付録 2

原子炉格納容器限界温度・圧力に関する評価結果

目

次
頁

（本文）
1. 評価の概要(1) はじめに・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・

1(2) 限界温度・圧力の評価・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・

2(3) 健全性確認・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・

2(4) 結論・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・

23

別添－１ 福島第一原子力発電所事故時の格納容器温度・圧力の挙動
別添－２ 格納容器限界温度・圧力に関する海外知見について
別添－３ 原子炉格納容器バウンダリにおけるシール材の変更について（添付資料）
1. 原子炉格納容器本体（コンクリート部）
1.1 評価方針・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・

1-1

1.2 評価・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・

1-1

1.3 評価結果・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・

1-3

2. 原子炉格納容器本体（ライナ部）
2.1 評価方針・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 2-1
2.2 評価・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 2-1
2.3 評価結果・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 2-3
3. トップヘッドフランジ
3.1 評価方針・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 3-1
3.2 評価結果・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 3-4(1)本体の耐圧・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・

3-4(2)フランジ固定部の強度・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・

3-11(3)ガスケットの健全性・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・

3-13

3.3 評価まとめ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 3-23
4. ハッチ類（機器搬入用ハッチ等）
4.1 評価方針・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 4-1
4.2 評価結果・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 4-3i(1)本体の耐圧・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・

4-3(2)フランジの固定部の強度・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・

4-21(3)ガスケットの健全性・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・

4-23

4.3 評価まとめ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 4-33
5. エアロック
5.1 評価方針・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 5-1
5.2 評価結果・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 5-4(1)本体の耐圧・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・

5-4(2)ガスケットの健全性・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・

5-20

6. 配管貫通部
6-1 配管貫通部（貫通配管）
6-1.1 評価方針・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 6-1
6-1.2 評価・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 6-1
6-1.3 評価結果・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 6-4
添付 6-1 原子炉格納容器貫通配管の評価部位の代表性について・・・・・・

6-11

6-2 配管貫通部（スリーブ・端板・閉止板）
6-2.1 評価方針・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 6-13
6-2.2 評価・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 6-14
6-2.2.1 基本板厚計算
6-2.2.1.1 スリーブ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・

6-14

6-2.2.1.2 端板・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 6-15
6-2.2.1.3 閉止板・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 6-16
6-2.2.2 応力評価・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 6-17
6-2.3 評価結果・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 6-23
6-3 配管貫通部（閉止フランジ）
6-3.1 フランジ部の構造・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 6-24
6-3.2 評価部位・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 6-24
6-3.3 評価・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 6-25
6-3.4 評価結果・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 6-25
7. 電気配線貫通部
7.1 評価方針・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 7-1

ii

7.2 評価・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 7-7
7.2.1 電気配線貫通部の板厚計算・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 7-7
7.2.2 電気配線貫通部シール材の評価・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 7-16

8. 原子炉格納容器隔離弁
8.1 はじめに・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 8-1
8.2 不活性ガス系バタフライ弁
8.2.1 評価方針・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・

8-2

8.2.2 評価結果・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・

8-2

8.3 TIP ボール弁及びパージ弁
8.3.1 評価方針・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・

8-4

8.3.2 評価結果・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・

8-5

添付 8-1 原子炉格納容器隔離弁の抽出について・・・・・・・・・・・・・・

8-7

添付 8-2 格納容器隔離弁の重大事故環境下における耐性確認試験について・・ 8-8
別紙-1 6 号炉 原子炉格納容器貫通部リスト
別紙-2 7 号炉 原子炉格納容器貫通部リスト
別紙-3 トップヘッドフランジ等の開口量評価の妥当性について
別紙-4 改良ＥＰＤＭシール材の試験について
別紙-5 バックアップシール材の試験について
別紙-6 一次＋二次応力の評価について
別紙-7 ライナの不連続部の評価について
別紙-8 格納容器貫通部における楕円変形の影響について
別紙-9 モデル化している各部位の耐震性について
別紙-10 フランジ開口に対するシール材の復元特性について
別紙-11 実機フランジモデル試験の概要について
別紙-12

NUPEC 解析モデルの当社プラントへの適用性について

別紙-13

SA 時の S/C 構造評価における水力学的動荷重の影響について

別紙-14 限界温度・圧力に対する評価対象部位の裕度について
別紙-15 配管貫通部の代表性について
別紙-16 バックアップシール材塗布による設計影響について
別紙-17

TIP パージ弁への改良シール部材適用について

別紙-18

200℃，2Pd の適用可能時間を過ぎてから用いる限界圧力・温度について

別紙-19 経年劣化を考慮したシール機能についてiii

1.評価の概要(1) はじめに
柏崎刈羽原子力発電所６、７号炉の重大事故等対策の有効性評価において、原子炉格納容器の限界温度・圧力をそれぞれ 200℃、2Pd（0.62MPa、Pd：最高使用圧力（0.31MPa））として評価している。以下にその根拠と妥当性を示す。
表-1.1 原子炉格納容器の設計条件と限界温度・圧力の比較

温度
圧力

設計仕様

有効性評価で使用する（最高使用温度・圧力）

限界温度・圧力

171℃*1200℃

310kPa（1Pd）

620kPa（2Pd）{3.16kgf/cm2}*1：ドライウェルの最高使用温度を示す。サプレッション・チェンバの最高使用温度は 104℃である。

図-1.1 原子炉格納容器全体図1

(2) 限界温度・圧力の評価
原子炉格納容器の限界温度・圧力については、重大事故時条件下において、原子炉格納容器の機能である放射性物質の閉じ込め機能を確保できることを条件として設定する。放射性物質の閉じ込め機能を確保するためには、原子炉格納容器バウ
ンダリを構成する機器である格納容器本体、ハッチ類、貫通部、隔離弁等が、重大事故時条件下において著しい損傷が生じることなく、気密性を確保することが必要である。
重大事故時条件下の格納容器閉じ込め機能については，これまでに実施した電力会社等による共同研究（以下「電共研」という。
）や，当時の（財）原子力発電技術機構（以下「NUPEC」という。）による「重要構造物安全評価（原子炉格納容器信頼性実証事業）」の研究成果を踏まえた評価等に加え、福島事故では格納容器の閉じ込め機能が喪失し、放射性物質の放出につながった可能性が高いことから、これまでの福島事故の分析、評価によって得られている知見を考慮して，格納容器バウンダリを構成する機器の機能が健全に維持できることが確認できる条件を設定する。
これらを踏まえ、有効性評価における重大事故時の原子炉格納容器の限界温度・圧力をそれぞれ 200℃、2Pd と設定していることに対し、上記に示す電共研や
NUPEC の研究成果、解析評価、および、福島事故の知見等により妥当性を確認するものである。
(3) 健全性確認
a.評価対象放射性物質の閉じ込め機能を確保するためには、200℃、2Pd の環境下で原子炉格納容器本体及び開口部等の構造健全性を確認する必要がある。
さらに、福島第一原子力発電所事故において、格納容器からの漏えい要因の一つとして推定している原子炉格納容器に設置されるトップヘッドフランジ部、ハッチフランジ部、電気配線貫通部等のシール部についても、200℃、2Pd の環境下での機能維持を確認する必要がある。
このことから原子炉格納容器本体の他に、200℃、2Pd の環境下で原子炉格納容器の変位荷重等の影響により、構造上、リークパスになる可能性がある開口部及び貫通部の構成品、また、ガスケットの劣化及びシート部の変形に伴いリークパ
スになる可能性があるシール部が評価対象となり、以下の原子炉格納容器バウン
ダリ構成部を評価する。なお、図-1.2 に原子炉格納容器バウンダリ構成部の概要を示す。

2

①原子炉格納容器本体（コンクリート部）②原子炉格納容器本体（ライナ部）③トップヘッドフランジ④ハッチ類（機器搬入用ハッチ等）⑤エアロック⑥配管貫通部（貫通配管、スリーブ、端板、閉止フランジ、閉止板）⑦電気配線貫通部⑧原子炉格納容器隔離弁①原子炉格納容器本体（コンクリート部）②原子炉格納容器本体（ライナ部）③トップヘッドフランジ④ハッチ類（１）⑤エアロック（１）⑦電気配線貫通部⑥配管貫通部⑧原子炉格納容器
隔離弁④ハッチ類（３）④ハッチ類（２）⑤エアロック（２）※赤線は原子炉格納容器のバウンダリを示す
ハッチ類（１）

上部ドライウェル機器搬入用ハッチ

ハッチ類（２）

下部ドライウェル機器搬入用ハッチ

ハッチ類（３）

サプレッション・チェンバ出入口

エアロック（１）

上部ドライウェル所員用エアロック

エアロック（２）下部ドライウェル所員用エアロック

図-1.2 原子炉格納容器バウンダリ構成部の概要図

3

b.機能喪失要因
原子炉格納容器バウンダリを構成する各設備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、内圧条件や原子炉格納容器本体の変形に伴う、以下の要因が想定される。
①原子炉格納容器本体（コンクリート部）
曲げせん断破壊②原子炉格納容器本体（ライナ部）
延性破壊③トップヘッドフランジ
延性破壊、変形、高温劣化（シール部）④ハッチ類（機器搬入用ハッチ等）
延性破壊、変形、高温劣化（シール部）⑤エアロック
延性破壊、変形、高温劣化（シール部）⑥配管貫通部
・貫通配管
延性破壊
・スリーブ
延性破壊
・端板
延性破壊
・閉止板
延性破壊
・閉止フランジ
延性破壊、高温劣化（シール部）⑦電気配線貫通部
延性破壊、高温劣化（シール部）⑧原子炉格納容器隔離弁
延性破壊、高温劣化（シール部）

4

c.評価方法
構造健全性及びシール部の機能維持について、各設備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、以下のいずれかの方法により評価
し、200℃、2Pd の環境下での健全性及び機能維持を確認する。
(a)自社研，電共研，NUPEC での試験結果等による評価(b)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(c)設計・建設規格の準用等による評価
評価方法による評価対象機器の分類を図-1.3 及び表-1.2 に示す。

5

評価対象機器の選定
・原子炉格納容器本体（コンクリート部）
・原子炉格納容器本体（ライナ部）
・トップヘッドフランジ
・ハッチ類
・エアロック・配管貫通部
貫通配管，スリーブ，端板，閉止板，閉止フランジ
・電気配線貫通部
・原子炉格納容器隔離弁機能喪失要因の抽出と評価方法の設定
規格を用いた評価

試験結果を用いた評価

自社研，電共研及びNUPECでの試験結果による評価により確認

表-1.2の(a)項参照
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により確認できる

Yes

表-1.2の(b)項参照
No

設計・建設規格の準用等による評価により確認表-1.2の(c)項参照

図-1.3 評価方法による評価対象機器の分類6

表-1.2 評価対象機器の分類及び評価内容
評価対象部位①②

原子炉格納容器本体（コンクリート部）
原子炉格納容器本体（ライナ部）

想定される機能喪失要因評価手法

曲げせん断破壊

(a)

延性破壊

(a)
(b)

延性破壊
③

トップヘッドフランジ(a)
変形・高温劣化（シール部）

(a)
(b)

④

ハッチ類
（機器搬入用ハッチ等）

7
⑤

エアロック

配管貫通部（貫通配管）⑥⑦⑧

配管貫通部（スリーブ，端板，閉止板，閉止フランジ）
配管貫通部（閉止フラン
ジ）
電気配線貫通部

原子炉格納容器隔離弁

延性破壊
(a)

評価方法の概要NUPEC で実施された有限要素法を用いた弾塑性解析により，200℃条
件下で，コンクリート部の内圧に対する耐圧性状を確認
NUPEC で実施された有限要素法を用いた歪み評価をもとに，ライナ部
破損圧力を評価
設計・建設規格の評価式に準拠し 200℃，2Pd において応力評価を行い，許容応力を 200℃における 2/3Su として評価
NUPEC で実施された 1/10 スケールモデル試験体を用いた耐圧試験結果に基づき限界圧力を評価
シール部の隙間評価結果及びガスケットの試験結果に基づき評価
設計・建設規格の評価式に準拠し 200℃，2Pd において応力評価を行い，許容応力を 200℃における 2/3Su として評価
NUPEC で実施されたハッチモデル試験体を用いた耐圧試験結果に基づき限界圧力を評価

判定基準
2Pd を上回ること
2Pd を上回ること
許容応力を下回ること
2Pd を上回ること
ｼｰﾙ部が健全であること
許容応力を下回ること
2Pd を上回ること

変形・高温劣化（シール部）(a)

シール部の隙間評価結果及びガスケットの試験結果に基づき評価

ｼｰﾙ部が健全であること

延性破壊

(b)

設計・建設規格の評価式に準拠し 200℃，2Pd において応力評価を行い，許容応力を 200℃における 2/3Su として評価

許容応力を下回ること

変形・高温劣化（シール部）(a)

シール部の隙間評価結果及びガスケットの試験結果に基づき評価

ｼｰﾙ部が健全であること

延性破壊

(b)

延性破壊

(b)

代表配管について，原子炉格納容器変位に伴う曲げ荷重の作用による強度評価を，設計・建設規格 PPC-3530 に準拠し，既工事計画認可申請書で実績ある手法で評価を実施
代表配管について，設計・建設規格 PVE-3410,3610 に準拠し，必要板厚を算定

PPC-3530 に規定される 1次，2 次応力の制限値を満足する
設計上の必要板厚を上回ること

変形・高温劣化（シール部）(a)

シール部の隙間評価結果及びガスケットの試験結果に基づき評価

ｼｰﾙ部が健全であること

延性破壊

(b)

代表貫通部について，設計・建設規格 PVE-3230 に準拠し，必要板厚を算定
電共研，NUPEC で実施された電気配線貫通部のモデル試験体を用いた気密性能確認結果に基づき限界圧力・温度を評価

設計上の必要板厚を上回ること

シール部について試験結果に基づき評価

ｼｰﾙ部が健全であること

変形・高温劣化（シール部）
変形・高温劣化（シール部）(a)(a)

7

2Pd，200℃を上回ること

d.評価結果の概要①原子炉格納容器本体（コンクリート部）
原子炉格納容器は鋼製ライナを内張りした鉄筋コンクリート造であり、原子炉
建屋と一体となっている。原子炉格納容器本体（コンクリート部）の設計時に考慮される機能喪失要因は内圧上昇に伴う破損であり、コンクリート部の構造健全性を維持できる限界の内圧を評価することで健全性を確認する。
コンクリート部の構造健全性については、NUPEC 重要構造物安全評価（原子炉
格納容器信頼性実証事業）（平成 2 年度～平成 14 年度）において有限要素法を用いた弾塑性解析により限界の内圧を確認している。この結果から、原子炉格納容器本体（コンクリート部）の破損は 200℃条件下において 4.0Pd～4.5Pd で発生すると考えられるため、限界温度・圧力である 200℃、2Pd での構造健全性を確認した。
②原子炉格納容器本体（ライナ部）
原子炉格納容器本体（ライナ部）の設計時に考慮される機能喪失要因は、脆性
破壊、疲労破壊、座屈及び延性破壊が考えられる。今回の評価条件である 200℃、
2Pd の条件を考慮した場合、脆性破壊が生じる温度域でないこと、繰り返し荷重が作用しないことから脆性破壊、疲労破壊は評価対象外と考えることができる。なお、熱座屈の可能性が考えられるが、座屈後に圧縮ひずみが開放され破損に至らないことから座屈は評価対象外と考えることができる。
したがって、原子炉格納容器本体（ライナ部）の機能喪失要因は、高温状態での内圧による過度な塑性変形に伴う延性破壊が想定される。
一方、NUPEC

重要構造物安全評価（原子炉格納容器信頼性実証事業）（平成 2

年度～平成 14 年度）において、代表プラントの原子炉格納容器を対象に有限要素法によるひずみ評価が実施されており、これを用いて柏崎刈羽原子力発電所６、７号炉での原子炉格納容器の局所の健全性を確認する。
この有限要素法による評価では、代表プラントの RCCV 全体モデル解析でライナ
ひずみが大きい領域が見られた「下部ドライウェルアクセストンネル開口近傍（RCCV 脚部含む）」、「上部ドライウェル開口近傍隅角部」を局所評価点として選定した。このライナ部破損評価にあたり、同様のライナ構造を有する PCCV 試験結果に基づく、多軸応力場での三軸度 TF(Triaxiality Factor ; 多軸応力場における延性低下の影響を示す係数)で修正を行った判断評価基準を適用した結果、重大事
故時のライナ部の破損に対する限界圧力は 2Pd 以上あることを確認した。

8

③トップヘッドフランジ
トップヘッドフランジは、原子炉格納容器の上蓋フランジであり、締付ボル
トで固定される構造である。また、フランジ間のシールにはガスケットを使用している。フランジにはシール溝が二重に配置されており、原子炉格納容器内側・外側のそれぞれのシール溝にガスケットを取り付ける二重シール構造になっている。
トップヘッドフランジの設計時に考慮される機能喪失要因は、脆性破壊、疲労破壊、座屈及び延性破壊が考えられる。今回の評価条件である 200℃、2Pd を考慮した場合、脆性破壊が生じる温度域でないこと、繰り返し荷重が作用しないことから、脆性破壊、疲労破壊は評価対象外と考えることができる。
トップヘッドフランジは原子炉格納容器の貫通口の中で内径が最も大きいことから、原子炉格納容器膨張によるトップスラブ部の歪みによる強制変位が大きく作用する。この変位及び原子炉格納容器内圧による過度な塑性変形に伴う延性破壊、また、フランジ部の変形及びシール材の高温劣化によるシール機能の低下が考えられる。なお、熱座屈の可能性が考えられるが、座屈後に圧縮ひずみが開放され破損に至らないことから座屈は評価対象外と考えることができる。
このため、下記のとおり 200℃、2Pd の環境下での健全性を確認した。
・本体
トップヘッドフランジにおける構造健全性評価として、ドライウェル上鏡の部材において内圧による荷重を受け止める部位のうち鏡板、円筒胴について一次一般膜応力評価、貫通部アンカ及びコンクリート部について一次応力評価等を行い、発生応力が許容応力以下であることを確認した。
ここで、設計建設規格の解説表 PVB-3110-1 において、延性破壊評価は一次応力の評価を実施することとなっている。
一方、設計・建設規格における一次応力強さの許容値は、材料の種類及び温度毎に材料試験（引張試験）を実施した結果をもとに国内 Su 値検討会
で設定された設計引張強さ（Su）に割下げ率を考慮して設定されたものである（設計・建設規格 解説 GNR-2200）。
今回の評価は、設計基準である最高使用温度及び最高使用圧力を超過するトップヘッドフランジ部の限界温度及び許容圧力の妥当性を確認するものであるため、上記割下げ率を Pm（一次一般膜応力強さ）には 1.5、PL+Pb（一次局部膜応力強さ＋一次曲げ応力強さ）には 1.0 とした評価を行う。
すなわち、トップヘッドフランジに発生する応力が、Pm が 2/3Su、PL+Pb がSu 以下であれば、延性破壊には至らず、構造は健全で機能要求（放射性物9質の閉じ込め機能）を確保できると考えている。
この許容値の考え方は、設計・建設規格 解説 PVB-3111 に示すように、供用状態 D の Pm,PL+Pb の許容値と同等である。なお、耐圧機能維持の観点から、安全評価上の仮定（原子炉冷却材喪失事故を想定）に保証を与える目
的で応力評価を行う設計・建設規格の供用状態 D の許容応力は、鋼材の究極的な強さを基に、弾性計算により塑性不安定現象の評価を行うことへの理論的安全裕度を考慮して定めたものであり、Pm は 2/3Su、PL+Pb は 1.5×
2/3Su（=Su）と規定されている。前者は、膜応力であり断面の応力が Su に到達すると直ちに破損に至るため割下げ率 1.5 を考慮して規定されているが、後者は、断面表面が Su に到達しても断面内部は更なる耐荷能力があり直ちに破損には至らないため割下げ率は 1.0 としている。
また、ドライウェル上鏡については重要構造物安全評価（原子炉格納容器信頼性実証事業）（平成 2 年度～平成 14 年度）において、代表プラントの鋼製格納容器をモデル化した１／１０スケールモデル試験体を用いた耐圧試験を行い，限界圧力を評価している。この耐圧試験の結果、限界圧力は約 4.6MPa であることが示されており、それ以下では破損が生じないことを確認している。この１／１０スケールモデル試験体は Mark-Ⅱ改良型の上鏡を想定して試験が行われたものであるが、Mark-Ⅱ改良型の上鏡と RCCVの上鏡の基本的な構造は同じであり、柏崎刈羽原子力発電所６、７号炉との上鏡形状の違いを考慮したとしても、限界圧力 2Pd 環境下で構造健全性を有していることを確認した。
・シール機能・フランジ固定部の強度
トップヘッドフランジのシール機能維持については、過去に電共研でドライウェル上鏡を模擬した上鏡モデル試験を行っており，トップヘッ
ドフランジ部の圧力とフランジ開口量の関係を測定している。格納容器
圧力 2Pd の状態でフランジ面間に発生する最大の隙間を弾塑性大変形解析で評価したところ，上鏡モデル試験結果で漏えいが無いとされる隙間
以下であることを確認した。なお、上鏡モデル試験体は鋼製格納容器（Mark-Ⅱ改良型）を想定して試験が行われたものであるが、RCCV の上鏡についても基本構造は同じであり、柏崎刈羽原子力発電所６、７号炉との上鏡形状の違いを考慮したとしても、適用可能であると考えている。

10

・シール材
シール材（ガスケット）には、現在はシリコンゴムを使用しているが、福島第一原子力発電所事故で高温劣化した可能性があることも踏まえ、より高温耐性に優れた改良ＥＰＤＭのシール材に変更する。本評価では、改良ＥＰＤＭについて事故時の格納容器内環境でのシール材劣化特性を考慮してシール機能を評価した。その結果、200℃、2Pd の環境下において、少なくとも７日間の健全性が確保されることを確認した。なお、更なる安全性の向上のため、高温蒸気曝露で劣化が進む特性を持つシール材を補強するために、さらに高温蒸気に耐えられるバックアップシール材を追加塗布
し、フランジシール部の重大事故時における閉じ込め機能の健全性を確保する。
以上の評価結果から、トップヘッドフランジの耐性は、シール材の耐力が支配的となる。シール材が高温環境下で劣化することにより、放射性物質の閉じ込め機能を喪失する可能性については、福島事故の分析からも確認されており（別添-1参照）、福島事故の経験と分析を踏まえ、高温環境下における耐性を強化した
改良ＥＰＤＭ製シール材を用いることにより、機能を向上させる。上記の評価におけるシール材の機能確保に関する評価線図を図-1.4に示す。
1.5
耐漏えい性確認境界
有効性評価の限界温度圧力（200℃、2Pd）
参考 シリコンゴム漏えい限界（200℃、24時間蒸気環境）

圧力（MPa）

1.0

0.5

0.0

0

50

100

150

200

250

300

350

温度（℃）

＜圧力－温度線図記載条件＞
・トップヘッドフランジに採用する改良 EPDM の高温劣化特性を考慮
・有効性評価で確認している７日間の劣化を考慮
・シリコンゴム（参考）については、200℃で 24 時間（１日）の劣化を考慮

図－1.4 シール材の機能確保に関する評価線図（トップヘッドフランジ）11本線図では，温度・圧力が低下するほど，漏えい，破損に対する裕度が増加することを示しており、有効性評価に用いている格納容器の限界温度・圧力の条件である200℃、2Pd（最高使用圧力の2倍：0.62 MPa）は、機器や材料が有する耐力に対して裕度を確保した設定であると考える。
なお、上記のような構造健全性確保の考え方は、米国の原子力事業者が実施している格納容器の健全性評価と同様の手法であり、妥当性を有するものであると考える（別添-2参照）。
以上のことから、トップヘッドフランジについて、原子炉格納容器の限界温度・
圧力の200℃、2Pdは、機器や材料が有する耐力に対して裕度を確保した設定であり、妥当である。
④ハッチ類（機器搬入用ハッチ等）
ハッチ類は、フランジ付きの胴板が原子炉格納容器のコンクリート躯体に固定され、この胴板のフランジに蓋フランジをボルト固定しており、フランジ間のシールにはガスケットを使用している。フランジにはシール溝が二重に配置されており、格納容器内側・外側のそれぞれのシール溝にガスケットを取り付ける二重シール構造になっている。
ハッチ類の設計時に考慮される機能喪失要因は、脆性破壊、疲労破壊、座屈及び延性破壊が考えられる。
今回の評価条件である 200℃、
2Pd を考慮した場合、脆性破壊が生じる温度域でないこと、繰り返し荷重が作用しないことから、脆性破壊、疲労破壊は評価対象外と考えることができる。
ハッチ類は原子炉格納容器の貫通口の中でも口径が大きいことから、原子炉
格納容器膨張によるシェル部の歪みによる強制変位が大きく作用する。この変位及び原子炉格納容器内圧による過度な塑性変形に伴う延性破壊、また、フランジ部の変形及びシール材の高温劣化によるシール機能の低下が考えられる。
なお、熱座屈の可能性が考えられるが、座屈後の圧縮ひずみが開放され破損に至らないことから座屈は評価対象外と考えることができる。
このため、下記のとおり 200℃、2Pd の環境下での健全性を確認した。
・本体
ハッチ類における構造健全性評価として、上部ドライウェル機器搬入用
ハッチ、下部ドライウェル機器搬入用ハッチ、サプレッション・チェンバ出入口の部材において内圧による荷重を受け止める部位のうち鏡板、円筒胴について一次一般膜応力評価、貫通部アンカ及びコンクリート部については一次応力評価等を行い、発生応力が許容応力以下であることを確認した。

12ここで、設計建設規格の解説表 PVB-3110-1 において、延性破壊評価は一次応力の評価を実施することとなっている。
一方、設計・建設規格における一次応力強さの許容値は、材料の種類及び温度毎に材料試験（引張試験）を実施した結果をもとに、国内 Su 値検討会で設定された設計引張強さ（Su）に割下げ率を考慮して設定されたものである（設計・建設規格 解説 GNR-2200）。
今回の評価は、設計基準である最高使用温度及び最高使用圧力を超過す
る部位の限界温度及び許容圧力の妥当性を確認するものであるため、上記
割下げ率を Pm（一次一般膜応力強さ）には 1.5、PL+Pb（一次局部膜応力強さ＋一次曲げ応力強さ）には 1.0 とした評価を行う。すなわち、スリーブに発生する応力が、Pm が 2/3Su、PL+Pb が Su 以下であれば、延性破壊には至らず、構造は健全で機能要求（放射性物質の閉じ込め機能）を確保できると考えている。
この許容値の考え方は、設計・建設規格 解説 PVB-3111 に示すように、供用状態 D の Pm,PL+Pb の許容値と同等である。なお、耐圧機能維持の観点から、安全評価上の仮定（原子炉冷却材喪失事故を想定）に保証を与える目
的で応力評価を行う設計・建設規格の供用状態 D の許容応力は、鋼材の究極的な強さを基に、弾性計算により塑性不安定現象の評価を行うことへの理論的安全裕度を考慮して定めたものであり、Pm は 2/3Su、PL+Pb は 1.5×
2/3Su（=Su）と規定されている。前者は、膜応力であり断面の応力が Su に到達すると直ちに破損に至るため割下げ率 1.5 を考慮して規定されているが、後者は、断面表面が Su に到達しても断面内部は更なる耐荷能力があり直ちに破損には至らないため割下げ率は 1.0 としている。
また、ハッチ類については重要構造物安全評価（原子炉格納容器信頼性実証事業）（平成 2 年度～平成 14 年度）において、代表プラントの鋼製格
納容器（Mark-Ⅱ改良型）の機器搬入用ハッチをモデル化した試験体を用いた耐圧試験を行い，限界圧力を評価している。この耐圧試験の結果、限界
圧力は 19.5kg/cm2（約 6.0Pd）であることが示されており、それ以下では破損が生じないことを確認している。このハッチモデル試験体は Mark-Ⅱ改良型のハッチを想定して試験が行われたものであるが、Mark-Ⅱ改良型のハッチと RCCV のハッチの基本的な構造は同じであり、
柏崎刈羽原子力発電所６、７号炉とのハッチ形状の違いを考慮したとしても、限界圧力 2Pd 環境下で構造健全性を有していることを確認した。

13

・シール機能・フランジ固定部
ハッチ類は原子炉格納容器の貫通口の中でも内径が大きいことから、原子炉格納容器内圧により発生する原子炉格納容器シェル部の歪に伴う強制変位が顕著に作用する。
ハッチ類のシール機能維持については、過去に NUPEC でハッチ類を模擬したハッチモデル試験を行っており，ハッチフランジ部の圧力とフランジ
開口量の関係を測定している。この測定結果は常温試験によるものである
が、高温環境下（200℃）による剛性の低下を考慮しても、フランジ開口が
許容開口量（ガスケットが健全の場合）に達する圧力は約 2.5Pd であり、限界圧力 2Pd におけるシール機能の健全性を確認した。なお，ハッチモデ
ル試験体は鋼製格納容器（Mark-Ⅱ改良型）を想定し、シリコンゴムのガスケットを用いて試験が行われたものであるが、RCCV のハッチについても基本構造は同じであり、柏崎刈羽原子力発電所６、７号炉との上鏡形状の違いを考慮したとしても、適用可能であると考えている。
・シール材
シール材（ガスケット）には、現在はシリコンゴムを使用しているが、福島第一原子力発電所事故で高温劣化した可能性があることも踏まえ、より高温耐性に優れた改良ＥＰＤＭのシール材に変更する。本評価では、改良ＥＰＤＭについて事故時の格納容器内環境でのシール材劣化特性を考慮してシール機能を評価した。その結果、200℃、2Pd の環境下において、少なくとも７日間の健全性が確保されることを確認した。なお、更なる安全性の向上のため、高温環境下で劣化が進む特性を持つシール材を補強するために、さらに高温環境下で耐えられるバックアップシール材を追加塗布
し、フランジシール部の重大事故時における閉じ込め機能の健全性を確保する。
以上の評価結果から、ハッチ類の耐性は、シール材の耐力が支配的となる。
シール材が高温環境下で劣化することにより、放射性物質の閉じ込め機能を喪失する可能性については、福島事故の分析からも確認されており（別添-1
参照）、福島事故の経験と分析を踏まえ、高温環境下における耐性を強化した改良ＥＰＤＭ製シール材を用いることにより、機能を向上させる。上記の評価におけるシール材の機能確保に関する評価線図を図-1.5に示す。

14

1.5
耐漏えい性確認境界
有効性評価の限界温度圧力（200℃、2Pd）
参考 シリコンゴム漏えい限界（200℃、24時間蒸気環境）

圧力（MPa）

1.0

0.5

0.0

0

50

100

150 温度（℃）
200

250

300

350

＜圧力－温度線図記載条件＞
・ハッチ類に採用する改良 EPDM の高温劣化特性を考慮
・有効性評価で確認している７日間の劣化を考慮
・シリコンゴム（参考）については、200℃で 24 時間（１日）の劣化を考慮

図－1.5 シール材の機能確保に関する評価線図（機器搬入用ハッチ）
本線図では，温度・圧力が低下するほど，漏えい，破損に対する裕度が増加することを示しており、有効性評価に用いている格納容器の限界温度・圧力の条件である200℃、2Pd（最高使用圧力の2倍：0.62 MPa）は、機器や材料が有する耐力に対して裕度を確保した設定であると考える。
なお、上記のような構造健全性確保の考え方は、米国の原子力事業者が実施している格納容器の健全性評価と同様の手法であり、妥当性を有するものであると考える（別添-2参照）。
以上のことから、ハッチ類について、原子炉格納容器の限界温度・圧力の200℃、2Pdは、機器や材料が有する耐力に対して裕度を確保した設定であり、妥当である。
⑤エアロックエアロックは、円筒胴が原子炉格納容器のコンクリート躯体に固定されており、円筒胴の両端に平板（隔壁）を溶接し、人が出入りできる開口部を設けている。この開口部に枠板（隔壁）を溶接し、枠板の前面を開閉扉で塞ぐ構造である。枠板の前面と扉間のシールにはシリコンゴムのガスケットを使用している。なお、トップヘッドフランジやハッチ類と異なり、原子炉格納容器過圧時
はエアロック扉が支持部に押しつけられる構造となっているため、扉板が開くことはない。
また、扉には均圧弁に繋がる配管や扉開閉ハンドル軸等が貫通しており、均15圧弁及び扉開閉ハンドル貫通部にシール材を使用している。
エアロックの設計時に考慮される機能喪失要因は、脆性破壊、疲労破壊、座屈及び延性破壊が考えられる。今回の評価条件である 200℃、2Pd を考慮した場
合、脆性破壊が生じる温度域でないこと、繰り返し荷重が作用しないこと、有意な圧縮力がエアロックに生じないことから、脆性破壊、疲労破壊及び座屈は評価対象外と考えることができ、高温状態で原子炉格納容器内圧を受けることによる、過度な塑性変形に伴う延性破壊が機能喪失要因として想定される。そのため、エアロック本体の塑性変形に伴う延性破壊、また、扉の変形及びシール材の高温劣化によるシール機能の低下が考えられる。
このため、下記のとおり 200℃、2Pd の環境下での健全性を確認した。
・本体
エアロックにおける構造健全性評価として、上部ドライウェル所員用エアロック、下部ドライウェル所員用エアロックのうち内圧による荷重を受け止める部位（扉、隔壁、円筒胴）を評価対象として一次応力評価を行い、発生応力が許容応力以下であることを確認した。
ここで、設計・建設規格における一次応力強さの許容値は、材料の種類及び温度毎に材料試験（引張試験）を実施した結果をもとに国内 Su 値検討会で設定された設計引張強さ（Su）に割り下げ率を考慮して設定されたものである（設計・建設規格 解説 GNR-2200）。今回の評価は、設計基準である最高使用温度及び最高使用圧力を超過する 200℃、2Pd の環境下でのエアロックの構造健全性を確認するものであるため、
上記割下げ率を 1.0 とした評価を行う。
すなわち、エアロックに発生する応力が、設計引張強さ（Su）以下であれば、延性破壊には至らず、構造は健全で機能要求（放射性物質の閉じ込め機能）を確保できると考える。この許容値の考え方は、設計・建設規格 解説図
PVB-3111-5 に示すように、供用状態 D の PL+Pb（一次局部膜応力強さ＋一次曲げ応力強さ）の許容値と同等である。なお、耐圧機能維持の観点から、安全評価上の仮定（原子炉冷却材喪失事故を想定）に保証を与える目的で応力評価を行う設計・建設規格の供用状態 D の許容応力は、鋼材の究極的な強さを基に、弾性計算により塑性不安定現象の評価を行うことへの理論的安全裕度を考慮して定めたものであり（設計・建設規格 解説 PVB-3111）、エアロックの限界温度及び限界圧力の状態は、供用状態 D をはるかに超えた事象であり、許容圧力を算出する際に PL+Pb の許容値として設計引張強さ（但し、限界温度における設計引張強さ）を適用することは妥当であり、許容値を設計引張強さ（Su）とする。
さらに、エアロックの構造健全性確認として、限界温度・圧力における上16

部ドライウェル所員用エアロック及び下部ドライウェルアクセストンネル（所員用エアロック付）の基本板圧計算を設計・建設規格 PVE-3321 に基づき実施し、いずれも呼び厚さが計算上の必要厚さを上回ることを確認した。
・シール機能・扉
エアロック扉閉止時は、扉は原子炉格納容器内圧により扉板が支持部に押付けられる構造であり、圧力により扉板が開くことはない。しかし、内圧が負荷される面積が大きいことから、てこの原理でガスケット部の微小な開口が予想されるため、圧力による開口量を理論式に基づき評価した。
扉に用いられているシール材は、現在はシリコンゴムを使用しているが、福島第一原子力発電所事故で高温劣化した可能性があることも踏まえ、より高温耐性に優れた改良ＥＰＤＭのシール材に変更する。本評価では、改良Ｅ
ＰＤＭについて事故時の格納容器内環境でのシール材劣化特性を考慮してシール機能を評価した。その結果、200℃、2Pd の環境下において、少なくとも７日間の健全性が確保されることを確認した。
・シール材
扉のシリコンゴムのガスケット以外にエアロックの扉板貫通部に使用しているシール材は以下の通りである。
（6 号炉）①ハンドル軸貫通部Ｏリング・・・ふっ素ゴム②均圧弁・・・ふっ素樹脂（７号炉）①ハンドル軸貫通部Ｏリング・・・ふっ素ゴム②均圧弁・・・ふっ素樹脂
ハンドル軸貫通部Ｏリングに使われているシール材（ふっ素ゴム）、および、均圧弁に使われているシール材（ふっ素樹脂）は、重大事故環境下の放射線による影響で、シール機能が劣化することが考えられる。
このため、ハンドル軸貫通部Ｏリングを、より耐放射線性に優れた改良Ｅ
ＰＤＭのシール材に変更する。
均圧弁に使われているシール材（ふっ素樹脂）は、重大事故環境下の放射線による影響で、シール機能が劣化することが考えられるため、耐環境性に優れたシール材を適用した均圧弁への改良を行うか、エアロック外扉を貫通17する均圧弁接続配管の原子炉建屋側の開放部に、耐環境性に優れたシール材（改良ＥＰＤＭ）をもつ閉止フランジを取付け、従来品の均圧弁と閉止フランジを合わせることで重大事故環境下における健全性を確保する。
⑥配管貫通部
・貫通配管
貫通配管に考慮される機能喪失要因は、脆性破壊、疲労破壊、座屈及び延性破壊が考えられる。今回の評価条件である 200℃、2Pd を考慮した場合、脆性破壊が生じる温度域でないこと、繰り返し荷重が作用しないこと、圧縮力が貫通配管に生じないことから、脆性破壊、疲労破壊は評価対象外と考えることができる。なお、熱座屈の可能性が考えられるが、座屈後の圧縮ひずみが開放され破損に至らないことから座屈は評価対象外と考えることができる。
一方、200℃、2Pd の環境下では原子炉格納容器が変形すると考えられることから、貫通配管には原子炉格納容器の変位による曲げ荷重が作用する。よって、貫通配管の機能喪失要因は、曲げ荷重に伴う延性破壊が想定される。ここで、貫通配管に加えられる曲げ荷重は二次応力に分類されることから、自重等の一次応力と併せて、一次＋二次応力が制限値を満足することを確認する。
このため、配管に発生する応力が大きい貫通部を代表として選定し、当該配管について 3 次元梁モデルを用いた弾性解析を実施し、設計・建設規格のPPC-3530 に規定される一次＋二次応力の制限値を満足することを確認した。
なお、前述の一次＋二次応力の制限値は既工認でも採用しているものである。
・スリーブ
スリーブ本体及び取付部（以下、スリーブ）の設計時に考慮される機能喪失要因は、脆性破壊、疲労破壊、座屈及び延性破壊が考えられる。今回の評
価条件である 200℃、2Pd の条件を考慮した場合、脆性破壊が生じる温度域でないこと、繰り返し荷重が作用しないことから、脆性破壊、疲労破壊は評価対象外と考えることができる。なお、熱座屈の可能性が考えられるが、座屈後の圧縮ひずみが開放され破損に至らないことから座屈は評価対象外と考えることができる。
したがって、スリーブ機能喪失要因は、高温状態での内圧による過度な塑性変形に伴う延性破壊が想定される。
ここで、スリーブに発生する応力が大きいと考えられる最大口径の配管貫通部を代表として選定し、設計建設規格の解説表 PVB-3110-1 のとおり、延性
破壊評価として一次応力の評価を実施した。

18

一方、設計・建設規格における一次応力強さの許容値は、材料の種類及び温度毎に材料試験（引張試験）を実施した結果をもとに国内 Su 値検討会で設定された設計引張強さ（Su）に割下げ率を考慮して設定されたものである（設計・建設規格 解説 GNR-2200）。
今回の評価は、設計基準である最高使用温度及び最高使用圧力を超過する
スリーブの限界温度及び許容圧力の妥当性を確認するものであるため、上記
割下げ率を Pm（一次一般膜応力強さ）には 1.5、PL+Pb（一次局部膜応力強さ＋一次曲げ応力強さ）には 1.0 とした評価を行う。すなわち、スリーブに発生する応力が、Pm が 2/3Su、PL+Pb が Su 以下であれば、延性破壊には至らず、構造は健全で機能要求（放射性物質の閉じ込め機能）を確保できると考えている。
この許容値の考え方は、設計・建設規格 解説 PVB-3111 に示すように、供用状態 D の Pm,PL+Pb の許容値と同等である、なお、耐圧機能維持の観点から、安全評価上の仮定（原子炉冷却材喪失事故を想定）に保証を与える目的で応力評価を行う設計・建設規格の供用状態 D の許容応力は、鋼材の究極的な強さを基に、弾性計算により塑性不安定現象の評価を行うことへの理論的安全裕度を考慮して定めたものであり、Pm は 2/3Su、PL+Pb は 1.5×2/3Su（=Su）と規定されている。前者は、膜応力であり断面の応力が Su に到達すると直ちに破損に至るため割下げ率 1.5 を考慮して規定されているが、後者は、断面表面が Su に到達しても断面内部は更なる耐荷能力があり直ちに破損には至らないため割下げ率は 1.0 としている。
また、一次一般膜応力強さは、供用状態 D における一次一般膜応力の許容値である 2/3Su 以下であることも確認した。
以上から、200℃、2Pd の環境下において、スリーブは損傷に至らず、放射性物質の閉じ込め機能があることを確認した。
・端板
今回の評価条件である 200℃、2Pd を考慮した場合、脆性破壊が生じる温度
域でないこと、繰返し荷重が作用しないことから、脆性破壊、疲労破壊は評価対象外と考えることができる。一方、200℃、2Pd の環境下では原子炉格納容器が大きく変形することにより貫通配管に原子炉格納容器の変位による曲げ荷重が作用する。
ここで、端板に発生する応力が大きい貫通部を代表として選定し、設計建設規格の解説表 PVB-3110-1 のとおり、延性破壊評価として一次応力の評価を実施した。
一方、設計・建設規格における一次応力強さの許容値は、材料の種類及び19

温度毎に材料試験（引張試験）を実施した結果をもとに国内 Su 値検討会で設定された設計引張強さ（Su）に割下げ率を考慮して設定されたものである（設計・建設規格 解説 GNR-2200）。
今回の評価は、設計基準である最高使用温度及び最高使用圧力を超過する
スリーブの限界温度及び許容圧力の妥当性を確認するものであるため、上記
割下げ率を Pm（一次一般膜応力強さ）には 1.5、PL+Pb（一次局部膜応力強さ＋一次曲げ応力強さ）には 1.0 とした評価を行う。すなわち、スリーブに発生する応力が、Pm が 2/3Su、PL+Pb が Su 以下であれば、延性破壊には至らず、構造は健全で機能要求（放射性物質の閉じ込め機能）を確保できると考えている。
この許容値の考え方は、設計・建設規格 解説 PVB-3111 に示すように、供用状態 D の Pm,PL+Pb の許容値と同等である、なお、耐圧機能維持の観点から、安全評価上の仮定（原子炉冷却材喪失事故を想定）に保証を与える目的で応力評価を行う設計・建設規格の供用状態 D の許容応力は、鋼材の究極的な強さを基に、弾性計算により塑性不安定現象の評価を行うことへの理論的安全裕度を考慮して定めたものであり、Pm は 2/3Su、PL+Pb は 1.5×2/3Su（=Su）と規定されている。前者は、膜応力であり断面の応力が Su に到達すると直ちに破損に至るため割下げ率 1.5 を考慮して規定されているが、後者は、断面表面が Su に到達しても断面内部は更なる耐荷能力があり直ちに破損には至らないため割下げ率は 1.0 としている。
また、一次一般膜応力強さは、供用状態 D における一次一般膜応力の許容値である 2/3Su 以下であることも確認した。
・閉止フランジ
今回の評価条件である200℃、2Pd を考慮した場合、閉止フランジについて
は、耐圧部材の破損、フランジ部の開口の進展による締付ボルトの破損、開口量増加による漏えいが想定される。閉止フランジについては、設計・建設
規格に基づきフランジを選定していることから、破損については評価上支配的ではないため、フランジ開口によるシール機能喪失について評価を行い、200℃、2Pdにおいて健全であることを確認した。
また、閉止フランジに用いているシール材（ガスケット）には、現在はシリコンゴムを使用しているが、福島第一原子力発電所事故で高温劣化した可能性があることも踏まえ、より高温耐性に優れた改良ＥＰＤＭのシール材に変更する。本評価では、改良ＥＰＤＭについて事故時の格納容器内環境でのシール材劣化特性を考慮してシール機能を評価した。その結果、200℃、2Pdの環境下において、少なくとも７日間の健全性が確保されることを確認した。

20

・閉止板
閉止板の設計時に考慮される機能喪失要因は、脆性破壊、疲労破壊及び延性破壊が考えられる。今回の評価条件である200℃、2Pd を考慮した場合、脆性破壊が生じる温度域でないこと、繰り返し荷重が作用しないことから、脆性破壊、疲労破壊は評価対象外と考えることができる。
一方、閉止板には、原子炉格納容器内圧が作用するため、一次応力（曲げ応力）が生じ、端板の機能喪失要因は延性破壊が想定される。このため、閉止板に発生する応力が大きい貫通部を代表として選定し、当該閉止板の厚さが、200℃、2Pd 環境下において、設計・建設規格PVE-3410 に規定される計算上必要な厚さを上回ることを確認し、閉止板の損傷に至らず、放射性物質の閉じ込め機能があることを確認した。
⑦電気配線貫通部
・電気配線貫通部本体
電気配線貫通部では、電気配線貫通部のうちスリーブ、アダプタ、ヘッダ
設計時に考慮される機能喪失要因は、脆性破壊、疲労破壊、座屈及び延性破壊が考えられる。今回の評価条件である 200℃、2Pd を考慮した場合、脆性破壊が生じる温度域でないこと、繰り返し荷重が作用しないこと、過度の圧縮力がスリーブ、アダプタ、ヘッダに生じないことから、脆性破壊、疲労破壊
及び座屈は評価対象外と考えることができる。したがって、スリーブ、アダ
プタ、ヘッダの機能喪失要因は、高温状態での内圧による過度な塑性変形に伴う延性破壊が想定される。スリーブ、アダプタ、ヘッダが 200℃、2Pd の環
境下で外圧・内圧作用による応力が生じた際、最小厚さが JSME の設計・建設
規格（PVE-3230）に規定される計算上必要な厚さを上回ることを確認した。
・シール材
電気配線貫通部のシール材については、電共研「格納容器電気ペネトレー
ションの特性確認試験（昭和 62 年度）」において、実機電気配線貫通部と同等の試験体を用い、原子炉格納容器内側の電気配線貫通部端子箱部分の環境
条件を 200℃、約 2.6Pd（約 0.8MPa）とした条件下におけるモジュール部シー
ル材の耐漏えい性を確認している。
また、NUPEC

重要構造物安全評価（原子炉格納容器信頼性実証事業）（平成 2 年度～平成 14 年度）において、実機電気配線貫通部モジュールと同等のモジュール試験体を用い、シール材からの漏えい限界圧力・温度の把握を行っている。この評価では、最大 3.2Pd（1.0MPa）、約 260℃までの耐漏えい性

21

を確認している。
さらに、過去の電気配線貫通部の環境試験において，格納容器内を 200℃と模擬した試験において、電気配線貫通部の長期健全性を確認している。
したがって、電気配線貫通部については、有効性確認評価における限界温度・圧力としている 200℃、2Pd 条件下でのシール機能を確認した。
⑧原子炉格納容器隔離弁
原子炉格納容器隔離弁のうちバタフライ弁、移動式炉心内計装（Traverse Incore
Prove 、以下 TIP）ボール弁及びパージ弁について、事故環境下でのシール材の損傷（変形）が想定されるため以下の通り健全性を確認する。また、弁の耐圧部については、機能喪失要因として脆性破壊、疲労破壊、座屈及び変形が考えられるが、200℃、2Pd の環境下では脆性破壊が生じる温度域でないこと、繰り返し荷重が作用しないこと、圧縮力が弁本体に生じないことから、脆性破壊、疲労破壊及び座屈は評価対象外と考えることができる。したがって、原子炉格納容器隔離弁のうちバタフライ弁、TIP ボール弁及びパージ弁の耐圧部の機能喪失要因は、高温状態で内圧を受けることによる過渡な変形（一次応力）が想定されるため、以下の通り健全性を確認する。
・原子炉格納容器隔離弁（バタフライ弁）
設計・建設規格（弁の圧力温度基準に基づく評価）に基づき、弁箱の耐圧機能の評価を行い、200℃、2Pd での耐圧性能を有することを確認した。
また、隔離機能（気密性保持）については、弁体シート部ガスケットの耐環境性が支配的であり、今後、バタフライ弁のシート部に改良ＥＰＤＭを採用するた
め、改良ＥＰＤＭの環境試験結果を確認し、事故環境下における放射性物質の閉じ込め機能があることを確認した。
・原子炉格納容器隔離弁（TIP ボール弁及びパージ弁）
設計・建設規格（弁の圧力温度基準に基づく評価）に基づき、弁箱の耐圧機能の評価を行い、200℃、2Pd での耐圧性能を有することを確認した。
また，TIP ボール弁にはフッ素ゴム、フッ素樹脂のシール材が使われている。これらは重大事故環境下の放射線によりシール機能が劣化することが考えられるため、トップヘッドフランジ及び機器搬入用ハッチで採用したものと同様に改良Ｅ
ＰＤＭ製シール材に変更する。なお、TIP ボール弁の弁座シートについては、均圧弁の改良と同様に耐環境性に優れた PEEK 材が適用可能な見通しが立ったことから、
PEEK 材に変更することでも問題ない。

22

また、TIP パージ弁についてはグランドＯリング及び弁ふたシールについては改良ＥＰＤＭ製シール材を採用する。弁座シートについては改良ＥＰＤＭ製シール
材またはメタルシールとし、耐環境性を強化するため、重大事故環境下におけるシール機能は問題ない。
なお、上記以外の隔離弁については、以下の理由により 200℃、2Pd の環境下で健全性を有している。
・弁箱は各配管ラインの設計圧力に応じて適切なものが選定されており（耐圧性能が最小のものでも 1.03MPa）、耐圧上問題になることはない。
・弁のグランド部及びボンネット部のシールには、黒鉛製のパッキン、ガスケ
ットを有しており、耐熱性上問題となることはない。
・弁シート部は全て金属製である。
(4)結論
柏崎刈羽原子力発電所６、７ 号炉の原子炉格納容器本体並びに原子炉格納容器に設置されている開口部（トップヘッドフランジ、ハッチ類、エアロック）、原子炉
格納容器貫通部（ 配管貫通部、電気配線貫通部）及び原子炉格納容器隔離弁の構造
健全性について、有効性評価における限界温度・圧力として設定する200℃、2Pdの妥当性を評価した。また、開口部、原子炉格納容器貫通部及び原子炉格納容器隔離弁に使用されているシール部についても、同様に限界圧力、温度に対する妥当性を評価した。
その結果、構造健全性については、限界温度・圧力環境下において想定される損傷モードにおける評価では、許容値に対して余裕があることから機器に著しい損傷が生じることなく、放射性物質の閉じ込め機能を確保できることを確認した。
一方、シール部については、シール材が高温環境下において劣化する特性を有していることを考慮しても、限界温度・圧力環境下において、シール材に耐環境性に優れたＥＰＤＭ性シール材を用いること（別添-3参照）により、少なくとも７日間の健全性を確保できることを確認した。
以上のことから、柏崎刈羽原子力発電所６，７号炉で設定した原子炉格納容器の限界温度・圧力の200℃、2Pd（最高使用圧力の2倍：0.62 MPa）は、機器や材料が有する耐力に対して裕度を確保した設定であり、妥当である。

以

23

上

別添-1
福島第一原子力発電所事故時の原子炉格納容器温度・圧力の挙動

これまでに実施した当社の福島第一原子力発電所の事故（以下、「1F 事故」という）の分
析では、原子炉格納容器トップヘッドのフランジ部がシール機能を喪失したために、放射性物質の放出につながった可能性が高いと評価している[1]。事故時には、格納容器内部の圧力が上昇するとフランジ部に開口挙動が生じるが、シール部の気密性が維持されていれば、格納容器外部への放射性物質の漏えいを防止することが可能であったと考えられる。1F 事
故以前の格納容器限界温度・圧力に関する研究では、実機フランジ部を模擬した試験や高温高圧蒸気環境を想定したシール材性能試験が実施され、当時想定していた事故条件下では健全性が確保できることが確認されていた。一方、1F 事故では、シール材が高温高圧条
件の蒸気環境下に、長時間さらされることによって劣化し、格納容器の閉じ込め機能を喪失したものと考えられる。
本資料では、福島第一原子力発電所 1～3 号機の挙動のうち、事象の進展中での格納容器の閉じ込め機能喪失のタイミングが比較的明確になっている 1 号機および 2 号機に着目し、格納容器温度・圧力の挙動と格納容器の閉じ込め機能喪失の関係を整理した。1F 事故時の圧力変化の実績（図 1-1、図 3-1 参照）では、実機で観測された圧力データは、従来の研究で健全性が確認されていた最高使用圧力の 2 倍（最高使用圧力 0.427 MPa[gage]）を下回っている。一方、温度データについては、収集された実績データは少ないが、格納容器スプレイなど事故対策設備が十分に機能せず、温度制御が困難であったことから、格納容器内の温度は非常に高い状態にあったと推測される。その結果、格納容器内は高温蒸気環境となり、シリコン製シール材の劣化が時間経過と共に進行したと考えられる。ここで、シール材の劣化は、格納容器の閉じ込め機能維持を評価する観点からは、シール部での上下フランジの圧縮を解放した際の戻り量の程度（圧縮永久ひずみに相当）で表すことができる。
通常時において、格納容器トップヘッドのフランジ部はボルトにより締め付けられ閉じているが、格納容器内部圧力が上昇した場合には、上蓋が持ち上がる方向に圧力が作用する
ため、フランジ部は開口する。この開口は、シール材の機能が健全な場合には、シール材の戻り量（復元力による圧縮の解放）によって開口が埋められるため漏えいは発生しない。
しかし、劣化の進行に伴いシール材の戻り量が低下すると、シール材で開口を埋めることができなくなるため、開口部からの漏えいが発生する。
・1 号機の状況
図1-1、図1-2に1号機の格納容器圧力と温度の変化を示す。D/W圧力は、3月12日

2時30分頃に0.84 MPa[abs]を計測した後、格納容器のベントに成功するまでの間、0.7 MPa[abs]別添 1-1

～0.8 MPa[abs]程度の範囲の圧力を維持している。事故時に想定される注水による蒸気発
生、格納容器温度の上昇等の事象を考慮すると、格納容器圧力は上昇する傾向となると考えられるが、格納容器内部の圧力が緩やかな減少傾向で安定していたことから、この期間において格納容器からの小規模な漏えいが生じていた可能性が考えられる。
格納容器からの過温による漏えいを仮定した3月12日

5時頃の時点では、格納容器温度は300℃付近に到達している。図2は、実機相当のフランジを用いた、高温蒸気環境下でのシリコン製シール材のシール部漏えい試験[2]の結果であり、蒸気による加圧に対して漏えいが発生した温度・圧力を示している。温度が200℃を超えると、漏えい発生時の圧力が徐々に低下し、300℃のような高温条件では、0.5 MPaを下回るレベルの圧力でもシール部が破損し、漏えいが生じている。1号機は、全ての注水機能を喪失したため事故直後から温度が上昇しており、漏えいを仮定した時点では、温度は300℃付近、格納容器圧力は0.8 MPaと高くなっていた。この温度・圧力条件は、前述の試験結果に照らして評価すると、漏えいが発生する条件を超えるものであることから、シール材の高温破損にともなう機能喪失により漏えいに至った可能性が高いと推測される。
・2 号機の状況
図3-1、図3-2に2号機の格納容器圧力と温度の変化を示す。事故当初は、蒸気駆動のポンプにより原子炉への注水が行われていたため温度圧力ともに低い状態であったが、ポンプが機能を喪失したと思われる3月13日頃から温度・圧力ともに高い状態が継続した。温度は150℃から175℃程度と1号機ほど高くはないが、シリコン製シール材にとっては、蒸気環境
では厳しい温度域であり、この間にシール材の劣化が進んでいたと考えられる。加えて、3
月14日 23時25分には、原子炉圧力容器の損傷に伴って、D/W圧力が0.75 MPa[abs]程度まで上昇している。これらの状況から、2号機は1号機と比較して長い時間をかけてシール材の劣化が進み、3月15日 7時20分に圧力が急激に低下し、閉じ込め機能を喪失したと考えられるまでの間、高い圧力レベルでもシリコン製シール材のシール機能が維持されていたと推測される。
ここで、3 月 11 日から 3 月 18 日にかけての 1F 正門付近における敷地内空間線量率の推移を図 4 に示す。空間線量率データは、風向等の気象条件の影響を大きく受けるとともに、格納容器ベントで放出した放射性物質に起因する変動が生じる場合があるため、格納容器からの意図しない漏えいによる放出状況のみに依存するものではないが、格納容器の損傷状況の推定に際して参考情報とすることができると考えられる。空間線量率データは、3 月
12 日 4 時頃から線量率の上昇が見られ、1 号機の格納容器からの漏えいが始まっていたと推測される時期と一致している。また、同様に 2 号機で圧力が急激に低下した 3 月 15 日 7時頃にも線量率の上昇が確認できる。空間線量率データの変化は、格納容器からの放射性物質の漏えい発生時期の傍証とすることができる。
別添 1-2

一方、福島第二原子力発電所（2F）では、すべてのプラントで炉心を損傷させることなく冷温停止することができた。2F-1、2、4号機では、津波の影響で全ての海水系ポンプが使用不能となり、一時的に原子炉除熱機能を喪失した。しかし、原子炉隔離時冷却系の起動等により原子炉水位を維持しつつ、主蒸気逃がし安全弁で原子炉圧力の制御（減圧操作）を行い、原子炉への注水を原子炉隔離時冷却系から復水補給水系による代替注水に切り替
えて、注水を継続した。事故発生以降、原子炉除熱機能を回復するまでの間、これらプラントの格納容器内の圧力、温度は、緩やかに上昇したものの、D/W温度は最大でも125℃程
度までしか上昇しておらず、シリコンゴムの劣化が問題とならない範囲に収まっている。
また、D/W圧力は、最大でも設計上の最高使用圧力（0.31MPa[gage]）を下回る250kPa[gage]
程度までしか上昇しておらず、フランジの開口量の観点からも格納容器からの意図しない漏えいが生じる状況とはならなかったと考えられる。このように、2Fではアクシデントマ
ネジメントが有効に機能した結果、事故時の格納容器の閉じ込め機能を維持することができた。
これらに示すとおり、1F 事故での格納容器の温度・圧力の推移や格納容器からの漏えいの状況、敷地内空間線量率の推移等から、実機でのシリコン製シール材の劣化と閉じこめ機能への影響を推測した。1 号機、2 号機の実績からは、格納容器トップヘッドのフランジ部は、高温蒸気環境下におかれることによりシール材の劣化が進行し、最終的には、閉じ込め機能の喪失に至ったと考えられる。１F 事故の結果から、格納容器の健全性を維持する
ためには、特にトップヘッド等のシール部からの漏えいに注意する必要がある。また、シール材は、事故時には時間に依存して劣化する特性が顕著であることから、事故マネジメ
ントの組み合わせ等により、温度、圧力を適切に制御することが必要となる。

[1]福島第一原子力発電所1～3 号機の炉心・格納容器の状態の推定と未解明問題に関する検討 第2回進捗報告（平成26年8月6日 東京電力株式会社）[2]K. Hirao、 T. Zama、 M. Goto et al.、 ``High-temperature leak characteristics of
PCV hatch flange gasket、'' Nucl. Eng. Des.、145、 375-386 (1993).
以上

別添 1-3

1.6
D/W圧力(MAAP5.01)

淡水注水開

1.4

S/C圧力(MAAP5.01)
実測値(D/W圧力)

炉内核計装からの気相漏えい（仮定）

格納容器圧力(MPa[abs])

1.2

主蒸気系ガスケットからの気相漏えい（仮定）

実測値(S/C圧力)

RPV破損・
格納容器漏えい発生（仮定）S/Cベント開

1.0
0.8

海水注水停
止

海水注水再
開

0.6
炉心支持板
破損

0.4
0.2

S/Cベント閉

0.0
3/11
12:00

3/12
0:00

3/12
12:00

海水注水停
止
海水注水開
始

3/13
0:00

海水注水再
開

3/13
12:00

3/14
0:00
日時

3/14
12:00

3/15
0:00

3/15
12:00

3/16
0:00

3/16
12:00

3/15
12:00

3/16
0:00

3/16
12:00

図 1-1 1 号機 格納容器圧力挙動
800
700

D/W温度(MAAP5.01)
S/C温度(MAAP5.01)

格納容器温度(℃)

600
500
400
300
200
100
0
3/11
12:00

3/12
0:00

3/12
12:00

3/13
0:00

3/13
12:00

3/14
0:00
日時

3/14
12:00

3/15
0:00

図 1-2 1 号機 格納容器温度挙動
別添 1-4

図2 既往研究でのシール材の漏えい限界

別添 1-5

1.0
D/W圧力(MAAP5.01）
格納容器漏えい（仮定）

S/C圧力(MAAP5.01)
実測値(D/W)

0.8

SRV開

格納容器圧力 (MPa[abs])

実測値(S/C)

トーラス室に浸水した水によるS/Cの除熱開始（仮定）

0.6

0.4

0.2

S/C圧力計指示不良
計装バッテリ枯渇に伴うハンチング

0.0
3/11
12:00

3/12
0:00

3/12
12:00

3/13
0:00

3/13
12:00

3/14
0:00

3/14
12:00

3/15
0:00

3/15
12:00

3/16
0:00

3/16
12:00

3/17
0:00

3/17
12:00

3/18
0:00

日時

図 3-1 2 号機 格納容器圧力挙動
350

300

格納容器温度 (℃)

250

SRV開
格納容器漏えい（仮定）トーラス室に浸水した水によるS/Cの除熱開始（仮定）
200

150

100
D/W（MAAP5.01）
S/C(気相)（MAAP5.01）

50

S/C(液相)（MAAP5.01）
S/C(液相)（MAAP4）
0
3/11
12:00

3/12
0:00

3/12
12:00

3/13
0:00

3/13
12:00

3/14
0:00

3/14
12:00

3/15
0:00

3/15
12:00

3/16
0:00

日時

図 3-2 2 号機 格納容器温度挙動

別添 1-6

3/16
12:00

3/17
0:00

3/17
12:00

3/18
0:00

100000

0.9
正門付近線量率

1F1 D/W圧力

1F2 D/W圧力
0.8

10000

0.7
1000

100

0.5
0.4

10

0.3
1
0.2
0.1

0.01
2011/3/11 0:00

0.1

2011/3/12 0:00

2011/3/13 0:00

2011/3/14 0:00

2011/3/15 0:00

2011/3/16 0:00

日時

図 4 福島第一原子力発電所 敷地内空間線量

別添 1-70.0
2011/3/17 0:00

D/W圧力（MPa）

線量率（γ線）（μSv/h)

0.6

別添-2
格納容器限界温度・圧力に関する海外知見について
当社では、有効性評価における格納容器の限界温度・圧力について、温度を 200℃、圧力を 0.62 MPa（最高使用圧力の 2 倍）と設定した。この妥当性を評価するため、格納容器の閉じ込め機能に影響を及ぼす各種の損傷モードを圧力・温度範囲に応じて分類して評価し、「シール材の機能確保に関する評価線図」を作成した。
格納容器の損傷モードの評価に関する類似の事例が、NRC のオーダー「EA-13-109 シビ
アアクシデント条件下で運用可能な信頼性の高い耐圧強化ベントに係る認可を変更する命令」に対する産業界ガイダンス（NEI-13-02*1）に記載されている。NEI-13-02 では、ベント設備の設計要件を定めるに当たって、既往研究などから整理した代表的な格納容器の損傷
モード分類を例示している（図 1 参照）。

0.93 MPa0.83 MPa0.72 MPa
0.62 MPa0.52 MPa0.41 MPa0.31 MPa0.21 MPa0.10 MPa

38℃

93℃

149℃

204℃

260℃

316℃

371℃

427℃

482℃

538℃

図 1 格納容器の損傷モードの分類の例（NEI-13-02*1）

本図では、既往研究などから格納容器の損傷の可能性として、格納容器トップヘッドフ
ランジ部開口からの漏えいや電気貫通部の材料劣化が着目されている。格納容器トップヘ
ッドフランジ部開口からの漏えいの損傷モードは、開口部を閉塞するシール材の性能に大きく依存するが、温度に関しては、過去の材料試験などに基づき、比較的高い温度域まで耐力があるとしている。一方、圧力に関しては、内圧によるフランジ開口部からの漏えいという損傷の特性上、圧力が高い領域で格納容器の支配的な損傷モードとなることを示している。NEI-13-02 では、事業者が格納容器から漏えいが生じる圧力、温度レベルを検討す
別添 2-1

る際には、図 1 の例や NRC が実施した漏えい限界に関する検討（SOARCA*2）等の関連研究などに基づくものとしている。電気貫通部については、格納容器トップヘッドのような開口挙動は生じないため、損傷の支配因子は温度による材料劣化となると考えられ、圧力が低い領域での主たる損傷モードとなることを示している。
当社でも、格納容器の健全性に影響を及ぼす損傷モードを当社プラントの固有の設備の状況を考慮して評価し、NEI-13-02 と同様の線図を作成している。当社の線図では、格納容器圧力に対しては、格納容器トップヘッド等のフランジ部からの漏えいが最も支配的となるとの評価結果が得られており、米国の考え方とも整合している。当社が実施したフランジ部の漏えい評価によると、格納容器のフランジ部は、内圧が低い段階ではボルトの初期
締付けにより開口は抑制されており、内圧の上昇に伴って開口量が増加することで、外部への漏えい経路を形成する。ただし、フランジ部が開口しても、フランジ部の密閉性を担保しているシール材が健全であれば、シール材が開口に追従するため外部への漏えいを防止することができる。本評価では、シール材の健全性、つまり、開口への追従性の指標として、シール材の圧縮永久歪試験データを用いて評価している。この考え方は、NEI-13-02
でも参照されている SOARCA*2 での格納容器の漏えい挙動評価とも整合する。当社では、この方法を用いて、フランジ部での漏えい限界を評価し、当社のシール材の機能確保に関する評価線図に反映している。なお、本漏えい評価では、シール材の信頼性が重要となるため、高温環境下における耐性に優れた改良 EPDM について、当社独自で、各種基礎試験や事
故時の格納容器内環境を想定したシール材劣化特性試験を実施し、その材料の特性を確認している。
以上のとおり、米国のNEI-13-02での格納容器の損傷モード分類を参照し、当社のシール
材の機能確保に関する評価線図と比較を行った。当社では、温度圧力の増加によって格納容器に生じる損傷モードとしてトップヘッドからの漏えいに着目し、各種試験結果と合わせて漏えい限界を確認している点で米国の考え方と整合している。
*1 NEI13-02[Rev.0E2] INDUSTRY GUIDANCE FOR COMPLIANCE WITH ORDER EA-13-109*2 NUREG/CR-7110 、 Vol.1 U.S. NRC State-of-the-Art Reactor Consequence Analyses Project
Volume1: Peach Bottom Integrated Analysis

以上

別添 2-2

別添-3

原子炉格納容器バウンダリにおけるシール材の変更について

原子炉格納容器バウンダリに使用しているシール材については、今後、下記に示すとおり耐熱性能に優れたシール材に変更する。

バウンダリ箇所

部位

変更前部材

変更後部材

トップヘッドフランジ

フランジガスケット

シリコンゴム

改良 EPDM

自主的取組
バッ クアップ

ハッチ類

シール材
上部ドライウェル

フランジガスケット

シリコンゴム

改良 EPDM

機器搬出入口下部ドライウェル

シール材
フランジガスケット

シリコンゴム

改良 EPDM

機器搬出入口サプレッション・

バッ クアップ
バッ クアップ
シール材

フランジガスケット

シリコンゴム

改良 EPDM

エアロック

チェンバ出入口

バッ クアップ
シール材

上部ドライウェル

扉ガスケットシリコンゴム

改良 EPDM－

所員用エアロック

ハンドル軸貫通部

ふっ素ゴム

改良 EPDM－

ふっ素樹脂

均圧弁の改良－Ｏリング
均圧弁シートまたは閉止板＋改良 EPDM
下部ドライウェル

扉ガスケットシリコンゴム

改良 EPDM－

所員用エアロック

ハンドル軸貫通部

ふっ素ゴム

改良 EPDM－

ふっ素樹脂

均圧弁の改良－Ｏリング
均圧弁シートまたは閉止板＋改良 EPDM
弁ふたシール

ふっ素樹脂

別添 3-1

改良 EPDM－

配管貫通部
原子炉格納容器隔離弁

バウンダリ箇所

部位

変更前部材

変更後部材

自主的取組

閉止フランジフランジガスケット

シリコンゴム

改良 EPDM－

バタフライ弁

弁座シート

EP ゴム

改良 EPDM－

TIP ボール弁

弁座シート

ふっ素樹脂

改良 EPDM－またはPEEK 材

TIP パージ弁

グランドＯリング

ふっ素ゴム

改良 EPDM－

弁ふたシール

ふっ素樹脂

改良 EPDM

－

弁座シート

EP ゴム

改良 EPDM－または
メタルシールグランドＯリング

EP ゴム

改良 EPDM－

弁ふたシール

EP ゴム

改良 EPDM－

別添 3-21.原子炉格納容器本体（コンクリート部）
1.1 評価方針
原子炉格納容器は鋼製ライナを内張りした鉄筋コンクリート造であり、原子炉建屋と一体となっている。原子炉格納容器本体（コンクリート部）の設計時に考慮される機能喪失要因は内圧上昇に伴う破損であり、コンクリート部の構造健全性を維持できる限界の内圧を評価することで 200℃、2Pd における健全性を確認する。
1.2 評価
コンクリート部の構造健全性については、NUPEC 重要構造物安全評価（原子炉格納容器信頼性実証事業）（平成2年度～平成14年度）において有限要素法を用いた弾塑性
解析により、原子炉格納容器本体（コンクリート部）の耐圧性状を求める。評価モデ
ルは実炉スケールのモデルとし、200℃条件下での材料物性（規格値；図1-2～図1-4 参照）に基づき、内圧に対する静的漸増解析で耐圧性状を確認する。RCCV 全体の耐圧性状の確認のため、解析モデルは図1-1 に示す格納容器本体解析モデルを用いる。

図 1-1 格納容器本体解析モデル1-1

図 1-2 コンクリート物性

図 1-3 ライナ引張/圧縮特性

図 1-4 鉄筋引張特性1-21.3 評価結果
解析の結果によると、格納容器の内圧を上昇させていった場合、3.0Pd 程度で格納
容器（コンクリート部）のRCCV 壁の鉄筋が降伏し始め、4.0Pd でほぼ全面で鉄筋が降伏する。4.0Pd 近傍からアクセストンネル開口部周辺・隅角部周辺のコンクリートの局所的破損が始まり、4.5Pd では開口部・隅角部全体で変形が大きく進行する。図1-5に4.0Pd における相当塑性ひずみ分布図を示す。上記結果より、格納容器本体（コンクリート部）の破損は4.0Pd～4.5Pd で発生すると考えられる。
また、200℃、2Pdの条件下におけるコンクリート部とライナ部のひずみを評価した
結果、ひずみは小さく構造健全性が維持されることを確認した（別紙－12参照）。
これらの評価結果を踏まえ、有効性評価における限界温度、圧力としている200℃、2Pdを用いることは妥当であると言える。

図1-5 4.0Pdにおける相当塑性ひずみ分布図（上：引張側 下：圧縮側）
出典：平成 14 年度

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（平成 15 年 3 月

財団法人原子力発電技術機構）

1-3

2.原子炉格納容器本体（ライナ部）
2.1 評価方針
原子炉格納容器本体（ライナ部）の設計時に考慮される機能喪失要因は、脆性破壊、疲労破壊、座屈及び延性破壊が考えられる。今回の評価条件である 200℃、2Pd の条件を考慮した場合、脆性破壊が生じる温度域でないこと、繰り返し荷重が作用しないことから、脆性破壊及び疲労破壊は評価対象外と考えることができる。なお、熱座屈の可能性が考えられるが、座屈後に圧縮ひずみが開放され破損に至らないことから座屈は評価対象外と考えることができる。
従って、原子炉格納容器本体（ライナ部）の機能喪失要因は、高温状態で内圧を受け、過度な塑性変形に伴う延性破壊が想定される。このため、200℃、2Pd におけるラ
イナ延性破壊に関する評価を行い、構造健全性を確認する。

2.2 評価NUPEC 重要構造物安全評価（原子炉格納容器信頼性実証事業）（平成 2 年度～平成
14 年度）において、代表プラントの鉄筋コンクリート製格納容器を対象に有限要素法
によるひずみ評価が実施されており、これに基づき柏崎刈羽原子力発電所６、７号炉
での原子炉格納容器の局所の健全性を確認する。
この有限要素法による評価では、代表プラントの RCCV 全体モデル解析でライナひず
みが大きい領域が見られた「下部ドライウェルアクセストンネル開口近傍（RCCV 脚部含む）」、「上部ドライウェル開口近傍隅角部」を局所評価点として選定する（図 2-1、
図 2-2 参照）
。このライナ部破損評価にあたり、同様のライナ構造を有する PCCV 試験
結果に基づく、多軸応力場での三軸度 TF(Triaxiality Factor ; 多軸応力場における延性低下の影響を示す係数)で修正を行った判断評価基準を適用し、ライナ部の破損評
価を行う。

2-1

図 2-1 下部ドライウェルアクセストンネル開口近傍
出典：平成 14 年度

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（平成 15 年 3 月

財団法人原子力発電技術機構）

図 2-2 上部ドライウェル開口近傍隅角部
出典：平成 14 年度

部分詳細モデル部分詳細モデル

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（平成 15 年 3 月

財団法人原子力発電技術機構）

2-2

2.3 評価結果「下部ドライウェルアクセストンネル周り」及び「トップスラブ隅角部」のライナ
解析結果から、200℃において発生する各部の相当塑性ひずみが高い「トップスラブ隅角部」の評価結果をもとにライナ部の評価を行った。評価結果として、図2-3にトップ
スラブ隅角部における高ひずみ発生部位の相当塑性ひずみと圧力の関係を示す。ライ
ナ部の破損評価にあたり、同様のライナ構造を有するPCCV 試験結果に基づく、多軸応力場での三軸度TF（Triaxiality Factor；多軸応力場における延性低下の影響を示す係数）で修正を行った破断評価基準を適用する。
図2-3の結果から、200℃環境下では、約3.5Pd においてトップスラブ隅角部ライナ
部の相当塑性ひずみが破断ひずみの評価基準値（溶接部近傍での破断ひずみ）に到達することが確認された。上記結果により、重大事故時のライナ部の破損による原子炉
格納容器本体のシール機能喪失は約3.5Pd で発生すると考えられる。
また、200℃、2Pdの条件下におけるコンクリート部とライナ部のひずみを評価した
結果、ひずみは小さく構造健全性が維持されることを確認した（別紙－12参照）。
よって、限界温度・圧力（200℃・2Pd）における原子炉格納容器本体（ライナ部）の閉じ込め機能の健全性を確認した。

図 2-3 トップスラブ隅角部の相当塑性ひずみと圧力の関係

出典：平成 14 年度

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（平成 15 年 3 月

財団法人原子力発電技術機構）

2-3

3.トップヘッドフランジ
3.1 評価方針
トップヘッドフランジは、原子炉格納容器の上蓋フランジであり、締付ボルトで固定される構造である。また、フランジ間のシールにはガスケットを使用している。フ
ランジにはシール溝が二重に配置されており、格納容器内側・外側のそれぞれのシール溝にガスケットを取り付ける二重シール構造になっている。
トップヘッドフランジの設計時に考慮される機能喪失要因は、脆性破壊、疲労破壊、
座屈及び延性破壊が考えられる。今回の評価条件である 200℃、2Pd を考慮した場合、脆性破壊が生じる温度域でないこと、繰り返し荷重が作用しないことから、脆性破壊、疲労破壊は評価対象外と考えることができる。
トップヘッドフランジは原子炉格納容器の貫通口の中で内径が最も大きいことから、原子炉格納容器内圧による過度な塑性変形に伴う延性破壊、また、フランジ部の変形及びシール材の高温劣化によるシール機能の低下が考えられる。
なお、熱座屈の可能性が考えられるが、座屈後に圧縮ひずみが開放され破損に至らないことから座屈は評価対象外と考えることができる。
このため、200℃、2Pd での健全性確認には以下の評価が必要である。
・本体の耐圧・フランジ固定部の強度
・ガスケットの健全性

フランジボルト部

図 3-1 トップヘッドフランジ図

3-1

(1) 本体の耐圧①応力評価
トップヘッドフランジにおける構造健全性評価として、原子炉格納容器温度・
圧力が 200℃、2Pd における強度評価を行う。この評価では、ドライウェル上鏡の部材において内圧による荷重を受け止める部位のうち鏡板、円筒胴について一次
一般膜応力評価、貫通部アンカ及びコンクリート部について一次応力評価等を行い、発生応力が許容応力以下であることを確認する。
ここで、設計建設規格の解説表 PVB-3110-1 において、延性破壊評価は一次応力の評価を実施することとなっている。一方、設計・建設規格における一次応力強さの許容値は、材料の種類及び温度毎に材料試験（引張試験）を実施した結果をもとに、国内 Su 値検討会で設定された設計引張強さ（Su）に割下げ率を考慮して設定されたものである（設計・建設規格 解説 GNR-2200）。今回の評価は、設計基準である最高使用温度及び最高使用圧力を超過するフランジ部の限界温度及び許容圧力の妥当性を確認するものであるため、上記割下げ率を Pm（一次一般膜応力強さ）には 1.5、PL+Pb（一次局部膜応力強さ＋一次曲げ応力強さ）には 1.0 とした評価を行う。すなわち、フランジ部に発生する応力が、Pm が 2/3Su、PL+Pb が Su 以
下であれば、延性破壊には至らず、構造は健全で機能要求（放射性物質の閉じ込め機能）を確保できると考えている。この許容値の考え方は、設計・建設規格 解
説 PVB-3111 に示すように、供用状態 D の Pm、PL+Pb の許容値と同等である、なお、
耐圧機能維持の観点から、安全評価上の仮定（原子炉冷却材喪失事故を想定）に保証を与える目的で応力評価を行う設計・建設規格の供用状態 D の許容応力は、鋼材の究極的な強さを基に、弾性計算により塑性不安定現象の評価を行うことへの理論的安全裕度を考慮して定めたものであり、Pm は 2/3Su、PL+Pb は 1.5×2/3Su（=Su）と規定されている。前者は、膜応力であり断面の応力が Su に到達すると直ちに破損に至るため割下げ率 1.5 を考慮して規定されているが、後者は、断面表面が Su に到達しても断面内部は更なる耐荷能力があり直ちに破損には至らない
ため割下げ率は 1.0 とする。

②既往研究成果による評価
ドライウェル上鏡については重要構造物安全評価（原子炉格納容器信頼性実証事業）（平成 2 年度～平成 14 年度）において、代表プラントの鋼製格納容器をモデル化した１／１０スケールモデル試験体を用いた耐圧試験を行い、限界圧力を評価している。この耐圧試験の結果から、格納容器限界温度、圧力を確認する。

3-2

(2)フランジ固定部の強度①締付ボルトの強度評価
トップヘッドフランジの締付ボルトについて、原子炉格納容器限界温度、圧力（200℃、2Pd）における強度評価を、既工事計画認可申請書の強度計算をベースに評価する。
②フランジの開口評価
原子炉格納容器の重大事故時の過温、過圧時におけるフランジ開口量を評価するた
めに、FEM 解析を用いて ABWR 代表プラントとして 7 号炉のトップヘッドフランジ部における開口量を評価する。
(3)ガスケットの健全性
シール材（ガスケット）はこれまでシリコン製シール材を使用しているが、福島第一原子力発電所事故で当該シール材が事故環境下に曝されて劣化した可能性があることも踏まえ、事故環境下における性能特性に優れたシール材である改良ＥＰＤＭ製シール材に変更する。改良ＥＰＤＭ製シール材による事故時の格納容器閉じ込め機能を確認する
ために、圧縮永久歪み試験結果をもとに格納容器限界開口量を評価し、重大事故時におけるフランジ開口量と比較することで格納容器閉じ込め機能を評価する。
また、格納容器ベント操作実施後の長期シール機能健全性を補強するために、高温蒸気に耐性があるバックアップシール材を追加塗布する。その有効性を、バックアップシール材の試験を元に評価し、格納容器閉じ込め機能の更なる信頼性を確認する。

3-3

3.2 評価結果(1)本体の耐圧①応力評価
トップヘッドフランジの構造健全性について、建設時工認の応力値を用いて原子炉
格納容器限界温度・圧力（200℃、2Pd）における応力評価を実施した結果を示す。評価部位として、ドライウェル上鏡のうち内圧による荷重を受け止める部位（鏡板、円筒胴、貫通部アンカ及びコンクリート部）を選択し、発生応力を評価した。評価に用いた主要仕様を表 3-1 に示す。
表 3-2～3-7 に、トップヘッドフランジの応力評価結果を示す。なお、建設時工認の応力値を係数倍して応力を算出している。これらの結果から、200℃、2Pd 条件下においてトップヘッドフランジの構造健全性を確認した。
表 3-1 トップヘッドフランジの主要仕様
項目

柏崎刈羽６号炉

柏崎刈羽７号炉

最高使用圧力（MPa）

0.31

0.31

最高使用温度（℃）

171

171

材料

SGV480

SGV480

フランジ内径（mm）
上鏡厚さ（mm）

3-4

【6 号炉】トップヘッドフランジの構造健全性評価結果（200℃、2Pd）

図 3-2 柏崎刈羽 6 号炉 トップヘッドフランジ
表 3-2 鋼製耐圧部の応力評価まとめ（単位：MPa）

一次応力
Pm

応力
評価点

PL+Pb

応力評価点

応力比
応力

許容

応力

許容

強さ

値

強さ

値

－

－

422

－

－

422

番号

上鏡球殻部とナックル部のP1
結合部
上鏡円筒胴のフランジプレ
P2
ートとの結合部

表 3-3 貫通部アンカの応力評価まとめ
曲げ応力

応力
評価点

せん断応力

（単位：MPa）

応力比

応力評価点
許容

番号

応力

P4

フランジプレート(下側)P6

ガセットプレート(下側)

－

3-5

許容
応力

曲げ

応力

応力

312

156

－

156

せん断

表 3-4 コンクリート部の応力評価まとめ（単位：N/mm2）

圧縮応力度
応力
評価点

応力評価点

番号

応力比

フランジ
プレート

許容応力度

（内側）近傍P7

コンクリート部

27.5

以上の結果より、柏崎刈羽６号炉のトップヘッドフランジの 2Pd、200℃における構造健全性を確認した。

3-6

【7 号炉】トップヘッドフランジの構造健全性評価結果（200℃、2Pd）

図 3-3 柏崎刈羽 7 号炉 トップヘッドフランジ
表 3-5 鋼製耐圧部の応力評価まとめ（単位：MPa）

一次応力
Pm

応力
評価点

PL+Pb

応力評価点

応力比
応力

許容

応力

許容

強さ

値

強さ

値

番号

P1

鏡板

－

－

422

P2

鏡板のスリーブとの結合部

－

－

422

表 3-6 貫通部アンカの応力評価まとめ
曲げ応力

応力
評価点

せん断応力

（単位：MPa）

応力比

応力評価点
許容

番号

応力

許容
応力

曲げ

応力

応力

P4

フランジプレート(下側)

312

156

P6

ガセットプレート(下側)

－

156

3-7

せん断

表 3-7 コンクリート部の応力評価まとめ（単位：N/mm2）

圧縮応力度
応力
評価点

応力評価点

番号

応力比

フランジ
プレート

許容応力度

（内側）近傍P7

コンクリート部

27.5

以上の結果より、柏崎刈羽７号炉のトップヘッドフランジの 2Pd、200℃における構造健全性を確認した。

3-8

②既往研究成果による評価
トップヘッドフランジについては、NUPEC 評価で実施した鋼製格納容器構造挙動試
験の結果に基づき、試験体との構造・寸法の差異の影響を考慮して構造健全性を確認する。NUPEC 評価において、鋼製格納容器をモデル化した 1/10 スケールモデル試験体を用いた耐圧試験を行い、限界圧力を評価している。図 3-4 に 1/10 スケールモデル
試験体の構造を示す。耐圧試験の結果、限界圧力は約 4.6MPa であり、それ以下では破損が生じないことが確認できている。なお、破損部位は上鏡以外の部位であった。当
該試験体の上鏡の耐力は 4.6MPa 以上であるものと想定されるが、本評価においては、
4.6MPa を基準に評価する。これらを用いて、柏崎刈羽原子力発電所 6 号炉及び 7 号炉のトップヘッドフランジの 2Pd における健全性を確認する。

図 3-4 1/10 スケールモデル試験体
出典：平成 14 年度

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（平成 15 年 3 月

財団法人原子力発電技術機構）

3-9

上鏡形状（さら形鏡板）に対する必要板厚は、設計・建設規格により計算式(3.1)で求められる。この式を変形した式(3.2)から弾性限界圧力P を算出する。
t＝P･R･W／（2･Sy･η－0.2P） ……(式3.1)
P＝2･Sy･η･t／（R･W＋0.2･ｔ） ……(式3.2)鋼材の200℃における設計降伏点Sy＝226MPa、継手効率η＝1 とすると、弾性限界圧力P は
表3-8 となる。
ここで、
R：内半径
r：すみ肉の丸み半径
t：板厚
W：さら形鏡板の形状に応じた係数
W＝（1/4）･{3＋√（R/r）}
表 3-8 トップヘッドフランジの弾性限界圧力
トップヘッドフ

1/10 スケール

Mark-Ⅱ改

ランジ（6/7 号炉）

試験体 上鏡

上鏡（参考）

R

873mm

r

166.7mm

t

6mm

W

1.3

P

0.895MPa

2.387MPa0.955MPa

NUPEC 評価での1/10 スケール試験体の上鏡は、理論式(3.2)で求められる弾性限界圧力（約2.4MPa）を上回る圧力(約4.6MPa)に対して健全性が確認されている。
1/10 スケール試験体はMark-Ⅱ改良型のトップヘッドフランジを想定して試験が行われたものであるが、Mark-Ⅱ改良型のトップヘッドフランジとRCCV のトップヘッドフランジ
は基本的な構造は同じである。表3-8の弾性限界圧力P からも耐圧強度が同程度であることが確認できる。
以上の結果から、トップヘッドフランジは200℃条件において、理論式(3.2)から求めた弾性限界圧力 0.895MPa（約 2.8Pd）までは、少なくとも健全性を有するものと考えられる。よって、トップヘッドフランジは 2Pd においても健全性は確保できると考えている。

3-10

(2) フランジ固定部の強度①締付ボルトの強度評価
フランジの締付ボルトについて、原子炉格納容器限界温度、圧力（200℃、2Pd）における強度評価を、既工事計画認可申請書の強度計算をベースに評価する。トップヘ
ッドフランジ締付ボルト基本仕様を表 3-9、評価結果を表 3-10 に示す。いずれも許容応力以下であることから、締付ボルトは 200℃、2Pd において健全である。
表 3-9 トップヘッドフランジの締付ボルト基本仕様
項目

６号炉

７号炉

ボルトの材質SNCM439

SNCM439ボルトの呼びボルトの本数

表 3-10 締付ボルトの評価結果（単位:MPa）
評価部位

６号炉

トップヘッドフランジ

７号炉

許容値
576

②フランジの開口評価
原子炉格納容器の重大事故時の過温、過圧時におけるフランジ開口量を評価するために、FEM 解析を用いて ABWR 代表プラントとして 7 号炉のトップヘッドフランジ部における開口量を評価した。解析モデルを図 3-5 に、開口量の解析評価結果を図 3-6 に示す。なお、本 FEM 解析の妥当性については別紙-3 「トップヘッドフランジ等の開口量評価の妥当性について」で示す。2Pd における開口量は、内側ガスケット部で約 1.3mm、
外側ガスケット部で約 0.9mm となる。

図 3-5 トップヘッドフランジ開口量評価の解析モデル

3-11

図3-6 トップヘッドフランジの各ガスケット部の圧力と開口変位の関係

3-12

(3) ガスケットの健全性
福島第一原子力発電所事故で原子炉格納容器内雰囲気が漏えいした経路として、原子炉格納容器トップヘッドフランジ、機器搬入用ハッチ等のフランジシール部が推定漏えい経路の１つであると考えている。原子炉格納容器のフランジシール部は、内圧が低い
段階ではボルトの初期締付けにより開口は抑制されているが、内圧の上昇に伴って開口量が増加することにより、外部への漏えい経路を形成する。ただし、フランジ部が開口しても、フランジ部の密閉性を担保しているシール材が健全であれば、シール材が開口に追従するため外部への漏えいを防止することができる。しかしながら、福島第一原子力発電所事故のような事故環境に晒されると、原子炉格納容器トップヘッドフランジ等のフランジシール部に使用されているシール材が劣化し、フランジの開口に追従できな
くなり格納容器閉じ込め機能を損なう可能性がでてくる。
そこで、柏崎刈羽原子力発電所 6、7 号炉原子炉格納容器フランジシール部に使用されているシール材（シリコンゴム）について、事故時環境下の耐性が優れた改良ＥＰＤＭ
製シール材に変更して格納容器閉じ込め機能の強化を図る。従って、改良ＥＰＤＭ製シール材について、事故時の温度や放射線による劣化特性を試験により確認し、想定される事故シナリオにおけるシール機能を評価する。なお、フランジ部のシール材は、プラ
ントの定期検査時に開放される場合には取り替えを実施しており、通常運転中における劣化は極めて軽微であることから、事故条件下での評価を実施する。
①シール材（改良ＥＰＤＭ）の圧縮永久ひずみ試験結果について
改良ＥＰＤＭ製シール材の事故時環境における劣化特性を、高温蒸気曝露の期間を確認するために、JIS K6262「加硫ゴム及び熱加塑性ゴムの常温・高温及び低温における圧
縮永久ひずみの求め方」に準じて圧縮永久歪み試験を実施した。その結果を表 3-11 に示す。なお、圧縮永久ひずみ測定とは、所定の圧縮率をかけ変形させた後、開放時の戻り量を評価するものである。完全に元の形状に戻った場合を 0%とし、全く復元せずに完全に圧縮された状態のままである状態を 100%としている。
例えば、
圧縮永久ひずみが表 3-11で示す「」の場合は、シール材の初期締付量が戻ることを意味する。この場合、である 7 号炉を例に取ると、のフランジ部開口まではシール機能が確保可能と想定できる。
表 3-11 改良ＥＰＤＭ製シール材の圧縮永久ひずみ試験結果
圧縮永久ひずみ試験
No

放射線照射

ガス性状

温度
24h

1

800kGy

乾熱

200℃

2

800kGy

乾熱

250℃

3

800kGy

蒸気

200℃

4

800kGy

蒸気

250℃

3-13

72h

168h

②改良ＥＰＤＭ製シール材の性能確認試験②-1 実機を模擬した小型フランジ試験
改良ＥＰＤＭ製シール材の性能を確認するために、圧縮永久歪み試験に加え、実機フランジＯリング溝を模擬した小型試験装置を用いて、事故環境に曝露した後のシール機能を確認した。試験装置を図 3-7 に示しており、実機Ｏリング溝の断面寸法を 1/2 スケー
ルとして試験治具を製作し、予めγ線照射したシール材を用いて試験体を作り、高温環境に曝露した後に気密確認試験を実施した。
試験条件としては、事故条件を模擬するために、放射線照射量はフランジガスケット部の事故後 7 日間の累積放射線量の目安である 800kGy を用いて実施している。また、高
温曝露は高温空気及び高温蒸気で曝露し、温度については、格納容器限界温度である
200℃と、さらに余裕を見た 250℃を設定し、それぞれ 7 日間(168h)一定温度で高温曝露している。また、試験治具のＯリング溝は内側に 1mm の段差があり、その段差の間からシール材が高温空気または蒸気に曝露されるため、事故時の格納容器過圧に伴うフランジ開口を考慮した状態で、高温曝露ができる試験体となっている。高温曝露後は、事故時に発生する水素を模擬するために、He により気密確認試験を実施している。気密確認試験では、格納容器限界圧力 2Pd(0.62MPa)以上の気密性を確認するため最大で 0.9MPa まで加圧して気密性を確認している。また、格納容器過圧に伴うフランジ開口時のシール
材の気密性を確認するために、高温曝露後の試験体フランジを 0.8mm 開口させ、その状態でも He 気密確認試験を実施し、0.9MPa 加圧時に漏えいのないことを確認している。な
お、開口量の 0.8mm は、2Pd における開口量が最も大きな機器搬入用ハッチのフランジ開
口量（約 1.4mm）に余裕をもたせた開口量（1.6mm）を 1/2 スケールにしたものである。
試験の詳細は別紙-4「改良ＥＰＤＭシール材の試験について」で示しており、本試験により 200℃が 168 時間継続した場合の改良ＥＰＤＭ製シール材のシール機能の健全性を
確認した。

試験体

蒸気試験用
オートクレーブ

図 3-7 改良ＥＰＤＭ製シール材の性能確認試験装置

3-14

②-2 実機フランジモデル試験
改良ＥＰＤＭ製シール材は前述の小型フランジ試験に加え、より大口径（Ｏリング
径：約 250mm）の実機フランジモデル試験（実機フランジモデル試験）も実施している
ところであり、実機条件に近い状態でのシール健全性の確認を進めているところである。試験装置は図 3-8、図 3-9 に示しており、試験フランジの溝断面形状は実機と同じとし、溝径を縮小した試験フランジとする。試験試料の断面形状は実機と同じとし、径を縮小した試験試料とする。予めγ線照射したシール材を用いて試験体を作り、高温環境に曝露した後に気密確認試験を実施する。
試験条件としては、事故条件を模擬するために、放射線照射量はフランジガスケッ
ト部の事故後 7 日間の累積放射線量の目安である 800kGy を用いて実施している。
また、
ＥＰＤＭの劣化は一般的に酸素により引き起こされるとの知見に基づき、高温曝露は蒸気ではなく高温空気（乾熱）で曝露し、温度については、格納容器限界温度である
200℃と、さらに余裕を見た 250℃、300℃とし、それぞれ定める期間を一定温度で高温曝露する。また、内圧作用時の実機フランジの開口を模擬するため、フランジ面に調整シムを挟んで押し込み量を調整できる装置にしている。
本試験装置によりシール材を高温曝露した後、気密確認試験を実施した。気密確認試験では、格納容器限界圧力 2Pd(0.62MPa)を包絡する圧力で気密性を確認しており、その試験結果を別紙－11 に示す。本試験結果により 200℃が 168 時間継続した場合の改良ＥＰＤＭ製シール材のシール機能の健全性を確認した。

3-15

図 3-8 実機フランジモデル試験の装置概要

図 3-9 実機フランジモデル試験装置の外観

3-16

③フランジ開口量を考慮した漏えい評価
前述①および②を踏まえ、事故時環境下に曝されることによるシール材劣化（シール材追従量の低下）と、原子炉格納容器の限界温度・圧力によるフランジ開口量を考慮し、限界温度・圧力である 200℃、2Pd 条件下におけるシール材の機能確保に関する評価線図を図-3.10 に示す。
1.5
耐漏えい性確認境界
有効性評価の限界温度圧力（200℃、2Pd）
参考 シリコンゴム漏えい限界（200℃、24時間蒸気環境）

圧力（MPa）

1.0

0.5

0.0

0

50

100

150

200

250

300

350

温度（℃）

図 3-10 シール材の機能確保に関する評価線図（トップヘッドフランジ）
図中の黒線は、シール部の健全性を確認している範囲を示す線である。この黒線において、温度依存の傾きのある部分は、格納容器のトップヘッドフランジ部の構造解
析結果（図-3.6）とシール材の圧縮永久ひずみ試験結果（表-3.11）から、フランジ部の開口量にシール材が追従できなくなる境界を示すものである（解析で示したフランジ部の開口量が、改良ＥＰＤＭの圧縮永久ひずみ（乾熱、7 日間）に基づき定めたシー
ル材の戻り量と等しくなったときに漏えいすると評価）。
一方、黒線において、温度が 250℃一定の垂直の部分は、改良ＥＰＤＭを用いたフランジ部の小型モデル試験結果から、過圧・過温状態におけるシール材の健全性が確認できている範囲を示すものである（格納容器シール部の形状を模擬した試験装置を用いて、漏えいが発生する圧力、温度の評価）。なお、250℃で実施した小型モデル試験
では、漏えいは生じていないため、実際の限界温度はさらに高い温度となる。
上記の結果から、シール部については、シール材が高温環境下において劣化する特性を有していることを考慮しても、限界温度・圧力環境下において、シール材に耐環

3-17境性に優れたＥＰＤＭ性シール材を用いることにより、少なくとも７日間の健全性を確保できることを確認した。シール材が高温環境下で劣化することにより、放射性物
質の閉じ込め機能を喪失する可能性については、福島事故の分析からも確認されており、福島事故の経験と分析を踏まえ、高温環境下における耐性を強化したシール材を用いることにより、機能を向上させる。
④バックアップシール材のシール機能について
当社は福島第一原子力発電所の事故知見を踏まえ、格納容器閉じ込め機能の更なる信頼性向上を目途としてバックアップシール材を開発した。バックアップシール材は
図 3-11 で示すように、現行シール材のシール溝よりも外側のフランジ面全周に塗布できるシール材である。バックアップシール材は、耐高温性、耐蒸気性、耐放射線性が確認され、重大事故環境下においてもシール機能を発揮できるものを用いる。バック
アップシール材の性能は、図 3-12 で示す試験装置で、事故環境下に曝された後のシール機能について評価されている。
④-1 バックアップシール材の性能確認試験
試験条件としては、事故条件を模擬するために、放射線照射量はフランジ部の事故
後 7 日間の累積放射線量の目安である 800kGy を用いて実施している。また、高温曝露
は高温蒸気で曝露し、温度については、格納容器限界温度 200℃に余裕を見た 250℃を設定し、7 日間(168h)一定温度で高温曝露している。高温曝露後は、事故時に発生する水素を模擬するために、He により気密確認試験を実施している。気密確認試験では、格納容器限界圧力 2Pd(0.62MPa)以上の気密性を確認するため最大で 0.9MPa まで加圧して気密性を確認している。
また、重大事故時には事故後ベント実施までは圧力が 2Pd 近傍と高くなりフランジ部が開口することから、フランジ開口を経験した後にバックアップシール材に気密性があるか否かを確認するため、30cm 中型試験体を用いて隙間ゲージで一度変位を経験させた後に He 気密試験を実施した（開口模擬後気密確認試験）。変位は、格納容器限
界圧力 2Pd 時のバックアップシール材塗布位置を考慮し、機器搬入用ハッチの外側ガ
スケットのフランジ開口量をもとに 1mm に設定した。試験の流れとしては、バックア
ップシール材を塗布したフランジを乾燥させた後に、隙間ゲージで変位を加え、その後隙間ゲージを引き抜いて試験フランジの変位を当初位置に戻す。その状態で He 気密確認試験を実施し、0.9MPa 加圧時に漏えいのないことを確認している。なお、開口模
擬後気密確認試験は試験装置上の理由から、バックアップシール材に高温曝露は経験させていない。しかしながら、FT-IR 分析により 250℃蒸気曝露で構造の変化量は小さく、顕著な劣化が認められなかったことから、高温曝露有無は事故時開口を模擬した
バックアップシール材の性能を確認する試験では、試験結果に大きな影響を与えない

3-18

と考えている。
試験の詳細は別紙-5「バックアップシール材の試験について」で示しており、バッ
クアップシール材は 250℃蒸気曝露が 168h 継続したとしても気密性が確保できることを確認している。また、250℃蒸気曝露が 168h 継続した後のバックアップシール材の
化学構造の変化を確認するために FT-IR 分析を実施し、曝露前後でもバックアップシ
ール材の化学構造がほとんど変化していないことを確認している。よって、250℃蒸気
曝露環境下では有意な劣化はほとんど無いことから、格納容器限界温度である 200℃状
態が長期継続したときであっても、バックアップシール材により格納容器閉じ込め機能の健全性は確保できる。
以上のことから、バックアップシール材について格納容器限界温度 200℃における長期シール性が確認できた。また、ベント実施までの間に格納容器過圧によるフランジ
開口を経験したとしても、ベント後のフランジ開口量が小さい領域では高温性に優れたシール機能を発揮することが確認できた。よって、バックアップシール材は、格納容器ベント操作後の長期シール機能強化に有効である。

ﾊﾞｯｸｱｯﾌﾟｼｰﾙ材

上蓋側

PCV外側

溝側
内側

外側

図 3-11 バックアップシール材イメージ図

図 3-12 バックアップシール材の気密試験

3-19

表 3-11 バックアップシール材の気密性試験結果
試験条件

温度

蒸気曝露

放射線照射

気密試験

350℃

-

-

○

350℃

-

827kGy

○

250℃

168h

819kGy○

蒸気曝露なし蒸気曝露あり○は気密試験時に「漏えいなし」を示す④-2 バックアップシール材の塗布条件
バックアップシール材のシール機能が確保されるための塗布幅、塗布厚さ、塗布作業に関する条件は、各種試験の結果から表 3-13 の通り定めている。塗布幅は幅が広い
程シール機能が向上するが、試験でシール機能が確認できた最小の塗布幅を元に設定している。塗布厚さについては、シール機能が確認できた塗布厚さを元に設定している。また、バックアップシール材は塗布後、除々に乾燥して固まるため、塗布後にフランジ閉鎖するまでの時間を制約として設けることにしている。この時間についても、試験によりバックアップシール材の乾燥時間を考慮して、シール機能が確認できた時間を元に設定している。
表 3-12 バックアップシール材の塗布条件
項目

塗布条件

バックアップシール材の塗布幅
バックアップシール材の塗布厚さ塗布後、フランジ閉鎖までの時間④-3 バックアップシール材の品質確認
バックアップシール材は表 3-12 の条件で塗布することで、シール機能が確保可能である。従って、バックアップシール材塗布作業時に「塗布幅」、「塗布厚さ」、「塗布後、フランジ閉鎖までの時間」を確認することで品質を確認する。
「塗布幅」、「塗布厚さ」
については、それら幅、厚さを担保可能な専用治具を用いてバックアップシール材を塗布作業する等で、品質確認を行う。
「塗布後、フランジ閉鎖までの時間」については、塗布作業時間を管理することで品質確認を行う。

3-20

⑤「改良ＥＰＤＭ製シール材＋バックアップシール材」のシール機能について
前述④で示す通り、バックアップシール材は重大事故環境においても優れた耐性をもつことが示されたため、「改良ＥＰＤＭ製シール材＋バックアップシール材」を組み合わせることで、事故環境下における原子炉格納容器閉じ込め機能の更なる信頼性向上を図る計画を進めている。
改良ＥＰＤＭ製シール材は、事故時の耐環境性に優れていることを確認しているが、一般的に劣化モードとして酸化劣化があげられるため、長期シール性の信頼性を向上させるためには、劣化要因である酸素の高温状態曝露を回避することが必要になる。
バックアップシール材は、フランジ外側ガスケット部よりも外周のフランジ面に塗布することから、改良ＥＰＤＭシール材への格納容器外側からの酸素供給を遮断する役割も果たすことができるため、酸化劣化によるシール機能低下を抑えることが可能である。
よって、事故発生後の改良ＥＰＤＭ製シール材の長期健全性を補強することができるため、当社の更なる格納容器閉じ込め機能強化対策として「改良ＥＰＤＭ製シール
材＋バックアップシール材」を採用する。その効果については事項で示す。
なお、フランジ部にバックアップシール材を塗布することに関するフランジ設計に対する影響評価については、別紙－16 において評価している通りであり、フランジへの悪影響はないものと考えている。

3-21

⑥事故後長期間のシール機能について
重大事故時の格納容器閉じ込め機能の信頼性を強化するために、「改良 EPDM＋バッ
クアップシール材」を組合せ、事故後 168 時間以降の長期におけるシール機能について試験により確認した（試験装置を図 3-13 に示す）。前述の通り、バックアップシー
ル材の 200℃状態における長期健全性を確認しており、有意な劣化が見られないことか
ら、長期にわたって状態は変化せず、シール機能が確保されるものと考える。また、
改良ＥＰＤＭ製シール材とその外側にバックアップシール材を適用した条件で長期間
高温曝露を実施した後に He 気密確認試験を実施しているが、少なくとも 45 日間の高温曝露（200℃）を経験しても、気密性に問題ないことが確認できている。試験の詳細
は、別紙-5「バックアップシール材の試験について」の「(4)長時間試験」で示す。
なお、原子炉格納容器閉じ込め機能として最も厳しいシナリオである「大LOCA+SBO+ECCS機能喪失」について、事故後168時間以降も有効性評価で使用した設備以外は復旧せず、フィードアンドブリードを続けたとした場合、事故発生から30日後のドライウェル温度は130℃以下であることが評価で示されている。従って、これよりも過酷な200℃状態が30日間継続しても格納容器閉じ込め機能は健全であることが試験により確認できているため、事故後長期のシール性向上のためには「改良EPDM＋バックアップシール材」は有効であると考えている。

図3-13 「改良EPDM＋バックアップシール材」組合せ試験装置
表3-13 「改良EPDM＋バックアップシール材」組合せ試験結果
試験体

曝露状態

曝露
期間

改良EPDM
放射線曝露

加圧
媒体

試験
圧力

試験結果

改良EPDM＋

乾熱200℃

30日

800kGyHe

0.9MPa

漏えいなし

バックアップシール材

乾熱200℃

45日

800kGyHe

0.9MPa

漏えいなし

3-22

3.3 評価まとめ
トップヘッドフランジの健全性評価結果を表3-14に示す。
表3-14 トップヘッドフランジの健全性評価結果
No

大項目

評価方法

評価

(1)

本体の耐圧

①応力評価

200℃、2Pdにおける各部の応力評価を実
施②既往研究を用いた評価

2Pdにおける健全性を、NUPEC実施の1/10
スケール試験を用いて評価(2)

フランジ固定部①締付ボルト評価

200℃、2Pdにおける締付ボルトの応力評

の強度

価を実施
②フランジの開口評価

結果
○

○

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

ガスケットの健シール材劣化、PCV開口量「改良ＥＰＤＭ製シール材」で200℃、

全性評価、バックアップシール

2Pdにおけるシール機能を評価

材試験結果を用いた評価

更なる安全対策向上として「改良ＥＰＤ
Ｍシール材＋バックアップシール材」を適用することにより、改良ＥＰＤＭ製シール材の長期信頼性を補強する。

3-23

○

4.ハッチ類（機器搬入用ハッチ等）
4.1 評価方針
ハッチ類は、フランジ付きの胴板が原子炉格納容器のコンクリート躯体に固定され、この胴板のフランジに蓋フランジをボルト固定しており、フランジ間のシールにはガスケットを使用している。フランジにはシール溝が二重に配置されており、格納容器内側・外側のそれぞれのシール溝にガスケットを取り付ける二重シール構造になっている。
ハッチ類の設計時に考慮される機能喪失要因は、脆性破壊、疲労破壊、座屈及び延性
破壊が考えられる。今回の評価条件である 200℃、2Pd を考慮した場合、脆性破壊が生じる温度域でないこと、繰り返し荷重が作用しないことから、脆性破壊、疲労破壊は評価対象外と考えることができる。なお、熱座屈の可能性が考えられるが、座屈後の圧縮ひずみが開放され破損に至らないことから座屈は評価対象外と考えることができる。
ハッチ類は原子炉格納容器の貫通口の中でも口径が大きいことから、原子炉格納容器
膨張によるシェル部の歪みによる強制変位が大きく作用する。この変位及び原子炉格納容器内圧による過度な塑性変形に伴う延性破壊、また、フランジ部の変形及びシール材の高温劣化によるシール機能の低下が考えられる。
このため、200℃、2Pd での健全性確認には以下の評価が必要である。
・本体の耐圧・フランジ固定部の強度
・ガスケットの健全性

図 4-1 機器搬入用ハッチ図4-1

(1)本体の耐圧①一次応力評価
ハッチ類における構造健全性評価として、上部ドライウェル機器搬入用ハッチ、
下部ドライウェル機器搬入用ハッチ、サプレッション・チェンバ出入口のうち内圧による荷重を受け止める部位のうち鏡板、円筒胴について一次一般膜応力評価、貫通部アンカ及びコンクリート部については一次応力評価等を行い、発生応力が許容応力以下であることを確認する。
ここで、設計建設規格の解説表 PVB-3110-1 において、延性破壊評価は一次応力の評価を実施することとなっている。一方、設計・建設規格における一次応力強さの許容値は、材料の種類及び温度毎に材料試験（引張試験）を実施した結果をもとに
国内 Su 値検討会で設定された設計引張強さ（Su）に割下げ率を考慮して設定されたものである（設計・建設規格 解説 GNR-2200）。
今回の評価は、設計基準である最高使用温度及び最高使用圧力を超過するハッチ類の限界温度及び許容圧力の妥当性を確認するものであるため、上記割下げ率を Pm（一次一般膜応力強さ）には 1.5、PL+Pb（一次局部膜応力強さ＋一次曲げ応力強さ）には 1.0 とした評価を行う。すなわち、ハッチ類に発生する応力が、Pm が 2/3Su、PL+Pb
が Su 以下であれば、延性破壊には至らず、構造は健全で機能要求（放射性物質の閉じ込め機能）を確保できると考えている。
この許容値の考え方は、設計・建設規格 解説 PVB-3111 に示すように、供用状態
D の Pm、PL+Pb の許容値と同等である、なお、耐圧機能維持の観点から、安全評価上の仮定（原子炉冷却材喪失事故を想定）に保証を与える目的で応力評価を行う設計・
建設規格の供用状態 D の許容応力は、鋼材の究極的な強さを基に、弾性計算により
塑性不安定現象の評価を行うことへの理論的安全裕度を考慮して定めたものであり、Pm は 2/3Su、PL+Pb は 1.5×2/3Su（=Su）と規定されている。前者は、膜応力であり断面の応力が Su に到達すると直ちに破損に至るため割下げ率 1.5 を考慮して規定されているが、後者は、断面表面が Su に到達しても断面内部は更なる耐荷能力があり直ちに破損には至らないため割下げ率は 1.0 としている。
②既往研究成果による評価
ハッチ類については重要構造物安全評価（原子炉格納容器信頼性実証事業）（平成2 年度～平成 14 年度）において、代表プラントの鋼製格納容器（Mark-Ⅱ改良型）の機器搬入用ハッチをモデル化した試験体を用いた耐圧試験を行っており、この結果を踏まえて限界圧力を評価する。

4-2

(2)フランジ固定部の強度①締付ボルトの強度評価
フランジの締付ボルトについて、原子炉格納容器限界温度、圧力（200℃、2Pd）における強度評価を、既工事計画認可申請書の強度計算をベースに評価する。上部ドラ
イウェル機器搬入用ハッチ、下部ドライウェル機器搬入用ハッチ、サプレッション・
チェンバ出入口の締付ボルトを評価対象とする。
②フランジの開口評価
原子炉格納容器の重大事故時の過温、過圧時におけるフランジ開口量を評価するた
めに、FEM 解析を用いて ABWR 代表プラントとして 7 号炉の機器搬入用ハッチにおける開口量を評価する。

(3)ガスケットの健全性
シール材（ガスケット）はこれまでシリコンゴムを使用しているが、福島第一原子力発電所事故で当該シール材が事故環境下に曝されて劣化した可能性があることも踏まえ、事故環境下における性能特性に優れたシール材である改良ＥＰＤＭ製シール材に変更する。改良ＥＰＤＭ製シール材による事故時の格納容器閉じ込め機能を確認するために、
圧縮永久歪み試験結果をもとに格納容器限界開口量を評価し、重大事故時におけるフランジ開口量と比較することで格納容器閉じ込め機能を評価する。
また、格納容器ベント操作実施後の長期シール機能健全性を補強するために、高温蒸気に耐性があるバックアップシール材を追加塗布する。その有効性を、バックアップシール材の試験を元に評価し、格納容器閉じ込め機能の更なる信頼性を確認する。
4.2 評価結果(1)本体の耐圧①一次応力評価
ハッチ類の構造健全性について、建設時工認の応力値を用いて原子炉格納容器限界
温度・圧力（200℃、2Pd）における応力評価を実施した結果を示す。評価部位として、上部ドライウェル機器搬入用ハッチ、下部ドライウェル機器搬入用ハッチ及びサプレッション・チェンバ出入口を選定し、各ハッチのうち内圧による荷重を受け止める部
位（鏡板、円筒胴、貫通部アンカ及びコンクリート部）を選択し、発生応力を評価した。評価に用いた主要仕様を表 4-1～4-3 に示す。
表 4-4～4-23 に、ハッチ類の応力評価結果を示す。なお、建設時工認の応力値を係数倍して応力を算出している。これらの結果から、200℃、2Pd 条件下においてハッチ類の構造健全性を確認した。

4-3

表 4-1 上部ドライウェル機器搬入用ハッチの主要仕様
項目

柏崎刈羽６号炉

柏崎刈羽７号炉

最高使用圧力（MPa）

0.31

0.31

最高使用温度（℃）

171

171

材料

SGV480

SGV480フランジ直径（mm）
フランジ厚さ（mm）
鏡板厚さ（mm）

表 4-2 下部ドライウェルアクセストンネルスリーブ及び鏡板（機器搬入用ハッチ付）の主要仕様
項目

柏崎刈羽６号炉

柏崎刈羽７号炉

最高使用圧力（MPa）

0.31

0.31

最高使用温度（℃）

171

171

材料

SGV480

SGV480フランジ直径（mm）
フランジ厚さ（mm）
鏡板厚さ（mm）

表 4-3 サプレッション・チェンバ出入口の主要仕様
項目

柏崎刈羽６号炉

柏崎刈羽７号炉

最高使用圧力（MPa）

0.31

0.31

最高使用温度（℃）

104

104

材料

SGV480

SGV480フランジ直径（mm）
フランジ厚さ（mm）
鏡板厚さ（mm）

4-4

【6 号炉】上部ドライウェル機器搬入用ハッチの構造健全性評価結果（200℃、2Pd）

図 4-2 柏崎刈羽 6 号炉 上部ドライウェル機器搬入用ハッチ

表 4-4 鋼製耐圧部の応力評価のまとめ（単位：MPa）

一次応力
Pm

応力
評価点

PL+Pb

応力評価点

応力比
応力

許容

応力

許容

強さ

値

強さ

値

番号

P1

鏡板中央部

P8
上部ドライウェル
P9

281

422

281

422

281

422

281

422

機器搬入用ハッチ円筒胴P10P11

上部ドライウェル

－

－

422

P12

機器搬入用ハッチ円筒胴のフ

－

－

422

P13

ランジプレートとの結合部

－

－

422

4-5

表 4-5 貫通部アンカの応力評価まとめ
曲げ応力

応力
評価点

（単位：MPa）

せん断応力

応力比

応力評価点
許容

番号

応力

P15

フランジプレート（内側）P17

ガセットプレート（内側）

許容
応力

－

曲げ

応力

応力

312

156

－

156

表 4-6 コンクリート部の応力評価まとめ（単位：N/mm2）

圧縮応力度
応力
評価点

応力評価点

番号

応力比

フランジ
プレート

許容応力度

（内側）近傍P18

コンクリート部

27.5

4-6

せん断

【6 号炉】下部ドライウェル機器搬入用ハッチの構造健全性評価結果（200℃、2Pd）

図 4-3 下部ドライウェル機器搬入用ハッチ

表 4-7 鋼製耐圧部の応力評価まとめ（単位：MPa）

一次応力
Pm

応力

PL+Pb
応力

評価点

応力評価点
応力

許容

応力

許容

強さ

値

強さ

値

番号

P1

鏡板中央部

P8
下部ドライウェル
P9

281

422

281

422

281

422

281

422

機器搬入用ハッチ円筒胴P10P11

下部ドライウェル

－

－

422

P12

機器搬入用ハッチ円筒胴と

－

－

422

P13

鏡板との取付部

－

－

422

4-7

比

【6 号炉】下部ドライウェルアクセストンネルスリーブ及び鏡板（機器搬入用ハッチ付）の構造健全性評価結果（200℃、2Pd）

図 4-4 下部ドライウェルアクセストンネルスリーブ及び鏡板（機器搬入用ハッチ付）

表 4-8 鋼製耐圧部の応力評価まとめ（単位：MPa）
一次応力

Pm

応力

PL+Pb
応力

評価点

応力評価点
応力

許容

応力

許容

強さ

値

強さ

値

－

－

422

－

－

422

－

－

422

P4

－

－

422

P5

－

－

422

－

－

422

－

－

422

番号

P1

鏡板

P2
P3

鏡板のスリーブとの結合部

スリーブのフランジプレートと
P6
の結合部
P7

4-8

比

表 4-9 貫通部アンカの応力評価まとめ（単位：MPa）

一次応力

応力比

応力
曲げ応力

応力

せん断応力

一次

評価点
評価点
番号

許容
応力

許容
応力

せん
曲げ

応力

応力

440

220

－

156

断

フランジ
P9

プレート
（内側）
ガセット

P11

プレート

－

（内側）

表 4-10 コンクリート部の応力評価まとめ（単位：N/mm2）

圧縮応力度
応力
評価点

応力評価点

番号

応力比

フランジ
プレート

許容応力度

（内側）近傍P12

コンクリート部

27.5

4-9

【6 号炉】サプレッション・チェンバ出入口の構造健全性評価結果（200℃、2Pd）

図 4-5 サプレッション・チェンバ出入口

表 4-11 鋼製耐圧部の応力評価まとめ（単位：MPa）

一次応力
Pm

応力

PL+Pb
応力

評価点

応力評価点
応力

許容

応力

許容

強さ

値

強さ

値

番号

P1

鏡板中央部

P8
サプレッション・チェンバ
P9

281

422

281

422

281

422

281

422

出入口円筒胴P10
P11

サプレッション・チェンバ

－

－

422

P12

出入口円筒胴のフランジ

－

－

422

P13

プレートとの結合部

－

－

422

4-10

比

表 4-12 貫通部アンカの応力評価まとめ
曲げ応力

応力
評価点

（単位：MPa）

せん断応力

応力比

応力評価点
許容

番号

応力

P15

フランジプレート（内側）P17

ガセットプレート（内側）

許容
応力

－

曲げ

応力

応力

312

156

－

156

表 4-13 コンクリート部の応力評価まとめ（単位：N/mm2）

圧縮応力度
応力
評価点

応力評価点

番号

応力比

フランジ
プレート

許容応力度

（内側）近傍P18

コンクリート部

27.5

4-11

せん断

【７号炉】上部ドライウェル機器搬入用ハッチの構造健全性評価結果（200℃、2Pd）

図 4-6 柏崎刈羽７号炉 上部ドライウェル機器搬入用ハッチ

表 4-14 鋼製耐圧部の応力評価のまとめ（単位：MPa）

一次応力
Pm

応力
評価点

PL+Pb

応力評価点

応力比
応力

許容

応力

許容

強さ

値

強さ

値

番号

P1

鏡板中央部

281

422

P8

機器搬入用ハッチ円筒胴

281

422

－

422

機器搬入用ハッチ円筒胴のフP9－ランジプレートとの結合部

4-12

表 4-15 貫通部アンカの応力評価まとめ
曲げ応力

応力
評価点

（単位：MPa）

せん断応力

応力比

応力評価点
許容

番号

応力

P11

フランジプレート（内側）P13

ガセットプレート（内側）

許容
応力

－

曲げ

応力

応力

312

156

－

156

表 4-16 コンクリート部の応力評価まとめ（単位：N/mm2）

圧縮応力度
応力
評価点

応力評価点

番号

応力比

フランジ
プレート

許容応力度

（内側）近傍P14

コンクリート部

27.5

4-13

せん断

【７号炉】下部ドライウェル機器搬入用ハッチの構造健全性評価結果（200℃、2Pd）

図 4-7 下部ドライウェル機器搬入用ハッチ

表 4-17 鋼製耐圧部の応力評価まとめ（単位：MPa）

一次応力
Pm

応力

PL+Pb
応力

評価点

応力評価点
応力

許容

応力

許容

強さ

値

強さ

値

番号

P1

鏡板中央部

281

422

P6

機器搬入用ハッチ円筒胴

281

422

－

422

機器搬入用ハッチ円筒胴とP7－鏡板との取付部

4-14

比【7 号炉】下部ドライウェルアクセストンネルスリーブ及び鏡板（機器搬入用ハッチ付）の構造健全性評価結果（200℃、2Pd）

図 4-8 下部ドライウェルアクセストンネルスリーブ及び鏡板（機器搬入用ハッチ付）

表 4-18 鋼製耐圧部の応力評価まとめ（単位：MPa）
一次応力

Pm

応力

PL+Pb
応力

評価点

応力評価点
応力

許容

応力

許容

強さ

値

強さ

値

番号

P1

鏡板

－

－

422

P2

鏡板のスリーブとの結合部

－

－

422

P3

スリーブのフランジとの結合部

－

－

422

4-15

比

表 4-19 貫通部アンカの応力評価まとめ
一次応力（単位：MPa）
応力比

応力
曲げ応力

応力

せん断応力

評価点
評価点
番号

許容
応力

許容
応力

せん
曲げ

応力

応力

439

219

－

156

断

フランジ
P5

プレート
（内側）
ガセット

P7

プレート

－

（内側）

表 4-20 コンクリート部の応力評価まとめ（単位：N/mm2）

圧縮応力度
応力
評価点

応力評価点

番号

応力比

フランジ
プレート

許容応力度

（内側）近傍P8

コンクリート部

27.5

4-16

【７号炉】サプレッション・チェンバ出入口の構造健全性評価結果（200℃、2Pd）

図 4-9 サプレッション・チェンバ出入口

表 4-21 鋼製耐圧部の応力評価まとめ（単位：MPa）

一次応力
Pm

応力
評価点

PL+Pb

応力評価点

応力比
応力

許容

応力

許容

強さ

値

強さ

値

番号

P1

鏡板中央部

281

422

281

422

－

422

サプレッション・チェンバP6
出入口円筒胴サプレッション・チェンバP7

出入口円筒胴のフランジ－プレートとの結合部

4-17

表 4-22 貫通部アンカの応力評価まとめ
曲げ応力

応力
評価点

（単位：MPa）

せん断応力

応力比

応力評価点
許容

番号

応力

P9

フランジプレート（内側）P11

ガセットプレート（内側）

許容
応力

－

曲げ

応力

応力

312

156

－

156

表 4-23 コンクリート部の応力評価まとめ（単位：N/mm2）

圧縮応力度
応力
評価点

応力評価点

番号

応力比

フランジ
プレート

許容応力度

（内側）近傍P12

コンクリート部

27.5

4-18

せん断

②既往研究成果による評価
ハッチ類については重要構造物安全評価（原子炉格納容器信頼性実証事業）（平成 2
年度～平成 14 年度）において、代表プラントの鋼製格納容器（Mark-Ⅱ改良型）の機
器搬入用ハッチをモデル化した試験体を用いた耐圧試験を行い、限界圧力を評価している。この耐圧試験の結果、限界圧力は 19.5kg/cm2（約 6.0Pd）であることが示されており、それ以下では破損が生じないことを確認している。このハッチモデル試験体はMark-Ⅱ改良型のハッチを想定して試験が行われたものであるが、Mark-Ⅱ改良型のハッチと RCCV のハッチの基本的な構造は同じであるため、これらを用いて、柏崎刈羽原
子力発電所 6、7 号炉のハッチ類の 2Pd における健全性を確認する。

図 4-10 ハッチモデル試験

4-19

機器搬入用ハッチ形状（球形胴）に対する必要板厚は、設計・建設規格により計算式(4.1)から求められる。この式を変形し、板厚t と降伏応力Sy から弾性限界圧
力Pを算出する。
t＝P･Di／（4･Sy･η－0.4P） ……(式4.1)
P＝2･Sy･η･t／（R＋0.2･ｔ） ……(式4.2)鋼材の200℃における設計降伏点Sy＝226MPa、継手効率η＝1 とすると、弾性限界
圧力P は表4-24 の通り算出される。

表4-24 機器搬入用ハッチの弾性限界圧力
柏崎刈羽 6/7 号炉

ハッチモデル

機器搬入用ハッチ

試験体

上部

下部

R（内半径）

3500mm

t（板厚）

30mm

P（弾性限界圧力）

3.47MPa

3.76MPa

3.87MPa

表4-24に示すように機器搬入用ハッチは、ハッチモデル試験体と同程度の耐圧強度を有していることから、少なくともハッチモデル試験体の限界圧力6.0Pd と同程度の圧力まで健全性を有するものと判断できる。
したがって、機器搬入用ハッチは200℃条件において、6.0Pd 程度までは健全であると考えられる。よって、ハッチ類は2Pdにおいても健全性は確保できると考えてい
る。

4-20

(2)フランジ固定部の強度①締付ボルトの強度評価
フランジの締付ボルトについて、原子炉格納容器限界温度、圧力（200℃、2Pd）における強度評価を、既工事計画認可申請書の強度計算をベースに評価する。各ハッチ類の締付ボルト基本仕様を表 4-25～27、評価結果を表 4-28 に示す。いずれも許容応力以下であることから、締付ボルトは 200℃、2Pd において健全である。

表 4-25 上部ドライウェル機器搬入用ハッチの締付ボルト基本仕様
項目

６号炉

７号炉

ボルトの材質SNCM439

SNCM439ボルトの呼びボルトの本数

表4-26 下部ドライウェル機器搬入用ハッチの締付ボルト基本仕様
項目

６号炉

７号炉

ボルトの材質SNCM439

SNCM439ボルトの呼びボルトの本数

表4-27 サプレッション・チェンバ出入口の締付ボルト基本仕様
ボルトの材質６号炉

７号炉

SNCM439

SNCM439ボルトの呼びボルトの本数

表4-28 締付ボルトの評価結果（単位:MPa）
評価部位

６号炉

７号炉

許容値

上部ドライウェル機器搬入用ハッチ

576

下部ドライウェル機器搬入用ハッチ

576

サプレッション・チェンバ出入口

576

4-21

②フランジの開口評価
原子炉格納容器の重大事故時の過温、過圧時におけるフランジ開口量を評価するた
めに、FEM 解析を用いて ABWR 代表プラントモデルとして 7 号炉の機器搬入用ハッチ部
における開口量を評価した。解析モデルは図 4-11 に、開口量の解析評価結果を図 4-12に示す。なお、本 FEM 解析の妥当性については別紙-3「トップヘッドフランジ等の開口量評価の妥当性について」で示す。2Pd における開口量は、内側ガスケット部で約1.4mm、外側ガスケット部で約 1mm となる。

図 4-11 機器搬入用ハッチ開口量評価の解析モデル

図 4-12 機器搬入用ハッチの各ガスケット部の圧力と開口変位の関係

4-22

(3) ガスケットの健全性
福島第一原子力発電所事故で原子炉格納容器内雰囲気が漏えいした経路として、原子炉格納容器トップヘッドフランジ、機器搬入用ハッチ等のフランジシール部が推定漏えい経路の１つであると考えている。原子炉格納容器のフランジシール部は、内圧が低い
段階ではボルトの初期締付けにより開口は抑制されているが、内圧の上昇に伴って開口量が増加することにより、外部への漏えい経路を形成する。ただし、フランジ部が開口しても、フランジ部の密閉性を担保しているシール材が健全であれば、シール材が開口に追従するため外部への漏えいを防止することができる。しかしながら、福島第一原子力発電所事故のような事故環境に晒されると、原子炉格納容器トップヘッドフランジ等のフランジシール部に使用されているシール材が劣化し、フランジの開口に追従できな
くなり格納容器閉じ込め機能を損なう可能性がでてくる。
そこで、柏崎刈羽原子力発電所 6、7 号炉原子炉格納容器フランジシール部に使用されているシール材（シリコンゴム）について、事故時環境下の耐性が優れた改良ＥＰＤＭ
製シール材に変更して格納容器閉じ込め機能の強化を図る。従って、改良ＥＰＤＭ製シール材について、事故時の温度や放射線による劣化特性を試験により確認し、想定される事故シナリオにおけるシール機能を評価する。なお、フランジ部のシール材は、プラ
ントの定期検査時に開放される場合には取り替えを実施しており、通常運転中における劣化は極めて軽微であることから、事故条件下での評価を実施する。
①シール材（改良ＥＰＤＭ）の圧縮永久ひずみ試験結果について
改良ＥＰＤＭ製シール材の事故時環境における劣化特性を、高温蒸気曝露の期間を確認するために、JIS K6262「加硫ゴム及び熱加塑性ゴムの常温・高温及び低温における圧
縮永久ひずみの求め方」に準じて圧縮永久歪み試験を実施した。その結果を表 4-29 に示す。なお、圧縮永久ひずみ測定とは、所定の圧縮率をかけ変形させた後、開放時の戻り量を評価するものである。完全に元の形状に戻った場合を 0%とし、全く復元せずに完全に圧縮された状態のままである状態を 100%としている。
例えば、圧縮永久ひずみが表 4-29で示す「」の場合は、シール材の初期締付量が戻ることを意味する。この場合、である 7 号炉を例に取ると、のフランジ部開口まではシール機能が確保可能と想定できる。
表 4-29 改良ＥＰＤＭ製シール材の圧縮永久ひずみ試験結果
圧縮永久ひずみ試験
No

放射線照射

ガス性状

温度
24h

1

800kGy

乾熱

200℃

2

800kGy

乾熱

250℃

3

800kGy

蒸気

200℃

4

800kGy

蒸気

250℃

4-23

72h

168h

②改良ＥＰＤＭ製シール材の性能確認試験②-1 実機を模擬した小型フランジ試験
改良ＥＰＤＭ製シール材の性能を確認するために、圧縮永久歪み試験に加え、実機フランジＯリング溝を模擬した小型試験装置を用いて、事故環境に曝露した後のシール機能を確認した。試験装置を図 4-13 に示しており、実機Ｏリング溝の断面寸法を 1/2 スケールとして試験治具を製作し、予めγ線照射したシール材を用いて試験体を作り、高温環境に曝露した後に気密確認試験を実施した。
試験条件としては、事故条件を模擬するために、放射線照射量はフランジガスケット部の事故後 7 日間の累積放射線量の目安である 800kGy を用いて実施している。また、高
温曝露は高温空気及び高温蒸気で曝露し、温度については、格納容器限界温度である
200℃と、さらに余裕を見た 250℃を設定し、それぞれ 7 日間(168h)一定温度で高温曝露している。また、試験治具のＯリング溝は内側に 1mm の段差があり、その段差の間からシール材が高温空気または蒸気に曝露されるため、事故時の格納容器過圧に伴うフランジ開口を考慮した状態で、高温曝露ができる試験体となっている。高温曝露後は、事故時に発生する水素を模擬するために、He により気密確認試験を実施している。気密確認試験では、格納容器限界圧力 2Pd(0.62MPa)以上の気密性を確認するため最大で 0.9MPa まで加圧して気密性を確認している。また、格納容器過圧に伴うフランジ開口時のシール
材の気密性を確認するために、高温曝露後の試験体フランジを 0.8mm 開口させ、その状態でも He 気密確認試験を実施し、0.9MPa 加圧時に漏えいのないことを確認している。な
お、開口量の 0.8mm は、2Pd における開口量が最も大きな機器搬入用ハッチのフランジ開
口量（約 1.4mm）に余裕をもたせた開口量（1.6mm）を 1/2 スケールにしたものである。
試験の詳細は別紙-4「改良ＥＰＤＭシール材の試験について」で示しており、本試験により 200℃が 168 時間継続した場合の改良ＥＰＤＭ製シール材のシール機能の健全性を
確認した。

試験体

蒸気試験用
オートクレーブ

図 4-13 改良ＥＰＤＭ製シール材の性能確認試験装置

4-24

②-2 実機フランジモデル試験
改良ＥＰＤＭ製シール材は前述の小型フランジ試験に加え、より大口径（Ｏリング
径：約 250mm）の実機フランジモデル試験（実機フランジモデル試験）も実施している
ところであり、実機条件に近い状態でのシール健全性の確認を進めているところである。試験装置は図 4-14、図 4-15 に示しており、試験フランジの溝断面形状は実機と同じとし、溝径を縮小した試験フランジとする。試験試料の断面形状は実機と同じとし、径を縮小した試験試料とする。予めγ線照射したシール材を用いて試験体を作り、高温環境に曝露した後に気密確認試験を実施する。
試験条件としては、事故条件を模擬するために、放射線照射量はフランジガスケッ
ト部の事故後 7 日間の累積放射線量の目安である 800kGy を用いて実施している。
また、
ＥＰＤＭの劣化は一般的に酸素により引き起こされるとの知見に基づき、高温曝露は蒸気ではなく高温空気（乾熱）で曝露し、温度については、格納容器限界温度である
200℃と、さらに余裕を見た 250℃、300℃とし、それぞれ定める期間を一定温度で高温曝露する。また、内圧作用時の実機フランジの開口を模擬するため、フランジ面に調整シムを挟んで押し込み量を調整できる装置にしている。
本試験装置によりシール材を高温曝露した後、気密確認試験を実施した。気密確認試験では、格納容器限界圧力 2Pd(0.62MPa)を包絡する圧力で気密性を確認しており、その試験結果を別紙－11 に示す。本試験結果により 200℃が 168 時間継続した場合の改良ＥＰＤＭ製シール材のシール機能の健全性を確認した。

4-25

図 4-14 実機フランジモデル試験の装置概要

図 4-15 実機フランジモデル試験装置の外観

4-26

③フランジ開口量を考慮した漏えい評価
前述①および②を踏まえ、事故時環境下に曝されることによるシール材劣化（シール材追従量の低下）と、原子炉格納容器の限界温度・圧力によるフランジ開口量を考慮し、限界温度・圧力である 200℃、2Pd 条件下におけるシール材の機能確保に関する評価線図を図-4.16 に示す。

1.5
耐漏えい性確認境界
有効性評価の限界温度圧力（200℃、2Pd）
参考 シリコンゴム漏えい限界（200℃、24時間蒸気環境）

圧力（MPa）

1.0

0.5

0.0

0

50

100

150 温度（℃）
200

250

300

350

図 4-16 シール材の機能確保に関する評価線図（機器ハッチ）
図中の青線は、シール部の健全性を確認している範囲を示す線である。この青線において、温度依存の傾きのある部分は、格納容器の機器ハッチフランジ部の構造解析
結果（図-4.12）とシール材の圧縮永久ひずみ試験結果（表-4.29）から、フランジ部の開口量にシール材が追従できなくなる境界を示すものである（解析で示したフランジ部の開口量が、改良ＥＰＤＭの圧縮永久ひずみ（乾熱、7 日間）に基づき定めたシー
ル材の戻り量と等しくなったときに漏えいすると評価）。
一方、青線において、温度が 250℃一定の垂直の部分は、改良ＥＰＤＭを用いたフランジ部の小型モデル試験結果から、過圧・過温状態におけるシール材の健全性が確認できている範囲を示すものである（格納容器シール部の形状を模擬した試験装置を用いて、漏えいが発生する圧力、温度の評価）。なお、250℃で実施した小型モデル試験
では、漏えいは生じていないため、実際の限界温度はさらに高い温度となる。
上記の結果から、シール部については、シール材が高温環境下において劣化する特4-27

性を有していることを考慮しても、限界温度・圧力環境下において、シール材に耐環境性に優れたＥＰＤＭ性シール材を用いることにより、少なくとも７日間の健全性を確保できることを確認した。シール材が高温環境下で劣化することにより、放射性物
質の閉じ込め機能を喪失する可能性については、福島事故の分析からも確認されており、福島事故の経験と分析を踏まえ、高温環境下における耐性を強化したシール材を用いることにより、機能を向上させる。
④バックアップシール材のシール機能について
当社は福島第一原子力発電所の事故知見を踏まえ、格納容器閉じ込め機能強化の更なる信頼性向上を目途としてバックアップシール材を開発した。バックアップシール
材は図 4-17 で示すように、現行シール材のシール溝よりも外側のフランジ面全周に塗布できるシール材である。バックアップシール材は、耐高温性、耐蒸気性、耐放射線性が確認され、重大事故環境下においてもシール機能を発揮できるものを用いる。バックアップシール材の性能は、図 4-18 で示す試験装置で、事故環境下に曝された後のシール機能について評価されている。
④-1 バックアップシール材の性能確認試験
試験条件としては、事故条件を模擬するために、放射線照射量はフランジ部の事故
後 7 日間の累積放射線量の目安である 800kGy を用いて実施している。また、高温曝露
は高温蒸気で曝露し、温度については、格納容器限界温度 200℃に余裕を見た 250℃を設定し、7 日間(168h)一定温度で高温曝露している。高温曝露後は、事故時に発生する水素を模擬するために、He により気密確認試験を実施している。気密確認試験では、格納容器限界圧力 2Pd(0.62MPa)以上の気密性を確認するため最大で 0.9MPa まで加圧して気密性を確認している。
また、重大事故時には事故後ベント実施までは圧力が 2Pd 近傍と高くなりフランジ部が開口することから、フランジ開口を経験した後にバックアップシール材に気密性があるか否かを確認するため、30cm 中型試験体を用いて隙間ゲージで一度変位を経験させた後に He 気密試験を実施した（開口模擬後気密確認試験）。変位は、格納容器限
界圧力 2Pd 時のバックアップシール材塗布位置を考慮し、機器搬入用ハッチの外側ガ
スケットのフランジ開口量をもとに 1mm に設定した。試験の流れとしては、バックア
ップシール材を塗布したフランジを乾燥させた後に、隙間ゲージで変位を加え、その後隙間ゲージを引き抜いて試験フランジの変位を当初位置に戻す。その状態で He 気密確認試験を実施し、0.9MPa 加圧時に漏えいのないことを確認している。なお、開口模
擬後気密確認試験は試験装置上の理由から、バックアップシール材に高温曝露は経験させていない。しかしながら、FT-IR 分析により 250℃蒸気曝露で構造の変化量は小さく、顕著な劣化が認められなかったことから、高温曝露有無は事故時開口を模擬した

4-28

バックアップシール材の性能を確認する試験では、試験結果に大きな影響を与えないと考えている。
試験の詳細は別紙-5「バックアップシール材の試験について」で示しており、バッ
クアップシール材は 250℃蒸気曝露が 168h 継続したとしても気密性が確保できることを確認している。また、250℃蒸気曝露が 168h 継続した後のバックアップシール材の
化学構造の変化を確認するために FT-IR 分析を実施し、曝露前後でもバックアップシ
ール材の化学構造がほとんど変化していないことを確認している。よって、250℃蒸気
曝露環境下では有意な劣化はほとんど無いことから、格納容器限界温度である 200℃状
態が長期継続したときであっても、バックアップシール材により格納容器閉じ込め機能の健全性は確保できる。
以上のことから、バックアップシール材について格納容器限界温度 200℃における長期シール性が確認できた。また、ベント実施までの間に格納容器過圧によるフランジ
開口を経験したとしても、ベント後のフランジ開口量が小さい領域では高温性に優れたシール機能を発揮することが確認できた。よって、バックアップシール材は、格納容器ベント操作後の長期シール機能強化に有効である。

ﾊﾞｯｸｱｯﾌﾟｼｰﾙ材

上蓋側

PCV外側

溝側
内側

外側

図 4-17 バックアップシール材イメージ図

図 4-18 バックアップシール材の気密試験

4-29

表 4-30 バックアップシール材の気密性試験結果
試験条件

温度

蒸気曝露

放射線照射

気密試験

350℃

-

-

○

350℃

-

827kGy

○

250℃

168h

819kGy○

蒸気曝露なし蒸気曝露あり○は気密試験時に「漏えいなし」を示す④-2 バックアップシール材の塗布条件
バックアップシール材のシール機能が確保されるための塗布幅、塗布厚さ、塗布作業に関する条件は、各種試験の結果から表 4-31 の通り定めている。塗布幅は幅が広い
程シール機能が向上するが、試験でシール機能が確認できた最小の塗布幅を元に設定している。塗布厚さについては、シール機能が確認できた塗布厚さを元に設定している。また、バックアップシール材は塗布後、除々に乾燥して固まるため、塗布後にフランジ閉鎖するまでの時間を制約として設けることにしている。この時間についても、試験によりバックアップシール材の乾燥時間を考慮して、シール機能が確認できた時間を元に設定している。
表 4-31 バックアップシール材の塗布条件
項目

塗布条件

バックアップシール材の塗布幅
バックアップシール材の塗布厚さ塗布後、フランジ閉鎖までの時間④-3 バックアップシール材の品質確認
バックアップシール材は表 4-31 の条件で塗布することで、シール機能が確保可能である。従って、バックアップシール材塗布作業時に「塗布幅」、「塗布厚さ」、「塗布後、フランジ閉鎖までの時間」を確認することで品質を確認する。「塗布幅」、「塗布厚さ」
については、それら幅、厚さを担保可能な専用治具を用いてバックアップシール材を塗布作業する等で、品質確認を行う。
「塗布後、フランジ閉鎖までの時間」については、塗布作業時間を管理することで品質確認を行う。

4-30

⑤「改良ＥＰＤＭ製シール材＋バックアップシール材」のシール機能について
前述④で示す通り、バックアップシール材は重大事故環境においても優れた耐性をもつことが示されたため、「改良ＥＰＤＭ製シール材＋バックアップシール材」を組み合わせることで、事故環境下における原子炉格納容器閉じ込め機能の更なる信頼性向上を図る計画を進めている。
改良ＥＰＤＭ製シール材は、事故時の耐環境性に優れていることを確認しているが、一般的に劣化モードとして酸化劣化があげられるため、長期シール性の信頼性を向上させるためには、劣化要因である酸素の高温状態曝露を回避することが必要になる。
バックアップシール材は、フランジ外側ガスケット部よりも外周のフランジ面に塗布することから、改良ＥＰＤＭシール材への格納容器外側からの酸素供給を遮断する役割も果たすことができるため、酸化劣化によるシール機能低下を抑えることが可能である。
よって、事故発生後の改良ＥＰＤＭ製シール材の長期健全性を補強することができるため、当社の更なる格納容器閉じ込め機能強化対策として「改良ＥＰＤＭ製シール
材＋バックアップシール材」を採用する。その効果については事項で示す。
なお、フランジ部にバックアップシール材を塗布することに関するフランジ設計に対する影響評価については、別紙－16 において評価している通りであり、フランジへの悪影響はないものと考えている。

4-31

⑥事故後長期間のシール機能について
重大事故時の格納容器閉じ込め機能の信頼性を強化するために、「改良 EPDM＋バッ
クアップシール材」を組合せ、事故後 168 時間以降の長期におけるシール機能について試験により確認した（試験装置を図 4-19 に示す）。前述の通り、バックアップシー
ル材の 200℃状態における長期健全性を確認しており、有意な劣化が見られないことか
ら、長期にわたって状態は変化せず、シール機能が確保されるものと考える。また、
改良ＥＰＤＭ製シール材とその外側にバックアップシール材を適用した条件で長期間
高温曝露を実施した後に He 気密確認試験を実施しているが、少なくとも 45 日間の高温曝露（200℃）を経験しても、気密性に問題ないことが確認できている。試験の詳細
は、別紙-5「バックアップシール材の試験について」の「(4)長時間試験」で示す。
なお、原子炉格納容器閉じ込め機能として最も厳しいシナリオである「大LOCA+SBO+ECCS機能喪失」について、事故後168時間以降も有効性評価で使用した設備以外は復旧せず、フィードアンドブリードを続けたとした場合、事故発生から30日後のドライウェル温度は130℃以下であることが評価で示されている。従って、これよりも過酷な200℃状態が30日間継続しても格納容器閉じ込め機能は健全であることが試験により確認できているため、事故後長期のシール性向上のためには「改良EPDM＋バックアップシール材」は有効であると考えている。

図4-19 「改良EPDM＋バックアップシール材」組合せ試験装置
表4-32 「改良EPDM＋バックアップシール材」組合せ試験結果
試験体

曝露状態

曝露
期間

改良EPDM
放射線曝露

加圧
媒体

試験
圧力

試験結果

改良EPDM＋

乾熱200℃

30日

800kGyHe

0.9MPa

漏えいなし

バックアップシール材

乾熱200℃

45日

800kGyHe

0.9MPa

漏えいなし

4-32

4.3 評価まとめ
機器搬入用ハッチの健全性評価結果を表4-33に示す。
表4-33 機器搬入用ハッチの健全性評価結果
No

大項目

評価方法

評価

(1)

本体の耐圧

①応力評価

200℃、2Pdにおける各部の応力評価を実
施②既往研究を用いた評価

2Pdにおける健全性を、NUPEC実施のハッチモデル試験を用いて評価(2)

フランジ固定部①締付ボルト評価

200℃、2Pdにおける締付ボルトの応力評

の強度

価を実施
②フランジの開口評価

結果
○

○

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

ガスケットの健シール材劣化、PCV開口量「改良ＥＰＤＭ製シール材」で200℃、

全性評価、バックアップシール

2Pdにおけるシール機能を評価

材試験結果を用いた評価

更なる安全対策向上として「改良ＥＰＤ
Ｍシール材＋バックアップシール材」を適用することにより、改良ＥＰＤＭ製シール材の長期信頼性を補強する。

4-33

○

5.エアロック
5.1 評価方針
エアロックは、円筒胴が原子炉格納容器のコンクリート躯体に溶接固定されており、円筒胴の両端に人が出入りする開口部を設けた平板（隔壁）を溶接している。この開口部に枠板（隔壁）を溶接し、枠板の前面を開閉扉で塞ぐ構造である。枠板の前面と扉間のシールにはシリコンゴムのガスケットを使用している。なお、トップヘッドフランジ
やハッチ類と異なり、原子炉格納容器過圧時はエアロック扉が支持部に押しつけられる構造となっているため、扉板が開くことはない。
また、扉には均圧弁に繋がる配管や扉開閉ハンドル軸が貫通しており、均圧弁及び扉
開閉ハンドル軸貫通部にシール材を使用している。
エアロックの設計時に考慮される機能喪失要因は、脆性破壊、疲労破壊、座屈及び延性破壊が考えられる。今回の評価条件である 200℃、2Pd を考慮した場合、脆性破壊が生じる温度域でないこと、繰り返し荷重が作用しないこと、有意な圧縮力がエアロックに生じないことから、脆性破壊、疲労破壊及び座屈は評価対象外と考えることができ、高温状態で原子炉格納容器内圧を受けるため、過渡な塑性変形に伴う延性破壊が機能喪失要因として想定される。そのため、エアロック本体の塑性変形に伴う延性破壊、また、扉の変形及びシール材の高温劣化によるシール機能の低下が考えられ、200℃、2Pd での健全性の確認には、以下の評価が必要である。
・本体の耐圧・シール部の健全性

5-1格納容器内側
内扉均圧弁

内側ハンドル
内扉

格納容器外側外扉均圧弁

外扉ハンドル
外扉

エアロック内ハンドル

図 5-1 所員用エアロック

5-2

(1)本体の耐圧①一次応力評価
エアロックにおける構造健全性評価として、上部ドライウェル所員用エアロック、
下部ドライウェル所員用エアロックのうち内圧による荷重を受け止める部位のうち、扉、隔壁、円筒胴について一次一般膜応力評価、貫通部アンカ及びコンクリート部
については一次応力評価等を行い、発生応力が許容応力以下であることを確認する。
ここで、設計建設規格の解説表 PVB-3110-1 において、延性破壊評価は一次応力の評価を実施することとなっている。一方、設計・建設規格における一次応力強さの許容値は、材料の種類及び温度毎に材料試験（引張試験）を実施した結果をもとに
国内 Su 値検討会で設定された設計引張強さ（Su）に割下げ率を考慮して設定されたものである（設計・建設規格 解説 GNR-2200）。
今回の評価は、設計基準である最高使用温度及び最高使用圧力を超過するスリー
ブの限界温度及び許容圧力の妥当性を確認するものであるため、上記割下げ率を Pm（一次一般膜応力強さ）には 1.5、PL+Pb（一次局部膜応力強さ＋一次曲げ応力強さ）には 1.0 とした評価を行う。すなわち、スリーブに発生する応力が、Pm が 2/3Su、PL+Pb
が Su 以下であれば、延性破壊には至らず、構造は健全で機能要求（放射性物質の閉じ込め機能）を確保できると考えている。
この許容値の考え方は、設計・建設規格 解説 PVB-3111 に示すように、許容状態
D の Pm、PL+Pb の許容値と同等である、なお、耐圧機能維持の観点から、安全評価上の仮定（原子炉冷却材喪失事故を想定）に保証を与える目的で応力評価を行う設計・
建設規格の供用状態 D の許容応力は、鋼材の究極的な強さを基に、弾性計算により
塑性不安定現象の評価を行うことへの理論的安全裕度を考慮して定めたものであり、Pm は 2/3Su、PL+Pb は 1.5×2/3Su（=Su）と規定されている。前者は、膜応力であり断面の応力が Su に到達すると直ちに破損に至るため割下げ率 1.5 を考慮して規定されているが、後者は、断面表面が Su に到達しても断面内部は更なる耐荷能力があり直ちに破損には至らないため割下げ率は 1.0 としている。
(2)ガスケットの健全性①扉のシール材
エアロックの扉のシール材には、これまでシリコンガスケットを使用しているが、事故時の耐環境性に優れた改良ＥＰＤＭ製シール材に変更する。エアロック扉閉止時
は、扉は原子炉格納容器内圧により扉板が支持部に押付けられる構造であり、圧力により扉板が開くことはない。しかし、内圧が負荷される面積が大きいことから、てこの原理でガスケット部の微小な開口が予想されるため、圧力による開口量を理論式に基づき評価する。このシール部に発生する最大隙間がエアロックと材質・シール方式が同一のトップヘッドフランジ及び機器搬入口のガスケットの試験結果で漏えいが無5-3

いとされる隙間以下であることを確認する。なお、シール材の高温劣化については、事故時の扉が押し付けられる方向にあること、及び、扉が２重に設けられることから、
トップヘッドフランジ・ハッチ類と比べて原子炉格納容器閉じ込め機能への影響度は小さいと考えているため、本章では評価対象外とする。なお、エアロックのシール材
は、プラントの定期検査時に開放される場合には取り替えを実施しており、通常運転
中における劣化は極めて軽微であることから、事故条件下での評価を実施する。
②扉以外のシール材
エアロックには、扉のシリコンガスケット以外に格納容器閉じ込め機能を確保するための隔壁貫通部にシール材が使用されているが、今後、事故時の耐環境性に優れた
表 5-1～5-2 に示すシール材に変更する。
ハンドル軸貫通部Ｏリングに使うシール材は従来、ふっ素ゴムを用いていたが、事故時環境の耐性に優れた改良ＥＰＤＭ製シール材に変更することとし、基本特性試験
結果により重大事故環境下における健全性を確認する。
均圧弁に使われているシール材（ふっ素樹脂）は、重大事故環境下の放射線による影響で、シール機能が劣化することが考えるため、耐環境性に優れたシール材を適用した均圧弁への改良を行うか、エアロック外扉を貫通する均圧弁接続配管の原子炉建屋側の開放部に、耐環境性に優れたシール材（改良ＥＰＤＭ）をもつ閉止フランジを取付け、従来品の均圧弁と閉止フランジを組み合わせることで重大事故環境下における健全性を確認する。なお、これらのシール材は、通常運転中における劣化は極めて軽微であることから、事故条件下での評価を実施する。
表 5-1 ６号炉 エアロック（扉以外）のシール材
対象部位

シール材

ハンドル軸貫通部Ｏリング

改良ＥＰＤＭ
均圧弁の改良均圧弁

または閉止フランジ＋改良ＥＰＤＭ

表 5-2 ７号炉 エアロック（扉以外）のシール材
対象部位

シール材

ハンドル軸貫通部Ｏリング

改良ＥＰＤＭ
均圧弁の改良均圧弁

または閉止フランジ＋改良ＥＰＤＭ

5-4

格納容器外側

格納容器内側

外扉均圧弁

内扉均圧弁

追加フランジ（改良EPDM）

内側ハンドル

外扉ハンドル

内扉

外扉

エアロック内ハンドル

図 5-2 均圧弁及びハンドル軸貫通部

これらシール材について、単体劣化試験結果を元に、原子炉格納容器 200℃、2Pd の環境における健全性を評価する。

5.2 評価結果(1)本体の耐圧①一次応力評価
エアロックの構造健全性について、建設時工認の応力値を用いて原子炉格納容器限界温度・圧力（200℃、2Pd）における応力評価を実施した結果を示す。評価部位として、上部ドライウェル所員用エアロック及び下部ドライウェル所員用エアロックを選定し、各エアロックのうち内圧による荷重を受け止める部位（扉、隔壁、円筒胴、貫通部アンカ及びコンクリート部）を選択し、発生応力を評価した。評価結果のまとめを表 5-5～5-22 に示す。これらの結果から、200℃、2Pd 条件下においてエアロックの構造健全性を確認した。

5-5

表 5-3 上部ドライウェル所員用エアロックの主要仕様
項目

柏崎刈羽６号炉

柏崎刈羽７号炉

最高使用圧力（MPa）

0.31

0.31

最高使用温度（℃）

171

171

材料

SGV480

SGV480

スリーブ直径（mm）
スリーブ厚さ（mm）
内側隔壁厚さ（mm）
外側隔壁厚さ（mm）
内側扉厚さ（mm）
外側扉厚さ（mm）

表 5-4 下部ドライウェルアクセストンネルスリーブ及び鏡板（所員用エアロック付）の主要仕様
項目

柏崎刈羽６号炉

柏崎刈羽７号炉

最高使用圧力（MPa）

0.31

0.31

最高使用温度（℃）

171

171

材料

SGV480

SGV480

スリーブ直径（mm）
スリーブ厚さ（mm）
鏡板厚さ（mm）

5-6

【6 号炉】上部ドライウェル所員用エアロックの構造健全性評価結果（200℃、2Pd）

図 5-3 上部ドライウェル所員用エアロック

5-7

表 5-5 扉及び隔壁の応力評価まとめ（単位：MPa）

一次応力
応力
PL+Pb
評価点

応力評価点

応力比

番号

応力強さ

許容値

P1

内外扉垂直部材422

P2

内外扉水平部材

422

P3

内外扉板

422

P4

内外隔壁外側水平部材

422

P5

内外隔壁内側垂直部材

393

P6

内外隔壁内側水平部材

381

P7

内外隔壁板

422

表 5-6 鋼製耐圧部の応力評価まとめ（単位：MPa）

一次応力
Pm

応力

PL+Pb
応力

評価点

応力評価点
応力

許容

応力

許容

強さ

値

強さ

値

番号

P8

上部ドライウェル所員

281

422

P9

用

281

422

P10

エアロック内側円筒胴

281

422

P11

上部ドライウェル所員

－

422

－

422

P12

用エアロック内側円筒
胴のフランジプレート

P13

－

との結合部

422

281

422

用

281

422

P16

エアロック外側円筒胴

281

422

P17

上部ドライウェル所員

－

422

－

422

P14

上部ドライウェル所員

P15

P18

用エアロック外側円筒
胴のフランジプレート

P19

－

との結合部

5-8

422

比

表 5-7 貫通部アンカの応力評価まとめ
曲げ応力

応力
評価点

（単位：MPa）

せん断応力

応力比

応力評価点
許容

番号

応力

許容
応力

曲げ

応力

応力

P21

フランジプレート(内側)

312

156

P23

ガセットプレート(内側)－156

表 5-8 コンクリート部の応力評価（単位：N/mm2）

圧縮応力度
応力
評価点

応力評価点

番号

応力比

フランジ
プレート

許容応力度

（内側）近傍P24

コンクリート部

27.5

5-9

せん断

【6 号炉】下部ドライウェル所員用エアロックの構造健全性評価結果（200℃、2Pd）

格納容器外側

格納容器内側

図 5-4 下部ドライウェル所員用エアロック

5-10

表 5-9 扉及び隔壁の応力評価まとめ（単位：MPa）

一次応力
応力
PL+Pb
評価点

応力評価点

応力比

番号

応力強さ

許容値

P1

内外扉垂直部材422

P2

内外扉水平部材

422

P3

内外扉板

422

P4

内外隔壁外側水平部材

422

P5

内外隔壁内側垂直部材

393

P6

内外隔壁内側水平部材

381

P7

内外隔壁板

422

表 5-10 鋼製耐圧部の応力評価まとめ（単位：MPa）

一次応力
Pm

応力

PL+Pb
応力

評価点

応力評価点
応力

許容

応力

許容

強さ

値

強さ

値

番号

P8
P9

下部ドライウェル所員用

281

422

281

422

281

422

エアロック円筒胴P10P11

下部ドライウェル所員用

－

－

422

P12

エアロック円筒胴と鏡板

－

－

422

P13

との結合部

－

－

422

5-11

比

【6 号炉】下部ドライウェルアクセストンネルスリーブ及び鏡板（所員用エアロック付）の
構造健全性評価結果（200℃、2Pd）

図 5-5 下部ドライウェルアクセストンネルスリーブ及び鏡板（所員用エアロック付）

表 5-11 鋼製耐圧部の応力評価まとめ（単位：MPa）
一次応力

Pm

応力

PL+Pb
応力

評価点

応力評価点
応力

許容

応力

許容

強さ

値

強さ

値

－

－

422

－

－

422

－

－

422

P4

－

－

422

P5

－

－

422

－

－

422

－

－

422

番号

P1

鏡板

P2
P3

鏡板のスリーブとの結合部

スリーブのフランジプレートと
P6
の結合部
P7

5-12

比

表 5-12 貫通部アンカの応力評価まとめ（単位：MPa）

一次応力
応力比

応力
曲げ応力

応力

せん断応力

評価点
評価点
番号

許容
応力

許容
応力

曲げ

応力

応力

440

220

－

156

せん断

フランジ
P9

プレート
（内側）
ガセット

P11

プレート
（内側）

表 5-13 コンクリート部の応力評価まとめ（単位：N/mm2）

圧縮応力度
応力
評価点

応力評価点

番号

応力比

フランジ
プレート

許容応力度

（内側）近傍P12

コンクリート部

27.5

5-13

【7 号炉】上部ドライウェル所員用エアロックの構造健全性評価結果（200℃、2Pd）

図 5-6 上部ドライウェル所員用エアロック

5-14

表 5-14 扉及び隔壁の応力評価まとめ（単位：MPa）

一次応力
応力
PL+Pb
評価点

応力評価点

応力比

番号

応力強さ

許容値

P1

内側扉

422

P2

外側扉

422

P3

内側隔壁板

422

P4

内外隔壁垂直部材

422

P5

内外隔壁上部水平部材

422

P6

内外隔壁下部水平部材

422

P7

外側隔壁板

422

P8

外側隔壁垂直部材

422

P9

外側隔壁上部水平部材

422

P10

外側隔壁下部水平部材422

表 5-15 鋼製耐圧部の応力評価まとめ（単位：MPa）

一次応力
Pm

応力

PL+Pb
応力

評価点

応力評価点
応力

許容

応力

許容

強さ

値

強さ

値

番号

所員用エアロック内側
P11

281

422

－

422

281

422

－

422

円筒胴
所員用エアロック内側
P12

円筒胴のフランジプレ
ートとの結合部
所員用エアロック外側

P13
円筒胴
所員用エアロック外側
P14

円筒胴のフランジプレ
ートとの結合部

5-15

比表 5-16 貫通部アンカの応力評価まとめ
曲げ応力

応力
評価点

（単位：MPa）

せん断応力

応力比

応力評価点
許容

番号

応力

許容
応力

曲げ

応力

応力

P16

フランジプレート(内側)

312

156

P18

ガセットプレート(内側)－156

表 5-17 コンクリート部の応力評価（単位：N/mm2）

圧縮応力度
応力
評価点

応力評価点

番号

応力比

フランジ
プレート

許容応力度

（内側）近傍P19

コンクリート部

27.5

5-16

せん断

【7 号炉】下部ドライウェル所員用エアロックの構造健全性評価結果（200℃、2Pd）

図 5-7 下部ドライウェル所員用エアロック

5-17

表 5-18 扉及び隔壁の応力評価まとめ（単位：MPa）

一次応力
応力
PL+Pb
評価点

応力評価点

応力比

番号

応力強さ

許容値

P1

内側扉

422

P2

外側扉

422

P3

内側隔壁板

422

P4

内外隔壁垂直部材

422

P5

内外隔壁上部水平部材

422

P6

内外隔壁下部水平部材

422

P7

外側隔壁板

422

P8

外側隔壁垂直部材

422

P9

外側隔壁上部水平部材

422

P10

外側隔壁下部水平部材422

表 5-19 鋼製耐圧部の応力評価まとめ（単位：MPa）

一次応力
Pm

応力

PL+Pb
応力

評価点

応力評価点
応力

許容

応力

許容

強さ

値

強さ

値

番号

所員用エアロック内側円
P11

281

422

－

422

筒胴
所員用エアロック内側円P12
筒胴の鏡板との結合部

5-18

比

【7 号炉】下部ドライウェルアクセストンネルスリーブ及び鏡板（所員用エアロック付）の
構造健全性評価結果（200℃、2Pd）

図 5-8 下部ドライウェルアクセストンネルスリーブ及び鏡板（所員用エアロック付）

表 5-20 鋼製耐圧部の応力評価まとめ（単位：MPa）
一次応力

Pm

応力

PL+Pb
応力

評価点

応力評価点
応力

許容

応力

許容

強さ

値

強さ

値

番号

P1

鏡板

－

－

422

P2

鏡板のスリーブとの結合部

－

－

422

P3

スリーブのフランジとの結合部

－

－

422

5-19

比

表 5-21 貫通部アンカの応力評価まとめ（単位：MPa）

一次応力
応力比

応力
曲げ応力

応力

せん断応力

評価点
評価点
番号

許容
応力

許容
応力

曲げ

応力

応力

439

219

－

156

せん断

フランジ
P5

プレート
（内側）
ガセット

P7

プレート
（内側）

表 5-22 コンクリート部の応力評価まとめ（単位：N/mm2）

圧縮応力度
応力
評価点

応力評価点

番号

応力比

フランジ
プレート

許容応力度

（内側）近傍P8

コンクリート部

27.5

5-20

(2) ガスケットの健全性①扉のシール材（改良ＥＰＤＭ）
所員用エアロックの扉板は、内圧を受けた場合に扉板が支持部に押付けられる構造であり、圧力により扉板が開くことはない。しかし、内圧が負荷される面積が大きいことから、てこの原理でガスケット部の微小な開口が予想されるため、圧力による開口量を理論式に基づき評価し、この開口が生じた場合でも、ガスケット部のシール機能が維持されることを確認する。6号炉と7号炉でエアロック扉構造が大きく異なるので、本件については6号炉と7号炉を別けて評価する。
①-1 6号炉のエアロック扉開口量評価
圧力による扉板の変形を図5-9に示すはりでモデル化する。このとき、ガスケット部の変位量δは、次式で求められる。

w L1
3L13
24 EI

6 L13

L2 L2 30.25(mm)

ここで、評価に使用した各数値を表5-23 に示す。

L2
L1

Ａ部
Ａ部詳細

w
－
変位δ方向
＋
L1

L2

L1

図5-9 所員用エアロック 開口量評価モデル(6号炉)5-21

表5-23 所員用エアロックのシール機能維持(6号炉)
記号

w

内容

値

扉に加わる荷重（＝2Pd×幅

)

L1

長さ

L2

長さ

E

縦弾性係数(200℃)

I

断面二次モーメントδ

変位量

初期押込み量は191000 MPa-0.25 mm

であり、ガスケット部の変位量δはとなる。これは、格納容器限界温度 200℃が 7 日間継続した際の改良ＥＰＤＭの圧縮永久歪み試験結果()から算出されるシール材追従量に十分余裕をもった値であることから、有効性確認評価における限界温度、圧力としている 200℃、2Pd 条件下においてもシール機能は維持される。

①-2 7号炉のエアロック扉開口量評価
圧力による扉板の変形を図5-10に示すはりでモデル化する。このとき、ガスケッ
ト部の変位量δは、次式で求められる。

δ

w L1
3L1 3
24EI

6L1 2

L2

L2 3

ここで、評価に使用した各数値を表5-24 に示す。

5-22

1.12(mm)

格納容器外側

格納容器内側

L2

L1

A部

A部詳細

w
－
変位δ方向
＋
L1

L2

L1

図5-10 所員用エアロック 開口量評価モデル（7号炉）
表5-24 所員用エアロックのシール機能維持(7号炉)
記号

w

内容

値

扉に加わる荷重（＝2Pd×幅

)

L1

長さ

L2

長さ

E

縦弾性係数(200℃)

I

断面二次モーメント

δ

変位量191000 MPa－1.12 mm5-23

初期押込み量はであり、ガスケット部の変位量δはとなる。これは、格納容器限界温度 200℃が 7 日間継続した際の改良ＥＰＤＭの圧縮永久歪み試験結果()から算出されるシール材追従量に十分余裕をもった値であることから、有効性確認評価における限界温度、圧力としている 200℃、2Pd 条件下においてもシール機能は維持される。
②扉以外のシール材
エアロックには、扉のガスケット以外に格納容器閉じ込め機能を確保するための隔壁貫通部にシール材が表5-1～5-2の通り使用されている。
ハンドル軸貫通部Ｏリングに使われているシール材（改良ＥＰＤＭ）については、
事故環境を模擬した雰囲気に曝した後の圧縮歪み試験結果が表 5-25 の通りであり、重大事故環境下における健全性を確認した。

表 5-25 改良 EPDM シール材の圧縮永久歪み試験結果
圧縮永久ひずみ試験
No

放射線照射

ガス性状

温度
24h

1

800kGy

乾熱

200℃

2

800kGy

乾熱

250℃

3

800kGy

蒸気

200℃

4

800kGy

蒸気

250℃

72h

168h

均圧弁に使われているシール材（ふっ素樹脂）は、重大事故環境下の放射線による影響で、シール機能が劣化することが考えられるため、耐環境性に優れたシール材を適用した均圧弁への改良を行うか、エアロック外扉を貫通する均圧弁接続配管の原子炉建屋側の開放部に、耐環境性に優れたシール材（改良ＥＰＤＭ）をもつ閉止フランジを取付け、従来品の均圧弁と閉止フランジを合わせることで重大事故環境下における健全性を確保する。

＜均圧弁シートの材質について＞
均圧弁シートについて、耐環境性に優れたシール材に改善する検討を進めており、
PEEK 材（PEEK:ポリエーテルエーテルケトン）を用いた弁シートにすることで実機適用性を確認することができた。以下に、実機適用を確認した概要を示す。

5-24

PEEK 材の一般的な仕様を以下に示す。従来品に使用されている均圧弁のシール材であるふっ素樹脂に対し、優れた耐放射線性を有している。
表 5-26 PEEK 材の一般物性
PEEK 材

シール材
耐熱使用温度

250℃

融点

334℃
約 10MGy

線量限度（γ線）

また、均圧弁に相当する弁を使用して、SA 時の格納容器内環境を模擬した以下試験条件
で暴露し、その後、2Pd を超える 0.9MPa で漏えい試験を行い、気密性が確保できることを確認した。よって、本均圧弁は格納容器限界温度・圧力（200℃、2Pd）において健全性に問題ないことを確認した。

表 5-27 均圧弁の耐環境試験条件
放射線照射800kGy

熱劣化

200℃ 168 時間

格納容器内側

格納容器外側
外扉均圧弁

内扉均圧弁

追加フランジ（改良EPDM）

内側ハンドル

外扉ハンドル

内扉

外扉

エアロック内ハンドル

図5-11 均圧弁（追加フランジ付）及びハンドル軸貫通部

5-25

6.配管貫通部
6-1 配管貫通部（貫通配管）
6-1.1 評価方針
原子炉格納容器が 200℃、2Pd となった場合に貫通部で生じる変位に対し、貫通配管及びその接続配管が健全であることを確認する。
貫通配管に考慮される機能喪失要因は、脆性破壊、疲労破壊、座屈及び延性破壊が考えられる。今回の評価条件である 200℃、2Pd を考慮した場合、脆性破壊が生じる温度域
でないこと、繰り返し荷重が作用しないこと、有意な圧縮力が配管貫通部に生じないことから脆性破壊、疲労破壊、座屈は評価対象外と考えることができる。一方、200℃、2Pdの環境下では原子炉格納容器は変形することから、貫通配管には原子炉格納容器の変位による曲げ荷重が作用する。よって、貫通配管の機能喪失要因は、過度な曲げ荷重に伴う延性破壊が想定される。ここで、貫通配管に加えられる曲げ荷重は二次応力に分類されることから、自重等の一次応力と併せて、一次＋二次応力が制限値を満足することを確認する。
6-1.2 評価
原子炉格納容器の変位による曲げ荷重に対し、配管に発生する応力が大きい貫通部として、原子炉格納容器変位が大きく、格納容器貫通配管の配管支持スパンが短い且つ、配管口径が大きい箇所を代表として選定する。その結果、6 号炉、7 号炉ともに不活性ガ
ス系ラインの配管貫通部(X-81)を代表配管として選定する。
6-1.2.1 解析条件
解析条件を表 6-1-1 及び表 6-1-2 に示す。また、荷重条件となる原子炉格納容器の変位を表 6-1-3 に示す。
表 6-1-1 ６号炉配管仕様（X-81）
名称

単位

貫通部配管

接続配管

呼径

－

材質

－

外径

mm

厚さ

mm

縦弾性係数

×105MPa

1.91(注 1)

1.91(注 1)

熱膨張係数×10-5mm/mm℃

1.209(注 1)

1.209(注 1)

熱計算温度

℃

200

200

最高使用圧力

kPa

620

620

(注 1) 熱計算温度 200℃における値

6-1

表 6-1-2 7 号炉配管仕様（X-81）
名称

単位

貫通部配管

接続配管

呼径

－

材質

－

外径

mm

厚さ

mm

縦弾性係数

×105MPa

1.91(注 1)

1.91(注 1)

熱膨張係数×10-5mm/mm℃

1.209(注 1)

1.209(注 1)

熱計算温度

℃

200

200

最高使用圧力

kPa

620

620

(注 1) 熱計算温度 200℃における値

表 6-1-3 荷重条件
貫通部
番号
X-81
X-241

温度(℃)

柏崎刈羽原子力発電所 6 号炉及び 7 号炉の貫通部変位(mm)
X 方向

Y 方向

200

6-2

Z 方向

6-1.2.2 評価方法
6-1.2.2.1 PPC-3530 の規定に基づく評価(1) 強度計算に使用する記号の定義
管の応力計算に用いる記号について以下に説明する。
表 6-1-4 強度計算に使用する記号の定義
単位

D0

mm

Ma

N･mm

Mc

N･mm

P

MPa

最高使用圧力

Sa

MPa

許容応力

Sc

MPa

Sh

MPa

Sn

MPa

Z

mm

3

f

－

応力計算に使用するもの

記号

i1、
i2
t

－
mm

説

明

管の外径
管の機械的荷重(自重その他の長期的荷重に限る)により生じるモーメント
管の熱による支持点の変位及び熱膨張により生じるモーメント

室温における JSME S NC1 付録材料図表 Part 5
表 5 に規定する材料の許容引張応力
使用温度における JSME S NC1 付録材料図表
Part 5 表 5 に規定する材料の許容引張応力
一次応力と二次応力を加えて求めた応力
管の断面係数
JSME S NC1 PPC-3530 に規定する許容応力低減
係数
JSME S NC1 PPC-3530 に規定する応力係数
管の厚さ(2) 材料の許容応力[JSME S NC1 PPC-3530]
ここでは、JSME S NC1 PPC-3530 に規定される要求事項への適合性を確認する。
なお、応力計算に使用する管の外径及び厚さは、公称値を用いる。
(a) 一次＋二次応力(Sn)[JSME S NC1 PPC-3530 (1)a.]

