第４章

大型化に対する実証性・安全性- 63 -

１

炉心および炉内構造物①特徴
・バッフル板構造にかわり中性子反射体構造を採用している他、下部プレナム部で計装配管を支持している連接板の形状を変更している。
・連接板については、その形状を円形にして炉心への流れの均一化を図っている。
項目

最新４ループ

敦賀３、４号機
約５.２／約１３.６ｍ

原子炉容器

内径／高さ

約４.４／約１２.９ｍ

炉心等価直径

約３.４ｍ

約３.９ｍ

炉内構造物

主要相違

バッフル取付板構造

中性子反射体構造②実証試験
・炉内構造物の流動振動に対する健全性や中性子反射体の冷却性能、中性子反射体のブロック間隙間に生じる横流れの量を確認するための実証試験が行われている。

- 64 -

円形連接板

最新４ループ

改良型ＰＷＲ- 65 -

２

１次冷却材ポンプ①特徴
・インペラおよびディフューザ形状の見直しにより、大容量、高効率化を図っている。
この見直しにより変流翼が不要となるため、過去に発生した変流翼取付ボルトの損傷が起きない設計となっている。
・また、１次冷却材管への低合金鋼採用とあわせて、ポンプケーシングを低合金鋼製として異材継手の新たな発生を排除している。
項目

型式
流量（１ループ）
揚程
主要寸法

最新４ループ

敦賀３、４号機

たて型単段斜流式

たて型単段斜流式（９３Ａ−１型）（１００Ａ型）

３

２０１００ｍ ／ｈ

２５８００ｍ３／ｈ

約８４ｍ

約９１ｍ

全高

約７.９ｍ

約８.４ｍ

ケーシング外径

約１.８ｍ

約２.３ｍ

ステンレス鋼

母材：低合金鋼

ケーシング材料

接液部肉盛：ステンレス鋼電動機駆動力（１ループ）

約４５００ｋＷ

約６０００ｋＷ②実証試験
・水力特性、ポンプ効率がプラント要求仕様等を満足することを確認するための水力モデル試験が行われている。

- 66 -

ボルトスタッド化

新型シールの採用

・主フランジボルト及びシー・ セラミック大型化構

ルハウジングボルトのスタ造を採用し、シールッド化により、定検作業性特性を向上

を向上

・ 改良材Ｏリングの採＊ 六角ボルトにくらべ植込み用による長寿命化

ボルト／ナット構造（スタッド化）は、専用の締緩装置を使用することにより作業性の向上が図れる。

ケーシング低合金鋼化

水力性能の向上・ 従来のステンレス鋳鋼に替 え・インペラ、ディフューザて低合金鋼化

形状を改良し、高ポンプ

・ 超音波探傷検査性向上

効率を達成- 67 -

３

蒸気発生器

①特徴
・「安全性向上のための改良」を参照②実証試験
・高性能気水分離器の湿分分離性能やＵ字管群の減衰定数を実機大モデルにより確認している。

- 68 -

４タービン①特徴
・低圧タービン翼長を長翼化し、５４インチとしている。
・５４インチ翼は国内では泊３号機が採用する予定である。また、フランスの原子力プラントでは、５４インチを超える５７インチ翼の採用実績がある。
・また、タービン翼の振動応力低減を目的として、火力発電所で実績のあるインテグラ
ルシュラウド翼（ＩＳＢ）を採用している。
・ＩＳＢは、翼外周部が回転に伴う遠心力によりかみ合って固定される構造である。一方、従来は翼外周部を数枚ごとにワイヤで連結固定している。ＩＳＢは回転に伴い翼全数が連結される構造となることから振動特性が改善される。
項目

型式
低圧タービン最終翼長

最新４ループ

敦賀３、４号機

くし形六流再熱再生復水式

同左

４４インチ

５４インチ

（約１１１８ｍｍ）（約１３７５ｍｍ）②実証試験
・５４インチ翼の振動特性を確認するため、実物翼を用いた試験を行っている。

- 69 -

原子力タービン長大翼の実績
国名

発電所名

フランス

ドイツ

日本

出力(MW)

