東海第二発電所 審査資料
資料番号
PS-C-1 改 84
提出年月日
平成 30 年 4 月 12 日

東海第二発電所

重大事故等対策の有効性評価

平成 30 年 4 月
日本原子力発電株式会社
本資料のうち，は営業秘密又は防護上の観点から公開できません。

下線部：今回提出範囲
目

1.

次

重大事故等への対処に係る措置の有効性評価の基本的考え方
1.1

概

1.2

評価対象の整理及び評価項目の設定

1.3

評価に当たって考慮する事項

1.4

有効性評価に使用する計算プログラム

1.5

有効性評価における解析の条件設定の方針

1.6

解析の実施方針

1.7

解析コード及び解析条件の不確かさの影響評価方針

1.8

必要な要員及び資源の評価方針

付録１

要事故シーケンスグループの抽出及び重要事故シーケンスの選定について

付録２

原子炉格納容器の温度及び圧力に関する評価

付録３

重大事故等対策の有効性評価に係るシビアアクシデント解析コード
について

2.

運転中の原子炉における重大事故に至るおそれがある事故
2.1

高圧・低圧注水機能喪失

2.2

高圧注水・減圧機能喪失

2.3

全交流動力電源喪失

2.3.1

全交流動力電源喪失（長期ＴＢ）

2.3.2

全交流動力電源喪失（ＴＢＤ，ＴＢＵ）

2.3.3

全交流動力電源喪失（ＴＢＰ）
目-1

系を使用できない場合））
添付資料3.1.3.12

常設代替交流電源設備の負荷（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））

添付資料3.1.3.13

非凝縮性ガスの影響について

添付資料3.1.3.14

サプレッション・プール水位上昇による真空破壊弁への影
響について

添付資料3.2.1

原子炉圧力容器高圧破損防止のための原子炉手動減圧について

添付資料3.2.2

原子炉圧力容器の破損判断について

添付資料3.2.3

ペデスタル（ドライウェル部）内の水位管理方法について

添付資料3.2.4

高温ガスによる原子炉冷却材圧力バウンダリからの漏えい可能性と事象進展等に与える影響について

添付資料3.2.5

原子炉建屋から大気中へ漏えいするＣｓ−137の漏えい量評価について

添付資料3.2.6

高温環境下での逃がし安全弁の開保持機能維持について

添付資料3.2.7

水の放射線分解を考慮した場合の格納容器過圧に対する影響について（高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱）

添付資料3.2.8

安定状態について（高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接
加熱）

添付資料3.2.9

解析コード及び解析条件の不確かさの影響評価について（高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱）

添付資料3.2.10

代替循環冷却系による原子炉注水を考慮しない場合の影響評価について目-14添付資料3.2.11

7日間における水源の対応について（高圧溶融物放出／格
納容器雰囲気直接加熱）

添付資料3.2.12

7日間における燃料の対応について（高圧溶融物放出／格
納容器雰囲気直接加熱）

添付資料3.2.13

常設代替交流電源設備の負荷（高圧溶融物放出／格納容器
雰囲気直接加熱）添付資料3.2.14

原子炉圧力容器破損時の溶融炉心の冠水評価について

添付資料3.2.15

コリウムシールド材料の選定について

添付資料3.2.16

コリウムシールド厚さ，高さの設定について

添付資料3.2.17

原子炉圧力容器の破損位置について

添付資料3.2.18

格納容器内に注入する窒素温度条件について添付資料3.3.1

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

添付資料3.3.2

水蒸気爆発の発生を想定した場合の格納容器の健全性への影響評価

添付資料3.3.3

ＪＡＳＭＩＮＥ解析について

添付資料3.3.4

水蒸気爆発評価の解析モデルについて

添付資料3.3.5

水蒸気爆発発生時のコリウムシールドへの影響

添付資料3.3.6

解析コード及び解析条件の不確かさの影響評価について（原子炉圧力容器外の溶融燃料−冷却材相互作用）

添付資料3.3.7

エントレインメント係数の圧力スパイクに対する影響

添付資料3.3.8

プラント損傷状態をＬＯＣＡとした場合の圧力スパイクへ
の影響

目-15

添付資料3.4.1

水の放射線分解の評価について

添付資料3.4.2

シビアアクシデント条件下で用いるＧ値の設定について

添付資料3.4.3

解析コード及び解析条件の不確かさの影響評価について（水素燃焼）

添付資料3.4.4

Ｇ値を設計基準事故ベースとした場合の評価結果への影響について

添付資料3.4.5

原子炉注水開始時間の評価結果への影響について

添付資料3.4.6

格納容器内における気体のミキシングについて

添付資料3.5.1

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

添付資料3.5.2

溶融炉心による熱影響評価について

添付資料3.5.3

溶融炉心の排水流路内での凝固停止評価について

添付資料3.5.4

解析コード及び解析条件の不確かさの影響評価について（溶融炉心・コンクリート相互作用）

添付資料4.1.1

使用済燃料プールの監視について

添付資料4.1.2

使用済燃料プールの水位低下と遮蔽水位に関する評価について

添付資料4.1.3

水遮蔽厚に対する貯蔵中の使用済燃料からの線量率の算出について

添付資料4.1.4

安定状態について（想定事故１）添付資料4.1.5

使用済燃料プール水沸騰・喪失時の未臨界性評価

添付資料4.1.6

使用済燃料プール水温の管理について

添付資料4.1.7

自然蒸発による水位低下速度について
目-16添付資料 3.2.3
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
添付 3.2.3−1

1

されているとともに，ペデスタル内には制御棒駆動水圧系配管が敷設されている。

添付 3.2.3−22

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

添付 3.2.3−3

機器ドレンサンプ
流入配管・弁(※２)

ドライウェル

再循環系配管鋼製スカート（ＲＰＶ支持）原子炉圧力容器
ボトムドレン配管

制御棒駆動機構ハウジング

原子炉冷却材
浄化系へ

制御棒駆動
水圧系配管

格納容器下部
注水配管

人通用開口部

原子炉補機冷却水配管・弁(※２)（機器ドレンサンプ入口／出口）

ダイヤフラム・フロア

機器ドレンサンプ
スワンネック
コリウムシールド（ライナ付）
床ドレンサンプ

機器ドレン排水弁(※３)

床ドレン排水弁(※３)

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

格納容器外側隔離弁(※１)
格納容器外側隔離弁(※１)

スリット

機器ドレン用
流量計

ベント管

機器ドレン
排水配管

床ドレン
排水配管

サプレッション・チェンバ
原子炉建屋原子炉棟
機器ドレンサンプ設備へ

サプレッション・プール

第 1 図 (a) ペデスタル概要図（断面図）

床ドレン用
流量計

原子炉建屋原子炉棟
床ドレンサンプ設備へ3

添付 3.2.3−442.

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

(1)

原子炉起動前及び通常運転時
原子炉起動前において，必要により消火系等でペデスタル内への事前水張りを実施し，ペデスタル内水位を 1m（約 27m３ ）にする。
通常運転時におけるペデスタル内への流入水は，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と格納容器内で発生する結露水が床ドレン水（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
内の床ドレン配管からペデスタル内へ流入（多量時：約 6.8m ３ ／h，少量時：
約 0.2m ３ ／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 3.7Bq／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 1m の状態で流入される。流入分の床ドレン水は，1m に立ち上げたスワンネックから原子
炉建屋原子炉棟床ドレンサンプ設備へ排水される。
原子炉建屋原子炉棟床ドレンサンプ設備への排水状況を確認することで，ペデスタル内水位が 1m に維持されていることを確認できる。なお，原子炉
建屋原子炉棟床ドレンサンプ設備への排水状況の確認は，中央制御室の原子炉格納容器内床ドレン流量記録計や積算計により確認することができる。

(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（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。

添付 3.2.3−55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・チェンバへ排水され，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・チェンバ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・チェンバ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，80m ３ ／h でペデスタル満水相当まで水位を上昇させるとともに，その後は満水近傍にて水位を維持する（別添 1）。
添付 3.2.3−66

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

添付 3.2.3−7

7

別添 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ＲＰＶ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
添付 3.2.3−88

ンク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 80m ３ ／h にて実施するが，デブリからペデスタル水への伝熱速度の観点からは，熱流束を 800kW／m ２ 一定 ※ ，伝熱面積をデブリ拡がり面積であるとすると，180m ３ ／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。
添付 3.2.3−99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）。

添付 3.2.3−10

10

第1表
項目

デブリの評価条件値

備考

３

デブリ密度（kg／m ）ＭＡＡＰ計算結果（ＲＰＶ破損時の値）

デブリ比熱（J／kgK）

を，デブリ保有熱が小さくなるように丸

デブリ溶融潜熱（J／kg）

めた値

デブリ初期温度（℃）
デブリ冷却後温度（℃）

500

第2表
項目

ら，高めに設定

ペデスタル水の評価条件
値３

ペデスタル水密度（kg／m ）1,000

ペデスタル水比熱（J／kgK）

4,180

ペデスタル水初期温度（℃）

35

ペデスタル水飽和温度（℃）

135

ペデスタル水半径（m）

デブリ保有熱を小さめに評価する観点か

備考
概略値を使用外部水源温度
ＲＰＶ破損時のドライウェル圧力の包絡値（0.3MPa）における飽和温度
コリウムシールド厚さを 15cm とした場合の，コリウムシールド内半径