Sn＝

P･D 0
4 ･t

0.75･i1･M a i 2･M c
Z

一次＋二次応力の許容応力は、JSME S NC1 PPC-3530 (1)c.に基づき、次式により算出する。
Sa＝1.25･f･Sc＋(1＋0.25･f)･Sh

6-3

6-1.3 評価結果
評価対象となる解析モデルを図 6-1-5 及び図 6-1-6 に示す。また、評価結果を表 6-1-5
及び表 6-1-6 に示す。

表 6-1-5 PPC-3530 の規定に基づく評価結果(６号炉)(単位：MPa)鳥瞰図

AC-R-1

節点番号

圧力に
よる応力

外荷重
(自重)

二次応力

合計応力

による応力

14

許容値
Sa
667

注 1：評価点は各解析箇所での評価のうち最も厳しい節点である。
注 2：許容値は解説 PPC-3530 の考えに基づき f 値（温度変化サイクル数を 10 とする）を定めて算定

表 6-1-6 PPC-3530 の規定に基づく評価結果(７号炉)(単位：MPa)鳥瞰図

AC-R-1

節点番号

圧力に
よる応力

外荷重
(自重)

二次応力

による応力

91

合計応力

許容値
Sa
687

注 1：評価点は各解析箇所での評価のうち最も厳しい節点である。
注 2：許容値は解説 PPC-3530 の考えに基づき f 値（温度変化サイクル数を 10 とする）を定
めて算定

6-4

図 6-1-1 解析モデル図①（6 号炉）

6-5

図 6-1-2 解析モデル図②（６号炉）

6-6

図 6-1-3 解析モデル図③（６号炉）

6-7

図 6-1-4 解析モデル図①（7 号炉）

6-8

図 6-1-5 解析モデル図②（7 号炉）

6-9

図 6-1-6 解析モデル図③（7 号炉）

6-10

添付 6-1
原子炉格納容器貫通配管の評価部位の代表性について
1.はじめに
今回評価を実施した評価部位の代表性を示したものである。
2.原子炉格納容器貫通部の代表選定の考え方
原子炉格納容器貫通部周りの配管に発生する応力は、原子炉格納容器貫通部の変位と、配管系の拘束から影響を受ける。まず、変位について原子炉格納容器が 2Pd、200℃時における変位を算定した結果を図 6-1-7 に示す。変位の評価モデルは「0°-180°」と「90°-270°」の２ケースの分割モデルで実施している。図 6-1-8 及び図 6-1-9 で評価モデルのイメージを示す。この評価結果から T.M.S.L 15m 以上の変位が最も高くなっていることを確認した。したがって 15m 以上にある配管貫通部から、拘束条件が厳しいものを選定することとした。なお、小口径配管については、二次応力が小さい傾向にあるため、選定にあたっては対象外とする。拘束条件の厳しさを表す参考の値として、貫通配管の第一拘束点までの距離(L)と配管口径(D)の比（L/D）を用いる。L/D が最も小さいものが拘束条件が厳
しく、配管応力を受けやすいと考えられることから、15m 以上の配管貫通部から L/D が最も小さいものを選定した結果、不活性ガス系の配管貫通部(X-81)を選定した（別紙－15 参照）。
なお、X-81 のペネ取付高さは T.M.S.L 19m であり、L/D は約 6.4 である。表 6-1-7 に 6 号
炉の T.M.S.L 15m 以上の配管貫通部を纏める。

図 6-1-7 格納容器(200℃、2Pd 時)の変位

6-11

図 6-1-8 格納容器「0°-180°」、「90°-270°」について（7 号炉の例）

図 6-1-9 変位の評価モデルイメージ（0°－180°）
表 6-1-7 配管貫通部と口径比（T.M.S.L 15m 以上）
ペネ番号

ペネ取付
高さ

系統

X-82

FCS

X-81

AC

X-10A

MS

X-10B

MS

X-10C

MS

X-10D

MS

外径 D
[mm]

プロセス管
肉厚 t
[mm]

D/t

PCV からの第 1 サポー
ト距離 L [mm]※「PCV からの第 1 サポート距離」は、原子炉建屋側の配管ラインについて示す※「-」は、小口径の配管であるため調査対象外であることを意味する

6-12

口径比
L/D

6-2 配管貫通部（スリーブ・端板・閉止板）
6-2.1 評価方針
配管貫通部の設計時に考慮される機能喪失要因は、脆性破壊、疲労破壊及び延性破壊が考えられる。今回の評価条件である 200℃、2Pd を考慮した場合、脆性破壊が生じる温度域でないこと、繰り返し荷重が作用しないことから、脆性破壊、疲労破壊は評価対象外と考えることができる。
一方、配管貫通部には、原子炉格納容器内圧が作用するため、一次応力が生じ、配管貫通部の機能喪失要因は延性破壊が想定される。
このため、柏崎刈羽原子力発電所第 6 号炉を代表として配管貫通部の鋼製耐圧部の板厚が、200℃、2Pd の環境下で、設計・建設規格に想定される必要厚さを上回ることを確認する。また、鋼製耐圧部及びアンカ部について反力に対する一次応力評価を行う。
ここで、評価対象とする配管貫通部は、内圧による発生応力が大きくなる最大径の配管貫通部とし（Ｘ－１０）を代表として評価する。閉止板については、内圧による発生
応力が大きくなる最大径の閉止板として（Ｘ－９０）を代表として評価する。

図 6-2-1 配管貫通部

6-13

6-2.2 評価
6-2.2.1 基本板厚計算
6-2.2.1.1 スリーブ
スリーブの内圧に対する計算上必要な厚さは、設計・建設規格 PVE-3610 に基づき、次の式により求める。
評価式

ここで、
P

：格納容器内圧力(MPa)Do：スリーブの外径(mm)S：許容引張応力(MPa)(=「2/3Su」値を適用)

図 6-2-2 スリーブの形状

η ：継手効率tn：呼び厚さ(mm)t：計算上必要な厚さ(mm)上式を用いた必要厚さの算出結果を表 6-2-1 に示す。表 6-2-1 に示すように、スリーブの呼び厚さは必要厚さ t（）を上回る。

表 6-2-1 必要厚さの評価結果（スリーブ）
項目

記号

仕様及び値

材質

－

SGV480

格納容器内圧力P

0.62 (MPa)

スリーブの外径Do

許容引張応力S

281 (MPa)

継手効率

η

1.00

呼び厚さ

tn

必要厚さ（PVE-3611）t1

必要厚さ（PVE-3613）

t2

t1、 t2 の大きい値

t

6-14

6-2.2.1.2 端板
端板の内圧に対する計算上必要な厚さは、設計・建設規格 PVE-3410 に基づき、次の式によ
り求める。
評価式

ここで、
P

：格納容器内圧力(MPa)

図 6-2-3S：許容引張応力(MPa)(=「2/3Su」値を適用)

状

K：平板の取付方法による係数

tn：呼び厚さ(mm)t：計算上必要な厚さ(mm)端版の形

上式を用いた必要厚さの算出結果を表 6-2 に示す。表 6-2-2 に示すように、端板の呼び厚
さは必要厚さ t（）を上回る。
表 6-2-2 必要厚さの評価結果（端板）

項目

記号

仕様及び値

材質

－

SFVC2B

最高使用圧力P

0.62 (MPa)

最小内のり

d

許容引張応力S

292 (MPa)

平板の取付方法による係数

K

0.50

呼び厚さ

to

必要厚さ

t

6-15

6-2.2.1.3 閉止板
閉止板の内圧に対する計算上必要な厚さは、設計・建設規格 PVE-3410 に基づき、次の式により求める。
評価式

ここで、P：格納容器内圧力(MPa)S：許容引張応力(MPa)(=「2/3Su」値を適用)

K：平板の取付方法による係数

tn：呼び厚さ(mm)t：計算上必要な厚さ(mm)上式を用いた必要厚さの算出結果を表 6-2-3 に示す。表 6-2-3 に示すように、閉止板の呼び厚さは必要厚さ t（）を上回る。

表 6-2-3 必要厚さの評価結果（閉止板）
項目

記号

仕様及び値

材質

－

SGV480最高使用圧力P

0.62 (MPa)

最小内のり

d

許容引張応力S

281 (MPa)

平板の取付方法による係数

K

0.33

呼び厚さ

to

必要厚さ

t

6-16

6-2.2.2 応力評価
(1) 諸言本計算書は原子炉格納容器配管貫通部の強度計算書である。
(2) 記号の説明
D

：直径

（mm）

F

：垂直力、許容応力の基準値（kg、 MPa）

Fc：コンクリートの設計基準強度 （MPa）

fb：許容曲げ応力度

（MPa）

fc

：許容圧縮応力度

（MPa）

fs

：許容せん断応力度

（MPa）

l

：長さ

（mm）

M

：モーメント（kg・mm）

n：ガセットプレートの枚数

（―）

Pb

：一次曲げ応力（MPa）

PL：一次局部膜応力

（MPa）

Pm

：一次一般膜応力

（MPa）

t

：厚さ

（mm）

(3) 形状及び主要寸法
原子炉格納容器配管貫通部の形状及び主要寸法を図 6-2-4 及び表 6-2-4～6-2-5 に示す。

図 6-2-4 原子炉格納容器配管貫通部の形状及び主要寸法(X-10)

6-17

表 6-2-4 配管貫通部（スリーブ・端板）の仕様(X-10)
材質

スリーブ
外径
厚さ
D1
t1
(mm)
(mm)

端板
距離
l1
(mm)

SGV480

材質

厚さ
t2
(mm)

SFVC2B

表 6-2-5 配管貫通部（フランジプレート・ガセットプレート）(X-10)
フランジプレート
材質
厚さ
t3
内側
外側
(mm)
SGV480

SGV480材質

ガセットプレート
サイズ
厚さ
l2
t4
(mm)
(mm)

枚数＊
n

SGV480

注記 ＊：ガセットプレートの枚数は、原子炉格納容器壁の内側又は、外側のみの枚数を示す。

6-18

(4) 評価条件(4).1 評価荷重
(4).1.1 格納容器内圧力及び温度
内圧 0.62 MPa
温度 200 ℃ (ドライウェル、サプレッション・チェンバ共)(4).1.2 配管荷重
貫通部に作用する配管荷重の作用方向を図 6-5 に示し、各荷重の設定値を表 6-6 に示す。

図 6-2-5 貫通部の荷重作用方向
表 6-2-6 貫通部の設計荷重
配管荷重
成分

垂直力

モーメント

(×103 kg)

(×106 kg・mm)

Fx

Fv

MB

一次荷重

6-19

MX

(4).2 材料及び許容応力(4).2.1 使用材料
スリーブ

SGV480端板

SFVC2B

フランジプレート（外側） SGV480
フランジプレート（内側） SGV480
ガセットプレート

SGV480

コンクリート部

コンクリート（Fc = 330 kg/cm2 = 32.36 MPa）

(4).2.2 荷重の組合せ及び許容応力
貫通部に対する荷重の組合せは「原子炉格納容器内圧力＋配管荷重」とし、原子炉格納容器 200℃、2Pd における許容応力を表 6-2-7～表 6-2-10 に示す。

表 6-2-7 スリーブの許容応力
材料（単位：MPa）

許容応力強さ（一次応力）
Pm

PL + Pb

SGV480 (200℃)

表 6-2-8 端板の許容応力
材料（単位：MPa）

許容応力強さ（一次応力）
PL + Pb

SFVC2B (200℃)

表 6-2-9 フランジプレート及びガセットプレートの許容応力度
材料F（単位：MPa）

一次応力度
曲げ fb

せん断 fs

SGV480 (200℃)

表 6-2-10 コンクリート部の許容応力度
材料（単位：MPa）

設計基準強度

許容圧縮応力度Fc

fc

コンクリート27.5

6-20

(5) 応力計算(5).1 応力評価点
原子炉格納容器配管貫通部の形状及び応力レベルを考慮して、表 6-2-11 及び図 6-2-6 に示す応力評価点を設定する。
表 6-11 応力評価点
応力評価点番号

応力評価点

P1

スリーブ

P2

スリーブのフランジプレートとの結合部

P3

端板

P4

フランジプレート（外側）P5

フランジプレート（内側）P6

ガセットプレート

P7

コンクリート部

図 6-2-6 原子炉格納容器配管貫通部の応力評価点(6) 応力評価
各応力評価点の応力評価表を以下に示す。尚、本表の応力強さ及び応力に記載の数値は、既工事認可申請書の各荷重に対する発生応力（ＭＫＳ単位）を比例倍して適切に組合せた
後にＳＩ単位化したものである。

6-21

表 6-2-12 スリーブの応力評価のまとめ（応力評価点 Ｐ１）（単位：MPa）
一次応力
Pm

PL + Pb

応力強さ

許容値

応力強さ

281

許容値
422

表 6-2-13 スリーブのフランジプレートとの結合部の応力評価のまとめ（応力評価点 Ｐ２）（単位：MPa）
一次応力
Pm

PL + Pb

応力強さ

許容値

―

―

応力強さ

許容値
422

表 6-2-14 端板の応力評価のまとめ（応力評価点 Ｐ３）（単位：MPa）
一次応力
Pm

PL + Pb

応力強さ

許容値

―

―

応力強さ

許容値
438

表 6-2-15 フランジプレート（外側）の応力評価のまとめ（応力評価点 Ｐ４）（単位：MPa）
一次応力
曲げ応力
応力

せん断応力
許容応力

応力

312

許容応力
156

表 6-2-16 フランジプレート（内側）の応力評価のまとめ（応力評価点 Ｐ５）（単位：MPa）
一次応力
曲げ応力
応力

せん断応力
許容応力

応力

312

許容応力
156

6-22

表 6-2-17 ガセットプレートの応力評価のまとめ（応力評価点 Ｐ６）（単位：MPa）
一次応力
曲げ応力
応力

せん断応力
許容応力

応力

312

許容応力
156

表 6-2-18 コンクリート部の応力評価のまとめ（応力評価点 Ｐ７）（単位：MPa）
圧縮応力度
内側フランジプ

外側フランジプ

ガセットプレー

レート近傍

レート近傍

ト近傍

許容応力度

27.5

(7) 結論原子炉格納容器限界温度・圧力(200℃・2Pd)において原子炉格納容器配管貫通部に生じる
応力は、すべて許容応力以下であり、健全性が確保されることを確認した。
6-2.3 評価結果
配管貫通部の板厚は、スリーブの計算上必要な厚さ以上である。また、配管貫通部に生じる応力は許容値を満足しており、200℃、2Pd の環境下での放射性物質の閉じ込め機能を期待できる。

6-23

6-3 配管貫通部（閉止フランジ）
6-3.1 フランジ部の構造
配管貫通部フランジ部は、原子炉格納容器の貫通部に溶接固定されたフランジと閉止フランジ（蓋）をボルトで固定しており、フランジと閉止フランジ間には、これまではシリコンゴム製のガスケットを挟み込みシールしていた。今後は、格納容器閉じ込め機能強化のために、事故時耐性に優れた改良ＥＰＤＭ製シール材に変更する。

図 6-3-1 閉止フランジ

6-3.2 評価部位
200℃、2Pd の環境下における、フランジ部の放射性物質の閉じ込め機能喪失の要因は、高温で内圧を受ける過渡な塑性変形に伴う耐圧部材の破損、フランジ部の開口の進展による締付ボルトの破損、シール部のフランジ開口量増加による漏えいが想定される。フランジの延性破壊、締付ボルトの破損については設計・建設規格に基づきフランジを選定しているため評価上支配的ではないと考え、最も厳しい部位であるシール部について評価する。
なお、評価は原子炉格納容器貫通部フランジ部で最大口径の ISI 用ハッチ(X-3)を代表とする。なお、フランジ部のシール材は、プラントの定期検査時に開放される場合には取り替えを実施しており、通常運転中における劣化は極めて軽微であることから、事故条件下での評価を実施する。

6-24

6-3.3 評価
ISI 用ハッチ(X-3)のシール部分の開口量を図 6-3-2 に示すようにモデル化して評価する。
なお、評価を簡略化するため、圧力 q はボルト部まで加わるものとする。また、保守的に、はりの最大変位量をガスケット部の変位量とみなす。

図 6-3-2 閉止フランジの評価モデル

6-3.4 評価結果
評価結果を表 6-3-1 に示す。閉止フランジは 200℃、2Pd において耐圧部材及びシール材の機能は維持され、放射性物質の閉じ込め機能を確保できる。6 号炉、7 号炉ともに初期押し込み量に対してシール部の変位量は 0.026mm である。これは、表 6-3-2 で示す格

納容器限界温度 200°が 7 日間継続した際の改良ＥＰＤＭの圧縮永久歪み試験結果(から算出されるシール材追従量)に十分余裕があることから、有効性評価における限界温度、圧力としている 200°、2Pd 条件下においてもシール機能は維持される。

6-25

表 6-3-1 閉止フランジの評価結果（ISI 用ハッチ）
記号

内容

a

ボルトピッチ円半径

b

内半径

D1

= E×t13/12(1-ν2)

D2= E×t23/12(1-ν2)

E

縦弾性係数

Kyb

b/a から定まる係数

q

2Pd

t1

閉止板板厚

t2

フランジ部板厚

ν

ポアソン比
4

6 号炉

7 号炉

191000MPa

191000MPa

620×10-3MPa

620×10-3MPa

0.3

0.3

δ1

= q×a /(64×D1)

0.023mm

0.024mm

δ2= -Kyb×q×a4/D2

0.003mm

0.002

変位量合計

0.026mm0.026mm

δ1+δ2

表 6-3-2 改良 EPDM シール材の圧縮永久歪み試験結果
圧縮永久ひずみ試験
No

放射線照射

ガス性状

温度
24h

1

800kGy

乾熱

200℃

2

800kGy

乾熱

250℃

3

800kGy

蒸気

200℃

4

800kGy

蒸気

250℃

6-26

72h

168h

配管貫通部の評価について、「6-1 貫通配管」及び「6-2 配管貫通部（スリーブ・端板・閉止板・閉止フランジ）」の原子炉格納容器限界温度・圧力（200℃、2Pd）における健全性評価結果を下表にまとめる。

表 6-3-3 配管貫通部の評価結果まとめ
No

評価項目

評価方法

評価

結果

不活性ガス処理系の X-81 を代
①

貫通配管

応力評価

表とし、200℃・2Pd 時の原子炉
格納容器変位を踏まえた貫通○
配管の応力評価を実施②

内圧の影響を最も受ける大口

スリーブ

○

径の配管貫通部（X-10）を代表
③

端板

④

閉止板

⑤

閉止フランジ

基本板厚計算に基本板厚計算を実施し、○200℃・2Pd 時の必要最小板厚を満足することを確認
フランジ開口量ISI ハッチを代表とし、シール材の開口量評価を実施。

○○
内圧の影響を最も受ける大口径の配管貫通部（X-10）を代表⑤

配管貫通部全般

応力評価に応力評価を実施し、200℃・
2Pd で発生する各部の応力が許容応力以下であることを確認

6-27

○

7.電気配線貫通部
7.1 評価方針①電気配線貫通部
電気配線貫通部では、電気配線貫通部のうちスリーブ、アダプタ、ヘッダ設計時に考慮される機能喪失要因は、脆性破壊、疲労破壊、座屈及び延性破壊が考えられる。今回の評価条件である 200℃、2Pd を考慮した場合、脆性破壊が生じる温度域でないこと、繰り返し荷重が作用しないこと、過渡の圧縮力がスリーブ・アダプタ・
ヘッダに生じないことから、脆性破壊、疲労破壊及び座屈は評価対象外と考えることができる。従って、スリーブ、アダプタ、ヘッダの機能喪失要因は、高温状態で内圧を受け、過渡な塑性変形に伴う延性破壊が想定される。スリーブ、アダプタ、
ヘッダが 200℃、2Pd の環境下で外圧・内圧作用による応力が生じた際、最小厚さがJSME の設計建設規格（PVE-3230）に規定される計算上必要な厚さを上回ることを確
認する。

②シール材
電気配線貫通部のシール材については、既往の電共研において、実機電気配線貫通部と同等の試験体を用い、原子炉格納容器内側の電気配線貫通部端子箱部分の環
境条件を 200℃、約 2.6Pd（約 0.8MPa）とした条件下におけるモジュール部シール材の耐漏えい性が確認されている。
また、NUPEC 重要構造物安全評価（原子炉格納容器信頼性実証事業）（平成 2 年度
～平成 14 年度）において、実機電気配線貫通部モジュールと同等のモジュール試験
体を用い、シール材からの漏えい限界圧力・温度の把握を行っている。この評価では、最大 3.2Pd(1.0MPa)、約 260℃までの耐漏えい性が確認されている。
これらの既往共研に加え、過去に実施したモジュール型電気配線貫通部の試験結果、並びに、200℃、2Pd 時おける電気配線貫通部シール部の温度評価結果を用い、シール部の健全性を確認する。

7-1

③電気配線貫通部の基本仕様について
モジュール型電気配線貫通部には低電圧用と高電圧用の二種類があり、電気配線
貫通部本体のヘッダに低電圧用または高電圧用のモジュールが設置されている。概略仕様を表 7-1、概略構造を図 7-1～7-4 に示す。
6 号炉については、低電圧用の電気配線貫通部は、低電圧用モジュール内に封入されたエポキシ樹脂、及びモジュール固定部のメタルＯリングにより気密性を維持する構造である。高電圧用の電気配線貫通部は、高電圧用モジュール内に封入された
EP ゴム及びモジュール固定部のメタルＯリングにより気密性を維持する構造である。
7 号炉については、低電圧用の電気配線貫通部は、低電圧用モジュール内に封入されたエポキシ樹脂、及びモジュール固定部のＯリング（EP ゴム）により気密性を維持する構造である。高電圧用の電気配線貫通部は、高電圧用モジュール内に封入された EP ゴムにより気密性を維持する構造である。高電圧用モジュールはヘッダに溶接されている。

表 7-1 電気配線貫通部の仕様
種類

低電圧用

高電圧用

型式

外径
(mm)

構成

スリーブ
アダプタ
モジュール型
ヘッダ
モジュール（ボディ、プラグ）
スリーブ
アダプタ
モジュール型
ヘッダ
モジュール（ハウジング）

7-2

呼び
厚さ
(mm)

材料
STS410STS410
SUS304
SUS304TP、
SUS304
STS410STS410
SUS304
SUS304TP

貫通部
番号X-101～105、
X-300

X-100

スリーブ
アダプタ
ヘッダ
低電圧用
モジュール

（格納容器内側）

図 7-1 電気配線貫通部（低電圧用：6 号炉）

メタル O リング
二次シール部（エポキシ樹脂）

一次シール部（エポキシ樹脂）

導体

ボディ（SUS304TP）

プラグ（SUS304）

図 7-2 低電圧用モジュール詳細（6 号炉）

7-3

スリーブ
アダプタ
ヘッダ
低電圧用
モジュール

（格納容器内側）

図 7-3 電気配線貫通部（低電圧用：7 号炉）

O リング（EP ゴム）
二次シール部（エポキシ樹脂）

一次シール部（エポキシ樹脂）

導体

ボディ（SUS304TP）

プラグ（SUS304）

図 7-4 低電圧用モジュール詳細（7 号炉）

7-4

図 7-5 電気配線貫通部（高電圧用：6 号炉）

図 7-6 高電圧用モジュール詳細（6 号炉）

7-5

スリーブ
アダプタ
ヘッダ
高電圧用
モジュール

（格納容器内側）

図 7-7 電気配線貫通部（高電圧用：7 号炉）

一次シール部（EP ゴム）

ハウジング（SUS304TP）
二次シール部（EP ゴム）
導体

図 7-8 高電圧用モジュール詳細（7 号炉）

7-6

7.2 評価
7.2.1 電気配線貫通部の板厚計算
電気配線貫通部について、JSME の設計・建設規格（PVE-3230）に基づく評価より、
200℃、2Pd に対するスリーブ・アダプタ・ヘッダの健全性を評価する。評価する電気配線貫通部は表 7-1 の通りとし、代表プラントとして 7 号炉を選定して板厚計算を実施する。
7.2.1.1 電気配線貫通部（貫通部番号：X-100）

上式を用いた必要厚さの算出結果を表 7-2 に示す。表 7-2 に示すように、スリーブの呼び厚さは計算上の必要厚さ t(3.8mm)を上回る。
表 7-2 必要厚さの評価結果（電気配線貫通部のスリーブ）

7-7

上式を用いた必要厚さの算出結果を表 7-3 に示す。表 7-3 に示すように、アダ
プタの呼び厚さは計算上の必要厚さ t()を上回る。

表 7-3 必要厚さの評価結果（電気配線貫通部のアダプタ）

7-8

上式を用いた必要厚さの算出結果を表 7-4 に示す。表 7-4 に示すように、ヘッ
ダの呼び厚さは計算上の必要厚さ t()を上回る。

表 7-4 必要厚さの評価結果（電気配線貫通部のヘッダ）

7-9

7.2.1.2 電気配線貫通部（貫通部番号：X-101、X-102、X-103、X-104、X-105）

上式を用いた必要厚さの算出結果を表 7-5 に示す。表 7-5 に示すように、スリーブの呼び厚さは計算上の必要厚さ t()を上回る。

表 7-5 必要厚さの評価結果（電気配線貫通部のスリーブ）

7-10

上式を用いた必要厚さの算出結果を表 7-6 に示す。表 7-6 に示すように、アダ
プタの呼び厚さは計算上の必要厚さ t()を上回る。

表 7-6 必要厚さの評価結果（電気配線貫通部のアダプタ）

7-11

上式を用いた必要厚さの算出結果を表 7-7 に示す。表 7-7 に示すように、ヘッ
ダの呼び厚さは計算上の必要厚さ t()を上回る。

表 7-7 必要厚さの評価結果（電気配線貫通部のヘッダ）

7-12

7.2.1.3 電気配線貫通部（貫通部番号：X-300）

上式を用いた必要厚さの算出結果を表 7-8 に示す。表 7-8 に示すように、スリーブの呼び厚さは計算上の必要厚さ t()を上回る。

表 7-8 必要厚さの評価結果（電気配線貫通部のスリーブ）

7-13

上式を用いた必要厚さの算出結果を表 7-9 に示す。表 7-9 に示すように、アダ
プタの呼び厚さは計算上の必要厚さ t()を上回る。

表 7-9 必要厚さの評価結果（電気配線貫通部のアダプタ）

7-14

上式を用いた必要厚さの算出結果を表 7-10 に示す。表 7-10 に示すように、ヘッダの呼び厚さは計算上の必要厚さ t()を上回る。

表 7-10 必要厚さの評価結果（電気配線貫通部のヘッダ）

7-15

7.2.2 電気配線貫通部シール材の評価
柏崎刈羽原子力発電所 6、7 号炉に設置されているモジュール型電気配線貫通部は、モ
ジュール部のシール材により気密性を維持しており、過去の検証試験にて気密性が確保されていることを確認している。6 号炉及び 7 号炉について、図 7-1～8 に示す通り電気
配線貫通部の構造に違いがあるが、低電圧用についてはＯリング部に EP ゴムが使われている 7 号炉を代表とし、高電圧用については一次シール部が原子炉格納容器内部に近い 7号炉を代表として評価を行うこととする。すなわち、電気配線貫通部のシール材評価については 7 号炉の型式を代表として評価を行う。
①電共研による研究結果
昭和 62 年度に行われた電共研「格納容器電気ペネトレーションの特性確認試験」では、電気配線貫通部を対象として、原子炉格納容器内側の電気配線貫通部端子箱部分の環境条件を 200℃とした場合における電気配線貫通部モジュールの気密性能について試験を実施している。本研究における試験結果を表 7-11 に示す。
試験結果から、原子炉格納容器が 200℃を模擬した試験においては一次シール部及び二次シール部温度はシール材の一般特性としての熱分解開始温度（400℃程度）よりも十分に下回っており、一次シール部及び二次シール部それぞれについて漏えいは無く、
また、圧力についても約 2.6Pd（約 0.8MPa）時に漏えいが無いことが確認できている。
表 7-11 電力共同研究の試験結果
種類

低電圧モジュール
高電圧モジュール

原子炉格納容器
内側端子箱部分の環境条件
温度
圧力
時間
(℃)
(MPa)
(h)
200
(0.60～
62.0
(230)
0.81)
200
(0.61～
62.0
(220)
0.79)

一次シール部 二次シール部
温度(℃)
温度(℃)
137

68

195

44

漏えい有無
一次シール部：漏えい無し
二次シール部：漏えい無し
一次シール部：漏えい無し
二次シール部：漏えい無し

注：( )は、記録グラフからの読取り値

図 7-9 試験装置概要「電共研 格納容器電気ペネトレーションの特性確認試験」（7 号炉高電圧モジュール試験体の例）

7-16

一次シール部

二次シール部

図 7-10 低圧用モジュール試験体 温度分布図

一次シール部
二次シール部

図 7-11 高圧用モジュール試験体 温度分布図

7-17②過去の環境試験における評価
過去の電気配線貫通部の環境試験では、電気配線貫通部（低電圧用）及び電気配線
貫通部（高電圧用）を対象として、冷却材喪失事故模擬試験が実施されており健全性が確認されている。電気配線貫通部（低電圧用）及び電気配線貫通部（高電圧用）の二次シール部の温度、環境試験温度を図 7-12 に示している。
図 7-10～11 に示すとおり、原子炉格納容器内を 200℃と模擬した試験において、二次シール部は低電圧用で 68℃、高電圧用で 44℃となっている。図 7-12 は、図 7-10～
7-11 で示す二次シール部の温度と同等以上であり、試験により 13 日間の健全性が確認された結果からも、格納容器が 200℃の状況において格納容器閉じ込め機能が確保できると考えている。

図 7-12 モジュール型電気配線貫通部の既往環境試験と簡易的な温度評価結果
なお、図 7-12 で示した試験については、経年劣化を踏まえた冷却材喪失事故模擬試験であり、劣化を考慮して表 7-12 に示す試験を実施している。
表 7-12 劣化を考慮した試験方法
No
1

試験項目
サーマルサイクル試験

2

放射線照射試験

3

熱劣化試験

試験方法
ペネトレーションを冷熱装置内に設置し、60 サイクルのサーマルサイ
クルを放射線照射試験の前後 2 回実施。
1 サイクルはを時間で変化させている。
ペネトレーションが 40 年間の運転期間及び冷却材喪失事故時に受ける
放射線を考慮し照射線量 800kGy として試験を実施。
加熱促進により、40 年間に相当する加速熱劣化として
を
加える。

7-18

また、重大事故環境下における耐放射線性についても健全性を確認するために、電気配線貫通部突き出しの一番短い（線量影響の大きい）X-101B 電気配線貫通部を選定して、電気配線貫通部シール部における事象発生から 7 日間積算の線量解析を実施した。
その結果、7 日間の原子炉格納容器内積算線量が 1000kGy 程度と仮定した場合でも、電気配線貫通部シール部はコンクリート等による遮蔽効果により積算線量は約 1.8kGyとなる。
過去に実施した健全性が確認されている電気配線貫通部の積算照射量は 800kGy であることから、重大事故環境下における電気配線貫通部シール部のシール健全性が確保されていることが確認できている。

7-19

③NUPEC による評価結果
平成 2 年度から平成 14 年度に行われた NUPEC 重要構造物安全評価（原子炉格納容器信頼性実証事業）では、電気配線貫通部のモジュールを対象として、200℃、2.6Pd（0.8MPa）における電気配線貫通部モジュールの気密性の確認と、漏えいが発生す
る温度・圧力条件の確認試験を行っている。本評価における結果を表 7-13 に示す。
表 7-13
種類

温度(℃)

NUPEC 研究の試験結果

AM 環境下の健全性確認試験
圧力
時間
(MPa)
(h)

漏洩
有無

漏えい発生条件
確認試験
破損温度
圧力
(℃)
(MPa)

低電圧モジュール

200

0.8

20

無し

266～3030.8～1.0

高電圧モジュール

200

0.8

20

無し

400*

0.8

*：400℃まで漏えい無し。400℃まで昇温後、室温降下時に微小漏えい

試験結果から、200℃、2.6Pd における漏えいは無く、約 260℃、最大 3.2Pd（1.0MPa）までの耐漏えい性が確認された。

図 7-13 試験装置概要
出典：平成 14 年度

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（平成 15 年 3 月

財団法人原子力発電技術機構）①～③より、原子炉格納容器の重大事故環境下において、限界温度・圧力 200℃、2Pd
における電気配線貫通部の健全性は確保可能である。

7-20

8. 原子炉格納容器隔離弁
8.1 はじめに原子炉格納容器の貫通配管には原子炉格納容器隔離弁が設置されており、このうち不活性ガス系バタフライ弁、移動式炉心内計装(TIP)ボール弁及びパージ弁について、200℃、
2Pd の環境下でゴム系シール材の損傷（劣化）が想定されるため、8.2 項以降に示すとおり健全性を確認する。また、弁の耐圧部については、機能喪失要因として脆性破壊、疲労破壊、座屈及び変形が考えられるが、200℃、2Pd の環境下では、脆性破壊が生じる温度域でないこと、繰り返し荷重が作用しないこと、圧縮力が弁本体に生じないことから、
脆性破壊、疲労破壊及び座屈は評価対象外と考えることができる。従って、原子炉格納容器隔離弁のうち不活性ガス系バタフライ弁、TIP ボール弁及びパージ弁の耐圧部の機能喪失要因は、高温状態で内圧を受け、過渡な変形（一次応力）が想定されるため、8.2 項以降に示すとおり健全性を確認する。
これら以外の隔離弁については、以下の理由により 200℃、2Pd の環境下で健全性を有している。
・ 弁の呼び圧力は各配管ラインの設計圧力に応じて適切なものが選定されており(耐圧性能が最小のものでも 1.03MPa)、耐圧上問題となることはない。
・ 弁のグランド部及びボンネット部のシールには、黒鉛製パッキン、ガスケット等の耐熱性に優れたものを使用しており、耐熱性上問題となることはない。
・ 弁シート部は金属製である。

8-1

8.2 不活性ガス系バタフライ弁
8.2.1 評価方針
(1)耐圧機能
・弁箱の耐圧機能の評価を行う。
(2)隔離機能・隔離機能（気密性保持）は、弁座にある EP ゴムの耐環境性が支配的である。
これまで EP ゴムを使用していたが、事故時耐性に優れた改良ＥＰＤＭ製シール材に変更する。従って、改良ＥＰＤＭ製シール材を用いた不活性ガス系バ
タフライ弁について、原子炉格納容器内が 200℃、2Pd の環境下におけるシール部への影響を検討する。

図 8-1 不活性ガス系バタフライ弁

8.2.2 評価結果
(1)耐圧機能
当該弁の圧力クラスは 1.03MPa（150LB）であり、200℃・2Pd の環境条件は、
図 8-2 で示すとおり設計建設規格 別表 1-1 に示す弁の許容圧力を下回る。
このため、改良ＥＰＤＭ製シール材を除く耐圧部は強度上問題ない。

8-2

4
3.5

1.03MPa圧力級(SCPL1)の許容圧力

圧力（MPa）

3
2.5
2
1.5
1
200℃・2Pd

0.5
0
0

50

100

150

200
温度（℃）

250

300

350

400

図 8-2 不活性ガス系バタフライ弁 1.03MPa(150LB)級の確認結果（出典：JSME 設計・建設規格 2005 年版/2007 追補版）
(2)隔離機能
以下の理由より、200℃、2Pd の環境条件下において、放射性物質の閉じ込め機能を有すると考える。
・不活性ガス系バタフライ弁の弁座シール材（改良ＥＰＤＭ）が 200℃・2Pd
環境に晒されたときの影響を確認するために、圧縮永久歪み試験を実施した。その結果を表 8-1 に示しており、圧縮永久歪み試験に有意な劣化が認められないことから、重大事故環境下におけるシール機能は問題ない。
・添付 8-2 で示す「格納容器隔離弁の重大事故環境下における耐性確認試験」
で、実機モデルのバタフライ弁蒸気通気試験を実施しており、200℃、2Pd
環境でシール性が確保できていることが確認できたため、重大事故環境下におけるシール機能は問題ない。
表 8-1 改良ＥＰＤＭ製シール材の圧縮永久歪み試験結果
圧縮永久ひずみ試験
No

放射線照射

ガス性状

温度
24h

1

800kGy

乾熱

200℃

2

800kGy

乾熱

250℃

3

800kGy

蒸気

200℃

4

800kGy

蒸気

250℃

8-3

72h

168h

8.3 TIP ボール弁及びパージ弁
8.3.1 評価方針
(1)耐圧機能
・弁箱の耐圧機能の評価を行う。
(2)隔離機能・隔離機能（気密性保持）は、弁に用いられているシール材の耐環境性が支配的であるため、原子炉格納容器内が 200℃、2Pd の環境下におけるシール部への影響を検討する。

図 8-3 TIP ボール弁

図 8-4 TIP パージ弁

8-4

8.3.2 評価結果
(1)耐圧機能TIP ボール弁及びパージ弁の圧力クラスは 1.03MPa であり、200℃・2Pd の環境条件は、図 8-5 で示すとおり、設計建設規格 別表 1-1 に示す弁の許容圧力を下回る。このため、シール材を除く耐圧部は強度上問題ない。

4
3.5

1.03MPa圧力級(SUSF304)の許容圧力

圧力（MPa）

3
2.5
2
1.5
1
200℃・2Pd

0.5
0
0

50

100

150

200
温度（℃）

250

300

350

400

図 8-5 TIP ボール弁・パージ弁 1.03MPa(150LB)級の確認結果（出典：JSME 設計・建設規格 2005 年版/2007 追補版）
(2)隔離機能TIP 系統を図 8-6 に示しているが、TIP ボール弁は通常運転時に全閉状態であり、隔離機能を維持している。TIP ボール弁が開状態となるのは、通常運転
時の局部出力領域モニタの校正のため TIP 検出器を炉心内に挿入・引抜する期間である。TIP 検出器を炉心内に挿入している間に格納容器隔離信号が入った場合には、TIP 検出器が自動引抜され、TIP ボール弁が自動閉止する。また、TIP 検出器を炉心内に挿入している間に格納容器隔離信号が入り、且つ TIP ボール弁が正常に閉止しない場合、TIP 爆発弁にて閉止を行う運用としている。
TIP ボール弁にはフッ素ゴム、フッ素樹脂のシール材が使われている。これらは重大事故環境下の放射線によりシール機能が劣化することが考えられる
ため、トップヘッドフランジ及び機器搬入用ハッチで採用したものと同様に改良ＥＰＤＭ製シール材に変更する。なお、TIP ボール弁の弁座シートについては、均圧弁の改良と同様に耐環境性に優れた PEEK 材が適用可能な見通しが8-5立ったことから、PEEK 材に変更することでも問題ない。
また、TIP パージ弁についてはグランドＯリング及び弁ふたシールについては改良ＥＰＤＭ製シール材を採用する。弁座シートについては改良ＥＰＤＭ
製シール材またはメタルシールとし、耐環境性を強化する（別紙－17 参照）。
改良ＥＰＤＭ製シール材の事故時耐性については、表 8-2 で示す通り圧縮永久歪み試験に有意な劣化認められないことから、重大事故環境下におけるシール機能は問題ない。
なお、TIP ボール弁及び TIP パージ弁については、200℃蒸気が 7 日間以上暴露され、且つ、その際の重大事故時における放射線量が照射されたとしてもシール機能が健全であることを確認し使用する。また、今後の検討において、上記以外のシール材を適用する場合については、同様に 200℃蒸気が 7
日間以上暴露され、且つ、その際の重大事故時における放射線量が照射されたとしてもシール機能が健全であることを確認して適用する。

原子炉格納容器

原子炉
圧力容器

検出器

ＴＩＰボール弁

爆破弁
駆動装置

校正用案内管

校正用導管選択装置

図 8-6 TIP 系統図
表 8-2 改良ＥＰＤＭ製シール材の圧縮永久歪み試験結果
圧縮永久ひずみ試験
No

放射線照射

ガス性状

温度
24h

1

800kGy

乾熱

200℃

2

800kGy

乾熱

250℃

3

800kGy

蒸気

200℃

4

800kGy

蒸気

250℃

8-6

72h

168h

添付 8-1
原子炉格納容器隔離弁の抽出について

原子炉格納容器隔離弁について、原子炉格納容器限界温度、圧力（200℃、2Pd）の健全性を確認するため、図 8-7 に従ったフローで弁を抽出した。弁設計圧力が 2Pd 以下のもの
は無かったため、200℃で最も影響を受けると考えられるシート部及びシール部に着目して、ゴム材が使われている弁を抽出し、「不活性ガス系バタフライ弁」と「TIP ボール弁及びパージ弁」が抽出された。

原子炉格納容器隔離弁

No

弁設計圧力が2Pd（0.62MPa）以上

Yes

弁構造について，限界圧力における構造評価を行う。

抽出結果

弁の200℃における耐性を確認

対象なし

弁体弁座のシート部が金属であり、バウ
ンダリ機能を持つシール部（グランド等）に黒鉛製のパッキン、ガスケット等を有しているNo

バウンダリ機能を持つシー
ル部にゴム材を使用しているため、SA環境におけるシール部の健全性評価を行う。

抽出結果
・不活性ガス系バタフライ弁
・TIPボール弁及びパージ弁

Yes

本章で健全性評価結果を示す

SA環境で健全性確保可能

図 8-7 原子炉格納容器隔離弁の評価対象弁の抽出フロー8-7

添付 8-2
格納容器隔離弁の重大事故環境下における耐性確認試験について
原子炉格納容器隔離弁のうち、バタフライ弁の弁座ゴムシートに対し、重大事故環境における耐性向上のため、より耐熱性、耐放射線性に優れたシール材である改良ＥＰＤＭ材を選定し、耐性確認試験を実施した。試験の概要を以下に示す。
1.

試験内容
試験フロー及び試験内容を表 8-3 に示す。また、図 8-8 に蒸気通気試験装置の概要図、
図 8-9 に常温弁座漏えい試験の概要図を示す。600A バラフライ弁を供試弁とし、弁座シール材に改良ＥＰＤＭ材を適用して、初期性能確認、劣化処理を行った後、200℃における飽和蒸気環境下(ＢＷＲの原子炉格納容器の設計圧力の２倍(2Pd)以上)で 168 時間蒸気通気試験を実施する。さらに常温復帰後、窒素を媒体とした常温弁座漏えい試験を実施する。重大事故環境における格納容器の閉じ込め機能を確認する観点から、供試弁は閉弁状態で実施する。重大事故環境における放射線による劣化と熱による劣化は、逐次法(放射線→熱)により付与する。一般に有機材料の放射線劣化挙動には、酸素が影響を及ぼすことが知られているが、環境に酸素が存在しない場合においては放射線と熱の同時法と逐次法の劣化はほぼ等しいことが知られている。バタフライ弁のシール材は格納容
器内雰囲気をシールするものであり、事故時の蒸気環境をシールし、酸素が常に供給される環境をシールするものではないことから、放射線と熱の同時暴露のシール機能への影響は十分小さいものと考える。
表 8-3 試験フロー及び試験内容
試験フロー
熱・放射線同時劣化処理

初期機能試験

機械的劣化処理(弁開閉)試験内容
通常運転中に負荷される温度、線量を供試体に加える。
初期状態における閉じ込め機能等を確認する。

負荷試験機を用いて、弁の開閉操作を実施する。

放射線照射劣化（重大事故環境条件）

重大事故環境で想定される放射線量（0.3MGy）を供試体に照射する。

蒸気通気試験

図 8-8 に示す試験装置で 200℃、0.854MPa 以上の蒸気環境下（飽和蒸気）における閉じ込め機能を確認する。蒸気は 168 時間通気し、24 時間おきに二次側の漏えい検出弁で漏えいの有無を確認する。

常温弁座漏えい試験

図 8-9 に示す試験装置で供試弁一次側を 0.854MPa の窒素加圧環境
下とし、二次側からの漏えいがないことを確認する。

8-8

Ａ部

A 部詳細

図 8-8

蒸気通気試験装置概要図

圧力計

一次側を加圧し二次側からの漏えいの有無を確認

二次側

一次側

仮設冶具

加圧範囲

図 8-9

常温弁座漏えい試験概要図

8-9

2.

試験結果
蒸気通気試験の試験結果を表 8-4 に、
常温弁座漏えい試験の試験結果を表 8-5 に示す。
蒸気通気試験の温度、圧力チャートを図 8-10 に示す。蒸気通気試験中に漏えいは確認されず、また常温復帰後の常温弁座漏えい試験においても閉じ込め機能を維持できることを確認した。

表 8-4

蒸気通気試験の試験結果

シート材

圧力

温度

加圧媒体

継続時間

照射量

漏えい

改良 EPDM 材

0.854MPa 以上

200℃

蒸気

168 時間0.3MGy無

表 8-5

常温弁座漏えい試験の試験結果

シート材

圧力

温度

加圧媒体

漏えい

改良 EPDM 材

0.854MPa

常温

窒素

無

▽

▽

▽

▽

▽

▽

▽

▽：漏えい確認

図 8-10蒸気通気試験温度、圧力チャート※日本原子力学会 2015 年秋の大会「改良ＥＰＤＭ材料の格納容器バタフライ弁への適用性(1)実機バタフライ弁模擬試験の実施」に投稿

8-10

▽

別紙-1

６号炉 原子炉格納容器貫通部リスト（１／８）

ハッチ

分類

プロセス配管貫通部（ドライウェル）

分類

貫通部番号

用途

X-1

上部D/Wハッチ

X-2

上部D/Wエアロック

X-3

ISIハッチX-4

S/Cハッチ

X-5

下部D/Wエアロック

X-6

下部D/Wハッチ

貫通部番号

用途

X-10A

主蒸気

X-10B

主蒸気

X-10C

主蒸気

X-10D

主蒸気

X-11

主蒸気ドレン

X-12A

給水

X-12B

給水

X-22

ほう酸水注入X-30B

PCVスプレイ

X-30C

PCVスプレイ

X-31B

RHR（B)低圧注水

X-31C

RHR(C)低圧注水

X-33A

RHR(A)SHC

X-33B

RHR(B)SHC

X-33C

RHR(C)SHC

X-35B

HPCF(B)

X-35C

HPCF(C)X-37

RCIC蒸気X-38

RPVヘッドスプレイ

X-50

CUWポンプ給水

X-60

MUWP給水X-61

RCW(A)給水X-62

RCW(A)戻りX-63

RCW(B)給水X-64

RCW(B)戻り

X-65

HNCW（給水）

スリーブ
口径

厚さ

スリーブ
口径

別紙1-1

厚さ

取り付け位置高さ

角度

取り付け位置
高さ

角度

別紙-1

６号炉 原子炉格納容器貫通部リスト（２／８）

プロセス配管貫通部（ドライウェル）

分類

電気配線貫通部（ドライウェル）

分類

貫通部番号

用途

X-66

HNCW（戻り）

X-69

SA

X-70

IA

X-71A

ADS（A)X-71B

ADS(B)

X-72

SRV

X-80

D/W給気

X-81

D/W排気

X-82

FCS

X-90

予備

X-91

予備

X-92

予備

X-93

予備

貫通部番号

用途

X-100A

RIP動力

X-100B

RIP動力

X-100C

RIP動力

X-100D

RIP動力

X-100E

RIP動力

X-101A

低圧動力

X-101B

低圧動力

X-101C

低圧動力

X-101D

低圧動力

X-101E

低圧動力

X-101F

低圧動力

X-101G

低圧動力

X-101H

低圧動力

X-102A

制御

X-102B

制御

X-102C

制御

X-102D制御

X-102E

制御

スリーブ
口径

厚さ

スリーブ
口径

別紙1-2

厚さ

取り付け位置高さ

角度

取り付け位置
高さ

角度

別紙-1

６号炉 原子炉格納容器貫通部リスト（３／８）

電気配線貫通部（ドライウェル）

分類

計装用貫通部（ドライウェル）

分類

貫通部番号

用途

X-102F

制御

X-102G

制御

X-103A

計装

X-103B

計装

X-103C

計装

X-103D

計装

X-103E

計装

X-104A

FMCRD位置表示

X-104B

FMCRD位置表示

X-104CFMCRD位置表示

X-104D

FMCRD位置表示

X-104E

FMCRD位置表示

X-104F

FMCRD位置表示

X-104GFMCRD位置表示

X-104H

FMCRD位置表示

X-105A

中性子計装

X-105B

中性子計装

X-105C

中性子計装

X-105D

中性子計装

X-110

予備

X-111

予備

X-112

予備

貫通部番号

用途

X-130A

主蒸気流量

X-130B

主蒸気流量

X-130C

主蒸気流量

X-130D

主蒸気流量

X-140A

CUW流量

X-140B

CUW流量

X-141ARCIC破断X-141B

RCIC破断X-142A

原子炉水位・圧力

スリーブ
口径

厚さ

スリーブ
口径

別紙1-3

厚さ

取り付け位置高さ

角度

取り付け位置
高さ

角度

別紙-1

６号炉 原子炉格納容器貫通部リスト（４／８）

計装用貫通部（ドライウェル）

分類

貫通部番号

用途

X-142B

原子炉水位・圧力

X-142C

原子炉水位・圧力

X-142D

原子炉水位・圧力

X-143A

原子炉水位

X-143B

原子炉水位

X-143C

原子炉水位

X-143D

原子炉水位

X-144A

原子炉水位

X-144B

原子炉水位

X-144C

原子炉水位

X-144D

原子炉水位

X-146A

D/W圧力

X-146B

D/W圧力

X-146C

D/W圧力

X-146D

D/W圧力

X-147

原子炉水位

X-160

FPモニタ

X-161ACAMS

X-161BCAMS

X-162ACAMS

X-162B

CAMS

X-170

炉水サンプリング

X-171

ガスサンプリング

X-177

PCV漏えい試験

スリーブ
口径

別紙1-4

厚さ

取り付け位置
高さ

角度

別紙-1

６号炉 原子炉格納容器貫通部リスト（５／８）
貫通部番号

用途

X-200B

PCVスプレイ

X-200CPCVスプレイ

X-201

RHR(A)給水X-202

RHR(B)給水X-203

RHR(C)給水X-204

RHR(A)テスト

X-205

RHR(B)テスト

X-206

RHR(C)テスト

X-210BHPCF(B)給水

X-210CHPCF(C)給水X-213

RCIC排気X-214

RCICポンプ給水

X-215

RCIC真空ポンプ排気

X-220

MSIVリークオフ

X-221

SPCUポンプ給水

X-222

SPCU戻りX-240

S/C換気（給気）X-241

S/C換気（排気）

X-242

FCS戻り

X-250

予備

X-251

予備

X-252

予備

X-253

予備

X-254

予備

X-255

予備

分類

貫通部番号

電気
（S/C
※）

プロセス配管貫通部（サプレッション・チェンバ）

分類

用途X-300A

制御

X-300B

制御

スリーブ
口径

厚さ

スリーブ
口径

※サプレッション・チェンバ

別紙1-5

厚さ

取り付け位置高さ

角度

取り付け位置
高さ

角度

別紙-1

６号炉 原子炉格納容器貫通部リスト（６／８）
貫通部番号

用途

X-320

IA

X-321A

S/C圧力

X-321B

S/C圧力

X-322A

S/C水位

X-322B

S/C水位

X-322C

S/C水位

X-322D

S/C水位

X-322E

S/C水位

X-322F

S/C水位

X-323A

S/C水位

X-323B

S/C水位

X-323C

S/C水位

X-323D

S/C水位

X-323E

S/C水位

X-323F

S/C水位

X-331ACAMS

X-331BCAMS

X-332ACAMS

X-332B

CAMS

X-342

事故後サンプリング

分類

貫通部番号

プロセス
（A/T:0※）計装用貫通部（サプレッション・チェンバ）

分類

用途

X-610

CRD

X-620

LCW

X-621

HCW

スリーブ
口径

厚さ

スリーブ
口径

※アクセストンネル 0°側

別紙1-6

厚さ

取り付け位置高さ

角度

取り付け位置
高さ

角度

別紙-1

６号炉 原子炉格納容器貫通部リスト（７／８）

計装用貫通部（アクセストンネル0°側）

分類

プロセス配管貫通部（A/T:180※）

分類

貫通部番号

用途

X-650A

炉心差圧

X-650B

炉心差圧

X-650C

炉心差圧

X-650D

炉心差圧

X-651A

RIP差圧

X-651B

RIP差圧

X-651C

RIP差圧

X-651D

RIP差圧

X-660A

TIP案内管

X-660B

TIP案内管

X-660C

TIP案内管

X-660D

TIPパージ

X-680A

予備

X-680B

予備

貫通部番号

用途

X-700A

RIPパージ水

X-700B

RIPパージ水

X-700C

RIPパージ水

X-700D

RIPパージ水

X-700E

RIPパージ水

X-700F

RIPパージ水

X-700G

RIPパージ水

X-700H

RIPパージ水

X-700J

RIPパージ水

X-700K

RIPパージ水

X-710

CRD

X-740

下部D/W注水

スリーブ
口径

厚さ

スリーブ
口径

※アクセストンネル１８０°側

別紙1-7

厚さ

取り付け位置高さ

角度

取り付け位置
高さ

角度

別紙-1

６号炉 原子炉格納容器貫通部リスト（８／８）

計装用貫通部（A/T:180※）

分類

貫通部番号

用途

X-750A

炉心差圧

X-750B

炉心差圧

X-750C

炉心差圧

X-750D

炉心差圧

X-751A

RIP差圧

X-751B

RIP差圧

X-751C

RIP差圧

X-751D

RIP差圧

X-780A

予備

X-780B

予備

スリーブ
口径

※アクセストンネル１８０°側

別紙1-8

厚さ

取り付け位置
高さ

角度

別紙-2

７号炉 原子炉格納容器貫通部リスト（１／８）

ハッチ

分類

プロセス配管貫通部（ドライウェル）

分類

貫通部番号

用途

X-1

上部D/Wハッチ

X-2

上部D/Wエアロック

X-3

ISIハッチX-4

S/Cハッチ

X-5

下部D/Wエアロック

X-6

下部D/Wハッチ

貫通部番号

用途

X-10A

主蒸気

X-10B

主蒸気

X-10C

主蒸気

X-10D

主蒸気

X-11

主蒸気ドレン

X-12A

給水

X-12B

給水

X-22

ほう酸水注入X-30B

PCVスプレイ

X-30C

PCVスプレイ

X-31B

RHR（B)低圧注水

X-31C

RHR(C)低圧注水

X-33A

RHR(A)SHC

X-33B

RHR(B)SHC

X-33C

RHR(C)SHC

X-35B

HPCF(B)

X-35C

HPCF(C)X-37

RCIC蒸気X-38

RPVヘッドスプレイ

X-50

CUWポンプ給水

X-60

MUWP給水X-61

RCW(A)給水X-62

RCW(A)戻りX-63

RCW(B)給水X-64

RCW(B)戻り

X-65

HNCW（給水）

スリーブ
口径

厚さ

スリーブ
口径

別紙2-1

厚さ

取り付け位置高さ

角度

取り付け位置
高さ

角度

別紙-2

７号炉 原子炉格納容器貫通部リスト（２／８）

プロセス配管貫通部（ドライウェル）

分類

電気配線貫通部（ドライウェル）

分類

貫通部番号

用途

X-66

HNCW（戻り）

X-69

SA

X-70

IA

X-71A

ADS（A)X-71B

ADS(B)

X-72

SRV

X-80

D/W給気

X-81

D/W排気

X-82

FCS

X-90

予備

X-91

予備

X-92

予備

X-93

予備

貫通部番号

用途

X-100A

RIP動力

X-100B

RIP動力

X-100C

RIP動力

X-100D

RIP動力

X-100E

RIP動力

X-101A

低圧動力

X-101B

低圧動力

X-101C

低圧動力

X-101D

低圧動力

X-101E

低圧動力

X-101F

低圧動力

X-101G

低圧動力

X-102A

制御

X-102B

制御

X-102C

制御

X-102D制御

X-102E

制御

X-102F

制御

スリーブ
口径

厚さ

スリーブ
口径

別紙2-2

厚さ

取り付け位置高さ

角度

取り付け位置
高さ

角度

別紙-2

７号炉 原子炉格納容器貫通部リスト（３／８）

電気配線貫通部（ドライウェル）

分類

計装用貫通部（ドライウェル）

分類

貫通部番号

用途

X-102G

制御

X-103A

計装

X-103B

計装

X-103C

計装

X-103D

計装

X-103E

計装

X-104A

FMCRD位置表示

X-104B

FMCRD位置表示

X-104CFMCRD位置表示

X-104D

FMCRD位置表示

X-104E

FMCRD位置表示

X-104F

FMCRD位置表示

X-104GFMCRD位置表示

X-104H

FMCRD位置表示

X-105A

中性子計装

X-105B

中性子計装

X-105C

中性子計装

X-105D

中性子計装

X-110

予備

X-111

予備

X-112

予備

X-113

予備

貫通部番号

用途

X-130A

主蒸気流量

X-130B

主蒸気流量

X-130C

主蒸気流量

X-130D

主蒸気流量

X-140A

CUW流量

X-140B

CUW流量

X-141ARCIC破断X-141B

RCIC破断X-142A

原子炉水位・圧力

スリーブ
口径

厚さ

スリーブ
口径

別紙2-3

厚さ

取り付け位置高さ

角度

取り付け位置
高さ

角度

別紙-2

７号炉 原子炉格納容器貫通部リスト（４／８）

計装用貫通部（ドライウェル）

分類

貫通部番号

用途

X-142B

原子炉水位・圧力

X-142C

原子炉水位・圧力

X-142D

原子炉水位・圧力

X-143A

原子炉水位

X-143B

原子炉水位

X-143C

原子炉水位

X-143D

原子炉水位

X-144A

原子炉水位

X-144B

原子炉水位

X-144C

原子炉水位

X-144D

原子炉水位

X-146A

D/W圧力

X-146B

D/W圧力

X-146C

D/W圧力

X-146D

D/W圧力

X-147

原子炉水位

X-160

FPモニタ

X-161ACAMS

X-161BCAMS

X-162ACAMS

X-162B

CAMS

X-170

炉水サンプリング

X-171

ガスサンプリング

X-177

PCV漏えい試験

スリーブ
口径

別紙2-4

厚さ

取り付け位置
高さ

角度

別紙-2

７号炉 原子炉格納容器貫通部リスト（５／８）
貫通部番号

用途

X-200B

PCVスプレイ

X-200CPCVスプレイ

X-201

RHR(A)給水X-202

RHR(B)給水X-203

RHR(C)給水X-204

RHR(A)テスト

X-205

RHR(B)テスト

X-206

RHR(C)テスト

X-210BHPCF(B)給水

X-210CHPCF(C)給水X-213

RCIC排気X-214

RCICポンプ給水

X-215

RCIC真空ポンプ排気

X-220

MSIVリークオフ

X-221

SPCUポンプ給水

X-222

SPCU戻りX-240

S/C換気（給気）X-241

S/C換気（排気）

X-242

FCS戻り

X-250

予備

X-251

予備

X-252

予備

X-253

予備

X-254

予備

X-255

予備

分類

貫通部番号

電気
（S/C※）

プロセス配管貫通部（サプレッション・チェンバ）

分類

用途X-300A

制御

X-300B

制御

スリーブ
口径

厚さ

スリーブ
口径

※サプレッション・チェンバ

別紙2-5

厚さ

取り付け位置高さ

角度

取り付け位置
高さ

角度

別紙-2

７号炉 原子炉格納容器貫通部リスト（６／８）
貫通部番号

用途

X-320

IA

X-321A

S/C圧力

X-321B

S/C圧力

X-322A

S/C水位

X-322B

S/C水位

X-322C

S/C水位

X-322D

S/C水位

X-322E

S/C水位

X-322F

S/C水位

X-323A

S/C水位

X-323B

S/C水位

X-323C

S/C水位

X-323D

S/C水位

X-323E

S/C水位

X-323F

S/C水位

X-331ACAMS

X-331BCAMS

X-332ACAMS

X-332B

CAMS

X-342

事故後サンプリング

分類

貫通部番号

プロセス
（A/T:0※）計装用貫通部（サプレッション・チェンバ）

分類

用途

X-610

CRD

X-620

LCW

X-621

HCW

スリーブ
口径

厚さ

スリーブ
口径

※アクセストンネル０°側

別紙2-6

厚さ

取り付け位置高さ

角度

取り付け位置
高さ

角度

別紙-2

７号炉 原子炉格納容器貫通部リスト（７／８）
貫通部番号

用途

X-650A

炉心差圧

X-650B

炉心差圧

X-650C

炉心差圧

X-650D

炉心差圧

X-651A

RIP差圧

X-651B

RIP差圧

X-651C

RIP差圧

X-651D

RIP差圧

X-660A

TIP案内管

X-660B

TIP案内管

X-660C

TIP案内管

X-660D

TIPパージ

X-680A

予備

X-680B

予備

分類

貫通部番号

プロセス配管貫通部（アクセストンネル１８０°側）

計装用貫通部（アクセストンネル０°側）

分類

用途

X-700A

RIPパージ水

X-700B

RIPパージ水

X-700C

RIPパージ水

X-700D

RIPパージ水

X-700E

RIPパージ水

X-700F

RIPパージ水

X-700G

RIPパージ水

X-700H

RIPパージ水

X-700J

RIPパージ水

X-700K

RIPパージ水

X-710

CRD

X-740

下部D/W注水

スリーブ
口径

厚さ

スリーブ
口径

別紙2-7

厚さ

取り付け位置高さ

角度

取り付け位置
高さ

角度

別紙-2

７号炉 原子炉格納容器貫通部リスト（８／８）

計装用貫通部（A/T:180※）

分類

貫通部番号

用途

X-750A

炉心差圧

X-750B

炉心差圧

X-750C

炉心差圧

X-750D

炉心差圧

X-751A

RIP差圧

X-751B

RIP差圧

X-751C

RIP差圧

X-751D

RIP差圧

X-780A

予備

X-780B

予備

スリーブ
口径

※アクセストンネル１８０°側

別紙2-8

厚さ

取り付け位置
高さ

角度

別紙-3
トップヘッドフランジ等の開口量評価の妥当性について

本文では、有効性評価での限界温度、圧力の設定の妥当性の確認のため、有限要素法（FEM）
解析を用いてトップヘッドおよび機器ハッチのフランジ部の開口量を評価している。本資料は、トップヘッドフランジ等の開口評価の妥当性について示すものである。
今回、当社が実施したトップヘッドおよび機器ハッチのフランジ部の開口量評価では、FEM解析を用いている。今回の評価では、開口量に影響を及ぼす可能性のあるボルト等の構造は、実機の寸法等を模擬して解析モデルに反映している。また、フランジ部の開口の挙動への影響が大きいと考えられる上下フランジ面同士の接触の影響も考慮し、三次元ソリッ
ド要素を用いて弾塑性大変形解析を実施した。その評価モデルを図 1 に示す。以上のような解析手法を用いることにより、高い精度で開口量の評価が可能である。図 2 は、NUPEC で実施された機器搬入用ハッチフランジの圧力と開口量の関係である。この開口量は、図 3に示すハッチモデル試験体のフランジ部にひずみゲージを取り付けて、漏えいが生じるまで内圧を加えて計測されたものである。この試験結果に対して、当社解析と同様に精度を向上させた解析手法を適用し、同等のメッシュ分割を用いて評価を行っている（図 4 参照）。
図 2 の試験結果と解析結果の比較に示すように、解析結果は、圧力の上昇に伴って増加するフランジ部の開口量を精度よく評価できていることがわかる。なお、これらの評価手法
は、JSME シビアアクシデント時の構造健全性評価ガイドライン（BWR 鋼製格納容器編）等にも反映された手法である。
フランジ部の開口評価では、フランジ部だけではなくトップヘッドの全体をモデル化している。そのため、内圧の増加により、ボルト部にモーメントが生じて、フランジ部の開口が発生する。フランジ部に生じるモーメントが増加すると、同時にトップヘッド全体の幾何学形状も変化するため、ボルトへの荷重のかかり方が逐次的に変化し、結果として、内圧の増加に対する開口挙動が曲線的に変化する。また、図 5 に当社トップヘッドフラン
ジ開口量評価における 2Pd 時の相当塑性ひずみ分布を示す。材料の降伏点の低いワッシャ
ーとナットについて、内圧の増加に伴って局所的に塑性領域に入ることも、開口挙動の曲線的な変化に寄与するものと考えられる。ただし、2Pd 時にワッシャーとナットで生じる塑
性ひずみは概ね 0.3%～0.6%程度と小さく、発生箇所も局所的であるため、内圧変動時の開口評価に及ぼす影響は小さい。フランジやボルトについては、材料の降伏点が高く、内圧が 2Pd まで増加しても、弾性変形の範囲内にあり、塑性ひずみは発生していない。同様の評価結果が、原子力安全・保安院による評価[1]でも示されているように、フランジ部の開口評価において、2Pd までの圧力範囲ではフランジやボルトの塑性変形は生じないことから、内圧が変動しても開口挙動に影響を及ぼすような顕著な構造の変形は生じないと考えられ
別紙 3-1

る。
以上より、FEM解析を用いて実施したトップヘッドおよび機器ハッチのフランジ部の開口量評価により、実機の挙動を適切に評価することが可能である。
[1] 原子力安全・保安院

東京電力株式会社福島第一原子力発電所事故の技術的知見について（平成 24 年 3 月）

図1 当社トップヘッドフランジ開口量評価の解析モデル

図2

NUPEC 機器搬入用ハッチフランジの圧力－開口量関係
別紙 3-2

フランジ面周方向(内面・外面)のひずみ計測

ボルト部のひずみ
計測

図3

図4

NUPEC ハッチモデル試験体

NUPEC ハッチモデル試験解析モデル

別紙 3-3

ボルト

ワッシャー

ワッシャー

ナット

0.3%～0.6%程度

ボルト

図5 当社トップヘッドフランジ開口量評価での相当塑性ひずみ分布（2Pd時）

別紙 3-4

別紙-4

改良 EPDM シール材の試験について
改良 EPDM シール材について、耐高温性、耐蒸気性を確認するために、800kGy のγ線照射を行った材料を用いて、高温暴露または蒸気暴露を行った後、気密確認試験を実施して漏えいの有無を確認した。また、試験後の外観観察、FT-IR 分析及び硬さ測定を行い、暴露後のシール材の状況を確認した。本試験に使用した試験治具寸法を図 1、外観を図 2 に示す。
シール材の断面寸法は実機の 1/2 とし、内側の段差 1mm に加えて外側からも高温空気または蒸気に暴露されるため、実機条件と比較して保守的な条件となると想定される。試験の詳細と結果を以下に記載する。
① 高温暴露熱処理炉を使用して 200℃、168h の高温暴露を実施した。
② 蒸気暴露
東京電力技術開発センター第二研究棟の蒸気用オートクレーブを使用して、1MPa、250℃の蒸気環境下で 168 時間暴露を実施した。蒸気用オートクレーブの系統図を図 3に、試験体設置状況を図 4 に示す。
③ He 気密確認試験
高温暴露及び蒸気暴露後の試験体について、He を用いて気密試験を実施した。負荷
圧力は 0.3MPa、0.65MPa、0.9MPa とし、スヌープでのリーク確認と、0.3MPa は保持
時間 10 分、0.65MPa 及び 0.9MPa は保持時間 30 分で圧力降下の有無を確認した。また、0.8mm の隙間ゲージを用いて開口変位を模擬した気密確認試験も実施した（実機1.6mm 相当の変位）。試験状況を図 5、 6 に、試験結果を表 1 に示す。いずれの条件
下でもリーク及び圧力降下は認められなかった。
④ 試験後外観観察
デジタルマイクロスコープを用いて He 気密確認試験後のシール材表面を観察した。
観察結果を図 7 に示す。シール材表面に割れ等の顕著な劣化は認められなかった。

図 1 試験治具寸法
別紙 4-1

上部

下部

改良 EPDM
シール材

図 2 試験治具及びシール材外観図 3 蒸気用オートクレーブ系統図

試験体

蒸気試験用
オートクレーブ
図 4 蒸気暴露試験体設置状況
別紙 4-2

試験体

隙間ゲージ
図 6 He 気密試験時開口模擬（隙間ゲージ使用）
図 5 He 気密確認試験状況

表 1 He 気密確認試験状況
No.

暴露条件

γ線照射量

1

乾熱 200℃、 168h

800kGy23

蒸気 1MPa、 250℃、800kGy168h
蒸気 1MPa、 250℃、800kGy168h

変位0.3MPa0.65MPa

0.9MPa

無し

○

○

○

0.8mm

○

○

○

無し

○

○

○

0.8mm

○

○

○

無し

○

○

○

0.8mm

○

○

○

○：リーク及び圧力降下なし
暴露面

a

暴露面

c
シート面
図 7 試験後外観観察結果（a: 乾熱 200℃、 168h、b、 c: 蒸気 250℃、 168h）
シート面

b

暴露面

別紙 4-3シート面

⑤ FT-IR 分析
試験後のシール材の FT-IR 分析結果を図 8、 9 に示す。FT-IR は赤外線が分子結合の振動や回転運動のエネルギーとして吸収されることを利用して、試料に赤外線を照射して透過または反射した光量を測定することにより分子構造や官能基の情報を取得可能である。高温暴露中に空気が直接接触する位置（暴露面）では、ベースポリマ
ーの骨格に対応するピークが消失していたが、その他の分析位置、暴露条件では顕著な劣化は認められなかった。

図8

FT-IR 分析結果（暴露面）

図 9 FT-IR 分析結果（シート面）

別紙 4-4

⑥ 硬さ測定試験後のシール材の硬さ測定結果を図 10 に示す。暴露面、シート面、裏面、断面の硬さを測定した。暴露面において、乾熱 200℃、 168h 条件では酸化劣化によって硬さが顕著に上昇していた。その他の部位、条件では、蒸気 250℃、 168h 条件の暴露面で若干の軟化が確認された以外、硬さは初期値近傍であり、顕著な劣化は確認されなかった。

IRHD

暴露面
シート面
裏面
断面

初期値

乾熱 200℃
168h

蒸気 250℃
168h

図 10 硬さ測定結果

以上の試験結果から、200℃、 2Pd、 168h の条件下では、改良 EPDM シール材を使用した場合は、圧力上昇時のフランジ部の開口を勘案しても原子炉格納容器フランジ部の気密性は保たれると考えられる。

以

別紙 4-5上別紙-5

バックアップシール材の試験について
バックアップシール材（一液硬化型耐火シーラント）に関して、耐高温性、施工性等を確認するために、以下の試験を実施した。
（１）高温暴露及び蒸気暴露後気密確認試験（２）開口模擬後気密確認試験（３）実機適用性試験（４）長時間試験（改良 EPDM との組み合わせ）各々の試験の詳細を以下に示す。
（１）蒸気暴露試験（250℃×168 時間）後気密確認試験
フランジ部に塗布するバックアップシール材に塗布するバックアップシール材に関して、小型試験体（図 1 参照）を用いてγ線照射、及び、蒸気暴露後に He 気密確認試験を実施し漏洩の有無を確認するとともに、試験後に FT-IR 分析を実施して化学構造の変化状況を確認した。各々の詳細条件を以下に記載する。
① γ線照射線源 60Co、照射時間 100 時間、目標 800kGy にてγ線照射を実施した。照射実績は、雰囲気線量 8.19kGy/h、 8.27kGy/h、累積照射量 819kGy、 827kGy であった。
② 高温暴露熱処理炉を使用して 300℃、 73h 及び 350℃、 73h の高温暴露を実施した。
③ 蒸気暴露
東京電力技術開発センター第二研究棟の蒸気用オートクレーブを使用して、試験体（３個）を 1MPa、250℃の蒸気環境下で 168 時間暴露を実施した。蒸気用オートクレーブの系統図を図 2 に、試験体設置状況を図 3 に示す。
④ He 気密確認試験
蒸気暴露後の試験体について、He を用いて気密試験を実施した。高温暴露条件では負荷圧力 0.2、 0.3、 0.4、 0.5、 0.62 MPa、蒸気暴露条件では負荷圧力は 0.3、 0.65、0.9MPa とし、スヌープでのリーク確認と 0.65MPa 及び 0.9MPa は保持時間 30 分、その他の圧力では保持時間 10 分で圧力降下の有無を確認した。試験状況を図 4 に、試験結果を表 1、2 に示す。いずれの試験体もリーク及び圧力降下は認められなかった。
⑤ FT-IR 分析
He 気密確認試験後に FT-IR 分析を実施した。FT-IR は赤外線が分子結合の振動や回転運動のエネルギーとして吸収されることを利用して、試料に赤外線を照射して透過
または反射した光量を測定することにより分子構造や官能基の情報を取得可能である。分析結果を図 5 に示す。本試験条件では 350℃高温暴露条件を除いてシロキサン

別紙 5-1構造の変化量は小さく、顕著な劣化は認められなかった。

図 1 小型試験治具寸法

図 2 蒸気用オートクレーブ系統図

図 3 蒸気暴露試験片設置状況

図 4 気密確認試験状況
別紙 5-2

表 1 He 気密確認試験結果（高温暴露後）No.

高温暴露条件

0.2MPa0.3Mpa0.4MPa0.5MPa0.62MPa

γ線照射量

1

300℃、 73h

○

○

○

○

○

827kGy2

350℃、 73h

○

○

○

○

○

827kGy○：リーク及び圧力降下なし
表 2 He 気密確認試験結果（蒸気暴露後）No.

蒸気暴露条件

0.3MPa0.65MPa

0.9MPa

γ線照射量

11MPa、 250℃、 168h

○

○

○

819kGy21MPa、 250℃、 168h

○

○

○

819kGy31MPa、 250℃、 168h

○

○

○

819kGy○：リーク及び圧力降下なし

図5

FT-IR 分析結果

（２）開口模擬後気密確認試験
シビアアクシデント時には、事故後ベント実施までは圧力が 2Pd 近傍と高くなりフランジ部が開口することから、フランジ開口を経験した後にバックアップシール材に気密性があるか否かを確認するため、30cm 中型試験体を用いて隙間ゲージで一度変位を経験させた後に He 気密確認試験を実施して漏えいの有無を確認した。試験状況を図 6、 7、試験条件及び結果を表 3 に示す。1.9mm までの変位を経験した後も He 気密確認においてリー
ク及び圧力降下は認められなかった。なお、He 気密確認試験は（１）の蒸気暴露試験（250℃
×168 時間）後気密確認試験と同様に、負荷圧力は 0.3MPa、0.65MPa、0.9MPa とし、ス

別紙 5-3

ヌープでのリーク確認と 0.3MPa は保持時間 10 分、0.65MPa 及び 0.9MPa は保持時間 30分で圧力降下の有無を確認した。

バックアップシール材

図 6 バックアップシール材塗布状況（1.5mm 厚さ）

図 7 変位付与状況
隙間ゲージを用いて所定の変位を加えた後、隙間ゲージを抜いて再締め付け

表 3 開口模擬後 He 気密確認試験結果
No.

塗布厚さ

4

1.5mm

5

5.0mm

6

1.5mm

変位

0.3MPa0.65MPa

0.9MPa

変位付与前

○

○

○

1.0mm

○

○

○

変位付与前

○

○

○

1.0mm

○

○

○

変位付与前

○

○

○

1.9mm

○

○

○

備考

○：リーク及び圧力降下なし（３）実機適用性試験
実機フランジは直径が大きく塗布長さが長いため、実際にバックアップシール材を適用した場合に問題なく気密性が担保出来るか否か、また、既存のシール材との干渉の有無を確認するため、柏崎刈羽原子力発電所 4 号機 SRV ハッチを使用してバックアップシール
材を塗布と局所漏えい試験を実施した。
バックアップシール材塗布条件は、図 8 に示す内外シール材に PCV 外側にバックアッ
プシール材を塗布して既存シール材とバックアップシール材との干渉の有無を確認する

別紙 5-4

条件、図 9 に示す内シール材と PCV 外側にバックアップシール材塗布のバックアップシ
ール材単体でシール機能を持つことを確認する条件の 2 通り実施した。いずれも局所漏えい試験結果は良好であった。なお、バックアップシール材の塗布時には、塗布厚さが 1～1.5mm 程度となる様に治具を用いて作業を実施した（図 10 参照）。

図 8 内外シール材＋PCV 外側バックアップシール材塗布条件

図 9 内シール材＋PCV 外側バックアップシール材塗布条件(a) バックアップシール材塗布作業状況(b) ハッチ閉鎖時

図 10 柏崎刈羽原子力発電所 4 号機 SRV ハッチ試験状況

別紙 5-5

（４）長時間試験
シビアアクシデントにおいては、復旧までに相応の日数が必要と考えられることから、
30 日、または、それ以上の期間暴露したシール材の気密性を確認することを目的に、改良 EPDM シール材（γ線照射量 800kGy）とその外側にバックアップシール材を適用した条件で、長期間高温暴露を実施した後に He 気密確認試験を行い漏えいの有無を確認した。
各々の詳細条件を以下に示す。また、試験体の状況（改良 EPDM＋バックアップシール材塗布）を図 11 に示す。
① 高温暴露熱処理炉を用いて、乾熱 200℃条件下にて高温暴露を実施した。なお、試験体は、所定の日数暴露した後に取り出して下記の He 気密確認試験を実施し、He 気密確認試験後には、再度、熱処理炉に戻して乾熱 200℃条件にて追加日数の高温暴露を行う条件で試験を継続実施している。
② He 気密確認試験
高温暴露後の試験体について、
He を用いて気密試験を実施した。負荷圧力は 0.3MPa、0.65MPa、0.9MPa とし、スヌープでのリーク確認と 0.3MPa は保持時間 10 分、0.65MPa
及び 0.9MPa は保持時間 30 分で圧力降下の有無を確認した。試験状況を図 12 に、試験結果を表 4 に示す。いずれの試験体、試験条件においてもリーク及び圧力降下は認められなかった。
バックアップシール材
塗布状況

改良 EPDM

図 11 試験体の状況（改良 EPDM＋バックアップシール材）
別紙 5-6

図 12 He 気密確認試験状況

表 4 He 気密確認試験結果
No.

暴露条件

暴露日数

暴露時間(h)0.3MPa0.65MPa

0.9MPa7

乾熱 200℃

30

720

○

○

○

7

乾熱 200℃

45

1、080

○

○

○

7

乾熱 200℃

60

1、440

○

○

○

7

乾熱 200℃

75

1、800

○

○

○

7

乾熱 200℃

90

2、160

○

○

○

7

乾熱 200℃

105

2、520

○

○

○

8

乾熱 200℃

30

720

○

○

○

8

乾熱 200℃

45

1、080

○

○

○

8

乾熱 200℃

60

1、440

○

○

○

8

乾熱 200℃

75

1、800

○

○

○

8

乾熱 200℃

90

2、160

○

○

○

8

乾熱 200℃

105

2、520

○

○

○

○：リーク及び圧力降下なし
補足：他構造部材への影響について
バックアップシール材は、取り外し時には、スクレーパー等にて除去可能である。また、塗布時を含めて、油等の薬品を使用する必要がないことから、他構造部材への影響を考慮する必要は無いと考えられる。

以

別紙 5-7

上別紙-6
一次＋二次応力の評価について
1. 一次＋二次応力評価
添付資料 3～6 に示す格納容器の健全性評価において、トップヘッドフランジ、ハッチ類、エアロック、配管貫通部の一次応力評価を記載している。これは、重大事故時の応力評価について、JSME 設計・建設規格の運転状態Ⅳにおける荷重の組合せに準じて一次応力評価を実施したものである。一方、格納容器の温度上昇に伴う構造健全性への影
響についても確認する必要があるため、一次＋二次応力の評価についても実施している。
本資料では、その評価結果を示す。
2. 評価結果
トップヘッドフランジ、ハッチ類、エアロック、配管貫通部の一次＋二次応力評価を
評価基準値を 2Sy として実施した。その結果、2Sy を超過し、塑性域に達すると見込まれる部位が確認された。これらの評価結果について、材料別で一次＋二次応力が最大になる箇所、及びそのときの弾塑性ひずみを表１、2 に示す。弾塑性ひずみが最大となる材料は SUS304LTP であり、弾塑性ひずみ値は約 12%となるが、JIS G 3459 配管用ステン
レス鋼管で示す機械的性質によると、SUS304LTP の伸びは 22%以上であるため、今回の評価結果から破断に至ものではない。よって、200℃、2Pd 環境下における原子炉格納容器の閉じ込め機能は確保可能と考えている。

表 1 残留ひずみ評価のまとめ（6 号炉）
材質

σn
[MPa]

2Sy
[MPa]

E
[MPa]

εp
[-]

SFVC2B

εep
[-]

機器名
配管貫通部

X-220(P3)

下部 D/W ｱｸｾｽﾄﾝﾈﾙｽﾘｰﾌﾞ及び鏡板

SGV480（所員用ｴｱﾛｯｸ付）(P5)

STS480

配管貫通部

X-200B、C(P2)SUS304L

配管貫通部 X-204～206、222(P5)
下部 D/W ｱｸｾｽﾄﾝﾈﾙｽﾘｰﾌﾞ及び鏡板

SPV490（所員用ｴｱﾛｯｸ付）(P9)

SUSF316

配管貫通部

X-215(P3)

SUS304LTP

配管貫通部

X-210B、C(P2)

σn ：一次＋二次応力（それぞれの材質ごとに最大の応力となる点を評価した）
εp ：塑性ひずみ
εep ：弾塑性ひずみ

別紙 6-1

表 2 残留ひずみ評価のまとめ（7 号炉）
材質

σn
[MPa]

2Sy
[MPa]

E
[MPa]

εp
[-]

εep
[-]

機器名

SFVC2B

配管貫通部

X-220(P3)

SFVC2B※

配管貫通部

X-31C(P3)

SGV480

配管貫通部

X-31C(P2)

STS480

配管貫通部

X-200B、C(P2)SUS304

配管貫通部

X-70、71A/B、72(P3)

SUS304L

配管貫通部

X-204(P5)

SUS304LTP

配管貫通部

X-204(P2)σn ：一次＋二次応力（それぞれの材質ごとに最大の応力となる点を評価した）
εp ：塑性ひずみ
εep ：弾塑性ひずみ※ ：302℃（その他は 200℃）＜参考例＞ 7 号炉 SUS304LTP の弾塑性ひずみの算出
表 3 配管貫通部（X-204）スリーブ取付部の塑性ひずみ

項

目

単位

値

備考

評価条件

200℃、2Pd における評
価点の応力強さ
設計・建設規格 付録
材料図表より設計・建設規格 付録
材料図表より

評価結果

σn

MPa

E

MPa

Sy

MPa

εe

-

= σn / E弾塑性ひずみεep-＝ (σn ・εe )/ Sy

降伏応力での弾性ひずみ

εｙ-＝ Sy / E

塑性ひずみ

εp

-

＝ εep－εy

一次＋二次応力強さ

縦弾性係数(SUS304LTP at 200℃)
降伏応力(SUS304LTP at 200℃)
最大応力に対する弾性
ひずみ

別紙 6-2

別紙－7
ライナの不連続部の評価について
ライナの不連続部の評価として、ライナ部と貫通部アンカに分けて評価を行う。
1.

ライナ部の不連続部の評価
ライナ部の不連続部の代表例としてライナ部と上部ドライウェル機器搬入用ハッチの接続部を図 1-1 に示す。ライナ部と上部ドライウェル機器搬入用ハッチのフランジプレ
ートの不連続部はＡ部拡大図に示す破線部である。
図 1-2 に示すように NUPEC 重要構造物安全評価（原子炉格納容器信頼性実証事業）（平
成 2 年度～平成 14 年度）において、ＡＢＷＲ代表プラントの原子炉格納容器を対象に有限要素法によるひずみ評価を実施している。この有限要素法による評価では、ＡＢＷＲプ
ラントのＲＣＣＶ全体モデル解析でライナ部のひずみが大きくなる「上部ドライウェル開口近傍隅角部」を局部評価点として選定し、部分詳細モデルの評価範囲の中に前述の不連
続部を含めている。この評価結果は、「2.原子炉格納容器本体（ライナ部）」に示すように200℃、2Pd の条件下におけるライナ部（不連続部を含む）のひずみは小さく、構造健全性が維持されることを確認した。

図 1-1 ライナと上部ドライウェル機器搬入用ハッチの接続部

別紙－7-1

図 1-2 上部ドライウェル開口近傍隅角部
2.

評価モデル

貫通部アンカの不連続部の評価
貫通部アンカの評価の代表例として上部ドライウェル機器搬入用ハッチを用いる。従来の鉄筋コンクリート製原子炉格納容器の建設時工事計画認可申請書添付書類「上部ドライウェル機器搬入用ハッチの強度計算書」と同じ評価手法を用い，貫通部アンカの不連続部の中で最大応力が加わると考えているフランジプレートとスリーブの不連続部、ガセッ
トプレートとスリーブの不連続部に生じる応力を評価した。この時、内圧により生じる荷重は保守的にフランジプレート及びガセットプレートで全て受けていると仮定する。応力の評価結果は表 2-1 に示す通り，200℃、2Pd の条件下における各応力評価点の応力は許容値以下であり、構造健全性が維持されることを確認した。計算の詳細を次頁以降に示す。
表 2-1 フランジプレート及びガゼットプレートの応力評価まとめ
応力
評価点
番号

応力評価点

Ｐ１１

フランジ
プレート
（内側）

Ｐ１３

ガセット
プレート
（内側）

曲げ応力度(MPa)
許容
応力度
応力度

-

せん断応力度(MPa)
許容
応力度
応力度

312

156

-

156

応力比(-)
曲げ

せん断※評価条件：圧力 2Pd(0.62MPa)、温度 200℃

別紙－7-2

3.

上部ドライウェル機器搬入用ハッチ 貫通部アンカの評価

3.1 フランジプレート(内側) （応力評価点 Ｐ１１）
3.1.1 形状及び寸法

2

フランジプレート(内側)の形状及び寸法を図 3-1 に示す。

Ａ

a

φＤ1

b

ｔ1

Ｄ1 ＝
ℓ 2 ＝
ｑ
Ａ

ｔ1 ＝
ｔ6

Ａ～Ａ矢視図ｔ6 ＝

図3-1 フランジプレート(内側)の形状及び寸法（単位：mm）

3.1.2 最高使用圧力(内圧)による応力度
最高使用圧力(内圧)により、フランジプレート(内側)に生じる応力度は、図 3-2に示すようにフランジプレート(内側)を等分布荷重を受ける３辺固定１辺自由の矩形板にモデル化し、参考文献(1)の式に基づき計算する。

ｂ

ａ

ｂ
ａ

図3-2 計算モデル

別紙－7-3

(1) 曲げ応力度σb =β1 ・q・b2
t26

=

ここに、
β1＝3.0（ａ／ｂ＝参考文献(1)の式よりβ1＝3.0 の場合、フランジプ

レートは片持ばりとして計算される。
）
ａ＝π・(ℓ a＋ℓ b)／ｎ＝π×
ｂ＝ℓ 2＝ｎ：ガセットプレートの枚数＝8 枚
2q=

D1 +2・t1 ・P
4・ l2a-l2b=ℓ a：円筒胴中心よりガセットプレート（内側）外端までの距離＝Ｄ1／2＋ｔ1＋ℓ 2＝ℓ b：円筒胴外半径＝Ｄ1／2＋ｔ1＝
P：最高使用圧力（内圧）＝3.16kg／cm2(＝1Pd)(2) せん断応力度τ=

γ1 ・q・b=t6

ここに、
γ1＝1.0（ａ／ｂ＝参考文献(1)よりγ1＝1.0 の場合、フランジプレ

ートは片持ばりとして計算される。
）
3.1.3 上部ドライウェル機器搬入用ハッチに作用する荷重による応力
上部ドライウェル機器搬入用ハッチに作用する荷重として死荷重による鉛直方
向荷重を考慮する。ここで、荷重の作用位置はすべての場合に対して安全側に上部
ドライウェル機器搬入用ハッチの外側端（フランジ面）とする。
ＭL：モーメント＝Ｗ1・ℓ 1＝
Ｑ：せん断力＝Ｗ1＝

別紙－7-4

(1) 曲げ応力度σb =β1 ・q・b2
t26

=

ここに、
q=

4・M・l aπ× l4a -l4b=

Ｍ：モーメント＝(2) せん断応力度τ=

γ1 ・q・b=t6

3.2 ガセットプレート（内側）（応力評価点 Ｐ１３）
3.2.1 形状及び寸法
ガセットプレートの形状及び寸法を図 4-1 に示す。

2

2

ℓ 2 ＝
Ｒ1 ＝

ｔ7

ｔ7 ＝
Ｒ1

図4-1 ガセットプレートの形状及び寸法（単位：mm）

別紙－7-5

3.2.2 最高使用圧力(内圧)による応力度
最高使用圧力(内圧)によるせん断応力度は、図 4-2 に示すガセットプレート（内側）１枚当たりの分担面積に等分布荷重を受けるものとして次のように計算される。

図4-2 ガセットプレート１枚当たりの分担面積

τ=q・A
t7 ・(l 2 -R1)

=

ここに、
ｑ＝
Ａ：ガセットプレート（内側）１枚当たりの分担面積＝π・(ℓ a2－ℓ b2)／ｎ＝π×
ｎ：ガセットプレートの枚数＝8 枚ℓ a、ℓ b 寸法は 3.1.2 項参照のこと
3.2.3 上部ドライウェル機器搬入用ハッチに作用する荷重による応力度3.1.3 項で計算した荷重がガセットプレートに作用する。
3.2.2 項と同様に計算する。
τ=q・A
t7 ・(l 2 -R1)

=

ここに、
ｑ＝

別紙－7-6

3.3 応力評価
フランジプレート（内側）（応力評価点 Ｐ１１）及びガセットプレート（内側）（応
力評価点 Ｐ１３）に対する応力評価を表 5-1 に示す。
表 5-1 に示すように，各応力評価点の応力は，許容値以下である。

表 5-1 各荷重によりフランジプレート及びガセットプレートに生じる応力まとめ

荷重番号

荷重

曲げ応力

せん断応力

せん断応力

312

156

156

最高使用圧
力（内圧）
鉛直荷重
（通常）

(1)
(6)
(1)×2+(6)

評価用応力

許容応力

4.

単位：MPa
Ｐ１３

Ｐ１１

参考文献
(1) WARREN C. YOUNG “ROARK’S FORMULAS for Stress and Strain” 7th Edition

別紙－7-7

別紙－8
格納容器貫通部における楕円変形の影響について

原子炉格納容器の貫通部は、事故条件下において、圧力上昇や温度上昇により貫通部が楕
円変形する可能性がある。この影響について、下記のとおり検討を行った。
柏崎刈羽６／７号機の原子炉格納容器の貫通部は、躯体のコンクリートに開口が設けられ、この開口部に貫通部が設置されている。このため、貫通部の胴板の周囲がコンクリートで覆われており、コンクリートの変形以上に貫通部胴板が変形することはなく、また、コンクリート躯体厚さが２ｍ程度あるため、圧力の変動等によっても、貫通部胴板が大変形することはない（図-1 参照）。
また、ハッチ等の貫通部の蓋は、フランジボルトにより貫通部に固定され、フランジボル
ト以外に拘束力を作用させるものが存在しないため、フランジ面が内圧以外の要因で開口することはない。
このため、貫通部が変形することにより開口が生じることはないものと考える。

図-1 原子炉格納容器貫通部（機器ハッチの例）
以上

別紙 8-1

別紙－9
モデル化している各部位の耐震性について

格納容器バウンダリの構成機器について、各機器(ドライウェルトップヘッド、機器搬入用ハッチ、サプレッションチェンバ出入口、所員用エアロック、原子炉格納容器配管貫通部
及び原子炉格納容器電気配線貫通部)について、基準地震動 Ss に対する耐震性を示すため、
地震時の発生応力を算出し、供用状態 DS の評価基準値と比較した。その結果、表-1 に示すとおり、全ての評価部位において評価基準値を満足しており、評価対象部位は地震に対して健全性を有していると考える。
なお、フランジ部については、フランジ面がボルトにより固定されており、地震時にはフランジ接合された部位同士が一体として加振されるため、地震によってフランジ部応力は発生しないと評価している。
表-1 地震時の原子炉格納容器における発生応力及び評価基準値（７号機）
評価対象
設備名
ドライウェル
トップヘッド上部ドライウェル
機器搬入用ハッチ
下部ドライウェル
機器搬入用ハッチ
サプレッション・
チェンバ出入口
上部ドライウェル
所員用エアロック下部ドライウェル
所員用エアロック
原子炉格納容器
配管貫通部
原子炉格納容器
電気配線貫通部

一次応力
供用状態 DS における

応力分類

発生応力(MPa)

PL＋Pb

111

380

せん断応力

55

158

PL＋Pb

40

380

せん断応力

30

164

せん断応力

57

158

PL＋Pb

46

380

Pm

245

269

曲げ応力

256

317

評価基準値（MPa）

以上

別紙 9-1

別紙－10フランジの開口に対するシール材の復元特性について
１．はじめにフランジ等のシール部に用いるシール材は、フランジ等の開口量に合わせて形状が変化することによりシール性能を確保しているが、フランジ等の開口量の変化する速度にシール材の形状の変化が追従できない場合には、漏えいが生じる可能性がある。
このため、シール材の形状が変化するために必要な時間（復元速度）を確認し、フランジ部の開口量の変化速度との比較を行った。
２．シール材の形状変化速度
フランジ部においてシール材に採用する改良 EPDM シール材について、復元速度を評価す
るため、JIS-K 6254 に基づく試験を行った。
当社が評価している有効性評価に関する事故シナリオにおいて、フランジ開口量の変化
速度が最も早くなるのは、溶融炉心がペデスタルに落下した際の圧力上昇時（FCI 評価）である。
この場合における開口量の変化速度は 0.15mm/s 程度であることがわかっているため、これを参照して、0.15mm/s を上回る 300mm/min（5mm/s）及び 500mm/min(8.33mm/s)を試験速度とした。
試験では、常温下で所定距離(3.75mm)まで一定速度(300mm/min または 500mm/min)で圧縮後、初期位置まで一定速度(300mm/min または 500mm/min)で荷重を開放し、この際に改良
EPDM 材に加わる圧縮応力を測定する試験を実施した(図 1 参照)。本試験装置では、シール材の荷重を開放するとき、シール材の復元速度が試験装置の開放速度より大きい場合には圧縮応力が計測されることから、これにより、復元速度を測定することができる。
[復元速度測定装置]
荷重検出部へ[荷重負荷時][荷重開放時]①所定距離まで圧縮しながら応力を測定②初期位置まで戻す時のガスケット圧縮応力を測定
荷重
開放

荷重
負荷

圧縮応力
試験装置開放速度＜ガスケット復元速度の場合に応力が発生

ガスケット
駆動部へ

図 1 復元速度測定試験の概要

別紙 10-1

３．試験結果
試験結果を図 2 に示す。この図に示すように、荷重開放時の各計測点において圧縮応力が測定されたことから、改良 EPDM シール材の復元速度は 500mm/min（8.33mm/s）以上である
ことを確認した。前述の通り、フランジ開口量の変化速度が最も早くなるのは、溶融炉心がペデスタルに落下した際の圧力上昇時（FCI 評価）であるが、その時のフランジ開口変化速
度は 0.15mm/s 程度であり、以下の通りシール材復元速度は十分な追従性を有しているものであり、急速な開口に対してもシール機能を維持できるものと考えている。

シール材復元速度 500mm/min（8.33mm/s）以上＞フランジ開口変化速度（0.15mm/s）

図 2 一定復元速度下で測定した改良 EPDM シール材の圧縮応力(左図：300mm/min、 右図: 500mm/min)

なお、本試験は、劣化していない材料に対して実施したものであるが、表 2-1-1 で示す
とおり、劣化後の圧縮永久歪み、硬さ、質量変化率からは、有意な性状変化は見られていない。また、さらに詳細に劣化による影響を確認するために、劣化後の材料の FT-IR やシート面の硬さに関する検討を行った。その結果、シール材の性状に大きな変化は確認されなかった。
これらに示す試験結果から、劣化を考慮した場合でもシール材の復元特性に大きな変化
はなく、また、復元速度はフランジ開口速度に対して十分な余裕があることから、開口に対する追従性に問題はないものと考える。

別紙 10-2

＜追従性判断に使用できる理由＞
800kGy の放射線照射を行い、乾熱 200℃を 168 時間暴露した改良 EPDM シール材および、800kGy の放射線照射を行い、乾熱 250℃を 168 時間暴露した改良 EPDM シール材について、劣化後のシート面の FT―IR スペクトルを図 3 に、硬さ測定の測定値を図 4 に示す。その結果、放射線照射＋蒸気暴露後の試験片と初期試験片に顕著な差異はないことが確認できるため、復元特性が同様であると類推される。

図 3 FT-IR 測定結果（シート面）

暴露面
シート面
裏面
断面

図 4 硬さ測定結果

別紙 10-3

また、上記試験に加え、劣化した試験体を用いた復元速度測定も実施している。試験条件
を表 1、試験結果を図 5、6 に示しているが、劣化後においても復元速度は 500mm/min 以
上であり、十分な復元速度を有していることが確認できた。

表 1 劣化試験体を用いた復元速度測定試験の試験条件
ケース

材料

照射量

暴露媒体

暴露温度

1

改良 EPDM

1MGy

蒸気200℃（168 時間）

3個

2

改良 EPDM

1MGy

蒸気200℃（168 時間）＋150℃（168 時間）

3個

図 5 復元速度測定試験 (試験数：各 3)(劣化条件＜ケース 1＞：放射線 1MGy、 熱 200℃、168h)(左：300mm/min、 右: 500mm/min)

別紙 10-4

試験体数図 6 復元速度測定試験 (試験数：各 3)(劣化条件＜ケース 2＞：放射線 1MGy、 熱(蒸気)200℃、168h⇒150℃、168h)(左：300mm/min、 右: 500mm/min)

本試験で得られた結果から、劣化を考慮した場合の改良 EPDM 製シール材の復元速度
は 500mm/min（=8.33mm/s）以上あることが確認できる。これは、有効性評価で考慮している最もフランジ開口の変化速度早い事象（0.15mm/s）と比較しても、十分な裕度を有しており、試験データにもばらつきが小さいことから、事故時に必要なシール性能を維持できるものと評価できる。

別紙 10-5

別紙－11
実機フランジモデル試験の概要について
改良ＥＰＤＭ材のシール機能の性能確認として、実機フランジモデルを用いて、実機条件に近い状態でのシール健全性の確認を行った。試験フローを図１に示し、試験の概要を以下に示す。

放射線照射試験・ガスケット試験体に事故後 7 日間の累積放射線量の目安である 800kGy を照射する。

実機フランジモデル試験

・実機フランジモデルによる SA 時を想定した温度、圧力条件でのリーク試験を実施する。

図１ 実機フランジモデル試験フロー

1. 試験装置
実機フランジ模擬試験の試験装置は図２に示すようにフランジユニット、ガス供給ユニット、リークガス計測ユニットから構成される。フランジユニット
は、直径 250mm のガスケット試験体を組み込んで内部を加圧可能な試験フランジと、試験フランジを所定の試験条件に加熱制御するためのフランジ加熱ヒータから構成される。試験フランジのガスケット試験体を組み込む溝断面形状(フランジ型式)は実機フランジで採用されているタング＆グルーブ型(T&G 型)、
甲丸型の 2 種類を模擬している。フランジ断面形状は実機と同形状であり、中心径のみを縮小した試験装置としているため、試験で得られたリーク量は、ガ
スケット径比で補正することで実機フランジのリーク量に適用できる(図３参照)。また、内圧上昇後の格納容器フランジの開口を模擬するため、ガスケット
試験体の押込み量をフランジ間に設置する調整シムにより設定する。ガス供給
ユニットは、高圧空気ボンベと圧力調整器から構成され、所定の圧力に調整された加圧ガスを空気加熱器により所定の温度に加熱制御する。リーク量はリー
クガス計測ユニットのマスフローメータにて計測される。試験装置外観写真を図４に示す。

別紙 11-1

試験フランジフランジユニット

フランジ
加熱ヒータ

調整シム

圧力指示計
ガスケット試験体
空気
加熱器

排気

空気
冷却器

容器弁
圧力調整器

甲丸型

フランジ架台

ラプチャー
ディスク

排気

マスフロー
メータ

排気

温度測定位置ガスケット試験体

リークガス計測ユニット
空気ボンベ

調整シム
ガス供給ユニット

ガスケット試験体

温度測定位置

T&G 型

図２

試験装置概要図

図３

フランジ型式による溝断面形状の違い

調整シム
フランジ加熱
ヒータ

ガスケット
試験体

フランジ

試験装置外観（フランジ開放時）

図４

試験装置外観（フランジ密閉時）試験装置外観写真

2. 試験条件
試験条件を表１に示す。事故条件を模擬するために、放射線照射量は、フランジガスケット部の事故後 7 日間の累積放射線量の目安である 800kGy を予め照射したシール材を用いる。放射線による劣化と熱による劣化は、逐次法(放射線→熱)により付与した。
一般に有機材料の放射線劣化挙動には、酸素が影響を及ぼすことが知られているが、環境に酸素が存在しない場合においては放射線と熱の同時法と逐次法(放射線→熱)の劣化はほぼ等しいことが知られている。格納容器内は、通常時は窒素環境下、事故時は蒸気環境下であり、酸素が常に供給される環境では無いことから、放射線と熱の同時曝露の影響は十分小さいものと考えられることか
ら、逐次法による劣化の付与は妥当であると考えられる。

別紙 11-2

また、改良ＥＰＤＭ材の劣化は、一般的に酸素により引き起こされるとの知見に基づき、加圧雰囲気は蒸気ではなく高温空気（乾熱）を用いる。また、温度については、格納容器限界温度である 200℃、さらに余裕を見た 250℃、300℃とし、加圧圧力は格納容器限界圧力 2Pd（0.620MPa）を包絡する圧力で気密確認を実施する。また、内圧上昇後の実機フランジの開口を模擬するため、フランジによるガスケット試験体の押込量を最小限(0mm)で設定する。ガスケットの押込量は、設計押込量に対し、予備試験によりリークしない最小の押込量に設定する。なお、予備試験の結果、何れの試験ケースともリークしない最小押込量は 0mm であった。
3. 試験結果
試験結果を表１に示す。フランジによるガスケット試験体の押込量が最小限(0mm)であっても有意な漏えいは発生せず、200℃・168hr、250℃・96hr の耐性が確認された。300℃のケースにおいては試験途中にリークが発生したケースがあったものの、概ね 24hr 程度の耐性を有することが確認された。図５に200℃・168hr の試験ケースにおける試験体の外観を示す。図５より、フランジとガスケット試験体との接触面を境界として劣化(表面のひび割れ)は内周側で留まり、外周側に有意な劣化が見られないことから、フランジ接触面でシール機能を維持できていることが確認された。また、断面形状より、劣化(表面のひび割れ)はガスケット試験体の表面層のみで留まっているため、有意な劣化が進行していないことが確認された。
表１ SA 条件での試験結果※1
No.

フランジ型式

試験体

温度

継続時間

押込量

漏えい

1

T&G 型

改良 EPDM(A)

200℃

168hr

0mm

無

2

甲丸型

改良 EPDM(A)

200℃

168hr

0mm

無

3

T&G 型

改良 EPDM(A)

250℃

96hr

0mm

無

4

甲丸型

改良 EPDM(A)

250℃

96hr

0mm

無

5

T&G 型

改良 EPDM(B)

250℃

96hr

0mm

無

6

甲丸型

改良 EPDM(B)

250℃

96hr

0mm

無

7

T&G 型

改良 EPDM(A)

300℃

24hr

0mm

無

8

甲丸型

改良 EPDM(A)

300℃

24hr

0mm

有※2

9

T&G 型

改良 EPDM(B)

300℃

24hr

0mm

無

10

甲丸型

改良 EPDM(B)

200℃

168hr

0mm

無

※1：下記条件は全ケース共通である。
試験圧力：2Pd 以上，照射量：800kGy，加圧媒体：乾熱（空気）※2：継続時間 22hr 時点で漏えいが発生した
別紙 11-3

フランジ接触面

図５

200℃・168hr 試験後の試験体外観（左：T&G 型、右：甲丸型）(*)日本原子力学会

2015 年秋の大会投稿

別紙 11-4

別紙-12NUPEC 解析モデルの当社プラントへの適用性について
NUPEC 評価の ABWR 代表プラントにおける解析モデルは、構造不連続部に生じる局部的なひずみを評価できるよう、高ひずみが発生する破損想定部を対象に、ライナとそれに付帯するライナアンカやフラットバーも 3 次元形状で模擬している。破損想定部の対象は RCCV 全体モデル解析でライナひずみが大きい領域が見られた下部ドライウェルアクセストンネル
開口近傍と上部ドライウェル開口近傍隅角部の鋼製部とした。柏崎刈羽原子力発電所６号炉・７号炉と代表プラントに関する原子炉格納容器ライナの仕様は表 1 に示すように同等であり、柏崎刈羽原子力発電所６号炉及び７号炉に対し本結果は適用可能である。
また、コンクリート部については NUPEC 評価に加え、最新知見を踏まえて自社での評価も実施している。詳細は、次頁以降に示す。
表 1 原子炉格納容器コンクリート・ライナの仕様
柏崎刈羽原子力発電所

項目
最高使用圧力(MPa)
厚さ(mm)
鉄筋コンクリート

コンクリート
鉄筋

７号炉

0.31

0.31

0.31

2000

2000

2000

33 N/mm2

33 N/mm2

33 N/mm2

設計基準強度

設計基準強度

設計基準強度

SD390

SD390

SD390

内径(mm)
円筒部ライナ

高さ(mm)
板厚(mm)
アンカ寸法(mm)トップスラブ

板厚(mm)

ライナ

アンカ寸法(mm)下部ドライウェル

内径(mm)

アクセストンネル

板厚(mm)

開口周りスリーブ
下部ドライウェル

板厚(mm)

アクセストンネル

ガセットプレー

開口周り厚板部

ト寸法(mm)代表プラント６号炉

ライナプレート材質
ライナアンカ

別紙 12-1

1.原子炉格納容器本体（コンクリート部）
1.1 評価方針
原子炉格納容器は鋼製ライナを内張りした鉄筋コンクリート造であり、原子炉建屋と一体となっている。原子炉格納容器本体（コンクリート部）の設計時に考慮される機能喪失要因は内圧上昇に伴う破損であり、コンクリート部の構造健全性を維持できる限界の内圧を評価することで 200℃、2Pd における健全性を確認する。
1.2 評価（１）標準ケース（NUPEC 条件）
コンクリート部の構造健全性については、NUPEC 重要構造物安全評価（原子炉格納容器信頼性実証事業）（平成2年度～平成14年度）において有限要素法を用いた弾塑性
解析により、原子炉格納容器本体（コンクリート部）の耐圧性状を求める。評価モデ
ルは実炉スケールのモデルとし、200℃条件下での材料物性（規格値；図2～図4 参照）に基づき、内圧に対する静的漸増解析で耐圧性状を確認する。RCCV 全体の耐圧性状の確認のため、解析モデルは図1 に示す格納容器本体解析モデルを用いる。

図 1 格納容器本体解析モデル

別紙 12-2

図 2 コンクリート物性

図 3 ライナ引張/圧縮特性

図 4 鉄筋引張特性

別紙 12-3

（２）KK6/7 における追加解析（KK6/7 条件）
KK6/7 を対象にしたパラメータスタディとして、（１）の標準解析から 10 年程度経過していることなどを考慮して、解析条件の一部を変更して、当社独自の追加解析を実施している。
（１）に示す NUPEC 条件から変更した箇所を表 2 に示す。本検討での解析モ
デルは、図 5 に示すように、NUPEC 条件解析実施当時に比べて計算機能力が向上しているため、より現実的な 360 度モデルを用いることとした。このことにより、必ずしも配置が対称形になっていなかった一部の開口部について、解析では実機の位置と異なっていた点などを解消することが可能となり、より正確な解析が可能となった。また、常温時のコンクリート物性は、設計基準強度に基づく設計剛性からサイト固有の現実的な条件を反映して実剛性を用いることとし、さらに高温時のコンクリート物性は、
NUPEC 条件解析実施当時の最新知見ではなく、現時点で最も標準的に用いられることの多い国際的標準規格である欧州規格（Eurocodes）に基づき評価することとした。参考
までに、200℃におけるコンクリート物性の比較を図 6 に示す。それ以外の鉄筋及びライナの構造や物性、並びに、境界条件を含む解析条件に関しては NUPEC 条件と同様としている。
表2

解析条件の変更点

項目

NUPEC 条件

KK6/7 条件

解析モデル

180 度モデル

360 度モデル

常温条件

設計剛性

実剛性

高温条件

当時の最新知見 1)、2)

欧州規格

コンクリート物性

別紙 12-4

ZYX

図 5 格納容器本体解析モデル（KK6/7 相当ケース）

NUPEC条件
KK6/7条件NUPEC条件
KK6/7条件

340

引張応力σt(N/mm2)

圧縮応力σc(N/mm2)

50

30
20
10
0
0

0.002

0.004 0.006
圧縮歪εc

0.008

0.01

2

1

0
0

0.001 0.002 0.003 0.004 0.005
引張塑性歪εp

図 6 200℃におけるコンクリート物性の比較【参考文献】
1) Y.Sugawara et al、”Nonlinear Analysis of Reinforced Concrete Structures
Subjected to High temperature and external load”、 SMiRT122）Y.Sugawara et al、”Ultimate Strength of Reinforced Concrete Members Subjected
to Transient High temperature Distribution”、 SMiRT12

別紙 12-5

1.3 評価結果（１）標準ケース（NUPEC 条件）
解析の結果によると、格納容器の内圧を上昇させていった場合、3.0Pd 程度で格納
容器（コンクリート部）のRCCV 壁の鉄筋が降伏し始め、4.0Pd でほぼ全面で鉄筋が降伏する。4.0Pd 近傍からアクセストンネル開口部周辺・隅角部周辺のコンクリートの局所的破損が始まり、4.5Pd では開口部・隅角部全体で変形が大きく進行する。図
7 に4.0Pd における相当塑性ひずみ分布図を示す。上記結果より、格納容器本体（コンクリート部）の破損は4.0Pd～4.5Pd で発生すると考えられる。したがって、有効性評価における限界温度、圧力としている200℃、2Pdを用いることは妥当であると言える。

図7 4.0Pdにおける相当塑性ひずみ分布図（上：引張側 下：圧縮側）
出典：平成 14 年度

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（平成 15 年 3 月

財団法人原子力発電技術機構）

別紙 12-6

（２）KK6/7 における追加解析（KK6/7 条件）
4.0Pd における相当塑性ひずみ分布図を図8に示す。コンクリートの構造特性を変更した影響が大きいと考えられるが、標準ケース（NUPEC条件）と比べて、シェル部の損傷範囲は広がっているものの、発生ひずみの最大値は小さくなっており、格納容器本体（コンクリート部）の耐圧限界は標準ケース（NUPEC条件）と同等以上であると考えられる（標準ケースの4.0Pd～4.5Pdよりもやや大きく5.0Pd以上と評価している）。
また、参考として、200℃、2Pd時点でのシェル部及びトップスラブ部の一般部におけるコンクリートの最小主ひずみ分布、ライナのひずみ分布及び鉄筋のひずみ分布を
図9～図10に示す。これより格納容器本体（コンクリート部）の鉄筋は、大部分は降伏ひずみに達しておらず、一部の要素で局所的に降伏ひずみに達している程度であり、破断までには十分な余裕があり、格納容器本体（コンクリート部）のコンクリー
トは、ひび割れは発生しているものの、圧縮ひずみは2000μよりも小さく、破壊までには十分な余裕があり、格納容器本体（ライナ部）のライナは、圧縮ひずみが0.005
よりも小さく、破断までに十分な余裕があることが評価できる。このように当社における追加解析の結果を加えることにより、標準ケース（NUPEC条件）の評価結果に信頼性を加えることができたと考えており、有効性評価における限界温度、圧力としている200℃、2Pdを用いることは妥当であると評価している。

別紙 12-7

図8 4.0Pdにおける相当塑性ひずみ分布図（KK6/7相当ケース、上：引張側 下：圧縮側）

別紙 12-8

図9 シェル部の一般部におけるコンクリート及び鉄筋のひずみ分布

別紙 12-9

図10 トップスラブ部の一般部におけるコンクリート及び鉄筋のひずみ分布【参考資料】
1)

齋藤 英明 他、”鉄筋コンクリート製格納容器（ＲＣＣＶ）の開発（その４） トッ
プスラブ実験（1/10 模型）―実験計画―”、日本建築学会大会学術講演梗概集、昭和63 年 10 月

2)齋藤 英明 他、”鉄筋コンクリート製格納容器（ＲＣＣＶ）の開発（その５） トッ
プスラブ実験（1/10 模型）―実験結果とまとめ―”、日本建築学会大会学術講演梗概
集、昭和 63 年 10 月

別紙 12-10

参考資料 １）

別紙 12-- 11 -

別紙 12-- 12 -

参考資料 ２）

別紙 12-- 13 -

別紙 12-14

別紙-13
SA 時の S/C 構造評価における水力学的動荷重の影響について
本章では、SA 時の S/C 水位上昇を踏まえた水力学的動荷重の影響について説明する。SA
時の S/C 水位上昇する時間帯で S/C に作用する可能性がある水力学的動荷重は、以下に示す通り、ベント管からの吹き出しによる荷重（蒸気凝縮振動荷重、チャギング荷重）及び主
蒸気逃がし安全弁作動時におけるクエンチャからの吹き出しによる荷重（逃がし安全弁作
動時荷重）が考えられる。これ以外の水力学的動荷重については、図 1 で示す通り事故後初期に起きる事象であり、S/C 水位が上昇する時間帯に考慮する必要はないと考えている。
(1) ドライウェルと S/C を繋ぐベント管からの蒸気吹き出しによる荷重
・蒸気凝縮振動荷重
・チャギング荷重(2) 主蒸気逃し安全弁（ＳＲＶ）作動時にプール水中のＳＲＶ排気管端部に設置された
クエンチャからの気泡吹き出しによる荷重・逃がし安全弁作動時気泡振動荷重

図 1 冷却材喪失事故時荷重の時間履歴（既工認図書 抜粋）
以上のことから、蒸気凝縮振動荷重・チャギング荷重・逃がし安全弁動作時気泡振動荷重について、SA 時の S/C 水位上昇時における影響を後述するが、いずれも建設時に考慮している動荷重で設計していれば影響を与えないレベルであることを確認した。
別紙 13-1

(1)ドライウェルと S/C を繋ぐベント管からの吹き出しによる荷重
・蒸気凝縮振動荷重
・チャギング荷重
SA 時 S/C 水位が高い状況に考慮すべき動荷重について検討を行った。蒸気凝縮に伴う動荷重には、高蒸気流量域で生じる蒸気凝縮振動（Condensation Oscillation）と、蒸気流量が小さい領域で生じるチャギング（Chugging）があり、前者は水温が高くなると荷重が増大し、後者は逆に水温が高くなると荷重は小さくなることが知られている。これらの関係を整理したものを図 2 に示す。

藤井 他「気液二相流の動的配管計画」日刊工業新聞社(1999)をもとに作成

図 2 蒸気凝縮の態様
ここで、SA 時の S/C 水位が高い状況における格納容器ベント時の蒸気凝縮振動、チャギ
ングについて考えるため、大 LOCA（ベント）シナリオの図 3 格納容器内圧力、図 4 サプ
レッション・チェンバ水位、図 5 サプレッション・プール水温を参照する。
格納容器ベント時のベント管における蒸気流量は、格納容器圧力が 0.62MPa[gage]における最大排出流量 31.6kg/s からベント管流路面積 11.3m2 を踏まえて算出すると約2.8kg/m2s であり、LOCA 発生直後の蒸気流量約 100kg/m2s に比べて十分に小さいため、
蒸気凝縮振動は発生しないものと考えている。また、チャギングについても、チャギングが発生すると思われる蒸気流量よりも十分低いこと（安定なバブリング領域）、かつ、仮に発生したとしても S/C 水温が 100℃以上と高く、チャギング荷重が小さくなる領域であることから、その影響は設計上考慮している荷重に比べ十分小さいものと考えている。
別紙 13-2

0.8

格納容器ベント（約 38 時間）による圧力低下
格
納
容
器
内
圧
力

ドライウェルサプレッション・チェンバ0.6

格納容器限界圧力 0.62MPa

0.4

ウェットウェルベントによりドライウェルに比べて圧力低下が早い

代替格納容器
スプレイ作動に伴う圧力変化格納容器スプレイ
は原子炉注水（レベル 1～破断口
にて制御）以外で実施(MPa[gage])

0.2

残留熱除去系配管破断により炉内から流出する蒸気による格納容器内圧力上昇

0.0
0

12

24

36

48

60

72

84

96

108

120

事故後の時間(ｈ)

132

144

156

168

JOB No.MA404K-7AE--AF86002

図 3 格納容器圧力の推移（大 LOCA）

20

サプレッション・チェンバ水位(ｍ)ベントライン(約 17m)

15

真空破壊装置(約 14m)
格納容器ベント及び代替格納容器スプレイが停止することで水位上昇が緩和される。
その後、崩壊熱除去に必要な
炉内注水によって一定となる

10

炉内への間欠注水により増減を繰返す

5

代替格納容器スプレイ注水開始により水位が上昇

0
0

12

24

36

48

60

72

84

96

108

120

132

事故後の時間(ｈ)図 4 サプレッション・チェンバ水位の推移（大 LOCA）
別紙 13-3

144

156

168

JOB No.MA404K

サプレッション・プール水温(℃)

300

200

代替格納容器スプレイ注水開始
格納容器ベントによる温度低下

100

残留熱除去系配管破断により炉内から流出する蒸気の凝縮による水温上昇

0
0

12

24

36

48

60

72

84

96

108

120

132

事故後の時間(ｈ)

144

156

168

JOB No.MA404K

図 5 サプレッション・プール水温の推移（大 LOCA）(2) 主蒸気逃し安全弁（ＳＲＶ）作動時にプール水中のＳＲＶ排気管端部に設置された
クエンチャからの気泡吹き出しによる荷重・逃がし安全弁作動時気泡振動荷重
SA 時 S/C 水位が高い状況に考慮すべき動荷重について検討を行った。逃がし安全弁作
動時荷重を考慮すべき状況は、SBO 時のように、原子炉が高圧状態での隔離が長時間継続し、かつ外部水源からの注水を行う場合であり、その場合は S/C 水位が上昇した状態で逃がし安全弁作動時荷重が生じ得る。SBO 時の原子炉圧力、蒸気流量、サプレッショ
ン・チェンバ水位、サプレッション・チェンバ水温を図 6～9 に示すが、この場合の S/C
水位は真空破壊弁高さよりも十分に低い。
また、LOCA 時やその他のシーケンス時には、原子炉は短時間で減圧されるため、その
後 S/C 水位が上昇した時点では、原子炉又は SRV 排気管からの大流量の蒸気放出はな
く、逃がし安全弁作動時荷重を考慮する必要はないと考えている。

別紙 13-4

10

逃がし安全弁による手動減圧(約 24 時間)
8
原
子

6

炉

原子炉隔離時冷却系起動／停止により炉内の蒸気発生量が増減するため、圧力の上昇／低下を繰り返し、圧力上昇時は逃がし安全弁開閉により圧力は制御される(最大値：約 7.51MPa[gage])

圧力

4（MPa[abs]）
2

0
0

4

8

12

16

20

24

28

事 故 後 の 時 間（ｈ）
SA3KK7SBO99AF86J006

図 6 原子炉圧力の推移（SBO）
3000

2500

蒸

2000

気
流

1500

量
（t/h）

1000

逃がし安全弁(2 弁)
逃がし安全弁
500

0
0

4

8

12

16

20

24

28

事 故 後 の 時 間（ｈ）
SA3KK7SBO99AF86J006

図 7 逃がし安全弁からの蒸気流出流量の推移（SBO）

別紙 13-5

20

ベントライン(約 17m)
サ
プ
レ
ッ
シ
ョ
ン
・
チ
ェ
ン
バ
水
位
(ｍ)

真空破壊装置(約 14m)15

格納容器ベント(約 16 時間)
による水位低下105

原子炉からの蒸気流入により水位が上昇

0
0

10

20

30

40

事故後の時間（ｈ）
JOB No.MA404K-7TB--PFA7001

図 8 サプレッション・チェンバ水位の推移（SBO）

300

サ
プ
レ
ッ
シ
ョ
ン
・
チ
ェ
ン
バ
水
温

200

格納容器ベント(約 16 時間)
による水温低下

原子炉減圧に伴うサプレッション・チェンバ
水温上昇

100

原子炉隔離時冷却系起動／停止に伴う蒸気発生量の増減に応じて原子炉から流出する蒸気の凝縮による水温変化

(℃)

0
0

10

20

30

事故後の時間（ｈ）
JOB No.MA404K-7TB--PFA7001

図 9 サプレッション・チェンバ水温の推移（SBO）

別紙 13-640

以上のことから、SA 時 S/C 水位上昇時のベント管による蒸気凝縮荷重及びチャギング荷重、逃がし安全弁作動時における逃がし安全弁作動時荷重については考慮する必要はないと考えており、建設時に設計考慮した動荷重で評価していることで十分と考えている。
ただし、保守的な考えとして、S/C 水位上昇時においてチャギング荷重が発生した場合の評価を、7 号炉を代表として以下に示す。なお、本評価は概略評価であり、参考値の位置づけで示す。
＜評価モデル＞
S/C に加わる水力学的動荷重について、最も強度評価に影響を与える部位はアクセスト
ンネルである。よって、S/C 水位上昇時のチャギング荷重を評価するために、7 号炉アクセストンネルの強度評価を図 10 の FEM モデルを用いて評価した。応力評価点については
図 11 に示す。

図 10 アクセストンネル FEM モデル

図 11 応力評価点＜評価条件＞
評価条件は表 1 に示す。S/C 水位上昇によるチャギング荷重の影響を評価するために、S/C
水位は W/W ベントライン下端高さ（S/C 床面より 17.15m）の条件とし、その水位に応じたチャギング荷重値を用いて評価する。なお、評価条件として D/W-W/W 想定差圧、平均温度は建設時と同じ条件とする。
別紙 13-7

表 1 アクセストンネル評価の条件
項目

建設時評価

今回評価

CH 荷重値

最大正圧 ： +32kPa

建設時と同じ最大負圧 ： -19kPa
S/C 水位

HWL

ベントライン下端高さ（S/C 床面より 7.1m）（S/C 床面より 17.15m）

想定差圧

144kPa

建設時と同じ

平均温度137.5℃

建設時と同じ

図 12 チャギング荷重分布

別紙 13-8

＜評価結果＞
水位上昇時の運転状態Ⅳの応力評価のまとめを表 2 に示す。表 2 に示す通り、各応力評価
は許容応力以下である。また、建設時との比も最大で約 1%程度であり、チャギング荷重の影響は、水位上昇を考慮してもほとんど影響しないことが確認できた。なお、シビアアクシ
デント時を想定すると S/C 水位上昇時は S/C 水温が高く、チャギング荷重の影響がほとん
どみられない領域と考えられるが、本評価においてはチャギング荷重が厳しめに加わる想定で評価を実施している。このことからも、S/C 水位上昇によるチャギング荷重の影響はほ
とんどないものと考えている。
表 2 水位上昇時の運転状態Ⅳの応力評価
荷重の組合せ番号

7(CH)
建設時

水位上昇時

（HWL）

（HWL+10.05）

N/mm2

N/mm2

P1-A

360

357

0.99

P1-B

350

347

0.99

P1-C

208

209

1.00

P2-A

293

296

1.01

P2-B

147

138

0.94

P2-C

211

200

0.95

P3-A

29

24

0.83

P3-B

32

22

0.69

P3-C

27

28

1.04

P4-A

116

119

1.03

P4-B

268

260

0.97

P4-C

222

211

0.95

P5-A

270

267

0.99

P5-B

271

270

1.00

P5-C

356

350

0.98

最大

360

357

0.99

許容値

427

427

-

評価点番号

別紙 13-9比別紙-14
限界温度・圧力に対する評価対象部位の裕度について

原子炉格納容器バウンダリを構成する各設備に関して、重大事故時に放射性物質の閉じ込め機能を喪失する要因として、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に伴い、構造健全性が失われる場合と、シール部の耐漏えい機能が失われる場合が想定される。
①原子炉格納容器本体（コンクリート部）
曲げせん断破壊②原子炉格納容器本体（ライナ部）
延性破壊③トップヘッドフランジ
延性破壊、変形、高温劣化（シール部）④ハッチ類（機器搬入用ハッチ等）
延性破壊、変形、高温劣化（シール部）⑤エアロック
延性破壊、変形、高温劣化（シール部）⑥配管貫通部
・貫通配管
延性破壊
・スリーブ
延性破壊
・端板
延性破壊
・閉止板
延性破壊
・閉止フランジ
延性破壊、高温劣化（シール部）⑦電気配線貫通部
延性破壊、高温劣化（シール部）⑧原子炉格納容器隔離弁
延性破壊、高温劣化（シール部）

別紙 14-1

これら機能確保のために評価を行う必要のある機器について、構造健全性及びシール部の機能維持について、各設備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て評価を行ったが、判断基準に対する各機器の裕度について、表 18-1 に示す。
裕度の考え方は部位ごとに異なっており、破損限界を評価することができるものについては、200℃・2Pdにおける状態と破損限界との比較を行っている。一方、破損限界が確認
できていないものについては、200℃・2Pdの状態における健全性を確認した際の判定基準に対する裕度を評価した。
その結果、構造部材について裕度が最小となるものは、ハッチ類、エアロック、配管貫通部の応力比較であり、裕度は約1.1であった。ただし、これらの評価においては、評価基準として、規格等に定められている許容値を用いて評価しているものであり、許容値が保守的に設定されているものであることから、実際の構造部材としての実力ではさらに裕度を有しているものと考える。
一方、シール部については、シール材が事故条件下において時間的に劣化していくことが確認されている。このため、構造部材と異なり、現在の評価において健全性が確認されている７日間の期間を超えて200℃・2Pdの状態が長時間継続した場合には、シール材が機能を喪失し漏えいが生じる可能性がある。また、シール部のうちでも、トップヘッドフラ
ンジや機器ハッチ等、フランジ構造になっている箇所については、圧力の上昇にともない開口量が増加するため、その影響により、他のシール部に比べて漏えいが生じるリスクが高いものと考えられる。
これらの検討結果から、構造部材については、200℃・2Pdの状態が維持された場合においても漏えいが生じることはなく、また、構造部材が有する実力での強度を考慮した場合には、十分な裕度が確保されているものと評価できる。一方、フランジ構造のシール部については、200℃・2Pdの状態が維持された場合であっても、その状態が７日間を超えて長期間継続した場合には漏えいが生じる可能性がある。このため、実際の事故時における漏えいに対する裕度は、フランジ構造のシール部である、トップヘッドフランジ、機器ハッチ、エアロックが最も少ないと考える。
以上

別紙 14-2

別紙 14-3

別紙-15配管貫通部の代表性について
1. 原子炉格納容器貫通部の代表選定の考え方① 原子炉格納容器配管貫通部における評価は、格納容器配管貫通部全数から本章で示す考えに基づき代表配管を選定する。
② 原子炉格納容器貫通部周りの配管に発生する応力は、原子炉格納容器貫通部の変位と、配管系の拘束から影響を受ける。まず、変位について原子炉格納容器が 2Pd、200℃時における変位を算定した結果を図 2 に示す。
変位の評価モデルは「0°-180°」と「90°-270°」の２ケースの分割モデルで実施している。図 3 及び図 4 で評価モ
デルのイメージを示す。この評価結果から T.M.S.L 15m 以上の変位が最も高くなっていることを確認した。したがって 15m 以上にある配管貫通部から、拘束条件が厳しいものを選定することとした。
③ なお、小口径配管については、二次応力が小さい傾向にあるため、選定にあたっては対象外とする。
④ ここまでで抽出された配管貫通部を表 1 に纏めているが、本評価は格納容器限界温度・圧力（200℃、2Pd）における評価であることから、従来設計が 200℃以上のものは評価不要と考えているため、最高使用温度が 200℃以上の配管については対象外とする。
⑤ 上記の考えで抽出された配管貫通部は X-81（AC 系）、X-82（FCS 系）であり、これらについて、原子炉格納容器限界温度・圧力(200℃・2Pd)時の格納容器変位による配管損傷要因として考えられる二次応力の影響を評価するため、二次応力が厳しくなる配管拘束条件に着目して代表配管を選定することとした。拘束条件の厳しさを表す参考の値として、貫通配管の第一拘束点までの距離(L)と配管口径(D)の比（L/D）
を用いる。一般的に L が小さい程拘束が厳しく、D が大きい程配管応力を受けやすいことから、L/D が最も小さいものが拘束条件が厳しく、配管応力を受けやすいと考えられる。
2.代表配管の選定結果
上記の考え方から、L/D が最も小さいものを選定した結果、表 1 で示す通り不活性
ガス系の配管貫通部(X-81)を選定した。なお、X-81 のペネ取付高さは T.M.S.L 19000
であり、L/D は約 6.4 である。これらの代表配管抽出フローについては、図 1 で示している。

別紙 15-1

＜代表配管抽出フロー＞＜考え方＞①原子炉格納容器配管貫通部

・原子炉格納容器配管貫通部の全てが対象②2Pd,200℃時の配管貫通部
変位量の高い箇所を抽出

・原子炉格納容器の200℃，2Pd時の各位置における変位量を評価し，変位量の高い箇所を抽出

15m以上の貫通配管を抽出③二次応力が大きい大口径配管を抽出

・二次応力が小さい傾向にある小口径配管は対象外とし，大口径配管を抽出する。

FCS系,AC系,MS系配管を抽出④従来設計が200℃以下の設計温度である配管を抽出

・格納容器限界温度200℃時における評価である
ため，従来設計が200℃以上のもの評価対象外＜最高使用温度＞
FCS系（171℃），AC系（171℃），MS系（302℃）
FCS系,AC系を抽出⑤配管拘束条件が厳しいものを抽出するため，L/Dにより代表配管を抽出

・拘束条件の厳しさを表す参考値として，貫通配管の第一拘束点までの距離（L）と配管口径（D）の比（L/D）を用いる。一般的にLが小さい程拘束が厳しく，Dが大きい程配管応力を受けやすいため，
L/Dが小さい程，拘束条件が厳しいという目安になると考えている。

AC系を代表配管として抽出

図 1 代表配管抽出フロー

図 2 格納容器(200℃、2Pd 時)の変位
別紙 15-2

図 3 格納容器「0°-180°」、「90°-270°」について（7 号炉の例）

図 4 変位の評価モデルイメージ（0°－180°）
表 1 配管貫通部と口径比（T.M.S.L 15m 以上）
貫通部
番号

貫通部
取付
高さ

系統

X-82

FCS

X-81

AC

X-10A

MS

X-10B

MS

X-10C

MS

X-10D

MS

外径 D
[mm]

プロセス管
肉厚 t
D/t
[mm]

最高使用
温度[℃]

PCV からの第 1
サポート距離 L[mm]※「PCV からの第 1 サポート距離」は、原子炉建屋側の配管ラインについて示す※貫通部取付高さは T.M.S.L を示す。

別紙 15-3

口径比
L/D

＜参考＞ 貫通部反力（モーメント）の比較
図 2 の代表選定フローで抽出された AC 系と FCS 系の貫通配管について、L/D の比較により代表配管を決定しているが、L/D で代表を選定することが妥当であることを確認するために、配管貫通部の貫通部反力（モーメント）についても比較を実施した。貫通部反力（モーメント）の評価概要は図 2 に示す通りである。
第一サポートまでのサポート距離（支持スパン）は、各貫通部から第 1 拘束点までの距離とし、それぞれ放射方向 L1、鉛直方向 L2 として貫通部反力（モーメント）の指標を算出して、代表配管の選定を評価した。評価結果を表 2 に示しており、L/D の評価と同様に、反力（モーメント）の評価についても AC 系が厳しい結果であり、AC 系を選定することが適切であることが本結果からも確認できた。

支持スパン
第1サポートＰＣＶ
変位

第1サポート支持スパン

変位

鉛直方向変位の第1サポートまでの距離

半径方向変位の第1サポートまでの距離

図 5 貫通部反力（モーメント）評価におけるサポート支持スパンの考え方

表 2 貫通部反力（モーメント）の評価結果

貫通部
番号

系統

X-82

FCS

X-81

AC

呼

貫通部

サポート距離

貫通部反力

び

取付

（支持スパン）（モーメント）の指標

径

高さ

L1（放射）

L2（鉛直）

M1（放射）

M2（鉛直）

L/D

A

mm

mm

mm

N・mm

N・mm

-

※貫通部取付高さは T.M.S.L を示す。

別紙 15-4

参考表 2 の貫通部反力（モーメント）の評価結果からも、L/D と同様に AC 系の方が厳しい値となっている。以下に貫通部反力（モーメント）の指標算出式を示しているが、式①は式④で表すことができ、反力（モーメント）は変位δが大きい程高く、L/D が小さい程高くなる傾向であることが言える。今回の代表選定フローについては、変位δが高いと思われる 15m
以上において、最終的には L/D の小さい方を代表として選定しているが、この式④からも、その考えが妥当であることが言える。

＜貫通部反力（モーメント）の指標算出式＞
ペネ反力（モーメント）の指標算出式（式①）
Z：断面係数I：断面二次モーメント
E：弾性係数：変位の指標：サポートスパン
上記①式に以下の式②、③を代入する。

（式②）
（式③）
D：配管外径d：配管内径（式④）

なお、貫通部反力（モーメント）M の指標算出式から、M は L/D ではなく L2/D が小さくなるにつれて大きくなることを示しているが、M は単位面積あたりのモーメントを示す指標であり、実際の反力は、M と断面係数 Z の積で表される。断面係数 Z は、一般的に配管口径 Dが大きくなるにつれて大きくなる傾向にあるので、実際の反力は、L2/D が小さい、且つ、Dが大きい程大きくなる傾向にある。図 1 で示す代表配管選定フローにおいて既に大口径配管、すなわち D が大きい配管を③で選出しており、さらに貫通部反力が大きくなる条件としては L2/D が小さいことになる。これを簡易的に表現すると L/D が小さくなるにつれて貫通

別紙 15-5

部反力が大きくなる傾向であると言えるため、反力の大きい配管貫通部の代表性を示すた
めの参考になる指標と考えている。
ここで、表 3 に高さ 15m 以上にある配管貫通部のうち計装用配管貫通部を除く配管貫通部について L/D 及び L2/D を整理した。配管が小口径であるものは、二次応力が小さい傾向にあり、大口径の配管貫通部と比較して貫通部反力も低くなると考えられるが、表 3 で示す通り小口径については L/D も高いため、L/D は貫通部反力の傾向を示せているものと考える。
よって、図 1 で示す代表配管選定フローにおいて、最終的に選出された配管のうち、配管拘束条件が厳しいものを選ぶための参考値として L/D を用いることについては妥当と考えている。なお、最終的には AC 系、FCS 系から AC 系を代表に抽出しているが、L/D だけではなく、貫通部反力（モーメント）の指標も算出し、AC 系の方が拘束条件が厳しいことを示した上で抽出している。
表 3 L/D 及び L2/D の整理
貫通部
番号

貫通部
取付
高さ

系統

X-82

FCS

X-142AMS

X-142BMS

X-142CMS

X-142D

MS

X-147

MS

X-69

SA

X-70

IA

X-71A

HPIN

X-71B

HPIN

X-72

HPIN

X-81

AC

X-10A

MS

X-10B

MS

X-10C

MS

X-10D

MS

X-22

SLC

プロセス管
外径 D
肉厚 t
[mm]
[mm]

※貫通部取付高さは T.M.S.L を示す。

別紙 15-6

PCV からの第
1 サポート距
離 L [mm]

口径比
L/D

（参考）
L2/D

別紙-16
バックアップシール材塗布による設計影響について（１） バックアップシール材塗布によるフランジ設計への影響懸念
フランジ設計として、漏えい発生を防止するために O リング溝にシール材（改良 EPDM）がセットされているが、シール機能を確保するために以下が設計上考慮されている。

① シール材について、開口を考慮した適切な押込み量を確保すること② 内圧及びシール材反力について、適切なフランジ強度を有すること③ シール材が、化学的影響を受ける等により、反応や劣化等の影響を受けないこと④ フランジ締付作業の施工性が確保できること

バックアップシール材をフランジ面に塗布することで、上記①～④について悪影響を与えないことを確認するため、バックアップシール材が塗布されることにより「フランジ開口量評価でシール材（改良 EPDM）追従性に悪影響を与えないこと」、「フランジ応力評
価に悪影響を与えないこと」、「シール材（改良 EPDM）に化学反応等の悪影響を与えないこと」、「フランジ締付作業・開放作業に悪影響を与えないこと」を確認した。

（２） バックアップシール材厚さの影響について
図 1 の試験体（直径 30cm）を使用して、バックアップシール材を塗布せず試験体を組み上げた後（バックアップシール材無し）とバックアップシール材を塗布して試験体を組み上げた後（バックアップシール材有り）の試験体の厚さを測定した。その結果を表 7 に示す。
バックアップシール材の有無による試験体の厚さの変化はほとんど無く、約 0.01mm 程度の差であった。
実プラントでのシール材の押し込み深さは約である。一方、今回測定結果から、バックアップシール材適用による押し込み量の変化は 0.01mm 程度と想定され、バックア
ップシール材適用による押し込み深さの変化量やフランジ開口量への影響は無視できる程度で悪影響はないと考えられる。

別紙 16-1

表 7 試験体の厚さ測定結果
測定

バックアップバックアップ位置

シール材無し(mm)

シール材有り(mm)

1

40.01

40.02

2

40.02

40.02

3

40.00

40.03

4

40.00

40.02

5

40.00

40.01

6

40.01

40.01

7

40.01

40.01

8

40.01

40.02

9

40.01

40.03

10

40.01

40.03

11

40.01

40.03

12

40.00

40.03

平均

40.01

40.02

⑩

⑨

⑪

⑧

⑫

⑦

①
⑥
②
⑤
④

③

図 7 試験体厚さ測定位置（３）バックアップシール材塗布に伴うフランジへの影響について
バックアップシール材を塗布した場合の影響評価として、①開口量評価及び②フラン
ジ応力評価を実施した。前述（１）からバックアップシール材塗布時の厚さは0.01mm程度であるが、保守的な仮定としてバックアップシール材厚みが0.5mmとし、開口量評価、フ
ランジ応力評価に悪影響がないことを確認した。
① 開口量評価
構造上バックアップシール材の厚さ分、突起によるEPDM ガスケットの締付量は低減する。このため、最も評価結果が厳しくなるドライウェル機器搬入用ハッチにて
2Pd 時の締付量と必要締付量を比較し、シール性能を維持できることを確認した(図7、 表7参照)。なお、ここで用いたEPDM の必要締付量は実機を模擬した試験を実施
し、締付量0mm でもシール性能を維持できることを確認している。
評価式：締付量 = 初期締付量－バックアップ材厚さ－開口量
= (

)

-

(0.5mm)

別紙 16-2- (1.5mm) => 0mm

図7 バックアップシール材を保守的に0.5mm厚さとした初期締付状態図

表72Pd時のバックアップシール材を用いたフランジシール部開口量と締付量

設備名

バックアップシ

開口量

締付量

必要締付量

ール材厚さ
ドライウェル機
器搬入用ハッチ

0.5

1.5

0以上
（単位：mm）② フランジ部応力評価
バックアップシール材を用いた際、2Pd 時にフランジに加わる荷重を表3に示す。
表3 よりバックアップシール材の荷重は内圧による荷重と比較して2 桁以上小さくなる。このため、フランジ部へ発生する応力の影響は内圧が支配的であり、バックアッ
プシール材の有無によりフランジ部へ加わる発生応力は殆ど変化しないと考えられる。
表32Pd時のバックアップシール材を用いたフランジに加わる荷重（単位:kN）

内圧による荷重

ガスケット反力による荷重

バックアップシール材反力による
荷重

5.166×104

5.108×102

1.431×102

参考として、バックアップシール材の有無によるフランジ部発生応力を比較したものを表4に示す。このように実際に上記の結果を反映したものとなっており、バックアップシ
ール材を考慮しても、フランジ部に発生する応力は、弾性域であることを示す共用状態Cs
における評価基準値に対して十分に余裕があるといえる。

別紙 16-3

表4

2Pd時のバックアップシール材を用いたフランジ部発生応力（単位：MPa）（４）改良EPDMに対する悪影響、フランジ締付・開放作業への影響について
現場作業等への影響について、フランジ締付時の締付ボルト管理トルク値の変更は必要ないこと、フランジ開放時（点検時）の手入れの際にバックアップシール材は容易に除去可能であることを確認している。また、バックアップシール材は改良 EPDM シール材と化学反応は生じないことから悪影響はないと考えられる。
以上のことは、施工時の影響確認として柏崎刈羽原子力発電所の実機の格納容器ハッチで実施したモックアップ試験時に、実際にバックアップシール材を塗布して確認しており、フランジ締付・開放作業に有意な影響を与えないことを確認している。また、化学影響については、長期熱劣化影響確認試験で改良 EPDM とバックアップシール材を組み合わせたフランジで劣化後の気密性が確認できていることからも、悪影響がないと考えている。
（５）まとめ上記（１）～（４）より、バックアップシール材塗布におけるフランジ締込量への影
響は0.01mm程度と僅かであり、かつ、仮に保守的に締込量に0.5mmの影響があると想定した場合でも、開口量評価及びフランジ部応力評価に大きな影響を与えないことを確認した。また、改良EPDMシール材に対して化学反応の影響がないこと、フランジ締付作業性も確保できることから、バックアップシール材塗布によるフランジ設計上の影響はない。

別紙 16-4

別紙-17
TIP パージ弁への改良シール部材適用について
TIP パージ弁は、表 1 の通り弁座シート、グランドＯリング及び弁ふたシールを改良
EPDM 及びメタルシートに変更したものを適用する。改良 EPDM については既に試験が完了し、適用は可能である。メタルシートの適用についても試験を進めており、適用の見込みが立っている。
表 1 TIP パージ弁シール部材について
バウンダリ箇所
TIP パージ弁

部位
弁座シート

変更前部材
EP ゴム

シール部材
改良 EPDM
またはメタルシート

グランドＯリング

EP ゴム

改良 EPDM

弁ふたシール

EP ゴム

改良 EPDM＜改良 EPDM の実機適用性について＞
改良 EPDM の実機適用にあたっては、重大事故時環境を模擬した条件で試験を行い、シール機能が健全であることを評価した。試験項目を表 2 に示し、試験の概要を以下に示す。
表 2 シール機能健全性確認試験項目
No

試験項目

1

弁性能試験

耐圧漏えい試験、弁座漏えい試験、作動試験を実施。

2

熱・放射線同時

通常運転時の弁座の経年劣化を模擬し、加速劣化試験を実施。

備考

劣化試験
3

機械的劣化試験

通常運転時の弁座の経年劣化を模擬し、機械的劣化試験を実施。

4

放射線劣化試験

SA 時の放射線による劣化を模擬。

5

蒸気通気試験

SA 時における蒸気条件を模擬し、弁座及び O リングのシール性を確認。

6

分解点検

試験後に外観の異常有無及び内部部品に異常がないか確認を実施。

1.試験内容改良 EPDM を実機適用するにあたり、改良 EPDM が SA 環境に耐えうることを検証するため耐環境試験を実施した。各耐環境性試験の詳細については以下に示す。

別紙 17-1

【熱/放射線同時劣化試験】
通常時経年劣化を模擬し、加速劣化を行った。通常運転時の環境・使用条件は、原子炉格納容器内の環境条件スペックにより放射線量率 0.6Gy/h、温度 66℃、使用期間 6サイクル(78 ヶ月運転)(メンテナンス周期)を想定し、試験時間：943 [h] (約 40 日)とした。試験条件を表 3 に示す。
表 3 熱/放射線同時劣化試験条件
照射線量

100Gy/h

試験温度

100℃

試験時間

943h（約 40 日）【機械的劣化試験】
本体部の通常時経年劣化を模擬し、作動試験を行った。通常時の使用期間は 6 サイ
クル(13 ヵ月/１サイクルとする)を想定し、開閉作動回数は 500 回とした。
（月 5 回×
13 カ月×6 サイクル=390 回に裕度を設けた回数とした。
）【事故時放射線照射】SA 時の放射線による劣化を模擬した試験を実施した。照射線量は、0.86MGy (TIP
パージ弁の重大事故時における線量条件（0.8MGy）に裕度を見込んだ値) とした。
【蒸気通気試験】SA 環境条件による蒸気通気試験を実施し、弁座及び O リングのシール性の確認を実施した。試験条件を表 4 に示す。
表 4 蒸気通気試験条件
試験流体

過熱蒸気

試験圧力

0.854MPa (2Pd に余裕を見込んだ値)

試験温度

200℃

試験時間

168 時間（7 日間）

別紙 17-2

【試験条件まとめ】
これまでに示した耐環境性試験の試験条件を表 5 にまとめた。
表 5 耐環境性試験条件まとめ
No

試験項目

試験条件

1

熱・放射線同時放射線量率 100Gy/h、温度 100℃、試験時間 943h で加劣化試験

速劣化を実施。

機械的劣化試験

本体部の通常時経年劣化を模擬し、作動回数 500 回の2弁開閉を実施。
3

放射線劣化試験

照射線量は 0.86MGy にて SA 時の放射線による劣化を模擬した試験を実施。

4

蒸気通気試験

0.854MPa[gage] (2Pd に余裕を見込んだ値)、200℃、
168 時間(7 日間相当)の過熱蒸気通気試験を実施。

2.漏えい試験結果
2.1 蒸気通気試験中
1 項に示す試験内容により蒸気通気試験を行った結果、弁座及び O リングからの漏えいはなかった。
2.2 蒸気通気試験後の弁性能試験結果
SA 条件化での改良 EPDM の適用性を検証するために、蒸気通気試験後のシール性の確認を行った。TIP パージ弁の外観写真を図 1 に示す。試験結果を表 6 に、試験系
統の概略を図 2 に示す。また、図 3 に試験装置の外観写真を示す。結果として漏えいは確認されず、改良 EPDM の SA 時のシート性は健全であり、実機適用は妥当である
ことを確認した。

図 1 TIP パージ弁外観写真
別紙 17-3

表 6 試験結果まとめ
試験項目

試験条件

試験結果

蒸気通気後

弁閉状態で、乾燥空気 1.07MPa(最高使用圧力 0.62MPa×1.25

漏えい無

性能試験

に余裕を見込んだ値)で弁座漏えい試験及び耐圧漏えい試験を実施。

図 2 蒸気通気試験系統図

図 3 試験装置外観写真
別紙 17-4

＜メタルシートの実機適用性について＞
TIP パージ弁の弁座シートについてはメタルシールの適用性についても検討している。
実機適用にあたっては、重大事故時環境を模擬した条件である 200℃蒸気が 7 日間以上暴露され、且つ、その弁配置での重大事故時における放射線量が照射されたとしても、シール機能が健全であることを評価した上で実機適用を行う。
なお、現時点では TIP パージ弁（メタルシート）の実機適用性を確認している段階にあるが、表 7 で示す試験体を用いた試験により 2Pd における弁（メタルシート）のシー
ル性が確認できており、温度及び放射線の影響についても表 8 に示す通り重大事故環境下における健全性に見通しが立っている。これらを踏まえ、実機適用性の検証を更に進め、200℃蒸気が 7 日間以上暴露され、且つ、その際の重大事故時における放射線量が照射されたとしてもシール機能が健全であることを確認して実機に適用する。
表 7 TIP パージ弁（メタルシート）試験弁の弁座漏えい試験
試験仕様
試験項目

結果
試験流体

弁座漏えい試験

試験圧力

保持時間
3分

1.08MPa

空気

合格

表 8 TIP パージ弁（メタルシート）の温度及び放射線の影響について
部位

シール部材

弁座シート

メタルシール

温度及び放射性の影響について
メタルシールであることから、放射線及び温度により劣化するものではない

グランドＯリング

改良 EPDM

放射線、温度による劣化が懸念されるが、試験により200℃蒸気が 7 日間暴露され、その際の重大事故時における放射線量（800kGy）が照射されても健全であることを確認している。

弁ふたシール

改良 EPDM

放射線、温度による劣化が懸念されるが、試験により200℃蒸気が 7 日間暴露され、その際の重大事故時における放射線量（800kGy）が照射されても健全であることを確認している。

別紙 17-5

別紙 18200℃，2Pd の適用可能時間を過ぎてから用いる限界圧力・温度について
有効性評価における格納容器限界温度・圧力は 200℃，2Pd と設定しており，200℃，2Pd
について時間経過を考慮した評価が必要な部位はシール部と考えている。このため，シール部については，200℃，2Pd の状態が 7 日間（168 時間）継続した場合でもシール機能に影響ないことを確認することで，限界温度・圧力における格納容器閉じ込め機能の健全性を示している。
ま た ， 7 日 間 （ 168 時 間 ） 以 降 に つ い て は ， 有 効 性 評 価 の 代 表 シ ナ リ オ （ 大LOCA+SBO+ECCS 機能喪失）を確認したところ，表 1 で示す通り，格納容器圧力については，ベント操作を実施した場合，代替循環冷却系を運転した場合に関わらず圧力は低くなっており，格納容器温度については 150℃を下回っている（図 1～2 参照）。なお，これ以外の有効性評価シナリオについても同様に低下することを確認している。
表 1 事故発生後の経過時間と格納容器圧力・温度の関係
0～168 時間

事故発生後の経過時間
格納容器圧力
格納容器温度

168 時間以降

格納容器限界圧力として有効性評価シナリオで格納容

2Pd(620kPa)を設定

器圧力は低下している

格納容器限界温度として有効性評価シナリオで200℃を設定

150℃を下回る

0.8

D/W

格納容器内圧力(ＭＰａ[gage])

PRB(2)

S/C

0.6

PRB(4)

0.4

0.2

0.0
0

24

48

72

96

事故後の時間(hr)

120

144

JOB No.MA404K-7AE--AF86002

図 1 原子炉格納容器圧力（大 LOCA+SBO+ECCS 機能喪失）

168

300

D/W

TGRB(2)

S/C

格納容器内温度(℃)

TGRB(4)

200

100

0
0

24

48

72

96

事故後の時間(hr)

図 2 原子炉格納容器温度

120

144

168

JOB No.MA404K-7AE--AF86002（大 LOCA+SBO+ECCS 機能喪失）① 長期（168 時間以降）の格納容器圧力と閉じ込め機能の関係について
時間経過により健全性に影響を及ぼす部位はシール材である。シール部の機能維持は，
図 3 の模式図に示す通り，格納容器内圧力の上昇に伴うフランジ部の過渡的な開口挙動に対し，シール材料の復元量が十分に確保されていることをもって確認している。つまり，格納容器温度によるシール材の熱劣化を考慮しても，圧縮永久ひずみ試験結果によりシール材の復元量が十分であれば，シール部の機能は健全である。長期のケースとして，有効性評価シナリオにおいて 168h 時の格納容器圧力が高い代替循環冷却系運転ケースを評価しても，格納容器圧力は約 0.21MPa であり開口量は小さい（表 2 参照）。なお，復元量の具体的な評価は，格納容器温度に関係することから次項②で示す。
内圧上昇による開口
フランジ

フランジ部の開口に対するフランジ
図 3 シール部の機能維持確認の模式図

シール材料の復元

表 2 原子炉格納容器圧力と開口量の関係
代替循環冷却運転
フランジ部位溝

ケースの 168h 時(0.21MPa)

トップヘッドフランジ

機器搬入用ハッチ

2Pd(0.62MPa)

内側

約 0.10mm

約 1.3mm

外側

約 0.05mm

約 0.9mm

内側

約 0.25mm

約 1.4mm

外側

約 0.10mm

約 1.0mm② 長期（168 時間以降）的な格納容器温度と閉じ込め機能の関係について
格納容器温度の上昇に伴う，時間経過によるシール材の長期的（150℃を下回る状況）
な影響を調査する。ここでは，トップヘッドフランジや機器搬入用ハッチに使用されている改良 EPDM 製シール材を用いて，168 時間以降の温度・時間とシール材料の劣化挙動を確認するため，シール材の基礎特性試験を実施した。試験結果を表 3 に示す。
表 3 改良ＥＰＤＭ製シール材の基礎特性データの経時変化
試験時間

0～7 日

7 日～14 日

14 日～30 日

試験温度

200℃

150℃

150℃

圧縮永久ひずみ率[％]

硬さ

質量変化率[％]

注記：γ線 1.0MGy 照射済の試験体を用い，飽和蒸気環境下に暴露した後の測定値

表 3 に示すように，168 時間以降，150℃の環境下においては，改良ＥＰＤＭ製シール材の基礎特性データには殆ど変化は無く，経時劣化の兆候は見られない。したがって，SA 後
168 時間以降における格納容器の温度を 150℃と設定した場合でも，シール部の機能は十分維持される。なお，EPDM は一般特性としての耐温度性は 150℃であり，表 3 の結果は改良 EPDM 製シール材が 200℃条件を 7 日間経験しても，一般特性としての耐熱温度まで低下すれば，それ以降は有意な劣化傾向は見られないことを示していると考えている。また，
表 3 の結果から圧縮永久ひずみ％時の改良ＥＰＤＭ製シール材復元量とフランジ開口量のイメージを図 4 に示しており，表 2 で示す 168 時間以降の格納容器圧力に対しても十分追従可能な復元量を維持していることも確認できる。

締付前

初期締付

図 4 圧縮永久ひずみ

圧縮永久ひずみの復元量（

時

フランジ開口量）時のシール材復元量とフランジ開口量＜時間を踏まえた限界温度・圧力の考え方＞
有効性評価結果からも，7 日間（168 時間）以降は原子炉格納容器温度が EPDM の一般特性としての耐熱温度である 150℃を下回ることが判っている。また，原子炉格納容器圧力についてもベント操作の有無に関わらず圧力は低下しており，開口量は限界圧力時と比較しても小さいことが確認できている。よって，当社としては，限界温度・圧力（200℃・2Pd）
が 7 日間経験してもシール材が問題ないことを確認することで，長期の格納容器閉じ込め機能を確保できると考えている。

＜168 時間以降の考え方＞
前述の検討を踏まえ，168 時間以降については格納容器圧力・温度は低下していることから，最初の 168 時間に対して限界温度圧力を超えないよう管理することで，長期的な格納
容器閉じ込め機能は維持されると考えている。ただし，事故環境が継続することにより，熱劣化等の閉じ込め機能低下要因が存在することも踏まえ，長期的なプラントマネジメントの目安として，168 時間以降の領域においては，格納容器温度が 150℃を超えない範囲で，原子炉格納容器圧力

また，格納容器圧力が 1Pd を超えない範囲でプラント状態を運用する。

限界圧力（2Pd）
2Pd

1Pdを超えないことを1つの目安として、収束に向けてマネジメントを行う
1Pd

0h

168h

原子炉格納容器温度

図 5 原子炉格納容器圧力の 168 時間以降の考え方

限界温度（200℃）

200℃

150℃を超えないことを1つの目安として、収束に向けてマネジメントを行う

150℃

0h

168h

図 6 原子炉格納容器温度の 168 時間以降の考え方

別紙
フランジの開口に対するシール材の復元特性について
１．はじめにフランジ等のシール部に用いるシール材は，フランジ等の開口量に合わせて形状が変化することによりシール性能を確保しているが，フランジ等の開口量の変化する速度にシール材の形状の変化が追従できない場合には，漏えいが生じる可能性がある。
このため，シール材の形状が変化するために必要な時間（復元速度）を確認し，フランジ部の開口量の変化速度との比較を行った。
２．シール材の形状変化速度
フランジ部においてシール材に採用する改良 EPDM シール材について，復元速度を評価するため，JIS-K 6254 に基づく試験を行った。
当社が評価している有効性評価に関する事故シナリオにおいて，フランジ開口量の変化
速度が最も早くなるのは，溶融炉心がペデスタルに落下した際の圧力上昇時（FCI 評価）である。
この場合における開口量の変化速度は 0.15mm/s 程度であることがわかっているため，
これを参照して，0.15mm/s を大幅に上回る 300mm/s 及び 500mm/s を試験速度とした。
試験では，常温下で所定距離(3.75mm)まで一定速度(300mm/s または 500mm/s)で圧縮後，初期位置まで一定速度(300mm/s または 500mm/s)で荷重を開放し，この際に改良 EPDM 材に加わる圧縮応力を測定する試験を実施した(図 7 参照)。本試験装置では，シール材の荷重を開放するとき，シール材の復元速度が試験装置の開放速度より大きい場合には圧縮応力が計測されることから，これにより，復元速度を測定することができる。
[復元速度測定装置]
荷重検出部へ[荷重負荷時]①所定距離まで圧縮しながら応力を測定[荷重開放時]②初期位置まで戻す時のガスケット圧縮応力を測定
荷重
開放

荷重
負荷

圧縮応力
ガスケット
駆動部へ

試験装置開放速度＜ガスケット復元速度の場合に応力が発生

図 7 復元速度測定試験の概要

３．試験結果
試験結果を図 8 に示す。この図に示すように，荷重開放時の各計測点において圧縮応力が測定されたことから，改良 EPDM シール材の復元速度は 500mm/s 以上であることを確認した。
前述の通り，フランジ開口量の変化速度が最も早くなるのは，溶融炉心がペデスタルに落下した際の圧力上昇時（FCI 評価）であるが，その時のフランジ開口変化速度は 0.15mm/s 程度であり，以下の通りシール材復元速度は十分な追従性を有しているものであり，急速な開口に対してもシール機能を維持できるものと考えている。

シール材復元速度（500mm/s 以上）＞フランジ開口変化速度（0.15mm/s）

図 8 一定復元速度下で測定した改良 EPDM シール材の圧縮応力(左図：300mm/s, 右図: 500mm/s)

なお，本試験は，劣化していない材料に対して実施したものであるが，表 3 で示すとおり，劣化後の圧縮永久歪み，硬さ，質量変化率からは，有意な性状変化は見られていな
い。また，さらに詳細に劣化による影響を確認するために，劣化後の材料の FT-IR やシー
ト面の硬さに関する検討を行った。その結果，シール材の性状に大きな変化は確認されなかった。
これらに示す試験結果から，劣化を考慮した場合でもシール材の復元特性に大きな変化
はなく，また，復元速度はフランジ開口速度に対して十分な余裕があることから，開口に対する追従性に問題はないものと考える。

＜追従性判断に使用できる理由＞
800kGy の放射線照射を行い，乾熱 200℃を 168 時間暴露した改良 EPDM シール材および，800kGy の放射線照射を行い，乾熱 250℃を 168 時間暴露した改良 EPDM シール材について，劣化後のシート面の FT―IR スペクトルを図 9 に，硬さ測定の測定値を図 10 に示す。その結果，放射線照射＋蒸気暴露後の試験片と初期試験片に顕著な差異はないことが確認できるため，復元特性が同様であると類推される。

図 9 FT-IR 測定結果（シート面）

暴露面
シート面
裏面
断面

図 10 硬さ測定結果

別紙 19
経年劣化を考慮したシール機能について本章では，シール材の経年劣化を考慮したシール機能の健全性について示す。
原子炉格納容器のシール材に使用する改良ＥＰＤＭ材については，性能確認のための試験を実施している。試験においては，通常運転時に加えて，事故時に想定される照射線量を上回る放射線環境を経験したシール材に対し，高温蒸気環境下での耐漏えい性能を確認している。また，開口部に用いられる改良ＥＰＤＭ材は，通常運転中に想定される温度環境を踏まえても劣化はほとんどしないものと考えていること，かつ，原子炉格納容器の開口部に用いられているシール材については，全て，プラントの定期検査において取り替えを行って
おり，複数の運転サイクルにわたって使用しないものであることから，現在の性能確認の結果により，十分に耐漏えい性能が確保されるものと考えられる。
また，長期間シール材を継続使用する電気配線貫通部については，過去の電気配線貫通部の環境試験において，電気配線貫通部（低電圧用）及び電気配線貫通部（高電圧用）を対象として，通常運転中の劣化を考慮した上で冷却材喪失事故模擬試験が実施されており，健全性が確認されている（表 1 参照）。
これらのことから，原子炉格納容器に使用されているシール材は，運転中の環境を考慮しても事故時に耐漏えい性能を確保されるものと考えられる。
表 1 劣化を考慮した試験方法
No
1

試験項目
サーマルサイクル試験

2

放射線照射試験

3

熱劣化試験

試験方法
ペネトレーションを冷熱装置内に設置し，60 サイクルのサーマルサ
イクルを放射線照射試験の前後 2 回実施。1 サイクルはを時間で変化させている。
ペネトレーションが 40 年間の運転期間及び冷却材喪失事故時に受ける放射線を考慮し照射線量Gy として試験を実施。
加熱促進により，40 年間に相当する加速熱劣化としてを加える。

また，自主的取組として適用することを考えているバックアップシール材について，経年劣化によるシール機能の影響を確認した。ここでは，バックアップシール材をフランジに長時間塗布したときの変形特性を確認するために，バックアップシール材を塗布した試験用フランジを恒温槽で約 560 日（18 ヶ月程度）55℃に保持し，バックアップシール材に関して、以下を実施した。
（１）He 気密確認試験（0.3, 0.65, 0.9 MPa）
（２）FT-IR 分析

試験の結果，He 気密確認試験において表 2 で示す通り漏洩は認められなかった。また，FTIR 分析においても図 1 に示す通り，55℃ 約 18 ヶ月保持材のスペクトルは初期材と同様のスペクトルで劣化は認められず，プラント通常運転状態で 1 サイクル（13 ヶ月程度）経過
しても性状が変わらないと考えられる。
表 2 He 気密確認試験結果
保持条件

0.3MPa0.65MPa

0.9MPa55℃ 約 18 ヶ月

○

○

○

〇：リーク及び圧力降下なし

図1

FT-IR 分析結果

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目次

１．はじめに・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・1-1
２．有効性評価における物理現象の抽出・・・・・・・・・・・・・・・2-1
２．１ 炉心損傷防止・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・2-8
２．２ 格納容器破損防止・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・2-51
２．３ 運転停止中原子炉における燃料損傷防止・・・・・・・・・・2-72
３．抽出された物理現象の確認・・・・・・・・・・・・・・・・・・・3-1
３．１ BWR プラントシステムの階層構造分析と抽出された物理現象の対応確認・3-1
３．２ EURSAFE における物理現象と抽出された物理現象の対応確認・・・・ 3-2
４．適用候補とするコードについて・・・・・・・・・・・・・・・・・4-1
４．１ 適用候補コードの概要・・・・・・・・・・・・・・・・・・4-1
５．有効性評価に適用するコードの選定・・・・・・・・・・・・・・・5-1
５．１ 炉心損傷防止・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・5-1
５．２ 格納容器破損防止・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・5-4
５．３ 運転停止中原子炉における燃料損傷防止・・・・・・・・・・5-6
６．選定されたコードの有効性評価への適用性について・・・・・・・・6-1
添付資料１ 許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較について
第１部 SAFER
第２部 CHASTE
第３部 REDY
第４部 SCAT
第５部 MAAP
本文
添付１ 高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱の防止について
添付２ 溶融炉心と冷却材の相互作用について
添付３ 溶融炉心とコンクリートの相互作用について
第６部 APEX
参考資料１
参考資料２
参考資料３

TRACG
JASMINE
AUTODYN

1.

はじめに
本資料は，炉心損傷防止，格納容器破損防止及び運転停止中原子炉における燃料損傷防止に関する重大事故等対策の有効性評価（以下，「有効性評価」という。）に適用する解析プログラム（以下，「コード」という。）
に関して説明するものである。
図１－１に有効性評価に適用する解析コードの説明の流れと本資料の構
成を示す。

1-1

①有効性評価において考慮すべき物理現象の抽出
事故シーケンスグループ等ごとに事象の推移を踏まえて注目する評価指標を選定し，運転員操作への影響も考慮して解析モデルとして備えるべき物理現象を抽出する。また，階層構造分析の手法を参考に，分解したプロセスと抽出した物理現象との対応を確認する。

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
１．はじめに
２．有効性評価における物理現象の抽出
３．抽出された物理現象の確認
４．適用候補とするコードについて
５．有効性評価に適用するコードの選定
６．選定されたコードの有効性評価への適用性について②有効性評価への適用候補コード①で抽出した物理現象について評価可能と考えられるコードを適用候補として
選定する。
第６部

③有効性評価に適用するコードの選定
適用候補の中から，事故シーケンスグループ等ごとに有効性評価に用いるコードを選定する。

第５部
第４部
第３部

④重要現象の特定（各解析コード）①で抽出した物理現象について，有効性評価における評価指標及び運転操作への影響の観点でランク付けを行い，重要現象を特定する。

⑤重要現象に対する解析モデル（各解析コード）
重要現象に対する解析モデルの取り扱いを説明する。

⑥重要現象に対する妥当性確認方法（各解析コード）④で特定された重要現象に対する解析モデルの妥当性確認について，具体的な確認方法を記載する。

⑦各種試験・実機解析への適用性（各解析コード）
試験解析，ベンチマーク解析等によって重要現象に対する解析モデルの妥当性，実機スケールへの適用性及び不確かさを確認する。

⑧有効性評価への適用性（各解析コード）
評価指標及び運転操作の観点で，重要現象に対する解析コードの不確かさが有効性評価に及ぼす影響を考察し，その適用性を確認する。
図１－１

第２部

ＡＰＥＸコード

ＭＡＡＰコード

ＳＣＡＴコード

ＲＥＤＹコード

ＣＨＡＳＴＥコード

第１部 ＳＡＦＥＲコード
１．はじめに
２．重要現象の特定
2.1 事故シーケンスと評価指標
2.2 ランクの定義
2.3 物理現象に対するランク付け
３．解析モデルについて
3.1 コード概要
3.2 重要現象に対する解析モデル
3.3 解析モデル
3.4 入出力
４．妥当性確認4.1 重要現象に対する妥当性確認方法
4.2～4.4 各種試験
4.5 実機解析への適用性
５．有効性評価への適用性
5.1 不確かさの取扱いについて（評価指標の観点）
5.2 不確かさの取扱いについて（運転操作の観点）
６．参考文献有効性評価に適用する解析コードの説明の流れと資料構成

1-2

2.

