本資料のうち，枠囲みの内容

東海第二発 電所

は営業秘密又は防護上の観点

資 料 番 号から公開できません 。

提出年月日

工事 計画審査資 料
補足-200改0

平成 30 年○ 月○日

工事計画に係る補足説明資料
補足-200【安全弁及び逃がし弁の吹出量計算書に係る補足説
明資料】

平成 30 年 10 月
日本原子力発電株式会社

添付書類に係る補足説明資料「安全弁及び逃がし弁の吹出量計算書」に係る添付書類の記載内容を補足するための説明資料を以下に示す。
工認添付書類
Ⅴ-4-1
安全弁及び逃がし弁の吹出量計算書

補足説明資料
補足-200-1

安全弁及び逃がし弁の必要な吹出量の設
定根拠

補足-200-1【安全弁及び逃がし弁の必要な吹出量の設定根拠】

目 次
1.

原子炉冷却系統施設の安全弁等の必要な吹出量の設定根拠 ･･････････････ 12.

計測制御系統施設の安全弁等の必要な吹出量の設定根拠 ････････････････ 63.

非常用電源設備の安全弁等の必要な吹出量の設定根拠 ･･････････････････ 7

【別紙】
1.

逃がし安全弁の吹出し量計算に用いる公称吹出し係数について ････････････････ 8

2.

逃がし安全弁の吹出量計算式に用いる
公称吹出し係数 Ｋｄについて（弁製造会社見解書）･････････････ 10

3. 逃がし安全弁吹出量の安全性への影響について ････････････････････ 12

1.

原子炉冷却系統施設の安全弁等の必要な吹出量の設定根拠
名

称B22-F013

必要な

設定根拠

吹出量
設計基準対象設計基準対象施設としての逃がし安A，B，C，D， 施設：設計値

全弁は，原子炉圧力が上昇する事象に

E，F，G，H， 以上

おいて設計値の吹出量で十分に過圧防

J，K，L，M，

護できることが解析により確認されて

N，P，R，S， 重大事故等対いる。よって，設計値の吹出量を上回

U，V

処設備：設計る吹出量を確保できれば，原子炉の過値～設計値＋

圧防護に十分な必要吹出量を確保でき5 ％る。このため必要吹出し量は設計値の備

考

流量を逃がし得る流量とする。
重大事故等時に使用する場合においても，使用する系統設備及び使用方法
が設計基準事故時と変わらないため，必要な吹出量の設定根拠は同じである。
また、重大事故等の事故シーケンス
グループのうち全交流動力電源喪失時に逃がし安全弁 1 弁が開固着する事象
において，重大事故等対策の成立にかかる余裕時間が吹出量が設計値の場合と設計値＋5％の場合において確保されているのを確認しているため，必要吹出量は設計値から設計値＋5 ％を超
えない範囲とする。
E12-F005

kg/h

必要な吹出量は，原子炉圧力容器と設計弁座漏えい量

残留熱除去系との隔離弁からの弁座漏

E12-F008，F009

えいが生じた場合に，その漏えい量を(20 B：

全量逃がし得る容量として，メーカー

注：液体の比重量は設計値である保守的に評価した
m /h を必要吹出量として設定し，質量流量注でkg/h とする。

1

m /h)
とする。

名

称

E12-F025A，B

必要な

設定根拠

備

必要な吹出量は，原子炉圧力容器と設計弁座漏えい量

残留熱除去系とを隔離する逆止弁及E12-F041A，F042A，

び電動弁の弁座漏えいが生じた場合

F041B，F042B

吹出量
kg/h

考

に，その漏えい量を全量逃がし得る容(12 B：

量として，メーカー設計値である保守

注：液体の比重量は的に評価したm /h を必要吹出量

m /h)
とする。

注

として設定し，質量流量 でkg/h とする。
E12-F025C

kg/h

必要な吹出量は，原子炉圧力容器と設計弁座漏えい量

残留熱除去系とを隔離する逆止弁及E12-F041C，F042C

び電動弁の弁座漏えいが生じた場合(12 B：に，その漏えい量を全量逃がし得る容

注：液体の比重量は量として，メーカー設計値である保守的に評価したm /h を必要吹出量として設定し，質量流量 注 でkg/h とする。

2

m /h)
とする。

名

称

E12-FF028

必要な

設定根拠

備

必要な吹出量は，原子炉圧力容器と設計弁座漏えい量

吹出量kg/h

残留熱除去系との隔離弁からの弁座

E12-F009

漏えいが生じた場合に，その漏えい量(20 B：を全量逃がし得る容量として，メーカ

注：液体の比重量はー設計値である保守的に評価した
m /h を必要吹出量として設定し，質量流量注でE22-F014kg/h

考kg/h とする。

必要な吹出量は，通常運転時，閉塞状態の弁間において，内包する流体の温度上昇による熱膨張を全量逃がし得る容量とする。想定熱膨張量は，系
統内の保有水量を，余裕を見た値のm3 とし，保守的に水温が 1 時間で10 ℃から 40 ℃に変化した場合の熱膨張を計算した結果からkg/h と設定。
これに対し余裕を見込んで，質量流量でkg/h とする。