添付 3.2.3−1111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
添付 3.2.3−1212

ることとする。
(c)

ＲＰＶ破損後（デブリの落下量が少量の場合）
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 より上部に格納容器下部雰囲気温度を設置し，格納容器下部雰囲気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格納容器下部雰囲気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格納容器下部雰囲気温度の指示が上昇することが考えられる。
この格納容器下部雰囲気温度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，格納容器下部雰囲
気温度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，検出部の上部に輻射熱抑制板を設置する。
添付 3.2.3−1313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格納容器下部雰囲気温度が機能喪失する可能性も考えられることから，格納容器下部雰囲気温度及び輻射熱抑制板は自主対策設備として設置する。

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（SA 設備）：格納容器下部水温（SA 設備）：格納容器下部雰囲気温度（自主対策設備）

2.75m
2.25m
輻射熱抑制板

1.1m
1.05m
0.95m
0.5m
0.2m
0m

(a)ＲＰＶ破損前

第1図(b)ＲＰＶ破損後(c)ＲＰＶ破損後（デブリ少量落下時）

ペデスタル水位管理の概念図

添付 3.2.3−14

14

別添 2
ペデスタル排水設備対策について1．

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

(1)

通常運転時
①ペデスタル内床ドレンサンプ
・ドライウェル内ガス冷却装置から発生する凝縮水，漏えい位置を特定できない格納容器内の漏えい水（以下「漏えい水」という。）が流入する設計とする。（第 1 図）・サンプの水位は，サンプから排水する排水配管の入口（スワンネック）
高さを床面から 1m に設定することで，常時 1m の水位を保つことが可能な設計とする。（第 1 図）・サンプへの流入水は，高さ 1m に設置する排水配管の入口（スワンネック）
から，排水配管内を通じてサプレッション・チェンバを経由し．格納容器外の原子炉建屋原子炉棟床ドレンサンプ設備へ全量排水される設計とする。（第 1 図）・漏えい水は，運転中に生じるドライウェル内ガス冷却装置からの凝縮水の流入によってサンプ水位は常時 1m に維持されているため，サンプに流入する全量が排水され，原子炉建屋原子炉棟床ドレンサンプ設備に至る
過程で，床ドレン用流量計により 0.23m３ ／h を検出することが可能な設計とする。（第 1 図）
・排水配管水平部の勾配は，通常運転中の排水性を確保する観点及びＲＰ
Ｖ破損後にスリット内でデブリが凝固するための必要な距離（スリット添付 3.2.3−15

15

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 1 図） 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

添付 3.2.3−1616

②ペデスタル内機器ドレンサンプ
・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ＲＰ
Ｖ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。

添付 3.2.3−1717機器からの流入水

再循環系ポンプ

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)③⑥
床ドレン流入配管(80A)

270°
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

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(50A)(*2)

常時排水有

②

再循環系ポンプ(A)点検時のドレン(50A)(*2)

常時排水なし③

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(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

再循環系ポンプ(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)*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

常時通水

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
添付 3.2.3−18

18

(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（レベル１）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・チェ
ンバ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・チェンバ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添付 3.2.3−1919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（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・チェンバ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。
添付 3.2.3−20

20

・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・チェンバへ流出することを防ぐため，
床ドレン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)
1m

ベント管
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・
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
添付 3.2.3−2121

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

添付 3.2.3−2222

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

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）
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
添付 3.2.3−23

23

(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（レベル１）信号により，ペデスタル流入水の制限弁（機器ドレン
及び原子炉補機冷却水）を閉にする設計とする。（第 4 図）・ＲＰＶ破損後のデブリ落下後に，格納容器下部注水系から注水を行う設計とする。（第 4 図）

添付 3.2.3−2424

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

添付 3.2.3−25

25

別紙
事故発生からＲＰＶ破損までのペデスタル流入水の排水評価について

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

1.

評価において想定する事象
東海第二発電所のペデスタル内構造（添付資料 3.2.3 本文第 1 図参照）をもとに，事故発生からＲＰＶ破損までの間にペデスタル内へ水が流入し得る事象を選定し，それぞれに対して排水評価の要否を検討する。

(1)

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

(2)

ボトムドレンＬＯＣＡ
ＲＰＶ破損を想定する評価事故シーケンスのうち，ペデスタル内におけるボトムドレンＬＯＣＡが生じた場合，ＲＰＶからペデスタルへ多量の原
子炉冷却材が流入する。しかし，この流入水は飽和状態であるため，水深が深い場合でもＳＥの発生可能性は極めて低く，万一ＳＥが発生した場合
添付 3.2.3−2626

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

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

以上より，排水評価において想定する事象としてＬＯＣＡ事象を選定する。

添付 3.2.3−27

27

挿入ライン破断時の漏えい経路
引抜ライン破断時の漏えい経路

第1図

2.

制御棒駆動水圧系配管破断時のＲＰＶからの漏えい経路

評価条件

・ＬＯＣＡ事象発生時，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流入水の制限弁は事象発生後すぐに閉止することから，格納容器スプレイ水等によるドライウェルからの流入水は制限されるが，ここでは事故発生 5 分間はペデスタルへの流入が継続すると仮定する。また，ドライウェルからの流入量を多く評価する観点から，ダイヤフラム・フロア上に溜まる水の水位は，物理上最も高くなるベント管高さとする。このとき，ドライウェルからペデスタルへの流入量は，以下のように計算され，これをＲＰＶ破損までの必要排水量とする。
V＝vin×A×t＝(2gh)１／２ ×A×t
V：必要排水量［m ３ ］，vin：流入速度［m／s］，
A：流入口面積［約 8.6×10 −３ m ２ ］
添付 3.2.3−28

28

（床ドレン配管内径 73.9mm×2 本分），t：流入継続時間［5min＝300s］，g：重力加速度［9.8m／s ２ ］，
h：流入水水頭［約 0.36m］（ベント管上端高さ−流入配管高さ）・設備対策に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。
・機器ドレン排水配管及び排水弁を経由したサプレッション・チェンバへの排水が期待できるが，この排水経路からの排水は評価から除外する。
・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。
・排水配管の長さ，内径，エルボや弁等に相当する長さ等考慮し，下記式によりある排水流量を想定した場合の排水流路の圧力損失を算出する。本評
価では，まず任意の流量（22m ３ ／h：ボトムドレンＬＯＣＡ時の平均必要
排水流量）の場合の圧力損失（1.8m）を算出し，その際に求まる圧損係数（K）を基に，以降の流量と圧力損失の関係を算出している。圧力損失はペデスタル水位と排水口の水頭差に等しいことから，排水開始する初期水位時の排水口との水頭差及び圧損係数（K）を基に初期排水流量を算出し，初期排水流量である時間ステップ幅だけ排水された場合の水位及び当該水位での排水流量を算出し，これを繰り返すことによって水位 1m までの排出時間を算出している。また，下式に示す圧損 H は，エルボの数を 2 倍程度見込む等，保守的な値としている。
圧力損失計算式（出典：日本機械学会編，機械工学便覧）
H＝λ×(L／D)×(v ２ ／2g)＋Σλ×(L’／D)×(v２ ／2g)＝K×Q ２
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］，
添付 3.2.3−29

29

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］
第1表
単位
配管内径：Ｄ

圧力損失計算要素

スワンネック入口〜出口(*1)

スリット入口〜出口(*2)

スリット下流配管(*3)

m

流量 *4

m３ ／h

流速

m／s

管摩擦係数：λ−配管長m

配管 L／D−

90°ショートエルボ *5（L’／D＝ ）個

弁 *5（L’／D＝個）

管入口 *5（λ・(L’／D)＝）

開放端 *5（λ・(L’／D)＝）

個個（補足）上記計算要素の具体的な数値等は設計進捗により，妥当性を損なわない範囲で変更があるものとする。
*1 スワンネック部は，90°ショートエルボ( 個)，直管相当とし，管
入口と管出口(開放端)の係数を考慮。
*2 スリット部は，断面積が等しい円管，90°ショートエルボ( 個)とし，管入口と管出口(開放端)の係数を考慮。圧損は円管のとする。
*3 スリット下流配管は，配管長，90°ショートエルボ( 個)，弁( 個)
と想定し，
を考慮。
*4 流量はとした。第 1 表は流量をとした場合の例を記載。
*5 CRANE 社「FLOW OF FLUIDS THROUGH VALVES, FITTINGS, AND PIPE TechnicalPaper No.410,1988」

上表を基に，圧力損失を計算した結果を以下に示す。
H1＝

添付 3.2.3−3030K＝における配管圧損は，K×Q ２ ＝

（流量

評価結果
評価結果は第 2 表及び第 2 図のとおりであり，ＲＰＶ破損までの時間が短い大破断ＬＯＣＡ（事象発生からＲＰＶ破損まで約 3 時間）を想定しても，水位 1m まで排水可能である。

第2表項

必要排水量と排水時間

目

評価結果

必要排水量

約 7m ３

排水時間

約 0.3 時間

1.3

水位（m）

3.