運転開始

最終翼長

Belleville~11365

1988

57

Belleville~21365

1989

57

Cattenom~11362

1987

57

Cattenom~21362

1987

57

Cattenom~31362

1991

57

Cattenom~41362

1992

57

Flamanvill~11382

1986

57

Flamanvill~21382

1987

57

Golfech~11365

1991

57

Golfech~21365

1994

57

Nogent Sur Seine~11363

1988

57

Nogent Sur Seine~21363

1989

57

Paluel~11382

1985

57

Paluel~21382

1985

57

Paluel~31382

1986

57

Paluel~41382

1986

57

Penly~11385

1990

57

Penly~21385

1992

57

St.Alban~ST.Maurrioe~11381

1986

57

St.Alban~ST.Maurrioe~21381

1987

57

Chooz~B11515

2000

57

Chooz~B21515

2000

57

Civaux~11515~

57

Civaux~21515~

57

Brokdorf KBR

1395

1986

52.7

Emsland KKE

1363

1988

52.7

Grohnde KWG

1394

1985

52.7

Gundremmingen KRB B

1344

198452.7

Gundremmingen KRB B1344

1985

52.7

Isar KKI~21420

1988

52.71365

1989

52.7

Stade KKS1395

1986

52.7

泊~3912~54

伊方~3890

1994

52柏崎刈羽~61356

1996

52柏崎刈羽~71356

1996

52

浜岡~51380~52

志賀~21358~

52- 70 -

低圧タービンの改良（インテグラルシュラウド翼[ISB]の採用）

インテグラルシュラウド採用

遠心力による翼の振り戻りを利用してインテグラルシ
ュラウドおよびスナパーを噛み合わせた全周綴り構造
により、ダンピングが大きく振動応力が低減される。

ＩＳＢ

従来翼（綴り翼）- 71 -

５発電機①特徴
・出力増加のために回転子径を大きくしている。これに伴い発電機電圧が２４ｋＶから３０ｋＶとなり、電流の増加が抑制され、既に開発されている電気設備の使用が可能となっている。
・固定子コイル端支持構造を一体化（レジンリング→レジンコーン）することにより、電磁力の増加に対する支持剛性の強化、信頼性の向上を図っている。
項型式目

最新４ループ

敦賀３、４号機
同左

横置
円筒回転界磁形
全閉自己通風
三相同期発電機

電圧２４ｋＶ

３０ｋＶ

回転子直径

約１７００ｍｍ

約１８８０ｍｍ

固定子直径

約４５００ｍｍ

約４８００ｍｍ②実証試験
・大容量発電機の信頼性（固定子コイル端部振動特性、絶縁特性、発電機内各部温度、回転子強度）を確認するため、固定子、回転子、固定子コイル端部を実寸とし、鉄心長のみ１／４としたモデル発電機を作成し実証試験を行っている。

- 72 -

固定子コイルエンド剛性強化

発電機出力(変圧器へ)

従来型

敦賀３，４号機

コイルエンドコイルエンドレジンリングレジンコーン（レジンリングを組み合わせた構造物にコイル端部を固定）（円錐形状の一体型絶縁構造物の内側にコイル端部を固定）

コイルエンドの剛性強化- 73 -６

燃料設計①特徴
・敦賀３、４号機は、５５ＧＷｄ／ｔ燃料を採用する計画である。
・５５ＧＷｄ／ｔ燃料は、高燃焼度化に対応するため、燃料濃縮度の増加、耐腐食性に優れた被覆管材料の採用を行っている。これらの改良を施した燃料集合体は、現在大飯４号機で先行照射（平成１４年春照射終了予定）されており、今後、加圧水型軽水炉の標準的な燃料として採用が計画されている。
・敦賀３、４号機では、これらの改良に加え、下部プレナムを採用して燃料棒内圧の上昇を緩和する設計としており、燃焼末期の燃料棒内圧は４８ＧＷｄ／ｔ燃料と同程度以下となる。なお、下部プレナムの採用に伴い燃料棒全長は約１３ｃｍ増加する。
・その他、経済性向上を目指して支持格子（グリッド）に中性子吸収の少ないジルカロイを採用するとともに、燃料集合体下部に異物フィルターを設置して異物混入を防止する設計としている。
55GWd/t

48GWd/t(敦賀 3,4 号)(既設 4 ﾙｰﾌﾟ)

濃縮度

約４.３wt％約４.１wt％

高燃焼度集合体

55GWd/t

48GWd/t化

ガドリニ

約 10wt％

約 6wt％

炉心設計

ア濃度

以下

特徴

ねらい効果

・使用済燃料発生量の低減・取出最高燃焼度・出力分布の平坦化

余裕の拡
大

被覆管
材質

ジルコニウムジルカロイ

耐食性向基合金−４

上・最近の炉内照射ﾃﾞｰﾀから改良
被覆管はｼﾞﾙｶﾛｲ−４に比べてMDA腐食量が低減することが確認(Sn-Fe-Cr-

されている。

Nb 系)