有効性評価における物理現象の抽出
本章では，有効性評価において解析モデルとして具備する必要がある物
理現象の抽出を行う。
有効性評価における解析の目的は，炉心損傷防止，格納容器破損防止及び運転停止中原子炉における燃料損傷防止に関する重大事故等対策の有効性の確認であり，国内のＢＷＲプラントが対象である。
物理現象の抽出は，「実用発電用原子炉及びその附属施設の位置，構造及び設備の基準に関する規則の解釈」（以下，「規則の解釈」という。）
において，有効性評価に当たって「必ず想定する事故シーケンスグルー
プ」，「必ず想定する格納容器破損モード」及び「必ず想定する運転停止
中事故シーケンスグループ」として挙げられたシーケンスグループ及び格納容器破損モードを対象とし，その中で代表的と考えられるシーケンスを前提として行う。
2.1，2.2及び2.3節では，各事故シーケンスグループあるいは格納容器破損モードに対し，事象の推移を踏まえて注目する評価指標を選定するとともに，運転員等操作の観点も含め，解析上必要な物理現象を抽出する。
物理現象の抽出に当たっては，3.1節で説明する階層構造分析における物
理領域ごとに整理することとし，その物理領域は，事象進展に関連するＢ
ＷＲのシステムを質量やエネルギの輸送に関して特徴的な現象を一括することができる比較的独立性の高いコンポーネント（炉心，原子炉圧力容器，原子炉格納容器）に分類している。また，時間領域についても，出現する物理現象が大きく異なる炉心損傷前と炉心損傷後に分割した。

以下に，各物理領域について説明する。

2-1

A)

炉心（核）

炉心(核)は，上部炉心支持板，下部炉心支持板と炉心シュラウドに囲まれた燃料集合体とチャンネルバイパスからなる領域で，核的な物理現象に関係する領域である。
原子炉がスクラムするまでの期間は，中性子による核分裂出力が主要な熱源となる。中性子束は，燃料温度（ドップラ反応度），減速材密度（ボイド反応度及
び減速材温度反応度）の変化による反応度フィードバック効果，及び制御棒反応度，ボロン濃度（ボロン反応度）の影響を受け，同時に出力分布も影響を受ける（出力分布変化）。過渡時の中性子束挙動は，スクラム時の制御棒反応度と制御
棒速度（制御棒反応度効果），中性子寿命，遅発中性子生成割合の影響を受ける。制御棒の位置や燃料温度分布，減速材密度分布は，炉心の出力分布に影響する。炉心外周部の制御棒が1本引き抜かれる場合，局所的に出力が上昇することから，三次元的な出力分布変化の影響が生じる。また，制御棒反応度効果は一般に三次元的な位置に依存する影響を受ける。
ＢＷＲ炉心では，低炉心流量・高出力状態においては，核的な反応度フィード
バックと熱水力特性に関連した核熱水力不安定事象（三次元効果）が発生する可能性がある。
また，原子炉スクラム後に核分裂連鎖反応が停止すると，β線等を出して崩壊する核種に起因する崩壊熱が主要な熱源となる。
B)

炉心（燃料）
炉心(燃料)は，炉心内の燃料棒の挙動に着目した領域である。
燃料棒は燃料ペレット，燃料被覆管，及びそれらの間のギャップガスにより構成される。核分裂反応により燃料棒内で発生した熱エネルギが，冷却材へと放出される。燃料棒内温度変化は，ペレット内発熱密度分布，燃料ペレット熱伝導，ギャップ熱伝達，燃料被覆管熱伝導，燃料棒表面熱伝達の影響を受ける。燃料棒
表面熱伝達は，通常は単相壁面熱伝達と二相壁面熱伝達の考慮で充分であるが，ドライアウトして燃料棒表面温度が高くなった場合は，横方向及び縦方向からの
燃料棒間輻射熱伝達の効果が生じる（三次元効果）。
沸騰遷移において，ドライアウトした燃料棒の温度が低下する評価には，リウェット，クエンチ等の物理現象モデルが必要になる。

2-2

燃料温度は全ての事象解析において評価指標となる燃料被覆管温度に加え，核分裂出力の変化にも影響を与える。炉心出力が急激に上昇した場合には，ペレット－被覆管相互作用（以下，「ＰＣＭＩ」という。）が生じる可能性がある。また，炉心露出等により燃料棒の温度が著しく上昇した場合には，ジルコニウム－
水反応が促進され，発熱量が増加するとともに，燃料被覆管が酸化される。燃料
棒内圧の上昇，燃料被覆管の変形，破裂が発生する場合には，燃料被覆管変形による流路閉塞が生じると冷却挙動に影響を与える。
C)

炉心（熱流動）炉心(熱流動)は，炉心の熱流動挙動に着目した領域で，燃料集合体とチャンネ

ルバイパスからなるいわゆる炉心領域と，炉心流量に関係する下部プレナムや再循環ループ，上部プレナムからなる領域である。
炉心では入口から流入した冷却材が燃料集合体内を流れ，炉心を冷却する。炉心入口は単相流状態だが，燃料集合体内を上昇するにつれ沸騰して二相流状態となり，軸方向ボイド率分布が発生する（沸騰・ボイド率変化）。チャンネルバイ
パスには，下部プレナムや燃料集合体のリーク孔等から，再循環流量の一部が流入する。燃料集合体出力分布によりボイド率分布が影響を受ける結果，各燃料集合体の全圧力損失が均一化するように，燃料集合体間に流量配分が生じる。原子
炉への注水による再冠水過程においては，燃料集合体の内部には異なる流れの状態が存在する。炉心スプレイ注水後，スパージャが水没した場合には，上部プレナムの周辺領域がサブクール状態となる。これにより炉心の三次元的な流動状態（三次元効果）が発生する。
また，再循環ポンプトリップにより炉心流量が低下した場合は，炉内での径方向の燃料集合体間流量配分変化（三次元効果）が発生する。さらに，原子炉スクラムに失敗し，高出力・低炉心流量状態では中性子束振動現象及び炉心流量振動現象（三次元効果）が生じる。

原子炉冷却材圧力バウンダリを構成する配管に大破断を生じたような圧力急減
事象では，下部プレナム等で減圧沸騰（フラッシング）が発生する。炉心とダウ
ンカマの自然循環が途切れた場合には，炉心に二相水位（気液分離（水位変化）・対向流）が形成され，炉心上部が蒸気中に露出する場合がある。炉心が露出した場合には，露出部周囲の蒸気が過熱蒸気となり，気液熱非平衡状態が発生する場合がある。炉心上部が露出した状態で上部プレナムに注水すると，燃料集

2-3

合体から吹き上げる蒸気により燃料集合体内に落下する水量が制限される気液二相対向流現象（ＣＣＦＬ）や，上部プレナムのサブクール水により燃料集合体から吹き上げる蒸気が凝縮して，水が一気に燃料集合体内に落下するＣＣＦＬブレークダウンが発生する場合がある。また，炉心流量が少ないと，下部プレナムで水が停滞し，温度成層化が発生する可能性がある。
D)

原子炉圧力容器（逃がし安全弁含む）
原子炉圧力容器は，炉心，上部プレナム，下部プレナム，セパレータ，蒸気ドーム，ダウンカマ，ジェットポンプと再循環ループ又は再循環ポンプからなる領域で，主蒸気配管と給水系も含める。
主蒸気配管には，原子炉圧力容器の過度な圧力上昇を防止するために逃がし安全弁（ＳＲＶ）が設置されており，蒸気はサプレッション・チェンバのプール水面下に放出される。
再循環ポンプにより炉心へ流入した冷却材は，炉心で三次元のボイド率分布を生じ，上部プレナム部でより均一なボイド率分布となったのち，セパレータへ流入する。セパレータによって気液分離された戻り水は，給水と混合され，原子炉
圧力容器内のダウンカマに水位が形成される。セパレータから出て蒸気中に巻き込まれた液滴はキャリーオーバー，セパレータ戻り水に巻き込まれた気泡はキャ
リーアンダーと呼ばれる。
ポンプトリップ時の短期的な冷却材流量変化はジェットポンプや再循環ポンプのコーストダウン特性や流路慣性で決まる。ポンプトリップ後の自然循環流量は
ダウンカマと炉心シュラウド内側の圧力損失のバランスから決まる。
原子炉冷却材圧力バウンダリを構成する配管に大破断を生じたような圧力低下
事象における二相流動は，下部プレナム等で減圧沸騰（フラッシング）が発生し，これに伴い発生したボイドにより形成された二相水位（気液分離（水位変化）・対向流）はボイド率変化に応じて変化する。水位低下により炉心が露出した場合に発生する過熱蒸気が上部プレナムを経由して蒸気ドームに流出し，気液
熱非平衡状態が発生する場合がある。このような原子炉圧力の急減時には，構造材から冷却材への熱伝達（構造材との熱伝達）が発生する。また，主蒸気隔離弁
急閉事象のような圧力上昇事象では，蒸気の凝縮が発生する。原子炉冷却材圧力バウンダリを構成する配管等に破断を生じると系外（原子炉格納容器）への冷却材放出が生じ，破断流量は臨界流又は差圧流になる。原子炉圧力容器内冷却材の補充源としては原子炉隔離時冷却系（ＲＣＩＣ），非常用炉心冷却系（ＥＣＣ

2-4

Ｓ）及び代替注水設備がある。
ＳＬＣ作動時には炉内にほう酸水が拡散し，炉心の停止に必要な反応度を与える。（ほう酸水の拡散，三次元効果）
E)

原子炉格納容器
原子炉格納容器は，格納容器下部，ドライウェル，ウェットウェルからなる領域である。原子炉格納容器は通常，原子炉冷却材圧力バウンダリから隔離された状態であるが，原子炉冷却材圧力バウンダリを構成する配管等に破断を生じた場
合，冷却材がドライウェルに放出される。また，格納容器各領域間の流動としては，放出された蒸気がサプレッション・チェンバのプールで凝縮され，圧力が抑制される。また，逃がし安全弁作動時には原子炉圧力容器の蒸気はサプレッショ
ン・チェンバのプールに放出されて凝縮し，冷却材及び非凝縮性ガスは原子炉格
納容器内の気相部及び構造材へ熱伝達する（気液界面の熱伝達）。サプレッション・プール冷却としては，サプレッション・チェンバのプール水を残留熱除去系の熱交換器で冷却することができ，また，原子炉格納容器内にスプレイ冷却することにより格納容器内雰囲気を冷却する。原子炉格納容器内気相部の温度変化に対しては，構造材との熱伝達及び内部熱伝導が生じる。原子炉格納容器における残留熱除去系による除熱機能が喪失した場合には，原子炉への注水を確保し格納容器ベントにより除熱する。炉内の放射線水分解等による水素・酸素が発生する
が，原子炉格納容器内を不活性化しているため脅威とはならない。
F)

原子炉圧力容器（炉心損傷後）（逃がし安全弁含む）
炉心が露出し，崩壊熱や燃料被覆管の酸化反応熱により燃料がヒートアップす

ると，燃料ペレットの崩壊，燃料被覆管の溶融，溶融物の流下による燃料外形の増加（燃料のキャンドリング）により，流路の閉塞に至る。さらに温度が上昇す
ると，溶融プールを形成し，溶融物は次第に下方に移動し，下部プレナムに堆積する（リロケーション）。
この過程において溶融炉心との熱伝達により温度が上昇し，一部の炉内構造物が溶融する。炉心損傷後に注水がある場合には，損傷炉心は冷却されることになる。冷却材は次第に原子炉格納容器内へと放出されるが，溶融した炉心が原子
炉圧力容器内に残された冷却材と相互作用すると，一部の溶融炉心は細粒化ある
いは固化する（原子炉圧力容器内ＦＣＩ（デブリ粒子熱伝達／溶融炉心細粒化））。また，原子炉圧力容器内で溶融炉心の再臨界に至る可能性がある。
高温の溶融炉心から炉内構造物及び原子炉圧力容器へ，さらに，原子炉圧力容2-5

器からの輻射熱伝達により，原子炉格納容器側へ熱が移動する（構造材との熱伝達）。下部プレナムでの溶融炉心の熱伝達による熱的負荷によって，原子炉圧力容器破損に至る。
炉心溶融の過程で高温の水蒸気と燃料被覆管，制御材及び構造材の反応，水の放射線分解によって非凝縮性ガスが発生する（放射線水分解等による水素・酸素発生）。また，燃料被覆管破損や炉心溶融が発生すると，気相及び液相（液滴又は液体）として，燃料から核分裂生成物（ＦＰ）が放出され，冷却材の流れとともに原子炉圧力容器内に拡がっていく（原子炉圧力容器内ＦＰ挙動）。
G)

原子炉格納容器（炉心損傷後）

原子炉圧力が高圧の状態で原子炉圧力容器破損に至ると，溶融炉心及び水蒸気が高圧で放出される。この過程では溶融炉心は液相（液滴）としてエントレイン
され，酸化反応を伴いながら原子炉格納容器空間部に放出される（原子炉圧力容器破損後の高圧溶融炉心放出／格納容器内雰囲気直接加熱）。原子炉圧力が低圧の場合，原子炉圧力容器破損後に溶融炉心が落下し，格納容器下部床面で拡がりながら床に堆積する。溶融炉心の落下の過程において，格納容器下部区画の内部
構造物を溶融，破損させる。格納容器下部区画に水がある場合には，冷却材と相互作用し，一部，細粒化あるいは固化する（原子炉圧力容器外ＦＣＩ（デブリ粒
子熱伝達／溶融炉心細粒化））。格納容器下部に堆積した溶融炉心が床面を拡がり，原子炉格納容器バウンダリに到達する場合には，原子炉格納容器を破損させる（格納容器直接接触）。
格納容器下部区画に水がある場合には，溶融炉心と格納容器下部プール水，コンクリートとの間で熱伝達する。水がない場合には，高温の溶融炉心からの輻射
熱伝達によって構造物が加熱される。このとき，コンクリート温度が上昇するとコンクリ―トの分解により，非凝縮性ガスを発生させる可能性がある。また，原子炉格納容器内で溶融炉心の再臨界に至る可能性がある。
核分裂生成物（ＦＰ）は，原子炉圧力容器内から，逃がし安全弁や破損口を介して，又は溶融炉心の原子炉格納容器内への移動に伴って原子炉格納容器内に放出される（原子炉格納容器内ＦＰ挙動）。
抽出された物理現象は，事故シーケンスグループ等との組合せで注目する評価指標に対して，解析を実施する上で必要な物理現象と，物理現象自体が生じない
又は解析を実施する上で必ずしも必要ではない物理現象に分類し，マトリクスの形で整理する。この整理は，最終的に解析コード選定において用いることとなる。

2-6

なお，事故シーケンスグループ等ごとで抽出する各物理領域に特徴的な物理現
象は，過去の同種の解析や研究から得られた知見に基づき，注目する評価指標への影響が具体的，かつ，それを模擬するために求められる解析コードの物理モデ
ルや解析条件との対応が明確なレベルで抽出を行う。また，解析コードの選定を幅広く客観的に判断するために，評価指標に対し影響が小さい現象についても，物理現象として選定することとする。

2-7

2.1

炉心損傷防止本節の各項では，炉心損傷防止に係る事故シーケンスグループごとに，事象の推移を踏まえて，注目する評価指標及び運転員等操作に対して影響すると考えられる物理現象を，対象とした物理領域ごとに抽出する。

物理現象の抽出に当たって対象とする評価指標は，「規則の解釈」に示される，以下の（a）～（d）の有効性があることを確認する評価項目に対応したものである。
(a) 炉心の著しい損傷が発生するおそれがないものであり，かつ，炉心を十分に冷却できるものであること。
(b) 原子炉冷却材圧力バウンダリにかかる圧力が最高使用圧力の1.2倍又は限界圧力を下回ること。
(c) 原子炉格納容器バウンダリにかかる圧力が最高使用圧力又は限界圧力を下回ること。
(d) 原子炉格納容器バウンダリにかかる温度が最高使用温度又は限界温度を下回ること。

一方，厳密には，評価項目に対応する評価指標ごとに，解析上必要な物
理現象が異なっており，ここでは，事故シーケンスグループの特徴を踏まえて，有効性評価項目の中で余裕が小さくなる方向のものを選定した。さらに，この選定により，他の評価項目に対する物理現象の抽出及び有効性があることの確認に影響しないと考えられるものを注目する評価指標として選定する。

抽出された物理現象は，事故シーケンスグループとの組合せでマトリクスの形で表2-1のように整理されている。表2-1では，注目する評価指標に対して解析を実施する上で必要な物理現象を「○」，物理現象自体が生じない
又は解析を実施する上で必ずしも必要ではない物理現象を「－」で表している。
なお，物理現象の抽出に当たっての事故シーケンスグループごとの事象の推移は，国内外の先進的な対策を踏まえて計画されている炉心損傷防止対策を考慮し，かつ，その対策に有効性があると想定される範囲について記述
している。
2-8

2.1.1(1)

高圧・低圧注水機能喪失
事象の推移

高圧・低 圧 注 水 機 能 喪 失 は ，原子炉の出力運転中に，運転時の異常な過渡変化又は事故（ＬＯＣＡを除く）の発生後，高圧注水機能が喪失し，原子炉
減圧には成功するが，低圧注水機能が喪失することを想定した事象とする。
この事象に対する炉心損傷防止対策としては，代替注水設備等による炉心冷却機能の確保が挙げられる。高圧代替注水設備の場合には，高圧状態の原子炉へ冷却材を注水することにより炉心冷却を確保することができ，低圧代替注水設備の場合には，手動操作により原子炉を減圧し，減圧後に低圧代替注水系により炉心冷却を確保することができる。
本事故シーケンスグループにおける主要現象の抽出に関連する事象の推移は
以下のとおりである。
具体的な事故シナリオとして「給水流量の全喪失＋ＲＣＩＣ及びＥＣＣＳ（高圧注水系及び低圧注水系）起動失敗」を想定する。給水流量の全喪失後，原子炉水位は急速に低下し，原子炉水位低により原子炉はスクラムするため未臨界が確保される。しかし，原子炉水位低でＲＣＩＣ及びＥＣＣＳ（高圧注水
系及び低圧注水系）の起動に失敗する。原子炉水位低でＭＳＩＶが閉止すると原子炉圧力は上昇し，原子炉圧力がＳＲＶの設定値に到達すると断続的に弁から蒸気が放出され，これにより原子炉の圧力はＳＲＶ設定値近傍に維持される。
一方，原子炉注水機能喪失の状況下では，原子炉内保有水が減少し続け，いず
れは炉心露出により燃料被覆管温度が上昇し，炉心損傷に至る。
炉心損傷を防止するために，高圧代替注水設備の場合には，高圧代替注水設
備による高圧状態の原子炉への注水を開始する。ＳＲＶからの冷却材の流出により原子炉水位は低下するが，高圧代替注水設備による原子炉注水開始により，
原子炉水位は回復し事象は収束する。低圧代替注水設備の場合には手動操作によりＳＲＶを開き，原子炉を急速減圧し，原子炉の減圧後に低圧代替注水系による原子炉注水を開始する。原子炉の急速減圧を開始すると，冷却材の流出により原子炉水位は低下し，有効燃料棒頂部を下回るが，低圧代替注水系による注水が開始すると原子炉内保有水及び原子炉水位が回復し，炉心は再冠水することにより事象は収束する。
一方，原子炉内で崩壊熱により発生する蒸気がＳＲＶを介して徐々に流出するため，格納容器の圧力及び温度は上昇するが，代替格納容器スプレイによる冷却及び格納容器ベントによる除熱を行うことにより，圧力及び温度の2-9上昇は抑えられる。
(2)

物理現象の抽出

各物理領域において，解析を実施する上で必要な物理現象の抽出について説明する。
本事故シ－ケンスグループでは，給水も含めた原子炉への注水機能の喪失事象を想定しているため，原子炉を隔離し，注水設備が高圧代替注水設備の場合には，高圧状態の原子炉への注水，低圧代替注水設備の場合には原子炉減圧操作により原子炉へ注水を行い炉心冷却する。原子炉隔離後，原子炉圧力はＳＲ
Ｖの開閉により制御され，その後，減圧されるため，ＳＲＶの設定圧力を超えることはない。
一方，原子炉水位は，ＳＲＶによる原子炉圧力制御及び低圧代替設備の場合に必要な減圧操作により冷却材を原子炉格納容器のサプレッション・チェンバのプールに放出するため低下し，炉心上部が露出する場合には，炉心燃料がヒートアップし，燃料被覆管の温度が上昇する可能性がある。
また，原子炉格納容器は，原子炉内で崩壊熱により発生した蒸気がＳＲＶを介して徐々に流出するため，圧力及び温度が上昇する可能性がある。
以上より，炉心損傷防止に係るものとして，燃料被覆管温度，原子炉圧力，
原子炉格納容器圧力及び原子炉格納容器温度を評価指標とする。
事象中の燃料被覆管温度変化，原子炉圧力変化，原子炉格納容器圧力変化及び原子炉格納容器温度変化に影響する物理現象としては以下が挙げられる。

A)

炉心（核）
本事故シーケンスは ， 給水を含めた原子炉への注水機能の喪失事象を想定しているため，原子炉スクラム後の長期的な燃料被覆管温度変化，原子炉圧力変化，原子炉格納容器圧力変化及び原子炉格納容器温度変化が評価対象となる。
原子炉スクラム後には核分裂連鎖反応が停止するので，β線等を出して崩壊する核種に起因する崩壊熱が上記の評価項目に影響する。
給水が喪失して原子炉水位低信号でスクラムする以前と，原子炉スクラム直後の短時間は，中性子による核分裂出力が主要な熱源となる。スクラム以前の期間の中性子束は，燃料温度（ドップラ反応度），減速材密度（ボイド反応度）の変化による反応度フィードバック効果の影響を受けるが，給水が喪失してからスクラムするまでの時間が短いため，通常運転時からの出力分布変化は

2-10ほとんどない。スクラム直後の中性子束変化は，スクラム時の制御棒反応度と制御棒速度（制御棒反応度効果）の影響を受ける。ＢＷＲプラントの炉心では，低炉心流量，高出力状態においては，核的な反応度フィードバックと熱水力特性に関連した核熱水力不安定事象（三次元効果）が発生する可能性があるが，本事故シーケンスではスクラムに成功するため，発生しない。

B)

炉心（燃料）
核分裂あるいは崩壊熱により燃料棒内で発生した熱は，燃料棒内の熱伝導及び熱伝達により冷却材へと放出される。スクラム後の燃料被覆管
温度変化は，燃料棒内温度変化に影響するペレット内発熱密度分布，燃料ペレット熱伝導，ギャップ熱伝達，燃料被覆管熱伝導，及び燃料棒表面熱伝達の影
響を受ける。燃料棒表面熱伝達は，単相壁面熱伝達と二相壁面熱伝達に加えて，炉心が露出して燃料棒表面温度が高くなった場合は，輻射熱伝達の影響を受ける。スペーサによる伝熱促進現象は，炉心露出時の燃料被覆管表面最高温度（ＰＣＴ）に影響する。再循環ポンプの一部がトリップした時に，炉心流量の急減により燃料棒の一部で温度が上昇する沸騰遷移が発生する可能性がある。水位が低下して炉心が露出した場合には，燃料棒間及びチャンネルボック
スとの輻射熱伝達（三次元効果）が生じる。露出後に代替注水設備による注水で炉心水位が回復すると，ドライアウトした燃料棒の温度が低下する。この評
価には，リウェット等の沸騰遷移に係る物理現象モデルが必要になる。
スクラムして炉心出力が低下するため，ＰＣＭＩは発生しない。炉心露出時に燃料被覆管の温度が著しく上昇した場合には，水-ジルコニウム反応が促進され，燃料棒被覆管が発熱するとともに，燃料被覆管が酸化される。燃料棒の温度が著しく上昇した場合には，燃料棒内圧の上昇，燃料被覆管の変形が発生する可能性があり，破裂が発生して燃料被覆管変形による流路閉塞が生じると，冷却挙動に影響を与える。

C)

炉心（熱流動）燃料棒から放出される熱は冷却材により除熱され，冷却材の熱流動挙動は，燃料被覆管温度に直接的に影響する燃料棒表面での熱伝達に影響する。本事故シーケンスでは，保有水の減少により炉心に二相水位（気液分離（水位変化））が形成され，炉心上部が露出して燃料被覆管の温度上昇が生じ，炉心の冠水状態からの露出及び再冠水過程においては，沸騰・ボイド率の変化が熱伝達に影響する。

2-11

炉心が露出した場合には，露出部周囲の蒸気が過熱蒸気となり，気液熱非平衡状態が発生する。過熱蒸気の存在は，燃料棒表面熱伝達に影響する。
再循環ポンプがトリップし，炉心流量が減少すると，チャンネルバイパスと燃料集合体下部の圧力差に基づき，通常運転時とは逆に，チャンネルバイパスの冷却材がリーク孔等から燃料集合体に流入する。燃料集合体ごとの崩壊熱差によって，炉心の燃料集合体のボイド率分布や二相水位が異なる（三次元効果）。
原子炉減圧操作を実施した場合には，下部プレナム等で減圧沸騰（フラッシング）が発生する。代替注水設備による注水は，ダウンカマ又は炉心バイパス領域への注水なので，炉心上部での対向流による落下水の抑制現象（ＣＣＦＬ）は発生しない。再循環ポンプが停止するため，下部プレナムで水が停滞し，温度成層化が発生する可能性がある。
これらの二相流動状態や水頭に基づく炉心の圧力損失は原子炉の流動挙動に影響を与える。

D)

原子炉圧力容器（逃がし安全弁含む）
再循環ポンプにより炉心へ流入した冷却材は，炉心で三次元のボイド率分布を生じ，上部プレナム部でより均一なボイド率分布となったのち，セパレータへ流入する。セパレータによって気液分離された戻り水は，給水と混合され，原子炉
圧力容器内のダウンカマに水位が形成される。
再循環ポンプがトリップし，炉心流量が減少すると，下部プレナムの流量配分が変化するものと予想されるが，下部プレナムにある多くの構造材により流量はミキシングされるので，炉心入口流量配分に与える影響は小さい（三次元効
果）。
ポンプトリップ後の短期的な冷却材流量変化はジェットポンプや再循環ポンプのコーストダウン特性や流路慣性が影響する。ポンプトリップ後の自然循環流量
はダウンカマ水頭，炉心部の圧力損失及び沸騰によるボイド率変化が影響する。
ＳＲＶを使用した原子炉の圧力制御もしくは原子炉減圧による冷却材の放出に伴い，気液分離（水位変化）・対向流となった二相流動様式が燃料被覆管温度変化と原子炉圧力変化に影響する。ＳＲＶからの冷却材放出流量は，臨界流あるいは差圧流として評価できる。ＳＲＶから放出した冷却材は，本事故シーケンスでは，代替注水設備からの注水により補われる。ＥＣＣＳ（給水系・代替注水設備含む）注水は，冷却材の保有水量の変化及び凝縮によるボイド率変化を与える主要な現象として捉えられる。

2-12

原子炉減圧操作を実施した場合には，下部プレナム等で減圧沸騰（フラッシング）が発生する。これに伴い発生したボイドにより形成された二相水位はボイド率変化に応じて変化する。また，ＭＳＩＶ閉止直後の圧力上昇時には，蒸気の凝縮が発生する。原子炉圧力容器内の構造物蓄熱量は，構造材との熱伝達として長期の原子炉圧力容器内圧力変化に影響する。
炉心が露出した場合に発生する過熱蒸気は，上部プレナム，ドライヤ，蒸気ドームを経由して圧力容器外へ流出するまでに，ダウンカマから発生した飽和蒸気や構造材と熱伝達してほとんど飽和温度になり，原子炉格納容器圧力変化及び原
子炉格納容器温度変化の観点で，気液熱非平衡は主要な物理現象とはならない。
ほう酸水の拡散は本シーケンスでは実施しないことから考慮不要である。

E)

原子炉格納容器原子炉内で崩壊熱により発生した蒸気（冷却材）がＳＲＶを介してサプレッション・チェンバに放出され，蒸気凝縮によりサプレッション・チェンバのプール
水温が上昇し，格納容器内雰囲気が加熱（気液界面の熱伝達）されることで圧力及び温度が上昇する。また，代替格納容器スプレイを行った場合は，格納容器内
雰囲気がスプレイにより冷却されて温度及び圧力上昇を抑制する。サプレッショ
ン・チェンバはベント管，真空破壊装置を介してドライウェルに接続しているた
め，相互に格納容器各領域間の流動の影響を受ける。
原子炉格納容器内温度上昇により，原子炉格納容器本体をはじめとする原子炉格納容器内の構造材との熱伝達及び内部熱伝導が生じる。原子炉格納容器における残留熱除去系による除熱機能が喪失しているが，格納容器ベントを実施することにより，格納容器内圧力及び温度の上昇を抑制する。
放射線水分解等による水素・酸素発生については，原子炉格納容器内を不活性化しており，かつ本事象では炉心損傷に至ることはないため，重要な物理現象とはならない。また，サプレッション・プール冷却は実施しないことから考慮不要
である。

2-13

2.1.2(1)

高圧注水・減圧機能喪失
事象の推移

高圧注水・減圧機 能 喪 失 は ，原子炉の出力運転中に，運転時の異常な過渡変化又は事故（ＬＯＣＡを除く）の発生後，高圧注水機能が喪失し，かつ原子炉減圧機能が喪失することを想定した事象とする。
この事象に対する炉心損傷防止対策としては，自動減圧ロジックの追加等による原子炉減圧機能の強化及び代替注水設備等による炉心冷却機能の確保が挙げられ，原子炉水位の低下により，原子炉の自動減圧を行い，減圧後に低圧注
水系等により炉心冷却を確保することができる。
本事故シーケンスグループにおける主要現象の抽出に関連する事象の推移は
以下のとおりである。
具体的な事故シナリオとして「給水流量の全喪失＋ＲＣＩＣ及びＥＣＣＳ（高圧注水系）起動失敗＋原子炉の減圧の失敗」を想定する。給水流量の全喪
失後，原子炉水位は急速に低下し，原子炉水位低により原子炉はスクラムする
ため未臨界が確保される。しかし，原子炉水位低でＲＣＩＣ及びＥＣＣＳ（高圧注水系）の起動に失敗する。原子炉水位低でＭＳＩＶが閉止すると原子炉圧力は上昇し，原子炉圧力がＳＲＶの設定値に到達すると断続的に弁から蒸気が放出され，これにより原子炉の圧力はＳＲＶ設定値近傍に維持される。一方，原子炉が高圧に維持され低圧注水系による原子炉注水が困難な状況下では，原
子炉内保有水が減少し続け，いずれは炉心露出により燃料被覆管温度が上昇し，炉心損傷に至る。
炉心損傷を防止するために，自動減圧ロジックを追加し，ＳＲＶにより原子炉を自動で急速減圧し，原子炉の減圧後に低圧注水系による原子炉注水を開始する。原子炉の急速減圧を開始すると，冷却材の流出により原子炉水位は低下
し，有効燃料棒頂部を下回るが，低圧注水系による注水が開始すると原子炉内保有水及び原子炉水位が回復し，炉心は再冠水することにより事象は収束する。
一方，原子炉内で崩壊熱により発生する蒸気がＳＲＶを介して徐々に流出するため，格納容器の圧力及び温度は上昇するが，炉心再冠水以降は残留熱除去系を用いた除熱を行うことにより，圧力及び温度の上昇は抑えられる。

(2)

物理現象の抽出

各物理領域において，解析を実施する上で必要な物理現象の抽出について説
明する。

2-14

本事故シ－ケンスグループでは，給水及び原子炉への高圧注水機能の喪失事象を想定しているため，原子炉を隔離し，その後の自動減圧により低圧注水を行い炉心冷却する。原子炉隔離後，原子炉圧力はＳＲＶの開閉により制御され，その後，減圧されるため，ＳＲＶの設定圧力を超えることはない。
一方，原子炉水位は，ＳＲＶによる原子炉圧力制御及び減圧により冷却材を原子炉格納容器のサプレッション・チェンバのプールに放出するため低下し，炉心上部が露出する場合には，燃料はヒートアップし，燃料被覆管の温度が上昇する可能性がある。
また，原子炉格納容器は，原子炉内で崩壊熱により発生した蒸気がＳＲＶを介して徐々に流出するため，圧力及び温度が上昇する可能性がある。
以上より，炉心損傷防止に係るものとして，燃料被覆管温度，原子炉圧力，
原子炉格納容器圧力及び原子炉格納容器温度を評価指標とする。
事象中の燃料被覆管温度変化，原子炉圧力変化，原子炉格納容器圧力変化及び原子炉格納容器温度変化に影響する物理現象としては以下が挙げられる。

A)

炉心（核）
本事故シーケンスは ， 給水及び原子炉への高圧注水機能及び減圧機能の喪失事象を想定しているため，原子炉スクラム後の長期的な燃料被覆管温度変化，
原子炉圧力変化，原子炉格納容器圧力変化及び原子炉格納容器温度変化が評価対象となる。原子炉スクラム後には核分裂連鎖反応が停止するので，β線等を出して崩壊する核種に起因する崩壊熱が上記の評価項目に影響する。
給水が喪失して原子炉水位低信号でスクラムする以前と，原子炉スクラム直後の短時間は，中性子による核分裂出力が主要な熱源となる。スクラム以前の期間の中性子束は，燃料温度（ドップラ反応度），減速材密度（ボイド反応度）の変化による反応度フィードバック効果の影響を受けるが，給水が喪失してからスクラムするまでの時間が短いため，通常運転時からの出力分布変化はほとんどない。スクラム直後の中性子束変化は，スクラム時の制御棒反応度と制御棒速度（制御棒反応度効果）の影響を受ける。ＢＷＲプラントの炉心では，低炉心流量，高出力状態においては，核的な反応度フィードバックと熱水力特性に関連した核熱水力不安定事象（三次元効果）が発生する可能性があるが，本事故シーケンスではスクラムに成功するため，発生しない。

2-15

B)

炉心（燃料）
核分裂あるいは崩壊熱により燃料棒内で発生した熱は，燃料棒内の熱伝導及び熱伝達により冷却材へと放出される。スクラム後の燃料被覆管
温度変化は，燃料棒内温度変化に影響するペレット内発熱密度分布，燃料ペレット熱伝導，ギャップ熱伝達，燃料被覆管熱伝導，及び燃料棒表面熱伝達の影
響を受ける。燃料棒表面熱伝達は，単相壁面熱伝達と二相壁面熱伝達に加えて，炉心が露出して燃料棒表面温度が高くなった場合は，輻射熱伝達の影響を受ける。スペーサによる伝熱促進現象は，炉心露出時の燃料被覆管表面最高温度（ＰＣＴ）に影響する。再循環ポンプの一部がトリップした時に，炉心流量の急減により燃料棒の一部で温度が上昇する沸騰遷移が発生する可能性がある。水位が低下して炉心が露出した場合には，燃料棒間及びチャンネルボック
スとの輻射熱伝達（三次元効果）が生じる。露出後に低圧注水系による注水で炉心水位が回復すると，ドライアウトした燃料棒の温度が低下する。この評価には，リウェット等の沸騰遷移に係る物理現象モデルが必要になる。
スクラムして炉心出力が低下するため，ＰＣＭＩは発生しない。炉心露出時に燃料被覆管の温度が著しく上昇した場合には，水-ジルコニウム反応が促進され，燃料棒被覆管が発熱するとともに，燃料被覆管が酸化される。燃料棒の温度が著しく上昇した場合には，燃料棒内圧の上昇，燃料被覆管の変形が発生する可能性があり，破裂が発生して燃料被覆管変形による流路閉塞が生じると，冷却挙動に影響を与える。

C)

炉心（熱流動）燃料棒から放出される熱は冷却材により除熱され，冷却材の熱流動挙動は，燃料被覆管温度に直接的に影響する燃料棒表面での熱伝達に影響する。本事故シーケンスでは，保有水の減少により炉心に二相水位（気液分離（水位変化））が形成され，炉心上部が露出して燃料被覆管の温度上昇が生じ，炉心の冠水状態からの露出及び再冠水過程においては，沸騰・ボイド率の変化が熱伝達に影響する。
炉心が露出した場合には，露出部周囲の蒸気が過熱蒸気となり，気液熱非平衡状態が発生する。過熱蒸気の存在は，燃料棒表面熱伝達に影響する。
再循環ポンプがトリップし，炉心流量が減少すると，チャンネルバイパスと燃料集合体下部の圧力差に基づき，通常運転時とは逆に，チャンネルバイパスの冷却材がリーク孔等から燃料集合体に流入する。燃料集合体ごとの崩壊熱差によっ

2-16

て，炉心の燃料集合体のボイド率分布や二相水位が異なる（三次元効果）。
原子炉を自動で急速減圧した場合には，下部プレナム等で減圧沸騰（フラッシング）が発生する。低圧注水系による注水は，ダウンカマ又は炉心バイパス領域への注水なので，炉心上部での対向流による落下水の抑制現象（ＣＣＦＬ）は発生しない。再循環ポンプが停止するため，下部プレナムで水が停滞し，温度成層化が発生する可能性がある。
これらの二相流動状態や水頭に基づく炉心の圧力損失は原子炉の流動挙動に影響を与える。

D)

原子炉圧力容器（逃がし安全弁含む）
再循環ポンプにより炉心へ流入した冷却材は，炉心で三次元のボイド率分布を生じ，上部プレナム部でより均一なボイド率分布となったのち，セパレータへ流入する。セパレータによって気液分離された戻り水は，給水と混合され，原子炉
圧力容器内のダウンカマに水位が形成される。
再循環ポンプがトリップし，炉心流量が減少すると，下部プレナムの流量配分が変化するものと予想されるが，下部プレナムにある多くの構造材により流量はミキシングされるので，炉心入口流量配分に与える影響は小さい（三次元効
果）。
ポンプトリップ後の短期的な冷却材流量変化はジェットポンプや再循環ポンプのコーストダウン特性や流路慣性が影響する。ポンプトリップ後の自然循環流量
はダウンカマ水頭，炉心部の圧力損失及び沸騰によるボイド率変化が影響する。
ＳＲＶを使用した原子炉の圧力制御もしくは原子炉減圧による冷却材の放出に伴い，気液分離（水位変化）・対向流となった二相流動様式が燃料被覆管温度変化と原子炉圧力変化に影響する。ＳＲＶからの冷却材放出流量は，臨界流あるいは差圧流として評価できる。ＳＲＶから放出した冷却材は，本事故シーケンスでは，低圧注水系からの注水により補われる。ＥＣＣＳ（給水系・代替注水設備含む）注水は，冷却材の保有水量の変化及び凝縮によるボイド率変化を与える主要な現象として捉えられる。
原子炉を自動で急速減圧した場合には，下部プレナム等で減圧沸騰（フラッシング）が発生する。これに伴い発生したボイドにより形成された二相水位はボイド率変化に応じて変化する。また，ＭＳＩＶ閉止直後の圧力上昇時には，蒸気の凝縮が発生する。原子炉圧力容器内の構造物蓄熱量は，構造材との熱伝達として長期の原子炉圧力容器内圧力変化に影響する。

2-17

炉心が露出した場合に発生する過熱蒸気は，上部プレナム，ドライヤ，蒸気ドームを経由して圧力容器外へ流出するまでに，ダウンカマから発生した飽和蒸気や構造材と熱伝達してほとんど飽和温度になり，原子炉格納容器圧力変化及び原
子炉格納容器温度変化の観点で，気液熱非平衡は主要な物理現象とはならない。
ほう酸水の拡散は本シーケンスでは実施しないことから考慮不要である。

E)

原子炉格納容器原子炉内で崩壊熱により発生した蒸気（冷却材）がＳＲＶを介してサプレッション・チェンバに放出され，蒸気凝縮によりサプレッション・チェンバのプール
水温が上昇し，格納容器内雰囲気が加熱（気液界面の熱伝達）されることで圧力及び温度が上昇する。サプレッション・チェンバはベント管，真空破壊装置を介してドライウェルに接続しているため，相互に格納容器各領域間の流動の影響を受ける。
原子炉格納容器内温度上昇により，原子炉格納容器本体をはじめとする原子炉格納容器内の構造材との熱伝達及び内部熱伝導が生じる。また，残留熱除去系によるサプレッション・プール冷却による除熱を行うことにより，格納容器内圧力及び温度の上昇を抑制する。サプレッション・プール冷却による格納容器内圧力及び温度制御が可能であるため，格納容器スプレイによる冷却及び格納容器ベントは実施しない。
放射線水分解等による水素・酸素発生については，原子炉格納容器内を不活性化しており，かつ本事象では炉心損傷に至ることはないため，重要な物理現象とはならない。

2-18

2.1.3(1)

全交流動力電源喪失
事象の推移

全交流動力電源喪失は ，送電系統又は所内主発電設備の故障等により，外部電源が喪失するとともに，非常用所内電源系統も機能喪失し，安全機能を有する系統及び機器の交流動力電源が喪失することを想定した事象とする。
この事象に対する炉心損傷防止対策としては，可搬型及び常設の代替交流電源設備による給電が一定時間確保できないことを想定し，常設直流電源等の確保及びＲＣＩＣによる炉心冷却並びに交流動力電源確保後の減圧操作及び低圧
代替注水系による炉心冷却が挙げられる。
本事故シーケンスグループにおける主要現象の抽出に関連する事象の推移は
以下のとおりである。
具体的な事故シナリオとして「全交流動力電源喪失＋給水流量の全喪失＋Ｒ
ＣＩＣ及びＥＣＣＳ又は低圧代替注水設備」を想定する。外部電源喪失後，タービン蒸気加減弁急速閉，又は，原子炉水位低により原子炉はスクラムするため未臨界が確保される。しかし，非常用ディーゼル発電機の起動に失敗して全交流動力電源喪失となる。外部電源喪失により給水流量の全喪失となり，原子炉水位は急速に低下し，原子炉水位低でＲＣＩＣの起動に成功し，原子炉水位は回復する。原子炉水位低，又は，タービン蒸気加減弁急速閉に伴いＭＳＩＶが閉止すると原子炉圧力は上昇し，原子炉圧力がＳＲＶの設定値に到達すると断続的に弁から蒸気が放出され，これにより原子炉の圧力はＳＲＶ設定値近傍に維持される。一方，直流電源が枯渇し，ＲＣＩＣが機能喪失した場合には，原子炉内保有水が減少し続け，いずれは炉心露出により燃料被覆管温度が上昇
し，炉心損傷に至る。
炉心損傷を防止するために，交流動力電源による給電ができない一定期間直流電源の確保によりＲＣＩＣによる炉心冠水維持を継続し，交流動力電源確保
後に，手動操作によりＳＲＶを開き，原子炉を急速減圧し，原子炉の減圧後に低圧代替注水設備，又は，低圧注水系による原子炉注水を開始することで，炉心の冠水維持を継続することで事象は収束する。
一方，原子炉内で崩壊熱により発生する蒸気がＳＲＶを介して徐々に流出するため，格納容器の圧力及び温度は上昇するが，交流動力電源の給電開始
前は代替格納容器スプレイによる冷却及び格納容器ベントによる除熱，交流
動力電源の給電開始後は代替ヒートシンク等を用いた残留熱除去系によるサプレッション・プール冷却による除熱を行うことにより，格納容器の圧力及2-19び温度の上昇は抑えられる。
(2)

物理現象の抽出

各物理領域において，解析を実施する上で必要な物理現象の抽出について説明する。
本事故シ－ケンスグループでは，交流動力電源の給電開始前はＲＣＩＣにより，交流動力電源の給電開始後は低圧代替注水設備又は残留熱除去系の低圧注
水モードにより炉心冷却するが，原子炉隔離後，原子炉圧力はＳＲＶの開閉により制御され，その後，減圧されるため，ＳＲＶの設定圧力を超えることはない。
一方，原子炉水位は，ＳＲＶによる原子炉圧力制御及び減圧操作により冷却材を原子炉格納容器のサプレッション・チェンバのプールに放出するため低下
し，炉心上部が露出する場合には，炉心燃料がヒートアップし，燃料被覆管温度が上昇する可能性がある。
また，原子炉格納容器は，原子炉内で崩壊熱により発生した蒸気がＳＲＶを介して徐々に流出するため，圧力及び温度が上昇する可能性がある。
以上より，炉心損傷防止に係るものとして，燃料被覆管温度，原子炉圧力，
原子炉格納容器圧力及び原子炉格納容器温度を評価指標とする。
事象中の燃料被覆管温度変化，原子炉圧力変化，原子炉格納容器圧力変化及び原子炉格納容器温度変化に影響する物理現象としては以下が挙げられる。

A)

炉心（核）
本事故シーケンスは ， 安 全 機 能 を 有 す る 系 統 及 び 機 器 の 交流動力電源の喪失事象を想定しているため，原子炉スクラム後の長期的な燃料被覆管温度変化，原子炉圧力変化，原子炉格納容器圧力変化及び原子炉格納容器温度変化が評価対象となる。原子炉スクラム後には核分裂連鎖反応が停止するので，β線等を出して崩壊する核種に起因する崩壊熱が上記の評価項目に影響する。
外部電源喪失後，タービン蒸気加減弁急速閉，又は，原子炉水位低でスクラムする以前と，原子炉スクラム直後の短時間は，中性子による核分裂出力が主要な熱源となる。スクラム以前の期間の中性子束は，燃料温度（ドップラ反応度），減速材密度（ボイド反応度）の変化による反応度フィードバック効果の影響を受けるが，外部電源が喪失してからスクラムするまでの時間が短いため，通常運転時からの出力分布変化はほとんどない。スクラム直後の中性子束

2-20変化は，スクラム時の制御棒反応度と制御棒速度（制御棒反応度効果）の影響を受ける。ＢＷＲプラントの炉心では，低炉心流量，高出力状態においては，核的な反応度フィードバックと熱水力特性に関連した核熱水力不安定事象（三次元効果）が発生する可能性があるが，本事故シーケンスではスクラムに成功するため，発生しない。

B)

炉心（燃料）
核分裂あるいは崩壊熱により燃料棒内で発生した熱は，燃料棒内の熱伝導及び熱伝達により冷却材へと放出される。スクラム後の燃料被覆管
温度変化は，燃料棒内温度変化に影響するペレット内発熱密度分布，燃料ペレット熱伝導，ギャップ熱伝達，燃料被覆管熱伝導，及び燃料棒表面熱伝達の影
響を受ける。燃料棒表面熱伝達は，単相壁面熱伝達と二相壁面熱伝達に加えて，炉心が露出して燃料棒表面温度が高くなった場合は，輻射熱伝達の影響を受ける。スペーサによる伝熱促進現象は，炉心露出時の燃料被覆管表面最高温度（ＰＣＴ）に影響する。再循環ポンプの一部がトリップした時に，炉心流量の急減により燃料棒の一部で温度が上昇する沸騰遷移が発生する可能性がある。水位が低下して炉心が露出した場合には，燃料棒間及びチャンネルボック
スとの輻射熱伝達（三次元効果）が生じる。露出後に低圧代替注水設備又は低圧注水系による注水で炉心水位が回復すると，ドライアウトした燃料棒の温度が低下する。この評価には，リウェット等の沸騰遷移に係る物理現象モデルが必要になる。
スクラムして炉心出力が低下するため，ＰＣＭＩは発生しない。炉心露出時に燃料被覆管の温度が著しく上昇した場合には，水-ジルコニウム反応が促進され，燃料棒被覆管が発熱するとともに，燃料被覆管が酸化される。燃料棒の温度が著しく上昇した場合には，燃料棒内圧の上昇，燃料被覆管の変形が発生する可能性があり，破裂が発生して燃料被覆管変形による流路閉塞が生じると，冷却挙動に影響を与える。

C)

炉心（熱流動）燃料棒から放出される熱は冷却材により除熱され，冷却材の熱流動挙動は，燃料被覆管温度に直接的に影響する燃料棒表面での熱伝達に影響する。本事故シーケンスでは，保有水の減少により炉心に二相水位（気液分離（水位変化））が形成され，炉心上部が露出して燃料被覆管の温度上昇が生じ，炉心の冠水状態から2-21

の露出及び再冠水過程においては，沸騰・ボイド率の変化が熱伝達に影響する。
炉心が露出した場合には，露出部周囲の蒸気が過熱蒸気となり，気液熱非平衡状態が発生する。過熱蒸気の存在は，燃料棒表面熱伝達に影響する。
再循環ポンプがトリップし，炉心流量が減少すると，チャンネルバイパスと燃料集合体下部の圧力差に基づき，通常運転時とは逆に，チャンネルバイパスの冷却材がリーク孔等から燃料集合体に流入する。燃料集合体ごとの崩壊熱差によって，炉心の燃料集合体のボイド率分布や二相水位が異なる（三次元効果）。
原子炉減圧操作を実施した場合には，下部プレナム等で減圧沸騰（フラッシング）が発生する。低圧代替注水設備又は低圧注水系による注水は，ダウンカマ又は炉心バイパス領域への注水なので，炉心上部での対向流による落下水の抑制現象（ＣＣＦＬ）は発生しない。再循環ポンプが停止するため，下部プレナムで水が停滞し，温度成層化が発生する可能性がある。
これらの二相流動状態や水頭に基づく炉心の圧力損失は原子炉の流動挙動に影響を与える。

D)

原子炉圧力容器（逃がし安全弁含む）
再循環ポンプにより炉心へ流入した冷却材は，炉心で三次元のボイド率分布を生じ，上部プレナム部でより均一なボイド率分布となったのち，セパレータへ流入する。セパレータによって気液分離された戻り水は，給水と混合され，原子炉
圧力容器内のダウンカマに水位が形成される。
再循環ポンプがトリップし，炉心流量が減少すると，下部プレナムの流量配分が変化するものと予想されるが，下部プレナムにある多くの構造材により流量はミキシングされるので，炉心入口流量配分に与える影響は小さい（三次元効
果）。
ポンプトリップ後の短期的な冷却材流量変化はジェットポンプや再循環ポンプのコーストダウン特性や流路慣性が影響する。ポンプトリップ後の自然循環流量
はダウンカマ水頭，炉心部の圧力損失及び沸騰によるボイド率変化が影響する。
ＳＲＶを使用した原子炉の圧力制御もしくは原子炉減圧による冷却材の放出に伴い，気液分離（水位変化）・対向流となった二相流動様式が燃料被覆管温度変化と原子炉圧力変化に影響する。ＳＲＶからの冷却材放出流量は，臨界流あるいは差圧流として評価できる。ＳＲＶから放出した冷却材は，本事故シーケンスでは，低圧代替注水設備又は低圧注水系からの注水により補われる。ＥＣＣＳ（給水系・代替注水設備含む）注水は，冷却材の保有水量の変化及び凝縮によるボイ2-22ド率変化を与える主要な現象として捉えられる。
原子炉減圧操作を実施した場合には，下部プレナム等で減圧沸騰（フラッシング）が発生する。これに伴い発生したボイドにより形成された二相水位はボイド率変化に応じて変化する。また，ＭＳＩＶ閉止直後の圧力上昇時には，蒸気の凝縮が発生する。原子炉圧力容器内の構造物蓄熱量は，構造材との熱伝達として長期の原子炉圧力容器内圧力変化に影響する。
炉心が露出した場合に発生する過熱蒸気は，上部プレナム，ドライヤ，蒸気ドームを経由して圧力容器外へ流出するまでに，ダウンカマから発生した飽和蒸気や構造材と熱伝達してほとんど飽和温度になり，原子炉格納容器圧力変化及び原
子炉格納容器温度変化の観点で，気液熱非平衡は主要な物理現象とはならない。
ほう酸水の拡散は本シーケンスでは実施しないことから考慮不要である。

E)

原子炉格納容器原子炉内で崩壊熱により発生した蒸気（冷却材）がＳＲＶを介してサプレッション・チェンバに放出され，蒸気凝縮によりサプレッション・チェンバのプール
水温が上昇し，格納容器内雰囲気が加熱（気液界面の熱伝達）されることで圧力及び温度が上昇する。また，代替格納容器スプレイを行った場合は，格納容器内
雰囲気がスプレイにより冷却されて温度及び圧力上昇を抑制する。サプレッショ
ン・チェンバはベント管，真空破壊装置を介してドライウェルに接続しているた
め，相互に格納容器各領域間の流動の影響を受ける。
原子炉格納容器内温度上昇により，原子炉格納容器本体をはじめとする原子炉格納容器内の構造材との熱伝達及び内部熱伝導が生じる。原子炉格納容器における残留熱除去系による除熱機能が喪失しているが，格納容器ベントによる除熱，又は代替ヒートシンク等を用いた残留熱除去系によるサプレッション・プール冷却を実施することにより，格納容器内圧力及び温度の上昇を抑制する。
放射線水分解等による水素・酸素発生については，原子炉格納容器内を不活性化しており，かつ本事象では炉心損傷に至ることはないため，重要な物理現象とはならない。

2-23

2.1.42.1.4.1

崩壊熱除去機能喪失(1)

取水機能喪失事象の推移

崩壊熱除去機能喪失は ，原子炉の出力運転中に，運転時の異常な過渡変化又は事故（ＬＯＣＡを除く）の発生後，原子炉注水には成功するが，崩壊熱の除去に失敗する事象を想定する。具体的には，取水機能が喪失した場合を想定した事象とする。
この事象に対する炉心損傷防止対策としては，ＲＣＩＣ等による原子炉注水を行うとともに，格納容器スプレイによる冷却及び代替ヒートシンクを用いた残留熱除去系による除熱により，格納容器の健全性を維持し，炉心冷却機能を確保することができる。
本事故シーケンスグループにおける主要現象の抽出に関連する事象の推移は
以下のとおりである。
具体的な事故シナリオとして「全交流動力電源喪失＋給水流量の全喪失＋取水機能喪失」を想定する。外部電源喪失の発生後，タービン蒸気加減弁急速閉，又は原子炉水位低により原子炉はスクラムするため未臨界が確保される。しかし，取水機能の喪失に伴う非常用ディーゼル発電機の機能喪失により全交流動
力電源喪失となる。外部電源喪失により給水流量の全喪失となり，原子炉水位は急速に低下し，原子炉水位低でＲＣＩＣの起動に成功し，原子炉水位は回復する。原子炉水位低，又は，タービン蒸気加減弁急速閉に伴いＭＳＩＶが閉止すると原子炉圧力は上昇し，原子炉圧力がＳＲＶの設定値に到達すると断続的に弁から蒸気が放出され，これにより原子炉の圧力はＳＲＶ設定値近傍に維持される。
一方，原子炉内で崩壊熱により発生する蒸気がＳＲＶを介して徐々に流出するため，原子炉格納容器の圧力及び温度は上昇するが，代替格納容器スプレイ
による冷却及び代替ヒートシンクを用いた残留熱除去系による除熱を行うことにより，原子炉格納容器の圧力及び温度の上昇は抑えられる。

(2)

物理現象の抽出

各物理領域において，解析を実施する上で必要な物理現象の抽出について説明する。
本事故シ－ケンスグループでは，ＲＣＩＣにより原子炉へ注水を行い炉心冷却する。原子炉隔離後，原子炉圧力はＳＲＶの開閉により制御され，その後減2-24圧されるため，ＳＲＶの設定圧力を超えることはない。
一方，原子炉水位は，ＳＲＶによる原子炉圧力制御及び減圧操作により冷却材を原子炉格納容器のサプレッション・チェンバのプールに放出するため低下
し，炉心上部が露出する場合には，炉心燃料がヒートアップし，燃料被覆管の温度が上昇する可能性がある。
また，原子炉格納容器は，原子炉内で崩壊熱により発生した蒸気がＳＲＶを介して徐々に流出するため，圧力及び温度が上昇する可能性がある。
以上より，炉心損傷防止に係るものとして，燃料被覆管温度，原子炉圧力，
原子炉格納容器圧力及び原子炉格納容器温度を評価指標とする。
事象中の燃料被覆管温度変化，原子炉圧力変化，原子炉格納容器圧力変化及び原子炉格納容器温度変化に影響する物理現象としては以下が挙げられる。

A)

炉心（核）
本事故シーケンスは ， ＲＣＩＣによる原子炉注水には成功するが崩壊熱の除去機能の喪失事象を想定しているため，原子炉スクラム後の長期的な燃料被覆
管温度変化，原子炉圧力変化，原子炉格納容器圧力変化及び原子炉格納容器温度変化が評価対象となる。原子炉スクラム後には核分裂連鎖反応が停止するので，β線等を出して崩壊する核種に起因する崩壊熱が上記の評価項目に影響する。
外部電源喪失後，タービン蒸気加減弁急速閉，又は原子炉水位低でスクラムする以前と，原子炉スクラム直後の短時間は，中性子による核分裂出力が主要な熱源となる。スクラム以前の期間の中性子束は，燃料温度（ドップラ反応度），減速材密度（ボイド反応度）の変化による反応度フィードバック効果の影響を受けるが，外部電源が喪失してからスクラムするまでの時間が短いため，通常運転時からの出力分布変化はほとんどない。スクラム直後の中性子束
変化は，スクラム時の制御棒反応度と制御棒速度（制御棒反応度効果）の影響を受ける。ＢＷＲプラントの炉心では，低炉心流量，高出力状態においては，核的な反応度フィードバックと熱水力特性に関連した核熱水力不安定事象（三次元効果）が発生する可能性があるが，本事故シーケンスではスクラムに成功するため，発生しない。

B)

炉心（燃料）

2-25

核分裂あるいは崩壊熱により燃料棒内で発生した熱は，燃料棒内の熱伝導及び熱伝達により冷却材へと放出される。スクラム後の燃料被覆管
温度変化は，燃料棒内温度変化に影響するペレット内発熱密度分布，燃料ペレット熱伝導，ギャップ熱伝達，燃料被覆管熱伝導，及び燃料棒表面熱伝達の影
響を受ける。燃料棒表面熱伝達は，単相壁面熱伝達と二相壁面熱伝達に加えて，炉心が露出して燃料棒表面温度が高くなった場合は，輻射熱伝達の影響を受ける。スペーサによる伝熱促進現象は，炉心露出時の燃料被覆管表面最高温度（ＰＣＴ）に影響する。再循環ポンプの一部がトリップした時に，炉心流量の急減により燃料棒の一部で温度が上昇する沸騰遷移が発生する可能性がある。水位が低下して炉心が露出した場合には，燃料棒間及びチャンネルボック
スとの輻射熱伝達（三次元効果）が生じる。露出後に代替注水設備による注水で炉心水位が回復すると，ドライアウトした燃料棒の温度が低下する。この評
価には，リウェット等の沸騰遷移に係る物理現象モデルが必要になる。
スクラムして炉心出力が低下するため，ＰＣＭＩは発生しない。炉心露出時に燃料被覆管の温度が著しく上昇した場合には，水-ジルコニウム反応が促進され，燃料棒被覆管が発熱するとともに，燃料被覆管が酸化される。燃料棒の温度が著しく上昇した場合には，燃料棒内圧の上昇，燃料被覆管の変形が発生する可能性があり，破裂が発生して燃料被覆管変形による流路閉塞が生じると，冷却挙動に影響を与える。
C)

炉心（熱流動）燃料棒から放出される熱は冷却材により除熱され，冷却材の熱流動挙動は，
燃料被覆管温度に直接的に影響する燃料棒表面での熱伝達に影響する。本事故
シーケンスでは，保有水の減少により炉心に二相水位（気液分離（水位変化））が形成され，炉心上部が露出して燃料被覆管の温度上昇が生じ，炉心の冠水状態からの露出及び再冠水過程においては，沸騰・ボイド率の変化が熱伝達に影響する。炉心が露出した場合には，露出部周囲の蒸気が過熱蒸気となり，気液熱非平衡状態が発生する。過熱蒸気の存在は，燃料棒表面熱伝達に影響する。
再循環ポンプがトリップし，炉心流量が減少すると，チャンネルバイパスと燃料集合体下部の圧力差に基づき，通常運転時とは逆に，チャンネルバイパスの冷却材がリーク孔等から燃料集合体に流入する。燃料集合体ごとの崩壊熱差によって，炉心の燃料集合体のボイド率分布や二相水位が異なる（三次元効
果）。
2-26

原子炉減圧操作を実施した場合には，下部プレナム等で減圧沸騰（フラッシング）が発生する。代替注水設備による注水は，ダウンカマ又は炉心バイパス領域への注水なので，炉心上部での対向流による落下水の抑制現象（ＣＣＦ
Ｌ）は発生しない。再循環ポンプが停止するため，下部プレナムで水が停滞し，温度成層化が発生する可能性がある。
これらの二相流動状態や水頭に基づく炉心の圧力損失は原子炉の流動挙動に影響を与える。

D)

原子炉圧力容器（逃がし安全弁含む）
再循環ポンプにより炉心へ流入した冷却材は，炉心で三次元のボイド率分布を生じ，上部プレナム部でより均一なボイド率分布となったのち，セパレータへ流入する。セパレータによって気液分離された戻り水は，給水と混合され，原子炉
圧力容器内のダウンカマに水位が形成される。
再循環ポンプがトリップし，炉心流量が減少すると，下部プレナムの流量配分が変化するものと予想されるが，下部プレナムにある多くの構造材により流量はミキシングされるので，炉心入口流量配分に与える影響は小さい（三次元効
果）。
ポンプトリップ後の短期的な冷却材流量変化はジェットポンプや再循環ポンプのコーストダウン特性や流路慣性が影響する。ポンプトリップ後の自然循環流量
はダウンカマ水頭，炉心部の圧力損失及び沸騰によるボイド率変化が影響する。
ＳＲＶを使用した原子炉の圧力制御もしくは原子炉減圧による冷却材の放出に伴い，気液分離（水位変化）・対向流となった二相流動様式が燃料被覆管温度変化と原子炉圧力変化に影響する。ＳＲＶからの冷却材放出流量は，臨界流あるいは差圧流として評価できる。ＳＲＶから放出した冷却材は，本事故シーケンスでは，代替注水設備からの注水により補われる。ＥＣＣＳ（給水系・代替注水設備含む）注水は，冷却材の保有水量の変化及び凝縮によるボイド率変化を与える主要な現象として捉えられる。
原子炉減圧操作を実施した場合には，下部プレナム等で減圧沸騰（フラッシング）が発生する。これに伴い発生したボイドにより形成された二相水位はボイド率変化に応じて変化する。また，ＭＳＩＶ閉止直後の圧力上昇時には，蒸気の凝縮が発生する。原子炉圧力容器内の構造物蓄熱量は，構造材との熱伝達として長期の原子炉圧力容器内圧力変化に影響する。
炉心が露出した場合に発生する過熱蒸気は，上部プレナム，ドライヤ，蒸気ド
2-27

ームを経由して圧力容器外へ流出するまでに，ダウンカマから発生した飽和蒸気や構造材と熱伝達してほとんど飽和温度になり，原子炉格納容器圧力変化及び原
子炉格納容器温度変化の観点で，気液熱非平衡は主要な物理現象とはならない。
ほう酸水の拡散は本シーケンスでは実施しないことから考慮不要である。

E)

原子炉格納容器原子炉内で崩壊熱により発生した蒸気（冷却材）がＳＲＶを介してサプレッション・チェンバに放出され，蒸気凝縮によりサプレッション・チェンバのプール
水温が上昇し，格納容器内雰囲気が加熱（気液界面の熱伝達）されることで圧力及び温度が上昇する。また，代替格納容器スプレイを行った場合は，格納容器内
雰囲気がスプレイにより冷却されて温度及び圧力上昇を抑制する。サプレッショ
ン・チェンバはベント管，真空破壊装置を介してドライウェルに接続しているた
め，相互に格納容器各領域間の流動の影響を受ける。
原子炉格納容器内温度上昇により，原子炉格納容器本体をはじめとする原子炉格納容器内の構造材との熱伝達及び内部熱伝導が生じる。原子炉格納容器における残留熱除去系による除熱機能が喪失しているが，格納容器ベントによる除熱，又は代替ヒートシンク等を用いた残留熱除去系によるサプレッション・プール冷却を実施することにより，格納容器内圧力及び温度の上昇を抑制する。
放射線水分解等による水素・酸素発生については，原子炉格納容器内を不活性化しており，かつ本事象では炉心損傷に至ることはないため，重要な物理現象とはならない。

2-28

2.1.4.2(1)

ＲＨＲ機能喪失事象の推移

崩壊熱除去機能喪失は ，原子炉の出力運転中に，運転時の異常な過渡変化又は事故（ＬＯＣＡを除く）の発生後，原子炉注水には成功するが，崩壊熱の除去に失敗する事象を想定する。具体的には，残留熱除去系が故障した場合を想定した事象とする。
この事象に対する炉心損傷防止対策としては，ＲＣＩＣ等による原子炉注水を行うとともに，格納容器スプレイによる冷却及び格納容器ベントによる除熱により，格納容器の健全性を維持し，炉心冷却を確保することができる。
本事故シーケンスグループにおける主要現象の抽出に関連する事象の推移は
以下のとおりである。
具体的な事故シナリオとして「給水流量の全喪失＋RHR機能喪失＋ＲＣＩＣ
及びＥＣＣＳ注水設備又は代替注水設備」を想定する。給水流量の全喪失後，原子炉水位は急速に低下し，原子炉水位低により原子炉はスクラムするため未臨界が確保される。また，原子炉水位低でＲＣＩＣの起動に成功し，原子炉水位は回復する。原子炉水位低又は手動操作によりＭＳＩＶを閉止すると原子炉圧力は上昇し，原子炉圧力がＳＲＶの設定値に到達すると断続的に弁から蒸気が放出され，これにより原子炉の圧力はＳＲＶ設定値近傍に維持される。
一方，原子炉内で崩壊熱により発生する蒸気がＳＲＶを介して徐々に流出するため，格納容器の圧力及び温度は上昇するが，代替格納容器スプレイによる冷却及び格納容器ベントによる除熱を行うことにより，格納容器の圧力及び温度の上昇は抑えられる。

(2)

物理現象の抽出

各物理領域において，解析を実施する上で必要な物理現象の抽出について説明する。
本事故シ－ケンスグループでは，ＲＣＩＣにより原子炉へ注水を行い炉心冷却する。原子炉隔離後，原子炉圧力はＳＲＶの開閉により制御され，その後減圧されるため，ＳＲＶの設定圧力を超えることはない。
一方，原子炉水位は，ＳＲＶによる原子炉圧力制御及び減圧操作により冷却材を原子炉格納容器のサプレッション・チェンバのプールに放出するため低下
し，炉心上部が露出する場合には，炉心燃料がヒートアップし，燃料被覆管の温度が上昇する可能性がある。
2-29

また，原子炉格納容器は，原子炉内で崩壊熱により発生した蒸気がＳＲＶを介して徐々に流出するため，圧力及び温度が上昇する可能性がある。
以上より，炉心損傷防止に係るものとして，燃料被覆管温度，原子炉圧力，
原子炉格納容器圧力及び原子炉格納容器温度を評価指標とする。
事象中の燃料被覆管温度変化，原子炉圧力変化，原子炉格納容器圧力変化及び原子炉格納容器温度変化に影響する物理現象としては以下が挙げられる。

A)

炉心（核）
本事故シーケンスは ， ＲＣＩＣによる原子炉注水には成功するが崩壊熱の除去機能の喪失事象を想定しているため，原子炉スクラム後の長期的な燃料被覆
管温度変化，原子炉圧力変化，原子炉格納容器圧力変化及び原子炉格納容器温度変化が評価対象となる。原子炉スクラム後には核分裂連鎖反応が停止するので，β線等を出して崩壊する核種に起因する崩壊熱が上記の評価項目に影響する。
給水が喪失して原子炉水位低信号でスクラムする以前と，原子炉スクラム直後の短時間は，中性子による核分裂出力が主要な熱源となる。スクラム以前の期間の中性子束は，燃料温度（ドップラ反応度），減速材密度（ボイド反応度）の変化による反応度フィードバック効果の影響を受けるが，給水が喪失してからスクラムするまでの時間が短いため，通常運転時からの出力分布変化はほとんどない。スクラム直後の中性子束変化は，スクラム時の制御棒反応度と制御棒速度（制御棒反応度効果）の影響を受ける。ＢＷＲプラントの炉心では，低炉心流量，高出力状態においては，核的な反応度フィードバックと熱水力特性に関連した核熱水力不安定事象（三次元効果）が発生する可能性があるが，本事故シーケンスではスクラムに成功するため，発生しない。

B)

炉心（燃料）
核分裂あるいは崩壊熱により燃料棒内で発生した熱は，燃料棒内の熱伝導及び熱伝達により冷却材へと放出される。スクラム後の燃料被覆管
温度変化は，燃料棒内温度変化に影響するペレット内発熱密度分布，燃料ペレット熱伝導，ギャップ熱伝達，燃料被覆管熱伝導，及び燃料棒表面熱伝達の影
響を受ける。燃料棒表面熱伝達は，単相壁面熱伝達と二相壁面熱伝達に加えて，炉心が露出して燃料棒表面温度が高くなった場合は，輻射熱伝達の影響を受ける。スペーサによる伝熱促進現象は，炉心露出時の燃料被覆管表面最高温
2-30

度（ＰＣＴ）に影響する。再循環ポンプの一部がトリップした時に，炉心流量の急減により燃料棒の一部で温度が上昇する沸騰遷移が発生する可能性がある。水位が低下して炉心が露出した場合には，燃料棒間及びチャンネルボック
スとの輻射熱伝達（三次元効果）が生じる。露出後に代替注水設備による注水で炉心水位が回復すると，ドライアウトした燃料棒の温度が低下する。この評
価には，リウェット等の沸騰遷移に係る物理現象モデルが必要になる。
スクラムして炉心出力が低下するため，ＰＣＭＩは発生しない。炉心露出時に燃料被覆管の温度が著しく上昇した場合には，水-ジルコニウム反応が促進され，燃料棒被覆管が発熱するとともに，燃料被覆管が酸化される。燃料棒の温度が著しく上昇した場合には，燃料棒内圧の上昇，燃料被覆管の変形が発生する可能性があり，破裂が発生して燃料被覆管変形による流路閉塞が生じると，冷却挙動に影響を与える。
C)

炉心（熱流動）燃料棒から放出される熱は冷却材により除熱され，冷却材の熱流動挙動は，燃料被覆管温度に直接的に影響する燃料棒表面での熱伝達に影響する。本事故シーケンスでは，保有水の減少により炉心に二相水位（気液分離（水位変化））が形成され，炉心上部が露出して燃料被覆管の温度上昇が生じ，炉心の冠水状態からの露出及び再冠水過程においては，沸騰・ボイド率の変化が熱伝達に影響する。
炉心が露出した場合には，露出部周囲の蒸気が過熱蒸気となり，気液熱非平衡状態が発生する。過熱蒸気の存在は，燃料棒表面熱伝達に影響する。
再循環ポンプがトリップし，炉心流量が減少すると，チャンネルバイパスと燃料集合体下部の圧力差に基づき，通常運転時とは逆に，チャンネルバイパスの冷却材がリーク孔等から燃料集合体に流入する。燃料集合体ごとの崩壊熱差によって，炉心の燃料集合体のボイド率分布や二相水位が異なる（三次元効果）。
原子炉減圧操作を実施した場合には，下部プレナム等で減圧沸騰（フラッシング）が発生する。代替注水設備による注水は，ダウンカマ又は炉心バイパス領域への注水なので，炉心上部での対向流による落下水の抑制現象（ＣＣＦＬ）は発生しない。再循環ポンプが停止するため，下部プレナムで水が停滞し，温度成層化が発生する可能性がある。
これらの二相流動状態や水頭に基づく炉心の圧力損失は原子炉の流動挙動に影響を与える。

2-31

D)

原子炉圧力容器（逃がし安全弁含む）
再循環ポンプにより炉心へ流入した冷却材は，炉心で三次元のボイド率分布を生じ，上部プレナム部でより均一なボイド率分布となったのち，セパレータへ流入する。セパレータによって気液分離された戻り水は，給水と混合され，原子炉
圧力容器内のダウンカマに水位が形成される。
再循環ポンプがトリップし，炉心流量が減少すると，下部プレナムの流量配分が変化するものと予想されるが，下部プレナムにある多くの構造材により流量はミキシングされるので，炉心入口流量配分に与える影響は小さい（三次元効
果）。
ポンプトリップ後の短期的な冷却材流量変化はジェットポンプや再循環ポンプのコーストダウン特性や流路慣性が影響する。ポンプトリップ後の自然循環流量
はダウンカマ水頭，炉心部の圧力損失及び沸騰によるボイド率変化が影響する。
ＳＲＶを使用した原子炉の圧力制御もしくは原子炉減圧による冷却材の放出に伴い，気液分離（水位変化）・対向流となった二相流動様式が燃料被覆管温度変化と原子炉圧力変化に影響する。ＳＲＶからの冷却材放出流量は，臨界流あるいは差圧流として評価できる。ＳＲＶから放出した冷却材は，本事故シーケンスでは，代替注水設備からの注水により補われる。ＥＣＣＳ（給水系・代替注水設備含む）注水は，冷却材の保有水量の変化及び凝縮によるボイド率変化を与える主要な現象として捉えられる。
原子炉減圧操作を実施した場合には，下部プレナム等で減圧沸騰（フラッシング）が発生する。これに伴い発生したボイドにより形成された二相水位はボイド率変化に応じて変化する。また，ＭＳＩＶ閉止直後の圧力上昇時には，蒸気の凝縮が発生する。原子炉圧力容器内の構造物蓄熱量は，構造材との熱伝達として長期の原子炉圧力容器内圧力変化に影響する。
炉心が露出した場合に発生する過熱蒸気は，上部プレナム，ドライヤ，蒸気ドームを経由して圧力容器外へ流出するまでに，ダウンカマから発生した飽和蒸気や構造材と熱伝達してほとんど飽和温度になり，原子炉格納容器圧力変化及び原
子炉格納容器温度変化の観点で，気液熱非平衡は主要な物理現象とはならない。
ほう酸水の拡散は本シーケンスでは実施しないことから考慮不要である。

E)

原子炉格納容器原子炉内で崩壊熱により発生した蒸気（冷却材）がＳＲＶを介してサプレッション・チェンバに放出され，蒸気凝縮によりサプレッション・チェンバのプール
2-32

水温が上昇し，格納容器内雰囲気が加熱（気液界面の熱伝達）されることで圧力及び温度が上昇する。また，代替格納容器スプレイを行った場合は，格納容器内
雰囲気がスプレイにより冷却されて温度及び圧力上昇を抑制する。サプレッショ
ン・チェンバはベント管，真空破壊装置を介してドライウェルに接続しているた
め，相互に格納容器各領域間の流動の影響を受ける。
原子炉格納容器内温度上昇により，原子炉格納容器本体をはじめとする原子炉格納容器内の構造材との熱伝達及び内部熱伝導が生じる。原子炉格納容器における残留熱除去系による除熱機能が喪失しているが，格納容器ベントを実施することにより，格納容器内圧力及び温度の上昇を抑制する。
放射線水分解等による水素・酸素発生については，原子炉格納容器内を不活性化しており，かつ本事象では炉心損傷に至ることはないため，重要な物理現象とはならない。また，サプレッション・プール冷却は実施しないことから考慮不要
である。

2-33

2.1.5

原子炉停止機能喪失(1) 事象の推移
原子炉停止機能喪失は，原子炉の出力運転中に，運転時の異常な過渡変化の発生後，原子炉停止機能が喪失することを想定した事象とする。
この事象に対する炉心損傷防止対策としては，代替制御棒挿入機能による制御棒挿入又はほう酸水注入系によるほう酸水の注入，並びに代替原子炉冷却材
再循環ポンプ・トリップ機能による再循環ポンプトリップが挙げられる。ただし，本事故シーケンスグループでは代替制御棒挿入機能は保守的に作動しないものとしている。また，残留熱除去系による除熱により，原子炉格納容器の健全性を維持し，炉心冷却機能を確保することができる。
本事故シーケンスグループにおける主要現象の抽出に関連する事象の推移は
以下のとおりである。
具体的な事故シナリオとしては「ＭＳＩＶの誤閉止＋原子炉スクラム失敗」を想定する。ＭＳＩＶの誤閉止による原子炉スクラムに失敗するため臨界状態が維持される。ＭＳＩＶが閉止すると原子炉圧力は上昇し，代替原子炉冷却材
再循環ポンプ・トリップ機能が作動して再循環ポンプがトリップするため炉心流量が減少する。これにより原子炉出力は低めに抑制される。
原子炉圧力がＳＲＶの設定値に到達すると断続的に弁から蒸気（冷却材）が放出され，原子炉圧力の上昇は抑制される。原子炉で発生した蒸気（冷却材）
は原子炉格納容器内のサプレッション・チェンバへ放出されるため，原子炉格
納容器温度及び原子炉格納容器圧力が上昇する。
ＭＳＩＶの閉止により，タービン駆動給水ポンプが停止するが，モータ駆動
給水ポンプの自動起動を考慮する。また，ＭＳＩＶの閉止により，給水加熱器
への抽気蒸気が無くなるため，給水温度は低下し，炉心入口サブクーリングが大きくなることから原子炉出力は次第に上昇する。原子炉出力の上昇により，燃料被覆管温度は上昇する。
一方，制御棒が挿入されないことから，原子炉を未臨界にするために，ほう酸水注入系を手動操作にて起動することにより，ほう酸水が徐々に注入され，負の反応度が印加されると，原子炉出力は次第に低下する。
原子炉格納容器のプール水温上昇率は原子炉出力の低下とともに緩やかとなり，残留熱除去系起動によるサプレッション・プール冷却効果と相まって，事象は収束する。

2-34

(2) 物理現象の抽出
各物理領域において，解析を実施する上で必要な物理現象の抽出について説明する。
本事故シーケンスグループでは，原子炉スクラムに失敗しているため，ＭＳ
ＩＶ閉止後は，原子炉出力及び原子炉圧力が上昇する。原子炉出力の上昇は，燃料被覆管表面を沸騰遷移状態に導くことによる燃料被覆管温度の上昇を生じさせる可能性がある。また，原子炉圧力は，原子炉がスクラムしていないため，発生する大量の蒸気により上昇する可能性がある。
原子炉格納容器内は，原子炉内で発生した蒸気がＳＲＶを介してサプレッション・チェンバに放出されるため，原子炉格納容器温度及び原子炉格納容器圧
力が上昇する可能性がある。
以上より，炉心損傷防止に係るものとして，燃料被覆管温度，原子炉圧力，
原子炉格納容器圧力及び温度を評価指標とする。
事象中の燃料被覆管温度変化，原子炉圧力変化，原子炉格納容器圧力変化及び温度変化に影響する物理現象としては以下が挙げられる。

A)

炉心（核）
本事故シーケンスでは原子炉スクラムを考慮しないため，核分裂出力に関連する熱源として，核分裂による即発熱，核分裂生成物の崩壊熱及び減速材での直接発熱を長時間に亘って考える必要がある。ほう酸水注入系起動により原子炉が停止するまでの期間においては，ボイド反応度（減速材密度反応度），ドップラ反応度，減速材温度反応度，ボロン反応度などの反応度フィードバック
効果が出力分布変化や遅発中性子寿命や中性子寿命と関連しあって原子炉出力に影響する。また，本事故シーケンスでは制御棒反応度や制御棒速度のような制御棒反応度効果を考慮しないため，事象進展において高出力で低炉心流量状態となった場合に核的な反応度フィードバックと熱水力特性に関連した核熱水
力不安定事象（三次元効果）が発生する可能性がある。

B)

炉心（燃料）
前項の核分裂により燃料棒内で発生した熱は，燃料棒内ペレットの熱伝導，燃料と燃料被覆管間のギャップ熱伝達，燃料被覆管内の熱伝導，燃料棒表面からの熱伝達により冷却材へと放出される。このうち，燃料棒表面熱伝達には冷却材の状態によって単相壁面熱伝達，二相壁面熱伝達の二つの状態が存在し，

2-35

原子炉出力の上昇によって燃料棒がドライアウトした場合にはリウェット現象が生じる。本事故シーケンスでは炉心の露出が生じないことから，輻射熱伝達の三次元効果は重要な物理現象とはならない。この評価には，リウェット等の沸騰遷移に係る物理現象モデルが必要になる。これらの物理現象によって燃料棒内温度変化が生じるが燃料温度はドップラ反応度フィードバック効果に影響を与えるため，この観点からも考慮が必要である。また，燃料被覆管温度が非常に高くなった場合には，水－ジルコニウム反応による燃料被覆管酸化が生じ，さらに燃料棒内圧の上昇が大きい場合は燃料被覆管変形が生じることが考えられる。

C)

炉心（熱流動）燃料棒から放出される熱は冷却材により除熱されるため，冷却材の熱流動挙

動は，燃料被覆管温度に直接的に影響する。本事故シーケンスでは，炉心における沸騰・ボイド率の変化は，ＭＳＩＶ閉鎖による圧力波の伝播，炉心以外での温度成層化，チャンネル－バイパス間冷却材温度差，炉心内二相水位有無により影響される。また，炉心内の圧力損失は炉心流量の流動挙動に影響を与える。原子炉水位が低下して炉心部に二相水位が生じると気液分離（水位変化）・対向流が生じて炉心の一部で過熱蒸気が発生し，気液熱非平衡が生じる。
再循環ポンプトリップにより強制循環力が小さくなる場合には炉心入口流量配分が変わり得る（三次元効果）。本事故シーケンスでは，事象進展において高出力で低炉心流量状態となった場合に核的な反応度フィードバックと熱水力特性に関連した核熱水力不安定事象（三次元効果）が発生する可能性がある。

D)

原子炉圧力容器（逃がし安全弁含む）
前項までに挙げた主要な炉心領域の現象に対する境界条件は，冷却材の流動挙動の結果として与えられる。再循環ポンプのコーストダウン特性と流路慣性はトリップ時の冷却材流量変化に，炉心部の圧力損失は自然循環に移行した際の自然循環流量に影響する。ＭＳＩＶ閉鎖による原子炉圧力上昇時の圧力波の伝播及び原子炉出力上昇によるボイド率分布の変化や前述の冷却材流量変化は，
シュラウド外の沸騰・凝縮・ボイド率変化に影響する。原子炉水位の低下はセ
パレータのキャリーアンダー増加を生じさせ，ダウンカマ部における気液分離（水位変化）・対向流の発生に影響する。
ほう酸水注入によるほう酸水の拡散は反応度フィードバック効果に影響する。

2-36

原子炉圧力上昇によりＳＲＶが作動してＳＲＶの流量特性に応じて冷却材を臨界流状態で放出して原子炉圧力上昇を抑制するが，この冷却材放出は原子炉内での冷却材の保有水量に影響する。なお，冷却材の流動挙動に与える要因は，炉心以外領域と炉心内領域におけるマスバランス（圧力バランス）であるため，炉心以外での領域内で二相水位，二相流動，気液分離（水位変化）・対向流，
気液熱非平衡が原子炉出力に影響することはない。なお，核分裂により継続して熱を発生している本事故シーケンスでは原子炉圧力容器等の構造材との熱伝達による放熱は相対的に小さいため無視できる。
ＳＲＶから放出された冷却材は，ＥＣＣＳ（給水系・代替注水設備含む）からの注水により補われる。ＥＣＣＳ（給水系・代替注水設備含む）からの注水は，注水系統の流量特性や温度特性により保有水量の変化や炉心入口サブクー
ルの変化に影響する。原子炉のエネルギバランスは，主として前述の原子炉出力と冷却材の出入りに伴う変化により定まる。
再循環ポンプトリップにより，炉心流量が減少すると，下部プレナムの流量配分に影響する（三次元効果）。

E)

原子炉格納容器原子炉内で発生した蒸気（冷却材）がＳＲＶを介してサプレッション・チェ

ンバに放出され，圧力及び水温が上昇する。
サプレッション・チェンバのプール水温度が上昇するが，残留熱除去系によるサプレッション・プール冷却による除熱を行うことにより圧力及び温度の上昇を抑制する。本事故シーケンスでは，サプレッション・チェンバへ放出された蒸気は，サプレッション・チェンバプール水で凝縮してプール水温度が上昇する。放出された蒸気の，格納容器各領域間の流動や，気液界面の熱伝達による雰囲気温度／圧力への影響がドライウェルやウェットウェル雰囲気温度／圧
力変化へ影響することが考えられる。
なお，構造材との熱伝達及び内部熱伝導については，熱伝導による放熱を考慮しないことで圧力や温度上昇を厳しく評価することになるために無視することが可能である。なお，スプレイ冷却や格納容器ベントは同様に結果を厳しく評価するためにその実施を仮定しない。また，本事故シーケンスでは注水機能が維持されるため炉心の冠水維持されていることから，放射線分解等による水素・酸素の発生は重要な物理現象とはならない。

2-37

2.1.6(1)

ＬＯＣＡ時注水機能喪失
事象の推移

Ｌ Ｏ Ｃ Ａ 時 注 水 機 能 喪 失 は ，原子炉の出力運転中に，原子炉冷却材圧力バウンダリを構成する配管の大規模な破断（大破断ＬＯＣＡ）あるいは中小規
模の破断（中小破断ＬＯＣＡ）の発 生 後 ，高圧注水機能，低圧注水機能の喪失を想定した事象とする。
国内外の先進的な対策を踏まえて代替注水設備が計画されているが，大破断
ＬＯＣＡの場合事象進展が速く，対策の有効性を示すことは困難と考えられる。
このため，対策に有効性があると想定される範囲としては，中小破断ＬＯＣＡの発生後，高圧注水機能及び低圧注水機能が喪失し，かつ，自動減圧系が喪失
して，炉心損傷に至る事象を想定する。
この事象に対する炉心損傷防止対策としては，代替注水設備等による炉心冷却機能の確保が挙げられる。高圧代替注水設備の場合には，高圧状態の原子炉へ冷却材を注水することにより炉心冷却を確保することができ，低圧代替注水設備の場合には，手動操作により原子炉を減圧し，減圧後に低圧代替注水系により炉心冷却を確保することができる。
本事故シーケンスグループにおける主要現象の抽出に関連する事象の推移は
以下のとおりである。
具体的な事故シナリオとして「中小破断ＬＯＣＡ＋ＥＣＣＳ（高圧注水系，
低圧注水系及び自動減圧系）起動失敗」を想定する。中小破断ＬＯＣＡ発生後，外部電源喪失となり，炉心流量急減又は，原子炉水位低により原子炉はスクラムするため未臨界が確保される。破断口からの冷却材の流出及び外部電源喪失に伴う給水流量の全喪失により，原子炉水位が急速に低下し，原子炉水位低でＲＣＩＣ及びＥＣＣＳ（高圧注水系及び低圧注水系）の起動に失敗する。原子
炉水位低でＭＳＩＶが閉止すると原子炉圧力は上昇し，原子炉圧力がＳＲＶの設定値に到達すると断続的に弁から蒸気が放出され，これにより原子炉の圧力はＳＲＶ設定値近傍に維持される。一方，原子炉注水機能喪失の状況下では原
子炉内保有水が減少し続け，いずれは炉心露出により燃料被覆管温度が上昇し，炉心損傷に至る。
炉心損傷を防止するために，高圧代替注水設備の場合には，高圧代替注水設
備による高圧状態の原子炉への注水を開始する。ＳＲＶからの冷却材の流出により原子炉水位は低下するが，高圧代替注水設備による原子炉注水開始により，
原子炉水位は回復し，事象は収束する。低圧代替注水設備の場合には手動操作によりＳＲＶを開き，原子炉を急速減圧し，原子炉の減圧後に低圧代替注水系
2-38

による原子炉注水を開始する。原子炉の急速減圧を開始すると，冷却材の流出により原子炉水位は低下するが，低圧代替注水系による注水が開始すると原子炉内保有水量及び原子炉水位が回復し，炉心は再冠水することにより事象は収束する。
一方，原子炉内で崩壊熱により発生する蒸気がＳＲＶを介して徐々に流出し，また，高温の冷却材が破断口から流出するため，原子炉格納容器の圧力及び温度は上昇するが，代替格納容器スプレイによる冷却及び格納容器ベントによる除熱を行うことにより，圧力及び温度の上昇は抑えられる。

(2)

物理現象の抽出

各物理領域において，解析を実施する上で必要な物理現象の抽出について説明する。
本事故シ－ケンスグループでは，給水も含めた原子炉への注水機能の喪失事象を想定しているため，原子炉を隔離し，注水設備が高圧代替注水設備の場合には高圧状態の原子炉への注水，低圧代替注水設備の場合には原子炉減圧操作
後に原子炉へ注水を行い炉心冷却する。原子炉隔離後，原子炉圧力はＳＲＶの開閉により制御され，その後減圧されるため，ＳＲＶの設定圧力を超えることはない。
一方，原子炉水位は，破断口からの冷却材の流出，ＳＲＶによる原子炉圧力制御及び低圧代替注水設備の場合に必要な減圧操作により低下し，炉心上部が露出する場合には，燃料はヒートアップし，燃料被覆管の温度が上昇する可能性がある。
また，原子炉格納容器は，破断口からの高温の冷却材の流出及び原子炉内で崩壊熱により発生した蒸気がＳＲＶを介して徐々に流出するため，圧力及び温度が上昇する可能性がある。
以上より，炉心損傷防止に係るものとして，燃料被覆管温度，原子炉圧力，
原子炉格納容器圧力及び原子炉格納容器温度を評価指標とする。
事象中の燃料被覆管温度変化，原子炉圧力変化，原子炉格納容器圧力変化及び原子炉格納容器温度変化に影響する物理現象としては以下が挙げられる。

A)

炉心（核）
本事故シーケンスは ， 給水を含めた原子炉への注水機能の喪失事象を想定し2-39ているため，原子炉スクラム後の長期的な燃料被覆管温度変化，原子炉圧力変化，原子炉格納容器圧力変化及び原子炉格納容器温度変化が評価対象となる。
原子炉スクラム後には核分裂連鎖反応が停止するので，β線等を出して崩壊する核種に起因する崩壊熱が上記の評価項目に影響する。
中小破断ＬＯＣＡの発生後，外部電源喪失となり，炉心流量急減又は，原子炉水位低信号でスクラムする以前と，原子炉スクラム直後の短時間は，中性子による核分裂出力が主要な熱源となる。スクラム以前の期間の中性子束は，燃料温度（ドップラ反応度），減速材密度（ボイド反応度）の変化による反応度
フィードバック効果の影響を受けるが，中小破断ＬＯＣＡが発生してからスク
ラムするまでの時間が短いため，通常運転時からの出力分布変化はほとんどない。スクラム直後の中性子束変化は，スクラム時の制御棒反応度と制御棒速度（制御棒反応度効果）の影響を受ける。ＢＷＲプラントの炉心では，低炉心流量，高出力状態においては，核的な反応度フィードバックと熱水力特性に関連した核熱水力不安定事象（三次元効果）が発生する可能性があるが，本事故シーケンスではスクラムに成功するため，発生しない。

B)

炉心（燃料）
核分裂あるいは崩壊熱により燃料棒内で発生した熱は，燃料棒内の熱伝導及び熱伝達により冷却材へと放出される。スクラム後の燃料被覆管
温度変化は，燃料棒内温度変化に影響するペレット内発熱密度分布，燃料ペレット熱伝導，ギャップ熱伝達，燃料被覆管熱伝導，及び燃料棒表面熱伝達の影
響を受ける。燃料棒表面熱伝達は，単相壁面熱伝達と二相壁面熱伝達に加えて，炉心が露出して燃料棒表面温度が高くなった場合は，輻射熱伝達の影響を受ける。スペーサによる伝熱促進現象は，炉心露出時の燃料被覆管表面最高温度（ＰＣＴ）に影響する。再循環ポンプの一部がトリップした時に，炉心流量の急減により燃料棒の一部で温度が上昇する沸騰遷移が発生する可能性がある。水位が低下して炉心が露出した場合には，燃料棒間及びチャンネルボック
スとの輻射熱伝達（三次元効果）が生じる。露出後に代替注水設備による注水で炉心水位が回復すると，ドライアウトした燃料棒の温度が低下する。この評
価には，リウェット等の沸騰遷移に係る物理現象モデルが必要になる。
スクラムして炉心出力が低下するため，ＰＣＭＩは発生しない。炉心露出時に燃料被覆管の温度が著しく上昇した場合には，水-ジルコニウム反応が促進され，燃料棒被覆管が発熱するとともに，燃料被覆管が酸化される。燃料棒の2-40

温度が著しく上昇した場合には，燃料棒内圧の上昇，燃料被覆管の変形が発生する可能性があり，破裂が発生して燃料被覆管変形による流路閉塞が生じると，冷却挙動に影響を与える。
C)

炉心（熱流動）燃料棒から放出される熱は冷却材により除熱され，冷却材の熱流動挙動は，燃料被覆管温度に直接的に影響する燃料棒表面での熱伝達に影響する。本事故シーケンスでは，保有水の減少により炉心に二相水位（気液分離（水位変化））が形成され，炉心上部が露出して燃料被覆管の温度上昇が生じ，炉心の冠水状態からの露出及び再冠水過程においては，沸騰・ボイド率の変化が熱伝達に影響する。
炉心が露出した場合には，露出部周囲の蒸気が過熱蒸気となり，気液熱非平衡状態が発生する。過熱蒸気の存在は，燃料棒表面熱伝達に影響する。
再循環ポンプがトリップし，炉心流量が減少すると，チャンネルバイパスと燃料集合体下部の圧力差に基づき，通常運転時とは逆に，チャンネルバイパスの冷却材がリーク孔等から燃料集合体に流入する。燃料集合体ごとの崩壊熱差によって，炉心の燃料集合体のボイド率分布や二相水位が異なる（三次元効果）。
原子炉減圧操作を実施した場合には，下部プレナム等で減圧沸騰（フラッシング）が発生する。代替注水設備による注水は，ダウンカマ又は炉心バイパス領域への注水なので，炉心上部での対向流による落下水の抑制現象（ＣＣＦＬ）は発生しない。再循環ポンプが停止するため，下部プレナムで水が停滞し，温度成層化が発生する可能性がある。
これらの二相流動状態や水頭に基づく炉心の圧力損失は原子炉の流動挙動に影響を与える。

D)

原子炉圧力容器（逃がし安全弁含む）
再循環ポンプにより炉心へ流入した冷却材は，炉心で三次元のボイド率分布を生じ，上部プレナム部でより均一なボイド率分布となったのち，セパレータへ流入する。セパレータによって気液分離された戻り水は，給水と混合され，原子炉
圧力容器内のダウンカマに水位が形成される。
再循環ポンプがトリップし，炉心流量が減少すると，下部プレナムの流量配分が変化するものと予想されるが，下部プレナムにある多くの構造材により流量はミキシングされるので，炉心入口流量配分に与える影響は小さい（三次元効
果）。

2-41

ポンプトリップ後の短期的な冷却材流量変化はジェットポンプや再循環ポンプのコーストダウン特性や流路慣性が影響する。ポンプトリップ後の自然循環流量
はダウンカマ水頭，炉心部の圧力損失及び沸騰によるボイド率変化が影響する。
ＳＲＶを使用した原子炉の圧力制御もしくは原子炉減圧による冷却材の放出に伴い，気液分離（水位変化）・対向流となった二相流動様式が燃料被覆管温度変化と原子炉圧力変化に影響する。ＳＲＶ及び破断口からの冷却材放出流量は，臨界流あるいは差圧流として評価できる。ＳＲＶ及び破断口から放出した冷却材は，本事故シーケンスでは，代替注水設備からの注水により補われる。ＥＣＣＳ（給水系・代替注水設備含む）注水は，冷却材の保有水量の変化及び凝縮によるボイド率変化を与える主要な現象として捉えられる。
原子炉減圧操作を実施した場合には，下部プレナム等で減圧沸騰（フラッシング）が発生する。これに伴い発生したボイドにより形成された二相水位はボイド率変化に応じて変化する。また，ＭＳＩＶ閉止直後の圧力上昇時には，蒸気の凝縮が発生する。原子炉圧力容器内の構造物蓄熱量は，構造材との熱伝達として長期の原子炉圧力容器内圧力変化に影響する。
炉心が露出した場合に発生する過熱蒸気は，上部プレナム，ドライヤ，蒸気ドームを経由して圧力容器外へ流出するまでに，ダウンカマから発生した飽和蒸気や構造材と熱伝達してほとんど飽和温度になり，原子炉格納容器圧力変化及び原
子炉格納容器温度変化の観点で，気液熱非平衡は主要な物理現象とはならない。
ほう酸水の拡散は本シーケンスでは実施しないことから考慮不要である。

E)

原子炉格納容器原子炉内で崩壊熱により発生した蒸気（冷却材）がＳＲＶを介してサプレッション・チェンバに放出され，蒸気凝縮によりサプレッション・チェンバのプール
水温が上昇し，格納容器内雰囲気が加熱（気液界面の熱伝達）されることで圧力及び温度が上昇する。また，代替格納容器スプレイを行った場合は，格納容器内
雰囲気がスプレイにより冷却されて温度及び圧力上昇を抑制する。サプレッショ
ン・チェンバはベント管，真空破壊装置を介してドライウェルに接続しているた
め，相互に格納容器各領域間の流動の影響を受ける。
原子炉格納容器内温度上昇により，原子炉格納容器本体をはじめとする原子炉格納容器内の構造材との熱伝達及び内部熱伝導が生じる。原子炉格納容器における残留熱除去系による除熱機能が喪失しているが，格納容器ベントを実施することにより，格納容器内圧力及び温度の上昇を抑制する。

2-42

放射線水分解等による水素・酸素発生については，原子炉格納容器内を不活性化しており，かつ本事象では炉心損傷に至ることはないため，重要な物理現象とはならない。また，サプレッション・プール冷却は実施しないことから考慮不要
である。

2-43

2.1.7(1)

格納容器バイパス（インターフェイスシステムＬＯＣＡ）
事象の推移

格 納 容 器 バ イ パ ス （ イ ン タ ー フ ェ イ ス シ ス テ ム Ｌ Ｏ Ｃ Ａ ） は ，原子炉の出力運転中に，原子炉冷却材圧力バウンダリと接続された系統で，高圧設計部分と低圧設計部分のインターフェイスとなる配管のうち，隔離弁の故障等により低圧設計部分が過圧され破断することを想定した事象とする。
この事象に対する炉心損傷防止対策としては，ＥＣＣＳ（給水系・代替注水設備を含む）による炉心冷却機能の確保が挙げられる。また，インターフェイ
スシステムＬＯＣＡ発生箇所の隔離により冷却材の流出を停止することが可能である。
本事故シーケンスグループにおける主要現象の抽出に関連する事象の推移は
以下のとおりである。
具体的な事故シナリオとして，「高圧炉心注水系の吸込配管（ＡＢＷＲ）」，「低圧注水系の注水配管（ＢＷＲ）」等の破断を想定する。配管破断発生後，炉心流量急減，又は，原子炉水位低により原子炉はスクラムするため未臨界が確保される。破断口から冷却材が流出するため原子炉内保有水が減少し続け，
いずれは炉心露出により燃料被覆管温度が上昇し，炉心損傷に至る。
炉心損傷を防止するために，ＲＣＩＣ及びＥＣＣＳにより炉心を冷却することによって炉心の著しい損傷の防止を図り，また，インターフェイスシステム
ＬＯＣＡの発生箇所を隔離することによって，格納容器外への原子炉冷却材の流出の防止を図ることにより事象は収束する。

(2)

物理現象の抽出

各物理領域において，解析を実施する上で必要な物理現象の抽出につき説明する。
本事故シ－ケンスグループでは，原子炉が隔離された場合，原子炉圧力はＳ
ＲＶの開閉により維持されるため，ＳＲＶの設定圧力を超えることはない。
一方，原子炉水位は，破断口からの冷却材の流出及びＳＲＶの開閉により低下し，炉心上部が露出する場合には，燃料がヒートアップし，燃料被覆管の温度が上昇する可能性がある。
以上より，炉心損傷防止に係るものとして，燃料被覆管温度及び原子炉圧力を評価指標とする。

2-44

事象中の燃料被覆管温度変化及び原子炉圧力変化に影響する物理現象としては以下が挙げられる。
A)

炉心（核）
本事故シーケンスは ， 原 子 炉 格 納 容 器 外 側 で の 配 管 等 の 破 断 事象を想定しているため，原子炉スクラム後の長期的な燃料被覆管温度変化，原子炉
圧力変化が評価対象となる。原子炉スクラム後には核分裂連鎖反応が停止する
ので，β線等を出して崩壊する核種に起因する崩壊熱が上記の評価項目に影響する。
配管等 の 破断発生後，炉心流量急減，又は，原子炉水位低信号でスクラムする以前と，原子炉スクラム直後の短時間は，中性子による核分裂出力が主要な熱源となる。スクラム以前の期間の中性子束は，燃料温度（ドップラ反応度），減速材密度（ボイド反応度）の変化による反応度フィードバック効果の影響を受けるが，配管等の破断が発生してからスクラムするまでの時間が短いため，通常運転時からの出力分布変化はほとんどない。スクラム直後の中性子束変化は，スクラム時の制御棒反応度と制御棒速度（制御棒反応度効果）の影
響を受ける。ＢＷＲプラントの炉心では，低炉心流量，高出力状態においては，核的な反応度フィードバックと熱水力特性に関連した核熱水力不安定事象（三次元効果）が発生する可能性があるが，本事故シーケンスではスクラムに成功するため，発生しない。

B)

炉心（燃料）
核分裂あるいは崩壊熱により燃料棒内で発生した熱は，燃料棒内の熱伝導及び熱伝達により冷却材へと放出される。スクラム後の燃料被覆管
温度変化は，燃料棒内温度変化に影響するペレット内発熱密度分布，燃料ペレット熱伝導，ギャップ熱伝達，燃料被覆管熱伝導，及び燃料棒表面熱伝達の影
響を受ける。燃料棒表面熱伝達は，単相壁面熱伝達と二相壁面熱伝達に加えて，炉心が露出して燃料棒表面温度が高くなった場合は，輻射熱伝達の影響を受ける。スペーサによる伝熱促進現象は，炉心露出時の燃料被覆管表面最高温度（ＰＣＴ）に影響する。再循環ポンプの一部がトリップした時に，炉心流量の急減により燃料棒の一部で温度が上昇する沸騰遷移が発生する可能性がある。水位が低下して炉心が露出した場合には，燃料棒間及びチャンネルボック
スとの輻射熱伝達（三次元効果）が生じる。露出後にＲＣＩＣ及びＥＣＣＳによる注水で炉心水位が回復すると，ドライアウトした燃料棒の温度が低下す
2-45

る。この評価には，リウェット等の沸騰遷移に係る物理現象モデルが必要になる。
スクラムして炉心出力が低下するため，ＰＣＭＩは発生しない。炉心露出時に燃料被覆管の温度が著しく上昇した場合には，水-ジルコニウム反応が促進され，燃料棒被覆管が発熱するとともに，燃料被覆管が酸化される。燃料棒の温度が著しく上昇した場合には，燃料棒内圧の上昇，燃料被覆管の変形が発生する可能性があり，破裂が発生して燃料被覆管変形による流路閉塞が生じると，冷却挙動に影響を与える。
C)

炉心（熱流動）燃料棒から放出される熱は冷却材により除熱され，冷却材の熱流動挙動は，燃料被覆管温度に直接的に影響する燃料棒表面での熱伝達に影響する。本事故シーケンスでは，保有水の減少により炉心に二相水位（気液分離（水位変化））が形成され，炉心上部が露出して燃料被覆管の温度上昇が生じ，炉心の冠水状態からの露出及び再冠水過程においては，沸騰・ボイド率の変化が熱伝達に影響する。
炉心が露出した場合には，露出部周囲の蒸気が過熱蒸気となり，気液熱非平衡状態が発生する。過熱蒸気の存在は，燃料棒表面熱伝達に影響する。
再循環ポンプがトリップし，炉心流量が減少すると，チャンネルバイパスと燃料集合体下部の圧力差に基づき，通常運転時とは逆に，チャンネルバイパスの冷却材がリーク孔等から燃料集合体に流入する。燃料集合体ごとの崩壊熱差によって，炉心の燃料集合体のボイド率分布や二相水位が異なる（三次元効果）。
原子炉減圧操作を実施した場合には，下部プレナム等で減圧沸騰（フラッシング）が発生する。ＲＣＩＣ及びＥＣＣＳによる注水は，ダウンカマ又は炉心バイパス領域への注水なので，炉心上部での対向流による落下水の抑制現象（ＣＣＦ
Ｌ）は発生しない。再循環ポンプが停止するため，下部プレナムで水が停滞し，温度成層化が発生する可能性がある。
これらの二相流動状態や水頭に基づく炉心の圧力損失は原子炉の流動挙動に影響を与える。
D)

原子炉圧力容器（逃がし安全弁含む）
再循環ポンプにより炉心へ流入した冷却材は，炉心で三次元のボイド率分布を生じ，上部プレナム部でより均一なボイド率分布となったのち，セパレータへ流入する。セパレータによって気液分離された戻り水は，給水と混合され，原子炉
圧力容器内のダウンカマに水位が形成される。
2-46

再循環ポンプがトリップし，炉心流量が減少すると，下部プレナムの流量配分が変化するものと予想されるが，下部プレナムにある多くの構造材により流量はミキシングされるので，炉心入口流量配分に与える影響は小さい（三次元効
果）。
ポンプトリップ後の短期的な冷却材流量変化はジェットポンプや再循環ポンプのコーストダウン特性や流路慣性が影響する。ポンプトリップ後の自然循環流量
はダウンカマ水頭，炉心部の圧力損失及び沸騰によるボイド率変化が影響する。
ＳＲＶを使用した原子炉の圧力制御もしくは原子炉減圧による冷却材の放出に伴い，気液分離（水位変化）・対向流となった二相流動様式が燃料被覆管温度変化と原子炉圧力変化に影響する。ＳＲＶ及び破断口からの冷却材放出流量は，臨界流あるいは差圧流として評価できる。ＳＲＶ及び破断口から放出した冷却材は，本事故シーケンスでは，ＲＣＩＣ及びＥＣＣＳからの注水により補われる。
ＥＣＣＳ（給水系・代替注水設備含む）注水は，冷却材の保有水量の変化及び凝縮によるボイド率変化を与える主要な現象として捉えられる。
原子炉減圧操作を実施した場合には，下部プレナム等で減圧沸騰（フラッシング）が発生する。これに伴い発生したボイドにより形成された二相水位はボイド率変化に応じて変化する。また，ＭＳＩＶ閉止直後の圧力上昇時には，蒸気の凝縮が発生する。原子炉圧力容器内の構造物蓄熱量は，構造材との熱伝達として長期の原子炉圧力容器内圧力変化に影響する。
炉心が露出した場合に発生する過熱蒸気は，上部プレナム，ドライヤ，蒸気ドームを経由して圧力容器外へ流出するまでに，ダウンカマから発生した飽和蒸気や構造材と熱伝達してほとんど飽和温度になり，原子炉格納容器圧力変化及び原
子炉格納容器温度変化の観点で，気液熱非平衡は主要な物理現象とはならない。
ほう酸水の拡散は本シーケンスでは実施しないことから考慮不要である。

E)

原子炉格納容器本事故シーケンスグループは，格納容器バイパス事象であり原子炉格納容器内

挙動が，燃料被覆管温度へ影響を与えることはないことから，主要な物理現象は抽出しない。

2-47

表2-1 抽出された物理現象一覧（炉心損傷防止）（1/3）
評価事象

高圧・低圧注水 高圧注水・減圧 全交流動力電 崩壊熱除去機能 原子炉停止機能 ＬＯＣＡ時注水 格納容器バイパス（インターフェイ
喪失
喪失
機能喪失
機能喪失
機能喪失
源喪失
スシステムＬＯＣ
Ａ）

分類
物理現象

評 燃料被覆管温度
価 原子炉圧力指 原子炉格納容器標
圧力及び温度

燃料被覆管温度

燃料被覆管温度

燃料被覆管温度

燃料被覆管温度

燃料被覆管温度

燃料被覆管温度

原子炉圧力

原子炉圧力

原子炉圧力

原子炉圧力

原子炉圧力

原子炉圧力

原 子 炉 格 納 容 器 原子炉格納容器

原子炉格納容器

原子炉格納容器 原子炉格納容器

圧力及び温度圧力及び温度圧力及び温度圧力及び温度圧力及び温度

炉心（核）
炉心（燃料）2-48

炉心（熱流動）

〇

〇

〇
〇
〇
〇
－

〇
〇
〇
－
〇
〇

〇
〇
〇
〇
－

〇
〇
〇
〇
－

〇

〇

〇

〇

〇

〇

〇

〇

〇

〇

〇

〇

〇

〇

〇

〇

〇

〇

燃料被覆管酸化

〇

〇

〇

〇

〇

〇

〇

燃料被覆管変形

〇

〇

〇

〇

〇

〇

〇

三次元効果

〇

〇

〇

〇

－

〇

〇

〇
〇

核分裂出力

〇

〇

〇

〇

出力分布変化
反応度フィードバック効果
制御棒反応度効果
崩壊熱
三次元効果

〇
〇
〇
〇
－

〇
〇
〇
〇
－

〇
〇
〇
〇
－

燃料棒内温度変化〇〇

燃料棒表面熱伝達〇

沸騰遷移

沸騰・ボイド率変化

〇

〇

〇

〇

気液分離（水位変化）
・対向流
気液熱非平衡
圧力損失

〇
〇
〇

〇
〇
〇

〇
〇
〇

〇
〇
〇

三次元効果

〇

〇

〇

〇

〇

〇

〇
〇

〇
〇
〇

〇
〇
〇

〇

〇

〇

〇：解析を実施する上で必要な物理現象，－：物理現象自体が生じない又は解析を実施する上で必ずしも必要ではない物理現象

表2-1 抽出された物理現象一覧（炉心損傷防止）（2/3）
評価事象

高圧・低圧注 高圧注水・減
水機能喪失
圧機能喪失

分類

評 燃料被覆管温度
価 原子炉圧力指 原子炉格納容器標
圧力及び温度

全交流動力電
源喪失

崩壊熱除去機
能喪失

原子炉停止機 ＬＯＣＡ時注
能喪失
水機能喪失

格納容器バイパス（インターフェイスシステムＬＯＣ
Ａ）

燃料被覆管温度

燃料被覆管温度

燃料被覆管温度

燃料被覆管温度

燃料被覆管温度

燃料被覆管温度

原子炉圧力

原子炉圧力

原子炉圧力

原子炉圧力

原子炉圧力

原子炉圧力

原 子 炉 格 納 容 器 原子炉格納容器

原子炉格納容器原 子炉 格納 容器 原子炉格納容器

圧力及び温度圧力及び温度圧力及び温度圧力及び温度圧力及び温度

物理現象
冷却材流量変化〇〇〇（逃がし安全弁含む）

原子炉圧力容器

2-49

〇

〇

〇

〇

〇

〇

冷却材放出（臨界流・差圧流）

〇

〇

〇

〇

〇

沸騰・凝縮・ボイド率変化

〇

〇

〇

〇

〇

〇

〇

気液分離（水位変化）・対向流

〇

〇

〇

〇

－

〇

〇

気液熱非平衡

－

－

－

－

－

－

－

圧力損失

〇

〇

〇

〇

〇

〇

〇

構造材との熱伝達

〇

〇

〇

〇

－

〇

〇

ＥＣＣＳ注水（給水系・代替注水設備含む）

〇

〇

〇

〇

〇

〇

〇

ほう酸水の拡散

－

－

－

－

〇

－

－

三次元効果

〇

〇

〇

〇

〇

〇

〇

〇：解析を実施する上で必要な物理現象，－：物理現象自体が生じない又は解析を実施する上で必ずしも必要ではない物理現象

表2-1 抽出された物理現象一覧（炉心損傷防止）（3/3）
評価事象

分類

高圧・低圧注
水機能喪失

高圧注水・減
圧機能喪失

全交流動力電 崩壊熱除去機
源喪失
能喪失

原子炉停止機能喪失

ＬＯＣＡ時注
水機能喪失

格納容器バイパス（インターフェイスシステムＬＯＣＡ）

評 燃料被覆管温度
価 原子炉圧力指 原子炉格納容器
標

燃料被覆管温度

燃料被覆管温度

燃料被覆管温度

燃料被覆管温度

燃料被覆管温度

燃料被覆管温度

原子炉圧力

原子炉圧力

原子炉圧力

原子炉圧力

原子炉圧力

原子炉圧力

原 子 炉 格 納 容 器 原子炉格納容器

原子炉格納容器原 子炉 格納 容器 原子炉格納容器

圧力及び温度圧力及び温度圧力及び温度圧力及び温度圧力及び温度圧力及び温度

物理現象

原子炉格納容器

2-50

冷却材放出

〇

〇

〇

〇

〇

〇

－

格納容器各領域間の流動

〇

〇

〇

〇

〇

〇

－

サプレッション・プール冷却

－

〇

〇

〇

〇

－

－

気液界面の熱伝達

〇

〇

〇

〇

〇

〇

－

構造材との熱伝達及び内部熱伝導

〇

〇

〇

〇

－

〇

－

スプレイ冷却

〇

－

〇

〇

－

〇

－

放射線水分解等による水素・酸素発生

－

－

－

－

－

－

－

格納容器ベント

〇

－

〇

〇

－

〇

－

〇：解析を実施する上で必要な物理現象，－：物理現象自体が生じない又は解析を実施する上で必ずしも必要ではない物理現象

2.2

格納容器破損防止

本節の各項では，格納容器破損防止に係る格納容器破損モードごとに，事象の推移を踏まえて，注目する評価指標及び運転員等操作に対して影響すると考えられる物理現象を，対象とした物理領域ごとに抽出する。
物理現象の抽出に当たって対象とする評価指標は，「規則の解釈」に示される，以下の（a）～（i）の有効性があることを確認する評価項目に対応したものである。
(a) 原子炉格納容器バウンダリにかかる圧力が最高使用圧力又は限界圧力を下回ること。
(b) 原子炉格納容器バウンダリにかかる温度が最高使用温度又は限界温度を下回ること。
(c) 放射性物質の総放出量は，放射性物質による環境への汚染の視点も含め，環境への影響をできるだけ小さくとどめるものであること。
(d) 原子炉圧力容器の破損までに原子炉冷却材圧力は 2.0MPa 以下に低減されていること。
(e) 急速な原子炉圧力容器外の溶融燃料－冷却材相互作用による熱的・機械的荷重によって原子炉格納容器バウンダリの機能が喪失しないこと。
(f) 原子炉格納容器が破損する可能性のある水素の爆轟を防止すること。
(g) 可燃性ガスの蓄積，燃焼が生じた場合においても，(a)の要件を満足すること。
(h) 原子炉格納容器の床上に落下した溶融炉心が床面を拡がり原子炉格
納容器バウンダリと直接接触しないこと及び溶融炉心が適切に冷却されること。
(i) 溶融炉心による侵食によって，原子炉格納容器の構造部材の支持機能が喪失しないこと及び溶融炉心が適切に冷却されること。
ここでは，格納容器破損モードの特徴を踏まえて，本資料で説明する解析
コードで取り扱う範囲の評価項目に対応する評価指標を選定する。
抽出された物理現象は，格納容器破損モードとの組合せでマトリクスの形
で表2-2のように整理されている。表 2-2 では，注目する評価指標に対して解析を実施する上で必要な物理現象を「○」，物理現象自体が生じない又は
2-51

解析を実施する上で必ずしも必要ではない物理現象を「－」で表している。
2.2.1

炉心損傷前の原子炉圧力容器内における現象

事象発生後短期に炉心損傷に至る事故シーケンスにおいて，炉心損傷前の炉心領域に対して，2.1節で抽出された物理現象の中で，事象進展に対する影響があると考えられる物理現象は「崩壊熱」のみであると考えられるが，格納容器
破損防止評価では，2.1節の炉心損傷防止において抽出された物理現象について，基本的にすべての物理現象を対象とする。
ただし，以下の現象については，物理現象自体が生じない又は評価指標に対する影響が小さいため物理現象として抽出しない。
・出力分布変化（炉心（核））炉心内の出力分布は概ね初期状態（通常運転状態）に依存し，原子炉スク
ラムにより出力が直ちに低下する事象では，過渡中の出力分布変化は主要な物理現象とはならない。
・三次元効果（炉心（核），炉心（燃料），炉心（熱流動），原子炉圧力容器）
炉心損傷に至る前の炉心及び原子炉圧力容器内における熱水力的な三次元効果（炉心不安定事象，炉心部における流量配分効果），輻射熱伝達の三次
元効果については，冷却材喪失に伴い炉心損傷に至る事象においては，事象進展に影響を及ぼす主要な物理現象とはならない。また，ほう酸水の拡散における三次元的な効果については，ほう酸水注入を実施しないため，考慮不要である。

・沸騰遷移（炉心（燃料））
事象初期の短期間における炉心損傷前の燃料被覆管温度変化に影響する現象
であり，炉心損傷に至る事象においては，主要な物理現象とはならない。

・ほう酸水の拡散（原子炉圧力容器）
本事故シーケンスでは，ほう酸水注入は実施しない。

2-52

2.2.2(1)

雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）
事象の推移

原子炉格納容器圧力及び温度による静的負荷は，原子炉格納容器内へ流出した高温の冷却材及び溶融炉心の崩壊熱等の熱によって発生した水蒸気，金属－水反応によって発生した非凝縮性ガスなどの蓄積によって，原子炉格納容器圧力及び温度が緩慢に上昇し，原子炉格納容器が破損に至る事象を想定する。
この事象に対する格納容器破損防止対策としては，代替注水設備による原
子炉圧力容器内の損傷炉心への注水，又は，原子炉圧力容器が破損する場合には格納容器下部への注水を実施し，溶融燃料を冷却すること，及び代替格
納容器スプレイにより，原子炉格納容器気相部の冷却を行い，原子炉格納容器圧力及び温度の上昇を抑制することが挙げられる。また，原子炉格納容器
圧力の上昇時には格納容器ベントにより原子炉格納容器の過圧による破損を
防止する。
(2)

物理現象の抽出

各物理領域において，解析を実施する上で必要な物理現象の抽出について説明する。本格納容器破損モードにおいては，原子炉格納容器の過圧破損及び過温破損を防止する対策の有効性を確認することが評価目的であることから，評価指標は原子炉格納容器圧力及び温度とする。
A)

原子炉圧力容器（炉心損傷後）（逃がし安全弁含む）
事象初期において炉内への注水に失敗するため，逃がし安全弁，もしくはＬＯＣＡ時の破断口からの原子炉圧力容器内の冷却材の放出に伴う水位低下により，炉心燃料は露出し，ヒートアップを開始する。過熱した燃料棒表面
では燃料被覆管と水蒸気による酸化反応により水素が発生する。酸化反応熱
により燃料棒はさらに過熱され，燃料被覆管は損傷に至り，高温領域から燃料ペレットが崩壊を始める。事象進展に伴い，溶融物が流下すると燃料外径が増加（キャンドリング）し，流路の閉塞が発生する。制御棒等の炉内構造
物は，溶融燃料からの輻射熱伝達により溶融して（構造材との熱伝達），炉心部の下方ノードへ移行する。溶融燃料についても，流路の閉塞により冷却材や蒸気による流入が停止すると溶融プールを形成し，溶融プールの下部に形成されたクラストが破損すると，下方ノードへと移行していく。
2-53

代替注水設備等による炉内注水で，炉心が再冠水し，損傷炉心冷却に成功する場合には，原子炉圧力容器破損は防止される。
代替注水設備による損傷炉心冷却に失敗する場合には，溶融炉心の炉心部
下方への移行を抑止することができず，溶融炉心は周辺クラストの破損に伴い，徐々に下部プレナム領域へリロケーションを開始する。溶融炉心は下部
プレナムに残存する冷却材に落下するため，溶融炉心と冷却材との相互作用が生じ，溶融炉心が細粒化（原子炉圧力容器内ＦＣＩ（溶融炉心細粒化））
し，水との熱伝達（原子炉圧力容器内ＦＣＩ（デブリ粒子熱伝達））により水蒸気を発生させつつ冷却される。さらに下部プレナムでの溶融炉心の熱伝達により，原子炉圧力容器破損に至る。
一連の過程で炉心燃料から放出されたＦＰは，原子炉圧力容器内を水及び蒸気の流動とともに輸送され（原子炉圧力容器内ＦＰ挙動），一部は原子炉
圧力容器外へ放出される。放射線水分解等により発生する水素・酸素についても同様に原子炉圧力容器外へ放出される。
制御棒（中性子吸収材含む）溶融開始後，炉心溶融落下に至る間に炉内に注水される場合には，溶融炉心の再臨界に至る可能性が考えられるが，炉心部から制御棒が溶融落下するまでに，炉心燃料の溶融は進展し，注水時には構造材－水反応に伴う発熱反応により炉心溶融が促進されるため，再臨界に至る炉心燃料形状が継続的に維持されている可能性は十分小さい。
B)

原子炉格納容器 （炉心損傷後含む）
逃がし安全弁もしくはＬＯＣＡ時の破断口から高温の冷却材（冷却材の放出），溶融炉心の崩壊熱等の熱によって発生した水蒸気が原子炉格納容器内へ放出され，炉心損傷時には同時に，構造材－水反応（燃料被覆管の酸化反応等）に伴う水素，及び冷却材の放射線分解による水素，酸素が発生し，格納容器内へ放出される。
これらの水蒸気，非凝縮性ガスは，原子炉格納容器各領域間の流動に伴い格納容器内全体に広がってゆき，サプレッション・プール表面での蒸気蒸発，凝縮及び気液界面伝達等の過程を経て，格納容器内雰囲気の圧力及び温度が上昇する。サプレッション・プール水表面での気液界面の熱伝達により，圧力上昇は抑制される。原子炉格納容器内温度の上昇により，格納容器
本体をはじめとする原子炉格納容器内の構造材との熱伝達及び内部熱伝導が
生じる。
2-54

原子炉格納容器における残留熱除去系による除熱機能が喪失しているため，格納容器スプレイ冷却により，格納容器圧力及び温度を維持するが，格納容器スプレイは，サプレッション・チェンバ内のベント配管が水没しない
ように停止する。崩壊熱により原子炉格納容器圧力が上昇するが，格納容器
ベント，又はサプレッションプール冷却等の格納容器除熱を実施することにより格納容器圧力を抑制する。
格納容器内において，放射線水分解等による水素・酸素が発生するが，格納容器内を不活性化しているため脅威とはならない。
炉心損傷後に原子炉圧力容器内の損傷炉心から放出されるＦＰは，水及び蒸気の流動とともに輸送され，格納容器内各領域において熱源となる崩壊熱分布に影響を与える（原子炉格納容器内ＦＰ挙動）。
代替注水設備による損傷炉心への注水に失敗した場合には，原子炉圧力容器の破損に至るが，この場合に考慮する物理現象については，「高圧溶融物
放出／格納容器雰囲気直接加熱」と同じである。
2.2.3
(1)

高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱
事象の推移

高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱は，原子炉圧力容器が高い圧力の状態で損傷し，溶融燃料ならびに水蒸気及び水素が急速に放出され，原子炉格
納容器に熱的・機械的な負荷が発生し，原子炉格納容器の破損に至る事象を想定する。
この事象に対する格納容器破損防止対策として，高圧溶融物放出及びそれに続く格納容器雰囲気直接加熱を防止するために，逃がし安全弁の開放による原子炉圧力容器の減圧を行う。
本格納容器破損モードにおける主要現象の抽出に関連する事象の推移は以下のとおりである。
炉心損傷後，溶融した炉心は下部プレナムに落下し，下部プレナム内の冷却材を蒸発させるとともに，原子炉圧力容器下部ヘッドの温度を上昇させ，いずれは原子炉圧力容器破損に至り，溶融炉心が原子炉圧力容器から放出される。このとき，原子炉圧力容器の減圧操作により，十分な減圧が達成されていれば，高圧溶融物放出及びそれに続く格納容器雰囲気直接加熱には至ら
ない。

2-55

(2)

物理現象の抽出
各物理領域において，解析を実施する上で必要な物理現象の抽出について説明する。本格納容器破損モードにおいては，高圧条件での溶融物の噴出を防止するための原子炉圧力容器の減圧対策の有効性を確認することが評価目的であることから，評価指標は原子炉圧力とする。
A)

原子炉圧力容器（炉心損傷後）（逃がし安全弁含む）
事象初期において炉内への注水に失敗するため，逃がし安全弁からの原子

炉圧力容器内冷却材の放出に伴う水位低下により，炉心燃料は露出し，ヒートアップを開始する。
代替注水設備による注水が実施できない場合には，原子炉圧力容器の高圧破損を防止するために逃がし安全弁による手動減圧操作を実施するため，原
子炉圧力は急速に低下するとともに，炉内の冷却材も逃がし安全弁から格納容器へと放出される。
過熱した燃料棒表面では燃料被覆管と水蒸気による酸化反応により水素が発生する。酸化反応熱により燃料棒はさらに過熱され，燃料被覆管は損傷に至り，高温領域から燃料ペレットが崩壊を始める。事象進展に伴い，溶融物が流下すると燃料外径が増加（キャンドリング）し，流路の閉塞が発生する。制御棒等の炉内構造物は，溶融燃料からの輻射熱伝達により溶融して（構造材との熱伝達），炉心部の下方ノードへ移行する。溶融燃料について
も，流路の閉塞により冷却材や蒸気による流入が停止すると溶融プールを形成し，溶融プールの下部に形成されたクラストが破損すると，下方ノードへと移行し，その後，溶融炉心の炉心部下方への移行を抑止することができず，溶融炉心は周辺クラストの破損に伴い，徐々に下部プレナムへ蓄積する（リロケーション）。下部プレナムに冷却材が残存する場合，溶融炉心と冷却材との相互作用が生じ，溶融炉心が細粒化（原子炉圧力容器内ＦＣＩ（溶融炉心細粒化））し，水との熱伝達（原子炉圧力容器内ＦＣＩ（デブリ粒子熱伝達））により水蒸気を発生させつつ冷却される。さらに下部プレナムでの溶融炉心の熱伝達により，原子炉圧力容器破損に至る。
一連の過程で炉心燃料から放出されたFPは，原子炉圧力容器内を水及び蒸気の流動とともに輸送され，一部は原子炉圧力容器外に放出される（原子炉
圧力容器内ＦＰ挙動）。放射線水分解等により発生する水素・酸素についても同様に原子炉圧力容器外へ放出される。

2-56

制御棒（中性子吸収材含む）溶融開始後，炉心溶融落下に至る間に炉内に注水される場合には，溶融炉心の再臨界に至る可能性が考えられるが，炉心部から制御棒が溶融落下するまでに，炉心燃料の溶融は進展し，注水時には構造材－水反応に伴う発熱により炉心溶融が促進されるため，再臨界に至る
炉心燃料形状が継続的に維持される可能性は十分小さい。
B)

原子炉格納容器（炉心損傷後含む）
逃がし安全弁から溶融炉心の崩壊熱等の熱によって発生した水蒸気が原子

炉格納容器内へ放出（冷却材の放出）され，炉心損傷時には同時に，構造材－水反応（燃料被覆管の酸化反応等）に伴う水素，及び冷却材の放射線分解
による水素，酸素が発生し，格納容器内へ放出される。
これらの水蒸気，非凝縮性ガスは，原子炉格納容器各領域間の流動に伴い格納容器内全体に広がってゆき，サプレッション・プール表面での蒸気蒸発，凝縮及び気液界面伝達等の過程を経て，格納容器内雰囲気の圧力及び温度が上昇する。原子炉格納容器内温度の上昇により，格納容器本体をはじめとする原子炉格納容器内の構造材との熱伝達及び内部熱伝導が生じる。
原子炉圧力容器の破損後，下部プレナムに蓄積していた溶融炉心は原子炉
格納容器へと放出される。格納容器下部に落下した溶融炉心と格納容器下部の冷却材プールの間で相互作用が生じ，溶融炉心が細粒化（原子炉圧力容器
外ＦＣＩ（溶融炉心細粒化））し，水との熱伝達（原子炉圧力容器外ＦＣＩ（デブリ粒子熱伝達））により水蒸気を発生させつつ冷却される。格納容器
下部領域には制御棒駆動装置等の構造物が存在するため，溶融炉心落下時に，これら内部構造物を破損，溶融する可能性がある。
格納容器下部に落下した溶融燃料は，格納容器下部床面に拡がり，格納容器下部の冷却材プールやコンクリートと熱伝達するが，格納容器バウンダリ
は，溶融炉心と直接接触する（格納容器直接接触）ことがない構造になっている。溶融炉心落下に伴い，コンクリート温度が上昇するとコンクリート分
解及び非凝縮性ガスを発生させる可能性がある。この時，溶融燃料は炉心形状を維持しておらず，落下時おいて，制御棒等の中性子吸収材もデブリ内に取り込んでいると考えられることから，溶融炉心の再臨界は発生しないと考えられる。
格納容器内において，水の放射線分解等による水素・酸素が発生するが，格納容器内を不活性化しているため脅威とはならない。
2-57

炉心損傷後に原子炉圧力容器内の損傷炉心から放出されるＦＰは，水及び蒸気の流動とともに輸送され，格納容器内各領域において熱源となる崩壊熱分布に影響を与える（原子炉格納容器内ＦＰ挙動）。
本事故シーケンスグループでは，スプレイ冷却，格納容器ベント及びサプ
レッション・プール冷却は実施しないことから考慮不要である。また，原子炉圧力容器の減圧に失敗し，原子炉圧力容器が高圧破損する場合には，放出された溶融炉心は蒸気流により液滴状態となって原子炉格納容器に飛散し，格納容器雰囲気を直接加熱し，急激な圧力上昇をもたらす可能性がある（原子炉圧力容器破損後の高圧溶融炉心放出，格納容器雰囲気直接加熱）がある
が，これらの現象は，急速減圧により原子炉圧力容器破損時の圧力を低減することにより防止される。

2.2.4
(1)

原子炉圧力容器外の溶融燃料－冷却材相互作用
事象の推移

原子炉圧力容器外の溶融燃料－冷却材相互作用は，原子炉圧力容器から流出した溶融燃料が原子炉圧力容器外の冷却材と接触して一時的な圧力の急上昇が発生（圧力スパイク）し，原子炉格納容器内構造物に対する機械的荷重が生じる（水蒸気爆発）事象である。水蒸気爆発については，実機において大規模な水蒸気爆発に至る可能性は極めて低いと考えられるが，溶融炉心から冷却材への伝熱による水蒸気発生に伴う急激な圧力上昇（圧力スパイク）の発生の可能性があることから，ここでは圧力スパイクにより，原子炉格納容器の過圧破損に至る事象を想定する。
この事象では，圧力スパイクによる原子炉格納容器圧力の上昇の程度を把握
し， 原子炉格納容器の健全性を確認することを目的としており，この事象を防止するための対策はないが，その他の格納容器破損モードの防止策として，代替格納容器スプレイ，格納容器ベント，原子炉圧力が高い場合の原子炉圧力容器の減圧操作を想定する。
本格納容器破損モードにおける主要現象の抽出に関連する事象の推移は以下のとおりである。
炉心損傷後，溶融した炉心は下部プレナムに落下し，下部プレナム内の冷却材を蒸発させるとともに，原子炉圧力容器下鏡部温度を上昇させ，いずれは原子炉圧力容器破損に至る。格納容器下部には，代替注水設備を用いた注
水により，原子炉圧力容器破損前に冷却材プールが形成される。このため，
2-58

原子炉圧力容器破損後，溶融炉心が格納容器下部に落下すると，格納容器下部床面の冷却材と接触して圧力スパイクが発生する。
(2)

物理現象の抽出

各物理領域において，解析を実施する上で必要な物理現象の抽出について説明する。本格納容器破損モードにおいては，圧力スパイクによる原子炉格納容器の破損が生じないことを確認することが評価目的であることから，評価指標
は原子炉格納容器圧力とする。
A)

原子炉圧力容器（炉心損傷後）（逃がし安全弁含む）
事象初期において炉内への注水に失敗するため，原子炉圧力容器の炉心燃料は，逃がし安全弁もしくはＬＯＣＡ時の破断口からの原子炉圧力容器内冷却材の放出に伴う水位低下により，炉心燃料は露出し，ヒートアップを開始する。過熱した燃料棒表面では燃料被覆管と水蒸気による酸化反応により水素が発生する。酸化反応熱により燃料棒はさらに過熱され，燃料被覆管は損傷に至り，高温領域から燃料ペレットが崩壊を始める。事象進展に伴い，溶融物が流下すると燃料外径が増加（キャンドリング）し，流路の閉塞が発生する。制御棒等の炉内構造物は，溶融燃料からの輻射熱伝達により溶融して（構造材との熱伝達），炉心部の下方ノードへ移行する。溶融燃料について
も，流路の閉塞により冷却材や蒸気による流入が停止すると溶融プールを形成し，溶融プールの下部に形成されたクラストが破損すると，下方ノードへと移行していく。
代替注水設備による炉内注水により炉心が再冠水し，損傷炉心の冷却に成功した場合には，原子炉圧力容器の破損は防止される。
代替注水設備による損傷炉心への注水に失敗する場合には，溶融炉心の炉心部下方への移行を抑止することができず，溶融炉心は周辺クラストの破損に伴い，徐々に下部プレナムへリロケーションする。下部プレナムに冷却材が残存する場合，溶融炉心と冷却材との相互作用が生じ，溶融炉心が細粒化（原子炉圧力容器内ＦＣＩ（溶融炉心細粒化））し，水との熱伝達（原子炉
圧力容器内ＦＣＩ（デブリ粒子熱伝達））により水蒸気を発生させつつ冷却される。さらに下部プレナムでの溶融炉心の熱伝達により，原子炉圧力容器破損に至る。一連の過程で炉心燃料から放出されたＦＰは，原子炉圧力容器
内を水及び蒸気の流動とともに輸送され，一部は原子炉圧力容器外に放出される（原子炉圧力容器内ＦＰ挙動）。放射線水分解等により発生する水素・2-59

酸素についても同様に原子炉圧力容器外へ放出される。
制御棒（中性子吸収材含む）溶融開始後，炉心溶融落下に至る間に炉内に注水される場合には，炉心溶融の再臨界に至る可能性が考えられるが，炉心部から制御棒が溶融落下するまでに，炉心燃料の溶融は進展し，注水時には構造材－水反応に伴う発熱反応により炉心溶融が促進されるため，再臨界に至る炉心燃料形状が継続的に維持されている可能性は十分小さい。
B)

原子炉格納容器（炉心損傷後含む）
逃がし安全弁もしくはＬＯＣＡ時の破断口から高温の冷却材（冷却材の放出），溶融炉心の崩壊熱等の熱によって発生した水蒸気が原子炉格納容器内へ放出され，炉心損傷時には同時に，構造材－水反応（燃料被覆管の酸化反応等）に伴う水素，及び冷却材の放射線分解による水素，酸素が発生し，格納容器内へ放出される。
これらの水蒸気，非凝縮性ガスは，原子炉格納容器各領域間の流動に伴い格納容器内全体に広がってゆき，サプレッション・プール表面での蒸気蒸発，凝縮及び気液界面伝達等の過程を経て，格納容器内雰囲気の圧力及び温度が上昇する。原子炉格納容器内温度の上昇により，格納容器本体をはじめとする原子炉格納容器内の構造材との熱伝達及び内部熱伝導が生じる。
原子炉圧力容器の破損後，下部プレナムに蓄積していた溶融炉心は原子炉
格納容器へと放出される。格納容器下部に落下した溶融炉心と格納容器下部の冷却材プールの間で相互作用が生じ，溶融炉心が細粒化（原子炉圧力容器
外ＦＣＩ（溶融炉心細粒化））し，水との熱伝達（原子炉圧力容器外ＦＣＩ（デブリ粒子熱伝達））により水蒸気を発生させつつ冷却される。格納容器
下部領域には制御棒駆動装置等の構造物が存在するため，溶融炉心落下時に，これら内部構造物を破損，溶融する可能性がある。
格納容器下部に落下した溶融燃料は，格納容器下部床面に拡がり，格納容器下部の冷却材プールやコンクリートと熱伝達するが，格納容器バウンダリ
は，溶融炉心と直接接触する（格納容器直接接触）ことがない構造になっている。コンクリート温度が上昇するとコンクリート分解及び非凝縮性ガスを発生させる可能性がある。この時，溶融燃料は炉心形状を維持しておらず，
落下時おいて，制御棒等の中性子吸収材もデブリ内に取り込んでいると考えられることから，溶融炉心の再臨界は発生しないと考えられる。
格納容器内において，水の放射線分解等による水素・酸素が発生するが，2-60

格納容器内を不活性化しているため脅威とはならない。
炉心損傷後に原子炉圧力容器内の損傷炉心から放出されるＦＰは，水及び蒸気の流動とともに輸送され，格納容器内各領域において熱源となる崩壊熱分布に影響を与える（原子炉格納容器内ＦＰ挙動）。
本事故シーケンスグループでは，スプレイ冷却，格納容器ベント及びサプ
レッション・プール冷却は実施しないことから考慮不要である。
2.2.5
(1)

水素燃焼
事象の推移

水素燃焼は，炉内水位維持に失敗して炉心損傷し，ジルコニウム－水反応による水素発生，放射線水分解による水素及び酸素が発生する事象を想定する。
この事象に対する格納容器破損防止対策として，窒素置換による格納容器雰
囲気の不活性化を行うことにより原子炉格納容器内の酸素濃度を抑制する。また，残留熱除去系等による除熱が実施できない場合には，格納容器ベントにより格納容器過圧破損を防止するとともに，可燃性ガスを格納容器外に排出する。その他の格納容器破損モードの防止策として，原子炉圧力が高い場合の原
子炉圧力容器の減圧操作も想定する。
本格納容器破損モードにおける主要現象の抽出に関連する事象の推移は以下のとおりである。
炉心の冷却能力が低下し，崩壊熱による炉心ヒートアップに伴い，ジルコニ
ウム－水反応により反応熱とともに水素が発生し，その後も燃料温度の上昇が継続し，炉心損傷に至る。発生した水素は，原子炉冷却材と共に原子炉格納容器に放出される。炉心損傷後は，代替注水設備による炉内注水を実施すること
により，炉心を再冠水させて原子炉圧力容器の破損を防止する。
炉心溶融が進展し，炉心燃料が下部プレナムへ移行する場合には，代替注水設備を用いた格納容器下部への注水により，原子炉圧力容器の破損前に冷却材プールが形成させる。
その後，代替注水設備を用いた格納容器スプレイにより，原子炉格納容器気相部の冷却を行い，原子炉格納容器圧力及び温度の上昇を抑制する。格納容器
スプレイは，サプレッション・チェンバのベント配管が水没しないように停止する。スプレイ停止後は，崩壊熱により原子炉格納容器圧力が上昇するが，格納容器ベントを実施することにより格納容器圧力を抑制する。格納容器除熱として，残留熱除去系等の復旧又は，代替除熱設備による除熱を期待する場合に2-61

は，サプレッション・プールを水源として，熱交換器を介した炉内注水，格納容器内注水を行うことにより原子炉及び格納容器を冷却する（サプレッション・プール冷却）。
(2)

物理現象の抽出

各物理領域において，解析を実施する上で必要な物理現象の抽出について説明する。本格納容器破損モードにおいては，原子炉格納容器内の水素濃度が爆轟を引き起こさないことを確認することが評価目的であるが，ＢＷＲは窒素置換による格納容器雰囲気の不活性化が行われていることから，酸素濃度が抑制が重要である。したがって，評価指標は酸素濃度とする。
A)

原子炉圧力容器（炉心損傷後）（逃がし安全弁含む）
事象初期において炉内への注水に失敗するため，原子炉圧力容器の炉心燃料は，逃がし安全弁からの原子炉圧力容器内冷却材の放出に伴う水位低下により，炉心燃料は露出し，ヒートアップを開始する。過熱した燃料棒表面では燃料被覆管と水蒸気による酸化反応により水素が発生する。酸化反応熱に
より燃料棒はさらに過熱され，燃料被覆管は損傷に至り，高温領域から燃料ペレットが崩壊を始める。事象進展に伴い，溶融物が流下すると燃料外径が増加（キャンドリング）し，流路の閉塞が発生する。制御棒等の炉内構造物
は，溶融燃料からの輻射熱伝達により溶融して（構造材との熱伝達），炉心部の下方ノードへ移行する。溶融燃料についても，流路の閉塞により冷却材や蒸気による流入が停止すると溶融プールを形成し，溶融プールの下部に形成されたクラストが破損すると，下方ノードへと移行していく。
代替注水設備による炉内注水により炉心が再冠水し，損傷炉心の冷却に成功した場合には，原子炉圧力容器破損は防止される。なお，代替注水設備による損傷炉心への注水に失敗した場合には，原子炉圧力容器の破損に至るが，この場合に考慮する物理現象については，「高圧溶融物放出／格納容器
雰囲気直接加熱」と同じである。
一連の過程で炉心燃料から放出されたＦＰは，原子炉圧力容器内を水及び蒸気の流動とともに輸送され，一部は原子炉圧力容器外に放出される（原子炉圧力容器内ＦＰ挙動）。放射線水分解等により発生する水素・酸素についても同様に原子炉圧力容器外へ放出される。
制御棒（中性子吸収材含む）溶融開始後，炉心溶融落下に至る間に炉内に2-62

注水される場合には，炉心溶融の再臨界に至る可能性が考えられるが，炉心部から制御棒が溶融落下するまでに，炉心燃料の溶融は進展し，注水時には構造材－水反応に伴う発熱反応により炉心溶融が促進されるため，再臨界に至る炉心燃料形状が継続的に維持されている可能性は十分小さい。
B)

原子炉格納容器（炉心損傷後含む）
逃がし安全弁から，溶融炉心の崩壊熱等の熱によって発生した水蒸気が原

子炉格納容器内へ放出（冷却材の放出）され，炉心損傷時には同時に，構造材－水反応（燃料被覆管の酸化反応等）に伴う水素，及び冷却材の放射線分解による水素，酸素が発生し，格納容器内へ放出される。
これらの水蒸気，非凝縮性ガスは，原子炉格納容器各領域間の流動に伴い格納容器内全体に広がってゆき，サプレッション・プール表面での蒸気蒸発，凝縮及び気液界面伝達等の過程を経て，格納容器内雰囲気の圧力及び温度が上昇する。原子炉格納容器内温度の上昇により，格納容器本体をはじめとする原子炉格納容器内の構造材との熱伝達及び内部熱伝導が生じる。
格納容器除熱として，残留熱除去系等の復旧又は，又は，代替除熱設備による除熱を期待する場合には，サプレッション・プールを水源として，熱交換器を介した炉内注水，格納容器内注水を行うことにより原子炉及び格納容器を冷却する（サプレッション・プール冷却）。
残留熱除去系等による除熱機能が喪失している場合，格納容器スプレイ冷却により，格納容器圧力及び温度を維持するが，格納容器スプレイは，サプ
レッション・チェンバ内のベント配管が水没しないように停止する。スプレ
イ停止後は，崩壊熱により原子炉格納容器圧力が上昇するが，格納容器ベントを実施することにより格納容器圧力を抑制する。
格納容器内において，水の放射線分解等による水素・酸素が発生するが，格納容器内を不活性化しているため脅威とはならない。
炉心損傷後に原子炉圧力容器内の損傷炉心から放出されるＦＰは，水及び蒸気の流動とともに輸送され，格納容器内各領域において熱源となる崩壊熱分布に影響を与える（原子炉格納容器内ＦＰ挙動）。
代替注水設備による損傷炉心への注水に失敗した場合には，原子炉圧力容器の破損に至るが，この場合に考慮する物理現象については，「高圧溶融物
放出／格納容器雰囲気直接加熱」と同じである。

2-63

2.2.6(1)

溶融炉心・コンクリート相互作用
事象の推移

溶融炉心・コンクリート相互作用は，原子炉格納容器下部の床上へ流出した溶融炉心からの崩壊熱や化学反応によって，原子炉格納容器下部側壁及び床のコン
クリートが分解，侵食され，原子炉格納容器の構造部材の支持機能が喪失し，原子炉格納容器の破損に至る事象を想定する。
この事象に対する格納容器破損防止対策は，格納容器下部への注水により，あらかじめ冷却材プールを形成し，原子炉圧力容器破損により落下した溶融炉心を冷却してコンクリート侵食を抑制することである。また，原子炉圧力が高い場合には，原子炉圧力容器の減圧操作を想定する。
本格納容器破損モードにおける主要現象の抽出に関連する事象の推移は以下のとおりである。
炉心損傷後，代替注水設備による損傷炉心への注水に失敗した場合には，溶融した炉心は，下部プレナムに落下し，下部プレナム内の冷却材を蒸発させるとともに，原子炉圧力容器下部ヘッドの温度を上昇させる。その後，原子炉圧
力容器破損に至る。
格納容器下部には，代替注水設備を用いた格納容器下部への注水により，原子炉圧力容器破損前に冷却材プールが形成される。
原子炉圧力容器破損後，格納容器下部に落下する溶融炉心は格納容器下部床面に堆積し，プール水及び代替注水設備により注水される冷却材による冷却を伴いつつ，格納容器下部のコンクリートを加熱する。このとき，コンクリート温
度が融解温度を上回る場合に，コンクリートが侵食される。その後，溶融炉心の冷却が進むと，コンクリート侵食は停止し，事象収束に向かう。
(2)

物理現象の抽出

各物理領域において，解析を実施する上で必要な物理現象の抽出について説明する。本格納容器破損モードにおいては，コンクリート侵食を抑制するための対策の有効性を確認することが評価目的であることから，評価指標はコンク
リート侵食量とする。
A)

原子炉圧力容器（炉心損傷後）（逃がし安全弁含む）
事象初期において炉内への注水に失敗するため，原子炉圧力容器の炉心燃料は，逃がし安全弁もしくはＬＯＣＡ時の破断口からの原子炉圧力容器内冷
2-64

却材の放出に伴う水位低下により，炉心燃料は露出し，ヒートアップを開始する。過熱した燃料棒表面では燃料被覆管と水蒸気による酸化反応により水素が発生する。酸化反応熱により燃料棒はさらに過熱され，燃料被覆管は損傷に至り，高温領域から燃料ペレットが崩壊を始める。事象進展に伴い，溶融物が流下すると燃料外径が増加（キャンドリング）し，流路の閉塞が発生する。制御棒等の炉内構造物は，溶融燃料からの輻射熱伝達により溶融して（構造材との熱伝達），炉心部の下方ノードへ移行する。溶融燃料について
も，流路の閉塞により冷却材や蒸気による流入が停止すると溶融プールを形成し，溶融プールの下部に形成されたクラストが破損すると，下方ノードへと移行していく。
代替注水設備による炉内注水により炉心が再冠水し，損傷炉心の冷却に成功した場合には，原子炉圧力容器の破損は防止される。
代替注水設備による損傷炉心への注水に失敗する場合には，溶融炉心の炉心部下方への移行を抑止することができず，溶融炉心は周辺クラストの破損に伴い，徐々に下部プレナムへリロケーションする。下部プレナムに冷却材が残存する場合，溶融炉心と冷却材との相互作用が生じ，溶融炉心が細粒化（原子炉圧力容器内ＦＣＩ（溶融炉心細粒化））し，水との熱伝達（原子炉
圧力容器内ＦＣＩ（デブリ粒子熱伝達））により水蒸気を発生させつつ冷却される。さらに下部プレナムでの溶融炉心の熱伝達により，原子炉圧力容器破損に至る。
一連の過程で炉心燃料から放出されたＦＰは，原子炉圧力容器内を水及び蒸気の流動とともに輸送され，一部は原子炉圧力容器外に放出される（原子炉圧力容器内ＦＰ挙動）。放射線水分解等により発生する水素・酸素についても同様に原子炉圧力容器外へ放出される。
制御棒（中性子吸収材含む）溶融開始後，炉心溶融に至る間に炉内に注水される場合，炉心溶融の再臨界に至る可能性が考えられるが，炉心部から制御棒が溶融落下するまでに，炉心燃料の溶融は進展し，注水時には構造材－
水反応に伴う発熱反応により炉心溶融が促進されるため，再臨界に至る炉心
燃料形状が継続的に維持されている可能性は十分小さい。
B)

原子炉格納容器（炉心損傷後含む）
逃がし安全弁もしくはＬＯＣＡ時の破断口から高温の冷却材（冷却材の放出），溶融炉心の崩壊熱等の熱によって発生した水蒸気が原子炉格納容器内
2-65

へ放出される，炉心損傷時には同時に，構造材－水反応（燃料被覆管の酸化反応等）に伴う水素，及び冷却材の放射線分解による水素，酸素が発生し，格納容器内へ放出される。
これらの水蒸気，非凝縮性ガスは，原子炉格納容器各領域間の流動に伴い格納容器内全体に広がってゆき，サプレッション・プール表面での蒸気蒸発，凝縮及び気液界面伝達等の過程を経て，格納容器内雰囲気の圧力及び温度が上昇する。原子炉格納容器内温度の上昇により，格納容器本体をはじめとする原子炉格納容器内の構造材との熱伝達及び内部熱伝導が生じる。
原子炉圧力容器の破損後，下部プレナムに蓄積していた溶融炉心は原子炉
格納容器へと放出される。格納容器下部に落下した溶融炉心と格納容器下部の冷却材プールの間で相互作用が生じ，溶融炉心が細粒化（原子炉圧力容器
外ＦＣＩ（溶融炉心細粒化））し，水との熱伝達（原子炉圧力容器外ＦＣＩ（デブリ粒子熱伝達））により水蒸気を発生させつつ冷却される。格納容器
下部領域には制御棒駆動装置等の構造物が存在するため，溶融炉心落下時に，これら内部構造物を破損，溶融する可能性がある。
格納容器下部に落下した溶融燃料は，格納容器下部床面に拡がり，格納容器下部の冷却材プールやコンクリートと熱伝達するが，格納容器バウンダリ
は，溶融炉心と直接接触する（格納容器直接接触）ことがない構造になっている。コンクリート温度が上昇するとコンクリート分解及び非凝縮性ガスを発生させる可能性がある。この時，溶融燃料は炉心形状を維持しておらず，
落下時おいて，制御棒等の中性子吸収材もデブリ内に取り込んでいると考えられることから，溶融炉心の再臨界は発生しないと考えられる。
格納容器内において，水の放射線分解等による水素・酸素が発生するが，格納容器内を不活性化しているため脅威とはならない。
炉心損傷後に原子炉圧力容器内の損傷炉心から放出されるＦＰは，水及び蒸気の流動とともに輸送され，格納容器内各領域において熱源となる崩壊熱分布に影響を与える（原子炉格納容器内ＦＰ挙動）。
本事故シーケンスグループでは，スプレイ冷却，格納容器ベント及びサプ
レッション・プール冷却は実施しないことから考慮不要である。

2-66

表 2-2雰囲気圧力・温度によ 高圧溶融物放出 原子炉圧力容器外 水素燃焼
る静的負荷 （格納容 ／格納容器雰囲 の溶融燃料－冷却器過圧・過温破損） 気直接加熱
材相互作用

評価事象

分
類
（核）

炉心

（燃料）

炉心

（熱流動）

2-67

炉心

物理現象
核分裂出力
出力分布変化抽出された物理現象一覧（格納容器破損防止）（1/5）

原子炉圧力

原子炉格納容器圧力

酸素濃度

コンクリート
侵食量

〇
－

〇
－

〇
－

〇
－

〇
－

〇
〇
〇
－
〇
〇
－
〇
〇
－
〇
〇
〇
〇
－

〇
〇
〇
－
〇
〇
－
〇
〇
－
〇
〇
〇
〇
－

〇
〇
〇
－
〇
〇
－
〇
〇
－
〇
〇
〇
〇
－

〇
〇
〇
－
〇
〇
－
〇
〇
－
〇
〇
〇
〇
－

〇
〇
〇
－
〇
〇
－
〇
〇
－
〇
〇
〇
〇
－

評価指標 原子炉格納容器圧
力及び温度

反応度フィードバック効果
制御棒反応度効果
崩壊熱
三次元効果
燃料棒内温度変化
燃料棒表面熱伝達
沸騰遷移
燃料被覆管酸化燃料被覆管変形
三次元効果
沸騰・ボイド率変化
気液分離（水位変化）・対向流
気液熱非平衡
圧力損失
三次元効果

溶融炉心・コンク
リート相互作用〇：解析を実施する上で必要な物理現象，－：物理現象自体が生じない又は解析を実施する上で必ずしも必要ではない物理現象

表 2-2
評価事象

分
類

抽出された物理現象一覧（格納容器破損防止）（2/5）
雰囲気圧力・温 高圧溶融物放 原子炉圧力容器度による静的負 出 ／格納容器 外の溶融燃料－
荷（格納容 器過 雰囲気直接加 冷却材相互作用
圧・過温破損） 熱

評価指標
物理現象
冷却材流量変化

原子炉格納容器

原子炉圧力

原子炉格納容水素燃焼

溶融炉心・コンリート相互
作用

酸素濃度

コンクリー

〇

ト侵食量
〇

〇

器圧力
〇

冷却材放出（臨界流・差圧流）

〇

〇

〇

〇

〇

沸騰・凝縮・ボイド率変化

〇

〇

〇

〇

〇

気液分離・対向流

〇

〇

〇

〇

〇

気液熱非平衡

〇

〇

〇

〇

〇

圧力損失

〇

〇

〇

〇

〇

構造材との熱伝達

〇

〇

〇

〇

〇

ＥＣＣＳ注水（給水系・代替注水設備含む）

〇

－

－

○

○

ほう酸水の拡散

－

－

－

－

－

三次元効果

－

－

－

－

－

（逃がし安全弁含む）
原子炉圧力容器

2-68

圧力及び温度〇〇：解析を実施する上で必要な物理現象，－：物理現象自体が生じない又は解析を実施する上で必ずしも必要ではない物
理現象

表 2-2
評価事象抽出された物理現象一覧（格納容器破損防止）（3/5）
雰囲気圧力・温度 高圧溶融物放 原子炉圧力容
水素燃焼
出／格納容器 器外の溶融燃による静的負荷
雰囲気直接加 料－冷却材相（格納容 器過熱互作用
圧・過温破損）
原子炉圧力

原子炉格納

圧力及び温度〇

格納容器各領域間の流動

溶融炉心・コンクリート相
互作用

酸素濃度

コンクリー

〇

容器圧力
〇

〇

ト侵食量
〇

〇

〇

〇

〇

〇

サプレッション・プール冷却

○

－

－

〇

－

気液界面の熱伝達

〇

〇

〇

〇

〇

構造材との熱伝達及び内部熱伝導

〇

〇

〇

〇

〇

スプレイ冷却

〇

－

－

〇

－

放射線水分解等による水素・酸素発生

〇

〇

〇

〇

〇

格納容器ベント

○

－

－

〇

－

分

評価指標

類 物理現象
冷却材放出

原子炉格納容器

原子炉格納容器2-69〇：解析を実施する上で必要な物理現象，－：物理現象自体が生じない又は解析を実施する上で必ずしも必要ではない物
理現象

表 2-2 抽出された物理現象一覧（格納容器破損防止）（4/5）
雰囲気圧力・温度 高圧溶融物放出 原子炉圧力容
評価事象

分 類
物理現象

による静的負荷（格納容器過圧・
過温破損）
評価指標 原子炉格納容器
圧力及び温度／格納容器雰囲 器外の溶融燃
気直接加熱
料－冷却材相
互作用
原子炉圧力
原子炉格納
容器圧力

水素燃焼

溶融炉心・コンクリート相
互作用

酸素濃度

コンクリー
ト侵食量

（逃がし安全弁含む）（炉心損傷後）原子炉圧力容器2-70

リロケーション

〇

〇

〇

〇

〇

原子炉圧力容器内ＦＣＩ（溶融炉心細粒化）

〇

〇

〇

〇

〇

原子炉圧力容器内ＦＣＩ（デブリ粒子熱伝達）

〇

〇

〇

〇

〇

溶融炉心の再臨界

－

－

－

－

－

構造材との熱伝達

〇

〇

〇

〇

〇

下部プレナムでの溶融炉心の熱伝達

〇

〇

〇

〇

〇

原子炉圧力容器破損

〇

〇

〇

〇

〇

放射線水分解等による水素・酸素発生

〇

〇

〇

〇

〇

原子炉圧力容器内ＦＰ挙動

〇

〇

〇

〇

〇

〇：解析を実施する上で必要な物理現象，－：物理現象自体が生じない又は解析を実施する上で必ずしも必要ではない物理現象

表 2-2
評価事象

分 類
物理現象

抽出された物理現象一覧（格納容器破損防止）（5/5）
雰囲気圧力・温度 高圧溶融物放による静的負荷
出／格納容器（格納容器過圧・ 雰囲気直接加
過温破損）
熱評価指標 原子炉格納容器圧 原子炉圧力
力及び温度

原子炉圧力容器外の溶融燃料－冷却材相互作用
原子炉格納容器圧力水素燃焼

溶融炉心・コンクリート相
互作用

酸素濃度

コンクリー
ト侵食量

（炉心損傷後）原子炉格納容器2-71

原子炉圧力容器破損後の高圧溶融炉心放出

－

－

－

－

－

格納容器雰囲気直接加熱

－

－

－

－

－

格納容器下部床面での溶融炉心の拡がり

〇

〇

〇

〇

〇

内部構造物の溶融，破損

〇

〇

〇

〇

〇

原子炉圧力容器外ＦＣＩ（溶融炉心細粒化）

〇

〇

〇

〇

〇

原子炉圧力容器外ＦＣＩ（デブリ粒子熱伝達）

〇

〇

〇

〇

〇

格納容器直接接触

－

－

－

－

－

溶融炉心と格納容器下部プール水との伝熱

〇

〇

〇

〇

〇

溶融炉心とコンクリートの伝熱

〇

〇

〇

〇

〇

コンクリート分解及び非凝縮性ガス発生

〇

〇

〇

〇

〇

溶融炉心の再臨界

－

－

－

－

－

原子炉格納容器内ＦＰ挙動

〇

〇

〇

〇

〇

〇：解析を実施する上で必要な物理現象，－：物理現象自体が生じない又は解析を実施する上で必ずしも必要ではない物理現象

2.3

運転停止中原子炉における燃料損傷防止
本節の各項では，運転停止中原子炉における燃料損傷防止に係る事故シー
ケンスグループごとに，事象の推移を踏まえて，注目する評価指標及び運転員操作等に対して影響すると考えられる物理現象を，対象とした物理領域ごとに抽出する。
運転停止中の原子炉において想定する事故シーケンスのうち，「反応度の誤投入」を除く以下の事故シーケンスでは，解析コードを用いない事象進展の評価を実施することから，本節では，「反応度の誤投入」事象を対象に，物理現象の抽出を行う。
・崩壊熱除去機能喪失
・全交流電源・原子炉冷却材の流出
物理現象の抽出に当たって対象とする評価指標は，「規則の解釈」に示される，以下の(a)～(c)の評価項目に対応したものである。
(a)

燃料有効長頂部が冠水していること。

(b)

放射線の遮へいが維持される水位を確保すること。

(c)

未臨界を確保すること(ただし，通常の運転員等操作における臨界，又は燃料の健全性に影響を与えない一時的かつ僅かな出力上昇を伴う臨界は除く。）。
一方，厳密には，評価項目に対応する評価指標ごとに，解析上必要な物理
現象が異なっており，ここでは，事故シーケンスグループの特徴を踏まえて，
有効性評価項目の中で余裕が小さくなる方向のものであって，代表的に選定したとしても，他の評価項目に対する物理現象の抽出及び有効性があることの確認に影響しないと考えられるものを注目する評価指標として選定する。
抽出された物理現象は，事故シーケンスグループとの組合せでマトリクスの形で表2-3のように整理されている。表2-3では，注目する評価指標に対して解析を実施する上で必要な物理現象を「○」，物理現象自体が生じない又は解析を実施する上で必ずしも必要でない物理現象を「-」で表している。

2-72

2.3.1

反応度の誤投入

(1)

事象の推移

反応度の誤投入は，原子炉の運転停止中に，制御棒1本が全引抜されている状態から，他の1本の制御棒が操作量の制限を超える誤った操作によって引き抜かれ，臨界近接を認知できずに臨界に至る事象が発生することを想定する。
この事象に対する燃料損傷防止対策としては，実効増倍率及び制御棒反応
度価値の事前評価による臨界近傍での高い制御棒価値を生じ得るような制御
棒パターン形成の防止，操作手順の策定による制御棒の誤選択防止と操作量の制限，並びに起動領域モニタあるいは中間領域モニタによる状態監視を実施し，出力の過度な上昇を防止する。また，炉心が臨界を超過して過度な中性子束上昇に至ったときにはスクラムによる負の反応度投入，制御棒挿入等
により出力を抑制するとともに未臨界を確保する。これらの対策によって事象の拡大を防止し，燃料の著しい損傷の防止を図る。
原子炉停止中に，制御棒1本が全引抜されている状態から，他の1本の制御棒が操作量の制限を超える誤った操作によって引き抜かれ，臨界近接を認知できずに臨界に至った場合，起動領域モニタの原子炉周期短信号あるいは中間領域モニタの中性子束高信号が発生して，原子炉はスクラムする。そのため，一時的に臨界超過に至るものの，燃料健全性には影響がなく，また，ス
クラムにより未臨界は確保される。また，原子炉の水位に有意な変動はない。
(2)

物理現象の抽出

各物理領域において，解析を実施する上で必要な物理現象の抽出につき説明する。本事故シーケンスグループでは出力上昇による燃料破損の可能性があるため，燃料エンタルピが評価指標になる。
本事故シーケンスグループの有効性評価においては，燃料エンタルピの最大値が「発電用軽水型原子炉施設の反応度投入事象に関する評価指針」に示された燃料の許容設計限界を超えているか否か，及び，「発電用軽水型原子炉施設の反応度投入事象における燃焼の進んだ燃料の取り扱いについて」に示されたＰＣＭＩによるピーク出力部燃料エンタルピの増分における破損しきい値と比較することによって，燃料棒の破損の有無を確認する。
なお，ABWRでは起動領域モニタによるペリオドトリップ機能とFMCRDの遅い
制御棒引抜速度により引抜制御棒反応度投入量が従来型BWRより小さく，炉心が即発臨界になることはないことから，投入反応度が即発臨界に至ることがないことをもって，燃料健全性に影響がないことを確認する。

2-73

事象中の燃料エンタルピに影響する物理現象としては以下が挙げられる。
A)

炉心(核)
本事故シーケンスにおいては，制御棒引き抜きに伴い炉心に正の反応度が印加されることにより核分裂出力が増加するが，起動領域モニタあ
るいは中間領域モニタにより原子炉がスクラムし炉心に負の反応度が投入されることで未臨界に至る。この制御棒反応度効果が，本事故シーケ
ンスにおいては特に重要となる。
引抜制御棒周りの局所的な核分裂出力増加に伴い，燃料温度の上昇，減速材密度低下及び減速材温度増加が発生し，これによる反応度フィー
ドバック効果（ドップラ反応度，減速材密度反応度，減速材温度反応度）は，核分裂出力へ影響を与える。また，反応度フィードバックは動的反応度の大小が重要であるため，遅発中性子割合も影響する。
さらに，制御棒引き抜きに伴う出力分布変化は直接的に燃料エンタル
ピ分布に影響を与えるが，反応度フィードバック効果を通じても燃料エンタルピに影響する。
本事故シーケンスグループは，局所的かつ一時的な出力上昇事象であるため，炉心の核熱不安定事象（三次元効果）は生じないと考えられる
ため，燃料エンタルピに与える影響はない。また，臨界超過による核分
裂出力が支配的であり，崩壊熱は主要な物理現象とはならない。

B)

炉心(燃料)
前項の核分裂により燃料棒内で発生した熱は，燃料ペレット及び被覆
管の熱伝導とギャップ部及び燃料棒表面の熱伝達を通して冷却材へと放出される。ギャップ熱伝達を含む燃料棒の熱伝導に基づく燃料棒内温度
変化は燃料エンタルピに影響する。被覆管-冷却材の熱伝達は出力増加に伴い，液単相，核沸騰，沸騰遷移を経て膜沸騰状態となると，燃料棒
表面熱伝達が著しく悪化し，燃料エンタルピは大きくなるため，沸騰遷
移と燃料棒表面熱伝達（液単相，核沸騰，膜沸騰）が燃料エンタルピに影響する主要な現象となり得る。
沸騰遷移までの条件においては過渡中の燃料棒の機械的な変形や化学変化が問題となることはないが，沸騰遷移を経て膜沸騰状態に至り，燃料被覆管温度が非常に高くなった場合は，酸化反応による熱発生が燃料
エンタルピに影響を与えることが考えられる。また，急激な出力上昇を伴う場合，燃料被覆管の変形が発生し得るが，燃料エンタルピにより燃料破損の有無を評価しており，さらに本事故シーケンスではそれほど大
2-74

きな出力上昇は発生せず燃料被覆管の変形による流路閉塞が生じることもないため，燃料被覆管の変形は重要な物理現象とはならない。また，
本事故シーケンスでは炉心の露出が生じないことから，輻射熱伝達の三次元効果は重要な物理現象とはならない。
なお，本事故シーケンスで投入反応度が1ドルを超えない場合には，
炉心出力上昇が緩やかで燃料温度はほとんど上昇しないことから，これらの物理現象は重要な物理現象とはならない。
C)

炉心(熱流動)燃料棒から放出される熱は炉心の1次冷却系により除熱され，炉心の熱流動挙動は，燃料エンタルピに直接影響する燃料棒表面での熱伝達に影響する。
本事故シーケンスグループでは，出力上昇に伴い炉心において沸騰・ボイド率変化が生じる場合には，減速材密度反応度，燃料棒の熱伝達，圧力損失などに影響を及ぼす。核分裂出力は局所的に増加するため，ボイド発生による流量配分（三次元効果）が起こり得る。
また，本事故シーケンスグループは気液分離(水位変化)による炉心の露出は生じず，急激な出力上昇が起きないため，対向流（ＣＣＦＬ），
又は蒸気の過熱に伴う気液の熱非平衡も生じない。
なお，本事故シーケンスで投入反応度が1ドルを超えない場合には，
炉心出力上昇が緩やかでボイドは発生しないことから，これらの物理現象は重要な物理現象とはならない。

D)

原子炉圧力容器（逃がし安全弁含む）
本事故シーケンスは，低温，大気圧，炉心入口サブクーリングが大き
い低流量一定状態であり，また，急激な出力上昇及びそれに伴う大幅な蒸気発生，圧力変化が起きないため，冷却材流量変化，沸騰・凝縮・ボ
イド率変化，圧力損失変化，下部プレナムでの流量配分のような三次元効果，気液分離・対向流，気液熱非平衡，冷却材放出（臨界流量，差圧流）が顕著に生じる状態とはならないことから，原子炉圧力容器の冷却材流動は主要な現象とはならない。
また，構造材との熱伝達についても，炉内温度がほとんど上昇しない
ことから考慮不要である。ＥＣＣＳ注入(給水系・代替注水設備含む），
ほう酸水の拡散は本シーケンスグループでは実施しないことから考慮不
要である。

2-75

表2-3 抽出された物理現象一覧(運転停止中原子炉)(1/2)
評価事象

反応度の誤投入分類

評価指標

燃料エンタルピ

物理現象
炉心（核）
炉心（燃料）
炉心（熱流動）

核分裂出力○

出力分布変化○

反応度フィードバック効果○

制御棒反応度効果

○

崩壊熱

－

三次元効果

－

燃料棒内温度変化○

燃料棒表面熱伝達

○

沸騰遷移

○

燃料被覆管酸化○燃料被覆管変形

－

三次元効果

－

沸騰・ボイド率変化○

気液分離（水位変化）・対向流－

気液熱非平衡

－

圧力損失

○

三次元効果

○

〇：解析を実施する上で必要な物理現象，－：物理現象自体が生じない又は解析を実施する上で必ずしも必要ではない物理現象

2-76

表2-3 抽出された物理現象一覧(運転停止中原子炉)(2/2)
評価事象

反応度の誤投入分類

評価指標

燃料エンタルピ

物理現象

逃(がし安全弁含む
原子炉圧力容器

冷却材流量変化－

冷却材放出（臨界流・差圧流）－

沸騰・凝縮・ボイド率変化－

気液分離（水位変化）・対向流－

気液熱非平衡－圧力損失－

構造材との熱伝達－

ＥＣＣＳ注水（給水系・代替注水設備含

－

)

む）
ほう酸水の拡散

－

三次元効果

－

〇：解析を実施する上で必要な物理現象，－：物理現象自体が生じない又は解析を実施する上で必ずしも必要ではない物理現象

2-77

3.

抽出された物理現象の確認

3.1 BWRプラントシステムの階層構造分析と抽出された物理現象の対応確認
2 章において，事故シーケンスグループ等ごとに，事象進展及び運転員等操作を踏まえ分析して抽出した物理現象について，評価が可能な解析コードの選定と適用性確認を行うため，米国 NRC の RG 1.203 や日本原子力学会標準「統計的安全評
価の実施基準：2008」で用いている EMDAP (Evaluation Model Development andAssessment Process)に示されるプラントシステムの階層構造分析を比較対象とし，有効性評価で解析対象とするBWRプラントの物理領域を展開して階層化した。
階層化構造分析は，有効性評価において取り扱う事象や安全評価解析に関して十分な専門的知識及び経験を有する事業者，メーカによる作成，相互レビューを経てまとめたものである。図3-1，3-2 には，階層化結果及び 2 章で抽出した物理現象との対応を示す。
また，以下に，本資料における階層構造分析の考え方を示す。

構成要素

内容

システム

解析すべきシステムの全体

サブシステム（物理領域）

解析に考慮しなければならない主要な構成要素

モジュール（物理領域）

サブシステムの中の機器

成分

物質の化学形態相

固体，液体あるいは蒸気

幾何学的形態

移動時の幾何学的な形態（プール，液滴，気泡，液膜等）

場

流れにより輸送される物理量が幾何学的形態ごとに形成する場（質量，運動量，エネルギー，
圧力など）

輸送プロセス

システム各部における構成相間の移動と相互作用を決定するメカニズム

3-1

構成要素については，有効性評価においてモデル化の必要な物理領域（サブシステム，モジュール）として，炉心（核，燃料，熱流動），原子炉圧力容器，原
子炉格納容器及び炉心損傷後の原子炉圧力容器，原子炉格納容器を定めた。この物理領域は，2章の物理現象の抽出においても，整理上用いている。
各物理領域に含まれる，解析対象とする成分（物質）については，同種の場の方程式（関連する物理量（質量，エネルギ，運動量）の輸送を解くための方程式）で表現できる相及び幾何学形態に着目して分類し，それらの間の質量，エネ
ルギ及び運動量（力）の輸送を輸送プロセスとした。ただし，厳密には更に細分化できる相又は幾何学形態であっても同種の場の方程式で表現される場合（液膜と液滴，各種の異なるFP等）には，まとめて取り扱うこととしており，このため，それらの間の輸送プロセス（液膜―液滴の相互変化等）は表現していない。
また，サブシステム，モジュール間の輸送については，総量的な概念に留めている。
なお，炉心（核及び燃料）については，熱流動現象を中心とする他のモジュールと性格が異なるが，モジュール間の関係を明確にするため，便宜的に同様に同一の場の方程式で表現される単位に分類し，それに関連する物理プロセスを整理した。
炉心損傷後については，損傷後の物理現象として特徴的なもののみを記載しており，炉心損傷前の項で既に述べられている現象については，損傷後においても特徴的なもの以外は記載していない。
図3-1，図3-2に示すとおり，評価において解析コードでのモデル化が考えられるプロセスを体系化し，抽出された物理現象がその範囲に含まれていることを確認した。
以上により，抽出された物理現象について，解析コードにおいて必要な解析モ
デルの範囲が明確となった。実際には，評価対象とする事故シーケンスグループ
等ごとに抽出される物理現象によって，解析コードに求められる解析モデルの記
述のレベルは異なっており，これについては，5 章の解析コードの選定において，複数の候補からコードを選定する際に考慮する。

3.2

EURSAFE における物理現象と抽出された物理現象の対応確認

炉心損傷後の物理現象に関しては，EC 5th Framework Program（1999-2002）にて作成された EURSAFE（2001-2003）をベースに，5つの領域（圧力容器内現象，圧力容器外溶融炉心挙動，動的負荷，長期的な負荷，核分裂生成物）において 21 の物
3-2

理現象に絞り込んだ PIRT が作成されている1)。
EURSAFE における炉心損傷後の現象と有効性評価において抽出された物理現象の対応関係を図 3-3 に示す。EURSAFE における物理現象のうち，今回の有効性評価において抽出されていない現象が存在するが，その理由は，以下のとおりである。

(1) 原子炉圧力容器外の溶融炉心挙動
A)「原子炉圧力容器破損及び溶融炉心放出」
原子炉圧力容器破損及びそれに伴い溶融炉心が破損口から原子炉圧力容器
外に放出される現象である。有効性評価では，代替注水設備により事前に水張りした格納容器下部の冷却材プールへの溶融炉心放出を想定しており，細粒化やエントレインメントについて考慮していることから，有効性評価において抽出した物理現象である「原子炉圧力容器外 ＦＣＩ」に対応する。なお，高圧時の溶融炉心放出については，「高圧溶融物放出／格納容器直接加熱」に対応する。

B)「溶融炉心・セラミック相互作用（コアキャッチャ）」
国内のBWR において，コアキャッチャは設置されていないことから，対応する現象は抽出されない。
(2)

動的負荷

A)

「水蒸気爆発」
格納容器破損モードとして水蒸気爆発は，国内BWRでは発生しないと判断しており，対応する現象は抽出されない。
B)「水素燃焼と爆轟」
BWRプラントは出力運転時に格納容器内は窒素置換されているため，炉心損傷に伴い，水-ジルコニウム反応，水の放射線分解等による水素・酸素が大量に発生したとしても，水素爆轟及び水素燃焼には至らないことを有効性評価において確認している。したがって，対応する現象は抽出されない。

C)「原子炉格納容器及び機器の動的挙動」
水蒸気爆発，水素燃焼又は爆轟に伴う原子炉格納容器及び機器の瞬時の機械的な挙動に関する現象である。上記 A)及び B)のとおり，対応する現象は抽出
されない。

3-3

(3) 長期負荷
A)「原子炉格納容器及びベースマットの機械的挙動」
原子炉格納容器及びベースマットに対する長期の機械的な挙動に関するもので，貫通部での漏えい等，原子炉格納容器の健全性が失われてゆく過程での構造物に係る現象である。こうした機械的挙動については，格納容器破損防止の観点で各評価項目（原子炉格納容器圧力，原子炉格納容器内温度，ベースマット侵食深さ）について有効性を確認することから，有効性評価における物理現象として抽出されていない。

(4) 核分裂生成物
A)「格納容器バイパス放出」
有効性評価においては，格納容器バイパス事象における炉心損傷防止対策の有効性を確認することとしており，対応する物理現象は抽出されない。
B)「よう素の化学形態」
よう素は，化学形態（粒子状よう素，元素状よう素及び有機よう素）に応じて原子炉格納容器内での沈着等の挙動が異なる。格納容器内での粒子状よう素の挙動は，他のエアロゾル挙動に含まれ，「原子炉格納容器内 FP 挙動」として抽出し考慮されている。粒子状よう素及び元素状よう素は，沈着等で気相部から除去されるが，有機よう素は気相部に留まる。有機よう素は，よう素全体に占める割合が小さく，気相部において有機よう素から発生する崩壊熱も小さい。したがって「よう素の化学形態」の取り扱いの差異は原子炉格納容器圧力及び温度評価にはほとんど影響しないことから，有効性評価における物理現象として抽出されていない。
以上より，EURSAFEにおける炉心損傷後の物理現象と，有効性評価において抽出された物理現象との関係を整理し，有効性評価解析を実施する上で，新たに抽出すべき物理現象がないことを確認した。
1)

D. Magallon et al., “European expert network for the reduction of

uncertainties in severe accident safety issues (EURSAFE)”, Nuclear
Engineering and Design 235 (2005) 309–346.

