198

加圧水型原子炉の冷却材喪失事故時における２次側減圧時のプラント挙動解析
Analyses of Plant Behaviors at the Secondary Side Depressurization
during LOCA of PWR
川辺 康晴（Yasuharu Kawabe）*

玉置 知彦（Tomohiko Tamaki）*

郡山 民男（Tamio Kohriyama）*

大谷 昌徳（Masanori Ohtani）**

要約 加圧水型原子炉（PWR）の１次系小破断による冷却材喪失事故（LOCA）において高圧注入に失敗した場合，蓄圧注入系を作動させるために主蒸気逃し弁を手動で開操作し２次側減圧をするが，その際，蒸気発生器（SG）伝熱管内で気液対向流制限（CCFL）が発生し，炉心が露出する可能性が指摘されている．
本研究では，PWR プラントでの CCFL 事象の発生による炉心露出の可能性を評価した．まず，SG 伝熱管内の CCFL の発生が計算できるように RELAP5/MOD2 コードを改良し，次いで本コードにより，４ループ PWR の評価を行った．３インチの破断が発生し，(1)破断ループのみ，および(2)全ループのそれぞれの主蒸気逃し弁を手動開操作した場合について解析した．この結果，前者では CCLF による炉心水位の低下が認められた．しかし，その後，蓄圧注入が作動し，炉心冷却は維持された．後者ではそれは起こらなかった．このことから，主蒸気逃し弁の操作方法により炉心冷却が促進されることが確認された．
キーワード

加圧水型軽水炉，１次冷却材喪失事故，主蒸気逃し弁，RELAP5/MOD2，気液対向流制限

Abstract
When high pressure injection systems failed during a small break loss-of-coolantaccident（LOCA）for a PWR, main steam relief valves are opened to operate accumulator systems.
However, it is pointed out that the core can be exposed since so-called counter current flow limitation（CCFL）occurrs in steam generator（SG）tubes.
The possibility of the core exposure by CCFL in a PWR plant was evaluated. First, RELAP5/MOD2
code was modified to be able to calculate CCFL. And then the code was applied to evaluate a 4-loop
PWR plant. The LOCA with a rupture 3 inches were analyzed with the following two cases:（1）Only
the main steam relief valve of the loop with the rupture is opened.（2）all of the relief valves areopend. It is seen that the CCFL phenomenon occurs in the case（1）, however, the core cooling wasmaintained by the accumulator systems that actuated during the core exposure. On the other hand, thecore exposure by CCFL is not observed in the case（2）. It is shown that core cooling is promoted byoperation of main steam relief valves.
Keywords

PWR，LOCA，main steam relief valve，RELAP5/MOD2，CCFL

1．はじめに断 LOCA 時に緊急炉心冷却系（ECCS）が不作動のケースがある(1)．１次冷却材配管の破断に加え，多加圧水型原子炉（PWR）において相対的に大きな重性と独立性を有する設計にもかかわらず，ECCS炉心損傷確率を与える事故シーケンスとして，小破の幾つかが機能しないような事象，例えば ECCS

* （株）原子力安全システム研究所 技術システム研究所**（株）原子力安全システム研究所 技術システム研究所

現関西電力（株） 若狭支社

199のうち２系統ある高圧注入系がいずれも故障し，炉た CCFL 現象を考慮する必要があるため，これを内の圧力が高いことにより蓄圧注入系や低圧注入系モデル化し，それを RELAP5/MOD2 コードに組みが機能しない場合である．しかし，この場合でも運込んで改良した．次にこの改良した RELAP5/MOD2

転員が主蒸気逃し弁を強制開操作を行うことによりにより，CCFL 現象が実際に計算できることを確認

炉内圧力を低下させ，蓄圧注入系や低圧注入系を働した．そして４ループ PWR プラントの解析を実施

かせることによりシビアアクシデントの発生を防止し，CCFL 現象の発生をはじめ炉心の冷却機能を評することができる．

価した．

浅香らは，この操作手順について ROSA-Ⅳ/LSTF を用いた実験(2)によって検討した．この実験で２次側による減圧操作中に SG 伝熱管内において2．RELAP5/MOD2 コードの改良