）

1.2

1.1

1.0
0

5

10

15

20

排水時間（分）第2図

ペデスタル水位 1.23m から水位 1m までの排水時間

添付 3.2.3−31

31

4.

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

5.

時の圧力損失は合計である。

異物による影響
ペデスタル内に設ける排水の流入口は，スワンネック構造とする。スワン
ネックは，逆Ｕ字形の形状をしているため，水面付近の浮遊物は排水口から流入し難い構造上の利点がある。空気孔は，逆Ｕ字形部からの排水性を確実にするために設ける設計とする。排水口の高さ方向の位置は，水面の浮遊物
や床面の異物を持ち込ませないために適切な位置で設定する設計とする。また，異物落下に対して破損等がないよう，サポート等で固定する。このスワンネックの構造を考慮した上で，スワンネック構造への落下物の影響，ペデ
スタル内に流入する異物による排水性への影響を評価する。なお，スワンネック構造を流入口とする排水流路は，ＲＰＶ破損前にペデスタル内の水位 1mを達成した時点で排水弁を閉止し，その後は用いないことから，排水機能の要求期間はＲＰＶ破損前までであり，ＲＰＶ破損前までに想定される落下物及び異物を対象として評価する。
事故時に発生する落下物によりスワンネック構造が損傷しないこと，異物添付 3.2.3−32

32

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

第3表

想定異物と影響評価（1／3）

想定異物
異物による排水性への影響
核計装用及び照明 【発生源】ペデスタル内用等のケーブル【スワンネックへの落下／床ドレンへの流入】（管路含む）
落下あり／流入あり
ペデスタル上部には，ケーブルが設置されており，落下の可能性がある。
【影響評価】
・落下による影響
スワンネックは鋼製でサポートに固定されているため破損・転倒する恐れはない。また，周囲に鋼製の柵を設置することから，スワンネックに直接接触することもない。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，破損する恐れはない。
（次頁へ続く）添付 3.2.3−33

33

第3表

想定異物と影響評価（2／3）

想定異物
異物による排水性への影響
核計装用及び照明 ・流入による影響
用等のケーブル
ケーブルは床に沈降することから，排水性に影響（管路含む）はない。また，何らかの要因で被覆片が生じたとしても，機器ドレンサンプと床ドレンサンプ各々のス
ワンネックは対向して配置され，かつ前述の通り
各々の周囲を柵（第 3 図参照）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【スワンネックへの落下／床ドレンへの流入】
落下なし／流入あり
ペデスタル床ドレンサンプ内に保温材はない。
重大事故時にドライウェルから格納容器スプレ
イ水等によって床ドレンの流入経路から持ち込まれる可能性がある。
【影響評価】
床ドレン流入経路の弁を事故後早期に閉に流入を制限することから，排水経路を閉塞させる等，排水性への影響はない。
塗料片【発生源】ペデスタル内・外【スワンネックへの落下／床ドレンへの流入】
落下あり／流入あり
ペデスタル内・外の構造物には塗装が施されていることからスワンネックへの落下，床ドレンへ流入する可能性がある。
【影響評価】
・落下による影響
スワンネックを損傷する程の重量はなくスワンネックが破損・転倒する恐れはない。また，同様に
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，スワンネックの排水口を水位 1mの中間位置に設定するため，これらの異物がスワン
ネックの排水口に流入するとは考え難い。また，重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。

添付 3.2.3−34

34

第3表
想定異物
スラッジ（鉄錆）サポート

照明

想定異物と影響評価（3／3）

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

添付 3.2.3−3535異物混入防止穴()※異物の流入方向（直線的）に穴が重ならない設計とする。

空気孔

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

配管（80A）はペデスタル内壁よりサポート
により支持し剛構造とする。

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

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

空気孔

水の流れ
横方向スリット
流路，
ステンレス製

第3図

排水配管に対する異物対策概要

添付 3.2.3−36

36

参考 1
ボトムドレンＬＯＣＡを想定した場合の排水評価

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

1.

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

・排水評価は人通用開口部下端から水位 1m までの水量（必要排水量）とする。
また，設備対策より配置されるコリウムシールド等の構造物については，
評価上その体積を除外することで必要排水量を増やし，保守的な評価とする。
・排水配管はドライウェル気相部に接続され圧力差はないため，排水量を評価する上でドライウェル及びサプレッション・チェンバ内圧は考慮しない。
・排水配管の長さ，内径，エルボや弁等に相当する長さ等考慮し，下記式によりある排水流量を想定した場合の排水流路の圧力損失を算出する。本評
価では，まず任意の流量（22m ３ ／h：ボトムドレンＬＯＣＡ時の平均必要
排水流量）の場合の圧力損失（1.8m）を算出し，その際に求まる圧損係数（K）を基に，以降の流量と圧力損失の関係を算出している。圧力損失はペ
添付 3.2.3−37

37

デスタル水位と排水口の水頭差に等しいことから，排水開始する初期水位時の排水口との水頭差及び圧損係数（K）を基に初期排水流量を算出し，初期排水流量である時間ステップ幅だけ排水された場合の水位及び当該水位での排水流量を算出し，これを繰り返すことによって水位 1m までの排出時間を算出している。また，下式に示す圧損 H は，エルボの数を 2 倍程度見込む等，保守的な値としている。
圧損損失計算式（出典：日本機械学会編，機械工学便覧）
H＝λ×(L／D)×(v ２ ／2g)＋Σλ×(L’／D)×(v２ ／2g)＝K×Q ２
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］
第1表
単位
配管内径：Ｄ

圧力損失計算要素

スワンネック入口〜出口(*1)

スリット入口〜出口(*2)

スリット下流配管(*3)

22

22

22

m

流量 *4

m３ ／h

流速

m／s

管摩擦係数：λ−配管長m

配管 L／D−

90°ショートエルボ *5（L’／D＝ ）個

弁 *5（L’／D＝個）

管入口 *5（λ・(L’／D)＝）

開放端 *5（λ・(L’／D)＝）

個
個

添付 3.2.3−38

38

（補足）上記計算要素の具体的な数値等は設計進捗により，妥当性を損なわない範囲で変更があるものとする。
*1 スワンネック部は，90°ショートエルボ( 個)，直管相当とし，管
入口と管出口(開放端)の係数を考慮。
*2 スリット部は，断面積が等しい円管，90°ショートエルボ( 個)とし，管入口と管出口(開放端)の係数を考慮。圧損は円管のとする。
*3 スリット下流配管は，配管長，90°ショートエルボ( 個)，弁( 個)
と想定し，
を考慮。
３
*4 必要排水量約 59m を約 2.7 時間で排出した場合の流量 22m ３ ／h とした。
*5 CRANE 社「FLOW OF FLUIDS THROUGH VALVES, FITTINGS, AND PIPE TechnicalPaper No.410,1988」

上表を基に，圧力損失を計算した結果を以下に示す。
H1＝

K＝
（流量

2.

における配管圧損は，K×Q ２ ＝）

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

添付 3.2.3−39

39

第2表
項

※

必要排水量と排水時間

目

評価結果

必要排水量

約 59m ３ ※排水時間

約 2.3 時間

必要排水範囲の水量（内径，高さの水の体積）

3.0

水位（m）

2.5

2.0

1.5

1.0
0

0.5

1

1.5

2

排水時間（時間）
第1図

3.

ペデスタル水位満水から水位 1m までの排水時間評価結果に対する裕度・必要排水量
必要排水量はコリウムシールド等の構造物を考慮していないことから，
必要排水量は内部構造物の体積分保守的な評価としている。
・排水時間
排水時間については，排水に伴って低下する水位並びに流路の形状及び長さ等（圧力損失）を保守的に考慮して算出している。
・排水流量
必要排水流量は，評価上の容量約 59m3 に対して約 2.7 時間で排水する
添付 3.2.3−4040必要があることから，全量排水する場合には平均約 22m３ ／h の流量が必要である。これに対して，排水時の水位による圧力損失を考慮した平均
排水流量はであり，必要排水量を上回っている。

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

である。

4.