3-4

システム

サブシステム（物理領域）

モジュール（物理領域）

ＢＷＲ

原子炉圧力容器

炉心（核）

成分

相

幾何学形態

場
中性子束

炉心損傷前

炉心（燃料）

燃料ペレット固相ギャップガス

気相

燃料被覆管

炉心（熱流動）

冷却材

原子炉圧力容器

冷却材

固相

輸送プロセス

抽出された物理現象

輸送・拡散

出力分布変化核分裂（即発）核分裂出力

核分裂（遅発）反応度フィードバック効果

減速

三次元効果

吸収（共鳴）

制御棒反応度効果

吸収（制御材）

崩壊熱

放射性崩壊

崩壊熱

エネルギ（温度）

表面熱伝達

燃料棒内温度変化

熱輻射

燃料棒表面熱伝達

エネルギ（温度）

熱伝導

沸騰遷移

質量・エネルギ（化学反応量）

酸化反応

燃料被覆管酸化伝熱形状変化

燃料被覆管変形

ＦＰ放出

三次元効果

液相

液単相流

質量・運動量・エネルギ

形状・摩擦損失

圧力損失

気相

気液混合流

質量・運動量・エネルギ

相間速度差

沸騰・ボイド率変化

気液分離流

質量・運動量・エネルギ（液相）

相変化

気液分離・対向流

質量・運動量・エネルギ（気相）

界面せん断

気液熱非平衡

界面熱伝達

三次元効果

液単相流

質量・運動量・エネルギ

形状・摩擦損失

冷却材流量変化

気相

気液混合流

質量・運動量・エネルギ

相間速度差

圧力損失

気液分離流

質量・運動量・エネルギ（液相）

相変化

気液分離（水位変化）・対向流

質量・運動量・エネルギ（気相）

界面せん断

気液熱非平衡

界面熱伝達

ECCS注水（給水系・代替注水設備含む）

冷却材注入

冷却材放出（臨界流・差圧流）

格納容器への放出

沸騰・凝縮・ボイド率変化

3-5

液相

三次元効果
非凝縮性ガス

気相

気相と混合

質量・エネルギ

ほう酸

液相

液相中に分布

質量

ほう酸水注入ほう酸水の拡散構造材※

固相

温度（熱エネルギ）

表面熱伝達

構造材との熱伝達

プール水

質量・運動量・エネルギ

相変化

格納容器領域間の流動

液単相流

質量・運動量・エネルギ

界面熱伝達

気液界面の熱伝達

自由気体

質量・運動量・エネルギ

冷却材注入※制御棒案内管、
核計装管等含む

原子炉格納容器

冷却材

液相

気相

非凝縮性ガス

気相

構造材※

固相

※制御棒案内管、
核計装管等含む

図３－１

気相と混合

冷却水抽出

スプレイ冷却

液相部冷却

サプレッション・プール冷却

圧力容器からの流入

冷却材放出

放射線水分解放射線水分解等による水素・酸素発生

質量・エネルギ

格納容器からの放出

格納容器ベント

温度（熱エネルギ）

表面熱伝達

構造材との熱伝達及び内部熱伝導

化学量

酸化反応

ＢＷＲプラントシステムの階層構造分析と抽出された物理現象の対応（炉心損傷前）システム

サブシステム（物理領域）

モジュール（物理領域）

ＢＷＲ

原子炉圧力容器

上部・炉心部

成分

相

幾何学形態

場
中性子束

炉心損傷後

輸送プロセス

抽出された物理現象

輸送・拡散
核分裂（即発）核分裂（遅発）減速
吸収（共鳴）
吸収（制御材）燃料

固相

ペレット・被覆管

質量・エネルギ

溶融・固化・崩壊

溶融炉心

固相

粒子・クラスト状

質量・エネルギ

崩壊熱

液相

溶融プール状態

質量・エネルギ

酸化反応

リロケーション（炉内）

表面熱伝達
熱輻射

冷却材注入
冷却材

液相

プール水

質量・運動量・エネルギ

FP放出

気相

自由気体

質量・運動量・エネルギ

相変化

気相

冷却材気相と混合

質量・エネルギ

放射線水分解温度（熱エネルギ）

表面熱伝達

機械エネルギ

応力ー歪み特性

化学量

酸化反応
溶融・固化

溶融炉心の再臨界

界面熱伝達
非凝縮性ガス構造物※

固相※制御棒案内管、
核計装管等含む

FP

放射線水分解等による水素・酸素発生

液相

溶融状態

質量・エネルギ

液相

エアロゾル状・沈着

質量・エネルギ

気相

ガス状

質量・エネルギ

液相・気相

溶融炉心内混在

質量・エネルギ

固相

粒子・クラスト状

質量・エネルギ

溶融・固化・崩壊

液相

溶融プール状態

質量・エネルギ

崩壊熱

相間移動

構造材との熱伝達

原子炉圧力容器内FP挙動

物質移動
下部プレナム

溶融炉心

リロケーション（下部プレナム）

酸化反応
表面熱伝達

原子炉圧力容器内FCI（デブリ粒子熱伝達）

熱輻射

3-6

FP放出
冷却材

液相

プール水

質量・運動量・エネルギ

相変化

気相

自由気体

質量・運動量・エネルギ

界面熱伝達

非凝縮性ガス

気相

冷却材気相と混合

質量・エネルギ

格納容器への放出

機械エネルギ

応力ー歪み特性

構造物※

固相
化学量

酸化反応

温度（熱エネルギ）

表面熱伝達
溶融・固化

下部プレナムでの溶融炉心の熱伝達

放射線水分解※制御棒案内管、
核計装管等含む

FP

原子炉格納容器

溶融炉心

液相

溶融状態

質量・エネルギ

液相

エアロゾル状・沈着

質量・エネルギ

気相

ガス状

質量・エネルギ

液相・気相

溶融炉心内混在

質量・エネルギ

液相

液滴状態

質量・運動量・エネルギ

溶融プール状態
固相

粒子・クラスト状態

質量・運動量・エネルギ

原子炉圧力容器破損

相間移動

原子炉圧力容器内FP挙動

物質移動

原子炉圧力容器外FCI（溶融炉心細粒化）

溶融・固化・崩壊

原子炉圧力容器外FCI（デブリ粒子熱伝達）

崩壊熱

圧力容器破損後の高圧溶融炉心放出

酸化反応

格納容器内雰囲気直接加熱

相変化

溶融炉心の再臨界

表面熱伝達

格納容器下部床面での溶融炉心の拡がり

熱輻射
FP放出

内部構造物の溶融、破損
格納容器容器直接接触

冷却材

液相

気相

非凝縮性ガス

構造物※

気相

プール水

質量・運動量・エネルギ

相変化

格納容器各領域間の流動

液滴

質量・運動量・エネルギ

界面熱伝達

気液界面の熱伝達

自由気体

質量・運動量・エネルギ

冷却材注入

放射線水分解等による水素・酸素発生

冷却材抽出

スプレイ冷却

液相部冷却

サプレッション・プール冷却

圧力容器からの流入

冷却材放出

放射線水分解溶融炉心と格納容器下部プール水との伝熱格納容器からの放出

溶融炉心とコンクリートの伝熱

温度（熱エネルギ）

表面熱伝達

構造材との熱伝達及び内部熱伝導

機械エネルギ

応力ー歪み特性

冷却材気相と混合固相※制御棒案内管、
核計装管等含む

質量・エネルギ

酸化反応

FP

図３－２

化学量

コンクリート分解

コンクリート分解及び非凝縮性ガス発生

液相

エアロゾル状・沈着

質量・エネルギ

格納容器からの放出

格納容器ベント

気相

ガス状

質量・エネルギ

相間移動

原子炉格納容器内FP挙動

液相・気相

溶融炉心内混在

質量・エネルギ

ＢＷＲプラントシステムの階層構造分析と抽出された物理現象の対応（炉心損傷後）現象(Phenomena)領域(Domain)

圧力容器内現象
In-Vessel phenomena

有効性評価において抽出された物理現象

炉心崩壊（Core degradation）

リロケーション

再冠水（Reflooding）

ECCS注水（給水系・代替注水設備含む）

下部プレナムでの溶融炉心の熱伝達
下部ヘッド内コリウム挙動
Corium behavior in the bottom head

原子炉圧力容器内 FCI（溶融炉心細粒化，デブリ粒子熱伝達）
１次系及び２次系の健全性

構造材との熱伝達及び内部熱伝導

Integrity of primary and secondary circuits

圧力容器外コリウム挙動
Ex-vessel corium behavior

圧力容器破損及びコリウム放出

原子炉圧力容器破損，溶融

Vessel failure and corium release

格納容器下部床面での溶融炉心の拡がり
溶融炉心・コンクリート相互作用（MCCI）
Molten core–concrete interaction

溶融炉心と格納容器下部プール水の伝熱

コリウム放出溶融炉心とコンクリートの伝熱
コンクリート分解及び非凝縮性ガス発生

溶融炉心・セラミック相互作用（コアキャッチャ）

3-7

動的負荷
Dynamic loading

Core-catchers, corium–ceramic interaction

国内BWR においてコアキャッチャは設置されていない。

水蒸気爆発

格納容器破損モードとして水蒸気爆発は，国内 BWR では発生しないと判断している。

Vapor explosion

低圧時のコリウム放出については，原子炉圧力容器外FCI（溶融炉心細粒化，デブリ粒子熱伝達）として抽出し考慮している。（高圧時は「溶融物放出と格納容器直接加熱」を参照）

溶融物冷却に伴う圧力スパイク
Steam spikes from melt quenching

水素燃焼と爆轟Hydrogen combustion and detonation

水素濃度評価により爆轟に至らないことを確認することとしており，物理現象として抽出されない。

圧力容器及び１次系の動的挙動

格納容器ノード間の流動

Dynamic behavior of pressure vessel and primary circuit

気液界面の熱伝達
格納容器及び機器の動的挙動
Dynamic behavior of containment and equipment

長期負荷Long-term loading

構造材との熱伝達及び内部熱伝導

格納容器内熱水力
Containment thermalhydraulics

格納容器及びベースマットの機械的挙動

機械的挙動については，有効性を確認する評価項目の具体的な設定において別途考慮している。
（格納容器圧力・温度，コン
クリート侵食量について判定基準との比較を実施）

Mechanical static behavior of containment and basemat

原子炉圧力容器破損後の高圧炉心デブリ放出，格納容器雰囲
気直 接加熱として抽出し考慮している。

溶融物放出と格納容器直接加熱
Melt ejection and direct containment heating

炉心からのFP，アクチニド及び構造材の放出
R elease of fission products, actinides and

核分裂生成物
Fission products

原子炉圧力容器内 FP 挙動

structure material from the core

複雑構造での沈着，再浮遊及び保持を含む RCS 内の輸送 Transport in the RCS including deposition,
resuspension, retention in complex structures

格納容器バイパス放出

格納容器バイパス事象における炉心損傷防止対策の有効性を確認することとしており，物理現象として抽出されない。

格納容器内 FP 挙動として抽出し考慮している。

Ex vessel release and by-pass paths

格納容器内エアロゾル挙動
Aerosol behaviour in the containment

粒子状

格納容器内での沈着等の挙動が異なるが，有機よう素の崩壊熱割合は小さく，格納容器内圧力・温度評価にほとんど影響しないことから，物理現象として抽出していない。 なお，被ばく評価においては，別途考慮している。

よう素の化学形態
Iodine chemistry

有機，元素状：有効性評価において抽出されていない物理現象
その他の FP 挙動
Other FP’s behaviour

図 ３－３

EURSAFE における現象分類と有効性評価において抽出された物理現象との関係の整理

4.

適用候補とするコードについて前項で抽出した考慮すべき物理現象を踏まえ，原子炉，プラント挙動及び格納容器挙動が評価可能なコードとして，以下を有効性評価に適用するコードの候補とした。
① ＳＡＦＥＲ② ＣＨＡＳＴＥ③ ＲＥＤＹ④ ＳＣＡＴ⑤ ＭＡＡＰ⑥ ＡＰＥＸ⑦ 三次元沸騰水型原子炉模擬計算コード⑧ ＩＳＣＯＲ⑨ ＬＡＭＢ⑩ 短期間格納容器圧力応答解析コード⑪ 長期間格納容器圧力応答解析コード⑫ 可燃性ガス濃度解析コード⑬ ＴＲＡＣ
これらのコードのうち，①～④及び⑥～⑫は従来の国内 BWR の原子炉設置変更許可申請書の添付書類十の安全評価において使用実績があるコードである。
⑤については，原子炉設置変更許可申請書における適用実績はないが，表 4-1に示すような実績を有する。なお，⑬については，表 4-1 に示すような実績を有するものの，従来の設置許可申請において適用実績のある解析コードが適用可能であるため，選定されたコードとの比較対象として，適宜，参考として解析結果の比較に用いることとする。

4.1 適用候補コードの概要
4.1.1 ＳＡＦＥＲ
ＳＡＦＥＲは長期間の原子炉内熱水力過渡変化を解析するコードである。原
子炉内を 9 ノードに分割し，原子炉圧力及び各ノードの水位変化等を計算する。
炉内冷却材量の評価に当たっては，上部タイプレート及び炉心入口オリフィス
等での気液対向流制限現象（CCFL）及び上部プレナムにおけるサブクール域の局在化により冷却材が下部プレナムに落下する現象（CCFL ブレークダウン）を考慮することができる。
また，本コードでは，平均出力燃料集合体及び高出力燃料集合体に対して燃4-1

料ペレット，燃料被覆管及びチャンネルボックス等の温度計算を行なう。燃料
被覆管の温度計算においては，その冷却状態に応じた熱伝達係数，燃料棒間の輻射及び燃料棒とチャンネルボックスの輻射を考慮することができる。
また， 燃料被覆管と冷却水又は水蒸気との化学反応（ジルコニウム－水反応）を Baker-Just の式によって計算し，表面の酸化量を求める。さらに，燃料棒内の圧力を計算することによって，燃料被覆管の膨れと破裂の有無を評価
し，破裂が起きた場合には，燃料被覆管の内面に対してもジルコニウム－水反
応を考慮する。
本コードの入力は，原子炉出力，原子炉圧力等の初期条件，原子炉の幾何学的形状及び水力学的諸量，燃料集合体及び炉心に関するデータ，プラント過渡特性パラメータ，ECCS 等の特性，想定破断の位置及び破断面積等であり，出力として，原子炉圧力，原子炉水位，燃料被覆管最高温度，燃料被覆管酸化量等が求められる。
4.1.2 ＣＨＡＳＴＥ
ＣＨＡＳＴＥは，燃料ペレット，燃料被覆管，チャンネルボックス等の温度計算を行うコードである。本コードは，燃料ペレットを半径方向に最大 9 ノードに分割し，燃料集合体内燃料棒を 1 本毎に全て取り扱い，その熱的相互作用（輻射等）を考慮している。また，ジルコニウム－水反応を Baker－Just の式によって計算し，表面の酸化量を求める。さらに，燃料棒内の圧力を計算する
ことによって，燃料被覆管のふくれと破裂の有無を評価し，破裂が起きた場合には，燃料被覆管の内面に対してもジルコニウム－水反応を考慮する。燃料被覆管表面からの除熱に対する熱伝達係数は，ＳＡＦＥＲで求めた値を用いる。
本コードの入力は，原子炉出力及び原子炉圧力の時間変化，炉心露出時間及び再冠水時間，炉心スプレイによる冷却開始時間等のプラント過渡特性，燃料集合体及び炉心に関するデータ及び熱伝達係数変化であり，出力として，燃料被覆管最高温度及び燃料被覆管酸化量等が求められる。
4.1.3 ＲＥＤＹ
ＲＥＤＹは，炉心，圧力容器，圧力容器内部構造物，原子炉冷却材再循環系，
主蒸気管，タービン系，格納容器等のプラント全体を模擬し，6 群の遅発中性子及び反応度フィードバックを含む炉心一点近似動特性，燃料棒の熱的動特性
及び冷却材の熱水力挙動を計算する。
本コードの入力は，原子炉出力，炉心流量等の初期条件，原子炉，主蒸気管，格納容器等のデータ，核データ，燃料棒データ，各種制御系データ等であり，出力として，原子炉出力，原子炉圧力，炉心流量，原子炉水位，格納容器圧力，4-2

サプレッションチェンバプール水温度等の時間変化が求められる。
なお，本コードは，従来の原子炉設置変更許可申請書において適用実績のあるものに，格納容器圧力，サプレッションチェンバプール水温度の時間変化を求めることができるように，格納容器モデルを追加したものである。
4.1.4 ＳＣＡＴＳＣＡＴは，単一チャンネルを模擬し，これを軸方向一次元に多ノード分割する。各ノードについて，燃料棒には半径方向にのみ熱伝導方程式を適用して冷却材への熱伝達を計算し，チャンネル内冷却材には，質量及びエネルギー保存則を適用して冷却材の熱水力挙動を計算する。
本コードの入力は，燃料集合体の幾何学的形状，軸方向出力分布等の炉心データ，燃料集合体出力，チャンネル入口流量等の初期条件，ＲＥＤＹコードの出力から得られたチャンネル入口流量等の過渡変化のデータ等であり，出力として，GEXL 相関式に基づく限界出力比（CPR），各ノードでの冷却材流量，クオリティ等の時間変化が求められる。
なお，本コードは，従来の原子炉設置変更許可申請書において適用実績のあるものに，沸騰遷移後の燃料被覆管温度を求めることができるように，沸騰遷移後の燃料被覆管－冷却材間の熱伝達相関式とリウェット相関式を適用している。
4.1.5 ＭＡＡＰ
ＭＡＡＰは，炉心損傷を伴う事故シーケンスについて，炉心損傷，圧力容器
破損，格納容器破損，放射性物質の環境放出に至るまでのプラント内の熱水力
及び放射性物質挙動を解析するコードである。炉心損傷後の原子炉内及び格納容器内を一次系，ドライウェル，ウェットウェルに分割し，重大事故等時に想定される炉心のヒートアップ，燃料被覆管の酸化・破損，炉心損傷，溶融炉心移行挙動と冷却性，水素と水蒸気の生成，溶融炉心・コンクリート反応，格納容器圧力・温度，放射性物質の放出と移行／沈着挙動等の諸現象がモデル化され，また，種々の注水設備や冷却設備の特性や制御系がモデル化できるため，
自動トリップや運転員操作等によるシステム応答を含む，重大事故等時のプラント挙動の評価が可能である。
本コードの入力は，原子炉出力，原子炉圧力，格納容器圧力，格納容器温度等の初期条件，原子炉の幾何学的形状及び水力学的諸量，燃料集合体及び炉心に関するデータ，格納容器自由空間体積，流路面積及び流路抵抗，注水設備，減圧設備及び冷却設備の特性，想定破断の位置及び破断面積等であり，出力として，原子炉圧力，原子炉水位，燃料温度，溶融炉心温度，格納容器圧力，格4-3

納容器温度，コンクリート侵食量，放射性物質の格納容器内の分布等が求められる。
4.1.6 ＡＰＥＸ
有効性評価に適用するコード候補としてここで挙げたＡＰＥＸコードは，炉心動特性解析を行うＡＰＥＸコードと，単チャンネル熱水力解析を行うＳＣＡ
Ｔ（ＲＩＡ用）からなる。
ＡＰＥＸは，熱的現象を断熱としており，炉心平均出力の過渡変化を炉心一点近似による中性子動特性方程式で表し，出力の炉心空間分布を二次元（R-Z）
拡散方程式で表す。炉心各部分のエンタルピの上昇は，出力分布に比例するものとし，炉心平均エンタルピがある程度上昇する間（エンタルピステップ）は，
出力分布は一定としている。また，投入反応度としては，制御棒価値，スクラ
ム反応度及びドップラ反応度を考慮するが，このドップラ反応度は，二次元拡
散計算による出力分布を考慮して求められる。
ＡＰＥＸコードの入力は，炉心の幾何学的形状，各種中性子断面積，拡散係数，ドップラ係数，炉心動特性パラメータ等の核データ，制御棒反応度の時間変化等であり，出力として，中性子束分布，エンタルピ分布及び炉心平均出力の時間変化が求められる。
ＳＣＡＴ（ＲＩＡ用）コードは，燃料棒を燃料ペレット，ペレットと被覆管の間の空隙部であるギャップ部，被覆管で構成し，ノード毎に径方向の熱伝達を計算する。燃料ペレット及び被覆管には，径方向一次元の非定常熱伝導方程式を適用して燃料棒内の温度分布を計算し，チャンネル内冷却材には，質量，運動量及びエネルギー保存則を適用して冷却材の熱水力学的挙動を計算する。
冷却材の沸騰状態に応じた熱伝達率相関式を用いることにより，燃料棒の除熱量を求める。
ＳＣＡＴ（ＲＩＡ用）コードの入力は，ＡＰＥＸコードの出力から得られた
炉心平均出力変化，炉心出力分布に加え，燃料集合体幾何条件，燃料集合体熱
水力データ，燃料物性データ，ギャップ熱伝達係数，ペレット径方向出力分布，
局所出力ピーキング係数等であり，出力として，非断熱燃料エンタルピの時間変化が求められる。
4.1.7 三次元沸騰水型原子炉模擬計算コード
三次元沸騰水型原子炉模擬計算コードは，沸騰水型原子炉の炉心核熱水力特性を解析するコードで，三次元の拡散方程式により原子炉全体の出力分布や実効増倍率を計算する。さらに，その出力分布を基に熱的評価計算及び燃焼計算を行う。本コードの用途は多岐にわたり，制御棒運用計画，燃焼度管理，原子4-4

炉停止余裕の計算等に使用される。出力運転時の計算では，ボイドの発生によるボイド分布を考慮した出力分布となるよう収束計算を行う。
本コードの入力は，炉心の幾何学的形状，単位燃料集合体核計算で得られた
核定数，熱水力計算に必要なデータ，制御棒パターン，炉心熱出力等の炉心状態を表すデータであり，出力として炉心出力分布，ボイド分布，燃焼度分布，実効増倍率が求められる。
4.1.8 ＩＳＣＯＲ
ＩＳＣＯＲは，定常状態における炉心内の熱水力特性を解析するコードであり，炉心内の全燃料集合体を幾つかにタイプ分けし，各タイプごと及び炉心全体の熱水力特性を計算する。
具体的には，設計出力分布を使用して，各燃料集合体への冷却材流量配分を，
燃料集合体入口と出口間の圧力差が全燃料集合体において等しくなるように繰り返し計算により求め，熱的余裕，炉心圧力損失等の熱水力特性を計算する。
本コードの入力は，炉心熱出力，炉心流量等の炉心状態を表すデータ，出力分布に関するデータ，燃料集合体の幾何学的形状及びその他熱水力計算に必要なデータであり，出力として限界出力比，圧力損失，ボイド分布等が求められる。
4.1.9 ＬＡＭＢＬＡＭＢは，短期間の原子炉内熱水力過渡変化を解析するコードであり，圧力容器に接続する各種一次系配管の破断事故を取り扱うことができる。本コー
ドは，圧力容器及び再循環系を 7 つのノードに分割し，質量，運動量及びエネ
ルギー保存則に基づく方程式を解くことにより，定常状態から事故発生後数十秒間の各ノード内の冷却材の質量，圧力及びエンタルピ，ノード間の冷却材流量等の時間変化を計算する。炉心流量の変化としては，破断直後からの原子炉
冷却材再循環ポンプのコーストダウンによる流量の変化を詳細に計算することができる。
本コードの入力は，原子炉出力，炉心流量等の初期条件，原子炉の幾何学的形状及び水力学的諸量，燃料集合体及び炉心に関するデータ，プラント過渡特性パラメータ，再循環ポンプ特性，想定破断の位置及び破断面積等であり，出力として，ブローダウン中の燃料棒の限界出力過渡変化解析に使用する原子炉
圧力，炉心流量及び炉心入口エンタルピの時間変化，破断口からの流出流量等が求められる。
4.1.10

短期間格納容器圧力応答解析コード
4-5

短期間格納容器圧力応答解析コードは，ＬＯＣＡ直後の冷却材ブローダウン
期間中の格納容器内圧力及び温度の変化を解析するコードである。本コードは，格納容器をドライウェルとサプレッションチェンバの 2 ノードに分割し，各ノードについて質量保存則に基づく方程式，エネルギー保存則に基づく方程式，
運動方程式及び状態方程式を解くことにより，格納容器内圧力及び温度を計算する。なお，格納容器内構造物との間の熱の授受は保守的に考慮していない。
本コードの入力は，格納容器内各部の圧力，温度，湿度等の初期条件，自由空間体積，流路面積及び流路抵抗並びに一次冷却系からの質量流量及びエネル
ギー放出量であり，出力として格納容器内圧力及び温度の時間変化が求められる。
4.1.11 長期間格納容器圧力応答解析コード
長期間格納容器圧力応答解析コードは，ＬＯＣＡ後の冷却材ブローダウン期間以降の原子炉格納容器スプレイ冷却系作動期間中における長期間格納容器
内圧力及び温度の変化を解析するコードである。本コードは，格納容器をドラ
イウェルとサプレッションチェンバの 2 ノードに分割し，各ノードについて質量保存則に基づく方程式，エネルギー保存則に基づく方程式，運動方程式及び状態方程式を解くことにより，格納容器内圧力及び温度を計算する。また，Ｅ
ＣＣＳモデル，格納容器スプレイモデル及び熱交換器モデルが組み込まれている。
本コードの入力は，格納容器内各部の圧力，温度，湿度等の初期条件，自由空間体積，流路面積及び流路抵抗のほか，ＥＣＣＳ流量，格納容器スプレイ流量，熱交換器容量，海水温度等であり，出力として格納容器内圧力及び温度の時間変化が求められる。
4.1.12 可燃性ガス濃度解析コード
可燃性ガス濃度解析コードは，ＬＯＣＡ後の格納容器内の可燃性ガス濃度を解析するコードである。本コードは，格納容器をドライウェルとサプレッショ
ンチェンバの 2 ノードに分割し，各ノードについて質量バランスの式によって
水素及び酸素の濃度変化を計算する。各ノード間のガスの移動は，圧力バラン
スの式により求める。水素及び酸素の発生源としては，ジルコニウム－水反応（水素）及び水の放射線分解（水素及び酸素）を考慮する。また，可燃性ガス
濃度制御系のモデルが組み込まれている。
本コードの入力は，格納容器内各部の圧力，温度，湿度等の初期条件，自由空間体積，流路面積及び流路抵抗の他，ジルコニウム－水反応割合及び水の放射線分解率並びに可燃性ガス濃度制御系容量及び作動時間であり，出力として，
4-6

格納容器内の水素及び酸素濃度の時間変化が求められる。
4.1.13 ＴＲＡＣ
ＴＲＡＣは，三次元２流体モデル，炉心については三次元中性子動特性モデルを有するコードである。ＴＲＡＣのモデル構成はモジュール手法に基づいて
おり，熱水力モデルとして，配管，ポンプ，弁，分岐管，チャンネル，ジェッ
トポンプ，ベッセルの基本コンポーネントがある。システム解析は，これらのコンポーネントをブロック構成して行う。使用するコンポーネントの数は任意で，その接続やコンポーネント内の詳細は入力データによって指定する。このため，単純な個別効果試験から BWR 実プラントまで，様々な規模の設備について解析することができるコードである。
ＴＲＡＣの熱水力に用いる２流体モデルは，気液相についての質量，運動量，エネルギーの保存式を解く。質量，運動量，エネルギーの保存式は，気液相間および壁面について摩擦や熱伝達を扱う構成相関式を用いた種々の基本モデ
ルによって完結している。流動様式マップはコード全般にわたり同一のものが適用されており，構成相関式は流動様式にしたがって選択される。

4-7

表 4-1

各コードの使用実績

コード

適用実績

ＭＡＡＰ

米国産業界が実施した IDCOR(Industry DegradedCore Rulemaking Program，産業界における損傷炉心規制プログラム)及び米国 EPRI を中心とした MUG(MAAP User’s Group)のもとで開発されてきたコードである。国内では，個別プラントのＰＲＡやスト
レステスト等において，米国では，設計認証申請において使用される等，国内外において使用実績が豊富な代表的解析コードである。

ＴＲＡＣ

ＴＲＡＣは，ロスアラモス国立研究所（LANL）で PWR用に開発された TRAC-P1A と称するバージョンが最初のものである。BWR 向けのＴＲＡＣの開発は GE 社とアイダホ国立研究所（INEL）の協力によって 1979 年に始まり，1985 年以降，過渡・安定性・ATWS 解析用にＴＲＡＣを高度化することを目的に，開発が継続された。米国の設計認証申請においても，ＴＲＡＣ
コードによる事故解析が実施されている等の適用例がある。

※ 本表では，国内ＢＷＲの原子炉設置変更許可申請書の添付書類十の安全評価において使用実績があるコードは除く。

4-8

5.

有効性評価に適用するコードの選定
有効性評価に適用するコードを選定するにあたって，コードが備えるべき物
理現象モデルは 2 章で抽出されたとおりであり，4 章で述べた候補コードの特徴を踏まえ，必要な物理モデルの有無，模擬性能の優劣及び利便性の観点から，適用するコードの選定を行った。以下に，コード選定における考え方を整理する。なお，最終的に選定された有効性評価に使用するコード一覧を表 5-14 に示す。

5.1 炉心損傷防止
5.1.1 高圧･低圧注水機能喪失
2.1.1 項で抽出した本事故シーケンスグループの評価で考慮すべき現象に対する各コードのモデルの対応を表 5-1 に示す。
評価指標である燃料被覆管温度及び原子炉圧力に対しては，原子炉圧力容器内で事故時に発生し得る気液対向流制限等の熱水力挙動や燃料棒ヒート
アップ挙動を詳細に評価するための現象モデルを兼ね備えたコードとして
ＳＡＦＥＲを用いることとした。また，ＳＡＦＥＲによる炉心ヒートアップ
解析結果において，燃料被覆管が高温となり，燃料棒やチャンネルボックスの幾何学的配置を考慮した詳細な輻射伝熱計算が必要となる場合には，合わ
せてＣＨＡＳＴＥを用いることとした。
他に燃料被覆管温度上昇を伴う事故時の炉心部や圧力容器内を評価対象としているものにＭＡＡＰが挙げられるが，ＭＡＡＰは，過渡変化時のスクラムまでの出力変化を取り扱えないため，燃料被覆管温度の詳細な挙動や膨れ／破損評価には適していない。
評価指標である格納容器の圧力及び温度に対しては，ＳＡＦＥＲは格納容
器内の熱水力現象を取り扱うモデルを有しておらず，格納容器内において考慮すべき現象に必要となる現象モデルをすべて有しているＭＡＡＰを用いることとした。
ＭＡＡＰは，炉心動特性モデルを備えていないが，事象初期に原子炉はス
クラムし，事故後短期間で炉心出力は崩壊熱レベルに低下するため，崩壊熱を考慮できれば，格納容器の長期的な評価に対しては適用性を有する。
5.1.2 高圧注水･減圧機能喪失
2.1.2 項で抽出した本事故シーケンスグループの評価で考慮すべき現象に対する各コードのモデルの対応を表 5-2 に示す。
5.1.1 項での議論と同様に，評価指標である燃料被覆管温度及び原子炉圧5-1

力に対しては，ＳＡＦＥＲ及び必要に応じてＣＨＡＳＴＥを用いることとし，評価指標である格納容器の圧力及び温度に対しては，ＭＡＡＰを用いることとした。
5.1.3 全交流動力電源喪失
2.1.3 項で抽出した本事故シーケンスグループの評価で考慮すべき現象に対する各コードのモデルの対応を表 5-3 に示す。
5.1.1 項での議論と同様に，評価指標である燃料被覆管温度及び原子炉圧力に対しては，ＳＡＦＥＲ及び必要に応じてＣＨＡＳＴＥを用いることとし，評価指標である格納容器の圧力及び温度に対しては，ＭＡＡＰを用いることとした。
5.1.4 崩壊熱除去機能喪失
5.1.4.1 取水機能が喪失した場合
2.1.4.1 項で抽出した本事故シーケンスグループの評価で考慮すべき現象に対する各コードのモデルの対応を表 5-4 に示す。
5.1.1 項での議論と同様に，評価指標である燃料被覆管温度及び原子炉圧力に対しては，ＳＡＦＥＲ及び必要に応じてＣＨＡＳＴＥを用いることとし，評価指標である格納容器の圧力及び温度に対しては，ＭＡＡＰを用いることとした。
5.1.4.2 残留熱除去系が故障した場合
2.1.4.2 項で抽出した本事故シーケンスグループの評価で考慮すべき現象に対する各コードのモデルの対応を表 5-4 に示す。
5.1.1 項での議論と同様に，評価指標である燃料被覆管温度及び原子炉圧力に対しては，ＳＡＦＥＲ及び必要に応じてＣＨＡＳＴＥを用いることとし，評価指標である格納容器の圧力及び温度に対しては，ＭＡＡＰを用いることとした。
5.1.5 原子炉停止機能喪失
2.1.5 項で抽出した本事故シーケンスグループの評価で考慮すべき現象に対する各コードのモデルの対応を表 5-5 に示す。
本事故シーケンスグループでは，原子炉停止機能が喪失するため，炉心部の解析モデルについては，原子炉停止機能が喪失した状態での，炉心内ボイド率変化，燃料温度変化及びボロン濃度の変化に伴う原子炉出力応答が適切に評価できること及び炉心損傷に繋がる燃料被覆管温度上昇や燃料

5-2被覆管の酸化量増加を適切に把握できることがコード選定の要件として挙げられる。
また，炉心部以外の解析モデルについては，評価指標である原子炉圧力，
SRV の作動によるサプレッション・チェンバのプール水温の上昇，RHR によるサプレッション・チェンバのプール水の冷却や格納容器圧力を評価できることが要件として挙げられる。
以上のうち，炉心部の解析モデルに関する要求に対しては，出力応答の評価において，ボイド率変化，出力変化といった事象推移を考慮するために，これらの過渡変化に伴う核的挙動を考慮した炉心動特性モデルが必要となる。また，燃料被覆管温度上昇を適切に把握するためには，特に出力上昇やチャンネル内の冷却材条件の変化を伴う本事象に対して，事象進展
中の燃料棒表面熱伝達係数の変化を取り込んだ評価が行える必要がある。
したがって，これら原子炉出力，原子炉圧力，サプレッション・チェン
バのプール水温及び格納容器圧力変化を事象進展に見合った評価とするため，すべてを同時に評価することが可能なＲＥＤＹを用いることとした。
また，評価指標である燃料被覆管温度については，出力上昇に伴う沸騰遷
移時の燃料被覆管温度の評価モデルを有するＳＣＡＴを用いることとした。
なお，ＭＡＡＰは，炉心動特性モデルを備えていないことから適さない。
5.1.6 ＬＯＣＡ時注水機能喪失
2.1.6 項で抽出した本事故シーケンスグループの評価で考慮すべき現象に対する各コードのモデルの対応を表 5-6 に示す。
5.1.1 項での議論と同様に，評価指標である燃料被覆管温度及び原子炉圧力に対しては，ＳＡＦＥＲ及び必要に応じてＣＨＡＳＴＥを用いることとし，評価指標である格納容器の圧力及び温度に対しては，ＭＡＡＰを用いることとした。
5.1.7 格納容器バイパス（インターフェイスシステムＬＯＣＡ）
2.1.7 項で抽出した本事故シーケンスグループの評価で考慮すべき現象に対する各コードのモデルの対応を表 5-7 に示す。
5.1.1 項での議論と同様に，評価指標である燃料被覆管温度及び原子炉圧力に対しては，ＳＡＦＥＲ及び必要に応じてＣＨＡＳＴＥを用いることとした。
なお，本事故シーケンスグループは，格納容器バイパス事象であり，格納容器の圧力及び温度を評価指標としていないため，これらの評価指標に対するコードの選定は不要である。

5-3

5.2 格納容器破損防止
5.2.1 雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）
2.2.2 項で抽出した本格納容器破損モードの評価で考慮すべき現象に対する各コードのモデルの対応を表 5-8 に示す。
評価指標に対して，考慮すべき現象に対する現象モデルを兼ね備えたコ
ードはＭＡＡＰのみであることから，ＭＡＡＰを用いることとした。
なお，ＭＡＡＰは，炉心動特性モデルを備えていないが，事象初期に原子炉はスクラムし，事故後短期間で炉心出力は崩壊熱レベルに低下するため，崩壊熱を考慮できれば，格納容器の長期的な評価に対しては適用性を有する。
5.2.2 高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱
2.2.3 項で抽出した本格納容器破損モードの評価で考慮すべき現象に対する各コードのモデルの対応を表 5-9 に示す。
評価指標に対して，考慮すべき現象に対する現象モデルを兼ね備えたコ
ードはＭＡＡＰのみであることから，ＭＡＡＰを用いることとした。
なお，ＭＡＡＰは，炉心動特性モデルを備えていないが，事象初期に原子炉はスクラムし，事故後短期間で炉心出力は崩壊熱レベルに低下するため，崩壊熱を考慮できれば，格納容器の長期的な評価に対しては適用性を有する。
5.2.3 原子炉圧力容器外の溶融燃料－冷却材相互作用
2.2.4 項で抽出した本格納容器破損モードの評価で考慮すべき現象に対する各コードのモデルの対応を表 5-10 に示す。
評価指標に対して，考慮すべき現象に対する現象モデルを兼ね備えたコ
ードはＭＡＡＰのみであることから，ＭＡＡＰを用いることとした。
なお，ＭＡＡＰは，炉心動特性モデルを備えていないが，事象初期に原子炉はスクラムし，事故後短期間で炉心出力は崩壊熱レベルに低下するため，崩壊熱を考慮できれば，格納容器の長期的な評価に対しては適用性を有する。
5.2.4 水素燃焼
2.2.5 項で抽出した本格納容器破損モードの評価で考慮すべき現象に対する各コードのモデルの対応を表 5-11 に示す。
評価指標に対して，考慮すべき現象に対する現象モデルを兼ね備えたコ
ードはＭＡＡＰのみであることから，ＭＡＡＰを用いることとした。

5-4

なお，ＭＡＡＰは水の放射線分解による水素及び酸素の発生モデルを備えていないが，同コードで得られる崩壊熱からそれらの発生量を評価することが可能である。また，ＭＡＡＰは，炉心動特性モデルを備えていないが，事象初期に原子炉はスクラムし，事故後短期間で炉心出力は崩壊熱レベルに低下するため，崩壊熱を考慮できれば，格納容器の長期的な評価に対しては適用性を有する。
5.2.5 溶融炉心・コンクリート相互作用
2.2.6 項で抽出した本格納容器破損モードの評価で考慮すべき現象に対する各コードのモデルの対応を表 5-12 に示す。
評価指標に対して，考慮すべき現象に対する現象モデルを兼ね備えたコ
ードはＭＡＡＰのみであることから，ＭＡＡＰを用いることとした。
なお，ＭＡＡＰは，炉心動特性モデルを備えていないが，事象初期に原子炉はスクラムし，事故後短期間で炉心出力は崩壊熱レベルに低下するため，崩壊熱を考慮できれば，格納容器の長期的な評価に対しては適用性を
有する。

5-5

5.3 運転停止中原子炉における燃料損傷防止
5.3.1 反応度の誤投入
2.3.1 項で抽出した本事故シーケンスグループの評価で考慮すべき現象に対する各コードのモデルの対応を表 5-13 に示す。
評価指標に対して，考慮すべき現象に対する現象モデルを兼ね備えたコードとしてＡＰＥＸ及びＳＣＡＴ（ＲＩＡ用）を用いることとした。
ここで，2.3.1 項で述べたとおり，ＡＢＷＲでは，投入反応度が即発臨界に至ることがないことをもって，燃料エンタルピの評価に替えることができるため，ＳＣＡＴ（ＲＩＡ用）は必要に応じて用いることとする。

5-6

表 5-1 抽出された物理現象とコードの解析モデルの対応（炉心損傷防止：高圧･低圧注水機能喪失）
適用候補コード

REDY

SCAT

MAAP

APEX

SCAT (RIA 用)

三次元※

ISCOR

LAMB

短期 PCV※

長期 PCV※

可燃性ｶﾞｽ※

（燃料）
炉心
（熱流動）
炉心
（逃がし安全弁含む）

原子炉格納容器CHASTE（核）
炉心
原子炉圧力容器

SAFER

分類

5-7

核分裂出力

○*

○*

○

○*

○*

○

○*

○

－

－

－

－

－

出力分布変化

○*

－

○*

○*

－

○

○*

－

－

－

－

－

－

反応度フィードバック効果

○*

－

○

－

○*

○

－

○

－

－

－

－

－

制御棒反応度効果

○*

－

○

－

○*

○

－

○

－

－

－

－

－

崩壊熱

○*

○*

○

○*

○

－

○*

－

－

○*

○*

○*

○*

燃料棒内温度変化

○

○

○

○

○

－

○

○

－

－

－

－

－

燃料棒表面熱伝達

○

○

○

○

○

－

○

－

－

－

－

－

－

沸騰遷移

○*

－

－

○

－

－

○

－

－

－

－

－

－

燃料被覆管酸化

○

○

－

○

○

－

○

－

－

－

－

－

－

燃料被覆管変形

○

○

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

三次元効果

○*

○*

－

－

○*

－

－

－

－

－

－

－

－

沸騰・ボイド率変化

○

－

○

○

○

－

○

○

○

○

－

－

－

気液分離（水位変化）・対向流

○

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

気液熱非平衡

○*

－

－

○*

○

－

－

－

－

－

－

－

－

圧力損失

○

－

○

○

○

－

○

－

○

○

－

－

－

三次元効果

○*

－

○*

○*

－

－

○*

－

－

－

－

－

－

冷却材流量変化

○

－

○

－

○

－

－

－

－

○

－

－

－

冷却材放出（臨界流・差圧流）

○

－

○

－

○

－

－

－

－

○

－

－

－

沸騰・凝縮・ボイド率変化

○

－

○

－

○

－

－

－

－

○

－

－

－

気液分離（水位変化）・対向流

○

－

－

－

○

－

－

－

－

○

－

－

－

圧力損失

○

－

○

－

○

－

－

－

－

○

－

－

－

構造材との熱伝達

○

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

ECCS 注水（給水系・代替注水設備含む）

○

－

○

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

三次元効果

○*

－

○*

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

冷却材放出

－

－

○

－

○

－

－

－

－

－

○

○

－

格納容器各領域間の流動

－

－

○*

－

○

－

－

－

－

－

○

○

○

気液界面の熱伝達

－

－

○*

－

○

－

－

－

－

－

○

○

－

構造材との熱伝達及び内部熱伝導

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

スプレイ冷却

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

○

－

格納容器ベント

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

解析で考慮すべき物理現象【記号の説明】○：必要なモデルを備えている○*：必要なモデルを備えていないが解析条件等で考慮可能－：必要なモデルを備えていない※ 三次元：三次元沸騰水型原子炉模擬計算コード
短期 PCV：短期間格納容器圧力応答解析コード
長期 PCV：長期間格納容器圧力応答解析コード
可燃性ｶﾞｽ：可燃性ガス濃度解析コード

表 5-2 抽出された物理現象とコードの解析モデルの対応（炉心損傷防止：高圧注水･減圧機能喪失）
適用候補コード

REDY

SCAT

MAAP

APEX

SCAT (RIA 用)

三次元※

ISCOR

LAMB

短期 PCV※

長期 PCV※

可燃性ｶﾞｽ※

（燃料）
炉心
（熱流動）
炉心
（逃がし安全弁含む）

原子炉格納容器CHASTE（核）
炉心
原子炉圧力容器

SAFER

分類

5-8

核分裂出力

○*

○*

○

○*

○*

○

○*

○

－

－

－

－

－

出力分布変化

○*

－

○*

○*

－

○

○*

－

－

－

－

－

－

反応度フィードバック効果

○*

－

○

－

○*

○

－

○

－

－

－

－

－

制御棒反応度効果

○*

－

○

－

○*

○

－

○

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－

－

－

－

崩壊熱

○*

○*

○

○*

○

－

○*

－

－

○*

○*

○*

○*

燃料棒内温度変化

○

○

○

○

○

－

○

○

－

－

－

－

－

燃料棒表面熱伝達

○

○

○

○

○

－

○

－

－

－

－

－

－

沸騰遷移

○*

－

－

○

－

－

○

－

－

－

－

－

－

燃料被覆管酸化

○

○

－

○

○

－

○

－

－

－

－

－

－

燃料被覆管変形

○

○

－

－

○

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－

－

－

－

－

－

－

三次元効果

○*

○*

－

－

○*

－

－

－

－

－

－

－

－

沸騰・ボイド率変化

○

－

○

○

○

－

○

○

○

○

－

－

－

気液分離（水位変化）・対向流

○

－

－

－

○

－

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－

－

－

－

－

気液熱非平衡

○*

－

－

○*

○

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－

－

－

－

－

－

圧力損失

○

－

○

○

○

－

○

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○

○

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－

－

三次元効果

○*

－

○*

○*

－

－

○*

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－

－

－

－

－

冷却材流量変化

○

－

○

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○

－

－

－

－

○

－

－

－

冷却材放出（臨界流・差圧流）

○

－

○

－

○

－

－

－

－

○

－

－

－

沸騰・凝縮・ボイド率変化

○

－

○

－

○

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－

○

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－

－

気液分離（水位変化）・対向流

○

－

－

－

○

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－

－

○

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－

圧力損失

○

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○

－

○

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－

－

○

－

－

－

構造材との熱伝達

○

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

ECCS 注水（給水系・代替注水設備含む）

○

－

○

－

○

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－

－

－

－

－

－

－

三次元効果

○*

－

○*

－

－

－

－

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－

冷却材放出

－

－

○

－

○

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－

－

－

○

○

－

格納容器各領域間の流動

－

－

○*

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○

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－

－

－

－

○

○

○

サプレッション・プール冷却

－

－

○

－

○

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－

－

－

－

－

○

－

気液界面の熱伝達

－

－

○*

－

○

－

－

－

－

－

○

○

－

構造材との熱伝達及び内部熱伝導

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

解析で考慮すべき物理現象【記号の説明】○：必要なモデルを備えている○*：必要なモデルを備えていないが解析条件等で考慮可能－：必要なモデルを備えていない※ 三次元：三次元沸騰水型原子炉模擬計算コード
短期 PCV：短期間格納容器圧力応答解析コード
長期 PCV：長期間格納容器圧力応答解析コード
可燃性ｶﾞｽ：可燃性ガス濃度解析コード

表 5-3 抽出された物理現象とコードの解析モデルの対応（炉心損傷防止：全交流動力電源喪失）
適用候補コード

REDY

SCAT

MAAP

APEX

SCAT (RIA 用)

三次元※

ISCOR

LAMB

短期 PCV※

長期 PCV※

可燃性ｶﾞｽ※

（燃料）
炉心
（熱流動）
炉心
（逃がし安全弁含む）

原子炉格納容器CHASTE（核）
炉心
原子炉圧力容器

SAFER

分類

5-9

核分裂出力

○*

○*

○

○*

○*

○

○*

○

－

－

－

－

－

出力分布変化

○*

－

○*

○*

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○

○*

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－

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－

反応度フィードバック効果

○*

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○

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○*

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制御棒反応度効果

○*

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○*

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－

崩壊熱

○*

○*

○

○*

○

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○*

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○*

○*

○*

○*

燃料棒内温度変化

○

○

○

○

○

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○

○

－

－

－

－

－

燃料棒表面熱伝達

○

○

○

○

○

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○

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－

－

－

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－

沸騰遷移

○*

－

－

○

－

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○

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－

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－

燃料被覆管酸化

○

○

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○

○

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－

燃料被覆管変形

○

○

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－

三次元効果

○*

○*

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－

○*

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－

沸騰・ボイド率変化

○

－

○

○

○

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○

○

○

○

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－

気液分離（水位変化）・対向流

○

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－

気液熱非平衡

○*

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○*

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－

圧力損失

○

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○

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○

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－

三次元効果

○*

－

○*

○*

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○*

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－

冷却材流量変化

○

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○

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○

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○

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－

冷却材放出（臨界流・差圧流）

○

－

○

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○

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－

○

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－

沸騰・凝縮・ボイド率変化

○

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○

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○

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○

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－

気液分離（水位変化）・対向流

○

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○

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○

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－

圧力損失

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○

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○

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－

構造材との熱伝達

○

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○

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－

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－

ECCS 注水（給水系・代替注水設備含む）

○

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○

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○

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－

－

三次元効果

○*

－

○*

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－

冷却材放出

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○

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○

○

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格納容器各領域間の流動

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○*

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○

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○

サプレッション・プール冷却

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○

－

気液界面の熱伝達

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－

○*

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○

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－

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○

○

－

構造材との熱伝達及び内部熱伝導

－

－

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○

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－

スプレイ冷却

－

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○

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○

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格納容器ベント

－

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○

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解析で考慮すべき物理現象【記号の説明】○：必要なモデルを備えている○*：必要なモデルを備えていないが解析条件等で考慮可能－：必要なモデルを備えていない※ 三次元：三次元沸騰水型原子炉模擬計算コード
短期 PCV：短期間格納容器圧力応答解析コード
長期 PCV：長期間格納容器圧力応答解析コード
可燃性ｶﾞｽ：可燃性ガス濃度解析コード

表 5-4 抽出された物理現象とコードの解析モデルの対応（炉心損傷防止：崩壊熱除去機能喪失）
適用候補コード

REDY

SCAT

MAAP

APEX

SCAT (RIA 用)

三次元※

ISCOR

LAMB

短期 PCV※

長期 PCV※

可燃性ｶﾞｽ※

（燃料）
炉心
（熱流動）
炉心
（逃がし安全弁含む）

原子炉格納容器CHASTE（核）
炉心
原子炉圧力容器

SAFER

分類

5-10

核分裂出力

○*

○*

○

○*

○*

○

○*

○

－

－

－

－

－

出力分布変化

○*

－

○*

○*

－

○

○*

－

－

－

－

－

－

反応度フィードバック効果

○*

－

○

－

○*

○

－

○

－

－

－

－

－

制御棒反応度効果

○*

－

○

－

○*

○

－

○

－

－

－

－

－

崩壊熱

○*

○*

○

○*

○

－

○*

－

－

○*

○*

○*

○*

燃料棒内温度変化

○

○

○

○

○

－

○

○

－

－

－

－

－

燃料棒表面熱伝達

○

○

○

○

○

－

○

－

－

－

－

－

－

沸騰遷移

○*

－

－

○

－

－

○

－

－

－

－

－

－

燃料被覆管酸化

○

○

－

○

○

－

○

－

－

－

－

－

－

燃料被覆管変形

○

○

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

三次元効果

○*

○*

－

－

○*

－

－

－

－

－

－

－

－

沸騰・ボイド率変化

○

－

○

○

○

－

○

○

○

○

－

－

－

気液分離（水位変化）・対向流

○

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

気液熱非平衡

○*

－

－

○*

○

－

－

－

－

－

－

－

－

圧力損失

○

－

○

○

○

－

○

－

○

○

－

－

－

三次元効果

○*

－

○*

○*

－

－

○*

－

－

－

－

－

－

冷却材流量変化

○

－

○

－

○

－

－

－

－

○

－

－

－

冷却材放出（臨界流・差圧流）

○

－

○

－

○

－

－

－

－

○

－

－

－

沸騰・凝縮・ボイド率変化

○

－

○

－

○

－

－

－

－

○

－

－

－

気液分離（水位変化）・対向流

○

－

－

－

○

－

－

－

－

○

－

－

－

圧力損失

○

－

○

－

○

－

－

－

－

○

－

－

－

構造材との熱伝達

○

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

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－

ECCS 注水（給水系・代替注水設備含む）

○

－

○

－

○

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－

－

－

－

－

－

－

三次元効果

○*

－

○*

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

冷却材放出

－

－

○

－

○

－

－

－

－

－

○

○

－

格納容器各領域間の流動

－

－

○*

－

○

－

－

－

－

－

○

○

○

サプレッション・プール冷却

－

－

○

－

○

－

－

－

－

－

－

○

－

気液界面の熱伝達

－

－

○*

－

○

－

－

－

－

－

○

○

－

構造材との熱伝達及び内部熱伝導

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

スプレイ冷却

－

－

－

－

○

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－

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○

－

格納容器ベント

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

解析で考慮すべき物理現象【記号の説明】○：必要なモデルを備えている○*：必要なモデルを備えていないが解析条件等で考慮可能－：必要なモデルを備えていない※ 三次元：三次元沸騰水型原子炉模擬計算コード
短期 PCV：短期間格納容器圧力応答解析コード
長期 PCV：長期間格納容器圧力応答解析コード
可燃性ｶﾞｽ：可燃性ガス濃度解析コード

表 5-5 抽出された物理現象とコードの解析モデルの対応（炉心損傷防止：原子炉停止機能喪失）
適用候補コード

REDY

SCAT

MAAP

APEX

SCAT (RIA 用)

三次元※

ISCOR

LAMB

短期 PCV※

長期 PCV※

可燃性ｶﾞｽ※

（燃料）
炉心
（熱流動）
炉心
（逃がし安全弁含む）

原子炉格納容器CHASTE（核）
炉心
原子炉圧力容器

SAFER

分類

5-11

核分裂出力

○*

○*

○

○*

○*

○

○*

○

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－

－

－

－

出力分布変化

○*

－

○*

○*

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○

○*

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－

－

反応度フィードバック効果

○*

－

○

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○*

○

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○

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－

－

崩壊熱

○*

○*

○

○*

○

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○*

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○*

○*

○*

○*

三次元効果

－

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○*

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○*

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－

－

燃料棒内温度変化

○

○

○

○

○

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○

○

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－

燃料棒表面熱伝達

○

○

○

○

○

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○

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－

沸騰遷移

○*

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○

－

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○

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－

燃料被覆管酸化

○

○

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○

○

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○

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－

燃料被覆管変形

○

○

－

－

○

－

－

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－

－

－

－

沸騰・ボイド率変化

○

－

○

○

○

－

○

○

○

○

－

－

－

気液分離（水位変化）・対向流

○

－

－

－

○

－

－

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－

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－

気液熱非平衡

○*

－

－

○*

○

－

－

－

－

－

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－

圧力損失

○

－

○

○

○

－

○

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○

○

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－

三次元効果

○*

－

○*

○*

－

－

○*

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－

－

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－

冷却材流量変化

○

－

○

－

○

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－

－

－

○

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－

－

冷却材放出（臨界流・差圧流）

○

－

○

－

○

－

－

－

－

○

－

－

－

沸騰・凝縮・ボイド率変化

○

－

○

－

○

－

－

－

－

○

－

－

－

圧力損失

○

－

○

－

○

－

－

－

－

○

－

－

－

ECCS 注水（給水系・代替注水設備含む）

○

－

○

－

○

－

－

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－

－

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－

ほう酸水の拡散

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○

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○*

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－

三次元効果

○*

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○*

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－

－

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冷却材放出

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○

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○

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○

○

－

格納容器各領域間の流動

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○*

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○

サプレッション・プール冷却

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○

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○

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－

○

－

気液界面の熱伝達

－

－

○*

－

○

－

－

－

－

－

○

○

－

解析で考慮すべき物理現象【記号の説明】○：必要なモデルを備えている○*：必要なモデルを備えていないが解析条件等で考慮可能－：必要なモデルを備えていない※ 三次元：三次元沸騰水型原子炉模擬計算コード
短期 PCV：短期間格納容器圧力応答解析コード
長期 PCV：長期間格納容器圧力応答解析コード
可燃性ｶﾞｽ：可燃性ガス濃度解析コード

表 5-6 抽出された物理現象とコードの解析モデルの対応（炉心損傷防止：ＬＯＣＡ時注水機能喪失）
適用候補コード

REDY

SCAT

MAAP

APEX

SCAT (RIA 用)

三次元※

ISCOR

LAMB

短期 PCV※

長期 PCV※

可燃性ｶﾞｽ※

（燃料）
炉心
（熱流動）
炉心
（逃がし安全弁含む）

原子炉格納容器CHASTE（核）
炉心
原子炉圧力容器

SAFER

分類

5-12

核分裂出力

○*

○*

○

○*

○*

○

○*

○

－

－

－

－

－

出力分布変化

○*

－

○*

○*

－

○

○*

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－

反応度フィードバック効果

○*

－

○

－

○*

○

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○

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－

制御棒反応度効果

○*

－

○

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○*

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○

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－

崩壊熱

○*

○*

○

○*

○

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○*

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○*

○*

○*

○*

燃料棒内温度変化

○

○

○

○

○

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○

○

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－

－

燃料棒表面熱伝達

○

○

○

○

○

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－

沸騰遷移

○*

－

－

○

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○

－

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－

－

燃料被覆管酸化

○

○

－

○

○

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○

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－

燃料被覆管変形

○

○

－

－

○

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－

三次元効果

○*

○*

－

－

○*

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－

沸騰・ボイド率変化

○

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○

○

○

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○

○

○

○

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－

気液分離（水位変化）・対向流

○

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－

気液熱非平衡

○*

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○*

○

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－

圧力損失

○

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○

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－

三次元効果

○*

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○*

○*

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○*

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冷却材流量変化

○

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○

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○

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－

冷却材放出（臨界流・差圧流）

○

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○

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－

沸騰・凝縮・ボイド率変化

○

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○

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○

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○

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－

気液分離（水位変化）・対向流

○

－

－

－

○

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○

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－

圧力損失

○

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－

○

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－

構造材との熱伝達

○

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－

ECCS 注水（給水系・代替注水設備含む）

○

－

○

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○

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－

－

三次元効果

○*

－

○*

－

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－

－

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－

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－

冷却材放出

－

－

○

－

○

－

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－

－

－

○

○

－

格納容器各領域間の流動

－

－

○*

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○

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－

－

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－

○

○

○

気液界面の熱伝達

－

－

○*

－

○

－

－

－

－

－

○

○

－

構造材との熱伝達及び内部熱伝導

－

－

－

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○

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－

スプレイ冷却

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○

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○

－

格納容器ベント

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－

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○

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－

－

－

－

－

解析で考慮すべき物理現象【記号の説明】○：必要なモデルを備えている○*：必要なモデルを備えていないが解析条件等で考慮可能－：必要なモデルを備えていない※ 三次元：三次元沸騰水型原子炉模擬計算コード
短期 PCV：短期間格納容器圧力応答解析コード
長期 PCV：長期間格納容器圧力応答解析コード
可燃性ｶﾞｽ：可燃性ガス濃度解析コード

表 5-7 抽出された物理現象とコードの解析モデルの対応（炉心損傷防止：格納容器バイパス（インターフェイスシステムＬＯＣＡ））
適用候補コード

CHASTE

REDY

SCAT

MAAP

APEX

SCAT (RIA 用)

三次元※

ISCOR

LAMB

短期 PCV※

長期 PCV※

可燃性ｶﾞｽ※

（核）
炉心
（燃料）
炉心
（熱流動）
炉心
（逃がし安全弁含む）

原子炉圧力容器

SAFER

分類

5-13

核分裂出力

○*

○*

○

○*

○*

○

○*

○

－

－

－

－

－

出力分布変化

○*

－

○*

○*

－

○

○*

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－

反応度フィードバック効果

○*

－

○

－

○*

○

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○

－

－

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－

－

制御棒反応度効果

○*

－

○

－

○*

○

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○

－

－

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－

－

崩壊熱

○*

○*

○

○*

○

－

○*

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－

○*

○*

○*

○*

燃料棒内温度変化

○

○

○

○

○

－

○

○

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－

－

－

燃料棒表面熱伝達

○

○

○

○

○

－

○

－

－

－

－

－

－

沸騰遷移

○*

－

－

○

－

－

○

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－

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－

－

燃料被覆管酸化

○

○

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○

○

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○

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－

燃料被覆管変形

○

○

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－

三次元効果

○*

○*

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－

○*

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－

沸騰・ボイド率変化

○

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気液分離（水位変化）・対向流

○

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－

気液熱非平衡

○*

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○*

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－

圧力損失

○

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○

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－

三次元効果

○*

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○*

○*

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○*

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－

冷却材流量変化

○

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○

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－

冷却材放出（臨界流・差圧流）

○

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－

沸騰・凝縮・ボイド率変化

○

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○

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○

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－

気液分離（水位変化）・対向流

○

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○

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－

圧力損失

○

－

○

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○

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－

構造材との熱伝達

○

－

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－

○

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－

－

ECCS 注水（給水系・代替注水設備含む）

○

－

○

－

○

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－

－

三次元効果

○*

－

○*

－

－

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－

－

－

－

－

解析で考慮すべき物理現象【記号の説明】○：必要なモデルを備えている○*：必要なモデルを備えていないが解析条件等で考慮可能－：必要なモデルを備えていない※ 三次元：三次元沸騰水型原子炉模擬計算コード
短期 PCV：短期間格納容器圧力応答解析コード
長期 PCV：長期間格納容器圧力応答解析コード
可燃性ｶﾞｽ：可燃性ガス濃度解析コード

表 5-8 抽出された物理現象とコードの解析モデルの対応（格納容器破損防止：雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損））
適用候補コード

三次元※

ISCOR

LAMB

短期 PCV※

長期 PCV※

可燃性ｶﾞｽ※（炉心損傷後）原子炉格納容器SCAT (RIA 用)（炉心損傷後）（逃がし安全弁含む）
原子炉圧力容器

APEX

原子炉格納容器

MAAP（逃がし安全弁含む）
原子炉圧力容器

SCAT

（熱流動）
炉心

REDY

（燃料）
炉心

CHASTE

（核）
炉心

SAFER

分類

5-14

核分裂出力

○*

○*

○

○*

○*

○

○*

○

－

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－

－

反応度フィードバック効果

○*

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○

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○*

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○

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－

制御棒反応度効果

○*

－

○

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○*

○

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○

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－

－

崩壊熱

○*

○*

○

○*

○

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○*

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－

○*

○*

○*

○*

燃料棒内温度変化

○

○

○

○

○

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○

○

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－

燃料棒表面熱伝達

○

○

○

○

○

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－

燃料被覆管酸化

○

○

－

○

○

－

○

－

－

－

－

－

－

燃料被覆管変形

○

○

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

沸騰・ボイド率変化

○

－

○

○

○

－

○

○

○

○

－

－

－

気液分離（水位変化）・対向流

○

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

気液熱非平衡

○*

－

－

○*

○

－

－

－

－

－

－

－

－

圧力損失

○

－

○

○

○

－

○

－

○

○

－

－

－

冷却材流量変化

○

－

○

－

○

－

－

－

－

○

－

－

－

冷却材放出（臨界流・差圧流）

○

－

○

－

○

－

－

－

－

○

－

－

－

沸騰・凝縮・ボイド率変化

○

－

○

－

○

－

－

－

－

○

－

－

－

気液分離（水位変化）・対向流

○

－

－

－

○

－

－

－

－

○

－

－

－

気液熱非平衡

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

圧力損失

○

－

○

－

○

－

－

－

－

○

－

－

－

構造材との熱伝達

○

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

ECCS 注水（給水系・代替注水設備含む）

○

－

○

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

冷却材放出

－

－

○

－

○

－

－

－

－

－

○

○

－

格納容器各領域間の流動

－

－

○*

－

○

－

－

－

－

－

○

○

○

サプレッション・プール冷却

－

－

○

－

○

－

－

－

－

－

－

○

－

気液界面の熱伝達

－

－

○*

－

○

－

－

－

－

－

○

○

－

構造材との熱伝達及び内部熱伝導

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

スプレイ冷却

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

○

－

放射線水分解等による水素・酸素発生

－

－

－

－

○*

－

－

－

－

－

－

－

○

格納容器ベント

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

リロケーション

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

原子炉圧力容器内 FCI(溶融炉心細粒化)

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

原子炉圧力容器内 FCI(デブリ粒子熱伝達)

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

構造材との熱伝達

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

下部プレナムでの溶融炉心の熱伝達

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

原子炉圧力容器破損

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

放射線水分解等による水素・酸素発生

－

－

－

－

○*

－

－

－

－

－

－

－

○

原子炉圧力容器内 FP 挙動

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

格納容器下部床面での溶融炉心の拡がり

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

内部構造物の溶融，破損

－

－

－

－

○*

－

－

－

－

－

－

－

－

原子炉圧力容器外 FCI(溶融炉心細粒化)

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

原子炉圧力容器外 FCI(デブリ粒子熱伝達)

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

溶融炉心と格納容器下部ﾌﾟｰﾙ水との伝熱

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

溶融炉心とコンクリートの伝熱

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

ｺﾝｸﾘｰﾄ分解及び非凝縮性ｶﾞｽ発生

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

原子炉格納容器内 FP 挙動

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

解析で考慮すべき物理現象【記号の説明】○：必要なモデルを備えている○*：必要なモデルを備えていないが解析条件等で考慮可能－：必要なモデルを備えていない※ 三次元：三次元沸騰水型原子炉模擬計算コード
短期 PCV：短期間格納容器圧力応答解析コード
長期 PCV：長期間格納容器圧力応答解析コード
可燃性ｶﾞｽ：可燃性ガス濃度解析コード

表 5-9 抽出された物理現象とコードの解析モデルの対応（格納容器破損防止：高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱）
適用候補コード

三次元※

ISCOR

LAMB

短期 PCV※

長期 PCV※

可燃性ｶﾞｽ※（炉心損傷後）原子炉格納容器SCAT (RIA 用)（炉心損傷後）（逃がし安全弁含む）
原子炉圧力容器

APEX

原子炉格納容器

MAAP（逃がし安全弁含む）
原子炉圧力容器

SCAT

（熱流動）
炉心

REDY

（燃料）
炉心

CHASTE

（核）
炉心

SAFER

分類

5-15

核分裂出力

○*

○*

○

○*

○*

○

○*

○

－

－

－

－

－

反応度フィードバック効果

○*

－

○

－

○*

○

－

○

－

－

－

－

－

制御棒反応度効果

○*

－

○

－

○*

○

－

○

－

－

－

－

－

崩壊熱

○*

○*

○

○*

○

－

○*

－

－

○*

○*

○*

○*

燃料棒内温度変化

○

○

○

○

○

－

○

○

－

－

－

－

－

燃料棒表面熱伝達

○

○

○

○

○

－

○

－

－

－

－

－

－

燃料被覆管酸化

○

○

－

○

○

－

○

－

－

－

－

－

－

燃料被覆管変形

○

○

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

沸騰・ボイド率変化

○

－

○

○

○

－

○

○

○

○

－

－

－

気液分離（水位変化）・対向流

○

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

気液熱非平衡

○*

－

－

○*

○

－

－

－

－

－

－

－

－

圧力損失

○

－

○

○

○

－

○

－

○

○

－

－

－

冷却材流量変化

○

－

○

－

○

－

－

－

－

○

－

－

－

冷却材放出（臨界流・差圧流）

○

－

○

－

○

－

－

－

－

○

－

－

－

沸騰・凝縮・ボイド率変化

○

－

○

－

○

－

－

－

－

○

－

－

－

気液分離（水位変化）・対向流

○

－

－

－

○

－

－

－

－

○

－

－

－

気液熱非平衡

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

圧力損失

○

－

○

－

○

－

－

－

－

○

－

－

－

構造材との熱伝達

○

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

冷却材放出

－

－

○

－

○

－

－

－

－

－

○

○

－

格納容器各領域間の流動

－

－

○*

－

○

－

－

－

－

－

○

○

○

気液界面の熱伝達

－

－

○*

－

○

－

－

－

－

－

○

○

－

構造材との熱伝達及び内部熱伝導

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

放射線水分解等による水素・酸素発生

－

－

－

－

○*

－

－

－

－

－

－

－

○

リロケーション

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

原子炉圧力容器内 FCI(溶融炉心細粒化)

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

原子炉圧力容器内 FCI(デブリ粒子熱伝達)

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

構造材との熱伝達

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

下部プレナムでの溶融炉心の熱伝達

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

原子炉圧力容器破損

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

放射線水分解等による水素・酸素発生

－

－

－

－

○*

－

－

－

－

－

－

－

○

原子炉圧力容器内 FP 挙動

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

格納容器下部床面での溶融炉心の拡がり

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

内部構造物の溶融，破損

－

－

－

－

○*

－

－

－

－

－

－

－

－

原子炉圧力容器外 FCI(溶融炉心細粒化)

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

原子炉圧力容器外 FCI(デブリ粒子熱伝達)

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

溶融炉心と格納容器下部ﾌﾟｰﾙ水との伝熱

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

溶融炉心とコンクリートの伝熱

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

ｺﾝｸﾘｰﾄ分解及び非凝縮性ｶﾞｽ発生

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

原子炉格納容器内 FP 挙動

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

解析で考慮すべき物理現象【記号の説明】○：必要なモデルを備えている○*：必要なモデルを備えていないが解析条件等で考慮可能－：必要なモデルを備えていない※ 三次元：三次元沸騰水型原子炉模擬計算コード
短期 PCV：短期間格納容器圧力応答解析コード
長期 PCV：長期間格納容器圧力応答解析コード
可燃性ｶﾞｽ：可燃性ガス濃度解析コード

表 5-10 抽出された物理現象とコードの解析モデルの対応（格納容器破損防止：原子炉圧力容器外の溶融燃料－冷却材相互作用）
適用候補コード

三次元※

ISCOR

LAMB

短期 PCV※

長期 PCV※

可燃性ｶﾞｽ※（炉心損傷後）原子炉格納容器SCAT (RIA 用)（炉心損傷後）（逃がし安全弁含む）
原子炉圧力容器

APEX

原子炉格納容器

MAAP（逃がし安全弁含む）
原子炉圧力容器

SCAT

（熱流動）
炉心

REDY

（燃料）
炉心

CHASTE

（核）
炉心

SAFER

分類

5-16

核分裂出力

○*

○*

○

○*

○*

○

○*

○

－

－

－

－

－

反応度フィードバック効果

○*

－

○

－

○*

○

－

○

－

－

－

－

－

制御棒反応度効果

○*

－

○

－

○*

○

－

○

－

－

－

－

－

崩壊熱

○*

○*

○

○*

○

－

○*

－

－

○*

○*

○*

○*

燃料棒内温度変化

○

○

○

○

○

－

○

○

－

－

－

－

－

燃料棒表面熱伝達

○

○

○

○

○

－

○

－

－

－

－

－

－

燃料被覆管酸化

○

○

－

○

○

－

○

－

－

－

－

－

－

燃料被覆管変形

○

○

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

沸騰・ボイド率変化

○

－

○

○

○

－

○

○

○

○

－

－

－

気液分離（水位変化）・対向流

○

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

気液熱非平衡

○*

－

－

○*

○

－

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－

－

－

－

－

－

圧力損失

○

－

○

○

○

－

○

－

○

○

－

－

－

冷却材流量変化

○

－

○

－

○

－

－

－

－

○

－

－

－

冷却材放出（臨界流・差圧流）

○

－

○

－

○

－

－

－

－

○

－

－

－

沸騰・凝縮・ボイド率変化

○

－

○

－

○

－

－

－

－

○

－

－

－

気液分離（水位変化）・対向流

○

－

－

－

○

－

－

－

－

○

－

－

－

気液熱非平衡

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

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－

－

圧力損失

○

－

○

－

○

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－

－

－

○

－

－

－

構造材との熱伝達

○

－

－

－

○

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－

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－

冷却材放出

－

－

○

－

○

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－

－

○

○

－

格納容器各領域間の流動

－

－

○*

－

○

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－

－

－

－

○

○

○

気液界面の熱伝達

－

－

○*

－

○

－

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－

－

－

○

○

－

構造材との熱伝達及び内部熱伝導

－

－

－

－

○

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－

－

－

－

－

－

放射線水分解等による水素・酸素発生

－

－

－

－

○*

－

－

－

－

－

－

－

○

リロケーション

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

原子炉圧力容器内 FCI(溶融炉心細粒化)

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

原子炉圧力容器内 FCI(デブリ粒子熱伝達)

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

構造材との熱伝達

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

下部プレナムでの溶融炉心の熱伝達

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

原子炉圧力容器破損

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

放射線水分解等による水素・酸素発生

－

－

－

－

○*

－

－

－

－

－

－

－

○

原子炉圧力容器内 FP 挙動

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

格納容器下部床面での溶融炉心の拡がり

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

内部構造物の溶融，破損

－

－

－

－

○*

－

－

－

－

－

－

－

－

原子炉圧力容器外 FCI(溶融炉心細粒化)

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

原子炉圧力容器外 FCI(デブリ粒子熱伝達)

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

溶融炉心と格納容器下部ﾌﾟｰﾙ水との伝熱

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

溶融炉心とコンクリートの伝熱

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

ｺﾝｸﾘｰﾄ分解及び非凝縮性ｶﾞｽ発生

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

原子炉格納容器内 FP 挙動

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

解析で考慮すべき物理現象【記号の説明】○：必要なモデルを備えている○*：必要なモデルを備えていないが解析条件等で考慮可能－：必要なモデルを備えていない※ 三次元：三次元沸騰水型原子炉模擬計算コード
短期 PCV：短期間格納容器圧力応答解析コード
長期 PCV：長期間格納容器圧力応答解析コード
可燃性ｶﾞｽ：可燃性ガス濃度解析コード

表 5-11 抽出された物理現象とコードの解析モデルの対応（格納容器破損防止：水素燃焼）
適用候補コード

三次元※

ISCOR

LAMB

短期 PCV※

長期 PCV※

可燃性ｶﾞｽ※（炉心損傷後）原子炉格納容器SCAT (RIA 用)（炉心損傷後）（逃がし安全弁含む）
原子炉圧力容器

APEX

原子炉格納容器

MAAP（逃がし安全弁含む）
原子炉圧力容器

SCAT

（熱流動）
炉心

REDY

（燃料）
炉心

CHASTE

（核）
炉心

SAFER

分類

5-17

核分裂出力

○*

○*

○

○*

○*

○

○*

○

－

－

－

－

－

反応度フィードバック効果

○*

－

○

－

○*

○

－

○

－

－

－

－

－

制御棒反応度効果

○*

－

○

－

○*

○

－

○

－

－

－

－

－

崩壊熱

○*

○*

○

○*

○

－

○*

－

－

○*

○*

○*

○*

燃料棒内温度変化

○

○

○

○

○

－

○

○

－

－

－

－

－

燃料棒表面熱伝達

○

○

○

○

○

－

○

－

－

－

－

－

－

燃料被覆管酸化

○

○

－

○

○

－

○

－

－

－

－

－

－

燃料被覆管変形

○

○

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

沸騰・ボイド率変化

○

－

○

○

○

－

○

○

○

○

－

－

－

気液分離（水位変化）・対向流

○

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

気液熱非平衡

○*

－

－

○*

○

－

－

－

－

－

－

－

－

圧力損失

○

－

○

○

○

－

○

－

○

○

－

－

－

冷却材流量変化

○

－

○

－

○

－

－

－

－

○

－

－

－

冷却材放出（臨界流・差圧流）

○

－

○

－

○

－

－

－

－

○

－

－

－

沸騰・凝縮・ボイド率変化

○

－

○

－

○

－

－

－

－

○

－

－

－

気液分離（水位変化）・対向流

○

－

－

－

○

－

－

－

－

○

－

－

－

気液熱非平衡

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

圧力損失

○

－

○

－

○

－

－

－

－

○

－

－

－

構造材との熱伝達

○

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

ECCS 注水（給水系・代替注水設備含む）

○

－

○

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

冷却材放出

－

－

○

－

○

－

－

－

－

－

○

○

－

格納容器各領域間の流動

－

－

○*

－

○

－

－

－

－

－

○

○

○

サプレッション・プール冷却

－

－

○

－

○

－

－

－

－

－

－

○

－

気液界面の熱伝達

－

－

○*

－

○

－

－

－

－

－

○

○

－

構造材との熱伝達及び内部熱伝導

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

スプレイ冷却

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

○

－

放射線水分解等による水素・酸素発生

－

－

－

－

○*

－

－

－

－

－

－

－

○

格納容器ベント

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

リロケーション

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

原子炉圧力容器内 FCI(溶融炉心細粒化)

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

原子炉圧力容器内 FCI(デブリ粒子熱伝達)

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

構造材との熱伝達

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

下部プレナムでの溶融炉心の熱伝達

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

原子炉圧力容器破損

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

放射線水分解等による水素・酸素発生

－

－

－

－

○*

－

－

－

－

－

－

－

○

原子炉圧力容器内 FP 挙動

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

格納容器下部床面での溶融炉心の拡がり

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

内部構造物の溶融，破損

－

－

－

－

○*

－

－

－

－

－

－

－

－

原子炉圧力容器外 FCI(溶融炉心細粒化)

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

原子炉圧力容器外 FCI(デブリ粒子熱伝達)

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

溶融炉心と格納容器下部ﾌﾟｰﾙ水との伝熱

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

溶融炉心とコンクリートの伝熱

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

ｺﾝｸﾘｰﾄ分解及び非凝縮性ｶﾞｽ発生

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

原子炉格納容器内 FP 挙動

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

解析で考慮すべき物理現象【記号の説明】○：必要なモデルを備えている○*：必要なモデルを備えていないが解析条件等で考慮可能－：必要なモデルを備えていない※ 三次元：三次元沸騰水型原子炉模擬計算コード
短期 PCV：短期間格納容器圧力応答解析コード
長期 PCV：長期間格納容器圧力応答解析コード
可燃性ｶﾞｽ：可燃性ガス濃度解析コード

表 5-12 抽出された物理現象とコードの解析モデルの対応（格納容器破損防止：溶融炉心・コンクリート相互作用）
適用候補コード

三次元※

ISCOR

LAMB

短期 PCV※

長期 PCV※

可燃性ｶﾞｽ※（炉心損傷後）原子炉格納容器SCAT (RIA 用)（炉心損傷後）（逃がし安全弁含む）
原子炉圧力容器

APEX

原子炉格納容器

MAAP（逃がし安全弁含む）
原子炉圧力容器

SCAT

（熱流動）
炉心

REDY

（燃料）
炉心

CHASTE

（核）
炉心

SAFER

分類

5-18

核分裂出力

○*

○*

○

○*

○*

○

○*

○

－

－

－

－

－

反応度フィードバック効果

○*

－

○

－

○*

○

－

○

－

－

－

－

－

制御棒反応度効果

○*

－

○

－

○*

○

－

○

－

－

－

－

－

崩壊熱

○*

○*

○

○*

○

－

○*

－

－

○*

○*

○*

○*

燃料棒内温度変化

○

○

○

○

○

－

○

○

－

－

－

－

－

燃料棒表面熱伝達

○

○

○

○

○

－

○

－

－

－

－

－

－

燃料被覆管酸化

○

○

－

○

○

－

○

－

－

－

－

－

－

燃料被覆管変形

○

○

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

沸騰・ボイド率変化

○

－

○

○

○

－

○

○

○

○

－

－

－

気液分離（水位変化）・対向流

○

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

気液熱非平衡

○*

－

－

○*

○

－

－

－

－

－

－

－

－

圧力損失

○

－

○

○

○

－

○

－

○

○

－

－

－

冷却材流量変化

○

－

○

－

○

－

－

－

－

○

－

－

－

冷却材放出（臨界流・差圧流）

○

－

○

－

○

－

－

－

－

○

－

－

－

沸騰・凝縮・ボイド率変化

○

－

○

－

○

－

－

－

－

○

－

－

－

気液分離（水位変化）・対向流

○

－

－

－

○

－

－

－

－

○

－

－

－

気液熱非平衡

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

圧力損失

○

－

○

－

○

－

－

－

－

○

－

－

－

構造材との熱伝達

○

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

ECCS 注水（給水系・代替注水設備含む）

○

－

○

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

冷却材放出

－

－

○

－

○

－

－

－

－

－

○

○

－

格納容器各領域間の流動

－

－

○*

－

○

－

－

－

－

－

○

○

○

気液界面の熱伝達

－

－

○*

－

○

－

－

－

－

－

○

○

－

構造材との熱伝達及び内部熱伝導

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

放射線水分解等による水素・酸素発生

－

－

－

－

○*

－

－

－

－

－

－

－

○

リロケーション

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

原子炉圧力容器内 FCI(溶融炉心細粒化)

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

原子炉圧力容器内 FCI(デブリ粒子熱伝達)

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

構造材との熱伝達

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

下部プレナムでの溶融炉心の熱伝達

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

原子炉圧力容器破損

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

放射線水分解等による水素・酸素発生

－

－

－

－

○*

－

－

－

－

－

－

－

○

原子炉圧力容器内 FP 挙動

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

格納容器下部床面での溶融炉心の拡がり

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

内部構造物の溶融，破損

－

－

－

－

○*

－

－

－

－

－

－

－

－

原子炉圧力容器外 FCI(溶融炉心細粒化)

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

原子炉圧力容器外 FCI(デブリ粒子熱伝達)

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

溶融炉心と格納容器下部ﾌﾟｰﾙ水との伝熱

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

溶融炉心とコンクリートの伝熱

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

ｺﾝｸﾘｰﾄ分解及び非凝縮性ｶﾞｽ発生

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

原子炉格納容器内 FP 挙動

－

－

－

－

○

－

－

－

－

－

－

－

－

解析で考慮すべき物理現象【記号の説明】○：必要なモデルを備えている○*：必要なモデルを備えていないが解析条件等で考慮可能－：必要なモデルを備えていない※ 三次元：三次元沸騰水型原子炉模擬計算コード
短期 PCV：短期間格納容器圧力応答解析コード
長期 PCV：長期間格納容器圧力応答解析コード
可燃性ｶﾞｽ：可燃性ガス濃度解析コード

表 5-13 抽出された物理現象とコードの解析モデルの対応（運転停止中原子炉における燃料損傷防止：反応度の誤投入）
適用候補コード

SCAT

MAAP

APEX

SCAT (RIA 用)

三次元※

ISCOR

LAMB

短期 PCV※

長期 PCV※

可燃性ｶﾞｽ※

（熱流動）
炉心

REDY

（燃料）
炉心

CHASTE

（核）
炉心

SAFER

分類

核分裂出力

○*

○*

○

○*

○*

○

○*

○

－

－

－

－

－

出力分布変化

－

－

○*

○*

－

○

○*

－

－

－

－

－

－

反応度フィードバック効果

○*

－

○

－

○*

○

－

○

－

－

－

－

－

制御棒反応度効果

○*

－

○

－

○*

○

－

○

－

－

－

－

－

燃料棒内温度変化

○

○

○

○

○

－

○

○

－

－

－

－

－

燃料棒表面熱伝達

○

○

○

○

○

－

○

－

－

－

－

－

－

沸騰遷移

○*

－

－

○

－

－

○

－

－

－

－

－

－

燃料被覆管酸化

○

○

－

○

○

－

○

－

－

－

－

－

－

沸騰・ボイド率変化

○

－

○

○

○

－

○

○

○

○

－

－

－

圧力損失

○

－

○

○

○

－

○

－

○

○

－

－

－

三次元効果

○*

－

○*

○*

－

－

○*

－

－

－

－

－

－

解析で考慮すべき物理現象【記号の説明】○：必要なモデルを備えている○*：必要なモデルを備えていないが解析条件等で考慮可能－：必要なモデルを備えていない※ 三次元：三次元沸騰水型原子炉模擬計算コード
短期 PCV：短期間格納容器圧力応答解析コード
長期 PCV：長期間格納容器圧力応答解析コード
可燃性ｶﾞｽ：可燃性ガス濃度解析コード5-19

表 5-14 有効性評価において使用するコード一覧
事故シーケンスグループ
適用コード
高圧・低圧注水機能喪失
ＳＡＦＥＲ（ＣＨＡＳＴＥ）
ＭＡＡＰ
高圧注水・減圧機能喪失
ＳＡＦＥＲ（ＣＨＡＳＴＥ）
ＭＡＡＰ
全交流動力電源喪失
ＳＡＦＥＲ（ＣＨＡＳＴＥ）
ＭＡＡＰ
崩壊熱除去機能喪失
ＳＡＦＥＲ（ＣＨＡＳＴＥ）
ＭＡＡＰ
原子炉停止機能喪失
ＲＥＤＹ
ＳＣＡＴ
ＬＯＣＡ時注水機能喪失
ＳＡＦＥＲ（ＣＨＡＳＴＥ）
ＭＡＡＰ
格納容器バイパス（インターフェイスシステムＬＯＣ ＳＡＦＥＲ
Ａ）（ＣＨＡＳＴＥ）
格納容器破損モード
雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）
高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱
原子炉圧力容器外の溶融燃料－冷却材相互作用
水素燃焼
格納容器直接接触（シェルアタック）
溶融炉心・コンクリート相互作用

適用コード
ＭＡＡＰ

運転停止中原子炉における燃料損傷防止
崩壊熱除去機能喪失
全交流動力電源喪失
原子炉冷却材の流出
反応度の誤投入

適用コード
－
－
－
ＡＰＥＸ
ＳＣＡＴ（ＲＩＡ用）※※

ＡＢＷＲでは必要に応じて用いる。

5-20

ＭＡＡＰ
ＭＡＡＰ
ＭＡＡＰ
－
ＭＡＡＰ

6.

選定されたコードの有効性評価への適用性について
重大事故等対策の有効性評価を行うにあたって，炉心損傷防止対策，格納容器破損防止対策及び運転停止中原子炉における燃料損傷防止対策の有効性評価において想定する事故シーケンスグループあるいは格納容器破損モードのそれぞれにおいて，関連する物理現象を抽出し，それらの物理現象に関する解析モデルを備えたコードとして，有効性評価へ適用するコードを選定した。
これらの各コードについての解析モデルの妥当性及び有効性評価への適用性の検討結果については，第１部～第６部に示す。
なお，設計基準（運転時の異常な過渡変化及び設計基準事故）と重大事故等対策の有効性評価の解析対象範囲について整理したものを添付資料１に示す。

6-1

添付資料１

許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較について
本有効性評価解析における物理現象を踏まえ，原子炉，プラント挙動の評価を行う
解析コードとして，ＳＡＦＥＲ／ＣＨＡＳＴＥ，ＲＥＤＹ／ＳＣＡＴ，ＡＰＥＸを用
いるが，これらは従来の国内 BWR の原子炉設置変更許可申請書の添付書類十の安全評
価において使用実績があるコードであることから，設計基準（運転時の異常な過渡変化及び設計基準事故）と重大事故等対策の有効性評価の解析対象範囲について整理を行った。
表１

SAFER/CHASTE における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較

表２－１ REDY における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較
表２－２ SCAT における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較
表３

APEX/SCAT(RIA 用)における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較

添付-1

表１ SAFER/CHASTE における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（1／12）
従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価（BWR5 原子炉冷却材喪失：中小破断）（BWR5 LOCA 時注水機能喪失）
逃がし弁手動操作による減圧

自動減圧系作動原子炉圧力

低圧代替注水系作動低圧炉心スプレイ系作動
低圧注水系作動原子炉水位（シュラウド内水位）

原子炉減圧に伴う蒸気流出による炉心露出
原子炉減圧に伴う蒸気流出による炉心露出

燃料被覆管温度

炉心露出による
温度上昇

炉心露出による
温度上昇

遷移沸騰冷却
核沸騰冷却
蒸気冷却（ボイド率に対応した値）
核沸騰冷却(再冠水後)

核沸騰冷却（ボイド率に対応した値） 蒸気冷却

1.0E+06

遷移沸騰冷却
核沸騰冷却(再冠水後)

1.0E+05

熱伝達係数

膜沸騰冷却(冠水時)
噴霧流冷却(露出時)

熱膜沸騰冷却(冠水時)
噴霧流冷却(露出時)

1.0E+04

伝
達

1.0E+03

係数

1.0E+02

W/(m2・K)）PCT 発生位置
露出

PCT 発生位置
再冠水

PCT 発生位置
露出

1.0E+01

PCT 発生位置
再冠水

1.0E+00
0

添付-2

10

20
30
事故後の時間 (分)4050表１ SAFER/CHASTE における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（2／12）

事
象
進
展
変化範囲
適用範囲

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価（BWR5 原子炉冷却材喪失：中小破断）（BWR5 LOCA 時注水機能喪失）

原子炉圧力：PLR 配管破断及び原子炉スクラ

原子炉圧力：PLR 配管破断及び原子炉スクラ

ムにより低下し，MSIV 閉鎖後は上昇に転じ

ムにより低下し，MSIV 閉鎖後は上昇に転じSRV 開閉により圧力が制御され，ADS 作動

SRV 開閉により圧力が制御され，SRV 手動操により強制減圧される。

作により強制減圧される。

原子炉水位：破断口からの冷却材流出及び原子炉水位：破断口からの冷却材流出及びSRV からの蒸気流出により低下し，ADS 作

SRV からの蒸気流出により低下し，SRV 手動動による減圧沸騰により一時的に上昇する操作による減圧沸騰により一時的に上昇する

が，その後，再び低下して炉心露出し，ECCSが，その後，再び低下して炉心露出し，代替の注水後，炉心再冠水する。

注水系の注水後，炉心再冠水する。

燃料被覆管温度：炉心露出により上昇を開始

燃料被覆管温度：炉心露出により上昇を開始

し，除熱が発熱を上回ると低下する。

し，除熱が発熱を上回ると低下する。

熱伝達係数：炉心冠水時は核沸騰冷却，炉心

熱伝達係数：炉心冠水時は核沸騰冷却，炉心露出時は蒸気冷却，ECCS の注水後は噴霧流

露出時は蒸気冷却，代替注水系の注水後は噴冷却を経て，炉心再冠水後は核沸騰冷却に復霧流冷却を経て，炉心再冠水後は核沸騰冷却帰する。

に復帰する。

原子炉スクラム：0 秒

原子炉スクラム：0 秒

MSIV 閉鎖：約 19 秒

MSIV 閉鎖：約 2 分

原子炉水位低（レベル１）：約 2 分

原子炉水位低（レベル１）：約 16 分原子炉減圧開始：約 4 分

原子炉減圧開始：約 30 分

炉心露出：約 5 分

炉心露出：約 31 分

低圧炉心スプレイ系作動：約 6 分

ECCS：機能喪失

低圧注水系作動：約 7 分

低圧代替注水開始：約 32 分

PCT 発生：約 7 分（約 589℃）

PCT 発生：約 38 分（約 805℃）

炉心再冠水：約 8 分

炉心再冠水：約 52 分

原子炉圧力：大気圧～SRV 吹出設定圧力

原子炉圧力：同左

原子炉水位：原子炉圧力容器底部～通常水位

原子炉水位：同左

燃料被覆管温度：約 152～約 589℃

燃料被覆管温度：約 126～約 805℃

熱伝達係数：約 10～約 57000 W/(m2･K)

熱伝達係数：約 1～約 57000 W/(m2･K)

時間：0 秒～約 8 分

時間：0 秒～約 55 分

原子炉圧力：大気圧～SRV 吹出設定圧力

原子炉圧力：同左

原子炉水位：原子炉圧力容器底部～頂部

原子炉水位：同左

燃料被覆管温度：飽和温度～1200℃

燃料被覆管温度：同左

熱伝達係数：0～約 57000 W/(m2･K)

熱伝達係数：同左

時間：0 秒～制限なし

時間：同左

添付-3

表１ SAFER/CHASTE における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（3／12）
項

目

従来許認可解析（原子炉冷却材喪失事故）

重大事故等対策の有効性評価

従来許認可差異による影響との差異

初期運転条件

過出力条件

定格条件

有

従来許認可解析条件に対して重大事故

初期原子炉水位

通常水位（ABWR）

通常水位

有

等対策の有効性評価ではノミナル条件
を前提に設定しており条件に差がある

スクラム水位（BWR）
解が，事故後の炉心及び圧力容器内の基本的な挙動は，従来許認可解析と同様
であり，差異による影響はない。

添付-4

析

事象

高圧炉心注水系配管両端破断

給水流量の全喪失

有

炉心冷却の観点からは，原子炉隔離後，（ABWR）

全交流動力電源喪失

減圧，注水に至る再循環配管小破断事

再循環配管両端破断～小破断

原子炉冷却材喪失（圧力容器底部

象と同等の事象であり，モデル適用範（BWR）

ドレン配管破断，又は，再循環配囲内であり，差異による影響はない。

条

管小破断）
ｲﾝﾀｰﾌｪｲｽｼｽﾃﾑ LOCA
原子炉スクラム

原子炉水位低レベル３

原子炉水位低レベル３（BWR）

タービン蒸気加減弁急閉（ABWR）

ングの差は適切に核分裂出力変化に反炉心流量急減（ABWR）

映されることから，評価手法としての件

炉心流量急減（ABWR）

有条件の差はあるが，スクラムのタイミ

差異はない。
核分裂出力変化

原子炉冷却材喪失事故用

各事故シーケンスに応じて設定有条件の差はあるが，核分裂出力変化と崩壊熱

GE(平均)+3σ

ANSI/ANS-5.1-1979

有

崩壊熱を事象ごとに設定しており，評価手法としての差異はない。

表１ SAFER/CHASTE における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（4／12）
項 目
燃料タイプ

従来許認可解析（原子炉冷却材喪失事故）
9×9 燃料(A 型)， 9×9 燃料(B

重大事故等対策の有効性評価
9×9 燃料(A 型)単一炉心

従来許認可差異による影響との差異
有

燃料仕様の差はあるが，熱水力特性は

解型)， MOX 燃料の単一炉心，又ほぼ同等であること，及び，核的特性

は，混在炉心は混在炉心の場合には単一炉心で構成された場合の中間的なものになることから影響は小さい。

燃料棒最大線出力密度
析44.0 kW/m×1.02

44.0 kW/m×1.0

有

従来許認可解析条件に対して重大事故等対策の有効性評価ではノミナル条件

添付-5を前提に設定しており条件に差がある
が，事故後の炉心及び圧力容器内の基条

本的な挙動は，従来許認可解析と同様
であり，差異による影響はない。

件

局所出力ピーキング係

PCT を厳しくする評価する平坦

数

分布を仮定

ギャップ熱伝達係数

燃焼期間中を通して PCT を厳し

同左

無

差異はない。

同左

無

差異はない。

ベストフィット曲線

無

従来許認可解析と同一のベストフィッ

くする値
燃料棒破裂の判定

PCT 評価：ベストフィット曲線
被ばく評価：平均値－２σ曲線

ト曲線を用いているため，差異はない。

表１ SAFER/CHASTE における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（5／12）
項 目

従来許認可解析（原子炉冷却材喪失事故）

逃がし安全弁安全弁機能

重大事故等対策の有効性評価
逃がし弁機能従来許認可差異による影響との差異
有

従来許認可解析条件に対して重大事故

解等対策の有効性評価ではノミナル条件
原子炉減圧

自動減圧系

逃がし弁手動操作

有を前提に設定しており，期待する減圧機能の違いによる差があるが，減圧に伴う基本的な挙動は，従来許認可解析

析と同様である。
外部電源事故と同時に喪失

事故と同時に喪失，又は，健全有

外部電源が健全な場合は，再循環ポン
が，事故後の炉心及び圧力容器内の基

条

添付-6

プトリップ動作タイミングに差がある
本的な挙動は，従来許認可解析と同様
であり，差異による影響はない。
ECCS, RCIC 及び代替件

安全要求仕様値

同左

無

差異はない。

破断口，SRV からの冷却

平衡均質流モデル及び差圧流モ

同左

無

差異はない。

材の流出

デル

注水系

表１ SAFER/CHASTE における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（6／12）
項

目

従来許認可解析（原子炉冷却材喪失事故）

重大事故等対策の有効性評価
同左

従来許認可

差異による影響との差異

解

燃料被覆管と冷却材間の核沸騰

無差異はない。

熱伝達係数（ボイド率の関数とする相関

炉心冠水時の熱水力挙動は従来許認可式）

解析と同様であり，ボイド率依存の核沸騰熱伝達モデルは適用可能。

膜沸騰

同左

無

差異はない。

析モ

添付-7（噴霧流冷却の相関式と修正

過渡事象発生直後の高流量／高圧条件

Bromley の式をボイド率の関数

から炉心再冠水後の低流量／低圧条件として使用する相関式）

まで適用可能。

遷移沸騰

同左

無

差異はない。

デ（核沸騰と膜沸騰の熱伝達係数

核沸騰熱伝達係数と膜沸騰熱伝達係数

を燃料被覆管過熱度で内挿したの内挿値を適用するため，同じく適用

相関式）

可能。

蒸気単相
ル

（Dittus-Boelter の式）

同左

無

差異はない。
炉心露出によるヒートアップ挙動は，
従来許認可解析と同様であり，重大事
故等対策の有効性評価において長時間持続する場合にも適用可能。

表１ SAFER/CHASTE における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（7／12）
項

目

従来許認可解析（原子炉冷却材喪失事故）

燃料被覆管と冷却材間噴霧流の熱伝達係数（Sun-Saha の式）

重大事故等対策の有効性評価
同左

従来許認可

差異による影響との差異
無差異はない。
炉心露出時に原子炉注水による再冠水過程において炉心に液滴が混入する状

解

態は従来許認可解析と同様であり，重大事故等対策の有効性評価において長時間持続する場合にも適用可能。

析スプレイ（落下水）

同左

無

差異はない。

添付-8
モ（スプレイ冷却実験データに基

従来許認可解析でもスプレイ冷却の効づく相関式）

果が小さいことから適用を除外しており，重大事故等対策の有効性評価でも適用を除外している。

デ

濡れ

同左

無

差異はない。

（濡れた後の熱伝達係数は濡れによる冷却効果小さく，高出力燃Andersen のモデルに基づく）

料集合体では保守的に落下水は無視しルているため，適用されない。
輻射

同左

無

差異はない。

（燃料集合体幾何形状に依存す

燃料集合体内幾何形状に依存し，幾何る輻射形態係数，輻射率，灰色体

形状は変更ないため適用可能。

輻射係数に基づき導出した式）

表１ SAFER/CHASTE における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（8／12）
項 目

従来許認可解析（原子炉冷却材喪失事故）

重大事故等対策の有効性評価

物
現

炉心（核）

理

核分裂出力

事象発生後早期に原子炉がスクラ 同左

出力分布変化ムし未臨界となるが，スクラムま反応度フィードバ では核分裂出力，スクラム後は崩

象

ック効果

壊熱を考慮して適切に原子炉出力

制御棒反応度効果変化を設定している。

崩壊熱

従来許認可
との差異
無

差異による影響差異はない。

添付-9

表１ SAFER/CHASTE における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（9／12）
項 目

従来許認可解析（原子炉冷却材喪失事故）

重大事故等対策の有効性評価

燃料棒内温度変化

沸騰遷移により燃料棒温度上昇 沸騰遷移による燃料棒温度上昇

燃料棒表面熱伝達（ABWR，BWR）

沸騰遷移

従来許認可

差異による影響

との差異

物

無

差異はない。

有

炉心露出期間が長時間となるため影響

評価は，従来許認可解析の範囲で評価されている。

炉心露出により燃料棒温度上昇 炉心露出により燃料棒温度上昇（BWR）があるが，炉心露出，炉心再冠水，除現

炉心（燃料）

理

添付-10

炉心露出期間：約 3 分間

炉心露出期間：約 10～30 分間

熱量が発熱量を上回ることによる温度

再冠水 ：約 10 分以内

再冠水 ：約 1 時間以内低下という基本的な挙動は，従来許認
可解析と同様である。

燃料被覆管酸化無視し得る程度

1％以下

有燃料被覆管温度が高温になるため影響があるが，評価式である Baker-Justの式は，燃料被覆管温度が高温になる
場合にも実験により妥当性が確認されている。

燃料被覆管変形膨れ・破裂は発生しない

膨れは発生するが破裂は発生し

有

象

ない
三次元効果

三次元的な輻射伝熱は，最高温度 同左
位置に対しては，伝熱量が増加するため，燃料被覆管温度は厳しくならない。

燃料被覆管温度が高温になるため影響がある。

無差異はない。

表１
項 目

SAFER/CHASTE における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（10／12）
従来許認可解析（原子炉冷却材喪失事故）

重大事故等対策の有効性評価

沸騰・ボイド率変 減圧沸騰により発生したボイドに 同左
化

従来許認可
との差異

差異による影響無

差異はない。

有

炉心露出期間が長時間となるため影響より形成された二相水位変化により炉心が露出し燃料被覆管温度が
上昇する。

物

気液分離（水位変 気液分離（水位変化）：同上

気液分離（水位変化）：化）・対向流露出する場合は露出期間が長時

現

炉心（熱流動）理

添付-11

気液熱非平衡対向流：があるが，炉心露出，炉心再冠水，除炉心スプレイが作動する場合に 間になる。

熱量が発熱量を上回ることによる温度

CCFL，CCFL ブレークダウンが 対向流：同左低下という基本的な挙動は，従来許認発生する。

可解析と同様である。

炉心露出時に燃料棒のヒートアッ 同左

無

差異はない。

有

再循環ポンプトリップのタイミングにプにより蒸気が過熱される。
圧力損失

事故と同時に再循環ポンプがトリ 事故直後に再循環ポンプがトリップし炉心流量が早期に低下する ップし炉心流量が早期に低下す

わずかな差異があるが，炉心流量が早ため，炉心部の圧力損失は減少す るため，炉心部の圧力損失は減少期に低下するため影響は小さい。

る。
象

三次元効果

する。

炉心再冠水過程では，燃料集合体 同左の内部には異なる流れの状態が存在する。炉心スプレイ注水後，スパージャが水没した場合には，上部プレナムの周辺領域がサブクー
ル状態となる。

無

差異はない。

表１
項 目
冷却材流量変化SAFER/CHASTE における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（11／12）
従来許認可解析（原子炉冷却材喪失事故）

重大事故等対策の有効性評価

事故と同時に再循環ポンプがトリ 事故直後に再循環ポンプがトリ

従来許認可
との差異
有

ップし炉心流量が早期に低下す ップし炉心流量が早期に低下す

理

添付-12
現
象

原子炉圧力容器（逃がし安全弁を含む）

物

る。

差異による影響
再循環ポンプトリップのタイミングにわずかな差異があるが，影響は小さい。

る。

炉心露出時は原子炉水位が低下し 同左

無

差異はない。

有

減圧手段の違いによる影響があるが，て，炉心シュラウド内外の自然循環が維持できない。
冷却材放出（臨界 自動減圧系による原子炉の急速減 逃がし弁手動操作による原子炉流・差圧流）

圧，あるいは，破断口からの冷却 の急速減圧，あるいは，破断口か冷却材放出の基本的な挙動は，従来許材放出により炉心露出が発生す らの冷却材放出により炉心露出

認可解析と同様である。

る。

が発生する。

沸騰・凝縮・ボイ 自動減圧系による原子炉の急速減 逃がし弁手動操作による原子炉
ド率変化

有

減圧手段の違いによる影響があるが，圧，あるいは，LOCA 後の冷却材 の急速減圧，あるいは，LOCA

減圧開始時間と設備仕様が異なる以

放出による減圧沸騰により発生し 後の冷却材放出による減圧沸騰

外，減圧に伴う基本的な熱水力挙動は，たボイド量の変化に応じて二相水 により発生したボイド量の変化

従来許認可解析と同様である。

位が変化する。また，原子炉注水 に応じて二相水位が変化する。まにより蒸気は凝縮される。

た，原子炉注水により蒸気は凝縮
される。

表１

SAFER/CHASTE における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（12／12）

項 目

従来許認可解析（原子炉冷却材喪失事故）

重大事故等対策の有効性評価

気液分離（水位変 これらの物理現象は炉心以外の領 同左

理

添付-13
現
象

原子炉圧力容器（逃がし安全弁を含む）

物化）・対向流従来許認可との差異差異による影響無

差異はない。

有

減圧手段の違いによる影響があるが，域では直接的には影響しない。

圧力損失

構造材との熱伝達

自動減圧系による原子炉減圧過程 逃がし弁手動操作による原子炉において，構造材の保有熱が冷却 減圧過程において，構造材の保有

減圧開始時間と設備が異なる以外，減材へ移行する。

圧に伴う構造材との熱伝達の基本的な熱が冷却材へ移行する。

挙動は，従来許認可解析と同様である。
ECCS 注水（給水 ECCS による原子炉注水により炉 ECCS，又は，代替注水設備によ有

原子炉注水設備の差異による影響はあ系・代替注水設備 心が冷却される。

る原子炉注水により炉心が冷却るが注水特性が異なる以外，炉心冷却

含む）

される。

の基本的な挙動は，従来許認可解析と同様である。

三次元効果

事故と同時に再循環ポンプがトリ 事故直後に再循環ポンプがトリップするため，炉心流量急減過程 ップするため，炉心流量急減過程
において下部プレナム内の流量配 において下部プレナム内の流量分の不均等は発生しない。

配分の不均等は発生しない。

有再循環ポンプトリップのタイミングにわずかな差異があるが，影響は小さい。

表２－１ REDY における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（1／11）
従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価（ABWR 主蒸気隔離弁の誤閉止）（ABWR 主蒸気隔離弁の誤閉止＋原子炉停止機能喪失）

原子炉出力（中性子束）

原子炉スクラムによる出力低下原子炉スクラム失敗による出力上昇

逃がし弁開による圧力低下

原子炉圧力

原子炉スクラム及び逃がし弁開による圧力低下

格納容器圧力／

格納容器プール水温度

原子炉スクラムにより蒸気発生量が減少するため，格納容器側パラメータの変化はほ
とんどない。

運転特性図
添付-14

原子炉スク
ラム失敗及
び逃がし弁
開閉による
圧力制御

表２－１ REDY における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（2／11）
従来許認可解析（ABWR 主蒸気隔離弁の誤閉止）

重大事故等対策の有効性評価（ABWR 主蒸気隔離弁の誤閉止＋原子炉停止機能喪失）

原子炉出力(中性子束)：MSIV 閉鎖による原

原子炉出力(中性子束)：MSIV 閉鎖による原子炉スクラムにより低下する。

子炉スクラムに失敗して，圧力上昇により上昇した後，圧力高 RPT による炉心流量減少
により低下する。その後，給水加熱喪失による炉心入口サブクールの増加により緩やかに上昇する。

原子炉圧力：MSIV 閉鎖により上昇するが， 原子炉圧力：MSIV 閉鎖により上昇し，逃が

事象進展
変化範囲
適用範囲

逃がし弁開及び原子炉スクラムにより降下し弁が作動するが，原子炉スクラム失敗によに転じ，その後は逃がし弁により圧力制御

り原子炉出力が高めに維持されることから，される。

原子炉圧力も高めを維持する。

格納容器圧力／プール水温度：逃がし弁開

格納容器圧力／プール水温度：逃がし弁開ににより蒸気が格納容器プールへ放出されるより蒸気が格納容器プールへ放出されるたが，その量は僅かであり，格納容器圧力及め，
格納容器圧力及びプール水温度が上昇すびプール水温度上昇は小さいと考えられる。
ほう酸水の注入による原子炉出力低下とる。なお，従来許認可では本パラメータは

RHR による除熱により，格納容器圧力／プ

評価対象外である。

ール水温度は低下に転じる。

運転特性図上の運転点は，原子炉スクラム

運転特性図上の運転点は，原子炉スクラム失により，高出力低流量には至らない。
原子炉スクラム：約 0.3 秒
逃がし弁開：約 2 秒
MSIV 閉鎖：約 3 秒

敗及び RPT により，高出力低流量に至る。
原子炉スクラム：失敗
逃がし弁開：約 2 秒
MSIV 閉鎖：約 3 秒
ECCS 起動：約 34 秒
給水停止：約 173 秒
SLC 起動：約 643 秒
原子炉出力：0％～306％
原子炉圧力：初期値～約 8.92MPa[gage]
格納容器圧力：初期値～約 0.19MPa[gage]
プール水温度：初期値～約 113℃
時間：0 秒～約 2400 秒(40 分)
原子炉出力：同左
原子炉圧力：同左

原子炉出力：初期値～0％
原子炉圧力：初期値～7.17MPa[gage]
格納容器圧力：(評価対象外)
プール水温度：(評価対象外)
時間：0 秒～約 20 秒
原子炉出力：0％以上
原子炉圧力：タービン無負荷圧力～最高使用圧力の 1.2 倍
格納容器圧力：(評価対象外)
プール水温度：(評価対象外)
時間：0 秒～制限なし

添付-15

格納容器圧力：通常運転圧力～0.62MPa[gage]
プール水温度：通常運転温度～200℃
時間：同左

表２－１ REDY における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（3／11）
項

目

初期運転条件

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認可（過渡解析）（原子炉停止機能喪失）との差異
有差異による影響

原子炉出力：過出力条件

原子炉出力：定格出力条件

炉心流量：運転特性図考慮

炉心流量：運転特性図考慮しているに対して，重大事故等対策の有効

原子炉圧力：過出力条件

原子炉圧力：定格出力条件

性評価ではより実機に近い条件を設定。

従来許認可解析が保守的評価条件を採用

解析結果はより現実的な結果となる。
解

通常水位

同左

無

差異はない。

事象

主蒸気隔離弁の誤閉止

同左

無

差異はない。

原子炉スクラム

主蒸気隔離弁閉スクラム

スクラム機能喪失

有原子炉停止機能喪失事象の前提条件。

炉心条件

9×9 燃料(A 型)／(B 型)／8×8 燃料

9×9(A 型)／MOX 単一炉心，又は有

従来許認可解析では炉内に存在する燃料／MOX 燃料の混在炉心，又は単9×9(A 型)と MOX 混在炉心

タイプごとに保守的な混在炉心を選定し一炉心(プラントにより異なる)ているが，重大事故等対策の有効性評価で

析

添付-16

初期原子炉水位は，代表的な炉心条件として単一炉心又は(プラントにより異なる)

MOX 混在を選定している。燃料タイプは条異なるものの，熱水力特性は同等であり，プラント全体挙動に及ぼす影響は小さい。
ボイド反応度係数

圧力上昇過渡用保守係数を使用

ドップラ反応度係

圧力上昇過渡用保守係数を代表無値として使用原子炉停止機能喪失事象では炉心流量が急減する挙動もあるが，起因事象が従来許件

数認可と同じであることから保守係数の代表値として，出力上昇を厳しくする圧力上
昇過渡と同じ値を使用する。

ギャップ熱伝達係数

燃焼期間中結果を厳しくする値

同左

無重大事故等対策の有効性評価における燃焼期間は従来許認可解析と同じであり差異はない。

表２－１ REDY における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（4／11）
項目

代替再循環トリッ

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認可（過渡解析）（原子炉停止機能喪失）との差異

差異による影響

考慮しない

考慮する

有

原子炉停止機能喪失事象の前提条件。

考慮しない

同左

無

差異はない。

ほう酸水注入機能

考慮しない

考慮する

有

原子炉停止機能喪失事象の前提条件。

予備給水ポンプ

考慮しない

考慮する

有

MSIV 閉による給水加熱喪失の効果に

プ機能
代替制御棒挿入機
解

能

析

添付-17

より出力が上昇するため結果が厳しくなる条件を設定。
崩壊熱

一次遅れ特性

4 群又は 11 群モデル

有(ANSI/ANS-5.1-1979 相当)

重大事故等対策の有効性評価では長時間領域での崩壊熱による影響を精度良条く評価するために，より現実的な崩壊熱変化を設定。
健全

同左

無

差異はない。

SRV 仕様逃がし弁機能逃がし弁機能有

定格出力条件に従い，開設定圧力を設計（作動設定値は過出力条件用）（作動設定値は設計値）

件

外部電源

値に変更しているが，初期原子炉圧力からの開設定値までの差は同じであるため，減圧に伴う基本的な挙動は，従来許認可解析と同様である。

再循環ポンプ慣性

設計値

同左

無

差異はない。

表２－１ REDY における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（5／11）
項

目

RCIC

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認可（過渡解析）（原子炉停止機能喪失）

との差異

考慮しない

考慮する

有

差異による影響
従来許認可解析での評価指標上 RCICの動作有無は考慮不要であったが，重大事故等対策の有効性評価では原子炉が解

スクラムしないため RCIC 作動の影響を確認している。
高圧 ECCS

考慮しない

考慮する

有

従来許認可解析での評価指標上，高圧
ECCS の動作有無は考慮不要であった

析

添付-18

が，重大事故等対策の有効性評価では原子炉がスクラムしていないため，高圧
ECCS 作動の影響を確認している。
原子炉格納容器

考慮しない

考慮する

有

従来許認可解析では，早期にスクラムす条るため格納容器側評価は実施しないが，重大事故等対策の有効性評価では格納容器側も評価指標であるため設計値を件使用してその影響を確認している。
RHR

考慮しない

考慮する

有

従来許認可解析では，格納容器側評価は実施しないが，重大事故等対策の有効性
評価では格納容器側も評価指標である
ため設計値を使用してその影響を確認している。

表２－１ REDY における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（6／11）
項

目

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認可（過渡解析）（原子炉停止機能喪失）

との差異

炉心

核 分 裂 出 圧力上昇過渡事象発生時に結果を 同左

（核）

力

有

厳しく評価するサイクル末期炉心差異による影響
圧力上昇過渡事象の評価であるため，従来許認可と同じ保守係数を用いている。

物

出 力 分 布 条件を選定して，ボイド／ドップ

原子炉がスクラムしないため，ボロン注

変化

入による出力低下により事象が収束す

ラ反応度に保守係数を考慮した設る。原子炉がスクラムせず，原子炉出力

ィ ー ド バ また，反応度効果としては，ボイ また，反応度効果としては，ボイの変化が従来許認可解析に比べて大きック効果

ド／ドップラ／スクラム／制御棒 ド／ドップラ／ボロン反応度を考くなり，燃料被覆管温度評価に影響を及の反応度を考慮している。

ぼす。

理

反 応 度 フ 定を実施している。

添付-19

慮している。

崩壊熱については，比較的短時間 崩壊熱については，より現実的な
現
崩壊熱

象
果

崩壊熱については，原子炉にて発生するでスクラム動作して事象は収束す 崩壊熱曲線を使用している。

蒸気量が格納容器側のパラメータ変化

るため，影響はほとんどなく，一に影響する。なお，格納容器側評価は従次遅れを仮定している。

来許認可解析では実施していない。

事象発生後短時間で原子炉スクラ 原子炉がスクラムせず高出力・低
三次元効

有

有

中性子束振動現象が燃料被覆管温度にムするため，中性子束振動現象は 流量状態に至るため，中性子束振

対して影響を与える可能性がある。よっ生じない。

て，この現象を取り扱うことが可能な異動現象が生じる可能性がある。

なる解析コードによる参考解析を参照する。

表２－１ REDY における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（7／11）
項
炉心目

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認可（過渡解析）（原子炉停止機能喪失）との差異

燃 料 棒 内 原子炉内の平均的燃料棒を代表と 同左（燃料） 温度変化

無差異による影響
従来許認可解析と同一であり，差異はな

物

し，燃料棒を同心円状に分割してい。

燃料ペレットの熱伝導度，燃料ギ

また，原子炉停止機能喪失事象では炉心

ャップの熱伝達率を適用してい冠水状態を維持するため，平均的燃料棒る。

の燃料棒内温度変化及び燃料表面熱伝達については従来許認可解析と同様で

燃 料 棒 表 燃料表面熱伝達は一定とし核沸騰 同左
理

添付-20

面熱伝達

無

ある。

の代表値を適用している。
熱的評価については，SCAT コー 熱的評価については，SCAT コー
ド に て 実 施 （ 最 小 限 界 出 力 比 ドにて実施（燃料被覆管温度評価

現（MCPR）が燃料の許容設計限界 を実施して判断基準を上回らない象を下回らないことを確認。）

ことを確認。）（SCAT コードによる評価）（SCAT コードによる評価）――

燃 料 被 覆 （SCAT コードによる評価）（SCAT コードによる評価）――（SCAT コードによる評価）

―

―

沸騰遷移

管酸化
燃 料 被 覆 （SCAT コードによる評価）
管変形

表２－１ REDY における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（8／11）
項

目

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認可（過渡解析）（原子炉停止機能喪失）との差異

炉心（熱 沸 騰 ・ ボ 原子炉出力の上昇並びに炉心流量 同左
流動）差異による影響無

差異はない。

無

差異はない。

無圧力損失による影響に差異はない。

有

核熱水力不安定事象が燃料被覆管温度

イ ド 率 変 の低下により炉心平均ボイド率が化増加するが，炉心は冠水を維持しているため，二相水位の影響はな

物い。
気 液 分 離 炉心部の保有水量は十分保たれ， 同左（ 水 位 変 炉心は冠水を維持していることか

理

添付-21

化 ） ・ 対 ら影響はない。
向流
気液熱非
平衡
現

圧力損失

事象発生時に再循環ポンプがトリ 原子炉圧力高により再循環ポンプ
ップした際の炉心流量変化の速さ がトリップし炉心流量が早期に低について，炉心部の圧力損失の影 下するため，炉心部の圧力損失の響により炉心流量低下速度が大き 影響により炉心流量低下速度が大

象

くなる。

きくなる。

三 次 元 効 事象発生後短時間で原子炉スクラ 原子炉がスクラムせず高出力・低果ムするため，核熱水力不安定事象 流量状態に至るため，核熱水力不に影響を与える可能性がある。よって，は生じない。なお，流量配分によ 安定事象が生じる可能性がある。

この現象を取り扱うことが可能な異なる冷却材流量変化への影響は SCAT なお，流量配分による冷却材流量側にて考慮する。

変化への影響は SCAT 側にて考慮する。

る解析コードによる参考解析を参照する。

表２－１ REDY における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（9／11）
項

目

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認可（過渡解析）（原子炉停止機能喪失）との差異

原 子 炉 冷 却 材 流 ，原子炉水位低により再循環ポン 事象発生時に再循環ポンプがトリ

有差異による影響
重大事故等対策の，有効性評価では再循物

圧 力 容 量変化

プがトリップするが，実機機能の ップした際の炉心流量変化の速さ

環ポンプのトリップを考慮しているた器（逃が反映であるため設計値を使用して が，解析結果に影響すると考えら

め，設計値を使用した現実的な解析条件

し安全

いる。

としている。

弁を含れる。より現実的な評価を実施するため設計値を使用している。

む）理

冷 却 材 放 原子炉圧力が逃がし弁設定値に達 同左

無

差異はない。

無

差異はない。

無

差異はない。

添付-22

出 （ 臨 界 すると蒸気を放出して原子炉圧力
流 ・ 差 圧 上昇を緩和する。
流）
現
沸 騰 ・ 凝 これらの物理現象は炉心以外の領 同左
縮 ・ ボ イ 域では直接的には影響しない。
象

ド率変化
圧力損失

考慮している

同左

表２－１ REDY における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（10／11）
項 目

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認可（過渡解析）（原子炉停止機能喪失）

との差異

物

原 子 炉 ECCS 注 ・ECCS 系は考慮しない。

・ECCS 系を考慮。

有差異による影響
原子炉がスクラムせず，また給水ポンプ

圧 力 容 水 （ 給 水 ・給水ポンプ予備機は考慮しない。 ・予備機を含めた給水系を考慮。

予備機が起動するため，給水加熱喪失に器（逃が 系 ・ 代 替 ・給水加熱喪失を考慮

よる出力上昇が燃料被覆管温度へ影響・同左

し 安 全 注水設備する可能性がある。

理

弁 を 含 含む）
む）

ほ う 酸 水 ほう酸水注入は考慮しない。

原子炉停止を達成するために，ほの拡散

う酸水の原子炉への注入を設定。

有

従来許認可解析では原子炉スクラムに
より原子炉停止となるが，重大事故等対

現

添付-23

策の有効性評価解析では，ほう酸水注入による原子炉停止としており，原子炉停止までの時間が長く，格納容器プール水
温度及び格納容器圧力評価に影響する。
象

三 次 元 効 REDY コードでは，燃料集合体間 同左
果の流量配分について考慮していない。

無差異はない。

表２－１ REDY における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（11／11）
従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認可（過渡解析）（原子炉停止機能喪失）との差異

原 子 炉 冷 却 材 放 考慮しない

原子炉圧力が逃がし弁設定値に達

有

格納容 出

すると蒸気を放出するため，格納器

容器プール水温度が上昇する。

項

目

物
理

格納容器を 1 ノードでモデル化

各領域間し，空間部温度は格納容器プールの流動

水温度と同じにすると仮定してい格納容器プール水温度及び格納容器圧力評価に影響する。

有格納容器プール水温度及び格納容器圧力評価に影響する。

る。
現

添付-24

格 納 容 器 考慮しない差異による影響

サ プ レ ッ 考慮しない

RHR による除熱を考慮

有

ション・

格納容器プール水温度及び格納容器圧力評価に影響する。

プール冷
象

却
気 液 界 面 考慮しないの熱伝達（格納容器各領域間の流動に同じ）

有

格納容器プール水温度及び格納容器圧力評価に影響する。

表２－２ SCAT における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（1／11）
従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価（ABWR 主蒸気隔離弁の誤閉止）（ABWR 主蒸気隔離弁の誤閉止＋原子炉停止機能喪失）

最小限界出力比（

原子炉出力の上昇により MCPR は減少し，沸騰遷移判定基準に達する。

原子炉スクラムにより MCPR は減少しない

）

M
C
P
R

沸騰遷移は生じないため，燃料被覆管温度
沸騰遷移による燃料被覆
管温度の上昇とリウェッ
トによる温度の低下

は初期値からほとんど変化しない。
燃料被覆管温度添付-25

表２－２ SCAT における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（2／11）
従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価（ABWR 主蒸気隔離弁の誤閉止）（ABWR 主蒸気隔離弁の誤閉止＋原子炉停止機能喪失）

事

MCPR：原子炉スクラムによる負の反応度効

MCPR：原子炉スクラムしないため，過渡時果により，過渡時の MCPR は初期値を下回らの MCPR は沸騰遷移判定基準を下回る。

象ない。
燃料被覆管温度：沸騰遷移が生じるため，温

進
展
変化範囲

燃料被覆管温度：沸騰遷移が生じることは無度は上昇する。原子炉出力の低下に伴いリウ

く，温度はほとんど変化しない。

ェットが発生し温度は低下する。

原子炉スクラム：約 0.3 秒

原子炉スクラム：失敗

MSIV 閉鎖：約 3 秒

MSIV 閉鎖：同左

沸騰遷移・リウェット：発生しない

沸騰遷移・リウェット：数秒～約 400 秒

MCPR：初期値を下回らない

MCPR：沸騰遷移判定基準を下回る

燃料被覆管温度：初期値からほとんど変化し燃料被覆管温度：初期値～約 1000℃

ない

時間：0 秒～約 400 秒

適用範囲

時間：0 秒～数秒
MCPR：1.0 以上

MCPR：同左

燃料被覆管温度：対象外

燃料被覆管温度：飽和温度～1200℃

時間：0 秒～制限なし

時間：同左

添付-26

表２－２ SCAT における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（3／11）
項目

初期バンドル出力

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認可（過渡解析）（原子炉停止機能喪失）との差異

初期 MCPR が OLMCPR となる値

同左

無差異による影響
従来許認可解析と同一の設定であり，差
異はない。

解
事象

主蒸気隔離弁の誤閉止

同左

無

従来許認可解析と同一の事象であり，差
異はない。

析

原子炉スクラム

主蒸気隔離弁閉スクラム

スクラム機能喪失

有原子炉停止機能喪失事象の前提条件で添付-27あり，条件の差異が生じる。スクラム機
能喪失時は沸騰遷移が生じ，燃料被覆管
温度が上昇する。沸騰遷移後における燃条

料被覆管温度挙動は，SCAT コードが取扱う従来許認可解析の範囲外である。そのため，原子炉停止機能喪失事象を適切に評価するように，熱伝達係数，ボイドモ

件

デル等を従来許認可解析から変更して
いる。
燃料タイプ

9×9(A 型), 9×9(B 型), MOX

9×9(A 型), MOX

無

従来許認可解析と同一の設定であり，差異はない。

表２－２ SCAT における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（4／11）
項目

初期 MCPR

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認可（過渡解析）（原子炉停止機能喪失）との差異

OLMCPR

同左

無差異による影響
従来許認可解析と同一の設定であり，差異はない。

BT 判定 MCPRSLMCPR

同左

無

従来許認可解析と同一の設定であり，差
異はない。

解

ホットチャンネルの中央出力ピーク分布同左

無軸方向出力分布析

添付-28

最大線出力密度

従来許認可解析と同一の分布であり，差異はない。

44.0kW/m×1.0

同左

無

従来許認可解析と同一の設定であり，差異はない。

局所出力ピーキング

上記の初期 MCPR とピーク位置で係数の線出力密度を満たすよう調整

同左

無

従来許認可解析と同一の設定であり，差
異はない。

した値
条

ホットチャンネルのギャップ熱伝達係数
平均出力ロッド

燃焼期間中のバンドル平均の最同左

無大値（軸方向一定値）件

ホットロッド

平均出力ロッドに同じ

従来許認可解析と同一の設定であり，差異はない。

最大線出力密度 44kW/m 相当（軸方向分布考慮）有

原子炉停止機能喪失事象の解析では，沸騰遷移後における燃料被覆管温度挙動を評価するために，ホットロッドのギャ
ップ熱伝達係数に差異が生じる。軸方向分布を考慮したギャップ熱伝達係数を適用することで，適切に評価できる。

表２－２ SCAT における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（5／11）
項

目

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認可（過渡解析）（原子炉停止機能喪失）との差異

燃料被覆管と冷却材間の
熱伝達係数

解

サブクール：

Dittus-Boelter の式

同左

無ｻﾌﾞｸｰﾙ沸騰，核沸騰：

Jens-Lottes の式

同左

無

膜沸騰：

使用しない

修正 Dougall-Rohsenow 式

有リウェット：

使用しない

日本原子力学会標準「BWR にお

有

析

添付-29

ける過渡的な沸騰遷移後の燃料健全性評価基準：2003」における相関式 2

モ

沸騰遷移評価モデル

GEXL 相関式

同左

無差異による影響
原子炉停止機能喪失事象の解析では，
沸騰遷移後における燃料被覆管温度挙動を評価するために，熱伝達モデルに差異が生じる。日本原子力学会標準で推奨される相関式を適用することで，適切に評価できる。
また，核沸騰までの挙動は従来許認可解析と同等であり，サブクール，サブ
クール沸騰，及び核沸騰で適用する相関式については従来許認可解析コードの取り扱いの範囲内に収まる。
従来許認可解析と同一の設定であり，差異はない。

ボイドモデルデサブクールボイドモデル
ル

気泡離脱点：
蒸気生成：
圧損モデル
単相摩擦損失係数：
二相摩擦増倍係数：
局所二相増倍係数：
本資料のうち，枠囲みの内容は商業機密に属しますので公開できません。

表２－２ SCAT における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（6／11）
項目（原子炉停止機能喪失）との差異

差異による影響－－

ドバック効果象

出力分布変化（過渡解析）

現

（核）

従来許認可

（REDY コードによる評価）

崩壊熱（REDY コードによる評価）（REDY コードによる評価）

－

－

三次元効果

（REDY コードによる評価）（REDY コードによる評価）

－

－

理

核分裂出力

重大事故等対策の有効性評価（REDY コードによる評価）

物

炉心

従来許認可解析

反応度フィー添付-30

表２－２ SCAT における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（7／11）
項
炉心
（燃料）

目

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認可（過渡解析）（原子炉停止機能喪失）との差異

燃 料 棒 内 温 出力が上昇してＭＣＰＲが低 原子炉出力が急激に上昇する
度変化

有差異による影響
原子炉停止機能喪失事象では，沸騰遷移物が生じるため，燃料被覆管温度の挙動に

燃 料 棒 表 面 核沸騰状態で事象は推移する。 状態に移行する。その後，原子差異が生じる。沸騰遷移後における燃料

熱伝達

炉出力の低下によってリウェ

被覆管温度挙動は，SCAT コードが取扱う沸騰遷移

ットに至ることで核沸騰状態

従来許認可解析の範囲外である。そのたへ移行する。燃料被覆管温度

め，原子炉停止機能喪失事象を適切に評

は，燃料ペレット内発熱により価するように，熱伝達係数，ボイドモデ

燃料ペレット熱伝導とギャッル等を従来許認可解析から変更していプ部の熱伝達及び燃料被覆管

る。

理

添付-31

下するが，沸騰遷移は生じず， ため，沸騰遷移が生じて膜沸騰

熱伝導を通して上昇する。
現

燃 料 被 覆 管 燃料被覆管温度の上昇量が小 沸騰遷移発生によって燃料被酸化有

原子炉停止機能喪失事象の解析では，燃

さく，水-ジルカロイ反応が発 覆管温度が高温となるため，水料被覆管温度が高温となるため，取扱う生する程度には至らない。

燃料被覆管酸化量の評価に差異が生じ-ジルカロイ反応が発生する。

る。そのため，燃料被覆管と冷却水又は象

水蒸気との化学反応に Baker-Just の式を適用して燃料被覆管酸化量を計算する。
燃 料 被 覆 管 無し
変形

同左

無

従来許認可解析との差異はない。

表２－２ SCAT における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（8／11）
従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認可（過渡解析）（原子炉停止機能喪失）との差異

炉 心 （ 熱 沸騰・ボイド ボイド率は低下していく。

スクラムしないためボイド率有流動）は高いまま維持される。

項

目

率変化

差異による影響
原子炉停止機能喪失事象の解析では，ス
クラム機能喪失を仮定しており，ボイド率の挙動に差異が生じる。しかし，原子炉停止機能喪失でのボイド率は過渡解物

析のボイド率最大値と同等であるため，差異による影響はない。
気液分離（水 炉心部に二相水位は形成され 同左

従来許認可解析との差異はない。

有原子炉停止機能喪失事象の解析では，沸位変化）・対 ない。
理

添付-32

無

向流
気 液 熱 非 平 無し

沸騰遷移発生によって過熱蒸

衡気が発生する可能性がある。

騰遷移発生により，気液熱非平衡に差異が生じる。そのため，原子炉停止機能喪現

失事象を適切に評価するように，燃料被覆管－冷却材間の熱伝達係数を従来許認可解析から変更している。

象

圧力損失

流量に影響を与えない。

同左

三次元効果

炉心径方向出力分布の変化は 炉心径方向出力分布の変化は無

従来許認可解析との差異はない。

有

核熱水力不安定事象が燃料被覆管温度

小さく，流量配分による冷却材 小さく，流量配分による冷却材に影響を与える可能性がある。よって，

流量変化への影響は小さい。

この現象を取り扱うことが可能な異な流量変化への影響は小さい。

また，事象発生後短時間で原子 一方，原子炉がスクラムせず高る解析コードによる参考解析を参照す

炉スクラムするため，核熱水力 出力・低流量状態に至るため，る。

不安定事象は生じない。

核熱水力不安定事象が生じる
可能性がある。

表２－２ SCAT における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（9／11）
項

目

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認可（過渡解析）（原子炉停止機能喪失）との差異

原 子 炉 圧 冷 却 材 流 量 原子炉水位低によって再循環 ATWS 圧力高や原子炉水位低に
力容器

変化

（逃がし
物
理
現

量相当まで流量が低下する。

従来許認可解析との差異はない。

無従来許認可解析との差異はない。

無従来許認可解析との差異はない。

無従来許認可解析との差異はない。

し，自然循環流量相当まで低下する。

冷 却 材 放 出 MSIV 誤閉止による原子炉圧力 同左（臨界流・差 の上昇によって逃がし安全弁
圧流）が作動する。

沸騰・凝縮・ 炉心以外の領域における本物 同左
象

添付-33

無

ポンプトリップし，自然循環流 よって再循環ポンプトリップ

安全弁を
含む）

差異による影響ボ イ ド 率 変 理現象が評価指標に与える影
化

響はない。

圧力損失

炉心以外の領域における本物 同左
理現象が評価指標に与える影響はない。

票２－２ SCAT における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（10／11）
項

目

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認可（過渡解析）（原子炉停止機能喪失）

との差異

物

原 子 炉 圧 ECCS 注水（給 ・T/D 給水ポンプトリップ

・T/D 給水ポンプトリップ

力容器

・M/D 給水ポンプ起動

M/D 給水ポンプ起動を仮定しており，入・HPCS，RCIC 起動

口サブクーリングが増加するため，入口

水系・代替注（ 逃 が し 水設備含む）

有

差異による影響
原子炉停止機能喪失事象の解析では，安全弁をサブクーリングに差異が生じる。入口サ含む）

ブクーリングの増加は GEXL 相関式で適用可能と考えられるため，差異による影

理

添付-34

響はない。
ほ う 酸 水 の ほう酸水注入系は起動しない。 ほう酸水注入系の起動によっ拡散

有

原子炉停止機能喪失事象の解析では，ほ現て原子力出力を抑制し，原子炉

う酸水注入系の起動を考慮するため，ほ停止を達成する。（REDY コード

う酸水の効果に差異が生じる。燃料被覆による評価）

管温度の上昇は事象初期であり，ほう酸
水注入系による出力抑制の効果が現れる段階より早いため影響はないと考え象られる。そのため差異による影響はな
い。
三次元効果

(下部プレナムの流量配分)
再循環ポンプは対称にトリッ 同左プするため影響はない。

無従来許認可解析との差異はない。

表２－２ SCAT における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（11／11）
項

目

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認可（過渡解析）（原子炉停止機能喪失）との差異
有差異による影響

原子炉格納容器の挙動を評価 逃がし安全弁を介して原子炉納容器しないため本物理現象は考慮 格納容器の圧力及びプール水子炉格納容器の挙動を評価するため，物しない。

理現象の考慮有無に差異が生じる。いず物

原 子 炉 格 冷却材放出

温が上昇する（REDY コードによ

原子炉停止機能喪失事象の解析では，原原子炉格納容器における本物 る評価）。

れも REDY コードにて適切に評価でき，

理現象が評価指標に与える影

SCAT コードによる評価において差異に響はない。

よる影響はない。

理

添付-35

現

格 納 容 器 各 同上

原子炉格納容器の雰囲気温度

領域間の流及び圧力変化に影響する（REDY

動

コードによる評価）。

サ プ レ ッ シ 同上

残留熱除去系によるサプレッョン・プールション・プール冷却を行うこと

冷却によって原子炉格納容器の圧

有

同上

有

同上

有

同上

力及びプール水温の上昇を抑象制する（REDY コードによる評価）。
気 液 界 面 の 同上

原子炉格納容器の雰囲気温度

熱伝達及び圧力変化へ影響する。
（REDY コードによる評価）

表 3 APEX/SCAT(RIA 用)における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較(1／12）
従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価（BWR5 制御棒落下/低温時※）（BWR5 原子炉運転停止中の制御棒誤引抜）

1000

燃料エンタルピ

燃
料
エ
ン
タ
ル
ピ
(kJ/kgUO2)

1000

燃料エンタルピ

燃
料
エ
ン
タ
ル
ピ

500

(kJ/kgUO2)

500

燃料エンタルピ

0

0
0

1

2

3

4

5

6

7

0

時間(s)

5

10

15

20

時間(s)

※制御棒落下事象を比較対象として選定した理由は，起動時の制御棒引き抜き時の過渡変化の燃料
エンタルピーは最大約 88kJ/kgUO2 であり，制御棒落下事象の方が厳しい事象（燃料エンタルピ
ー：8～669kJ/kgUO2）であるため

添付-36

表 3 APEX/SCAT(RIA 用)における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較(2／12）

事象進展

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価（BWR5 制御棒落下/低温時）（BWR5 原子炉運転停止中の制御棒誤引抜）

原子炉の起動時に制御棒がインシーケンス

原子炉の停止時に制御棒が 1 本引き抜かれたで引き抜かれた臨界状態から，制御棒 1 本

局所臨界状態から，隣接する 1 本の制御棒がが落下速度の上限値 0.95m/s で落下するこ

引抜速度の上限値 9.1cm/s で連続的に引き抜とにより，原子炉出力が上昇する。

かれることにより原子炉出力が上昇する。

急激な出力上昇は，ドップラ反応度の負のフ

原子炉出力が上昇し，起動領域モニタの原子ィードバックにより抑えられるとともに，平

炉周期短信号が発生して，原子炉はスクラム

均出力領域モニタの中性子束高スクラム信

し，事象は収束する。

号が発生して，原子炉はスクラムし，事象は
収束する。

変化範囲
適用範囲

原子炉スクラム：約 1.5 秒

原子炉スクラム：約 6.8 秒

燃料エンタルピ：8kJ/kgUO2～約

燃料エンタルピ：8kJ/kgUO2～約

669kJ/kgUO2

144kJ/kgUO2

沸騰状態：単相，核沸騰，膜沸騰

沸騰状態：単相，核沸騰

時間：0 秒～7 秒

時間：0 秒~20 秒

沸騰状態：単相，核沸騰，膜沸騰

沸騰状態：同左

時間：0 秒～制限なし

時間：同左

添付-37

表 3 APEX/SCAT(RIA 用)における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（3／12）

項

目

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認可（事故：制御棒落下）（原子炉運転停止中の制御棒誤引抜)との差異差異による影響（過渡 ：原子炉起動時における制御棒の異常な引き抜き）
事故：低温臨界状態/高温待機臨界状態

件

過渡（BWR5）：高温待機臨界状態

り，差異が生じる。ただし，個々の炉心過渡（ABWR）：低温臨界状態パラメータ自体は従来許認可解析の低

解

初期炉心条

低温停止状態有低温停止状態を初期炉心条件としてお温臨界条件と同一であり，また，事故後の炉心の基本的な挙動は従来許認可解
響はない。

析

添付-38

析と同様であることから，差異による影
事象

事故：制御棒落下

制御棒の誤引抜無過渡：制御棒の誤引抜
条

初期実効増

1.00（通常の制御棒引抜操作で臨界に倍率達している）

過渡解析と同一の事象であり，従来許認
可解析のモデル適用範囲内である。

1.00(保守的に初期状態で臨界を想定)

無停止中の制御棒誤引抜解析では保守側に初期実効増倍率を 1.00 としており，初期実効増倍率条件の差異はない。

件

初期制御棒
パターン

臨界状態に対応した制御棒パターン

制御棒 1 本全引抜

有

停止中の制御棒誤引抜解析では制御棒 1
本全引抜状態を初期条件としており，条件の差異が生じる。事故後の炉心の基本的な挙動は従来許認可解析と同様であり，差異による影響はない。

表 3 APEX/SCAT(RIA 用)における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（4／12）

項

目

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認可（事故：制御棒落下）（原子炉運転停止中の制御棒誤引抜)との差異差異による影響（過渡 ：原子炉起動時における制御棒の異常な引き抜き）

初期出力事故（低温臨界状態）：定格の 10-8

定格の 10-8

無停止中の制御棒誤引抜解析では低温臨解事故（高温待機臨界状態）：定格の 10-6界状態に対応した初期出力としており，過渡（低温臨界状態）：定格の 10-8

事故・過渡解析（低温臨界状態）との差

過渡（高温待機臨界状態）：定格の 10-3

異はない。
20℃

析

添付-39

初期燃料被

低温臨界状態：20℃

無

覆管表面温

高温待機臨界状態(BWR5)：286℃

界状態に対応した初期温度としており，

度及び原子

高温待機臨界状態(ABWR)：287℃

事故・過渡解析（低温臨界状態）との差

炉冷却材の停止中の制御棒誤引抜解析では低温臨

異はない。

温度
条

初期燃料エ

低温臨界状態：8kJ/kgUO2

ンタルピ

高温待機臨界状態：75kJ/kgUO2

8kJ/kgUO2

無初期温度に対応した燃料エンタルピとしており，事故・過渡解析（低温臨界状態）との差異はない。

0.0MPa[gage]

件

初期原子炉

低温臨界状態：0.0MPa[gage]

圧力

高温待機臨界状態(BWR5)：

力としており，事故・過渡解析（低温臨7.03MPa[gage]界状態）との差異はない。

高温待機臨界状態(ABWR)：
7.17MPa[gage]

無原子炉低温停止状態に対応した初期圧表 3 APEX/SCAT(RIA 用)における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（5／12）

項

目

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認可（事故：制御棒落下）（原子炉運転停止中の制御棒誤引抜)との差異差異による影響（過渡 ：原子炉起動時における制御棒の異常な引き抜き）

初期炉心流

定格の 20%定格の 2%量（再循環ポンプによる冷却材循環）（崩壊熱除去系による冷却材循環）有

停止中の制御棒誤引抜解析では崩壊熱除去系による冷却材循環を仮定してお解り，初期流量に差異が生じる。事故後の炉心の基本的な挙動は従来許認可解析

析
条

添付-40

と同様であり，差異による影響はない。

件

局所出力ピ

最大出力となる燃料集合体断面に対応

最大出力となる燃料集合体断面に対

ーキング係

する値

応する値

数

燃焼度条件

燃焼度条件

サイクル初期：未燃焼

未燃焼

サイクル末期：当該燃料の燃焼度より小さい燃焼度無従来許認可と同一の局所出力ピーキン
グ係数を使用しており，差異はない。

表 3 APEX/SCAT(RIA 用)における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（6／12）

項

目

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認可（事故：制御棒落下）（原子炉運転停止中の制御棒誤引抜)との差異差異による影響（過渡 ：原子炉起動時における制御棒の異常な引き抜き）

ギャップ熱Ross & Stoute の式

同左

無

伝達

従来許認可と同一の熱伝導方程式を使用しており，差異はない。

解析

単相強制対流：Dittus-Boelter の式

熱伝達

核沸騰状態：Jens-Lottes の式を用いており，差異はない。また，事故

膜沸騰状態(低温時)：NSRR の実測デ

後の炉心の基本的な挙動は従来許認可

ータに基づいて導出された熱伝達相関解析と同様であり，熱伝達係数について式

は従来許認可解析コードの取り扱いの膜沸騰状態(高温待機時) ：範囲内に収まる。

モ

添付-41

燃料棒表面

同左

無

従来許認可解析と同一の熱伝達相関式

デル

Dougall-Rohsenow の式
沸騰遷移

低温時：Rohsenow-Griffith の式及びKutateladze の式
高温待機時：GEXL 相関式での MCPR
が限界値

同左

無

従来許認可解析と同一の沸騰遷移判定
式を用いており，差異はない。

表 3 APEX/SCAT(RIA 用)における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（7／12）

項

目

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認可（事故：制御棒落下）（原子炉運転停止中の制御棒誤引抜)

との差異

有

差異による影響（過渡 ：原子炉起動時における制御棒の異常な引き抜き）

引抜/落下

事故：インシーケンス制御棒引抜で許初期引抜制御棒に隣接する制御棒 1

制御棒可された制御棒 1 本

本

停止中の制御棒誤引抜解析は引抜制御棒に隣接する制御棒 1 本の引抜を仮定し

解
析

添付-42

過渡（BWR5）：インシーケンス制御棒ており，引抜制御棒に差異が生じる。事

引抜で許可された制御棒 1 本

故後の炉心の基本的な挙動は従来許認

過渡（ABWR）：インシーケンス制御棒

可解析と同様であり，差異による影響は引抜で許可された制御棒 26 本

ない。

事故：1.3%Δk

制御棒価値

過渡（BWR5）：1.3%Δk

御棒全引抜時の反応度価値を用いるた

過渡（ABWR）：3.5%Δk

め，制御棒価値に差異が生じる。事故後

条

引抜/落下

誤引抜制御棒全引抜時の反応度価値

有

停止中の制御棒誤引抜解析は誤引抜制の炉心の基本的な挙動は従来許認可解析と同様であり，差異による影響はな
件

い。
制御棒引抜

事故（BWR5）：0.95m/s

BWR5：9.1cm/s/落下速度

事故（ABWR）：0.7m/s

ABWR：3.3cm/s

過渡（BWR5）：9.1cm/s
過渡（ABWR）：3.3cm/s

無従来許認可（過渡）と同一の制御棒引抜速度としており，差異はない。

表 3 APEX/SCAT(RIA 用)における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（8／12）

項

目

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認可（事故：制御棒落下）（原子炉運転停止中の制御棒誤引抜)

との差異

無

差異による影響（過渡 ：原子炉起動時における制御棒の異常な引き抜き）スクラム条

事故：中性子束高（平均出力領域モニ

中間領域モニタ採用プラント：中性子

件

タ）

束高

従来許認可（過渡）と同一のスクラム条
件としており，差異はない。

過渡（中間領域モニタ採用プラント）： 起動領域モニタ採用プラント：原子炉
解

中性子束高

周期短

過渡（起動領域モニタ採用プラント）：

析

添付-43

原子炉周期短事故：平均出力領域モニタに単一故障

BWR5：A，B チャンネルともに引抜パス条件を仮定する。

制御棒に最も近い検出器を 1 個ずつ

過渡（BWR5）：A，B チャンネルとも

バイパスに引抜制御棒に最も近い検出器を 1 個

ABWR：A，B，C グループともに引ずつバイパス

抜制御棒に最も近い検出器を 1 個ず

過渡（ABWR）：A，B，C グループと

つバイパス

条

検出器バイ

無

従来許認可（過渡）と同一の検出器バイ
パス条件としており，差異はない。

もに引抜制御棒に最も近い検出器を 1個ずつバイパス件

スクラム動

事故：0.09 秒

作遅れ

過渡（中間領域モニタ採用プラント）： 秒
0.09 秒
過渡（起動領域モニタ採用プラント）：
0.2 秒

中間領域モニタ採用プラント：0.09
起動領域モニタ採用プラント：0.2 秒

無従来許認可（過渡）とスクラム動作遅れ
としており，差異はない。

表 3 APEX/SCAT(RIA 用)における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（9／12）

項

目

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認可（事故：制御棒落下）（原子炉運転停止中のとの差異（過渡 ：原子炉起動時における制御

制御棒誤引抜)差異による影響

棒の異常な引き抜き）

物
現

炉心（核）

理

添付-44

象

核分裂出

事故：制御棒落下により急激な反応度

制御棒が連続的に引き抜かれ，原子力

投入と出力分布変化が生じる。急激な炉出力が上昇する。出力上昇後にス部の制御棒が局所的に引き抜かれるこ

出力分布

出力上昇はドップラ反応度の負のフクラム信号が発生して原子炉はスとから，局所的に出力が上昇し，三次元変化ィードバックにより抑えられるととクラムする。

的な出力分布変化の影響が生じる。ま反応度フもに，平均出力領域モニタの中性子束

た，制御棒反応度効果は一般に三次元的ィードバ

高スクラム信号が発生して，原子炉はな位置に依存する影響を受けるが，事象

ック効果

スクラムする。

を通じての炉心挙動は従来許認可（事制御棒反過渡：制御棒が連続的に引き抜かれ，故）の範囲を超えることはない。

応度効果

原子炉出力が上昇する。出力上昇後にスクラム信号が発生して原子炉はス
クラムする。

有

停止中の制御棒誤引抜解析は炉心外周

表 3 APEX/SCAT(RIA 用)における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（10／12）

項

目

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認可（事故：制御棒落下）（原子炉運転停止中のとの差異（過渡 ：原子炉起動時における制御

制御棒誤引抜)差異による影響

棒の異常な引き抜き）物
現

炉心（燃料）

理

添付-45

燃料棒内

事故：炉心出力が急激に上昇するた

炉心出力の上昇は従来許認可の事

温度変化

め，最高出力燃料棒は沸騰遷移し膜沸故と比較して緩やかであることか

燃料棒表

騰状態に至る。膜沸騰状態では燃料のら，最高出力燃料棒は沸騰遷移には面熱伝達除熱量が低下し，燃料温度は 1000℃

至らない。

沸騰遷移

を超える温度で推移する。

無従来許認可解析からの差異はない。

無従来許認可解析からの差異はない。

過渡：炉心出力の上昇は事故と比較して緩やかであることから，最高出力燃
料棒は沸騰遷移に至らない。

象

燃料被覆

事故：燃料被覆管の高温化に伴う水-燃料被覆管温度の上昇量が小さく，

管酸化

ジルカロイ反応が発生する。

燃料被覆管温度は水-ジルカロイ反過渡：燃料被覆管温度の上昇量が小さ応が発生する程度には至らない。

く，燃料被覆管温度は水-ジルカロイ
反応が発生する程度には至らない。

表 3 APEX/SCAT(RIA 用)における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（11／12）

項

目

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認可（事故：制御棒落下）（原子炉運転停止中のとの差異（過渡 ：原子炉起動時における制御

制御棒誤引抜)差異による影響

棒の異常な引き抜き）
事故：炉心出力が急激に上昇するたサブクール度が大きく，また，事象

イド率変め，ボイドが発生する。

を通じての表面熱流束上昇量も小化

過渡 : サブクールのない高温待機状

さいことから，ボイドはほとんど発態の場合，ボイドが発生する。

生しない。

物

沸騰・ボ

従来許認可解析からの差異はない。

無従来許認可解析（過渡）との差異はない。

低温状態の場合，サブクール度が大き
く，また，事象を通じての表面熱流束

現

炉心（熱流動）

理

添付-46

無

上昇量も小さいことから，ボイドはほ
とんど発生しない。
三次元効

事故：ボイド発生に伴い，圧力損失に

サブクール度の大きい低温状態で果よる流量配分への三次元効果が生じあり，ボイドがほとんど発生しない

また，事象を通じての燃料挙動は従来許得る。

ことから，圧力損失による流量配分

認可（事故）の範囲を超えることはない。

過渡：高温待機状態の場合，ボイド発への三次元効果は生じない。

象

生に伴い，圧力損失による流量配分への三次元効果が生じ得る。低温状態の場合，ボイドがほとんど発生しないことから，圧力損失による流量配分への三次元効果は生じない。

表 3 APEX/SCAT(RIA 用)における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（12／12）

項

目

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認可（事故：制御棒落下）（原子炉運転停止中のとの差異（過渡 ：原子炉起動時における制御

制御棒誤引抜)差異による影響

棒の異常な引き抜き）
圧力損失

添付-47

炉心（熱流動）物理現象

事故：ボイド発生に伴い，圧力損失へ

サブクール度の大きい低温状態での影響が生じる。

あり，ボイドがほとんど発生しない

また，事象を通じての燃料挙動は従来許

過渡：高温待機状態の場合，ボイド発ことから，圧力損失への影響は生じ

認可（事故）の範囲を超えることはない。

生に伴い，圧力損失への影響が生じない。

る。低温状態の場合，ボイドがほとん
ど発生しないことから，圧力損失への影響は生じない。

無従来許認可解析（過渡）との差異はない。

Rev.13

第1部

ＳＡＦＥＲ

目
−
1．はじめに

次

ＳＡＦＥＲ

−

………………………………………………………………… 1-1

2．重要現象の特定………………………………………………………… 1-2…………………………………… 1-2

2.1

事 故 シ ーケ ン スと 評 価 指 標

2.2

ランクの定義2.3

物 理 現象 に 対す る ラン ク 付け…………………………………………………… 1-7………………………………… 1-8…………………………………………………… 1-16

3．解析モデルについて……………………………………………………… 1-16

3.1

コード概要

3.2

重要現象に対する解析モデル

3.3

解析モデル

3.4

入出力

… … … … … … … … … … … … … … … … … … … … … … 1-56

4．妥当性確認……………………………………………………………… 1-58……………………………… 1-17……………………………………………………… 1-18

4.1

重要 現象に 対する 妥当性 確認方 法

4.2

ＴＢＬ実験解析

4.3

ＲＯＳＡ−Ⅲ実験解析

4.4

Ｆ Ｉ ＳＴ − ＡＢ Ｗ Ｒ実 験 解析

4.5

実機解析への適用性…………………………… 1-58………………………………………………… 1-625．有効性評価への適用性………………………………………… 1-72………………………………… 1-82…………………………………………… 1-91………………………………………………… 1-100

5.1

不確かさの取扱いについて（評価指標の観点） ……………

5.2

不 確 か さ の 取 扱 い に つ い て （ 運 転 操 作 の 観 点 ） …………… 1-102

6．参考文献1-100………………………………………………………………… 1-106………………………………… 1-109

添付 1

解析コードにおける解析条件

添付 2

相関式，モデルの適用性

添付 3

前処理コード添付 4

炉心の過熱蒸気の影響評価

添付 5

代替注水設備による炉心再冠水過程における熱伝達について 1-149

添付 6

原子炉隔離状態における原子炉圧力挙動について …………

……………………………………… 1-113…………………………………………………… 1-141…………………………………… 1-143

1-156

1．はじめに本資料は，炉心損傷防止に関する重大事故等対策の有効性評価（以下，「有効性評価」と称す。）に適用するコードのうち，SAFER Ver.3（以下，「ＳＡＦＥＲコード」と称す。）について，・有効性評価において重要となる現象の特定・解析モデル及び入出力に関する説明
・妥当性確認・有効性評価への適用性に関してまとめたものである。

1-1

2．重要現象の特定
2.1

事故シーケンスと評価指標
Ｓ ＡＦＥＲコードが適用される炉心損傷防止対策における事故シーケ ン

ス グ ループについて，具体的な事故シーケンス及びその事象の推移と評 価
指 標 について記述する。ＳＡＦＥＲコードが適用される炉心損傷防止対 策に お ける事故シーケンスグループは，出力運転中の原子炉を対象とした 以
下の 6 グループである。
・高圧・低圧注水機能喪失
・高圧注水・減圧機能喪失
・全交流動力電源喪失
・崩壊熱除去機能喪失
・ＬＯＣＡ時注水機能喪失
・格納容器バイパス（インターフェイスシステムＬＯＣＡ）(1) 高圧・低圧注水機能喪失
こ の事故シーケンスグループは，原子炉の出力運転中に，運転時の異 常な過渡変化又は事故（ＬＯＣＡを除く）の発生後，高圧注水機能が喪失し，
原 子 炉減圧には成功するが，低圧注水機能が喪失することを想定した事 象とする。
具 体的な事故シナリオとして「給水流量の全喪失＋ＲＣＩＣ及びＥＣ Ｃ
Ｓ （ 高圧注水系及び低圧注水系）起動失敗」を想定する。給水流量の全 喪
失 後 ，原子炉水位は急速に低下し，原子炉水位低信号が発生して原子炉 はス ク ラムするため未臨界が確保される。しかし，原子炉水位低信号でＲ Ｃ
Ｉ Ｃ 及びＥＣＣＳ（高圧注水系及び低圧注水系）の起動に失敗する。原 子
炉 水 位低信号でＭＳＩＶが閉止すると原子炉圧力は上昇し，原子炉圧力 がＳ Ｒ Ｖの設定値に到達すると断続的に弁から蒸気が放出され，これによ り
原 子 炉圧力はＳＲＶ設定値近傍に維持される。一方，原子炉注水機能喪 失の 状 況下では，原子炉内保有水が減少し続け，いずれは炉心露出により 燃料被覆管温度が上昇し，炉心損傷に至る。
こ の事象に対する炉心損傷防止対策としては，代替注水設備等による 炉
心冷却機能の確保があげられる。
炉 心損傷を防止するために，高圧代替注水設備を使用する場合には， 高
圧 状 態の原子炉へ注水を開始する。ＳＲＶからの冷却材の流出により原 子
炉 水 位は低下するが，高圧代替注水設備による原子炉注水開始により原 子
炉 水 位は回復し事象は収束する。低圧代替注水設備を使用する場合には ，手 動 操作によりＳＲＶを開き，原子炉を急速減圧し，原子炉の減圧後に 低
圧 代 替注水設備による原子炉注水を開始する。原子炉の急速減圧を開始 す1-2

る と ，冷却材の流出により原子炉水位は低下し，有効燃料棒頂部を下回 るが ， 低圧代替注水設備による注水を開始すると原子炉水位が回復し，炉 心は再冠水することにより事象収束に向かうことになる。
し たがって，本事象では炉心露出・ヒートアップの可能性があるため ，
燃料被覆管温度が評価指標である。
(2) 高圧注水・減圧機能喪失
こ の事故シーケンスグループは，原子炉の出力運転中に，運転時の異 常な過渡変化又は事故（ＬＯＣＡを除く）の発生後，高圧注水機能が喪失し，かつ，原子炉減圧機能が喪失することを想定する。
具 体的な事故シナリオとして「給水流量の全喪失＋ＲＣＩＣ及びＥＣ Ｃ
Ｓ （ 高圧注水系）起動失敗＋原子炉の減圧失敗」を想定する。給水流量 の
全 喪 失後，原子炉水位は急速に低下し，原子炉水位低信号が発生して原 子
炉 は スクラムするため未臨界が確保される。しかし，原子炉水位低信号 で
Ｒ Ｃ ＩＣ及びＥＣＣＳ（高圧注水系）の起動に失敗する。原子炉水位低 信
号 で ＭＳＩＶが閉止すると原子炉圧力は上昇し，原子炉圧力がＳＲＶの 設
定 値 に到達すると断続的に弁から蒸気が放出され，これにより原子炉の 圧
力 は ＳＲＶ設定値近傍に維持される。一方，原子炉が高圧に維持され低 圧
注 水 系による原子炉注水が困難な状況下では，原子炉内保有水が減少し 続
け，いずれは炉心露出により燃料被覆管温度が上昇し，炉心損傷に至る。
炉 心損傷を防止するため，代替自動減圧ロジックによりＳＲＶが開き ，
原 子 炉を減圧し，原子炉の減圧後にＥＣＣＳ（低圧注水系）により原子 炉
注 水 を開始する。原子炉の急速減圧を開始すると，冷却材の流出により 原子 炉 水位は低下し，有効燃料棒頂部を下回るが，低圧注水系による注水 が開 始 すると原子炉水位が回復し，炉心は再冠水することにより事象収束 に向かうことになる。
し たがって，本事象では炉心露出・ヒートアップの可能性があるため ，
燃料被覆管温度が評価指標である。
(3) 全交流動力電源喪失
こ の事故シーケンスグループは，原子炉の出力運転中に，送電系統又 は
所 内 主発電設備の故障等により，外部電源が喪失するとともに，非常用 所
内 電 源系統も機能喪失し，安全機能を有する系統及び機器の全交流動力 電源が喪失することを想定する。
具 体的な事故シナリオとして「外部電源喪失＋非常用ディーゼル発電 機の 機 能喪失」を想定する。外部電源喪失後，タービン蒸気加減弁急速閉 又は 原 子炉水位低信号で原子炉はスクラムするため未臨界が確保される。 ま1-3

た，原子炉水位低信号でＲＣＩＣが自動起動して原子炉水位は維持される。
し か し，非常用ディーゼル発電機の起動失敗により全交流動力電源喪失 とな り ，また，直流電源が枯渇し，ＲＣＩＣが機能喪失した場合には原子 炉
内保有水が減少し続け，いずれは炉心露出により燃料被覆管温度が上昇し，炉心損傷に至る。
炉 心損傷を防止するために，交流電源設備による給電ができない一定 期
間 直 流電源を確保し，ＲＣＩＣによって原子炉水位を適切に維持しつつ ，
代 替 電源設備，低圧代替注水設備の準備が完了したところで，原子炉の 減
圧 及 びＥＣＣＳ（低圧注水系）又は低圧代替注水設備による原子炉注水 を開 始 する。原子炉の減圧は，ＳＲＶにより手動操作にて実施する。減圧 を
開 始 すると，冷却材の流出により原子炉水位は低下するが，低圧代替注 水設 備 等による注水開始により原子炉水位が回復するため，事象収束に向 かうことになる。
し たがって，本事象では炉心露出・ヒートアップの可能性があるため ，
燃料被覆管温度が評価指標である。
(4) 崩壊熱除去機能喪失① 取水機能喪失
こ の事故シーケンスグループは，原子炉の出力運転中に，運転時の異 常な 過 渡変化又は事故（ＬＯＣＡを除く）の発生後，原子炉注水には成功 す
るが，取水機能喪失により崩壊熱除去機能が喪失することを想定する。
具 体的な事故シナリオとして「給水流量の全喪失＋取水機能喪失」を 想
定 す る。外部電源喪失後，タービン蒸気加減弁急速閉又は原子炉水位低 信
号 に より原子炉はスクラムするため未臨界が確保される。また，原子炉 水
位 低 信号でＲＣＩＣが自動起動して水位は維持される。一方，原子炉内 で
崩 壊 熱により発生する蒸気がＳＲＶを介して徐々に流出するため，格納 容器 の 圧力及び温度が上昇し，いずれは格納容器が先行破損し，その後炉 心露出により燃料被覆管温度が上昇し，炉心損傷に至る。
し たがって，本事象では炉心露出・ヒートアップの可能性があるため ，
燃料被覆管温度が評価指標である。
② ＲＨＲ機能喪失
こ の事故シーケンスグループは，原子炉の出力運転中に，運転時の異 常な 過 渡変化又は事故（ＬＯＣＡを除く）の発生後，原子炉注水には成功 す
るが，ＲＨＲの故障により崩壊熱除去機能が喪失することを想定する。
具 体的な事故シナリオとして「給水流量の全喪失＋ＲＨＲ機能喪失」 を
想 定 する。給水流量の全喪失後，原子炉水位は急速に低下し，原子炉水 位
1-4

低 信 号が発生して原子炉はスクラムするため未臨界が確保される。また ，原 子 炉水位低信号でＲＣＩＣが自動起動して原子炉水位は維持される。 一
方 ， 原子炉内で崩壊熱により発生する蒸気がＳＲＶを介して徐々に流出 す
る た め，格納容器の圧力及び温度が上昇し，いずれは格納容器が先行破 損
し，その後炉心露出により燃料被覆管温度が上昇し，炉心損傷に至る。
し たがって，本事象では炉心露出・ヒートアップの可能性があるため ，
燃料被覆管温度が評価指標である。
(5) ＬＯＣＡ時注水機能喪失
こ の事故シーケンスグループは，原子炉の出力運転中に，原子炉冷却 材
圧 力 バウンダリを構成する配管の大規模な破断（大破断ＬＯＣＡ）ある いは 中 小規模の破断（中小破断ＬＯＣＡ）の発生後，高圧注水機能，低圧 注
水機能及び原子炉減圧機能が喪失することを想定する。
具 体的な事故シナリオとして「中小破断ＬＯＣＡ＋ＥＣＣＳ（高圧注 水
系 ， 低圧注水系）起動失敗」を想定する。中小破断ＬＯＣＡ発生後，炉 心流 量 急減信号又は原子炉水位低信号で原子炉はスクラムするため未臨界 が
確 保 される。しかし，高圧注水系，低圧注水系及び自動減圧系の起動失 敗に よ り，原子炉内保有水が減少し続け，いずれは炉心露出により燃料被 覆
管温度が上昇し，炉心損傷に至る。
こ の事象に対する炉心損傷防止対策としては，代替注水設備等による 炉
心冷却機能の確保があげられる。
炉 心損傷を防止するために，高圧代替注水設備を使用する場合には， 高
圧 状 態の原子炉へ注水を開始する。ＳＲＶからの冷却材の流出により原 子
炉 水 位は低下するが，高圧代替注水設備による原子炉注水開始により原 子
炉 水 位は回復し事象は収束する。低圧代替注水設備を使用する場合には ，手 動 操作によりＳＲＶを開き，原子炉を急速減圧し，原子炉の減圧後に 低
圧 代 替注水設備による原子炉注水を開始する。原子炉の急速減圧を開始 する と ，冷却材の流出により原子炉水位は低下するが，低圧代替注水設備 によ る 注水を開始すると原子炉水位が回復し，炉心は再冠水することによ り
事象収束に向かうことになる。
し たがって，本事象では炉心露出・ヒートアップの可能性があるため ，
燃料被覆管温度が評価指標である。
な お，大破断ＬＯＣＡ時は炉心の著しい損傷までの事象進展が早く， 国
内 外 の先進的な対策と同等のものを考慮しても，炉心損傷防止対策を有 効に 実 施することはできないため，格納容器破損防止対策を講じて，その 有効性を確認している。

1-5

(6) 格納容器バイパス（インターフェイスシステムＬＯＣＡ）
こ の事故シーケンスグループは，原子炉冷却材圧力バウンダリと接続 され た 系統で，高圧設計部分と低圧設計部分のインターフェイスとなる配 管の う ち，隔離弁の故障等により低圧設計部分が過圧され破損する事象を 想定する。
具 体的な事故シナリオとして，「高圧炉心注水系の吸込配管」等の破 損
を 想 定する。機器破損等の発生後，原子炉水位は急速に低下し，原子炉 水
位 低 信号が発生して原子炉はスクラムするため未臨界が確保される。し か
し ， 破損口から冷却材が流出するため原子炉内保有水が減少し，いずれ は
炉心露出により燃料被覆管温度が上昇し，炉心損傷に至る。
炉 心損傷を防止するために，ＲＣＩＣ及びＥＣＣＳ（高圧注水系）に より 炉 心を冷却することによって炉心損傷の防止を図り，また，インター フ
ェ イ スシステムＬＯＣＡの発生箇所を隔離することによって，格納容器 外へ の 原子炉冷却材の流出の防止を図る。これにより事象収束に向かうこ とになる。
し たがって，本事象では炉心露出・ヒートアップの可能性があるため ，
燃料被覆管温度が評価指標である。
炉 心損傷防止対策における事故シーケンスに対し，有効性評価上要求 される評価項目は，以下の 5 点である。
a. 燃料被覆管の温度（1200℃以下）
b. 燃料被覆管の酸化量（15％以下）
c. 原子炉冷却材圧力バウンダリにかかる圧力（最高使用圧力の 1.2 倍以下）
d. 格納容器圧力バウンダリにかかる圧力（限界圧力以下）
e. 格納容器圧力バウンダリにかかる温度（限界温度以下）
原 子炉設置変更許可申請解析に記載した解析結果から，15％に対し十 分
な 余 裕があり評価指標として燃料被覆管の温度で代表できると考えられ る
b.を 除く，a. c. d. e.を評価指標として取り上げる。このうち，c．は Ｓ
Ｒ Ｖ の作動により原子炉圧力の上昇が抑えられ，ＳＲＶの設定圧力以下 に抑えられるため評価指標から除外する。また，d．と e．はＳＡＦＥＲコードの評価範囲以外であるため除外する。

1-6

2.2

ランクの定義本資料の本文「2. 有効性評価における物理現象の抽出」で抽出された物

理 現 象のうちＳＡＦＥＲコードで評価する事象において考慮すべき物理 現象を対象に，表 2-1 の定義に従って「Ｈ」，「Ｍ」，「Ｌ」，及び「Ｉ」の ラ ンクに分類し，「Ｈ」及び「Ｍ」に分類された物理現象を重要現象 として抽出する。

表 2-1
ランク
Ｈ

ランクの定義ランクの定義本資料での取扱い

評 価 指 標 及 び 運 転 操 作 に 物理現象に対する不確かさを実験と対 す る 影 響 が 大 き い と 考 の比較等により求め，実機評価におえられる現象

ける評価指標及び運転操作への影響
を評価する

Ｍ

評価指標及び運転操作に事象推移を模擬する上で一定の役割

対する影響が中程度と考を担うが，影響が「Ｈ」に比べて顕えられる現象著でない物理現象であるため，必ずしも不確かさによる実機評価における評価指標及び運転操作への影響を評価する必要はないが，本資料では，実機評価への影響を感度解析等により評価するか，「Ｈ」と同様に評価する

Ｌ

評価指標及び運転操作に事象推移を模擬するためにモデル化

対する影響が小さいと考は必要であるが，評価指標及び運転えられる現象操作への影響が明らかに小さい物理現象であるため，検証／妥当性確認
は記載しないＩ

評価指標及び運転操作へ影響を与え評価指標及び運転操作に対し影響を与えないか，又 ないか，又は重要でない物理現象では重要でない現象あるため，検証／妥当性確認は記載
しない

1-7

2.3

物理現象に対するランク付け
本資料の本文「2. 有効性評価における物理現象の抽出」で抽出された物

理現象のうち 2.1 節で述べた事象進展を踏まえ，2.2 節のランクの定義に
従 い ，評価指標及び運転操作への影響に応じて「Ｈ」及び「Ｍ」に分類 することで物理現象の中から重要現象を特定する。この結果を表 2-2 に示す。
ラ ンク付けにあたっては，燃料被覆管温度は炉心冷却，炉心水位，燃 料
被 覆 管のヒートアップから影響を受けるため，これらに関する物理現象 も相 対 的に高いランクとしている。また，運転操作等により原子炉を強制 的に 減 圧し，温度・圧力を低下させるシーケンスでは，原子炉の減圧によ り
代 替 注水設備を含む注水系からの冷却水の注水による炉心冷却を期待す る
ため，原子炉の減圧に寄与する物理現象も相対的に高いランクとしている。
以下に，物理現象ごとに考え方を示す。
(1) 核分裂出力［炉心（核）］評価する具体的な事故シーケンスは，いずれも事象発生後早期に原子炉がスクラムし未臨界となるため，事故後長期における炉心露出後の燃料被覆管温度上昇時の原子炉出力は崩壊熱となる。また，減速材直接発熱は核分裂で発生するエネルギのうち，減速材の発熱に寄与する割合はきわめて小さい。したがって，核分裂出力は燃料被覆管温度に対し重要度が低いと考えられる。
(2) 出力分布変化［炉心（核）］評価する具体的な事故シーケンスは，いずれも事象発生後早期に原子炉がスクラムし未臨界となるため，事象発生後スクラムするまでの時間が短く，通常運転時からの出力分布変化に対する影響が小さい。したがって，
出力分布変化は燃料被覆管温度に対し重要度が低いと考えられる。
(3) 反応度フィードバック効果［炉心（核）］評価する具体的な事故シーケンスは，いずれも事象発生後早期に原子炉がスクラムし未臨界となるため，事故後長期における炉心露出後の燃料被覆管温度上昇時の原子炉出力は崩壊熱となる。したがって，反応度フィー
ドバック効果は燃料被覆管温度に対し重要度が低いと考えられる。
(4) 制御棒反応度効果［炉心（核）］評価する具体的な事故シーケンスは，いずれも事象発生後早期に原子炉がスクラムし未臨界となるため，事故後長期における炉心露出後の燃料被覆管温度上昇時の原子炉出力は崩壊熱となる。したがって，制御棒反応度
1-8及び制御棒速度は燃料被覆管温度に対し重要度が低いと考えられる。
(5) 崩壊熱［炉心（核）］評価する具体的な事故シーケンスは，いずれも事象発生後早期に原子炉がスクラムし未臨界となるため，事故後長期における炉心露出後の燃料被覆管温度上昇時の原子炉出力は崩壊熱となる。したがって，崩壊熱は燃料被覆管温度に対し重要度が高いと考えられる。
(6) 三次元効果［炉心（核）］評価する具体的な事故シーケンスは，いずれも事象発生後早期に原子炉がスクラムし未臨界となるため，核熱水力不安定事象は発生しない。したがって，核的な三次元効果は燃料被覆管温度に影響を与えない。
(7) 燃料棒内温度変化［炉心（燃料）］評価する具体的な事故シーケンスは，事故後長期において炉心が露出す
る場合に燃料被覆管温度が上昇する事象であるため，事故直後における燃料棒内の熱を冷却材に放出する燃料ペレット径方向発熱密度分布，燃料ペレット・燃料被覆管内熱伝導及び燃料ペレット−燃料被覆管のギャップ熱伝達の影響は小さい。したがって，燃料棒内温度変化は燃料被覆管温度に対し重要度が低いと考えられる。
(8) 燃料棒表面熱伝達［炉心（燃料）］評価する具体的な事故シーケンスは，事故後長期において炉心が露出す
る場合に燃料被覆管温度が上昇する事象であるため，崩壊熱による燃料の発熱及び燃料棒表面から冷却材への熱伝達が燃料被覆管温度変化の支配的要因になる。原子炉減圧後の減圧沸騰により二相流動状態となった場合には，二相壁面熱伝達により冷却される。また，炉心が露出した場合には，蒸気単相流，燃料棒間の輻射熱伝達により冷却される。露出した燃料棒周
囲の蒸気が過熱され気液熱非平衡状態となる可能性があり，燃料棒表面熱伝達に影響する。したがって，燃料棒表面熱伝達は燃料被覆管温度に対し重要度が高いと考えられる。
(9) 沸騰遷移［炉心（燃料）］評価する具体的な事故シーケンスは，給水流量の全喪失あるいは小破断
ＬＯＣＡを起因事象としており，炉心流量の減少は緩やかに変化し，事故
直後に原子炉がスクラムし原子炉出力が低下するため，燃料集合体で核沸騰からの離脱が発生する可能性は低い。一方，事故後長期において炉心が1-9露出する場合には，燃料被覆管温度が上昇するが，原子炉注水により炉心が再冠水することによって，最終的には核沸騰状態に遷移して冷却される。
したがって，沸騰遷移は燃料被覆管温度に対し重要度が高いと考えられる。
(10) 燃料被覆管酸化［炉心（燃料）］評価する具体的な事故シーケンスは，事故後長期において炉心が露出す
る場合に燃料被覆管温度が上昇する事象であるため，燃料被覆管が高温になるとジルコニウム−水反応による発熱量が増加すると考えられる。しかし，代替注水設備等の原子炉注水により炉心が冷却され，燃料被覆管温度はジルコニウム−水反応が顕著になるほど上昇しない。したがって，燃料被覆管酸化は燃料被覆管温度に対し重要度が中程度と考えられる。
(11) 燃料被覆管変形［炉心（燃料）］評価する具体的な事故シーケンスでは，事象発生後早期に原子炉がスク
ラムし未臨界となるため，燃料ペレットが膨張することはなくＰＣＭＩは発生しない。燃料被覆管が高温になり，燃料棒内圧の上昇に伴う膨れ・破裂が発生する場合には，燃料棒間の輻射熱伝達への影響，燃料集合体内の流路減少による冷却への影響がある。破裂が発生する場合には，燃料被覆
管内面酸化による反応熱への影響が考えられるが，崩壊熱に比べて燃料被覆管温度への寄与は小さい。燃料被覆管の破裂により核分裂生成物が格納容器内に放出されると，格納容器雰囲気放射線モニタにより炉心損傷の判断を実施した場合，格納容器スプレイや格納容器ベントの操作タイミングに影響することとなる。ただし，この操作は事象発生後早期に行うものではない。したがって，燃料被覆管変形は燃料被覆管温度に対し重要度は中程度と考えられる。
(12) 三次元効果［炉心（燃料）］本物理現象は，横方向及び縦方向からの輻射熱伝達の効果を意味している。評価する具体的な事故シーケンスは，事故後長期において炉心が露出する場合に燃料被覆管温度が上昇する事象であるため，炉心が露出した場
合には，燃料棒間及びチャンネルボックスとの輻射の寄与が大きくなる。
輻射伝熱に関する三次元効果は，輻射伝熱量が増加するため，燃料被覆管温度に与える影響は結果を厳しくするものではなく，重要度が低いと考えられる。
(13) 沸騰・ボイド率変化［炉心（熱流動）］評価する具体的な事故シーケンスは，事故後長期において炉心が露出す
1-10

