジ開口量と比較することで格納容器閉じ込め機能を評価する。

別添 1-5-3

107

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

5.2 評価(1) 本体の耐圧
a. 応力評価
サプレッション・チェンバアクセスハッチの応力評価は添付書類「Ⅴ-3-9-1-3
エアロックの強度計算書」に記載する。

別添 1-5-4108b.

許容圧力評価サプレッション・チェンバアクセスハッチの円筒胴及び鏡板の構造健全性について，設計・建設規格に定められている円筒胴及び鏡板の内圧に対する必要厚さの算出式を用いて許容圧力の評価を実施した。評価部位として，内圧による荷重を受け止める部位（円筒胴，鏡板）を選択し，許容圧力を評価した。
評価に用いた主要仕様を表 5-2 に示す。
表 5-3 に，サプレッション・チェンバアクセスハッチの許容圧力評価結果を示
す。
表 5-2

サプレッション・チェンバアクセスハッチの主要仕様
項目

東海第二発電所

最高使用圧力（MPa）

0.31

最高使用温度（℃）

104.5

材料

(SGV480 相当)

内径（mm）

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

胴板厚さ（mm）
蓋板厚さ（mm）

表 5-3 サプレッション・チェンバアクセスハッチの許容圧力評価結果①円筒胴：（SGV480 相当）

許容圧力算定式：PVE-3230(2)a 項を準用
P = 2Sηt / (D ｉ +1.2t)
S

許容引張応力（MPa）（200℃における 2/3S ｕ 値を使用）η

継手効率（－）t

板厚（mm）

Dｉ

胴内径（mm）

P

200℃における許容圧力
MPa[gage]

＞

281
1.0

MPa[gage]（2 Pd＋ＳＡ時の水頭圧）

別添 1-5-5

109

②鏡板：

（SGV480 相当）

許容圧力算定式：PVE-3323(1)項を準用
P ＝ 2Sηt ／ （R＋0.2t）
S

許容引張応力（MPa）（200℃における 2/3S ｕ 値を使用）η

継手効率（－）t

板厚（mm）

R

鏡板内半径（mm）

P

200℃における許容圧力＞

1.0MPa[gage]（2 Pd＋ＳＡ時の水頭圧）

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1MPa[gage]281

別添 1-5-6

110

エアロックの強度計算書」に記載する。

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1(2)フランジ固定部の強度
a. 締付ボルトの強度評価
評価は，添付書類「Ⅴ-3-9-1-3

別添 1-5-7

111

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

b. フランジの開口評価
原子炉格納容器の重大事故等時の過温，過圧時におけるフランジ開口量を評価する
ために，有限要素法を用いた弾塑性解析結果を活用し，サプレッション・チェンバア
クセスハッチ部における開口量を評価した。解析モデルを図 5-2 に，開口量の解析評
価結果を図 5-3 にそれぞれ示す。
2 Pd における開口量は，内側ガスケット部でmm，外側ガスケット部でmm となる。

図 5-2

サプレッション・チェンバアクセスハッチ開口部評価解析モデル

図 5-3

サプレッション・チェンバアクセスハッチの各ガスケット部の圧力と開口変位の関係

別添 1-5-8

112

(3)

ガスケットの健全性
フランジシール部は，内圧が低い段階ではボルトの初期締付けにより開口は抑制されているが，内圧の上昇に伴って開口量が増加することにより，外部への漏えい経路を形成する。ただし，フランジ部が開口しても，フランジ部の密閉性を担保しているシール
材が健全であれば，シール材が開口に追従するため外部への漏えいを防止することができる。しかしながら，重大事故等時の環境に晒されると，フランジシール部に使用されているシール材が劣化し，フランジの開口に追従できなくなり格納容器閉じ込め機能を損なう可能性がでてくる。
そこで，サプレッション・チェンバアクセスハッチのフランジシール部に使用されているシール材（シリコンゴム）について，重大事故等時の環境下の耐性が優れた改良Ｅ
ＰＤＭ製シール材に変更して格納容器閉じ込め機能の強化を図る。したがって，改良Ｅ
ＰＤＭ製シール材について，重大事故等時の温度や放射線による劣化特性を試験により確認し，想定される事故シナリオにおけるシール機能を評価する。なお，フランジ部のシール材は，プラントの定期検査時に開放される場合には取り替えを実施しており，通常運転中における劣化は極めて軽微であることから，重大事故等時の条件下での評価を実施する。

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1a.

b.

シール材（改良ＥＰＤＭ製）の圧縮永久ひずみ試験結果について
改良ＥＰＤＭ製シール材の圧縮永久ひずみ試験結果の詳細は，別添1す。
改良ＥＰＤＭ製シール材の性能確認試験
改良ＥＰＤＭ製シール材の性能確認試験の詳細は，別添 1

3.2(3)a.に示

3.2(3)b.に示す。

c. サプレッション・チェンバアクセスハッチのフランジの開口量評価
ガスケットの健全性を評価するにあたり，サプレッション・チェンバアクセスハッ
チのフランジに許容される開口量は別添 1 3.2(3)c.に示す。
本評価に用いる許容開口量は，「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）」シーケンスのベント実施タイミング（事故後約 19 時間）における環境条
件を包絡する 168 時間後における圧縮永久ひずみ試験結果（ひずみ率）からmmとしている。
したがって，(2)項にて求めた 200 ℃，2 Pd（0.62 MPa[gage]）における開口量は，
内側ガスケット部でmm，外側ガスケット部でmm であり，許容開口量mmを下回り，シール機能が維持できることを確認した（図 5-4）。

図 5-4圧力と開口量の関係（東海第二発電所モデル，200 ℃）
別添 1-5-9

113

5.3

評価結果
サプレッション・チェンバアクセスハッチの健全性評価結果を表5-4に示す。
表5-4

No.

大項目

(1)

本体の耐圧

サプレッション・チェンバアクセスハッチの健全性評価結果
評価方法
①応力評価

評価
添付書類「Ⅴ-3-9-1-3

結果
エア

ロックの強度計算書」に記載②許容圧力評価

200 ℃，2 Pdにおいて一次応
力は，許容値：Suを満足する
ことを確認

○

許容圧力は2 Pd以上であるこ
とを確認
(2)

フランジ固定部①締付けボルト評価の強度

添付書類「Ⅴ-3-9-1-3

エアロックの強度計算書」に記載②フランジ開口評価

200 ℃，2 PdにおけるフランNT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

ジ開口を評価（以下(3)ガスケットの健全－性と併せて健全性評価を行う）(3)

ガスケットの健シール材劣化，開口量評

全性価・ガスケット（改良ＥＰＤＭ
製シール材）の重大事故等時の環境における劣化特性を考慮しても200 ℃，2 Pd
におけるフランジ開口量○は，許容開口量以下となり，シール機能が維持されることを確認
以上により，サプレッション・チェンバアクセスハッチについては，200 ℃，2 Pd環境
下でも，放射性物質の閉じ込め機能を維持できる。
なお，更なる安全性向上対策として，重大事故後の長期におけるシール機能健全性を補強するために，高温蒸気に耐性があるバックアップシール材を追加塗布する。その有効性については，バックアップシール材の試験を元に評価し，格納容器閉じ込め機能の信頼性を確認した。

別添 1-5-10114

6. 所員用エアロック
6.1 評価方針
所員用エアロックは，原子炉格納容器外側に突き出した円筒胴，隔壁及び隔壁に支持された扉板によって原子炉格納容器バウンダリを構成している。また，扉板はロック機
構により固定されており，隔壁と扉板とのシール部には，シリコンゴムのガスケットを使用している。
隔壁には扉開閉ハンドル軸，開閉表示盤の電線管が貫通しており，貫通部にはフッ素系シール材を使用している。また，隔壁に接続する均圧配管にはフランジ部及び均圧弁にシール材を使用しており，フランジ部には非石綿系シートガスケット，均圧弁シート部にはフッ素系シール材を使用している。
所員用エアロックの設計時に考慮される機能喪失要因は，脆性破壊，疲労破壊，座屈及び延性破壊が考えられる。今回の評価条件である 200 ℃，2 Pd の条件を考慮した場
合，脆性破壊が生じる温度域でないこと，繰り返し荷重が作用しないこと，有意な圧縮力が所員用エアロックに生じないことから，脆性破壊，疲労破壊及び座屈は評価対象外とする。
したがって，所員用エアロックの機能喪失要因は，高温状態で内圧を受け，過度な塑性変形に伴う延性破壊が想定される。
また，シール部のうち扉板部については，原子炉格納容器内の圧力が上昇した際に，扉板は所員用エアロック本体側に押し付けられる構造であるため，圧力により扉が開くことはないが，高温状態で内圧を受けることによる扉板のわずかな変形及びシール材の高温劣化によるシール機能の低下が想定される。なお，その他のシール部についても高温劣化によるシール機能の低下が想定される。
そのため，所員用エアロック本体の塑性変形に伴う延性破壊，並びに，扉の変形及びシール材の高温劣化によるシール機能の低下が考えられる。
このため，200 ℃，2 Pd での健全性確認には以下の評価が必要である。
・本体の耐圧・ガスケットの健全性
所員用エアロックの評価対象と評価方法を表 6-1 に，評価対象を図 6-1 にそれぞれ示す。
表 6-1
評価対象（シール材）

評価対象と評価方法

構造部
シール部

機能喪失要因

評価方法

円筒胴

延性破壊

・設計・建設規格の評価式を準用した評価

隔壁

延性破壊

・応力評価

扉板
（ガスケット）開口，シール材
劣化

・機械工学便覧の計算式を用いた評価
・試験結果等を用いた評価

扉開閉ハンドル貫通部（Ｏリング）

シール材劣化

・試験結果等を用いた評価

電線管貫通部（シール材）

シール材劣化

・試験結果等を用いた評価

均圧配管フランジ部（ガスケット）

シール材劣化

・試験結果等を用いた評価

均圧弁（シート部）

シール材劣化

・試験結果等を用いた評価

別添 1-6-1

115

図 6-1

所員用エアロックの評価対象

別添 1-6-2

116

(1)

本体の耐圧
a. 許容圧力評価
所員用エアロックの構造健全性評価として，所員用エアロックのうち内圧による荷重を受け止める部位のうち，円筒胴については，既工認と同様の評価手法である設計・建設規格に示される必要最小板厚の式を用い許容圧力評価を行い，許容圧力が 2 Pd を上回ることを確認する。
ここで，設計・建設規格の解説表 PVB‐3110‐1 において，延性破壊評価は一次応力の評価を実施することとなっている。一方，設計・建設規格における一次応
力強さの許容値は，材料の種類及び温度毎に材料試験（引張試験）を実施した結果をもとに国内 Su 値検討会で設定された設計引張強さ（Su）に割下げ率を考慮して設定されたものである（設計・建設規格 解説 GNR‐2200）。
今回の評価は，設計基準である最高使用温度及び最高使用圧力を超過する所員
用エアロックの限界温度及び許容圧力の妥当性を確認するものであるため，上記
割下げ率を Pｍ（一次一般膜応力強さ）には 1.5 とした評価を行う。すなわち，所
員用エアロックに発生する応力が，Pｍ が 2/3Su 以下であれば，延性破壊には至らず，構造は健全で機能要求（放射性物質の閉じ込め機能）を確保できる。
この許容値の考え方は，設計・建設規格 解説 PVB‐3111 に示すように，供用状
態Ｄの Pｍ の許容値と同等である。なお，耐圧機能維持の観点から，安全評価上の仮定（原子炉冷却材喪失事故を想定）に保証を与える目的で応力評価を行う設計・
建設規格の供用状態Ｄの許容応力は，鋼材の究極的な強さを基に，弾性計算により塑性不安定現象の評価を行うことへの理論的安全裕度を考慮して定めたものであり，Pｍ は 2/3Su と規定されている。P ｍ は，膜応力であり断面の応力が Su に到達すると直ちに破損に至るため割下げ率 1.5 を考慮して規定されている。

b．応力評価所員用エアロックの隔壁の構造健全性を確認するため，応力評価を実施する。
ここで，設計・建設規格の解説表 PVB‐3110‐1 において，延性破壊評価は一次応力の評価を実施することとなっている。一方，設計・建設規格における一次応
力強さの許容値は，材料の種類及び温度毎に材料試験（引張試験）を実施した結果をもとに国内 Su 値検討会で設定された設計引張強さ（Su）に割下げ率を考慮して設定されたものである（設計・建設規格 解説 GNR‐2200）。今回の評価は，設計基準である最高使用温度及び最高使用圧力を超過する所員用エアロックの限界温度及び許容圧力の妥当性を確認するものであるため，上記割下げ率を P ｍ （一次一
般膜応力強さ）には 1.5，PＬ +P ｂ（一次局部膜応力強さ＋一次曲げ応力強さ）には1.0 とした評価を行う。すなわち，所員用エアロックに発生する応力が，P ｍ が2/3Su，PＬ +P ｂ が Su 以下であれば，延性破壊には至らず，構造は健全で機能要求（放射性物質の閉じ込め機能）を確保できる。この許容値の考え方は，設計・建設規
格 解説 PVB‐3111 に示すように，供用状態Ｄの Pｍ ，P Ｌ +P ｂ の許容値と同等である。
なお，耐圧機能維持の観点から，安全評価上の仮定（原子炉冷却材喪失事故を想定）に保証を与える目的で応力評価を行う設計・建設規格の供用状態Ｄの許容応
力は，鋼材の究極的な強さを基に，弾性計算により塑性不安定現象の評価を行う
ことへの理論的安全裕度を考慮して定めたものであり，Pｍ は 2/3Su，P Ｌ +P ｂ は 1.5
×2/3Su（=Su）と規定されている。前者は，膜応力であり断面の応力が Su に到達
すると直ちに破損に至るため割下げ率 1.5 を考慮して規定されているが，後者は，断面表面が Su に到達しても断面内部は更なる耐荷能力があり直ちに破損には至らないため割下げ率は 1.0 としている。

別添 1-6-3

117

(2)

ガスケットの健全性
a. 扉のシール材
所員用エアロックの扉のシール材には，これまでシリコンガスケットを使用しているが，重大事故等時の耐環境性に優れた改良ＥＰＤＭ製シール材に変更する。
所員用エアロック扉閉止時は，扉は原子炉格納容器内圧により扉板が支持部に押付けられる構造であり，圧力により扉板が開くことはない。しかし，高温状態で内圧を受けることによる扉板のわずかな変形によりガスケット部の微小な開口が予想されるため，圧力による開口量を機械工学便覧のはりのたわみ計算式に基づき評価する。改良ＥＰＤＭ製シール材による重大事故等時の格納容器閉じ込め機
能を確認するために，圧縮永久ひずみ試験結果をもとに許容開口量を評価し，重大事故等時における扉板部の開口量と比較することで格納容器閉じ込め機能を評価する。
なお，シール材の高温劣化については，エアロックの扉に使用されるシール材
がトップヘッドフランジ及びハッチ類と同一であり，重大事故等時の耐環境性に優れた改良ＥＰＤＭ製シール材であること，重大事故等時には格納容器の内圧により扉が押し付けられシール部を抑え込む方向であること及び扉が二重に設けられることから，原子炉格納容器閉じ込め機能への影響度は小さいと考え，トップ
ヘッドフランジ・ハッチ類の評価にて代表するものとする。所員用エアロックの構造概略図を図 6-2 に示す。なお，エアロックのシール材は，プラントの定期検査時に開放される場合には取り替えを実施しており，通常運転中における劣化は極めて軽微であることから，重大事故等時の条件下での評価を実施する。

図 6-2

所員用エアロックの構造概略図

別添 1-6-4

118

b.

扉以外のシール材
所員用エアロックには，扉のシリコンガスケット以外に格納容器閉じ込め機能を確保するための隔壁貫通部にシール材が使用されているが，今後，重大事故時の耐環境性に優れた表 6-2 に示すシール材に変更する。
これらのシール材について試験結果及び一般的な材料特性により重大事故等時の環境下における耐性を確認する。
表 6-2

所員用エアロック（扉以外）のシール材

対象部位

シール材

扉開閉ハンドル貫通部

改良ＥＰＤＭ材（Ｏリング）
電線管貫通部（シール材）

膨張黒鉛材

均圧配管フランジ部

改良ＥＰＤＭ材（ガスケット）

膨張黒鉛材

均圧弁（シート部）

ＰＥＥＫ材

又は

別添 1-6-5

1196.2 評価(1) 本体の耐圧
a. 許容圧力評価
所員用エアロックの構造健全性評価として，所員用エアロックのうち内圧による荷重を受け止める部位のうち，円筒胴については，既工認と同様の評価手法である設計・建設規格に示される必要最小板厚の式を用い許容圧力評価を実施した。
評価に用いた主要仕様を表 6-3 に示す。
表 6-4 に，所員用エアロックの許容圧力評価結果を示す。
表 6-3

所員用エアロックの主要仕様

項目

東海第二発電所

最高使用圧力（MPa）

0.31

最高使用温度（℃）

171

材料(SGV480 相当)

内径（mm）
胴板厚さ（mm）

表 6-4

所員用エアロックの許容圧力評価結果①円筒胴：（SGV480 相当）

許容圧力算定式：PVE-3230(2)a 項を準用
P ＝ 2Sηt ／ （D ｉ ＋1.2t）
S

許容引張応力（MPa）（200℃における 2/3S ｕ 値を使用）η

継手効率（－）t

呼び厚さ（mm）

Dｉ

胴内径（mm）

P

200℃における許容圧力
3.301 MPa

281
1.0

＞

0.62 MPa（2 Pd）

別添 1-6-6

120

b.

応力評価
所員用エアロックの応力評価結果は，添付書類「Ⅴ-3-9-1-3
度計算書」に記載する。

エアロックの強別添 1-6-7

121

(2)

ガスケットの健全性
a. 扉のシール材
a‐1 扉板部の開口量評価
所員用エアロック扉閉止時は，扉は原子炉格納容器内圧により扉板が支持部に押付けられる構造であり，圧力により扉板が開くことはない。しかし，高温状態で内圧を受けることによる扉板のわずかな変形によりガスケット部の微小な開口が予想されるため，圧力による開口量を機械工学便覧のはりのたわみ計
算式に基づき評価した。改良ＥＰＤＭ製シール材による重大事故等時の格納容器閉じ込め機能を確認するために，圧縮永久ひずみ試験結果をもとに許容開口量を評価し，重大事故等時における扉板部の開口量と比較することで格納容器閉じ込め機能を評価した。
許容開口量の設定に使用する改良ＥＰＤＭ製シール材の圧縮永久ひずみ試験
結果を表 6-5 に示す。
表 6-5

圧縮永久ひずみ試験 ＊1 結果（改良ＥＰＤＭ製）
試験温度

200 ℃

構造部放射線照射量

注記

kGy

試験雰囲気

蒸気

試験時間

168 時間ひずみ率 ※2%※3＊1：ＪＩＳ Ｋ ６２６２ に従い実施＊2：試料を圧縮し完全に回復した状態が 0 ％，全く回復しない状態が 100 ％
＊3：
%の平均値

許容開口量の設定に使用する試験結果は，トップフランジの設定の考え方と同様，168 時間のひずみ率とする。また，扉板シール部の定格押込量がmmであることを踏まえ，許容開口量はmm（＝定格締付量mm×（100 ％－％）／100 %）とする。
機械工学便覧のはりのたわみ計算式を用いて求めた，所員用エアロック扉板の変位量は表 6-6 に示すとおり
mm であり，許容開口量
mm を下回る。
所員用エアロック扉の変形概念図を図 6-3 に示す。

別添 1-6-8

122

表 6-6

所員用エアロック（扉板）の開口量評価結果

評価式：機械工学便覧
δ＝ w×L１ ／ （24×E×I）×（3L１ ３ ＋6L １ ２ ×L２ －L ２ ３ ）w ＝ P×b（w：単位荷重）I ＝ b×h３ ／12 （I：断面二次モーメント）
P

圧力（MPa[gage]）b

扉板の幅（mm）

L１

支点からシール部までの長さ（mm）

E

縦弾性係数（MPa）

h

扉板の厚さ（mm）

L２

支点間の長さ（mm）

δ

変位量（mm）

図 6-3

0.62

191,000

所員用エアロック扉の変形概念図

別添 1-6-9123

b.

扉以外のシール材
所員用エアロックには，扉のシリコンガスケット以外に格納容器閉じ込め機能を確保するための隔壁貫通部にシール材が使用されているが，今後，重大事故等時の耐環境性に優れた表 6-2 に示すシール材に変更する。
これらのシール材について試験結果及び一般的な材料特性により重大事故等時の環境下における耐性を確認した。
扉開閉ハンドル貫通部及び均圧配管フランジ部に使用する改良ＥＰＤＭ製シー
ル材については，表 6-5 の圧縮永久ひずみ試験結果に示すとおり，重大事故等時の環境下においても十分な耐性を有することを確認している。
電線管貫通部及び均圧配管フランジ部に使用する膨張黒鉛材は，一般的に 400℃
程度の高温環境下においても高い安定性を得ることができるシール材料であり，
表 6-7 に示す材料特性から，重大事故等時の環境下においても十分な耐性を有することを確認した。
表 6-7

膨張黒鉛材の材料特性
仕様

シール材
膨張黒鉛材

耐熱温度

耐圧性

耐放射線性

400 ℃以上

6.9 MPa

約 15 MGy

均圧弁シート部に使用するＰＥＥＫ材は，一般的に 200 ℃程度の高温環境下においても高い安定性を得ることができるシール材料であり，表 6-8 に示す材料特性から，重大事故等時の環境下においても十分な耐性を有することを確認した。
表 6-8

ＰＥＥＫ材の材料特性
仕様

シール材
ＰＥＥＫ材

耐熱温度

融点

耐放射線性

250 ℃

334 ℃

約 10 MGy

また，ＰＥＥＫ材は均圧弁シート部に用いるシール材料であるため，実機均圧弁と同型の弁を使用した，重大事故等時の格納容器環境を模擬した耐環境試験を実施しており，熱及び放射線曝露後の漏えい試験にて弁シート部の気密性が確保できることを確認している。表 6-9 に耐環境試験条件を示す。
表 6-9

均圧弁の耐環境試験条件（ＰＥＥＫ材）
熱劣化

200 ℃，168 時間

放射線照射量kGy

漏えい試験圧力

0.9 MPa[gage]

別添 1-6-10

124

6.3

評価結果
所員用エアロックの健全性評価結果を表6-10に示す。
表6-10

所員用エアロックの健全性評価結果

No.

大項目

評価方法

(1)

本体の耐圧

①許容圧力評価

評価

結果

許容圧力は2 Pd以上であることを確認
200 ℃，2 Pdにおいて一次応○

力は，許容値：Suを満足する
ことを確認
②応力評価

添付書類「Ⅴ-3-9-1-3

エアロックの強度計算書」に記載(2)

ガスケットの健シール材劣化，開口量評

ガスケット（改良ＥＰＤＭ材，

全性

価

膨張黒鉛材，ＰＥＥＫ材）の重大事故等時の環境における劣化特性を考慮しても200 ℃，2 Pdにおけるフラン○

ジ開口量は，許容開口量以下となり，シール機能が維持されることを確認
以上により，所員用エアロックについては，200 ℃，2 Pd 環境下でも，放射性物質の閉じ込め機能を維持できる。

別添 1-6-11

125

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

7. 配管貫通部
7.1 概要配管貫通部の 200 ℃，2 Pd 環境下の健全性を確認する。
代表的な配管貫通部の概要図を図 7-1 に示す。配管貫通部は，スリーブと平板類（平板，穴あき平板，フランジ，ボルト締め平板及びフルードヘッド），セーフエンド，伸縮継手とスリーブ等に接続する配管（接続配管）によって原子炉格納容器バウンダリを構成している。また，フランジ部はボルトにより固定されており，シール部にはシリコ
ンゴムを使用している。
上記を踏まえ，以下の構成で健全性を確認する。
7.2 項では，配管貫通部（接続配管）の構造健全性を確認する。
7.3 項では，配管貫通部（スリーブ）の構造健全性を確認する。
7.4 項では，配管貫通部（平板類）の構造健全性，シール部の機能維持を確認する。
7.5 項では，配管貫通部（セーフエンド）の構造健全性を確認する。
7.6 項では，配管貫通部（伸縮継手）の構造健全性を確認する。

図 7-1

配管貫通部概要図

別添 1-7-1

126

配管貫通部（接続配管）
接続配管の強度評価方法及び評価結果は，添付書類「Ⅴ-3-5-4-1系の強度計算書」に記載する。

高圧炉心スプレイ

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

7.2

別添 1-7-2

1277.3 配管貫通部（スリーブ）
7.3.1 評価方針
スリーブは，原子炉格納容器本体胴を貫通する円筒形の部材で，原子炉格納容器
本体胴に溶接固定されている。
スリーブの設計時に考慮される機能喪失要因は，脆性破壊，疲労破壊，座屈及び
延性破壊が考えられる。今回の評価条件である 200 ℃，2 Pd の条件を考慮した場合，脆性破壊が生じる温度域でないこと，繰り返し荷重が作用しないこと，内圧を受けるスリーブには圧縮力が生じないことから，脆性破壊，疲労破壊及び座屈は評価対象外とする。
したがって，スリーブの機能喪失要因は，高温状態で内圧を受け，過度な塑性変形に伴う延性破壊が想定される。
このため，200 ℃，2 Pd でのスリーブの健全性確認について，表 7-1 に示す評価方法により評価を実施する。
スリーブ本体の評価は，配管厚さと口径の比が最も小さくなる箇所が内圧による発生応力が大きくなるため，最大径の貫通部 X-18A～D を代表評価し，スリーブ取付部については，接続配管の反力及びモーメントが最大となる作用することから，7.2 配管
貫通部（接続配管）と同様に貫通部 X-31 を代表として評価する。
スリーブの評価対象を図 7-2 に示す。

評価対象

構造部

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

表 7-1

スリーブ本体スリーブ取付部（スリーブ側，胴側）

図 7-2

評価対象と評価方法
機能喪失要因評価方法

延性破壊

設計・建設規格の評価式を準用した評価（X-18A～D で代表評価）

延性破壊

設計・建設規格の評価式を準用した評価（X-31 で代表評価）

スリーブの評価対象

別添 1-7-3

1287.3.2 評価(1) スリーブ本体
貫通部 X-18A～D のスリーブ本体については，既工認と同様の評価手法である設計・建設規格に示される必要最小板厚の式を用い許容圧力を求め，2 Pd を上回ることを確認する。
その際，部材に発生する応力強さの許容値は，今回の評価が設計基準を超えた限
界温度，圧力の評価であることを踏まえ，設計引張強さ(Su 値)に対する割下げ率をPｍ （一次一般膜応力強さ）には 1.5 として評価を行う。
すなわち，部材に発生する応力 Pｍ が 2/3Su 値以下であれば，延性破壊に至らず，構造は健全で機能要求（放射性物質の閉じ込め機能）を確保できる。この許容値の考え方は，設計・建設規格において示される原子炉格納容器（クラスＭＣ容器）の供用状態Ｄに対する許容値と同じ考え方である（設計・建設規格 解説 PVB-3111 参照）。
Su 値を算出する際の温度は，限界温度として設定した 200 ℃を用いる。
計算に使用する記号の定義
スリーブ本体の許容圧力の計算に使用する記号の定義について，以下に示す。

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

a.

b.

記号

単位

説明

P

MPa

S

MPa

η

－

継手効率

t

mm

板厚

DＯ

mm

スリーブの外径圧力
許容引張応力（200 ℃における 2/3Su 値を使用）

許容圧力の計算方法
スリーブ本体の許容圧力は，設計・建設規格の評価式を用いて計算する。

t

2

0.8

［設計・建設規格 PVE-3611］

設計・建設規格の評価式を圧力について解くと

P

2
0.8

上式を用いて，スリーブ本体の許容圧力を計算する。

別添 1-7-4129c.

許容圧力の計算結果
スリーブ本体の許容圧力の計算結果を以下に示す。
スリーブ：（SGV480 相当）

許容圧力算定式：PVE-3611 を準用
P ＝ 2Sηt ／ （D Ｏ －0.8t）
S

許容引張応力（MPa）（200 ℃における 2／3Su 値を使用）η

継手効率（－）t

板厚（mm）

DＯ

管台の外径（mm）

P

200 ℃における許容圧力[MPa]1.0NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

MPa

(2)

7.3.3

281

＞

0.62 MPa（2 Pd）

スリーブ取付部
スリーブ取付部の応力評価は，添付書類「Ⅴ-3-9-1-4-1の強度計算書」に記載する。

原子炉格納容器貫通部

評価結果
スリーブについては，200 ℃，2 Pd 環境下でも，放射性物質の閉じ込め機能を維持できる。

別添 1-7-5

130

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

7.4 配管貫通部（平板類）
7.4.1 評価方針
平板類のうち，平板，穴あき平板，フランジ，ボルト締め平板及びフルードヘッ
ドは，スリーブ又はセーフエンドに溶接固定されている。また，フランジ部はボルトにより固定されており，シール部にはシリコンゴムのガスケットを使用している。
平板類の設計時に考慮される機能喪失要因は，脆性破壊，疲労破壊及び延性破壊が考えられる。今回の評価条件である 200 ℃，2 Pd の条件を考慮した場合，脆性破壊が生じる温度域でないこと，繰り返し荷重が作用しないことから，脆性破壊及び疲労破壊は評価対象外とする。
したがって，平板類の機能喪失要因は，高温状態で内圧を受け，過度な塑性変形に伴う延性破壊が想定される。
また，シール部については，高温状態で内圧を受け，フランジ部が変形することによる開口及びシール材の高温劣化によるシール機能の低下が想定される。さらに，シール部の開口が進むとボルトに引張応力が作用し，ボルト破損に至ることが想定される。
このため，200 ℃，2 Pd での平板類の健全性確認について，表 7-2 に示す評価方
法により評価を実施する。シール部については，改良ＥＰＤＭ製シール材による評価を実施する。
平板類は，配管厚さと口径の比が最も小さくなる箇所が内圧による発生応力が大きくなるため，最大径の貫通部 X-28 を代表評価する。
平板類（X-28）の評価対象を図 7-3 に示す。平板類（X-28）は，機器搬入用ハッチに取り付けられている制御棒駆動機構搬出入用のハッチである。
表 7-2
評価対象
ボルト締め平板
構造部

フランジ

ボルト
シール部

フランジ，ガスケット

評価対象と評価方法
機能喪失要因評価方法

延性破壊

設計・建設規格の評価式を準用した評価（X-28 で代表評価）

延性破壊

ＪＩＳ Ｂ ８２６５を用いた評価（X-28 で代表評価）

延性破壊

ＪＩＳ Ｂ ８２６５を用いた評価（X-28 で代表評価）

一般式を用いた評価
開口 ，シ ール材
試験結果等を用いた評価
劣化（X-28 で代表評価）

別添 1-7-6

131

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

図 7-3

平板類（X-28）の評価対象

7.4.2 評価
(1) 構造部（ボルト締め平板）
貫通部 X-28 のボルト締め平板について，既工認と同様の評価手法である設計・建設規格に示される必要最小板厚の式を用い許容圧力を求め，2 Pd を上回ることを確認する。
その際，部材に発生する応力強さの許容値は，今回の評価が設計基準を超えた限
界温度，圧力の評価であることを踏まえ，設計引張強さ(Su 値)に対する割下げ率をPｍ （一次一般膜応力強さ）には 1.5 として評価を行う。すなわち，部材に発生する
応力 Pｍ が 2／3Su 値以下であれば，延性破壊に至らず，構造は健全で機能要求(放射性物質の閉じ込め機能)を確保できる。この許容値の考え方は，設計・建設規格において示される原子炉格納容器（クラスＭＣ容器）の供用状態Ｄに対する許容値と同じ考え方である（設計・建設規格 解説 PVB-3111 参照）。
Su 値を算出する際の温度は，限界温度として設定した 200 ℃を用いる。
a.

計算に使用する記号の定義
ボルト締め平板の許容圧力の計算に使用する記号の定義について，以下に示す。
記号

単位

説明

P

MPa

S

MPa

K

－

平板の取付方法による係数

t

mm

板厚

d

mm

平板の径または最小内のり

許容圧力
許容引張応力（200 ℃における 2／3Su 値を使用）

別添 1-7-7132b.

許容圧力の計算方法
ボルト締め平板の許容圧力は，設計・建設規格の評価式を用いて計算する。

td［設計・建設規格 PVE-3410］

設計・建設規格の評価式を圧力について解くとP上式を用いて，アダプタの許容圧力を計算する。
c.

計算結果
以下の示すとおり，ボルト締め平板の許容圧力は 2 Pd 以上である。
ボルト締め平板：（SGV480 相当）

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

許容圧力算定式：PVE-3410 を準用
P ＝ S／K×（t／d） ２
S

許容引張応力（MPa）（200 ℃における 2／3Su 値を使用）

K

係数

t

板厚（mm）d

平板の径（mm）

P

200 ℃における許容圧力0.47

MPa[gage]

(2)

281

＞

0.62 MPa[gage]（2Pd）

構造部（フランジ，ボルト）
貫通部 X-28 のフランジ部について，ＪＩＳ B 8265「圧力容器の構造－一般事項」
を用いて，2 Pd におけるフランジの発生応力が許容応力を下回ること及びボルトの必要総有効断面積が，ボルトの総有効断面積を下回ることを確認する。
その際，部材に発生する応力強さの許容値は，今回の評価が設計基準を超えた限
界温度，圧力の評価であることを踏まえ，設計引張強さ（Su 値）に対する割下げ率を Pｍ （一次一般膜応力強さ）には 1.5 として評価を行う。すなわち，部材に発生する応力 Pｍ が 2／3Su 値以下であれば，延性破壊に至らず，構造は健全で機能要求（放射性物質の閉じ込め機能）を確保できる。この許容値の考え方は，設計・建設規格において示される原子炉格納容器（クラスＭＣ容器）の供用状態Ｄに対する許容値と同じ考え方である（設計・建設規格 解説 PVB-3111 参照）。
Su 値を算出する際の温度は，限界温度として設定した 200 ℃を用いる。

別添 1-7-8133

a.

フランジ部の仕様及び評価条件
貫通部 X-28 のフランジ概要図を図 7-4，フランジ部の仕様及び評価条件を表 7-3
に示す。

図 7-4

フランジ概要図（貫通部 X-28）

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

表 7-3

評価条件（貫通部 X-28）

項目

仕様及び値

評価圧力

0.62 MPa[gage]

評価温度

200 ℃

フランジ材質SGV480 相当

フランジ内径mm

フランジ板厚（最小厚さ）mm

ボルト呼び径
ボルト本数本

ボルトの評価結果を表 7-4，フランジの評価結果を表 7-5 に示す。
表 7-4

ボルト評価結果（貫通部 X-28）
単位：mm２

荷重

必要総有効断面積 Am

総有効断面積 Ab

2Pd

1.212×10３

6.765×10３

別添 1-7-9134

表 7-5

フランジ応力評価結果（貫通部 X-28）
単位：MPa

応力

記号

X-28
発生応力

許容応力

ハブの軸方向応力90422

フランジの半径方向応力

158

281

フランジの周方向応力

31

281

124

281

61

281

組合せ応力

2

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

組合せ応力

2

別添 1-7-10

135

(3)
a.

シール部
規格等を用いた評価（ボルト締め平板）
貫通部 X-28 のフランジ部について，文献の理論式を用いて 2 Pd における開口量を求め，許容開口量を下回ることを確認する。
シール材については，改良ＥＰＤＭ製シール材を使用することとする。
許容開口量の設定に使用する改良ＥＰＤＭ製シール材の圧縮永久ひずみ試験結果
を表 7-6 に示す。
表 7-6

圧縮永久ひずみ試験 ＊1 結果（改良ＥＰＤＭ製）
試験温度

200 ℃

構造部放射線照射量

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

注記

kGy

試験雰囲気

蒸気

試験時間

168 時間ひずみ率 ＊2%＊3＊1：ＪＩＳ Ｋ ６２６２に従い実施＊2 試料を圧縮し完全に回復した状態が 0 ％，全く回復しない状態が 100 ％
＊3
%の平均値

許容開口量はトップヘッドフランジの考え方と同様，168 時間のひずみ率と貫通部
X-28 のフランジ部の定格締付量mm を踏まえmm（＝定格締付量mm×（100 ％－％）／100 ％）とする。
図 7-5 に示すモデルを用いた開口量の評価結果を表 7-7 に示す。
2Pd における開口量はmm であり，許容開口量
mm を下回る。

図 7-5

評価モデル

別添 1-7-11

136

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

表 7-7

注記

7.4.3

フランジ部開口量評価結果（貫通部 X-28）＊1：出典「ROARK’S FORMULAS FOR STRESS AND STRAIN EIGHTH EDITION」＊2：保守的に，はりの最大変位量をシール部の変位量とみなす

評価結果
平板類については，200 ℃，2 Pd 環境下でも，放射性物質の閉じ込め機能を維持できる。

別添 1-7-12

137

7.5 配管貫通部（セーフエンド）
7.5.1 評価方針
セーフエンドは，伸縮継手付貫通部に用いられる短管で，スリーブ及び伸縮継手
等に溶接固定されている。
セーフエンドの設計時に考慮される機能喪失要因は，脆性破壊，疲労破壊，座屈及び延性破壊が考えられる。今回の評価条件である 200 ℃，2 Pd の条件を考慮した場合，脆性破壊が生じる温度域でないこと，繰り返し荷重が作用しないこと，圧縮力がセーフエンドに生じないことから，脆性破壊，疲労破壊及び座屈は評価対象外とする。
したがって，セーフエンドの機能喪失要因は，高温状態で内圧を受け，過度な塑性変形に伴う延性破壊が想定される。
このため，200 ℃，2 Pd でのセーフエンドの健全性確認について，表 7-8 に示す
評価方法により評価を実施する。
セーフエンドは，配管厚さと口径の比が最も小さくなる箇所が内圧による発生応
力が大きくなるため，最大径の貫通部 X-18A～D を代表評価する。
セーフエンドの評価対象を図 7-6 に示す。
表 7-8

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

評価対象

評価対象と評価方法

機能喪失要因構造部

延性破壊（セーフエンド）

図 7-6

規格方法
規格を用いた評価（X-18A～D で代表評価）

セーフエンドの評価対象

別添 1-7-13

138

7.5.2 評価(1) 構造部
a. 規格を用いた評価
貫通部 X-18A～D のセーフエンドについて，既工認と同様の評価手法である設計・建設規格に示される必要最小板厚の式を用い許容圧力を求め，2 Pd を上回ることを確認する。
その際，部材に発生する応力強さの許容値は，今回の評価が設計基準を超えた限
界圧力・限界温度の評価であることを踏まえ，設計引張強さ（Su 値）に対する割下げ率を Pｍ （一次一般膜応力強さ）には 1.5 として評価を行う。すなわち，部材に発生する応力 Pｍ が 2／3Su 値以下であれば，延性破壊に至らず，構造は健全で機能要求（放射性物質の閉じ込め機能）を確保できると考える。この許容値の考え方は，設計・建設規格において示される原子炉格納容器（クラスＭＣ容器）の供用状態Ｄに対する許容値と同じ考え方である（設計・建設規格 解説 PVB-3111 参照）。
Su 値を算出する際の温度は，限界温度として設定した 200℃を用いる。
評価結果を以下に示す。
貫通部 X-18A～D のセーフエンドは，2 Pd を上回る。
セーフエンド：（SGV480 相当）

許容圧力算定式：PVE-3230(2)a 項を準用
NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

P ＝ 2Sηt ／ （D ｉ ＋1.2t）
S

許容引張応力（MPa）（200 ℃における 2／3Su 値を使用）η

継手効率（－）t

板厚（mm）

Dｉ

胴内径(mm)P

200 ℃における許容圧力

281
1.0

MPa[gage]＞

0.62 MPa[gage]（2 Pd）

評価結果
セーフエンドについては，200 ℃，2 Pd 環境下でも，放射性物質の閉じ込め機能を維持できる。

7.5.3

別添 1-7-14

139

7.6

原子炉格納容器貫通部ベローズの強度

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

配管貫通部（伸縮継手）
伸縮継手の評価は，添付書類「Ⅴ-3-9-1-4-2
計算書」に記載する。

別添 1-7-15

1408. 電気配線貫通部
8.1 概要電気配線貫通部の 200 ℃，2 Pd 環境下における健全性を確認する。
電気配線貫通部は，高圧用と低圧用の構造上 2 種類に大別される。高圧用電気配線貫通部の構造図を図 8-1，低圧用電気配線貫通部の構造図を図 8-2 に示す。
高圧用電気配線貫通部は，モジュールがヘッダに溶接されており，モジュール内に封入されたＥＰゴム，スリーブ及びアダプタにより気密性を維持する構造となっている。
低圧用電気配線貫通部は，ヘッダとモジュール固定部のＯリング（ＥＰゴム），モジ
ュール内に封入されたエポキシ樹脂，スリーブ及びアダプタにより気密性を維持する構造となっている。

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

上記を踏まえ，以下の構成で健全性を確認する。
8.2 項では，電気配線貫通部（アダプタ）の構造健全性を確認する。
8.3 項では，電気配線貫通部（ヘッダ）の構造健全性を確認する。
8.4 項では，電気配線貫通部（モジュール）のシール部の機能維持を確認する。
なお，スリーブについては，配管貫通部（スリーブ）の評価において評価している。

別添 1-8-1

141高圧用電気配線貫通部構造図

図 8-2

低圧用電気配線貫通部構造図

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

図 8-1

別添 1-8-2

1428.2 電気配線貫通部（アダプタ）
8.2.1 評価方針
アダプタの設計時に考慮される機能喪失要因は，脆性破壊，疲労破壊，座屈及び
延性破壊が考えられる。今回の評価条件である 200 ℃，2 Pd の条件を考慮した場合，脆性破壊が生じる温度域でないこと，繰り返し荷重が作用しないこと，圧縮力がア
ダプタに生じないことから，脆性破壊及び疲労破壊及び座屈は評価対象外とする。
したがって，アダプタの機能喪失要因は，高温状態で内圧を受け，過度な塑性変形による延性破壊が想定される。このため，200 ℃，2 Pd でのアダプタの健全性評
価について，表 8-1 に示す評価方法により評価を実施する。
なお，電気配線貫通部は複数設置されているが，構造上は高圧用と低圧用の 2 種類であることから，それぞれについて評価を実施する。

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

表 8-1

評価対象と評価方法

評価対象

機能喪失要因

構造部

延性破壊

評価方法
設計・建設規格の評価式を準用し
た評価

8.2.2

評価
アダプタについて，設計・建設規格に示される必要最小板厚の式を用い許容圧力を求め，2 Pd を上回ることを確認する。
その際，部材に発生する応力強さの許容値は，今回の評価が設計基準を超えた限
界温度，圧力の評価であることを踏まえ，設計引張強さ（Su 値）に対する割下げ率を Pｍ （一次一般膜応力強さ）には 1.5 として評価を行う。すなわち，部材に発生する応力 Pｍ が 2/3Su 値以下であれば，延性破壊に至らず，構造は健全で機能要求（放射性物質の閉じ込め機能）を確保できる。この許容値の考え方は，設計・建設規格において示される原子炉格納容器（クラスＭＣ容器）の供用状態Ｄに対する許容値と同じ考え方である（設計・建設規格 解説 PVB-3111 参照）。
Su 値を算出する際の温度は，限界温度として設定した 200 ℃を用いる。

(1)

計算に使用する記号の定義
アダプタの許容圧力の計算に使用する記号の定義について，以下に示す。
記号

単位

説明

P

MPa

S

MPa

η

－

継手効率

t

mm

板厚

D０

mm

アダプタの外径圧力
許容引張応力（200 ℃における 2/3Su 値を使用）

別添 1-8-3

143

(2)

許容圧力の計算方法
アダプタの許容圧力は，設計・建設規格の評価式を用いて計算する。

t

2

0.8

［設計・建設規格 解説 PVE-3611］

設計・建設規格の評価式を圧力について解くと

P

2
0.8

上式を用いて，アダプタの許容圧力を計算する。
8.2.3

評価結果
以下に示すとおり，アダプタの 200 ℃における許容圧力は 2 Pd 以上である。これより，200 ℃，2 Pd の環境下で放射性物質の閉じ込め機能が確保されることを確認
した。
アダプタ：

（SF440A 相当）

許容圧力計算式：PVE-3611 を準用

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

P ＝ 2Sηt ／ （D ｏ －0.8t）
項
S目

許容引張応力（MPa）（200 ℃における 2/3Su 値を使用）η

継手効率（－）t

板厚（mm）

Dｏ

アダプタ外径（mm）

P

200 ℃における許容圧力（MPa）

低圧用

高圧用

267

267

1.0

1.0

低圧用：

MPa[gage]＞

0.62 MPa[gage]（2 Pd）

高圧用：

MPa[gage]＞

0.62 MPa[gage]（2 Pd）

別添 1-8-4

144

8.3 電気配線貫通部（ヘッダ）
8.3.1 評価方針
ヘッダの設計時に考慮される機能喪失要因は，脆性破壊，疲労破壊及び延性破壊が考えられる。今回の評価条件である 200 ℃，2 Pd の条件を考慮した場合，脆性破壊が生じる温度域でないこと，繰り返し荷重が作用しないこと，脆性破壊及び疲労
破壊は評価対象外とする。
したがって，ヘッダの機能喪失要因は，高温状態で内圧を受け，過度な塑性変形による延性破壊が想定される。
このため，200 ℃，2 Pd でのヘッダの健全性評価について，表 8-2 に示す評価方
法により評価を実施する。
なお，電気配線貫通部は複数設置されているが，構造上は高圧用と低圧用の 2 種類であることから，それぞれについて評価を実施する。

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

表 8-2

評価対象と評価方法

評価対象

機能喪失要因

構造部

延性破壊

評価方法
設計・建設規格の評価式を準用し
た評価

8.3.2

評価
ヘッダについて，設計・建設規格に示される必要最小板厚の式を用い許容圧力を求め，2 Pd を上回ることを確認する。
その際，部材に発生する応力強さの許容値は，今回の評価が設計基準を超えた限
界温度，圧力の評価であることを踏まえ，設計引張強さ（Su 値）に対する割下げ率を Pｍ （一次一般膜応力強さ）には 1.5 として評価を行う。すなわち，部材に発生する応力 Pｍ が 2/3Su 値以下であれば，延性破壊に至らず，構造は健全で機能要求（放射性物質の閉じ込め機能）を確保できると考える。この許容値の考え方は，設計・建設規格において示される原子炉格納容器（クラスＭＣ容器）の供用状態Ｄに対する許容値と同じ考え方である。（設計・建設規格 解説 PVB-3111 参照）
Su 値を算出する際の温度は，限界温度として設定した 200 ℃を用いる。

(1)

計算に使用する記号の定義
ヘッダの許容圧力の計算に使用する記号の定義について，以下に示す。
記号

単位

説明

P

MPa

S

MPa

K

－

平板の取付方法による係数

t

mm

板厚

d

mm

平板の径または最小内のり

圧力
許容引張応力（200 ℃における 2/3Su 値を使用）

別添 1-8-5

145

(2)

許容圧力の計算方法
ヘッダの許容圧力は，設計・建設規格の評価式を用いて計算する。

td［設計・建設規格 解説 PVE-3410］

設計・建設規格の評価式を圧力について解くとP上式を用いて，ヘッダの許容圧力を計算する。

穴の補強計算東海第二発電所に設置されている電気配線貫通部のヘッダにはモジュール取付用の貫通穴があるため，既工事計画認可申請書の強度計算書と同様に穴の補強を評価する。

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

(3)

ここで、
A0：補強に有効な面積
Ar：補強に必要な面積
dp：パイプの最大内径t0r：ヘッダの計算上必要な厚さ
tpp：パイプの最小厚さ
t0：ヘッダの厚さ
Y：補強に有効な範囲
1 ：点検溝の幅
2 ：点検溝の深さ
F：係数

図

穴部の形状及び寸法（単位：mm）（既工事計画書より）

別添 1-8-6

146

8.3.3

評価結果
以下に示すとおり，ヘッダの 200 ℃における許容圧力は 2 Pd 以上である。これより，200 ℃，2 Pd の環境下で放射性物質の閉じ込め機能が確保されることを確認した。
ヘッダ：（SUSF304 相当）

許容圧力計算式：PVE-3410 を準用
P ＝ S／K×（t／d） ２項

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1S目

許容引張応力（MPa）（200 ℃における 2/3Su 値を使用）

K

平板の取付方法による係数t

公称板厚（mm）

d

平板の径または最小内のり（mm）

P

200 ℃における許容圧力（MPa）

低圧用

高圧用

251

251

0.33

0.33

低圧用：

MPa[gage]＞

0.62 MPa[gage]（2 Pd）

高圧用：

MPa[gage]＞

0.62 MPa[gage]（2 Pd）

ヘッダの計算上必要な厚さ t0r は，設計建設規格 PVE-3410 より

d＝14.49 ㎜
K：0.5（既工認より）
P：0.62 MPa（＝2Pd）
S：251 MPa（200℃における 2／3Su）

補強に必要な面積 Ar
×14.49×1.0＝
Ar＝dp・t 0r・F＝
補強に有効な面積 A0
A0＝（2Y-dp-2tpp）（t0-t0r）-2 1・ 2
＝（2×
- 2×
）×（
＝
mm2
よって A0＞Ar/2＝
mm 2であり，穴の補強は十分である。

mm2-14.49）-2×

×

別添 1-8-7

147

8.4 電気配線貫通部（モジュール）
8.4.1 評価方針
モジュールのシール材には，高圧用モジュールにはＥＰゴム，低圧用モジュールには，エポキシ樹脂及びＥＰゴムを使用しているため，高温劣化によるシール機能の低下が想定される。
なお，モジュールの接合部は，原子炉格納容器貫通部付け根から十分距離を確保
し，原子炉格納容器胴側の変形影響が減衰する位置に設けていることから，200 ℃，
2 Pd による格納容器胴側の不均一な変形に伴う影響は及ばない。
このため，200 ℃，2 Pd でのモジュールの健全性確認について，表 8-3 に示す評
価方法により評価を実施する。
表 8-3

評価対象と評価方法

機能喪失要因評価方法

シール部（モジュール）

シール材劣化

試験結果等を用いた評価

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

評価対象

別添 1-8-8

148

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

8.4.2 評価
(1) 電気ペネ共研の試験結果を用いた評価
電気ペネ共研において，ＬＯＣＡ時の圧力，温度条件を超える条件下での，電気配線貫通部の知見を得るため，東海第二発電所を含む国内ＢＷＲ電力実機の電気配線貫通部の構造を反映した試験体を用い，電気配線貫通部モジュールの気密性能について検証を行っている。図 8-3 に電気ペネ共研の試験概要図を，表 8-4，図 8-4 及び図 8-5 に試験結果を示す。
試験結果より，高圧用モジュールのＥＰゴムシール部は 194 ℃／62 時間，低圧用モジュールの樹脂シール部は 137 ℃／62 時間の熱劣化に対して，漏えいがないことが確認できている。
なお，本試験においては，放射線による照射が行われていないが，電気ペネトレーションの二次シール部は格納容器本体から離れた位置に取り付けられ，スリーブ
周囲は遮へい壁で覆われていることから，温度と同様に格納容器内の積算線量に比べ小さいものと考える。
したがって，実機においてもシール部の耐性に対し有意な影響を及ぼさない範囲と考えられるため，シール部の劣化要因としては温度が主要なパラメータであると
考える。

図 8-3

電気ペネ共研の試験概要

表 8-4

電気ペネ共研の試験結果

試験条件

シール部温度(℃)／漏えい有無

種類
雰囲気

温度(℃)

圧力(MPa)

放射線照射

時間(h)

一次シール

二次シール

高圧

乾熱

200(220)＊1(0.61～0.79)＊1

なし

62

194/漏えいなし

44/漏えいなし低圧

乾熱200(220)＊1(0.60～0.81)＊1

なし

62

137/漏えいなし

68/漏えいなし注記＊1：（）内は記録グラフからの読み取り値

別添 1-8-9149

二次シール部：44℃

一次シール部：194℃

高圧用モジュール試験体

温度分布図

図 8-5

低圧用モジュール試験体

温度分布図

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

図 8-4

(2)

過去の環境試験結果を用いた評価
過去の電気配線貫通部の環境試験では，電気配線貫通部（高圧用）及び電気配線
貫通部（低圧用）を対象として，冷却材喪失事故模擬試験が実施されており，健全性が確認されている。図 8-6 及び図 8-7 に試験装置の概要図，図 8-8 に冷却材喪失事
故模擬試験における二次シール部の温度測定結果を示す。
図 8-6 及び図 8-7 に示すとおり，試験においては電気ペネモジュールとカバーのみの構成であり，実機に比べ簡略的な構造である。そのため，実機に比べカバー外側からの入熱量が多く，結果として二次シール部の温度が実機に比べ高くなる傾向にあるものと考えられる。一方，電気ペネ共研における試験は電気ペネトレーションの接続箱内を加熱する構造であり，モジュール部への伝熱の観点からはより実機に即した構造であると言える。
したがって，格納容器内環境が 200 ℃となった場合の実際の温度は電気ペネ共研の温度（高圧用 44 ℃，低圧用 68 ℃）で得られた結果が実機に則したものあると考えていること及び本試験において原子炉格納容器内を模擬した電気ペネ共研の試験（二次シール部において高圧用 44 ℃，低圧用 68 ℃）よりも厳しい温度条件下で，13 日間のシール機能の健全性が確認された結果から，格納容器が 200 ℃の状況において格納容器閉じ込め機能が確保できると考える。

別添 1-8-10150

冷却材喪失事故模擬試験の試験概要図（高圧用）

図 8-7

冷却材喪失事故模擬試験の試験概要図（低圧用）

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

図 8-6

別添 1-8-11

151

図8-8

冷却材喪失事故模擬試験温度測定結果

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

なお，図 8-8 で示した試験については，経年劣化を踏まえた冷却材喪失事故模擬試験であり，劣化を考慮して表 8-5 に示す試験を実施している。

表8-5

劣化を考慮した試験方法

No

試験項目

試験方法

１

サーマルサイクル試

ペネトレーションを冷熱装置内に設置し，60サイクルのサ験

ーマルサイクルを放射線照射試験の前後2 回実施。1サイク
ルは

２

放射線照射試験

℃→

℃→

℃ を

時間で変化させている。

ペネトレーションが40年間の運転期間及び冷却材喪失事故時に受ける放射線を考慮し照射線量kGyとして試験を実

施。
３

熱劣化試験

加 熱 促 進 に よ り ， 40 年 間 に 相 当 す る 加 速 熱 劣 化 と し て℃， 日間を加える。

これらのことから，原子炉格納容器に使用されているシール材は，運転中の環境を考慮しても事故時に耐漏えい性能を確保されるものと考えられる。

別添 1-8-12

152

(3)

ＮＵＰＥＣの試験結果を用いた評価
ＮＵＰＥＣ試験において，実機を模擬したモジュール試験体を使用して，高温時におけるシール部の漏えい確認試験が行われている。表 8-6 に試験結果，図 8-9 に漏えい発生温度の圧力依存性を示す。
漏えい発生温度は，圧力が 0.4 MPa～1.0 MPa の範囲においては，圧力に依存せず，ほぼ一定となることが報告されている。
また，放射線照射の影響については，エポキシ樹脂に 800 kGy の放射線照射を行った場合においても，放射線照射を行わなかった場合に比べ，シート部からの漏え
い発生温度が著しく低くなることはなかった。
表 8-6

漏えい発生条件確認試験結果

種類

雰囲気

圧力(MPa)

放射線照射量(kGy)

漏えい発生温度(℃)

高圧用

蒸気

0.8

800

400 ℃まで漏えいなし

蒸気

0.4

800

284

蒸気

0.8

800

284～303

蒸気

0.8

なし

285

蒸気

1.0

なし

266

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

低圧用

図 8-9
8.4.3

低圧モジュールの漏えい発生温度の圧力依存

評価結果
モジュールについては，200 ℃，2 Pd 環境下でも，放射性物質の閉じ込め機能を維持できる。

別添 1-8-13

153

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R19. 原子炉格納容器隔離弁
9.1 概要原子炉格納容器隔離弁の 200 ℃，2 Pd 環境下における健全性を確認する弁の耐圧部は，弁箱，弁蓋，弁体等で構成しており，弁体，グランド部及び弁蓋部等には，シール材を使用している。原子炉格納容器隔離弁のうち，不活性ガス供給系バタフライ弁及びＴＩＰボール弁には，ゴム系又は樹脂系のシール材を使用しており，高温劣化による機能低下が想定される。
また，弁の耐圧部については，機能喪失要因として，脆性破壊，疲労破壊，座屈及び変形が考えられるが，200 ℃，2 Pd の環境下では，脆性破壊が生じる温度域ではないこと，
繰り返し荷重が作用しないこと，圧縮力が弁耐圧部に生じないことから，脆性破壊，疲労
破壊及び座屈は評価対象外と考えられる。
従って，原子炉格納容器隔離弁のうち，不活性ガス系バタフライ弁及びＴＩＰボール弁の耐圧部の機能喪失要因は，高温状態で内圧を受け，過度な変形（一次応力）が想定されるため，以下の構成で健全性を確認する。
9.2 項では，不活性ガス系バタフライ弁の機能維持を確認する。
9.3 項では，ＴＩＰボール弁の機能維持を確認する。
上記以外の原子炉格納容器隔離弁については，以下の理由により 200 ℃，2 Pd の環境下で健全性を有している。
・弁箱の圧力クラスは各配管ラインの設計圧力に応じて適切なものが選定されており（圧力クラス：1.03 MPa 以上），耐圧上問題とならない。
・グランドシール部及び弁蓋シール部には，黒鉛製のパッキン，ガスケットを有しており，耐熱性上問題とならない。
・弁シート部は金属製又は黒鉛製である。

別添 1-9-1

154

9.2 原子炉格納容器隔離弁（不活性ガス系バタフライ弁）
9.2.1 評価方針
不活性ガス系バタフライ弁は，弁シート部にＥＰゴムを使用しているため，シール材の高温劣化によるシール機能の低下が考えられる。また，弁耐圧部は，高温状態で内圧を受け，延性破壊が想定される。このため，200 ℃，2 Pd での不活性ガス系バタフラ
イ弁の健全性について，表 9-1 に示す評価方法により確認する。なお，弁シート部のシ
ール材については，改良ＥＰＤＭ製シール材による評価を実施する。
不活性ガス系バタフライ弁の評価対象を図 9-1 に示す。
表 9-1

評価対象と評価方法

機能喪失要因

弁シート部

シール材劣化耐圧部（弁箱）延性破壊

評価方法
試験結果等を用いた評価
設計・建設規格（弁の圧力温度基準）の準用による評価

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

評価対象

図 9-1

不活性ガス系バタフライ弁評価対象

別添 1-9-2155

9.2.2 評価(1) 隔離機能
隔離機能は，弁シート材の耐環境性が支配的であるため，200 ℃，2 Pd の環境下での弁シート部への影響を 600 A のバタフライ弁供試体による蒸気加熱漏えい試験により確認する。試験条件を表 9-2 に示す。
表 9-2

蒸気加熱漏えい試験条件

試験圧力0.853 MPa

試験温度

200 ℃

試験時間

168 Hr

積算放射線量NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

(2)

kGy

弁耐圧部の構造健全性
設計・建設規格 別表 1-1 に示す弁の許容圧力が，200 ℃，2 Pd の環境条件を上回ることを確認する。

9.2.3 評価結果
(1) 隔離機能
蒸気加熱漏えい試験を実施した結果，200 ℃，2 Pd 環境下において，弁シート部からの漏えいはなく，弁シート部の隔離機能が維持することを確認した。
(2)

弁耐圧部の構造健全性
当該弁の圧力クラスは 1.03 MPa（150 LB）であり，弁耐圧部の 200 ℃における許容
圧力 1.40 MPa[gage]は，2 Pd（0.62 MPa[gage]）を上回る。これにより，弁耐圧部については，200 ℃，2 Pd 環境下において健全性が維持されることを確認した。
圧力クラス 1.03 MPa の弁の温度－許容圧力を図 9-2 に示す。

図 9-2

不活性ガス系バタフライ弁の温度－許容圧力以上のことから，不活性ガス系バタフライ弁について，200 ℃，2 Pd の環境下での健全性を有すると考える。

別添 1-9-3

156

9.3 原子炉格納容器隔離弁（ＴＩＰボール弁）
9.3.1 評価方針
ＴＩＰボール弁は，弁シート部，グランドシール部にフッ素樹脂，弁蓋シール部にはフッ素ゴムを使用しているため，シール材の高温劣化によるシール機能の低下が考えられる。また，弁耐圧部は，高温状態で内圧を受け，延性破壊が想定される。このため，
200 ℃，2 Pd でのＴＩＰボール弁の健全性について，表 9-3 に示す評価方法により確認する。なお，弁シート部，グランドシール部及び弁蓋シール部のシール材については，
改良ＥＰＤＭ製シール材による評価を実施する。
ＴＩＰボール弁の評価対象を図 9-3 に示す。
表 9-3

評価対象と評価方法

機能喪失要因シール材

シール材劣化耐圧部（弁箱）延性破壊

評価方法
試験結果等を用いた評価
設計・建設規格（弁の圧力温度基準）の準用による評価

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

評価対象

図 9-3

ＴＩＰボール弁評価対象

別添 1-9-4

157

9.3.2 評価(1) 隔離機能
隔離機能は，シール材の耐環境性が支配的であるため，200 ℃，2 Pd 環境下における圧縮永久ひずみ試験及び不活性系バタフライ弁の蒸気加熱漏えい試験の結果から，シール材の環境耐性を確認する。
(2)

弁耐圧部の構造健全性
設計・建設規格 別表 1-1 に示す弁の許容圧力が，200 ℃，2 Pd の環境条件を上回ることを確認する。

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

9.3.3 評価結果
(1) 隔離機能
ボール弁の構造上，圧力負荷により隔離機能を有するシート部が離れる方向に変形することは考えにくいため，要求される環境下においてシール材に適用する材質の劣化が無い限り，シール性に影響を及ぼすことはない。したがって，隔離機能の評価は，シール材の環境耐性があることをもって評価する。
弁シート部，グランドシール部及び弁蓋シール部に使用する改良ＥＰＤＭ製シール
材については，表 9-4 に示す圧縮永久ひずみ試験結果から，200 ℃，2 Pd 環境下における環境耐性を有している。また，不活性ガス系バタフライ弁の蒸気加熱漏えい試験の結果において，同材質の弁シートからの漏えいが無いことを確認している。

表 9-4

圧縮永久ひずみ試験 ＊1 結果（改良ＥＰＤＭ製）
試験温度

200 ℃

構造部放射線照射量

注記

kGy

試験雰囲気

蒸気

試験時間

168 時間ひずみ率 ＊2%＊3＊1：ＪＩＳ Ｋ ６２６２に従い実施＊2：試料を圧縮し完全に回復した状態が 0 ％，全く回復しない状態が 100 ％
＊3：
%の平均値

別添 1-9-5

158

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1(2)弁耐圧部の構造健全性
当該弁の圧力クラスは 1.03 MPa（150 LB）であり，弁耐圧部の 200 ℃における許容
圧力 1.32 MPa[gage]は 2 Pd（0.62 MPa[gage]）を上回る。これにより，弁耐圧部については，200 ℃，2 Pd 環境下において健全性が維持されることを確認した。
圧力クラス 1.03 MPa の弁の温度－許容圧力を図 9-4 に示す。

図 9-4

ＴＩＰボール弁の温度－許容圧力以上のことから，ＴＩＰボール弁について，200 ℃，2 Pd の環境下での健全性を有すると考える。

別添 1-9-6

159

添付 9-1
原子炉格納容器隔離弁の抽出について
原子炉格納容器隔離弁について，原子炉格納容器限界温度，圧力（200 ℃，2 Pd）での健全性を確認するため，図 9-1(1)のフローに従い対象弁を抽出した。

原子炉格納容器隔離弁

Yes

設計温度・圧力が200 ℃，2 Pd 以上

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

No

シール部（弁シート，グランド等）の材料が使用環境への耐性を有している（例）
ゴム又は樹脂系の材料

Yes（例）
金属又は黒鉛系の材料

No

シール部の健全性評価を実施

SA 環境で使用可能（評価対象弁）・不活性ガス系バタフライ弁
・ＴＩＰボール弁

図 9-1(1)

原子炉格納容器隔離弁の評価対象抽出フロー

別添 1-9-7

160

別紙 1
原子炉格納容器 限界温度・圧力に対する経年劣化の影響について
１．はじめに原子炉格納容器の限界温度・圧力に関する評価における評価対象部位について，放射性物
質の閉じ込め機能が，経年劣化により低下していないことを確認し，今回の限界温度・圧力に関する評価結果に影響しないことを確認する。なお，考慮する経年劣化事象については，
東海第二発電所において実施した高経年化技術評価を参考に検討する。

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

２．原子炉格納容器本体
原子炉格納容器本体については，経年劣化事象として腐食が考えられるが，原子炉格納容器本体は，鋼板表面に防食塗装を施すとともに，保全計画に基づく外観点検において表面の腐食，塗膜等の異常があれば，補修塗装を実施するとともに適切な肉厚管理を実施している。
また，保全計画に基づき，計画的に肉厚測定を実施していることから，有意な劣化はないと考えられる。なお，原子炉格納容器本体に対して，一般社団法人 日本電気協会 電気技術規程「原子炉格納容器の漏えい率試験規程（ＪＥＡＣ４２０３）」（以下，「ＪＥＡＣ４２０３」という。）に基づく，全体漏えい率試験（1 回/1 定検）を実施し，放射性物質の閉じ込め機能の健全性を継続的に確認している。
３．原子炉格納容器本体以外
原子炉格納容器本体以外の評価部位について，考慮する経年劣化事象は以下のとおり。
・ステンレス鋼配管については，塩分付着による外面の応力腐食割れが考えられるが，社内規則に基づき計画的な塩化物付着量測定を実施し，基準を満足しない場合は，純水拭きを実施することにより，塩化物付着量を応力腐食割れ発生のしきい値未満に管理していることから，有意な劣化はないと考えられる。
・炭素鋼配管については，流れ加速型腐食による減肉が考えられるが，社内規則に基づき計画的な肉厚測定を実施し，基準を満足しない場合は，計画的に取替えを行うなど，適切な管理を行っている。
・原子炉格納容器隔離弁については，保全計画に基づく，計画的な分解点検，目視・表面検査を実施していることから，有意な劣化はないと考えられる。
・電気配線貫通部については，経年劣化事象として樹脂等の劣化が考えられる。これらの部位の経年劣化については，長期健全性試験により，健全性を確認している。
・機器搬入用ハッチ等に使用しているガスケット等については，保全計画に基づく定期的な取替を実施していることから，経年劣化事象とはならない。
・ＪＥＡＣ４２０３に基づく，全体漏えい率検査（1 回/1 定検）を実施し，放射性物質の閉じ込め機能の健全性を継続的に確認している。
以上のことから，経年劣化による原子炉格納容器の限界温度・圧力への影響はないと考える。

別紙 1-1161

別紙 2
原子炉格納容器 評価温度・圧力負荷後の耐震性の影響について

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

1. 検討方針
原子炉格納容器バウンダリ構成部の評価対象の各部位に対し，評価温度・圧力（200 ℃，
2 Pd）負荷時に部材が弾性域または塑性域のいずれにあるか，また，除荷後に残留ひずみが生じるかを確認するとともに，除荷後の残留ひずみの挙動により，耐震性への影響を評価する。
2. 検討結果
残留ひずみの有無及び耐震性への影響有無については，一次応力のみ考慮する部位と一次＋二次応力を考慮する部位に分けて次のとおり判断する。
評価温度・圧力負荷時に周囲の部材の変形の影響を受けず二次応力を考慮する必要がない
場合は，一次応力がSyを超えるか否かで残留ひずみの有無を確認する。この場合，一次応力がSy以下の場合は，除荷後に残留ひずみは生じない（第1図，0→a→0）。Syを超える場合は，除荷後に残留ひずみが生じる（図1，0→a→b→c）。一次応力は与えられた荷重に対して決定する応力であるため，同じ荷重が作用した場合の発生応力は除荷後も同等であり，評価温度・圧力負荷前と同じ弾性的挙動を示す（図1，c→b）。また，設計・建設規格の許容値は荷重を変形前の断面積で割った公称応力を基に設定されているため（図2），設計・建設規格の許容値内であれば発生応力を算出する際に変形前の断面積を用いることに問題ない。
なお，材料に予めひずみが作用した場合について，作用した予ひずみ（～約19 %）だけ応
力－ひずみ曲線をシフトしたものと，予ひずみが作用しない材料の応力－ひずみ曲線がほぼ一致するという知見 [1]が得られており，十分小さな残留ひずみであれば発生応力に与える影響はないと言える。
地震（許容応力状態Ⅳ AS）の一次応力の許容応力は，供用状態Ｄの許容応力の制限内で同等であり，さらに評価温度・圧力負荷前と同様の挙動を示すことから，耐震性に影響はないと判断できる。
[1] 一般社団法人 日本溶接協会「建築鉄骨の地震被害と鋼材セミナー(第12回溶接構造用鋼材に関する研究成果発表会)」 ＪＷＥＳ－ＩＳ－９７０１，(1997)

