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NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R0

Ⅴ-1-8-1

東海第二発電所 工事計画審査資料
資料番号

工認-139 改 1

提出年月日

平成 30 年 3 月 8 日

原子炉格納施設の設計条件に関する説明書

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R0

目

次

1.概要

1

2.基本方針23.構造及び機能

4

3.1 設計基準事故時を考慮した構造及び機能

4

3.1.1 概要

4

3.1.2 圧力抑制効果を得るために必要な構造及び寸法

43.1.3 真空破壊装置

63.1.4 開口部

6

3.1.5 配管貫通部

73.1.6 電気配線貫通部

73.1.7 原子炉格納容器隔離弁

73.1.8 原子炉格納容器安全設備

183.1.9 可燃性ガス濃度制御設備

183.1.10 放射性物質濃度制御設備

183.1.11 原子炉格納容器調気設備

183.2 重大事故等時における機能

18

3.2.1 重大事故等時における原子炉格納容器内の冷却等の機能

18

3.2.2 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

19

3.2.3 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

19

3.2.4 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

19

3.2.5 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

20

4.原子炉格納施設の設計条件················································································· 21

4.1 設計基準事故時における設計条件

214.1.1 内圧及び温度

214.1.2 外圧

214.1.3 原子炉冷却材喪失時の荷重

254.1.4 逃がし安全弁作動時の荷重

324.1.5 地震荷重

34

4.1.6 漏えい率に対する設計条件

34

4.1.7 原子炉格納容器の最低使用温度

344.2 原子炉格納施設の重大事故等時における設計条件

35

4.2.1 重大事故等時の評価温度，評価圧力35

5.原子炉格納施設の荷重の組合せ及び許容応力状態

375.1 荷重の種類

375.2 荷重の組合せ及び許容応力状態

375.3 繰り返し荷重に対する解析

441

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

45

6.1 評価方針

45

6.2 評価対象部位及び評価対象部位における機能喪失要因

45

6.3 評価方針

48

6.4 評価結果52

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（追而）
別添 2 コリウムシールドの設計
別添 3 格納容器圧力逃がし装置の設計（追而）NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

別添 4 代替循環冷却系の設計（追而）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，圧力抑制効果を得るために必要な構造及び寸法，真空破壊装置，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，可燃性ガス濃度制御設備，放射性物質の濃度低減設備，原子炉格納容器安全設備等の設計並びに最高使用圧力及び最高使用温度，
許容外圧，原子炉冷却材喪失時の荷重，逃がし安全弁作動時の荷重，地震荷重，設計漏えい率，
最低使用温度（原子炉格納容器本体の脆性破壊防止含む）について説明する資料である。
また，技術基準規則第 62，63，64，65，66，67，68，70 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容器の破損防止に係る機能についても説明するとともに，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

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R0

する。

1

3

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ー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ように，最高使用圧力及び最高使用温度を設定し設計する。
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。
原子炉格納容器を貫通する各施設の原子炉格納容器隔離弁は，自動隔離弁，通常時施錠管理が可能な手動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

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R0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，原子炉格納容器内圧が急激に減少し，負圧により原子炉格納容器が損傷することを防止するため，真空逃がし装置を設置する。
また，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。
格納容器スプレイ冷却系，サプレッション・プール冷却系及び代替格納容器スプレイ冷却系は，原子炉格納容器内の冷却のため，残留熱除去系ポンプ及び常設低圧代替注水系ポンプにより，原
子炉格納容器内にスプレイする設計とする。
代替循環冷却系は，原子炉格納容器内の冷却，過圧破損防止及び原子炉格納容器下部の溶融炉
心を冷却するため，代替循環冷却系ポンプにより，原子炉格納容器内に注水する設計とする。
格納容器下部注水系は，原子炉格納容器下部の溶融炉心を冷却するため，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，原子炉格納容器内ペデスタルに注水できる設計とする。
格納容器圧力逃がし装置は，原子炉格納容器の過圧破損防止するため，原子炉格納容器内の圧24

力及び温度を低下させることのできる設計とするとともに，排気中に含まれる放射性物質を低減できる設計とする。また，格納容器圧力逃がし装置により，原子炉格納容器内の可燃性ガスを含む蒸気を排出することにより原子炉格納容器内の水素濃度を低減し，水素爆発による原子炉格納容器の破損を防止できる設計とする。
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から原子炉建屋原子炉棟へ漏え
いする水素による原子炉建屋原子炉棟の損傷を防止するために，静的触媒式水素再結合器を設置する。また，原子炉建屋ガス処理系により原子炉建屋原子炉棟の水素を排出することで，原子炉建屋原子炉等の損傷を防止する設計とする。
原子炉建屋原子炉棟は，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，原子炉建屋放水設備を用いることにより，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，重大事故等時においては最高使用圧力，最高使用温度を超えることが想定されるが，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のないよう，重大事故等時の原子炉格納容器内雰囲気温度，圧力の最高値を上回る 200 ℃，最高使用圧力（Pd）の 2倍の圧力（2Pd）での原子炉格納容器本体及び開口部の構造健全性，及びシール部の機能維持を

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R0

確認する。

3

5

3. 構造及び機能
3.1 設計基準事故時を考慮した構造及び機能
3.1.1

概要
原子炉格納容器は，原子炉圧力容器及び再循環回路を取り囲む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，両者を仕切るダイヤフラム・フロアとこ
れを貫通するベント管及び鉄筋コンクリートマットからなる。
原子炉格納容器は，原子炉冷却材喪失事故のなかでも，最も苛酷な再循環回路 1 本の完全破断が起こり，破断口から原子炉冷却材が最大流量で放出されることを仮定して設計する。
この場合，ドライウェル内に放出された蒸気と水の混合物は，ベント管を通ってサプレッション・チェンバ内のプール水中に導かれる。ここで蒸気がプール水で冷却され，凝縮することによって，ドライウェル内圧の上昇が抑制され，一方，放出された放射性物質は原子炉格納容器内に保留される。サプレッション・プールは，設計基準対処施設として容量 3,400 m3，個数 1 個を設置する。

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R0

また，鋼製ドライウェル及びサプレッション・チェンバは一体構造であり，リングガー
ター及びアンカーボルトを通してコンクリートマット上に支持される。
コンクリートマットは原子炉格納容器底部の圧力バウンダリを構成するとともに気密性を保持するためのライナープレートを設ける。
3.1.2

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。
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 3-1 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。

46

表 3-1 東海第二発電所 圧力抑制機能の構造，寸法等

東海第二発電所

実験結果に基づく設

1

直 径 (ベ ン ト 管 )2

水 深 (ベ ン ト 管 )NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R0

3

4

5

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 ＝＊2：ベント管流路面積：Ａv（ベント管断面積×108）

π
Ａv＝
4

×108

ここで，

5

7

3.1.3

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・プールの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もなる。
真空破壊装置は上記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。
(A)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

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R0

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 0.508 m であるので，1 個当たりの流路面積は

π
×
4

＝

従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。
3.1.4

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定」（ＪＥＡＣ4203）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。
68

3.1.5

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。

3.1.6

電気配線貫通部
電線貫通部は，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。

3.1.7

原子炉格納容器隔離弁
原子炉格納容器隔離弁は，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

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R0

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原子炉格納容器隔離弁として，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しているか，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
配管のような特殊な細管を除いて，原則として原子炉格納容器の内側に 1 個，外側に 1 個の自動隔離弁を可能な限り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，配管の構成上，原子炉冷却系の損壊の影響を受けず，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て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 個の原子炉格納容器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。
原子炉格納容器隔離弁は，実用上可能な限り原子炉格納容器に近接した箇所に設ける設79計とする。
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隔離弁の機能が著しく低下するような箇所には，設置しない設計とする。
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，不活性ガス系及び原子炉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，事故時に容易に閉止可能な隔離機能を有する弁を設置する設計とする。
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NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R0管であって，特に隔離弁を設けない場合は，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ること等，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ついて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等流出量抑制対策を講じる設計とする。
原子炉格納容器隔離弁のうち自動隔離弁は，単一故障の仮定に加え外部電源が利用できない場合においても，非常用電源からの給電により隔離機能が達成できる設計とする。
原子炉格納容器隔離弁は，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を喪失しない設計とする。また，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ならない設計とする。
原子炉格納容器隔離弁は，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」（ＪＥＡＣ4203）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，原子炉格納容器隔離弁は，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810

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。

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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。

9

11

10

12

図 3-1 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 R0

11

13

図 3-2 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 R0

12

14

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 R0

13

15

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 R0

14

16

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 R0

15

17

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 R0

16

18

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 R0

（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。
④：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

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R0

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。

17

19

3.1.8

原子炉格納容器安全設備
設計基準対象施設としての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。

3.1.9

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ガス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あるいは酸素濃度を，燃焼限界に達しないための制限値である水素
濃度を 4 vol％以下あるいは酸素濃度を 5 vol％以下に維持できるように設計する。

3.1.10 放射性物質濃度制御設備
設計基準対象施設としての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NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R0

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。
設計基準対象施設としての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・粒子上核
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。
3.1.11 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，プラント通常運転中，原子炉格納容器内の酸素濃度を低く保つために，あらかじめ原子炉格納容器内の空気を窒素ガスで置換するとともに，プラント通常運転中の漏えい分の補給を窒素ガスで行う設計とする。
3.2 重大事故等時における機能
重大事故等時に使用する原子炉格納施設として重大事故等時の原子炉格納容器内の冷却，過圧破損防止，原子炉格納容器下部の溶融炉心冷却のために用いる，代替格納容器スプレイ冷却系，代替循環冷却系及び原子炉格納容器下部注水系や，原子炉格納容器から原子炉建物原子炉
棟内に漏えいした水素爆発による破損防止のため設置する水素濃度制御設備や格納容器の過圧破損を防止するために設置する圧力逃がし装置等，重大事故等時において使用する設備の設計についても以下に示す。
3.2.1

重大事故等時における原子炉格納容器内の冷却等の機能重大事故等時において，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1820

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，原子炉格納容器内の圧力及び温度を低下させるために必要な設備として，代替格納容器スプレイ冷却系を設置する。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の破損を防止するため，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に必要な設備として，代替格納容器スプレイ冷却系を設置する。代替格納容器スプレイ冷却系は，設計基準
事故対処設備である残留熱除去系ポンプの機能喪失又はサプレッションプール水を水源として使用できない場合に，常設低圧代替注水系ポンプを用い，残留熱除去系とは異なる
代替淡水貯槽を水源として，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減させることができる設計とする。
3.2.2

重大事故等時における格納容器の過圧破損防止機能
原子炉格納容器の過圧破損を防止するため，炉心の著しい損傷が発生した場合おいて，
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圧力及び温度を低下させるための設備として，格納容器圧力逃がし装置及び代替循環冷却系を設ける。
格納容器圧力逃がし装置は，フィルタ装置及び圧力開放板等で構成し，ベントガス圧力NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R0により圧力開放板が破裂することにより，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排気管を通して放出する。
代替循環冷却系は，サプレッションプール水を水源とし，代替循環冷却系ポンプにより
原子炉圧力容器への注水及び格納容器スプレイを行うとともに，緊急用海水系及び残留熱除去系熱交換器を用いて除熱することで，原子炉圧力容器等の循環冷却を行う。
3.2.3

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
重大事故等時において，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，原子炉格納容器の下部に落下した炉心を冷却するための設備として，原子炉格納容器下部注水系を設ける。
原子炉格納容器下部注水系は，代替淡水貯槽を水源として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で送水することにより原子炉格納容器下部のペデスタル（ドライウェル部）へ注水する。

3.2.4

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－ジルコニウ
ム反応により発生する水素により，原子炉格納容器内で水素爆発が発生することを防止するため，原子炉通常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。
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損傷を防止するため，原子炉格納容器圧力逃がし装置を設ける。

19

21

3.2.5

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，水素濃度制御設備を設ける。
水素濃度制御設備として，原子炉建屋原子炉棟 6 階に静的触媒式水素再結合器を設置し，重大事故等の発生時に原子炉格納容器から原子炉建屋原子炉棟内に水素が漏えいした場
合において，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

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R0

抑制することで，原子炉建屋原子炉棟での水素爆発を防止する。

20

22

4. 原子炉格納施設の設計条件
4.1 設計基準事故時における設計条件
4.1.1

内圧及び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。原子炉冷却材喪失事故時の原子炉格納容器の過渡解析は保守的なモデルを使用しており，これらのモデルによる解析結果と前述のフンボルトベイ及びボデガベイの実験結果との比較を行うとモデルの解析結果の方が 25 ％以上高い値を示しており保守的である。
東海第二発電所もこの解析モデルを使って解析を行ったが，その際のインプットデータ
としては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，サプレッション・プール水量（約 3400 m3）などを用いている。
4100m3）解析の際の初期条件は，表 4-1 に示す通常運転中の圧力及び温度である。
表4-1 解析に用いた初期条件

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R0

ドライウェル
圧力

温度

サプレッション・チェンバ

解析結果による最高圧力及び最高温度は表 4-2 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 4-1，図 4-2 に示す。
表4-2 解析結果による最高圧力及び最高温度
ドライウェル
圧力

温度

サプレッション・チェンバ

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 4-3 に示す値とする。
表4-3 最高使用圧力及び最高使用温度

4.1.2

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 ℃

外圧
ドライウェル及びサプレッション・チェンバは換気等のために過大な外圧を生じないよ
うに真空破壊装置によって保護されている。
2123すなわち，ドライウェル内に負圧を生じる場合は，真空破壊装置が自動的に動作して空気をサプレッション・チェンバから引くことにより，両者の差圧を 7 kPa 以下に保つ。またサプレッション・チェンバ真空破壊装置が自動的に動作して空気を外部から引くことによって外部に対する負圧を 7 kPa 以下に保つ。したがってドライウェル及びサプレッショ

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R0

ン・チェンバに生じる外部に対する負圧はそれぞれ 14 kPa，7 kPa を越えることはない。

22

24

23

25

図 4-1 原子炉格納容器の圧力変化

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R0

24

26

図 4-2 原子炉格納容器の温度変化

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R0

4.1.3

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 4-3 に原子炉冷却材喪失事故時荷重の時間履歴を，表 4-4 にこれらの荷NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R0重について現象と設計評価荷重を示す。

25

27

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R0

再冠水 格納容器スプレイ冷却系作動

原子炉冷却材喪失時の現象
圧力及び温度上昇
ドライウェル

圧力及び温度上昇
サプレッション・チェンバ
ベント系

ベント管排水排気

蒸気ブローダウンa.