機器ドレン排水配管及び排水弁の経路を併用した評価
機器ドレンサンプには排水性を確保するために必要な空気ベント用のス
ワンネックを有し，通常運転中の機器ドレンと床ドレンの混入防止のため，
床ドレンサンプの排水入口水位 1m よりも 0.2m 高い位置に設置する設計としている。床ドレンサンプの水位が 1.2m よりも高い水位までは，床ドレンの排水経路に加え機器ドレンの排水経路が期待できることから，実際の排水時間に対して更に裕度を有している。以下に機器ドレン排水経路を併用した評価を示す。
・機器ドレン排水経路の圧力損失
機器ドレンの排水経路は床ドレンの排水経路と比較してほぼ同じ長さの経路であるが，機器ドレンサンプ内を経由する経路となることが相違している。しかし，排水評価に当たっては，機器ドレンサンプの圧力損失は機器ドレン排水配管に対してその流路面積が十分大きいため考慮せず，機器
ドレンサンプ出入口部の形状による圧力損失のみ考慮し，他は床ドレン排水経路の圧力損失と同等として評価を行う（第 3 表）。

添付 3.2.3−41

41

第3表

単位

配管内径：Ｄ

圧力損失計算要素

スワンネック入口〜出口(*1)
機器ドレンサンプ 入 口 〜 出 口（*1）

スリット入口〜出口(*2)

スリット下流配管(*3)

22

22

22

m

流量 *4

m３ ／h

流速

m／s

管摩擦係数：λ−配管長m

配管 L／D−

90°ショートエルボ *5（L’／D＝ ）個

弁 *5（L’／D＝個）

管入口 *5（λ・(L’／D)＝）

開放端 *5（λ・(L’／D)＝）

個個（補足）上記計算要素の具体的な数値等は設計進捗により，妥当性を損なわない範囲で変更があるものとする。
*1 スワンネック部は，90°ショートエルボ( 個)，直管相当とし，管
入口と管出口(開放端)の係数を考慮。
機器ドレンサンプ入口と出口について係数を考慮。
*2 スリット部は，断面積が等しい円管，90°ショートエルボ( 個)とし，管入口と管出口(開放端)の係数を考慮。圧損は円管のとする。
*3 スリット下流配管は，配管長，90°ショートエルボ( 個)，弁( 個)
と想定し，
を考慮。
３
*4 必要排水量約 59m を約 2.7 時間で排出した場合の流量 22m ３ ／h とした。
*5 CRANE 社「FLOW OF FLUIDS THROUGH VALVES, FITTINGS, AND PIPE TechnicalPaper No.410,1988」

上表を基に，圧力損失を計算した結果を以下に示す。
H1＝

添付 3.2.3−4242

K＝における配管圧損は，K×Q ２ ＝（流量）・床ドレン排水経路と機器ドレン排水経路を併用した排水評価結果
評価結果は第 4 表及び第 2 図のとおりであり，ペデスタル内のボトムドレ
ン配管破断時に流入した水を，ＲＰＶからペデスタルへの流入停止（事象発
生後約 0.3 時間）からＲＰＶ破損（事象発生後約 3 時間）までの約 2.7 時間以内に，水位 1m まで排水可能である。
第4表
項

※

必要排水量と排水時間

目

評価結果

必要排水量

約 59m ３ ※排水時間

約 1.3 時間

必要排水範囲の水量（内径，高さの水の体積）

3.0
床ドレン排水経路＋機器
ドレン排水経路での評価（59m３ ）

2.5

水位（m）

2.0
約 2.3 時間（床ドレン排水経路のみの場合）

1.5
1.2

1.0
排水完了水位：1.0m

0.5

高さ 1.2m まで
約 1.0 時間

約 1.3 時間

0.0
0

1

2

3

4

排水時間（時間）
第2図

ペデスタル水位満水から水位 1m までの排水時間
添付 3.2.3−43

43

参考 2
ペデスタル床ドレンサンプ改造に伴う位置を特定できない漏えい水の検知性について

改造前のペデスタル床ドレンサンプは，ペデスタル床下に設置されており，
水深の深さ及び水面の表面積がのサンプである。改造後は，ペデス

タル床ドレンサンプの水深は 1m，かつ，表面積はであり，漏えい水によるペデスタル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，常時ペデスタル床ドレンサンプには少量の流入水があり，水位は満水の 1m を常時維持することから，ペデスタルへの流入水は速やかに全量計測することが可能
である。

凝縮水

ドライウェル
冷却装置

床ドレンサンプ

格納容器外側隔離弁

流量計
原子炉建屋原子炉棟
床ドレンサンプ設備へ

第1図

床ドレンサンプ概要図（改造前）

添付 3.2.3−44

44

別添 3
ペデスタル内に設置する計器について

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

(1) ＲＰＶ破損前までの水位管理①格納容器下部水位（ペデスタル床面高さ＋1.05m 検知用）
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，水位 1.05m 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（ペデスタル床面高さ 0m 検知用）
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（デ添付 3.2.3−45

45

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格納容器下部水温（ペデスタル床面高さ＋0.2m 検知用）
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（ペデスタル床面高さ＋2.25m 及び 2.75m 満水管理用）
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。

添付 3.2.3−46

46

(4) ＲＰＶ破損後の水位管理（デブリ堆積高さ＜0.2m の場合）
⑤格納容器下部水位（ペデスタル床面高さ＋0.50m 検知用）
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（ペデスタル床面高さ＋0.95m 検知用）
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 0.95m 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 0.95m 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
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
添付 3.2.3−47

47

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，0.465MPa[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。

添付 3.2.3−48

48

第1表

ペデスタル内計器の概要

設置高さ ※１

設置数

計器種別

各高さに 5 個

測温抵抗体式
温度計

各高さに 2 個

電極式
水位計

0m

格納容器下部
水温

0.2m
0.5m
0.95m

格納容器下部
水位

1.05m
2.25m
2.75m

※1

ペデスタル底面（コリウムシールド上表面）からの高さ

第2表

ＲＰＶ破損及びデブリ落下・堆積検知の概念

デブリの堆積状態

格納容器下部水温0m 位置0.2m 位置

判断

上昇

上昇

ＲＰＶ破損，
デブリ少量落下

上昇／喪失

上昇

ＲＰＶ破損，
デブリ少量落下

上昇／喪失

上昇／喪失

ＲＰＶ破損，
デブリ多量落下

添付 3.2.3−4949

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 格納容器下水位
0.95m 格納容器下水位
0.5m 格納容器下水位
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）

第1図

ペデスタル内の計器設置図

添付 3.2.3−50

50

第3表
計器種別

検出部の仕様等

測定レンジ

測定誤差

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

電極式
水位計−(レベルスイッチ)

±10mm

※2

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

検出部は無機物で構成しており，放射線による影響はない

検知
回路

検知
回路

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

導通

電極

気中：電極間抵抗大

第2図

水中：電極間抵抗小電極式水位計の動作原理

添付 3.2.3−51

51

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℃※

第3図

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。

測温抵抗体式温度計の動作原理

添付 3.2.3−5252

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

第4図

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

添付 3.2.3−5353

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（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

添付 3.2.3−54

54

別紙 1
格納容器下部水温の測定原理とデブリ検知性について

ペデスタル内に設置する格納容器下部水温によるデブリ検知性について，熱電対式とした場合と測温抵抗体式とした場合で比較し検討を行った。
熱電対の構造図，仕様，構成材料の融点を以下に示す。
熱電対仕様

絶縁物(MgO)

仕様

No.

項目

１

計測範囲

-40〜350℃-40〜1200℃

２

誤差±1.0℃(-40〜133℃)
0.75%(133〜350℃)±2.5℃(-40〜333℃)
0.75%(333〜1200℃)

シース(NCF600)

Tタイプ

Kタイプ

熱電対構成材料の融点
芯線（銅，コンスタンタン） or （アルメル，クロメル）

熱電対構造図

(1)

No.