・副次的効果：ジルカロイ−４

NDAと比較して照射に伴う燃料棒(Sn-Fe-Cr-伸びが小さくなる。

Nb-Ni 系
ZIRLO

(Sn-Fe-Nb系)

プレナム

上部ﾌﾟﾚﾅﾑ：

上部ﾌﾟﾚﾅﾑ：

内圧上昇

・プレナム延長により燃料棒内約 15cm

約 17cmの緩和の自由体積が増えた分 48GW

下部ﾌﾟﾚﾅﾑ：

下部ﾌﾟﾚﾅﾑ：d/t 燃料よりも FP ガス放出、なし

蓄積に伴う内圧上昇は抑制さ

約 15cmれる。

- 74 -

約 4.0m

燃料棒

約 3.9m・プレナム延長による内圧上昇

全長抑制効果により、敦賀３、４号の燃料棒の初期 He 加圧は約 4.2ｍ

集合体

約 4.1ｍ

48GWd/t 燃料と同じとしてい全長るが、燃焼末期における内圧は 48GWd/t 燃料よりも低く抑えられる。

理論密度

約９７％

約９５％

燃料サイ

・集合体当たりのウラン装荷量

クルコスが約２％増えることにより、

ト低減

95％理論密度と比較して使用済燃料発生体数が約２％低減される。

中間部

ジルカロイ

支持格子

−４インコネル

燃料サイ
クルコス

材質

ト、被ばく低減

異物有りなし

異物の混フィルタ

・中性子経済向上による燃料取替体数の低減
・Co~58 の発生源の低減による被ばく低減
・異物による燃料漏洩防止

入防止②燃料の高燃焼度化
・軽水炉においては、ウランの有効利用や使用済燃料の低減等を目的に、燃料の高燃焼度化が進められている。
・日本においては、現在、ＰＷＲでは燃料集合体最高燃焼度が４８ＧＷｄ／ｔの燃料が広く使用されており、今後５５ＧＷｄ／ｔ燃料が採用されていく予定である。一方、
ＢＷＲでは、既に５５ＧＷｄ／ｔ燃料が実用化されており、敦賀１号機においても、今年度の定期検査から５５ＧＷｄ／ｔ燃料を装荷開始する予定である。
・また、海外のＰＷＲでは現在国内で使用されている４８ＧＷｄ／ｔを超える燃焼度の燃料の本格使用が進められており、米国では、燃料棒燃焼度で６２ＧＷｄ／ｔ（燃料集合体燃焼度約５６ＧＷｄ／ｔ）までの燃焼度が許可されている。また、フランスでは燃料集合体燃焼度５２ＧＷｄ／ｔまでの燃焼度が許可されている。
③ジルカロイグリッド
・当初ＰＷＲの燃料支持格子としては、ステンレス鋼が用いられてきたが、１９６０年代から照射による応力緩和の少ないインコネルが使用されるようになった。
・その後、海外では中性子経済の向上や被ばく低減を目的に、１９８０年代からジルカロイグリッドが採用されており、国内においても、海外実績等を踏まえ、現在敦賀２号機でジルカロイグリッド燃料（４８ＧＷｄ／ｔ）を少数体使用している。
・一方、ＢＷＲにおいては、７×７燃料までステンレス鋼製ワイヤスペーサを用いてきたが、７×７改良型燃料以降、ジルカロイ製スペーサを採用している。
・敦賀１号機では、１９７３年に７×７改良型燃料を採用して以来、ジルカロイスペー- 75 -

サを採用している。
・従来型のインコネルグリッドとジルカロイグリッドの比較と、敦賀３、４号機での設計対応は以下のとおりである。
項目

特性（対インコネル）

設計対応
・板幅、板厚を増加し強度を確保する。

強度…低い

外ストラップ：板幅約 50mm→60mm
板厚約 0.4mm→0.7mm
内ストラップ：板幅約 40mm→50mm
板厚約 0.3mm→0.5mm

機械的性質
照射による燃料拘束力

・ジルカロイグリッドの採用により拘束力の低下が大きくなるが、照射量の少ない

低下…大最上・下段部には拘束力低下の少ない従来型のインコネルグリッドを用いて、拘束力の低下を抑制している。
（中間部７段はジルカロイグリッド）・被覆管として用いる場合耐食性が問題と耐食性…劣るなるが、グリッド部は内部発熱がなく温耐食性度が高くならないため問題ない。
・低圧損ノズルを採用し、燃料集合体の全圧力損失…増加
熱水力特性 （板幅、板厚の増加に圧力損失を従来のインコネルグリッドを採用した場合と同等とする。