図1

降伏点を越える場合のひずみ履歴イメージ（一次応力）

別紙 2-1

162

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

図2

公称応力と真応力について

次に，評価温度・圧力負荷時に周囲の部材の変形の影響を受けるため，局部的に発生する二次応力を考慮する必要がある場合は，構造不連続部に発生する二次応力も考慮して，一次＋二次応力で残留ひずみの有無を確認する。 一次＋二次応力がSyを超えると塑性域に入るが（図3（設計・建設規格 解説PVB－3112），0→A→B），2Sy以下の場合は除荷時にひずみが減少し，除荷後に残留ひずみは生じない（図3（設計・建設規格 解説PVB－3112），B→
C）。また，その後の挙動は図3のB－C上の弾性的挙動を示し，これは評価温度・圧力負荷前と同じである。
一次＋二次応力が2Syを超える場合は，残留ひずみ有と判断する（図3(応力S1が2Sy超の場
合)）。しかし，十分小さな残留ひずみであれば，上述の通り，発生応力に与える影響はないと言える。
地震（許容応力状態Ⅳ AS）の一次＋二次応力の許容応力は，今回の一次＋二次応力の許容応力と同等であることから，地震による外力が加わったとしても一次＋二次応力の許容応力の制限内であり，さらに評価温度・圧力負荷前と同様の挙動を示すことから，耐震性に影響はないと判断できる。
なお，一次応力がSyを超える部位については，残留ひずみ有と判断する。このとき，上述のとおり，十分小さな残留ひずみであれば発生応力に与える影響はないといえる。

（応力S1 が2Sy 以下の場合） （応力S1 が2Sy 超の場合）
図3

降伏点を越える場合のひずみ履歴イメージ（一次＋二次応力）

別紙 2-2163

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

除荷後に残留ひずみが生じるかを確認するとともに，除荷後の挙動により，耐震性への影
響を評価するため，一次応力がSy以下かまたは一次＋二次応力が2Sy以下かを確認した。
原子炉格納容器本体（基部）については，一次＋二次応力がSyを超えるため除荷後に残留ひずみが生じるが，供用状態Ｄの制限内であり，除荷後は弾性的挙動を示すため，耐震性への影響はない。
機器搬入口用ハッチ（円筒胴），サプレッション・チェンバアクセスハッチ（円筒胴），
所員用エアロック（隔壁部），配管貫通部（平板類，セーフエンド），電気配線貫通部及び原子炉格納容器隔離弁については，一次応力がSyを超えないと考えられ，残留ひずみは生じない。伸縮継手については疲労係数が微小であることから耐震性への影響はない。
トップヘッドフランジについては，一次応力がSy以下であり，残留ひずみは生じない。
配管貫通部（接続配管，スリーブ取付部）については，一次＋二次応力が2Sy以下であり，残留ひずみは生じない。
以上より，一次応力は供用状態Ｄの制限内であり，一次＋二次応力は2Sy以下であることを確認した。
したがって，耐震評価にて考慮する許容応力に対応する地震が生じた場合，地震による外力が加わったとしても今回の評価で考慮した許容応力の制限内であり，さらに評価温度・圧
力負荷前と同様の挙動を示すことから，耐震性への影響はないと考える。

別紙 2-3

164

表1
評価部位

評価点

分類

原子炉格納容器
本体

基部

一次+二次

トップヘッドフ
ランジ

同左

機器搬入用
ハッチ

円筒胴

ｻﾌﾟﾚｯｼｮﾝ・ﾁｪﾝ
ﾊﾞｱｸｾｽﾊｯﾁ

同左

所員用
エアロック

隔壁部

接続配管
配管貫通部

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

各部位の評価温度・圧力負荷時の状況

スリーブ
平板類

ｾｰﾌｴﾝﾄﾞ
伸縮継手
電気配線貫通部

アダプタ

評価値 ＊1

残留ひずみ
有無

452 MPa（2Sy）

有（1%未満）

添付書類「Ⅴ-3-9-1-1 原子炉格納容
器本体の強度計算書」に記載
1.966 MPa
0.62 MPa
一次（Syでの限（2 Pd）
界圧力）
0.708 MPa
0.62 MPa
一次（Syでの限（2 Pd）
界圧力）
添付書類「Ⅴ-3-9-1-3 エアロックの強度計算書」に記載

備考

無
無

無
無

同左
添付書類「Ⅴ-3-5-4-1 高圧炉心ス（貫通部付
無プレイ系の強度計算書」に記載
近）スリーブ取 添付書類「Ⅴ-3-9-1-4-1 原子炉格
無付部
納容器貫通部の強度計算書」に記載
1.534 MPa
0.62 MPa
同左
一次（Syでの限無（2 Pd）
界圧力）
3.643 MPa
0.62 MPa
同左
一次（Syでの限無（2 Pd）
界圧力）
添付資料「Ⅴ-3-9-1-4-2 原子炉格納容器貫通部
同左
ベローズの強度計算書」に記載
同左

一次

0.62 MPa（2 Pd）

7.795 MPa
（Syでの限界圧力）

無6.133 MPa
（Syでの限界圧力）

無1.03 MPa（ﾚｰﾃｨﾝｸﾞ
設計圧）

無

ヘッダ

同左

一次

0.62 MPa（2 Pd）

原子炉格納容器
隔離弁

弁箱

一次

0.62 MPa（2 Pd）

注記

判定値＊1：判定値を超える場合，残留ひずみ有となる。

別紙 2-4165

別紙 3
原子炉格納容器貫通部の核分裂生成物沈着による影響について

炉心溶融時の原子炉格納容器の各貫通部において，よう素等の核分裂生成物（以下，「ＦＰ」という。）が沈着して発熱することにより，温度上昇することが考えられる。このときの温度上昇を評価し，原子炉格納容器評価温度以下となることを確認する。

1. 原子炉格納容器貫通部のＦＰ沈着による温度評価
炉心溶融時の原子炉格納容器内のＦＰの沈着による温度上昇について，格納容器破損防止対策の有効性評価における評価事故シーケンスのうち雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）を想定した条件にて，原子炉格納容器のリークパスへＦＰが飛散し，リークパス内がＦＰで満たされ，目詰まりしたと保守的に仮定し，ＦＥＭ解析に

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

より温度分布を確認した。
評価結果としては，原子炉格納容器の貫通部リークパス箇所の最高温度は約 175 ℃となり，原子炉格納容器評価温度である 200 ℃を下回ることから原子炉格納容器評価温度に影響ないことを確認した。

注：原子炉格納容器内のＦＰの挙動としては，「シビアアクシデント時格納容器内多次元熱流動及びＦＰ挙動解析（原子力安全基盤機構（ＪＮＥＳ））」において，ＦＰが飛散してもその多くは重力沈降により原子炉格納容器内の床や壁表面にとどまり原子炉格納容器自由空間に飛散しないという知見が得られているが，リークパスへＦＰが飛散し導かれたと仮定する。リークパスへのＦＰの捕集量についての知見はないことから保守的にＦＰが満たされた状態と仮定する。（ＦＰが満たされた状態は，漏えい量はゼロとなるが温度評価のため保守的に仮定する。）○原子炉格納容器貫通部のＦＰ沈着による温度評価
炉心溶融時の原子炉格納容器内のＦＰが貫通部のリークパスに付着した場合の温度上昇について，下記条件にて評価する。
a.雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）を想定する。
b.重大事故等時における原子炉格納容器内のＦＰの飛散については「シビアアクシデン
ト時格納容器内多次元熱流動及びＦＰ挙動解析（ＪＮＥＳ）」において，ＦＰのほとん
どが重力沈降により原子炉格納容器内の床や壁表面に付着し原子炉格納容器自由空間に飛散しないという知見が得られているが，ＦＰが飛散し貫通部リークパスへ到達したと仮定する。
c. 貫通部の仮定するリークパスは，原子炉格納容器の漏えい試験結果をもとに約 1 mm 2
別紙 3-1

166

のリークパスと仮定。
d. ＦＰが飛散し貫通部リークパスにおけるＦＰの捕集量については，知見がないことか
ら保守的にリークパスにＦＰが満たされた状態を仮定する。（リークパスへＦＰが満たされた状態では，漏えい率は 0 ％/day となるが温度評価のため保守的に仮定する。）
e. 原子炉格納容器貫通部リークパスに沈着したＦＰの発熱量は，ＮＵＲＥＧ-１４６５の炉心内のＦＰ量に対する原子炉格納容器内への放出割合を核種ごとの発熱量に乗じて算出する。
f. ＦＰの発熱量は，時間経過により低下するが，本評価では保守的に沈着後の時間経過による発熱量の低下は考慮しない。
よう素については事象進展により化学組成が変動することが考えられるが寄与割合の大きなセシウムについて密度の高いＣｓＩ（よう化セシウム）の密度を想定し，ＦＰ質NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

量の保守性を考慮し算出する。

上記条件による評価結果として，原子炉格納容器内壁面温度が雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）時の最大値である約 157 ℃となる時，ＦＰによる温度上昇は，約 18 ℃であり原子炉格納容器の貫通部表面温度は，約 175 ℃となり原子炉格納容器評価温度（200℃）を下回り原子炉格納容器評価温度に影響のないことを確認した。

別紙 3-2167

原子炉格納容器

貫通部リークパスへ
ＦＰが沈着

SA 時のＦＰは，原子炉格納 容器内の床及び壁に ほとんどが付着する が，飛散すると仮定

炉心内蓄積量のうち NUREG-1465の PCV 放出割合及びリークパスの体積を考慮した割合を核種ごとの発熱量に乗じて評価

ＦＰ

PCV
鋼材
1 mm 2
PCV 外

PCV 内

・リークパスの想定される箇所
機器搬入用ハッチ，
サプレッション・チェ
ンバアクセスハッチ，
所員用エアロック，配管貫通部等

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1mm

mm

ＦＰによる発熱
原子炉格納容器内面

PCV 内温度：約 161 ℃（PCV 壁面温度最大時の雰囲気温度）

PCV 外温度：約 157 ℃（PCV 壁面温度（有効性評価最大値）と同じ）

最高温度：約 175 ℃

ＦＰによる発熱
リークパス
解析結果（温度コンタ図）

第1図

ＦＰ沈着による温度上昇評価イメージ

別紙 3-3168

参考１○ＦＰ沈着による温度評価における保守性について・リークパスを 1 箇所と仮定。
原子炉格納容器のリークパスは，数箇所の可能性もあるが評価においては 1 箇所に集中してＦＰが捕集されたと仮定した。

・リークパスに捕集されるＦＰの量をリークパスにＦＰが満たされた状態を仮定。
ＦＰの捕集量については，原子炉格納容器信頼性実証事業放射性物質捕集特性試験（ＮＵＰＥＣ）の結果よりＦＰが配管に目詰まりする事象が確認されており，目詰まりはリー
クパス入口部で生じていることも確認されているが，捕集量に関しての知見は得られていNT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1ないことからリークパスにＦＰが満たされた状態を仮定した。

・リークパスに捕集されるＦＰの質量を発熱量の寄与割合が高いものの内，密度の高い核種として算出。
発熱の寄与割合が高い核種は，ＣｓＩ（よう化セシウム）であることから，ＦＰの密度
は，ＣｓＩの約 4.5 g/cm 3 を用いてＦＰの質量を求める。

・ＦＰの発熱量は，発熱量が最大である事故直後の熱量，原子炉格納容器内温度は最大となる時点の温度にて評価
ＦＰの発熱量は，時間の経過とともに低下するが，評価においてはＮＵＲＥＧ－１４６
５のＦＰの核種の放出割合をもとに，ＦＰの発熱量が最大となる事故直後（プラント停止直後）の発熱量より求められた約 6.59×10 3 kW とし，原子炉格納容器壁面温度は最高となる約 3 時間後の 157 ℃を使用し評価した。（3 時間後は，約 3.79×10 3 kW（事故直後の約 0.6 倍）。）別紙 3-4169

参考２○ＦＰ発熱の核種の寄与割合について

ＦＰの発熱の核種での寄与割合を第 1 表に整理する。
よう素の寄与割合が約 85.5 ％と高く，その他核種の発熱の寄与割合は約 14.5 ％であり
熱量への寄与割合は低い。

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

第1表

核種グループごとの熱量の寄与割合

核種グループ

熱量寄与割合よう素

約 85.5％

セシウム類

約 2.3％

アンチモン

約 1.5％

テルル

約 2.5％

ストロンチウム

約 4.2％

バリウム

約 2.5％

ルテニウム類

約 0.1％

セリウム類

約 0.4％

ランタン類

約 0.9％

合100％

計

別紙 3-5170

参考３○原子炉格納容器の漏えい試験結果をもとに算出した約 1 mm 2 のリークパスの算出方法について今回の評価における原子炉格納容器のリークパスは，「原子炉格納容器信頼性実証事業
放射性物質捕集特性試験（ＮＵＰＥＣ）」及び「流体力学 実教出版株式会社 第 21 版」を参考とした下記評価方法により算出した。

・

・

Ae＝

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

・

2・

1

Ae：漏えい等価面積

ここで， ：質量流量：1 次側圧力：2 次側圧力：比熱比：1 次側温度：ガス定数

上記式中の 1 次側及び 2 次側のパラメータは，それぞれ原子炉格納容器内外の値を使用。
原子炉格納容器内のパラメータは，原子炉格納容器漏えい試験の圧力，温度，原子炉格納容
器外の圧力は大気圧として評価。
質量流量（m）は原子炉格納容器内の密度×体積×漏えい率より算出。

別紙 3-6171

参考４○原子炉格納容器のリークパスに満たされた核種の割合について

今回の評価における原子炉格納容器のリークパスに満たされた核種は，ＮＵＲＥＧ-１４６５の炉心内のＦＰ量に対する原子炉格納容器内への放出割合を使用しリークパスにおける発熱量を評価する。

ＮＵＲＥＧ-１４６５の原子炉格納容器内放出割合

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

第2表

[出典]

NUREG-1465 「 Accident Source Terms for Light-Water Nuclear Power

Plants」

リークパスの体積は，リークパス面積 1 mm 2 と鋼板厚さ

mm より

cm 3 であるため，原子炉格納容器内に放出されたＦＰのうち支配的なＣｓＩ（よう化セシウム）の密度を想定し，リークパスに詰まるＦＰの量は約g となる。

また，この量は原子炉格納容器内に放出されたＦＰのうち約 1.65×10 -4 ％が詰まっている想定となる。この割合とＮＵＲＥＧ-１４６５の放出割合を基にリークパスでの発熱量を算出する。

別紙 3-7172

コリウムシールド及びペデスタル排水系の設計

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

別添 2

173

目

次

1.

ペデスタル（ドライウェル部）に係る設備対策の概要について

別添 2－1

2.

コリウムシールドの設計について

別添 2－5

3.

ペデスタル（ドライウェル部）水位管理に係る対策設備の設計について

別添 2－124.

ペデスタル（ドライウェル部）内の水位管理方法について

別添 2－235.

溶融炉心の排水流路内での凝固停止評価について

別添 2－32

6.

原子炉圧力容器破損時の溶融炉心の冠水評価について

別添 2－457.

コリウムシールドを考慮した溶融炉心・コンクリート相互作用による侵食量評価について
別添 2－488.

溶融炉心による熱影響評価について

別添 2－71

9.

ペデスタル排水系の排水機能評価について

別添 2－97
別添 2－112

11. コリウムシールドの選択的侵食について

別添 2－124

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0
R1

10. コリウムシールドの施工性について

174

1.

ペデス タル（ド ラ イウェル部 ）に係る 設 備対策の概 要につい て
東海第 二発電所 に おける，溶融燃 料－冷 却材相互作 用（ 以下「 ＦＣＩ」という。）及 び
溶融炉心・コン クリー ト相互作用（以 下「Ｍ ＣＣＩ」という。）の 影響抑制を考 慮したペデスタル（ドライウ ェ ル部）（以下 「ペデ スタ ル」という。）に係 る設 備対策の概 要を以下に示す。

東海第 二発電所 の ペデスタル の概要図 を 図 1-1 及び 図 1-2 に 示 す。
ペデス タル内の 底 面及び側面 には ，原子 炉圧力容器（以 下「Ｒ ＰＶ」と いう。）が破 損
し溶融炉心（以下「 デブ リ」という。）が落下 し た際のペデ スタル構 造健全性確保 のため，
Ｚ ｒ Ｏ ２ 製の コ リ ウ ム シ ー ル ド を 設 置 す る 。 コ リ ウ ム シ ー ル ド 内 は 格納 容 器 床 ド レ ン サンプとして用いるた め に，コリウ ムシール ド 表面にＳＵ Ｓ製のラ イナを敷設し 通常運転
中の水密性を確保す る とともに， その内側 に 格納容器機 器ドレン サンプを設置 する。

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0
R1

ドライ ウェルに て 生じる床ド レン及び 機 器ドレンと ，格納容 器 機器ドレン サンプを冷却するための原子炉 補 機冷却系の 冷却水は ， 図 1-1 及び 図 1-2 のようにペデス タル側壁の貫通孔を通る配管 に より各ドレ ンサンプ へ 導かれる。 これらの 配管には，事 故時にペデスタル内への流入 水 を制限する ため，ペ デ スタル側壁 の外側に 制限弁を設け る。
格納容 器床ドレ ン サンプ内に 流入した 水 は，1 m に 立ち上 げた 格納容器床 ドレンサン
プの導入管（スワン ネ ック）から 流出させ ， スリット及 び配管を 通じて原子炉 建屋原子炉棟床ドレンサンプ 設 備へ排水す る。また ， 格納容器機 器ドレン サンプにも導 入管を設け，事故発生後にペ デ スタル内の 水位が 1.2 m を超えた 場合には ，格納容器床 ドレンサ
ンプの導入管と併せ て 排水が可能 な設計と す る。それぞ れの導入 管の周囲には ，ペデス
タル内での落下物や 異 物による悪 影響を防 止 するための 導入管カ バーを設置す る。
それぞ れの排水 配 管の下流に は格納容 器 外側隔離弁 が設置さ れ ており，こ れらの弁は
事故発生時に自動閉 止 する。これ に対して ， 各排水配管 を分岐さ せベント管へ 接続する
ことで，事故発生後 に おいてペデ スタルか ら サプレッシ ョン・チ ェンバへ排水 する経路を設けるとともに， 排 水完了後に ペデスタ ル からの冷却 水の流出 を防止するた めの排水弁を設ける。さらに ， ＲＰＶが破 損しデブ リ がスリット 内へ流入 した際に，下 流側の配管内で圧力上昇が生 じ る可能性を 考慮し， 安 全弁を設け る。
ＲＰＶ が破損し デ ブリがペデ スタル内 に 落下した場 合には， 格 納容器下部 注水配管から注水を行うことで デ ブリを継続 的に冷却 す る。また， ＲＰＶ破 損（ペデスタ ル内へのデブリ落下）の検知 及 びペデスタ ル内水位 管 理のために ，ペデス タル内には温 度計及び水位計（格納容器下 部 水温及び格 納容器下 部 水位）を設 置する。
ペデス タルの側 壁 は鋼製スカ ートを介 し てＲＰＶを 支持して お り，ＲＰＶ 下部プレナ
ムの中心付近には原 子 炉冷却材浄 化系のボ ト ムドレン配 管が接続 されていると ともに，
ペデスタル内には制 御 棒駆動水圧 系配管が 敷 設されてい る。
また， ＭＣＣＩ に 係る設備の ＤＢ・Ｓ Ａ の区分につ いて図 1-3 に示す。
別添 2-1

175

別添 2-2

176

原子炉建屋原子炉棟
機器ドレンサンプ設備へ

機器ドレン用
流量計

格納容器外側隔離弁(※１)

ペデスタル排水系の排水弁(※３)

安全弁

機器ドレン流入配管・弁
床ドレン流入配管・弁(※２)

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

ベント管

格納容器下部
注水配管

ボトムドレン配管

原子炉圧力容器

床ドレン
排水配管

原子炉建屋原子炉棟
床ドレンサンプ設備へ

床ドレン用
流量計

格納容器外側隔離弁(※１)

ペデスタル排水系の排水弁(※３)

安全弁

ダイヤフラム・フロア

原子炉補機冷却系配管・弁(※２)（機器ドレンサンプ入口・出口）

サプレッション・チェンバ

制御棒駆動
水圧系配管

制御棒駆動機構
ハウジング

鋼製スカート（ＲＰＶ支持）ドライウェルペデスタル概要図（断面図）

サプレッション・プール

機器ドレン
排水配管

スリット

格納容器
床ドレンサンプ

導入管（スワンネック）

格納容器機器ドレンサンプ

コリウムシールド

図 1-1

再循環系配管NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

別添 2-3

177

（床）

スリット

スリット
出口配管
80A
床出口
配管 80A

床出口
配管 80A

スリット
出口配管
80A

（床）

スリット

Ｂ

導入管
(スワンネック)

180°

図 1-2

コリウムシールドＣＣ

ペデスタル概要図（平面図）

Ｂ

Ａ

90°

格納容器
床ドレンサンプＤ

床ドレン排水配管
機器ドレン排水配管※サプレッション・チェンバに設置する配管の経路

Ｂ：格納容器床ドレンサンプ流入配管
Ｄ：格納容器下部注水配管

0°

【凡例】
Ａ：格納容器機器ドレンサンプ流入配管
Ｃ：原子炉補機冷却系配管

格納容器機器
ドレンサンプ

270°

Ａ

導入管
(スワンネック)NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

別添 2-4

178

図 1-3

ＭＣＣＩ対策に係るＤＢ・ＳＡ設備範囲図（断面図）

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

2.
2.1

コリウ ムシール ド の設計につ いて
コリ ウムシー ル ド材料の選 定
コリ ウムシー ル ドの材料と しては， 模 擬溶融炉心 を用いた 種 々の試験結 果を基に，高融点でかつ化学的 安 定性に優れ ており， 溶 融炉心に対 して高い 耐性を有して いることが確認されたＺｒ Ｏ ２ を選 定した 。表 2-1 に，試験の 概要を示 す。

表 2-1

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0試験の種類
溶融Ｚｒによる耐熱材侵食試験

模擬溶融炉心による耐熱材
侵食試験

耐熱材への模擬溶融炉心落下試験

注記

コ リウムシ ー ルド材料の 選定に係 る 試験の概要 ＊ 1

概要
試験目的： 耐熱材の 各 候補材の耐 侵食性を 確 認。
模擬溶融炉 心として ， 侵食量が大 きくなる 100 mol％Ｚｒをる つぼ内 で2000 ℃～2200 ℃の 所 定温度に昇 温・溶融 し ，，，Ｚｒ
Ｏ ２ の 耐熱材 試験片を 上部から挿 入し 5 分間 保持した後 ，取り出 し て残存状態を確 認。
侵食量 は＞
＞ Ｚｒ Ｏ ２ と なり ，ＺｒＯ ２ ，，の 順に耐侵 食性に 優れている ことを確 認 （図 2-1）。
試験目的： ＺｒＯ ２ 耐 熱材の侵食 開始温度 と して設定している 2100 ℃＊2
ま での溶融 炉心温 度 範囲におけ る耐熱材 の 耐侵食性を 確認。
るつぼ内 に円柱 状に 加 工したＺ ｒＯ ２ 耐 熱材 と模擬溶 融炉心 粒子 （ ＵＯ
２ －Ｚ ｒＯ ２ －Ｚ ｒ：30 mol％－30 mol％－ 40 mol％）を 装荷し， 模 擬
溶融炉心を 2000 ℃ ～2100 ℃に昇 温・溶融し 10 分間保持 した後，る つぼを切断し 断面を確 認 。
ＺｒＯ ２ 耐 熱材の 厚さ は試験前 から変 化せ ず ，模擬溶 融炉心 によ る Ｚｒ
Ｏ ２ 耐 熱材の 有意な侵 食がないこ とを確認 （ 図 2-2）。
試験目的： 耐熱材に 溶 融炉心が接 触した際 の 短期的な相 互作用を 確 認。
Ｚ ｒ Ｏ ２ 耐 熱 材 を 内 張 り し た コ ン ク リ ー ト ト ラ ッ プ に， 2450 ℃ 以 上 に加熱した模 擬溶融炉 心 （ＵＯ ２ －Ｚ ｒＯ ２ －Ｚ ｒ：30 mol％－30 mol％
－40 mol％ ）を落下 さ せ，耐熱材 の侵食状 況 等を確認。
模擬溶融炉 心接触部 か ら最大 約 1 cm の範囲 でＺｒＯ ２ 耐 熱材が黒 色化
し，その周辺 部が白色 化している ことが確 認 されたもの の，顕著な 耐熱材の侵食及 び急激な 入 熱（熱衝撃）によ る耐 熱材の割れ が生じて い ない
ことを確認 （図 2-3） 。
黒色化した 部分につ い てＸ線回折 分析を行 っ た結果，耐熱材表 面の 組成に有意な変 化がない こ とを確認。

＊1：本試験は，中部電力(株)，東北電力 (株)，東京電力ホールデ ィングス(株)，北陸電力(株)，中国電力(株)，日本原子力発電(株)，電 源開発(株)，(一財)エネ ルギー総合工学研究所，(株)東芝 ，日立 GE ニュークリア・エナジー(株)が実施し た共同研
究の成果の一部である。
＊2：「7. コリウムシールドを考慮した溶 融炉心・コンクリート相互作用による侵食量
評価について」参照

別添 2-5179

溶 融Ｚｒに よ る耐熱材侵 食試験後 の 断面写真

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

図 2-1

図 2-2

模 擬溶融炉 心 による耐熱 材侵食試 験 後の断面写 真

図 2-3

耐 熱材への 模 擬溶融炉心 落下試験 後 の断面写真

別添 2-6180

2.2

コ リウムシ ール ド厚さ，高 さの設定
コリ ウムシー ル ドは，ＭＣ ＣＩの影 響 抑制の目的 で設置す る が，ペデス タル内の設

備配置上，設置高さ に 制限があり ，これを 考 慮した上で ，原子炉 圧力容器から 落下するデブリを全量保有 で き，かつ， ＭＣＣＩ の 影響も抑制 できるよ う，その厚さ を設定する必要がある。こ れ を踏まえ， コリウム シ ールドは， 高さ 1.88 m，厚さ 0.15 m とすることとした。以 下 にその考え 方を示す 。

(1)

コ リウムシ ー ルド高さの 設定
ペ デスタル 内 には人通用 開口部や 床 ドレン配管 等のドラ イ ウェルと通 じる経路があるため， デブリ堆 積 高さがこれ らの経路 に 到達した場 合，ペデス タル外へ流 出す
るおそれが ある。そ の ため，デブ リをペデ ス タル内に全 量保有する 観点から， デブ
リ堆積高さ はデブリ が ペデスタル 外に流出 す る可能性の ある経路よ りも低い位 置とする必要が ある。ペ デ スタル床高 さに対し て 最も低い位 置となる経 路は，ドラ イウ

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

ェルからペ デスタル 床 ドレンサン プへのド レ ン配管であ る（図 2-4）。当該配管 の下端は，ペデ スタル床 か ら約 1.88 m の位置に 存 在すること から，コリ ウムシール ド設
置高さの上 限として 1.88 m を設定 する。

(2)

コ リウムシ ー ルド厚さの 設定
ペ デスタル に おけるコン クリート 侵 食抑制及び コンクリ ー トへの熱影 響を抑制する観点から は，コリ ウ ムシールド は可能な 限 り厚さを確 保すること が望ましい 。ただし，コリ ウムシー ル ドの設置高 さには上 限 があるため ，厚さを増 加させると コリ
ウムシール ド内に保 有 可能なデブ リ量が減 少 する。した がって，あ る程度の保 守性を見込んだ デブリ体 積 を全量保有 できる上 限 の厚さとし て，0.15 m を設定する 。
以 下にコリ ウ ムシールド 厚さの計 算 方法を示す 。また， 計 算における デブリ体積等の条件の 考え方に つ いて，表 2-2 に示す 。
デブリの 堆 積高さ H debri は ，式(1)及び式(2)で 算定さ れる 。
H debri ＝ （ V m ×(1－Φ ent )＋V s ＋V m ×Φ ent ÷(1－P)）÷S fz（2.1）

S fz ＝(L PD ／2－D CS ) 2 ×π

（2.2）

V m ：溶 融物体積[36 m 3 ]V s ：ペ デスタル内 構造物体 積[4 m 3 ]Φ ent ： 粒子化割合[0.173]
P： ポロ シティ[0.5]S fz ：コ リウムシー ルドの設 置 を考慮した 床面積[m 3 ]L PD :ペ デスタル床 直径[6.172 m]
D CS ：コ リウムシー ルド厚さ [m]コリウム シ ールドの高 さは，デ ブ リ堆積高さ と床に設 置 するコリウ ムシールド
別添 2-7181

の厚さを加 えた値と な るため，式(1)にお い て H debri を(1.88－D CS )m として計算しNT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0
R1

た結果，D CS ＝ 約 0.15 m となる。

図 2-4

デ ブリがペ デ スタル外へ 流出する 可 能性のある 経路

表 2-2

コ リウムシ ー ルド厚さの 計算に係 る 条件設定の 考え方

項

目

溶融物体積（36 m 3 ）ペデスタル内構造物体積（4 m 3 ）粒子化割合（0.173）
ポロシティ（0.5）

2.3

条件設定根拠ＭＡＡＰ計算結果に基づき設定（ＲＰＶ内の溶融炉心全量がペデスタルへ落下）
既設及び新設のペデスタル内構造物全量を積算し，さらに余裕を考慮した体積を 設定
ペ デ ス タ ル 水 深 ， デ ブ リ ジ ェ ッ ト 径 等 に 基 づ き ， RicouSpalding 相関式により 計算し設定
各種の粒子状デブリに係る試験結果や，単純立方格子のポロシティ（0.48）を包 絡する値を設定

コリ ウムシー ル ドを考慮し た侵食量 評 価
格納 容器破損 防 止対策の有 効性評価 に おいては， コリウム シ ールドを考 慮したデブ
リによる侵食量評価 を ，ＭＡＡＰ コードを 用 いた解析に より実施 している。ま た，デブリから冷却水への 熱 流束，コリ ウムシー ル ドの物性値 及び侵食 量に係る不確 かさを踏まえた感度解析を 実 施し，コリ ウムシー ル ド及びペデ スタルコ ンクリートに 侵食が生じないことを確認 し ている。な お，評価 に 用いる解析 コードの 検証及び妥当 性確認等の概要ついては，「Ⅴ -5-13

計算 機プロ グラ ム（解析コ ード）の概 要・ＭＡＡ Ｐ」に示す。
ベー スケース 及 び感度ケー スの解析 条 件を表 2-3 に，解析 結 果を表 2-4 に示す。また，各解析ケースの 条 件設定の考 え方等の 詳 細について，「7.

コリウムシール ドを考慮した溶融炉心・コ ン クリート相 互作用に よ る侵食量評 価につい て」に示す。
別添 2-8182

表 2-3
項目

ベースケース

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

対象シーケンス
溶融炉心から水プールへの
限界熱流束
ペデスタル
初期水位
ペデスタル
注水
コリウムシールド
厚さ
コリウムシールド
熱伝導率
コリウムシールド
比熱
コリウムシールド
侵食開始温度
ＲＰＶ破損時の溶融炉心温度

注記

侵 食量評価 に おける解析 条件
感度ケース①

過渡事象時に損傷炉
心冷却に失敗し，原子炉圧力容器が破損するシーケンス

感度ケース②

大破断ＬＯＣＡ時に損傷 炉心冷却に失敗し，原子炉圧力容器が破損す るシーケンス

800 kW/m 2（圧力依存性あり）

800 kW/m 2（一定 ＊ ）

800 kW/m 2（圧力依存性あり）

1 m
ＲＰＶ破損 7 分後から 80 m 3 /h
15 cm

11 cm

2100 ℃
ＭＡＡＰ解析結果に基づ く＊： 侵食の不 均 一性等の影 響を考慮 し て設定

表 2-4
項

目

コリウムシールド侵食量（壁面及び床面）
コンクリート侵食量（壁面及び床面）

侵 食量評価 に おける解析 結果
ベースケース

感度ケース①

感度ケース②

侵食なし

侵食なし

侵食なし

侵食なし

侵食なし

侵食なし

デブ リによる 熱 影響評価

2.4

ＲＰ Ｖが破損 し デブリがペ デスタル へ 落下した場 合，デブ リ からの熱影 響によってペデスタルの鉄筋や コ ンクリート の強度が 低 下すること が考えら れる。これに 対して，
コリウムシールド等 の 対策を考慮 した上で ， ペデスタル に要求さ れるＲＰＶ支 持機能
及びデブリ保持機能 が 損なわれな いことを 確 認している 。
評価 方法及び 評 価結果を以 下に示す 。ま た，評価条 件の考え 方等 の詳細につ いては，
「8.

(1)

溶融炉心によ る 熱影響評価 について 」 に示す。

評 価方法

・荷重 条件構造 強度の評 価 に当たり， ＲＰＶ支 持 機能の評価 ではＲＰ Ｖ ，遮へい壁 等の自重を考慮する。また，デ ブ リ保持機能 の評価で は ，デブリ， コリウム シールド，床 スラブ
別添 2-9183

躯体等の自重を考慮 す る。
・評価 部位及び 項 目
ａ． 側壁（Ｒ Ｐ Ｖ支持機能 ）ＲＰＶ等 の 自重により ，側壁コ ン クリートに は圧縮軸 力 が作用し， 側壁基部コンクリート には面外 方 向のせん断 力が作用 す る。このた め，高温 に よるコンクリ
ート圧縮強 度の低下 を 考慮した等 価壁厚を 評 価し，ＲＰ Ｖ等の自 重 による圧縮軸
力及び面外 せん断に 対 して必要な 壁厚と比 較 する。
ｂ． 床スラブ （ デブリ保持 機能）
デブリ等 の 自重により ，床スラ ブ のコンクリ ートには 面 外せん断力 が作用し，鉄筋には曲 げ応力が 作 用する。こ のため， 高 温によるコ ンクリー ト の圧縮強度の低下を考慮 した等価 板 厚を評価し ，デブリ 等 の自重によ るせん断 力 に対して必要な板厚と比 較する。 ま た，高温に よる鉄筋 の 強度低下を 考慮した 等 価鉄筋量を評

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R1R0

価し，デブ リ等の自 重 による曲げ 応力に対 し て必要な鉄 筋量と比 較 する。
・温度 条件デブ リからの 伝 熱によるペ デスタル の 側壁及び床 スラブの 温 度は，ＭＡ ＡＰコード
による解析結果に基 づ き，解析コ ードＡＢ Ａ ＱＵＳによ る熱伝導 解析にて評価 する。
なお，評価に用いる 解 析コードの 検証及び 妥 当性確認等 の概要つ い ては，「Ⅴ-5-5

計算機プログラム（解 析 コード）の 概要・Ａ Ｂ ＡＱＵＳ」 に示す。
・判断 基準炉心 損傷防止 に 失敗し，重 大事故時 を 想定する防 護レベル に おいて，格 納容器の健全性維持に必要な安 全 機能が維持 されるこ と を確認する 観点より ，判断基準は 終局限界状態に至らないこ と とする。具 体的には ， 側壁コンク リートの 必要壁厚，床 スラブ
コンクリートの必要 板 厚，床スラ ブの必要 鉄 筋量の算定 において ，終局強度又 は短期
許容応力度を適用す る 。

(2)

評 価結果
各 評価項目 に 対する判断 基準及び 評 価結果を， 表 2-5 に 示 す。

別添 2-10184

表 2-5
目

判断基準

評価結果

判定

側壁コンクリート
圧縮軸力

必要壁厚
133 mm

熱影響を考慮した等価壁 厚
約 1229 mm○

側壁基部コンクリート
面外せん断力必要壁厚
192 mm

熱影響を考慮した等価壁 厚
約 1276 mm○

床スラブコンクリート
面外せん断力

必要板厚mm

熱影響を考慮した等価板 厚
約 629 mm○

床スラブ鉄筋
曲げ応力

必要鉄筋量
mm 2

熱影響を考慮した等価鉄 筋量
約
mm 2

○

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

項

デ ブリによ る 熱影響評価 結果

別添 2-11185

3.

ペデス タル（ド ラ イウェル部 ）水位管 理 に係る対策 設備の設 計 について

3.1

ペデ スタル水 位 管理に係る 対策設備 の 機能
ペデ スタル水 位 管理に用い る設備に つ いて，それ ぞれの機 能 を以下に示 す。また，各設備を用いた水位 管 理方法の詳 細につい て は，「4.

ペ デスタ ル（ドライウェ ル部）

内の水位管理方法に つ いて」に示 す。なお ， 各設備の配 置関係に ついては，図 1-1 及び図 1-2 に示したと お りである。

(1)

格 納容器 床ド レン制限弁 ，格納容 器 機器ドレン 制限弁及 び 原子炉補器 冷却水制限
弁
ド ライウェ ル からペデス タル内の 格 納容器床ド レンサン プ 及び格納容 器機器ドレ
ンサンプへ 流入する 配 管に対して ，ペデス タ ル外側に制 限弁を設置 する。
事 故時にお い てペデスタ ル内水位 を 制御するた め，ドラ イ ウェル圧力 高信号及び原子炉水位 異常低下 （ レベル１） 信号が同 時 に発信した 場合に自動 閉止し，ペ デス

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

タル内への 流入水を 遮 断する設計 とする。

(2)

格 納容器床 ド レンサンプ 導入管及 び 格納容器機 器ドレン サ ンプ導入管
格 納容器床 ド レンサンプ からの排 水 配管の入口 に，格納 容 器床ドレン サンプ底部から 1 m 高 さのス ワン ネック形状 の導入管 を 設置する。 これにより ，通常運転 中からペデスタ ル内水位 は 約 1 m で維 持され ると ともに，事 故発生後に ペデスタル 内への流入水が 生じた場 合 ，ＲＰＶ破 損までに ペ デスタル内 水位が 1 m となるまで 排水可能な設計 とする（「9.

ペデスタ ル排水系 の 排水機能評 価につい て 」参照）。

ま た，格納 容 器機器ドレ ンサンプ に ついても， 格納容器 床 ドレンサン プ底部から1.2 m 高さ ＊ の スワンネ ック形状の 導入管を 設 置する。これ により，事故発生後 の流入水により ペデスタ ル 内水位が 1.2 m 以 上と なった場合 には，格納 容器床ドレ ンサ
ンプ導入管 と併せて ペ デスタルか らの排水 が 可能となり ，排水機能 の信頼性が 向上する。
注記＊： 通常運転 中 に格納容器 床ドレン と 機器ドレン が混合す る ことを防止 するため，格納容器床 ドレンサ ン プ導入管に 対して高 低 差をもった 設計とす る 。
各 ドレンサ ン プ導入管は ，排水性 の 確保及び意 図した水 位 で排水を停 止させるため，スワン ネック形 状 の頂部付近 に空気抜 き 孔を有する 設計とする （図 3-1）。

別添 2-12186

空気抜き孔スワンネック部流路
0.07m（ 口 径 ： 80A）

水 位 1m

流れ方向

図 3-1

(3)

ド レンサン プ 導入管の構 造

ド レンサン プ 導入管カバ ー
ペ デスタル 内 での落下物 により， 格 納容器床／ 機器ドレ ン サンプ導入 管が損傷すること，ま た，異物 の 流入により 排水流路 が 閉塞するこ とを防止す るため，各 ドレ

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

ンサンプ導 入管の周 囲 にカバーを 設置する 。
カ バーは， 排 水流路のス リット部 の 短辺mm よりも 小さ い開口径を 多数有する板を用い， これを開 口 が重ならな いよう二 重 に配置する ことで，線 状の異物に ついても流入を 防止する 設 計とする（ 図 3-2）。

異物混入防止穴
mm 以 下）※ 異 物 の 流 入 方 向（ 直 線 的）に穴が重ならない設計とする。
mm 以
隙間

mm 以 下ステンレス製
板厚はmm 以 上 で 2 重 構 造 にすることで照明・ケーブル等の異物落下にも耐える構造とする。
コ リウ ムシ ール ド図 3-2(4)

ド レンサン プ 導入管カバ ーの構造

ド レンサン プ 排水流路ス リット部
Ｒ ＰＶ破損 時 にペデスタ ルに落下 し たデブリが ，各ドレ ン サンプの排 水流路を通じてサプレ ッション ・ チェンバへ 移行する こ とを防止す るため，ペ デスタル床 スラ
ブのコンク リート内 に 高さmm×幅mm のスリット 形状の流路 を設置する （図別添 2-13187

3-3）。
ス リット部 は 厚さcm のステ ンレ スで製作し ，流入し た デブリの冷 却及び凝固停止を促進 する設計 と する。横方 向スリッ ト 部には，通 常運転中の 排水性を確 保する観点から 勾配を設 け るが，ＲＰ Ｖ破損後 の スリット内 でのデブリ の凝固停止 距離を短くする 観点から ， その勾配をット部の長 さは約に制 限した設計 とする。ま た，横方向 スリ

m とすること で，流入 し たデブリが スリット長 さの範囲内 で凝固停止する ことを確 認 している。 デブリの 凝 固停止評価 の詳細につ いては，「5. 溶
融炉心の排 水流路内 で の凝固停止 評価につ い て」に示す 。

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

縦方向スリット
流路mm，
ステンレス製

水の流れ
横方向スリット
流路mm，
ステンレス製図 3-3(5)

排 水流路の ス リット部の 構造

ペ デスタル 排 水配管及び 排水弁
通 常運転中 ， ペデスタル へ流入し た 格納容器床 ドレン及 び 機器ドレン は，各ドレンサンプの 導入管か ら 排水され， 下流の配 管 及び格納容 器外側隔離 弁を通じて 原子
炉建屋原子 炉棟のド レ ンサンプへ 導かれる 。
事 故発生時 に は，格納容 器隔離信 号 により格納 容器外側 隔 離弁は自動 閉止されるため，各ド レンサン プ の排水配管 を分岐さ せ ベント管に 接続するこ とで，事故 発生後のペデス タルから の 排水を可能 とする。
排 水配管を 接 続するベン ト管は， 真 空破壊装置 作動時の ベ ント管内の 上昇流がペデスタルか らの排水 に 影響するこ とがない よ う，真空破 壊装置が設 置されてい ないものを選定 する（図 3-4）。
ベ ント管接 続 部にはペデ スタル排 水 弁を設置し ，通常運 転 中から開状 態としておく。事故発 生後，Ｒ Ｐ Ｖ破損前の ペデスタ ル 注水により 一旦水位を 上昇させる が，
その後排水 により格 納 容器下部水 位（ペデ ス タル床面高 さ＋1.05 m 検知用）が 水位を検知しな くなった 時 点から約 6 分後 ＊ に， 自動で閉止 する設計と する。

注記＊ ：ペデス タ ル水位が 1.05 m か ら 1 m まで低下 する時 間（ モックアッ プ試験より得られた スリット 部 圧損係数を 踏まえ評 価 した時間
別添 2-14188

以 下を考慮 し ，床ドレン 排水配管 の ベント管へ の接続高 さ をペデスタ ル床のコン
クリート表 面より約m 下の位 置に設置 す る設計とす る。

・ 床ドレン 排 水配管のベ ント管へ の 接続高さは ，サンプ へ の流入水の 排水流量を確保する観 点からは 低 い方が望ま しいが， ス リット内部 でのデブ リ 凝固の確実性向上の観 点からは ， スリット内 に水を保 有 させるため スリット よ り高くする必要がある 。このた め ，床ドレン 排水配管 の ベント管へ の接続高 さ は，床ドレン排水配管 の下端位 置 がスリット 高さ方向 の 流路（mm）の上 端の 位置になるように設置 する設計 と する。
・ スリット の 設置高さを 低くする 場 合，スリッ ト内でデ ブ リが凝固し た際に，床スラブ鉄筋 コンクリ ー トの温度上 昇による 強 度低下が懸 念される 。 そこで，コ
リウムシー ルドなし の 条件におい て温度に よ る強度低下 を考慮し て も床スラブの健全性が 確保され る スリット高 さ（ペデ ス タル床のコ ンクリー ト 表面から約NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0m 下） にスリッ ト を設置する 。

格 納 容 器 機 器 ド レ ン 排 水 配 管 (80A)（原子炉建屋原子炉棟機器ドレンサンプ設備へ）
格 納 容 器 床 ド レ ン 排 水 配 管 (80A)（原子炉建屋原子炉棟床ドレンサンプ設備へ）
ベント管
ベント管
ベント管
ベント管

格納容器床ドレンの排水経路となるもの（真空破壊装置なし 1 か所）
格 納 容 器 機 器 ド レ ン の 排 水 経 路 と な る も の （ 真 空 破 壊 装 置 なし 1 か 所 ）真 空 破 壊 装 置 付 き （ 11 か 所 ）真 空 破 壊 装 置 な し （ 95 か 所 ）図 3-4

ペ デスタル 排 水配管及び 排水弁の 配 置

別添 2-15189

3.2

ペデスタ ル内に 設置する計 器につい て

ペデス タル内の 水 位管理のた めに設置 す る計器につ いて，概 要 及び設置位 置を表 3-1
及び図 3-5 に示す。
各計器 の検出部 の 仕様等を表 3-2 に， 測 定原理を図 3-6 及び 図 3-7 にそれ ぞれ示す。
また，各計器の構造 図 及び設置概 略図を 図 3-8 に示す。 ペデスタ ル内に設置す る各計器の検出部及びケーブ ル（MI ケーブ ル）は 耐熱 性の高い無 機物で構 成し，ペデス タル外に取り出したケーブル（MI ケーブル ）をペネ トレ ーションボ ックス内に てペネトレ ーショ
ンのケーブルと直ジ ョ イントで接 続する。
これら の計器は ， 重大事故等 時の環境 条 件下におい て耐性を 有 する設計と する。ペデ
スタル内の SA 環境 条 件としては ，格納容 器 破損防止対 策の有効 性評価におい て示している各解析結果の最 高 値は約 212 ℃－約 1 秒 間，0.465 MPa[gage]で あり，これ を包絡するペデスタル内環 境 条件 200 ℃ （ピー ク温 度 215 ℃－ 1 分間），0.62 MPa[gage]を設

R1
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0定している。また，ペデ スタル内は ＲＰＶ破 損 後のデブリ の落下に 配慮した設計 とする。
・各計 器の MI ケー ブルは，図 3-9 に示 す とおり，チ ャンネル 毎 に別ルート で敷設し，デブリの落 下に伴う ペ デスタル内 構造物等 の 落下物を考 慮した場合 においても ，複数のチャン ネルが同 時 に損傷し， 機能喪失 す ることがな い設計とす る。
・ＲＰ Ｖからデ ブ リが大量に 落下した 場 合は，デブ リはペデ ス タル内の構 造物に付着せずに，ペ デスタル 下 部のプール に落下す る と考えられ る。仮に， ＲＰＶから 少量のデブリが 落下した 場 合に僅かな デブリが 構 造物に付着 したとして も，プール から発生する蒸 気や構造 物 との伝熱に よって冷 却 されるため ，輻射熱に よる各計器 への影響は小さ いと考え ら れる。ただ し，各計 器の 検出部及び MI ケーブル に対して金属製の保護カ バーを設 置 （デブリ検 知用水温 計 検出部を除 く）するこ とで，ＲＰ Ｖ破
損後のペデ スタル内 計 器の健全性 に配慮し た 設計とする 。
なお， ペデスタ ル 内の検出器 ・MI ケ ーブ ル，保護カ バーは無 機 物で構成さ れており，
放射線による影響は な い。

別添 2-16190

表 3-1

ペ デスタル 内 計器の概要

設置高さ ＊

設置数

計器種別

各高さに 5 個

測温抵抗体式
温度計

各高さに 2 個

電極式
水位計

0 m

格納容器下部
水温

0.2 m
0.5 m
0.95 m

格納容器下部
水位

1.05 m2.25 m2.75 mR1
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

注記＊：ペデ ス タル底面（ コリウム シ ールド上表 面）から の 高さ

格納容器下部水位（ 2.75m）
格納容器下部水位（ 2.25m）
1.1m 格 納 容 器 下 部 雰 囲 気 温 度
1.05m 格 納 容 器 下 部 水 位
0.95m 格 納 容 器 下 部 水 位
0.5m 格 納 容 器 下 部 水 位
0.2m 格 納 容 器 下 部 水 温
0m 格 納 容 器 下 部 水 温

格納容器下部水位（ 2.75m）
貫 通 孔 （ 内 径 約 15cm）
格納容器下部水位（ 2.25m）

図 3-5

ペ デスタル 内 の計器設置 図
別添 2-17191

表 3-2
計器種別

検 出部の仕 様 等

測定レンジ

測定誤差

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

電極式
水位計

－
(レベル
スイッチ)

±10mm

注記

耐環境性
温度：短期 230 ℃，
長期 200 ℃
圧力：620 kPa[gage]
放射線：－ ＊
温度：短期 230 ℃，
長期 200 ℃
圧力：620 kPa[gage]
放射線：－ ＊＊：検出 部 は無機物で 構成して お り，放射線 による影 響 はない

検知
回路

R1
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0検知
回路

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

導通

電極

気中：電極間抵抗大

図 3-6

水中：電極間抵抗小

電 極式水位 計 の動作原理

別添 2-18

192

抵抗値

測定
回路

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

R1
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

導線
（Ｎｉ）

抵抗素子
（Ｐｔ）

高温のデブリが接触する と，温度指示値は急上昇
しオーバースケールとな る。
絶縁材
また，以下の過程の中で 導線間の絶縁性が失われ（ＭｇＯ） 短絡又は導通すると，抵 抗値が低下し温度指示値
がダウンスケールとなる 。
・シース管の溶融，水及 びデブリの浸入
・水との反応による絶縁 材の膨張，剥離・デブリとの反応に伴う 絶縁材の溶融，蒸発
シース管（インコネル）
測温抵抗体構成材料の融 点
材質
融点
インコネル
1370℃～
シース管(NCF600)
1425℃
導線
Ｎｉ
1455℃
抵抗素子
Ｐｔ
1768℃
絶縁材
ＭｇＯ ＊
約 2800℃
注記

図 3-7＊：デブリ中のＺｒ等により還元されると，融点約 650℃ ， 沸 点 約 1100℃ の Ｍ ｇ と な り ， 溶 融
又は蒸発する。

測 温抵抗体 式 温度計の動 作原理

別添 2-19193

R1
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

格納容器下 部水位（ 電 極式）構造 図

格納容器下 部水位の 設 置概略図

格納容器下 部水温（ 測 温抵抗体式 ）構造図

格納容器下 部水温の 設 置概略図

図 3-8

格 納容器下 部 水位及び格 納容器下 部 水温の構造 図及び設置 概略図

別添 2-20194

ペデスタル
側壁貫通孔

保護カバー
R1
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

水温計
検出部

図は格納容 器下部水 温 （0m）の場 合のイメ ー ジ
カバー（平板）SUS304 t1.2

パンチングトレイMIケーブル

止め金具

保護カバー 概略図
図 3-9

注記

ペ デスタル 内 検出器及び ケーブル （MI ケーブル ）設置概 略 図 ＊＊：格 納 容器下部水 位につい て も同様の構 造

別添 2-21195

ペデス タル内の 水 位管理のた めに設置 す る計器につ いて，設 置 概念を図 3-10 に示 す。
図 3-10 のとお り ，コリウム シールド よ り上部のペ デスタル 側 壁コンクリ ートからコ
リウムシールド内に サ ポートを下 ろし，こ の サポートに 溶接され た固定金具に より計器を固定する。これに よ り，コリウ ムシール ド に貫通部を 設けるこ となく，ペデ スタル内に計器を設置するこ と とする。
また， 計器のサ ポ ートは必要 な耐震性 を 確保し，ペ デスタル 構 造に悪影響 を及ぼさない設計とする。

ペデスタル躯体NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0
R1

サポート

計器

固定金具
コリウム
シールド

図 3-10

ペ デスタル 内 計器の設置 概念図

別添 2-22196

4.

ペデスタル（ドライウェル部）内の水位管理方法について
東海第二発電所における，ＦＣＩ及びＭＣＣＩの影響抑制を考慮したペデスタル内の水位管理方法の内容を以下に示す。

(1)

原子炉起動前及び通常運転時
原子炉起動前において，通常運転時のペデスタル格納容器床ドレンサンプの排水性を確保するため，消火系，補給水系又は純水系を使用して必要によりペデス
タ ル 内へ の 事 前 水 張 り を 行 い ， ペ デ ス タ ル 内 水 位 を 約 1 m（ 約 27 m 3 ） に し ， 通 常
運 転 時の ペ デ ス タ ル へ の 流 入 水 の 計 測 を 可 能 と す る 。
通常運転時におけるペデスタル内へ流入する発生源が明らかな漏えい水として格納容器内のドライウェル内ガス冷却装置から発生する凝縮水等があり，これらが床ドレン水（ドライウェルエアークーラードレン含む。）として格納容器内のR1NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

床 ド レン 配 管 か ら ペ デ ス タ ル 内 へ 流 入（ 2004 年 4 月 30 日 ～ 2011 年 3 月 11 日 の 通
常 運 転時 に お け る 実 測 値

多 量 時：約 6.8 L/h，少 量 時：約 0.2 L/h）す る 。な お ，

通 常 運転 時 に 発 生 す る 格 納 容 器 内 床 ド レ ン 水 の 放 射 能 濃 度 は 約 3.7 Bq/mL で あ る 。
ペデスタル内へ流入した床ドレン水は，ペデスタル内水位が約 1 m の状態で流入し，導入管から原子炉建屋原子炉棟格納容器床ドレンサンプ設備へ排水されるため，その排水状況を格納容器床ドレン流量により確認することで，ペデスタル
内 水 位が 約 1 m に 維 持 さ れ て い る こ と を 確 認 で き る 。 ま た ， ペ デ ス タ ル 内 水 位 が
約 1 m に維持されていることを格納容器下部水位にて確認することもできる。
原子炉冷却材圧力バウンダリからの原子炉冷却材の漏えいが発生した場合において，導入管から原子炉建屋原子炉棟格納容器床ドレンサンプ設備に排水される過程で，格納容器床ドレン流量により原子炉冷却材圧力バウンダリからの原子炉
冷 却 材の 漏 え い 水 を 検 出 す る こ と が 可 能 で あ る（ 図 4-1）。格 納容 器 床 ド レ ン サ ン
プ 改 造に 伴 う 漏 え い 水 の 検 知 性 へ の 影 響 に つ い て は 添 付 4-1 に 示 す 。
ペデスタル格納容器機器ドレンサンプには，再循環系ポンプグランド部からの排水，機器からのリーク水及び機器点検時のドレン水が流入する。流入したドレ
ン水は，機器ドレンサンプ内を通る原子炉補機冷却系配管により冷却され，原子炉建屋原子炉棟格納容器機器ドレンサンプ設備に排水される。その過程で，格納容器機器ドレン流量により排水量を計測することで，漏えい水を検出することが可 能 であ る （ 図 4-2） 。

別添 2-23197

ダ イ ヤ フ ラ ム・フ ロ ア か ら の 流 入（ 位 置 を 特 定 で き な い 漏 え い 水 及 び 凝 縮 水 ）位置を特定できない漏えい水（原子炉下部の制御棒駆動装置，配管等）
ペデスタル流入水の制限弁（開）
ペデスタル流入水の制限弁（開）
ドライウェル内ガス冷却装置
格納容器
導入管（水位維持用）

80A

凝縮水

1m

80A

格納容器外側隔離弁

排水配管
80A

スリット（勾配）80A

サプレッション・チェンバNT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

コリウムシールド
ライナー付

図 4-1

床ドレン用
流量計
原子炉建屋原子炉棟
床ドレンサンプ設備へ

格 納 容 器 床 ド レ ン サ ン プ の 通 常 運 転 時 流 入 水 及 び 排水 経 路 図

再循環系ポンプ

機器からの流入水
原子炉補機冷却系

機器ドレンサンプ

導入管
1m
80A
格納容器外側隔離弁

機器ドレン用
流量計

80A

ベント管

排水配管

スリット（勾配口径：）

原子炉建屋原子炉棟
機器ドレンサンプ設備へ

図 4-2

格 納 容 器 機 器 ド レ ン サ ン プ の 通 常 運 転 時 流 入 水 及 び 排 水 経路 図 （ 1／ 2）

別添 2-24198

0°

格 納 容 器 下 部 注 水 配 管 (100A)②③
床 ド レ ン 流 入 配 管 (80A)

270°
90°

①

床 ド レ ン 流 入 配 管 (80A)

機器ドレン排水配管（原子炉建屋原子炉棟機器ドレンサンプ設備へ）

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

180°

NO.

流入元

運 転 中の 状 態①

再 循 環 系 ポ ン プ (A)グ ラ ン ド 部 排 水 ， 機 器 か ら の リ
ー ク 水 ( ＊ 1) ， 機 器 点 検 時 の ド レ ン 水 ( ＊ 2) ， 再 循 環 系
ポ ン プ (A)点 検 時 の ド レ ン (＊ 2) (50A)

常時排水あり②

再 循 環 系 ポ ン プ (B)グ ラ ン ド 部 排 水 ， 機 器 か ら の リ
ー ク 水 ( ＊ 1) ， 機 器 点 検 時 の ド レ ン 水 ( ＊ 2) ， 再 循 環 系
ポ ン プ (B)点 検 時 の ド レ ン (50A) (＊ 2)

常時排水あり③

原 子 炉 補 機 冷 却 系 配 管 (50A)

注記

常時通水

＊ 1：弁 グ ラ ン ド 部 か ら の リ ー ク 水 （ 運 転 中 ）＊ 2：通 常 閉 の 弁 を 開 に し 排 水 （ 定 検 時 の み ）

図 4-2

(2)

格 納 容 器 機 器 ド レ ン サ ン プ の 通 常 運 転 時 流 入 水 及 び 排 水 経路 図 （ 2／ 2）

事故発生からＲＰＶ破損まで
ドライウェル圧力高信号及び原子炉水位異常低下（レベル１）信号により，ペデスタル内へ流入する配管（床ドレン配管，機器ドレン配管及び原子炉補機冷却系配管）に対してペデスタル外側に設置した制限弁を自動閉止し，ペデスタルへの 流 入水 を 制 限 す る（ 図 4-3）。制 限 弁 を 閉 に す る こ と に よ り ，格 納 容 器 ス プ レ イ
水等のペデスタルへ流入する可能性のある水は，ベント管を介してサプレッショ
ン ・ チェ ン バ へ 排 水 さ れ る （ 図 4-4） 。
制限弁閉止前の流入水等により水位が 1 m を超えた場合には，ベント管に接続された床ドレン排水配管及び床ドレン排水弁を経由してサプレッション・チェン
バ へ 排水 さ れ ，Ｒ Ｐ Ｖ 破 損 ま で に ペ デ ス タ ル 内 水 位 は 1 m ま で 低 下 す る（ 図 4-5）。
事 故 が 発 生 し 炉 心 が 損 傷 し た 場 合 ，格 納 容 器 下 部 水 位（ ペ デ ス タ ル 床 面 ＋ 1.05 m）
が水位を検知するまで格納容器下部注水配管から注水を実施し，その後排水する
こ と によ り ， Ｒ Ｐ Ｖ 破 損 時 に 確 実 に 水 位 1 m を 確 保 す る 運 用 と す る 。 こ れ に 要 する 時 間は 30 分 程 度 （ 注 水 開 始 操 作 に 要 す る 時 間 （ 17 分 ） ， 水 位 10 cm 分 の 注 水 に

別添 2-25199

要 す る時 間 （ 3 分 ） ， 注 水 停 止 操 作 に 要 す る 時 間 （ 4 分 ） 及 び 5 cm 分 の 排 水 に 要
す る 時間（ 6 分 ）に 余 裕 を 加 味 し た 時 間 ）と 想 定 さ れ ，炉 心 損 傷 後 の ペ デ ス タ ル 注
水 開 始か ら Ｒ Ｐ Ｖ 破 損 ま で の 約 1.8 時 間（ 事 象 進 展 の 早 い 大 破 断 Ｌ Ｏ Ｃ Ａ 時 の 例 ）の 間 に余 裕 を も っ て 実 施 可 能 で あ る 。
また，格納容器機器ドレンサンプについても格納容器床ドレンサンプと同様に導入管，ベント管への排水配管及び排水弁を設置することで，ペデスタル内水位が 1.2 m 以 上 と な っ た 場 合 に は ， 格 納 容 器 機 器 ド レ ン サ ン プ 排 水 配 管 か ら も サ ン
プ レ ッシ ョ ン ・ チ ェ ン バ へ 排 水 が 可 能 な 設 計 と す る （ 図 4-6） 。
ベント管に接続する床ドレン排水弁及び機器ドレン排水弁はＲＰＶ破損前に閉とし，ＲＰＶ破損後のペデスタル水のサプレッション・チェンバへの流出を防止する。

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R00°
機 器 ド レ ン 水 の 制 限 弁 (閉 )床 ド レ ン 水 の 制 限 弁 (閉 )格納容器下部注水配管
原 子 炉 補 機 冷 却 水 の 制 限 弁 (閉 )270°

床 ド レ ン 水 の 制 限 弁 (閉 )90°

機 器 ド レ ン 水 の 制 限 弁 (閉 )

180°

図 4-3

ペデスタル内への流入水の制限

ダ イ ヤ フ ラ ム・フ ロ ア

ベント管
ペデスタル床

図 4-4

ベ ン ト 管 を 通 じ た サ プ レ ッ シ ョ ン チ ェ ン バ へ の排 水
別添 2-26200

原子炉圧力容器
格納容器スプレイ水

機器ドレン水の制 限 弁 (閉 )ボトムドレン配管
床ドレン水の制限弁（閉）

格納容器下部
注水配管

ダイヤフラム・フロア
スプレイ水
床 ド レ ン 排 水 弁 (開 → 閉 )
ベント管

1m

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

格 納 容 器 外 側 隔 離 弁 (閉 )m

流量計
原子炉建屋原子炉棟
床ドレンサンプ設備へ
ペ デ ス タ ル に 流 入 し た 水 は ベ ン ト 管（ 真 空 破 壊 装 置 が 設 置 さ れ て い な い も の ）を 介 し て サ プ レ ッ
シ ョ ン ・ チ ェ ン バ へ 排 水 さ れ る 。ベ ン ト 管 は ，格 納 容 器 ス プ レ イ 水 等 の 流 入 も 考 え ら れ る が ，ベ ン
ト 管 は 個 数 が 108 本 あ り ， 約 0.6m の 直 径 を 有 し て い る こ と か ら ， ベ ン ト 管 の 単 位 面 積 当 た り に 流
れ る 格 納 容 器 ス プ レ イ 水 等 の 流 量 は 僅 か で あ り ，ペ デ ス タ ル へ の 流 入 水 の 排 水 性 に 影 響 は な い と 考えられる。
サ プ レ ッ シ ョ ン・チ ェ ン バ か ら の 格 納 容 器 ベ ン ト 用 の 配 管 下 端 は ，ペ デ ス タ ル 床 の コ ン ク リ ー ト
表面より
m 下であり，排水配管のベント管への接続高さよりも高い位置に設置されている。
た だ し ，格 納 容 器 ベ ン ト 中 の サ プ レ ッ シ ョ ン ・プ ー ル 水 の 最 高 水 位 は ，ペ デ ス タ ル 床 の コ ン ク リ ー
ト 表 面 よ り 約 0.62m 下 で あ り ，床 ド レ ン 排 水 配 管 の ベ ン ト 管 へ の 接 続 高 さ よ り も 低 い 位 置 と な る た
め ， 格 納 容 器 ベ ン ト 中 で も 床 ド レ ン 排 水 配 管 が 水 没 す る こ と は な い 。 （ 図 4-7）
【 参 考 】 最 も 高 い 位 置 の 真 空 破 壊 装 置 は ペ デ ス タ ル 床 の コ ン ク リ ー ト 表 面 よ り 約 0.47m 下 で あ り ，
床 ド レ ン 排 水 配 管 の ベ ン ト 管 へ の 接 続 高 さ よ り も 高 い 位 置 で あ る が ，そ の 他 の 真 空 破 壊 装
置 は ペ デ ス タ ル 床 の コ ン ク リ ー ト 表 面 よ り 約 1.36m 下 で あ り ，床 ド レ ン 排 水 配 管 の ベ ン ト
管 へ の 接 続 高 さ よ り も 低 い 位 置 に 設 置 さ れ て い る 。 （ 図 4-7）

図 4-5

床ドレン排水経路及びベント管を介した排水別添 2-27201

原子炉補機冷却水の制 限 弁 (閉 )機器ドレン水の制 限 弁 (閉 )ダイヤフラム・フロア

再循環系ポンプ

機器ドレン水の制 限 弁 (閉 )機器ドレン排水弁(開 → 閉 )床ドレン水の制限弁（閉）

m

格 納 容 器 外 側 隔 離 弁 (閉 )

流量計

ベント管

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

原子炉建屋原子炉棟
機器ドレンサンプ設備へ

図 4-6

機器ドレン排水経路及びベント管を介した排水③ 約 0.62m①

m② 約 0.47m④

m①：ペデスタル床コンクリート表面から，横方向スリット上端及び排水配管のベント管への接続高さ②：ペデスタル床コンクリート表面から，最も高い位置の真空破壊装置設置高さ③：ペデスタル床コンクリート表面から，格納容器ベント中のサプレッション・プールの最高水位④：ペデスタル床コンクリート表面から，サプレッション・チェンバ側の格納容器ベントライン下端

図 4-7

スリット，排水配管等の位置関係

別添 2-28202

(3)ＲＰＶ破損後Ｒ Ｐ Ｖ 破 損 及 び デ ブ リ 落 下 後 ， ペ デ ス タ ル 内 に て 0.2 m 以 上 の デ ブ リ 堆 積 を 検
知 後 に，80 m 3 /h で ペ デ ス タ ル 満 水 相 当 ま で 水 位 を 上 昇 さ せ る（ 図 4-8）と と も に ，
その後は満水近傍にて水位を維持する。この際，ペデスタル内での貯水はペデス
タ ル 躯体 に て 行 う 。

0°
機器ドレン水の制限弁

格納容器下部注水配 管 (100A)

原子炉補機冷却水の制限弁
原子炉補機冷却水の制限弁

270°
床ドレン水の制限弁

床ドレン水の制限弁

90°
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

機器ドレン水の制限弁

180°
図 4-8

格納容器下部注水系によるペデスタルへの注水

別添 2-29203

添 付 4-1
ペデスタル格納容器床ドレンサンプ改造に伴う位置を特定できない漏えい水の検知性について

改造前のペデスタル格納容器床ドレンサンプは，ペデスタル床下に設置されており，
水深約の深さ及び水面の表面積がの サ ン プ で あ る （ 図 1） 。 改 造 後 は ， ペ デス タ ル 格 納 容 器 床 ド レ ン サ ン プ の 水 深 は 1 m， か つ ， 表 面 積 は 約 27 m 2 で あ り ， 漏 え い 水によるペデスタル格納容器床ドレンサンプの水位は上昇しにくい構造となる。しかし，通常運転中はドライウェル冷却装置のクーラー部より凝縮水が発生するため，常時ペデスタル格納容器床ドレンサンプには少量の流入水があり，水位は満水の 1 m を常時維持する＊。
したがって，ペデスタルへの流入水は常時全量が原子炉建屋原子炉棟格納容器床ドレンサンプ設備へ排水され，その流量はペデスタル格納容器床ドレンサンプ改造前と同様
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0に格納容器床ドレンサンプ流量計により確認できる設計とする。これにより，位置を特定できない漏えい水はペデスタル格納容器床ドレンサンプ改造前と同様に検知することが可能である。
注記＊：改造後のペデスタル格納容器床ドレンサンプは表面積が増えること等により
蒸 発 量 が 増 加 す る こ と が 考 え ら れ る が ， そ の 分 ， ド ラ イ ウ ェル 冷 却 装 置 の ク
ー ラ ー 部 で の 除 湿 量 も 増 え 凝 縮 水 と し て サ ン プ に 戻 る た め ，サ ン プ 推 移 高 さは 約 1 m に 維 持 可 能 で あ る （ 図 2） 。

別添 2-30204

ドライウェル
冷却装置

凝縮水

床ドレンサンプ

格納容器外側隔離弁

m

流量計
原子炉建屋原子炉棟
床ドレンサンプ設備へ

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R1
R0

図1

格納容器床ドレンサンプ概要図（改造前）（改造前）
格納容器内の湿度（露点温度）を一定に保つ設計としているため，ベント管を通じたＳ／Ｐ
からの蒸発量（Ｇ１）と，サンプ（床ドレン，
機器ドレン）からの蒸発量（Ｇ２）が，ドライ
ウ ェ ル 冷 却 装 置 の 除 湿 コ イ ル で の 除 湿 量（ Ｇ ３ ）とバランスする。

ドライウェル内
ガス冷 却 装 置

RPV
（既 設 ）
格納容器
床 ドレ ンサンプ（改造後）
改造前と比べて，サンプ（床ドレン，機器ド
レ ン ）か ら の 蒸 発 量（ Ｇ ２ '）が 増 加 す る こ と になるが，ドライウェル冷却装置の除湿コイルでの 除 湿 量（ Ｇ ３ '）も 増 加 し ，蒸 発 量（ Ｇ １ ＋ Ｇ
２ '） と 除 湿 量 （ Ｇ ３ '） は バ ラ ン ス す る 。

（新 設 ）
格納容器
床 ドレ ンサンプ

RPV

HVH
G3

HVH
G3’

（既 設 ）
格納容器
機 器 ドレ ンサンプ

G1
G2

（新 設 ）
格納容器
機 器 ドレ ンサンプ

G1
G2’

PCV 外 へ排出

PCV 外 へ排出( O v er F l ow)

設 計 ベース
湿 分 バランス G1＋G2＝G3

図2

ドライウェル内
ガス冷 却 装 置

格 納 容 器 床 ドレ ンサンプ改 造 時
湿 分 バランス G1＋G2'＝G3 '＊サンプからの水 分 蒸 発 量 G2'が増 加

格納容器床ドレンサンプの水位維持イメージ

別添 2-31205

5.