材質

融点

タイプ

１

NCF6001370〜1425℃

−

２

銅

1085℃

Tタイプ

３

コンスタンタン

1225〜1330℃

Tタイプ

４

アルメル

1315〜1390℃

Kタイプ

５

クロメル

1420℃

Kタイプ

６

MgO

約2800℃−

耐環境性
熱電対式及び測温抵抗体式の検出器は耐熱性の高い無機物により構成されており，いずれも重大事故等時の格納容器雰囲気下において，十分な耐性を有する。

(2)

デブリと水温計の接触により発生する現象
熱電対式及び測温抵抗体式の検出器がデブリと接触した場合に発生する現象を①〜②に示す。

添付 3.2.3−55

55

①

デブリが検出器外郭（シース）に接触，シースは溶融し，絶縁材が露
出する。
熱電対

絶 縁材に水 ，デブ リが 浸入し， 絶縁材 は
膨 張，剥離 ，熔融 等
により絶縁低下する。

測温抵抗体

絶縁低下し，指示値はダウンスケールする。

絶縁低下するが熱起電力を発生。

②

デブリが検出素子に接触し，熔融する。
熱電対

検 出素子が 溶融し ，素線同士が接触する。

素線同士が接触した場合，熱起電力を発生。

測温抵抗体

素線同士が接触した場合，ダウンスケールする。

添付 3.2.3−56

56

熱電対

検 出素子が 溶融し ，素 線同士が 水分（ ある いはシー ス）を 介して導通する。

素線同士が検出器内部の水分（あるいはシース）を介して導通した場合，熱起電
力を発生。

測温抵抗体

素線同士が検出器内部の水分（あるいはシース）を介して導通した場合，ダウン
スケールする。

以上より，検出器とデブリが接触すると，測温抵抗体式の場合はダウンスケール，熱電対式の場合は指示値の急変及び発生する熱起電力による不確実な指示値を示すこととなる。

(3)

測定回路が故障した際の可搬型計測による測定
測定回路は熱電対式の場合は電圧値を，測温抵抗体式は抵抗値を測定することにより温度測定を行っている。可搬型計測器は電圧測定及び抵抗値測定が可能であり，測定回路故障時には可搬型計測器を水温計ケーブル端に接続することで熱電対式，測温抵抗体式のいずれの場合においても温度測定が可能である。

(4)

まとめ
熱電対式，測温抵抗体式のいずれの検出器とした場合も，耐環境性を有し，デブリと接触した場合には特徴的な指示傾向を示し，測定回路が故障した際には可搬型計測器による測定が可能である。ただし，熱電対式の場
添付 3.2.3−57

57

合には，指示値の急変及び不確実な指示値によりデブリとの接触を判断す
ることとなるが，デブリとの接触後においても不確実な指示値が出力されることから，仮にデブリ接触前に近い指示値となった場合は，デブリとの接触の判断に迷う可能性がある。一方で，測温抵抗体式の場合にはオーバースケールやダウンスケールの有無で判断が可能であり，デブリとの接触の判断に迷う可能性はない。したがって，採用に当たっては上記の観点か
ら測温抵抗体式が望ましいと考える。

添付 3.2.3−58

58

別紙 2
ペデスタル内計器の設置方法について

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

第1図

ペデスタル内計器の設置概念図

添付 3.2.3−5959

添付資料 3.2.14
原子炉圧力容器破損時の溶融炉心の冠水評価について

1.

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

2.

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

3.

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

(1)

添付 3.2.14−1

60

V m：溶融物体積[約 36m ３ ]V s：ペデスタル（ドライウェル部）内構造物体積[約 4m ３ ]（別添 1 参照）
Φ ent：Ｒｉｃｏｕ−Ｓｐａｌｄｉｎｇ相関式に基づく粒子化割合[0.173]（別添 2 参照）
P：ポロシティ[0.5] ＰＵＬｉＭＳ実験の知見（0.29〜0.37）から保守的に設定
S fz：コリウムシールドの設置を考慮した床面積[]

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

(2)

H pool ：水プール初期水深[1m]S f：コリウムシールドが設置されていない範囲の断面積[]

式(1)からデブリ堆積高さ Hdebri は約 1.71m となる。また，式(2)から粒子化したデブリの範囲を除いた水プール水深 H pool-ent は約 0.69m となる。
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 800kW／m２ （圧力依存性あり）と設定）から，ＲＰＶ破損によるデブリ落下からペデスタル（ドライウェル部）注水開始までの 7 分間におけるペデスタル（ドライウェル部）水位低下量は，過渡事象の場合は約 0.34m，
ＬＯＣＡ事象の場合は約 0.44m であり，デブリの冠水は維持される。なお，
ＲＰＶ破損時点からデブリ露出までの時間は，過渡事象の場合で約 21 分間，ＬＯＣＡ事象の場合で約 15 分間であることから，ペデスタル（ドライウェル
添付 3.2.14−2

61部）注水の開始が遅れた場合でも一定時間冠水維持することが可能である。

4.

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

5.

デブリ堆積形状の不確かさ評価（別添 3 参照）
水プール水位に対してデブリ落下量が多く粒子化割合が小さいことから，落下したデブリは均一に堆積すると考えられる。ここでは，デブリが均一に堆積しない場合にデブリ冠水維持に与える影響について評価する（第 3 図）。
ＰＵＬｉＭＳ実験において確認されたデブリ堆積高さと拡がり距離のアスペクト比を適用してデブリ堆積形状を山状と想定し，均一化した場合と比較
して堆積高さが高くなり，露出までの水深が低くなる場合の評価を実施した
結果，水プール水位は約 0.52m となった。水プールとの接触面積増加の影響を考慮した場合における水位低下量は，過渡事象の場合は約 0.35m，ＬＯＣ
添付 3.2.14−3

62

Ａ事象の場合は約 0.45m であり，デブリの冠水が維持されることを確認した。

6．

機器ドレンサンプが溶融しない場合の不確かさ評価（別添 4 参照）
ペデスタル（ドライウェル部）内に設置された機器ドレンサンプは，デブ

リ落下時には溶融しデブリに取り込まれることで溶融デブリとして堆積すると考えられる。ここでは，機器ドレンサンプが溶融しないと仮定した場合にデブリ冠水維持に与える影響について評価する。
新設する機器ドレンサンプの体積を既設と同等として評価した結果，水プール水位は約 0.58m となった。水位低下量は，過渡事象の場合は約 0.34m，
ＬＯＣＡ事象の場合は約 0.44m であり，デブリの冠水が維持されることを確
認した。

7.

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

添付 3.2.14−463粒子状デブリ
溶融デブリ

第1図

第2図

デブリ堆積形状

粒子状ベッド高さとドライアウト熱流束の関係

円錐部分
円柱部分

第3図

デブリ堆積形状（不確かさ考慮）
添付 3.2.14−5

64

別添 1
デブリとして考慮するペデスタル（ドライウェル部）内構造物について

デブリ堆積高さの計算においては，第 1 表及び第 2 表に示すペデスタル（ドライウェル部）内構造物の総体積を保守的に 4m ３ として考慮した。

第1表

デブリとして考慮したペデスタル（ドライウェル部）内構造物（既設）構造物

体積[m３ ]

外観図

ターンテーブル（溶融炉心の落下部及びその周囲のみが溶融しデブリに加わると考えられるため，
評 価 に お い て は 一 辺 1mの 正方形の範囲が溶融すると想定）

制御棒駆動機構
ハウジング（9本）
制御棒駆動機構（9本）
制御棒駆動機構ハウジング
サポート（ターンテーブルと同様に，一辺1mの正方形の範囲が溶融すると想定）

その他（ケーブル，サポート，配管等の構造物）

合計

添付 3.2.14−6

65

第2表

デブリとして考慮したペデスタル（ドライウェル部）内構造物（新設）
構造物

体積[m３ ]

格納容器下部水位計

格納容器下部水温計

格納容器下部雰囲気温度計

機器ドレンサンプ（配管等含む）

床ドレンサンプ配管等

コリウムシールド支持構造物（ライナ含む）
合計※

第 1 表に記載の既設分との合計値はであるが，新設分の設計の進捗による物量増加等を考慮し，本評価上は合計 4m３ とする。

制御棒駆動機構（以下「ＣＲＤ」という。）及びＣＲＤハウジングの破損本数としては，ＭＡＡＰ解析においてＲＰＶ底部の破損後にアブレーションにより拡がる最大の破損口径：約 76cm に含まれる本数 9 本を考慮している（第 1図）。また，ターンテーブル及びＣＲＤハウジングサポートについては，アブレーションにより拡がる最大の破損口径：約 76cm を包絡する範囲として，一辺1m の正方形の範囲を考慮している。
ここで，第 2 図及び第 3 図に示すとおり，ＣＲＤハウジングサポートは，ペデスタル内側の鋼板に固定された上部サポートビームにハンガーロッド等を介し，グリッドプレートを接続した構造によりＣＲＤハウジングの逸出を防止す
る設計となっているため，ＲＰＶ破損時に現実的には逸出は考えにくい構造と添付 3.2.14−7

66

なっている。このため，現実的なＲＰＶ破損時のデブリ流出箇所としては，Ｃ
ＲＤハウジングとＲＰＶ下鏡板との間の溶接部に生じる間隙が考えられる。以上を考慮すると，ＲＰＶ破損時は上記溶接部からデブリが流出し，アブレーシ
ョンにより口径が徐々に拡がる状況になると考えられる。また，ＲＰＶ下部の形状及びデブリ流出に伴う下部プレナム部のデブリ深さの減少を踏まえると，ＣＲＤから流出するデブリ量は中心から外側になるにつれ少なくなることから，外側のＣＲＤ及びその下部にあるＣＲＤハウジングサポートが溶融する可能性は小さくなると考えられる。一方，本評価では，外側のＣＲＤ及びその下部にあるＣＲＤハウジングサポートの全てが溶融（例えば，第 1 図の破損口の外側付近に一部が入る 4 本のＣＲＤハウジングが全て溶けると想定）するものと想定している。
また，解析コードＭＡＡＰに適用されているアブレーションモデルは，サンディア国立研究所において実施された，鋼製容器及びアルミナ混合物を用いた
ＨＩＰＳ実験で得られたデータと良好に一致することが確認されている（第 3表）。
したがって，アブレーションによるＲＰＶ破損口径の拡大を考慮したＣＲＤ
ハウジング等のデブリ体積の評価についても，保守性を有していると考えられる。

添付 3.2.14−8

67

ＣＲＤ
ハウジング
ＲＰＶ破損口径
最大約 76cm

第1図

ＣＲＤ配置とＲＰＶ破損口径の関係

上部サポートビーム

ハンガーロッド

グリッドプレート

第2図

サポートブロック東海第二発電所ＣＲＤハウジングサポート構造

添付 3.2.14−9

68

第3図

第3表

ＣＲＤハウジングサポート構造俯瞰図（参考） [1]

ＨＩＰＳ実験結果とアブレーションモデルの評価結果 [2][1]General Electric Systems Technology Manual Chapter 2.1 Reactor Vessel
System，USNRC HRTD，Rev 09/11[2]Pilch, M., and Tarbell, W. W., 1985, High Pressure Ejection of Melt froma Reactor Pressure Vessel, The Discharge

Phase.

