INSS JOURNAL Vol. 19 2012 NT-20

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運転時における原子炉格納容器の温度分布評価
Evaluation of Temperature Distribution in a
Containment Vessel during Operation
歌野原陽一 (Yoichi Utanohara)＊ 1 村瀬

増井 章裕 (Akihiro Masui)＊ 2

猪股

道雄 (Michio Murase)＊ 1

柳

亮 (Ryo Inomata)＊ 2

神谷

千裕 (Chihiro Yanagi)＊ 1
祐二 (Yuji Kamiya)＊ 2

要約 原子炉格納容器(CV)の健全性評価に係る安全解析では，初期値として定格出力運転中のCV 気相部の平均的な温度を用いている．しかし，実際には CV 内の温度は分布を持っているた
め，その平均温度を求めることは容易ではない．CV 平均温度の評価方法として数値シミュレー
ションの利用が考えられるが，CV の構造上，数値シミュレーションを困難にする要因（多区画化された大容量閉空間での温度分布再現性，各機器からの放熱と換気空調系による熱の移流拡散の再現性）が多数存在する．そこで本研究では，数値シミュレーションにより運転中の CV 内部の温度分布の再現を試み，その上で CV 平均温度を評価した．対象は 3 ループ PWR プラントのCV とし，各機器からの放熱，換気空調系による流れ，CV 外部への放熱，太陽光受熱等を考慮した．その結果，温度分布は気流に大きく影響を受けることが確認された．特に，気流の経路となる開口部は温度分布に影響を与えた．CV 内の温度は階層が上がるにつれ上昇し，強制対流支配から自然対流支配の流れ場となることが推察された．CV 内の温度を体積平均温度で評価すると，
階層別，気相，固相（コンクリート，CV 鋼板）別に異なる結果となるが，CV 全体の体積平均温度は，ほぼ気相部平均温度と一致した．開口部の有無による温度分布への影響や，CV 内の平均温度の評価が数値シミュレーションにより容易に行えることが確認できた．
キーワード

原子炉格納容器，PWR，換気空調系，温度分布，CFD

Abstract
For safety analysis of the containment vessel (CV) in a nuclear power plant, theaverage temperature of the gas phase in the CV during operation is used as an initial condition. An
actual CV, however, has a temperature distribution, which makes the estimation of the averagetemperature difficult. Numerical simulation seems to be useful for the average temperature
estimation, but it has several difficulties such as predictions of temperature distribution in a large
and closed space that has several compartments, and modeling the heat generating components
and the convection-diffusion of heat by ventilation air-conditioning systems. The main purpose ofthis study was to simulate the temperature distribution and evaluate the average temperature in
the CV of a three-loop pressurized water reactor (PWR) during the reactor operation. The
simulation considered the heat generation of equipment, flow due to the ventilation and air
conditioning systems, heat loss to the CV exterior, and the solar heat. The predicted
temperature distribution was significantly affected by the flow. Particularly, openings, whichbecame flow paths, affected the temperature distribution. The temperature increased with a risein height within the CV and the flow field seemed to transform from forced convection to naturalconvection. The volume-averaged temperature was different between gas and solid (concrete,
CV wall) phases as well as between heights. The total volume-averaged temperature of the CV
was nearly equal to the average gas phase temperature. It was found to be easy to evaluate theeffect of openings on the temperature distribution and estimate the average temperature in CV bynumerical simulation.
Keywords

containment vessel, PWR, ventilation and air-conditioning system, temperature distribution, CFD＊1＊2(株)原子力安全システム研究所
MHI 原子力エンジニアリング(株)272INSS JOURNAL Vol. 19 2012 NT-20

1. はじめに環する流れが形成されると温度分布が均一になることなどを確認している．他の例では，1 次系および CV

加圧水型原子炉(PWR)における原子炉格納容器を対象とした CFD 技術の確立を目指した ECORA(CV)は，主要な 1 次系機器をその内部に格納する鋼(Evaluation

鉄製の容器である．CV は多重防護システムを構成す

Methods for Reactor Safety Analysis)プロジェクト(5)る障壁の 1 つであり，気密性や耐圧性を備え，PWR(6) では，シビアアクシデント時の水素濃度分布シミの 1 次冷却材喪失事故(LOCA)時などにおいて，周辺ュレーションを行っており，リーク箇所付近では水素環境への異常な放射性物質の放出を防ぐように設計さ濃度分布が一様でなく区画ごとに偏りがあるが，破断れている．