ベントクリア時の水ジェットによる荷重

原子炉冷却材喪失事故時の荷重b.

気泡形成によるサプレション・プール水中の圧力上

ダイヤフラム・

昇

e

フロア

26

b,c,d

水面上昇による衝撃力d.

上昇水流による荷重e.

サプレッション・チェンバ空間部圧縮荷重f

サプレッショ

c.

f.

フォールバック荷重g.

蒸気凝縮振動荷重

及びスウェル領h.

チャギング荷重域にある構造物i.

ベント管に加わる水平荷g

ン・チェンバ水中

重

0.01

0.1

1.0
10
事故後の時間 (s)

102

103

図 4-3 原子炉冷却材喪失事故時荷重の時間履歴28NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R0

表 4-4 原子炉冷却材喪失事故時の荷重について(その 1)
荷重
a.

現象
ベントクリア時の水ジェットによる荷重

ドライウェル圧力の急激な上昇によりベント

設計評価荷重o管内のサプレッション・プール水がプール内に放ドラッグ力＊F (t )

出されるため水ジェット流が形成され，ジェットC D AxV22g

による衝撃力及びドラッグ力がベント管の下部

CD:ドラッグ係数にある内部構造物及び原子炉格納容器底部鉄筋

Ax:ジェットの作用する実行面積

コンクリートマットに作用する。

γ:水の比重量
V:ジェット水速度m/s)

g:重力加速度

o

衝撃力

27

P J=

kg/cm2

ベースマットとプール壁面にkg/cm2 の圧力荷重が加わる。

注記＊：構造物がジェット流中に含まれる場合に用いる。

29

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R0

表 4-4 原子炉冷却材喪失事故時の荷重について(その 2)
荷重
b.

現象
気泡形成によるサプレッション・プール水中の圧力上昇

ドライウェルの空気がベント管から放出される際，気泡がサプレッション・プール側壁，内部

設計評価荷重気泡形成によるサプレッション・プール水中の圧力上昇：

kg/cm2構造物及び原子炉格納容器底部鉄筋コンクリー
トマットに圧力波として作用する。
c.

水面上昇による衝撃力

スラグ流が上昇する際，水面より上方にある機 o

衝撃力器，配管，内部構造物にサプレッション・プール

FI=A・PI(t)水が衝突しそれらに衝撃力が作用する。

A：衝撃の作用する実行面積
PI：衝撃圧力(1 cos 2
28

PI (t )

PI _ maxt)
T2

T:衝撃継続時間

PI _ max
IP

I
2 P
T

MH
V
・
A g 10 4

MH:水力学的重量g:重力加速度30NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R0

表 4-4 原子炉冷却材喪失事故時の荷重について(その 3)
荷重
d.

現象
上昇水流による荷重

サプレッション・プール水が上昇する際，上昇水流によりドラッグ力が，機器，配管及び内部構造物に作用する。

設計評価荷重o

ドラッグ力＊F (t )C D AxV22g

CD:ドラッグ係数
Ax:ドラッグの作用する実行面積γ:水の比重量
V:ドラッグ速度m/s)

g:重力加速度29
注記＊：構造物がジェット流中に含まれる場合に用いる。

31

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R0

表 4-4 原子炉冷却材喪失事故時の荷重について(その 4)
荷重
e.

現象
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 okg/cm2

レッション・プール上部の空間部が圧縮されることにより，サプレッション・チェンバ空間部圧縮

サプレッション・チェンバ空間部圧縮荷重：o

ダイヤフラム・フロア上向き差圧：kg/cm2荷重が作用する。
また，
この現象により真空破壊弁が反復動作することが考えられえる。
f.

フォールバック荷重

上昇した水面の上昇が停止し，水が落下すると o
き落下水により，機器，配管，内部構造物にドラッグ力が作用する。

ドラッグ力＊F (t )C D AxV22g

CD:ドラッグ係数30

Ax:フォールバック荷重の作用する実行面積γ:水の比重量
V:フォールバック速度m/s)

g:重力加速度g.

蒸気凝縮新動荷重

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
プール水に凝縮振動波が伝播し，サプレッショkPaン・プール側壁，原子炉格納容器底部鉄筋コンクkPa

リートマット，原子炉本体基礎及び内部構造物に作用する。
注記＊：構造物がジェット流中に含まれる場合に用いる。

32

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R0

表 4-4 原子炉冷却材喪失事故時の荷重について(その 5)
荷重
h.

現象
チャギング荷重

低流量蒸気が凝縮する際，ベント管出口での不設計評価荷重プールバウンダリに加わる荷重

均一な凝縮によりプールバウンダリに荷重が加kg/cm2わる。

kg/cm2

また，この現象により，真空破壊弁が反復動作することが考えられる。
i.

ベント管に加わる水平荷重

低流量蒸気が凝縮する際，ベント管出口での不 o
均一な凝縮によりベント管に水平力が作用する。

単一ベント( 10 3 kg )F (t )

0 ≦ t ≦ 3 ms
o

多ベント

31

F (t )

M・ A ( ) sin(t

) (0≦t≦τ)

ここで，

A( )

( 10 3 kg )3 ms ≦ τ ≦ 6 ms

M=
(多ベントによる低減係数)33

4.1.4

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 4-5 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，

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R0

個々の場合については計算書で述べる。

32

34

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R0

表 4-5 逃がし安全弁作動時の荷重について
荷重
a. 水ジェットによる荷重現象
逃がし安全弁作動時，排気管内の水がク

設計評価荷重o

衝撃力

エンチャノズルによりサプレッション・プ

FJ= A・PJ

ール水中に放出される際，ジェット流が形

A：ジェットの当たる面積

成され，サプレッション・プール水中の内PJ：ジェットの圧力部構造物に衝撃力及びドラッグ力が作用す
る。

o

ドラッグ力

F (t )C D AxV22g

CD:ドラッグ係数
Ax:ジェットの作用する実行面積γ:水の比重量33

V:ジェット水速度g:重力加速度b. 空気泡圧力の振動による荷重逃がし安全弁作動時，排気管内の空気が圧力波による荷重

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，圧力振動が，機器，配管，内部構造物，サプレッション・
プール側壁，原子炉格納容器底部鉄筋コン
クリートマットに作用する。

35

4.1.5

地震荷重
原子炉格納施設の設計に用いる地震荷重としては，「原子炉格納容器及び原子炉圧力容器ペデスタルの地震応答計算書」の解析結果を用いる。

4.1.6

漏えい率に対する設計条件
原子炉格納容器の設計漏えい率は，原子炉設置変更許可申請書本文及び添付書類に用いている 0.5％/day を設計漏えい率とする。

4.1.7

原子炉格納容器の最低使用温度
原子炉格納容器の最低使用温度を表 4－6 に示す。
表4－6 原子炉格納容器の最低使用温度
ドライウェルサプレッション・チェンバ

0 ℃

0 ℃

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R0

最低使用温度

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ので10 ℃としても十分である。
格納容器耐圧部，耐圧部に直接取り付けられる非耐圧部材，格納容器胴アンカー部及びライナープレートについては発電用原子力設備に関する構造等の技術基準を定める告示に従い，最低使用温度 0 ℃より 17 ℃低い温度で行う。

34

36

4.2 原子炉格納施設の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。
4.2.1

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 ℃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 ℃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 ℃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，0.465MPa[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0.465MPa[gage]となる。

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R0

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 ℃）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＊1 として用いており，原子炉格納容器の機能喪失に至る終局の限界圧力，限界温度まで至らない値として，設置（変更）許可を申請した評価に用いた評価温度 200 ℃
及び評価圧力 2Pd（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。
図 4-4 に原子炉格納容器内雰囲気温度の変化，図 4-5 に原子炉格納容器内雰囲気圧力の変化を示す。
＊1：（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」

35

37

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R0

図 4-4 重大事故等時の原子炉格納容器内雰囲気温度の変化

図 4-5 重大事故等時の原子炉格納容器内雰囲気圧力の変化

3638

5. 原子炉格納施設の荷重の組合せ及び許容応力状態
5.1 荷重の種類
強度計算書においては，以下に示す荷重の中から，計算を行う場所と条件に合わせて荷重を選びその組み合わせに対して計算を行う。
(1) 自重及び機器支持荷重(2) サブレッション・プール水重量(3) 燃料交換時水重量(4) 機器に加わる活荷重(5) 逃がし安全弁作動時の荷重(6) 圧力(7) 温度(8) ドライウェル内の配管破断によるジェット力(9) 原子炉冷却材喪失事故時にサブレッション・チェンバ内に生じる荷重(10) 地震荷重

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R0

5.2 荷重の組合せ及び許容応力状態
原子炉格納施設の荷重の組合せと許容応力状態を表 5-1 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が明らかに異なる場合は時間のずれを考慮する。
表 5-1 荷重の組合せと許容応力状態及び荷重状態
荷重の組合せ許容応力状態＊1

運転状態

地震荷重

設計条件＊2

－

設計条件

運転状態Ⅰ

－

ⅠA

運転状態Ⅱ

－

ⅡA

運転状態Ⅳ＊3－

ⅣA

運転状態Ⅴ(S)

－

ⅤA

試験状態

－

試験状態

運転状態Ⅰ

Ｓd

ⅢAＳ

運転状態Ⅰ

Ｓs

ⅣAＳ

運転状態Ⅱ

Ｓd

ⅢAＳ

運転状態Ⅱ

Ｓs

ⅣAＳ

運転状態Ⅳ＊4

Ｓd

ⅢAＳ

運転状態Ⅳ＊5

Ｓd

ⅣAＳ＊6

運転状態Ⅴ(L)

Ｓd

ⅤAＳ

運転状態Ⅴ(LL)

Ｓs

ⅤAＳ

37

39

注記＊1：許容応力状態ⅠA，ⅡA，ⅣA，ⅤA，ⅢAS，ⅣAS，ⅤAS，設計条件及び試験状態に対する許容値は，各設備ごとに表 5-2～表 5-4 に従うものとする。
＊2：設計条件による荷重では，最高使用圧力等による荷重を考慮する。
＊3：原子炉冷却材喪失事故時のジェット力，原子炉冷却材喪失事故時のサプレッション・プ
ール水揺動による荷重を考慮する。
＊4：冷却材喪失事故後 10-1 年程度以降の最大内圧を考慮する。
＊5：冷却材喪失事故後の最大内圧を考慮する。またクラス 2 管については最高使用圧力を考慮する。
＊6：クラス 2 管については，ⅢAS で評価する。
注：記号
Ｓd：弾性設計用地震動Ｓd により定まる地震力又は静的地震力

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R0

Ｓs：基準地震動Ｓs により定まる地震力3840

表 5-2 クラスＭＣ容器の許容応力
応力分類
一次膜応力＋
許容

一次＋二次＋

一次一般膜応力一次＋二次応力
一次曲げ応力

応力状態

ピーク応力
＊1

設計条件

―

Ｓ

―

左欄のα倍の値
ⅠA

―

＊3

―

荷重の組合せについて＊2

疲労解析を行い，疲労
ⅡA

―

3・Ｓ

―

累積係数が1.0以下であること。
Ｓyと(2/3)・Ｓuの小さい方。ただ＊1

し，オーステナイト系ステンレス
ⅢA
鋼及び高ニッケル合金については

―

―

―

―

―

―

左欄のα倍の値

1.2・Ｓとする。

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R0(2/3)・Ｓu
ⅣA

レス鋼及び高ニッケル合金についⅤA＊1

ただし，オーステナイト系ステン
左欄のα倍の値ては，2.4・Ｓと(2/3)・Ｓuの小さ
い方。*7
＊1

試験状態

0.75・Ｓy
左欄のα倍の値
Ｓyと0.6・Ｓuの小さい方。ただし，＊1オーステナイト系ステンレス鋼及ⅢAS
び高ニッケル合金については

左欄のα倍の値＊5,＊6

1.2・Ｓとする。

Ｓd又はＳs地震動のみ＊4

構造上の連続な部分は0.6・Ｓu，
3･Ｓ

不連続な部分はＳyと0.6・Ｓuの小い，運転状態Ⅰ，Ⅱにおける疲労累積係数と＊1

さい方。ただし，オーステナイト
ⅣAS

による疲労解析を行Ｓd又はＳs地震動のみの和が1以下であるこ金については，構造上の連続な部による応力振幅についと。

分は2・Ｓと0.6・Ｓuの小さい方，て評価する。

系ステンレス鋼及び高ニッケル合

左欄のα倍の値

ⅤAS

不連続な部分は1.2・Ｓとする。

注：記号Ｓ ：許容引張応力
Ｓy：設計降伏点
Ｓu：設計引張強さ

3941注記＊1：αは，純曲げによる全断面降伏荷重と初期降伏荷重の比又は1.5のいずれか小さい方の値＊2：3・Ｓを超えるときは，設計・建設規格

PVB-3300の簡易弾塑性解析を用いることができる。
（ＳmをＳと読み替える。
）＊3：設計・建設規格）
PVB-3140を満たすときは疲労解析不要（ＳmをＳと読み替える。

＊4：3・Ｓを超えるときは弾塑性解析を行うこと。この場合，設計・建設規格

PVB-3300）の簡易弾塑性解析を用いることが（PVB-3313を除く。また，ＳmはＳと読み替える。
できる。
＊5：設計・建設規格

PVB-3140(6)を満たすときは疲労解析不要

ただし，PVB-3140(6)の「応力の全振幅」は「Ｓd又はＳs地震動による応力の全振幅」と読み替える。
＊6：運転状態Ⅰ，Ⅱにおいて，疲労解析を要しない場合は，地震動のみによる疲労累積係数が1以下であること。
＊7：ジェット力及び機械的荷重により生ずる応力の応力解析による一次一般膜応力強さは，構造上の連続な部分は0.6・Ｓu，不連続な部分はＳyと0.6・Ｓuの小さい方とする。たNT2 補② Ⅴ-1-8-1 R0だし，オーステナイト系ステンレス鋼及び高ニッケル合金については，構造上の連続な部分は2・Ｓと0.6・Ｓuの小さい方，不連続な部分は1.2・Ｓとする。

