資料番号 ＰＳ−２−５ 改７

東海第二発電所
ペデスタルでの物理現象発生を想定した場合の格納容器の健全性について

平成29年4月14日
日本原子力発電株式会社

本資料のうち，は商業機密又は核物質防護上の観点から公開できません。

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目次
１．はじめに・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 3

２．東海第二発電所（Mark-Ⅱ型格納容器）の特徴 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 4３．原子炉圧力容器破損後の事象進展 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 5
４．ＲＰＶ破損後のペデスタルに要求される機能 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 6
５．ＭＣＣＩ対策 ・ ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 7
６．ＭＣＣＩ，ＳＥを考慮したペデスタル水位の運用について ・・・・・・・・・・・・・・ 9
７．論点について ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 10
８．ＭＣＣＩ／ＳＥ評価で考慮する荷重等及び許容限界について ・・・・・・・・・・ 13
９．ＭＣＣＩ対策に係る各種評価について ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 14
１０．ＳＥの発生を想定した場合の評価について ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 24【補足事項】
資料中の（暫定）の記載は，ペデスタルの水位制限対策を考慮しないプラント挙動解析結果等に基づく暫定値であり，今後修正予定

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１．はじめに（１）本資料で対象とする評価について① MCCI評価「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」第３７条（重大事故等の拡大の防止等）において，格納容器破損防止対策の有効性評価の中で必ず想定する格納容器破損モードとして「溶融炉心・コンクリート相互作用」の評価が求められている。
⇒ コンクリート浸食によるペデスタルの健全性への影響評価を実施② FCI評価「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」第３７条（重大事故等の拡大の防止等）において，格納容器破損防止対策の有効性評価の中で必ず想定する格納容器破損モードとして「原子炉圧力容器外の溶融燃料−冷却材相互作用」の評価が求められている。
⇒ 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）に対して
は，有効性評価において格納容器の健全性が確保されることを評価⇒ 実機においては，大規模な原子炉圧力容器（以下「RPV」という。）外での水蒸気爆発（Steam
Explosion，以下「SE」という。） の発生可能性は十分に小さいと考えられるが，BWRはRPVをペデ
スタルで支持する構造となっており，RPV支持機能喪失が格納容器の健全性に影響を与えることから，SEの発生を想定した場合のペデスタルの健全性への影響評価を実施

3

２．東海第二発電所（Mark-Ⅱ型格納容器）の特徴
・ペデスタル領域の底にある床スラブ及びダイアフラムフロアの下部には，サプレッション・プールを内包するサプレション・チェンバの空間が存在
・多数のベント管が，ドライウェルからダイアフラムフロアを貫通してサプレッション・チェンバ側のサプ
レッション・プール内まで延伸
・床スラブにドレンサンプが存在
・ペデスタル側壁及び床スラブは鉄筋コンクリート製
ペデスタル側壁
人通用開口部
ドライウェルペデスタル領域
ダイアフラムフロア

床スラブ

ベント管
床ドレンサンプ

サプレッション
・チェンバ

原子炉建屋断面機器ドレンサンプ

床ドレン配管機器ドレン配管

ペデスタル構造概要図4３．原子炉圧力容器破損後の事象進展（１）事象進展・RPV破損後，ペデスタル水とデブリの接触による圧力スパイクが発生
・デブリは床スラブ上に堆積し，床面及び側壁のコンクリートを浸食
・ペデスタルへの注水継続によりデブリは冷却され，MCCIが停止
・可能性は極めて低いが， b)に代わってSEが発生する場合がある

デブリ

ペデスタル水a)RPV破損b)圧力スパイク発生c)MCCI発生d)MCCI停止

SE発生の可能性有
図 事象進展5

４．ＲＰＶ破損後のペデスタルに要求される機能（１）規則における要求「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」第３７条（重大事故等の拡大の防止等） ２−３において，「 (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」が要求されている① 原子炉格納容器の構造部材の支持機能について・コンクリート浸食によってRPV支持機能が喪失した場合，配管破断や転倒したRPVの格納容器本体への接触等により格納容器の健全性に影響がある⇒ 格納容器健全性確保のためRPV支持機能を要求② 溶融炉心が適切に冷却されることについて・デブリが床スラブを貫通し，サプレッション・プールに落下した場合，下記のような影響が考えられるため，溶融炉心が適切に冷却されない恐れがある
サプレッション・プール水を取り込む系統（残留熱除去系，代替循環冷却系等）への影響⇒ 床スラブでのデブリ保持機能を要求
床スラブでのデブリ保持機能を要求することにより，デブリが床スラブを貫通し，サプレッション・プ
ールに落下した場合の下記影響についても，防止することが可能
ベント実施時のサプレッション・プールにおけるスクラビング効果への影響
サプレッション・プール底部のライナが損傷し，格納容器の閉じ込め機能の健全性への影響
6

５．ＭＣＣＩ対策（１／２） 床スラブの形状変更
局所的なデブリの堆積及びコンクリート浸食を防止するため，サンプ形状の変更により床スラブを平坦化（コンクリート床は平坦化し，その上に鋼製のサンプを設置）
サンプの排水流路を鋼材によるスリット状とすることで，溶融デブリが流入した場合にも冷却・凝固を促進し，デブリを平坦化した床スラブ上で保持
サンプの排水流路は，通常運転中の原子炉冷却材漏えい検知に必要な排水流量を確保⇒流路内圧損を考慮した流量評価により，保安規定要求値（床ドレン流量0.23m３/h並びに機器ドレ
ン及び床ドレン流量の合計値5.93m３/h）以上の流量を有することを確認
床ドレンサンプ

油ドレンサンプ
機器ドレン
サンプ

床ドレン
サンプ

機器ドレン
サンプ
床ドレン
排水口

機器ドレン
排水口

機器ドレンサンプ 床ドレンサンプ
縦スリット
コンクリート鉄筋
コンクリート

排水配管

形状変更前

鋼材

横スリット
（長さ約4m）

既設排水配管形状変更後※床ドレン流路も同様の形状

7５．ＭＣＣＩ対策（２／２） コリウムシールドの採用
ペデスタル壁面，床面の浸食防止，温度低減のためにコリウムシールドを採用（１）材料：ジルコニア（ZrO2）製耐熱材（２）ジルコニアの設置概念
＜側面図＞

＜正面図＞

ジルコニア

ジルコニア製コリウムシールドの採用により，デブリ冷却のための事前水張不要
万が一のSE発生時の影響緩和のため，ペデスタル内の水位を極力低くする運用とする
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６．ＭＣＣＩ，ＳＥを考慮したペデスタル水位の運用について（１）ペデスタル水位設定の考え方
・MCCIによるペデスタル壁，床への浸食及び熱的影響は，コリウムシールドで防止
・万が一のSE発生時の影響緩和のため，ペデスタル内の水位を極力低くする。
実運用においては，ペデスタル内の水位は，約20cmで運用する。
解析では，この水位を考慮し，結果が保守側となるよう設定する。（SE評価：＞20cm，MCCI評価＜20cm）（２）ペデスタルの水位制御について
ペデスタル
注水配管

【ペデスタル内水位の制御イメージ】

ペデスタル流入水の制限

ペデスタル内の排水配管入口を床から約20cm
位置に設置

格納容器
ベント管

①通常運転時床ドレンとして，排水配管高さを超えた水をペデスタル外に排出排水配管

水位約20cm※
格納容器外側隔離弁（既設）(サンプ設備へ)

図 ペデスタルの水位制限対策案※余剰水は，ベント管を介してサプレッション・
プールへ排水する経路を検討中②事故時
・ペデスタルへの水流入を弁により遮断・ペデスタルに流入した水は，デブリ落下までに排水配管高さまで排水・RPV破損検知後は，ペデスタル水の状態を監視しながらペデスタル注水を実施（添付1）9７．論点について（１／３）（１）ＭＣＣＩ対策の妥当性について
・東海第二発電所では，ペデスタルでのMCCIにより以下の影響が考えられる
床スラブに存在するドレンサンプ内にデブリが堆積し，局所的に浸食が継続
デブリが平坦に堆積した場合でも，ある程度の浸食及びデブリから構造材への熱影響が発生
・これらの浸食及び熱影響を緩和するため，ＭＣＣＩ対策（床スラブを平坦化及びコリウムシールドの設置）を講じることとしているが，これらのＭＣＣＩ対策に係る各種評価によりペデスタルの健全性への影響評価を実施し，ＭＣＣＩ対策の妥当性確認が必要【要求される機能に基づく確認項目】① ＲＰＶ支持機能
デブリによる浸食，熱影響を考慮した上で，ペデスタルがRPVを支持できること② 床スラブでのデブリ保持機能
デブリによる浸食，熱影響を考慮した上で，床スラブ上でデブリを保持できること
デブリが床スラブの横スリットを通じてペデスタル外に流出しないこと
上記に加え，ペデスタル内の水位を極力低くする運用を採用するため，気中に露出したデブリによる格納容器等への熱影響についても評価する。

⇒資料９において評価の内容を説明
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７．論点について（２／３）（２）ＳＥ発生を想定した場合のペデスタルの健全性について
・東海第二発電所のペデスタル側壁及び床スラブは鉄筋コンクリート製であることを考慮した上で，ペデスタルでのＳＥ発生を想定した場合のペデスタルの健全性への影響評価が必要
・評価の結果，ペデスタルの健全性が確保されない場合は，健全性を確保するための対策の妥当性確認が必要【要求される機能に基づく確認項目】① ＲＰＶ支持機能
ＳＥ後のペデスタル側壁における変形状態や損傷状態を考慮した上で，ペデスタルがＲＰＶを支持できること② 床スラブでのデブリ保持機能
ＳＥ後の床スラブにおける変形状態や損傷状態を考慮した上で，床スラブ上でデブリを保持できること
上記に加え，SE発生時の影響緩和のためのペデスタル水位を極力低くする運用の実現性及びMCCI対策として採用したコリウムシールドのSE時の健全性についても評価する。

⇒資料１０において評価の内容を説明

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７．論点について（３／３）（３）全体評価の流れ及び主要な論点①RPV破損②圧力スパイク発生③MCCI発生④MCCI停止

デブリ

ペデスタル水万が一のSE発生時の影響についても評価

主要な論点

記載箇所

ﾍﾟﾃﾞｽﾀﾙ水位管理

6(2)RPV保持機能10(6)デブリ保持機能10(6)ｺﾘｳﾑｼｰﾙﾄﾞ健全性

10(7)

主要な論点

記載箇所

RPV保持機能9(5) ①〜③

デブリ保持機能9(5) ①〜②④⑤

露出デブリの影響

9(5)⑥

熱応力影響

追而

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８．MCCI／ＳＥ評価で考慮する荷重等及び許容限界について
ＭＣＣＩ又はＳＥに対してRPV支持機能及びデブリ保持機能が維持されることを確認するための構造評価において，考慮する荷重等及び許容限界を示す【考慮する荷重等】①ＭＣＣＩ・ペデスタル躯体荷重・ＲＰＶ荷重※・原子炉しゃへい壁荷重
・デブリ荷重・浸食影響
・デブリによる熱影響②ＳＥ発生を想定した場合・ペデスタル躯体荷重・ＲＰＶ荷重※・原子炉しゃへい壁荷重
・デブリ荷重・ＳＥによる動的荷重※：炉内構造物を含む。なお，炉内構造物のうちデブリとなる分は，RPV破損後にペデスタルに移行することにより荷重から除かれるが，本評価においては保守的にデブリ分も荷重として考慮する【許容限界】• 炉心損傷防止に失敗し重大事故の発生を想定する防護レベルにおいて，必要な安全機能が損なわれないことを確認する観点から，本評価では終局限界（変形・強度）を適用する。
13９．ＭＣＣＩ対策に係る各種評価について（１／１０）（１）評価の流れ
ＲＰＶ支持機能

床スラブのデブリ保持機能

その他波及的影響

ペデスタル水位の設定①ＭＣＣＩによる浸食量評価②デブリからの熱影響評価③ペデスタル側壁の健全壁厚評価
健全板厚＞必要壁厚を確認※ ⑤の評価における横スリット内
デブリの発熱も考慮④床スラブの強度評価⑤横スリット内
溶融デブリ凝固評価⑥露出デブリ
影響評価

健全スラブ厚さ＞必要スラブ厚さ 凝固距離＜スリット長さ
健全鉄筋量＞必要鉄筋量を確認
を確認

上記３項目を確認し，ＭＣＣＩ時のペデスタルに要求される機能確保を確認する
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９．ＭＣＣＩ対策に係る各種評価について（２／１０）（５）評価条件／結果①ＭＣＣＩによる浸食量評価（MAAPコードにて評価）
評価条件【ベースケース】
・対象シーケンス：過渡事象時に損傷炉心冷却に失敗し，RPVが破損するシーケンス
・デブリからプール水への限界熱流束：800kW/m2（圧力依存あり）※１
・RPV破損時ペデスタル水位：0cm※１：実験等の知見に基づき設定（添付2）【保守的ケース（不確かさ考慮）】
・対象シーケンス：大破断ＬＯＣＡ時に損傷炉心冷却に失敗し，RPVが破損するシーケンス
・デブリからプール水への限界熱流束：800kW/m2（圧力依存なし）※２
・ RPV破損時ペデスタル水位：0cm※２：浸食の不均一性等の影響を考慮して設定

MAAPの浸食評価モデル

ジルコニア耐火材

評価結果
ペデスタル側壁
の浸食量

床スラブ
の浸食量

ベースケース

約0cm

約0cm

保守的ケース

約0cm

約0cm

浸食範囲（イメージ図）

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９．ＭＣＣＩ対策に係る各種評価について（３／１０）（５）評価条件／結果②デブリからの熱影響評価（ABAQUSコードにて評価）（１／２）
評価条件（添付3）・MAAP解析結果における浸食量並びに床スラブ上のデブリ及び横スリット内デブリの温度変化等を入力条件とし，ペデスタルを二次元モデル化したFEM解析により構造物の温度変化を評価
・デブリの崩壊熱を厳しくする観点から，LOCAシーケンスを選定
・側壁部の温度評価は，健全な壁厚を小さくする観点から，保守的に浸食量が最大となる解析ケースを使用（側壁浸食量として45cmを設定）
・床スラブの温度評価は，鉄筋コンクリート部の温度を厳しくする観点から，浸食量を0cmとして評価※
・横スリット部の温度評価は，浸食量が最大となる場合と0cmの場合の両方で評価※：浸食量が小さいと，スリット内デブリから冷却水及び冷却水によりクエンチしたデブリまでの距離が長く，スリット
内デブリの崩壊熱が除熱されにくいため，鉄筋コンクリート部の温度が高くなる傾向
冷却水

デブリ
MCCIによる
浸食部分

縦スリット部

横スリット部
コンクリート
部
鉄筋コンク
リート部

図：熱影響評価モデル

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９．ＭＣＣＩ対策に係る各種評価について（５／１０）（５）評価条件／結果③ペデスタル側壁の健全壁厚評価（②の結果を基に評価）
評価条件
・RPV等の重量はペデスタル側壁に圧縮荷重として掛かることから，コンクリートを対象
・ペデスタル側壁の径方向温度分布評価結果を基に，径方向のコンクリート強度劣化度合いを考慮し， MCCI浸食後の残存壁厚に対し健全なコンクリートとしてみなせる等価壁厚を評価

出典：日本建築学会，構造材料の耐火性ガイドブック，2009
注１）様々な種類の骨材を用いた国内コンクリートに対するデータに基づき圧縮強度残存比を設定している耐火性ガイドブックを採用
注２）実機ペデスタルコンクリートのW/B（水結合材比）は0.4であり，高温時より加熱冷却後の提案値の方が厳しい条件となる

ペデスタル・②の結果における側壁での径方向各厚さの温度に対して内壁包絡温度を設定・各厚さ部分の包絡温度に対する圧縮強度残存比より，等価厚さを計算

ペデスタル中心からの距離（m）

ペデスタル
外壁

評価結果
・等価壁厚：約674mm※１（暫定※２）は，RPV支持に必要な壁厚：約192mm（添付4）を上回る
・ＲＰＶ支持機能は確保される※１：Eurocodeの圧縮強度残存比を用いて評価した場合，等価壁厚は約752mm※２：別途評価中の格納容器雰囲気温度等の条件を保守的にした暫定結果

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９．ＭＣＣＩ対策に係る各種評価について（６／１０）（５）評価条件／結果④ペデスタル床面のせん断強度評価（②の結果を基に評価）
評価条件
・デブリ等の重量によるせん断応力は床スラブにせん断荷重として掛かることから，コンクリートを対象にせん断応力を評価※１・床スラブの高さ方向温度分布評価結果を基に，鉄筋コンクリート層のコンクリート強度劣化度合いを考慮し，健全なコンクリートとしてみなせる等価板厚を評価

無筋
コンクリート層

鉄筋コンクリート層
厚さ：

鉄筋
コンクリート層・②の結果における床スラブの鉄筋コンクリート層での高さ
方向各厚さの温度に対して包絡温度を設定※２
・各厚さ部分の包絡温度に対する強度低下係数より，等価
厚さを計算

鉄筋コンク
リート層上端鉄筋コンクリート層上端からの深さ（m）

鉄筋コンク
リート層下端

※１：保守的に無筋コンクリート層及び鉄筋による評価結果
せん断応力負担は考慮せず
・床スラブの等価板厚：約616mm※３（暫定）※２：せん断応力はスラブ端部に作用するが，保守・デブリ等の重量保持に必要なスラブ厚さ（約）を上回る（添付5）
的に高めの温度となるペデスタル中心部の温・せん断応力に対して床スラブ上でのデブリ保持機能は確保される度に対して設定※３：Eurocodeの圧縮強度残存比を用いて評価した場合，等価板厚は約680mm

19９．ＭＣＣＩ対策に係る各種評価について（７／１０）（５）評価条件／結果④ペデスタル床面の曲げ強度評価（②の結果を基に評価）
評価条件
・デブリ等の重量による曲げ応力は床スラブの鉄筋コンクリート部に引張荷重として掛かることから，鉄筋を対象に曲げ応力を評価・床スラブの高さ方向温度分布評価結果を基に，鉄筋強度劣化度合いを考慮し，健全な鉄筋としてみなせる鉄筋量を評価

無筋
コンクリート層

床スラブ本体部実施鉄筋量：（幅1m当たり）※鉄筋
コンクリート層・②の結果より，鉄筋コンクリート部の下端筋位置では，最大220℃（暫定）程度まで温度が上昇
・この時，鉄筋の耐力は常温時の8〜6割程度に低下すると仮定（右図）⇒保守的に，鉄筋全体に対して4割の強度低下を考慮※１※１：Eurocodeの場合，220℃程度では強度低下は生じない

出典：日本建築学会，構造材料の耐火性ガイドブック，2009

評価結果
・床スラブ本体部の鉄筋量：
×0.6＝約mm２（暫定）（幅1m当たり）※２
・デブリ等の重量保持に必要な鉄筋量（約mm２（幅1m当たり））を上回る（添付5）・曲げ応力に対して床スラブ上でのデブリ保持機能は確保される※２：床スラブ本体部での曲げ応力を主に負担するのは高さ80cmの鉄筋コンクリート部のうち下40cmの範囲となることから，
床スラブ本体部の鉄筋量は下40cmの範囲の鉄筋量を記載