箇所から離れた区画では均一な分布となることや，開ofComputational

Fluid

Dynamic

LOCA 時における CV の健全性は，LOCA を想定

口部の有無が水素濃度分布に影響していること等が示

した安全解析により評価される (1)．使用される安全されている．このように，既往の研究はシビアアクシ

解析コードは 1 点近似の領域モデルであり，初期値とデントを対象としたものが多く，運転中の CV におけして運転時の CV 内の気相平均温度および圧力（大気る温度分布を対象とした研究例は見当たらない．

圧）が用いられる．しかし，CV 内の平均温度の評価

そこで本研究では，運転中の 3 ループ PWR プラン

は容易ではない．というのも，運転時における CV 内ト CV 内部における熱流動場の数値計算を行い，流れ部では，原子炉容器(RV)や蒸気発生器(SG)等の内部

場と温度分布の傾向を調べた．そして，CV 内部の温温度（1 次系温度）の高い機器が周囲の CV 内雰囲気度分布に影響を与える要因を検討した．また，CV 全に対し放熱しており，その放熱を換気空調系で冷却す体および各領域の体積平均温度を数値的に求め，各領ることで温度が調整されており，また，CV 内はコン

域でどの程度温度に偏りがあるかを調べた．

クリート壁により区画化および階層化されているた
め，場所ごとに応じて温度に分布が生じる．よって，

2.

格納容器の概要

2.1

格納容器の概観

安全解析に必要な運転時の CV 内平均温度を評価する
際，その評価方法が問題となる．
運転時の CV 内平均温度の評価方法の 1 つとして，数値流体力学(CFD)ソフトウェアを利用した CV 内

対象は 3 ループ PWR プラントの CV とする．図 1のシミュレーションが考えられる．数値シミュレーシに CV の概観を示す．格納容器は炭素鋼製で，高さは

ョンにより CV 内の温度分布が再現できれば，気相平

約 80 m，外径約 40 m である．CV の外側にはコンク

均温度の評価も容易である．しかし，CV の構造上，リートの遮蔽壁があり，CV と遮蔽壁の間はアニュラ

数値シミュレーションを困難にする要因が多数存在す

ス部となっている．遮蔽壁の上部は開放されており，る．例えば，CV は大容量かつ閉空間であり，コンク

CV のドーム部が直接外気に接している．内部は 5 階

リート壁で複雑に区画化されている．区画間は開口部までの階層構造となっており，主要機器である RV，等によって連結され気流の通り道となるため，開口部

SG，1 次冷却水冷却ポンプ（RCP），加圧器等が配置の再現性が温度分布に影響すると考えられる．また，され，コンクリート製の壁や床で区画化されている．

各所に SG 等の放熱する機器が設置され，換気空調系

SG，RCP は 3 階より上層の SG ループ室内に，加圧で冷却しているため，放熱量，風向，風量等を適切に器は加圧器室内に設置されている．SG ループ室は上設定して温度分布を再現しなければならない．
これまで，CV を対象とした数値計算は多数行われ部が開放され CV 上部空間へと繋がっているが，加圧器室には天井がある．

