直上流とスペーサ中間である。
検証で用いる被覆管温度測定試験では，流量，出力を変化させて沸騰遷移前後の被覆管温度を測定している。

(2) 妥当性確認結果
試験と解析の比較結果について，沸騰遷移後の熱伝達相関式に修正
Dougall-Rohsenow 式を用いた燃料被覆管温度の最大値の比較を添付図 3-2 に示す。

なお，いずれの比較点についても，燃料被覆管温度が急激に上昇し，測定値は燃料被覆管温度が低下に転じたのちにリウェットする挙動となっており，解析値は測定値と同様，又は上昇が緩やかになったところでリウェット
していることから，燃料被覆管温度の最大値の比較結果は修正 DougallRohsenow 式の特性が影響していると考えられる。解析値と測定値の比較は，上流側で燃料被覆管温度は高く評価されて保守的な解析結果を与えていることに対し，クォリティが 90%程度となる下流側ではその保守性は小さくなることを示している。
これは，沸騰遷移後において蒸気中の液滴が燃料被覆管表面に付着して蒸発すると伝熱が良好になるが，修正 Dougall-Rohsenow 式は液滴蒸発の影響を無視しており，燃料被覆管温度を高めに評価する傾向(2)(3)が影響しているもの
4-95

と考えられ，蒸気中の液滴の割合が大きいほど燃料被覆管温度を高めに評価する傾向があると考えられる。
したがって，クォリティが大きくなると修正 Dougall-Rohsenow 式の評価の保守性は小さくなる傾向であると考えられるが，上流側位置の燃料被覆管温度 700～800℃程度の範囲においては，修正 Dougall-Rohsenow 式は保守的な解析結果を与えていて，燃料棒表面熱伝達を低く予測して燃料被覆管温度を高めに評価すると考えられる。

3. 高温範囲における修正 Dougall-Rohsenow 式の適用性
上記 2.(2)によって，修正 Dougall-Rohsenow 式はクォリティが大きくなると保守性が小さくなる傾向であると考えられるが，燃料被覆管温度 700～
800℃程度の範囲においても燃料被覆管温度を高めに評価することを確認した。
また，燃料被覆管温度を高めに評価する保守性は，4.3 節に示した燃料被覆
管温度 500℃程度までの試験と解析の比較結果と大きく変わらないと考えられる。
代表的なＡＢＷＲ及びＢＷＲ５において，主蒸気隔離弁の誤閉止＋原子炉
停止機能喪失の事象の有効性評価解析による燃料被覆管温度の最大値は 800℃を上回る。一方，燃料被覆管温度が最大となる時間帯における高さ位置のクォリティは，上記 2.(2)で述べた燃料被覆管温度の評価の保守性が小さくなったクォリティには至らない。
なお，燃料被覆管温度が 800℃を大きく超えると蒸気流の過熱度が増加し，
燃 料 棒表 面熱 流束 の低 下 が影 響を 及ぼ すよ う にな ると 考え られ る 。修 正
Dougall-Rohsenow 式では蒸気膜温度（燃料被覆管表面温度と飽和温度の平均温度）を用いており，また，伝熱面と蒸気流の温度差の評価には，蒸気流の4-96

温度に過熱蒸気温度ではなく飽和温度を用いているため，過熱蒸気が発生した場合，同式を用いた熱流束の予測精度が低下する可能性がある。そこで，
過熱蒸気の影響を厳しい側に考慮した蒸気単相状態を想定（注 1）して DittusBoelter の式(4)と比較した。蒸気単相状態において Dittus-Boelter の式は熱伝達を低く評価する(5)(6)。また，Dittus-Boelter の式はプラントル数が 0.7 以上の単相状態について適用可能とされており，圧力７MPa[abs]及び 800℃の蒸気単相流にも適用可能と考えられる。比較の結果，燃料被覆管温度が最大となる領域を含む第３－第４スペーサ付近において，修正 Dougall-Rohsenow 式は燃料被覆管温度を Dittus-Boelter の式より高めに評価することを確認した。
したがって，燃料被覆管温度 800℃を上回り評価の保守性は小さくなる傾向であると考えられるものの，保守性が小さくなることを確認したクォリティに至っていないこと，並びに 1,000℃を超える燃料被覆管温度及び過熱蒸気を考慮した蒸気単相状態の過度に厳しい条件においても Dittus-Boelter の式より，主蒸気隔離弁の誤閉止＋原子炉停止機能喪失の事象の有効性評価解析に
お け る燃 料被 覆管 温度 を 高め に評 価す るこ と を確 認し たこ とか ら ，修 正
Dougall-Rohsenow 式は適用できると考えられる。

（注 1）
第４スペーサ位置についてはクォリティが比較的低いことから，蒸気相はほぼ飽和と考えられる。ここでの修正 Dougall-Rohsenow 式による評価結果
は，燃料被覆管温度 1,200℃までのどのような温度条件であっても，蒸気流のみを考慮した Dittus-Boelter の式を適用することで得られる保守的な評価結果よりも小さく，より保守的な評価結果となることを確認した。
第３スペーサ位置以降（上部）について，比較対象となる Dittus-Boelterの式で得られる熱流束をより厳しい側に評価することを目的として，以下の4-97

ように過度に厳しい熱水力条件を設定して評価し，第３スペーサ位置について燃料被覆管温度 1,000℃までのどのような温度条件であっても修正 DougallRohsenow 式は保守的な評価結果を与えることを確認した。
・第３－第４スペーサ間に厳しいクォリティ，流量，液滴蒸発条件を与え，燃料集合体の低い位置で蒸気単相となるように想定
・高温燃料棒４本に囲まれたサブチャンネル流路を想定し，その燃料被覆
管温度には，集合体出口までスペーサごとに有効性評価で評価された燃料被覆管温度を包絡する温度（最大 1,000℃）を設定して過熱蒸気温度を評価
・隣接するサブチャンネルからの蒸気及び液滴の流入を考慮せず，評価対象のサブチャンネルの燃料被覆管からの熱は全て蒸気の加熱に使用
また，ＳＣＡＴコードの特徴として，燃料被覆管温度 800℃程度を超える状態で有意となり，1,000℃を超えると重要な熱伝達機構となる輻射熱伝達を無視していることも，保守的評価を与える一因となると考えられる。

4. 高温範囲における隣接燃料棒の影響
3.3.1 項に示したように，修正 Dougall-Rohsenow 式では，物性値に用いる
過熱蒸気の温度に蒸気膜温度（燃料被覆管表面温度と飽和温度の平均温度）を用いている。そのため，燃料被覆管温度が高温となり，隣接燃料棒との間に飽和温度の蒸気が介在しない場合，修正 Dougall-Rohsenow 式による予測精度は悪化する可能性がある。
燃料被覆管温度 700～800℃程度の試験結果である上記 2. ５×５高温ポストＢＴ試験において，添付図 3-1 の試験体の平面模式図から，ホットピンが２本直線状に配置されており，ホットピンに隣接して同様なホットピンが配置された体系とみなせる。この体系において試験と解析の比較結果とでは，修正
4-98Dougall-Rohsenow 式は保守的な解析結果を与えており，隣接燃料棒の影響は
修正 Dougall-Rohsenow 式の保守性に含まれると考えられる。これは，燃料被覆管温度 700～800℃程度の範囲においても，当該位置における隣接燃料棒との間には飽和蒸気が介在することによるものと考えられる。また，800℃を上回る範囲においても，上記 3.のように修正 Dougall-Rohsenow 式は適用できると考えられ，隣接燃料棒の影響は修正 Dougall-Rohsenow 式に含まれる傾向と考えられる。そのため，主蒸気隔離弁の誤閉止＋原子炉停止機能喪失の事象の有効性評価解析において，修正 Dougall-Rohsenow 式は適用できると考えられる。

5. 過熱蒸気の扱いに対する影響
修正 Dougall-Rohsenow 式では，3.3.1 項に示したように，物性値に用いる
過熱蒸気の温度に蒸気膜温度（燃料被覆管表面温度と飽和温度の平均温度）を用いており，また，伝熱面と蒸気流の温度差の評価には，蒸気流の温度に
過熱蒸気温度ではなく飽和温度を用いていることから，高温範囲における過熱蒸気の影響を確認する必要がある。
過熱蒸気を考慮した熱伝達相関式に Groeneveld 5.9 式(3)(7)があり，物性値に用いる過熱蒸気の温度は燃料被覆管表面温度としている。同式は単管及び二重管の試験データに基づいて開発され，米国で実績がある。
燃料被覆管温度 500℃以上における両式による熱伝達率の低下幅は，燃料被覆管温度 500℃の熱伝達率に対して Groeneveld 5.9 式の方が５％以上低く予測する。そのため，Groeneveld 5.9 式の方が燃料被覆管温度を高く評価する。
一方，添付図 3-2 のように，700～800℃程度の試験結果において修正
Dougall-Rohsenow 式は保守的な解析結果を与えている。これは，高温範囲に4-99

おいて過熱蒸気の影響は考えられるものの，修正 Dougall-Rohsenow 式による燃料被覆管温度の評価に及ぼす影響は大きくなく，保守性は維持されて燃料被覆管温度を高く評価する傾向を示していると考えられる。
さらに，1,000℃を超える燃料被覆管温度においても，上記 3.で示したように，このような温度領域が第３スペーサより上流側から燃料集合体出口まで一様に続く厳しい側の条件を設定し，その上で過熱蒸気の温度を厳しい側に評価する手法を用いて検討した結果，このような温度領域に至った時に重要な熱伝達機構となる輻射熱伝達をＳＣＡＴコードが無視していることと相まって，燃料被覆管温度をおおむね保守的に評価できることが確認されている。

6. まとめ
燃料被覆管温度 700～800℃程度の範囲において，試験との比較結果から修正 Dougall-Rohsenow 式は燃料被覆管温度を高く評価することを確認し，また，主蒸気隔離弁の誤閉止＋原子炉停止機能喪失の事象にて燃料被覆管温度が 800℃を上回る範囲においても適用可能と考えられる。
以上より，修正 Dougall-Rohsenow 式は主蒸気隔離弁の誤閉止＋原子炉停止
機能喪失の事象のような燃料被覆管温度の解析結果が高温となる範囲でも適用することは妥当であると考えられる。

4-100

7. 参考文献(1) 工藤，秋葉他，「過渡的な沸騰遷移後の燃料被覆管温度挙動の実験的研究(2) －5×5 管群体系における高温時のポスト BT 特性－」，日本原子力学会 2009 年秋の大会予稿集，C36，2009 年(2) 井口 他，「BWR 定常ポスト CHF 試験結果－限界熱流束及びポスト CHF 熱伝達率－」，JAERI-Research 2001-060，2002 年２月，(社)日(3) 「BWR における過渡的な沸騰遷移後の燃料健全性評価基準:2003」
本原子力学会，AESJ-SC-P002:2003，2003 年６月(4) Dittus, F. W. and Boelter, L. M. K., "Heat Transfer in Automobile
Radiators of the Tubular Type", University of California Publ. Eng.
Vol.2, October 1930.
(5) ｢沸騰水型原子力発電所

非常用炉心冷却系（ＥＣＣＳ）の新性能評価手法について｣，株式会社日立製作所，ＨＬＲ－032 訂３，平成 10 年５月(6) ｢ 沸 騰 水 型 原 子力 発 電 所

非常用炉心冷却系解析モデル（ＳＡＦＥ

Ｒ）｣，株式会社東芝，ＴＬＲ－044 改訂４，平成 10 年５月(7) D. C. Groeneveld, "Post-Dryout Heat Transfer at Reactor Operating
Conditions", Proc. Topl. Mtg. Water-Reactor Safety, CONF-730304,
U.S. Atomic Energy Commission (1973).

4-101

添付表 3-1

模擬燃料集合体の仕様

項目

仕様

燃料タイプ
燃料棒本数（ヒータロッド）
加熱長
燃料棒外径
燃料棒ピッチ

５×５燃料
25
約 3,710mm

スペーサ個数８（丸セル型）

添付表 3-2

試験条件

項目

初期条件

流量減少事象圧力
質量流束
入口サブクール
出力4-102

約７MPa[abs]約 5×106kg/m2/h
約 60kJ/kg
約 2.5MW

上 部

スペーサ

軸方向熱電対位置

①
②
③

発熱長

④
⑤
⑥

高出力ロッド
低出力ロッド下 部

熱電対位置［試験体側面模式図］［試験体平面模式図］

添付図 3-1

試験体の例

4-103

添付図 3-2

燃料被覆管温度の最大値の比較

4-104

添付４

リウェットモデルの適用性

1. はじめに
3.3.1 項に示したように，沸騰遷移後の燃料被覆管温度挙動を評価するモデ
ルのうち，沸騰遷移評価モデルはＳＬＭＣＰＲを下回った時点で沸騰遷移の発生とみなし，また被覆管表面熱伝達モデルでは燃料被覆管温度を高めに評価する修正 Dougall-Rohsenow 式を適用することで，保守的な設定としている。このような設定も含め，解析手法の保守性によって燃料被覆管温度を高めに評価している。
一方，4.3 節に示したように，燃料被覆管温度 500℃程度までの試験結果を用いて，相関式２によるリウェット時刻の予測の妥当性を確認している。
本添付では，相関式２によるリウェット時刻の予測において，4.3 節の妥当性確認に加えて原子炉停止機能喪失事象のような燃料被覆管温度の解析結果
が高温となる範囲での適用性について述べる。

2. 相関式２適用性の考え方
相関式２によって予測するリウェット時刻は燃料被覆管温度に依存する。
リウェット時刻を早めに予測すると，温度上昇の過程でリウェットする場
合，燃料被覆管温度を低く評価する可能性がある。
原子炉停止機能喪失の有効性評価解析では，燃料被覆管温度を高めに評価することから，相関式２はリウェット時刻を遅く予測する傾向となる。そのため，温度上昇の過程でリウェット時刻が遅ければ燃料被覆管温度を高めに評価する傾向となる。
したがって，有効性評価の解析手法によって，燃料被覆管温度の解析結果
が高温となる範囲でも相関式２の保守性は維持されると考えられる。
4-105

3. リウェット時刻の感度解析
燃料被覆管温度が高温の範囲でも相関式２の保守性は維持されると考えられるが，相関式２によるリウェット時刻の予測が及ぼす影響を確認しておくことは重要と考えられる。
そこで，主蒸気隔離弁の誤閉止＋原子炉停止機能喪失の事象における燃料
被覆管温度の時間変化について，相関式２を用いた解析例を添付図 4-1 に，リウェット時刻を遅らせた解析例を添付図 4-2 に示す。
沸騰遷移発生直後，熱伝達係数が低下して燃料被覆管温度が急激に上昇する。その後，原子炉出力の低下に合わせて燃料被覆管温度の上昇は徐々に緩やかになり，更に原子炉出力が低下すると緩やかな上昇から減少に転じる。
このように，燃料被覆管温度がいずれ減少に転じることから，燃料被覆管温度が緩やかな上昇を示した以降の状態において，相関式２によるリウェット
時刻の予測精度が燃料被覆管温度へ及ぼす影響は大きくないことを確認できる。
主蒸気隔離弁の誤閉止＋原子炉停止機能喪失の事象における原子炉出力
は，再循環ポンプトリップや，復水器水位低下による給水流量喪失に伴う炉心ボイド率の増加によって低下する。そのため，燃料被覆管温度の上昇は抑制されていずれ減少に転じる。

4. スペーサ間のノードのリウェット特性について
９×９燃料（Ａ型）等においては，主蒸気隔離弁の誤閉止+原子炉停止機能喪失の事象の時のように，熱流束が高いまま炉心入口流量が定格条件の約 30%程度の低流量条件に至った炉心状態では，液膜ドライアウトに基づく沸騰遷移が生じる。このとき沸騰遷移は，軸方向（上下）に隣り合った二つのスペ
4-106

ーサ間で，燃料棒を冷却する液膜の流量が最小となる下流側のスペーサ（以下「スペーサＡ」という。）の直上流位置（直下）で初生する。流量の低下及び／又は熱流束の増加により除熱性能が更に低下して出力－冷却間の不整合が拡大すると，液膜は上流側スペーサ（以下「スペーサＢ」という。）に向けて後退する。一方，事象の収束等により出力－冷却間の不整合が回復すると，液膜の後退が止まり，次いで再進展してスペーサＡの直上流位置まで戻る。液膜が再進展する過程で液膜の先端部が到達するとリウェットが生じる
ため，リウェット部が下流側に進展しスペーサＡの直上流位置まで戻ることになる。
このように，スペーサＡ，Ｂの間で液膜の後退及び再進展が生じることから，ドライアウト持続時間はスペーサＡの直上流位置で最も長くなり，最も液膜が後退した位置（以下，この位置までのスペーサＡからの距離を「最大液膜後退距離」という。
）に近づくほど短くなる。
一方，相関式２は，スペーサ直上流位置から最大液膜後退距離及び液膜再進展速度をモデル化してリウェット時刻を評価することでドライアウト持続時間を予測する。本資料の本文「4.3 ＮＵＰＥＣ ＢＷＲ燃料集合体熱水力試
験」に示されるように，試験値を厳しい側に解析することが確認されている。
ただし，スペーサ間の位置（ノード位置）におけるドライアウト持続時間
は，スペーサ直上流位置におけるドライアウト持続時間より短いことが現象論的に明らかであるものの，必ずしも定量的に十分な実験データが揃っているものではない。このため，スペーサ間の任意の位置において，あたかもその位置がスペーサ直上流位置であるとして相関式２をそのまま適用して仮想的な液膜の最大後退距離を評価することで，より長いドライアウト持続時間が得られるようにした厳しい側の解析を実施している。
4-107

したがって，スペーサ間のノード位置における相関式２によるリウェット
時刻を用いたときのドライアウト持続時間予測値は，実際よりも一層保守的なものとなり，その保守性の度合いはスペーサＡから当該位置までの距離が増加し，スペーサＢに近づくほど大きくなる。
なお，相関式２を用いたＰＣＴ解析は本資料の「添付３ 沸騰遷移後の被覆
管表面熱伝達モデルの適用性」に示されるように燃料被覆管温度が 800 C に及ぶ実験に対してもおおむね保守的であることが確認されているが，主蒸気隔離弁の誤閉止+原子炉停止機能喪失の事象においては前項「3. リウェット時
刻の感度解析」における評価に従い，リウェットなしの極端な計算を実施することで，相関式２によるドライアウト持続時間の予測の不確かさの影響を排除した評価も実施しているため，スペーサ直上流位置だけでなく，スペー
サ間のノード位置においても，ＰＣＴの上限値を押さえた評価がなされている。

5. まとめ
解析手法の保守性によって燃料被覆管温度を高めに評価するため，相関式
２はリウェット時刻を遅く予測する傾向となる。
また，リウェット時刻を遅らせた感度解析から，燃料被覆管温度が緩やかな上昇を示した以降の状態において，相関式２によるリウェット時刻の予測精度が及ぼす影響は大きくないことを確認した。
以上より，相関式２は原子炉停止機能喪失事象のような燃料被覆管温度の解析結果が高温となる範囲でも適用することは妥当であると考えられる。

4-108

添付図 4-1

添付図 4-2

燃料被覆管温度の変化例

リウェット時刻を遅らせた場合の燃料被覆管温度の変化例

4-109

添付５

９×９燃料（Ａ型）部分長燃料棒を考慮した評価の適用性

1. はじめに
3.3.1 項に示したように，沸騰遷移後の燃料被覆管温度挙動を評価するモデ
ルのうち，沸騰遷移評価モデルはＳＬＭＣＰＲを下回った時点で沸騰遷移の発生とみなし，また被覆管表面熱伝達モデルでは燃料被覆管温度を高めに評価する修正 Dougall-Rohsenow 式を適用することで，保守的な設定としている。このような設定も含め，解析手法の保守性によって燃料被覆管温度を高めに評価している。
一方，4.3 節に示したように，９×９燃料（Ａ型）模擬燃料集合体を用いた燃料被覆管温度 500℃程度までの試験結果を用いて，修正 Dougall-Rohsenow
式による燃料被覆管温度の評価及び相関式２によるリウェット時刻の予測の妥当性を確認している。
また，添付３及び添付４では，原子炉停止機能喪失事象のような燃料被覆
管温度の解析結果が高温となる範囲における沸騰遷移後の被覆管表面熱伝達モデル及びリウェットモデルの適用性を示している。
本添付では，修正 Dougall-Rohsenow 式による燃料被覆管温度の評価及び相関式２によるリウェット時刻の予測において，９×９燃料（Ａ型）の部分長
燃料棒（以下「ＰＬＲ」という。）の影響を考慮した試験との比較により，ＰＬＲが与える影響を確認し，原子炉停止機能喪失事象のような燃料被覆管温度の解析結果が高温となる範囲での適用性について述べる。

2. ＰＬＲの影響を考慮したポストＢＴ試験を用いた適用性の確認(1) 試験の概要と試験結果(1)
９×９燃料（Ａ型）を模擬した４×４バンドル試験を対象として，ＰＬＲ
4-110

の影響を考慮した沸騰遷移後の特性に関する試験が実施されている。
添付図 5-1 に試験体の概略図と試験結果の例を示す。試験結果の全般的な傾向として，沸騰遷移開始時刻と沸騰遷移後の燃料被覆管温度の最大値に関しては，ＰＬＲからの遠近の影響は小さいものの，リウェット時刻に関しては影響があることを示唆しており，これはＰＬＲによる局所的な気相流速の変化が影響しているものと考えられる。

(2) 解析結果
試験と解析の比較結果について，添付図 5-2 に燃料被覆管温度の最大値の比
較を，添付図 5-3 にドライアウト持続時間の比較を示す。修正 DougallRohsenow 式及び相関式２の組合せは総じて保守的な解析結果を与えていて，
ＰＬＲからの遠近によらず燃料棒表面熱伝達を低く予測して燃料被覆管温度を高く評価するといえる。
ＰＬＲによる局所的な気相流速の変化は，温度によらず同様に生じると考えられることから，高温範囲においても，修正 Dougall-Rohsenow 式及び相関
式２を適用することで，燃料被覆管温度は高めに評価されると考えられる。
また，ＰＬＲの存在により相関式２によるリウェット時刻の予測精度に影響があったとしても，添付４に示すように，燃料被覆管温度が緩やかな上昇を示した以降の状態において，リウェット時刻の予測精度が燃料被覆管温度に与える影響は大きくない。

3. まとめＰＬＲの影響を考慮した試験との比較結果から，修正 Dougall-Rohsenow 式
及び相関式２の組合せは保守的な解析結果を与えることを確認し，また，高温範囲においても適用可能と考えられる。
4-111

以上より，修正 Dougall-Rohsenow 式による燃料被覆管温度の評価及び相関式２によるリウェット時刻の予測は，９×９燃料（Ａ型）のＰＬＲ有無に関わらず，主蒸気隔離弁の誤閉止＋原子炉停止機能喪失の事象のような燃料被覆管温度の解析結果が高温となる範囲でも適用することは妥当であると考えられる。

4. 参考文献(1) 共同研究報告書「高性能９×９燃料（Ａ型）のポストＢＴ特性に関する研究 平成 17 年度報告書（最終報告書）」，東京電力株式会社他，2006 年
３月

4-112

添付図 5-1

試験体の概略図及び試験結果の例(1)4-113添付図 5-2

燃料被覆管温度の最大値の比較(1)4-114添付図 5-3

ドライアウト持続時間の比較(1)

4-115

添付６

有効性評価における９×９燃料（Ａ型）の代表性

1. はじめに有効性評価は９×９燃料（Ａ型）（以下「Ａ型燃料」という。）を代表燃料として評価しており，原子炉停止機能喪失事象に対するＲＥＤＹ／ＳＣＡＴ
コードの適用性は，主としてＡ型燃料を対象に確認されている。一方，実炉には９×９燃料（Ｂ型）（以下「Ｂ型燃料」という。）も装荷されていることから，ＲＥＤＹ／ＳＣＡＴコードにＢ型燃料が適用できることを確認することが重要である。本添付では，ＲＥＤＹ／ＳＣＡＴコードに入力される燃料
データを整理した上で，対応する解析モデルがＢ型燃料で評価できることを示す。またＢ型燃料のデータを入力した解析を行い，その影響を確認することで，Ａ型燃料で代表できることを示す。

2．解析手法対象とする燃料をＢ型燃料とし，Ａ型燃料で代表した申請解析と同様にＲ
ＥＤＹ／ＳＣＡＴコードで解析評価を行う。ＲＥＤＹコードに入力する核特性や炉心の燃料データ，またＳＣＡＴコードに入力する燃料集合体の燃料データ，沸騰遷移相関式等にＢ型燃料のデータを反映し，判断基準パラメータである原子炉冷却材圧力バウンダリ圧力，燃料被覆管温度，格納容器圧力，
サプレッション・プール水温度を評価する。

3．燃料に関連する解析入力と解析モデルの整理
燃料に関連する解析入力とそれに対応する解析モデルを添付表 6-1 に示す。
Ａ型と比べたＢ型燃料の特徴として，燃料棒の径が小さい，標準長燃料棒のみで構成される，ウォータチャンネルを採用している，スペーサ形状が異な
4-116

るといった点が挙げられる。しかし，ＲＥＤＹ／ＳＣＡＴコードを使用する
上でこれらの相違は問題とならず，Ｂ型燃料についても解析モデルは適用可能である。以下に各解析入力とモデルに対するＢ型燃料の適用性を示す。

3.1 核特性
ＲＥＤＹコードへは，ボイド係数やドップラ係数，ボロン反応度，遅発中性子割合等のパラメータを入力する。ＲＥＤＹコードは一点近似モデルを採用していることから，Ｂ型燃料に基づくデータを入力することで適切に評価できる。

3.2 バンドル形状，ウォータロッド／ウォータチャンネル
ＳＣＡＴコードでは，軸方向一次元の流れを断面で平均化し等価直径及び流路面積として取り扱っている。したがって，Ｂ型燃料の形状データに基づき入力を作成することで適切に評価できる。水力等価直径は熱伝達係数の相関式に，熱的等価直径は沸騰遷移相関式やリウェット相関式に用いる。また，沸騰遷移後の熱伝達相関式やリウェット相関式は，Ａ型とＢ型燃料の試
験結果に基づくものであり，Ｂ型燃料にも適用可能である(1)。

3.3 燃料特性
ＲＥＤＹ／ＳＣＡＴコードでは，ペレット及び被覆管の比熱や密度，ギャップ部の熱伝達係数を入力し，燃料棒の径方向の熱伝達を計算する。この計算はＡ型とＢ型の違いが無く，Ｂ型燃料に基づくデータを入力することで適切に評価できる。

4-117

3.4 熱水力特性
ＲＥＤＹコードへは，ボイドマップ（出口クォリティとボイド率の関係）や圧損係数の形で入力する。これら入力をＢ型燃料の形状データに基づき作成することで適切に評価できる。ＳＣＡＴコードにおける，ボイドモデル，
サブクールボイドモデル，圧力損失モデルについては，Ａ型燃料と同じモデルを適用する。

3.5 沸騰遷移後の熱伝達相関式及びリウェット相関式の予測特性
4.3 節と同様に，Ｂ型燃料を対象にＮＵＰＥＣにおいて過渡沸騰遷移試験が実施されている (2)(3) 。沸騰遷移後の熱伝達相関式に修正 Dougall-Rohsenow
式，リウェット相関式に相関式２を用いた場合の解析値と測定値との比較結果ではドライアウト持続時間は一部非保守的な予測結果が見られるが，燃料被覆管温度は総じて保守的な解析結果を与えていることが確認されている(1)。
この相関式２によるリウェット時刻の予測の非保守性は，試験の初期出力が過度に厳しいデータや試験の出力挙動（出力持続時間）が過度に長いデー
タにおいて確認されており，Ａ型とＢ型燃料の試験条件の相違が主な原因と考えられる(1)(4)。
よって，Ａ型とＢ型燃料の形状の相違による影響はあると考えられるが，燃料被覆管温度 500℃程度までの試験結果を用いて，修正 Dougall-Rohsenow 式
及び相関式２の組合せは燃料被覆管温度を高めに評価することを確認しており，Ｂ型燃料に基づくデータを入力することで同様に評価できる。

3.6 燃料被覆管温度の高温範囲におけるＢ型燃料評価の適用性
原子炉停止機能喪失事象のような燃料被覆管温度の解析結果が高温となる範囲において，添付３で修正 Dougall-Rohsenow 式の適用性の考えを示してお4-118

り，1,000℃を超える燃料被覆管温度及び過熱蒸気を考慮した蒸気単相状態の過度に厳しい条件においても Dittus-Boelter の式より，主蒸気隔離弁の誤閉止＋原子炉停止機能喪失の事象の有効性評価解析における燃料被覆管温度を高めに評価することを確認している。Ａ型とＢ型燃料の相違によって異なる
修正 Dougall-Rohsenow 式の変数は，燃料の形状データに関する変数で水力等
価直径であるが，Ａ型とＢ型燃料の水力等価直径の差はわずかであり，燃料被覆管温度挙動を評価する上で有意な差異はないと考えられる。そのため，高温となる範囲においてＢ型燃料にも修正 Dougall-Rohsenow 式は適用できると考えられる。
また，添付４で高温となる範囲における相関式２の適用性の考えを示している。Ａ型とＢ型燃料の形状の相違によってリウェット時刻の予測に影響を与える可能性が考えられるが，燃料被覆管温度が緩やかな上昇を示した以降の状態において，相関式２によるリウェット時刻の予測精度が及ぼす影響は大きくないと考えられる。
以上より，高温となる範囲においてＳＣＡＴコードはＢ型燃料に適用できると考えられる。

4．Ｂ型燃料による解析評価
4.1 評価内容
対象プラント：ＢＷＲ５代表炉

対象炉心燃料：９×９燃料（Ｂ型）平衡炉心サイクル末期

事故シーケンス：主蒸気隔離弁の誤閉止＋原子炉停止機能喪失

解析コード：REDY Ver.1（ATWS 用），SCAT Ver.3

解析条件：
添付表 6-1 で示した核特性，バンドル形状・ウォータチャンネル，燃料棒特4-119

性，熱水力特性にＢ型燃料のデータを入力する。沸騰遷移相関式にはＢ型燃料の限界出力特性に基づきフィッティングした係数を入力する。その他の相関式はＡ型燃料で代表した有効性評価の申請解析と同じである。

4.2 解析結果
Ａ型燃料と比較したＢ型燃料の解析結果を添付表 6-2 に示す。Ｂ型燃料においても判断基準を十分満足することが確認できる。以下に，Ａ型燃料と比較したＢ型燃料の評価結果を示す。
(1) 原子炉挙動
Ｂ型燃料の方が中性子束と原子炉冷却材圧力バウンダリ圧力の最大値が小さくなっている。これは，Ｂ型燃料の平衡炉心サイクル末期での動的ボイド係数の値が，Ａ型燃料の値に比べて負の絶対値が小さく，原子炉圧力上昇に伴う正の反応度印加量が小さいためと考えられる。
(2) 燃料挙動
ＰＣＴは，主蒸気隔離弁全閉直後の出力上昇時（第１ピーク）で，Ｂ型燃料の方が約 90℃低くなっている。これは(1)原子炉挙動で示したとおり，中性子束の最大値が小さいためと考えられる。また，給水加熱喪失後の出力上昇時（第２ピーク）についても，Ｂ型燃料の方が約 40℃低くなっている。これは給水加熱喪失時では自然循環状態にあり，限界出力の流量依存性の小さいＢ型燃料の方が相対的に限界出力は高くなりＭＣＰＲは大きめに維持される傾向となるためと考えられる。
(3) 格納容器挙動
格納容器圧力及びサプレッション・プール水温度の最大値については，Ｂ型燃料の解析結果はＡ型燃料とほぼ同等である。両燃料のボロン価値に大きな違いがないためと考えられる。
4-120

5．代表燃料評価の適切性
上記 4．Ｂ型燃料による解析評価で示すとおり，Ｂ型燃料の方が原子炉冷却材圧力バウンダリ圧力及び燃料被覆管温度の最大値は小さく，また格納容器
バウンダリにかかる圧力及び温度の最大値は同等の結果が得られた。Ｂ型燃料の評価結果はＡ型燃料の場合と同程度であり，判断基準に対する余裕も十分あることから，Ａ型燃料で代表できるといえる。

6．まとめ
ＲＥＤＹ／ＳＣＡＴコードにＢ型燃料が適用できることを確認し，Ｂ型燃料で解析評価を行った。Ａ型燃料とＢ型燃料の解析結果を比較し，Ａ型燃料
で代表できることを確認した。

7. 参考文献(1) 「BWR における過渡的な沸騰遷移後の燃料健全性評価基準:2003」，(社)日本原子力学会，AESJ-SC-P002:2003，2003 年６月(2) 「平成 10 年度

燃料集合体信頼性実証試験に関する報告書（BWR 新型燃

料集合体熱水力試験編）」，(財)原子力発電技術機構，平成 11 年３月(3) 「平成 11 年度

燃料集合体信頼性実証試験に関する報告書（BWR 新型燃

料集合体熱水力試験編）」，(財)原子力発電技術機構，平成 12 年３月，基指専第 2-5-1 号，原子力安全委(4) 「沸騰遷移後燃料健全性評価報告書」
員会

原子力安全基準・指針専門部会会，平成 18 年５月

4-121

沸騰遷移後燃料健全性評価分科

添付表 6-1 ＲＥＤＹ／ＳＣＡＴコードの燃料に係る入力と解析モデルの対応

解析入力

解析モデル

炉心

核特性（ボイド，ドップラ，ボ・核特性モデル（ＲＥＤＹ）

データ

ロン反応度等）・反応度モデル（ＲＥＤＹ）

燃料

バンドル形状（標準長/部分長・チャンネル内熱流動モデル（流動の基データ

燃料棒本数，燃料棒径，流路面

本式，沸騰遷移評価モデル，被覆管表

積等），ウォータロッド/ウォー

面熱伝達モデル，リウェットモデル）

タチャンネル（本数，外径等）（ＳＣＡＴ）

燃料特性（ギャップ熱伝達係

・燃料棒モデル（熱伝導モデル，ギャッ

数，燃料物性等）

プ熱伝達モデル）（ＲＥＤＹ／ＳＣＡＴ）

熱水力特性（ボイド率，圧損）・炉心ボイドモデル（ＲＥＤＹ）
・チャンネル内熱流動モデル（ボイドモデル，サブクールボイドモデル，圧力
損失モデル）（ＳＣＡＴ）

4-122

添付表 6-2

Ａ型燃料とＢ型燃料の解析結果の比較

評価項目

Ｂ型燃料平衡炉心

Ａ型燃料平衡炉心

の解析結果

の解析結果

判断基準

（申請解析）
中性子束（％）
原子炉冷却材圧力バウンダリにかかる圧力（MPa[gage]）
格納容器圧力（kPa[gage]）
サプレッション・プール水温
度（℃）

約 565

約 754

－

約 9.35

約 9.43

10.34

約 269

約 274

854

約 127

約 127

200

約 914

約 1,004

燃料被覆管温度（ 第 １ ピ ー ク ）（ Ｐ Ｃ Ｔ ）（℃）
燃料被覆管温度（第２ピーク）
（℃）

1,200
約 766

4-123

約 806

第５部 ＭＡＡＰ

5-1

目 次
－ 第 5 部 ＭＡＡＰ －1. はじめに ............................................................... 5-3
2. 重要現象の特定 ......................................................... 5-4
2.1 事故シーケンスと評価指標 ............................................. 5-4
2.2 ランクの定義 ........................................................ 5-12
2.3 物理現象に対するランク付け .......................................... 5-14
3. 解析モデルについて .................................................... 5-39
3.1 コード概要.......................................................... 5-39
3.2 重要現象に対する解析モデル .......................................... 5-40
3.3 解析モデル.......................................................... 5-43
3.4 ノード分割.......................................................... 5-85
3.5 入出力.............................................................. 5-87
4. 妥当性確認 ............................................................ 5-90
4.1 妥当性確認方法 ...................................................... 5-90
4.2 妥当性確認（事故解析及び実験解析） .................................. 5-97
4.3 妥当性確認（感度解析） ............................................. 5-170
4.4 実機解析への適用性 ................................................. 5-208
5. 有効性評価への適用性 ................................................. 5-222
5.1 不確かさの取り扱いについて（評価指標の観点） ....................... 5-222
5.2 不確かさの取り扱いについて（運転操作の観点） ....................... 5-228
6. 参考文献 ............................................................. 5-240
参考１ ＭＡＡＰと NUREG-1465 のソースタームについて ...................... 5-242
別紙１ 入力項目リスト ................................................... 5-247
添付１ 高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱の防止について .......... 添付 5-1-1
添付２ 溶融炉心と冷却材の相互作用について ............................ 添付 5-2-1
添付３ 溶融炉心とコンクリートの相互作用について ...................... 添付 5-3-1

5-2

1. はじめに本資料は，炉心損傷防止あるいは格納容器破損防止に関する重大事故等対策の有効性評価（以下「有効性評価」という。
）に適用するコードのうち，ＭＡＡＰ（ＭＡ
ＡＰ４）コードについて，・有効性評価において重要となる現象の特定・解析モデル及び入出力に関する説明
・妥当性確認・有効性評価への適用性に関してまとめたものである。

5-3

2. 重要現象の特定
2.1 事故シーケンスと評価指標
ＭＡＡＰコードが適用される炉心損傷防止対策の事故シーケンスグループ及び格納容器破損防止対策の格納容器破損モードについて，具体的な事故シーケンス並びにその事象推移，運転操作及び評価指標について記述する。
2.1.1 炉心損傷防止対策(1) 高圧・低圧注水機能喪失
この事故シーケンスグループでは，原子炉の出力運転時において，異常な過渡変化又は設計基準事故（ＬＯＣＡを除く）の発生後，高圧注水機能が喪失し，原子炉減圧には成功するが，低圧注水機能が喪失することを想定する。重要事故シーケンスとして，例えば「給水流量の全喪失＋非常用炉心冷却系（高圧注水系及び低圧注水系）起動失敗」が選定されている。
この重要事故シーケンスでは，給水流量の全喪失後，原子炉水位は急速に低下し，原子炉水位低信号が発生して原子炉がスクラムし，炉心出力は直ちに崩壊熱レベルまで低下する。原子炉水位低信号で非常用炉心冷却系（高圧注水系及び低圧注水系）の起動に失敗する。原子炉水位低信号で主蒸気隔離弁が閉止すると原子炉圧力は上昇し，原子炉圧力が逃がし安全弁の設定値に到達すると断続的に弁から蒸気が放出され，これにより原子炉の圧力は逃がし安全弁設定値近傍に維持される。一方，原子炉注水機能喪失の状況下では原子炉圧力容器内の保有水が減少し続け，いずれは炉心露出により燃料被覆管温度が上昇し，炉心損傷に至る。
炉心損傷を防止するために，手動操作により逃がし安全弁を開き，原子炉を急速減圧し，原子炉の減圧後に低圧代替注水系による原子炉注水を開始する。原子炉の急速減圧を開始すると，冷却材の流出により原子炉水位は低下し，有効燃料棒
頂部を下回るが，低圧代替注水系による注水が開始すると原子炉内保有水及び原子炉水位が回復し，炉心は再冠水する。
原子炉格納容器バウンダリにかかる圧力及び格納容器温度は，逃がし安全弁から放出される蒸気により徐々に上昇するが，格納容器代替スプレイ系による冷却及び格納容器圧力逃がし装置による除熱を行う。本事象の場合，原子炉格納容器の過圧・過温破損を防止することが評価目的であることから，評価指標は「原子炉格納容器圧力及び温度」である。
(2) 高圧注水・減圧機能喪失
この事故シーケンスグループでは，原子炉の出力運転時において，異常な過渡変化又は設計基準事故（ＬＯＣＡを除く）の発生後，高圧注水機能が喪失し，かつ，
原子炉減圧機能が機能喪失することを想定する。重要事故シーケンスとして，例5-4

えば「給水流量の全喪失＋非常用炉心冷却系（高圧注水系）起動失敗＋原子炉の減圧の失敗」が選定されている。
この重要事故シーケンスでは，給水流量の全喪失後，原子炉水位は急速に低下し，原子炉水位低信号が発生して原子炉はスクラムし，炉心出力は直ちに崩壊熱レベルまで低下する。原子炉水位低信号で非常用炉心冷却系（高圧注水系）の起動に失敗する。原子炉水位低信号で主蒸気隔離弁が閉止すると原子炉圧力は上昇し，原子炉圧力が逃がし安全弁の設定値に到達すると断続的に弁から蒸気が放出され，これにより原子炉の圧力は逃がし安全弁設定値近傍に維持される。一方，原子炉が高圧に維持され低圧注水系による原子炉注水が困難な状況下では，原子炉圧力容器内の保有水が減少し続け，いずれは炉心露出により燃料被覆管温度が上昇し，炉心損傷に至る。
炉心損傷を防止するために，原子炉代替減圧系（原子炉自動減圧インターロック）
により原子炉を減圧し，原子炉の減圧後に非常用炉心冷却系（低圧注水系）により原子炉注水を開始する。原子炉の急速減圧を開始すると，冷却材の流出により
原子炉水位は低下し，有効燃料棒頂部を下回るが，低圧注水系による注水が開始
すると原子炉内保有水及び原子炉水位が回復し，炉心は再冠水する。
原子炉格納容器バウンダリにかかる圧力及び格納容器温度は，逃がし安全弁から放出される蒸気により徐々に上昇するが，残留熱除去系による除熱を行うことで，抑制する。本事象の場合，原子炉格納容器の過圧・過温破損を防止することが評価目的であることから，評価指標は「原子炉格納容器圧力及び温度」である。
(3) 全交流動力電源喪失
この事故シーケンスグループでは，原子炉の出力運転時において，全交流動力電
源喪失の発生後，安全機能を有する系統及び機器が機能喪失することを想定する。
重要事故シーケンスとして「外部電源喪失＋非常用ディーゼル発電機等の機能喪失」が選定されている。
この重要事故シーケンスでは，全交流動力電源喪失後，原子炉はスクラムし，炉心出力は直ちに崩壊熱レベルまで低下する。原子炉水位低で原子炉隔離時冷却系が自動起動して水位は維持される。しかし，直流電源が枯渇すると長時間の注水が期待できないため，いずれは炉心露出により燃料被覆管温度が上昇し，炉心損傷に至る。
炉心損傷を防止するために，原子炉隔離時冷却系による原子炉注水によって原子炉水位を適切に維持しつつ，代替交流動力電源設備及び低圧代替注水系の準備が完了したところで，原子炉の減圧及び低圧代替注水系による原子炉注水を開始する。原子炉の減圧は，逃がし安全弁により手動操作にて実施する。減圧を開始す
ると，冷却材の流出により原子炉水位は低下するが，低圧代替注水系による注水

5-5

が開始すると原子炉水位が回復し，炉心は再冠水する。
原子炉格納容器バウンダリにかかる圧力及び格納容器温度は，逃がし安全弁から放出される蒸気により徐々に上昇するが，残留熱除去系又は格納容器圧力逃がし装置による除熱を行うことで抑制する。本事象の場合，原子炉格納容器の過圧・過温破損を防止することが評価目的であることから，評価指標は「原子炉格納容器圧力及び温度」である。
(4) 崩壊熱除去機能喪失
この事故シーケンスグループでは，原子炉の出力運転時において，異常な過渡変化又は設計基準事故（ＬＯＣＡを除く）の発生後，炉心冷却には成功するが，崩壊熱除去機能が喪失することを想定する。重要事故シーケンスとして，例えば「給水流量の全喪失＋取水機能喪失」及び「給水流量の全喪失＋残留熱除去系の故障」が選定されている。
この重要事故シーケンスでは，給水流量の全喪失後，原子炉水位は急速に低下し，原子炉水位低信号が発生して原子炉はスクラムし，炉心出力は直ちに崩壊熱レベルまで低下する。原子炉水位低で原子炉隔離時冷却系等が自動起動して水位は維持されるが，外部電源の喪失を想定すると，取水機能喪失時には非常用ディーゼ
ル発電機等の機能喪失による全交流動力電源喪失により，長時間の注水継続は期待できないために，いずれは炉心露出により燃料被覆管温度が上昇し，炉心損傷に至る。また，残留熱除去系故障時には非常用炉心冷却系等によって炉心の冷却は維持されるものの，原子炉格納容器からの除熱機能喪失によって原子炉格納容器バウンダリにかかる圧力及び格納容器温度が限界圧力及び限界温度を超過する。
取水機能喪失時に炉心損傷を防止するために，原子炉隔離時冷却系等による原子炉注水によって原子炉水位を適切に維持しつつ，代替交流動力電源により給電を開始し，低圧又は高圧代替注水系による原子炉への注水を開始すると原子炉水位が回復し，炉心は再冠水する。原子炉格納容器バウンダリにかかる圧力及び格納容器温度は，逃がし安全弁から放出される蒸気により徐々に上昇するが，最終ヒートシンクへの代替熱移送系を用いた除熱によって抑制する。
また，残留熱除去系故障時には，原子炉格納容器バウンダリにかかる圧力及び格
納容器温度の上昇を抑制するため，格納容器代替スプレイ系による冷却及び格納容器圧力逃がし装置による除熱を行う。
上記のとおり，原子炉格納容器の過圧・過温破損を防止することが評価目的であることから，評価指標は「原子炉格納容器圧力及び温度」である。
(5) ＬＯＣＡ時注水機能喪失
この事故シーケンスグループでは，原子炉の出力運転時において，ＬＯＣＡ発生

5-6

後，「高圧注水機能及び低圧注水機能が喪失する場合」又は「高圧注水機能及び原子炉減圧機能が喪失する場合」に，炉心の著しい損傷に至る事象を想定する。
重要事故シーケンスとして，例えば「中小破断ＬＯＣＡ＋非常用炉心冷却系（高圧注水及び低圧注水系）起動失敗」が選定されている。
この重要事故シーケンスでは，ＬＯＣＡ発生後，原子炉はスクラムし，炉心出力は直ちに崩壊熱レベルまで低下する。しかし，非常用炉心冷却系（高圧注水系及び低圧注水系）の起動失敗により，原子炉水位が低下し，いずれは炉心露出により燃料被覆管温度が上昇し，炉心損傷に至る。
炉心損傷を防止するために，手動操作により逃がし安全弁を開き，原子炉を急速減圧し，原子炉の減圧後に低圧代替注水系等による原子炉注水を開始する。原子
炉の急速減圧を開始すると，冷却材の流出により原子炉水位は低下するが，低圧
代替注水系等による注水が開始すると原子炉水位が回復し，炉心は再冠水する。
原子炉格納容器バウンダリにかかる圧力及び格納容器温度は，ＬＯＣＡ破断口から放出される冷却材及び逃がし安全弁から放出される蒸気により徐々に上昇する
が，格納容器代替スプレイ系による冷却及び格納容器圧力逃がし装置による除熱を行う。本事象の場合，原子炉格納容器の過圧・過温破損を防止することが評価目的であることから，評価指標は「原子炉格納容器圧力及び温度」である。
2.1.2 格納容器破損防止対策(1) 雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）
この格納容器破損モードは，原子炉格納容器内へ流出した高温の原子炉冷却材のフラッシング，溶融炉心の崩壊熱によって発生した水蒸気及びジルコニウム－水反応等によって発生した非凝縮性ガスの蓄積によって，原子炉格納容器内の雰囲
気圧力・温度が徐々に上昇し格納容器破損に至る事象である。評価事故シーケンスとして，例えば「大破断ＬＯＣＡ時注水機能喪失」が選定されている。
この評価事故シーケンスの場合，事象発生後，炉心出力は直ちに崩壊熱レベルまで低下するが，非常用炉心冷却系の機能が喪失することを想定するため，原子炉水位が急速に低下し，炉心が露出し，炉心損傷に至る。炉心部では，溶融した炉
心は燃料棒を伝って下方へ流れ落ちていくが，低温領域まで降下すると一部が固化して，閉塞領域を形成する。閉塞領域が形成されると，その領域にある溶融炉
心自身の発熱や上方から流下してきた溶融炉心によってプールが形成される。ク
ラストが保持されている間は溶融炉心プールが拡大するが，クラストの破損によって溶融炉心は原子炉圧力容器下部プレナムに落下する。下部プレナム内に残存していた原子炉冷却材により，一時的に溶融炉心は冷却されるが，やがて下部プ
レナム内の原子炉冷却材が蒸発すると，溶融炉心が崩壊熱により再加熱されていく。溶融炉心が高温状態となると，原子炉圧力容器下部ヘッドの構造材温度も上

5-7

昇していき，やがて下部ヘッド貫通部の逸出等により破損に至る。原子炉圧力容器の破損により，溶融炉心は格納容器下部に落下する。格納容器下部には格納容器下部注水系による原子炉圧力容器破損前の注水操作により，冷却水が溜まっており，落下してきた溶融炉心の保有熱により急速に蒸発を開始し，溶融炉心温度が低下した後も崩壊熱により継続的に蒸発していく。冷却水による溶融炉心からの除熱が十分でない場合には，溶融炉心とコンクリートの境界温度がコンクリー
ト溶融温度以上となり，コンクリートからの脱水及びコンクリートの溶融が起きることになる。コンクリートの脱水により発生した水蒸気は，原子炉格納容器の過圧に寄与する他，溶融炉心内部の金属と反応して水素ガス発生に寄与する場合もある。これらの水蒸気，発生した非凝縮性ガス等の蓄積によって，原子炉格納容器内の雰囲気圧力・温度が緩慢に上昇し，やがて格納容器過圧・過温破損に至る。
この事象に対する格納容器破損防止対策として，低圧代替注水系等による原子炉
注水，格納容器代替スプレイ系による格納容器冷却及び格納容器圧力逃がし装置
等による格納容器除熱がある。原子炉圧力容器内の溶融炉心の冷却を低圧代替注
水系等によって行うが，溶融炉心の崩壊熱によって原子炉格納容器内に放出される蒸気により，原子炉格納容器の圧力及び雰囲気温度は徐々に上昇する。格納容器スプレイを実施することによって，原子炉格納容器の圧力及び雰囲気温度の上昇を抑制するが，外部水源からの総注水量が制限値に達した時点で，格納容器ス
プレイを停止する。その後，原子炉格納容器の圧力及び雰囲気温度は再び上昇するものの，格納容器圧力逃がし装置等による除熱により，格納容器破損を防止する。
本事象の場合，原子炉格納容器の過圧・過温破損を防止することが評価目的であることから，評価指標は「原子炉格納容器圧力及び温度」である。
(2) 高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱
この格納容器破損モードは，原子炉圧力が高い状況で原子炉圧力容器が破損し，高圧の水蒸気及び水素ガスが放出されるとともに，溶融炉心が液滴状に格納容器
雰囲気へ飛散し，原子炉格納容器の圧力・温度が急上昇して破損に至る事象である。評価事故シーケンスとして，例えば「高圧注水・減圧機能喪失＋全交流動力電源の喪失」が選定されている。
この評価事故シーケンスの場合，事象発生後，炉心出力は直ちに崩壊熱レベルまで低下するが，高圧注水・減圧機能が喪失することを想定するため，原子炉水位が徐々に低下し，炉心が露出し，炉心損傷に至る。炉心部では，溶融した炉心は燃料棒を伝って下方へ流れ落ちていくが，低温領域まで降下すると一部が固化して，閉塞領域を形成する。閉塞領域が形成されると，その領域にある溶融炉心自5-8身の発熱や上方から流下してきた溶融炉心によってプールが形成される。クラス
トが保持されている間は溶融炉心プールが拡大するが，クラストの破損によって溶融炉心は原子炉圧力容器下部プレナムに落下する。下部プレナム内に残存していた原子炉冷却材により，一時的に溶融炉心は冷却されるが，やがて下部プレナ
ム内の原子炉冷却材が蒸発すると，溶融炉心が崩壊熱により再加熱されていく。
溶融炉心が高温状態となると，原子炉圧力容器下部ヘッドの構造材温度も上昇していき，やがて下部ヘッド貫通部の逸出等により破損に至る。原子炉圧力が高圧状態で原子炉圧力容器破損に至るため，高圧の水蒸気及び水素ガスが放出されるとともに，溶融炉心の分散放出が発生する。分散放出された溶融炉心は液滴状に格納容器雰囲気へ飛散し，原子炉格納容器の圧力・温度が急上昇して破損に至る可能性がある。
この事象に対する格納容器破損防止対策として，原子炉圧力容器破損までに手動操作にて，原子炉を速やかに減圧させることで，溶融炉心の分散放出を抑制する。
本事象の場合，原子炉の減圧により原子炉圧力が高い状況での溶融物の噴出を防止することが評価目的であることから，評価指標は「原子炉圧力」である。
(3) 原子炉圧力容器外の溶融燃料－冷却材相互作用
この格納容器破損モードは，溶融炉心と格納容器下部のプール水が接触して一時的な圧力の急上昇が発生し，この時に発生するエネルギにより構造物が破壊され格納容器破損に至る事象である。水蒸気爆発については，これまでの知見により，実機において大規模な水蒸気爆発に至る可能性は極めて低いと考えられるが，溶融炉心から冷却材への伝熱による水蒸気発生に伴う急激な圧力上昇（圧力スパイク）の可能性があることから，ここでは，圧力スパイクによる格納容器破損を取り扱う。評価事故シーケンスとして，例えば「高圧・低圧注水機能喪失＋全交流
動力電源の喪失」が選定されている。
この評価事故シーケンスの場合，事象発生後，炉心出力は直ちに崩壊熱レベルまで低下するが，高圧・低圧注水機能が喪失することを想定するため，原子炉水位が徐々に低下し，炉心が露出し，炉心損傷に至る。炉心部では，溶融した炉心は燃料棒を伝って下方へ流れ落ちていくが，低温領域まで降下すると一部が固化して，閉塞領域を形成する。閉塞領域が形成されると，その領域にある溶融炉心自身の発熱や上方から流下してきた溶融炉心によってプールが形成される。クラス
トが保持されている間は溶融炉心プールが拡大するが，クラストの破損によって溶融炉心は原子炉圧力容器下部プレナムに落下する。下部プレナム内に残存していた原子炉冷却材により，一時的に溶融炉心は冷却されるが，やがて下部プレナ
ム内の原子炉冷却材が蒸発すると，溶融炉心が崩壊熱により再加熱されていく。
溶融炉心が高温状態となると，原子炉圧力容器下部ヘッドの構造材温度も上昇し

5-9ていき，やがて下部ヘッド貫通部の逸出等により破損に至る。格納容器下部には格納容器下部注水系による原子炉圧力容器破損前の注水操作により，冷却水が溜まっており，落下してきた溶融炉心の保有熱により急速に蒸発し，圧力スパイク
により格納容器破損に至る可能性がある。
本事象では，圧力スパイクにより，瞬時に原子炉格納容器圧力が急上昇し，原子炉格納容器の破損に至る可能性があることから，評価指標は「原子炉格納容器圧力」である。
(4) 水素燃焼
この格納容器破損モードは，ジルコニウム－水反応等によって発生した水素ガスの燃焼により格納容器破損に至る事象である。評価事故シーケンスとして，例えば「高圧・低圧注水機能喪失＋全交流動力電源の喪失」が選定されている。
この評価事故シーケンスの場合，事象発生後，炉心出力は直ちに崩壊熱レベルまで低下するが，高圧・低圧注水機能が喪失することを想定するため，原子炉水位が徐々に低下し，炉心が露出し，炉心損傷に至る。炉心露出部で燃料棒が過熱していくと燃料被覆管のジルコニウム－水反応によって多量の水素ガスが発生するとともに，水の放射線分解によって水素ガス及び酸素ガスが発生する。発生した
水素ガス及び酸素ガスは，原子炉内で発生する蒸気とともに，逃がし安全弁を通じてウェットウェルに流入し，サプレッション・プール水中にとりこまれた核分裂生成物による水の放射線分解に伴って発生する水素ガス及び酸素ガスとともに空間部に蓄積し，一部は真空破壊弁を通じてドライウェルに流入する。格納容器
スプレイにより格納容器内で蒸気の凝縮が進むと，格納容器内の水素及び酸素濃度は上昇する。なお，水素ガス及び酸素ガスの可燃限界は，水素濃度４vol%以上，かつ，酸素濃度５vol%以上が指標とされている。
この事象に対する格納容器破損防止対策として，格納容器内雰囲気を窒素置換することによる不活性化及び格納容器圧力逃がし装置による可燃性ガスの排出によって，水素燃焼の発生を抑制する。
本事象の場合，格納容器内において水素爆轟が発生しないことを確認することが目的であり，ＢＷＲでは，格納容器内雰囲気が窒素封入により不活性化されており，また炉心損傷後はジルコニウム－水反応に伴い多量の水素ガスが発生するため，水素燃焼の発生に対しては酸素濃度の上昇が律速となる。そのため，「酸素濃度」を評価指標として選定する。なお，水素濃度の上昇に伴い格納容器内の酸素濃度は相対的に低下するため，酸素濃度を保守的に評価する観点で，水素濃度については実用発電用原子炉に係る炉心損傷防止対策及び格納容器破損防止対策の有効性評価に関する審査ガイド指定の全炉心内のジルコニウム量の 75%が水と反応する想定ではなく，ＭＡＡＰの評価値を用いる。

5-10

(5) 溶融炉心・コンクリート相互作用
この格納容器破損モードは，格納容器下部床上へ落下した溶融炉心によりコンク
リート侵食が継続し，原子炉格納容器の構造部材の支持機能が喪失し，格納容器破損に至る事象である。評価事故シーケンスとして，例えば「大破断ＬＯＣＡ時
注水機能喪失」が選定されている。
この評価事故シーケンスの場合，事象発生後，炉心出力は直ちに崩壊熱レベルまで低下するが，非常用炉心冷却系の機能が喪失することを想定するため，原子炉
水位は急速に低下し，炉心が露出し，炉心損傷に至る。炉心部では，溶融した炉
心は燃料棒を伝って下方へ流れ落ちていくが，低温領域まで降下すると一部が固化して，閉塞領域を形成する。閉塞領域が形成されると，その領域にある溶融炉
心自身の発熱や上方から流下してきた溶融炉心によってプールが形成される。ク
ラストが保持されている間は溶融炉心プールが拡大するが，クラストの破損によって溶融炉心は原子炉圧力容器下部プレナムに落下する。下部プレナム内に残存していた原子炉冷却材により，一時的に溶融炉心は冷却されるが，やがて下部プ
レナム内の原子炉冷却材が蒸発すると，溶融炉心が崩壊熱により再加熱されていく。溶融炉心が高温状態となると，原子炉圧力容器下部ヘッドの構造材温度も上昇していき，やがて下部ヘッド貫通部の逸出等により破損に至る。原子炉圧力容器の破損により，溶融炉心は格納容器下部に落下する。格納容器下部には格納容器下部注水系による原子炉圧力容器破損前の注水操作により，冷却水が溜まっており，落下してきた溶融炉心の保有熱により急速に蒸発を開始し，溶融炉心温度が低下した後も崩壊熱により継続的に蒸発していく。冷却水による溶融炉心からの除熱が十分でない場合には，溶融炉心とコンクリートの境界温度がコンクリー
ト溶融温度以上となり，コンクリートからの脱水及びコンクリートの溶融が起きることになる。溶融炉心によるコンクリートの溶融侵食が継続すると，原子炉格
納容器の構造部材の支持機能が喪失し，格納容器破損に至る。
この事象に対する格納容器破損防止対策として，原子炉圧力容器の下部から溶融炉心が流れ出す時点で，格納容器下部において溶融炉心の冷却に寄与する十分な
水量及び水位を確保し，かつ，溶融炉心の落下後に崩壊熱を十分に上回る原子炉
注水及び格納容器下部注水系による注水を行うことによって，溶融炉心の冷却を行う。
本事象の場合，コンクリート侵食を抑制することが評価目的であることから，評価指標は「コンクリート侵食量」である。

5-11

2.2 ランクの定義
本資料の本文「2. 有効性評価における物理現象の抽出」で抽出された物理現象のうちＭＡＡＰで評価する事象において考慮すべき物理現象を対象に，表 2.2-1の定義に従って「Ｈ」，「Ｍ」，「Ｌ」及び「Ｉ」のランクに分類し，「Ｈ」及び「Ｍ」に分類された物理現象を重要現象として抽出する。
なお，本資料の本文「2. 有効性評価における物理現象の抽出」で抽出された物
理現象は，事故シーケンスグループ等に対して抽出されたものであり，具体的な事故シーケンスでは生じない場合もあり，その場合は「Ｉ」に分類する。

5-12

表 2.2-1 ランクの定義
ランク

ランクの定義本資料での取り扱いＨ

評価指標及び運転操作に物理現象に対する不確かさを実験との比較

対する影響が大きいと考等により求め，実機評価における評価指標及えられる現象び運転操作への影響を評価する。

評価指標及び運転操作に事象推移を模擬する上で一定の役割を担う

対する影響が中程度と考が，評価指標に対する影響が「Ｈ」に比べてえられる現象顕著でない物理現象であるため，必ずしも不Ｍ

確かさによる実機評価における評価指標及び運転操作への影響を評価する必要はない
が，本資料では，実機評価への影響を感度解析等により評価するか，「Ｈ」と同様に評価することとする。
Ｌ