る場合に燃料被覆管温度が上昇する事象であり，サブクールボイドの発生は燃料被覆管温度に影響しない。原子炉減圧操作を実施した場合には，下部プレナム等で減圧沸騰（フラッシング）が発生する。これに伴い発生したボイドにより形成された二相水位はボイド率変化に応じて変化する。したがって，沸騰・ボイド率変化は燃料被覆管温度に対し重要度が高いと考えられる。
再循環ポンプトリップ及び代替注水設備等による原子炉注水により，原
子炉圧力容器下部で温度成層化が発生する可能性があるが，事故後長期においては十分に混合され影響は無視できる。
(14) 気液分離（水位変化）・対向流［炉心（熱流動）］評価する具体的な事故シーケンスは，原子炉減圧操作に伴う下部プレナ
ムフラッシングが発生する事象であり，フラッシングにより発生したボイドを含む二相水位の変化は，炉心露出時の燃料被覆管温度に影響がある。
したがって，気液分離（水位変化）は燃料被覆管温度に対し重要度が高いと考えられる。
一方，炉心上部での気液対向流制限（ＣＣＦＬ），ＣＣＦＬブレークダ
ウンは，事象進展が緩やかなこと及び代替注水設備等による原子炉注水はダウンカマ又は炉心バイパス領域に注水されるため発生しない。炉心スプ
レイ系による原子炉注水が行われる場合には発生する可能性があるが，短期間であるため影響は小さい。また，炉心に冷却水が保持され水位が形成されている場合で，かつ，下部プレナムにも水位が形成される場合には，炉心下部でＣＣＦＬが発生する可能性があるが，原子炉減圧操作を経て炉心が再冠水する過程では事象進展が緩やかであり，下部プレナムに顕著な水位が形成されることはないため，炉心下部のＣＣＦＬは発生しない。したがって，対向流は燃料被覆管温度に対し重要度が低いと考えられる。
(15) 気液熱非平衡［炉心（熱流動）］評価する具体的な事故シーケンスは，事故後長期において炉心が露出す
る場合に燃料被覆管温度が上昇する事象であるため，露出した燃料棒周囲の蒸気が過熱され気液熱非平衡状態となる可能性がある。炉心の一部で発生した過熱蒸気は，上部プレナムからシュラウド外に至る経路において飽
和蒸気になると考えられ，熱流動挙動への影響は小さいと考えられる。しかしながら，気液熱非平衡の影響は，(8)でも述べたように燃料棒表面熱伝達に影響するため燃料被覆管温度に対し重要度が高いと考えられる。

1-11

(16) 圧力損失［炉心（熱流動）］評価する具体的な事故シーケンスは，いずれも事故直後に再循環ポンプ
がトリップし炉心流量が早期に低下するため，炉心部の圧力損失の影響は小さい。また，炉心バイパス部は，局所的な圧力損失は小さい。したがって，圧力損失は燃料被覆管温度に対し重要度が低いと考えられる。
(17) 三次元効果［炉心（熱流動）］評価する具体的な事故シーケンスは，事故後長期において炉心が露出す
る場合に燃料被覆管温度が上昇する事象であり，露出した炉心が再冠水する過程においては，炉心中心部の一部の出力の高い燃料集合体では気液並行上昇流，周辺の出力の低い燃料集合体では下降流，その他多くの燃料集
合体では気液対向流が生じる可能性がある。これらの炉心の三次元的な流動状態により燃料集合体の冷却状態に差異が生じる。したがって，三次元効果は燃料被覆管温度に対し重要度が高いと考えられる。
(18) 冷却材流量変化［原子炉圧力容器］
評価する具体的な事故シーケンスは，いずれも事故直後に再循環ポンプ
がトリップし炉心流量が早期に低下するため，強制循環時の冷却材流量変化の影響は小さい。また，事故後長期において炉心が露出する場合には，原子炉水位が低下して炉心シュラウド内外の自然循環が維持できないた
め，自然循環時の冷却材流量変化の影響は小さい。したがって，冷却材流量変化は燃料被覆管温度に対し重要度が低いと考えられる。
(19) 冷却材放出（臨界流・差圧流）［原子炉圧力容器］
評価する具体的な事故シーケンスは，ＳＲＶを使用した原子炉の急速減圧あるいはＬＯＣＡ後の冷却材放出により炉心露出が発生し，燃料被覆管
温度が上昇する可能性がある。また，原子炉減圧に伴い低圧注水量が変化するため，炉心冷却への影響が大きい。したがって，冷却材放出は燃料被覆管温度に対し重要度が高いと考えられる。
(20) 沸騰・凝縮・ボイド率変化［原子炉圧力容器］
評価する具体的な事故シーケンスは，ＳＲＶを使用した原子炉の急速減圧あるいはＬＯＣＡ後の冷却材流出による原子炉減圧があり，減圧沸騰による各部の蒸気発生とボイド率変化が二相水位に影響する。また，原子炉への冷却水の注水により蒸気が凝縮される。炉心以外の領域の沸騰・凝縮 ・
ボイド率変化は燃料被覆管温度に対し，重要度は中程度と考えられる。

1-12

(21) 気液分離（水位変化）・対向流［原子炉圧力容器］
評価する具体的な事故シーケンスは，事故後長期において炉心が露出す
る場合に燃料被覆管温度が上昇する事象である。炉心以外の領域の気液分
離（水位変化）・対向流は燃料被覆管温度に対し，重要度が中程度と考えられる。
(22) 気液熱非平衡［原子炉圧力容器］
評価する具体的な事故シーケンスは，事故後長期において炉心が露出す
る場合に燃料被覆管温度が上昇する事象である。しかし，炉心以外の領域の気液熱非平衡は燃料被覆管温度に対し影響はない。
(23) 圧力損失［原子炉圧力容器］
評価する具体的な事故シーケンスは，事故後長期において炉心が露出す
る場合に燃料被覆管温度が上昇する事象である。しかし，炉心以外の領域の圧力損失は燃料被覆管温度に対し直接的な影響はないため，重要度が低
いと考えられる。
(24) 構造材との熱伝達［原子炉圧力容器］
評価する具体的な事故シーケンスは，ＳＲＶを使用した原子炉の急速減圧あるいはＬＯＣＡ後の冷却材流出により原子炉が減圧され，構造材から冷却材への熱伝達が発生する。しかし，崩壊熱に比べて寄与は小さい。したがって，構造材との熱伝達は燃料被覆管温度に対し重要度が低いと考えられる。
(25) ＥＣＣＳ注水（給水系・代替注水設備含む）［原子炉圧力容器］
評価する具体的な事故シーケンスは，ＥＣＣＳ又は代替注水設備による
原子炉注水により炉心が冷却される事象である。したがって，ＥＣＣＳ（給水系・代替注水設備含む）による原子炉注水は燃料被覆管温度に対し重要度が高いと考えられる。
(26) ほう酸水による拡散［原子炉圧力容器］
評価する具体的な事故シーケンスは，いずれもほう酸水の注入を考慮していないため，ほう酸水による拡散は燃料被覆管温度に影響を与えない。
(27) 三次元効果［原子炉圧力容器］
評価する具体的な事故シーケンスは，いずれも事故後長期において炉心が露出する場合に燃料被覆管温度が上昇する事象であり，炉心流量急減過
1-13程において下部プレナム内の流量配分が不均等になる場合があるが，事故直後に再循環ポンプがトリップするため影響は小さい。したがって，三次
元効果は燃料被覆管温度に対し重要度が低いと考えられる。

1-14

表 2-2

炉心損傷防止対策の有効性評価の物理現象のランク

事故シー ケンス
グループ

分類

炉心
(核)

炉心
(燃料)

評価指標
物理現象

高圧・
低圧注
水機能
喪失

高圧注
水・減
圧機能
喪失

全交流
動力電
源喪失

崩壊熱
除去機
能喪失

LOCA 時
注水機
能喪失

燃料被覆
管温度

燃料被覆
管温度

燃料被覆
管温度

燃料被覆
管温度

燃料被覆
管温度

格納容器
バイパス
(インタ
ーフェイ
スシステ
ム LOCA)
燃料被覆
管温度

(1)

核分裂出力

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

(2)

出力分布変化

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

(3)

反応度フィードバック効果

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

(4)

制御棒反応度 効果

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

(5)

崩壊熱

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

(6)

三次元効果

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｉ

(7)

燃料棒内温度 変化

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

(8)

燃料棒表面熱 伝達

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

(9)

沸騰遷移

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

(10)

燃料被覆管酸 化

Ｍ

Ｍ

Ｍ

Ｍ

Ｍ

Ｍ

(11)

燃料被覆管変 形

Ｍ

Ｍ

Ｍ

Ｍ

Ｍ

Ｍ

(12)

三次元効果

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

(13)

沸騰・ボイド 率変化

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

(14)

気液分離（水位変

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

気液熱非平衡

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

(16)

圧力損失

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

(17)

三次元効果

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

(18)

冷却材流量変 化

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

(19)

冷却材放出（ 臨界流・

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｍ

Ｍ

Ｍ

Ｍ

Ｍ

Ｍ

Ｍ

Ｍ

Ｍ

Ｍ

Ｍ

Ｍ

炉心
(熱流動) (15)化）・対向流

差圧流）
(20)
原子炉
圧力
容器
(逃が
し安全
弁を含
む)

沸騰・凝縮・ボイド率
変化

(21)

気液分離（水位変化）・対向流(22)

気液熱非平衡

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｉ

(23)

圧力損失

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

(24)

構造材との熱 伝達

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

(25)

ＥＣＣＳ注水（給水

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

系・代 替 注 水設 備 含 む ）(26)

ほう酸水によ る拡散

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｉ

(27)

三次元効果

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

1-15

3．解析モデルについて
3.1

コード概要
Ｓ ＡＦＥＲコードは，長期間の原子炉内熱水力過渡変化及び炉心ヒー ト

ア ッ プを解析するコードであり，原子炉圧力容器に接続する各種一次系 配
管 の 破断事故，原子炉冷却材流量の喪失事故及び原子炉冷却材保有量の 異
常 な 変化等を取り扱うことができる。燃料被覆管温度上昇を伴う事故時 の炉 心 部や圧力容器内を評価対象としているものにＭＡＡＰコードがあげ ら
れ る が，ＳＡＦＥＲコードは，ＭＡＡＰコードに比べて，ＣＣＦＬや燃 料
棒 表 面の熱伝達等，原子炉内熱水力挙動及び燃料被覆管温度挙動を詳細 に
評 価 することが可能であるため，炉心損傷防止対策の有効性評価解析に は適している。
本コードは仮想的な高出力燃料集合体 1 体を含めて原子炉圧力容器内を 9ノードに分割し，原子炉圧力及び各ノードの水位変化等を計算する。また，各 種 のＥＣＣＳ及びＲＣＩＣ等の性能特性を入力することにより，それ らの 性 能を評価することができる。炉内冷却材量の評価に当たっては，上 部
タ イ プレート及び炉心入口オリフィス等でのＣＣＦＬ及び炉心上部プレ ナ
ム に おけるサブクール域の局在化により冷却材が炉心下部プレナムに落 水する現象（ＣＣＦＬブレークダウン現象）を考慮することができる。
ま た，本コードでは，平均出力燃料集合体及び高出力燃料集合体に対 して燃料ペレット，燃料被覆管及びチャンネルボックス等の温度計算を行う。
燃 料 被覆管の温度計算においては，その冷却状態に応じた熱伝達係数を 考慮でき，また，燃料棒間の輻射及び燃料棒とチャンネルボックスの輻射を，考慮することができる。
ま た，燃料被覆管と冷却水又は水蒸気との化学反応（ジルコニウム− 水反応）を Baker-Just の式によって計算し，表面の酸化量を求める。さらに，
燃 料 棒内の圧力を計算することによって，燃料被覆管の膨れと破裂の有 無を 評 価し，破裂が起きた場合には，燃料被覆管の内面に対してもジルコ ニ
ウム−水反応を考慮する。
本 コードの入力は，原子炉出力，原子炉圧力等の初期条件，原子炉の 幾
何 学 的形状及び水力学的諸量，燃料集合体及び炉心に関するデータ，プ ラ
ン ト 過渡特性パラメータ，ＥＣＣＳ等の特性，想定破断の位置及び破断 面
積 等 であり，出力として，原子炉圧力，原子炉水位，燃料被覆管最高温 度（ＰＣＴ），燃料被覆管酸化量等が求められる。
な お，ＳＡＦＥＲコードは「軽水型動力炉の非常用炉心冷却系の性能 評
価 指 針」（以下，「ＥＣＣＳ性能評価指針」と称す。）で妥当性が認め ら
れ て いるモデルを使用しており，ＢＷＲプラントの設計基準事故のＬＯ Ｃ
Ａ解析（ＥＣＣＳ性能評価解析）に適用されている。
1-16

3.2

重要現象に対する解析モデル
2 章において重要現象に分類された物理現象について，その物理現象を評価するために必要となる解析モデルを表 3-1 に示す。

表 3-1
分類
炉心

重要現象に対する解析モデル
重要現象

必要な解析モデル

崩壊熱

崩壊熱モデル

燃料棒表面熱伝達燃料棒表面熱伝達モデル

（核）
炉心
（燃料）

炉心
（熱流動）

原子炉
圧力容器
(逃がし安全
弁を含む)

沸騰遷移
燃料被覆管酸化ジルコニウム−水反応モデル

燃料被覆管変形膨れ・破裂評価モデル

沸騰・ボイド率変化

二相流体の流動モデル

気液分離（水位変化）・対向流
三次元効果
気液熱非平衡

燃料棒表面熱伝達モデル

冷却材放出（臨界流・差圧

臨界流モデル流）
沸騰・凝縮・ボイド率変化

二相流体の流動モデル

気液分離（水位変化）・対向流
ＥＣＣＳ注水（給水系・代替注水設備含む）

1-17

原子炉注水系モデル

解析モデル (１ )(２ )3.3

Ｓ ＡＦＥＲコードの計算モデルは熱流動解析を実施する熱水力モデル と燃 料 棒熱解析を実施する炉心ヒートアップモデルに大別される。主要な 計算モデルを表 3-2 に示す。
3.3.1

熱水力モデル

Ｓ ＡＦＥＲコードは熱力学的に均質，平衡を仮定した熱水力モデルを 持
ち ， 圧力容器内の冷却材体積を炉心シュラウド等の炉内構造物による物 理
的な境界にしたがって 8 ノードに区分する。また，仮想的な高出力燃料集合体 1 体を独立のノードとしてモデル化している。
原子炉圧力は，圧力容器内を 1 点で近似し，圧力容器全体の冷却材に対する質量及びエネルギの保存式に基づき計算する。
各 ノードの水位挙動や冷却材保有量の計算には，質量，運動量及びエ ネル ギ の保存則を適用し，二相流体の流動モデルとしてドリフトフラック ス
モ デ ル及び気液界面からの蒸気離脱流に対する気泡上昇流モデル，燃料 上部 等 でのＣＣＦＬモデルを用いている。なお，運動量保存式は下部プレ ナ
ム が 満水のときに再循環流量及び炉心入口流量を求めるために用いられ ，
炉心シュラウド内外の圧力損失のバランスを考慮している。
また，大破断ＬＯＣＡ時の再冠水過程に下部プレナムと炉心に水位が別 々 に形成されるときの炉心各チャンネルの平行流路の流動挙動を，実 験に基づいて近似的にモデル化している。
なお，破断口及びＳＲＶからの流出流量は臨界流モデルを用いて計算し，原子炉圧力が低下すると差圧流モデルに切り替わる。
（1）ノード分割
実機解析に用いるノード分割を図 3-1 に示す。ノード間の矢印は流路を表わし，その方向は通常運転状態の流れの向きを表わしている。
原子炉圧力容器内は，冷却材保有量計算のために 8 ノードに分割している。これらのノードは，ＢＷＲの典型的な領域を与えるように選んでおり，物 理 的な境界や流路抵抗などによって分けている。また，高出力燃料集 合
体 1 体を独立のノードとして設ける。このノード分割を適用したＢＷＲのＬ Ｏ ＣＡ模擬実験解析結果と実験結果との比較により，原子炉圧力容器 内の 冷 却材保有量の分布及び炉心の水位，燃料被覆管温度の変化等を適切 に評価することを確認している。
ノ ード間の冷却材の移動は流路を介して行い，ＬＯＣＡ模擬実験でＣ Ｃ
Ｆ Ｌ が確認された燃料集合体上部と下部及び炉心バイパス下部の流路に ついてはＣＣＦＬ計算を可能としている。
1-18

Ｌ ＯＣＡ模擬実験の結果によれば，露出した炉心が再冠水する過程に お
い て ，燃料集合体の内部には異なる流れの状態が存在しうることが示さ れて い る。下部プレナムに二相水位が形成されている場合，一部の出力の 高い燃料集合体では蒸気と水の上昇流，大部分の燃料集合体では気液対向流，
炉心周辺部の出力の低い燃料集合体では下降流が生じる。
こ れは，炉心周辺部の燃料集合体はボトムエントリーオリフィス，そ れ
以 外 の燃料集合体はサイドエントリーオリフィスであるため，燃料集合 体
入 口 の条件が異なることによるとともに，炉心スプレイ注水後にスパー ジ
ャ が 水没している場合，上部プレナムの周辺領域にサブクール水が存在 していることによる。
Ｓ ＡＦＥＲコードは，上述のノード分割と流路の設定に基づいて，次 のようにその効果を取り込んでいる。
a)

炉心 中心 部の一 部の出力 の高 い燃料 集合体で 生じ る気液 並行上昇 流については，炉心（ノード 3）とは独立に設けた高出力燃料集合体（ノード 9）で取り扱う。

b)

炉心周辺の出力の低い燃料集合体で生じる下降流については，上部プ
レナム（ノード 5）のプール水が下部プレナム（ノード 1）に移動することで取り扱う。

c)その他多くの燃料集合体で生じる気液対向流は，炉心（ノード 3）及び高出力燃料集合体（ノード 9）の入口と出口の流路で取り扱う。

以 上のように，ＳＡＦＥＲコードは，炉心の三次元的な流動状態を模 擬している。なお，それぞれの取扱いのモデル化の詳細については，（4）炉心内流動に記述する。
① ノード 1：下部プレナム
下 部プレナムは，制御棒案内管外側の下部プレナム領域であり，圧力 容器 壁 と炉心支持板によって仕切られている。ジェットポンプ内も下部プ レ
ナ ム の領域としているが，ジェットポンプ内の水位は，シュラウド内の 圧
損 と ジェットポンプを通る圧損を考慮することにより，下部プレナム内 の水位とは別に計算する。
定 格出力時においては，再循環ポンプによりダウンカマ領域の冷却水 が
下 部 プレナムに供給され，炉心入口オリフィスを介して燃料集合体下部 に配分される。
② ノード 2：制御棒案内管
制 御棒案内管は，制御棒案内管上部での燃料支持金具での流路抵抗に より，炉心バイパスノードとは切り離している。
1-19

こ のノードは，上部の燃料支持金具との間隙及び下部の制御棒駆動機 構との間隙を介して炉心バイパス及び下部プレナムと通じている。
③ ノード 3：炉心
炉 心は，炉内の全燃料集合体とし，炉心内のボイド率分布をより詳細 に計算するために，軸方向に 12 のサブノードに再分割する。これらのサブノードは，集合体下部及び集合体上部の非加熱ノード（各 1 ノード），そして 10 の加熱ノードからなる。炉心内の集合体下部の炉心入口オリフィスによ っ て下部プレナムに通じており，また，燃料上部タイプレートによっ て
上部プレナムに通じている。
④ ノード 4：炉心バイパス
炉 心バイパスは，燃料集合体間の領域（中心バイパス）及びシュラウ ド
壁 と 炉心最外周の燃料集合体の間の領域（周辺バイパス）とする。この ノー ド は，制御棒案内管の上部にあり，種々の漏えい流路を通って炉心下 部と 通 じている。バイパス領域と下部プレナム間の小さな漏えい流路もま た
考慮する。
⑤ ノード 5：上部プレナム
上 部プレナムは，炉心上部の二相混合プレナム領域と，プレナム上部 の
気 水 分離器を含む。炉心ノードと炉心バイパスノードからの出口流量は この ノ ードで混合する。炉心スプレイスパージャ及び炉心注水スパージャ からの注入水とも，このノードで混合する。
上 部プレナムから溢れた水と蒸気はそれぞれダウンカマと蒸気ドーム に移行する。
⑥ ノード 6：下部ダウンカマ下 部ダウンカマは，給水スパージャの下方に位置し，炉心シュラウド 外側 の ダウンカマ部の領域である。定格出力時において，このノードは未 飽
和 領 域である。この未飽和水の水位は，給水が継続する間，給水スパー ジ
ャ の 高さに維持される。この未飽和水ノードの質量及びエネルギ変化が 上
部ダウンカマノードとは別に計算される。
⑦ ノード 7：上部ダウンカマ
上 部ダウンカマは，給水スパージャとダウンカマ水位との間の領域で あり ， 定格出力時においては，飽和領域である。このノードの上部の境界 は二相混合水位として変動し，下部はノード 6 によって区別されている。

1-20

⑧ ノード 8：蒸気ドーム
蒸 気ドームは，ダウンカマと上部プレナムそれぞれの二相混合水位の 上の 全 蒸気空間とする。このノードの空間部体積は，ダウンカマや上部プ レ
ナムの二相混合水位が変化するにつれて変わることになる。
⑨ ノード 9：高出力燃料集合体
炉 心の燃料集合体とは出力の異なる燃料集合体の冷却材保有量，ボイ ド
率 ， 水位及び燃料棒温度等を計算する目的のために高出力燃料集合体１ 体が 独 立した仮想領域としてモデル化されている。このノードの熱水力挙 動
は ， すでに計算されている炉心の圧力損失から計算され，燃料棒温度計 算に 反 映される。高出力燃料集合体の計算結果は，他のノードの状態に影 響を与えない。
（2）質量及びエネルギ保存式
質量及びエネルギの流れについて，図 3-2 に示す。流出量は，負の流入
量 と して考える。なお，対象としているノードを明記する必要がある場 合には，図 3-1 で用いられているノード番号を使用する。
ａ．未飽和ノードの質量及びエネルギ保存式
未飽和ノード i の質量保存式は，次式で与えられる。
M  i  (  W g ) i  (  W f ) i  (  W ) i  (  W ) i（3-1）

エネルギ保存式は，次式で与えられる。








Q i  (  hW ) i  M  i h i  M  i h i   V i P（3-2）

式（3-1），式（3-2）より，エンタルピ変化率は，次式のようになる 。
h i  Qi  ( hW )i  h i ( W )i   V i P  M  i



ここで，
M


： 冷却材質量Q： 伝熱又は発熱による流入エネルギ

W： 冷却材流量h： エンタルピ： 変換係数V： ノード体積P： 圧力

添字 f は飽和液相， g は蒸気相，  は未飽和液相を示す。
1-21

（3-3）

ｂ． 飽和ノードの質量及びエネルギ保存式
飽和ノード i の蒸気及び水の質量保存式は，それぞれ次式で与えられる。
M gi  (Wg )i  mfgi


（3-4）



M fi  (W )i  (W f )i  mfgi
ここで，


mfgi

：フラッシング率

エネルギ保存式は，次式で表わされる。
Qi  ( hW )i d
(M i hi )   'Vi P
dt










（3-5）

 M gi hg  M gi hg  M fi h f  M fi h f   (V f  Vg ) P
式（3-5）の左辺の正味エネルギ流入量は，次式で表わされる。

( hW )i  hg (Wg )i  h f (W f )i   h j W ji

（3-6）

j

さらに，飽和水及び飽和蒸気のエンタルピが圧力変化に伴い飽和限界線上にそって変化することから，


hf 


dh f 
dh P ， hg  g P
dP
dP

（3-7）

の関係を用い，式（3-4），式（3-5），式（3-6）及び式（3-7）により，フラッシング率は，次式のように求まる。

 

dh
dh

mfg i  Qi   (h j  h f )W ji  P ( v f  f ) M f i  ( v g  g ) M gi   h fg
dP
dP
j




（3-8）
ここで，
vg
：蒸気の比体積vf：液相の比体積

このフラッシング率は，以下に述べるような補正を加えて使用される 。
ｃ． 蒸気ドーム内の質量及びエネルギ保存式
蒸気ドームには，ダウンカマ及び上部プレナムからの蒸気が全て流入する。その質量保存式は，次式で与えられる。


M g8  ( W g )8

（3-9）
1-22

蒸気ドームのエネルギ保存式より過熱エネルギは次式で表わされる。
E sh  Q8  P ( v g 

dhg
dP（3-10）) M g8

この過熱エネルギ（ Esh ）は，蒸気ドームに直接接しているノード，すなわち，上部プレナムとダウンカマのフラッシング率に補正項を加える形で配分される。これは，ＳＡＦＥＲコードは蒸気ドームの蒸気は飽和と仮定しているため，過熱エネルギは蒸気ドームに接する水面での飽和水の蒸発に置き換え，フラッシング率を補正しているものである。
E sh / h fg

m fg ,i  7

m
i 5







mfg ,i  mfg ,i（3-11）

fg ,i

ここで，
i5

：上部プレナムノードi  6,7：ダウンカマノード

上記以外の，蒸気ドームに接していない炉心及び高出力燃料集合体等のノードに関しては，過熱エネルギによるフラッシング率の補正は行わない。
m fg ,i  mfg ,i（3-12）

ここで，i  1〜4及び9： 上部プレナム及びダウンカマ以外のノード

ｄ． 圧力変化率
ＳＡＦ ＥＲ コー ドで は圧力 容器 内の 圧力 がほぼ 一様 であ るこ とを仮 定しており，その圧力変化は，全圧力容器体積が一定であることから，次のように導かれる。


V 0












 M g v g  M g v g  M f v f  M f v f  M  v  M  v（3-13）

ここで，圧力容器全体の質量変化率は，高出力燃料集合体を除く圧力容器内ノードの質量変化率を合計することにより計算される。これらは蒸気ドームを含めて，以下のようになる。
M g   M gi ，iM f   M fi ，
i

1-23





M    M ii

（3-14）

また，比容積の導関数は，次式で表わされる。


vg 

dvg 
P，
dP



vf 

dv f 
P，
dP



v 

dv  dv 
P
h
dP
dh

（3-15）

正味の未飽和水エンタルピ変化率は，次式で表わされる。
h   h i M  ii

Mi（3-16）

i

式（3-14），式（3-15）及び式（3-16）により，式（3-13）は，以下のようになる。




 

v
P    M g v g  M f v f  M  v  h  M  
h



dv f
dvg

v 
 M g dP  M f dP  M  P 


（3-17）
式（3-16）を式（3-17）に代入すると，圧力変化率の最終的な式は，次のようになる。
PX Y

（3-18）

ここで， X , Y は次式で表わされる。


 

 v fg  
X   v g Wgi  v f W fi  W i  Q i   h j  h f W ji  
sat 
j
i
 h fg 
 i
 
 i







 
 v    v      Wi v i  h i         Q i   hW ji  
sub  ij
 h  i   h  
 



（3-19）

 v
 vg v fg 
dh 
v 
dh 
  v g  g  M g   f  fg   v f  f  M f
Y 
dP 
dP 
 P h fg  P h fg  v  v         v i    M  isub  h i  P  i

（3-20）

ｅ．全体的な運動方程式
ＳＡＦＥＲコードは下部プレナムと蒸気ドームの間で 3 つの経路を考えており，各ループの運動方程式を解いている。その 3 つの経路とは，炉心と健全側と破断側の 2 つに分けた冷却材再循環系である。
図 3-3 は，ジェットポンプ型ＢＷＲを例にして，圧力容器内について運動方程式を解いているループを示した図である。それぞれのループは蒸気ドームからダウンカマを通り，ジェットポンプを経て下部プレナムに至る。
そして，炉心，上部プレナムを通って蒸気ドームに戻る。図 3-3 を参照し
1-24

てループ

a

回りの運動方程式は次のようになる。

 P1 2 , s   P2  3 , s   PJP , p   PJP , f   P3  4 , s   P3  4 , f  0（3-21）

ここで，添字は，i j： i から j への流路JP

： ジェットポンプ

s

： 静圧差

f

： 摩擦又は局所損失による圧損

p： 駆動流によるジェットポンプ部の圧力上昇

同様な式がループbにも書ける。ＳＡＦＥＲコードは長時間の冷却材保有量の分布の計算を意図したコードであり，短時間の再循環ポンプの挙動の計算を意図しているものではない。後者の機能はＬＡＭＢコードによってなされる。したがって，ＳＡＦＥＲコードでは再循環ポンプはジェットポンプ内の圧力上昇分として簡単にモデル化されている。
各ループの再循環ポンプ流量は，コーストダウン時定数を用いて指数関数的に減衰するものとして，次式で与えられる。
W p  W p0 e  t / （3-22）

ここで，
Wp
W p0

： 再循環ポンプ流量： 初期再循環ポンプ流量τ

： コーストダウン時定数

この流量を用いて，ジェットポンプの圧力上昇分  PJP , P は次式で求められる。
W 
PJP , p  PJP , p0  p 
 Wp 
 0

2（3-23）

ここで，  PJP , p は，初期のジェットポンプの圧力上昇分を表わす。
0

また，ジェットポンプの摩擦圧損は，それぞれのループに対して次のよ
うに計算される。

 K  (WRC  W p ) WRC  W p 2
 JPPJP , f   2 
f A  JP
ここで，

( K / A2 ) ： 圧損係数
WRC
： ジェットポンプ出口流量f： 液相密度
1-25（3-24）

 2 JP： 均質二相増倍係数

トランジェントの最初の数秒後，式（3-24）の W p  0 ，W RC  W p  W RCとなり，両方のループは同一となる。炉心の摩擦圧損は 3 つの項の和で評価される。すなわち，炉心入口オリフィス部での局所圧損，燃料集合体の燃料棒部分の摩擦圧損，そしてスペーサと上部タイプレートによる一つにまとめた局所圧損（出口部で一つにまとめられている）である。
 K  WSEO WSEO 2
 fL  Wch Wch 2 K  We We 2
P3 4, f   2 
 SEO    0   2  ef A  SEO
 D  ch 2  f
 A  local  f（3-25）
ここで，

fL/ D： 燃料集合体の燃料棒部分の摩擦圧損係数

  ，  SEO ，  e
2

2

2

0

： それぞれ，炉心平均，炉心入口オリフィス
及び炉心出口の均質二相増倍係数

A： 流路面積

添字 e は炉心出口， ch は燃料集合体の燃料棒部分を示す。
対向流状態では，摩擦の項が非常に小さいため，  P3  4 , f は次のように評価される。
1  fL  W , ch W , ch W g , ch W g , ch P3 4, f   
2  D  ch 
f
g




（3-26）式（3-24）と式（3-25）を式（3-21）に代入すると，それぞれのループの運動量保存式は，次のように表わされる。

 K  (WRC  W p ) (WRC  W p ) 2
 JPP1 2, s  P23, s  PJP , p   2 
f A  JP fL  Wch Wch 2 K  WSEO WSEO 2
 SEO    0 P3 4, s   2 f D  ch 2  f
 A  SEO

 K  We We 2
 2 
 e 0 A local  f（3-27）

さらに，下部プレナムの質量保存式より，次式が得られる。

Wg , RCagW , RCa

Wg , RCbg

W ,RCb m fg v fg

1-26



W , SEO

W g , SEOg

W L1  W LEAK






dv f
dv g 
 P M f
Mg
0
 brk
dP
dP 


Wbrk

（3-28）
ここで，
WL1： 制御棒案内管から下部プレナムへの漏えい流量

W LEAK： バイパスから下部プレナムへの漏えい流量

Wbrk： 破断流量brk： 破断流の密度式（3-27）と式（3-28）より下部プレナムが満水のときの再循環流量及び炉心入口流量が決定される。インターナルポンプ型ＢＷＲに対しても同様に計算される。
（3）蒸気スリップ流
気液界面が存在する場合の気液界面に対する蒸気の相対速度は，Zuber-Findlay のドリフトフラックスモデル (３ ）あるいは Wilson の気泡上昇
モデル (４ ) により求める。
Ｓ ＡＦＥＲコードでは蒸気泡上昇モデルとドリフトフラックスモデル による蒸気スリップ流を両方計算し，それらのスリップ流のうち大きい方が，そ の 領域から出る蒸気流量を決定する際に使用される。この場合，低ボ イ
ド 率 低流量の時は気泡上昇相関式，高ボイド率高流量の時はドリフトフ ラックス相関式が自動的に使用されることになる。
ａ． ドリフトフラックスモデル
ドリフトフラックスモデルは，分布係数 C o 及びボイドで重み付けた蒸気ドリフト速度 V gj を用いて蒸気の相対速度を求める。
水位面を通過する全体積流量 jout は，ノードの体積が一定であるという条件の下に質量保存式を解くと次式で与えられる。


dv f
dv 
P
 Mg g 
jout  jin  m fg v fg / A  M f
A
dP
dP 


（3-29）

ここで，jout ： 水位面の体積流束
j in： ノード入口の体積流束

その時，水位面での気相及び液相の速度はそれぞれ次のようになる。
1-27

U g  C o j out  V gj

Uf 

（3-30）

jout   eU g

（3-31）

1e

ここで，
Ug
： 気相速度U f ： 液相速度
 e ： 水位面でのボイド率
水位面を離れる蒸気流量 W g , sw は，次式で表わされる。
W g , sw   g A  e (U g  U f )（3-32）

ｂ． 気泡上昇モデル
水の速度に対する蒸気泡の相対上昇速度は，Wilson の関係式を用いても計算される。この関係式により，圧力，ボイド率，及び水力直径の関数としての蒸気泡の相対上昇速度 VR が得られる。

eVR  

 0.136h( P) f ( P) 

1 / 1.78

D f ( P)

1 / 0.19

Hi

g



0.5

；

e
h( P ) f ( P ) 2.840852（3-33）eVR  

 0.75h( P) f ( P) 

1 / 0.78

D f ( P)

1 / 0.19

Hi

g



0.5

；

e
h( P ) f ( P ) 2.840852（3-34）

ここで， g 
h P     
g 
 f

 1
f ( P)   DHi0.32( f   g ) g 

（3-35）
0.19（3-36）g： 重力加速度DH： 各ノードにおける水力直径

e： 各ノードにおける出口ボイド率σ： 表面張力： 蒸気の密度： 飽和水の密度

g
f

1-28

各ノードからの蒸気流量 W g , sw は，蒸気泡上昇モデルから次式のように計算される。
W g , sw   g A e  eV R

（3-37）（4）炉心内流動
Ｃ ＣＦＬは，幾何学的に狭くなった流路において，重力による液体の 下降流が，蒸気の上昇流により制限を受ける現象である。
Ｓ ＡＦＥＲコードでは，炉心入口オリフィス（炉心入口部），上部タ イ
プレート（炉心出口部），炉心バイパス頂部及び炉心バイパス底部の 4 箇
所 で ＣＣＦＬを考慮している。最も重要な場所は，燃料集合体の上部タ イ
プ レ ート（炉心上部）と炉心入口オリフィス（炉心下部）である。炉心 上
部 に おけるＣＣＦＬは，注入された炉心スプレイ水の炉心への下降流を 遅ら せ るが，一方，炉心下部におけるＣＣＦＬは，燃料集合体からの下部 プ
レナムへの落下水を減少させ，炉心の冷却材保有量を維持する効果がある。
Ｓ Ａ ＦＥＲコードでは，これら炉心上部，下部において水の下降流を予 測するのに，Wallis 型の相関式 (５ ) を用いている。この関係式を，以下に示す。
＊＊( j g )1 / 2 D 1 / 4  K 1 ( j f )1 / 2 D 1 / 4  K 2 D 1 / 4（3-38）

ここで，



g
j g ＝j g  g c D(  f   g ) 

1/ 2

＊



f
j f ＝j f  g c D(  f   g ) 

（3-39）

1/ 2＊（3-40）

K 1 ， K 2 は定数であり， D は形状固有の値である。この関係式における K 1

及び K 2 D1/ 4 は ，実験データから得られる。
ま た，再冠水過程において下部プレナムに二相水位が形成されている 場
合 ， 炉心中心部の出力の高い燃料集合体では気液並行上昇流，炉心周辺 部の 出 力の低い燃料集合体では水の下降流（ＣＣＦＬブレークダウン）が 生
じ る ことが実験により示されている。これらの流動を次のようにモデル 化
している。

1-29

ａ． 気液並行上昇流モデル (6)(7）
炉心中 心部 の一 部の 出力の 高い 燃料 集合 体内で は気 液並 行上 昇流が 生じる。下部プレナムの水面下で発生した蒸気は，ジェットポンプ，又は，イ ンター ナル ポンプ を通って ダウ ンカマ 部へ流れ るも のと炉 心へ流れ る
ものとに分けられる。ＳＡＦＥＲコードでは，多チャンネル効果を模擬するために，炉心（ノード 3）と独立した高出力燃料集合体（ノード 9）を設けて気液並行上昇流を考慮する。
炉心及 び高 出力 燃料 集合体 内の 全圧 損特 性をも とに 気液 並行 上昇流 の生じる燃料集合体の体数を求めるとともに，熱水力計算については，炉心と高出力燃料集合体とに対して，次式に示す差圧バランス並びに炉心入口
オリフィスの蒸気量バランスを考慮し，下部プレナムからの蒸気流入量を求める。
（3-41）AVEHOT PCORE  PCORE

Wg , LP  Wg , SEO・ N T  N HOT   Wg , SEO・N HOT
AVE

HOT

（3-42）

ここで，
AVE
 PCOREP
W g , LPHOTCORE

W gAVE, SEO
W gHOT, SEO： 炉心領域の全圧損： 高出力燃料集合体の全圧損： 下部プレナムから炉心へ流入する総蒸気量： 炉心領域の炉心入口オリフィスを通過する蒸気量NT： 高出力燃料集合体の炉心入口オリフィスを通過する蒸気量： 全燃料集合体数

N HOT： 気液並行上昇流が生じる燃料集合体数

ｂ． ＣＣＦＬブレークダウンモデル
ＣＣＦＬブレークダウン現象は，炉心スプレイスパージャが二相プール
水で水没している場合，上部プレナムに注入されたスプレイ水により周辺
燃料集合体上部にサブクール域の局在化が生じ，上部プレナムの冷却水が周辺燃料集合体を通って下部プレナムへ落下する現象である。ＳＡＦＥＲ
コードでは，この現象をＣＣＦＬブレークダウンモデルとして模擬しており，上部プレナムの冷却水を下部プレナムに移動する。すなわち，上部プ
レナムの水位がスプレイスパージャ位置より高くなり，かつ，上部プレナ
ム 内に流 入し たサブ クール水 によ る蒸気 凝縮割合 がＣ ＣＦＬ ブレーク ダ
ウン条件を満足した時にブレークダウンが生じるとしている。
CD 

 W ・h  C
 W (h  h )
g



fg

f

（3-43）

D max



1-30

ここで，
CD

： 凝縮係数Wg： 上部プレナムに流入する蒸気流量W

： 上部プレナムに流入する未飽和水流量h

： 上部プレナムに流入する未飽和水のエンタルピhf： 飽和水のエンタルピ

h fg： 蒸発潜熱C D max： ＣＣＦＬブレークダウン条件を定める定数

上式における C D は，上 部プレナム内に流入した冷却水が，蒸気の凝縮に寄与する割合を示している。 CD max はＢＷＲプラントの炉心及び上部プ
レナムを実寸大で分割模擬した実験の結果に基づいて決められている。
ｃ．高出力燃料集合体モデル
出力の 高い 燃料 集合 体の熱 水力 挙動 及び 燃料棒 ヒー トア ップ 挙動を 評価するため，高出力燃料集合体モデルを適用している。この高出力燃料集
合体は，炉心（ノード 3）と独立したノードとして扱う。炉心の熱水力挙動を知るための質量，エネルギ及び運動量保存式は，炉心の平均出力燃料集合体だけを用いて求める。これらの計算により，炉心の平均出力燃料集合体の水位及び燃料被覆管温度の他に，炉内各部に分配される冷却水の質
量，炉心上部・下部プレナム間の差圧，及び下部プレナムの減圧沸騰による蒸気発生量等を求めている。
高出力燃料集合体モデルは，炉心の上部・下部プレナムの差圧に基づき
高出力燃料集合体への流入蒸気量を求める。これをもとに，高出力燃料集合体の熱水力過渡変化及び燃料棒ヒートアップが計算される。なお，高出力燃料集合体の熱水力過渡変化は，炉心の平均出力燃料集合体計算で用いられるものと同じ熱水力モデルを用いて求めている。
（5）破断流破 断箇所はＳＡＦＥＲモデルにおける任意のノードに，独立に，最大 5
箇 所 まで設定することができ，その破断面積は時間の関数として変化さ せることができる。破断流量は Moody のスリップ流モデル (8) 又は平衡均質流モ
デル (9) に基づく臨界流を適用して計算する。
破 断流の計算に用いる圧力は原子炉圧力と破断口中心より上の二相流 の静水圧を加えたものを用いる。

1-31

ま た，破断流の計算に用いるエンタルピは，破断口が接続するノード のエンタルピとなるが，2 つのノードが重なる場合は，混合長さの加重平均エ
ンタルピが用いられる。
有 効性評価では，設計基準事故のＬＯＣＡと同様に，破断口及びＳＲ Ｖからの流出流量の計算に平衡均質流モデルを使用する。
（6）注水系
Ｂ ＷＲプラントには，冷却水を原子炉に直接注入できる注水系が多数 ある 。 例えば，ＢＷＲ−５のＥＣＣＳは，炉心上部に注水する高圧炉心ス プ
レ イ 系（ＨＰＣＳ）及び低圧炉心スプレイ系（ＬＰＣＳ），炉心バイパ スに 注 水する低圧注水系（ＬＰＣＩ）で構成されるが，他のプラントでは 再循 環 配管やダウンカマに注水されるようになっているものもある。これ らの Ｅ ＣＣＳに加えて，原子炉隔離時に崩壊熱を除去するためのＲＣＩＣ がある。ＳＡＦＥＲコードは，これらの注水系を模擬することができる。
注 水流量は，原子炉圧力の関数となる。ＳＡＦＥＲコードでは，停止 ・再起動等の多重機能を設けている。図 3-4 にこのロジックを示す。
時刻 t １ で原子炉圧力や原子炉水位，ドライウェル圧力による起動信号を
受 け る。ディーゼル発電機の起動時間や弁開時間等の遅れを考慮して時 刻
t ２ で注水が始まる。注水流量はポンプのＱ−Ｈ特性で決まる。
原子炉圧力や原子炉水位等で注水停止信号を模擬でき，時刻 t ３ で停止信号が入ると，時間遅れを考慮した t ４ で注水が停止する。
こ れらを用いていくつかの再起動や停止ロジックを模擬することがで きる。
有 効性評価で考慮する原子炉代替注水設備は，運転操作を含めてこれ らの注水系モデルを用いて取り扱うことができる。
3.3.2

炉心ヒートアップモデル（1）ノード分割
Ｓ ＡＦＥＲコードでは，燃料や燃料被覆管の温度変化については径方 向
熱 伝 導モデルを用い，圧力容器や他の内部構造物については，ヒートス ラ
ブモデルを用いて模擬している。
ａ． 燃料と燃料被覆管
燃料棒は，径方向に燃料ペレットを 3 ノード及び燃料被覆管を 2 ノードに分割している。また，燃料棒発熱部の軸方向は，実験解析で妥当性を確認した 10 ノード分割とする。燃料棒の温度変化は，軸方向及び周方向の1-32熱 伝導を 無視 した円 筒形モデ ルを 用いた 熱伝導方 程式 を解く ことによ り得られる。
ｂ． 燃料集合体と燃料棒
燃料集合体は平均出力燃料集合体と高出力燃料集合体に分け，それぞれに対して平均出力燃料棒と高出力燃料棒の 2 種類の燃料棒を考慮している。平均出力燃料棒は，燃料棒から冷却材への伝熱計算に使用し，集合体内の熱水力挙動が求められる。高出力燃料棒は集合体上部のＣＣＦＬを厳しく評価するため燃料集合体内蒸発量計算に使われる。
ＰＣＴは，高出力燃料集合体と平均出力燃料集合体のそれぞれの燃料棒の燃料被覆管温度の中の最大値とする。
ｃ． 圧力容器と炉内構造物
圧力容器は最大 7 つに区分されたヒートスラブで模擬しており，それぞれ のヒー トス ラブの 表面熱伝 達は そのヒ ートスラ ブの 面して いる各領 域
内のボイド率の関数で与えられる。
炉内構造物は 7 つのヒートスラブ；蒸気乾燥器，上部プレナムドーム，
シュラウド壁，制御棒案内管，チャンネルボックス，制御棒，再循環ループ（外部再循環ループ型ＢＷＲのみ）に分けて模擬する。ただし，ＡＢＷ
Ｒは再循環ループを除く 6 つになる。
これらのヒートスラブのうち，4 つ（上部プレナムドーム，シュラウド
壁，制御棒案内管，チャンネルボックス）は内壁と外壁が別の領域に面していることを模擬しているため，ヒートスラブの数は 11（ ＡＢＷＲは 10）となる。
（2）熱伝導方程式
燃 料ペレット及び燃料被覆管の温度変化は，円筒座標の熱伝導方程式 を
解 く ことにより得られる。軸方向及び周方向の熱伝導は無視している。 この方程式は次式で与えられる。

 Cp

T
  T  k T k
 Q 
t r  r  r r

ここで，

： 燃料ペレット又は燃料被覆管の密度

Cp： 燃料ペレット又は燃料被覆管の比熱

1-33（3-44）

k： 燃料ペレット又は燃料被覆管の熱伝導率

T： 燃料ペレット又は燃料被覆管の温度

t

： 時間

r

： 半径方向距離Q ： 発熱量
なお，ＣＨＡＳＴＥコードにおいても同じ式が用いられている。
圧力容器及び内部構造物のヒートスラブの温度変化は次式で表わせる。

dTkq(T  T )F1
 k   k i i
1
dt
Ck
Ck i
Rk 
H i Ak（3-45）

ここで，qk： ヒートスラブ k の熱量

Ck： ヒートスラブ k の熱容量

Rk

： ヒートスラブ k の熱抵抗

Ak

： ヒートスラブ k の伝熱面積

Hi： 熱水力ノード i への熱伝達係数

Fi： 熱水力ノード i に接するヒートスラブ k の伝熱面積のうち，水面以下の部分に接する割合

添字 k は k 番目のヒートスラブ，添字 i は i 番目の熱水力ノードを示す。
（3）熱源
Ｓ ＡＦＥＲコードでは熱源として，核分裂による出力，核分裂生成物 の崩 壊 熱，アクチニドの崩壊熱及びジルコニウム−水反応による発熱を考 慮
し て いる。核分裂による出力，核分裂生成物の崩壊熱及びアクチニドの 崩
壊 熱 は，初期炉心出力に対する割合として時間の関数として入力する。 各
燃 料 棒での熱発生率は，炉心平均の熱発生率に各々対応するピーキング 係
数を乗じて決定される。
有 効性評価では，核分裂による出力変化はＲＥＤＹ等により計算され る
運転時の異常な過渡変化あるいは設計基準事故の出力変化，崩壊熱はANSI/ANS-5.1-1979 (10) に基づく計算結果を使用する。
（4）熱伝達燃 料棒から冷却材への熱伝達は，核沸騰，膜沸騰，そして遷移沸騰の 適
切 な 熱伝達事象から決定される熱伝達係数を用いて計算される。遷移沸 騰
1-34

は 核 沸騰と膜沸騰の間の円滑な遷移をモデル化したものである。また， 露
出 部 の冷却には，蒸気冷却，噴霧流冷却，落下水（スプレイ）冷却，及 び輻射熱伝達を考慮している。
な お，輻射熱伝達は，高出力燃料棒から平均出力燃料棒への輻射及び 平
均出力燃料棒からチャンネルボックスへの輻射のみが考慮されている。
熱伝達の沸騰事象を決める計算ロジックを図 3-5 に示す。また，熱伝達係数計算モデルの一覧を表 3-3 に示す。
ａ． 核沸騰熱伝達
核沸騰熱伝達係数は，冷却材のボイド率の関数として模擬している。
このモデルは，図 3-6 に示すように 3 つの領域に分け，それぞれの境界の値を入力する。図 3-6 の H3 は強制対流核沸騰，H2 は未飽和単相強制対流，そして H1 は蒸気単相強制対流に対する熱伝達係数の代表値である。
未飽和沸騰は考慮せず，飽和沸騰が生じるまで，未飽和単相強制対流の熱伝達係数を用いることにより，燃料棒の除熱量を保守的に評価する。
核沸騰熱伝達は，膜沸騰熱伝達等の他の熱伝達に比べて熱伝達係数が非常に大きく，核沸騰熱伝達係数が継続する期間に燃料被覆管温度が上昇す
ることはない。したがって，核沸騰熱伝達係数の変化がＰＣＴに与える影
響は小さいため，核沸騰熱伝達の単純なモデル化が可能である。
ｂ． 膜沸騰熱伝達
膜沸騰熱伝達係数は，対流膜沸騰に関してはｅ．節で述べる噴霧流冷却
熱伝達式，プール及び低流量膜沸騰に関しては，修正 Bromley の式 （ 11 ） で計算する。
修正 Bromley の式は次式で表わされる。
H MB  H FB  H R（3-46）

プール膜沸騰熱伝達係数 H FB 及び輻射熱伝達係数 H R は次のように計算
される。
1/ 4

 K g 3  g (  f   g )h fg g 
H FB  0.62  g (TW  TS ) LH （3-47）

 T 4  TS 4 
H R   R   W

T
T

S 
 W

（3-48）

ここで，Kg： 飽和蒸気の熱伝導率
1-35

f

： 飽和水の密度g： 飽和蒸気の密度

h fg： 蒸発潜熱g： 重力加速度g： 飽和蒸気の粘性

LH： 膜の長さ

TW
TS： 表面温度R： Stefan-Boltzmann 定数

： 冷却材の飽和温度： 燃料被覆管の輻射率

膜沸騰熱伝達係数としては，噴霧流冷却熱伝達式を用いた値 HM と修正
Bromley 相関式を用いた値 H MB を両方計算し，ボイド率で以下のように重み付けをしている。
局所的なボイド率が 1 に近づいた時は，膜沸騰熱伝達係数は単相蒸気冷
却モードへ連続的に移行するため，高流量時の膜沸騰に適用される HM を使用する。一方，低ボイド率の領域では，プール膜沸騰又は低流量時の膜沸騰に適用される H MB がより適切である。その中間の領域の膜沸騰熱伝達
係 数は，ボイド率により H MB と HM の間を内挿して求める。以上の膜沸騰
熱伝達係数をまとめて図 3-7 に示す。
ｃ． 遷移沸騰熱伝達
遷移沸騰は，核沸騰と膜沸騰の間を連続的に変化させるためにモデル化されており，冷却材のクオリティが限界値以下で，かつ，燃料被覆管の過熱度が最小安定膜沸騰温度以下の時に適用される。冷却材クオリティが限界値以上になると，核沸騰から膜沸騰へ急激な変化がおこる。
遷移沸騰の熱伝達は，核沸騰と膜沸騰の熱伝達係数の対数値が直線的に変化するものとし，模擬している（図 3-8）。
log H TB  log H NB 

T  TCHF
log H NB  log H FB 
TMIN  TCHF

ここで，
H TB

： 遷移沸騰熱伝達係数

H NB： 限界熱流束時の温度での 核沸騰熱伝達係数

H FB： 最小安定膜沸騰温度での膜沸騰熱伝達係数

T

： 過熱度

TMIN

： 最小安定膜沸騰温度
1-36（3-49）

 TCHF： 限界熱流束温度

遷移沸騰は比較的短い過渡期間で生じ，ＰＣＴに与える影響は小さいため，
このような補間モデルが可能である。
ｄ． 蒸気冷却熱伝達
ＳＡＦＥＲコードでは，燃料棒が露出している部分で，下部プレナム及び燃料集合体からの蒸気による冷却効果を考慮している。蒸気冷却熱伝達係数は，蒸気単相流に対する Dittus-Boelter の式 （ 12） を使用している。
H v  0.023

Kv
0.8
0.4
Re s Prs
Dh（3-50）

ここで，
Hv： 蒸気冷却熱伝達係数

Kv： 蒸気の熱伝導率

Dh： 水力直径

Re s： 蒸気のレイノルズ数

Prs： 蒸気のプラントル数

蒸気の 物性 値は 燃料 集合体 軸方 向ノ ード ごとに 上流 ノー ド出 口の蒸 気
温度（過熱を考慮）を境界条件として評価する。
ｅ． 噴霧流冷却熱伝達
蒸気に液滴が混入した噴霧流状態の熱伝達係数は，Sun のモデルと Sahaのモデルを組み合わせたモデル （ 13） を適用する。
液滴による熱伝達の促進は Sun のモデル（ 14）に基づき以下のように表わすことができる。
HM 


Kv 
( Nu s  1) 2  K v 
4X 2
X
2
1


Nu




 s

Dh 
Nu s  1  2 X  Dh 
Nu s  1  2 X （3-51）

ここで，Nus は Dittus-Boelter の式による蒸気単相熱伝達のヌセルト数，
X は液滴による熱伝達向上の程度を決めるパラメータであり，次式で与えられる。
Nu s  0 .023 Re s

X

Dh
2

0 .8

Pr s

0 .4

（3-52）

 hv（3-53）

K v h fg

1-37



6 H v,d (1   )（3-54）dd0.55
  vU r d d 
Kv 
1/ 3
2  0.459
Pr
H v ,d 

g
v 
dd 




（3-55）

H v , d は，蒸気と液滴間の界面熱伝達率であり， d d は液滴の平均直径，U rは相対速度である。
蒸気の 物性 値は 燃料 集合体 軸方 向ノ ード ごとに 上流 ノー ド出 口の蒸 気
温度（過熱を考慮）を境界条件として評価する。
噴霧流 冷却 熱伝 達時 におい ては 蒸気 の温 度は一 般に 飽和 温度 よりも 高くなる。そこで，この効果を考慮するため，蒸気温度は Saha の式 （ 15） を用いて計算する。Saha によれば，単位体積あたりの液滴蒸発量 v は次式で与えられる。

v  K1

K v (Tv  Ts )(1   )（3-56）

2

Dh h fg22
P     v j v  D h  
K 1  6300  1 
Pcr       v  


1/ 2

（3-57）

ここで，K v ： 蒸気の熱伝導率
Tv： 蒸気の温度Ts： 飽和温度Dh： ボイド率h fg

P： 水力等価直径： 蒸発潜熱Pcr： 圧力： 臨界圧力v： 蒸気の密度jv： 蒸気の流速： 表面張力Saha のモデルでは，上式をもとにして，加熱面から蒸気への伝熱量，
過熱蒸気から液滴への伝熱量，さらに，軸方向のクオリティ変化などを連立させることにより蒸気の軸方向温度分布を求める。
液滴上昇流（エントレインメント）における液滴の平均直径は，臨界ウ
ェーバー数 Wec から次式で計算する。
1-38

dd 

 We cv U r 2（3-58）

液滴が落下する場合は，２種類の液滴を考慮する。１つは，上部タイプ
レ ートに おけ る上昇 蒸気流と 液体 の相互 作用によ る液 体の崩 壊によっ て形成される液滴である。もう１つは，燃料棒及びチャンネルボックスの壁
面を落下する液膜のクエンチフロントで形成される液滴であり，壁面からの急速な伝熱によりスパッタリングが起こる。液滴の平均直径は液滴の質
量と液滴密度の保存式を使用して評価することができる。

WUTP  W SPUTTER dd  WUTPW SPUTTER 3 3d d , SPUTTER  d d ,UTP

1/ 3

（3-59）

ここで，W は液滴の質量流量であり，添字の UTP は上部タイプレートで発生する液滴， SPUTTER はスパッタリングで発生する液滴を表わす。
ＳＡＦＥＲコードでは，液滴界面の熱伝達係数は液滴の流れ方向に応じて，式（3-53），式（3-56）あるいは式（3-57）により計算する。
ｆ． スペーサの効果
ｄ．節で述べた蒸気（単相）冷却熱伝達及びｅ．節で述べた噴霧流冷却
熱伝達においては，スペーサの直後で流れが乱されることにより熱伝達がよくなる現象が実験により明らかになった （ 16） 。このスペーサの乱流促進効果を実寸大の電気加熱集合体による蒸気（単相）冷却実験装置ＲＲＴＦ（Refill Reflood Test Facility）による実験データから求めた結果，次式が得られた。

 1.72 
Nu  0.023 Re 0.8 Pr 0.4 1  /d （3-60）

ここで，

： 各スペーサ後端からの距離d： 水力等価直径

スペーサの乱流促進効果による熱伝達の向上は，右辺の括弧内の係数で与えられる。
噴霧流冷却熱伝達に関しても乱流促進効果は，蒸気単相冷却熱伝達の場
合と同様に上記括弧内の補正により与えられる。
なお，本モデルの使用はオプションで，有効性評価では保守的に使用し
ない。
1-39

ｇ． 落下水（スプレイ）熱伝達
落下水（スプレイ）による熱伝達係数は，スプレイ熱伝達実験装置ＳＨ
ＴＦ（Spray Heat Transfer Test Facility）による実験データより得られ，高出力燃料棒と平均出力燃料棒のそれぞれに対して，燃料集合体内に落 下する 水量 とロッ ド表面過 熱度 及び圧 力の関数 とし てモデ ル化して いる （ 13） 。また，炉心スプレイ開始以前でもＣＣＦＬにより上部プレナムから液滴落下がある場合には落下水熱伝達を考慮する。
hSP   W ・ P (γ  T S   )（3-61）

ここで，
hSP： 熱伝達係数W： 落下水量

P

： 圧力

 TS

： ロッド表面過熱度

 ,  , ,

： 係数

ｈ． 輻射熱伝達
ＳＡＦＥＲコードの燃料棒及び燃料被覆管の熱伝達モデルは，ほとんど
ＣＨＡＳＴＥコードと同じであるが，ＣＨＡＳＴＥコードではそれぞれの燃料棒と周囲のチャンネルボックス，燃料棒間の複雑な輻射熱伝達の経路をモデル化しているのに対し，ＳＡＦＥＲコードでは高出力燃料棒と平均
出力燃料棒の 2 本を扱っており，それぞれの周辺温度を考えて輻射熱伝達をモデル化している。
周辺温度は，高出力燃料棒に対しては平均出力燃料棒の温度，平均出力
燃料棒に対してはチャンネルボックスの温度としている（図 3-9）。輻射
による伝熱は，次式で与えられる輻射熱伝達係数を用いて計算される。

 T 4  TB 4 
H R   R   W

T
T

W
sat



（3-62）

ここで，HR： 輻射熱伝達係数TW： 燃料被覆管表面温度

TB： 周辺温度Tsat： 飽和温度



： 輻射率

R

： Stefan-Boltzmann 定数

1-40

ＳＡＦＥＲコードでは，周辺温度として用いる燃料棒とチャンネルの濡れも考慮している。
ｉ． 燃料棒とチャンネルの濡れモデル
ＳＡＦＥＲコードにおいては，落下水による壁面濡れ効果は燃料棒及びチャンネルで考慮される。燃料棒とチャンネルでは伝熱面の数が 1 面か 2
面かの違いはあるが，濡れモデルそのものは同様の考え方を採用している。
モデルの概要は図 3-10 に示すとおりであり，先端でスパッタリングをおこす液膜が順次下方に進行していく。このクエンチフロントの進行速度を
U fr として二次元（軸方向，半径方向）の熱伝導解析から得た Andersen による次式を用いる （ 17） 。





1/ 3

3
 

3
KW
  1.5
4

()
2
U fr 
Bi・Bi・   W CW d W 



 
exp1 
2 
（3-63）

ここで，KW： 熱伝導率

W

： 密度

CW

： 比熱

dW

： 水力直径また，無次元数は次式で定義されている。

Bi 

h fr dW（3-64）KW

 (T  TS )(T  T0 )  2 (T0  TS )

1/ 2

（3-65）ＳＡＦＥＲコードにおいては，濡れに関する熱伝達係数 h fr として，ク
エンチフロントについては 1 .13  10 6 W/m 2 ・℃，既に濡れた壁と流下液 膜間については核沸騰の値 3.0  103 W/m 2 ・℃をそれぞれ用いている。また，
ライデンフロスト温度 T0 は Tsat （飽和温度）＋65℃を採用している。
（5）ジルコニウム−水反応
燃料被覆管と水との反応による反応熱及び酸化量の計算は Baker-Just の式 (18) により計算し，蒸気の供給に制限がないものとする。また，蒸気を反応 温 度まで上げるためのエネルギは必要としないものと仮定する。この 2つの仮定により反応熱を大きく見積もる。
1-41

化学反応式は次式で与えられる。
Zr  2 H 2 O  ZrO2  2 H 2  H

（3-66）

ここで， H は反応熱であり，燃料被覆管温度の関数として次式で表わされる。

H  R3  R4 (T  273)

（3-67）

ここで，R3 , R 4： Baker-Just に基づく定数

T： 燃料被覆管温度

また，燃料被覆管の酸化割合は次式で表わされる。

R2 
d R1

 exp dt  T  273 （3-68）

ここで，： 燃料被覆管酸化厚さ

R1 , R2： Baker-Just に基づく定数

酸化厚さは，式（3-68）を積分し，次式で与えられる。
1/ 2




R2

 2   12  2 R1 (t 2  t1 ) exp  Tav  273 （3-69）

ここで，1： 時刻 t1 における酸化厚さ

2： 時刻 t2 における酸化厚さ

Tav： 時刻 t1 から t2 までの間の燃料被覆管平均温度

発 熱割合は，反応熱と燃料被覆管酸化割合の積であり，燃料被覆管酸 化
割合は燃料被覆管の密度，表面積，及び酸化膜成長割合の積である。
したがって，発熱割合は次式で与えられる。
 d 
QR  H・M zr  H・ zr・A・  dt 

ここで，


QR


： 発熱割合M zr： 燃料被覆管酸化割合

 zr： 燃料被覆管密度1-42（3-70）

A： 燃料被覆管表面積d / dt： 燃料被覆管酸化膜成長割合

燃 料被覆管が破裂すると計算される場合には，その時点以降破裂個所 近
傍の内面も反応するとし，これも同様の方法で計算する。
（6）ギャップ熱伝達
過 渡時の燃料ペレット−燃料被覆管ギャップ熱伝達係数は，定常時の ギ
ャップ熱伝達係数評価モデルと同じ，Ross and Stoute に基づくモデル (19)を用いて計算する。
ギャップ熱伝達係数は次の 3 成分からなるとする。

hg  hs  h f  hr

（3-71）

ここで，hg： ギャップ熱伝達係数hs： 燃料ペレットと燃料被覆管の接触による熱伝達成分

hf： ギャップ中のガスの熱伝導による熱伝達成分

hr： 燃料ペレットと燃料被覆管の間の輻射による熱伝達成分

な お，ギャップ熱伝達係数の初期値及び過渡計算に用いるギャップ内 のガス組成等は，燃料棒熱機械設計コード PRIME Ver.1（以下，「ＰＲＩＭＥ」と称す。） (20)(21) から引き継ぐ。
ａ． 固体接触による熱伝達成分
燃 料 ペ レ ッ ト と 燃 料 被 覆 管 の 接 触 に よ る 熱 伝 達 係 数 hs は 次 式 に よ り 計
算する。
hs 

K m・Pc Rc 2  R p 2 


A・
H
m
0


2



（3-72）

1/ 4

ここで，
Km

： 燃料ペレットと燃料被覆管の平均熱伝導率

Km 

2K・
c Kp
Kc  K p

Kc： 燃料被覆管熱伝導率

Kp： 燃料ペレット熱伝導率
1-43

Pc

： 燃料ペレットと燃料被覆管の接触圧力

A0

： 定数

Hm

： 燃料被覆管メイヤー硬さ

Rc： 燃料被覆管内表面粗さ

Rp： 燃料ペレット外表面粗さ

ｂ． ガスによる熱伝達成分
ギャップ中のガスの熱伝導による熱伝達係数 h f は次式により計算する。

hf 

K f
C ( R c  R p )  ( g 1  g 2 )  R eff（3-73）

ここで，Kf： 混合ガスの熱伝導率

C： 燃料ペレット−燃料被覆管接触圧の関数

Rc ， R p： 燃料被覆管内表面粗さ及びペレット外表面粗さ

g 1  g 2 ： 混合ガスの温度ジャンプ距離Reff： 燃料ペレットと燃料被覆管の実効半径ギャップｃ． 輻射による熱伝達成分
燃料ペレットと燃料被覆管の間の輻射による熱伝達係数 h r は次式に より計算する。

hr 

 (T p 4  Tc 4 )
Sp 1

1
 (  1)  (  1)  Gg  (T p  Tc )p S c  c


ここで，


： Stefan-Boltzmann 定数

Tp： 燃料ペレット表面温度

Tc： 燃料被覆管内面温度

Sp： 燃料ペレット表面積

Sc： 燃料被覆管内面積

c： 燃料被覆管内面の輻射率

p： 燃料ペレット表面の輻射率

Gg： 形態係数

1-44（3-74）

（7）膨れ・破裂
燃 料被覆管の膨れは，燃料棒プレナム部とギャップ部の温度及び体積 から 燃 料棒内圧を評価し，燃料被覆管内外圧力差から燃料被覆管の周方向 応力を求め，燃料被覆管の歪み量をこの周方向応力に基づき求めている。
ま た，燃料被覆管の破裂は実験に基づく周方向応力のベストフィット 曲
線に基づいて判定する。図 3-11 に燃料棒に破裂が発生する時点の燃料被覆
管温度と燃料被覆管応力の関係を示す。
ａ． 燃料棒内圧
燃料棒内圧 Pg は，燃料棒プレナム部とギャップ部の圧力が等しいとして，温度及び体積の変化を考慮して次式で計算する。

Pg 

N・ R
VF
V
 P
TF
TP

（3-75）

ここで，Pg： 燃料棒内圧VF： 燃料棒ギャップ体積

VP： 燃料棒プレナム体積

TF： 燃料棒ギャップ温度

TP： 燃料棒プレナム温度

N： 燃料棒内ガスのモル数R： 気体定数ｂ． 燃料被覆管の周方向応力
燃料被覆管の周方向応力  は，燃料棒内外圧差より次式で計算する。
D
P g  P 
2t

 （3-76）

ここで，： 周方向応力D： 燃料被覆管内径t： 燃料被覆管肉厚

P： 冷却材圧力ｃ． 燃料被覆管の歪
燃料被覆管の歪  は，弾性領域では燃料被覆管の周方向応力から次式により計算する。
1-45

 

 

 
1  
2
E （3-77）

ここで，： 燃料被覆管の歪E： ヤング率： ポアソン比また，塑性変形は，実験データに基づき燃料被覆管破裂を起こす温度より 200°F 低い温度に達した時点から始まるとする。

1-46

ノード
分割

熱水力
モデル

炉心
ヒート
アップ
モデル

表 3-2 ＳＡＦＥＲコードの計算モデル一覧
項 目
計算モデル
原子炉圧力容器内
9 ノードに分割（図 3-1）
原子炉圧力容器及び炉 原子炉圧力容器は 7 つ，炉内構造物は 6
内構造物
つに区分したヒートスラブで模擬
燃料ペレットと燃料被 径方向に燃料ペレットを 3 ノード及び燃覆管
料被覆管を 2 ノードに分割
燃料ペレット及び燃料被覆管の径方向に対し，円筒一次元熱伝導方程式を用いる
軸方向は発熱部を 10 ノードに分割
保存則
熱力学的に均質，平衡を仮定
各ノード：質量保存式，エネルギ保存式
流れの経路全体：運動量保存式
蒸気スリップ流
気泡上昇モデルとドリフトフラックスモ
デルによる蒸気スリップ速度を計算し，大きい方を使用
炉心内流動
気液対向流モデル（Wallis 型の相関式）
CCFL ブレークダウンモデル
気液並行上昇流モデル
破断流
臨界流モデル及び差圧流モデル
ECCS，RCIC 及び代替注水設備を模擬（図 3-4）
注水系
熱伝達
以下の熱伝達モードを考慮
・核沸騰
・膜沸騰
・遷移沸騰
・蒸気単相
・噴霧流
・スプレイ（落下水）
・濡れ
・輻射
熱源
核分裂による発生熱，崩壊熱及びジルコニ

ジルコニウム−水反応
ギャップ熱伝達

膨れ・破裂

ウム-水反応による発熱を考慮
炉心出力は核分裂による発生熱と核分裂生成物及びアクチニドの崩壊熱を考慮した炉心出力時間変化データを入力
Baker-Just の式
過渡変化は Ross and Stoute に基づくモデ
ルを用いる
なお，ギャップ熱伝達係数の初期値及び過渡計算に用いるギャップ内のガス組成等
は燃料棒熱機械設計コード PRIME から引
き継ぐ
膨れは燃料被覆管周方向応力に基づき計算し，破裂は燃料被覆管周方向応力のベス
トフィット曲線により判定する（図 3-11）
1-47

表 3-3

ＳＡＦＥＲコードの熱伝達係数計算モデル

熱伝達モード

熱伝達係数計算モデル

核沸騰

ボイド率の関数とする相関式

膜沸騰

噴霧流冷却の相関式と修正 Bromley の式をボイド率の関数として使用する相関式

遷移沸騰

核沸騰と膜沸騰の熱伝達係数を燃料被覆管過熱度で内挿した相関式

蒸気単相

Dittus-Boelter の式

噴霧流

Sun-Saha の式

スプレイ（落下水）

スプレイ冷却実験データに基づく相関式

濡れ

濡れた後の熱伝達係数は Andersen のモデルに基づく

輻射

高出力燃料棒と平均出力燃料棒間，平均出力燃料棒とチャンネルボックス間で考慮

1-48

主蒸気,ＳＲＶ⑧蒸気ドーム⑤上部プレナム

ＣＣＦＬ

ＣＣＦＬ
ＣＣＦＬ

図 3-1

②
制
御
棒
案
内
管

給水

ＣＣＦＬ

ＣＣＦＬ

④
炉
心
バ
イ
パ
ス

⑨高出力
燃料集合体
(12ノード)⑦上部ダウンカマ(飽和水領域)③炉心(12ノード)⑥下部ダウンカマ(未飽和水領域)

漏えい流
ＣＣＦＬ

①下部プレナム

ＳＡＦＥＲコードのノード分割図

1-49

(  Wg ) i



Qi
M i

( W ) i( hW )i



m fgi


(  hW ) i(  W ) i( W f )i（未飽和ノード）
図 3-2

M gi

Qi
M fi

（飽和ノード）
質量及びエネルギバランス

図 3-3 再循環及び炉心流ループ（ジェットポンプ型ＢＷＲの例）

1-50

遅れ時間

0

ｔ1
起動信号

ｔ2
注水開始

遅れ時間

ｔ3
停止信号

ｔ4
注水停止

ｔ5
再起動信号

時 間

図 3-4

ＳＡＦＥＲコードの注水系作動ロジック

1-51

T  TBT ?

Yes

No

X  XC ?

No

YesT  TMIN ?

Yes

No

Yes

T  TCHF ?
No

遷移沸騰

図 3-5

核沸騰

膜沸騰

T
TBT
X
XC

：事故後の時間：沸騰遷移時間（入力）：クオリティ
：膜沸騰限界クオリティ（入力）

T
TMIN

：燃料被覆管過熱度：最小安定膜沸騰過熱度

TCHF：限界熱流束過熱度（入力）

ＳＡＦＥＲコードの沸騰事象を決めるロジック

1-52

Ｈ
H3
熱
伝
達
係
数

H2

H1
0

α1

α2
ボイド率

図 3-6

核沸騰熱伝達係数モデル

図 3-7

膜沸騰熱伝達係数モデル

1-53

1

α

遷移沸騰適用 範囲

logＨ

Ｈ
熱
伝
達
係
数

Ｈ

NB

FB

ΔＴ

ΔＴ

CHF

ΔＴ

MIN

過熱度

図 3-8

遷移沸騰熱伝達係数モデル

チャンネル

平均出力燃料棒
高出力燃料棒

図 3-9

輻射熱伝達モデル

1-54

両 側 が伝 熱 面 と な る チ ャ ン
ネル の場 合 は先 行 流 下 する
液 膜 の み で モ デ ル を考 慮

図 3-10

図 3-11

チャンネル濡れモデル

燃料棒に破裂が発生する時点の燃料被覆管温度と燃料被覆管応力の関係

1-55

3.4

入出力
ＳＡＦＥＲコードの主要な入出力を図 3-12 に示す。ＳＡＦＥＲコードのイ ン プットデータは以下のとおり構成される。ＳＡＦＥＲコードのイン プ
ッ ト データの元となる「プラントデータ」，「事故条件」，「事故収束 に重要な機器・操作」等を整理した解析条件を添付 1 に示す。
①

原子炉圧力容器，原子炉内部構造物の幾何形状②

初期条件（原子炉出力，原子炉圧力，炉心入口流量，原子炉水位）③

炉心仕様（幾何形状，炉心圧損，原子炉出力の時間変化）④

燃料仕様（幾何形状，燃料棒出力，初期状態，物性）⑤

機器，設備仕様（ＥＣＣＳ等の注水特性，ＳＲＶ特性，ＭＳＩＶ閉止
特性）⑥

外乱条件（破断条件等）

上 記をインプットデータとして，原子炉内熱水力過渡解析及び炉心ヒ ー
トアップ解析を実施し，以下のアウトプットデータを得る。
①

原子炉圧力及び原子炉内水位の過渡変化②

燃料被覆管温度③

ジルコニウム−水反応量（燃料被覆管酸化割合）

ま た，ＳＡＦＥＲコードにより求められた対流熱伝達係数と原子炉圧 力の時間変化及び炉心露出・再冠水時間をＣＨＡＳＴＥコードに用いる。
な お，ＳＡＦＥＲコードは過渡変化の計算タイムステップをインプッ ト
データとして与え,計算時間を通して一定としている。有効性評価解析は従来 の 設計基準事故解析に比べて解析時間が長くなるが，想定される事象 の原 子 炉内の熱水力的挙動及び炉心ヒートアップ挙動は設計基準事故（中 小破 断 ＬＯＣＡ）と同様であることから，計算タイムステップは設計基準 事
故解析と同じ値を原則として適用する。

1-56

ＳＡＦＥＲ

炉心ヒートアップ計算

熱水力計算（原子炉幾何形状）（初期条件）（炉心仕様）（機器・設備仕様）（原子炉出力変化）（燃料棒出力）（燃料棒初期状態）（燃料棒形状，物性）（外乱条件）

原 子 炉 圧 力 及 び 原 子炉内

燃料被覆管温度

水位の過渡変化

ジルコニウム-水反応量（燃料被覆管酸化割合）（過渡特性データ）
対流熱伝達係数，原子炉圧力，炉心露出・再冠水時間

ＣＨＡＳＴＥ

図 3-12

ＳＡＦＥＲコードの入出力

1-57

4.

妥当性確認

4.1

重要現象に対する妥当性確認方法
ＳＡＦＥＲコードの評価マトリックスを表 4-1 に示す。表 4-1 は 2 章で

重 要 現象に分類された物理現象を列挙している。各実験解析の内容につ いて詳細を 4.2 節以降に示すが，それらの要約を 4.1.1 から 4.1.3 に示す。
Ｓ ＡＦＥＲコードは，ＢＷＲのＬＯＣＡを模擬したシステム挙動実験 結
果 と 実験解析結果との比較により解析モデルの妥当性確認が行われてお り，
Ｂ Ｗ ＲのＬＯＣＡ時の燃料被覆管温度の評価に適用できることを確認し ている。したがって，2 章で重要現象に分類された物理現象はＬＯＣＡを模擬したシステム挙動実験により，総合的に妥当性が確認されている。
ジェットポンプ型ＢＷＲに対しては，ＴＢＬ（Two Bundle Loop）及びＲ
Ｏ Ｓ Ａ −Ⅲ （Rig of Safety Assessment）の実 験解 析が 行わ れ，Ａ ＢＷ Ｒ
に対しては，ＦＩＳＴ（Full Integral Simulation Test）−ＡＢＷＲの実
験解析を行っている。ＳＡＦＥＲコードによる実験解析結果は実験結果（蒸気 ド ーム圧力，水位）と良く一致し，模擬燃料被覆管最高温度は実験結 果に比べ 10℃〜150℃程度高く予測することを確認した。 (22)
な お，ＳＡＦＥＲコードの妥当性は，当時の通産省原子力発電技術顧 問
会 （ 基本設計）ＬＯＣＡ検討会及び原子炉安全基準専門部会（ＥＣＣＳ 性
能 評 価小委員会）においても審議され，ＬＯＣＡ時の燃料被覆管温度評 価への適用の妥当性が確認されている。 (23)(24)
重 要現象に分類された物理現象のうち崩壊熱は，信頼性の高い評価モ デル と 現実的な評価条件を使用して評価した値を事象発生後の原子炉出力 変化 と して入力している。このため，ＳＡＦＥＲコードにおける崩壊熱の 妥
当性確認は不要とした。
燃 料棒表面熱伝達，沸騰遷移及び気液熱非平衡については，ＬＯＣＡ を
模 擬 した実験結果における燃料被覆管温度とＳＡＦＥＲコードによる実 験
解 析 結果を比較することにより，ＳＡＦＥＲコードの熱伝達モデルの妥 当性を確認できる。
燃 料被覆管酸化につ いては，3.3.2(5)に 記載したとおり，蒸 気供給制 限
が な く，蒸気を反応温度まで上げるためのエネルギは必要としないもの と
仮 定 し，反応量及び反応熱を過大に評価するように選定した酸化反応速 度
式 を 採用している。そのため，ＳＡＦＥＲコードにおける燃料被覆管酸 化の妥当性確認は不要とした。
燃 料被覆管変形につ いては，3.3.2(7)に 記載したとおり，燃 料被覆管 の
歪 み 量を計算し，燃料被覆管の破裂を判定する破裂限界曲線には実験値 と良 く 一致するベストフィット曲線に基づき現実的な条件を適用している こ
1-58

と か ら，ＳＡＦＥＲコードにおける燃料被覆管変形の妥当性確認は不要 とした。
沸 騰・凝縮・ボイド率変化，気液分離（水位変化）・対向流及び三次 元
効 果 については，有効性評価解析においては炉心が露出する可能性のあ る
シ ー ケンスでの炉心・原子炉水位を評価するうえで重要な物理現象とし て選 定 しており，炉心・原子炉水位を確認することでその妥当性を確認で きる。
冷 却材放出（臨界流・差圧流）は，ＬＯＣＡを模擬した実験結果にお ける シ ステム圧力変化とＳＡＦＥＲコードによる実験解析結果を比較する ことによりその妥当性を確認できる。
Ｅ ＣＣＳ注水（給水系・代替注水設備含む）は，動作を期待する系統 の作 動 圧力や流量を入力するが，有効性評価解析では，設計での不確かさ を
考 慮 し，設備設計における設計条件を仮定する。このように，設計に基 づ
く 作 動圧力や流量を境界条件として与えることから，ＳＡＦＥＲコード に
おいてはこれらに対する妥当性確認は不要とした。
以 上より，重要現象に対する妥当性確認については，ＢＷＲのＬＯＣ Ａ
を 模 擬したシステム挙動実験結果と実験解析結果との比較において，シ ス
テ ム 圧力，炉心水位，燃料被覆管温度に着目してＳＡＦＥＲコードの妥 当性を確認する。
4.1.1

ＴＢＬ実験解析

ＴＢＬ実験は，1100ＭＷ級ＢＷＲプラントを 2/764 に縮尺模擬し，電気加熱の実寸大模擬燃料集合体 2 体，再循環系 2 系統及びＥＣＣＳを装備した 実 験装置を用い，配管破断による冷却材流出開始からＥＣＣＳの作動 に
よ り 炉心が冷却するまでの圧力容器内熱水力挙動を実時間で模擬した実 験で あ る。ＳＡＦＥＲコードによる実験解析により，実験結果との比較か ら
熱水力計算モデル及び燃料被覆管温度計算モデルの妥当性を確認する。
4.1.2

ＲＯＳＡ−Ⅲ実験解析

ＲＯＳＡ−Ⅲ実験は，ＢＷＲ体系を 1/424 に縮尺模擬したシステムであり，電気加熱の実長の 1/2 長さの模擬燃料集合体 4 体と 2 つの再循環系，
Ｅ Ｃ ＣＳからなる実験装置を用い，配管破断による冷却材流出開始から Ｅ
Ｃ Ｃ Ｓの作動により炉心が冷却するまでの圧力容器内熱水力挙動を実時 間で 模 擬した実験である。ＳＡＦＥＲコードによる実験解析により，実験 結
果 と の比較から熱水力計算モデル及び燃料被覆管温度計算モデルの妥当 性を確認する。
1-59

4.1.3

ＦＩＳＴ−ＡＢＷＲ実験解析

ＦＩＳＴ−ＡＢＷＲ実験は，ＡＢＷＲプラントを 1/872 で縮尺模擬し，電気加熱の実寸大模擬燃料集合体 1 体とダウンカマの下端にインターナル
ポ ン プを模擬するループとポンプを装備した実験装置を用い，配管破断 によ る 冷却材流出開始からＥＣＣＳの作動により炉心が冷却するまでの圧 力
容 器 内熱水力挙動を実時間で模擬した実験である。ＳＡＦＥＲコードに よる 実 験解析により，実験結果との比較から熱水力計算モデルの妥当性を 確
認する。

1-60

炉心
(燃料)

崩壊熱 *

崩壊熱モデル

燃料棒表面熱伝達
沸騰遷移

燃料棒表面熱伝達モデル

燃料被覆管酸化*ジルコニウム−水
反応モデル
燃料被覆管変形*膨れ・破裂評価モデル
沸騰・ボイド率変化
二相流体の流動
気 液 分 離 （ 水 位 変 化 ） ・ 対 モデル
向流
三次元効果

炉心
(熱流動) 気液熱非平衡

原子炉
圧力
容器
（逃が
し安全
弁を含
む）

解析モデル

燃料棒表面熱伝達モデル

冷 却 材 放 出 （ 臨 界 流 ・ 差 圧 臨界流モデル流）

ＦＩＳＴ−ＡＢＷＲ
実験解析

炉心
(核)

重要現象

ＲＯＳＡ−Ⅲ
実験解析

分類

重要現象に対する妥当性確認方法

ＴＢＬ
実験解析

表 4-1

−

−

−

図 4-6 図 4-23 図 4-32
図 4-9 図 4-34 図 4-33
図 4-12
図 4-15
図 4-34
−
−
−
−
図 4-4
図 4-5
図 4-8
図 4-11
図 4-14図 4-6
図 4-9
図 4-12
図 4-15
図 4-34
図 4-3
図 4-7
図 4-10
図 4-13−−

図 4-20 図 4-31
図 4-21
図 4-22

図 4-23
図 4-34−

図 4-19 図 4-26
図 4-27
図 4-28−
沸騰・凝縮・ボイド率変化 二相流体の流動
気 液 分 離 （ 水 位 変 化 ） ・ 対 モデル
向流−−
Ｅ Ｃ Ｃ Ｓ 注 水 （ 給 水 系 ・ 代 原子炉注水系
替注水設備含む）*
モデル* 4.1 節に記載の理由により，妥当性確認が不要である重要現象

1-61

−

図 4-29
図 4-30−ＴＢＬ実験解析 (25)(26)(27)

4.2

ＴＢＬは，1100ＭＷ級ＢＷＲプラントを 2/764 に縮尺模擬し，電気加熱の実寸大模擬燃料集合体 2 体からなるＬＯＣＡ模擬実験装置であり，実験は Ｌ ＯＣＡ時の熱水力現象及び炉心の冷却挙動を総合的に把握するため ，配 管 破断による冷却材流出開始からＥＣＣＳの作動により炉心が冷却す る
ま で の圧力容器内熱水力挙動及び炉心冷却挙動を実時間で模擬するＬＯ Ｃ
Ａ総合模擬実験である。図 4-1 にＴＢＬ実験装置の系統図を示す。
4.2.1

解析条件

表 4-2 にＳＡＦＥＲコードによる実験解析の対象としたＴＢＬ実験条件を示す。解析は再循環配管の大破断（Run No.1），中小破断（Run No.2），
主 蒸 気配管の完全破断（Run No.3）及び 高圧炉心スプレイ配管の完全破 断（Run No.4）の 4 ケースについて実施した。
図 4-2 に実験解析で用いたＳＡＦＥＲコードのノード分割を示す。ＳＡＦＥＲコードでは圧力容器を 8 つの熱水力ノードに分割しているとともに，
高出力バンドルを設けている。また，ノード 3 と 9 の模擬燃料集合体は，
ボ イ ド分布を解析するため，さらに軸方向に細分化した。分割数は，模 擬
燃料棒の軸方向温度計測位置を考慮して有効発熱部を 9 分割とし，その上下の非加熱部を含めて全 11 分割とした。
破 断流は均質臨界流モデルを用いて計算した。ＥＣＣＳ流量は実験デ ー
タ を 時間の関数として入力した。また，崩壊熱模擬曲線も実験データを 用
いた。
4.2.2

解析結果

Ｓ ＡＦＥＲコードによるＴＢＬ実験解析の各解析結果について説明す る 。
（1）再循環配管の大破断（Run No.1）
Run No.1 は，再循環配管の完全両端破断（2×100％）模擬実験であり，ＥＣＣＳとしてＬＰＣＳ及び 3ＬＰＣＩ（3 台のＬＰＣＩポンプの作動）を想定している。
図 4-3 に圧力変化を示す。また，図 4-4 にシュラウド内各部の混合水位
変 化 を示す。ＳＡＦＥＲコードの解析結果は，実験結果と良く一致する こと が わかる。また，ＳＡＦＥＲコードは，下部プレナムの水位形成後の 炉
心 入 口オリフィス（ＳＥＯ）でのＣＣＦＬ現象及びＣＣＦＬ現象に伴う 冷却水の分配挙動を良く再現している。図 4-5 に約 50 秒時点における平均並
び に 高出力バンドル内のボイド率分布の比較を示す。ＳＡＦＥＲコード は出力差に伴って生じる流動挙動の違いを良く表現している。図 4-6 に高出

1-62

力 バ ンドルの燃料被覆管温度変化を示す。ＳＡＦＥＲコードのＰＣＴは ，実験結果に対し，約 150℃高く評価した。
後 述する他ケースに比べてＰＣＴを高めに予測するのは，高出力バン ド
ル を 吹上げる蒸気による冷却を過小評価しているためと考えられ，適用 して い る蒸気及び噴霧流の熱伝達相関式に依存している。蒸気単相熱伝達 相
関 式 は，蒸気流量が増加するほど熱伝達係数を過小評価する傾向にあり ，
ま た ，噴霧流熱伝達相関式も熱伝達係数を過小評価する（添付２のⅡ． 熱伝達相関式，モデルの適用性に記載の添付図 2-7 及び添付図 2-9）。再循環
配 管 の両端破断を模擬した本ケースは，他ケースに比べて冷却材流出量 が多 く 減圧が急激であるため下部プレナムの蒸気発生量が多い。すなわち ，
高 出 力バンドルを吹上げる蒸気流量が多く，蒸気及び噴霧流の熱伝達係 数の 過 小評価の影響が他ケースに比べて大きいため，実験結果に対し温度 が高くなっていると考えられる。
（2）再循環配管の中小破断（Run No.2）
Run No.2 は，再循環ポンプ入口配管の 3.4％破断実験であり，ＥＣＣＳとしてＬＰＣＳ，3ＬＰＣＩ及びＡＤＳの作動を想定している。
図 4-7 に圧力変化を示す。圧力は，ＭＳＩＶ閉により直ちに上昇し，ＳＲ Ｖ 開閉によって変化した後，ＡＤＳ作動によって急激な減圧過程に移 行
す る 。ＳＡＦＥＲコードの解析結果は，破断開始から炉心再冠水に至る 全期間を通して実験結果を良く模擬している。図 4-8 にシュラウド内各部の二 相 混合水位比較を示す。実験で見られる炉心露出及びＬＰＣＩ注水後 の炉心再冠水の挙動について，解析は良く再現している。図 4-9 に高出力バンドルの燃料被覆管温度変化を示す。図 4-8 に示したように解析結果の炉
心 上 部の露出が早いため，ヒートアップ開始時間が早い。炉心露出後の 温
度 上 昇率はほぼ同じであるが，ＬＰＣＳ作動後は，実測値の温度上昇率 が
わ ず かに小さい。これは，ＳＡＦＥＲコードのスプレイ熱伝達モデルが やや保守的な傾向にあることを示している。また，図 4-8 から約 550 秒で炉心 再 冠水されたことが実験，解析の両方から判断できる。しかし，図 4-9に示したように，最終的な温度低下は，実験の約 550 秒に対して解析は約580 秒となっている。これは，炉心再冠水後に適用されるＳＡＦＥＲコードの 膜 沸騰熱伝達モデルが保守的なモデルになっていることを示している 。
ＳＡＦＥＲコードのＰＣＴは，実験結果に対し，約 60℃高く評価した。

1-63

（3）主蒸気配管の完全破断（Run No.3）
Run No.3 は，主蒸気配管の完全破断を模擬している。作動ＥＣＣＳとしてはＬＰＣＳ，3ＬＰＣＩ及びＡＤＳであるが本実験は主蒸気管の完全破断であり，ＡＤＳは作動しない。
図 4-10 に圧力変化を示す。本実験は主蒸気配管破断であるので，破断口を 通 して蒸気が流出し，急激な減圧過程となる。ＳＡＦＥＲコードの解 析
結果は，全般的な圧力変化を良く模擬した。図 4-11 にシュラウド内各部の混 合 水位比較を示す。解析における炉心露出及びＬＰＣＩ注入後の急激 な
水位回復挙動は実験結果と良い一致を示した。図 4-12 に高出力バンドルの燃料被覆管温度変化を示す。図 4-11 に示したように解析結果の炉心上部の
露 出 が早いため，ヒートアップ開始時間が早い。ＬＰＣＳ注水後，実測 値の 温 度上昇率が小さくなるが，解析では実測値ほど温度変化が見られな かっ た 。これは，ＳＡＦＥＲコードの熱伝達モデルがやや保守的な傾向に ある こ とを示している。また，解析結果は，ＬＰＣＩによる炉心再冠水が わ
ずかに遅いため，燃料被覆管温度の低下開始時間も実測値に比べて約 20〜
30 秒遅くなった。ＳＡＦＥＲコードのＰＣＴは，実験結果に対し，約 70℃
高く評価した。
（4）高圧炉心スプレイ系配管の破断（Run No.4）
Run No.4 は高圧炉心スプレイ系（ＨＰＣＳ）配管の完全破断模擬実験であり，ＥＣＣＳとして 2ＬＰＣＩ及びＡＤＳ作動を想定している。
図 4-13 に圧力変化を示す。また，図 4-14 にシュラウド内各部の水位比較を示す。圧力は，ＡＤＳが約 290 秒で作動することにより急減圧するが，大 破 断で見られたＳＥＯでの顕著なＣＣＦＬはなく，実験と同様の結果 を得 た 。圧力，水位ともにＳＡＦＥＲコードの解析結果は実験結果を良く 模擬した。図 4-15 に高出力バンドルの燃料被覆管温度変化を示す。ＳＡＦＥ
ＲコードのＰＣＴは，実験結果に対し，約 50℃高く評価した。
4.2.3

まとめ

表 4-6 にＳＡＦＥＲコードによる実験解析結果と実験結果のＰＣＴの比較を示す。
Ｓ ＡＦＥＲコードによるＴＢＬ実験解析結果と実験データとの比較に 基づ き ＳＡＦＥＲコードを評価した結果，ＳＡＦＥＲコードは，ＢＷＲの Ｌ
Ｏ Ｃ Ａ時の冷却材流出開始からＥＣＣＳの作動により炉心が冷却するま での 圧 力容器内熱水力挙動を適切に評価し，炉心ヒートアップ挙動につい てはＰＣＴを安全側に評価することを確認した。

1-64

表 4-2

ＳＡＦＥＲコードによる実験解析の対象とした TBL 実験条件

Run No.

1

2

3

4

再循環配管

同左

主蒸気配管

HPCS 配管

2×100

3.4

100

100

LPCS+3LPCI

LPCS+3LPCI

LPCS+3LPCI

2LPCI+ADS

+ADS

+ADS

4.1/5.9

4.05/5.45

4.04/5.7

4.0/5.7

7.1

7.0

7.0

7.1

条件
破断位置

吸込口
破断面積（％）
作動 ECCS
初期バンドル出
力（MW）
初期ドーム圧力（MPa[gage]）1-65

図 4-1

図 4-2

TBL 系統図TBL 実験解析のノード分割図1-66

図 4-3図 4-4圧力変化（TBL Run No.1，再循環配管の大破断）

シュラウド内水位変化（TBL Run No.1，再循環配管の大破断）

図 4-5

ボイド率の分布（TBL Run No.1，再循環配管の大破断）
1-67

図 4-6

燃料被覆管温度変化（TBL Run No.1，再循環配管の大破断）

1-68

図 4-7

圧力変化（TBL Run No.2，再循環配管の中小破断）

図 4-8

シュラウド内水位変化（TBL Run No.2，再循環配管の中小破断）

図 4-9

燃料被覆管温度変化（TBL Run No.2，再循環配管の中小破断）1-69

図 4-10

圧力変化（TBL Run No.3，主蒸気配管の完全破断）

図 4-11

シュラウド内水位変化（TBL Run No.3，主蒸気配管の完全破断）

図 4-12

燃料被覆管温度変化（TBL Run No.3，主蒸気配管の完全破断）

1-70

図 4-13

圧力変化（TBL Run No.4，高圧炉心スプレイ配管の破断）

図 4-14

シュラウド内水位変化（TBL Run No.4，高圧炉心スプレイ配管の破断）

図 4-15

燃料被覆管温度変化（TBL Run No.4，高圧炉心スプレイ配管の破断）

1-71

ＲＯＳＡ−Ⅲ実験解析 (28)(29)

4.3

ＲＯＳＡ−Ⅲは，ＢＷＲ体系を 1/424 に縮約模擬したシステムであり，電気加熱の実長の 1/2 長さの模擬燃料集合体 4 体と，2 つの再循環ループ，
Ｅ Ｃ ＣＳ及び蒸気・給水系を備えている。ＲＯＳＡ−Ⅲ実験は，ＢＷＲ のＬ Ｏ ＣＡ時の熱水力挙動及びＥＣＣＳの有効性に関する総合模擬実験で あり，図 4-16 に実験装置，図 4-17 に系統図を示す。
4.3.1

解析条件

表 4-3 にＳＡＦＥＲコードによる実験解析の対象としたＲＯＳＡ−Ⅲ実
験ケース及び条件を示す。解析は，再循環ポンプ入口配管での 2×100%両端
破 断 実験（Run No.1）から破断なし（Run No.7）まで破断面 積をパラメ ー
タとした 7 ケースについて実施した。
図 4-18 に実験解析で用いたＳＡＦＥＲコードのノード分割を示す。ＳＡＦＥＲコードでは圧力容器を 8 つの熱水力ノードに分割している。ＲＯＳ
Ａ−Ⅲの燃料集合体は 4 体であり，これらをノード 3 で模擬した。また，
炉心内ボイド分布を解析するためにノード 3 をさらに軸方向に細分化した。
分割数は，模擬燃料棒の軸方向温度計測位置を考慮して有効発熱部を 7 分割とし，その上下の非加熱部を含めて全 9 分割とした。ノード 9 は高出力
燃料集合体であり，ＰＣＴの計算を行うためのノードである。
破 断流は均質臨界流モデルを用いて計算した。ＥＣＣＳ流量は実験デ ー
タ を 時間の関数として入力した。また，崩壊熱模擬曲線も実験データを 用
いた。
4.3.2

解析結果

Ｓ Ａ Ｆ Ｅ Ｒ コ ー ド に よ る Ｒ Ｏ Ｓ Ａ − Ⅲ 実 験 解 析 の 例 と し て 大 破 断 （ Run
No.1，Run No.2）， 小破断（ Run No.5） 及び破断 なし （Run No.7）の 解 析
結果について説明する。図 4-19 から図 4-23 に，実験結果とＳＡＦＥＲコ
ー ド による解析結果の比較を，蒸気ドーム圧力，平均出力チャンネル内 の
水 位 変化，高出力チャンネル内の水位変化及び燃料被覆管温度変化につ いて示す。
（1）蒸気ドーム圧力
図 4-19 に蒸気ドーム圧力変化の比較を示す。
Run No.1，Run No.2 はともに大破断実験であるために，ダウンカマ内の水位低下は早く，Run No.1 は 13 秒，Run No.2 は 15 秒に再循環ポンプ吸込ノズルが露出し，急激な減圧が生じる。Run No.5 は小破断実験であり，Run
No.7 は破断なしであるので，ＭＳＩＶ閉後の圧力は上昇し続け，ＳＲＶの1-72

作 動 によって圧力がほぼ一定に保たれた後，ＡＤＳの作動により急激な 減圧となる。図 4-19 から分かるように，ＳＡＦＥＲコードはこれらの圧力変化を良く模擬している。
（2）シュラウド内水位
図 4-20 に平均出力チャンネル，図 4-21 及び図 4-22 に高出力チャンネル
内の混合水位変化の比較を示す。
各 実験ケースのうち特に大破断実験解析では，上部タイプレート，炉 心
入 口 部でのＣＣＦＬ現象が顕著に生じており，これに伴う炉心内の水位 変化はＳＡＦＥＲコードの解析結果と実験データで良く一致している。また，
小破断実験である Run No.5 と破断なし実験である Run No.7 については，
Ａ Ｄ Ｓの作動により急激にチャンネル内水位が低下して露出する様子を 解析結果は良く表わしている。
図 4-20 から図 4-22 により，大破断，小破断及び破断なしのシュラウド
内水位変化をＳＡＦＥＲコードは概ね良く模擬していることがわかる。
（3）燃料被覆管温度
図 4-23 に燃料被覆管温度変化の比較を示す。図 4-23 に示した燃料被覆
管 温 度変化はＰＣＴ位置の燃料被覆管温度変化を示しており，破断なし 実験（Run No.7）の場合のみ実験と解析でＰＣＴノードが異なっているため，
ヒ ー トアップ開始が実験と解析で大きな差となった。しかし，ＰＣＴは 実
験結果に対し約 20℃高く評価している程度である。
大破断実験でのＰＣＴは実験結果に比べ，約 20℃から 100℃高く評価され て いる。これは，ＳＡＦＥＲコードの炉心露出時に適用される蒸気冷 却
及 び 噴霧流冷却の熱伝達モデルが保守的なモデルであり，また，炉心再 冠
水 後 に適用される膜沸騰熱伝達モデルも保守的なモデルになっているた め
である。
4.3.3

まとめ

Ｒ ＯＳＡ−Ⅲ実験装置で行われた再循環配管破断の実験データを用い て ，ＳＡＦＥＲコードの妥当性確認を行った。2×100％両端破断，100％，50%，
15%，5％，2%のスプリット破断及び 0%（破断なし）の模擬実験についての
実 験 データとＳＡＦＥＲコードによる解析結果の比較により，以下のこ とを確認した。
・破断口径によらず圧力変化を良く予測した。

1-73

・大破断実験で見られる炉心上部，下部でのＣＣＦＬ現象を予測できた。
これにより，シュラウド内水位変化を良く予測した。また，小破断実験
解析も同様にシュラウド内水位変化を良く予測した。
・燃料被覆管最高温度は実験値に比べ 10〜100℃程度高めに評価した。
（表 4-6 参照）
また，ＲＯＳＡ-Ⅲにおける破断なしの実験結果（Run No.7）は，実機の有 効 性評価事象で想定される原子炉急速減圧，炉心の露出に伴う炉心ヒ ー
ト ア ップ及び冷却水注水による炉心の再冠水の過程がよく類似している 。
こ の ような破断のない過渡変化に対しても，ＳＡＦＥＲコードは，表 4-6に 示 すように炉心の再冠水時間を遅く，ＰＣＴを高めに予測できること が確 認 された。したがって，実機の有効性評価解析にもＳＡＦＥＲコード を適用できると考える。

1-74

表 4-3

ＳＡＦＥＲコードによる実験解析の対象とした ROSA-Ⅲ実験条件

Run No.

1

2

3

4

5

6

7

条件
破断位置
破断面積

破断

再循環配管吸込口

なし

2×100

100

50

15

5

2

0

LPCS+3L

同左

同左

同左

同左

同左

同左

3.967

3.972

3.963

3.964

3.969

3.962

3.962

7.37

7.29

7.3

7.3

7.35

7.35

7.3

（％）
作動 ECCS

PCI+ADS
初期全出力
（MW）
初期ドーム
圧力
（MPa[gage]）1-75

図 4-16

図 4-17

ROSA-Ⅲ実験装置

ROSA-Ⅲ系統図1-76

図 4-18

ROSA-Ⅲ実験解析のノード分割図1-77

図 4-19蒸気ドーム圧力変化（ROSA-Ⅲ，再循環配管大／中／小破断，破断なし）

1-78

図 4-20

平均出力チャンネル内水位（ROSA-Ⅲ，再循環配管大破断，小破断）

1-79

図 4-21

高出力チャンネル内水位（ROSA-Ⅲ，再循環配管大破断，小破断）

1-80

RUN NO.7

図 4-22高出力チャンネル内水位（ROSA-Ⅲ，破断なし）

図 4-23

燃料被覆管温度変化（ROSA-Ⅲ，再循環配管大／中／小破断，破断なし）

1-81

ＦＩＳＴ−ＡＢＷＲ実験解析 (30)4.4ＦＩＳＴ−ＡＢＷＲは，ＡＢＷＲプラントを 1/872 で縮尺模擬しており，
電気加熱の実寸大模擬燃料集合体 1 体と，ダウンカマの下端にインターナ
ル ポ ンプを模擬するループとポンプを装備している。また，主蒸気系， 給水 系 ，ＥＣＣＳ及び配管等の破断を模擬している。実験は，ＡＢＷＲの Ｌ
Ｏ Ｃ Ａ時の冷却材ブローダウン現象の把握，ＥＣＣＳの炉心冷却能力の 確
認及びＳＡＦＥＲコードの妥当性確認を目的に行われた。図 4-24 に系統図
を示す。
4.4.1

解析条件

表 4-4 にＳＡＦＥＲコードによる実験解析の対象としたＦＩＳＴ−ＡＢ
Ｗ Ｒ 実験ケース及び条件を示す。解析は，炉心スプレイ（ＣＳ）配管の 完
全 破 断（Run No.1） ，主蒸気（ＭＳ）配 管の完全破断（Run No.2），給 水（ Ｆ Ｗ ） 配 管 の 完 全破 断 （ Run No.3） 及 び 圧 力 容 器 底 部 （ ＢＢ ） の 80cm 2相当配管破断（Run No.4）を模擬した 4 ケースについて実施した。
図 4-25 にＦＩＳＴ−ＡＢＷＲ実験装置の圧力容器内領域と実験解析で用い た ＳＡＦＥＲコードのノード分割を示す。ＳＡＦＥＲコードでは圧力 容器を８つの熱水力ノードに分割している。ノード 3 の模擬燃料集合体は，
ボ イ ド分布を解析するため，さらに，軸方向に細分化した。分割数は， 有効発熱部を 5 分割とし，その上下の非加熱部を含めて全 7 分割とした。
破 断流量及びＡＤＳ流量は均質臨界流モデルを用いて計算した。また ，Ｅ Ｃ ＣＳの起動とＭＳＩＶ閉止はダウンカマ領域の水位信号を用いた（ 主蒸気配管の完全破断（Run No.2）を除く）。
4.4.2

解析結果

Ｓ ＡＦＥＲコードによるＦＩＳＴ−ＡＢＷＲ実験解析の結果について 説明する。表 4-5 には，主要な事象の発生時刻を実験データとＳＡＦＥＲ解析結果を比較して示している。また，図 4-26 から図 4-33 には，実験結果と Ｓ ＡＦＥＲ解析結果の比較を，蒸気ドーム圧力，破断流量，ダウンカ マ
領域水位，シュラウド内水位及び燃料被覆管温度について示す。
（1）蒸気ドーム圧力
図 4-26 及び図 4-27 に蒸気ドーム圧力変化を示す。
Ｃ Ｓ配管破断実験は，ダウンカマ領域の水位低信号によりＭＳＩＶが 閉止する約 80 秒までは圧力制御されるため圧力は維持されている。ＭＳＩＶ
閉止後に圧力が上昇するが，約 150 秒でのＡＤＳ作動により急速減圧する。

1-82

Ｓ Ａ ＦＥＲコードは，ＭＳＩＶ閉止後わずかに圧力を高めに評価してい るが，ＡＤＳ作動による減圧過程全体を通して実験と良く一致している。
ＭＳ配管破断実験は，破断後直ちに減圧するが，ＭＳＩＶが約 3 秒で閉
止 す ると，冷却材流出流量は破断配管１本のみに減少するため，圧力は 上昇している。しかし，約 5 秒以降はバンドル出力の低下により単調に減少
す る 。減圧過程では減圧沸騰，ＨＰＦＬサブクール水の注入による蒸気 凝
縮 が 発生しているが，ＳＡＦＥＲコードは実験の圧力挙動を良く予測し ている。また，図 4-28 に破断流量変化を示す。ＳＡＦＥＲ解析結果は実験結
果と良く一致している。
Ｆ Ｗ配管破断実験についても，ＳＡＦＥＲコードは実験の圧力挙動を 良く予測している。実験では，破断後の減圧に伴い約 40 秒で下部プレナムの沸 騰 により減圧が緩やかになり，ＨＰＦＬの注入による蒸気凝縮により 減圧が加速している。ＳＡＦＥＲコードはこれらの挙動を再現している。
ＢＢ(80cm 2 相当)配管破断実験は，ＭＳＩＶ閉止する約 52 秒までは圧力制御されるため圧力は維持されている。ＭＳＩＶ閉止後に圧力が上昇するが，ＨＰＦＬ及びＨＰＣＳの注水により圧力上昇は抑制され，約 98 秒でＡＤＳが 作 動すると急速に減圧する。ＳＡＦＥＲコードは実験の圧力挙動を良 く
予測しており，特に，ＡＤＳ作動後の減圧過程は実験と良く一致している。
（2）ダウンカマ領域水位
図 4-29 及び図 4-30 にダウンカマ領域の水位変化を示す。
ＣＳ配管破断実験とＢＢ(80cm 2 相当)配管破断実験については，ＡＤＳが作動する前の水位変化を比較して図 4-29 に示す。実験結果とＳＡＦＥＲ解析 結 果は非常に良く一致していることから，水位低信号によって作動す るとしているＭＳＩＶ，ＥＣＣＳの起動のタイミングも良く合っている。
Ｍ Ｓ配管破断については，ＳＡＦＥＲコードはＨＰＦＬが注入を開始 する ま では実験結果を良く再現している。実験ではダウンカマ上部でＣＣ Ｆ
Ｌ 現 象が発生しており，これにより注入されたＨＰＦＬ水がダウンカマ 上
方 に 維持され水位を形成している。このような現象はＳＡＦＥＲコード では モ デル化されていないため，実験結果と解析結果に差が生じている。 しかし，ダウンカマ上部でのＣＣＦＬ現象はＦＩＳＴ-ＡＢＷＲ固有の現象であり，実機においては発生しないので特に問題とはならない。
Ｆ Ｗ配管破断実験については，実験結果に対してＳＡＦＥＲコードが 水
位 を 高めに予測している。これは，実験結果はコラプス水位であるのに 対
して，ＳＡＦＥＲ解析結果は二相水位を示しているためである。

1-83

（3）シュラウド内水位
図 4-31 にＣＳ配管破断実験及びＢＢ(80cm 2 相当)配管破断実験のシュラ
ウド内のバンドル及び上部プレナム（図 4-25 における領域 3 及び領域 5）の水位変化を示す。
Ｃ Ｓ破断実験の上部プレナム水位は，ＡＤＳ作動前にＣＳ破断位置ま で低 下 し，破断位置が露出する。ＡＤＳ作動により急速減圧すると，沸騰 に
よ り 二相水が上部プレナムに流入するため一時的に二相水位は増加する が，水位は再び低下して約 300 秒でＣＳ破断位置が露出する。ＡＤＳ作動及び破 断 位置の露出のタイミングはＳＡＦＥＲコードで良く予測している。 Ａ
Ｄ Ｓ 作動後の水位変化において，ＳＡＦＥＲコードの解析結果が高めと なっ て いる部分があるが，水位変化の全体挙動は一致していると言える。 な
お ， バンドル内は常に二相水で満たされており，ＳＡＦＥＲコードも同 じ結果となっている。
ＢＢ(80cm 2 相当) 配管破断実験の上部プレナム水位は，ＭＳＩＶ閉止後の シ ステム圧力上昇によりボイド率が減少するため低下するが，ＨＰＣ Ｓ
注 水 により上昇し，さらにＡＤＳ作動による減圧沸騰により二相水が増 加
し て 満水となる。この間，バンドル内は常に二相水で満たされている。 Ｓ
ＡＦＥＲコードはこれらの挙動を良く予測している。
Ｍ Ｓ配管破断実験とＦＷ配管破断実験については，バンドル内は全期 間に わ たり二相水で冠水されており，また，上部プレナム領域も二相水で 満水である。このため，シュラウド内に水位は形成されない。
（4）燃料被覆管温度
実 験では，４ケースのいずれもバンドル内が二相水位で冠水維持され てい る ため燃料被覆管温度上昇はなく，システム圧力に対する飽和温度近 傍を 維 持している。ＳＡＦＥＲ解析結果も実験結果を良く再現している。 図
4-32 にＣＳ配管破断，また，図 4-33 にＢＢ(80cm 2 相当)配管破断の燃料被覆管温度変化の比較を示す。
4.4.3

まとめ

以 上より，ＡＢＷＲプラントのＬＯＣＡ模擬実験であるＦＩＳＴ−Ａ Ｂ
Ｗ Ｒ の炉心スプレイ配管，主蒸気配管，給水配管の破断実験及び圧力容 器
底 部 配管破断実験について，ＳＡＦＥＲコードによる実験解析を行い， Ｓ
Ａ Ｆ ＥＲコードがＡＢＷＲプラントに対しても適用可能であることを確 認した。
・ ４ つの異なるＬＯＣＡ実験における模擬バンドルは二相水位により冠 水が 維持され，模擬燃料棒はヒートアップすることなく，冷却材の自然 循
1-84

環 により冷却された。ＳＡＦＥＲコードはこれらの４つの実験の挙動 を予測できた。
・ Ｓ ＡＦＥＲコードはＡＢＷＲのＬＯＣＡ事象の圧力変化の全体的な傾 向を予測できることを確認した。
・ Ｓ ＡＦＥＲコードはダウンカマ領域の水位変化を良く予測したことに より ，ＭＳＩＶ閉止，ＥＣＣＳ注水及びＡＤＳ作動のタイミングを正し く
取り込むことができた。
ま た，ＦＩＳＴ-ＡＢＷＲにおけるＭＳ配管破断の実験結果（Run No.2）
は ， 実機の有効性評価事象で想定される原子炉急速減圧過程と類似して い
る 。 このような過渡変化に対してＳＡＦＥＲコードの適用性が確認され た
こ と から，実機の有効性評価解析にもＳＡＦＥＲコードを適用できると 考
える。

1-85

表 4-4

ＳＡＦＥＲコードによる実験解析の対象とした FIST-ABWR 実験条件
1

2

3

4

(CSLB)(MSLB)(FWLB)(BB(80cm 2 ))

炉心スプレ

主蒸気(MS)

給水(FW)

圧力容器

イ(CS)配管

配管

配管

底部(BB)

100

100

100

80cm 2 相当

1HPCS+ADS

2HPFL+ADS

2HPFL+ADS

1HPCS+2HPFL

Run No.
条件
破断位置
破断面積（％）
作動 ECCS+ADS
初期出力（MW）

約 4.6

約 4.6

約 4.6

約 4.6

初期ドーム圧力

7.32

7.29

7.30

7.31

（MPa[gage]）

表 4-5

FIST-ABWR 実験における主要事象の発生時刻（実験データ／SAFER 解析結果，単位：ｓ）
1

2

3

4

(CSLB)(MSLB)(FWLB)(BB(80cm 2 ))

0/0

0/0

0/0

0/0

―

―

6/7

―

80/80

3/3

10/10

52/52

HPFL-1 注入開始

不作動仮定

37/37

127/126

62/63

HPFL-2 注入開始

不作動仮定

37/37

217/21787/89

HPCS-2 注入開始

119/113

不作動仮定

不作動仮定

87/89

破断位置露出(CSLB)

119/113―――

ADS 作動150/157――

98/102

破断位置露出(CSLB)

300/300―――

Run No.
事象
破断発生，給水流量
及び再循環ポンプ停止，バンドル出力変化開始
破断位置露出(FWLB)
ＭＳＩＶ閉止1-86

図 4-24

図 4-25

FIST-ABWR 系統図

FIST-ABWR 実験解析ノード分割図1-87

図 4-26

蒸気ドーム圧力変化（FIST-ABWR，CS 配管破断，MS 配管破断）

図 4-27蒸気ドーム圧力変化（FIST-ABWR，FW 配管破断，BB(80cm 2 )破断）

図 4-28

破断流量変化（FIST-ABWR，MS 配管破断）

1-88

図 4-29

ダウンカマ領域水位変化（FIST-ABWR，CS 配管破断，BB(80cm 2 )破断）

図 4-30

ダウンカマ領域水位変化（FIST-ABWR，FW 配管破断，MS 配管破断）

図 4-31

シュラウド内水位変化（FIST-ABWR，CS 配管破断，BB(80cm 2 )破断）1-89

図 4-32

燃料被覆管温度変化（FIST-ABWR，CS 配管破断）

図 4-33

燃料被覆管温度変化（FIST-ABWR，BB(80cm 2 )破断）

1-90

4.5

実機解析への適用性

4.5.1

重要現象への適用性

ＳＡＦＥＲコードによる実験解析結果と主要な実験結果の比較を表 4-6に示す。また，図 4-34 に燃料被覆管最高温度の比較を示す。
以下に，ＳＡＦＥＲコードの重要現象への適用性の妥当性確認について述べる。
(1) 炉心水位（沸騰・ボイド率変化，気液分離（水位変化）
・対向流，三次元効果）
ＴＢＬ，ＲＯＳＡ−Ⅲ及びＦＩＳＴ−ＡＢＷＲの実験解析により，ＳＡＦＥＲ
コードの二相水位変化は解析結果に重畳する水位振動成分を除いて，実験結果と概ね同等の結果が得られている。なお，炉心が露出する事象についての炉心再冠
水時刻を遅く評価する傾向にあるが，その差は，表 4-6 に示すように±0〜＋54
秒の範囲で実験結果と一致している。これらの試験では注水手段としてＥＣＣＳを想定しており，一方，有効性評価で注水系として使用するのはこれより注水能力の小さい代替注水系であるが，「5.有効性評価への適用性」に記載する，再冠
水過程における水位変動が燃料棒冷却に及ぼす影響の不確かさを考慮すること
により，ＳＡＦＥＲコードは，沸騰・ボイド率変化及び気液分離・対向流に適用できる。
(2) 燃料被覆管温度（燃料棒表面熱伝達，気液熱非平衡）
ＴＢＬ及びＲＯＳＡ−Ⅲの実験解析により，ＳＡＦＥＲコードが噴霧流熱伝達モデルに Sun-Saha の式を用いているため，炉心露出時の熱伝達係数を低く予測し，燃料被覆管温度を高く予測していることを確認した。ＰＣＴは表 4-6 に示すように+10℃〜+150℃程度高めに評価する。なお，スプレイ冷却のない実験結果
では，+50℃程度高めに評価する。
ＳＡＦＥＲコードでは，燃料棒表面熱伝達モデルで採用している個々の熱伝達相関式は，それぞれ実験結果を保守的に予測するか，あるいは，よく一致することが確認されていることから，「5.有効性評価への適用性」に記載する，ＴＢＬ，
ＲＯＳＡ−Ⅲ実験で想定している注水手段と有効性評価で使用している注水手段での注水能力の相違が燃料棒表面熱伝達に及ぼす影響の不確かさを考慮する
ことにより，ＳＡＦＥＲコードは燃料棒表面熱伝達に適用できる。
(3) 原子炉圧力（冷却材放出，沸騰・凝縮・ボイド率変化）
ＴＢＬ，ＲＯＳＡ−Ⅲ及びＦＩＳＴ−ＡＢＷＲの実験解析により，ＳＡＦＥＲ
コードが系の圧力変化及び圧力容器の水位変化を良く予測することを確認しており，有効性評価におけるＭＳＩＶの閉止による圧力上昇挙動から急速減圧時の圧力低下挙動は実験解析と同等である。
1-91したがって，圧力変化は実験結果と概ね同等の解析結果が得られていることから，ＳＡＦＥＲコードは冷却材放出及び沸騰・凝縮・ボイド率変化に適用できる。
(4) 原子炉水位（沸騰・凝縮・ボイド率変化，気液分離（水位変化）・対向流）
ＦＩＳＴ−ＡＢＷＲの実験解析により，ＳＡＦＥＲコードが原子炉水位（ダウンカマ領域水位）の低下を良く予測し，水位低下によるＭＳＩＶの閉止，ＥＣＣ
Ｓの起動のタイミングを予測できることを確認した。ＥＣＣＳ起動のタイミング
は表 4-5 に示すように，−6 秒〜＋7 秒の範囲で実験結果と一致している。シュラウド外水位については，燃料被覆管温度及び運転員操作のどちらに対しても，二相水位及びこれを決定する二相流動モデルの妥当性の有無は重要ではなく，質量及び水頭のバランスだけで定まるコラプス水位が取り扱えれば十分である。
し たがって，シュラウド外のコラプス水位を適切に評価することから ，ＳＡＦＥＲコードは沸騰・凝縮・ボイド率変化及び気液分離・対向流に適
用できる。

4.5.2

実験装置のスケーリング及びＥＣＣＳ構成の異なるプラントへの適用性

Ｓ ＡＦＥＲコードの妥当性確認に使用したＴＢＬ，ＲＯＳＡ−Ⅲ及び Ｆ
ＩＳＴ−ＡＢＷＲ実験装置は，表 4-7 に示すように，それぞれ実機を縮尺模擬し，実機と同等のＥＣＣＳ構成としている。
実 験装置と実機の差異については，特に，燃料集合体の体数と軸方向 長
さ 及 びＥＣＣＳ構成が重要と考えられるため，これらについて，実験結 果の実機適用性についての考え方を以下に述べる。
（1）燃料集合体の体数及び軸方向長さの影響
ＴＢＬは熱出力 3293ＭＷ，燃料集合体 764 体を装荷したＢＷＲを対象とし て おり，出力の異なる複数の燃料集合体が存在する系において，ＥＣ Ｃ
Ｓ の 作動及び炉心の温度上昇に密接に関連する原子炉圧力及び原子炉水 位の 変 化を実時間で模擬することを目的として設計されている。このため ，ＴＢＬは電気加熱の実寸大模擬燃料集合体 2 体を用い，原子炉圧力容器内の 熱 水力挙動を模擬するために各領域の容積，ＥＣＣＳ注水量を実機の 燃
料集合体数との比（2/764）で縮尺模擬している。また，原子炉圧力容器及び 内 部構造物の寸法は，事故後の原子炉水位変化を実時間で模擬するよ う
ジ ェ ットポンプ下端から気水分離器下端までの高さ方向の長さを実機と 同一としている。

1-92

Ｔ ＢＬ実験では低出力燃料集合体と高出力燃料集合体の熱水力挙動の 差
異 ， いわゆる多チャンネル効果が現れた。減圧過程において，高出力燃 料
集 合 体では下部プレナムより集合体内に吹上げる蒸気流量が大きく気液 上
昇 流 を生じ，低出力燃料集合体では蒸気流量が少ないため集合体上部か らの 落 下水が多くて気液対向流になり流動分離が生じていることが差圧計 測
よ り 推定された。この流動様式の差異は，別途行われた，実機の炉心シ ュ
ラ ウ ド内を実寸大で分割模擬した実規模多チャンネルの再冠水システム 実
験 （ 31） の結果でも確認されている。
し たがって，ＴＢＬはＢＷＲの事故後の熱水力挙動を模擬することが 可能であり，実験解析で得られた結論はＢＷＲへ適用できると考える。
Ｒ ＯＳＡ−Ⅲ及びＦＩＳＴ−ＡＢＷＲの基本的なスケーリングの考え 方は Ｔ ＢＬと同様であり，実機のＬＯＣＡ時の炉内熱水力挙動を実時間で 模
擬 す ることを目標として設計されている。ＲＯＳＡ−Ⅲは燃料集合体 848
体からなる熱出力 3800ＭＷのＢＷＲの炉心を実機の 1/2 の軸方向長さの電気加熱の燃料集合体 4 体で模擬しており，各部の体積は実機の 1/424 となっ て いる。ＲＯＳＡ−Ⅲ実験結果の実機適用性に関しては，ＲＯＳＡ− Ⅲ
実 験 とＢＷＲのＬＯＣＡの熱水力挙動との類似性が主要なＲＯＳＡ−Ⅲ 実
験に対して確認されている（ 32）。ＲＯＳＡ−Ⅲ実験データと計算コードによる Ｒ ＯＳＡ−Ⅲ及びＢＷＲ両体系の解析結果をもとに評価が行われ，小 破
断 Ｌ ＯＣＡについても，圧力挙動，流動挙動，炉心水位挙動及び燃料棒 表
面 温 度挙動について，基本的挙動を良く模擬していることが確認されて いる （ 33） 。また，炉心の軸方向長さは実機の 1/2 であるが，シュラウド内側と外 側 の相対的な高さと容積の関係を良く模擬していることから，全炉心 露
出及び再冠水に要する時間は，実機の結果と一致している。
し たがって，ＲＯＳＡ−ⅢはＢＷＲの事故後の熱水力挙動を模擬する ことが可能であり，実験解析で得られた結論はＢＷＲへ適用できると考える。
また，ＦＩＳＴ−ＡＢＷＲは燃料集合体 872 体からなる熱出力 3926ＭＷのＡＢＷＲの炉心を電気加熱の実寸大模擬燃料集合体 1 体で模擬しており，各部の体積は実機の 1/872 となっている。したがって，実験は実寸大模擬
燃料集合体 1 体を用いた炉心の平均的な挙動を示している。ＡＢＷＲは設
計 基 準事故時においては炉心が冠水維持される設計になっており，炉心 が露 出 ，再冠水する過程がないため炉心の三次元的流動様式の差異は重要 では な い。なお，ＡＢＷＲで炉心露出が発生する場合は，ＢＷＲと同様の 炉
心 ヒ ートアップが発生するため，前述のＴＢＬ及びＲＯＳＡ−Ⅲにおけ る
実験結果が適用できると考える。
1-93

し たがって，ＦＩＳＴ−ＡＢＷＲはＡＢＷＲの事故後の熱水力挙動を 模
擬 す ることが可能であり，実験解析で得られた結論はＡＢＷＲへ適用で きると考える。
（2）ＥＣＣＳ構成の影響
Ｔ ＢＬ及びＲＯＳＡ−Ⅲは外部再循環系及びジェットポンプを有する プ
ラントを模擬し，また，ＥＣＣＳは炉心上部に注水する炉心スプレイ系（ＨＰ Ｃ Ｓ及びＬＰＣＳ），炉心バイパス部に注水するＬＰＣＩで構成する Ｅ
ＣＣＳを模擬しており，実プラントの構成と相違はない。
ま た，ＡＢＷＲ実プラントは炉心上部に注水する高圧炉心注水系（Ｈ Ｐ
Ｃ Ｆ ），原子炉隔離時冷却系（ＲＣＩＣ）及び低圧注水系（ＬＰＦＬ） で
構 成 されるが，ＦＩＳＴ−ＡＢＷＲは炉心上部に注水する高圧炉心スプ レ
イ 系 （ＨＰＣＳ）とダウンカマ部に注水する高圧注水系（ＨＰＦＬ）で 構
成 さ れており，実プラントと相違する。しかし，原子炉内注水位置は同 等
で あ ることから，ＨＰＣＦとＨＰＣＳの相違，ＬＰＦＬとＨＰＦＬの相 違
は 原 子炉内保有水の分布の観点からは問題にならない。したがって，実 機
解析へ適用できると考える。
な お，ＡＢＷＲの設計基準事故解析及びＦＩＳＴ−ＡＢＷＲ実験では ，
炉 心 が冠水維持され，炉心のヒートアップはない。しかし，有効性評価 解析 で は炉心が露出し，燃料被覆管温度が上昇する。ＡＢＷＲにおいて炉 心が 露 出し，燃料被覆管温度が上昇する事象については，炉心の熱水力的 挙
動 は ＢＷＲの中小ＬＯＣＡの挙動と同様と考えられる。ＡＢＷＲは低圧 注
水 系 が炉心シュラウド外のダウンカマ部に注水されるが，冷却水は炉心 下部 プ レナムに流入し，さらに燃料集合体下部より燃料集合体内に流入し て
炉 心 を再冠水冷却する。これは，低圧注水系が炉心シュラウド内に注水 され る ＢＷＲも同様であり，炉心バイパス領域の上部に注水された冷却水 はバ イ パス部に蓄積し，燃料集合体下部より燃料集合体内に流入して炉心 を
再 冠 水冷却する。したがって，ＢＷＲの炉心ヒートアップ挙動を模擬し た実 験 結果により妥当性を確認されたＳＡＦＥＲコードは，ＡＢＷＲの炉 心
露出及びヒートアップ解析にも適用できると考える。

4.5.3

実機解析（9×9 燃料）への適用性

Ｓ ＡＦＥＲコードの妥当性確認に使用したＴＢＬ，ＲＯＳＡ−Ⅲ及び Ｆ
ＩＳＴ-ＡＢＷＲ各実験の模擬燃料集合体は，表 4-7 に示すとおり，いずれも実機の 8×8 燃料集合体を模擬している。一方，実機の有効性評価解析は，

1-94

9×9 燃料を装荷した炉心について解析，評価していることから，ＳＡＦＥ
Ｒコードの 9×9 燃料への適用性について以下に述べる。
ＳＡＦＥＲコードの熱水力モデル及び炉心ヒートアップモデルは，3.3 節に述べたように，一般的な式を用いている。また，9×9 燃料は従来燃料との共存性を考慮して，従来の炉型でも使用し得るよう燃料集合体の改良が行われており，燃料の相違による熱水力的特性の差は小さい。したがって，
ＳＡＦＥＲコードを 9×9 燃料に適用する場合は，添付 1 に示した解析条件のうち，燃料及び炉心に係るデータを 9×9 燃料及び炉心の設計に基づいて適切に入力することにより，その炉心の長期間の原子炉内熱水力過渡変化を適切に評価することができる。
なお，燃料の相違により変更する具体的な解析条件を，添付 1 より抜粋
して表 4-8 に示す。9×9 燃料(A 型)は，燃料集合体の有効燃料長下端から約2/3 の高さまで部分長燃料棒が存在するため，燃料集合体の水力等価直径と流路面積は，部分長燃料棒上端の上下で変化する。この影響として，部分
長燃料棒上端より上の領域では，空間が存在するため流速が低下して熱伝達率が低下する可能性が考えられる。ＳＡＦＥＲコードは，炉心（全燃料集合体）の水力等価直径と流路面積を軸方向で一様としてモデル化しているため，9×9 燃料(A 型)装荷炉心の解析に際しては，部分長燃料棒上端より上の領域の水力等価直径と流路面積で代表している。炉心の水力等価直径と流路面積の入力データの解析結果への影響は小さいが，部分長燃料棒上
端より上の領域の形状で代表する場合の方が水力等価直径が大きくなり，
その結果として炉心露出時の蒸気単相熱伝達係数を小さめに見積もるように取り扱っている。一方，部分長燃料棒上端より上の領域の形状で代表した場合，過渡時の燃料集合体の圧力損失が低減され，炉心流量が増加する
傾向になると考えられるが，炉心冷却上，その影響は小さい。

4.5.4

まとめ

以 上より，本章に記載している妥当性確認結果は，ＥＣＣＳ構成等の 異な る ＢＷＲプラント共通の妥当性確認として適用性を有するとともに， 実
機ＢＷＲの有効性評価解析に適用できると言える。
な お，有効性評価解析における原子炉内ノード分割は，ＬＯＣＡと同 様の 物 理現象が想定されることから，ＢＷＲのＬＯＣＡ模擬実験解析と同 様の 分 割とする。また，有効性評価解析が対象とするシーケンスでは，炉 心
露 出 による燃料被覆管のヒートアップの可能性があるため，炉心及び高 出

1-95

力燃料集合体に関しては軸方向にさらに細分化し，有効発熱部を 10 分割，
その上下の非加熱部を含めて全 12 分割とする。

1-96

表 4-6ＳＡＦＥＲコードによる実験解析結果と実験結果の比較 (22)最高温度(℃)

最高温度時刻(s)再冠水時刻(s)

実験

解析

実験

解析

実験

解析

(1)

446

599

135

152

162

165

(2)

533

591

524

536

550

604

(3)

351

421

134

143

156

167

(4)

598

654

612

620

668

722

(1)

511

612

119

136

171

182

(2)

559

581

133

135

177

182

(3)

644

674

190

184

210

210

(4)

573

627

336

328

366

368

(5)

566

594

410

383

440

447

(6)

531

542

531

512

548

553

(7)

382
温度上
昇なし
同上

696

691

−

−

(2)

364
温度上
昇なし
同上

−

−

734
露出
なし
同上

738
露出
なし
同上

(3)

同上

同上

−

−

同上

同上

(4)

同上

同上

−

−

同上

同上

実験
TBL

ROSA-Ⅲ

FIST-ABWR

(1)

表 4-7
項目

実験装置のスケーリング及びＥＣＣＳ構成
TBL

ROSA-Ⅲ

FIST-ABWR

模擬した

BWR

BWR

ABWR

プラント

熱出力 3293MW

熱出力 3800MW

熱出力 3926MW

集合体数 764 体

集合体数 848 体

集合体数 872 体

HPCS/LPCS/LPCI

HPCS/LPCS/LPCI

HPCF/LPFL/RCIC

体積比：2/764

体積比：1/424

体積比：1/872

熱出力：約 10MW

熱出力：約 4MW

熱出力：約 4.6MW

実験装置

集合体数：8×8 燃 集合体数：8×8 燃 集合体数：8×8 燃
料 2 体（実寸大）料 4 体（1/2 長）

料 1 体（実寸大）HPCS/LPCS/LPCI

HPCS/LPCS/LPCI

HPCS/HPFL1-97

表 4-8燃料の相違により変更するＳＡＦＥＲ解析条件

分類

解析条件

定 格 出 力 運 転 条 冷却材体積

炉心

件 パ ラ メ ー タ 及 流路形状データ（各領域の水 炉心
び 幾 何 形 状 デ ー 力的等価直径，流路断面積） 上部タイプレート
タ

圧力損失データ

炉心データ

炉心核分裂出力時間変化

炉心

炉心崩壊熱時間変化
燃料データ

燃料集合体あたりの燃料棒数
燃料棒配列
燃料棒ピッチ
燃料棒有効長燃料被覆管外径，燃料被覆管肉厚
燃料被覆管物性（熱伝導率，比熱，密度）
燃料ペレット直径
燃料ペレット−燃料被覆管ギャップ条件（ガス圧力，
ガス組成，ギャップ熱伝達係数）
燃料ペレット物性（熱伝導率，比熱，密度）
燃料ペレット径方向出力分布
燃料棒最大線出力密度
燃料棒軸方向出力分布
局所出力ピーキング
燃料集合体断面平均燃焼度

1-98解析結果（℃）

1200（基準値1200℃）

1000

TBL(1)

800

TBL(2)
TBL(3)
TBL(4)600

ROSA-Ⅲ(1)ROSA-Ⅲ(2)400

ROSA-Ⅲ(3)200

ROSA-Ⅲ(4)ROSA-Ⅲ(5)ROSA-Ⅲ(6)ROSA-Ⅲ(7)

0
0

200

400

600

800

1000

1200

実験結果（℃）

図 4-34

燃料被覆管最高温度の比較 (22)1-99

5．有効性評価への適用性
4 章に記載した実験解析を踏まえ，重要現象についての不確かさ，及びその 不 確かさが評価指標の観点と運転員操作の観点から有効性評価解析へ 与える影響について表 5-1 にまとめた。以下にその不確かさについて記述する。
5.1

不確かさの取扱いについて（評価指標の観点）
Ｓ ＡＦＥＲコードで取り扱う評価指標は，燃料被覆管温度であるため ，

燃料被覆管温度への重要現象の不確かさの影響について以下に記載する。
（1）崩壊熱崩 壊熱は信頼性の高い評価モデルと最確条件を包絡できる条件を使用 して 大 きくなるように評価した値をＳＡＦＥＲコードの入力として使用し ているため，有効性評価では燃料被覆管温度を高く評価する。
（2）燃料棒表面熱伝達，沸騰遷移，気液熱非平衡
燃料棒表面熱伝達，沸騰遷移及び気液熱非平衡については，実験解析において，熱伝達係数を低めに評価する可能性があり，他の解析モデルの不確かさ
ともあいまってコード全体として，スプレイ冷却のない実験結果の燃料被覆管
最高温度に比べて高めに評価することから，有効性評価解析においても燃料被覆管温度は高めに評価される。
（3）燃料被覆管酸化
燃 料被覆管の酸化量の計算は，燃料被覆管温度が高温となる場合に酸 化
量，酸化反応熱を高めに評価する Baker-Just の式を適用しているため，燃料被覆管温度は高めに評価される。
（4）燃料被覆管変形
燃 料被覆管温度計算と燃料棒内圧の計算から，内圧による応力が破裂 限
界 応 力を超えた場合には，燃料被覆管が破裂を起こすとみなし，燃料被 覆
管 の 内側にもジルコニウム−水反応を計算する。破裂を判定する限界応 力は，図 3-10 に示したように，実験データのベストフィット曲線を仮定し，現実的な条件としている。

1-100

（5）沸騰・ボイド率変化，気液分離（水位変化）・対向流，三次元効果
炉 心の二相水位は，解析結果に重畳する水位振動成分を除いて，実験 結
果 と 概ね同等の結果が得られていることから，有効性評価解析における 燃
料 被 覆管温度への影響は小さい。また，低圧代替注水設備の注水による 炉
心内の二相水位変化に起因する燃料棒冷却（蒸気単相冷却又は噴霧流冷却）の不確かさは 20℃〜40℃程度である（添付 5 参照）。
な お，原子炉圧力の評価において，炉心スプレイを用いる一部の実験 解析 で は実験結果に比べて圧力低下を早めに予測する不確かさがあるが， 有効性評価解析では炉心スプレイは使用されないため考慮する必要はない。
（6）冷却材放出（臨界流・差圧流）
Ｓ ＲＶからの冷却材流出については，設定圧力で設計流量が放出され る
よ う に入力で設定するため，不確かさの影響はない。破断口からの冷却 材
流出は，実験データと良く一致する現実的な臨界流モデルを適用しており，有効性評価解析における燃料被覆管温度への影響は小さい。
冷 却材圧力変化については，原子炉注水系の注水開始時間や流量に影 響するが，圧力変化は実験結果と概ね同等の解析結果得られていることから，有効性評価解析における燃料被覆管温度への影響は小さい。
（7）ＥＣＣＳ注水（給水系・代替注水設備含む）
Ｅ ＣＣＳ注水（給水系・代替注水設備含む）の原子炉注水については ，各 系 統の設計条件に基づく原子炉圧力と注水流量の関係を使用しており ，
実 機 設備仕様に対して注水流量を少なめに与え，燃料被覆管温度を高め に評価する。
（8）沸騰・凝縮・ボイド率変化，気液分離（水位変化）・対向流
シ ュラウド外水位については，二相流動モデルの妥当性の有無は重要 でな く ，質量及び水頭のバランスだけで定まるコラプス水位が取り扱えれ ば十 分 であることから，有効性評価解析における燃料被覆管温度への影響 は小さい。
以 上より，重要現象の不確かさは，燃料被覆管温度を過大評価又は過 大
評 価 する方向に寄与し，有効性評価解析は評価指標の観点で厳しい評価 となっている。

1-101

5.2

不確かさの取扱いについて（運転操作の観点）
Ｓ ＡＦＥＲコードで取り扱う運転操作は，ＳＲＶを使用した原子炉減 圧

操 作 及びＥＣＣＳ又は代替注水設備を使用した原子炉注水操作，注水停 止
操 作 である。これらの運転操作へのコードの不確かさの影響を以下に記 載する。
（1）運転操作の起点への影響
Ｓ ＲＶを使用した原子炉減圧操作及びＥＣＣＳ，代替注水設備を使用 した 原 子炉注水操作は，代替電源あるいは代替注水設備の準備が完了した タ
イ ミ ング又は原子炉水位低信号の発信を起点に実施する。代替電源ある いは 代 替注水の準備の完了のタイミングは訓練実績等に基づく時間に余裕 を
み て 設定されるため，不確かさの影響は安全側に評価される。また，原 子
炉 水 位低信号の発信はＥＣＣＳ起動用設定水位を採用しており，事象発 生
後 の 原子炉水位の低下過程で発信される。事象発生後の原子炉水位変化 は
崩 壊 熱及び臨界流モデルの不確かさの影響があるが，これらの評価モデ ル
及 び 評価条件の選定には信頼性の高い評価モデル及び現実的な評価条件 を採用しているため，不確かさの影響は小さい。
な お，燃料被覆管の破裂判定に対しては，ベント操作への影響が考え ら
れ る が，ベント開始タイミングまでの時間的余裕が十分あることから， コ
ードの不確かさが運転操作の可否に影響することはない。
ま た，解析上の取扱いとして，破裂判定は燃料被覆管温度が最も高く なる 燃 料集合体の値を代表として用いるが，現実的な炉心における燃焼度 の
分布を踏まえると，その影響はさらに小さくなる。
（2）運転操作後の影響
原 子炉減圧操作後は，原子炉圧力変化に対応して原子炉への注水が行 わ
れ ， 原子炉水位の回復及び維持がなされる。その後，注水系の停止，再 起
動 等 の運転操作が考えられるが，原子炉圧力が低下し，かつ，原子炉水 位が 維 持された状態であるため，コードの不確かさはその後の運転操作の 可否に影響しない。

1-102

表 5-1

分類
炉心
(核)

解析モデル
崩壊熱モデル

燃料棒表面
熱伝達，沸
騰遷移

燃料棒表面熱
伝達モデル

燃料被覆管
酸化

ジルコニウム−水反応モデル

燃料被覆管
変形

膨れ・破裂評
価モデル

1-103

重要現象
崩壊熱

炉心
(燃料)

重要現象の不確かさ（1/3）
不確かさ
有効性評価解析への影響
入力値に含まれる。最確条件を包絡でき 崩壊熱を大きく設定するため，燃料被覆る条件を設定することにより崩壊熱を大 管温度を高く評価する。
きくするよう考慮している。
TBL，ROSA-Ⅲの実験解析において，熱伝 実験解析では熱伝達モデルの保守性によ
達係数を低めに評価する可能性があり， り燃料被覆管温度を高く評価することか
他の解析モデルの不確かさともあいまっ ら，有効性評価解析でも燃料被覆管温度てコード全体として，スプレイ冷却のな を高く評価する。
い実験結果の燃料被覆管最高温度に比べて+10℃〜+50℃程度高めに評価する。
また，低圧代替注水設備による注水での燃料棒冷却過程における蒸気単相冷却又
は噴霧流冷却の不確かさは 20℃〜40℃程度である。
酸化量及び酸化反応に伴う発熱量をより 燃料被覆管温度を高く評価する。
大きく見積もる Baker-Just 式による計算モデルを採用しており，保守的な結果を与える。
膨れ・破裂は，燃料被覆管温度と円周方 破裂発生前の燃料被覆管の膨れ及び破裂
向応力に基づいて評価され，燃料被覆管 発生の有無は，伝熱面積やギャップ熱伝
温度は上述のように高めに評価され，円 達係数，破裂後のジルコニウム−水反応
周方向応力は燃焼期間中の変化を考慮し 熱に影響を与え，燃料被覆管最高温度及て燃料棒内圧を大きく設定し保守的に評 び酸化割合に影響を与えることとなる。
価している。従って，ベストフィット曲 解析コードでは，前述の判定を行うため線を用いる場合も破裂の判定は概ね保守 の燃料被覆管温度を高めに評価すること的となる。
から，概ね保守的な結果を与えるものと考える。

表 5-1

分類

重要現象
沸騰・ボイ
ド率変化，
気 液 分 離（ 水 位 変
化）・対向
流，三次元
効果

1-104

炉心
(熱流
動)

気液熱非平
衡

重要現象の不確かさ（2/3）
解析モデル
不確かさ
二 相 流 体 の TBL，ROSA-Ⅲ，FIST-ABWR の実験解析において，流動モデル 二相水位変化は解析結果に重畳する水位振動成分を除いて，実験結果と概ね同等の結果が得られている。低圧代替注水設備の注水による燃料棒冷却（蒸気単相冷却又は噴霧流冷却）の不確かさは
20℃〜40℃程度である。
また，原子炉圧力の評価において，ROSA-Ⅲでは
2MPa より低い圧力で系統的に圧力低下を早めに予測する傾向を呈しており，解析上，低圧注水系の起動タイミングを早める可能性が示される。しかし，実験で圧力低下が遅れた理由は，水面上に露出した上部支持格子等の構造材の温度が燃料被覆管からの輻射や過熱蒸気により上昇し，LPCS
スプレイの液滴で冷却された際に蒸気が発生したためであり，低圧注水系を注水手段として用いる本事象シーケンスでは考慮する必要のない不確かさである。このため，燃料被覆管温度に大きな影響を及ぼす低圧代替注水設備の注水タイミ
ングに特段の差異を生じる可能性はないと考えられる。
燃 料 棒 表 面 TBL，ROSA-Ⅲの実験解析において，熱伝達係数を
熱 伝 達 モ デ 低めに評価する可能性があり，他の解析モデルのル
不確かさともあいまってコード全体として，スプレイ冷却のない実験結果の燃料被覆管最高温度に比べて+10℃〜+50℃程度高めに評価する。

有効性評価解析への影響
炉心内の二相水位変化を概ね同等に適切に評価することから，有効性評
価解析では燃料被覆管温度への影響は小さい。なお，解析に対して実機の注水量が多いため，燃料露出期間が短くなり，有効性評価解析では燃料被覆管温度を高めに評価する。

実験解析では熱伝達モデルの保守性により燃料被覆管温度を高く評価することから，有効性評価解析でも燃料被覆管温度を高く評価する。

表 5-1

分類

重要現象
冷却材放出
（臨界流・
差圧流）

1-105

沸 騰 ・ 凝
原子炉圧
縮・ボイド
力容器
率変化
(逃がし
気 液 分 離安全弁を（ 水 位 変
含む)
化）・対向
流

ＥＣＣＳ注
水 （ 給 水系・代替注
水 設 備 含む）

重要現象の不確かさ（3/3）
解析モデル
不確かさ
有効性評価解析への影響
臨 界 流 モ デ TBL，ROSA-Ⅲ，FIST-ABWR の実験解析において， SRV 流量は，設定圧力で設計流量が放ル
圧力変化は実験結果と概ね同等の解析結果が得 出されるように入力で設定するため，られており，臨界流モデルに関して特段の不確 不確かさの影響はない。破断口からのかさを考慮する必要はない。
流出は実験結果と良い一致を示す臨界流モデルを適用している。有効性評
価解析でも圧力変化を適切に評価し，原子炉への注水のタイミング及び注水流量を適切に評価するため，燃料被覆管温度への影響は小さい。
二 相 流 体 の 下部プレナムの二相水位を除き，ダウンカマの シュラウド外水位を適切に評価する流動モデル 二相水位（シュラウド外水位）に関する不確か ことから，有効性評価解析では燃料被さを取り扱う。シュラウド外水位については， 覆管温度への影響は小さい。
燃料被覆管温度及び運転員操作のどちらに対しても二相水位及びこれを決定する二相流動モデ
ルの妥当性の有無は重要でなく，質量及び水頭のバランスだけで定まるコラプス水位が取り扱えれば十分である。このため，特段の不確かさを考慮する必要はない。
原 子 炉 注 水 入力値に含まれる。各系統の設計条件に基づく 注水特性は，それぞれの系統の設計条
系モデル
原子炉圧力と注水流量の関係を使用しており， 件に基づく原子炉圧力と注水流量の実 機 設 備 仕 様 に 対 し て 注 水 流 量 を 少 な め に 与 関係を入力する。実機設備に対して注え，燃料被覆管温度を高めに評価する。
入流量を少なめに与えるため，有効性
評価解析では燃料被覆管温度を高めに評価する。

6.

参考文献(1) ｢沸騰水型原子力発電所

非常用炉心冷却系（ＥＣＣＳ）の新性能評価手法について｣，株式会社日立製作所，ＨＬＲ−032 訂３，平成 10 年５月(2) ｢沸騰水型原子力発電所

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1-108

添付 1

解析コードにおける解析条件

添付表 1（1/4）解析コードにおける解析条件
分類

解析条件

定 格 出 力 運 転 条 原子炉熱出力
件 パ ラ メ ー タ 及 炉心流量
び 幾 何 形 状 デ ー 主蒸気流量
タ

給水流量
再循環ポンプ流量
原子炉ドーム圧力
原子炉水位
冷却材体積

炉心
上部プレナム下部プレナム
炉心バイパス
制御棒案内管
ダウンカマ
蒸気ドーム
主蒸気配管
再循環配管

原 子 炉 各 部 の 寸 法 燃料有効部上端，下端（ 圧 力 容 器 下 端 か シュラウドヘッド上端，下端
らの高さ）

給水スパージャノズル
シュラウドサポートプレート
ジェットポンプ上端，下端
気水分離器出口
制御棒案内管下端
炉心支持板上端チャンネルボックス上端
ＥＣＣＳ注水位置
水位計ノズル
主蒸気出口ノズル
圧力容器頂部1-109

添付表 1（2/4）解析コードにおける解析条件
分類

解析条件

定格出力運転条

流路形状データ（各 炉心

件パラメータ及領 域 の 水 力 的 等 価 上部プレナム

び幾何形状デー直径，流路断面積） 下部プレナム

タ

ダウンカマ
上部タイプレート
炉心入口オリフィス
ジェットポンプ入口
原 子 炉 圧 力 容 器 及 圧力容器
び 内 部 構 造 材 デ ー 炉心シュラウド
タ（質量，熱容量， 炉心支持板
表面積）

上部格子板
チャンネルボックス
制御棒案内管
制御棒
気水分離器
蒸気乾燥器

圧力損失データ

主蒸気配管
炉心
気水分離器

1-110

添付表 1（3/4）解析コードにおける解析条件
分類
炉心データ

解析条件
炉心核分裂出力時間変化
炉心崩壊熱時間変化
燃料集合体数

燃料データ

燃料集合体あたりの燃料棒数
燃料棒配列
燃料棒ピッチ
燃料棒有効長燃料被覆管外径，燃料被覆管肉厚
燃料被覆管物性（熱伝導率，比熱，密度）
燃料ペレット直径
燃料ペレット−燃料被覆管ギャップ条件（ガス圧力，ガス
組成，ギャップ熱伝達係数）
燃料ペレット物性（熱伝導率，比熱，密度）
燃料ペレット径方向出力分布
燃料棒最大線出力密度
燃料棒軸方向出力分布
局所出力ピーキング
燃料集合体断面平均燃焼度

1-111添付表 1（4/4）解析コードにおける解析条件
分類
ＳＲＶ

解析条件
段数及び個数
吹き出し圧力吹き出し容量再循環ポンプ

ポンプ台数
停止トリップ設定点
慣性時定数

主蒸気隔離弁

閉トリップ設定点
全閉時間

事 故 収 束 に 重 要 ＥＣＣＳ及びＲＣＩＣ
な機器，操作関連 （自動起動・停止設定点，作動遅れ時間，台数，容量，原
子炉注水特性，冷却水温度，注水・停止手動操作条件）
代替注水設備（注水・停止手動操作条件，台数，容量，原子炉注水特性，
冷却水温度）
自動減圧系（ＡＤＳ）（弁個数，吹き出し圧力，吹き出し容量，自動起動設定点，作動遅れ時間）ＳＲＶ（手動開操作条件，個数）
事故条件

破断条件（位置，口径）
格納容器圧力

1-112

添付 2

相関式，モデルの適用性

Ⅰ．平衡均質臨界流モデルの適用性
1. はじめに
炉心損傷防止対策の有効性評価に使用している平衡均質臨界流モデル（ １ ）は ， 二相流を飽和平衡の均質流とみなし，摩擦を考慮しない単相の臨界 流
理 論 を適用したモデルである。本モデルは「ＥＣＣＳ性能評価指針」で 使用を認められているものである。
2. 平衡均質臨界流モデルの適用性
平 衡均質臨界流モデルによる計算値は実験データとの比較によりその 妥
当性が確認されている。
(1)

飽和水のブローダウン実験データとの比較 （ １ ）添付図 2-1 に，内田，Fauske，Henry，そして Sozii らの異なる研究者に
よ る 飽和水のブローダウン実験結果を示す。これらの実験における管内 径
は 0.4〜1.31 cm（0.158〜0.513 in.）である。また，Allemann は，内径 17.3
cm（6.8 in.）までの管を介して容器からのブローダウン実験を行っている。
図には，流量が均質に近くなるパイプ長さ 10 cm（4 in.）以上のデータのみを示す。
図 は管入口部が飽和水の場合の臨界流量と入口圧力の関係を示してお り ，
臨 界 流量は管入口圧力とともに増加する。図には管径，管長の異なる実 験
データが含まれているが，管長はすべて 10cm 以上であり，管入口付近の非平 衡 の影響は少ないと考えられ，この場合の臨界流量は実線で示す平衡 均質臨界流モデルによる計算値と一致している。
(2)

飽和水及び未飽和水のブローダウン実験データとの比較 （ １ ）添付図 2-2 は，Henry のブローダウン実験による流出流量であり，長さ90cm（3 ft），内径 0.8 cm（0.313 in.）の管からの流出である。図は，管入 口 部が飽和水及び未飽和水の状態における臨界流量を管入口部エンタ ル
ピ に 対して示している。管入口部が飽和水及び未飽和水のいずれの状態 に
お い ても，実線で示す平衡均質臨界流モデルによる計算値は実験データ と良い一致を示している。
(3)

ノズル形状の影響 （ ２ ） （ ３ ）Sozzi らの実験では，管長，管径，管入口・出口形状及び入口サブクール
度 な ど臨界流量に対する主要な影響因子の効果が系統的に調べられてい る。
1-113

添付図 2-3 は滑らかな管入口部をもつ直管から流出する臨界流量を管長 Lに 対 して示したもので，臨界流量は管長の増加につれて最初急激に，そ の後緩やかに減少している。また，図中には各入口クオリティについて，L=0
す な わち管の摩擦がないものとし，熱平衡状態を仮定した平衡均質臨界 流モデルによる計算値が示されている。管長が 0.127m(約 5 in.)の点で計算
値 と 実験値は良く一致し，この点よりも短い場合には管入口部での急激 な状 態 変化により生じる気液間の非平衡のため臨界流量は平衡均質臨界流 モ
デ ル による計算値より大きく，一方，この管入口部での非平衡が緩和す る
0.127m(約 5 in.)よりも長い場合には L すなわち管摩擦の影響により臨界流量は小さくなる。
3. まとめ
熱 平衡状態を仮定した平衡均質臨界流モデルにより，管入口条件を適 用
し ， 容器に接続する管からの冷却材流出流量を予測した。平衡に達する のに十分な長さ（0.127m(約 5 in.)）をもつ場合の流出流量は，管入口状態が飽 和 水及び未飽和水ともに，計算結果と実験データは良く一致しており ，流出流量は管入口近傍の均質流により制限されること示している。
Ｂ ＷＲプラントで仮定する破断口及びＳＲＶからの流出流量は，圧力 容器ノズル又はノズルに接続する配管を通過し，その長さは 0.127m(約 5 in.)よ り 長い。したがって，管入口付近の非平衡の影響は無視できると考え ら
れ ， 平衡均質臨界流モデルを炉心損傷防止対策の有効性評価に適用する ことは妥当である。

参考文献(1) F.J. Moody,
VesselMaximum Discharge Rate of Liquid-Vapor Mixtures from

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(2) G.L. Sozzi and W.A. Sutherland,
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(3) 日本機械学会 編,改訂 気液二相流技術ハンドブック,コロナ社 2006 年

1-114

添付図 2-1飽和水の臨界流実験データ (１ )1-115

添付図 2-2未飽和水及び飽和水の臨界流実験データ (１ )1-116

添付図 2-3臨界流量の管長による変化 (３ )1-117

Ⅱ．熱伝達相関式，モデルの適用性
1. 炉心損傷防止対策の有効性評価における熱伝達相関式の選定
炉 心損傷防止対策の有効性評価における事故シーケンスグループのう ち ，
高 圧 ・低圧注水機能喪失（TQUV）を例にすると，給水流量の全喪失後， 原子 炉 水位が急速に低下し，原子炉水位低（レベル３）信号が発生して原 子
炉 は スクラムするが，原子炉水位低（レベル２及びレベル１）で高圧注 水系 及 び低圧注水系の起動に失敗する。原子炉の減圧をＳＲＶにより手動 操
作 に より実施すると，冷却材の流出により原子炉水位が低下し，有効燃 料
棒 頂 部を下回るが，原子炉の減圧後に低圧代替注水設備による注水が開 始
す る と原子炉水位が回復し，炉心は再冠水する。原子炉水位が回復する ま
で の 間に炉心が一時的に露出するために燃料被覆管の温度が上昇するが ，
再冠水により燃料棒は冷却されて燃料被覆管温度は低下する。
事 故期間中の燃料棒ヒートアップ挙動は，事象発生から炉心露出する ま
での冠水状態，露出状態及び水位回復後の再冠水状態を経験することから，
燃 料 棒表面熱伝達を適切に評価するためＳＡＦＥＲコードでは添付表 2-1に 示 す熱伝達相関式，モデルを適用している。これらのモデルは，「Ｅ Ｃ
Ｃ Ｓ 性能評価指針」において妥当性が認められたものである。添付表 2-1にはこれらの相関式，モデル選定の基本的な考え方も合わせて示す。また，
添付図 2-4 に，TQUV 評価における熱伝達係数の適用例を示す。
2. ＳＡＦＥＲコードの熱伝達相関式の適用方法
ＳＡＦＥＲコードは，燃料棒の軸方向ノードが二相混合水で冠水している時は，
核沸騰，遷移沸騰，膜沸騰から熱伝達係数が計算され，熱伝達様式を決める選択
ロジックは添付図 2-5 に従っている。沸騰遷移開始時間 TBT は別途ＳＣＡＴコードで評価された結果を入力する。また，蒸気クオリティが膜沸騰限界クオリティ X C
以上になった場合，又は，燃料被覆管過熱度が安定膜沸騰状態における最小過熱
度 TMIN 以上になった場合には膜沸騰を適用する。燃料被覆管過熱度が TMIN を下回り，さらに限界熱流束過熱度 TCHF 以下の時はリウェットと判定し，核沸騰に復帰する。また，TCHF より大きい場合には遷移沸騰とし，膜沸騰と核沸騰の熱伝達係数を内挿計算する。
燃料棒の軸方向ノードが二相混合水で冠水していない時は，輻射熱伝達と蒸気
冷却又は噴霧流冷却から熱伝達係数が決まる。上部プレナムからの落下水が存在する場合は，落下水（スプレイ）熱伝達と輻射熱伝達が組み合わされる。また，燃料棒及びチャンネルの濡れによる冷却も考慮されている。

1-118

添付表 2-1
添 付 図 2-4
番号①

有効性評価で用いるＳＡＦＥＲコードの熱伝達相関式，モデル

熱伝達様式

核沸騰

熱伝達相関 式，モデル

ボイド率の関数とする相関式

選定の 基本的な考え方
核沸騰熱伝達係数は他の熱伝達係数に比べて非常に大きく，この熱伝達係数の変化に対し，燃料被覆管温度の感度が非常に小さいため簡便化したモデルとしている
単相流の相関式として広く認め

②

蒸気単相

Dittus-Boelter の式られている評価式を採用してい
る

③

膜沸騰

噴霧流冷却の相関式と修正 Bromley の 式をボイド率の関数として使用する
相関式（低ボイド率 ；低流量）
修正 Bromley の式（高ボイド率 ；高流量）
Sun-Saha の式

④

遷移沸騰

核沸騰と膜沸騰の熱伝達係数を燃料被覆管過熱度で内挿した相 関式

1-119

過渡事象発生直後の高流量，高圧条件から ECCS 等の注水による炉心再冠水後の低流量，低圧条
件まで適用可能なモデルとして採用している
低ボイド率では，管壁を薄い気相膜が覆い，チャンネルの中心を二相混合相が流れる逆環状流の形態の流れとなる。気相への熱伝達及び気相から液相への熱伝達は対流によって行われ，修正 Bromley の 式により実験デー
タを良く予測できることから採用している
蒸気に液滴が混入した場合の噴霧流冷却は，上記の蒸気単相熱伝達相関式をもとに液滴を考慮した補正項及び過熱蒸気中の液滴の蒸発量を決める相関式を組み合わせたモデルであり，模擬
燃料集合体冷却実験におけるロッド表面温度を実験値よりも高く評価することから採用している
核沸騰と膜沸騰の間を連続的に変化させるためにモデル化しており，燃料棒上での遷移沸騰が比較的短い過渡期間で生じるため，このような補間モデルが容認可能と考え られる

④
①

②

③

添付図 2-4熱伝達係数の推移（TQUV の例）

1-120

T
TBT

：事故後の時間：沸騰遷移時間（入力）X
XC：クオリティ
：膜沸騰限界クオリティ（入力）

No

燃料棒冠水
Yes

T ：燃料被覆管過熱度
TMIN ：最小安定膜沸騰過熱度

T  TBT

TCHF ：限界熱流束過熱度（入力）

Yes

No
Yes

スプレイ
（落下水）

X  XC

No
Yes

濡

れ

No

No

No

Yes

T  TMIN

蒸気単相

Yes

No

Yes
Yes

T  TCHF
No

濡

れ

スプレイ

添付図 2-5

噴 霧 流

蒸気単相

遷 移 沸 騰核 沸 騰ＳＡＦＥＲコードの熱伝達様式選択ロジック

1-121

膜 沸 騰

3. 有効性評価において適用する熱伝達相関式，モデルの適用性
Ｓ ＡＦＥＲコードに採用した個々の熱伝達相関式は実験結果との比較 によ り 妥当性を確認し，これらの熱伝達相関式を適用した燃料被覆管温度 の計 算 結果の妥当性は，炉心露出，原子炉注水及び炉心再冠水の一連の過 程を模擬した LOCA 模擬システム実験結果との比較により確認している。
また，添付表 2-2 に熱伝達相関式のデータベース又は妥当性確認実験のパラメータ範囲と有効性評価におけるパラメータ変化範囲を示す。
以 下に，有効性評価において適用する熱伝達相関式，モデルの適用性 を示す。

添付表 2-2

熱伝達相関式の実験範囲と有効性評価における変化範囲

熱伝達相関式

実験パラメータ範囲

有効性評価解析のパラメータ変化範囲例

Jens-Lottes の式

圧力；

圧力；

（核沸騰熱伝達）0.6〜17.2MPa[abs]0.7〜7.7 MPa[abs]

熱流束；

熱流束；

〜7.9×10 6 W/m 2〜1.3×10 6 W/m 2

Dittus-Boelter の式

バンドル蒸気流量；

バンドル蒸気流量；（蒸気単相熱伝達）

100〜1200 kg/h

〜600kg/h

バンドル出力；バンドル出力；30〜280 kW〜170kW

加熱面最高温度；

加熱面最高温度；

400〜700℃〜約 1100℃

圧力；

圧力；

修正 Bromley の式（ 低 流 量 膜 沸 騰 熱 伝 8.3MPa[gage]以下〜1.6 MPa[gage]達）

加熱面温度；

加熱面温度；

1260℃以下〜約 1100℃

Sun-Saha の式

バンドル蒸気流量；

バンドル蒸気流量；（噴霧流熱伝達）200〜1000 kg/h

〜600kg/h

バンドル出力；バンドル出力；60〜300 kW〜170kW

1-122

(1) 核沸騰
燃料が露出するまでの核沸騰領域については，Jens-Lottes の式 （ １ ） 及び単相流については Dittus-Boelter の式 （ ２ ） に基づいた熱伝達係数を，ボイド率の関数とするモデルを適用している。
このモデルは添付図 2-6 に示すように 3 つの領域に分け，それぞれの境
界の値を入力として与える。H3 は強制対流核沸騰，H2 は未飽和単相強制対流，そして H1 は蒸気単相強制対流に対する熱伝達係数の代表値である。
Jens-Lottes の式のデータベースは単管で，圧力範囲は 85〜2500 psia（約0.6〜17.2 MPa[abs]）である。有効 性評 価解析における 核沸 騰熱伝達適 用
時 の 圧 力 変 動 範 囲 は ， 添 付 表 2-2 に 示 す よ う に Ｓ Ｒ Ｖ 作 動 圧 力 約 7.7
MPa[abs]から原子炉減圧後の約 0.7 MPa[abs]の範囲であり， Jens-Lottesの 式 のデータベースの圧力範囲に含まれる。また，有効性評価解析にお ける 核 沸 騰 熱 伝 達 適 用 時 の 熱 流 束 変 化 範 囲 に つ い て も 参 考 文 献 (1)に 示 さ れる条件の範囲内にある。
以上より，Jens-Lottes の式に基づく熱伝達係数を適用した核沸騰熱伝達
モデルは有効性評価解析にも適用可能である。

Ｈ

H3
熱
伝
達
係
数

H2

H1
0

α1

α2

1

ボイド率

添付図 2-6

核沸騰熱伝達係数モデル

1-123

α

(2) 蒸気単相
燃料が露出した後の蒸気単相状態には単管試験データに基づく
Dittus-Boelter の式 （ ２ ） を適用している。
Ｂ ＷＲの実寸大８×８型模擬燃料集合体 １体を用いた蒸気単 相冷却実 験の実験データと Dittus-Boelter の式による計算結果の比較を添付図 2-7 に示す（ ３ ）（ ４ ）。Dittus-Boelter の式による計算結果が燃料集合体形状を模擬した実験結果より熱伝達が小さくなるのは，Dittus-Boelter の式は滑らか
な 管 内乱流に対し開発された式であり入口部の助走区間の効果を無視し て
い る のに対し，燃料集合体形状を模擬した実験結果はスペーサによる乱 流
促 進 効果及び入口部の助走区間の効果により熱伝達特性が向上するため であ る 。ＳＡＦＥＲコードには，燃料集合体形状を模擬した実験結果に基 づ
き ， スペーサによる乱流促進効果を反映した修正式を備えているが，有 効
性 評 価解析では，これらの熱伝達の改善効果は考慮していないため，実 際の熱伝達を過小評価する。
こ の蒸気単相冷却実験における実験範囲は，模擬燃料集合体の蒸気流 量
100〜1200kg/h，出力 30〜280kW，加熱面最高温度 400〜700℃である。一方，有効性評価解析におけるこれらの変化範囲は添付表 2-2 に示すように，加熱 面 最高温度を除いて実験条件の範囲内にある。加熱面最高温度につい ては 実 験条件を上回るが，本実験において，模擬燃料棒表面温度によって 熱伝達特性はほとんど変わらないことが確認されている。
ま た，ＰＷＲ模擬燃料集合体による蒸気冷却実験データ（模擬燃料棒 最高 温 度 が 約 800℃ 程 度 の Ｏ Ｒ Ｎ Ｌ − Ｔ Ｈ Ｔ Ｆ （ Oak Ridge National
Laboratory - Thermal Hydraulic Test Facility） の 蒸 気 冷 却 実 験 （ Ｐ Ｗ
Ｒの 17×17 型燃料と同じ形状の有効発熱長約 3.66m の模擬燃料棒を８×８型に 64 本配列した集合体を使用し，中小破断 LOCA 時の燃料露出を想定して圧力 2.6MPa から 8.5MPa，模擬燃料棒温度は最大約 800℃の範囲で蒸気単相熱伝達特性を調べた実験）及びＦＬＥＣＨＴ−ＳＥＡＳＥＴデータ（FullLength Emergency Core Cooling Heat Transfer ‒ Separate Effects Tests
And System Effects Tests）の蒸 気冷 却 実験（ ＰＷ Ｒ燃料 と 同じ形 状の 有
効発熱長約 3.66m の模擬燃料棒を 161 本有する集合体と 21 本有する集合体の 2 種類を使用し，圧力 0.14MPa から 0.28MPa，模擬燃料棒温度は最大約220℃の範囲で蒸気単相熱伝達特性を調べた実験）の約 1100 点のデータを使用して Dittus-Boelter の式による計算結果と比較，評価されている（ ５ ）。
この結果によると，Dittus-Boelter の式は少なくとも保守的であると結論されている。なお，Dittus-Boelter の式はプラントル数が 0.7 以上の単相流に適用可能とされている。圧力 0.5MPa[abs]及び温度 1000℃の過熱蒸気のプラントル数を求めると 0.8 以上であることから，このような高温状態
1-124

も Dittus-Boelter の 式 の 適 用 範 囲 に あ る と 考 え る 。 し た が っ て ，Dittus-Boelter の式は有効性評価解析に適用可能である。

添付図 2-7

蒸気単相熱伝達係数の無次元整理（３）（４）

1-125

(3) 膜沸騰及び噴霧流
代 替注水設備による注水が開始された以降の再冠水過程では，燃料棒 が二相水位以下の高流量状態においては Sun-Saha の式に基づく噴霧流熱伝達
相関式 （ ３ ） （ ４ ） ，低流量状態においては修正 Bromley の式 （ ６ ） の 2 つの相 関
式をボイド率の関数として使用するモデルを適用している。
膜沸騰熱伝達係数モデルを図示すると添付図 2-8 のようになる。遷移ボ
イド率  T は，レイノルズ数の関数として実験相関式で与えられる。ボイド率が  T より小さい範囲では，熱伝達係数は修正 Bromley の式が成り立つ。
一方，高ボイド率では流れは噴霧流になるので熱伝達係数は Sun-Saha の式に 基 づく噴霧流熱伝達式を用いる。熱伝達相関式は，蒸気単相熱伝達に 液
滴による熱伝達向上を考慮した Sun のモデルを適用する。また，噴霧流冷却 熱 伝達時においては蒸気の温度は一般に飽和温度よりも高くなる。そ こ
で，この効果を考慮するため，蒸気温度 を Saha のモデルを用いて計算する。
Sun のモデルと Saha のモデルを組み合わせた噴霧流熱伝達モデルによる
計 算 値を，実寸大の電気加熱集合体を使用した噴霧流熱伝達実験結果と 比較した結果を添付図 2-9 に示す。図に示すように，計算によるロッド表面
温度は実験値よりも高くなっている （ ３ ） （ ４ ） 。このことから，噴霧流冷却モ
デルの保守性が示された。
こ の噴霧流熱伝達実験における噴霧流パラメータ範囲は，模擬燃料集 合体の蒸気流量 200〜1000kg/h，出力 60〜300kW である。一方，有効性評価解
析におけるこれらの変化範囲は，添付表 2-2 に示すように，実験条件の範囲内にある。
また，KWU 社の実規模大模擬燃料集合体（340 本ロッド）を使用した再冠
水過渡試験における二相水位下の熱伝達係数を修正 Bromley の式で予測した結果を添付図 2-10 に示す。修正 Bromley の式は，過渡時の膜沸騰領域において試験データと極めて良く一致する （ ６ ） 。
修正 Bromley の式の適用範囲は，参考文献(6)によれば，圧力 1200psig（約 8.3MPa[gage]）以下，加熱面温度 2300°F（約 1260℃）以下である。
一方，有効性評価解析における膜沸騰熱伝達適用時のこれらの変化範囲は，
添付表 2-2 に示すように，修正 Bromley の式の適用範囲に含まれている。
以 上 に よ り ， Sun-Saha の 式 に 基 づ く 噴 霧 流 熱 伝 達 の 相 関 式 及 び 修 正Bromley の式は有効性評価解析に適用可能である。

1-126

添付図 2-8

添付図 2-9

膜沸騰熱伝達係数モデル

Sun-Saha の噴霧流冷却モデルと実験値の比較（３）（４）1-127添付図 2-10

修正 Bromley の式と実験値の比較（６）1-128

(4) 遷移沸騰
燃 料が再冠水し，燃料棒表面温度が最小安定膜沸騰温度より降下した 後に 膜 沸騰から遷移沸騰への遷移が生じる。ＳＡＦＥＲコードは，安定膜 沸騰状態での最小過熱度ΔT MIN における膜沸騰熱伝達係数 H FB と沸騰遷移点に対する燃料被覆管過熱度ΔT CHF における核沸騰熱伝達係数 H NB を内挿する相関式を適用している。添付図 2-11 に遷移沸騰熱伝達係数モデルを示す。安定膜沸騰状態における最小過熱度ΔT MIN は Iloeje の式（ ７ ）を使用して計算する。
Iloeje の式の実験データベースは，1000psia（6.9MPa）の単一圧力における過渡沸騰実験であるが，異なる圧力への外挿性を具備させるため
Berenson の最小プール膜沸騰温度相関式に基づき，質量流束及び熱平衡ク
オリティの効果に対応できるよう拡張している。実験データと Iloeje の式を添付図 2-12 に示すが，Iloeje の式は実験条件下において良く一致してい
る。

logＨ
ＨNB
熱
伝
達
係
数

Ｈ

FB

ΔＴCHF

ΔＴMIN

ΔＴ

過熱度

添付図 2-11

遷移沸騰熱伝達係数モデル

1-129添付図 2-12

最小安定膜沸騰温度に関する Iloeje の式 （ ７ ）1-130

4. 各解析コードによる熱伝達相関式の比較
添付表 2-3 にＳＡＦＥＲコード以外の燃料被覆管温度評価に使用されている熱伝達相関式を比較して示す。これらの熱伝達評価手法を比較すると，
膜沸騰の熱伝達相関式にそれぞれ特徴があり，SAFER 及び RELAP4 は沸騰遷
移後及び炉心再冠水後の膜沸騰も対象にしており，SCAT は沸騰遷移後のみを対象にして相関式を採用している。
・SAFER

沸騰遷 移後 及び 炉心 再冠水 後の 熱伝 達の 予測と して 噴霧 流
冷却の相関式と修正 Bromley の式をボイド率の関数として使用す る相 関式 を採 用して いる 。沸 騰遷 移後の 高ボ イド 率
領域に は過 熱蒸 気中 に液滴 が分 散し た噴 霧流に 対す る熱 伝
達相関 式を ，炉 心再 冠水後 の低 流量 膜沸 騰及び プー ル膜 沸騰に対しては修正 Bromley 式を採用している。

・RELAP4

強 制 対 流 膜 沸 騰 に 対 し て は Groeneveld 5.9 あ る い はDougall-Rohsenow を採用している。いずれも蒸気の強制対流 が 主 要 な 伝 熱 機 構で あ る と い う 仮 定 のも と に得 ら れ た も
のである。

・SCAT

沸 騰 遷 移 後 の ド ラ イア ウ ト 領 域 に お け る熱 伝 達の 予 測 式 としては，本コードは修正 Dougall-Rohsenow 式を採用している。

なお，膜沸騰の熱伝達相関式 Dougall-Rohsenow 式は，蒸気単相流の乱流熱伝達の式である Dittus-Boelter 式を二相流に適用した式であるが，米国 10CFR50
Appendix K においては，Dougall-Rohsenow 式の適用条件によっては熱伝達率を非保守的に評価するとされており，参考文献(10)では，添付図 2-13 に示すように高圧かつ高クオリティ条件下において熱伝達率を過大評価する傾向にあるとしている。また，日本原子力研究所（JAERI）で行われた定常ポスト限界熱流束（CHF）
試験（11）によると，高過熱度で Dougall-Rohsenow 式による予測値が実験値を上回るとの知見もある。ＳＡＦＥＲコードは，Dougall-Rohsenow 式を使用していないが，その基礎となった Dittus-Boelter 式に基づく噴霧流熱伝達率モデルを使用しているため，Dougall-Rohsenow 式の適用方法を確認することにより，ＳＡＦＥＲ
コードにおける噴霧流熱伝達の Sun-Saha のモデルの適用方法の妥当性を確認する。
参考文献（10）によると，非保守性の要因は蒸気温度を飽和としているためであるとしている。また，JAERI で行われた定常ポスト CHF 試験データにおいても，
添付図 2-14 の上段の図に示すように物性値を飽和温度条件で評価すると高過熱度で予測値が実験値を上回る結果になっている。JAERI の実験から，ポスト CHF 熱伝
達係数を保守的に予測するには，ヌセルト数及びプラントル数は蒸気温度を膜温
1-131度として求め，レイノルズ数中の密度は飽和温度，粘性は膜温度としてレイノルズ数を求めて，Dougall-Rohsenow 式を用いるとしている（11）。
この予測法による熱伝達係数の予測値と実験データの比較を伝熱面過熱度に対して整理した結果を添付図 2-15(1)に示す。この図によれば，伝熱面過熱度が十分に大きくなれば，熱伝達係数の予測値は実験データに漸近するが，高過熱度まで結果を保守的に評価する。また，添付図 2-15(2)及び添付図 2-15(3)に示されているように，本予測法が広い条件範囲（2MPa〜18MPa，33〜1100kg/(m2s)）で，蒸気流のヌセルト数を十分保守的に予測することが分かる。
一方，ＳＡＦＥＲコードは，単相蒸気熱伝達の Dittus-Boelter 式及び噴霧流熱伝達の Sun-Saha のモデルの適用においては，蒸気の過熱を考慮した蒸気温度に基づく物性値を使用しており，これらの式の適用方法は添付図 2-7 及び添付図 2-9に示したように保守的であることを確認している。また，JAERI の実験データにおいても，物性値を膜温度で求めた場合の予測値は，添付図 2-14 の中段の図に示す
ように，実験結果より小さい値になるとしている。したがって，ＳＡＦＥＲコードにおけるこれらの相関式の適用方法は妥当である。

1-132

添付表 2-3

燃料被覆管温度評価に使用されている熱伝達相関式
SAFER

解析コ ードRELAP4/MOD6

SCAT/U4/J3 （ 8） （ 9）流動様式

(WREM-JINS/B コードシステム)

核沸騰

Jens-LottesThomJens-Lottes

強制対流蒸発 流

Schrock-Grossman

―

遷移沸騰

McDonough-Milich
-King

膜沸騰

Sun-Saha

Groeneveld 5.9，

修正 Dougall-

及びDougall-Rohsenow

Rohsenow

修正 Bromley
単相蒸気流

Dittus-Boelter

噴霧流

Sun-Saha

Dittus-Boelter

1-133添付図 2-13

Dougall-Rohsenow の式による熱伝達係数評価値（計算値／実験値）（ 10）1-134添付図 2-14

伝熱面表面過熱度とポスト CHF 熱伝達率の関係 （ 11）（試験 10120812；7MPa,562kg/m 2 s,2.9m）

1-135添付図 2-15(1)伝熱面表面過熱度とポスト CHF 熱伝達率の関係 （ 11）

Daugall-Rohsenow

添付図 2-15(2)Nu/Re 0.8 と Pr の関係（高過熱度データ） （ 11）添付図 2-15(3)Nu 数の実験値と予測値との比較 （ 11）

1-136

参考文献
（1）W.H. Jens and P.A. Lottes,

Analysis of Heat Transfer, Burnout,

Pressure Drop and Density Data for High-Pressure Water, Argonne

National Laboratory, ANL-4627, 1951.
（2）F.W. Dittus and L.M.K. Boelter,
Radiators of the Tubular TypeHeat Transfer in Automobile, University of California

Publications in Engineering, Vol.2, No.13, 1930, 443-461（3）「沸騰水型原子力発電所

非常用炉心冷却系解析モデル（SAFER）」，

株式会社東芝，TLR-044 改訂 3，平成 10 年 2 月（4）｢沸騰水型原子力発電所

非常用炉心冷却系（ECCS）の新性能評価手法について｣，株式会社日立製作所，HLR−032 訂 3，平成 10 年 5 月（5）G.L.Yoder,

Rod bundle film boiling and steam cooling data base andcorrelation evaluation, NUREG/CR-4394; ORNL/TM-9628, August 1986.