3

m /h)
とする。

名

称

E22-F035

必要な

設定根拠

吹出量
kg/h

備

考

必要な吹出量は，通常運転時，原子炉圧力容器と高圧炉心スプレイ系とを隔離する逆止弁及び電動弁の弁座
漏えいが一時的に生じ，閉塞状態の弁間において，原子炉圧力容器と同等の状態まで加圧されたのち，内包する流体の温度上昇による熱膨張を全量逃がし得る容量とする。想定熱膨張量
は，系統内の保有水量を，余裕を見た値のm3 とし，保守的に水温が 1 時間で 10 ℃から 40 ℃に変化した場合の熱膨張を計算した結果からkg/h と設定。
これに対し余裕を見込んで，質量流量でE21-F018

kg/h

kg/h とする。

必要な吹出量は，原子炉圧力容器と設計弁座漏えい量

低圧炉心スプレイ系とを隔離する逆E21-F005，F006

止弁及び電動弁の弁座漏えいが生じ(12 B：

た場合に，その漏えい量を全量逃がし

注：液体の比重量は得る容量として，メーカー設計値である保守的に評価した

m /h を必要吹出量として設定し，質量流量 注 でkg/h とする。

4

m /h)
とする。

名

称

E51-F017

必要な

設定根拠

備

必要な吹出量は，原子炉圧力容器と設計弁座漏えい量

吹出量
kg/h

考

原子炉隔離時冷却系とを隔離する逆E51-F013，F065，F066

止弁及び電動弁の弁座漏えいが生じ(6 B：た場合に，その漏えい量を全量逃がし

注：液体の比重量は得る容量として，メーカー設計値である保守的に評価した

m /h を必要吹出量として設定し，質量流量 注 でkg/h とする。

5

m /h)
とする。

2.

計測制御系統施設の安全弁等の必要な吹出量の設定根拠
名称C41-F029A，B

必要な

設定根拠

吹出量

備

考

必要な吹出量は，逃がし弁下流のほ

注：ほう酸注入ポンプ

う酸水注入系で隔離が生じ，ほう酸水

テスト運転時，内部注入ポンプ 1 台の定格流量が流入し流体 は 純 水 を 使 用た場合に，その流入流量を全量逃がしする為，流体の比重得る容量として，ほう酸水注入ポンプ量は保守的にkg/h

1 台の定格流量である

3m /h を必

要な吹出量として設定し，質量流量注でkg/h とする。

6

とする。

3.

非常用電源設備の安全弁等の必要な吹出量の設定根拠
名

称3-14Z1，

必要な

設定根拠

吹出量
kg/h

3-14Z101

備

必要な吹出量は 2C 非常用ディーゼ
ル発電機の非常用ディーゼル発電機空
気だめ A に空気充気時に，圧力制御機
構の故障により 1 系統あたり 2 台の空気圧縮機が連続負荷運転となった場合
又は，2D 非常用ディーゼル発電機の非常用ディーゼル発電機空気だめ A に空気充気時に，圧力制御機構の故障により 1 系統あたり 2 台の空気圧縮機が連続負荷運転となった場合に流入する量を全量逃がし得る容量として，2 台分の空気圧縮機の容量である

m3/h を必

要な吹出量として設定し，質量流量でkg/h とする。
3-14Z201kg/h

必要な吹出量は高圧炉心スプレイ系
ディーゼル発電機の高圧炉心スプレイ
系ディーゼル発電機空気だめ A に空気
充気時に，圧力制御機構の故障により2 台の空気圧縮機が連続負荷運転となった場合に流入する量を全量逃がし得る容量として，
2 台分の空気圧縮機の容量である

m3/h を必要な吹出量として設定し，質量流量でる。

7kg/h とす考別紙-1
逃がし安全弁の吹出し量計算に用いる公称吹出し係数について
東海第二発電所の逃がし安全弁（以下，「ＳＲＶ」という。）の吹出し量は以下の「１．計算式」によって求められる。この際，公称吹出し係数Ｋｄを用いるが，東海第二発電所のＳＲＶに用いている公称吹出し係数は同一設計系列の試験用逃がし安全弁を用いて米国 National
Board による試験方法で得られたＡＳＭＥによる認定値を用いていることから，公称吹出し係数の妥当性について以下に補足する。
１．計算式
吹出し量は，設計・建設規格 SRV-3111 （1）＊1 の規定に基づき，以下の式で求められる。
Ｑｍ＝5.246・Ｃ・Ｋｄ・Ａ（ｐ＋0.1）
・0.9 ・・・（１）Ｑｍ：公称吹出し量

Ｃ：蒸気係数

Ａ：吹出し面積ｐ：公称吹出し量決定圧力

Ｋｄ：公称吹出し係数（１）式 ＪＩＳ Ｂ ８２１０－1994「蒸気用及びガス用ばね安全弁」の「附属書 安
全弁の公称吹出し量の算定方法」の「2 蒸気に対する公称吹出し量」より出典＊1：施設時の基準を適用
２．公称吹出し係数（Ｋｄ）について
ＪＩＳ Ｂ ８２１０-1994