4042

表5-3 クラスＭＣ耐圧部テンションボルトの許容応力
応力分類
許容平均引張応力平均引張応力＋曲げ応力

一次＋二次＋ピーク応力

設計条件

Ｓ

―

―

ⅠA

2
・Ｓｙ
3

左欄の1.5倍の値

応力状態

＊1

荷重の組合せについて疲NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R0

労解析を行い，疲労累積係数が1.0以下であること。

ⅡA

2
・Ｓｙ
3

左欄の1.5倍の値

ⅢA

2
・Ｓｙ
3

左欄の1.5倍の値―

左欄の1.5倍の値

―

2
・Ｓu
3
ただし，オーステナイト
ⅣA

系ステンレス鋼及び高ニⅤA

ッケル合金については

2
2.4・Ｓと ・Ｓ u の小さ
3
い方。
＊2，＊3

ⅢA S

2・Ｓ

3・Ｓ

Ｓd又はＳs地震動のみによる疲労解析を行い，運転

ⅣA S
ⅤA S

2
2.4・Ｓと ・Ｓuの小さ
3

状態Ⅰ，Ⅱにおける疲労累
左欄の1.5倍の値

積係数との和が1以下であ
ること。

い方。

注：記号は表5－2に同じ。
注記＊1：設計・建設規格＊2：設計・建設規格

PVB-3140を満たすときは疲労解析不要
PVB-3140(6)を満たすときは疲労解析不要
4143ただし，PVB-3140(6)の「応力の全振幅」は「Ｓd又はＳs地震動による応力の全振幅」と読み替える。
＊3：運転状態Ⅰ，Ⅱにおいて疲労解析を要しない場合は，地震動のみによる疲労累積係数

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R0

が1以下であること。

4244

表5-4 クラス２配管の許容応力
応力
分類

一次応力

一次＋二次＋

許容

一次＋二次応力応力状態(曲げ応力を含む。)

ピーク応力

＊1

設計条件

1.5・Ｓh――NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R0（1.8・Ｓh）
ⅠA

―

Ｓa

―

ⅡA

―

Ｓa

―

ⅢA

―

―

―

―

―

＊2

ⅣA
ⅤA

―
Ｓy

＊3

ただし，オーステナイト系
ⅢA S

ステンレス鋼及び高ニッ Ｓd又はＳs地震動のみによる疲労解析を行ケ ル 合 金 に つ い て は ， い疲労累積係数が1.0以下であること。ただ
1.2・Ｓhとしてもよい。

ⅣA S
ⅤA S

し，地震動のみによる一次＋二次応力の変動
値が2・Ｓy以下であれば，疲労解析は不要で0.9・Ｓuある。

注：記号は下記の他は表5-2に同じ。
Ｓh：許容引張応力
Ｓa：設計・建設規格

PPC-3530(1)c.による。ただし，逃がし弁及び安全弁の吹出し反力その他の短期的荷重を入れた場合は設計・建設規格 PPC-3530(1)d.による。

注記 ＊1：（ ）内は，逃がし弁及び安全弁の吹出し反力その他の短期的荷重を入れた場合を示す。（設計・建設規格 PPC-3520(2)参照）
43

45

＊2：ジェット力及び原子炉冷却材喪失時サプレッションチェンバのプール水揺動による荷重については，ⅣA の許容応力を準用する。
＊3：2・Ｓyを超える場合，設計・建設規格

PPB-3536(1)，(2)，(4)及び(5)の簡易弾塑

性解析を用いることができる。（3・Ｓmを2・Ｓyと読み替える。）

5.3 繰返し荷重に対する解析
繰返し荷重に対する解析については，
東海第二発電所

昭和 48 年 4 月 9 日付け 47 公第 12076

号（既工認）にて示すようにいずれも満足しているため，疲れ解析を必要としない。なお，重NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R0

大事故等時においては，繰返し荷重が作用しないことから，疲れ解析の評価対象外とする。

44

46

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
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。
6.1 評価方針「4.3.1 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（2Pd）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NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R0

め機能について確認する。

6.2 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 3-1～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」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℃，2Pd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6-1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⑤

所員用エアロック
45

47

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

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R0⑧

原子炉格納容器隔離弁① 原子炉格納容器本体（トップヘッド）② トップヘッドフランジ⑦ 電気配線貫通部⑥ 配管貫通部①原子炉格納容器本体（ドライウェル）⑧ 原子炉格納容器隔離弁③ 機器搬入用ハッチ⑤ 所員用エアロック① 原子炉格納容器本体（サプレッション・チェンバ）④ サプレッション・チェンバ
アクセスハッチ： 原子炉格納容器バウンダリ

図6-1 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 6-1 に示す機能喪失要因が想定される。
46

48

表 6-1 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④サプレッション・チェンバ
アクセスハッチ

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R0⑤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

47

49

6.3 評価方針
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。
）又は既工認等に準拠した評価(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 R0

評価方法による評価対象の分類を図6-2及び表6-2に示す。

48

50

評価対象機器の選定

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R0・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

第 2 表の評価方法(c)参照
設計・建設規格又は既工事計画認可申請書等に準拠した評価で確認できる

Yes

第 2 表の評価方法(a)参照

No

設計・建設規格の準用等による評価で確認

第 2 表の評価方法(b)参照

図6-2 評価方法による評価対象の分類

49

51

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R0

表6-2 評価対象の分類及び評価内容（1／2）
評価対象

想定される
機能喪失要因原子炉
格納容器本体評価方法の概要

判定基準(b)

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2/3Su 値が発生するときの許容圧力を算出（簡易手法）。※２

0.62MPa[gage] (2Pd)以上
0.62MPa[gage] (2Pd)+SA 時の
水頭圧以上

(b)

既工認の評価値を準用し，2/3Su 値（200℃）に相当する許容応力を評価。

許容応力以下(b)

既工認の評価値を準用し，Su 値（200℃）に相当する許容応力を評価。
（原子炉格納容器基部について，念のため疲労累積係数を評価。
）

許容応力以下(疲労累積係数 1 以下)(a)

フランジについて，設計・建設規格の評価式に準拠し，200℃，2Pd における応力を評価。
締付けボルトについて，既工事計画認可申請書で実績のある評価に基づき発生応力を評価。

許容応力以下開口，高温劣化（シール部）(c)

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。

シール部が健全であること

延性破壊(円筒胴，鏡板，フランジ，ボルト)(b)

既工認の評価値を準用し，Su 値（200℃）に相当する許容応力を評価。

許容応力以下(b)

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℃）に相当する許容圧力を評価。※２

0.62MPa[gage] (2Pd)以上(a)

締付けボルトについて，既工事計画認可申請書で実績のある評価に基づき発生応力を評価。

許容応力以下開口，高温劣化（シール部）(c)

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。

シール部が健全であること(b)

既工認の評価値を準用し，Su 値（200℃）に相当する許容応力を評価。

許容応力以下(b)

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℃）に相当する許容圧力を評価。※２

0.62MPa[gage] (2Pd) +SA 時の
水頭圧以上

(a)

締付けボルトについて，既工事計画認可申請書で実績のある評価に基づき発生応力を評価。

許容応力以下開口，高温劣化（シール部）(c)

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。

シール部が健全であること

延性破壊
(円筒胴)

(b)

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

0.62MPa[gage] (2Pd)以上

延性破壊
(隔壁)

(b)

既工認の評価値を準用し，Su 値（200℃）に相当する許容応力を評価。

許容応力以下開口，高温劣化(扉板シール部)(b)

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

開口，高温劣化(その他シール部)(c)

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。

シール部が健全であること

一般構造部，構造不 延性破壊
連続部
(一般構造部)

延性破壊(構造不連続部)
ト ッ プ ヘ ッ ド フ ラ 延性破壊
ンジ
（フランジ，ボルト）

機器搬入用ハッチ50
ハッチ類

サプレッション・チ 延性破壊
ェ ン バ ア ク セ ス ハ (円筒胴，鏡板，フランッチ
ジ，ボルト)

所員用エアロック

評価方法
※１

52

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R0

表6-2 評価対象の分類及び評価内容（2／2）
想定される機能喪失要因

評価対象

配
管
貫
通
部

評価方法

評価方法の概要

※1

判定基準

電気配線
貫通部

51

接続配管

延性破壊

(a)

代表配管について，設計・建設規格の評価式に準拠し，原子炉格納容器変位に伴う発生応力を評価。

許容応力以下(疲労累積係数 1 以下)

スリーブ

延性破壊
(スリーブ本体)(b)

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

0.62MPa[gage] (2Pd)以上

延性破壊(スリーブ取付部)(b)

原子炉格納容器内圧及び配管からの荷重を考慮して，既工認と同様の手法で発生応力を評価。

許容応力以下

延性破壊(ボルト締め平板)(b)

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

0.62MPa[gage] (2Pd)以上

延性破壊(フランジ，ボルト)(b)

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力及びボルトの必要総有効断面積を評価。

許容応力以下総有効断面積以下

開口，高温劣化（シール部）(b)

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。

シール部が健全であること

セーフエンド

延性破壊(b)

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

0.62MPa[gage] (2Pd)以上

伸縮継手

疲労破壊

(a)

設計・建設規格の評価式を準拠し，低サイクル疲労に対する疲労累積係数を評価。

疲労累積係数 1 以下

アダプタ

延性破壊

(b)

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※２

平板類

0.62MPa[gage] (2Pd)以上

原子炉格納
容器隔離弁

ヘッダ

延性破壊

(b)

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。

0.62MPa[gage] (2Pd)以上

モジュール

高温劣化
（シール部）(c)

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

設計漏えい量以下

不活性ガス系
バタフライ弁延性破壊(a)

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

0.62MPa[gage] (2Pd)以上

高温劣化（シール部）(c)

実機を模擬した漏えい確認試験(200℃，2Pd 以上)により評価。

設計漏えい量以下

TIP ボール弁

延性破壊

(a)

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

0.62MPa[gage] (2Pd)以上

高温劣化（シール部）(c)

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。

シール部が健全であること※１：(a) 設計・建設規格又は既工認等に準拠した評価(b) 設計・建設規格の準用等による評価(c) 既往研究及び解析結果等を活用した評価※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

53

6.4 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，既工認の評価値を準用した応力評価及び設計・建設規格の規格式による応力評価を行い，判定値を満足することにより200 ℃，2Pd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・建設規格又は既工事計画認可申請書等に準用した評価を行い，判定値を満足することにより200 ℃、2Pd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行い，NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R0

200 ℃，2Pdの環境下での機能維持が可能であることを確認した。

52

54

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R0

表 6-3 評価結果まとめ（1／2）
評価対象

評価点

評価条件

一般構造部

設計・建設規格を準用
既工認の評価値を準用し
た評価

200℃
2Pd

許容圧力：0.693MPa[gage](円筒胴部)

構造不連続部

既工認の評価値を準用し
た評価

200℃
2Pd

発生応力：
（疲労累積係数：

構造部（フランジ，ボル フランジ：PVE-3700
ト）
ボルト ：工認手法

2Pd

発生圧力(フランジ)：185MPa
発生応力(ボルト) ：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℃
2Pd

開口量：

原子炉格納容器本体

トップヘッドフランジ

構造部（円筒胴，鏡板， 既工認の評価値を準用しフランジ，ボルト）た評価
設計・建設規格準用
機器搬入用ハッチ53

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

所員用エアロック

構造部（円筒胴，鏡板， 既工認の評価値を準用しフランジ，ボルト）た評価
設計・建設規格準用

判定基準

発生応力：

200℃
2Pd

工認手法

サプレッション・チェンバ
アクセスハッチ

評価値※１

評価方法

200℃
2Pd

200℃
2Pd

工認手法

）

(内側)，

(外側)

[gage] (2Pd+SA 時の水 破断せず
頭圧)以上
281MPa 以下
422MPa 以下（疲労累積係数 1 以下）

破断せず(1 以下)

422MPa 以下
576MPa 以下

破断せず

許容開口量

以下

発生応力：

422MPa 以下

許容圧力(円筒胴)：2.445MPa[gage]
許容圧力(鏡板)：10.110MPa[gage]
発生応力(ボルト)：

0.62MPa[gage](2Pd)以上
0.62MPa[gage](2Pd)以上
576MPa 以下

開口量：

許容開口量.

(内側)，

(外側)

以下

422MPa 以下

許容圧力(円筒胴)：4.493MPa[gage]
許容圧力(鏡板)：10.637MPa[gage]
発生応力(ボルト)：[gage](2Pd+SA 時の水頭圧)以上
576MPa 以下
許容開口量

(外側)

シール機能維持※２
破断せず

発生応力：

(内側)，

評価結果

シール機能維持※２
破断せず以下

シール機能維持※２

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℃
2Pd

開口量：

構造部（円筒胴）設計・建設規格を準用

2Pd

許容圧力：3.716MPa[gage]

0.62MPa[gage](2Pd)以上

破断せず

構造部（隔壁）既工認の評価値を準用し
た評価

2Pd

発生応力：

422MPa 以下

破断せず

シール部（扉板シール部） 機械工学便覧
ガスケット試験

200℃
2Pd

開口量：

許容開口量(

シール部（その他シール ガスケット試験
部）
材料仕様

200℃

200℃以上200℃以上以下

シール機能維持※２
シール機能維持※３※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

55

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R0

表 6-3 評価結果まとめ（2／2）
評価対象

評価条件

評価値※１

判定基準

評価結果

同左

代表配管：PPC-3520，
PPC-3530

200℃
2Pd

発生応力(X-31)：169MPa

許容応力(257MPa)以下

破断せず

スリーブ

スリーブ本体設計・建設規格を準用

2Pd

許容圧力(X-18)：26.617MPa[gage]

0.62MPa[gage](2Pd)以上

破断せず

スリーブ取付部

工認手法

2Pd

発生応力(X-31)：250MPa

許容応力(422MPa)以下

破断せず

2Pd

許容圧力(X-28)：1.90MPa[gage]

0.62MPa[gage](2Pd)以上

破断せず

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

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

破断せず

2Pd

シール機能維持※２

構造部（ボルト締め平板） 設計・建設規格を準用
構造部（フランジ，ボルト） ＪＩＳ B 8265

配管
貫通部

54
原子炉
格納容器
隔離弁

評価方法

接続配管

平板類

電気配線
貫通部

評価点

シール部（フランジ，ガス 文献の理論式
ケット）

200℃
2Pd

開口量：

許容開口量

セーフエンド同左

設計・建設規格を準用

200℃
2Pd

許容圧力(X-18)：4.529MPa[gage]