ているが，ほとんどの研究がシビアアクシデント時における CV の挙動を対象としたものである．例を挙げ

2.2

換気空調系

ると，原子力安全基盤機構では，シビアアクシデント
時の CV を対象とした，数値シミュレーションを行な

CV 内部には主に 3 種類の換気空調系が設置されてっている (2)(3)(4)．OECD/PANDA 試験，および実機

おり，CV 内部を冷却している．それぞれ格納容器循

体系を模擬した CV 多区画内における CFD である．

環空調装置，原子炉遮蔽冷却装置，制御棒駆動装置得られた知見として，標準 k-ε乱流モデルが評価に（CRDM）冷却装置である．図 2 に換気空調系の概要

十分適用できることや，多区画形状において全体を循を示す．格納容器循環空調装置は 3 台の格納容器再循ᩰ⚊ኈེߩ᭎ⷰ
࿑

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ᔕൢႆဃ֥
ᵆᵱᵥᵇ

273

ь‫֥ן‬ᴾ‧᨞‒Ҿ‫܇‬໐ܾ֥
ᵆᵰᵴᵇᴾ…᨞‒ᵏഏϬҲ஬ἯὅἩᵆᵰᵡᵮᵇᴾ

‥᨞‒
․᨞‒

(b) ౝㇱ᭴ㅧ(a) CVో૕
図 1 CV の概観

឵᳇ⓨ⺞♽

圧力ヘッダ室から SG ループ室へ運ばれた冷却空気࿑
は，図 4 に示す各ループ室，加圧器室下部に設置さἼὅἂἒἁἚᴾ

れた換気空調系から吹き出され，室内を上昇しながら࿑

SG，RCP，加 圧 器 を 冷 却 す る．ま た，3 階 と 4 階（図 4，図 5）の SG ループ室外には CV 再循環ユニッ

ᵓ᨞ᴾ

ᵡᵰᵢᵫᴾ
ϬҲᘺፗᴾ

ᵒ᨞ᴾ

トが設置されており，周囲の空気を吸い込んで冷却し࿑ 2 階の圧力ヘッダ室へと送っている．RV の上部には
࿑࿑

CRDM 冷却装置のためのループダクトが設置され，周囲の空気を吸い込んで 4 階の CRDM 冷却設備で冷ᵡᵴϐࣅ࿢ᴾἸἝἕἚᴾᵑ᨞ᴾ

却し，4 階へ排気している．

ᵐ᨞ᴾ

3.

数値計算方法ᵡᵴϐࣅ࿢ἧỳὅᴾ

図 2 換気空調系

数値計算には ANSYS 社の汎用熱流体解析ソフトウ
ェア FLUENT 13 を使用した．表 1 に計算条件の詳細を示す．計算領域は CV 鋼板の外表面までであり，外環ユニット（CV 再循環ユニット）と 3 台の格納容器

側のアニュラス部およびコンクリート壁は計算対象外

再循環ファン（CV 再循環ファン）で構成されておである．計算では CV 内部の空気だけでなく，床，壁

り，SG，RCP などの機器の放熱から CV 全体の冷却等のコンクリート，CV 鋼板内部の熱伝導も計算してを行っている．

いる．乱流モデルには，標準 k-εモデルを用いた．

CV 再循環ユニットで冷却された空気は図 3 に示す

対流項の差分スキームは計算の安定化のため 1 次風上

ように CV 再循環ファンにより 2 階の圧力ヘッダ室へ

ス キ ー ム と し た．流 体・固 体 間 の 熱 伝 達 は，吹き出され，外周部へと流れる．外周部には 3 階のFLUENT のデフォルトでの機能である温度の壁関数

SG ループ室および CV 上部のリングダクトへ通じるを用いた解法により計算する．本計算で用いた計算メ

ダクト入口があり，冷却空気が上層へと運ばれる．まッシュを図 6 に示す．全体はテトラメッシュ（四面た，冷却空気の一部は原子炉遮蔽冷却ファンにより圧体メッシュ）で構成されており，メッシュ数は約 170

力ヘッダ室から原子炉キャビティへと運ばれ，RV を万セル（1,662,261 セル）である．

冷却する．

換気空調系の流量は設計値をもとに設定した．表 2

274

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᨞ɥỉᵱᵥἽὊἩܴồᴾ

Ҿ‫܇‬໐
ǭȣȓȆǣ

Ҿ‫܇‬໐ᢚồẟᴾ
ϬҲἧỳὅᴾҾ‫܇‬໐ỿἵἥἘỵᴾ
ồỉԉЈẲᴾ‫ן‬щȘȃȀܴᵡᵴϐࣅ࿢ἧỳὅẦỤỉԉЈ
(b)

(a)
図3

2 階の構造（圧力ヘッダ室，原子炉キャビティ）図4

3 階の構造

ᵡᵰᵢᵫᴾ
ϬҲᚨͳᴾ
੎ൢᴾ

ᵡᵰᵢᵫϬҲဇᴾἽὊἩἒἁἚᴾ

ᵡᵴϐࣅ࿢ᴾ
ἸἝἕἚᴾ
(b)