（6）J.E.Leonard et al. ,Calculation of Low Flow Film Boiling Heat

Transfer for BWR LOCA Analysis, NEDO-20566-1-A Revision 1, October

1982.
（7）O.C.Iloeje et al. , “An Investigation of the Collapse and Surface
Rewet in Film Boiling in Forced Vertical Flow

, Transaction of the

ASME, Journal of Heat Transfer, May 1975.
（8）平成 8 年度 東通原子力発電所の原子炉冷却材喪失事故（大破断）解析に関する報告書，（財）原子力発電技術機構 原子力安全解析所，
INS/M96-40，平成 9 年 3 月（9）ABWR の冷却材流量喪失事故解析及び主蒸気管破断事故解析

成果報告書，（財）原子力工学試験センター 原子力発電総合安全センター 原子力安
全解析所，JINS-0955 M87-H2-H01，昭和 63 年 3 月（10）Compendium of ECCS Research for Realistic LOCA Analysis,

NUREG-1230 R4, December 1988.
（11）井口他，

熱伝達率−

BWR 定常ポスト CHF 試験結果−限界熱流束及びポスト CHF，JAERI−Research 2001-060，2002 年 2 月

1-137

Ⅲ．燃料棒破裂判定曲線の適用性
1. 事故時の燃料破損につながる要因分析
事故時の燃料破損につながる要因分析結果を添付表 2-4 に示す。添付表 2-4より，有効性評価における燃料破損の要因は LOCA と同様に，炉心露出に伴う燃料被覆管温度上昇，原子炉減圧に伴う燃料棒内外圧力の逆転によるものであり，新たな要因はない。
添付表 2-4

事故時の燃料破損につながる要因分析結果

燃料破損の要因

有効性評価における分析

給水喪失，冷却材流出によ 炉心露出による燃料被覆管温度の上昇，原子る炉心露出に伴う燃料被炉手動減圧により燃料棒外圧が低下すること

覆管温度上昇，原子炉減圧 により，燃料棒内圧が高くなることに伴う燃に伴う燃料棒内外圧力の料被覆管破裂に至る可能性がある。

逆転による燃料被覆管破裂
反応度投入事象に伴う急出力運転中の事故では，１＄を超える急激な激な出力上昇による高温

反応度は投入されないため除外できる。

破裂破損，PCMI 破損
高熱流束下での沸騰遷移

有効性評価で仮定している起因事象の全給水（BT）に伴う燃料被覆管の 流量喪失及び外部電源喪失事象では BT は発生
高温酸化による脆性破壊

しない。仮に，事象初期に BT が発生した場合
でも，燃料被覆管温度評価は従来設置許可申請書添付書類十設計基準事故解析では最大でも 600℃程度であること，また，温度上昇は短期間で収まるため燃料被覆管酸化層の増加は無視できる程度であることから，脆化による破損はないと考えられるため除外できる。

1-138

2. 破裂判定曲線の適用性
有効性評価では，従来の設計基準事故（LOCA）解析と比較して炉心露出開始時間が遅く，また，炉心露出時間が長くなる。設計基準事故評価（LOCA）
及び有効性評価において，同じ燃料棒破裂判定曲線を適用することについて，
燃料被覆管の膨れ・破裂に及ぼす影響を検討した結果を以下に示す。
（１）燃料棒内圧と原子炉圧力の差圧（燃料棒内外圧差）
燃料棒内圧の計算に用いられる燃料プレナム部ガス温度は燃料被覆管温度に依存するため，長時間露出時の温度上昇は燃料棒内圧の計算に考慮される。また，原子炉圧力は，従来 LOCA 解析も大気圧近傍にまで減圧され ，
有効性評価でも事故後長期は大気圧近傍まで減圧される。
したがって，有効性評価における燃料棒内外圧差は，従来の設計基準事
故（LOCA）の想定範囲と同等である。
（２）燃料被覆管最高温度（温度上昇率）
炉 心露出開始時間が遅くなる場合，定性的には，崩壊熱が低いことに より 燃 料被覆管の温度上昇率が小さくなる傾向になる。また，炉心露出期 間が長くなると燃料被覆管最高温度が高くなる傾向になる。BWR プラントの有効性評価における燃料被覆管温度上昇率は概ね 2℃／s 程度であり，燃料被覆管の最高温度は 1,100℃程度以下となっている。
一方，燃料棒破裂判定曲線の策定に際しては，温度上昇率が 0℃／s から
5.6℃／s，また，破裂温度は 20℃から約 1500℃の実験データを使用して，破裂判定曲線を策定している。 (1)したがって，有効性評価における燃料被覆管温度上昇率及び燃料被覆管
最高温度は燃料棒破裂判定曲線の実験データの範囲内である。
（３）ジルコニウム−水反応による燃料被覆管酸化炉心露出期間が長くなるとジルコニウム−水反応が長時間継続し，燃料被覆管の酸化により燃料被覆管の延性が低下する可能性がある。有効性評
価における燃料被覆管の最高温度は 1,100℃程度以下であり，燃料被覆管の酸化割合も大きくはない。
したがって，有効性評価における燃料被覆管酸化の範囲は，約 1500℃の高温まで加熱した破裂実験データの範囲内にあると考える。
以上 より，有効性評価においても設計基準事故評価（LOCA）と同じ燃料棒
破裂曲線を適用できると考える。

1-139

〔参考資料〕(1)「沸騰水型原子力発電所

非常用炉心冷却系（ECCS）性能解析モデルについて」，日立 GE ニュークリア・エナジー株式会社，HLR−018 訂 4，平成 26 年 6 月

1-140

添付 3

前処理コードＳＡ ＦＥＲコードのインプットデータ作成に使用される前処理コードとＳ
ＡＦＥ Ｒコードにインプットされるパラメータを以下に示す。これらの関係を添付図 3 に示す。
（１）燃料棒熱・機械設計コード（ＰＲＩＭＥ）による燃料物性データ① ギャップ熱伝達係数② 燃料棒内圧③ 燃料棒内の核分裂生成ガス及び初期封入ガスの量（２）炉心熱水力解析コード（ＩＳＣＯＲ）による熱水力データ① 炉心圧損② 高出力燃料集合体入口流量（３）プラント動特性解析コード（ＲＥＤＹ）による炉心出力データ① 中性子束ＰＲ ＩＭＥコードにより求められた燃料物性データをＳＡＦＥＲコードにおける 初期値として用いる。燃料被覆管とペレット間のギャップ熱伝達係数
は，燃 料被覆管温度上昇を厳しくするように，燃焼期間中の変化を考慮して最小と なる値を与える。ギャップ熱伝達係数の初期値を小さく設定することで，燃 料ペレットの初期保有熱量を高めに見積もり，炉心ヒートアップ時の燃料被 覆管温度上昇率が大きくなる。また，燃料棒の内圧とガス量は，燃料棒の膨 れ・破裂を厳しくするように，燃焼期間中の変化を考慮して最大となる値を 与える。燃料棒の内圧とガス量の初期値を大きく設定することで，炉心ヒー トアップ時の燃料棒内圧及び燃料被覆管周方向応力を大きく見積もり，
燃料被覆管の膨れ・破裂を厳しく評価する。
ＩＳ ＣＯＲコードにより求められた炉心圧損と高出力燃料集合体入口流量をＳＡ ＦＥＲコードにおける初期値として用いる。事象発生後早期に再循環
ポンプ がトリップし炉心流量が早期に低下するため，これらのパラメータが事象進展に及ぼす影響は小さい。
ＲＥ ＤＹコードにより求められた事象発生直後の中性子束と原子炉停止後の崩壊 熱から，原子炉出力変化を求め，ＳＡＦＥＲコードで用いる。有効性
評価に おいて影響を与える崩壊熱については，サイクル末期の燃焼度のばら
つきを 考慮し，10％の保守性を確保することで最確条件を包絡できる条件を設定し ている。そのため，有効性評価解析では燃料被覆管温度は高めに評価される。
なお ，ＳＡＦＥＲコードにより求められた対流熱伝達係数と原子炉圧力の時間変化及び炉心露出・再冠水時間をＣＨＡＳＴＥコードに用いる。
1-141

ＰＲＩＭＥ

ＩＳＣＯＲ

ＲＥＤＹ

燃料棒熱・機械
設計コード

炉心熱水力解析
コード

プラント動特性解析コード（燃料物性デー（熱水力デー（炉心出力デー（炉心崩壊熱デタ）
ギャップ熱伝達

タ）
炉心圧損

タ）
中性子束

ータ）
崩壊熱

係数
燃料棒内圧

高出力燃料集合体入口流量
原子炉出力変化

燃料棒内ガス量

ＳＡＦＥＲ
炉心ヒートアップ計算

熱水力計算（原子炉幾何形状）（初期条件）（炉心仕様）（機器・設備仕様）（外乱条件）（燃料棒出力）（燃料棒初期状態）（燃料棒形状，物性）

原子炉圧力及び燃料被覆管温度

原子炉内水位の過渡変化

ジルコニウム−水反応量（燃料被覆管酸化割合）（過渡特性データ）
対流熱伝達係数，原子炉圧力，炉心露出・再冠水時間

添付図 3

ＳＡＦＥＲコードの入出力

1-142

ＣＨＡＳＴＥ

添付 4

炉心の過熱蒸気の影響評価

１．はじめにＳＡ ＦＥＲコードは，炉心露出時の燃料被覆管温度上昇に伴う蒸気の過熱を燃料 棒表面熱伝達の計算において考慮しているが，炉心及び高出力燃料集
合体の 流量を評価する熱流動計算では，蒸気密度は常に飽和蒸気密度としている。 そこで，飽和蒸気密度を利用することの妥当性を確認するため，熱流動計算 においても過熱蒸気密度を利用して炉心の圧力損失，流量配分を解析した感度解析を実施し，ＰＣＴへの影響を評価した。
感度 解析の結果，炉心露出時の燃料被覆管温度上昇に伴う蒸気の過熱による炉心 及び高出力燃料集合体の流量への影響は小さく，ＰＣＴへの影響は無視できることを確認した。
感度解析の方法，条件，結果及び評価について以下に述べる。
２．解析方法及び条件
感度 解析は，ＳＡＦＥＲコードの燃料集合体の圧力損失及び流量計算において， 飽和蒸気密度に代わり，燃料棒表面熱伝達の計算において求められた
過熱蒸 気温度に基づき求めた密度を適用することにより，過熱蒸気の体積膨張の影響を取り込んで計算結果に対する影響を調査した。
具体 的には，炉心及び高出力燃料集合体の露出部の過熱蒸気の条件として露出部 の蒸気温度が最大になる燃料棒有効発熱部上端の蒸気温度に基づき過熱蒸気 の密度を求め，燃料集合体出口における圧力損失及び流量計算に適用した。 また，燃料集合体内の露出部の圧力損失及び流量計算には，前記の過熱蒸気 の密度と飽和蒸気の密度を算術平均した密度を適用した。なお，この感度解析は，一時的にプログラムを変更することにより行った。
感度 解析による影響評価は，炉心及び高出力燃料集合体がともに露出し，燃料被 覆管温度が高くなるＢＷＲ−５プラントの高圧注水・減圧機能喪失を例に実施した。
３．解析結果燃料 集合体内の熱流動計算において過熱蒸気を考慮した感度解析結果（添
付図中 の凡例では，「過熱蒸気密度利用」と称する。）を，飽和蒸気を仮定した現行のモデルによる解析結果（添付図中の凡例では，「飽和蒸気密度(現行)」と称する。）と比較した。
添付図 4-1 に原子炉圧力，添付図 4-2 に原子炉水位の比較を示す。また，
添付図 4-3 に炉心の水位，添付図 4-4 に炉心の燃料被覆管及び蒸気の温度，
添付図 4-7 に炉心平均出力燃料集合体入口の流量の比較を示す。さらに，添1-143

付図 4-5 に高出力燃料集合体の水位，添付図 4-6 に高出力燃料集合体の燃料被覆管及び蒸気の温度，添付図 4-8 に高出力燃料集合体入口の流量の比較を示す。
添付図 4-3 及び添付図 4-5 に示すように，炉心及び高出力燃料集合体の水位は有 意な差はない。これは，燃料集合体内の蒸気流による圧力損失は静水
頭に比 べて小さいため，飽和蒸気で考えた時と過熱蒸気の密度を考慮した時で，ほとんど流量配分や水位に差が生じないためと考える。
また，ＰＣＴは，飽和蒸気を仮定した現行解析の 705℃に対し，過熱蒸気を考慮した場合も同じとなり，影響がない結果になった。
４．まとめ
以上 の検討から，炉心露出時の燃料被覆管温度上昇に伴う蒸気の過熱による密度 変化が，有効性評価の熱流動計算に及ぼす影響は無視できる程度と考えられ，ＳＡＦＥＲコードを適用することは問題ないと考える。

1-144

10
飽和蒸気密度(現行)
過熱蒸気密度利用

8
原子炉圧力

6

4

(MPa[abs])
2

0
0

10

添付図 4-1

2030
事故後の時間(分)4050

原子炉圧力変化の比較

20
原子炉水位（炉心シュラウド外）

飽和蒸気密度(現行)
過熱蒸気密度利用

15

10

5

(m)
0
0

10

添付図 4-2

2030
事故後の時間(分)原子炉水位変化の比較

1-145

40

50

20
原子炉水位（炉心シュラウド内）

飽和蒸気密度(現行)
過熱蒸気密度利用
炉心上部プレナム

15

10
TAF

炉心
BAF

5
炉心下部プレナム

(m)
0
0

10

添付図 4-32030
事故後の時間(分)4050

原子炉シュラウド内水位変化の比較（炉心）2000
飽和蒸気密度(現行)
過熱蒸気密度利用

1500

温
度

1000
燃料被覆管

(℃)

500

過熱蒸気

飽和蒸気

0
0

添付図 4-41020
30
事故後の時間(分)40

燃料被覆管及び蒸気の温度変化の比較（炉心）

1-146

50

20
原子炉水位（炉心シュラウド内）

飽和蒸気密度(現行)
過熱蒸気密度利用

上炉心部プレナム

15

10
TAF

高出力燃料集合体
BAF

5
炉心下部プレナム(m)00

添付図 4-5102030
事故後の時間(分)4050

原子炉シュラウド内水位変化の比較（高出力燃料集合体）

2000
飽和蒸気密度(現行)
過熱蒸気密度利用

1500

温
度

1000
燃料被覆管

(℃)

過熱蒸気

500

飽和蒸気

0
0

添付図 4-6102030
事故後の時間(分)4050

燃料被覆管及び蒸気の温度変化の比較（高出力燃料集合体）

1-147

20
飽和蒸気密度(現行)
過熱蒸気密度利用

15

質量流量

10

5
(kg/s)0-50添付図 4-71020
30
事故後の時間(分)4050

燃料集合体入口流量変化の比較（炉心，集合体１体あたり）

20
飽和蒸気密度(現行)
過熱蒸気密度利用

15

質量流量

10

5
(kg/s)
0

-5
0

10

20

30

40

50

事故後の時間(分)添付図 4-8

燃料集合体入口流量変化の比較（高出力燃料集合体）

1-148

添付 5

代替注水設備による炉心再冠水過程における熱伝達について

１．はじめに有効 性評価の炉心損傷防止解析において，高圧・低圧注水機能喪失及びＬ
ＯＣＡ 時注水機能喪失（中小ＬＯＣＡ）時は，注水系として使用するのは代
替注水 設備であり，ＥＣＣＳに比べて注水能力は小さく，炉心再冠水までには設計基準事故解析に比べて長時間を要することとなる。
代表 ＡＢＷＲプラントの有効性評価における高圧・低圧注水機能喪失の解析では ，原子炉減圧に伴う原子炉冷却材の流出により炉心が露出し，代替注
水設備 が注水を開始すると徐々に原子炉水位が上昇し始め，これに伴う冷却材の蒸 発量増加等により熱伝達係数が向上するため，燃料被覆管温度は低下に転じる。
有効 性評価における解析では，露出した燃料集合体内の蒸気流に液滴が混入した 場合には噴霧流冷却熱伝達を適用して燃料被覆管温度を評価している。
しかし ながら，有効性評価では冠水速度が小さいため，噴霧流冷却熱伝達による冷 却効果には不確かさが残ることから，この不確かさの程度を確認する
ことを 目的として噴霧流冷却熱伝達のＰＣＴへの影響を感度解析により評価した。 また，高出力燃料集合体水位の振動がＰＣＴに及ぼす影響の不確かさについても概略評価した。
２．感度解析条件及び解析結果
噴霧 流冷却熱伝達のＰＣＴへの影響を確認するため，噴霧流冷却熱伝達を除外し て蒸気単相流熱伝達を適用した感度解析を実施した。また，炉心軸方
向ノード分割数の影響を確認するため，現行申請解析（ベースケース）の 10
分割から 48 分割に増加させた場合の感度解析を合わせて実施した。主な解析
結果を添付図 5−1〜添付図 5−4 に示す。
本感 度解析より，噴霧流冷却熱伝達を考慮した場合（ベースケース）のＰ
ＣＴは約 969℃であるのに対して，噴霧流冷却熱伝達を除外した場合のＰＣＴは約 972℃となり，ベースケースに対して約 3℃上昇する結果となった。また，
炉心 軸方向ノード分割を 48 分割にした場合のＰＣＴは約 982℃となり， 約
13℃上昇する結果となった。
また ，上記感度解析結果によると，再冠水時の熱伝達係数の改善過程において，軸方向中心位置（ノード 5）の冠水と露出の繰り返しに対応する熱伝達係数の変化がみられることから，その不確かさについても評価した。
有効 性評価解析のように崩壊熱が低下した状況下での二相水位の振動的な現象 に関しては，実機ＢＷＲ燃料集合体を模擬した５×５格子配列集合体を用い た 実験において現象が確認されている (1) 。実験によれば，大気圧条件 下1-149

で崩壊熱が 1％程度の場合，燃料集合体部保有水の蒸発に伴う緩やかな水位低下過程における二相水位は，大きな蒸気スラグの通過により最大で約 150 mmの振幅 で上下動すると報告されている。有効性評価解析における炉心再冠水過程では，原子炉圧力は 0.2 MPa 程度と本実験条件である大気圧より高い圧力下で あるため，気液密度差が減少し，水位の振動は抑制される方向となると考え られるものの，本実験結果で確認された二相水位の振動的な現象は発生する 可能性はあるものと考えられる。一方で，このような二相水位の振動による 影響の程度を把握することを目的として，感度解析（噴霧流冷却熱伝
達除外，炉心軸方向 10 分割）に対して，軸方向中心位置（ノード 5）が完全に冠水するまで燃料被覆管温度が低下しないと仮定し，ノード 5 の冠水前の蒸気冷 却期間のヒートアップ過程における燃料被覆管温度変化を基に設定した近似曲線を外挿することによりＰＣＴの概略評価を行った。
添付図 5−5 に原子炉水位（シュラウド内水位）変化，添付図 5−6 にＰＣ
Ｔ発生 位置の燃料被覆管温度変化を示す。軸方向中心位置冠水時の燃料被覆
管温度は約 1000℃となり，ベースケースの約 969℃に対して約 31℃上昇する
結果となった。
３．まとめ
以上 より，低圧代替注水設備のようなＥＣＣＳと比較して注水能力が小さい注水 系による炉心再冠水過程においては，噴霧流冷却熱伝達の不確かさ，また， 解析における水位及び熱伝達係数の不確かさを踏まえると，全体として 20℃〜40℃程度の不確かさがあると推定できる。

〔参考文献〕(1) T. Arai, M. Furuya, T. Kanai, K. Shirakawa and Y. Nishi, Coolability heightof 5x5 heated rod bundle in reference to collapsed level and boiling
two-phase flow dynamics,

23rd International Conference on Nuclear

Engineering (ICONE-23), Chiba, Japan, May 17-21, 2015.

1-150

20.0

原子炉水位（炉心シュラウド内）(m)1.炉心上部プレナム
2.高出力燃料集合体
3.炉心下部プレナム
15.0
1

1

10.0

2

1

1

2

2

5.0

0.0

0

2

2

2 2

2

2
3

1

2 2

2

3

10

2

1

2

2

TAF

2

3

3

20
30
事故後の時間(分)

3

BAF

3

3

3

40

50

（噴霧流冷却熱伝達考慮，炉心軸方向 10 分割）
20.0

原子炉水位（炉心シュラウド内）(m)1.炉心上部プレナム
2.高出力燃料集合体
3.炉心下部プレナム
15.0
1

1

10.0

2

1

1

1

2
2

2 2

5.0

0.0

0

TAF

2

2

2

3

10

2

2

2
3

21

22

2

3

3

3

20
30
事故後の時間(分)

3

3

3

40

BAF

50

（噴霧流冷却熱伝達除外，炉心軸方向 10 分割）
20.0

原子炉水位（炉心シュラウド内）(m)1.炉心上部プレナム
2.高出力燃料集合体
3.炉心下部プレナム
15.0
1

1

10.0

2

1
2

1

1
2

2
2
2
3

5.0

0.0

0

10

2

2

2

2

2

1

2

TAF

2

2

3

20
30
事故後の時間(分)

3

3

3

40

BAF

50

（噴霧流冷却熱伝達除外，炉心軸方向 48 分割）
添付図 5−1

原子炉水位変化の比較

1-151

1200.0
軸方向ノード8
1000.0燃料被覆管温度

(℃)

800.0

600.0

400.0

200.0

0.0

0

10

20
30
事故後の時間(分)4050（噴霧流冷却熱伝達考慮，炉心軸方向 10 分割）
1200.0軸方向ノード8
1000.0燃料被覆管温度

(℃)

800.0

600.0

400.0

200.0

0.0

0

10

20
30
事故後の時間(分)4050（噴霧流冷却熱伝達除外，炉心軸方向 10 分割）
1200.0軸方向ノード36
1000.0燃料被覆管温度

(℃)

800.0

600.0

400.0

200.0

0.0

0

10

20
30
事故後の時間(分)4050（噴霧流冷却熱伝達除外，炉心軸方向 48 分割）
添付図 5−2

ＰＣＴ発生位置の燃料被覆管温度変化の比較

1-152

1.0e+6
軸方向ノード8

熱伝達係数(W/(m2･K))

1.0e+51.0e+41.0e+31.0e+21.0e+11.0e+0

0

10

20
30
事故後の時間(分)4050（噴霧流冷却熱伝達考慮，炉心軸方向 10 分割）
1.0e+6軸方向ノード8

熱伝達係数(W/(m2･K))

1.0e+51.0e+41.0e+31.0e+21.0e+11.0e+0

0

10

20
30
事故後の時間(分)4050（噴霧流冷却熱伝達除外，炉心軸方向 10 分割）
1.0e+6軸方向ノード36

熱伝達係数(W/(m2･K))

1.0e+51.0e+41.0e+31.0e+21.0e+11.0e+0

0

10

20
30
事故後の時間(分)4050（噴霧流冷却熱伝達除外，炉心軸方向 48 分割）
添付図 5−3

ＰＣＴ発生位置の熱伝達係数変化の比較

1-153

5000.0
有効発熱部上端

蒸気流量(kg/h)

4000.03000.02000.01000.0

0.0

0

10

20
30
事故後の時間(分)4050（噴霧流冷却熱伝達考慮，炉心軸方向 10 分割）
5000.0有効発熱部上端

蒸気流量(kg/h)

4000.03000.02000.01000.0

0.0

0

10

20
30
事故後の時間(分)4050（噴霧流冷却熱伝達除外，炉心軸方向 10 分割）
5000.0有効発熱部上端

蒸気流量(kg/h)

4000.03000.02000.01000.0

0.0

0

10

20
30
事故後の時間(分)4050（噴霧流冷却熱伝達除外，炉心軸方向 48 分割）
添付図 5−4

高出力燃料集合体の蒸気流量変化の比較

1-154

10

原子炉水位（シュラウド内水位）
(m)

TAF

9

ノード 8

8

ノード 5

7

6

BAF
5
20

22

24

26

28

30

32

34

36

38

40

事故後の時間(分)添付図 5−5

原子炉水位（シュラウド内水位）変化（噴霧流冷却熱伝達除外，炉心軸方向 10 分割）
1200

1000

燃料被覆管温度

800

(℃)

400

600

200

0
20

22

24

26

28

30

32

34

36

38

事故後の時間(分)添付図 5−6 ＰＣＴ発生位置での燃料被覆管温度変化（噴霧流冷却熱伝達除外，炉心軸方向 10 分割）

1-155

40

添付６

原子炉隔離状態における原子炉圧力挙動について

１．はじめに
炉心 損傷防止有効性評価のうち，全交流動力電源喪失及び崩壊熱除去機能
喪失時 では，事象発生後，主蒸気隔離弁が閉鎖し，原子炉は高圧状態に維持される が，原子炉水位低信号により自動起動した原子炉隔離時冷却系（ＲＣＩＣ） による原子炉注水により，炉心は露出することなく原子炉水位は回復
し，冠水を維持する。
ＢＷ ＲのＲＣＩＣには，原子炉圧力容器の頂部から注水する方式と給水系
から注 水する方式の２種類があり，プラントにより異なる。いずれの方式でも，炉 心は冠水維持されるため，炉心冷却が問題となることはないが，このうち， 給水系から注水する場合の解析では，ＲＣＩＣによる注水開始から原子炉が 減圧されるまでに時間遅れが生じ，その後大きな圧力低下を示す結果となっ ていることから，これらの原子炉圧力変化挙動について以下に説明する。
２．解析モデル
給水 系から注水する方式の場合，ＲＣＩＣからの注水は，給水ノズルを通じて炉 心シュラウド外領域に注水され，給水ノズルが水中に水没している場
合には ，未飽和の注入水は炉心シュラウド外領域の冷却水と混合し，炉心シュラウ ド外領域の冷却水の未飽和度が増加する。しかしながら，炉心シュラ
ウド外 領域の水面と蒸気ドーム領域の蒸気は断熱としているため，炉心シュ
ラウド 外領域の冷却水の未飽和度の増加が原子炉圧力に直接影響することはない。 このため，混合水の未飽和度の増加が原子炉圧力への影響として現れるのは ，混合水が炉心下部プレナムを経由して炉心に達し，炉心の蒸気発生を抑制し，さらに炉心上部プレナム領域ボイドを潰した後， 蒸気ドーム内蒸気を凝 縮する計算に切替わったときとなる。ただし，この計算の切替えは，冷却材 が全て未飽和となっても未飽和水の注入が継続したとき，すなわち，炉心が過冷却状態のときにのみ行われる。
３．解析結果の説明
代表 ＢＷＲの崩壊熱除去機能喪失（取水機能喪失）時の解析結果から，添付図６ に原子炉圧力，ＲＣＩＣの注水流量，炉心上部プレナム領域水位及び各領域 のボイド率の推移を示す。ここで，各領域のボイド率については，下記定義による負のボイド率により各領域冷却材の未飽和度を表す。

1-156

（各部水の比容積−飽和水比容積）
負のボイド率＝（飽和水比容積−注水比容積）
なお ，添付図６のボイド率は，ＲＣＩＣ注入水の炉内流入経路に従い，下から，炉心シュラウド外領域，炉心（軸方向ノード 1），炉心（軸方向ノード12）及び炉心上部プレナム領域の順に示す。
ＲＣ ＩＣを給水系から注水した場合，炉心シュラウド外領域の冷却水は，
ほぼ飽 和にある状態からＲＣＩＣ注入水と混合して未飽和となり，未飽和度が徐々 に増加することを添付図６は示している。また，ＲＣＩＣの注水が継続されることによる原子炉内の冷却水の未飽和度の増加に伴い，炉心領域（軸方向ノード 12）及び炉心上部プレナム領域のボイド率が減少していることを示している。
炉心 領域での蒸気発生が減少してボイド率がゼロに漸近する過程で逃がし
安全弁 の開閉間隔が徐々に広がっていき，さらに，未飽和水が炉心上部プレナム領 域に到達して炉心上部プレナム領域ボイドを潰して蒸気ドーム領域内
蒸気を 凝縮することで，前項記載の解析モデルの特性とあいまって原子炉圧力が大きく低下する。
４．実機における原子炉圧力挙動について
上記 に示した，炉心が過冷却となったときに生じる大きな原子炉圧力低下
は，実機にて生じ得る減圧幅を過剰に見積もっている可能性がある。これは，実機で は炉心内の蒸気が消失した後に自然循環流量がほぼゼロとなるため，
上部プ レナム内の冷却水が滞留し，特に蒸気ドーム部と接する領域に高温水が滞留 すると見込まれることから，蒸気ドーム内蒸気の凝縮が抑制され，原子炉圧力の低下が大きく緩和されると考えられるためである。
また ，炉心シュラウド外領域の冷却水と蒸気ドーム部蒸気との間の熱交換による原子炉圧力挙動への影響については次のように考えられる。すなわち，
実機プ ラントにおいても，ＲＣＩＣが給水系から注水され，かつ給水ノズル
が水中 に水没している場合には，未飽和の注入水が炉心シュラウド外領域の冷却水 と混合し，炉心シュラウド外領域の冷却水の未飽和度が増加すると考えられ る。このとき，前々項記載の断熱仮定とは異なり，実機では未飽和水
水面と 蒸気ドーム領域の蒸気との熱交換による蒸気凝縮に伴って原子炉圧力が低下 する可能性がある。しかし，ＲＣＩＣが水面下に注水されたときには蒸気ド ーム内で大規模な蒸気の対流場が形成されることはなく，水面近くで局所的 かつ限定的な蒸気流れが生じ得るだけであることから，実機においても未飽 和水水面は断熱に近く，炉心シュラウド外領域の冷却水の未飽和度増1-157加による圧力低下は小さいものと考えられる。
なお ，ＲＣＩＣはこれらの原子炉圧力範囲では，原子炉圧力によらず十分な注水 能力を有すること，当該事象ではＲＣＩＣの自動起動により原子炉水位は炉 心より十分高い位置で維持されることから，実機と解析の差異が炉心冷却に及ぼす影響は小さいと考えられる。
５．炉心露出が発生する事象における挙動について
例え ば，高圧・低圧注水機能喪失の評価では，逃がし安全弁を用いて原子炉減圧 操作を行った後，低圧代替注水系により原子炉注水を行い，炉心露出
により 燃料被覆管温度が上昇した炉心を再冠水して冷却するが，上記にて説明した 原子炉の圧力低下挙動は，炉心が過冷却となった時に発生する特異な挙動で あり，炉心が露出するような炉心冷却が問題となる状態では過冷却状態とはならないため，発生するものではない。
また ，低圧代替注水系で低圧注水系配管を介して注水する場合，注水ノズ
ルが蒸 気雰囲気中に露出しているときには，未飽和の注入水が水面より上部にある 注入水の経路上の蒸気を部分的に凝縮させる。逃がし安全弁による原子炉減 圧挙動を評価する際に重畳する現象として蒸気雰囲気中への注水による蒸気 凝縮現象を考慮した評価がなされていることから，低圧代替注水系の注水に 伴う主要な蒸気凝縮効果が取り込まれた解析がなされていると結論できる。
なお ，残る蒸気凝縮現象として未飽和水からなる水面への蒸気凝縮があるが，こ れについては，前項４．にて説明したとおりであり，これによる圧力低下は小さいものと考えられる。
６．まとめ
ＳＡ ＦＥＲでの解析では，ＲＣＩＣが給水系から注水される場合，注入された冷 却水が炉心シュラウド外領域の冷却水と混合することにより未飽和水となり ，未飽和水の流入により炉心領域の蒸気発生が抑制され，炉心上部プ
レナム 領域ボイドを潰したのち，蒸気ドーム領域内蒸気を凝縮することで原子炉圧 力が大きく低下することとなる。しかしながら，これらの挙動は，炉心が露 出するような状態で発生するものではなく，また，当該事象ではＲＣ
ＩＣの 自動起動により原子炉水位は炉心より十分高い位置で維持されるため，
これら の原子炉圧力変化挙動が評価項目に及ぼす影響は小さいものと考える。

1-158

10

30

原子炉圧力（MPa[abs]）

25

原子炉圧力

8
7

20

6
炉心上部プレナム領域水位

5

15

4
ＲＣＩＣ注水3

10

2

水位（m），注水流量/10（t/h）

9

5

1
0

0
2

3

4
事故後の時間（h）

5

6

3.5

20

3

1.5
-0.5
炉心領域（軸方向ノード12）

20

1

-0.5
1.5

0.5
炉心領域（軸方向ノード1）10

ボイド率（−）0.5

ボイド率（−）

ボイド率（−）

2.5
0.5

ボイド率（−）

2.5
0.5
炉心上部プレナム領域-0.5
炉心シュラウド外領域

0

-1

-0.5

-1.5
2

3

4

5

6

事故後の時間（h）

添付図６

原子炉圧力，ＲＣＩＣ流量，上部プレナム水位及びボイド率の推移

1-159

本資 料の うち ，枠 囲 みの 内容 は商 業機 密に属し ます ので 公開 で きま せん 。

第２部 ＣＨＡＳＴＥ

Rev.09目－
1．はじめに

次

ＣＨＡＳＴＥ－…………………………………………………………………

2-1………………………………………………………

2-2……………………………………

2-2……………………………………………………

2-3…………………………………

2-4…………………………………………………

2-13……………………………………………………

2-13…… … …… … …… … …… …

2-14……………………………………………………

2-15

2． 重 要 現 象 の 特 定
2.1

事 故 シ ー ケ ン ス と 評 価 指標2.2

ランクの定義2.3

物 理 現 象 に対 す る ラ ン ク 付 け

3． 解 析 モ デ ル に つ い て
3.1

コード概要

3.2

重要現象に対する解析モデル

3.3

解析モデル

3.4

入出力

…………………………………………………………

2-32

4． 妥 当 性 確 認……………………………………………………………

2-34

4.1

重要現象に対する妥当性確認方法………… … …… …… …

2-34

4.2

ＢＷＲ－ＦＬＥＣＨＴ実験解析…… … …… …… … …… …

2-37

4.3

炉心冷却実験解析… … … …… … … … … … … … … … … … …

2-44

4.4

スプレイ冷却特性実験解析… … … …… … …… … … …… …

2-54

4.5

実機解析への適用性… … … … … …… … … … … … … … ……

2-60

… … … … … … … …… … … … … … … … …

2-61

5.1

不 確 か さ の 取 扱 い に つ い て （ 評 価 指 標 の 観 点 ） ……………

2-61

5.2

不 確 か さ の 取 扱 い に つ い て （ 運 転 操 作 の 観 点 ） ……………

2-62………………………………………………………………

2-65……………………… ………

2-66………………………………………

2-67……………………………

2-69……………………………………………………

2-73

………

2-75

5． 有 効 性 評 価 へ の 適 用 性

6． 参 考 文 献

添付 1

解析コードにおける解析条件

添付 2

輻射 率の 妥当性 につい て

添付 3

輻射伝 熱モデルの 妥当性に ついて

添付 4

前 処理 コ ード

添付 5

有 効 性 評 価 に お け る 9×9 燃 料 （ A 型 ） の 代 表 性1．はじめに本資料は，炉心損傷防止に関 する重大事故等対策の 有効性評価（以下，「有効性評価」と称す。）に適用 するコードのうち，CHASTE Ver.7 及 び CHASTE Ver.8（以下，「ＣＨＡＳＴＥコード 」と称す。）につい て，・有効性評価において重要とな る現象の特定・解析モデル及び入出力に関す る説明・妥当性確認・有効性評価への適用性に関してまとめたものである。
なお，CHASTE Ver.7 と CHASTE Ver.8 との相違 は，9×9 燃料格 子配列の入力方法 のみ であ り， 今回 の有 効性 評価 にお いて 適用 してい る輻 射伝熱 モデ ルは同一であるため，解析結果に 影響を及ぼすもので はない。

2-1

2．重要現象の特定
2.1

事故シーケンスと評価指 標
Ｃ Ｈ Ａ ＳＴ Ｅコ ー ドが 適 用さ れ る有 効性 評 価に お ける 事 故シー ケ ン ス グ

ル ー プは 既 定で は なく ，Ｓ Ａ ＦＥ Ｒ コー ドに よ る炉 心 ヒー トア ッ プ解 析 結
果 に おい て ，燃 料 被覆 管の 温 度が 高 温と なり 燃 料棒 や チャ ンネ ル ボッ ク スの 幾 何学 的 配置 を 考慮 した よ り詳 細 な輻 射熱 伝 達計 算 が必 要と な る場 合 にＣＨＡＳＴＥコードが用いられ る。
し た が って ，炉 心 露出 ・ ヒー ト アッ プが 発 生し て 燃料 被 覆管温 度 が 高 温に な る場 合 を評 価 する ため ， 設計 基 準事 故の Ｌ ＯＣ Ａ の炉 心冷 却 の判 断 基準と同様に，燃料被覆管温度が 評価指標である。
炉 心 損 傷防 止対 策 にお け る事 故 シー ケン ス に対 し ，有 効 性評価 上 要 求 される評価項目は，以下の 5 点で ある。
a. 燃料被覆管の温度（ 1200℃以下）
b. 燃料被覆管の酸化量 （15％以下）
c. 原子炉冷却材圧力バ ウンダリにかかる圧 力（最高使用圧力の 1.2 倍以下）
d. 格納容器圧力バウン ダリにかかる圧力（ 限界圧力以下）
e. 格納容器圧力バウン ダリにかかる温度（ 限界温度以下）
原 子 炉 設置 変更 許 可申 請 解析 に 記載 した 解 析結 果 から ， 15％に 対 し 十 分
な 余 裕が あ り評 価 指標 とし て 燃料 被 覆管 の温 度 で代 表 でき ると 考 えら れ るb.を除く，a. c. d. e.を評価指標として取 り上げる。このうち ，c．d．e．
はＣＨＡＳＴＥコードの評価範 囲以外であるため除 外する。

2-2

2.2

ランクの定義本資料の本文「2. 有効性評価に おける物理現象の抽 出」で抽出された物

理 現 象の う ちＣ Ｈ ＡＳ ＴＥ コ ード で 評価 する 事 象に お いて 考慮 す べき 物 理
現象を対象に，表 2-1 の定義に従って「Ｈ」，「Ｍ 」，「Ｌ 」，及び「Ｉ」の ラ ンク に 分類 し ，「 Ｈ」 及 び「 Ｍ 」に 分類 さ れた 物 理現 象を 重 要現 象 として抽出する。

表 2-1
ランク
Ｈ

ランクの定義ランクの定義本資料での取扱い

評価指標及び運転操作に対 物理現象に対する不確かさを実験とのする影響が大きいと考えら 比較等により求め，実機評価における評れる現象

価指標及び運転操作への影響を評価す
る

Ｍ

評価指標及び運転操作に事象推移を模擬する上で一定の 役割

対する影響が中程度と考を担うが，影響が「Ｈ」に比べ て顕えられる現象著でない物理現象であるため， 必ず
しも不確かさによる実機評価に おける評価指標及び運転操作への影 響を評価する必要はないが ，本資料では，実機評価への影響を感度解析等 により評価するか，「Ｈ」と同様に 評価する

Ｌ

評価指標及び運転操作に事象推移を模擬するためにモデ ル化

対する影響が小さいと考は必要であるが，評価指標及び 運転

えられる現象操作への影響が明らかに小さい 物理現象であるため，検証／妥当性 確認は記載しないＩ

評価指標及び運転操作に評価指標及び運転操作へ影響を 与え

対し影響を与えないか，又ないか，又は重要でない物理現 象では重要でない現象あるため，検証／妥当性確認は 記載
しない

2-3

2.3

物理現象に対するランク 付け
本資料の本文「2. 有効性評価に おける物理現象の抽 出」で抽出された物

理現象のうち，2.1 節 で述べた事象を踏ま え，2.2 節記載のラ ンクの定義に
従 い ，評 価 指標 及 び運 転操 作 への 影 響に 応じ て 「Ｈ 」 及び 「Ｍ 」 に分 類 することで物理現象の中から重要 現象を特定する。こ の結果を表 2-2 に示す。
な お ， 本資 料の 本 文「 2.有効 性 評価 にお け る物 理 現象 の 抽出」 で 抽 出 され た 物理 現 象は ， 事故 シー ケ ンス グ ルー プに 対 して 抽 出さ れた も ので あ る
た め ，Ｓ Ａ ＦＥ Ｒ コー ドの 解 析結 果 を引 き継 ぐ 物理 現 象を 含ん で いる 。 そのような物理現象は，ＳＡＦＥ Ｒコードの説明資料 で示す。
以下に，物理現象ごとに考え方 を示す。
(1) 核分裂出力［炉心 （核）］評 価 す る具 体的 な 事故 シ ーケ ン スは ，い ず れも 事 象発 生 後早期 に 原 子 炉が ス クラ ム し未 臨 界と なる た め， 事 故後 長期 に おけ る 炉心 露出 後 の燃 料 被
覆 管 温度 上 昇時 の 原子 炉出 力 は崩 壊 熱と なる 。 また ， 減速 材直 接 発熱 は 核
分 裂 で発 生 する エ ネル ギの う ち， 減 速材 の発 熱 に寄 与 する 割合 は きわ め て
小 さ い。 し たが っ て， 核分 裂 出力 は 燃料 被覆 管 温度 に 対し 重要 度 が低 い と考えられる。
(2) 出力分布変化［炉 心（核）］評 価 す る具 体的 な 事故 シ ーケ ン スは ，い ず れも 事 象発 生 後早期 に 原 子 炉が ス クラ ム し未 臨 界と なる た め， 事 象発 生後 ス クラ ム する まで の 時間 が 短
く ， 通常 運 転時 か らの 出力 分 布変 化 に対 する 影 響が 小 さい 。し た がっ て ，
出力分布変化は燃料被覆管温度 に対し重要度が低い と考えられ る。
(3) 反応度フィードバ ック効果［炉心（核） ］
評 価 す る具 体的 な 事故 シ ーケ ン スは ，い ず れも 事 象発 生 後早期 に 原 子 炉が ス クラ ム し未 臨 界と なる た め， 事 故後 長期 に おけ る 炉心 露出 後 の燃 料 被
覆 管 温度 上 昇時 の 原子 炉出 力 は崩 壊 熱と なる 。 した が って ，反 応 度フ ィ ー
ドバック効果は燃料被覆管温度 に対し重要度が低い と考えられ る。
(4) 制御棒反応度効果 ［炉心（核）］評 価 す る具 体的 な 事故 シ ーケ ン スは ，い ず れも 事 象発 生 後早期 に 原 子 炉が ス クラ ム し未 臨 界と なる た め， 事 故後 長期 に おけ る 炉心 露出 後 の燃 料 被
覆 管 温度 上 昇時 の 原子 炉出 力 は崩 壊 熱と なる 。 した が って ，制 御 棒反 応 度
及び制御棒速度は燃料被覆管温 度に対し重要度が低 いと考えら れる。
2-4

(5) 崩壊熱［炉心（核 ）］評 価 す る具 体的 な 事故 シ ーケ ン スは ，い ず れも 事 象発 生 後早期 に 原 子 炉が ス クラ ム し未 臨 界と なる た め， 事 故後 長期 に おけ る 炉心 露出 後 の燃 料 被
覆 管 温度 上 昇時 の 原子 炉出 力 は崩 壊 熱と なる 。 した が って ，崩 壊 熱は 燃 料
被覆管温度に対し重要度が高い と考えられる。
(6) 三次元効果［炉心 （核）］評価す る具 体的 な事 故シ ーケ ンス は， いず れも 事象発 生後 早期 に原子 炉がスク ラム し未 臨界 とな るた め，核 熱水 力不 安定 事象 は発 生し ない。 したがって，核的な三次元効果は燃 料被覆管温度に影響 を与えない 。
(7) 燃料棒内温度変化 ［炉心（燃料）］評 価 す る具 体的 な 事故 シ ーケ ン スは ，事 故 後長 期 にお い て炉心 が 露 出 す
る 場 合に 燃 料被 覆 管温 度が 上 昇す る 事象 であ る ため ， 事故 直後 に おけ る 燃
料 棒 内の 熱 を冷 却 材に 放出 す る燃 料 ペレ ット 径 方向 発 熱密 度分 布 ，燃 料 ペ
レ ッ ト・ 燃 料被 覆 管内 熱伝 導 及び 燃 料ペ レッ ト －燃 料 被覆 管の ギ ャッ プ 熱伝 達 の影 響 は小 さ い。 した が って ， 燃料 棒内 温 度変 化 は燃 料被 覆 管温 度 に
対し重要度が低いと考えられる 。
(8) 燃料棒表面熱伝達 ［炉心（燃料）］評価す る具 体的 な事 故シ ーケ ンスは ，事 故後 長期 にお いて 炉心 が露出 する場合 に燃 料被 覆管 温度が 上昇 する 事象 であ るた め，崩 壊熱 に よる燃 料の発熱及 び燃 料棒 表面 から冷 却材 への 熱伝 達が 燃料 被覆管 温度 変 化の支 配的要因に なる 。原 子炉 減圧後 の減 圧沸 騰に より 二相 流動状 態と な った場 合には，二 相壁 面熱 伝達 により 冷却 され る。 また ，炉 心が露 出し た 場合に は，蒸気単 相流 ，燃 料棒 間の輻 射熱 伝達 によ り冷 却さ れる。 露出 し た燃料 棒周
囲の蒸 気が 過熱 され 気液熱 非平 衡状 態と なる 可能 性があ り， 燃 料棒表 面熱伝達に 影響 する 。燃 料被覆 管温 度が 高温 にな り， 燃料棒 の膨 れ ・破裂 が発生する 場合 は， 燃料 棒やチ ャン ネル ボッ クス の幾 何学的 配置 を 考慮し たよ
り詳細 な輻 射熱 伝達 計算が 必要 とな る。 した がっ て，燃 料棒 表 面熱伝 達は燃料被覆管温度に対し重要度が 高いと考えられる。
(9) 沸騰遷移［炉心（ 燃料）］
評価す る具 体的 な事 故シ ーケ ンス は， 給水 流量 の全喪 失あ るい は小破 断
ＬＯＣ Ａを 起因 事象 とし てお り，炉 心流 量の 減少 は緩 やか に変 化し， 事故
直後に 原子 炉が スク ラム し原 子炉出 力が 低下 する ため ，燃 料集 合体で 核沸2-5騰から の離 脱が 発生 する 可能 性は低 い。 一方 ，事 故後 長期 にお いて炉 心が露出す る場 合に は， 燃料 被覆 管温度 が上 昇す るが ，原 子炉 注水 により 炉心が再冠水することによって ，最終的には核 沸騰状態に遷移して 冷却される。
したがって，沸騰遷 移は燃料被覆管温度に 対し重要度が高いと 考えられる。
なお， 沸騰 遷移 は， 輻射 熱伝 達を除 き， 原子 炉冷 却材 と燃 料被 覆管表 面の熱伝達 とし てＳ ＡＦ ＥＲ コー ドの解 析結 果か ら引 き継 がれ る物 理現象 である。
(10) 燃料被覆管酸化［ 炉心（燃料）］評価す る具 体的 な事 故シ ーケ ンスは ，事 故後 長期 にお いて 炉心 が露出 する場合 に燃 料被 覆管 温度が 上昇 する 事象 であ るた め，燃 料被 覆 管が高 温になると ジル コニ ウム －水反 応に よる 発熱 量が 増加 すると 考え ら れる。 しかし，代 替注 水設 備等 の原子 炉注 水に より 炉心 が冷 却され ，燃 料 被覆管 温度はジル コニ ウム －水 反応が 顕著 にな るほ ど上 昇し ない。 した が って， 燃料
被覆管酸化は燃料被覆管温度に 対し重要度が中程度 と考えられ る。
(11) 燃料被覆管変形［ 炉心（燃料）］評 価 す る具 体的 な 事故 シ ーケ ン スで は， 事 象発 生 後早 期 に原子 炉 が ス ク
ラ ム し未 臨 界と な るた め， 燃 料ペ レ ット が膨 張 する こ とは なく Ｐ ＣＭ Ｉ は
発 生 しな い 。燃 料 被覆 管が 高 温に な り， 燃料 棒 内圧 の 上昇 に伴 う 膨れ ・ 破
裂 が 発生 す る場 合 には ，燃 料 棒間 の 輻射 熱伝 達 への 影 響， 燃料 集 合体 内 の流 路 減少 に よる 冷 却へ の影 響 があ る 。破 裂が 発 生す る 場合 には ， 燃料 被 覆
管 内 面酸 化 によ る 反応 熱へ の 影響 が 考え られ る が， 崩 壊熱 に比 べ て燃 料 被
覆 管 温度 へ の寄 与 は小 さい 。 燃料 被 覆管 の破 裂 によ り 核分 裂生 成 物が 格 納
容 器 内に 放 出さ れ ると ，格 納 容器 雰 囲気 放射 線 モニ タ によ り炉 心 損傷 の 判
断 を 実施 し た場 合 ，格 納容 器 スプ レ イや 格納 容 器ベ ン トの 操作 タ イミ ン グに 影 響す る こと と なる 。た だ し， こ の操 作は 事 象発 生 後早 期に 行 うも の では な い。 し たが っ て， 燃料 被 覆管 変 形は 燃料 被 覆管 温 度に 対し 重 要度 は 中程度と考えられる。
(12) 三次元効果［炉心 （燃料）］本 物 理 現象 は， 横 方向 及 び縦 方 向か らの 輻 射熱 伝 達の 効 果を意 味 し て いる 。 評価 す る具 体 的な 事故 シ ーケ ン スは ，事 故 後長 期 にお いて 炉 心が 露 出
す る 場合 に 燃料 被 覆管 温度 が 上昇 す る事 象で あ るた め ，炉 心が 露 出し た 場
合 に は， 燃 料棒 間 及び チャ ン ネル ボ ック スと の 輻射 に よる 冷却 の 寄与 が 大
き く なる 。 有効 性 評価 で用 い るＣ Ｈ ＡＳ ＴＥ コ ード で は， ＳＡ Ｆ ＥＲ コ ー
2-6ド の 解析 結 果か ら 燃料 被覆 管 温度 が 最も 厳し く なる ノ ード を含 む 一断 面 に
つ い て横 方 向の 輻 射熱 伝達 の みを 考 慮し て評 価 して お り， 縦方 向 の輻 射 熱伝 達 を考 慮 する よ りも 燃料 被 覆管 最 高温 度を 高 く評 価 する 。し た がっ て ，
輻 射 伝熱 に 関す る 三次 元効 果 は， 輻 射伝 熱量 が 増加 す るた め， 燃 料被 覆 管
温 度 に与 え る影 響 は結 果を 厳 しく す るも ので は なく 重 要度 が低 い と考 え られる。
(13) 沸騰・ ボイド率変化［炉心（ 熱流動）］
評価す る具 体的 な事 故シ ーケ ンス は， 事故 後長 期にお いて 炉心 が露出 する場合 に燃 料被 覆管 温度 が上 昇する 事象 であ り， サブ クー ルボ イドの 発生は燃料 被覆 管温 度に 影響 しな い。原 子炉 減圧 操作 を実 施し た場 合には ，下部プレ ナム 等で 減圧 沸騰 （フ ラッシ ング ）が 発生 する 。こ れに 伴い発 生したボイ ドに より 形成 され た二 相水位 はボ イド 率変 化に 応じ て変 化する 。したがっ て， 沸騰 ・ボ イド 率変 化は燃 料被 覆管 温度 に対 し重 要度 が高い と考えられる。
再循環 ポン プト リッ プ及 び代 替注 水設 備等 によ る原子 炉注 水に より， 原子炉圧 力容 器下 部で 温度 成層 化が発 生す る可 能性 があ るが ，事 故後長 期においては十分に混合され影響は 無視できる。なお，沸騰・ボイ ド率変化は，
輻射熱 伝達 を除 き， 原子 炉冷 却材と 燃料 被覆 管表 面の 熱伝 達と してＳ ＡＦ
ＥＲコードから引き継がれる物 理現象である。
(14) 気液分離（水位変 化）・対向流［炉心 （熱流動）］
評価す る具 体的 な事 故シ ーケ ンス は， 原子 炉減 圧操作 に伴 う下 部プレ ナ
ムフラ ッシ ング が発 生す る事 象であ り， フラ ッシ ング によ り発 生した ボイ
ドを含 む二 相水 位の 変化 は， 炉心露 出時 の燃 料被 覆管 温度 に影 響があ る。
したが って ，気 液分 離（ 水位 変化） は燃 料被 覆管 温度 に対 し重 要度が 高いと考えられる。
一方， 炉心 上部 での ＣＣ ＦＬ ，Ｃ ＣＦ Ｌブ レー クダウ ンは ，事 象進展 が緩やか なこ と及 び代 替注 水設 備等に よる 原子 炉注 水は ダウ ンカ マ又は 炉心
バイパ ス領 域に 注水 され るた め発生 しな い。 炉心 スプ レイ 系に よる原 子炉
注水が 行わ れる 場合 には 発生 する可 能性 があ るが ，短 期間 であ るため 影響は小さ い。 また ，炉 心に 冷却 水が保 持さ れ水 位が 形成 され てい る場合 で，かつ， 下部 プレ ナム にも 水位 が形成 され る場 合に は， 炉心 下部 でＣＣ ＦＬが発生 する 可能 性が ある が， 原子炉 減圧 操作 を経 て炉 心が 再冠 水する 過程
では事 象進 展が 緩や かで あり ，下部 プレ ナム に顕 著な 水位 が形 成され ることはな いた め， 炉心 下部 のＣ ＣＦＬ は発 生し ない 。し たが って ，対向 流は
2-7

燃料被 覆管 温度 に対 し重 要度 が低い と考 えら れる 。な お， 気液 分離（ 水位変化） ・対 向流 は， 炉心 露出 開始時 間及 び炉 心再 冠水 時間 とし てＳＡ ＦＥ
Ｒコードの解析結果から引き継 がれる物理現象であ る。
(15) 気液熱非平衡［炉 心（熱流動）］
評価す る具 体的 な事 故シ ーケ ンス は， 事故 後長 期にお いて 炉心 が露出 する場合 に燃 料被 覆管 温度 が上 昇する 事象 であ るた め， 露出 した 燃料棒 周囲の蒸気 が過 熱さ れ気 液熱 非平 衡状態 とな る可 能性 があ る。 炉心 の一部 で発生した 過熱 蒸気 は， 上部 プレ ナムか らシ ュラ ウド 外に 至る 経路 におい て飽
和蒸気 にな ると 考え られ ，熱 流動挙 動へ の影 響は 小さ いと 考え られる 。しかしながら，気液熱非平衡の影響は，(8)でも述べたように燃料 棒表面熱伝達に影響するため燃料被覆管温 度に対し重要度が高 いと考えら れる。なお，
気液熱 非平 衡は ，原 子炉 冷却 材と燃 料被 覆管 表面 熱伝 達と して ＳＡＦ ＥＲ
コードの解析結果から引き継が れる物理現象である 。
(16) 圧力損失［炉心（ 熱流動）］
評価す る具 体的 な事 故シ ーケ ンス は， いず れも 事故直 後に 再循 環ポン プ
がトリ ップ し炉 心流 量が 早期 に低下 する ため ，炉 心部 の圧 力損 失の影 響は小さい 。ま た， 炉心 バイ パス 部は， 局所 的な 圧力 損失 は小 さい 。した がって，圧 力損 失は 燃料 被覆 管温 度に対 し重 要度 が低 いと 考え られ る。な お，
圧力損 失は 熱流 動特 性で ある 原子炉 圧力 とし てＳ ＡＦ ＥＲ コー ドの解 析結果から引き継がれる物理現象で ある。
(17) 三次元効果［炉心 （熱流動）］
評価す る具 体的 な事 故シ ーケ ンス は， 事故 後長 期にお いて 炉心 が露出 する場合 に燃 料被 覆管 温度 が上 昇する 事象 であ り， 露出 した 炉心 が再冠 水する過程 にお いて は， 炉心 中心 部の一 部の 出力 の高 い燃 料集 合体 では気 液並行上昇 流， 周辺 の出 力の 低い 燃料集 合体 では 下降 流， その 他多 くの燃 料集
合体で は気 液対 向流 が生 じる 可能性 があ る。 これ らの 炉心 の三 次元的 な流
動状態 によ り燃 料集 合体 の冷 却状態 に差 異が 生じ る。 した がっ て，三 次元
効果は 燃料 被覆 管温 度に 対し 重要度 が高 いと 考え られ る。 なお ，三次 元効
果は熱 流動 特性 であ る原 子炉 圧力と して ＳＡ ＦＥ Ｒコ ード の解 析結果 から引き継がれる物理現象である。
(18) 冷却材流量変化［ 原子炉圧力容器］
評価す る具 体的 な事 故シ ーケ ンス は， いず れも 事故直 後に 再循 環ポン プ
2-8

がトリ ップ し炉 心流 量が 早期 に低下 する ため ，強 制循 環時 の冷 却材流 量変化の影 響は 小さ い。 また ，事 故後長 期に おい て炉 心が 露出 する 場合に は，
原子炉水位が低下して炉心シュラウド内外の自然循環が維持できないため，自 然循 環時 の冷 却材 流量 変化の 影響 は小 さい 。し たが って ，冷却 材流量変化 は燃 料被 覆管 温度 に対 し重要 度が 低い と考 えら れる 。な お，冷 却材
流量変 化は 原子 炉圧 力容 器内 挙動で ある 原子 炉圧 力と して ＳＡ ＦＥＲ コー
ドの解析結果から引き継がれる 物理現象である。
(19) 冷却材 放出（臨界流・差圧流 ）［原子炉圧力容器 ］
評価す る具 体的 な事 故シ ーケ ンス は， ＳＲ Ｖを 使用し た原 子炉 の急速 減圧ある いは ＬＯ ＣＡ 後の 冷却 材放出 によ り炉 心露 出が 発生 し， 燃料被 覆管
温度が 上昇 する 可能 性が ある 。また ，原 子炉 減圧 に伴 い低 圧注 水量が 変化
するた め， 炉心 冷却 への 影響 が大き い。 した がっ て， 冷却 材放 出は燃 料被覆管温 度に 対し 重要 度が 高い と考え られ る。 なお ，冷 却材 放出 （臨界 流・
差圧流 ）は 原子 炉圧 力容 器内 挙動で ある 原子 炉圧 力と して ＳＡ ＦＥＲ コー
ドの解析結果から引き継がれる 物理現象である。
(20) 沸騰・凝縮・ボイ ド率変化［原子炉圧 力容器］
評価す る具 体的 な事 故シ ーケ ンス は， ＳＲ Ｖを 使用し た原 子炉 の急速 減圧ある いは ＬＯ ＣＡ 後の 冷却 材流出 によ る原 子炉 減圧 があ り， 減圧沸 騰による各 部の 蒸気 発生 とボ イド 率変化 が二 相水 位に 影響 する 。ま た，原 子炉への冷却水の注水により蒸気が 凝縮される。炉心以外の 領域の 沸騰・凝縮・ボイド 率変 化は 燃料 被覆 管温 度に対 し， 重要 度は 中程 度と 考え られる 。なお，沸 騰・ 凝縮 ・ボ イド 率変 化は原 子炉 圧力 容器 内挙 動で ある 原子炉 圧力としてＳＡＦＥＲコードの解析 結果から引き継がれ る物理現象 である。
(21) 気液分離（水位変 化）・対向流［原子 炉圧力容器］
評価す る具 体的 な事 故シ ーケ ンス は， 事故 後長 期にお いて 炉心 が露出 する場合 に燃 料被 覆管 温度 が上 昇する 事象 であ る。 炉心 以外 の領 域の気 液分
離（水 位変 化） ・対 向流 は燃 料被覆 管温 度に 対し ，重 要度 が中 程度と 考えられる 。な お， 気液 分離 （水 位変化 ）・ 対向 流は 原子 炉圧 力容 器内挙 動である原 子炉 圧力 とし てＳ ＡＦ ＥＲコ ード の解 析結 果か ら引 き継 がれる 物理現象である。
(22) 気液熱非平衡［原 子炉圧力容器］
評価す る具 体的 な事 故シ ーケ ンス は， 事故 後長 期にお いて 炉心 が露出 する場合 に燃 料被 覆管 温度 が上 昇する 事象 であ る。 しか し， 炉心 以外の 領域
2-9

の気液 熱非 平衡 は燃 料被 覆管 温度に 対し 影響 はな い。 なお ，気 液熱非 平衡
は原子 炉圧 力容 器内 挙動 であ る原子 炉圧 力と して ＳＡ ＦＥ Ｒコ ードの 解析
結果から引き継がれる物理現象 である。
(23) 圧力損失［原子炉 圧力容器］
評価す る具 体的 な事 故シ ーケ ンス は， 事故 後長 期にお いて 炉心 が露出 する場合 に燃 料被 覆管 温度 が上 昇する 事象 であ る。 しか し， 炉心 以外の 領域の圧力 損失 は燃 料被 覆管 温度 に対し 直接 的な 影響 はな いた め， 重要度 が低
いと考 えら れる 。な お， 圧力 損失は 原子 炉圧 力容 器内 挙動 であ る原子 炉圧力としてＳＡＦＥＲコードの解 析結果から引き継が れる物理現 象である。
(24) 構造材との熱伝達 ［原子炉圧力容器］
評価す る具 体的 な事 故シ ーケ ンス は， ＳＲ Ｖを 使用し た原 子炉 の急速 減圧ある いは ＬＯ ＣＡ 後の 冷却 材流出 によ り原 子炉 が減 圧さ れ， 構造材 から冷却材 への 熱伝 達が 発生 する 。しか し， 崩壊 熱に 比べ て寄 与は 小さい 。したがっ て， 構造 材と の熱 伝達 は燃料 被覆 管温 度に 対し 重要 度が 低いと 考えられる 。な お， 構造 材と の熱 伝達は 原子 炉圧 力容 器内 挙動 であ る原子 炉圧力としてＳＡＦＥＲコードの解 析結果から引き継が れる物理現 象である。
(25) ＥＣＣＳ注水（給 水系・代替注水設備 含む）［原子炉圧 力容器］
評価す る具 体的 な事 故シ ーケ ンス は， ＥＣ ＣＳ 又は代 替注 水設 備によ る
原子炉注水により炉心が冷却さ れる事象である。したが って，ＥＣＣＳ（給水系・ 代替 注水 設備 含む ）に よる原 子炉 注水 は燃 料被 覆管 温度 に対し 重要
度が高いと考えられる 。なお，ＥＣ ＣＳ注水（給 水系・代替注 水設備含む）
は原子 炉圧 力容 器内 挙動 であ る原子 炉圧 力と して ＳＡ ＦＥ Ｒコ ードの 解析
結果から引き継がれる物理現象 である。
(26) ほう酸水による拡 散［原子炉圧力容器 ］
評価す る具 体的 な事 故シ ーケ ンス は， いず れも ほう酸 水に よる 注入を 考慮して いな いた め， ほう 酸水 による 拡散 は燃 料被 覆管 温度 に影 響を与 えない。
(27) 三次元効果［原子 炉圧力容器］
評価す る具 体的 な事 故シ ーケ ンス は， いず れも 事故後 長期 にお いて炉 心が露出 する 場合 に燃 料被 覆管 温度が 上昇 する 事象 であ り， 炉心 流量急 減過程にお いて 下部 プレ ナム 内の 流量配 分が 不均 等に なる 場合 があ るが， 事故直後に 再循 環ポ ンプ がト リッ プする ため 影響 は小 さい 。し たが って， 三次
2-10元効果 は燃 料被 覆管 温度 に対 し重要 度が 低い と考 えら れる 。な お，三 次元
効果は 原子 炉圧 力容 器内 挙動 である 原子 炉圧 力と して ＳＡ ＦＥ Ｒコー ドの解析結果から引き継がれる物理 現象である。

2-11

表 2-2

炉心損傷防止対策の有 効性評価の物理現象 のランク
事故シーケンス

燃料被覆管の温度が高温となる事象

評価指標
分類

燃料被覆管温度

物理現象
(1)

核分裂出力

Ｌ

(2)

出力分布変化Ｌ

炉心(3)

反応度フィードバック効果

Ｌ

(核)

(4)

制御棒反応度効果

Ｌ

(5)

崩壊熱

Ｈ

(6)

三次元効果

Ｉ

(7)

燃料棒内温度変化

Ｌ(8)

燃料棒表面熱伝達

Ｈ*

炉心

(9)

沸騰遷移

Ｈ*

(燃料)

(10)

燃料被覆管酸化Ｍ(11)

燃料被覆管変形

Ｍ

(12)

三次元効果

Ｌ

(13)

沸騰・ボイド率変化

Ｈ*

(14)

気液分離（水位変化）・対向流

Ｈ*

(15)

気液熱非平衡

Ｈ*

(16)

圧力損失

Ｌ

(17)

三次元効果

Ｈ*

(18)

冷却材流量変化Ｌ(19)

冷却材流出（臨界流・差圧流）

Ｈ*

(20)

沸騰・凝縮・ボイド率変化

Ｍ*

(21)

気液分離（水位変化）・対向流

Ｍ*

(22)

気液熱非平衡

Ｉ

(23)

圧力損失

Ｌ

(24)

構造材との熱伝達

Ｌ(25)

ＥＣＣＳ注水（給水系・代替注
水設備含む）

Ｈ*(26)

ほう酸水による拡散

Ｉ

(27)

三次元効果

炉心
(熱流動)

原子炉
圧力
容器
(逃がし
安全弁を
含む)

Ｌ
* ＳＡＦＥＲコードか ら引き継ぐ物理現象に ついての解析モデ ル，妥当性確認等についてはＳＡＦＥＲ コードに記載する。
2-12

3．解析モデルについて
3.1

コード概要
Ｃ Ｈ Ａ ＳＴ Ｅコ ー ドは ， 燃料 集 合体 軸方 向 の任 意 の一 断 面で燃 料 ペ レ ッ

ト ， 燃料 被 覆管 ， チャ ンネ ル ボッ ク ス等 の温 度 計算 を 行う コー ド であ る 。
本コードは，燃料ペレットを半 径方向に最大 9 ノードに分割 し，燃料集合
体内燃料棒を全て 1 本ごとに取扱い，そ の熱的相互作用（輻 射）も考慮している。また，ジルコニウム－ 水反応を Baker-Just の式によ って計算し，表面の酸化量を求める。さ らに，燃料棒内 の圧力を計算するこ とによって，
燃 料 被覆 管 の膨 れ と破 裂の 有 無を 評 価し ，破 裂 が起 き た場 合に は ，燃 料 被覆管の内面に対してもジルコニ ウム－水反応を考慮 する。
炉 心 の ヒー トア ッ プ解 析 には 通 常Ｓ ＡＦ Ｅ Ｒコ ー ドが 用 いられ る が ， Ｃ
Ｈ Ａ ＳＴ Ｅ コー ド は， 燃料 被 覆管 の 温度 が高 温 とな り ，よ り詳 細 な温 度 計
算 が 必要 な 場合 に 用い られ る 。Ｓ Ａ ＦＥ Ｒコ ー ドで は 燃料 集合 体 内の 燃 料
棒は平均出力燃料棒と高出力燃 料棒の 2 種類しか取り扱わな いが，ＣＨＡ
Ｓ Ｔ Ｅコ ー ドで は 燃料 棒や ウ ォー タ ロッ ドと チ ャン ネ ルボ ック ス の幾 何 学
的配置（7×7，8×8，9×9 格 子配列に適 用可能）を考 慮して いるため，燃料集合体内の全ての燃料棒 を 1 本ごとに 取り扱う事が可能で あり，燃料棒間及びチャンネルボックスとの 詳細な輻射熱伝達計 算を実施し て，燃料棒 1
本ごとの温度評価が可能である 。
本 コ ー ドは 燃料 集 合体 の 一断 面 での 温度 評 価を 行 うコ ー ドのた め ， プ ラ
ントの挙動はＳＡＦＥＲコード から境界条件として 引き継ぐ。
本 コ ー ドの 入力 は ，燃 料 集合 体 及び 炉心 に 関す る デー タ ，過渡 特 性 （ 原子 炉 出力 の 時間 変 化， 原子 炉 圧力 の 時間 変化 ， 炉心 露 出時 間及 び 再冠 水 時
間，炉心スプレイ系 による冷却開始時間 ，対流熱伝達 係数変化 等）がある。
燃 料 被覆 管 温度 は ，Ｓ ＡＦ Ｅ Ｒコ ー ドか ら引 き 継が れ る対 流熱 伝 達と Ｃ Ｈ
Ａ Ｓ ＴＥ コ ード に より 計算 さ れる 輻 射熱 伝達 の 合計 の 熱伝 達係 数 に基 づ いて 計 算さ れ る。 対 流熱 伝達 係 数変 化 等が ＳＡ Ｆ ＥＲ コ ード から 引 き継 が れて 入 力さ れ るこ と に伴 い， Ｓ ＡＦ Ｅ Ｒコ ード で のモ デ ル及 び解 析 条件 の 保
守 性 が境 界 条件 と して 引き 継 がれ る 。出 力と し て， 燃 料被 覆管 最 高温 度 及び燃料被覆管酸化量等が求めら れる。
な お ， ＣＨ ＡＳ Ｔ Ｅコ ー ドは 「 ＥＣ ＣＳ 性 能評 価 指針 」 で妥当 性 が 認 め
ら れ てい る モデ ル を使 用し て おり ， ＢＷ Ｒ型 プ ラン ト のＥ ＣＣ Ｓ 性能 評 価
解析（ＬＯＣＡ解析）に適用さ れている。

2-13

3.2

重要現象に対する解析モ デル
2 章において重要現象に分類された物理現 象（表 2-2 で「Ｈ」及び「Ｍ」に 分 類さ れ た物 理 現象 ）に つ いて ， その 物理 現 象を 評 価す るた め に必 要 となる解析モデルを表 3-1 に示す 。

表 3-1
分類
炉心

重要現象に対する解析 モデル

重要現象

必要な解析モデル

崩壊熱

崩壊熱モデル

燃料棒表面熱伝達

対流熱伝達モデル（核）
ＳＡＦＥＲコードの解析結果を引き継ぐ
ため対象外
輻射熱伝達モデル

燃料棒間，燃料棒－チャンネ

炉心ルボックス間（燃料）の輻射熱伝達評価モデル（燃料被覆管の変形も考慮）※
燃料被覆管酸化ジルコニウム－水反応モデル

燃料被覆管変形膨れ・破裂評価モデル※ ＳＡＦＥＲコードでは，高出力燃料棒から平均出力燃料棒及び平均出力燃料棒からチャンネルボックスへの輻射熱伝達のみを評価している。

2-14

解析モデル (１ )( ２ )3.3

ＣＨＡＳＴＥコードの主要な計 算モデルを表 3-2 に 示す。
3.3.1

計算モデル

3.3.1.1 ノード分割
ヒートアップ計算は，燃料集合体の軸方向の任意の一断面について行う。この断面はさらに，次のようにノード分割する。
（1）燃料棒グループ
燃料棒は，1 本ごとに取り扱う。燃料集合 体断面における燃料 棒及びウォータロッドを全て考慮し 図 3-1 のように燃 料棒グループに分け て取り扱う。
9×9 配列型燃料集合体の場合，対称性か ら 45 グループに分け ることができ
る。

1

2

3

4

5

6

7

8

9

2

10

11

12

13

14

15

16

17

3

11

18

19

20

21

22

23

24

4

12

19

25

28

29

30

5

13

20

33

34

35

6

14

21

36

37

38

39

7

15

22

28

33

37

40

41

42

8

16

23

29

34

38

41

43

44

9

17

24

30

35

39

42

44

45

図 3-1 燃料集合体の燃料棒グループ分け（9×9 燃料（A 型）の例，斜線はウォータロッド）

2-15

（2）燃料ペレット
燃料棒は，燃料ペレットとジルカロイ製被覆管からなる。燃料ペレットは，ペレット中心とペレット表面を含め，半径方向に等間隔で最大 9 ノードに分け，温度分布，熱伝導を計算する。図 3-2 に燃料ペレットのノード分割を示す。
（3）燃料被覆管
燃料被覆管は，図 3-2 のように，燃料被覆管の内表面と外表面の 2 つにノード分割する。燃料被覆管温度は，両表面温度の平均とする。なお，燃料被覆管
は，酸化層及び非酸化層に区別して熱伝導を計算する。
（4）チャンネルボックスチャンネルボックスは，図 3-2 のように，内表面と外表面の 2 つにノード分割する。
（5）ウォータロッド
ウォータロッドは，燃料被覆管と同様に内表面と外表面の 2 つにノード分割する。

ペレット－被覆管
ギャップチャンネル外表面
チャンネル内表面
被覆管
内表面123456789
燃料中心
燃料表面

被覆管
外表面
チャンネルボックス

被覆管
燃料ペレット（燃料ペレット及び被覆管）（チャンネルボックス）

図 3-2 燃料棒及びチャンネルボックスのノード分割

2-16

3.3.1.2

熱伝導方程式

燃 料 棒 内の 温度 分 布の 計 算は ， 燃料 ペレ ッ ト， 燃 料被 覆 管及び チ ャ ン ネ
ル ボ ック ス の径 方 向に 対し て 円筒 一 次元 熱伝 導 方程 式 を用 いる 。 ただ し ，
こ れ は径 方 向の み で， 軸方 向 及び 周 方向 の熱 伝 導は 無 視し てい る 。こ の 方
程式は次式で与えられる。

ρC∂T∂  ∂T  k ∂T
=
k
+
+Q
∂t
∂r  ∂r  r ∂r（3.3.1.2-1）

ここで，

ρ

：

密度

C

：

比熱

T

：

温度

t

：

時間

r

：

半径方向距離

k

：

熱伝導率

Q

：

発熱量

この式はＳＡＦＥＲコードで用 いられているものと 同じである 。

2-17

3.3.1.3

ギャップ熱伝達

過 渡 時 の燃 料ペ レ ット － 燃料 被 覆管 ギャ ッ プ熱 伝 達係 数 は，定 常 時 の ギ
ャップ熱伝達係数評価モデルと 同じ，Ross and Stoute に基づ くモデル （ ４ ）を用いて計算する。ギャップ熱 伝達係数は次の 3 成 分からなる とする。
h g = hs + h f + hr

（3.3.1.3-1）

ここで，hg ： ギャップ熱伝達係数hs： 燃料と燃料被覆管の 接触による熱伝達成 分

hf： ギャップ中のガスの 熱伝導による熱伝達 成分： 燃料と燃料被覆管の 間の輻射による熱伝 達成分

hr

な お ， ギャ ップ 熱 伝達 係 数の 初 期値 及び 過 渡計 算 に用 い るギャ ッ プ 内 のガス組成等は，燃料棒熱機械設計コー ド PRIME Ver.1（以下，「ＰＲＩＭＥ」と称す。） （ ５ ） （ ６ ） から引き継ぐ 。
（1）固体接触による熱伝達成 分（ hs ）燃 料 ペ レッ トと 燃 料被 覆 管の 接 触に よる 熱 伝達 係 数は 次 式によ り 計 算 す
る。

hs =

K m・Pc・R4
A・
0 Hm（3.3.1.3-2）

ここで，Pc： 燃料ペレットと燃料 被覆管の接触圧力

A0
Hm
Km

： 定数
： 燃料被覆管メイヤー 硬さ： 燃料ペレットと燃料 被覆管の平均熱伝導 率
Km =

2K・
c Kp
Kc + K p

Kc： 燃料被覆管熱伝導率

Kp： 燃料ペレット熱伝導 率： 表面粗さ係数

R4

 Rc 2 + R p 2 
R4 = 


2



1/ 4

Rc

： 燃料被覆管内表面粗 さ

Rp： 燃料ペレット外表面 粗さ
2-18

（2）ガスによる熱伝達成分（ h f ）ギャップ中のガスの熱伝導による熱伝達係数は次式により計算する。
Kf（3.3.1.3-3）
hf =C (Rc + R p ) + ( g1 + g 2 ) + Reff
ここで，
Kf

C
Rc ， R p： 混合ガスの熱伝導率： 燃料ペレット－燃料 被覆管接触圧に関す る定数： 燃料被覆 管内表面粗さ及び燃 料ペレット外表面粗 さ

Reff： 燃料ペレットと燃料 被覆管の実効半径ギ ャップ(g1 + g 2 ) ： 混合ガスの温度ジャ ンプ距離（3）輻射による熱伝達成分（ hr ）燃 料 ペ レッ トと 燃 料被 覆 管の 間 の輻 射に よ る熱 伝 達係 数 は次式 に よ り 計
算する。

σ (T p 4 − Tc 4 )
hr =
1
1
( +
− 1)(T p − Tc )εc ε p（3.3.1.3-4）

ここで，： Stefan-Boltzmann 定数σTp： 燃料ペレット外表面 温度

3.3.1.4

Tc： 燃料被覆管内表面温 度εcεp： 燃料被覆管表面の輻 射率： 燃料ペレット表面の 輻射率

対流熱伝達

各 燃 料 棒表 面の 対 流熱 伝 達係 数 は， ＳＡ Ｆ ＥＲ コ ード の 解析結 果 か ら 時間の関数として引き継いで用い る。

2-19

3.3.1.5

輻射熱伝達

輻射熱伝達モデルは，以下のよ うな仮定としている 。
① 輻射伝熱は，水平方向二次元体系として，物体間の輻射伝熱を評価する。
② 全ての物体の表面は灰色として，灰色体輻射係数を物体間の輻射率と形態係数から設定する。
③ 各物体の表面温度は一様とする。
④ 物体から他の物体への輻射，及び，物体から他の物体に反射する輻射熱は，
水平方向二次元体系で等方的に反射される。
⑤ 輻射率は，燃料棒間又は燃料棒－チャンネルボックス間に対し，ジルコニ
ウム合金の値を設定する。
⑥ 形態係数は，幾何形状配置における全ての燃料棒に着目し，近接する燃料棒，ウォータロッド及びチャンネルボックスに対して設定し，燃料棒の膨れが生じた場合には，形状の変化に応じて再設定される。
⑦ 部分長燃料棒は，部分長燃料棒の上部にも出力燃料棒 ※ が存在すると仮定することで，発熱体からの放射及び輻射熱の反射効果が大きくなり，除熱量が減少するため，輻射伝熱量は保守的に評価される。
⑧ 炉心スプレイ等の作動により，蒸気が存在する場合には，蒸気又は液滴による輻射熱の吸収は考慮しない。
※

部分長燃料棒の上部の出力設定として，部分長燃料棒の有効発熱部上端を含む断面の出力分布を仮定する方法や，平均出力燃料棒の出力を仮定する方法がある。

（1）輻射熱伝達係数
燃 料 棒 間及 び燃 料 棒－ チ ャン ネ ルボ ック ス 間の 輻 射に よ る熱伝 達 を 次 のように評価する。
物体 i から系内 の全て の物体 j に対す る等 価輻射 熱伝達 係数は 次式 となる。
hr ,i =σTi − Tsat

ここで，
hr ,i

∑ F (T − T )

JMAX
j =1

4

i− j

i

4

（3.3.1.5-1）

jTi

物体 i の等価輻射熱伝達係数
系内の物体 j の数
物体 i から物体 j への灰色体輻射係数（形態係数と輻射率 から求まる）： Stefan-Boltzmann 定数： 物体 i の表面温度（絶対温度 ）Tj：

物体 j の表面温度（絶対温度 ）

Tsat

：

飽和温度（絶対温度）

JMAX
Fi − j

σ

：
：
：

2-20

（2）灰色体輻射係数（3.3.1.5-1）式中の灰色体輻 射係数の算出法を記載 する。
物体 i からの輻射に起因して ，物体 j に到達する輻射熱流束割合を H ij とおく。物体 j での吸収される熱流 束割合は H ij ε j ，物体 j で反射される熱流 束割
合は H ij (1 − ε j ) である。
物体 i からの輻射に起因し て，物体 j の単位面積から反射される 熱 流束割合を i R j とおくと， i R j ≡ H ij (1 − ε j ) より以下のように表される。
H ij =

iRj（3.3.1.5-2）

1− ε j

ここで，輻射率と吸収率は同一 であるため，物体 i からの輻射に起 因して，
物体 j で吸収される熱流束割合は（3.3.1.5-2）より以下 のように 表される。
H ij ε j = i R jεj
1− ε j（3.3.1.5-3）

灰 色 体輻 射 係数 Fi − j は ， 物 体 i か ら の輻 射熱 流 束が 物体 j で 吸 収 さ れる割合であり，（3.3.1.5-3）式よ り次式が成立する。
Ai Fi − j = i R j A jεj1− ε j（3.3.1.5-4）

ここで，

Ai

：

物体 i の表面積

Aj
i Rj

：

物体 j の表面積：

物体 i からの輻射に起因して，物体 j の単位面積から反射される熱流束割合εj：

物体 j の輻射率（ 燃 料 被覆 管 及び チ ャン ネ ル ボッ ク スの 乾 いた 状態の輻射率として 0.67，水膜 で濡れた状態の輻射率として 0.96 を用いる。添付 2 に輻射率の妥当性を示す。）

Fi − j：

物体 i から物体 j への灰色体輻射係数（形態係数と輻射率 から求まる）

i

R j が決まれ ば，物 体 i から物体 j への灰 色体輻 射係数 Fi − j が求ま る。 i R j は

物体 i から直接物体 j に到達する輻射，及び ，物体 i から他の物体で 反射して物体 j に到達する輻射を考慮して ，熱バランスから次 のように求 め ら れ る 。

2-21

{i R} = −ε i [K ′]−1 { f i }（3.3.1.5-5）

N 個の物体についての表面積，輻 射率及び N×N 個の形態係数が わかれば，
N 個の行 列方 程式を 解くこ とによ り， 全ての i と j について， 輻射 による熱流束割合 i R j が求まる。そして，灰色体輻射係数 は（3.3.1.5-4）式 から求めることができる。
ここで，
 i R1  R 
i 2 
 R {i R} ≡  i 3 
 
 



 i RN ，( f11 − ρ1 ) f12
( f 22 − ρ 2 )
 f12
f
f 23
K ′ =  13

 
 


f2N
 f1N f i1 f 
 i2 
f { f i } ≡  i 3 
 
 
 
 f iN 
f 23 f 2 N( f 33 − ρ 3 )  f 3 N








f 3 N  ( f NN − ρ N )
f13

f1 N

ρ i ≡ 1 /(1 − ε i )f ij：

物体 i から物体 j への形態係数（3）形態係数
形態係数の計算は，燃料集合体 の燃料棒配列に基づ き 4 つの グループに分類して行う。図 3-3 に形態係 数計算体系を示す。
ａ．第 1 近接（隣接）燃料棒
図 3-3 における燃料棒①と②の 関係であり，燃料棒間に障害 と なる他の燃料棒はない。対象とな る燃料棒は着目燃料 棒の位置により異 なるが，最大 4 本である。
ｂ．第 2 近接燃料棒
図 3-3 における燃料棒①と③の 関係であり，燃料棒間には障 害 となる燃料棒が 2 本（第 1 近接燃料棒②と ⑤）存在する。対象となる 燃 料棒は最大4 本である。
2-22

ｃ．第 3 近接燃料棒
図 3-3 における燃料棒①と④の 関係であり，燃料棒間には障 害 となる燃料棒が 2 本（第 1 近接燃料棒⑤と 第 2 近接燃料棒③）存在 する 。対象となる燃料棒は最大 8 本である。
ｄ．チャンネル
チャンネルは，4 本の 第 1 近接（隣接）燃料 棒，4 本の 第 2 近 接燃料棒
及び 8 本の第 3 近 接燃料棒が全てそろわ ない位置の燃料棒と の 関係になる。
チャンネルは 1 ノードとして扱 い，自身への形態係 数も含める 。
ｅ．ウォータロッド
ウォ ータ ロッ ドは ，燃 料棒 と同 様に 形態 係数 を求め る。 太径ウ ォー タ
ロッドについても，その座標及 び径から形態係数が 求められる 。
ｆ．部分長燃料棒
輻射 伝熱 の観 点か らは ，稠 密体 系の 方が 燃料 被覆管 温度 を高め に評 価するため，部分長燃料棒 より上部にも出力燃 料棒が存在すると 仮定する。

着目燃料棒と第 1 近接燃 料棒及び第 2 近 接燃料棒間の形態係 数は，円筒形のピンの形態係数を計算する ＶＩＥＷＰＩＮコー ド（ ７ ）のモ デルを使用して計算する。また，着目燃料棒 と第 3 近 接燃料棒あるいはチ ャンネル間の形態係数は，着目燃料棒の形態 係数の総和が 1.0 となること から逆算して求められる。
以 上 より ， ＣＨ ＡＳ Ｔ Ｅコ ー ドの 輻射 熱 伝達 モデ ル は， 有効性 評 価解 析
で必 要と な る燃 料集 合 体断 面の 幾何 学 的配 置を 考 慮し た， 燃 料被 覆管 ，チャン ネル ボ ック スの よ り詳 細な 温度 評 価が 可能 で あり ，燃 料 棒の 膨れ による変 形も 考 慮す るこ と がで きる 。し た がっ て， 有 効性 評価 解 析に 適用 可能なものであると考えている。

2-23

チャンネル

図 3-3

第 1 近接 第 2 近接 第 3 近接
燃料棒
燃料棒
燃料棒

2

3

1

5

4

ＣＨＡＳＴＥコードの 輻射熱伝達計算にお ける形態係 数計算体系

2-24

3.3.1.6 熱源
燃 料 内 での 熱発 生 量は ， 崩壊 熱 の時 間変 化 によ り 変わ り ，次式 で 与 え られる。
•
 • • Q = V f P0 F f  Q/ Q0 


（3.3.1.6-1）

ここで，
•

Q
Vf

：

燃料の崩壊熱：燃料ノードの体積P0：

燃料棒線出力密度：

出力ピーキング：

規格化した崩壊熱

Ff••Q/ Q 0な お ， 上式 の規 格 化し た 崩壊 熱 は， 核分 裂 によ る 発生 熱 ，核分 裂 生 成 物の 崩 壊熱 及 びア ク チニ ドの 崩 壊熱 を 含み ，初 期 出力 に 対す る割 合 を時 間 の関数として入力する。
有 効性 評価 では ，核 分裂 によ る出 力変 化は ＲＥ ＤＹ等 によ り計算 され る
運転時の異常な過渡変化あるいは設計基準事故の出力変化，崩壊熱はANSI/ANS-5.1-1979 (3) に基づく計算結 果を使用する。
3.3.1.7 ジルコニウム－水反応
燃 料 被 覆管 温度 が 高く な ると ， ジル コニ ウ ム－ 水 反応 に よる発 熱 が 顕 著になるが，これによる発熱量及 び酸化量は，下記の Baker-Just の式 （ 8） によ り 計算 す る。 こ の場 合， 燃 料被 覆 管の 温度 上 昇に 伴 う膨 れを 計 算し ， 燃
料 被 覆管 に 破裂 が 発生 する 場 合は ， その 時点 以 降， 燃 料被 覆管 の 外面 だ け
でなく内面においてもジルコニウム－水反応が生じるものとし，
Baker-Just の式を適用する。
（1）酸化割合ジ ル コ ニウ ム－ 水 反応 は ，蒸 気 の供 給不 足 によ り 制限 さ れるこ と が な いものと仮定する。燃料被覆管の 酸化厚さの割合は， 次式で計算 する。
•

th ox =

 R2 
R1exp
− T 
thox
R 

（3.3.1.7-1）

ここで，
•

th ox
thox

：

酸化厚さの割合

：

酸化厚さ
2-25

：
：

TR
R1 , R2

燃料被覆管温度
Baker-Just の式に基づく 定数（2）発熱割合ジ ル コ ニウ ム－ 水 反応 に よる 反 応熱 は水 や 蒸気 が 持続 的 に供給 さ れ 得 ると仮定する。この 2 つの仮定に より反応熱を大きく 見積もる。
化学反応式は次式で与えられる 。
Zr + 2 H 2 O → ZrO2 + 2 H 2 + ∆H

ここで， ∆H は反応熱であり，燃料 被覆管温度の関数と して次式で 表わされる。

∆H = R3 − R4 (T + 273)
ここで，R3 , R4（3.3.1.7-2）： Baker-Just の式に基づく定数： 燃料被覆管温度

T

発 熱 割 合は ，反 応 熱と 燃 料被 覆 管酸 化量 割 合の 積 であ り ，燃料 被 覆 管 酸
化量割合は燃料被覆管の密度， 表面積及び酸化厚さ 割合の積で ある。
したがって，発熱割合は次式で 与えられる。
•••

QR = ∆H・M zr = ∆H・ρ zr・A・th ox（3.3.1.7-3）

ここで，
•

QR

：

発熱割合

∆H

：

反応熱

：

燃料被覆管酸化量割合：：

燃料被覆管密度
燃料被覆管表面積：

酸化厚さ割合

•

M zr
ρ Zr

A
•

th ox

2-26

3.3.1.8 燃料被覆管の膨れ，破裂
Ｃ Ｈ Ａ ＳＴ Ｅコ ー ドは ， 過渡 時 の燃 料被 覆 管の 膨 れ， 破 裂を考 慮 し て いる 。 燃料 被 覆管 の 膨れ は， 燃 料棒 プ レナ ム部 と ギャ ッ プ部 の温 度 及び 体 積
か ら 燃料 棒 内圧 を 評価 し， 燃 料被 覆 管内 外圧 力 差か ら 燃料 被覆 管 の周 方 向
応 力 を求 め ，燃 料 被覆 管の 歪 み量 を この 周方 向 応力 に 基づ き求 め てい る 。
ま た ，燃 料 被覆 管 の破 裂は 実 験に 基 づく 周方 向 応力 の 限界 曲線 に 基づ い て判定する。
（1）燃料棒内圧計算
燃 料 棒 内圧 は， 燃 料棒 プ レナ ム 部と ギャ ッ プ部 の 圧力 が 等しい と し て ，
温度及び体積の変化を考慮して 次式で計算する。
N・R
Pg =
VF
V
+ P
TF
TP
ここで，
Pg ：
VF
VP
TF
TP

N

R

：
：
：
：
：
：

（3.3.1.8-1）

燃料棒内圧
燃料棒ギャップ体積
燃料棒プレナム体積
燃料棒ギャップ温度
燃料棒プレナム温度
燃料棒内ガスのモル数
気体定数（2）燃料被覆管の周方向応力
燃 料 被 覆管 の周 方 向応 力 は， 燃 料棒 内外 圧 差よ り 次式 で 計算す る 。 こ こ
で ， 冷却 材 圧力 は ＳＡ ＦＥ Ｒ コー ド の解 析結 果 から 時 間の 関数 と して 引 き
継いで用いる。

σ =Di(Pg − P )
2t

ここで，
：
σ
Di ：
：
t
Pg ：
：
P

（3.3.1.8-2）

周方向応力
燃料被覆管内径
燃料被覆管肉厚
燃料棒内圧
冷却材圧力

（3）燃料被覆管の歪
燃 料 被 覆管 の歪 は ，弾 性 領域 で は燃 料被 覆 管の 周 方向 応 力から 次 式 に より計算する。
2-27

ε =

σ 

ν
1 − 
E
2

ここで，
ε
σ
E
ν

：
：
：
：

（ 3.3.1.8-3）

燃料被覆管の歪燃料被覆管の周方向応力
ヤング率
ポアソン比

また，塑性変形は，Hardy 等の実験データ に基づき燃料被覆管 破裂を起こす温度より 200°F 低い温度に達した時 点から始まるとする。 図 3-4 に破裂
前 の 燃料 被 覆管 の 歪を 温度 （ 破裂 温 度－ 燃料 被 覆管 温 度） の関 数 とし て 示す。図中の実線より，燃料被覆 管温度での歪量が求 まる。
（4）燃料被覆管の破裂
燃 料 被 覆管 の破 裂 は， 燃 料被 覆 管の 温度 が 上昇 し て燃 料 被覆管 の 内 圧 によ る 周方 向 応力 が その 温度 に おけ る 引張 り強 さ を超 え た時 点で 発 生す る 。
図 3-5 に燃料被覆管 に破裂が発生する時 点の燃料被覆管温度 と燃料被覆管
周 方 向応 力 の関 係 を示 す。 燃 料被 覆 管の 破裂 は ，実 験 デー タの ベ スト フ ィット曲線に基づいて判定する。
破裂後の最終的な変形量は ，破裂以前の燃 料棒内外圧差によっ て異なる。
し た がっ て ，実 験 デー タを 燃 料被 覆 管の 周方 向 応力 で 整理 する こ とに よ り
以下の値としている。
低応力領域（ σ ≤ 1500 psi ）；高応力領域（ σ > 1500 psi ）；E L = 0.23

（内側燃料棒）E L = 0.16

（外側燃料棒）E L = 0.15

（内側燃料棒）E L = 0.11

（外側燃料棒）こ こ で， σ は 燃 料 被 覆管 の周 方 向応 力 ， E L は 半径 方 向の 歪 量を 初期 の 半径で割ったものである。

2-28

図 3-4

塑性変形量と破裂前の 燃料被覆管温度の関 係

2-29

図 3-5

燃料棒に破裂が発生す る時点の燃料被覆管 温度と燃料被覆管応力の関係

2-30

表 3-2
項
ノード

ＣＨＡＳＴＥコードの 計算モデル一覧

目

燃料集合体

分割

計算モデル
軸方向の任意の一断面の燃料棒 ，ウォー
タロッド及びチャンネルボック スを模擬し，燃料棒を全て 1 本ごとに取 扱う（図
3-1）

燃料棒

燃料ペレットを半径方向に最 大 9 ノードに分割（図 3-2）
燃料ペレット及び燃料被覆管の 径方向に対し，円筒一次元熱伝導方程式 を用いる

熱伝達

ギャップ熱伝達モデル

過渡変化は Ross and Stoute に 基づくモデルを用いるなお，ギャップ熱伝達係数の初 期値及び過渡計算に用いるギャップ内の ガス組成
等は燃料棒熱機械設計コードＰ ＲＩＭＥから引き継ぐ

対流熱伝達

ＳＡＦＥＲコードの解析結果か ら時間の関数として引き継ぐ

輻射熱伝達

解析対象の評価位置断面が露出 した以降
は，燃料棒間及び燃料棒－チャ ンネル壁間の輻射熱伝達を考慮

その他

熱源

核分裂による発生熱，崩壊熱及 びジルコ
ニウム－水反応による発熱を考 慮
燃料棒出力は核分裂による発生 熱と核分
裂生成物及びアクチニドの崩壊 熱を考慮した燃料棒出力時間変化データ を入力

ジルコニウム－水反応

Baker-Just の式

膨れ・破裂

膨れは燃料被覆管周方向応力に 基づき計算し，破裂は燃料被覆管周方向 応力のベ
ストフィット曲線により判定す る（図
3-5）

2-31

3.4

入出力
ＣＨＡＳＴＥコードの主要な入 出力を図 3-6 に示す。ＣＨＡ ＳＴＥコー

ド の イン プ ット デ ータ は以 下 のと お り構 成さ れ る。 Ｃ ＨＡ ＳＴ Ｅ コー ド の
イ ン プッ ト デー タ の元 とな る 燃料 デ ータ ，過 渡 特性 を 整理 した 解 析条 件 を添付 1 に示す。
① 燃料データ（幾何形状，燃料棒出力，初期状態，局所出力及び燃焼度分布，
断面平均燃焼度，物性）② 過渡特性（原子炉出力，原子炉圧力及び燃料被覆管表面対流熱伝達係数の時間変化，炉心露出及び再冠水時間）
上 記 を イン プッ ト デー タ とし て ，炉 心ヒ ー トア ッ プ解 析 を実施 し ， 以 下のアウトプットデータを得る。
① 燃料被覆管温度② ジルコニウム－水反応量（燃料被覆管酸化割合）

2-32（燃料データ）
・幾何形状
・燃料棒出力・初期状態
・局所出力及び燃焼度分布
・断面平均燃焼度・物性（過渡特性）
・原子炉出力時間変化
・原子炉圧力時間変化
・対流熱伝達係数時間変化
・炉心露出，再冠水時間

ＣＨＡＳＴＥ

燃料被覆管温度
ジルコニウム－水反応量（燃料被覆管酸化割合）

図 3-6

ＣＨＡＳＴＥコードの 入出力

2-33

4．妥当性確認
4.1

重要現象に対する妥当性 確認方法
ＣＨＡＳＴＥコードの評価マト リックスを表 4-1 に示す。表 4-1 は 2 章

で 重 要現 象 に分 類 され た物 理 現象 を 列挙 して い る。 各 実験 解析 の 内容 に ついて詳細を 4.2 以降に示すが ，それらの要約を 4.1.1，4.1.2 及び 4.1.3 に示す。
Ｃ Ｈ Ａ ＳＴ Ｅコ ー ドは ， ＢＷ Ｒ のＬ ＯＣ Ａ を模 擬 した Ｅ ＣＣＳ 冷 却 実 験
結 果 と実 験 解析 結果 と の比 較に よ り解 析 モデ ルの 妥 当性 が確認 さ れて い る。
重 要 現 象に 分類 さ れた 物 理現 象 のう ち崩 壊 熱は ， 信頼 性 の高い 評 価 モ デ
ル と 現実 的 な評 価 条件 を使 用 して 評 価し た値 を 事象 発 生後 の原 子 炉出 力 変
化 と して 入 力し て いる 。こ の ため ， ＣＨ ＡＳ Ｔ Ｅコ ー ドに おけ る 崩壊 熱 の妥当性確認は不要とした。
燃 料 棒 表面 熱伝 達 につ い ては ， 対流 熱伝 達 はＳ Ａ ＦＥ Ｒ コード の 解 析 結
果 よ り引 き 継い で おり ，Ｌ Ｏ ＣＡ を 模擬 した 実 験結 果 にお ける 燃 料被 覆 管
温 度 とＳ Ａ ＦＥ Ｒ コー ドに よ る実 験 解析 結果 を 比較 す るこ とに よ り， Ｓ Ａ
Ｆ Ｅ Ｒコ ー ドの 熱 伝達 モデ ル の妥 当 性を 確認 し てい る こと から ， ＣＨ Ａ Ｓ
Ｔ Ｅ コー ド にお け る燃 料棒 表 面熱 伝 達の うち 対 流熱 伝 達の 妥当 性 確認 は 不要とした。
燃料被覆管酸化については，3.3.1.7 に記載したとおり，蒸気 供給制限がな く ，反 応 温度 ま で上 げる た めの エ ネル ギは な いも の と仮 定し ， 反応 量 及び 反 応熱 を 過大 に評 価 する よう に 選定 し た酸 化反 応 速度 式を採 用 して い る 。
そ の ため ， ＣＨ Ａ ＳＴ Ｅコ ー ドに お ける 燃料 被 覆管 酸 化の 妥当 性 確認 は 不要とした。
燃料被覆管変形については，3.3.1.8 に記載したとおり，燃料 被覆管の歪み 量 を計 算 し， 燃 料被 覆管 の 破裂 を 判定 する 破 裂限 界 曲線 には 実 験値 と よ
く 一 致す る ベス ト フィ ット 曲 線に 基 づき 現実 的 な条 件 を適 用し て いる こ とか ら ，Ｃ Ｈ ＡＳ Ｔ Ｅコ ード に おけ る 燃料 被覆 管 変形 の 妥当 性確 認 は不 要 とした。
以 上 よ り， 重要 現 象に 対 する 妥 当性 確認 に つい て は， Ｂ ＷＲの Ｌ Ｏ Ｃ Ａ
を 模 擬し た ＥＣ Ｃ Ｓ冷 却実 験 結果 と 実験 解析 結 果と の 比較 にお い て， 燃 料
被覆管温度に着目してＣＨＡＳ ＴＥコードの妥当性 を確認する 。

2-34

4.1.1

ＢＷＲ－ＦＬＥＣＨＴ 実験解析

米 国 Ａ ＥＣ （現 Ｎ ＲＣ ） の出 資 のも とに 行 われ た ＢＷ Ｒ －ＦＬ Ｅ Ｃ Ｈ Ｔ
実 験 によ り ，Ｂ Ｗ Ｒの ＬＯ Ｃ Ａ時 の ＥＣ ＣＳ に よる 炉 心冷 却メ カ ニズ ム の解 明 と燃 料 被覆 管 温度 を予 測 する 炉 心ヒ ート ア ップ モ デル の妥 当 性確 認 が行 わ れた 。 その 結 果， スプ レ イ冷 却 及び 輻射 の 組合 せ によ る熱 伝 達モ デ ル
により，実験解析の結果は実験 結果を上回ることを 確認してい る。
4.1.2

炉心冷却実験解析

Ｇ Ｅ 社 によ る炉 心 スプ レ イ冷 却 と炉 心再 冠 水冷 却 実験 に 基づき ， 炉 心 ヒ
ー ト アッ プ 計算 モ デル の妥 当 性確 認 を行 い， 実 験解 析 の大 部分 の 結果 が 実
験 結 果を 上 回る こ とが 確認 さ れた 。 また ，実 験 と解 析 結果 の主 要 な差 は ，実 験 のス プ レイ 冷 却が 解析 の スプ レ イ冷 却に 対 して 上 回っ てい る こと に よ
る。
4.1.3

スプレイ冷却特性実験 解析

実機 9×9 燃料を模擬した実寸大の模擬燃 料集合体実験装置を 用いたスプ
レ イ 冷却 特 性実 験 に基 づき ， 炉心 ヒ ート アッ プ 計算 モ デル の妥 当 性確 認 が行 わ れた 。 その 結 果， スプ レ イ冷 却 及び 輻射 の 組み 合 わせ によ る 熱伝 達 モデルにより，実験解析の結果は 実験結果を上回るこ とを確認し ている。

2-35

炉心冷却実験解析

スプレイ冷却特性
実験解析

ＢＷＲのＬＯＣＡ
模擬試験

重要現象に対する妥当 性確認方法
ＢＷＲ－ＦＬＥＣＨＴ
実験解析

表 4-1

崩壊熱*

崩壊熱モデル－－－－

燃料棒表面熱伝達

対流熱伝
達モデル
*
輻射熱伝
達モデル

－

－

－

－**

表 4-2
図 4-4
図 4-5
図 4-6

表 4-3
表 4-4
図 4-9

図 4-14
図 4-15

－

－

－

－

－

－

－

－

－

二相流体の流動モデル

－

－

－

－**

対流熱伝 Ｓ Ａ Ｆ Ｅ Ｒ コ ー達モデル ド の 解 析 結 果 を*引き継ぐ
臨界流モデル

－

－

－

－**

原子炉 冷 却 材 放 出 （ 臨 界－－
圧力 流・差圧流）
容器
沸騰・凝縮・ボイド 二相流体の流動モデル－－率変化
気液分離（水位変化）・対向流ＥＣＣＳ注水（給水 原子炉注水系モデル－－
系・代替注水設備含む）* 4.1 に記載 の理由により，妥当性 確認が不要である重 要現象

－

－**

－

－**

－

－**

分類

炉心
(核)

重要現象

炉心
(燃料)

燃料被覆管酸化*燃料被覆管変形*
炉心(熱流
動)

沸騰・ボイド率変化
気液分離（水位変化）・対向流気液熱非平衡解析モデル

ＳＡＦＥＲコードの解析結果を引き継ぐ
燃料棒間，燃料棒－チャンネルボックス間の輻射
熱伝達評価モデル（燃料被覆管の変形も考慮）
ジルコニウム－水反応モデ
ル
膨れ・破裂評価モデル** ＳＡＦＥＲコードの 評価範囲による物理 現象であり，ＳＡ ＦＥＲコードに記載する。
2-36

4.2

ＢＷＲ－ＦＬＥＣＨＴ実 験解析 (９ )(1) 概要米国ＡＥＣ（現在のＮＲＣ ）の出資のもと にＧＥ社が行った実 験であり，
ＢＷＲ実機の 7×7 燃料集合体 1 体を実 寸大で模擬し，ジルカ ロイ被覆管を用いた 5 種類の集合体と ステンレス製被覆管を 用いた 5 種類 の集合体を電
気 加 熱し て ，Ｂ Ｗ Ｒの ＬＯ Ｃ Ａ時 の 条件 を模 擬 した 実 験及 び定 常 実験 を 約
150 ケース行った。実験は，集 合体上部からのスプレ イ冷却実 験，集合体下部からの冷却材流入による再冠 水冷却実験及び両者 を模擬した 実験の 3 種類が行われた。図 4-1 に実験装 置を示す。
本 実 験 より ，Ｂ Ｗ Ｒの Ｌ ＯＣ Ａ 時の ＥＣ Ｃ Ｓ作 動 期間 中 の熱伝 達 メ カ ニ
ズ ム の解 明 と被 覆 管温 度を 適 切に 予 測可 能な 炉 心ヒ ー トア ップ 計 算モ デ ル
を 開 発し た 。ま た ，モ デル の 妥当 性 確認 も行 わ れ， ス プレ イ冷 却 及び 輻 射の 組 み合 わ せに よ る熱 伝達 モ デル に より ，実 験 解析 の 結果 は実 験 結果 を 上回ることを確認している。
（BWR-FLECHT：The Boiling Water Reactor Full Length Emergency Cooling
Heat Transfer test program）(2) 実験条件
ＢＷＲ－ＦＬＥＣＨＴ実験の主 要な条件を以下に示 す。
① 冷却モード
上部スプレイ，再冠水，スプレ イと再冠水② 模擬燃料集合体形状

実機ＢＷＲの実寸大 7×7 型③ 模擬燃料被覆管材質

ステンレス鋼，ジルカロイ-2④ 冷却材流量

集合体当たりスプレイ流量：2.45～5.0 gpm
冠水速度：1～6 inch/s
スプレイと冠水：3.25 gpm，6.0 inch/s⑤ 冷却開始時の被覆管温度 875～2250°F（約 468～1232℃）⑥ 集合体出力100～325 kW⑦ 被覆管最高温度

1300～2700°F（約 704～1482℃）⑧ 模擬燃料棒内ガス圧力

加圧なし⑨ 系統圧力15～300 psia

なお，ジルカロイ被覆管の集合体は，4 種 類の集合体がスプレ イ冷却の条
件 下 で実 験 され ， ステ ンレ ス 鋼被 覆 管の 集合 体 はス プ レイ 及び 再 冠水 冷 却の条件下で実験された。

2-37

(3) 妥当性確認結果
炉 心 ヒ ート アッ プ 計算 モ デル に よる 解析 は ，ジ ル カロ イ 被覆管 を 用 い た
スプレイ冷却実験 3 ケースについて実施 している。実験解析 の例として，
表 4-2 に集合体（Zr2K）を使用した実験 結果（最高温度及び 発生時間）と解 析 結果 の 比較 を 示す 。炉 心 ヒー ト アッ プ計 算 モデ ル は， ジル コ ニウ ム －水反応量（被覆管の酸化 量）計算として Baker-Just の式が組 み込まれているが，ＦＬＥＣＨＴ実験から， Baker-Just の式で計算される 酸化量は，実験値の約 2 倍大きい 値となることが分か った。したがって， 実験解析では許認可解析用の計算条件（100%MWR）の他に ，ジルコニウム－水 反応量を 1/2としたケース（50%MWR）につい ても解析している。
なお，集合体の模擬燃料棒配置は図 4-2 に示すとおりであ り，グループ 5の 20 本及びグループ 18 の 9 本は温度計測のない模擬燃料棒で ある。また，グループ 19 は熱電対の故障が ある。また， 図 4-3 に 局 所 出 力 分 布 を 示 す 。
図 4-2 に示した集合 体の燃料棒配置にお ける代表的な燃料棒 グループについて，スプレイ冷却開始後の 被覆管温度変化を図 4-4 から図 4-6 に示す。
図 中 の○ 印 が実 験 結果 ，破 線 が炉 心 ヒー トア ッ プ計 算 モデ ルに よ る予 測 値である。
・図 4-4 に集合体内の最外周（チャ ンネルボックスに接す る，ロッド 2）に位 置 す る模 擬燃 料 棒の 温 度変 化 を示 す。 炉 心ヒ ー トア ッ プ計算 モ デ ル による予測値は，実験結果に比べ て 100％MWR 時で約 90°F（約 50℃），50％
MWR 時で約 60°F（約 33℃）高くなる。本 燃料棒は，局所出力 分布では，以下のロッド 30 及び 31 よりも大きな出 力ピーキングを有し ているが最高 温 度 は低 くな っ てい る 。こ れ は， 本燃 料 棒が 最 外周 で チャン ネ ル ボ ッ
ク ス に 隣接 し， 内 側の 燃 料棒 よ りも 冷却 が 促進 さ れて い ること に よ る と考えられる。（なお，時 刻 5 分以降の実 験結果については， ヒーター又は熱電対の不良によるとして記 載されていない）
・図 4-5 に集合体内の最外周から 2 列目（ロッド 30）に位置する模擬燃料
棒 の 温 度変 化を 示 す。 炉 心ヒ ー トア ップ 計 算モ デ ルに よ る予測 値 は ， 実
験結果に比べて 100％MWR 時は約 90°F（ 約 50℃），50％MWR 時は 50°F
（約 28℃）高くなる。
・図 4-6 に集合体内の最外周から 3 列目（ロッド 31）に位置する模擬燃料
棒 の 温 度変 化を 示 す。 炉 心ヒ ー トア ップ 計 算モ デ ルに よ る予測 値 は ， 実
験結果に比べて 100％MWR 時は 約 200°F（約 111℃ ），50％MWR 時は 150°
F（約 83℃）高くなる。本燃料棒はロッド 30 と同様に内側の 燃料棒である。実験結果で最高温度 がロッド 30 より低く なっているのは ，局所出力2-38分布の違いによると考えられる 。（なお，時 刻 7 分以降の実 験データの変 動 は ，模 擬燃 料 棒の ヒ ータ ー の故 障に 起 因す る もの で ある。 し か し ，す で に 温度 が低 下 した 後 であ り 最高 温度 の 妥当 性 確認 結 果には 影 響 な いものである）2-39

表 4-2

ＢＷＲ－ＦＬＥＣＨＴ 実験結果（Zr2K バン ドル，スプ レイ冷却実験）

注記
１．最高温度偏差：予測値－実 験値
ここで＋は最高温度の過大 評価を示す。
２．最高温度発生時間：予測値 －実験値
ここで＋は最高温度の発生 時間予測値が実験値 より遅いこ とを示す。
３．熱電対異常４．（ ）内は 6ft 以外 の熱電対の位置を示 す。
５．電流増加によりロッド No.24 の中間面で の局所出力が増加 していたと考えら れる 。局 所的 出力 増加 を含 む計 算で は， 最高 温度 でこ こで 示す 値よりも約 100°F 高く予測する。
2-40

（ 外 部 チ ャ ン ネ ル）

（ 内 部 チ ャ ン ネ ル）

（可視ガラス）（ 上 部 ス プ レ イ モー ド ）（補給水）（流量制御装置）

（貯水槽）

（流量計）

（12-ft ヒ ー タ ーロ ッ ド ）

2-41

図 4-1

（電磁弁）

（熱交換器）（冷却水）

ＢＷＲ－ＦＬＥＣＨＴ 実験装置（電磁弁）

（ 下 部 再 冠 水 モ ード ）（グループ番号）（ロッド番号）

図 4-2（ 6ft 又 は 記 載 さ れ た
高さでの熱電対位置）

ＢＷＲ－ＦＬＥＣＨＴ 実験，Zr2K バンドル 配置（局所出力分布係数）（ロッド番号）

図 4-3

局所出力分布2-42

○ 実験結果---- 解 析結 果 （50%MWR）―― 解 析結 果 （100%MWR）

図 4-4 ＢＷＲ－ＦＬＥ ＣＨＴ実験解析結果 （Zr2K バンドル， ロッド 2）○ 実験結果---- 解 析結 果 （50%MWR）―― 解 析結 果 （100%MWR）

図 4-5

ＢＷＲ－ＦＬＥＣＨＴ 実験解析結果（Zr2K バンドル ，ロ ッド 30）○ 実験結果---- 解 析結 果 （50%MWR）―― 解 析結 果 （100%MWR）

図 4-6

ＢＷＲ－ＦＬＥＣＨＴ 実験解析結果（Zr2K バンドル ，ロ ッド 31）

2-43

4.3

炉心冷却実験解析

4.3.1

8×8 燃料集合体の炉心スプレイ と冠水の冷却効果確 認 実験 (10)(1) 概要8×8 燃料集合体のＬＯＣＡ時炉心ヒート アップ計算モデルの 妥当性を確認するため，ＢＷＲ実機の 8×8 燃料集合 体 1 体を実寸大で模 擬した電気加
熱 ， ステ ン レス 鋼 被覆 管に よ る実 験 装置 を用 い たＥ Ｃ ＣＳ によ る 炉心 冷 却
実験である。図 4-7 に実験装置 を示す。
本 実 験 では ，炉 心 スプ レ イに よ る冷 却効 果 及び 炉 心ス プ レイの 集 合 体 下部 か らの 冷 却材 流 入（ 再冠 水 ）効 果 を確 認し ， スプ レ イ流 量， 冠 水速 度 及
び 再 冠水 開 始時 間 をパ ラメ ー タと し た実 験を 行 い， 炉 心ヒ ート ア ップ 計 算
モ デ ルの 妥 当性 確 認を 行っ て いる 。 計算 モデ ル によ る 実験 解析 の 結果 は ，実 験 の 被 覆管 最 高温 度 と 比較 し て， － 30°F か ら ＋ 100°F（－ 17℃ か ら ＋
56℃）の範囲に入っていること を確認した。
(2) 実験条件
実 機 Ｂ ＷＲ の燃 料 集合 体 出力 及 びス プレ イ 流量 な どを 仮 定し， 炉 心 ス プ
レ イ 作動 開 始か ら 再冠 水ま で の期 間 の被 覆管 温 度を 計 測し た。 主 な実 験 条
件は下記である。
① 冷却モード

上部スプレイ，スプレイと再冠 水② 模擬燃料集合体形状

実機ＢＷＲの実寸大 8×8 型③ 模擬燃料被覆管材質

ステンレス鋼④ 冷却材流量

集合体当たりスプレイ流量：0.5～11.8 gpm⑤ スプレイ開始時間

冠水速度：0.5～6 inch/s
事故後 30 秒を模擬

⑥ 再冠水開始時間

45～515 秒（スプレイ開始後）⑦ 冷却開始時の被覆管温度 1040～1825°F（約 560～996℃）⑧ 集合体出力200～300 kW⑨ 軸方向ピーキング係数

1.4⑩ 局所出力分布

ＢＷＲ6 プラントの代表例（図 4-8）

⑪ 模擬燃料棒内ガス圧力

加圧なし⑫ 系統圧力大気圧(3) 妥当性確認結果
炉 心 ヒ ート アッ プ 計算 モ デル の 妥当 性確 認 は， ス プレ イ 冷却と 再 冠 水 冷
却 を 組み 合 わせ た 実験 ，及 び スプ レ イ冷 却の み の実 験 につ いて 行 われ た 。
2-44

ス プ レイ 冷 却と 再 冠水 冷却 を 組み 合 わせ た実 験 の結 果 と解 析結 果 の比 較 を
図 4-9 に示す。
図 4-9 は，集合体内 で最高温度を示す燃 料棒について，スプ レイ及び再冠 水 によ る 冷却 を 模擬 した 実 験結 果 と炉 心ヒ ー トア ッ プ計 算モ デ ルに よ る
実 験 解析 結 果を 比 較し たも の であ る 。図 中の 水 平線 は 集合 体内 最 高温 度 の予測値を示している。
こ の 結 果よ り ，実 験 解析 の 結果 は 実験 の 最 高温 度 （ 1327（ 約 720℃ ） ～2084°F（約 1140℃））と比較して－30°F（約 17℃）か ら＋100°F（約 56℃）の 範 囲に 入 って お り， 大部 分 の実 験 結果 の最 高 温度 を 上回 って い るこ と が
分かる。

2-45

(試 験
ﾊﾞﾝﾄﾞﾙ)（熱交換器）（貯蔵タンク）（ドレン）（熱交換器）

図 4-7（保持タンク）8×8 燃料集合体冷却効果確認 実験装置

2-46

局所出力分布（ 集 合 体 内 最 高 温度 偏 差 （ 実 験 値 － 予 測 値 ））図 4-8

（スプレイ及び再冠水冷却組合せ実験の最高温度）（集合体内最高温度実験値）

図 4-9

8×8 燃料集合体冷却効果確認 実験

実験条件
・スプレイ流量： 3.0gpm

・冠水速度： 1.5― 6.0ips

・加熱部下端の冠水時間： 45― 515sec

・ピーク出力： 300kW
2-47

4.3.28×8 燃料集合体の内圧下ＥＣＣ Ｓ冷却実験 (11)(1) 概要
本実験は，8×8 燃料集合体，内圧加圧燃 料棒，ジルカロイ被 覆管のＬＯ
ＣＡ時冷却特性の妥当性を確認 するため，ＢＷＲ実 機の 8×8 燃料集合体 1
体 を 実寸 大 で模 擬 した 実験 装 置を 用 いた ＥＣ Ｃ Ｓに よ る炉 心冷 却 実験 で ある。4.3.1 節に述べた実験と異なる点 としては，燃料棒内のＦ Ｐガスインベ
ン ト リを 模 擬す る ため アル ゴ ンガ ス で初 期に 加 圧し た 点と ジル カ ロイ 被 覆管を用いた点である。図 4-10 に実験装置を示す。
本実験では，ＢＷＲ6 プラ ント用 8×8 燃料集合体と取替 用 8×8 燃料集合
体の 2 種類の燃料集 合体について実験が 行われ，炉心ヒート アップ計算モ
デ ル によ る 実験 解 析と 実験 結 果の 比 較か ら， モ デル の 妥当 性を 確 認し て いる。炉心ヒートアップ計算モデルに よる実験解析結果は，ＢＷ Ｒ6 用燃料集
合体では 350°F（約 194℃），取替用燃料集合体では 600°F（ 約 333℃）高く ， 過小 評 価は わ ずか であ る との 結 果を 得た 。 これ よ り， 炉心 ヒ ート ア ップ計算モデルの妥当性を確認し た。
(2) 実験条件
本 実 験 では ，炉 心 スプ レ イ流 量 ，集 合体 初 期出 力 など プ ラント の 違 い を考慮した実験を行うため ，ＢＷＲ6 用燃料 集合体及び取替用燃 料集合体の 2
種 類 につ い て実 験 を行 い， 集 合体 内 全燃 料棒 の 被覆 管 温度 を計 測 した 。 主な実験条件は下記である。
ＢＷＲ6 用燃料集合体

取替用燃料集合体① 冷却モード

炉心スプレイと再冠水

同左② 模擬燃料集合体形状

ＢＷＲ6 用 8×8 型

取替用 8×8 型③ 模擬燃料被覆管材質

ジルカロイ

同左

④ 集合体当たりスプレ イ流量

3.25 gpm

2.45 gpm⑤ 再冠水速度3.5 inch/s

2.0 inch/s⑥ スプレイ開始時間

事故後 45 秒

事故後 30 秒⑦ 再冠水開始時間

スプレイ開始後 50 秒

同 174 秒

⑧ 冷却開始時の被覆管 温度

1183°F（約 639℃）

1490°F（ 約 810℃）⑨ 集合体出力367 kW

355 kW⑩ 軸方向ピーキング係 数

1.4

同左

⑪ 局所出力分布

図 4-11

図 4-12⑫ 模擬燃料棒内ガス圧 力

95～113 psig

90～117 psig

⑬ 系統圧力

大気圧

同左

2-48

(3) 妥当性確認結果
実 験 結 果に おけ る 被覆 管 最高 温 度に 対す る 炉心 ヒ ート ア ップ計 算 モ デ ルに よ る実 験 解析 の 被覆 管最 高 温度 の 差を ，集 合 体内 の 代表 的な 燃 料棒 に つ
いて表 4-3 及び表 4-4 に示す 。なお，ロッ ド番号 37 はウォー タロッドであるため温度評価の対象外とする 。
・表 4-3 に示す ＢＷＲ6 用燃料集合体 の実験解析では，集合体 内被覆管最高温度（PCT）は実験値に対して 6°F（約 3℃） （ 注 ） 高くなり， 良い一致を示した。また，集合体内 の 3 本の燃料棒 のみ実験結果より低 い温度（15～20°F（約 8～11℃））を示しているが その差は小さく，そ の他大部分が実験結果を上回っておりその 最大値は約 390°F（約 199℃ ） である。
・表 4-4 に示す取替用燃料集合 体の実験解析では，PCT は実験 値より 103°F（約 57℃）（ 注 ） 高い値を示 した。また，集合体内の 3 本 の 燃 料 棒 の み 実
験結果より低い温度（4～50°F（約 2～28℃））を示している がその差は小さく，その他大部分が実験結 果を上回っておりそ の最大値は 約 600°F（約 333℃）である。
・実験 と解析 結果の 主要 な差は ，実 験のス プレイ 冷却 が解析 の スプレ イ冷却に対して上回っていることに よる。
（注）6°F（約 3℃）及び 103°F（約 57℃）は表に示され て いない燃料棒で生じている。

2-49

（蒸気偏向板）（曇り取り装置）（ 上 部 ﾌﾟﾚﾅﾑﾀﾝｸ）(試 験ﾊﾞﾝﾄﾞﾙ)（熱交換器）（冠水用水）（貯蔵タンク）（ドレン）（熱交換器）

図 4-10（保持タンク）8×8 燃料集合体の内圧下ＥＣ ＣＳ冷却実験装置

2-50

ロッド番号局所出力分布係数

ウォータロッド

図 4-11

局所出力分布（ＢＷ Ｒ6 用）

ウォータロッド

図 4-12

局所出力分布（取替 用）2-51

表 4-3

実験結果と解析結果の 比較（ＢＷＲ6 用燃料 集合体）

スプレイ
開始時温度

最高温度偏差（予測値－実験値）（ウォータロッド）2-52

表 4-4

実験結果と解析結果の 比較（取替用燃料集 合体）

スプレイ
開始時温度

最高温度偏差（予測値－実験値）（ウォータロッド）

2-53

4.4

スプレイ冷却特性実験解 析 (12)(1) 概要本実験装置は，実機 9×9 燃料を模擬し た実寸大の模擬燃料 集 合体（チャンネルボックス装着），模擬燃料集 合体を格納した圧力容 器 ，圧力容器
内へのスプレイ水供給系 ，圧力容器への蒸 気供給系及び圧力容 器内で発生する蒸気の排出系から構成され ている。模擬燃料集 合体 は 電 気 加 熱 さ れ ，
炉心スプレイ系を模擬した冷却 状態での冷却特性実 験を 行 っ た 。 実 験 は ，実機の再循環配管両端破断事故 を模擬したシステム 実験として ，スプレイ
熱伝達実験及び大破断ＬＯＣＡ 模擬実験を行った。 図 4-13 に 実験装置を示す。
大 破 断 ＬＯ ＣＡ 模 擬実 験 より ， 実機 の燃 料 被覆 管 温度 を 実験的 に 確 認 す
る と とも に 非発 熱 体と なる ウ ォー タ ロッ ドの 濡 れ特 性 につ いて 評 価し ， Ｃ
Ｈ Ａ ＳＴ Ｅ コー ド の妥 当性 確 認を 行 い， スプ レ イ冷 却 及び 輻射 の 組み 合 わ
せ に よる 熱 伝達 モ デル によ り ，実 験 解析 の結 果 は実 験 結果 を上 回 るこ と を確認している。
(2) 実験条件
大破断ＬＯＣＡ模擬実験では ，実機大破断 ＬＯＣＡにおいて炉 圧が大気圧となる事故後 40 秒以降の状 態を模擬するために， 実験条件 を以下のように設定している。また，表 4-5 に実験条件を示す 。
①スプレイ流量
実機の最低スプレイ流量であ る 3gpm／バンドルを設 定した。
②バンドル出力初期出力を実機の事故後 40 秒 での値とし，その後の 崩壊熱の 時間変化も GE（平均 ）+3σにより考慮して いる。また ，実機燃料と 模 擬燃料の熱容量の違いを反映するために，出力を 更に厳しく 1.2 倍し た 実験も行っている。
③初期燃料棒表面温度
ベースケースではスプレイ熱伝 達実験と同様に 500℃としたが ，出力を 1.2 倍したケースでは実機で 想定される 700℃の 条件とした 。
(3) 妥当性確認結果
炉心ヒートアップ解析に用いる ＣＨＡＳＴＥコード の妥当性及 び保守
性を確認するため，表 4-5 の実 験条件に示した T1， T2 実験の 実験解析を実施した。図 4-14，図 4-15 に最高出力断 面の各燃料棒表面温 度について
実験値と解析結果の比較を示す 。
いずれの実験においても ，ＣＨＡＳＴＥコ ードによる解析は実 験結果を良く模擬している。また，解析値は実 験値よりも高めとなっ て おり，燃料
2-54

被覆管温度の最高値の比較では ＣＨＡＳ Ｔ Ｅ コ ー ド が T1 実 験 で 約 34℃ ，T2 実験で約 93℃高めとなって いる。

2-55

2-56

図 4－13

スプレイ冷却特性実 験装置

表 4-5
No.

実験条件

圧力

スプレイ流量初期バンドル

初期燃料棒

（kPa）

（gpm）

出力（kW）

表面温度（℃）

T1

100

3.0

260

500

T2

100

3.0

310

700

2-57

図 4-14

T1 実験とＣＨＡＳＴ Ｅ解析の比較

2-58

図 4-15

T2 実験とＣＨＡＳＴ Ｅ解析の比較

2-59

4.5

実機解析への適用性
ＢＷＲのＬＯＣＡを模擬した燃 料集合体冷却実験は ，実機の燃 料集合体 1

体 を 実寸 大 で模 擬 して おり ， 集合 体 出力 ，出 力 分布 ， 炉心 スプ レ イ流 量 ，
炉 心 再冠 水 速度 等 の実 験条 件 も実 機 条件 に設 定 して 実 施さ れて い る。 こ れら の 実験 結 果と 実 験解 析結 果 を比 較 する と， 燃 料被 覆 管最 高温 度 は， 前 節に述べたように，実験解析結果 の大部分が高く予測 することを 確認した。
有効性評価における重要現象は，2 章 に述べたように，設計基 準事故のＬ
Ｏ Ｃ Ａと 同 様で あ り， 燃料 被 覆管 温 度が 評価 指 標で あ るこ とか ら ，そ れ を安全側に予測できるＣＨＡＳＴ Ｅコードは有効性評 価に適用で きる。

2-60

5．有効性評価への適用性
4 章に記載した実験解析を踏ま え，重要現象についての不 確か さ，及びその 不 確か さ が評 価 指標 の観 点 と運 転 員操 作の 観 点か ら 有効 性評 価 解析 へ 与える影響について表 5-1 にまとめた。以 下にその不確かさに ついて記述する。
5.1

不確かさの取扱いについ て（評価指標の観点）
Ｃ Ｈ Ａ ＳＴ Ｅコ ー ドで 取 り扱 う 評価 指標 は ，燃 料 被覆 管 温度で あ る 。 燃

料 被 覆管 温 度は 熱 伝達 係数 に 依存 す る。 主に 燃 料被 覆 管温 度へ の 重要 現 象の不確かさの影響について以下 に記載する。
（1）崩壊熱崩 壊 熱 は信 頼性 の 高い 評 価モ デ ルと 最確 条 件を 包 絡で き る条件 を 使 用 して 大 きく な るよ う に評 価し た 値を Ｃ ＨＡ ＳＴ Ｅ コー ド の入 力と し て使 用 しているため，有効性評価では燃 料被覆管温度を高く 評価する。
（2）燃料棒表面熱伝達
対流熱伝達は，ＳＡ ＦＥＲコードの実験解析において，熱伝達係数を低めに評価する可能性があり，他の解析モデルの不確かさともあいまってコード全体として，スプレイ冷却のない実験結果の燃料被覆管最高温度に比べて高めに評価する。
輻射熱伝達は，燃料集合体 断面の幾何学的配置 に基づいて，燃 料被覆管，
チ ャ ンネ ル ボッ ク スの 温度 を 詳細 に 評価 する 。 高温 と なる 場合 の 輻射 率 に
比 べ て小 さ い値 を 用い てい る こと ， また ，部 分 長燃 料 棒よ り上 部 にも 出 力
燃 料 棒が 存 在す る と仮 定し て 輻射 伝 熱を 小さ く する よ う設 定す る ため ， 燃
料被覆管温度を高く評価する。
（3）燃料被覆管酸化
燃 料 被 覆管 の酸 化 量の 計 算は ， 燃料 被覆 管 温度 が 高温 と なる場 合 に 酸 化
量，酸化反応熱を高めに 評価する Baker-Just の式を適用して いるため，燃料被覆管温度は高めに評価され る。
（4）燃料被覆管変形
燃 料 被 覆管 温度 計 算と 燃 料棒 内 圧の 計算 か ら， 内 圧に よ る応力 が 破 裂 限
界 応 力を 超 えた 場 合に は， 燃 料被 覆 管が 破裂 を 起こ す とみ なし ， 燃料 被 覆
管 の 内側 に もジ ル コニ ウム － 水反 応 を計 算す る 。破 裂 を判 定す る 限界 応 力
2-61

は，図 3-5 に示した ように，実験データ のベストフィット曲 線を仮定し，現実的な条件としている。
以 上 よ り， 重要 現 象の 不 確か さ は， 燃料 被 覆管 温 度を 過 大評価 又 は 過 大
評 価 する 方 向に 寄 与し ，有 効 性評 価 解析 は評 価 指標 の 観点 で厳 し い評 価 となっている。
5.2

不確かさの取扱いについ て（運転操作の観点）
Ｃ Ｈ Ａ ＳＴ Ｅコ ー ドが 適 用さ れ る可 能性 の ある 有 効性 評 価で取 り 扱 う 運

転 操 作は ， ＳＲ Ｖ を使 用し た 原子 炉 減圧 操作 及 び代 替 注水 系等 を 使用 し た
原子炉注水操作である。
こ の 操 作は 原子 炉 圧力 を 低下 さ せ， 低圧 注 水系 に よる 原 子炉注 水 を 促 進
さ せ るた め に実 施 する 。こ の 運転 員 等操 作は ， 代替 注 水系 及び 代 替電 源 の
準 備 の完 了 のタ イ ミン グ又 は 原子 炉 水位 低信 号 の発 信 を起 点に 実 施す る た
め ， 燃料 被 覆管 温 度を 起点 と して い る運 転員 等 操作 は ない こと か ら， 運 転員等操作に与える影響はない。
な お ， 燃料 被覆 管 の破 裂 判定 に 対し ては ， ベン ト 操作 へ の影響 が 考 え ら
れ る が， ベ ント 開 始タ イミ ン グま で の時 間的 余 裕が 十 分あ るこ と から ， コ
ードの不確かさが運転操作の可 否に影響することは ない。
ま た ， 解析 上の 取 扱い と して ， 破裂 判定 は 燃料 被 覆管 温 度が最 も 高 く な
る バ ンド ル の値 を 代表 とし て 用い る が， 現実 的 な炉 心 にお ける 燃 焼度 の 分
布を踏まえると，その影響は更 に小さくなる。

2-62

分類
炉心
(核)

重要現象
崩壊熱

解析モデル
崩壊熱モデル

燃料棒表面
熱伝達

対流熱伝達モデル
輻射熱伝達モ
デル

2-63

炉心
(燃料)

燃料被覆管
酸化

ジルコニウム－水反応モデル

表 5-1 重要現象の不確かさ（1/2）
不確かさ
有効性評価解析への影響
入力値に含まれる。最確条件を包絡でき 崩壊熱を大きく設定するため，燃料被覆る条件を設定することにより崩壊熱を大 管温度を高く評価する。
きくするよう考慮している。
ＳＡＦＥＲコードに記載
ＳＡＦＥＲコードに記載

燃料集合体断面の幾何学的配置に基づい入力値に含まれる。
輻射率は，1,200℃付近のジルカロイ被覆 て，燃料被覆管，チャンネルボックスの管の酸化面における輻射率（0.7～0.8） 温度を詳細に評価する。
を踏まえて 0.67 を用いることで，
輻射伝 ＳＡＦＥＲコードから引き継ぐ対流熱伝熱を小さくするよう考慮している。
なお， 達係数，燃料の最大線出力密度などの解輻射率 0.67 を用いた場合の PCT は，輻射 析条件により，全体として保守的に評価
率 0.75 を用いた場合に比べて数℃程度 する。
高くなる（添付 2 参照）。
また，部分長燃料棒より上部にも出力燃料棒が存在すると仮定して輻射伝熱を小さくするよう考慮している。
酸化量及び酸化反応に伴う発熱量をより 燃料被覆管温度を高く評価する。
大きく見積もる Baker-Just 式による計算モデルを採用しており，保守的な結果を与える。

表 5-1 重要現象の不確かさ（2/2）
分類

炉心
(燃料)

重要現象
燃料被覆管
変形

解析モデル
不確かさ
有効性評価解析への影響
膨れ・破裂評価 膨れ・破裂は，燃料被覆管温度と円周方 破裂発生前の被覆管の膨れ及び破裂発生モデル
向応力に基づいて評価され，ＳＡＦＥＲ の有無は，伝熱面積やギャップ熱伝達係
コードから引き継ぐ対流熱伝達係数，及 数，破裂後のジルコニウム－水反応熱にび燃料の最大線出力密度などの解析条件 影響を与え，燃料被覆管最高温度及び酸を保守的に取り扱うことにより燃料被覆 化割合に影響を与えることとなる。解析
管温度は高めに評価され，円周方向応力 コードでは，前述の判定を行うための燃は燃焼期間中の変化を考慮して燃料棒内 料被覆管温度を高めに評価することか
圧を大きく設定し保守的に評価してい ら，概ね保守的な結果を与えるものと考る。ベストフィット曲線を用いる場合も える。
破裂の判定は概ね保守的となる。

2-64

6.

参考文献

(1) ｢沸騰水型原子力発 電所

非常用炉心冷 却系（ＥＣ ＣＳ）性 能解析モデルについて｣，日立 GE ニューク リア･エナジー株式会 社，HLR－018 訂 4，平成 26 年 6 月(2) ｢沸騰水型原子力発 電所

非常用炉心冷 却系解析モデル｣，株式会社東芝，

TLR－028 改訂 3，平成 10 年 5 月(3) American Nuclear Society, “American National Standard for Decay Heat
Power in Light Water Reactors” , ANSI/ANS-5.1-1979, August 1979.
(4) A.M.Ross and R.L.Stoute, “Heat Transfer Coefficients Between UO 2 andZircaloy-2”, CRFD-1075, AECL-1552, June 1962.
(5) 「沸騰 水型 原 子力 発電 所

燃料 の設 計手 法に つい て」 株式 会社 日立 製作

所，HLR-033 訂 1，平成 10 年 2 月(6) 「 沸 騰 水 型 原 子 力 発 電 所

燃料の設計手法について」株式会社東芝，

TLR-045 改訂 1，平成 10 年 1 月(7) G.L.Singer, “ VIEWPIN A Fortran Program to Calculate View Factors
For Cylindrical Pins”, Aerojet Nuclear Co., ANCR-1054, March 1972.
(8) L.Baker and L.C.Just, “ Studies of Metal-Water Reactions at High
Temperatures Ⅲ . Experimental and Theoretical Studies of theZirconium-Water Reaction”, ANL-6548,(9) J.D.Duncan and J.E.Leonard, “ Emergency Cooling in Boiling Water
Reactrs under Simulated Loss-of-Coolant Conditions (BWR-FLECHT
Final Report)”, GEAP-13197, June 1971.
(10) J.D.Duncan and J.E.Leonard, “ Core Spray and Bottom Flooding
Effectiveness in the BWR/6”, NEDO-10993, September 1973.
(11) J.E.Leonard, et. al., “Emergency Core Cooling Tests of an Internally
Pressurized,

Zircaloy-Clad,

8x8

Simulated

BWR

Fuel

Bundle”,

NEDO-20231, December 1973.
(12)「 敦賀 発電 所１ 号炉

ス プレイ 冷却 特性 実験 につ いて 」， 日本原 子力 発

電株式会社，General Electric Company，株 式会社東芝，平成 11 年 1 月

2-65

添付 1

解析コードにおける解 析条件

表

解析コードにおける解析条 件

分類
燃料データ

解析条件
燃料集合体当たりの燃料棒数
燃料棒配列
燃料棒ピッチチャンネルボックス内幅
燃料被覆管外径，燃料被覆管肉 厚
燃料被覆管物性（熱伝導率，比 熱，密度）
燃料ペレット直径
燃料ペレット－燃料被覆管ギャ ップ条件（ガ ス圧力，ガス
組成，ギャップ熱伝達係数）
燃料ペレット物性（熱伝導率， 比熱，密度）
燃料ペレット径方向出力分布
燃料棒最大線出力密度
燃料棒軸方向出力分布
局所出力及び燃焼度分布
断面平均燃焼度

過渡特性

炉心核分裂出力変化
炉心崩壊熱時間変化
原子炉圧力変化
燃料棒表面対流熱伝達係数変化
炉心露出時間，再冠水時間

2-66

添付 2

輻射率の妥当性につい て

ＣＨＡ ＳＴ Ｅコ ード では ，燃 料被 覆管 及び チャ ンネ ルボ ック ス の乾い た状
態での輻射率は 0.67 としてい る。
ジルカロイ被覆管を用いた物性 評価試験 (1) にお いて，1,200℃付 近の酸化面における輻射率は 0.7～0.8 の 範囲であると報告され ている。解 析に用いる輻
射率である 0.67 は，約 800℃の酸化膜を有するジ ルカロイに 相当する値 (2) であり，ＢＷＲ－ＦＬＥＣＨＴ実 験等で用いられてき た実績のあ る値である。
輻射率の感度解析 (3) として ，ＢＷＲ2 プラント の原子炉冷却材喪 失事故について，輻射率を 0.67 と した場合の燃料被覆 管最高温度（PCT） は，輻射率を0.75 とした場合より，PCT が 1,400℃程度にお いて約 30℃高く なることが確認されている。この感度解析で は PCT が高く 輻射率の効果が大 きくなり，また燃料 形状 も異 なる こと から ，有 効性 評価 解析 の条 件にお ける 輻射率 の感 度を確認するため，ＢＷＲ 5 代表プラントにつ いて輻射率の感度 解析を行った。
1．に解析条件及び解析結果を 示す。感度解析の結果 ，PCT が 900℃程度となる有効性評価解析において，輻 射率を 0.67 とした 場合の PCT は，輻射率を 0.75とした場合より約 3℃高くなる ことを確認した。
また， 有効 性評 価解 析で 用い るＣ ＨＡ ＳＴ Ｅコ ード では ，Ｓ Ａ ＦＥＲ コー
ドの解 析結 果か ら燃 料被 覆管 温度 が最 も厳 しく なる ノード を含 む一断 面に ついて， 水平 方向 二次 元体 系で 横方 向の 輻射 熱伝 達の みを考 慮し て評価 して おり，縦方向の輻射熱伝達を考慮 するよりも PCT を高 く評価して いる。
したがって，PCT が 900℃程 度となっている有効 性評価解析に おいて，輻射
率 0.67 を用いてＣＨＡＳ ＴＥコードを使用して ，PCT を評価す ることは可能と考える。
また，濡れた状態の輻射率 は，水の輻射率の 代表的な値として 0.96 を用いている。
1．有効性評価解析における輻 射率の感度について
有効性評価解析における輻射率 の感度を確認するた め，ＢＷＲ5 代表プラン
トにつ いて ，燃 料棒 及び チャ ンネ ルボ ック スに 適用 してい る輻 射率に 関す る
感度解析を実施し，PCT への 影響を確認した。以 下に，解析条件 及び解析結果を示す。
(1) 解析条件
対象プラント：ＢＷＲ5 代表プラント

事故シーケンス：高圧・低圧注水機能喪失
2-67

解析条件

：燃料棒及びチャンネルボック スの輻射率を 0.67 か ら
0.75 に変更する。

(2) 解析結果
表 1 に解析結果を示す。
表1
評価項目

輻射率感度解析結果
ベースケース

感度解析（輻射率：0.67）（輻射率：0.75）

約 890

約 887

燃料被覆管最高温度（℃）(3) まとめ

ＢＷＲ5 代表プラントの高圧・低圧注 水機能喪失シーケンス に ついて，輻射率の影響を確認する感度解析を 実施し，PCT が約 3℃ 低 下 す る 結 果 で あ っ た 。

〔参考文献〕(1) “AEC FUELS AND MATERIALS DEVELOPMENT PROGRAM PROGRESS REPORT NO.76”,
GEMP-1008, September 30, 1968.
(2) “ZIRCONIUM DATA MANUAL PROPERTIES OF INTEREST IN REACTOR DESIGN”, TRG
Report 108, 1962.
(3) “LOSS-OF-COOLANT ACCIDENT & EMERGENCY CORE COOLING MODELS FOR GENERALELECTRIC BOILING WATER REACTORS”, NEDO-10329, APRIL 1971.