評価指標及び運転操作に事象推移を模擬するためにモデル化は必要

対する影響が小さいと考であるが，評価指標及び運転操作への影響がえられる現象明らかに小さい物理現象であるため，検証／
妥当性確認は記載しない。

Ｉ

評価指標及び運転操作に評価指標及び運転操作へ影響を与えないか，

対し影響を与えないか，

又は重要でない物理現象であるため，検証／又は重要でない現象

妥当性確認は記載しない。

5-13

2.3 物理現象に対するランク付け
本資料の本文「2 有効性評価における物理現象の抽出」で抽出された物理現象の
うちＭＡＡＰで評価する事象において考慮すべき物理現象を対象に，2.1 で述べた
事象進展を踏まえ，表 2.2-1 の定義に従って，評価指標及び運転操作への影響に応じて表 2.3-1 及び表 2.3-2 のとおりランク付けを行い，「Ｈ」及び「Ｍ」に分類された物理現象を重要現象として抽出した。
以下，物理現象ごとに考え方を示す。
(1)

核分裂出力［炉心（核）］評価する具体的な事故シーケンスでは，いずれも事象発生後早期に原子炉がスク
ラムし，未臨界となるため，炉心露出後の燃料被覆管温度上昇時の原子炉出力は崩壊熱が支配的となる。したがって，核分裂出力は炉心損傷防止における評価指標である原子炉格納容器圧力及び温度に対して重要度が低いと考えられる。また，核分裂出力は溶融炉心の挙動への影響はなく，格納容器破損防止における各評価指標に対して影響はない。
(2)

出力分布変化［炉心（核）］評価する具体的な事故シーケンスでは，いずれも事象発生後早期に原子炉がスク
ラムし，未臨界となるため，炉心露出後の燃料被覆管温度上昇時の原子炉出力は崩壊熱が支配的となる。したがって，出力分布変化は炉心損傷防止における評価指標である原子炉格納容器圧力及び温度に対して重要度が低いと考えられる。また，出力分布変化は溶融炉心の挙動への影響はなく，格納容器破損防止における各評価指標に対して影響はない。
(3)

反応度フィードバック効果［炉心（核）］評価する具体的な事故シーケンスでは，いずれも事象発生後早期に原子炉がスク
ラムし，未臨界となるため，炉心露出後の燃料被覆管温度上昇時の原子炉出力は崩壊熱が支配的となる。したがって，反応度フィードバック効果は炉心損傷防止における評価指標である原子炉格納容器圧力及び温度に対して重要度が低いと考えられる。また，反応度フィードバック効果は溶融炉心の挙動への影響はなく，格納容器破損防止における各評価指標に対して影響はない。
(4)

制御棒反応度効果［炉心（核）］評価する具体的な事故シーケンスでは，いずれも事象発生後早期に原子炉がスク
ラムし，未臨界となるため，炉心露出後の燃料被覆管温度上昇時の原子炉出力は崩壊熱が支配的となる。したがって，制御棒反応度効果は炉心損傷防止における評価

5-14

指標である原子炉格納容器圧力及び温度に対して重要度が低いと考えられる。また，
制御棒反応度効果は溶融炉心の挙動への影響はなく，格納容器破損防止における各評価指標に対して影響はない。
(5)

崩壊熱［炉心（核）］評価する具体的な事故シーケンスでは，いずれも事象発生後早期に原子炉がスク
ラムし，未臨界となるため，炉心露出後の燃料被覆管温度上昇時の原子炉出力は崩壊熱が支配的となり，主な熱源として事象進展の速さに影響する。したがって，崩壊熱は炉心損傷防止における評価指標である原子炉格納容器圧力及び温度並びに格納容器破損防止における各評価指標に対して重要度が高いと考えられる。
］(6) 三次元効果［炉心（核）評価する具体的な事故シーケンスでは，いずれも事象発生後早期に原子炉がスク
ラムし，未臨界となるため，核熱水力不安定事象は発生しない。したがって，核的な三次元効果は，炉心損傷防止における評価指標である原子炉格納容器圧力及び温度並びに格納容器破損防止における各評価指標に対して影響はない。
］(7) 燃料棒内温度変化［炉心（燃料）
核分裂あるいは崩壊熱により燃料棒内で発生した熱は，燃料棒内の熱伝導，燃料棒表面熱伝達により冷却材へと放出される。ギャップ熱伝達を含む燃料棒内の伝熱特性に基づく燃料棒内温度の変化は燃料被覆管温度に影響し，燃料被覆管温度が非常に高温となった場合には，燃料被覆管の酸化反応による発熱及び水素ガスの発生を考慮する必要がある。したがって，燃料棒内温度変化は，燃料被覆管温度が顕著に上昇する以前の炉心損傷防止における評価指標である原子炉格納容器圧力及び温度に対して重要度が低く，格納容器破損防止における各評価指標に対しては重要度が高いと考えられる。
］(8) 燃料棒表面熱伝達［炉心（燃料）
核分裂あるいは崩壊熱により燃料棒内で発生した熱は，燃料棒内の熱伝導，燃料棒表面熱伝達により冷却材へと放出される。ギャップ熱伝達を含む燃料棒内の伝熱特性に基づく燃料棒内温度の変化は燃料被覆管温度に影響し，燃料被覆管温度が非常に高温となった場合には，燃料被覆管の酸化反応による発熱及び水素ガスの発生を考慮する必要がある。したがって，格納容器破損防止における各評価指標に対しては，表面熱伝達の影響が大きくなり，重要度が高いと考えられる。燃料被覆管温度が顕著に上昇しない炉心損傷防止の領域においては，一時的に炉心が露出しても早期に再冠水し，冠水状態では熱伝達が十分大きくなることから，燃料棒表面の熱5-15伝達変化による影響は小さく，崩壊熱による燃料棒からの発熱が支配的となる。したがって，燃料棒表面熱伝達は，炉心損傷防止における評価指標である原子炉格納容器圧力及び温度に対して重要度が低いと考えられる。
］(9) 沸騰遷移［炉心（燃料）
核分裂あるいは崩壊熱により燃料棒内で発生した熱は，燃料棒内の熱伝導，燃料棒表面熱伝達により冷却材へと放出される。燃料棒表面において核沸騰から膜沸騰へ沸騰遷移が生じた場合には，熱伝達の低下によって燃料被覆管温度が上昇するものの，事象初期の短期間における燃料被覆管温度に影響する現象であり，長期的な挙動に着目した場合の影響は小さい。したがって，沸騰遷移は，炉心損傷防止における評価指標である原子炉格納容器圧力及び温度に対して重要度が低いと考えられる。また，沸騰遷移は溶融炉心の挙動への影響はなく，格納容器破損防止における各評価指標に対して影響はない。
］(10) 燃料被覆管酸化［炉心（燃料）
核分裂あるいは崩壊熱により燃料棒内で発生した熱は，燃料棒内の熱伝導，燃料棒表面熱伝達により冷却材へと放出される。ギャップ熱伝達を含む燃料棒内の伝熱特性に基づく燃料棒内温度の変化は燃料被覆管温度に影響し，燃料被覆管温度が非常に高温となった場合には，燃料被覆管の酸化反応による発熱及び水素ガスの発生を考慮する必要がある。したがって，燃料被覆管酸化は，燃料被覆管温度が顕著に上昇する以前の炉心損傷防止における評価指標である原子炉格納容器圧力及び温度に対して重要度が低く，格納容器破損防止における各評価指標に対して重要度が高いと考えられる。
］(11) 燃料被覆管変形［炉心（燃料）
燃料被覆管温度が非常に高温となった場合には，燃料被覆管の変形及び酸化反応
による発熱や水素ガスの発生，燃料被覆管の破損によるペレットと燃料被覆管の間隙部に蓄積したＦＰの原子炉圧力容器内への放出を考慮する必要があり，格納容器破損防止における各評価指標に対して重要度が高いと考えられる。炉心損傷防止における評価指標である原子炉格納容器圧力及び温度に対しては，燃料被覆管の変形により炉心冷却性への影響が考えられるものの，長期的な挙動に着目した場合の影
響は小さいため，重要度が低いと考えられる。
］(12) 三次元効果［炉心（燃料）
評価する具体的な事故シーケンスでは，水位が低下して炉心が露出して燃料棒表
面温度が高くなった場合には，円周方向及び軸方向からの三次元的な燃料棒間の輻5-16射熱伝達（三次元効果）が生じる。燃料被覆管温度が顕著に上昇しない炉心損傷防止の領域においては，一時的に炉心が露出しても再冠水することから，三次元効果の影響は小さく，崩壊熱による燃料棒からの発熱が支配的となるため，重要度が低
いと考えられる。また，三次元効果は溶融炉心の挙動への影響はなく，格納容器破損防止における各評価指標に対して影響はない。
］(13) 沸騰・ボイド率変化［炉心（熱流動）評価する具体的な事故シーケンスは，いずれも炉心露出の可能性があり，二相水位が有効燃料棒頂部を下回ると炉心が露出し，燃料被覆管の温度上昇が始まるため，
燃料被覆管温度が非常に高温となった場合には，燃料被覆管の酸化反応による発熱及び水素ガス発生を考慮する必要がある。したがって，二相水位に影響する沸騰・ボイド率変化は，炉心損傷防止における評価指標である原子炉格納容器圧力及び温度に対しては，燃料被覆管温度が顕著に上昇せず，長期的な挙動に着目した場合の影響は小さいため，重要度が低く，格納容器破損防止における各評価指標に対しては，炉心冷却状態への影響が大きく，溶融炉心の挙動への影響が考えられるため，重要度が高いと考えられる。
・対向流［炉心（熱流動）］(14) 気液分離（水位変化）
評価する具体的な事故シーケンスは，いずれも炉心露出の可能性があり，二相水位が有効燃料棒頂部を下回ると炉心が露出し，燃料被覆管の温度上昇が始まるため，
燃料被覆管温度が非常に高温となった場合には，燃料被覆管の酸化反応による発熱及び水素ガス発生を考慮する必要がある。したがって，二相水位に影響する気液分
離（水位変化）・対向流は，炉心損傷防止における評価指標である原子炉格納容器圧
力及び温度に対しては，被覆管温度が顕著に上昇せず，長期的な挙動へ着目した場合に影響は小さいため，重要度が低く，格納容器破損防止における各評価指標に対しては，炉心冷却状態への影響が大きく，溶融炉心の挙動への影響が考えられるため，重要度が高いと考えられる。
］(15) 気液熱非平衡［炉心（熱流動）評価する具体的な事故シーケンスでは，早期に再循環ポンプがトリップするため，
事象初期を除いて炉心領域に強制循環はないため，冷却材の注水による気液熱非平衡状態が考えられるが，炉心損傷防止における評価指標である原子炉格納容器圧力及び温度に対しては，長期的な挙動に着目した場合の影響は小さく，格納容器破損防止における各評価指標に対しては，溶融炉心の挙動への影響は小さいため，重要度が低いと考えられる。

5-17

(16) 圧力損失［炉心（熱流動）］評価する具体的な事故シーケンスでは，早期に再循環ポンプがトリップするため，
事象初期を除いて原子炉圧力容器内における流動は，炉心部とダウンカマ部の静水頭が支配的であると考えられる。したがって，圧力損失は炉心損傷防止における評価指標である原子炉格納容器圧力及び温度並びに格納容器破損防止における各評価指標に対して重要度が低いと考えられる。
］(17) 三次元効果［炉心（熱流動）評価する具体的な事故シーケンスでは，ダウンカマに注水された冷却材が下部プ
レナムを経由して，又は，炉心バイパス部から燃料集合体の漏えい経路を経由して炉心部へ流入する際，圧力損失が均一となるように熱出力に応じて燃料集合体間で流量配分される三次元効果が発生する。ただし，長期的な挙動へ着目した場合に三次元効果の影響は小さく，炉心損傷防止における評価指標である原子炉格納容器圧
力及び温度に対して重要度が低いと考えられる。また，三次元効果は溶融炉心の挙動への影響はなく，格納容器破損防止における各評価指標への影響はない。
(18) 冷却材流量変化［原子炉圧力容器］
評価する具体的な事故シーケンスでは，いずれも事象発生後早期に再循環ポンプ
がトリップし，原子炉圧力容器内における冷却材流量変化は長期間に亘り自然循環が支配的となる。長期的な挙動に着目した場合，炉心損傷防止における評価指標である原子炉格納容器圧力及び温度に対しては，原子炉圧力容器内の自然循環による冷却材の流量変化の影響は小さく，格納容器破損防止における各評価指標に対しては，溶融炉心の挙動への影響は小さいため，重要度が低いと考えられる。
［原子炉圧力容器］(19) 冷却材放出（臨界流・差圧流）
炉心損傷防止において評価する具体的な事故シーケンスでは，逃がし安全弁やＬ
ＯＣＡ破断口からの冷却材放出によって，原子炉格納容器圧力及び温度に影響を及ぼすものの，長期的には崩壊熱によって発生した水蒸気等による影響が支配的であり，冷却材放出（臨界流・差圧流）は，評価指標である原子炉格納容器圧力及び温度に対して重要度が低いと考えられる。格納容器破損防止における高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱の評価指標である原子炉圧力に対しては，逃がし安全弁からの冷却材放出による原子炉圧力への影響があり，重要度が中程度であると考えられる。格納容器破損防止のその他の評価指標に対しては，炉心損傷後において，原子炉圧力容器からの流れの駆動力となる水蒸気の発生による影響は小さいため，評価指標に対する影響は小さく，重要度は低いと考えられる。

5-18

(20) 沸騰・凝縮・ボイド率変化［原子炉圧力容器］
評価する具体的な事故シーケンスでは，逃がし安全弁を用いた原子炉の急速減圧
あるいはＬＯＣＡ発生後の冷却材流出による原子炉減圧があり，減圧沸騰による各部の蒸気発生とボイド率変化によって二相水位が変化する。また，原子炉への注水によって蒸気が凝縮する。しかしながら，炉心以外の領域の沸騰，凝縮及びボイド
率変化は炉心損傷防止における評価指標である原子炉格納容器圧力及び温度並びに格納容器破損防止における各評価指標への影響は小さく，重要度は低いと考えられる。
(21) 気液分離・対向流［原子炉圧力容器］
評価する具体的な事故シーケンスでは，いずれも炉心露出の可能性があり，二相水位が有効燃料棒頂部を下回ると炉心が露出する。しかしながら，炉心以外の領域の気液分離・対向流は炉心損傷防止における評価指標である原子炉格納容器圧力及び温度並びに格納容器破損防止における各評価指標への影響は小さく，重要度は低
いと考えられる。
(22) 気液熱非平衡［原子炉圧力容器］
評価する具体的な事故シーケンスでは，炉心が露出した場合に，露出部周囲の蒸気が過熱蒸気となり，気液熱非平衡状態が考えられるものの，原子炉圧力容器外へ流出するまでに，ダウンカマから発生した飽和蒸気や構造材の熱伝達によって，ほぼ飽和状態となるため，炉心損傷防止における評価指標である原子炉格納容器圧力及び温度に対する影響はない。また，溶融炉心の挙動への影響は小さく，格納容器破損防止における各評価指標に対しては，重要度が低いと考えられる。
(23) 圧力損失［原子炉圧力容器］
評価する具体的な事故シーケンスでは，早期に再循環ポンプがトリップするため，
事象初期を除いて原子炉圧力容器内における流動は，炉心部とダウンカマ部の静水頭が支配的であると考えられる。したがって，圧力損失は炉心損傷防止における評価指標である原子炉格納容器圧力及び温度並びに格納容器破損防止における各評価指標に対して重要度が低いと考えられる。
(24) 構造材との熱伝達［原子炉圧力容器］
炉心損傷以前において，原子炉圧力容器等の構造材の保有熱は，原子炉冷却材との熱伝達（構造材との熱伝達）を通じて原子炉格納容器圧力及び温度に影響を与える
ものの，長期的には崩壊熱によって発生した水蒸気等による影響が支配的である。
したがって，構造材との熱伝達は炉心損傷防止における評価指標である原子炉格納5-19

容器圧力及び温度並びに格納容器破損防止における各評価指標に対して重要度が低
いと考えられる。
なお，溶融炉心と原子炉圧力容器間の熱伝達は，物理現象「下部プレナムでの溶融
炉心の熱伝達」において考慮する。
［原子炉圧力容器］(25) ＥＣＣＳ注水（給水系・代替注水設備含む）
炉心損傷防止及び格納容器破損防止における格納容器過圧・過温破損及び水素燃焼において評価する具体的な事故シーケンスでは，非常用炉心冷却系(ＥＣＣＳ)及び代替注水設備を使用して炉心の冷却を行う。原子炉圧力容器への注水は，原子炉格納容器への放出エネルギに影響を与え，格納容器圧力変化に影響を及ぼすため，
ＥＣＣＳ注水（給水系・代替注水設備含む）は，炉心損傷防止及び格納容器破損防止における格納容器過圧・過温破損の評価指標である原子炉格納容器圧力及び温度に対して重要度が中程度であると考えられる。格納容器破損防止における水素燃焼の評価指標である酸素濃度に対しては，注水による水蒸気や水素ガスの発生量への影響が考えられ，水素燃焼の評価指標である酸素濃度に対して重要度が中程度であると考えられる。また，格納容器破損防止における溶融炉心・コンクリート相互作
用の評価指標であるコンクリート侵食量については，注水された水が原子炉圧力容器破損口から流れ出ることによる溶融炉心の冷却が考えられるため，重要度が高いと考えられる。格納容器破損防止におけるその他の格納容器破損モードにおける事
故シーケンスにおいては，ＥＣＣＳ（給水系・代替注水設備含む）の作動は考慮しておらず，評価指標に対する影響はない。
(26) ほう酸水の拡散［原子炉圧力容器］
評価する具体的な事故シーケンスでは，いずれもほう酸水の注入を考慮していな
い。したがって，ほう酸水の拡散は炉心損傷防止における評価指標である原子炉格
納容器圧力及び温度並びに格納容器破損防止における各評価指標への影響はない。
(27) 三次元効果［原子炉圧力容器］
評価する具体的な事故シーケンスでは，いずれも事故後長期において炉心が露出す
る場合に，燃料被覆管温度が上昇する事象であり，炉心流量急減過程において，下部プレナム内の流量配分が不均等になる可能性があるが，事故直後に再循環ポンプ
がトリップするため影響は小さい。したがって，三次元効果は炉心損傷防止における評価指標である原子炉格納容器圧力及び温度に対して重要度が低いと考えられる。
また，三次元効果は溶融炉心の挙動への影響はなく，格納容器破損防止における各評価指標に対して影響はない。

5-20

(28) 冷却材放出［原子炉格納容器］
評価する具体的な事故シーケンスでは，逃がし安全弁やＬＯＣＡ破断口からの冷却材放出によって，原子炉格納容器圧力及び温度に影響を及ぼすものの，長期的には崩壊熱によって発生した水蒸気等による影響が支配的であり，冷却材放出は，炉心損傷防止における評価指標である原子炉格納容器圧力及び温度並びに格納容器破損防止における各評価指標に対して重要度が低いと考えられる。
(29) 格納容器各領域間の流動［原子炉格納容器］
評価する具体的な事故シーケンスでは，崩壊熱によって発生した水蒸気及びジル
コニウム－水反応によって発生した非凝縮性ガス（含む水素ガス）は，ＬＯＣＡ破断口からドライウェルを経由し，又は逃がし安全弁を介してウェットウェルへ流入
し，サプレッション・プール水温度を上昇させる。ウェットウェルにおける気液界
面の熱伝達によって，気相部の圧力・温度が上昇し，原子炉格納容器圧力及び温度に影響を与える。したがって，格納容器各領域間の流動は，炉心損傷防止及び格納容器破損防止における格納容器過圧・過温破損の評価指標である原子炉格納容器圧
力及び温度に対して重要度が高いと考えられる。格納容器破損防止におけるその他の評価指標については，高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱の評価指標である原子炉圧力に対しては，現象の発生防止として，原子炉圧力の低下が評価の主体となっており，重要度は低いと考えられる。溶融燃料－冷却材相互作用の評価指標である原子炉格納容器圧力に対しては，溶融炉心と冷却材の相互作用に伴う圧力ス
パイクによる原子炉格納容器圧力の上昇が評価指標となっており，重要度は高いと考えられる。ウェットウェル空間部に蓄積された水素ガス及び酸素ガスの一部は真空破壊弁を通じてドライウェルに流入するため，原子炉格納容器内における非凝縮
性ガスの濃度分布に影響があり，水素燃焼の評価指標である酸素濃度に対して重要度が高いと考えられる。また，溶融炉心・コンクリート相互作用の評価指標である
コンクリート侵食量については，溶融炉心から上面水プール及びコンクリートへの熱伝達が支配的であり，格納容器各領域間の流動の影響は小さいため，重要度は低
いと考えられる。
(30) サプレッション・プール冷却［原子炉格納容器］
評価する具体的な事故シーケンスでは，残留熱除去系等を用いて原子炉格納容器からの除熱が可能であり，サプレッション・プール冷却は，炉心損傷防止及び格納容器破損防止における格納容器過圧・過温破損の評価指標である原子炉格納容器圧
力及び温度に対して重要度が高いと考えられる。ただし，炉心損傷防止における高圧・低圧注水機能喪失及びＬＯＣＡ時注水機能喪失の事故シーケンスにおいては，
サプレッション・プール冷却は考慮しておらず，評価指標に対する影響はない。ま5-21

た，サプレッション・プールの冷却によって水蒸気が凝縮し，非凝縮性ガスの濃度が上昇するため，水素燃焼の評価指標である酸素濃度に対して重要度が高いと考えられる。格納容器破損防止におけるその他の評価指標に対する影響はない。
(31) 気液界面の熱伝達［原子炉格納容器］
評価する具体的な事故シーケンスでは，ウェットウェルにおける気液界面の熱伝達によって，気相部の圧力・温度が上昇し，原子炉格納容器圧力及び温度に影響を与える。したがって，気液界面の熱伝達は，炉心損傷防止及び格納容器破損防止における格納容器過圧・過温破損の評価指標である原子炉格納容器圧力及び温度に対して重要度が中程度であると考えられる。格納容器破損防止におけるその他の評価指標に対しては影響が小さく，重要度が低いと考えられる。
(32) 構造材との熱伝達及び内部熱伝導［原子炉格納容器］
評価する具体的な事故シーケンスでは，原子炉格納容器内温度の上昇により，原
子炉格納容器本体をはじめとする原子炉格納容器内の構造材との熱伝達が生じる。
構造材との伝熱は，その熱容量により原子炉格納容器内温度の変化を抑制する方向に作用し，短期的には影響が大きい。また，材料により伝熱特性が異なり，熱伝導率の高い金属では表面熱伝達の影響が大きいのに対し，熱伝導率の低いコンクリートでは，コンクリート内部の熱伝導の影響が大きくなる。したがって，炉心損傷防止及び格納容器破損防止における格納容器過圧・過温破損の評価指標である原子炉格納容器圧力及び温度に対して重要度が中程度であると考えられる。
格納容器破損防止におけるその他の評価指標に対しては影響が小さく，重要度が低いと考えられる。
なお，
溶融炉心と構造材間の熱伝達は，物理現象「溶融炉心とコンクリートの伝熱」
において考慮する。
(33) スプレイ冷却［原子炉格納容器］
評価する具体的な事故シーケンスでは，格納容器スプレイにて，原子炉格納容器
圧力及び温度の抑制が可能である。したがって，スプレイ冷却は，炉心損傷防止及び格納容器破損防止における格納容器過圧・過温破損の評価指標である原子炉格納容器圧力及び温度に対して重要度が高いと考えられる。ただし，炉心損傷防止における高圧注水・減圧機能喪失の事故シーケンスにおいては，スプレイ冷却は考慮しておらず，評価指標に対する影響はない。また，スプレイの作動によって水蒸気が凝縮し，非凝縮性ガスの濃度が上昇するため，水素燃焼の評価指標である酸素濃度に対する重要度は高いと考えられる。格納容器破損防止におけるその他の評価指標
に対する影響はない。

5-22

(34) 放射線水分解等による水素ガス・酸素ガス発生［原子炉格納容器］
評価する具体的な事故シーケンスでは，炉心損傷後，放射線水分解，ジルコニウ
ム－水反応等によって水素ガス及び酸素ガスが発生し，原子炉格納容器圧力に影響を与える可能性があり，格納容器破損防止における格納容器過圧・過温破損の評価指標である原子炉格納容器圧力及び温度に対して重要度が中程度であると考えられる。ただし，炉心損傷防止における評価指標である原子炉格納容器圧力及び温度に対しては，炉心損傷に至ることはないため，影響はない。水素燃焼の評価指標である酸素濃度に対しては，濃度を可燃限界以下に抑制することそのものが評価指標となり，重要度が高いと考えられる。格納容器破損防止におけるその他の評価指標への影響は小さく，重要度が低いと考えられる。
(35) 格納容器ベント［原子炉格納容器］
評価する具体的な事故シーケンスでは，格納容器圧力逃がし装置にて，原子炉格
納容器圧力及び温度の抑制が可能であり，格納容器ベントは，炉心損傷防止及び格納容器破損防止における格納容器過圧・過温破損の評価指標である原子炉格納容器
圧力及び温度に対して重要度が高いと考えられる。ただし，炉心損傷防止における
高圧注水・減圧機能喪失の事故シーケンスにおいては，格納容器ベントは考慮しておらず，評価指標に対する影響はない。また，格納容器ベントによって，原子炉格
納容器内の雰囲気組成が変化するため，水素燃焼の評価指標である酸素濃度に対して重要度が高いと考えられる。格納容器破損防止におけるその他の評価指標に対する影響はない。
(36) リロケーション［原子炉圧力容器(炉心損傷後)］評価する具体的な事故シーケンスでは，原子炉圧力容器内の炉心燃料は，原子炉冷却材の減少によりヒートアップし，炉心溶融を伴い徐々にリロケーションする。
炉心のリロケーションは，溶融炉心の冷却性，原子炉圧力容器の破損挙動等，炉心溶融後の事象進展に与える影響が大きい。リロケーションの過程における，炉心の流路閉塞挙動によって，水素ガスの発生量への影響が考えられ，格納容器過圧・過温破損の評価指標である原子炉格納容器圧力及び温度に対して，重要度が高いと考えられる。さらに，水素濃度の上昇に伴って原子炉格納容器内の酸素濃度は相対的に低下するため，水素燃焼の評価指標である酸素濃度に対して，重要度が高いと考えられる。また，リロケーションは溶融炉心の下部プレナムへの移行挙動に関係し，原子炉圧力容器の破損タイミングにおいて溶融炉心の持つ崩壊熱や格納容器下部へ落下する溶融炉心の量への影響が考えられるため，高圧溶融物放出／格納容器雰囲
気直接加熱の評価指標である原子炉圧力，溶融燃料－冷却材相互作用の評価指標で5-23

ある原子炉格納容器圧力及び溶融炉心・コンクリート相互作用の評価指標であるコ
ンクリート侵食量に対して，重要度が高いと考えられる。
なお，本物理現象以降の物理現象については，炉心損傷後の物理現象であり，炉心損傷以前の現象を扱う炉心損傷防止における評価指標に対する影響はない。
(37) 原子炉圧力容器内ＦＣＩ(溶融炉心細粒化)［原子炉圧力容器(炉心損傷後)］評価する具体的な事故シーケンスでは，原子炉圧力容器内の炉心燃料は，原子炉冷却材の減少によりヒートアップし，炉心溶融を伴い徐々にリロケーションする。
溶融炉心が原子炉圧力容器下部プレナムへ移行する際に，原子炉圧力容器下部プレ
ナムに冷却材が残存する場合，溶融炉心と冷却材との相互作用が生じ，溶融炉心が細粒化し，水との熱伝達により水蒸気を発生させつつ冷却される。急速な水蒸気の発生によって発生する圧力スパイクは，原子炉圧力容器破損のタイミングにおける原子炉圧力に影響を与える可能性がある。したがって，原子炉圧力容器内ＦＣＩ(溶融炉心細粒化)は，高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱の評価指標である原子
炉圧力に対して，重要度が中程度であると考えられる。水素燃焼の評価指標である
酸素濃度に対する影響はない。格納容器破損防止におけるその他の評価指標への影
響は小さく，重要度が低いと考えられる。
(38) 原子炉圧力容器内ＦＣＩ(デブリ粒子熱伝達)［原子炉圧力容器(炉心損傷後)］評価する具体的な事故シーケンスでは，原子炉圧力容器内の炉心燃料は，原子炉冷却材の減少によりヒートアップし，炉心溶融を伴い徐々にリロケーションする。
溶融炉心が原子炉圧力容器下部プレナムへ移行する際に，原子炉圧力容器下部プレ
ナムに冷却材が残存する場合，溶融炉心と冷却材との相互作用が生じ，溶融炉心が細粒化し，水との熱伝達により水蒸気を発生させつつ冷却される。急速な水蒸気の発生によって発生する圧力スパイクは，原子炉圧力容器破損のタイミングにおける原子炉圧力に影響を与える可能性がある。したがって，原子炉圧力容器内ＦＣＩ(デブリ粒子熱伝達)は，高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱の評価指標である原子炉圧力に対して，重要度が中程度であると考えられる。水素燃焼の評価指標である酸素濃度に対する影響はない。格納容器破損防止におけるその他の評価指標への影響は小さく，重要度が低いと考えられる。
(39) 溶融炉心の再臨界［原子炉圧力容器(炉心損傷後)］評価する具体的な事故シーケンスでは，制御棒溶融開始から炉心溶融に至る間に
原子炉圧力容器内に注水される可能性があるが，事象進展に伴い流路が閉塞し，溶融プールが形成されるため，溶融炉心が再臨界する可能性は十分小さい。したがって，溶融炉心の再臨界は格納容器破損防止における各評価指標への影響はない。

5-24

(40) 構造材との熱伝達［原子炉圧力容器(炉心損傷後)］評価する具体的な事故シーケンスでは，原子炉圧力容器内の炉心燃料は，原子炉冷却材の減少によりヒートアップし，炉心溶融を伴い徐々にリロケーションする。
この過程において，制御棒等の原子炉内構造物も，溶融燃料からの輻射熱伝達等により溶融し，炉心下部に移行する。構造材との熱伝達によって，溶融炉心の移行挙動，溶融炉心の量や組成等の炉心溶融後の事象進展に与える影響が考えられる。溶融炉心の移行挙動については，炉心の流路閉塞挙動による水素ガスの発生量への影
響から，格納容器過圧・過温破損の評価指標である原子炉格納容器圧力及び温度に対して，重要度が高いと考えられる。また，水素濃度の上昇に伴って原子炉格納容
器内の酸素濃度は相対的に低下するため，水素燃焼の評価指標である酸素濃度に対して，重要度が高いと考えられる。構造材の溶融による溶融炉心の量や組成への影
響からは，原子炉圧力容器の破損タイミング，破損後の溶融炉心の放出量や放出された溶融炉心と水蒸気の反応による発熱等の影響が考えられるため，高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱の評価指標である原子炉圧力，溶融燃料－冷却材相互作用の評価指標である原子炉格納容器圧力及び溶融炉心・コンクリート相互作用の評価指標であるコンクリート侵食量に対して，重要度が高いと考えられる。
(41) 下部プレナムでの溶融炉心の熱伝達［原子炉圧力容器(炉心損傷後)］評価する具体的な事故シーケンスでは，炉心のリロケーションによって下部プレ
ナムに溶融炉心が堆積し，原子炉圧力容器へ熱的負荷を与える。したがって，下部
プレナムでの溶融炉心の熱伝達は，格納容器過圧・過温破損の評価指標である原子炉格納容器圧力及び温度に対して，原子炉圧力容器壁を介した格納容器雰囲気への伝熱の影響が考えられ，重要度が中程度であると考えられる。また，原子炉圧力容器下部プレナムに冷却材が残存する場合には，溶融炉心と冷却材との熱伝達による水蒸気発生によって原子炉圧力が上昇するため，高圧溶融物放出／格納容器雰囲気
直接加熱の評価指標である原子炉圧力に対して，重要度が高いと考えられる。溶融
炉心・コンクリート相互作用の評価指標であるコンクリート侵食量に対しては，格納容器下部への注水開始の判断基準を原子炉圧力容器下鏡温度とした場合に，運転操作に対する影響が考えられ，重要度が高いと考えられる。水素燃焼の評価指標である酸素濃度に対する影響はない。溶融燃料－冷却材相互作用の評価指標である原子炉格納容器圧力に対する直接的な影響はなく，重要度が低いと考えられる。
(42) 原子炉圧力容器破損［原子炉圧力容器(炉心損傷後)］評価する具体的な事故シーケンスでは，原子炉圧力容器は，下部プレナムに堆積した溶融炉心との熱伝達による熱的負荷によって破損に至る。原子炉圧力容器破損

5-25

の破損時期と破損形態（破損口の口径）は，原子炉圧力容器内及び原子炉格納容器
内での溶融炉心の挙動に影響を与える。水素燃焼の評価指標である酸素濃度に対しては，原子炉圧力容器の破損時期における核分裂生成物の移行挙動への影響や，放出された溶融炉心の反応による非凝縮性ガスの発生による影響が考えられ，重要度が高いと考えられる。高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱の評価指標である
原子炉圧力に対しては，原子炉圧力容器破損までに低減することが目的であり，重要度が高いと考えられる。格納容器過圧・過温破損の評価指標である原子炉格納容器圧力及び温度，溶融燃料－冷却材相互作用の評価指標である原子炉格納容器圧力及び溶融炉心・コンクリート相互作用の評価指標であるコンクリート侵食量に対しては，原子炉圧力容器の破損形態による溶融炉心落下時の冷却による蒸気の発生挙
動や溶融炉心の拡がり挙動への影響，破損時期による放出された溶融炉心の崩壊熱
による影響が考えられ，重要度が高いと考えられる。
(43) 放射線水分解等による水素ガス・酸素ガス発生［原子炉圧力容器(炉心損傷後)］評価する具体的な事故シーケンスでは，崩壊熱による炉心ヒートアップに伴い，
ジルコニウム－水反応によって水素ガスが発生し，水蒸気とともに原子炉格納容器内に移動した後，原子炉格納容器圧力に影響を与える可能性がある。したがって，
放射線水分解等による水素ガス及び酸素ガス発生は，格納容器過圧・過温破損の評
価指標である原子炉格納容器圧力及び温度に対して重要度が中程度であると考えられる。水素燃焼の評価指標である酸素濃度に対しては，濃度を可燃限界以下に抑制することそのものが評価指標となり，重要度が高いと考えられる。格納容器破損防止におけるその他の評価指標への影響は小さく，重要度が低いと考えられる。
(44) 原子炉圧力容器内ＦＰ挙動［原子炉圧力容器(炉心損傷後)］評価する具体的な事故シーケンスでは，燃料被覆管の破損や炉心の溶融によって，核分裂生成物（ＦＰ）が原子炉圧力容器内に放出される。放出されたＦＰは，原子炉圧力容器内の気相や液相の流れに伴って輸送され，炉心あるいは溶融炉心中に残存したＦＰは，溶融炉心の移動に伴って輸送される。気相中に浮遊するエアロゾル
状のＦＰは，原子炉圧力容器壁面や内部構造物等の構造材表面へ付着し，崩壊熱によって構造材の温度上昇に寄与する。原子炉圧力容器の外面が非常に高温となった
場合には，自然対流及び輻射熱伝達により格納容器内温度に影響を与える可能性があるが，原子炉圧力容器からの輻射は保温材を介していることから影響は小さく，
自然対流による影響が支配的となる。ＦＰの移行挙動による影響として，ＦＰによる水の放射線分解に伴う水素ガス及び酸素ガス発生，溶融炉心の持つ崩壊熱を始めとした各物理領域において熱源となる崩壊熱分布に影響が考えられる。したがって，
原子炉圧力容器内ＦＰ挙動は，格納容器過圧・過温破損の評価指標である原子炉格

5-26納容器圧力及び温度，水素燃焼の評価指標である酸素濃度及び溶融炉心・コンクリ
ート相互作用の評価指標であるコンクリート侵食量に対して，重要度が中程度であると考えられる。格納容器破損防止におけるその他の評価指標に対する影響はない。
(45) 原子炉圧力容器破損後の高圧溶融炉心放出［原子炉格納容器(炉心損傷後)］評価する具体的な事故シーケンスでは，高圧溶融物放出及びそれに続く格納容器
雰囲気直接加熱の発生防止を評価しており，現象モデルとしては考慮しない。
(46) 格納容器雰囲気直接加熱［原子炉格納容器(炉心損傷後)］評価する具体的な事故シーケンスでは，高圧溶融物放出及びそれに続く格納容器
雰囲気直接加熱の発生防止を評価しており，現象モデルとしては考慮しない。
(47) 格納容器下部床面での溶融炉心の拡がり［原子炉格納容器(炉心損傷後) ］
評価する具体的な事故シーケンスでは，原子炉圧力容器破損後，格納容器下部に落下した溶融炉心が床面に堆積し，格納容器下部に事前に注水されたプール水による冷却を伴いつつ，格納容器下部のコンクリートを加熱する。このとき，コンクリ
ート温度の上昇により熱分解が起こり，水蒸気と二酸化炭素が発生する。発生した
水蒸気，二酸化炭素と溶融炉心内の未酸化金属成分が反応して水素や一酸化炭素の非凝縮性ガスが発生する。さらに，コンクリート溶融温度に到達するとコンクリー
ト侵食が起こる。溶融炉心の堆積状態は，落下後の溶融炉心の堆積高さ，水プールへの伝熱面積に影響を与える。したがって，格納容器下部床面での溶融炉心の拡がりは，溶融炉心・コンクリート相互作用の評価指標であるコンクリート侵食量に対して，重要度が高いと考えられる。また，格納容器過圧・過温破損の評価指標である原子炉格納容器圧力及び温度に対する影響は小さく，重要度が低いと考えられる。
格納容器破損防止におけるその他の評価指標に対する影響はない。
(48) 内部構造物の溶融，破損［原子炉格納容器(炉心損傷後)］評価する具体的な事故シーケンスでは，原子炉圧力容器破損後，格納容器下部に溶融炉心が落下し，格納容器下部区画内に存在する制御棒駆動装置等の構造物を溶
融，破損させる可能性がある。しかしながら，溶融炉心の落下時に溶融炉心との接触によって溶融，破損する構造物は限定的であり，影響は小さく，内部構造物の溶融，破損は溶融燃料－冷却材相互作用の評価指標である原子炉格納容器圧力，溶融
炉心・コンクリート相互作用の評価指標であるコンクリート侵食量に対して，重要度が低いと考えられる。格納容器破損防止におけるその他の評価指標に対する影響
はない。

5-27

(49) 原子炉圧力容器外ＦＣＩ (溶融炉心細粒化)［原子炉格納容器(炉心損傷後)］評価する具体的な事故シーケンスでは，原子炉圧力容器破損後，格納容器下部に水プールが存在する場合，落下する溶融炉心が水プールに接触する際の液－液混合に伴って，溶融炉心が細粒化して水中に分散し，分散した粒子状デブリからの熱伝達によって急速な水蒸気発生が起こり，圧力スパイクが発生する可能性がある。したがって，原子炉圧力容器外ＦＣＩ(溶融炉心細粒化)は，格納容器過圧・過温破損の評価指標である原子炉格納容器圧力及び温度に対して重要度が中程度であると考えられる。また，格納容器下部における溶融炉心から水への熱伝達及び溶融炉心の形態は格納容器下部における溶融炉心の冷却性に影響を与える可能性があり，溶融燃料－冷却材相互作用の評価指標である原子炉格納容器圧力，溶融炉心・コンクリート相互作用の評価指標であるコンクリート侵食量に対して，重要度が高いと考えられる。格納容器破損防止におけるその他の評価指標に対する影響はない。
(50) 原子炉圧力容器外ＦＣＩ(デブリ粒子熱伝達)［原子炉格納容器(炉心損傷後)］評価する具体的な事故シーケンスでは，原子炉圧力容器破損後，格納容器下部に水プールが存在する場合，落下する溶融炉心が水プールに接触する際の液－液混合に伴って，溶融炉心が細粒化して水中に分散し，分散した粒子状デブリからの熱伝達によって急速な水蒸気発生が起こり，圧力スパイクが発生する可能性がある。したがって，原子炉圧力容器外ＦＣＩ(デブリ粒子熱伝達)は，格納容器過圧・過温破損の評価指標である原子炉格納容器圧力及び温度に対して重要度が中程度であると考えられる。また，格納容器下部における溶融炉心から水への熱伝達及び溶融炉心の形態は格納容器下部における溶融炉心の冷却性に影響を与える可能性があり，溶
融燃料－冷却材相互作用の評価指標である原子炉格納容器圧力，溶融炉心・コンク
リート相互作用の評価指標であるコンクリート侵食量に対して，重要度が高いと考えられる。格納容器破損防止におけるその他の評価指標に対する影響はない。
(51) 格納容器直接接触［原子炉格納容器(炉心損傷後)］評価する具体的な事故シーケンスでは，原子炉圧力容器の破損によって，下部プ
レナムに蓄積していた溶融炉心が格納容器下部に放出される可能性があるが，原子炉格納容器バウンダリは，溶融炉心と直接接触することがない構造となっており，格納容器直接接触は，格納容器破損防止における各評価指標への影響はない。
(52) 溶融炉心と格納容器下部プール水との伝熱［原子炉格納容器(炉心損傷後)］評価する具体的な事故シーケンスでは，原子炉圧力容器破損後，格納容器下部に落下した溶融炉心が床面に堆積し，格納容器下部に事前に注水されたプール水によ5-28

る冷却を伴いつつ，格納容器下部のコンクリートを加熱する。このとき，コンクリ
ート温度の上昇により熱分解が起こり，水蒸気と二酸化炭素が発生する。発生した
水蒸気，二酸化炭素と溶融炉心内の未酸化金属成分が反応して水素や一酸化炭素の非凝縮性ガスが発生する。さらに，コンクリート溶融温度に到達するとコンクリー
ト侵食が起こる。したがって，溶融炉心と格納容器下部プール水との伝熱は，格納容器破損防止における溶融炉心・コンクリート相互作用に対する評価指標であるコ
ンクリート侵食量に対して，重要度が高いと考えられる。また，非凝縮性ガスの発生により，格納容器過圧・過温破損における評価指標である原子炉格納容器圧力及び温度に対する影響があり，重要度が中程度であると考えられる。格納容器破損防止におけるその他の評価指標に対する影響はない。
(53) 溶融炉心とコンクリートの伝熱［原子炉格納容器(炉心損傷後)］評価する具体的な事故シーケンスでは，原子炉圧力容器破損後，格納容器下部に落下した溶融炉心が床面に堆積し，格納容器下部に事前に注水されたプール水による冷却を伴いつつ，格納容器下部のコンクリートを加熱する。このとき，コンクリ
ート温度の上昇により熱分解が起こり，水蒸気と二酸化炭素が発生する。発生した
水蒸気，二酸化炭素と溶融炉心内の未酸化金属成分が反応して水素や一酸化炭素の非凝縮性ガスが発生する。さらに，コンクリート溶融温度に到達するとコンクリー
ト侵食が起こる。したがって，溶融炉心とコンクリートの伝熱は，溶融炉心・コン
クリート相互作用の評価指標であるコンクリート侵食量に対して，重要度が高いと考えられる。また，非凝縮性ガスの発生により，格納容器過圧・過温破損の評価指標である原子炉格納容器圧力及び温度に対する影響があり，重要度が中程度であると考えられる。格納容器破損防止におけるその他の評価指標に対する影響はない。
(54) コンクリート分解及び非凝縮性ガス発生［原子炉格納容器(炉心損傷後)］評価する具体的な事故シーケンスでは，原子炉圧力容器破損後，格納容器下部に落下した溶融炉心が床面に堆積し，格納容器下部に事前に注水されたプール水による冷却を伴いつつ，格納容器下部のコンクリートを加熱する。このとき，コンクリ
ート温度の上昇により熱分解が起こり，水蒸気と二酸化炭素が発生する。発生した
水蒸気，二酸化炭素と溶融炉心内の未酸化金属成分が反応して水素や一酸化炭素の非凝縮性ガスが発生する。さらに，コンクリート溶融温度に到達するとコンクリー
ト侵食が起こる。したがって，コンクリートの分解及び非凝縮性ガスの発生は，溶融炉心・コンクリート相互作用の評価指標であるコンクリート侵食量に対して，重要度が高いと考えられる。また，非凝縮性ガスの発生により，格納容器過圧・過温
破損の評価指標である原子炉格納容器圧力及び温度並びに水素燃焼の評価指標であ5-29

る酸素濃度に対する影響があり，重要度が中程度であると考えられる。格納容器破損防止におけるその他の評価指標に対する影響はない。
(55) 溶融炉心の再臨界［原子炉格納容器(炉心損傷後)］評価する具体的な事故シーケンスでは，原子炉圧力容器の破損によって，下部プレナムに蓄積していた溶融炉心が格納容器下部に放出される可能性があるが，この時，溶融燃料は炉心形状を維持しておらず，落下時において，制御棒等の中性子吸収材
も溶融炉心内に取り込んでいると考えられることから，溶融炉心の再臨界は発生しないと考えられる。したがって，溶融炉心の再臨界は格納容器破損防止における各評価指標への影響はない。
(56) 原子炉格納容器内ＦＰ挙動［原子炉格納容器(炉心損傷後)］評価する具体的な事故シーケンスでは，燃料被覆管破損や炉心溶融が発生すると，核分裂生成物（ＦＰ）が原子炉圧力容器内に放出される。放出されたＦＰは，原子炉圧力容器内の気相や液相の流れに伴って輸送され，ＬＯＣＡ破断口や逃がし安全弁を経由して原子炉格納容器内に移動し，各物理領域において熱源となる崩壊熱分
布に影響する。したがって，原子炉格納容器内ＦＰ挙動は，格納容器過圧・過温破損の評価指標である原子炉格納容器圧力及び温度に対して，重要度が中程度であると考えられる。また，ウェットウェルに放出された一部のＦＰによる水の放射線分解に伴って水素ガス及び酸素ガスが発生し，ウェットウェル空間部の非凝縮性ガスの濃度分布に影響を与えるため，水素燃焼の評価指標である酸素濃度に対して，重要度が中程度であると考えられる。溶融炉心・コンクリート相互作用における評価指標であるコンクリート侵食量については，溶融炉心の持つ崩壊熱に影響があるものの，評価指標への影響は小さく，重要度が低いと考えられる。格納容器破損防止におけるその他の評価指標に対する影響はない。

5-30

分類

核

燃料

炉心

5-31

熱流動

三次元効果

沸騰・ボイド率変化

気液分離（水位変化）・対向流

気液熱非平衡

圧力損失

三次元効果

(13)

(14)

(15)

(16)

(17)

燃料棒表面熱伝達

(8)

(12)

燃料棒内温度変化(7)

燃料被覆管変形

三次元効果

(6)

(11)

崩壊熱

(5)

燃料被覆管酸化制御棒反応度効果

(4)

(10)

反応度フィードバック効果

(3)

沸騰遷移

出力分布変化

(2)

(9)

核分裂出力

(1)

物理現象

評価指標

評価事象

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｉ

Ｈ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

力及び温度

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｉ

Ｈ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

力及び温度

原子炉格納容器圧

能喪失

能喪失
原子炉格納容器圧

高圧注水・減圧機

高圧・低圧注水機

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｉ

Ｈ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

力及び温度

原子炉格納容器圧

失

全交流動力電源喪

炉心損傷防止

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｉ

Ｈ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

力及び温度

原子炉格納容器圧

失崩壊熱除去機能喪表 2.3-1 有効性評価の物理現象のランク (炉心損傷防止) (1/3)

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｉ

Ｈ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

力及び温度

原子炉格納容器圧

能喪失

ＬＯＣＡ時注水機

分類（逃がし安全弁含む）
原子炉圧力容器

5-32

ＥＣＣＳ注水（給水系・代替注水設備含む）

ほう酸水の拡散

三次元効果

(26)

(27)

圧力損失

(23)

(25)

気液熱非平衡(22)

構造材との熱伝達

気液分離・対向流

(21)

(24)

沸騰・凝縮・ボイド率変化

冷却材放出（臨界流・差圧流）

(19)

(20)

冷却材流量変化

(18)

物理現象

評価指標

評価事象

Ｌ

Ｉ

Ｍ

Ｌ

Ｌ

Ｉ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

力及び温度

Ｌ

Ｉ

Ｍ

Ｌ

Ｌ

Ｉ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

力及び温度

原子炉格納容器圧

能喪失

能喪失
原子炉格納容器圧

高圧注水・減圧機

高圧・低圧注水機

Ｌ

Ｉ

Ｍ

Ｌ

Ｌ

Ｉ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

力及び温度

原子炉格納容器圧

失

全交流動力電源喪

炉心損傷防止表 2.3-1 有効性評価の物理現象のランク (炉心損傷防止) (2/3)

Ｌ

Ｉ

Ｍ

Ｌ

Ｌ

Ｉ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

力及び温度

原子炉格納容器圧

失崩壊熱除去機能喪

Ｌ

Ｉ

Ｍ

Ｌ

Ｌ

Ｉ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

力及び温度

原子炉格納容器圧

能喪失

ＬＯＣＡ時注水機

分類

原子炉格納容器

5-33

サプレッション・プール冷却

気液界面の熱伝達構造材との熱伝達及び内部熱伝導

スプレイ冷却

(30)

(31)

(32)

(33)

(35)

格納容器ベント

ス発生

放射線水分解等による水素ガス・酸素ガ

格納容器各領域間の流動

(29)

(34)

冷却材放出

(28)

物理現象

評価指標

評価事象

Ｈ

Ｉ

Ｈ

Ｍ

Ｍ

Ｉ

Ｈ

Ｌ

力及び温度

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｍ

Ｍ

Ｈ

Ｈ

Ｌ

力及び温度

原子炉格納容器圧

能喪失

能喪失
原子炉格納容器圧

高圧注水・減圧機

高圧・低圧注水機

Ｈ

Ｉ

Ｈ

Ｍ

Ｍ

Ｈ

Ｈ

Ｌ

力及び温度

原子炉格納容器圧

失

全交流動力電源喪

炉心損傷防止表 2.3-1 有効性評価の物理現象のランク (炉心損傷防止) (3/3)

Ｈ

Ｉ

Ｈ

Ｍ

Ｍ

Ｈ

Ｈ

Ｌ

力及び温度

原子炉格納容器圧

失崩壊熱除去機能喪

Ｈ

Ｉ

Ｈ

Ｍ

Ｍ

Ｉ

Ｈ

Ｌ

力及び温度

原子炉格納容器圧

能喪失

ＬＯＣＡ時注水機

分類

核

燃料

炉心

5-34

熱流動

三次元効果

沸騰・ボイド率変化

気液分離（水位変化）・対向流

気液熱非平衡

圧力損失

三次元効果

(13)

(14)

(15)

(16)

(17)

燃料棒表面熱伝達

(8)

(12)

燃料棒内温度変化(7)

燃料被覆管変形

三次元効果

(6)

(11)

崩壊熱

(5)

燃料被覆管酸化制御棒反応度効果

(4)

(10)

反応度フィードバック効果

(3)

沸騰遷移

出力分布変化

(2)

(9)

核分裂出力

評価指標

(1)

物理現象

評価事象

Ｉ

Ｌ

Ｌ

Ｈ

Ｈ

Ｉ

Ｈ

Ｈ

Ｉ

Ｈ

Ｈ

Ｉ

Ｈ

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｉ

力及び温度

Ｉ

Ｌ

Ｌ

Ｈ

Ｈ

Ｉ

Ｈ

Ｈ

Ｉ

Ｈ

Ｈ

Ｉ

Ｈ

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｉ

原子炉圧力

容器雰囲気直接加熱

温破損
原子炉格納容器圧

高圧溶融物放出／格納

格納容器過圧・過

力

Ｉ

Ｌ

Ｌ

Ｈ

Ｈ

Ｉ

Ｈ

Ｈ

Ｉ

Ｈ

Ｈ

Ｉ

Ｈ

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｉ

原子炉格納容器圧

相互作用

溶融燃料－冷却材

格納容器破損防止

Ｉ

Ｌ

Ｌ

Ｈ

Ｈ

Ｉ

Ｈ

Ｈ

Ｉ

Ｈ

Ｈ

Ｉ

Ｈ

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｉ

酸素濃度

水素燃焼

表 2.3-2 有効性評価の物理現象のランク (格納容器破損防止) (1/5)

量

Ｉ

Ｌ

Ｌ

Ｈ

Ｈ

Ｉ

Ｈ

Ｈ

Ｉ

Ｈ

Ｈ

Ｉ

Ｈ

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｉ

コンクリート侵食

リート相互作用

溶融炉心・コンク

分類（逃がし安全弁含む）
原子炉圧力容器

5-35

ＥＣＣＳ注水（給水系・代替注水設備含む）

ほう酸水の拡散

三次元効果

(26)

(27)

圧力損失

(23)

(25)

気液熱非平衡(22)

構造材との熱伝達

気液分離・対向流

(21)

(24)

沸騰・凝縮・ボイド率変化

冷却材放出（臨界流・差圧流）

(19)

(20)

冷却材流量変化

(18)

物理現象

評価指標

評価事象

Ｉ

Ｉ

Ｍ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

力及び温度

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｍ

Ｌ

原子炉圧力

容器雰囲気直接加熱

温破損
原子炉格納容器圧

高圧溶融物放出／格納

格納容器過圧・過

力

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

原子炉格納容器圧

相互作用

溶融燃料－冷却材

格納容器破損防止

Ｉ

Ｉ

Ｍ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

酸素濃度

水素燃焼

表 2.3-2 有効性評価の物理現象のランク (格納容器破損防止) (2/5)

量

Ｉ

Ｉ

Ｈ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

コンクリート侵食

リート相互作用

溶融炉心・コンク

分類

原子炉格納容器

5-36

サプレッション・プール冷却

気液界面の熱伝達構造材との熱伝達及び内部熱伝導

スプレイ冷却

(30)

(31)

(32)

(33)

(35)

格納容器ベント

発生

放射線水分解等による水素ガス・酸素ガス

格納容器各領域間の流動

(29)

(34)

冷却材放出

評価指標

(28)

物理現象

評価事象

Ｈ

Ｍ

Ｈ

Ｍ

Ｍ

Ｈ

Ｈ

Ｌ

力及び温度

Ｉ

Ｌ

Ｉ

Ｌ

Ｌ

Ｉ

Ｌ

Ｌ

原子炉圧力

容器雰囲気直接加熱

温破損
原子炉格納容器圧

高圧溶融物放出／格納

格納容器過圧・過

力

Ｉ

Ｌ

Ｉ

Ｌ

Ｌ

Ｉ

Ｈ

Ｌ

原子炉格納容器圧

相互作用

溶融燃料－冷却材

格納容器破損防止

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｌ

Ｌ

Ｈ

Ｈ

Ｌ

酸素濃度

水素燃焼

表 2.3-2 有効性評価の物理現象のランク (格納容器破損防止) (3/5)

量

Ｉ

Ｌ

Ｉ

Ｌ

Ｌ

Ｉ

Ｌ

Ｌ

コンクリート侵食

リート相互作用

溶融炉心・コンク

分類（逃がし安全弁含む）（炉心損傷後）原子炉圧力容器5-37

原子炉圧力容器破損

放射線水分解等による水素ガス・酸素ガ

(42)

(44)

原子炉圧力容器内ＦＰ挙動

ス発生

Ｍ

下部プレナムでの溶融炉心の熱伝達

(41)

(43)

Ｈ

構造材との熱伝達

(40)

Ｍ

Ｍ

Ｈ

Ｉ

溶融炉心の再臨界

(39)

Ｌ

Ｌ

原子炉圧力容器内ＦＣＩ(デブリ粒子熱伝達)

原子炉圧力容器内ＦＣＩ(溶融炉心細粒化)

(37)

Ｈ

力及び温度

Ｉ

Ｌ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｉ

Ｍ

Ｍ

Ｈ

原子炉圧力

容器雰囲気直接加熱

温破損
原子炉格納容器圧

高圧溶融物放出／格納

格納容器過圧・過(38)

リロケーション

(36)

物理現象

評価指標

評価事象

力

Ｉ

Ｌ

Ｈ

Ｌ

Ｈ

Ｉ

Ｌ

Ｌ

Ｈ

原子炉格納容器圧

相互作用

溶融燃料－冷却材

格納容器破損防止

Ｍ

Ｈ

Ｈ

Ｉ

Ｈ

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｈ

酸素濃度

水素燃焼

表 2.3-2 有効性評価の物理現象のランク (格納容器破損防止) (4/5)

量

Ｍ

Ｌ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｉ

Ｌ

Ｌ

Ｈ

コンクリート侵食

リート相互作用

溶融炉心・コンク

分類

5-38

格納容器直接接触

溶融炉心と格納容器下部プール水との伝熱

溶融炉心とコンクリートの伝熱

ｺﾝｸﾘｰﾄ分解及び非凝縮性ｶﾞｽ発生

溶融炉心の再臨界

原子炉格納容器内ＦＰ挙動

(51)

(52)

(53)

(54)

(55)

(56)

原子炉圧力容器外ＦＣＩ(デブリ粒子熱伝達)

内部構造物の溶融，破損

(48)

(50)

格納容器下部床面での溶融炉心の拡がり(47)

原子炉圧力容器外ＦＣＩ(溶融炉心細粒化)

格納容器雰囲気直接加熱

(46)

(49)

原子炉圧力容器破損後の高圧溶融炉心放出

(45)

物理現象

評価指標

評価事象

Ｍ

Ｉ

Ｍ

Ｍ

Ｍ

Ｉ

Ｍ

Ｍ

Ｉ

Ｌ

－

－

力及び温度

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｉ

－

－

原子炉圧力

容器雰囲気直接加熱

温破損
原子炉格納容器圧

高圧溶融物放出／格納

格納容器過圧・過

力

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｈ

Ｈ

Ｌ

Ｉ

－

－

原子炉格納容器圧

相互作用

溶融燃料－冷却材

格納容器破損防止

Ｍ

Ｉ

Ｍ

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｉ

－

－

酸素濃度

水素燃焼

表 2.3-2 有効性評価の物理現象のランク (格納容器破損防止) (5/5)

「－」：現象の発生防止を評価しており，現象モデルとしては考慮していないため，ランクの分類の対象としない。

（炉心損傷後）原子炉格納容器

量

Ｌ

Ｉ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｉ

Ｈ

Ｈ

Ｌ

Ｈ

－

－

コンクリート侵食

リート相互作用

溶融炉心・コンク3. 解析モデルについて
3.1 コード概要
ＭＡＡＰ（Modular Accident Analysis Program）コードは，米国産業界が実施したＩＤＣＯＲ（Industry Degraded Core Rulemaking）プログラムにおいて，1980
年代の初めに米国ＦＡＩ社（Fauske & Associates, LLC.）によって開発されたコードであり，プログラムの完了に伴い，所有権が米国ＥＰＲＩ（Electric Power ResearchInstitute）に移管され，ＥＰＲＩを中心としたＭＵＧ（MAAP User's Group）のもとで保守及び改良が進められている。ＭＡＡＰコードは，軽水炉のシビアアクシデ
ント時の原子炉圧力容器，原子炉格納容器及び原子炉建屋内の熱水力／核分裂生成物（ＦＰ）の放出・移行挙動を同時に一貫して解析できることに特徴があり，ＰＲ
Ａやシビアアクシデントマネジメントの策定等において，米国を始め，世界的に広く利用されている。
ＭＡＡＰは，シビアアクシデントの事象進展の各段階を網羅し，炉心，原子炉圧
力容器，原子炉格納容器内で起こると考えられる重要な事故時の物理現象をモデル化するとともに，工学的安全施設や炉心損傷防止対策あるいは格納容器破損防止対策で想定する各種の機器についてのモデルを備えている。また，ＦＰに関する物理現象をモデル化しており，事故時に炉心溶融に伴って原子炉圧力容器や原子炉格納容器内に放出されるＦＰの挙動についても取り扱うことが可能である。このように，広範囲の物理現象を取り扱うことが可能な総合解析コードであり，シビアアクシデ
ントで想定される種々の事故シーケンスについて，起因事象から安定した状態，あるいは過圧・過温により格納容器健全性が失われる状態まで計算が可能であることが特徴である。
また，ＭＡＡＰのＢＷＲプラント用解析モデルは，原子炉型式及び格納容器型式の違いを考慮してプラントタイプごとに適用可能なように開発されたものであり，プラント設計や運転状態に基づいて設定される入力条件及びそれらに基づく過渡計
算中のプロセスの値の変動範囲を考慮したものである。
ＭＡＡＰの熱水力モデルでは，質量・エネルギ保存則を解く一方，運動量方程式
を準静的な取扱いとしているが，系内の質量・エネルギの収支を適切に取り扱っており，長期的な原子炉及び原子炉格納容器の応答の評価に対し，適用性を有する。
なお，事故シーケンスの解析においては，溶融炉心とコンクリートの相互作用のようなシビアアクシデント特有の現象等，現時点でも研究段階のものがあり，実機規模での現象が必ずしも解明しきれていない現象も含まれている。

5-39

3.2 重要現象に対する解析モデル
2 章において，重要現象に分類された物理現象（表 2.3-1 及び表 2.3-2 における各
事故シーケンスグループ等に対して，1 つでも「Ｈ」又は「Ｍ」に分類された物理現象）について，その物理現象を評価するために必要となる解析モデルを表 3.2-1
に示す。

5-40

5-41

冷却材放出（臨界流・差圧流）

気液分離（水位変化）
・対向流

沸騰・ボイド率変化

原子炉格納容器

格納容器ベント

発生

放射線水分解等による水素ガス・酸素ガス

スプレイ冷却

構造材との熱伝達及び内部熱伝導格納容器モデル（原子炉格納容器の熱水力モデル）(3.3.4(2))