溶融炉心の排水流路内での凝固停止評価について
東海第二発電所では，ＲＰＶ破損時にペデスタルに落下した溶融炉心が，ペデスタ
ルに設置された格納容器ドレンサンプの排水流路を通じてサプレッション・チェンバへ 移 行 す る こ と を 防 止 す る た め ， 排 水 流 路 の 形 状 を 変 更 す る こ と とし て い る 。
ＲＰＶ破損時には，ペデスタル内の水により格納容器ドレンサンプの排水流路は水で満たされていることから，溶融炉心が排水流路に流入する際には，流路内から水や水蒸気の対向流が生じる。また，溶融炉心が格納容器ドレンサンプの排水口に到達す
るまでの温度低下及び粘性増加を考慮すると，現実的には溶融炉心の排水流路への流入はごく限定的と考えられる。
しかしながら，溶融炉心の落下時及び落下後の挙動は不確かさがあることから，溶融炉心の排水流路への流入を想定した場合でも溶融炉心が横スリット内で凝固停止しサプレッション・チェンバ側へ移行しないことを，ＭＡＡＰ計算結果を基に評価し，NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

スリット状排水流路の有効性を確認した。

5.1

格納容器ドレンサンプ排水流路の形状変更を考慮した凝固停止評価モデル
図 5-1 に ， 格 納 容 器 ド レ ン サ ン プ 排 水 流 路 の 形 状 変 更 を 考 慮 し た 凝 固 停 止 評 価 モ
デルの概要図を示す。
各ドレンサンプからの排水流路は，ペデスタル床面に堆積する溶融炉心による熱影響を抑制するコンクリート深さまで通じる縦方向の流路（縦スリット）と，流入した溶融炉心を凝固させる横方向の流路（横スリット）を介し，既設の格納容器ド
レンサンプ排水配管へ接続する構成とする。
ま た ，縦 ス リ ッ ト 及 び 横 ス リ ッ ト は 薄 い 中 空 平 板 型（ 幅mm〔内 径 〕，厚 さmm〔 内 径 〕） の 形 状 と し ， 周 囲 を Ｓ Ｕ Ｓ 材 と す る こ と で ， 流 入 し た 溶 融 炉 心 の 冷 却 及 び
凝固停止を促進させる設計とする。

別添 2-32206

別添 2-33

207mm

図 5- 1

Ｂ－Ｂ断面

mm
縦スリット
厚さ
mm

Ｂ

Ｂ

ＳＵＳ材

横スリット
厚さ
mm，長さ

Ａ－Ａ断面

m

m，勾配

ＳＵＳ材
厚さ
mm

格納容器床ドレンサンプ

mm

Ａ

鉄筋
コンクリート層m

コンクリート層
m

コリウム
シールド

注：機器ドレン流路も同様の形状

mm

格納容器ドレンサンプ排水流路の形状変更を考慮した凝固停止評価モデル

mm

Ａ

mm

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

5.2

既往の試験結果に基づく評価
配管等の流路内における溶融炉心の流動・凝固挙動に係る試験として，米国ＥＰ
ＲＩ及びＦＡＩにより実施された炉心溶融時のＲＰＶ下部プレナム貫通部の挙動に［１］
係る試験がある。
こ の 試 験 で は ，Ｒ Ｐ Ｖ 下 部 プ レ ナ ム 及 び ド レ ン配 管（ 内 径 5 cm）を模擬した試験体に模擬コリウムとしてＡｌ２Ｏ３を流入させ，その流動挙動を確認
し て い る 。 図 5-2 に 試 験 装 置 の 概 要 図 を 示 す 。
試 験 の 結 果 ，配 管 内 で の Ａ ｌ ２ Ｏ ３ の 流 動 距 離 は 最 大 で も 79 cm 程度 と な っ て お り ，
配 管 の 破 断 は 生 じ て い な い 。ま た ，配 管 内 で の 水 平 方 向 の 流 速 は 最大 で も 約 0.2 m/sと推定されており，流路形状に基づきベルヌーイ則により計算される流速よりも1/10 か ら 1/100 小 さ い 結 果 と な っ て い る 。 こ れ は ， 模 擬 ド レ ン 配管 内 に お け る 水 の存 在 に よ り ， 模 擬 コ リ ウ ム の 流 動 が 著 し く 抑 制 さ れ た た め と 推 定 され て い る 。
表 5-1 に ， Ｅ Ｐ Ｒ Ｉ 試 験 条 件 と 東 二 の 排 水 流 路 に お け る 条 件 の 比 較 を 示 す 。
ＥＰＲＩ試験では，模擬コリウムとしてＡｌ２Ｏ３を用いており，その体積当たり
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0の 溶 融 潜熱 は 約 4.41×10 9 J/m 3 と 計 算 さ れ る 。 こ れ に 対 し て ， 東 海 第 二 発 電 所 の 溶
融炉心の場合，溶融潜熱に加えて液相線温度から固相線温度までの顕熱を考慮しても，体積当たりの凝固までの放出熱量はJ/m 3 と 計 算さ れ ， Ａ ｌ ２ Ｏ ３ と同等であることが分かる。
また，東海第二の溶融炉心の熱伝導率はＡｌ２Ｏ３に比べて大きいことに加え，格納容器ドレンサンプの排水流路はスリット形状とし周囲にＳＵＳ材を配置することから，実機条件の方が溶融炉心の冷却が進みやすいと考えられる。
一方，東海第二の溶融炉心はＡｌ２Ｏ３に比べて動粘度が小さいことや堆積ヘッド
が大きくなっていることから，ＥＰＲＩ試験条件に対して流路内での流入速度が速くなることが考えられる。しかし，流速が大きくなると，溶融炉心とＳＵＳ材間の対流熱伝達率が大きくなり溶融炉心の冷却率が大きくなることから，流動距離は流速の増加に対して単純に線形には増加しない。
以上より，ＥＰＲＩ試験条件と実機条件の差を勘案しても，総合的な流動距離への影響は同程度であることから，東海第二のスリット条件でもＥＰＲＩ試験結果の
流 動 距 離（ 約 79 cm） を 大 き く 上 回 る こ と は 考 え に く く ， 溶 融 炉 心 は 横 ス リ ッ ト 長 さ（m） の 範 囲 内 で 凝 固 停 止 す る も の と 考 え ら れ る 。

別添 2-34208

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

溶融アルミナ

最 大 流 動 距 離 ： 約 79cm

図 5-2

ＥＰＲＩ／ＦＡＩによる試験装置

別添 2-35209

溶融物条件流路条件

別添 2-36210

1300

比 熱 （ J/kgK ）0.003

粘 性 係 数 （ P a･s ）(Ｓ Ｕ Ｓ 材 被 覆 )

スリット状

0.004

＊2

溶融炉心

実機条件

流動距離への影響の比較

面積が大きく，冷却が進みやすい。

スリット形状では流路壁面との接触（ ヘ ッ ド は 1/2 乗 で 流 速 に 寄 与 ）なる傾向。

東二条件の方が溶融物の流速が速く

溶融炉心の方が，冷却が進みやすい。

心は液相線温度から固相線温度までの顕熱と溶融潜熱を考慮）（ Ａ ｌ ２ Ｏ ３ は 溶 融 潜 熱 の み ，溶 融 炉

凝固までに必要な除熱量は同程度。

＊ 1： Ｍ Ａ Ａ Ｐ 解 析 （ Ｔ Ｑ Ｕ Ｖ シ ー ケ ン ス ） に お け る Ｒ Ｐ Ｖ 破 損 時 の 値＊ 2： Ｍ Ａ Ｔ Ｐ Ｒ Ｏ に お け る Ｕ Ｏ ２ の 値 ［ ２ ］

5cm

流路内径

注記

配管

0.3

流路構造

ま で の ヘ ッ ド （ m）

全量堆積時の水平流路

7.9×10 - 7

7.5

動 粘 性 係 数 （ m 2 /s）

6

約 4.41× 10 9

熱 伝 導 率 （ W /mK ）の 放 出 熱 量 （ J/m 3 ）

体積当たりの凝固まで

1.16×103800

密 度 （ kg/m 3 ）溶 融 潜 熱 （ J /kg ）

2047

Ａｌ２Ｏ３

試験条件

東海第二

ＥＰＲＩ試験条件と東海第二実機条件の比較

［１］

ＥＰＲＩ

融点（℃）

溶融物

項目

表 5- 1NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R05.3

溶融金属の凝固モデルによる評価

5.3.1

溶融金属の流路内での凝固挙動
図 5-3 に ， 流 路 内 に お け る 溶 融 金 属 の 凝 固 挙 動 の 概 念 図 を 示 す 。
純 金 属 や 共 晶 温 度 の 合 金 で は ， 図 5-3(a)の よ う に 流 路 の 入 口 付 近 か ら 固 化 ク
ラストが成長し流路が閉塞することで，流動が停止する。
一 方 ， 液 相 線 温 度 と 固 相 線 温 度 に 差 が あ る 合 金 で は ， 図 5-3(b)の よ う に 溶 融物の先端から温度低下とともに固相率が増加し，流動限界固相率を超えたときに 流 動 を 停 止 す る 。 こ れ は ， 図 5-4 に 示 す よ う に ， 固 相 率 の 増 加 と と も に 粘 性が増加するためである。
溶 融 炉 心 に つ い て は ，液 相 線 温 度℃に対して固相線温度が℃（ＭＡＡＰ計算結果）と差があることから，合金の凝固挙動を示すものと考えられ

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0る。

液相入口付近から凝固が開始

固相率が徐々に増加

流路が閉塞し，流動停止

流動限界固相率に到達し，流動停止(a) 純金属

図 5-3(b) 合金流路内での溶融金属の凝固挙動の概念図

別添 2-37211

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

図 5-4

5.3.2

溶融合金における固相率と見かけの粘性の関係［３］評価方法
溶 融 合 金 の 流 路 内 で の 流 動 距 離 を 評 価 す る モ デ ル と し て ，Fleming の モ デ ル［ ４ ］
があり，このモデルを用いて溶融炉心の横スリット内での流動距離の評価を行った。その内容を以下に示す。
なお，本凝固評価モデルは流路内に水が存在しないドライ状態を前提として
い る こ と か ら ， 実 機 条 件 に 対 し て 十 分 保 守 的 な 評 価 と な る と考 え ら れ る 。

(1)

Flemings モ デ ル の 評 価 式
Flemings モ デ ル は (5.1)式 の よ う に 表 さ れ ，流 路 を 流 れ る 溶 融 物 が 保 有 す る エ
ネルギと周囲の構造材への除熱速度を基に，溶融物が凝固するまでに必要なエ
ネ ル ギ が 除 去 さ れ る ま で の 流 動 距 離 を 評 価 す る モ デ ル と な って い る 。

1（ 5.1）

ここで，（ 5.2）
であり，各パラメータの内容は以下のとおりである。
： 流 動 距 離 （ m）， ： 流 路 断 面 積 （ m 2 ），： 溶 融 炉 心 密 度 （ kg/m 3 ）， ： 溶 融 炉 心 流 速 （ m/s），： 流 動 限 界 固 相 率 （ -），： 溶 融 炉 心 溶 融 潜 熱 （ J/kg），： 溶 融 炉 心 比 熱 （ J/kgK），： 初 期 温 度 と 凝 固 温 度 の 差（ K），： 熱 伝 達 率 （ W/m 2 K）， ： 流 路 周 長 （ m），： 溶 融 炉 心 温度 （ K），

別添 2-38212

： 構 造 材 温 度 （ K），： 構 造 材 熱 拡 散 率 （ m 2 /s），

： チ ョ ー キ ン グ レ ン ジ ＊ （ m），
注記： 構 造 材 熱 伝 導 率 （ W/mK）＊：溶融物先端でどの程度の長さが流動限界固相率を超えると流動が停止するかを定義する定数(2)熱伝達係数の計算
溶融炉心とスリット構造材間の熱伝達係数 は，溶融炉心の熱伝導率 ，水力
等価直径

及 び Sleicher Rouse の 式［ ５ ］よ り 求 ま る ヌ セ ル ト 数 Nu を 用 い て ，下式により算出する。

Nu（ 5.3）

Sleicher-Rouse の 式

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

Nu

5
10

0.015Re Pr
Re

0.88

10 , 0.1

10（ 5.4）.

0.5exp0.6Pr

添 字 は そ れ ぞ れ ， m： 混 合 平 均 温 度 ， f： 膜 温 度 ， w： 壁 温 に お け る 物 性 値 を 表
す 。 た だ し 本 評 価 で は ， 物 性 値 は 温 度 に よ ら ず 一 定 と 仮 定 して い る 。

(3)

溶融炉心の温度低下の考慮(5.1)式 か ら 直 接 的 に 流 動 距 離 を 計 算 す る と ，流 路 内 を 進 行 す る 間 の 溶 融 炉 心の温度低下が考慮されず，溶融炉心から構造材への熱伝達速度が過大評価され
る こ と に よ り ， 流 動 距 離 が 短 く 評 価 さ れ る こ と が 考 え ら れ る。
今 回 の 評 価 で は ， Flemings の 評 価 式 を 基 に ， 流 動 に 伴 う 溶 融 炉 心 の 温 度 低 下を考慮した上で，溶融炉心先端が流動停止する固相率に至るまでの除熱時間を算 出 し ，溶 融 炉 心 の 流 速 と の 積 に よ り 流 動 距 離 を 計 算 し た 。評 価 の 概 要 を 図 5-5に示す。

別添 2-39213

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R1
R0

図 5-5

5.3.3

溶融炉心流動距離の評価イメージ図

評価条件
横 ス リ ッ ト 内 で の 溶 融 炉 心 凝 固 評 価 に 用 い た 条 件 を 表 5-2 に 示 す 。
溶融炉心の物性については，ＭＡＡＰ計算結果におけるＲＰＶ破損時の溶融
炉心物性値を用いる。なお，流動距離が長くなるよう溶融炉心の保有エネルギ
を 大 き く 設 定 す る 観 点 か ら ， Ｔ Ｑ Ｕ Ｖ シ ー ケ ン ス の 値 を 設 定す る 。
溶融炉心の流速については，溶融炉心全量に加えペデスタル内構造物等がペデスタル内に堆積した場合の堆積高さ
差

m の合計

m と ， 横 ス リッ ト 下 端 ま で の 高 低

m を ヘ ッ ド と し て 考 慮 し た 場 合 ， 溶 融炉 心 の 流 速 は

m/s と な る 。こ れ に 対 し ，ス リ ッ ト 内 の 冷 却 水 の 存 在 に よ る溶 融 炉 心 の 流 速 の 低
下 と し て ， Ｅ Ｐ Ｒ Ｉ 試 験 の 知 見 （ 1/10 か ら 1/100） 及 び 実 機 溶 融 炉 心 と Ｅ Ｐ Ｒ
Ｉ 試 験 の 溶 融 ア ル ミ ナ の 動 粘 度 の 差 （ 約 1.6 倍 ） を 考 慮 し ， 保 守 的 に 1/2 を 考
慮した

m/s を 設 定 す る （ 図 5-6）。

流動限界固相率及びチョーキングレンジについては，既往の溶融炉心拡がり
試 験 に お い て は 固 相 率 が 0.4～ 0.6 程 度 で 粘 性 が 急 激 に 増 加す る と い っ た 知 見［ ６ ］
別添 2-40214

があるが，チョーキングレンジには明確な知見がないことから，溶融炉心先端が 完 全 に 凝 固 す る ま で 流 動 が 続 く も の と 仮 定 し ，流 動 限 界 固相 率 を 1.0，チ ョ ーキングレンジを 0 m と設定する。

m

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R1R0m

デブリの堆積高さとスリット下端までの高低差をヘッドとしてベルヌーイ則を適用すると，
流速v

2gh

水の存在による流速の低下を保守的に 1/2 として考慮すると，流速は

図 5-6m/s となる。

溶融炉心の流速の想定

別添 2-41215

別添 2-42216

溶融炉心流動条件

初期温度条件

構造材物性

溶融炉心物性流 路 幅 （ cm ）形状

チ ョ ー キ ン グ レ ン ジ （ m）

流 動 限 界 固 相 率 （ -）溶 融 炉 心 流 速 （ m /s）

構造材初期温度（℃）

0

1.0

167

511

比 熱 （ J/kgK ）

溶融炉心初期温度（℃）

16.5

7890

密 度 （ kg/m 3 ）熱 伝 導 率 （ W /mK ）

0.004

条件

備考

℃：Ｍ Ａ Ａ

定し設定

溶融炉心先端が完全に凝固するまで流動が続くと仮却水の存在を考慮し，保守的に設定

溶融炉心等の堆積量，スリット形状，スリット内冷

保守的に限界圧力での飽和水温度を設定

Ｐ計算結果）に対し，保守的に液相線温度を設定

Ｒ Ｐ Ｖ 破 損 時 の 溶 融 炉 心 平 均 温 度（

（ 400K に お け る Ｓ Ｕ Ｓ 304 の 値 ）伝熱工学資料

ＭＡＴＰＲＯにおける溶融ＵＯ２の値［２］を使用

流動距離が長くなるよう溶融炉心の保有エネルギを大きく設定する観点から，ＴＱＵＶシーケンスの値

ＭＡＡＰ計算結果（ＲＰＶ破損時の値）

設計値

評価条件

粘 性 係 数 （ P a･s ）溶 融 潜 熱 （ J /kg ）比 熱 （ J/kgK ）熱 伝 導 率 （ W /mK ）密 度 （ kg/m 3 ）固相線温度（℃）

液相線温度（℃）

流 路 高 さ （ c m）

横スリット流路

項目

表 5-2

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R1
R0

5.3.4

評価結果
5.3.3 に 示 し た 条 件 に 基 づ く 評 価 の 結 果 ，溶 融 炉 心 の 流 動 距 離 は 約 1.0 m と な
り ，横 ス リ ッ ト の 長 さ（凝固に要する時間はm）の 範 囲 内 で 凝 固 停 止 す る こ と を 確 認 し た 。ま た ，s 程度であり，この間の溶融炉心の崩壊熱による影響は無視し得る。
な お ， 表 5-2 の 評 価 条 件 に お い て ， 溶 融 炉 心 の レ イ ノ ル ズ 数 及 び プ ラ ン ト ル
数 は そ れ ぞ れ Re≒ 1.3×10 5 及 び Pr≒ 0.14 で あ り ，(5.4)式 の Sleicher Rouse の式の適用範囲内である。

5.3.5

評価における保守性について
本評価は，以下のような点で保守性を有すると考えられる。
・本評価は流路内がドライな状態を前提としているが，実際にはスリット内は水で満たされた状態であり，溶融炉心から水への除熱等により流動距離

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0はより短くなると考えられる。
・流 動 距 離 の 計 算 に お い て ，溶 融 炉 心 の 流 速 は 流 動 停 止 ま で 一 定 と し て お り ，
縦スリット及び横スリット内での圧損や粘性増加に伴う速度低下を考慮していない。
・横スリットへ流入する溶融炉心の初期温度は，ＲＰＶ破損時の溶融炉心平均温度（℃）に対し保守的に液相線温度（℃）を設定しているが，溶融炉心がペデスタル床面を拡がる間や縦スリットを通過する間の除熱を考慮すると，実際にはより温度は低下し，またそれに伴い溶融炉心の粘性は増加すると考えられる。
・ 流 動 限 界 固 相 率 は 1.0 を 設 定 し て い る が ， 既 往 の 溶 融 炉 心 拡 が り 試 験 に お
い て は ， 固 相 率 が 0.4～ 0.6 程 度 で 粘 性 が 急 激 に 増 加 す る と い っ た 知 見 ［ ６ ］
がある。

5.3.6

評価条件の不確かさによる影響について
表 5-2 の 評 価 条 件 に お い て ， 溶 融 炉 心 の 物 性 値 条 件 に つ い て は Ｍ Ａ Ａ Ｐ 計 算
結果における溶融炉心の組成平均値を用いている。
これに対して，スリットに流入する溶融炉心の物性は不確かさを有すると考えられることから，評価条件の不確かさとしてＭＡＡＰ計算結果のうち溶融炉
心内の金属相及び酸化物相の物性値を参照し，評価結果への影響を検討する。
な お ， 表 5-2 の 評 価 条 件 に お い て ， 構 造 材 物 性 値 は 不 確 か さ が 小 さ い と 考 え られること，構造材初期温度及び溶融炉心流動条件は十分な保守性を見込み設定
し て い る こ と か ら ， 評 価 結 果 に 対 す る 不 確 か さ の 影 響 は 小 さい と 考 え ら れ る 。
表 5-3 に ， Ｍ Ａ Ａ Ｐ 計 算 結 果 に お け る 溶 融 炉 心 の 組 成 平 均 ， 金 属 相 及 び 酸 化
別添 2-43217

物相のそれぞれの物性値を示す。各物性値から計算される溶融炉心が凝固するまでの体積当たりの放出熱量を比較すると，組成平均の物性値を用いた場合が最 も 大 き く ， 溶 融 炉 心 の 凝 固 ま で の 流 動 距 離 が 最 も 長 く な るこ と が 分 か る 。
したがって，溶融炉心の物性値の不確かさを考慮した場合でも，溶融炉心は
横スリットの長さ（m） の 範 囲 内 で 凝 固 停 止 す る と 考 えら れ る 。

表 5-3
項目

溶融炉心の物性値の比較

組成平均

金属相

酸化物相

液相線温度（℃）

ＭＡＡＰ計

固相線温度（℃）
溶融
炉心
物性

備考

算結果

密 度 （ kg／ m 3 ）（ＲＰＶ破比 熱 （ J/kgK）

損時の値）

溶 融 潜 熱 （ J/kg）
体積当たりの凝固までの放出熱量

計算値

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

3

（ J/m ）

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

Properties

forLight-Water-Reactor

Accident

A Library ofAnalysis,

NUREG/CR-6150, Vol.4 Rev.2, 2001
[3] 渋 谷 他 ，固 相・液 相 共 存 下 に お け る 鉄 お よ び 非 鉄 合 金 の み か けの 粘 性 の 測 定 結 果 ，
鉄 と 鋼， 第 66 年 ， 第 10 号 ， 1980
[4] M.C.Fleming et al., An Experimental and Quantitative Evaluation of the Fluidityof Aluminium Alloys” , AFC Transactions, vol.69, 1961
[5] 日 本 機 械 学 会 ， 伝 熱 工 学 資 料 第 ４ 版 ， 1986
[6] M.T. Farmer, Melt Spreading Code Assessment, Modifications, and Applications
to the EPR Core Catcher Design, ANL-09/10, 2009

別添 2-44

218

6.
6.1

原子炉圧力容器破損時の溶融炉心の冠水評価について
はじめに
ＲＰＶ破損により落下したデブリは，事前に水張りされていたペデスタルの水中に 落 下 し，冠 水 す る 。そ の 後 ，Ｒ Ｐ Ｖ 破 損 か ら 7 分 後 に 格 納 容 器 下部 注 水 系（ 常 設 ）に よ る ペ デ ス タ ル 注 水 を 実 施 す る こ と と し て い る が ，7 分 の 間 に 水 が 蒸 発 す る こ と から，デブリの冠水状態の評価を実施する。
また，ポロシティが冠水状態に与える影響についても評価した。

6.2

評価対象事故シーケンス
ＲＰＶ破損する有効性評価の評価事故シーケンスとして，過渡事象時に注水機能が喪失する事象（以下「過渡事象」という。）を選定している。ここでは，有効性
評 価 の ベ ー ス ケ ー ス と な る 過 渡 事 象 に つ い て ， デ ブ リ の 冠 水 状 態 の評 価 を 実 施 す る 。
また，起因事象をＬＯＣＡとした場合には事象進展が異なることから，ＲＰＶ破NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

損時間が早くなる大破断ＬＯＣＡ時に注水機能が喪失する事象（以下「ＬＯＣＡ事
象 」 と い う 。 ） に つ い て も ， 同 様 に デ ブ リ の 冠 水 状 態 の 評 価 を 実 施す る 。

6.3

デブリ冠水評価
デ ブ リ の 堆 積 形 状 を 図 6-1 に 示 す 。ポ ロ シ テ ィ を 考 慮 し た デ ブ リ 堆 積 高 さ H debri は式 (6.1)で評 価 す る 。
H debri ＝ （ V m ×(1－ Φ ent )＋ V s ＋ V m ×Φ ent ÷(1－ P)） ÷S fz（ 6.1）

V m ： 溶 融 物 体 積 [約 36 m 3 ]V s ： ペ デ ス タ ル 内 構 造 物 体 積 [約 4 m 3 ]Φ ent ： 粒 子 化 割 合 [0.173]
P：ポ ロ シ テ ィ [0.5] 既 往 実 験 の 知 見 か ら 保 守 的 に 設 定
S fz ： コ リ ウ ム シ ー ル ド の 設 置 を 考 慮 し た 床 面 積 [約 27.08 m 2 ]また，粒子化したデブリの間隙に冷却水が浸入するため，デブリの冠水維持評価の 観 点 か ら 粒 子 化 し た デ ブ リ の 範 囲 を 除 い た 水 プ ー ル 水 深 H pool-ent に つ い て 式 (6.2)
で評価する。ここで，デブリ堆積範囲より上の領域にはコリウムシールドが敷設されていないものとする。
H pool-ent ＝ （ H pool － （ V m ×Φ ent ÷(1－ P)×P÷S fz )） ×（ S fz ／ S f ）（ 6.2）

H pool ： 水 プ ー ル 初 期 水 深 [1 m]S f ： コ リ ウ ム シ ー ル ド が 設 置 さ れ て い な い 範 囲 の 断 面 積 [約 29.92 m 2 ]式 (6.1)か ら デ ブ リ 堆 積 高 さ H debri は 約 1.71 m と な る 。 ま た ， 式 (6.2)か ら 粒 子 化
し た デ ブ リ の 範 囲 を 除 い た 水 プ ー ル 水 深 H pool-ent は 約 0.69 m と なる 。
別添 2-45219

解析コードＭＡＡＰを用いた有効性評価の結果（デブリから水プールへの限界熱流 束 を 800 kW/m 2 （ 圧 力 依 存 性 あ り ） と 設 定 ） か ら ， Ｒ Ｐ Ｖ 破 損 によ る デ ブ リ 落 下 から ペ デ ス タ ル 注 水 開 始 ま で の 7 分 間 に お け る ペ デ ス タ ル 水 位 低 下量 は ， 過 渡 事 象 の場 合 は 約 0.34 m， Ｌ Ｏ Ｃ Ａ 事 象 の 場 合 は 約 0.44 m で あ り ， デ ブ リ の 冠 水 は 維 持 さ れる 。 な お， Ｒ Ｐ Ｖ 破 損 時 点 か ら デ ブ リ 露 出 ま で の 時 間 は ， 過 渡 事 象の 場 合 で 約 21 分
間 ， Ｌ Ｏ Ｃ Ａ 事 象 の 場 合 で 約 15 分 間 で あ る こ と か ら ， ペ デ ス タ ル注 水 の 開 始 が 遅 れた場合でも一定時間冠水維持することが可能である。

6.4

ポロシティが冠水評価に与える影響
水位低下量評価にポロシティの効果を考慮していないことから，その影響を評価した。
粒子状デブリベッドのドライアウト熱流束に関する相関式であるＬｉｐｉｎｓｋ
ｉ－０Ｄモデルでは，ポロシティの増加によってドライアウト熱流束が上昇する結NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

果 が 得 ら れ て お り ，図 6-2 に お い て ポ ロ シ テ ィ 0.48 の 場 合 ，ド ラ イア ウ ト 熱 流 束 は ，
約 3300 kW/m 2 と な る 。 こ れ は ， 水 位 低 下 量 評 価 で ， デ ブ リ か ら 水 プ ー ル へ の 熱 流 束と し て 設 定 し て い る 800 kW/m 2 と 比 較 し て 大 き な 値 と な る が ， ポ ロ シ テ ィ を 形 成 す る
デ ブ リ の 粒 子 化 割 合 は 約 17 ％ と 小 さ く ，粒 子 化 し た デ ブ リ は ク エン チ し て い る こ とから，ポロシティによるドライアウト熱流束増加の影響は小さい。
よって，ポロシティを考慮しても水位低下量評価への影響は小さく，冠水評価に影響はない。

6.5

まとめ
以 上 の 評 価 か ら ，過 渡 事 象 及 び Ｌ Ｏ Ｃ Ａ 事 象 い ず れ に お い て も ，Ｒ Ｐ Ｖ 破 損 か ら 7分の間において，デブリの冠水状態が維持されることを確認した。

別添 2-46220

粒子状デブリ
溶融デブリ

デブリ堆積形状

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

図 6-1

図 6-2

粒子状ベッド高さとドライアウト熱流束の関係

別添 2-47221

7.

コリウムシールドを考慮した溶融炉心・コンクリート相互作用による侵食量評価について格納容器破損モード「溶融炉心・コンクリート相互作用」に対する重大事故等対処設備であるコリウムシールドについて，解析コードにおける取扱いを示すとともに，
解析コード及び解析条件の不確かさの影響について整理する。

7.1

解析コードにおけるコリウムシールドの取扱いについて
解析コードＭＡＡＰにおける，ＭＣＣＩ伝熱モデルでは，溶融炉心－コンクリー
ト間の伝熱，クラストの伝熱と厚さ，上部クラスト－水プール間熱伝達が考慮されている。ここでは，コリウムシールド模擬に伴う設定の変更点及び評価モデルの適用性について示す。

(1)

コリウムシールドの模擬について

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R1
R0

解 析 コ ー ド Ｍ Ａ Ａ Ｐ に お け る Ｍ Ｃ Ｃ Ｉ 伝 熱 モ デ ル の 概 念 図 を 図 7-1 に 示 す 。 解析コードＭＡＡＰによる侵食量評価では，本モデルのうちコンクリートの物性値として設定されている以下のパラメータについてＺｒＯ２の物性値を固定値で設
定 し ，コ リ ウ ム シ ー ル ド を 模 擬 し て い る 。
・侵食開始温度
・密度
・比熱
・熱伝導率
・溶融潜熱
侵食開始温度については，化学反応等による侵食開始温度低下を考慮した保守的 な 設定 と し て い る（ 添 付 7-1）。ま た ，落 下 し た 溶 融 炉 心 と コリ ウ ム シ ー ル ド 間の接触面温度は侵食開始温度未満であることから，コリウムシールドの侵食は発生しない。なお，解析上はコリウムシールドの厚さを考慮し，コリウムシールド
裏面にはコンクリートが配置されたモデル＊1 として評価を実施しているが，コン
ク リ ート － コ リ ウ ム シ ー ル ド 間 の 伝 熱 に お い て 接 触 熱 抵 抗 は 考 慮 し て い な い 。
以上のとおり，解析コードＭＡＡＰにおいてコリウムシールドを適切に模擬して い る。
注記＊ 1： ペ デ ス タ ル （ ド ラ イ ウ ェ ル 部 ） 壁 面 ， 床 の コ ン ク リ ー ト と ド ラ イ ウ ェ ル ，
サ プ レ ッ シ ョ ン ・ チ ェ ン バ 雰 囲 気 と の 伝 熱 に つ い て も 考慮 し て い る 。

(2)

溶融炉心－コリウムシールド間の伝熱
溶融炉心－コリウムシールド間の伝熱は，溶融炉心－コンクリート間の伝熱と同様のモデルを用いている。溶融プールからクラスト，クラストから構造材への別添 2-48222

伝 熱 は以 下 の 式 で 評 価 さ れ ， (1)で 示 し た 構 造 材 の 物 性 値 等 に よ る 影 響 を 受 け ず に
クラスト内の熱量が全て構造材に移行する扱いとなっており，壁面及び床の材質に依存しないモデルとなっている。なお，伝熱を受けた構造材の温度上昇は，構造材の熱伝導率等の物性に基づき計算され，種々の実験により得られたコリウム
シ ー ルド 耐 熱 材 の 物 性 値 を 適 切 に 入 力 す る こ と で ， 適 切 に 計 算 さ れ る 。
床方向の熱流束,1（ 7.1）（ 7.2）

壁方向の熱流束,1（ 7.3）（ 7.4）

ここで，，： 床 方 向 及 び 側 面 方 向 の 熱 流 束 [W/m 2 ]，： 溶 融 プ ー ル か ら ク ラ ス ト 層 へ の 対 流 熱 伝 達 係 数 [W/m 2 K]
： 溶 融 プ ー ル が 完 全 な 液 相 の 場 合 の 対 流 熱 伝 達 係 数 [W/m 2 K]

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0，：

固 化 割 合 [－ ]：固 化 効 果 項 の 指 数 [－ ]：溶 融 プ ー ル の 温 度 [K]：,デ ブ リ 融 点 [K]
体 積 発 熱 率 [W/m 3 ]

：
，

(3)

：

床 面 及 び 壁 面 の ク ラ ス ト 厚 さ [m]クラストの厚さ
床面及び壁面のクラスト厚さ評価モデルでは，溶融プールからの伝熱及び構造材への伝熱によりクラスト厚さの変化率を計算しており，壁面及び床の材質に依存 し ない モ デ ル と な っ て い る た め ，コ リ ウ ム シ ー ル ド に も 適 用 可能 で あ る 。な お ，
ク ラ ス ト － コ リ ウ ム シ ー ル ド 接 触 面 温 度 は ， (1)に 記 載 の と お り Ｚ ｒ Ｏ ２ の 物 性 値
を 基 に計 算 さ れ る こ と か ら ，ク ラ ス ト の 厚 さ を 評 価 す る に あ た り Ｚ ｒ Ｏ ２ の 物 性 値が 考 慮さ れ て い る 。

2

,

/

（ 7.5）

ここで，： 床 方 向 又 は 側 面 方 向 の 熱 流 束 [W/m 2 ]： デ ブ リ 熱 伝 導 率 [W/mK]
：

,

注記

デ ブ リ 融 点 [K]：ク ラ ス ト － コ リ ウ ム シ ー ル ド 接 触 面 温 度 ＊ 2 [K]：

床 面 又 は 壁 面 の ク ラ ス ト 厚 さ [m]＊ 2： コ リ ウ ム シ ー ル ド の 表 面 温 度 と 同 値 で あ り ， ク ラ ス ト か ら の 伝 熱 量 及 び 入
力 し た コ リ ウ ム シ ー ル ド の 物 性 値 に 基 づ い て 適 切 に 計 算さ れ て い る 。
別添 2-49

223

7.2
(1)

解析コードにおける不確かさの影響
不確かさの整理
解析コードにおける，コリウムシールドを考慮したＭＣＣＩ過程毎の不確かさ
要因を整理する。設置変更許可申請書 添付書類十 追補２．Ⅲ「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」において，ＭＣＣ
Ｉは以下の過程で段階的に推移することが示されているが，コリウムシールドを考 慮 して も こ の 過 程 に 変 わ り は な い 。
・原子炉圧力容器下部ヘッド破損過程
・溶融物の落下・堆積過程
・ＭＣＣＩ進行と注水によるデブリ冷却過程
ただし，「ＭＣＣＩ進行と注水によるデブリ冷却過程」においては，ＭＣＣＩ

R1
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0現象の影響因子として溶融炉心からのコリウムシールドを介したコンクリートへの伝熱を考慮する必要がある。ここで，ＭＣＣＩ伝熱モデルでは固定値の物性を設 定 する こ と か ら ， コ リ ウ ム シ ー ル ド を 介 し た 伝 熱 の 感 度 解 析 パ ラ メ ー タ と し て ，
コ リ ウム シ ー ル ド の 伝 熱 物 性 値 の 温 度 依 存 性 が 想 定 さ れ る 。 図 7-2 に Ｍ Ｃ Ｃ Ｉ に
お け る不 確 か さ に 関 す る 流 れ 図 を 示 す 。
ＭＣＣＩ現象の影響因子より抽出された感度解析パラメータに対して，感度解析 の 要否 を 整 理 す る 。Ｍ Ｃ Ｃ Ｉ 評 価 の 不 確 か さ に 関 す る 評 価 結 果を 表 7-1 に 示 す 。
エントレインメント係数について，感度解析より溶融炉心の細粒化割合がコン
クリート侵食に与える感度は小さいことを確認している。また，このことは，エントレインメント係数の不確かさにより溶融炉心の細粒化割合が変化した場合でも溶融炉心の温度に対する感度は小さいことを示しており，コリウムシールド侵食に与える感度についても同様に小さいと考えられることから，評価項目となるパラメータに与える影響は小さく，コリウムシールドを考慮した感度解析は不要
で あ る。
溶融炉心の拡がりについて，溶融炉心の拡がりが抑制されると想定した場合は，種々の不均一な堆積形状を考慮しても，拡がりが抑制されないペデスタル（ドライウェル部）への均一堆積形状の方が溶融炉心と水の伝熱面積が大きくなり，溶融炉心が冷却される傾向となる。拡がりが抑制されない均一堆積形状の場合，溶融炉心落下時点における溶融炉心とコリウムシールドの接触面温度はコリウムシ
ールドの侵食開始温度を下回っており，また，溶融炉心への注水によって溶融炉
心は継続的に冷却されることから，溶融炉心の拡がりが抑制されると想定した場合においても，コリウムシールド及びコンクリートの侵食への影響はなく，評価項目となるパラメータに与える影響はないことから，コリウムシールドを考慮した 感 度解 析 は 不 要 で あ る 。
別添 2-50224

上面熱流束係数及び溶融プール－クラスト間の熱伝達係数について，ＭＣＣＩへの影響を確認する観点で実施したエントレインメント係数，上面熱流束及び溶融プールからクラストへの熱伝達係数をパラメータとした感度解析を踏まえ，解析コードＭＡＡＰによりコリウムシールド及びコンクリート侵食量について支配
的な溶融炉心からプールへの熱流束を対象に感度解析を行い，影響を確認する。
【 感 度解 析 ① 】
また，侵食の異方性について，コンクリート侵食の異方性については溶融炉心からプール水への熱流束の感度に比べて影響が小さいことが確認されており，コリウムシールドは侵食開始温度に到達していないことより同様に影響が小さいと考えられるため，上記の溶融炉心からプールへの熱流束を対象にした感度解析に
よ り ，影 響 を 確 認 す る 。 【 感 度 解 析 ① 】
コリウムシールドの伝熱物性値の温度依存性について，解析コードＭＡＡＰにおけるＭＣＣＩ伝熱モデルでは，固定値の物性を設定することから，不確かさがNT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0想定される。このため，感度解析により伝熱物性値（熱伝導率，比熱）の温度依
存 性 の影 響 を 確 認 す る 。 【 感 度 解 析 ② 】

(2)

感度解析
a.

溶融炉心上面熱流束の感度解析【感度解析①】

(a)

解析条件
解 析 条 件 を 表 7-2 に 示 す 。 溶 融 炉 心 か ら 水 プ ー ル へ の 熱 流 束 つ い て は ， 上
面 熱 流 束 の 不 確 か さ を 考 慮 し た 800 kW/m 2 （ 一 定 ） と す る 。 ま た ， 対 象 シ ー ケ
ン ス は ，事 象 進 展 が 早 く ，崩 壊 熱 が 大 き く な り ，侵 食 を 厳 し く す る 観 点 で「 大破断ＬＯＣＡ時に損傷炉心冷却に失敗し，原子炉圧力容器が破損するシーケンス」とする。

(b)

解析結果
評 価 結 果 を 表 7-3 に 示 す 。 ペ デ ス タ ル の プ ー ル 水 中 に 落 下 し た 溶 融 炉 心 と
コ リ ウ ム シ ー ル ド の 接 触 面 温 度 は 2100 ℃ 未 満 で あ り ，コ リ ウ ム シ ー ル ド を 設置することにより，ＭＣＣＩによるコンクリートの侵食が生じない。このため，原子炉圧力容器の支持機能を維持できる。

b.

伝熱物性値温度依存性の感度解析【感度解析②】
コ リ ウ ム シ ー ル ド の 伝 熱 物 性 値 の 温 度 依 存 性 の 影 響 に つ い て は ， 「 7.4 コ リ
ウムシールドの侵食及び伝熱物性値の温度依存性を考慮した感度解析」において，コリウムシールドの侵食が生じた場合の影響と併せて確認する。なお，伝熱物性値の温度依存性の取扱いが可能な解析コードにて評価した場合においても，ペデスタル（ドライウェル部）のコンクリートが侵食されないことを確認
し て い る （ 添 付 7-2） 。
別添 2-51225

7.3

解析条件における不確かさの影響
解析コードＭＡＡＰにおけるＭＣＣＩ評価では，コリウムシールドを考慮した機器条件として，以下の条件を設定している。
・コリウムシールド耐熱材の種類
・コリウムシールド耐熱材の侵食開始温度
・ペデスタル（ドライウェル部）床面積
これらは全て最確条件と同様の設定であることから，不確かさの影響はない。解析 コ ー ド Ｍ Ａ Ａ Ｐ の 解 析 条 件 を 表 7-4 に 示 す 。

7.4

コリウムシールドの侵食及び伝熱物性値の温度依存性を考慮した感度解析
溶融炉心中の金属酸化物によるジルコニア耐熱材の溶出により，コリウムシール
ドが侵食される可能性があるが，既往の実験にて確認された侵食速度を仮定した場

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

合 ， コ リウ ム シ ー ル ド の 侵 食 量 は 約 33 mm と な る （ 添 付 7-3） 。 コリ ウ ム シ ー ル ド の厚みが減少した場合，コリウムシールド外表面のペデスタル（ドライウェル部）のコンクリートへの伝熱量が大きくなることから，この影響を感度解析により確認する 。ま た ，前 述 の と お り ，解 析 コ ー ド Ｍ Ａ Ａ Ｐ で は Ｚ ｒ Ｏ ２ の 物 性値 を 固 定 値 で 設 定するモデルであることから，伝熱物性値の温度依存性の不確かさの影響についても併せて確認する。

(1)

解析条件
解 析 条 件 を 表 7-5 に 示 す 。 コ リ ウ ム シ ー ル ド の 厚 さ は ， コ リ ウ ム シ ー ル ド の 設
計 値 に対 し て ， 既 往 実 験 に 基 づ く 侵 食 量 の 約 33 mm を 考 慮 し ，保 守 性 を 見 込 ん だ
値 と して 110 mm を 設 定 す る 。な お ，コ リ ウ ム シ ー ル ド の 侵 食 に よ る ペ デ ス タ ル（ ドラ イ ウェ ル 部 ） 床 面 積 の 拡 大 は 保 守 的 に 考 慮 し な い 。
また，解析コードＭＡＡＰにおけるコリウムシールドの伝熱物性値の温度依存性の不確かさを考慮し，ペデスタル（ドライウェル部）のコンクリートの温度を
厳 し く評 価 す る 観 点 で ， 常 温 時 の Ｚ ｒ Ｏ ２ の 伝 熱 物 性 値 を 設 定 す る 。
対象シーケンスは，事象進展が早く，崩壊熱が大きくなり，ペデスタル（ドライウェル部）のコンクリート侵食を厳しく評価する観点で「大破断ＬＯＣＡ時に損 傷 炉心 冷 却 に 失 敗 し ， 原 子 炉 圧 力 容 器 が 破 損 す る シ ー ケ ン ス 」 と す る 。

(2)

解析結果
解 析 結 果 を 表 7-6 に 示 す 。 ま た ， ベ ー ス ケ ー ス 及 び 感 度 解 析 ケ ー ス の コ リ ウ ム
シ ー ルド 温 度 の 推 移 及 び コ ン ク リ ー ト 温 度 の 推 移 を 図 7-3 か ら 図 7-6，ク ラ ス ト 厚
さ の 推移 （ 上 下 方 向 ） を 図 7-7 に 示 す 。 コ リ ウ ム シ ー ル ド 内 表 面 温 度 の 最 高 値 は
別添 2-52226

約 1860 ℃ に と ど ま り ， コ リ ウ ム シ ー ル ド の 侵 食 開 始 温 度 で あ る 2100 ℃ を 下 回 ることから，コリウムシールドの侵食は溶融炉心中の金属酸化物によるジルコニア
耐熱材の溶出で生じた状態から進行しない。また，コリウムシールド外表面と接す る ペデ ス タ ル （ ド ラ イ ウ ェ ル 部 ） コ ン ク リ ー ト の 温 度 の 最 高 値 は 約 728 ℃ に と
ど ま り，コ ン ク リ ー ト の 侵 食 開 始 温 度 で あ る 約 1230 ℃ を 下 回 る こ と か ら ，コ ン ク
リートは侵食されない。このため，コリウムシールドが溶融炉心中の金属酸化物に よ り侵 食 さ れ た 場 合 に お い て も ，コ リ ウ ム シ ー ル ド を 介 し た 伝 熱 の 不 確 か さ が ，
評 価 項目 と な る パ ラ メ ー タ に 与 え る 影 響 は 小 さ い 。
な お ，本 評 価 に お い て は ，コ ン ク リ ー ト の 表 面 温 度 を 厳 し く 評 価 す る 観 点 か ら ，
コンクリート－コリウムシールド間の接触熱抵抗は考慮していない。接触熱抵抗を考慮した場合には，溶融炉心からペデスタル（ドライウェル部）コンクリート
への熱通過率が小さくなり，溶融炉心及びコリウムシールドの温度挙動に影響を与えることが考えられるが，溶融炉心はペデスタル（ドライウェル部）のプール
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

水 に 落下 し た 直 後 に 2100 ℃ 未 満 と な る こ と ，ま た ，溶 融 炉 心 か ら 上 面 水 へ は 崩 壊
熱 以 上の 除 熱 が さ れ 溶 融 炉 心 の 温 度 は 2100 ℃ 未 満 を 維 持 す る こと か ら ，コ リ ウ ム
シ ー ルド の 侵 食 は 生 じ ず ， 温 度 挙 動 へ の 影 響 は 軽 微 で あ る と 考 え ら れ る 。

7.5

まとめ
解析コードＭＡＡＰではコリウムシールドを適切に模擬しており，溶融炉心－コ
リ ウ ム シ ー ル ド 間 の 伝 熱 モ デ ル は コ リ ウ ム シ ー ル ド に 適 用 可 能 で ある 。
コリウムシールドを考慮した解析コードの不確かさを踏まえた感度解析により，
原子炉圧力容器の支持機能を維持でき，不確かさの影響は小さいことを確認した。
また，コリウムシールドを考慮した解析条件は最確条件と同様であり，不確かさはない。
さらに，コリウムシールドが溶融炉心中の金属酸化物により侵食される可能性を考慮した感度解析により，コリウムシールド外表面と接するコンクリートは侵食されないことを確認した。

別添 2-53227

別添 2-54

228

エントレインメント
係数

伝熱物性値の
温度依存性

壁方向と床方向の熱分配

コリウムシールドを介した熱伝達コンクリート種類
玄武岩系コンクリートの
侵食の異方性―

床方向と壁方向の侵食の異方性の影響を見るため，CCI-3 実験で確認された熱分配比率を想定した感度解析を実施

溶融プールが完全な液相の場合の対流熱伝達係数として，床方向クラス
トへは
W/m 2 -K，壁方向クラスト
へは
W/m 2 -K を使用

粒径やポロシティの不確かさを考慮して，下限の熱流束に対して
感度解析を実施

粒子状ベッドの熱流束として，現実的な範囲内で保守側の想定をして，大気圧状態で 800 kW/m 2 として圧力依存性を考慮
コリウムシールド侵食開始温度における物性値を考慮

溶融炉心の拡がりを抑制した場合を想定し，水張深さ等の個別プ
ラントの状況を踏まえた感度解析等の取扱いを行うことが必要

拡がりの知見から，全面に拡がることを想定し，均一堆積モデルを使用

破損口径に対応した径を考慮

溶融炉心の拡がりが抑制される場合は，溶融炉心と水の伝熱面積が大きくなり，溶融炉心が冷却される傾向となる。拡がりが抑制されない場合，溶融炉心落下時点における溶融炉心とコリウムシールド接触面温度はコリ
ウムシールドの侵食開始温度を下回っており，また，注水により溶融炉心は継続的に冷却されることから，侵食への影響はなく，感度解析不要【感度解析①】（コンクリートの種類と同じ）
ＭＣＣＩへの影響の観点で，エント レインメント係数，上面熱流束及び溶融プールからクラストへの熱伝達係数をパラメータとした感度解析を踏
まえ，コリウムシールド及びコンクリート侵食量について支配的な溶融炉
心からプール水への熱流束についての感度解析を実施【感度解析②】
コリウムシールドの伝熱物性値には温度依存性があることを踏まえ，コリ
ウムシールド及びコンクリート侵食量への影響を確認する観点で，伝熱物性値についての感度解析を実施【感度解析①】（デブリから水への熱伝達と同じ）コンクリート侵食の異方性については溶融炉心からプール水への熱流束の感度に比べて影響が小さいことが確認されており，コリウムシールドにおいても侵食開始温度に到達していないことなどから同様に影響が小さ
いと考えられるため，溶融炉心からプールへの熱流束についての感度解析を実施

同左

左記の感度解析により，溶融炉心の細粒化割合がコンクリート侵食に与える感度が小さいことを確認しており，溶融炉心の細粒化割合が溶融炉心温度に対する感度は小さいと考えられることから感度解析不要

同左

同左

同左

東海第二発電所におけるコリウムシールドを考慮した取扱い＊：設置変更許可申請書 添付書類十 追補２．Ⅲ「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」

デブリ上面の性状デブリから水への熱伝達

注記

水による拡がり抑制

溶融炉心の拡がり

溶融炉心ジェット径

実験解析を元に，粒子化割合を少ない側に評価する値を使用

プール水深

溶融炉心の粒子化

ペデスタルの注水開始条件及び注水流量について，手順書規定に準じた操作を想定

原子炉圧力容器内
溶融進展

溶融炉心落下量

エントレインメント係数に不確かさがあるため，解析コードＭＡ
ＡＰの不確かさ範囲内(ＦＡＲＯ
実験解析に基づく)で感度解析を実施
最も大きい径を想定して，粒子化割合を小さくし，水に落下した際のデブリクエンチ量を小さくして厳しい側の扱いをしているため，感度解析不要

解析モデルパラメータではない
ため，感度解析不要

下部ヘッド貫通部の中で最も大口径の制御棒駆動機構ハウジングの瞬時破損を想定し，破損口径の拡大を考慮

破損部位
破損口侵食拡大

下部ヘッド破損モード

全炉心相当を想定

下部ヘッド貫通部の中で最も大口径の貫通部の破損を想定し，破損口径の拡大も考慮しているため，感度解析不要
全炉心相当の最も厳しい落下量を想定しているため，感度解析不要有効性評価の取扱い

不確かさ要因解析コード資料 ＊における感度解析の要否

コリウムシールドを考慮した場合のＭＣＣＩ評価の不確かさに関する整理結果

ＭＣＣＩ現象への
影響因子

表 7-1

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

表 7-2

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0項

解 析 条 件 （ 溶 融 炉 心 上 面 熱 流 束 ） 【 感 度 解 析 ①】目

ベースケース

感度ケース

対 象 シー ケ ン ス

過渡事象時に損傷炉心冷却に失敗し，原子炉圧力容器が破損するシーケンス

大破断ＬＯＣＡ時に損傷炉
心 冷 却 に 失 敗 し ，原 子 炉 圧 力
容器が破損するシーケンス

溶融炉心から水プール
へ の 限界 熱 流 束

800 kW/m 2（圧力依存性あり）

800 kW/m 2（ 一 定 ＊ 1）

ペデスタル初期水位

1 m

ペ デ スタ ル 注 水Ｒ Ｐ Ｖ 破 損 7 分 後 か ら 80 m 3 /h

コリウムシールド厚さ

15 cm

コ リ ウム シ ー ル ド
2100 ℃ ＊ 2
侵 食 開始 温 度
Ｒ Ｐ Ｖ破 損 時 のＭＡＡＰ解析結果に基づく
溶 融 炉心 温 度
注 記 ＊ 1：侵 食 の 不 均 一 性 等 の 影 響 を 考 慮 し て 設 定＊ 2：Ｚ ｒ Ｏ ２ 耐 熱 材 の 100 mol％ Ｚ ｒ に よ る 侵 食 試 験 結 果 に 基 づ き 設 定（ 添 付 7-1）

表 7-3

解 析 結 果 （ 溶 融 炉 心 上 面 熱 流 束 ） 【 感 度 解 析 ①】
項目

ベースケース

感度ケース

コリウムシールド侵食量（壁面及び床面）

侵食なし

侵食なし

ペデスタル（ドライウェル部）
コンクリート侵食量（壁面及び床面）

侵食なし

侵食なし

別添 2-55229

表 7-4
項

機器条件

目

解析条件

最確条件

コリウムシールド耐熱材の種類

ジルコニア耐火材

ジルコニア耐火材

コリウムシールド耐熱材の侵食開始温度2100 ℃

2100 ℃

ペ デ スタ ル （ ド ラ イ ウ ェ ル 部 ）床面積

コリウムシールドを考慮

コリウムシールド
を考慮

表 7-5
項

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

解析コードＭＡＡＰ解析条件

解 析 条 件 （ 伝 熱 物 性 値 及 び コ リ ウ ム シ ー ル ド 侵 食 ） 【 感度 解 析 ② 】
目ベースケース

感度ケース

対 象 シー ケ ン ス

過渡事象時に損傷炉心冷却に失敗し，原子炉圧力容器が破損するシーケンス

大破断ＬＯＣＡ時に損傷炉
心 冷 却 に 失 敗 し ，原 子 炉 圧 力
容器が破損するシーケンス

コリウムシールド厚
さ

15 cm

11 cm ＊ 1

コ リ ウム シ ー ル ド
熱伝導率

W/m･K ＊ 2

W/m･K ＊ 3

J/kg･K ＊ 2

J/kg･K ＊ 3

コ リ ウム シ ー ル ド
比 熱
コ リ ウム シ ー ル ド
侵 食 開始 温 度
ペデスタル（ドライウ ェ ル部 ） 床 面 積

2100 ℃ ＊ 4
27.08 m 2

ペデスタル初期水位
注記

1 m＊ 1： 溶融 炉 心 中 の 金 属 酸 化 物 に よ る 侵 食 を 仮 定 し た 厚 さ と し て 設 定 （ 添 付 7-3）
＊ 2： Ｚｒ Ｏ ２ 耐 熱 材 の 侵 食 開 始 温 度 に お け る 伝 熱 物 性 と し て 設 定＊ 3： Ｚｒ Ｏ ２ 耐 熱 材 の 常 温 に お け る 伝 熱 物 性 と し て 設 定＊ 4：Ｚ ｒ Ｏ ２ 耐 熱 材 の 100mol％ Ｚ ｒ に よ る 侵 食 試 験 結 果 に 基 づ き 設 定（ 添 付 7-1）

別添 2-56230

表 7-6解 析 結 果 （ 伝 熱 物 性 値 及 び コ リ ウ ム シ ー ル ド 侵 食 ） 【 感度 解 析 ② 】

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

項目

ベースケース感 度 ケー ス

コリウムシールド侵食量（壁面及び床面）

侵食なし

侵食なし

ペ デ ス タ ル（ ド ラ イ ウ ェ ル 部 ）コンクリート侵食量（壁面及び床面）

侵食なし

侵食なし

＊

＊
＊

注記＊：コリウムシールドに相当する厚さ部分に対してＺｒＯ２の物性値を設定し，コリウムシールドを模擬

図 7-1

解 析 コ ー ド Ｍ Ａ Ａ Ｐ に お け る Ｍ Ｃ Ｃ Ｉ 伝 熱 モ デル

別添 2-57231

別添 2-58

232

ＭＣＣＩ進行と注水によるデブリ冷却過程

溶融物の落下・堆積過程

下部ヘッド破損過程

ＭＣＣＩに至る過程

図 7-2（床/壁への熱分配の不確かさ）

コリウムシールドを考慮した場合のＭＣＣＩにおける不確かさに関する流れ図

コンクリート種類

コンクリートへの熱伝達

溶融プール－クラスト間の熱伝達係数

コリウムシールド
伝熱物性値の温度依存性

溶融炉心の拡がり
コリウムシールドを介した熱伝達

溶融炉心の拡がり

上面熱流束係数（Fchf）

エントレインメント係数（全炉心相当を想定しており，
感度解析不要）（下部ヘッド貫通部の最大口径の破損を想定しており感度解析不要）

感度解析パラメータ

水への熱伝達デブリ上面性状

プール水深

溶融炉心ジェット径

溶融炉心の粒子化

溶融炉心落下量

下部ヘッド破損モード

ＭＣＣＩ現象の影響因子

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

追加感度解析
パラメータ

3000
コリウムシールド
ペデスタル壁面温度
壁面温度
2500

コリウムシールド
ペデスタル床面温度
床面温度

最 高 温 度 約 1945℃（ 壁 面 ）
2000
温
度

1500

(℃)
1000

500

0
0

24

48

72

96

120

144

168

事故後の時間(h)NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

図 7-3

コ リ ウ ム シ ー ル ド 内 表 面 温 度 の 推 移 （ ベ ー ス ケー ス ）3000
コリウムシールド
ペデスタル壁面温度
壁面温度
2500

コリウムシールド
ペデスタル床面温度
床面温度

最 高 温 度 約 1860℃ （ 床 面 ）

2000
温
度

1500

(℃)
1000

500

0
0

24

48

72

96

120

144

168

事故後の時間(h)

図 7-4

コ リ ウ ム シ ー ル ド 内 表 面 温 度 の 推 移 （ 感 度 解 析ケ ー ス ）別添 2-59233

1000
ペデスタル壁面コンクリート温度
ペデスタル床面コンクリート温度

800

600
温
度
(℃)
400

最 高 温 度 約 292℃ （ 壁 面 ）

200

0
0

24

48

72

96

120

144

168

事故後の時間(h)NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

図 7-5

ペ デス タ ル （ ド ラ イ ウ ェ ル 部 ） コ ン ク リ ー ト 表 面 温 度 の 推 移 （ ベ ー ス ケ ー ス ）1000
ペデスタル壁面コンクリート温度

最 高 温 度 約 728℃（ 壁 面 ）800

ペデスタル床面コンクリート温度

600
温
度
(℃)
400

200

0
0

24

48

72

96

120

144

168

事故後の時間(h)図 7-6

ペ デス タ ル （ ド ラ イ ウ ェ ル 部 ） コ ン ク リ ー ト 表 面 温 度 の 推 移 （ 感 度 解 析 ケ ー ス ）別添 2-60234

水プールからの除熱によりクラスト増加ク ラ ス ト 厚 さ （ m）

上面クラスト
下面クラスト上面クラストが下面クラストに到達し，溶融炉心全体が固化（上面，下面クラス
ト厚さは平均値として表示される）
コリウムシールドの吸熱によりクラスト増加，コリウムシールドの温度上昇に伴いクラスト厚さは徐々に減少

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

事 故 後 の 時 間 （ h）

図 7-7
注記

クラスト厚さの推移（上面及び下面＊）＊：側面クラストはコリウムシールドと接しており下面クラストと同等の挙動を示すと考えられることから，代表として上面及び下面クラスト厚さを示す。

別添 2-61235

添 付 7-1
ＺｒＯ２耐熱材の侵食開始温度の設定について

Ｚ ｒ Ｏ ２ 耐 熱 材 の 侵 食 量 評 価 に お い て は ， 耐 熱 材 の 侵 食 開 始 温 度 と し て 2100 ℃ を 設 定している。その設定の考え方を以下に示す。
Ｚ ｒ Ｏ ２ 単 体 で の 融 点 は 約 2700 ℃ で あ る が ， 溶 融 炉 心 に 含 ま れ る Ｚ ｒ 等 の 金 属 と の 化
学 反 応 に よ り ， Ｚ ｒ Ｏ ２ 耐 熱 材 の 侵 食 開 始 温 度 は 2700 ℃ よ り 低 下 す る 。
こ れ に 対 し て ，化 学 反 応 に よ る 耐 熱 材 の 侵 食 影 響 を 確 認 す る た め ，Ｚ ｒ Ｏ ２ 試 験 片 の 各
種溶融金属への浸透試験が実施されており，溶融金属中のＺｒの割合が大きいほど耐熱材の侵食量が大きくなる傾向が確認されている。
図 1 ＊ に ， 極 め て 耐 熱 材 の 侵 食 が 大 き く な る 100 mol％ Ｚ ｒ の 条 件 で 実 施 さ れ た 侵 食 試
験 後 の Ｚ ｒ Ｏ ２ 耐 熱 材 試 験 片 の 断 面 写 真 を 示 す 。 試 験 結 果 よ り ， 2150 ℃ 以 上 の 条 件 で は数 分 で 耐 熱 材 試 験 片 が 大 き く 侵 食 さ れ て い る の に 対 し ， 2100 ℃ で は 30 分 保 持 し た 場 合
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

でもほとんど侵食されていない。
な お ，本 試 験 は 100 mol％ Ｚ ｒ と い う 極 め て 厳 し い 条 件 で 実 施 さ れて い る が ， 実 機 に おける溶融炉心では，ＵＯ２，ＳＵＳ及び金属－水反応で生成されたＺｒＯ２等が含まれる
た め ， 100 mol％ Ｚ ｒ と い う 条 件 は 考 え 難 く ， Ｚ ｒ Ｏ ２ 耐 熱 材 は 試 験 条 件 よ り 侵 食 さ れ にくくなると考えられる。
以 上 よ り，Ｚ ｒ Ｏ ２ 耐 熱 材 の 侵 食 量 評 価 に お い て は ，極 め て 厳 し い 試 験 条 件 で も 侵 食 量が 僅 か で あ っ た 2100 ℃ を 侵 食 開 始 温 度 と し て 設 定 し た 。

図1
注記

試験後の断面写真＊ ： 本 図 は ， 中 部 電 力 (株 )， 東 北 電 力 (株 )， 東 京 電 力 ホ ー ル デ ィ ン グ ス (株 )， 北 陸 電 力 (株 )，中 国 電 力 (株 )，日 本 原 子 力 発 電 (株 )，電 源 開 発 (株 )，(一 財 )エ ネ ル ギ ー 総 合 工 学 研 究 所 ，(株 )東 芝 ， 日 立 GE ニ ュ ー ク リ ア ・ エ ナ ジ ー (株 )が 実 施 し た 共 同 研 究 の 成 果 の 一 部 で あ る 。

別添 2-62236

添 付 7-2

汎 用 有 限 解 析 コ ー ド に よ る コ リ ウ ム シ ー ル ド 伝 熱 物 性 値 温 度依 存 性 の影響評価について解析コードＭＡＡＰにおけるＭＣＣＩ伝熱モデルでは，固定値の物性を設定することから，不確かさが想定される。このため，伝熱物性値の温度依存性の取扱いが可能な解析コードＡＢＡＱＵＳを用いた熱伝導解析により影響を確認する。

1.
(1)

伝熱物性値温度依存性の感度解析
解析条件
解析条件を表 1 に示す。コリウムシールドの伝熱物性は既往の共同研究において確認された値を設定する。また，ＭＡＡＰ解析に基づくコリウムシールド－溶融炉

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

心接触面温度，ペデスタル雰囲気温度等を境界条件とする。なお，これらの境界条
件は，ＲＰＶが破損し溶融炉心がペデスタルへ落下する事故シーケンスの解析結果を包絡する保守的な温度条件を適用する。

(2)

解析結果
解析結果を表 2 及び図 1 に示す。解析結果が最も厳しいペデスタル（ドライウェ
ル 部 ）壁 面の 温 度 は 約 900 ℃ で あ り ，コ ン ク リ ー ト の 侵 食 開 始 温 度で あ る 約 1230 ℃
を 下 回 る こ と か ら ，ペ デ ス タ ル（ ド ラ イ ウ ェ ル 部 ）の コ ン ク リ ー トは 侵 食 さ れ な い 。
な お ， Ａ Ｂ Ａ Ｑ Ｕ Ｓ を 用 い た 熱 伝 導 解 析 結 果 は ， 「 7.4 コ リ ウ ム シ ー ル ド の 侵 食及び伝熱物性値の温度依存性を考慮した感度解析」において示した解析コードＭＡ
Ａ Ｐ に よ る 解 析 結 果（ 壁 面 温 度 約 728 ℃ ）を 上 回 っ て い る が ，これ は 大 破 断 Ｌ Ｏ Ｃ
Ａ シ ナ リ オ と し て 溶 融 炉 心 か ら 水 プ ー ル へ の 限 界 熱 流 束 800 kW/m 2 （ 一 定 ） を 考 慮 したＭＡＡＰ解析を包絡する温度境界条件を与えたためである。

別添 2-63

237

表1
項

目

解 析 コー ド

温 度 境界 条 件
コリウムシールド
伝 熱 物性 値
注記

解析条件（伝熱物性値温度依存性）
設

備

ＡＢＡＱＵＳ

考－

過渡事象及び大破断ＬＯＣＡシナリオのＭＡＡＰ解析結果を包絡する条件＊

既往の共同研究において確認された値「 8. 溶 融 炉 心 に よ る
熱 影 響評 価 に つ い て 」
添 付 8-1 参 照＊ ： 大 破 断 Ｌ Ｏ Ｃ Ａ シ ナ リ オ と し て 溶 融 炉 心 か ら 水 プ ー ル へ の 限 界 熱 流 束 800
kW/m 2 （ 圧 力 依 存 性 あ り ） 及 び 800 kW/m 2 （ 一 定 ） の 2 ケ ー ス を 考 慮
表2項

解析結果（伝熱物性値温度依存性）

目

解析結果

ペ デ スタ ル
壁面温度

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

定

約 900 ℃

備

考

コンクリート侵食開始温度
約 1230 ℃

温度（℃）

ペデスタル内壁面

ペデスタル外壁面

Ｒ Ｐ Ｖ 破 損 後 の 時 間 （ h）

図1

ペデスタル壁面の温度変化

別添 2-64238

添 付 7-3
既 往 実 験 の 知 見 を 考 慮 し た コ リ ウ ム シ ー ル ド の 侵 食 量 評 価 につ い て解 析 コ ー ド Ｍ Ａ Ａ Ｐ に よ る 侵 食 量 評 価 で は ，溶 融 炉 心 中 の Ｚ ｒ に よ る Ｚ ｒ Ｏ ２ 耐 熱 材 の
還 元 反 応 を 考 慮 し ，耐 熱 材 侵 食 試 験 結 果 に 基 づ き 侵 食 開 始 温 度 を 保 守 的 に 2100 ℃ と 設 定した上で，溶融炉心によるコリウムシールドの侵食が生じないことを確認している。しかし，溶融炉心中には少量ながらその他の金属酸化物も含まれており，これらの影響に
よ っ て Ｚ ｒ Ｏ ２ 耐 熱 材 が 侵 食 さ れ る 可 能 性 も 考 え ら れ る た め ，関 連 す る 既 往 実 験 の 知 見 を考慮した場合のコリウムシールドの侵食量について検討する。

1.

ＣＩＴ実験について
模 擬 溶融 炉 心 に よ る Ｚ ｒ Ｏ ２ 耐 熱 材 の 侵 食 挙 動 に 係 る 実 験 と し て ，欧 州 委 員 会 の プ ロ
ジ ェ ク ト と し て 実 施 さ れ た Ｃ Ｉ Ｔ 実 験 [1][2] が あ る 。

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

Ｃ Ｉ Ｔ実 験 で は ，図 1 に 示 す よ う な 試 験 装 置 に よ っ て ，模 擬 溶 融 炉 心 と Ｚ ｒ Ｏ ２ 耐 熱材 を 最 長 10 時 間 程 度 接 触 さ せ ， 模 擬 溶 融 炉 心 の 表 面 温 度 （ Ｚ ｒ Ｏ ２ 耐 熱 材 と の 界 面 温度 ） と 侵 食 深 さ の 推 移 が 測 定 さ れ た 。 そ の う ち ， CIT-9 及 び CIT-11 で は 実 機 の 条 件 に近い組成のＺｒＯ２耐熱材が用いられている。
CIT-9 に お け る 入 力 エ ネ ル ギ 及 び 模 擬 溶 融 炉 心 表 面 温 度 と Ｚ ｒ Ｏ ２ 耐 熱 材 の 侵 食 深 さの 推 移 を 図 2 及 び 図 3 に 示 す 。耐 熱 材 の 最 終 的 な 侵 食 深 さ は 22.5 mm，最 大 の 侵 食 速 度
は 0.18 mm/min と 報 告 さ れ て い る 。 実 験 に お い て ， 模 擬 溶 融 炉 心 は 誘 導 加 熱 に よ り
2080 ℃ から 2474 ℃ ま で 段 階 的 に 昇 温 さ れ た が ， 出 力 を 一 定 に 維 持し 模 擬 溶 融 炉 心 の昇温を停止すると，耐熱材の侵食は一定の深さまで進んだ後に停止する挙動が確認されている。
ま た ， CIT-11 に お け る 模 擬 溶 融 炉 心 表 面 温 度 と Ｚ ｒ Ｏ ２ 耐 熱 材 の 侵 食 深 さ の 推 移 を
図 4 に 示 す 。 最 終 的 な 侵 食 深 さ は 39.5 mm， 最 大 の 侵 食 速 度 は 0.28 mm/min と 報 告 さ れて お り ，CIT-9 と 同 様 に 出 力 を 一 定 に 維 持 す る と 侵 食 が 停 止 す る 挙 動が 確 認 さ れ て い る 。

別添 2-65239

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

図1

図2

ＣＩＴ実験装置

CIT-9 に お け る 入 力 エ ネ ル ギ

別添 2-66240

(2474℃ )(2395℃ )(2238℃ )(2080℃ )( )内 ： 各 stage に お け る
模擬溶融炉心表面温度

CIT-9 に お け る 模 擬 溶 融 炉 心 表 面 温 度 と 耐 熱 材 侵 食 深さ の 推 移

図4

CIT-11 に お け る 模 擬 溶 融 炉 心 表 面 温 度 と 耐 熱 材 侵 食 深さ の 推 移

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

図32.