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９．ＭＣＣＩ対策に係る各種評価について（８／１０）（５）評価条件／結果⑤床スラブ内の横スリット内溶融デブリ凝固評価（EPRI試験結果及びFlemingsモデルを用
いて評価）
評価条件
・MAAP解析結果における溶融デブリ物性値（液相・固相線温度，溶融潜熱，熱伝導率等）や流路形状
等を使用
評価方法
・EPRIによる溶融アルミナの凝固試験結果との比較
・Flemingsモデル（溶融合金の流路内での凝固評価モデル）を基に，溶融デブリの横スリット内での流動距離を評価
評価結果
・溶融物条件や流路条件の差異を総合的に勘案し，東海第二のスリット条件でもEPRI試験結果の流動距離（79cm）と大きな相違は生じないと判断
・Flemingsモデルを用いた評価の結果，溶融デブリの横スリット内での流動距離は約1.7m（暫定）⇒溶融デブリは横スリット（長さ約4m）の範囲内で凝固することを確認（添付6）
また，②の結果より，床スラブ上に堆積したデブリからの熱影響を考慮しても，スリット内で凝固したデブリは再溶融には至らないことを確認⇒床スラブでのデブリ保持機能は確保される

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９．ＭＣＣＩ対策に係る各種評価について（９／１０）（５）評価条件／結果⑥露出デブリ影響評価（添付7）
評価方法(1)格納容器壁面の温度上昇評価
・デブリ露出によるペデスタル内高温ガスからD／W壁面への伝熱を考慮し，D／W壁面温度上昇を計算により評価(2)ペデスタルの温度上昇評価
・露出デブリによるペデスタル内高温ガスから上部コリウムシールドへの伝熱及び露出デブリによる輻射熱伝達を考慮し，上部コリウムシールドの温度をMAAPにより評価。上部コリウムシールドの温度を基に，上部コンクリートの温度を分析。
評価条件(1)格納容器壁面の温度上昇評価
・ガスとしてベースケースを100%窒素，保守的なケースとして100%飽和蒸気とした場合の自然対流熱伝達係数，ペデスタル内ガス温度， D／W壁面（鋼板）の物性データ等を使用(2)ペデスタルの温度上昇評価
・デブリ及び構造材の放射率，ジルコニア耐火材の物性データ等を使用
評価結果(1)格納容器壁面の温度上昇評価
・ベースケース及び保守的なケースにおける，ペデスタル注水開始
時点でのD／W壁面温度は，それぞれ約146℃及び約148℃であり，格納容器限界温度の200℃を十分下回る(2)ペデスタルの温度上昇評価
・上部コンクリートの温度は最大で400℃程度であり，大きな温度上昇範囲は表面のごく一部

・輻射熱伝達・ガスからの伝熱

上部
コンクリート上部
コリウムシールド

デブリ
コリウムシールド

評価体系イメージ⇒デブリが露出する期間において，格納容器の健全性に影響はない
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９．ＭＣＣＩ対策に係る各種評価について（１０／１０）（６）まとめＭＣＣＩ時のRPV支持機能について
・MCCIによる浸食及びデブリからの熱影響を考慮した場合の健全なコンクリートとしてみなせるペデスタル側壁の壁厚は，RPV支持に必要な壁厚よりも厚い。
⇒ペデスタル側壁によるRPV支持機能は確保される
ＭＣＣＩ時の床スラブでのデブリ保持機能について
・せん断応力に関して，デブリ等の重量保持に必要な床スラブ厚さよりも，デブリからの熱影
響を考慮した場合に健全なコンクリートとしてみなせる床スラブ厚さの方が大きい。
・曲げ応力に関して，デブリ等の重量保持に必要な鉄筋量よりも，デブリからの熱影響を考慮した場合に健全な鉄筋としてみなせる鉄筋量の方が多い。
・溶融デブリは横スリット内で凝固し，サプレッション・チェンバ側へ移行することはない。
⇒床スラブでのデブリ保持機能は確保される
その他波及的影響
・露出デブリの影響を考慮しても，格納容器健全性に影響を与えないことを確認した。
ＭＣＣＩが発生した場合でも，ＲＰＶ破損後のペデスタルに要求される機能は
維持される
23

１０．SEの発生を想定した場合の評価について（１／14）（１）評価の流れ①JASMINE解析（SE評価）【INPUT】
・ペデスタル形状データ
・溶融物物性値
・溶融物落下条件
等【OUTPUT】
・SE発生時の圧力・運動エネルギ
等②LS-DYNA解析（構造応答評価）【INPUT】
・ペデスタル形状データ
・爆発源データ
SE発生時の圧力（JASMINE）
運動エネルギ（JASMINE）
等【OUTPUT】
・ペデスタルの変形状態
・ペデスタルの損傷状態（ひずみ）等③SE及びMCCI発生後のペデスタル健全性評価
・LS-DYNAのOUTPUTからペデスタルの状態を確認
・SEの影響を踏まえた，MCCI発生後のペデスタル健全性評価を実施

24

１０．SEの発生を想定した場合の評価について（２／14）（２）JASMINE解析の主要な入力条件• JASMINE解析の入力条件は代表的な水蒸気爆発実験を最適に再現するために設定した入力値をベースとし，保守性も考慮した設定としている。（添付8）• ペデスタル水位は，運用値20cmを考慮し，評価上はSEの影響がより大きい1mと設定した。（添付9）
入力

値（定義）

備 考

メルト放出速度

MAAP解析に基づくRPV破損時の溶融燃料流入速度の最大値を設定

メルト放出口径

RPV底部の貫通部で最も口径の大きいCRDチューブ径0.15mを保守的に丸めてを設定

ペデスタル水深1m

トリガリング位置

ペデスタル中心，底から0.2m

爆発に関与し得る融体の質量が最大に近く，爆発の強度が大きくなりやすい条件を設定

粗混合融体質量の最初のピークとなる時刻

水蒸気爆発により発生する運動エネルギが最も大きくなると考えられる条件として設定

トリガリングタイミング

ペデスタル水位制限対策より設置（排水管入口高さ：1m）

粗混合時液滴径

大規模FCI実験結果（FARO,COTELS等）の粒径分布から代表粒子径として設定（３）JASMINE解析の結果

45

最大値 約40MPa

10.0
40
9.0
35

8.0

30

圧力 (MPa)

運動エネルギ(MJ)

7.0
6.0
5.0

最大値 約3.3MJ

4.0

25
20
15

3.0
10
2.0
5
1.0
0

0.0
0

0.01

0.02

0.03

0.04

時間(sec)

流体運動エネルギの時間的推移

0.05

0

0.01

0.02

0.03

0.04

0.05

時間(sec)

爆発源圧力の時間的推移

25

１０．SEの発生を想定した場合の評価について（３／14）（４）LS-DYNA解析モデル• ペデスタルの支持機能評価のため，汎用有限解析コードLS-DYNAにより，コンクリートや鉄筋を三次元モデルを用いた1/2体系でモデル化（詳細は添付10参照）

要素と要素数部位

液相モデル

コンクリートモデル 鉄筋モデル

気相モデル

要素

爆発源

ALE（Solid）要素

液相

ALE（Solid）要素

気相

ALE（Solid）要素

コンクリートLagrange（Solid）要素

鉄筋

Lagrange（Beam）要素

要素数

爆発源モデルモデル概要図26

１０．SEの発生を想定した場合の評価について（４／14）（５）爆発源の設定方法• 爆発源モデルの設定方法は以下のとおり
爆発源の初期形状
ＪＡＳＭＩＮＥコードでの爆発源仕様に基づき半径，軸方向高さと設定
エネルギー及び圧力の設定
ＬＳ−ＤＹＮＡコードの解析結果としての流体運動エネルギー及び爆発源圧力が，ＪＡＳＭＩＮ
Ｅコードの解析結果としての運動エネルギー及び爆発源圧力を包絡するよう調整

爆発源条件
項目
初期半径
初期軸方向
高さ

値

設定根拠
ＪＡＳＭＩＮＥコードで模 擬する爆 発源仕様に基づき設定

最大圧力

流体の運動エネルギー

爆発源の圧力

流体の運動
エネルギー

ＪＡＳＭＩＮＥコード解析結果を包絡するよう調整

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１０．SEの発生を想定した場合の評価について（５／14）（６）ＬＳ−ＤＹＮＡ解析によるＳＥ時のペデスタル構造評価• 以下にＳＥ時のペデスタル構造評価項目を示す。
＜ＳＥ時のペデスタル構造評価項目＞
部位
ＲＰＶ
支持機能
：側壁

コンクリート

鉄筋
デブリ
保持機能
：床スラブ

コンクリート

鉄筋

評価項目
変位

ＳＥによる変位幅が時間とともに増大しない（SE後の進行性の崩壊がない）。

せん断

発生するせん断応力度がせん断終局応力度を超えない。

圧縮ひずみ

ＲＰＶ支持機能に影響を及ぼす圧壊（最小主ひずみ0.003）が発生しない。

引張

発生する軸ひずみは終局ひずみ（0.005）を超えない。

変位

ＳＥによる変位幅が時間とともに増大しない（進行性の崩壊がない）。

せん断

発生するせん断応力がせん断終局応力度を超えない。

圧縮ひずみデブリ保持機能に影響を及ぼす圧壊（最小主ひずみ0.003）が発生しない。

引張

発生する軸ひずみは終局ひずみ（0.005）を超えない。

28

１０．SEの発生を想定した場合の評価について（６／14）（６）ＬＳ−ＤＹＮＡ解析によるＳＥ時のペデスタル構造評価①ペデスタル側壁の変位• 以下にペデスタル側壁部（内側）の変位の時刻歴を示す。
• 最大変位は約0.16mmにとどまり，変位幅は増大しない（ＳＥ後の進行性の崩壊がな
い）。
0.5
0.4
0.3

変位［mm］

0.2
0.1
0
-0.1
-0.2
-0.3
-0.4
-0.5
0

0.02

0.04

0.06

0.08

0.1

0.12

0.14

時間［sec］
X方向変位

Y方向変位

＜変位時刻歴＞※：Ｘ方向変位…奥行方向の変位，Ｙ方向変位…水平方向の変位

図 ペデスタル側壁の変位量時刻歴29

１０．SEの発生を想定した場合の評価について（７／14）（６）ＬＳ−ＤＹＮＡ解析によるＳＥ時のペデスタル構造評価②ペデスタル床スラブの変位（たわみ量）• 以下にペデスタル床スラブ（下面中心）における変位の時刻歴を示す。
• 最大変位は約2.0mmにとどまり，変位幅は増大しない（ＳＥ後の進行性の崩壊がない）。

432

変位［mm］

1
0
-1
-2
-3
-4
0

0.02

0.04

0.06

0.08

0.1

0.12

0.14

時間［sec］
Ｚ方向変位＜変位時刻歴＞※：Ｚ方向変位…高さ方向の変位

図 ペデスタル床スラブの変位時刻歴30

１０．SEの発生を想定した場合の評価について（８／14）（６）ＬＳ−ＤＹＮＡ解析によるＳＥ時のペデスタル構造評価③ペデスタル側壁の面外せん断• 以下にペデスタル側壁基部の面外せん断評価結果を示す。
• 発生するせん断応力度は短期許容応力度を下回ることから，終局せん断応力度
を下回る。

箇所

発生応力度
[N/mm２]

判断基準※[N/mm２]

判定

上部

1.00

1.07

可

下部

0.85

1.07

可

※：ここでは，保守的に鉄筋コンクリート構造計算規準・同解説の短期許容応力を用いる図 ペデスタル側壁の面外せん断評価結果
31

１０．SEの発生を想定した場合の評価について（９／14）（６）ＬＳ−ＤＹＮＡ解析によるＳＥ時のペデスタル構造評価④ペデスタルコンクリートの圧縮ひずみ• 以下にペデスタル側壁及び床スラブのコンクリート圧壊評価結果を示す。
• 圧力作用面におけるひずみの判断基準0.003※を上回る箇所（図中赤色部）は，
床スラブ上面の僅かな範囲にとどまる。また，側壁部には圧壊が生じていない。
※：コンクリート製原子炉格納容器規格（JSME S NE1-2003）荷重状態Ⅳのコンクリートひずみ

図 ペデスタルコンクリートの圧壊評価結果
32

１０．SEの発生を想定した場合の評価について（10／14）（６）ＬＳ−ＤＹＮＡ解析によるＳＥ時のペデスタル構造評価⑤ペデスタル床スラブの面外せん断• 以下にペデスタル床スラブの面外せん断評価結果を示す。
• ペデスタル床スラブ全面に作用する力の最大値は約94MNであり，床スラブに対して発生するせん断応力度はせん断終局応力度を下回る。

作用力［MN ］

最大値 約94MN

箇所

発生応力度
[N/mm２]

判断基準[N/mm２]判定

床スラブ

2.70※13.09※2可※1：床スラブ全面に作用する力をせん断断面積（約3.49×10７mm２）で除して求めた面外せん断応力度※2：国交省ほか 「建築物の構造関係技術基準解説書」に基づく終局せん断応力度に，ひずみ速度効果を考慮したコンクリート強度の増倍率を乗じた値（添付11参照）

時間［sec ］

図 ペデスタル床スラブの面外せん断評価結果
33

１０．SEの発生を想定した場合の評価について（11／14）（６）ＬＳ−ＤＹＮＡ解析によるＳＥ時のペデスタル構造評価⑥ペデスタル鉄筋の引張（軸ひずみ及び軸応力）• 以下にペデスタル鉄筋の軸ひずみ及び軸応力を示す。
• ペデスタル側壁及び床スラブの鉄筋に発生する軸ひずみは終局ひずみ（荷重状態Ⅳ許容値）を下回る。また，軸応力は短期許容応力度を下回る。

項目

解析結果

判断基準

判定

軸ひずみ

0.000360.005 ※1

可軸応力74.5N/mm２

345N/mm２ ※2可（参考）※1：コンクリート製原子炉格納容器規格（JSME S NE1-2003）荷重状態
Ⅳの許容値※2：鉄筋コンクリート構造計算規準・同解説の短期許容応力度＜鉄筋の軸応力分布＞
図 ペデスタル鉄筋の軸ひずみ及び軸応力評価結果
34

１０．SEの発生を想定した場合の評価について（12／14）（６）ＬＳ−ＤＹＮＡ解析によるＳＥ時のペデスタル構造評価（まとめ）• 以下にＳＥ時のペデスタル構造評価一覧を示す。
＜ＳＥ時のペデスタル構造評価一覧＞
部位
ＲＰＶ
支持機能
：側壁

コンクリート

鉄筋
デブリ
保持機能
：床スラブ

コンクリート

鉄筋

項目

評価

判定

番号

変位

最大変位は約0.16mmにとどまり，時間とともに変位幅は増大しない（進行性の崩壊がない）

可

①

せん断

発生するせん断応力は短期許容応力度を下回ることから，終局せん
断応力度を下回る。

可

③

圧縮ひずみ

側壁部に圧縮ひずみは生じず，ＲＰＶ支持機能に影響を与えない

可

④

引張

発生する軸応力は短期許容応力度を下回り，軸ひずみは終局ひず
みを下回る

可

⑥

変位

最大変位は約2.0mmにとどまり，時間とともに変位幅は増大しない（進行性の崩壊がない）

可

②

せん断

発生するせん断応力は終局せん断応力度を下回る

可

⑤

圧縮ひずみ

圧縮ひずみは床スラブ上面の僅かな範囲にとどまり，デブリ保持機
能に影響を与えない

可

④

引張

発生する軸応力は短期許容応力度を下回り，軸ひずみは終局ひず
みを下回る

可

⑥

ＳＥ発生を仮定してもＲＰＶ支持機能及びデブリ保持機能は維持される。
35

９．SEの発生を想定した場合の評価について（13／14）（７）コリウムシールドへの影響について① コリウムシールドの設置構造
コリウムシールドは複数分割した部材を敷き詰める構造とし，固定用のボルトやアンカを部分的に使用することで，ＳＥ時の衝撃による周方向の荷重を分散し，ＳＥによる破損を防止する。

② コリウムシールド部材（ジルコニア）の強度
ＳＥによって壁面及び床面にかかる圧力荷重を考慮しても，ジルコニアの圧縮強度を上回ることはなく，コリウムシールドの健全性は維持可能

床面荷重最大位置における圧力推移

壁面荷重最大位置における圧力推移

以上から，ＳＥの発生を想定した場合においても，コリウムシールドの健全性を維持可能
36

１０．SEの発生を想定した場合の評価について（14／14）（８）まとめSE時のRPV支持機能について・SE時において，ペデスタル側壁のコンクリートにおける変位・せん断・圧縮ひずみ及び鉄筋の引張の評価は判断基準を満足する。
⇒ペデスタル側壁によるRPV支持機能は確保されるSE時の床スラブでのデブリ保持機能について・SE時において，ペデスタル側壁のコンクリートにおける変位・せん断・圧縮ひずみ及び鉄筋の引張の評価は判断基準を満足する。
⇒床スラブでのデブリ保持機能は確保されるコリウムシールドへの影響
・SE時において，MCCI時の浸食防止・熱的影響緩和のために必要なコリウムシールドは
健全性は維持され，SE後もその機能に期待することができる。

SEが発生した場合でも，ＲＰＶ破損後のペデスタルに要求される機能は
維持される

37

添付3
デブリからの熱影響評価方法について

38１．温度評価のモデル
デブリの初期保有熱量及び崩壊熱を考慮した床スラブでの熱伝導解析を行い，ペデスタル側
壁及び床スラブの温度挙動並びにスリット内で凝固したデブリが再溶融しないことを確認
熱伝導解析は，床スラブを二次元モデル化したFEM解析により実施

冷却水
MCCIによる浸食部分
デブリ
縦スリット部

二次元体系における非定常熱伝導の支配方程式は，次式で与えられる。
c

横スリット部

T
t

x

kx

T
x

y

ky

T
y

Q

T ：温度， ：密度， c ：比熱， k x , k y :x方向及びy方向の熱伝導率，
Q ：物体の内部発熱量(a) 全体概要図

45cm

評価においては，解析体系を縦横のメッシュで区切り，上式に基づく二次元の有限要素法により各部の温度変化を計算。

床面

床面-50cm(b) スリット部拡大図

39

２．温度評価の条件
ペデスタルのコンクリート浸食量は，コンクリートが浸食されない場合※１（ベースケース）と，浸食が大きくなる場合 ※２（保守的ケース）の２通りとし，浸食部は初めから存在しない（浸食されている）ものと想定
スリット内デブリの温度が高くなるよう崩壊熱を厳しくする観点から，いずれもLOCAシーケンスを選定※１：デブリから水への熱流束800kW/m2（圧力依存あり）※２：デブリから水への熱流束800kW/m2（圧力依存なし）＜評価条件＞
項目

値

備考

デブリ密度
デブリ熱伝導率

MAAP計算結果（暫定）（RPV破損時の値）

デブリ比熱
デブリ溶融潜熱
デブリ内部発熱密度

右図参照

ANSI/ANS-5.1-1979
希ガス・揮発性FPによる減衰を考慮

温度依存

伝熱工学資料（SUS304の値）

2345 kg/m3

鉄筋コンクリート構造計算規準・同解説(2010)

温度依存

Eurocodeより

鋼材密度
鋼材熱伝導率
鋼材比熱
コンクリート密度
コンクリート熱伝導率
コンクリート比熱

RPV破損時の溶融デブリ温度（：
MAAP計算結果（暫定））に対し，保守的に液相線温度を設定

スリット内デブリ初期温度
ペデスタル周辺雰囲気温度
ペデスタル−デブリ接触面温度

次項参照

デブリ内部発熱密度の推移

ＭＡＡＰ計算結果を包絡する温度変化
曲線を設定

40

２．温度評価の条件
ペデスタル周辺の雰囲気温度は，MAAP計算結果を包絡する温度変化を入力
ペデスタルとデブリの接触面温度は，ベース及び保守的ケースそれぞれのMAAP計算結果を包絡する温度変化を入力（下図）ＭＡＡＰ計算結果
包絡温度（評価条件）
接触面温度（℃）