においてＪＩＳ Ｂ ８２２５の 3.1.2（１）の規定又はこれと同等と認められる方法によって定めると規定され，解説において「“同等と認められる方法”とはＡＳＭＥ米国 National Board で認められる方法などをいう。
」により定められる。
東海第二発電所のＳＲＶは，新弁の施設にあたり前項に記載のＪＩＳ Ｂ ８２２５に対して同等と認められた試験方法である米国 National Board で定める試験にて認定された同一設計系列＊2 の逃がし安全弁の公称吹出し係数を採用しており，今回の申請においても，同じ公称吹出し係数を用いることとしている。
＊2：弁製造会社によって，関連規格，各部位の寸法及び寸法比率などにより，同一設計系列としているもの。

8

３．公称吹出し係数（Ｋｄ）の採用についてＫｄを求めるためには，ＪＩＳ Ｂ ８２２５の 3.1.2（１）において規定される公称吹出し係数を求めるための試験方法に基づき，試験を行う必要があるが，弁製造会社は施設時において国内で認められた試験設備及び認定機関が存在しなかったことから，ＪＩＳの規定を満足する試験＊3 が実施可能な米国 National Board にて東海第二発電所のＳＲＶと同一設計系列である試験用逃がし安全弁を用いて試験を行い，公称吹出し係数（Ｋ ｄ＝0.975）の認定を受けた。
そのため，東海第二発電所のＳＲＶの吹出し量計算においては，同一設計系列である試験用安全弁で得られた公称吹出し係数を用いて算出を行っている。
なお，ＪＩＳ Ｂ ８２２５の 3.1.2（1）の規定には「公称吹出し係数は，同一設計系
列の物すべてに対し，すべての圧力及び呼び径に使用することができる。
」と記載されていることから試験用逃がし安全弁で得られた公称吹出し係数を東海第二発電所のＳＲＶに用いることに問題ない。
＊3：ＪＩＳＢ

８２２５で規定する試験とＡＳＭＥ

ＰＴＣ２５．３により規定された試験は同一の試験内容である。
４．結論
設計・建設規格 SRV-3111 （1）に定める安全弁等の容量の計算式において米国 National
Board にて認定された試験用逃がし安全弁の公称吹出し係数を東海第二発電所のＳＲＶの吹出し量計算に用いることは問題ない。

9

別紙-2
逃がし安全弁の吹出量計算式に用いる公称吹出し係数 Ｋｄについて（弁製造会社見解書）

10

11

別紙-3
逃がし安全弁吹出量の安全性への影響について

12

目 次
1. 逃がし安全弁の設計変更による安全性への影響について
2. 逃がし安全弁吹出量の影響について

13

逃がし安全弁の設計変更による安全性への影響について

1.

逃がし安全弁吹出量の設計値及び公称値について
逃がし安全弁は，原子炉圧力容器の過圧防止及び原子炉減圧のための機能を有しており，設置変更許可申請書の基本設計における設計値としては，逃がし安全弁に要求される機能に対して保守的な小さめの吹出量を設定している。
一方，工事計画において設定する公称値は，ローテーションパーツの採用に伴い届出申請をした際に，建設時の工事計画の逃がし安全弁の吹出量計算式（昭和 45 年告示 501号）から届出時点の計算式（昭和 55 年告示 501 号）に変更したことに伴い，当初認可時と比較して吹出量が大きくなっている（別添 1 参照）。

2.

逃がし安全弁吹出量の違いが許認可解析に与える影響について
設計値と公称値の違いが許認可解析に与える影響を第 1 表に示す。また，吹出量の違いによる原子炉圧力の推移及び原子炉水位の推移を第 1 図及び第 2 図に，各事象の燃料の破裂判定曲線を第 3 図～第 8 図示す。
設計基準事象のうち原子炉減圧を必要とする事象である「中小ＬＯＣＡ」では，燃料被覆管最高温度は約 590℃であり，小さめの吹出量である設計値を設定した場合でも燃料の破裂に対して十分余裕がある。また，重大事故等対策の有効性評価のうち原子炉を急速減圧して低圧代替注水系（常設）にて注水を実施する「高圧・低圧注水機能喪失」においても，燃料被覆管最高温度は約 338℃であり，燃料の破裂に対して余裕は十分ある。
これは，逃がし安全弁の減圧能力が十分であることに加え，低圧代替注水系（常設）の注水能力が高いことによる。
「ＬＯＣＡ時注水機能喪失」においては，原子炉注水開始が遅れた場合の影響について確認しており，原子炉減圧操作が 10 分遅れたとしても燃料被覆管最高温度は約 90℃上
昇するにとどまること，第 1 図に示すとおり，逃がし安全弁吹出量の公称値と設計値の違いによる原子炉圧力の低下傾向に差がほとんどないことを考慮すると，逃がし安全弁
吹出量を公称値から設計値とした場合においても評価項目への影響は小さいと判断できる。
一方，逃がし安全弁の吹出量が大きくなることで評価項目に対する余裕が小さくなる
重大事故等対策の有効性評価における「全交流動力電源喪失（ＴＢＰ）」では，大きめの吹出量である公称値を設定した場合，燃料被覆管最高温度は約 887℃となり評価項目を満足するものの，第 3 図に示すとおり，燃料の破裂判定曲線のベストフィット曲線※１に近く，可搬型設備の操作時間※２の不確かさに対し十分な時間余裕を確保できない可能性があり，可搬型設備の操作時間余裕として，設計値や設計値＋5％の場合と同様に 30 分以