格納容器モデル（水素ガス発生）(3.3.4(3))

安全系モデル（代替注水設備）(3.3.5(4))

安全系モデル（格納容器スプレイ）(3.3.5(2))

格納容器モデル（原子炉格納容器の熱水力モデル）(3.3.4(2))

安全系モデル（非常用炉心冷却系）(3.3.5(1))

サプレッション・プール冷却

気液界面の熱伝達

格納容器モデル（原子炉格納容器の熱水力モデル）(3.3.4(2))

格納容器各領域間の流動

安全系モデル（代替注水設備）(3.3.5(4))

安全系モデル（非常用炉心冷却系）(3.3.5(1))

原子炉圧力容器モデル（破断流モデル）(3.3.3(3))

炉心モデル（炉心水位計算モデル）(3.3.2(4))

溶融炉心の挙動モデル（炉心ヒートアップ）(3.3.6(1))

燃料被覆管酸化燃料被覆管変形

炉心モデル（炉心熱水力モデル）(3.3.2(3))(3.3.7(3))

核分裂生成物（ＦＰ）挙動モデル（ＦＰの移動に伴う崩壊熱分配モデル）

炉心モデル（原子炉出力及び崩壊熱）(3.3.2(2))

解析モデル

燃料棒表面熱伝達

燃料棒内温度変化

崩壊熱

重要現象

（逃がし安全弁含む） ＥＣＣＳ注水（給水系・代替注水設備含む）

原子炉圧力容器

炉心（熱流動）炉心（燃料）

炉心（核）分類

表 3.2-1 重要現象に対する解析モデル (1/2)

5-42

溶融炉心と格納容器下部プール水との伝熱（炉心損傷後）原子炉格納容器内ＦＰ挙動

コンクリート分解及び非凝縮性ガス発生

溶融炉心とコンクリートの伝熱

達)

原子炉圧力容器外ＦＣＩ(デブリ粒子熱伝

原子炉圧力容器外ＦＣＩ(溶融炉心細粒化)

格納容器下部床面での溶融炉心の拡がり

原子炉圧力容器内ＦＰ挙動

発生

放射線水分解等による水素ガス・酸素ガス

原子炉圧力容器破損

下部プレナムでの溶融炉心の熱伝達構造材との熱伝達

達)

原子炉圧力容器内ＦＣＩ(デブリ粒子熱伝

原子炉圧力容器内ＦＣＩ(溶融炉心細粒化)

リロケーション

重要現象

原子炉格納容器（逃がし安全弁含む）（炉心損傷後）原子炉圧力容器

分類

解析モデル

核分裂生成物（ＦＰ）挙動モデル(3.3.7)

溶融炉心の挙動モデル（格納容器下部での溶融炉心の挙動）(3.3.6(5))

核分裂生成物（ＦＰ）挙動モデル(3.3.7)

格納容器モデル（水素ガス発生）(3.3.4(3))

溶融炉心の挙動モデル（原子炉圧力容器破損モデル）(3.3.6(4))

溶融炉心の挙動モデル（下部プレナムでの溶融炉心の挙動）(3.3.6(3))

溶融炉心の挙動モデル（リロケーション）(3.3.6(2))

表 3.2-1 重要現象に対する解析モデル (2/2)

3.3 解析モデル
3.3.1 熱水力挙動に関する基礎方程式
ＭＡＡＰの炉心，原子炉圧力容器，格納容器モデルは，ノードとジャンクションにより構成されており，各ノードにおいて，水，水蒸気，非凝縮性ガスの質量とエネルギから状態方程式により圧力及び温度を計算し，ジャンクションにおいては流量を計算する。運動量バランスは準定常として扱われ，代数方程式で表されるため，運動量に関する微分方程式はない。
質量とエネルギの変化率は，各ノード（領域）における物質ごとの質量及びエネ
ルギバランスより求められる。図 3.3-1 に概念図を示す。領域 i における物質 j の質量変化率 ( M i ) j は，

(M i ) j

相変化による(Win ) j (Wout ) j

質量変化

化学反応によるj

質量変化

j(3.3.1-1)により求める。ここで，質量変化率 (Win ) j は物質 j の対象領域 i への流入量，(Wout ) j
は物質 j の領域 i からの流出量である。
領域 i のエネルギ変化率
は，各物質の入出熱の合計であり，

)

=(
±

(

) ±

相変化
割合

化学

機器・壁への

反応熱

熱伝達

±

× 潜熱

物質間
熱伝達

+ 崩壊熱
(3.3.1-2)により求める。 ( hin ) j は対象領域 i の上流側領域の物質 j の比エンタルピ， ( hi ) j は
対象領域 i の物質 j の比エンタルピである。上式の化学反応熱とは，ジルコニウムの酸化反応熱等である。崩壊熱については，ＦＰの気体中での浮遊，水中での沈着，
ヒートシンクへの沈着，溶融炉心での沈着等の状態も含み，各ノードでの熱源として取り扱う。
領域間はジャンクションで結合されるが，ジャンクション j の流量

は運動量の定常のバランス式から評価される。
ＭＡＡＰコードは，事故直後の原子炉圧力容器から原子炉格納容器へのブローダウン過程については，そのダイナミックな挙動の模擬には不確かさが大きいものの，
冷却材流出を臨界流モデルで評価し，原子炉圧力容器や原子炉格納容器内の質量・エネルギ保存則を適切に考慮しており，冷却材流出に伴う炉心ヒートアップや原子炉格納容器内熱水力挙動を模擬できる。また，冷却材の流出が減少し，原子炉格納容器内の流動が緩やかになり，崩壊熱による静的な加圧・加熱が支配的となった以

5-43

降は，諸現象を適切にモデル化しているため，長期間の格納容器圧力・温度応答評
価に適用性を有する。
3.3.2 炉心モデル
炉心モデルは，あらゆる事故フェーズにおける熱水力的な挙動，原子炉内構造物の応答を考慮したモデルである。以下，炉心モデルに関して述べる。
(1) ノード分割
炉心モデルは，径方向及び高さ方向にノード分割した，Ｒ－Ｚの 2 次元モデルである。ノード分割の例を図 3.3-2 に示す。ノードごとに燃料，燃料被覆管，制御棒，
ウォータロッド，チャンネルボックス，冷却材を模擬し，それぞれの間の熱伝達，冷却材の減少と回復，水素ガス発生，自然対流，燃料被覆管の変形・膨れ，溶融プールの形成といった重要なプロセスについて計算している。
入力条件としては，燃料（ＦＰ組成含む），燃料被覆管，制御棒，ウォータロッド，
チャンネルボックスの質量や形状，流体の流路として炉心の流路面積及び炉心バイパス領域の流路面積を与え，これらに基づき熱水力挙動，原子炉内構造物応答を計算する。なお，ＦＰ組成については，元素ごとに質量を入力値で与える。
ノードの分割数は，入力値により与え，例えば，径方向に，高さ方向にとしている。径方向は輻射熱伝達により温度勾配が小さく，分割数の影
響は小さいが，軸方向の分割数は高さ方向の温度勾配がジルコニウム－水反応の速度や炉心溶融挙動に影響するため 10 以上としている。なお，径方法の分割は任意であるが，各ノードの体積割合はノードに含まれる燃料集合体数を考慮して設定し，解析の安定性のため，各分割要素の差があまり大きくならないように設定している。
(2) 原子炉出力及び崩壊熱
初期の原子炉出力分布は入力値として与える。Ｒ－Ｚ体系にノード分割された炉心に対して，個々のプラントの燃料特性を反映させた径方向・軸方向の炉心出力分
布を入力値として与える。その炉心出力分布は各ノードの崩壊熱割合（熱出力割合）として表現され，炉心全出力が各ノードの崩壊熱割合に応じて分配される。炉心の溶融により炉心内の物質が移動しても，移動した質量に応じて崩壊熱割合も移動す
るため炉心溶融後の発熱分布を評価することができる。
事象初期から原子炉スクラムに至るまでの期間，原子炉出力は初期出力を維持し，原子炉がスクラムすると出力は崩壊熱レベルまで低下するとしている。この出力変化の模擬については，ＭＡＡＰが適用される事故シーケンスでは原子炉出力及び出力分布の時間変化が顕著ではない，又は早期に原子炉スクラムに至るため，評価結果に与える影響は小さい。

5-44

崩壊熱については，コード内蔵の ANSI/ANS 5.1-1979[1]モデルによって評価する。
炉心溶融後に炉心領域から移動したＦＰと溶融炉心については表 3.3-2 に示す核種
グループごとに崩壊熱の割合を与えることで，崩壊熱の移動量を評価する。
(3) 炉心熱水力モデル
炉心に特有な熱水力モデルとして，炉心が露出する場合の挙動がある。
炉心露出の判定は，(4)に示す炉心水位計算モデルにより行う。冠水領域では，沸騰挙動に応じて燃料棒から液相への熱伝達と蒸気発生量を計算し，露出領域では，
炉心がヒートアップすると，炉心域で気体の密度差が生じ，炉心と上部プレナム間
で自然循環による流れが発生するため，この自然循環を考慮した対流伝熱等による燃料棒の冷却を計算する。炉心露出部と冷却材の熱伝達については，Dittus-Boelterの相関式を用いた計算を行う。なお，これら炉心の領域ごとに計算された流体側への伝熱量と蒸気発生量等は炉心全体で合計され，3.3.1 に示した質量とエネルギの保存則の右辺ソース項に反映される。
炉心がヒートアップするにつれて燃料被覆管が酸化し，酸化ジルコニウムと水素ガスが発生するとともに，酸化反応により発熱し，炉心の露出部分を更に加熱する。

1875K において Baker-Just の相関式 (3.3.2-1)，
T 1850K において Cathcart の相関式 (3.3.2-2)を用い，1850K T 1875K の

この酸化反応計算には T

間は内挿によって求める。

xx3330 1.9046 108 / RTe
2 Zr2 xT 1875K(3.3.2-1)

294 1.671 108 / RTe
2 Zr2 xT 1850K(3.3.2-2)

ここで，T [K]は燃料被覆管温度， x [m]は酸化厚さ，3Zr [kg/m ]はジルコニウムの密度，R [J/kg-mole･K]は気体定数である。この反応による物質変化と反応熱は，
質量とエネルギの保存則で考慮される。
炉心の熱伝達に関しては，炉心の冠水・露出，炉心形状に応じて熱伝達の計算を行っており，炉心の損傷・溶融状態も含めると，以下のとおり整理される。

5-45

炉心状態

伝熱面積

熱伝達
水への対流・輻射熱伝達

冠水時
燃料自立状態

円柱形状から計算
露出時

損傷・溶融
状態

冠水時
露出時

ガスへの対流・輻射熱伝達
炉心損傷状態に応じて段階的に定義された炉心形状のタイプ及びノード内炉心質量割合から計算

限界熱流束
ガスへの対流・輻射熱伝達(4) 炉心水位計算モデル
原子炉圧力容器内の水位及び二相水位の概要を図 3.3-3 に示す。
ダウンカマ及び炉心内の二相水位は，炉心露出前には二相混合体積から求めるが，炉心露出後には炉心径方向ノード（以下「チャンネル」という。
）ごとの出力分布に応じた二相水位をもつと仮定する。このとき，一つ前のタイムステップにおける炉
心での蒸発量を径方向出力ピーキングに基づいて全チャンネルに振り分け，各チャンネルの二相水位を求める。
まず，チャンネル J のガス流量 Wst (J ) を以下の式から求める。

W st ( J ) F A ( J ) FPR ( J )W st ,CORE

W st , LP(3.3.2-3)

ここで， FA (J ) はチャンネル J の面積割合， FPR (J ) はチャンネル J の径方向ピー
キング，W st , CORE は一つ前のタイムステップでの炉心領域の蒸発量，W st , LP は一つ前のタイムステップにおける下部プレナム領域の蒸発量である。
次に，チャンネル J の二相水位 x2 ( J ) （原子炉圧力容器底部からの水位）を以下の式で与える。

x2 ( J )M w,sub v w, ps

M w,sup v w,sup
1(J )/ A fl(Z cplZ bv )(3.3.2-4)
ここで， M w , sub はサブクール領域の水の全質量， v w , ps は炉心部の水の平均比容積，

M w , sup は沸騰領域の水の全質量， vw , sup は沸騰領域の水の比容積， A fl はチャンネル
内部全流路面積， Z cpl は炉心支持板高さ， Z bv はベッセル底部高さであり，平均ボイ
ド率(J ) はドリフトフラックスモデルにより以下の式で評価する。
(J )

2 C0

(3.3.2-5)

ここで，C0 は比例定数， は気相の見かけ流速とドリフト速度 U の比であり，Uは以下の式によって評価する。

5-46

U

ここで，

1.53

g( l

g

)

1/ 4

(3.3.2-6)2lは液相の表面張力， g は重力加速度，l は液相密度，g は気相密度である。
3.3.3 原子炉圧力容器モデル
原子炉圧力容器モデルは原子炉圧力容器内をモデル化し，炉心，上部プレナム，
スタンドパイプ／セパレータ，蒸気ドーム，上部ダウンカマ，下部ダウンカマ，下部プレナム，再循環ループから構成され，この領域における水，蒸気，非凝縮性ガスの挙動の計算を行う。図 3.3-4 にＢＷＲ５を例として原子炉圧力容器モデルの概要を示す。以下，原子炉圧力容器モデルについて述べる。
(1) ノード分割
原子炉圧力容器内は水と気体で占められており，水領域として，炉心領域，ダウンカマ，下部プレナム，ＣＲＤチューブの 4 つの領域を考慮する。有効燃料上端以上の上部プレナム及びスタンドパイプまでの領域にある水は炉心領域の水の一部とし，炉心領域ではサブクール領域と沸騰領域，炉心上部のスプレイ水の質量とエネルギを分けて計算する。ジェットポンプを有するプラントの場合，ジェットポンプ
及び再循環ループ内の水はダウンカマ領域の水の一部として扱う。ダウンカマ領域
では，ジェットポンプの内側と外側のサブノードに分けて水の質量を扱い，再循環
ループ内の水はジェットポンプの外側の水に含まれ，ダウンカマ領域の水位が再循
環ポンプ吸込位置高さ以上になると再循環ループが最初に満たされる。
残りの空間部は単一の気体領域として扱い，気体の全エネルギ及び各気体成分は
この中にあるものとする。気体の成分として，蒸気，水素，酸素，窒素，一酸化炭素，二酸化炭素を考慮し，二相領域内の蒸気も気体の一部とする。気体の体積，エネルギ及び質量に基づき原子炉圧力容器の圧力及び温度が計算され，水の圧力は気体の圧力と等しいとしている。
気体領域は，図 3.3-5 に示すように，原子炉圧力容器内を炉心，上部プレナム，
スタンドパイプ／セパレータ，蒸気ドーム，上部ダウンカマ，下部ダウンカマ，下部プレナム，再循環ループの 8 つのサブノードに分割している。各サブノードに対して，気体温度，水素質量割合，ＦＰグループごとの質量を計算し，その他の非凝縮性ガスの質量分布や圧力は全サブノードで同一とするため，蒸気の質量割合はサ
ブノードごとに一意に定まる。
このノード分割は，国内外の典型的なＢＷＲプラントの原子炉圧力容器を模擬し5-47たもので，コード内に設定されたプリセットとなっており，各炉型に対して適用性を有する。
(2) 原子炉圧力容器の熱水力モデル
原子炉圧力容器の熱水力応答は 3.3.1 に示した基礎方程式により計算するが，気相部の流動に関しては，ジャンクション j の流量に対する次のバランス式で評価する。
j

K jW W jji(3.3.3-1)

g zi i

ここで， K j は流路の抵抗係数， zi はノード高さ，

i はノード密度， g は重力加速度である。上式両辺の和は原子炉圧力容器内の閉ループに沿って和をとるものとし，左辺は流動抵抗の合計，右辺は密度差による駆動力の合計となり，これがバランスすると仮定してジャンクションの流量を計算する。閉ループとして，i) 炉

心→上部プレナム→スタンドパイプ／セパレータ→蒸気ドーム→上部ダウンカマ→
下部ダウンカマ→下部プレナム，ii) スタンドパイプ／セパレータ→蒸気ドーム→上部ダウンカマ，iii) 下部ダウンカマ→再循環ループ→下部プレナムの 3 つの経路に対して考慮する。
原子炉圧力容器では図 3.3-5 に示すヒートシンク（原子炉圧力容器，原子炉内構造物）がモデル化されており，原子炉圧力容器内においては，これらのヒートシンクと図中にヒートシンク表面番号で示したノード内の水，蒸気との熱伝達が計算される。また，水と原子炉圧力容器ヒートシンクの熱伝達係数は，強制対流時，自然循環時を個別に取り扱っている。蒸気と原子炉圧力容器ヒートシンクの熱伝達は，
輻射と対流熱伝達を考慮している。対流熱伝達について，自然循環時及び強制対流時に分けて取り扱い，熱伝達係数を求める。
再循環ポンプ流量は入力値として与え，その流量が再循環ポンプのトリップまで維持される。再循環ポンプのトリップに伴い，入力値として与えたコーストダウン曲線にしたがって自然循環へと移行する。
逃がし安全弁が開放される場合，逃がし安全弁から放出された冷却材は，サプレッション・プールに導かれる。各弁の流量については，入力として与えた各弁の実効的な流路面積を元に計算している。
給水ライン及び主蒸気ラインについては，境界条件として取り扱っている。主蒸
気流量は，内部計算により初期原子炉出力に相当した流量が設定され，主蒸気隔離
弁の閉止による隔離を模擬している。給水流量は，入力値を与えており，原子炉水位高等の信号による給水ポンプトリップを模擬している。

5-48

(3) 破断流モデル
原子炉圧力容器と原子炉格納容器との間の流れについては，差圧流又は臨界流にて計算する。
差圧流の場合は，流動の式 (3.3.3-1)に，原子炉圧力容器と原子炉格納容器の差圧を考慮して流量を計算する。
臨界流については，Henry-Fauske のモデル[2]を採用している。気液の流速が同じであると仮定して，気液それぞれの流量を計算している。参考文献[3]より，Henry-Fauske のモデルは Marviken 試験装置[4],[5]による実験に対して臨界流量を過大評価する傾向にあり，破断流量に関して保守的なモデルである。
3.3.4 格納容器モデル
格納容器モデルは，原子炉格納容器内の熱流動として，水，蒸気，非凝縮性ガスの挙動の計算を行う。以下，格納容器モデルについて述べる。
(1) ノード分割
原子炉格納容器のノード分割として，壁等で囲まれた領域を模擬したノード（区画）と吹き抜けや扉等の開口部を模擬したジャンクションを組み合わせてモデル化を行う。原子炉格納容器のノード分割は，原子炉圧力容器モデルのようなプリセッ
トではなく，入力値によって分割数を与え，各区画に対しては自由体積，形状，高さ等を，各ジャンクションに対しては等価直径，長さ，ノードに対する接続位置等を与える。
ヒートシンクは，原子炉格納容器の壁面及び床，区画内部の金属機器等を模擬し，区画の境界に位置する壁面及び床については，ヒートシンクを介した両区画間での熱移動を考慮できる。
原子炉格納容器のノードと同一のモデルを用いて原子炉建屋をモデル化することができ，格納容器壁面を介した原子炉格納容器内外の熱移動を考慮することができる。原子炉格納容器内雰囲気から格納容器本体並びにその周囲のコンクリート製生体遮蔽壁を介した原子炉建屋への放熱が評価されるモデルでは，生体遮蔽壁のコン
クリートは熱伝導率が低いために内部の温度勾配が大きく，原子炉建屋への放熱量
そのものが小さいことから，格納容器温度・圧力への影響は小さい。また，原子炉
建屋をモデル化することにより，ＩＳＬＯＣＡを想定した原子炉建屋内の区画の環境評価を行うことも可能である。
原子炉格納容器のノード分割例を図 3.3-6 に示す。同じ特徴を有する空間を集約することを基本として，壁や床によって囲われた領域をノードとしてモデル化する。
同じ特徴を有する空間では物理パラメータも同等となるため，緩やか又は長期的な応答を模擬することができ，各ノード間の接続条件を適切に与えることによって，

5-49

格納容器の型式によらず適用性を有する。標準的には，格納容器下部（下部ドライ
ウェル，ペデスタル），ドライウェル，ベント管，ウェットウェルに分割される。
3.3.3 に示した原子炉圧力容器のノード分割との関係では，原子炉圧力容器はドラ
イウェル区画に存在し，図 3.3-5 に示したヒートシンクのうち，上部ヘッド，上部
ダウンカマ，下部ダウンカマ，下部ヘッド，さらに，再循環ループを有するプラン
トの場合は再循環ループの外表面と格納容器間の熱伝達が考慮される。
ＬＯＣＡ事象では，破断流はドライウェルに放出される。炉心溶融後に原子炉圧力容器が破損する場合，下部プレナムからのデブリジェットは格納容器下部に放出される。
(2) 原子炉格納容器の熱水力モデル
ＭＡＡＰコードの原子炉格納容器内モデルは，区画内の代表する状態量を１点で模擬し，区画間の流動を解析する集中定数モデルである。原子炉格納容器の熱水力
応答は 3.3.1 に示した基礎方程式により計算する。また，気相の流動に関しては，

KW n 1W

P1

P2

2g (Z 2

L Z1 )(3.3.4-1)を用いる。ここで， K はジャンクションの流動抵抗， W はジャンクションの流量，

P はノード圧力，

はノード内の気相密度， n は流動状態に依存した乗数であり，

Z と L はそれぞれジャンクションの接続高さ位置とジャンクション長さである（図3.3-7）。
各ノードでは，区画間の気体・水の移動に伴う質量及びエネルギの変化，気体と水の間の熱伝達，ヒートシンク（格納容器壁及び床，機器）の状態に基づき，質量とエネルギの保存式を計算する。このとき，気液界面での水の蒸発と水蒸気の凝縮，破断口からの水と蒸気の放出，放出された水のフラッシング，スプレイ水の蒸発，
スプレイ水による凝縮及び原子炉格納容器内のヒートシンク表面での凝縮を模擬する。
ＭＡＡＰコードでは，原子炉格納容器破損や格納容器ベント等による，原子炉格
納容器内から建屋や環境等への水・気体の放出流量も区画間と同様に計算される。
ＬＯＣＡ（液相破断)の場合，破断口からドライウェルに放出された水は格納容器
圧力に応じて一部はフラッシングにより蒸気となり，破断口から放出された蒸気（水素ガスを含む）とあいまってドライウェル内の圧力を上昇させる。このため，ドラ
イウェル内の気体の大部分はサプレッション・チェンバに押し出され，気体中の蒸気はサプレッション・チェンバ内の水により凝縮される一方で，非凝縮性ガスはサ
プレッション・チェンバの空間部に移行する。また，炉心溶融後に原子炉圧力容器が破損する場合，格納容器下部に放出（落下）したデブリジェットにより発生した多量の蒸気（水素ガスを含む）は，ドライウェルからサプレッション・チェンバへ

5-50

と流出する。
原子炉格納容器中に存在する水プールは，水位が開口部に到達すると他の区画に流出する。例えば，格納容器スプレイによりドライウェルに注入された水は，ベン
ト管を経由して，サプレッション・プールに流入する。
原子炉格納容器内には，1 次元ヒートシンクモデルとランプトヒートシンクを配置できる。1 次元ヒートシンクは，熱伝導率が小さく，内部の温度勾配が重要となるコンクリート壁等に適用し，片面又は両面において区画内の流体との熱伝達を行う。
1 次元ヒートシンクの分割は比較的温度勾配の大きな表面近傍は細かいメッシュで，それ以外は粗いメッシュで分割される。ランプトヒートシンクは主に熱伝導率が大きく，内部の温度分布が一様と仮定できる金属ヒートシンクに適用し，温度を 1 点で代表する。
これらのヒートシンクの表面積及び材質の物性に加えて，高さ等の位置情報を与えることで，ヒートシンクの冠水／露出を判断する。冠水部分では水との対流熱伝達を考慮したモデルを，露出部分では気相との対流熱伝達，凝縮熱伝達及び輻射熱伝達を考慮したモデルを用いて熱伝達を評価する。
(3) 水素ガス発生
原子炉圧力容器内及び原子炉格納容器内の水素ガス発生源として，以下を考慮する。
・ 炉心ヒートアップ及び溶融炉心のジルコニウム－水反応による水素ガス
発生（3.3.6(1)参照）
・ 溶融炉心によるコンクリート分解等に伴う水素ガス発生（3.3.6(5)参照）
発生した水素ガスのノード間の移動は，原子炉圧力容器及び格納容器の各熱水力モ
デルにより計算される。
なお，水の放射線分解による水素ガス及び酸素ガスの発生は，コード内にモデルを備えていないため，有効性評価では崩壊熱を用いた評価としている。
(4) 格納容器破損モデル
格納容器内圧力と限界圧力あるいは格納容器温度と限界温度との比較により原子炉格納容器の破損を判定する。
3.3.5 安全系モデル(1) 非常用炉心冷却系
炉心注水系（高圧・低圧），炉心スプレイ系（高圧・低圧），原子炉隔離時冷却系等，原子炉の型式の特徴を考慮し，実プラントに即した各系統がモデル化されている。それぞれについて注入特性，作動設定圧，作動遅れ時間を入力値として与え，原子炉圧力に応じて注入流量が計算され，ダウンカマあるいは炉心領域へ注入する。

5-51

また，残留熱除去系によるサプレッション・プール冷却モード運転もモデル化されており，サプレッション・プールから取水し，熱交換器を通じて冷却した後に，
再びサプレッション・プールへ戻される。
(2) 格納容器スプレイ
格納容器スプレイモデルは，入力として，台数，作動遅れ時間，注入特性等を与え，格納容器圧力に応じて注入流量が計算される。
(3) 逃がし安全弁
逃がし安全弁については，入力として，それぞれの弁個数，流路面積，作動設定
圧力を与える。弁が作動する場合，その時刻の圧力に応じて流量が計算される。
(4) 代替注水設備
上記に加え，原子炉圧力容器内への注水が可能な代替注水系がモデル化されており，入力として，注入特性等を与え，原子炉圧力に応じて注入流量が計算される。
また，原子炉格納容器内の各区画へスプレイが可能な代替スプレイもモデル化されており，注入特性等を入力値として与える。
3.3.6 溶融炉心の挙動モデル
溶融炉心の状態としてデブリベッド（粒子状堆積物），溶融プール（液体状物質），
クラスト（固化状物質）を模擬し，溶融炉心の挙動モデルとして，炉心溶融及びリロケーション，下部プレナムでの挙動，原子炉格納容器下部での挙動を評価する。
これらの挙動モデルの概要について以下に述べる。なお，有効性評価では高圧溶融物放出及びそれに続く格納容器雰囲気直接加熱は，その発生防止を評価するため，現象モデルとしては考慮しない。
(1) 炉心ヒートアップ
炉心はＲ－Ｚの 2 次元モデルで構成しており，炉心のヒートアップに伴って燃料，
燃料被覆管，制御棒，ウォータロッド，チャンネルボックス等の構造材の溶融の計算を行い，ノード内で溶融が発生した場合にリロケーションの計算を行う。なお，
炉心がヒートアップするまでの燃料棒と冷却材との伝熱挙動に関しては，3.3.2(3)に記載している。
炉心ヒートアップ・燃料の溶融の模式図を図 3.3-8 に示す。過熱した燃料棒は燃
料棒内と原子炉圧力容器内の圧力差で膨れによる破損が開始する。露出し，過熱された燃料棒表面ではジルコニウムが水蒸気と酸化反応し，酸化ジルコニウムの層が5-52形成されるとともに水素ガスが発生する。この酸化反応熱により燃料棒は更に過熱される。酸化ジルコニウムの層厚さの変化率は Baker-Just の相関式（高温時）及びCathcart の相関式（低温時）により評価される。ウォータロッド，チャンネルボッ
クスにおけるジルコニウムの酸化反応も同様に評価される。
ペレットとジルコニウムの界面ではジルコニウムがペレット内部へ溶け込んだ層が形成される。この溶け込み深さの変化率も取り扱っており，ペレット及びペレットにジルコニウムの溶け込んだ層が融点に達すると溶融し，リロケーションを開始する。この際，混合物の組成に応じて共晶，偏晶反応を考慮して融点が計算される。
CORA 実験における共晶反応による溶融の知見を考慮して，制御棒の温度が 1,500Kを超えた場合に制御棒中の B4C の共晶反応が考慮される。まず，制御棒中の B4C とス
テンレスの共晶反応が発生し，次に，この反応物とチャンネルボックスとの共晶反応が考慮される。チャンネルボックスは，Zr の融点到達，炉心ノードの流路閉塞及び制御棒の溶融物との反応によって破損が判定される。
(2) リロケーション
溶融炉心のリロケーションは軸方向及び径方向における質量及びエネルギの移動を考慮している。質量の移動には UO2 の他に炉内構成物（Zr，ZrO2，ステンレス等）
が含まれ，混合に応じた融点等が計算される。質量の移動に対応してエネルギやＦＰの崩壊熱割合（初期炉心出力分布から評価）も移動する。これら質量，エネルギ
及び崩壊熱割合の移動をもとに，リロケーション後の各ノード内の炉心溶融物のエ
ネルギ保存式を計算する。
軸方向のリロケーションは燃料の溶融状態に応じて定常を仮定した液膜流あるいは管内流の速度で移動する。径方向のリロケーションは下部ノードが閉塞し，隣接ノードに空隙があり，かつ溶融物の液面に差がある場合に適用され，水頭差と流動抵抗がバランスした速度で流動する。この際，チャンネルボックスが健全な場合には，溶融燃料の径方向のリロケーションが起こらないものとする。
ＭＡＡＰでは，炉心支持板から上部タイプレートまでを炉心領域としてモデル化
し，炉心領域を軸方向及び径方向にユーザーがノード分割を行う（図 3.3-2 参照）。
分割されたノードには，ユーザーが設定する軸方向及び径方向の出力分布にしたがった出力が設定される。これによって，各ノードにおける燃料のヒートアップ計算を行う。
ヒートアップ計算においては，燃料の温度上昇や，ジルコニウム－水反応による発熱及び水素ガスの発生が計算される。燃料の温度上昇に伴い，燃料被覆管の破損
やチャンネルボックス，制御棒等の構造物の損傷やこれらを含めた，炉心を構成す
る物質の溶融が計算され，炉心ノードは，空隙率と溶融度に応じて，以下に示すような 6 つのタイプに分類される。

5-53

タイプ 1 ：

燃料が自立した状態

タイプ 2 ：

燃料が崩壊した状態

タイプ 3 ：

流路が減少した状態

タイプ 4 ：

流路が閉塞した状態

タイプ 5 ：

溶融プール状態（タイプ 0 ：空洞）

燃料の冷却形状変化について示す。一般には，炉心が露出し始めると燃料がヒートアップし，各炉心ノードでは，温度と破損時間の関係から燃料崩壊の有無の判定が行われる。燃料崩壊が判定されると，当該ノードはタイプ 2 へと遷移し，燃料崩
壊位置から上の全ての燃料は下方へ落下し，一部空洞状態（炉心を構成する物質がない状態: タイプ 0）となる。また，炉心溶融進展に従い，冷却水の流路が減少し（タイプ 1 又は 2 → タイプ 3 又は 4)，やがて炉心ノード内の燃料のほぼ全量が溶融した場合，溶融プールを形成する(タイプ 5)。
燃料の崩壊(タイプ 1 → タイプ 2)
ヒートアップ開始から，各炉心ノードの状態（周辺ノードで崩壊発生なし，下部ノードが崩壊，隣接ノードが空洞，周辺全ノードが空洞）に応じて，燃料崩壊の有無の判定が行われる。ＭＡＡＰのモデルでは Larson-Miller パラメータ手法（温度と破損時間の関係を整理した Larson-Miller パラメータを利用して燃料崩壊を予測する手法）により，各炉心ノードの累積損傷割合を計算する。累積損傷
割合が 1 となれば，当該炉心ノードが崩壊し，タイプ 2 となる。
流路の減少・閉塞（タイプ 1 又は 2 → タイプ 3 又は 4）
流路の減少は，キャンドリングにより流下した溶融燃料及び崩壊により落下してくる固形物により，それを受け取るノードの空隙が減少することによって発生する。このとき，炉心ノードの空隙率によってタイプ 3（流路が減少した状態）
かタイプ 4（流路が閉塞した状態）が判定される。
溶融プール(タイプ 5)
炉心ノード内が溶融プールを形成しているかどうかは，炉心ノード内の溶融度で判定される。炉心ノード内のほぼ全量が溶融した場合は，当該ノードは溶融プール(タイプ 5)とみなす。
ＴＭＩ事故では，炉心溶融物が燃料被覆管表面に沿って流下し，炉心下部で閉塞5-54領域が形成された後，溶融が径方向に進展して，側面のクラストを崩壊させて，下部プレナムに落下したと推定されている。タイプ 3 及び 4 はこうしたＴＭＩ事故の分析に基づいて炉心閉塞挙動を考慮するために導入された概念である。

また，一つ若しくは複数の流路が閉塞した炉心ノード(タイプ 4)が発生すると，この判定により，固体層が破損すると，その直下のノードに溶融物が落下する。その結果として，直下のノードが閉塞すれば，同様の判定が行われることになり，次第に溶融物が下方へと移動していく。
炉心支持板の破損若しくは，炉心領域最外周境界の破損が発生すると，溶融物の下部プレナムへのリロケーションが発生する。下部プレナムへ移行した溶融物は，
下部プレナム内で堆積し，制御棒案内管等の構造物を溶融させる。構造物の大半が溶融すると，炉心を保持できなくなり，炉心領域の燃料が下部プレナムへ一気に移行する（炉心スランプ）。
図 3.3-9 に炉心溶融進展における損傷炉心の形状の変化の例を示す。
(3) 下部プレナムでの溶融炉心の挙動
炉心支持板の破損若しくは，炉心領域最外周境界の破損が発生すると，溶融物の下部プレナムへのリロケーションが発生する。落下する溶融炉心の量は，デブリジ
ェット径（開口部の面積），溶融炉心の密度，冷却材の密度，差圧，重力加速度により計算する。
溶融炉心が下部プレナム内の水と接触すると，一部がエントレインされて粒子状となって水中に拡散し，水により冷却されつつ重力落下し，下部プレナムに堆積する。このとき，粒子状デブリが周囲の冷却水と伝熱する際に多量の水蒸気を発生させ，過渡的な圧力変化（圧力スパイク）が生じる（原子炉圧力容器内ＦＣＩ）。粒子
化しないものは，下部プレナムにクラスト及び溶融プールを形成する。なお，エントレイン及びデブリ粒子と水の伝熱に関するモデルについては，原子炉格納容器下部と共通のモデルを使用しており，(5) a)において後述する。また，エントレイン
されたデブリ粒子の酸化も考慮されており，その際に水素ガスが発生する。
下部プレナムでの溶融炉心の堆積状態については，初期にエントレインされたデブリ粒子が下部プレナムに堆積した後，崩壊熱により再溶融する過程において，酸化物との密度差により，上部に金属層が形成される成層化状態を模擬し，溶融プー
ルは周囲にクラストを形成することを模擬している。また，ＴＭＩ事故の調査やその後の実験から，堆積した溶融炉心と下部ヘッドの間には 100μm 程度のギャップが5-55存在することが確認されている。このギャップが溶融物からのクラストを介した加熱による原子炉圧力容器のクリープとともに大きくなり，このギャップに冷却材が浸入するとギャップの大きさに応じた熱除去が生じ，クラストから原子炉圧力容器
壁への熱伝達が抑制される。ＭＡＡＰでは，原子炉圧力容器のクリープ変形量に基づきギャップ幅を計算し，冷却材の浸入を考慮した熱除去を模擬している。下部プ
レナムでの溶融炉心の挙動モデルの概念を図 3.3-10 に示す。
下部プレナムでの伝熱は成層化したデブリベッドのそれぞれに対して次の模擬を行っている。上部の水への除熱量は Henry-Epstein-Fauske 相関式により計算する。
デブリベッドに浸入した水による熱除去は，水の浸入を考慮した限界熱流束相関式を用いる。また，下部ヘッドと溶融炉心周りのクラスト間への水の浸入によるギャップ冷却については，門出らの相関式により，クラスト外面及び原子炉圧力容器壁からの熱除去を考慮している[6]。
(4) 原子炉圧力容器破損モデル
下部プレナムに溶融炉心が堆積し，溶融炉心を冷却できない状態が継続すると，
原子炉圧力容器が破損し，原子炉格納容器下部への落下を開始する。その落下量は，破損口の口径，原子炉圧力容器内外の圧力差，溶融炉心の水頭及び重力加速度により計算する。原子炉圧力容器の破損判定は，圧力，原子炉圧力容器壁・溶融炉心温度，材料物性及び形状から計算されるが，ＭＡＡＰでは，原子炉圧力容器の破損について，原子炉圧力容器の貫通部（計装管又は制御棒駆動機構ハウジング溶接部）の破損，原子炉圧力容器下部ヘッドのクリープ破損等，複数の破損形態を模擬しており，最も早く判定される破損モードが適用される。下部ヘッドは径方向及び厚さ方向に分割しており，これにより破損位置を模擬している。なお，ＭＡＡＰでは，
原子炉圧力容器の最初の破損後，原子炉圧力容器内に残存した溶融炉心による 2 度
目の破損も考慮可能である。
以下，ＭＡＡＰにおいてモデル化されている破損モードの評価モデルについて述
べる。
a) 下部ヘッド貫通部への溶融物流入による破損
溶融炉心が下部プレナムへ移行した後，計装管等を溶融させ，内部に溶融炉心が流入すると仮定する。このとき，内部に溶融炉心が流入し，構造物との熱伝達によって固化した場合には流路を塞ぐことになり，それ以上溶融炉心が流入できなくなる。このため，原子炉圧力容器外へ流出するためには溶融炉心が十分な過熱度を有している必要がある。溶融炉心が過熱度を持っている場合には，溶融炉心の固化によって流路が閉塞するまでの移動距離が求められる。溶融炉心の移動距
離が入力によって与えるしきい値を超えた場合に原子炉圧力容器が破損したと判5-56

定される。この計算では，貫通部内部は空洞であると仮定している。また，ドレン配管は通常原子炉圧力容器へ再接続されているので，溶融炉心の駆動圧力としては，溶融炉心の重量のみとなる。
b)下部ヘッド貫通部の逸出
原子炉圧力容器の貫通部（制御棒駆動機構ハウジング等）の溶接部が溶融炉心により加熱されることで機械的強度が低下し，貫通部逸出により破損するモードである。ＭＡＡＰでは，この破損モードについて以下の 2 種類の判定を行っている。
第一は，せん断応力による判定である。原子炉圧力容器と原子炉格納容器間の圧力差によって貫通部にかかるせん断応力が，限界せん断応力を超える場合に，破損が発生したと判定している。溶融炉心からの伝熱による溶接部の機械的強度の低下は，限界せん断応力を温度の関数とすることで考慮している。
第二は，ひずみによる判定である。溶融炉心が下部プレナムに落下することにより，高温かつ高圧の環境下にある原子炉圧力容器の壁にひずみを生じ，溶接部にも同様にひずみが発生し，溶接部のひずみ量がしきい値を超えた場合に，破損が発生したと判定している。
c) デブリジェットの衝突による下部ヘッドの局所破損
本破損モードは，炉心溶融物が下部ヘッドへ最初に移行する際にのみ考慮される。
これは，2 回目以降では，下部ヘッド表面にクラストが形成されると考えられるためである。
最初にジェットの自由落下速度と水面に到達した際の直径を求める。続いて，水中を通過する際のジェット表面でのエントレインメント速度を求め，エントレイ
ンされたデブリは粒子状デブリとなってデブリベッドに沈降する。残りのジェッ
トはある直径，過熱度，速度を持って下部ヘッドに衝突し，最終的にこのジェットによる下部ヘッドの侵食割合を評価する。この割合は，下部ヘッドの破損が起こるかどうかを評価するため，ジェットが消滅するまで積分される。
d) 金属層による原子炉圧力容器壁の破損
下部ヘッド内において溶融炉心上部に形成される金属層からの原子炉圧力容器
壁への熱流束の集中は，金属層内で自然対流が起こり，溶融炉心の崩壊熱を上方へ移行させることにより，金属層と原子炉圧力容器壁面境界領域への側面方向に伝熱が生じる現象を考慮したものである。これによって金属層から側壁への熱流束が計算される。この熱流束は，金属層に接する原子炉圧力容器壁に伝えられる。
このときの原子炉圧力容器壁の温度分布によって，壁面の応力分布の影響やクリープ破損の有無について評価している。

5-57e) 原子炉圧力容器のクリープ破損
原子炉圧力容器に加熱により不可逆のひずみが生じ，そのひずみが拡大することにより破損に至る，いわゆるクリープ破損を模擬している。ＭＡＡＰでは，このクリープ現象を，Larson-Miller パラメータ手法により評価している。
溶融炉心が炉心部から下部プレナムに落下し，下部ヘッド上に堆積する場合における主要な過程は，これまで，(2) リロケーション，(3) 下部プレナムでの溶融炉
心の挙動及び(4) 原子炉圧力容器破損モデルにおいて述べたとおり，以下のように分けられる。
a) 下部プレナムへの溶融物移行b) 水中へ落下する溶融物の分散及び冷却c) 落下・堆積した溶融炉心と下部プレナム内構造物との熱的相互作用
d) 堆積した溶融炉心上面からのプール水による冷却e) 溶融プール周囲のクラスト形成と溶融プール内での自然対流熱伝達f) 下部ヘッドと溶融炉心のギャップ形成及びギャップ冷却g) 原子炉圧力容器の破損
上記の一連の現象は，いわゆる原子炉圧力容器内溶融物保持(ＩＶＲ: In-Vessel
Retention)※としてＭＡＡＰコード内においてモデル化されている。
※：炉心損傷後に溶融炉心が下部プレナム部に落下し，堆積した場合においても，
原子炉圧力容器下部が早期に破損することはなく，原子炉注水系の手動操作等
により，溶融炉心が原子炉圧力容器内に保持・冷却される現象。ＴＭＩ事故の分析・評価を契機として，国際的に実験・解析的研究が進められてきた。
下部ヘッドの破損後は，破損口を溶融炉心が通過する際に，溶融炉心により破損
口の側面が溶かされ，破損口が拡大する現象（アブレーション）も模擬している。
アブレーション量に基づき格納容器下部へのデブリジェット径が決定され，これにより，格納容器下部への溶融炉心の落下量が変化し，原子炉圧力容器外ＦＣＩによる細粒化量に影響する。なお，格納容器下部には制御棒駆動装置等の構造物が存在するが，デブリジェットとの干渉は模擬していない。
なお，日本原子力学会や EURSAFE[7]等のシビアアクシデント研究において，実際に起こり得る原子炉圧力容器破損について，想定される破損モードはおおむね把握されているが，その発生条件や破損面積の予測には困難さがあり，現象の不確かさが5-58

大きく，破損後の事象進展への影響もあることから，知見の拡充とともに，破損条件の明確化や評価手法の検討が解決すべき課題として位置付けられている。
(5) 格納容器下部での溶融炉心の挙動
下部プレナムに溶融炉心が堆積し，溶融炉心を冷却できない状態が継続し，原子炉圧力容器が破損すると，溶融炉心は，原子炉圧力容器と原子炉格納容器の圧力差及び水頭に応じた速度で格納容器下部への落下を開始する（「デブリジェット」を形成する）。これら一連の現象の流れを図 3.3-11 に示す。
この溶融炉心の格納容器下部への落下過程及び落下後における床への堆積状態の挙動に関して，以下に示す現象がある。
・溶融炉心と冷却水の相互作用（ＦＣＩ）
・溶融炉心とコンクリートの相互作用（ＭＣＣＩ）
溶融炉心と冷却水の相互作用（ＦＣＩ）は，デブリジェットと格納容器下部の冷却水が接触してエントレインされて形成される粒子状デブリが，周囲の冷却水と伝熱する際に多量の水蒸気を発生させ，格納容器圧力の上昇（圧力スパイク）をもたらす現象である。このため，本現象は格納容器圧力挙動に影響し，細粒化量が多い
場合に圧力スパイクの規模が大きくなる傾向となる。一方，格納容器下部床面に堆積する溶融炉心の冷却の観点からは，細粒化することで水により冷却されやすくなることから，細粒化量が少ない場合にコンクリート侵食に対して厳しい傾向となる。
なお，ＦＣＩに伴う水蒸気爆発については，ＭＡＡＰではモデル化されていないが，国内外の知見から，発生可能性は小さいと判断されている。
溶融炉心とコンクリートの相互作用は，格納容器下部の底に堆積した溶融炉心の熱が床面のコンクリートを加熱し，コンクリートの温度がコンクリートの融点を上回る場合に，コンクリートが分解され侵食されるとともに，非凝縮性ガス（水素，一酸化炭素，二酸化炭素）が発生する現象である。このため，本モデルはコンクリ
ート侵食挙動や水素ガス発生挙動に影響する。
これらの現象に関するＭＡＡＰモデルについて以下に示す。
a) 溶融炉心と冷却水の相互作用モデル
溶融炉心が原子炉圧力容器下部プレナムあるいは，格納容器下部へ溶融物のジェットとして落下した時，溶融炉心は静止する水プールとの運動量交換に伴うエント
レインメントにより急速に細粒化し，水プールに大きな伝熱量を与える。これらの挙動はＭＡＡＰでは以下のモデルから構成され，急速な水蒸気発生とそれに伴う圧力上昇の評価が可能である。本モデルの概念を図 3.3-12 に示す。

5-59

① デブリジェットの細粒化モデル
Ricou-Spalding モデル(式 3.3.6-1)をベースにしたモデルである。本モデル
により細粒化速度並びにジェット落下速度及び水位から細粒化する割合が評価される。細粒化径はウェーバー数（慣性力と表面張力の比を表す無次元数）に基づき決定される。
② 細粒化粒子と水との伝熱モデル
細粒化した粒子群と水との伝熱は，膜沸騰状態での対流及び輻射熱伝達を考慮したモデルが使用されている。細粒化した粒子群と水が相互作用する領域
は発生水蒸気による二相状態を仮定する。この領域の伝熱は急速な水蒸気発
生及びそれに伴う圧力上昇に影響する。
Ricou-Spalding モデルは，エントレインメント速度（細粒化量）を流入流体の速度（ジェット速度）と両流体の密度比に関連させたモデルであり，

ment

E0 u jetw(3.3.6-1)jetで表され， ment はエントレインメント速度， E0 はエントレインメント係数， u jet は
ジェット速度，w は静止側（格納容器下部）の流体密度，

jet は噴出側の流体（デブリジェット）の密度である。エントレインメント係数 E0 は，海外での大規模ＦＣ
Ｉ実験に基づき設定している。ジェット速度 u jet は，破損口の差圧（原子炉圧力容
器内圧力と格納容器内圧力の差）と溶融炉心の水頭により計算する。デブリジェッ
トの径は，粒子化速度に基づいて深さ方向に減少していき，その減少を積分することで，全細粒化量が得られる。
細粒化したデブリ粒子の径は，デブリ粒子及び水の密度及び表面張力，重力加速度，ジェット速度並びにウェーバー数により計算する。
デブリ粒子から格納容器下部の水への伝熱量は，デブリ粒子の数と径（表面積）に影響される。落下した溶融炉心の温度は 3,000 K 程度と非常に高温であるのに対しプール水はサブクール水であっても飽和水であってもその差は数十℃と小さいた
め，水温が伝熱挙動には影響しにくいモデルになっている。ただし，次に述べるよ
うに，伝熱量が水の顕熱上昇と水蒸気発生に使用される場合は水温に影響される。
デブリ粒子は格納容器下部の水が飽和水になるまでエネルギを与え，残りが水蒸
気発生に使用される。発生した水蒸気の気泡は上昇過程でサブクール度に応じて凝縮が考慮され，残りが気相に放出されるといった，水蒸気の気泡が周囲の水を巻き込むことによる，水蒸気の凝縮を模擬している。

5-60b) 溶融炉心とコンクリートの相互作用モデル
本モデルの概要を図 3.3-13 及び図 3.3-14 に示す。本モデルは大きく次の 3 つのモデルから構成される。
① 溶融プールモデル
格納容器下部床上に落下した溶融炉心の質量とエネルギは溶融プールに加算され瞬時に均質化すると仮定
平坦な溶融プールを仮定(図 3.3-13)
上部・下部・側部クラストを考慮し，下方及び側方への侵食を考慮
内部の溶融プールの温度は１点で模擬
クラスト内の温度分布は崩壊熱を考慮して放物分布で近似（図 3.3-13）
侵食したコンクリートと炉心溶融物との混合割合から液化・固化温度を評
価（図 3.3-14）
炉心材及びコンクリートの化学組成の化学平衡計算に基づき非凝縮性ガス（水素，一酸化炭素，二酸化炭素）の発生を評価
溶融炉心内部の発生ガスによる溶融プールの伝熱挙動への影響は模擬しな
い② 溶融プール伝熱モデル
上部クラストから上部水プールへは Kutateladze の熱伝達相関式(式3.3.6-2)を考慮
水がない場合は上部クラストから対流及び輻射熱伝達を考慮
内部の溶融物から上部・下部・側部クラストは対流熱伝達を考慮③ コンクリート侵食モデル
コンクリートへは熱伝導で伝熱し，コンクリートの分解エネルギを考慮
コンクリート内部の温度分布を考慮
ア）溶融プールモデル
格納容器下部水中に落下した溶融炉心は，粒子化せず格納容器下部の床に達し，溶融プールを形成するものと，粒子状となって水中に拡散するものとがある。Ｍ
ＡＡＰのモデルでは，前者は，格納容器下部床面に達した時点で，床全面に均一に広がると仮定としている。後者は，水により冷却されつつ，格納容器下部床面に重力落下し，格納容器下部床面上の溶融プールに達するが，ＭＡＡＰのモデル
では，溶融プールと一体化する仮定としている。
格納容器下部床面上の溶融プールは，組成が均質の平板として模擬しており，落下量と拡がり面積から堆積厚さが算出される。溶融プールの状態は，その温度に応じて，液相と固相の割合が計算され，液相は内部の溶融プール，固相は外側

5-61

のクラストとして取り扱っている。
溶融炉心の相変化の概念を図 3.3-14 に示す。
縦軸は温度であり，液化温度 と固化温度 は，各物質の物性値及び混合割合から計算される。溶融炉心温度が液化温度 よりも高い場合は全て液体となり，固化温度 よりも低い場合は固化した固体となり，その中間が二相の状態，すなわ
ち，溶融プールとクラストを形成した状態であることを表す。横軸は，（酸化ウ
ラニウム，酸化ジルコニウム）とコンクリートスラグの混合割合である。
このように，溶融プールのクラスト量の変化は，溶融プール温度（及び組成）により計算されるが，言い換えれば，溶融プールからクラストに伝熱されるエネ
ルギ，クラスト内で発生するエネルギ，クラストからコンクリートに伝達するエ
ネルギのエネルギバランスにより計算される。
上述のとおり，ＭＡＡＰの溶融プールモデルでは，床全面に均一に広がる均質平板となっているが，水張りによって溶融炉心の拡がりが抑制されることが考えられる。しかしながら，有効性評価で想定している制御棒駆動機構ハウジングの逸出を想定すると，ＡＢＷＲで床上に水がある場合でも，床全面に溶融物が拡がることが示されており[8]，ＡＢＷＲ以外のＢＷＲではペデスタル床面積がＡＢＷ
Ｒより小さいことを考慮すると，水張りをしている場合でも溶融炉心は，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，主に想定しているデブリ落下流量が大きいことによるものと考えられる。
また，堆積形状については，均一堆積形状（円柱）の扱いが，溶融炉心から水への伝熱を小さくし，結果的にコンクリートへの伝熱を大きくしているため，ＭＣＣＩ評価の観点から保守的な扱いと考えられるが，堆積形状の不確かさの影響を見るため，拡がりを抑制した場合の感度解析の実施が必要と考えられる。ただし，溶融炉心の拡がりについては，ペデスタルの形状や事前水張りの深さに依るところが大きいため，個別プラントにおけるこれらの状況を踏まえて感度解析等の取り扱いを行うことが適切と考えられる。
イ）溶融プール伝熱モデル
溶融炉心は，崩壊熱や化学反応熱により発熱しつつ，クラストを介して周囲の物質（コンクリート，水，空気）に伝熱する過程で冷却されるが，ここでは伝熱について述べる。
溶融炉心と周囲の物質との伝熱の概念を図 3.3-13 に示す。溶融炉心は単一ノードとしているが，クラストは上面，下面，側面に分割して，それぞれ温度分布を持つ仮定としている。
まず，コンクリートと溶融炉心の伝熱について述べる。溶融プールとクラストの界面は対流熱伝達を仮定し，クラスト内部は 2 次関数の温度勾配を持つ熱伝導を仮定し，クラストとコンクリートの界面がコンクリート表面温度となる。コン

5-62

クリート内では，深さ方向に準定常の 1 次元の熱伝導方程式により温度分布を持つ仮定としている。したがって，クラストからコンクリートへの熱流束が，コンクリート内部の熱伝導を上回る場合にコンクリート温度は上昇する。
次に溶融炉心上面の伝熱について述べる。クラストが気体と接触している場合
は，輻射と対流熱伝達により周囲の物質と伝熱する。クラストが水と接触している場合は，Kutateladze 相関式型の限界熱流束モデルを使用している。
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，溶融炉心により加熱されることにより発生する水蒸気の上昇速度とプール水の落下速度のつり合う伝熱量を限界熱流束とする式である。Kutateladze の式は，

qchf

Fchf h fg

0. 5
g

g

0.25
l

g

(3.3.6-2)で表される。qchf は熱流束，h fg は蒸発潜熱， は表面張力，g は重力加速度， l
及びg は液体及び蒸気の密度である。ここで，Fchf は係数であり，Kutateladze

は 0.16 を，Zuber は 0.12～0.16 の範囲，あるいは，π/24（=0.131）を与えている。係数 Fchf については，経験的に決定する必要があることから，有効性評価の解析では，米国国立サンディア研究所（SNL）で実施された溶融炉心とコンクリートの相互作用及び溶融炉心冷却に関する実験である 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が 0.8 MW/m2 であることに基づき Fchf =0.1 がデフォルトとして設定されている。有効性評価の解析では，粒子状ベッドから水への熱流束の不確かさ評価結果より，大気圧状態で 0.8 MW/m2 で圧力依存性を考慮した上面熱流束を使用できるとの判断から，デフォルト設定を使用している。
前項で述べたように，水プール中の溶融炉心の挙動については種々の物理現象が関連した複雑な挙動である点で，その模擬性が課題であり，溶融プールの伝熱についても，格納容器下部床面での拡がり挙動，溶融プールの成層化の状態，水プールやコンクリートとの界面の状態等に影響を受け，不確かさが大きい現象の一つである。したがって，更なる知見の拡充を行いつつ，現象の不確かさも踏まえ，感度解析等による影響評価を行う。
ウ）コンクリート侵食モデル
溶融炉心からコンクリートへの伝熱により，コンクリート温度がコンクリート
溶融温度を超えると侵食が開始する。その際，コンクリートの溶融潜熱及び化学反応熱の発生を取り扱っている。
コンクリートから放出されるガス（水蒸気及び二酸化炭素）は直ちに溶融プールに混入し，溶融プール中の金属との化学反応として原子炉内構造物や燃料を構

5-63

成する金属（Zr，Cr，Fe 等）の酸化反応が発生する。その結果発生する非凝縮性
ガス（水素，一酸化炭素及び二酸化炭素）は，格納容器内に放出される。これらのガスによる溶融プールの伝熱挙動への影響は模擬していない。また，ガスによる影響として，コンクリートと溶融炉心の間にクラックや空隙が形成され，溶融炉心の冷却を促進する効果があることが実験的に確認されているが，解析モデル
では考慮しない。
コンクリートスラグも溶融プールに混入し，ウラン・ジルコニウム等との混合物となる。スラグが混入することにより，溶融炉心の融点が低下する傾向となる。
3.3.7 核分裂生成物（ＦＰ）挙動モデル
ＦＰは過熱された炉心からガス状として原子炉圧力容器内に放出される。なお，
希ガス以外のほとんどのＦＰは単体を作らないため化合物の化学種として放出される。炉心から放出されたＦＰのうち希ガス以外のＦＰは揮発性の高い CsI においても沸点は 1,277℃であり，原子炉圧力容器あるいは原子炉格納容器内ではガス状態を維持できず，気相中で凝縮しエアロゾル（微粒子）化する。エアロゾルであるため気相中での落下速度は遅く，ガスの流動とともに移動する。ゆっくりと床に落下したＦＰエアロゾルは構造物表面に沈着あるいは水中へ移動する。水中の微粒子状
ＦＰは後述するよう素を除いて気相へ出てくることはない。ＦＰエアロゾルは重力沈降以外に微粒子特有の移動（熱泳動・拡散泳動）で構造物表面に付着し，また，
サプレッション・プール水中のスクラビングやスプレイによっても気相から除去される。以上はＭＡＡＰのＦＰ挙動モデルで模擬されている範囲である。
実際には，CsI 等のよう素化学種のエアロゾルでは，原子炉格納容器内に形成されるプール水中に溶解し，放射線により化学反応が促進され，揮発性の無機よう素 I2（沸点 184.3℃）や水中に溶けた有機物（塗装材等）と反応し，有機よう素が生成され，一部が気相に時間をかけて移動する。なお，水中のよう素の反応はプール水の pH や放射線量，水中の多様な有機物の濃度に強く依存し専用コードを使用しても精度の良い予測が非常に難しいことがよう素反応の OECD 国際標準問題等で示されている。このためＭＡＡＰではよう素反応モデルが試験的にオプションとして組み込まれているものの，よう素反応の結果は参照用としてＦＰ計算にフィードバック
されない。
本ＦＰ挙動モデルは主に以下のモデルから構成される。
炉心燃料からのＦＰ放出モデル
・ ペレットが高温になり内部のＦＰが温度に依存してガス化し，ペレット外へ放出される。

5-64

ＦＰの状態変化・輸送モデル
・ ＦＰが気相温度に依存して，気相中で凝固しエアロゾル化する。そのエア
ロゾルは気相とともに移動し，また各種のメカニズムで構造物表面やプー
ル水に移動する。
ＦＰの移動に伴う崩壊熱分配モデル
・ ＦＰは崩壊熱を有するので，ＦＰの移動先でＦＰ量に依存した崩壊熱を発生し流体や構造物の熱源になる。
また，本ＦＰモデルにおける概要を以下に示す。
・ ＦＰは炉心温度に対する放出速度の相違に基づき12グループに分類され，各ＦＰグループの質量保存が考慮される。
・ 原子炉圧力容器及び原子炉格納容器内のＦＰ形態は各グループに対しガス状，エアロゾル状，沈着を考慮する（希ガスはガス状のみ）。また，水中及び溶融炉心内のＦＰを考慮する。
・ 溶融炉心内に残存するＦＰは溶融炉心とともに移動する。
・ 水中のＦＰは区画間の水の流れとともに移動する。
・ 崩壊熱は各位置のＦＰ量に応じて分配され，各エネルギ保存式に考慮される。
・ ＦＰの崩壊による発生エネルギは崩壊熱データで考慮する。
・ ＦＰの崩壊による各ＦＰグループの質量の変化は考慮しない。
(1) 炉心燃料からのＦＰ放出モデル
炉心燃料からのＦＰ放出モデルでは，炉心温度に対する放出速度の相違に基づいて表 3.3-2 のように 12 グループに分類される。ＭＡＡＰはモデルの選択が可能であり，希ガス，CsI，CsOH に対しては，他の核種グループについてはのＦＰ放出速度モデルを使用する。本モデルにより炉心各ノードの温度に対応した各ＦＰの放出速度が計算される。ペレットと燃料被覆管の間隙部に蓄積したＦＰは，被覆管が破損すると原子炉圧力容器内に放出され，また，原子炉圧力容器破損後の溶融炉心・コンクリート相互作用に伴ってＦＰが原子炉格納容器内に放出される挙動も模擬している。
放出されたＦＰグループのうち，希ガス以外は，雰囲気の温度に依存してガス状からエアロゾル状へ遷移する。ガス状及びエアロゾル状のＦＰは原子炉圧力容器及び原子炉格納容器内のガス流動とともに移動する。これらＦＰの状態変化・移動挙動については後述する。