接触面温度（℃）

ＭＡＡＰ計算結果
包絡温度（評価条件）

ＲＰＶ破損後の時間 （h）

ペデスタル−デブリ接触面温度の推移（ベースケース）

ＲＰＶ破損後の時間 （h）

ペデスタル−デブリ接触面温度の推移（保守的ケース）

41

３．温度評価の結果
横スリット内デブリの最高温度は，ベースケースで約708℃（暫定）， 保守的ケースで約995℃（暫定）であり，スリット内で凝固したデブリは再溶融に至らないことを確認

温度（℃）

温度（℃）

ペデスタル中心位置
縦スリット直下位置

ペデスタル中心位置
縦スリット直下位置

時間（h）

時間（h）

横スリット内デブリの温度変化（ベースケース）（暫定）

床面
横スリット部

ペデスタル中心位置

縦スリット直下位置

横スリット内デブリの温度変化（保守的ケース）（暫定）• コンクリート浸食量が小さいと，床スラブ上のデブリからの熱影響が小さく初期の温度上昇は見られないが，デブリのクエンチ後のペデスタル床面方向への熱移行が小さくなるため，スリット内デブリの崩壊熱が蓄熱しやすく，長期にわたり温度が高く推移• コンクリート浸食量が大きいと，ペデスタル床上のデブリからの熱影響により初期の温度上昇が大きくなるが，デブリのクエンチ後は，床面方向への熱移行により，比較的短時間で温度が低下

43

添付4
ペデスタル側壁のRPV支持に必要な壁厚の評価方法について44

必要壁厚の評価方法
・ ペデスタルは，図１に示すとおり原子炉圧力容器及び遮へい壁を支持する構造物である。
・ これらを支持するために必要となるペデスタルの最小壁厚について，図２に示す３次元
ＦＥＭモデルによる自重を考慮した静的解析を行い，ペデスタル側壁に生じる荷重から算出を行った。
・ 必要壁厚の算定は，解析から得られた発生荷重に対して，強度部材として鉄筋を未考
慮及びコンクリートの短期許容応力度を用いることにより保守的に算定した。
原子炉圧力容器

表１ 必要壁厚の算定結果

遮へい壁
項 目

内 容

解析モデル

・３次元ＦＥＭモデル
・シェル要素解析コード

NASTRAN

重量模擬

・原子炉圧力容器（健全状態）
・遮へい壁

ペデスタル

図１ ペデスタル等配置図

図２ ３次元ＦＥＭモデル図

発生荷重
（せん断）
（kN/m）

短期許容応力度（せん断）(N/mm2)

必要壁厚
(mm)

約178

約1.06

約192

・日本建築学会「鉄筋コンクリート構造計算規準」の耐力式を用いて，発生荷重，短期許容応力度等から必要壁厚を算出した。
Ｑ＝ｂ・ｊ・ｆｓ
Ｑ： 発生荷重ｂ ： 部材の有効幅
ｊ ： 柱の応力中心間距離
j＝ ｄ×7/8
ｄ ： 必要壁厚
ｆｓ： 短期許容応力度(せん断)・ ここでは保守的に鉄筋を未考慮及び短期許容応力度
に対する評価を実施した。

45

添付5
デブリ等の重量保持に必要な鉄筋量
及び床スラブ厚さの評価方法について

46

１．荷重条件について（１）床スラブにかかる荷重について
床スラブ積載荷重：4.17×10３kN
デブリ，冷却水及びペデスタル内構造物等の総重量に保守性を考慮した重量（425ton）より，
床スラブ積載荷重＝425×9.8≒4.17×10３kN
床スラブ自重：1.30×10３kN
床スラブのコンクリート体積（約53.85m３），鉄筋コンクリートの単位体積重量（24kN／m３）より，
床スラブ自重による荷重＝53.85×24≒1.30×10３kN（２）必要な鉄筋量及び床スラブ厚さの計算に用いる荷重について
せん断荷重（Ｑ）
Q＝4.17×10３＋1.30×10３＝5.47×10３kN
分布荷重（p）
ペデスタル床面積は約
p＝（5.47×10３）／

m２より
≒
kN／m２

47

２．必要床スラブ厚さについて（１）せん断応力による必要床スラブ厚さ
床スラブ端部の必要厚さは次のとおり算出される。
必要せん断面積A＝Q／fs＝（5.47×10３×10３）／1.06≒5.16×10６mm２
fs：日本建築学会「鉄筋コンクリート構造計算規準・同解説」に基づくコンクリートの短期許容せん
断応力度※＝1.06N/mm2
必要床スラブ厚さ＝A／2πa＝5.16×10６／（2π×a：床スラブ半径＝）≒※：ここでは短期許容応力度を用いることにより保守的に評価を実施

せん断荷重Q

せん断面積A

図１ 鉄筋の許容応力度（日本建築学会「鉄筋コンクリート
構造計算規準・同解説」 抜粋）

床スラブ
半径a

Fc：コンクリートの設計基準強度 約22.1（N/mm２ ）48

３．必要鉄筋量について（１）曲げ応力による必要鉄筋量
等分布荷重を受ける周辺単純支持※の円板に作用するモーメント（M）は次のとおり算出される。
M＝（3+ν)p・a2/16
２／16≒
kN・m／m＝（3+0.2）××※：高温による影響を考慮した場合でも，床スラブの周辺固定が完全に失われることはないが，保守的に周辺単純支持条件での評価を実施

Mmax＝σmax・Z
断面係数Z＝h2/6のため，
Mmax＝{3（3+ν)p・a2/8h2}×{h2/6}＝（3+ν)p・a2/16p：分布荷重a：床スラブ半径（）
ν：ポアソン比（0.2）

図２ 等分布荷重を受ける円板の応力計算式（機械工学便覧 基礎編a3 材料力学を参考）

49

添付6
床スラブの横スリット内デブリ凝固評価の詳細について51

１．はじめに現状の床スラブには，下図のように矩形のドレンサンプが設置されており，デブリが流入した場合に局所的なコンクリート浸食が生じる恐れがあるため，ＭＣＣＩ対策として床スラブの構造を変更する計画としている。

油ドレンサンプ
機器ドレン
サンプ

床ドレン
サンプ

排水配管

52

２．床スラブの形状変更（ＭＣＣＩ対策）
サンプからの排水流路は，厚さ，幅のスリット状とし，コンクリート浸食を受けない深さまで通じる縦方向流路（縦スリット）と，溶融デブリを凝固させる横方向流路（横スリット）を介し，既設の排水配管へ接続する構成とする。
RPV破損時には，ペデスタル内の水により排水流路は水で満たされており，下流側はPCV隔離
弁により閉塞した状態となるため，デブリの流入は限定的と考えられる。

53

３．溶融デブリの排水流路内での凝固評価（１）既往の試験結果に基づく評価
EPRIによるアルミナを内径5cmの配管に流入させた試験１）では，流動距離は最大で79cm
配管内でのアルミナの流速は，実験データより最大約0.2m/sと推定されており，ベルヌーイ則より得られる流速より１〜２桁小さい結果
配管内の水の存在が，溶融物の流入挙動に大きく影響を与えたものと推定されている。

溶融アルミナ

内径：5cm

最大流動距離：79cm＜EPRI試験装置＞＜試験結果＞

１）EPRI, Experiments to Address Lower Plenum Response Under Severe Accident Conditions, Volume1, EPRI report TR-103389, 1994

54

３．溶融デブリの排水流路内での凝固評価（１）既往の試験結果に基づく評価
EPRI試験と東海第二の条件を比較し，各種溶融物条件・流路条件から，流動への影響を総合的に評価＜EPRI試験と東海第二での条件比較＞
EPRI試験※１

東海第二※２

溶融物

アルミナ

デブリ

融点

2047 ℃

密度3800 kg/m3

比熱1300 J/kgK

溶融潜熱

1.16 MJ/kg

凝固までの放出熱量（体積当たり）

4410 MJ/m3

熱伝導率

7.5 W/mK

動粘度7.89×10−７ m2/s

項目

溶融物条件
流路条件

全量堆積時の水平流路までのヘッド

0.3 m

流路構造

配管

流路内径

5 cm

スリット状（鋼材被覆）

流動距離への影響の比較

備考

凝固までに必要な除熱量は同等程度。

アルミナは溶融潜熱のみ，デブリは潜熱に加え液相線温度から固相線温度までの顕熱を考慮。

デブリの方が熱伝導率が大きく，冷却が進みやすい。

−

東二条件の方が溶融物の流速が速くなる傾向。
（ヘッドは1/2乗で流速に寄与）

流速が速いと対流熱伝達が大きくなり除熱が速くなるため，実際には流動距
離は単純に線形には増加しない。

スリット形状では流路壁面との接触面積が大きく，除熱が進みやすい。

−※１：文献１）記載値，※２：ＭＡＡＰ計算結果等（暫定）（TQUVシーケンス）＜評価結果＞
総合的な流動距離への影響は同程度であり，東海第二のスリット条件でもEPRI試験結果の流動距離（79cm）と大きな相違は生じないと考えられる。
１）EPRI, Experiments to Address Lower Plenum Response Under Severe Accident Conditions, Volume1, EPRI report TR-103389, 199455

３．溶融デブリの排水流路内での凝固評価（２）流路内での溶融金属の凝固評価モデル
純金属のように液相線温度と固相線温度に差がない融体では，流路の入口付近において冷却され凝固したクラストが成長し，流路が閉塞することで流動が停止する。
一方，液相線温度と固相線温度に幅のある合金等では，溶融物の先端から冷却に伴い固相率が増加し，ある固相率（流動限界固相率）から粘性が急激に大きくなることで流動が停止する。
⇒溶融デブリは液相線・固相線温度に差があり，こちらに該当。
合金の凝固挙動を対象とした評価モデルとして，Flemingsのモデル１）がある。
溶融物を流動停止させるための除熱量
液相

L f eeze
入口付近から凝固が開始

流路が閉塞し，流動停止(a) 純金属

固相率が徐々に増加

流動限界固相率を超過し，流動停止

Arv f c H fCThS Td Tw
周辺構造材
への除熱率

1

B
2

，B

h paw Xkw v

チョーキングレンジ※を反映する係数※：溶融物先端でどの程度の長さが流動限界固相率を超えると流動が停止するかを定義する定数(b) 合金＜溶融金属の凝固挙動の概念図＞＜Flemingsモデルの評価式＞
１）M.C.Fleming et al., An Experimental and Quantitative Evaluation of the Fluidity of Aluminium Alloys”, AFS Transactions, vol.69, 196156

３．溶融デブリの排水流路内での凝固評価（３）溶融金属の流路内での凝固モデルによる評価
Flemingsモデルの評価式をもとに，流動に伴う溶融デブリの温度低下を考慮した上で，溶融デブ
リ先端が流動停止する固相率に至るまでの除熱時間を算出
溶融デブリ流速と流動停止までの除熱時間との積より流動距離を計算
Flemingsモデル評価式
L f eeze

Ar v f c H fChS Td Tw

T

1

B
2

温度変化による影響を考慮

57

３．溶融デブリの排水流路内での凝固評価（３）溶融金属の流路内での凝固モデルによる評価
溶融デブリからスリットへの熱伝達率は，Sleicher-Rouseの式１）より求まるヌセルト数を用いて，以下のように算出
熱伝達率
k
Nu
h
de
Sleicher-Rouseの式
Nu m

5 0.015 Re f Prw

b

10 4

Re 10 6 ，
0.1 Pr 10 4

添字はそれぞれ，m：混合平均温度，f：膜温度，w：壁温における物性値を表す。
ただし本評価では，物性値は温度によらず一定と仮定している。

0.88 0.24 4 Prw
b 1 3 0.5 exp

0.6 Prw

・溶融デブリの流動距離評価条件において，
であり，Sleicher-Rouseの式の適用範囲内である。
・Sleicher-Rouseの式は円管流路を対象としたものであるが，円管流路の方が東海第二のようなスリット状流路よりもヌセルト数は小さくなる１）ため，熱伝達率は小さくなり流動距離は保守的に長めに評価される。

また，構造材温度については，下記の半無限物体における接触面温度の計算式を用いて，溶融
デブリ先端と接触した瞬間の構造材の温度上昇を考慮
Tw

Td

C k
C k

Tw 0

w
w

C wkw

C wk w

・溶融デブリの先端が同じ場所で構造材と接するのはごく短時間であり，溶融デブリからの熱影響はSUS部の端部まで到達しないため，溶融デブリ凝固評価時には構造材を半無限平板として扱うことが可能
１）日本機械学会，伝熱工学資料 第４版，1986

58

３．溶融デブリの排水流路内での凝固評価（３）溶融金属の流路内での凝固モデルによる評価＜溶融デブリ流速の設定＞＜評価条件＞
項目

値

備考

液相線温度
固相線温度
MAAP計算結果（暫定）（RPV破損時の値）

密度
溶融デブリ
物性

熱伝導率

※流動距離が長くなるよう溶融デブリの保有エネ
ルギを大きく設定する等の観点から，TQUV
シーケンスの値を使用

比熱
溶融潜熱
粘性係数

0.004 Pa・s

MATPROにおける溶融UO2の値

密度
構造材物性

伝熱工学資料（SUS304@400Kの値）

熱伝導率
比熱

初期温度
条件

流動条件

溶融デブリ初期温度

RPV破損時の溶融デブリ温度（：MAAP計算結果（暫定））に対し，保守的に液相線温度を設定

構造材初期温度

2Pdにおける飽和水温度

溶融デブリ流速

溶融デブリ等の堆積量，スリット形状，スリット内
冷却水の存在を考慮し設定

流動限界固相率1.0

チョーキングレンジ0m

溶融デブリ先端が完全に凝固するまで流動が続くと仮定し設定・溶融デブリ全量及びペデスタル内構造物等の堆積ヘッドを考慮
・縦スリット部における圧損を考慮
・冷却水の存在による溶融デブリ流速の低下として，EPRI試験の知見（1/10〜1/100）及び実機と試験の動粘度の差（約）を考慮し，保守的に1/2を考慮＜評価結果＞
溶融デブリの流動距離：約（暫定）⇒横スリット長さの範囲内で凝固することを確認⇒凝固に要する時間は（暫定）程度であり，この間の崩壊熱による影響は無視し得る。

＜評価の保守性＞• スリット内はドライ状態を前提としており，溶融デブリから水への除熱を考慮していない。
• 流動距離の計算において溶融デブリの流速は一定としており，スリット内での速度低下を考慮していない。
• 溶融デブリの初期温度条件は， RPV 破損時のデブリ温度（（暫定））に対して保守的に液相線温度（（暫定））を設定している。
• 流動限界固相率は1.0を設定しているが，溶融デブリ拡がり試験の結果では，固相率0.4〜0.6程度で粘性が急激に増加するといった知見がある。１）
１）M.T. Farmer, Melt Spreading Code Assessment, Modifications, and Applications to the EPR Core Catcher Design, ANL-09/10, 200959

３．溶融デブリの排水流路内での凝固評価（４）凝固モデルによる流動距離評価条件の不確かさについて
ベースケースにおいては，溶融デブリの物性値に係る入力条件として，MAAP計算結果における溶融デブリ内平均値を使用
これに対して，条件の不確かさとして溶融デブリ内の金属相と酸化物相の範囲を考慮⇒各物性値について，それぞれ金属相と酸化物相から流動距離が長くなる値を選択し，影響を確認＜評価条件＞
ベースケース

感度ケース
金属相

酸化物相

備考

液相線温度
固相線温度
MAAP計算結果（暫定）（RPV破損時の値）

密度
溶融デブリ
物性

熱伝導率

溶融潜熱

初期温度
条件

0.003 Pa・s

※溶融潜熱については各相の値が出力されないため，溶融デブ
リの組成割合等に基づき算出

比熱

粘性係数

粘性係数（×10−３ Pa・s）

項目

赤字で記載の数値を使用

0.004 Pa・s

溶融デブリ
初期温度

0.003 Pa・s

MATPRO記載の実験データの最小値として設定（右図）
ベースケースと同様に，保守的に
液相線温度を設定

構造材物性値は不確かさが小さいと考えられること，構造材初期温度及び溶融デブリ流動条件
は十分な保守性を見込み設定していることから，ベースケースと同様の条件を使用＜評価結果＞
溶融デブリの流動距離は約

温度（K）＜UO2の粘性係数に係る実験データ１） ＞（その他の主な溶融デブリ組成（ZrO2，Zr，Fe）について
も，粘性係数は0.003 Pa・sを上回ることを確認２） ）（暫定）であり，横スリット長さの範囲内で凝固することを確認

１）L.J.Siefken et al, SCDAP/RELAP5/MOD3.3 Code Manual; MATPRO –A Library of Materials Properties for Light-Water-Reactor Accident
Analysis, NUREG/CR-6150, Vol.4 Rev.2, 2001
２） T.G.Theofanous et al, IN-VESSEL COOLABILITY AND RETENTION OF A CORE MELT, DOE/ID-10460 Vol.1, 199660

【添付6参考】Flemingsモデルについて（１／２）（１）流動限界固相率の取扱い
Flemingらは，溶融合金（Al95.5%‐Cu4.5%）を耐熱ガラス管内に吸引した試験により，流動距離等の挙動を確認し，評価式を用いて流動限界固相率を推定しており，最大0.35程度という結果となっている。 １）
一方，渋谷らによって計測されたAl95.5%‐Cu4.5%合金の流動挙動では，固相率が0.5付近から粘性が急激に増加する結果が得られている。 ２）
今回の凝固評価においては，流動限界固相率は保守的に1.0と設定している。

１） M.C.Fleming et al., An Experimental and Quantitative Evaluation of
the Fluidity of Aluminium Alloys”, AFS Transactions, vol.69, 1961２）渋谷 他，固相・液相共存下における鉄および非鉄合金のみかけの粘性の測定結果，鉄と鋼，第66年，第10号，198061

【添付6参考】Flemingsモデルについて（２／２）（２）Flemingsモデルの東海第二スリット状排水流路への適用性
融体の凝固までの流動距離に対して支配的な要素は，融体からの必要除熱量，除熱速度及び融体の流動速度であり，Flemingsモデルでは，流路の断面積及び周長より必要除熱量や除熱速度が表現されている。
⇒流路断面積及び周長の変更により，流路形状を反映可能
流路の材質（表面粗さ）については評価モデル上考慮されていないが，ステンレス鋼（東二スリット条件）はガラス材（Flemingらの試験条件）より表面粗さが大きい⇒表面粗さが大きいと，一般的に流体の乱れが促進され熱伝達率が大きくなるため，Flemingらの試験条件よりも溶融デブリの流動距離は短くなる傾向と考えられる。

Flemingらの試験条件と実機条件の差を考慮しても，Flemingsモデルは適用可能と考えられる。
＜Flemingsモデルの評価式＞
溶融物を流動停止させるための除熱量

L f eeze

Arv f c H fCThS Td Tw
周辺構造材
への除熱率

1

B
2

，B

h paw Xkw v

チョーキングレンジを反映する係数62【添付6参考】その他の凝固モデルによる評価（１／３）（１）その他の凝固モデルによる評価及び保守性
純金属の凝固挙動を対象とした凝固評価モデルとして，Epsteinのモデル１）（MAAPの下部プレナ
ム貫通部閉塞モデル）や，US-ABWR DCDモデル２）（コリウムシールドのスリット部での凝固評価モデル）がある。
これらのモデルを用いた場合でも，溶融デブリの流動距離は横スリット長さの範囲内で凝固することを確認した。
＜評価結果＞
評価モデル