よる構造変更）熱中性子吸収断面積が小さい
核的特性（インコネル：0.3cm−１−ジルカロイ−４：0.008cm−１ ）ニッケルを含有しない線量低減（放射化による Co58 の生成がない）- 76 -−

燃料仕様の比較
項 目
燃料材の種類

敦賀３､４号機

大飯３号機

敦賀２号機

二酸化ｳﾗﾝ焼結

同左

同左

備考

ﾍﾟﾚｯﾄ（一部ｶﾞﾄﾞﾘﾆｱを含む）
ウラン 235 濃縮度
初装荷燃料第１領域

約 1.9wt％

約 2.0wt％

約 2.1wt％*

炉心設計相違第２領域

約 3.1wt％

約 3.5wt％

約 2.6wt％*(高燃焼度化)第３領域

約 4.3wt％

約 4.1wt％

約 3.1wt％*

取替燃料

約 4.3wt％以下 約 4.1wt％

同左

同上

約 95％

同左

燃料仕様相違ジルカロイ−４

同左

同上〜約 3.4wt％

ペレットの初期密度（ただし，ガドリ（ただし，ガドリニア入り燃料にニア入り燃料については、濃縮ついては、濃縮

度約 2.7wt％以度約 2.6wt％〜約下，ガドリニア

1.9wt％，ガドリ

濃度約 10wt％以ニア濃度約 6wt下）

％）

約 97％
（ただし，ガドリ（理論密度比）ニア入り燃料については理論密度の約 96％）

被覆材の種類

ジルコニウム
基合金
・Sn-Fe-CrNb 系
・Sn-Fe-CrNb-Ni 系
・Sn-Fe-Nb 系

燃料棒外径

約 9.5mm

同左

同左

被覆管厚さ

約 0.6mm

同左

同左

燃料棒有効長さ

約 3.7m

同左

同左

燃料棒全長

約 4.0m

約 3,9m同左

燃料仕様相違（下部プレナム採用）

燃料棒の配列

１７×１７

同左

同左

燃料棒ピッチ

約 13mm

同左

同左

燃料棒本数

264

同左

同左

55,000MWd/t

48,000MWd/ t

同左

集合体最高燃焼度＊：敦賀２号機初装荷燃料の最高燃焼度は 39,000MWD/t- 77 -

燃料仕様相違燃料集合体の特徴

フィルタ

低圧損型

従来型ノズル（平面）

流路（断面）

下部ノズル- 78 -７

炉心設計①特徴
・出力増加に伴い、燃料体数を増やしているが、それとともに１次冷却材流量を同程度増加させている。
・出力密度や平均線出力は、最新４ループプラントと同程度である。
・制御棒については、最新４ループプラントと同等の停止余裕を確保するよう、体数を増やしている。なお、炉心の大型化により、制御棒１体あたりの反応度価値は低下している。
・燃料の高燃焼度化に伴い、燃料間の燃焼度の差が大きくなることから、炉心運用（燃料配置）の余裕を確保するため、ピーキング係数を大きくしている。
・なお、ピーキング係数の変更は、燃料の高燃焼度化に起因したもので炉心大型化に関係したものではない。（炉心大型化は、出力をより平坦化しピーキング係数を下げる方向に働く。今後既存プラントに５５ＧＷｄ／ｔを採用する際も、ピーキング係数の見直しについて検討が必要となる）
特徴

敦賀３，４号

最新４ループ

燃料体数

２５７

１９３

等価直径

約 3.89m

約 3.37m

１次冷却材流量

炉心全ウ

約 77.3×10

６

約 60.1×10

ねらい効果

出力増加 ・炉心の大型化（炉心熱出力3,411→4,451MWt）に伴う変更

６kg/h

kg/h

約１２１ｔ

約８９ｔ

約１０３kW/l約１０５kW/l

ラン量
出力密度

燃料負荷 ・出力密度が低いと平均線出力低減

平均１７.６kW/mを大きくすることができ、設１７.９kW/m計上の余裕が増える。

線出力
炉心設計が低下するため、ピーキング

3 次元

1,2 次元合成法

手法

炉心設計 ・計算技術の向上により、よりの高度化

６９体

５３体精緻な炉心計算が可能となる

燃料体数 ・最新 4 ループと同等の停止余増加に対裕(1.6%Δk/k 以上)を確保でし、適切きる。

制御棒な停止余 ・炉心の大型化により１体当た体数裕を確保

りの反応度価値が低下し、飛するび出し制御棒クラスタの最大反応度価値が低下する。
・上記を考慮した最大反応度価値を制御棒クラスタ飛出し事
故解析の解析条件としている