0.62MPa[gage](2Pd)以上

破断せず

伸縮継手

同左

設計・建設規格を準用

2Pd

疲労累積係数(X-14)：

疲労累積係数 1 以下

１以下

アダプタ

同左

設計・建設規格を準用

200℃
2Pd

許容圧力(低圧)：10.645MPa[gage]
許容圧力(高圧)：10.619MPa[gage]

0.62MPa[gage](2Pd)以上

破断せず

ヘッダ

同左

設計・建設規格を準用

200℃
2Pd

許容圧力(低圧)：27.948MPa[gage]
許容圧力(高圧)：10.69MPa[gage]

0.62MPa[gage](2Pd)以上

破断せず

モジュール

シール部（モジュール）

電気ペネ共研，
NUPEC 試験

200℃
2Pd

漏えいなし

設計漏えい量以下

シール機能維持※４

不活性ガス系
バタフライ弁耐圧部（弁箱）レーティング設計

200℃
2Pd

許容圧力：1.40MPa[gage]

0.62MPa[gage](2Pd)以上

破断せず

弁シート部

漏えい確認試験

200℃
2Pd

漏えいなし

設計漏えい量以下

シール機能維持※４

耐圧部（弁箱）レーティング設計

200℃
2Pd

許容圧力：1.32MPa[gage]

0.62MPa[gage](2Pd)以上

破断せず

シール部

ガスケット試験

200℃
2Pd

200℃以上200℃以上

シール機能維持※３

ＴＩＰボール弁

以下※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

56

上鏡板
フランジ部円筒胴
円錐胴（A部）

上部円錐胴

円錐胴（B部）

円錐胴（C部）

下部円錐胴
円錐胴（D部）

機器搬入用ハッチ取付部

円錐胴（E部）

円錐胴（F部）

サプレッション・チェンバ
アクセスハッチ取付部

円筒胴（A部）

上部円筒胴

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R0

円筒胴（B部）

原子炉格納容器基部

円筒胴（C部）

下部円筒胴

原子炉格納容器本体

トップヘッドフランジ

図 6-3 原子炉格納容器バウンダリ構成部概要図（1／5）

55

57

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R0

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 6-3 原子炉格納容器バウンダリ構成部概要図（2／5）
5658

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R0

スリーブ

平板類

セーフエンド，伸縮継手

図 6-3 原子炉格納容器バウンダリ構成部概要図（3／5）
5759

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R0

低圧用電気配線貫通部

高圧用電気配線貫通部

不活性ガス系バタフライ弁
図 6-3 原子炉格納容器バウンダリ構成部概要図（4／5）
58

60

ＴＩＰボール弁

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 R0E

図 6-3 原子炉格納容器バウンダリ構成部概要図（5／5）

59

61

別添 2

コリウムシールドの設計

62

目

次

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 1-1～32

コリウムシールド材料の選定について

別添 2-1～ 8

コリウムシールド厚さ，高さの設定について

別添 3-1～ 4

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 4-1～29
溶融炉心による熱影響評価について

別添 5-1～32

63

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，溶融燃料－冷却材相互作用及び溶融炉心・コンク
リート相互作用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。）内の水位管理対策の内容を以下に示す。

1.

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

64

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。

別添 1－265

別添 1－3

66

別添 1－467

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

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

(2)

事故発生からＲＰＶ破損まで
ドライウェル圧力高信号及び原子炉水位異常低下（L1）信号により，ペデス

タル内へ流入する配管（床ドレン配管，機器ドレン配管及び原子炉補機冷却水
配管）に対してペデスタル外側に設置した制限弁を自動閉止し，ペデスタルへの流入水を制限する。
制限弁閉止前の流入水等により水位が 1m を超えた場合には，ベント管に接続された床ドレン排水配管及び床ドレン排水弁を経由してサプレッション・プールへ排水され，ＲＰＶ破損までにペデスタル内水位は 1m まで低下する。
事故が発生し炉心が損傷した場合，格納容器下部注水配管から水位 1m を超過するまで注水を実施し，その後排水することにより，ＲＰＶ破損時に確実に
水位 1m を確保する運用とする。これに要する時間は 30 分程度（注水開始操作に要する時間（17 分），水位 10cm 分の注水に要する時間（3 分），注水停止操作に要する時間（4 分）及び 5cm 分の排水に要する時間（5 分）に余裕を加味
した時間）と想定され，炉心損傷後のペデスタル注水開始からＲＰＶ破損までの約 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。
なお，床ドレンサンプの水位をＲＰＶ破損までに 1m とする排水の過程にお別添 1－568

いて，水位が 1.2m 以上であるときには，床ドレン排水配管及び床ドレン排水弁を経路とした排水に加えて，ベント管に接続された機器ドレンサンプ排水配
管及び排水弁を経由してサンプレッション・プールに排水することが可能である。
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・プールへの流出を防止する。
(3) ＲＰＶ破損後
ＲＰＶ破損及びデブリ落下後，ペデスタル内にて 0.2m 以上のデブリ堆積を検知後に，80m３／h でペデスタル満水相当まで水位を上昇させるとともに，その後は満水近傍にて水位を維持する（添付 1）。

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

別添 1－669

添付 1
ペデスタル注水開始後の水蒸気爆発発生の可能性及び水蒸気爆発発生抑制の考え方について

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

2.

ＲＰＶ破損時のデブリ落下挙動
ＲＰＶが破損するような状況においては原子炉注水機能が喪失している可能性が高く，ＲＰＶ破損時にはデブリの大部分が下部プレナムに堆積することで，これらのデブリの重量及び熱的影響により制御棒駆動機構ハウジング等のＲＰ
Ｖ貫通部溶接箇所が破損し，デブリが落下し始めると考えられる。その後も，制御棒駆動機構ハウジングはペデスタル内において外部サポートにより支持されているため逸出が生じることは考えにくく，アブレーションによる破損口の拡大を伴いながら下部プレナムに堆積したデブリが継続的にペデスタルへ落下するものと考えられる。
なお，有効性評価においては，溶融燃料－冷却材相互作用や溶融炉心・コンク
別添 1－770

リート相互作用による格納容器への負荷を厳しく評価する観点から，ＲＰＶの破損形態として制御棒駆動機構ハウジングの逸出を想定しており，ＲＰＶ破損口はアブレーションにより拡大しながら，ＲＰＶの内圧及びデブリの堆積ヘッドにより，約 300ton の溶融デブリが約 30 秒間でペデスタルへ全量落下する結果となっ
ている。

3.

ＲＰＶ破損後のペデスタル内の水の状態とＳＥ発生抑制の考え方
ペデスタル内の初期水量及びペデスタル注水量と，ＲＰＶから落下するデブリの保有熱の関係より，ペデスタル内の水が飽和温度に到達する条件を評価し，その結果よりＳＥの発生可能性について検討した。第 1 表及び第 2 表に，評価条件を示す。
まず，ＲＰＶ破損時にペデスタル内に存在する水量（水深 1m）はであり，この水量を飽和温度まで昇温させるデブリ量は，約 11ton と評価される。これは，デブリ全体に対して 4％未満の落下量である。また，ペデスタルを満水（水深）とする水量は約 81m３であり，この水量を飽和温度まで昇温させるデブリ量は，約 31ton と評価される。このデブリ量がペデスタル内に堆積した場合，その堆積高さは約 0.15m となる。よって，これに余裕を考慮し，0.2m までのデブリ堆積を検知後に満水までの注水を行うことで，ペデスタル内を満水とした場合
でも水の飽和状態は維持される。
また，ＲＰＶ破損後のペデスタル注水は 80m３／h にて実施するが，デブリからペデスタル水への伝熱速度の観点からは，熱流束を 800kW／m２一定※，伝熱面積をデブリ拡がり面積であるとすると，180m３／h 以上の水を飽和温度まで昇温する熱移行率となる。
※

ＭＡＡＰコードを用いた有効性評価においてデブリから上面水への限界
熱流束として小さめに設定している値。
別添 1－871

以上より，ＲＰＶ破損後にはペデスタル内の水は速やかに飽和状態に至るとともに，0.2m までのデブリ堆積を検知後にペデスタル満水相当（水位 2.75m）までの注水を開始することにより，その後の注水過程でもペデスタル内の水は飽和状態に維持されるため，ＳＥの発生は抑制されると考えられる。
ペデスタル満水相当（水位 2.75m）まで注水を実施した後は，2.25m 及び 2.75m
高さの水位計を用いて，水位を 2.25m から 2.75m の範囲に維持するようペデスタ
ル注水を実施することで，サブクール度を小さく保ちＳＥの発生を抑制しながら，デブリの冷却を継続する。
また，ＲＰＶ破損後にＲＰＶ内の残存デブリ冷却のための注水を実施した場合，注水の一部がＲＰＶの破損口からペデスタルへ落下しペデスタル内が常に満水状態となることが考えられるが，以下の理由によりＳＥの発生は抑制されると考えられる。
・ＲＰＶからペデスタルへの落下水はＲＰＶ内に残存するデブリにより加熱され，また，ペデスタル内の水はペデスタルに落下したデブリにより加熱されているため，ペデスタル内の水は飽和状態を維持する
・ＲＰＶからペデスタルへの流入水のサブクール度が大きい場合，ＲＰＶ内の残存デブリは冷却されており，ペデスタルへ落下する可能性は低い
ただし，ペデスタル注水手順は，先述のＲＰＶ破損口の拡大が生じない場合のような，デブリが少量ずつペデスタルへ落下してくる可能性を考慮しても，ＳＥの発生を抑制できるよう整備する（別紙参照）。

別添 1－972

第1表
項目
デブリ密度（kg／m３）
デブリ比熱（J／kgK）
デブリ溶融潜熱（J／kg）
デブリ初期温度（℃）
デブリ冷却後温度（℃）
第2表
項目
ペデスタル水密度（kg／m３）
ペデスタル水比熱（J／kgK）
ペデスタル水初期温度（℃）
ペデスタル水飽和温度（℃）
ペデスタル水半径（m）

デブリの評価条件値

備考

ＭＡＡＰ計算結果（ＲＰＶ破損時の値）を，デブリ保有熱が小さくなるよ
うに丸めた値
500

デブリ保有熱を小さめに評価する観点から，高めに設定

ペデスタル水の評価条件
値
備考
1,000
概略値を使用4,180
35
外部水源温度
ＲＰＶ破損時のドライウェル圧力の135
包絡値（0.3MPa）における飽和温度
コリウムシールド厚さを 15cm とした場合の，コリウムシールド内半径

別添 1－1073

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

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

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

ＲＰＶ破損後（デブリの落下量が少量の場合）
別添 1－1174

ペデスタル満水（水深，約 81ton）の水を飽和温度に到達させるデブ

リ量は約 31ton（全体の約 11％）であり，その堆積高さは約 0.15m となる。これより，ペデスタル底面から 0.2m 高さにデブリ検知器を設置し，ＲＰＶ破損
判断後においても 0.2m 高さまでのデブリ堆積が検知されない場合には，0.5m
及び約 1m 高さの水位計を用いて，水位 0.5m 未満を検知した場合に水位約 1mまでペデスタルへ注水する間欠注水を行うことにより，深い水プールの形成を防止しＳＥの発生を抑制する。
第 1 図に示す重大事故等対処設備の計装設備を用いた水位管理により，上記のとおりデブリの冠水状態は維持・監視可能であるが，水位を 0.5m から 1m の高さで維持している間にデブリの冠水状態が維持されていることが別のパラメータにより参考情報として得られるよう，1m より上部に気相部温度計を設置
し，気相部温度が格納容器圧力に対する飽和温度相当であることを確認する。
万が一，デブリの冠水状態が維持されずに気相部温度が格納容器圧力に対する飽和温度相当を超えて上昇する場合には，ペデスタルへの注水を判断する。
なお，人通用開口部下端（ペデスタル底面から約 2.8m 高さ）付近に設置されているターンテーブル等の構造物にデブリが付着した際にも，輻射熱の影響により気相部温度計の指示が上昇することが考えられる。この気相部温度計の指示上昇を抑制し，ペデスタル床面に落下したデブリの冠水状態が維持されずに気相部に露出したデブリからの輻射熱による雰囲気温度の上昇のみを計測可能とするため，気相部温度計は蒸気密度が高い水面付近（ペデスタル底面から約 1.1m）に設置するとともに，気相部温度計の上部に輻射熱抑制板を設置する。
ただし，構造物へのデブリの付着量や形状によっては，輻射熱の影響により
気相部温度計が機能喪失する可能性も考えられることから，気相部温度計及び輻射熱抑制板は自主対策設備として設置する。

別添 1－1275

ペデスタル底面（コリウムシールド上表面）からの高さ：水位計（SA 設備）：水温計（SA 設備）：気相部温度計（自主対策設備）

2.75m
2.25m
輻射熱抑制板

1.1m
1m 超
1m 未満
0.5m
0.2m
0m

(a)ＲＰＶ破損前(b)ＲＰＶ破損後(c)ＲＰＶ破損後（デブ 少量落 時）

第1図

ペデスタル水位管理の概念図

別添 1－1376

添付 2
ペデスタル排水設備対策について
1． はじめに
通常運転中，事故発生からＲＰＶ破損まで及びＲＰＶ破損後について，水位管理に必要な排水設備対策の方針を各々記載する。

(1) 通常運転時①ペデスタル内床ドレンサンプ
・ドライウェル内ガス冷却装置から発生する凝縮水，漏えい位置を特定できない格納容器内の漏えい水（以下「漏えい水」という。）が流入する設計とする。
（第 1 図）・サンプの水位は，サンプから排水する排水配管の入口（スワンネック）高さ
を床面から 1m に設定することで，常時 1m の水位を保つことが可能な設計とする。
（第 1 図）・サンプへの流入水は，高さ 1m に設置する排水配管の入口（スワンネック）から，排水配管内を通じてサプレッション・チェンバを経由し．格納容器外の原子炉建屋原子炉棟床ドレンサンプ設備へ全量排水される設計とする。
（第 1図）
・漏えい水は，運転中に生じるドライウェル内ガス冷却装置からの凝縮水の流入によってサンプ水位は常時 1m に維持されているため，サンプに流入する
全量が排水され，原子炉建屋原子炉棟床ドレンサンプ設備に至る過程で，床ドレン用流量計により 0.23m３／h を検出することが可能な設計とする。（第1 図）・排水配管水平部の勾配は，通常運転中の排水性を確保する観点及びＲＰＶ
破損後にスリット内でデブリが凝固するための必要な距離（スリット全長
別添 1－1477