14上を確保する場合には，燃料に破裂が生じる可能性がある。東海第二の炉心損傷防止対策の有効性評価には，格納容器ベントを実施するシーケンスがあり，燃料に破裂が発生した状況で格納容器ベントを実施する場合には，周辺の公衆に対する被ばく線量が 5mSvに近接することを確認している※３。このため，炉心損傷を防止するシーケンスにおいては，燃料の破裂を防止することとしているが，「全交流動力電源喪失（ＴＢＰ）」において逃がし安全弁の吹出量を公称値とする場合には，上記のとおり，燃料の破裂に対する余裕が有意に小さくなることを確認している。
以上のとおり，逃がし安全弁吹出量の違いによる許認可解析の評価項目及び燃料の破裂への影響を確認し，「全交流動力電源喪失（ＴＢＰ）」への影響（特に燃料の破裂）が大きいことを確認した。
※１

炉心損傷防止対策の有効性評価においては，格納容器ベント時に周辺の公衆に対して著しい放射線被ばくリスクを与えないよう，燃料の破裂が発生しないことを目安としている。また，燃料の破裂発生の防止は，以下の影響を防止する観点からも重要と考えている。
○炉心損傷後の対応手順への移行
燃料の破裂が発生すると，格納容器内線量率の上昇により炉心損傷を判定
し，炉心損傷後の対応手順に移行する可能性がある。その場合においても，可能な範囲で原子炉への注水を行う手順としているが，第一目標は「格納容器の破損防止」に変更となる。
○原子炉建屋内の作業性
燃料の破裂が発生すると，原子炉建屋内の線量が上昇し，原子炉建屋内での作業性に影響する。特に全交流動力電源喪失のシーケンスについては，交流電源が復旧するまでの間，弁の現場操作等を作業員の現場操作に頼ることとなるため，影響が大きい。

※２ 「全交流動力電源喪失（ＴＢＰ）」における原子炉注水は，代替淡水貯槽及び北側淡水池（2 箇所）を水源として検討していたが，敷地に遡上する津波による影
響の不確かさを考慮し，北側淡水池の 1 箇所を敷地に遡上する津波の影響を受けない高所に高所淡水池として設置することとした。その後，地震時における敷地北側のアクセス性を考慮するとともに，水源の耐震性・耐津波性を向上させるため北側淡水池及び高所淡水池を統合し，西側淡水貯水設備を設置することとし，全交流動力電源喪失時に 3 時間以内での可搬設備での原子炉注水に対する信頼性・確実性の向上を図った。
※３ 「ＬＯＣＡ時注水機能喪失（25 分の減圧操作遅れを仮定した場合）」において，
燃料棒の 1％に破裂が発生するものとすると，耐圧強化ベント系によるドライウェルベントを実施した場合，敷地境界及び非居住区域境界での実効線量の最大15

値は約 4.4mSv となり，評価項目である 5mSv に近接することを確認している。
3.

安全性への影響について「全交流動力電源喪失（ＴＢＰ）」以外の許認可解析では，逃がし安全弁吹出量を小さめの吹出量である設計値を設定した場合でも評価項目及び燃料の破裂に対する余裕は十分あり，十分な原子炉減圧機能が確保されていることを確認している。一方，逃がし安全弁吹出量を大きめの吹出量である公称値を設定した場合の「全交流動力電源喪失（ＴＢＰ）
」では，評価項目及び燃料の破裂に対する余裕が小さい。これらのことから，逃がし安全弁の吹出量の公称値が設計値と同等となる設計に変更することにより，安全性が向上すると総合的に判断した。

16

第 1 表 設計値と公称値の違いが許認可解析に与える影響
事象

逃がし安全弁

燃料被覆管

燃料被覆管

吹出量

最高温度

酸化割合

原子炉減圧が必要となる主な事象

中小ＬＯＣＡ（設計基準事象，

約 590℃
設計値(燃料被覆管

９×９燃料（Ａ型））

高圧・低圧注水機
能喪失
ＬＯＣＡ時注水機能喪失の破裂なし)

小さい

設計値(燃料被覆管

時間余裕
－

1％以下

－

1％以下

－

1％以下

－

の破裂なし)

約 616℃
設計値(燃料被覆管の破裂なし)

約 706℃
設計値(燃料被覆管10 分遅れ）の破裂なし)