評価結果（流動距離）

備考

Epsteinモデル

Flemingsモデルによる評価と同様の条件を使用。

US-ABWR DCD
モデル

RPVからの溶融デブリ落下率がパラメータとなっており，MAAP計算結果の最大値を包絡する値として15000kg/sを使用。
その他はFlemingsモデルによる評価と同様の評価条件を使用。

＜評価の保守性＞• スリット内はドライ状態を前提としており，溶融デブリから水への除熱を考慮していない。
（暫定））に対して保守的に• 溶融デブリの初期温度条件は，RPV破損時の溶融デブリ温度（
液相線温度（（暫定））を設定している。
１）EPRI, Experiments to Address Lower Plenum Response Under SevereAccident Conditions, Volume1, EPRI report TR-103389, 1994２）GE-Hitachi Nuclear Energy, ABWR Design Control Document Chapter 19 Revision 5”, 25A5675AX, 201063

【添付6参考】その他の凝固モデルによる評価（２／３）（２）Epsteinモデルについて
EPRIは，RPV下部プレナムの核計装管を模擬した試験体にアルミナを流入させる試験を行い，Epsteinモデルによる流動距離評価結果との比較を実施している。
試験結果に対して， Epsteinモデルによる流動距離は同等又は大きめの評価結果となっている。
＜Epsteinモデル評価式＞
溶融物が過熱度を有する領域：
X*

T0 TmpDln
2f
T* Tmp

溶融物が過熱度を持たない領域：
Xs

0.155 Re

8 11

Pr
D
B

7 11

，B

1

2C p Tmp Tw
l

12

1

64

【添付6参考】その他の凝固モデルによる評価（３／３）（３）US-ABWR DCDモデルについて
US-ABWR DCDモデルは，周辺構造材を半無限平板と見なし，一次元熱伝達計算により溶融デブリが冷却され，流路入口部でクラストが成長して流路が閉塞することを想定。
構造材への除熱に伴うクラストの成長により流路が閉塞するまでの時間と，その間の溶融デブリの平均流速を理論的に算出し，それらの積により流動距離を評価するモデルとなっている。
DCDにおいては，過去に実施された関連試験に係る文献を参照し，それらの試験結果よりDCDモデルによる評価の適用性を確認している。
＜US-ABWR DCDモデル評価式＞
溶融デブリ流動距離：
L freezev t freeze t freeze

流路閉塞までの時間：
H 0 cm h ht freeze

cp T

aw

2

4k w Ts Ti＜流路内でのクラスト成長の概念図＞

溶融デブリの平均流速：
2
3

v

0

b

0 0

t

0

1

0

t

4b0
t
3 0

2 gmves，b0
cm A d2k w Ts Ti
cp T
cm h h

aw

65

添付8

JASMINE解析条件について

66

１．JASMINE解析における物性値
物性値
No.

項目

数値

備考

単位

1

溶融点

［K］

2

固相線温度

［K］

3

液相線温度

［K］

4

固相密度

［kg/m3］5

液相密度［kg/m3］6

液相比熱［J/（kg・K）］

7

固相比熱

［J/（kg・K）］

8

溶融潜熱

［J/kg］

9

熱伝導率［W/（m・K）］

10

粘性係数

［Pa・s］

11

表面張力

［N/m］

12

輻射率

［−］

組み込みライブラリ（jasmine.corium2）
に基づく値

67

２．JASMINE解析における入力条件
No.

入力

値（定義）

単位

備考

1

初期圧力

9.4×10４［Pa］

MAAP解析結果に基づき設定

2

プール水温

331

［K］

MAAP解析結果に基づき設定

3

落下メルト総重量292000［kg］

MAAP解析結果に基づき設定

4

メルトジェット温度［K］

jasmine付属のメルトの物性値パッケージjasmine.corium2のリキダスにMAAP解析における下部プレナム内の溶融デブリの酸化物
層の過熱度としてBWR代表条件のを考慮した値を設定

5

メルト放出速度［m/s］

MAAP解析に基づくRPV破損時のデブリ流入速度の最大値を設定

6メルト放出出口径［m］

RPV底部の貫通配管で最も口径の大きいCRDチューブ径0.15mを保守的に丸めて
を設定

7

プール水深

［m］

手順上定める値8

粗混合時液滴径［m］

大規模FCI実験結果（FARO,COTELS等）の粒径分布から代表粒子径として設定9

爆発後粒子径0.00005［m］

文献１）記載のJAEAが実施した検証解析に用いられる条件を採用

10ブレークアップ係数

1.0

［−］

文献１）記載のJAEAが実施した検証解析に用いられる条件を採用

11

液滴速度ファクタ

5［−］

文献１）記載のJAEAが実施した検証解析に用いられる条件を採用

トリガリング位置

ペデスタル中心，底から0.2m［m］

トリガ位置には底部から軸方向1セル目を選定。これは爆発に関与し得る融体の質量が最大に近く，爆発の強度が大きくなりやすい条件を選定したものである。

1211） K.Moriyama, et al, Steam Explosion Simulation Code JASMINE v.3 User s Guide, JAEA-Data/Code 2008-014,July 2008.

68

２．JASMINE解析における入力条件
No.

入力

値（定義）

単位

備考

粗混合融体質量の最初のピークとなる
時刻

［sec］

水蒸気爆発により発生する運動エネルギーが最も大きくなると考えられる条件として設定

5×10５

［Pa］

マニュアルによるトリガ圧力の設定範囲500kPa-10MPaより，500kPaを設定

13

トリガリングタイミング

14

トリガ閾値

15

フラグメンテーションモデル

Caracharios（1983）
モデル

［−］

−

16

フラグメンテーション条件

粒子温度の平均温
度が融点以上［−］−17

フラグメンテーション係数

0.35

［−］

文献１）記載のJAEAが実施した検証解析に用いられる条件を採用

18

フラグメンテーション時間

1×10−３［sec］

文献１）記載のJAEAが実施した検証解析に用いられる条件を採用

19

蒸発に用いられるエネル
ギー割合

融体の寄与：0.02
フラグメント放熱の寄与：0.7［−］

文献１）記載のJAEAが実施した検証解析に用いられる条件を採用

20

フラグメンテーションにおけるボイド緩和係数

ボイド率0.3〜0.75で
カットオフ

［−］

文献１）記載のJAEAが実施した検証解析に用いられる条件を採用

21

トリガ点圧力

1×10７

［Pa］

ピーク圧力よりも低くかつトリガ閾値圧力500kPaよりも十分大きい圧力として設定22

トリガ点ガス割合

粗混合解析結果の引き継ぎ［−］

トリガ気相割合は，粗混合解析の結果に基づきトリガ発生時点でのトリガセルでの気相割合を設定

23

トリガ点ガス温度

1000

［K］

文献１）記載のJAEAが実施した検証解析に用いられる条件を採用

1） K.Moriyama, et al, Steam Explosion Simulation Code JASMINE v.3 User s Guide, JAEA-Data/Code 2008-014,July 2008.

69

添付13
スリット内デブリのMCCIへの影響について70

添付13．スリット内デブリのMCCIへの影響について• 排水流路のスリット部は薄板形状とするため，仮に横スリット全体にデブリが流入したとしても，その体積は程度，質量は程度（スリット１本当たり）となり，RPVから落下する全デブリ量（約）の0.06％未満と極めて小さい• また，熱影響評価の結果より，スリット内デブリのエネルギによる温度上昇は比較的緩やかである
ため，MCCIが継続する期間（RPV破損後6時間程度）において，スリット内デブリによる熱影響が
MCCI浸食に与える影響は軽微であると考えられる• 今後，MCCIによる浸食が継続する期間（RPV破損後6時間程度）における，ペデスタル床上のデブリから下面コンクリートへの伝熱量と，スリット内デブリによる保有熱及び崩壊熱量を比較し，後者の影響が軽微であることを定量的に確認する

温度（℃）

約

横スリットの寸法

ペデスタル中心位置
縦スリット直下位置
6
RPV破損後の時間（h）

横スリット内の温度変化（0cm浸食）（暫定）
ペデスタル中心位置

縦スリット直下位置

71

添付14
デブリ粒子化割合について

72

添付14．デブリ粒子化割合について（１）粒子化割合の評価• 水位1mのペデスタル水に溶融デブリが落下した場合の粒子化割合を，Ricou-Spalding相関式[1]を用いて評価【評価条件】
項目

設定値

設定根拠

ペデスタル水位1m

対策後の水位デブリ密度

MAAP計算結果

初期デブリジェット径

0.15m

エントレインメント係数【評価式】
d dj2 ,0 d dj2
ent

d dj

d

d dj ,0 2 E0

… ①
1/ 2
w
dj

【評価結果】

MAAP推奨範囲の最確値
ent

2
dj , 0

CRD案内管径

H pool … ②

E0
hpool
ddj
ddj,0
dj
w

：粒子化割合 [-]：エントレインメント係数 [-]：プール水深 [m]：プール底部におけるデブリジェット径 [m]：水面におけるデブリジェット径 [m]：ジェット密度 [kg／m３]：水密度 [kg／m３]• 破損口のアブレーションによるデブリジェット径の拡がり及び気相部落下時のデブリジェット径の減少を考慮した場合の，デブリ全量落下後の粒子化割合は約17.1％[1] Ricou, F. P., and Spalding, D. B., 1961, “Measurements of Entrainment of Axisymmetrical Turbulent Jets,”Journal of Fluid Mechanics,
Vol. 11, pp. 21-32.

73添付14．デブリ粒子化割合について（２）堆積高さの評価【評価条件】①粒子化相• (1)の評価で算出した粒子状デブリの堆積を考慮する• ポロシティとして，PULiMS実験[2]の結果（0.29〜0.37）から保守的に0.50と設定②溶融物相• 粒子化していないデブリに加え，ペデスタル内の構造物③ペデスタル全面（床面積：がすべて溶融したと仮定）に一様に堆積すると仮定【評価結果】• 堆積高さ：約1.55m• 水プール水深：約0.79m

水プール
粒子化相
溶融物相

• デブリやペデスタル内の構造物等の溶融物は比重が重いため下部に堆積し，その上に粒子状デブリが堆積• ペデスタル水は上面に水プールとして堆積するとともに，粒子状デブリの間隙に浸入• 実機のような大規模体系ではデブリから水プールへの除熱を阻害するような大規模クラストは生成せず，クラックへの浸水等により除熱量を確保可能• MAAP解析結果から，RPV破損によるデブリ落下からRPV破損後のペデスタ
ルへの注水開始までの期間における水位低下量は約36cm（暫定）であり，デブリの冠水が維持されることを確認[2] A. Konovalenko, et al., Experimental Results on Pouring and Underwater Liquid Melt Spreading and Energetic Melt-coolant Interaction,
NUTHOS-9, September 201274

添付 1．デブリの断続的落下を考慮したペデスタル水位管理について

1.

はじめに
有効性評価においては，ＲＰＶ破損時には短時間でデブリ全量が一度にペデスタルへ落下するものと想定し，ＲＰＶ破損を検知した後は格納容器下部
注水系（常設）を用いたペデスタルへの連続注水によりデブリを冷却することとしている。しかし，ＲＰＶからのデブリの落下が複数回に分けて生じる可能性を考慮すると，デブリの一部が落下した時点でペデスタルへの連続注水を開始した場合には，ＲＰＶ内に残存したデブリが落下する時点でペデス
タル内にサブクール度が大きい深い水プールが形成され大規模な水蒸気爆発が生じる恐れがある。
したがって，ＲＰＶ破損後もペデスタルの水位を管理することにより，Ｒ
ＰＶ破損後にデブリが断続的に落下する場合においてもサブクール度の大きい深い水プールの形成を防止し，大規模な水蒸気爆発の発生を防止する。

2.

ペデスタルの水位管理
デブリの断続的落下を考慮した場合にも大規模な水蒸気爆発の発生を防止するため，図 1(a)のようにペデスタル内に計器を設置し，図 1(b)のような手
順でペデスタル内の水位を管理する。計器の用途及び具体的な水位管理方法を以下に示すとともに，水位管理のイメージを図 2 に示す。

2.1

計器の用途
水位計，温度計兼デブリ検知器及び気相部温度計の用途は以下のとおり。
なお，同じ高さには 90°毎に計 4 つの計器を設置することにより，デブリの影響等による単一の計器故障による誤操作を防止する設計とする。

(1)

水位計
添付 1-175

水位計については，ＲＰＶ破損後のデブリが堆積していない高さの水位計におけるペデスタル水位の監視に使用する。
(2)

温度計兼デブリ検知器
温度計兼デブリ検知器については，ＲＰＶ破損後に，デブリが堆積していない高さの温度計兼デブリ検知器におけるペデスタル水温（飽和状態かどうか）の監視に使用する。また，測温抵抗体タイプの温度計を使用することにより，温度計がデブリと接触し溶融した際に指示低下する
ことをもって，当該高さまでデブリが堆積したことの検知を行う。

(3)

気相部温度計
気相部温度計については，ＲＰＶ破損後にデブリが露出した場合における気相部の温度上昇を検知し，デブリ冷却のためのペデスタル注水の判断に使用する。

2.2(1)

水位管理方法通常運転中からＲＰＶ破損前（図 2−①）
ペデスタルの水位は，ドレン水の排水可能な最低水位として，約 20cmに維持される。

(2)

デブリ部分落下時（図 2−②，③）
ＲＰＶ破損前のペデスタル水位は約 20cm であるため，例えば 10cm 堆
積分のデブリ落下時には約 30cm まで水位が上昇し，約 20cm 高さの温度計兼デブリ検知器によりペデスタル水温が監視可能である。このように，
ペデスタル温度計を 20cm 毎に設置することで，どのようなデブリの堆積高さにおいても，いずれかの温度計兼デブリ検知器によりペデスタル水
温が監視可能とする。
以上より，温度計兼デブリ検知器によりペデスタル水温を監視し，ド添付 1-276

ライウェル圧力に対する飽和温度に到達した場合には，飽和温度近傍を維持した範囲で間欠的にペデスタル注水を実施する。具体的には，既往の水蒸気爆発に係る実験においては，水のサブクール度が 10K 以下の条
件では自発的トリガリングが発生していないことから，水のサブクール
度を 10K 以下に維持することを目安として，ペデスタルへの間欠注水を
実施する。
(3)

デブリ多量落下時（図 2−④）
約 80cm 高さまでのデブリの堆積を検知した場合には，人通用開口部（約 295cm）まで連続的に注水を行った場合でも，デブリの保有熱によりペデスタル水はサブクール状態に至らない（別紙参照）と考えられる
ため，人通用開口部付近（約 290cm）まで連続注水を実施する。

(4)

ペデスタル満水時
人通用開口部付近（約 290cm）まで注水後は，約 290cm 及び約 240cmの高さの水位計を用いて間欠注水を行い，ペデスタル水位を一定範囲に維持する。

添付 1-377※今後の設計進捗により変更の可能性あり

約 290cm
約 240cm

初期水位約 20cm

堆積高さ
≧約 80cm
：水位計

No

Yes

：温度計 兼
デブリ検知器80m3/h にて
連続注水：気相部温度計

ペデスタル
満水

飽和温度を維持しながら間欠注水NoYes

間欠注水により
水位維持(b) ペデスタル水位管理の流れ(a) ペデスタル内の計器配置

図1

ペデスタル内の計器配置及び水位管理手順：水位計：温度計 兼 デブリ検知器
コリウムシールド
表面からの高さ
約 290cm：気相部温度計

約 240cm

約 80cm
約 60cm
約 40cm
約 20cm①RPV 破損前②デブリ部分落下

図2③デブリ部分落④デブリ多量落下

ペデスタル水位管理のイメージ

添付 1-478

別紙
デブリの保有熱とペデスタル水の飽和について

大規模な水蒸気爆発を防止するためのペデスタル水位管理においては，ペデ
スタルに約 80cm の高さまでデブリが堆積した場合には，ペデスタル満水まで
連続的に注水を行った場合でもデブリの保有熱によりペデスタル水はサブクー
ル状態に至らないと評価し，ペデスタル満水まで連続注水を実施することとしている。その考え方を以下に示す。

1.

評価条件
本評価では，ＲＰＶから落下するデブリの保有熱と，ペデスタル水が飽和温度に至るために必要となる熱量を比較することで，ペデスタル内に堆積したデブリによりペデスタル水が十分飽和温度に至ることを確認する。
デブリの評価条件を表 1 に，ペデスタル内水の評価条件を表 2 に示す。

表1
項目

デブリの評価条件値

備考

デブリ密度（kg／m３ ）デブリ比熱（J／kgK）

ＭＡＡＰ計算結果（ＲＰＶ破損時のデブリ溶融潜熱（J／kg）

値）を丸めた値

デブリ初期温度（℃）
デブリ冷却後温度（℃）

1000

デブリ堆積半径（m）
デブリ堆積高さ（m）

デブリ保有 熱を小さ目に評価する観点から，高めに設定
コリウムシールド内径0.8

評価の前提条件

添付 1 別紙-1

79

表2
項目

ペデスタル水の評価条件
値

ペデスタル水密度（kg／m３ ）1000

ペデスタル水比熱（J／kgK）

4180

ペデスタル水初期温度（℃）

35

ペデスタル水飽和温度（℃）

120

備考
概略値を使用外部水源温度
ＲＰＶ破損時のＤ／Ｗ圧力（約 0.2
MPa）における飽和温度
ペデスタル内径（水量を多く見積もペデスタル水半径（m）

るため，コリウムシールドは無視）
ペデスタル 床面から開口部までのペデスタル水高さ（m）

高さ（水量を多く見積もるため，コリウムシールド及びデブリは無視）

2.