は）を短くする観点から，スリットの勾配をする。
（第 1 図）に制限した設計となお，ＲＰＶ破損までの排水性に対しては，スリットの勾配は影響しない。
ダイヤフラム・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）

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

スワンネック（水位維持用）

80A

80A

1m
凝縮水

80A

排水配管

格納容器外側隔離弁
80A

スリット（勾配）

サプレッション・チェンバ

コリウムシールド
ライナー付

床ドレン用
流量計
原子炉建屋原子炉棟
床ドレンサンプ設備
へ

0°
床ドレン
流入配管
(80A)

270°
90°

床ドレン
流入配管
(80A)
180°
床ドレン排水配管(80A)（原子炉建屋原子炉棟床ドレンサンプ設備へ）

第 1 図 ペデスタル床ドレンサンプの通常運転時流入水及び排水経路図

別添 1－1578

②ペデスタル内機器ドレンサンプ
・原子炉再循環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設計とする。（第 2 図）・ドレン水は，サンプ内で冷却（原子炉補機冷却水配管により）され，原子炉
建屋原子炉棟機器ドレンサンプへ全量排出される設計とする。
（第 2 図）・原子炉補機冷却水配管をサンプ内部に通し，高温のドレン水を冷却することができる設計とする。（第 2 図）・サンプからの排水は，原子炉建屋原子炉棟機器ドレンサンプ設備に至る過程
で，機器ドレン用流量計により排水量を計測し，5.70m３／h の排水（漏えい量）を検出することが可能な設計とする。（第 2 図）・排水配管水平部の勾配は，通常運転中の排水性を確保する観点及びＲＰＶ
破損後にスリット内でデブリが凝固するため必要な距離（スリット全長は）を短くする観点から，スリットの勾配をに制限した設計とする。
（第 2 図）・サンプには複数のドレン水が流入するため，排水性確保の観点からベント管を設置する設計とする。

別添 1－1679

機器からの流入水

原子炉再循環ポンプ

原子炉補機冷却水
機器ドレンサンプ
スワンネック1m

80A
格納容器外側隔離弁

80A

機器ドレン用
流量計

ベント管

スリット（勾配
口径：

排水配管

）

原子炉建屋原子炉棟
機器ドレンサンプ設備へ④⑤

0°
格納容器下部注水配管(100A)

③
⑥
270°

床ドレン流入配管(80A)

90°①

床ドレン流入配管(80A)

180°

②

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）

NO.

流入元

運転中の状態①

原子炉再循環ポンプ(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(50A)(*2)

常時排水有

②

原子炉再循環ポンプ(A)点検時のドレン(50A)(*2)

常時排水なし③

原子炉再循環ポンプ(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(50A)(*2)

常時排水有

④

機器点検時のドレン水(80A)(*2)

常時排水なし⑤

原子炉再循環ポンプ(B)点検時のドレン(50A)(*2)

常時排水なし⑥

原子炉補機冷却水配管(50A)

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）
第 2 図 ペデスタル機器ドレンサンプの運転中流入水及び排水概要図
別添 1－1780

(2)事故発生からＲＰＶ破損前まで①ＲＰＶ破損前までに達成すべき条件
・デブリ落下までの間，ペデスタル床ドレンサンプの水位を 1m に維持すること。
②条件を達成するための設備対策
a．ドライウェルからの流入水の遮断
・ペデスタル床ドレンサンプへの流入水を遮断するため，ドライウェル圧力
高信号及び原子炉水位異常低下（L1）信号により，ペデスタル流入水の制限弁（床ドレン）を閉にする設計とする。（第 3 図(a)(c)）
・制限弁を閉にすることにより，格納容器スプレイ水等のペデスタルへ流入する可能性のある水は，ベント管を介してサプレッション・プールへ排水される設計とする。（第 3 図(a)(c)(d)）
b．ペデスタルへの流入水の排出・事故発生により格納容器外側隔離弁は開から閉状態となり，ペデスタル床
ドレンサンプへの流入水の格納容器外への排水は遮断されるが，通常運転
中から床ドレン排水弁を開の状態にしておくことで，ベント管を介してサプレッション・プールへ自然排水される設計とする。（第 3 図(a)(c)(d)）
・事故時のペデスタル床ドレンサンプへの流入水により，ペデスタル床ドレ
ンサンプの水位は上昇するが，ＲＰＶ破損までの間に，ペデスタル床ドレ
ンサンプの水位が，1m まで排水可能な設計とする。
（別紙）・以下を考慮し，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下の位置に設置する設計とする。
（第3 図(a)）
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
別添 1－1881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（10mm）の上端の位置になるように設置する設計とする。（第 3 図(a)）
スリットの設置高さを低くする場合，スリット内でデブリが凝固した際に，床スラブ鉄筋コンクリートの温度上昇による強度低下が懸念される。そこで，コリウムシールド無しの条件において温度による強度低下を考慮しても床スラブの健全性が確保されるスリット高さ（ペデスタル
床のコンクリート表面から下）にスリットを設置する。（第 3図(a)）
・床ドレン排水配管を接続するベント管については，真空破壊弁作動時のベント管内のサプレッション・チェンバからドライウェルへの上昇流が排水に影響することがないよう，真空破壊弁が設置されていないベント管を対象とする設計とする。
（第 3 図(d)）
・ベント管に接続する床ドレン排水弁は，ＲＰＶ破損前のペデスタル注水により水位が上昇し 1m を超える高さの水位計が水位を検出した後，ベント管を通じた排水により水位が低下し同水位計にて水位が検出されなくなった場合に，一定の時間遅れ（当該水位計高さから 1m 高さまでの排水に必要な時間を考慮）で自動閉止する設計とする。これにより，ＲＰＶ破損後のペデスタル水のサプレッション・プールへの流出を防止する。なお，地震によるスロッシング等により万一排水弁が意図せず閉止した場合には，運転員操作により早期に排水弁を開放する手順とする。
・機器ドレン排水配管及び排水弁による排水経路から，ＲＰＶ破損後のペデスタル水がサプレッション・プールへ流出することを防ぐため，床ドレン
別添 1－1982

排水弁と同時に自動閉止する設計とする。また，機器ドレン排水配管のベント管への接続高さ及び接続位置（真空破壊弁が設置されていないベント管に設置する）は，床ドレン排水配管と同じ設計とする。
（第 3 図(d)(e)）

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

格納容器外側隔離弁(閉)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（真空破壊弁が設置されていないもの）を介してサプレッション・プールへ排水される。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わずかであり，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。
【参考】最も高い位置の真空破壊弁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，その他の真空破壊弁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。

第 3 図 (a) ペデスタル床ドレンサンプの水位 1m 維持対策概要

別添 1－2083

人通用開口部

ダイヤフラム・フロア

ベント管

ペデスタル床第 3 図 (b) ペデスタル床ドレンサンプの水位 1m 維持対策概要

0°

原子炉補機冷却水の制限弁(閉)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

270°

床ドレン水の制限弁(閉)90°

機器ドレン水の制限弁(閉)180°

第 3 図 (c) ペデスタル床ドレンサンプの水位 1m 維持対策概要

別添 1－2184

機器ドレン排水配管(80A)（原子炉建屋原子炉棟機器ドレンサンプ設備へ）
床ドレン排水配管(80A)（原子炉建屋原子炉棟床ドレンサンプ設備へ）
ベント管
ベント管
ベント管
ベント管

ペデスタル床ドレンの排水経路となるもの（真空破壊弁なし 1 か所）
ペデスタル機器ドレンの排水経路となるもの（真空破壊弁なし 1 か所）
真空破壊弁付き（11 か所）
真空破壊弁なし（95 か所）

第 3 図 (d) ペデスタル床ドレンサンプの水位 1m 維持対策概要

機器ドレン水の制限弁(閉)
ダイヤフラム・フロア

原子炉補機冷却水の制限弁(閉)

原子炉再循環ポンプ

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）
格納容器外側隔離弁(閉)

流量計

ベント管

原子炉建屋原子炉棟
機器ドレンサンプ設備へ

第 3 図 (e) ペデスタル床ドレンサンプの水位 1m 維持対策概要
別添 1－2285

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

別添 1－2386

格納容器スプレイ
原子炉圧力容器

ボトムドレン配管
格納容器下部注水
配管(100A)

注水
床ドレン排水弁

格納容器外側隔離弁
スリット
排水配管
流量計
ベント管

0°

機器ドレン水の制限弁

床ドレン水の制限弁

原子炉建屋原子炉棟
床ドレンサンプ設備へ

格納容器下部注水配管(100A)

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

90°
機器ドレン水の制限弁

180°

第4図

ペデスタル床ドレンサンプ注水概要図

別添 1－2487

添付 3
ペデスタル内に設置する計器について

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

(1) ＲＰＶ破損前までの水位管理①格納容器下部水位計（1m 超）ペデスタル底面から 1m 超の水位を検知できるよう，測定誤差を考慮した高さに水位計を設置し，炉心損傷後は当該水位計設置高さまで事前注水を実施する。
注水停止後は，排水配管等によりＲＰＶ破損までに 1m 水位まで排水される。
約 180°間隔で計 2 個（予備 1 個含む）設置し，1 個以上がこの高さ以上の水位を検知した場合に水張り完了及び注水停止を判断する。
なお，高さ 1m 超水位計高さまで排水されたことを検知した後，水位 1m まで排水される時間遅れを考慮して，排水弁は自動閉止することとする。

(2) ＲＰＶ破損及びデブリ落下・堆積検知（第 2 表）
②格納容器下部水温計（0m）
ペデスタル底部に温度計を設置し，指示値の上昇又は喪失によりＲＰＶ破損検知に用いる。測温抵抗体式温度計を採用することで，ペデスタルにデブリが落下した際の水温上昇や高温のデブリに接触した際に指示値がダウンスケールとなる特性を利用し，ＲＰＶからのデブリ落下検知が可能である。
デブリの落下，堆積挙動の不確かさを考慮して等間隔で計 5 個（予備 1 個含む）
設置し，ＲＰＶ破損の早期判断の観点から，2 個以上が上昇傾向（デブリの落下による水温上昇）又はダウンスケール（温度計の溶融による短絡又は導通）とな
別添 1－2588

った場合に，ＲＰＶ破損を判断する。
③格納容器下部水温計（0.2m）
ペデスタル底面から 0.2m の高さに測温抵抗体式温度計を設置し，0.2m 以上のデブリ堆積有無を検知し，ペデスタル満水までの注水可否を判断する。また，指示値の上昇又は喪失により，ＲＰＶ破損検知に用いる。
デブリの落下，堆積挙動の不確かさを考慮して等間隔で計 5 個（予備 1 個含む）
設置し，十分な量のデブリ堆積検知の観点から，3 個以上がオーバースケール（デブリの接触による温度上昇）又はダウンスケール（温度計の溶融による短絡又は導通）した場合にペデスタル満水までの注水を判断する。また，ＲＰＶ破損の早期判断の観点から，2 個以上が上昇傾向（デブリの落下による水温上昇）又はダ
ウンスケール（温度計の溶融による短絡又は導通）となった場合に，ＲＰＶ破損を判断する。

(3) ＲＰＶ破損後の水位管理（デブリ堆積高さ≧0.2m の場合）
④格納容器下部水位計（2.25m，2.75m）
ペデスタル底面から 2.25m 及び 2.75m の高さに水位計を設置し，デブリの多量落下時（堆積高さ 0.2m 以上）においてペデスタル水位を 2.25m～2.75m の範囲に維持するため，各高さにおける水位の有無を検知しペデスタル注水開始及び停止を判断する。
ペデスタル側壁の貫通孔を通じたペデスタル外側のボックス内に，2.25m 及び2.75m の各高さに 2 個の水位計（予備 1 個含む）を設置し，1 個以上が 2.25m 未満を検知した場合にペデスタル注水開始，2.75m 到達を検知した場合にペデスタ
ル注水停止を判断する。

(4) ＲＰＶ破損後の水位管理（デブリ堆積高さ＜0.2m の場合）
別添 1－2689

⑤格納容器下部水位計（0.5m）
ペデスタル底面から 0.5m の高さに水位計を設置し，デブリの少量落下時（堆積高さ 0.2m 未満）においてペデスタル水位を 0.5m～1m の範囲に維持するため，
水位 0.5m 未満を検知しペデスタル注水開始を判断する。
約 180°間隔で計 2 個（予備 1 個含む）設置し，1 個以上が水位 0.5m 未満を検知した場合に注水開始を判断する。
⑥格納容器下部水位計（1m 未満）
ペデスタル底面より 1m の高さから測定誤差を差し引いた高さに水位計を設置
し，デブリの少量落下時（堆積高さ 0.2m 未満）においてペデスタル水位を 0.5m
～1m の範囲に維持するため，水位 1m 到達を検知しペデスタル注水停止を判断する。
約 180°間隔で計 2 個（予備 1 個含む）設置し，1 個以上が水位 1m 到達を検知した場合に注水停止を判断する。
⑦格納容器下部雰囲気温度計
自主対策設備としてペデスタル底面から 1.1m の高さに温度計を設置し，デブ
リの少量落下時にペデスタル水位を 0.5m～1m の範囲に管理している間において，デブリが冠水されていることを確認する。
約 180°間隔で計 2 個設置し，1 個以上が露出したデブリからの輻射熱等により上昇した場合に注水を判断する。

各計器の検出部の仕様等を第 3 表に，測定原理を第 2 図及び第 3 図にそれぞれ示す。また，各計器の構造図及び設置概略図を第 4 図に示す。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。
別添 1－2790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，0.465MPa [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），
0.62MPa[gage]を設定している。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，第 5 図に示すとおり，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。
・ＲＰＶ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，ＲＰＶ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 1－2891