炉が減圧される事象

逃がし安全弁の故障により原子約 746℃

設計値(燃料被覆管

全交流動力電源喪失

対する操作

約 338℃

ＬＯＣＡ時注水機
能喪失（減圧操作

極めて

可搬設備に

設計値＋5％（ＴＢＰ）

約 55 分1％以下（ＲＣＩＣ再の破裂なし)

起動考慮）

約 773℃

約 35 分

(燃料被覆管1％以下（ＲＣＩＣ再の破裂なし)

起動考慮）

公称値

約 887℃

約 20 分

（設計値＋約(燃料被覆管10％）の破裂なし)

17

約 3％（ＲＣＩＣ再
起動考慮）

10
凡例
：設計値
：設計値＋5％
：公称値

8

原子炉圧力
（MPa[abs]）

6

4

2

0
0

1

2

3

4

5

事故後の時間（ｈ）

第 1 図 吹出量の違いによる原子炉圧力の推移（全交流動力電源喪失（ＴＢＰ））

20

原子炉水位（シュラウド内水位）

凡例：設計値：設計値＋5％
：公称値

15

レベル 8
レベル 3
レベル 2

10

レベル 1
有効燃料棒頂部

有効燃料棒底部

5
(m)

0
0

1

2

3

4

5

事故後の時間 (ｈ)第 2 図 吹出量の違いによる原子炉水位（シュラウド内水位）の推移（全交流動力電源喪失（ＴＢＰ））

18

10000
GEMP731
ORNL3626
ORNL3626(照射)GEMP683
GEVNC(0.56℃/s)(8×8)(Vallecitosのデータ)
GEVNC(2.8 ℃/s)(8×8)(Vallecitosのデータ)
GEVNC(5.6 ℃/s)(8×8)(Vallecitosのデータ)
GEVNC(0.56℃/s)(7×7)(Vallecitosのデータ)

1000

円 周 方 向 の 応 力

GEVNC(2.8 ℃/s)(7×7)(Vallecitosのデータ)
GEVNC(5.6 ℃/s)(7×7)(Vallecitosのデータ)
NUREG-0630,DATA F(ORNL)NUREG-0630,DATA H(KfK FABIOLA)NUREG-0630,DATA I(ORNL)NUREG-0630,DATA J(KfK)
KfK(0.8～1.6K/s)(REBEKA Single Rod)JNES(内圧破裂試験)

100

NFI他(内圧破裂試験)

ベストフィット曲線
平均値－２σ曲線(N／mm２)

10

1
0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

1000

1100

1200

1300

1400

1500

1600

燃 料 被 覆 管 温 度 (℃)

第 3 図 燃料被覆管破裂が発生する時点の燃料被覆管温度と燃料被覆管の円周方向の応力の関係（全交流動力電源喪失（ＴＢＰ），吹出量：公称値）

19

10000
GEMP731
ORNL3626
ORNL3626(照射)GEMP683
GEVNC(0.56℃/s)(8×8)(Vallecitosのデータ)
GEVNC(2.8 ℃/s)(8×8)(Vallecitosのデータ)

円 周 方 向 の 応 力

GEVNC(5.6 ℃/s)(8×8)(Vallecitosのデータ)
GEVNC(0.56℃/s)(7×7)(Vallecitosのデータ)

1000

GEVNC(2.8 ℃/s)(7×7)(Vallecitosのデータ)
GEVNC(5.6 ℃/s)(7×7)(Vallecitosのデータ)
NUREG-0630,DATA F(ORNL)NUREG-0630,DATA H(KfK FABIOLA)NUREG-0630,DATA I(ORNL)NUREG-0630,DATA J(KfK)
KfK(0.8～1.6K/s)(REBEKA Single Rod)JNES(内圧破裂試験)

100

NFI他(内圧破裂試験)

ベストフィット曲線(N／mm２)

平均値－２σ曲線

10

1
0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

1000

1100

1200

1300

1400

1500

1600

燃 料 被 覆 管 温 度 (℃)

第 4 図 燃料被覆管破裂が発生する時点の燃料被覆管温度と燃料被覆管の円周方向の応力の関係（中小ＬＯＣＡ（設計基準事象，９×９燃料（Ａ型）），吹出量：設計値）

20

10000
GEMP731
ORNL3626
ORNL3626(照射)GEMP683
GEVNC(0.56℃/s)(8×8)(Vallecitosのデータ)
GEVNC(2.8 ℃/s)(8×8)(Vallecitosのデータ)

円 周 方 向 の 応 力

GEVNC(5.6 ℃/s)(8×8)(Vallecitosのデータ)
GEVNC(0.56℃/s)(7×7)(Vallecitosのデータ)

1000

GEVNC(2.8 ℃/s)(7×7)(Vallecitosのデータ)
GEVNC(5.6 ℃/s)(7×7)(Vallecitosのデータ)
NUREG-0630,DATA F(ORNL)NUREG-0630,DATA H(KfK FABIOLA)NUREG-0630,DATA I(ORNL)NUREG-0630,DATA J(KfK)
KfK(0.8～1.6K/s)(REBEKA Single Rod)JNES(内圧破裂試験)