CCFL による蓄水が発生する場合があることが示さ

原子力発電所の事故解析に用いられている

れた．図 1 にこの現象の概要を示す．この実験では

RELAP5/MOD2 コード(3)は，汎用性に富み，気液２破断ループのみの主蒸気逃し弁開操作を実施した場相流状態を取り扱うことができる．PWR では合，破断ループの SG において，炉心で沸騰によりLOCA やそれ以外の事象など幅広い事象の解析に適発生し SG 伝熱管を上昇する蒸気と SG 伝熱管内で用されている．

蒸気が凝縮し下降する水との間で対向流状態となっ気液２相流挙動の特徴の一つとして気液の対向流て，CCFL が発生し，SG の入口側の伝熱管で蓄水がある．小破断 LOCA および大破断 LOCA の事象が生じた．蒸気がこの伝熱管内の蓄水により SG 出進展の様々な局面でこの対向流が出現し，炉心冷却口側に流れにくくなることにより，原子炉圧力容器挙動等に影響する．

内の圧力が上昇する．この圧力上昇により炉心水位

RELAP5/MOD2 コードは，対向流を扱うことがは押し下げられ，炉心露出が発生するという現象でできるが，蒸気の流れによって液相下降流が抑制さある．しかし，PWR プラントにおいて炉心露出がれる，いわゆる CCFL は精度よく計算することが発生する可能性については評価されていない．

できない．そこで精度よく CCFL を計算できるようにコードを改良した．

主蒸気逃し弁蒸気発生器

2.1加圧器

CCFL 相関式の組み込み

凝縮した水

CCFL 現象は，垂直流路等において上昇蒸気流に畜圧注入注入系
原子炉よって下降する液相流が抑制される現象である．
CCFL の一般的な相関式は，Bankoff（4）によって次の形で提案されている．この式を RELAP5/MOD2配管破断の組み込みこんだ．
炉心で発生した蒸気高圧注入系故障

図1

Hg ＋ m Hf ＝ C(1)

CCFL による炉心水位の低下
ここで，本研究では PWR プラントでこの事象が起こる可Ｈg : 無次元気相流束能性およびその影響，主蒸気逃し弁の操作方法につＨf : 無次元液相流束いて検討するために，４ループ PWR プラントのデＣ : 係数（気相流束軸切片）ータを用いた RELAP5/MOD2 コードによる解析を

m : 係数（気相流束軸切片／液相流束軸切片）実施した．まず，解析にあたっては浅香らが観測し200

各相の無次元流束は，以下に示す式で表される．

である高圧注入系および補助給水系の機能喪失を仮定し，原子炉トリップと同時に外部電源の喪失を仮

Hg ＝ jg

H ＝jf

12ρg

(2)

gw
（ρf −ρg）

gw（ρf −ρg）

σg（ρf −ρg）の冷却水のみによって行われる．
(3)

この実験に対して，CCFL モデルを組み込んで改良した RELAP5/MOD2 コードを用いて解析を実施した．初期状態は，１次系圧力は 15.6MPa，主蒸β βw ＝ D 1−LjL ＝る間には ECCS からの注水は行われない．SG ２次側からの除熱も通常運転時に保持されていた２次側

12

ρff定している．このため１次系が高圧で維持されてい(4)

気逃し弁作動設定圧力は 8.02MPa，また主蒸気逃し弁手動開操作時刻を 2140 秒として解析した．

12

実験結果，改良前の RELAP5/MOD2 コードの解(5)析結果および改良後の RELAP5/MOD2 コードの解析結果を比較する．

ここで，１次系圧力を図２に，破断ループの２次側圧力をjf ：気相容積流量速度（αｇ vｇ）

図３に示す．破断寸法が小さいため，破断口からのjf ：液相容積流量速度（αf vf ）流出エネルギだけでは炉心発生エネルギーが除去でρg ：気相密度きず，SG ２次側からの除熱も必要となる．このたρf ：液相密度