第1表

ペデスタル内計器の概要

設置高さ※１0m

格納容器下部
水温計

0.2m

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

0.5m
格納容器下部
水位計

1m－測定誤差1m＋測定誤差
2.25m

※1

2.75m
ペデスタル底面（コリウムシールド上表面）からの高さ

第2表

ＲＰＶ破損及びデブリ落下・堆積検知の概念

デブリの堆積状態

格納容器下部水温計0m 位置0.2m 位置

判断

上昇

上昇

ＲＰＶ破損，
デブリ少量落下

上昇／喪失

上昇

ＲＰＶ破損，
デブリ少量落下

上昇／喪失 上昇／喪失

ＲＰＶ破損，
デブリ多量落下

別添 1－2992

2.75m 水位計
2.25m 水位計

1.1m 雰囲気温度計
1m 超 水位計
1m 未満 水位計
0.5m 水位計
0.2m 水温計
0m 水温計

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

第1図

ペデスタル内の計器設置図

別添 1－30

93

第3表
計器種別

測定レンジ

検出部の仕様等
測定誤差

耐環境性

温度：短期 230℃，
測温抵抗体式長期 200℃-200℃～500℃
温度計
圧力：620kPa[gage]
放射線：－※２
温度：短期 230℃，－
電極式
長期 200℃(レベルスイッ±10mm
水位計
圧力：620kPa[gage]チ)
放射線：－※２※2 検出部は無機物で構成しており，放射線による影響はない±(0.3＋
0.005|t|)t：測定温度

検知
回路

検知
回路

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

導通

電極

気中：電極間抵抗大

第2図

水中：電極間抵抗小電極式水位計の動作原理

別添 1－31

94

抵抗値

測定
回路

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

導線
（Ｎｉ）

抵抗素子
（Ｐｔ）

絶縁材
（ＭｇＯ）

シース管
（インコネル）

高温のデブリが接触すると，温度指示値は急上昇しオーバースケールとなる。
また，以下の過程の中で導線間の絶縁性が失われ短絡又は導通すると，抵抗値が低下し温度指示値がダ
ウンスケールとなる。
・シース管の溶融，水及びデブリの浸入
・水との反応による絶縁材の膨張，剥離・デブリとの反応に伴う絶縁材の溶融，蒸発

測温抵抗体構成材料の融点
材質
融点
インコネル 1,370℃～
シース管(NCF600)
1,425℃
導線
Ｎｉ
1,455℃
抵抗素子
Ｐｔ
1,768℃※
絶縁材
ＭｇＯ
約 2,800℃※ デブリ中のＺｒ等により還元されると，融点約 650℃，
沸点約 1,100℃のＭｇとなり，溶融又は蒸発する。

第3図

測温抵抗体式温度計の動作原理

別添 1－3295

格納容器下部水位計（電極式）構造図

格納容器下部水位計の設置概略図

格納容器下部水温計（測温抵抗体式）構造図

格納容器下部水温計の設置概略図

第4図

格納容器下部水位計及び格納容器下部水温計の構造図及び設置概略図
別添 1－3396

ペデスタル
側壁貫通孔

保護カバー
水温計
検出部

図は格納容器下部水温計（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

第 5 図 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

別添 1－3497

コリウムシールド材料の選定について

原子炉の過酷事故において，放射性物質が環境へ放出することを防ぐため，溶融炉心による格納容器の侵食を抑制する静的デブリ冷却システムの開発に取り組んでいる。溶融炉心を受け止めて保持する役割を担う耐熱材は，高融点でかつ化学的安定性に優れていることが必要であることから，候補材としては，，

ＺｒＯ２等が挙げられる。模擬溶融炉心と上記耐熱材との侵食データを取ることを目的として，侵食試験を実施した。
以下に溶融Ｚｒ及び模擬溶融炉心（ＵＯ２－ＺｒＯ２－Ｚｒ）による耐熱材侵食試
験の概要について示す。この結果より，コリウムシールド材料としてＺｒＯ２を選
定した。

1.

溶融Ｚｒによる耐熱材侵食試験

1.1 試験方法
耐熱材には，，ＺｒＯ２の多孔質材料を用いた。模擬溶融炉心の金属成分をるつぼに入れ，るつぼ上部に耐熱材試験片をセットする（第 1 図）。
これらを電気炉で加熱し，2,000℃～2,200℃の所定温度にして金属を溶かす。溶
融した金属中に耐熱材試験片を上部から挿入し，5 分間保持する。その後，試験片を初期位置へ戻してから炉冷する。各種試験片について，冷却後に外観及び試験片の残存状態を確認した。なお，溶融炉心の主な構成材料として，ＢＷＲで使用されるＵＯ２，Ｚｒ，ＺｒＯ２，Ｆｅ等が想定されるが，試験においては，金属
成分は 100mol％Ｚｒとした。

別添 2－1

98

第1図

試験体系

1.2 試験結果
第 2 図に金属組成が 100mol％Ｚｒにおける試験後の耐熱材試験片の断面写真を示す。いずれの耐熱材においても，金属組成のＺｒ量に応じて侵食量は増加した。また，金属組成によらず侵食量はＯ２，，＞ＺｒＯ２となり，Ｚｒの順に耐侵食性に優れていることが確認できた。

第2図

2.

＞

試験後の断面写真

模擬溶融炉心による耐熱材侵食試験

2.1 試験方法
高融点材料にて製作したるつぼ内に円柱状に加工したＺｒＯ２耐熱材と模擬溶
融炉心粒子を所定の重量分装荷した。模擬溶融炉心の組成はＵＯ２－ＺｒＯ２－Ｚ

別添 2－299

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

第3図

試験体系

2.2 試験結果
試験温度の推移を第 4 図に示す。試験においては 2,000℃～2,050℃の範囲で，約 10 分程度温度が保持されている事を確認した。また，試験後のるつぼの断面
写真を第 5 図に示す。ＺｒＯ２耐熱材の厚さが試験前から変わっていないことから，模擬溶融炉心によるＺｒＯ２耐熱材の有意な侵食がないことが分かる。

別添 2－3

100

第4図

第5図

3.

試験温度推移試験後の断面写真

耐熱材への模擬溶融炉心落下試験

3.1 試験方法
耐熱材に溶融炉心が接触した際の短期的な相互作用を確認するため，ＺｒＯ２
耐熱材の上に模擬溶融炉心を落下させ，耐熱材の侵食深さの測定，耐熱材侵食性状や模擬溶融炉心の固化性状の分析などを実施した。模擬溶融炉心の組成はＵＯ
２－ＺｒＯ２－Ｚｒ：30mol％－30mol％－40mol％とした。ＺｒＯ２耐熱材を内張りしたコンクリートトラップの上部に電気炉を設置し，電気炉により加熱した模擬別添 2－4101

溶融炉心をＺｒＯ２耐熱材上に落下させ，コンクリートトラップに設置した熱電対によりＺｒＯ２耐熱材の温度を測定した。

電気炉より
模擬溶融炉心が流入

コンクリートトラップ

ＺｒＯ２耐熱材

ＺｒＯ２耐熱材側面（模擬溶融炉心側）の温度測定用熱電対設置位置

第6図

試験装置

3.2 試験結果
試験温度推移を第 7 図に示す。ＺｒＯ２耐熱材側面（模擬溶融炉心側）の温度を測定する熱電対が模擬溶融炉心落下直後に最高温度約 2,450℃を観測したことから，落下してきた模擬溶融炉心温度は 2,450℃以上であったと推測される。また，試験後のコンクリートトラップ断面写真を第 8 図に示す。模擬溶融炉心接触部から最大で約 1cm が黒色化し，その周辺部が白色化していることが確認されたものの，顕著な耐熱材の侵食及び耐熱材の割れは確認されなかった。

別添 2－5102

ＺｒＯ２耐熱材側面（模擬溶融炉心側）の温度

第7図

第8図

試験温度推移試験後の断面写真

別添 2－6103

第9図

耐熱材表面の成分分析結果

一般に，ＺｒＯ２には還元雰囲気で高温に暴露されると材料中に酸素欠損が起こり，変色する特性があることが知られている。試験においては，計測された模擬溶融炉心の温度が 2,450℃以上と高温であり，かつ模擬溶融炉心中には金属Ｚｒが存在することから，模擬溶融炉心中の金属ＺｒによってＺｒＯ２耐熱材の表面で還元反応が起こり，酸素欠損が生じたと推測される。しかしながら，黒色部についてＸ線回折分析を行った結果，耐熱材表面の組成に有意な変化が確認されなかったことから，欠損した酸素の量は微量であり，ＺｒＯ２耐熱材の耐熱性能に影響はないと考えられる（第 9 図）。
別添 2－7104

なお，ペデスタル（ドライウェル部）には水プールが存在するため，ペデスタ
ル（ドライウェル部）に落下してきた溶融炉心中に残存する未酸化の金属Ｚｒは，水との反応によって酸化されると想定される。ＭＡＡＰ解析の結果から，ペデスタル（ドライウェル部）に落下してきた溶融炉心は，2,000℃を超える高い温度でコリウムシールドと数十分接触する可能性があるが，上述のとおり，溶融炉心中の金属Ｚｒは酸化されていると考えられることから，事故時に溶融炉心がコリウムシールドと接触したとしても，ＺｒＯ２耐熱材の表面が還元されることによる影響は軽微であると考えられる。

4.

まとめ
上記試験結果から，溶融炉心に対して高い耐性を有しているＺｒＯ２（ジルコニア）耐熱材を，コリウムシールドに用いる材料として選定した。

※

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

別添 2－8105

コリウムシールド厚さ，高さの設定について

1.

はじめに
コリウムシールドは，溶融炉心・コンクリート相互作用の影響抑制の目的で設置するが，ペデスタル（ドライウェル部）（以下「ペデスタル」という。）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溶融炉心（以下「デブリ」という。）を全量保有でき，かつ，溶融炉心・コンクリート相互作用の影響も抑制できるよう，その厚さを設定する必要がある。以下に設定方針を示す。

2.

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

3.

コリウムシールド厚さの設定

3.1

コリウムシールド厚さの設定方針
コリウムシールド厚さは，コンクリート侵食抑制及びコンクリートへの熱影響を抑制する観点から，可能な限り厚さを確保する方針とする。ただし，
別添 3－1106

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

3.2

デブリ保有可能量を踏まえたコリウムシールド厚さの算定
デブリ体積高さ Hdebri は，式(1)及び式(2)で算定される。ここで，ポロシテ

ィはＰＵＬｉＭＳ実験等の知見を基に保守的な値として 0.5 を設定している。
別添 3－2107

Hdebri ＝（V m×(1－Φ ent)＋V s＋Vm×Φ ent ÷(1－P)）÷S fz(1)

Sfz ＝(LPD／2－D CS )２ ×π(2)

Vm：溶融物体積[36m３ ]V s：ペデスタル内構造物体積[4m３ ]（添付資料 3.2.14 別添 1 参照）
Φ ent：粒子化割合[0.173]（添付資料 3.2.14 別添 2 参照）
P：ポロシティ[0.5]S fz ：コリウムシールドの設置を考慮した床面積[m ３ ]L PD:ペデスタル床直径[]

D CS ：コリウムシールド厚さ[m]

コリウムシールドの高さは，デブリ堆積高さと床に設置するコリウムシー
ルドの厚さを加えた値となるため，式(1)において Hdebri を(－D CS)m として計算した結果，D CS ＝約 0.15m となる。よって，デブリ保有可能性を踏まえると，コリウムシールド厚さは 0.15m となる。

3.3

その他の影響を踏まえたコリウムシールド厚さの設定
コリウムシールド厚さが 0.15m の場合，コリウムシールドの侵食は発生しないことを「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
による侵食量について（P.別添 4-1）」にて確認している。また，「溶融炉心による熱影響評価について（P.別添 5-1）」にて，コンクリートの温度履歴を基に，原子炉圧力容器支持機能及びデブリ保持機能を評価した結果，これらの機能が損なわれないことを確認している。以上より，コリウムシールド
厚さが 0.15m の場合でも，原子炉圧力容器支持機能及びデブリ保持機能への影響はない。
また，熱影響の観点で寄与が大きい溶融デブリに着目すると，デブリ全量
別添 3－3108

（溶融物体積[約 36m ３ ]及びペデスタル内構造物体積[約 4m ３ ]）が溶融デブリと仮定した場合におけるデブリ堆積高さは約 1.63m であり，コリウムシー
ルド高さ約 1.88m に対して余裕がある。
以上から，コリウムシールド厚さを 0.15m とする。

第1図

デブリがペデスタル外へ流出する可能性のある経路

別添 3－4109

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」（以下「ＭＣＣＩ」という。）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。

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
ＭＡＡＰコードにおける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
ＭＡＡＰコードにおけるＭＣＣＩ伝熱モデルの概念図を第 1 図に示す。
ＭＡＡＰコード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，ＺｒＯ ２ 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別添 4－1

110

た保守的な設定としている（添付 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，ＭＡＡＰコードにおいてコリウムシールドを適切に模擬
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，以下の溶融炉心－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伝熱は，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。

床方向の熱流束==

壁方向の熱流束

(1

)

=
=

+

,

,

(1

+

)

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／m２・K]，： 溶融プールが完全な液相の場合の対流熱伝達係数 [W／m２・K]：

固化割合 [－]：

固化効果項の指数 [－]別添 4－2

111

：
：

,

：
，

(3)

溶融プールの温度 [K]デブリ融点 [K]体積発熱率 [W/m3 ]：

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。

=2

,

/

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/m･K],：

デブリ融点 [K]：クラスト－コリウムシールド接触面温度 [K]：

床面又は壁面のクラスト厚さ [m]別添 4－3

112

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。ＢＷＲプラント安全審査資料「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，Ｍ
ＣＣＩ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。第 2 図にＭＣＣＩ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。ＭＣＣＩ評価の不確かさに関する評価結果を
第 1 表に示す。
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
別添 4－4113

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。
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，溶融炉心・コンクリート相互作用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，ＭＡＡＰコードによりコリウム
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，ＭＡＡＰコード
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，不別添 4－5114

確かさが想定される。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
解析条件を第 2 表に示す。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 800kW／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
評価結果を第 3 表に示す。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 2,100℃未満であり，コリウムシールドを設置することにより，溶融炉心・コンクリート相互作用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，「4. コリウムシールドの侵食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汎用有限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 2）。
別添 4－6115

3.