(a)
図5

4 階の構造に流入境界（吹出し部）で設定した流量を示す．冷却CV 系外へは CV 内空気温度と系外の外気温度に応

空気は圧力ヘッダ室からダクトを通して各部へ送られじて放熱があるとして，図 7 に示すような放熱モデ

るが，ダクト内の流れは計算せず，吸込み部・吹出しルを仮定した．このモデルをもとに伝熱相関式を導出

部で流量が対応するように流出境界（吸込み部）の流し，温度境界条件として与えた．境界は CV 鋼板の外量を設定した．また，吸込み部と吹出し部で温度が対表面であり，アニュラス部とコンクリート壁は上述の応するようにした．RV や SG などの各種機器の CV

ように計算対象外である．ただ，伝熱相関式の作成で雰囲気への放熱量は定格出力運転時のプラント設計値

はアニュラス部とコンクリート壁の影響を考慮していを参考に表 3 のように設定した．CV 天井からの太陽る．CV 内部と外気との間には CV 鋼板，アニュラス

光受熱も考慮する．ちなみに，CRDM からの放熱は，部，コンクリート壁の 3 つの層がある．アニュラスは

CRDM 冷却装置の排気温度の設定により考慮した．

鋼板を取り巻くリング状の密閉空間とし，自然対流に

INSS JOURNAL Vol. 19 2012 NT-20

275

よる熱伝達を仮定する．CV 内から系外への伝熱相関

表1

数値計算条件式の作成に当たっては，CV 鋼板内部の熱伝導，CV流体

空気（ブシネスク近似）

鋼板外表面・アニュラス部・コンクリート壁内表面の固体

コンクリート，鋼板（炭素鋼）

自然対流熱伝達，コンクリート壁内部の熱伝導，コン

乱流モデル

標準 k-εモデル

時間
圧力・速度
カップリング

定常計算

対流項差分

1 次風上（運動量，エネルギ， k，ε）

流体・固体間の熱伝達

温度の壁関数（対数則）により直接計算

クリート壁外表面から外気（温度 Tout）への放熱の，4 つを考慮する．CV 鋼板内径（内半径）・外径（外半径）アニュラス中央での半径，およびコンクリート壁
内径（内半径）・外径（半径）[m]を，それぞれ Dcv, i(rcv, i), Dcv, o (rcv, o)，rann，Dconc, i (rconc, i)，Dconc, o(rconc, o)，アニュラス高さを Hannとする．CV 系外へ

SIMPLE

想定日時

4月1日

13 時 30 分の放熱量 Qloss [W]は次式で与えられる．
Q=2πrHKT−T
温度境界条件としては，熱流束 qloss[W/m2]の形で与える．
q=

Q
=KT−T
2πrH(2)

Tw, cv, i [K]は CV 鋼板内表面の温度，K は熱通過率[W/(m2 K)]である．K は次式で与えられる．
K=



表2

(1)

r
r
r
r
+
+
+
λ
rα
λrαln DD
ln DD



換気空調系流量CV 再循環ファン吹出し
SG-A 室下部 換気空調系
SG-B 室下部

総流量 [m3/s](流速 [m/s])
89.8（11.9)
27.8（3.87〜4.42)
44.3 (1.47〜4.39)

SG-C 室下部
加圧器室下部
リングダクト（20 か所）
CRDM 冷却設備

45.7（3.68〜3.73)
16.5（3.82〜5.09)
28.3（11.2)
20.87（1.21)

原子炉遮蔽冷却ファン

14.3（9.59)

流入境界（吹出し部）(3)

ここで，αannはアニュラスにおける自然対流熱伝達率[W/(m2 K)]，αout は建築物外表面の総合熱伝達率[W/(m2 K)]である．λcstは CV 鋼板の熱伝導率 [W/(m K)]，λconcはコンクリート壁の熱伝導率 [W/(mK)]である．
アニュラスにおける自然対流熱伝達率 αann は，縦表3

各機器の放熱量機器

放熱量 [W/m2]
290
300
3600
350
22.1

RV
SG
RCP
加圧器
太陽光（ドーム部）に長い密閉空間における自然対流熱伝達の式 (7) を用いる．

である．βairは理想気体として温度の逆数で与える．
α=
Nu=0.22Nuλ
L

(4)



Pr
H  Ra
0.2+Pr
L

 



(5)

ここで，λairは空気の熱伝導率 [W/(m K)]，Lannはアニュラスの幅 [m]，RaLはレイリー数でありプラン
トル数 Pr とグラスホフ数 Gr の積として表わされる．
Ra=Pr Gr =Prgβ ΔTLν 