100

NFI他(内圧破裂試験)

ベストフィット曲線(N／mm２)

平均値－２σ曲線

10

1
0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

1000

1100

1200

1300

1400

1500

1600

燃 料 被 覆 管 温 度 (℃)

第 5 図 燃料被覆管破裂が発生する時点の燃料被覆管温度と燃料被覆管の円周方向の応力の関係（高圧・低圧注水機能喪失，吹出量：設計値）

21

10000
GEMP731
ORNL3626
ORNL3626(照射)GEMP683
GEVNC(0.56℃/s)(8×8)(Vallecitosのデータ)
GEVNC(2.8 ℃/s)(8×8)(Vallecitosのデータ)
GEVNC(5.6 ℃/s)(8×8)(Vallecitosのデータ)

円 周 方 向 の 応 力

1000

GEVNC(0.56℃/s)(7×7)(Vallecitosのデータ)
GEVNC(2.8 ℃/s)(7×7)(Vallecitosのデータ)
GEVNC(5.6 ℃/s)(7×7)(Vallecitosのデータ)
NUREG-0630,DATA F(ORNL)NUREG-0630,DATA H(KfK FABIOLA)NUREG-0630,DATA I(ORNL)NUREG-0630,DATA J(KfK)
KfK(0.8～1.6K/s)(REBEKA Single Rod)100

JNES(内圧破裂試験)
NFI他(内圧破裂試験)

ベストフィット曲線(N／mm２)

平均値－２σ曲線

ベースケース10

10 分遅れ

1
0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

1000

1100

1200

1300

1400

1500

1600

燃 料 被 覆 管 温 度 (℃)

第 6 図 燃料被覆管破裂が発生する時点の燃料被覆管温度と燃料被覆管の円周方向の応力の関係（ＬＯＣＡ時注水機能喪失（ベースケース，減圧操作 10 分遅れ），吹出量：
設計値）

22

10000
GEMP731
ORNL3626
ORNL3626(照射)GEMP683
GEVNC(0.56℃/s)(8×8)(Vallecitosのデータ)
GEVNC(2.8 ℃/s)(8×8)(Vallecitosのデータ)
GEVNC(5.6 ℃/s)(8×8)(Vallecitosのデータ)

円 周 方 向 の 応 力

GEVNC(0.56℃/s)(7×7)(Vallecitosのデータ)

1000

GEVNC(2.8 ℃/s)(7×7)(Vallecitosのデータ)
GEVNC(5.6 ℃/s)(7×7)(Vallecitosのデータ)
NUREG-0630,DATA F(ORNL)NUREG-0630,DATA H(KfK FABIOLA)NUREG-0630,DATA I(ORNL)NUREG-0630,DATA J(KfK)
KfK(0.8～1.6K/s)(REBEKA Single Rod)JNES(内圧破裂試験)

100

NFI他(内圧破裂試験)

ベストフィット曲線(N／mm )
２

平均値－２σ曲線

10

1
0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

1000

1100

1200

1300

1400

1500

1600

燃 料 被 覆 管 温 度 (℃)

第 7 図 燃料被覆管破裂が発生する時点の燃料被覆管温度と燃料被覆管の円周方向の応力の関係（全交流動力電源喪失（ＴＢＰ），吹出量：設計値）

23

10000
GEMP731
ORNL3626
ORNL3626(照射)GEMP683
GEVNC(0.56℃/s)(8×8)(Vallecitosのデータ)
GEVNC(2.8 ℃/s)(8×8)(Vallecitosのデータ)
GEVNC(5.6 ℃/s)(8×8)(Vallecitosのデータ)
GEVNC(0.56℃/s)(7×7)(Vallecitosのデータ)

1000

GEVNC(2.8 ℃/s)(7×7)(Vallecitosのデータ)

円 周 方 向 の 応 力

GEVNC(5.6 ℃/s)(7×7)(Vallecitosのデータ)
NUREG-0630,DATA F(ORNL)NUREG-0630,DATA H(KfK FABIOLA)NUREG-0630,DATA I(ORNL)NUREG-0630,DATA J(KfK)
KfK(0.8～1.6K/s)(REBEKA Single Rod)JNES(内圧破裂試験)

100

NFI他(内圧破裂試験)

ベストフィット曲線
平均値－２σ曲線(N／mm２)
10

1
0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

1000

1100

1200

1300

1400

1500

1600

燃 料 被 覆 管 温 度 (℃)

第 8 図 燃料被覆管破裂が発生する時点の燃料被覆管温度と燃料被覆管の円周方向の応力の関係（全交流動力電源喪失（ＴＢＰ），吹出量：設計値＋5％）

24

25

機

備 考

適用規格及び計算式

リフト

弁座口の径

のど部の径

S45年告示第501号

海外メーカ製 逃がし安全弁による吹出し量計算【凡例】
W：公称吹出し容量(kg/h)
A：吹出し面積(mm2)P：公称吹出し量決定圧力(kg/cm2)
K：公称吹出し量係数（逃がし弁機能）
W=0.5145･A(P+1)･K･0.9（安全弁機能）W=0.5145･A(1.03P+1)･K･0.9［MKS単位計算］第73条第1項ﾊ，ﾄ152.4 mm（入口径）