評価結果
表 1 の条件より，ペデスタル（コリウムシールド内）に 80cm のデブリが堆積した場合，その重量は約 170ton であり，初期温度 2100℃から 1000℃まで冷却される間に放出される保有熱（顕熱及び潜熱）は，約 1.41×10１１ J となる。
これに対して，表 2 の条件より，ペデスタル満水に相当する水は約 90ton
であり，これを初期温度 35℃から飽和温度 120℃まで上昇させるために必要となる熱量は，約 3.20×10１０ J となる。
よって，約 80cm までデブリが堆積した場合には，デブリの保有熱はペデス
タル満水相当の水を飽和温度まで温度上昇させるために必要な熱量を十分上回っていることから，ペデスタル満水まで連続的に注水を行った場合でもペデスタル水はサブクール状態に至らず，大規模な水蒸気爆発は生じないと考えられる。

添付 1 別紙-2

80

添付 2．ＭＣＣＩ浸食量評価におけるデブリからプール水への限界熱流束について

ＭＣＣＩによる浸食量評価（ベースケース）においては，ペデスタルに落下したデブリから上面プール水への限界熱流束を 800kW／m２ （圧力依存あり）と設定している。この限界熱流束は，ペデスタルへの事前水張りの有無に関わらず同様と考えており，以下にその設定の考え方を示す。

１．限界熱流束の設定の考え方
重大事故時の有効性評価においては，デブリから上面水プールへの限界熱流束をＫｕｔａｔｅｌａｄｚｅ相関式により計算しており，相関式中の係数は，米国サンディア国立研究所（ＳＮＬ）で実施されたＳＷＩＳＳ実験において報告されている溶融物から水プールへの熱流束 800kW／m２ に相当する値を設定している。
ＳＷＩＳＳ実験における実験装置の概要と溶融物から水プールへの熱流束の実験結果をそれぞれ図 1 及び図 2 に示す ［１］ 。ＳＷＩＳＳ実験は以下の特徴を有している。
・溶融物の上面へ注水を行う”事前水張りなし”状態に相当する実験である・溶融物の上面に安定なハードクラストが形成され下部の溶融物との間に空洞が生じたことが報告されており，溶融物から水への熱流束が制限されコンクリート浸食が継続する結果となっているが，図 2 より「POWER OFF」と記された期間以外はほぼ 800kW／m ２ の熱流束が得られている
また，米国アルゴンヌ国立研究所（ＡＮＬ）で実施されたＳＳＷＩＣＳ実
験では，溶融物上面への注水（事前水張りなし）により形成したクラストの機械的強度を評価した結果，実機規模ではクラストは自重により破損し下部添付 2-181

の溶融物と接触する可能性が高いことが示されている。図 3 及び図 4 に，ＳＳＷＩＣＳ実験におけるクラスト強度測定装置の概要とクラスト強度測定結果をそれぞれ示す ［２ ］ 。このＳＳＷＩＣＳ実験の知見より，
し事前水張りなの場合であっても，実機では溶融物の上面に安定なハードクラストは形成されず，クラストに生じる亀裂から冷却水が内部に浸入することで，デブリの冷却は促進されるものと考えられる。また，

事前水張りありの場合には，水プール中を落下する際のデブリの冷却・粒子化の影響により，前水張りなし事の場合よりも安定したハードクラスト形成の発生可能性は更に減り，より一層デブリの冷却は促進されるものと考えられる。
以上のＳＷＩＳＳ実験及びＳＳＷＩＣＳ実験の知見より，実機においては，
ペデスタルへの事前水張りの有無に関わらず，デブリから上面プール水への限界熱流束を 800kW／m２ と設定することは妥当と考える。
なお，Ｋｕｔａｔｅｌａｄｚｅ相関式は水平面から飽和水へのプール沸騰（自然対流条件下の沸騰）における限界熱流束の整理式であり，気相部圧力が上昇すると蒸気の密度が増加することで限界熱流束が増加する傾向になる
ため，ＭＣＣＩによる浸食量評価（ベースケース）においては，格納容器圧力に依存して限界熱流束が変動する「圧力依存あり」条件を適用している。

２．その他の実験の限界熱流束の設定に対する考察
デブリの上面へ注水を行う”事前水張りなし”状態に相当し，デブリの上面に安定なハードクラストが形成され下部のデブリとの間に空洞が生じたその他の実験としては，ＷＥＴＣＯＲ実験，ＭＡＣＥ実験及びＣＣＩ実験がある。
デブリから水プールへの熱流束の観点から，それぞれの実験の特徴を以下に
まとめる。
(1)

ＷＥＴＣＯＲ実験
添付 2-282

クラストを通して水へ伝熱した熱流束は，溶融部存在時には 520±
130kW／m２ ，全体固化後は 250±80kW／m ２ 及び 200±80kW／m ２ と報告されている。
なお，520±130kW／m ２ の熱流束を測定する前に溶融物への入熱は停止
していることから，この熱流束は限界熱流束に達しておらず，実際の限界熱流束は更に高い値になると考えられる。
(2)

ＭＡＣＥ実験

ａ．Ｍ０実験
水へ伝熱した熱流束は，注水開始直後は 4,000kW／m２ と大きくなっているが，その後約 30 分で安定したクラストが形成したと想定される状況
では，熱流束は平均すると 700kW／m２ 程度で推移し，その後徐々に低下
して最終的に 150kW／m２ となっている。
なお，安定クラストが形成した場合の熱流束は 700kW／m ２ 程度であるが，クラストが破損する場合の熱流束は更に上昇すると考えられる。
ｂ．Ｍ１ｂ実験
水へ伝熱した熱流束は，注水開始直後は 4,000kW／m２ と大きくなっているが，その後約 30 分でクラストが形成したと想定される状況では，熱流束は 500kW／m ２ 程度まで低下し，その後も低下を続けて最終的には溶融物への入熱と同等の熱流束となっている。
なお，クラストが形成した場合の熱流束は 500kW／m ２ 程度であるが，クラストが破損する場合の熱流束は更に上昇すると考えられる。
ｃ．Ｍ３ｂ実験及びＭ４実験
水へ伝熱した熱流束は，注水開始直後はそれぞれ 2,000kW／m ２ 及び4,000kW／m ２ と大きくなっているが，安定クラストが形成しクラストと溶融物が分離したと想定される状況では，熱流束は 500kW／m ２ 未満に低添付 2-383

下し，最終的には溶融物への入熱と同等の熱流束となっている。
なお，Ｍ０実験及びＭ１ｂ実験と同様に，クラストが破損する場合の熱流束は更に上昇すると考えられる。
(3)

ＣＣＩ実験
水へ伝熱した熱流束は，注水開始直後はＣＣＩ−１，３（ガス発生の少ない玄武岩系コンクリートの場合）で 1,000kW／m２ 程度，ＣＣＩ−２（コンクリート分解時にガス発生量が多い石灰岩系コンクリートの場合）
で 3,000kW／m２ 程度である。クラストが形成される注水後 15 分〜25 分
は，石灰岩系コンクリートを使用したＣＣＩ−２では 650kW／m２ ，玄武岩系コンクリートを使用したＣＣＩ−１，３では 250kW／m ２ 及び 500kW／m２ となっている。また，ＣＣＩ−１ではクラスト破損時に 3,000kW／m
２を超える熱流束が発生している。
なお，クラストが形成した場合の熱流束は，650kW／m ２（ＣＣＩ−２），

250kW／m２ 及び 500kW（ＣＣＩ−１，３）であるが，ＣＣＩ−１でのクラスト破損時の熱流束データからも，クラストが破損する場合の熱流束は更に上昇すると考えられる。
以上のとおり，ＷＥＴＣＯＲ実験，ＭＡＣＥ実験及びＣＣＩ実験では水へ伝熱した熱流束が 800kW／m ２ を下回る場合も存在するが，実機においてはデブリ上に安定クラストは形成されず，クラストに生じる亀裂から冷却水が内部に浸入することでデブリの冷却が促進されるものと考えられ，限界熱流束は１．に示した SWISS 実験の 800kW／m ２ を上回ると考えられる。
以上のことから，ＳＷＩＳＳ実験以外の実験の知見を考慮しても，ＭＣＣ
Ｉの浸食量評価（ベースケース）においてデブリから上面水プールへの限界
熱流束を 800kW／m２（圧力依存あり）と設定することは妥当であると考える。

添付 2-484

３．ＺｒＯ ２ 耐熱材を採用した場合の限界熱流束への影響について
ＺｒＯ ２ 耐熱材を採用する場合の限界熱流束への影響について以下にまとめる。
・ＳＳＷＩＣＳ実験の知見から，溶融物のコンクリート含有率の増加により上面プール水への限界熱流束が低下することが確認されている。
・ＳＳＷＩＣＳ実験，ＷＥＴＣＯＲ実験，ＭＡＣＥ実験及びＣＣＩ実験（以下「各実験」という）では，溶融物にある程度のコンクリートが取り込
まれた段階で注水及び熱流束の測定が行われているため，報告された熱流束はコンクリートの取り込みによる限界熱流束低下の影響が考慮された値と考えられる。
・ＺｒＯ ２ 耐熱材を採用する場合は，デブリ中へのコンクリート取り込みがないことから，この観点での限界熱流束低下の影響はない。
したがって，ＺｒＯ ２ 耐熱材の採用は，上記１．２．にて述べた「実機において確保できる限界熱流束 800kW／m２ （圧力依存あり）」の不確かさをより低減するものと考えられ，ＺｒＯ ２ 耐熱材採用時においても，上面水プールへの限界熱流束を 800kW／m ２ （圧力依存あり）と設定することは妥当と考えられる。
なお，ＺｒＯ ２ 耐熱材の浸食量評価（保守的ケース）では，デブリから上
面プール水への限界熱流束や浸食の不均一性等の不確かさの影響を考慮し，限界熱流束を 800kW／m２ （圧力依存なし）とした場合について感度解析を実施することとする。

添付 2-585

参考文献[1] R.E.Blose, et al., “SWISS: Sustained Heated Metallic Melt/ConcreteInteractions With Overlying Water Pools”, NUREG/CR-4727 (1987).
[2] M.T.Farmer, et al., “OECD MCCI-2 Project Final Report Rev.1-Final”,
OECD/MCCI-2010-TR07 (2010).

添付 2-6

86

図1

図2

ＳＷＩＳＳ実験装置の概要 ［１］

ＳＷＩＳＳ実験の溶融物から水プールへの熱流束 ［１］

図中「POWER OFF」と記された期間は溶融物への加熱が停止しており，溶融物の温度低下に伴って熱流束が低下しているが，その他の期間においてはほぼ 800kW／m２ の熱流束が得られている。

添付 2-787

図3ＯＥＣＤ／ＭＣＣＩ実験における低温クラスト強度測定装置 ［２］図4

クラスト強度測定結果 ［２］

文献[2]の一部の和約測定されたクラスト強度より，実機規模（直径 6m）のクラストの自重を支持するためには 200〜300mm のクラスト厚さが必要（図中青線）であり，実機規模においてクラストは自重を支持できず破損すると考えられる。

添付 2-888

添付 7．デブリの露出による格納容器への影響について

1.

はじめに
ＲＰＶ破損時には，運転員操作により速やかに格納容器スプレイ及びペデ
スタル注水操作を実施することとしている。しかし，水蒸気爆発の発生防止の観点からＲＰＶ破損前のペデスタル内への事前水張りを実施しない場合には，ＲＰＶ破損後からペデスタル注水実施までの間，ペデスタルへ落下した
デブリはぺデスタル床上で気中に露出した状態となる。この場合でも，デブリ露出の影響により格納容器の健全性が損なわれないことを，以下のとおり
確認した。

2.
2.1

評価方法
Ｄ／Ｗ壁面の温度上昇評価
ペデスタル内において露出したデブリにより高温となったぺデスタル内のガス（以下，「ガス」という。）がペデスタルからドライウェル（以下，「Ｄ／Ｗ」という。）へ流出することを想定し，ガスからの伝熱によるＤ／Ｗ壁面の温度上昇の影響を評価する。
ここでは，ガスからそのヒートシンクとなるＤ／Ｗ壁面への伝熱として
自然対流熱伝達を想定し，初期のガス温度とＤ／Ｗ壁面温度との温度差による熱伝達が保守的に継続すると想定した場合のＤ／Ｗ壁面温度上昇を計算により評価する。
この場合のＤ／Ｗ壁面への熱流束は以下の式(1)で与えられる。

q

h Tg

Tw

・・・・・・・・・・・・・・・・(1)

q ：ガスからＤ／Ｗ壁面への熱流束（W／m２ ），添付 7-189h ：自然対流熱伝達係数（W／m ２ K），

Tg ：ガス温度（K）， Tw ：Ｄ／Ｗ壁面温度（K）

東海第二発電所の格納容器は鋼製であり，ドライウェル鋼板（以下，「鋼板」という。）の熱伝導率は大きいことから，Ｄ／Ｗ壁面の温度は厚さ方向でほぼ一様であると考えられる。このとき，Ｄ／Ｗ壁面の温度上昇幅は，熱流束と鋼板の物性値より，式(2)により求めることができる。

T

qt
cp l

・・・・・・・・・・・・・・・・・・(2)

T ：温度上昇幅（K）， t ：ＲＰＶ破損後の経過時間（s），
c p ：鋼板の比熱（J／kg･K），：鋼板の密度（kg／m３ ），l ：鋼板の厚さ（m）

なお，ペデスタルに堆積したデブリの表面からペデスタルの人通用開口部を介してＤ／Ｗ壁面に直線的に繋がる範囲が存在するため，デブリが露出した状態では輻射熱伝達による影響も考えられる。ただし，直線的に繋がる範囲に邪魔板を設置する等の対策を講じることとするため，ここでは
輻射熱伝達による影響は考慮しない。

2.2

上部コンクリートの温度上昇評価
評価体系図を図１に示す。
デブリと接触していない範囲のペデスタル内のコンクリート（以下，「上部コンクリート」という。）は，ガスからの伝熱に加え露出したデブリからの輻射による温度上昇が考えられることから，この温度上昇の影響について評価する。
なお，ＭＡＡＰコードでは，輻射熱伝達及びガスからの伝熱を考慮して
添付 7-290デブリと接触していない範囲のコリウムシールド（以下，「上部コリウム
シールド」という。）の温度を評価しているが，複数のヒートシンクに対して温度を評価できず上部コンクリートの温度を評価できないことから，
ＭＡＡＰコードで評価した上部コリウムシールドの温度を基に上部コンク
リートの温度について分析する。

上部コリウムシールド
温度を基に分析上部
コンクリート・輻射熱伝達・ガスからの伝熱

上部
コリウムシールド

デブリ

コリウムシールド

図１

上部コンクリート評価体系イメージ

輻射熱伝達による熱流束は以下の式(3)で与えられる。
q

1 1

1

1

・・・・・・・・・・(3)

ｑ：輻射熱伝達の熱流束（W／m ２ ）：デブリ表面の放射率(-)，：上部コリウムシールドの放射率(-)

s：ステファンボルツマン係数：5.67×10-8(W/m2・K4)：デブリ表面温度（K），：初期上部コリウムシールド温度（K）

また，ガスからの伝熱による熱流束は式(1)の Tw をＤ／Ｗ壁面温度から上部コリウムシールド温度に置き換え，ＭＡＡＰコードにより時間ステップ毎に計算される。
以上の輻射熱伝達とガスからの伝熱による熱流束の合計値を境界条件とし，ヒートシンクの厚さ方向の伝熱を計算している。上部コリウムシール
添付 7-391

ドの温度上昇は、この計算により算出される。

3.
3.1

評価条件
Ｄ／Ｗ壁面温度の評価条件
ＲＰＶ破損後のＤ／Ｗ壁面温度の評価条件を表 1 に示す。
ガス温度は，コリウムシールドあり，事前水張りなし条件でのＭＡＡＰ
解析における，ＲＰＶ破損 7 分間のペデスタル内ガス温度を包絡するよう設定した。実際は，ペデスタル開口部を出たガスは，Ｄ／Ｗ壁面に到達するまでの拡散等による温度低下が考えられるが，本評価では保守的にペデ
スタル内ガス温度を包絡する設定とした。
Ｄ／Ｗ壁面初期温度は，ペデスタル内の雰囲気に蒸気が含まれる場合，蒸気の凝縮により短時間でＤ／Ｗ圧力の飽和温度まで上昇する可能性がある。そのため，初期Ｄ／Ｗ壁面温度は保守的にＤ／Ｗ圧力の飽和温度相当とした。具体的には，ＲＰＶ破損直後から注水開始までのＤ／Ｗ圧力は，
概ね 0.2〜0.3MPa(abs)の範囲であるので，ここでは保守的に 0.3MPa とし，その飽和温度である 134℃を初期Ｄ／Ｗ壁面温度とした。
自然対流熱伝達係数については，ＭＡＡＰ解析によるＲＰＶ破損直後の
Ｄ／Ｗ雰囲気において窒素が 70〜80％の分圧を占めているため，窒素 100%
雰囲気として鉛直平板の実験式で評価した値を基に決定した。また，保守的な評価として，自然対流熱伝達係数が大きい飽和蒸気が 100%である場合についても評価を実施した。この結果に基づき，自然対流熱伝達係数は，窒素に対して 10.8W／m２ K，飽和蒸気に対して 12.4 W／m２ K とした（別添 1参照）。
鋼板の物性値については，伝熱工学資料の一般的な炭素鋼の値を使用した。
添付 7-492

表1
項目

Ｄ／Ｗ壁面温度の評価条件値

ガス温度 Tg

400℃

Ｄ／Ｗ圧力

0.3MPa(abs)

備考
Ｍ Ａ Ａ Ｐ 解 析に お け る ペデ ス タ ルからの流出ガス温度を包絡Ｒ Ｐ Ｖ 破 損 から 注 水 開 始ま で の 圧
力 0.2〜0.3 MPa(abs) の上限

Ｄ／Ｗ壁面初期温度 Tw

134℃

0.3MPa(abs)の飽和温度

ＲＰＶ破損から注水開始までの時間7分

事故時対応手順より自然対流熱伝達係数 h10.8， 12.4
W／m２ ･K

鋼板の比熱 c p

473J／kg･K

鋼板の密度7860kg／m３

鋼板の厚さ l0.028m3.2

窒素及び飽和蒸気に対する値（別添 1 参照）
伝熱工学資料第 5 版 [1]における軟鋼の 300℃の値
同上
設計値

上部コリウムシールド温度の評価条件
ＭＡＡＰコードにて上部コリウムシールド温度を評価する際の主な評価
条件を以下に示す。

(1)

輻射熱伝達
デブリ表面の放射率については，図２に記載の UO2 ／MOX 燃料の放射率から FEMISS prediction を包絡する 0.85 と設定する。

添付 7-593図２

UO2 ／MOX 燃料の放射率 [2]上部コリウムシールドの放射率については， コリウムシールドの表面
上部コリウムシールドの放射率については，コリウムシールドにステンレス製のカバーを設置す製のカバーを設置することから，コリウムシールド
コリウムシールド壁面の放射率としては，厳しめの想定として厳しめの想定としてステンレス鋼が酸化した場合が酸化した場合の放射率データ（0.6〜0.8
0.8）を基に保守的に 0.85 と設定した。

図３

酸化ステンレス鋼の放射率 [3]コリウムシールド温度については，ＲＰＶ破損時点でのＭＡについては，ＲＰＶ破損時点でのＭＡ
初期上部コリウムシールド
ＡＰコードでの計算値であり，ＡＰコードでの計算値であり，デブリ表面温度，上部コリウムシールド
上部コリウムシールド
添付 7-694

温度については，ＭＡＡＰコードにて時間ステップ毎に計算している。
(2)

ガスからの伝達初期上部コリウムシールド温度については，ＲＰＶ破損時点でのＭＡ
ＡＰコードでの計算値であり，ガス温度，自然対流熱伝達係数について
は，ＭＡＡＰコードにて時間ステップ毎に計算している。
比熱，密度については，コリウムシールドの材料であるジルコニア耐火材の値を使用している。

4.
4.1

評価結果
Ｄ／Ｗ壁面温度の評価結果
評価結果を表 2 に示す。自然対流熱伝達係数をＤ／Ｗ内雰囲気が窒素ガスの場合の値である 10.8(W/m 2K)とした場合，7 分間での温度上昇幅は約12 ℃となった。また，自然対流熱伝達係数をＤ／Ｗ内雰囲気が飽和蒸気の場合の値である 12.4(W/m 2K)とした場合，7 分間での温度上昇幅は約 14℃
となった。
表2

Ｄ／Ｗ壁面温度の評価結果

評価ガス

窒素

飽和蒸気

Ｄ／Ｗ壁面熱流束(W/m2)

2870

3300

7 分間鋼板温度上昇幅（℃）

1214ＲＰＶ破損後 7 分時点でのＤ／Ｗ壁面温度は，窒素及び飽和蒸気の自然
対流熱伝達係数とした場合，それぞれ約 146℃(=134℃+12℃)及び約 148℃(=134℃+14℃)であり，格納容器の限界温度の 200℃を十分下回ることを確認した。

添付 7-795

4.2

上部コリウムシールド温度の評価結果
評価結果を図４に示す。図４では，上部コリウムシールドの厚さを 20cmとし，深さ方向に 4cm 刻みで 5 分割したノードそれぞれの温度履歴を示している。最も温度が高いノードである上部コリウムシールド表面でも最高
温度は 400℃程度である。

表面〜4cm
4〜8cm
8〜12cm
12〜16cm
16〜20cm

ペデスタル注水開始
ＲＰＶ破損

図４

4.3

上部コリウムシールド温度の解析結果

上部コンクリート温度について
ここでは，4.2 で述べた上部コリウムシールドの温度を基に，上部コンクリートの温度について分析する。
輻射熱伝達とガスからの伝達を比較すると，熱流束が温度差の 4 乗に比例する輻射熱伝達の方が支配的であり，熱移行する先の構造材が変わった
場合に輻射熱伝達による熱流束に寄与するパラメータとしては，式(3)における：上部コンクリートの放射率及び：初期上部コンクリート温度がある。
上部コンクリートの放射率については，上部コンクリート表面には鋼材
添付 7-896

が設置されており，厳しめの想定として図５の酸化鋼の放射率
厳しめの想定として図５（0.8 程度）を考慮した場合でも， 上部コリウムシールドの温度評価に用いた放射率（0.85）を適用することは妥当と考えられるを適用することは妥当と考えられる。

図５

酸化鋼の放射率 [3]初期上部コンクリート
初期上部コンクリート温度については，初期上部コリウムシールド温度については，初期上部コリウムシールド温度と大差ないと考えられることから，ＭＡＡＰコードによるＲＰＶ破損時点
での上部コリウムシールド温度を適用することは妥当と考えられる。
以上より，上部コンクリートの温度は，コンクリートの温度は，上部コリウムシールドの温度とコリウムシールドの温度と同程度になると考えられる。この場合，図４ よりデブリ露出時における上同程度になると考えられる。この場合，図４よりデブリ露出時における上部コンクリート温度上昇範囲は表面のごく一部であること，この温度上昇
範囲はペデスタル注水開始後に温度が低下すること を確認した。
範囲はペデスタル注水開始後に温度が低下することを確認した。

5.