ＦΔＨ

Ｎ

1.66 以下

1.60 以下- 79 -

炉心設計 ・高燃焼度化に伴うピーキング

ＦＸＹＮ

1.54 以下

1.48 以下

余裕の拡の増大に対する余裕の確保

大濃縮Ｂ10B10 濃縮度

天然ほう素９０％中性子

ステンレス鋼

水反射体

水質管理

・臨界ほう素濃度等の低下。の改善

・被ばく低減中性子経・約１％のウラン資源節約

済向上

・原子炉容器への中性子照射量

RV 中性約 60％低減

子照射量低減②炉心の主要パラメーター
・炉心の大型化に伴って安全上厳しくなるパラメーターはなく、逆に１本あたりの制御棒反応度価値が小さくなることにより、制御棒飛出し事故は緩和される方向となる。
・高燃焼度化に基づく炉心運用裕度確保の観点から、ピーキング係数(ＦＮＸＹ)を大きくすることを検討しているが、その他の項目で厳しくなっているものはない。
③改良統計的熱設計手法の採用
・発電用加圧水型原子炉（ＰＷＲ）の限界熱流束に関する熱設計の妥当性を評価するために、「発電用加圧水型原子炉の炉心熱設計評価指針」が定められている。
・この指針は平成１２年８月に改定され、統計的熱設計手法に加え改良統計的熱設計手法の適用が認められた。
・統計的熱設計手法では、熱水力試験結果から作成されたＤＮＢ相関式とＤＮＢ評価に使用するプラントパラメータの不確定性を独立に扱っていたが、改良統計的熱設計手法では、これらの不確定性を一括して取り扱うことにより、精度良く解析を行うことが可能となった。
・なお、同様な手法は、既に国内ＢＷＲの安全審査や、アメリカ、フランスでの行政庁審査で適用されている。

- 80 -

炉心仕様の比較
項 目

敦賀３､４号機

大飯３号機

敦賀２号機

備考

炉心等価直径

約 3.9m

約 3.4m

同左

炉心大型化

炉心有効高さ

約 3.7m

同左

同左

燃料集合体の体数

257

193

同左

炉心大型化

炉心全ウラン量

約 121t

約 89t

同左

同上

高温停止状態

0.016Δk/k

同左

同左

低温停止状態

0.010Δk/k

同左

同左

1.54 以下

1.48 以下

同左

制御棒ｸﾗｽﾀによる

0.00075

同左

同左

最大反応度添加率(Δk/k/s)

反応度停止余裕ＦＮ
ＸＹ

炉心設計相違飛出し制御棒ｸﾗｽﾀの最大反応度価値
高温全出力時0.0014Δk/k0.0018Δk/k

同左

炉心大型化

高温零出力時0.0080Δk/k

0.0087Δk/k

同左

同上

2.09

1.80

同左

設計手法相違運転時の異常な1.42 以上

1.17 以上

同左

同上

過渡変化時

（MIRC-1,NFI-1（MIRC-1,NFI-1

相関式）

相関式）

1.30 以上

1.30 以上（W-3 相関式）（W-3 相関式）

定格出力時平均17.6kW/m

17.9kW/m

同左

低出力密度

定格出力時最大42.4kW/m

43.1kW/m

同左

同上

最小限界熱流束比
定格出力時−

燃料棒線出力密度（注）敦賀３、４号機の値は原子炉設置変更許可申請前の暫定値を示す。

- 81 -

８

原子炉格納施設①特徴
・敦賀２号機をはじめとする先行４ループプラントで採用されているプレストレストコ
ンクリート製格納容器（ＰＣＣＶ）を採用する。
・また、格納容器スプレイ設備の構成を２系列から４系列とすることで、設備の信頼性を高めている。
項目型式