NUREG/CR-4383(SAND85-0012). September.

添付 3.2.14−10

69

別添 2
粒子化割合の算出

粒子化割合は以下のＲｉｃｏｕ−Ｓｐａｌｄｉｎｇ相関式により求めた。

ddj2 ,0 ddj2
ent

ddj2 ,0
1/ 2

d dj

d dj ,0 2E0w

H pooldj

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

設定値

設定根拠

1m

ペデスタル（ドライウェル部）
水位

デブリジェット密度
初期デブリジェット径

ＭＡＡＰ計算結果
0.15m

エントレインメント係数

ＣＲＤ案内管径
ＭＡＡＰ推奨範囲の最確値以上により評価した結果，粒子化割合は約 17.3％となる。
添付 3.2.14−11

70

別添 3
デブリの拡がりに関する不確かさについて

1.

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

第1図

2.

ペデスタル（ドライウェル部）におけるデブリ挙動の概念

デブリの拡がりに関する知見(1)

溶融物
ＰＵＬｉＭＳ実験では，水中での溶融物の拡がり挙動が観察されるとともに，水中での溶融物の拡がり距離を求めるスケーリング則が提案さ
添付 3.2.14−1271

れている。ＰＵＬｉＭＳ実験結果を元に妥当性が確認されているスケー
リング則に，ＢＷＲの溶融炉心落下条件を適用して，水中での溶融物の拡がり距離を評価すると，約 18m となる（付録３ 重大事故等対策の有効性評価に係るシビアアクシデント解析コードについて

第５部ＭＡＡＰ

添付３溶融炉心とコンクリートの相互作用について

付録４(5)参照）。

コリウムシールドを設置した場合のペデスタル半径がであることを考慮すると，溶融炉心は床全面に拡がる可能性が高いと考えられる。
これは，溶融物の拡がりに影響する因子のうち，主に溶融炉心落下流量が大きいことによるものと考えられる。ＰＵＬｉＭＳ実験条件と実機条件を比較した場合，以下の観点から実機条件の方が拡がりが促進されると考えられる（第 1 表）。
・溶融物重量のＰＵＬｉＭＳ／実機値に対して冷却材重量のＰＵＬｉＭ
Ｓ／実機値は大きく，実機条件では相対的に溶融物量が多くなる
・溶融物過熱度及び比熱は実機条件の方が高く，実機条件の方がデブリが固化しにくいと考えられる。
・実機において溶融物は崩壊熱によって継続的な加熱がある
・サブクール度については実機条件の方が高いが，溶融物落下後にはサブクール度がすぐに低下することから，拡がりに対する影響は小さいと考えられる・水深／ブレイクアップ長さについては，実機において水中でより細粒化しにくい傾向であり，溶融物の着床時の温度は高い傾向となること
から，床面上での拡がりにおいても拡がり易い傾向となる。
・溶融物密度は実機条件の方が大きく，慣性による拡がり効果が大きい
・粘性係数については，実験と同程度か小さいものと考えられ，実機条
件ではより拡がり易いと考えられる。
添付 3.2.14−1372

・表面張力については不確かさが大きいパラメータであるが，表面張力が大きいほど床面上を広がりにくくなる一方で，床面到達までの細粒化に伴う冷却・固化が生じにくいため，床面での溶融物温度が高めになり拡がり易くなることから，両者の相殺により表面張力が拡がりに与える影響は小さいと考えられる。
・輻射率については，特に実験データの不確かさ幅が大きく実験条件と実機条件の大小関係が明確ではないが，溶融物から冷却材への伝熱量と比較すると輻射の影響は相対的に小さいと考えられることから，拡がり挙動に与える影響は小さいと考えられる。
・床面熱伝達については，実機では床スラブの形状変更に合わせてペデ
スタル床表面にＳＵＳ製ライナを設置することで実験と同じ材質となるため床面熱伝達量は同等であり，また，実機解析から溶融物除熱は冷却材伝熱が支配的であることから，床面熱伝達が拡がり挙動に与える影響はない。なお，表面のＳＵＳ製ライナが溶融した場合にはＺｒ
Ｏ ２ 上での拡がりとなるが，溶融物拡がりに関わる実験では，床の材質の差異（種々のセラミック，コンクリート）によらず同様な拡がり挙動になることが確認されており，ＺｒＯ ２ の場合でも拡がり挙動に差異はないものと考えられる（別紙 1 参照）。
したがって，溶融物の拡がり距離については，溶融物の拡がりに影響する因子のうち，主に溶融炉心落下流量が大きいことにより，不確かさを考慮しても実機条件ではより拡がり易く，床全面に拡がるものと想定される。

添付 3.2.14−14

73

第1表
分類

ＰＵＬｉＭＳ実験条件と実機条件の比較

初期条件

項目
溶融物
溶融物重量[kg]液相線温度[K]

溶融物冷却材中挙動

固相線温度[K]
溶融物過熱度[K]比熱[J/kg/K]
崩壊熱
冷却材重量[kg]サブクール度[K]

実機条件
UO2-ZrO 2-SUS 等
約 300×10 ３あり
約 27×10 ３

L/Lbr（水深／ブレイク
アップ長さ ※ ）約 0.08〜約 0.23

PULiMS(E4)
Bi2O3-WO3
約 47
約 1,143

PULiMS/実機
約 0.16×10−３-

約 1,14370
250〜310
なし
40
23

-

約 0.35

約 1.5×10−３

約 1.5〜4.4※Taylor 相関式

溶融物床面上挙動

溶融物密度[kg/m3]
粘性係数[Pa・s]

約 7,8110.004

0.003〜0.03

表面張力[N/m]

0.2〜0.6

輻射率[-]

0.4〜1.0

床面熱伝達

(2)

ZrO2
（SUS 製ライナ）

約 0.75〜7.5

SUS 材

-

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

重大事故等対策の有効性評価に係るシビアアクシデント解析コードについて
ＡＡＰ

添付３溶融炉心とコンクリートの相互作用について

第５部Ｍ
付録４

(4)参照）。
ＰＤＳ実験では，沸騰等の冷却水の流動による粒子状ベッドの拡散挙添付 3.2.14−1574

動の観察を行っている（別紙 2 参照）。均一化に係る時間は，デブリ密度，ポロシティ，拡がり面積に加え，粒子状ベッドを流れる空気又は蒸気の気相流体速度に依存することが示されており，気相流体速度が相対的に小さいＰＤＳ−Ｅ実験では粒子状ベッドの均一化に要する時間が数分〜数十分であるが，気相流体速度がより大きいＰＤＳ−Ｃ実験では数秒〜数十秒と早く均一化が進むことが確認されている。実機においては，デブリが落下した直後は高温のデブリから急激に伝熱が進むことから発生蒸気速度は十分速いものと考えられるため，落下直後に十分な均一化が進むと考えられる。
したがって，粒子状デブリベッドの堆積形状については，崩壊熱を発生するデブリ粒子では，粒子状ベッド内の継続的沸騰による粒子の攪拌によるセルフレベリング効果により，時間と共に堆積厚さが均一化することが想定される。

3.