まとめ
ＲＰＶ破損前の事前注水の対応を実施しない場合において ＲＰＶ破損か
ＲＰＶ破損前の事前注水の対応を実施しない場合において，ＲＰＶ破損から注水開始までの 7 分間にぺデスタル内からＤ／Ｗ空間部へ流出するガス
分間にぺデスタル
流出するガスからの伝熱によるＤ／Ｗ壁面
Ｄ／Ｗ壁面の熱影響を検討した。その結果，鉛直平板の体系
鉛直平板の体系における実験公式により概算した窒素より概算した窒素，飽和蒸気の熱伝達係数を使用した場の熱伝達係数を使用した場
合でも，鋼板の温度は格納容器の限界温度の格納容器の限界温度の 200℃を十分下回り，格納容器を十分下回り，格納容器
添付 7-997

の健全性に影響ないことを確認した。
さらに，ＭＡＡＰコードにより評価した上部コリウムシールドの温度を基に上部コンクリートの温度を分析した結果，最高温度は 400℃程度であり表面のごく一部にとどまること，ペデスタル注水開始後に温度が低下することから，格納容器の健全性に影響ないことを確認した。
以上より，ＲＰＶ破損後からペデスタル注水実施までの間，デブリが露出した場合において，格納容器の健全性に影響がないことを確認した。

[1] 日本機械学会，「伝熱工学資料

改訂第５版」，（2009）[2] L.J.Siefken et al., SCDAP/RELAP5/MOD3.3 Code Manual MATPRO-A Libraryof Material Properties for Light-Water-Reactor Accident Analysis,
NUREG/CR-6150, Vol.4, Rev.2, INEL-96/0422, 2000.
[3] Fundamentals of Heat and Mass Transfer, SIXTH EDITION.

添付 7-1098別添 1
自然対流熱伝達係数の設定について

Ｄ／Ｗ壁面の温度上昇を評価する際の自然対流熱伝達係数について，その設定方法を以下に示す。格納容器内における正確な自然対流熱伝達係数を求める
ことは困難であるため，一般的な鉛直平板の体系における実験公式より概算するものである。
1.

自然対流熱伝達係数の計算方法
格納容器内における高温ガスからＤ／Ｗ壁面への熱伝達係数としては，鉛直平板体系における実験式を基に計算する。
熱伝達係数は，ヌセルト数を用いて式別(1)より計算する。

hNu・・・・・・・・・・・・・・・・・・

x

別(1)

h ：自然対流熱伝達係数（W／m ２ K）， Nu ：ヌセルト数（-），：熱伝導率（W／m･K）， x ：代表長さ（m）
鉛直平板の自然対流熱伝達におけるヌセルト数は，一般に式別(2)のように無次元数を用いた実験式として整理される。

Nu C Gr Pr
Gr
Pr

n

・・・・・・・・・・・・・・・

別(2)g Tw T x 3
2

cp

Gr ：グラスホフ数（-）， Pr ：プラントル数（-），

g ：重力加速度（m／s２ ），：体膨張係数（1／K），

Tw ：ガス温度（K）， T ：Ｄ／Ｗ壁面温度（K），：動粘性係数（m ２ ／s）， c p ：定圧比熱（J／kg･K），
添付 7-1199

：粘性係数（Pa・s）
ここで，定数 C 及びべき数 n については，Gr と Pr の積の値に応じて別添
表 1 に示す値をとる ［１］ 。また，体膨張係数

は，ガスを理想気体とみなした場合，式別(3)のように表される。

1
Tf

1
Tw

T
2

・・・・・・・・・・・・・ 別(3)273.15

T f ：膜温度（K）

2.

自然対流熱伝達係数の計算条件
式別(2)でヌセルト数を計算する際，ＭＡＡＰ解析によるＲＰＶ破損直後か
ら格納容器スプレイ及びペデスタル注水開始までのＤ／Ｗ雰囲気は，窒素が70〜80％の分圧を占めているが，ここでは窒素ガスと飽和蒸気分圧がそれぞれ 100%である場合の 2 ケースを想定する。
代表長さはＤ／Ｗ内のある程度大きな面を想定し，10m と仮定する。
Ｄ／Ｗ内ガス温度はＭＡＡＰコードによる解析結果を基に 400℃とする。
Ｄ ／ Ｗ 壁面 温度は 水 蒸気の 凝縮 を考慮 し ，0.3MPa(abs)の飽 和 温度で ある
134℃とする。この場合，膜温度は 267℃となるので，式別(3)の計算にはこの温度を用いる。熱伝達係数は， 式別(2)より，動粘性係数が小さいほど大きくなる傾向があるため，200℃と 300℃の物性値のうち，動粘性係数が小さくなる 200℃のものを使用して計算する。200℃と 300℃の窒素の物性値をそ
れぞれ別添表 2 及び別添表 3 に示す。
Ｒ Ｐ Ｖ 破 損 直 後 か ら 注 水 開 始 ま で の Ｄ ／ Ｗ 内 圧 力 は ， 概 ね 0.2 〜
0.3MPa(abs)の範囲であるが，別添表 2，3 に示すように，0.5MPa 刻みのデー
タし か記載がない。したがって，窒素ガスの物性値は圧力別添表 2 から0.3MPa(abs)に対する値を内挿して使用した。別添表 4 に，窒素ガス及び飽和蒸気の内挿結果を示す。
添付 7-12100

3.

自然対流熱伝達係数の計算結果(1) 窒素の場合
まず，グラスホフ数とプラントル数を求める。体膨張係数は式別(3)に
より，
b

134

１

400 2

273.150.00185 1 Kとなる。これを式別(2)に代入し，さらに別添表-4 の物性値を適用して，グラスホフ数とプラントル数は以下となる。ここで，本ケースはガスによる過熱であるため，Tw と T∞ を入れ替えている。
Gr

9.80665 0.00185
3.50

Pr

10

0.03672

0.718

1.1746910101054 2.5055 10

Gr Pr

134

400

2.51

10

グラホフ数とプラントル数の席が 109 を超えているため， 式別(2)の cと n に表 1 における乱流支配の値を適用すると，
Nu

0.1

2.51

10

2930

が得られる。従って式別(1)より，自然対流熱伝達係数は，
h2930

0.036785 10

10.8 （W／m２ ･K）となる。
(2) 水蒸気の場合
窒素の場合と同様に，
Gr

9.80665 0.00185
7.48

Pr

Nu

0.1

134

10

0.803610101054 1.344 10

Gr Pr

400

7.95

0.02865

1.06

10

7.95

10

4300
添付 7-13

101

h
4.

4300

0.02865 10

12.4

まとめ
格納容器内圧 0.3MPa の条件において，ガスからＤ／Ｗ壁面への自然対流熱伝達係数を概算した結果，窒素のケースで約 10.8（W／m ２ ･K），飽和蒸気のケースで約 12.4（W／m２ ･K）となった。したがって，本文のＤ／Ｗ壁面温度の評価ではこれらを使用した。

[1] 望月，村田，「伝熱工学の基礎」，日新出版，(1994)[2] 日本機械学会，「伝熱工学資料

改訂第５版」，（2009）

添付 7-14102

別添表 1

実験式に対する C と n の値 ［1］

Gr Pr

C

n

備考

10４ −10 ９
10９ −10 １３

0.59
0.10

1／4
1／3

層流
乱流支配

別添表 2

窒素の 200℃における物性値 ［2］圧力(MPa)

0.1

0.5

1

密度(kg/m3)

0.7118

3.554

7.093

低圧比熱(J/kg･K)

1053

1055

1058

粘性係数(Pa･s)

0.00002504

0.00002507

0.00002512

熱伝導率(W/m･K)

0.03672

0.036850.03701

動粘性係数(m2/s)

3.518×10-5

7.054×10-6

3.541×10 -6プラントル数(-)

0.718

0.718

0.718

別添表 3

窒素の 300℃における物性値 ［2］圧力(MPa)

0.1

0.5

1

密度(kg/m3)

0.5876

2.933

5.854

低圧比熱(J/kg･K)

1070

1071

1073

粘性係数(Pa･s)

0.00002862

0.00002865

0.00002868

熱伝導率(W/m･K)

0.04247

0.04258

0.04271

動粘性係数(m2/s)

4.871×10-5

9.768×10-6

4.899×10 -6プラントル数(-)

0.721

0.721

0.721

添付 7-15103

別添表 4

窒素及び飽和蒸気の 0.3MPa における物性値

ガスの種類

窒素
（200℃）

飽和水蒸気（134℃）

密度(kg/m3 )2.13291.67241低圧比熱(J/kg･K)

1054

2265

粘性係数(Pa･s)

0.000025055

0.00001344

熱伝導率(W/m･K)

0.036785

0.02865

動粘性係数(m2/s)

1.17469×10-5

8.036×10 -6プラントル数(-)

0.718

1.063

添付 7-16104

添付 9．低水深プールにおける水蒸気爆発について

1.

はじめに
約 20cm の水深の場合には，デブリのブレイクアップジェット長さに対して水深が浅いため，デブリジェットのブレイクアップによる十分な粗混合領域が形成されず，大規模な水蒸気爆発が発生する可能性は極めて低いと考えられる。一方，ＰＵＬｉＭＳ実験 [1]やＳＥＳ実験 [1]等の低水深プール（実験では約 20cm の水深）における水蒸気爆発に関する実験においては，ブレイクアップとは異なるメカニズムにおいて粗混合領域が発生し、小規模な水蒸気爆発の発生が確認されている。そのため，低水深プールにおける水蒸気爆発による影響について検討する。

2.

低水深プールにおける水蒸気爆発の知見
低水深プールにおける水蒸気爆発が確認された知見として，ＰＵＬｉＭＳ
実験及びＳＥＳ実験がある。ＰＵＬｉＭＳ実験は溶融燃料の拡がり挙動を確認する観点で実施された実験であるが，6 回の実験のうち 3 回において水蒸
気爆発が観測されている。また，それを受けて低水深プールにおける水蒸気
爆発を確認する目的で実施されたＳＥＳ実験では，3 回の実験のうち 2 回において水蒸気爆発が観測されている。各実験装置の概要を図 1 及び図 2，実験条件を表 1，実験結果を表 2 に示す。水蒸気爆発が発生する明確なメカニ
ズムは解明されていないが，実験の傾向としてデブリの過熱度が高くサブクール度が大きい場合に水蒸気爆発が観測されている。ただし，いずれの実験においてもエネルギーは小さいものとなっている。
機械的エネルギー変換効率については，大きな値を観測した実験（ＰＵＬｉＭＳ

Ｅ６：約 3.23％）がある。ジェットブレイクアップによる水蒸気爆
添付 9-1105

発（図 3）の場合は粗混合領域の増加によってトリガリングの伝播範囲も広がるため，実機体系においても実験相当の機械的エネルギー変換効率を取りうる可能性があると考えられる。一方で，低水深プールによる水蒸気爆発（図4）の場合は水蒸気爆発の形態としてプール水中に落下した溶融デブリの表面に粗混合領域を形成するメカニズムとなっており，実機体系においても溶融
デブリの表面上にのみ粗混合領域が形成されるため，空間的に広い 3 次元的な粗混合領域は形成されずその範囲は限定的となり，トリガリングの伝播範囲も実験体系と大差ないと考えられることから，実機規模における水蒸気爆
発発生時のエネルギーは実験で確認されたものと同等であると考えられる。
そのため，実機規模において溶融デブリの表面で同様の現象が発生したとしても，デブリの熱エネルギーに対して水蒸気爆発によって発生するエネルギ
ーは小さく，機械的エネルギー変換効率としては小さいと考えられる。さらに，実験条件におけるデブリ量とプール水量の比率と比較して実機条件においてはデブリ量が多く，実験で観測されるようなデブリ表面に十分な粗混合領域を形成することなく，プール水のサブクール度は上昇すると考えられる。
以上から，低水深においては水蒸気爆発が発生する恐れはあるものの，その影響は軽微であると考えられる。

添付 9-2

106

表1

実験条件

表2

実験結果

添付 9-3

107

図1

ＰＵＬｉＭＳ実験装置

図2

ＳＥＳ実験装置

添付 9-4108

図3ジェットブレイクアップによるジェットブレイクアップによる粗混合領域

図4

低水深プールにおける
低水深プールにおける粗混合領域

参考文献[1] P.Kudinov et al., “Investigation
Investigation of Steam Explosion in Stratified
Melt-Coolant
Coolant Configuration”,
Configuration NUTHOS10-1316, Okinawa, Japan,Japan
December 14-18, 2014
添付 9-5109

添付 10．水蒸気爆発評価の解析モデルについて

1.

はじめに
本資料は，格納容器破損防止対策に関する重大事故等対策の有効性評価において，格納容器破損モード「原子炉圧力容器外の溶融燃料−冷却材相互作用」に対して，水蒸気爆発（以下「ＳＥ」という。）の発生を仮定した場合の原子炉本体基礎（以下「ペデスタル」という。）の構造評価に適用するＬ
Ｓ−ＤＹＮＡコードの解析モデルについて整理したものである。

2.

計算要素
ＬＳ−ＤＹＮＡコードでは，三次元のペデスタルの構造応答の観点より，計算要素は以下のとおり設定している。
・構造材に力を伝える流体には，流体に対して移動境界を比較的容易に表せる ALE Solid 要素を用いる。
・鉄筋コンクリートのコンクリート部分には、境界面が移動又は変形してもメッシュが追従し，主として固体に適用性がある Lagrange Solid 要素を用いる。
・鉄筋コンクリートの鉄筋部分には、Lagrange 要素のうち細い棒状の固体に対して適用性がある Lagrange Beam 要素を用いる。

3.

境界条件
ペデスタルは原子炉圧力容器（以下「ＲＰＶ」という。）を支持する，上層円筒部と下層円筒部の間に床スラブを有する円筒形の鉄筋コンクリート構
造の構築物である。
解析は三次元モデルを用いて，気相部，液相部，爆発源，コンクリート及添付 10-1

110

び鉄筋を 1／2 体系でモデル化している。なお，人通用開口部の下端はペデス
タル水面より 2m 程度上の位置であり，ＳＥによる動的荷重は直接作用しない
ことから，当該モデルでは人通用開口部は模擬しない。
ペデスタルは基部の格納容器との取り合い部を介して，ＲＰＶ等から作用する荷重を基礎マットに伝達する構造であることから，格納容器との取り合
い部を固定境界とする。ＲＰＶは上部のスタビライザに支持されており，また，ペデスタル外の領域にはコンクリート床（ダイアフラムフロア）等の周辺構造が存在するが，ペデスタルの変形を保守的に大きく評価する観点より，
これら周辺構造物による拘束効果は考慮しない。
ペデスタルのＲＰＶ支持機能を評価する観点で，ペデスタル上部に作用す
るＲＰＶ，原子炉しゃへい壁の死荷重を考慮する。
ＳＥによってもペデスタル床スラブのデブリ保持機能が維持されることを評価する観点より，解析時刻 0 秒より床スラブに対してＳＥ発生前から生じるデブリジェットによる動的荷重を考慮する。また，保守的にＳＥ発生後のデブリ荷重も考慮することとし，解析時刻 50 ミリ秒からＳＥ発生後に生じる
デブリジェットによる動的荷重，及びペデスタル内構造物を含むデブリの死荷重を負荷する。
ペデスタルの構造概要図を図 3-1 に，解析モデル境界条件を図 3-2 に示す。
また，表 3-1 に荷重条件を示す。

添付 10-2

111

図 3-1

ペデスタル構造概要図

添付 10-3112

図 3-2

解析モデル境界条件

表 3-1

荷重条件

項目

値

荷重位置

約 2.08×10 ４ kN

ペデスタル上部

ＳＥ前のデブリジェット荷重 ※1

約 70kN

床スラブ中心ＳＥ後のデブリジェット荷重 ※2

約 700kN

床スラブ中心約 4.17×10 ３ kN

床スラブ全面ＲＰＶ等死荷重

ＳＥ後のデブリ死荷重※1※2

ＲＰＶ破損時における破損口径を考慮した荷重条件
ＭＡＡＰ解析におけるアブレーションを考慮した破損口径及びデブリ放出速度に基づく荷重条件
添付 10-4

113

4.