呼び径

75.2
(7.375)75.9(7.443)76.6(7.512)
77.3(7.581)78.0(7.649)79.4(7.786)82.6(8.100)83.3(8.169)84.0(8.238)84.7(8.306)

kg/cm
(MPa）

海外メーカ製 逃がし安全弁

B22-F013B，K，L，R

B22-F013A，C，F，S

B22-F013H，J，M，V

B22-F013E，G，P，U

B22-F013D，N

B22-F013B，K，L，R

B22-F013A，C，F，S

B22-F013H，J，M，V

B22-F013E，G，P，U

B22-F013D，N

弁番号

2

バルブ製造メーカ

能

安全弁

弁機能

逃がし

機能

吹出し圧力/
容量

①安全解析
ｔ/h

国内メーカ製

逃がし安全弁

7.79
8.10

7.79
8.10

S55年告示第501号（改正 H6 通商産業省告示第446号）【凡例】
Qm ：公称吹出し容量(kg/h)
A：吹出し面積(mm2)P：公称吹出し量決定圧力(MPa)Kd ：公称吹出し量係数（逃がし弁機能）
Qm=5.246･A(P+0.1)･Kd･C･0.9（安全弁機能）Qm=5.246･A(1.03P+0.1)･Kd･C･0.9［SI単位計算］

逃がし安全弁

技術基準規則150A

国内メーカ製③国内採用実績のある安全弁
ｔ/h

安全解析に使用している吹出し量と同等の吹出し量となる弁【凡例】
Qm ：公称吹出し容量(kg/h)
A：吹出し面積(mm2)P：公称吹出し量決定圧力(MPa)Kd ：公称吹出し量係数（逃がし弁機能）
Qm=5.246･A(P+0.1)･Kd･C･0.9（安全弁機能）Qm=5.246･A(1.03P+0.1)･Kd･C･0.9［SI単位計算］第20条，第57条
JSME S NC-1
第10章安全弁SRV-3111(1)JIS B 8210(1994)附属書 安全弁の公称吹出し量の算定方法

8.31

8.31

150A

8.24

8.24

8.17

7.65

7.65

8.17

7.58

7.51

7.58

7.51

7.44

7.44

MPa

7.37

ｔ/h

7.37

MPa

吹出し量一覧表②今回補正工認

主蒸気逃がし安全弁

第103条第1項第一号
JIS B 8210(1986)附属書 公称吹出し量の算定方法

東海第二発電所

逃がし安全弁吹出量の影響について

1.

はじめに
逃がし安全弁は，原子炉圧力容器の過圧防止及び原子炉減圧のための機能を有しており，設置変更許可申請書の基本設計における設計値としては，逃がし安全弁に要求される機能に対して保守的な小さ め の 吹 出 量 を 設 定 し て い る 。一 方 ，事 故 シ ー ケ ン ス グ ル ー プ「 全 交流 動 力 電 源 喪 失 （ Ｔ Ｂ Ｐ ）」 で は ， 全 交 流 動 力 電 源 喪 失 時 に 原 子 炉 隔
離時冷却系により一旦は炉心冷却が維持されるものの，逃がし安全
弁 1 個の開固着の故障が発生することにより原子炉圧力が低下する
た め ，原 子 炉 圧 力 1 .04MPa［ gage］に て 原 子 炉 隔 離 時 冷 却 系 が 停 止 し ，
そ の 後 ，低 圧 代 替 注 水 系（ 可 搬 型 ）に よ り 原 子 炉 注 水 を 実 施 す る こ とを想定している。このように蒸気駆動の原子炉隔離時冷却系のみに
より原子炉注水が確保される状況において逃がし安全弁の開固着の故障を想定する場合には，原子炉隔離時冷却系の運転継続時間に対して逃がし安全弁吹出量の与える影響が大きいと考えられることから ，吹 出 量 が 大 き く な っ た 場 合 に 評 価 項 目 及 び 低 圧 代 替 注 水 系（ 可 搬型）による原子炉注水操作の操作時間余裕に与える影響を感度解析
により確認する。

2.