め１次冷却系圧力は長期にわたって２次側圧力近傍

αg ：ボイド率に維持される．この実験では，主蒸気逃し弁の開操

αf ：液相体積率作により２次側減圧するためこれに伴い１次系が冷ｇ ：重力加速度

却され１次系圧力は２次系圧力に追従して低下してＤj ：流路の水力等価直径

いく．１次系圧力では 200 秒から 600 秒にかけて実Ｌ ：ラプラスの毛管定数

験値と計算値に差が見られる．しかし，後半部分でσ ：表面張力はよく一致している．２次系圧力の挙動も改良前後

β ：調整パラメータ（0 ≦β≦ 1）共によく実験結果と一致している．
破断ループ伝熱管高温側差圧を図４に示す．この調整パラメータβの値により，相関式の型が切り図を見ると，実験値では破断ループの主蒸気逃し弁替えられる． β = 0 の場合は Wallis 型となり， βを開けた後，差圧が大きくなっている．これは SG=1 の場合は Kutateladze 型となる．そして 0 <β

伝熱管内に蓄水が発生していることを示す．改良前< 1 では，これら両者の混合型となる．の解析結果では蓄水が再現されていないが，改良後この一般的な形の CCFL 相関式を用いることによって流路形状により影響を受ける多様な CCFL現象に対応できる．の解析結果では蓄水が再現されていることが分かる．
炉心差圧を図-5 に示す．炉心差圧は炉心の水位の挙動に対応するパラメータである．実験値では

2.2

ROSA-Ⅳ/LSTF 実験解析

SG 伝熱管内の蓄水に伴い炉心差圧が減少しており，炉心水位が低下していることを示している．改ROSA-Ⅳ/LSTF の LOCA 時の２次側減圧実験で良後の解析結果では実験と同じように差圧の現象がは SG 伝熱管内での CCFL 現象が事象過渡変化に大再現され，挙動は一致しているが，実験値に比べできく影響している．この実験では破断口が低温側配全般的に炉心の水が多めに評価されている．

管の底部に設定された．破断寸法は低温側配管断面

燃料棒被覆管温度を図 6 に示す．実験値および改積の 0.5% 〜 2.0% である．工学的安全施設の一部

良後の解析結果では炉心水位の低下に伴い燃料棒が201

改良後の解析結果では，温度上昇が実験に比べて遅れているが，これは解析結果の方が炉心水位を多めに評価しているために遅れが生じたものと考えられ

温度（K）

露出し，温度が上昇している様子が再現されている．

圧力（MPa）

る．
181614121086420

実験

改良前

800
750
700
650
600
550
500
450400

実験

改良前

改良後

主蒸気逃し弁手動開操作
0500

改良後

図61000

1500
時間（秒）

2000

2500

燃料棒被覆管温度

破断ループ伝熱管高温側差圧および炉心差圧では主蒸気逃し弁手動開操作
0500

1000

図21500
時間（秒）

2000

2500

全般的に解析結果の方が大きく評価をしていることが分かる．この原因の一つとしては，本解析で使用する入力データのモデル化の問題が考えられる．実１次系圧力験装置には計装用の配管が多く接続されており，デッドボリュームとなっている水の存在がある．これ圧力（MPa）

実験

改良前

改良後

らが影響した可能性が考えられる．

9以上の解析結果から CCFL モデルを組み込んだ
RELAP5/MOD2 コードは，２次側減圧に伴うＳＧ

73伝熱管部での蒸気，凝縮水の対向流現象をほぼ適切主蒸気逃し弁手動開操作5に模擬できることが確認された．
0500

図３1000

1500
時間（秒）

2000

2500

破断ループ２次側圧力

3．PWR 評価のための解析条件

差圧（KPa）(1)
9080706050403020100実験

改良前

PWR モデル
４ループ PWR プラントを解析対象とした．主要改良後な機器として，原子炉圧力容器，１次冷却材配管，１次系冷却材ポンプ，SG，加圧器，主蒸気管，主主蒸気逃し弁手動開操作