(6)

g は 重 力 加 速 度 [m/s2]，βair は 空 気 の 体 膨 張 率[1/K]，νair は 空 気 の 動 粘 性 係 数 [m2/s]，Δ
T=Tw, cv, o - Tw, conc, iはアニュラス両面の温度差 [K]

1
T

(7)

T+T
2(8)β =
T=

Tann はアニュラスでの平均温度 [K]である．βair 以
外のアニュラスにおける空気の物性値（λair，βair，
νair）は Tannでの値を用いる．
建築物外表面の総合熱伝達率 αoutの値には，一般的に使用されている 20 kcal/(m2 h ℃) = 23.26 W/(m2K)を用いた(8)．

276INSS JOURNAL Vol. 19 2012 NT-20(b) x = 0 m ᢿ㕙(a) CVో૕
図6

計算メッシュ

され，ダクトを通して SG 室下部やリングダクトへ吹き出される．SG 室下部に吹き出された空気は，SG や
RCP 等を冷却しながらループ室内を上昇し CV 上部
へと流れる．速度は圧力ヘッダ室や換気空調系付近で高くなるが，CV 上部へ達する付近では大体 1 m/s 程度となる．温度に関しては，下層は CV 再循環冷却設
備による冷却のため低温になっており，上層へ向かうにつれて RV，SG，RCP 等の放熱により温度が上昇
する．CV の天井部付近で特に温度が高くなっているのは，太陽光受熱の影響である．
CV 内下層では気流はコンクリート壁等の区画に沿って流れている．一方，上層では区画の影響を受けず
比較的一様に流れ，かつ局所的に循環を形成している．上層の温度はほぼ一様に分布しており，気流により混合されたものと考えられる．混合の過程はリングダクトからの吹出しによる強制対流，もしくは浮力による自然対流によるものと考えれる．だが，どちらが支配的なのかは速度分布や温度分布だけでは判断でき
図7

CV 系外への放熱モデル⚿ᨐߣ⠨ኤ

ない．また，場所に応じて自然対流と強制対流のどちらが支配的かは異なると考えられる．そこで，数値計⸘▚⚿ᨐߣ⠨ኤ

4. 計算結果と考察
4.1 CV 全体の流れ場と温度分布算結果を用いて次式のリチャードソン数 Ri を評価した．
Ri=

Gr gβ ΔTL
=
U
Re 

(9)

こ こ で，温 度 差 ΔT は 評 価 す る 領 域 で の 最 高 温 度
図 8 の(a)に CV 全体の速度分布を，(b)に温度分

Thotと平均的な温度 Trefの差ΔT = Thot - Trefで評価

布を示す．また，図 9 に CV 断面における流速ベク

した．また，βair = 1/Tref，L および U はそれぞれ

トル分布を示す．CV 再循環ユニットで吸い込まれ冷評価する領域の代表長さ[m]，代表速度[m/s]であ却された空気は，CV 最下部の圧力ヘッダ室へ吹き出

る．Ri 数は浮力と流れの慣性力の比であり，Ri ≪ 1

INSS JOURNAL Vol. 19 2012 NT-20

277

5㓏
4㓏
3㓏
1~2㓏
(a)ㅦᐲಽᏓ
図8
表4領域
5 階〜天井4 階ループ室外
4 階ループ室内
3 階ループ室外
3 階ループ室内

CV 全体（x = 0 m, y = 0 m 断面上）の速度分布と温度分布と，まず 2 階(Elevation 14 m)では CV 再循環ファン

各領域の Ri 数

ΔT[K]
50
15
50
5
1

(b)᷷ᐲಽᏓ

L[m]
50
10
10
10
10

U[m/s]
0.5
2
2
2
2

Ri

からの吹出しにより，圧力ヘッダ室の流速は速い箇所

320
1.2
4.0
0.40
0.082

で 12 m/s 程度に達する．また，温度は吹出し温度と同程度に保たれている．気流は外周部に沿って流れ，外周部に数箇所あるダクトを通して SG ループ室・加圧器室の換気空調系およびリングダクトへと抜ける．
3 階 (Elevation 20 m)では各ループ室の換気空調系
から 4 m/s 程度吹出しがあり，ループ室を横断してであれば強制対流支配，Ri ≫ 1 であれば自然対流支