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

添付 3.2.14−16

75

(1)

アスペクト比ＰＵＬｉＭＳ実験のうち，溶融物量が比較的大きい E4 実験において，平均堆積高さ 41mm に対して，拡がり距離は 740mm×560mm となっている（第 2 図,第 2 表）。アスペクト比としては 1:18〜1:14 程度となっており，おおよそ 1:16 程度の拡がり挙動を示している。デブリ堆積高さの評
価としては，ポロシティやペデスタル（ドライウェル部）内構造物量等の保守的な設定をしているため，不確かさ評価として考慮するアスペク
ト比としては，実験結果に基づく平均的な値として 1:16 を適用し評価を
行う。

第2表

ＰＵＬｉＭＳ実験条件と結果

添付 3.2.14−177641mm(平均高さ)
560mm

740mm

第2図
(2)

ＰＵＬｉＭＳ実験結果（E4）堆積高さ評価
アスペクト比を考慮した場合，デブリの堆積形状は第 3 図のように円柱上に円錐が堆積した形状となる。円錐部分については，堆積高さが最大となるのは床全面に拡がった場合であり，コリウムシールド厚さを考慮したペデスタル直径にアスペクト比を考慮すると，堆積高さは約 0.37m となる。円柱部分については，円錐部分の体積を除いたデブリ
全量が円柱状に堆積するため，堆積高さは約 1.42m となる。以上から，
デブリの堆積高さは円錐部分の体積高さと円柱部分の体積高さの合計となることから，約 1.79m となる。

円錐部分
円柱部分

第3図

デブリ堆積形状（アスペクト比考慮）
添付 3.2.14−18

77

(3)

デブリの冠水維持に対する評価

粒子化割合 0.173 のデブリ量に対してポロシティ 0.5 で全ての間隙に浸水していると仮定した場合，円錐部分の頂部から水面までの水深は約 0.52m である。また，円錐状に堆積することで水プールとの接触面積が増え，蒸発量が増加するが，一様に堆積した場合の水プールとの接触面積からの増加割合
は 1％未満であり，蒸発量に対して有意な影響を与えない。有効性評価（別紙 3 参照）に基づく，ＲＰＶ破損によるデブリ落下から格納容器下部注水までの期間における水位低下量は，過渡事象の場合は約 0.34m，ＬＯＣＡ事象の場合は約 0.44m であり，蒸発量の増加として保守的に 1％を見込んだ場合
でも水位低下量は，過渡事象の場合は約 0.35m，ＬＯＣＡ事象の場合は約0.45m となるため，デブリの冠水は維持される。

添付 3.2.14−19

78

別紙 1
溶融物拡がりに関わる実験

ＣＥＡ／ＤＲＮ／ＤＴＰで行われたＣＯＲＩＮＥ実験 [1]では，低融点物質（グリセロール他）を模擬物質として使用して，水中での拡がり挙動を調べる実験が実施され，拡がり先端の移動速度や底部に形成されるクラストの影響が調べられた。
独カールスルーエ研究センター（ＦＺＫ）で実施されたＫＡＴＳ実験 [2][3][4]では，溶融物としてテルミット（Ａｌ ２ Ｏ ３ 約 150kg，Ｆｅ約 150kg）が使用さ
れ，溶融物の放出速度や温度，拡がり形状（1D,2D），床の材質（コンクリート，
セラミック，コーティング），水の有無をパラメータに溶融物の拡がり実験が行われている。実験装置を第 1 図及び第 2 図に示す。Ａｌ ２ Ｏ ３ とＦｅでは密度が異なり成層化するため，溶融物の出口を 2 箇所設け，最初にＡｌ ２ Ｏ ３ が放出
し，最後にＦｅを放出することにより酸化物溶融物の拡がりと金属溶融物の拡がりを分けて実験が可能となっている。実験条件を第 1 表に示す。ＫＡＴＳ−
１０とＫＡＴＳ−１１の実験条件はほぼ同様であるが，ＫＡＴＳ−１０の方は1mm の水張りをしてあり，ＫＡＴＳ−１１の方はドライ条件となっている。両者の拡がり結果を第 3 図に示すが，両ケースのように溶融物の放出速度が比較的高い場合は，冷却材の有無によらず同様な拡がり挙動になる結果となっている。また，ＫＡＴＳ−１２とＫＡＴＳ−１３の実験条件はほぼ同様であるが，ＫＡＴＳ−１２の方が床の材質がセラミックであり，ＫＡＴＳ−１３の方はコンクリートである。両者の拡がり結果を第 4 図に示すが，両ケースのように溶融物の放出速度が比較的高い場合は，床の材質の差異によらず同様な拡がり挙動になる結果となっている。
ＣＥＡで実施されたＶＵＬＣＡＮＯ [5][6]実験では，溶融物として酸化物溶融
添付 3.2.14−20

79

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

添付 3.2.14−21

80

第1図

ＫＡＴＳ実験装置の概要図 [2]

(1D)
第2図

(2D)

ＫＡＴＳ実験の 1D と 2D の拡がり形状の写真 [3]添付 3.2.14−22

81

第1表

ＫＡＴＳ実験条件と拡がり距離（酸化物溶融物，1D 拡がり） [2]

第3図

ＫＡＴＳ実験の水の有無の影響（酸化物溶融物，1D 拡がり） [2]

第4図

ＫＡＴＳ実験の床の材質の影響（酸化物溶融物，1D 拡がり）[2]添付 3.2.14−23

82

第5図

第6図

ＶＵＬＣＡＮＯ実験装置の概要図 [6]

ＶＵＬＣＡＮＯ実験の床の材質の影響 [6]添付 3.2.14−24

83

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

Debris-ConcreteInteractions,

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

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

KATS Experiments to Simulate Corium Spreading in

the EPR Core Catcher Concept,

FzK, Karlsruhe,Germany.

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

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

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

The VULCANO VE-U7 Corium spreading benchmark,

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

添付 3.2.14−25

84

別紙 2
ＰＤＳ実験について1.

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

2.

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

a)装置概要b)ＰＤＳ−Ｃ試験
第1図c)ＰＤＳ−Ｅ７〜２３試験

実験装置概要図

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

添付 3.2.14−26

85

第1表

3.

ＰＤＳ実験におけるパラメータ設定

実験結果
(1)

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

第2図

ＰＤＳ−Ｅ実験結果

添付 3.2.14−27

86

第3図

第2表

(2)

ＰＤＳ−Ｅ７実験結果

ＰＤＳ−Ｅ実験マトリックス

ＰＤＳ−Ｃ実験
実験マトリックスを第 3 表に示す。ＰＤＳ−Ｃ実験の気相流体速度は
添付 3.2.14−28

870.34 m／s〜2.09m／s と大きく，粒子状デブリベッドの拡がりに要する
時間は数秒〜数百秒オーダであり，極めて短時間で均一化される結果となっている。

第3表(3)

ＰＤＳ−Ｃ実験マトリックス

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

添付 3.2.14−29

88

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

添付 3.2.14−30

89

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

主要解析条件

条件設定の考え方

初期条件

添付 3.2.14−31

事故条件 機器条件

ＭＡＡＰ−

原子炉停止後の崩壊熱

ANSI／ANS-5.1-1979
燃焼度 33GWd／t

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

格納容器圧力5kPa[gage]

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

ドライウェル雰囲気温度

57℃

ドライウェル内ガス冷却装置の設計温度を設定

外部水源の温度

35℃

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

サプレッション・プール水温度

32℃

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

デブリからプール水への熱流束

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

起因事象

給水流量の全喪失

原子炉水位低下の観点で厳しい事象を設定

格納容器下部注水系（常設）

ＲＰＶ破損から７分後に 80m３ ／h
で注水開始

デブリの冷却及び冠水維持に必要な注水量として設定

90

別添 4
デブリ落下時に機器ドレンサンプが健全な場合の影響について

1.

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

機器ドレンサンプ

第1図

2.

機器ドレンサンプ設置イメージ

プール水深に与える影響
機器ドレンサンプの体積を既設の機器ドレンサンプと同等のとして評価した場合，機器ドレンサンプが健全な場合のデブリ堆積高さは約0.12m 上昇する。また，機器ドレン水は機器ドレンサンプ内に維持されることから，デブリ上の水プールの水深は約 0.11m 低下し，粒子化したデブリの範囲を除いた水プール水深は約 0.58m となる（第 2 図）。有効性評価の結果
から，ＲＰＶ破損によるデブリ落下からペデスタル（ドライウェル部）注水
添付 3.2.14−32

91

開始までのペデスタル（ドライウェル部）水位低下量は，過渡事象の場合は
約 0.34m，ＬＯＣＡ事象の場合は約 0.44m であり，デブリの冠水は維持され
る。

第2図

3.

機器ドレンサンプが健全な場合のデブリ堆積形状

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

第1表

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

デブリ上のプール水
ペデスタル（ドライウ
ェル部）側面及び床面
機器ドレンサンプ

機器ドレンサンプが健全な場合（②）の接触面積の合計は，機器ドレンサ
ンプが溶融した場合（①）と同等であり，また，機器ドレンサンプとの接触
添付 3.2.14−33

92

面においてはサンプ内の冷却水による除熱効果も加わることから，②は①に比べてデブリの冷却がより進むと考えられる。
なお，②は一時的な期間であり，機器ドレンサンプはデブリにより溶融するため，長期的な物理挙動である溶融炉心・コンクリート相互作用による侵食量への影響はほとんどないと考えられる。

4.