解析条件における不確かさの影響
ＭＡＡＰコードにおける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。ＭＡＡＰコード解析条件を第 4 表に示す。

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との共晶反応により，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合，コリウムシールドの侵食量は約 33mm となる（添付 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，ＭＡＡＰコードではＺｒＯ 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
解析条件を第 5 表に示す。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 33mm を考慮し，保守性を見込んだ値として 110mm 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，ＭＡＡＰコード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
別添 4－7116

の温度を厳しく評価する観点で，常温時のＺｒＯ 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
解析結果を第 6 表に示す。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第 3 図から第 6
図，クラスト厚さの推移（上下方向）を第 7 図に示す。コリウムシールド
内表面温度の最高値は約 1,860℃にとどまり，コリウムシールドの侵食開始温度である 2,100℃を下回ることから，コリウムシールドの侵食は金属酸化物との共晶反応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 1,230℃
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金属酸化物との共晶反応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。

5.

まとめ
ＭＡＡＰコード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
別添 4－8117

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金属酸化物との共晶反応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 4－9118

第1表

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

不確かさ要因有効性評価の取扱い

解析コード安全審査資料 ※における感度解析の要否

下部ヘッド破損モード

破損部位
破損口侵食拡大

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

同左

溶融炉心落下量

原子炉圧力容器内
溶融進展

全炉心相当を想定

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

同左

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

解析モデルパラメータではない
ため，感度解析不要

同左

プール水深

溶融炉心の粒子化

別添 4－10

エントレインメント
係数

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

溶融炉心ジェット径

破損口径に対応した径を考慮

エントレインメント係数に不確かさがあるため，ＭＡＡＰコー
ド の 不 確 か さ 範 囲 内 (Ｆ Ａ Ｒ Ｏ
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

水による拡がり抑制

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

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

デブリから水への熱伝達

デブリ上面の性状

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 800kW/m 2 として圧力依存性を考慮

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

コリウムシールドを介した熱伝達伝熱物性値の
温度依存性

コリ ウ ムシ ー ルド 侵 食開 始 温度 に おける物性値を考慮―

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

壁方向と床方向の熱分配

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，壁方向クラストを使用
へは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

溶融炉心の拡がり※

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

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

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）
溶融炉 心・ コン クリー ト相 互作 用へ 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

ＢＷＲプラント安全審査資料「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」

別添 4－10

119

第2表
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800kW／m２（圧力依存性あり）

800kW／m２（一定 ※１ ）ペデスタル初期水位

1m

ペデスタル注水

ＲＰＶ破損 7 分後から 80m３ ／h

コリウムシールド厚さ15cm

コリウムシールド侵食開2,100℃ ※２
始温度
ＲＰＶ破損時のＭＡＡＰ解析結果に基づく
溶融炉心温度※１ 侵食の不均一性等の影響を考慮して設定※２ ＺｒＯ ２ 耐熱材の 100mol％Ｚｒによる侵食試験結果に基づき設定（別添 1）

第3表

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 4－11

120

第4表
項

ＭＡＡＰコード解析条件
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

2,100℃

2,100℃

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

機器条件

目

第5表

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】
項目

ベースケース

感度ケース

対象シーケンス

過渡事象時に損傷炉心冷却に失敗し，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

15cm

11cm ※１

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
侵食開始温度ペデスタル（ドライウェル部）床面積

2,100℃ ※４

ペデスタル初期水位

1m

※１
※２
※３
※４

金属酸化物との共晶反応による侵食を仮定した厚さとして設定（別添 3）
ＺｒＯ ２ 耐熱材の侵食開始温度における伝熱物性として設定
ＺｒＯ ２ 耐熱材の常温における伝熱物性として設定
ＺｒＯ ２ 耐熱材の 100mol％Ｚｒによる侵食試験結果に基づき設定（別添 1）

別添 4－12121第6表

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】
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

※

※
※

※

第1図

コリウムシールドに相当する厚さ部分に対してＺｒＯ ２ の物性値を設定し，コリウ
ムシールドを模擬

ＭＡＡＰコードにおけるＭＣＣＩ伝熱モデル

別添 4－13122

ＭＣＣＩに至る過程

ＭＣＣＩ現象の影響因子

感度解析パラメータ

下部ヘッド破損モード（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）

溶融炉心落下量（全炉心相当を想定しており，
感度解析不要）下部ヘッド破損過程

溶融炉心の粒子化
溶融物の落下・堆積過程

溶融炉心ジェット径

エントレインメント係数

別添 4－14プール水深

上面熱流束係数（Fchf）

デブリ上面性状
ＭＣＣＩ進行と注水によるデブリ冷却過程

水への熱伝達溶融炉心の拡がり

溶融炉心の拡がり

コリウムシールド
伝熱物性値の温度依存性

コリウムシールドを介した熱伝達
コンクリートへの熱伝達

追加感度解析
パラメータ

溶融プール－クラスト間の熱伝達係数

コンクリート種類（床/壁への熱分配の不確かさ）

第2図

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

123

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 1,945℃（壁面）

2000
温
度

1500

(℃)
1000

500

0
0

24

48

72

96

120

144

168

事故後の時間(h)JOB No.MA47BNT2AE--WH9E000

第3図

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 1,860℃（床面）

2000
温
度

1500

(℃)
1000

500

0
0

24

48

72

96

120

144

168

事故後の時間(h)JOB No.MA47BNT2AE--FHC6000

第4図

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 4－15124

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)JOB No.MA47BNT2AE--WH9E000

第5図

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
ペデスタル床面コンクリート温度

800

最高温度 約 728℃（壁面）
600
温
度
(℃)
400

200

0
0

24

48

72

96

120

144

168

事故後の時間(h)JOB No.MA47BNT2AE--FHC6000

第6図

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 4－16125

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

事故後の時間（h）

第7図※1

クラスト厚さの推移（上面及び下面 ※1）

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 4－17126

添付 1
ＺｒＯ ２ 耐熱材の侵食開始温度の設定について

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

別添 4－18

127

第1図
※

試験後の断面写真

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

別添 4－19

128

添付 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ＭＡＡＰコードにおける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汎用有限解析コード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
解析条件を第 1 表に示す。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
解析結果を第 2 表及び第 1 図に示す。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 1,230℃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，ＡＢＡＱＵＳを用いた熱伝導解析結果は，本添付資料の本文「4.
別添 4－20129

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ＭＡＡＰコードによる解析結果（壁面温度 約 728℃）を上回っているが，これは大破断ＬＯＣＡシナリオとして溶融炉心から水プールへの限界熱流束 800kW／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。

第1表
項

※

目

解析条件（伝熱物性値温度依存性）
設

定

備

考

解析コード

汎用有限解析コードＡＢＡＱＵＳ

温度境界条件

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

添付資料 3.5.2 別添 1
第 3 図から第 6 図

コリウムシールド
伝熱物性値

既往の共同研究において確認された値

添付資料 3.5.2
第4表

別添 1

大破断ＬＯＣＡシナリオとして溶融炉心から水プールへの限界熱流束800kW／m２ （圧力依存性あり）及び 800kW／m２ （一定）の 2 ケースを考慮

第2表
項

目

ペデスタル
壁面温度

解析結果（伝熱物性値温度依存性）
解析結果
約 900℃

備

考

コンクリート侵食開始温度
約 1,230℃

別添 4－21130

温度（℃）

ペデスタル内壁面

ペデスタル外壁面

ＲＰＶ破損後の時間（h）

第1図

ペデスタル壁面の温度変化

別添 4－22131

添付 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

ＭＡＡＰコードによる侵食量評価では，溶融炉心中のＺｒによるＺｒＯ 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 2,100℃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ＺｒＯ 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ＺｒＯ 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ＣＩＴ実験 [1][2]がある。
ＣＩＴ実験では，第 1 図に示すような試験装置によって，模擬溶融炉心とＺｒＯ 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（ＺｒＯ 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ＺｒＯ ２ 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ＺｒＯ ２ 耐熱材の侵食深さの推移を第 2 図及び第 3 図に示す。耐熱材の最終的な侵食深さは22.5mm，最大の侵食速度は 0.18mm／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 2,080℃から 2,474℃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ＺｒＯ ２ 耐熱材の侵食深さ
別添 4－23132

の推移を第 4 図に示す。最終的な侵食深さは 39.5mm，最大の侵食速度は 0.28mm／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。

第1図

第2図

ＣＩＴ実験装置

CIT-9 における入力エネルギ
別添 4－24133

(2474℃)(2395℃)(2238℃)(2080℃)( )内：各 stage における
模擬溶融炉心表面温度

2.

第3図

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

第4図

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

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ＺｒＯ ２ 耐熱材の組成を第 1 表に示す。主成分であるＺｒＯ ２ の純度は 94.7wt％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ＺｒＯ 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第 2 表に示す。
実験で用いられた模擬溶融炉心は，酸化鉄（ＦｅＯやＦｅ ３ Ｏ ４ ）の割合が大
別添 4－25134きく，ＣＩＴ実験においては，これらの酸化鉄とＺｒＯ ２ の共晶反応により，
ＺｒＯ ２ 耐熱材が溶融，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 4m３ 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，ＣＩＴ実験の条件は，ともに実機条件に比べて共晶反応による耐熱材侵食が生じやすい条件と考えられる。
※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（ＭＡＡＰ解析結果より）※２

ペデスタル内構造物は主にＳＵＳ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

第1表

第2表

CIT-9 及び CIT-11 実験におけるＺｒＯ ２ 耐熱材組成
成分

割合 wt％

ＳｉＯ ２

1.4

ＣａＯ

0.2

ＭｇＯ

2.5

Ｆｅ ２ Ｏ ３

0.2

Ａｌ ２ Ｏ ３

0.8

ＴｉＯ ２

0.2

ＺｒＯ ２

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％

CIT-9

CIT-1149.1 ＵＯ ２
20.4 ＺｒＯ ２
30.5 ＦｅＯ

19.0 ＺｒＯ ２
81.0 Ｆｅ ３ Ｏ ４（共晶組成）

別添 4－26135

3.

実機におけるＺｒＯ ２ 耐熱材と金属酸化物との共晶反応による侵食
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ＺｒＯ ２耐熱材の共晶反応による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 2,000℃となっている。CIT-9 実験では，これを上回る 2,080℃
において約 4mm 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。
仮に実機において共晶反応による侵食が継続的に生じる可能性を考慮し，ＲＰＶ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 1,800℃ ※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 0.18mm／min で侵食が進んだと仮定した場合でも，侵食量は約 33mm となる。
※３

酸化鉄との共晶反応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，ＺｒＯ ２ 耐熱材の侵食が開始している温度（第 4 図）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 15cm を十分下回る。
なお，コリウムシールドのＺｒＯ 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（第 5図）。このモルタルは，耐熱材ブロックと同等のＺｒＯ 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ＺｒＯ 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
別添 4－27136

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ＺｒＯ 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わずかであること，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，ＭＡＡＰ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2,100℃から 2,200℃程度となっているが，「コリウムシールドの材料の選定について（P.別添 2-1）」に記載のとおり，ドライ条件にて 2,450℃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，ＺｒＯ ２ の融点は約 2,700℃ ※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。
※４

ＺｒＯ ２ 耐熱材の侵食開始温度 2,100℃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 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，ＺｒＯ ２ 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 4－28137

＜側面図＞＜正面図＞

第5図

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 4－29138溶融炉心による熱影響評価について

評価目的

1.

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，溶融炉心・コンクリート相互作用（以下「ＭＣＣＩ」という。）によるペデスタ
ル（ドライウェル部）（以下「ペデスタル」という。）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，原子炉圧力容器（以下「ＲＰＶ」という。）から落下した溶融炉心（以下「デブリ」という。）の冠水及び水蒸気爆発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 1m に維持する対策，さらに，床スラブ内の排水流路をスリット形状としてデブリを凝固させる対策を講じることとしている。
これら東海第二発電所の特徴を踏まえた対策を考慮した上で，ＲＰＶ破損
時にペデスタルへ落下したデブリからの熱影響によってペデスタルに要求されるＲＰＶ支持機能及びデブリ保持機能が損なわれないことを評価する。

2.

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

評価方法

3.
(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（以別添 5－1139

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 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，汎用有限解析コードＡＢＡＱＵＳ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別添 5－2140

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 2にＲＰＶ支持に必要な側壁コンクリート厚さ評価を，添付 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 4 にデブリ保持に必要な床スラブ鉄筋量評価を示す。

評価結果

4.

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 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 1,229mm であり,ＲＰＶ等の自重によってコンクリートに作用する圧縮軸力に対して必要な壁厚 133mm（添付 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 5 に示したとおり，側壁コンクリートの等価壁厚は約 1,276mm であり，ＲＰＶ等の自重によって基部コンクリートに作用する面外せん断力に対して必要な壁厚 192mm（添付 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 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
別添 5－3141示す。床スラブコンクリートの等価板厚は約 629mm 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（添付 3）を上回る。
ｂ．鉄筋に対する曲げ応力
添付 6 に示したとおり，床スラブの鉄筋コンクリート部の幅 1m 当たりの等価鉄筋量はであり,デブリ等の自重によって鉄筋に作用する曲げ応力に対して必要な鉄筋量5.

（添付 4）を上回る。

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

別添 5－4142

添付 1
デブリからの伝熱によるペデスタルの温度評価

概要

1.

ＭＡＡＰコードによる解析結果に基づき，汎用有限解析コードＡＢＡＱＵ
Ｓ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.