給水管，主蒸気逃し弁をモデル化した．
ROSA/LSTF のノード分割を参考とし，SG 伝熱0500

図４10001500
時間（秒）20002500

管流路及び１次側の熱を２次側に伝える SG の熱を伝達する構造体を 40 分割し，その分割にエレベー破断ループ伝熱管高温側差圧ションが対応するように SG ２次側の体積要素を20 分割して解析を実施することとした．これによ差圧（KPa）

70

実験

改良前

改良後

60
主蒸気逃し弁手動開操作

50

り SG 伝熱管は 40 個の体積要素と 41 個のジャンクションから構成された．CCFL モデルはこの 41 個のジャンクション全てに適用した．

40

適用した CCFL モデルは， β ＝０とした Wallis

3020型の相関式を適用した．

10005001000

図51500時間（秒）炉心差圧

20002500(2)

破断寸法
ROSA/LSTF の実験と同様な条件とするために

202

は，蓄圧注入系作動圧力まで減圧しない破断寸法でし原子炉はトリップする．加圧器圧力および SG 圧解析を実施する必要がある．

力を図 7 に示す．１次系圧力は低下し，原子炉圧力

ROSA/LSTF では１次系冷却材配管流路断面積の低により ECCS を起動させる安全注入信号を発信

0.5 〜 2.0% において CCFL 現象とそれによる蓄水する．この解析では高圧注入系失敗を想定しているが観測されたとしている．これに対応する破断寸法

ため，安全注入信号が発信しても高圧注入系から炉について，主蒸気逃し弁の開操作を実施しないケー心への注水はない．

スについて解析を実施し条件を満たす破断寸法のサ

1,000 秒に破断ループの主蒸気逃し弁開操作を実ーベイを実施した．この結果，３インチ破断では蓄施する．この操作に伴い破断ループの SG 圧力は急圧注入系は作動せず，主蒸気逃し弁の操作が必要で速に低下するが，健全ループの SG 圧力は高圧状態あった．この結果から３インチを破断を対象としてを維持している．

検討することにした．

SG 伝熱管高温側の差圧を図 8 に，また，破断ループの SG 伝熱管入口の気相と液相の速度を図 9 に(3)

その他の解析条件示す．正の方向の流れが SG 出口側への流れである．

解析は A ループ低温側１次系冷却材配管におい事象発生から 800 秒までは SG 伝熱管内の水が徐々て配管の中心の高さでスプリット破断が発生するもに減少するために両ループ共に差圧が減少していのとした．破断発生と同時に外部電源は喪失，高圧る．この過程において一時的に対向流状態が発生し注入は失敗し，補助給水も失敗するものとした．主ているが，ほぼ，気相，液相共に SG 出口側に流れ蒸気逃し弁の操作の効果を見るために(1)破断側ルーていることが分かる．しかし，1,100 秒から 1,500

プのみの主蒸気逃し弁開操作の場合とおよび(2)全て秒にかけては気相と液相の流れは逆になり対向流状のループの主蒸気逃し弁開操作をする場合の２ケー態になっている．主蒸気逃し弁開操作以降の 1,100スについて解析をした．

秒から 1,400 秒にかけては破断ループでは差圧が上昇しているが健全ループでは差圧の上昇が見られな

4．解析結果及び考察い．

標準 4 ループ PWR プラントに対し，以下の条件ークが見られる．１番目の 500 秒から 800 秒にかけ被覆管温度を図 10 に示す．グラフには３つのピにおいて解析を実施した場合について説明する．てのピークはループシールに炉心が露出したときにケース１：３インチ破断，破断ループの主蒸気逃し発生したものである．炉心の上部では 1,200 秒から弁のみ手動開操作
ケース２：３インチ破断，全ループの主蒸気逃し弁を手動開操作