実験条件と実機条件の比較
CIT-9 及 び CIT-11 実 験 に て 用 い ら れ た Ｚ ｒ Ｏ ２ 耐 熱 材 の 組 成 を 表 1 に 示 す 。 主 成 分
で あ る Ｚ ｒ Ｏ ２ の 純 度 は 94.7 wt％ で あ り ， 東 海 第 二 発 電 所 に お い て コ リ ウ ム シ ー ル ドと し て 用 い る Ｚ ｒ Ｏ ２ 耐 熱 材 と 同 等 で あ る こ と か ら ，耐 熱 材 の 特 性 は 実 験 条 件 と 実 機 条件で大きな差はないと考えられる。
次 に ，CIT-9 及 び CIT-11 実 験 に お け る 模 擬 溶 融 炉 心 の 組 成 を 表 2 に 示 す 。 実 験 で 用
い ら れ た模 擬 溶 融 炉 心 は ， 酸 化 鉄 （ Ｆ ｅ Ｏ や Ｆ ｅ ３ Ｏ ４ ） の 割 合 が 大き く ， Ｃ Ｉ Ｔ 実 験に お い て は ，酸 化 鉄 成 分 を 多 く 含 ん だ 模 擬 溶 融 炉 心 中 へ Ｚ ｒ Ｏ ２ が溶 出 す る こ と に よ り ，
耐熱材が侵食されたものと考えられる。
一 方 ，実 機 で の 溶 融 炉 心 中 に 含 ま れ る 酸 化 鉄 の 割 合 は 3 ％ 程 度 ＊ 1 と 想 定 さ れ ，溶 融
炉 心 に 混 入 し 得 る ペ デ ス タ ル 内 構 造 物 4 m 3 を 全 量 酸 化 鉄 ＊ 2 と し て 加え た 場 合 で も 酸 化
鉄 割 合 は 約 13 ％ と な る こ と か ら ，Ｃ Ｉ Ｔ 実 験 の 条 件 は ，と も に 実 機 条 件 に 比 べ て 溶 融
別添 2-67241炉 心 中 の 酸 化 鉄 成 分 に よ る 耐 熱 材 侵 食 が 生 じ や す い 条 件 と 考 え ら れる 。
注記

＊ 1： 原 子 炉 圧 力 容 器 破 損 時 点 で の 溶 融 炉 心 中 の 酸 化 鉄 割 合（ Ｍ Ａ Ａ Ｐ 解 析 結
果より）＊ 2： ペ デ ス タ ル 内 構 造 物 は 主 に Ｓ Ｕ Ｓ 材 で あ り 鉄 以 外 の 物 質 も 含 ま れ る 。また ， 含 有 す る 鉄 が 全 て 酸 化 す る こ と は 考 え 難 い が ，こ こ で は 保 守 的 に 全量を酸化鉄として計算

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

表1

表2

CIT-9 及 び CIT-11 実 験 に お け る Ｚ ｒ Ｏ ２ 耐 熱 材組 成
割 合 wt％

ＳｉＯ２

1.4

ＣａＯ

0.2

ＭｇＯ

2.5

Ｆｅ２Ｏ３

0.2

Ａｌ２Ｏ３

0.8

ＴｉＯ２

0.2

ＺｒＯ２

94.7

CIT-9 及 び CIT-11 実 験 に お け る 模 擬 溶 融 炉 心 組 成組 成 wt％

3.

成分

CIT-9

CIT-1149.1 Ｕ Ｏ ２
20.4 Ｚ ｒ Ｏ ２
30.5 Ｆ ｅ Ｏ

19.0 Ｚ ｒＯ ２
81.0 Ｆ ｅ ３ Ｏ ４（共晶組成）

実機における溶融炉心中の金属酸化物によるＺｒＯ２耐熱材の侵食
CIT-9 及 び CIT-11 実 験 は ， と も に 実 機 の 酸 化 鉄 の 割 合 を 大 き く 上 回 っ て い る が ， こ
こ で は 実 機 の 酸 化 鉄 の 割 合 に よ り 近 い CIT-9 実 験 に 基 づ き ， 溶 融 炉心 中 の 金 属 酸 化 物
によるＺｒＯ２耐熱材の侵食量について考察する。
実機のＭＡＡＰ解析結果によれば，溶融炉心とコリウムシールドの接触面の最高温
度 は 約 2000 ℃ と な っ て い る 。 CIT-9 実 験 で は ， こ れ を 上 回 る 2080 ℃ に お い て 約 4 mmの侵食が見られているが，その侵食量は時間とともに増加する傾向にはない結果となっている。ただし，この挙動は実験容器が外部から冷却されていたことに起因すること が 示 唆 さ れ て お り ， 外 部 冷 却 が な い 場 合 に は 侵 食 が 継 続 的 に 生 じる 可 能 性 が あ る 。
仮に実機において溶融炉心中の金属酸化物による侵食が継続的に生じる可能性を考慮 し ， ＲＰ Ｖ 破 損 時 点 か ら 溶 融 炉 心 と コ リ ウ ム シ ー ル ド の 接 触 面 温度 が 1800 ℃ ＊ 3 を
下 回 る ま で の 約 3 時 間 ，CIT-9 実 験 で 確 認 さ れ た 最 大 侵 食 速 度 で ある 0.18 mm/min で 侵
食 が 進 ん だ と 仮 定 し た 場 合 で も ， 侵 食 量 は 約 33 mm と な る 。
別添 2-68242

注記＊ 3：溶 融 炉 心 中 の 酸 化 鉄 に よ る 侵 食 が よ り 生 じ や す い 条 件 と 考 え ら れ る CIT-11
実 験 に て ， Ｚ ｒ Ｏ ２ 耐 熱 材 の 侵 食 が 開 始 し て い る 温 度 （図 4）

したがって，万一溶融炉心中の酸化鉄が局所的に存在し耐熱材が侵食されたとしても ， 侵 食 量 は コ リ ウ ム シ ー ル ド 厚 さ 15 cm を 十 分 下 回 る 。
な お ，コ リ ウ ム シ ー ル ド の Ｚ ｒ Ｏ ２ 耐 熱 材 ブ ロ ッ ク 間 や ア ン カ ボ ルト 周 囲 の 隙 間 に は ，耐熱材ブロックと同成分の不定形耐火物とモルタルバインダ（主成分：ケイ酸ナトリ
ウ ム ）を 混錬 し た モ ル タ ル を 目 地 材 と し て 用 い る（ 図 5）。こ の モル タ ル は ，耐 熱 材 ブ
ロ ッ ク と 同 等 の Ｚ ｒ Ｏ ２ 含 有 率 を 有 す る も の を 用 い る と と も に ，常温 で 固 化 し ，固 化 後は 周 囲 の Ｚ ｒ Ｏ ２ 耐 熱 材 と 結 合 し て 耐 熱 材 ブ ロ ッ ク と 同 等 の 性 能 を発 揮 す る た め ，溶 融炉心による選択的な侵食は生じない。また，仮にモルタルの溶融を想定する場合におい て も ，モ ル タ ル の 大 半 を 占 め る Ｚ ｒ Ｏ ２ は 溶 融 せ ず ，モ ル タ ル バイ ン ダ の み が 溶 融 すると考えられるため，耐火材ブロックに生じる間隙は極めて僅かであること，及びコリウムシールドへの伝熱によって溶融炉心は表面がクラスト化し流動性が低下するこNT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0とから，耐火材ブロックに生じる間隙へ選択的に侵入するとは考え難く，コリウムシールドの健全性に影響を与えることはないと考える。
ま た ，Ｍ Ａ Ａ Ｐ 解 析 結 果 に お け る 原 子 炉 圧 力 容 器 破 損 時 の 溶 融 炉心 温 度 は 2100 ℃ か
ら 2200 ℃ 程 度 と な っ て い る が ，ド ラ イ 条 件 に て 2450 ℃ 以 上 の 模 擬 溶 融 炉 心 を 落 下 さ
せ た 試 験 で も ，耐 熱 材 の 顕 著 な 侵 食 や 割 れ は 確 認 さ れ て お ら ず ，また ，Ｚ ｒ Ｏ ２ の 融 点
は 約 2700 ℃ ＊ 4 と 十 分 高 い こ と か ら ， 溶 融 炉 心 落 下 時 の 熱 衝 撃 や ジ ェ ッ ト イ ン ピ ン ジ
メントによりコリウムシールドの健全性が失われることはない。
注記＊ 4：Ｚ ｒ Ｏ ２ 耐 熱 材 の 侵 食 開 始 温 度 2100 ℃ は ，溶 融 炉 心 と 耐 熱 材 が 接 触 し 続 け
た 際 の 化 学 反 応 を 考 慮 し 設 定 し て い る （ 添 付 7-1） 。 一方 ， ジ ェ ッ ト イ ン
ピ ン ジ メ ン ト は ， 化 学 反 応 で は な く 溶 融 炉 心 落 下 時 の 短時 間 で の 熱 移 送 に付随し生じるものであるため，ＺｒＯ２の融点との比較を行っており，水プ ー ル 中 に 溶 融 炉 心 が 落 下 す る こ と か ら 影 響 は な い と 考え る 。

別添 2-69243

＜側 面図 ＞＜正 面図 ＞

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

図5

コリウムシールド設置構造概念図

参考文献[1] D.Lopukh et al.， “ New Experimental Results On The Interaction Of Molten Corium
With Core Catcher Material” ， ICONE-8179， (2000)．
[2] J.M.Seiler，K.Froment，“ Material Effects On Multiphase Phenomena In Late Phases
Of Severe Accidents Of Nuclear Reactors” ， Multiphase Science and technology，
Vol.12， No.2， pp.117-257， (2000)．

別添 2-70244

8.

溶融炉心による熱影響評価について

8.1

評価目的
東海第二発電所におけるペデスタル構造の特徴を踏まえた対策として，ＭＣＣＩによるペデスタルへの影響抑制のためのコリウムシールドを設置するとともに，Ｒ
ＰＶから落下したデブリの冠水及びＦＣＩによる影響抑制の観点からＲＰＶ破損時の ペ デ ス タ ル 内 水 位 を 1 m に 維 持 す る 対 策 ， さ ら に ， 床 ス ラ ブ 内の 排 水 流 路 を ス リット形状としてデブリを凝固させる対策を講じることとしている。
これら東海第二発電所の特徴を踏まえた対策を考慮した上で，ＲＰＶ破損時にペデスタルへ落下したデブリからの熱影響によってペデスタルに要求されるＲＰＶ支
持機能及びデブリ保持機能が損なわれないことを評価する。

8.2

評価方針
ＲＰＶ破損後にデブリからの伝熱によって高温となる鉄筋コンクリートの物性変NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0化を考慮した上で，ＲＰＶ支持機能及びデブリ保持機能の維持に必要な構造強度が保持されることを評価する。

8.3

評価方法

(1)

荷重条件
構造強度の評価に当たり，ＲＰＶ支持機能の評価ではＲＰＶ，遮へい壁等の自重（以下「ＲＰＶ等の自重」という。）を考慮する。また，デブリ保持機能の評
価では，デブリ，コリウムシールド，床スラブ躯体等の自重（以下「デブリ等の
自 重 」と い う 。 ） を 考 慮 す る 。

(2)

評価部位及び項目a.

側壁（ＲＰＶ支持機能）
ＲＰＶ等の自重により，側壁コンクリートには圧縮軸力が作用し，側壁基部コン ク リー ト に は 面 外 方 向 の せ ん 断 力 が 作 用 す る 。
このため，高温によるコンクリート圧縮強度の低下を考慮した等価壁厚を評価し，ＲＰＶ等の自重による圧縮軸力及び面外せん断に対して必要な壁厚と比較する。

b.

床スラブ（デブリ保持機能）
デブリ等の自重により，床スラブのコンクリートには面外せん断力が作用し，鉄 筋 には 曲 げ 応 力 が 作 用 す る 。
このため，高温によるコンクリートの圧縮強度の低下を考慮した等価板厚を評
価し，デブリ等の自重によるせん断力に対して必要な板厚と比較する。また，高温による鉄筋の強度低下を考慮した等価鉄筋量を評価し，デブリ等の自重による別添 2-71245

曲 げ 応力 に 対 し て 必 要 な 鉄 筋 量 と 比 較 す る 。

(3)

温度条件
添 付 8-1 に ペ デ ス タ ル の 温 度 評 価 を 示 す 。 デ ブ リ か ら の 伝 熱 に よ る ペ デ ス タ ルの側壁及び床スラブの温度は，ＭＡＡＰコードによる解析結果に基づき，解析コ
ー ド ＡＢ Ａ Ｑ Ｕ Ｓ に よ る 熱 伝 導 解 析 に て 評 価 す る 。

(4)

判断基準
炉 心 損 傷 防 止 に 失 敗 し ，重 大 事 故 時 を 想 定 す る 防 護 レ ベ ルに お い て ，格 納 容 器の 健 全性 維 持 に 必 要 な 安 全 機 能 が 維 持 さ れ る こ と を 確 認 す る 観 点 よ り ，判 断 基 準は 終 局限 界 状 態 に 至 ら な い こ と と す る 。具 体 的 に は ，側 壁 コ ン ク リ ー ト の 必 要 壁
厚，床スラブコンクリートの必要板厚，床スラブの必要鉄筋量の算定において，終 局 強度 又 は 短 期 許 容 応 力 度 を 適 用 す る 。添 付 8-2 に Ｒ Ｐ Ｖ 支 持 に 必 要 な 側 壁 コ

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

ン ク リー ト 厚 さ 評 価 を ，添 付 8-3 に デ ブ リ 保 持 に 必 要 な 床 ス ラ ブ コ ン ク リ ー ト 厚
さ 評 価を ， 添 付 8-4 に デ ブ リ 保 持 に 必 要 な 床 ス ラ ブ 鉄 筋 量 評 価 を 示 す 。

8.4

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

(1)

側壁（ＲＰＶ支持機能）a.

コンクリートに対する圧縮軸力
添 付 8-5 に 熱 影 響 を 考 慮 し た 側 壁 コ ン ク リ ー ト の 構 造 評 価 を 示 す 。 側 壁 コ ン ク
リ ー トの 等 価 壁 厚 は 約 1229 mm で あ り ， Ｒ Ｐ Ｖ 等 の 自 重 に よ っ て コ ン ク リ ー ト に
作 用 する 圧 縮 軸 力 に 対 し て 必 要 な 壁 厚 133 mm（ 添 付 8-2） を 上回 る 。

b.

基部コンクリートに対する面外せん断力
添 付 8-5 に 示 し た と お り ， 側 壁 コ ン ク リ ー ト の 等 価 壁 厚 は 約 1276 mm で あ り ，ＲＰＶ等の自重によって基部コンクリートに作用する面外せん断力に対して必要な 壁 厚 192 mm（ 添 付 8-2） を 上 回 る 。

(2)

床スラブ（デブリ保持機能）a.

コンクリートに対する面外せん断力
添 付 8-6 に 熱 影 響 を 考 慮 し た 床 ス ラ ブ の コ ン ク リ ー ト 及 び 鉄 筋 の 評 価 を 示 す 。
床 ス ラブ コ ン ク リ ー ト の 等 価 板 厚 は 約 629 mm で あ り ， デ ブ リ 等 の 自 重 に よ っ て コ
ン ク リー ト に 作 用 す る 面 外 せ ん 断 力 に 対 し て 必 要 な 板 厚mm（ 添 付 8-3） を 上

別添 2-72

246

回る。
b.

鉄筋に対する曲げ応力
添 付 8-6 に 示 し た と お り ， 床 ス ラ ブ の 鉄 筋 コ ン ク リ ー ト 部 の 幅 1 m 当 た り の 等
価 鉄 筋量 はmm 2 で あ り ， デ ブ リ 等 の 自 重 に よ っ て 鉄 筋に 作 用 す る 曲 げ 応 力に 対 して 必 要 な 鉄 筋 量

8.5mm 2 （ 添 付 8-4） を 上 回 る 。

まとめ
東海第二発電所におけるペデスタル構造の特徴を踏まえた対策による影響を考慮
し ， デ ブ リ か ら の 熱 影 響 に 対 す る ペ デ ス タ ル の 構 造 健 全 性 を 評 価 した 。
その結果，高温による鉄筋コンクリートの物性変化を考慮しても，ペデスタルにNT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

要 求 さ れ る Ｒ Ｐ Ｖ 支 持 機 能 及 び デ ブ リ 保 持 機 能 が 損 な わ れ な い こ とを 確 認 し た 。

別添 2-73247

添 付 8-1
デブリからの伝熱によるペデスタルの温度評価

1.

概要
ＭＡＡＰコードによる解析結果に基づき，解析コードＡＢＡＱＵＳを用いた熱伝導解析により，デブリからの伝熱によるペデスタルの側壁及び床スラブの温度を評価する。

2.

解析コードＡＢＡＱＵＳによるペデスタル熱伝導解析(1)

評 価モ デ ル
図 1 に熱伝導解析モデルを示す。デブリからの熱影響による側壁及び床スラブの温度は，２次元体系有限要素法解析により評価する。本評価では，解析体系を縦横のメッシュで区切り，以下に示す２次元体系での非定常熱伝導の支配方程式に基づ

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

き ， 各部 の 温 度 変 化 を 計 算 し て い る 。

こ こ で， T：温 度 ， ρ：密 度 ， c：比 熱 ， k x , k y： x 方 向 及 び y 方 向 の 熱 伝 導 率 ， Q ：物 体 の内 部 発 熱 量 で あ る 。

(2)

評 価条 件
表 1 にＡＢＡＱＵＳコードによる熱伝導解析の解析条件を示す。解析条件は，ＲＰＶが破損しデブリがペデスタルへ落下する事故シーケンスに対するＭＡＡＰコー
ド の 解析 結 果 を 参 照 ＊ し ， こ れ を 包 絡 す る 条 件 を 設 定 し て い る 。
注記＊：参照するＭＡＡＰ解析結果は，有効性評価上のベースケースを含む以下を考慮
・起因事象：過渡事象，デブリから水プールへの限界熱流束：
800 kW/m 2 （ 圧 力 依 存 性 あ り ） （ ベ ー ス ケ ー ス ）・起因事象：ＬＯＣＡ，デブリから水プールへの限界熱流束：
800 kW/m 2 （ 圧 力 依 存 性 あ り ）・起因事象：ＬＯＣＡ，デブリから水プールへの限界熱流束：
800 kW/m 2 （ 一 定 ）(3)

評 価結 果図 7 にペ デ ス タ ル 温 度 の 評 価 点 の 位 置 を 示 す 。 ま た ， 図 8 に 横 ス リ ッ ト 部 の 温 度
変 化 を示 す 。 横 ス リ ッ ト 部 の 最 高 温 度 は 約 798 ℃ で あ り ， ス リ ッ ト 内 で 凝 固 し た デ
ブ リ は再 溶 融 す る 温 度 に 至 ら な い 。
別添 2-74248

ま た ，図 9 に 最 も 温 度 が 高 く な る 位 置 の 側 壁 の 温 度 変 化 を ，図 10 に 床 ス ラ ブ 鉄 筋
コンクリート部の温度変化をそれぞれ示す。ペデスタル側壁の最高温度は内表面で約 900 ℃ ，床 ス ラ ブ 鉄 筋 コ ン ク リ ー ト 部 の 最 高 温 度 は 上 端 部 で 約 475 ℃ と な っ て いる。

表1

ＡＢＡＱＵＳコードによる熱伝導解析条件

項目

条件

備考

デ ブ リ 密 度 （ kg/m 3 ）デ ブ リ 熱 伝 導 率 （ W/mK）

ＭＡＡＰ計算結果（ＲＰＶ破損時のデ ブ リ 比 熱 （ J/kgK）値）を包絡する値

デ ブ リ 溶 融 潜 熱 （ J/kg）
ＭＡＡＰ計算結果
デ ブ リ 内 部 発 熱 密 度 （ W/m 3 ）（ 図 2）（保守的にスクラム後 3 時間からの崩壊熱を使用。希ガス・揮発性ＦＰ

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0に よ る 減 衰 （ 30 ％ ） を 考 慮 ）3

Ｓ Ｕ Ｓ 密 度 （ kg/m ）Ｓ Ｕ Ｓ 熱 伝 導 率 （ W/mK）（ 表 2）

伝熱工学資料改訂第５版より

Ｓ Ｕ Ｓ 比 熱 （ J/kgK）
コ ン ク リ ー ト 密 度 （ kg/m 3 ）コ ン ク リ ー ト 熱 伝 導 率 （ W/mK）
コ ン ク リ ー ト 比 熱 （ J/kgK）

2345

鉄筋コンクリート構造計算規準・同解 説 （ 2010） よ り（ 表 3）

Ｅｕｒｏｃｏｄｅより（ 表 4）

試験結果＊に基づき設定

ジ ル コ ニ ア 耐 火 材 密 度 （ kg/m 3 ）ジ ル コ ニ ア 耐 火 材 熱 伝 導 率 （ W/mK）
ジ ル コ ニ ア 耐 火 材 比 熱 （ J/kgK）
ＭＡＡＰ計算結果におけるＲＰＶ破スリット内デブリ初期温度（℃）

損時のデブリ平均温度℃に対し，保守的に液相線温度を設定
ＭＡＡＰ解析結果におけるＲＰＶ破構造材初期温度（℃）

117

損時点でのペデスタル構造部の最高温度

ペデスタル雰囲気温度（℃）（ 図 3）

ドライウェル雰囲気温度（℃）（ 図 4）

サプレッション・チェンバ雰囲気
温度（℃）（ 図 5）

ＭＡＡＰ計算結果を包絡する温度変化を設定

デブリ－ジルコニア耐火材接触面（ 図 6）
温度（℃）
注 記 ＊ ： 本 試 験 は ， 中 部 電 力 (株 )， 東 北 電 力 (株 )， 東 京 電 力 ホ ー ル デ ィ ン グ ス (株 )， 北 陸
電 力 (株 )， 中 国 電 力 (株 )， 日 本 原 子 力 発 電 (株 )， 電 源 開 発 (株 )， (一 財 )エ ネ ル ギ
ー 総 合 工 学 研 究 所 ，(株 )東 芝 ，日 立 GE ニ ュ ー ク リ ア・エ ナ ジ ー (株 )が 実 施 し た 共
同研究の成果の一部である。

別添 2-75249表2
温 度 （ K）

密 度 （ kg/m 3 ）熱 伝 導 率 （ W/mK）

比 熱 （ J/kgK）

300

7920

16.0

499

400

7890

16.5

511

600

7810

19.0

556

800

7730

22.5

620

1000

7640

25.7

644

表3

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

ＳＵＳ材物性値

コンクリート物性値

温度

熱伝導率

比熱

温度

熱伝導率

比熱

（℃）

（ W/mK）（ J/kgK）（℃）（ W/mK）（ J/kgK）

20

1.951

901.1

650

0.859

1111.7

50

1.880

917.3

675

0.833

1114.4

75

1.822

930.2

700

0.809

1116.8

100

1.766

942.8

725

0.785

1118.7

125

1.710

954.9

750

0.764

1120.3

150

1.656

966.7

775

0.743

1121.3

175

1.604

977.9

800

0.724

1122.0

200

1.553

988.8

825

0.706

1122.2

225

1.503

999.2

850

0.690

1122.1250

1.454

1009.3875

0.675

1121.4275

1.407

1018.8900

0.661

1120.4300

1.361

1028.0925

0.648

1118.9325

1.316

1036.7950

0.637

1117.1350

1.273

1045.1975

0.627

1114.7375

1.231

1052.9

1000

0.619

1112.0400

1.191

1060.4

1025

0.612

1108.8425

1.152

1067.4

1050

0.606

1105.3450

1.114

1074.1

1075

0.602

1101.2475

1.077

1080.2

1100

0.599

1096.8500

1.042

1086.0

1125

0.597

1091.9525

1.008

1091.3

1150

0.596

1086.7550

0.976

1096.3

1175

0.597

1080.9575

0.944

1100.7

1200

0.600

1074.8600

0.915

1104.8

1225

0.600

1068.2625

0.886

1108.4

1250

0.600

1061.3

別添 2-76250

表4

密 度 （ kg/m 3 ）熱 伝 導 率 （ W/mK）

比 熱 （ J/kgK）NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

温度（℃）

ジルコニア耐火材の物性値＊

注記＊ ： 本 数 値 は ， 中 部 電 力 (株 )， 東 北 電 力 (株 )， 東 京 電 力 ホ ー ル デ ィ ン グ ス (株 )， 北 陸
電 力 (株 )， 中 国 電 力 (株 )， 日 本 原 子 力 発 電 (株 )， 電 源 開 発 (株 )， (一 財 )エ ネ ル ギ
ー 総 合 工 学 研 究 所 ，(株 )東 芝 ，日 立 GE ニ ュ ー ク リ ア・エ ナ ジ ー (株 )が 実 施 し た 共
同研究の成果の一部である。

別添 2-77251冷却水
14.5cmデブリ
縦スリット

ジルコニア耐火材

14.5cm
cm
横スリット

cm
cm

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0(a) 全 体 概 要 図

ペデスタル床面

ＳＵＳ材(b) ス リ ッ ト 部 拡 大 図

図1

図2

熱伝導解析モデル

デブリ内部発熱密度条件

別添 2-78252

雰囲気温度（℃）

過 渡 事 象 800kW/m２ （ 圧 力 依 存 性 あ り ）Ｌ Ｏ Ｃ Ａ 800kW/m２ （ 圧 力 依 存 性 あ り ）Ｌ Ｏ Ｃ Ａ 800kW/m２ （ 一 定 ）包絡温度（ＡＢＡＱＵＳ入力）

図3

ペデスタル雰囲気温度条件

過 渡 事 象 8 0 0 k W/ m ２ （ 圧 力 依 存 性 あ り ）Ｌ Ｏ Ｃ Ａ 8 0 0 k W /m ２ （ 圧 力 依 存 性 あ り ）Ｌ Ｏ Ｃ Ａ 8 0 0 k W /m ２ （ 一 定 ）包絡温度（ＡＢＡＱＵＳ入力）

雰囲気温度（℃）

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

Ｒ Ｐ Ｖ 破 損 後 の 時 間 （ h）

Ｒ Ｐ Ｖ 破 損 後 の 時 間 （ h）

図4

ドライウェル雰囲気温度条件

別添 2-79253

雰囲気温度（℃）

過 渡 事 象 8 0 0 k W/ m ２ （ 圧 力 依 存 性 あ り ）Ｌ Ｏ Ｃ Ａ 8 0 0 k W /m ２ （ 圧 力 依 存 性 あ り ）Ｌ Ｏ Ｃ Ａ 8 0 0 k W /m ２ （ 一 定 ）包絡温度（ＡＢＡＱＵＳ入力）

図5

サプレッション・チェンバ雰囲気温度条件

過 渡 事 象 800kW/m２ （ 圧 力 依 存 性 あ り ） 床 面
Ｌ Ｏ Ｃ Ａ 800kW/m２ （ 圧 力 依 存 性 あ り ） 床 面
Ｌ Ｏ Ｃ Ａ 800kW/m２ （ 一 定 ） 床 面
過 渡 事 象 800kW/m２ （ 圧 力 依 存 性 あ り ） 壁 面
Ｌ Ｏ Ｃ Ａ 800kW/m２ （ 圧 力 依 存 性 あ り ） 壁 面
Ｌ Ｏ Ｃ Ａ 800kW/m２ （ 一 定 ） 壁 面
包絡温度（ＡＢＡＱＵＳ入力）

接触面温度（℃）

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

Ｒ Ｐ Ｖ 破 損 後 の 時 間 （ h）

Ｒ Ｐ Ｖ 破 損 後 の 時 間 （ h）

図6

デブリ－ジルコニア耐火材接触面温度条件

別添 2-80254

ペデスタル側壁
縦スリット直下位置
ペデスタル中心位置
床スラブ
鉄筋コンクリート部

ペデスタル温度評価位置

温度（℃）

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

図7

ペデスタル中心位置
縦スリット直下位置

Ｒ Ｐ Ｖ 破 損 後 の 時 間 （ h）

図8

横スリット部の温度変化

別添 2-81255

温度（℃）

ペデスタル内壁面

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

ペデスタル外壁面

Ｒ Ｐ Ｖ 破 損 後 の 時 間 （ h）

図9

ペデスタル側壁の温度変化

温度（℃）

床スラブ鉄筋コンク
リート部 上端

床スラブ鉄筋コンク
リート部 下端Ｒ Ｐ Ｖ 破 損 後 の 時 間 （ h）

図 10

床スラブ鉄筋コンクリート部の温度変化

別添 2-82256

添 付 8-2
ＲＰＶ支持に必要な側壁コンクリート厚さ評価

1.

概要
格 納 容器 内 の ペ デ ス タ ル 等 配 置 図 を 図 1 に 示 す 。 ペ デ ス タ ル は ， 原 子 炉 圧 力 容 器 ，遮へい壁等を支持する構造物である。ＲＰＶが破損しデブリがペデスタルに落下した
場合でも，コンクリートの侵食は生じない評価結果となっているが，ペデスタル側壁部のコンクリートが侵食する可能性を考慮し，これら構造物を支持するために必要とな る ペ デ ス タ ル 側 壁 部 の 壁 厚 （ 以 下 「 必 要 壁 厚 」 と い う 。） を 算 定す る 。

原子炉圧力容器NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R1
R0

遮へい壁

ペデスタル

図1

2.
2.1

格納容器内ペデスタル等配置図

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

2.2

解析方法
解析モデル図を図 2 に，解析条件等の概要について表 1 に示す。解析モデルは，
ペデスタル構造をシェル要素にて３次元的にモデル化したものを用いる。解析コー
ドは「ＭＳＣＮＡＳＴＲＡＮ」を使用し，評価に用いる解析コードの検証及び妥

当 性 確 認 等 の 概 要 つ い て は ，「 Ⅴ -5-1
ＳＣ

計 算 機 プ ロ グ ラ ム （ 解 析 コー ド ） の 概 要 ・ Ｍ

ＮＡＳＴＲＡＮ」に示す。
別添 2-83257

ペデスタルは，ＲＰＶ及び遮へい壁等を支持する構造物であるため，解析における各構造物の重量の模擬については，ペデスタル上面に等分布荷重として負荷させる。また，ＭＣＣＩに至る過程を踏まえれば，ＲＰＶ内の燃料集合体等はデブリ化
し，ペデスタル床面上に落下していることになるが，ペデスタル側壁コンクリートの必要壁厚を保守的に算定するために，ＲＰＶ内に燃料集合体が残存することを前NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0提に評価した。

図2

ペデスタル３次元ＦＥＭモデル図

表1
項

解析条件等の概要

目

解析モデル

内

容

・３次元ＦＥＭモデル
・シェル要素

解析コード

・ＭＳＣ

ＮＡＳＴＲＡＮ

重量模擬

・原子炉圧力容器

955×10 3 kg

（圧力容器内構造物を含む）
・遮へい壁

656×10 3 kg

コンクリートの材

・設計基準強度

22 N/mm 2

料物性等

・ヤング係数

2.2×10 4 N/mm 2・せん断弾性係数
・単位体積重量

30.918×10 4 N/mm 2
23 kN/m 3

必 要 壁 厚 の算 定
3.1

解析結果
必要壁厚の算定に用いる荷重は，構造物の重量によるペデスタル鉛直方向に発生

別添 2-84258

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

表2
部

ペデスタル側壁部に生じる荷重位

ＭＣＣＩによる
侵食想定部位3.2

圧縮軸力

面 外 せん 断 力（ kN/m）（ kN/m）

1940

178

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

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

日 本 建 築 学 会 ， 1999） （ 以 下 「 Ｒ Ｃ 規 準 」 と い う 。 ） に 規 定 さ れ てい る コ ン ク リ ー
ト の 短 期 許 容 応 力 度 を 用 い た 。 表 3 に 必 要 壁 厚 算 定 に 用 い た 許 容 応力 度 を 示 す 。

表3※

必要壁厚算定に用いた許容応力度（短期）圧 縮 （ N/mm 2 ）せ ん 断 （ N/mm 2 ）

14.6

1.06

ＲＣ規準許容応力度（短期）・ 圧 縮 ： 2/3Ｆ ｃ
・ せ ん 断 ： 1/30Ｆ ｃ か つ (0.49+1/100×Ｆ ｃ )以 下 の 1.5 倍3.3

必要壁厚の算定結果
側壁コンクリートに生じる荷重，短期許容応力度から必要壁厚を圧縮軸力及び面
外せん断力に対して算定した。

(1)

圧縮軸力による評価
側壁コンクリートに生じる圧縮軸力と短期許容応力度が等しくなるときの壁厚を必要壁厚として算定する。必要壁厚は下式のとおり算定され，圧縮軸力による評 価 にお い て は ， 必 要 壁 厚 は 133 ㎜ と な る 。
1.940×10 3 (N/mm)÷14.6(N/mm 2 )(2)＝ 133 ㎜

面外せん断力による評価
面外せん断力を用いた必要壁厚の算定については，ＲＣ規準の断面算定に用いる 評 価式 を 適 用 す る 。

別添 2-85259

Ｑ＝ｂ・ｊ・ｆｓ
ここで，
Ｑ ： 発 生 荷 重 （ N）
ｂ ： 部 材 の 有 効 幅 （ mm）
ｊ ： 柱 の 中 心 間 距 離 （ mm）
ｊ ＝ ｄ ×7/8
ｄ ： 有 効 せ い （ 必 要 壁 厚 ） （ mm）
ｆ ｓ ： 短 期 許 容 応 力 度 （ N/mm 2 ）必要壁厚は，解析により生じる面外せん断力，短期許容応力から下式のとおり
算 定 され ， 面 外 せ ん 断 力 に よ る 評 価 と し て の 必 要 壁 厚 は 192 ㎜と な る 。
ｄ ＝ 8/7×（ Ｑ ÷ｂ ） ÷ｆ ｓ
＝ 8/7×178(N/mm)÷1.06（ N/mm 2 ） ＝ 192 mm

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

4.

まとめ
圧 縮 軸力 に よ る 評 価 及 び 面 外 せ ん 断 力 に よ る 評 価 か ら 算 定 し た 必 要 壁 厚 を 表 4 に 整理する。熱影響を考慮しない場合の健全な側壁コンクリート厚さmm に 対 し ， 必

要 壁 厚 は ， 圧 縮 軸 力 に 対 し て は 133 mm， 面 外 せ ん 断 力 に 対 し て は 192 ㎜ と な る 。

表4

必要壁厚の算定結果

圧縮軸力による評価

必要壁厚

133 mm

面外せん断力による評価
192 mm

別添 2-86260

添 付 8-3
デブリ保持に必要な床スラブ厚さ評価

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

1.

床スラブ荷重床 ス ラブ 荷 重 と し て ， 床 ス ラ ブ 自 重 及 び デ ブ リ 等 の 床 ス ラ ブ 積 載 荷 重 を 評 価 す る 。

(1)

床スラブ自重床 ス ラブ 自 重 は ，・ 床 ス ラ ブ の コ ン ク リ ー ト 体 積 ： 約 53.85 m 3・ 鉄 筋 コ ン ク リ ー ト の 単 位 体 積 重 量 ： 24 kN/m 3

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

よ り ， 床 ス ラ ブ 自 重 に よ る 荷 重 は 約 1.30×10 3 kN と な る 。

(2)

床スラブ積載荷重
床スラブ積載荷重は，デブリ，冷却水，コリウムシールド及びペデスタル内構造物 等 の総 重 量 を 保 守 的 に 切 り 上 げ た 値 と し て 500 ton を 使 用 し ， 約 4.90×10 3 kN となる。

以 上 から ， 床 ス ラ ブ 荷 重 と し て 約 6.20×10 3 kN を 用 い る 。

2.

せん断応力による必要床スラブ厚さ
床 ス ラブ 端 部 の 必 要 厚 さ は 次 の と お り 算 定 さ れ る （ 図 1） 。
必要せん断面積＝床スラブ荷重／短期許容せん断応力度
必要床スラブ厚さ＝必要せん断面積／床スラブ円周長
Ｒ Ｃ 規準 に 規 定 さ れ て い る 短 期 許 容 せ ん 断 応 力 度 に 基 づ き 1.06 N/mm 2 を 使 用 す る と ，熱影響を考慮しない場合の健全な床スラブ厚さmm に 対 し ， 必要 厚 さ はmm と算定される。

別添 2-87261

せん断 荷 重 Q

せん断 面 積 A

床 スラブ
半径 a

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

図1

床スラブのせん断荷重

Fc： コ ン ク リ ー ト の 設 計 基 準 強 度

図2

約 22.1（ N/mm 2 ）コンクリートの許容応力度

別添 2-88262

添 付 8-4
デブリ保持に必要な床スラブ鉄筋量評価

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

1.

床スラブ荷重床 ス ラ ブ 荷 重 は 添 付 8-3 と 同 様 に 約 6.20×10 3 kN を 用 い る 。
分布荷重は床スラブ荷重を床面積で除した値であり

2.

kN/m 2 と な る 。

曲げ応力による必要鉄筋量「 機 械工 学 便 覧

基 礎 編 a3

材 料 力 学 」 （ 図 1） に 基 づ き ， 等分 布 荷 重 を 受 け る 周

辺単純支持の円板に作用するモーメントＭを算定する。
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

Ｍ ＝ （ 3＋ ν ） ・ ｐ ・ ａ 2 ／ 16＝

kN・ m/m

ここで，ν ：ポ ア ソ ン 比 0.2ｐ：分布荷重ａ：床スラブ半径
算 定 した モ ー メ ン ト 及 び 建 築 物 の 構 造 関 係 技 術 規 準 解 説 書（ 国 土 交 通 省 ほ か ，2015）に 示 さ れ る 終 局 曲 げ 強 度 算 定 式 よ り ， 床 ス ラ ブ 本 体 部 の 幅 1 m 当 たり の 必 要 鉄 筋 量 を
算定する。
mm 2

必要鉄筋量＝Ｍ／（σｙ・ｄ）＝
ここで，

σ ｙ ：鉄 筋 の 降 伏 強 度 （ 345 N/mm 2 ） の 1.1 倍 ＊ 1 ＝ 379.5 N/mm 2
ｄ ： 床ス ラ ブ の 有 効 せ い ＊ 2 ＝
注記mm＊ 1： 建 築 物 の 構 造 関 係 技 術 規 準 解 説 書 で は ， 終 局 強 度 算 定 に 当 た り Ｊ Ｉ Ｓ 規 格
品 の 鉄 筋 の 基 準 強 度 を 1.1 倍 以 下 の 数 値 と す る こ と が でき る と さ れ て い る 。
＊ 2：圧 縮 縁 か ら 引 張 側 鉄 筋 の 重 心 ま で の 距 離 （ 図 2）

別添 2-89263

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

高 温 に よ る 影 響 を 考 慮 し た 場 合 で も ，床 ス ラ ブ の 周 辺 固 定 が 完 全 に 失 わ れ る こ と はないが，保守的に周辺単純支持条件での評価を実施

図1

等分布荷重を受ける円板の応力計算式

図2

床スラブの有効せい

別添 2-90264

添 付 8-5
熱影響を考慮した側壁コンクリートの構造評価

1.

側壁コンクリートの圧縮軸力に対する評価

(1)

評価方法
・ＲＰＶ等の重量は，側壁コンクリートに圧縮軸力として作用することから，コン
ク リ ート を 対 象 に 評 価 し ， 鉄 筋 に つ い て は 考 慮 し な い 。
・ＡＢＡＱＵＳコードによる熱伝導解析結果における側壁での径方向各厚さの温度（ 図 1） に 対 し て ， 図 2 に 示 す と お り 包 絡 温 度 を 設 定 す る 。

・各 厚 さ 部 分 の 包 絡 温 度 に 対 し て ，図 3 に 示 す 構 造 材 料 の 耐 火 性 ガ イ ド ブ ッ ク（（ 社 ）日 本 建 築 学 会 ， 2017） （ 以 下 「 耐 火 性 ガ イ ド ブ ッ ク 」 と い う 。 ） に 示 さ れ る 加 熱
冷却後の圧縮強度残存比を参照し，コンクリート侵食後の残存壁厚に対し健全な
コ ン クリ ー ト と し て み な せ る 等 価 壁 厚 を 算 定 す る 。
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0・ 上 記 手 順 に よ り 算 定 し た 等 価 壁 厚 と 添 付 8-2 に 示 す Ｒ Ｐ Ｖ を 支 持 す る た め に 必 要
な 壁 厚 で あ る 133 mm と を 比 較 し ， 等 価 壁 厚 が 必 要 壁 厚 を 上 回 る こ と を 確 認 す る 。

(2)

評価結果
等 価 壁厚 は 約 1229 mm と な り ，Ｒ Ｐ Ｖ 支 持 に 必 要 な 壁 厚 133 mm を上 回 る こ と か ら ，側 壁 コン ク リ ー ト の 圧 縮 軸 力 に 対 し て Ｒ Ｐ Ｖ 支 持 機 能 は 維 持 さ れ る 。

2.
(1)

側壁基部コンクリートの面外せん断に対する評価
評価方法
・ 図 4 に示 す コ ン ク リ ー ト 面 外 せ ん 断 の 短 期 許 容 応 力 度 に ， 1.の 圧 縮 軸 力 に 対 す る
評 価 にお い て 設 定 し た 側 壁 部 各 厚 さ に お け る 包 絡 温 度（ 図 2）を考 慮 し た 圧 縮 強 度
残 存 比（ 図 3） を 乗 じ て ， 高 温 影 響 を 考 慮 し た コ ン ク リ ー ト 強 度を 求 め る 。
・Ｒ Ｃ 規 準 の 断 面 算 定 評 価 式 に 基 づ い て ，面 外 せ ん 断 に 対 す る 等 価壁 厚 を 算 定 す る 。
Ｑ ＝ｂ ・ ｊ ・ ｆ ｓ
こ こで ，
Ｑ ：発 生 荷 重 （ N）
ｂ ：部 材 の 有 効 幅 （ mm）
ｊ ：柱 の 中 心 間 距 離 （ mm）
ｊ ＝ ｄ ×7/8
ｄ ： 有 効 せ い （ 必 要 壁 厚 ） （ mm）
ｆ ｓ： 短 期 許 容 応 力 度 （ N/mm 2 ）・ 上 記 手 順 に よ り 算 定 し た 等 価 壁 厚 と 添 付 8-2 に 示 す Ｒ Ｐ Ｖ を 支 持 す る た め に 必 要
な 壁 厚 で あ る 192 mm と を 比 較 し ， 等 価 壁 厚 が 必 要 壁 厚 を 上 回 る こ と を 確 認 す る 。

別添 2-91

265

(2)

評価結果
等 価 壁厚 は 約 1276 mm と な り ，Ｒ Ｐ Ｖ 支 持 に 必 要 な 壁 厚 192 mm を上 回 る こ と か ら ，

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

側 壁 基部 コ ン ク リ ー ト の 面 外 せ ん 断 に 対 し て Ｒ Ｐ Ｖ 支 持 機 能 は 維 持 さ れ る 。

側壁部温度変化

側壁部の熱伝導解析結果

最高温度（℃）

図1

ペデスタル
内壁

図2

ペ デ ス タ ル 中 心 か ら の 距 離 （ m）

ペデスタル
外壁

ペデスタル側壁における包絡温度の設定

別添 2-92266

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

図3

図4

コンクリートの圧縮強度残存比

コンクリートの許容応力度

別添 2-93267

添 付 8-6
熱 影 響 を 考 慮 し た 床 ス ラ ブ の コ ン ク リ ー ト 及 び 鉄 筋 の 構造 評 価

1.
(1)

床スラブコンクリートの面外せん断に対する評価
評価方法
・ デ ブ リ等 の 重 量 に よ る せ ん 断 応 力 は 床 ス ラ ブ に せ ん 断 荷 重 と し て 掛 か る こ と か ら ，
コンクリートを対象にせん断応力を評価し，鉄筋については考慮しない。また，必要なコンクリート厚さを小さく評価する観点で保守的に，床スラブのコンクリ
ー ト 部厚 さ （mm） を 考 慮 せ ず ， 鉄 筋 コ ン ク リ ー ト 部 厚 さ （mm） を 対 象 に

評 価 する 。
・ＡＢＡＱＵＳコードによる熱伝導解析結果における床スラブ鉄筋コンクリート部の 縦 方向 各 厚 さ の 温 度 （ 図 1） に 対 し て ， 図 2 に 示 す と お り 包 絡 温 度 を 設 定 す る 。
・各厚さ部分の包絡温度に対して，耐火性ガイドブックに示される加熱冷却後の圧NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

縮 強 度残 存 比 を 参 照 し ， 健 全 な コ ン ク リ ー ト と し て み な せ る 等 価 板 厚 を 算 定 す る 。
・ 上 記 手 順 に よ り 算 定 し た 等 価 板 厚 と 添 付 8-3 に 示 す デ ブ リ 保 持 に 必 要 な 板 厚 で ある(2)mm と を 比 較 し ， 等 価 板 厚 が 必 要 板 厚 を 上 回 る こ と を 確 認す る 。

評価結果
等 価 板厚 は 約 618 mm と な り ， デ ブ リ 保 持 に 必 要 な 板 厚 で あ る

mm を 上 回 る た

め ， 床ス ラ ブ コ ン ク リ ー ト の 面 外 せ ん 断 に 対 し て デ ブ リ 保 持 機 能 は 維 持 さ れ る 。

2.
(1)

床スラブ鉄筋の曲げ応力に対する評価
評価方法
以 下 に熱 影 響 を 考 慮 し た 床 ス ラ ブ 鉄 筋 の 構 造 評 価 の 方 法 を 示 す 。
・デブリ等の重量による曲げ応力は床スラブの鉄筋コンクリート部に引張荷重として 掛 かる こ と か ら ， 図 3 に 示 す 鉄 筋 を 対 象 に 曲 げ 応 力 を 評 価 し ， コ ン ク リ ー ト に
つ い ては 考 慮 し な い 。
・ Ａ Ｂ Ａ Ｑ Ｕ Ｓ コ ー ド に よ る 熱 伝 導 解 析 結 果 よ り ， 下 端 筋 位 置 で は 最 高 220 ℃ 程 度
ま で 温度 上 昇 す る た め ， 図 4 に 示 す 耐 火 性 ガ イ ド ブ ッ ク の 高 温 時 の 鉄 筋 強 度 を 参
考 に ，強 度 低 下 割 合 と し て 4 割 を 設 定 す る 。
・実機の床スラブ本体部の幅 1 m 当たりの鉄筋量mm 2 に 対 し ， 上 記 の 鉄 筋 強 度

劣 化 度合 い を 考 慮 し ， 健 全 な 状 態 と み な せ る 鉄 筋 量 を 評 価 す る 。
・ 上 記 手 順 に よ り 算 定 し た 強 度 低 下 を 考 慮 し た 鉄 筋 量 と 添 付 8-3 に 示 す デ ブ リ 等 の
重 量 保持 に 必 要 な 鉄 筋 量 で あ る 幅 1 m 当 た り

mm 2 と を 比 較 し ， 健 全 な 状 態 とみ な せる 鉄 筋 量 が 必 要 鉄 筋 量 を 上 回 る こ と を 確 認 す る 。

別添 2-94

268

(2)

評価結果
mm 2 と な る 。 デ ブ リ 等 の 重 量保 持 に 必 要 な 鉄 筋

強 度 低下 を 考 慮 し た 鉄 筋 量 は
量は幅 1 m 当たり

mm 2 で あ り ， 必 要 な 鉄 筋 量 を 上 回 る こ と から ， 曲 げ 応 力 に 対 してデブリ保持機能は確保される。

コンクリート部NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

鉄 筋 コンクリート部

床部温度変化

ペデスタル温度評価結果

最高温度（℃）

図1

鉄筋コンク
リート部上端図2

鉄筋コンクリート部上端
か ら の 深 さ （ mm）

鉄筋コンク
リート部下端床 ス ラ ブ 鉄 筋 コ ン ク リ ー ト 部 に お け る 包 絡 温 度 の設 定

別添 2-95269

コンクリート部

床 スラブ本 体 部 実 施 鉄 筋 量 ：
2mm （幅 1m 当 たり）
鉄筋
コンクリート部

床スラブの鉄筋コンクリート範囲

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

図3

図4

鉄筋強度の低下割合

別添 2-96270

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

9.

ペデス タル排水 系 の排水機能 評価につ い て

9.1

概要
ＲＰ Ｖから落 下 した溶融炉 心の冠水 及 びＦＣＩに よる影響 抑 制の観点か ら，ＲＰＶ
破損時のペデスタル 内 水位を 1 m に維持す る こととして いる。
これ に対して ， 事故発生後 にペデス タ ル内への流 入水（余 剰 水）が生じ た場合に，余剰水が規定時間内 に サプレッシ ョン・チ ェ ンバへ排水 できるこ とを，モック アップ
試験及び試験結果に 基 づく排水評 価により 確 認する。具 体的には ，下記の確認 を実施する。
・モ ックアッ プ 試験により ，格納容 器 床ドレンサ ンプ導入 管 （以下「導 入管」という。）及びス リット 形状 の排水ライ ンにおけ る 流動状況を 確認する と ともに，圧損係数を評価 する。
・試 験結果を 基 に，実機体 系におけ る 排水評価を 実施し， 排 水制限時間 内にペデス
タル内水位 1 m まで 排 水可能であ ることを 確 認する。

9.2

評価 において 想 定する事象
ペデ スタル内 へ の流入水に より水位 が 著しく高く なり得る 事 象として， ペデスタル内におけるボトムド レ ンＬＯＣＡ を想定す る 。この場合 ，ＲＰＶ からペデスタ ル内への流入は事象発生 約 0.3 時間で停 止し，水 位 はペデスタ ルの人通 用開口部下端 まで達すると想定される。
排水 時間の制 限 としては， 流入が停 止 する事象発 生約 0.3 時 間から，Ｒ ＰＶ破損が早くなる大破断ＬＯ Ｃ Ａ時におけ るＲＰＶ 破 損時間を保 守的に短 くした 3 時間 を組合
せて 2.7 時間とする 。

9.3

試験 条件
試験 方法を 表 9-1，設備条件 を表 9-2， 確認項目及 び判定基 準 を表 9-3 に 示す。また，試験装置を図 9-1 に示す。
表 9-1

試験水
水道水
（常温）

排水配管状 態
配管内満水
（ＤＢ時に 常時排水があるた め）排水先
排水口をス リットと 同程度の高さ に設定
（ＳＡ時に ベント管 への排水とな るため）

表 9-2
排水配管経 路導入管～
スリット入 口
スリット入 口～スリット出 口スリット出 口～
ベント管

試 験方法
試験方法
排水弁を閉の状態に て 導入管より高く水を張 り ，弁を開とすることで ， 静
水圧にて排 水

設 備条件

試験計画
アクリル製 80A
（ペデスタ ル床面か ら 高さ 1 m）
アクリル製
（流路断面 寸法：）
塩化ビニル 製 80A

別添 2-97271

表 9-3

確 認項目／ 判 定基準判定基準

排水流路全 体での排 水 時間

2.7 時間以 下

流動状況

－

1000

確認項目

導入管（80A配管）

区間②（導入管～ベント管出口）

1000

導入管の排水口LI（圧損値は机上で考慮，異物の流動性を確認する区間）
区間①（導入管～スリット出口）

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

約550

ｺﾘｳﾑｼｰﾙﾄﾞ＋ﾗｲﾆﾝｸﾞ厚さ（モックアップで圧損値及び流動性を確認する区間）
スリット

ベント管（80A配管）

スリット

導入管カバーによる排水時間（圧損係数 ）への影響 は，
モックアップ試験に組込み確認を実施する。

区間①用
排水口

図 9-1

9.4

区間②用
排水口

試 験装置

モッ クアップ 装 置と実機の 相違点に つ いて
今回 使用する モ ックアップ 装置と実 機 の相違点を 表 9-4 に 示 す。

別添 2-98

272

配管
材質

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

水温

流路
勾配
水位
差

9.5

表 9-4
モックアッ プ装置
導入管～ス リット出 口 ：アクリル製

モ ックアッ プ 装置と実機 の相違点
実機評価に与え る影響
導入管～ベ ント管：
材質の違い による表 面 粗ステンレス 製さの違いに よって， 圧 損係数への影 響はある が ，スリット出 口からベ ン ト管：試験で得ら れた係数 に 対
塩化ビニル 製しては，裕 度を考慮 し て
今後の設計 を行うた め 問
題ないと考 える。
水温が低い 方が圧損 係 数
常温（約 10～20 ℃ ）高温水は高くなる ため，常 温 水（約 167 ℃ （2Pd ででの試験を 実施して お けの飽和温度 に相ば，ＳＡ時 の高温水 の 排
当））
水性につい ては包絡 で きる。
装置のたわ み等を考 慮
し，保守的 に設定。
1.000 m
圧損 H＝圧 損係数 K×流（最高水位 2 m から 最 低水位
量 Q 2 より水 位差に よる 圧
損係数算出 への影響 は 無
1 m までの 差）
いが，信頼 性のある デ ー
タ取得のた め十分な 試 験
時間及び流 量確保の 観 点から設定。
異物 による影 響 について
ペデ スタル内 に 設ける排水 の流入口 （ 導入管）は ，スワン ネ ック構造と する。導入

管は，逆Ｕ字形の形 状 をしている ため，水 面 付近の浮遊 物は排水 口から流入し 難い構
造上の利点がある。 空 気孔は，逆 Ｕ字形部 か らの排水性 を確実に するために設 ける設計とする。排水口の 高 さ方向の位 置は，水 面 の浮遊物や 床面の異 物を持ち込ま せないために適切な位置で 設 定する設計 とする。また ，異物落下 に対して 破損 等がないよ う，
サポート等で固定す る。この導入管 の構造を 考 慮した上で ，導入管 への 落下物の影 響，ペデスタル内に流入 す る異物によ る排水性 へ の影響を評 価する。 なお，スワン ネック
構造を流入口とする 排 水流路は， ＲＰＶ破 損 前にペデス タル内の 水位 1 m を達 成した
時点で排水弁を閉止 し ，その後は 用いない こ とから，排 水機能の 要求期間はＲ ＰＶ破
損前までであり，Ｒ Ｐ Ｖ破損前ま でに想定 さ れる落下物 及び異物 を対象として 評価する。
事故 時に発生 す る落下物に より導入 管 が損傷しな いこと， 異 物がペデス タル格納容
器床ドレンサンプに 流 入したと仮 定し評価 し ても，異物 により排 水性に悪影響 が生じる可能性が低いこと を 表 9-5 に示 す。
落下 物により ， 導入管が影 響を受け な いことを確 実にする た め，導入管 の周囲に柵を設置する設計とす る 。

別添 2-99273

この 柵は，異 物 が導入管及 び排水配 管 の排水性に 対して悪 影 響を及ぼさ ないこと及び想定されない異物 が 排水性に悪 影響を及 ぼ さないこと をより確 実にするため ，異物混入防止機能を有し た 設計とする 。柵は， ス リットの短 辺mm よりも小さい 開口径を有し，開口が重な ら ないよう 2 重に配 置し た設計とす る。仮に ，スリット部 で固着し堆積する可能性が あ る線状の異 物を想定 し ても，柵の 2 重部 分で流入を防ぐ 構造の設計とする。（図 9-2）
なお ，格納容 器 機器ドレン サンプに つ いても，排 水経路と し て利用する ことから，異物落下に対して破 損 等がないよ う，十分 な 強度を有す る設計と し，導入管の 異物混入防止及び損傷防止 に ついては，床ドレン 排水 用の導入管 と同様の 対策を行うこ とで，悪影響を防止する。

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

表 9-5

想 定異物と 影 響評価（1／ 2）

想定異物

異物による排水性への影 響

核計装用及び照明用等のケーブル（管路含む）【発生源】ペデスタル内【導入管への落下／床ド レンへの流入】
落下あり／流入あり
ペデスタル上部には，ケ ーブルが設置されており ，落下の可能性がある。
【影響評価】
・落下による影響
導入管は鋼製でサポート に固定されているため破 損・転倒す
るおそれはない。また， 周囲に鋼製の柵を設置す ることから，導入管に直接接触するこ ともない。格納容器機器 ドレンサンプ
については，サンプ自体を十分な強度を有する設計とするた
め，破損するおそれはな い。
・流入による影響
ケーブルは床に沈降する ことから，排水性に影 響 はない。また，何らかの要因で被 覆 片が生じたとしても，格 納容器機器ド
レンサンプと格納容器床ドレンサンプ各々の導入管は対向して配置され，かつ前述の とおり各々の周囲を柵（ 図 9-2 参照）
にて囲うため，共通要因 による排水性への影響は ない。

保温材【発生源】ペデスタル外【導入管への落下／床ド レンへの流入】
落下なし／流入あり
ペデスタル格納容器床ド レンサンプ内に保温材は ない。
重大事故時にドライウェルから格納容器スプレイ水等によって床ドレンの流入経路 から持ち込まれる可能性 がある。
【影響評価】
床ドレン流入経路の弁を事故後早期に閉に流入を制限する
ことから，排水経路を閉 塞させる等，排水性への 影響はない。

別添 2-100274

表 9-5
想定異物

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

塗料片

スラッジ
（鉄錆）

サポート

照明

想 定異物と 影 響評価（2／ 2）
異物による排水性への影 響【発生源】ペデスタル内 ・外【導入管への落下／床ド レンへの流入】
落下あり／流入あり
ペデス タル内 ・外の 構造 物には 塗装が 施され てい ること から導 入管への落下，床ドレンへ流 入する可能性がある。
【影響評価】
・落下による影響
導入管 を損傷 する程 の重 量はな く導入 管が破 損・ 転倒す るおそ れはない。また，同様に格納 容器機器ドレンサンプへ の影響もない。
・流入による影響
塗料片 は，底 に堆積 若し くは水 面に浮 遊する こと が考え られる が，導入管の排水口を水位 1 m の中間位置に設定す るため，これらの異物が導入管 の排 水口に 流入 するとは 考え 難い。 また ，重大事 故時 は格納
容器スプ レイ 水等に よっ てペデス タル 外から 床ド レンの流 入経 路を通じて塗料 片が 多く持 ち込 まれる可 能性 がある が， 床ドレン 流入 経路の弁を事故 後早 期に閉 にし ，流入を 制限 するこ とか ら，排水 経路 を閉塞させる等，排水性への影 響はない。
【発生源】ペデスタル外【導入管への落下／床ド レンへの流入】
落下なし／流入あり
スラッ ジ（鉄 錆）は ，床 ドレン 水によ って格 納容 器床ド レンサ ンプ
内に流入し底に堆積する 可能性がある。
【影響評価】
導入管の排水口を水位 1 m の中間位置に設定す るため，底に堆積した異物が 積極 的に排 水経 路に流入 する とは考 え難 い。また ，重 大事故時は格納 容器 スプレ イ水 等によっ てペ デスタ ル外 から床ド レン の流入
経路を通 じて スラッ ジが 多く持ち 込ま れる可 能性 があるが ，床 ドレン
流入経路 の弁 を事故 後早 期に閉に し， 流入を 制限 すること から ，排水経路を閉塞させる等，排 水性への影響はない。
【発生源】ペデスタル内【導入管への落下／床ド レンへの流入】
落下なし／流入なし
ペデス タル内 にはサ ポー トが設 置され ている が， 十分な 耐震性 を有する設計とすることから ，落下しない。
【影響評価】
排水性への影響はない。
【発生源】ペデスタル内【導入管への落下／床ド レンへの流入】
落下あり／流入あり
ペデスタル内には照明が 設置されているため，落 下の可能性がある。
【影響評価】
・落下による影響
導入管 は鋼製 でサポ ート に固定 されて いるた め破 損・転 倒する おそれはない 。ま た，周 囲に 鋼製の柵 を設 置する こと から，導 入管 に直接接触する こと もない 。格 納容器機 器ド レンサ ンプ について も， 十分な強度を有する設計とする ことから，破損するおそ れはない。
・流入による影響
照明は，床に沈降するこ とから，排水性に影響は ない。

別添 2-101275

異物混入防 止穴(
mm 以下)※異物の流 入方向（直 線的）に 穴が重な らな い設計とする 。
mm 以下
mm 以下
mm 以下

排水口

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

コリウム
シールド

ステンレス 製
板厚はmm 以上 で 2 重構造にする
ことで照明・ケー ブル等 の異物落下 にも耐える構造 とする。
配管（80A）はペデス タ ル内壁より サポート
により支持 し剛構造 と する。

スリット構造（流路 径 ：高さ方向mm） の 流路に排水 配管を接 続 する。
ペデスタル床からコ ン クリート部 への流路（ 水平方向の スリット 部 まで）
は，スリット構造（ 流 路径：）の 設計とする 。

導入管（1 か所）
口径：80A， ステン レス 製
縦方向スリ ット
流路mm，
ステンレス 製
水の流れ
横方向スリ ット
流路mm，
ステンレス 製

図 9-2

排 水配管に 対 する異物対 策概要

別添 2-102

276

9.6

モッ クアップ 試 験における 異物の考 慮
9.5 項の内容 を 踏まえ想定 した異物 の 種類を表 9-6 に示す 。表 9-6 の保 温材，塵 土，
塗料片，錆片，スラ ッ ジ及びその 他異物は ， ＥＣＣＳス トレーナ に関する『平 成 20・
02・12 原院 第５号』 の 内規記載項 目から抽 出 した。
表 9-6 に示 すよ うに，導入 管に到達 ， 通過する異 物として ス ラッジが想 定されるため，モックアップ試 験 で想定する 異物は下 記 のとおりと した。
・異 物（スラ ッ ジ）の模擬 材として Ｆ ｅ ３ Ｏ ４ （四酸化 三鉄） を使用する 。
・濃 度は，東 海第 二発電所の 調査結果 か ら最大値を 考慮し保 守 的にppm で設定する。
・異 物（スラ ッ ジ）は，保 守的に全 量 がスリット を通過す る よう投入す る。
表 9-6

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

想定異物

注記

モ ックアッ プ で想定する 異物の種 類

ペデスタル 内への流 入導入管・ス リットへ の 流入

ケーブル

○

ペデスタル 内での落 下×

床に沈降 ＊ 2

照明○

ペデスタル 内での落 下×

床に沈降 ＊ 2

保温材

×

ペデスタル 内にはな い ＊ 1―（評価不要）

塵土×

ペデスタル 内にはな い ＊ 1―（評価不要）

塗装片○

×

床に沈降 ＊ 2

錆片○×

床に沈降 ＊ 2

スラッジ

○

○

大部分は床に沈降 ＊ 2

流入，ある いは，ペ デ スタ
ル内に存在

○ ：流入す る と想定した もの。
× ：流 入しな いと想定し たもの。
＊1 ：外部 から の通常時流 入につい て は，作業後 清掃等を 実 施すること でほとんどないと想定 。
また， 事 故後早期に 流入経路 の 弁を閉とす ることで 流 入を制限す ることから事故時の流 入は無い も のと想定。
＊2 ：導入管 （80A）の周り には導入 管 カバー（
mm の 穴ダブル構造） を設置していること から，大 き な異物は近 接・流入 で きない構造となって い る。
導入管 の 排水口を水 位 1 m の中 間位置に設 置するた め ，床や水面 の異物が排水口に流入 するとは 考 え難い。

別添 2-103

277

9.7

試験 結果
試験 結果の一 例 を図 9-3 に 示す。 図 9-3 は床ドレ ン排水系 経 路のみを考 慮した場合であるが，判定基準 で ある 2.7 時 間以内に 水 位 1 m まで 排水でき ない結果とな った。
この ため，排 水 経路全体で 支配的な 圧 損発生部位 を特定し ， 特定部位を 改善し，全体圧損を低減するこ と とした。
3.0

3.0

初期水位
（人通用開口部下端）

初期水位（人通用開口部下端）
2.5
ペデスタル水位(m)ペデスタル水位(m)

2.5

2.0

約2.3時間

2.0

1.5

1.5

約3.0時間

1.0

1.0
0

1

2

3

0

排水時間(h)NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

2

3

時間(h)

（ａ）机上 検討時（ｂ ） 試験結果を 用いた評 価
図 9-3

9.8

1

実 機排水時 間 評価結果

試験 結果を踏 ま えた改善
流動 性の向上 を 図るため導 入管とス リ ット接続部 の形状を レ デューサ形 状に変更 し，導入管のベント穴形 状 や位置を見 直すこと で 流速及び抵 抗の低減 を図ることと した。
（図 9-4））（左右）レ デ ュ ーサ 形 状

図 9-4

導 入管の接 続 部及びベン ト穴の改 善

別添 2-104

278

9.9

実機 排水評価
実施 した試験 結 果を踏まえ ，流路等 の 改善を反映 した試験 を 実施し，試 験結果を基にした実機体系にお け る排水時間 を評価し た。評価におい ては，以 下を 考慮してい る。
・排 水評価は 人 通用開口部 下端から 水 位 1 m まで の水量 （必 要排水量） とする。また，設備対 策より配 置 されるコリ ウムシー ル ド等の構造 物につい て は，評価上その体積を除 外するこ と で必要排水 量を増や し ，保守的な 評価とす る 。
・排 水配管は ド ライウェル 気相部に 接 続され圧力 差はない た め，排水量 を評価する
上でドライ ウェル及 び サプレッシ ョン・チ ェ ンバ内圧は 考慮しな い 。
・導 入管及び ス リット部の 圧損係数 は 、モックア ップ試験 に より確認さ れた値を用いる。モッ クアップ 試 験により確 認された 圧 損係数値は 、3.0×10 -3 m/(m 3 /h) 2 である。
・ス リット部 下 流側の排水 配管につ い ては、実配 管ルート を 考慮した机 上評価によNT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

り算出した 圧損係数 を 用いる。配 管の長さ ， 内径，エル ボや弁等 に 相当する長さ等考慮し， 下記式に よ りある排水 流量を想 定 した場合の 排水流路 の 圧力損失を算出する。本評価で は，まず任意の 流量（22 m 3 /h：ボトムドレンＬＯ ＣＡ時の平 均
必要排水流 量）の場 合 の圧力損失 （1.04 m） を算出し， 圧損係数 （K）を求めた。

圧力損失 計 算式（出典 ：日本機 械 学会編，機 械工学便 覧 ）H＝λ×(L／D)×(v 2 ／ 2g)＋Σ λ ×(L ’ ／D)×(v 2 ／2g)＝ K×Q 2（9.1）

H： 配管 圧損［m］，L：配管 長さ ［m］，D：配 管内径 ［m］，
L ’ ： エ ルボや弁等 に相当す る 長さ［m］，v：流速 ［m/s］，
g： 重力 加速度［m/s 2 ］， λ：管 摩擦係数［-］，K： 圧損係数［-］，
Q： 流量 ［m 3 /h］

別添 2-105279

表 9-7

圧 力損失計 算 要素
単位
m
3
m /h
m/s
－
m
－
個
個
個
個
個
個
個

配管内径： Ｄ
流量 ＊ 1流速
管摩擦係数 ：λ配管長
配管 L/D
90°ショートエ ルボ ＊ 2 （L’/D＝ ）90°ロングエル ボ（L’ /D＝ ）弁（L’/D＝ ）ティー分岐 （直流）（L’/D＝ ）ティー分岐 （分流）（L’/D＝ ）管入口（λ ・(L’/D)＝）
開放端（λ ・(L’/D)＝）
注記

スリット下 流配管22＊1：必要 排水 量約 59 m 3 を約 2.7 時 間で排出す る場合の 流量 22 m 3 /h とした場

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0合の例を記 載。
＊2：CRANE 社 「FLOW OF FLUIDS THROUGH VALVES, FITTINGS, AND PIPE TechnicalPaper No.410,1988」

上表 を基に， ス リット下流 配管の圧 力 損失を計算 した結果 を 以下に示す 。
H ＝

≒
K ＝
導入 管及びス リ ット部とス リット部 下 流側の排水 配管それ ぞ れで求めた 圧損係数を加えた流路全体の圧 損 係数を以下 に示す。
m/(m 3 /h) 2

K ＝

圧力 損失はペ デ スタル水位 と排水口 の 水頭差に等 しいこと か ら，排水開 始する初期
水位時の排水口との 水 頭差及び圧 損係数（ K）を基に初期 排水流量 を算出し，初 期排水流量である時間ステ ッ プ幅だけ排 水された 場 合の水位及 び当該水 位での排水流 量を算出し，これを繰り返 す ことによっ て水位 1 m までの排出 時間を算 出している。
評価 結果を図 9-5 に示す。 床ドレン 流 路からの排 水により ， 判定基準で ある 2.7 時
間以内にペデスタル 水 位 1 m まで の排水が 可 能なことを 確認した 。
また ，床ドレ ン に加え機器 ドレンも 考 慮した場合 の評価結 果 は，図 9-6 のとお りであり，排水時間は約 1.5 時間とな る。
なお ，排水時 間 の判定基準 は想定事 象 を保守的に 組合せて 設 定している こと，必要排水量等についても 保 守的な条件 で評価を 行 っているこ とから， 実態としては 十分な
時間余裕がある。
別添 2-106

280

3.0

初期水位
（人通用開口部下端）

ペデスタル水位(m)

2.5

2.0

約2.6時間
1.5

1.0
0

1

2

3

排水時間(h)

図 9-5

実 機排水時 間 評価結果

3.0

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

初期水位
（人通用開口部下端）

ペデスタル水位(m)

2.5

2.0

約約1.5h
1.5 時 間
1.5

1.0
0

1

2

3

排水時間(h)

図 9-6

9.10

実機排水時 間 評価結果（ 床ドレン 及 び機器ドレ ン流路を 考 慮した場合 ）スラ ッジ模 擬試 験
9.6 項で検討 し た想定する 異物であ る スラッジ模 擬材（ Ｆｅ ３ Ｏ ４ ）を投 入した試験を実施した。
スラ ッジ模擬 試 験の結果を 図 9-7 に 示 す。
区間 ①及び区 間 ②から排出 した場合 共 にスラッジ 有無で排 出 時間の相違 はなく，圧損への影響がないこ と を確認した 。
スラ ッジ模擬 試 験における スラッジ の 流動状況を 表 9-8 及 び 表 9-9 に示 す。

別添 2-107281

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0(a)区間①の 試験結 果(b)区間②か ら排出 時の 試験結果
図 9-7

表 9-8

ス ラッジ模 擬 試験結果

ス ラッジ模 擬 試験のスラ ッジ流動 状 況

別添 2-108282

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

表 9-9

9.11

スラッジ模 擬 試験のスラ ッジ流動 状 況（水平ス リットを 真 上から見た 状態）

導入 管カバ ー影 響試験
落下 物に対す る 導入管保護 ，導入管 へ の異物混入 防止とし て 設置する導 入管カバーの圧損への影響を確 認 するため， 導入管カ バ ーを設置し た試験を 実施した。
試験 用の導入 管 カバーは， 流動状況 を 確認可能な ようにス リ ットと同じ アクリル製（図 9-8）とし，図 9-9 に示す位 置に設置 し た。

図 9-8

試 験用導入 管 カバー

別添 2-109283

導入管カバー1000

導入管(アクリル製80A)

区間①

区間②
80A配管

スリット
（アクリル製）
区間②出口

区間①出口

導 入管カバ ー 設置入位置

導入 管カバー を 設置した場 合及び設 置 しない場合 の試験結 果 を図 9-10 に 示す。
図 9-10 に示 す ように導入 管カバー の 有無で排出 時間の相 違 はなく，圧 損への影響がないことを確認し た 。

2400
排水開始

2200

カバー無
カバー有

水位2m

2000
1800
水位(mm)

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

図 9-9

1600
1400
1200
水位1m
1000
800
600
0

60

120

180

240

300

経過時間(sec)

図 9-10導 入管カバ ー 試験の結果

別添 2-110

284

9.12

まと め
採用 実績，圧 損 評価実績の ないスリ ッ ト部の流動 状況，圧 損 係数を把握 し，実機排水評価のため，スリ ッ トモックア ップ試験 を 実施した。
試験 の結果， ボ トムドレン ＬＯＣＡ 時 において， ペデスタ ル 内が満水（ 人通口開口部下端まで）になっ た 際，ＲＰＶ 破損まで の 間（約 2.7 時間） に床ドレン流路 からの排水によりペデスタ ル 水位 1 m ま での排水 が 可能なこと を確認し た。
事故 が発生し 炉 心が損傷し た場合， 格 納容器下部 注水配管 か ら水位 1 m を超過 する（1.05 m）まで注 水を 実施し，そ の後排水 す ることによ り，ＲＰ Ｖ破損時に確 実に水位 1 m を確 保する運 用 としている 。その際 に 5 cm 分の排 水に要 する 時間を約 5 分としていたが，試験結 果 を踏まえ約 6 分と設 定 した。当運 用に要す る 時間は約 30 分（注水開始操作に要する 時 間約 17 分 ，水位 10 cm 分の注水 に要する 時間約 3 分， 注水停止操作に要する時間 約 4 分及び 5 cm 分の 排水 に要する時 間約 6 分） と想定され ，炉NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

心損傷後のペデスタ ル 注水開始か らＲＰＶ 破 損までの約 1.8 時 間（事象進展の 早い大破断ＬＯＣＡ時の例 ） の間に余裕 をもって 実 施可能であ ることを 確認した。
また ，スラッ ジ 及び導入管 カバーに よ る圧損への 影響を確 認 する試験を 実施し，ス
ラッジ及び導入管カ バ ーは圧損へ の影響が な いことを確 認した。

別添 2-111

285

10.