5-65

(2) ＦＰの状態変化・輸送モデル
高温燃料から出た希ガス以外のＦＰは雰囲気の温度に依存して凝固し，エアロゾ
ルへ変化する。気相及び液相中のＦＰの輸送においては，熱水力計算から求まる体積流量からＦＰ輸送量を計算する。ＦＰがガス状とエアロゾル状の場合は，気体の流れに乗って，原子炉圧力容器内と原子炉格納容器内の各部に輸送される。水プー
ル上に沈着したＦＰの場合は，区画内の水の領域間の移動に伴って輸送される。また，炉心あるいは溶融炉心中のＦＰの場合は，溶融炉心の移動量に基づいて輸送される。
ＦＰの輸送モデルは上述の仮定に基づいており，炉心燃料から放出されてから原子炉格納容器に到達する経路としては，次のとおりである。燃料から原子炉圧力容器内に放出されたＦＰは，原子炉圧力容器破損前にはＬＯＣＡ破損口あるいは逃がし安全弁から原子炉格納容器へ放出される。また，原子炉圧力容器破損後には原子炉圧力容器破損口若しくは格納容器下部に落下した溶融炉心からＦＰが原子炉格納容器へ放出される。逃がし安全弁を通じて放出されたＦＰはスクラビングによってサプレッション・チェンバ液相部へ移行する。原子炉格納容器の気相部へ放出されたＦＰは，気体の流れに伴って原子炉格納容器内を移行する。
原子炉圧力容器及び原子炉格納容器内での気体，エアロゾル及び構造物表面上（沈着）の状態間の遷移を模擬している。原子炉格納容器内のＦＰ輸送モデル概要を図3.3-15 に示す。
エアロゾルの沈着の種類としては，重力沈降，拡散泳動，熱泳動，慣性衝突，ＦＰガス凝縮，ＦＰガス再蒸発を模擬している。なお，沈着したエアロゾルの再浮遊は考慮していない。
重力沈降は，Stokes の重力沈降式と Smoluchowski 方程式（エアロゾルの粒径分布に対する保存式）の解から得られる無次元相関式を用いて，浮遊するエアロゾル質
量濃度から沈着率を求める。なお，Smoluchowski 方程式を無次元相関式としているのは解析時間短縮のためであり，この相関式を使用したＭＡＡＰのモデルは様々な実験データと比較して検証が行われている。
拡散泳動による沈着は，水蒸気凝縮により生じる Stefan 流（壁面へ向かう流体力
学的気流）のみを考慮して沈着率を求める。
熱泳動による沈着は，Epstein のモデルを用い，沈着面での温度勾配による沈着速度及び沈着率を求める。
慣性衝突による沈着は，原子炉格納容器内でのみ考慮され，流れの中にある構造
物に，流線から外れたエアロゾルが衝突するものと仮定し，沈着率は重力沈降の場
合と同様に Smoluchowski 方程式の解から得られる無次元相関式を用いて求める。
ＦＰガスの凝縮は，ＦＰガスの構造物表面への凝縮であり，雰囲気中の気体状Ｆ
Ｐ圧力がＦＰ飽和蒸気圧を超えると構造物表面への凝縮を計算する。

5-66

ＦＰガスの再蒸発は，凝縮と逆であり，気体状ＦＰの圧力がＦＰの飽和蒸気圧を下回ると，蒸発が起こると仮定している。
エアロゾルのプール水によるスクラビング現象による除去効果の取り扱いに関しては，スクラビングによる除染係数(ＤＦ)を設定し，エアロゾル除去効果が計算される。ＤＦの値は，クエンチャ，垂直ベント，水平ベントの 3 つの種類のスクラビ
ング機器に対し，詳細コード SUPRA[9]を用いて，圧力，プール水深，キャリアガス
中の水蒸気質量割合，プール水のサブクール度及びエアロゾル粒子径をパラメータとして評価した結果を内蔵しており，これらのデータから求める。
また，格納容器スプレイによるＦＰ除去も模擬しており，スプレイ液滴とエアロ
ゾルとの衝突による除去率を衝突効率，スプレイの液滴径，流量及び落下高さから計算する。
(3) ＦＰの移動に伴う崩壊熱分配モデル
ＦＰの崩壊に伴いエネルギが発生する。ANSI/ANS 5.1-1979 モデルによって評価された崩壊熱はそれぞれのＦＰグループに分配され，気相，液相及び構造物にＦＰ量に応じたエネルギを与える。
揮発性ＦＰ（希ガス，CsI，RbI，CsO2，TeO2，Te2 等）が炉心から放出されると，炉心の崩壊熱は減少する。炉心の温度が上昇してＦＰが放出されると，それらの崩壊熱は移動先の原子炉圧力容器又は原子炉格納容器で熱源としてエネルギ計算に用いられる。溶融炉心に含まれるＦＰもまた崩壊熱を持ち，溶融炉心のエネルギ計算において考慮される。原子炉格納容器内気相部のＦＰも崩壊熱を生成し，原子炉格
納容器内の気相部のエネルギに加えられ，原子炉格納容器の温度上昇に寄与する。
ガス状及びエアロゾル状のＦＰは，水プールへの落下や周辺のヒートシンクへの付着が考慮され，ＦＰから発生した崩壊熱は水プールあるいはヒートシンクに加えられる。水プールが存在する場合，その温度がＦＰの再蒸発の判断に使用される。
ヒートシンク上に沈着したＦＰはその崩壊熱をそのヒートシンクのエネルギに付与する。その際，ヒートシンクの表面温度が再蒸発の判断に使用される。原子炉圧力容器内では図 3.3-5 に示すヒートシンクがモデル化されており，これらについてＦ
Ｐから発生した崩壊熱による温度変化が考慮される。

5-67

表 3.3-1 ＭＡＡＰコードのモデル一覧 (1/5)
項目
炉心モデル

原子炉出力
崩壊熱

熱水力モデ
ル（伝熱）

水位計算モ
デル

原子炉圧力
容器モデル

熱水力モデ
ル（流動）

破断流モデ
ル

計算モデル
・径方向及び軸方向の炉心出力分布の初期値を入力
・原子炉スクラムまで初期値を維持
・径方向及び軸方向の崩壊熱割合を入力
・リロケーションによる物質移動とともに崩壊熱も移動
・ＦＰは 12 の核種グループを設定
・燃料自立状態（冠水時）：水への対流・輻射熱伝達・燃料自立状態（露出時）：ガスへの対流・輻射熱伝達・損傷・溶融状態（冠水時）：限界熱流束・損傷・溶融状態（露出時）：ガスへの対流・輻射熱伝達・被覆管酸化：Baker-Just 相関式（高温時）
Cathcart 相関式（低温時）・ジルコニウムのペレットへの溶け込みを考慮
・二相混合体積よりダウンカマ部と炉心内の二相水位を計
算・各チャンネル内の二相水位はドリフトフラックスモデルに基づき計算・ノード及び物質ごとに以下を適用－ 質量保存則－ エネルギ保存則－ 流量は圧損，静水頭バランスにより計算
・各ノードの水位はボイド率を考慮した液相体積から計算
・差圧流
・臨界流（Henry-Fauske モデル）5-68

表 3.3-1 ＭＡＡＰコードのモデル一覧 (2/5)
項目
原子炉格納
容器モデル

熱水力モデ
ル（流動）

熱水力モデ
ル（伝熱）

水素ガス発
生

格納容器破
損モデル
安全系モデ
ル

非常用炉心
冷却系
格納容器ス
プレイ
逃がし安全
弁

計算モデル
・ノード及び物質ごとに以下を適用－ 質量保存則－ エネルギ保存則－ 流量は圧損，静水頭バランス及び圧力差により計算
・原子炉圧力容器破断口からの水と蒸気の放出，放出された水のフラッシングを考慮
・気液界面の水のフラッシング，蒸気の凝縮を考慮
・格納容器ヒートシンクとして，格納容器壁及び床，金属機器を考慮
・水と格納容器ヒートシンク：強制対流熱伝達及び自然対
流熱伝達・水蒸気と格納容器ヒートシンク：強制対流熱伝達，自然対流熱伝達，凝縮熱伝達及び輻射熱伝達
水素ガス発生源として以下を考慮：
・炉心ヒートアップ及び溶融炉心のジルコニウム－水反応（Baker-Just 相関式（高温時）及び Cathcart
相関式（低温））・溶融炉心とコンクリートの相互作用
・格納容器内圧力と限界圧力あるいは格納容器温度と限界温度との比較等により格納容器の破損を判定
・注入特性を入力し，原子炉圧力に応じて注入流量を計算
・注入特性を入力し格納容器圧力に応じて注入流量を計算
・スプレイ水による凝縮熱伝達により気相部冷却を計算
・設計値に基づいて流量を計算

5-69

表 3.3-1 ＭＡＡＰコードのモデル一覧 (3/5)
項目
溶融炉心の
挙動モデル

ヒートアッ
プ
リロケーシ
ョン

下部プレナ
ムでの溶融
炉心の挙動

原子炉圧力
容器破損

計算モデル
（炉心モデル（熱水力モデル（伝熱））に記載）
・軸方向及び径方向に質量及びエネルギの移動を考慮
・炉心ノード内の状態として，「燃料が自立した状態」，「燃料が崩壊した状態」，「流路が減少した状態」，「流路が閉塞した状態」及び「溶融プール状態」を考慮
・軸方向のリロケーションは燃料の溶融状態に応じて定常を仮定した液膜流あるいは管内流の速度で移動・径方向のリロケーションは下部ノードが閉塞し，隣接ノードに空隙があり，かつ溶融物の液面に差がある場合に適用され，水頭差と流動抵抗がバランスした速度で流動・流路減少の進展，流路閉塞及び溶融プールの各状態において蒸気及びガスの流路の閉塞を模擬
・クラストのクリープ破損を考慮
・下部プレナムからの溶融炉心の落下速度は，デブリジェ
ットの密度，冷却材の密度，差圧，重力加速度により計
算・デブリジェットと水のエントレインを計算
・エントレイン量：Ricou-Spalding モデル
・水との熱伝達：膜沸騰及び輻射熱伝達・成層化したデブリベッドを模擬
・上部の水による熱除去は Henry-Epstein-Fauske 相関式
・デブリベッドに浸入した水による熱除去は，水の浸入を考慮した CHF 相関式
・下部ヘッドと溶融炉心のギャップでの沸騰水による熱除去については，門出らの相関式
・制御棒駆動機構ハウジング溶接部等の貫通部の破損として，せん断応力あるいはひずみがしきい値を超える場合に破損を判定・原子炉圧力容器下部ヘッドの破損として，Larson-Miller
パラメータ手法によるクリープ破損を考慮
・破損後，溶融炉心からの加熱による破損口拡大を模擬

5-70

表 3.3-1 ＭＡＡＰコードのモデル一覧 (4/5)
項目
溶融炉心の
挙動モデル
（つづき）

原子炉圧力
容器破損後
の高圧溶融
炉心放出
格納容器雰
囲気直接加
熱
格納容器下
部での溶融
炉心の挙動
（落下及び
溶融プール）

原子炉格納
容器下部で
の溶融炉心
の挙動（溶融
プールの伝
熱）

計算モデル
・高圧溶融物放出の防止が評価目的であり，高圧溶融物放出及びそれに引き続き発生する格納容器雰囲気直接加熱についてはモデル上考慮しない
・高圧溶融物放出の防止が評価目的であり，高圧溶融物放出及びそれに引き続き発生する格納容器雰囲気直接加熱についてはモデル上考慮しない
・デブリジェットと水のエントレインを計算
エントレイン量：Ricou-Spalding モデル
水との熱伝達：膜沸騰及び輻射熱伝達・格納容器下部床上に落下した溶融炉心（連続体及び粒子
状）の質量とエネルギは溶融プールに加算され瞬時に均質化すると仮定・格納容器下部床全面に均一に広がると仮定
・溶融プールは厚さ均一の平板を仮定，内部温度は１点で模擬
・上部・下部・側部クラストを考慮し，下方及び側方への侵食を考慮
・クラスト内の温度分布は崩壊熱を考慮して２次式で近似
・侵食したコンクリートと炉心溶融物との混合割合から液化・固化温度を評価
・炉心材及びコンクリートの化学組成の化学平衡計算に基づき非凝縮性ガス（水素，一酸化炭素，二酸化炭素）の発生を評価
・上部クラストから上部水プールへは Kutateladze の熱伝達相関式を考慮・内部の溶融物から下部・側部クラストへは対流熱伝達を
考慮

5-71

表 3.3-1 ＭＡＡＰコードのモデル一覧 (5/5)
項目
溶融炉心の
挙動モデル
（つづき）

原子炉格納
容器下部で
の溶融炉心
の挙動（コン
クリート侵
食）

ＦＰ挙動モ
デル

ＦＰ放出

遷移・輸送

崩壊熱

計算モデル
・コンクリート温度は，深さ方向に準定常の 1 次元の熱伝導方程式により温度分布を持つと仮定
・コンクリート温度がコンクリート溶融温度を超えると侵食開始。その際，コンクリート溶融潜熱及び化学反応熱の発生を考慮
・コンクリートから放出されるガス（水蒸気及び二酸化炭素）は直ちに溶融プールに侵入すると仮定し，溶融プー
ル中の金属との酸化反応を考慮
・コンクリートのスラグも溶融プールに侵入し，ウラン・ジルコニウム等と混合すると仮定
・ＦＰは炉心温度に対する放出速度の相違に基づき 12 グループに分類し，各ＦＰグループの質量保存を考慮
・溶融炉心・コンクリート相互作用に伴うＦＰ放出を模擬
・原子炉圧力容器及び格納容器内のＦＰ形態は各グループ
に対し，ガス状，エアロゾル状，沈着を考慮（希ガスはガス状のみ）。また，水中及び溶融炉心内のＦＰを考慮
・気相及び液相中のＦＰの輸送は，熱水力計算から求められる体積流量からＦＰ輸送量を計算
・ＦＰがガスとエアロゾルの場合は，気体の流れに乗って
移動
・溶融炉心内に残存するＦＰは溶融炉心とともに移動・水中のＦＰは区画間の水の流れとともに移動・格納容器及び原子炉圧力容器内での気体，エアロゾル及び構造表面上（沈着）の状態間の遷移を模擬
・エアロゾルの沈着は，重力沈降，拡散泳動，熱泳動，慣性衝突，ＦＰガス凝縮，ＦＰガス再蒸発を模擬。沈着したエアロゾルの再浮遊は考慮していない
・崩壊熱は各位置のＦＰ量に応じて分配され，各エネルギ
保存式に考慮
・ＦＰ崩壊による発生エネルギは崩壊熱データで考慮

5-72

表 3.3-2 ＭＡＡＰコードのＦＰの核種グループ
グループ

代表核種

説明

1

希ガス

2

CsI

3

TeO2

4

SrO

5

MoO2

6

CsOH

7

BaO

8

La2O3

9

CeO2

10

Sb

11

Te2

12

UO2

希ガス（Xe，Kr）
CsI 及び RbI。よう素は全てアルカリＦＰと結合すると仮定。
また，セシウムがほとんどであるため，CsI の物性を用いる。
酸化テルル（TeO2）。炉心内に放出されたテルルは直接 TeO2 となると仮定。原子炉圧力容器外で放出されたテルルは元素状態にあると仮定するが，蒸気や酸素ガスが存在する場合には酸化されて TeO2 になるものと仮定。
ストロンチウムは主として原子炉圧力容器外から元素状態で放出されるが，原子炉格納容器内で酸化されて SrO になるものと仮定。原子炉圧力容器内放出についても，酸化されて SrO になると仮定。
二酸化モリブデン（MoO2）。モリブデンが主にコンクリート接
触時に放出されると考えられるためである。
CsOH 及び RbOH を表す。これは，よう素と結合した後に放出される Cs と Rb を表す。
酸化バリウム（BaO）を表す。Ba は化学的周期性から，Sr と同じような挙動を示す。
La を表す。La 類の全三二酸化物の化学的挙動は同様であるので一つのグループとする。これらは不揮発性であるが，原子炉
圧力容器内放出が許容されている。主として一酸化物の状態で原子炉圧力容器外に放出されるが，原子炉格納容器内で更に酸化する。
Ce の挙動は La と同様であるが，化学量及びガス分圧が異なる
ため，違うグループとしている。
アンチモンは元素の形態のまま原子炉圧力容器内及び原子炉
圧力容器外へ放出される。
原子炉圧力容器外に放出された Te のうち酸化しないものは Te2のままとする。
ウラン及び超ウラン元素は特性が異なるため他のＦＰとは区別してグループ化する。これらは原子炉圧力容器外のみに放出され，原子炉格納容器内で二酸化物になるものと仮定。

5-73

領域 i
熱伝達

他の物質

相変化
化学反応

物質 j
流入：(

) ,(

)

質量: (

流出：(

)

) ,( )

エネルギ: ( )

熱伝達

入熱

機器・壁

崩壊熱

図 3.3-1 各ノード（領域）における物質ごとの質量及びエネルギバランス

5-74シュラウド高さ方向

上部タイプレート

下部タイプレート
炉心支持板

径方向
出典：MAAP4 User’s Manual, EPRI

図 3.3-2 ＭＡＡＰノード分割例（炉心モデル）

5-75

水蒸気 及び 水素ガス

チャンネルボックス

シュラウド

燃料棒

溶融炉心
二相水位

水位

ZrO2
Zr

下部プレナム

燃料ペレット
出典：MAAP4 User’s Manual, EPRI

図 3.3-3 炉心水位モデル

5-76

Ｓ／Ｒ弁

蒸気ドーム
主蒸気

ＲＣＩＣ
タービンへ

上部ダウンカマスタンドパイプ
スタンドパイプと気水分離器／セパレータＦＷ，ＲＣＩＣ
代替注水系

ＨＰＣＳ
ＬＰＣＳ
上部プレナム
ジェット
ポンプ

ＬＰＣＩ

再循環
ループ

炉心
下部ダウンカマＳＬＣ流
再循環ポンプ下部プレナム
ＣＲＤ
ＦＷ
ＬＰＣＩ
ＬＰＣＳ
ＨＰＣＳ
ＲＣＩＣ
ＳＬＣ
Ｓ／Ｒ弁

制御棒駆動装置
制御棒駆動機構
給水系
低圧注入系
低圧炉心スプレイ
高圧炉心スプレイ
原子炉隔離冷却系
ほう酸水注入系
逃がし安全弁

ＣＲＤ流

図 3.3-4 ＭＡＡＰ原子炉圧力容器モデルの概要（ＢＷＲ５の例）

5-77

SRV

蒸気
ﾄﾞｰﾑ
記号
気体流路番号
ﾋｰﾄｼﾝｸ表面番号

ｽﾀﾝﾄﾞﾊﾟｲﾌﾟ/ｾﾊﾟﾚｰﾀ

ﾋｰﾄｼﾝｸ
気体流路

上部
ﾌﾟﾚﾅﾑ

上部
ﾀﾞｳﾝｶﾏ

ﾋｰﾄｼﾝｸ－ﾉｰﾄﾞ間での熱伝達下部
ﾀﾞｳﾝｶﾏ

炉心

再循環
ﾙｰﾌﾟ

下部ﾌﾟﾚﾅﾑ

出典：MAAP4 User’s Manual, EPRI

図 3.3-5 ＭＡＡＰ原子炉圧力容器ノード分割図

5-78

R/B

Reactor Well

RPV
破損時の流路W/WベントD/W

Pedestal

D/W

V/B

Torus Room

図 3.3-6 ＭＡＡＰノード分割図（格納容器モデル：Mark-I 改の例）

ノード１

ジャンクション

ノード２

図 3.3-7 ジャンクションの接続関係

5-79図 3.3-8 炉心ヒートアップ・燃料溶融の模式図

5-80

燃
料
有
効
部

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4

4

4

4

4

炉心溶融開始直後の状態。炉心溶融は炉心径方向中心から開始し，シュラウド側（径方向外側）の溶融は炉心中央に比べて進展が遅い。

燃
料
有
効
部

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4

代替注水系による損傷炉心冷却後の状態。損傷炉心の冷却が行われているため，溶融プール状態のノードの周囲に流路が閉塞した状態のノードが形成され，シュラウド側（径方向外側）においても冷却されている。

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原子炉圧力容器破損後の状態。炉心支持板より上部に燃料は存在せず，空洞となっている。

図 3.3-9 炉心溶融進展における損傷炉心の形状の変化（例）

5-81

冷却水

ヒートシンク

金属層

溶融プール

クラスト

粒子ベッド

出典：MAAP4 User’s Manual, EPRI

図 3.3-10 下部プレナムでの溶融炉心の概念① 炉心からのリロケーション
により下部プレナムに移行 。 冷 却 水 との 接 触 に より，エントレイン及び冷却①

水の蒸発② 制御棒駆動機構ハウジン②

グ溶接部の破損により，格納容器下部への落下を開始。破損口はアブレーショ③

ンにより拡大④③ 格納容器下部プール水との接触によりエントレイン④ 溶融炉心は格納容器下部
へ落下

図 3.3-11 格納容器下部への溶融炉心の落下の例（格納容器モデル：Mark-I 改の例）

5-82

図 3.3-12 原子炉格納容器下部における溶融炉心の挙動の概念

溶融プール

プール温度
プール融点

クラスト

(放物分布)
境界温度

コンクリート

出典：MAAP4 User’s Manual, EPRI

図 3.3-13 溶融炉心の伝熱の概念

5-83

液体
温
度

液化温度 TL

二相

固化温度 TS

固体
100％
UOx，ZrOx

100％
ｺﾝｸﾘｰﾄｽﾗｸﾞ

混合割合

出典：MAAP4 User’s Manual, EPRI

図 3.3-14 溶融プールの相変化の概念

エアロ
ゾル

蒸気

ドライ
垂直壁

ドライ
垂直壁

ドライ水平壁

水

水没壁

水没水平壁

FP 輸送パス：１． 蒸気－エアロゾル（蒸発／凝縮）
２． 蒸気－ドライ壁（蒸発／凝縮）
３． エアロゾル－水（拡散泳動，重力沈降，熱泳動）
４． エアロゾル－ドライ水平壁（重力沈降，熱泳動）
５． エアロゾル－ドライ垂直壁（慣性衝突，熱泳動）
６． 水－水没水平壁（溶解／沈着）
出典：MAAP4 User’s Manual, EPRI

図 3.3-15 格納容器内 FP 遷移モデル

5-84

3.4

ノード分割
実機解析に用いるノード分割の考え方を表 3.4-1 に示す。
炉心モデルは，Ｒ－Ｚの 2 次元モデルであり，各ノードの体積割合は燃料集合体
単位で設定している。径方向は輻射熱伝達により温度勾配が小さく分割数の影響は小さいが，解析の安定性のため，各分割要素で断面積（体積）の差があまり大きくならないよう考慮している。軸方向の分割数は高さ方向の温度勾配がジルコニウム－水反応の速度や炉心溶融挙動に影響するため 10 以上としている。
原子炉圧力容器のノードは，蒸気ドーム，スタンドパイプ／セパレータ，上部プ
レナム，ダウンカマ，下部プレナム等の原子炉圧力容器の構成要素ごとに分割された，コードプリセットの分割を用いている。
原子炉格納容器は，壁等の物理区画を模擬したノードと吹き抜けや扉等の開口部を模擬したジャンクションを組み合わせてモデル化し，同じ特徴を有する空間を集約することを基本にして設定している。
ノード分割の考え方は，ＢＷＲプラントに共通して適用するものである。

5-85

表 3.4-1 ＭＡＡＰコードのノード分割の考え方
項目

ノード分割の考え方

炉心

径方向及び高さ方向にノード分割した，Ｒ－Ｚの 2 次元モデルである。径方向は輻射熱伝達により温度勾配が小さく分割数の影響は小さいが，軸方向の分割数は高さ方向の温度勾配がジルコニウム－水反応の速度や炉心溶融挙動に影響するため 10 以上が推奨される。径方法の分割は任意であるが，各ノードの体積割合は燃料集合体単位で設定し，解析の安定性のため，各分割要素で断面積（体積）の差があまり大きくならないように設定することが推奨されている。

原子炉圧力蒸気ドーム，スタンドパイプ／セパレータ，上部プレナム，ダウンカマ，下容器

部プレナム等の原子炉圧力容器の構成要素ごとにノード分割される（コードのプリセット）。このノード分割は，国内外の典型的なＢＷＲプラントの原
子炉圧力容器を模擬したもので，コード内に設定されたプリセットのものとなっており，各炉型に対して適用性を有する。

原子炉格納壁等の物理区画を模擬したノードと吹き抜けや扉等の開口部を模擬したジ容器ャンクションを組み合わせ，標準的には，格納容器内部を格納容器下部（下部ドライウェル，ペデスタル），ドライウェル，ベント管，ウェットウェルに分割する。
このノード分割は，同じ特徴を有する空間を集約することを基本として，壁や床によって囲われた領域をノード（区画）として設定し，同じ特徴を有する空間では物理パラメータも同等となるため，緩やか又は長期的な応答を模擬することができ，各ノード間の接続条件を適切に与えることによって，格納容器の型式によらず適用性を有する。

5-86

3.5

入出力
ＭＡＡＰコードへの入力情報は，別紙１に示すとおりである。
主要な入出力は，図 3.5-1 に示すとおりであり，入力は，① 燃料質量，被覆管質量等② 核分裂生成物質量等③ 原子炉圧力容器圧力・温度，格納容器圧力・温度等の初期条件④ 原子炉圧力容器内の形状等⑤ 工学的安全設備，格納容器スプレイの特性等⑥ 原子炉格納容器内の区画形状，原子炉格納容器内の区画間の形状等⑦ 原子炉格納容器内のヒートシンクの材質・形状等⑧ 起因事象，緩和設備等の情報等を与え，これらに基づきプラント全体の過渡解析を実施し，以下の出力を得る。
① 原子炉圧力容器圧力② 原子炉圧力容器水位③ 格納容器内圧力④ 格納容器温度⑤ 格納容器内水素濃度⑥ 格納容器内水量⑦ コンクリート侵食深さ等
なお，上に示した入力情報のうち，核分裂生成物質量については核種生成崩壊計
算コードにより求められたデータを初期値として用いる。この値は，炉心内蔵量を保守的に与えるため，1 サイクル 13 ヶ月(395 日)に余裕をみて 1 サイクル 1 万時間(416 日)の燃焼期間を仮定し，平衡炉心の燃料装荷体数の割合に基づいた条件で評価されたものである。
これらの入力作成の流れを図 3.5-2 に示す。

5-87

主要な入力
燃料質量，被覆管質量等
核分裂生成物質量等
原子炉圧力容器圧力・
主要な出力

温度，格納容器圧力・温度等の初期条件

原子炉圧力容器圧力

原子炉圧力容器内の形

原子炉圧力容器水位
ＭＡＡＰコード

格納容器内圧力

工学的安全設備，格納(シビアアクシデント時の格納容器温度容器スプレイの特性等

プラント挙動解析)状等

格納容器内水素濃度

原子炉格納容器内の区

格納容器内水量

画形状，原子炉格納容

コンクリート侵食深器内の区画間の形状等

さ等

原子炉格納容器内のヒートシンクの材質・形
状等
起因事象，緩和設備等の情報等

図 3.5-1 ＭＡＡＰの入出力

5-88核種生成崩壊計算コード（ＯＲＩＧＥＮ）（ＦＰデータ）
核分裂生成物質量（燃料質量，被覆管質量等）
ＭＡＡＰ（原子炉圧力容器圧力・温度，
格納容器圧力・温度等の初期条件）（原子炉圧力容器内の形状等）（工学的安全設備，格納容器スプレイの特性等）

原子炉圧力容器圧力（原子炉格納容器内の区画形状，

原子炉圧力容器水位

原子炉格納容器内の区画間の形状

格納容器内圧力等）

格納容器温度（原子炉格納容器内のヒートシンク

格納容器内水素濃度の材質・形状等）

格納容器内水量（起因事象，緩和設備等の情報等）

コンクリート侵食深さ等

図 3.5-2 前処理コードによるＭＡＡＰ入力作成の流れ

5-89

4. 妥当性確認
4.1 妥当性確認方法
2.3 において分類した重要現象の妥当性確認方法を以下に記載する。各重要現象の妥当性確認においては，事故解析あるいは実験解析によって確認することを基本とするが，機器や設備の性能に基づいて物理現象の特性を与えているため，妥当性確認が不要となるものがある。
2 章では「原子炉圧力容器破損後の高圧溶融炉心放出」及び「格納容器雰囲気直接加熱」を重要現象として抽出していないものの，その発生を防止するという観点か
らは，事象進展に影響する各モデルの不確かさに基づいた総合的な判断が必要なことから，添付１において不確かさの分析及び感度解析による影響評価をまとめる。
また，「原子炉圧力容器外の溶融燃料－冷却材相互作用（ＦＣＩ）」及び「溶融炉
心・コンクリート相互作用（ＭＣＣＩ）」については，国内外において現象の解明や評価に関する多くの活動が行われてきているが，現在においても研究段階にあり，不確かさが大きい現象であると言えることから，添付２及び添付３において，知見の整理，不確かさの分析及び感度解析による影響評価をまとめる。
4.1.1 崩壊熱［炉心（核）］重要現象に分類された物理現象のうち崩壊熱は，信頼性の高いモデルと現実的な条件を用いて評価された最確値をもとに，事象発生後の原子炉出力変化として計算される。このため，ＭＡＡＰコードにおける崩壊熱の妥当性確認は不要であると考えられる。
4.1.2 沸騰・ボイド率変化，気液分離（水位変化）
・対向流［炉心（熱流動）］
炉心の「沸騰・ボイド率変化」及び「気液分離（水位変化）
・対向流」については，
原子炉圧力容器内水位に関係する現象である。ＭＡＡＰコードの炉心水位（二相水位）は，3.3.2(4)で述べたモデルによって計算される。上部プレナム領域についても同様にドリフトフラックスモデルによるボイド率から二相水位が計算され，炉心水位と併せて原子炉圧力容器内水位として計算される。
炉心損傷防止対策の事故シーケンスにおいては，対象とする原子炉水位といった
原子炉圧力容器内挙動はＳＡＦＥＲコードによって評価されており，ＭＡＡＰコー
ドは原子炉格納容器内挙動の評価のみに用いられているが，格納容器破損防止対策の事故シーケンスにおいては，ＭＡＡＰコードによって，原子炉圧力容器内挙動を含めた全体挙動を評価している。原子炉水位は炉心冷却状態及び炉心溶融進展への影響が考えられるため，原子炉水位についてＳＡＦＥＲコードと比較を行い，不確かさを確認する（4.3.1 参照）。

5-90

4.1.3 冷却材放出（臨界流・差圧流）［原子炉圧力容器］
原子炉圧力容器と原子炉格納容器との間の流れとなる，ＬＯＣＡ破断口からの臨界流による流量については，3.3.3(3)で述べたとおり，保守的なモデルを用いている。逃がし安全弁からの流量については，3.3.5(3)で述べたとおり，設計値に基づいて流量が計算される。差圧流については一般的なモデルが用いられていることか
ら解析モデルとしての不確かさは小さく，ＭＡＡＰコードにおける「冷却材放出（臨界流・差圧流）」の妥当性確認は不要であると考えられる。
4.1.4 格納容器各領域間の流動，構造材との熱伝達及び内部熱伝導，気液界面の熱伝達，格納容器ベント［原子炉格納容器］「格納容器各領域間の流動」，「構造材との熱伝達及び内部熱伝導」，「気液界面の熱伝達」は，HDR実験に対するベンチマーク解析により妥当性の確認を行う。あわせて，「格納容器各領域間の流動」，「構造材との熱伝達及び内部熱伝導」は，CSTF実験に対するベンチマーク解析によって妥当性の確認を行う。
「格納容器ベント」に関しては，3.3.4(2)で述べたとおり，「格納容器各領域間の流動」と同様の計算方法が用いられており，「格納容器各領域間の流動」の妥当性の確認に含まれる。なお，「構
造材との熱伝達及び内部熱伝導」に関しては，直接的なデータが得られていないた
め，格納容器圧力や温度の過渡挙動を模擬した実験との比較から，所定の入熱があった場合の構造材への熱伝達及び内部熱伝導による放熱計算に関する考察を行うものとする（4.2.3及び4.2.4参照）。
4.1.5 ＥＣＣＳ注水（給水系・代替注水設備含む）［原子炉圧力容器］，スプレイ冷却，
サプレッション・プール冷却［原子炉格納容器］
ＥＣＣＳ及びスプレイ注入特性は，設計値に基づいて，作動圧力及びポンプの圧力－流量特性を入力値として与えている。スプレイによる格納容器気相部の冷却に関しては，液滴径を入力し，液滴と気相部の界面熱伝達により気相部が冷却されるモデルが採用されている。液滴は質量に対して伝熱面積が大きいことより，スプレ
イされた水は気相部温度と等しくなって液相に落下する。スプレイの水滴温度が比較的短時間に周囲の雰囲気温度と平衡状態となることは良く知られているところであり，伝熱モデルの不確かさによる結果への影響はないと考えられる。よって，「ＥＣＣＳ注水（給水系・代替注水設備含む）」，「スプレイ冷却」の妥当性確認は不要であると考えられる。「サプレッション・プール冷却」においても，設計値に基づいて，ポンプ流量及び除熱量を入力値として与えており，妥当性確認は不要であると考えられる。

5-91

4.1.6 燃料被覆管酸化［炉心（燃料）］，放射線水分解等による水素ガス・酸素ガス発生［原子炉格納容器］［原子炉圧力容器(炉心損傷後)］
炉心内のジルコニウム－水反応による水素ガス発生量は，ＴＭＩ事故に対するベンチマーク解析により妥当性の確認を行う。水の放射線分解による水素ガス及び酸素ガスの発生量は，コード内にモデルを備えていないため，崩壊熱を用いた評価としており，妥当性確認は不要である。
4.1.7 炉心ヒートアップ（燃料棒内温度変化，燃料棒表面熱伝達，燃料被覆管酸化，燃料被覆管変形［炉心（燃料）］），リロケーション，構造材との熱伝達及び下部プ
レナムでの溶融炉心の熱伝達［原子炉圧力容器(炉心損傷後)］
ＭＡＡＰコードの炉心ヒートアップモデルについては，ＴＭＩ事故に対するベン
チマーク解析及び CORA 実験に対するベンチマーク解析により，構造材との熱伝達及び下部プレナムでの溶融炉心伝熱モデルについては，ＴＭＩ事故に対するベンチマ
ーク解析により妥当性の確認を行う。
ＴＭＩ事故では炉心ヒートアップ（燃料棒内温度変化，燃料棒表面熱伝達，燃料被覆管酸化，燃料被覆管変形），構造材との熱伝達及び下部プレナムでの溶融炉心の熱伝達を直接示す測定値はないものの，それらの挙動が間接的に影響する１次系及び２次系の挙動や，事故後の調査研究で各時刻の溶融進展状況が推定されており，それら調査結果との比較により本モデルの妥当性が確認できると考えられる（4.2.1
参照）。
ＴＭＩ事故は原子炉圧力容器破損前に事象終息していること，炉心溶融時の実機の挙動に関しては，現段階では十分な知見が得られていない状況であり，不確かさが大きいと考えられることから，感度解析による影響の把握を行う（4.3.2，4.3.3，
4.3.5 参照）。
4.1.8 原子炉圧力容器破損［原子炉圧力容器(炉心損傷後)］
原子炉圧力容器破損挙動を溶融炉心挙動と併せて実験した例はないため，実験解析により直接的に妥当性評価を行うことはできない。以下のように，ＭＡＡＰコードの原子炉圧力容器破損モデルはＴＭＩ事故の知見に基づき開発されており，妥当性確認は不要と考えられる。
ＴＭＩ事故では，溶融炉心が下部プレナムへ落下したものの，原子炉圧力容器と溶融炉心のギャップに水が浸入することで原子炉圧力容器壁を冷却できたと推定されている。ＭＡＡＰではＴＭＩ事故の調査研究や溶融炉心から原子炉圧力容器壁への伝熱挙動を模擬した実験に基づいて，原子炉圧力容器壁への伝熱挙動をモデル化している。また，原子炉圧力容器の破損形態として，原子炉圧力容器のクリープ破損, 制御棒駆動機構ハウジング溶接部の破損等が考慮されている。原子炉圧力容器

5-92

破損モデルは，工学分野でクリープ破損評価に広く使用されるLarson-Millerパラメータ手法に基づくものであり，制御棒駆動機構ハウジング溶接部の破損は単純な熱伝導問題であり，これらモデルにはある程度の妥当性があるものと推測される。しかしながら，現象自体が持つ不確かさもあることを踏まえ，不確かさの整理を行うとともに，感度解析による影響の確認を行う。
（4.3.6参照）
4.1.9 原子炉圧力容器内ＦＰ挙動［原子炉圧力容器(炉心損傷後)］，原子炉格納容器内
ＦＰ挙動［原子炉格納容器(炉心損傷後)］
炉心からのＦＰ放出モデルについては，これまでに実験や検討がなされてきており，ＭＡＡＰではその知見に基づくＦＰ放出モデルが採用されている。燃料から原
子炉圧力容器及び原子炉圧力容器から原子炉格納容器へ放出されるＦＰ挙動についてPHEBUS-FP実験のベンチマーク解析によって妥当性を確認する（4.2.7参照）。また，格納容器内に放出されたエアロゾル挙動についてABCOVE実験のベンチマークによって妥当性を確認する（4.2.8参照）。
4.1.10 原子炉圧力容器内ＦＣＩ（溶融炉心細粒化，デブリ粒子熱伝達）［原子炉圧力容器(炉心損傷後)］
溶融炉心の細粒化及び粒子状デブリから水への熱伝達については，溶融物の粘性や冷却材条件に違いはあるものの，幅広く個別効果試験が実施されてきた。それらの知見をもとにＭＡＡＰのモデルは構成されているので，妥当性確認は不要と考えられる。また，原子炉圧力容器内ＦＣＩにより生じる圧力スパイクについては，専門家間では原子炉冷却材圧力バウンダリや格納容器の破損に対する脅威とはならな
いと考えられている。
ただし，高圧溶融物放出を防止する観点から，原子炉圧力容器内ＦＣＩによる原
子炉圧力上昇は原子炉圧力容器破損とあいまって，有効性の確認に影響するものと考えられることから，原子炉圧力容器内ＦＣＩに関する現象について，知見の整理，
不確かさの分析及び感度解析による影響評価を添付２にまとめており，概要を4.3.4に示す。
4.1.11 原子炉圧力容器外ＦＣＩ（溶融炉心細粒化，デブリ粒子熱伝達）［原子炉格納容器(炉心損傷後)］
原子炉圧力容器外ＦＣＩに関する現象について，知見の整理，不確かさの分析及び感度解析による影響評価を行ったものを添付２にまとめており，概要を4.3.7に示
す。

5-93

4.1.12 格納容器下部床面での溶融炉心の拡がり，溶融炉心と格納容器下部プール水との伝熱，溶融炉心とコンクリートの伝熱，コンクリート分解及び非凝縮性ガス発生［原子炉格納容器(炉心損傷後)］「格納容器下部床面での溶融炉心の拡がり」，「溶融炉心と格納容器下部プール水との伝熱」，「溶融炉心とコンクリートの伝熱」及び「コンクリート分解及び非凝縮性ガス発生」を含めたＭＣＣＩに関する現象について，知見の整理，不確かさの分
析及び感度解析による影響評価を行ったものを添付３にまとめており，概要を4.3.8に示す。また，「溶融炉心とコンクリートの伝熱」，「コンクリート分解及び非凝縮性ガス発生」については，ACE実験及びSURC-4実験に対するベンチマーク解析によっても妥当性の確認を行う（4.2.5及び4.2.6参照）
。

5-94

5-95

容器

格納

原子炉

－

気液界面の熱伝達－

サプレッション・プール冷却

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

図 4.2-19
図 4.2-26
図 4.2-27－－－＊ 4.1 で示した理由により妥当性確認が不要と考えられる現象－－

格納容器ベント

発生

放射線水分解等による水素ガス・酸素ガス－－

構造材との熱伝達及び内部熱伝導

スプレイ冷却－

格納容器各領域間の流動－－

冷却材放出（臨界流・差圧流）

原子炉
圧力
容器

－

ＥＣＣＳ注水（給水系・代替注水設備含む）

気液分離（水位変化）
・対向流

－

－

－

－

－

沸騰・ボイド率変化

(熱流動)

炉心

図 4.2-9～
図 4.2-16

－

－

実験

HDR

－

燃料被覆管変形(燃料)

図 4.2-1
図 4.2-2
図 4.2-4

－

実験

事故
－

CORA

TMI

燃料被覆管酸化燃料棒表面熱伝達

燃料棒内温度変化

崩壊熱

重要現象

炉心

炉心(核)

現象

物理

－

－

－

－

－

－

図 4.2-31
図 4.2-32
図 4.2-33

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

実験

ACE

－

－

－

－

－

－

－

－

－

実験

CSTF

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

実験

SURC-4

妥当性確認方法

表 4.1-1 重要現象に対する妥当性確認方法 (1/2)

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

-FP 実験

PHEBUS

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

実験

ABCOVE

－

－

－

－

－

－

－

－

－

4.3.1

4.3.2

－

感度解析

4.1.5

4.1.4

4.1.6

4.1.5

－

－

－

4.1.5

4.1.3

－

－

－

－

－

－

4.1.1

その他＊

5-96
－
－

原子炉圧力容器外 FCI(溶融炉心細粒化)

原子炉圧力容器外 FCI(デブリ粒子熱伝達)

格納容器下部床面での溶融炉心の拡がり

溶融炉心と格納容器下部ﾌﾟｰﾙ水との伝熱

格納

容器

(炉心

損傷後)

－

原子炉格納容器内 FP 挙動－

ｺﾝｸﾘｰﾄ分解及び非凝縮性ｶﾞｽ発生

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

実験

HDR

＊ 4.1 で示した理由により妥当性確認が不要と考えられる現象－

溶融炉心とｺﾝｸﾘｰﾄの伝熱

－

－

－

発生

図 4.2-1

原子炉圧力容器内 FP 挙動

原子炉

損傷後)

放射線水分解等による水素ガス・酸素ガス

原子炉圧力容器破損

(炉心
－

－

図 4.2-3

下部プレナムでの溶融炉心の熱伝達

容器
－

－

－

原子炉圧力容器内 FCI(デブリ粒子熱伝達)

圧力

原子炉

－

－

－

実験

事故
図 4.2-2
図 4.2-4

CORA

TMI

－

構造材との熱伝達

リロケーション

重要現象

原子炉圧力容器内 FCI(溶融炉心細粒化)

現象

物理

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

実験

CSTF

－
図 4.2-40

図 4.2-36
図 4.2-37
図 4.2-38

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

実験

SURC-4

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

実験

ACE

妥当性確認方法

表 4.1-1 重要現象に対する妥当性確認方法 (2/2)

－

－

－

－

－

－

図 4.2-53
図 4.2-54

－

－

－

－

－

－

－

-FP 実験

PHEBUS

－

－

－

－

－

4.3.8

4.3.7

－

図 4.2-58
－

－

－

－

－

－

－

－

－

－

4.1.6

－

4.3.6
－

－

－

－

－

－

その他＊

4.3.5

4.3.4

4.3.3

感度解析

－

－

－

－

－

－

－

－

実験

ABCOVE

4.2 妥当性確認（事故解析及び実験解析）
4.2.1 ＴＭＩ事故解析(1) 事故の概要
ＴＭＩ事故は，大きく４つのフェーズに分けることができる[10]。フェーズ１は，事故発生から全ての１次冷却材ポンプが停止するまでの過程であり，事故発生 0～
100 分後に相当する。フェーズ２は，全ての１次冷却材ポンプが停止し，その後最初の１次冷却材ポンプ 2B が起動するまでの過程であり，事故発生 100～174 分後に相当する。このフェーズでは，１次冷却材のボイルオフによって，炉心露出，ヒート
アップ，さらには炉心損傷が生じた。フェーズ３は，１次冷却材ポンプ 2B の起動か
ら，高圧注入系が作動するまでの過程であり，事故発生 174～200 分後に相当する。
１次冷却材ポンプ 2B の起動によって炉心は一時的に冷却されるが，その後ヒートア
ップ及び炉心損傷は継続したと考えられる。フェーズ４は，高圧注入系が作動した
事故発生 200 分後以降であり，炉心が再冠水するとともに溶融炉心が下部プレナムに落下することで冷却可能形状に至ったと考えられる。
(2) 解析条件
解析では，ＴＭＩ－２のプラント形状，システム挙動及び初期状態を入力として与える。ノード分割については，炉心をＲ－Ｚ系の２次元でモデル化し，径方向には４分割，軸方向には 16 分割する。１次系及び蒸気発生器は，貫流型蒸気発生器の冷却ループを模擬したコード内蔵のノード分割が採用されている。
境界条件としては，２次系のデータとして蒸気発生器水位，高圧注入系からの注入流量に加え，運転員の操作に関する入力として加圧器逃がし弁及び主蒸気隔離弁の開閉操作並びに１次冷却材ポンプの運転の時刻を与える。
(3) 解析結果
水素ガス発生量の解析結果を図 4.2-1 に示す。ＭＡＡＰによる解析では，水素ガス発生が事故発生約 145 分後に開始し，事故発生約 185 分後まで急激に増加する。
その後，水素ガス発生は事故発生約 230 分後まで継続し，この間に発生する水素ガ
ス量は合計で約 510kg（約 1,125lb）である。
事故発生約 220 分後における炉心状態の解析結果を図 4.2-2 に示す。炉心の外周部は下から８番目のノードにおいて固体クラストが形成され，この６分後（事故初期から 226 分後）に固体クラストが破損し，溶融炉心が下部プレナムへ流出する。
解析では下部プレナムに流出した溶融炉心は約 25,000kg である。
原子炉容器壁温の解析結果を図 4.2-3 に示す。溶融炉心が下部プレナムに流入す
ると，最初は堆積した溶融炉心により原子炉容器壁が加熱される。一時的に約1,200℃（約 2,200°F）まで急上昇し，その熱により原子炉容器壁がクリープ変形

5-97

することで溶融炉心と原子炉容器壁との間にギャップが生じ成長する。その結果，ギャップに水が浸入し壁面が冷却される。
(4) 重要現象に関する不確かさの評価
有効性評価における重要現象として抽出された項目について，解析結果に基づいてＭＡＡＰの不確かさを評価する。
(a） 燃料被覆管酸化，放射線水分解等による水素ガス・酸素ガス発生
ＴＭＩ事故の分析では，約139分で水素ガスの発生が開始し，ジルコニウム－水反応による水素ガス発生率が約175分の時点で最大となった。約203分で炉心が冠水した以降は再露出することはないが，クラスト内部の溶融炉心領域の温度は上昇しており，約224分で溶融炉心が下部プレナムに移行するまで水素ガスが発生したと分析されている。全水素ガス発生量は499～544kg（1,100～1,200lb）であったと分析されている。ＴＭＩ事故の分析とＭＡＡＰコード解析の水素ガス挙動の比較を表4.2-1に示す。
このように，ＭＡＡＰによる解析で得られた水素ガス発生期間及び水素ガス発生
量は，ともにＴＭＩ事故の分析結果と良く一致している。したがって，ＭＡＡＰ
は放射線水分解等による水素ガス・酸素ガス発生及び燃料被覆管酸化に関して適切なモデルを有していると判断できる。なお，酸素ガス生成については，ＭＡＡ
Ｐによる解析において直接的に考慮されないが，格納容器の水素ガス及び酸素濃度を評価するに当たっては，ＭＡＡＰによる事象進展解析に加えて，原子炉格納容器の初期酸素濃度，水の放射線分解によって発生する酸素ガスを適切に考慮している。
(b） 燃料棒内温度変化，燃料棒表面熱伝達，燃料被覆管変形，リロケーション，構
造材との熱伝達及び下部プレナムでの溶融炉心の熱伝達
ＴＭＩ事故の分析より得られた事故発生約220分後の炉心状態を図4.2-4に示す。
図4.2-2に示したＭＡＡＰによる解析結果と比較すると，軸方向位置に若干の相違はあるものの，炉心上部の空隙，デブリベッド，クラスト，溶融プール及び非破損領域の状態は良く一致している。
ＴＭＩ事故で観察された下部プレナムへ流出した溶融炉心は，約19,000kgであり，ＭＡＡＰによる解析結果と比較すると，ＭＡＡＰの解析結果（約25,000kg）はやや多めの評価となっているが同等である。
また，原子炉容器壁温について考察すると，TMI-2 vessel inspection project[11]の分析では，炉心出口温度の急上昇による警報発信及び中性子源領域中性子検出器の指示値の急上昇から，事故発生約224分後に溶融炉心の下部プレナムへの流入

5-98

が開始し，ＥＣＣＳによる注入水等で約20分以内に冷却されたとされている。図4.2-3に示したＭＡＡＰによる原子炉容器壁温の解析結果は，事故発生約224分後で急上昇し，事故発生約240分後に低下することから，ＴＭＩ事故の分析結果と一致している。また，原子炉容器壁温の最大値は，ステンレス鋼の融点（約1,350℃）
より低い約1,200℃であり，原子炉容器に損傷がなかったという事実と整合している。
このように，ＭＡＡＰによる解析で得られた炉心状態及び原子炉容器壁温は，Ｔ
ＭＩ事故の分析結果との比較から，妥当であると考えられる。したがって，ＭＡ
ＡＰは炉心ヒートアップに関連する燃料棒内温度変化，燃料棒表面熱伝達，燃料被覆管変形，リロケーション，構造材との熱伝達及び下部プレナムでの溶融炉心の熱伝達に関して，適切なモデルを有していると判断できる。

5-99

表 4.2-1 水素ガス挙動の比較
水素ガス挙動の比較項目

ＴＭＩ事故の分析

ＭＡＡＰコード解析

水素ガス発生開始時刻

139 分

145 分

水素ガス発生期間

139～224※分

145～230 分

1,100～1,200lb.

1,125lb.

499～544kg

510kg

全水素ガス発生量※

推定時間。224 分まで溶融固化領域は温度上昇しているため。

5-100

水素発生量（×103 lb）

時間（h）
出典：MAAP4 User’s Manual, EPRI

図 4.2-1 ＴＭＩ事故の解析結果（水素ガス発生量）

5-101

出典：MAAP4 User’s Manual, EPRI

図 4.2-2 ＴＭＩ事故の解析結果（事故発生約 220 分後の炉心状態）

5-102原子炉容器壁温（×103 °F）

内側
中心

外側

時間（h）
出典：MAAP4 User’s Manual, EPRI

図 4.2-3 ＴＭＩ事故の解析結果（原子炉容器壁温）5-103

図 4.2-4 ＴＭＩ事故の炉心溶融状況の分析結果（事故発生約 220 分後）[12]5-104

4.2.2 CORA 実験解析
(1) 実験の概要
CORA 実験[13]は，シビアアクシデント条件下での燃料集合体の損傷・溶融進展を把握するために，国際的な協力の枠組みの中で，独カールスルーエ研究センター(KIT，
旧 FZK)にて実施された。
図 4.2-5 に CORA 実験装置の概要を示す。CORA 実験では，軽水炉の燃料バンドルを模擬し，燃料をヒーターによって電気加熱し，水蒸気とアルゴンガスの混合物を注入することによって，燃料の溶融進展挙動を模擬することができる。CORA-16，
CORA-17 及び CORA-18 では，ＢＷＲの燃料集合体を模擬した試験が行われており，バンドルの材質と主要な形状は表 4.2-2 に示すとおりである。CORA-16 実験は，燃料，燃料被覆管，制御棒（B4C）及びチャンネルボックスを配置し，ＢＷＲの炉心を模擬している。CORA-17 実験は，CORA-16 実験をベースケースとしてクエンチさせた
ケース，CORA-18 実験は，バンドルサイズを大きくしたケースである。
(2) 解析条件
CORA 実験装置に対応するベンチマーク解析のノ-ド分割を図 4.2-6 に示す。
炉心は，
燃料，燃料被覆管，チャンネルボックス，制御棒及び流体(アルゴン，水蒸気及び水素)によって構成される。炉心は２つの径方向リングに分割され，各々のリングは軸方向に分割され，下から下部非燃料域，10 ノードの燃料有効部及び２ノードの上部
非燃料域となっている。ノード間においては，軸方向の熱伝導，対流，リロケーシ
ョン及び輻射が考慮され，最外周のリングでは，シュラウドへの輻射が考慮される。
燃料バンドルの底部からアルゴンと水蒸気の混合ガスを注入し，燃料バンドルがヒートアップによって，燃料棒が急速に酸化し 2,100K から 2,300K になるまで，燃料棒ヒーターへの出力を直線的に増加させる。
(3) 解析結果
CORA 実験のケース CORA-16，CORA-17 及び CORA-18 に対するベンチマーク解析の結果を以下に述べる。
CORA-16 実験
CORA-16 実験のバンドルの配置を図 4.2-7 に示す。この実験は制御棒中の B4C とス
テンレス及び制御棒のステンレスとチャンネルボックスの Zr の反応を確認する目的で実施された。バンドル中には 12 本の加熱燃料棒及び６本の非加熱燃料棒，ステンレス中の B4C 及び燃料棒を取り囲むチャネルボックスで構成される。
図 4.2-9，図 4.2-10，図 4.2-11 及び図 4.2-12 に燃料被覆管の温度変化，チャン
ネルボックスの温度変化及び制御棒の温度変化をそれぞれ示す。

5-105

燃料被覆管の温度は，約 1,800K における Zr の酸化によって 1,100 秒付近において急上昇する。加熱が停止されるまでの間，測定値に比べて，800K 程度高い解析結果となっているが，測定温度が低くなっている理由として，短い予熱時間や測定誤差による可能性が考えられる。加熱燃料棒，非加熱燃料棒ともに同様の傾向を示している。
近接する制御棒と反応しているチャンネルボックスの温度の比較は，おおむね一致している。制御棒の温度は，1,100 秒付近において溶融し，リロケーションするまで，解析結果は高い値を示しているが，これは，比較的低温な上部プレナム構造
物への輻射熱伝達と，のぞき窓を介した対流熱伝達が模擬されていないためであると考えられる。
CORA-17 実験
CORA-17 実験は，CORA-16 の実験条件と同様であるが，損傷炉心のクエンチの効果を確認する目的で実施された。実験開始後，2,000 秒から 2,125 秒まで，燃料棒をクエンチタンク内で水没させている。
図 4.2-13 に燃料被覆管の温度変化を示す。解析結果では，Zr の酸化反応によって温度は急上昇している。解析結果のピークは高温の U-Zr-O 共晶物が上方のノードからリロケーションしてきたことによる。1,500 秒から 1,800 秒において，解析結果
は測定結果よりも高い温度を示しているが，この期間においては，上のノードからのリロケーションしてきた溶融物が熱電対に接触し，測定値に影響が出ているものと考えられる。なお，解析結果では，Zr は溶融し，バンドル底部にリロケーション
しており，クエンチに付随した酸化による発熱は予測されていない。
CORA-18 実験
CORA-18 実験のバンドルの配置を図 4.2-8 に示す。バンドル中には 48 本の燃料棒が配置されており，この実験は炉心溶融の進展過程におけるバンドルサイズの影響を確認する目的で実施された。
図 4.2-14，図 4.2-15 及び図 4.2-16 に燃料被覆管の温度変化，チャンネルボック
スの温度変化及び制御棒の温度変化をそれぞれ示すが，全体的な温度挙動は，実験期間全体において測定値とよく一致している。なお，実験ではバンドルの加熱割合
や冷却材の流量といった境界条件に違いがあったものの，バンドルサイズの影響は直接的には確認できなかった。
(4) 重要現象に関する不確かさの評価
有効性評価における重要現象として抽出された項目について，解析結果に基づいてＭＡＡＰの不確かさを評価する。

5-106

燃料被覆管，制御棒及びチャンネルボックスの温度変化については，図 4.2-9，図4.2-10，図 4.2-11，図 4.2-12，図 4.2-13，図 4.2-14，図 4.2-15 及び図 4.2-16 に示すとおり，CORA-16 及び CORA-17 実験において，Zr の急激な酸化の開始から加熱を停止するまでの間，温度を高く評価しているものの，実機の体系により近い
CORA-18 実験においては，測定データと良く一致する解析結果が得られている。
このように，ＭＡＡＰによる解析で得られた燃料被覆管の温度変化，チャンネル
ボックスの温度変化及び制御棒の温度変化は，CORA 実験における測定データとの比較から妥当であると考えられる。したがって，ＭＡＡＰは燃料棒内温度変化，燃料棒表面熱伝達，燃料被覆管酸化及び燃料被覆管変形に関して，適切なモデルを有していると判断できる。

5-107

表 4.2-2 試験バンドルの材質と主要な形状
バンドルデータ単位

燃料 UO2 質量
ヒーター質量炉心 Zr 質量保温材 ZrO2 質量
制御棒 B4C 質量制御棒ステンレス質量
非燃料域 Zr 質量
非燃料域ステンレス質量
シュラウド Zr 質量
バンドル流路面積
チャンネル 1 燃料棒数
チャンネル 2 燃料棒数
出典：MAAP4 User’s Manual, EPRI

5-108

電源接続部
エレベーション (mm)シュラウド

エレベーション
0-1000mm の間にヒーター

シュラウド保温材

スペーサー
のぞき窓

スペーサー

熱遮蔽

アルゴン，水蒸気
スペーサー
非加熱燃料棒終端

クエンチシリンダー
加熱燃料棒終端

クエンチシリンダー
移動機構
出典：MAAP4 User’s Manual, EPRI

図 4.2-5 CORA 実験装置概要

5-109

ｸﾞﾘｯﾄﾞ ｴﾚﾍﾞｰｼｮﾝ
(mm)
(mm)

冷却材

炉心ﾉｰﾄﾞ

ｼｭﾗｳﾄﾞ

軸方向 熱伝導/対流/
リロケーション

拡大図

径方向 リロケーション
燃料

径方向 輻射被覆管
チャンネルボックス
制御棒
炉心ﾉｰﾄﾞ 2-11 & 15-24

出典：MAAP4 User’s Manual, EPRI

図 4.2-6 CORA 実験ベンチマーク解析 ＭＡＡＰノード分割

5-110

シュラウド断熱材

非加熱燃料棒
加熱燃料棒

のぞき窓

チャンネルボックス
制御棒
B4C 制御材

出典：MAAP4 User’s Manual, EPRI

図 4.2-7 CORA-16 実験 試験バンドル形状
シュラウド
断熱材

燃料棒

のぞき窓

チャンネルボックス
制御棒
B4C 制御材

出典：MAAP4 User’s Manual, EPRI

図 4.2-8 CORA-18 実験 試験バンドル形状

5-111

CORA-16 実験結果
解析結果
測定データ(低温部)
測定データ(高温部)

ZrO2 の融点

温度（K）

Zr の融点加熱停止
Zr の酸化時間（秒）出典：MAAP4 User’s Manual, EPRI

図 4.2-9 CORA-16 実験 燃料被覆管温度変化 (加熱燃料棒：エレベーション 550mm)

温度（K）

CORA-16 実験結果
解析結果
測定データ(低温部)
測定データ(高温部)

時間（秒）出典：MAAP4 User’s Manual, EPRI

図 4.2-10 CORA-16 実験 燃料被覆管温度変化 (非加熱燃料棒：エレベーション 550mm)

5-112

温度（K）

CORA-16 実験結果
解析結果
測定データ(低温部)
測定データ(高温部)

温度測定
不能期間

時間（秒）
出典：MAAP4 User’s Manual, EPRI

図 4.2-11 CORA-16 実験 チャンネルボックス温度変化 (エレベーション 550mm)

温度（K）

CORA-16 実験結果
解析結果
測定データ(低温部)
測定データ(高温部)

制御棒の溶融時間（秒）出典：MAAP4 User’s Manual, EPRI

図 4.2-12 CORA-16 実験 制御棒温度変化 (エレベーション 550mm)

5-113

CORA-17 実験結果
解析結果
測定データ(高温部)
測定データ(低温部)

温度（K）

ZrO2 の融点
加熱停止
未酸化 Zr のZr の融点酸化

Zr の酸化
水による冷却

時間（秒）出典：MAAP4 User’s Manual, EPRI

図 4.2-13 CORA-17 実験 燃料被覆管温度変化 (エレベーション 550mm)

温度（K）

CORA-18 実験結果
解析結果
測定データ(非加熱燃料棒)
測定データ(加熱燃料棒)

Zr の融点Zr の酸化

温度測定不能期間

加熱停止

時間（秒）
出典：MAAP4 User’s Manual, EPRI

図 4.2-14 CORA-18 実験 燃料被覆管温度変化 (エレベーション 550mm)

5-114

温度（K）

CORA-18 実験結果
解析結果
測定データ

Zr の融点加熱停止

時間（秒）出典：MAAP4 User’s Manual, EPRI

図 4.2-15 CORA-18 実験 チャンネルボックス温度変化 (エレベーション 550mm)

温度（K）

CORA-18 実験結果
解析結果
測定データ

制御棒の溶融温度測定不能期間時間（秒）出典：MAAP4 User’s Manual, EPRI

図 4.2-16 CORA-18 実験 制御棒温度変化 (エレベーション 550mm)