材料モデル
4.1

流体モデル
流体の影響を考慮する際，特定の粒子の運動を知るより，空間に固定されたメッシュ内での流動状態や時間変化を知る方が重要である。また，構造材との連成を考慮した場合，流体は移動境界を比較的容易に表せる ALE
要素を用いるのが適当である。以下に流体要素のプロパティ一覧を示す。

表 4-1

要素プロパティ一覧

部位

4.2

要素

爆発源

ALE 要素（Solid）

液相

ALE 要素（Solid）

気相

ALE 要素（Solid）

構造材モデル
構造材の変形を考慮する際，構造材メッシュの変形を考慮する必要がある。メッシュ自体の変形を考慮する場合，粒子の集まりが時間とともに，どのように動いていくか（メッシュ点がどのように動いていくか）に着目する Lagrange 要素を用いるのが適当である。
鉄筋コンクリートのコンクリート部分については，板厚が大きく，かつ，
モデル中に鉄筋を含める必要があるため Lagrange（Solid）要素を用いる。
鉄筋については，少ない要素数で解析精度が確保できる Lagrange（Beam）
要素を用いる。
以下に構造材要素のプロパティ一覧を示す。

添付 10-5

114

表 4-2

要素プロパティ一覧

部位

4.2.1

要素

コンクリートLagrange（Solid）要素

鉄筋

Lagrange（Beam）要素

コンクリート

表 4-3 にコンクリートの材料特性を示す。

表 4-3

コンクリートの材料特性

項目

設定

状態方程式

非線形

構成則

ＲＨＴモデル

破壊則

ＲＨＴモデル

圧縮強度22.065MPa（設計基準強度 225kg/cm２ ）密度2290.98kg/m ３

本解析ではコンクリート衝撃解析での利用を想定した状態方程式，構成則，破壊則により構成されるＲＨＴモデルを用いる。
構成則は圧力，3 軸応力状態及びひずみ速度効果が考慮されており，コンクリート構造物の構造応答解析に適している。また，本モデルは，ＪＮ
ＥＳによるコンクリート製砂防ダムを模擬した検証解析 ［ 1］ が行われている。
［1］平成 13 年度

コンクリート構造物の衝撃破壊挙動解析に係るコード整備に関する報告書，原子力発電技術機構，平成 14 年 3 月
添付 10-6

115

4.2.2

鉄筋
表 4-4 に鉄筋（SD345）の材料特性を示す。

表 4-4

鉄筋（SD345）の材料特性

項目

設定

状態方程式

線形

構成則

等方硬化則

破壊則

限界相当ひずみ則

密度
ヤング率
ポアソン比
降伏応力
限界相当塑性ひずみ

添付 10-7116

4.3

メッシュ分割
図 4-1〜図 4-5 に各部のメッシュ分割について示す。ペデスタルの構造

応答の観点から，爆発荷重に対する変形挙動を精度良く模擬できるよう，
高さ方向及び板厚方向に十分な分割数が確保できる寸法として要素幅75mm 程度で基本的な要素数を設定する。なお，ＬＳ−ＤＹＮＡコードでは三次元の構造材を模擬するため，構造材の形状に即してより詳細な要素幅も考慮している。また，構造材に圧力を伝える流体（ALE 要素）のメッシ
ュサイズは，ALE 法を用いることを考慮し，境界面における伝達ロスが生じないように構造材のメッシュサイズと同等とする。
以下に各要素のメッシュ分割図を示す。また，表 4-5 に要素分割の詳細
を示す。

図 4-1

コンクリートのメッシュ図
添付 10-8117

図 4-2

鉄筋のメッシュ図

図 4-3

爆発源のメッシュ図添付 10-9118

図 4-4

液相のメッシュ図

図 4-5

気相のメッシュ図添付 10-10119表 4-5

要素分割の詳細

部位

5.

要素

爆発源

ALE（Solid）要素

液相

ALE（Solid）要素

気相

ALE（Solid）要素

コンクリートLagrange（Solid）要素

鉄筋

Lagrange（Beam）要素

要素数

爆発源の設定方法
爆発源の初期形状は，ＪＡＳＭＩＮＥコードでの爆発源仕様に基づき半径，軸方向高さとする。

ＪＡＳＭＩＮＥコードの解析による流体の運動エネルギーは，ＬＳ−ＤＹ
ＮＡコードで直接入力することはできない。このため，今回の評価では，Ｌ
Ｓ−ＤＹＮＡコードの解析結果としての爆発源圧力及び流体運動エネルギー
が，ＪＡＳＭＩＮＥコードの解析の爆発源圧力及び流体運動エネルギーを包絡するよう調整する。
これらの設定方法を図 5-1 に示す。また，図 5-2〜図 5-4 に流体の運動エ
ネルギー，爆発源圧力，表 5-1 に爆発源の仕様を示す。

添付 10-11120ペデスタル

気相

溶融炉心放出量，物性値
ペデスタル条件（圧力，温度）

爆発源（初期状態）
気相

溶 融 炉
心 ジ ェ
ット

爆発源開放エネルギー ※爆発源圧力 ※
液相

V0

液相
爆発源
エネルギー開放流体運動エネルギー最大値
粗混合領域圧力最大値
粗混合，水蒸気爆発解析(JASMINE:円筒 2 次元体系)

エネルギ開放※LS-DYNA の爆発源圧力及び流 体運 動エネルギーがJASMINE の爆発源圧力及び流体運動エネルギーを包絡するように設定

圧力波

構造応答解析
(LS-DYNA：3 次元体系，1/2 領域)
ペデスタルの最大応力／ひずみ量／変位量

図 5-1

ＬＳ−ＤＹＮＡにおける爆発源の設定方法

添付 10-12121

図 5-2流体の運動エネルギー

図 5-3

爆発源の圧力添付 10-13122

表 5-1項目
初期半径
初期軸方向高さ
最大圧力 ※
流体の運動エネルギー ※爆発源の仕様値

設定根拠

ＪＡＳＭＩＮＥコードで模擬する爆発源仕様に基づき設定

ＪＡＳＭＩＮＥコード解析結果の流体運動エネルギーの最大値を再現す
る値を設定※ 開放エネルギーの調整結果として確認される。

添付 10-14

123

6.

解析フロー
図 6-1 にＬＳ−ＤＹＮＡの解析フローを示す。

ＪＡＳＭＩＮＥ解析結果
・爆発源の最大圧力
・流体の最大運動エネルギー

プラントデータ・ペデスタル形状
・構造材材質・材料物性値

爆発源の形状を設定

構造材及び流体メッシュの作成

ＬＳ−ＤＹＮＡ
ＬＳ−ＤＹＮＡコード入力

爆発源圧力及び開放エネルギーの調整

ＡＬＥ法を用いた流体―構造材連成解析

爆発源圧力及び流体の運動エネルギーを確認

解析結果出力・構造材のひずみ量
・構造材の変位量
・構造材の発生応力
・各セルの圧力 等

図 6-1

ＬＳ−ＤＹＮＡコード解析フロー図

添付 10-15

124

7.

入出力
ＬＳ−ＤＹＮＡコードの主要な入出力は図 6-1 に示した解析フロー図にも示されるとおりである。ＬＳ−ＤＹＮＡ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 ペデスタル構造物の幾何形状② 各構造物に対する拘束条件③ 材料の物性値④ 流体及び構造材のメッシュデータ⑤ 流体及び構造材の要素タイプ⑥ 爆発源の形状・位置（ＪＡＳＭＩＮＥコードの評価条件・結果に基づく）⑦ 爆発源の最大圧力，エネルギー（ＪＡＳＭＩＮＥコードによる評価結果に基づく）⑧ 側壁及び床スラブの力積履歴（ＪＡＳＭＩＮＥコードによる評価結果に基づく）

上記をインプットデータとして，水蒸気爆発発生時の構造材衝撃荷重応答を評価し，以下の主要なアウトプットデータを得る。
① 構造材のひずみ量② 構造材の変位量③ 構造材の発生応力④ 各セルの圧力

添付 10-16

125

別添 1

運動エネルギーから圧力として伝わるときの考え方について

ＬＳ−ＤＹＮＡコードの評価は，ＪＡＳＭＩＮＥコードの解析結果に基づき設定した水蒸気爆発時の流体の運動エネルギー及び爆発源の圧力に基づいて実施している。すなわち，ＬＳ−ＤＹＮＡコードの評価での水蒸気爆発時の流体
運動エネルギー及び爆発源の圧力がＪＡＳＭＩＮＥコードの評価における全領域の流体運動エネルギー及び爆発源の圧力と同等となるように設定している。
これは，水蒸気爆発発生時には溶融デブリからの熱エネルギーが，爆発による圧力波を介して流体側に運動エネルギーとして伝わりこれが構造材のペデスタ
ル壁に作用するためであり，この運動エネルギー及び爆発源の圧力を解析条件としてＬＳ−ＤＹＮＡコードの評価に引き渡すことにより，ペデスタルの構造
健全性を適切に評価できると考えられるためである。
上記の考え方の妥当性を確認するために，ＪＡＳＭＩＮＥコードの解析による水蒸気爆発時の壁面及び床スラブの力積履歴と，ＬＳ−ＤＹＮＡコードの解析における爆発源設定時の壁面及び床スラブの力積履歴を比較した。別添図
1-1 及び別添図 1-2 に示すとおり，ＬＳ−ＤＹＮＡコードの解析における壁面及び床スラブの力積履歴はＪＡＳＭＩＮＥコードの解析よりも大きく，解析条
件として保守的であることが確認できる。

添付 10-17126

別添図 1-11

別添図 1-2

ＳＥによる側壁力積履歴の比較

ＳＥによる床スラブ力積履歴の比較

添付 10-18

127

添付 11．ペデスタル床スラブの終局せん断強度について

水蒸気爆発時のペデスタル床スラブの終局せん断強度 Qsu については，建築
物の構造関係技術基準解説書（2007）より，下式に基づき算定した。

.

.

.

0.85

・・・（１）

ここで，:引張鉄筋比， ：コンクリートの圧縮に対する材料強度，：強度算

定断面におけるモーメント M とせん断力 Q の比（ただし，13），d：有効せい，：せん断補強筋比，：せん断補

強筋の材料強度，b：梁幅，j：応力中心間距離

各パラメータの数値は，下記の表に示す。
パラメータ項目

入力値:引張鉄筋比約 1.01％：コンクリートの圧縮に対する材料強度

約 32.8N/mm ２
約 22.1N/mm ２

コンクリートの設計基準強度
ひずみ速度依存性を考慮した圧縮強度の動的増幅

約 1.49率（DIF） ※１：せん断スパン比：せん断補強筋比

1.00

※２

−

：せん断補強筋の材料強度 ※２

−

b：梁幅

1000mmj：応力中心間距離（7/8･d）

約 1226mm※１：別紙参照※２：せん断補強筋は設置されていないので，評価上考慮していない。

（１）式の計算の結果，せん断終局強度は 3.09N/mm ２ となる。

添付 11-1128

別紙

圧縮強度増倍率（DIF）の算出について

床スラブのせん断終局度算定におけるコンクリートの圧縮に対する材料強度にひずみ速度効果を考慮するため， CEB-FIP Model Code 1990 を用いて圧縮強度の増倍率を設定した。

/

,

/

.

for

| |

30

・・・（１）

with

＝

,

1
5

9

/

：衝撃時の圧縮強度：圧縮強度＝225kg/cm２ ×0.0980665 ≒ 22.065MPa：10MPa：ひずみ速度 ※ ＝0.5 s−１：30×10−６ s −１※：ＬＳ−ＤＹＮＡコードを用いた水蒸気爆発解析における床スラブ端部のひずみ速度に基づき設定（１）式の計算の結果，圧縮強度増倍率は約 1.49 となる。

添付 11-2

129

添付 12．ＳＥ後のデブリ熱影響に対するペデスタル健全性について

1.

はじめに
東海第二発電所ではＭＣＣＩ対策の妥当性確認として，デブリによる熱影響を考慮しても，ペデスタルに要求されるＲＰＶ支持機能及びデブリ保持機能が維持されることを確認している。
また，実機において大規模なＳＥが発生する可能性は十分に小さいと考えられるが，ＢＷＲはペデスタルによりＲＰＶを支持する構造であり，ＲＰＶ
支持機能喪失が格納容器の健全性に影響を与えるおそれがあることから，ＳＥによる動的荷重に対して，ペデスタルに要求される機能が維持されることを評価している。しかし，ＳＥ発生後にペデスタル内で堆積するデブリの熱影響により，ペデスタル鉄筋コンクリートの強度劣化が生じることから，ここではＳＥによる影響及びデブリによる熱影響を考慮した場合のペデスタル
健全性について検討する。

2.
2.1

ＳＥによるペデスタルへの影響
鉄筋
鉄筋コンクリートは，コンクリートと鉄筋が一体となって外力に抵抗する構造であり，鉄筋は断面内で発生する引張応力を負担している。
ＲＣ規準 [1] における鉄筋の短期許容応力度には降伏応力が用いられているが，爆発時の鉄筋に発生する引張応力が降伏応力以下であれば，爆発荷重の除荷後の残留ひずみは生じず，鉄筋の剛性は低下しない。東海第二発電所のペデスタルに使用されている鉄筋はＳＤ345 であり降伏応力は345N/mm２ である。
図１にＳＥ時の鉄筋軸応力分布を示す。引張の軸応力が最も高くなる
添付 12 別添-1130

部位は，床スラブの中央部であり約 74.5N/mm２ であることから，ＳＥにより鉄筋の剛性は低下しない。

図１

2.2

ＳＥ時の鉄筋軸応力分布

コンクリート
鉄筋コンクリート構造の外力に抵抗するための一端を担うコンクリー
トは，断面内で発生する圧縮応力を負担している。
図 2 にＬＳ−ＤＹＮＡコードにおけるひずみ速度 1.0 でのコンクリー
トの応力−ひずみ関係を示す。ここで，ひずみ速度 1.0 はＳＥ解析におけるひずみ速度（床スラブ中央領域の要素で 50〜2 程度）に対して，本検討における影響範囲を広く評価する観点で設定した値である。ＲＣ規準では設計基準強度の 2/3 倍を短期許容応力度としており，この段階の応力においては，爆発荷重が除荷された後のコンクリートの剛性は安定している。このため，デブリ熱影響評価に影響を及ぼさないしきい値として，
ひずみ速度依存性を考慮したコンクリート圧縮強度の 2/3 倍相当のひず
添付 12 別添-2131

みである 790μを設定する。
図 3 にＳＥ時のコンクリート最小主ひずみ分布を示す。790μを超える部位は床スラブ上面より厚さ方向に約 70cm の範囲にとどまる。

図2

コンクリートの応力−ひずみ関係（ひずみ速度 1.0）

図3

ＳＥ時のコンクリート最小主ひずみ分布

添付 12 別添-3

132

3.

ＭＣＣＩ対策に係るペデスタル熱影響評価
本体資料「９．ＭＣＣＩ対策に係る各種評価について」で示した，ＲＰＶ
支持機能及びデブリ保持機能に対する評価概要は以下のとおり。

3.1

ＲＰＶ支持機能(1)

側壁の健全壁厚評価
側壁の径方向温度分布に基づくコンクリート強度劣化を考慮した場合に，健全なコンクリートとみなせる側壁の等価壁厚は約 674mm（暫定）であり，ＲＰＶ支持に必要な壁厚約 192mm（暫定）を上回ることから，Ｒ
ＰＶ支持機能は維持される。

3.2

デブリ保持機能(1)

床スラブの面外せん断評価
床スラブの高さ方向温度分布に基づくコンクリート強度劣化を考慮した場合に，健全なコンクリートとみなせる床スラブ鉄筋コンクリート層の等価板厚は約 616mm（暫定）であり，デブリ荷重によるせん断応力に対して必要な板厚約mm を上回ることから，デブリ保持機能は維持さ

れる。
(2)

床スラブの曲げ評価
床スラブの高さ方向温度分布に基づく鉄筋の強度劣化を考慮した場合に，健全な鉄筋とみなせる床スラブ本体部の鉄筋量は約 4,256mm ２（暫定）（幅 1m あたり）であり，デブリ荷重による曲げ応力に対して必要な鉄筋量約mm２（幅 1m あたり）を上回ることから，デブリ保持機能は維

持される。

4.

ＳＥ影響及びデブリ熱影響を考慮したペデスタル健全性
2.及び 3.を踏まえ，ＳＥによる影響及びデブリによる熱影響を考慮した場
添付 12 別添-4133

合のペデスタル健全性について整理する。図 4 に影響評価部位を示す。
4.1(1)

ＲＰＶ支持機能
側壁の健全壁厚評価
ＳＥによって側壁にコンクリートの剛性低下は生じないことから，ＳＥ後のデブリによる熱影響を考慮する場合も，ＭＣＣＩ対策に係るペデスタル熱影響評価に包含される。
したがって，ＳＥ後のデブリによる熱影響を考慮しても，ＲＰＶ支持
機能は維持される。

4.2(1)

デブリ保持機能
床スラブの面外せん断評価
ＳＥによって床スラブコンクリート剛性が低下する範囲は床スラブ上面より厚さ方向に約 70cm にとどまり，ＭＣＣＩ対策に係るペデスタル
熱影響評価で対象としている床スラブ下面から 80cm の鉄筋コンクリー
ト層は影響を受けない。このため，ＳＥ後のデブリによる熱影響を考慮する場合も，ＭＣＣＩ対策に係るペデスタル熱影響評価に包含される。
したがって，ＳＥ後のデブリによる熱影響を考慮しても，デブリ荷重による面外せん断応力に対してデブリ保持機能は維持される。

(2)

床スラブの曲げ評価
ＳＥによって床スラブの鉄筋の剛性低下は生じない。このため，ＳＥ後のデブリによる熱影響を考慮する場合も，ＭＣＣＩ対策に係るペデス
タル熱影響評価に包含される。
したがって，ＳＥ後のデブリによる熱影響を考慮しても，デブリ荷重に対する曲げ応力に対してデブリ保持機能は維持される。

添付 12 別添-5

134

図4

5.

影響評価部位（コンクリート最小主ひずみ分布図）

まとめ
ＳＥによるペデスタルの影響範囲を考慮しても，ＳＥ後のデブリ熱影響に対するペデスタル健全性は，ＭＣＣＩ対策に係るペデスタル熱影響評価に包含される。
したがって，ＳＥ後のデブリ熱影響に対してもペデスタルに要求される機能は維持され，ペデスタルの健全性が損なわれることはない。

参考文献[1] 日本建築学会，「鉄筋コンクリート構造計算規準・同解説」（2010）

添付 12 別添-6

135

別添

参考

1.

ＳＥ時のコンクリート引張応力に対するペデスタルへの影響

はじめに
ＲＣ規準 [1]等の鉄筋コンクリートに係る設計基準では，断面内の引張応力は鉄筋で負担し，コンクリートの引張強度には期待しないこととしている。
したがって，コンクリートの引張強度が部材の設計終局耐力に及ぼす影響はない。また，東海第二発電所のＳＥ評価においては，鉄筋コンクリートの終局限界に対する検討を行い，ペデスタルに必要な機能が維持されることを確認している。
一方で，爆発現象特有の事象として，コンクリート内を伝播する衝撃波が反射することで躯体裏面で引張応力が発生し，コンクリートに引張ひずみが生じることが考えられることから，この影響に対するペデスタルの健全性について検討する。

2.

ＳＥ時の引張ひずみに対するしきい値
コンクリートの引張ひずみのしきい値については，文献調査に基づき算出する。
引張軟化特性に係る論文 [2]では，粗骨材の粒径による引張軟化特性への影響を調査しており，非線形破壊力学手法に基づき粗骨材粒径対する限界開口
変位を導いている。図 1 に示す 2 直線引張軟化特性モデル，図 2 に粗骨材粒径と限界開口変位 W２ の関係を示す。東海第二発電所のペデスタルに使用されている粗骨材粒径はmm であることから，これに対する限界開口変位 W ２ は0.5 ㎜である。また，ＬＳ−ＤＹＮＡコードによるＳＥ評価モデルの床スラ
添付 12 別添-1

136

ブ中央部要素の代表長さ L は約mm である。ここで，限界開口変位 W２ を要素代表長さ L で除することで，引張ひずみのしきい値εを求める。すなわち，
ε= W２ ／L =0.01（10000μ）である。

3.