1,600 秒の間に２つのピークが見られる．
1,250 秒に被覆管温度の２番目のピークが発生している．図 11 の炉心上部のボイド率を示す．ボイ

炉心露出の有無は，炉心内の水位を計算し，炉心ド率は弁の操作を実施する前である 900 秒付近からと液面の高さを比較することにより判断する必要が上昇し始め 1,200 秒から 1,250 秒にかけて 1.0 となある．しかし，RELAP5/MOD2 では気液２相混合っている．１次冷却水の流出により炉心水位の低下状態での水位を計算することはできない．燃料棒被し炉心が露出したことが分かる．SG 伝熱管内で凝覆管の周りに液相がなくなると被覆管は除熱されな縮した液相は炉心に戻る．炉心のボイド率は下がりくなり温度が上昇する．このことから，炉心のボイ炉心水位が一時回復し被覆管温度も低下している．

ド率と燃料棒被覆管温度の上昇によって炉心露出のしかし，1,300 秒以降では CCFL により SG 高温側有無を判定することとした．

伝熱管差圧が大きくなり，SG 伝熱管内に蓄水が発生している．1450 秒に再び被覆管温度のピークが(1)

ケース１の結果事象発生と同時に，破断と外部電源の喪失が発生現れる．これらから CCFL により SG 伝熱管内に蓄水が発生し，蒸気の流れが阻害され炉心部の圧力が203

上昇し炉心水位を押し下げられたことが分かる．

700600

しかし１次系圧力は 1,450 秒に蓄圧注入系作動圧11 に示す．これにより，破断ループの液相及び気500

温度（K）力に達し注水が開始される．蓄圧系注入流量を図

400
主蒸気逃し弁手動開操作

300
200

相は炉心へ流れ始めるために，CCFL 現象が解消さ100

れ，蓄水はなくなり炉心冷却は維持された．これら0の現象は浅香等が報告している現象と一致する．ま0200

た，燃料棒被覆管温度のピークも 700K を越えない図 10程度であったので炉心に大きな影響を与えるもので

400

600

800
1000
時間（秒）

1200

1400

1600

ケース 1 の燃料棒被覆管温度はなかった．

加圧器

差圧（Pa）

健全ループ

10.8

ボイド率

主蒸気逃し弁手動開操

0.60.40.2
主蒸気逃し弁手動開操
00200

400

600

800
1000時間（秒）

1200

1400

1600

0200

破損ループ健全ループ

主蒸気逃し弁手動開操

200

図８400

600

800
1000時間（秒）

1200

1400

600

180160140120100806040200800
1000時間（秒）1200

14001600

主蒸気逃し弁手動開操作

00400

図 11 ケース１の炉心上部ボイド率

ケース 1 の加圧器圧力および SG 圧力

図７200180160140120100806040200

破損ループ

流量（kg/s）

圧力（MPa）

1.2
18161412108642
0200

400

600

800
1000時間（秒）

1200

1400

1600

1600

図 12

ケース 1 の蓄圧注入系流量

ケース 1 の SG 高温側伝熱管差圧(2)

ケース２の結果

速度（m/s）

全ループの主蒸気逃し弁開操作実施した場合につ200180160140120100806040200液相気相いて解析を実施した．事象発生から手動操作を行う
1,000 秒まではケース１と同じ挙動である．

主蒸気逃し弁手動開操作

加圧器圧力および破断側 SG 圧力と健全側 SG 圧力を図 13 に示す．1,000 秒に全ループの主蒸気逃し弁開操作をした後は破断側，健全側ループ共に SG

02004006008001000時間（秒）120014001600

図９ ケース 1 の破断側ループ SG 伝熱管入口速度

圧力は低下し，それに追従して１次系圧力も低下している．破断側 SG 高温側伝熱管差圧，健全側 SG
高温側伝熱管差圧を図 14 に示す．主蒸気逃し弁を開操作実施した以降に蓄圧注入系が操作するまでは204

顕著な差圧の上昇は見られない．また，破断側 SG8

高温側伝熱管内の液相の速度と気相の速度を図 156生しているが SG 伝熱管内に顕著な差圧の上昇や差速度（m/s）に示す．1,100 秒から 1200 秒の間に対向流状態が発気相