5-115

4.2.3 HDR 実験解析
(1) 実験の概要
HDR 実験(14),(15)は，廃炉となったドイツの HDR で行われた実験であり，モデルの妥
当性確認に利用できる大規模実験データが取得されている。代表的な実験ケースの一つである E11.2 実験では，小破断ＬＯＣＡによる格納容器中への蒸気放出，それに続く水素及びヘリウムの放出並びに外部スプレイによる格納容器の冷却が模擬されている。
図 4.2-17 には HDR の格納容器の概略を示すが，格納容器は高さ 60m，直径 20m の円筒型である。また，比較的大きい自由空間を有するドーム部と，細かく区画化された空間を特徴としている。ドーム部の自由空間は，全自由体積 11,400 m3 のうち5,000m3 を占める。また，格納容器内には，多数の流路で繋がった約 70 の区画が存在するが，支配的な流路は格納容器下層からドームへ向かう１対の階段と設備シャ
フトと同定できる。また，格納容器圧力バウンダリは厚さ 17mm のスチール・シェル
であり，シェルとコンクリート外壁には約 0.6m の間隙がある。
(2) 解析条件
解析では，図 4.2-18 に示すとおり，29 ノード及び 44 ジャンクションを設定しており，破断想定位置から近い区画は個別に，離れた区画はまとめてモデル化している。ドーム部は２ノードで，またシェルとコンクリート外壁の間隙は３ノードに分割している。
実験では，開始から約 750 分の間，23.5m 位置にある 1805 室に約 2.1kg/s（最後の約１時間は 1.1kg/s）の流量で水蒸気が注入される。水蒸気の注入終了の約 10 分
前から，水素及びヘリウムの混合ガスが同じ位置に約 30 分間注入される。さらに，
混合ガス注入後には，下方に位置する 1405 室に水蒸気が約３時間注入される。格納容器は約 15 分間自然冷却された後，外部スプレイにより冷却される。解析では，これら一連の操作を境界条件として与える。
(3) 解析結果
格納容器圧力の解析結果を測定データと比較して図 4.2-19 に示す。最初の水蒸気注入期間（試験開始０～41,400 秒後）において，解析結果は測定データよりも速く
上昇し，また最大値は 228kPa と測定データの 203kPa に比べて高い。その後，水蒸気流量を減少させガスを注入する期間（試験開始 41,400～46,200 秒後）においては，
解析結果は測定データよりも速く減少する。２度目の水蒸気注入期間（試験開始
46,200～57,600 秒後）では，期間を通じてＭＡＡＰは緩やかな圧力低下を正確に予測している。外部スプレイ冷却期間（試験開始 58,500～71,400 秒後）においては，
解析結果は測定データよりも速く減少する傾向を示している。

5-116

格納容器の圧力上昇速度は，図 4.2-20 に示すようなエネルギ配分に依存する。表4.2-3 には最初の水蒸気注入が終了した時点（試験開始 41,400 秒後）におけるエネ
ルギ配分の主な内訳を示すが，圧力上昇に寄与する雰囲気への配分は，注入された
水蒸気が保有するエネルギのわずか約７%であり，残りの大部分はヒートシンクに吸収される。したがって，圧力上昇を計算する上で，ヒートシンクへの熱伝達の観点から温度成層の予測性が重要となる。
図 4.2-21，図 4.2-22 及び図 4.2-23 に，それぞれ 10m 位置，階段横及び０m 位置
における雰囲気温度の解析結果を測定データと比較して示す。図 4.2-21，図 4.2-22
及び図 4.2-23 より，測定データでは，10m より低い位置においては最初の水蒸気注入の影響はほぼ認められないが，ＭＡＡＰでは 10m 位置における水蒸気注入の影響を大きく評価している。図 4.2-23 より，０m 位置においては，二度目の水蒸気注入
までは雰囲気温度の上昇は見られない。図 4.2-22 における 16.5m 位置においては，解析結果が測定データを下回っており，測定データに比べて水蒸気注入の影響が及ぶ範囲をやや小さく評価しているものの，全体としては温度成層の様子を良く再現できている。図 4.2-24 及び図 4.2-25 に，それぞれドーム部及び蒸気発生器室の雰
囲気温度の解析結果を測定データと比較して示す。ドーム部の雰囲気温度はやや高めに評価されており，測定データは水蒸気の飽和を示唆しているのに対し，解析結
果は水蒸気の過熱を予測している。これは，ＭＡＡＰにおいて雰囲気からヒートシ
ンクへの伝熱が過小に評価されている可能性を示唆している。蒸気発生器室については，解析結果は総じて測定データを良く再現できている。
これらの解析結果より，温度上昇を大きめに予測する原因として，系内のヒート
シンクを正確に模擬できていないことが考えられる。ヒートシンクの不確かさとしてコンクリートの物性が考えられるが，図 4.2-19 に示すとおり，コンクリートの熱伝導率を２倍にした解析結果は，測定データと良い一致を示している。
図 4.2-26 及び図 4.2-27 には，それぞれドーム部上部及びドーム部下部の水素・ヘリウム混合ガス濃度の解析結果を示す。二度目の水蒸気注入の期間では，空気を多く含むガスが格納容器下方から上方に向かい流れるが，ドーム部上部の混合ガス
濃度は高い状態を維持する。その後，外部スプレイが開始されると，ドーム部上部
において水蒸気の凝縮が顕著になり，ドーム部下部から空気を多く含むガスが流入する。同時に，スプレイ冷却によってドーム部上部のガス密度が増加し，下方の区画との間で循環が生じる。このため，約 65,000 秒で変化の傾向が反転し，上部ドームの混合ガス濃度は低下を，ドーム部下部の混合ガス濃度は上昇を開始する。ＭＡ
ＡＰによる解析結果は，これら一連の変化挙動を良く再現できている。
(4) 重要現象に関する不確かさの評価
有効性評価における重要現象として抽出された項目について，解析結果に基づい

5-117

てＭＡＡＰの不確かさを評価する。
HDR 実験（E11.2 実験）では，格納容器内に水蒸気及び非凝縮ガスを注入し，外部スプレイを実施している。このため格納容器内のガスの移流挙動，外部スプレイによる効果を含めたヒートシンク面の凝縮熱伝達挙動等の効果が現れる実験である。
格納容器圧力及び温度については，図 4.2-19，図 4.2-21，図 4.2-22，図 4.2-23，
図 4.2-24 及び図 4.2-25 に示すとおり，雰囲気からヒートシンクへの伝熱が過小に評価されている可能性が示唆されており，それに起因して格納容器温度を十数℃程度高めに，格納容器圧力を１割程度高めに評価する傾向が確認されたが，縦長格納容器形状や水蒸気注入位置といった実験体系に起因するものと考えられ，主要な傾向は再現できている。
また，図 4.2-26 及び図 4.2-27 に示したドーム部上部及びドーム部下部の水素・ヘリウム混合ガス濃度については，水蒸気及び混合ガス注入過程における混合ガス
濃度の変化挙動，外部スプレイ冷却後における循環流による混合挙動等，測定デー
タと良く一致する解析結果が得られている。
このように，ＭＡＡＰによる解析で得られた格納容器圧力及び温度並びに格納容
器内のガス濃度変化は，HDR 実験における測定データとの比較から妥当であると考えられる。したがって，ＭＡＡＰは格納容器各領域間の流動，構造材との熱伝達及び内部熱伝導，及び気液界面の熱伝達に関して，適切なモデルを有していると判断で
きる。

5-118

表 4.2-3 HDR 実験解析における主なエネルギ配分の内訳
コンクリート壁

50.0%

金属製設備

6.0%

冷却コイル

15.0%

シェルからの漏えい

12.9%

凝縮液

8.3%

雰囲気

7.3%

出典：MAAP4 User’s Manual, EPRI

5-119

出典：MAAP4 User’s Manual, EPRI

図 4.2-17 HDR の概略図

5-120

出典：MAAP4 User’s Manual, EPRI

図 4.2-18 HDR 実験解析におけるノード分割

5-121

格納容器圧力（×105 Pa）

測定データ
解析結果
解析結果
（コンクリート壁熱伝導率 2 倍）
最初の蒸気注入終了
外部スプレイ開始

混合ガス注入開始

二回目蒸気注入開始

時間（×104 秒）

エネルギー（×1011 J）

図 4.2-19 HDR 実験の解析結果（格納容器圧力）[15]

⑥
⑤
④
③
②
コンクリート壁①＋金属製設備②＋凝縮液③＋シェルからの漏えい④＋雰囲気⑤＋冷却コイル⑥
全流入エネルギ⑦⑦①

時間（×104 秒）
出典：MAAP4 User’s Manual, EPRI

図 4.2-20 HDR 実験の解析結果（エネルギ配分）

5-122雰囲気温度（K）

測定データ

T6604
T6603
T6301
解析結果
ノード 11
ノード 13
ノード 9

時間（×104 秒）
出典：MAAP4 User’s Manual, EPRI

雰囲気温度（K）

図 4.2-21 HDR 実験の解析結果（10m 位置の雰囲気温度）

測定データ

26.5m
16.5m
12.5m
解析結果

時間（×104 秒）

ノード 22
ノード 17
ノード 11

出典：MAAP4 User’s Manual, EPRI

図 4.2-22 HDR 実験の解析結果（階段横の雰囲気温度）

5-123

雰囲気温度（K）

測定データ

T4301
T4606
T4602
解析結果

時間（×104 秒）

ノード 3
ノード 5
ノード 2

出典：MAAP4 User’s Manual, EPRI

雰囲気温度（K）

図 4.2-23 HDR 実験の解析結果（0m 位置の雰囲気温度）

測定データ（T410）
測定データ（T412）
測定データ（T434）
測定データ（T433）
測定データ（T432）
解析結果（ノード 25）

時間（×104 秒）
出典：MAAP4 User’s Manual, EPRI

図 4.2-24 HDR 実験の解析結果（ドーム部の雰囲気温度）

5-124

雰囲気温度（K）

測定データ（28.0m）
測定データ（23.3m）
測定データ（23.3m）
解析結果（ノード 14）

時間（×104 秒）
出典：MAAP4 User’s Manual, EPRI

図 4.2-25 HDR 実験の解析結果（蒸気発生器室の雰囲気温度）

5-125

混合ガス濃度

測定データ（48m）
測定データ（48m）
測定データ（41m）
測定データ（41m）
測定データ（40m）
解析結果（ノード 26）

時間（×104 秒）
出典：MAAP4 User’s Manual, EPRI

混合ガス濃度

図 4.2-26 HDR 実験の解析結果（ドーム部上部混合ガス濃度）

測定データ（34m）
測定データ（34m）
測定データ（31m）
測定データ（31m）
解析結果（ノード 25）

時間（×104 秒）
出典：MAAP4 User’s Manual, EPRI

図 4.2-27 HDR 実験の解析結果（ドーム部下部混合ガス濃度）5-126

4.2.4 CSTF 実験解析
(1) 実験の概要
CSTF 実験[16]は，米国 Hanford Engineering Developing Laboratory においてアイス
コンデンサ型格納容器を模擬した Containment Systems Test Facility（CSTF）実験装
置を用いて，原子力発電所におけるシビアアクシデント時の水素制御に関する研究を行ったものである。この実験では，水素混合挙動や水素ポケット又は水素リッチな混合ガ
スの成層化の可能性を調査している。CSTF 実験では，小破断ＬＯＣＡ時の破断口及び破損した加圧器逃がしタンクのラプチャ・ディスク経由の冷却材放出を想定して，水素と水蒸気又はヘリウムと水蒸気の混合ガス放出を模擬している。窒素雰囲気において水素ガスが用いられた１つの実験を除いて水素ガスの代わりにヘリウムガスが用いられた。
CSTF 実験装置の概要を図 4.2-28 及び図 4.2-29 に示す。高さ約 20.4m，外径約 7.6m，体積は約 850m3，160℃において 0.52MPa の設計圧力の圧力容器であり，CSTF 容器は下部と上部に分かれ，アイスコンデンサ下部扉と再循環ファンを模擬している。また，異なった事故シナリオにおける水素ガスの蓄積の可能性を調査するために，強制対流がある場合とない場合の実験が実施された。
(2) 解析条件
ベンチマ-ク解析に用いたＭＡＡＰのノ-ド分割を図 4.2-30 に示す。V3 は上部区画全体を模擬しており，遮蔽壁と燃料取替キャビティより外側の下部区画を V1 と V2 に分けている。V4 は燃料交換キャビティである。
ジャンクション J2 は，物理的な壁はないが，ノード V1 とノード V2 を均等に分割する流路である。ドアを持った２つの異なるジャンクション J3 と J1 をノード V1 と V3 の間，ノード V2 と V3 の間にそれぞれ配置することによってアイスコンデンサ下部扉を模擬する。ジャンクション J4 及び J7 は，それぞれノード V4 とノード V2，V1 間の漏えいパスを模擬している。ジャンクション J5 及び J6 は，それぞれノード V3 とノード V1，V2 間の強制対流のための再循環ファンの流路を模擬している。また，各区画におけるヒートシンクは，構造材の厚さ，伝熱面積，構造物ごとの物性値を考慮している。
表 4.2-4 に実験ケ-スの一覧を示す。HM-P1～P4 は自然対流及び強制対流における混合挙動を確認するための予備実験である。HM-1～5 は小破断ＬＯＣＡによる水蒸気と水素ガスの放出を模擬し，HM-6～7 は，加圧器逃がしタンクのラプチャ・ディスク破損による水蒸気と水素ガスの放出を模擬している。HM-1～2 は再循環ファンの作動なしを想定しており，HM-3～7 は再循環ファンの作動ありを想定している。ベンチマ-ク解析として，再循環ファンの作動のない HM-1，HM-2 及び窒素雰囲気に水素ガスを注入した HM-5の解析を示す。
(3) 解析結果
CSTF 実験のケ-ス HM-1，HM-2 及び HM-5 に対するベンチマ-ク解析の結果を以下に述べ

5-127

る。
HM-1 実験
この実験は，水平方向ジェットノズルによって小破断ＬＯＣＡを模擬しているが，再循環ファンは考慮していないため，気相の混合に寄与するのは，ジェットノズルからの注入による強制対流と自然対流のみである。下部区画のガス温度及びヘリウム濃度について，解析結果と実験デ-タの比較を図 4.2-31 に示す。
実験開始後の緩やかな温度の低下は，ヒートシンクの影響による。約 14 分後に急激な温度低下があるが，これは，アイスコンデンサ下部扉の開放によって，比較的温度の高い下部区画と比較的温度の低い上部区画での自然対流によるものと考えられる。混合ガスの注入の開始から注入完了までの温度上昇傾向はよく一致している。
注入完了からの約 10 分間においては，解析結果のほうが急峻な低下を示しているが，これは解析では下部区画から上部区画への自然循環流量を大きく評価しているためと考えられる。全体としては，実験開始後の温度低下，アイスコンデンサ下部扉の開放による急激な温度低下，注入開始による温度上昇，注入完了時のピーク温度及び完了後の温度低下等，解析結果と実験データにおいて一連の挙動は良く一致している。また，下部区画のヘリウムガス濃度に関しても解析結果は実験データと良い一致を示している。
HM-2 実験
この実験は，HM-1 実験と同様に，水平方向ジェットノズルによって小破断ＬＯＣＡを模擬し，再循環ファンは考慮しておらず，気相の混合に寄与するのは，ジェットノズル
からの注入による強制対流と自然対流のみである。HM-1 実験との違いは，ジェットノズルからの注入流量であり，ガス流量及び水蒸気流量ともに約２倍の質量流量となっている。下部区画のガス温度及びヘリウム濃度について，解析結果と実験デ-タの比較を
図 4.2-32 に示す。
HM-1 実験と同様に，混合ガス注入完了後の温度低下は，解析の方が実験より若干急峻であるものの，実験開始後の温度低下，アイスコンデンサ下部扉の開放による急激な温度低下，注入開始による温度上昇，注入完了時のピーク温度及び完了後の温度低下等，
解析結果と実験データにおいて一連の挙動は良く一致している。また，下部区画のヘリ
ウムガス濃度に関しても解析結果は実験デ-タと良い一致を示している。
HM-5 実験
この実験では，水平方向ジェットノズルにより小破断ＬＯＣＡを想定して，実験開始
前に CSTF 容器に空気の代わりに窒素ガスを封入し，水素ガスが注入されている。再循
環ファンが模擬されており，HM-1 や HM-2 と比較して再循環ファンによる強制対流も気相混合に寄与する。下部区画のガス温度及び下部区画の水素濃度について，解析結果と実験デ-タの比較を図 4.2-33 に示す。
HM-1 実験及び HM-2 実験と同様に，実験開始後の温度低下，アイスコンデンサ下部扉

5-128

の開放による急激な温度低下，注入開始による温度上昇，注入完了時のピーク温度及び完了後の温度低下等，解析結果と実験データにおいて一連の挙動は良く一致している。
また，下部区画の水素濃度に関しても解析結果は実験データと良い一致を示している。
(4) 重要現象に関する不確かさの評価
有効性評価における重要現象として抽出された項目について，解析結果に基づいてＭ
ＡＡＰの不確かさを評価する。
CSTF 実験は，上部区画と下部区画で仕切られた区画を持つ格納容器の下部区画に水平あるいは垂直ジェットにより水蒸気及び水素又はヘリウムを注入し，再循環ファンある
いはアイスコンデンサ扉による強制対流と自然対流による混合を確認した実験である。
HM-1 実験及び HM-2 実験は空気雰囲気に対し，ヘリウム及び水蒸気の水平方向ジェットによる強制対流とアイスコンデンサ扉開放による自然対流を考慮し，HM-5 実験は窒素雰囲気に対し，水素ガス及び水蒸気の水平方向ジェットによる強制対流，アイスコンデ
ンサ扉開放による自然対流及び再循環ファンによる強制対流を考慮している。
格納容器内のガス温度や非凝縮性ガスの濃度については，図 4.2-31，図 4.2-32 及び
図 4.2-33 に示すとおり，すべての実験条件において，自然循環及び強制対流下で，測定データと良く一致する解析結果が得られている。
このように，ＭＡＡＰによる解析で得られた格納容器温度及び非凝縮性ガスの濃度変化は，CSTF 実験における測定データとの比較から妥当であると考えられる。したがって，ＭＡＡＰは格納容器各領域間の流動及び構造材との熱伝達及び内部熱伝導に関して，適切なモデルを有していると判断できる。

5-129

表 4.2-4

実験
ケース

雰囲気
ガス

再循環流量

CSTF 水素混合実験 実験ケ-ス一覧

注入ガス
組成

ガス流量
（ヘリウム又は水素）

水蒸気流量

下部区画
ガス初期温度

予備試験

高速ジェット試験（水平方向）

高速ジェット試験（垂直方向）※下線部は，ベンチマ-ク解析ケ-ス

出典：MAAP4 User’s Manual, EPRI

5-130

出典：MAAP4 User’s Manual, EPRI

図 4.2-28

CSTF 実験装置

5-131

出典：MAAP4 User’s Manual, EPRI

図 4.2-29

CSTF 実験装置における空気再循環の詳細

5-132

ノード Vi
ジャンクション Jj
デッドエンド区画

垂直ジェットノズル

再循環
ファン

再循環
ファン

垂直方向
ジャンクション

垂直方向
ジャンクション

水平ジェットノズル
水平ジェットノズル（試験ケース：HM-1～HM-5）

漏えいパス

垂直ジェットノズル（試験ケース：HM-6～HM-7）

漏えいパス

出典：MAAP4 User’s Manual, EPRI

図 4.2-30

CSTF 実験ベンチマ-ク解析 ＭＡＡＰノ-ド分割

5-133

HM-1 試験：下部区画

ガス温度（℃）

解析結果
解析結果
実験データ
実験データ
実験データ

：ノード１
：ノード２
：上方位置
：中央位置
：下方位置

時間（分）

ヘリウム濃度（ドライ換算）（％）

HM-1 試験：下部区画
解析結果
解析結果
実験データ
実験データ

：ノード１
：ノード２
：上限値
：下限値

時間（分）
出典：MAAP4 User’s Manual, EPRI

図 4.2-31 CSTF 実験ベンチマ-ク解析結果（ケ-ス HM-1）

5-134

HM-2 試験：下部区画

ガス温度（℃）

解析結果
解析結果
実験データ
実験データ
実験データ

：ノード１
：ノード２
：上方位置
：中央位置
：下方位置

時間（分）

ヘリウム濃度（ドライ換算）（％）

HM-2 試験：下部区画
解析結果
解析結果
実験データ
実験データ

：ノード１
：ノード２
：上限値
：下限値

時間（分）
出典：MAAP4 User’s Manual, EPRI

図 4.2-32

CSTF 実験ベンチマ-ク解析結果（ケ-ス HM-2）

5-135

HM-5 試験：下部区画

ガス温度（℃）

解析結果
解析結果
実験データ
実験データ
実験データ

：ノード１
：ノード２
：上方位置
：中央位置
：下方位置

水素濃度（ドライ換算）（％）

時間（分）HM-5 試験：下部区画
解析結果
解析結果
実験データ
実験データ

：ノード１
：ノード２
：上限値
：下限値

時間（分）
出典：MAAP4 User’s Manual, EPRI

図 4.2-33

CSTF 実験ベンチマ-ク解析結果（ケ-ス HM-5）

5-136

4.2.5 ACE 実験解析
(1) 実験の概要
米国アルゴンヌ国立研究所で実施された ACE 実験[17]では，ＭＣＣＩの大規模な実験が行われている。この試験の目的は，ＭＣＣＩの熱水力学的及び化学的プロセスの調査と，計算コードの開発及び妥当性確認に向けたデータベース拡充である。試験装置の概要を図 4.2-34 に示す。試験装置は，８枚の水冷式パネルを対にして四方の壁を構成しており，その中にコンクリート床，コンクリート／金属製の内挿物，
コリウムを内蔵している。二つの壁の内面には，25 本のタングステン電極棒集合体が設置されており，それらはタングステンコイルによりコリウム頂部付近に接続され，コリウムが溶融して誘導加熱を開始できるまで加熱する。試験装置の大きさは53.0cm×50.2cm である。また，試験装置は二枚式の蓋で覆われており，蓋を通じて主ガス管と接続されている。蓋には四つの窓が設置されており，一つはエアロゾルの収集，ガスのサンプリング及び排出に，残りの三つは光学温度計及びビデオカメラによるコリウムの観察に用いられる。
UO2 を含む全てのコリウム成分は粉末状であり，均一に混合されている。また，コリウム及びコンクリート成分は，複数の条件について実験が行われている。表 4.2-5
及び表 4.2-6 に，L2 実験，L6 実験及び L7 実験におけるコリウム及びコンクリートの成分を示す。実験中，コリウムはタングステン電極で加熱され溶融プールを形成する。コンクリートの侵食は内部に設置された熱電対により観測される。
(2) 解析条件
解析では，図 4.2-35 に示すとおり，試験部を一つのノードとしてモデル化している。水冷式パネルで構成される側壁，コンクリート床及び蓋はヒートシンクとしてモデル化し，試験部と外部環境の間にジャンクションを設定している。
実験ではコリウムを室温から加熱するが，解析ではコンクリートの侵食が開始した時間を零と定義し，その時点における各部の温度等を境界条件として与える。コリウムの初期温度は，L2 実験で 2,400K，L6 実験及び L7 実験で 2,500K である。また，コンクリート床の初期温度は，コリウムとの界面ではコンクリート融点，底面
では室温としている。
(3) 解析結果
L2 実験
L2 実験では，部分的に酸化したＰＷＲ燃料のコリウム溶融物とケイ土系コンクリートとの相互作用が調査されている。電気加熱の出力は平均で約 220kW，水冷式パネルでの熱損失は平均で約 120kW であり，解析ではこれらを境界条件として与えている。溶融プール温度は侵食開始時において約 2,400K であり，その後もその温度を5-137

維持している。
垂直方向へのコンクリート侵食量は 2,000 秒において約 10cm である。
侵食深さとコリウム温度の解析結果を測定データと比較して図 4.2-36 に示すが，いずれも良い一致を示している。
L6 実験
L6 実験では，部分的に酸化したＰＷＲ燃料のコリウム溶融物とケイ土系コンクリートの相互作用を調査している。この実験ではコンクリート製ベースマットの上に７cm のコンクリート／金属製の内挿物が設置されているが，解析では侵食開始時にコリウム成分と併せて考慮することで実験を模擬している。電気加熱出力は約200kW，水冷式パネルでの熱損失は約 125kW である。侵食率は試験開始時には低く，
試験終了時には高い値となり，最終的な侵食深さは約 13cm であった。コリウム温度と侵食深さの解析結果を測定データと比較して図 4.2-37 に示すが，コリウム温度については良い一致を示している。侵食率については，侵食開始時において解析結果が実測データをやや上回っているが，これはコンクリート床への熱損失をわずかに大きく評価しているためである。
L7 実験
L7 実験では，部分的に酸化したＢＷＲ燃料のコリウム溶融物（70％の Zr が酸化）と石灰岩／砂系コンクリートが用いられており，電気加熱出力は約 130kW である。
L6 実験と同様に，コンクリート床上に 5.7cm のコンクリート／金属製内挿物を設置しており，解析では侵食開始時にコリウム成分と併せて考慮することで実験を模擬している。実験では，1,500 秒で約 2.5cm の侵食が観測されている。ＢＷＲ燃料のコリウム溶融物における低い出力密度と，石灰岩／砂系コンクリートが有する高い分解エンタルピに起因して，侵食深さが小さくなっている。コリウム温度と侵食深さの解析結果を測定データと比較して図 4.2-38 に示すが，いずれも良い一致を示している。
(4) 重要現象に関する不確かさの評価
有効性評価における重要現象として抽出された項目について，解析結果に基づいてＭＡＡＰの不確かさを評価する。
ACE 実験では，冷却水の注水がなく，かつコリウム及びコンクリートの配置が既知である。したがって，冷却水の熱水力的挙動や幾何形状の不確かさを最小化した条件においてコンクリート侵食挙動を確認することができ，溶融炉心とコンクリートの伝熱，コンクリート分解及び非凝縮性ガス発生の不確かさを評価する上で有効である。
ＭＡＡＰ解析では，実験で観測されたコンクリート侵食速度を良く再現した結果

5-138

となっており，ＭＡＡＰによる解析で得られたコリウム温度及び侵食速度は，ACE
実験における測定データとの比較から妥当である。また，非凝縮性ガスの発生量については直接的な測定データとの比較をしていないものの，コンクリート侵食速度を問題なく予測できていることから一定の妥当性を有していると考えられる。したがって，ＭＡＡＰは溶融炉心とコンクリートの伝熱，コンクリート分解及び非凝縮性ガス発生に関して，適切なモデルを有していると判断できる。

5-139

表 4.2-5 ACE 実験におけるコリウム成分

成分(kg)

L2

L6

L7

UO2

216

219

188.5

ZrO2

42.5

18.5

59.4

Zr

13.4

21.1

17.7

1.8

1.1

Zirc-4
Fe2O3

-

-

-

NiO

-

-

-

Cr2O3

-

-

-

SS-304

-

9.1

0.6

CaO

3.0

7.3

11.5

SiO2

20.9

16.9

12.5

BaO

0.8

0.79

1.4

La2O3

0.6

0.6

1.14

SrO

0.5

0.5

0.96

CeO2

1.3

1.3

2.32

MoO2

0.9

0.94

1.7

SnTe

0.2

-

-

ZrTe2

-

0.2

0.18

Ru

-

0.38

-

B 4C

-

-

1.0

Ag

-

1.19

-

In

-

0.22

出典：MAAP4 User’s Manual, EPRI5-140

表 4.2-6 ACE 実験におけるコンクリート成分

成分(kg)

L2

L6

L7

SiO2

69

69

28.3

CaO

13.5

13.5

26.0

Al2O3

4

4

3.5

K 2O

1.4

1.4

0.6

Fe2O3

1

1

1.6

TiO2

0.8

0.8

0.14

MgO

0.7

0.7

9.6

Na2O

0.7

0.7

1.1

MnO

0.03

0.03

0.05

BaO

0.02

0.02

0.03

SrO

0.02

0.02

0.03

Cr2O3

0.01

0.01

0.009

7.9

7.9

27.5

S

S

L/S

99.1

99.08

98.459H2O+CO2
コンクリートの種類
合計※※ コンクリートの種類
S

：ケイ土系

L/S

：石灰岩・砂系
出典：MAAP4 User’s Manual, EPRI

5-141

エアロゾル収集
ガスサンプリング
主ガス管
アルゴン入口希釈器

サンプルライン観察窓
蓋

アルミナ・ジルコニア

プレナム

断熱材
ヘリウム入口タングステンライナ
冷却水マニホールド
外壁
コリウム

水冷式パネル

コンクリート／
金属製内挿物

タングステン電極

コンクリート床
耐火れんが

出典：MAAP4 User’s Manual, EPRI

図 4.2-34 ACE 実験装置の概要

5-142

ガス流

自由体積

コリウム

格納容器ノード IV
コリウムプール IC
ジャンクション IJ
ヒートシンク IH

コンクリート製
ベースマット
出典：MAAP4 User’s Manual, EPRI

図 4.2-35 ACE 実験解析におけるノード分割

5-143

温度 (K)

ACE L2 実験データ
ACE L2 実験データ
ACE L2 実験データ
ACE L2 実験データ
解析結果

時間 (s)

侵食深さ (m)ACE L2 実験データ
解析結果

時間 (s)
出典：MAAP4 User’s Manual, EPRI

図 4.2-36 ACE 実験の解析結果（L2 実験）

5-144

温度 (K)

ACE L6 実験データ
解析結果

時間 (s)

侵食深さ (m)ACE L6 実験データ（1403 K 等温線）
ACE L6 実験データ（1523 K 等温線）
ACE L6 実験データ（1673 K 等温線）
解析結果

時間 (s)
出典：MAAP4 User’s Manual, EPRI

図 4.2-37 ACE 実験の解析結果（L6 実験）

5-145

温度 (K)

ACE L7 実験データ
解析結果

時間 (s)

侵食深さ (m)ACE L7 実験データ
解析結果

時間 (s)
出典：MAAP4 User’s Manual, EPRI

図 4.2-38 ACE 実験の解析結果（L7 実験）

5-146

4.2.6 SURC-4 実験解析
(1) 実験の概要
SURC-4 実験 [18] は米国サンディア国立研究所で行われたＭＣＣＩ実験であり，
OECD/NEA の国際標準問題（ISP-24）にも選定されている。
実験装置の概要を図 4.2-39 に示す。試験装置は，アルミニウム製格納容器とその内部に設置された円筒状のるつぼから構成される。るつぼの側壁及び蓋は厚さ約10cm の MgO 製鋳造物であり，るつぼ全体の大きさは直径約 60cm，高さ約 100cm である。るつぼの下部には，厚さ約 40cm の玄武岩系コンクリート床が設置され，コンク
リートの侵食は内部に設置された熱電対により観測される。
実験では，コンクリート侵食が開始するまで，約 200kg のステンレス鋼と模擬 FPから成るコリウムを約 60kW の電気出力で誘導加熱し，それによるコンクリート侵食
及びコリウム温度が測定されている。また，化学反応とガス放出への影響を調査するため，コンクリート侵食開始から約 14 分後に約 20kg のジルコニウムをコリウムに投入している。最終的な侵食深さは約 24.5～27.5cm であった。
(2) 解析条件
SURC-4 実験は，ACE 実験と同様のモデルで模擬できることから，図 4.2-35 に示したモデルを用いている。
解析ではコンクリートの侵食が開始した時間を零と定義し，その時点における各部の温度等を境界条件として与える。コリウムの初期温度は 1,750K であり，コンク
リート床の初期温度は，コリウムとの界面ではコンクリート融点，底面では室温としている。
(3) 解析結果
図 4.2-40 に侵食深さの解析結果を測定データと比較して示す。解析による侵食率
は，測定データとの良好な一致を得ている。なお，SURC-4 実験では外周部のコンク
リート侵食深さが大きくなっており，解析結果と相違が見られるが，これは，実験
では外周部からの誘導加熱によって溶融物を加熱しているため，外周部への入熱量が大きくなる試験体系によるものと考えられる。
(4) 重要現象に関する不確かさの評価
有効性評価における重要現象として抽出された項目について，解析結果に基づいてＭＡＡＰの不確かさを評価する。
SURC-4 実験では，冷却水の注水がなく，かつコリウム及びコンクリートの配置が既知である。したがって，冷却水の熱水力的挙動や幾何形状の不確かさを最小化した条件においてコンクリート侵食挙動を確認することができ，溶融炉心とコンクリ

5-147

ートの伝熱，コンクリート分解及び非凝縮性ガス発生の不確かさを評価する上で有効である。
ＭＡＡＰ解析では，実験で観測されたコンクリート侵食速度を良く再現した結果となっており，ＭＡＡＰによる解析で得られた侵食速度は，SURC-4 実験における測定データとの比較から妥当である。また，非凝縮性ガスの発生量については直接的な測定データとの比較をしていないものの，コンクリート侵食速度を問題なく予測できていることから一定の妥当性を有していると考えられる。したがって，ＭＡＡ
Ｐは溶融炉心とコンクリートの伝熱及びコンクリート分解及び非凝縮性ガス発生に関して，適切なモデルを有していると判断できる。

5-148

ガス管

るつぼ蓋
(MgO 製)SUS-304 管

るつぼ側壁(MgO 製)

水冷式
アルミニウム製
格納容器

誘導コイル
アルゴン
パージ
0－リング

電源接続部
MgO 製ブロック

給電窓

玄武岩系
コンクリート

計測窓

出典：MAAP4 User’s Manual, EPRI

図 4.2-39 SURC-4 実験装置図5-149

侵食深さ（m）

測定データ（中心部）
測定データ（中間部）
測定データ（外周部）
測定データ（高温部）
解析結果

時間（×103 秒）
出典：MAAP4 User’s Manual, EPRI

図 4.2-40 SURC-4 実験の解析結果

5-150

4.2.7 PHEBUS-FP 実験解析
(1) 実験の概要
PHEBUS-FP 計画[19][20]は，フランス放射線防護・原子力安全研究所（IRSN），フラン
ス電力及び EU を中核とする国際協力プログラムであり，燃料から放出されるＦＰの
種類，量，１次系及び原子炉格納容器内への移行と除去挙動に関する知見を取得し，シビアアクシデント解析コードの改良及び検証に資することを目的として実施されている。
PHEBUS-FP 計画は，FPT0，1，2，3 及び 4 の計五つの実験から構成されており，各実験では実燃料（酸化ウラン燃料）を炉心内で溶融させ，放出されるＦＰ等の挙動を調査している。FPT0 実験は未照射燃料を対象とし，FPT4 実験は燃料デブリを対象としていること，FPT2 実験及び FPT3 実験はいずれも水蒸気枯渇状態で実施されていることを考慮し，ここでは水蒸気雰囲気下で照射済燃料を対象に実施された FPT1
実験を取り上げる。なお，同実験は，OECD/NEA の国際標準問題（ISP-46）にも選定されている。
図 4.2-41 には実験設備の概要を示すが，装置は大きく３領域に分かれており，それぞれ炉心，１次系及び原子炉格納容器を模擬している。炉心には長さ約１m の実
燃料 20 本と制御棒で構成される試験体が設置され，中性子束によって加熱される。
炉心部には図 4.2-42 に示す軸方向位置に熱電対が配置されており，温度が測定される。また，放出されたＦＰは燃料を取り囲むシュラウド内に試験体下部より供給される水蒸気によって上部垂直ラインに導かれる。FPT1 実験における水蒸気流量及び炉心の加熱出力を図 4.2-43 に示す。
１次系はホットレグ及びコールドレグを模擬する内径３cm，長さ約 13.3m の水平
配管と，SG 伝熱管を模擬する内径約２cm，長さ約 10m の U 字管で構成される。
模擬格納容器は約 10m3 の容積を有しており，内部に備えられたコンデンサは，実機の格納容器壁面における水蒸気の凝縮及びエアロゾルの沈着を模擬するように，
雰囲気温度より低い温度に設定されている。また，下部にはエアロゾルを含んだ洗浄水を溜めるサンプが設けられている。
(2) 解析条件
解析では，図 4.2-44 に示すとおり，炉心部を径方向に２領域，軸方向に 11 ノードでモデル化している。径方向中心領域は，８本の燃料棒と１本の制御棒を含んでおり，径方向外周領域は 12 本の燃料棒を含んでいる。１次系は図 4.2-45 の破線で囲んだ領域，すなわち炉心，上部プレナム，ホットレグ，SG 伝熱管（ホットレグ管
及びコールドレグ管），中間レグでモデル化している。模擬格納容器は，図 4.2-46に示すように，上部区画と下部区画に分割してモデル化している。解析では図4.2-43 に示した水蒸気流量及び炉心の加熱出力の時間変化を境界条件として与え

5-151

ている。
(3) 実験及び解析の考察
燃料被覆管温度，水素ガス流量及び水素ガス発生量，希ガス及びよう素の模擬格
納容器への放出割合について，測定データと解析結果の比較を図 4.2-47，図 4.2-48，
図 4.2-49，図 4.2-50，図 4.2-51，図 4.2-52，図 4.2-53 及び図 4.2-54 に示す。
A) 実験結果の考察
FPT1 実験では，実験開始後約 8,000 秒から，水蒸気流量及び炉心の加熱出力を増加させ，炉心崩壊やＦＰ放出のデータを取得している。図 4.2-47，図 4.2-48，図4.2-49 及び図 4.2-50 には下端からそれぞれ 700mm，600mm，400mm 及び 300mm の高さにおける外周部燃料の被覆管温度を示している。燃料被覆管温度は，実験開始後
約 8,000 秒から炉心の加熱の増加にしたがって大きく上昇し，実験開始後約 11,000
秒には急上昇が見られる。その後も炉心の加熱出力が増加することにより燃料被覆
管温度は高温を維持し，加熱出力がなくなる実験開始後約 17,000 秒で減少に転じる。
図 4.2-51 には水素ガス流量を示すが，実験開始後約 8,000 秒から徐々に上昇し，燃料被覆管温度と同じく実験開始後約 11,000 秒に急上昇が生じている。したがって，同時刻における燃料被覆管温度の急上昇は，ジルコニウム酸化反応による発熱が原因と考えられる。燃料被覆管温度及び水素ガス発生量はピークを過ぎるとすぐに減少する。これは，溶融燃料のキャンドリングが開始することで燃料被覆管と水蒸気の接触面積が減少し，酸化反応も減少したためと推測される。高さ 300mm の場合に，
約 1,500℃に到達した時点で急激な温度上昇が発生していないことも，上部からのキャンドリングにより酸化反応が顕著にならなかったものと推測される。ジルコニ
ウム酸化反応の進展により燃料被覆管外面には酸化ジルコニウム層が形成されるが，燃料被覆管内面の金属部は 1,800℃程度で溶融するため，それ以上の温度になると酸化ジルコニウム層のみで燃料棒としての形状を維持することになる。約 2,200℃を超えると溶融した燃料被覆管による二酸化ウランの溶解現象が進み，燃料被覆管
内部は溶融物割合が高まる。そのような状況では酸化ジルコニウム層では燃料被覆
管形状を維持できずに破損し，溶融物が流下することになると考えられている。同時に上部に残っていた燃料も落下すると考えられている。図 4.2-52 には水素ガス発
生量の積算値を示しているが，最終的に発生した水素ガス量は 96±13g と推定されており，これは初期ジルカロイの 64％が酸化したことに相当する。
図 4.2-53 及び図 4.2-54 には，一次系及び原子炉格納容器内に放出された希ガス
及びよう素の割合を示す。オンライン計測によると，実験開始後約 6,000 秒には燃料被覆管破損にともなう少量のＦＰ放出が確認されているが，希ガス及びよう素の放出が顕著になるのは，ジルコニウム酸化反応にともなう発熱により燃料温度が急5-152上昇する実験開始後約 11,000 秒である。その後，燃料温度は高温を維持するため，希ガス及びよう素の放出は継続されるが，実験開始後約 17,000 秒で加熱がなくなると，積算放出割合はほぼ一定となる。図 4.2-55 に実験結果の分析から得られたよう素の回路内マスバランスを示す。よう素のバンドル内残存割合は約 13％であり，したがって最終的にはバンドル外へ約 87％が放出された。一方，１次系（コールドレグ）内質量流量の測定値からは，１次系を通過して原子炉格納容器内に放出された
希ガスの割合は約 77％となるが，PHEBUS-FPT1 実験最終報告書[20]においては，燃料の損傷度合いやよう素等の揮発性核種の放出量との比較結果から，この値はやや過小評価であり，実際はよう素と同等の 80～85％程度であったと推定されている。
B) 解析結果の考察
燃料被覆管温度の解析結果を図 4.2-47，図 4.2-48，図 4.2-49 及び図 4.2-50 に示
すが，炉心の加熱出力が増加する実験開始後約 8,000 秒まで，解析結果と測定デー
タは良く一致している。その後，解析結果は測定データをやや上回る傾向を示しており，急上昇が生じる時刻は測定データに比べて 500 秒程度早くなっている。図4.2-51 には水素ガス流量の解析結果を示しているが，実験開始後約 8,000 秒から水
素ガス流量はやや大きく予測されており，このためジルコニウム－水反応による発熱量が実験に比べて大きくなったと考えられる。この結果は，燃料被覆管温度の解
析結果が測定データを上回り，また燃料被覆管温度の急上昇を早く予測した結果と整合する。図 4.2-52 には，積算水素ガス量を示すが，最終的な水素ガス発生量の解
析結果は測定データに比べて３割程度多くなっている。
ＭＡＡＰの解析では燃料被覆管温度が約 1,600℃以上で Baker-Just モデル，それより低温では Cathcart モデルを使用しているが，燃料被覆管温度が 1,500℃程度から急上昇した後の挙動は実験と解析ともに同程度であることから，Cathcart モデル
による酸化速度が大きめの傾向を持つことが考えられうる。解析結果と測定データの差異については，実験体系のモデル化が要因の一つと考えられる。すなわち，図4.2-44 に示すとおり実験のバンドル形状は５×５配列であり，燃料棒間及び外周構
造体との輻射熱伝達や，水蒸気による対流熱伝達による影響を考慮すると，半径方向には比較的大きな温度分布が生じると考えられる。実際に図 4.2-56 に示す実験後の燃料バンドルのＸ線トモグラフでは，半径方向にかなり強い非均質性が見られている。一方，解析においては，バンドルを内側 12 本，外側８本の２領域で模擬しているため，半径方向の温度分布が実験に比べて均質化されることにより，燃料被覆
管温度の予測性に影響を与えている可能性がある。
約 11,000 秒付近の燃料被覆管温度のピーク値については，解析結果が実験結果より数十℃高めになっている。また，高さ 300mm の場合は実験に見られない急上昇が見られる。これはキャンドリング開始タイミングに関係している。キャンドリング

5-153開始タイミングは，燃料棒内で溶融した被覆管による二酸化ウランの溶解速度と，酸化ジルコニウム層による形状維持の限界タイミングに依存しており，後者の酸化
ジルコニウム層の破損は振動や流れによる外力の影響が大きい。解析では 2,500K（約 2,227℃）にて溶融ジルカロイによる二酸化ウランの溶解が開始するとともに
酸化ジルコニウム層の破損によるキャンドリング開始をモデル化している。この温度が実験での観察結果より若干高い設定となっており，キャンドリング開始タイミ
ングが遅れたため，キャンドリングによって酸化反応が阻害されていないことにな
るが，二酸化ウランの融点（約 2,800℃）より低い温度で液化するという観点からは妥当であるといえる。
図 4.2-53 及び図 4.2-54 にＦＰ積算放出割合の解析結果を示す。ＦＰ放出が開始
される時間は，解析結果と測定データで良く一致している。これは，燃料被覆管破損が生じる実験開始後約 6,000 秒まで，燃料被覆管温度を良く再現できていることからも妥当な結果と考えられる。一方，ＦＰ放出が顕著になる実験開始後約 11,000秒以降は，測定データが時間とともに一定の割合で増加するのに対し，解析結果は
約 0.5 まで急激に増加した後，緩やかな増加を示す。この原因は，解析において燃料温度が測定データに比べて高く予測され，ＦＰの放出が促進されたためと考えられる。
実験終了時の積算放出割合については，解析結果は実験と同程度の 0.8 前後となっているが，図 4.2-53 に示した希ガスの積算放出割合については，解析結果が実験結果を若干上回り，図 4.2-54 に示したよう素の積算放出割合については解析結果が実験結果を若干下回っている。ＭＡＡＰの解析においては，径方向を２チャンネル，軸方向を 11 ノードに分割した各セルでは温度や溶融状況は均一であり，温度分布及び質量移行による空洞化部分は左右対称となる。一方で，実験後の燃料のＸ線トモグラフ（図 4.2-56）では，温度分布及び空洞化部分は左右非対称である。ＭＡＡＰの炉心モデルは，１つのチャンネルに多数の燃料棒を含んだ実機の体系を対象としており，本実験のように個々の燃料棒の形態が影響する場合には輻射熱伝達の計算等に誤差が生じやすく，放出割合に若干の差が生じたと推定される。
PHEBUS-FP 実験では，実機の炉心と比較すると小規模な体系を扱っているため，解析における炉心のチャンネル分割方法が結果に影響を及ぼしたと考えられる。
(4) 重要現象に関する不確かさの評価
有効性評価における重要現象として抽出された項目について，解析結果に基づいてＭＡＡＰの不確かさを評価する。
PHEBUS-FP 実験においては，燃料バンドルの加熱にともなう燃料被覆管温度の上昇，
ジルコニウム酸化反応による燃料被覆管温度の急上昇及び炉心溶融といった事象進展の中で，ＦＰ放出の挙動が確認されている。

5-154

ＦＰ放出割合の解析結果と測定データの比較から，ＦＰ放出の開始時間を良く再現できることを確認している。
解析結果と測定データの差異については，実験体系のモデル化が要因の一つと考えられる。PHEBUS-FP 実験では，実機の炉心に比較して小規模な体系を扱っており，個々の燃料棒の形態が大きく影響するが，実機体系では，局所的な挙動による影響
は相対的に小さくなるため，この種の不確かさは小さくなると考えられる。
以上のことから，ＭＡＡＰによる解析で得られたＦＰ放出割合は，PHEBUS-FP 実験における測定データとの比較から妥当であると考えられる。したがって，ＭＡＡＰ
は原子炉圧力容器内ＦＰ挙動及び原子炉格納容器内ＦＰ挙動に関して，適切なモデルを有していると判断できる。

5-155

図 4.2-41 PHEBUS-FP 実験（FPT1）における設備概要[21]図 4.2-42 PHEBUS-FP 実験（FPT1）における炉心部の熱電対位置[21]5-156図 4.2-43 PHEBUS-FP 実験（FPT1）におけるバンドル出力と蒸気流量[21]5-157図 4.2-44 PHEBUS-FP 実験解析における炉心（燃料バンドル）モデル[21]5-158図 4.2-45 PHEBUS-FP 実験解析における１次系モデル[21]図 4.2-46 PHEBUS-FP 実験解析における格納容器モデル[21]5-159図 4.2-47 PHEBUS-FP 実験（FPT1）の解析結果（燃料被覆管温度，下端から 700mm）[21]

図 4.2-48 PHEBUS-FP 実験（FPT1）の解析結果（燃料被覆管温度，下端から 600mm）[21]5-160図 4.2-49 PHEBUS-FP 実験（FPT1）の解析結果（燃料被覆管温度，下端から 400mm）[21]

図 4.2-50 PHEBUS-FP 実験（FPT1）の解析結果（燃料被覆管温度，下端から 300mm）[21]5-161図 4.2-51 PHEBUS-FP 実験（FPT1）の解析結果（水素ガス流量）[21]

図 4.2-52 PHEBUS-FP 実験（FPT1）の解析結果（積算水素ガス量）[21]5-162積算放出割合
積算放出割合図 4.2-53 PHEBUS-FP 実験（FPT1）の解析結果（希ガス積算放出割合）[21]

図 4.2-54 PHEBUS-FP 実験（FPT1）の解析結果（よう素積算放出割合）[21]5-163

燃料に残存したよう素の割合：13±4%

図 4.2-55 PHEBUS-FP 実験（FPT1）におけるよう素の回路内マスバランス[21]

5-164

燃料上端

空洞部

燃料下端

図 4.2-56 PHEBUS-FP 実験（FPT1）における燃料バンドルのＸ線トモグラフ[21]5-1654.2.8 ABCOVE 実験解析
(1) 実験の概要
米国 Hanford Engineering Developing Laboratory で実施された ABCOVE（AB5）実験[22]では，計算コードの妥当性確認を目的に，エアロゾル挙動に関するデータが取得されている。実験では，図 4.2-57 に示すようにコンクリートピットに設置された
容積約 852m3 の格納容器内にエアロゾルを発生させ，凝集及び沈着にともなう気相中のエアロゾル濃度の減少挙動が調査された。
主な試験条件を表 4.2-7 に示す。エアロゾルは，スプレイノズルから原子炉格納容器内に噴出させたナトリウムを燃焼させることにより生成される。実験では，約223kg のナトリウムが約 872 秒間スプレイされ，全てのナトリウムが酸化ナトリウ
ム約 60%，水酸化ナトリウム約 40％から成るエアロゾルに変化している。エアロゾ
ルの濃度はエアロゾルの生成にともなって上昇し，スプレイ開始後約 383 秒で最大となり，約 1.7×10-4 g/cc（約 170g/m3）に到達した。エアロゾル生成が継続する約900 秒後まで高い濃度が維持され，その後は凝集及び重力沈降によって約 105 秒後には約 5×10-9 g/cc 程度にまで減少している。
(2) 解析条件
AB-5 実験におけるエアロゾル特性及び実験体系を考慮し，エアロゾル濃度の推移を解析している。なお，ＭＡＡＰの解析手法とは異なる数値解についても併せて評価している。
(3) 解析結果
ＭＡＡＰによるエアロゾル濃度の解析結果を測定データと比較して図 4.2-58 に示す。ＭＡＡＰによる解析結果は測定データの挙動を良く再現できている。
(4) 重要現象に関する不確かさの検討
有効性評価における重要現象として抽出された項目について，解析結果に基づいてＭＡＡＰの不確かさを評価する。
高温の炉心から原子炉格納容器にガス状で放出された揮発性ＦＰは，気相中で冷却されエアロゾルを形成する。エアロゾル粒子が凝集して粒子径が大きくなると，
重力沈降等によって気相中から原子炉格納容器内の構造材表面へ移動することにより，気相中のＦＰ濃度が低下する。ＭＡＡＰではこれらの原子炉格納容器内エアロ
ゾル挙動を良く模擬できている。
ＭＡＡＰによる解析で得られたエアロゾル濃度は，ABCOVE（AB5）実験における測定データとの比較から妥当であると考えられる。したがって，ＭＡＡＰは原子炉格
納容器内ＦＰ挙動に関して，適切なモデルを有していると判断できる。

5-166

表 4.2-7 ABCOVE 実験（AB5）の主要な条件[23]格納容器直径7.62 m

格納容器高さ

20.3 m

格納容器体積852 m3

初期酸素濃度

23.3 %

初期温度302.25 K

初期圧力0.122 MPa

Na スプレイ流量256 g/s

スプレイ期間試験開始後 13～885 秒

エアロゾル生成速度

445 g/s

生成粒子の平均半径0.25 μm5-167

図 4.2-57 ABCOVE 実験（AB5）における装置概要[23]5-168エアロゾル質量濃度 （g/cc）

数値解
解析結果
測定データ

時間（秒）
出典：MAAP4 User’s Manual, EPRI

図 4.2-58 ABCOVE 実験解析結果（エアロゾル質量濃度）

5-169

4.3

妥当性確認（感度解析）

4.3.1

沸騰・ボイド率変化，気液分離（水位変化）
・対向流［炉心（熱流動）］

炉心の「沸騰・ボイド率変化」及び「気液分離（水位変化）
・対向流」については，原子炉圧力容器内水位に関係する現象である。
炉心損傷防止対策の事故シーケンスにおいては，対象とする原子炉水位といった原子炉
圧力容器内挙動はＳＡＦＥＲコードによって評価されており，ＭＡＡＰコードは原子炉格
納容器内挙動の評価のみに用いられているが，格納容器破損防止対策の事故シーケンスにおいては，ＭＡＡＰコードによって，原子炉圧力容器内挙動を含めた全体挙動を評価している。原子炉水位は炉心冷却状態及び炉心溶融進展への影響が考えられるため，原子炉水位についてＳＡＦＥＲコードと比較を行い，不確かさを確認する。
(1) 解析条件
ＳＡＦＥＲコードは，原子炉内熱水力過渡変化及び炉心ヒートアップを解析するコードであり，原子炉圧力容器に接続する各種一次系配管の破断事故，原子炉冷却材流量の喪失事故，原子炉冷却材保有量の異常な変化等を取り扱うことができる。また，
ＳＡＦＥＲコードは，ＭＡＡＰコードと比較し原子炉圧力容器内のモデルが精緻であり，上部タイプレート及び炉心入口オリフィス等での気液対向流制限現象（ＣＣＦＬ現象）及び上部プレナムにおけるサブクール域の局在化により冷却材が下部プレナムに落水する現象（ＣＣＦＬブレークダウン現象）等を考慮することができる。
ＳＡＦＥＲコードは炉心損傷防止対策における事故シーケンスグループのうち以下の６グループで使用され，原子炉圧力，原子炉水位，燃料被覆管温度等の評価に使用されている。
・高圧・低圧注水機能喪失
・高圧注水・減圧機能喪失
・全交流動力電源喪失
・崩壊熱除去機能喪失
・ＬＯＣＡ時注水機能喪失（中小破断ＬＯＣＡ）
・格納容器バイパス（インターフェイスシステムＬＯＣＡ）
そこで，これらのシーケンスグループのうち，原子炉水位の低下が比較的緩慢な「高圧注水・減圧機能喪失」（以下「ＴＱＵＸシーケンス」という。
）及び比較的速い「ＬＯＣＡ時注水機能喪失（中小破断ＬＯＣＡ）」（以下「中小破断ＬＯＣＡシーケンス」という。
）の２グループを対象として比較評価を行った。
(2) 解析結果
原子炉水位について，原子炉圧力容器内挙動をより精緻に評価可能なＳＡＦＥＲコ

5-170

ードとの比較を通じて確認した。ＢＷＲ５ Mark-I 改良型格納容器プラントを例とし，
炉心損傷防止対策の有効性評価で評価しているＴＱＵＸ及び中小破断ＬＯＣＡシーケ
ンスを対象とした。
A）ＴＱＵＸシーケンス
解析結果を図 4.3-1 に示す。ＳＡＦＥＲコード，ＭＡＡＰコードとも給水流量の全喪失に伴い原子炉水位は急速に低下する。初期値が異なるのは，上部プレナムノードの定義の違いによる。すなわち，ＳＡＦＥＲコードは気水分離器第一段上端までとしているのに対し，ＭＡＡＰコードでは気水分離器の上端までとしているためである。
原子炉水位低（レベル１）に到達して 10 分後に作動する原子炉代替減圧系による急速減圧開始時刻は，約４分の差異が生じている。また，ＳＡＦＥＲコードでは急速減圧後の水位上昇が大きく評価され，その後の蒸気流出の継続による水位低下が顕著に確認される。また，急速減圧後，ＳＡＦＥＲコードでは炉心入口でのＣＣＦＬの発生により炉心から下部プレナムへの落下水量が抑えられるため，炉心水位はＭＡＡＰコードよりも高めとなる。ＭＡＡＰコードでは，有効燃料棒底部まで低下しており，その後の低圧注入系による注水による有効燃料棒頂部までの水位回復時刻は約４分Ｍ
ＡＡＰコードの方が遅くなる。
B）中小破断ＬＯＣＡシーケンス
解析結果を図 4.3-2 に示す。５cm2 の破損を想定するとともに，給水流量の全喪失に伴い原子炉水位は急速に低下する。ＴＱＵＸシーケンスと同様，上部プレナム内の水位の初期値は異なる。25 分後の急速減圧と注水開始以降は，ＴＱＵＸシーケンスとほぼ同様な傾向を示す。ＭＡＡＰコードでは，炉心入口のＣＣＦＬを考慮していないた
めに水位低下幅はＳＡＦＥＲコードよりも大きく，その後の補給水系の注水による有効燃料棒頂部までの水位回復時刻は約２分早い。
(3) まとめ
原子炉水位変化について，原子炉圧力容器内挙動をより精緻に評価可能なＳＡＦＥＲ
コードと比較を行った。ＣＣＦＬの取り扱い等により水位変化に差異が生じたが，水位低下幅はＭＡＡＰコードの方が保守的であり，その後の注水操作による有効燃料棒
頂部までの水位回復時刻に関しては，ＴＱＵＸシーケンス，中小破断ＬＯＣＡシーケ
ンスともＳＡＦＥＲコードとの差異は小さく，短期的な挙動をよく模擬できており，崩壊熱の影響が支配的となる長期的な挙動を評価対象とした，有効性評価における格納容器挙動評価への適用性に問題はないと判断した。

5-171

上部プレナム

気水分離器上端
気水分離器第一段上端

ADS による減圧(MAAP)
再冠水(SAFER)
有効燃料棒頂部

ADS による減圧(SAFER)

再冠水(MAAP)

有効燃料棒底部

下部プレナム

図4.3-1 原子炉水位に関するコード間比較（ＴＱＵＸシーケンス）

上部プレナム

気水分離器上端
気水分離器第一段上端
再冠水(MAAP)

有効燃料棒頂部

再冠水(SAFER)ADS による減圧
有効燃料棒底部

下部プレナム

図4.3-2 原子炉水位に関するコード間比較（中小破断ＬＯＣＡシーケンス）

5-172

4.3.2炉心ヒートアップ（燃料棒内温度変化，燃料棒表面熱伝達，燃料被覆管酸化，被覆管変形［炉心（燃料）］）炉心ヒートアップに関する解析モデル（燃料棒内温度変化，燃料棒表面熱伝達，燃料被覆管酸化，燃料被覆管変形）については，4.2.1 に示したように，ＴＭＩ事故の分析結果と比較し，妥当な結果が得られている。また，ＭＡＡＰコードの解析モデルがＴＭＩ事故
あるいはその後の検討により得られた知見をもとに開発されていることも踏まえると，Ｍ
ＡＡＰコードの解析モデルは一定の妥当性を有していると判断できる。しかし，炉心溶融時の実機の挙動に関しては，現段階では十分な知見が得られていない状況であることから，
ここでは，炉心ヒートアップに関する解析モデルに関連したパラメータに対する感度解析
により，その影響の程度を把握する。
(1) 解析条件
原子炉水位が低下すると，燃料表面からの除熱が低下し崩壊熱によって炉心がヒートアップする。その際，燃料被覆管温度が上昇すると崩壊熱にジルコニウム－水反応の酸化発熱反応が加わりヒートアップが加速される。また，炉心ヒートアップの過程
で燃料棒内が加圧され被覆管破裂が発生する可能性がある。これらの挙動が炉心ヒー
トアップ速度に与える影響については十分な知見が得られていないことから，ＢＷＲ
５ Mark-I 改良型格納容器プラントを例として，炉心ヒートアップ速度に関する感度解析を実施して，その影響の程度を確認する。
この感度解析では，ジルコニウム－水反応が一旦開始すると，この反応熱は崩壊熱よりも大きく，ヒートアップに最も寄与することから，ジルコニウム－水反応の速度に着目する。ジルコニウム－水反応速度の感度をみるため，ジルコニウム－水反応の起きる面積を変化させた感度解析を実施する。反応の起きる面積に乗じる係数（ジルコニウム－水反応速度の係数）はジルコニウム－水反応の計算のみに使用され，熱水力挙動の計算に使用される燃料被覆管の直径，長さ等の幾何形状を変えるものではない。この係数を増加させることにより，酸化反応熱の発生速度，水素ガス発生速度，
酸化ジルコニウム生成速度が速くなる方向に影響する。これらは炉心溶融進展が速くなる方向へ作用する。この係数は，ベースケースでは燃料被覆管表面積に基づき１倍を与えている。これは，ヒートアップ時には燃料被覆管破裂が発生する場合に破裂部の燃料被覆管内面の酸化もあるが，燃料被覆管内面の酸化は，限定された破裂部のみで生じること，炉心形状が健全な状態は溶融過程の比較的短期間であることから，炉心全体が溶融する状況では内面の反応は無視できると考えられることに基づいている。
これに対し，感度解析のパラメータの振り幅としては，炉心ヒートアップ速度が速くなる場合の応答の確認として仮想的な厳しい想定ではあるが，表 4.3-1 に示すように２倍とする。

5-173

表 4.3-1 炉心ヒートアップの感度解析ケース
項目

ジルコニウム－水

設定根拠

反応速度の係数

ベースケース

１倍

燃料被覆管表面積に基づく値

感度解析ケース

２倍

燃料被覆管表面積に基づく値の２倍(2) 解析結果
炉心ヒートアップの進展は，炉心領域の冷却材による除熱の効果により差が生じる
ことから，格納容器破損防止対策の有効性評価のうち，「高圧・低圧注水機能喪失（原子炉圧力容器破損）」（以下「ＴＱＵＶシーケンス」という。
）及び「大破断ＬＯＣＡ時
注水機能喪失（原子炉圧力容器破損）」（以下「大破断ＬＯＣＡシーケンス」という。）
について，感度解析を実施した。以下に結果を述べる。
A）ＴＱＵＶシーケンス（添付１に詳細を記載）
解析結果を図 4.3-3 に示す。ベースケースと感度解析ケースで，本パラメータの影
響は炉心露出以降に現れる。ヒートアップ時のジルコニウム－水反応速度の係数を２倍にしたことで，金属－水反応による酸化反応熱が増加することから，炉心溶融は感度解析ケースにおいて約５分早くなっている。原子炉圧力容器破損時の原子炉圧力はわずかに高くなるが 2.0MPa[gage]以下である。また，格納容器圧力・格納容器温度に対しては，酸化反応熱が増加することから，原子炉格納容器に放出された熱量の増加によりベースケースより高めになるが，その差はわずかである。
B）大破断ＬＯＣＡシーケンス
解析結果を図 4.3-4 に示す。大破断ＬＯＣＡシーケンスでは，原子炉圧力容器内の冷却材インベントリが急激に減少し除熱が悪化することから，ＴＱＵＶシーケンスと比較してより早い時間からヒートアップが進展する。感度解析ケースにおいてはヒー
トアップ時の被覆管表面積を２倍にしたが，大破断ＬＯＣＡ事象と同時に原子炉冷却材が喪失するため，原子炉内の限られたインベントリに対する酸化反応は限定的であり，反応表面積を増加した場合の方が炉心溶融までの時間を遅くする。炉心溶融は，
感度解析ケースにおいて約４分遅くなっている。ＴＱＵＶシーケンスでは，原子炉圧
力容器内の冷却材インベントリの減少がより緩やかであることから，炉心部への蒸気供給が継続される。このため，ヒートアップ時の被覆管表面積の感度はＴＱＵＶシー
ケンスの方が大きくなったものである。
(3) まとめヒートアップに関してジルコニウム－水反応が促進される場合の影響を確認するた