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

添付 3.2.14−34

93添付資料 3.5.2
溶融炉心による熱影響評価について

1.

評価目的
東海第二発電所におけるペデスタル構造の特徴を踏まえた対策として，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。

3.
(1)

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
添付 3.5.2−194

（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曲げ応力に対して必要な鉄筋量と比較する。

(3)

温度条件
別添 1 にペデスタルの温度評価を示す。デブリからの伝熱によるペデス
タルの側壁及び床スラブの温度は，ＭＡＡＰ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添付 3.5.2−2

95

り，判断基準は終局限界状態に至らないこととする。具体的には，側壁コンクリートの必要壁厚，床スラブコンクリートの必要板厚，床スラブの必要鉄筋量の算定において，終局強度又は短期許容応力度を適用する。別添
2 にＲＰＶ支持に必要な側壁コンクリート厚さ評価を，別添 3 にデブリ保持に必要な床スラブコンクリート厚さ評価を，別添 4 にデブリ保持に必要な床スラブ鉄筋量評価を示す。

4.

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

(1)

側壁（ＲＰＶ支持機能）
ａ．コンクリートに対する圧縮軸力
別添 5 に熱影響を考慮した側壁コンクリートの構造評価を示す。側壁
コンクリートの等価壁厚は約 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（別添 2）を上回る。
ｂ．基部コンクリートに対する面外せん断力
別添 5 に示したとおり，側壁コンクリートの等価壁厚は約 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（別添 2）を上回る。

(2)

床スラブ（デブリ保持機能）
ａ．コンクリートに対する面外せん断力
別添 6 に熱影響を考慮した床スラブのコンクリート及び鉄筋の評価を
添付 3.5.2−396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（別添 3）を上回る。
ｂ．鉄筋に対する曲げ応力
別添 6 に示したとおり，床スラブの鉄筋コンクリート部の幅 1m 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.

（別添 4）を上回る。

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

添付 3.5.2−4

97

別添 1
デブリからの伝熱によるペデスタルの温度評価

1.

概要
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.
(1)

汎用有限解析コードＡＢＡＱＵＳによるペデスタル熱伝導解析
評価モデル
第 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， r：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。

添付 3.5.2−598※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／m２ （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／m２ （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／m２ （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。

添付 3.5.2−6

99

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
ＭＡＡＰ解 析結果におけるＲＰＶ
構造材初期温度（℃）

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。

添付 3.5.2−7

100

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

添付 3.5.2−8

101

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。

添付 3.5.2−9

102

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
添付 3.5.2−10103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

添付 3.5.2−11104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

添付 3.5.2−12105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

添付 3.5.2−13106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
添付 3.5.2−14

107

別添 2
ＲＰＶ支持に必要な側壁コンクリート厚さ評価

1.

概要
格納容器内のペデスタル等配置図を第 1 図に示す。ペデスタルは，原子炉
圧力容器，遮へい壁等を支持する構造物である。添付 3.5.1 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
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，今回工認添付 3.5.2−15108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

添付 3.5.2−16

109

第1表
項

解析条件等の概要

目

内

容

解析モデル

・３次元ＦＥＭモデル
・シェル要素解析コード・ＮＡＳＴＲＡＮ

重量模擬

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

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

3

必要壁厚の算定3.1

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

第2表
部

位

ＭＣＣＩによる
侵食想定部位

ペデスタル側壁部に生じる荷重
圧縮軸力

面外せん断力（kN／m）（kN／m）

1,940

178

添付 3.5.2−17

110

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※

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：2／3Ｆｃ
・せん断：1／30Ｆｃかつ(0.49+1/100×Ｆｃ)以下の 1.5 倍3.3

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

及び面外せん断力に対して算定した。
(1)

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

添付 3.5.2−18

111

(2)

面外せん断力による評価
面外せん断力を用いた必要壁厚の算定については，ＲＣ規準の断面算定に用いる評価式を適用する。
Ｑ＝ｂ・ｊ・ｆｓ
ここで，
Ｑ：発生荷重（N）
ｂ：部材の有効幅（mm）
ｊ：柱の中心間距離（mm）
ｊ＝ｄ×7／8
ｄ：有効せい（必要壁厚）（mm）
ｆｓ：短期許容応力度（N／mm２ ）必要壁厚は，解析により生じる面外せん断力，短期許容応力から下式のとおり算定され，面外せん断力による評価としての必要壁厚は 192 ㎜となる。
ｄ＝８／７×（Ｑ÷ｂ）÷ｆｓ
＝８／７×178(N／mm)÷1.06（N／mm２ ）＝192mm

4.

まとめ
圧縮軸力による評価及び面外せん断力による評価から算定した必要壁厚を
第 4 表に整理する。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

必要壁厚の算定結果

圧縮軸力による評価

面外せん断力
による評価

133mm

192mm

添付 3.5.2−19

112

別添 3
デブリ保持に必要な床スラブ厚さ評価

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

1.

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

(1)

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

(2)

床スラブ積載荷重
床スラブ積載荷重は，デブリ，冷却水，コリウムシールド及びペデスタ
ル内構造物等の総重量を保守的に切り上げた値として 500ton を使用し，約4.90×10 ３ kN となる。

以上から，床スラブ荷重として約 6.20×10３ kN を用いる。

添付 3.5.2−20

113

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

添付 3.5.2−21

114

別添 4
デブリ保持に必要な床スラブ鉄筋量評価

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

1.

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

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

添付 3.5.2−22115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／mm ２
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）

添付 3.5.2−23

116

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

添付 3.5.2−24

117

別添 5
熱影響を考慮した側壁コンクリートの構造評価

1.
(1)

側壁コンクリートの圧縮軸力に対する評価
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別添 2 に示すＲＰＶを支持するために必要な壁厚である 133mm とを比較し，等価壁厚が必要壁厚を上回ることを確認する。

(2)

評価結果
等価壁厚は約 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。

添付 3.5.2−25

118

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

(2)

評価結果
等価壁厚は約 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。

添付 3.5.2−26119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

内壁

第2図

外壁

ペデスタル側壁における包絡温度の設定

添付 3.5.2−27

120

第3図

第4図

コンクリートの圧縮強度残存比

コンクリートの許容応力度

添付 3.5.2−28

121

別添 6
熱影響を考慮した床スラブのコンクリート及び鉄筋の構造評価

1.
(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（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別添 3 に示すデブリ保持に必要な板厚であるとを比較し，等価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。

添付 3.5.2−29

122

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。

添付 3.5.2−30

123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

添付 3.5.2−31

124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

添付 3.5.2−32

125

別添 7
鉄筋コンクリート内に発生する熱応力の取扱いについて

1.

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

2.

発生する熱応力（自己拘束的な応力）の解放について
第 1 図に鉄筋コンクリート構造物に発生する熱応力の解放原理について示す。ＲＰＶの破損後にデブリが落下・堆積し，その非常に高温な熱により，ペデスタル内側が高温状態となり膨張するが，周囲の拘束によって膨張は抑えられるため，ペデスタル内側には圧縮力が生ずる。一方，ペデスタル外側は，内側よりも温度が低いため熱膨張に対する反作用として引張力が生ずる。
次に，躯体の温度上昇に伴って熱膨張が進むと高温側（内側）には圧縮力が加算され，低温側（外側）には引張力が加算される。このように，定常状態からの温度上昇により，躯体内で熱応力（自己拘束的な応力）が発生する。
更に温度が上昇し，熱応力がコンクリートの許容引張力を上回るとコンクリ
ートにひび割れが発生する。熱応力は自己拘束的な応力であるため，ひび割れを生ずると，その部位の熱応力は解放される。終局状態は，ひび割れが複数発生した状態となり，熱応力のほとんどが解放されると考えられる。
添付 3.5.2−33

126

3.

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

4.

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

添付 3.5.2−34

127

(1)

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

(2)

評価結果
第 4 図にペデスタル上部側壁の曲げモーメントが最大になる断面におけるＭ−φ関係図を示す。発生する熱応力に対する曲率は終局限界に対して十分に小さく，ペデスタルが十分な塑性変形能力を有していることを確認した。したがって，ペデスタル機能維持確認の観点では，デブリからの熱影響により発生する熱応力は考慮しなくとも支障はないことを確認した。
添付 3.5.2−35

128

【①】

【②】

【③】

【④】

第1図

第2図

熱応力が解放する原理

ＣＣＶ規格における熱応力の扱いに関する記載

添付 3.5.2−36

129

第3図

ひび割れ断面法による設計フロー（ＲＣ−Ｎ規準）

評価対象部位

第4図

評価対象部位

添付 3.5.2−37

130

7000

終局曲率
▼

曲げモーメント(kNm/m)

6000
5000
4000
3000
2000
1000

-0.002

第5図

0
1E-17

発生曲率

0.002
0.004
曲率(1/m)

0.006

0.008

曲げモーメント−曲率関係（Ｍ−φ関係）

添付 3.5.2−38

131