コリウ ムシー ルド の施工

10.1

概要
コリ ウムシー ル ドの施工は ，国内プ ラ ントでは初 めてとな り ，構造・手 順・環境の面で施工に係る実現 性 を確認する 必要があ る ことから， コリウム シールドの施 工性について説明するもの で ある。

10.2

施工 前後
溶融 炉心の冷 却 に係る設備 の施工前 ， 施工後を図 10-1 及 び 図 10-2 に示 す。

オイルドレンサンプ

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

既設格納容器
床 ドレンサンプ

既設格納容器機 器 ドレンサンプ

排水配管

図 10-1

施 工前

図 10-2

施 工後

別添 2-112

286

10.3

施工 手順
コリ ウムシー ル ド及びペデ スタル排 水 系配管の施 工手順を 確 認する。
①既 設サンプ の 撤去
【 作業概要 】
・既設の 床 ドレンサン プ及び機 器 ドレンサン プ，オイ ル ドレンサン プの除染
・既設の 床 ドレンサン プ及び機 器 ドレンサン プ，オイ ル ドレンサン プの撤去
【 作業内容 】
・作業環 境 を改善する ため，ペ デ スタル内の 床ドレン サ ンプ及び機 器ドレンサ
ンプ，オイ ルドレン サ ンプ，ペデ スタル内 の 除染を行う。除染は 線 量による
今後の作業 時間と除 染 による線量 の低減を 踏 まえて作業が実施可 能 な範囲で行う。
・既設の 床 ドレンサン プ及び機 器 ドレンサン プ，オイ ル ドレンサン プのライナ（ＳＵＳ） を撤去し ， サンプ設置 深さ（m）までコン クリー ト部 をはつ

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R1
R0

る。
深さ

m までのコ ンク リート内に ある鉄筋 は 強度計算上は期待し て いないものなので切 断・撤去 す る。

図 10-3

既 設サンプ の 撤去範囲

別添 2-113287

②ス リットの 設 置，コンク リート打 設【 作業概要 】
・排水用 ス リットの設 置
・コンク リ ート打設
【 作業内容 】
・アンカ ー ボルト用の 穿孔（ハ ン マードリル 等使用），無 機系接着材 の充填後，アンカーボ ルト（ス リ ット用，ラ イナ用） を 設置する。
・スリッ ト 用のサポー ト及びラ イ ナの下地材 をアンカ ー ボルトに溶 接する。
・スリッ ト をサポート 部材の上 に 設置し，既 設の排水 配 管と接続（ 溶接）す る。
・規定の 高 さまでコン クリート を 打設する。
【 管理項目 】
・スリッ ト 設置位置， 勾配（）

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R1
R0・コンク リ ート打設高 さ

コンクリート打 設

図 10-4ス リット設 置 ・コンクリ ート打設

別添 2-114288

③ア ンカーボ ル ト，下地材 設置【 作業概要 】
・ペデス タ ルライナ， アンカー ボ ルト及び下 地材の設 置【 作業内容 】
・ペデス タ ルライナ及 びコリウ ム シールド用 のアンカ ー ボルト等を 設置する。
・コリウ ム シールド用 サポート 部 材（水平方 向）を設 置 する。
【 管理項目 】

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0・アンカ ー ボルトの埋 め込み長 さ を管理

図 10-5

ペ デスタル ラ イナ，アン カーボル ト ，下地材の設置

別添 2-115289

④コ リウムシ ー ルド設置
【 作業概要 】
・コリウ ム シールドの 設置【 作業内容 】・コリウ ム シールド用 サポート 部 材（鉛直方 向）を設 置 する。
・コリウ ム シールド用 のサポー ト 部材（鉛直 方向）に 沿 って，コリ ウムシール
ドブロック を積む。 コ リウムシー ルドブロ ッ ク間の隙間は，ブロ ッ クと同じ
材 料 で あ る Ｚ ｒ Ｏ ２ に モ ル タ ル バ イ ン ダ を 混 錬 し た 目 地 材に よ り 埋 め る （ 目地材による 耐侵食性 へ の影響につ いては「 7.

コリウムシールド を 考慮した

溶融炉心・ コンクリ ー ト相互作用 による侵 食 量評価について」参 照）。なお，
目地材は，コリウム シー ルドブロッ クの熱膨 張 を吸収する役割も持 っ ている。
【 管理項目 】

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R1
R0・コリウ ム シールド高 さ，厚さ ， 内径を管理

図 10-6

コ リウムシ ー ルドサポー ト，コリ ウ ムシールドの設置

別添 2-116290

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

図 10-7

コ リウムシ ー ルドサポー ト，コリ ウ ムシールド 設置概念 図

別添 2-117291

⑤床 ドレンサ ン プ，機器ド レンサン プ ，スワンネ ック（導 入 管）設置
【 作業概要 】
・新設の 床 ドレンサン プ，機器 ド レンサンプ ，導入管 の 設置
【 作業内容 】
・下地材 に ステンレス ライナ（ 新 設の床ドレ ンサンプ ）を溶接によ り取付け る。
・新設の 機 器ドレンサ ンプ及び ス ワンネック （導入管 ） 等を設置す る。
【 管理項目 】
・床ドレ ン サンプの内 径が，規 定 の寸法であ ることを 管 理・スワン ネ ック（導入 管）の内 面 の高さが規 定寸法で あ ること（床 面から 1 m）

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0を管理

図 10-8

床 ドレンサ ン プ（ライナ），機器 ドレ ンサンプ， スワンネ ック（導入管 ）設置

別添 2-118292

⑥計 測機器， ス ワンネック （導入管 ） カバー，機 器ドレン 配 管設置【 作業概要 】
・計測機 器 用（サポー ト含む），ス ワンネック（導入管 ）カ バー（サポ ート含む），
機器ドレン 配管設置
【 作業内容 】
・計装機 器 用サポート ，スワン ネ ック（導入 管）カバ ー サポート設 置，機器ド
レン接続配 管の接続 。
・スワン ネ ック（導入 管）カバ ー ，水位計・ 水温計を 設 置し完成。
【 管理項目 】
・格納容 器 下部水位計 ・水温計 設 置位置の確 認・漏えい 試 験R1
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0・排水性 確 認試験

図 10-9計 測機器， ス ワンネック （導入管 ） カバー，機 器ドレン 配 管の設置

サポート
（コリウム シールド 上 方のベデスタル 内壁に設 置 ）プレート（天井）
格納容器床 ドレンサ ン プのパンチングメタル（ 側 面）

ライナ上に 設置（貫 通 なし）

図 10-10

スワンネ ッ ク（導入管 ）カバー 詳 細図

別添 2-119

293

10.4

製造 公差に つい て

コリウ ムシール ド 及びペデス タル排水 系 に係る設備 の製造公 差 を表 10-1 に示す。また，製造公差による 各 種評価への 影響を表 10-2 に示す。
各設備 の製造公 差 を考慮した 場合でも ， 各種評価結 果への有 意 な影響はな く，設備対策に悪影響を及ぼす も のがないこ とを確認 し た。

表 10-1構成
コリウム

主要寸法(mm)
厚さ

各 設備の製 造 公差
許容範囲

150

根拠
製造能力，製造実績を考慮したメ

シールド

ーカ許容値
高さ

1880

製造能力，製造実績を考慮したメ
ーカ許容値

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R1
R0

導入管

高さ

1000

製造能力，製造実績を考慮したメ
ーカ許容値

排水配管のベン

高さ

製造能力，製造実績を考慮したメ

ト管接続高さ
スリット

ーカ許容値
厚さ

製造能力，製造実績を考慮したメ
ーカ許容値

幅

製造能力，製造実績を考慮したメ
ーカ許容値

鋼材

製造能力，製造実績を考慮したメ

厚さ

ーカ許容値

別添 2-120294

表 10-2
項目

コリウムシールド厚さ

コリウムシールド高さ

ノミナル値（製造公差）
ペデスタル
流入水の
排水評価

150 mm（mm）

1800 mm
mm ＊ 1 ，

デブリ堆積
高さ・冠水
維持評価

デブリによる
侵食量評価

R1
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0製 造公差と 各 種評価への 影響（1／4）

デブリによる
熱影響評価

デブリの凝固
停止評価
注記

（

mm）

保守的に，コリウムシー ルド等の体積を考慮せず 必要排水量を多めに設定 しているため，影響なし。
コリウムシールド厚さ を 160 mm とした 場
合でも，デブリ堆積高さ は約 1.72 m ＊ 2 となり，コリウムシールド を超過しない。
コリウムシールドが薄く なると，デブリ堆
積高さは低くなり，水 深 1 m に対応する水量は多くなるため，裕度 が増加する。
コリウムシールドが厚く なると，デブリの上面プール水との接触面 積が減少するが，mm 厚 く な っ た 場合で も 面 積 減少 率 は
約 0.5％と小さく，有意 な影響はない。
コリウムシールドが薄く なる場合でも，耐熱材の侵食に係る不確かさとして厚さを110 mm とした感度解析 を実施しており，これに包絡される。

コリウムシールドが高くなると，デブリ堆積高さに対 するコ
リウムシールド超過までの余裕は大きくなる。

影響なし。

コリウムシールドが高くなると，その分床スラブコン クリー
コリウムシールドが厚く なると，デブリか ト上部が薄くなるが，床 スラブ
らコンクリートへの熱伝 達が緩和され，裕 の 強 度 を 担 保 す る 鉄 筋 コ ン ク
リート部への熱影響はスリッ
度が増加する。
コリウムシールドが薄く なる場合でも，耐 ト 内 デ ブ リ の 崩 壊 熱 が 支 配 的
熱 材 の 侵 食 に 係 る 不 確 か さ と し て 厚 さ を であり，床スラブ強度へ の有意
110 mm とした感度解析 を実施しており，こ な影響はない。また，強 度評価
上は，床スラブ上側の無 筋コンれに包絡される。
クリート部には期待していな
いため，影響はない。
コリウムシールド等のペ デスタル内構造物は考慮 せず，ペデスタルに堆積 したデブリが直接スリット に流入するモデルとして いるため，影響なし。

＊ 1： コリ ウ ム シー ル ド 高 さ が 高く な る 場合 ， そ の 分 床 スラ ブ の 打継 コ ン ク リ ー ト厚 さが減少する（コリウムシ ールドと床ドレン流入配 管との干渉を避けるため （図 24 参照））
＊2：床面コリウ ムシールド上表面からの 高さ

別添 2-121295

表 10-2
項目
ノミナル値（製造公差）
ペデスタル
流入水の
排水評価

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R1
R0

デブリ堆積
高さ・冠水
維持評価

デブリによる
侵食量評価

デブリによる
熱影響評価

デブリの凝固停止評価

製 造公差と 各 種評価への 影響（2／4）
導入管高さ

（

1000 mmmm，

ベント管への接続高さmm）

スワンネックが高くなる と，排水開始
水位からスワンネック高さまでの高低差が小さくなり，排水 時間は短くなる。
スワンネックが高くなる と，ＲＰＶ破損時のペデスタル内の水量が多くな
り，露出までの時間余裕 が増加する。
水深が深くなるとデブリ落下時の粒子化割合が増加するが，その増加率は0.3％ 未 満 で あ り ， デ ブ リ 堆 積 高 さ への有意な影響はない。
スワンネックが高くなる と，ＲＰＶ破損時のペデスタル内の水量が多くな
り，デブリ落下時の冷却 効果が大きくなるため，裕度が増加す る。
スワンネックが高くなる と，ＲＰＶ破損時のペデスタル内の水量が多くな
り，デブリ落下時の冷却 効果が大きくなるため，裕度が増加す る。
コリウムシールド等のペデスタル内
構造物は考慮せず，ペデ スタルに堆積したデブリが直接スリットに流入するモデルとしているため ，影響なし。

ペデスタル床コンクリー ト表面
mm
（
mm，
mm）
接続高さが
mm 高くな った場合でも，ペデスタル満水から の排水時間
は 2 分程度の増加に留ま り，想定している時間内（2.7 時間 ）に排水可
能である。

影響なし。

影響なし。

影響なし。

接続高さが高くなった場 合でも，ス
リット内に水が存在することに変わりはないため，影響な し。

別添 2-122296

表 10-2
項目

スリット厚さ

ノミナル値（製造公差）
ペデスタル
流入水の
排水評価
デブリ堆積
高さ・冠水
維持評価
デブリによる
侵食量評価

mm
mm，

デブリによる
熱影響評価
デブリの凝固停止評価

R1
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0製 造公差と 各 種評価への 影響（3／4）

注記

（

スリット幅
mm

mm）

（

mm，

mm）

スリットの厚さや幅が大 きくなると，排水時の圧 損が小さくなり排水時間 は短くなるため，裕度が増 加する。
影響なし。
影響なし。
スリットの厚さや幅が大 きくなると，スリット内 のデブリ量（発熱量 ）が 増
加するが，評価モデルは ２次元軸対象であり床ス ラブ内の水平面全面にス リットが存在するモデルと なっているため，この保 守性に包絡される。
スリット厚さが mm， スリット幅が mm 大き くなった場合，スリット 内の単位長さ当たりのデブリ 量は約 1.2 倍となる。こ れにより，デブリが冷却 され凝固停止するまでの距 離が 1.2 倍となったと しても ＊ ，その距 離は約 1.2
m であり，スリット長さ の範囲内に留まる。

＊：スリット厚さ 及び幅が増加するとデブ リからスリットへの除熱 面積も増加するため，実際には凝固停止距 離は 1.2 倍より小さくな る

表 10-2製 造公差と 各 種評価への 影響（4／4）

項目

スリット鋼材厚さ

ノミナル値（製造公差）
ペデスタル
流入水の
排水評価
デブリ堆積
高さ・冠水
維持評価
デブリによる侵食量評価

mm（最も薄い部分）
（
mm，
mm）
影響なし。

影響なし。
影響なし。

デブリによる
熱影響評価

単位体積当たりの熱容量 はコンクリートよりもス リット鋼材（ＳＵＳ）の方が大きいため，スリット 鋼材が厚くなると熱影響（温度上昇）は小さくな り，
裕度が増加する。

デブリの凝固停止評価

影響なし。

別添 2-123297

11. 溶融デブリによる選択的侵食について
11.1 概要
コリウムシールドは，重大事故等時，溶融デブリ落下時のペデスタル・中間スラブの侵食防止機能が求められる。一方で，コリウムシールドは，重大事故等対処設備として，基準地震動Ｓｓにより定まる地震力に対して機能維持が求められ，耐震補強部材として，鋼製のサポート材が内部に設置される。また，重大事故等時，溶融デブリの冠水及び水蒸気爆発抑制の観点から，ペデス
タルの水位を 1 m に維持するために，水密性を担保する必要があり，コリウムシールド上面に床
ドレンサンプを兼ねるライナを設置する。ライナ同士を溶接するため，ライナの下に鋼製の下地材を設ける。
しかし，原子炉圧力容器から落下した溶融デブリの大部分は，ライナを溶融，貫通して融点の高い耐熱煉瓦と接触するが，ごく一部の溶融デブリはコリウムシールド内部に設けられる，サポート材やライナの下地材といった鋼材と接触する。
ここで，耐熱煉瓦と鋼材との融点の違いによって，鋼材の溶融の方が先行し，コリウムシール
ドを貫通するリークパスとなり得ることが想定される（以下「選択的侵食」という。
）。
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

本項は，溶融デブリに対する選択的侵食の有無を確認した結果を示すものである。
11.2 評価の概要
コリウムシールドを貫通する鋼材は，水平サポート材及びライナの下地材のみであるため，選択的侵食が想定される部位は水平サポート材及びライナの下地材である。コリウムシールド内に設置される計測機器，導入管カバーや機器ドレンサンプのサポートはコリウムシールド設置位置から取らないため，選択的侵食を想定する部位とはならない。
コリウムシールド内部の構造物である水平サポート材を図 11-1 に示す。また，下地材を図 112 に示す。

水平サポート材（アンカーボルト）

図 11-1 水平サポート材

別添 2-124

298

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

（Ｔ字型の鋼材）

図 11-2 下地材
図 11-1 及び図 11-2 に示す構造から，原子炉圧力容器から落下した溶融デブリの大部分は，ライナを溶融，貫通して融点の高い耐熱煉瓦と接触するが，ごく一部の溶融デブリはコリウムシー
ルド内部に設けられる，水平サポート材（アンカーボルト）やライナの下地材（Ｔ字型の鋼材）といった鋼材と接触し，溶融デブリによる選択的侵食が想定される。
ここで，選択的侵食の有無を確認するため，耐熱煉瓦，溶融デブリ，鋼材をモデル化した温度
分布解析を実施し，当該部の温度分布挙動を評価する。
なお，溶融デブリはペデスタル内に張られた水により上面から冷却されること，及び自重の影
響により下方向への侵食が想定される。また，床部の下地材は壁面の水平サポート（アンカーボルト）に比べ，伝熱面積が大きいことから，床部の下地材の方が壁面のサポートよりも選択的侵食が生じやすいと想定されるため，温度分布解析の評価対象の代表部位は床部ライナの下地材とする。

別添 2-125299

11.3 温度分布計算(1) 計算方法
温度分布計算は，解析コードＡＢＡＱＵＳを用いる。
(2) 計算モデル
モデル化範囲は，コリウムシールド内を貫通するライナの下地材（鋼材）及び下地材周囲の耐熱材（ＺｒＯ２）とする。耐熱材のモデル化範囲は下地材のピッチを考慮して設定する。
また，コリウムシールドの上のライナ（厚さ 4 mm）及びライナ直下の下地材（幅 50 mm，厚さ 3 mm）については，保守的な評価となるよう溶融デブリにより直ちに溶融した場合を想定
し，解析モデルには含めない。

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0
R1

解析モデル及び境界条件を図 11-3 に示す。

図 11-3 計算モデル（左：実機構造 右：解析モデル）
図 11-3 の計算モデルにおいて溶融デブリ接触面温度及び床スラブ上面温度は，ＭＡＡＰ
解析に基づき保守的に設定した図 11-4，図 11-5 及び図 11-6 を用いる。図 11-4 は，「8. 溶
融炉心による熱影響評価について」の添付 8-1 における図 6 の包絡温度であり，図 11-5 及び図 11-6 は，「7. コリウムシールドを考慮した溶融炉心・コンクリート相互作用による侵食量評価について」の図 7-5 及び図 7-6 のペデスタル床面コンクリート温度である。
また，耐熱材及び下地材の初期温度はＭＡＡＰ解析でのＲＰＶ破損直前の床面，壁面ヒー
トシンクの最高温度である 117℃とする。
ここで，耐熱材の物性値は，試験結果に基づき設定した「8. 溶融炉心による熱影響評価について」の添付 8-1 における表 4 を用いた。

別添 2-126300

2500.0
過渡事象 800kW/m２（圧力依存性あり）床面
ＬＯＣＡ800kW/m２（圧力依存性あり）床面
ＬＯＣＡ800kW/m２（一定）床面
過渡事象 800kW/m２（圧力依存性あり）壁面
ＬＯＣＡ800kW/m２（圧力依存性あり）壁面
ＬＯＣＡ800kW/m２（一定）壁面
包絡温度（ＡＢＡＱＵＳ入力）

接触面温度（℃）

デブリと耐熱材の接触面温度(℃)

2000.01500.01000.0

500.0

0.0
0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

120

140

160

180

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

RPV破損後の時間(hr)ＲＰＶ破損後の時間（h）

図 11-4 溶融デブリ接触面温度

300.0

250.0

温度(℃)

温度（℃）

200.0

150.0

100.0

50.0

0.0
0

20

40

60

80

100

RPV破損後の時間（hr）

ＲＰＶ破損後の時間（h）

図 11-5 床スラブ上面温度（ベースケース）

別添 2-127301

800.0

700.0

温度(℃)

温度（℃）

600.0

500.0

400.0

300.0

200.0

100.0

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

0.0
0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

RPV破損後の時間(hr)ＲＰＶ破損後の時間（h）

図 11-6 床スラブ上面温度（感度解析ケース）

別添 2-128302

11.4 評価結果
温度分布解析の解析モデル及び結果を図 11-7～図 11-11 に示す。
図 11-7 は解析モデル及び評価点，図 11-8 及び図 11-10 は温度分布の時刻履歴，図 11-9 及NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

び図 11-11 は各時刻における温度分布のコンター図を示す。

図 11-7 解析モデル及び評価点

図 11-8 温度分布履歴（ベースケース）

別添 2-129303

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

図 11-9 各時刻における温度分布のコンター図（ベースケース）

別添 2-130304

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

図 11-10 温度分布履歴（感度解析ケース）

別添 2-131305

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0

図 11-11 各時刻における温度分布のコンター図（感度解析ケース）

別添 2-132306

ベースケースについては，図 11-8 に示す各評価点における温度の時刻歴より，2.2 時間後の溶融デブリ接触面 N201 と隣接する下地材評価点 N181 の温度は鋼材の融点 1500 ℃を超えるが，床スラブ上面 N1 と隣接する下地材評価点 N21 の温度は約 290 ℃となり，下地材が全溶融しないことが確認できる。また，床スラブ上面と隣接する下地材の温度が最大となる 5.7 時間後の下地材評価点 N21 の温度は約 463 ℃となり，下地材は全溶融しない。
更に，図 11-8 の各評価点での温度の時刻歴及び図 11-9 の温度分布のコンター図より，15 時
間後の下地材の最大温度は約 780 ℃となり，20 時間後には約 290 ℃に下がり鋼材の融点を下回ることが確認できる。
感度解析ケースについては，図 11-10 に示す各評価点における温度の時刻歴より，2.8 時間
後の溶融デブリ接触面 N201 と隣接する下地材評価点 N181 の温度は鋼材の融点 1500 ℃を超えるが，床スラブ上面 N1 と隣接する下地材評価点 N21 の温度は約 800 ℃となり，下地材が全溶
融しないことが確認できる。
更に，図 11-10 の各評価点での温度の時刻歴及び図 11-11 の温度分布のコンター図より，15

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 2 R0
R0E

時間後の下地材の最大温度は約 780 ℃となり，20 時間後には約 280 ℃に下がり鋼材の融点を下回ることが確認できる。
以上より，溶融デブリの熱に対し，鋼材の下地材は全溶融しないことを確認した。
ベースケース及び感度解析ケース共に，溶融デブリが選択的にライナ下地材を侵食したとしても，ライナ下地材が全て溶融しないため，溶融デブリはペデスタルスラブコンクリートまで到達せず，ライナ溶接部の下地材が溶融デブリ落下時のリークパスとなることはない。また，
水平サポート材についても，先に侵食されることが想定されるライナ溶接部の下地材が溶融しないため，同様に溶融せず，溶融デブリによるコリウムシールド内部の鋼材の選択的侵食は生じない。

別添 2-133307

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

別添 3

格納容器圧力逃がし装置の設計

308

目次
1.

概要・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・別添3-1

1.1 設置目的・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・別添3-1
1.2 基本性能・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・別添3-1
1.3 系統概要・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・別添3-1
2.

系統設計・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・別添3-3

2.1 設計方針・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・別添3-3
2.2 設計条件・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・別添3-6
2.3 格納容器圧力逃がし装置・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・別添3-6
2.3.1 系統構成・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・別添3-6
2.3.2 フィルタ装置・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・別添3-10
2.3.3 配置・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・別添3-20

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R6

2.4 付帯設備・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・別添3-30
2.4.1 計装設備・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・別添3-30
2.4.2 電源設備・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・別添3-37
2.4.3 給水設備・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・別添3-40
2.4.4 可搬型窒素供給装置・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・別添3-41
2.4.5 排水設備・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・別添3-43
2.4.6 格納容器圧力逃がし装置排気筒排水設備・・・・・・・・・・・・・・・・別添3-443.

フィルタ性能・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・別添3-45

3.1 フィルタ装置による放射性物質の除去原理・・・・・・・・・・・・・・・・・別添3-45
3.1.1 エアロゾルの除去原理・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・別添3-45
3.1.2 ガス状放射性よう素の除去原理・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・別添3-50
3.2 運転範囲・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・別添3-53
3.3 性能検証試験結果・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・別添3-54
3.3.1 性能検証試験の概要・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・別添3-54
3.3.2 エアロゾルの除去性能試験結果・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・別添3-59
3.3.3 ガス状放射性よう素の除去性能試験結果・・・・・・・・・・・・・・・・別添3-67
3.3.4 フィルタ装置の継続使用による性能への影響・・・・・・・・・・・・・・別添3-71
4.

設備の維持管理 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・別添3-75
別紙

別紙1 可燃性ガスの爆発防止対策について・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・別添3-83
別紙2 格納容器圧力逃がし装置の系統設計条件の考え方について・・・・・・・・・・別添3-103
別紙3 流量制限オリフィスの設定方法について・・・・・・・・・・・・・・・・・・別添3-113
別紙4 スクラビング水の保有水量の設定根拠及び健全性について・・・・・・・・・・別添3-117
別紙5 格納容器圧力逃がし装置隔離弁の人力操作について・・・・・・・・・・・・・別添3-138
別紙6 ベント実施に伴う作業等の作業員の被ばく評価・・・・・・・・・・・・・・・別添3-142309

1. 概要1.1 設置目的
炉心の著しい損傷が発生した場合において，原子炉格納容器破損及び原子炉格納容器内の水素による爆発を防止するため，格納容器圧力逃がし装置を設置する。本系統はフィルタ装置（フィルタ容器，スクラビング水，金属フィルタ，よう素除去部）を通して放射性物質を低減した上で，原子炉格納容器内の雰囲気ガスを放出することで，原子炉格納容器内の圧力及び温度を低下させるとともに，原子炉格納容器内に滞留する水素を大気へ放出する機能を有する。
また，設計基準事故対処設備の有する最終ヒートシンクへ熱を輸送する機能が喪失した場合に，炉心の著しい損傷及び原子炉格納容器破損を防止するために，大気を最終ヒートシンクとして熱を輸送する機能を有する。

1.2 基本性能
格納容器圧力逃がし装置は，炉心の著しい損傷が発生した場合において，原子炉格納容器に発生
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2するガスを，フィルタ装置を通して大気に逃がすことで，放出される粒子状の放射性物質（セシウム等）を低減する。このため，放射性物質による環境への汚染の視点も含め，環境への影響をできるだけ小さくとどめるものとして定められているＣｓ-137 の放出量が 100 TBq を下回ることができる性能を有したものとする。
フィルタ装置としては，上述したＣｓ-137 の放出量制限を満足させるため，粒子状放射性物質除去効率 99.9 ％以上の性能を有する装置を採用する。
また，当該装置は，ガス状放射性よう素の除去効率として，無機よう素は 99 ％以上，有機よう
素は 98 ％以上の性能を有する。

1.3 系統概要
図 1.3-1 に系統概要を示す。
本系統は，フィルタ装置，圧力開放板等で構成する。本系統は，中央制御室からの操作で，第一弁及び第二弁を「全開」とすることにより，原子炉格納容器内の雰囲気ガスを，ドライウェル又はサプレッション・チェンバより抜き出し，フィルタ装置にて放射性物質を低減させた後に，排気管を通して原子炉建屋屋上位置（EL.約 65 ｍ）で放出する。
本系統は，排気ラインに圧力開放板を設け，水素爆発防止のため系統内を不活性ガス（窒素）で置換した状態で待機する際の大気との隔壁とする。この圧力開放板は，原子炉格納容器からの排気の妨げにならないように，原子炉格納容器からの排気圧力と比較して十分小さい圧力に設定する。
本系統は，中央制御室からの操作を可能とするため，代替電源設備からの給電を可能とするが，電源の確保ができない場合であっても，放射線量率の低い原子炉建屋付属棟（二次格納施設外）より遠隔で操作することができる。
なお，原子炉格納容器からの排気時に，高線量率となるフィルタ装置等からの被ばくを低減する
ために，必要な遮蔽等を行う。
別添 3-1

310

別添 3-2311

図 1.3-1 格納容器圧力逃がし装置 系統概要図

新設範囲

格納容器圧力逃がし装置系統

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3

2. 系統設計
2.1 設計方針
格納容器圧力逃がし装置は，想定される重大事故等が発生した場合において，原子炉格納容器の過圧破損及び原子炉格納容器内の水素による爆発を防止するとともに，大気を最終ヒートシンクとして熱を輸送できるよう，以下の事項を考慮した設計とする。
(1) 格納容器圧力逃がし装置の設置
炉心の著しい損傷が発生した場合において原子炉格納容器の過圧による破損を防止するために必要な重大事故等対処設備のうち，原子炉格納容器内の圧力を大気中に逃がすための設備として，
格納容器圧力逃がし装置を設ける設計とする。
a. 格納容器圧力逃がし装置は，フィルタ装置（フィルタ容器，スクラビング水，金属フィルタ，
よう素除去部），圧力開放板，配管・弁類，計測制御装置等で構成し，格納容器圧力逃がし装
置は，原子炉格納容器内雰囲気ガスを不活性ガス系及び耐圧強化ベント系を経由して，フィル
タ装置へ導き，放射性物質を低減させた後に原子炉建屋原子炉棟屋上に設ける放出口から排出NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4（系統設計流量13.4 kg/s）することで，排気中に含まれる放射性物質の環境への放出量を低減しつつ，原子炉格納容器内の圧力及び温度を低下できる設計とする。なお，炉心の著しい損傷等を防止するため，格納容器圧力逃がし装置を使用した場合に放出される放射性物質の放出量に対して，設置（変更）許可において敷地境界での線量評価を行い，実効線量が5 mSv以下
であることを確認している。
b. フィルタ装置は，排気中に含まれる粒子状放射性物質，ガス状の無機よう素及び有機よう素を除去できる設計とする。また，無機よう素をスクラビング水中に捕集・保持するためにアルカリ性の状態（ｐＨ13以上）に維持する設計とする。放射性物質除去能力の設計条件を表2.1-1に示す。
表2.1-1 放射性物質除去能力の設計条件

ＤＦ

エアロゾル

無機よう素

有機よう素

1000以上

100以上

50以上

c. 格納容器圧力逃がし装置は，サプレッション・チェンバ及びドライウェルと接続し，いずれからも排気できる設計とする。サプレッション・チェンバ側からの排気ではサプレッション・
チェンバの水面からの高さを確保し，ドライウェル側からの排気では，ドライウェル床面からの高さを確保する設計とするとともに燃料有効長頂部よりも高い位置に接続箇所を設けること
で，長期的にも溶融炉心及び水没の悪影響を受けない設計とする。
d. 格納容器圧力逃がし装置は，排気中に含まれる可燃性ガスによる爆発を防ぐため，系統内を不活性ガス（窒素）で置換した状態で待機させ，不活性ガスで置換できる設計とするとともに，系統内に可燃性ガスが蓄積する可能性のある箇所にはベントラインを設け，可燃性ガスを排出できる設計とすることで，系統内で水素濃度及び酸素濃度が可燃領域に達することを防止できる設計とする。
別添 3-3312

e. 格納容器圧力逃がし装置は，他の発電用原子炉施設とは共用しない設計とする。また，格納容器圧力逃がし装置と他の系統・機器を隔離する弁は直列で2 個設置し，格納容器圧力逃がし装置と他の系統・機器を確実に隔離することで，悪影響を及ぼさない設計とする。
f. 格納容器圧力逃がし装置の使用に際しては，原子炉格納容器が負圧とならないよう，代替格
納容器スプレイ冷却系等による原子炉格納容器内へのスプレイは停止する運用を保安規定に定めて管理する。仮に，原子炉格納容器内にスプレイする場合においても，原子炉格納容器内圧力が規定の圧力まで減圧した場合には，原子炉格納容器内へのスプレイを停止する運用を保安規定に定めて管理する。
g. 格納容器圧力逃がし装置使用時の排出経路に設置される隔離弁は，遠隔人力操作機構（個数4）により容易かつ確実に操作が可能な設計とする。
h. 排出経路に設置される隔離弁の電動弁については，常設代替交流電源設備又は可搬型代替交
流電源設備からの給電により，中央制御室から操作が可能な設計とする。
i. 系統内に設ける圧力開放板は，格納容器圧力逃がし装置の使用の妨げにならないよう，原子NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4炉格納容器からの排気圧力と比較して十分に低い圧力で破裂する設計とする。
j. 格納容器圧力逃がし装置のフィルタ装置は，格納容器圧力逃がし装置格納槽（地下埋設）内に設置し，格納容器圧力逃がし装置使用後に高線量となるフィルタ装置等の周囲には遮蔽体（フィルタ装置遮蔽，配管遮蔽）を設け，格納容器圧力逃がし装置の使用時に本系統内に蓄積される放射性物質から放出される放射線から作業員を防護する設計とする。
k. 格納容器圧力逃がし装置は，水の放射線分解により発生する水素がフィルタ装置内に蓄積することを防止するため，格納容器圧力逃がし装置使用後にフィルタ装置スクラビング水を移送ポンプ（容量10 m3/h/個，揚程40 m，個数1）によりサプレッション・チェンバへ移送できる設計とする。
l. 格納容器圧力逃がし装置は，西側淡水貯水設備又は代替淡水貯槽から，可搬型代替注水中型
ポンプ又は可搬型代替注水大型ポンプによりフィルタ装置にスクラビング水を補給できる設計とする。
m. 代替循環冷却系及び格納容器圧力逃がし装置は，共通要因によって同時に機能を損なわない
よう，原理の異なる冷却及び原子炉格納容器内の減圧手段を用いることで多様性を有する設計とする。
n. 格納容器圧力逃がし装置は，人力により排出経路に設置される隔離弁を操作できる設計とすることで，代替循環冷却系に対して駆動源の多様性を有する設計とする。
o. 代替循環冷却系の代替循環冷却系ポンプ，残留熱除去系熱交換器及びサプレッション・チェ
ンバは原子炉建屋原子炉棟内に設置し，格納容器圧力逃がし装置のフィルタ装置は原子炉建屋
近傍の格納容器圧力逃がし装置格納槽（地下埋設）に，第二弁操作室遮蔽，第二弁操作室空気ボンベユニット（空気ボンベ）及び第二弁操作室差圧計は原子炉建屋付属棟に，圧力開放板は
原子炉建屋近傍の屋外に設置することで共通要因によって同時に機能を損なわないよう位置的分散を図る設計とする。
別添 3-4313

p. 代替循環冷却系と格納容器圧力逃がし装置は，共通要因によって同時に機能を損なわないよう，流路を分離することで独立性を有する設計とする。
q. これらの多様性及び流路の独立性並びに位置的分散によって，代替循環冷却系と格納容器圧
力逃がし装置は，互いに重大事故等対処設備として，可能な限りの独立性を有する設計とする。
r. 炉心の著しい損傷が発生した場合において原子炉格納容器内における水素爆発による破損を防止できるように，原子炉格納容器内に滞留する水素及び酸素を大気へ排出するための設備として，格納容器圧力逃がし装置を設ける設計とする。
s. 原子炉格納容器内に滞留する水素及び酸素を大気へ排出するための重大事故等対処設備として，格納容器圧力逃がし装置は，フィルタ装置（フィルタ容器，スクラビング水，金属フィル
タ，よう素除去部），圧力開放板，配管・弁類，計測制御装置等で構成し，炉心の著しい損傷が発生した場合において，原子炉格納容器内雰囲気ガスを不活性ガス系等を経由して，フィル
タ装置へ導き，放射性物質を低減させた後に原子炉建屋原子炉棟屋上に設ける放出口から排出（系統設計流量13.4 kg/s）することで，排気中に含まれる放射性物質の環境への排出を低減しNT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4つつ，ジルコニウム－水反応及び水の放射線分解等により発生する原子炉格納容器内の水素及び酸素を大気に排出できる設計とする。
t. 格納容器圧力逃がし装置は，排気中に含まれる可燃性ガスによる爆発を防ぐため，系統内を不活性ガス（窒素）で置換した状態で待機させ，ベント開始後においても不活性ガスで置換できる設計とし，排出経路に可燃性ガスが蓄積する可能性のある箇所にはベントラインを設け，可燃性ガスを排出できる設計とすることで，系統内で水素濃度及び酸素濃度が可燃領域に達することを防止できる設計とする。
u. 格納容器圧力逃がし装置使用時の排出経路に設置される第一弁（サプレッション・チェンバ側），第一弁（ドライウェル側），第二弁及び第二弁バイパス弁は，中央制御室のスイッチで操作が可能な設計とし，また，駆動源喪失時であっても人力により容易かつ確実に操作が可能
な遠隔人力操作機構（個数4）を有する設計とする。
v. 窒素ガス代替注入系は，可燃性ガスによる爆発及び原子炉格納容器の負圧破損を防止するた
めに，窒素供給装置及び窒素供給装置用電源車を用いて原子炉格納容器内に不活性ガス（窒素）の供給が可能な設計とする。
w. 炉心の著しい損傷が発生した場合において原子炉格納容器内における水素爆発による破損を防止するために必要な重大事故等対処設備のうち，原子炉格納容器内を不活性化するための設備として，窒素供給装置を設ける設計とする。
x. 可搬型窒素供給装置は，窒素供給装置及び窒素供給装置用電源車で構成し，原子炉格納容器
内に窒素を供給することで，ジルコニウム－水反応及び水の放射線分解等により原子炉格納容器内に発生する水素及び酸素の濃度を可燃限界未満にできる設計とする。

別添 3-5314

2.2 設計条件
本系統における設備の設計条件を表 2.2-1 に示す。
表 2.2-1 設計条件
設計条件

設定根拠

最高使用圧力620 kPa［gage］

最高使用温度

200 ℃

原子炉格納容器の限界圧力を考慮し，2Pd（最高使用圧力 310 kPa［gage］の 2 倍）とする。
原子炉格納容器の限界温度を考慮し，200 ℃とする。

13.4 kg/s
設計流量（格納容器圧力 310 kPa［gage］において）の飽和蒸気量を，ベント開始圧力が低い場合（310 kPa［gage］）であっても排出可能な流量とする。
想定されるフィルタ装置に捕集及び保持される放フィルタ装置内

500 kW

発熱量

射性物質の崩壊熱に対して十分な余裕を見込み，原子炉定格熱出力の 0.015 ％に相当する発熱量とす

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4る。
想定されるフィルタ装置に移行するエアロゾルのエアロゾル

400 kg

移行量

量（38 kg）に対して十分な余裕を見込み，400 kgとする。
ＢＷＲプラントにおける代表炉心（ＡＢＷＲ＊）の
平衡炉心末期を対象としたＯＲＩＧＥＮ２コード

よう素の炉内kg

内蔵量の計算結果に対して，東海第二発電所の熱出力（3293 MW）を考慮して算出した結果，

kg とす

る。
耐震条件

基準地震動Ｓｓにて機能

基準地震動Ｓｓにて機能を維持する。

維持

注記 ＊：炉心比出力が高いほど炉心内蔵量が高くなることから，炉心比出力が高いＡＢＷＲを代表
させ，1 MW 当りの炉心内蔵量を評価している。また，ＯＲＩＧＥＮ２コードでは，保守的に 1 サイクル 13 カ月（395 日）に対して，1 サイクル 10,000 時間（416 日）の燃焼期間を仮定している。

2.3 格納容器圧力逃がし装置
2.3.1 系統構成
本系統は，屋外地下の格納容器圧力逃がし装置格納槽内に設置するフィルタ装置，原子炉格
納容器からフィルタ装置までの入口配管，フィルタ装置から大気開放される出口配管，圧力開放板，計装設備，電源設備，給水設備，窒素供給装置及び排水設備で構成される。
(1) 配管等の構成
入口配管は，原子炉格納容器のサプレッション・チェンバ及びドライウェルに接続された不活性ガス系配管が合流した下流に接続する耐圧強化ベント系配管から分岐し，弁を経由してフ
別添 3-6315

ィルタ装置に接続する。
出口配管には，待機時に窒素置換された系統と大気を隔離する圧力開放板を設置する。圧力開放板はベント開始時に微正圧で動作するものとし，信頼性の高いものを使用する。
フィルタ装置には，外部からスクラビング水を補給できるよう給水配管を設置する。また，
外部から系統に窒素を供給できるよう窒素供給配管を設置する。また，ベント後の放射性物質を含むスクラビング水を原子炉格納容器（サプレッション・チェンバ）に移送するための移送ポンプ及び配管，さらに，万一，放射性物質を含むスクラビング水が格納容器圧力逃がし装置
格納槽に漏えいした場合に，漏えい水を原子炉格納容器（サプレッション・チェンバ）に移送するための排水ポンプ及び配管を設置する。
図2.3.1-1に格納容器圧力逃がし装置の系統構成を示す。

(2) 材質及び構造
配管及び弁は，重大事故等クラス２機器として，「日本機械学会 発電用原子力設備規格 設
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3計・建設規格（2005/2007）」クラス２の規定に準拠して設計する。材質は炭素鋼を基本とするが，使用環境に応じて耐食性の高いステンレス鋼を使用する。炭素鋼配管外面には防錆のため塗装を施し，特に屋外に敷設される配管の外面については，海塩粒子の付着による腐食防止の観点から，シリコン系等の防食塗装を行う。
遠隔人力操作機構については，隔離弁の操作軸にフレキシブルシャフトを接続し，二次格納施設外まで延長し，端部にハンドル又は遠隔操作器を取り付けて人力で操作できる構造とする。
圧力開放板については，ベント開始時の格納容器圧力（310 kPa[gage]）と比較して十分低い圧力で動作するように設定し，材料はステンレス鋼を使用する。
系統を構成する主要な機器の仕様を表2.3.1-1に，フィルタ装置及び配管の材質範囲を図
2.3.1-2に示す。

(3) 系統の切替性
原子炉格納容器からフィルタ装置へ至る配管は，ベントを実施する際，接続する他系統と隔離し，流路を構成する必要がある。対象となる系統は，原子炉建屋ガス処理系，換気空調系及び耐圧強化ベント系である。これらの系統との取合いの弁は通常全閉状態であるが，開状態の場合でも中央制御室からの操作により，速やかに閉操作が可能である。
原子炉建屋ガス処理系及び換気空調系との取合いの弁は，フェイルクローズの空気駆動弁であることから，全交流動力電源喪失時には，全閉状態となる。また，耐圧強化ベント系との取合い弁は，電動駆動弁であり，耐圧強化ベント系は格納容器圧力逃がし装置が使用できない場
合に使用する系統であるため，全閉状態を維持する。
以上より，原子炉格納容器からフィルタ装置へ至る配管は，ベントを実施する際，他系統と隔離し，流路の構成が可能である。

別添 3-7316

別添 3-8317

図 2.3.1-1 格納容器圧力逃がし装置 系統概要図

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

表 2.3.1-1 主要系統構成機器の仕様(1) 配管口径

材質

450 A～600 A

炭素鋼

450 A（入口側），
350 A～600 A（出口側）

ステンレス鋼

600 A

炭素鋼

a.フィルタ装置入口配管（b.の範囲を除く）
b.フィルタ装置周辺配管（格納容器圧力逃がし装置格納槽内に設置する範囲）
c.フィルタ装置出口配管（b.の範囲を除く）

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4(2) 隔離弁
型式

駆動方式

口径

a.第一弁
（サプレッション・チェンバ側）

バタフライ弁電動駆動（交流）＋遠隔人力操作機構

600 A

b.第一弁（ドライウェル側）

バタフライ弁電動駆動（交流）＋遠隔人力操作機構

600 A

c.第二弁

バタフライ弁電動駆動（交流）＋遠隔人力操作機構

450 A

d.第二弁バイパス弁

バタフライ弁電動駆動（交流）＋遠隔人力操作機構

450 A(3) 遠隔人力操作機構
弁名称
（口径）

第一弁

第一弁

第二弁及び

（サプレッション・（ドライウェル側）

第二弁バイパス弁

チェンバ側）（600A）（600A）（450A）

約 12 m

約 25 m

約 15 m1

1

2

フレキシブル
シャフト長さ個 数(4) 圧力開放板
型式

設定破裂圧力

呼び径

材質

個数

引張型ラプチャディスク

0.08 MPa

600 A

ステンレス鋼1

別添 3-9318

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3

図 2.3.1-2 フィルタ装置及び配管の材質範囲

2.3.2 フィルタ装置(1) フィルタ装置仕様
フィルタ装置は，スカート支持されるたて置円筒型の容器であり，常時スクラビング水を貯留する。容器下部にはベンチュリスクラバ（ベンチュリノズル及びスクラビング水），上部には金属フィルタが設置され，これらを組み合わせてエアロゾルを除去する。
さらに，金属フィルタの後段に，容器内部によう素除去部を設け，ガス状放射性よう素を捕集する物質（銀ゼオライト）を収納している。

フィルタ装置の主な仕様を以下に示す。
a. 容器は，重大事故等クラス２容器として「日本機械学会 発電用原子力設備規格 設計・
建設規格（2005/2007）」クラス２容器の規定に準拠して設計する。
b. 容器内に貯留するスクラビング水量は，捕集した放射性物質の崩壊熱による減少を考慮し，設計条件であるフィルタ装置内発熱量500 kWに対して，ベント開始後はベンチュリスクラバによる所定の放射性物質の除去性能が確保できるように設定する。
c. 容器及び内部構造物の材料は，スクラビング水に添加されるアルカリ性の薬剤に対して，耐性に優れるステンレス鋼を使用する。
d. 容器には，スクラビング水の減少分を補充するための注水用ノズル，スクラビング水を採取するための試料採取用ノズル及びスクラビング水を移送するためのドレン用ノズルを設ける。
e. 容器は，ベンチュリノズル及び金属フィルタを内蔵する。
別添 3-10319

f. 容器内部には，よう素除去部を設け，銀ゼオライトを収納する。
g. 金属フィルタとよう素除去部の連絡管には，流量制限オリフィスを設け，原子炉格納容器より排出されるガスの体積流量をほぼ一定に保つ設計とする。

フィルタ装置の仕様を表 2.3.2-1 に，構造を図 2.3.2-1 に示す。

金属フィルタ4

換気口平板

3

マンホール平板

2

鏡板

1

胴板

番号

品名

よう素除去部

部

個数
品

材料

表

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

流量制限オリフィス

スクラビング水多孔板

N14

モレキュラシーブ採取口

N13

換気口

N12

マンホール

N11

モレキュラシーブ室ドレン

N10

モレキュラシーブ室ドレン

N9

出口配管ドレン入口

N8

ベント

N7

試料採取

N6

液位計

N5

液位計

N4

ドレン

N3

補給水入口

N2

ベントガス出口N1

ベントガス入口

符号

名称
管

台

個数
一

覧

呼び径

表

ベンチュリノズル

図 2.3.2-1 フィルタ装置概略図(2) フィルタ仕様
a. ベンチュリスクラバ
ベンチュリスクラバは，ベンチュリノズル，スクラビング水で構成され，ベントガス中に含まれるエアロゾル及び無機よう素を捕集し，スクラビング水中に保持する。
ベンチュリノズルは，上部に行くにつれて緩やかに矩形断面の流路面積を増やして断面変化させており，上端は閉じて，側面に出口開口を設けている。また，ノズル中低部の最も流路断面積が小さくなるスロート部の側面にスクラビング水を取り込む開口を設けている。これにより，スロート部で高流速とすることで，スロート部の圧力を周囲スクラビン
グ水領域よりも低下させて側面開口からノズル周囲のスクラビング水を吸込み，ノズル内
別添 3-11320

に噴霧させる。ノズル内ではガスと噴霧水滴の流速の差でエアロゾルの捕集効率を高め，上端吐出部からスクラビング水中に排出させる。
ベンチュリノズルは，分配管に設置し，同一分配管上のベンチュリノズルは，分配管に対して直行させるとともに，同心円状のベンチュリノズルは，離隔距離を確保した配置とする。また，ベントガスは，スクラビング水中にに排出されたのち，減速し分配管の間を浮き上がっていく流れとなるため，同一分配管上の隣接ノズル及び同心円状の隣接ノズルへ与える影響はない。
また，スクラビング水には放射性の無機よう素（Ｉ２）を捕集，保持するため，及びが添加される。

は，揮発性の高い無機よう素を不揮発性のよう素イオン（Ｉ－）に変化させ，は，の効果を安定させるために，スクラビング水を高ア

ルカリ性の状態に維持する。
ベンチュリノズルの材質は，耐アルカリ性に優れるステンレス鋼とする。
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

ベンチュリノズルの機器仕様を表 2.3.2-1 に，スクラビング水の仕様を表 2.3.2-2 に，概略図を図 2.3.2-2 に，配置を図 2.3.2-3 に，ベンチュリノズルからのベントガスの流れの概要を図 2.3.2-4 に示す。

別添 3-12321

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R1

図 2.3.2-2 ベンチュリノズル概略図

図 2.3.2-3 ベンチュリノズルの配置図

別添 3-13322

図 2.3.2-4 ベンチュリノズルからのベントガスの流れの概要

b. 金属フィルタ
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2金属フィルタは，ベンチュリスクラバで除去しきれなかったエアロゾルを除去する。
金属フィルタは，必要なフィルタ面積と最適なガス流速が得られるように，容器の上部に縦向きに配置される。金属フィルタはステンレス鋼製で，プレフィルタとメインフィル
タをであり，周囲の型枠により容器内部に直接取り付けられる。

ベントガスは，スクラビング水を出た後，スクラビング水から生じる湿分（液滴）を含んでいる。長時間の運転でも高い除去効率を確保するため，
湿分分離機構が設けられ，除去した液滴は，スクラビング水内にドレンされる。
金属フィルタの機器仕様を表 2.3.2-1 に，
概略図及びフィルタ容器内の配置を図 2.3.2-5
及び図 2.3.2-6 に示す。

別添 3-14323

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R1

図 2.3.2-5 金属フィルタ概略図

図 2.3.2-6 フィルタ装置の断面図（金属フィルタ高さ）

別添 3-15324

(a) プレフィルタ及び湿分分離機構
プレフィルタ及び湿分分離機構は，ベントガスに含まれる液滴を凝集させる。ベント
ガスに含まれる液滴は，湿分分離機構

を通過する際，

ベントガス中から分離される。分離した液滴は，金属フィル
タ下部に接続したドレン配管を介してスクラビング水中に戻る。
プレフィルタは，の繊維径のものを使用し，なっている。繊維の材質は，ステンレス鋼を採用する。

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

湿分分離機構の概要を図 2.3.2-7 に，ドレン配管接続部の概要を図 2.3.2-8 に示す。

図 2.3.2-7 湿分分離機構の概略図

図 2.3.2-8 ドレン配管接続部の概略図

別添 3-16325

(b) メインフィルタ
メインフィルタは，の繊維径のものを使用し，なっている。繊維の材質は，を採用する。

c. 流量制限オリフィス
ベントフィルタ内の体積流量をほぼ一定に保つため，金属フィルタ下流に流量制限オリ
フィスを設置する。流量制限オリフィスの穴径は，系統の圧力損失を考慮した上で，ベント開始時の格納容器圧力（1Pd～2Pd）のうち，低い圧力（1Pd）において，設計流量が確実に排気できるよう設定する。
なお，ベントガスは，により，よう素除去部に供給される。

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

流量制限オリフィスの仕様を表 2.3.2-1 に示す。

別添 3-17326

d. よう素除去部
よう素除去部には，銀ゼオライトを収納し，ベントガスを通過させることで，ガス中に含まれる放射性のよう素を除去する。
銀ゼオライトの充填部は，，各充填部に充填孔を設け，万一，銀ゼ

オライトの交換が必要になった場合は，容器頂部のマンホールから充填孔を介して銀ゼオ
ライトを充填もしくは吸引回収できる構造とする。
よう素除去部の仕様を表 2.3.2-1 に，概略図を図 2.3.2-9 に，フィルタ装置内のよう素NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2除去部の配置を図 2.3.2-10 に示す。

図 2.3.2-9 よう素除去部概略図

図 2.3.2-10 フィルタ装置の断面図（よう素除去部高さ）
別添 3-18327

表 2.3.2-1 フィルタ装置主要仕様(1) 容器型

式

たて置円筒形

材

質

胴 内

径

約5 m

高

さ

約 10 mステンレス鋼(2) ベンチュリノズル
材

質

個

数

ステンレス鋼NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

(3) 金属フィルタ材

質

ステンレス鋼

寸

法

高さ 約

mm

横幅 約

mm

厚さ 約

mm

プレフィルタ約μm

メインフィルタ 約

μm

繊 維

径

個

数

総 面

積

約

m2（約

m2/個）

(4) 流量制限オリフィス
型

式

材

質

個

数

同心オリフィス板
ステンレス鋼(5) よう素除去部
材

質

銀ゼオライト

充 填

量

約

t

ベッド厚さ

約

㎜

別添 3-19328

表 2.3.2-2 スクラビング水仕様（待機水位時）
項 目

設定値

ｐＨ

13 以上

2.3.3 配置
フィルタ装置は，原子炉建屋外に地下埋設で設置する頑健な格納容器圧力逃がし装置格納槽の中に設置することで，地震や津波等の自然現象及び航空機衝突に対する耐性を高めている。
格納容器圧力逃がし装置格納槽は，鉄筋コンクリート製であり，フィルタ装置に保持された放NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4

射性物質からの遮蔽を考慮した設計としている。また，最終ヒートシンクへ熱を輸送するための設計基準事故対処設備である残留熱除去系ポンプ，残留熱除去系熱交換器及び残留熱除去系
海水ポンプ並びに重大事故等対処設備である緊急用海水ポンプに対して位置的分散を図っている。さらに，重大事故等対処設備である代替循環冷却系ポンプに対しても位置的分散を図っている。
フィルタ装置の配置を図 2.3.3-1，図 2.3.3-2 に示す。
格納容器圧力逃がし装置の配管については，ベント時に発生する蒸気凝縮で発生するドレン
水による閉塞やこれに起因する水素及び酸素の滞留を防止するため，配置に留意する。具体的には配管ルートにＵシール部ができないよう配置する。なお,新設部分については，水平配管に適切な勾配を設ける。
格納容器逃がし装置は，サプレッション・チェンバ及びドライウェルと接続し，いずれからも排気できる設計とするため，サプレッション・チェンバ側からの排気では，重大事故等時の最大水位（EL.10.711 m）よりも高い位置（EL.11.173 m）に接続箇所を設け，ドライウェル側からの排気では，燃料有効長頂部（EL.29.495 m）よりも高い位置（EL.33.646 m）に接続箇所を設ける。
格納容器圧力逃がし装置の配管ルート図を図 2.3.3-3～図 2.3.3-15 に示す。

別添 3-20329

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3

図 2.3.3-1 フィルタ装置配置（原子炉建屋地下 2 階）

別添 3-21330

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4

図 2.3.3-2 フィルタ装置配置図（屋外）

別添 3-22331

別添 3-23332

図 2.3.3-3 格納容器圧力逃がし装置 配管ルート図（全体図）

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

図 2.3.3-4 格納容器圧力逃がし装置配管ルート拡大図（1／12）

図 2.3.3-5 格納容器圧力逃がし装置配管ルート拡大図（2／12）
別添 3-24333

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

図 2.3.3-6 格納容器圧力逃がし装置配管ルート拡大図（3／12）

図 2.3.3-7 格納容器圧力逃がし装置配管ルート拡大図（4／12）

別添 3-25334

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

図 2.3.3-8 格納容器圧力逃がし装置系配管ルート拡大図（5／12）

図 2.3.3-9 格納容器圧力逃がし装置配管ルート拡大図（6／12）

別添 3-26335

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

図 2.3.3-10 格納容器圧力逃がし装置配管ルート拡大図（7／12）

図 2.3.3-11 格納容器圧力逃がし装置配管ルート拡大図（8／12）

別添 3-27336

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

図 2.3.3-12 格納容器圧力逃がし装置配管ルート拡大図（9／12）

図 2.3.3-13 格納容器圧力逃がし装置配管ルート拡大図（10／12）

別添 3-28337

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

図 2.3.3-14 格納容器圧力逃がし装置配管ルート拡大図（11／12）

図 2.3.3-15 格納容器圧力逃がし装置配管ルート拡大図（12／12）
別添 3-29338

2.4 付帯設備
2.4.1 計装設備
格納容器圧力逃がし装置の計装設備は，各運転状態において，設備の状態を適切に監視するため，フィルタ装置入口水素濃度計，フィルタ装置出口放射線モニタ及びフィルタ装置周り計装設備にて構成する。
(1) フィルタ装置入口水素濃度計
フィルタ装置入口水素濃度計は，ベント停止後の系統内の水素濃度が可燃限界 4 vol％以下に維持されていることを監視するため，フィルタ装置入口配管の頂部に設置する。
ベント停止（第一弁を閉止）後は，フィルタ装置入口配管に窒素を供給し，系統内に残留するガスを掃気することで，水素が可燃限界に至ることはない。また，フィルタ装置内の放射性物質を保持するスクラビング水より放射線分解で発生する水素は，窒素供給することでフィルタ装置出口配管を通って掃気され，可燃限界に至ることはない。
水素濃度の計測は，ベント停止後の窒素供給による系統パージ停止後に実施する。
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3フィルタ装置入口水素濃度計の計測範囲は，0～100 vol％とする。計測した水素濃度は，中央制御室及び緊急時対策所で監視可能な設計とする。
フィルタ装置入口水素濃度計は，通常待機時には非常用母線より受電しているが，重大事故等時で非常用電源から受電できない場合には，常設代替交流電源設備である常設代替高圧電源
装置及び可搬型代替交流電源設備である可搬型代替低圧電源車から給電可能な構成とする。
フィルタ装置入口水素濃度計の主要仕様を表 2.4.1-1 に示す。

表 2.4.1-1 フィルタ装置入口水素濃度計の仕様
種類

熱伝導式水素濃度検出器

計測範囲
個

0～100 vol％

数

2

使用電源

交流電源

(2) フィルタ装置出口放射線モニタ
フィルタ装置出口放射線モニタは，大気へ放出する放射性物質濃度を監視する目的で，排気中の放射性物質からのγ線強度を計測するため，フィルタ装置出口配管近傍に設置する。
フィルタ装置出口放射線モニタの計測範囲は，ベント時に想定される排気中の放射性物質がフィルタ装置出口配管に内包された時の最大の放射線量率を計測できる範囲として，炉心損傷している場合は 10-2 Sv/h～105 Sv/h（高レンジ用）を，炉心損傷していない場合は 10-3 mSv/h～104 mSv/h（低レンジ用）を計測範囲としている。計測した放射線量率は，中央制御室及び緊急時対策所で監視可能な設計とする。
フィルタ装置出口放射線モニタは，通常待機時には非常用母線より受電しているが，重大事
故等時で非常用電源から受電できない場合には，常設代替直流電源設備である緊急用 125 V
別添 3-30339

系蓄電池並びに可搬型代替直流電源設備である可搬型低圧電源車及び可搬型整流器から給電可能な構成とする。
フィルタ装置出口放射線モニタの主要仕様を表 2.4.1-2 に示す。

表 2.4.1-2 フィルタ装置出口放射線モニタの仕様

種

低レンジ用

イオンチェンバ式

イオンチェンバ式

放射線検出器

放射線検出器10-2 Sv/h～105 Sv/h

10-3 mSv/h～104 mSv/h

2

1

直流電源

直流電源

類

計測範囲
個

高レンジ用

数

使用電源

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3(3) フィルタ装置周り計装設備
通常待機時，系統運転時及び事故収束時の各状態において，フィルタ装置の水位，圧力及び温度並びにスクラビング水ｐＨを監視するため，フィルタ装置周辺に水位計，圧力計，温度計及びｐＨ計を設置し，中央制御室，緊急時対策所及び一部現場において監視できる設計とする。
フィルタ装置周りの計装設備のうち水位計，圧力計及び温度計は，通常待機時には非常用
母線より受電しているが，重大事故等時で非常用電源から受電できない場合には，常設代替
直流電源設備である緊急用 125 V 系蓄電池並びに可搬型代替直流電源設備である可搬型代替
低圧電源車及び可搬型整流器から給電可能な構成とする。また，ｐＨ計は，通常待機時には非常用母線より受電しているが，非常用電源から受電できない場合には，常設代替交流電源設備である常設代替高圧電源装置及び可搬型代替交流電源設備である可搬型代替低圧電源車から給電可能な構成とする。
なお，フィルタ装置周り計装設備のうち，フィルタ装置排気ライン圧力計及びフィルタ装
置スクラビング水ｐＨ計は，系統待機時以外の系統運転時及び事故収束時は監視する必要がないため，自主対策設備とする。また，フィルタ装置水位計及びフィルタ装置圧力計は，中央制御室及び現場にて監視が可能であるため，現場計器は自主対策設備とする。

(4) 各状態における監視の目的
a. 系統待機状態
格納容器圧力逃がし装置の通常待機時の状態を，以下のとおり確認する設計としている。
(a) フィルタ装置の性能に影響するパラメータの確認
フィルタ装置水位計にて，スクラビング水の水位が，通常待機時の設定範囲内（にあることを監視することで，要求される放射性物質の除去性能が発揮できることを確認する。
別添 3-31340

通常待機時における水位の範囲は，ベント時のスクラビング水の水位変動を考慮しても放射性物質の除去性能を維持し，ベント開始後 7 日間は水補給が不要となるよう設定する。
また，フィルタ装置スクラビング水ｐＨ計にて，ｐＨがアルカリ性の状態（ｐＨ13 以上）であることを監視することで，フィルタ装置の性能維持に影響がないことを確認する。

(b) 系統不活性状態の確認
フィルタ装置排気ライン圧力計及びフィルタ装置圧力計にて，封入した窒素圧力（kPa［gage］程度）を継続監視することによって，系統内の不活性状態を確認する。

b. 系統運転状態
格納容器圧力逃がし装置の運転時の状態を，以下のとおり確認する設計としている。
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2(a) 原子炉格納容器内の雰囲気ガスがフィルタ装置へ導かれていることの確認
フィルタ装置圧力計にて，ベント開始により圧力が上昇し，ベント継続により原子炉
格納容器の圧力に追従して圧力が低下傾向を示すことで，原子炉格納容器内の雰囲気ガスがフィルタ装置に導かれていることを確認する。
また，フィルタ装置スクラビング水温度計にて，ベント開始によりスクラビング水が待機状態から飽和温度まで上昇することを監視することで，原子炉格納容器のガスがフィルタ装置に導かれていることを確認する。さらに，フィルタ装置出口放射線モニタが初期値から上昇することを計測することにより，ガスが通気されていることを把握できる。

(b) フィルタ装置の性能に影響するパラメータの確認
フィルタ装置水位計にて，スクラビング水の水位が，ベント後の下限水位から上限水位の範囲内にあることを監視することで，要求される放射性物質の除去性能が維持できることを確認する。
ベント後における下限水位については，ベンチュリノズルが水没していることを確認するため，上限水位については，金属フィルタの性能に影響がないことを確認するためにそれぞれ設定する。

(c) ベントガスが放出されていることの確認
フィルタ装置出口放射線モニタにて，フィルタ装置出口を通過するガスに含まれる放射性物質からのγ線強度を計測することで，フィルタ装置出口配管よりベントガスが放出されていることを確認する。

別添 3-32341

c. 事故収束状態
格納容器圧力逃がし装置の事故収束時の状態を以下のとおり確認する設計としている。
(a) 系統内に水素が滞留していないことの確認
フィルタ装置入口水素濃度計にて，窒素供給による系統パージ停止後において，水素が長期的に系統内に滞留していないことを確認する。

(b) フィルタ装置の状態確認
フィルタ装置に異常がないことを確認するため，フィルタ装置水位計にて，スクラビ
ング水の水位が確保されていること（フィルタ装置のスクラビング水の移送後を除く。），
フィルタ装置スクラビング水温度計にて温度の異常な上昇がないこと及びフィルタ装置