5-174

め，仮想的な厳しい振り幅ではあるが，ジルコニウム－水反応速度の係数を２倍とした感度解析を行った。炉心溶融のタイミングについては，ＴＱＵＶ，大破断ＬＯＣＡ
シーケンスのいずれも感度は小さい。また，下部プレナムへのリロケーションの開始
時刻は，両シーケンスともベースケースとほとんど同時であり，炉心溶融開始から原
子炉圧力容器破損までは３～４時間程度の時間があることから，原子炉圧力容器破損
時点で格納容器下部に十分な注水がなされており，実機解析への影響はない。さらに，
ＴＱＵＶシーケンスでは，原子炉圧力容器破損時の原子炉圧力も 2.0MPa[gage]以下であり，格納容器圧力への影響もわずかとなることから，実機解析への影響はない。水素ガス発生の観点では，感度解析においては被覆管酸化反応熱の増加を想定して仮想的に被覆管表面積（ジルコニウム－水反応速度の係数）を大きくしているものであり，実機の被覆管表面積は形状により決まることから影響しない。また，原子炉圧力容器
破損時刻への感度は大きくなく，格納容器下部への注水量に大きな差は生じないことから，コンクリート侵食量への影響は小さいと考えられる。
以上より，有効性評価への適用性に問題はないと判断した。

5-175

炉心溶融開始

下部プレナムへの溶融炉心落下開始

逃がし安全弁の開閉による
圧力変動
逃がし安全弁開による減圧開始

下部プレナムへの溶融炉心落下による圧力上昇

2.0MPa[gage]
原子炉圧力容器破損

図 4.3-3 炉心ヒートアップに関する感度解析結果（ＴＱＵＶシーケンス）(1/2)

5-176

格納容器限界圧力（854kPa[gage]（最高使用圧力の２倍））

原子炉圧力容器破損
逃がし安全弁開による減圧開始

格納容器限界温度（200℃）

原子炉圧力容器破損
逃がし安全弁開による減圧開始

図 4.3-3 炉心ヒートアップに関する感度解析結果（ＴＱＵＶシーケンス）(2/2)

5-177炉心溶融開始

下部プレナムへの溶融炉心落下開始

格納容器限界圧力（854kPa[gage]（最高使用圧力の２倍））

原子炉圧力容器破損
下部プレナムへの溶融炉心落下による圧力上昇

図4.3-4 炉心ヒートアップに関する感度解析結果（大破断ＬＯＣＡシーケンス）

5-178

4.3.3

リロケーション［原子炉圧力容器(炉心損傷後)］

炉心のリロケーションに関する解析モデルについては，4.2.1 に示したように，ＴＭＩ
事故の分析結果と比較し，妥当な結果が得られている。また，ＭＡＡＰコードの解析モデ
ルがＴＭＩ事故あるいはその後の検討により得られた知見をもとに開発されていることも踏まえると，ＭＡＡＰコードの解析モデルは一定の妥当性を有していると判断できる。
しかし，炉心溶融時の実機の挙動に関しては，現段階では十分な知見が得られていない状
況であることから，ここでは，炉心のリロケーションに関する解析モデルに関連したパラメータに対する感度解析により，その影響の程度を把握する。
(1) 解析条件
炉心がヒートアップすると，燃料が自立した状態から，燃料が崩壊した状態となる。
燃料が崩壊すると，燃料が自立した状態に比べて水蒸気による冷却が困難となり，溶融状態へ至る事象進展が早くなる。ＭＡＡＰコードでは，炉心温度と破損時間の関係を整理した Larson-Miller パラメータを利用して，炉心ノード崩壊の判定を行っており，この条件がリロケーションに与える影響については十分な知見が得られていないことから，ＢＷＲ５ Mark-I 改良型格納容器プラントを例として，燃料崩壊によるリロ
ケーションに関する感度解析を実施して，その影響の程度を確認する。
Kと

ベースケースでは，炉心ノードの崩壊について，炉心ノード温度

時間の関係から Larson-Miller パラメータを設定しているが，感度解析では，さらに炉心ノードの崩壊が早く進むことを想定し，
表 4.3-2 に示すように，
炉心ノード温度と時間（あるいは

KでK秒）から Larson-Miller パラメータを設定した場合の影響を確認する。これは，炉心ノード崩壊のパラメータをK 低くするものであり，炉心ヒートアップ時の燃料及び燃料被覆管の融点は精度よく予測できるため，
K 低く評価することは実現象に対しては仮想的かつ厳しいものであるが，リロケー
ションが早く進む場合の影響の把握を目的としたものである。なお，実際には炉心ノードの温度履歴に応じて，炉心ノードが崩壊するまでの時間を計算している。
表 4.3-2 リロケーションに関する感度解析のパラメータ項目

炉心ノード崩壊のパラメータ（炉心温度）

ベースケース

K

感度解析ケース

K

設定根拠
当該変数設定範囲のノミナル値
炉心ノードが崩壊する時間を早めるように設定5-179

(2) 解析結果
炉心のリロケーションは，炉心領域の冷却材が失われ，崩壊熱及び被覆管酸化反応
により燃料温度が上昇して発生するが，ＴＱＵＶシーケンスと大破断ＬＯＣＡシーケ
ンスについて，感度解析を実施した。以下に結果を述べる。
A）ＴＱＵＶシーケンス（添付１に詳細を記載）
解析結果を図 4.3-5 に示す。ベースケースと感度解析ケースで，本パラメータの影
響は炉心露出以降に現れる。感度解析ケースにおいては，炉心ノードが崩壊する判定を厳しくしたことで，より早期に炉心ノードの崩壊及び炉心溶融が進展することにな
るものの，その影響は限定的であり，事象全体の進展に大きな影響はない。原子炉圧
力容器破損時刻に関してもほぼ同時刻である。この時の原子炉圧力は，ベースケースとほぼ同じであり，2.0MPa[gage]以下である。また，格納容器圧力に対しても，到達する圧力や温度の差はわずかである。
B）大破断ＬＯＣＡシーケンス
解析結果を図 4.3-6 に示す。大破断ＬＯＣＡシーケンスでは，原子炉圧力容器内のインベントリが減少し除熱が悪化することから炉心のヒートアップが促進され，ＴＱ
ＵＶシーケンスと比較して早い時間でリロケーションが進展する。感度解析ケースにおいては，炉心ノードが崩壊する判定を厳しくしたことで，より早期に炉心ノードの崩壊及び炉心溶融が進展することになるものの，ＴＱＵＶシーケンスと同様，事象全体の進展に大きな影響はない。また，格納容器圧力に対しても，到達する圧力や温度の差はわずかである。
(3) まとめ
リロケーションが早く進む場合の確認として，非常に厳しい条件ながら，炉心ノード崩壊の判定温度を低下させた感度解析を行った。炉心溶融のタイミングについては，
ＴＱＵＶ，大破断ＬＯＣＡシーケンスのいずれも感度は小さい。なお，原子炉圧力容器破損の時点についても両シーケンスで感度はなく，実機解析への影響はない。さらに，原子炉圧力容器破損時の原子炉圧力も 2.0MPa[gage]以下であり，実機解析への影響はない。コンクリート侵食量については，原子炉圧力容器破損時刻への感度は大き
くなく，格納容器下部への注水量に大きな差は生じないことから，影響は小さいと考えられる。
以上より，有効性評価への適用性に問題はないと判断した。

5-180ベースケース
炉心ノードが崩壊する時間及び温度感度ケース

炉心溶融開始逃がし安全弁の開閉による
圧力変動

下部プレナムへの溶融炉心落下開始

ベースケース
炉心ノードが崩壊する時間及び温度感度ケース

逃がし安全弁開による減圧開始

下部プレナムへの溶融炉心落下による圧力上昇

2.0MPa[gage]
原子炉圧力容器破損

図 4.3-5 リロケーションに関する感度解析結果（ＴＱＵＶシーケンス）(1/2)

5-181ベースケース
炉心ノードが崩壊する時間及び温度感度ケース

格納容器限界圧力（854kPa[gage]（最高使用圧力の２倍））

原子炉圧力容器破損
逃がし安全弁開による減圧開始

ベースケース
炉心ノードが崩壊する時間及び温度感度ケース

格納容器限界温度（200℃）

原子炉圧力容器破損
逃がし安全弁開による減圧開始

図 4.3-5 リロケーションに関する感度解析結果（ＴＱＵＶシーケンス）(2/2)

5-182ベースケース
炉心ノードが崩壊する時間及び温度感度ケース

炉心溶融開始下部プレナムへの溶融炉心落下開始

ベースケース
炉心ノードが崩壊する時間及び温度感度ケース

格納容器限界圧力（854kPa[gage]（最高使用圧力の２倍））

原子炉圧力容器破損
下部プレナムへの溶融炉心落下による圧力上昇

図 4.3-6 リロケーションに関する感度解析結果（大破断ＬＯＣＡシーケンス）

5-183

4.3.4

原子炉圧力容器内ＦＣＩ（溶融炉心細粒化，デブリ粒子熱伝達）［原子炉圧力容器(炉心損傷後)］

原子炉圧力容器内ＦＣＩにより生じる圧力スパイクは，冷却材圧力バウンダリや原子炉
格納容器の破損に対する脅威とはならないと考えられるが，高圧溶融物放出を防止する観点で，原子炉圧力容器破損のタイミングにおける原子炉圧力に影響を与えるものと考えられることから，添付１「高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱の防止について」において不確かさの分析及び感度解析による影響評価を行っている。
以下に概要をまとめる。
(1) 不確かさの整理
原子炉圧力容器内ＦＣＩは，溶融炉心が炉心から下部プレナムに落下する際に，溶融炉心と冷却材の伝熱により，短期間に水蒸気が発生し，原子炉圧力が急上昇する現象である。したがって，現象に影響する要因として，①下部プレナムの冷却水の状態（温度），②溶融ジェット径，③エントレイン量，④冷却水とデブリ粒子の伝熱が挙げられる。このうち，①については，崩壊熱と減圧沸騰により決まり，一般的な質量・エネルギ保存則に基づき計算されることから，現象としての不確かさは小さいものと考えられる。よって，②～④について感度解析を行う。
(2) 感度解析及び結果A）溶融ジェット径
溶融炉心の下部プレナムへの落下は，物理現象としては，炉心支持板上に堆積した
溶融炉心によって炉心支持板が破損するか，又は炉心領域最外周境界のクラストが破損することにより，溶融炉心が下部プレナムへ落下する過程である。これに対し，解析モデルでは，溶融ジェット径は，炉心支持板の開口部の面積の等価直径相当を入力条件として与えたものから計算される。したがって，実現象では解析よりも溶融ジェ
ット径が小さい場合が考えられるため，感度解析としては，その 1/10 倍を設定した。
解析結果を図 4.3-7 に示す。感度解析ケースでは，溶融ジェット径を小さくしたことにより，細粒化割合が大きくなり，粒子ベッドの質量が増加しているため，圧力ス
パイクによる圧力上昇幅がわずかながら大きくなっている。しかし，原子炉圧力容器の減圧維持を継続していることから，原子炉圧力容器破損時点での原子炉圧力は2.0MPa[gage]以下であり大きな感度はないことが確認された。
なお，感度解析ケースでは溶融ジェットのほぼ全量が細粒化することから，これ以上ジェット径が小さくなっても，細粒化量はほとんど変化しない。
B）エントレイン量
原子炉圧力容器内ＦＣＩにより生じる圧力スパイクは，エントレインされたデブリ

5-184

粒子と冷却水との伝熱により生じることから，エントレイン量による感度を確認する。
エントレイン量は Ricou-Spalding モデルにより計算しており，その比例係数（エントレインメント係数）を変化させる。エントレインメント係数は，大規模実験（FARO実験）に対するベンチマーク解析により検討された設定範囲があり，有効性評価の解
析ではその最確値を設定している。よって，感度解析としては，エントレイン量が最大となるよう，設定範囲の最大値とする。また，参考として最小値の結果も示す。
解析結果を図 4.3-8 に示す。感度解析ケースでは，エントレインメント係数を大きくしたことにより，細粒化割合が大きくなり，粒子ベッドの質量が増加しているため，
圧力スパイクによる圧力上昇幅がわずかに大きくなっている。しかし，原子炉圧力容器の減圧維持を継続していることから，原子炉圧力容器破損時点での原子炉圧力は2.0MPa[gage]以下であり大きな感度はないことが確認された。
C）冷却水とデブリ粒子の伝熱
冷却水とデブリ粒子の伝熱は，膜沸騰熱伝達と輻射熱伝達により計算するが，その伝熱量は，デブリ粒子の表面積，すなわち，粒子径に依存する。有効性評価の解析では，デブリ粒子の径を，（UO2／ZrO2）を用いた大規模実験（FARO 試験）に基づき，その平均的な値を使用しているが，実験ケースによってばらつきが存在していることか
ら，この粒子径を小さくする場合の感度を確認する。よって，感度解析ケースでは，大規模実験に基づき検討された設定範囲の最小値とする。また，参考として最大値の結果も示す。
解析結果を図 4.3-9 に示す。
感度解析ケースでは，粒子径を小さくしたことにより，冷却水とデブリ粒子の伝熱が促進されることにより，圧力スパイクによる圧力上昇幅
がわずかに大きくなっている。しかし，原子炉圧力容器の減圧維持を継続していることから，原子炉圧力容器破損時点での原子炉圧力は 2.0MPa[gage]以下であり大きな感
度はないことが確認された。
(3) まとめ
以上，溶融ジェット径，エントレイン量及び冷却水とデブリ粒子の伝熱に関して感度解析を行った結果，圧力スパイクのピーク値及び原子炉圧力容器破損時点での原子炉圧力への影響はわずかであることが確認された。

5-185

逃がし安全弁の開閉による
圧力変動
逃がし安全弁開による減圧開始

下部プレナムへの溶融炉心落下による圧力上昇

2.0MPa[gage]
原子炉圧力容器破損

図4.3-7 原子炉圧力容器内ＦＣＩに関する感度解析結果（溶融ジェット径）

逃がし安全弁の開閉による
圧力変動
逃がし安全弁開による減圧開始

下部プレナムへの溶融炉心落下による圧力上昇
2.0MPa[gage]
原子炉圧力容器破損

図4.3-8 原子炉圧力容器内ＦＣＩに関する感度解析結果（エントレイン量）

5-186

逃がし安全弁の開閉による
圧力変動
逃がし安全弁開による減圧開始

下部プレナムへの溶融炉心落下による圧力上昇
2.0MPa[gage]
原子炉圧力容器破損

図4.3-9 原子炉圧力容器内ＦＣＩに関する感度解析結果（冷却水とデブリ粒子の伝熱）

5-187

4.3.5

下部プレナムでの溶融炉心の熱伝達［原子炉圧力容器(炉心損傷後)］

下部プレナムでの溶融炉心の熱伝達モデルについては，4.2.1に示したように，ＴＭＩ
事故の分析結果と比較し，妥当な結果が得られている。また，ＭＡＡＰコードの解析モデ
ルがＴＭＩ事故あるいはその後の検討により得られた知見をもとに開発されていることも踏まえると，ＭＡＡＰコードの解析モデルは一定の妥当性を有していると判断できる。
しかし，炉心溶融時の実機の挙動に関しては，現段階では十分な知見が得られていない状
況であることから，添付１「高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱の防止について」
において，不確かさの分析及び感度解析による影響評価を行っている。以下に概要をまとめる。
(1) 解析条件及び解析結果
A）溶融炉心と上面水プールとの伝熱
溶融炉心が下部プレナムに堆積し，上面が水プールで覆われる状況では，溶融炉心は冷却され，そのときの熱流束は限界熱流束で制限される。上部クラスト形態には不確かさがあり，クラストのひび割れがない場合には，溶融炉心が冷却されにくくなり，
原子炉圧力容器破損へ至る事象進展も早くなる。したがって，下部プレナム内の溶融
炉心と上面水プールとの間の限界熱流束に関する感度解析を実施する。
ベースケースでは，限界熱流束に係る係数として最確値を与え，感度解析ケースでは水への熱伝達が制限される値を設定する。
図 4.3-10 に，下部プレナム内の溶融炉心と上面水プールとの間の限界熱流束の感度解析結果を示す。
ベースケースと感度解析ケースで，本パラメータの影響は溶融炉心の下部プレナムへの落下以降に現れる。溶融炉心が下部プレナムにリロケーションした後は，感度解析ケースにおいて溶融炉心と上面水プールの伝熱量が減少する事になる。その結果，
感度解析ケースにおいて原子炉圧力容器破損時間はわずかに早くなっている。ただし，
原子炉圧力容器破損割合及び破損時刻のいずれについても，感度の大きさとしてはわずかである。
B）溶融炉心と原子炉圧力容器間の熱伝達
原子炉圧力容器がクリープすることで，溶融炉心の下部クラストと原子炉圧力容器の間にギャップが生じ，そのギャップに水が浸入して冷却される。ＭＡＡＰの解析モ
デルでは，ギャップに浸入した水と溶融炉心の熱流束は限界熱流束で制限される。この現象は実験的に確認されているものの，溶融炉心重量が大きい場合にはギャップ幅が小さくなり，気液対向流制限現象によりギャップに十分な水が流れ込まないことも報告されている[24]。また，制御棒駆動機構ハウジング等の貫通部及びその溶接部を持つ体系での実験はこれまでなされていない。このように，ギャップによる冷却には不5-188

確かさがあり，これが小さい場合には，溶融炉心が冷却されにくくなり，原子炉圧力容器破損へ至る事象進展も早くなる。
したがって，下部プレナム内の溶融炉心とギャップに浸入した水との間の限界熱流束に関する感度解析を行い，その影響を把握する。溶融炉心と下部プレナムのギャッ
プに存在する水による除熱量には不確かさがあり，ベースケースではギャップへの熱流束に係る係数として最確値を与えている。この係数は，下部プレナムギャップの水による除熱量に係る係数として定義され，ベースケースではギャップによる除熱量の評価式により計算された除熱量がそのまま適用される。一方，係数を小さくすることは，ギャップに十分な水が流れ込まないことによる，ギャップに存在する水による除熱量の低下を模擬するものである。また，有効性評価では最初に貫通部の溶接部破損が生じているが，貫通部近傍でのギャップ冷却は実験例がなく，ギャップ水による除熱量が平板体系と比較してどの程度になるかには不確かさがある。
以上より，感度解析ケースでは，溶融炉心と下部プレナムが接触している状態を模擬するための設定とした評価を実施する。
図 4.3-11 に，下部プレナムギャップの除熱量に係る係数の感度解析結果を示す。
ベースケースと感度解析ケースで，本パラメータの影響は溶融炉心の下部プレナムへの落下以降に現れる。溶融炉心が下部プレナムに移行した後は，感度解析ケースにおいて下部プレナムギャップの水による除熱がないため，下部プレナムの温度がより早く上昇するが，下部プレナムの水がドライアウトするまでの間しか影響を及ぼさないことから，原子炉圧力及び原子炉圧力容器破損時刻に対する感度としては非常に小さい。また，いずれのケースも原子炉圧力容器破損時点での原子炉圧力は 2.0MPa[gage]
以下であり大きな感度はないことが確認された。
(2) まとめ
以上，溶融炉心と上面水プールとの伝熱，溶融炉心と原子炉圧力容器間の熱伝達に関して感度解析を行った結果，原子炉圧力容器破損時刻への影響はわずかであることが確認された。

5-189

ベースケース
逃がし安全弁の開閉による
圧力変動

下部プレナム内の溶融炉心と上面水プールとの間の伝熱感度ケース

逃がし安全弁開による減圧開始

下部プレナムへの溶融炉心落下による圧力上昇
2.0MPa[gage]
原子炉圧力容器破損

図4.3-10 下部プレナムでの溶融炉心の熱伝達に関する感度解析結果（溶融炉心と上面水プールとの伝熱）

逃がし安全弁の開閉による
圧力変動
逃がし安全弁開による減圧開始

下部プレナムへの溶融炉心落下による圧力上昇
2.0MPa[gage]
原子炉圧力容器破損

図4.3-11 下部プレナムでの溶融炉心の熱伝達に関する感度解析結果（溶融炉心と原子炉圧力容器間の熱伝達）

5-190

4.3.6

原子炉圧力容器破損［原子炉圧力容器(炉心損傷後)］

原子炉圧力容器破損及びそれに伴う溶融炉心の流出挙動に関しては，体系的な実験等による研究がなく，特に実機スケール現象について有効なデータが得られていない状況であり，ベンチマーク解析による妥当性確認が困難であるが，海外での考察等による知見に基づいてＭＡＡＰコードの解析モデルが開発されていることから，一定の妥当性は有すると判断できる。しかしながら，現象自体が持つ不確かさもあることを踏まえ，原子炉圧力容器破損に関わる一連の現象を取り扱っている添付１「高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱の防止について」において，不確かさの分析及び感度解析による影響評価を行っている。以下に概要を示す。
(1) 原子炉圧力容器破損
A) 原子炉圧力容器破損について
下部プレナムに溶融炉心が堆積し，溶融炉心が冷却されない状態が継続すると，原
子炉圧力容器の破損に至る。原子炉圧力容器は，原子炉圧力，原子炉圧力容器壁・溶融炉心温度，材料物性，形状等に応じて様々なモードで破損すると考えられる。
B) 解析モデルに関する考察
ＭＡＡＰコードでは，原子炉圧力容器の破損について，制御棒駆動機構ハウジング
溶接部の破損，原子炉圧力容器のクリープ破損等，複数の破損モードを模擬しており，最も早く判定される破損モードが適用される。以下に，有効性評価における原子炉圧
力容器破損の主要因である制御棒駆動機構ハウジング溶接部の破損，クリープ破損への影響因子について，ＭＡＡＰコードの解析モデルの妥当性を考察する。
a) 限界せん断応力（制御棒駆動機構ハウジング溶接部の破損）
貫通部の溶接部が溶融炉心によって加熱されることで強度を失い，貫通部が飛び出すことによって原子炉圧力容器が破損する。具体的には，貫通部の溶接部のせん
断応力は，原子炉圧力容器と原子炉格納容器の圧力差とつり合った状態になっているが，せん断応力が限界せん断応力を超えると貫通部が飛び出し，原子炉圧力容器が破損する。この限界せん断応力は温度に依存しており，ＭＡＡＰコードでもこの
温度依存性がデータとして考慮されているため，ＭＡＡＰコードのモデルは妥当と判断できる。
b) ひずみ（制御棒駆動機構ハウジング溶接部の破損）
溶融炉心が下部プレナムに落下することにより，高温かつ高圧の環境下にある原子炉圧力容器の壁にひずみを生じ，溶接部にも同様にひずみが発生し，溶接部のひずみ量がしきい値を超えた場合に，破損が発生したと判定している。このしきい値

5-191

は実験によって妥当性が確認されたものであるが，実験結果のばらつきも考慮し，ひずみのしきい値に関する感度を確認する。
c) Larson-Miller パラメータ（クリープ破損）
Larson-Miller パ ラ メ ー タ 手 法 は ， 応 力 と 破 損 時 間 の 関 係 を 整 理 し た
Larson-Miller パラメータを利用しクリープ破損寿命を予測する一般的な手法である。ＭＡＡＰコードでは，応力として圧力，温度，溶融炉心の荷重を考慮し，Larson-Miller パラメータを使用してクリープ破損寿命を予測しており，そのモデル化は妥当と判断できる。
C) 原子炉圧力容器破損に関する感度解析
溶接部破損時のひずみのしきい値に関する感度解析を実施した。図 4.3-12 に溶接部破損時の最大ひずみの感度解析結果を示す。
感度解析では，ひずみのしきい値の有意な感度を確認する目的で，早期に破損に至る条件として，溶接部破損時のひずみのしきい値を 1/10 に低下させた。その条件であっても，原子炉圧力容器破損はたかだか 13 分程度早くなる結果であった。したがって，ひずみのしきい値が原子炉圧力容器破損の時期に与える感度は小さいと言える。
D) 原子炉圧力容器破損に関するまとめ
溶融炉心の格納容器下部への落下時期は原子炉圧力容器破損モデルに依存する。原
子炉圧力容器破損モデルには，制御棒駆動機構ハウジング溶接部の破損，原子炉圧力容器のクリープ破損等があり，これらは原子炉圧力容器内外圧力差，溶融炉心の水頭，
原子炉圧力容器壁温度等の評価パラメータによって計算される。原子炉圧力容器破損
モデルについては，「限界せん断応力」，「ひずみ」及び「Larson-Miller パラメータ」
に関して，ＭＡＡＰコードの解析モデルにおいて，実現象に即した模擬を行っている
ため，いずれも構造強度の一般的な評価式を用いており，不確かさは小さい。
また，評価パラメータについては，同じ事故シーケンスであれば大きくは変わらないことから，不確かさは小さい。以上から，原子炉圧力容器破損に関するモデルは有効性評価に適用することは妥当と判断できる。
(2) 溶融炉心流出A) 溶融炉心流出について
原子炉圧力容器が破損すると，その破損口から溶融炉心（溶融プール，粒子状溶融
炉心，溶融スチール）が格納容器下部へ流出する。溶融炉心が流出する際，原子炉圧
力容器破損口は侵食によって拡大する。
ＭＡＡＰコードでは制御棒駆動機構貫通部破損，原子炉圧力容器下部のクリープ破5-192

損等の種々の原子炉圧力容器下部破損モードがモデル化されており，最も早く破損条件に至った破損モードにより破損が生じるが，有効性評価においては制御棒駆動機構
ハウジング溶接部の破損による制御棒駆動機構ハウジング逸出が最も早く発生する。
これにより約 15cm 径の破断口が原子炉圧力容器下部に開き，下部プレナム内の溶融炉心が格納容器下部に落下することになる。他の原子炉圧力容器下部貫通配管が破損してもこれ以上の破損サイズにはならないことから，制御棒駆動機構ハウジングの逸出が最も厳しい条件となっている。
B) 解析モデルに関する考察
ＭＡＡＰコードでは前述した原子炉圧力容器破損後の溶融炉心流出挙動をモデル化しており，原子炉圧力容器破損時の溶融炉心の流出挙動への影響因子について，Ｍ
ＡＡＰコードのモデルの妥当性を考察する。
a) 開口部の閉塞
溶融炉心が流出する際，粒子状溶融炉心も一緒に原子炉圧力容器外に流出するモデルとなっているが，実現象では開口部が粒子状溶融炉心によって閉塞し，溶融炉心が格納容器下部へ流出しない可能性がある。しかしながら，ＭＡＡＰコードでは
粒子状溶融炉心の溶融も同時にモデル化しており，また，実現象においても，冷却ができずに原子炉圧力容器が破損する状況では粒子状溶融炉心は崩壊熱によって再溶融するため，開口部での閉塞の可能性は小さく，したがって，破損口より上部に堆積している溶融炉心が流出するＭＡＡＰコードのモデルは妥当と判断できる。
b) 破損口の侵食による拡大
破損口を溶融炉心が通過する際に，破損口の側面が溶融炉心により溶かされ，破損口が拡大する現象も考えられ，ＭＡＡＰコードの原子炉圧力容器の破損モデルにおいては，溶融炉心と破損口側面の伝熱計算に基づき，破損口が溶融し拡大するモデルを備えていることから，実現象に即しており，妥当と判断できる。
c) 原子炉圧力容器２次破損
最初の原子炉圧力容器破損が発生した後，溶融炉心は水頭圧により流れることか
ら，破損口よりも高い部分の溶融炉心のみが格納容器下部に落下し，残りの溶融炉
心は残存する。また，冷却がなければ，残存した溶融炉心が原子炉圧力容器を加熱し，溶融炉心の自重も加わることによって，原子炉圧力容器がクリープ破損することが，実機において考えられ，ＭＡＡＰコードのモデルはこの挙動を模擬できるものであり，妥当と判断できる。

5-193

C）溶融炉心流出に関するまとめ
溶融炉心の落下量は原子炉圧力容器破損位置に依存する。原子炉圧力容器破損位置
は，原子炉圧力容器下部のノードの代表点を基準にそれよりも上に存在する溶融炉心が落下するモデルとなっている。ノード内の破損位置には不確かさがあるが，破損口
は溶融炉心によって拡大し，原子炉圧力容器の底部の方向に開口部が拡がることから，
開口部の下端の高さの不確かさは小さくなる。以上から，溶融炉心の流出に関するモデルを有効性評価に適用することは妥当と判断できる。

5-194

逃がし安全弁の開閉による圧力変動
逃がし安全弁開による減圧開始

下部プレナムへの溶融炉心落下による圧力上昇

2.0MPa[gage]
原子炉圧力容器破損

図4.3-12 制御棒駆動機構ハウジング破損時の最大ひずみに関する感度解析結果

5-195

4.3.7

原子炉圧力容器外ＦＣＩ（溶融炉心細粒化，デブリ粒子熱伝達）［原子炉格納容器(炉心損傷後)］

ＦＣＩ現象に関しては，国内外において現象の解明や評価に関する多くの活動が行われてきているが，現在においても研究段階にあり，また，実機規模での現象についてほとん
ど経験がなく，有効なデータが得られていないのが現状であり，不確かさが大きい現象であると言える。
そこで，添付２「溶融炉心と冷却材の相互作用について」では，知見の整理，不確かさの分析及び感度解析による影響評価を行っている。以下に概要を示す。
(1) 知見の整理
A）ＦＣＩ実験
国内外のＦＣＩ実験として，・ALPHA 実験(旧原子力研究所 JAERI)・KROTOS 実験(欧州 JRC(Joint Research Center)，イスプラ研究所)
・FARO 実験(欧州 JRC(Joint Research Center)，イスプラ研究所)
・COTELS 実験(カザフスタン国立原子力センター(NNC：National Nuclear Center))・TROI 実験(韓国原子力研究所(KAERI))について調査を行い，知見を整理した。
B）原子炉圧力容器外ＦＣＩにおける水蒸気爆発の発生可能性
UO2 を用いた大規模ＦＣＩ実験である KROTOS 実験，FARO 実験，COTELS 実験及び TROI
実験の結果から，実機において大規模な水蒸気爆発に至る可能性は極めて小さいと結論付けた。
なお，参考として，水蒸気爆発の発生を仮定した場合の影響についても，水蒸気爆
発解析コード（ＪＡＳＭＩＮＥ[25]）及び構造応答解析コード（ＡＵＴＯＤＹＮ[26]若し
くはＬＳ－ＤＹＮＡ[27]）を用いて，水蒸気爆発のトリガを解析的条件として与えることで水蒸気爆発の発生を模擬した解析を行うことにより，水蒸気爆発による格納容器
ペデスタル構造部への影響を評価し，原子炉格納容器の健全性に影響を及ぼさないことを確認している。
(2) 不確かさの整理
原子炉圧力容器外ＦＣＩについて，実現象と解析モデルの差に着目しつつ，不確かさの整理を行い，原子炉圧力容器外ＦＣＩによる格納容器圧力に影響する要因として，・格納容器下部（ペデスタル）領域のプール水の状態（サブクール度，水位）・溶融炉心の落下量及び粒子化（破損口径，粒子化割合，落下速度）
・プール水とデブリ粒子との伝熱（デブリ粒子径）5-196・原子炉格納容器内での水蒸気の流動を抽出し，それぞれについて不確かさ及びその取り扱いを以下のとおり整理した。
A）格納容器下部（ペデスタル）領域のプール水の状態（サブクール度，水位）
ペデスタル領域の水温が高い場合には，水蒸気発生量が多くなり圧力スパイクは厳しくなる。なお，ＭＡＡＰでは，蒸気の上昇速度がフラッディング臨界速度よりも大きい場合には，周囲の水が蒸気の流れによって巻き込まれ，巻き込まれた水による蒸気の凝縮により蒸気発生量が減少する効果がモデル化されている。ペデスタル領域の
水は，ペデスタルへの注水によって形成されるので，その水温はペデスタル注水温度に影響される。有効性評価では，ペデスタル注水は外部水源から注水され，その水温は水源温度の実績値に対して高めの温度を設定している。したがって，圧力スパイク
を厳しくする保守的な水温を設定しているが，本影響因子は解析モデルパラメータではないため，不確かさ評価は行わない。
ペデスタル領域の水位に関しては，水深が深い方が溶融炉心の細粒化量が大きくなる傾向がある。この場合，細粒化した粒子から水への伝熱量が多くなるので，圧力ス
パイクは厳しくなる方向である。本影響因子は解析モデルパラメータではないため，
ここでは感度解析による確認は行わない。
B）溶融炉心の落下量及び粒子化（破損口径，粒子化割合，落下速度）
溶融炉心の落下量は，原子炉圧力容器の破損口径に依存する。原子炉圧力容器の破損は，原子炉圧力容器下部の制御棒駆動機構ハウジングの溶接部が破損し，制御棒駆動機構ハウジングが逸出することを想定している。原子炉圧力容器底部の口径が大き
い貫通部として制御棒駆動機構ハウジングを想定している。なお，ＭＡＡＰでは溶融物流出に伴う破損口の径方向侵食による破損口拡大も考慮されている。
細粒化量に関して，ＭＡＡＰコードでは Ricou-Spalding モデルで評価される。
Ricou-Spalding モデルでは，デブリ粒子化割合に影響するパラメータは，エントレイ
ンメント係数，溶融ジェット径，圧力（わずかではあるが水の密度に影響）及びプー
ル水深である。このうち溶融ジェット径は保守的に設定しており，また，プール水深は解析モデルパラメータではない。
エントレインメント係数については，ＭＡＡＰでは代表的なＦＣＩの大規模実験である FARO 試験に対するベンチマーク解析によってその設定値及び不確かさ範囲を設定している。FARO のベンチマーク解析でのエントレインメント係数の不確かさ範囲は，～となっている。以上より，粒子化量の不確かさとしてエントレインメ

ント係数の感度を確認する。
溶融炉心の落下速度は，原子炉圧力容器内外の圧力差，溶融炉心の高さ（水頭）及び溶融炉心の落下距離に依存する。原子炉減圧により原子炉圧力容器内外の圧力差が5-197

十分小さくなることから，圧力差の不確かさの影響は小さい。また，有効性評価では
原子炉圧力容器の下部プレナム部に全量に近い溶融炉心が堆積しており，原子炉圧力容器の破損位置も原子炉圧力容器底部中心となっているため，溶融炉心の水頭が高い状態となっている。この場合，溶融炉心の流出速度が大きく落下量も多くなるため，
圧力スパイクの評価も厳しくなる。したがって，溶融炉心の水頭の不確かさ評価は必要ない。一方，落下距離については，プール水深に不確かさがある。
ＢＷＲ５ Mark-I 改良型格納容器プラントの例では，落下距離の不確かさをプール
水位の最大変動幅（3.4m）と仮定すると，ペデスタル底部から原子炉圧力容器底部までの距離（約 9.5m）の４割程度である。溶融炉心の落下速度が，落下距離の平方根に比例すると考えると，落下速度の不確かさは２割程度である。溶融炉心の落下速度（ジェット速度）の不確かさはエントレインメント係数の不確かさとして評価できる。また，落下速度の不確かさはエントレインメント係数の不確かさ幅に包絡されている。
したがって，溶融炉心の落下速度の不確かさの影響は，エントレインメント係数の不確かさ評価で確認できるため，落下速度の不確かさ評価は行わない。
C）プール水とデブリ粒子との伝熱（デブリ粒子径）
水中でエントレインされた高温のデブリ粒子は，その周囲を蒸気膜が覆う状態となり，デブリ粒子の熱伝達は膜沸騰熱伝達と輻射熱伝達に支配される。ＭＡＡＰではエントレインしたデブリ粒子の温度を，これらの熱伝達を考慮した機構論的モデルにより計算する。また，デブリ粒子から水への伝熱は，デブリ粒子の径に直接依存する。
ＭＡＡＰでは，デブリ粒子径はジェットの表面張力に依存するモデルにより計算される。デブリ粒子径の導出式には，粒子径ファクタ（モデルパラメータ）が乗じられている。ＭＡＡＰでは代表的なＦＣＩの大規模実験に対するベンチマーク解析によってその設定値及び不確かさ範囲を設定しているため，デブリ粒子の伝熱の不確かさは粒子径の不確かさとして考慮する。なお，格納容器下部の粒子径ファクタは，固定値を設定している。
D）格納容器内での水蒸気の流動
ＦＣＩによる圧力スパイクの評価の観点では，ペデスタル領域の開口部からドライ
ウェル側への気体の流れのモデルも不確かさの要因として考えられる。ＭＡＡＰでは，原子炉格納容器内の流動は，ノード・ジャンクションモデルを適用しており，格納容器下部領域からドライウェル領域への流れは，ノードの圧力，ジャンクションの圧力
損失により，差圧流や臨界流として扱われる。ジャンクションの圧力損失は，一般的な流動モデルを扱っていることから，不確かさは小さいと考えられる。

5-198

(3) 感度解析による確認
上記の検討により，原子炉圧力容器外ＦＣＩにおける圧力スパイクに関して，解析モデルでの不確かさは，・Ricou-Spalding モデルのエントレインメント係数
・デブリ粒子径に代表され，それぞれの不確かさ幅を考慮した感度解析を実施した（解析条件及び結果は添付２参照）。
その結果，いずれのパラメータにおいても，原子炉圧力容器外ＦＣＩにより生じる
圧力スパイクへの感度は小さく，有効性評価の結果に影響を与えないことを確認した。

5-199

4.3.8

格納容器下部床面での溶融炉心の拡がり，溶融炉心と格納容器下部プール水との伝熱，溶融炉心とコンクリートの伝熱，コンクリート分解及び非凝縮性ガスの発
生［原子炉格納容器(炉心損傷後)］

これらは，ＭＣＣＩに関する物理現象である。ＭＣＣＩは重要な格納容器破損モードと考えられ，これまで種々の実験や解析モデルの開発が行われてきている。そこで，添付３「溶融炉心とコンクリートの相互作用について」では，知見の整理，不確かさの分析及び感度解析による影響評価を行っている。以下に概要を示す。
(1) 知見の整理
A）MCCI 実験
国内外での MCCI に関する実験及び研究として，・ACE 実験（アルゴンヌ国立研究所（ANL））
・SURC-4 実験（サンディア国立研究所（SNL））（国際標準問題 ISP－24）
・BETA 実験（カールスルーエ研究所（KfK））
・SWISS 実験（サンディア国立研究所（SNL））
・WETCOR 実験（サンディア国立研究所（SNL））
・MACE 実験（米国電力研究所（EPRI））
・COTELS 実験（テスト B/C 及び A）（原子力発電技術機構（NUPEC））
・MCCI 実験（アルゴンヌ国立研究所（ANL））
・KROTOS 実験（欧州 JRC（Joint Research Center），イスプラ研究所）
・FARO 実験（欧州 JRC（Joint Research Center），イスプラ研究所）
・DEFOR 実験（スウェーデン王立工科大学（KTH））
・SPREAD 実験（国内 BWR 産業界）
・PULiMS 実験（スウェーデン王立工科大学（KTH））
・KATS 実験（カールスルーエ研究センター（KIT，旧 FZK））
・セルフレベリング実験（アルゴンヌ国立研究所（ANL））
・SSWICS 実験（OECD/MCCI プロジェクト）・MET 実験（OECD/MCCI プロジェクト）・CCI 実験（OECD/MCCI プロジェクト）・クラスト破損実験（OECD/MCCI プロジェクト）について調査し，知見を整理した。
B）得られた知見・ドライ条件でのコンクリート侵食
溶融炉心に注水が行われない場合の侵食速度は，ACE 実験や SURC-4 実験で確認されている。また，ＭＡＡＰコードによる SURC-4 実験解析が行われており，解析で得5-200

られた侵食速度は実験結果と良く一致している（１時間あたり 20cm 程度）。
・ウェット条件（Top Flooding）でのコンクリート侵食
SWISS 実験，WETCOR 実験及び MACE 実験では，溶融炉心上面へ注水をした場合（TopFlooding）のコンクリート侵食実験が行われたが，結果として，溶融炉心上面に安定なハードクラストが形成されて溶融炉心内への水の浸入を妨げ，コンクリート侵食が継続する結果が得られた。コンクリート侵食が停止しなかった主な原因は，溶融炉心模擬物上面に形成されたクラストが側壁（側壁に耐火物を採用した一次元侵食実験）あるいは電極と側壁の両者に固着し，クラストとその下の溶融炉心模擬物とが分離したことにより，溶融炉心模擬物の効果的な除熱がなされなかったためであるとされている。
COTELS 実験では，溶融物の落下過程を含めて模擬した MCCI 実験が実施され，結果として，側壁侵食部に水が浸入し，コンクリート侵食が停止する結果が得られた。
実機規模で安定化クラストが形成されるか否かを解明するため，OECD/MCCI プロジ
ェクトが行われ，クラスト強度，クラスト浸水，二次元コンクリート侵食挙動等を分離効果的に調べる実験が実施された。その結果，実機規模では，安定クラストは形成されず，ハードクラストは割れて水が内部に浸入し，ＭＣＣＩにより発生したガスにより溶融物がクラストの割れ目から噴出する火山型のクラストが形成されるとの結果が得られている。また，CCI 試験の結果から玄武岩系コンクリートに侵食の異方性が見られる結果が得られている。
これらの知見は，ＭＣＣＩ評価のためにはデブリから水プールやコンクリートへの熱伝達の扱いが重要であることを示唆している。
・水張りによる溶融物の粒子化
溶融ジェットが水中へ落下する場合の粒子化挙動については，ＦＣＩ実験等により確認されている。粒子化割合は，主に水深やジェット径に依存する。粒径（質量中央径）は，比較的大きく，実験条件（初期圧力，水深，コリウム落下速度，サブクール度）に対する依存性は低いと報告されている。各 UO2 混合物実験の平均的な粒子径は，溶融物量の多い FARO 実験では 2.6～4.8mm，COTELS 実験では６mm 程度である。また，粒子化割合を評価する解析モデルが提案されている（Ricou-Spalding モ
デルや Saito モデル等）。
・溶融物の拡がり
Mark-I 型格納容器のシェルアタックに関わる実験や評価により，初期水張りによるシェルアタック防止の有効性が確認されるとともに，溶融物の拡がりを評価する
解析コードが作成されている。溶融物の拡がりには，デブリ落下流量，デブリ成分，

5-201

デブリ過熱度が主に影響することが示されている。KTH では，水中での溶融物の拡がり挙動と固化性状を調べる PULiMS 実験が実施され，溶融物の拡がる過程は，流体力
学と固化の２つの競合プロセスに支配されるとして，流体力学には重力，慣性力，粘性力及び表面張力が影響し，固化には溶融物から周囲への熱伝達，崩壊熱発生及び溶融物の相変化が影響するとしている。また，KIT（旧 FZK）において KATS 実験が実施され，溶融物の放出速度が比較的高い場合は，冷却材の有無によらず同様な拡がり挙動になることが示されている。溶融物の拡がり挙動の解析のために，種々の解析コードが提案されており，実験データをもとに検証が行われている。
また，ANL でのセルフレベリング実験により，水プール中に不均質に堆積させた粒子状ベッドにおいて，内部沸騰によって短時間にベッドの厚さが均一化されることが示されている。
・粒子状ベッドの冷却性
粒子状ベッドの冷却性については，ドライアウト熱流束が種々の実験で確認されており，主に粒子径に依存するとの結果が得られている。また，ドライアウト熱流束を評価する解析モデルがいくつか提案されているが，Lipinski 0-D モデル[28]が広く使われている。
(2) 不確かさの整理
ＭＣＣＩの過程ごとに不確かさ要因を整理する。ＭＣＣＩは以下の過程で段階的に進展する。
・原子炉圧力容器下部ヘッド破損過程
・溶融物の落下・堆積過程
・ＭＣＣＩ進行と注水によるデブリ冷却過程
各過程での物理現象及び解析モデルに関し，不確かさ要因を整理し，感度解析が必
要なパラメータを確認する。
A) 原子炉圧力容器下部ヘッド破損過程
この過程の不確かさは，下部ヘッドの破損面積や溶融炉心の流出量となる。それぞれについて，評価モデルと評価条件の考え方を示す。
下部ヘッドの破損面積は，制御棒駆動機構ハウジング溶接部の破損や下部ヘッドク
リープ破損等の種々の下部ヘッド破損モードがモデル化されており，最も早く破損条件に至った破損モードにより破損が生じる。破損面積は，溶融物流出に伴う破損口の径方向侵食による拡大も考慮されている。
ＭＡＡＰコードによる有効性評価の解析結果から，制御棒駆動機構ハウジング溶接部の破損による制御棒駆動機構ハウジング逸出が最も早く発生する。これにより約5-202

15cm 径の破損口が下部ヘッドに開き，下部プレナム内の溶融炉心が格納容器下部に流出することになる。他の下部ヘッド貫通配管が破損してもこれ以上の破損サイズにはならないことから，制御棒駆動機構ハウジングの逸出が最も厳しい条件となっている。
なお，制御棒駆動機構ハウジング溶接部が破損しても外部サポートが設置されている
場合には，制御棒駆動機構ハウジングの逸出は起きにくいと考えられるため，この扱
いは保守的である。
溶融炉心流出流量は駆動差圧として原子炉圧力容器内とペデスタルとの圧力差に水及び溶融炉心の水頭圧を考慮して計算されている。ＭＡＡＰコードによる解析結果
から，最終的な流出総量は，全炉心相当と評価されており，厳しい条件となっている。
以上に示したように，下部ヘッドの破損面積や溶融炉心の流出量について，いずれも厳しい条件が使用されているため，感度解析を行う必要はない。
B) 溶融物の落下・堆積過程
この過程では，原子炉圧力容器下部ヘッドが破損し，溶融炉心が事前水張りされたペデスタルへ落下するため，溶融物が水中で粒子化することが想定され，粒子化されない溶融炉心はペデスタル床に溶融プールとして堆積する。この過程では，溶融炉心の水中での粒子化に不確かさが想定される。
ＭＡＡＰコードでは，粒子化割合は，Ricou-Spalding モデルで計算される。
Ricou-Spalding モデルは，エントレインメント量（細粒化量）を流入流体の速度（ジェット速度）と両流体の密度比に関連させたモデルであり，液－液混合問題において広く利用されている相関式である。落下する溶融炉心は円柱ジェットで冷却水中に突入することを想定し，円柱ジェット外周部の浸食として粒子化割合を評価している。
溶融炉心粒子化割合に影響するパラメータは，エントレインメント係数，溶融ジェ
ット径及びプール水深であり，このうちモデルパラメータとしてエントレインメント
係数と溶融ジェット径に不確かさが想定される。
エントレインメント係数については，ＭＡＡＰコードでは代表的なＦＣＩの大規模実験である FARO 実験に対するベンチマーク解析によってその設定値及び不確かさ範囲を設定している。FARO 実験のベンチマーク解析でのエントレインメント係数の不確かさ範囲は，
数として～となっている。ＭＡＡＰ解析ではエントレインメント係が使用されており，実験解析により，実験結果の粒子化割合をよく再現するか，又は小さめに評価する入力となっている。溶融ジェット径は，下部ヘッド
破損口径により決まることから，前述のように大きい値としている。これは，粒子化割合を小さめにする扱いをしていることになる。
ちなみに，Ricou-Spalding モデルを使用して，実機で想定される水張り水深２m，溶融ジェット径 0.15m の条件の場合で約 63％程度が粒子化される。
以上のことから，エントレインメント係数については，不確かさ幅が設定されてお5-203

り，溶融炉心が水中に落下した際の粒子化割合とその過程での蒸気発生やデブリ粒子の酸化による水素ガス発生に影響することから，不確かさ幅の範囲で感度解析を実施する。
C) ＭＣＣＩ進行と注水によるデブリ冷却過程
この過程では，溶融炉心の拡がり，デブリベッドの冷却性，コンクリート侵食に不確かさが想定される。
溶融炉心の拡がりは，ＭＡＡＰコードでは落下した溶融炉心はペデスタル床上に均一に拡がると仮定している。
Mark-Ⅰ型格納容器のライナーアタックに関する研究によれば，水張りがないと溶融炉心は格納容器シェル壁（拡がり距離７m 程度）まで到達するが，水張りがあれば溶融炉心の拡がりは抑えられ，拡がり距離は落下量等にも依存するが５m 程度となる
結果が得られている。有効性評価で想定している制御棒駆動機構ハウジングの逸出を想定すると，ＡＢＷＲ（ペデスタル直径約 11m）で床上に水がある場合でも，床全面に溶融物が拡がることが示されており，ＡＢＷＲ以外のＢＷＲではペデスタル床面積
がＡＢＷＲより小さいこと（Mark-Ⅰ改良型格納容器の場合，ペデスタル直径は約 6.4m）を考慮すると，水張りをしている場合でも溶融炉心は，落下位置に依らず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，主に想定しているデブリ落下流量が大きい（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。以上のことから，溶融炉心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。
次に，溶融炉心の堆積形状については，落下直後の初期段階では，不均一に堆積することが想定されるが，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。ただし，溶融炉心がペデスタルの中心からずれた位置に落下する場合を想定すると，セルフレ
ベリング効果により均一化に向かっていくが，偏った堆積形状でＭＣＣＩが進行する可能性も考えられる。均一堆積形状（円柱）の扱いが，溶融炉心から水への伝熱を小さくし，結果的にコンクリートへの伝熱を大きくしているため，ＭＣＣＩ評価の観点から保守的な扱いと考えられるが，堆積形状の不確かさの影響を見るため，拡がりを抑制した場合の感度解析の実施が必要と考えられる。ただし，溶融炉心の拡がりについては，ペデスタルの形状や事前水張りの深さに依るところが大きいため，個別プラントにおけるこれらの状況を踏まえて感度解析等の取り扱いを行うことが適切と考えられる。
溶融炉心から水への熱流束は，溶融炉心上面の性状により大きく影響されるため，大きな不確かさが想定される。
溶融炉心上面から水への熱流束は，上部クラスト－水プール間の熱伝達モデルであ5-204

る Kutateladze 型の水平平板限界熱流束相関式の係数を調整することにより評価可能である。
前述のように事前水張り対策により溶融炉心の一部は粒子化して，溶融炉心上部に粒子状ベッドを形成し，下部には粒子化しなかった溶融炉心が溶融プールを形成すると想定される。これは，水中に溶融炉心を落下させた実験的知見から，安定クラストは形成されず，粒子状ベッドが形成されていることから妥当と考えられる。溶融炉心上面は粒子状ベッドが形成されることを想定し，ＭＡＡＰコードの溶融炉心上面から水への熱伝達のモデルパラメータである Kutateladze の係数 Fchf を変えることにより，粒子状ベッドの冷却性の不確かさ評価を行う。ここでは，Lipinski 0-D モデルを使用
して粒子状ベッドのドライアウト熱流束の不確かさを評価した。主なパラメータは，
粒子径，ポロシティ，堆積高さ，圧力であり，以下のように想定する。
粒子径は，これまでの実験等の知見により３～７mm と報告されているため[29]，この範囲を不確かさの範囲と想定する。
ポロシティは，おおむね 0.3 以上が報告されているが，粒子の充填状態の幅を考慮して，0.26（面心立方格子，最稠密），0.32（体心立方格子），0.4（Ｍ
ＡＡＰ標準値），0.48（単純立方格子）の範囲を想定する。
粒子状ベッドの堆積高さは，全炉心相当が落下した場合１m 以上となるが，破損口径の拡大を考慮しても 33%以上の粒子化が想定されるため，30cm 以上とする。
圧力は，ＭＣＣＩが発生する時間では格納容器圧力は 0.4MPa[abs]以上となっているため，0.4MPa[abs]以上とする。
Lipinski 0-D モデルによる評価結果を以下に示す。
圧力が 0.4MPa[abs]以上では，
ポロシティの最も小さい 0.26 のケースでも 800
kW/m2 以上のドライアウト熱流束となる。この場合，大気圧状態では 400 kW/m2
程度となっている。また，ポロシティの最も大きい 0.48 のケースでは，大気圧状態では 2,000 kW/m2 程度となっている。
粒子径が３mm 以上では，
ポロシティの最も小さい 0.26 のケースでも 800 kW/m2
以上のドライアウト熱流束となる。
粒子ベッド高さが 30cm 以上ではドライアウト熱流束はほとんど変化がなく，ポロシティの最も小さい 0.26 のケースでも 800 kW/m2 以上のドライアウト熱流束となる。
以上の評価結果より，有効性評価条件として，大気圧状態で 800 kW/m2 で圧力依存性を考慮した上面熱流束を使用することは，妥当と判断される。これは，ＭＡＡＰコ
ードの Kutateladze 式の係数 Fchf をデフォルトの 0.1 に設定することに相当する。また，デブリ上面熱流束の不確かさの下限値は，800 kW/m2 程度と考えられるため，粒子径やポロシティ等の不確かさによる上面熱流束の不確かさの影響を確認するため，

5-205

800 kW/m2 一定を仮定した感度解析を実施する。
コンクリートの種類（玄武岩系や石灰岩系）により，侵食挙動やガス発生挙動が異なる。また，玄武岩系コンクリートに関しては，壁方向と床方向の侵食量に相違が見られる知見が出ている。この侵食の異方性は，いまだ十分な理解が得られておらず，
現状モデルでも扱われていないが，モデルパラメータの感度解析により，この侵食異方性の影響を検討する。
評価モデルは以下のとおりである。
コンクリート表面から深さ方向に１次元熱伝導を解き温度分布を計算している。
クラスト-コンクリート界面の温度がコンクリート溶融温度以上である場合にコンクリート侵食が計算される。
コリウムからの伝熱量と分解／溶融潜熱により侵食量が評価される。
コンクリート分解による自由水・結合水・CO2 の発生を考慮し，溶融コリウ
ム中での化学熱力学平衡計算による未酸化金属との反応により H2 及び CO 発
生が計算される。反応熱は，溶融炉心の崩壊熱に加算される。
コンクリートの種類は，国内プラントでは玄武岩系コンクリートが主流であるが，一部のプラントでは石灰岩系コンクリートが使用されている。コンクリートの種類により物性値を使い分けている。これらのコンクリートの侵食モデルは，ACE 実験，
SURC-4 実験等のドライ実験に対するＭＡＡＰモデルの実験解析により妥当性確認が行われている。
OECD/MCCI プロジェクトの CCI 実験で確認された玄武岩系コンクリートの侵食の異方性について，この原因について明確な理解は得られていないが，溶融炉心から壁方
向と床方向への熱伝達に関してコンクリート種類により相違があることを示唆している。この侵食の異方性の影響を確認するため，ＭＡＡＰコードでは，溶融プールから横方向と下方向の対流熱伝達係数を調整して熱伝達の配分を変更することにより感度解析を実施する。対流熱伝達係数の幅は，CCI-3 の試験結果を考慮し，底部を側壁のモデルパラメータの推奨値の 1/4 とした場合，側壁を底部のモデルパラメータの推奨値の 1/4 とした場合を想定する。
(3) 感度解析による確認
上記の検討により，ＭＣＣＩに関して，解析モデルでの不確かさは，・エントレインメント係数
・上面熱流束係数
・溶融プール－クラスト間の熱伝達係数に代表され，これらをパラメータとした感度解析を実施した。また，参考としてコンクリートの種類の違いについても解析を実施した（解析条件及び結果は添付３参照）。

5-206

評価の結果，コンクリート侵食量に対して上面熱流束の感度が支配的であることが確認された。上面熱流束を想定される下限値とした場合でも，コンクリート侵食量は，22.5cm 程度であることが確認された。また，実験で確認されている侵食面における侵食の不均一性については，ＭＡＡＰモデルのベンチマーク解析結果から，実験の侵食面における侵食のばらつきが，ＭＡＡＰコードの予測侵食量の 20％の範囲内に収まっていることから，上面熱流束の感度に比べて影響が小さいことを確認した。
なお，この分野は複雑な多成分・多相熱伝達現象であり知見が十分であるとは言えず，また事前水張り時の落下デブリの冷却性を直接調べた実験例がほとんどないことから，今後も継続して検討を進め，新たな知見が出た場合には適宜評価に反映するように努めることが重要であると考える。

5-207

4.4

実機解析への適用性

4.4.1 事故解析及び実験解析の実機への適用性
4.3において実施した各種の事故解析及び実験解析に基づき，各解析モデルの実機への適用性について評価する。
(1) 放射線水分解等による水素ガス・酸素ガス発生 [圧力容器(炉心損傷後)]，燃料被覆
管酸化，燃料棒内温度変化，燃料棒表面熱伝達，燃料被覆管変形［炉心（燃料）］，リロケーション，構造材との熱伝達及び下部プレナムでの溶融炉心の熱伝達［圧力容器(炉心損傷後)］
炉心ヒートアップの解析において重要な燃料被覆管酸化，放射線水分解等による水素ガス・酸素ガス発生，燃料棒内温度変化，燃料棒表面熱伝達，燃料被覆管変形，
リロケーション，構造材との熱伝達及び下部プレナムでの溶融炉心の熱伝達に関するモデルの妥当性は，ＴＭＩ事故解析及び CORA 実験解析を通じて確認した。
解析により得られた炉心ヒートアップ時の水素ガス発生量及びその発生期間は，
ＴＭＩ事故の分析結果とおおむね一致することを確認した。また，事故発生後約 220分における炉心状態について，解析結果がＴＭＩ事故の分析結果と良く一致することを確認した。さらに，原子炉圧力容器壁面温度についても，解析においてＴＭＩ
事故の分析結果と同等な結果が得られていることを確認した。また，CORA 実験解析
における，燃料被覆管，制御棒及びチャンネルボックスの温度変化について，測定
データと良く一致することを確認した。
ＴＭＩ及びCORA実験とＢＷＲ実機において，燃料被覆管酸化，放射線水分解等による水素ガス・酸素ガス発生，燃料棒内温度変化，燃料棒表面熱伝達，燃料被覆管
変形，リロケーション，構造材との熱伝達及び下部プレナムでの溶融炉心の熱伝達に関する基本的な現象に有意な差はなく，したがってこれらの現象に関するモデルについて，実機解析への適用性を有すると判断できる。
(2) 格納容器各領域間の流動，構造材との熱伝達及び内部熱伝導，気液界面の熱伝達［格納容器］
格納容器各領域間の流動並びに構造材との熱伝達及び内部熱伝導に関するモデルの妥当性は，HDR実験解析及びCSTF実験解析を通じて確認した。また，気液界面の熱伝達に関するモデルの妥当性は，HDR実験解析を通じて確認した。
HDR実験解析（E11.2実験）では，格納容器圧力及び温度について解析結果と測定データの比較を行った。評価の結果，雰囲気からヒートシンクへの伝熱が過小に予測されている可能性が示唆されており，それに起因して格納容器温度を十数℃程度
高めに，格納容器圧力を１割程度高めに評価する傾向が確認されたが，縦長格納容器形状や水蒸気注入位置といった実験体系に起因するものと考えられ，主要な傾向

5-208

を再現できることを確認した。実機体系においてはこの種の不確かさは小さくなると考えられ，より適切に模擬する方向になると考えられる。また，非凝縮性ガス濃度変化の解析結果が測定データと良く一致することを確認した。CSTF実験解析では，
格納容器温度及び非凝縮性ガス濃度変化について解析結果と測定データの比較を行った。解析結果が測定データと良く一致することを確認した。
HDR及びCSTFの格納容器はＢＷＲ実機と異なるものの，実験解析を通じて格納容器
各領域間の流動，構造材との熱伝達及び内部熱伝導並びに気液界面の熱伝達に関する基本的な妥当性を確認しており，これらのモデルは実機解析への適用性を有すると判断できる。
(3) 溶融炉心とコンクリートの伝熱，コンクリート分解及び非凝縮性ガス発生［格納容器(炉心損傷後)］
溶融炉心とコンクリートの伝熱並びにコンクリート分解及び非凝縮性ガス発生に関するモデルの妥当性は，ACE実験解析及びSURC-4実験解析を通じて確認した。
ACE実験解析及びSURC-4実験解析では，コリウム温度及びコンクリート侵食深さについて，解析結果が測定データと良く一致することを確認した。
ACE実験及びSURC-4実験は，冷却水の注水がなく，かつコリウム及びコンクリートの配置があらかじめ決められている。したがって，溶融炉心とコンクリートの伝熱，コンクリート分解及び非凝縮性ガス発生に関するモデルの妥当性を確認する上で，冷却水の挙動や幾何形状といった要因の影響が小さい状態でのコンクリート侵食挙動が確認できる。さらに，ACE実験のうちL7実験では，部分的に酸化したＢＷＲ燃料を模擬したコリウム溶融物が用いられており，コリウムの熱的物性もＢＷＲ実機と同等である。したがって，ACE実験解析及びSURC-4実験解析による妥当性確認に基づ
き，実機解析への適用性を有すると判断できる。
なお，実機におけるコンクリート侵食挙動に関しては，格納容器下部におけるＦ
ＣＩ現象も含めた溶融炉心の堆積の仕方や水による冷却等がコンクリートへの伝熱挙動にも影響する複合的な現象であることから，添付３において知見の整理，不確かさの分析及び感度解析による影響評価を行っている。
(4) 原子炉圧力容器内ＦＰ挙動［圧力容器(炉心損傷後)］，原子炉格納容器内ＦＰ挙動［格納容器(炉心損傷後)］
原子炉圧力容器内ＦＰ挙動及び原子炉格納容器内ＦＰ挙動に関するモデルの妥当性は，PHEBUS-FP実験解析及びABCOVE実験解析を通じて確認した。
PHEBUS-FP実験解析では，ＦＰ放出割合の解析結果と測定データの比較から，ＦＰ放出の開始時刻を良く再現できることを確認している。炉心の加熱出力が増加した
後は，測定データに比べて被覆管温度を高めに評価するとともに，より急激なＦＰ