2-68

添付 3

輻射伝熱モデルの妥当 性について

ＣＨＡＳＴＥコードは，ＳＡＦＥＲコードから 引き継がれる対 流熱伝達とＣＨＡＳＴＥコードにより計算 される輻射熱伝達と スプレイ熱 伝達に基づいて燃料被覆管温度の計算を行 うコードであるが ，有効性評価 にあたっては，
スプレイ熱伝達を考慮していな い９×９燃料の設計基準事故 評 価の評価手法を踏襲している。
この為，ここではスプレイの 影響を受けない実験 として，ＣＨ ＡＳＴＥコードの輻射伝熱モデルの妥当性 確認が行われた実験 を以下に示 す。
(1) 概要スプレイ熱伝達実験 (1) では，炉心スプレイによる対 流熱伝達率（スプレイ
熱伝達率）を評価す るための実験 ，模擬燃料棒－模擬 チャンネ ルボックス間の輻射伝熱量及び熱容量を評価 するための実験が行 われている 。輻射伝熱実
験は，スプレイを作動させず対流 を抑えた条件下での 模擬燃料 集合体内の温度分布を求め，輻射伝熱量を評 価している。
輻射伝熱実験では，ＣＨＡＳＴＥ コードの輻射伝熱モ デルによ り評価した
模擬燃料棒と模擬チャンネルボックスの輻射率を用いて計算された被覆管
温度と実測値の傾向が概ね一致 していることを確認 している。
図 1 に実験装置を示す。
(2) 実験条件
輻射伝熱実験の主要な条件を以 下に示す。
① 冷却モード
輻射伝熱のみによる冷却② 模擬燃料集合体

実機ＢＷＲの実寸大 8×8 型③ 模擬燃料棒材質

インコネル 600

④ 模擬チャンネルボックス材質

SUS304⑤ 集合体出力

4.7～26.3 kW⑥ 系統圧力

大気圧～約 0.8 MPa[abs](3) 妥当性確認結果
実験解析では，模擬 燃料棒にインコネル 600 を，模擬 チャンネ ルボックスに SUS304 を用いていることから，模擬燃料棒やチャ ンネルボ ックスの材質に応じて，模擬燃料棒の輻射率 を 0.50，模擬チャンネ ルボック スの輻射率を0.75 と設定して計算している 。
輻射伝熱実験で，燃料集合体の対 角線方向にある模擬 燃料棒の 軸方向最高出力部で測定された被覆管表面 温度分布と，ＣＨＡＳ ＴＥコー ドを用いた実2-69

験解析の計算値との比較図を 図 2 に示す。対角線方向 の被覆管 表面温度分布の計算値は実測値の傾向と概ね 一致している。
上述の実験及び実験解析では，模 擬燃料棒と模擬チャ ンネルボ ックスで材質が異 なる こと から， 輻射 率に ついて も異 なる 値を 設定し て計 算して おり，
被覆管表面温度分布は実機と必 ずしも同じではない ものの，チ ャンネルボッ
クスへの輻射の寄与が大きいチャンネルボックスに隣接する燃料棒の温度は，被覆管最高温度 が発生する中央領域の 燃料棒に比べて低く ，輻射率が異なることの影響は小さいと考え られる。
したがって，実験で の実測値と計算値の傾 向が概ね一致してい ること，また，添付 2 で示した とおり，有効 性評価でＣＨＡＳＴ Ｅコード を用いている解析の状況においては，輻射が被 覆管最高温度を高く 評価する ような保守的な設定となっていることから，有 効性評価におけるＣ ＨＡＳＴ Ｅコードの輻
射伝熱モデルは適用可能なもの であると考える 。また ，有効性 評価における
ＣＨＡＳＴＥコードの妥当性確認にあたってスプレイの影響を考慮する必要はないものと考える。

〔参考文献〕(1) 共同研究 報告書，炉心スプレ イ低流量時の熱伝達に 関す る研究，
昭和 60 年度下半期（最終報告 書），昭和 61 年 3 月

2-70

図1

スプレイ熱伝達実験装置

2-71

本資料のうち，枠囲みの内容は商業機密に属しますので公開できません。

図2

輻射伝熱実験における燃 料集合体内温度分布 の実測値と 計算値

2-72

添付 4

前処理コードＣＨＡＳＴＥコードのインプットデータ作成に使用される前処理コードとＣＨ
ＡＳＴＥコードにインプットされるパラメータを以下に示す。これらの関係を図
に示す。
(1)

単位燃料集合体核特性計算コード（ＴＧＢＬＡ）による燃料棒出力データ① 局所出力分布② 燃焼度分布③ 断面平均燃焼度(2)

燃料棒熱・機械設計コード（ＰＲＩＭＥ）による燃料物性データ① ギャップ熱伝達係数② 燃料棒内圧③ 燃料棒内の核分裂生成ガス及び初期封入ガスの量(3)

長期間熱水力過渡変化解析コード（ＳＡＦＥＲ）による過渡特性データ① 原子炉圧力② 軸方向各ノードの対流熱伝達係数(4)

プラント動特性解析コード（ＲＥＤＹ）による核分裂出力変化① 中性子束ＴＧＢＬＡコードにより求められた各燃料棒の出力分布，燃焼度分布及び燃料集合体断面平均燃焼度をＣＨＡＳＴＥコードに用いる。これらのデータは，次に述べるギャップ熱伝達係数の設定にあわせ，燃焼期間中の変化を考慮して設定する。
ＰＲＩＭＥコードにより求められた燃料物性データをＣＨＡＳＴＥコードにおける初期値として用いる。燃料被覆管とペレット間のギャップ熱伝達係数は，燃料被覆管温度上昇を厳しくするように，燃焼期間中の変化を考慮して最小となる値を与える。ギャップ熱伝達係数の初期値を小さく設定することで，燃料ペレットの初期保有熱量を高めに見積もり，炉心ヒートアップ時の燃料被覆管温度上昇
率が大きくなる。また，燃料棒の内圧とガス量は，燃料棒の膨れ・破裂を厳しくするように，燃焼期間中の変化を考慮して最大となる値を与える。燃料棒の内圧とガス量の初期値を大きく設定することで，炉心ヒートアップ時の燃料棒内圧及
び燃料被覆管周方向応力を大きく見積もり，燃料被覆管の膨れ・破裂を厳しく評価する。
ＲＥＤＹコードにより求められた事象発生直後の中性子束と原子炉停止後の崩壊熱から原子炉出力変化を求め，ＣＨＡＳＴＥコードで用いる。有効性評価において影響を与える崩壊熱については，燃焼度にサイクル末期のばらつきを考慮し，10％の保守性を確保することで最確条件を包絡できる条件を設定している。その2-73

ため，有効性評価解析では燃料被覆管温度は高めに評価される。

ＴＧＢＬＡ

ＰＲＩＭＥ

ＳＡＦＥＲ

ＲＥＤＹ

単位燃料集
合体核特性
計算コード

燃料棒熱・
機械設計コ
ード

長期間熱水
力過渡変化
解析コード

プラント動
特性解析コ
ード

（燃料棒出
力データ）
局所出力分
布
燃焼度分布
断面平均燃
焼度

（燃料物性
データ）
ギャップ熱
伝達係数
燃料棒内圧
燃料棒内ガ
ス量

（過渡特性
データ）
原子炉圧力
及び対流熱
伝達係数変
化
炉心露出及
び再冠水時
間

（炉心出力
データ）
中性子束

原子炉出力変化（燃料幾何形状）
ＣＨＡＳＴＥ（初期状態）

燃料被覆管温度
ジルコニウム－水反応量（燃料被覆管酸化割合）

図

ＣＨＡＳＴＥコードの入出 力

2-74

（崩壊熱デ
ータ）

添付 5

有効性評価における 9×9 燃料 （A 型）の代表性

1．はじめに
炉心損傷防止対策の有効性評 価は 9×9 燃料（A 型） （以下 ，「A 型燃料」という 。） を代 表燃 料と して 評価 して おり ，有 効性 評価に 用い るＣＨ ＡＳ Ｔ
Ｅコードの適用性は，主とし て A 型燃料を対 象に確認されてい る。一方，実炉には 9×9 燃料（ B 型）（以下 ，「B 型燃料 」という。）も装 荷されていることから，ＣＨＡＳＴＥコード に B 型燃料が 適用できることを 確認する。ここでは ，Ｃ ＨＡ ＳＴ Ｅコ ード に入 力さ れる 燃料 デー タを整 理し た上で ，対 応
する解析モデルが B 型燃料の評 価に適用できること を示す。
また，B 型燃料の燃料データを入力 した解析を行い，その影響 を確認することで，A 型燃料で代表すること ができることを示す 。
2．解析手法対象とする燃料集合体を B 型 燃料とし，A 型 燃料で代表した申 請解析と同様にＣＨ ＡＳ ＴＥ コー ドで 解析 評価 する 。Ｃ ＨＡ ＳＴ Ｅコー ドに 入力す る燃 料棒，ウ ォー タチ ャン ネル ，チ ャン ネル ボッ クス の幾 何学的 配置 及び燃 料特 性
（ギャップ熱伝達係数，燃料物 性等）に B 型 燃料の燃料データ を反映し，ＣＨＡＳ ＴＥ コー ドで の燃 料形 状の 差が 結果 に及 ぼす 影響を 明確 にする ため ，
ＳＡＦＥＲコードから引き継ぐ 対流熱伝達係数 は A 型燃料で評 価した値を用いて燃料被覆管最高温度及び燃 料被覆管の酸化量を 評価する。
3．燃料に関連する解析入力と 解析モデルの整理
燃料に関連する解析入力とそ れに対応する解析モ デルを表 1 に示す。A 型燃料と比べた B 型燃料の 特徴として，ウォータ チャンネルの採用 ，燃料棒の径が小さ い， 標準 長燃 料棒 のみ で構 成さ れる ，ス ペー サ形状 が異 なると いっ た
点があ げら れる 。し かし ，Ｃ ＨＡ ＳＴ Ｅコ ード を使 用する 上で これら の相 違は問題とはならず，B 型 燃料についてもＣＨＡ ＳＴＥコードの解 析モデルは適用可能である。以下に各解析入 力とモデルに対す る B 型燃料の適 用性を示す。
3.1

B 型燃料への適用性

ＣＨ ＡＳ ＴＥ コー ドに おい ては ，燃 料棒 ，ウ ォー タロッ ド， チャン ネル ボ
ックス の幾 何学 的配 置や 熱容 量等 を入 力し ，燃 料棒 表面熱 伝達 モデル の輻 射
熱伝達を評価するため，B 型燃料の幾何学的配 置等を入力するこ とで適切に評価でき る。 ＣＨ ＡＳ ＴＥ コー ドは ，矩 形の ウォ ータ ーチャ ンネ ルの形 状を 直
接的に 扱う こと はで きな い。 ＣＨ ＡＳ ＴＥ コー ドと 同一の 輻射 計算モ デル を
2-75

持つＣＨＡＲＭコード (1) に おいて，B 型模擬燃 料のスプレイ実 験解析結果（別添）のとおり，B 型燃料のウォータチャンネル を複数の丸型ロッ ドで模擬しており，B 型燃料を適切に模擬することが できることを確認し てい る。このため，
ＣＨＡ ＳＴ Ｅコ ード にお いて ＣＨ ＡＲ Ｍコ ード と同 様に丸 型ウ ォータ ロッ ド
でウォータチャンネルを模擬す ることで B 型 燃料の輻射の評価 が可能である。
3.2

燃料特性の入力ＣＨ ＡＳ ＴＥ コー ドで は， 燃料 ペレ ット ・燃 料被 覆管の 比熱 ，密度 等及 び
ギャップ熱伝達係数を入力とし て，燃料棒の半径方 向 1 次元熱 伝導（燃料棒
熱伝導 ）， ギャ ップ 熱伝 達， ジル コニ ウム －水 反応 及び燃 料被 覆管の 膨れ ・破裂を評価する。これらの入力 に B 型燃料の特性を 反映する。
4．B 型燃料による解析評価
4.1

評価内容

対象プラント：ＢＷＲ5

代表炉

対象燃料集合体：B 型燃料
事故シーケンス：高圧・低圧 注水機能喪失（MUWC による注水 ケース）
解析条件

：B 型燃料の燃料デ ータを入力する。ＳＡＦＥ Ｒコードから引き継ぐ対流熱伝達係数は ，A 型燃料で評価 した値を入力する。その他の解析条 件は A 型燃料で代表し た有効性評価のベース解析と同じとする。

4.2

解析結果

A 型燃料と比較した B 型燃料 の解析結果を表 2 に 示す。
燃料被覆管最高温度について は，B 型燃料の 方が 30℃程度と 数%高くなっている。
5．代表燃料評価の適切性
B 型燃料の方が A 型燃料に比べて燃料被覆管最高温度が 30℃ 程度と数%高い
結果（約 921℃）となる ものの，1,200℃に対 しては余裕があり ，また，ＳＡ
ＦＥＲ コー ドか ら引 き継 ぐ対 流熱 伝達 係数 ，燃 料の 最大線 出力 密度な どの 解析条件 が全 体と して 保守 的に なっ てい るこ とを 考慮 すれば ，Ｃ ＨＡＳ ＴＥ コ
ードについても有効性評価にお いては A 型燃 料の解析結果で代 表しても問題ないと考える。
6．まとめ
ＣＨＡＳＴＥコードに B 型燃 料が適用できること を確認した 。また，B 型燃
2-76

料の燃料データを用いて解析を 行った。A 型燃 料と B 型燃料の解 析結果に大きな差はなく，有効性評価におけ るＣＨＡＳＴＥコー ドにおいて も A 型燃料で代表することができると考える 。
【参考資料】(1) 「ＢＷＲプラント のＬＯＣＡ／ＥＣＣＳ 性能評価コードの 検討について」
平成 3 年 12 月，通商産業省原子力発 電技術顧問会
会

2-77

安全 解析 コード検討

表1

ＣＨＡＳＴＥコードの燃 料に係る入力と解析 モデルの対 応
解析入力

解析モデル

燃料棒，ウォータロッド／ウォー タチ ・炉心ヒートアップモデル（燃 料棒表
ャンネル，チャンネルボックスの 幾何

面熱伝達（輻射））学的配置
燃料特性（ギャップ熱伝達係数，燃料 ・炉心ヒートアップモデル（燃 料棒熱物性等）

伝導，ギャップ熱伝達，燃料被 覆管熱伝導，ジルコニウム－水反 応 ，膨 れ ・
破裂）

表2
評価項目
燃料被覆管最高温度（℃）
燃料被覆管の酸化量（％）

A 型燃料と B 型燃料の解 析結果の比較
B 型燃料に対する

A 型燃料に対する

解析結果

解析結果

約 921

約 890

約3

約1

2-78

別添

ＣＨＡＲＭコードによる 9×9 燃料（B 型）ヒートアップ実験 解 析
1．はじめに
9×9 燃料（B 型）を対象に実施されたヒー トアップ試験を対 象に実験解析を行い ，角 型ウ ォー タチ ャン ネル （W/C）を 丸型 ウォ ータ ロッ ド（W/R） で模擬する 妥当 性を 確認 した 。実 験解 析で は， 炉心 ヒー トアッ プ解 析コー ドＣ Ｈ
ＡＲＭコードを用いた。
2．試験の概要
試験は，9×9 燃料（B 型）を模擬した実規 模試験体を用いた スプレイ熱伝
達試験 であ り， ヒー タロ ッド を電 気加 熱し 昇温 させ た後に ，燃 料上部 から ス
プレイを投入している。試験体 の形状寸法を表 1 に示す。被覆 管，チャンネ
ルボッ クス 及び ウォ ータ チャ ンネ ルの 材質 はス テン レス鋼 であ る。出 力分 布等の試験条件を表 2 に示す。
表1

試験体形状

項目

値（単位：cm）

発熱長さ

約 380

ヒータシース内径

約 0.95

ヒータシース外径

約 1.1

チャンネルボックス内寸

約 13.4

ウォータチャンネル外寸

約4表2主要な試験条件

項目

値

バンドル出力

216kW

325kW

軸方向出力分布

コサイン分布（ピーキング最大 値約 1.4）

出力変化

図1
350

バンドル出力[kW]

300
250
200
150
100

バンドル出力216kW条件

50

バンドル出力325kW条件

0
0

50

100

150

200

時間[s]

図1

バンドル出力の時間変化
2-79

250

3．ＣＨＡＲＭコードによる実 験解析
図 2 に 9×9 燃料（B 型）の断面概略図を示 す。実験解析では ，試験体中央部の 3×3 ロッド領域における角型ウォー タチャンネルを 9 本の ウォータロッ
ドで模擬した。ここで，輻射の評価で 影響する 3×3 ロッド領域 における外周部 8 本のウォータロッ ドの構造材断面積は， 熱容量が同等とな るように肉厚を調整 し， 実機 の角 型ウ ォー タチ ャン ネル の構 造材 断面積 と合 わせ， これ らの 8 本のウォータロッドの外径（中心間距離）は燃料棒ピッチと 同一とした。
ステン レス 鋼で ある 被覆 管， チャ ンネ ルボ ック ス及 びウォ ータ チャン ネル 表面の輻射における輻射率は 0.45 に設定した。ヒータロッド温度 測定値との比較対象は，高さ方向につ いては軸方向出力分 布の最大位置であ る中央部とし，径方向は対角部（3 箇所 ），外 周部，外周部よ り 2 層目及びウォ ータチャンネ
ル隣接位置とした。
W/C 外 周 2 層 目

外周

対角コーナー

対 角 W/C 外 周 2 層 目
対 角 W/C 隣 接

W/C 隣 接※解析ではウォータチャ
ン ネ ル（ 破 線 部 ）を 太 径
W/R で 模 擬

図2

9×9 燃料（B 型）の断面概略図

ＣＨ ＡＲ Ｍコ ード によ るヒ ータ ロッ ド温 度挙 動の 測定値 との 比較例 を図 3に示す。本検討では，9×9 燃料（B 型）体系 における輻射効果 を確認すること か ら ， ヒ ー タ ロ ッ ド 温 度 挙 動 は ス プ レ イ 投 入 開 始 時 点 ま で と し た 。 216kW
及び 325kW 条件でのヒータロッド温 度は測定値を±20℃の範囲 で予測しており，角 型ウ ォー タチ ャン ネル をウ ォー タロ ッド で模 擬する こと は妥当 であ ると考えている。
2-80

1,000900

ヒータロッ ド温度[℃]

800
700
600
500
400
300
200

試験データ

100

解析結果

0
50

0

150

200

ヒータロッド温度の時間変化の例（ 325kW 条件，W/C 隣接ヒータロッド）

800

スプレイ投入開始前
750

ヒータロッド温度[℃]：解析結果

図3

100
時間[s]

700

650

600

550

バンドル出力216kW
バンドル出力325kW
500
500

550

600

650

700

750

800

ヒータロッド温度[℃]：試験データ

図4

ヒータロッド温度最高値の計算値と測定値の比較

2-81

Rev.13（第３部 ＲＥＤＹ）

目 次－ ＲＥＤＹ －1. はじめに ·························································· 3-1
1.1 解析コード ····················································· 3-2
1.2 妥当性確認の方針················································ 3-2
2. 重要現象の特定 ···················································· 3-4
2.1 事故シーケンスと評価指標········································ 3-4
2.2 ランクの定義···················································· 3-6
2.3 物理現象に対するランク付け······································ 3-7
3. 解析モデルについて················································· 3-17
3.1 コード概要 ····················································· 3-17
3.2 重要現象に対する解析モデル······································ 3-18
3.3 解析モデル ····················································· 3-19
3.4 入出力 ························································· 3-38
4. 妥当性確認 ························································ 3-41
4.1 重要現象に対する妥当性確認方法 ·································· 3-41
4.2 炉心（核）における重要現象の妥当性確認 ·························· 3-50
4.3 炉心（熱流動）における重要現象の妥当性確認 ······················ 3-53
4.4 原子炉圧力容器（逃がし安全弁含む）における重要現象の妥当性確認 ·· 3-61
4.5 格納容器における重要現象の妥当性確認 ···························· 3-75
4.6 実機解析への適用性·············································· 3-77
5. 有効性評価への適用性··············································· 3-79
5.1 不確かさの取り扱いについて（評価指標の観点） ···················· 3-79
5.2 不確かさの取り扱いについて（運転操作の観点） ···················· 3-86
6. 参考文献 ·························································· 3-87
添付１ 解析コードにおける解析条件···································· 3-1-1
添付２ 軸方向出力分布の変化について·································· 3-2-1
添付３ 軸方向出力分布変化を考慮したボイドマップの影響について ········ 3-3-1
添付４ 短時間領域を細分割しての重要現象のランクの検討 ················ 3-4-1
添付５ 原子炉停止機能喪失事象での反応度係数（ＲＥＤＹコード用）の保守因子について·············································· 3-5-1
添付６ ボロン反応度添加率について···································· 3-6-1
添付７ 最適評価コードによる解析結果との全体的挙動比較 ················ 3-7-1

1. はじめに本資料は，炉心損傷防止に関する重大事故等対策の有効性評価（以下，「有効性評価」と称す。
）に適用するコードのうち，ＲＥＤＹコードについて，・有効性評価において重要となる現象の特定・解析モデル及び入出力に関する説明
・妥当性確認・有効性評価への適用性に関してまとめたものである。

3-1

1.1 解析コード
本資料で使用する解析コードは，ＡＢＷＲ用の“REDY Ver.2”と従来型ＢＷＲ用の“REDY Ver.1(ATWS 用)”の 2 つであり，これらを以下「ＲＥＤＹコード」と称す。
ただし，従来型ＢＷＲに対する実機試験の再現解析では“REDY Ver.1”を使用している。一部の評価でＲＥＤＹコードの計算結果をインプットとする“SCAT Ver.3”（以下，ＳＣＡＴコードと称す）を併用するが，ＳＣＡＴコードの説明は別資料（第４部
ＳＣＡＴ）にて行う。
なお，本資料で引用している最適評価コードは，“TRACG Ver.5”であり，これを以下「ＴＲＡＣコード」と称する。
1.2 妥当性確認の方針
重大事故等対策の有効性評価にＲＥＤＹコードを適用することの妥当性確認の方
針を下記に述べる。
(1) ＲＥＤＹコードの妥当性確認は，原子力学会標準「統計的安全評価の実施基準：
2008」を参考にした図 1-1 ＲＥＤＹコードにおける検討手順に従う。
(2)

ＲＥＤＹコードは,プラント安定性や運転時の異常な過渡変化を評価する目的で開発されたコードであり，起動試験などの予測解析や再現解析に使用されて来た経緯を持つ。このため実機試験結果で妥当性確認が示せる範囲については，これを積極的に活用し，モデルの妥当性を示す。

(3) 本資料は，原子炉停止機能喪失事象に対して抽出された物理現象に対してＲＥ
ＤＹコードを用いることの妥当性を示すことが目的である。なお，補足として最適評価コード（ここではＴＲＡＣコードが該当）による参考解析結果を必要に応じて参照する。

3-2

解析事象の選定(2.1(1))
本資料

本文(別資料)

原子炉施設の選定(2.1(2))
重要度ランクテーブルの作成

重要度ランクテーブ
ルの作成

注目パラメータの確認(2.1(4))

時間領域の分割(2.3)

物理領域の設定

物理現象の同定

重要度のランク付け（2.3）

解析コードの選定（ＲＥＤＹコード）

妥当性確認

評価マトリックスの作成（4.1）

実機試験での

個別効果試験等（4.2～4.5）

妥当性確認（不確かさの定量化）（4.2～4.4）

有効性評価への適用性【参考】最適評価コードによＲＥＤＹコードでの感度解析（5.1）

る解析結果との全体的挙動
比較

(添付７)

(注)次章以降では，最適評価コードをＴＲＡＣコードと呼ぶ。

図 1-1 ＲＥＤＹコードにおける検討手順

3-3

2. 重要現象の特定
2.1 事故シーケンスと評価指標(1) 解析事象の選定
ＲＥＤＹコードが適用される炉心損傷防止対策における事故シーケンスグループ
である原子炉停止機能喪失は，運転時の異常な過渡変化の発生時において原子炉のス
クラム失敗を想定する事象であり，事故シーケンスとして主蒸気隔離弁の誤閉止＋原子炉停止機能喪失が選定されている。
(2) 原子炉施設の選定
本事故シーケンスが生じる可能性はＢＷＲ型式により相違はないが，ＡＢＷＲと従来型ＢＷＲとの主な違いである再循環系の違い（インターナルポンプか外部設置の再循環ポンプか）は，本事故シーケンスでは早期にポンプがトリップすることからシナ
リオ上大きな違いはない。このことから，ここでは原子炉施設としてＡＢＷＲを選定した。ただし，有意に異なる場合は従来型ＢＷＲに関しての説明を併記している。
(3) 事故シーケンス
運転時の異常な過渡変化では，主蒸気隔離弁の誤閉止により，原子炉スクラム信号が発生し，全制御棒が急速挿入され原子炉は停止する。主蒸気隔離弁の誤閉止は原子炉からタービンへ流れる主蒸気流量を遮断することになるため，原子炉圧力は上昇す
るものの，原子炉がスクラムされていることと，圧力が定められた値を超えた場合は逃がし安全弁が作動するため，圧力上昇は抑制される。なお，主蒸気隔離弁の誤閉止により，タービン駆動給水ポンプは停止し，さらに原子炉水位低下を厳しめに評価する目的で，モータ駆動給水ポンプも不作動を仮定しているが，運転時の異常な過渡変化の判断基準に照らして，この仮定が影響を与えるものではない。
一方，原子炉スクラム失敗を仮定した主蒸気隔離弁の誤閉止では，原子炉圧力が上昇し，炉心内ボイドが減少することに起因した正のボイド反応度が印加され，原子炉出力が増加する。原子炉圧力が上昇して，原子炉圧力高信号で再循環ポンプ（インターナルポンプ 4 台）がトリップし，炉心流量を低下させる。このとき，同時にインターロックで作動する代替制御棒挿入は失敗を仮定する。再循環ポンプトリップにより，原子炉出力は低めに抑制される。原子炉圧力が逃がし安全弁の設定値に到達すると断続的に弁から蒸気が放出され，原子炉圧力の上昇は抑制される。逃がし安全弁が断続して開動作するため，原子炉から発生した蒸気は格納容器内のプール水へ放出され，プール水温及び格納容器圧力が上昇する。なお，主蒸気隔離弁の誤閉止により，ター
ビン駆動給水ポンプが停止するが，モータ駆動給水ポンプの自動起動は考慮する（従来型ＢＷＲでも原子炉出力が厳しくなるように起動を仮定する）。主蒸気隔離弁の閉止により，給水加熱器への加熱蒸気がなくなるため，給水温度は低下し，炉心入口サ3-4

ブクーリングが大きくなることから原子炉出力は次第に上昇する。これにより燃料は沸騰遷移状態となり燃料被覆管温度が上昇する。
一方，制御棒が挿入されないことから，原子炉を未臨界にするために手動操作により，ほう酸水注入系が起動され，負のボロン反応度が徐々に印加されると，原子炉出力は次第に低下する。
格納容器のプール水温上昇率は原子炉出力の低下とともに緩やかとなり，残留熱除去系起動によるサプレッション・プール冷却効果と相まって，事象は収束に向かうことになる。
(4) 注目パラメータの確認
原子炉停止機能喪失事象に対して適用される判断基準は，以下のとおりである。
a. 燃料被覆管の温度（1200℃以下）
b. 燃料被覆管の酸化量（15％以下）
c. 原子炉冷却材圧力バウンダリにかかる圧力（最高使用圧力の 1.2 倍未満）
d. 格納容器圧力バウンダリにかかる圧力（限界圧力未満）
e. 格納容器圧力バウンダリにかかる温度（限界温度未満）
原子炉スクラム失敗を仮定した主蒸気隔離弁の誤閉止では，原子炉設置変更許可申請解析に記載した解析結果から，判断基準に対し十分な余裕があり評価指標として燃料被覆管の温度で代表できると考えられる b.を除く，a. c. d. e.を評価指標として取り上げる。したがって，本事象では燃料被覆管の温度（以下，「燃料被覆管温度」と称す），原子炉冷却材圧力バウンダリにかかる圧力（以下，「原子炉圧力」と称す），
格納容器圧力バウンダリにかかる圧力及び温度（以下，「格納容器圧力」及び「格納容器のプール水温度」と称す）が注目パラメータとなる。このうち，燃料被覆管温度は，ＲＥＤＹコードでの計算結果を使用して，ＳＣＡＴコードで評価される。

3-5

2.2 ランクの定義
本資料の本文「2．有効性評価における物理現象の抽出」で抽出された物理現象のうちＲＥＤＹコードで評価する事象において考慮すべき物理現象を対象に，表 2-1 の定義に従って「Ｈ」，「Ｍ」，「Ｌ」，及び「Ｉ」のランクに分類し，「Ｈ」及び「Ｍ」に分類された物理現象を重要現象として抽出する。

表 2-1 ランクの定義
ランクＨ

ランクの定義本資料での取り扱い

評価指標及び運転操作に 物理現象に対する不確かさを実験との対する影響が大きいと考 比較等により求め，実機評価における評えられる現象価指標及び運転操作への影響を評価す
る

Ｍ

評価指標及び運転操作に 事象推移を模擬する上で一定の役割を対する影響が中程度と考 担うが，影響が「Ｈ」に比べて顕著でなえられる現象い物理現象であるため，必ずしも不確かさによる実機評価における評価指標及び運転操作への影響を評価する必要はないが，本資料では，実機評価への影響を感度解析等により評価するか，「Ｈ」と同様に評価することとする

Ｌ

評価指標及び運転操作に 事象推移を模擬するためにモデル化は対する影響が小さいと考 必要であるが，評価指標及び運転操作へえられる現象の影響が明らかに小さい物理現象であるため，検証／妥当性評価は記載しない

Ｉ

評価指標及び運転操作に 評価指標及び運転操作へ影響を与えな対し影響を与えないか， いか，又は重要でない物理現象であるた
又は重要でない現象

め，検証／妥当性評価は記載しない

3-6

2.3 物理現象に対するランク付け
本資料の本文「2．有効性評価における物理現象の抽出」で抽出された物理現象のうち，2.1 節で述べた事象進展を踏まえ，2.2 節記載のランクの定義に従い，評価指標及び運転操作への影響に応じて「Ｈ」及び「Ｍ」に分類することで物理現象の中か
ら重要現象を特定する。この結果を表 2-2 に示す。
本事故シーケンスでは，事故発生初期の約 5 分以内に原子炉圧力，燃料被覆管温度の順で注目パラメータがピークを迎える。それ以降は，手動起動したほう酸水注入系
による負のボロン反応度効果によって次第に原子炉出力が抑制され，また残留熱除去
系による除熱が行われることから，数十分後に格納容器圧力及び格納容器のプール水
温度はピークを迎え，最終的には事象は収束する。以上より，炉心内挙動を評価する
短時間領域と，格納容器側挙動を評価する長時間領域の二つに時間領域を分割して考えるものとした。
原子炉圧力と燃料被覆管温度を支配する物理現象の同定とその重要度評価は，上述
したように一つの短時間領域でまとめている。この理由は燃料被覆管温度が異なる時間で二度のピークを生じ，かつ一度目の燃料被覆管温度のピークは原子炉圧力のピー
ク時間と前後するためである。本資料では，このランク付けの妥当性を裏付けるため，
短時間領域を時間経過に伴って変化するプラント挙動を考慮した３つのサブ時間領域に細分割し，このサブ時間領域ごとでの重要現象のランク付けを行っている（添付４参照）。なお，このサブ時間領域は短時間領域における反応度係数の不確かさ評価にも適用している(添付５)。
上記において，ＳＣＡＴコードで評価する燃料被覆管温度に係わる物理現象のランクは，ＳＣＡＴコードへのインプット値となる炉心入口流量，出力，炉心圧力，炉心入口エンタルピに影響を与えるものについて注目して選定している。

3-7

以下に，物理現象ごとに考え方を示す。
(1) 核分裂出力［炉心（核）］原子炉スクラム失敗を仮定した事象では，ボロンによって原子炉が未臨界になるまで臨界状態が継続する。すなわち，事象発生後も継続した核分裂出力が原子炉出力や発生蒸気量に影響を及ぼすため，核分裂出力はどの評価指標に対しても重要度が高いと考えられる。
(2) 出力分布変化［炉心（核）］再循環ポンプがトリップした後の給水加熱喪失状態では，軸方向出力分布が下方ピークになることが知られており，注目パラメータに影響を与える可能性がある。
ただし，この場合でも炉心平均ボイド率は増加することになるため，原子炉出力は低めに推移すると考えられ，燃料被覆管温度（主に，ＳＣＡＴコードのインプットとしての炉心流量，原子炉出力），格納容器圧力及び格納容器のプール水温度の評
価指標に与える影響は，結果を厳しくするものではなく重要度は低いと考えられる。
(3) 反応度フィードバック効果［炉心（核）］（ボイド反応度（減速材密度反応度）とドップラ反応度）
本事故シーケンスでは，反応度の変化が長時間にわたって原子炉出力や発生蒸気量に影響を及ぼす。短時間領域では，原子炉スクラム失敗を仮定した事象でも原子炉圧力の評価指標に対して（ここで選択した原子炉施設では）余裕があり，反応度
フィードバック効果の重要度は低いが，燃料被覆管温度（主に，ＳＣＡＴコードのインプットとしての原子炉出力）の評価指標に対しての重要度は高いと考えられる。
一方，長時間領域では，低出力状態が継続するものの，格納容器圧力及び格納容器のプール水温度へ与える影響は後述するボロン反応度が支配的な変化要因となり，重要度は中程度だと考えられる。
（ボロン反応度）
事象収束に必要なほう酸水注入系の起動は，事故発生後約 10 分以降であり，これ以降はボロン反応度の印加が出力の抑制に重要な役割を果たす。したがって，長時間領域の格納容器圧力及び格納容器のプール水温度の評価指標に与える重要度が高いと考えられる。
（その他）
上述以外に，反応度フィードバック効果として知られている減速材温度反応度は，起動時のボイド反応度やドップラ反応度の影響がほとんどない状態では考慮する必要があるが，本事故シーケンスの様な高い出力が継続する事象では評価指標に与える重要度は低い。なお，遅発中性子生成割合，中性子寿命といったパラメータは

3-8

上記の反応度評価に含まれる。
(4) 制御棒反応度効果［炉心（核）］本事故シーケンスでは，原子炉スクラムに失敗する評価を実施することが目的であるため，制御棒反応度や制御棒速度の様な制御棒反応度効果は考慮不要である。
(5) 崩壊熱［炉心（核）］崩壊熱はプラント停止後の事象進展では主要な熱発生源となるが，本事故シーケ
ンスでは高い出力で臨界状態が維持される。このため，崩壊熱が全出力に占める割合が小さい短時間領域では，評価指標である原子炉圧力や燃料被覆管温度に与える影響はほとんどない。一方，核分裂出力が急速に低下した後の長時間領域では，変化の遅い崩壊熱が原子炉全出力に占める割合が大きく，格納容器圧力及び格納容器のプール水温度の評価指標に与える重要度が中程度になると考えられる。
(6) 三次元効果［炉心（核）］本事故シーケンスでは制御棒反応度や制御棒速度のような制御棒反応度効果を考慮しないため，事象進展において高出力で低炉心流量状態となった場合，沸騰二相流における密度波不安定現象（熱水力的要因）とボイド反応度フィードバック効
果（核的要因）が結合して中性子束振動（三次元効果）が生じ，評価指標である燃料被覆管温度に影響を与える（ＳＣＡＴコードで評価）可能性がある。
この中性子束振動現象が生じる際には，給水加熱喪失により原子炉出力が上昇す
るが，このときの軸方向出力分布は下方ピークになると，冷却材はより上流側から沸騰を開始し，炉心平均のボイド率の減少幅を小さめに抑制する。これにより，原
子炉出力の上昇は低めに抑制されることになる。しかしながら，原子炉出力の上昇と核熱水力不安定事象による中性子束振動が重畳した場合，評価指標である燃料被覆管温度へ与える影響が大きくなる可能性も考えられる。このため，三次元効果は
燃料被覆管温度変化に対して重要度は中程度になると考えられる。
時間平均では炉心全体の挙動としての中性子束振動が，原子炉圧力や格納容器圧
力及び格納容器のプール水温度の評価指標に与える影響は，逃がし安全弁開閉による圧力制御と相まって重要度は低いと考えられる。
なお，ＲＥＤＹコードでは，中性子束振動現象を模擬することが困難であるため，中性子束振動が局所的な燃料被覆管温度に与える影響に関しては，米国において中性子束振動の評価実績がある異なる解析コード（ＴＲＡＣコード）による参考解析
結果を参照する（添付７参照）。

3-9

(7) 燃料棒内温度変化［炉心（燃料）］燃料棒内で発生した熱は，燃料棒表面から熱伝達により冷却材に伝わり蒸気となる。燃料棒内の熱移動は，燃料ペレットや被覆管内での熱伝導度，燃料ギャップでの熱伝達率に影響されるが，燃料棒内の出力分布や物性値はこの事象を通じて大きく変わることがなく，どの評価指標に与える重要度も低いと考えられる。
(8) 燃料棒表面熱伝達 ［炉心（燃料）］
燃料で発生した熱は，燃料棒表面から単相壁面熱伝達や二相壁面熱伝達により冷却材に伝わり蒸気となる。この速さは，燃料棒表面の熱伝達率にも影響されるが，原子炉スクラム失敗を仮定した事象では平均炉心で見れば沸騰状態が継続しており，熱伝達の速さが評価指標へ与える重要度は低いと考えられる。
(9) 沸騰遷移［炉心（燃料）］沸騰遷移が生じるのは原子炉出力が高く炉心流量が低い短時間領域である。沸騰
遷移が生じるとドライアウトやリウェット現象が起こるが，これらの現象は高出力
燃料バンドルが対象となる局所的な現象であり，プラント全体の挙動としては，どの評価指標に対しても主要な現象とはならない。ただし，高出力燃料バンドルにおける沸騰遷移現象は，ＳＣＡＴコードで評価している。
(10) 燃料被覆管酸化［炉心（燃料）］(11) 燃料被覆管変形［炉心（燃料）］
主蒸気隔離弁の誤閉止による圧力上昇により原子炉出力が一時的に上昇するが，早期の再循環ポンプトリップによる出力抑制効果により，プラント全体の平均応答としてはどの評価指標に対しても影響を与えない。ただし，ＳＣＡＴコードで評価する燃料被覆管温度に関しては，それぞれ重要度を検討する必要がある。
(12) 沸騰・ボイド率変化［炉心（熱流動）］
燃料から冷却材に伝えられる熱により，炉心平均ボイド率が増加するが，一方，炉心入口サブクーリングの増加やＥＣＣＳの炉心上部への注水等による凝縮が生じると，炉心平均ボイド率は減少する。炉心平均ボイド率は核熱水力計算に使用されるため，どの評価指標に与える重要度も高いと考えられる。なお，本事故シーケ
ンスでは，ＬＯＣＡとは異なり，炉心は冠水が継続されており，炉心部の二相水位を考慮する必要はない。

3-10

(13) 気液分離（水位変化）
・対向流［炉心（熱流動）］(14) 気液熱非平衡［炉心（熱流動）］
これらの物理現象は，ＬＯＣＡにおける炉心内水位低下事象を想定したものであり，原子炉スクラム失敗を仮定する事象では炉内保有水は十分に保たれ，炉心は冠水が維持されることから，どの評価指標に対しても主要な物理現象とはならない。
(15) 圧力損失［炉心（熱流動）］
炉心圧力損失が大きい場合，再循環ポンプトリップ時の炉心流量の低下速度が大きくなり，出力抑制効果に影響する。また，再循環ポンプトリップ後では，炉心圧力損失は自然循環流量に影響する。よって，本件に関しては(17)に含まれるものとする。
(16) 三次元効果［炉心（熱流動）］本事故シーケンスでは，制御棒挿入失敗を仮定していることから，高い出力が長期にわたって継続する。本物理現象は，炉心流量の変化，炉心入口サブクーリングの変化，ＥＣＣＳによる上部プレナムへの注水等によって，炉内での径方向の燃料
集合体間流量配分が時間を追って変化する現象も指している。しかしながら，プラ
ント全体としての原子炉出力は炉心平均ボイド率の変化でほぼ決まることが，これまでの多くのＲＥＤＹコードによる実機試験結果の再現解析から確認されており，さらに，本事故シーケンスでは径方向出力分布の変化は小さく，流量配分による冷却材流量変化への影響は小さいと考えられるため，どの評価指標に与える重要度も低いと考えられる。
また，本事故シーケンスでは，出力が高く炉心流量が低い運転領域を経過する期間があり，この期間に中性子束振動現象（(6)参照）及び炉心流量の振動現象（高出力チャンネルでの流量振動現象を含む）が生じる可能性がある。この期間では炉心流量を支配するのは強制循環力又は自然循環力であり，中性子束振動が炉心流量の振動現象へ及ぼす影響は小さいと考えられるが，核と熱水力現象は相互に関連する事象であることを鑑み，評価指標である燃料被覆管温度に与える重要度を三次元
効果［炉心（核）］と同じ中程度とし，三次元効果［炉心（核）］に含めて検討する。
(17) 冷却材流量変化［原子炉圧力容器（逃がし安全弁含む）］
再循環ポンプトリップにより炉心流量を低下させることで原子炉出力を抑制す
るが，冷却材流量変化の速さ（コーストダウン特性）は原子炉出力の抑制の速さに影響する。原子炉圧力は評価指標に対して余裕があるため重要度は低いと考えられるが，短時間領域での評価指標である燃料被覆管温度（主に，ＳＣＡＴコードのイ
ンプットとしての炉心入口流量変化）に与える重要度は高いと考えられる。

3-11

本事故シーケンスでは，再循環ポンプトリップ後に自然循環状態で高出力状態が継続する。このため，自然循環流量が原子炉出力変化に与える影響は無視できない。
自然循環状態時に燃料被覆管温度が厳しくなる従来型ＢＷＲプラントの場合（主に，ＳＣＡＴコードのインプットとしての炉心入口流量，原子炉出力），及び長時間領域で格納容器圧力及び格納容器のプール水温度の評価指標に与える重要度は高いと考えられる。
(18) 冷却材放出（臨界流・差圧流）［原子炉圧力容器（逃がし安全弁含む）］
原子炉圧力が逃がし安全弁の設定値に到達すると逃がし安全弁から蒸気が放出され，圧力上昇を緩和する。短時間領域では，逃がし安全弁から放出される蒸気流量は，原子炉圧力最大値を左右するものであり，原子炉圧力の評価指標に与える重要度は中程度と考えられるが，燃料被覆管温度の評価指標に与える重要度は低いと考えられる。
一方，長時間領域では，逃がし安全弁から放出される蒸気流量が多いと格納容器
圧力及び格納容器のプール水温度へ与える重要度が高いと考えられるが，これに伴い原子炉圧力が低下し，早く逃がし安全弁が閉鎖することになることから，総合すると重要度は低いと考えられる。
(19) 沸騰・凝縮・ボイド率変化［原子炉圧力容器（逃がし安全弁含む）］
ここで取り扱うべき沸騰・凝縮・ボイド率変化の物理現象は，シュラウド外の状態である。短時間領域の注目パラメータである原子炉圧力，燃料被覆管温度は炉心内の出力変動に伴うものであり，また長時間領域の注目パラメータである格納容器
圧力及び格納容器のプール水温度は，原子炉から放出される蒸気量に起因したものである。このため本事故シーケンスでは炉心以外の沸騰・凝縮・ボイド率変化は炉心内の状態変化に直接的な影響はないことから評価指標に与える重要度は低いと考えられる。
(20) 気液分離（水位変化）・対向流［原子炉圧力容器（逃がし安全弁含む）］(21) 気液熱非平衡［原子炉圧力容器（逃がし安全弁含む）］
炉心流量変化に影響する要因は，炉心外領域と炉心内領域におけるマスバランス（圧力バランス）であるため，炉心外領域での気液分離（水位変化）・対向流，気液熱非平衡が，原子炉出力に与える影響は小さく，どの評価指標に対しても主要な物理現象とはならない。

3-12

(22) 圧力損失［原子炉圧力容器（逃がし安全弁含む）］
シュラウド外の圧力損失は，(15)の炉心圧力損失と同様に，再循環ポンプトリッ
プ時の流量変化速度，トリップ後の自然循環流量に影響する。よって，本件に関しては，(17)で考慮する。
(23) 構造材との熱伝達［原子炉圧力容器（逃がし安全弁含む）］
原子炉スクラム失敗を仮定しているため，原子炉出力はほう酸水注入によって抑制されるまで高い値を維持する。このため，原子炉ドーム部を含むシュラウド外領域の構造材と冷却材間との熱伝達は，どの評価指標に対しても主要な物理現象とはならない。
(24) ＥＣＣＳ注水（給水系・代替注水設備含む）［原子炉圧力容器（逃がし安全弁含む）］
本事故シーケンスでは，給水ポンプの停止や予備給水ポンプ等も考慮しており，
これらは炉心入口サブクーリングの変化に起因した炉内ボイドの変化，原子炉水位の変化に起因した炉心流量の変化となって原子炉出力に影響を及ぼす。また，原子炉水位低下等によりＥＣＣＳの起動を想定しているため，ＥＣＣＳの注水量は原子
炉水位の上昇及び炉心流量の変化に影響する。また，主蒸気隔離弁が誤閉止して給水加熱器への加熱蒸気が遮断されると，給水温度が低下して原子炉出力上昇につながる。
短時間領域での原子炉圧力の評価指標への影響はないと考えられるが，燃料被覆
管温度（主に，ＳＣＡＴコードのインプットとしての炉心入口エンタルピ）及び，
長時間領域での格納容器圧力及び格納容器のプール水温度の評価指標に与える重要度は高いと考えられる。
(25) ほう酸水の拡散［原子炉圧力容器（逃がし安全弁含む）］
過去のほう酸水の拡散に係わる試験により得られている知見から，上部プレナム
部から注入されるほう酸水は，炉心流量が小さい場合は一度炉心周辺部を下降した
後に炉心に戻るルートを通って拡散する。炉心流量が増加してくると，上記に加え，
上部プレナム部から注入されたほう酸水が炉心に直接入ることなく，一度シュラウ
ド外を循環し混合されてから，下方から炉心に入るほう酸水の割合が増えてくる。
炉心流量がさらに増加すると全量が炉心流量と共に一度上昇し，シュラウド外を循環し混合されてからダウンカマを下降し下方から炉心に入る。なお，ほう酸水が下部プレナムから注入される従来型ＢＷＲプラントの場合は，炉心流量に係らず，常に下方から炉心に入る。原子炉スクラム失敗を仮定した事象では，長期的な事象収束にはほう酸水注入系の起動による炉心内のほう酸水拡散，これによるボロン反応度による出力抑制は重要な現象である。したがって，長時間領域の格納容器圧力及3-13

び格納容器のプール水温度の評価指標に与える重要度は高いと考えられる。
なお，ＲＥＤＹコードでは，三次元的な炉心挙動は模擬出来ないが，試験結果を反映したモデルにしていることで，物理現象に対応している。
(26) 三次元効果［原子炉圧力容器（逃がし安全弁含む）］
本物理現象は，炉心以外の領域における周方向流量配分を意味しているが，シュラウド外での周方向流量分布，下部プレナムでの周方向流量分布とも，原子炉内の構造物の配置や，給水スパージャ等の構造からして，重要な物理現象とはならない。
(27) 冷却材放出［原子炉格納容器］
本物理現象自体は，格納容器側から見た逃がし安全弁から放出される蒸気に係わる事象であり，原子炉から見た(18)と同じものである。
(28) 格納容器各領域間の流動［原子炉格納容器］
逃がし安全弁から格納容器のプール水に断続的に蒸気が放出される場合でも，格納容器内の空間部の温度は，保守的に常にプール水温度と同じになると仮定することで，格納容器各領域間の流動は，長時間領域の評価を行う上で重要現象とはならない。
(29) サプレッション・プール冷却［原子炉格納容器］
本物理現象が短時間領域で評価指標に与える影響はないが，原子炉圧力が逃がし安全弁の設定値に達すると，逃がし安全弁から格納容器のプール水へ蒸気が放出され，格納容器圧力及び格納容器のプール水温度が上昇することになる。残留熱除去系（ＲＨＲ）がこの熱を除去することでこれらの上昇は抑制されるものの，長時間領域の格納容器圧力及び格納容器のプール水温度の評価指標に与える重要度は高いと考えられる。
(30) 気液界面の熱伝達［原子炉格納容器］
逃がし安全弁から格納容器のプール水に断続的に蒸気が放出される場合でも，格納容器内の空間部の温度は保守的に常にプール水温度と同じになると仮定することで，気液界面の熱伝達は，長時間領域の評価を行う上で重要現象とはならない。
(31) 構造材との熱伝達及び内部熱伝導［原子炉格納容器］
長時間領域の評価指標である格納容器圧力及び格納容器のプール水温度を厳しめに評価するためには，これらの物理現象は考慮しない方が保守的である。

3-14

(32) スプレイ冷却［原子炉格納容器］
本事故シーケンスでは，評価指標である格納容器圧力及び格納容器のプール水温度を厳しめに評価するために，スプレイ冷却は考慮していない。
(33) 放射線水分解等による水素・酸素発生［原子炉格納容器］
本事故シーケンスでは，原子炉が冠水維持されていることから放射線水分解等による水素・酸素発生は重要な物理現象とはならない。
(34) 格納容器ベント［原子炉格納容器］
本事故シーケンスでは，長時間領域の評価指標である格納容器圧力及び格納容器のプール水温度を厳しめに評価するために，格納容器ベントは考慮していない。

3-15

表 2-2 炉心損傷防止対策の有効性評価における重要現象のランク
事故シーケンスグループ

原子炉停止機能喪失
短時間領域

分類

評価指標
物理現象

炉心
(核)

1
2

(燃料)

炉心
(熱流動)

原子炉

燃料被覆管温度

圧力

REDY

SCAT＊3＊4

格納容 格納容器のプ
器圧力 ール水温度

Ｈ
Ｉ

Ｈ
Ｌ

(Ｈ)
Ｈ

Ｈ
Ｌ

Ｌ／Ｉ

Ｈ／Ｉ

(Ｈ)＊4

Ｍ／Ｈ

4

反応度フィードバック効果【ボイド・ドップラ / ボロン】
制御棒反応度効果

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｉ

5
6

崩壊熱
三次元効果

Ｉ
Ｌ

Ｉ
Ｍ＊5

(I)＊4
Ｍ＊5

Ｍ
Ｌ

７

燃料棒内温度変化

Ｌ

Ｌ

Ｈ

Ｌ

8

燃料棒表面熱伝達

Ｌ

Ｌ

Ｈ

Ｌ

9
10

沸騰遷移
燃料被覆管酸化

Ｉ
Ｉ

Ｉ
Ｉ

Ｈ
Ｌ

Ｉ
Ｉ

11
12

燃料被覆管変形
沸騰・ボイド率変化

Ｉ
Ｈ

Ｉ
Ｈ

Ｉ
Ｌ

Ｉ
Ｈ

13
14

気液分離（水位変化）・対向流
気液熱非平衡

Ｉ
Ｉ

Ｉ
Ｉ

Ｉ
Ｍ

Ｉ
Ｉ

15
16

圧力損失
三次元効果

*1

*1

(Ｌ)＊4
Ｍ＊5

*1

Ｌ

＊5

＊4

Ｈ

3

炉心

核分裂出力
出力分布変化

長時間領域

Ｍ

Ｌ

17

冷却材流量変化

Ｌ

Ｈ

(Ｈ)

18

冷却材放出(臨界流・差圧流)

Ｍ

Ｌ

(Ｌ)＊4

Ｌ

19
20

沸騰・凝縮・ボイド率変化
気液分離(水位変化)・対向流

Ｌ
Ｉ

Ｌ
Ｉ

Ｉ
Ｉ

Ｌ
Ｉ

21
22

気液熱非平衡
圧力損失

Ｉ

Ｉ

*1

*1

Ｉ
Ｉ

*1

23

構造材との熱伝達
ＥＣＣＳ注水(給水系・代替注水設備含む)

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｈ

(Ｈ)＊４

Ｈ

25

ほう酸水の拡散

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｈ

26

三次元効果

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｉ

原子炉格

27

冷却材放出

*2

*2

*2

*2

納容器

28
29

格納容器各領域間の流動
サプレッション・プール冷却

Ｉ
Ｉ

Ｉ
Ｉ

Ｉ
Ｉ

Ｉ
Ｈ

30
31

気液界面の熱伝達構造材との熱伝達及び内部熱伝導

Ｉ
Ｉ

Ｉ
Ｉ

Ｉ
Ｉ

Ｉ
Ｉ

32

スプレイ冷却

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｉ

33

放射線水分解等による水素・酸素発生

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｉ

34

格納容器ベント

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｉ

原子炉圧
力容器
(逃がし
安全弁含
む)

24

Ｉ

*1 No.17 で評価 *2 No.18 と同一物理現象 *3 事故シーケンスグループに対して抽出されたものであるが，ＳＣＡＴコードで評価する物理事象であり，ここでは参考記載。
*4 ＳＣＡＴコードで評価する場合に，ＲＥＤＹコードの結果を引き継ぐ。
*5 三次元効果の模擬はＲＥＤＹ／ＳＣＡＴコード体系では困難であるため，米国において中性子束振動の評価実績のあるＴＲＡＣコードを使用して参考的に解析して参照する。

3-16

3. 解析モデルについて
3.1 コード概要
ＲＥＤＹコードは，制御棒の異常な引き抜きを除く運転時の異常な過渡変化解析及び冷却材流量の喪失の事故解析を評価するコードである。炉心，原子炉圧力容器，圧力容器内部構造物，原子炉冷却材再循環系，主蒸気管，タービン系，格納容器等プラント全体を模擬している。炉心核特性は 6 群の遅発中性子を考慮した一点近似動特性
方程式を適用し，中性子エネルギは 1 群としている。反応度モデルには制御棒，ボイド，ドップラ，スクラム，ボロンの各反応度を考慮している。また，燃料棒の熱的動特性及び冷却材の熱水力的挙動を計算する。制御系としては，圧力制御系，給水制御
系，再循環流量制御系を模擬し，また，安全保護系も模擬している。
本コードの入力は，原子炉出力，炉心流量等の初期条件，原子炉，主蒸気管等のデータ，核データ，燃料棒データ，格納容器データ，各種制御系データ等であり，出力として，原子炉出力，原子炉圧力，炉心流量，原子炉水位，格納容器圧力，格納容器のプール水温度等の時間変化が求められる。

3-17

3.2 重要現象に対する解析モデル
2 章において重要現象に分類された物理現象について，その物理現象を評価するために必要となる解析モデルを表 3-1 に示す。
表 3-1 重要現象に対する解析モデル
分類
炉心
(核)

炉心
(燃料)

重要現象

必要な解析モデル

核分裂出力

核特性モデル

出力分布変化(*1)

核特性モデル

反応度フィードバック効果

反応度モデル(*2)

崩壊熱

崩壊熱モデル(*2)

燃料棒内温度変化(*1)

燃料棒モデル

燃料棒表面熱伝達(*1)

炉心

沸騰・ボイド率変化(熱流動)

炉心ボイドモデル

圧力損失(*1)

原子炉圧力容器(逃がし安全弁含む)

冷却材流量変化

再循環系モデル

冷却材放出(臨界流・差圧流)逃がし安全弁モデル

沸騰・凝縮・ボイド率変化(*1)

再循環系モデル

圧力損失(*1)
給水系モデル

ＥＣＣＳ注水(給水系・代替注水設備含む)

原子炉格納容器

ほう酸水の拡散

ほう酸水拡散モデル(*3)

冷却材放出

逃がし安全弁モデル

サプレッション・プール冷却

格納容器モデル(*3)(注 1) 重要現象の欄で，(*1)をつけた現象は，2 章でどの評価指標に対してもランクＬとされた現象，又は他の現象に含むとした現象である。ここでは，見易さを考えて参考までに再掲している。
(注 2) 必要な解析モデルの欄で，(*2)をつけたモデルは原子炉停止機能喪失事象のために拡充されたモデル，(*3)をつけたモデルは，現行の設置許可申請解析では特に必要とされなかったモデルである。

3-18

3.3 解析モデル（01）（02）（03）
ＲＥＤＹコードは，3.2 節で述べた重要現象を評価するための解析モデルを有しており，妥当な数値解法をもつことはこれまでの実機プラントの起動試験などでも確認され，従来の設置許可申請にも適用されている設計解析コードである。
各モデルの説明を以下に示す。なお，ここで説明している解析モデルは，表 3-1 に示した重要現象に分類された物理現象を評価するための解析モデルと，新適用モデル
を中心に記述している。

(1) プラント動特性コード解析モデル（全体）
図 3-1 に，プラント動特性コード解析モデルの全体図を示す。

3-19

⊿ kＲ 制御棒 ＋⊿ kＤドップラ－⊿ kＳ スクラム Σ

動特性

熱水力
物性値

燃料温度

ドップラ
反応度

中性子束

燃料

炉心
熱量

⊿ kＶ
ボイド

＋

崩壊熱

ボイド
反応度
ボイド率
スイープ

Σ

沸騰領域の熱量

－
非
沸
騰
領
域
の
熱
量

クオリ
ボイド ティ 出口蒸気
重量率
マップ

出力分布

炉
心
エネルギ
バランス

格納容器
エネルギ
バランス

１
Ｓ

エ主
ン蒸
タ気
ル
ピ

＋

プレナム
セパレータ

Σ
－

3-20

＋

飽和水エンタルピ－
炉心入口エンタルピ

ドーム
エネルギ
バランス

１

ドーム
圧 力 ＋

Σ

Ｓ

－

主蒸気管1
体
積
バランス

再循環水
混合

時間遅れ

－
Σ

設定圧力
タービン
入口圧力 Pt
主蒸気管
ノード 2 圧力

給水
混合

給水
エンタルピ

水位設定点

１
Ｓ

＋

－
Σ

主蒸気管
ノード1 圧力

蒸気流量

＋
全水量
の計算

水位
計算

Σ
－

給水流量

図 3-1 プラント動特性コード解析モデル（ＡＢＷＲ）

給
水
制御装置

１
Ｓ

流量
損失
ドームからの飽和水量
キャリアンダ蒸気量
給水
流量(ダウンカマ)＋

流量

炉心入口サブクーリング
Σ

圧 力
制御装置

逃がし弁
機能

蒸気の
比容積

流量
損失

主蒸気 ＋
Σ
加減弁

安全弁
機能

流
量

炉心飽和領域の
エネルギ
バランス

タービン
バイパス弁

＋

エ主
ン蒸
タ気
ル
ピ

炉心サブクール
領域のエネルギ
バランス

炉心出口流量スイープ時定数

調速機

除去熱量

－－－

⊿ kB ボロン

残留熱
除去系

給水系

主蒸気管2
体
積
バランス

(2) 核特性モデル
一点近似動特性モデルを用いて，中性子動特性挙動を評価する。
入力として「(3) 反応度モデル」から得られる各種反応度を用いる。
a. 中性子エネルギは 1 群とする。
b. 中性子束は時間と空間で変数分離可能であり，中性子束の空間分布は一定である。
c. 反応度フィードバックは，平均出力の代表燃料チャンネルに基づいて計算する。
一点近似動特性モデルは次の式で表される。

：中性子数
：反応度
：全遅発中性子割合：各遅発中性子先行核崩壊定数：各遅発中性子先行核密度：各遅発中性子割合：即発中性子生成時間
ここで


β
δ
， ⊿k N  k ， f i  i ， y i τ0 C i
τ0 
β
β
β
とおき，前述の式に代入すると，ＲＥＤＹコードでモデル化している次式が得られる。

τ0

6
dn
 (⊿k N  1)n  λi y i
dt
i 1

dy i
 f i n λi y i (i  1,2,6)
dt

τ0
⊿k N

：即発中性子炉周期fi：全遅発中性子割合に対する各遅発中性子割合

yi：遅発中性子群：正味の反応度（反応度総和）

3-21

(3) 反応度モデル
5 つの種類の反応度（制御棒反応度，ボイド反応度，ドップラ反応度，スクラム反応度，ボロン反応度）が，「(2) 核特性モデル」で示した動特性方程式の入力となる。
制御棒反応度，スクラム反応度は外部入力として与えられる。ボイド反応度は「(6)炉心ボイドモデル」より得られる炉心平均ボイド率の関数として，ドップラ反応度は「(5) 燃料棒モデル」より得られる燃料平均温度の関数としてテーブルで与えられる。
ボロン反応度は，「(12) ほう酸水拡散モデル」より得られる。
正味の反応度 ⊿K N は次式で表される。

⊿K N  ⊿K R  ⊿K V  ⊿K D  ⊿K S  ⊿K B

⊿K R ：制御棒反応度⊿K V ：ボイド反応度⊿K D ：ドップラ反応度⊿K S ：スクラム反応度⊿K B ：ボロン反応度

3-22

(4) 崩壊熱モデル
原子炉出力の全てが核分裂によって直接生じるわけではない。出力の約 94％は核分裂から直接生じるが，残りの約 6％は燃料内に生成された放射性分裂生成物の崩壊によるものである。原子炉の全出力はｊ群の崩壊熱を仮定すると次式で表わされる。
j
 j K di 
n f  1   K di   
ni 1
 i 1 TdiS  1nf

：原子炉全出力

K di
Tdi：崩壊熱生成割合（i 群）n：核分裂出力，中性子個数：崩壊熱等価時定数（i 群）

図 3-2 に 11 群及び 4 群モデルの時間変化を ANSI/ANS-5.1-1979 で表した曲線と比較して示す。

ANSI/ANS-5.1-1979 で表した曲線
11 群モデル
4 群モデル時間(秒)図 3-2 崩壊熱特性の比較
時 間（秒）
3-23

(5) 燃料棒モデル
原子炉内の平均的な燃料棒で代表させ，図 3-3 に示すようにその燃料棒表面を同心円状に分割し，それぞれのノードに熱伝導方程式を適用して，燃料温度，平均表面熱流束を計算する。入力としての生成熱（核分裂による即発分と崩壊熱による遅発分を考慮）は，「(2) 核特性モデル」より得られる中性子束と，「(4) 崩壊熱モデル」より得られる崩壊熱により算出している。
a. 燃料ペレット 4 ノード，被覆管 1 ノード，ギャップ部 1 ノードとする。
b. 温度分布の空間依存性は半径方向のみとする。
c. 燃料の熱伝導度はノードの平均温度の関数とし，ノード内では一定とする。
d. 燃料の密度及び比熱は温度によらず一定とする。
e. 各ノードの温度はそのノードについて体積平均したものとする。
f. 被覆管での熱発生は無視する。

図 3-3 燃料棒モデル

3-24ここで，燃料棒中心 R h (=0)で，径方向の温度 T の変化は，以下の式で与えられ，

T
0
r r  R hとなる。
燃料棒と被覆管のギャップ間の熱流束 qG は，燃料ギャップ実効面積 A g ，燃料ギャ
ップコンダクタンス h g ，ペレット表面の温度 Tf0 と被覆管内面の温度 TCi の温度から，

qG = A g h g (Tf0  TCi )となる。
被覆管と冷却材の境界で，燃料棒被覆管熱伝導率 K CL ，燃料表面平均熱伝達率 h B ，
燃料棒被覆管外側表面温度 TC0 ，炉心の飽和温度 TB1 とすると，(K CLT) r R r  h B (TC0  TB1 )rとなる。
なお，ｉ番目のノードにおける熱収支は次のようになる。

f Vi Cpf

Ti
 流入熱量 i  流出熱量 i  発生熱量 it

燃料棒内での熱輸送は，熱伝導が支配的であるため，q / Aｒ はフーリエの法則で表
せる。

q
T
= K
Ar
r

又は q  KA r

T
r

r

：径方向長さq：単位時間当たりの通過熱量

Ｋ

：熱伝導率

Ａr

：燃料棒表面積

Ｔ

：温度

Vi

：各ノードの体積

f：燃料棒密度

C pf：燃料棒比熱3-25

(6) 炉心ボイドモデル
炉心部はサブクール領域と飽和領域に分けて質量及びエネルギバランスを解き，炉心出口クオリティ，炉心部圧力の変化を求める。
入力としては「(5) 燃料棒モデル」から得られる熱量，「(9) 再循環系モデル」等から得られる炉心流量，炉心入口エンタルピを用いる。
a. 飽和水，飽和蒸気は熱平衡状態にあるとする。
b. サブクール領域の流体の圧縮性は無視する。
c. 炉心バイパス流（チャンネルボックス外を流れる冷却水）は炉心入口でエンタ
ルピを保ったまま出口に達するものとする。

図 3-4 炉心部モデル図

上記モデルから得られる炉心出口クオリティを基に，過渡状態の炉心平均ボイド率を求める。
a. ボイドモデルは炉心を一点に近似した集中定数モデルとする。
b. 定常状態の炉心平均ボイド率αを出口クオリティ等の関数として求める。
c. 過渡変動に伴う炉心平均ボイド率は，炉心流量ｍの変化を考慮した補正後のボイド率（   ）として次式で求める。

α’＝α-(A＋Bｍ＋Cｍ2)（A，B，C は定数）

さらに,これに二次遅れ伝達関数で模擬しボイド率（   ）とする。
d. 炉心圧力変化を考慮する。

3-26

定常状態の炉心ボイド率

過渡状態の炉心ボイド率

ボ
イ
ド


率

  =


G( s)

（％）

出口クオリティ(PU)

炉心流量変化G(s)は炉心沸騰部ボイを考慮

ドスイープ時間に依存する二次遅れ伝達関数(7) 蒸気ドーム部モデル
ベッセル圧力ノードについてのセパレータ流量，キャリアンダ流量を考慮して質量及びエネルギバランスを解いてその圧力変化を求め，ドーム部圧力と主蒸気管圧力から主蒸気流量を計算する。
入力として「(11) 給水系モデル」からの給水流量，また気水分離器モデルからセパレータ流量，キャリアンダ流量を用いる。
a. 給水とバルク水の混合には時間遅れはないものとする。
b. バルク領域の液体は圧力が上昇過程にあり，キャリアンダ質量が零のときを除いて飽和状態にあるものとする。
c. 気水分離器内の液体は常に飽和状態にあるものとする。

3-27

(8) 主蒸気管モデル
主蒸気管部のベッセル出口から主蒸気隔離弁までと，主蒸気隔離弁から主蒸気加減弁までの 2 ノードに分割する。主蒸気管内では蒸発，凝縮のいずれも生じないと仮定
して質量及び体積バランスを解き，各ノードの圧力変化を求める。入力として「(7) 蒸気ドーム部モデル」で得られる主蒸気流量，圧力制御系モデルから得られるタービン
バイパス弁開度や主蒸気加減弁開度を用い，また，主蒸気隔離弁が閉止する場合は主蒸気隔離弁閉止特性を外部入力として与える。
a. 逃がし安全弁（逃がし弁機能）は設定圧に達すると開放し始める。
b. 主蒸気加減弁及びタービンバイパス弁は圧力制御系モデルで制御される。

主蒸気加減弁

図 3-5 主蒸気管モデル
ここで，逃がし安全弁が設置されている主蒸気管部の圧力の変化率を表わす式は，
主蒸気管中では凝縮も蒸発も起こらないと仮定したときの質量と体積バランスの式から得られ，主蒸気隔離弁流量は弁開度変化に伴う時間関数で与えられる。なお，逃がし安全弁流量は「(10) 逃がし安全弁(逃がし弁機能)モデル」から求められる。


P RL  P 2 

1 dP(m13  m RV  m ISO )VLI d gR

PRL：主蒸気管圧力P2：原子炉ドーム圧力

VLI：主蒸気管体積

ρgR

：密度

m13

：原子炉出口流量mRV：逃がし安全弁（逃がし弁機能）流量mISO：主蒸気隔離弁流量3-28

(9) 再循環系モデル
ダウンカマ，下部プレナム，再循環ポンプ，炉心部，セパレータ等原子炉一巡の圧力損失係数，再循環ポンプ吐出圧力，シュラウド内外のヘッド差及び慣性に従って再循環流量を計算する。また，ポンプ慣性とトルクよりポンプの運動方程式を解き，ポンプ回転速度を計算する。再循環流量とポンプ回転速度は，ポンプ流量に依存する吐出圧特性及び負荷トルク特性を通じて相互に関連する。また，再循環ポンプの回転速
度は，再循環流量制御系モデルから得られる速度要求信号が本モデルのインプットと
なる。

3-29

(10) 逃がし安全弁（逃がし弁機能）モデル
逃がし安全弁は圧力容器内の圧力が設定点を超えた時に作動し，炉内圧力が高くなることを防ぐ。その位置は主蒸気隔離弁よりも原子炉側に位置する。逃がし安全弁は，開く圧力と再び閉じる圧力とは異なる。代表的な逃がし安全弁特性を図 3-6 に示す。
定格の逃がし安全弁容量（逃がし弁機能動作時）の合計 m RC は，初期圧における個々の逃がし安全弁容量から得られる。

m RC   N RVi C RV (PRL,0 )（全ての開いている設定圧グループの総和）

i

弁を流れる蒸気流量は次式で表わされる。

m RU  (m RC－m RU )/τRVPRL)m RU (PRL,0m RV  0：PRL＞ PRSi か、PRL ＞ PRRi かつ P RL ＜ 0 のとき：上記以外のとき

100

逃
が
し
弁
開
度
（
％
）

50

0

PRR

PRS

主蒸気管圧力(PRL)

図 3-6 逃がし安全弁開度特性

3-30

m RC
N RV

：逃がし安全弁流量

C RV (PRL,0 )：圧力 PRL,0 における個々の逃がし安全弁容量（逃がし弁機能）

m RU
 RV
m RV

：補正前の逃がし安全弁流量

PRL：主蒸気管ノード１圧力

PRL,0：主蒸気管ノード１初期圧力

PRSi：各逃がし安全弁吹出し圧力

PRRi：各逃がし安全弁吹止まり圧力：逃がし安全弁（逃がし弁機能）個数：逃がし安全弁時定数：補正後の逃がし安全弁流量

3-31

(11) 給水系モデル
給水流量は図 3-7 に示すように，給水制御系と給水ポンプを模擬し，原子炉水位，
主蒸気流量及び給水流量の三要素の変化から求める。給水エンタルピは，「(8) 主蒸気管モデル」から得られる主蒸気流量の変化から遅れ要素を考慮して図 3-8 のように求める方法と，ヒートバランスによる給復水系各部の給水エンタルピと配管体積
及び給水流量から算出し，一次遅れを考慮して図 3-9 に示す方法のいずれかを選択できる。主蒸気流量の遮断時には，どちらも給水エンタルピの低下を一次遅れと輸送遅れで模擬している点では同等であるが，図 3-8 のモデルでは給水加熱器を一つで模擬し，図 3-9 のモデルでは多段で模擬している点が異なる。
また，ＥＣＣＳはインターロックに従って設計流量が原子炉に注水され，そのエンタルピは，注入源が復水貯蔵タンクの場合は復水貯蔵タンク水温に基づくエンタ
ルピ，格納容器のプール水の場合は「(13) 格納容器モデル」のエンタルピとなる。

図 3-7 給水系モデル

原子炉へ

図 3-8 給水エンタルピモデル（１）

図 3-9 給水エンタルピモデル（２）3-32(12) ほう酸水拡散モデル
ＡＢＷＲでは，ほう酸水は，ほう酸水貯蔵タンクからほう酸水注入系配管とＨＰＣ
Ｆ配管を経由して，ＨＰＣＦスパージャから炉心上部に注入される。一方，従来型ＢＷＲでは，ほう酸水は，ほう酸水貯蔵タンクから配管を経由してスタンドパイプから
炉心下部に注入される。
これらのモデルでは次の仮定を設ける。
a. 起動判定遅れ時間，配管でのほう酸水の輸送遅れ時間を考慮する。
b. ボロン反応度は，有効炉心（有効燃料下端から上端まで）の単位体積あたりに存在するボロンの重量（炉心内ボロン濃度）に比例する。
c. 炉心に到達するほう酸水は，炉心上部に注入されるＡＢＷＲでは炉心流量には依存せず，時間の一次関数で増加するものとする。一方炉心下部に注入される
従来型ＢＷＲでは炉心流量依存（ミキシング効率）で変わるものとし，これを
図 3-10 に示す。
ボロンが炉心下部に到達した後の炉心内のボロン反応度は次式で表わされる。
t m (t) dt   10  ⊿ K⊿K (t) =
0

B

B

B

6

C

C0

M 0 K massB hot C
B hott m (t) dt   10 が炉心のボロン濃度 C である。
なお，
0

B

B

M 0 K mass

C

6

C0

B

図3-10 ボロンミキシング効率（従来型ＢＷＲ）

本資料のうち，枠囲みの内容は商業機密に属しますので公開できません。

3-33

⊿K B
mB

：ボロン反応度：下部プレナムに注入されるボロン流量

B：下部プレナムでのボロンミキシング効率M0：初期冷却材合計量

C
C0

K mass：炉心内冷却材の平均密度：初期炉心内冷却材の密度：原子炉水位変化を考慮した冷却材量の変化比（主蒸気管や逃がし安全弁から蒸気が流出することにより，初期冷却材合計量 M 0 が時間を追って変化することを考慮した無次
元ファクタであり，ボロンが濃縮・希釈される影響を表す）⊿K B-hot ：初期状態から高温停止までに必要なボロン反応度の合計
C B-hot：高温停止を達成するために必要なボロン濃度

CB：炉心内ボロン濃度

3-34

(13) 格納容器モデル
図 3-11 に格納容器モデルを示す。ここでは以下のことを仮定する。
ドライウェル（Ｄ／Ｗ）とウェットウェル（Ｗ／Ｗ）（サプレッション・プール（Ｓ／Ｐ）含む）は，空間的に一体と仮定する。これは，本モデルが原子炉スクラム失敗を仮定した事象の解析で使用されることを前提としており，原子炉スクラム失敗を仮定した事象の場合，原子炉の圧力上昇によって開いた逃がし安全弁から，蒸気がＳ／
Ｐの水中に放出されＷ／Ｗの圧力がＤ／Ｗの圧力上昇に先行し，真空破壊装置が早期に開き，開いたままになるためである。
a. 格納容器からの放熱による熱喪失は保守的に考慮しない。
b. 格納容器内の空間部の温度は，保守的に常にプール水温度と同じとする。
c. 格納容器内の空間部は，保守的に常に水蒸気で飽和しているものとする。

∑=Vcont,v

ドライウェル(D/W)

ドライウェル(D/W)

Pcont
真空破壊装置真空破壊装置ウェットウェル
(W/W)

/W)
Asp

ウェットウェル
(W/W)
Msp
Tsp
/W)

ベント管

従来型ＢＷＲの例

/W)

⊿Lsp
/W)

ベント管

ＡＢＷＲ

図 3-11 格納容器モデル
格納容器の質量バランスとエネルギバランスは次の式のようになる。

 m m m
M
sp
RV
SV
RCICG  m HPCIG m RCIC  m HPCS  m HPCI  m HPCF (1)

E sp  m RV  mSV  h g2  m RCICGh RCICG  m HPCIG h HPCIG m RCIC  m HPCS  m HPCI  m HPCF  h pool  Qex Tsp  Tcool 

3-35

(2)

格納容器圧力 Pcont は，ガスと蒸気の分圧の合計に等しいので(3)

Pcont  Pcont,a  Pcont,s

ここでガスの分圧はボイルシャルルの法則から
Pcont,a  n m R Tsp  273/Vcont,v(4)で計算できる。
Pcont,s は，
Tsp  Esp / M sp / C

(5)であるので，仮定b.から， Pcont,s は次式のように求まる。

Pcont,s  f1 Tsp  :蒸気表より(6)

よって，(3)，(4)，(6)から，格納容器圧力 Pcont が求まる。
なお，格納容器モデルはＲＥＤＹコードの一部として組み込んでいる。この理由は次の通りである。
原子炉スクラム失敗を仮定した本事故シーケンスでは，逃がし安全弁から放出された蒸気は格納容器のプール水中に放出され，これを受けてプール水のエンタルピは次第に大きくなる。一方，残留熱除去系によるプール水の除熱はプール水のエンタルピ上昇を抑制し，ボロンの反応度抑制が支配的になってからはプール水のエンタルピを低下させる。
本事故シーケンスでは，この格納容器のプール水がＥＣＣＳにより原子炉に注入され，炉内水の温度低下に寄与することから，この様な炉内保有水と格納容器のプール
水とが連携して巡回する物理現象を解く必要があった。

3-36

M sp

：Ｓ／Ｐ保有水量m RV
m SV
m RCICGm HPCIGm RCICm HPCSm HPCImHPCF：逃がし弁流量E sp：格納容器内の水と蒸気の保有エネルギ

h g2：逃がし安全弁から排出される蒸気エンタルピ

h HPCIGh RCICG：Ｓ／Ｐに排出されるＨＰＣＩタービン排気エンタルピ

h pool

：Ｓ／Ｐ水エンタルピ

Q ex：ＲＨＲ等の熱除去割合

Tsp：Ｓ／Ｐ水温度

Tcool
Pcont

：ＲＨＲ熱交換後の二次側温度

Pcont,a：格納容器圧力 空気分圧

Pcont,s：格納容器圧力 蒸気分圧

C

：Ｓ／Ｐ水の比熱

nm

：モル数

R

：気体定数

Vcont,v：格納容器の空間体積（Ｓ／Ｐの水が占める部分を除く）：安全弁流量：Ｓ／Ｐに排出されるＲＣＩＣタービン排気流量：Ｓ／Ｐに排出されるＨＰＣＩタービン排気流量：ＲＣＩＣ流量：ＨＰＣＳ流量：ＨＰＣＩ流量：ＨＰＣＦ流量：Ｓ／Ｐに排出されるＲＣＩＣタービン排気エンタルピ：格納容器圧力3-37

3.4 入出力
ＲＥＤＹコードの主要な入出力パラメータを図 3-12 に示す。ＲＥＤＹコードのイ
ンプットデータは以下のとおり構成される。
(1) 前処理コードからＲＥＤＹコードへのインプット（核データ）① ボイド反応度② ドップラ反応度③ ボロン反応度④ その他の動特性パラメータ（燃料物性データ）① 炉心平均ギャップ熱伝達係数（熱水力データ）① 炉心圧損係数② ボイドマップ(2) 前処理コードを用いないインプット(原子炉幾何形状)① 原子炉，原子炉内部構造物，主蒸気管等の寸法(炉心仕様)② 燃料棒に関するデータ（外径，内径，熱伝導度，比熱等）③ 出力分布，蒸気表等の熱水力関係データ(機器・設備仕様)④ 各種の弁の特性⑤ 再循環ポンプ等のデータ⑥ ほう酸水注入系に関するデータ(制御系仕様)⑦ 各種の制御系に関するデータ(格納容器形状)⑧ Ｓ／Ｐ水温度，Ｄ／Ｗ空間容積等の格納容器に関するデータ(初期運転条件)⑨ 運転条件データ（原子炉出力，主蒸気流量，炉心流量，原子炉圧力等）(外乱条件)⑩ 外乱条件（過渡変化起因条件等）

3-38

(3)ＲＥＤＹコードのアウトプットその１
プラント動特性解析を実施し，以下のアウトプットデータを得る。
① 中性子束
② 平均表面熱流束③ 主蒸気流量④ タービン蒸気流量⑤ 給水流量⑥ 炉心流量⑦ 再循環ポンプ流量⑧ 原子炉圧力⑨ 原子炉水位⑩ 逃がし安全弁流量⑪ タービンバイパス弁流量⑫ 炉心入口エンタルピ⑬ 炉心平均ボイド率⑭ 格納容器圧力⑮ 格納容器のプール水温度(4)ＲＥＤＹコードのアウトプットその２
ＳＣＡＴコードへ以下のデータを渡すことにより，燃料被覆管温度評価を実施する。
① 炉心入口流量② 出力③ 炉心圧力
④ 炉心入口エンタルピ

3-39

ＴＧＢＬＡ／ＨＩＮＥＳ

ＰＲＩＭＥ

ＩＳＣＯＲ

単位燃料集合体核特性
計算コード（04）（05）

燃料棒熱・機械設計
コード（06）（07）（08）（09）

炉心熱水力解析
コード（10）（11）（核データ）①ボイド反応度②ドップラ反応度③ボロン反応度④その他の動特性パラメータ（燃料物性データ）①炉心平均ギャップ熱伝達係数（熱水力データ）①炉心圧損係数②ボイドマップ(原子炉幾何形状)(炉心仕様)
ＲＥＤＹ(機器・設備仕様)

プラント動特性解析(制御系仕様)(格納容器形状)(初期運転条件)(外乱条件)①中性子束①炉心入口流量②平均表面熱流束②出力③主蒸気流量③炉心圧力④タービン蒸気流量④炉心入口エンタルピ

⑤給水流量
⑥炉心流量
ＳＣＡＴ

⑦再循環ポンプ流量⑧原子炉圧力単チャンネル⑨原子炉水位

熱水力解析⑩逃がし安全弁流量⑪タービンバイパス弁流量⑫炉心入口エンタルピ⑬炉心平均ボイド率①ＭＣＰＲ②燃料被覆管温度③燃料被覆管酸化量⑭格納容器圧力④クオリティ

⑮格納容器のプール水温度

図 3-12 ＲＥＤＹコードの主要な入出力

3-40⑤熱伝達係数

4. 妥当性確認
4.1 重要現象に対する妥当性確認方法
2 章で重要現象に分類された物理現象の妥当性確認方法を表 4-1 の評価マトリック

スに示す。ＲＥＤＹコードは，運転時の異常な過渡変化におけるプラント全体の挙動を評価する解析コードであり，実機プラントの起動試験（以下，「実機試験」と称す）の結果との比較によっても妥当性確認が行われているが，本資料ではこれを含めて原
子炉スクラム失敗を仮定した評価に着目して妥当性を確認する。
以下各節で適宜参照する国内ＡＢＷＲに対する実機試験結果とＲＥＤＹコード（REDY Ver.2）による解析結果との比較を初めに列挙しておく。ただし，必要に応じて従来型ＢＷＲの実機試験結果とＲＥＤＹコード（REDY Ver.1）による解析結果との比較も併用している。
これらの実機試験解析では，初装荷燃料炉心（ＢＯＣ-1）の核定数やボイドマップ，
実機試験の結果から得られた各種の機器・弁特性（開度特性やポンプ慣性含む），制
御ロジックで使用するデータに実機セット値等を使用している点が，原子炉スクラム
失敗を仮定した主蒸気隔離弁の誤閉止での解析条件とは異なる。しかしながら，これらの違いがパラメータの変化の大きい原子炉スクラム失敗を仮定した主蒸気隔離弁の誤閉止解析に与える影響は無視できる。また，主蒸気隔離弁が初期に閉鎖することから圧力制御系は評価結果に影響を与えず，給水流量制御系の動作も，本評価解析のように給水ポンプトリップや予備機が起動（その後ランアウト流量制限がかかる）する場合には期待されない。再循環流量制御系に関しては，実機試験は手動モードであるが本事象では自動としている。これは，手動モードにすると，出力が高く維持され放出蒸気が多く原子炉水位低で早期に再循環ポンプがトリップし，結果として出力が小さく評価されるためである。
図 4-1 インターナルポンプ 3 台トリップ時の過渡変化
図 4-2 発電機負荷遮断時の過渡変化
図 4-3 主蒸気隔離弁全閉時の過渡変化
図 4-4 給水ポンプトリップ予備機不起動時の過渡変化
図 4-5 再循環流量制御系速度設定点変更試験
図 4-6 給水制御系水位設定点変更試験
図 4-7 圧力制御系圧力設定点変更試験

3-41

表 4-1 重要現象に対する妥当性確認方法（評価マトリックス）
分類
炉心
(核)

重要現象

計算モデル

妥当性確認
（着目パラメータ）

核分裂出力

核特性モデル

図 4-1，図 4-4～図 4-7

反応度フィードバック

反応度モデル（中性子束変化）効果(ボイド・ドップラ)

反応度モデル

図 4-26～図 4-33

(ボロン)

炉心

崩壊熱

崩壊熱モデル

図 4-8

沸騰・ボイド率変化

炉心ボイドモデル

図 4-1，図 4-3(熱流動)

図 4-5～図 4-7（中性子束，水位変化）

図 4-9～図 4-16
原子炉圧力 冷 却 材

コーストダ

容器

ウン特性

(炉心流量変化)(逃がし安 化自然循環流

図 4-2，図 4-17，図 4-18

全弁含む)

量

(炉心流量)

流 量 変

冷却材放出

再循環系モデル

逃がし安全弁モデル

給水系モデル

図 4-4，図 4-6(給水系・代替注水設備(給水流量変化時の中性子束)含む)

図 4-19～図 4-21

ほう酸水の拡散原 子 炉 格 納 サプレッション・プー
容器

図 4-3
(逃がし安全弁流量)(臨界流・差圧流)
ＥＣＣＳ注水

図 4-1～図 4-2

ほう酸水拡散モデル

図 4-22～図 4-33

格納容器モデル

基礎的な物理法則を適用したモデルであるため式確認

ル冷却

とした。

3-42

(1) 実機インターナルポンプ 3 台トリップ試験

原子炉圧力変化(×9.8×10-3 MPa)-20

図 4-1 インターナルポンプ 3 台トリップ時の過渡変化

a. 実機試験概要
定格出力／定格炉心流量試験点において，常用高圧母線の故障等の発生を模擬し，常用高圧母線に接続するインターナルポンプを 3 台同時にトリップさせている。
b. 実機試験結果の挙動
インターナルポンプ 3 台トリップにより炉心流量が急減し，再循環系が手動モード
であることから，流量は回復することなく，約 70％で整定する。炉心流量の低下により中性子束も低下するが，この間プラントはスクラムしないため運転は継続している。水位は一時的に約 20cm 上昇するが，給水制御系により通常水位に制御される。
c. 実機試験結果との比較
ＲＥＤＹコードの解析結果は，炉心流量，中性子束，原子炉圧力，原子炉水位とも実機挙動の変化傾向とはどの時点でも一致している。なお，原子炉水位は過渡的に実機との変化幅の差が大きくなっているが，プラント状態が整定しつつある 25 秒付近
ではその差は小さくなってきている。

3-43

(2) 実機発電機負荷遮断試験

原子炉圧力変化(×9.8×10-3 MPa)

図 4-2 発電機負荷遮断時の過渡変化
a. 実機試験概要
定格出力／定格炉心流量試験点において，送電系統の故障等により，負荷が急激に遮断された場合を模擬し，発電機負荷遮断を行っている。
b. 実機試験結果の挙動
発電機負荷遮断信号により，主蒸気加減弁の急閉，タービンバイパス弁の急開が生じ，原子炉は直ちにスクラムしている。スクラムすることにより中性子束は急激に減
少してほぼゼロとなる。なお，図には示していないが，バイパス弁容量が定格蒸気流量の 33％であるため，圧力が上昇し逃がし安全弁が 3 弁開放している。
c. 実機試験結果との比較
ＲＥＤＹコードの解析結果は，中性子束，主蒸気流量，原子炉圧力，原子炉水位とも実機試験と同様な変化となっている。原子炉圧力は解析の方がやや高めとなっており，解析結果が保守的な評価を与えている。なお，本事象においては，給水ポンプに，トリップ，予備機起動，ランアウト流量制限等が生じており，過渡的に給水制御指令
信号から切り離される。こうした条件下でも実機試験の給水流量挙動を模擬するため，起動停止の流量変化がある部分では解析で得られる流量に補正をかけて再現してい
る。

3-44

(3) 実機主蒸気隔離弁全閉試験

原子炉圧力変化(×9.8×10-3 MPa)

図 4-3 主蒸気隔離弁全閉時の過渡変化
a. 実機試験概要
定格出力／定格炉心流量試験点において，原子炉水位，主蒸気流量等の原子炉系の異常，あるいは運転員の誤操作等により主蒸気隔離弁が全閉することを模擬している。
b. 実機試験結果の挙動
主蒸気隔離弁全閉により直ちに原子炉はスクラムし，主蒸気流量はゼロに，中性子束もほぼゼロになる。原子炉圧力は約 0.51MPa 上昇しているが，逃がし安全弁が 6 弁
開放することにより圧力上昇が抑えられている。
c. 実機試験結果との比較
ＲＥＤＹコードの解析結果は，中性子束，主蒸気流量，原子炉圧力とも実機の増減方向を良く模擬しており，その変化幅の差も小さい。
なお，本事象においては，事象発生直後から給水ポンプに，トリップ，予備機起動，
ランアウト流量制限等が生じ，過渡的に給水制御指令信号から切り離されている。こ
うした条件下で実機試験の給水流量挙動を模擬するため，解析における給水流量変化を入力としている。

3-45

(4) 実機給水ポンプトリップ予備機不起動試験

原子炉圧力変化(×9.8×10-3 MPa)

図 4-4 給水ポンプトリップ予備機不起動時の過渡変化

a. 実機試験概要
定格出力／定格炉心流量試験点において，給復水系ポンプがトリップし，予備機が自動起動しなかった場合を模擬した。なお，水位低下を抑えるために再循環ポンプを
ランバックさせることで出力を低下させ，運転継続が図られている。
b. 実機試験結果の挙動
タービン駆動給水ポンプの 1 台がトリップし，予備のモータ駆動給水ポンプが起動しないため，給水流量が低下するが，インターナルポンプを自動ランバックさせ出力を低下させることで水位低下を抑えている。原子炉水位は約 20cm 低下した後に回復傾向となり，運転継続している。
c. 実機試験結果との比較
ＲＥＤＹコードの解析結果は，中性子束，主蒸気流量，原子炉圧力とも良く実機と一致している。原子炉水位は，解析の方の低下が速いが，最低水位及びその後の回復傾向は良く一致している。なお，解析における給水流量変化は，給水ポンプに，トリップ，ランアウト状態が生じ，過渡的に給水制御指令信号から切り離されているため，実機に合わせた給水流量変化を入力している。

3-46

(5) 実機再循環流量制御系速度設定点変更試験

原子炉圧力変化(×9.8×10-3 MPa)

図 4-5 再循環流量制御系速度設定点変更試験（定格出力：－＋10％設定点変更）

a. 実機試験概要
90％出力／90％炉心流量試験点において，再循環流量制御系の再循環ポンプ速度設
定を－10％，＋10％ステップ状に変化させている。
b. 実機試験結果の挙動
炉心流量の－10％の変化に対して，中性子束は低下して過渡的にアンダーシュート
した後，炉心流量の整定に伴い一定となる。原子炉水位，原子炉圧力等のパラメータも過渡的に変化するがその後安定状態となっている。炉心流量＋10％も同様である。
c. 実機試験結果との比較
再循環流量を－＋10％変化させた例である。炉心流量の増減により中性子束は急激に変化しているが，炉心流量の整定に伴い安定に整定している。ＲＥＤＹコードの解
析結果は，実機試験結果と良く一致している。

3-47

(6) 実機給水制御系水位設定点変更試験

100

図 4-6 給水制御系水位設定点変更試験（定格出力：－＋10cm 設定点変更）

a. 実機試験概要
90％出力／90％炉心流量試験点において，給水制御系の水位設定値を－10cm，＋10cm ステップ状に変化させている。
b. 実機試験結果の挙動
水位設定値の－10cm 変更に対して，給水流量が減少して原子炉水位が低下する。
その後目標水位に達すると各パラメータは一定となる。水位設定値＋10cm 変更も同様である。
c. 実機試験結果との比較
原子炉水位を－＋10cm 変化させた例であり，ＲＥＤＹコードの解析結果は，実機試験結果と良く一致している。

3-48

原子炉圧力変化(×9.8×10-3 MPa)

(7) 実機圧力制御系圧力設定点変更試験

図 4-7 圧力制御系圧力設定点変更試験（定格出力：－＋0.069MPa 設定点変更）

a. 実機試験概要
90％出力／90％炉心流量試験点において，圧力制御系の圧力設定値を－0.069MPa，＋0.069MPa ステップ状に変化させている。
b. 実機試験結果の挙動
原子炉圧力の－0.069MPa の変化に対して，主蒸気流量，中性子束は過渡的に変化した後，原子炉圧力の整定に伴い一定となる。原子炉圧力＋0.069MPa も同様である。
c. 実機試験結果との比較
原子炉圧力を－＋0.069MPa 変化させた例であり，ＲＥＤＹコードの解析結果は，
実機試験結果と良く一致している。

3-49

4.2 炉心（核）における重要現象の妥当性確認
炉心（核）に対する重要現象は，核分裂出力，反応度フィードバック効果，崩壊熱であり，ＲＥＤＹコードでは，これらを評価するモデルとして，・核特性モデル（一点近似動特性モデル）
・反応度モデル（ボイド，ドップラ及びボロン）
・崩壊熱モデルを採用している。
4.2.1

核特性モデルと反応度モデル（ボイド，ドップラ）の妥当性確認(1)実機試験結果との比較による妥当性確認
ＲＥＤＹコードの核特性モデルには一点近似動特性モデルを採用しており，方程式
自体は机上又は実験解析で検証されている公知のものである。実機の原子力発電プラ
ントに，この一点近似動特性モデルを適用した場合，正しい核定数及び適切な反応度
フィードバックが与えられた条件下において，実機試験の中性子束応答を良く模擬できることは，これまで国内外での多数の実機試験との比較で確認されている。この妥
当性確認は核特性単独モデルでは出来ず，核特性モデル，反応度モデルに加え他の熱水力モデル等との総合効果として確認される。
核特性モデルの妥当性を確認することが目的であるため，ここで引用する実機試験
結果は，原子炉がスクラムしない場合の事象が参照対象となる。
図 4-1 インターナルポンプ 3 台トリップ時の過渡変化
図 4-4 給水ポンプトリップ予備機不起動時の過渡変化
図 4-5 再循環流量制御系速度設定点変更試験
図 4-6 給水制御系水位設定点変更試験
図 4-7 圧力制御系圧力設定点変更試験
本事故シーケンスで作動する再循環ポンプトリップ時の炉心流量急減による炉心内ボイド率増加に伴う出力抑制模擬能力は図 4-1，図 4-5 により，給水流量変化（ＥＣＣＳ注水）から生じる炉心入口サブクーリング変化に伴う炉心内ボイド率増減に伴う出力変化の模擬能力は図 4-4，図 4-6 から，圧力変更に対する出力変動模擬能力は図4-7 からその妥当性が確認できる。
(2)反応度モデル（ボイド，ドップラ）の妥当性確認
申請解析におけるＲＥＤＹコードの反応度フィードバックは，単位燃料集合体核特性計算コードによる評価から求められた反応度係数に不確かさ等を考慮し，本事故シーケンスにおける全ての解析時間を通して同一値の保守因子として動的ボイド係数

3-50

1.25，動的ドップラ係数 0.9 を掛けて評価している。これは，本事故シーケンスの初期における現象（圧力上昇によりボイドが減少することによる出力上昇）が支配的であるためである。しかしながら，本事故シーケンスは，事象進展に伴ってプラント状
態が大きく変化するため，本資料でこの妥当性を確認する。手法としては，炉内の物理現象が主な評価対象となる短時間領域をプラント挙動に従ってさらに 3 つのサブ時間領域に細分割し（添付４参照），それぞれの領域での反応度フィードバック（ボイド，ドップラ）の不確かさを求め，サブ時間領域ごとの不確かさを事象進展に伴って変更可能な機能をＲＥＤＹコードに追加して行う。
サブ短時間領域ごとの動的ボイド係数，動的ドップラ係数のそれぞれに求めた不確
かさ（下限値・ノミナル値・上限値の組み合わせ）を添付５に示す。
4.2.2

反応度モデル（ボロン）の妥当性確認

実機試験からは確認出来ない反応度フィードバックモデルのうち，ボロン反応度に関しては，後述する「4.4.6 ほう酸水拡散モデルの妥当性確認」でそのモデルの妥当性確認を実施している（図 4-26～図 4-33）。このモデルでは，反応度抑制に寄与する
炉心内のボロン濃度変化を計算し，この濃度にインプット定数としての，高温停止に必要な「ボロン反応度／ボロン濃度（ボロン反応度添加率）」を乗じてボロン反応度に換算している。なお，ボロン反応度添加率に関する妥当性確認結果を添付６に示す。
高温停止に必要なボロン反応度は，三次元未臨界性評価を考慮しているため，その不確かさは，ほう酸水注入系の三次元未臨界性評価における停止余裕基準の 1.5％⊿
k（12）（13）とする。なお，本評価は，定格運転時に臨界を保った状態を起点としており，
高温停止に必要なボロン所要量は炉心の違いで大きく変化することはないため，代表的に平衡炉心で評価しているが，ここでは，炉心変更及び MOX 混在炉心の場合における装荷遅れ等に伴う高温停止に必要なボロン反応度の不確かさについても考慮し，十分余裕がある値として停止余裕基準と同等の 1.5％⊿k とした。
よって，これらの合計から３％⊿k を不確かさとした。
4.2.3

崩壊熱モデルの妥当性確認

ＲＥＤＹコードの崩壊熱は，11 群又は 4 群モデルで模擬し，両モデルは同等であることを 3.3 節で確認している。
以下，11 群モデルについて説明する。11 群モデルは 1979 年に米国の NUREG1335（14）で参照され，Idaho National Engineering Laboratory が採用した 11 群モデ
ルとデータを採用している。日本では，1992 年 4 月 28 日の原子力安全委員会，原子炉安全基準専門部会 原子力崩壊熱評価小委員会での論議により，ＡＥＳＪ推奨値を用いることも妥当との結論が得られている。本資料の図にＲＥＤＹコードで使用している崩壊熱曲線を重ね合わせたものが図 4-8 である。11 群モデルと現状のデータは

3-51

ＧＥモデル（1973）＋3σともほぼ同等であり，新ＡＮＳ（1979）＋2σやＡＥＳＪ推
奨値よりは，わずかに高めに評価していることが確認できた。なお，図 4-8 からＲＥ
ＤＹコードで使用している崩壊熱計算の不確かさは，1 秒の時点で最大＋0.8％，－
0.1％である。

図 4-8 ＲＥＤＹコードの崩壊熱曲線と各種推奨値との比較

3-52

4.3 炉心（熱流動）における重要現象の妥当性確認
炉心（熱流動）に対する重要現象は，沸騰・ボイド率変化であり，ＲＥＤＹコード
では，炉心ボイドマップとそのスイープモデルのことである。
炉心ボイドマップは図 4-9 に示すように，定格炉心流量における炉心出口クオリテ
ィと炉心平均ボイド率との関係を，炉心入口サブクーリングをパラメータとしてまとめた関数である。過渡時の状態は，ここから得られる炉心平均ボイド率に，炉心流量補正，さらにはスイープモデルを適用して模擬している。炉心平均ボイド率へのスイープ効果は炉心入口流量の変化等を考慮した二次遅れモデル近似である。
(1) 炉心ボイドマップの妥当性
炉心ボイドマップは，定格状態において設計軸方向出力分布（平衡炉心に相当する
下方ピーク）を仮定し，炉心熱水力解析コードを用いて求めている。後述の 4.3.1 で参照している「炉心ボイドマップ確認試験」においては，実際は軸方向出力分布を下方分布，均一分布，中央分布として試験を実施している。その結果，軸方向出力分布の違いによるボイド率に与える影響の明確な差はないと結論付けている。本事故シーケンスでは，給水加熱喪失の影響を受けている間，より下方ピークとなることが知られており，設計軸方向出力分布を仮定していることの妥当性を確認するために，仮により下方ピークとなった場合のボイドマップを作成して比較した。この結果，より下方ピークを想定した場合は，同じ炉心入口サブクーリングであれば沸騰開始が早くなり，本事故シーケンス範囲での炉心ボイドマップ全体がボイド率の大きい方に平行移動する（初期の炉心ボイド率が多少高くなる）ことを確認している。ここで，プラント全体の挙動に影響を及ぼすボイド反応度の変化は，初期運転点でのボイド率の相違による影響よりも，主にそこからのボイド率の変化幅と変化速度による影響が支配的である。このことから軸方向出力分布の違いによる影響はボイド率の変化幅や変化速度に大きく影響するものではないため，結果としてプラント全体への影響に有意な差を与えることはないと言える。実際，添付３に示したように, 本事故シーケンス解析
で初期の軸方向出力分布をより下方ピークに変更した解析を実施した場合でも，評価結果に与える影響は小さいことを確認している(*1)。また，本事故シーケンス解析での高炉心入口サブクーリング側の炉心入口サブクーリング変動範囲は，従来の高温高圧での実バンドル体系での試験範囲外である。しかしながら，炉心入口サブクーリン
グが高まるにつれて，サブクール沸騰及び飽和沸騰開始点が下流側に移動するものの，サブクール沸騰開始後の下流側の流動状態は通常の炉心入口サブクーリング時と特に変わるものではないため，平均ボイド率を対象とした炉心ボイドマップの高炉心入口サブクーリングでの不確かさに対する影響は小さいと考えられる。
(2) 炉心流量補正モデルの妥当性
過渡時の炉心平均ボイド率の変化は，上記(1)の炉心ボイドマップから得られた炉
心平均ボイド率に対し，炉心流量補正を加えて求める。後述の図 4-15 の試験解析結3-53

果により軸方向出力分布の影響が小さいこと,図 4-16 の試験解析結果により炉心入口サブクーリングの影響が小さいことも確認していることから, 本事故シーケンスにこのモデルを適用することの妥当性が確認された。
なお，炉心流量補正モデルの妥当性は「4.3.3 実機試験結果との比較による妥当性確認」でも示している。
(3) ボイドスイープモデルの妥当性
ボイドスイープモデルは，炉心入口流量，沸騰長等をパラメータとした，過渡時の軸方向の炉心内ボイド伝播変化を考慮したものである。ボイドスイープモデルの妥当性は，後述の 4.3.1 図 4-13 で参照している時間領域での試験結果，図 4-14 で参照している周波数特性での試験結果より確認している。さらに前述の 4.1 で示した実機試験結果（ボイドスイープのモデルのパラメータである炉心入口流量等を変えた場合）に対する模擬能力が十分高い事を，計測可能な中性子束変化を通して総合的に確認している。

(*1) ＲＥＤＹコードでは模擬できないが，短時間領域では給水加熱喪失により軸方向
出力分布が下方ピークとなると想定される（添付２）。これに伴いボイドマップも変わるものと推測され，この過渡時のボイドマップを初期炉心状態として作成し，その影響を参考解析してみると，短時間の評価パラメータは小さめに評価されることが確認できた（添付３）。

図 4-9 ボイドマップの例（15）

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3-54

4.3.1

炉心ボイドマップ確認試験

図 4-10 及び図 4-11 に日本国内で実施された試験装置系統図，及び試験部を示す。

図 4-10 試験装置系統図

図 4-11 試験部概要図と解説
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3-55

図 4-12 に，実機定格流量相当における定常状態のボイド試験結果について，試験結果で得られた炉心出口クオリティとボイド率との関係を示す。図中，ＲＥＤＹコードにおける設計式の値を実線で示すが，試験結果と良く一致していることが確認されている。

炉心出口クオリティ
図 4-12 ボイドマップの確認結果（実機定格流量相当）（15）また，同試験装置で過渡時のスイープモデルの妥当性も確認しており，この結果を図 4-13 に示す。
ＲＥＤＹコードのボイドスイ
ープモデルによる計算値についても同図に示すが，両者の時間変化挙動は良く一致している。
また，この妥当性は，実機試験
結果との比較でも確認されている。

図 4-13
流量減少時のボイド率変化（15）時間（秒）本資料のうち，枠囲みの内容は商業機密に属しますので公開できません。

3-56

ＧＥ社から報告されているボイドスイープモデルの妥当性確認結果では，試験装置
は実機との相似性を考慮した設備とし，電気入力を正弦状に変化させて，出力と平均ボイド率の周波数伝達関数を求めている。この実験解析をＲＥＤＹコードの可変二次
遅れスイープモデルと比較した結果を図 4-14 に示すが，実炉で重要な 0.1Hz から 1Hzの周波数範囲で実験結果と解析結果とは，良く一致していることが確認されている。

図 4-14 過渡時ボイド率の解析結果と実験結果との比較（15）（出力―平均ボイド伝達関数の周波数応答）4.3.2

炉心平均ボイド率の炉心流量補正モデルに係わる妥当性確認

ＲＥＤＹコードでは定格炉心流量で定めた炉心平均ボイドマップを用いており，炉心流量が低下した場合に相対的蒸気ドリフト量が増えて炉心内の平均ボイド率が変化することを炉心流量の二次関数でマイナス補正している。本事故シーケンスでは，再循環ポンプトリップ後に低炉心流量や自然循環状態で高出力状態が継続することからこのモデルの重要度が高い。

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3-57

図 4-15 は，「4.3.1 炉心ボイドマップ確認試験」の中で報告している日本国内で実施された試験結果を，炉心入口流量の変化に伴うボイド補正率（ＰＵ）の関係として整理したものである。試験装置は，8×8 燃料を模擬しており，出力分布が均一の場
合（かつ，炉心出口クオリティ 25％）と下方ピーク（かつ，炉心出口クオリティ 20％）の場合の試験結果（それぞれ 4 点と 2 点）をプロットしている。これによると，炉心ボイド率の炉心流量補正率は，軸方向出力分布の違いに係らず，ＲＥＤＹモデルの二次関数とほぼ一致しており，その妥当性が確認できた。

図 4-15 炉心ボイドマップの流量依存性（国内試験結果との比較）
上記の試験で模擬した燃料は 8×8 燃料であること，試験点数が必ずしも十分とはいえないことから，炉心ボイド率の炉心流量補正モデルの妥当性確認の方法として，
設計データとの比較手法（炉心熱水力解析コードで多数のボイドマップデータを作成
し，炉心流量の違いによる影響を整理する手法）を用いる。
図 4-16 は，炉心流量を 15％，40％，70％，100%とし，それぞれに対して炉心出口
クオリティを 30％，40％，60%，80%かつ 6 種類の炉心入口サブクーリングを変えた場合の試験解析を行い，ボイド率補正率（PU）(=定格炉心流量でのボイド率に対する補正割合)を求めて図に纏めたものである。図では試験点が重なっているが，同じ炉心流量における試験解析点数は上記より各 24 個存在する。なお，燃料は９×９燃料（Ａ型）の平衡炉心を想定している。
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3-58

同図に，ＲＥＤＹコードモデルで使用している二次関数を実線で併記しているが，炉心出口クオリティや炉心入口サブクーリングの違いに係らず，ボイド率補正率（PU）
は炉心流量の二次関数でフィッティング出来ることが示されている。なお，約 40%流量付近では，試験解析点よりＲＥＤＹモデルのデータの方がボイド率を少なめに評価しており，これは短時間領域での原子炉出力を高めに評価していることを意味する。
本図から，破線で示した様な炉心流量に依存しない場合（補正なし）を不確かさ下限とし，15%炉心流量での試験解析点も包含する二次関数を不確かさ上限とする。

図 4-16 炉心ボイドマップの流量依存性（試験解析結果との比較）

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3-59

4.3.3

実機試験結果との比較による妥当性確認

炉心ボイドの挙動は実機では直接確認することが出来ない。ただし，核分裂出力変化の妥当性を実機試験結果で確認した 4.2.1 節と同様に，ＲＥＤＹコードのボイドマップが実機の過渡変化挙動を模擬出来ないと，―これによって生じるボイドフィードバック起因の中性子束変化―

炉心内ボイド率が変化することでのシュラウド外水位変化（検出水位）が模擬出来ないことになる。
以上より，これらの中性子束，検出水位を着目パラメータとして実機試験結果とＲ
ＥＤＹコードの解析結果を比較した。
図 4-1 インターナルポンプ 3 台トリップ時の過渡変化
図 4-3 主蒸気隔離弁全閉時の過渡変化
図 4-5 再循環流量制御系速度設定点変更試験
図 4-6 給水制御系水位設定点変更試験
図 4-7 圧力制御系圧力設定点変更試験
図 4-1 のＲＥＤＹコードの解析結果は，炉心流量急減に伴う実機の中性子束変化を良く模擬しており，結果的に本事故シーケンスでの再循環ポンプトリップ時の炉心流量急減に伴う炉心ボイド率の増加現象が模擬出来ることを意味している。
図 4-3 のＲＥＤＹコードの解析結果は，実機の原子炉水位変化を良く模擬しており，
スクラム失敗を仮定した原子炉隔離に伴う圧力上昇によって（この場合はスクラムも併用）生じる炉心ボイド率の減少現象を十分模擬できることが確認できたといえる。
図 4-5 の再循環流量の増減変化に対する中性子束の変化は良く実機を模擬できているが，これにより，炉心流量の変化に伴うボイドスイープのモデルの妥当性が確認できる。
図 4-6 は，給水流量を試験で増減させたものであるが，中性子束の変化が良く実機を模擬できている。この場合，給水流量の変化は炉心入口サブクーリングを増減させるが，炉心入口サブクーリングをパラメータとしているボイドマップの妥当性が示されている。
図 4-7 は原子炉圧力を増減させた試験結果であるが，中性子束の変化は良く実機を模擬できている。すなわち，ボイドマップの圧力変化に対する模擬モデルの妥当性が確認できる。

3-60

4.4 原子炉圧力容器（逃がし安全弁含む）における重要現象の妥当性確認
原子炉圧力容器（逃がし安全弁含む）に対する重要現象は，冷却材流量変化（強制循環時），冷却材流量変化（自然循環時），冷却材放出（臨界流・差圧流），ＥＣＣＳ
注水（給水系・代替注水設備含む），ほう酸水の拡散であり，ＲＥＤＹコードでは，これらを評価するモデルとして，・再循環系モデル
・逃がし安全弁モデル
・給水系モデル・ほう酸水拡散モデルを採用している。
4.4.1

再循環系モデルの実機試験結果との比較による妥当性確認その１（冷却材流量変化（強制循環時））

重要な物理現象である，冷却材流量変化（強制循環時）の妥当性確認を実機試験結果との比較によって行う。
再循環ポンプトリップによる炉心流量低下速度は，炉心のボイド挙動，炉心を含む
過渡流れの圧力損失係数，再循環ポンプの慣性定数や初期回転速度といった多くのパラメータによって複合的に影響を受ける。
よって，ここでは再循環ポンプトリップ，又はそれ相当の炉心流量変化がどの程度
ＲＥＤＹコードで模擬出来ているのかを実機試験結果で確認する。
図 4-1 インターナルポンプ 3 台トリップ時の過渡変化
図 4-2 発電機負荷遮断時の過渡変化
図 4-1 の実機試験結果は全 10 台のインターナルポンプの内，3 台のポンプがトリップした場合であるが，ＲＥＤＹコードは炉心流量急減の変化を良く模擬できている。
また，図 4-2 の実機試験結果はインターロックにより 4 台のインターナルポンプトリップ（＋6 台のインターナルポンプランバック）が行われた事象であるが，こちらもＲＥＤＹコードは炉心流量急減の変化を良く模擬できている。
以上から，本事故シーケンスでの再循環ポンプトリップ時の炉心流量急減に伴う再循環系モデルの妥当性が確認できた。
なお，再循環ポンプの炉心流量低下率はポンプの時定数が支配的要因となり，時定
数の不確かさはポンプの設計仕様から＋10％，－10％である。

3-61

4.4.2再循環系モデルの実機試験結果との比較による妥当性確認その２（冷却材流量変化（自然循環時））

重要な物理現象である，冷却材流量変化（自然循環時）の妥当性確認を実機試験結果との比較によって行う。
再循環ポンプトリップにより，自然循環状態で高出力状態が継続する原子炉スクラ
ム失敗を仮定した事象では，炉心流量の整定値が高い場合に炉心内ボイド率が小さく
なり出力が大きくなると想定される。よって，ここでは再循環ポンプトリップ後の自然循環流量がどの程度ＲＥＤＹコードで模擬出来ているのかを実機試験結果で確認する。
図 4-2 発電機負荷遮断時の過渡変化
ＢＷＲプラントの起動停止の運転では，最低ポンプ速度状態を経由するも自然循環
流量での運転は行わない運用としている。このため，通常運転時の自然循環状態の実機データは存在しないが，図 4-2 の過渡事象はこれに近いものとなっている。
図 4-2 に示した実機の発電機負荷遮断試験結果では，インターロックにより 4 台のインターナルポンプトリップが行われ，残りの 6 台のポンプが最低ポンプ速度運転となった炉心流量状態が実現されており，低炉心流量状態を模擬したデータであると見做すことができる。
この場合は，原子炉がスクラムされていることから炉心のボイド率も次第に低下していく過程にあるが，ＲＥＤＹコードはこの過程を含めて低炉心流量状態を模擬出来ることが示されている。
4.4.3

再循環系モデルの実機試験結果との比較による妥当性確認その３（冷却材流量変化（自然循環時））

上述したＡＢＷＲの実機試験結果での妥当性確認結果は，自然循環状態に近いもの
として 6 台のインターナルポンプが最低ポンプ速度となった場合であるが，これを補足する目的で，従来型ＢＷＲでの試験結果との比較結果を示す。なお，解析コードは“ REDY Ver.1” を 使 用 し て い る が ， こ こ で 確 認 し て い る 主 要 な モ デ ル は REDY
Ver.1(ATWS 用)”と同等である。
図 4-17 は，460MWe の従来型ＢＷＲプラントにおいて，二つあるＭ／Ｇセットを手動でトリップさせた試験結果をＲＥＤＹコードで再現解析したものである。Ｍ／Ｇセットトリップにより，ポンプ回転速度が徐々に低下し，これにつれて炉心流量も低下
し，自然循環状態になっている。これによれば，炉心流量，中性子束及び主蒸気流量
変化とも 20 秒後の整定値は約 2％以内で一致している。

3-62

主蒸気流量
定

炉心流量

格
値
に
対
す
る
値

中性子束

（％）

実測値
解析値
時間（秒）
図 4-17 再循環ポンプＭ／Ｇセット 2 台トリップ試験（1）

図 4-18 は，1100MWe の従来型ＢＷＲプラントにおいて，二つある再循環ポンプを手動でトリップさせた場合の試験結果をＲＥＤＹコードで再現したものである。この場合も 20 秒後の自然循環状態に着目すると，原子炉水位変化，原子炉圧力変化，中性子束変化も整定値で数％以内の差で一致しており，ここで着目したい自然循環流量の値は精度良く模擬できることが確認できた。
本事故シーケンスでは，原子炉水位が大きく低下し，さらにＥＣＣＳも注水されることから，上述の実機試験結果における自然循環流量の状態とは多少異なる。しかしながら，いずれにせよ自然循環状態は，インターナルポンプまたは再循環ポンプによる強制循環力がなくなった状態であり，ＲＥＤＹコードが採用している単純な運動量保存則(*1)において，摩擦圧損等の占める影響力は流量の二乗に比例して小さくなる
ことから､シュラウド内外の位置ヘッド差（マスバランス）が支配的な駆動力となる。
なお，炉心摩擦損失係数自体は，炉心熱水力解析コードにより炉心平均ボイド率の関数として求めているが，本事故シーケンスを通してボイド率の変化が小さいことから，
炉心摩擦損失係数の変化も小さい。以上から，本事故シーケンスにおける自然循環流量を模擬する場合，一次元の運動量保存則を適用することは妥当であると考える。
(*1) ＲＥＤＹコードでは，一次元流れの運動量保存則により，各圧力評価点間の圧力差，位置損失（位置ヘッド），摩擦圧損，局所圧損，加速圧損，ポンプ昇圧（強制循環力）から過渡時の流量変化を求めている。

3-63

図 4-18 再循環ポンプ 2 台トリップ試験（15）

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3-64

4.4.4

逃がし安全弁モデルの実機試験結果との比較による妥当性確認

原子炉圧力の評価にとって重要な物理現象である冷却材放出は，本事故シーケンス
では逃がし安全弁からの蒸気放出に該当する。実機ではこれに対応した試験結果が存在することから，これをＲＥＤＹコードの流量変化（自然循環時）との比較によって行う。
図 4-3 主蒸気隔離弁全閉時の過渡変化
図 4-3 の主蒸気隔離弁全閉時の実機試験結果にある主蒸気流量は，原子炉が隔離した後は全て逃がし安全弁から放出される蒸気流量である。ここにおいて，ＲＥＤＹコードの解析結果と実機試験結果の挙動は開閉タイミングを含めてほぼ一致しており，
原子炉スクラム失敗を仮定した事象に対して，逃がし安全弁モデルを使うことの妥当性が確認された。
なお，モデルにおける吹出し容量は，「日本工業規格 JISB8210 」付属書記載の算出式により計算された値をインプットデータとして用いており，吹き出し容量の不確
かさは－0％，＋16.6％であることが分かっている。
4.4.5

給水系モデルの妥当性確認（総合的な妥当性確認，主に給水流量）
原子炉への給水流量が変化すると，例えば増加すると，炉心入口サブクーリングが増加するために炉心のボイドが減少し，正のボイド反応度が印加されることで原子炉出力が増加する。また，給水の温度が変化すると，例えば低くなった場合には給水流量が同じでも，前述と同じ理由で出力が増加する。
実機試験結果の中から給水流量変化が主導となる下記の事象にて，ＲＥＤＹコードの妥当性確認を行う。なお，ＥＣＣＳ流量変化に伴う実機データは存在しないが，原子炉に注水された場合の炉内全体の減圧効果や炉心入口サブクーリングに与える影響は同等と考え，ここでの妥当性確認に含めるものとする。
図 4-4 給水ポンプトリップ予備機不起動時の過渡変化
図 4-6 給水制御系水位設定点変更試験
図 4-4 の実機試験は給水ポンプトリップにより給水流量が急激に低下した場合のプラント挙動であり，給水流量の減少による炉心入口サブクーリング減少が炉心のボイド率増加を引き起こし，時間遅れの後に中性子束減少として表れている。実機試験
では再循環ポンプランバックによる炉心流量低下も並行して炉心ボイド率増加を引き起こしているため，炉心入口サブクーリング減少のみの影響ではないが，総合してどのパラメータの挙動もＲＥＤＹコードは良く模擬出来ている。
図 4-6 は，給水流量が増減した場合のプラント挙動であり，こちらの実機試験結果

3-65

では給水流量が減少した場合，増加した場合の中性子束の挙動がＲＥＤＹコードにて良く模擬されている。
このように，ＲＥＤＹコードの解析結果と実機試験結果の挙動は良く一致しており，
原子炉スクラム失敗を仮定した事象での給水流量変化に対しての模擬能力の妥当性が確認された。
（給水エンタルピモデルの妥当性確認）
給水エンタルピモデルは 3.3 節の解析モデルに示したように，2 つのモデルから選択出来る。
図 4-19 は，給水エンタルピモデル（１）のＲＥＤＹコードで使用している主蒸気
流量と給水エンタルピとの相関テーブルを，実機試験データと比較したものである。
これによると，モデルで使用しているデータの方が給水エンタルピを多少小さめに評価しており，全般的に良く一致している。ただし，原子炉スクラム失敗を仮定した主蒸気隔離弁の誤閉止では，早期に主蒸気流量が遮断され零となるが，この点での給水
エンタルピはモデルの方が約 60kJ/kg(約 14℃）程高めであり，これを主蒸気流量が零の点での不確かさとする。

図 4-19 給水エンタルピモデル（１）の主蒸気流量と給水エンタルピとの関係

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3-66

図 4-20 は，給水エンタルピモデルにおける一次遅れ特性を確認したものである。
ＲＥＤＹコードでは 60 秒の時定数を使用しているが，実機試験結果を良く再現できるのは 80 秒の時定数である。このことから，本事故シーケンスでは給水エンタルピの低下を早めに評価していることとなり，モデルの保守性が確認できた。

図 4-20 給水エンタルピモデル（１）における一次遅れ特性
給水エンタルピの低下は，主蒸気隔離弁の誤閉止に伴って生じる給水加熱蒸気喪失に起因して生じ，エンタルピが低下した給水流量が原子炉圧力容器に到達するのには時間遅れがある。ＲＥＤＹコードではこの遅れ時間を考慮できるようになっているが，本事故シーケンスでは厳しめに遅れ時間を 0 秒として評価している。よって，この遅れ時間 50 秒（給水流量 68%相当で評価）を不確かさ下限とする。

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3-67

図 4-21 は，給水エンタルピモデル（２）で入力する給水エンタルピ変化の保守性を確認したものである。有効性評価では，インプットデータとしての輸送遅れ時間算
出の際に給水流量を上限値一定と仮定している。このため解析では，給水流量の変動を考慮した場合よりも輸送遅れ時間が短くなり，給水エンタルピの低下を速めに模擬している。

図 4-21 給水エンタルピモデル（２）に入力する給水エンタルピ変化

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3-68

（ＥＣＣＳエンタルピの妥当性確認）
本事故シーケンスで期待しているＥＣＣＳ（ＨＰＣＦとＲＣＩＣ）の流量は安全要求の下限値を使用し，格納容器のプール水又は復水貯蔵槽を水源としている。基本ケースでは，それぞれの設計流量（ＨＰＣＦで 182m3/h）を用いているが，流量制御をしているＲＣＩＣは別として，ＨＰＣＦの場合にはプラス側の不確かさがあり，制御棒挿入失敗を仮定した本事象では，炉心を冷却する作用によりどの評価指標に与える影響も厳しくなる可能性がある。ＨＰＣＦでは実力値として＋137％（250m3/h）の能力があり，これを不確かさとする。
また，制御棒挿入失敗を仮定した主蒸気隔離弁の誤閉止では，長時間領域での評価指標である格納容器の圧力と格納容器のプール水温度を高めに評価する目的で，格納容器のプール水温度は保安規定で定めた上限値 35℃を基本ケースとしている。しかしながら，一方で，ＥＣＣＳはこの格納容器のプール水も使用しており，より冷たい
プール水が結果を厳しくする可能性も考えられる。よって，ここでは設計仕様の常用温度下限である 10℃を不確かさの下限とする。

4.4.6

ほう酸水拡散モデルの妥当性確認

ほう酸水注入系によって原子炉に注入されたほう酸水は，炉心内冷却材内に拡散されることによりボロン反応度効果として作用し，原子炉を停止させる。
ほう酸水が原子炉に到達するまでの遅れ時間は単純な移送計算で求められるが，到達後の炉内拡散は複雑であり，これを詳細に模擬することは困難である。このため，
ほう酸水拡散モデルでは，その入力データを試験結果から得られた結果に基づいて厳しめに設定又は補正することで安全側の評価となっていることを確認する。
ボロンミキシングの試験設備は 1/6 縮尺で模擬した試験設備であり，ほう酸水流量
及び炉心流量をパラメータとして炉内ボロン濃度の時間変化を計測している。

3-69

図 4-22～図 4-24 に米国で実施された 1/6 スケール三次元試験装置(バレシトス試
験装置)系統図，及び炉心部測定位置を示す。試験は制御棒挿入失敗を仮定した時の炉心流量範囲でのミキシング条件を考慮し下記の試験条件で行っている。

ＡＢＷＲ用には，炉心上部からの注水試験が該当し，自然循環状態では，ボロンは
主に炉心バイパス部を下降し，燃料下部タイプレートのリーク流路から燃料チャンネ
ル内に流入している。ボロンは上部プレナムで一様に混合されている。なお，従来型
ＢＷＲプラントでは，ボロンは下部プレナムで一様な混合が得られることが確認されている。

図 4-22 全体構成図

図 4-23 軸方向測定位置

図 4-24 径方向測定位置（図の■の部分）

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3-70

(1) ＡＢＷＲの場合
炉心上部のＨＰＣＦスパージャから注入されるＡＢＷＲでは，例えば炉心流量がゼロの場合は炉内に注入されたボロンは全量が炉心内に下降し，遅れなく反応度に寄与する。このほう酸水の注入位置によって，ＡＢＷＲのほう酸水拡散モデルで使用する
ボロンのミキシング効率は炉心流量には依存しないものと見なされるので，炉内拡散遅れを考慮し，ほう酸水の注入速度を保守的な時間遅れでインプットするモデルとしている。
ＡＢＷＲ向けの試験結果を図 4-26～図 4-29 に示す。また，モデル化の検討図を図4-30 及び図 4-31 に示す。

最も保守側の結果を包含する値を注入速度として用いることは妥当である。
なお，個々の計測値の一例として，燃料集合体内の混合率の変化を図 4-25 に示す。
試験結果からは時間とともに位置によるバラツキは小さくなっている。

図 4-25 計測点ごとのボロン軸方向測定結果
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3-71

図 4-26 ボロン濃度の時間変化(1)

図 4-27 ボロン濃度の時間変化(2)

図 4-28 ボロン濃度の時間変化(3)

図 4-29 ボロン濃度の時間変化(4)
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3-72

図 4-30 ＳＬＣ流量と目標濃度到達時間の関係

図 4-31 実機ほう酸水流量におけるボロン濃度時間変化のモデル

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3-73

(2) 従来型ＢＷＲの場合
炉心下部の下部プレナムスタンドパイ
プから注入される従来型ＢＷＲでは，原子炉に一定速度で注入されるほう酸水は，炉心流量が小さい場合にはその一部が下部
プレナムに滞留し反応度に寄与できないことが考えられる。これを模擬するためにほう酸水拡散モデルでは，注入速度に炉心流量依存のボロンミキシング効率を掛けている。このボロンのミキシング効率は図4-32 のようにモデル化されている。

図 4-32 従来型ＢＷＲのボロンミキシング効率

従来型ＢＷＲ向けの試験結果を図 4-33に示す。なお，ミキシング効率は「反応度に寄与する領域の濃度」を「炉内全領域で十分に混合した時の濃度」で割った無次元数で定義される。試験の結果から以下がいえる。

図 4-33 従来型ＢＷＲのボロン混合試験結果

これにより，従来型ＢＷＲにおいて，することは妥当である。
以上より，ほう酸水拡散モデルは妥当であることが確認された。なお，拡散モデル
におけるボイドの影響を添付６に示す。
原子炉スクラム失敗を仮定した事象が発生し，ほう酸水注入系が作動する時点では，ある程度の変動は有るものの，燃料棒での中性子発生及び中性子吸収，減速材による中性子減速及び中性子吸収などがバランスしている。この状態でほう酸水注入系が作動すると，炉心が沸騰状態であっても減速材中にはボロンが含まれ，吸収効果が増加する。このため，前述の状態よりも反応度は低下する。ボロン濃度が一定であれば，
上記状態よりも出力が低下したところで再びバランスするが，ボロン濃度は増加し続けるため，沸騰状態においても確実に出力は低下して原子炉停止に至ると考える。
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3-74

4.5 格納容器における重要現象の妥当性確認
3.3 節で示した格納容器モデルは，質量バランスとエネルギバランスに，基礎的な物理法則を適用したものであり，この妥当性はこれを適用するモデル構築上の仮定確
認と，インプットとしての逃がし安全弁からの蒸気流量及び熱交換係数で決まる。以下，モデルが保守的で妥当であることを確認する。
原子炉スクラム失敗を仮定した主蒸気隔離弁の誤閉止では，圧力上昇によって開いた逃がし安全弁からの蒸気は排気管を経由し，格納容器のプール水中に放出され冷却される。この時，状態によっては一部の蒸気はウェットウェルの空間部に移行する。
つまり，事故解析のＬＯＣＡとは異なり最初に圧力の上昇が始まるのはウェットウェ
ルであり，真空破壊装置が開いて初めてドライウェルの圧力も上昇を開始する。格納容器を 1 つの圧力ノードとして評価出来るのは，このように，本事故シーケンスでは基本的に真空破壊装置は早期に開き，開いたままとなるためである。
ここで，格納容器内の空間部の温度は常にプール水温度と同じと仮定しているが，実際には，格納容器内の気体温度はプール水温度に遅れて，かつ吸熱して変化するため，気体温度を時間遅れなくプール水温度に追随させることは，格納容器圧力を高く評価することになり，この仮定は保守的である。また，格納容器内の空間部は常に水蒸気で飽和しているものとすると仮定しているが，格納容器内の気体空間が水蒸気で飽和していなければ，蒸気分圧はより低い値となるためこの仮定も保守的である。
以上，モデルは空間的に格納容器を一体とし，単純な計算で保守性を確保しており，格納容器における重要現象を保守的に評価できるモデルであることが確認された。
以上，確認してきた妥当性確認結果と重要現象に対する不確かさを表 4-2 にまとめる。
＝4 章関連の参考文献＝
以上，解析モデルの妥当性確認の内容及び不確かさ検討について説明した内容を表
4-2 に示す。

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3-75

表 4-2 解析モデルの妥当性確認結果と重要現象に対する不確かさまとめ
分類
炉心(核)

重要現象

解析モデル

妥当性確認

不確かさ

核分裂出力

核特性モデル

ＡＢＷＲ実機試験

反応度フィードバック効果に含める

反応度フィードバック効果

反応度モデル

ＡＢＷＲ実機試験

添付５の表 2-2 参照（ボイド・ドップラ） 設計解析での確認

炉心(熱流動)3-76

反応度モデル

設計値の確認（ほう酸水拡散モ 高温停止に必要なボロン反応度：（ボロン）

デル自体は下記）

－3％⊿k

崩壊熱

崩壊熱モデル

学会推奨曲線，モデル式確認

1 秒経過で最大＋0.8％／－0.1％

沸騰・ボイド率変化

炉心ボイドモデル

試験装置，ＡＢＷＲ実機試験

反応度フィードバック効果に含める

設計解析での確認

炉心流量補正なし/最大補正二次関数

ＡＢＷＲ実機試験，設計値

ポンプの時定数：＋10％／－10％

ＡＢＷＲ実機試験

モデルの仮定に含まれる

原子炉圧力容器

冷却材流量

コーストダウ(逃がし安全弁

変化

ン特性

含む)

再循環系モデル

自然循環流量
冷却材放出(臨界流・差圧流)逃がし安全弁モデル

ＡＢＷＲ実機試験，設計値

逃がし弁流量：＋16.6％

ＥＣＣＳ注水給水系モデル

ＡＢＷＲ実機試験，設計値(1)給水温度（主蒸気流量零で）：(給水系・代替注水設備含む)（給水エンタルピ）－60 kJ/kg（－14℃）(2)遅れ時間

給水系モデル

設計値等の確認（ＨＰＣＦ流量）
給水系モデル

ＨＰＣＦ流量：＋137％

設計値等の確認

格納容器のプール水初期エンタルピ：－104 kJ/kg（－25℃）（ＥＣＣＳエンタルピ）

原子炉格納容器+50 秒

ほう酸水の拡散

ほう酸水拡散モデル

試験装置

入力値に含まれる

サプレッション・プール冷却

格納容器モデル

モデル式確認

入力値に含まれる4.6 実機解析への適用性
重要現象に対して実施したＲＥＤＹコードの妥当性確認が，実機解析に適用可能であることを述べる。
4.6.1

重要現象への適用性

ＲＥＤＹコードを用いた有効性評価における重要現象は，核分裂出力，反応度フィードバック効果，沸騰・ボイド率変化，冷却材流量変化（強制循環流量），冷却材流量変化（自然循環流量），冷却材放出（臨界流・差圧流），ＥＣＣＳ注水（給水系・代替注水設備含む），ほう酸水の拡散，サプレッション・プール冷却である。
ＲＥＤＹコードは元々実際に起こり得るプラント挙動（プラント安定性や運転時の異常な過渡変化）を評価する目的で開発されており，4.1 節から 4.5 節で確認したよ
うに，重要現象を模擬した各モデルの妥当性は実在する実機試験結果との比較によりほぼ確認可能である。さらに，直接確認できない炉心ボイドモデルについては，実機を模擬した試験装置での試験によっても確認されており，また，崩壊熱については学会等で公的に認められた特性を模擬していることが確認できた。なお，ボイドマップ
は，炉心熱水力解析コードから得られた炉心出口クオリティとボイド率との関係から静的に求めたものであることから，多少各パラメータの変動が大きくなる原子炉スク
ラム失敗を仮定した事象の評価においても適用可能であると考える。
実機試験で確認できない，原子炉スクラム失敗を仮定した事象として特有なほう酸
水注入によるボロン反応度変化については，三次元コードから得られた実機を想定した高温停止に必要なボロン反応度とボロン濃度をデータとし，これに試験によって裏付けられた炉心内平均ボロン濃度の変化を考慮している。したがって，ほう酸水拡散
モデルも，原子炉スクラム失敗を仮定した実機の適用において問題がない。
格納容器内への逃がし安全弁からの蒸気放出に伴う圧力と温度の評価に関しては，
質量及びエネルギをバランス式から計算し，保守的な結果を与える仮定の下で構築された単純な物理方程式を採用していることを 4.5 節で説明した。したがって，格納容器の評価においてこのモデルを実機に適用することに問題はない。

3-77

4.6.2

出力等が異なるプラントへの適用性

出力等が異なるプラントにおいて，原子炉停止機能喪失事象評価に影響する設備の相違箇所は，以下のとおりである。
・再循環系
・ほう酸水注入箇所
・ＥＣＣＳの構成
再循環系については，ＡＢＷＲはインターナルポンプ（内蔵型再循環ポンプ）を採用しているが，定格原子炉出力がより小さい従来型ＢＷＲでは外部ループとジェットポンプにより構成されている。この相違は，再循環ポンプがトリップして炉心流量が低下する際の炉心流量の低下速度に影響し，炉心からの冷却材への熱交換に影響するが，それぞれ実機試験結果で確認された異なる再循環系モデルを選択する。
ほう酸水の注入箇所については，ＡＢＷＲでは炉心上部への注入となるが，定格原子炉出力がより小さい従来型ＢＷＲでは炉心下部へ注入する。この相違に対しては，それぞれ試験装置により確認された異なるデータを適用できる。
ＥＣＣＳの構成については，原子炉スクラム失敗を仮定した事象時には原子炉圧力が高めに推移するため，高圧系のＥＣＣＳを使用するが，炉型や定格原子炉出力によらず基本的な構成は相違ない。
以上から，出力等が異なるプラントへも適用可能である。
4.6.3

まとめ

以上より，本章に記載している妥当性確認結果は，出力等が異なるプラントと共通の確認結果として適用性を有するとともに，実機ＢＷＲの有効性評価解析に適用できると考える。

3-78

5. 有効性評価への適用性
4 章に記載した実機比較解析等を踏まえ，重要現象についての不確かさ，及びその不確かさが評価指標の観点と運転員操作の観点から有効性評価解析へ与える影響について表 5-1 にまとめた。以下にその不確かさについて記述する。
5.1 不確かさの取り扱いについて（評価指標の観点）
5.1.1

重要現象に対する不確かさが評価指標に与える影響

ＲＥＤＹコードで取り扱う評価指標は，原子炉圧力，燃料被覆管温度，格納容器圧力，格納容器のプール水温度である。このうち燃料被覆管温度については，ＲＥＤＹ
コードの解析結果をＳＣＡＴコードに受け渡し評価を実施する。
以下，重要現象の不確かさがこれらの評価指標に与える影響について示す。
(1) 核分裂出力
核分裂出力は 3.3 節に示す一点近似動特性の核特性モデルを解くことにより求めている。核分裂出力の不確かさは，核特性モデルで使用する反応度フィードバッ
ク効果（ボイド，ドップラ，ボロン）の不確かさに含まれる。核定数の不確かさに対しては原子炉スクラム失敗を仮定した事象が保守的な結果を与えるような燃焼度時点の炉心データを組み合わせて使用しており，反応度フィードバック効果については後述の(2)に示す。
(2) 反応度フィードバック効果
ボイド反応度及びドップラ反応度の不確かさについては，運転時の異常な過渡変化評価と同様に，ボイド反応度に保守ファクタを考慮して計算することにより，加圧事象時の出力上昇が大きくなるように評価している。しかし，本事故シーケンス
は，圧力や炉心入口サブクールが時間経過につれて増減する長期事象であることから，運転時の異常な過渡変化のような短時間の事象を評価する場合とは異なり保守因子が変化するため，ボイド反応度及びドップラ反応度の不確かさ評価で設定した範囲に対して感度解析にて確認する必要がある。なお，感度解析のための単位燃料集合体核特性計算コードの不確かさを含めた反応度フィードバック係数の不確かさ評価については，添付５にて説明する。また，感度解析実施のためにサブ時間領
域ごと（添付４参照）に反応度係数を変更可能な機能をＲＥＤＹコードに追加して評価を実施する。
ボロン反応度の不確かさについては，その不確かさについて感度解析を行い，評価指標に対する影響を 5.1.2 節で確認する。

3-79

(3) 崩壊熱
発生熱源としての崩壊熱が大きい場合は，長時間領域で評価指標に影響が有るものと想定された。崩壊熱の不確かさ幅は時間とその時点までの核分裂出力の変遷で決まるが，不確かさについて感度解析を行い，評価指標に対する影響を 5.1.2 節で確認する。
(4) 沸騰・ボイド率変化
沸騰・ボイド率変化現象の不確かさは，ＲＥＤＹコードでは 3.3 節に示した炉心
ボイドモデルとそのデータの不確かさによる。データは炉心熱水力解析コードの解析結果を元に一点近似用に作成しており，現実的に評価していることから，ボイド
マップが評価指標に与える影響は小さい。ただし，ボイドマップの炉心流量補正の不確かさについては感度解析を行い，評価指標に対する影響を 5.1.2 節で確認する。
(5) 冷却材流量変化（コーストダウン特性）
再循環ポンプトリップ時，ポンプ速度の低下が遅いほど原子炉出力の抑制も遅くなり，原子炉バウンダリ圧力が高めに評価される。また，炉心流量の低下が速いと，燃料被覆管温度が高くなる可能性がある。
この冷却材流量低下速度が燃料被覆管温度の評価指標に与える不確かさは感度
解析にて確認する必要がある。
(6) 冷却材流量変化（自然循環流量）
再循環ポンプトリップにより炉心流量が低下し，自然循環状態となるが，その際，炉心流量が小さいと燃料被覆管温度が高くなる可能性がある。また，炉心流量が大
きいと原子炉出力が高くなり，逃がし弁の開閉により格納容器側に放出される蒸気流量が多くなることから，格納容器圧力及び格納容器プール水温度が高くなると考えられる。
自然循環流量は，再循環ポンプの駆動力（ＡＢＷＲで数台運転中の期間），核特性と，これに起因した炉心内の熱水力学的挙動変化，シュラウド内外挙動やＥＣＣ
Ｓ注水（給水系を含む）などに総合的に影響される物理現象である。このためこれを単独で切り出して不確かさを感度解析することは困難である。 しかしながら，
4.4.3 節で説明しているように自然循環状態はシュラウド内外の位置ヘッド差（マスバ
ランス）が支配的であり炉内ボイドによる摩擦圧損等の炉心流量への影響は小さいこと，実機試験での挙動を概ね再現できることを確認していることから，炉心流量の不確かさによる影響は評価指標に対する安全裕度を有意に小さくするものではない。さらに，解析モデルの異なるコード（ＴＲＡＣコード）により参考的に解析評価を行

い，ＲＥＤＹコードによる解析結果とプラントの全体挙動が同様であることを参照

3-80

する。（添付７）(7) 冷却材放出（臨界流・差圧流）（原子炉圧力容器）
短時間領域では，逃がし安全弁から放出される蒸気流量が少ないほど，事象初期の圧力上昇が緩和されにくく，原子炉バウンダリ圧力が高めに評価されるとともに，炉心出力及び炉心圧力も高くなり，燃料被覆管温度も高くなると考えられる。解析で使用している逃がし安全弁容量は安全率を考慮して決定した下限値であるが，この吹出し容量の違いが評価指標に与える不確かさは感度解析にて確認する必要がある。
(8) ＥＣＣＳ注水（給水系・代替注水設備含む）
給水温度の変化やＥＣＣＳの水源としての格納容器のプール水温度の初期値は，
炉心入口サブクーリングの変化となって原子炉出力を変化させるため，燃料被覆管
温度や長時間領域の格納容器圧力，格納容器のプール水温度の評価指標に影響する可能性がある。以上より，給水温度の変化や格納容器のプール水温度の初期値の不確かさについて確認する必要がある。
なお，炉心に注入されるＥＣＣＳ流量が多いほど，原子炉水位が高くなり自然循
環状態における炉心流量が大きくなるため，原子炉出力が高くなる効果があると考えられる。ただし，ＲＣＩＣについては流量制御しており，不確かさの考慮は不要である。また，ＨＰＣＦ（ＨＰＣＳ）流量については，安全要求値を下限値として使用しているが，プラス側の不確かさは感度解析にて確認する必要がある。
(9) ほう酸水の拡散
ほう酸水の拡散に係わる不確かさは，ボロン反応度の不確かさとして原子炉出力の抑制に影響することから，長時間領域の格納容器圧力や格納容器のプール水温度の評価指標に影響する。これについては，試験装置で得られたほう酸水の混合特性を考慮して保守的に設定しており，厳しい評価となっている。
(10) サプレッション・プール冷却3.3 節にて示したとおり，ＲＥＤＹコードにおける格納容器モデルでは，放熱による熱損失を考慮せず，かつ空間部が飽和状態にある等，温度及び圧力評価において保守的な仮定を置き，質量バランスとエネルギバランスの式等により格納容器圧
力や格納容器のプール水温度を計算している。これにより，格納容器圧力や格納容器のプール水温度を保守的に評価しており，コードの不確かさ要因としては考慮しないことにする。また，残留熱除去系の除熱量については，除熱量が小さい場合は3-81サプレッション・プールの冷却速度が遅くなり格納容器圧力や格納容器のプール水
温度が高くなる可能性があるが，残留熱除去系の除熱量は最小値を用いていることから，コードの不確かさ要因としては考慮しないことにする。
5.1.2

重要現象の不確かさに対する感度解析

5.1.1 節に示した重要現象に対する不確かさについて，評価指標に与える影響が大きい，もしくは影響の大きさの確認が必要であるとした重要現象について，ＲＥＤＹ
コードを用いた感度解析を実施した。なお，対象とした重要現象は，反応度フィード
バック効果（ボイド反応度，ドップラ反応度，ボロン反応度），崩壊熱，沸騰・ボイド率変化（炉心流量補正），冷却材流量変化，冷却材放出（臨界流・差圧流）（原子炉圧力容器）及びＥＣＣＳ注水（給水系・代替注水設備含む）である。
各重要現象に対するＲＥＤＹコードによる感度解析結果を表 5-2 に示す。対象プラントはＡＢＷＲとし，主蒸気隔離弁の誤閉止を起因事象とした。また，これらのパラメータを最確値としたケースをベースケースとし，各感度解析における評価指標の値を，ベースケースからの偏差の形で示した。
評価指標の中で，制限値に対する裕度が小さいのは燃料被覆管温度だけである。このため，以下はこの燃料被覆管温度に絞っての考察を行う。
表 5-2 に示した感度解析結果をみると，不確かさが燃料被覆管温度にプラス側の感度（結果を厳しくする感度）を与えることはない。例えば，ボイド係数とドップラ係
数の保守因子に関しては，申請解析条件では代表的にボイド係数 1.25 とドップラ係
数 0.9（解析時間を通して一定）を使用しているが，事故シーケンスに沿って不確かさを評価し，これをサブ時間領域ごとに変えた感度解析結果によると，全ての組合せ
において結果を厳しくすることはなく，加圧事象時の反応度係数の保守因子を申請解析条件で用いることの代表性が確認された。また，不確かさ幅を特定できないことから，表 5-2 に含めずに添付２と添付３で補足している軸方向出力分布が下方ピークになる場合を想定した場合は，燃料被覆管温度をより小さく評価される傾向が見られる
ことが確認されている。
以上，総合すると，申請解析におけるＲＥＤＹコードによる解析結果は評価指標である燃料被覆管温度を保守的に評価していると考える。
なお，ＲＥＤＹコードでは模擬できない，核熱水力不安定事象に起因した中性子束振動現象が燃料被覆管温度に与える影響は，参考解析のＴＲＡＣコードによる解析結果を参照しても，その影響は小さくかつ判断基準に対しても十分裕度があることを別途確認している。

3-82

表 5-1 重要現象の不確かさ（1/2）
分類
炉心(核)

重要現象
核分裂出力

解析モデル
核特性モデル

崩壊熱

有効性評価解析への影響

考慮しない

反応度フィードバック効果の不確かさに含まれる。

添付５の表 2-2 参照

反応度係数の不確かさが評価指標に影響を及ぼす。

反応度モデル

高温停止に必要なボロン反応度：

ボロン反応度が小さい方が格納容器圧力と格納容器プール

(ボロン)

－3％⊿k

水温度を厳しく評価する。

崩壊熱モデル

崩壊熱：

崩壊熱が大きい方が格納容器圧力と格納容器プール水温度

1 秒後＋0.8％／－0.1％

を厳しく評価する。

反応度フィード 反応度モデル
バック効果

不確かさ

(ボイド・ドップラ)

炉心

沸騰・ボイド率 炉心ボイド

炉心流量補正：補正量が大きい方が，炉心流量が小さくなった場合に炉心ボ

(熱流動)

変化

補正なし／最大補正二次関数

イド率を少なめに模擬することから，原子炉出力を高めに算

モデル

3-83

出し，燃料被覆管温度を厳しく評価する。
原子炉圧力 冷 却 材 コ ー ス 再循環系モデル

再循環ポンプ慣性時定数：

冷却材流量変化(強制循環時)速度が小さいと原子炉バウン

容器＋10％／－10％

ダリ圧力が高く評価され，大きいと燃料被覆管温度が高く評

流量変 トダウ(逃がし安 化

ン特性

全弁含む)

自然循

価される。
モデルの仮定に含まれる

環流量

冷却材流量変化(自然循環時) が大きいと燃料被覆管温度が高くなる可能性があり，小さいと格納容器圧力及び格納容器のプール水温度が高くなる。

冷 却 材 放 出 ( 臨 逃がし安全弁

逃がし弁流量：

冷却材放出量が小さいと，原子炉圧力及び燃料被覆管温度が界流・差圧流)＋16.6％

高く評価されるが，下限値を使用しているため不確かさにつモデル

いては考慮不要。冷却材放出量が大きいと，格納容器圧力及び格納容器プール水温度が高く評価される可能性がある。

表 5-1 重要現象の不確かさ（2/2）
分類

重要現象

解析モデル

原子炉圧力 ＥＣＣＳ注水給水系モデル

容器(給水系・代替注( 逃 が し 安 水設備含む)

不確かさ
給水エンタルピ

事象発生初期の給水温度低下による出力上昇により燃料被(1)給水温度（主蒸気流量零で）覆管温度が高くなる可能性がある。また，給水流量やＥＣＣ－60 kJ/kg（－14℃）

全弁含む)

有効性評価解析への影響(2)遅れ時間 ＋50 秒

Ｓ流量が多いと格納容器圧力と格納容器のプール水温度に影響を与える可能性がある。

ＨＰＣＦ流量：＋137％
格納容器のプール水初期エンタルピ：－104 kJ/kg（－25℃）

ほう酸水の拡散3-84

ほう酸水拡散モ 保守的値を使用

ほう酸水の変化を保守的に設定しており，格納容器圧力と格デル

納容器のプール水温度も保守側の結果となる。

原子炉格納 サ プ レ ッ シ ョ 格納容器モデル
容器

ン・プール冷却保守的モデルに含まれる

単純な物理式を用いること並びに保守的仮定により，保守的に評価している。

表 5-2 重要現象の不確かさに対するＲＥＤＹ感度解析結果
ベースケースからの感度
重要現象

不確かさ幅

原子炉圧力

燃料被覆管

格納容器のプー

格納容器圧力

(MPa)

温度(℃)

ル水温度(℃)

(MPa)

9.08
反応度フィードバック効果

添付５の表 2-2 参照
ボロン反応度：－3％⊿k

崩壊熱

崩壊熱曲線：初期値で＋1％／－2％

(*)

1060

(*)

-0.38/0.20(*１)-10/0(*１)

0.00

0(評価対象外)(評価対象外)0.00／0.00

113

(*)

0.19 (*)（ボロン反応度が支配的な期間であり詳細不確かさは評価しない）
＋7

＋0.04

0／0

0／0

0.00／0.00-0.18／0.00-170／0-4／2-0.02／0.01

0.00／-0.01

0／0

0／0

0.00／0.00(1 秒後で＋0.8％／－0.1％を包含)

沸騰・ボイド率変化
3-85

炉心流量補正：補正なし／最大補正二次関数

冷却材流量変化(コースト 再循環ポンプ慣性時定数：＋10％／－10％ダウン特性)
冷却材放出(臨界流・差圧流)

逃がし弁流量：＋16.6％

－0.39

0

0

0.00

ＥＣＣＳ注水給水エンタルピ(1)給水温度（主蒸気流量零で）－60 kJ/kg（－14℃）(2)遅れ時間 ＋50 秒

0.00-110(*2)

00.00

ＨＰＣＦ流量： ＋137％

0.00

0

＋4

＋0.03

(給水系・代替注水設備含
む)

0.00
0
－18
－0.06
格納容器のプール水初期エンタルピ：－104kJ/kg（－25℃）(*) ベースケースでの評価結果 (*1) 本評価は，添付５の（動的ボイド係数，動的ドップラ係数）の保守因子から 5 つの組合せ（ノミナル値，ノミナル値）（下限値，下限値）（下限値，上限値）（上限値，下限値）（上限値，上限値）を実施し，その結果から最大値と最小値を記載したものである。
(*2) 給水温度（＋要因）と遅れ時間（－要因）を同時に考慮した感度。仮に遅れ時間は考慮しない（0 秒）とした場合は 10℃となる。

5.2 不確かさの取り扱いについて（運転操作の観点）
原子炉スクラム失敗を仮定した事象においてＲＥＤＹコードで取り扱う運転操作は，
ほう酸水注入系及び残留熱除去系の手動起動操作，ＡＤＳ作動阻止操作，ＥＣＣＳによる水位低下維持操作である。
これらの運転操作へのコードの不確かさの影響を以下に記載する。
(1) 運転操作の起点への影響
ほう酸水注入系及び残留熱除去系の手動起動操作は，事象発生時点から又は格納容器のプール水温度高の発信を起点に実施している。プラントの運転操作としては，制御棒が全挿入されない状態で，格納容器のプール水温度が高くなった場合，ほう酸水注入系及び残留熱除去系を起動することになるが，状態確認等の運転員操作の余裕時間を考慮しているため，不確かさの影響は保守的に評価される。
ＡＤＳは作動条件成立後時間遅れをもって作動する。手動阻止操作は原子炉水位低下を確認して，ＡＤＳ作動条件成立前に阻止操作を実施している。運転員は原子炉水位を確認して手動操作を実施するとともに，条件成立後であっても時間遅れがあるた
め，解析コードの不確かさは運転員操作に影響を与えない。
水位低下維持操作は，ボロン濃度上昇に伴い原子炉出力が低下し原子炉水位が上昇してくるために，原子炉水位を低めに維持する操作である。運転員は原子炉水位を確認して手動操作を実施するため，解析コードの不確かさは運転員操作に影響を与えない。
(2) 運転操作後の影響
ほう酸水注入系及び残留熱除去系の手動起動操作後は，炉心部でのボロン濃度増加
により原子炉出力が低下するため，原子炉水位が回復してくる。原子炉水位が上昇す
るとボロン濃度上昇割合が減少する可能性があるが，高温停止に必要なボロン濃度に至る時間の評価において定常水位を仮定しているため，コードの不確かさは水位低下維持操作に影響を与えない。
以上より，ＲＥＤＹコードの不確かさの運転操作への影響を考慮すると，実機運用上は時間余裕が増える方向又は影響を与えないため，有効性評価で確認できた運転操作の妥当性については実機運転においても適用できる。

3-86

6. 参考文献(01)「沸騰水型原子力発電所

プラント動特性解析手法について」（株式会社日立製作所，HLR-014 訂 2，昭和 63 年 3 月）
(02)「沸騰水型原子力発電所

プラント動特性解析手法について」（株式会社東芝，TLR-012 改訂 1，昭和 63 年 3 月）(03) Linford, R.B., “Analytical Methods of Plant Transient
Evaluations for the General Electric Boiling Water Reactor”,
NEDO-1O8O2, February 1973.
(04)「沸騰水形原子力発電所

2 次元単位セル計算手法について」（日立 GE ニュークリア・エナジー株式会社,HLR-005 訂 1 平成 20 年 4 月）
(05)「沸騰水型原子力発電所

燃料集合体核特性計算手法」（株式会社東芝, TLR-006 改訂 1, 平成 20 年 9 月）
(06)「沸騰水型原子力発電所

燃料の設計手法について」（株式会社日立製作所, HLR-033 訂 1, 平成 10 年 2 月）
(07)「沸騰水型原子力発電所

燃料の設計手法について」（株式会社東芝, TLR-045 改訂 1, 平成 10 年 1 月）
(08)「沸騰水型原子力発電所

燃料の設計手法について(MOX 燃料への適用)」（株式会社日立製作所, HLR-053 訂 2, 平成 11 年 2 月）
(09)「沸騰水型原子力発電所

燃料の設計手法について(MOX 燃料への適用)」（株式会社東芝, TLR-045A 改訂 2, 平成 11 年 2 月）(10) ｢沸騰水形原子力発電所

原子炉の熱設計手法について｣（株式会社日立製作所,HLR-008,昭和 52 年 4 月）
(11)「沸騰水形原子力発電所

熱水力設計計算手法について」（東京芝浦電気株式会社,TLR-008,昭和 51 年 9 月）
(12)「沸騰水型原子力発電所

ほう酸水注入系における未臨界性評価手法の高度化について」（TGBLA/LOGOS 版）(13)「沸騰水型原子力発電所（平成 19 年 10 月）

ほう酸水注入系における未臨界性評価手法の高度化について」（HINES/PANACH 版） （平成 19 年 10 月）(14) ANCR-NUREG-1335 “RELAP4/MOD5 A

Computerprogram fortransient thermal-hydraulic analysis of nuclear reactors andrelated systems user's manual”,Volume Ⅰ, September,1976.
(15)「BWR プラント過渡解析コード REDY のレビュー結果について」（昭和 60 年 2 月，通商産業省原子力発電技術顧問会

3-87

安全解析コード検討会）

添付１ 解析コードにおける解析条件
表１

解析コードにおける主要な解析条件（1/2）

分類

解析条件

定格出力運転条件パラメータ及び幾何

原子炉熱出力

形状データ

炉心流量
主蒸気流量
給水流量
再循環ポンプ流量
原子炉圧力
原子炉水位
原子炉各部寸法
各種圧力損失データ
格納容器容積炉心データ

ボイド反応度
ドップラ反応度
ボロン反応度
炉心圧力損失

燃料データ

燃料棒本数
燃料有効長
被覆管外径
被覆管物性
燃料ギャップコンダクタンス
軸方向出力分布逃がし安全弁

段数及び個数
吹き出し圧力吹き出し容量

給水系

容量（予備機含む）
停止条件
給水温度低下特性

主蒸気隔離弁

閉トリップ設定点
全閉時間

3-1-1

表１

解析コードにおける主要な解析条件（2/2）

分類

解析条件

事故収束に重要な機器，操作関連

代替原子炉再循環ポンプトリップ機能（自動作動設定点，作動遅れ時間，台数，再循環ポンプ慣性時定数）
高圧注水系（自動起動・停止設定点，作動遅れ時間，台
数，容量，原子炉注水特性，冷却水温度，注
水量調整手動操作条件）
ほう酸水注入系（注水遅れ時間，注水流量，高温停止濃度，
起動手動操作条件）
残留熱除去系（手動起動操作条件，台数，容量）

3-1-2

添付２ 軸方向出力分布の変化について
ＲＥＤＹコードの軸方向出力分布のデータは，固定のインプットデータであり，時間変化で変わることの模擬はできない。
一方，図１に示すＴＲＡＣコードの解析結果（代表チャンネルの軸方向出力分布の変化）によると，事象発生前（初期状態）は上方ピークであった軸方向出力分布は主蒸気隔離弁の誤閉止後給水加熱喪失状態になると，炉心入口のサブクールが増加し炉心下部を中心に正の反応度が投入されるため，軸方向出力分布は下方ピークとなっている。ただし，この下方ピークにシフトしている時間帯は約 70 秒から約 200 秒であり，この時期を過ぎると初期の軸方向出力分布に戻っている。
ここでは，ＲＥＤＹにおける“下方ピークの軸方向出力分布データ”の影響を確認するために，一貫して下方ピーク出力分布とした場合（異なる炉心を評価するのが目的ではないことから，核特性やボイドマップ等は変更していない単独効果）の影響を確認する。
150

150

1

1. 中性子束（％）
2. 炉心流量（％）

1. 中性子束（％）

1

100

1

100

1

1

2

50

50

2

2

1

0

0
0

50

100

150

200

0

10

0秒

70 秒

20

30

40

事 故 後 の 時 間（ｍ）

事 故 後 の 時 間（ｓ）

150 秒

200 秒

10 分

図１ ＴＲＡＣコードによる軸方向出力分布の時間変化
3-2-1

30 分

図 2 のように軸方向出力分布を変えた場合の確認結果を図 3，表 1 に示すが，これによると本事象で一時的に生じる下方ピーク状態を仮定しても，ＲＥＤＹコードでは炉心全体に及ぼす影響はほとんどないことが確認された。

200

軸方向出力分布 下方ピーク
申請解析
150
中
性
子
100
束
[％]
50

0

500

1000

1500

2000

2500

時間[s]

図２ ＲＥＤＹコードにおける

図３ ＲＥＤＹコード解析結果

解析条件(下方ピーク)表１

軸方向出力分布を変えた場合の解析結果

評価指標

ＲＥＤＹコード

ＲＥＤＹコード（申請解析）（下方ピーク軸方向出力分布）

原子炉圧力(MPa[gage])

9.08

9.08

燃料被覆管温度(℃)

1060

1060

格納容器圧力(MPa[gage])

0.19

0.19

格納容器のプール水温度(℃)

113

113

（注）燃料被覆管温度を求めるＳＣＡＴコードでは，中央ピークとしている。

3-2-2

添付３ 軸方向出力分布変化を考慮したボイドマップの影響について
ＲＥＤＹコードでは，定格炉心流量でのボイドマップデータに基づき，これに過渡状態の変化を加えることで炉心のボイド率を模擬しており，このボイドマップモデルの妥当性
は，広い範囲の実機試験などで確認されている。ただし，ＲＥＤＹコードの定格炉心流量でのボイドマップデータ自体は，固定のインプットデータであり，ＲＥＤＹコードの軸方
向出力分布変化と同様，時間で変わることの模擬はできない。
原子炉スクラム失敗を仮定した主蒸気隔離弁の誤閉止解析では，主蒸気隔離弁の誤閉止に伴う給水加熱喪失により，過渡的に軸方向出力分布が大きく下方ピークとなることがわ
かっており，これがＲＥＤＹコードで用いている定格ボイドマップに与える影響を確認する。
ここでは，ＴＲＡＣコードによる解析結果から得られる下方ピークとなった時点での軸方向出力分布を用い，炉心熱水力解析コードを用いて下方ピーク時の軸方向出力分布でのボイドマップを作成し，“下方ピークを想定した場合のボイドマップデータ”の影響を確認するために，一貫して下方ピークのボイドマップとした場合（異なる炉心を評価するのが目的ではないことから，核や軸方向出力分布は変更していない単独効果）の影響を確認する。
今回の申請解析で用いたボイドマップ作成用軸方向出力分布を図 1 に，今回の感度解析で用いたボイドマップ作成用軸方向出力分布（ＴＲＡＣコードによる代表的な下方ピーク）を図 2 に示す。

図１ 申請解析に用いる設計ボイドマップ
作成における軸方向出力分布

図２ ＴＲＡＣの「原子炉スクラム失敗を仮定した主蒸気隔離弁の誤閉止」の軸方
向出力分布

3-3-1

今回実施した影響解析の主な条件を以下に示す。
・プラント：代表ＡＢＷＲ
・評価事象：原子炉スクラム失敗を仮定した主蒸気隔離弁の誤閉止
・初期条件：100％出力/100％炉心流量
・炉心：９×９燃料（Ａ型）単一炉心・ボイドマップ：原子炉スクラム失敗を仮定した主蒸気隔離弁の誤閉止時の給水加熱喪失状態における軸方向出力分布(下方ピーク)を考慮したボイドマ
ップ
以下に，給水加熱喪失に伴う軸方向出力分布の変化を考慮したボイドマップにより解析を実施した結果，評価指標に及ぼす影響は比較的小さいことが確認できた。
表１

ボイドマップを変えた場合の解析結果

評価指標

ＲＥＤＹコード

ＲＥＤＹコード（申請解析）（ＴＲＡＣコードによる代表的な（設計ボイドマップ）

下方ピークに対応したボイドマップ）

原子炉圧力(MPa[gage])

9.08

8.94

燃料被覆管温度(℃)

1060

970

格納容器圧力(MPa[gage])

0.19

0.19

格納容器のプール水温度(℃)

113

114

（注）燃料被覆管温度を求めるＳＣＡＴコードでは，中央ピークとしている。

3-3-2

添付４ 短時間領域を細分割しての重要現象のランクの検討
１．短時間領域の細分割
短時間領域をサブ時間領域１（出力変動期），サブ時間領域２（出力抑制期），サブ時間領域３（出力再上昇期）の３つのサブ時間領域に細分割した場合の重要現象のランクを検討する。なお，短時間領域での評価指標は，原
子炉圧力と燃料被覆管温度（ＰＣＴ）である。
① サブ時間領域１（0秒から約10秒）
原子炉スクラム失敗を仮定した主蒸気隔離弁の誤閉止により原子炉圧力が上昇するために，炉心平均ボイド率が減少し，これにより正のボイド反応度が印加され中性子束が上昇する。ただし，中性子束上昇に伴って燃料温度と熱出力も増加するため，負のドップラ反応度印加，発生熱に伴う炉心内ボイド率増加による負のボイド反応度印加により中性子束の過度な上昇は抑制される（ＢＷＲの自己制御性）。同時期に，原子炉圧力高のインターロック信号が2秒で作動し４台の再循環インターナルポンプ（ＲＩＰ）
トリップが炉心流量を急減させ負のボイド反応度を印加することにより，中性子束は2秒後に306%のピークを迎えた後，一時的に定格値以下にまで低下する。
その後は継続する圧力上昇によって中性子束が再度上昇する。なお，本期間内で給水ポンプはタービン駆動給水ポンプからモータ駆動給水ポンプに切替わる。
以上に述べた時間領域は，中性子束が定格値近傍で増減する領域であり，これをサブ時間領域１（出力変動期）とした。
②サブ時間領域２（約10秒～約60秒）
この時間領域では，再循環流量制御系自動モード
により，トリップしていない６台のＲＩＰポンプ速
度が次第に最低速度まで低下し，炉心流量が一定になるまで，炉心のボイド率が増加する。このため，
徐々に負のボイド反応度が投入され出力は約50%まで低下する。この時間領域の初期ではまだ出力が高く，炉心流量減少開始による冷却能力低下により，

3-4-1

燃料被覆管温度が15秒で820℃となり（一次ピーク），原子炉圧力は19秒後に最大値8.92MPa[gage]となるが，その後はいずれも継続的な炉心流量低下により徐々に抑制される。これをサブ時間領域２（出力抑制期）とした。なお，図示してはいないが，格納
容器圧力高により34秒後にＨＰＣＦとＲＣＩＣが起動し，原子炉水位の異常な低下を抑制している。
③サブ時間領域３（約60秒～約200秒）
トリップしなかった６台のＲＩＰは最低速度で運転を継続し，炉心流量はほぼ一定となる。この間，主蒸気隔離弁が閉鎖することに起因して給水加熱能力が喪失し，給水流量のエンタルピが次第に低下することにより，炉心入口サブクーリングが増加する。このため，炉心平均ボイド率が減少し，出力が次第に上昇し150秒前後に定格出力近傍で平衡状態となる。この間の原子炉圧力は逃がし安全弁の開閉によりほぼ一定に制御される。173秒で復水器ホットウェル水位低で給水ポンプトリップ，191秒で原子炉水位低で運転中の６台のＲＩＰトリップが生じ，再循環流量は自然循環流量状態に移行するとともに，原子炉出力は低下し，燃料被覆管温度も175秒で1060℃となった（二次ピーク）
のち低下する。以上に述べた時間領域は，給水加熱喪失により中性子束が再上昇する領域であり，これをサブ時間領域３（出力再上昇期）とした。
２．重要現象のランク付け
原子炉圧力の最大値と燃料被覆管温度（一次ピーク）の最大値はサブ時間領域２で，燃料被覆管温度（二次ピーク）は給水加熱喪失により中性子束が再上昇するサブ時間領域３で決まる。短時間領域で重要と考えられる物理現象は，核分裂出力，出力分布変化，
反応度フィードバック効果，三次元効果（核），沸騰・ボイド率変化，三次元効果(熱流動），冷却材流量変化，冷却材流量放出，ＥＣＣＳ流量（給水系含む）であるが，これらの物理現象を前述の３つのサブ時間領域ごとに当てはめて，評価指標へのランクと不確かさを検討した。
(1)核分裂出力
反応度フィードバック効果との総合事象として評価するものであり，プラント挙動に関わらず，どのサブ時間領域でも評価指標に与える重要度は高いと考える。
(2)出力分布変化
サブ時間領域１とサブ時間領域２では，軸方向出力分布は形状がそれほど変わらずに一様に変化する。一方，サブ時間領域３では給水加熱喪失により軸方向出力分布が下方ピークとなることが従来から知られている。
原子炉圧力は冷却材流量放出（逃がし安全弁）により制御され，本物理現象はどのサ
ブ時間領域でも評価指標である原子炉圧力を評価する上で重要現象とはならない。燃料
被覆管温度は，サブ時間領域３において軸方向出力分布が下方ピークに変化することから，炉心ボイド率の変化を通して評価指標である燃料被覆管温度へ影響を与える。本物

3-4-2

理現象はむしろ燃料被覆管温度を小さくする方向である。この下方ピークへの変化を考慮しない評価は厳しめの結果を与えることになることから，評価指標である燃料被覆管温度に与える重要度は低い。ただし，これを確認するためにＲＥＤＹコード説明書の添付２と３にてサブ時間領域３で軸方向出力分布が下方ピークとなることの影響を確認するための感度解析を実施している。
(3)反応度フィードバック効果（ボイド・ドップラ）
原子炉圧力は冷却材流量放出（逃がし安全弁）により制御され，本物理現象はどのサ
ブ時間領域でも評価指標である原子炉圧力に与える重要度は低いと考えられる。
一方，本物理現象が評価指標である燃料被覆管温度に与える重要度は，サブ時間領域２及びサブ時間領域３で高い。詳細化したサブ時間領域ごとのプラント状態を見てみると，各サブ時間領域のボイド率変化，燃料温度変化，炉心入口サブクーリング変化はプ
ラント挙動に大きく左右され，各サブ時間領域に対して実施した不確かさ評価結果（ＲＥＤＹコード説明書の添付５参照）を，それぞれのサブ時間領域に別々に適用してその影響を確認することがより現実的であると考える。以上より，サブ時間領域ごとに反応度フィードバック効果（ボイド・ドップラ）の不確かさを変えて，燃料被覆管温度に与える影響を評価する。
(4)三次元効果（核）核熱水力不安定事象により中性子束振動が生じる可能性のある期間は，サブ時間領域３であり，本物理現象が評価指標である燃料被覆管温度に与える重要度は中程度と考えられる。ただし，ＲＥＤＹコードでは中性子束振動（三次元効果）を再現することはモ
デル上困難であり，ＴＲＡＣコードを参照している。
(5)沸騰・ボイド率変化
沸騰・ボイド率変化は反応度フィードバック効果（ボイド反応度）に直接影響を与えることから，評価指標である原子炉圧力に対しては，サブ時間領域１及びサブ時間領域２で重要度が高い。評価指標である燃料被覆管温度に対してはサブ時間領域２及びサブ時間領域３で重要度が高く，サブ時間領域１は出力変動期間ではあるが，ボイド率の炉
心流量依存性やその後のサブ時間領域２や３へ与える影響の重要度を考慮すると，重要度は中程度になると考えられる。
この場合，ＲＥＤＹコードで使用しているボイドマップの炉心流量依存性の不確かさ
はどのサブ時間領域でも適用でき，ＲＥＤＹコード説明書にて不確かさを評価している。
なお，サブ時間領域３において下方ピークに対応したボイドマップとなることの検討は前述(2)の出力分布変化に含めて検討・考察している。
(6)三次元効果(熱流動)
上記，(4)の三次元効果（核）と同様，サブ時間領域３（出力再上昇期）を対象とした核熱水力不安定事象に起因した中性子束振動が，評価指標である燃料被覆管温度に与える重要度は中程度と考える。

3-4-3

(7)冷却材流量変化
ポンプトリップによるコーストダウン特性は，サブ時間領域１で評価指標である燃料
被覆管温度に与える重要度が高いと考えられ，ＲＥＤＹコード説明書本文にて不確かさの感度解析を実施している。
(8)冷却材流量放出
冷却材流量放出（逃がし安全弁流量）は，炉内で発生する熱を原子炉から格納容器へ放出する上でサブ時間領域１と２において，評価指標である原子炉圧力に与える影響は中程度と考えられる。一方，本事象が評価指標である燃料被覆管温度に与える重要度はどのサブ時間領域においても小さいと考えられる。
(9)ＥＣＣＳ流量（給水系含む）
時間遅れを持って炉心に影響を与える給水加熱喪失は，サブ時間領域３において炉心
入口サブクールの減少として出力に影響するため，燃料被覆管温度に対して重要度が高いと考えられ，ＲＥＤＹコード説明書本文にて感度解析を実施している。
以上，短時間領域におけるプラント挙動を考慮した上で各重要物理現象のランク付けを再検討した結果を表１に示す。ここで，太線で囲んだものが，本文の短時間領域で報告しているものであり，短時間領域でのランク（３つのサブ時間領域の中で一番高いランク）付けは妥当であることが示されている。
表１

短時間領域を細分割した場合のランク評価結果

細分割区分

サブ時間領域１

サブ時間領域２

サブ時間領域３

短時間領域（全体は短時間領域）

出力変動期

出力抑制期

出力再上昇期

－

原子炉

原子炉

原子炉

評価指標
物理現象

PCT

圧力

PCT

圧力

PCT

圧力

原子炉

PCT

圧力

核分裂出力

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

出力分布変化

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｌ

Ｉ

Ｌ

反応度フィードバック効果

Ｌ

Ｍ

Ｌ

Ｈ

Ｌ

Ｈ

Ｌ

Ｈ

三次元効果「炉心(核)」

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｍ

Ｌ

Ｍ

沸騰・ボイド率変化

Ｈ

Ｍ

Ｈ

Ｈ

Ｌ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

三次元効果「炉心(熱流動)」

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｍ

Ｌ

Ｍ

冷却材流量変化「原子炉圧力容器」

Ｌ

Ｈ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｈ

冷却材流量放出「原子炉圧力容器」

Ｍ

Ｌ

Ｍ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｍ

L

ECCS注水（給水系含む）

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｈ

Ｉ

Ｈ

（ボイド・ドップラ）「炉心(熱流動)」3-4-4

添付５ 原子炉停止機能喪失事象での反応度係数（ＲＥＤＹコード用）の保守因子
について
原子炉停止機能喪失事象に対する炉心損傷防止対策の有効性評価において，ＲＥＤＹコ
ードに原子炉設置変更許可申請書の添付書類八記載の平衡炉心サイクル末期の反応度係数に一律の保守因子（減速材ボイド係数は 1.25 倍，ドップラ係数は 0.9 倍）を掛けた反応度係数を用いている。
一方，本事象では，事象の進展に伴い，初期の運転状態から炉心流量，原子炉圧力，炉心入口エンタルピ，軸方向出力分布等が時間とともに変化し，ボイド係数，ドップラ係数が影響を受け，保守因子は一定ではない。
そこで有効性評価手法が適切であることを確認するために，
前述のとおり 5.1.2 節の「重要現象の不確かさに対する感度解析」において本事象を３つのサブ時間領域に細分割した上で，それぞれに反応度係数に対する保守因子を設定してＲＥＤＹコードによる評価を行っている。
ここでは，①，②において 5.1.2 節の「重要現象の不確かさに対する感度解析」で用いる反応度係数に対する保守因子を求め，③において 5.1.2 節の感度解析結果より有効性評
価の一律の保守因子の手法が適用できることを確認した。
① 炉心一点近似縮約による反応度係数評価は，圧力変化，流量変化などの摂動による
炉心状態変化及び事象進展に伴う炉心状態変化を扱うことが出来ない。原子炉停止
機能喪失事象では，この炉心状態変化の変化に伴う不確かさが大きくなる可能性があるため，静的な三次元沸騰水型原子炉模擬計算コードにより，各サブ時間領域に対するボイド係数，ドップラ係数を評価し，炉心一点近似手法による反応度係数（添付書類八記載の値）に対する比として各時間領域の反応度係数の保守因子のノミナル値を評価した。
② ①で求めた保守因子のノミナル値に，静的な三次元沸騰水型原子炉模擬計算コードにより評価したボイド係数，ドップラ係数の不確かさ及び取替炉心設計段階における不確かさ（補足参照）を加えることで，5.1.2 節の「重要現象の不確かさに対す
る感度解析」で用いる反応度係数の保守因子変動幅を求めた。
③ ①及び②の検討より，原子炉停止機能喪失事象に対する炉心損傷防止対策の有効性評価において，事象を通じた一律の保守因子として，ボイド係数は 1.25 及びドップラ係数は 0.9 が適用できることを確認した。

3-5-1

１．原子炉停止機能喪失事象での各時間領域の反応度係数の保守因子のノミナル値（１）評価方法
原子炉スクラム失敗を仮定した主蒸気隔離弁の誤閉止発生事象の短時間領域を，以下の３つのサブ時間領域に細分割し，・出力変動期（サブ時間領域１）・出力抑制期（サブ時間領域２）・出力再上昇期（サブ時間領域３）
各サブ時間領域の代表的な炉心状態における炉心パラメータを用い，静的な三次元沸騰水型原子炉模擬計算コードにより，ボイド係数，ドップラ係数を評価し，原子炉設置変更許可申請書の添付書類八に記載の反応度係数（保守因子1.0倍に相当）と比較した。
ボイド係数は，各解析点に応じた微小な摂動を与え実効増倍率の変化量を求め，炉心平均のボイド率の変化量で除することで求めた。各解析点での摂動は，表1-2，表1-3に示す
ように，サブ時間領域１では圧力摂動，サブ時間領域２では流量摂動，サブ時間領域３では入口エンタルピ摂動を与えた。
ドップラ係数は，各解析点における摂動計算により炉心平均値を求めた。
（２）解析条件
解析は二つの代表プラントを対象として行い，この主な解析条件を以下に示す。
表 1-1 主な解析条件
プラント
評価条件

代表ＡＢＷＲ

代表従来型ＢＷＲ

原子炉スクラム失敗を仮定した主蒸気隔離弁の誤閉止

初期条件

100%出力／100%炉心流量

100%出力／85%炉心流量

炉心

９×９燃料（Ａ型）単一炉心

９×９（Ａ型）+標準組成 MOX 燃料混在炉心

解析コード

ＨＩＮＥＳ／ＰＡＮＡＣＨＴＧＢＬＡ／ＬＯＧＯＳ（注）ＨＩＮＥＳ，ＴＧＢＬＡ：単位燃料集合体核特性計算コード
ＰＡＮＡＣＨ，ＬＯＧＯＳ：三次元沸騰水型原子炉模擬計算コード（３）解析結果
各解析点における，三次元沸騰水型原子炉模擬計算コードによる反応度係数と一点近似モデルの反応度係数(*)の比（以下「三次元／炉心一点近似（保守因子 1.0）」と称す）を表
1-2 と表 1-3 に示す。これによると，摂動及び事象進展に伴い軸方向の出力分布及びボイ
ド分布が変化するためボイド係数は変化するが，ドップラ係数は主に U-238 の共鳴吸収が支配的であることから変化は小さくなっている。
(*)原子炉設置変更許可申請書の添付書類八に記載の減速材ボイド係数，ドップラ係数

3-5-2

冒頭に述べたように，炉心一点近似縮約による反応度係数評価は，圧力変化，流量変化などの摂動及び事象進展に伴う炉心状態の変化を扱えないため，三次元沸騰水型原子炉模
擬計算コードを用いて炉心状態変化を取り込んで評価しているが，ボイド係数において特にその影響が大きいことが分かる。
このように三次元沸騰水型原子炉模擬計算コードを用いることで，炉心状態変化を取り込むことができるものの，静的評価であることによる不確かさが含まれると考えられる。
そこで，静的な三次元沸騰水型原子炉模擬計算コードによりボイド係数を評価できることを含めて，サブ時間領域ごとに保守因子の設定について以下のとおり確認した。
サブ時間領域１では，圧力増加による正のボイド反応度印加による中性子束の上昇が支配的である。圧力摂動においては，軸方向ボイド率分布変化に伴う軸方向出力分布への影
響は，流量摂動，エンタルピ摂動に比較して小さく，また，炉心一体型の摂動であり，特に軸方向にほぼ時間遅れなく摂動が与えられるため，事象開始時点の炉心状態に対して静的な三次元沸騰水型原子炉模擬計算コードを用いてボイド係数を評価することは可能であると考えられる。
サブ時間領域２における支配的要因は流量摂動であり，炉心出力だけでなく，軸方向ボイド率分布，軸方向出力分布もこの影響を受ける。炉心入口流量が減少すると，この流量摂動の影響が時間遅れを伴って動的に下方から上方に伝わり，上部のボイド率が変化する
前に下方のボイド率が増加することとなる。このため，静的な三次元沸騰水型原子炉模擬
計算コードによるボイド係数評価では現実の軸方向ボイド率分布，軸方向出力分布と異なった状態を評価していることになる。この流れによる時間遅れがボイド率変化に及ぼす影響を確認するため，ＳＣＡＴコードにより，サブ時間領域２の流量減少の時間変化を模擬した場合と定常解析に相当する準静的に流量が減少した場合について，軸方向ボイド率分
布を評価したところ，両者の差はほとんどないことが確認された。以上より，サブ時間領
域２における流量減少は緩やかであり，流れによる時間遅れによる軸方向ボイド率分布への影響は小さく，ボイド係数への影響は小さいといえる。なお，5.1.2節の「重要現象の不確かさに対する感度解析」において本事象を３つのサブ時間領域に細分割した上で，反応度係数に対する保守因子の上限値，下限値を表1-2に基づき設定してＲＥＤＹコード／ＳＣＡＴコードによる評価を行っており，一律の保守因子を用いた有効性評価における燃料被覆管温度よりも高くならないとの結果を得ている。このようにボイド係数の有効性評
価結果への感度が小さいことから，不確かさを大きめに考慮することで，静的な三次元沸騰水型原子炉模擬計算コードによりボイド係数を評価することは可能であると考えられる。
サブ時間領域３においては，給水温度低下に伴うエンタルピ摂動が支配的であるが，逃3-5-3

がし安全弁開閉に伴う圧力摂動もボイド係数に影響を及ぼす。圧力摂動については軸方向
ボイド率分布変化に伴う軸方向出力分布への影響は小さいが，エンタルピ摂動では影響が大きく，ボイド係数自体として絶対値が大きくなる。サブ時間領域３において給水温度が低下し，さらに逃がし安全弁が閉じられた場合は，両者ともボイド率を低下させる方向に働くため正のボイド反応度が印加されることになる。この場合，ボイド反応度変化量としては両者の効果が重畳するものの，ボイド率変化量も両者の効果が重畳するので，単位ボイド率変化量に対するボイド反応度変化量で定義されるボイド係数は，エンタルピ摂動単独で変化したボイド係数と圧力摂動単独で変化したボイド係数の中間的な値となる。以上
より，エンタルピ摂動単独で変化したボイド係数を用いた方が出力を高め（保守的）に評価することにもなるため，エンタルピ摂動によるボイド係数で代表させている。
エンタルピ摂動による影響は，流量摂動と同様に時間遅れをもって炉心軸方向下方から上方に伝わるが，サブ時間領域２の炉心流量減少に比較して事象進展がゆっくりしている
ことから，静的な三次元沸騰水型原子炉模擬計算コードで評価することは可能であると考えられる。一方，サブ時間領域３は，当該時点までの事象進展に伴う炉心状態変化による不確かさがより大きくなると考えられるため，保守因子を設定する上で不確かさを大きめに見る必要がある。この不確かさの定量化は困難であるが，5.1.2節の「重要現象の不確かさに対する感度解析」より，ボイド係数の有効性評価結果への感度が小さいことから，静的な三次元沸騰水型原子炉模擬計算コードによりボイド係数を評価することは可能であると考えられる。
なお，中性子束振動状態での静的反応度係数は定義できないため，本手法の適用対象外である。中性子束振動が局所的な燃料被覆管温度に与える影響に関しては，米国において中性子束振動の評価実績がある異なる解析コード（ＴＲＡＣコード）による参考解析結果を参照する。

表 1-2

代表ＡＢＷＲの原子炉スクラム失敗を仮定した主蒸気隔離弁の誤閉止事象の代表点における反応度係数の比（三次元／炉心一点近似（保守因子 1.0）
）
細分割区分

摂動の種類

サブ時間領域１

圧力摂動

サブ時間領域２流量摂動

サブ時間領域３(*)

入口エンタルピ摂動

ボイド係数

ドップラ係数(*)中性子束振動に対しては適用外

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3-5-4

表 1-3

代表従来型ＢＷＲの原子炉スクラム失敗を仮定した主蒸気隔離弁の誤閉止事
象の代表点における反応度係数の比（三次元／炉心一点近似（保守因子 1.0））
細分割区分

摂動の種類

サブ時間領域１

圧力摂動

サブ時間領域２流量摂動

サブ時間領域３

(*)

ボイド係数

ドップラ係数入口エンタルピ摂動(*)中性子束振動に対しては適用外

２．原子炉停止機能喪失事象での反応度係数の保守因子の変動範囲
前節で求めた各サブ時間領域の保守因子のノミナル値と，補足に記載した三次元沸騰水型原子炉模擬計算コードによるボイド係数，ドップラ係数の不確かさ及び取替炉心設計段
階における不確かさを用いて，5.1.2 節の「重要現象の不確かさに対する感度解析」で用いる反応度係数の保守因子を求めた。
具体的には，表 1-2，表 1-3 の値に，以下の表 2-1（補足表-9 より転載）の不確かさを加えて，表 2-2，表 2-3 のようになる。
なお，ここでは遅発中性子割合の不確かさも含めて，動的反応度係数としてまとめている。
表 2-1 平衡炉心末期の動的反応度係数の不確かさ（まとめ）
不確かさの要因

動的ボイド係数動的ドップラ係数

原子炉停止機能喪失事象解析での不確かさ（合計）（補足表-9 より転載）（＊）１．で前述したような静的な三次元沸騰水型原子炉模擬計算コードを用いることによる不確かさ，事象進展に伴う炉心状態変化による不確かさの増加が考えられることから，「その他の要因に対する安全余裕」として，ボイド係数数，ドップラ係の安全余裕を採用している。

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3-5-5

表 2-2 代表ＡＢＷＲの原子炉スクラム失敗を仮定した主蒸気隔離弁の誤閉止
事象中の動的反応度係数の保守因子（平衡炉心サイクル末期）
反応度係数
細分割区分

動的ボイド係数下限値

ノミナル

動的ドップラ係数

上限値

下限値

ノミナル

上限値

サブ時間領域１
サブ時間領域２
サブ時間領域３

表 2-3 代表従来型ＢＷＲの原子炉スクラム失敗を仮定した主蒸気隔離弁の誤閉止
事象中の動的反応度係数の保守因子（平衡炉心サイクル末期）
反応度係数
細分割区分

動的ボイド係数下限値

ノミナル

動的ドップラ係数

上限値

下限値

ノミナル

上限値

サブ時間領域１
サブ時間領域２
サブ時間領域３（＊）サブ時間領域１は事象進展に伴う炉心状態変化による不確かさの増加は小さいと考えられることから，表 2-2，表 2-3 では「その他の要因に対する安全余裕」を含まず記載している。
ただし，5.1.2 の「重要現象の不確かさに対する感度解析」では，保守側評価として，サブ時間領域１に対してもサブ時間領域２，３と同じボイド係数
ラ係数

，ドップ

の安全余裕を採用している。

表 2-3 に示した代表従来型ＢＷＲプラントの検討結果は，標準組成 MOX 燃料混在炉心の場合を想定しているが，ここに初期 Pu 組成変動，および装荷遅れの影響を考慮すれば，
表 2-3 の結果に対して，さらに動的ボイド係数で倍，動的ドップラ係数で倍を見込む必要がある。

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3-5-6

３．原子炉停止機能喪失事象に対する炉心損傷防止対策の有効性評価における反応度係数の保守因子について
有効性評価において反応度係数に一律の保守因子（減速材ボイド係数は1.25倍，ドップ
ラ係数は0.9倍）を用いていることについて，以下に検討した結果をまとめる。
サブ時間領域１は，１．で述べたとおり，圧力摂動が支配的な期間であり，静的な三次元沸騰水型原子炉模擬計算コードにより保守因子を評価することが可能である。また，ボイド係数は２．に示した保守因子変動範囲よりも保守的な値（1.25）を有効性評価で用いている。ドップラ係数は保守因子変動範囲の下限値が有効性評価で用いている値よりも下回っているものの，サブ時間領域１の出力ピークに起因した燃料被覆管表面温度への影響
は，ドップラ係数がノミナル値と下限値の場合の感度解析の比較でも程度の影響しかなく，ドップラ係数の感度は小さいことが分かった。
従って，サブ時間領域１において，反応度係数の保守因子は，動的ボイド係数は1.25倍，
動的ドップラ係数は0.9倍を適用できると考えられる。
サブ時間領域２は，流量摂動が支配的な期間ではあるが，静的な三次元沸騰水型原子炉
模擬計算コードで評価する保守因子には，流れによる時間遅れが軸方向ボイド率分布，軸方向出力分布へ及ぼす影響は考慮されていない。しかしながら，流量減少は緩やかであり，
ＳＣＡＴコードによる評価により，流れの時間遅れによる軸方向ボイド率分布への影響は小さいことが確認されたため，この現象のボイド係数への影響は小さいといえる。不確かさを考慮して設定した保守因子の上限値及び下限値を用いたＲＥＤＹコード／ＳＣＡＴ
コードによる評価結果は，一律の保守因子を用いた有効性評価における燃料被覆管温度よりも高くならず，サブ時間領域２においても，反応度係数の保守因子は，動的ボイド係数は1.25倍，動的ドップラ係数は0.9倍を適用できると考えられる。
サブ時間領域３は，給水温度低下に伴うエンタルピ摂動及び逃がし安全弁開閉に伴う圧力摂動が支配的な期間ではあるが，保守的にエンタルピ摂動が支配的であるとして保守因子を評価している。サブ時間領域３におけるエンタルピ摂動は事象進展が遅いため，静的な三次元沸騰水型原子炉模擬計算コードにより保守因子を評価することは可能と考えられるが，２．に示したように保守因子変動範囲は有効性評価で用いた一律の保守因子よりも非保守的なものがある。しかしながら，不確かさを考慮して設定した保守因子の上限値
及び下限値を用いたＲＥＤＹコード／ＳＣＡＴコードによる評価を行っているが，一律の保守因子を用いた有効性評価における燃料被覆管温度よりも高くならないとの結果を得ており，サブ時間領域３においても，反応度係数の保守因子は，動的ボイド係数は1.25倍，
動的ドップラ係数は0.9倍を適用できると考えられる。
以上より，反応度係数の保守因子として，動的ボイド係数は 1.25 倍，動的ドップラ係
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3-5-7

数は 0.9 倍を適用できると考える。

（＊）参考文献
文献 1：ミクロ炉物理学 Ⅰ．連続エネルギーモンテカルロ法によるドップラ反応度の検証（原子力学会 2000 年春の年会）
文献 2：ミクロ炉物理学 1999 年日本原子力学会誌 Vol.41,No.11(1999)p.37-41
文献 3：熱中性子散乱カーネルを修正した MCNP5 による上方散乱効果の確認（原子力学会

2012 年春の年会）

文献 4：重核種の熱振動を考慮できる共鳴散乱モデルを組み込んだ改良 MCNP5 の妥当性確
認と Monteburns2 への組み込み（原子力学会

2012 年秋の大会）

文献 5：軽水炉燃料の Doppler 反応度計算における評価モデル詳細化の検討（原子力学会2015 年秋の大会）

文献 6：Effect of Subchannel Void Fraction Distribution on Lattice Physics Parametersfor Boiling Water Reactor Fuel Bundles（ Journal

of

NUCLEARSCIENCE

p.1237-1251,2008）

3-5-8

and

TECHNOLOGY,

vol.45,

No.12,

添付５補足反応度係数評価の不確かさ要因について

反応度係数の評価を以下の４つの段階に分けて，不確かさ要因を抽出し整理した。
[1]～[3]は，反応度係数計算の不確かさと取替設計段階における不確かさであり，[4]は前節で述べた炉心一点近似手法によるＲＥＤＹコードの反応度係数の不確かさである。
[1] 燃料集合体計算より上流側で生じる不確かさ[2] 燃料集合体計算に由来する不確かさ[3] 三次元炉心計算の不確かさ（取替炉心の詳細設計段階の不確かさも含む）[4] ＲＥＤＹコードの反応度係数の不確かさ（前節で記載）
以下に，[1]～[3]の反応度係数の主要な不確かさ要因を挙げる。なお，サブ時間領域２及びサブ時間領域３においては，静的な三次元沸騰水型原子炉模擬計算コードにより反応度係数を評価するのにあたり有意な不確かさが生じる可能性があり，さらに補足表-2 にあるように，その他の要因も幾つか考えられることから，これらを「その他の要因に対する安全余裕」として，動的ボイド係数に，変動量の小さい動的ドップラ係数に の安全余裕を加える。5.1.2 で重要現象の不確かさに対する感度解析を行うのにおいては，保守側にサブ時間領域１に対しても，同じ安全余裕を加えることとする。

[1] 燃料集合体計算より上流側で生じる不確かさ
燃料集合体計算より上流側で生じる不確かさ要因としては，核データライブラリ中に含まれる種々の不確かさに起因した不確かさが挙げられる。
補足表-1 燃料集合体計算より上流側で生じる不確かさ要因
不確かさ要因1.1

備考

核データライブラリ中に含ま 臨界試験によりライブラリまで含めて妥当性れる種々の不確かさに起因し 確認される。
た不確かさ

実機の運転により実効増倍率等が確認される

現行の単位燃料集合体核特性計算コードの核データライブラリは ENDF-B4,B5 で，最新（ENDF-B7）のものではないが，臨界試験（ボイド反応度：EPICURE，BASALA 試験，ドップラ反応度：Hellstrand の実験式，実効遅発中性子割合β：TCA，MISTRAL 試験）との比較で，核データ断面積ライブラリまで含めた燃料集合体計算コードの不確かさが確認されている。

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3-5-9

[2] 燃料集合体計算に由来する不確かさ
燃料集合体計算に由来する不確かさ要因を補足表-2 に整理する。これらは，試験との比較により不確かさが確認されている。
なお，ドップラ係数に対しては，ペレット内温度分布の影響は有意だが，重核種の熱振動の影響を無視していることで相殺する方向（両者合計でやや more negative 側の評
価，参考文献１～５参照）となっており，現行コードでは考慮されていない。

補足表-2 燃料集合体計算に由来する不確かさ要因
不確かさ要因2.1

備考概念モデルに由来する不確かさ
・実験又は連続群モンテカルロ計算手法との 臨界試験との比較で確認解析
相違に由来する不確かさ

2.2

数学的モデルに由来する不確かさ
・種々の数学モデル（拡散近似，燃焼チェイ 臨界試験との比較で確認
ン，共鳴計算等）に由来する不確かさ

ドップラ係数については，重核種の熱振動の影響（more negative 側）は
有意(*)

2.3

入力データ，計算条件等に由来する不確かさ チャンネル曲り，製造公差の影響は
・実験体系との妥当性確認時と設計計算時又 炉心全体で平均化され影響は小さい
は連続群モンテカルロ計算との比較計算 と考えられる(*)
時とで異なる種々の条件，設定，計算体系 集合体内ボイド分布の影響は Gd が存のモデル化等に由来する不確かさ

在する領域では有意（参考文献６）だが，・減速材の密度及び温度の分布，燃料温度分 平衡炉心では新燃料体数が少なく炉布が実機燃料と異なることに由来する不 心全体への影響は小さいと考えられ
確かさ

る(*)
ドップラ係数については，燃料棒ペレ ッ ト 内 温 度 分 布 の 影 響 （ lessnegative 側）は有意(*)

2.4

下流側コードへのデータ受け渡しの方法 影響の大きな要因はないと考えられ論・モデルに由来する不確かさ

2.5

る(*)

その他の不確かさ
・妥当性確認に用いる実験データの不確かさ 試験の測定誤差が大きい場合（ドップラ係数）は考慮(*)その他の要因として考えられるもの（追加の安全余裕にて考慮）

3-5-10燃料集合体計算に由来する不確かさ（補足表-2 の(*)を除く要因）は，試験データとの比較により，以下のようになっている。
補足表-3 単位燃料集合体核特性計算コードの不確かさ
動的ボイド係数動的ドップラ係数

試験データを基準とした不確かさ
・動的ボイド係数の不確かさは，ボイド反応度試験（EPICURE，BASALA 試験）の不確かさとβ測定試験（TCA，MISTRAL 試験）の不確かさより程度としている。

・動的ドップラ係数の不確かさは，現行コードの評価値は Hellstrand の実効共鳴積分との比較で同等かやや less negative 側の評価となっているが，不確かさとしては，
Hellstrand の実験式の誤差のにβの不確かさを独立事象として加えてとしている。

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3-5-11

[3] 三次元炉心計算に由来する不確かさ
三次元炉心計算に由来する不確かさ要因を補足表-4 に整理する。これらの要因は，最終的に，三次元出力分布，三次元燃焼度分布の三次元炉心計算の不確かさに由来した反応度係数の不確かさと，取替炉心の詳細設計段階において炉心状態が異なることに由来
した反応度係数の不確かさの二つに集約できる。
補足表-4 三次元炉心計算に由来する不確かさ要因
不確かさ要因3.1

備 考

概念モデルに由来する不確かさ
・無限格子を対象としたマクロ断面積評価法 三次元出力分布等に不確かさが生に由来する不確かさ

じるが，γスキャン測定結果照射後試験の燃焼度測定により影響を把握している・設計想定炉心の包絡性に由来する不確かさ HBB/UB や１ヶ月運転期間変動等，包絡的な炉心条件を考慮している
3.2

数学的モデルに由来する不確かさ

これらの数学的モデル，入力デー・少数群の粗メッシュ体系における定常固有 タ，計算条件等に由来する不確か
値計算の解析結果と実機との相違に由来 さが原因で，初期炉心条件であるする初期炉心条件の不確かさ

三次元出力分布，三次元燃焼度分

・炉心燃焼計算の不確かさから生じる炉心条 布に不確かさが生じている
件の不確かさに由来する不確かさ
3.3

これらについては，γスキャン測

入力データ，計算条件等に由来する不確かさ 定結果，照射後試験の燃焼度測定
・原子炉圧力，入口エンタルピ，炉心流量等 により不確かさを把握し，反応度のパラメータの入力データと実機との相 係数への影響を評価している違に由来する不確かさ

3.4

下流側コードへのデータ受渡しの方法論・モ 動的ボイド係数の大きいサイクル
デルに由来する不確かさ

末期を選定している(*)