壁面に衝突している．ループ室内温度は，室外に比べ配である．表 4 に各領域における Ri 数を示す．3 階

低く保たれている．また，ループ室外では CV 再循環

では Ri 数は 1 を下回っており，強制対流が支配的でユニットにより雰囲気が吸込まれるため，気流が CVある．これは，換気空調系からの気流により領域が冷再循環ユニットへ向かっている．

却されており，温度差が比較的小さいためと考えられ4 階(Elevation 26.9 m)では，各機器からの放熱のる．4 階になると，SG 等の放熱によりループ内では影響により，ループ室内の空気が加熱されている．特

温度差が大きくなり，Ri = 4 と浮力の影響が比較的強に RCP による加熱が他の機器よりも大きくなってい

くなり始める．5 階より上層では，区画の制限がなく

る．4 階もループ室外で CV 再循環ユニットへ向かうなるため代表長さが長くなり，流速も低下することか気流が形成されている．CV 再循環ユニットの近傍でら Ri 数が増大している．よって，CV 上層ではリン

少し温度の高い箇所があるが，これは CV 再循環ユニ

グダクトによる吹出しよりも，浮力による自然対流がットの上に設置された CRDM 冷却装置から吹出す空支配的であると考えられる．このように，CV 内部は気が周辺の雰囲気温度よりも高いためである．

下層から上層になるにつれ，強制対流支配から自然対流支配の流れ場へと変わると考えらる．

5 階(Elevation 35 m)より上層では，温度が全体的に均一化されていくが，加圧器室は高温なままである．加圧器室は吹き抜けになっておらず天井が設置さ

4.2

水平断面における流れ場と温度分布れているためと考えられる．加圧器室内の高温分布については，4.3 節でさらに考察する．

鉛直断面に続き，水平断面での流れ場と温度分布に

以上のように，ループ室内は区画化されることによついて述べる．水平断面での流速ベクトル分布と温度り，低い階層では換気空調系の冷却効果で温度がルー分布を図 10 に示す．下層から上層にかけてみていく

プ室外より低く保たれている．しかし，加圧器室のよ278

INSS JOURNAL Vol. 19 2012 NT-20

䊥䊮䉫䉻䉪䊃
䈎䉌䈱็䈐಴䈚

y

z

x

ᵡ
ᵟ
⁅‒
‹‒
″‒
‒

CV ౣᓴⅣ
䊡䊆䉾䊃

ᵠ

ь‒
‫‒ן‬
֥‒

⁅‒
‹‒
‴‒

SG ቶਅㇱ឵᳇ⓨ⺞♽࿶ജ䊓䉾䉻ቶ
䈻䈱็಴䈚ᴾ(a)x = -8.59 m
図9

⁄
⁈‒
‒

(b)x = 0 mCV 断面における流速ベクトル分布

うに天井がある場合は，機器から放熱された熱が外部(d)で示した 5 階加圧器室内の高温分布について考えへ流出できず，室内に滞留する結果となった．加圧器

る．図 12 は鉛直断面での加圧器室内の流れ場と温度

室では 4.1 節で述べたように，浮力支配の流れ場と分布，圧力分布を示したものである．加圧器室の下部なっていると考えられる．このように，区画化されるには図 10(b)に示すように換気空調系が設置されておことより，各領域の温度に差が生じている．

り，冷却された空気が加圧器へ向けて吹き上げられている．だが，図 12 においては冷却空気は加圧器の片4.3

温度分布に対する気流の影響

側しか通っておらず，また，5 階以上は上昇していな
い．加圧器室上部（5 階以上）には高温の空気の層がCV 内はコンクリートの壁・床等で区画化されていあり，加圧器で加熱された空気が浮力により滞留してるが，開口部があると気流の経路となる．図 11 に開いるものと考えられる．また，図 12(c)の圧力分布で口部で形成された気流の一例を示す．3〜5 階床面に示すように，高温空気の滞留により天井部付近の圧力は機器搬入等で使用されるハッチがあり，本計算ではが上昇している．したがって，下部からの気流が 5 階開口部として模擬している．この開口部に 5 階から 3以上へ上昇しなかった原因は，換気空調系の吹出し流