5-209

放出を予測している。ＦＰ放出が顕著になる実験開始後，約11,000秒以降は，測定データが時間とともに一定の割合で増加するのに対し，解析結果は約0.5まで急激に増加した後，緩やかな増加を示している。解析結果と測定データの差異は，実験における小規模な炉心体系の模擬に起因していると考えられるが，実機体系では，局所的な挙動による影響は相対的に小さくなるため，この種の不確かさは小さくなると考えられ，実機解析への適用性を有すると判断できる。
ABCOVE実験解析では，格納容器中に発生させたエアロゾルについて気相中の濃度変化を評価した。解析結果は，エアロゾルの生成に伴う濃度の増加，その後の凝集及び沈着による濃度の減衰を良く模擬していることを確認した。エアロゾルの凝集に伴い沈降速度が増大する挙動は区画の大きさに依存しないので，スケールの観点においても実機解析への適用性を有すると判断できる。
4.4.2 感度解析等による検討の整理
重要現象に関連したパラメータの不確かさを分析し，その不確かさが重要現象に与える影響を感度解析等に基づき評価することで，実機解析への適用性を確認する。
・対向流［炉心（熱流動）］(1) 沸騰・ボイド率変化，気液分離（水位変化）
これらは原子炉圧力容器内の炉心水位挙動に関連する現象であり，原子炉圧力容
器内水位の低下が比較的緩慢なＴＱＵＸシーケンス及び比較的速い中小破断ＬＯＣ
Ａシーケンスを対象としてＳＡＦＥＲコードとの比較評価を行った。
比較評価においては，ＣＣＦＬの取り扱い等により，水位変化に差異が生じるものの，水位低下幅はＭＡＡＰコードの方が保守的であり，その後の注水操作による
有効燃料棒頂部までの水位回復時刻は両コードで同等である。なお，感度解析はＢ
ＷＲ５ Mark-I 改良型格納容器プラントに対して実施したものであるが，その他のＢ
ＷＲプラントにおいても現象のメカニズムは同じであり，同様の傾向が得られる。
したがって，ＭＡＡＰコードのこれらの現象に対する解析モデルは，実機解析への適用性を有すると判断できる。
］(2) 燃料被覆管酸化［炉心（燃料）炉心ヒートアップに関する解析モデルについては，4.2.1に示したＴＭＩ事故の分析結果との比較を通じて，その妥当性を確認した。また，ＭＡＡＰコードの解析モ
デルがＴＭＩ事故及びその後の検討により得られた知見をもとに開発されていることを踏まえると，ＭＡＡＰコードの解析モデルは一定の妥当性を有していると判断できる。しかしながら，炉心溶融時の実機の挙動に関しては，現段階では十分な知見が得られていない状況であることから，ここでは，炉心ヒートアップに関する解析モデルに関連したパラメータに対する感度解析により，その影響を評価した。

5-210

炉心ヒートアップは，崩壊熱及びジルコニウム－水反応の酸化反応熱により進展することから，酸化反応が促進されることを模擬してジルコニウム－水反応速度の係数を変化させた場合の感度解析を行った。感度解析においては，仮想的な厳しい想定ではあるがベースケースの２倍とした。感度解析は代表的にＢＷＲ５ Mark-I改
良型格納容器プラントを対象とし，炉心部への蒸気供給の差が生じることから，Ｔ
ＱＵＶシーケンス及び大破断ＬＯＣＡシーケンスについて実施した。
その結果，炉心溶融時刻については，ＴＱＵＶ，大破断ＬＯＣＡシーケンスのいずれも感度が小さいことを確認した。また，炉心溶融後の事象進展として，下部プ
レナムへのリロケーション開始時刻は，両シーケンスともベースケースとほぼ同時であり，炉心溶融開始から原子炉圧力容器破損までは３～４時間程度の時間を要することから，原子炉圧力容器破損時点で格納容器下部に十分な注水がなされており，実機解析への影響はない。さらに，ＴＱＵＶシーケンスでは，原子炉圧力容器破損時の原子炉圧力も2.0MPa[gage]以下であり，格納容器圧力への影響もわずかとなることから，実機解析への影響はない。水素ガス発生の観点では，感度解析においては被覆管酸化反応熱の増加を想定して仮想的に被覆管表面積を大きくしているものであり，実機の被覆管表面積は形状により決まることから影響しない。
以上，酸化反応が促進されることを模擬し，仮想的な条件としてジルコニウム－
水反応速度の係数を２倍とした場合の影響を評価した。なお，感度解析はＢＷＲ５
Mark-I改良型格納容器プラントに対して実施したものであるが，その他のＢＷＲプ
ラントにおいても現象のメカニズムは同じであり，同様の傾向が得られる。また，コンクリート侵食量については，原子炉圧力容器破損時刻への感度は小さく，格納容器下部への注水量に大きな差は生じないことから，影響は小さいと考えられる。
したがって，ＭＡＡＰコードの炉心ヒートアップに関する解析モデルは，実機解析への適用性を有すると判断できる。
(3) リロケーション［圧力容器(炉心損傷後)］
炉心のリロケーションに関する解析モデルについては，4.2.1に示したように，Ｔ
ＭＩ事故の分析結果との比較を通じて，その妥当性を確認した。また，ＭＡＡＰコードの解析モデルがＴＭＩ事故及びその後の検討により得られた知見をもとに開発されていることを踏まえると，ＭＡＡＰコードの解析モデルは一定の妥当性を有していると判断できる。しかしながら，炉心溶融時の実機の挙動に関しては，現段階では十分な知見が得られていない状況であることから，ここでは，炉心のリロケーションに関する解析モデルに関連したパラメータに対する感度解析により，その影響を評価した。
ＭＡＡＰコードでは，燃料の温度履歴に応じて炉心ノードが崩壊するまでの時間を計算しており，炉心ノード崩壊のパラメータをベースケースから5-211

K引き下げることで，リロケーションが早く進展する状態を模擬した。感度解析は代表的にＢＷ
Ｒ５ Mark-I改良型格納容器プラントを対象とし，炉心領域の冷却材による除熱の効
果により差が生じることから，ＴＱＵＶシーケンス及び大破断ＬＯＣＡシーケンスについて実施した。
炉心溶融時刻については，ＴＱＵＶ，大破断ＬＯＣＡシーケンスのいずれも感度は小さい。なお，原子炉圧力容器破損時刻についても，両シーケンスで感度は小さ
く，実機解析への影響はない。さらに，原子炉圧力容器破損時の原子炉圧力も2.0MPa[gage]以下であり，実機解析への影響はない。コンクリート侵食量について
は，原子炉圧力容器破損時刻への感度は小さく，格納容器下部への注水量に大きな差は生じないことから，影響は小さいと考えられる。
以上，炉心ノード崩壊のパラメータを，大幅ながらK引き下げることでリロケーションが早く進展する状態を模擬した感度解析を行い，ＴＱＵＶ及び大破断ＬＯ
ＣＡシーケンスのいずれについても感度が小さいことを確認した。また，原子炉圧
力容器破損時の原子炉圧力は2.0MPa[gage]以下であり，かつ格納容器下部には十分な注水があることから，実機解析での評価に影響を与えるものではない。なお，感度解析はＢＷＲ５ Mark-I改良型格納容器プラントに対して実施したものであるが，その他のＢＷＲプラントにおいても現象のメカニズムは同じであり，同様の傾向が得られる。したがって，ＭＡＡＰコードのリロケーションに関する解析モデルは，実機解析への適用性を有すると判断できる。
(4) 原子炉圧力容器内ＦＣＩ（溶融炉心細粒化，デブリ粒子熱伝達）［圧力容器(炉心損
傷後)］
原子炉圧力容器内ＦＣＩにより生じる圧力スパイクは，冷却材圧力バウンダリや格納容器の破損に対する脅威とはならないと考えられるが，高圧溶融物放出を防止する観点で，原子炉圧力容器破損時刻とあいまって影響することが考えられる。圧力スパイクの大きさは溶融炉心の細粒化割合及び粒子径の影響が大きいため，ここでは溶融ジェット径，細粒化モデルにおけるエントレインメント係数及びデブリ粒
子径をパラメータとして感度解析を実施した。
いずれのパラメータに対する感度解析においても，圧力スパイクは原子炉圧力容器破損までに終息する結果となっており，原子炉圧力容器破損時点での原子炉圧力に対する感度は小さい。このことは，原子炉圧力容器内ＦＣＩは下部プレナムの冷却材がすべて蒸発すると終息するが，その後，冷却材による溶融炉心からの除熱量の減少によって下部ヘッドへの伝熱量が大きくなることで原子炉圧力容器破損が発生するため，両者が重畳しにくいことを示している。なお，感度解析はＢＷＲ５
Mark-I改良型格納容器プラントに対して実施したものであるが，その他のＢＷＲプ
ラントにおいても炉心質量と冷却材体積の比は大きく変わらないため，同様の傾向

5-212

が得られる。したがって，ＭＡＡＰコードの原子炉圧力容器内ＦＣＩに関するモデ
ルは，実機解析への適用性を有すると判断できる。
(5) 下部プレナムでの溶融炉心の熱伝達［圧力容器(炉心損傷後)］
下部プレナムでの溶融炉心の熱伝達に関する解析モデルについては，4.2.1に示したように，ＴＭＩ事故の分析結果との比較を通じて，その妥当性を確認した。また，
ＭＡＡＰコードの解析モデルがＴＭＩ事故及びその後の検討により得られた知見をもとに開発されていることを踏まえると，ＭＡＡＰコードの解析モデルは一定の妥当性を有していると判断できる。しかしながら，炉心溶融時の実機の挙動に関して
は，現段階では十分な知見が得られていない状況であることから，ここでは，下部
プレナムでの溶融炉心の熱伝達に関する解析モデルに関連したパラメータに対する感度解析により，その影響を評価した。
溶融炉心と上面水プールとの伝熱は限界熱流束により制限されるが，この制限を低下させた条件で感度解析を実施した。その結果，原子炉圧力容器破損時刻にほとんど感度がないことが確認された。
一方，溶融炉心と原子炉圧力容器間の熱伝達については，ギャップにおける限界
熱流束で制限される。この制限を低下させた条件で感度解析を実施した結果についても，原子炉圧力及び原子炉圧力容器破損時刻にほとんど感度がないことが確認された。
溶融炉心と上面水プールとの伝熱及び溶融炉心と原子炉圧力容器間の熱伝達ともに感度が小さい結果となっているが，この理由はこれらの現象による影響が下部プ
レナムにおいてドライアウトが生じるまでの期間に限定されることによる。
なお，感度解析はＢＷＲ５ Mark-I 改良型格納容器プラントに対して実施したものであるが，その他のＢＷＲプラントにおいても現象のメカニズムは同じであり，同様の傾向が得られる。したがって，ＭＡＡＰコードにおける下部プレナムでの溶融
炉心の熱伝達に関する解析モデルは，実機解析への適用性を有すると判断できる。
(6) 原子炉圧力容器破損［圧力容器(炉心損傷後)］有効性評価の解析において，制御棒駆動機構ハウジング溶接部の破損は，溶接部のひずみ量としきい値の比較により判定される。そこで，このしきい値をベースケ
ースの1/10に低下させた解析を実施し，原子炉圧力容器破損時刻の感度を評価した。
評価の結果，原子炉圧力容器破損時刻は約13分早まることを確認した。評価では有意な影響を検知する目的から，しきい値を仮想的にベースケースの1/10まで低下させたが，実機において破断ひずみがここまで大幅に低下することは考えにくいため，溶接部のひずみ量しきい値の影響は十分に小さいと判断される。
なお，感度解析はＢＷＲ５ Mark-I改良型格納容器プラントに対して実施したもの

5-213

であるが，その他のＢＷＲプラントにおいても制御棒駆動機構ハウジングの構造は大きく変わらないため同様の傾向が得られる。したがって，ＭＡＡＰコードの原子
炉圧力容器破損に関するモデルは，実機解析への適用性を有すると判断できる。
(7) 原子炉圧力容器外ＦＣＩ（溶融炉心細粒化，デブリ粒子熱伝達）［格納容器(炉心損
傷後)］
原子炉圧力容器外ＦＣＩについては，添付２において国内外で実施された実験等
による知見を整理するとともに，解析モデルに関する不確かさの整理を行い，感度解析により有効性評価への影響を確認した。
原子炉圧力容器外ＦＣＩにおける水蒸気爆発に関しては，UO2を用いた大規模ＦＣ
Ｉ実験であるFARO実験，KROTOS実験，COTELS実験及びTROI実験の結果から，実機において大規模な水蒸気爆発に至る可能性は極めて小さいと結論付けた。なお，参考として，水蒸気爆発の発生を仮定した場合の影響についても，水蒸気爆発解析コード（ＪＡＳＭＩＮＥ[25]）及び構造応答解析コード（ＡＵＴＯＤＹＮ[26]若しくはＬＳ－ＤＹＮＡ[27]）を用いて，水蒸気爆発のトリガを解析的条件として与えることで水蒸気爆発の発生を模擬した解析を行うことにより，水蒸気爆発による格納容器ペデ
スタル構造部への影響を評価し，格納容器の健全性に影響を及ぼさないことを確認している。以上より，有効性評価において，原子炉圧力容器外ＦＣＩにおける水蒸
気爆発に関しては発生可能性が低く，水蒸気爆発挙動及びその後の格納容器の動的挙動に関する評価は必須とはならない。
原子炉圧力容器外ＦＣＩにおける圧力スパイクに関しては，解析モデルでの不確
かさはRicou-Spaldingモデルのエントレインメント係数及び溶融粒子の径に代表され，それぞれをパラメータとした感度解析を実施した。その結果，いずれのパラメ
ータについても，原子炉圧力容器外ＦＣＩにより生じる圧力スパイクへの感度が小さいことを確認した。
なお，感度解析はＢＷＲ５ Mark-I改良型格納容器プラントに対して実施したものであり，原子炉圧力容器外ＦＣＩによる圧力スパイクは，格納容器下部に落下する
溶融炉心の量や格納容器下部プール水位等の条件に依存して変化し得るものの，その他のＢＷＲプラントにおいても現象のメカニズムは同じであり，同様の傾向が得られる。したがって，ＭＡＡＰにおける原子炉圧力容器外ＦＣＩに関する解析モデ
ルは，実機解析への適用性を有すると判断できる。
(8) 格納容器下部床面での溶融炉心の拡がり，溶融炉心と格納容器下部プール水との伝熱，溶融炉心とコンクリートの伝熱［格納容器(炉心損傷後)］
格納容器下部床面での溶融炉心の拡がりについては，関連する実験や評価に関する知見に基づくと，落下した溶融炉心は床上全体に均一に拡がると想定される。た5-214

だし，堆積形状の不確かさが想定されるため，個別プラントのペデスタルの形状や事前水張りの深さを踏まえて，拡がりを抑制した感度解析等の取扱いを行うことが適切と考えられる。
ＭＣＣＩに関する種々の実験から得られた知見等に基づき不確かさの要因の分析を行い，エントレインメント係数，上面熱流束係数及び溶融プール－クラスト間の熱伝達係数をパラメータとした感度解析を行い，コンクリート侵食への影響を評価した。評価の結果，コンクリート侵食量に対して上面熱流束の感度が支配的である
ことが確認された。上面熱流束を想定される下限値とした場合でも，コンクリート
侵食量は22.5cm程度であることが確認された。また，実験で確認されている侵食面における侵食の不均一性については，ＭＡＡＰモデルのベンチマーク解析結果から，実験の侵食面における侵食のばらつきが，ＭＡＡＰコードの予測侵食量の20%の範囲内に収まっていることから，上面熱流束の感度に比べて影響が小さいことを確認した。
なお，感度解析はＢＷＲ５ Mark-I改良型格納容器プラントに対して実施したものであるが，その他のＢＷＲプラントにおいても現象のメカニズムは同じであり，同様の傾向が得られると考えられる。しかしながら，溶融炉心・コンクリート相互作
用については，複雑な多成分・多相熱伝達現象であり知見が十分であるとはいえな
いこと，また事前水張り時の落下溶融炉心の冷却性を直接調べた実験例がほとんどないことから，今後も継続して検討を進め，知見の拡充に努めることが重要である
と考える。

5-215

分類

炉心（核）

炉心（燃料）5-216

炉心（熱流動）実 験 解 析感度解析(4.3.1）

MAAP コードの方が保守的であり，その後の注水操作による有効燃
料棒頂部までの水位回復時刻は両コードで同等である。

いないこと等から，水位変化に差異が生じたものの水位低下幅はMAAP コードでは SAFER コードで考慮している CCFL を取り扱って・対向流算モデル）(3.3.2(4)）(水位変化)

気液分離。
Mark-I 改良型格納容器プラント対象）変化

炉心モデル（炉心水位計

ドと SAFER コードの比較を行い，以下の傾向を確認した（BWR5

沸騰・ボイド率○ TQUX シーケンス及び中小破断 LOCA シーケンスに対して，MAAP コー

下部プレナムへのリロケーションの開始時刻は，ほぼ変化しない。

響は小さい。

。
納容器プラント対象）2 倍とした感度解析により影響を確認した（BWR5 Mark-I 改良型格

的な厳しい振り幅ではあるが，ジルコニウム－水反応速度の係数を○ 炉心ヒートアップ速度の増加（被覆管酸化の促進）を想定し，仮想た。

変形

び添付 1）

感度解析(4.3.2 及(4.2.2)CORA

スの温度変化について，測定データと良く一致することを確認し○ CORA 実験解析における，燃料被覆管，制御棒及びチャンネルボックとを確認した。

域での溶融進展状態について，TMI 事故分析結果と良く一致するこ○ TMI 事故解析における炉心ヒートアップ時の水素ガス発生，炉心領○ 入力値に含まれる。

不確かさ

TQUV，大破断 LOCA シーケンスともに，炉心溶融の開始時刻への影(3.3.6(1)）

事 故 解 析(4.2.1）

TMI

不要

妥当性確認

燃料被覆管

（炉心ヒートアップ）

酸化溶 融炉心 の挙動 モデル

モデル）(3.3.2(3)）

炉心モデル（炉心熱水力及び崩壊熱）（3.3.2(2)）

炉心モデル（原子炉出力

解析モデル

燃料被覆管

熱伝達

燃料棒表面

温度変化

燃料棒内

崩壊熱

重要現象

表 4.4-1 重要現象の不確かさの整理 (1/6)

分類)（逃がし安全弁含む

原子炉圧力容器

原子炉格納容器5-217

生ス・酸素ガス発による水素ガ

放射線水分解等

スプレイ冷却

熱伝達

気液界面の

導

達及び内部熱伝構造材との熱伝の流動－設備）(3.3.5(4))

安全系モデル（代替注水

スプレイ）(3.3.5(2))

安全系モデル（格納容器(3.3.4(2))

ル）

格 納容器 の熱水 力モデ

HDR 実験

不要

不要(4.2.3)解析－(4.2.4)

験解析

発生は水の放射線分解に起因する。

○ 窒素置換による格納容器雰囲気の不活性化が行われており，酸素ガス

熱モデルの不確かさはない。

○ スプレイの水滴温度は短時間で雰囲気温度と平衡に至ることから伝○ 入力値に含まれる。

いて，解析結果が測定データと良く一致することを確認した。

○ CSTF 実験解析では，格納容器温度及び非凝縮性ガス濃度の挙動につとを確認した。

ガス濃度の挙動について，解析結果が測定データと良く一致するこ

この種の不確かさは小さくなるものと考えられる。また，非凝縮性

れたが，実験体系に起因するものと考えられ，実機体系においては程度高めに，格納容器圧力を１割程度高めに評価する傾向が確認さめて傾向を良く再現できることを確認した。格納容器温度を十数℃

CSTF 実○ 入力値に含まれる。

○ 逃がし安全弁からの流量は，設計値に基づいて計算される。

不確かさ

各領域間

格納容器モデル（原子炉

不要

不要

妥当性確認

○ HDR 実験解析では，格納容器圧力及び温度について，温度成層化を含設備）(3.3.5(4))

安全系モデル（代替注水

心冷却系）(3.3.5(1))

安全系モデル（非常用炉(3.3.3(3))（ 破 断 流 モ デ ル ）原 子炉圧 力容器 モデル

解析モデル

格納容器

備含む）

系・代替注水設

ECCS 注水（給水

界流・差圧流）冷却材放出（臨重要現象

表 4.4-1 重要現象の不確かさの整理 (2/6)

分類

原子炉格納容器（逃がし安全弁含む）

原子炉圧力容器（炉心損傷後）

5-218
び添付 1)

融炉心の挙動）(3.3.6(3))

原子炉圧力容器

内 FCI(デブリ粒

子熱伝達)感度解析(4.3.4 及（下部プレナムでの溶

細粒化)

び添付 1)

感度解析(4.3.3 及(4.2.1)

TMI 事故解析

不要

溶融炉心の挙動モデル(3.3.6(2))（リロケーション）

溶融炉心の挙動モデル(3.3.5(1))

炉心冷却系）

安全系モデル（非常用

不要

妥当性確認

内 FCI(溶融炉心

原子炉圧力容器

達

構造材との熱伝

リロケーション

ン・プール冷却サプレッショデル）

ベント(3.3.4(2))

炉格納容器の熱水力モ

格納容器モデル（原子

解析モデル

格納容器

重要現象

不確かさ

格納容器プラント対象）。

炉圧力に対する感度が小さいことを確認した（BWR5 Mark-I改良型

解析を行い，いずれについても，原子炉圧力容器破損時点での原子

ントレインメント係数及びデブリ粒子径をパラメータとして感度○ 原子炉圧力容器内FCIに影響する項目として，溶融ジェット径，エ

容器の破損時刻への影響が小さいことを確認した。

TQUV，大破断 LOCA シーケンスともに，炉心溶融時刻，原子炉圧力改良型格納容器プラント対象）。

ラメータを低下させた感度解析により影響を確認した（BWR5 Mark-I○ リロケーションの進展が早まることを想定し，炉心ノード崩壊のパ分析結果と良く一致することを確認した。

○ TMI事故解析における炉心領域での溶融進展状態について，TMI事故○ 入力値に含まれる。

方法が用いられている。

路面積を入力値として与え，格納容器各領域間の流動と同様の計算○ MAAP コードでは格納容器ベントについては，設計流量に基づいて流○ 入力値に含まれる。

表 4.4-1 重要現象の不確かさの整理 (3/6)

分類（逃がし安全弁含む）（炉心損傷後）原子炉圧力容器（炉心損傷後）

原子炉格納容器5-219

感度解析(4.3.5及び添付1)

融炉心の挙動）(3.3.6(3))

内 FP 挙動

原子炉格納容器内 FP 挙動

原子炉圧力容器ス・酸素ガス発生による水素ガ

放射線水分解等

モデル）

破損

解析

動モデル(3.3.7)(4.2.7)

FP実験

核分裂生成物（FP）挙PHEBUS-－(4.2.8)析実験解ABCOVE

TMI事故解析

び添付1)

ガス発生）
（3.3.4(3)） (4.2.1)

格納容器モデル（水素(3.3.6(4))（原子炉圧力容器破損
感度解析(4.3.6及(4.2.1)（下部プレナムでの溶

溶融炉心の挙動モデル

TMI事故解析

妥当性確認

溶融炉心の挙動モデル

解析モデル

原子炉圧力容器

伝達の溶融炉心の熱

下部プレナムで

重要現象

不確かさ

評価できることを確認した。

○ ABCOVE実験解析により，格納容器内のエアロゾル沈着挙動を適正に

この種の不確かさは小さくなると考えられる。

な炉心体系の模擬によるものであり，実機の大規模な体系において放出を示す結果となった。ただし，この原因は実験における小規模

ものの，燃料棒被覆管温度を高めに評価することにより，急激なFP○ PHEBUS-FP実験解析により，FP放出の開始時刻を良く再現できている

析を通じて分析結果と良く一致することを確認した。

○ 炉心内のジルコニウム－水反応による水素ガス発生量は，TMI事故解

十分小さいと判断される。

仮想的な厳しい条件に基づく解析結果であり，実機における影響はとを確認した（BWR5 Mark-I改良型格納容器プラント対象）。ただし，とした感度解析を行い，原子炉圧力容器破損時刻が約13分早まるこ

グ溶接部の破損判定に用いる最大ひずみ（しきい値）をパラメータ○ 原子炉圧力容器破損に影響する項目として制御棒駆動機構ハウジン

認した（BWR5 Mark-I改良型格納容器プラント対象）。

子炉圧力容器破損時刻等の事象進展に対する影響が小さいことを確部プレナムギャップ除熱量に係る係数に対する感度解析を行い，原○ 下部プレナム内の溶融炉心と上面水プールとの間の限界熱流束，下析結果と良く一致することを確認した。

○ TMI事故解析における下部プレナムの温度挙動について，TMI事故分

表 4.4-1 重要現象の不確かさの整理 (4/6)

分類

原子炉格納容器（炉心損傷後）

5-220

子熱伝達)

外 FCI(デブリ粒

原子炉圧力容器

細粒化)

外 FCI(溶融炉心

原子炉圧力容器

重要現象

4.3.8，（格納容器下部での溶（3.3.6(5))
添付3)

融 炉 心 の 挙 動 ） 添付2及び感度解析（4.3.7，

妥当性確認

溶融炉心の挙動モデル

解析モデル

不確かさ

を確認した（BWR5 Mark-I改良型格納容器プラント対象）。

圧力容器外FCIによって生じる圧力スパイクへの感度が小さいこと

係数及びデブリ粒子径をパラメータとして感度解析を行い，原子炉○ 原子炉圧力容器外FCI現象に関する項目としてエントレインメント

表 4.4-1 重要現象の不確かさの整理 (5/6)

分類

原子炉格納容器（炉心損傷後）

5-221

納容器下部での溶融炉心ールとの伝熱感度解析（4.3.8及び添付3）

コンクリート分解及び非凝縮性ガス発生格納容器プラント対象）。

面熱流束の感度に比べて影響が小さいことを確認した（BWR5 Mark-I改良型

つきがMAAPコードの予測侵食量の20%の範囲内に収まっていることから，上○ 実験で確認されている侵食の不均一性については，
実験における侵食のばらついて妥当に評価できることを確認した。

SURC-4実験解伝熱析（4.2.6）の溶融炉心とコンクリートの伝熱及びそれに伴うコンクリート侵食挙動に（4.2.5）

ンクリートの○ ACE実験解析及びSURC-4実験解析より，溶融炉心堆積状態が既知である場合

ACE実験解析厳しくなることはないと考えられる。

あり，不確かさを考慮しても実機でのコンクリート侵食量は感度解析よりも○ 上記の感度解析は，想定される範囲で厳しい条件を与えて感度を見たもので改良型格納容器プラント対象）。

も，コンクリート侵食量が22.5cm程度であることを確認した（BWR5 Mark-I

度が支配的であることを確認した。また，上面熱流束を下限値とした場合で度解析を行った。評価の結果，コンクリート侵食量に対して上面熱流束の感

熱流束及び溶融プールからクラストへの熱伝達係数をパラメータとした感○ MCCI現象に関する不確かさの要因分析より，エントレインメント係数，上面

溶融炉心とコ挙動）（3.3.6(5)）

溶融炉心の挙動モデル（格納容器下部プ

溶融炉心と格添付 3）（4.3.8及び

感度解析

れる。

まえて，拡がりを抑制した感度解析等の取扱いを行うことが適切と考えら

炉心の拡がり溶融炉心の拡がり実験や評価に関する知見に基づき，落下した溶融炉心は定されるため，個別プラントのペデスタルの形状や事前水張りの深さを踏

○

不確かさ

床面での溶融妥当性確認

床上全体に均一に拡がると想定される。ただし，堆積形状の不確かさが想

解析モデル

格納容器下部

重要現象

表 4.4-1 重要現象の不確かさの整理 (6/6)

5.

有効性評価への適用性
４章の妥当性確認において得られた重要現象に対する不確かさと，その不確かさが有効性評価に与える影響を表 5-1 に示す。
5.1
5.1.1

不確かさの取り扱いについて（評価指標の観点）
崩壊熱［炉心（核）］有効性評価では崩壊熱として，ANSI/ANS-5.1-1979 を用いている。ANSI/ANS-5.1-1979 はANS の軽水炉向け標準規格として発行されたものであり，設計値等に基づく信頼性の高い評価モデルである。有効性評価においては，平衡炉心のサイクル末期燃焼度に対し 1.1 倍したものを使用しており，崩壊熱を大きくするよう考慮している。
炉心損傷防止の観点では，大きめの崩壊熱を与えることで，原子炉格納容器圧力及び温度に対して厳しい結果を与える。
格納容器破損防止の観点でも，大きめの崩壊熱を与えることで，いずれの格納容器破損モードでも，炉心ヒートアップ，溶融進展を早める傾向となる。
「格納容器過圧・過温破損」の場合，原子炉格納容器圧力及び温度に対して厳しい結果を与える。
「高圧溶融物放出／格
納容器雰囲気直接加熱」の場合，原子炉圧力容器破損までの事象進展を早める傾向となり，
高圧溶融物放出防止に対して厳しい結果を与える。
「溶融燃料－冷却材相互作用」の場合，溶融炉心と冷却材の相互作用に伴う圧力スパイクを大きめに評価する結果を与える。
「水素燃焼」の場合，酸素ガスの発生量について崩壊熱を用いた評価を行っており，酸素濃度に対して厳しい結果を与える。
「溶融炉心・コンクリート相互作用」の場合，溶融炉心の冷却がされにくくなり，コンクリート侵食に対して厳しい結果を与える。
以上，いずれについても，厳しい結果を与えるものの，炉心損傷防止対策及び格納容器破損防止対策の有効性の判断には影響しない。
5.1.2

沸騰・ボイド率変化，気液分離（水位変化）
・対向流［炉心（熱流動）］

これらは原子炉圧力容器内の炉心水位挙動に関する現象であり，原子炉圧力容器内水位の低下が比較的緩慢なＴＱＵＸシーケンス及び比較的速い中小破断ＬＯＣＡシーケンスを対象としてＳＡＦＥＲコードとの比較評価を行った。
ＭＡＡＰコードはＳＡＦＥＲコードで考慮しているＣＣＦＬ現象を取り扱っていないこと等から水位変化に差異が生じたものの，水位低下幅はＭＡＡＰコードの方が保守的であり，その後の注水操作による有効燃料棒頂部までの水位回復時刻は両コードで同等である
ことから，原子炉圧力容器内挙動を含めた全体挙動を適正に評価していると判断できる。
5.1.3

冷却材放出（臨界流・差圧流）［原子炉圧力容器］

逃がし安全弁からの冷却材放出については，設計値に基づき流量が適正に計算されてい
る。

5-222

5.1.4

格納容器各領域間の流動，構造材との熱伝達及び内部熱伝導，気液界面の熱伝達，格納容器ベント［原子炉格納容器］

格納容器各領域間の流動及び気液界面の熱伝達については，挙動が適正に評価され，不確
かさは小さい。構造材との熱伝達及び内部熱伝導については，HDR の縦長格納容器形状や水蒸気注入位置といった実験体系に起因するものと考えられるが，短期的な応答として格納
容器温度を十数℃程度高めに，原子炉格納容器圧力を１割程度高めに評価する結果となった。実機体系においてはこの種の不確かさは小さくなると考えられるが，原子炉格納容器圧
力及び温度の上昇を実際の挙動よりも大きめに評価する可能性がある。なお，格納容器ベントについては，設計流量に基づいて流路面積を入力値として与え，格納容器各領域間の流動と同様の計算方法が用いられている。
5.1.5

ＥＣＣＳ注水（給水系・代替注水設備含む）［原子炉圧力容器］，スプレイ冷却，
サプレッション・プール冷却［原子炉格納容器］

ＥＣＣＳ注水及びスプレイ冷却については，設計値に基づき注入特性を与えることで，冷却に対して保守的な条件となるよう設定している。スプレイによる混合挙動については，液滴径を入力し，液滴と気相部の界面熱伝達により気相部が冷却されるモデルであるが，液滴の伝熱面積が大きいことにより，スプレイされた水は気相部温度と等しくなって液相に落下する結果となる。したがって，モデルの不確かさによる影響はないと考えられる。
サプレッション・プール冷却については，ポンプ流量及び除熱量を設計値に基づき与えており，適正に評価される。
5.1.6

燃料被覆管酸化［炉心（燃料）］，放射線水分解等による水素ガス・酸素ガス発生［原子炉格納容器］［原子炉圧力容器（炉心損傷後）］

炉心内のジルコニウム－水反応による水素ガス発生量は Baker-Just の相関式（高温）又は Cathcart の相関式（低温）を用いて計算され，これらのモデルはＴＭＩ事故解析により妥当性が確認されている。なお，ＢＷＲでは窒素置換による格納容器雰囲気の不活性化が行われることにより，酸素濃度が低いため，短期的に爆轟が生じることはない。長期的には水の放射線分解により酸素ガスが発生するが，電力共通研究の実験結果[30]に基づいたＧ値を用いて酸素ガス発生量を評価している。ＢＷＲでは格納容器内がウェット環境にあるが，酸素濃度の判定基準への適合性について，水蒸気濃度を除いたドライ条件下で行うことにより，保守的に評価している。これらのことから，有効性評価の結果に与える影響はない。
5.1.7

炉心ヒートアップ（燃料棒内温度変化，燃料棒表面熱伝達，燃料被覆管酸化，燃料被覆管変形［炉心（燃料）］），リロケーション，構造材との熱伝達及び下部プ
レナムでの溶融炉心の熱伝達［原子炉圧力容器（炉心損傷後）］

炉心ヒートアップ（燃料棒内温度変化，燃料棒表面熱伝達，燃料被覆管酸化，燃料被覆管

5-223変形）に関する現象については，実機スケールで確認された例が少ない。しかしながら，Ｍ
ＡＡＰコードの解析モデルは，ＴＭＩ事故や CORA 実験等のその後の実験の知見に基づいて開発され，そのモデルを用いて実施されたＴＭＩ事故のベンチマーク解析及び CORA 実験解析において再現性も確認されていることから，妥当性があると判断でき，各事故シーケンスの評価に適用できる。
また，炉心ヒートアップ現象に関し，ジルコニウム－水反応速度に対する感度解析を実施
し，影響を確認した。ＴＱＵＶ，大破断ＬＯＣＡシーケンスともに，炉心溶融開始時刻及び下部プレナムへのリロケーションの開始時刻等の事象進展への影響は小さく，「格納容器過圧・過温破損」及び「原子炉圧力容器外の溶融炉心－冷却材相互作用」の評価指標に与える影響は小さい。また，「高圧溶融物・格納容器雰囲気直接加熱」については，原子炉圧力容器破損時の原子炉圧力が 2.0MPa[gage]を上回ることはなく，格納容器破損防止対策の有効性に与える影響はない。「溶融炉心・コンクリート相互作用」については，原子炉圧力容器
破損時間への影響が小さく，原子炉圧力容器破損時点で格納容器下部に十分な注水がなされていることから，コンクリート侵食量への影響は小さいと考えられる。「水素燃焼」については，酸素ガスの発生量について崩壊熱を用いた評価を行っており，評価指標に与える影
響はない。
リロケーションに関する現象については，実機スケールで確認された例が少ない。しかしながら，ＭＡＡＰコードの解析モデルは，ＴＭＩ事故やその後の実験等の知見に基づいて開発され，その解析モデルを用いて実施されたＴＭＩ事故のベンチマーク解析において再現性も確認されていることから，妥当性があると判断でき，各事故シーケンスの評価に適用できる。
また，リロケーションに関する感度を確認するために，炉心ノード崩壊のパラメータに対し，感度解析を行った。ＴＱＵＶ，大破断ＬＯＣＡシーケンスともに，炉心溶融やリロケー
ション後の原子炉圧力容器の破損時刻に与える感度は小さく，事象進展への影響は限定的であり，「格納容器過圧・過温破損」及び「原子炉圧力容器外の溶融炉心－冷却材相互作用」の評価指標に与える影響はない。
「高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱」については，
原子炉圧力容器破損時の原子炉圧力は 2.0MPa[gage]を上回ることはなく，格納容器破損防止対策の有効性に与える影響はない。「水素燃焼」について，酸素ガスの発生量について崩壊熱を用いた評価を行っており，評価指標に与える影響はない。「溶融炉心・コンクリート
相互作用」については，原子炉圧力容器破損時点で格納容器下部に十分な注水がなされていることから，コンクリート侵食量への影響は小さいと考えられる。
下部プレナムでの溶融炉心の熱伝達に関する現象に関しては，実機スケールで確認された例が少なく，現象自体に不確かさが大きいと考えられる。しかしながら，ＭＡＡＰコードの解析モデルは，ＴＭＩ事故やその後の実験等の知見に基づいて開発され，その解析モデル
を用いて実施されたＴＭＩ事故のベンチマーク解析において再現性も確認されていることから，ＭＡＡＰコードによる解析結果は一定の妥当性を有するものと考えられる。

5-224

また，下部プレナム内の溶融炉心と上面水プールとの間の限界熱流束，下部プレナムギャ
ップ除熱量に係る係数に対する感度解析を実施し，影響を確認した。原子炉圧力容器破損時
刻等の事象進展に大きな相違はないため，不確かさによる原子炉圧力容器破損時刻等の事
象進展への影響は小さく，各事故シーケンスの評価指標への影響は小さいと考えられる。
5.1.8

原子炉圧力容器破損［原子炉圧力容器（炉心損傷後）］

原子炉圧力容器破損に影響する項目として「制御棒駆動機構ハウジング溶接部の破損判定に用いる最大ひずみ（しきい値）」をパラメータとした場合の感度解析を行い，原子炉圧
力容器破損時刻が約 13 分早まることを確認した。ただし，この結果は仮想的な厳しい条件を与えたケースであり，実機における影響は十分小さいと判断され，各事故シーケンスの評
価指標への影響は小さいと考えられる。
5.1.9

原子炉圧力容器内ＦＰ挙動［原子炉圧力容器（炉心損傷後）］，原子炉格納容器内
ＦＰ挙動［原子炉格納容器（炉心損傷後）］

PHEBUS-FP 実験解析において，ギャップ放出のタイミングについては適切に評価されることを確認している。その後の実験解析における燃料破損後のＦＰ放出開始のタイミング及び放出挙動については，被覆管酸化反応熱を大きく，燃料棒被覆管温度が高めに推移することにより早めに評価する傾向があったが，実験における小規模な炉心体系の模擬に起因していると考えられ，実機体系では，局所的な挙動による影響は相対的に小さくなるため，この種の不確かさは小さくなると考えられる。なお，最終的なＦＰ放出割合は実験と同程度となっている。
ABCOVE 実験解析により，格納容器へ放出されたエアロゾルの沈着挙動について，ほぼ適正に評価できることを確認しており，各事故シーケンスの評価への影響は小さい。
5.1.10

原子炉圧力容器内ＦＣＩ（溶融炉心細粒化，デブリ粒子熱伝達）［原子炉圧力容器（炉心損傷後）］原子炉圧力容器内ＦＣＩに影響する項目として，溶融ジェット径，エントレインメント係
数及びデブリ粒子径をパラメータとして感度解析を行い，いずれについても，原子炉圧力容器破損時点での原子炉圧力に対する感度が小さいことを確認した。
「高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱」では，高圧溶融物放出を防止する観点で，
原子炉圧力容器破損時刻とあいまって，原子炉圧力容器内ＦＣＩによる原子炉圧力変化が原子炉圧力容器破損時点での原子炉圧力に影響すると考えられるが，上記のとおり，原子炉
圧力容器破損時点での原子炉圧力に対する感度は小さく，2.0MPa[gage]を上回ることはな
い。
5.1.11

原子炉圧力容器外ＦＣＩ（溶融炉心細粒化，デブリ粒子熱伝達）［格納容器（炉心

5-225

損傷後）
］
原子炉圧力容器外ＦＣＩにおける水蒸気爆発に関しては，実機において大規模な水蒸気爆発に至る可能性は極めて小さく，有効性評価においては，水蒸気爆発挙動及びその後の格
納容器の動的挙動に関する評価は必須ではなく，各事故シーケンスの評価に対して影響するものではない。
原子炉圧力容器外ＦＣＩにおける圧力スパイクに関しては，解析モデルでの不確かさがエントレインメント係数及びデブリ粒子径に代表され，感度解析により原子炉圧力容器外ＦＣＩにより生じる圧力スパイクへの感度は小さいことを確認しており，「原子炉圧力容器
外の溶融燃料－冷却材相互作用」の評価指標への影響は小さい。
また，ＭＣＣＩ現象への影響の観点で，エントレインメント係数に関して感度解析を実施
し，ＭＣＣＩによるコンクリート侵食量への感度が小さいことを確認した。
5.1.12

格納容器下部床面での溶融炉心の拡がり，溶融炉心と格納容器下部プール水との伝熱，溶融炉心とコンクリートの伝熱，コンクリート分解及び非凝縮性ガス発生［格納容器（炉心損傷後）］

ＭＣＣＩに関する種々の実験や解析から得られた知見等に基づき不確かさの要因の分析を行い，ＭＣＣＩ現象への影響の観点で感度解析等の検討を行った。
格納容器下部床面での溶融炉心の拡がりについては，関連する実験や評価に関する知見に基づくと，落下した溶融炉心は床上全体に均一に拡がると想定される。ただし，堆積形状の不確かさが想定されるため，個別プラントのペデスタルの形状や事前水張りの深さを踏
まえて，拡がりを抑制した感度解析等の取扱いを行うことが適切と考えられる。
溶融炉心と格納容器下部プール水との伝熱については，感度解析によりコンクリート侵
食量に対して上面熱流束の感度が支配的であることが確認された。上面熱流束を想定される下限値とした場合でも，コンクリート侵食量は 22.5cm 程度に収まることが確認された。
上記の感度解析は，想定される範囲で厳しい条件を与えて感度を見たものであり，不確かさを考慮しても実機でのコンクリート侵食量は，感度解析よりも厳しくなることはないと考えられる。
溶融炉心とコンクリートの伝熱，コンクリート分解及び非凝縮性ガス発生はコンクリー
ト侵食量に影響のある重要現象として抽出されるが，コンクリート侵食モデルは ACE 実験
解析や SURC-4 実験解析により妥当性が確認されており，不確かさは限定されているため適用性を有するものと考えられる。また，実験で確認されている侵食面における侵食の不均一性については，ＭＡＡＰモデルのベンチマーク解析結果から，実験における侵食のばらつき
が，ＭＡＡＰコードの予測侵食量の 20％の範囲内に収まっていることから，上面熱流束の感度に比べて影響が小さいことを確認した。
「溶融炉心・コンクリート相互作用」では，上面熱流束を主要因としてコンクリート侵食量の予測に与える不確かさがあり，ＭＡＡＰで得られた結果に対し，不確かさを考慮するこ

5-226

とで，格納容器破損防止対策の有効性を確認できる。

5-227

5.2

不確かさの取り扱いについて（運転操作の観点）

有効性評価において，ＭＡＡＰを適用する事象で仮定する運転操作は，① 逃がし安全弁の開弁による原子炉の減圧② 低圧代替注水系による原子炉への注水③ 格納容器代替スプレイ系による格納容器スプレイ④ 格納容器圧力逃がし装置による格納容器除熱⑤ 残留熱除去系による格納容器除熱⑥ サプレッション・プール水位制限値到達による格納容器スプレイ停止⑦ 高圧代替注水系による原子炉への注水⑧ 格納容器下部注水系による格納容器下部注水⑨ 外部水源からの総注水量制限到達による格納容器スプレイ停止
である。以下，各運転操作に対するＭＡＡＰコードでモデル化されている重要現象の不確かさの影響を整理する。
5.2.1

逃がし安全弁の開弁による原子炉の減圧各事故シーケンスに対して，原子炉を減圧するために，時間・原子炉水位・サプレッション・プール水温等のパラメータに応じて逃がし安全弁の手動開弁操作を適宜実施する。
ＭＡＡＰコードでモデル化されている重要現象の不確かさが本運転操作に与える影響と
して，
「崩壊熱」
「沸騰・ボイド率変化，気液分離（水位変化）
・対向流」「冷却材放出（臨界流・差圧流）」「炉心ヒートアップ（燃料棒内温度変化，燃料棒表面熱伝達，燃料被覆管酸化，
燃料被覆管変形）」等の不確かさに起因する原子炉水位挙動・サプレッション・プール水温
挙動の違いが挙げられるが，４章に示した各重要現象に対する感度解析・実験解析の結果から，本運転操作に対して，上記重要現象の不確かさが与える影響は小さいと考えられる。
5.2.2

低圧代替注水系による原子炉への注水

各事故シーケンスに対して，炉心を冷却するために，時間・原子炉水位等のパラメータに応じて低圧代替注水系による注水を適宜実施する。
ＭＡＡＰコードでモデル化されている重要現象の不確かさが本運転操作に与える影響と
して，
「崩壊熱」
「沸騰・ボイド率変化，気液分離（水位変化）
・対向流」「冷却材放出（臨界流・差圧流）」「炉心ヒートアップ（燃料棒内温度変化，燃料棒表面熱伝達，燃料被覆管酸化，
燃料被覆管変形）」等の不確かさに起因する原子炉水位挙動等の違いが挙げられるが，４章に示した各重要現象に対する感度解析・実験解析の結果から，本運転操作に対して，上記重要現象の不確かさが与える影響は小さいと考えられる。
5.2.3

格納容器代替スプレイ系による格納容器スプレイ

各事故シーケンスに対して，格納容器雰囲気を冷却するために，格納容器圧力あるいは格5-228

納容器温度が設定値に到達した時点で格納容器代替スプレイ系による格納容器スプレイを適宜実施する。
ＭＡＡＰコードでモデル化されている重要現象の不確かさが本運転操作に与える影響と
して，
「崩壊熱」
「冷却材放出（臨界流・差圧流）」「構造材との熱伝達及び内部熱伝導」「炉
心ヒートアップ（燃料棒内温度変化，燃料棒表面熱伝達，燃料被覆管酸化，燃料被覆管変形）」「リロケーション」等の不確かさに起因する格納容器圧力あるいは格納容器温度の設定値
到達時間の違いが挙げられるが，４章に示した各重要現象に対する感度解析・実験解析の結果から，本運転操作に対して，上記重要現象の不確かさが与える影響は小さいと考えられる。
5.2.4

格納容器圧力逃がし装置による格納容器除熱

各事故シーケンスに対して，格納容器から除熱するために，格納容器圧力が限界圧力等の設定値に到達した時点で格納容器圧力逃がし装置によるベントを適宜実施する。
ＭＡＡＰコードでモデル化されている重要現象の不確かさが本運転操作に与える影響と
して，
「崩壊熱」
「構造材との熱伝達及び内部熱伝導」等の不確かさに起因する格納容器圧力の設定値到達時間の違いが挙げられるが，４章に示した各重要現象に対する感度解析・実験解析の結果から，本運転操作に対して，上記重要現象の不確かさが与える影響は小さいと考
えられる。
5.2.5

残留熱除去系による格納容器除熱「高圧注水・減圧機能喪失」「崩壊熱除去機能喪失（取水機能が喪失した場合）」シーケン
スに対して，時間・原子炉水位等のパラメータに応じて残留熱除去系等による格納容器除熱を実施する。
ＭＡＡＰコードでモデル化されている重要現象の不確かさが本運転操作に与える影響と
して，
「崩壊熱」
「沸騰・ボイド率変化，気液分離（水位変化）
・対向流」「炉心ヒートアップ（燃料棒内温度変化，燃料棒表面熱伝達，燃料被覆管酸化，燃料被覆管変形）」等の不確かさに起因する原子炉水位挙動の違いが挙げられるが，４章に示した各重要現象に対する感度解析・実験解析の結果から，本運転操作に対して，上記重要現象の不確かさが与える影響は小さいと考えられる。
5.2.6

サプレッション・プール水位制限値到達による格納容器スプレイ停止

各事故シーケンスに対して，サプレッション・プール水位が制限値まで到達した場合に格納容器スプレイを停止させる。
ＭＡＡＰコードでモデル化されている重要現象の不確かさが本運転操作に与える影響と
して，
「崩壊熱」
「冷却材放出（臨界流・差圧流）」「構造材との熱伝達及び内部熱伝導」「炉
心ヒートアップ（燃料棒内温度変化，
燃料棒表面熱伝達，燃料被覆管酸化，
燃料被覆管変形）」「リロケーション」等の不確かさに起因するサプレッション・プール水位の設定値到達時間

5-229の違いが挙げられるが，４章に示した各重要現象に対する感度解析・実験解析の結果から，
本運転操作に対して，上記重要現象の不確かさが与える影響は小さいと考えられる。
5.2.7

高圧代替注水系による原子炉への注水「高圧・低圧注水機能喪失」「崩壊熱除去機能喪失」「ＬＯＣＡ時注水機能喪失」に対して，
高圧代替注水系による原子炉への注水を適宜実施する。
本運転操作は水位・温度・圧力等の物理パラメータを検知して実施するものではないため，
ＭＡＡＰコードでモデル化されている重要現象の不確かさが本運転操作に与える影響はな
い。
5.2.8

格納容器下部注水系による格納容器下部注水

溶融炉心・コンクリート相互作用を緩和するために，溶融炉心の下部プレナムへのリロケーション後，原子炉圧力容器下鏡温度が設定値に到達した場合に格納容器下部注水系による格納容器下部注水を実施する。
ＭＡＡＰコードでモデル化されている重要現象の不確かさが本運転操作に与える影響として，「炉心ヒートアップ（燃料棒内温度変化，燃料棒表面熱伝達，燃料被覆管酸化，燃料
被覆管変形）」「リロケーション」「下部プレナムでの溶融炉心の熱伝達」等の不確かさに起因する原子炉圧力容器下鏡温度の設定値到達時間の違いが挙げられるが，４章に示した各重要現象に対する感度解析・実験解析の結果から，本運転操作に対して，上記重要現象の不確かさが与える影響は小さいと考えられる。
5.2.9

外部水源からの総注水量制限到達による格納容器スプレイ停止「格納容器過圧・過温破損」では，外部水源からの総注水量制限到達により格納容器スプレイを停止させる。格納容器スプレイ停止後には，格納容器圧力が限界圧力等の設定値に達した時点で格納容器圧力逃がし装置によるベントを実施する。
ＭＡＡＰコードでモデル化されている重要現象の不確かさが本運転操作に与える影響として，「崩壊熱」「冷却材放出（臨界流・差圧流）」「構造材との熱伝達及び内部熱伝導」「炉心ヒートアップ（燃料棒内温度変化，燃料棒表面熱伝達，燃料被覆管酸化，燃料被覆管変形）」「リ
ロケーション」等の不確かさに起因する外部水源からの注水開始時間・総注水量制限到達時間の違いが挙げられる。総注水制限に到達する時間が早ければ（遅ければ），格納容器スプレ
イの停止が早く（遅く）なると考えられるが，格納容器除熱に寄与する注水量の総量に変化はなく，長期的な格納容器圧力挙動の観点では影響が小さいと考えられる。したがって，本
運転操作に対して，上記重要現象の不確かさが与える影響は小さいと考えられる。

5-230

分類

炉心（核）

炉心（燃料）1325

炉心モデル（炉心熱水力モデル）（3.3.2(3)）
溶融炉心の挙動モデル（炉心ヒートアップ）（3.3.6(1)）

燃料棒内温度変化

燃料被覆管変形

燃料被覆管酸化燃料棒表面熱伝達炉心モデル（原子炉出力及び崩壊熱）（3.3.2(2)）

解析モデル

崩壊熱

重要現象
○有効性評価では，大きめの崩壊熱を使用することから，いずれの事象についても厳しい結果を与えるものの，重大事故等対策の有効性の判断には影響しない。

有効性評価解析への影響○TMI 事故解析における炉心ヒートアッ ○TMI 事故の再現性を確認しており，炉心ヒートアップ
プ時の水素ガス発生，炉心領域での溶に係る基本的なモデルについては妥当性があると判融進展状態について，TMI 事故分析結断でき，各事故シーケンスの評価に適用できる。
果と良く一致することを確認した。
○感度解析では，下部プレナムへのリロケーションの○CORA 実験解析における，燃料被覆管，開始時刻等の事象進展への影響は小さい。
制御棒及びチャンネルボックスの温 ○「格納容器過圧・過温破損」及び「原子炉圧力容器外度変化について，測定データと良く一の溶融炉心－冷却材相互作用」の評価指標に与える
致することを確認した。
影響は小さい。
○炉心ヒートアップ速度の増加（被覆管 ○「高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱」につい
酸化の促進）を想定し，仮想的な厳しては，原子炉圧力容器破損時の原子炉圧力がい振り幅ではあるが，ジルコニウム－
2.0MPa[gage]を上回ることはなく，格納容器破損防水反応速度の係数を２倍とした感度止対策の有効性に与える影響はない。
解 析 に よ り 影 響 を 確 認 し た （ BWR5 ○「溶融炉心・コンクリート相互作用」については，原Mark-I 改良型格納容器プラント対
子炉圧力容器破損時間への影響が小さく，コンクリ
象）。
ート侵食量への影響は小さいと考えられる。
・TQUV，大破断 LOCA シーケンスとも ○「水素燃焼」については，酸素ガスの発生量についてに，炉心溶融の開始時刻への影響は
崩壊熱を用いた評価を行っており，評価指標に与え小さい。
る影響はない。
・下部プレナムへのリロケーション
開始時刻は，ほぼ変化しない。

○入力値に含まれる。

不確かさ

表 5-1 重要現象の不確かさの有効性評価解析への影響の整理 (1/9)

分類

炉心（熱流動）（逃がし安全弁含む）
原子炉圧力容器2325

炉心モデル（炉心水位計
算モデル）（3.3.2(4)）

沸騰・ボイド率変化

原子炉圧力容器モデル（破断流モデル）（3.3.3(3)）

安全系モデル（非常用炉心冷却系）（3.3.5(1)）
安全系モデル（代替注水設備）(3.3.5(4))

冷却材放出（臨界流・差圧流）

ECCS 注水（給水系・代替注水設備含む）

気液分離（水位変化）
・
対向流

解析モデル

重要現象

○入力値に含まれる。

○逃がし安全弁からの流量は，設計値に基づいて計算される。

○TQUX シーケンス及び中小破断 LOCA シーケンスに対して，MAAP コードと
SAFER コードの比較を行い，以下の傾向を確認した。
・MAAP コードでは SAFER コードで考慮している CCFL を取り扱っていな
いこと等から水位変化に差異が生じたものの水位低下幅は MAAP コー
ドの方が保守的であり，その後の注水操作による有効燃料棒頂部までの水位回復時刻は両コードで同等
である。

不確かさ

○設計値に基づいて注入特性を与えることで，冷却に対して保守的な条件となるよう設定されており，いずれの事象についても厳しい結果を与えるものの，重大事故等対策の有効性の判断には影響しない。

○設計値に基づき流量が適正に計算されており，有効性評価への適用性に問題はなく，重大事故等対策の有効性の判断には影響しない。

○原子炉水位に関し，原子炉圧力容器内挙動をより精緻に評価可能な SAFER コードとの比較において，その挙動の差異は小さく，MAAP コードでは原子炉圧力容器内挙動を含めた全体挙動を適正に評価していると判断できる。

有効性評価解析への影響

表 5-1 重要現象の不確かさの有効性評価解析への影響の整理 (2/9)

分類

原子炉格納容器33
2
5

スプレイ冷却

気液界面の熱伝達

安全系モデル（格納容器
スプレイ）（3.3.5(2)）
安全系モデル（代替注水設備）(3.3.5(4))

格納容器モデル（格納容器の熱水力モデル）（3.3.4(2)）

格納容器各領域間の流動

構造材との熱伝達及び内部熱伝導

解析モデル

重要現象

－

○CSTF 実験解析では，格納容器温度及び非凝縮性
ガス濃度の挙動について，解析
結果が測定データと良く一致す
ることを確認した。

○入力値に含まれる。
○スプレイの水滴温度は短時間で雰囲
気温度と平衡に至ることから伝熱モ
デルの不確かさはない。

○HDR 実験解析では，格納容器圧
力及び温度について，温度成層化を含めて傾向を良く再現できることを確認した。格納容器温度を十数℃程度
高めに，格納容器圧力を１割程度高めに評価する傾向が確認されたが，実験体系に起因するものと考えられ，実機体系においてはこの種の不
確かさは小さくなるものと考えられる。また，非凝縮性ガス濃度の挙動について，解析結果が測定データと良く一致することを確認した。

不確かさ○設計値に基づいて注入特性を与えることで，冷却に対して保守的な条件となるよう設定されており，いずれの事象についても厳しい結果を与えるものの，重大事故等対策の有効性の判断には影響しない。

○短期的な応答として雰囲気からヒートシンクへの伝熱が過小に予測されている可能性が示唆されていることから，原子炉格納容器圧力及び温度の上昇を実際の挙動よりも大きめに評価する可能性があるが，実機体系においてはこの種の不確かさは小さくなると考えられ，各事故シーケンスの評価指標への影響は小さい。

有効性評価解析への影響

表 5-1 重要現象の不確かさの有効性評価解析への影響の整理 (3/9)

分類

原子炉格納容器

4
3
2
5

サプレッション・プー
ル冷却

格納容器ベント

放射線水分解等による水素ガス・酸素ガス
発生

重要現象

安全系モデル（非常用炉心冷却系）（3.3.5(1)）

格納容器モデル（原子炉
格納容器の熱水力モデ
ル）（3.3.4(2)）

－

解析モデル

○入力値に含まれる。

○入力値に含まれる。
○MAAP コードでは格納容器ベントについては，設計流量に基づいて流路面積を入力値として与え，格納容器各領域間の流動と同様の計算方法が用いられている。

○窒素置換による格納容器雰囲気の不活性化が行われており，酸素ガス発生
は水の放射線分解に起因する。

不確かさ○設計値に基づいて冷却特性を与えることで，冷却に対して保守的な条件となるよう設定されており，いずれの事象についても厳しい結果を与えるものの，重大事故等対策の有効性の判断には影響しない。

○格納容器の熱水力モデルについて，適用性に問題はなく，重大事故等対策の有効性の判断には影響しない。

○窒素置換により酸素ガス発生は水の放射線分解に起因するが，電力共通研究の実験結果[30]に基づいた G
値を用いている。
○酸素濃度の判断基準として水蒸気濃度を除くドライ
条件において確認することにより保守性を与えている。
○「水素燃焼」に対する有効性評価では，これらの保守的な設定により，不確かさが与える影響はない。

有効性評価解析への影響

表 5-1 重要現象の不確かさの有効性評価解析への影響の整理 (4/9)

分類（逃がし安全弁含む）
原子炉圧力容器（炉心損傷後）

5
3
2
5

原子炉圧力容器内
FCI( デ ブ リ 粒 子 熱 伝
達)原子炉圧力容器内
FCI(溶融炉心細粒化)

構造材との熱伝達

リロケーション

重要現象

溶融炉心の挙動モデル（下部プレナムでの溶
融 炉 心 の 挙 動 ）（3.3.6(3)）

溶融炉心の挙動モデル（リロケーション）（3.3.6(2)）

解析モデル

有効性評価解析への影響○原子炉圧力容器内 FCI に影響する項目として，溶融ジェット径，エントレ
インメント係数及びデブリ粒子径をパラメータとして感度解析を行い，いずれについても，原子炉圧力容器破損
時点での原子炉圧力に対する感度が小さいことを確認した。

○「高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱」では，
高圧溶融物放出を防止する観点で，原子炉圧力容器破損の時期とあいまって，原子炉圧力容器内 FCI による原子炉圧力変化が影響すると考えられるが，感度解析の結果，原子炉圧力容器破損時点での原子炉圧力に対する感度は小さく，2.0MPa[gage]を上回ることがなく，重大事故等対策の有効性の判断に影響しない。

○TMI 事故解析における炉心領域での溶 ○炉心損傷挙動について，実機に対する妥当性が確認
融進展状態について，事故分析結果とされており，有効性評価への適用性に問題はない。
良く一致することを確認した。
○感度解析では，下部プレナムへのリロケーションの○リロケーションの進展が早まること
開始時刻等の事象進展への影響は小さい。
を想定し，炉心ノード崩壊のパラメー ○「格納容器過圧・過温破損」及び「原子炉圧力容器外タを低下させた感度解析により影響の溶融炉心－冷却材相互作用」の評価指標に与えるを確認した（BWR5 Mark-I 改良型格納影響はない。
容器プラント対象）。
○「高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱」につい○TQUV，大破断 LOCA シーケンスともに，ては，原子炉圧力容器破損時の原子炉圧力が炉心溶融時刻，原子炉圧力容器の破損
2.0MPa[gage]を上回ることはなく，格納容器破損防時刻への影響が小さいことを確認し止対策の有効性に与える影響はない。
た。
○「溶融炉心・コンクリート相互作用」については，原子炉圧力容器破損時間への影響が小さく，コンクリ
ート侵食量への影響は小さいと考えられる。
○「水素燃焼」については，酸素ガスの発生量について
崩壊熱を用いた評価を行っており，評価指標に与える影響はない。

不確かさ

表 5-1 重要現象の不確かさの有効性評価解析への影響の整理 (5/9)

分類（逃がし安全弁含む）
原子炉圧力容器（炉心損傷後）

6
3
2
5

格納容器モデル（水素ガス発生）（3.3.4(3)）

放射線水分解等による水素ガス・酸素ガス発生○炉心内のジルコニウム－水反応による水素ガス発生量は，TMI 事故解析を通じて分析結果と良く一致することを確認した。

○原子炉圧力容器破損に影響するパラメータとして，制御棒駆動機構ハウジ
ング溶接部の破損判定に用いる最大ひずみ（しきい値）に対する感度解析を行い，原子炉圧力容器破損が約 13
分早まることを確認した。ただし，仮想的な厳しい条件に基づく解析結果であり，実機における解析への影響は十分小さいと判断される。

溶融炉心の挙動モデル（原子炉圧力容器破損
モデル）（3.3.6(4)）

原子炉圧力容器破損

不確かさ

溶融炉心の挙動モデル ○TMI 事故解析における下部プレナムの（下部プレナムでの溶温度挙動について，TMI 事故分析結果
融炉心挙動）（3.3.6(3)）と良く一致することを確認した。
○下部プレナム内の溶融炉心と上面水
プールとの間の限界熱流束，下部プレ
ナムギャップ除熱量に係る係数に対する感度解析を行い，原子炉圧力容器
破損時刻等の事象進展に対する影響が小さいことを確認した（BWR5 MarkI 改良型格納容器プラント対象）
。

解析モデル

下部プレナムでの溶
融炉心の熱伝達重要現象○炉心内の水素ガス発生量は実機に対する妥当性が確認されており，有効性評価への適用性に問題はなく，重大事故等対策の有効性の判断には影響しない。

○原子炉圧力容器破損モデルに関する感度解析により，原子炉圧力容器破損時刻に大きな感度はなく，各
事故シーケンスの評価指標への影響は小さい。

○感度解析の結果，原子炉圧力容器破損時刻等の事象
進展への影響は小さく，各事故シーケンスの評価指標への影響は小さい。

有効性評価解析への影響

表 5-1 重要現象の不確かさの有効性評価解析への影響の整理 (6/9)

分類（逃がし安全弁含む）
原子炉圧力容器（炉心損傷後）

原子炉格納容器（炉心損傷後）

7
3
2
5

核分裂生成物（FP）挙動モデル（3.3.7）

原子炉圧力容器内 FP
挙動

原子炉格納容器内 FP
挙動

解析モデル

重要現象
○ PHEBUS-FP 実験
解析により，FP
放出の開始時
間を良く再現できているものの，燃料被覆
管温度を高めに評価することにより，急激な FP 放出を示
す結果となった。ただし，この原因は実験
における小規模な炉心体系の模擬によるものであり，実機の大規模な体系においてこの種の不確かさは小さくなると考えられる。
－○ABCOVE 実験解析
により，格納容器内のエアロゾ
ル沈着挙動を適正に評価できる
ことを確認した。

不確かさ○FP 放出の開始時間に関する基本的なモデルについて
は実験体系により妥当性が確認されている。燃料破損後の FP 放出挙動に関しては小規模体系の模擬性が原因と推測され，実機規模の体系の適用性に問題はなく，重大事故等対策の有効性の判断には影響しない。
○格納容器内エアロゾル沈着挙動は適正に評価され，有効性評価への適用性に問題はなく，重大事故等対策の有効性の判断には影響しない。

有効性評価解析への影響

表 5-1 重要現象の不確かさの有効性評価解析への影響の整理 (7/9)

分類

原子炉格納容器（炉心損傷後）

8
3
2
5

溶融炉心の挙動モデル（格納容器下部での溶融 炉 心 の 挙 動 ）（3.3.6(5)）

原子炉圧力容器外
FCI(溶融炉心細粒化)

原子炉圧力容器外FCI( デ ブ リ 粒 子 熱 伝
達)

解析モデル

重要現象
○原子炉圧力容器外 FCI に影響する項目として，エントレインメント係数及びデブリ粒子径をパラメータとして感度解析を行い，原子炉圧力容器外FCI によって生じる圧力スパイクへの感度が小さいことを確認した。

不確かさ○原子炉圧力容器外 FCI における水蒸気爆発に関しては，実機において大規模な水蒸気爆発に至る可能性
は極めて小さく，有効性評価においては，水蒸気爆発
挙動及びその後の格納容器の動的挙動に関する評価は必須ではなく，各事故シーケンスの評価指標に対して影響するものではない。
○感度解析の結果，原子炉圧力容器外 FCI によって生じる圧力スパイクへの感度が小さいことから，「原子炉圧力容器外の溶融燃料－冷却材相互作用」の評価
指標への影響は小さい。

有効性評価解析への影響

表 5-1 重要現象の不確かさの有効性評価解析への影響の整理 (8/9)

分類

原子炉格納容器（炉心損傷後）

9
3
2
5

コンクリート分解及び非凝縮性ガス発生

溶融炉心とコンクリートの伝熱

溶融炉心と格納容器
下部プール水との伝熱

格納容器下部床面での溶融炉心の拡がり

重要現象

不確かさ

有効性評価解析への影響

溶融炉心の挙動モデル ○溶融炉心の拡がり実験や評価に関する ○「溶融炉心・コンクリート相互作用」では，上面熱流（格納容器下部での溶知見に基づき，落下した溶融炉心は床上束を主要因としてコンクリート侵食量の予測に与え融 炉 心 の 挙 動 ）全体に拡がると想定される。ただし，堆る不確かさがあり，MAAP で得られた結果に対し，不（3.3.6(5)）
積形状の不確かさが想定されるため，個確かさを考慮することで，格納容器破損防止対策の別プラントのペデスタルの形状や事前
有効性を確認できる。
水張りの深さを踏まえて，拡がりを抑制
した感度解析等の取扱いを行うことが適切と考えられる。
○MCCI 現象への影響の観点で，エントレ
インメント係数，上面熱流束及び溶融プールからクラストへの熱伝達係数をパラメータとした感度解析を行った。評価
の結果，コンクリート侵食量に対して上面熱流束の感度が支配的であることを確認した。また，上面熱流束を下限値とした場合でも，コンクリート侵食量が22.5cm 程度であることを確認した。
○上記の感度解析は，想定される範囲で厳しい条件を与えて感度を見たものであり，不確かさを考慮しても実機でのコンクリート侵食量は，感度解析よりも厳しくなることはないと考えられる。
○ACE 実験解析及び SURC-4 実験解析により，炉心デブリ堆積状態が既知である場
合の炉心デブリとコンクリートの伝熱及びそれに伴うコンクリート侵食挙動について妥当に評価できることを確認した。
○実験で確認されている侵食の不均一性については，実験における侵食のばらつ
きが MAAP コードの予測侵食量の 20%の範囲内に収まっていることから，上面熱流束の感度に比べて影響が小さいことを確認した。

解析モデル

表 5-1 重要現象の不確かさの有効性評価解析への影響の整理 (9/9)

6.