・平衡サイクル早期及び末期等の特定の炉心 HBB/UB や１ヶ月運転期間変動等，状態の選定に由来する設計想定炉心の代 包絡的な炉心条件を考慮している
表性にかかわる不確かさ
3.5

その他の不確かさ

γスキャン測定，燃焼度測定によ・妥当性確認に用いる実験データの不確かさ る実験データの不確かさは小さいので無視する3-5-12

(*)起動時等にキセノンの蓄積が少ない場合は，制御棒が多く挿入され，動的ボイド係数の絶対値が増加する。サイクル末期の動的ボイド係数の絶対値はサイクル初期より大きく，サイクル初期の起動時に制御棒が多く挿入された場合の動的ボイド係数の絶対値を制御棒密度を変えた感度解析により評価すると，サイクル末期の絶対値に包含される程度となる。仮に，サイクル初期の起動時において，サイクル末期の動的ボイド
係数の絶対値の範囲を超えたとしても，その他の不確かさ要因として考慮できる程度である。
補足表-4 の 3.2，3.3 において，γスキャン測定結果よりノード出力の平均二乗誤差（RMS）で程度あり，照射後試験の燃焼度測定との比較で相対偏差（1σ）で程度ある。これらの不確かさは大部分ばらつきの成分であるので，炉心平均のボイド係数，
ドップラ係数への影響はノード間の影響が相殺され大きくないと考えられるが，ここでは軸方向の出力分布が程度ずれた場合と，燃焼度が一律ずれた場合の反応度係数の解析結果に基づき，以下の反応度係数の不確かさを考慮する。
補足表-5 三次元出力分布，三次元燃焼度分布に由来した三次元炉心計算の不確かさ
ボイド係数

ドップラ係数

三次元炉心計算の不確かさ
一方，補足表-4 の 3.4 に記載のように，取替炉心設計段階における不確かさとして，
運転期間，燃料装荷位置，制御棒挿入位置の変動に由来した不確かさを考慮する必要がある。
運転期間については，13 ヶ月運転の平衡炉心の反応度係数を基準に，±1 ヶ月程度変動させた平衡炉心における反応度係数を評価し，変動の影響を評価した。
燃料装荷位置については，炉心の熱的制限値を満足する範囲で，特定のサイクルの燃料の装荷位置の集合体燃焼度を，炉心の内側から燃焼度の大きい燃料を配置した平衡炉
心と，炉心の外側から燃焼度の大きい燃料を配置した場合の平衡炉心における反応度係数を評価し，変動の影響を評価した。
制御棒挿入位置については，サイクルを通じて制御棒を深めに挿入して運転した平衡
炉心と，制御棒を浅めに挿入して運転した平衡炉心における反応度係数を評価し，変動の影響を評価した。
これらより，以下の反応度係数の不確かさを考慮する。
補足表-6 取替炉心の詳細設計段階における不確かさ
ボイド係数

ドップラ係数

詳細設計段階の不確かさの影響
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3-5-13

[4]ＲＥＤＹコードの反応度係数の不確かさ
ＲＥＤＹコードのボイド係数の不確かさ，ドップラ係数の不確かさについては，炉心一点近似モデルに由来した不確かさが挙げられるが，個々の不確かさ要因に分解するのではなく，静的な三次元沸騰水型原子炉模擬計算コードによるボイド係数，ドップラ係数と直接比較することにより，全体の不確かさを一括して評価する。
なお，静的な三次元沸騰水型原子炉模擬計算コードによる反応度係数の評価には，事象進展に伴う炉心状態変化に起因した不確かさが含まれていると考えられる。
そこで，サブ時間領域１については出力ピークまで圧力摂動の幅を増加させ，サブ時
間領域２及びサブ時間領域３については別の時刻の異なる炉心状態で，ボイド係数を評価したところ程度の変化に留まり，表 5-2 の感度解析で考慮したの不確かさに対して問題ないことを確認した。この影響は，「その他の要因に対する安全余裕」の中で考慮する。
以上をまとめると，平衡炉心末期の動的ボイド係数，動的ドップラ係数の不確かさは，
以下のようになる。
補足表-7 平衡炉心末期の動的ボイド係数の不確かさ
不確かさの主要因

不確かさ[1] 燃料集合体計算より上流側で生じる不確かさ[2] 燃料集合体計算に由来する不確かさ[3] 三次元炉心計算に由来する不確かさ[3] 取替炉心の詳細設計段階の不確かさ
その他の要因に対する安全余裕
合計

補足表-8 平衡炉心末期の動的ドップラ係数の不確かさ
不確かさの主要因

不確かさ[1] 燃料集合体計算より上流側で生じる不確かさ[2] 燃料集合体計算に由来する不確かさ[3] 三次元炉心計算に由来する不確かさ[3] 取替炉心の詳細設計段階の不確かさ
その他の要因に対する安全余裕
合計

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3-5-14

以上より，平衡炉心末期の反応度係数の不確かさは，以下のようになる。
補足表-9 平衡炉心末期の動的反応度係数の不確かさ（まとめ）
不確かさの要因

動的ボイド係数動的ドップラ係数

原子炉停止機能喪失事象解析での不確かさ（合計）

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3-5-15

添付６ ボロン反応度添加率について
１．ほう酸水拡散モデルの妥当性確認において参照した試験について

炉心を一点近似で模擬しているＲＥＤＹコードでは，下式のようにボロン反応度は有
効炉心内のボロン濃度に比例し，ベッセル内にゆっくりと蓄積され一様に混合すると仮定している。

 ⊿ K Bhot ⊿K B = C B  
 C B hot 

⊿K B
CB

：ボロン反応度⊿K B-hot
C B-hot：高温停止に必要なボロン反応度

 ⊿ K B  hot  C B  hot ：炉心内ボロン濃度：高温停止に必要なボロン濃度：ボロン反応度添加率

制御棒挿入失敗を仮定した本事象では，徐々に注入されるボロンが格納容器の評価指標に与える影響を評価することが目的であり，数十分の長時間解析であることからしても，ボイドが発生する炉心内でもボロンが一様に混合すると仮定し，ボロン濃度の変化からボロン反応度を求めていることは妥当であると考える。

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3-6-1一方，実機を考えると，原子炉の発熱によって炉心内でボイド（蒸気）が発生するが，反応度に寄与するのは，有効炉心内に存在するボロン量である。この観点から，前述の試験もＲＥＤＹコードのモデルも「有効炉心内のボロン濃度変化」に着目している。
ただし，前述の試験には核的な検討は含んでいない。このため，前述のボロン反応度
添加率に与えるボイドの核的影響と不確かさについては，次章で説明する。
なお， 高温停止に必要なボロン反応度は，三次元沸騰水型原子炉模擬計算コード（ＬＯＧＯＳ）により，高温待機時の過剰反応度を打ち消すための反応度として求めている。高温停止に必要なボロン濃度は，高温停止に必要なボロン反応度を投入するのに必要なボロン濃度である。前述の仮定をもとに高温停止に必要なボロン濃度とボロン反応度を使用してＲＥＤＹコードによる評価を実施している。
２．ボイドがボロン反応度添加率に与える核的影響評価
前節のボロン反応度添加率（⊿K B−hot⁄CB−hot）については，ボイド発生に伴う中性子スペクトル変化による影響を受ける可能性があるので，以下で検討する。
ここでは，ＡＢＷＲの９×９（Ａ型）ウラン燃料を対象として，ボイド率を 0%,40%,70%と変え，ボロンを注入した場合の無限増倍率を評価し，ボイドがボロン反応度添加率に与える核的影響を調べた。
燃料集合体核特性評価の評価条件は以下のとおりである。
対象領域：９×９（Ａ型）ウラン低Ｇｄ燃料の中央部領域（軸方向 9～15 ノード）
ただし，ノードは，燃料有効長を 24 分割し燃料下端から数えた値で，燃料集合体と燃料集合体間の水領域を含む領域

解析コード：単位燃料集合体核特性計算コード(TGBLA)

炉心状態：高温待機時燃焼度：サイクル末期相当（９×９（Ａ型）ウラン燃料 25GWd/st）

履歴ボイド率：40%（BWR 炉心の代表的な値）

ボロン濃度：0, 300, 600ppm（水に含まれるボロン濃度）

評価の結果，対象領域の体積平均のボロン濃度と無限増倍率の関係は図１のようになった。対象領域の体積平均のボロン濃度は，ボイド率 0%の場合は 0, 300, 600ppm であり，ボイド率 40%，70%の場合は水の量が減少しているので，対象領域の体積平均のボロン濃度が減少している。

3-6-2

図１

無限増倍率のボロン濃度依存性

上図より，ボイド率によらず傾きはほとんど変わらない結果となった。
図 1 より，
ボロン濃度が 0 と 300ppm(無限増倍率の２次内挿値)の無限増倍率の差より，
ボロン反応度添加率[⊿k/ppm]を求めると，表１のようになる。
表１

ボロン反応度添加率のボイド率依存性
0-300ppm の傾き

0-600ppm の傾き

ボイド率[%]
ボロン反応度添加率[%⊿k/ppm]
表１より，0-300ppm のボロン濃度のボロン反応度添加率はボイド率によらずほとんど変わらないことがわかる。
したがって，ボイドが発生した場合のボロン反応度添加率に，高温待機時のボイド率0%のボロン反応度添加率を用いるＲＥＤＹのモデルには問題ないと考える。

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3-6-3

３．ボロン反応度添加率に与える不確かさ
図１と表 1 は代表領域の燃料集合体計算による評価結果であるが，炉心計算においても，ボロン反応度添加率はボイド率の違いにはほとんど影響されないものと考えられる。
一方，三次元沸騰水型原子炉模擬計算コード（ＬＯＧＯＳ）によるボロン反応度添加率（⊿k/ppm）は，高温待機時において，ボロンなしの場合と 600ppm の場合の実効増倍率の差を 600 で除すことにより求めている。高温停止に必要なボロン濃度は 600ppm より小さいので，ボロン反応度添加率は若干保守側の設定となっている。
以上より，ボロン反応度添加率にはボイド率の違いによる影響はほとんど見られず，
ＬＯＧＯＳによるボロン反応度添加率は若干保守側の設定となっていることが確認できた。
なお，実際の炉心では，炉心流量は炉心上部に移行するに従い，炉心で発生する熱により水が蒸気に変わり，ボロンが濃縮され，水中のボロン濃度が高くなる効果が考えられるので，表１の評価値自体も保守性を有している。
４．その他
以上，ボロン反応度添加率について補足説明したが，ボロン反応度の不確かさに関しては，これ以外に下記のことがいえる。
・5.1.2 の感度解析において，高温停止に必要なボロン反応度について 3%⊿ｋの不確かさを考慮した場合でも，格納容器圧力へ与える影響は＋0.04MPa，格納容器のプール水温度への影響は高々+7℃であり，影響は小さいことを確認している。
なお，ボロン反応度の不確かさに直接係わる事項ではないが,評価指標である格納容器温度圧力と格納容器プール水の温度に係わる事項として，下記事項についても留意しておく必要がある。
・格納容器の判断基準は，それぞれ 0.62MPa[gage]と 200℃であるが，これに対して申請解析による最大値は 0.19MPa[gage]と 113℃と小さく，どちらも判断基準に対して十分な裕度がある。
・格納容器モデルは 3.3(13)に示したように，「格納容器内の空間部の温度は，保守的に常にプール水温度と同じとする」などの非常に保守的な仮定を設けており，評価結果を厳しくしている。

3-6-4

添付７ 最適評価コードによる解析結果との全体的挙動比較
プラントの全体的挙動については，本資料の 4 章「妥当性確認」で実機試験結果との比較を実施しているが，原子炉スクラム失敗を仮定した主蒸気隔離弁の誤閉止では，より広い適用範囲（高出力かつ低炉心流量状態，スクラムが生じない給水加熱喪失状態，
ほう酸水の注入による出力抑制事象等）での解析が必要とされる。さらに，原子炉スク
ラム失敗を仮定した主蒸気隔離弁の誤閉止では，ＲＥＤＹコードでは模擬されない核熱
水力不安定事象（中性子束振動現象），高出力バンドルのリウェット現象がプラントにフィードバックされる影響も生じ得る可能性がある。
以上より，他のコードでの解析結果を参照し，プラント挙動に大きな差異がないことを確認するという目的で，原子炉の熱水力挙動を評価する多次元２流体モデル及び炉心の中性子動特性を評価する三次元中性子動特性モデルを使用し，米国において運転時の異常な過渡変化評価や原子炉スクラム失敗事象評価，安定性評価での適用実績がある（各ＬＴＲ（Licensing Topical Report）に対してＮＲＣの承認が得られている）ＴＲ
ＡＣコードを用い，本事故シーケンスにおける原子炉スクラム失敗事象でのプラント全体的挙動をＲＥＤＹコードのものと比較する。両解析コードによる共通解析条件を表１
に示す。

3-7-1

表１

ＲＥＤＹコード，ＴＲＡＣコードの共通解析条件（原子炉スクラム失敗を仮定した主蒸気隔離弁の誤閉止-ＡＢＷＲの例）
項

目

解析条件

原子炉熱出力3,926 MW（定格原子炉熱出力の 100％）

原子炉圧力7.07 MPa[gage]

炉心流量52.2×103 t/h（定格炉心流量の 100％）

主蒸気流量7.64×103 t/h（定格主蒸気流量の 100％）

原子炉水位

通常運転水位ＲＣＩＣ流量182 m3/h

ＨＰＣＦ流量182～727 m3/h

原子炉水位低(Ｌ3)設定点＋62 cm

原子炉水位低(Ｌ2)設定点－58 cm

原子炉水位低(Ｌ1.5)設定点－203 cm

原子炉圧力高設定点

7.48 MPa[gage]

主蒸気隔離弁閉鎖時間

3 秒

主蒸気隔離弁閉鎖特性

(

100
弁
実
効
流
路
断
面
積
1
％
0
)

逃がし安全弁設定圧力01 1.7 2

3 時間（秒）

逃がし弁機能（公称値）を使用
第1段

7.51 MPa[gage]×1 個, 363 t/h/個

第2段

7.58 MPa[gage]×1 個, 367 t/h/個

第3段

7.65 MPa[gage]×4 個, 370 t/h/個

第4段

7.72 MPa[gage]×4 個, 373 t/h/個

第5段

7.79 MPa[gage]×4 個, 377 t/h/個

第6段

7.86 MPa[gage]×4 個, 380 t/h/個

格納容器限界圧力

0.62MPa[gage]

格納容器限界温度

200℃

3-7-2

ＴＲＡＣコードと比較するＲＥＤＹコードの解析結果は，申請解析に加え，後述する理由により，“下方ピーク軸方向出力分布炉心”の場合も比較する。これらの違いを表
２に示す。
表２

ＲＥＤＹコード解析条件の比較

申請解析

下方ピーク軸方向出力分布炉心を仮定

ＲＥＤＹの軸方 設計下方ピーク

下方ピーク（*1）

向出力分布
ＲＥＤＹのボイ 設計ボイドマップ

上記の軸方向出力分布（*1）に対応した

ドマップ

ボイドマップ(*1)ＴＲＡＣコードによる原子炉スクラム失敗を仮定した主蒸気隔離弁の誤閉止事象の解析結果で，給水加熱喪失が生じている時の代表的な下方ピーク
軸方向出力分布。
両解析コードによる比較図を図１（短時間領域）と図２（長時間領域）及び評価指標との比較結果を表３に示す。
(1) 短時間領域での考察
短時間領域では，図１に示す様に，ＲＥＤＹコードによる申請解析結果（左側の図）をＴＲＡＣコードの解析結果(右側の図)と比較すると，全体的な挙動は良く一致している。特に，評価指標の一つである燃料被覆管温度が厳しくなる約 70 秒から約 200 秒では，炉心流量はほぼ同一となっており，給水加熱喪失に伴って変化する中性子束の増加
傾向，それが高い値で平衡する傾向なども類似の挙動を示している。ただし，平衡時の値はＲＥＤＹコードの方が若干高めであり，“炉心の核熱水力モデルの相違”に起因しているものと推定される。このため，表３に示したように，燃料被覆管温度はＴＲＡＣ
コードでの解析結果 550℃に対し，
ＲＥＤＹコードでは 1060℃と高めに評価されている。
また，他の３つの評価パラメータ最大値も同様にＲＥＤＹコードの方が大きい。
上述に推定した，ＲＥＤＹコード（炉心一点近似）とＴＲＡＣコード（炉心三次元）の“炉心の核熱水力モデルの相違”について確認するためにＲＥＤＹコードで “下方ピーク軸方向出力分布炉心”を仮定した場合の結果を図１に併記した（図２及び表３にも併せて記載）。これによると，評価指標の一つである燃料被覆管温度が厳しくなる約
150 秒前後の原子炉出力は，図１(1)の中性子束変化図（中央の図）に示したように申請
解析結果（左側の図）より約 10％低くなっており，ＴＲＡＣコードの解析結果（右側の図）に近くなっている。また，この時の燃料被覆管温度は表３に示したように，970℃と小さくなる結果が得られている。以上より，“炉心の核熱水力モデル”の差がＲＥＤ
ＹコードとＴＲＡＣコードとの結果に与える一要因であることがＲＥＤＹコードでの解析結果から確認できる。

3-7-3

なお，ＴＲＡＣコードでは約 70 秒から約 200 秒の注目すべき期間で，物理現象のランクをＭとした三次元効果（中性子束振動現象）が見られる。これに対し，ＲＥＤＹコードの解析では振動現象は見られず，ＲＥＤＹコードの軸方向出力分布のみ下方ピークを仮定した場合の解析（中央の図）で多少顕著に見られる中性子束振動も，逃がし安全弁の開閉に起因した中性子束変動である。これは，ＲＥＤＹコードでは，炉心を一点近似の集中定数系のモデルで模擬していることから，炉心内での局所的挙動を考慮する必要のあるチャンネル安定性を含んでいる炉心安定性を模擬するのが困難なためである。
しかしながら，ＴＲＡＣコードの解析結果では，中性子束振動により燃料被覆管温度も振動しているものの，その最大値はむしろＲＥＤＹコードの解析結果より十分小さくなっている。さらに，前述の逃がし安全弁の開閉に起因する中性子束振動現象と三次元効果による中性子束振動現象の影響で上昇する燃料被覆管温度分を,ＳＣＡＴコードによる核沸騰状態における燃料被覆管温度に加算したとしても,判断基準を下回る結果となっている。
(2) 長時間領域での考察
長時間領域では，図２に示すように，13 分以降の自然循環流量に違いが見られるが，駆動源の一つである原子炉水位の変化もほぼ合っていることから，この数パーセントの自然循環流量の差は，炉心の核熱水力モデルの相違に起因しているものと推定される。
しかしながら，ＲＥＤＹコードでは，自然循環流量が大きいことで，中性子束が高めの値に維持され，評価指標である格納容器の圧力やプール水温度に対する評価結果を厳しくしている。なお，格納容器圧力や格納容器のプール水温度といったパラメータの増加は類似の挙動を示している。

3-7-4

ＲＥＤＹコードＲＥＤＹコード（申請解析）（下方ピーク軸方向出力分布炉心を仮定）

ＴＲＡＣコード

150

1

1. 中性子束（％）
2. 炉心流量（％）

1

100

1
1

2

50

2

2

0
0

50

100

150

200

事 故 後 の 時 間（ｓ）

3-7-5
150
1. 原子炉蒸気流量（％）
2. 給水流量（％）

100

1

1

2
2

50
1
2

0
0

50

100
事 故 後 の 時 間（ｓ）

図 １ (1) 原 子 炉 ス ク ラ ム 失 敗 を 仮 定 し た 主 蒸 気 隔 離 弁 の 誤 閉 止 の 解 析 結 果 比 較 （ 短 時 間 領 域 ）

150

200

ＲＥＤＹコードＲＥＤＹコード

ＴＲＡＣコード（申請解析）（下方ピーク軸方向出力分布炉心を仮定）
200
1. 原子炉圧力変化（×0.01MPa）
2. 原子炉水位（シュラウド外水位）変化（×5cm）
3. 逃がし安全弁流量（％）
1

100
3

1

1

3

3

2

0
2

2

有 効 燃 料 棒 頂 部
有 効 燃 料 棒 頂 部

-100
0

50

100

150

200

事 故 後 の 時 間（ｓ）

3-7-6

ＳＣＡＴコードによる解析結果

ＳＣＡＴコードによる解析結果

ＴＲＡＣコードによる解析結果
1400

1200
燃
料

1000

被
覆
管

800

600

温
度

400

（℃）

200

0
0

100

200
事 故 後 の 時 間（ｓ）

図 １ (2) 原 子 炉 ス ク ラ ム 失 敗 を 仮 定 し た 主 蒸 気 隔 離 弁 の 誤 閉 止 の 解 析 結 果 比 較 （ 短 時 間 領 域 ）300

ＲＥＤＹコードＲＥＤＹコード（申請解析）（下方ピーク軸方向出力分布炉心を仮定）

ＴＲＡＣコード150
1. 中性子束（％）

100

1

50

1

0
0

10

20

30

40

事 故 後 の 時 間（ｍ）

3-7-7
150
1. 炉心流量（％）

100

1

50

1

0
0

10

20
事 故 後 の 時 間（ｍ）

図 ２ (1)原 子 炉 ス ク ラ ム 失 敗 を 仮 定 し た 主 蒸 気 隔 離 弁 の 誤 閉 止 の 解 析 結 果 比 較 （ 長 時 間 領 域 ）3040

ＲＥＤＹコードＲＥＤＹコード（申請解析）（下方ピーク軸方向出力分布炉心を仮定）

ＴＲＡＣコード150
1. 原子炉蒸気流量（％）
2. 給水流量（％）

100
1

1

50
2

2
1

1
2

0
0

10

20

30

40

事 故 後 の 時 間（ｍ）

3-7-8
200
1. 原子炉圧力変化（×0.01MPa）
2. 原子炉水位（シュラウド外水位）変化（×5cm）

100

1

0

有 効 燃 料 棒 頂 部

1

1

2

2

2

-100
0

10

20
事 故 後 の 時 間（ｍ）

図 ２ (2) 原 子 炉 ス ク ラ ム 失 敗 を 仮 定 し た 主 蒸 気 隔 離 弁 の 誤 閉 止 の 解 析 結 果 比 較 （ 長 時 間 領 域 ）3040

ＲＥＤＹコードＲＥＤＹコード

ＴＲＡＣコード（申請解析）（下方ピーク軸方向出力分布炉心を仮定）
150
1. サプレッション・チェンバ プール水温度（℃）
2. 格納容器圧力（×0.005MPa）

1

100

1

50
2

2

0
0

10

20

30

事 故 後 の 時 間（ｍ）

3-7-9

図 ２ (3)原 子 炉 ス ク ラ ム 失 敗 を 仮 定 し た 主 蒸 気 隔 離 弁 の 誤 閉 止 の 解 析 結 果 比 較 （ 長 時 間 領 域 ）表３

ＡＢＷＲを例とした解析結果の比較

評価指標

ＲＥＤＹコード

ＲＥＤＹコード

ＴＲＡＣコード（申請解析）（下方ピーク軸方向出力分布

解析結果

炉心を仮定）

原子炉圧力10.34MPa[gage]

9.08

8.94

8.53

燃料被覆管温度

1200℃

1060

970

550

格納容器圧力

0.62MPa[gage]

0.19

0.19

0.14

200℃

113

114

103

格納容器のプール水温度（注）燃料被覆管温度を求めるＳＣＡＴコードでは，中央ピークとしている。

40

添付７補足ＴＲＡＣコードによる三次元核熱結合不安定の影響評価に
ついて

１．目的
「 原 子 炉 ス ク ラ ム 失 敗 を 仮 定 し た 主 蒸 気 隔 離 弁 の 誤 閉 止 」事 象 に お け る 三 次
元 核 熱 結 合 不 安 定 に よ る 出 力 振 動 の 影 響 を 確 認 す る た め ，Ｔ Ｒ Ａ Ｃ コ ー ド に よる 参 考 解 析 を 実 施 し て い る 。し か し な が ら ，本 参 考 解 析 で は ，給 水 加 熱 喪 失 後の 炉 出 力 解 析 結 果 が Ｒ Ｅ Ｄ Ｙ コ ー ド の 解 析 結 果 よ り 低 め に 推 移 し て い る 。こ のた め ，Ｔ Ｒ Ａ Ｃ コ ー ド に よ る 参 考 解 析 に お い て ，給 水 加 熱 喪 失 後 の 出 力 上 昇 を
Ｒ Ｅ Ｄ Ｙ コ ー ド と 同 程 度 に な る よ う に 調 整 し た 感 度 解 析 を 実 施 し ，逃 が し 安 全
弁 閉 に よ る 出 力 上 昇 に 加 え ，三 次 元 核 熱 結 合 不 安 定 に よ る 出 力 振 動（ 上 昇 ）が重畳した場合の燃料被覆管温度の上昇幅を検討した。
２．感度解析条件
Ｔ Ｒ Ａ Ｃ コ ー ド に よ る 解 析 に お い て ，給 水 加 熱 喪 失 後 の 出 力 上 昇 を Ｒ Ｅ Ｄ Ｙ
コードと同程度になるように解析条件を設定する方法としては以下が考えられる。
（ １ ）初 期 炉 心 流 量 を 流 量 制 御 幅 下 限 よ り 更 に 低 流 量 側 に シ フ ト さ せ ，再 循
環ポンプトリップ後の出力を全体的に高めに推移させる。
（ ２ ）ボ イ ド ／ ド ッ プ ラ 反 応 度 係 数 を 調 整 し ，給 水 加 熱 喪 失 後 の 正 の 反 応 度
投入量を大きくすることにより，出力上昇量を高めにする。
（ ３ ）給 水 温 度 低 下 幅 を よ り 大 き く し ，給 水 加 熱 喪 失 後 の 炉 心 入 口 サ ブ ク ー
リ ン グ の 増 加 量 を 大 き く す る 。こ れ に よ り ，給 水 加 熱 喪 失 後 の 正 の 反
応度投入量を大きくし，出力上昇量を高めにする。
上記のうち（２）の場合，整定出力をＲＥＤＹコードと同程度とするため，
ボ イ ド 反 応 度 係 数 の 絶 対 値 を ノ ミ ナ ル よ り 大 き め に 設 定 す る こ と に な る 。こ のと き ，三 次 元 核 熱 結 合 不 安 定 に よ る 出 力 振 動 発 生 時 の ボ イ ド フ ィ ー ド バ ッ ク の影響が過度に保守側に評価される可能性がある。
ま た ，（ ３ ） の 場 合 ， 給 水 加 熱 喪 失 時 の 給 水 温 度 低 下 を 想 定 し 得 る 温 度 よ り
更 に 低 め に 設 定 す る こ と に な る 。こ の た め ，給 水 加 熱 喪 失 後 の 炉 心 軸 方 向 出 力
分 布 が ノ ミ ナ ル よ り 更 に 下 方 ピ ー ク と な り ，三 次 元 核 熱 結 合 不 安 定 及 び 燃 料 被覆管温度の評価に影響する可能性がある。

3-7-10一 方 ，（ １ ） の 場 合 ， 炉 心 反 応 度 係 数 及 び 給 水 温 度 低 下 は ノ ミ ナ ル の ま ま とし ，他 の 手 法 と 同 様 に 整 定 出 力 及 び 炉 心 ボ イ ド 率 は Ｒ Ｅ Ｄ Ｙ コ ー ド と 同 程 度 とす る こ と が で き る 。し た が っ て ，Ｒ Ｅ Ｄ Ｙ コ ー ド の 整 定 出 力 に 合 わ せ る こ と 以
外 の 要 素 を 極 力 取 り 除 く た め ，初 期 炉 心 流 量 を 流 量 制 御 幅 下 限 よ り 更 に 低 流 量側にシフトさせた運転点から解析する方法を採用し，感度解析を実施した。
な お ，こ の 初 期 運 転 点 は ，あ く ま で も 意 図 的 に 整 定 出 力 を 高 め る た め に 設 定
した仮の運転点である。
３．解析結果表１に解析結果を，下記図に解析結果の比較を示す。
図１

Ｒ Ｅ Ｄ Ｙ /Ｓ Ｃ Ａ Ｔ コ ー ド （ 申 請 解 析 ）図２

ＴＲＡＣコード（ベースケース解析）

図３

ＴＲＡＣコード（意図的に整定出力を高めた解析）

ここで，図１と図２の初期運転点は定格出力／定格炉心流量である。
図 ２ と 図 ３ の Ｔ Ｒ Ａ Ｃ コ ー ド に よ る 解 析 結 果 で は ，図 １ の Ｒ Ｅ Ｄ Ｙ コ ー ド の解 析 結 果 に は 見 ら れ な い 核 熱 不 安 定 に よ る 出 力 振 動 が ，逃 が し 安 全 弁 閉 に よ る
出 力 上 昇 と 重 畳 し て 模 擬 さ れ て い る 。一 般 に 低 炉 心 流 量 か つ 高 出 力 運 転 点 の 方が 核 熱 不 安 定 に 対 す る 余 裕 が 小 さ く な る こ と が 知 ら れ て お り ，図 ２ の Ｔ Ｒ Ａ Ｃ
コ ー ド に よ る 解 析 結 果（ ベ ー ス ケ ー ス 解 析 ）に 比 べ ，図 ３ に 示 す Ｔ Ｒ Ａ Ｃ コ ー
ド に よ る 解 析 結 果（ 意 図 的 に 整 定 出 力 を 高 め た 解 析 ）の 方 が 出 力 の 振 動 幅 は 大
き く な っ て い る 。し か し な が ら ，整 定 出 力 レ ベ ル を Ｒ Ｅ Ｄ Ｙ コ ー ド の 解 析 結 果に 合 わ せ た Ｔ Ｒ Ａ Ｃ コ ー ド に よ る 解 析（ 図 ３ ）に お い て も ，燃 料 被 覆 管 温 度 の
最 大 値 は 620℃ 程 度 で ， Ｒ Ｅ Ｄ Ｙ /Ｓ Ｃ Ａ Ｔ コ ー ド に よ る 燃 料 被 覆 管 温 度 の 最
大 値 を 下 回 る 結 果 と な っ て い る （ 表 １ 参 照 ）。
な お ，図 ３ に お い て 約 190 秒 付 近 で 燃 料 被 覆 管 温 度 が 近 傍 の ピ ー ク 値 に 比 べ
高 く な っ て い る 。図 ４ に 示 す よ う に ，逃 が し 安 全 弁 閉 に よ る 圧 力 上 昇 と 核 熱 不安定による出力上昇のタイミングが比較的一致しているためと考えられるが，こ の 場 合 に お い て も 燃 料 被 覆 管 温 度 の 更 な る 上 昇 は 80℃ 程 度 に 留 ま る 。 こ れ
は 数 百 ℃ の 燃 料 被 覆 管 温 度 の 上 昇 は ，沸 騰 遷 移 の 発 生 に よ る 燃 料 被 覆 管 と 原 子
炉 冷 却 材 間 の 熱 伝 達 の 低 下 に よ る も の で あ り ，逃 が し 安 全 弁 閉 に 伴 い 沸 騰 遷 移が 発 生 し た 状 態（ 熱 伝 達 係 数 が 低 下 し た 状 態 ）か ら 核 熱 不 安 定 に よ る 出 力 振 動に よ り 再 度 出 力 が 上 昇 し た と し て も ，熱 伝 達 状 態 の 変 化 は な く ，熱 流 束 の 上 昇
も短時間で限定的であるためである。

3-7-11

以 上 よ り ，参 考 解 析 の 位 置 づ け で は あ る が Ｔ Ｒ Ａ Ｃ コ ー ド を 用 い て 逃 が し 安
全 弁 閉 に よ る 出 力 上 昇 と ，三 次 元 核 熱 結 合 不 安 定 に よ る 出 力 振 動 が 重 畳 し た 事
象 が 発 生 し た 場 合 の 影 響 を 検 討 し た 結 果 ，逃 が し 安 全 弁 閉 に よ る 出 力 上 昇 に 加
え ，三 次 元 核 熱 結 合 不 安 定 に よ る 出 力 振 動（ 上 昇 ）が 重 畳 し た 場 合 の 燃 料 被 覆
管 温 度 の 上 昇 幅 は 数 十 ℃ 程 度 で あ る と 推 定 さ れ る 。 し た が っ て ， Ｒ Ｅ Ｄ Ｙ /Ｓ
ＣＡＴコードによる評価において核熱不安定による出力振動の影響を考慮しても燃料被覆管温度は判断基準を満足すると考えられる。

3-7-12

表１ 感度解析結果のサマリ
Ｒ Ｅ Ｄ Ｙ /Ｓ Ｃ Ａ
項目
燃料被覆管
温度

ＴＲＡＣコード

ＴＲＡＣコード

Ｔコード（申請解 （ベースケース解 （意図的に整定出析）析）

力を高めた解析）

約 1060℃

約 550℃

約 620℃

3-7-13

判断基準

1200℃

200

150

1

1

1

1. 中性子束（％）
2. 炉心流量（％）

1. 中性子束（％）
2. 炉心流量（％）

150
1

100

1
1
1

1

100
2

50

2

1

50
2

2

2

0

2

0
0

50

100

150

0

200

50

100

事 故 後 の 時 間（ｓ）

150

200

事 故 後 の 時 間（ｓ）
1400

1200

3-7-14

燃
料

1000

被
800

覆

管

600

温
度

400

（℃）

200

0
0

100

200

300

事 故 後 の 時 間（ｓ）

図１ ＲＥＤＹ／ＳＣＡＴコード

図２ ＴＲＡＣコード

図３ ＴＲＡＣコード（申請解析）（ベースケース）（意図的に整定出力を高めた解析）

300

700

250

1

1. 燃料被覆管温度(℃)
2. 原子炉圧力変化(×0.02MPa)
3. バンドル出力 (%)

600
200

150

500
2

2

3

3

1

100
2

400

50

燃料被覆管温度（℃）

原子炉圧力変化（×0.02MPa）

バンドル出力（％）

1

3

0

300
170

180

190

200

210

事 故 後 の 時 間（ｓ）

図４ バンドル出力，原子炉圧力，及び燃料被覆管温度の時間変化（ＴＲＡＣ解析）

3-7-15

付録
参考に，ＴＲＡＣコードによる解析（意図的に整定出力を高めた解析）において逃がし
安全弁閉のタイミングを調整し，三次元核熱不安定による出力振動に伴う出力上昇のタイ
ミングと，逃がし安全弁閉による圧力上昇のタイミングを合わせた解析を実施し（付録図１参照），解析結果とＲＥＤＹ解析の中性子束，炉心入口流量を比較し，出力振動が大きくなる時間領域についてＴＲＡＣコードの挙動（中性子束及びバンドル入口流量）を，初期運転点を 100%出力/90%炉心流量としたＲＥＤＹ解析（低流量解析）に反映してＳＣＡＴ
解析を実施した。低流量解析をベースにしたのは，低流量の方が三次元核熱結合不安定に対する余裕が小さくなるためである。なお，ＴＲＡＣコードによる出力振動はＲＥＤＹコードに対して上下しているが，本解析では保守的に出力が上昇する側の変動のみを重ね合わせた（付録図２参照）。なお，ＴＲＡＣコードによる出力振動は，２～３秒間隔である
ことから，0.5 秒ごとにタイミングをずらした感度解析も合わせて実施した。
付録表１，２に示すように，出力振動に伴う出力上昇と逃がし安全弁閉による圧力上昇
を重畳させたＴＲＡＣコードによる解析結果をＲＥＤＹコードの解析結果に反映して作成したデータを使用したＳＣＡＴコードによる解析では，ＲＥＤＹ/ＳＣＡＴコードの解析結果（低流量解析）に比べ最大で 70℃程度高い結果となる。

3-7-16

300

100

200

80

中性子束（％）

2

100

60

原子炉圧力（×0.01MPa）

1. 中性子束
2. 原子炉圧力変化

1

0

40
50

100

150

事 故 後 の 時 間（ｓ）

付録図１ 中性子束と原子炉圧力の時間変化（出力振動に伴う出力上昇と逃がし安全弁による圧力上昇のタイミングを合わせたＴＲＡＣ解析）

付録図２ ＲＥＤＹコードにＴＲＡＣコードの出力振動を重畳させた中性子束（ＳＣＡＴ 感度解析用の入力として使用）

3-7-17

付録表１ 解析結果サマリ
ＲＥＤＹ／ＳＣＡＴコード
項目（出力振動に伴う出力上昇と逃がし安全弁による圧力上昇を重畳させたＴＲＡＣ解析の結果をＲＥＤＹデータに反映した解析結果との比較：ベースケース）

燃料被覆管温度の上昇
幅の変化

約 20℃

付録表２ 感度解析結果サマリ
ＲＥＤＹ／ＳＣＡＴコード
項目（ＲＥＤＹデータに反映させるＴＲＡＣ解析のタイミ
ングをずらした感度解析結果）
約 70℃（0.5 秒ずらした解析）

燃料被覆管温度の上昇幅の変化

約 30℃（1.0 秒ずらした解析）
約 30℃（1.5 秒ずらした解析）
約 60℃（2.0 秒ずらした解析）
約 50℃（2.5 秒ずらした解析）

3-7-18

Rev.15

第４部 ＳＣＡＴ目次

Ｓ Ｃ Ａ Ｔ

1. はじめに ................................................................. 4-1
2. 重要現象の特定 ........................................................... 4-2
2.1 事故シーケンスと評価指標............................................... 4-2
2.2 ランクの定義 .......................................................... 4-2
2.3 物理現象に対するランク付け............................................. 4-4
3. 解析モデルについて....................................................... 4-14
3.1 コード概要 ........................................................... 4-14
3.2 重要現象に対する解析モデル............................................ 4-15
3.3 解析モデル ........................................................... 4-16
3.4 入出力 ............................................................... 4-35
4. 妥当性確認 .............................................................. 4-37
4.1 重要現象に対する妥当性確認方法........................................ 4-37
4.2 ＡＴＬＡＳ試験 ....................................................... 4-39
4.3 ＮＵＰＥＣ ＢＷＲ燃料集合体熱水力試験 ................................. 4-51
4.4 実機解析への適用性.................................................... 4-63
5. 有効性評価への適用性..................................................... 4-64
5.1 不確かさの取り扱いについて（評価指標の観点） .......................... 4-64
5.2 不確かさの取り扱いについて（運転員操作の観点） ........................ 4-66
6. 参考文献 ................................................................ 4-67
添付 1 入力項目リスト ..................................................... 4-1-1
添付 2 ボイドモデル，サブクールボイドモデル，圧力損失モデルの適切性 ....... 4-2-1
添付 3 沸騰遷移後の被覆管表面熱伝達モデルの適用性 ......................... 4-3-1
添付 4 リウェットモデルの適用性 ........................................... 4-4-1
添付 5 ９×９燃料（Ａ型）部分長燃料棒を考慮した評価の適用性 ............... 4-5-1
添付 6 有効性評価における９×９燃料（Ａ型）の代表性 ....................... 4-6-1

1. はじめに本資料は，炉心損傷防止に関する重大事故対策の有効性評価（以下，「有効性評価」と称す。
）に適用するコードのうち，ＳＣＡＴコード（SCAT Ver.3）について，・有効性評価において重要となる現象の特定・解析モデル及び入出力に関する説明
・妥当性確認・有効性評価への適用性に関してまとめたものである。
なお，ＲＥＤＹコードの計算結果をインプットとする必要があるが，このＲＥＤＹコードに対する説明は別資料（第３部ＲＥＤＹ）にて行う。
また，本資料で引用している最適評価コードはＴＲＡＣコード（TRACG Ver.5）である。

4-1

2. 重要現象の特定
2.1 事故シーケンスと評価指標
ＳＣＡＴコードが適用される炉心損傷防止対策における事故シーケンスグループである
原子炉停止機能喪失は，運転時の異常な過渡変化の発生時において原子炉のスクラム失敗を想定する事象であり，事故シーケンスとして主蒸気隔離弁の誤閉止＋原子炉停止機能喪失が選定されている。
主蒸気隔離弁の誤閉止＋原子炉停止機能喪失の事象では，主蒸気隔離弁閉止時の原子炉
圧力上昇によるボイド減少で炉心に正の反応度が投入されることにより生じる沸騰遷移，及び給水加熱喪失の状態で出力が増加することにより生じる沸騰遷移によって燃料被覆管の温度（以下，「燃料被覆管温度」と称す。）が上昇し高温になる。それに伴い燃料被覆管の酸化量（以下，「燃料被覆管酸化量」と称す。）も増加するが，判断基準（15%以下）に十分余裕があるため，評価指標は燃料被覆管温度で代表できると考えられる。
従って，燃料被覆管温度が評価指標である。炉心損傷防止対策の有効性を確認するその他の評価指標についてはＲＥＤＹコードによる解析で確認する。

2.2 ランクの定義
本資料の本文「2. 有効性評価における物理現象の抽出」で抽出された原子炉停止機能喪
失で取り扱う物理現象について，表 2-1 の定義に従い「Ｈ」，「Ｍ」，「Ｌ」及び「Ｉ」のランクに分類し，「Ｈ」及び「Ｍ」に分類された物理現象を重要現象として抽出する。

4-2

表 2-1 ランクの定義
ランク

ランクの定義本資料での取り扱いＨ

評価指標及び運転操作に対する物理現象に対する不確かさを実験との比較影響が大きいと考えられる現象

等により求め，実機評価における評価指標及び運転操作への影響を評価する。

Ｍ

評価指標及び運転操作に対する事象推移を模擬する上で一定の役割を担う

影響が中程度と考えられる現象

が，影響が「Ｈ」に比べて顕著でない物理現象であるため，必ずしも不確かさによる実機評価における評価指標及び運転操作への影
響を評価する必要はないが，本資料では，実機評価への影響を感度解析等により評価す
るか，「Ｈ」と同様に評価することとする。

Ｌ

評価指標及び運転操作に対する事象推移を模擬するためにモデル化は必要影響が小さいと考えられる現象

であるが，評価指標及び運転操作への影響が明らかに小さい物理現象であるため，検証／
妥当性評価は記載しない。

Ｉ

評価指標及び運転操作に対し影評価指標及び運転操作へ影響を与えないか，

響を与えないか，または重要でな又は重要でない物理現象であるため，検証／い現象

妥当性評価は記載しない。

4-3

2.3 物理現象に対するランク付け
本資料の本文「2. 有効性評価における物理現象の抽出」で抽出された物理現象のうち，
2.1 節で述べた事象進展を踏まえ，2.2 節記載のランクの定義に従い，評価指標及び運転操作への影響に応じて「Ｈ」及び「Ｍ」に分類する事で物理現象の中から重要現象を特定する。この結果を表 2-2 に示す。
なお，本資料の本文「2. 有効性評価における物理現象の抽出」で抽出された物理現象は，
事故シーケンスグループに対して抽出されたものであるため，ＲＥＤＹコードの解析結果を引き継ぐ物理現象を含んでいる。そのような物理現象は，ＳＣＡＴコードで評価する事
象において考慮すべき物理現象の対象外としてＲＥＤＹコードの説明資料で示す。
以下に，物理現象ごとに考え方を示す。
(1) 核分裂出力［炉心（核）］主蒸気隔離弁の誤閉止＋原子炉停止機能喪失の事象では，核分裂出力と崩壊熱の和である原子炉出力の変化によって燃料ペレットの発熱挙動及び燃料被覆管温度挙動に影響を与える。したがって，核分裂出力は燃料被覆管温度変化に対して重要度は高いと考えられる。
なお，原子炉出力変化はＲＥＤＹコードの解析結果から引き継がれる物理現象である。
(2) 出力分布変化［炉心（核）］出力分布には，径方向出力分布及び軸方向出力分布がある。主蒸気隔離弁の誤閉止＋原子炉停止機能喪失の事象では，原子炉スクラム失敗を仮定していることから，径方向出力分布の変化は小さい。一方，給水温度の変化等から軸方向出力分布は変化する。軸方向出力分布の変化は，沸騰遷移の生じた位置の局所の出力によって燃料被覆管温度挙動に影響を与える。したがって，出力分布変化は燃料被覆管温度の変化に対して重要度は高いと考えられる。
(3) 反応度フィードバック効果［炉心（核）］（ボイド反応度（減速材密度反応度）とドップラ反応度）
主蒸気隔離弁の誤閉止＋原子炉停止機能喪失の事象では，原子炉出力がボイド・ドップ
ラ反応度フィードバック効果によって変動し，燃料ペレットの発熱挙動及び燃料被覆管温度挙動に影響を与える。したがって，ボイド・ドップラ反応度フィードバック効果は燃料
被覆管温度変化に対して重要度は高いと考えられる。なお，反応度フィードバック効果は
原子炉出力変化としてＲＥＤＹコードの解析結果から引き継がれる物理現象である。
（ボロン反応度）
事象収束に必要なほう酸水注入系の手動起動はボロン反応度の印加が出力の抑制に重要な役割を果たす。燃料被覆管温度の上昇は事象初期であり，ほう酸水注入系による出力抑4-4

制の効果が表れる段階より早いため，ボロンの反応度フィードバック効果が燃料被覆管温
度変化に与える影響はないと考えられる。
（その他）
上述以外に，反応度フィードバック効果として知られている減速材温度反応度は，起動時のボイド反応度やドップラ反応度の影響が殆どない状態では考慮する必要があるが，本事故シーケンスの様な高い出力が継続する事象では評価指標に与える重要度は低い。なお，
遅発中性子生成割合，中性子寿命と言ったパラメータは上記の反応度評価に含まれる。
(4) 制御棒反応度効果［炉心（核）］主蒸気隔離弁の誤閉止＋原子炉停止機能喪失の事象では，スクラム失敗及び代替制御棒
挿入機能が作動しないことを仮定しているため，制御棒反応度及び制御棒速度による効果
が燃料被覆管温度変化に与える影響はないと考えられる。
(5) 崩壊熱［炉心（核）］主蒸気隔離弁の誤閉止＋原子炉停止機能喪失の事象では，核分裂出力と崩壊熱の和である原子炉出力の変化による燃料ペレットの発熱挙動及び燃料被覆管温度挙動に影響を与えるが，スクラムが失敗した状態で崩壊熱は核分裂出力に比べて小さい。したがって，崩壊
熱が燃料被覆管温度変化に与える影響は殆どないと考えられる。なお，原子炉出力変化はＲＥＤＹコードの解析結果から引き継がれる物理現象である。
(6) 三次元効果［炉心（核）］中性子束振動（三次元効果）が発生すると，中性子束と冷却材流量の振動によって沸騰
遷移及びリウェットの発生に影響を与えることから，燃料被覆管温度挙動に影響を与える可能性がある。
流量振動によって沸騰遷移を発生させる試験では，流量振幅が大きくなると数秒の周期で燃料被覆管温度が鋸歯状的に上昇と降下を繰り返し，温度上昇幅は僅かであることが確認されている[1]。これは中性子束の振動周期が数秒であることに対して熱流束の時間変化が小さいためと考えられる。しかし，スクラム失敗を仮定した原子炉停止機能喪失の事象のように，原子炉出力の増加に伴い中性子束と熱流束が大きい状態で中性子束振動が発生す
ると，燃料被覆管温度の上昇幅が有意に大きくなる可能性も考えられる。したがって，三次元効果は燃料被覆管温度変化に対して重要度は中程度と考えられる。なお，原子炉出力
変化及び炉心入口流量の変化はＲＥＤＹコードの解析結果から引き継がれる物理現象である。
ここでスクラム失敗を仮定した原子炉停止機能喪失の事象において，原子炉出力の増加に伴い中性子束と熱流束が大きい状態で中性子束振動が発生しても燃料被覆管温度の上昇
4-5幅が有意に大きくならないことは，米国において中性子束振動の評価実績のあるＴＲＡＣ
コードによる参考解析結果を参照する（第３部ＲＥＤＹ添付７参照）。
(7) 燃料棒内温度変化［炉心（燃料）］燃料棒内温度変化は，燃料ペレット内発熱により燃料ペレット熱伝導とギャップ部の熱伝達及び燃料被覆管熱伝導を通して燃料被覆管温度挙動に影響を与える。したがって，燃
料棒内温度変化は燃料被覆管温度変化に対して重要度は高いと考えられる。
(8) 燃料棒表面熱伝達［炉心（燃料）］
主蒸気隔離弁の誤閉止＋原子炉停止機能喪失の事象では，沸騰遷移が生じて燃料被覆管
温度は上昇する。沸騰遷移後，冷却材への熱伝達に関わる燃料棒表面熱伝達は燃料被覆管
温度挙動に影響を与える。特に膜沸騰状態の下では，過熱蒸気により燃料棒表面熱伝達が変化すること，さらに高温に至る場合には，輻射熱伝達の寄与が次第に大きくなることなどにより燃料被覆管温度挙動に大きな影響を与える。したがって，燃料棒表面熱伝達は燃
料被覆管温度変化に対して重要度は高いと考えられる。
(9) 沸騰遷移［炉心（燃料）］
主蒸気隔離弁の誤閉止＋原子炉停止機能喪失の事象では，沸騰遷移が生じて核沸騰から膜沸騰状態に移行し，原子炉出力の低下によってリウェットに至ることで核沸騰状態に移行する。ドライアウト領域では，燃料被覆管温度は急上昇する。その後リウェットによって核沸騰時の温度まで低下する。したがって，沸騰遷移は燃料被覆管温度変化に対して重要度は高いと考えられる。
(10) 燃料被覆管酸化［炉心（燃料）］
燃料被覆管酸化はジルコニウム－水反応によって発熱量が増加するが，出力の高い主蒸気隔離弁の誤閉止＋原子炉停止機能喪失の事象では核反応による発熱量に比べて影響は小さいと考えられる。したがって，燃料被覆管酸化は燃料被覆管温度変化に対して重要度は低いと考えられる。
(11) 燃料被覆管変形［炉心（燃料）］
主蒸気隔離弁の誤閉止＋原子炉停止機能喪失の事象では，炉心は冠水状態及び原子炉圧力が維持されることから燃料被覆管変形は生じないため，燃料被覆管変形が燃料被覆管温
度変化に与える影響はないと考えられる。
(12) 沸騰・ボイド率変化［炉心（熱流動）］
沸騰遷移が生じる高クォリティの状態では軸方向ボイド率変化を含むボイド率変化は小4-6

さく，また膜沸騰状態での表面熱伝達の変化は主にクォリティの変化に依存することから，
ボイド率変化による表面熱伝達の変化は小さい。また，炉心は冠水状態が維持されて炉心部に二相水位が形成されないため，水面変動による大きなボイド率変化はない。そのため
燃料被覆管温度挙動への影響は小さいと考えられる。したがって，沸騰・ボイド率変化は
燃料被覆管温度変化に対して重要度は低いと考えられる。
(13) 気液分離（水位変化）
・対向流［炉心（熱流動）］
主蒸気隔離弁の誤閉止＋原子炉停止機能喪失の事象では，炉心は冠水状態が維持されて炉心部に二相水位が形成されないため，気液分離（水位変化）・対向流が燃料被覆管温度変化に与える影響はないと考えられる。
(14) 気液熱非平衡［炉心（熱流動）］
主蒸気隔離弁の誤閉止＋原子炉停止機能喪失の事象では，炉内保有水は十分に保たれ，炉心は冠水が維持されている。高出力燃料集合体の一部で高温の過熱蒸気が発生したとしても，当該蒸気流は炉心出口近傍で他の燃料集合体から流出する二相流との混合により飽和になると考えられ，炉心外の熱流動挙動への影響は小さいと考えられる。しかし，発生した過熱蒸気の影響が当該燃料集合体内の隣接する燃料棒に波及する可能性がある。したがって，気液熱非平衡による熱流動の変化は燃料被覆管温度変化に対して重要度は中程度と考えられる。なお，発生した過熱蒸気による燃料被覆管温度への影響，すなわち燃料被覆管と冷却材との温度差が低下することの影響は，膜沸騰状態における燃料棒表面熱伝達係数の物性値等をモデル化することで得られる保守性によって概ね相殺されることで実効的に取り込まれており，(8)項の燃料棒表面熱伝達［炉心（燃料）］で相応に考慮できるとしてよいと考えられる。
(15) 圧力損失［炉心（熱流動）］チャンネル内の圧力損失は，チャンネルを流れる冷却材流量を介して表面熱伝達の変化に影響を与える。しかし，沸騰遷移後は冷却材流量の変化による表面熱伝達の変化は小さ
く，燃料被覆管温度挙動への影響は小さいと考えられる。したがって，圧力損失は燃料被覆管温度変化に対して重要度は低いと考えられる。なお，炉心入口流量の変化はＲＥＤＹ
コードの解析結果から引き継がれる物理現象である。
(16) 三次元効果［炉心（熱流動）］
三次元効果による燃料集合体間の流量配分は，冷却材流量が変化することから，燃料被覆管温度挙動に影響を与える。しかし，主蒸気隔離弁の誤閉止＋原子炉停止機能喪失の事
象では，径方向出力分布の変化は小さく，流量配分による冷却材流量変化への影響は小さいと考えられる。また，高出力燃料集合体は平均出力燃料集合体に比べてボイド率が高く
4-7

流量低下が早くなるが，冷却材流量が減少すれば二相部の圧力損失による流量配分の寄与が相対的に小さくなるので，高出力燃料集合体の流量低下は緩和されると考えられる。したがって，三次元効果による燃料集合体間の流量配分は燃料被覆管温度変化に対して重要度は低いと考えられる。
ただし，中性子束と冷却材流量の振動現象（高出力チャンネルの流量振動現象を含む）
は，沸騰遷移及びリウェットの発生に影響を与えることから，燃料被覆管温度挙動に影響を与える可能性がある。そのため，三次元効果［炉心（熱流動）］は(6)項の三次元効果［炉心（核）］と同様に燃料被覆管温度変化に対して重要度は中程度とし，三次元効果［炉心（核）］に含めて検討する。
(17) 冷却材流量変化［原子炉圧力容器］
再循環ポンプトリップにより炉心流量を減少させることで原子炉出力を抑制することから，再循環ポンプのコーストダウン特性と流路慣性による冷却材流量変化の速さは原子炉出力の抑制の速さに影響する。また，事象発生直後に再循環ポンプトリップするため，燃料被覆管温度上昇時の冷却材流量は自然循環流量相当である。したがって，冷却材流量変化は燃料被覆管温度に対して重要度は高いと考えられる。なお，炉心入口流量の変化はＲ
ＥＤＹコードの解析結果から引き継がれる物理現象である。
(18) 冷却材放出（臨界流・差圧流）［原子炉圧力容器］
主蒸気隔離弁の誤閉止＋原子炉停止機能喪失の事象では，主蒸気隔離弁の誤閉止による原子炉圧力の上昇によって逃がし安全弁が作動する。逃がし安全弁から放出される蒸気流量の変化によって原子炉圧力が変化し，ボイドの生成・凝縮に影響するため反応度フィー
ドバック効果に影響する。反応度フィードバック効果は(3)項の反応度フィードバック効果［炉心（核）］で考慮する。したがって，冷却材放出（臨界流・差圧流）は燃料被覆管温度変化に対して重要度は低いと考えられる。なお，原子炉圧力変化及び原子炉出力変化はＲ
ＥＤＹコードの解析結果を引き継がれる物理現象である。
(19) 沸騰・凝縮・ボイド率変化［原子炉圧力容器］
ここで取り扱う物理現象は，炉心以外での領域の状態である。主蒸気隔離弁の誤閉止＋
原子炉停止機能喪失の事象では，沸騰・凝縮・ボイド率変化（減圧沸騰（フラッシング），
二相水位，二相流動）が炉心内の領域に与える影響は小さく，燃料被覆管温度挙動への影
響はないと考えられる。したがって，沸騰・凝縮・ボイド率変化が燃料被覆管温度変化に与える影響はないと考えられる。
(20) 気液分離（水位変化）
・対向流［原子炉圧力容器］
ここで取り扱う物理現象は，炉心以外での領域の状態である。主蒸気隔離弁の誤閉止＋
4-8原子炉停止機能喪失の事象では，炉心以外の領域で気液分離（水位変化）
・対向流が生じな
いため，燃料被覆管温度変化に与える影響はないと考えられる。
(21) 気液熱非平衡［原子炉圧力容器］
ここで取り扱う物理現象は，炉心以外での領域の状態である。主蒸気隔離弁の誤閉止＋
原子炉停止機能喪失の事象では，炉心以外の領域で気液熱非平衡が生じないため，燃料被覆管温度変化に与える影響はないと考えられる。
(22) 圧力損失［原子炉圧力容器］
ここで取り扱う物理現象は，炉心以外での領域の状態である。主蒸気隔離弁の誤閉止＋
原子炉停止機能喪失の事象での燃料被覆管温度を評価する上で，(15)項の圧力損失［炉心（熱流動）］の物理現象を考慮する。したがって，圧力損失が燃料被覆管温度変化に与える影響はないと考えられる。
(23) 構造材との熱伝達［原子炉圧力容器］
主蒸気隔離弁の誤閉止＋原子炉停止機能喪失の事象では，原子炉出力はほう酸水注入によって抑制されるまで高い値を維持する。このため，原子炉ドーム部を含むシュラウド外領域の構造材と冷却材間との熱伝達は影響を与えないと考えられる。したがって，構造材との熱伝達が燃料被覆管温度変化に与える影響はないと考えられる。
(24) ＥＣＣＳ注水（給水系・代替注水設備含む）［原子炉圧力容器］
主蒸気隔離弁の誤閉止＋原子炉停止機能喪失の事象では，ＥＣＣＳ注水（給水系・代替
注水設備含む）により冷却材を注入し，炉心入口流量及び炉心入口エンタルピの変化によって燃料被覆管温度挙動に影響を与える。したがって，ＥＣＣＳ注水（給水系・代替注水
設備含む）は燃料被覆管温度変化に対して重要度は高いと考えられる。なお，炉心入口流量変化及び炉心入口エンタルピ変化はＲＥＤＹコードの解析結果から引き継がれる物理現象である。
(25) ほう酸水の拡散［原子炉圧力容器］
事象収束に必要なほう酸水注入系の手動起動はボロン反応度の印加が出力の抑制に重要な役割を果たす。燃料被覆管温度の上昇は事象初期であり，ほう酸水注入系による出力抑制の効果が表れる段階より早いため，ほう酸水の拡散が燃料被覆管温度変化に与える影響はないと考えられる。
(26) 三次元効果［原子炉圧力容器］
燃料被覆管温度の上昇は事象初期であり，ほう酸水注入系による出力抑制の効果が表れ
4-9

る段階より早いため，ほう酸水の輸送・拡散における三次元効果が燃料被覆管温度変化に与える影響はないと考えられる。
(27) 冷却材放出（臨界流・差圧流）［原子炉格納容器］
本物理現象自体は，格納容器側から見た逃がし安全弁から放出される蒸気流に係る事象であり，原子炉から見た(18)項の冷却材放出（臨界流・差圧流）[原子炉圧力容器]と同じである。
(28) 格納容器各領域間の流動［原子炉格納容器］
格納容器各領域間の流動は原子炉側への影響はなく，燃料被覆管温度変化に与える影響はないと考えられる。
(29) サプレッション・プール冷却［原子炉格納容器］
サプレッション・プール冷却は，ＥＣＣＳの高圧注水による冷却材の温度が変化するため，燃料被覆管温度挙動に影響を与える可能性がある。燃料被覆管温度の上昇は事象初期であり，残留熱除去系（ＲＨＲ）によるサプレッション・プール冷却の効果が表れる段階
より早いため，燃料被覆管温度変化に与える影響はないと考えられる。
(30) 気液界面の熱伝達［原子炉格納容器］
気液界面の熱伝達は原子炉側への影響はなく，燃料被覆管温度変化に与える影響はないと考えられる。
(31) 構造材との熱伝達及び内部熱伝導［原子炉格納容器］
構造材との熱伝達及び内部熱伝導は原子炉側への影響はなく，燃料被覆管温度変化に与える影響はないと考えられる。
(32) スプレイ冷却［原子炉格納容器］
スプレイ冷却は，サプレッション・プール水温の低下によってＥＣＣＳの高圧注水による冷却材の温度が変化するため，燃料被覆管温度挙動に影響を与える可能性がある。主蒸
気隔離弁の誤閉止＋原子炉停止機能喪失の事象では，スプレイ冷却の実施を仮定していな
いため，燃料被覆管温度変化に与える影響はないと考えられる。
(33) 放射線水分解等による水素・酸素発生［原子炉格納容器］
放射線水分解等による水素・酸素発生は原子炉側への影響はなく，燃料被覆管温度変化に与える影響はないと考えられる。

4-10

(34) 格納容器ベント［原子炉格納容器］
格納容器ベントは，サプレッション・プール水温の低下によってＥＣＣＳの高圧注水による冷却材の温度が変化するため，燃料被覆管温度挙動に影響を与える可能性がある。主蒸気隔離弁の誤閉止＋原子炉停止機能喪失の事象では，格納容器ベントの実施を仮定していないため，燃料被覆管温度変化に与える影響はないと考えられる。

4-11

表 2-2 原子炉停止機能喪失における物理現象のランク（ＳＣＡＴコード）（1/2）
事故シーケンス

主蒸気隔離弁の誤閉止＋原子炉停止機能喪失

分類

評価指標
物理現象

燃料被覆管温度

(1)

核分裂出力

（Ｈ）*1

(2)

出力分布変化Ｈ(3)

反応度フィードバック効果(4)

制御棒反応度効果

(5)

崩壊熱

(6)

三次元効果

Ｍ*2

(7)

燃料棒内温度変化

Ｈ(8)

燃料棒表面熱伝達

Ｈ

(9)

沸騰遷移

Ｈ

(10)

燃料被覆管酸化Ｌ(11)

燃料被覆管変形Ｉ(12)

沸騰・ボイド率変化Ｌ(13)

気液分離（水位変化）・対向流

Ｉ

(14)

気液熱非平衡

Ｍ

(15)

圧力損失

（Ｌ）*1

(16)

三次元効果

Ｍ*2

原子炉圧力容器(17)

冷却材流量変化（Ｈ）*1（逃がし安全弁(18)

冷却材放出（臨界流・差圧流）

（Ｌ）*1

(19)

沸騰・凝縮・ボイド率変化

Ｉ

(20)

気液分離（水位変化）・対向流

Ｉ

(21)

気液熱非平衡

Ｉ

(22)

圧力損失

Ｉ

(23)

構造材との熱伝達

Ｉ(24)

ECCS 注水（給水系・代替注水設備含む）(25)

ほう酸水の拡散

Ｉ

(26)

三次元効果

Ｉ

炉心（核）

炉心（燃料）

炉心（熱流動）

含む）

（Ｈ）*1
I
（Ｉ）*1

（Ｈ）*1

＊1 事故シーケンスグループに対して抽出されたものであるため，ＲＥＤＹコードの解析結果を引き継ぐ物理現象も含んでいる。そのような物理現象は，ＳＣＡＴコードで評価する事象において考慮すべき物
理現象の対象外とする。
＊2 三次元効果の模擬はＲＥＤＹ／ＳＣＡＴコード体系では困難であるため，米国において中性子束振動の評価実績のあるＴＲＡＣコードによる参考解析結果を参照する。

4-12

表 2-2 原子炉停止機能喪失における物理現象のランク（ＳＣＡＴコード）（2/2）
事故シーケンス

主蒸気隔離弁の誤閉止＋原子炉停止機能喪失

分類
原子炉格納容器

評価指標
物理現象

燃料被覆管温度

(27)

冷却材放出

(18)と同一物理現象(28)

格納容器各領域間の流動

Ｉ

(29)

サプレッション・プール冷却

Ｉ

(30)

気液界面の熱伝達Ｉ(31)

構造材との熱伝達及び内部熱伝導

Ｉ

(32)

スプレイ冷却Ｉ(33)

放射線水分解等による水素・酸素発生

Ｉ

(34)

格納容器ベントＩ

4-13

3. 解析モデルについて
3.1 コード概要
ＳＣＡＴコードは，燃料の熱的余裕及び燃料被覆管温度を解析するコードである。本コードは，単一チャンネルを模擬し，これを軸方向一次元に多ノード分割する。各ノードについて，燃料棒には半径方向だけの熱伝導方程式を適用して冷却材への熱伝達を計算し，チャンネル内冷却材には，質量及びエネルギ保存則を適用して冷却材の熱水力挙動を計算する。
なお，本コードは，従来の原子炉設置変更許可申請書において適用実績のある「運転時の異常な過渡変化の解析」及び「事故解析」における最小限界出力比（ＭＣＰＲ）の評価に加え，原子炉停止機能喪失の事象で生じる沸騰遷移後の燃料被覆管温度及び燃料被覆管
表面の酸化量を評価する。そのため，沸騰遷移後の燃料被覆管－冷却材間の熱伝達相関式とリウェット相関式を適用する。また，燃料被覆管と冷却水又は水蒸気との化学反応（以下，「ジルコニウム－水反応」と称す。
）に「軽水型動力炉の非常用炉心冷却系の性能評価
指針」（以下，「ＥＣＣＳ性能評価指針」と称す。
）に示されている Baker-Just の式[2]を適用する。
本コードの入力は，燃料集合体の幾何学的形状，軸方向出力分布等の炉心データ，燃料集合体出力，チャンネル入口流量等の初期条件，ＲＥＤＹコードの出力から得られた燃料集合体出力，チャンネル入口流量等の過渡変化のデータ等であり，出力として，ＧＥＸＬ
相関式[3][4]に基づく限界出力比（ＣＰＲ），各ノードでの冷却材流量，クォリティ，燃料被覆管温度等の時間変化が求められる。また，燃料被覆管温度から燃料被覆管酸化量の時間変化が求められる。

4-14

3.2 重要現象に対する解析モデル
2 章において重要現象に分類された物理現象（表 2-2 で「Ｈ」及び「Ｍ」に分類された物
理現象）について，その物理現象を評価するために必要となる解析モデルを表 3-1 に示す。

表 3-1 重要現象に対する解析モデル
分類

重要現象

必要な解析モデル

炉心（核）出力分布変化

燃料モデル

出力分布モデル

炉心（燃料）

燃料棒内温度変化

燃料モデル

熱伝導モデル
燃料ペレット－被覆管ギャップ
熱伝達モデル

燃料棒表面熱伝達チャンネル内被覆管表面熱伝達モデル

熱流動モデル（サブクール熱伝達，サブクー
ル沸騰熱伝達，核沸騰熱伝達，
膜沸騰熱伝達，輻射熱伝達*）
リウェットモデル

沸騰遷移

チャンネル内沸騰遷移評価モデル

熱流動モデル
炉心（熱流動） 気液熱非平衡チャンネル内被覆管表面熱伝達モデル

熱流動モデル

リウェットモデル* 燃料被覆管温度を厳しい側に評価する観点から，輻射熱伝達の寄与を解析コード中で取り扱わない。

4-15

3.3 解析モデル[5][6]ＳＣＡＴコードは，ＲＥＤＹコードにより求められた原子炉停止機能喪失時の炉心へ与えられる外乱を用いて，燃料のＭＣＰＲ及び燃料被覆管温度を評価する。またＲＥＤＹコードから求まる中性子束，炉心流量，炉心入口エンタルピ，炉心圧力の時間変化を境界条件とする。重要現象に対するＳＣＡＴコードの計算モデルを表 3-2 に示す。

4-16

表 3-2 ＳＣＡＴコードのモデル一覧
項 目

計算モデル

チャンネル内流動の基本式

気液各相に対して質量保存式とエネ

熱流動モデル（非平衡ドリフトフラックス

ルギ保存式，及び気液混相の運動量保

モデル）

存式を適用

ボイドモデルを適用した
Zuber-Findlay の式

サブクールボイドモデル
圧力損失モデル被覆管表面熱伝達モデル

以下の熱伝達モードを考慮
・サブクール熱伝達
Dittus-Boelter の式
・サブクール沸騰・核沸騰熱伝達
Jens-Lottes の式
・膜沸騰熱伝達修正 Dougall-Rohsenow 式(注 2)

沸騰遷移評価モデル

ＧＥＸＬ相関式を適用

リウェットモデル

リウェットクォリティをモデル化した相関式を適用(注 2)燃料モデル

出力分布モデル

初期値で固定した軸方向出力分布を適用

熱伝導モデル

燃料棒径方向に一次元熱伝導方程式を適用

燃料ペレット－被覆管ギャッ

初期値で固定した軸方向ギャップ熱

プ熱伝達モデル

伝達係数を適用(注 1) 現行の設置許可申請解析では特に必要とされなかったモデル(注 2) 原子炉停止機能喪失事象のために拡充されたモデル

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4-17

3.3.1 チャンネル内熱流動モデル
ＳＣＡＴコードは，燃料棒，ウォータロッド，チャンネルボックスで構成される燃料集合体の冷却材挙動を評価するモデルである。燃料集合体の冷却材流路は軸方向に複数のノードに分割して冷却材の熱水力挙動を計算する。
(1)保存則
冷却材流路の軸方向各ノードについて保存則を適用して熱水力状態を計算する。二相流モデルには，気液各相の質量保存式とエネルギ保存式，及び気液混相の運動量保存式の５
つの保存式を適用し，ドリフトフラックスモデルに基づく気液各相の速度差を考慮する。
目的のノードの冷却材の沸騰状態（サブクール，サブクール沸騰，核沸騰，膜沸騰）を判定し，それに対して与えられる質量保存式とエネルギ保存式を解くことでクォリティ，エンタルピ等を求める。ボイド率を求めるために，ボイド率とクォリティの相関式を用いる。
ノードの熱水力状態が求められると，燃料棒から冷却材に伝わる熱を計算する。
保存式は下式である。
(a) 質量保存式∂∂Gv(αρv ) +
= Γg
∂t
∂z
∂
∂Gl
[(1 − α)ρl ] +
= −Γg
∂t
∂z
(b) エネルギ保存式∂∂∂P(αρv hv ) + (Gv hv ) = Q v + α + hg Γg
∂t
∂z
∂t
∂
∂
∂P
[(1 − α)ρl hl ] + (Gl hl ) = Q l + (1 − α) − hf Γg∂t∂z∂t
なお，質量保存式及びエネルギ保存式から求められた全ノードの熱水力状態を用いて，運動量保存式を解くことでチャンネル内の圧力損失を求めることができる。
運動量保存式は下式である。
∂P ∂∂G (f⁄ρl )G2+ (Gv uv + Gl ul ) +++ 𝜌̅ g = 0
∂z ∂z
∂t
2DH

4-18

ここで，
G = Gl + Gv
ρ̅ = ρl (1 − α) + ρg α
記号は以下の通りである。
α : ボイド率ρ : 密度G : 質量流束
u : 相速度Γg : 蒸気生成率
h : エンタルピ
Q : 熱伝達量
P : 冷却材圧力
g : 重力加速度f: 摩擦抵抗係数

DH : 水力等価直径（添字） v : 蒸気相
l: 液相

g : 飽和蒸気
f

: 飽和水

4-19

(2)構成式①ボイドモデル，サブクールボイドモデル②圧力損失モデル

上記①②のモデルが適切に評価できていることを添付 2 に示す。
③被覆管表面熱伝達モデル
冷却材の沸騰状態（サブクール，サブクール沸騰，核沸騰，膜沸騰）に基づいた熱伝達の相関式を適用する。
冷却材の沸騰状態の選択ロジックを図 3-1 に示す。サブクール沸騰開始位置は単相液相
エンタルピを示す曲線と気泡離脱時のエンタルピを示す曲線の交点より求まる。すなわち，単相液相エンタルピが気泡離脱時のエンタルピ以上となった時にサブクール沸騰が始まるとする。また，核沸騰は液相エンタルピが飽和状態に達した時に始まるとする。核沸騰から膜沸騰への移行については，限界クォリティと沸騰長さの関係等に基づき整理されたＧ
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4-20

ＥＸＬ相関式を用いて判定する。リウェットによる膜沸騰状態から核沸騰状態への移行については，日本原子力学会標準「ＢＷＲにおける過渡的な沸騰遷移後の燃料健全性評価基準：2003」[8]で推奨される相関式を用いて判定する。ＧＥＸＬ相関式を用いた沸騰遷移判定の詳細は④で，リウェット判定については⑤に示す。
各流動状態に対して設定される熱伝達モデルの一覧を表 3-2 に示す。サブクール領域の単相流には Dittus-Boelter の式[9]を，サブクール沸騰及び核沸騰領域には Jens-Lottes の式[10]を，膜沸騰領域には修正 Dougall-Rohsenow 式[8][11]を適用する。
なお，過渡的な沸騰遷移後の熱伝達相関式について，日本原子力学会標準「ＢＷＲにおける過渡的な沸騰遷移後の燃料健全性評価基準：2003」では，その適用範囲内において修正 Dougall-Rohsenow 式を使用することが妥当であるとしている。また，燃料被覆管温度が800℃程度を超える高温範囲では，輻射熱伝達が温度の増加とともに増大して燃料集合体内の燃料被覆管温度を平坦化するように作用するが，ＳＣＡＴコードにおいては輻射熱伝達の影響を考慮せず，出力の大きな燃料棒の燃料被覆管温度を高めに評価する方法を採っている。

相関式は下式である。ただし，飽和核沸騰時及び沸騰遷移後においては，冷却材の温度
を飽和温度として冷却材への熱流束を評価する。
(a) Dittus-Boelter の式[9]h = 0.023Re0.8 Pr0.4kDH(b) Jens-Lottes の式[10]
h=

Q⁄A
∆TJL
P

∆TJL = 60e−900 [

Q⁄A
]
106

1⁄4

(c) 修正 Dougall-Rohsenow 式[8][11]ρg,sGDH(1 − xe )]}h = 0.023 {
[xe +
μg,f
ρl,s

0.8
0.4
Prg,f

k g,f
DH

各物性値に用いる過熱蒸気の温度は，蒸気膜温度（燃料被覆管表面温度と飽和温度の平均温度）を用いる。
4-21

記号は以下の通りである。
h: 熱伝達率Q: 熱伝達量ΔTJL : 燃料被覆管表面温度と冷却材温度（飽和温度）との差
xe: 断面平均熱平衡クォリティ

DH : 水力等価直径
G: 冷却材の質量流束P: 冷却材圧力A: 伝熱面積k: 冷却材の熱伝導率ρ: 冷却材の密度μ: 冷却材の粘性係数

Re : 冷却材のレイノルズ数Pr: 冷却材のプラントル数（添字） g,s : 飽和蒸気
l,s

: 飽和水

g,f : 過熱蒸気

4-22

液相エンタルピは
気泡離脱エンタル
ピ以上か

yes

no
液相エンタルピは
飽和水エンタルピ
以上か

yes

no
沸騰遷移判定

yes

no

サブクール

サブクール
沸騰

核沸騰

膜沸騰

沸騰

no

yes
リウェット判定

沸騰遷移判定：ＧＥＸＬ相関式による沸騰遷移判定
リウェット判定：相関式２によるリウェット判定
図 3-1 流動状態の選択ロジック

4-23

④沸騰遷移評価モデル
燃料集合体が沸騰遷移に至る状況はＧＥＸＬ相関式を用いて計算する。有効性評価解析
における沸騰遷移の判定は，ＧＥＸＬ相関式から得られるＭＣＰＲがＭＣＰＲに関する燃料の許容設計限界（ＳＬＭＣＰＲ）を下回った時点とする。
ＧＥＸＬ相関式は，沸騰遷移の開始を予測する式で，ＢＷＲ炉心で出現することが予想される種々の軸方向出力分布を条件とした豊富な試験データに基づいて作成されており，以下の特徴を有する。
・出力分布依存性を考慮する手段として，「限界クォリティ（ＸＣ）対沸騰長さ（ＬＢ）」の関係を導入している。
・局所出力分布の関数を取り込んでいる。
・実形状の模擬燃料集合体により得られたデータをベストフィットしていることが大きな特徴として挙げられる。
ＧＥＸＬ相関式は次式で表現される。
ＸＣ＝ｆ（ＬＢ，ＤＱ，Ｇ，Ｌ，Ｐ，Ｒ）
記号は以下の通りである。
ＸＣ : 断面平均の限界クォリティ
ＬＢ : 沸騰長さ
ＤＱ : 熱的等価直径
Ｇ : 質量流束
Ｌ : 加熱長さ
Ｐ : 圧力Ｒ : 局所出力分布に関する係数
以下に，ＧＥＸＬ相関式から得られるＭＣＰＲの計算と，沸騰遷移の生じる位置を判定する計算について述べる。
(a) ＭＣＰＲの計算方法
ＧＥＸＬ相関式を用いた限界出力（燃料集合体のある点において沸騰遷移を生じさせる燃料集合体出力）の計算は，次に述べる手法によって行う。
(i) 注目するバンドルの質量速度，圧力，局所出力関数等を求める。
(ⅱ) (i)の条件下でＧＥＸＬ相関式を用いて「限界クォリティ（ＸＣ）対沸騰長さ（ＬＢ）」を計算する。
(ⅲ) 注目するバンドルの出力を上昇させ，(i)の条件下で「運転クォリティ（Ｘ）対沸騰
長さ（ＬＢ）」を計算する。
(ⅳ) (ⅱ)と(ⅲ)で得られた曲線を比較し，(ⅱ)の曲線に(ⅲ)の曲線がある点で接する場合の出力を求める。これが求める限界出力である。
もし(ⅱ)(ⅲ)で得られた曲線が接しない場合，出力を変えて(ⅲ)の計算を反復し，接す
4-24

る場合のバンドル出力を求める。この関係を図 3-2 に示す。
運転出力に対しＧＥＸＬ相関式から得られる限界出力の比がＭＣＰＲとなる。有効性評
価解析では，ＭＣＰＲがＳＬＭＣＰＲを下回った時点で沸騰遷移が発生したと判断する。
ＳＬＭＣＰＲは，ＧＥＸＬ相関式が持つ不確かさなどを考慮して保守的に設定する。
過渡時のＭＣＰＲについては，主に限界クォリティと運転クォリティの比に基づく値で評価する。
(b) 沸騰遷移位置判定の計算方法
沸騰遷移の判定後，沸騰遷移の生じる位置を判定する。有効性評価解析における沸騰遷
移の生じる位置を判定する計算は，次に述べる手法によって行う。
(i) ＧＥＸＬ相関式を用いて限界クォリティ（ＸＣ）を計算する。
(ⅱ) (i)での限界クォリティを用いてＳＬＭＣＰＲに相当する限界クォリティを求める。
(ⅲ) 軸方向沸騰遷移位置を表すために，(ⅱ)でのＳＬＭＣＰＲに相当する限界クォリティを補正する。
(ⅳ) この補正した限界クォリティと運転クォリティとを比較し，交点の軸方向ノード位置
を沸騰遷移が生じた位置と判定する。
この関係を図 3-3 に示す。
沸騰遷移を判定した位置では，沸騰遷移後の熱伝達相関式によって求めた熱伝達係数を用いて燃料被覆管温度を計算する。

4-25

図 3-2 限界出力の評価手法[3][4]4-26沸騰遷移判定位置におけるクォリティディフェクト
= 限界クォリティ*－運転クォリティ*)有効性評価解析ではＳＬＭＣＰＲに相当する限界クォリティ

図 3-3 沸騰遷移位置判定の評価手法

4-27

⑤リウェットモデル
沸騰遷移後のリウェット時刻の予測方法について，日本原子力学会標準「ＢＷＲにおける過渡的な沸騰遷移後の燃料健全性評価基準：2003」では，相関式１[8][12]と相関式２[8][13]のリウェット相関式のいずれかを使用することが妥当であるとしている。相関式１は単管試験データに基づいて作成した相関式で，相関式２は管群試験データに基づいて現象論的に作成した相関式である。
相関式２は，相関式１よりもドライアウト持続時間を長く評価する傾向があるため，燃料被覆管温度を高めに評価する。そのため，相関式２をリウェット時刻の予測方法に適用する。
なお，相関式２は，燃料集合体内の軸方向着目位置の流路断面平均クォリティがリウェ
ットクォリティを下回ったときにリウェットが発生するという考えに基づいている。実機の設計及び運転条件を対象とした熱水力試験によれば，準定常状態におけるリウェットク
ォリティは沸騰遷移を生じる限界クォリティに一致するが，過渡状態におけるリウェット
クォリティは限界クォリティを下回る傾向にある。相関式２は，リウェット時点における流路断面平均クォリティと限界クォリティの偏差をモデル化したものである。
相関式は下式である[8][13]。
xrewet = xc + ∆x∆x = {0.0635

̅̅̅
Dw Fhfg G(x − xc )G0 ∆Tw − ∆T0
dx
[
]
(
)
−
∆t
}
0
q"
G
∆T0
dt
u0lf
t=t
m

記号は以下の通りである。
xrewet : 燃料集合体内の流路で断面平均したリウェットクォリティxc: 燃料集合体内の流路で断面平均した限界クォリティx: 燃料集合体内の流路で断面平均したクォリティ△x: 過渡時におけるリウェットクォリティの限界クォリティからの偏差△Tw : 壁面過熱度△T0 : 液膜先端固気液三相界面の過熱度q”: ドライアウト部の熱流束

F: 断面平均燃料棒出力に対するピーキング係数

G: 冷却材の質量流束

Dw: 熱的等価直径hfg: 蒸発潜熱tm: x-xc が最大となる時刻△t0: x-xc が最大となる時刻から x が xc まで復帰するまでの経過時間
4-28

̅̅̅̅
dx
dt

: x が xc まで復帰した時刻からリウェット時刻までの x の
平均変化率

G0

: 質量流束規格化基準値

u0lf: 液膜進展速度規格化基準値

4-29

3.3.2 燃料モデル
ＳＣＡＴコードの燃料モデルは，燃料集合体（燃料棒，ウォータロッド等）やチャンネ
ルボックスで構成される。燃料棒熱伝達計算は，最大５グループに分けることができ，各々の燃料棒毎に行うことができる。
実機解析に用いるグルーピング及びノーディングを図 3-4 と図 3-5 に，考え方を表 3-3に示す。９×９燃料（Ａ型）の場合は，図 3-4 に示すようにホットロッド（標準長），平均
出力ロッド（標準長），部分長ロッド，ウォータロッドの４つのグループに分けて模擬している。
(1)出力分布モデル
燃料の軸方向出力分布の初期状態一定値として入力している。
(2)熱伝導モデル
燃料棒は，燃料ペレット，ペレットと被覆管の間の空隙部であるギャップ部，被覆管で構成され，図 3-5 に示すように軸方向に複数のノードに分割し，それぞれのノードに径方向に熱伝導方程式を適用して，冷却材への熱伝達を計算する。
①燃料ペレットは径方向に複数のノードに分割し，被覆管は通常内側と外側の２つのノードに分割して取り扱う。
②燃料ペレットでは，ペレット中心部よりペレット周辺部が相対的に局所出力が大きくなる傾向があり，この特性を取り込めるように径方向出力分布を考慮することができる。
③ペレットと被覆管のギャップ部の熱の授受には，ギャップ熱伝達係数を用い，一般に軸方向中央部のギャップ熱伝達係数が大きくなる傾向があり，このため，ギャップ熱伝達
係数は軸方向分布を考慮できる。
ギャップ熱伝達については時間変化をしない一定値とする場合と，出力上昇に伴う燃料ペレットの熱特性の変化を考慮に入れた時間的に変化する場合の取り扱いが可能である。
④熱伝導率，熱容量など燃料ペレット及び被覆管の物性については，関係式もしくはテーブル形式で温度依存を考慮する。
(3)燃料ペレット－被覆管ギャップ熱伝達モデル
燃料ペレットと被覆管の間のギャップ熱伝達係数は，熱放出率を考慮した輻射伝導係数，
燃料ペレットと被覆管相互の接触圧力を考慮した熱伝達係数，熱膨張の影響を考慮した気相部の熱伝導係数から求められる。
ＭＣＰＲを計算する解析では，燃料棒機械設計コードＰＲＩＭＥ[14][15][16][17]で計算された結果に基づき，軸方向ギャップ熱伝達係数は一定値を用いている。

4-30

燃料棒の温度分布を示す方程式は下式である[5][6]。
(a) 燃料ペレット
1∂
∂T
∂T
− Qg
[rK F ] = ρF CF
r ∂r
∂r
∂t
(b) 燃料ペレット－被覆管ギャップ部[K F∂T= Hg ∆Tgap]∂r 燃料表面(c) 燃料被覆管
1∂∂T∂T[rK c ] = ρc Cc
r ∂r
∂r
∂t

記号は以下の通りである。
T: 温度△Tgap : 燃料ペレット－燃料被覆管ギャップの温度差
KF: 燃料ペレットの熱伝導率

Kc: 燃料被覆管の熱伝導率

Hg: 燃料ペレット－燃料被覆管の熱伝達率

ρF: 燃料ペレット密度ρc: 燃料被覆管密度

CF: 燃料ペレット比熱

Cc: 燃料被覆管比熱

Qg: 燃料ペレットの発熱量4-31表 3-3 ＳＣＡＴコードのノーディングの考え方（９×９燃料（Ａ型）の例）
領域
燃料棒グループ

考え方
燃料集合体の燃料棒及びウォータロッドを考慮するため，ホッテ
スト出力標準長燃料棒，平均出力標準長燃料棒，部分長燃料棒，
ウォータロッドのグループに分ける。

燃料棒（軸方向）燃料集合体内の熱水力挙動を詳細に計算するために，核計算に合わせて燃料部を２４ノードに分割している。また燃料上部に燃料プレナム部を設ける。

燃料棒（径方向）燃料ペレット内の熱挙動を詳細に計算するために燃料ペレット
部は１２ノード，燃料ペレットと被覆管の間のギャップ部を１ノード，また，被覆管部を燃料ペレット側と冷却材側に分けた２ノードに分割している。

4-32

燃料プレナム部

冷却
材

標準長燃料棒（ホットロッド）
標準長燃料棒（平均出力）
部分長燃料棒ウォータロッドチャンネルボックス壁

冷
却
材

冷
却
材

冷
却
材

冷
却
材

冷
却
材

図 3-4 燃料集合体モデル（９×９燃料（Ａ型）の例）

4-33

燃料プレナム部
燃料ペレット
ギャップ部
被覆管

24
23
22
21
20
19
18
17

熱の流れ

1

23

12

12

16

軸方向１ノード

15
14
13
12
11

冷却材

10
9
8

燃料棒断面

7
6
5
4
3
2
1

図 3-5 燃料棒モデル（９×９燃料（Ａ型）の例）

4-34

燃料有効部

3.4 入出力
ＳＣＡＴコードはＲＥＤＹコードにより求められた原子炉停止機能喪失時の炉心へ与えられる外乱を用いて評価する。ＳＣＡＴコードの主要な入出力を図 3-6 に示す。各インプ
ットデータの詳細な入力情報については添付 1 に示す。
①炉心データ②燃料データなお，ＳＣＡＴコードの入口流量及びバンドル出力の時間変化は，ＲＥＤＹコードにより求められた規格化した炉心入口流量及び出力の時間変化がインプットとなる。初期値は，
初期ＭＣＰＲに合わせた入口流量及びバンドル出力を与える。
初期入口流量は，炉心熱水力解析コードＩＳＣＯＲ[18][19]を用いて，ＭＣＰＲの初期値が通常運転時の制限値（ＯＬＭＣＰＲ）になるように初期バンドル出力と共に求められる。
具体的には，高出力燃料集合体及び平均出力燃料集合体の入口流量は全燃料集合体の入口と出口間の圧力差が等しくなるように計算され，また，計算された入口流量を用いて求められた高出力燃料集合体のＭＣＰＲがＯＬＭＣＰＲとなるように，入口流量とバンドル出力の繰り返し計算が行われることで，初期バンドル出力と初期入口流量が得られる。
ＯＬＭＣＰＲに相当する高出力燃料集合体は，平均出力燃料集合体よりも出力が高く，ボイド率が大きいため，高出力燃料集合体の初期入口流量は炉心平均の初期入口流量よりも小さい。
上記をインプットデータとして，単チャンネル熱水力解析を実施し，以下のアウトプッ
トデータを得る。
①ＭＣＰＲ②燃料被覆管温度③燃料被覆管酸化量（ジルコニウム－水反応量）④クォリティ
⑤熱伝達係数

4-35

ＲＥＤＹコード
プラント動特性解析

炉心データ
炉心入口流量出力
炉心圧力
炉心入口エンタルピ

燃料データ
ＰＲＩＭＥ
コード[14][15][16][17]
燃料棒熱・機械

単チャンネル熱水力解析

ギャップ熱伝達係数

設計解析

燃料物性等

ＩＳＣＯＲ

初期条件データ

コード[18][19]バンドル出力

炉心熱水力

入口流量

解析

ＳＣＡＴコード

燃料特性データ

軸方向出力分布等

バンドル形状データ
ウォータロッドデータ
相関式

チ
ャ
ン
ネ
ル
内
熱
流
動
解
析

①ＭＣＰＲ
②燃料被覆管温度③燃料被覆管酸化量④クォリティ
⑤熱伝達係数

図 3-6 ＳＣＡＴコードの入出力
4-36

燃
料
棒
熱
伝
達
解
析

4. 妥当性確認
4.1 重要現象に対する妥当性確認方法
ＳＣＡＴコードの評価マトリックスを表 4-1 に示す。表 4-1 は 2 章で重要現象に分類された物理現象を列挙しており，出力分布変化，燃料棒内温度変化，燃料棒表面熱伝達，沸騰遷移及び気液熱非平衡である。
出力分布変化については，中央ピークに基づく軸方向出力分布を代表として設定する。
主蒸気隔離弁の誤閉止＋原子炉停止機能喪失の事象では，再循環ポンプトリップや主蒸気遮断による給水加熱喪失の状態で軸方向出力分布は下部ピークに変化する。下部ピークでは，沸騰遷移が発生する燃料集合体上部において局所の出力が小さいため燃料被覆管温度上昇が小さくなる。そのため，軸方向出力分布を中央ピークに設定することで，燃料被覆
管温度は高めに評価される。よって，出力分布変化における解析モデルの妥当性評価は不要とした。なお，沸騰遷移位置については下記の沸騰遷移の重要現象で取り扱う。
燃料棒内温度変化については，燃料ペレットと燃料被覆管間のギャップ熱伝達係数を高めに設定する。主蒸気隔離弁の誤閉止＋原子炉停止機能喪失の事象において，主蒸気隔離
弁閉止によって原子炉出力が急増する状態では，燃料ペレットから冷却材へ伝達される熱量が大きいほどＭＣＰＲが小さくなって，沸騰遷移位置が深く予測される。そのため，燃料ペレット熱伝導率及びギャップ熱伝達係数によって表面熱流束に対する熱伝達の遅れを小さくすることで燃料被覆管温度は高めに評価される。また給水加熱喪失によって原子炉
出力が準静的に増加する状態では，表面熱流束に対する熱伝達の遅れによる燃料被覆管温度への影響は大きくないと考えられる。よって，燃料棒内温度変化における解析モデルの妥当性評価は不要とした。
燃料棒表面熱伝達及び気液熱非平衡については，ＢＷＲ燃料の沸騰遷移を模擬したＮＵ
ＰＥＣ ＢＷＲ燃料集合体熱水力試験[20][21][22]の燃料被覆管温度測定値との比較により，燃料棒表面熱伝達及び気液熱非平衡の解析モデルの妥当性を確認する。
沸騰遷移については，ＧＥＸＬ相関式がＡＴＬＡＳ試験データ[3][4]を基に作成されていることを確認することに加え，上述のＮＵＰＥＣ ＢＷＲ燃料集合体熱水力試験においてドラ
イアウト持続時間の測定値と比較することにより，沸騰遷移の解析モデルの妥当性を確認
する。

4-37

炉心

解析モデル

集合体熱水力試験

重要現象

ＮＵＰＥＣ ＢＷＲ燃料

分類ＡＴＬＡＳ試験

表 4-1 重要現象に対する妥当性確認方法

出力分布変化＊

出力分布モデル－－

燃料棒内温度変化＊

熱伝導モデル－－－

図 4-15

（核）
炉心
（燃料）

燃料ペレット－被覆管ギャップ熱伝達モデル
燃料棒表面熱伝達被覆管表面熱伝達モデル
リウェットモデル

沸騰遷移

炉心
（熱流動）

気液熱非平衡沸騰遷移評価モデル

被覆管表面熱伝達モデル
リウェットモデル＊4.1 に記載の理由により，妥当性確認が不要である重要現象

4-38

図 4-16
図 4-3

図 4-12

図 4-5

図 4-13

図 4-6

図 4-14－

図 4-15
図 4-16

4.2 ＡＴＬＡＳ試験(1) ＡＴＬＡＳ試験設備の概要[3][4]
米国ＧＥ社ＡＴＬＡＳ試験設備の仕様を表 4-2 に，系統構成図を図 4-1 に示す。
実験は循環ポンプにより流体を循環させ，混合器で温度差のある水（循環ポンプからの水と空冷熱交からの水）を混合し，目的のサブクール水を得る。サブクール水の一部は凝縮器に流されるが，残りは流量制御弁を通り，オリフィス流量計，タービン流量計を経て試験部に入る。試験部で発生した蒸気は凝縮器で凝縮され，循環ポンプに戻る。蒸気ドラ
ムの圧力は，冷水をドラム中にスプレイして蒸気を凝縮させることにより制御される。
試験部容器の模式図を図 4-2 に示す。試験部は高温高圧流水中において実寸大規模燃料集合体に直接通電し，原子炉内の発熱状態を模擬して沸騰二相流の伝熱流動特性を測定するためのもので，模擬燃料集合体，圧力容器，接続電極などから構成される。
また，試験条件を表 4-3 に，試験パラメータの範囲を表 4-4 に示す。試験条件はＢＷＲの通常運転時の値に対応し，出力の上昇，流量の減少は沸騰遷移を生ずる範囲までを含んでいる。
(2) 妥当性確認結果①定常状態における予測能力
９×９燃料集合体のＧＥＸＬ相関式で予測した限界出力と測定された限界出力の比較を
図 4-3 に示す。これらの比較によれば９０％以上のデータについて，予測値が測定値の±６％以内に入る。ＧＥＸＬ相関式の予測能力を統計的に評価するため，実験限界出力比（Ｅ
ＣＰＲ）なる量を次のように定義する。
ＥＣＰＲ =

予測限界出力（ＧＥＸＬ相関式による）測定限界出力（ＡＴＬＡＳ試験による）

ＡＴＬＡＳ試験で得られた９×９燃料のヒストグラムを作ると図 4-4 のようになり，ＧＥＸＬ相関式はＢＷＲ運転範囲を含む広範囲の運転条件で優れた一致を示していると考えられる。
②過渡状態における予測能力
過渡状態の沸騰遷移について，沸騰遷移予測時間の比較を図 4-5 に示す。沸騰遷移発生
時間の計算値の多くは，±0.35 秒以内に入っていた。また，この範囲に入らなかったものについては，予測時間は実測より早くなっており，保守的な結果を与えている。
次に７×７燃料における沸騰遷移予測位置の比較を図 4-6 に示す。各位置に対する沸騰
遷移予測時間は実測より早く，また沸騰遷移予測位置は深くなっており，保守的な結果を与えている。

4-39

(3) 入口サブクーリングに対するＧＥＸＬ相関式の適用性
主蒸気隔離弁の誤閉止＋原子炉停止機能喪失の事象の有効性評価解析では，給水加熱喪失の状態が継続するため入口サブクーリングが大きくなる。代表的なＡＢＷＲ及びＢＷＲ
５における入口サブクーリングは 320 kJ/kg 以下の範囲で変化し，ＡＴＬＡＳ試験の範囲以上となることから，この範囲の入口サブクーリングに対するＧＥＸＬ相関式の適用性を確認する必要がある。ただし，この確認は，第 1 から第 3 スペーサの範囲に対してのみ行う。
ＡＴＬＡＳ試験４×４格子における入口サブクーリングと限界出力測定値との関係を図4-7 に示す。限界出力測定値はおよそ 320kJ/kg 近くまで，ほぼ直線的に上昇することが示されている。同様に，９×９燃料（Ａ型）における関係を図 4-8 に示す。これらの直線傾
向は，環状噴霧流で発生する液膜ドライアウトに起因するＣＨＦ（Critical heat flux）
発生機構において，入口サブクーリング増加によって下流側に移動する飽和沸騰開始高さとの相関関係であると考えられる。飽和沸騰開始高さが下流側に移動することで，沸騰遷移を生じさせるための冷却材への熱伝達量がより多く必要となるため，限界出力値が上昇している。７×７燃料を模擬した４×４格子に比べて，９×９燃料（Ａ型）は細径燃料棒を採用しながら燃料棒本数を増やすことで伝熱面積を増加させ，限界出力を向上させている。さらに，９×９燃料（Ａ型）の丸セル型スペーサは，４×４格子で採用された格子型スペーサに比べてドライアウトの抑制効果が高いことが知られている。燃料格子形状等が限界出力値に影響を及ぼすものの，燃料有効長に比べて飽和沸騰開始高さの差は小さく，９×９燃料（Ａ型）では限界出力性能も改善されているが，環状流または環状噴霧流が維持されているため，９×９燃料（Ａ型）においても４×４格子と同等の入口サブクーリン
グまで安定した直線性が確保されると考えられる。
図 4-9 に９×９燃料（Ａ型）における入口サブクーリングとＧＥＸＬ相関式による限界
出力計算値との関係を示す。限界出力計算値は入口サブクーリングが増加するにつれて直線的に上昇し，ＡＴＬＡＳ試験の範囲外の外挿領域まで直線傾向を維持していることが確認できる。ＧＥＸＬ相関式は沸騰長さ（飽和沸騰開始位置から沸騰遷移を生じる位置までの軸方向距離）をパラメータに含む。比較的低い流量条件では沸騰遷移は集合体上部から数えて第 1 スペーサ直上流で発生するが，高い流量条件では上流側の第 2 スペーサないしは第 3 スペーサ直上流位置で初生する。高流量や高サブクーリングの条件では飽和沸騰開始高さが下流側へ移動するため，結果として沸騰長さが短くなる。入口サブクーリングがＡＴＬＡＳ試験の範囲以上となる条件では，沸騰長さがＡＴＬＡＳ試験条件の範囲より短くなる可能性が考えられる。
4.3(3)で述べる東京電力柏崎刈羽原子力発電所６号及び７号炉（ＫＫ－６／７）における主蒸気隔離弁の誤閉止＋原子炉停止機能喪失の事象の有効性評価解析（感度解析）では，燃料被覆管最高温度（ＰＣＴ）が厳しくなる給水加熱喪失後の原子炉出力が高い状態で保持される期間において，ＧＥＸＬ相関式は第 4 スペーサ位置まで沸騰遷移が及ぶと評価し4-40ている。入口サブクーリングが大きいため飽和沸騰開始高さが集合体中央付近まで上昇し，沸騰長さが極端に短くなる。しかし，このような条件下でも，上流側のサブクール領域においてドライアウト以外の現象が生じるような熱水力的に不安定な状態には至らないと考えられる。主蒸気隔離弁の誤閉止＋原子炉停止機能喪失の事象の有効性評価解析における条件において，広い範囲の試験データを整理した甲藤のＣＨＦ特性領域線図[23]ではドライ
アウト領域に相当している。さらに，提唱されている気泡充満モデルや蒸気ブランケット
モデルが対象とする現象はいずれも加熱面近傍にボイド率が集中する状況下でのＣＨＦ発生機構であるが，解析上では，4.1 節のように中央ピークに基づく軸方向出力分布を設定していることと相まって，中央ピークから下流側で発生するドライアウトに起因するＣＨＦ発生機構であるため，上流側で高熱流束条件下において生じるＣＨＦ発生機構に至る可能性は十分小さいと考えられる。4.3(3)に後述するとおり，実際に第 4 スペーサで沸騰遷移が生じる可能性は極めて小さく，ＧＥＸＬ相関式の判定は十分保守側と言える。
ただし，それに続く給水ポンプトリップによる原子炉水位低下により，再循環ポンプがトリップして炉心流量が減少する過程は，入口サブクーリングが回復するため本項の説明
対象外となる。この過程におけるＧＥＸＬ相関式の適用性については，4.3(3)に後述することとする。
以上の検討から，主蒸気隔離弁の誤閉止＋原子炉停止機能喪失の事象の有効性評価解析
で現れる９×９燃料（Ａ型）のＡＴＬＡＳ試験の範囲以上の入口サブクーリングに対しても，第 1 から第 3 スペーサの範囲ではＧＥＸＬ相関式は適用可能であることを確認した。
一方，第 4 スペーサに対しては，ＧＥＸＬ相関式の適用が保守的であることを確認した。
ただし，ＫＫ－６／７の感度解析で見られるような給水ポンプ及び再循環ポンプトリップ
後に炉心流量と原子炉出力が急減する過程に現れる出力－流量のミスマッチ期間においては，ＧＥＸＬ相関式による評価が必ずしも保守側ではない可能性がある。しかしながら，
ＳＣＡＴコードによるＰＣＴ評価を過度に非保守側に導くものではないことから，この期間にＧＥＸＬ相関式を適用しても安全評価上の問題にはならないと考えられる。
(4) ＧＥＸＬ相関式における重要現象（沸騰遷移）の不確かさ
ＡＴＬＡＳ試験の測定限界出力とＧＥＸＬ相関式の予測限界出力とから求められる標準
偏差は 3.6％以下であり，これが沸騰遷移におけるＧＥＸＬ相関式の不確かさに相当する。
しかし，3.3.1(2)④に記載した通り，ＭＣＰＲがＳＬＭＣＰＲを下回った時点で沸騰遷移が発生したと判断するように保守的に設定しているため，不確かさの影響はこの設定に含
まれる。

4-41

表 4-2 ＡＴＬＡＳ試験ループの仕様[3][4]項目

仕様

試験部最大熱入力

17.2 MW

ループ最大圧力158 kg/cm2a（15.5 MPa[abs]）

ループ最高温度

346 ℃

試験部最大流量3,790 l/min（6.31×10-2 m3/s）

試験部容器

BWR 実寸大模擬燃料集合体収納可

表 4-3 ＡＴＬＡＳ試験条件[5][6]項目

出力上昇事象流量減少事象圧力

1,000 psia（6.9 MPa[abs]）

流量1.0×106 lb/h-ft2（1,356 kg/m2-s）

入口温度
出力

510～525 ˚F

500～530 ˚F（266～274 ℃）（260～277 ℃）

1.34～5.40 MW

1.00～6.65 MW

表 4-4 試験パラメータ範囲[3][4]
項目

範囲

圧力

800～1,400 psia
（5.5～9.7 MPa[abs]）

質量速度0.10～1.35 Mlb/ h-ft2（140～1,830 kg/m2-s）

入口サブクーリング

0～100 Btu/lb（0～223 kJ/kg）

4-42図 4-1 ＡＴＬＡＳループ系統構成図[3][4]4-43模擬燃料棒模擬チャンネル

図 4-2 試験部[3][4]4-44(Ａ型) (Ｓ格子)

図 4-3 限界出力計算値と測定値の関係[3][4]4-45図 4-4 ＥＣＰＲヒストグラム[3][4]

図 4-5 初期沸騰遷移予測時間対測定時間[3][4]4-46図 4-6 沸騰遷移位置の時間変化（７×７燃料）[6]4-47

燃料集合体上部からのスペーサ位置

燃料集合体上部からの沸騰遷移位置（ft）

質量速度

320

図 4-7 入口サブクーリングと限界出力測定値の関係（４×４格子）[3][4]4-48図 4-8 入口サブクーリングと限界出力測定値の関係（９×９燃料（Ａ型））

本資料のうち，枠囲みの内容は商業機密に属しますので公開できません。

4-49

図 4-9 入口サブクーリングと限界出力計算値の関係例

本資料のうち，枠囲みの内容は商業機密に属しますので公開できません。

4-50

4.3 ＮＵＰＥＣ ＢＷＲ燃料集合体熱水力試験(1) ＮＵＰＥＣ ＢＷＲ燃料集合体熱水力試験の概要[20][21][22](財)原子力発電技術機構（ＮＵＰＥＣ）において過渡沸騰遷移試験が実施されている。
試験に用いる試験体は実寸大の９×９燃料（Ａ型）模擬燃料集合体であり，表 4-5 に燃料集合体の仕様を，表 4-6 に試験条件を，図 4-10 に試験体を，図 4-11 に試験体の径方向
出力分布を示す。模擬燃料棒表面温度は，模擬燃料棒被覆管表面に埋め込んだ熱電対により測定し，その測定位置はスペーサの直上流である。
検証で用いる被覆管温度測定試験では，流量，出力を変化させて沸騰遷移前後の被覆管温度を測定している。
(2) 妥当性確認結果
沸騰遷移発生時間について，試験とＧＥＸＬ相関式による解析結果との比較を図 4-12 に示す。4.2 項のＡＴＬＡＳ試験の妥当性確認と同様に，ＧＥＸＬ相関式による沸騰遷移発生
時間の計算値は±0.35 秒以内に入っていて，良好に予測できる。
沸騰遷移位置について，試験とＧＥＸＬ相関式による解析結果との比較を図 4-13 及び図4-14 に示す。各位置に対する沸騰遷移予測時間は実測より早く，また沸騰遷移予測位置は深く予測する傾向となっており，保守的な予測結果を与えている。
また，沸騰遷移後の熱伝達相関式に修正 Dougall-Rohsenow 式，リウェット相関式に相関式２を用いた場合の結果として，図 4-15 に燃料被覆管温度の最大値の比較を，図 4-16 にドライアウト持続時間の比較を示す。修正 Dougall-Rohsenow 式及び相関式２の組み合わせ
は総じて保守的な解析結果を与えていて，燃料棒表面熱伝達を低く予測して燃料被覆管温度を高く評価するといえる。
ＳＣＡＴコードは沸騰遷移後の膜沸騰状態で修正 Dougall-Rohsenow 式及び相関式２を適用することにより，燃料被覆管温度を高めに評価する傾向がある。
そのため，重要現象（燃料棒表面熱伝達）の不確かさの影響は修正 Dougall-Rohsenow 式
及び相関式２に含まれる。
(3) 沸騰遷移深さに対するＧＥＸＬ相関式の保守性
東京電力柏崎刈羽原子力発電所６号及び７号炉（ＫＫ－６／７）における主蒸気隔離弁の誤閉止＋原子炉停止機能喪失の事象の有効性評価解析（感度解析）では，ＰＣＴが厳し
くなる給水加熱喪失後の原子炉出力が高い状態で保持される期間において，沸騰遷移が及
ぶ最深位置を集合体上部から数えて第 4 スペーサ位置までと評価している。沸騰遷移深さ
は，軸方向の熱流束分布と相まってＰＣＴに影響する。ここでは，ＧＥＸＬ相関式による
沸騰遷移深さ評価位置の保守性について検討する。ただし，保守性を検討する対象期間を，
上述のＰＣＴが厳しくなる給水加熱喪失後の原子炉出力が高い状態で保持される期間とする。
4-51

主蒸気隔離弁の誤閉止＋原子炉停止機能喪失の事象の有効性評価解析では，燃料被覆管
温度を高めに評価するように，中央ピークに基づく軸方向出力分布を設定している。中央
ピークの場合，９×９燃料の沸騰遷移は集合体上部から数えて第 1～第 3 スペーサの直上流位置で生じることが実験から確認されている。例えば，ＮＵＰＥＣのＢＷＲ燃料集合体熱水力試験[20][21][22]では，
図 4-10 に示すとおり第 1～第 4 スペーサの直上流位置（Ａ～Ｄ断面）に熱電対が設置されているが，第 4 スペーサ位置（Ｄ断面）では沸騰遷移は報告されていない。
ＧＥＸＬ相関式の適用に当たっては，3.3.1(2)④(b)の沸騰遷移位置判定の計算方法に基づいて，ＳＬＭＣＰＲ相当の限界クォリティで沸騰遷移するものとし，さらに沸騰遷移位
置を厳しい側（上流側）に評価するために保守的に整理した補正クォリティを用いることで，早めにかつより上流側の位置で沸騰遷移を予測する方法をとっている。
主蒸気隔離弁の誤閉止＋原子炉停止機能喪失の事象では，再循環ポンプの部分台数トリップ及びその後のポンプ流量の制御により炉心流量を低下させるため，ホットチャンネルを流れる冷却水の流量は定格炉心流量の約 30%相当の低流量条件となる。このような流量（及び出力）の減少過渡において生じる沸騰遷移は，環状噴霧流又は環状流において燃料棒表面を流れる液膜流のドライアウトに起因すると考えられ，スペーサの直上流位置で生じることが一般に知られている。スペーサは環状噴霧流中の冷却水流れに種々の影響を及
ぼすが，蒸気乱流の促進作用等により蒸気流中の液滴を液膜流へ付着させる効果があると言われており，実際にスペーサの下流側で液膜流量が増加することが実験から確認されている。燃料棒の発熱の影響で液膜流量は下流へ行くほど減少するものの，スペーサの直下
流側では液膜流量が増加して熱的余裕が増す。このようなスペーサ効果によるＣＨＦの軸方向変化を模式的に表すと図 4-17 のように描画できる[26]。スペーサ直上流位置においてＣ
ＨＦが極小となるため，スペーサ間の領域ではこれらの極小位置において沸騰遷移が初生することになり，極小位置より上流側のスペーサ間の領域では通常，沸騰遷移は初生しない。
一方，沸騰遷移が発生する可能性のあるスペーサ位置に着目すると，炉心入口サブクー
ル度が非常に大きいことから集合体の中央高さ付近までサブクール沸騰状態にあり，第 5～第 7 スペーサの範囲では軸方向のボイド率の増加が十分でなく，発達した環状噴霧流に遷移し安定した液膜流が形成される流動状態には程遠い流動様式にとどまる。この結果，
この範囲においては，軸方向出力分布が中央ピークのため加熱量が小さいことと相まって，
4.2(3)に示したように沸騰遷移は発生しない。
以上から，発熱のピーク高さ位置に最も近く，前述の熱水力試験で沸騰遷移が観測されなかった第 4 スペーサ及び第 4 スペーサと第 5 スペーサとの間の領域に対してＧＥＸＬ相関式を適用した評価の保守性に着目して以下に説明を加える。
さて，第 4 スペーサ直上流位置から第 5 スペーサの間の領域（以下，「中央高さ領域」と称す。
）は中央ピークに基づく軸方向出力分布のため軸方向で加熱量が最も大きな領域であ4-52

る。一方で，前述したようにサブクール度が非常に大きいために，サブクール沸騰から飽和沸騰に移行し始める領域でもある。しかし厳しい側の想定として，敢えてドライアウトが生じ得る流動様式である環状噴霧流に遷移する領域に至っていることを仮定して，以下，
沸騰遷移が生じる可能性を検討する。
このため，この中央高さ領域では，単管の場合なら環状噴霧流に遷移し安定した液膜流が形成され始める流動様式に到達し得ると仮定する。一方，燃料集合体は管群流路である
ため，このような流動様式遷移は燃料棒の出力が最も高いことなどにより，熱的に最も厳しい条件の燃料棒の周り（以下，「ホットサブチャンネル」と称す。）で初生する。このとき，ホットサブチャンネルに隣接するサブチャンネルでは，環状噴霧流様式遷移前のチャーン流等の間欠的な流れが生じる領域にあること，ホットサブチャンネルが環状噴霧流に遷移することで界面せん断力が減少してホットサブチャンネルに周囲から流れが流入し周囲の流れの影響を受けやすくなることなどから，ホットサブチャンネルの流動様式が環状噴霧流に遷移したとしても，その流れは隣接サブチャンネルの間欠的な流れの影響を受けて不安定化する。さらに，前述したように飽和沸騰長さが過度に短いことと相まって安定した液膜流が形成されにくく，この点からも液膜流が脈動的な流れとなる。このため，仮にドライアウトに至っても燃料被覆管温度の上昇が生じるほどドライアウト状態が継続するとは考えられない。したがって，中央高さ領域では，仮に厳しい側に環状噴霧流に遷移することを仮定したとしても，ＣＨＦが極小となる第 4 スペーサ直上流位置以外の領域はおろか，第 4 スペーサ直上流位置においてさえも沸騰遷移が生じる可能性は極めて小さい。
したがって，ＳＬＭＣＰＲ相当条件で生じるとした沸騰遷移及び沸騰遷移位置を厳しい側に評価する補正クォリティを導入することの二つの保守的な評価手法とすることで，第 1～第 3 スペーサだけでなく，更に一段上流側の第 4 スペーサ直上流位置及び中央高さ領域
内での他のノード位置に沸騰遷移が及ぶと判定するＧＥＸＬ相関式を用いた沸騰遷移条件の評価は十分に保守的であると考えられる。
なお，沸騰遷移の評価に当たっては，1 点近似炉心動特性評価時のボイド反応度の取扱いなど炉心出力を過大に評価するようにして得た結果を用いることで，熱的に厳しい側の解析を実施していることから，ＧＥＸＬ相関式による上記の沸騰遷移深さに対する保守性は十分なものと評価できる。
以上で，ＰＣＴが厳しくなる給水加熱喪失後の原子炉出力が高い状態で保持される期間において，ＧＥＸＬ相関式による沸騰遷移条件の評価が十分に保守的であることを示した。
一方，その後，給水ポンプトリップによる原子炉水位低下により，再循環ポンプ 6 台がトリップして，炉心流量が減少する。炉心流量減少によるボイド率の増加により，若干の時間遅れを持って原子炉出力が低下する。この過程において，短い時間であるが出力と流量のミスマッチ（比較的高い原子炉出力でありながら非常に低い炉心流量となる期間）が生
じ，ホットチャンネル内の蒸気クォリティが一時的に増加する。このときＧＥＸＬ相関式
4-53

は，沸騰遷移が及ぶ最深位置をさらに上流側の第 5 スペーサ位置までと評価している。以下では，この出力－流量のミスマッチを生じる期間に対して，沸騰遷移が生じる可能性について検討を加える。
出力－流量のミスマッチが大きくなる初期炉心流量 90%の解析ケースを検討の対象とする。再循環ポンプの停止により，炉心流量は定格時の約 7%相当まで急減する。これに追随して原子炉出力も低下するが，炉心流量が定格の 7%相当に至った時点でホットチャンネルの熱流束は定格時の約 50%程度を保持している。このため，飽和沸騰の開始高さは第 7 スペ
ーサ付近まで低下し，第 5 スペーサ位置の蒸気クォリティは約 50%に及ぶ。第 5 スペーサから下流側は膜沸騰に至っており，燃料集合体上部では蒸気単相流となる。以下，各スペー
サ位置に着目して沸騰遷移が生じる可能性を検討する。
第 7 スペーサ位置はほぼ飽和沸騰開始高さに位置する。本項前半で検討した原子炉出力が高い状態で保持される期間の中央高さ領域と同等のクォリティ条件であることから沸騰遷移が生じる可能性は小さい。ただし，ごく低流量のため流動様式の発達が早く，チャーン流に近い乱れた様相を呈する可能性がある。しかしながら，この位置の加熱量が小さい
ことと相まって，仮に燃料棒表面に一時的なドライパッチ（液膜消失部）が生じたとしても，乱れた流れの中ですぐに消滅するため，燃料被覆管温度が上昇するには至らない。次に，第 6 スペーサ位置はＧＥＸＬ相関式では沸騰遷移を生じないと判定されるが，急速な沸騰により燃料棒表面に安定した液膜は形成されず，通常の二相流の流動様式の発達過程とは異なる逆環状流的な流動様式へと移行する可能性がある。しかし，第 7 スペーサ位置と同様に不安定で乱れた流動状態であることに変わりは無く，間欠的なドライパッチを生じたとしても，燃料被覆管温度が有意に増加するほど(※)長時間持続しないと考えられる。
また，激しい核沸騰により燃料棒表面から吹き飛ばされた液膜が比較的大きな液塊となってチャンネル内を浮遊し，小さな液滴に分裂しないまま，乱れによって燃料棒へ衝突する
冷却形態も生じ得る。これは，噴霧流冷却よりもはるかに大きな冷却効果を期待できる。
さらに，ホットチャンネルの熱流束は急速な減少過程にあり，10 秒足らずで半減して定格
時の 25%以下へと低下するため，出力－流量のミスマッチは早期に緩和される。以上の理由から，第 6 スペーサ位置でドライパッチを生じる懸念はあるものの，燃料被覆管温度が大きく上昇する可能性は小さいと考えられる。第 5 スペーサは第 4 スペーサとともに，中央
ピークの軸方向出力分布において最も発熱量が大きい領域に位置する。第４スペーサ位置
では蒸気クォリティが 1.0 に近い状態となる。ここで熱的に厳しい条件として，中央ピー
ク位置において飽和蒸気単相となる場合を想定し，定格時の 50%相当の原子炉出力と 7%相
当の炉心流量が維持されると仮定する。この条件では，単相流の Dittus-Boelter 式から見積もられるホットサブチャンネルの燃料被覆管温度最大値は約 900℃となる。実際には，熱流束は減少過程にあり，出力－流量のミスマッチがほどなく緩和されるため，このような高温に至る可能性は小さい。したがって，この期間におけるＳＣＡＴコードの被覆管最高温度評価値（約 900℃）は，結果として保守側の評価と言える。第 4 スペーサより下流側は，
4-54

上部へ行くほど発熱量が低下するものの，蒸気温度が上昇して過熱蒸気となるため，熱的に厳しい状態が十数秒間持続することが予想される。しかし，熱流束は急速な減少過程にあることから，燃料被覆管温度の上昇が過度に大きくなることは無いと考えられる。
以上，給水ポンプ及び再循環ポンプトリップ後に出現する出力－流量のミスマッチ期間に対して，沸騰遷移を生じる可能性を検討した。この期間に限っては，ＧＥＸＬ相関式による沸騰遷移深さの評価は必ずしも保守的とは言えないことが推測された。しかし，解析で仮定している再循環ポンプ 6 台が同時に停止する可能性は低く，炉心流量の低下は，より緩やかになると考えられること，また，中央ピークより下部に位置する第 5 から第 7 ス
ペーサ位置の出力は小さいことから，ＧＥＸＬ相関式の評価に非保守性があったとしても，
ＳＣＡＴコードによる燃料被覆管温度評価結果を過度に非保守側へ導くものではないと判断でき，ＰＣＴ評価上の問題となるものではないと結論できる。
(※) 熱流束が低下しているため，燃料被覆管温度の顕著な上昇には十秒程度の時間を要す
ると見込まれる。
(4)重要現象（気液熱非平衡）の不確かさ
図 4-11 に示す試験体の径方向出力分布から，熱的に最も厳しい燃料棒（以下，ホットピン）に着目すると，ホットピンが 3 本直線状に配置，3 本を L 字型に配置されており，ホットピンに隣接して同様なホットピンが 2 本配置された体系とみなせる。この体系において，
上記のように修正 Dougall-Rohsenow 式及び相関式２の組み合わせは総じて保守的な解析結果を与えている。3.3.1(2)項のように，修正 Dougall-Rohsenow 式では過熱蒸気の温度を蒸気膜温度（燃料被覆管表面温度と飽和温度の平均温度）とした物性値を用いている。これを踏まえると，燃料被覆管温度を高く評価していることは，バルク温度が飽和又は少なく
とも飽和温度から有意に上昇しないことを意味することが分かる。これは，沸騰遷移においても，隣接燃料棒との間に飽和温度の蒸気が介在することを示すため，ホットピンの影
響が隣接した燃料棒に波及しないことを示唆していると考えられる。
したがって，重要現象（気液熱非平衡）の不確かさの影響は修正 Dougall-Rohsenow 式に含まれると考えられる。

4-55

表 4-5 模擬燃料集合体の仕様[8]
項目

仕様

燃料タイプ
燃料棒本数（ヒータロッド）
・標準燃料棒・部分長燃料棒
加熱長・標準燃料棒
燃料棒外径
ウォータロッド本数
燃料棒ピッチチャンネルボックス内幅

９×９燃料（Ａ型）
74
66
8
約 3,710mm
φ11.2mm2
14.3mm132.5mm

スペーサ個数7（丸セル型）

軸方向出力分布

コサイン

表 4-6 試験条件[8]
項目

初期条件

圧力
流量
入口サブクール
出力

出力上昇事象流量減少事象約 7.2 MPa[abs]
約 40 t/h
約 45 t/h
約 50 kJ/kg
約 6～8 MW

4-56

発熱長

［試験体側面模式図］：標準燃料棒：部分長燃料棒：熱電対位置［熱電対取付け位置］

図 4-10 試験体の例[21]4-57試験体（燃焼初期）

試験体（燃焼の進んだ分布）

図 4-11 試験体の径方向出力分布[21]4-58

＋0.35 秒－0.35 秒

図 4-12 沸騰遷移発生時間の比較

4-59

図 4-13 沸騰遷移位置の時間変化（出力上昇事象）

図 4-14 沸騰遷移位置の時間変化（流量減少事象）4-60

図 4-15 燃料被覆管温度の最大値の比較[8]図 4-16 ドライアウト持続時間の比較[8]4-61図 4-17 軸方向 CHF へのスペーサの影響[26]4-624.4 実機解析への適用性
4.4.1 重要現象への適用性
原子炉停止機能喪失の重要現象に対して実施したＳＣＡＴコードの妥当性確認が，実機解析に適用可能であることを本節で述べる。
燃料棒表面熱伝達については，沸騰遷移後の膜沸騰状態で修正 Dougall-Rohsenow 式及び相関式２を適用することにより，燃料被覆管温度を高く評価していることを 4.3 節に示す
実寸大の模擬燃料を用いたＮＵＰＥＣ ＢＷＲ燃料集合体熱水力試験の解析で確認した。
沸騰遷移については，4.2 節に示す実寸大の模擬燃料を用いたＡＴＬＡＳ試験の解析と，4.3 節に示すＮＵＰＥＣ ＢＷＲ燃料集合体熱水力試験の解析により，沸騰遷移の状態を精度良く予測することを確認した。
従って，ＳＣＡＴコードは重要現象の燃料棒表面熱伝達及び沸騰遷移評価に適用できる。

4.4.2 有効性評価解析のノーディングの妥当性
実機解析に用いるノーディングは，3.3 節で述べた考え方に基づき設定したものである。
燃料棒グループ，燃料棒の軸方向のノード分割は，実寸大の模擬燃料を用いたＡＴＬＡ
Ｓ試験とＮＵＰＥＣ ＢＷＲ燃料集合体熱水力試験の解析により，重要現象を適切に評価でき，評価指標である燃料被覆管温度は高めに評価されることを確認した。なお，軸方向 24
ノードの分割は，従来からＢＷＲプラントに幅広く用いられている三次元沸騰水型原子炉
模擬計算コード[24][25]の分割と同じである。
また，主蒸気隔離弁の誤閉止＋原子炉停止機能喪失の事象の有効性評価解析における燃料ペレット部の径方向ノード分割数は，約 10 ノード以上の分割とすれば燃料被覆管温度はほぼ一定であると考えられる。一例として，主蒸気隔離弁の誤閉止＋原子炉停止機能喪失の事象の有効性評価解析において，2，3 ノード変化させても燃料被覆管最高温度の変化は1℃以内であることから，12 ノードの径方向ノード分割数は妥当である。
従って，ノード分割による不確かさは，本章の妥当性確認により得られた不確かさに包含されているものと考えられる。

4.4.3 まとめ
以上より，本章に記載している妥当性確認結果は，ＢＷＲプラントの妥当性確認として適用性を有するとともに，実機ＢＷＲの有効性評価解析に適用できるといえる。

4-63

5. 有効性評価への適用性
4 章の妥当性確認をふまえ，重要現象についての不確かさ及びその不確かさが評価指標の視点と運転員操作の視点から有効性評価解析へ与える影響について表 5-1 にまとめた。以下にその不確かさについて記述する。
5.1 不確かさの取り扱いについて（評価指標の観点）
ＳＣＡＴコードで取り扱う評価指標は燃料被覆管温度である。燃料被覆管温度への重要
現象の不確かさの影響について以下に記載する。
（1）出力分布変化
中央ピークに基づく軸方向出力分布を設定することで，主蒸気隔離弁の誤閉止＋原子炉
停止機能喪失の事象で起こる下部ピークの軸方向出力分布よりも燃料被覆管温度上昇が大きくなる。また，ＧＥＸＬ相関式で計算することにより保守的に沸騰遷移予測時間を早く，沸騰遷移予測位置を深く予測できる傾向であることを 4.2 節及び 4.3 節で確認している。
そのため，中央ピークに基づく軸方向出力分布及び深く予測する沸騰遷移位置によって，有効性評価解析では燃料被覆管温度は高めに評価される。
（2）燃料棒内温度変化
燃料ペレットと燃料被覆管間のギャップ熱伝達係数を高めに設定することで，原子炉出力が上昇する時の表面熱流束に対する熱伝達の遅れが小さくなり上昇量が大きくなる。そのため有効性評価解析において主蒸気隔離弁閉止によって原子炉出力が急増する状態では，燃料被覆管温度は高めに評価される。また給水加熱喪失によって原子炉出力が準静的に増加する状態では，表面熱流束に対する熱伝達の遅れによる燃料被覆管温度への影響は大きくないと考えられる。
（3）燃料棒表面熱伝達
沸騰遷移後の膜沸騰状態では修正 Dougall-Rohsenow 式及び相関式２を適用することにより，保守的に燃料被覆管温度を高めに評価することを 4.3 節で確認しているため，有効性
評価解析では燃料被覆管温度は高めに評価される。
なお，有効性評価解析による燃料被覆管温度の解析結果が高温となる範囲での 修正
Dougall-Rohsenow 式及び相関式２の適用性について，添付 3，添付 4 及び添付 5 で述べる。
（4）沸騰遷移
沸騰遷移に至る状況を 4.2 節の結果から作成したＧＥＸＬ相関式で計算することにより沸騰遷移の状態を予測できることを 4.3 節で確認している。4.2 節で不確かさを 3.6％としているが，ＭＣＰＲがＳＬＭＣＰＲを下回った時点で沸騰遷移が発生するように保守的に設定しているため，不確かさの影響はこの設定に含まれる。
4-64なお一例として，主蒸気隔離弁の誤閉止＋原子炉停止機能喪失の事象の有効性評価解析
において，沸騰遷移が発生するＭＣＰＲの設定をＳＬＭＣＰＲとした解析の燃料被覆管最高温度は，1.0 とした解析よりも 50℃程度高めに評価される。
（5）気液熱非平衡
上記(4)項のように，沸騰遷移後の膜沸騰状態において有効性評価解析では燃料被覆管温度は高めに評価される。また，発生した過熱蒸気の影響が隣接する燃料棒に波及しないことを 4.3 節で確認しており，不確かさの影響は修正 Dougall-Rohsenow 式に含まれる。
なお，図 3-6 のようにＳＣＡＴコードの入力設定に前処理コードを用いているが，燃料被覆管温度が高めに評価されるように設定しているため，前処理コードの不確かさが与える影響は小さいと考えられる。

以上から有効性評価解析では燃料被覆管温度は高めに評価される。

4-65

5.2 不確かさの取り扱いについて（運転員操作の観点）
ＳＣＡＴコードで取り扱う運転操作はない。また，有効性評価解析で考慮する運転操作
は解析結果となる燃料被覆管温度の影響を受けない。従って，ＳＣＡＴコードの不確かさ
が運転操作に影響を与えることはない。

表 5-1 重要現象の不確かさ
分類

重要現象

解析モデル

不確かさ

有効性評価解析への影響

出力分布モデル

入力値に含ま燃料被覆管温度を高めに評

れる

価する。

炉心

出力分布

（核）

変化

炉心

燃料棒内温

熱伝導モデル，

入力値に含ま主蒸気隔離弁閉止によって度変化

燃料ペレット－れる

原子炉出力が急増する状態（燃料）

被覆管ギャップ

で燃料被覆管温度を高めに熱伝達モデル評価する。給水加熱喪失によって原子炉出力が増加する
状態で燃料被覆管温度への影響は大きくない。

燃料棒表面

被覆管表面熱伝相関式に含ま保守的に評価する相関式を

熱伝達

達モデル，

れる

適用するため，燃料被覆管温リウェットモデ

度を高めに評価する。

ル
沸騰遷移

沸騰遷移評価モ

3.6％

デル

沸騰遷移をＳＬＭＣＰＲで発生するように保守的に設定しているため，不確かさの影響は含まれる。

炉心

気液熱非平

（熱流動） 衡被覆管表面熱伝相関式に含ま保守的に評価する相関式を

達モデル，

れる

適用するため，燃料被覆管温リウェットモデル

4-66

度を高めに評価する。

6. 参考文献[1] 「ＢＷＲ核熱水力安定性評価の現状と課題」，(社)日本原子力学会，2001 年 12 月
[2] L. Baker and L. C. Just, "Studies of Metal-Water Reactions at High Temperatures
Ⅲ . Experimental and Theoretical Studies of the Zirconium-Water Reaction",
ANL-6548, 1962.
[3] 「沸騰水形原子力発電所 原子炉の熱特性評価法 (ＧＥＴＡＢ) について」，株式会社
日立製作所，ＨＬＲ－007 訂 4，平成 9 年 12 月
[4] 「沸騰水型原子力発電所 ＧＥＴＡＢの概要」，株式会社東芝，ＴＬＲ－009 改訂 4，
平成 10 年 1 月[5] 「沸騰水型原子力発電所

プラント動特性解析手法について」，株式会社日立製作所，

ＨＬＲ－014 訂 2，昭和 63 年 3 月[6] 「沸騰水型原子力発電所 プラント動特性解析手法について」，株式会社東芝，ＴＬＲ－012 改訂 1，昭和 63 年 3 月[7] N. Zuber and J. A. Findlay, "Average Volumetric Concentration in Two-Phase Flow
Systems", J. Heat Transfer, November 1965.
[8] 「BWR における過渡的な沸騰遷移後の燃料健全性評価基準:2003」，(社)日本原子力学会，
AESJ-SC-P002:2003，2003 年 6 月[9] Dittus, F. W. and Boelter, L. M. K., "Heat Transfer in Automobile Radiators of
the Tubular Type", University of California Publ. Eng. Vol.2, October 1930.
[10] Jens, W. H. and Lottes, P. A., "Analysis of Heat Transfer, Burnout，Pressure
Drop and Density Data for High-Pressure Water", ANL-4627, May 1951.
[11] 井口 他，「BWR 定常ポスト CHF 試験結果－限界熱流束及びポスト CHF 熱伝達率－」，JAERI-Research 2001-060，2002 年 2 月[12] Sakae MUTO et al., "An Experimental Study on Rewetting Phenomena in Transient
Conditions of BWRs", Nuclear Engineering and Design 120, 311-321 (1990)[13] 工藤，原，「BWR 燃料集合体の現象論的リウェット相関式の開発」，日本原子力学会和文論文誌，Vol.2-No.2，121-129，2003 年 6 月[14] 「沸騰水形原子力発電所

燃料の設計手法について」，株式会社日立製作所，ＨＬＲ－033 訂 1，平成 10 年 2 月[15] 「沸騰水型原子力発電所 燃料の設計手法について」，株式会社東芝，ＴＬＲ－045 改
訂 1，平成 10 年 1 月[16] 「沸騰水型原子力発電所 燃料の設計手法について（ＭＯＸ燃料への適用）」，株式会
社日立製作所，ＨＬＲ－053 訂 2，平成 11 年 2 月[17] 「沸騰水型原子力発電所 燃料の設計手法について（ＭＯＸ燃料への適用）」，株式会
社東芝，ＴＬＲ－045A 改訂 2，平成 11 年 2 月

4-67

[18] 「沸騰水形原子力発電所 原子炉の熱設計手法について」，株式会社日立製作所，Ｈ
ＬＲ－008，昭和 52 年 4 月[19] 「沸騰水形原子力発電所

熱水力設計計算手法について」，東京芝浦電気株式会社，

ＴＬＲ－008，昭和 51 年 9 月[20] 「平成 8 年度 燃料集合体信頼性実証試験に関する報告書（BWR 新型燃料集合体熱水
力試験編）」，(財)原子力発電技術機構，平成 9 年 3 月[21] 「平成 9 年度 燃料集合体信頼性実証試験に関する報告書（BWR 新型燃料集合体熱水
力試験編）」，(財)原子力発電技術機構，平成 10 年 3 月[22] 「平成 10 年度 燃料集合体信頼性実証試験に関する報告書（BWR 新型燃料集合体熱水
力試験編）」，(財)原子力発電技術機構，平成 11 年 3 月[23] 甲藤，「一様加熱垂直円管内の強制流動沸騰の限界熱流束（高圧領域の研究と CHF 特
性領域線図）」，日本機械学会論文集(B 編)，47 巻 413 号(昭 56-1)，139[24] 「沸騰水型原子力発電所 3 次元核熱水力計算手法について」，日立 GE ニュークリア・
エナジー株式会社，ＨＬＲ－006 訂 3，平成 22 年 10 月
[25] 「沸騰水形原子力発電所

三次元核熱水力計算コードの概要」，株式会社東芝，ＴＬ

Ｒ－007 改訂 1，平成 20 年 9 月[26] D. C. Groeneveld and W. W. Yousef, “Spacing Devices for Nuclear Fuel Bundles:
A Survey of Their Effect on CHF, Post-CHF Heat Transfer and Pressure Drop”,
Proceedings of ANS/ASME/NRC Int. Topical Meeting on Nuclear Reactor
Thermal-Hydraulics, 1980.

4-68

添付 1 入力項目リスト
分類

炉心データ*

入力項目
出力時間変化
炉心入口流量時間変化
炉心入口エンタルピ時間変化
炉心圧力時間変化

燃料データ

バンドル形状データ（標準長/部分長燃料棒本数，流路面積等）
ウォータロッドデータ（本数，外径等）
燃料特性データ（ギャップ熱伝達係数，燃料物性等）
相関式（ＧＥＸＬ相関式，熱伝達相関式，リウェット相関式等）
初期条件データ（バンドル出力，入口流量，軸方向出力分布等）*ＲＥＤＹコードにより求められたデータを引き継いで用いる

4-1-1

添付 2 ボイドモデル，サブクールボイドモデル，圧力損失モデルの適切性
本添付では，3.3.1 項に示したボイドモデル，サブクールボイドモデル及び圧力損失モデ
ルの適切性について述べる。

本資料のうち，枠囲みの内容は商業機密に属しますので公開できません。

4-2-1

本資料のうち，枠囲みの内容は商業機密に属しますので公開できません。

4-2-2

添付 3 沸騰遷移後の被覆管表面熱伝達モデルの適用性
1. はじめに
3.3.1 項に示したように，沸騰遷移後の燃料被覆管温度挙動を評価するモデルのうち，沸騰遷移評価モデルはＳＬＭＣＰＲを下回った時点で沸騰遷移の発生とみなし，また被覆管
表面熱伝達モデルでは燃料被覆管温度を高めに評価する修正 Dougall-Rohsenow 式を適用することで，保守的な設定としている。
4.3 節に示したように，燃料被覆管温度 500℃程度までの試験結果を用いて，修正Dougall-Rohsenow 式による燃料被覆管温度の評価の妥当性を確認している。
本添付では，修正 Dougall-Rohsenow 式による燃料被覆管温度の評価において，4.3 節の妥当性確認に加えて，ＢＷＲ燃料の沸騰遷移を模擬した５×５高温ポストＢＴ試験の燃料
被覆管温度測定値との比較により，修正 Dougall-Rohsenow 式の妥当性を確認し，原子炉停止機能喪失事象のような燃料被覆管温度の解析結果が高温となる範囲での適用性について述べる。

2. ５×５高温ポストＢＴ試験を用いた妥当性確認(1) ５×５高温ポストＢＴ試験の概要[1](株) グローバル・ニュークリア・フュエル・ジャパンにおいて過渡沸騰遷移試験が実施されている。
試験に用いる試験体は１０×１０燃料模擬の５×５部分バンドルであり，添付表 3-1 に燃料集合体の仕様を，添付表 3-2 に試験条件を，添付図 3-1 に試験体を示す。模擬燃料棒
表面温度は，高出力ロッド及び低出力ロッドの模擬燃料棒被覆管表面に埋め込んだ熱電対により測定し，その測定位置はスペーサの直上流とスペーサ中間である。
検証で用いる被覆管温度測定試験では，流量，出力を変化させて沸騰遷移前後の被覆管温度を測定している。
(2) 妥当性確認結果
試験と解析の比較結果について，沸騰遷移後の熱伝達相関式に修正 Dougall-Rohsenow 式を用いた燃料被覆管温度の最大値の比較を添付図 3-2 に示す。

本資料のうち，枠囲みの内容は商業機密に属しますので公開できません。

4-3-1なお，いずれの比較点についても，燃料被覆管温度が急激に上昇し，測定値は燃料被覆
管温度が低下に転じたのちにリウェットする挙動となっており，解析値は測定値と同様，
または上昇が緩やかになったところでリウェットしていることから，燃料被覆管温度の最大値の比較結果は修正 Dougall-Rohsenow 式の特性が影響していると考えられる。解析値と測定値の比較は，上流側で燃料被覆管温度は高く評価されて保守的な解析結果を与えていることに対し，クォリティが 90%程度となる下流側ではその保守性は小さくなることを示している。
これは，沸騰遷移後において蒸気中の液滴が燃料被覆管表面に付着して蒸発すると伝熱が良好になるが，修正 Dougall-Rohsenow 式は液滴蒸発の影響を無視しており，燃料被覆管
温度を高めに評価する傾向[2][3]が影響しているものと考えられ，蒸気中の液滴の割合が大きいほど燃料被覆管温度を高めに評価する傾向があると考えられる。
したがって，クォリティが大きくなると修正 Dougall-Rohsenow 式の評価の保守性は小さくなる傾向であると考えられるが，上流側位置の燃料被覆管温度 700～800℃程度の範囲においては，修正 Dougall-Rohsenow 式は保守的な解析結果を与えていて，燃料棒表面熱伝達を低く予測して燃料被覆管温度を高めに評価すると考えられる。

3. 高温範囲における修正 Dougall-Rohsenow 式の適用性
上記 2.(2)によって，修正 Dougall-Rohsenow 式はクォリティが大きくなると保守性が小さくなる傾向であると考えられるが，燃料被覆管温度 700～800℃程度の範囲においても燃料被覆管温度を高めに評価することを確認した。
また，燃料被覆管温度を高めに評価する保守性は，4.3 節に示した燃料被覆管温度 500℃程度までの試験と解析の比較結果と大きく変わらないと考えられる。
代表的なＡＢＷＲ及びＢＷＲ５において，主蒸気隔離弁の誤閉止＋原子炉停止機能喪失の事象の有効性評価解析による燃料被覆管温度の最大値は 800℃を上回る。一方，燃料被覆
管温度が最大となる時間帯における高さ位置のクォリティは，上記 2.(2)で述べた燃料被覆
管温度の評価の保守性が小さくなったクォリティには至らない。
なお，燃料被覆管温度が 800℃を大きく超えると蒸気流の過熱度が増加し，燃料棒表面熱流束の低下が影響を及ぼすようになると考えられる。修正 Dougall-Rohsenow 式では蒸気膜
温度（燃料被覆管表面温度と飽和温度の平均温度）を用いており，また，伝熱面と蒸気流の温度差の評価には，蒸気流の温度に過熱蒸気温度ではなく飽和温度を用いているため，過熱蒸気が発生した場合，同式を用いた熱流束の予測精度が低下する可能性がある。そこ
で，過熱蒸気の影響を厳しい側に考慮した蒸気単相状態を想定（注 1）して Dittus-Boelter の式[4]と比較した。蒸気単相状態において Dittus-Boelter の式は熱伝達を低く評価する[5][6]。
また，Dittus-Boelter の式はプラントル数が 0.7 以上の単相状態について適用可能とされており，圧力 7MPa[abs]及び 800℃の蒸気単相流にも適用可能と考えられる。比較の結果，
4-3-2

燃 料 被 覆 管 温 度 が 最 大 と な る 領 域 を 含 む 第 3- 第 4 ス ペ ー サ 付 近 に お い て ， 修 正Dougall-Rohsenow 式は燃料被覆管温度を Dittus-Boelter の式より高めに評価することを確認した。
したがって，燃料被覆管温度 800℃を上回り評価の保守性は小さくなる傾向であると考えられるものの，保守性が小さくなることを確認したクォリティに至っていないこと，並びに 1,000℃を超える燃料被覆管温度及び過熱蒸気を考慮した蒸気単相状態の過度に厳しい条件においても Dittus-Boelter の式より，主蒸気隔離弁の誤閉止＋原子炉停止機能喪失の事象の有効性評価解析における燃料被覆管温度を高めに評価することを確認したことから，
修正 Dougall-Rohsenow 式は適用できると考えられる。

（注 1）
第 4 スペーサ位置についてはクォリティが比較的低いことから，蒸気相はほぼ飽和と考えられる。ここでの修正 Dougall-Rohsenow 式による評価結果は，燃料被覆管温度 1,200℃
までのどのような温度条件であっても，蒸気流のみを考慮した Dittus-Boelter の式を適用することで得られる保守的な評価結果よりも小さく，より保守的な評価結果となることを確認した。
第 3 スペーサ位置以降（上部）について，比較対象となる Dittus-Boelter の式で得られる熱流束をより厳しい側に評価することを目的として，以下のように過度に厳しい熱水力
条件を設定して評価し，第 3 スペーサ位置について燃料被覆管温度 1,000℃までのどのような温度条件であっても修正 Dougall-Rohsenow 式は保守的な評価結果を与えることを確認した。
・第 3-第 4 スペーサ間に厳しいクォリティ，流量，液滴蒸発条件を与え，燃料集合体の低い位置で蒸気単相となるように想定
・高温燃料棒 4 本に囲まれたサブチャンネル流路を想定し，その燃料被覆管温度には，集合体出口までスペーサ毎に有効性評価で評価された燃料被覆管温度を包絡する温度（最大 1,000℃）を設定して過熱蒸気温度を評価
・隣接するサブチャンネルからの蒸気及び液滴の流入を考慮せず，評価対象のサブチャ
ンネルの燃料被覆管からの熱は全て蒸気の加熱に使用
また，ＳＣＡＴコードの特徴として，燃料被覆管温度 800℃程度を超える状態で有意とな
り，1,000℃を超えると重要な熱伝達機構となる輻射熱伝達を無視していることも，保守的評価を与える一因となると考えられる。

4. 高温範囲における隣接燃料棒の影響
3.3.1 項に示したように，修正 Dougall-Rohsenow 式では，物性値に用いる過熱蒸気の温4-3-3

度に蒸気膜温度（燃料被覆管表面温度と飽和温度の平均温度）を用いている。そのため，
燃料被覆管温度が高温となり，隣接燃料棒との間に飽和温度の蒸気が介在しない場合，修正 Dougall-Rohsenow 式による予測精度は悪化する可能性がある。
燃料被覆管温度 700～800℃程度の試験結果である上記 2. ５×５高温ポストＢＴ試験において，添付図 3-1 の試験体の平面模式図から，ホットピンが 2 本直線状に配置されており，ホットピンに隣接して同様なホットピンが配置された体系とみなせる。この体系において試験と解析の比較結果とでは，修正 Dougall-Rohsenow 式は保守的な解析結果を与えており，隣接燃料棒の影響は修正 Dougall-Rohsenow 式の保守性に含まれると考えられる。これは，燃料被覆管温度 700～800℃程度の範囲においても，当該位置における隣接燃料棒との間には飽和蒸気が介在することによるものと考えられる。また，800℃を上回る範囲においても，上記 3.のように修正 Dougall-Rohsenow 式は適用できると考えられ，隣接燃料棒の影響は修正 Dougall-Rohsenow 式に含まれる傾向と考えられる。そのため，主蒸気隔離弁の
誤閉止＋原子炉停止機能喪失の事象の有効性評価解析において，修正 Dougall-Rohsenow 式は適用できると考えられる。

5. 過熱蒸気の扱いに対する影響
修正 Dougall-Rohsenow 式では，3.3.1 項に示したように，物性値に用いる過熱蒸気の温度に蒸気膜温度（燃料被覆管表面温度と飽和温度の平均温度）を用いており，また，伝熱面と蒸気流の温度差の評価には，蒸気流の温度に過熱蒸気温度ではなく飽和温度を用いていることから，高温範囲における過熱蒸気の影響を確認する必要がある。
過熱蒸気を考慮した熱伝達相関式に Groeneveld 5.9 式[3][7]があり，物性値に用いる過熱
蒸気の温度は燃料被覆管表面温度としている。同式は単管及び二重管の試験データに基づいて開発され，米国で実績がある。
燃料被覆管温度 500℃以上における両式による熱伝達率の低下幅は，燃料被覆管温度
500℃の熱伝達率に対して Groeneveld 5.9 式の方が 5%以上低く予測する。そのため，Groeneveld 5.9 式の方が燃料被覆管温度を高く評価する。
一方，添付図 3-2 のように，700～800℃程度の試験結果において修正 Dougall-Rohsenow
式は保守的な解析結果を与えている。これは，高温範囲において過熱蒸気の影響は考えられるものの，修正 Dougall-Rohsenow 式による燃料被覆管温度の評価に及ぼす影響は大きくなく，保守性は維持されて燃料被覆管温度を高く評価する傾向を示していると考えられる。
さらに，1,000℃を超える燃料被覆管温度においても，上記 3.で示したように，このような温度領域が第 3 スペーサより上流側から燃料集合体出口まで一様に続く厳しい側の条件を設定し，その上で過熱蒸気の温度を厳しい側に評価する手法を用いて検討した結果，このような温度領域に至った時に重要な熱伝達機構となる輻射熱伝達をＳＣＡＴコードが無視していることと相まって，燃料被覆管温度を概ね保守的に評価できることが確認されて
4-3-4

いる。

6. まとめ燃 料 被 覆 管 温 度 700 ～ 800 ℃ 程 度 の 範 囲 に お い て ， 試 験 と の 比 較 結 果 か ら 修 正Dougall-Rohsenow 式は燃料被覆管温度を高く評価することを確認し，また，主蒸気隔離弁の誤閉止＋原子炉停止機能喪失の事象にて燃料被覆管温度が 800℃を上回る範囲においても適用可能と考えられる。
以上より，修正 Dougall-Rohsenow 式は主蒸気隔離弁の誤閉止＋原子炉停止機能喪失の事
象のような燃料被覆管温度の解析結果が高温となる範囲でも適用することは妥当であると考えられる。

7. 参考文献[1] 工藤，秋葉他，「過渡的な沸騰遷移後の燃料被覆管温度挙動の実験的研究 (2) －5×5管群体系における高温時のポスト BT 特性－」，日本原子力学会 2009 年秋の大会予稿集，
C36，2009 年[2] 井口 他，「BWR 定常ポスト CHF 試験結果－限界熱流束及びポスト CHF 熱伝達率－」，JAERI-Research 2001-060，2002 年 2 月[3] 「BWR における過渡的な沸騰遷移後の燃料健全性評価基準:2003」，(社)日本原子力学会，
AESJ-SC-P002:2003，2003 年 6 月[4] Dittus, F. W. and Boelter, L. M. K., "Heat Transfer in Automobile Radiators of
the Tubular Type", University of California Publ. Eng. Vol.2, October 1930.
[5] ｢沸騰水型原子力発電所

非常用炉心冷却系（ＥＣＣＳ）の新性能評価手法について｣，

株式会社日立製作所，ＨＬＲ－032 訂 3，平成 10 年 5 月[6] ｢沸騰水型原子力発電所

非常用炉心冷却系解析モデル（ＳＡＦＥＲ）｣，株式会社東芝，ＴＬＲ－044 改訂 4，平成 10 年 5 月[7] D. C. Groeneveld, "Post-Dryout Heat Transfer at Reactor Operating Conditions",
Proc. Topl. Mtg. Water-Reactor Safety, CONF-730304, U.S. Atomic Energy Commission(1973)

4-3-5

添付表 3-1 模擬燃料集合体の仕様
項目

仕様

燃料タイプ
燃料棒本数（ヒータロッド）
加熱長
燃料棒外径
燃料棒ピッチ

５×５燃料
25
約 3710mm

スペーサ個数8（丸セル型）

添付表 3-2 試験条件
項目

初期条件

流量減少事象圧力
質量流束
入口サブクール
出力

約 7 MPa[abs]約 5×106 kg/m2/h
約 60 kJ/kg
約 2.5 MW

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4-3-6

上 部

スペーサ

軸方向熱電対位置
Ａ断面
⑧
⑦
Ｃ断面
⑥
⑤
④
③
②
Ｅ断面
Ｇ断面
下 部
有効発熱部区間
EHL

①
②
③

発熱長

④
⑤

⑥

0
2000
1000
3000
0
0.5
1.0
1.5
2.0
相対出力比
下 部

高出力ロッド

中出力ロッド

低出力ロッド

熱電対

熱電対位置

部分長ロッド［試験体側面模式図］
熱電対取付位置UPM

添付図 3-1 試験体の例

4-3-7［試験体平面模式図］

添付図 3-2 燃料被覆管温度の最大値の比較

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4-3-8

添付 4 リウェットモデルの適用性
1. はじめに
3.3.1 項に示したように，沸騰遷移後の燃料被覆管温度挙動を評価するモデルのうち，沸騰遷移評価モデルはＳＬＭＣＰＲを下回った時点で沸騰遷移の発生とみなし，また被覆管
表面熱伝達モデルでは燃料被覆管温度を高めに評価する修正 Dougall-Rohsenow 式を適用することで，保守的な設定としている。このような設定も含め，解析手法の保守性によって燃料被覆管温度を高めに評価している。
一方，4.3 節に示したように，燃料被覆管温度 500℃程度までの試験結果を用いて，相関式２によるリウェット時刻の予測の妥当性を確認している。
本添付では，相関式２によるリウェット時刻の予測において，4.3 節の妥当性確認に加えて原子炉停止機能喪失事象のような燃料被覆管温度の解析結果が高温となる範囲での適用性について述べる。

2. 相関式２適用性の考え方
相関式２によって予測するリウェット時刻は燃料被覆管温度に依存する。リウェット時
刻を早めに予測すると，温度上昇の過程でリウェットする場合，燃料被覆管温度を低く評価する可能性がある。
原子炉停止機能喪失の有効性評価解析では，燃料被覆管温度を高めに評価することから，
相関式２はリウェット時刻を遅く予測する傾向となる。そのため，温度上昇の過程でリウェット時刻が遅ければ燃料被覆管温度を高めに評価する傾向となる。
したがって，有効性評価の解析手法によって，燃料被覆管温度の解析結果が高温となる範囲でも相関式２の保守性は維持されると考えられる。

3. リウェット時刻の感度解析
燃料被覆管温度が高温の範囲でも相関式２の保守性は維持されると考えられるが，相関式２によるリウェット時刻の予測が及ぼす影響を確認しておくことは重要と考えられる。
そこで，主蒸気隔離弁の誤閉止＋原子炉停止機能喪失の事象における燃料被覆管温度の時間変化について，相関式２を用いた解析例を添付図 4-1 に，リウェット時刻を遅らせた
解析例を添付図 4-2 に示す。
沸騰遷移発生直後，熱伝達係数が低下して燃料被覆管温度が急激に上昇する。その後，
原子炉出力の低下に合わせて燃料被覆管温度の上昇は徐々に緩やかになり，さらに原子炉出力が低下すると緩やかな上昇から減少に転じる。このように，燃料被覆管温度がいずれ減少に転じることから，燃料被覆管温度が緩やかな上昇を示した以降の状態において，相4-4-1

関式２によるリウェット時刻の予測精度が燃料被覆管温度へ及ぼす影響は大きくないことを確認できる。
主蒸気隔離弁の誤閉止＋原子炉停止機能喪失の事象における原子炉出力は，再循環ポン
プトリップや，復水器水位低下による給水流量喪失に伴う炉心ボイド率の増加によって低下する。そのため，燃料被覆管温度の上昇は抑制されていずれ減少に転じる。

4. スペーサ間のノードのリウェット特性について
９×９燃料（Ａ型）などにおいては，主蒸気隔離弁の誤閉止+原子炉停止機能喪失の事象の時のように，熱流束が高いまま炉心入口流量が定格条件の約 30%程度の低流量条件に至った炉心状態では，液膜ドライアウトに基づく沸騰遷移が生じる。このとき沸騰遷移は，軸方向（上下）に隣り合った二つのスペーサ間で，燃料棒を冷却する液膜の流量が最小となる下流側のスペーサ（以下「スペーサＡ」と称す。
）の直上流位置（直下）で初生する。流量の低下及び／又は熱流束の増加により除熱性能が更に低下して出力－冷却間の不整合が拡大すると，液膜は上流側スペーサ（以下「スペーサＢ」と称す。）に向けて後退する。一方，事象の収束などにより出力－冷却間の不整合が回復すると，液膜の後退が止まり，次いで再進展してスペーサＡの直上流位置まで戻る。液膜が再進展する過程で液膜の先端部が到達するとリウェットが生じるため，リウェット部が下流側に進展しスペーサＡの直上流位置まで戻ることになる。
このように，スペーサＡ，Ｂの間で液膜の後退及び再進展が生じることから，ドライア
ウト持続時間はスペーサＡの直上流位置で最も長くなり，最も液膜が後退した位置（以下，
この位置までのスペーサＡからの距離を「最大液膜後退距離」と称す。）に近づくほど短くなる。
一方，相関式２は，スペーサ直上流位置から最大液膜後退距離及び液膜再進展速度をモデル化してリウェット時刻を評価することでドライアウト持続時間を予測する。本資料の本文「4.3 ＮＵＰＥＣ ＢＷＲ燃料集合体熱水力試験」に示されるように，試験値を厳しい側に解析することが確認されている。
ただし，スペーサ間の位置（ノード位置）におけるドライアウト持続時間は，スペーサ
直上流位置におけるドライアウト持続時間より短いことが現象論的に明らかであるものの，
必ずしも定量的に十分な実験データが揃っているものではない。このため，スペーサ間の任意の位置において，あたかもその位置がスペーサ直上流位置であるとして相関式２をそのまま適用して仮想的な液膜の最大後退距離を評価することで，より長いドライアウト持
続時間が得られるようにした厳しい側の解析を実施している。
したがって，スペーサ間のノード位置における相関式２によるリウェット時刻を用いた
ときのドライアウト持続時間予測値は，実際よりも一層保守的なものとなり，その保守性の度合いはスペーサＡから当該位置までの距離が増加し，スペーサＢに近づくほど大きく
4-4-2

なる。
なお，相関式２を用いたＰＣＴ解析は本資料の「添付 3 沸騰遷移後の被覆管表面熱伝達モデルの適用性」に示されるように燃料被覆管表面温度が 800ºC に及ぶ実験に対しても概ね保守的であることが確認されているが，主蒸気隔離弁の誤閉止+原子炉停止機能喪失の事
象においては前項「3. リウェット時刻の感度解析」における評価に従い，リウェットなしの極端な計算を実施することで，相関式２によるドライアウト持続時間の予測の不確かさの影響を排除した評価も実施しているため，スペーサ直上流位置だけでなく，スペーサ間のノード位置においても，ＰＣＴの上限値を押さえた評価がなされている。

5. まとめ
解析手法の保守性によって燃料被覆管温度を高めに評価するため，相関式２はリウェッ
ト時刻を遅く予測する傾向となる。
また，リウェット時刻を遅らせた感度解析から，燃料被覆管温度が緩やかな上昇を示した以降の状態において，相関式２によるリウェット時刻の予測精度が及ぼす影響は大きくないことを確認した。
以上より，相関式２は原子炉停止機能喪失事象のような燃料被覆管温度の解析結果が高温となる範囲でも適用することは妥当であると考えられる。

4-4-3

添付図 4-1 燃料被覆管温度の変化例

添付図 4-2 リウェット時刻を遅らせた場合の燃料被覆管温度の変化例

4-4-4

添付 5 ９×９燃料（Ａ型）部分長燃料棒を考慮した評価の適用性
1. はじめに
3.3.1 項に示したように，沸騰遷移後の燃料被覆管温度挙動を評価するモデルのうち，沸騰遷移評価モデルはＳＬＭＣＰＲを下回った時点で沸騰遷移の発生とみなし，また被覆管
表面熱伝達モデルでは燃料被覆管温度を高めに評価する修正 Dougall-Rohsenow 式を適用することで，保守的な設定としている。このような設定も含め，解析手法の保守性によって燃料被覆管温度を高めに評価している。
一方，4.3 節に示したように，９×９燃料（Ａ型）模擬燃料集合体を用いた燃料被覆管温度 500℃程度までの試験結果を用いて，修正 Dougall-Rohsenow 式による燃料被覆管温度の評価及び相関式２によるリウェット時刻の予測の妥当性を確認している。
また，添付 3 及び添付 4 では，原子炉停止機能喪失事象のような燃料被覆管温度の解析
結果が高温となる範囲における沸騰遷移後の被覆管表面熱伝達モデル及びリウェットモデ
ルの適用性を示している。
本添付では，修正 Dougall-Rohsenow 式による燃料被覆管温度の評価及び相関式２によるリウェット時刻の予測において，９×９燃料（Ａ型）の部分長燃料棒（以下，「ＰＬＲ」と称す。
）の影響を考慮した試験との比較により，ＰＬＲが与える影響を確認し，原子炉停止
機能喪失事象のような燃料被覆管温度の解析結果が高温となる範囲での適用性について述べる。

2. ＰＬＲの影響を考慮したポストＢＴ試験を用いた適用性の確認(1) 試験の概要と試験結果[1]９×９燃料（Ａ型）を模擬した４×４バンドル試験を対象として，ＰＬＲの影響を考慮
した沸騰遷移後の特性に関する試験が実施されている。
添付図 5-1 に試験体の概略図と試験結果の例を示す。試験結果の全般的な傾向として，沸騰遷移開始時刻と沸騰遷移後の燃料被覆管温度の最大値に関しては，ＰＬＲからの遠近の影響は小さいものの，リウェット時刻に関しては影響があることを示唆しており，これはＰＬＲによる局所的な気相流速の変化が影響しているものと考えられる。
(2) 解析結果
試験と解析の比較結果について，添付図 5-2 に燃料被覆管温度の最大値の比較を，添付
図 5-3 にドライアウト持続時間の比較を示す。修正 Dougall-Rohsenow 式及び相関式２の組
合せは総じて保守的な解析結果を与えていて，ＰＬＲからの遠近によらず燃料棒表面熱伝達を低く予測して燃料被覆管温度を高く評価するといえる。
ＰＬＲによる局所的な気相流速の変化は，温度によらず同様に生じると考えられること
4-5-1

から，高温範囲においても，修正 Dougall-Rohsenow 式及び相関式２を適用することで，燃料被覆管温度は高めに評価されると考えられる。また，ＰＬＲの存在により相関式２によるリウェット時刻の予測精度に影響があったとしても，添付 4 に示すように，燃料被覆管
温度が緩やかな上昇を示した以降の状態において，リウェット時刻の予測精度が燃料被覆
管温度に与える影響は大きくない。

3. まとめＰＬＲの影響を考慮した試験との比較結果から，修正 Dougall-Rohsenow 式及び相関式２の組合せは保守的な解析結果を与えることを確認し，また，高温範囲においても適用可能と考えられる。
以上より，修正 Dougall-Rohsenow 式による燃料被覆管温度の評価及び相関式２によるリ
ウェット時刻の予測は，９×９燃料（Ａ型）のＰＬＲ有無に関わらず，主蒸気隔離弁の誤閉止＋原子炉停止機能喪失の事象のような燃料被覆管温度の解析結果が高温となる範囲でも適用することは妥当であると考えられる。

4. 参考文献[1] 共同研究報告書「高性能９×９燃料（Ａ型）のポストＢＴ特性に関する研究 平成 17
年度報告書（最終報告書）」，東京電力株式会社他，2006 年 3 月

4-5-2

添付図 5-1 試験体の概略図および試験結果の例[1]

本資料のうち，枠囲みの内容は商業機密に属しますので公開できません。

4-5-3添付図 5-2 燃料被覆管温度の最大値の比較[1]

本資料のうち，枠囲みの内容は商業機密に属しますので公開できません。

4-5-4添付図 5-3 ドライアウト持続時間の比較[1]

本資料のうち，枠囲みの内容は商業機密に属しますので公開できません。

4-5-5

添付 6 有効性評価における９×９燃料（Ａ型）の代表性
1. はじめに有効性評価は９×９燃料（Ａ型）（以下，「Ａ型燃料」と称す。）を代表燃料として評価しており，原子炉停止機能喪失事象に対するＲＥＤＹ／ＳＣＡＴコードの適用性は，主としてＡ型燃料を対象に確認されている。一方，実炉には９×９燃料（Ｂ型）（以下，「Ｂ型燃料」と称す。
）も装荷されていることから，ＲＥＤＹ／ＳＣＡＴコードにＢ型燃料が適用できることを確認することが重要である。本添付では，ＲＥＤＹ／ＳＣＡＴコードに入力される燃料データを整理した上で，対応する解析モデルがＢ型燃料で評価できることを示す。
またＢ型燃料のデータを入力した解析を行い，その影響を確認することで，Ａ型燃料で代表できることを示す。

2．解析手法対象とする燃料をＢ型燃料とし，Ａ型燃料で代表した申請解析と同様にＲＥＤＹ／ＳＣ
ＡＴコードで解析評価を行う。ＲＥＤＹコードに入力する核特性や炉心の燃料データ，またＳＣＡＴコードに入力する燃料集合体の燃料データ，沸騰遷移相関式等にＢ型燃料のデータを反映し，判断基準パラメータである原子炉冷却材圧力バウンダリ圧力，燃料被覆管
温度，格納容器圧力，サプレッションチェンバプール水温度を評価する。

3．燃料に関連する解析入力と解析モデルの整理
燃料に関連する解析入力とそれに対応する解析モデルを添付表 6-1 に示す。Ａ型と比べたＢ型燃料の特徴として，燃料棒の径が小さい，標準長燃料棒のみで構成される，ウォー
タチャンネルを採用している，スペーサ形状が異なるといった点が挙げられる。しかし，
ＲＥＤＹ／ＳＣＡＴコードを使用する上でこれらの相違は問題とならず，Ｂ型燃料についても解析モデルは適用可能である。以下に各解析入力とモデルに対するＢ型燃料の適用性を示す。
3.1 核特性
ＲＥＤＹコードへは，ボイド係数やドップラ係数，ボロン反応度，遅発中性子割合等のパラメータを入力する。ＲＥＤＹコードは一点近似モデルを採用していることから，Ｂ型
燃料に基づくデータを入力することで適切に評価できる。
3.2 バンドル形状，ウォータロッド／ウォータチャンネル
ＳＣＡＴコードでは，軸方向一次元の流れを断面で平均化し等価直径および流路面積と4-6-1

して取り扱っている。したがって，Ｂ型燃料の形状データに基づき入力を作成することで適切に評価できる。水力等価直径は熱伝達係数の相関式に，熱的等価直径は沸騰遷移相関式やリウェット相関式に用いる。また，沸騰遷移後の熱伝達相関式やリウェット相関式は，Ａ型とＢ型燃料の試験結果に基づくものであり，Ｂ型燃料にも適用可能である[1]。
3.3 燃料特性
ＲＥＤＹ／ＳＣＡＴコードでは，ペレットおよび被覆管の比熱や密度，ギャップ部の熱伝達係数を入力し，燃料棒の径方向の熱伝達を計算する。この計算はＡ型とＢ型の違いが無く，Ｂ型燃料に基づくデータを入力することで適切に評価できる。
3.4 熱水力特性
ＲＥＤＹコードへは，ボイドマップ（出口クォリティとボイド率の関係）や圧損係数の形で入力する。これら入力をＢ型燃料の形状データに基づき作成することで適切に評価できる。ＳＣＡＴコードにおける，ボイドモデル，サブクールボイドモデル，圧力損失モデ
ルについては，Ａ型燃料と同じモデルを適用する。
3.5 沸騰遷移後の熱伝達相関式及びリウェット相関式の予測特性
4.3 節と同様に，Ｂ型燃料を対象にＮＵＰＥＣにおいて過渡沸騰遷移試験が実施されている[2][3]。沸騰遷移後の熱伝達相関式に修正 Dougall-Rohsenow 式，リウェット相関式に相関式２を用いた場合の解析値と測定値との比較結果では，ドライアウト持続時間は一部非保守的な予測結果が見られるが，燃料被覆管温度は総じて保守的な解析結果を与えていることが確認されている[1]。
この相関式２によるリウェット時刻の予測の非保守性は，試験の初期出力が過度に厳しいデータや試験の出力挙動（出力持続時間）が過度に長いデータにおいて確認されており，Ａ型とＢ型燃料の試験条件の相違が主な原因と考えられる[1][4]。
よって，Ａ型とＢ型燃料の形状の相違による影響はあると考えられるが，燃料被覆管温度 500℃程度までの試験結果を用いて，修正 Dougall-Rohsenow 式及び相関式２の組合せは燃料被覆管温度を高めに評価することを確認しており，Ｂ型燃料に基づくデータを入力することで同様に評価できる。
3.6 燃料被覆管温度の高温範囲におけるＢ型燃料評価の適用性
原子炉停止機能喪失事象のような燃料被覆管温度の解析結果が高温となる範囲において，添付 3 で修正 Dougall-Rohsenow 式の適用性の考えを示しており，1,000℃を超える燃料被覆管温度及び過熱蒸気を考慮した蒸気単相状態の過度に厳しい条件においてもDittus-Boelter の式より，主蒸気隔離弁の誤閉止＋原子炉停止機能喪失の事象の有効性評
価解析における燃料被覆管温度を高めに評価することを確認している。Ａ型とＢ型燃料の4-6-2

相違によって異なる修正 Dougall-Rohsenow 式の変数は，燃料の形状データに関する変数で水力等価直径であるが，Ａ型とＢ型燃料の水力等価直径の差はわずかであり，燃料被覆管
温度挙動を評価する上で有意な差異はないと考えられる。そのため，高温となる範囲においてＢ型燃料にも修正 Dougall-Rohsenow 式は適用できると考えられる。
また，添付 4 で高温となる範囲における相関式２の適用性の考えを示している。Ａ型とＢ型燃料の形状の相違によってリウェット時刻の予測に影響を与える可能性が考えられる
が，燃料被覆管温度が緩やかな上昇を示した以降の状態において，相関式２によるリウェ
ット時刻の予測精度が及ぼす影響は大きくないと考えられる。
以上より，高温となる範囲においてＳＣＡＴコードはＢ型燃料に適用できると考えられる。

4．Ｂ型燃料による解析評価
4.1 評価内容
対象プラント：ＢＷＲ５代表炉

対象炉心燃料：９×９燃料（Ｂ型）平衡炉心サイクル末期

事故シーケンス：主蒸気隔離弁の誤閉止＋原子炉停止機能喪失

解析コード：REDY Ver.1（ATWS 用），SCAT Ver.3

解析条件：
添付表 6-1 で示した核特性，バンドル形状・ウォータチャンネル，燃料棒特性，熱水力
特性にＢ型燃料のデータを入力する。沸騰遷移相関式にはＢ型燃料の限界出力特性に基づきフィッティングした係数を入力する。その他の相関式はＡ型燃料で代表した有効性評価の申請解析と同じである。
4.2 解析結果
Ａ型燃料と比較したＢ型燃料の解析結果を添付表 6-2 に示す。Ｂ型燃料においても判断基準を十分満足することが確認できる。以下に，Ａ型燃料と比較したＢ型燃料の評価結果を示す。
(1) 原子炉挙動
Ｂ型燃料の方が中性子束と原子炉冷却材圧力バウンダリ圧力の最大値が小さくなっている。これは，Ｂ型燃料の平衡炉心サイクル末期での動的ボイド係数の値が，Ａ型燃料の値に比べて負の絶対値が小さく，原子炉圧力上昇に伴う正の反応度印加量が小さいためと考えられる。
(2) 燃料挙動
PCT は，主蒸気隔離弁全閉直後の出力上昇時（第 1 ピーク）で，Ｂ型燃料の方が約 90℃低くなっている。これは(1)原子炉挙動で示した通り，中性子束の最大値が小さいためと考
4-6-3

えられる。また，給水加熱喪失後の出力上昇時（第 2 ピーク）についても，Ｂ型燃料の方が約 40℃低くなっている。これは給水加熱喪失時では自然循環状態にあり，限界出力の流量依存性の小さいＢ型燃料の方が相対的に限界出力は高くなりＭＣＰＲは大きめに維持される傾向となるためと考えられる。
(3) 格納容器挙動
格納容器圧力及びサプレッションチェンバプール水温度の最大値については，Ｂ型燃料の解析結果はＡ型燃料とほぼ同等である。両燃料のボロン価値に大きな違いがないためと考えられる。

5．代表燃料評価の適切性
上記 4．Ｂ型燃料による解析評価で示すとおり，Ｂ型燃料の方が原子炉冷却材圧力バウン
ダリ圧力及び燃料被覆管温度の最大値は小さく，また格納容器バウンダリにかかる圧力及び温度の最大値は同等の結果が得られた。Ｂ型燃料の評価結果はＡ型燃料の場合と同程度であり，判断基準に対する余裕も十分あることから，Ａ型燃料で代表できると言える。

6．まとめ
ＲＥＤＹ／ＳＣＡＴコードにＢ型燃料が適用できることを確認し，Ｂ型燃料で解析評価を行った。Ａ型燃料とＢ型燃料の解析結果を比較し，Ａ型燃料で代表できることを確認した。

7. 参考文献[1] 「BWR における過渡的な沸騰遷移後の燃料健全性評価基準:2003」，(社)日本原子力学会，
AESJ-SC-P002:2003，2003 年 6 月[2] 「平成 10 年度 燃料集合体信頼性実証試験に関する報告書（BWR 新型燃料集合体熱水
力試験編）」，(財)原子力発電技術機構，平成 11 年 3 月[3] 「平成 11 年度 燃料集合体信頼性実証試験に関する報告書（BWR 新型燃料集合体熱水
力試験編）」，(財)原子力発電技術機構，平成 12 年 3 月[4] 「沸騰遷移後燃料健全性評価報告書」，基指専第 2-5-1 号，原子力安全委員会 原子力安全基準・指針専門部会 沸騰遷移後燃料健全性評価分科会，平成 18 年 5 月

4-6-4添付表 6-1 ＲＥＤＹ／ＳＣＡＴコードの燃料に係る入力と解析モデルの対応

解析入力

解析モデル

炉心

核特性（ボイド，ドップラ，ボ・核特性モデル（REDY）

データ

ロン反応度等）・反応度モデル（REDY）

燃料

バンドル形状（標準長/部分長燃・チャンネル内熱流動モデル（流動の基本

データ

料棒本数，燃料棒径，流路面積式，沸騰遷移評価モデル，被覆管表面熱等），ウォータロッド/ウォータ伝達モデル，リウェットモデル）（SCAT）

チャンネル（本数，外径等）

燃料特性（ギャップ熱伝達係数， ・燃料棒モデル（熱伝導モデル，ギャップ
燃料物性等）

熱伝達モデル）（REDY/SCAT）

熱水力特性（ボイド率，圧損）・炉心ボイドモデル（REDY）
・チャンネル内熱流動モデル（ボイドモデ
ル，サブクールボイドモデル，圧力損失モデル）（SCAT）

4-6-5

添付表 6-2 Ａ型燃料とＢ型燃料の解析結果の比較

評価項目

Ｂ型燃料平衡炉心

Ａ型燃料平衡炉心

の解析結果

の解析結果

判断基準

（申請解析）
中性子束（%）
原子炉冷却材圧力バウンダ
リにかかる圧力（MPa[gage]）
格納容器圧力（kPa[gage]）
サプレッションチェンバプ
ール水温度（℃）
燃料被覆管温度（第１ピーク）（PCT）（℃）
燃料被覆管温度（第２ピーク）
（℃）

約 565

約 754

－

約 9.35

約 9.43

10.34

約 269

約 274

854

約 127

約 127

200

約 914

約 1,004
1,200

約 766

4-6-6

約 806