最新４ループ

敦賀３、４号機

プレストレストコンク

同左

リート製格納容器（ＰＣＣＶ）
寸法

内径

約４３ｍ

約４５.５ｍ

内高

約６５ｍ

約６９ｍ

厚さ

約１.１〜約１.３ｍ

同左

４.０kg/cm -g

同左

１００％×２系列

５０％×４系列

最高使用圧力格納容器スプレイ設備構成

２②仮想事故・原子力発電所の立地に当たっては、国の指針（「原子炉立地審査指針」）に基づき、万一の事故時にも公衆の安全を確保することを方針として、技術的見地からは起こるとは考えられない事故（仮想事故という）を想定しても、周辺の公衆に著しい放射線災害を与えないこと等を確認することとなっている。
・加圧水型軽水炉では、仮想事故として、蒸気発生器伝熱管破損と原子炉冷却材喪失事
故を想定する。
［蒸気発生器伝熱管破損］
・蒸気発生器の伝熱管の破損により、１次側の冷却材が２次側に漏れて、１次冷却材中の放射性物質が環境へ放出される事故を想定する。
・本事故が発生した場合、１次側から２次側への漏えいを低減するために、速やかに破損した蒸気発生器の主蒸気隔離弁を閉めて、蒸気発生器の隔離を行う。
・敦賀３、４号機では、平成３年２月に起きた美浜２号機事故の教訓から、主蒸気隔離弁の閉止能力の強化を図り、破損した蒸気発生器が隔離されるまでの時間を短縮し、環境へ放出される放射能を抑制する設計方針である。
［原子炉冷却材喪失］
・原子炉冷却材喪失は、原子炉容器につながる配管の破損により放射性物質が格納容器内に放出され、格納容器から外部への漏洩により、放射性物質が環境へ放出される事故を想定する。
・本事故が発生した場合、非常用炉心冷却設備にて炉心に冷却水を注入し、格納容器ス- 82 -

プレイを用いて格納容器内の圧力を低減する。また、格納容器からその周辺区画（アニュラス部）に漏れ出る放射性物質は、アニュラス空気浄化設備を用いてフィルタにより除去する。
・敦賀３、４号機では、実績のあるプレストレストコンクリート製格納容器を採用し、放射能閉じこめ機能を確保するとともに、アニュラス空気浄化設備のフィルタ循環率を最新４ループよりも増加することで、環境へ放出される放射能を抑制する設計方針である。

- 83 -

改良型主蒸気隔離弁について
１）美浜2号機ＳＧＴＲでの主蒸気隔離弁不完全閉を踏まえ、既設弁は閉弁力を増加させるため、次の対応を実施。
・グランドパッキン摺動抵抗の低減、バネ力の増加に加え、手動増し時め装置を設置
２）敦賀３，４号機では、弁自体の閉弁力に既設手動増締装置相当分を増加させた改良型主蒸気隔離弁を採用することで手動増締装置を不要とする計画である。
３）改良点
・弁体重量の増加、バネ力の強化等により閉弁力を既設弁よりさらに強化

弁自体の閉弁力

弁自体の閉弁力

閉弁力
閉弁力

既設弁の閉弁力

抵抗 力

改良閉弁モーメント

閉弁力

閉弁 力抵抗力

閉弁モーメント

手動増締装置による閉弁力改良型弁の閉弁力- 84 -

手動増締装置相当分

まとめ

敦賀３、４号機は、最も至近に行われた第３次改良標準化計画に基づき計画され、第３次改良標準化以降の技術進歩や国内外の運転保守経験等も取り入れて設計されたものであり、そのプラント基本構造は、既設の加圧水型軽水炉と同じである。
このことから、敦賀３、４号機そのものの安全性について、既設の加圧水型軽水炉と異なる点を確認した。
その結果、以下のことが確認された。
敦賀３、４号機は、既設発電所における運転経験や最新知見等を適切に基本設計に反映するとともに、設計改良を行った設備については、実証試験や解析を行うことにより健全性や信頼性の確認を行っている。
敦賀３、４号機は、出力増加による炉心の大型化に対して、最新４ループ加圧水型軽水炉と同程度の余裕を持たせた炉心設計を行っている。また、機器の大型化に対して、実証試験や解析を行うことにより健全性や信頼性の確認を行っている。
敦賀３、４号機は、非常用炉心冷却設備の信頼性向上、アクシデントマネージメントの積極的な導入を図ること等により、通常運転はもとより事故時の安全性をより一層向上させる設計方針である。
これらのことから、敦賀３、４号機は既設の加圧水型軽水炉と比べ同等以上の安全性が確保されていることが確認された。
なお、今後、敦賀３、４号機が建設に着手されたならば、国による安全審査が行われ、プラントの基本設計について安全性が確認される。さらに、その後、詳細設計について国から工事計画認可を受けた後建設工事に入り、建設完了後は国の検査を受けて運転を開始することとなる。

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