汎用有限解析コードＡＢＡＱＵＳによるペデスタル熱伝導解析

(1)

評価モデル
第 1 図に熱伝導解析モデルを示す。デブリからの熱影響による側壁及び床スラブの温度は，２次元体系有限要素法解析により評価する。本評価では，解析体系を縦横のメッシュで区切り，以下に示す２次元体系での非定常熱伝導の支配方程式に基づき，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，kx , ky： x 方向及び y 方向の熱伝導率， Q ：物体の内部発熱量である。

(2)

評価条件
第 1 表に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。

別添 5－5143

※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：800kW／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：800kW／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：800kW／m ２ （一定）

(3)

評価結果
第 7 図にペデスタル温度の評価点の位置を示す。また，第 8 図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。
また，第 9 図に側壁の温度変化を，第 10 図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。

別添 5－6144

第1表

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／m３ ）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／m３ ）（第 2 図）（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による減衰（30％）を考慮）

ＳＵＳ密度（kg／m３ ）ＳＵＳ熱伝導率（W／mK）（第 2 表）伝熱工学資料改訂第５版より

ＳＵＳ比熱（J／kgK）
コンクリート密度（kg／m３ ）2,345

鉄筋コンクリート構造計算規準・同解説（2010）よりコンクリート熱伝導率（W／mK）（第 3 表）Ｅｕｒｏｃｏｄｅより（第 4 表）試験結果 ※ に基づき設定

コンクリート比熱（J／kgK）
ジルコニア耐火材密度（kg／m３ ）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
スリット内デブリ初期温度（℃）

破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
構造材初期温度（℃）

ＭＡＡＰ解析結果におけるＲＰＶ
117

破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（℃）（第 3 図）ドライウェル雰囲気温度（℃）（第 4 図）サプレッション・チェンバ雰囲気温度（℃）

ＭＡＡＰ計算結果を包絡する温度（第 5 図）変化を設定

デブリ－ジルコニア耐火材接触面（第 6 図）温度（℃）※ 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 5－7145

第2表

ＳＵＳ材物性値

温度（K）

密度（kg／m３ ）

熱伝導率（W／mK）

比熱（J／kgK）

300

7,920

16.0

499

400

7,890

16.5

511

600

7,810

19.0

556

800

7,730

22.5

620

1,000

7,640

25.7

644

第3表

コンクリート物性値

温度

熱伝導率

比熱

温度

熱伝導率

比熱

（℃）

（W／mK）（J／kgK）（℃）（W／mK）（J／kgK）

20

1.951

901.1

650

0.859

1,111.7

50

1.880

917.3

675

0.833

1,114.4

75

1.822

930.2

700

0.809

1,116.8

100

1.766

942.8

725

0.785

1,118.7

125

1.710

954.9

750

0.764

1,120.3

150

1.656

966.7

775

0.743

1,121.3

175

1.604

977.9

800

0.724

1,122.0

200

1.553

988.8

825

0.706

1,122.2

225

1.503

999.2

850

0.690

1,122.1

250

1.454

1,009.3

875

0.675

1,121.4

275

1.407

1,018.8

900

0.661

1,120.4

300

1.361

1,028.0

925

0.648

1,118.9

325

1.316

1,036.7

950

0.637

1,117.1

350

1.273

1,045.1

975

0.627

1,114.7

375

1.231

1,052.9

1,000

0.619

1,112.0

400

1.191

1,060.4

1,025

0.612

1,108.8

425

1.152

1,067.4

1,050

0.606

1,105.3

450

1.114

1,074.1

1,075

0.602

1,101.2

475

1.077

1,080.2

1,100

0.599

1,096.8

500

1.042

1,086.0

1,125

0.597

1,091.9

525

1.008

1,091.3

1,150

0.596

1,086.7

550

0.976

1,096.3

1,175

0.597

1,080.9

575

0.944

1,100.7

1,200

0.600

1,074.8

600

0.915

1,104.8

1,225

0.600

1,068.2

625

0.886

1,108.4

1,250

0.600

1,061.3

別添 5－8

146

第4表
温度（℃）

※

ジルコニア耐火材の物性値

密度（kg／m３ ）

熱伝導率（W／mK）

比熱（J／kgK）

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 5－9147

冷却水
14.5cmデブリ
縦スリット

ジルコニア耐火材

14.5cm横スリット(a) 全体概要図

ペデスタル床面

ＳＵＳ材(b) スリット部拡大図

第1図

第2図

熱伝導解析モデル

デブリ内部発熱密度条件
別添 5－10148

雰囲気温度（℃）

過渡 事象 800kW／ m ２ （ 圧力 依 存性 あり ）ＬＯ ＣＡ 800kW／m ２ （ 圧力依 存 性あ り）
ＬＯ ＣＡ 800kW／m ２ （ 一定）
包絡 温度 （ ＡＢ Ａ ＱＵ Ｓ入 力 ）ＲＰＶ破損後の時間（h）

第3図

ペデスタル雰囲気温度条件

雰囲気温度（℃）

過渡 事象 800kW／ m ２ （ 圧力 依 存性 あり ）ＬＯ ＣＡ 800kW／m ２ （ 圧力依 存 性あ り）
ＬＯ ＣＡ 800kW／m ２ （ 一定）
包絡 温度 （ ＡＢ Ａ ＱＵ Ｓ入 力 ）ＲＰＶ破損後の時間（h）

第4図

ドライウェル雰囲気温度条件

別添 5－11149

雰囲気温度（℃）

過渡 事象 800kW／ m ２ （ 圧力 依 存性 あり ）ＬＯ ＣＡ 800kW／m ２ （ 圧力依 存 性あ り）
ＬＯ ＣＡ 800kW／m ２ （ 一定）
包絡 温度 （ ＡＢ Ａ ＱＵ Ｓ入 力 ）ＲＰＶ破損後の時間（h）

第5図

サプレッション・チェンバ雰囲気温度条件

接触面温度（℃）

過渡 事象 800kW／ m ２（ 圧力 依 存性 あり ）床面
ＬＯ ＣＡ 800kW／m ２ （ 圧 力依 存性あ り） 床 面
ＬＯ ＣＡ 800kW／m ２ （ 一 定） 床面
過渡 事象 800kW／ m ２（ 圧力 依 存性 あり ）壁面
ＬＯ ＣＡ 800kW／m ２ （ 圧 力依 存性あ り） 壁 面
ＬＯ ＣＡ 800kW／m ２ （ 一 定） 壁面
包絡 温度 （ ＡＢ Ａ ＱＵ Ｓ入 力 ）ＲＰＶ破損後の時間（h）

第6図

デブリ－ジルコニア耐火材接触面温度条件

別添 5－12150

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（℃）

第7図

ペデスタル中心位置
縦スリット直下位置

ＲＰＶ破損後の時間（h）

第8図

横スリット部の温度変化

別添 5－13151

温度（℃）

ペデスタル内壁面

ペデスタル外壁面

ＲＰＶ破損後の時間（h）

第9図

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

ＲＰＶ破損後の時間（h）

第 10 図

床スラブ鉄筋コンクリート部の温度変化
別添 5－14152

添付 2
ＲＰＶ支持に必要な側壁コンクリート厚さ評価

1.

概要
格納容器内のペデスタル等配置図を第 1 図に示す。ペデスタルは，原子炉

圧力容器，遮へい壁等を支持する構造物である。
「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について（P.別添 4-1）」のとおり，原子炉圧力容器が破損し溶融燃料がペデスタル（ドライウェル部）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
遮へい壁

ペデスタル

第1図

格納容器内ペデスタル等配置図

2.

ペデスタル側壁部に生じる荷重算定

2.1

荷重の算定方針
別添 5－15153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
解析モデル図を第 2 図に，解析条件等の概要について第 1 表に示す。解析

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

第2図

ペデスタル３次元ＦＥＭモデル図

別添 5－16

154

第1表
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・ＮＡＳＴＲＡＮ

重量模擬

・原子炉圧力容器

955×10３ kg（圧力容器内構造物を含む）
・遮へい壁

656×10３ kg

コンクリートの・設計基準強度22N／mm２

材料物性等

・ヤング係数

2.2×10４ N／mm ２0.918×10４ N／mm２・せん断弾性係数
・単位体積重量3

必要壁厚の算定

3.1

解析結果

23kN／m３

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

第2表
部

位

ＭＣＣＩによる
侵食想定部位

ペデスタル側壁部に生じる荷重
圧縮軸力

面外せん断力（kN／m）（kN／m）

1,940

178

別添 5－17155

3.2

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

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

第3表

※

3.3

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

14.6

1.06

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

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

及び面外せん断力に対して算定した。
(1)

圧縮軸力による評価
側壁コンクリートに生じる圧縮軸力と短期許容応力度が等しくなるときの壁厚を必要壁厚として算定する。必要壁厚は下式のとおり算定され，圧縮軸力による評価においては，必要壁厚は 133 ㎜となる。
1.940×10３ (N／mm)÷14.6(N／mm２ )＝133 ㎜

別添 5－18156

(2)面外せん断力による評価
面外せん断力を用いた必要壁厚の算定については，ＲＣ規準の断面算定に用いる評価式を適用する。
Ｑ＝ｂ・ｊ・ｆｓ
ここで，
Ｑ：発生荷重（N）
ｂ：部材の有効幅（mm）
ｊ：柱の中心間距離（mm）
ｊ＝ｄ×7／8
ｄ：有効せい（必要壁厚）（mm）
ｆｓ：短期許容応力度（N／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）÷ｆｓ
＝８／７×178(N／mm)÷1.06（N／mm２ ）＝192mm

4.

まとめ
圧縮軸力による評価及び面外せん断力による評価から算定した必要壁厚を

第 4 表に整理する。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に対し，必要壁厚は，圧縮軸力に対しては 133mm，面外せん断力に対しては 192 ㎜となる。

第4表

必要壁厚の算定結果

圧縮軸力による評価
必要壁厚

133mm

面外せん断力による評価
192mm

別添 5－19157

添付 3
デブリ保持に必要な床スラブ厚さ評価

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

1.

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

価する。
(1)

床スラブ自重床スラブ自重は，・床スラブのコンクリート体積：約 53.85m３
・鉄筋コンクリートの単位体積重量：24kN／m ３
より，床スラブ自重による荷重は約 1.30×10３ kN となる。

(2)

床スラブ積載荷重
床スラブ積載荷重は，デブリ，冷却水，コリウムシールド及びペデスタ

ル内構造物等の総重量を保守的に切り上げた値として 500ton を使用し，約4.90×10３ kN となる。

以上から，床スラブ荷重として約 6.20×10３ kN を用いる。

別添 5－20158

2.

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

に対し，

と算定される。

せん断荷重 Q

せん断面積 A

床スラブ
半径 a

第1図

床スラブのせん断荷重

Fc：コンクリートの設計基準強度

第2図

約 22.1（N／mm２ ）コンクリートの許容応力度

別添 5－21159

添付 4
デブリ保持に必要な床スラブ鉄筋量評価

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

1.

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

2.

となる。

曲げ応力による必要鉄筋量「機械工学便覧

基礎編 a3

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

別添 5－22160

算定したモーメント及び建築物の構造関係技術規準解説書（国土交通省ほか，2015）に示される終局曲げ強度算定式より，床スラブ本体部の幅 1m 当たりの必要鉄筋量を算定する。
必要鉄筋量＝Ｍ／（σ ｙ ・ｄ）＝
ここで，
σ ｙ ：鉄筋の降伏強度（345N／mm ２ ）の 1.1 倍 ※1＝379.5N／mm２
ｄ ：床スラブの有効せい ※2 ＝
※1

※2

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ＪＩＳ規格品の鉄筋の基準強度を 1.1 倍以下の数値とすることができるとされている。
圧縮縁から引張側鉄筋の重心までの距離（第 2 図）

別添 5－23161

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

第1図

等分布荷重を受ける円板の応力計算式

第2図

床スラブの有効せい

別添 5－24162

添付 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（第 1 図）に対して，第 2 図に示すとおり包絡温度を設定する。
・各厚さ部分の包絡温度に対して，第 3 図に示す構造材料の耐火性ガイド
ブック（（社）日本建築学会，2017）（以下「耐火性ガイドブック」という。）に示される加熱冷却後の圧縮強度残存比を参照し，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。
・上記手順により算定した等価壁厚と 2 に示すＲＰＶを支持するために必要な壁厚である 133mm とを比較し，等価壁厚が必要壁厚を上回ることを
確認する。

(2)

評価結果
等価壁厚は約 1,229mm となり，ＲＰＶ支持に必要な壁厚 133mm を上回ることから，側壁コンクリートの圧縮軸力に対してＲＰＶ支持機能は維持される。

別添 5－25163

2.

側壁基部コンクリートの面外せん断に対する評価

(1)

評価方法
・第 4 図に示すコンクリート面外せん断の短期許容応力度に，1.の圧縮軸力に対する評価にておいて設定した側壁部各厚さにおける包絡温度（第2 図）を考慮した圧縮強度残存比（第 3 図）を乗じて，高温影響を考慮したコンクリート強度を求める。

・ＲＣ規準の断面算定評価式に基づいて，面外せん断に対する等価壁厚を算定する。
Ｑ＝ｂ・ｊ・ｆｓ
ここで，
Ｑ：発生荷重（N）
ｂ：部材の有効幅（mm）
ｊ：柱の中心間距離（mm）
ｊ＝ｄ×7／8
ｄ：有効せい（必要壁厚）（mm）
ｆｓ：短期許容応力度（N／mm２ ）・上記手順により算定した等価壁厚と添付 2 に示すＲＰＶを支持するために必要な壁厚である 192mm とを比較し，等価壁厚が必要壁厚を上回ることを確認する。

(2)

評価結果
等価壁厚は約 1,276mm となり，ＲＰＶ支持に必要な壁厚 192mm を上回ることから，側壁基部コンクリートの面外せん断に対してＲＰＶ支持機能は維持される。

別添 5－26164側壁部温度変化

側壁部の熱伝導解析結果

最高温度（℃）

第1図

ペデスタル
内壁

第2図

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 5－27

165

第3図

第4図

コンクリートの圧縮強度残存比

コンクリートの許容応力度

別添 5－28166

添付 6
熱影響を考慮した床スラブのコンクリート及び鉄筋の構造評価

1.

床スラブコンクリートの面外せん断に対する評価

(1)

評価方法
・デブリ等の重量によるせん断応力は床スラブにせん断荷重として掛かることから，コンクリートを対象にせん断応力を評価し，鉄筋については考慮しない。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（1,000mm）を考慮せず，鉄筋コ
ンクリート部厚さ（800mm）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（第 1 図）に対して，第 2 図に示すとおり包絡温度を設定する。
・各厚さ部分の包絡温度に対して，耐火性ガイドブックに示される加熱冷却後の圧縮強度残存比を参照し，健全なコンクリートとしてみなせる等
価板厚を算定する。
・上記手順により算定した等価板厚と添付 3 に示すデブリ保持に必要な板厚であるとを比較し，等価板厚が必要板厚を上回ることを確認す

る。

(2)

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

別添 5－29167

2.

床スラブ鉄筋の曲げ応力に対する評価

(1)

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

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。

(2)

評価結果

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

別添 5－30168

コンクリート部
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（℃）

第1図

鉄筋コンク
リート部上端第2図

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 5－31169

コンクリート部

床スラブ本体部実施鉄筋量：（幅 1m 当たり）鉄筋
コンクリート部

第3図

床スラブの鉄筋コンクリート範囲

第4図

鉄筋強度の低下割合

別添 5－32170