ＳＥ時に生じる引張ひずみに対する評価
図 3 にＳＥ時のコンクリート最大主ひずみ分布を示す。側壁及び床スラブ
において，しきい値 10000μを超える部位は生じない。したがって，ペデス
タルに要求される機能への影響はない。

図12 直線引張軟化モデル

添付 12 別添-2

137

図2

図3

粗骨材粒径と限界開口変位 W２ の関係

ＳＥ時のコンクリート最大主ひずみ分布

添付 12 別添-3

138

参考文献
[1] 日本建築学会，「鉄筋コンクリート構造計算規準・同解説」（2010）[2] 野村ら，「コンクリートの破壊エネルギーと引張軟化特性に及ぼす粗骨材
粒径の影響」コンクリート工学論文集，第 2 巻第 1 号，1991 年

添付 12 別添-4

139

補足 1．デブリ堆積に対するポロシティの影響
1.

はじめにＲＰＶ破損により落下したデブリはペデスタル内に堆積する。ペデスタル
内にはＲＰＶ破損前に 1m の水張りが実施されており，また，ＲＰＶ破損から7 分後に格納容器下部注水系（常設）を用いた格納容器下部注水を実施し，デブリの冠水を維持するマネジメントを採用している。
堆積したデブリの冠水評価において，ポロシティの影響として，堆積高さへの影響とプール水の蒸発量への影響について評価する。

2.

堆積高さへの影響
ポロシティを考慮したデブリ堆積高さ H debri は式(1)で評価する。
Hdebri＝（Vm×(1-Φ ent)＋Vs＋Vm×Φ ent÷(1-P)）÷Sf
V m：溶融物体積[(1)]V s：ペデスタル内構造物堆積[]（別添 1 参照）

Φ ent：粒子化割合[0.171※ ]P：ポロシティ[0.5]S f：床面積[]※：Ricou-Spalding 相関式に基づく評価結果

また，粒子化したデブリの間隙に冷却水が浸入するため，デブリの冠水位
維持評価の観点から粒子化したデブリの範囲を除いた水プール水深 Hpool-ent
について式(2)で評価する。
Hpool-ent ＝H pool-（V m×Φ ent÷(1-P)×P÷S f)(2)

H pool ：水プール初期水深[1m]補足 1-1140

ポロシティについて，ＰＵＬｉＭＳ実験の知見（0.29〜0.37）から保守的に 0.5 を採用した場合，式(1)からデブリ堆積高さ Hdebri は約 1.55m となる。
また，式(2)から粒子化したデブリの範囲を除いた水プール水深 H pool-ent は約0.79m となる。
有効性評価の結果から，ＲＰＶ破損によるデブリ落下から格納容器下部注
水開始までのペデスタル水プールの水位低下量は約 36cm であり，デブリの冠
水は維持される。

3.

プール水の蒸発量への影響
粒子状デブリベッドのドライアウト熱流束に関する相関式であるＬｉｐｉｎｓｋｉ−０Ｄモデルでは，ポロシティの増加によってドライアウト熱流束が上昇する結果が得られており，図１においてポロシティ 0.48 の場合，ドラ
イアウト熱流束は，約 3,300kW／m２ となる。これは，溶融燃料から水プールへの除熱量として設定している 800kW／m２ と比較して大きな値となるが，粒子化割合は約 17%と少なく，粒子化したデブリはクエンチしていることから，
ポロシティによるドライアウト熱流束の増加の影響は少なく，溶融燃料の冷却においては粒子化していないデブリから水プールへの除熱量として 800kW／m２ が支配的となることから，プール水の蒸発量に与える影響はない。

図１

粒子状ベッド高さとドライアウト熱流束の関係
補足 1-2141別添 1
デブリとして考慮するペデスタル内構造物について

デブリ堆積高さの計算においては，表 1 に示すペデスタル内構造物の総体積を保守的に切り上げ，として考慮した。構造物の一例として，ターンテー

ブルの写真を図 1 に示す。
なお，ペデスタル内構造物の総体積の算出に当たっては，以下のとおり一部
保守的な条件としている。
・一部のサポート類やケーブル類等についてはデブリ堆積高さより高いペデ
スタル壁面に設置されており，デブリになる可能性は低いが，デブリ量を多く見積もる観点からデブリとして考慮する構造物に含めている・ケーブル類等については，今後撤去予定の構造物も含めている

表1

デブリとして考慮したペデスタル内構造物
体積 m３

構造物
ターンテーブル
ＣＲＤハウジング（9本） ※ＣＲＤ機構（9本） ※ＣＲＤハウジングサポート
ターンテーブル動力機構
ドレン配管
床・機器ドレンサンプ構造
サポート類
その他（ケーブル類等）
合計※：ＭＡＡＰ解析結果におけるＲＰＶ破損口径の最大値より，デブリとなり得る最大本数として 9 本を設定（図 2）

別添 1-1142

図1

ターンテーブルの現場写真（溶融炉心の落下部及びその周囲のみが溶融しデブリに加わると考えられるため，評価においては一辺１m の正方形の範囲が溶融すると想定）

ＣＲＤ
ハウジング
ＲＰＶ破損口径
最大約 77cm

図2

ＣＲＤ配置とＲＰＶ破損口径の関係

別添 1-2143

2.

プール水深に与える影響
ドレン分離堰がペデスタル外周に一様に設置されているとした場合，機器
ドレンサンプの体積はとなり，ドレン分離堰が健全な場合にデブリの堆積高さは約 0.15m 上昇する（図 2）。
また，機器ドレン水は機器ドレンサンプ内に維持されることから，デブリ
上の水プールの水深は約 0.15m 低下し，「補足 1.デブリ堆積に対するポロシ
ティの影響」と同様に評価した結果，粒子化したデブリの範囲を除いた水プール水深は約 0.64m となる。有効性評価の結果から，ＲＰＶ破損によるデブリ落下から格納容器下部注水開始までのペデスタル水プールの水位低下量は
約 36cm であり，デブリの冠水は維持される。

図2

3.

ドレン分離堰が健全な場合の堆積形状

ＭＣＣＩによる浸食量に与える影響
ドレン分離堰が溶融した場合と健全な場合において，デブリ上のプール水，
ペデスタル側面及び床面コンクリート並びにドレン分離堰が，それぞれデブ
リと接触する面積は表 1 のとおりである。

補足 2-2145

表1

デブリとの接触面積の比較
デブリとの接触面積①ドレン分離堰が溶融した場合②ドレン分離堰が健全な場合

デブリ上のプール水
ペデスタル側面及び床面コンクリート
ドレン分離堰

ドレン分離堰が健全な場合（②）は，ドレン分離堰が溶融した場合（①）に比べてペデスタル側面及び床面コンクリートの接触面積は小さくなるものの，ドレン分離堰の接触面積も合わせると，②の接触面積が大きくなる。さらに，コンクリートへの熱流束よりもドレン分離堰（ステンレス製の板であり，機器ドレンサンプ内には水が存在）への熱流束の方が大きく，デブリの下部とドレン分離堰が接触することとなるため，②は①に比べてデブリ下部の冷却がより進むと考えられる。
なお，②は一時的な期間であり，ドレン分離堰はデブリにより溶融するため，長期的な物理挙動であるＭＣＣＩによる浸食量への影響はほとんどないと考えられる。

4.

まとめ
ドレン分離堰が健全な場合，デブリ上のプール水深は低下するもののデブ
リの冠水は維持されるとともに，ＭＣＣＩによる浸食量は低減すると考えられる。以上から，ドレン分離堰が溶融せず健全な場合においても，デブリ露
出や浸食量増加の観点での悪影響はないと考えられる。

補足 2-3146

補足 3．デブリの拡がりに関する不確かさについて

1.

はじめに
事前水張りされたペデスタルのプール水中に落下するデブリは，一部が粒子化した後に固化し，残りが溶融状態のまま床面に到達して床面上を拡がり，固化したデブリ粒子が床上の連続層の上に堆積して粒子状ベッドを形成するものと想定される（図 1）。このようなデブリの拡がりにおいて，溶融物の拡がり距離と粒子状ベッドの堆積形状に不確かさが想定される。

図1

2.

ペデスタルにおけるデブリ挙動の概念

デブリの拡がりに関する知見(1)

溶融物
PULiMS 実験では，水中での溶融物の拡がり挙動が観察されるとともに，水中での溶融物の拡がり距離を求めるスケーリング則が提案されている。
PULiMS 実験結果を元に妥当性が確認されているスケーリング則に，BWRの溶融炉心落下条件を適用して，水中での溶融物の拡がり距離を評価す補足 3-1147

ると，約 18m となる（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（以下，「解析コード資料」という。）
録４(5)b)参照）。ペデスタル半径が付であることを考慮すると，溶融炉心は床全面に拡がる可能性が高いと考えられる。これは，溶融物の拡がりに影響する因子のうち，主に溶融炉心落下流量が大きい（全炉心相当の溶融炉心が 1 分程度で落下することを想定）ことによるものと考えられる。PULiMS 実験条件と実機条件を比較した場合，以下の観点か
ら実機条件の方が拡がりが促進されることが考えられる（表 1）。
・溶融物重量の PULiMS／実機値に対して冷却材重量の PULiMS／実機値は大きく，実機条件では相対的に溶融物量が多くなる
・溶融物過熱度及び比熱は実機条件の方が高く，実機において溶融物は崩壊熱によって継続的な加熱がある
・サブクール度については実機条件の方が高いが，溶融物落下後にはサブクール度がすぐに低下することから，拡がりに対する影響は小さいと考えられる・水深／ブレイクアップ長さについては，実機において水中でより細粒化しにくい傾向であり，溶融物の着床時の温度は高い傾向となること
から，床面上での拡がりにおいても拡がり易い傾向となる。
・溶融物密度は実機条件の方が大きく，慣性による拡がり効果が大きい
・粘性係数については、実験と同程度か小さいものと考えられ，実機条
件ではより拡がり易いと考えられる。
・表面張力については不確かさが大きいパラメータであるが，表面張力が大きいほど床面上を広がりにくくなる一方で，床面到達までの細粒化に伴う冷却・固化が生じにくいため，床面での溶融物温度が高めになり拡がり易くなることから，両者の相殺により表面張力が拡がりに
補足 3-2148

与える影響は小さいと考えられる。
・輻射率については，特に実験データの不確かさ幅が大きく実験条件と実機条件の大小関係が明確ではないが，溶融物から冷却材への伝熱量と比較すると輻射の影響は相対的に小さいと考えられることから，拡がり挙動に与える影響は小さいと考えられる。
・床面熱伝達については，実機では床スラブの形状変更に合わせてペデ
スタル床表面にＳＵＳ板を設置することで実験と同じ材質となるため
床面熱伝達量は同等であり，また，実機解析から溶融物除熱は冷却材
伝熱が支配的であることから，床面熱伝達が拡がり挙動に与える影響はない。
したがって，溶融物の拡がり距離については，不確かさを考慮しても床全面に拡がるものと想定される。

補足 3-3

149

表1
分類

初期条件
溶融物冷却材中挙動

項目
溶融物
溶融物重量[kg]
溶融物融点[K]
溶融物過熱度[K]比熱[J/kg/K]
崩壊熱
冷却材重量[kg]サブクール度[K]

PULiMS 実験条件と実機条件の比較
実機条件
UO2-ZrO 2-SUS 等
約 300×103

あり
約 30×10 3

L/Lbr（水深/ブレイクア
ップ長さ ※ ）約 0.08〜約 0.23

PULiMS(E4)
Bi2O3-WO3
約 47
1,143
約 70
250〜310
なし
約 40
約 23

PULiMS/実機
約 0.16×10-3-

0.35

約 1.5〜4.4

約 1.3×10-3※Taylor 相関式

溶融物床面上挙動

溶融物密度[kg/m3]
粘性係数[Pa・s]

7,811
0.004

0.003〜0.03

表面張力[N/m]

0.2〜0.6

輻射率[-]

0.4〜1.0

床面熱伝達

(2)

SUS 材

約 0.75〜7.5

SUS 材

-

粒子状ベッドANL で実施されたセルフレベリング実験では，粒子状ベッド内の沸騰による粒子の吹き上げと再堆積によるセルフレベリング効果により，2〜3 分程度で堆積厚さが均一化されている（解析コード資料

付録４(4)

参照）。
PDS 実験では，沸騰等の冷却水の流動による粒子状ベッドの拡散挙動の観察を行っている（別添 1 参照）。均一化に係る時間は，デブリ密度，
ポロシティ，拡がり面積に加え，粒子状ベッドを流れる空気又は蒸気の気相流体速度に依存することが示されており，気相流体速度が相対的に
補足 3-4150

小さい PDS-E 実験では粒子状ベッドの均一化に要する時間が数分〜数十分であるが，気相流体速度がより大きい PDS-C 実験では数秒〜数十秒と早く均一化が進むことが確認されている。実機においては，デブリが落下した直後は高温のデブリから急激に伝熱が進むことから発生蒸気速度は十分速いものと考えられるため，落下直後に十分な均一化が進むと考えられる。
したがって，粒子状デブリベッドの堆積形状については，崩壊熱を発生するデブリ粒子では，粒子状ベッド内の継続的沸騰による粒子の攪拌によるセルフレベリング効果により，時間と共に堆積厚さが均一化することが想定される。

3.

デブリの拡がりに関する不確かさ評価
これまでの知見によれば，溶融物は床全面に拡がると想定され，粒子状ベッドについても短期間で均一化される。よって，デブリの拡がりに関する不確かさはないものと考えられるが，デブリの堆積高さに対して厳しい評価を実施する観点から，PULiMS 実験において確認されたデブリ堆積高さと拡がり
距離のアスペクト比を適用し，均一化した場合と比較して堆積高さが高くなる場合の評価を行う。PULiMS 実験は溶融物を水中に落下した実験であり，溶融物と粒子状デブリベッドを含めたデブリ全体としての堆積高さに関する知見として適用できるものである。

(1)

アスペクト比PULiMS 実験のうち，溶融物量が比較的大きい E4 実験において，平均堆積高さ 41mm に対して，拡がり距離は 740mm×560mm となっている（図2,表 2）。アスペクト比としては 1:18〜1:14 となっており，おおよそ 1:16
補足 3-5151

程度の拡がり挙動を示している。従って，アスペクト比として 1:16 を適用し評価を行う。

表2

PULiMS 実験条件と結果

41mm(平均高さ)
560mm

740mm

図2

PULiMS 実験結果（E4）補足 3-6152

(2)堆積高さ評価
アスペクト比を考慮した場合，デブリの堆積形状は図 3 のように円柱上に円錐が堆積した形状となる。円錐部分については，堆積高さが最大となるのは床全面に拡がった場合であり，ペデスタル直径にアスペクト比を考慮すると，堆積高さは約 0.4m となる。円柱部分については，
円錐部分の体積を除いたデブリ全量が円柱状に堆積するため，堆積高さは約 1.2m となる。以上から，デブリの堆積高さは円錐部分の体積高さと円柱部分の体積高さの合計となることから，約 1.60m となる。

円錐部分
円柱部分

図3

(2)

デブリ堆積形状（アスペクト比考慮）

デブリの冠水維持に対する評価

粒子化割合 0.171 のデブリ量に対してポロシティ 0.5 で全ての間隙に浸水していると仮定した場合，円錐部分の頂部から水面までの水深は約 54cm である。また，円錐状に堆積することで水プールとの接触面積が増え，蒸発量が増加するが，一様に堆積した場合の水プールとの接触面積からの増加割合は1％未満であり，蒸発量に対して有意な影響を与えない。有効性評価（別添 2参照）に基づく，RPV 破損によるデブリ落下から格納容器下部注水までの期
補足 3-7153

間における水位低下量は約 36cm であり，蒸発量の増加として保守的に 1％を見込んだ場合でも水位低下量は約 37cm となるため，デブリの冠水は維持される。

補足 3-8154

別添 1
PDS 実験について1.

はじめに
スウェーデン王立工科大学（KTH）で実施された PDS 実験は，沸騰等の冷却
水の流動による細粒状デブリベッドの拡散挙動について観察を行っている。

2.

実験条件
実験装置概要図を図 1 に示す。水槽の壁面に沿って粒子状デブリを堆積させ，下部に設置した注入用チャンバーから水蒸気又は空気を注入し，粒子状
デブリベッドの拡散挙動を観察する。

a)装置概要b)PDS-C 試験
図1c)PDS-E7〜23 試験

実験装置概要図

また，PDS 実験では種々のパラメータを感度として複数の実験が実施されている。各実験において感度として設定したパラメータを表 2 に示す。
表2

PDS 実験におけるパラメータ設定

別添 1-1

155

3.

実験結果
(1)

PDS-E 実験
実験マトリックスを表 3，実験結果を図 2 及び図 3 に示す。PDS-E 実験における気相流体速度は最大でも 0.122m/s 程度であり，粒子状デブリベ
ッドの拡がりに数分〜数十分の時間を要している。

図2

PDS-E 実験結果

図3

PDS-E7 実験結果

別添 1-2

156

表3

(2)

PDS-E 実験マトリックス

PDS-C 実験
実験マトリックスを表 4 に示す。PDS-C 実験の気相流体速度は 0.34〜
2.09m/s と大きく，粒子状デブリベッドの拡がりに要する時間は数秒〜数百秒オーダであり，極めて短時間で均一化される結果となっている。

別添 1-3

157

表4

(3)

PDS-C 実験マトリックス

結論
気相流体速度が相対的に小さい PDS-E 実験では，粒子状デブリベッドの均一化に要する時間が数分〜数十分に及ぶが，気相流体速度が大きい
PDS-C 実験では数秒〜数百秒と早く均一化が進む頃が確認されている。
実機においては，溶融炉心が落下した直後は，高温の溶融炉心から冷却材に急激に伝熱が進むことから発生蒸気速度は十分に大きいものと考えられるため，落下直後に十分な均一化が進むと期待できる。

参考文献[1] A.Konovalenko et al., Experimental and Analytical Study of Particulate
Debris Bed Self-Leveling, NUTHOS-9, Kaohsiung, Taiwan, September 9-13,
2012.
[2] P.Kudinov et al., Investigation of Debris Bed Formation, Spreading andCoolability, NKS-287, Royal Institute of Technology, KTH, Sweden,
August 2013.

別添 1-4158

別添 2
主要解析条件（RPV 破損後のデブリ冠水維持に関連するもの）
項目
解析コード

主要解析条件

条件設定の考え方

初期条件
事故条件 機器条件

ＭＡＡＰ−

原子炉停止後の崩壊熱

ANSI／ANS-5.1-1979
燃焼度 33GWd／t

崩壊熱が大きい方が原子炉水位低下及び格納容器圧力上昇の観点で厳しい設定となるため，崩壊熱が大きくなる燃焼度の高い条件として，1 サイ
クルの運転期間（13 ヶ月）に調整運転期間（約 1 ヶ月）を考慮した運転期間に対応する燃焼度を設定

格納容器圧力5kPa[gage]

格納容器圧力の観点で厳しい高めの設定として，通常運転時の圧力を包含する値を設定ドライウェル雰囲気温度

57℃

ドライウェル内ガス冷却装置の設計温度を設定

外部水源の温度35℃

格納容器スプレイによる圧力抑制効果の観点で厳しい高めの水温として，年間の気象条件変化を包含する高めの水温を設定

サプレッション・プール水温度

32℃

サプレッション・プールでの圧力抑制効果が厳しくなる高めの水温として，保安規定の運転上の制限における上限値を設定

溶融炉心からプール水への熱流束

800kW／m２ 相当（圧力依存あり） 過去の知見に基づき事前水張りの効果を考慮して設定

起因事象

給水流量の全喪失

原子炉水位低下の観点で厳しい事象を設定

格納容器下部注水系（常設）

RPV 破損から７分後に 80m ３ ／h
で注水開始
デブリクエンチ後は崩壊熱相当の注水に変更溶融炉心の冷却及び冠水維持に必要な注水量として設定

別添 2-1159