階へ吹き降ろす流れが形成されている．それに応じ速（つまり動圧）および流量が滞留空気の圧力に逆らて，上部区画（5 階）の暖かい空気が下部区画（3〜4って押し流すほど大きく無かったためと考えられる．

階）へと流入し，下部区画の温度が上昇している．開このように，放熱する機器の周囲が壁と天井で区画化

口部による気流の発生は 図 11(c)に示すように，開され，吹き込まれる気流の流速が低いと上部に高温層口部を挟んだそれぞれの領域の圧力差で説明される．

が形成される可能性がある．

この例の場合，3〜4 階のループ室外よりも 5 階の圧開口部の有無が温度分布に与える影響を検討するた力が高いため，吹き降ろすような気流が発生していめ，4 階の加圧器室にある扉（発電所運転時には閉）る．区画化された領域は区画間で圧力に差が付きやすを開放してシミュレーションを行い，閉止時との比較

いため，開口部により気流が発生し，熱の移流も発生を行った．図 13 に扉開放時の結果を示す．加圧器室することになる．このように，気流の経路は CV 内の扉は図 13(a)の点線で囲った部分にあり，扉を開放す

温度分布に大きな影響を与えると考えられる．

ることで気流が室外へ流出する結果となっている．こ気流が温度分布に影響を与える例として，図 10の流出した気流は主に加圧器室下部の換気空調系から

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図 10

各階層での流速ベクトル分布と温度分布

279

࿑

280

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5㓏

㐿ญㇱ䈱
็䈐㒠䉐䈚

4㓏
3㓏
2㓏

(a)ᵹㅦ䊔䉪䊃䊦ಽᏓ(b)᷷ᐲಽᏓ

図 11(c)࿶ജಽᏓ䋨䉭䊷䉳࿶䋩

床面開口部の下降流と温度分布への影響

図 12

加圧器周りの流れ場と温度分布吹き出されたものと考えられる．図示はしていないていることがわかる．このように，開口部が存在する

が，扉閉止時には，換気空調系からの気流の一部は加ことにより気流の経路が形成され，熱の輸送により周圧器室上部へ上昇するものの，行き止まりであるため

囲の領域の温度分布が影響を受けることがわかる．

最終的に全流量が SG-A ループ室側へ流出していた．

以上のように，開口部の存在は CV 内の温度分布に扉を開放することで，SG-A ループ室側とは別の気流影響を与えることがわかる．ECORA プロジェクト(5)経路が形成され，気流が室外へ流出したと考えられにおける CV 内の水素燃焼数値シミュレーション例でる．扉開放時の温度は図 13(b)に示すように，扉閉止も，開口部を通して燃焼が伝播しており，開口部の有時（図 10(c)）に比べ加圧器室内および室外で低下す

無が CV 内の現象に影響を与えていた．よって，CVる結果となっている．室外での温度低下は，換気空調のような複雑に区画化された構造内において温度分布

系からの冷却空気の影響と考えられる．また，室内のを再現するためには，開口部を忠実にモデル化するこ

温度低下についても，滞留していた高温空気が扉からとが重要である．

一部流出したためと考えられる．図 13(c)は鉛直断面における加圧器室内の温度分布を示したものであり，4.4 CV 内の体積平均温度の評価

依然加圧器室上層で高温空気が滞留しているが，扉閉止時（図 12(b)）と比べ加圧器室上層の温度が低下しCV 内における階層別および気相・物性別の体積平

INSS JOURNAL Vol. 19 2012 NT-20

281

ട࿶ེቶᚺ㐿᡼(b)᷷ᐲಽᏓ
4 㓏, Elevation 26.9 m(a)ᵹㅦ䊔䉪䊃䊦ಽᏓ
4 㓏, Elevation 26.9 m
図 13(c)㩷 ᷷ᐲಽᏓ㩷ട࿶ེ๟䉍㩷