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R1

出口放射線モニタの指示値が上昇傾向にないことを確認する。

別添 3-33342

(5) 計装設備の仕様
フィルタ装置の水位について図 2.4.1-1 に，計装設備の概略構成図を図 2.4.1-2 に，主要仕NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R1

様を表 2.4.1-3 に示す。

図 2.4.1-1 フィルタ装置水位

別添 3-34343

地下格納槽

窒素供給
ライン

原子炉建屋
付属棟

＊8

原子炉圧力容器原子炉建屋原子炉棟

MO

AO

第一弁（サプレッショ
ン・チェンバ側）
MO ＊1

＊4

＊5

＊3
第二弁

原子炉建屋
ガス処理系へ

第二弁
バイパス弁

AO

原子炉隔離時冷却系
真空ポンプより

AO

MO

耐圧強化
ベント系

MO

遠隔人力
操作機構
＊6
＊7
＊8

＊1

＊3

⑧

＊2

水素濃度計（2個）
⑥
H2E

MO

図 2.4.1-2 格納容器圧力逃がし装置 計装設備概略構成図

サプレッション・チェンバ

ドライウェル＊2

第一弁（ドライウェル側）

MO

AO

AO

＊4
＊5
＊6

＊7

原子炉格納容器

AO
不活性ガス系

換気空調系へ

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

MO

別添 3-35

344

RE

RE

原子炉建屋付属棟

廃棄物
処理設備へ

窒素供給
ライン

空気ボンベ

DPI

第二弁操
作室遮蔽
差圧計

T

P

④
P

L
pH

⑦

L P

①

②

格納容器圧力逃がし装置格納槽 ③

MO

フィルタ装置放射線モニタ（高レンジ用1個
低レンジ用1個）

放射線モニタ（高レンジ用1個）
圧力開放板

⑤

排気筒

表 2.4.1-3 計装設備主要仕様
監視パラメータ*1①フィルタ装置水位

フィルタ装置性
能維持のための
水位監視

計測範囲

計測範囲の根拠

180 mm～5500 mm

通常待機時における水位の範囲
及び系統運転時の下限水位から上限水位の範囲）を監視できる
範囲

検出器
個数

監視場所

2

中央制御室，
緊急時対策
所

1*2

現場

1

中央制御室，
緊急時対策
所

1*2

現場

系統運転中に原子炉格納容器雰
囲気ガスがフィルタ装置に導かれていることの確認

0～1.0 MPa［gage］③フィルタ装置スクラビ
ング水温度

フィルタ装置の温度監視

0～300 ℃

系統の最高使用温度（200 ℃）を監視できる範囲

1

中央制御室，
緊急時対策
所④フィルタ装置排気ライン圧力*2

通常待機時の窒素封入による不活性状態の確認0～100 kPa［gage］

封入した窒素圧力（kPa［gage］程度）を監視できる範囲1

中央制御室⑤フィルタ装置出口放射線モニタ（高レンジ・低レンジ）

高レンジ用：
系統運転中に放10-2 Sv/h～105 Sv/h
出される放射性
低レンジ用：
物質濃度の確認10-3 mSv/h～104 mSv/h

想定される放射性物質がフィルタ装置出口配 高レンジ用：
中央制御室，
管に内包された時の最
2
緊急時対策
大の放射線量率（約 低レンジ用：所
5×101 Sv/h）を計測で1
きる範囲⑥フィルタ装置入口水素濃度

事故収束時の系
統内の水素濃度の確認

0～100 vol％想定される水素濃度の変動範囲を計測できる範囲

2

中央制御室，
緊急時対策
所⑦フィルタ装置スクラビ
ング水ｐＨ*2

フィルタ装置性
能維持のためのｐＨ監視

ｐＨ0～ｐＨ14想定されるｐＨの変動範囲を計測できる
範囲

1

中央制御室

⑧第二弁操作室差圧計

正圧化維持のための差圧監視0～60 Pa

温度の影響を無視できる圧力差（約 20 Pa）
を計測できる範囲

1

第二弁操作
室

②フィルタ装置圧力NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3設置目的

系統の最高使用圧力（620 kPa［gage］）を監視できる範囲

注記 ＊1：監視パラメータの数字は図 2.4.1-2 の○数字に対応する。
＊2：自主対策設備

別添 3-36345

2.4.2 電源設備
ベントガスの流路となる配管に設置される電動駆動弁及び計装設備については，通常待機時には非常用母線より受電しているが，重大事故等時で非常用母線から受電できない場合には，常設代替交流電源設備である常設代替高圧電源装置，可搬型代替交流電源設備である可搬型低
圧電源車，常設代替直流電源設備である緊急用 125 V 系蓄電池並びに可搬型代替直流電源設備
である可搬型低圧電源車及び可搬型整流器から給電可能な構成とする。電源構成図を図NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R1

2.4.2-1，図 2.4.2-2 に示す。

別添 3-37

346

Ｇ

Ｇ

Ｇ

Ｇ

Ｇ

【略語】
ＨＰＣＳ
Ｍ／Ｃ
Ｐ／Ｃ
ＭＣＣ

Ｇ
予備

：
：
：
：

高圧炉心スプレイ系
メタルクラッド開閉装置
パワーセンタモータコントロールセンタ【凡例】

Ｇ ：常設代替高圧電源装置

Ｄ／Ｇ ：ディーゼル発電機：遮断器
緊急用Ｍ／Ｃ：配線用遮断器
破線

実線 ：常設設備・電路

常用所内
電源設備より

Ｄ／Ｇ

：断路器

：変圧器

：切替装置

：接続口

：可搬型設備・電路

常用所内
電源設備よりＤ／Ｇ（２Ｃ）：可搬型代替低圧電源車

電源車

154 ｋＶ系
予備変圧器より

常用所内電源設備より

Ｄ／Ｇ

（２Ｄ）
電源車

可搬型代替低圧
電源車接続盤

Ｍ／Ｃ ２Ｃ（ＨＰＣＳ）

電源車

Ｍ／Ｃ ２ＤＭ／Ｃ ２Ｅ

Ｍ／Ｃ ＨＰＣＳ

原子炉建屋
東側接続口

原子炉建屋
西側接続口
※

動力
変圧器
２Ｃ

可搬型代替低圧
電源車接続盤

緊急用
動力
変圧器

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

電源車

Ｐ／Ｃ ２Ｃ

動力
変圧器
２Ｄ

電源車

緊急用Ｐ／ＣＰ／Ｃ ２Ｄ

緊急用ＭＣＣＭＣＣ ２Ｃ

動力
変圧器
ＨＰＣＳ

※

ＭＣＣ ２Ｄ

ＭＣＣ ＨＰＣＳ

緊急用計装交流主母線盤

～
～

緊急用
電源切替盤

～
～

第 二弁 バイ パス 弁

第 二弁

第一 弁（ド ラ イウ ェ ル側）

第一 弁（ サプ レッシ ョン ・チェンバ側）

フ ィルタ 装置ス クラ ビン グ水ｐ Ｈ計フ ィルタ 装置入 口水 素濃度 計

移 送 ポ ンプ

排 水 ポ ンプ

図 2.4.2-1 格納容器圧力逃がし装置 電源構成図（交流電源）

別添 3-38

347

ＭＣＣ ２Ｃ系
【区分Ⅰ】

緊急用
ＭＣＣ

ＭＣＣ ２Ｄ系【区分Ⅱ】

ＭＣＣ ２Ｃ系【区分Ⅰ】

ＭＣＣ ２Ｃ系【区分Ⅰ】

ＭＣＣ ２Ｃ系【区分Ⅰ】

ＭＣＣ ２Ｄ系【区分Ⅱ】

ＭＣＣ ２Ｄ系【区分Ⅱ】

ＭＣＣ ＨＰＣＳ【区分Ⅲ】

直流１２５Ｖ
充電器Ａ
緊急用直流
１２５Ｖ充電器

ＭＣＣ ２Ｄ系【区分Ⅱ】

直流１２５Ｖ
充電器Ｂ
直流１２５Ｖ
予備充電器

無停電
電源装置Ａ

緊急用
１２５Ｖ系蓄電池

１２５Ｖ系
蓄電池Ａ系

１２５Ｖ系
蓄電池Ｂ系

緊急用直流１２５Ｖ主母線盤

直流１２５Ｖ主母線盤２Ａ

緊急用直流１２５ＶＭＣＣ

直流１２５Ｖ主母線盤２Ｂ

緊急用直流１２５ＶＭＣＣ ２Ａ系
無停電
電源装置Ｂ

可搬型代替
直流電源設備用
電源切替盤

緊急用
電源切替盤

Ｐ／Ｃ２Ｃ・２Ｄ
及び緊急用Ｐ／Ｃへ

～
～

可搬型
整流器用
変圧器

直流１２５Ｖ分電盤２Ａ系

可搬型
整流器

直流１２５Ｖ分電盤２Ｂ系
電源車

原子炉建屋東側接続口
Ｐ／Ｃ２Ｃ・２Ｄ
及び緊急用Ｐ／Ｃへフィルタ装置出口放射線モニタ（高レンジ・低レンジ）

フィルタ装置水位

フィルタ装置圧力

フィルタ装置スクラビング水温度NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2緊急用直流１２５Ｖ計装分電盤

可搬型代替
低圧電源車
接続盤

可搬型
整流器用
変圧器

緊急用
電源切替盤

～
～

～
～

可搬型
整流器

可搬型代替
低圧電源車
接続盤

緊急用
電源切替盤

電源車

～
～

原子炉建屋西側接続口

【略語】
Ｐ／Ｃ
ＭＣＣ

：
：

パワーセンタモータコントロールセンタ【凡例】
電源車 ：可搬型代替低圧電源車：配線用遮断器

実線：常設設備・電路

破線

：遮断器

：変圧器

：切替装置

：接続口

：可搬型設備・電路：蓄電池

図 2.4.2-2 格納容器圧力逃がし装置 電源構成図（直流電源）

別添 3-39348

2.4.3 給水設備
系統待機状態において，フィルタ装置はスクラビング水を貯留している状態であるが，重大事故等時において格納容器圧力逃がし装置を使用した場合，保持した放射性物質の崩壊熱によりスクラビング水が蒸発し，水位が低下する。このような状況に備え，フィルタ装置には格納
容器圧力逃がし装置格納槽に設ける遮蔽外から給水できるよう接続口を設け，可搬型代替注水
大型ポンプ車等からの給水を可能とする設計としている。
給水配管の仕様を表 2.4.3-1 に，概要を図 2.4.3-1 に示す。

表 2.4.3-1 給水配管仕様
径25 A，50 A

材

質

ステンレス鋼（SUS316LTP）

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3

口

図 2.4.3-1 給水設備概要図

別添 3-40349

2.4.4 可搬型窒素供給装置
ベント終了後，スクラビング水の放射線分解によって発生する水素により系統内の水素濃度が上昇する可能性があるため，窒素を供給し，系統内の水素濃度が可燃限界を超えないように
希釈，掃気するため及び原子炉格納容器の負圧破損を防止するために，窒素供給装置及び窒素供給装置用電源車で構成する可搬型窒素供給装置を設ける。
窒素の供給は，可搬型窒素供給装置（窒素供給装置及び窒素供給装置用電源車）により行う。
系統の隔離弁（第一弁）の下流配管から供給ラインを分岐し，原子炉建屋外に接続口を設け，窒素供給装置を可搬ホースにて接続する。
窒素供給装置の仕様を表 2.4.4-1 に，窒素供給配管の仕様を表 2.4.4-2 に，可搬型窒素供給装置の概要を図 2.4.4-1 に，可搬型窒素供給装置の構成概略を図 2.4.4-2 に示す。

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

表 2.4.4-1 窒素供給装置仕様
種類

圧力変動吸着式

容量

約 200 Nm3/h

窒素純度

約 99.0 vol％供給圧力

約 0.5 MPa［gage］

個

数

2（予備 2）

表 2.4.4-2 窒素供給配管仕様
口

径

50 A

材

質

炭素鋼（STPT410）

別添 3-41350

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3

図 2.4.4-1 可搬型窒素供給装置概要図

窒素供給装置

空気圧縮機，
窒素分離装置

流量計

電源ケーブル
窒素供給装置用電源車

可搬ホース
窒素供給用
接続口

図 2.4.4-2 可搬型窒素供給装置構成概略

別添 3-42351

2.4.5 排水設備
フィルタ装置の水位調整及びベント停止後の放射性物質を含んだスクラビング水の原子炉
格納容器（サプレッション・チェンバ）へ移送するための移送ポンプ及び配管，さらに，万一，放射性物質を含むスクラビング水が格納容器圧力逃がし装置格納槽に漏えいした場合に，漏えい水を原子炉格納容器（サプレッション・チェンバ）に移送するための排水ポンプ及び配管を設置する。
排水設備の仕様を表 2.4.5-1 に，排水設備の概要を図 2.4.5-1 に示す。
表 2.4.5-1 排水設備仕様(1) 配管
口

径

50 A

材

質

ステンレス鋼（SUS316LTP）

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

(2) ポンプ
移送ポンプ

排水ポンプ

キャンドポンプ

水中ポンプ

定格流量

10 m3/h

10 m3/h

定格揚程

40 m

40 m

1

1

電動駆動（交流）

電動駆動（交流）

型

式

個

数

駆動方式
原子炉棟

付属棟

サプレッション・チェンバ
MO
テストタンク

廃液中和
タンクへ
原子炉隔離時
冷却系真空
ポンプより

移送ポンプ

排水ポンプ

格納容器圧力逃がし装置格納槽

図 2.4.5-1 排水設備概要図注）系統構成は現在の計画

別添 3-43352

2.4.6 格納容器圧力逃がし装置排気筒排水設備
格納容器圧力逃がし装置排気筒への雨水の滞留による配管腐食等を防止するため，格納容器
圧力逃がし装置排気筒排水設備を設置する。
また，凍結によるドレンポット等の機器損傷防止の観点より凍結防止対策を講じる。
格納容器圧力逃がし装置排気筒排水設備の概要を図 2.4.6-1 に示す。

格納容器圧力逃がし装置排気筒端部

屋外

（凡例）
原子炉建屋
原子炉棟

：保温材施工範囲（計画）：雨水流入経路：格納容器圧力逃がし装置の系統の流れ（圧力解放板破裂前）：格納容器圧力逃がし装置の系統の流れ（圧力解放板破裂後）

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

圧力開放板

フィルタ装置よりLG

水位計

ドレンポットＧＬ．

図 2.4.6-1 格納容器圧力逃がし装置排気筒排水設備概要図

別添 3-44353

3. フィルタ性能
3.1 フィルタ装置による放射性物質の除去原理
3.1.1 エアロゾルの除去原理
エアロゾルの除去原理は，一般にフィルタ媒体（ベンチュリスクラバの場合は水滴，金属フィルタの場合は金属繊維）の種類によらず，主に以下の３つの効果の重ね合わせとして記述できる。
・さえぎり効果（Interception）：粒径が大きい場合に有効・拡散効果（Diffusion）：流速が遅い場合，粒径が小さい場合に有効・慣性衝突効果（Inertia effect）：流速が早い場合，粒径が大きい場合に有効(1)～(3)に，それぞれの除去効果についてその特性を記載する。これらの除去原理はフィル
タ媒体が水滴でも金属繊維でも作用するが，フィルタの種類や系統条件により効果的に除去できる粒径，流速の範囲が異なることから，幅広い粒径，流速のエアロゾルを除去するためには異なる種類のフィルタを組み合わせることが有効である。
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2(4)，(5)に，ベンチュリスクラバ及び金属フィルタにおけるエアロゾルの除去原理を示す。

(1) さえぎり効果
さえぎりによるエアロゾルの捕集は，図 3.1.1-1 に示すように，エアロゾルが流線にそって運動している場合に，フィルタ媒体表面から 1 粒子半径以内にエアロゾルが達したときに起こる。
エアロゾル粒径が大きい場合，より遠くの流線に乗っていた場合でもフィルタ媒体と接触することが可能であるため，さえぎりによる除去効果は，エアロゾル粒径が大きい程大きくなる傾向にある。

出典：Ｗ．Ｃ．ハインズ，エアロゾルテクノロジー，㈱井上書院（1985）
図 3.1.1-1 さえぎりによる捕集(2) 拡散効果

別添 3-45354

拡散によるエアロゾルの捕集は，図 3.1.1-2 に示すように，エアロゾルがフィルタ媒体をさえぎらない流線上を移動しているときでも，フィルタ媒体近傍を通過する際に，ブラウン運動によってフィルタ媒体に衝突することで起こる。
エアロゾル粒径が小さい場合，ブラウン運動による拡散の度合いが大きくなるため，拡散による除去効果は，エアロゾル粒径が小さい程大きくなる傾向にある。また，フィルタ媒体の近傍にエアロゾルが滞在する時間が長い程ブラウン運動によりフィルタ媒体に衝突する可NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

能性が高まるため，流速が遅い程大きくなる傾向にある。

出典：Ｗ．Ｃ．ハインズ，エアロゾルテクノロジー，㈱井上書院（1985）
図 3.1.1-2 拡散による捕集(3) 慣性衝突効果
慣性衝突によるエアロゾルの捕集は，図 3.1.1-3 に示すように，エアロゾルがその慣性のために，フィルタ媒体の近傍で急に変化する流線に対応することができず，流線を横切ってフィ
ルタ媒体に衝突するときに起こる。
エアロゾル粒径が大きい場合又はエアロゾルの流れが早い場合にエアロゾルの慣性が大きくなり，フィルタ媒体と衝突する可能性が高まるため，慣性衝突による除去効果はエアロゾル
粒径が大きい程大きく，流速が速い程大きくなる傾向がある。

出典：Ｗ．Ｃ．ハインズ，エアロゾルテクノロジー，㈱井上書院（1985）
図 3.1.1-3 慣性衝突による捕集
別添 3-46355

(4) ベンチュリスクラバにおけるエアロゾルの除去原理
ベンチュリスクラバは，断面積の小さいベンチュリノズルのスロート部にベントガスを通し，ガス流速を大きくすることで発生する負圧によって，ガス中にスクラビング水を噴霧（いわゆる霧吹き）し，微小水滴にすることでエアロゾルが水と接触する面積を大きくすることにより，効果的にエアロゾルを水滴に捕集する。
ベンチュリノズルにおける除去原理を図 3.1.1-4 に，ベンチュリノズルにおける速度模式図

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2を図 3.1.1-5 に示す。

図 3.1.1-4 ベンチュリノズルにおける除去原理

図 3.1.1-5 ベンチュリノズルにおける速度模式図

図3.1.1-5 に示すとおり，
ベンチュリスクラバはガス流速 V1 と水滴速度V2 が異なることで，ガス中のエアロゾルが水滴に衝突し水滴に付着する現象を利用していることから，慣性衝突
別添 3-47356

による除去が支配的と考えられる。慣性衝突効果では「ガス流速」と「粒径」が主な影響因子である。
以上より，ベンチュリスクラバの除去性能に影響を与える可能性のある主要なパラメータは，ガス流速，水滴速度，エアロゾル粒径及び水滴の噴霧量が考えられるが，水滴速度及び水滴の噴霧量はガス流速に依存するため，ガス流速及びエアロゾル粒径が主要なパラメータとなる。

図 3.1.1-6 にベンチュリスクラバにおける除去原理の模式図を示す。
①ベンチュリノズル下方よりベントガスが流入する。
②ベンチュリノズルのスロート部（絞り機構）によってベントガスの流速が加速される③ガス流速を大きくすることで発生する負圧によりスクラビング水が吸入され，ガス流中に水滴を噴霧（いわゆる霧吹き）する。
④噴霧によって，微小水滴にすることでエアロゾルが水と接触する面積が大きくなり，
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3エアロゾルがフィルタ媒体と衝突し，ベントガスから捕集される。
⑤ベンチュリノズルの出口に設置した板によってベントガス及び水滴の方向が変わり，エアロゾルはスクラビング水に保持される。

図 3.1.1-6 ベンチュリスクラバにおける除去原理の模式図

別添 3-48357

(5) 金属フィルタにおけるエアロゾルの除去原理
金属フィルタは，ベンチュリスクラバの後段に設置され，より粒径の小さいエアロゾルを除去する。
金属フィルタの除去原理は，図 3.1.1-7 に示すように，さえぎり，拡散，慣性衝突効果の重ね合わせにより，エアロゾルを金属繊維表面に付着させ捕集する。さえぎり，拡散，慣性衝突効果では「粒径」と「ガス流速」が主な影響因子である。
以上より，金属フィルタの除去性能に対して，影響を与える可能性のある主要なパラメータ

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R1としては，ガス流速，エアロゾル粒径を考慮する必要がある。

図 3.1.1-7 金属フィルタにおける除去原理

別添 3-49358

3.1.2 ガス状放射性よう素の除去原理
重大事故等時に発生する放射性よう素は，粒子状よう素（ＣｓＩ：よう化セシウム等）と，
ガス状よう素として無機よう素（Ｉ２：元素状よう素）と有機よう素（ＣＨ３Ｉ：よう化メチル等）の形態をとる。大部分のよう素は粒子状よう素として原子炉格納容器内へ放出され，残りは無機よう素として原子炉格納容器内に放出されるが，無機よう素の一部は原子炉格納容器内の有機物（塗装等）と結合し，有機よう素へ転換する。粒子状よう素については，エアロゾルの除去原理に基づき，ベンチュリスクラバと金属フィルタで捕集する。
無機よう素については，スクラビング水に添加された薬剤と化学反応させることによりベン
チュリスクラバで捕集し，吸着材と化学反応させることにより，よう素除去部で捕集する。有機よう素については，吸着材と化学反応させることにより，よう素除去部で捕集する。

(1) フィルタ装置内におけるベントガスの流れ
フィルタ装置内部の下部にベンチュリスクラバ（ベンチュリノズル，スクラビング水等），
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4

上部に金属フィルタを設置し，金属フィルタの下流側に流量制限オリフィスを介してよう素除去部を設置する。ベントガスの流れを図 3.1.2-1 に示す。
ベントガスは，流量制限オリフィスを通過する際，となる。オリフィス下流の排気配管は大気に接続されており，よう素除去部における圧力は大気圧に近い状態となることから，オリフィス上流の圧力が高いベント開始初期
は，最も高くなる。

オリフィス通過時の蒸気の状態変化のイメージを図 3.1.2-2 に示す。

別添 3-50359

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

図 3.1.2-1 フィルタ装置内のベントガスの流れ

図 3.1.2-2 流量制限オリフィス通過時の蒸気の状態変化（イメージ）

別添 3-51360

(2) ベンチュリスクラバにおけるよう素の除去
ベントガスがベンチュリスクラバを通過する際，無機よう素を化学反応によりスクラビング
水中に効果的に捕集・保持するために，スクラビング水には表 3.1.2-1 に示す薬剤を添加する。

表 3.1.2-1 スクラビング水への添加薬剤
薬剤

化学式

目的

ベンチュリスクラバを通過する際，揮発性の高い無機よう素は，添加薬剤との化学反応により非揮発性のよう素イオンに変化し，スクラビング水中に捕集・保持される。以下に化学反応

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4式を示す。

の添加によって，スクラビング水はアルカリ性条件下となるため，式（2）により，無機よう素を捕集する。
また，スクラビング水に捕集されたよう素と，気相中に含まれる無機よう素の割合（気液分配係数）は，スクラビング水のｐＨの影響を受け，アルカリ性条件下では気液分配係数が大き
いため，スクラビング水中に捕集されたよう素イオンが再び無機よう素となる再揮発が抑制される。
したがって，ベンチュリスクラバにおける無機よう素の除去効率に影響を与える因子として「スクラビング水のｐＨ」が挙げられる。
なお，一般的に有機よう素は，無機よう素に比べ活性が低く，反応しにくいため，ベンチュ
リスクラバでの有機よう素の除去は期待していない。

(3) よう素除去部におけるよう素の除去

別添 3-52361

吸着材は，ににを添加して粒状に成形したもので，これをフィルタ装置内のよう素除去部に充填することで，吸着ベッドを形成している。
ベントガスの滞留時間は，ベントガスが吸着ベッドを通過するのに要する時間であり，長い程反応の効率が高まる。また，過熱度は吸着ベッドを通過するベントガスの温度と飽和温度との差であり，ベントガスがであれば，したがって，よう素除去部におけるよう素の除去効率に影響を与える因子として「ベントガスの滞留時間」と「過熱度」が挙げられる。

3.2 運転範囲
3.1.1 項で，エアロゾルの除去原理において主要なパラメータとしたガス流速及びエアロゾル粒
径に加え，ベント時に変動するパラメータであるガス温度及びガス蒸気割合について，有効性評価
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4に基づき，ベント実施中に想定する運転範囲を表 3.2-1 に示す。また，3.1.2 項で，ガス状放射性
よう素の除去原理において主要なパラメータとしたスクラビング水のｐＨ及びガスの過熱度について，ベント時に想定する運転範囲を表 3.2-1 に示す。
表 3.2-1 ベント実施中における想定運転範囲
パラメータ

想定運転範囲ベントからほぼ静定した格納容器圧力に対応するベンチュリノズ

ガス流速m/s＊となる。

ル部のガス流速は，約

なお，金属フィルタ部におけるガス流速は，適切なガス流速となる
よう金属フィルタの表面積を設定している。

エアロゾル粒径

サプレッション・チェンバからのベント時の粒径分布より，質量中央径を約μm とする。

ベントから格納容器温度がほぼ静定した状態の運転範囲は約
ガス温度℃となることから，上限を最高使用温度に合わせ包絡
するよう，

℃とする。

ベントから事象発生 7 日後における，フィルタ装置に流入するガス
ガス蒸気割合蒸気割合は約％となるが保守的に 0～100 ％を運転範囲とする。
スクラビング水のｐＨ
ガス過熱度
注記 ＊：

スクラビング水は高アルカリに保つために，が添加されていることから，運転範囲はアルカリ側で維持される。
ベントからほぼ静定した格納容器圧力に対応する，よう素除去部におけるベントガスの過熱度は，約m/s は事象発生 7 日後（格納容器圧力ＪＡＶＡ試験においては、流速の下限値K となる。

kPa［gage］）における流速であり，m/s（格納容器圧力kPa［gage］）までの範囲で所定の除去性能が確保されていることが確認されている。

別添 3-53362

3.3 性能検証試験結果
3.3.1 性能検証試験の概要
Ｆｒａｍａｔｏｍｅ社製のフィルタ装置は，大規模なセクター試験装置により，実機使用条件を考慮した性能検証試験を行っており，その結果に基づき装置設計を行っている。以下に試験の概要を示す。
(1) エアロゾルの除去性能試験（ＪＡＶＡ試験）
Ｆｒａｍａｔｏｍｅ（当時Ｓｉｅｍｅｎｓ）社は，1980 年代から 1990 年代にかけ，ドイツのカールシュタインにある試験施設（以下，「ＪＡＶＡ」という。）にて，電力会社，ドイ
ツ原子力安全委員会（ＲＳＫ）及びその他第三者機関立会の下，フィルタ装置のエアロゾルに対する除去性能試験を行っている。
試験装置には，実機に設置するものと同一形状のベンチュリノズルと，実機に設置するものと同一仕様の金属フィルタを設置し，試験条件として，実機の想定事象における種々のパラメータ（圧力，温度，ガス流量等の熱水力条件及びエアロゾル粒径，濃度等のエアロゾル
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3条件）について試験を行うことにより，フィルタ装置の使用条件において所定の性能が発揮されることを確認している。試験装置の概要を図 3.3.1-1 に，試験条件を表 3.3.1-1 に示す。
試験にはエアロゾルを模擬するため，を使用している。図3.3.1-2 に示すように，試験で使用したの質量中央径は約
央径は約μm，蒸気中の質量中央径は約の質量中央径は約μm，空気中
μm，

４

の質量中

μm となっている。

別添 3-54363

別添 3-55364

図 3.3.1-1 ＪＡＶＡ試験装置概要

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R1

表 3.3.1-1 ＪＡＶＡ試験条件（エアロゾル除去性能試験）
試 験 条 件
約

圧

力

温

度

約

流

量

約

蒸

気

割

合

bar［abs］（約

kPa［abs］）℃
m3/h％

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2エ ア ロ ゾ ル

図 3.3.1-2 試験用エアロゾルの粒径分布

別添 3-56365

(2) 無機よう素の除去性能試験（ＪＡＶＡ試験）
Ｆｒａｍａｔｏｍｅ社は「ＪＡＶＡ」試験装置を使用し，(1)に示したエアロゾルの除去性能試験と同時期に電力会社，ＲＳＫ及びその他第三者機関立会の下，無機よう素の除去性能試
験を実施している。
試験条件として，種々のパラメータ（圧力，温度，ガス流量等の熱水力条件，スクラビング
水のｐＨ等の化学条件）にて試験を行うことにより，フィルタ装置における無機よう素の除去
性能について確認している。ＪＡＶＡ試験における無機よう素の試験条件を表 3.3.1-2 に示す。

表 3.3.1-2 ＪＡＶＡ試験条件（無機よう素除去性能試験）

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3

試 験 条 件
約

圧

力

温

度

約

流

量

約

ｐＨ
物

bar［abs］（約

kPa［abs］）
℃
m3/h

約
質

(3) 有機よう素の除去性能試験（ＪＡＶＡ ＰＬＵＳ試験）
実機使用条件を想定した有機よう素の除去性能を確認するため，Ｆｒａｍａｔｏｍｅ社は「ＪＡＶＡ」試験装置に有機よう素除去部を設けた「ＪＡＶＡ ＰＬＵＳ」試験装置を用いて，2013 年より有機よう素の除去性能試験を実施している。
試験装置には，実機に使用する吸着材を実機と同一の密度で充填し，試験条件として種々のパラメータ（圧力，温度，過熱度等の熱水力条件）にて試験を行うことにより，フィルタ装置における有機よう素の除去性能について確認している。
試験装置の概要を図 3.3.1-3 に，試験条件を表 3.3.1-3 に示す。

表 3.3.1-3 ＪＡＶＡ ＰＬＵＳ試験条件（有機よう素除去性能試験）
試 験 条 件約

bar［abs］

圧

力

温

度

約

℃

合

約

％

度

約

蒸
過
物

気

割
熱

（約

kPa［abs］）

K

質

別添 3-57366

別添 3-58367

図 3.3.1-3 ＪＡＶＡ ＰＬＵＳ試験装置概要

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R1

3.3.2 エアロゾルの除去性能試験結果
ＪＡＶＡ試験における性能検証試験結果を表 3.3.2-1～表 3.3.2-4 に示す。エアロゾルの除去原理では，3.1.1 に示すとおり，「流速」と「粒径」が主な影響因子であるため，ガス流速とエアロゾル粒径に対しての性能評価を行った。さらに，その他の試験条件に用いたパラメー
タについてもフィルタ装置のエアロゾルの除去性能への影響を確認するため，
ガス温度及びガス蒸気割合に対しての性能評価を行った。試験の結果，エアロゾルの除去能力がＤＦ1000 以
上，無機よう素の除去能力がＤＦ100 以上，有機よう素の除去能力がＤＦ50 以上であることを確認した。
(1) ガス流速
ガス流速の変化による除去性能を確認するために，流量からベンチュリノズル部のガス流速と金属フィルタ部のガス流速を計算＊して確認した。
図 3.3.2-1 及び図 3.3.2-2 にベンチュリノズル部及び金属フィルタ部におけるガス流速に対して整理した性能検証試験結果を示す。ＤＦについては，装置の入口と出口のエアロゾル濃NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R5度を測定することで算出している。
この結果から，ベンチュリスクラバ部にて想定する運転範囲（約m/s）と金属フィルタ部にて想定する運転範囲全域にわたって要求されるＤＦ1000 以上を満足している
ことがわかる。
なお，運転範囲よりも小さいガス流速においても，ベンチュリスクラバ及び金属フィルタの組合せで，ＤＦ1000 以上を満足しているため，フィルタ装置はガス流速によらず十分な性能を有していると言える。

注記 ＊：ガス流速は，体積流量を，図 3.3.2-3 に示すベンチュリノズルの最小断面積であるス
ロート部の総断面積又は金属フィルタの総断面積で割ることにより，算出している。
1Pd の時のガス流速の計算過程を例として示す。

①ベンチュリノズル部
ガス流速（m/s）＝ 体積流量（m3/s）÷ 総断面積（m2）
＝

÷

＝

（m/s）

②金属フィルタ部
ガス流速（m/s）＝ 体積流量（m3/s）÷ 総断面積（m2）
＝

÷

＝

（m/s）

別添 3-59368

Decontamination Factor, [-]1000000

100000

10000

1000

100

10

1

図 3.3.2-1 ベンチュリノズル部におけるガス流速に対する除去係数（ＪＡＶＡ試験）

1000000

Decontamination Factor, [-]NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

Venturi Velocity, [m/s]

100000

10000

1000

100

10

1

Normalized MFF Velocity, [%]図 3.3.2-2 金属フィルタ部におけるガス流速に対する除去係数（ＪＡＶＡ試験）

別添 3-60369

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

図 3.3.2-3 ベンチュリノズルスロート部及び金属フィルタの断面積

別添 3-61370

(2) エアロゾル粒径
図 3.3.2-4 に試験用エアロゾル（エアロゾルの粒径）に対して整理した性能検証試験結果を示す。この結果からエアロゾル粒径(質量中央径：約μm)の違いによって除去性能に影響が出ているような傾向は見られず，いずれの試験結果においても要求されるＤ
Ｆ1000 を満足していることがわかる。
サプレッション・チェンバからのベント実施時に想定する質量中央径は約
試験用エアロゾルとしては質量中央径約μm のμm である。

を使用し，ＤＦ1000 以上を満足していることから，フィルタ装置はエアロゾル粒径に対して十分な性能を有していると言える。
1000000

Decontamination Factor [‐]NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2100000

10000

1000

100

10

1
Test Aerosol

図 3.3.2-4 粒径に対する除去係数（ＪＡＶＡ試験）

別添 3-62371

(3) ガス温度
図 3.3.2-5 にガス温度に対して整理した性能検証試験結果を示す。この結果から，ガス温度の違いによって除去性能に影響が出ているような傾向は見られず，試験を実施した全域にわたって要求されるＤＦ1000 以上を満足していることがわかる。
したがって，ガス温度の運転範囲に対して，フィルタ装置はガス温度に対して十分な性能を示していると言える。

Decontamination Factor, [-]NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R31000000

100000

10000

1000

100

10

1
0

50

100

150

200

250

Temperature, [°C]
図 3.3.2-5 ガス温度に対する除去係数（ＪＡＶＡ試験）

別添 3-63372

(4) ガス蒸気割合
図 3.3.2-6 にガス蒸気割合に対して整理した性能検証試験結果を示す。この結果から，ガス蒸気割合の違いによって除去性能に影響が出ているような傾向は見られず，試験を実施した全域にわたって要求されるＤＦ1000 以上を満足していることがわかる。
ガス蒸気割合の運転範囲（0～100 ％）で性能検証試験が行われており，フィルタ装置はガ
ス蒸気割合に対して十分な性能を有していると言える。

Decontamination Factor, [-]NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R31000000

100000

10000

1000

100

10

1
0

25

50

75

100

Steam Volumetric Fraction, [%]図 3.3.2-6 蒸気割合に対する除去係数（ＪＡＶＡ試験）

別添 3-64373

表 3.3.2-1 エアロゾル

Test-No.

Test
Aerosol

MMD(μm)

除去性能試験結果（ＪＡＶＡ試験）

Pressure Temp. Gas Flow
(bar
abs)

(℃)

(m 3 /h)Volumetric Contaminated
Total
Norm.
Venturi
Gas
MFF
steam
Removal
Velocity
Gas ComVelocity Efficiency
fraction Concentration
position
3
(m/s)
(%)
(%)
(%)
(mg/m )

表 3.3.2-2 エアロゾル（

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3

Test-No.

Test
Aerosol

MMD

Pressure

Temp. Gas Flow(μm)(bar abs)(℃)

3(m /h)

DF

除去性能試験結果（ＪＡＶＡ試験）
Gas Composition

Volumetric Contaminated
Total
Norm.
Venturi
Gas
MFF
steam
Removal
Velocity
Velocity Efficiency
fraction Concentration
(m/s)
(%)
(%)
(%)
(mg/m 3)DF

別添 3-65374

表 3.3.2-3 エアロゾル（
Test-No.

Test
Aerosol

MMD

Pressure

Temp.

Gas Flow(μm) (bar abs)(℃)(m 3 /h)NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3

表 3.3.2-4 エアロゾル
Test-No.

Test
Aerosol

除去性能試験結果（ＪＡＶＡ試験）（1／2）

MMD

Pressure

Gas Composition

Volumetric Contaminated
Total
Norm.
Venturi
Gas
MFF
steam
Removal
Velocity
Velocity Efficiency
fraction Concentration
(m/s)
(%)
(%)
(%)
(mg/m3 )DF除去性能試験結果（ＪＡＶＡ試験）（2／2）

Temp. Gas Flow Gas Composition(μm) (bar abs) (℃)(m 3/h)Volumetric Contaminated
Total
Norm.
Venturi
Gas
MFF
steam
Removal
Velocity
Concentration
Velocity
fraction
Efficiency
(m/s)
(%)
(%)
(%)
(mg/m3 )DF

別添 3-66375

3.3.3 ガス状放射性よう素の除去性能試験結果(1) 無機よう素除去性能試験結果
ＪＡＶＡ試験における無機よう素の除去性能試験結果を表 3.3.3-1 に示す。無機よう素のベ
ンチュリスクラバ（スクラビング水）への捕集は化学反応によるものであり，その反応に影響を与える因子は，「スクラビング水のｐＨ」である。図 3.3.3-1 に，スクラビング水のｐＨに対する無機よう素の除去性能試験結果を示す。この結果から，スクラビング水がの状態においても設計条件である除去効率 99 ％（ＤＦ100）以上であることを確認した。
一般的に無機よう素は，有機よう素と比べ活性が高く，反応しやすいため，よう素除去部でも捕集されやすい。したがって，ベンチュリスクラバによう素除去部を組み合わせることで，さらに除去性能が高くなるものと考えられる。

Decontamination Factor, [-]NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3

10000

1000

100

10

1
0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

11

12

13

14

Scrubbing water, [pH]図 3.3.3-1 ｐＨに対する無機よう素除去係数

別添 3-67376

表 3.3.3-1 ベンチュリスクラバにおける無機よう素除去性能試験結果（ＪＡＶＡ試験）
Pressure

Temp.

Gas Flow(bar abs)(℃)(m 3 /h)Gas Composition

Scrubbing
Water

(pH)

RemovalEfficiency(%)(2) 有機よう素除去性能試験結果
ＪＡＶＡ ＰＬＵＳ試験における有機よう素の除去性能試験結果を表 3.3.3-2 に示す。ＪＡ
ＶＡ ＰＬＵＳ試験で得られた除去係数を，過熱度で整理したものを図 3.3.3-2 に示す。

1000

Decontamination Factor, [‐]NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

Test-No.

100

10

1
0

図 3.3.3-2 ＪＡＶＡ ＰＬＵＳ試験結果

別添 3-68377

ここで，ＪＡＶＡ ＰＬＵＳ試験装置と実機においては，ベッド厚さが異なるため，ベント
ガスの吸着ベッドにおける滞留時間が異なる。その補正をするために以下に示す関係を用い

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3る。

図 3.3.3-3 ＪＡＶＡ ＰＬＵＳ試験結果（補正後）

別添 3-69378

表 3.3.3-2 有機よう素除去性能試験結果（ＪＡＶＡ ＰＬＵＳ試験）
Temp.

Gas
Flow

(bar abs)(℃)(kg/s)(bar abs)

Gas
Composition(Steam:Air)(vol.%)

RemovalEfficiency(%)

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

Test-No.

VSV inlet Pressure
Pressure in the M/S

別添 3-70379

3.3.4 フィルタ装置の継続使用による性能への影響
フィルタ装置を継続使用することにより，放射性物質の除去性能に影響する可能性のある因子について検討する。
(1) エアロゾルの再浮遊
a. ベンチュリスクラバ部(a) 想定する状態
フィルタ装置を継続使用すると，ベンチュリスクラバで捕集されたエアロゾルにより，ベンチュリスクラバ内のエアロゾル濃度は徐々に上昇する。スクラビング水の水面近傍には，水沸騰やベンチュリノズルを通るベントガスによる気流により，細かい飛沫（液滴）が発生するが，その飛沫にエアロゾルが含まれていると，エアロゾルがベンチュリ
スクラバの後段に移行することが考えられる。
(b) 影響評価
ベンチュリスクラバの後段には，金属フィルタが備えられており，この金属フィルタ
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2には，ベンチュリスクラバからの飛沫（液滴）を除去するための機構（プレフィルタ及び湿分分離機構）と除去したドレン水をスクラビング水内に戻すためのドレン配管が設置されている。そのため，ベンチュリスクラバで発生した飛沫（液滴）は，メインフィ
ルタに到達する前に除去される。また，飛沫（液滴）の微細化や蒸発によってエアロゾ
ルが放出される可能性があるが，メインフィルタにて補集される。
以上のとおり，フィルタ装置は，ベンチュリスクラバでのエアロゾルの再浮遊に対して考慮した設計となっている。
b. 金属フィルタ部(a) 想定する状態
金属フィルタで捕集されたエアロゾルが蓄積すると，崩壊熱によりフィルタ部の温度が上昇し，放射性物質の融点／沸点を超えた場合に液体／気体となる。これらの液体／
気体がベントガス流により下流に流された場合，フィルタ装置下流側にエアロゾルを放出することが考えられる。
(b) 影響評価
金属フィルタに捕集されたエアロゾルの崩壊熱は，ベント中はベントガスの流れによって冷却され，ベント後はベンチュリスクラバに捕集したエアロゾルの崩壊熱により発生する蒸気によって冷却されることから，金属フィルタの温度は，エアロゾルの再浮遊が起こるような温度（参考：ＣｓＯＨの融点：272.3 ℃）に対し十分低く抑えることができる。

別添 3-71380

(2) ガス状放射性よう素の再揮発a. ベンチュリスクラバにおける無機よう素の再揮発(a) 想定する状態
フィルタ装置を継続使用すると，スクラビング水の温度は上昇する。スクラビング水の温度上昇に伴い，スクラビング水中に捕集した無機よう素が気相中に再揮発することが考えられる。
(b) 影響評価
気液界面（フィルタ装置水面）における無機よう素の平衡については温度依存性があり，スクラビング水の水温が高い方が気相の無機よう素の割合が増える。しかし，アルカリ環境下では，無機よう素とよう素イオンの平衡により液相中に存在する無機よう素が極めて少なく，無機よう素の気相部への移行量は，スクラビング水の温度が上昇しても十分小さい値となる。
ＪＡＶＡ試験は，高温のベントガスを用いて，無機よう素が気相中に移行しやすい条NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R1

件での試験を実施しており，温度上昇による影響に配慮したものとなっている。
b. よう素除去部における放射性よう素の再揮発(a) 想定する状態
化学工業の分野ではゼオライトに高温の水素を通気することにより捕集されているよう素を再揮発させる技術がある。よう素除去部に充填された銀ゼオライトに，ベントガ
スに含まれる水素が通気されると，捕集された放射性よう素が再揮発することが考えられる。
(b) 影響評価
水素によるよう素の再浮遊は 400 ℃以上の高温状態で数時間程度，水素を通気した場合に起こることが知られている。一方フィルタ装置に流入するガスは 200 ℃以下であり，
銀ゼオライトに水素を含むガスが通過したとしても，ゼオライトに捕集されているよう
素が再揮発することはない。
また，よう素除去部で捕集した放射性よう素の崩壊熱は，ベント中はベントガスにより冷却され，ベント後は系統を不活性化するために供給される窒素により冷却されることから，よう素除去部の温度上昇は，放射性よう素の再揮発が起こるような温度（400 ℃）
に対して，十分低く抑えることができる。

別添 3-72381

(3) フィルタの閉塞
a. 想定する状態
炉心損傷後のベント時には，溶融炉心から発生するエアロゾルに加え，炉内構造物の過温などによるエアロゾル，コアコンクリート反応により発生するＣａＯ２等のコンクリート
材料に起因するエアロゾル及び保温材等の熱的・機械的衝撃により発生する粉塵が，フィルタ装置に移行する可能性がある。これらのエアロゾルの影響により，ベンチュリノズル
の狭隘部や金属フィルタに付着し，閉塞することが考えられる。
b. 影響評価
ベンチュリノズルの狭隘部を通過するガス流速は，高速となる。ベンチュリノズルの狭隘部寸法に対して，エアロゾルの粒子径は極めて小さく，ベンチュリノズルが閉塞することはない。
金属フィルタには，ベンチュリスクラバで捕集されなかったエアロゾルが移行する。移行するエアロゾル量は，金属フィルタの許容負荷量に対して十分小さく，金属フィルタがNT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

閉塞することはない。

(4) 薬剤の容量減少
a. 想定する状態
無機よう素はベンチュリスクラバにて薬剤との反応により捕集されるが，薬剤の容量を超える無機よう素が流入した場合には，無機よう素は捕集されずに下流に流出されることが考えられる。
b. 影響評価
スクラビング水に含まれるの量は，原子炉格納容器から放出される

無機よう素の量に対して十分大きいことから，容量に達することはない。

(5) よう素除去部の容量減少
a. 想定する状態
ガス状放射性よう素は，銀ゼオライトに捕集されるが，銀ゼオライトの吸着容量に達した場合には，ガス状放射性よう素は捕集されずに系外に放出されることが考えられる。
b. 影響評価
よう素除去部で保持が可能なガス状放射性よう素の吸着容量（銀分子数）は，原子炉格
納容器から放出されるよう素量に対して十分大きいことから吸着容量に達することはない。

別添 3-73382

(6) ベント時に生じるスウェリングによるよう素除去部への影響
a. 想定する状態
スクラビング水に蒸気が流入すると，スウェリングにより水位が上昇する。その結果，スクラビング水の水位は通常待機時に比べ上昇しており，よう素除去部の外壁はスクラビ
ング水に接することとなり，スクラビング水の温度による除去性能に影響することが考えられる。
b. 影響評価
ベントガスの温度はベンチュリスクラバ（スクラビング水）を通過することで，スクラビ
ング水の水温と同じになっているものと考えられ，。よって，スクラビング水と接するよう素除去部の外壁はスクラビング水から入熱されるため，よう素除去部で蒸気が凝縮することはなく，よう素の除去性能への悪影響はない。

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2(7) 吸着材の変質
a. 想定する状態
よう素除去部の吸着材として使用する銀ゼオライトは，放射線の照射環境に長期間晒されると，変質してよう素除去性能が低下することが考えられる。
b. 影響評価
フィルタ装置で想定される照射量以上の放射線を照射した銀ゼオライトの性能試験結果
から捕集性能を確認しており，よう素の除去性能への悪影響はない。

別添 3-74383

4. 設備の維持管理(1) 点検方法
a. 機械設備
格納容器圧力逃がし装置の機械設備については，東海第二発電所の他設備の点検実績等を参考に，設置環境や動作頻度に対する故障及び劣化モード等を考慮して，適切な周期で点検（時間基準保全）を行うことにより，設備の健全性を確保する。
一方，東海第二発電所として保全の経験がない設備として，高アルカリのスクラビング水に接液する設備が挙げられる。これらの設備については，劣化モード（腐食等）を考慮した材料選定を行っており，有意な劣化が発生する可能性は小さいと考えているが，先ずは初回定期検査時に点検を実施し，その結果を基に点検周期を定めるものとする。
スクラビング水の分析については，海外プラントにおいて窒素封入環境下で薬液濃度の有意な変化は認められていない実績があり，性状に有意な変化はないものと考えられるが，定期検査毎に実施することとする。
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R1

また，よう素除去部に充填される銀ゼオライトについては，試験を行い，スクラビング水による飽和蒸気環境下で保管した後も性能基準を満たしていることを確認した。

東海第二のフィルタ装置では，銀ゼオライトのサンプリングが可能な設計としており，先ずは
初回定期検査時に性状の確認を行い，その結果を基にサンプリング周期を定めるものとする。
機械設備の点検内容を表4-1に示す。

別添 3-75384

表 4-1 機械設備の点検内容
設備名
フィルタ装置点検内容
本体・外観点検（内面）点検周期・時期（計画）
初回定検（結果によりその後の周期を決定）

内部構造物

機能確認

・漏えい確認本体内部点検に合わせて実施

スクラビング水

・水質確認

毎定検

本体

・外観点検

初回定検（結果によりその後・ベンチュリノズルの周期を決定）・金属フィルタ

機能確認（よう・流量制限オリフィス

素除去部）

・サンプル性状確認

・よう素除去部NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R1

圧力開放板

配管

本体

・外観点検

初回定検（結果によりその後・フランジ面手入れの周期を決定）機能確認

・漏えい確認

本体

・外観点検

10 定検毎・フランジ部点検手入れ 10 定検毎，ただし接液部につ
機能確認

・漏えい確認いては初回定検（結果によりその後の周期を決定）

弁本体

・弁箱内面点検手入れ

3 定検毎，ただし接液部につ・弁体，弁座，弁棒等点 いては初回定検（結果により
検手入れ

その後の周期を決定）・パッキン類交換
・外観目視点検
機能確認

ポンプ

本体

・漏えい確認・作動試験

毎定検（手動弁を除く）

・内面点検手入れ

4 定検毎

・インペラ，シャフト，
ケーシング等点検手
入れ・パッキン類交換
・外観目視点検
機能確認

・漏えい確認・作動試験

4 定検毎，ただし移送ポンプについては毎月定期試験

別添 3-76385

b. 電気設備
格納容器圧力逃がし装置の電気設備については，東海第二発電所の他設備の点検実績等を参考に，設置環境や動作頻度に対する故障及び劣化モード等を考慮して，適切な周期で点検（時間基準保全）を行うことにより，設備の健全性を確保する。
電気設備の点検内容を表4-2に示す。

表 4-2 電気設備の点検内容
対象機器
電動駆動弁駆動部

電動機

トルクスイッチ

点検内容

点検周期・時期（計画）

・外観点検

2 定検毎

・分解点検

156 カ月毎

・動作確認

2 定検毎

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R1

・設定値確認リミットスイッ

・動作確認

2 定検毎

チ

・取付状態確認

電気室

・結線点検

2 定検毎

開度計

・外観点検

2 定検毎

・指示値確認試験・測定・絶縁抵抗測定

1 定検毎

・作動試験
・電流測定
ポンプ電動機

電動機

・外観点検

5 定検毎

・分解点検
機能確認

・絶縁抵抗測定

5 定検毎，ただし移送ポン

・作動試験

プについては毎月定期試

・電流測定

験

別添 3-77386

c. 計装設備
格納容器圧力逃がし装置の計装設備については，東海第二発電所の他設備の点検実績等を参考に，設置環境や動作頻度に対する故障及び劣化モード等を考慮して，適切な周期で点検（時間基準保全）を行うことにより，設備の健全性を確保する。
計装設備の点検内容を表4-3に示す。

表 4-3 計装設備の点検内容
設備名
水位計

特性試験

点検内容

点検周期・時期（計画）

・外観点検

1 定検毎

・単体・ループ校正
圧力計

特性試験

・外観点検

1 定検毎

・単体・ループ校正

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R1

温度計

特性試験

・外観点検

1 定検毎

・電気試験
・ループ校正放射線モニタ

特性試験

・外観点検

1 定検毎

・単体・ループ校正
・線源校正
水素濃度計

特性試験

・外観点検

1 定検毎

・単体・ループ校正
・ガス校正
サンプリング機器

制御盤

外観検査

・外観点検

1 定検毎

特性試験

・計器校正

1 定検毎

機能・性能検査

・作動試験

1 定検毎

分解点検

・ポンプ分解点検

5 定検毎

外観検査

・外観点検

1 定検毎

別添 3-78387

(2) 試験方法
格納容器圧力逃がし装置の機能検査として，「弁開閉試験」，「移送ポンプ作動試験」，「漏えい試験」，「スクラビング水質確認試験」及び「よう素除去部（銀ゼオライト）性能確認試験」を実施する。
a. 弁開閉試験
系統が所定の機能を発揮することを確認するため，以下の弁について開閉試験を実施する。図4-1に対象弁を示す。
・中央制御室の操作スイッチによる弁開閉試験

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2・フレキシブルシャフトによる人力での弁開閉試験

図 4-1 格納容器圧力逃がし装置機能検査対象弁

別添 3-79388

b. 移送ポンプ作動試験
排水設備のうち移送ポンプが所定の機能を発揮することを確認するため，テストラインを使用して，移送ポンプの作動試験を実施する。移送ポンプ作動試験の概要図を図4-2に示す。

原子炉棟

付属棟

サプレッション・チェンバ
MO
テストタンクNT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

廃液中和
タンクへ
原子炉隔離時
冷却系真空
ポンプより

移送ポンプ

排水ポンプ

格納容器圧力逃がし装置格納槽
注）系統構成は現在の計画

図 4-2 排水設備（移送ポンプ）作動試験概要図

c. 漏えい試験（主配管）漏えい試験の試験条件・方法を表4-4に，試験概要図を図4-3に示す。
漏えい試験の各条件について下記(a)～(c)に整理する。
(a) 加圧媒体
格納容器圧力逃がし装置の最高使用圧力620 kPa［gage］でのベント開始時の系統内は窒素が支配的であること，また，ベント継続中に漏えい防止対象となる放射性物質は窒素より分子量が大きいことから，窒素を加圧媒体とすることは妥当であると判断する。なお，事故時に発生する水素については，
フィルタ容器のフランジ部等から漏えい試験の検出限界値の水素が漏えいした場合においても，
長期にわたって格納容器圧力逃がし装置格納槽内が可燃限界に到達しないこと，系統内から水素が漏えいした場合においても，建屋内については静的触媒式水素再結合器による処理が，建屋外については外気への拡散が期待できること，また，試験時の安全性確保の観点から，水素を加圧媒体とした漏えい試験は行わない。
別添 3-80389

(b) 試験圧力
漏えい試験では，系統内が不活性状態で維持できることを確認するため窒素封入圧力kPa［gage］以上を試験圧力とする。また，系統の使用時にバウンダリ機能を維持できることを確認するため最高使用圧力620 kPa［gage］を試験圧力とする。

(c) 試験温度
漏えい試験では，系統の最高使用温度200 ℃を模擬することが困難となることから約180 ℃
低い常温約20 ℃での漏えい確認となるが，試験温度については，環境温度が高い場合，配管が熱膨張した状態となり，フランジ部パッキンに圧縮荷重が付加されることによりシール性が向上するものとなることから，常温での試験環境は，保守的となる。

表4-4 漏えい試験の試験条件・目的・方法

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3

加圧
媒体
簡易
点検

本格
点検

試験
圧力

窒素
kPa［gage］以上
ガス （窒素封入圧力）

窒素 620 kPa［gage］
ガス （最高使用圧力）

試験
温度

試験目的・方法

常温

系統内を不活性状態に維持することを目的に，系統全体を窒素封入圧力（待機状態）に加圧し，著しい漏えいのないことを確認する。

常温

使用時にバウンダリ機能が維持されていることを確認するために，系統全体を最高使用圧
力に加圧し，著しい漏えいのないことを確認する。

別添 3-81390

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

図4-3 漏えい試験の試験概要図

d. スクラビング水質確認試験
スクラビング水質確認試験は，サンプリングラインから水を採取・分析を実施し，スクラビン
グ水が規定の濃度であることを確認する。

e. 銀ゼオライト性能確認試験
よう素除去部に充填される銀ゼオライトについては，原子炉停止期間中にベントフィルタ内の試験用銀ゼオライトを用いてよう素除去性能試験を行い，規定の性能が確保されていることを確認する。

別添 3-82391

別紙 1
可燃性ガスの爆発防止対策について

1. 格納容器圧力逃がし装置
格納容器圧力逃がし装置の系統内で可燃性ガスの爆発が発生した場合，格納容器圧力逃がし装置に期待している放射性物質の低減効果が喪失するおそれ又はフィルタ装置内で保持している放射性物
質の外部への放出のおそれがあるため，設計及び運用により系統内での可燃性ガスの爆発を防止する。
(1) 考慮する可燃性ガスの種類及び対策
炉心の著しい損傷を伴う重大事故等時に発生するおそれのある可燃性ガスとして，ジルコニウム－水反応，水の放射線分解及び金属腐食により発生する水素が考えられる＊1。これらの反応によって原子炉格納容器内水素濃度は，可燃限界濃度である 4 vol％を大きく上回るが，原子炉格納容器
内雰囲気は通常運転時から不活性化（ドライ条件で酸素濃度 2.5 vol％以下に管理）することに加え，水の放射線分解によって発生する酸素を考慮しても酸素濃度を可燃限界であるドライ条件で 5NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4

vol％未満に管理することで，水素及び酸素が同時に可燃限界に到達することを防止する。格納容器圧力逃がし装置の系統内については，待機状態から系統内を窒素で不活性化することにより，原
子炉格納容器内の水素が排出経路を通過する際における水素爆発を防止する。
また，格納容器圧力逃がし装置の配管については，ベント時に発生する蒸気凝縮で発生するドレ
ン水による閉塞やこれに起因する水素及び酸素の滞留を防止するために，配管ルートにＵシール部ができないように配置する。新設部分については水平配管に適切な勾配を設ける。
なお，水素爆発の条件として，水素濃度 4 vol％かつ酸素濃度 5 vol％以上の条件に加えて，着火源又は 500 ℃以上の発熱源が必要となるが，原子炉格納容器内における着火源又は 500 ℃以上の発熱源の不確かさが大きいため，酸素濃度を管理することで水素爆発を防止することとしている。
注記 ＊1：溶融炉心・コンクリート相互作用によって，可燃性ガスである一酸化炭素が発生することが考えられるが，コリウムシールドを設置することでペデスタル（ドライウェル部）のコンクリートが溶融炉心によって侵食されないことから，一酸化炭素は可燃性ガスとして考慮しないこととした。また，仮にペデスタル（ドライウェル部）のコンクリート
が床面及び壁面共に 30 cm 侵食したことを仮定した場合においても，一酸化炭素の発生
量は 15 ㎏であり，有効性評価シナリオ「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器
過圧・過温破損）」における水素発生量 700 kg に対して十分に低いこと及び一酸化炭
素の可燃限界濃度が空気中において 12.5 vol％であることを踏まえると，考慮不要と考えられる。

(2) 系統の各運転状態における設計上の考慮
a. 系統待機状態①：プラント通常運転中(a) 水素爆発防止対策
プラント通常運転中においては，原子炉格納容器と同様に系統内を窒素で不活性化する設
別添 3-83392

計としている。フィルタ装置から放出端へ至る配管上には，窒素置換時に大気と隔離するため，圧力開放板を設けている。この圧力開放板は，原子炉格納容器からの排気と比較して，十分低い圧力で開放するよう設計している。
(b) 系統における水素濃度監視
系統における水素濃度に関しては，水素の発生がないため，監視不要である。

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4

この系統状態における水素爆発防止対策概要を図 1-1 に示す。

図 1-1 水素爆発防止対策（系統待機状態①）

b. 系統待機状態②：重大事故等時，ベント前(a) 水素爆発防止対策
炉心の著しい損傷を伴う重大事故等時の原子炉格納容器内雰囲気は，蒸気，窒素，水素及び酸素が混合した状態となるが，格納容器ベント実施前の系統は原子炉格納容器内からのガスの流入はないため，不活性状態が保たれる。
(b) 系統における水素濃度監視
系統における水素濃度に関しては，系統内に水素が持ち込まれないため，監視不要である。
この系統状態における水素爆発防止対策概要を図 1-2 に示す。

別添 3-84393

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4

図 1-2 水素爆発防止対策（系統待機状態②）c. 系統運転状態①：ベント実施直後(a) 水素爆発防止対策
ベント開始時において，ベントガス中の蒸気がスクラビング水によって凝縮された場合，酸素濃度が上昇することで，水素爆発が発生するおそれがあるが，ベント実施前から，原子炉格納容器内の酸素濃度をドライ条件で監視し，4.3 vol％に到達した時点でベント実施する判断基準を設定していること及び格納容器圧力逃がし装置系統内は不活性化されているため，
仮にベントガス中の蒸気全てがスクラビング水によって凝縮された場合においても水素爆発は発生しない。なお，このベント実施判断基準については，酸素濃度の可燃限界である 5 vol％に対し，酸素濃度監視設備（格納容器内酸素濃度（ＳＡ））の測定誤差である±0.6 vol％及び 0.1 vol％の余裕を考慮して設定した。また，原子炉格納容器内の気体については，格納容器スプレイ及び温度差による自然対流効果によって均一に撹拌されており，濃度分布がない
ため，酸素濃度監視設備（格納容器内酸素濃度（ＳＡ））により原子炉格納容器全体の濃度を代表して監視することができる。
(b) 系統における水素濃度監視
系統における水素濃度に関しては，原子炉格納容器から可燃限界を超えた水素が流入するが，原子炉格納容器内の酸素を可燃限界未満で管理していることから監視不要である。
(c) 対向流による空気の流入
フィルタ装置内が負圧に至るような状況下では，対向流が発生することにより，フィルタ装
置内に空気が流入するおそれがある。しかしながら，格納容器ベント実施時におけるスクラビ
ング水沸騰までの間，ベントガス中の蒸気がスクラビング水によって凝縮された場合において
別添 3-85394

も，蒸気の供給が継続的に行われるためフィルタ装置内が負圧にならないこと及び非凝縮性ガ
スの排出は継続されることから，対向流は発生しない。
(d) 枝管における水素及び酸素の蓄積について
原子炉格納容器内の水素濃度については，ドライ条件に換算して，5 vol％未満に管理することから，ベント実施中において，仮に枝管におけるベントガスの蓄積があった場合においても，枝管での水素爆発は発生しないと考えられるが，万が一，枝管内での成層化等によって混合ガスの濃度が変化した場合，枝管での水素爆発の脅威が存在する。そのため，枝管内での混合ガスの蓄積評価を実施する。枝管における水素及び酸素の混合ガスの蓄積の評価について「ＢＷＲ配管における混合ガス(水素・酸素)蓄積防止に関するガイドライン（第 3 版）」（日
本原子力技術協会）に基づき，上向きの枝管に対して評価を実施する。なお，ガイドラインでは，下向きの枝管に対しては，水封されることで混合ガスが蓄積しないと評価されているため対象外とした。
枝管長さ（L）を枝管内径（D）で除することによって規格化した不燃限界長さ（L／D）の数
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R5

値によって，枝管内に混合ガスが蓄積する可能性の有無を判断する。不燃限界長さ（L／D）の数値が 4 以下であれば混合ガスの蓄積が発生しないとされている。評価結果を表 1-1 に示す。
ドライウェル側第一弁のバイパスライン，原子炉建屋ガス処理系ライン及び第二弁バイパス
弁については，混合ガスが蓄積する可能性がある結果となった。そのため，図 1-3～図 1-7 に示すように，ベントラインを設置し，混合ガスが蓄積することのない設計とする。また，フィルタ装置に接続される枝管については，不燃限界長さ（L／D）を考慮して，必要に応じてベントラインを設置する設計とする。
(e) 圧力開放板の下流における水素爆発について
原子炉格納容器から圧力開放板までは不活性化されていること及び原子炉格納容器内の酸素濃度をドライ条件で可燃限界未満に維持することで，高濃度の水素雰囲気においても水素爆発は発生しないが，圧力開放板以降については，不活性化していない範囲であるため，高濃度の水素と空気が触れることで水素爆発のおそれがある。しかしながら，ベント実施直後は，原子炉格納容器からのベントガスによって系統内の窒素が押し出され，圧力開放板以降の空気が排出されることから，放出端までの範囲で高濃度の水素が空気と触れず，水素爆発が発生することはないと考えられる。また，放出端から先については，大気であるものの，大気中には着火源等がなく，水素爆発は発生しないと考えられる。

別添 3-86395

表 1-1 主ラインから分岐する枝管の閉止端までの長さと口径等

分岐箇所＊1①②

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R6③

ドライウェル側第一弁
バイパスライン（上流側）
ドライウェル側第一弁
バイパスライン（下流側）
原子炉建屋ガス処理系
ライン

L／D

混合ガス

配管

枝管

枝管

分岐

長さ

内径

方向

L（m）

D（m）

（-）

可能性

上

2.525

0.0495

51.0

有

上

2.289

0.0495

46.2

有

上

2.051

0.5906

3.47

無

蓄積

④

換気空調系ライン

斜上

4.956

0.5856

8.46

有⑤

第二弁バイパス弁（下流側）

上

7.043

0.4286

16.4

有

下

－

－

下

－

－

水平

－

－

下

－

－

⑥

⑦

⑧

⑨

サプレッション・チェンバ側第一弁バイパスライン（上流側）
プレッション・チェンバ側第一弁
バイパスライン（下流側）
耐圧強化ベントライン
フィルタ装置排気管ドレンライ
ン

評価
対象外
評価
対象外
評価
対象外
評価
対象外

無

無

無

無

注記 ＊1：フィルタ装置に接続される枝管については，不燃限界長さ（L／D）を考慮して，必要に応じてベントラインを設置する設計とする。

変更前

変更後

ベントライン追設
上向きの枝（混合ガス蓄積可能性範囲）

フィルタ
装置へ

原子炉格納容器より

原子炉格納容器よりフィルタベント主ライン

フィルタ
装置へ

フィルタベント主ライン

図 1-3 枝管へのベントラインの追設（混合ガス蓄積防止）
別添 3-87396

排気筒：ベントライン設置

換気空調系へ
AO

圧力開放板

AO

④

MO

原子炉格納容器

⑧

①

AO

AO

AO

(a)

⑥

MO

＊1

AO

窒素供給
ライン

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3

地下格納槽

⑤

⑦

＊3

DPI

RE

＊1
遠隔人力
操作機構
＊6
＊7
＊8

＊5

ドレンポット

空気ボンベ

窒素供給
ライン

フィルタ装置補給水ライン

MO
原子炉隔離時冷却系
真空ポンプより

＊8
原子炉建屋
付属棟

第二弁操
作室遮蔽
差圧計
＊3

(d)

サプレッション・チェンバ

＊2

原子炉建屋
ガス処理系へ③

ドライウェル

＊4
＊5
＊6

耐圧強化
ベント系

MO

＊4

不活性ガス系＊2

MO

MO

原子炉圧力容器＊7②⑨

放射線モニタ

(c)

(b)

MO

RE

水素濃度計
H2E

原子炉建屋原子炉棟

廃棄物
処理設備へ

付属室
MO

原子炉建屋付属棟
格納容器圧力逃がし装置格納槽

図 1-4 ベントライン設置概要図

図 1-5 枝管へのベントラインの追設アイソメ図別添 3-88397

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3

図 1-6 枝管へのベントラインの追設アイソメ図

図 1-7 枝管へのベントラインの追設アイソメ図別添 3-89398

この系統状態における水素爆発防止対策概要を図 1-8 に，酸素濃度監視設備（格納容器内酸素濃度（ＳＡ））の概要図を図 1-9 に，有効性評価シナリオ「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格
納容器過圧・過温破損）（代替循環冷却系を使用できない場合）」における原子炉格納容器の気相濃度の推移を図 1-10 及び図 1-11 に示す。なお，図に示す原子炉格納容器の水素及び酸素の気
相濃度については，ＭＡＡＰ解析に基づく水－ジルコニウム反応により発生する水素に加え，Ｍ
ＡＡＰ解析で考慮していない水の放射線分解によって発生する水素及び酸素についても考慮しNT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3ている。

図 1-8 水素爆発防止対策（系統運転状態）

別添 3-90399

原子炉建屋付属棟

中央制御室

演算装置

指示

窒素ボンベ
緊急対策所
記録
ドライウェル

MO

コイル
ME

MO

H2E

MO

SV

電源
冷却器
圧縮機

O2E

ガスサンプラCOE

タンク

サプレッション・チェンバNT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R5

ガスサンプリング装置A

MO

コイル

MO

ME

MO

H2E

SV

電源
冷却器
圧縮機

O2E

COE

タンク

ガスサンプリング装置B
【凡例】
検出器信号
サンプリングライン
パージガスライン
トレースヒータ
キャビネットヒータ範囲

計測周期

ME:湿度検出器
H2E：水素濃度検出器
O2E:酸素濃度検出器
COE：一酸化炭素濃度検出器

MO

SV

空気作動弁

背圧弁

電磁弁

逆止弁

電動弁

：サンプリング装置は，原子炉格納容器内ガスのサンプリングから，測定，排出までの工程を約 3 分で行う。

中央制御室指示：ドライ条件及びウェット条件での濃度を表示する。
図 1-9 酸素濃度監視設備（格納容器内酸素濃度（ＳＡ））に関する系統概要図

別添 3-91400

非凝縮性ガスが排出された以降はほぼ
蒸気雰囲気となる事象発生 19 時間後にサプレッション・プール水位が通常水位 6.5
m 到達することによりベント実施
ベント実施によりサプレッション・プール水が減圧沸騰し，非凝縮性ガスは速やかに排出される

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

ベント実施時の酸素濃度は，ドライ条件で 2.2 vol％であり，ベント実
施基準の 4.3 vol％に到達していない

図 1-10 「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（代替循環冷却系を使用できない場合）」におけるドライウェルの気相濃度の推移（ウェット条件）