7液相5
主蒸気逃し弁手動開操作

432圧は発生していない．1200 秒から蓄圧注入系が作1動し始め，これにより気相，液相共に SG 出口側へ0-1 0の流れが発生している．

2004006008001000120014001600-2時間（秒）

被覆管温度を図 16 また，炉心上部のボイド率を

図 15

図 17 に示す．主蒸気逃し弁の開操作を実施した以

ケース 2 の SG 伝熱管入口流体速度

降には被覆管温度の上昇は見られず，主蒸気逃し弁の操作による炉心水位の低下が発生していないことが分かる．

700
600

注入系作動圧力まで低下し，注入が開始され炉心冷500却は維持されている．

温度（K）

蓄圧注入系流量を図 18 に示す．1,200 秒には蓄圧

400
主蒸気逃し弁手動開操

300以上よりケース１と同じ条件であっても全主蒸気200逃し弁を操作した場合には，CCFL による炉心水位1000の低下が発生せず，炉心冷却は維持されることが確0200400600認された．
1816
14121086420加圧器

破断ループ

主蒸気逃し弁手動開操作

1600

ケース 2 の燃料棒被覆管温度

1.20.8

0200

400

600

800
1000
時間（秒）

1200

1400

主蒸気逃し弁手動開操作

0.60.41600
0.2
0ケース 2 の加圧器圧力および SG 圧力

0200

図 17
破断ループ

主蒸気逃し弁手動開操作

0200

図 14400

600

800
1000
時間（秒）

400

600

800
1000
時間（秒）

1200

1400

1600

ケース２の炉心上部ボイド率

健全ループ

流量（kg/s）

差圧（KPa）

1400

1

図 13200
180
160
140
120
100
80
60
40200

1200

健全ループ

ボイド率

圧力（MPa）

図 16800
1000
時間（秒）

1200

1400

1600

90
8070
60
50
4030
20100

主蒸気逃し弁手動開操作

0200

ケース 2 の SG 高温側伝熱管差圧
図 18400

600

800
1000
時間（秒）

1200

1400

ケース 2 の蓄圧注入系流量

1600

205

5. まとめ(3)

NUREG/CR-4312, EGG-2396,/MOD2 Code Manual
PWR の小破断 LOCA で高圧注入に失敗し，蓄圧(4)RELAP5(1985).

S.G.Bankoff, R.S.Tankin, M.C.Yuen, and注入系を作動させるために主蒸気逃し弁を手動で開C.L.Hsieh,操作する時に SG 伝熱管内での CCFL による炉心がand Steam/Water though a Horizontal Perforated

露出する現象の発生の可能性について４ループ

Plate,PWR プラントを対象として解析した．CCFL 現象を精度よく計算するために RELAP5/MOD ２にCCFL モデルを組み込んだ．
(1)このコードを用いて ROSA/LSTF の実験と同等の条件，すなわち，破断ループの主蒸気逃し弁のみの手動開操作を行った場合の解析を実施した．その結果，同実験で見られた CCFL による炉心水位の低下およびこれに伴う炉心露出がPWR プラントを用いた解析でも再現された．だ
たし，この場合でも蓄圧注入系が作動により炉心冷却が継続され，炉心冷却は維持され被覆管損傷には至らなかった．
(2)同じ条件において，全ての主蒸気逃し弁を開操作した場合には，CCFL による炉心の露出は発生せず，炉心冷却は維持されることが確認された．

謝辞
本研究を進めるに際し，実験データの提供，助言を頂いた日本原子力研究所東海研究所原子炉安全工
学部熱水力安全研究室，安濃田良成室長，浅香英明
主任研究員に謝意を表します．

文献(1)

科学技術庁原子力安全局原子力安全調査室 改訂

10 版 「原子力安全委員会安全審査指針集」(1998).
(2)

Asaka,Hideaki., Anoda, Y., and Kukita, Y.,
Experiments and Analyses on Secondary side

Depressurization during PWR Small-Break LOCA:Symmetric and Asymmetric Depressurization .
Effects,

the 5th Int. Conf. on Nucl .Engrg.

(ICONE-5), Nice, May 25-29, 1997.

Countercurrent Flow of Air/Water

Int. J. Heat Mass Trans.

24, 1381,(1981).