加圧器室の扉がない場合の流速分布と温度分布

⴫

均温度を表 5 に示す．温度は最下層である 2 階の体積平均温度比として算出している．CV 内では階層が

表5

階層別・物性別の体積平均温度＊

場所

2 階との比（体積平均温度）
1.3
リングダクトより上層上がるにつれ，温度が上昇している．5 階より上層で5階〜リングダクト
1.3
は，ほぼ一様な温度となっている．階層が上がるにつ4
階
1.2
れて温度が高くなる要因として，浮力により高温空気
3階1.1の上昇したこと，下層に設置された換気空調系による
2階―
冷却空気の効果，下層にコンクリート構造が多く分布
気相全体1.2
しコンクリート熱伝導率が低いため，といったことが固相全体（コンクリート）
1.0
考えられる．
CV 鋼板 側面
1.3
⴫  㓏ጀ೎࡮‛ᕈ೎ߩ૕Ⓧᐔဋ᷷ᐲ
CV 鋼板 ドーム部
1.6
物性別に見ると，コンクリートの温度が最も低く，
CV
鋼板全体
1.3
気相，CV 鋼板の順に温度が高くなっている．特にド
CV 全体
1.2

ーム部の CV 鋼板は太陽光受熱の効果のため，側面よりも高温となる結果となった．CV 鋼板の温度がコン
クリートよりも高い要因として，コンクリートに比べ＊比は各温度を摂氏（℃）で表し算出した．各階層の温度は気相および固相を総合した体積平均温度である．

熱伝導率が高いこと，コンクリート壁に比べ換気空調
系からの気流に直接さらされていないことなどが考えよび各領域間の温度差，開口部の有無による温度分布られる．

への影響などを評価することができた．また，計算結

以上のように，CV 内の体積平均温度は階層，物性果を用いることで，CV 全体および各領域での体積平ごとに差がある．CV 全体の体積平均温度は，ほぼ均温度を比較的容易に評価することができた．数値計

CV 気相部の体積平均温度と同じであった．これは，算の利点は，計算結果が得られれば，上述の評価が容気相が CV 内において体積の大半を占めるためと考え

易に行なえる点にある．実際に風速計や温度計を用いられる．

て CV 内部の流速，温度を直接測定しても，測定点数には限度があるため，熱流動場の 3 次元的な評価は難

4.5 数値シミュレーションの有効性と課題しい．また，温度の 3 次元的な分布が得られなけれ

本研究では，CV 内の速度分布と温度分布を数値計

実際どの程度正確に定量的な評価が行なえたかについ

算により再現し，区画化された領域における流れ場おては検討を行なっていない．計算方法の妥当性の検討

ば，平均温度の算出も出来なくなる．
ただ，本稿は定性的な傾向の言及に留まっており，

282

INSS JOURNAL Vol. 19 2012 NT-20のためには，実際の温度データとの比較が必要であS., Muhlbauer, P., Andreani, M., Smith, B.,り，今後の課題である．

Karlsson, R., Henriksson, M., Hemstrom, B.,
Karppinen, I. and Kimber, G., Evaluation of

5. 結論

computational fluid dynamic methods for reactor safety analysis (ECORA), Nuclear Engineer-

本研究では，運転中の原子力発電所における CV 内

ing and Design, 235 (2-4), pp. 359-368, (2005)の平均温度を評価するために，3 ループ PWR プラン（７）望 月 貞 成，村 田 章，伝 熱 工 学 の 基 礎：日 新 出トを対象とした CV 内温度分布の数値シミュレーショ
ンを行った．そして， CV 全体の体積平均温度を評価した．その結果以下のような知見が得られた．
N CV 内の温度は階層が上がるにつれ上昇し，強制対流支配から自然対流支配の流れ場へと変わると考えらる．
N温度分布は気流に大きく影響を受ける．また，開口部は気流の経路となるため，温度分布を再現するには開口部を適切に模擬する必要がある．
N平均温度は階層，気相，固相によって異なるが，気相が体積の大部分を占めるため，固相も含めた CV 全
体の体積平均温度はほぼ気相平均温度となる．
N数値シミュレーションの利用により，開口部の有無
が温度分布に及ぼす影響や CV 内部の体積平均温度の評価が可能となる．

参考文献（１）三菱重工業株式会社, 三菱 PWR 原子炉格納容器
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ト知識ベース整備−格納容器内多次元流動解析
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ト知識ベース整備−格納容器内多次元流動解析
手法の検証と自然対流冷却 AM 策への適用−,
JNES/SAE07-048, (2007)（４）原子力安全基盤機構, アクシデントマネジメン
ト知識ベース整備−格納容器内多次元流動解析
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版，（1994)（８）空気調和・衛生工学会，設計用最大熱負荷計算法，（1989)