非凝縮性ガスが排出された以降はほぼ
蒸気雰囲気となる
ジルコニウム－水反応によって水素が発生することで事象初期か
ら窒素及び酸素濃度が低下する。その後，サプレッション・プール
水の沸騰までは，サプレッション・チェンバにおける非凝縮性ガスの発生はほとんどないこと及びドライウェルから流入する蒸気はサプレッション・プールにより凝縮されることから，濃度に有意な変化は現れない。サプレッション・プール水の沸騰後は，水蒸気濃度が上昇するため，非凝縮性ガス濃度は低下する
事象発生 19 時間後にサプレッション・プール水位が通常水位 6.5 m
到達することによりベント実施
ベント実施によりサプレッション・プール水が減圧沸騰し，非凝縮性ガスは速やかに排出されるベント実施時の酸素濃度は，ドライ条件で 2.0 vol％であり，ベント実施
基準の 4.3 vol％に到達していない

図 1-11 「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（代替循環冷却系を使用できない場合）」におけるサプレッション・チェンバの気相濃度の推移（ウェット条件）

別添 3-92401d. 系統運転状態②：非凝縮性ガス排出（ベント開始後 1 時間程度）後(a) 水素爆発防止対策
ベント実施に伴うサプレッション・プール水の減圧沸騰により，可燃性ガスを含む非凝縮性ガスが排出された以降の原子炉格納容器は，ほぼ水蒸気で満たされた状態となり，系統へ流入するベントガスもほぼ水蒸気となることから，水素爆発は発生しない。
(b) 系統における水素濃度監視
系統における水素濃度については，ベントガスがほぼ蒸気となっていることから，監視不要である。
(c) 対向流による空気の流入
原子炉格納容器及び系統から非凝縮性ガスが排出された以降は，仮に対向流が発生した場合であっても，原子炉格納容器及び系統内はほぼ蒸気で満たされている状態となるため，水素爆
発は発生しない。
この系統状態における水素爆発防止対策概要は図 1-8 と同様である。
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3e. 格納容器ベント停止後(a) 水素爆発防止対策
格納容器ベント停止後，スクラビング水の放射線分解により水素及び酸素が発生するため，第一弁の下流から窒素供給装置等による窒素供給を実施し，系統のパージを継続することで，水素爆発を防止する。
(b) 系統における水素濃度監視
系統における水素濃度に関しては，窒素供給による系統パージ停止後において，水素が長期的に系統内に滞留しないことを確認するため，監視を実施する。
(c) スクラビング水の放射線分解による酸素発生
ベント停止後において，スクラビング水の放射線分解によって発生する酸素については，
スクラビング水中の放射性物質の崩壊熱によって発生量が変化するが，蒸気の発生量も崩壊熱によって変化する比例関係にあり，以下のとおり，酸素濃度は 0.1 vol％未満となるため系
統内で水素爆発することはない。
・スクラビング水の沸騰を考慮し，酸素発生量のＧ値は 0.2 とする。
・スクラビング水の放射線吸収割合は 1.0 とする。
○蒸気発生量＝［崩壊熱（MW）］×1000／（［飽和蒸気比エンタルピ］－［飽和水比エンタルピ］）×1000／分子量×22.4×10-3×3600＝［崩壊熱（MW）］×1000／（（2675.57－419.10）×1000／18×22.4×
10-3×3600＝1985.4×［崩壊熱（MW）］ Nm3/h○酸素発生量＝［崩壊熱（MW）］×106×［Ｇ値］／100／（1.602×10-19）／（6.022×1023）×22.4×10-3
×3600×［放射線吸収割合］
別添 3-93402

＝［崩壊熱（MW）］×106×0.2／100／（1.602×10-19）／（6.022×1023）×
22.4×10-3×3600×1＝1.68×［崩壊熱（MW）］ Nm3/h○酸素濃度＝酸素発生量／（蒸気発生量＋酸素発生量）＝0.085 ％(d) 移送ライン使用時における原子炉格納容器内への空気流入の影響について
格納容器ベント停止後は，図 1-12 に示すとおり，移送ポンプを用いてスクラビング水をサプレッション・チェンバへ移送することとしている。スクラビング水を移送する際には，移送ポンプ下流側配管のうち水張りを行っていない範囲の空気がスクラビング水と共にサプレッ
ション・チェンバへ流入するが，ベント停止後の原子炉格納容器は窒素供給により不活性化されており，さらに可燃性ガス濃度制御系によって原子炉格納容器内の水素濃度を可燃限界未満

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3に維持するため，空気の流入による影響はない。

図1-12 移送ライン系統概要図

この系統状態における水素爆発防止対策概要を図 1-13 に示す。

別添 3-94403

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3

図 1-13 水素爆発防止対策（ベント停止後）

別添 3-95404

2. 格納容器圧力逃がし装置格納槽
フィルタ容器に設置するフランジ部に使用されるガスケットについては，ヘリウムリーク試験における石鹸水発泡法による試験を実施し，漏えいが検出されないことを確認しているものの，検出限界未満の漏えいが生じている可能性は否定できない。このため，炉心の著しい損傷が発生した場合において，格納容器圧力逃がし装置による格納容器ベントを実施する場合には，原子炉格納容器内又はフィルタ容器内で発生した水素が，フィルタ容器から格納容器圧力逃がし装置格納槽に漏えいし，可燃限界に到達するおそれがある。しかしながら，以下に示すとおり，保守的な条件を仮定した評価によっても，格納容器圧力逃がし装置格納槽内の水素濃度は，事象発生 7 日後において，約 1.2×10-3 vol％程度であり，長期にわたり可燃限界である 4 vol％に到達することはない。さらに，事象発生 7 日後以降については，外部支援等によって，原子炉格納容器除熱機能を復旧させ，格納容器ベントの停止
及びスクラビング水の移送による格納容器圧力逃がし装置格納槽への水素漏えい防止，ハッチ及び遮蔽扉開放による格納容器圧力逃がし装置格納槽の換気が実施できる。

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R5以上のことから，格納容器圧力逃がし装置格納槽で水素爆発が発生することはない。

(1) 評価シナリオ
評価シナリオは，炉心損傷を伴う有効性評価事象のうち，格納容器ベント実施時のウェット条件
における水素濃度が最も高いシナリオである「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・
過温破損）（代替循環冷却系が使用できない場合）」とする。
また，当該シナリオでは，図1-14及び図1-15に示すとおり，格納容器ベント実施1時間程度で原子炉格納容器内雰囲気は蒸気100 vol％雰囲気となるものの，保守的に高濃度の水素が7日間継続して通過することを仮定して評価を実施する。

(2) 評価
評価条件を表1-2に示す。
a． 漏えい条件
漏えい条件は，「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（代替循環冷却系が使用できない場合）」における格納容器ベント実施前の最大水素濃度である30 vol％（ウェット条件）とし，その他のガス組成については，水蒸気として取り扱う。また，漏えいした
水蒸気については，保守的に全て凝縮するものとして評価を実施する。なお，格納容器ベント
実施時の水素濃度は，ドライ条件においても30 vol％以下であり，漏えいした水蒸気の凝縮を考慮する場合，ウェット条件の方が保守的な評価となる。
漏えい率については，フィルタ容器に使用されるガスケットのヘリウムリーク試験における石鹸水発泡法による試験に基づき，保守的に620 kPa［gage］，200 ℃の条件下において，検出
限界値の水素漏えいがあるものと仮定する。
スクラビング水の放射線分解によって発生する水素については，発生量が少なく，フィルタ
容器を通過する水素濃度30 vol％の保守性に包絡されるため，考慮しない。
別添 3-96405

b． 格納容器圧力逃がし装置格納槽の条件
格納容器圧力逃がし装置格納槽の条件は，乾燥空気におけるガス組成とする。
空間容積については，躯体図から算出した数値（フィルタ容器分除く）に対し，機器配管分の低減率として，0.7を乗算して算出する。

非凝縮性ガスが排出された以降はほぼ
蒸気雰囲気となる

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4

事象発生 19 時間後にサプレッション・プール水位が通常水位
6.5 m 到達することによりベント実施
ベント実施によりサプレッション・プール水が減圧沸騰し，非凝縮性ガスは速やかに排出される

図 1-14 「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（代替循環冷却系を使用できない場合）」におけるドライウェルの気相濃度の推移（ウェット条件）
非凝縮性ガスが排出された以降はほぼ
蒸気雰囲気となる
ジルコニウム－水反応によって水素が発生することで事象初期から窒素及び酸素濃度が低下する。その後，サプレッション・
プール水の沸騰までは，サプレッション・チェンバにおける非凝縮性ガスの発生はほとんどないこと及びドライウェルから流入する蒸気はサプレッション・プールにより凝縮されることか
ら，濃度に有意な変化は現れない。サプレッション・プール水の沸騰後は，水蒸気濃度が上昇するため，非凝縮性ガス濃度は低下する
事象発生 19 時間後にサプレッション・プール水位が通常水位
6.5 m 到達することによりベント実施
ベント実施によりサプレッション・プール水が減圧沸騰し，非凝縮性ガスは速やかに排出される

図 1-15 「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（代替循環冷却系を使用できない場合）」におけるサプレッション・チェンバの気相濃度の推移（ウェット条件）

別添 3-97406

表1-2 評価①における評価条件
項目

条件

備考

雰囲気圧力・温度による静的 炉心損傷を伴う事象のうち，格評価シナリオ

水素濃度
水蒸気濃度（漏えい時）
水蒸気濃度（漏えい後）

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4

漏えい条件

負荷（格納容器過圧・過温破 納容器ベント実施時のドライ条
損）（代替循環冷却系が使用件における水素濃度が最も高いできない場合）シナリオを選定

30 vol％70 vol％

格納容器ベント実施前の最大水素濃度として設定
保守的な条件として，フィルタ装置から漏えいする水素以外の0 vol％

酸素濃度

0 vol％

窒素濃度

0 vol％

気体は，全て水蒸気として取扱
い，漏えい後は水蒸気が全て凝縮することを仮定して設定
保守的に 7 日間継続して高濃度

漏えい時間

168 時間の水素が通過することを仮定し
て設定

漏えい率

3.08×10-2 mL/s
（1.11×10-4 m3/h）

ガスケット漏えい試験の検出限界値（620 kPa，200 ℃，水素条件）を踏まえて設定
躯体図から算出した空間容積

格納容器圧力

空間容積525 m3逃がし装置格納槽の条件

濃度算出条件（フィルタ容器除く）に対し，
機器配管分の低減率 0.7 を考慮
して設定

窒素濃度

79 vol％

空気中のガス組成を踏まえて設

酸素濃度

21 vol％定

水素の密度0.0899

窒素の密度

1.25

酸素の密度

1.43

格納容器圧力逃がし装置格納槽から大気への水素の漏えい
スクラビング水の放射線分解によって発生する水素

考慮しない

標準状態の条件として設定

保守的な条件として設定
フィルタ容器を通過する水素濃考慮しない

度 30 vol％の保守性に包絡されることを踏まえて設定

別添 3-98407

c． 格納容器圧力逃がし装置格納槽への漏えい評価
フィルタ容器から格納容器圧力逃がし装置格納槽へ漏えいする水素量は，以下の式で算出する。
水素漏えい量 ＝ 漏えい率×水素濃度×漏えい時間式（1）＝ 1.11×10-4×0.3×168＝ 約 5.60×10-3 m3

格納容器圧力逃がし装置格納槽内での水素濃度を評価するため，式（1）で得た結果を mol数に換算する。
水素の物質量 ＝ 密度×体積×割合／分子量式（2）＝ 0.0899×5.60×10-3×1／（2×10-3）＝ 約 0.26 mol

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R5次に格納容器圧力逃がし装置格納槽側の気体の物質量を算出する。
酸素の物質量 ＝ 密度×体積×割合／分子量式（3）＝ 1.43×525×0.21／（32×10-3）＝ 約 4.9×103 mol

窒素の物質量 ＝ 密度×体積×割合／分子量式（4）＝ 1.25×525×0.79／（28×10-3）＝ 約 1.8×104 mol

式（1）～式（4）の結果を踏まえ，格納容器圧力逃がし装置格納槽の水素濃度は以下のとおりとなる。
水素濃度 ＝ 水素の物質量／（水素の物質量＋酸素の物質量＋窒素の物質量）
×100

式（5）

＝ 0.26／（0.26＋4.9×103＋1.8×104）×100＝ 約 1.2×10-3 vol％別添 3-99408

3. 窒素供給装置の容量
窒素供給装置の窒素容量は，下記(1)(2)を考慮して設定している。

(1) ベント停止後，原子炉格納容器内の水素濃度を4 vol％（水素の可燃限界温度）未満あるいは酸素濃度を5 vol％（水素を燃焼させる下限濃度）未満に維持(2) ベント停止後の格納容器圧力逃がし装置における水素滞留防止のため，窒素の供給を行い，格納容器圧力逃がし装置の系統内の水素濃度を4 vol％（水素の可燃限界温度）未満あるいは酸素濃度を5 vol％（水素を燃焼させる下限濃度）未満に維持

窒素供給装置の主要な仕様を表1-3に示す。
表1-3 窒素供給装置の主要仕様
窒素容量約200 Nm3/h

窒素純度99.0 vol％以上

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4

窒素供給圧力0.5 MPa（窒素供給装置出口にて）以下に，窒素供給装置の窒素供給量の設定について示す。

a. 原子炉格納容器における窒素供給装置の容量ベント開始後に原子炉格納容器内で発生する水素及び酸素は，サプレッション・プールに移行した放射性物質による水の放射線分解によるものが支配的となる。ベントシーケンスである「雰
囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（代替循環冷却系を使用できない場合）」におけるＭＡＡＰ解析に基づき評価した水素及び酸素の発生量を表1-4に示す。なお，水素及び酸素の発生量算出については，以下の式により算出した。ベント後の格納容器除熱によって原子炉格納容器内は非沸騰状態にあることを想定し，水素発生量のＧ値は0.25，酸素発生量のＧ値は0.125とする。

(a) 発生水素（酸素）分子数［分子数／J］＝Ｇ値［分子/100 eV］/100/（1.602×10-19［J］）(b) 水素（酸素）発生量［分子数/s］＝崩壊熱［MW］×106×発生水素（酸素）分子数［分子数/J］×放射線吸収割合(c) 水素（酸素）発生量［m3/h］＝水素（酸素）発生量［分子数/s］/（6.022×1023）×22.4×10-3×3600

別添 3-100409

表1-4 想定事象における原子炉格納容器内の水素及び酸素の発生量
放射性物質移行量

放射線対象

発生量［m3/h］＊2

吸収割合

割合［％］

崩壊熱［MW］

水素酸素

炉心部（コリウム）

0.1＊1

62.0

6.100

1.27

0.64

炉心部（コリウム以外）

1.0

9.0

0.889

1.85

0.93

1.0

0.3

0.030

0.06

0.04

サプレッション・プール

1.0

26.0

2.550

5.33

2.67

合計

－

97.3

9.569

8.51

4.28

ドライウェル及びペデス
タル部

注 ：ベント停止は事象発生 7 日後とし，7 日後の崩壊熱として 10 MW を想定する。
注記 ＊1：炉心部ではβ線が燃料被覆管で吸収されることを考慮し，放射線吸収割合を 0.1 としている。

＊2：酸素濃度を厳しく評価するため，水素発生量は小数点第 3 位を切り下げ，酸素発生量NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R5は小数点第 3 位を切り上げる。

この結果より，酸素濃度を5 vol％（水素を燃焼させる下限濃度）未満に抑えるために必要な窒素供給量xを求める。
酸素発生量＋窒素供給装置からの酸素供給量
水素発生量＋酸素発生量＋窒素供給装置の供給量

4.28
8.51

0.01
4.28

0.05

0.05

91.1（小数点第2位切上げ）

上記結果より，必要窒素供給量は91.1 Nm3/hである。窒素供給装置の1台当たりの容量は200
Nm3/hであることから，原子炉格納容器用の窒素供給装置の必要台数は1台となる。
なお，この時の水素は可燃限界濃度の4 vol％を超えるが，上述のとおり酸素の濃度が5 vol％（水素を燃焼させる下限濃度）を超えないことから水素が燃焼することはない。

b. 格納容器圧力逃がし装置における窒素供給装置の容量ベント開始後に格納容器圧力逃がし装置のフィルタ装置で発生する水素及び酸素は，フィルタ装置に移行した放射性物質による水の放射線分解によるものが支配的となる。このため，フィル
タ装置で発生する水素及び酸素の量は，a. に示した(a)～(c)の式により算出できる。スクラビ
ング水は沸騰しているものと想定し，水素発生量のＧ値は0.4，酸素発生量のＧ値は0.2とする。
その他の情報については，以下のとおりとする。
崩壊熱量：0.5 MW（フィルタ装置の設計条件）
放射線吸収割合：1.0
別添 3-101410

以上より，水素の発生量は1.67 m3/h，酸素の発生量は0.836 m3/hとなる。

水素及び酸素の発生量より，酸素濃度を5 vol％（水素を燃焼させる下限濃度）未満に抑えるために必要な窒素供給量 を求める。
酸素発生量

窒素供給装置からの酸素供給量

水素発生量＋酸素発生量＋窒素供給装置の供給量（ ）

0.836
0.01
1.67 0.836

0.05

0.05

17.8（小数点第2位切上げ）

上記より，必要窒素供給量は17.8 Nm3/hとなる。窒素供給装置の1台当たりの容量は200 Nm3/h

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2であることから，格納容器圧力逃がし装置用の窒素供給装置の必要台数は1台となる。

別添 3-102

411

別紙 2
格納容器圧力逃がし装置の系統設計条件の考え方について

1. 系統設計条件
格納容器圧力逃がし装置については，想定される事故事象での使用条件下において，性能を発揮できる設計とするため，系統設計条件を定めている。主な系統設計条件を表 2-1 に示す。

表 2-1 格納容器圧力逃がし装置の系統設計条件
設計条件

設定根拠

最高使用圧力620 kPa[gage]

最高使用温度

200 ℃

原子炉格納容器の限界圧力を考慮し 2Pd（最高使用
圧力 310 kPa[gage]の 2 倍）とする。
原子炉格納容器の限界温度を考慮し 200 ℃とする。

13.4 kg/s
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4

設計流量

（格納容器圧力 310の飽和蒸気量を，ベント開始圧力が低い場合（310 kPa［gage］）であっkPa［gage］において） ても排出可能な流量とする。
想定されるフィルタ装置に捕集，保持される放射性フィルタ装置内発

500 kW

熱量

物質の崩壊熱に対して十分な余裕を見込み，原子炉
定格熱出力の 0.015 ％に相当する発熱量とする。
想定されるフィルタ装置に移行するエアロゾルのエアロゾル

400 kg

移行量

量（38 kg）に対して十分な余裕を見込み，400 kgとする。
ＢＷＲプラントにおける代表炉心（ＡＢＷＲ＊）の
平衡炉心末期を対象としたＯＲＩＧＥＮ２コード

よう素の炉内kg

内蔵量の計算結果に対して，東海第二発電所の熱出力（3293 MW）を考慮して算出した結果，

kg と

する。
耐震条件

基準地震動Ｓs にて

基準地震動Ｓs にて機能を維持する。

機能維持

注記 ＊：炉心比出力が高いほど炉心内蔵量が高くなることから，炉心比出力が高いＡＢＷＲを代表
させ，1 MW 当りの炉心内蔵量を評価している。また，ＯＲＩＧＥＮ２コードでは，保守的に 1 サイクル 13 カ月（395 日）に対して，1 サイクル 10,000 時間（416 日）の燃焼期間を仮定している。

格納容器圧力逃がし装置の各設計条件の考え方を以下に示す。

別添 3-103412

2. 最高使用圧力及び最高使用温度
格納容器圧力逃がし装置は，炉心の著しい損傷が発生した場合において，原子炉格納容器の破損を防止するため，原子炉格納容器内のガスを排気することにより，原子炉格納容器内の圧力及び温度を低下させることができる設計とし，格納容器圧力が原子炉格納容器の限界圧力を下回る 620 kPa［gage］（2Pd：最高使用圧力の 2 倍）に到達するまでにベント操作を実施することとしている。
有効性評価における格納容器圧力及び格納容器温度の推移から，ベント時に格納容器圧力及び格納容器温度は限界圧力を下回る 620 kPa［gage］及び限界温度を下回る 200 ℃を下回ることから，2Pd，
200 ℃を最高使用圧力及び最高使用温度としている。
有効性評価のうち格納容器過圧・過温破損モード「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（代替循環冷却を使用できない場合）」における格納容器圧力及び格納容器温度の推移を図 2-1，図 2-2 に示す。格納容器圧力の最大値はベント時の約 465 kPa［gage］，シーケンス中の原子炉格納容器の最高温度は事象開始直後，破断口から流出する過熱蒸気により一時的に格納容器
雰囲気温度は約 202 ℃となるが，原子炉格納容器バウンダリにかかる温度（壁面温度）は最大でも約NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4

157 ℃であり，限界温度を下回る 200 ℃を超えないことから，原子炉格納容器の限界圧力及び限界温度を下回っている。

別添 3-104413

代替格納容器スプレイ系作動（常設）による圧力上昇の抑制

620 kPa［gage］

ベント実施による

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

圧力降下

図 2-1 「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（代替循環冷却を使用できない場合）」における格納容器圧力の推移

代替格納容器スプレイ系（常設）作動による温度の低下ベントの実施（約 19 時間）
200 ℃

代替格納容器スプレイ系（常設）停止に伴う温度上昇

図 2-2 「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（代替循環冷却を使用できない場合）」における格納容器温度の推移

別添 3-105414

3. 系統流量（ベントガス流量）
格納容器圧力逃がし装置の系統流量は，の蒸気流量をベント開始圧力が低い場合（1Pd）においても排出できるよう以下のとおり設定している。
(1) 蒸気流量の設定
重大事故等発生後の数時間で格納容器圧力逃がし装置が使用されることはないが，保守的に原子炉停止後 2 時間～3 時間後に格納容器圧力逃がし装置が使用されると考え，その時点での原子炉の崩壊熱としてを設定し，それに相当する蒸気流量とする。

(2) 格納容器圧力の設定
有効性評価において格納容器圧力逃がし装置のベント開始圧力を 1Pd～2Pd としており，格納容
器圧力が低い方が蒸気排出条件が厳しくなるため，格納容器圧力は 1Pd とする。

(3) 系統流量の算出(1)及び(2)の組合せにより，系統流量を設定する。系統流量は式（1）により算出する。崩壊熱
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3は，保守的に注水された水を蒸発させるエネルギーに全て寄与する評価とし，サプレッション・プール等への熱の移行は考慮しない。さらに，原子炉圧力容器に注水された水の蒸発によって発生した蒸気についても，保守的にサプレッション・プール等による凝縮を考慮せず，系統流量として取
り扱う。

0.01／

3600／1000

式（1）

ここで，
：系統流量（t/h）：定格熱出力（3293×103 kW）：1Pd における飽和蒸気の比エンタルピ（2739 kJ/kg）：60 ℃＊における飽和水の比エンタルピ（251 kJ/kg）
注記 ＊：原子炉圧力容器に注水する水温を保守的に高めに設定した温度（重大事故等対処設備として期待する水源（最大 35 ℃）を包含する値）

以上より，系統流量は 48 t/h となることから，13.4 kg/s を格納容器圧力 1Pd の時の系統流量とする。系統流量は，配管設計やオリフィスの設計条件として使用される。
なお，格納容器圧力が 1Pd より高い圧力でベントする場合には，その時の格納容器圧力と系統全体の圧力損失から系統流量が決まり，格納容器圧力が 1Pd 以上になれば系統流量も 13.4 kg/s 以上となり，より蒸気を排出しやすい状況となる。

別添 3-106415

4. フィルタ装置内発熱量
格納容器圧力逃がし装置のフィルタ装置内発熱量は，原子炉定格熱出力の 0.015 ％に相当する崩壊熱である 500 kW に設定している。
ＮＵＲＥＧ－１４６５における格納容器ソースタームに基づき，ドライウェルベント時に原子炉格納容器からフィルタ装置に移行するＦＰによる崩壊熱を評価する。
フィルタ装置内発熱量は以下の式で表される。

【フィルタ装置内発熱量】＝【①ベント時の原子炉の崩壊熱】
×【②ＦＰの原子炉格納容器への放出割合】
÷【③原子炉格納容器内のＤＦ】
×【④フィルタ装置に蓄積するＦＰの崩壊熱への寄与割合】

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3

① ベント時の原子炉の崩壊熱
重大事故等発生後の数時間で格納容器圧力逃がし装置が使用されることはないが，保守的に原
子炉停止後約 2 時間～3 時間後に格納容器圧力逃がし装置が使用されると考え，その時点での原子炉の崩壊熱として，原子炉定格熱出力の 1 ％とする。
② ＦＰの原子炉格納容器への放出割合
ＮＵＲＥＧ－１４６５に基づき，揮発性核種のうち原子炉格納容器への放出割合が最も大きい
Ｈａｌｏｇｅｎ（Ⅰ）の放出割合である 61 ％で代表させる（表 2-2）。
③ 格納容器内のＤＦ
海外で行われたＦＰエアロゾルの自然除去効果に関する試験（ＮＳＰＰ試験等）では，原子炉格納容器のエアロゾルは数時間程度で 1／10 程度まで減少している結果が得られており，原子炉
格納容器内のエアロゾルに対する除去効果として，ドライウェルベント時はＤＦ：10＊とする。
注記 ＊：事象発生から 19 時間（有効性評価におけるベント開始時間）後のＭＡＡＰ解析における感度解析の結果からＤＦ10000 ＤＦ100000 であることを確認しており，ＤＦ10としている発熱量評価の設定は保守的である。
④ フィルタ装置に蓄積するＦＰの崩壊熱への寄与割合
ＮＵＲＥＧ－１４６５に基づき，揮発性が比較的高く，炉心損傷を伴う事故時に有意な放出割合となり，フィルタ装置に蓄積する核種として，Ｈａｌｏｇｅｎ（Ⅰ），Ａｌｋａｌｉ ｍｅｔａｌ（Ｃｓ），Ｔｅ，Ｂａ及びＳｒを想定し，これら核種の崩壊熱への寄与割合は 22 ％とする
（表 2-3）。
したがって，定格熱出力に対する崩壊熱は以下のように評価される。
ドライウェルベント ：0.01×0.61÷10×0.22＝0.01342 ％
以上より，フィルタ装置内発熱量は，上記割合を包絡する条件とし，原子炉定格熱出力の0.015 ％である 500 kW（3293 MW×0.015 ％）と設定する。
別添 3-107416

フィルタ装置内発熱量は，スクラビング水の初期保有量及びフィルタ装置の寸法設定に使用される。

表 2-2 ＮＵＲＥＧ－１４６５における原子炉格納容器内への放出割合
Ｇａｐ

Ｅａｒｌｙ-ＩｎＥｘ-

Ｌａｔｅ-Ｉｎ

Ｒｅｌｅａｓｅ-ｖｅｓｓｅｌｖｅｓｓｅｌ-ｖｅｓｓｅｌＮｏｂｌｅ Ｇａｓｅｓ＊

0.05

0.95

0

0

1.00

Ｈａｌｏｇｅｎｓ（Ⅰ）

0.05

0.25

0.30

0.01

0.61

Ａｌｋａｌｉ ｍｅｔａｌ（Ｃｓ）

0.05

0.20

0.35

0.01

0.61

Ｔｅ

0

0.05

0.25

0.005

0.305

Ｂａ，Ｓｒ

0

0.02

0.1

0

0.12

0

0.00250.0025

0

0.005

Ｃｅ

0

0.00050.005

00.0055Ｌａ

00.00020.005

00.0052

合計

Ｎｏｂｌｅ ｍｅｔａｌｓ

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3

（Ｍｏ，Ｒｕ，Ｓｂ）

注記 ＊：希ガスはフィルタ装置内に蓄積しないため，評価対象外とする。

表 2-3 放出割合が大きい揮発性核種の崩壊熱寄与割合
放出

①放出割合

②崩壊熱寄与割合

崩壊熱寄与割合

割合（ハロゲン比）（炉停止後約 2 時間）

①×②

0.61

1.0

0.18

0.18

（Ｃｓ）

0.61

1.0

0.02

0.02

Ｔｅ

0.305

0.5

0.02

0.01

Ｂａ，Ｓｒ

0.12

0.2

0.06

0.01

合計

0.22

元素グループ＊Ｈａｌｏｇｅｎｓ（Ⅰ）
Ａｌｋａｌｉ ｍｅｔａｌ

注記 ＊：希ガスはフィルタ装置内に蓄積しないため，評価対象外とする。また，放出割合が小さい
核種は放出量として無視できるため，評価対象外とする。

別添 3-108417

5. エアロゾル移行量
有効性評価シナリオのうち，エアロゾル移行量の最も厳しい「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格
納容器過圧・過温破損）（代替循環冷却を使用できない場合）」における原子炉格納容器からフィルタ装置に移行するエアロゾルの重量を表 2-4 に示す（参考 3.）。

表 2-4 原子炉格納容器からフィルタ装置に移行するエアロゾル重量
エアロゾル重量
シーケンス（事象）

ウェットウェル
ベント

ドライウェルベント

1 g

5000 g

雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（代替循環冷却を使用できない場合）

一方，原子炉格納容器からのエアロゾルの移行量を保守的に評価するため，サプレッション・プー
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4ルによるスクラビング効果がないドライウェルベント時の原子炉格納容器からフィルタ装置に移行するエアロゾル量について，核分裂生成物の炉内内蔵量とＮＵＲＥＧ－１４６５に基づく炉心から原
子炉格納容器へ放出される核分裂生成物の割合を用いて評価した結果，約 38 kg となるが，エアロゾ
ルに係る海外規制の規定，さらにそれらを上回る 400 kg として設計する。
想定するエアロゾル移行量の評価方法と海外規制におけるエアロゾル移行量を以下に示す。
(1) 核分裂生成物の炉内内蔵量
各核種グループのＦＰの炉内内蔵量を表 2-5 に示す。
(2) 核分裂生成物の原子炉格納容器への放出割合
ＮＵＲＥＧ－１４６５に基づき，各核種グループの放出割合を設定する（表 2-2）。
(3) 原子炉格納容器内のＤＦ
保守的にドライウェルベントの場合を想定し，崩壊熱の設定と同様に，ＤＦ10 とする。
以上より，想定するエアロゾル量を計算した結果，約 38 kg となる。
評価式を以下に示す。
【エアロゾル量】＝
核種グループの炉内内蔵量

核種グループの格納容器への放出割合 ／10

全核種グループ(4) 海外規制におけるエアロゾル移行量
ドイツＲＳＫの勧告では，フィルタ装置に移行するエアロゾル量としてＰＷＲについては 60 kg，
ＢＷＲについては 30 kg としている。また，スイスの原子力施設ガイドラインにおいては，エアロ
ゾル量は 150 kg と規定されている。

別添 3-109418

表 2-5 核分裂生成物の炉内内蔵量
核種
グループ

代表
化学形態

Ｈａｌｏｇｅｎｓ

ＣｓＩ

0.61

ＣｓＯＨ

0.61

Ａｌｋａｌｉ
ｍｅｔａｌ
Ｔｅ

Ｂａ，Ｓｒ
Ｎｏｂｌｅ

ＴｅＯ２,

原子炉格納容器への放出割合（－）

エアロゾル
移行量（kg）＊

0.305

Ｓｂ
ＢａＯ,

0.12

ＳｒＯ
ＭｏＯ２

0.005

Ｃｅ

ＣｅＯ２

0.0055Ｌａ

Ｌａ２Ｏ３

0.0052

ｍｅｔａｌｓNT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

炉内内蔵量
（kg）

合計

3.8E+01

注記 ＊：エアロゾル移行量は，金属フィルタの総面積の設定に使用される。

別添 3-110

419

（参考）

1. エアロゾルの保守性について(1) 格納容器圧力逃がし装置の設計条件について格納容器圧力逃がし装置の設計条件としては，エアロゾル移行量を400 kgに設定している。
(2) 事故シナリオに応じたエアロゾル移行量について
a. エアロゾルが発生する事故シナリオの選定について
ベント実施時には，希ガスやガス状よう素（無機よう素及び有機よう素）を除く核分裂生成物
及び構造材がエアロゾルとして格納容器圧力逃がし装置に流入する。エアロゾルが発生する事故
シナリオは，格納容器破損防止対策の有効性評価の対象とする事故シーケンスのうち，以下に示
すＭＡＡＰ解析上の特徴を踏まえ，原子炉圧力容器が健全な事故シーケンスである「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（代替循環冷却系を使用できない場合）」を選定している。
(a) 原子炉圧力容器内に溶融炉心が存在する場合は，炉心が再冠水し溶融炉心の外周部が固化しNT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4た後でも，溶融炉心中心部は溶融プール状態を維持する。一方，原子炉圧力容器破損時は，原
子炉圧力容器破損前に水張りしたペデスタル部で溶融炉心の一部が粒子化するとともに，最終的にはクエンチする。エアロゾル移行量は溶融炉心の温度が高い方がより多くなるため，原子炉圧力容器が健全な場合がより保守的な評価となる。
(b) 原子炉圧力容器内に溶融炉心が存在する場合は，溶融炉心冠水時において溶融炉心上部の水によるスクラビング効果を考慮していない。一方，溶融炉心がペデスタル部に存在する場合は，溶融炉心上部の水によるスクラビング効果を考慮している。以上より，スクラビング効果を考慮していない原子炉圧力容器が健全な場合がより保守的な評価となる。
(c) 東海第二発電所では，ＭＣＣＩ対策としてコリウムシールドを設置するため，原子炉圧力容器が破損した場合でも溶融炉心による侵食は発生しない。したがって，原子炉圧力容器破損後に特有のエアロゾルの発生源はないと考えられる。
b. 対象シーケンスにおけるエアロゾル移行量について「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（代替循環冷却系を使用できない場合）」シーケンスにおける格納容器圧力逃がし装置へ流入するエアロゾル移行量を表2-6に示す。本シーケンスの有効性評価ではサプレッション・チェンバベントを優先して実施することとしているが，ここではドライウェルベントを実施した場合のエアロゾル移行量も併せて示している。表2-6より，エアロゾル移行量はサプレッション・チェンバベント時よりドライウェル
ベント時の方が多く5 kgであるが，格納容器圧力逃がし装置で設計上想定するエアロゾル移行量
はこれを十分上回る400 kgである。
表2-6 静的負荷シーケンスにおけるＦＰエアロゾル移行量放出する系統ＦＰエアロゾル移行量（kg）

サプレッション・チェンバベント

0.001

ドライウェルベント

5
別添 3-111420

2. ＮＳＰＰ実験について
ＮＳＰＰ実験は，「ＭＥＬＣＯＲコードの改良整備に関する報告書（格納容器内エアロゾル凝集モデルの改良）で平成８年度に 原子力発電技術機構 原子力安全解析所が実施している。
(1) エアロゾルの凝集・凝縮及び沈着モデルの検証
シビアアクシデント時のエアロゾル挙動を解明するための実験を対象として，エアロゾルの凝集・凝縮及び沈着モデルの検証計算を実施した。検証計算の対象とした実験は，軽水炉のシビアア
クシデント時におけるエアロゾル挙動解明のために米国オークリッジ国立研究所で実施されたＮ
ＳＰＰ実験及び高エアロゾル濃度領域におけるエアロゾル挙動解明のために米国ハンフォード研究所で実施されたＡＢ実験である。これらの実験の中から，種々の異なった実験条件において，表2-7 に示す実験を選定している。
表 2-7 実験条件

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

実験

エアロゾル条件

雰囲気条件

ＮＳＰＰ－５０２実験

単成分エアロゾル

水蒸気雰囲気ＮＳＰＰ－６３１実験

多成分エアロゾル

乾燥雰囲気

ＮＳＰＰ－６１３実験

多成分エアロゾル

水蒸気雰囲気ＡＢ－２実験

単成分、高濃度エアロゾル

水蒸気雰囲気ＡＢ－５実験

単成分、高濃度エアロゾル

乾燥雰囲気(2) ＮＳＰＰ実験を対象とした解析結果のまとめ
a. 乾燥雰囲気条件では，多成分エアロゾルの凝集による成長と，それに伴う重力沈降による沈着の加速を，精度良く解析することができる。
b. 水蒸気雰囲気条件では，エアロゾル濃度が高い領域に対して測定データよりも高いエアロゾル
濃度を予測する。また，エアロゾル挙動は，水蒸気凝縮が発生するタイミング及び水蒸気凝縮量に強く依存する（図 2-3）。
c. 水蒸気雰囲気におけるエアロゾルの凝集・凝縮による成長及び沈着を計算することが可能になった。

図 2-3 実験結果との比較
別添 3-112

421

別紙 3
流量制限オリフィスの設定方法について

1. 流量制限オリフィスの設定方法
格納容器圧力逃がし装置は，格納容器の過圧破損を防止するため，原子炉格納容器内で発生する蒸気量以上のガスをベントできる必要がある。
一方，格納容器圧力の上昇に伴い，ベントガスの質量流量が増加する場合においても，ベンチュリ
ノズル部の流速を適正な条件に保持するため，フィルタ装置の下流に流量制限オリフィスを設置することにより，体積流量をほぼ一定に保つ設計としている。
ベント操作は格納容器圧力が 1Pd～2Pd（310 kPa［gage］～620 kPa［gage］）の時に開始する運用としており，流量制限オリフィスの設計に当たっては，ベント時において格納容器圧力が低い状態（原子炉格納容器と大気の差圧が低い状態）を考慮し，格納容器圧力 1Pd の時にNT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3の蒸気を排出できるよう，以下のとおり設定する。
なお，格納容器圧力 1Pd で必要量を排出可能な設計としているため，より差圧が大きくなる格納容器圧力 2Pd によるベントの場合においても必要量は排出できる。

① 流量制限オリフィス上流の流路の圧力損失を計算し，流量制限オリフィス上流の圧力を算出する。
② 流量制限オリフィス下流の流路の圧力損失を計算し，流量制限オリフィス下流の圧力を算出する。
③ ①及び②で算出した流量制限オリフィスの上流及び下流の圧力条件下で，の蒸気を排出できるような流出断面積を算出する。

オリフィスの流出断面積は，以下の式に基づき計算する。

別添 3-113422

Ｖ［ｍ3/ｓ］＝ｍシステム［ｋｇ/ｓ］・σ［ｍ3/ｋｇ］

式（4）Ｖ ： 体積流量ｍ ： 質量流量

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4σ ： 比体積

概算評価結果を表 3-1 及び図 3-1 に，格納容器圧力とベンチュリノズル入口における体積流量の関係を図 3-2 に示す。

2. オリフィス以外の圧力損失
オリフィス以外の圧力損失については，以下に示す。
(1) 入口配管，出口配管
配管の圧損は，損失係数に実機を想定して直管部，エルボ，ティー及び弁等を考慮して以下の式に基づき計算する。

ここで別添 3-114423

(2) ベントフィルタ（ベンチュリノズル部）

ここで

注 ：括弧内の数値は 1Pd のときの値を表す。

(3) よう素除去部

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4

よう素除去部の圧力損失は，試験結果に基づき

kPa（1Pd 時）とする。

表 3-1 格納容器圧力に対する体積流量（概算評価）
格納容器
圧力kPa［gage］

上流配管

ﾍﾞﾝﾄﾌｨﾙﾀ

ｵﾘﾌｨｽ

よう素

出口配管

圧力損失

圧力損失

圧力損失

除去部

圧力損失

圧力損失
kPa

kPa

kPa

kPa

kPa

質量流量

体積流量

kg/s

m3/s

（相対比）＊1 （相対比）＊1

620
（2Pd）
310
（1Pd）

注記 ＊1：格納容器圧力 1Pd のときの値を 100 ％とした場合の比を記載＊2：低流量になる事故発生 7 日後の値

別添 3-115424

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4

図 3-1 圧力勾配図

図 3-2 格納容器圧力逃がし装置の流量特性

別添 3-116

425

別紙 4
スクラビング水の保有水量の設定根拠及び健全性について

ベンチュリスクラバのスクラビング水について，その保有水量の設定根拠を示すとともに，その健全性が維持されることを確認する。

1.

保有水量の設定根拠
スクラビング水の初期保有水量（系統待機時）は，ベント開始後はベンチュリスクラバによる所定の放射性物質の除去性能が得られる水量と，ベント開始初期に発生する蒸気凝縮による水位上
昇時において，金属フィルタが水没しない最大水量（以下，「最大水量」という）を考慮して，t と設定している。
スクラビング水の水量の設定根拠を以下に示す。
また，
フィルタ装置水位の概略図を図 4-1 に示す。

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4(1) 最大水量について

別添 3-117426

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4(2) 最小水量について

別添 3-118427

別添 3-119428

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3

図 4-1 フィルタ装置水位の概略図

別添 3-120429

(3) スクラビング水の補給期間について
フィルタ装置の設計条件に基づいているスクラビング水の初期保有水量（フィルタ装置の寸法）
は，他の設計条件と同様に，大きな保守性を確保し設定（設計）している。一方，スクラビング水の補給期間は，運用に係るものであり，有効性評価に基づく運用を考慮して評価することとし，有効性評価のうちベント時間を厳しく評価する大破断ＬＯＣＡを想定した「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）」におけるフィルタ装置内の発熱量を用いたスクラビング水の水位挙動より評価する（表 4-1）。
スクラビング水の補給期間の評価条件及び評価結果を以下に示す。

a. 評価条件(a) 初期水位：(b) 室温：25 ℃＊1（系統待機時），65 ℃＊2（ベント実施中）(c) ベント時の原子炉格納容器圧力：図 4-2 のとおり
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R6(d) フィルタ装置内発熱量：

注記 ＊1：ベント実施前のスクラビング水の初期水温としても使用。スクラビング水の蒸発量を多く見込むため，水戸市の地中温度（「地中温度等に関する資料(農業気象資料
第 3 号,1982)」）に余裕を見た値である 20℃に余裕を見込み，高めに設定した値＊2：室外温度を水戸市の地中温度（「地中温度等に関する資料(農業気象資料第 3号,1982)」）に余裕を見た値である 20℃とした場合，フィルタ装置からの放熱による温度上昇を考慮した室内の平衡温度は約℃となり，その値に余裕を見込

み，高めに設定した値
室内の平衡温度Ｔｒは，次式により算出している。

ｑ

Ｋ

Ａ Ｔ

Ｔ

ｑ ：フィルタ装置発熱量（W）
Ｋ ：熱通過率（W/(m2・℃)）
Ａ ：フィルタ装置格納槽面積（m2）Ｔｒ：室内平衡温度（℃）
Ｔo ：室外温度（℃）＊3：19 時間ベントの解析結果にＮＵＲＥＧ補正した原子炉格納容器外へ放出された放射性物質（希ガスを除く）の発熱量（約kW）に余裕を考慮した値

別添 3-121430

b. 評価結果
スクラビング水位の挙動を図 4-3 に示す。より保守的な結果を与えるドライウェルベントのケースにおいても，ベント時のスクラビング水位は最高水位，最低水位に至らず，想定事故においては事象発生後 7 日間（168 時間）運転員による水の補給操作は不要となる。

表 4-1 設備設計と運用の主な条件設定の差異
設備設計

運用

【フィルタ装置寸法】【水補給の運用の評価】

2 時間～3 時間後
ベント時間

【

の
時間】

フィルタ装置内NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4

発熱量

500 kW

19 時間後＊【有効性評価結果より】
kW【ベント時間【ベント時間

2 時間～3 時間ベース】

19 時間ベース】

注記 ＊：水補給の運用の評価のほか，被ばく評価もベント時間 19 時間ベース

別添 3-122431

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4

図 4-2 ベント時の圧力推移図（水位計算時）

別添 3-123432

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R5

図 4-3 「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）」におけるベント時のスクラビング水位の変化

別添 3-124433

2. スクラビング水の健全性
2.1 スクラビング水のｐＨ
スクラビング水は，無機よう素をスクラビング水中に捕集・保持するためにアルカリ性の状態（ｐＨ7 以上）に維持する必要があるが，重大事故等発生時においては，原子炉格納容器内のケーブルから放射線分解，熱分解等により塩化水素（ＨＣｌ）等の酸として放出され，ベント実施により原
子炉格納容器からフィルタ装置（スクラビング水）に移行するため，ｐＨが低下する可能性がある。
これに対して，スクラビング水は，待機時における重大事故等時に発生する可能性がある酸の量に対して十分な塩基量を確保することにより，ベント実施中のｐＨ監視を実施することなく，確実にアルカリ性の状態を維持することとしている。
なお，スクラビング水のｐＨについては，ｐＨ計を設置し，ｐＨがアルカリ性の状態となっていることを原子炉停止中に適宜確認する。

(1) 原子炉格納容器内の酸性物質及び塩基性物質
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4

重大事故等時に原子炉格納容器内において発生する酸性物質と塩基性物質については，ＮＵＲ
ＥＧ／ＣＲ－５９５０において検討が実施されており，その発生源として燃料（核分裂生成物），
原子炉水，サプレッション・プール水溶存窒素，原子炉格納容器内塩素含有被覆材ケーブル，原子炉格納容器下部コンクリートが掲げられている。これに加え，原子炉格納容器内の塗料についても成分元素に窒素が含まれており，酸として硝酸，塩基としてアンモニア等の発生源となる可能性がある。主な酸性物質，塩基性物質を発生源毎に表4-2に示す。

別添 3-125434

表4-2 主な酸性物質と塩基性物質
発生源
燃料（核分裂生成物）

酸性物質
よう化水素

水酸化セシウム（ＨＩ）（ＣｓＯＨ）等

原子炉水

五ほう酸ナトリウム－

サプレッション・プール
水溶存窒素
原子炉格納容器内塩素含有被覆材ケーブル
原子炉格納容器下部
コンクリート（溶融炉心落下時）
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4

塩基性物質

原子炉格納容器内塗料（Ｎａ２Ｂ１０Ｏ１６）

硝酸（ＨＮＯ３）

備考

ほう酸水注入系によりほう酸水を原子炉へ注入した場合

－

塩化水素

－

（ＨＣｌ）
二酸化炭素

－

（ＣＯ２）
硝酸（ＨＮＯ３）

アンモニア（ＮＨ３）

これらのうち，酸性物質が発生することが知られているサプレッション・プール水溶存窒素の放射線の照射により発生する硝酸，原子炉圧力容器が破損した場合にＭＣＣＩにより発生する二酸化炭素に加え，ｐＨへの寄与が大きいと考えられる塩素含有被覆材ケーブルの放射線分解及び熱分解により発生する塩化水素，スクラビング水中で分解する際に塩基を消費する
が，スクラビング水の塩基量を評価する上で重要であることから，以下では，これらの発生量を評価することとする。

a. 原子炉格納容器内ケーブルの被覆材の放射線分解による酸の発生量
原子炉格納容器内の塩素含有被覆材ケーブルについて，放射線分解により発生する塩化水
素量をＮＵＲＥＧ／ＣＲ－５９５０の放射線分解モデルに基づき評価した。なお，ケーブル量については，実機調査を行った。
有効性評価シナリオ「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（循環冷却を使用できない場合）」において，ベント時（事象発生から約19時間後）には約7日後には約

mol，60日後には約mol，molの酸性物質が原子炉格納容器内で生成されると評価した。
b. 原子炉格納容器内電気ケーブルの被覆材の熱分解による酸の発生量
熱分解については，原子炉圧力容器損傷前の原子炉格納容器内環境（200 ℃以下）ではケー
ブルからの塩酸の発生はほとんどないことから，炉心損傷などによるデブリ接近によりケーブル温度が著しく上昇した場合を想定した酸性物質の放出量を評価した。
ここでは，原子炉格納容器ペデスタル内に配置された塩素を含有するケーブルの被覆材か
別添 3-126435

ら塩化水素が放出されると仮定し，ペデスタル内ケーブルの塩酸含有量約されるものとして，約mol（＝kgの全量が放出

g／36.5 g/mol）の酸が発生すると評価した。

c. サプレッション・プール水での放射線分解による硝酸の発生量
重大事故等時において，サプレッション・プール水中ではサプレッション・プール水溶存窒素の放射線の照射によって硝酸が生成される。
なお，原子炉格納容器内に放出されたエアロゾルの一部はフィルタ装置のスクラビング水に移行し，フィルタ装置内での硝酸の発生に寄与すると考えられるが，ここでは，原子炉格納容器内に放出された放射性よう素を全てエアロゾル（ＣｓＩ）とし，サプレッション・プール
内に全てのエアロゾルが移行するものとして，硝酸の発生量を評価した上で，発生した硝酸は全てフィルタ装置に移行し，スクラビング水の塩基と反応するものとして評価している。
このため，ラジオリシスによるスクラビング水のｐＨの影響は保守的に評価されている。

ＮＵＲＥＧ－１４６５，Reg.Guide.1.183及びＮＵＲＥＧ／ＣＲ－５９５０に基づき，サプNT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3

レッション・プール水の積算吸収線量から硝酸の生成量を評価した結果，ベント時（事象発生から約19時間後）には約

ＨＮＯ３

mol，7日後には約

Ｇ

1.602

10

10
6.022

10

mol，60日後には約

Ｅt

molとなる。

Ｅt

ここで，［ＨＮＯ３］
Ｇ：硝酸濃度（mol/L）：ＨＣＯ３の水中におけるＧ値（個/100eV）

Ｅ（ｔ）γ，Ｅ（ｔ）β：γ線とβ線の積算吸収線量（kGy）

d. ＭＣＣＩにより発生する二酸化炭素の発生量
ＭＣＣＩ対策としてコリウムシールドを設置するため，原子炉圧力容器が破損した場合でも溶融炉心によるコンクリート侵食は発生しないものの，保守的に約30 cmのコンクリート侵食を見込み評価する。
ＭＣＣＩにより発生する二酸化炭素のほとんどは，高温環境下において溶融炉心に含まれる金属元素によって酸性物質ではない一酸化炭素に還元されるが，全て二酸化炭素として評価した結果，二酸化炭素の発生量は約molとなる。

別添 3-127436

二酸化炭素は塩化水素ほど溶解度が大きくないため，フィルタ装置内では全量がスクラビ
ング水に溶解することはなく，また弱酸のため，酸性物質としてスクラビング水に与える影
響は小さいと考えるが，本評価では保守的にスクラビング水のｐＨに影響を与える酸性物質として評価する。

e. 無機よう素の捕集により消費される塩基の量
ベンチュリスクラバに流入する無機よう素の量を以下のとおり設定した。
(a) 事故時に炉内に内蔵されるよう素元素量
ＢＷＲプラントにおける代表炉心（ＡＢＷＲ）の平衡炉心末期を対象としたＯＲＩＧＥＮ
２コードの計算結果に対して，東海第二発電所の熱出力（3293 MW）を考慮して算出した結果，約kg とする。

(b) 原子炉格納容器への放出割合
ＮＵＲＥＧ－1465 に基づき，原子炉格納容器内へのよう素の放出割合を 61 ％とする。
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4(c) 原子炉格納容器に放出されるよう素の元素割合
Regulatory Guide 1.195 に基づき，よう化セシウム 5 ％，無機よう素 91 ％，有機よう
素 4 ％とする。

以上より，ベンチュリスクラバに流入する無機よう素（分子量 253.8 g/mol）の量は約kg（約mol）となる。

（ベンチュリスクラバに流入する無機よう素の量）式（1）に示すとおり，無機よう素はベンチュリスクラバにて薬剤）との反応により捕集される。
式（1）
この反応によって消費される塩基の量はmol となる。なお，この反応においてmol 消費される。

（

f.

の分解により消費される塩基の量
スクラビング水に含まれるは，酸素が存在する場合，水酸化物イオンと下記の反応により分解することが知られており，分解されるの量は，スクラビング

水の積算吸収線量の増加に伴って増加する。

別添 3-128437

ここでは，スクラビング水の積算吸収線量によらず，また，上述のe項で算出した消費されるの量を見込まず，スクラビング水に含まれるとして，塩基の消費量を評価した結果，全量が分解したの分解により消費される塩基の量はmolとなる。
（スクラビング水に含まれる（の量）の分解により消費される塩基の量）(2) フィルタ装置での塩基の消費量(1)項で生成した酸性物質は，ほとんどが液相に溶解してサプレッション・プールに移行し，ベント時にはサプレッション・プールに残留してフィルタ装置には移行しない可能性もあるが，保守的に全量が移行するとして評価する。スクラビング水の消費される塩基の量は，以下のとおNT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4りとなる。

【事象発生7日後での塩基の消費量（約mol）】・ケーブルの放射線分解の塩化水素で消費される塩基の量

約mol・ケーブルの熱分解の塩化水素で消費される塩基の量

約mol

・サプレッション・プール水から発生する硝酸で消費される塩基の量

約mol

・ＭＣＣＩで発生する二酸化炭素で消費される塩基の量

約mol

・無機よう素の捕集により消費される塩基の量

約

mol

・

約

mol

・ケーブルの放射線分解の塩化水素で消費される塩基の量

約mol・ケーブルの熱分解の塩化水素で消費される塩基の量

約mol

・サプレッション・プール水から発生する硝酸で消費される塩基の量

約mol

・ＭＣＣＩで発生する二酸化炭素で消費される塩基の量

約mol

・無機よう素の捕集により消費される塩基の量

約

mol

・

約

mol

の分解により消費される塩基の量【事象発生60日後での塩基の消費量（mol）】の分解により消費される塩基の量(3) スクラビング水のｐＨ評価結果
フィルタ装置は無機よう素（Ｉ２）を捕集及び保持するものであるため，2カ月でよう素が十分減衰することを考慮し，スクラビング水には保守的に設定した60日後の塩基の消費量（約mol）を考慮する。
消費される約molの塩基に相当するの濃度は，待機時最低水位（約t）

別添 3-129

438

時に約

wt％（＝

）となることから，これに余裕を考慮して，スクラ

ビング水の濃度は，待機時最低水位（約この場合，初期のｐＨは約t）時に，60日後のスクラビング水のｐＨは約wt％とする。

であり，スクラビン

グ水はアルカリ性の状態を維持できる。なお，電気ケーブルに含まれる酸性物質の総量（約が全て分解し，フィルタ装置に移行した場合であっても60日後の塩基の消費量は約molであり，待機時にスクラビング水に含まれるの量は十分である。この場合，スクラビング水のｐＨは約12.7となる。

(4) 薬液の劣化・濃度均一性
フィルタ装置スクラビング水に添加するの水系の相平衡については，「Cmelins

Handbuch der anorganischer Chemie, Natrium,8 Auflage, Verlag Chemlie, Berlin l928」より，図4-4のとおり示されている。図4-4より，フィルタ装置スクラビング水の添加濃度である
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4では,水温が0 ℃以上であれば相変化は起こらない（つまり析出することはない)ことがわかる。フィルタ装置は格納容器圧力逃がし装置格納槽の地下埋設部に設置することとしており，スクラビング水は0 ℃以上となる。よって，フィルタ装置待機中にが析出することはない。
また，は非常に安定な化学種であり，フィルタ装置待機中，フィルタ装置は圧力開放

板により外界と隔離され,窒素雰囲気に置かれることから,フィルタ装置待機中において，薬液が変質することはない。
また，フィルタ装置を使用すると，ベンチュリノズルから噴射されるベントガスによりバブリングされ，は均一に拡散されると考えられる。

図4-4の水系相平衡図別添 3-130439

(5) スクラビング水の管理について(3)に記載したとおり，スクラビング水は待機時に十分な薬剤の量を確保しておくことで，ベントを実施した際に原子炉格納容器から酸が移行した場合においても，スクラビング水はｐＨ7以上を維持できる。以上を踏まえ，スクラビング水の管理について以下に示す。なお，系統待機時の管理については，原子炉施設保安規定に規定する。
a. 系統待機時の管理・施設定期検査時にの濃度がwt％以上であること及びｐＨが 13 以上であることを確認する。
・スクラビング水が通常水位の範囲内であることを確認する。
b. ベント中の管理・スクラビング水の水位を監視し，水位低に至る場合においては，水を補給する。
c. ベント停止後（隔離弁閉止後）
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3・ベント停止後において，フィルタ装置に異常がないことを確認するため，フィルタ装置水位計にて，スクラビング水の水位が確保されていること（フィルタ装置のスクラビング水の移送後を除く）を確認する。

別添 3-131440

2.2 スクラビング水の粘性
ベントにより原子炉格納容器からフィルタ装置にエアロゾルが移行すると，スクラビング水の粘性は，エアロゾルが可溶性の場合はそのエアロゾルの水和性と溶解する量によって，不溶性の場合はスクラビング水に分散する固体粒子の量によって変化する。可溶性エアロゾル又は不溶性エアロ
ゾルの影響によるスクラビング水の粘性率の変化を保守的に評価した結果，その変化は十分小さく，ＤＦへの影響がないことを確認した。

(1) フィルタ装置内に移行するエアロゾル等の影響
重大事故等時に原子炉格納容器内へ放出されるエアロゾルがベントによりフィルタ装置に移行することから，ＮＵＲＥＧ－１４６５に記載されている原子炉格納容器への放出割合を参照し，フィルタ装置内へ移行するエアロゾル量を基にスクラビング水への影響を評価する。なお，ＮＵ
ＲＥＧ－１４６５では原子炉格納容器への放出過程（Early In-Vessel，Late In-Vessel等）ごとに原子炉格納容器への移行割合を与えており，本評価では事故後長期にわたってスクラビング
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R5

水への影響を評価するため，放出過程ごとの放出割合の合計値をエアロゾル移行量の算出に使用している。）
ベント後のスクラビング水には，可溶性エアロゾルと不溶性エアロゾルがそれぞれ存在することとなる。エアロゾルの種類と溶解の可否を表4-3に示す。

表 4-3 エアロゾル（設計条件）の種類と溶解の可否
核種グループ

代表化学形態

Ｈａｌｏｇｅｎｓ

ＣｓＩ

可溶性

ＣｓＯＨ

可溶性

Ｔｅ

ＴｅＯ２, Ｓｂ

不溶性

Ｂａ，Ｓｒ

ＢａＯ, ＳｒＯ

可溶性

ＭｏＯ２

不溶性

Ｃｅ

ＣｅＯ２

不溶性

Ｌａ

Ｌａ２Ｏ３

不溶性

構造材

ＳｉＯ２等

362.8

大半は不溶性合計

400－

Ａｌｋａｌｉｍｅｔａｌ

Ｎｏｂｌｅｍｅｔａｌｓ

ＦＰエアロゾル移行量（kg）

溶解の可否

可溶性エアロゾルと不溶性エアロゾルでは，スクラビング水の粘性に与える影響はそれぞれ異なることから，可溶性エアロゾル，不溶性エアロゾルに分けて粘性に与える影響を確認する。
なお，流体が流動する際の抵抗を示す粘性の大きさは，粘性率η［mPa･s］で表され，水の粘性

別添 3-132441

率は水温10 ℃の場合は約1.3 ［mPa･s］，80 ℃の場合は約0.3 ［mPa･s］である（引用文献(3)）。
a. 可溶性エアロゾルの影響
エアロゾルがスクラビング水に溶解すると，分解してイオンとして存在し，溶解したイオンの周囲に水分子が水和しやすい場合には，イオンと水分子が集団として振る舞うため移動しにくくなり，粘性率が大きくなる。一方，溶解したイオンの周囲に水分子が水和しにくい場合には，イオンや水分子が移動しやすくなり，粘性率が小さくなる（引用文献(4)）。
ベント実施後にフィルタ装置に含まれる主な陽イオンには，Ｎａ＋，Ｋ＋，ＣＳ＋があり，陰イオンにはＯＨ－，Ｃｌ－，Ｂｒ－，Ｉ－，ＣＯ３２－，ＨＣＯ３－，ＳＯ４２－がある。これらイオンのうち，水和しやすく粘性率の増加に最も寄与する陽イオンはＮａ＋，陰イオンはＯＨ－であり，水和しにくく粘性率の減少に寄与する陽イオンはＣｓ＋，陰イオンはＩ－であると考えられる（引用文献(3),(5)）。
このため，フィルタ装置にエアロゾルが移行した場合の粘性率は，エアロゾルの全量を水酸化ナトリウム（ＮａＯＨ）として評価したとき最も大きく，よう化セシウム（ＣｓＩ）としてスクラビング水として低温（粘性率が高い）の25 ℃における水酸化ナトリウムとよう化セシウムが水に溶解した場合の粘性率の変化を図4-5に示す。

3
NaOH
CsI
粘性率（mPa・s）

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R5評価したときには小さくなる。

2

1

0
0.1

1

10

可溶成分濃度(mol/L)
図 4-5 ＮａＯＨとＣｓＩが水に溶解した場合の粘性率の変化（25 ℃）（ＮａＯＨ：引用文献(6)，ＣｓＩ：引用文献(7)）

スクラビング水に添加している化学薬剤のであり，このスクラビング水の粘性率は，化学薬剤を全て水酸化ナトリウムとして評価すると，図4-5より約mPa･sとなる。

また，スクラビング水の粘性率の変化を保守的に評価するため，仮にフィルタ装置に移行す
別添 3-133

442

るエアロゾルが全て水酸化ナトリウム（400 kg＝10,000 mol）と想定とすると，その溶液のモル濃度は約mol/L 上昇し，約mol/Lとなり，可溶性エア

ロゾルが溶解したスクラビング水の粘性率は，図 4-5 より約 1.13 mPa･s となる。
以上より，可溶性エアロゾルが溶解した場合のスクラビング水の粘性率の変化は，フィルタ装置待機時のスクラビング水の粘性率に比べて，わずか（約mPa･s 大きくなる）と評価できる。
なお，ＪＡＶＡ試験における初期のスクラビング水に含まれる化学薬剤の質量パーセント
濃度は，wt％であり，これらのモル濃度はそれぞれ約

mol/L となることから，このスクラビング水の粘性率は，化学薬剤が全て水酸化ナトリウムとして評価すると，図 4-5 より約mPa･s となる。

b. 不溶性エアロゾルの影響
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R5エアロゾルが不溶性の場合，スクラビング水中ではコロイド等の懸濁粒子濃度が上昇すると考えられる。このような懸濁粒子が分散した溶液の粘性率はアインシュタインの粘度式等によって評価することができる（引用文献(3)）。

η／η0－1＝2.5φ

ここで，η：懸濁粒子溶液の粘性，η0：分散溶媒の粘性，φ：懸濁粒子の容積分率を示す。
上式を用いて，懸濁粒子濃度が粘性率に及ぼす影響を評価した結果を図4-6に示す（アインシュタインの粘度式の成立限界である容積分率2 vol％までを記載）。

図 4-6 不溶成分が共存した場合の粘性率の変化（25 ℃）

スクラビング水の粘性率の変化を保守的に評価するため，仮にフィルタ装置に移行するエ
アロゾルを全て不溶性のエアロゾル（密度g/cm3）とし，最低水量のtに加わったと別添 3-134443

して懸濁粒子の容積分率を算出すると，約vol％（＝）となる。図4-6によると懸濁粒子の容積分率2 vol％程度まで粘性率がほとんど上昇していないため，不溶性エアロゾルによるスクラビング水の粘性率の変化はほとんどないと評価できる。
g/cm3は，コア・コンクリート反応で発生するコンクリート由来のエ

なお，上記の密度アロゾルを想定したものであり，ＴｅＯ２（密度約5.7 g/cm3）等の密度の大きいエアロゾルを想定するよりも懸濁粒子の容積分率を大きく算定するため，保守的な評価となっている。

(2) 評価結果
粘性率の増加量は，粘性率の変化が大きい可溶性エアロゾルの場合においても下記のとおりであり，図4-7に示す純水の温度変化に伴う粘性率の変化量と同等であるため，この粘性率の変化は十分小さい。よって，フィルタ装置を長期に使用する場合においても，スクラビング水の粘性のＤＦへの影響はないと考えられる。
・可溶性エアロゾル（水酸化ナトリウム400 kg）が溶解した場合のスクラビング水の粘性率の変mPa･s大きくなる。

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3化は，待機時のスクラビング水と比べた場合に約

図 4-7 水の粘性率に及ぼす温度の影響

なお，エアロゾルには有機物が含まれていないため，温度が上昇した場合にも粘性率を著しく大きくさせることはない。

別添 3-135444

2.3 スクラビング水の逆流防止
金属フィルタのプレフィルタ部における圧損が大きい場合，金属フィルタに設置されるドレン
配管において逆流が発生し，金属フィルタにスクラビング水が流入する可能性がある。
フィルタ装置の設計では，プレフィルタの圧損を考慮しており，想定される圧損に対して余裕のある値としてkPa の圧損を考慮している。具体的には，ドレン配管から金属フィルタにスク

ラビング水が流入しないよう，金属フィルタ下端から下方約m の位置にスクラビング水の水位上限を設定している。
実機ではプレフィルタ部の圧損は程度であり，ドレン配管の逆流を考慮しても，スクラビング水が金属フィルタまで逆流するおそれはないと評価できる。
なお，系統待機時，運転中を通して，フィルタ装置の水位は水位計により監視し，水位が上限水位となる前に排水する計画としている。また，金属フィルタのドレン配管の内径は約り，金属フィルタに流入するベントガスに含まれるエアロゾルの粒径は極めて小さい㎜であことから，ドレン配管の閉塞が発生するおそれはないと言える。
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3フィルタ装置のスクラビング水位の概要を図 4-8 に示す。

図 4-8 フィルタ装置のスクラビング水位

別添 3-136445

3. 引用文献(1) ＮＵＲＥＧ／ＣＲ－５９５０ ‘‘Iodine Evolution and pH Control’’ , Dec.1992(2) ＮＵＲＥＧ／ＣＲ－５５６４ ‘‘Core-Concrete Interactions Using Molten UO2 With
Zirconium on A Basaltic Basement’’ , Apr.1992(3) 化学便覧改訂３版基礎編Ⅱ(4) 上平恒，「水の分子工学」(5) 横山晴彦，田端正明「錯体の溶液化学」(6) Pal M. Sipos, Glenn Hefter, and Peter M. May, Viscosities and Densities of Highly
Concentrated Aqueous MOH Solutions (M+ ) Na+, K+, Li+, Cs+, (CH3)4N+) at 25.0 °C,J.
Chem. Eng. Data, 45, 613-617 (2000)(7) Grinnell Jones and Holmes J. Fornwalt, The Viscosity of Aqueous Solutions of Electrolytes
as a Function of the Concentration. III. Cesium Iodide and Potassium Permanganate, J.
Am. Chem. Soc., 58 (4), 619 625 (1936)
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3(8) Joseph Kestin, H. Ezzat Khalifa and Robert J. Correia, Tables of the Dynamic and Kinematic
Viscosity of Aqueous NaCl Solution in the Temperature Range 20-150℃ and the Pressure
Range 0.1-35MPa, J. Phys. Chem. Ref. Data, Vol.10, No.1 (1981)(9) 日本機械学会 蒸気表 <1999>

別添 3-137

446

別紙 5
格納容器圧力逃がし装置隔離弁の人力操作について

1. 格納容器圧力逃がし装置隔離弁の人力操作
格納容器圧力逃がし装置の隔離弁は，中央制御室からの操作ができない場合には，現場の隔離弁
操作場所から遠隔人力操作機構を介して弁操作を実施する。ベントに必要な弁の位置と操作場所について，図 5-1～図 5-3 に示す。
ベントは，第一弁より開操作を実施し，第一弁が全開となったのちに第二弁の操作を実施し，ベントガスの大気への放出が開始されるため，第二弁操作室を設ける。第二弁操作室は，弁の人力操作に必要な要員を収容可能な遮蔽に囲まれた空間とし，空気ボンベユニットにより正圧化し，外気の流入を一定時間完全に遮断することで，ベントの際のプルームの影響による操作員の被ばくを低NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R5減する設計とする。

別添 3-138447

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4

図 5-1 隔離弁の操作場所（1／3）

別添 3-139448

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4

図 5-2 隔離弁の操作場所（2／3）

別添 3-140449

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4

図 5-3 隔離弁の操作場所（3／3）

別添 3-141

450

別紙 6
ベント実施 に伴う作 業 等の作業員 の被ばく 評 価

ベント 実施に伴 う ベント操作 時の作業 員 の被ばく評 価

1.

ベント実施に伴うベ ン ト操作を手 動で行う 場 合の作業員 の被ばく 評価を以下の とおり行った。
ベント操作としてサ プ レッション ・チェン バ からのベン トを行う 場合及びドラ イウェ
ルからのベントを行 う 場合のそれ ぞれにお け る第一弁及 び第二弁 の開操作時の 被ばく評価を行った。
(1)

評価条 件
a.

放出量評価条件
格納容器破 損防止対 策 の有効性評 価で想定 し ている炉心 損傷を前 提 とした事象のうち，炉心 損傷時間 が 早く，格納 容器ベン ト を実施する 「大破断Ｌ ＯＣＡ＋高 圧炉

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R6

心冷却失敗 ＋低圧炉 心 冷却失敗」 の代替循 環 冷却系を使 用できない 場合が最も 放射性物質の放 出量が多 く なるため， この事象 を ベント実施 に伴うベン ト操作時の 作業
員の被ばく 評価で想 定 する事象と して選定 す る。
また，放出 量評価条 件 を表 6-1，大気中へ の放 出過程及び 概略図を 図 6-1～図 6-4に示す。大 気中への 放 出経路につ いては 図 6-5 に示すと おりであり ，非常用ガ ス処
理系等が起 動するま で （事象発生 から 2 時間 ）は原子炉 建屋からの 漏えいを想 定し地上放出す るとし，非常 用ガス処理 系等が起 動 した以降（ 事象発生か ら 2 時間以 降）は非常用ガ ス処理系 排 気筒からの 放出を想 定 し排気筒放 出とする。 また，ベン ト実
施以降は格 納容器圧 力 逃がし装置 排気口か ら の放出を想 定し原子炉 建屋屋上の 排気口放出とす る。
b.