感度解析「 全 交 流 動 力 電 源 喪 失 （ Ｔ Ｂ Ｐ ）」 に お い て ， 逃 が し 安 全 弁 吹 出 量

を 5％ 大 き く し た 以 外 は ベ ー ス ケ ー ス と 同 じ 条 件 と し て い る 。第 1 表に 示 す と お り ，吹 出 量 が 5％ 大 き く な っ た 場 合 に は ，燃 料 被 覆 管 最 高
温 度 が 約 773℃ と な る が ，評 価 項 目 を 満 足 す る 。ま た ，逃 が し 安 全 弁
添付 2.3.3.7-1
26

（ 自 動 減 圧 機 能 ）の 手 動 に よ る 原 子 炉 減 圧 操 作（ 可 搬 型 代 替 注 水 中 型
ポ ン プ を 用 い た 低 圧 代 替 注 水 系（ 可 搬 型 ）に よ る 原 子 炉 注 水 操 作 ）の操作時間余裕については，ベースケースと同じく原子炉隔離時冷却系 の 再 起 動 に 期 待 し た 場 合 ※ １ に ，約 35 分 確 保 で き ，こ の 場 合 の 燃 料
被 覆 管 最 高 温 度 は 約 875℃ と な る こ と を 確 認 し た 。

第 1表
項

目

逃がし安全弁
（安全弁機
能）
燃料被覆管
最高温度
操作時間余裕※１

評価結果の比較

ベースケース
感度解析
備 考
（設計値）
（ 設 計 値 ＋ 5％ ）7.79 M Pa［ g age ］ ～7.79 M Pa［ g age ］ ～8.31MP a［ ga ge］
8.31MP a［ ga ge］
385.2t ／ h～ 410. 6t／ h
404.5t ／ h～ 431. 2t／ h
約 746 ℃
約 773 ℃
1,200 ℃ 以 下(燃 料 被 覆 管 の 破 裂 な し ) (燃 料 被 覆 管 の 破 裂 な し )
原子炉隔離
時冷却系の
約 55 分
約 35 分再起動に期
待※１

実際の運転手順では，原子炉隔離時冷却系が停止した後に原子炉 水 位 が 低 下 し ，原 子 炉 水 位 異 常 低 下（ レ ベ ル １ ）を 下 回 り 燃 料
有効長頂部に到達する前までに原子炉隔離時冷却系の再起動を
試 み る こ と と な っ て い る 。よ っ て ，こ こ で は ，原 子 炉 隔 離 時 冷 却
系の再起動に期待した場合の減圧・注水の時間余裕を評価している。

添付 2.3.3.7-22710主蒸気隔離弁閉鎖による圧力上昇（ 最 大 値 ： 約 8.15MPa[gage]）

8

原子炉圧力
原子炉圧力

6

原子炉隔離時冷却系停止
による圧力上昇
逃がし安全弁 6 個による手 動 減 圧 （ 181 分 ）4（MPa[abs]）(MPa[abs])
2

0
0

1

2

3

4

5

事故後の時間（ｈ）
SA3NT2SBO99AI67N000

第 1図

原 子 炉 圧 力 の 推 移 （ 吹 出 量 ： 設 計 値 ＋ 5％ ）20

原子炉水位（シュラウド内水位）

原子炉水位（シュラウド内外水位）

炉心上部プレナム

15

レベル 8
レベル 3
レベル 2

シュラウド外10

レベル 1
燃料有効長頂部
平均出力燃料集合体
燃料有効長底部

5

炉心下部プレナム

（ｍ）
(m)

0
0

1

2

3

4

事故後の時間（ｈ）
SA3NT2SBO99AI67N000

第 2図

原子炉水位（シュラウド内外水位）の推移（ 吹 出 量 ： 設 計 値 ＋ 5％ ）添付 2.3.3.7-3
28

5

1200

1000

燃料被覆管温度
燃料被覆管温度

燃料被覆管最高温度発生( 約 7 7 3 ℃）

800

600

(℃ )
（℃）

400

200

0
0

1

2

3

4

事故後の時間（ｈ）
SA3NT2SBO99AI67N000

第 3図

燃 料 被 覆 管 温 度 の 推 移 （ 吹 出 量 ： 設 計 値 ＋ 5％ ）添付 2.3.3.7-4
295

10000
GEMP731
ORNL3626
ORNL3626(照射)GEMP683
GEVNC(0.56℃/s)(8×8)(Vallecitosのデータ)
GEVNC(2.8 ℃/s)(8×8)(Vallecitosのデータ)
GEVNC(5.6 ℃/s)(8×8)(Vallecitosのデータ)
GEVNC(0.56℃/s)(7×7)(Vallecitosのデータ)

1000

GEVNC(2.8 ℃/s)(7×7)(Vallecitosのデータ)

円 周 方 向 の 応 力

円

GEVNC(5.6 ℃/s)(7×7)(Vallecitosのデータ)

周

NUREG-0630,DATA H(KfK FABIOLA)NUREG-0630,DATA F(ORNL)NUREG-0630,DATA I(ORNL)

方NUREG-0630,DATA J(KfK)

向KfK(0.8～1.6K/s)(REBEKA Single Rod)JNES(内圧破裂試験)

100のNFI他(内圧破裂試験)

応

ベストフィット曲線

力

平均値－２σ曲線
2(N/mm( N ／ m m) ２ )

10

1
0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

1000

1100

1200

1300

1400

1500

1600

燃 料 被 覆 管 温 度 (℃)

第 4図

燃料被覆管破裂が発生する時点の燃料被覆管温度と燃料被覆
管 の 円 周 方 向 の 応 力 の 関 係 （ 吹 出 量 ： 設 計 値 ＋ 5％ ）添付 2.3.3.7-530