被ばく評価条件
被ばく経路 は，図 6-6～図 6-8 に 示すと おり であり，経 路ごとに 以 下に示す評価を行った。
大気中へ放 出される 放 射性物質に ついては ， 表 6-2 及び 表 6-3 に示 すように，ガウスプルー ムモデル を 用いて拡散 効果を考 慮 して外部被 ばく及び内 部被ばくの 評価を行った。 なお，内 部 被ばくにつ いては， 表 6-5 に示す 線量換算係 数，呼吸率 及びマスクの効 果を考慮 し 評価を行っ た。
外気から作 業場所内 へ 流入した放 射性物質 に よる被ばく について は ，屋外の放射性物質の濃 度と作業 場 所の放射性 物質の濃 度 を同じとし ，外部被ば くについて は，
表 6-4 に示 すとお り作 業場所の空 間体積を 保 存したサブ マージョン モデルで評 価を行い，内部 被ばくに つ いては，表 6-5 に 示す 線量換算係 数，呼吸率 及びマスク の効
果を考慮し 評価を行 っ た。なお， 第二弁の 操 作について は，空気ボ ンベにより 加圧された第二 弁操作室 内 で作業する ことを考 慮 し評価を行 った。
別添 3-142451

大気中に放 出され地 表 面に沈着し た放射性 物 質からのガ ンマ線に よ る外部被ばくについては ，ガウス プ ルームモデ ルを用い て 拡散効果を 考慮して放 射性物質の 濃度を求めた後 ，表 6-5 に 示す地表面 への沈着 速 度を考慮し 評価を行っ た。
格納容器圧 力逃がし 装 置配管，原 子炉建屋 等 からの直接 ガンマ線 及 びスカイシャ
インガンマ 線による 外 部被ばくに ついては ， 表 6-6 及び 表 6-7 に示 す原子炉建 屋の外壁，作業 場所の遮 蔽 壁の遮蔽効 果を考慮 し 評価を行っ た。
c.

アクセスルート
第一弁（サ プレッシ ョ ン・チェン バ側）の ベ ント操作を 行う場合 の アクセスルー
トは，図 6-11～図 6-13 に示すと おりであ る 。第一弁（ ドライウェ ル側）のベ ント操作を行う 場合のア ク セスルート は，図 6-14～図 6-17 に示すとお りである。 第二弁（サプレ ッション ・ チェンバ側 及びドラ イ ウェル側共 通）のベン ト操作を行 う場
合のアクセ スルート は 図 6-19～ 図 6-21 に示 すとおりで ある。また ，第一弁及 び第二弁のベン ト操作を 行 う場合の屋 外移動時 の アクセスル ートは 図 6-18 に示すとおNT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R6

りである。
d.

評価点
評価点は， 図 6-11～ 図 6-22 に 示すとお り であり，ベ ント操作 時 は作業場所 を評価点とする 。
アクセスル ートの評 価 点は，大気 中に放出 さ れた放射性 物質（グ ラ ンドシャインの評価含む。）に関 する 評価では，アクセス ル ート上で相 対濃度が最 も大きくな る地
点を評価点 とする。 ま た，原子炉 建屋から の 直接ガンマ 線及びスカ イシャイン ガン
マ線，格納 容器圧力 逃 がし装置配 管からの 直 接ガンマ線 に関する評 価では，ア クセ
スルート上 で遮蔽壁 等 の効果が小 さく，線 量 が厳しくな る地点を評 価点とする 。
なお，作業 及び移動 に 必要な時間 は常に上 記 の評価点に いるもの と し，被ばく評価を行った 。

e.

作業時間
第一弁の開 操作は， ベ ント実施前 に行うも の とし，第一 弁（サプ レ ッション・チ
ェンバ側） の作業時 間 は 160 分（移 動時間（ 往復）70 分＋ 作業時間 90 分），第一弁（ドライ ウェル側 ） の作業時間 は 190 分 （ 移動時間（ 往復）100 分＋作業時 間 90分）とする。ま た，第二 弁（サプレッ ション・チ ェンバ側及 びドライ ウ ェル側共通 ）の開操作は ，ベント 実 施直後から 180 分 作業 場所（第二 弁操作室） に滞在する ものとし，作 業時間は 410 分（移動 時間（ 往復）90 分＋待機 時間 140 分 ＋作業時間（第二弁操作室 滞在）180 分）とする 。

(2)

評価結 果
ベント実施 に伴うベ ン ト操作を手 動で行う 場 合の作業員 の被ばく評 価結果は以 下に示すとおりであり， 作 業員の実効 線量は緊 急 作業時の線 量限度で ある 100 mSv 以下であり，ベント実施に 伴う ベント操作 を手動で 行 うことがで きること を確認した。また，
別添 3-143452

実効線量の内訳を表 6-9～表 6-11 に示す。
a.

サプレッション ・ チェンバか らのベン ト 操作時の作 業員の実 効線量
作業員の実 効線量は 第 一弁開操作 時で約 37 mSv，第二弁 開操作時 で 約 28 mSv と
なった。

b.

ドライウェルか ら のベント操 作時の作 業 員の実効線 量
作業員の実 効線量は 第 一弁開操作 時で約 52 mSv，第二弁 開操作時 で 約 42 mSv と
なった。

2.

スクラ ビング水 補 給及び窒素 供給作業 の 作業員の被 ばく評価
格納容器圧力逃がし 装 置格納槽へ のスクラ ビ ング水の補 給及び原 子炉建屋系統 内への窒素ガスの供給作業 に おける作業 員の被ば く 評価を以下 のとおり 行った。なお ，評価に当たっては，サプレ ッ ション・チ ェンバか ら のベントを 行う場合 及びドライウ ェルから

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R5R3のベントを行う場合 の それぞれに ついて評 価 を行った。
評価条 件

(1)
a.

放出量評価条件
想定事象と しては， ベ ント実施に 伴うベン ト 操作時の作 業員の被 ば く評価と同様の事故シー ケンスに お いて，代替 循環冷却 系 を使用でき ない場合を 想定した事 故シ
ナリオを選 定する。 ま た，放出量 評価条件 及 び大気中へ の放出過程 も同様とす る。

b.

被ばく評価条件
被ばく経路 は，図 6-9 及び図 6-10 に示す とお りであり，経路ごと に 以下に示す評価を行った 。
大気中へ放 出される 放 射性物質に ついては ， 表 6-2 及び 表 6-3 に示 すようにガウ
スプルーム モデルを 用 いて拡散効 果を考慮 し た外部被ば く及び内部 被ばくの評 価を行った。な お，内部 被 ばくについ ては， 表 6-5 に示す線 量換算係数 ，呼吸率及 びマ
スクの効果 を考慮し 評 価を行った 。なお， ス クラビング 水補給作業 については 一部
建屋内の作 業もある が ，大気中へ 放出され る 放射性物質 による外部 被ばく及び 内部
被ばくは， 屋外にい る ものとして 評価を行 っ た。
大気中に放 出され地 表 面に沈着し た放射性 物 質からのガ ンマ線に よ る外部被ばくについては ，ガウス プ ルームモデ ルを用い て 拡散効果を 考慮して放 射性物質濃 度を求めた後， 表 6-5 に示 す地表面へ の沈着速 度 を考慮し評 価を行った 。なお，ス クラ
ビング水補 給作業に つ いては一部 建屋内の 作 業もあるが ，地表面に 沈着した放 射性物質による 外部被ば く は，屋外に いるもの と して評価を 行った。
原子炉建屋 からの直 接 ガンマ線及 びスカイ シ ャインガン マ線によ る 外部被ばくについては， 表 6-7 に 示 す原子炉建 屋の外壁 の 遮蔽効果を 考慮し評価 を行った。
格納容器圧 力逃がし 装 置格納槽か らの直接 ガ ンマ線によ る外部被 ば くについて は，
表 6-8 に示 す格納 容器 圧力逃がし 装置格納 槽 のフィルタ 装置遮蔽壁 及び作業場 所の別添 3-144453

フィルタ装 置遮蔽壁 の 遮蔽効果を 考慮し評 価 を行った。
c.

評価地点
評価地点は ，図 6-22 に 示すとおり であり，ス クラビング 水補給及 び 窒素供給作業
は作業場所 を評価点 と する。
アクセスル ートの評 価 点は，大気 中に放出 さ れた放射性 物質（グ ラ ンドシャインの評価含む 。）に関 す る評価では ，アクセ ス ルート上で 相対濃度が 最も大きく なる
地点を評価 点とする 。 また，原子 炉建屋か ら の直接ガン マ線及びス カイシャイ ンガ
ンマ線，格 納容器圧 力 逃がし装置 格納槽か ら の直接ガン マ線に関す る評価では ，アクセスルー ト上で遮 蔽 壁等の効果 が小さく ，線 量が厳しく なる地点 を 評価点とす る。

d.

作業開始時間スクラビン グ水の補 給 及び窒素ガ スの供給 は 事象発生か ら 7 日後 に 実施することを想定し， 7 日目（ 7 日 目に到達す る前の 1 時 間）につい て被ばく 評 価を行った 。
評価結 果

(2)
NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R5スクラビン グ水の補 給 及び窒素ガ スの供給 作 業場所の線 量率は，表 6-12 及び表 6-13に示すとおり，サプ レ ッション・ チェンバ か らのベント を行う場 合，スクラビ ング水の補給作業について は 約 13 mSv/h，窒素ガ ス の供給作業 について は約 3.6 mSv/h となり，ドライウェルか ら のベントを 行う場合 ， スクラビン グ水の補 給作業につい ては約
15 mSv/h，窒素ガス の 供給作業に ついては 約 4.6 mSv/h となり， スクラビング 水の補
給及び窒素ガスの供 給 作業を行う ことがで き る放射線環 境である ことを確認し た。
なお，スク ラビング 水 の補給作業 及び窒素 ガ スの供給作 業の作業時 間は，移動 及び補給等の準備を含め て も 2 時間～ 3 時間で あ り，作業が 可能であ る 。

3.

水源及 び燃料の 補 給作業の作 業員の被 ば く評価
重大事故対策の作業 の うち，作業 時間が長 く 被ばく線量 が高くな る水源の補給 準備・補給作業及び燃料の 給 油準備・給 油作業の 成 立性を確認 するため ，作業員の被 ばく評価
を行った。

(1)

評価条 件
a.

放出量評価条件
想定事象と しては， ベ ント実施に 伴うベン ト 操作時の作 業員の被 ば く評価と同様の事故シー ケンスに お いて，代替 循環冷却 系 を使用でき ない場合を 想定した事 故シ
ナリオを選 定しサプ レ ッション・ チェンバ か らのベント を行う場合 について評 価を行った。ま た，放出 量 評価条件及 び大気中 へ の放出過程 も同様とす る。

b.

被ばく評価条件
被ばく経路 は，図 6-6 及び図 6-10 に示す とお りとし，ス クラビン グ 水補給及び窒素供給作業 の作業員 の 被ばく評価 と同様の 被 ばく経路を 考慮し評価 を行った。
大気中へ放 出される 放 射性物質に ついては ， 表 6-2 及び 表 6-3 に 示 すガウスプル
別添 3-145454

ームモデル を用いて 拡 散効果を考 慮した外 部 被ばく及び 内部被ばく の評価を行 った。
なお，内部 被ばくに つ いては，表 6-5 に示 す 線量換算係 数，呼吸率 及びマスク の効
果を考慮し 評価を行 っ た。
大気中に放 出され地 表 面に沈着し た放射性 物 質からのガ ンマ線に よ る外部被ばくについては ，ガウス プ ルームモデ ルを用い て 拡散効果を 考慮して放 射性物質濃 度を求めた後， 表 6-5 に 示 す地表面へ の沈着速 度 を考慮し評 価を行った 。
原子炉建屋 からの直 接 ガンマ線及 びスカイ シ ャインガン マ線によ る 外部被ばくについては， 表 6-7 に 示 す原子炉建 屋の外壁 の 遮蔽効果を 考慮し評価 を行った。
格納容器圧 力逃がし 装 置格納槽か らの直接 ガ ンマ線によ る外部被 ば くについて は，
表 6-8 に示 す格納容 器 圧力逃がし 装置格納 槽 のフィルタ 装置遮蔽壁 及び作業場 所のフィルタ装 置遮蔽壁 の 遮蔽効果を 考慮し評 価 を行った。
c.

評価点

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R5

評価点は，図 6-22 に示 すとおりで あり，水 源 及び燃料の 補給作業 時 は作業場所を評価点とす る。
アクセスル ートの評 価 点は，大気 中に放出 さ れた放射性 物質（グ ラ ンドシャインの評価含む 。）に関 す る評価では ，アクセ ス ルート上で 相対濃度が 最も大きく なる
地点を評価 点とする 。 また，原子 炉建屋か ら の直接ガン マ線及びス カイシャイ ンガ
ンマ線，格 納容器圧 力 逃がし装置 格納槽か ら の直接ガン マ線に関す る評価では ，アクセスルー ト上で遮 蔽 壁等の効果 が小さく ，線 量が厳しく なる地点 を 評価点とす る。
d.

作業時間
格納容器ベ ント実施 後 ，水源の枯 渇まで 3 日 程度の余裕 があるが ， 水源補給準備
時間は約 3 時間以内 に 完了する。
このため， 格納容器 ベ ント後の水 源補給作 業 開始につい ては，事 象 進展の状況や屋外の放射 線量等か ら ，作業員の 被ばく低 減 を踏まえて 総合的に判 断する。
実効線量評 価におい て は，保守的 な評価と す る観点から ，屋外作 業 実施が可能と考えられる 線量率と な る格納容器 ベント実 施 3 時間後と する。
水源の補給 作業時間 は ，西側淡水 貯水設備 を 水源とした 可搬型代 替 注水中型ポンプによる代 替淡水貯 槽 への補給作 業のうち ， 補給準備作 業について はポンプ設 置作
業を 75 分， ホース 敷設 等作業 65 分 とし， 補給 作業につい ては補給 準 備作業を 20分，補給監 視作業を 360 分とする 。
なお，補給 監視作業 の 作業時間は ，代替淡 水 貯槽への補 給作業の 作 業時間（21 時間）に補給 監視を行 う 対応要員の 交替を考 慮 し，最も作 業時間が長 くなる 360 分とする。
燃料の給油 作業時間 は ，可搬型代 替注水中 型 ポンプへの 燃料の給 油 作業のうち，給油準備作 業は 90 分， 給油作業は 175 分（ 25 分×7 回）とす る。

別添 3-146

455

(2)

評価結 果
水源の補給 作業にお け る作業員の 実効線量 は 約 61 mSv， 燃料の 給油 作業におけ る作
業員の実効線量は約 26 mSv となり ，作業員 の実 効線量は緊 急作業時の 線量限度で ある
100 mSv 以下であり ， 水源の補給 作業及び 燃 料の給油作 業ができ る ことを確認 した。

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R5

また，実効線量の内 訳 を表 6-14 に 示す。

別添 3-147456

表 6-1NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R6

項目

放 出量評価 条 件（1／4）
評価条件

選定理由

評価事象

「大破断ＬＯＣＡ＋高圧炉心冷却失敗＋低
圧炉心冷却失敗」（代替循環冷却系を使用できない場合）（全交流動力電源喪失の重畳を考慮）

格納容器破損防止対策の有効性評価で想定する格納容器破損
モードのう ち，中央 制
御室の運転員又は対策要員の被ばくの観点から結果が最も厳しくなる事故収束に成功した事故シーケ
ンスを選定

炉心熱出力

3293 MW

定格熱出力

運転時間

1 サイクル 当たり10000 時間 （約 416 日 ）1 サイクル 13 カ月（395日）を考慮 して設定

取替炉心の燃料装荷割合1 サイクル ：0.229
2 サイクル ：0.229
3 サイクル ：0.229
4 サイクル ：0.229
5 サイクル ：0.084

取替炉心の燃料装荷
割合に基づ き設定

炉内蓄積量

希ガス類
：約2.2×10 19 Bq
よう素類：約2.8×10 19 Bq
ＣｓＯＨ類 ：約1.1×10 18 Bq
Ｓｂ類：約1.3×10 18 Bq
ＴｅＯ ２ 類 ：約6.7×10 18 Bq
ＳｒＯ類：約1.2×10 19 Bq
ＢａＯ類：約1.2×10 19 Bq
ＭｏＯ ２ 類 ：約2.4×10 19 Bq
ＣｅＯ ２ 類 ：約7.4×10 19 Bq
Ｌａ ２ Ｏ ３ 類 ：約5.5×10 19 Bq（核種ごとの炉内蓄積量を核種グループごとに集約し て記載）

「単位熱出力当たりの 炉 内 蓄 積 量（Bq/MW）」×「3293 MW（定格熱出 力）」
（単位熱出力当たりの炉内蓄積 量（Bq/MW）
は，ＢＷＲ 共通条件 として，東海 第二と同 じ
装荷燃料（ ９×９燃 料（Ａ型）），運転時 間（10000 時 間）で算 出
したＡＢＷＲのサイクル末期の 値を使用 ）格納容器漏 えい：事 象 発生直後
格納容器圧力逃がし装置による格納容器減圧及び除熱 ：事象発 生 から約 19 時 間後ＭＡＡＰ解 析結果原子炉格納容器内ｐＨ制御の効
果考慮しない

サプレッシ ョン・プー
ル水内ｐＨ制御設備
は，重大事 故等対処 設
備と位置付けていな
いため，保 守的に設 定

よう素の形態

粒子状よう 素 : 5 ％無機よう素 ：91 ％有機よう素 ： 4 ％Ｒ.Ｇ.1.195 に基づ き
設定

放出開始時間

別添 3-148457

表 6-1項目

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R7

原子炉格納容器から原子炉建屋へ の 漏 え い 率（希ガス，エア
ロゾル及び有機よう素）

原子炉格納容器から原子炉建屋へ の 漏 え い 率（無機よう素）原子炉格納容器の漏えい孔における捕集効果
原子炉格納容器内での除去効果（エアロゾル）
原子炉格納容器内での除去効果（有機よう素）原子炉格納容器内での除去効果（無機よう素）放 出量評価 条 件（2／4）
評価条件

選定理由

ＭＡＡＰ解析にて原
子炉格納容器の開口面積を設定し格納容
器圧力に応じ漏えい
1Pd以下：0.9Pdで0.5 ％/日率が変化するものと
1Pd超過：2Pdで1.3 ％/日
し，原子炉格納容器の 設 計 漏 え い 率（ 0.9Pd で 0.5 ％ /日）及びＡＥＣの式等に基づき 設定
原子炉格納容器の設計漏えい率（0.5 ％/日）及びＡＥＣの式等に基づき設定（格1.5時間後～ 19.5時 間後：1.3 ％/日（一定）納 容 器 圧 力 が 0.9Pd
その他の期 間：0.5 ％/日（一定）を超える期間を包絡す る よ う に 1.3 ％ /日の漏えい率を設
定）
考慮しない

保守的に設 定ＭＡＡＰ解析に基づく（沈着，サプレッション・プールでのスクラビング及びドライ
ウェルスプ レイ）

ＭＡＡＰのＦＰ挙動
モデル

考慮しない

保守的に設 定

自然沈着率 ：9.0×10 -4 （L/s）（ 原 子 炉 格 納 容 器 内 の 最 大 存 在 量 か ら 1／
200まで）

ＣＳＥ実験 及びStandard Review
Plan 6.5.2に基づき設定

サプレッション・プールでのスクラビングに よ る 除 去 効 果 ： 10（ サ プ レ ッ シ ョ ン ・ チェンバベン トのみ）

Standard Review
Plan6.5.5 に基づき
設定

別添 3-149458

表 6-1
項

放 出量評価 条 件（3／4）

目

評価条件

選定理由

サプレッショ

ド ラ イ ウ ェ ルベ

ン ・ チ ェ ン バベ

ント

ント

原子炉格納容器から原子炉建屋への漏えい割合希ガス類： 約 4.3×10 -3： 約 4.3×10 -3

ＣｓＩ類： 約 6.2×10-5： 約 6.2×10 -5

ＣｓＯＨ類： 約 3.1×10 -5： 約 3.2×10 -5： 約 6.7×10-6： 約 6.8×10-6： 約 6.7×10-6： 約 6.8×10 -6

ＳｒＯ類： 約 2.7×10-6： 約 2.7×10 -6

ＢａＯ類： 約 2.7×10 -6： 約 2.7×10 -6-7： 約 3.4×10 -7

ＣｅＯ２類： 約 6.7×10 -8
Ｌ ａ ２ Ｏ ３ 類 ： 約 2.7×10 -8： 約 6.8×10 -8： 約 2.7×10 -8

Ｓｂ類
ＴｅＯ２類

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R7

ＭｏＯ２類

原子炉建屋から大気への漏えい率（非常用ガス処理系及び非常用ガス再循環系の起動前）
非常用ガス処理系から大気への放出率（非常用
ガス処理系及び非常用ガス再循環系の起動後）： 約 3.4×10

ＭＡＡＰ解析結果及びＮＵＲＥＧ－１４
６５に基づ き設定

無限大／日 （地上放 出 ）（原子炉格 納容器か ら 原子炉建屋 へ漏えい
した放射性 物質は， 即 座に大気へ 漏えいするものとし て評価）

保守的に設 定1 回/日（排 気筒放 出）

設計値に基づき設定（非常用ガス処理系のファン容 量）

非常用ガス処理系及び非常用ガス再循環系の起動時間

事象発生か ら2時間 後起 動 操 作 時 間 （ 115分）＋負圧達成時間（5 分）（起動に 伴い
原子炉建屋原子炉棟
内は負圧になるが，保守的に負圧達成時間として 5 分を 想定）

非常用ガス処理系及び非常用ガス再循環系のフィルタ除去効率

考慮しない

保守的に設 定閉状態

原子炉建屋原子炉棟
内の急激な圧力上昇
等による原子炉建屋
外側ブローアウトパ
ネルの開放がないため

原子炉建屋外側
ブローアウトパ
ネルの開閉状態

別添 3-150459

表 6-1
項目

放 出量評価 条 件（4／4）
評価条件

選定理由

サプレッショ

ドライウェルン・チ ェ ン バ ベ ン

ベントト

格納容器圧力逃がし装置への放出割合

希ガス類： 約 9.5×10 -1： 約 9.5×10 -1

ＣｓＩ類： 約 1.0×10-6： 約 3.9×10 -3

ＣｓＯＨ類： 約 4.0×10 -7： 約 7.5×10 -3： 約 8.9×10-8： 約 1.4×10-3： 約 8.9×10-8： 約 1.4×10 -3

ＳｒＯ類： 約 3.6×10-8： 約 5.8×10 -4

ＢａＯ類： 約 3.6×10 -8： 約 5.8×10 -4-9： 約 7.2×10 -5： 約 1.4×10 -5： 約 5.8×10 -6

Ｓｂ類
ＴｅＯ２類

ＭｏＯ２類

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R7

ＣｅＯ２類
Ｌａ２Ｏ３類

格納容器圧力逃がし装置の除去
係数： 約 4.5×10： 約 8.9×10 -10： 約 3.6×10 -10

希ガス：1
有機よう素 ：50
無機よう素 ：100
エアロゾル （粒子状 よ う素含む） ：1000

ＭＡＡＰ解析結果及びＮＵＲＥＧ－１４
６５に基づ き設定

設計値に基 づき設定

別添 3-151460

希ガスの炉 内蓄積量

原子炉格納 容器内へ の 放出割合
：ＭＡＡＰ 解析に基 づ く

原子炉格納 容器内で の 除去効果
：ＭＡＡＰ 解析に基 づ く（除去効 果なし）

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R6

原子炉格納容器から 原 子炉建屋へ の漏えい 率：
1Pd 以下 ：0.9Pd で 0.5 ％/日
1Pd 超過:2Pd で 1.3 ％ /日
格納容器圧力逃がし 装 置への放出割合：ＭＡＡＰ解析に基 づ く

原子炉建屋 への流入 割 合：ＭＡＡ Ｐ解析に 基 づく

原子炉建屋 から大気 中 への漏えい率： 無限大/日

非常用ガス 処理系か ら
大気へ放出
放出率：1 回/日
除去効率： 考慮しな い

原子炉建屋 から漏え い 又は非常用ガス 処理系排 気 筒から放出

図 6-1

格納容器圧力逃がし 装 置
除去係数：1

格納容器圧力逃がし 装 置
から放出

希 ガスの大 気 放出過程

別添 3-152461

よう素の炉 内蓄積量

原子炉格納 容器内へ の 放出割合
：ＭＡＡＰ 解析に基 づ く
5 ％

91 ％

粒子状よう 素

4 ％

無機よう素

有機よう素

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R6

原子炉格納 容器内で の 除去効果 原子炉格納 容器内で の 自然沈着
：ＭＡＡＰ解析に基 づ く：9.0×10 -4 ［L/s］，（ドライウ ェルスプ レ イ等） （最大存在 量から 1／200 まで）

原子炉格納 容器から 原 子炉建屋へ の漏えい 率 ：【粒子状 よう素， 有 機よう素】
1Pd 以下：0.9Pd で 0.5 ％/日
1Pd 超過：2Pd で 1.3 ％/日【無機よ う素】
1.5 時間後～19.5 h 後 ：1.3 ％/日 （一定 ）上記以外の期間：0.5 ％/日（一定 ）サプレッシ ョン・プ ー ルでのスクラビン グによる 除 去係数
無機よう素 ：10
（サプレッ ション・チェ ンバベ
ントのみ）
有機よう素 ：1

格納容器圧 力逃がし 装 置への放出割合：ＭＡＡＰ解析に基 づ く

原子炉建屋 への流入 割 合：ＭＡＡＰ 解析に基 づ く

原子炉建屋 から大気 中 への漏えい率： 無限大/日

非常用ガス 処理系か ら
大気へ放出
放出率：1 回/日
除去効率： 考慮しな い

格納容器圧力逃がし 装 置の除去係数
粒子状よう 素：1000
無機よう素 ：100
有機よう素 ：50

原子炉建屋 から漏え い 又は非常用ガス 処理系排 気 筒から放出

図 6-2

原子炉格納 容器内で の除去効果： 考慮しな い

格納容器圧力逃がし 装 置から放出

よ う素の大 気 放出過程

別添 3-153

462

セシウムの 炉内蓄積 量

原子炉格納 容器内へ の 放出割合
：ＭＡＡＰ 解析に基 づ く

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R6

原子炉格納 容器内で の 除去効果
：ＭＡＡＰ 解析に基 づ く（ドライウ ェルスプ レ イ等）

原子炉格納容器から 原 子炉建屋へ の漏えい 率 ：1Pd 以下 ：0.9Pd で 0.5 ％/日
1Pd 超過:2Pd で 1.3 ％ /日

原子炉建屋 への流入 割 合：ＭＡＡＰ 解析に基 づ く

原子炉建屋 から大気 中 への漏えい率： 無限大/日

格納容器圧力逃がし 装 置への放出割合：ＭＡＡＰ解析に基 づ く

非常用ガス 処理系か ら
大気へ放出
放出率：1 回/日
除去効率： 考慮しな い

原子炉建屋 から漏え い 又は非常用ガス 処理系排 気 筒から放出

図 6-3

格納容器圧力逃がし 装 置
除去係数：1000

格納容器圧力逃がし 装 置から放出

セ シウムの 大 気放出過程

別添 3-154463

その他核種 の炉内蓄 積 量

原子炉格納 容器内へ の 放出割合
：ＭＡＡＰ 解析に基 づ く

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R6

原子炉格納 容器内で の 除去効果
：ＭＡＡＰ 解析に基 づ く（ドライウ ェルスプ レ イ等）

原子炉格納容器から 原 子炉建屋へ の漏えい 率：
1Pd 以下 ：0.9Pd で 0.5 ％/日
1Pd 超過:2Pd で 1.3 ％ /日

原子炉建屋 への流入 割 合：ＭＡＡＰ 解析及び Ｎ ＵＲＥＧ－
１４６５の 知見に基 づ き評価

原子炉建屋 から大気 中 への漏えい率：無限大/日

格納容器圧力逃がし 装 置への放出割合：ＭＡＡ Ｐ解析及 びＮ ＵＲＥＧ－
１４６５の知見に基 づ き評価

非常用ガス 処理系か ら
大気へ放出
放出率：1 回/日
除去効率： 考慮しな い

原子炉建屋 から漏え い 又は非常用ガス 処理系排 気 筒から放出

図 6-4

格納容器圧 力逃がし 装 置
除去係数：1000

格納容器圧 力逃がし 装 置
から放出

そ の他核種 の 大気放出過 程

別添 3-155464

非 常 用 ガ ス 処理 系
排 気 筒 か ら 放出 （ 2 時間 ～） ＊ 3
放 出 率 ： 1 回 /日
除 去 効 率 ： 考慮 し な い
格 納 容 器 圧 力逃 が し 装置
か ら の 放 出 （約 19 時 間～） ＊ 3
放 出 率 ： 1Pd で 13.4 kg/s

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R6

原子炉建屋

原 子 炉 格 納 容器 内 で の除 去効 果エ ア ロ ゾ ル （粒 子 状 よう 素含 む ）： ス プレ イ 等
有 機 よ う 素 ：考 慮 し ない
無 機 よ う 素 ：自 然 沈 着率 9.0×10 -4 （ L/s）
（ 最 大 存 在 量か ら 1/200 まで ），サ プレ ッ シ ョン ・プ ー ル で のス クラ ビ ン グに よる 除 去 係 数
10（ サ プ レッ ショ ン ・ チ ェ ンバ
ベントのみ）

ド ラ イ ウ ェ ルベ ン ト
原子炉建屋への漏えい＊1

原子炉建屋への漏えい＊1

原子炉
格納容器

サプレッショ
ン ・ チ ェ ン バベ
ント

原 子 炉 建 屋 から 大 気 中
へ の 漏 え い （～ 2 時 間）
漏 え い 率 ： 無限 大 / 日

格納容器圧力逃がし装置

格 納 容 器 圧 力逃 が し 装置 の除 去 係 数
希 ガ ス ： 1，有 機 よ う 素： 50， 無 機 よ う素 ： 100
エ ア ロ ゾ ル （粒 子 状 よう 素含 む ）： 1000

注記

＊ 1：原 子 炉 格 納容器 か ら 原 子 炉建 屋 へ の漏 えい 率
【 希 ガ ス ， エア ロ ゾ ル（ 粒子 状 よ う 素 含む ）， 有 機よう 素 】
1Pd 以 下 ： 0.9Pd で 0.5 ％ /日， 1Pd 超 過:2Pd で 1.3 ％ /日
【 無 機 よ う 素】
1.5 時 間 後 ～ 19.5 時 間 後 ： 1.3 ％ /日 （ 一定 ）， 上 記 以 外 の期 間 ： 0.5 ％/日 （ 一 定 ）大 気 へ の 放 出経 路

0 時間

▼2 時間＊2▼ 19 時 間 ＊ 3

168 時 間 ▼原 子 炉 建 屋 から 大 気 中へ の漏 え い
非 常 用 ガ ス 処理 系 排 気筒 から 放 出
格 納 容 器 圧 力逃 が し 装置 から の 放 出＊ 2： 非 常 用ガ ス 処 理 系の起 動 に よ り 原子 炉 建 屋原 子炉 棟 内 は 負 圧と な る ため ，事 象 発 生 2 時
間 以 降 は 原 子炉 建 屋 から 大気 中 へ の 漏 えい は な くな る。
＊ 3： 事 象 発生 後 19 時間 以降 は ，「 非 常用 ガ ス 処 理系排 気 筒 か ら 放出 」 及 び「 格納 容 器 圧 力 逃がし 装 置 か ら の放 出 」 の両 経路 か ら 放 射 性物 質 を 放出 する 。

図 6-5

大 気放出過 程 概略図（イ メージ）

別添 3-156465

別添 3-157

466③スカイシャインガンマ線

図 6-6

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

ベント操作に係る作業時及び燃料給油時の被ばく評価経路イメージ（屋外移動時及び屋外作業時）

原子炉
格納容器

③直接ガンマ線

格納容器圧力逃がし装置
排気口

原子炉建屋

非常用ガス処理系
排気筒

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R5

別添 3-158

467②スカイシャインガンマ線

図 6-7

原子炉
格納容器

⑤グランドシャイン③流入した放射性物質による被ばく外気流入

作業場所①クラウドシャイン

被ばく経路①大気中へ放出された放射性物質からのガンマ線による被ばく（クラウドシャインによる外部被ばく）②原子炉建屋内の放射性物質からのガンマ線による被ばく（直接ガンマ線及びスカイシャインガンマ線による外部被
ばく）③外気から作業場所に流入した放射性物質による被ばく（作業場所内に浮遊している放射性物質による内部及び外部被ばく）④ベント系配管内の放射性物質からのガンマ線による外部
被ばく⑤大気中へ放出され地表面に沈着した放射性物質からのガンマ線による被ばく（グランドシャインによる外部被ばく）

ベント操作に係る作業時の被ばく評価経路イメージ（屋内移動時及び第一弁開操作時）④ベント系配管の直接ガンマ線②直接ガンマ線

格納容器圧力逃がし装置
排気口

原子炉建屋

非常用ガス処理系
排気筒

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R5

別添 3-159

468

原子炉
格納容器

図 6-8

正圧
第二弁操作室 空気ボンベ（遮蔽区画）⑤グランドシャイン③流入した放射性物質からのガンマ線

外気流入

被ばく経路
①大気中へ放出された放射性物質からのガンマ線による被ばく（クラウドシャインによる外部被ばく）②原子炉建屋内の放射性物質からのガンマ線による被ばく（直接ガンマ線及びスカイシャインガンマ線による外部被ばく）③外気から作業場所に流入した放射性物質による被ばく（作業場所内に浮遊している放射性物質による外部被ばく。ただし，退避室は空気ボンベにより加圧させるため，退避室内への放射性物質の流入はないものとする。）④ベント系配管内の放射性物質からのガンマ線による外部被ばく⑤大気中へ放出され地表面に沈着した放射性物質からのガンマ線による被ばく（グランドシャインによる外部被ばく）

ベント操作に係る作業時の被ばく評価経路イメージ（第二弁開操作時）④ベント系配管の直接ガンマ線②直接ガンマ線

作業場所①クラウドシャイン②スカイシャインガンマ線

格納容器圧力逃がし装置
排気口

原子炉建屋

非常用ガス処理系
排気筒

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R5

図 6-9原子炉
格納容器②直接ガンマ線

スクラビング水補給ライン
格納容器圧力逃がし装置格納槽④格納容器圧力逃がし装置格納槽からの直接ガンマ線②スカイシャインガンマ線①クラウドシャイン

被ばく経路

①吸入摂取

③グランドシャイン

スクラビング水補給
作業場所のフィルタ装置遮蔽壁

格納容器圧力逃がし装置格納槽のフィルタ
装置遮蔽壁による外部被ばく（直接ガンマ線による外部被ばく）④格納容器圧力逃がし装置格納槽内の放射性物質からのガンマ線よる被ばく（グランドシャインによる外部被ばく）③地表に沈着した放射性物質からの放射性物質からのガンマ線にンマ線及びスカイシャインガンマ線による外部被ばく）②原子炉建屋内の放射性物質からのガンマ線による被ばく（直接ガラウドシャインによる外部被ばく，吸入摂取による内部被ばく）①大気中へ放出された放射性物質からのガンマ線による被ばく（クNT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R5スクラビング水補給作業時の作業員の被ばく評価経路イメージ（屋外作業時）

格納容器圧力逃がし装置
排気口
原子炉建屋

非常用ガス処理系
排気筒

別添 3-160469

別添 3-161

470

図 6-10

格納容器圧力逃がし装置格納槽

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

ガンマ線及びスカイシャインガンマ線による外部被ばく）② 原子炉建屋内の放射性物質からのガンマ線による被ばく（直接格納容器圧力逃がし装置格納槽のフィルタ装置遮蔽壁③グランドシャイン④格納容器圧力逃がし装置
格納槽からの直接ガンマ線

窒素供給ライン

①吸入摂取②スカイシャインガンマ線

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

被ばく経路

窒素供給作業時及び水源補給作業の作業員の被ばく評価経路イメージ（屋外移動時及び屋外作業時）

原子炉
格納容器

②直接ガンマ線

格納容器圧力逃がし装置
排気口
原子炉建屋

非常用ガス処理系
排気筒①クラウドシャイン

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R5

表 6-2
項目

大気拡散評 価モデル

気象資料

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R6

放出源及び 放出源
高さ（有効 高さ）

実効放出継 続時間
累積出現頻 度大 気拡散評 価 条件

評価条件

選定理由

ガウスプル ームモデ ル

発電用 原子炉 施設 の安 全解析 に関する気象指 針に基づき 評価

格納容 器圧力 逃が し装 置排気 口及び原子 炉建屋 から の放 出は地 上風（地上 10 m）の気象デ ータを使用
非常用 ガス処 理系 排気 筒から の放出は排 気筒 風（地 上 140 m） の気
象データを 使用
格納容 器圧力 逃が し装 置排気 口からの放 出は建 屋影 響を 考慮し 原子原子炉建屋 漏えい： 地 上0 m
炉建屋 屋上か らの 放出 と想定 し設
格納容器圧 力逃がし 装 置
定排気口から の放出： 地 上57 m
非常用 ガス処 理系 排気 筒から の放非常用ガス 処理系排 気 筒
出は方 位ごと の風 洞実 験結果 のうからの放出：地上95 m
ち保守 的に最 低の 方位 の有効 高さを設定
東海第二発電所における 1
年 間 の 気 象 資 料 （ 2005 年 4
月～2006 年 3 月）
地上風 ： 地上 10 m
排気筒風： 地上 140 m

保守的 に最も 短い 実効 放出継 続時
間を設定

1 時間
小さい方か ら 97 ％

建屋の影響

考慮する

巻き込みを生じる
代表建屋

原子炉建屋

大気拡散評 価点

図 6-22 参照

着目方位

非常用ガス 処理系排 気 筒：
1 方位
原子炉建屋 及び格納容器圧 力逃がし 装 置
排気口：
9方位

建屋影響

3000 m 2

形状係数

0.5

気象指針に 基づき設定
格納容 器圧力 逃が し装 置排気 口放出及び 原子炉 建屋 漏え いにお いては放出 源から 近距 離の 原子炉 建屋の影響 を受け るた め， 建屋に よる
巻き込み現 象を考慮
放出源 から最 も近 く， 巻き込 みの
影響が最も 大きい建屋 として選定
屋外移 動時は 敷地 内の 最大濃 度点
で設定
屋内移 動時は 原子 炉建 屋付近 の最大濃度点で 設定
作業時 は作業 地点 のあ る原子 炉建
屋外壁で設 定非常用 ガス処 理系 排気 筒（排 気筒
放出） につい ては 評価 点の方 位とし，原 子炉建 屋漏 えい 及び格 納容
器圧力 逃がし 装置 排気 口につ いては放出源が評価点に近いことから，180 度を カバ ーす る方位 を対象とする。
原子炉 建屋の 最小 投影 断面積 を設
定
発電用 原子炉 施設 の安 全解析 に関する気象指 針に基づき 設定

別添 3-162471

表 6-3

評 価に使用 す る相対濃度 （χ／Ｑ ） 及び相対線 量（Ｄ／ Ｑ）（1／3）

作業内容
第一弁
（サプレッショ ン・チェ ン バ
側）
開操作

放出箇所

屋内外移動時／作業時

χ ／ Ｑ 及 び Ｄ／ Ｑ

原 子 炉 建 屋 漏え い
（地上放出）

χ／Ｑ（ s/m 3 ）約 8.0×10 -4

非 常 用 ガ ス 処理 系 排 気筒
（ 排 気 筒 放 出）χ／Ｑ（ s/m 3 ）約 3.0×10 -6

原 子 炉 建 屋 漏え い
（地上放出）

χ／Ｑ（ s/m 3 ）約 8.0×10 -4

非 常 用 ガ ス 処理 系 排 気筒
（ 排 気 筒 放 出）χ／Ｑ（ s/m 3 ）約 3.0×10 -6

原 子 炉 建 屋 漏え い
（地上放出）

χ／Ｑ（ s/m 3 ）約 7.4×10 -4

χ／Ｑ（ s/m 3 ）約 2.1×10 -6

Ｄ／Ｑ（ Gy/Bq）

約 6.4×10 -20

χ／Ｑ（ s/m 3 ）約 8.3×10 -4

χ／Ｑ（ s/m 3 ）約 4.2×10 -4

Ｄ／Ｑ（ Gy/Bq）

約 8.7×10 -19

χ／Ｑ（ s/m 3 ）約 3.0×10 -6

Ｄ／Ｑ（ Gy/Bq）

約 1.2×10 -19

原 子 炉 建 屋 漏え い
（地上放出）

χ／Ｑ（ s/m 3 ）約 8.0×10 -4

格 納 容 器 圧 力逃 が し 装置
排気口
（ 建 屋 屋 上 放出 ）χ／Ｑ
（ s/m 3 ）約 4.0×10 -4

非 常 用 ガ ス 処理 系 排 気筒
（ 排 気 筒 放 出）χ／Ｑ（ s/m ３ ）約 3.0×10 -6

原 子 炉 建 屋 漏え い
（地上放出）

χ／Ｑ（ s/m 3 ）約 7.4×10 -4

格 納 容 器 圧 力逃 が し 装置
排気口
（ 建 屋 屋 上 放出 ）χ／Ｑ
（ s/m 3 ）約 3.7×10 -4

非 常 用 ガ ス 処理 系 排 気筒
（ 排 気 筒 放 出）χ／Ｑ（ s/m 3 ）約 3.0×10 -6

屋内外移動時第一弁（ドライウェル側）
開操作
作業時
非 常 用 ガ ス 処理 系 排 気筒
（ 排 気 筒 放 出）

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R5

原 子 炉 建 屋 漏え い
（地上放出）

屋外移動時

格 納 容 器 圧 力逃 が し 装置
排気口
（ 建 屋 屋 上 放出 ）非 常 用 ガ ス 処理 系 排 気筒
（ 排 気 筒 放 出）

第二弁
開操作
屋内移動時

作業時

別添 3-163472

表 6-3

評 価に使用 す る相対濃度 （χ／Ｑ ） 及び相対線 量（Ｄ／ Ｑ）（2／3）

作業内容

放出箇所
原 子 炉 建 屋 漏え い
（地上放出）ス ク ラ ビ ン グ水
補給作業

屋外移動時
／作業時

格 納 容 器 圧 力逃 が し 装置 排気口（ 建 屋 屋 上 放出 ）非 常 用 ガ ス 処理 系 排 気筒
（ 排 気 筒 放 出）

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R5

原 子 炉 建 屋 漏え い
（地上放出）

屋外移動時

格 納 容 器 圧 力逃 が し 装置
排気口
（ 建 屋 屋 上 放出 ）非 常 用 ガ ス 処理 系 排 気筒
（ 排 気 筒 放 出）χ ／ Ｑ 及 び Ｄ／ Ｑ
χ／Ｑ
（ s/m 3 ）約 8.3×10 -4

χ／Ｑ（ s/m 3 ）約 4.2×10 -4

Ｄ／Ｑ（ Gy/Bq）

約 8.7×10 -19

χ／Ｑ（ s/m 3 ）約 3.0×10 -6

Ｄ／Ｑ（ Gy/Bq）

約 1.2×10 -19

χ／Ｑ（ s/m 3 ）約 8.3×10 -4

χ／Ｑ（ s/m 3 ）約 4.2×10 -4

Ｄ／Ｑ（ Gy/Bq）

約 8.7×10 -19

χ／Ｑ（ s/m 3 ）約 3.0×10 -6

Ｄ／Ｑ（ Gy/Bq）

約 1.2×10 -19

χ／Ｑ（ s/m 3 ）約 7.4×10 -4

χ／Ｑ（ s/m 3 ）約 3.7×10 -4

Ｄ／Ｑ（ Gy/Bq）

約 7.7×10 -19

χ／Ｑ（ s/m 3 ）約 3.0×10 -6

Ｄ／Ｑ（ Gy/Bq）

約 6.3×10 -20

窒素供給作業
原 子 炉 建 屋 漏え い
（地上放出）

格 納 容 器 圧 力逃 が し 装置 排気口 （ 建 屋 屋 上放 出 ）作業時

非 常 用 ガ ス 処理 系 排 気筒
（ 排 気 筒 放 出）

別添 3-164473

表 6-3

評 価に使用 す る相対濃度 （χ／Ｑ ） 及び相対線 量（Ｄ／ Ｑ）（3／3）

作業内容

放出箇所

原 子 炉 建 屋 漏え い
（地上放出）

水 源 補 給 準 備作 業 【 ポン プ設 置等】
水 源 補 給 作 業【 補 給 監視 】
燃料給油作業（ 西 側 淡 水 貯水 設 備 付近 ）格 納 容 器 圧 力逃 が し 装置
排気口
（ 建 屋 屋 上 放出 ）非 常 用 ガ ス 処理 系 排 気筒
（ 排 気 筒 放 出）

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R5

原 子 炉 建 屋 漏え い
（地上放出）

水 源 補 給 準 備作 業 【 ホー ス施 設等】
（ 代 替 淡 水 貯水 槽 付 近）格 納 容 器 圧 力逃 が し 装置
排気口
（ 建 屋 屋 上 放出 ）非 常 用 ガ ス 処理 系 排 気筒
（ 排 気 筒 放 出）χ ／ Ｑ 及 び Ｄ／ Ｑ
χ／Ｑ
（ s/m 3 ）約 3.7×10 -4

Ｄ／Ｑ（ Gy/Bq）

約 1.9×10 -18

χ／Ｑ（ s/m 3 ）約 1.9×10 -4

Ｄ／Ｑ（ Gy/Bq）

約 6.6×10 -19

χ／Ｑ（ s/m 3 ）約 2.4×10 -6

Ｄ／Ｑ（ Gy/Bq）

約 1.1×10 -19

χ／Ｑ（ s/m 3 ）約 8.3×10 -4

Ｄ／Ｑ（ Gy/Bq）

約 3.3×10 -18

χ／Ｑ（ s/m 3 ）約 4.2×10 -4

Ｄ／Ｑ（ Gy/Bq）

約 8.7×10 -19

χ／Ｑ（ s/m 3 ）約 3.0×10 -6

Ｄ／Ｑ（ Gy/Bq）

約 1.2×10 -19

別添 3-165474

表 6-4
項

建 屋内に流 入 した放射性 物質によ る 外部被ばく 評価条件

目

評価条件
D

サブマージ
ョンモデル
（評価式）

6.2

10

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R6

1

e μ

3600

D ： 放 射 線 量 率（ Sv/h）Qγ ： 大 気 に 放 出さ れ た 放射 性物 質 放 出 率 （Bq/s）（ 0.5 MeV 換 算 値 ）Eγ ： ガ ン マ 線 エネ ル ギ （ 0.5 MeV/dis）
μ ： 空 気 に 対 する ガ ン マ線 エネ ル ギ 吸 収 係数
（ 3.9×10 -3 /m）
R ： 作 業 エ リ ア等 の 空 間体 積と 等 価 な 半 球の 半 径 （ m）
R

作業場所等
の空間体積
（V ）

Q γ χ ／ Q Eγ

選定理由

―

π

V ： 作 業 エ リ ア等 の 空 間体 積（ m 3 ）＜ サ プ レ ッ ショ ン ・ チェ ンバ か ら の ベ ント を 行 う場 合＞
・第一弁
操作場所
：2200 m 3
屋 内 移 動 ア クセ ス ル ート ：2200 m 3
・第二弁
操作場所
： 590 m 3
屋 内 移 動 ア クセ ス ル ート ：2200 m 3＜ ド ラ イ ウ ェル か ら のベ ント を 行 う 場 合＞
・第一弁
屋 外 の た め 相対 線 量 より 評価
・第二弁
操作場所
： 590 m 3
屋 内 移 動 ア クセ ス ル ート ： 2200 m 3

アクセスルートとなる建屋内の区画で最も線量率が高くなる区画の
空 間 体 積 で 設定
操作エリアは作業区画の 空 間 体 積 で設 定

屋内作業場
所流入率の
考慮

考慮しない

保 守 的 に 外 気濃 度 と 同
一 濃 度 と す る。

第二弁操作
室の遮蔽及
び空気ボン
ベ加圧考慮
（第二弁操
作場所）の
み）

第 二 弁 操 作 室の 遮 蔽 厚： 40 ㎝ ＊ （ コ ンク リ ート ）空 気 ボ ン ベ によ る 加 圧時 間： ベ ン ト 実 施か ら 3 時間

第二弁操作場所にベント 後 3 時 間 滞在 す る 。

評 価 で 考 慮 す る コン ク リ ート 遮 蔽 は ， 公 称 値か ら マ イナ ス 側 許容 差 （ -5 mm） を 引 い た値を 適 用

建築工事標準仕様書ＪＡ Ｓ Ｓ 5N・同解 説（ 原子力発電所施設における鉄筋コンクリート工
事 ，日 本 建 築学 会 )に 基
づき設定

2.00 g/cm 3

建築工事標準仕様書ＪＡ Ｓ Ｓ 5N・同解 説（ 原子力発電所施設における鉄筋コンクリート工
事 ，日 本 建 築学 会 )を 基に 算 出 し た 値を 設 定

許容差

コンクリー
ト密度

注記

＊： 格納容器 圧 力逃がし装 置配管が あ る部分の遮 蔽厚は 120 ㎝（コンク リート）

別添 3-166475

表 6-5項目

線 量換算係 数 ，呼吸率等
評価条件

選定理由

成人実効線 量換算係 数 を使用（主な核種 を以下に 示 す）NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R5

線量換算係 数

Ｉ－131 ：2.0×10 -8
Sv/Bq
Ｉ－132 ：3.1×10 -10 Sv/Bq
Ｉ－133 ：4.0×10 -9
Sv/Bq
Ｉ－134 ：1.5×10 -10 Sv/Bq
Ｉ－135 ：9.2×10 -10 Sv/Bq
Ｃｓ－134 ：2.0×10 -8
Sv/Bq
Ｃｓ－136 ：2.8×10 -9
Sv/Bq-8
Ｃｓ－137 ：3.9×10
Sv/Bq
上記以外の 核種は ICRP Pub.71 等 に基づく

ICRP Publication
71 に基づき 設定

呼吸率

1.2 m 3 /h

成人活動時の呼吸
率を設定

マスクの
除染係数

ＤＦ50

性能上期待できる
値から設定

地表面への
沈着速度

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

東海第二発電所の実気象から求めた沈着速度から保守的に設定

別添 3-167476

表 6-6
項

格 納容器圧 力 逃がし装置 配管から の 直接ガンマ 線

目

評価条件

第一弁
（ サ プ レ ッ ショ
ン ・ チ ェ ン バ側 ）第一弁
（ ド ラ イ ウ ェル
側）

遮蔽厚さ＊

選定理由

作業場所

150 ㎝

移動ルート

90 ㎝

作業場所

60 ㎝

移動ルート

60 ㎝

作業場所

120 ㎝

移動ルート

120 ㎝

ベ ン ト 操 作 エリ ア に おける 原 子 炉 建 屋壁 等 を 考慮
（ 図 6-11～図 6-21 参照 ）第二弁

評価で考慮するコンクリート遮
蔽は，公称値からマイナス側許容 差 （ -5 mm） を 引い た 値を 適 用

許容差2.00 g/cm 3

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R7

コ ン ク リ ー ト密 度

第一弁
（ サ プ レ ッ ショ
ン ・ チ ェ ン バ側 ）配管中心から
評価点までの距離

第一弁（ ド ラ イ ウ ェル
側）

作業場所

3.0 m

移動ルート

10.9 m

作業場所

11.6 m

移動ルート

11.6 m

作業場所

1.4 m

移動ルート

1.4 m

建築工事標準仕様書ＪＡＳ Ｓ 5N・同解 説（ 原子 力
発電所施設における鉄筋
コンクリート工事，日本
建 築 学 会 )に基 づ き 設 定
建築工事標準仕様書ＪＡＳ Ｓ 5N・同解 説（ 原子 力
発電所施設における鉄筋
コンクリート工事，日本
建 築 学会 )を基 に 算出 し
た値を設定

―

第二弁

注記

＊ ： 遮蔽厚はコン クリート相当の厚さとす る。

表 6-7
項

原 子炉建屋 か らの直接ガ ンマ線及 び スカイシャ インガン マ 線

目

評価条件

選定理由

遮蔽厚さ

10 ㎝～220 ㎝

原子炉建屋外壁（ 二次 遮蔽）の厚さを設定

原子炉建屋内線源強度分布

原子炉 建屋内 に放 出さ れた放 射性
物質が均一 に分布

審査ガイドに示されたとおり設定

原子炉建屋 のモデル

原子炉建屋 の幾何形 状 をモデル化

建屋外壁を遮蔽体として考慮

直接ガンマ 線・スカイ
シャインガンマ線評
価コード

直接ガンマ 線評価：
ＱＡＤ－Ｃ ＧＧＰ２ Ｒ
スカイシャ インガン マ 線評価：
ＡＮＩＳＮ
Ｇ３３－Ｇ Ｐ２Ｒ

現行許認可（添 十）に 同じ

別添 3-168477

表 6-8項目

スクラビング水補給
作業場所の フィルタ 装
置遮蔽壁
格納容器圧 力逃がし 装
置格納槽の フィルタ 装
置遮蔽壁
格納容器圧 力逃がし 装
置格納槽の 配管遮蔽 壁

評価条件

選定理由

130 cm

格納容器圧 力逃がし 装 置格納槽遮 蔽設計
値（10m Sv/h 以下） に 基づき設定

160 cm

格納容器圧 力逃がし 装 置格納槽遮 蔽設計
値（0.625 mSv/h 以 下 ）に基づき 設定

140 cm

配管遮蔽設 計値（0.625 mSv/h 以下 ）に基づき設定

2.10 g/cm 3

新設遮蔽は コンクリ ー ト密度 2.10 g/cm 3以上で施工

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R5コンクリー ト密度

格 納容器圧 力 逃がし装置 からの直 接 ガンマ線

別添 3-169

478

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R7

図6-11

第 一弁（サ プ レッション ・チェン バ 側）操作場 所及びアク セスルート（原子炉建 屋原子炉 棟3階及び原子 炉建屋付 属 棟3階，4階)

別添 3-170

479

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R7

図6-12

第 一弁（サ プ レッション ・チェン バ 側）操作場 所及びアク セスルート（原子炉建 屋原子炉 棟2階及び原子 炉建屋付 属 棟2階)

別添 3-171480

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R7

図6-13

第 一弁（サ プ レッション ・チェン バ 側）操作場 所及びアク セスルート（原子炉建 屋原子炉 棟1階及び原子 炉建屋付 属 棟1階)

別添 3-172481

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R7

図6-14

第 一弁（ド ラ イウェル側 ）操作場 所 及びアクセスルート（原子炉建 屋原子炉 棟3階及び原子 炉建屋付 属 棟3階，4階)

別添 3-173482

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R7

図6-15

第 一弁（ド ラ イウェル側 ）操作場 所 及びアクセスルート（ 原子炉建 屋 原子炉棟2階 及び原 子炉 建屋付属棟2階)

別添 3-174483

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R7

図6-16

第 一弁（ド ラ イウェル側 ）操作場 所 及びアクセスルート（原子炉建 屋原子炉 棟1階及び原子 炉建屋付 属 棟1階)

別添 3-175484

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R7

図6-17

第 一弁（ド ラ イウェル側 ）操作場 所 及びアクセスルート（原子炉建 屋原子炉 棟4階及び原子 炉建屋付 属棟屋上)

別添 3-176

485

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R6

図6-18

屋 外移動時 の アクセスル ート

別添 3-177486

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R6

図6-19

第 二弁操作 場 所及びアク セスルー ト（原子炉 建屋原子 炉 棟1階及び原 子炉建屋付 属棟1階)

別添 3-178487

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R6

図6-20

第 二弁操作 場 所及びアク セスルー ト（原子炉建 屋原子炉 棟2階及び原子 炉建屋付属 棟2階)

別添 3-179

488

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R6

図6-21

第 二弁操作 場 所及びアク セスルー ト（原子炉建 屋原子炉 棟3階及び原子 炉建屋付 属棟3階)

別添 3-180489

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R7

図 6-22

大 気中に放 出 された放射 性物質の 濃 度評価点

別添 3-181490

別添 3-182491

約8.6×100 mSv

約2.1×101 mSv

作業員の実効線量（作業時及び移動時）

注記

35分（往路）90分

作業時間及び移動時間

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

約8.2×100 mSv

35分（復路）約1.4×101

約1.2×101

屋外移動のため対象外 ＊3

約2.5×101 mSv

90分

約1.7×101

約1.1×101

約4.6×10-1

約2.6×10-2

約4.8×10-2

大気中へ放出された放射性物質の影響に包絡される

約5.4×100

ベント操作時約1.9×100

屋外移動時（作業場所⇒
緊急時対策所）

1.0×10-2以下

約2.6×10-2

約5.4×100

屋内／屋外移動時（作業場所⇒
付属棟入口）

約4.4×100 mSv

15分（復路）約1.8×101

約1.2×101

約4.6×10-1

約5.2×101 mSv

約1.5×101 mSv

50分（往路）約1.8×101

約1.2×101

約4.6×10-1

大気中へ放出された放射性物質の影響に包絡される

1.0×10-2以下

約2.6×10-2

約5.4×100

屋内／屋外移動時（中央制御室⇒作業場所）

約8.2×100 mSv

35分（復路）約1.4×101

約1.2×101

屋外移動のため対象外 ＊3

1.0×10-2以下

約4.8×10-2

約1.9×100

屋外移動時（付属棟入口⇒緊急時対策所）（単位：mSv/h）
第一弁（ドライウェル側）開操作 ＊1＊1：第一弁開操作はベント実施前に行う。
＊2：第一弁開操作前は，第一弁までのベント系配管内に浮遊した放射性物質を考慮する。
＊3：屋外移動時は，アクセスルートからベント系配管の距離が離れているため，評価対象外とする。

約3.7×101 mSv

約1.5×101

約1.4×101

作業線量率

作業員の実効線量（合計）約1.2×101

約1.2×101

大気中へ放出され地表面に沈着した
放射性物質からのガンマ線による被ばく

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

内部被ばく
約1.4×10-1

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

屋内に流入する放射性物質の影響に包絡される

約3.1×100

屋内移動時（中央制御室⇒
作業場所）

外部被ばく

内部被ばく

外部被ばく

約2.1×100

ベント操作時ベント系配管内の放射性物質からのガンマ線による外部被ばく ＊2

外気から作業場所内へ流入した放射性物質による被ばく

大気中へ放出された放射性物質による被ばく

原子炉建屋内の放射性物質からのガンマ線による外部被ばく

被ばく経路

＊1

第一弁開操作に伴う移動時及び作業時の線量第一弁（サプレッション・チェンバ側）開操作

表 6-9

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R7

別添 3-183

492

被ばく経路

内部被ばく

外部被ばく

内部被ばく

外部被ばく

60分

約5.2×10 0 mSv

作業員の実効線量（作業時及び移動時）

約2.2×10 -2

約2.2×10 -2

約4.8×10 -1 mSv

60分

約4.8×10 -1

約2.2×10 -2

約4.6×10 -1

1.0×10 -2以下

約1.7×10 -1

約2.3×10 -2

約1.3×10 -1

1.0×10-2以下

1.0×10 -2以下

約2.4×10 0 mSv

10分（往路）約1.4×10 1

約1.2×10 1

約1.3×10 -1

1.0×10 -2以下

1.0×10 -2以下

約2.8×101 mSv

約4.0×10 -1 mSv

140分

約2.6×10 0

ベント
実施前

ベント
実施後
約2.6×10 0

約2.4×10 0 mSv

10分（復路）約1.4×10 1

約1.2×10 1

約2.9×10 -1

約2.7×10 -2

約4.1×10 -2

屋内に流入する放射性物質の影響に包絡される

1.0×10 -2以下

ベント
実施前

待機時

＊：屋外移動時は，アクセスルートからベント系配管の距離が離れているため，評価対象外とする。

約5.3×10 -1 mSv

60分

約5.3×10 -1

約4.6×10 -1

作業時間及び移動時間

注記

2時間～
3時間
1.0×10 -2以下

正圧化により流入なし

約5.2×10 -2

約4.6×10 -1

約4.7×10 0

約5.2×10 0

作業員の実効線量（合計）1.0×10 -2以下

1時間～
2時間

屋内に流入する放射性物質の影響に包絡される

作業線量率

ベント系配管内の放射性物質からのガンマ線による外部被ばく
大気中へ放出され地表面に沈着した
放射性物質からのガンマ線による被ばく

外気から作業場所内へ流入した放射性物質
による被ばく

大気中へ放出された放射性物質による被ばく

1.0×10 -2以下

ベント開始～
1時間

第二弁開操作時（ベント実施時）

屋内移動時（原子炉建屋入口⇔
作業場所）

第二弁開操作に伴う移動時及び作業時の線量（サプレッション・チェンバからのベント操作の場合）

原子炉建屋内の放射性物質からのガンマ線による外部被ばく

表 6-10NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R7

約2.7×10 -2

約1.1×10 -1

約1.9×10 0

ベント
実施後

約8.2×10 0 mSv

35分（往路）約1.4×10 1

約1.2×10 1

約8.2×10 0 mSv

35分（復路）約1.4×10 1

約1.2×10 1

屋外移動のため対象外 ＊屋外移動のため対象外 ＊1.0×10 -2以下

約4.8×10 -2

約1.9×10 0

ベント
実施前

屋外移動時
（緊急時対策所⇔
原子炉建屋入口）（単位：mSv/h）別添 3-184

493

内部被ばく

外部被ばく

内部被ばく

外部被ばく

60分

約4.6×10 0 mSv

作業員の実効線量（作業時及び移動時）

約2.9×10 -2

約2.9×10 -2

約8.4×10 -2

約6.2×10 -1 mSv

60分

約6.2×10 -1

約2.9×10 -2

約5.1×10 -1

約7.3×10 -2

約2.3×10 -2

約3.1×10 -2

1.0×10－２ 以下

1.0×10 -2以下

約2.4×10 0 mSv

10分（往路）約1.4×10 1

約1.2×10 1

約3.1×10 -2

1.0×10 －２ 以下

1.0×10 -2以下

約4.2×101 mSv

約1.7×10 -1 mSv

140分

約2.6×10 0

ベント
実施前

ベント
実施後
約2.6×10 0

約4.7×10 0 mSv

10分（復路）約2.8×10 1

約1.6×10 1

約3.2×10 -1

約1.3×10 ０

約8.3×10 0

屋内に流入する放射性物質の影響に包絡される

1.0×10 -2以下

ベント
実施前

待機時

＊：屋外移動時は，アクセスルートからベント系配管の距離が離れているため，評価対象外とする。

約8.4×10 -1 mSv

60分

約8.4×10 -1

約5.1×10 -1

作業時間及び移動時間

注記

2時間～
3時間
1.0×10 -2以下

正圧化により流入なし

約3.1×10 -1

約5.1×10 -1

約4.0×10 0

約4.6×10 0

作業員の実効線量（合計）1.0×10 -2以下

1時間～
2時間

屋内に流入する放射性物質の影響に包絡される

作業線量率

ベント系配管内の放射性物質からのガンマ線による外部被ばく
大気中へ放出され地表面に沈着した
放射性物質からのガンマ線による被ばく

外気から作業場所内へ流入した放射性物質
による被ばく

大気中へ放出された放射性物質による被ばく

1.0×10 -2以下

ベント開始～
1時間

第二弁開操作時（ベント実施時）

屋内移動時（原子炉建屋入口⇔
作業場所）

第二弁開操作に伴う移動時及び作業時の線量（ドライウェルからのベント操作の場合）

原子炉建屋内の放射性物質からのガンマ線による外部被ばく

被ばく経路

表 6-11NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R7

約1.3×10 0

約1.5×10 1

約1.9×10 0

ベント
実施後

約8.2×10 0 mSv

35分（往路）約1.4×10 1

約1.2×10 1

約2.0×10 1 mSv

35分（復路）約3.5×10 1

約1.6×10 1

屋外移動のため対象外 ＊屋外移動のため対象外 ＊1.0×10 -2以下

約4.8×10 -2

約1.9×10 0

ベント
実施前

屋外移動時
（緊急時対策所⇔
原子炉建屋入口）（単位：mSv/h）別添 3-185

494

被ばく経路

約6.3×10-1
約3.9×100

約3.3×100
約1.0×101
約1.3×101

大気中へ放出され地表面に沈着した
放射性物質からのガンマ線による被ばく

格納容器圧力逃がし装置
フィルタ装置格納槽からの直接線

作業線量率

約3.3×100

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

内部被ばく

大気中へ放出された放射性物質よる被ばく

外部被ばく

1.0×10-2以下

屋外移動時

1.0×10-2以下

補給作業時

スクラビング水補給作業

約3.6×100

約6.3×10-1

約2.9×100

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

供給作業時

窒素供給作業

約3.9×100

約6.3×10-1

約3.3×100

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

屋外移動時（単位：mSv/h）

スクラビング水補給作業及び窒素供給作業における被ばく評価（サプレッション・チェンバからのベント操作の場合）

原子炉建屋内の放射性物質からのガンマ線による外部被ばく

表 6-12

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R6

別添 3-186495

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

約6.3×10-1
約5.1×10０

約4.5×100
約1.0×101
約1.5×10１

大気中へ放出され地表面に沈着した
放射性物質からのガンマ線による被ばく

格納容器圧力逃がし装置
フィルタ装置格納槽からの直接線

作業線量率

約4.5×100

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

屋外移動時

内部被ばく

大気中へ放出された放射性物質よる被ばく

外部被ばく

原子炉建屋内の放射性物質からのガンマ線による外部被ばく

補給作業時

スクラビング水補給作業

約4.6×10０

約6.3×10-1

約4.0×100

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

供給作業時

窒素供給作業

約5.1×10０

約6.3×10-1

約4.5×100

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

屋外移動時（単位：mSv/h）

スクラビング水補給作業及び窒素供給作業における被ばく評価（ドライウェルからのベント操作の場合）

被ばく経路

表 6-13

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R6

別添 3-187

496

65 分
（約 1.1 時間）
約 1.6×101

75 分（約 1.3 時間）
約 7.5×100

作業時間（移動時間含む）

作業員の実効線量（各作業時）

約 5.3×100

約 1.5×10-2

約 9.0×10-2

約 5.5×10-1

約 6.1×101 mSv

2.0×100

20 分（約 0.4 時間）

約 6.0×100 mSv/h―

補給監視作業約 3.6×101

360 分（6.0 時間）＊3

約 6.0×100 mSv/h―

約 5.3×100

約 1.5×10-2

約 9.0×10-2

約 5.5×10-1

西側淡水貯水設備
付近

補給作業
給油作業

約 2.6×101 mSv

約 1.7×101

175 分（25 分×7 回）（約 2.9 時間）

90 分（1.5 時間）
約 9.0×100

約 6.0×100 mSv/h―

約 5.3×100

約 1.5×10-2

約 9.0×10-2

約 5.5×10-1

約 6.0×10０ mSv/h―

約 5.3×100

約 1.5×10-2

約 9.0×10-2

約 5.5×10-1

格納容器ベント実施 3 時間後以降

西側淡水貯水設備付近

給油準備作業

燃料の給油準備・給油作業

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

作業員の実効線量（合計）約 1.5×101 mSv/h

約 6.0×100 mSv/h

線量率（格納容器ベント実施 3 時間後）

約 6.3×10-1―

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

約 1.2×101

約2.7×10-2

約1.1×10-1

約 9.0×10-２
約 1.5×10-2

約1.9×100

約 5.5×10-1

約 5.3×100

内部被ばく＊1

外部被ばく

代替淡水貯槽付近

西側淡水貯水設備
付近

補給準備作業

格納容器ベント実施 3 時間後以降

ホース敷設等作業

ポンプ設置等作業

補給準備作業大気中へ放出され地表面に沈着した
放射性物質からのガンマ線による被ばく

大気中へ放出された放射性物質による被ばく

原子炉建屋内の放射性物質からのガンマ線による外部被ばく

作業時間帯

線量評価点

屋外作業

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

表 6-14 水源及び燃料の補給作業における被ばく評価

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R6

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R6E

4. 引用文献(1) Regulatory Guide 1.195, “Methods and Assumptions for Evaluating RadiologicalConsequences of Desigh Basis Accidents at Light-Water Nuclear Power Reactors”,May 2003
(2) Standard Review Plan6.5.2,“Containment Spray as a Fission Product Cleanup
System”,December 2005
(3) Standard Review Plan6.5.5,“Pressure Suppression Pool as a Fission Product Cleanup
System”,March 2007
(4) NUREG-1465,“Accident Source Terms for Light-Water Nuclear Power Plants”,1995

別添 3-188497