参考文献
[1]

American Nuclear Society Standard, ANSI/ANS-5.1-1979, American National
Standard for Decay Heat Power in Light Water Reactors, ANSI/ANS-5.1-1979, August
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Mixtures in Nozzles, Orifices and Short Tubes”, J. Heat Transfer, Trans. ASME,
1971.

[3]

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Test Facility”, MXC-101, December 1979.

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5-241参考１ ＭＡＡＰと NUREG-1465 のソースタームについて

1. まえがき
ＭＡＡＰでは，炉心溶融に伴う燃料からの核分裂生成物（ＦＰ）の放出及びＦＰの状態変化・輸送モデル等がモデル化されており，炉心溶融時の原子炉格納容器内へのＦＰの放出及び原子炉格納容器内のＦＰの移行挙動を事象進展に応じて評価することができる。
一方で，炉心溶融を考慮した場合の原子炉格納容器内へのＦＰの放出及びＦＰの状態
変化・輸送モデルとしては，米国 NRC で整備された NUREG-1465(A-1)のソースタームがあり，海外での規制等に活用されている。
本参考資料は，ＭＡＡＰのソースタームと NUREG-1465 のソースタームの比較検討を行うことで，ＭＡＡＰによる原子炉格納容器内ソースターム評価の特徴について考察したものである。

2.

NUREG-1465 の代替ソースターム
NUREG-1465 では，格納容器への放出過程を以下の四つのフェーズごとに分けて評価している。これらの放出フェーズには継続時間が設定され，各放出フェーズにおける放出率は一定としている。
ギャップ放出（燃料被覆管破損から 0.5 時間）
燃料被覆管の破損が生じ，燃料ペレットと燃料被覆管との間のギャップに存在す
るＦＰが放出される。
早期原子炉圧力容器内放出（炉心損傷から 1.5 時間）
炉心損傷開始から，溶融炉心が原子炉圧力容器底部へ落下して原子炉圧力容器底部が破損するまでの期間に燃料からＦＰが放出される。
原子炉圧力容器外放出（原子炉圧力容器破損から 3.0 時間）
原子炉圧力容器底部の破損後，格納容器下部区画に落下した溶融炉心がコンクリートと反応し，ＦＰが放出される。この放出は溶融炉心が十分冷却されたときに終了する。
後期原子炉圧力容器内放出（原子炉圧力容器破損から 10 時間）
早期原子炉圧力容器内放出期間に原子炉圧力容器内に沈着していた揮発性核種

5-242

（ハロゲン，アルカリ金属，テルルグループ）が再蒸発し，原子炉格納容器へ放出される。
ＦＰ組成については，物理・化学的挙動の類似性や放射線学的影響の重要度等に基づき，各核種の放射能量を求める用途に用いることから，以下の八つの元素ごとのグループに分類している。一方，ＭＡＡＰでは化学的形態を考慮して，ＦＰを 12 のグループに分類し，炉心からの放出速度と原子炉圧力容器内及び原子炉格納容器内での移行挙動を評価している。NUREG-1465 におけるＦＰグループの分類は，WASH-1400(A-2)におけるＦＰ
グループ分けをもとに，その後の検討を反映したものであり，ＭＡＡＰにおける分類と直接的な関連はない。しかしながら，以下に示すように，ＭＡＡＰで分類されている放射性物質のうち，放出に寄与するものは NUREG-1465 のソースタームにおいても網羅されており，原子炉格納容器内ソースタームの評価を行うにあたって，取り扱われている核種は同等となっている。

［ＦＰの核種グループ］(ＭＡＡＰ)(NUREG-1465)
ｸﾞﾙｰﾌﾟ

核種

ｸﾞﾙｰﾌﾟ

核種

1

1

希ガス

2

希ガス/Xe, Kr
ハロゲン/I, Br

2

CsI

3

アルカリ金属/Cs, Rb

3

TeO2

4

テルルグループ/
Te, Sb, Se
ﾊﾞﾘｳﾑ・ｽﾄﾛﾝﾁｳﾑ/
Ba, Sr
貴金属/
Ru, Rh, Pd, Mo, Tc, Co
ランタノイド/La, Zr, Nd, Eu, Nb, Pm,
Pr, Sm, Y, Cm, Am
セリウムグループ/
Ce, Pu, Np

4

SrO

5

MoO2

6

CsOH

7

BaO

8

La2O3

9

CeO2

10

Sb

11

Te2

12

UO2

5
6
7
8

NUREG-1465 のＦＰの放出割合については，上述のＦＰ核種グループごとに平均的な放出割合を「代替ソースターム」としてまとめている。代替ソースタームでは，炉型（ＢＷＲプ
ラントとＰＷＲプラント）ごとのソースタームが設定されているが，これは，ＢＷＲとＰ
ＷＲでは炉心出力密度や Zr 酸化量の違いにより，ＦＰ放出量や放出タイミングに相違が生5-243

じると評価されたためである。
なお，ソースタームの放出割合は，保守的に設定された損傷燃料からの初期ＦＰ放出（ギャップ放出）を除き，原子炉圧力容器が低圧で破損する事故について，保守的あるいは限界的な値というより，代表的又は典型的な値を示しており，全てのシビアアクシデントの事故シーケンスを包絡しているわけではなく，ある単一の事故シーケンスを表しているものでもない。NUREG-1465 で提案されたＢＷＲプラントに対する代替ソースタームを以下に示す。
［代替ソースターム（ＢＷＲプラント）］（初期炉内インベントリに対する割合）

3.

ｸﾞﾙｰﾌﾟ

名称

ギャップ
放出

早期原子炉圧
力容器内放出原子炉圧力容器外放出

後期原子炉圧
力容器内放出

1

希ガス

0.05

0.95

0

0

2

ハロゲン

0.05

0.25

0.30

0.01

3

アルカリ金属

0.05

0.20

0.35

0.01

4

Te グループ

0

0.05

0.25

0.005

5

Ba, Sr

0

0.02

0.1

0

6

貴金属

0

0.00250.00250

7

ランタノイド

00.0002

0.005

0

8

Ce グループ

00.00050.005

0ＭＡＡＰと NUREG-1465 のソースタームの比較
参考文献(A-3)において，米国 Peach Bottom プラント（Mark-I 型格納容器/ＢＷＲ４）を対象に，下記に示した三つの事故シーケンスに対して，ＭＡＡＰによるシビアアクシ
デント解析結果から得られた原子炉格納容器内ソースタームと NUREG-1465 で示されているＢＷＲプラントの原子炉格納容器内のソースタームが比較されており，以下に概要を示す。
［事故シーケンス］
・ TB1 シーケンス（全交流動力電源喪失）＋10 時間でバッテリー枯渇
・ TC2 シーケンス（ATWS）＋原子炉圧力容器減圧なし
・ S2E1 シーケンス（２インチ破断）

図１に，NUREG-1465，ＭＡＡＰ及び従来の立地評価における仮想事故相当について，原
子炉圧力容器破損後１時間時点における原子炉格納容器内ソースターム放出割合の比較を5-244

示す。希ガスについては，すべてのシーケンスにおいてほぼ全量を放出しきっており，
NUREG-1465 及び仮想事故相当と同程度の放出割合となっている。高揮発性の核種であるよう素については，TB1 シーケンスを除いて NUREG-1465 及び仮想事故相当と同程度の放出割合となっており，Cs，Te ともに同様の傾向を示している。TB1 シーケンスにおいて放出割合が少なくなっている理由としては，原子炉圧力容器の破損時刻が他の事象に比べて遅く，
原子炉圧力容器内へのＦＰ沈着量が多くなっているためと考えられる。また，低揮発性の核種である Sr については，NUREG-1465 に比べてＭＡＡＰの方が１桁程度少ない結果となっているものの，核種ごとの全体的な放出割合は同様の傾向を示している。
図２に，NUREG-1465，ＭＡＡＰ及び従来の立地評価における仮想事故相当について，事
故収束後における原子炉格納容器内ソースターム放出割合の比較を示す。図１に示した原子炉圧力容器破損後１時間の時点において，原子炉格納容器側へＦＰをほぼ放出しきっており，原子炉圧力容器破損後１時間時点の放出割合と同様となっている。なお，仮想事故
では，瞬時放出の扱いとなっており，放出割合の時間変化は考慮されていない。

図１ 原子炉格納容器ソースターム比較（圧力容器破損後１時間）(A-3)

5-245図２ 原子炉格納容器ソースターム比較（事故収束後）(A-3)

4.

まとめ
ＭＡＡＰのソースタームと NUREG-1465 のソースタームの比較検討を行った。
NUREG-1465 では，物理・化学的挙動の類似性等から八つの核種グループに分類されているのに対し，ＭＡＡＰでは炉心からの放出速度の相違に基づき 12 グループに分類されているが，両者の比較から，放出に寄与するものは網羅されており，原子炉格納容器内ソースタームの評価にあたって，取り扱われている核種は同等であることを確認した。また，NUREG-1465 における原子炉格納容器内ソースタームとＭＡＡＰにおける解析結果の比較を行い，ＭＡＡＰにおける原子炉格納容器内ソースタームは，シーケンスによって違いがあるものの，NUREG-1465 のソースタームとほぼ同等であることを確認した。

5.

参考文献
(A-1) “Accident Source Terms for Light-Water Nuclear Power Plants”, NUREG-1465,
1995.
(A-2) “Reactor Safety Study: An Assessment of Accident Risks in U.S. Commercial
Nuclear Power Plants”, NRC, WASH-1400(NUREG-75/014).
(A-3) 社団法人 日本原子力学会, シビアアクシデント時の格納容器内の現実的ソース
ターム評価, 平成 22 年 4 月

5-246

別紙１ 入力項目リスト

入力項目リスト (1/3)
分

類

入力項目

定格出力運転条件 炉心熱出力パラメータ及び幾 炉心流量
何形状データ

原子炉圧力
原子炉冷却材温度
原子炉水位
給水流量（初期），エンタルピ原子炉冷却材容積

炉心
炉心シュラウドヘッド
スタンドパイプ及び気水分離器
上部ヘッド
上部ダウンカマ下部ダウンカマ下部ヘッド
再循環ループ

流路形状データ（流 下部ヘッド下端から炉心支持板まで
路断面積，流路長さ， 炉心支持板から上部格子板まで
流路高さ）

上部格子板から炉心シュラウドヘッド上端まで
炉心シュラウドヘッド上端から気水分離器
上端まで
下部ダウンカマ上部ダウンカマ上部ヘッド
原子炉圧力容器内径
炉心シュラウド内径
原子炉圧力容器本体肉厚

熱構造材データ（材質，体積，表面積）

・原子炉圧力容器内
炉心シュラウド，炉心シュラウドヘッド，
炉心シュラウドサポート，上部格子板，気水分離器，スタンドパイプ，蒸気乾燥器，上部ヘッド，ダウンカマ，制御棒案内管及びハウジング，下部ヘッド，再循環ループ

5-247

入力項目リスト (2/3)
分
炉心データ

類

入力項目
炉心流路面積炉心流路面積バイパス流路面積

炉心崩壊熱
燃料データ

燃料集合体数集合体あたりの燃料棒数
燃料棒配列
燃料棒有効長燃料被覆管外径
燃料被覆管肉厚
ペレット直径ペレット―被覆管ギャップ条件（ガス圧力，ガス組成，熱伝達係数）
スペーサ位置チャンネルボックス（質量，厚さ）

再循環ポンプ関連 コーストダウン特性
データ

再循環ポンプ定格流量
ジェットポンプ台数

原子炉格納容器関 区画データ

自由体積

連データ

底部高さ
区画高さ
初期圧力
初期温度
初期湿度
区画間データ

底部高さ
流路幅
流路高さ
流路長さ
流路面積

ヒートシンク（伝熱面，表面積，厚さ，材質の物性及び初期
温度）

格納容器各区画壁面（側壁，床，天井等）
格納容器内構造物

5-248

入力項目リスト (3/3)
分

類

デブリ挙動関連

入力項目
デブリ初期条件（燃料，構造材，ＦＰの材質別質量）
原子炉圧力容器破損判定条件
ＦＣＩ現象におけるデブリジェットの落下条件
ＦＣＩ現象における細粒化条件
ＦＣＩ現象における細粒化デブリと水の伝熱条件
ＭＣＣＩ現象におけるデブリのキャビティ床面での拡がり条件
ＭＣＣＩ現象におけるデブリと水の伝熱条件
ＭＣＣＩ現象におけるデブリとコンクリートの伝熱条件
ＭＣＣＩ現象におけるコンクリートの組成

原子炉保護設備

原子炉スクラム（設定点，応答遅れ）

事象収束に重要な ＥＣＣＳ作動設定点
機器・操作関連

ＥＣＣＳ注入ポンプ（注入開始（起動遅れ時間），台数，容量，停止条件）
崩壊熱除去系（台数，容量）
格納容器スプレイポンプ（操作タイミング，台数，容量）逃がし安全弁（開操作開始条件（原子炉圧力），個数，容量）
代替注水系（注入開始（起動遅れ時間），台数，容量，停止条件）
格納容器ベント(操作タイミング，面積)
復水貯蔵タンク（保有水量，温度）

事故条件

配管破断条件（位置，面積）

5-249

添付１

高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱の防止について

添付 5-1-1

目次

1. まえがき ........................................................... 添付 5-1-3
2. 現象の概要 ......................................................... 添付 5-1-3
3. 不確かさに関する整理 ................................................ 添付 5-1-3
4. 感度解析と評価 .................................................... 添付 5-1-16
5. まとめ ............................................................ 添付 5-1-66
付録１ Surry 型原子炉下部キャビティの 1/42 スケール実験 ............... 添付 5-1-67
付録２ 溶融炉心と上面水プールとの間の伝熱の感度解析条件に用いる係数の妥当性 ............................................ 添付 5-1-69

付録３ 溶融デブリと原子炉圧力容器間の熱伝達におけるギャップ冷却について ......................................... 添付 5-1-71
参 考 文 献 ........................................................... 添付 5-1-72

添付 5-1-2

1. まえがき）／格納
高圧溶融物放出（HPME：High Pressure Melt Ejection，以下「HPME」という。
容器雰囲気直接加熱（DCH：Direct Containment Heating，以下「DCH」という。）の防止に関して，解析モデルに関する不確かさの整理を行い，感度解析により有効性評価への影響を確認した。

2. 現象の概要
溶融炉心が原子炉圧力容器下部プレナムに落下し，原子炉が高圧の状態で，原子炉圧力容器下部ヘッドが破損すると，溶融炉心が破損口から噴出し，その後，高速のガス流によって，溶融炉心が微粒子化して原子炉格納容器内に飛散放出されるため，原子炉格
納容器内雰囲気を直接加熱し，格納容器圧力及び温度が急上昇する。
溶融炉心の飛散は，高圧条件下で溶融炉心が原子炉圧力容器外に噴出される場合に発生するが，その圧力にはしきい値があり，原子炉を減圧させることにより，溶融炉心の飛散を抑制あるいは緩和できることが知られている（付録１参照）。そこで，ＢＷＲプラ
ントでは，HPME／DCH 発生の防止のための対策として，逃がし安全弁を手動で開放することにより原子炉圧力を 2.0MPa[gage]以下まで減圧させることとしており，その効果が重大事故等対策の有効性評価において確認できる。

3. 不確かさに関する整理格納容器破損防止対策の有効性評価においては，HPME／DCH 発生防止策の有効性を評価するために原子炉圧力が高く維持されるシーケンスを選定し，逃がし安全弁による手動開放により，溶融炉心の飛散が生じないとされている原子炉圧力約 2.0MPa[gage]以下まで減圧できることを示している。
本事故シーケンスにて想定する事象進展を図 3-1 に示す。また，本シーケンスにおけるＢＷＲ５，Mark-Ⅰ改良型格納容器プラントの原子炉圧力の応答例を図 3-2 に示す。事象発生時には炉心は冠水状態にあるが，給水喪失，逃がし安全弁からの冷却材流出により炉水位が低下し，事象発生から約 1.1 時間後に逃がし安全弁２弁により原子炉の減圧を行う。炉心燃料や構造材は溶融を開始し，溶融プールを形成しつつ，溶融炉心は炉心部下方へ落下する。約 2.9 時間後に溶融炉心が炉心支持板から下部プレナムへ落下し始め，溶融炉心と冷却材の相互作用（原子炉圧力容器内ＦＣＩ）により発生した水蒸気により原子炉圧力容器内は加圧されるが，逃がし安全弁は２弁開維持されているため，速やかに減圧する。約 4.3 時間後に原子炉圧力容器が破損に至るが，この時原子炉圧力は
約 0.4MPa[gage]であり，2.0MPa[gage]を大きく下回っている。原子炉圧力容器破損後は，格納容器圧力と均圧する。

添付 5-1-3

なお，原子炉内構造材は共晶体を形成し，燃料ペレットより低い融点で溶融することから，溶融炉心に先行して炉心下部にリロケーションする可能性が考えられるが[1]，下部プレナムには冷却材が存在することから，早期に溶融した金属成分は炉心下部で固化すると考えられる。しかし，事象が進展し，溶融炉心が下部プレナムにリロケーション
する場合には，金属成分は下部プレナムでの溶融プール形成過程で再溶融して取り込まれると考えられることから，原子炉内構造物が先行溶融したとしても，原子炉圧力容器破損のタイミングが大きく変わることはないと言える。

上記の事象進展において，原子炉圧力容器の破損時点での原子炉圧力に影響する要因としては，①原子炉の減圧挙動，②原子炉圧力の上昇に係る物理挙動，③原子炉圧力容器の破損時期が挙げられる。原子炉の減圧挙動については，逃がし安全弁による原子炉の減圧操作を実施することから，逃がし安全弁による原子炉圧力変化の不確かさの影響を受ける可能性がある。原子炉圧力の上昇に係る物理挙動としては，原子炉内での蒸気及び非凝縮性ガスの発生による加圧が考えられる。原子炉圧力容器破損前に，これらの物理挙動の影
響が顕著に現れる下部プレナムでの溶融炉心と冷却材の相互作用について，不確かさの影
響を確認する。原子炉圧力容器の破損時期に関しては，原子炉圧力容器の破損時期が早まることで，破損時の原子炉圧力が高くなる可能性があるため，その不確かさの影響を確認する。
以上を踏まえて，次の項目について不確かさを整理する。
・逃がし安全弁による原子炉圧力変化
・下部プレナム部での溶融炉心と冷却材の相互作用（原子炉圧力容器内ＦＣＩ）
・原子炉圧力容器の破損時期
HPME／DCH の不確かさを確認するために，上記項目に係る影響因子を図 3-3 及び表 3-1にまとめる。

（１）逃がし安全弁による原子炉圧力変化
逃がし安全弁による原子炉の減圧挙動は，逃がし安全弁の容量，開放時の質量流量により決まる。弁容量は，プラント設計として設計圧力及び質量流量（気相）が定まっているため，設計圧力に近い高圧での弁質量流量の不確かさは小さい。
原子炉圧力 2.0MPa[gage]以上では，逃がし安全弁から放出されるガス単相流は臨界流になることから，低圧での弁質量流量の不確かさについては，臨界流に着目し，以下のとおり整理する。
原子炉減圧時，逃がし安全弁からはガス単相が放出される。ガス単相流の臨界流現象は，

添付 5-1-4次のように説明できる。
原子炉圧力容器の圧力 P1 と逃がし安全弁からの放出先の圧力 P2 に対して，質量流量 G は以下のように表すことができる。ここで，ρ1 は圧力 P1 での流体の密度，κは比熱比を示す。

=

2κ
Pρ
κ 1

P
P

κ

P
P

(κ

)

κ

臨界状態では，背圧 P2 が低下しても質量流量が一定であることから，δG/δP2=0 より，

P
2
=
P
κ+1

κ

(κ

)

となり，臨界流量 Gc と臨界流速 Uc は以下となる[2]。

=

κP ρ

=

P
ρ

ＭＡＡＰに組み込まれている臨界流モデル（Henry-Fauske モデル）においても，蒸気単相の場合は上式が使用されている。
図 3-4 に Henry-Fauske モデルでの圧力対臨界流量の計算結果を実験と比較した結果を示す。
図 3-4 に示すとおり，この式で計算された臨界流量は実験と良く一致しており[3]，不確かさは小さい。
したがって，蒸気単相流の弁質量流量の不確かさは小さいと言える。

（２）下部プレナム部での溶融炉心と冷却材の相互作用（原子炉圧力容器内ＦＣＩ）
下部プレナム部での原子炉圧力容器内ＦＣＩは，細粒化した溶融炉心（デブリ粒子）により下部プレナム部に存在する冷却材が加熱され，急速な水蒸気発生により，原子炉圧力容
器内の圧力上昇（圧力スパイク）を引き起こす現象である。冷却材の状態，溶融炉心の状態及びこれらの相互作用として分けて考えることができることから，不確かさの要因は以下に分けて考える。
・下部プレナム部の冷却材の状態
・溶融炉心の落下量及び粒子化・冷却材とデブリ粒子との伝熱

添付 5-1-5

a. 下部プレナム部の冷却材の状態（サブクール度，水位）
原子炉圧力容器内ＦＣＩによる水蒸気発生のし易さは冷却材のサブクール度に依存するが，逃がし安全弁開放により原子炉は減圧沸騰するため，下部プレナム部の冷却材は飽和水である。したがって，水蒸気発生のし易さの観点では，不確かさは小さいといえる。
また，原子炉内の冷却材の量に関しては，評価事故シーケンスでは原子炉注水に失敗するため，冷却材の変動要因は，崩壊熱と原子炉減圧に伴う減少のみであり，解析モデルは，一般的な質量及びエネルギ保存則に基づいているため，不確かさは小さいといえる。

b. 溶融炉心の落下量及び粒子化（溶融落下流量，溶融ジェット径，溶融炉心粒子化割合）
溶融炉心が下部プレナムに落下する際の急激な水蒸気発生は，溶融炉心と水の接触面積に依存するため，その要因となる以下について，それぞれの観点で検討する。
・溶融落下流量・溶融ジェット径
・溶融炉心粒子化割合
なお，上記に加えて「デブリ粒子径」についても接触面積に影響する要因であるが，冷却材とデブリ粒子の伝熱の観点で検討する。

(a)溶融落下流量
溶融炉心の下部プレナムへの落下は，溶融炉心のリロケーションにより炉心支持板にまで拡がった溶融プールを保持している溶融プールのクラストが融解し，溶融炉心が炉心支持板の開口部を通って下部プレナムへ落下していく過程であり，粒子化割合が一定で落下流量が大きい場合には，落下時の水蒸気発生量が増加し，圧力スパイクが大きくなる。下部プレナ
ムへの溶融落下流量は，炉心部溶融デブリの下方への落下流量を最大として，炉心支持板の開口面積が小さい場合には開口面積に応じた落下流量に制限される。これに対し，解析モデ
ルでは，溶融落下流量は，炉心支持板の開口面積には依存せず，炉心部の溶融デブリの下方ノードへの落下流量により計算される。リロケーション時の落下流量は，炉心部のデブリの溶融挙動に依存し，不確かさが存在する。ＭＡＡＰでは溶融落下流量に対して直接感度を与えることができないため，溶融落下流量に影響のあるパラメータとして，燃料ペレットが崩壊する時間及び温度を選定して，感度解析を実施する。

(b)溶融ジェット径
溶融炉心の下部プレナムへの落下は，溶融炉心のリロケーションにより炉心支持板にまで拡がった溶融プールを保持している溶融プールのクラストが融解し，溶融炉心が炉心支持板

添付 5-1-6

の開口部を通って下部プレナムへ落下する過程である。これに対し，解析モデルでは，ノード単位でクラストの融解を取り扱い，溶融ジェット径は，炉心支持板の開口部の面積の等価直
径相当を入力条件として与えたものから計算される。したがって，実現象では解析よりも溶
融ジェット径が小さい場合が考えられる。この観点で不確かさが存在し，溶融ジェット径により，溶融炉心と水の接触面積が左右され，水蒸気発生の観点で影響があることから，溶融ジェット径の感度を確認する。

(c)溶融炉心粒子化割合
溶融炉心が冷却材に落下する際に，エントレインにより溶融炉心の一部が細粒化する。細
粒化量に関して，ＭＡＡＰでは，Ricou-Spalding 式で評価される。Ricou-Spalding 式は，エントレインメント量（細粒化量）を流入流体の速度（ジェット速度）と両流体の密度比に関連させたモデルであり，液液混合問題において広く利用されている相関式である。落下す
る炉心溶融物は円柱ジェットで冷却材中に突入することを想定し，円柱ジェット外周部の侵食として粒子化割合を評価している。円柱ジェットのエントレイン速度（m/s）は，次式で与
えている。
1

m ent

w

Eo

2

u dj

(1)

dj

ここで， E o ：エントレインメント係数

u dj ：ジェット速度 [m/s]dj：ジェット密度 [kg/m3]w：水密度 [kg/m3]

水中でのジェット速度を一定と仮定し，水面から垂直方向に積分すると，プール底部（水深； H pool ）におけるジェット直径が(2)式のように得られる。
1

d dj

d dj,o

w

2E o

2

(2)

H pooldj(2)式を用いて，溶融ジェット断面の減少分が粒子化割合であるため，粒子化割合

ent は次式のように計算される。
2d dj

d dj,o2d dj,oent

2(3)

以上の評価式において，デブリ粒子化割合に影響するパラメータは，エントレインメント係
数，溶融ジェット径，圧力（わずかではあるが水の密度に影響）及びプール水深である。この
うち溶融ジェット径については前項により感度を確認する。また，下部プレナム水位（水量）添付 5-1-7

は，不確かさが小さいと考えられる。
エントレインメント係数については，ＭＡＡＰでは代表的なＦＣＩの大規模実験である
FARO 実験に対するベンチマーク解析によってその設定値及び不確かさ範囲を設定しており，
推奨範囲は，～となっているため，粒子化量の不確かさとしてエントレインメント係数の感度を確認する。FARO 実験条件は，水プールの水深は 0.87～2.05m，水プールのサブク
ール度は飽和～124K，雰囲気圧力条件は２～5.8MPa（高圧条件），0.2～0.5MPa（低圧条件）の範囲で行われており，一方，実機条件では，下部プレナムの水位は２～３m 程度，原子炉圧
力容器内の冷却材は飽和温度，雰囲気圧力は 0.4MPa[gage]程度であることを考慮すると，実験条件は有効性評価解析の特徴的な条件をおおむね包絡しており，ベンチマーク解析で検討された範囲で感度を確認すれば十分と言える。

c. 冷却材とデブリ粒子との伝熱
水中にエントレインされた高温のデブリ粒子は，その周囲を蒸気膜が覆う状態となり，デブリ粒子の熱伝達は膜沸騰熱伝達と輻射熱伝達に支配される。ＭＡＡＰでは，エントレイン
メントしたデブリ粒子の温度を，これら熱伝達を考慮した機構論的モデルにより計算する。
また，デブリ粒子から水への伝熱は，デブリ粒子の径に直接依存する。ＭＡＡＰでは，デブリ粒子径はジェットの表面張力に依存するモデルにより計算される。デブリ粒子径の導出式には，粒子径ファクタ（モデルパラメータ）が乗じられている。
デブリ粒子ファクタについては，ＭＡＡＰでは代表的なＦＣＩの大規模実験である FARO
実験に対するベンチマーク解析によってその設定値及び不確かさ範囲を設定しており，推奨範囲は～となっているため，デブリ粒子の伝熱の不確かさは粒子径の不確かさとして考慮する。FARO 実験条件は，水プールの水深は 0.87～2.05m，水プールのサブクール度は飽
和～124K，雰囲気圧力条件は２～5.8MPa（高圧条件），0.2～0.5MPa（低圧条件）の範囲で行われており，一方，実機条件では，下部プレナムの水位は２～３m 程度，
原子炉圧力容器内の冷却材は飽和温度，
雰囲気圧力は 0.4MPa[gage]程度であり，実験条件は有効性解析の特徴的な条件をおおむね包絡しており，ベンチマーク解析で検討された範囲で感度を確認すれば十分と言える。

（３）原子炉圧力容器の破損時期
HPME／DCH 防止の観点では，原子炉圧力容器が破損する時点で，逃がし安全弁の開放により原子炉圧力が 2.0MPa[gage]を下回っていれば達成されると言える。原子炉減圧挙動については，（１）で考察済みであり，ここでは原子炉圧力容器が破損する時間について考える。
原
子炉圧力容器の破損が早まる場合には，その時点での原子炉圧力が 2.0MPa[gage]を超えた状態となる可能性がある。

添付 5-1-8

原子炉圧力容器が破損する時期に関係する物理現象としては，炉心溶融進展や溶融炉心のリロケーションがある。炉心水位の低下及びジルコニウム－水反応により炉心上部から
ヒートアップして燃料被覆管や燃料が溶融して下部へ移動し，そこで冷却されてクラストを形成する。あるいは，燃料被覆管が損傷すると燃料ペレットが崩壊して堆積する。その後，クラストや堆積した燃料ペレットが溶融し，溶融領域が拡大する。その際，原子炉内構造材の一部が溶融プールの中に溶け込む。さらに，溶融プールのクラストが破損し，溶融炉心が下部プレナムへ移行する。ＭＡＡＰではこれらの物理現象を詳細に模擬しているが，現象自体に不確かさが存在する。原子炉圧力容器の破損時期に間接的に影響を与える
要因としては，炉心ヒートアップ，炉心崩壊挙動，溶融炉心の伝熱が挙げられる。ＭＡＡＰ
では原子炉圧力容器の破損モードとして，制御棒駆動機構ハウジング溶接部の破損，計装配管，クリープ破損等の複数の破損形態を模擬している。有効性評価では制御棒駆動機構
ハウジングの溶接部の破損が最初に発生するため，それ以外の破損形態を仮定することは原子炉圧力容器の破損を遅らせる方向となる。ここでは制御棒駆動機構ハウジング溶接部の破損に関する不確かさに着目し，感度解析を実施する。これらの不確かさ要因について以下のとおり検討する。

a.炉心ヒートアップ
炉心水位が低下すると，燃料表面からの除熱が低下し崩壊熱によって炉心がヒートアップする。その際，燃料被覆管温度が上昇すると崩壊熱にジルコニウム－水反応による酸化反応熱が加わりヒートアップが加速される。また，炉心ヒートアップの過程で燃料棒内が加圧され燃料被覆管バーストが発生し，更に酸化反応を促進させる可能性がある。これらの挙動は原子炉圧力容器の破損時期に影響を与えるため，炉心ヒートアップ速度に関する
感度解析を実施する。しかしながら，ＭＡＡＰでは炉心ヒートアップ速度に対して直接感度を与えることができないため，炉心ヒートアップ速度に直接影響のあるパラメータとして，ジルコニウム－水反応速度を選定した。

b.炉心崩壊挙動
炉心がヒートアップすると，燃料棒の体系から，燃料ペレットが崩壊した状態となる。
燃料ペレットが崩壊すると，燃料棒体系の場合に比べて水蒸気による冷却が困難となり，溶融状態へ至る事象進展が早くなる。燃料棒の体系から燃料ペレットが崩壊した状態に移行する時間や温度には不確かさが存在することから，燃料ペレットが崩壊する時間及び温度に関する感度解析を実施する。本感度解析は，溶融落下流量の感度解析の感度パラメータと同じであることから，溶融落下流量の感度解析とともに実施する。

添付 5-1-9

c.溶融炉心と上面水プールとの伝熱
溶融炉心が下部プレナムに堆積し，上面が水プールで覆われる状況では，溶融炉心は冷却され，そのときの熱流束は限界熱流束で制限される。
ＭＡＡＰでは，下部プレナムに落下した溶融炉心について，上部に金属層が形成される成層化状態を模擬し，また溶融プールは周囲にクラストを形成することを模擬している。金属層は上面水プールが透過しにくいと考えられることから，金属層の下部に位置する溶融炉心の冷却における伝熱には不確かさがあり，ＭＡＡＰではこの不確かさを示すパラメータとして限界熱流束に乗じられた感度係数を設定することができる。
感度係数については，ＭＡＡＰでは不確かさ解析等の知見[4]から

～

の範囲での

設定が想定されており，その範囲の中間値がデフォルトとして設定されている（付録２参照）。
感度係数が小さい場合には，溶融炉心が冷却されにくくなり，原子炉圧力容器破損へ至る事
象進展も早くなる。したがって，下部プレナム内の溶融炉心と上面水プールとの間の伝熱に関する感度解析を実施する。

d.溶融炉心と原子炉圧力容器間の熱伝達
溶融炉心が下部プレナムに堆積し原子炉圧力容器との間にギャップが生じている状況
では，そのギャップに水が浸入するため溶融炉心が冷却され，そのときの熱流束は限界
熱流束で制限される。この現象は実験的に確認されているものの，溶融炉心重量が多い
場合にはギャップ幅が小さくなり，気液対向流現象によりギャップに十分な水が流れ込まないことも報告されている[5]。また，制御棒駆動機構ガイドチューブ等の貫通部及びその溶接部を持つ体系での実験はこれまでなされていない。このように，ギャップによる冷却には不確かさがあり，これが小さい場合には，溶融炉心が冷却されにくくなり，原子炉圧力容器破損へ至る事象進展も早くなる。したがって，下部プレナム内の溶融炉心とのギャップでの除熱量に関する感度解析を実施する。

e.原子炉圧力容器の破損判定
制御棒駆動機構ハウジング溶接部の破損については，せん断応力による判定とひずみによる判定を併用している。せん断応力による判定では，データに基づく温度依存の限界せん断応力との比較によって破損判定を行っており，不確かさは小さいと判断している。一方，
ひずみによる判定では，破損時の最大ひずみをインプットとして与え，これとの比較によって破損判定を行っている。したがって， 溶接部破損時の最大ひずみに関する感度解析を実施する。

添付 5-1-10

炉心燃料
露出

燃料及び構造材溶融

炉水位
低下

炉心燃料

炉水位
低下

炉心支持板

炉水
原子炉圧力容器①事象発生前②水位低下(炉心露出)③炉心溶融落下炉心支持板
破損
下部プレナムへのリロケーション

冷却材の
枯渇

蒸気

蒸気

原子炉圧力容器内 FCI

溶融炉心と
溶融炉心と
水プールと
プールとの
の伝熱
伝熱

蒸気

蒸気

原子炉圧力
容器破損
溶融プール
形成

④下部プレナムへのリロケーション⑥炉水枯渇，原子炉圧力容器破損⑥炉水枯渇、原子炉圧力容器破損⑤溶融プールの形成

図 3-1 HPME／DCH 防止の有効性評価において想定する事象

逃がし安全弁の開閉による圧力変動

逃がし安全弁開による減圧開始

下部プレナムへの溶融炉心落下開始

炉心溶融
開始

下部プレナムへの溶融炉心落下による圧力上昇
2.0MPa[gage]
ドライアウト

原子炉圧力容器破損

図 3-2 原子炉圧力の挙動

添付 5-1-11

添付 5-1-12

HPME／DCH 防止

下部プレナムギャップ除熱量に係る係数
溶接部破損時の最大ひずみ

溶融炉心と原子炉圧力容器間の熱伝達

原子炉圧力容器破損判定

燃料ペレットが崩壊する時間及び温度

炉心崩壊挙動

限界熱流束に係る係数

ジルコニウム－水反応速度

炉心ヒートアップ

溶融炉心と上面水プールとの伝熱

デブリ粒子径エントレインメント係数

溶融炉心粒子化割合

冷却材とデブリ粒子の伝熱

溶融ジェット径

溶融ジェット径

図 3-3 HPME／DCH 防止における不確かさに関する流れ図

原子炉圧力容器破損時期

原子炉圧力容器内ＦＣＩ

燃料ペレットが崩壊する時間及び温度

溶融落下流量

原子炉圧力変化

臨界流量実験とよく一致しており，不確かさは小さく，感度解析不要
減圧沸騰状態であり，不確かさは小さく，感度解析不要

逃がし安全弁による原子炉圧
力変化

感度解析対象パラメータ

冷却材の状態

原子炉圧力容器破損時
原子炉圧力の影響因子

事象進展添付 5-1-13

能な臨界流モデル及び臨界流になら り，不確かさは小さく，感度解ない場合は差圧に基づく質量流量を 析不要計算するモデルを使用して評価されが放出され，その過程において，原子炉圧

力容器内で減圧沸騰が発生すると想定される。

原子炉圧力変化

溶融落下流量部面積の等価直径相当として入力。

板の開口部に沿って，溶融炉心 が 下 部 プれる。

部分はジェットの表面近傍に限られると想デブリ粒子から水へ膜沸騰伝熱及び輻射熱

伝達から伝熱量が決まる。

伝熱評価される。

び輻射熱伝達による熱流束によってデブリ粒子から水への膜沸騰伝熱及Ricou-Spalding の式によって評価さする溶融炉心のうち，エントレインされる

定される。

逆円錐型の溶融ジェットに対して，

溶融ジェット径が大きいため，水中に落下

レナムに落下すると想定される。

溶融ジェット径は炉心支持板の開口

溶融プールのクラストが破損し，炉心支持

まると想定される。

冷却材とデブリ粒子の溶融炉心粒子化割合

溶融ジェット径和状態を維持すると想定される。
下部プレナムへの溶融落下流量は，炉心量により評価される。

炉心部溶融デブリの下方への落下流

減圧沸騰し，下部プレナム部の冷却材は飽

材の状態

部溶融デブリの下方への落下流量により決基づいて評価される。

原子炉圧力の手動減圧によって，原子炉は下部プレナム部の冷却る。
一般的な質量及びエネルギ保存則にデブリ粒子径エントレインメント係数

溶融ジェット径

及び温度

燃料ペレットが崩壊する時間

は小さく，感度解析不要

減圧沸騰状態であり，不確かさ

サブクールから二相状態まで適用可 臨界流量実験とよく一致してお逃がし安全弁開によって，原子炉内冷却材

感度解析条件

逃がし安全弁による有効性評価上の取扱い

実機での実現象影響因子

表 3-1 HPME／DCH 防止の不確かさに関する整理結果（1/2）

添付 5-1-14

度上昇が評価される。

ると想定される。

ベッドが堆積するが，原子炉内への注水に

ルとの伝熱

溶融炉心の下部クラストと原子炉圧力容器

容器間の熱伝達下部プレナムギャップ除熱量

限界熱流束に係る係数

破損判定基準に対する割合等から原子炉圧力容器本体のクリープ等によって原

子炉圧力容器が破損すると想定される。

定

子炉圧力容器破損が評価される。

み，原子炉圧力容器本体のクリープ

貫通部のせん断応力，貫通部のひずみ，原

貫通部のせん断応力，貫通部のひず

溶接部破損時の最大ひずみ

ャップでの除熱量に係る係数を入力。 に係る係数

溶融炉心と原子炉圧力容器の間のギよって評価される。

原子炉圧力容器破損判ると想定される。

るため，原子炉圧力容器はいずれ破損すが浸入して冷却されるが，浸入量は限られの間にギャップが生じ，そのギャップに水

原子炉圧力容器がクリープしているため，溶融炉心と原子炉圧力融すると想定される。

失敗することから，粒子ベッドはいずれ溶

溶融プール，クラスト，金属層の上に粒子

溶融炉心と上面水プールとの伝熱にトが崩壊した状態として評価される。 び温度料ペレットが崩壊して流路に堆積すると想定される。

炉心の温度履歴に応じて，燃料ペレッ

燃料被覆管が酸化反応によって脆化し，燃

燃料ペレットが崩壊する時間及料被覆管酸化反応によって炉心の温覆管酸化反応によって炉心の温度が上昇す

感度解析条件

炉心露出状態において，崩壊熱及び燃 ジルコニウム－水反応速度

有効性評価上の取扱い

炉心露出状態において，崩壊熱及び燃料被実機での実現象

溶融炉心と上面水プー

炉心崩壊挙動炉心ヒートアップ

影響因子

表 3-1 HPME／DCH 防止の不確かさに関する整理結果（2/2）

※

図 3-4 Henry-Fauske モデルと実験の圧力対臨界流量の比較[3]※：囲み部分は蒸気単相の実験結果との比較を示す。

添付 5-1-15

4. 感度解析と評価
4.1 パラメータ感度解析
３章では，原子炉圧力容器の破損時点での原子炉圧力に影響する因子を表 3-1 にまとめた。これらの影響因子に係る不確かさは，主に溶融炉心の落下挙動及び他の物質との相互作用に起因するものであり，プラント型式には依存しないと考えられる。ここでは，
代表プラントをＢＷＲ５，Mark-Ⅰ改良型格納容器プラントとして，不確かさを評価するためのパラメータ感度解析を実施する。対象シーケンスは「高圧注水・減圧機能喪失（ＴＱＵＸ）」とする。

（１）溶融落下流量（燃料ペレットが崩壊する時間及び温度）
a.解析条件下部プレナムへの溶融落下流量は，炉心部溶融デブリの下方への落下流量に影響する。下部プレナムへの落下時の開口面積も落下流量に影響するが，開口面積としては，炉心支持板に存在する開口部の水力等価直径相当である

m が与えられている。実際には溶融進展は炉心領域によって相違があり，炉心全体からのデブリの溶融落下が同時には発生しないことを考えると，

m より小さくなる可能性はある

ものの，更に大きな漏えいが発生する可能性は低いと考えられる。なお，開口直径m とした場合，開口面積と堆積デブリ圧力から決まる溶融落下流量は約 600kg/s程度と推定されるが，この値はベースケースの溶融落下流量と同等である。
炉心部溶融デブリの下方への落下流量については，炉心崩壊挙動に伴う不確かさがあると考えられる。ＭＡＡＰでは溶融落下流量に対して直接感度を与えることができないため，溶融落下流量に影響のあるパラメータとして，燃料ペレットが崩壊する時間及び温度を選定する。
ベースケースでは，炉心ノードの崩壊について，炉心ノード温度

Kと時間の関係から Larson-Miller パラメータを設定しているが，感度解析では，更に炉心ノードの崩壊が早く進むことを想定し，炉心ノード温度
KとKと時間（あるいは秒）から Larson-Miller パラメータを設定した場合の影響を確認する（表 4-1 参照）。なお，実際には炉心ノードの温度履歴に応じて，炉心ノードが崩壊するまでの時間を計算している。

添付 5-1-16

項目

表 4-1 燃料ペレットが崩壊する時間及び温度の感度解析条件
炉心ノード崩壊の設定根拠
パラメータ（炉心温度）

ベースケース

K

感度解析ケースK

ＭＡＡＰ推奨範囲のノミナル値
炉心ノードが崩壊する時間を早める
ように設定

b.解析結果図 4-1-1，図 4-1-2，図 4-1-3，図 4-1-4，図 4-1-5，図 4-1-6，図 4-1-7 及び図 4-18 に，
燃料ペレットが崩壊する時間及び温度の感度解析結果を示す。
本パラメータの影響は炉心露出以降の燃料溶融時に現れる。感度解析ケースにおいては，燃料ペレットの崩壊を判定する温度を低くしたことで，より早期に燃料ペレットの崩壊及び炉心溶融が進展する。感度解析ケースでは，リロケーション時の溶融落下流量が大きくなるのに伴い下部プレナムに落下する溶融炉心量の増加率も大きくなる（図 41-6 参照）ため，圧力スパイクのピーク値もベースケースと比較してわずかに高くなっている。なお，溶融落下流量は，ベースケースではピーク値約 850kg/s であるのに対して，感度解析ケースではピーク値約 1160kg/s となった。
このように，溶融落下流量（炉心崩壊挙動）は圧力スパイクに感度があるものの，感度解析ケースにおいても，圧力スパイクにより原子炉圧力容器破損に至ることはなく，また，原子炉圧力容器の破損時点での原子炉圧力についても 2.0MPa[gage]を十分下回っ
ている。

c.評価
燃料ペレットが崩壊する時間及び温度の圧力スパイクに対する感度はわずかであり，
原子炉圧力容器の破損時点での原子炉圧力に対する感度は小さいため，その不確かさが有効性評価の結果に与える影響は小さいといえる。

（２）溶融ジェット径a.解析条件下部プレナムでの水深が一定で，溶融ジェット径が小さくなる場合には，粒子化割合が増加し，粒子化デブリと冷却材との伝熱速度が増加することから，圧力スパイクが大きくなると考えられる。溶融ジェット初期径として，ベースケースでは炉心支持板の水力等価直径相当である

m を与えているが，感度解析としてクラスト破損面積が小さ

添付 5-1-17

くなる場合を想定し，その 1/10 倍のm を設定する（表 4-2 参照）。感度を確認する上ではベースケースの 1/10 倍のジェット径を確認すれば十分と言える。

表 4-2 溶融ジェット径の感度解析条件
項

目

破損口の初期径

設定根拠

ベースケースm

炉心支持板の水力等価直径相当

感度解析ケースm

クラスト破損面積が小さい場合を想定

b.解析結果図 4-2-1，図 4-2-2，図 4-2-3，図 4-2-4，図 4-2-5，図 4-2-6，図 4-2-7 及び図 4-28 に，溶融ジェット径の感度解析結果を示す。
本パラメータの影響は溶融炉心の下部プレナムへの落下以降に現れる。溶融炉心が下部プレナムへ移行するのは，溶融プールに形成されたクラストが破損し，炉心支持板の流路から溶融炉心が下部プレナムへ流れ落ちるためである。溶融ジェット径の最大値は炉心支持板の水力等価直径となる。溶融炉心の下部プレナムへの移行後は，溶融ジェッ
ト径を小さくしたケースにおいて，細粒化割合が大きくなる。粒子化割合が増加した結果圧力スパイクも大きくなり，圧力上昇幅は感度解析ケースの方がわずかながら高くなっているが，差は小さい。原子炉圧力容器の減圧維持を継続していることから，原子炉
圧力容器の破損時点での原子炉圧力はどちらも約 0.4MPa[gage]であり感度はない。
また，原子炉圧力容器破損の判定基準に対する割合は，下部プレナムへの溶融炉心落下後，制御棒駆動機構ハウジング溶接部破損とクリープ破損の割合がともに増加していくが，ベースケース及び感度解析ケースのいずれにおいても制御棒駆動機構ハウジング
溶接部破損の割合の方がクリープ破損の割合よりも先に １に到達し，制御棒駆動機構ハ
ウジング溶接部が破損している。

c.評価
溶融ジェット径の圧力スパイクに対する感度はわずかであり，原子炉圧力容器の破損時点での原子炉圧力に対する感度は小さいため，その不確かさが有効性評価の結果に与える影響は小さいといえる。

添付 5-1-18

（３）エントレインメント係数
a.解析条件
細粒化割合には不確かさがあり，細粒化割合が大きい場合に圧力スパイクが大きくなると考えられる。エントレインメント係数は，ベースケースではＭＡＡＰ推奨範囲（～）のうちおよそ中間となるを設定しているが，感度解析ケースでは，ＭＡＡＰの当該変数の推奨範囲のうち最大値と最小値

，

を設定する

（表 4-3 参照）。
表 4-3 エントレインメント係数の感度解析条件
項

目

エントレインメント係数

ベースケース

設定根拠
ＭＡＡＰ推奨範囲のノミナル値
ＭＡＡＰ推奨範囲の最小値

感度解析ケース

ＭＡＡＰ推奨範囲の最大値

b.解析結果図 4-3-1，図 4-3-2，図 4-3-3，図 4-3-4，図 4-3-5，図 4-3-6，図 4-3-7 及び図
4-3-8 に，エントレインメント係数の感度解析結果を示す。
本パラメータの影響は溶融炉心の下部プレナムへの落下以降に現れる。溶融炉心の下部プレナムへの移行時，原子炉圧力の上昇は，感度解析ケース（最大値）の方がわずかながら高い結果となっているが，差は小さい。原子炉圧力容器の減圧維持を継続していることから，原子炉圧力容器の破損時点では原子炉圧力は約 0.4MPa[gage]と同程度の値となっている。また，原子炉圧力容器の破損時期はほぼ同等である。
また，原子炉圧力容器破損の判定基準に対する割合は，下部プレナムへの溶融炉心落下後，制御棒駆動機構ハウジング溶接部破損とクリープ破損の割合がともに増加していくが，ベースケース及び感度解析ケースの２ケースのいずれにおいても制御棒駆動機構
ハウジング溶接部破損の割合の方がクリープ破損の割合よりも先に １に到達し，制御棒
駆動機構ハウジング溶接部が破損している。

c.評価
エントレインメント係数の圧力スパイクに対する感度はわずかであり，原子炉圧力容器の破損時点での原子炉圧力に対する感度は小さいため，その不確かさが有効性評価の結果に与える影響は小さいと言える。

添付 5-1-19

（４）デブリ粒子径
a.解析条件
デブリ粒子径には不確かさがあり，デブリ粒子径が小さい場合に圧力スパイクが大きくなると考えられる。デブリ粒子径に係る係数は，ベースケースではＭＡＡＰ推奨範囲（～）のうちおよそ中間となるを設定しているが，感度解析ケースでは，

ＭＡＡＰの当該変数の推奨範囲のうち最小値と最大値，を設定する（表 4-4 参照）。

表 4-4 デブリ粒子径の感度解析条件
項目
ベースケース
感度解析ケース

粒子径ファクタ

設定根拠
ＭＡＡＰ推奨範囲のノミナル値
ＭＡＡＰ推奨範囲の最小値
ＭＡＡＰ推奨範囲の最大値

b.解析結果図 4-4-1，図 4-4-2，図 4-4-3，図 4-4-4，図 4-4-5，図 4-4-6，図 4-4-7 及び図 4-48 に，デブリ粒子径の感度解析結果を示す。
本パラメータは，溶融炉心の下部プレナムへの落下時（約 2.9 時間後）の挙動に影響する。感度解析ケース（最小値）においては粒子径が小さくなっていることから，圧力スパイクによる上昇幅はベースケースと比較してわずかに大きくなっているものの，感度としてはわずかである。また，原子炉圧力容器の破損時点での原子炉圧力についても，ほぼ感度はなくどちらのケースも約 0.4MPa[gage]である。また，ベースケースと感度
解析ケースの２ケースでは原子炉圧力容器の破損時期はほぼ同じ結果となっている。これは，溶融炉心が下部プレナムへ移行した時の圧力上昇挙動が同等であるためである。
また，原子炉圧力容器破損の判定基準に対する割合は，下部プレナムへの溶融炉心落下後，制御棒駆動機構ハウジング溶接部破損とクリープ破損の割合がともに増加していくが，ベースケース及び感度解析ケースの２ケースのいずれにおいても制御棒駆動機構
ハウジング溶接部破損の割合の方がクリープ破損の割合よりも先に １に到達し，制御棒
駆動機構ハウジング溶接部が破損している。

添付 5-1-20

c.評価
デブリ粒子径の圧力スパイクに対する感度は小さく，その不確かさが有効性評価の結果に与える影響は小さいといえる。

（５）ジルコニウム－水反応速度
a.解析条件
炉心のヒートアップ速度には不確かさがあるため，ヒートアップ時のジルコニウム－
水反応速度を選定した。ジルコニウム－水反応速度の感度をみるため，ジルコニウム－
水反応の起きる面積を変化させた感度解析を実施する。反応の起きる面積に乗じる係数（ジルコニウム－水反応速度の係数）は，ジルコニウム－水反応の計算のみに使用され，熱水力挙動の計算に使用される燃料被覆管の直径，長さ等の幾何形状を変えるものではない。この係数を増加させることにより，酸化反応熱の発生速度，水素ガス発生速度，
酸化ジルコニウム生成速度が大きくなる方向に影響する。これらは炉心溶融進展が早まる方向へ作用する。この係数は，ベースケースでは燃料被覆管表面積に基づき１倍を与えている。これは，ヒートアップ時には燃料被覆管破裂が発生する場合に破裂部の燃料被覆管内面の酸化もあるが，燃料被覆管内面の酸化は，限定された破裂部のみで生じること，炉心形状が健全な状態は溶融過程の比較的短期間であることから，炉心全体が溶融する状況では内面の反応は無視できると考えられることに基づいている。これに対し，感度解析のパラメータの振り幅としては，炉心ヒートアップ速度が速くなる場合の応答の確認として，仮想的な厳しい想定ではあるが，２倍とする（表 4-5 参照）。

表 4-5 ジルコニウム－水反応速度の感度解析条件
項目

ジルコニウム－水反応

設定根拠

速度の係数
ベースケース

１倍

燃料被覆管表面積に基づく値

感度解析ケース

２倍

燃料被覆管表面積に基づく値の２倍

b.解析結果図 4-5-1，図 4-5-2，図 4-5-3，図 4-5-4，図 4-5-5，図 4-5-6，図 4-5-7 及び図 4-58 に，ヒートアップ時のジルコニウム－水反応速度の感度解析結果を示す。
本パラメータの影響は炉心露出以降の燃料ヒートアップ時に現れる。ヒートアップ時のジルコニウム－水反応速度の係数を２倍にしたことで，ジルコニウム－水反応による酸化反応熱が増加することから，下部プレナムへのリロケーションはわずかに早くなっ

添付 5-1-21

ている。以上のように，感度解析ケースにおいては事象の進展がわずかに早くなるものの，原子炉圧力容器の破損時点での 原子炉圧力は 2.0MPa[gage]を下回っている。
なお，燃料被覆管酸化反応の特徴について JAERI 文献[6]によると，雰囲気の変化が燃
料被覆管酸化反応に与える影響として，ジルコニウム－水反応によって生じた水素濃度が高くなると，燃料被覆管酸化反応速度が著しく低下することが報告されている。これは水素濃度が増大することによって水蒸気濃度が低下することで，燃料被覆管酸化反応が遅くなるという負のフィードバックが働くためである。ＭＡＡＰでもこの挙動は模擬されており，水蒸気の金属表面への拡散速度は，雰囲気中の水蒸気質量割合に依存する取扱いとなっている。水素ガスが発生し，水素質量割合が大きくなることにより，相対的に水蒸気質量割合が小さくなり，金属表面への水蒸気の拡散速度も小さくなることから，ジルコニウム－水反応速度が抑制される取扱いとなっている。
以上から，炉心ヒートアップ速度が速くなると，初期には水素ガス生成が進むが，水素濃度が高くなると，燃料被覆管酸化反応は抑制される方向になる。

c.評価
ヒートアップ時のジルコニウム－水反応速度は，２ 倍の振り幅でも事象進展の速さに対する感度は小さく，その不確かさが有効性評価の結果に与える影響は小さいといえる。

（６）炉心崩壊挙動（燃料ペレットが崩壊する時間及び温度）
a.解析条件炉心がある温度に達してから，燃料ペレットが崩壊するまでの時間（あるいは，
一定時間のうちに燃料ペレットが崩壊する温度）には，不確かさがあると考えられるため，その感度を確認する。
ベースケースでは，炉心ノードの崩壊について，炉心ノード温度

Kと

時間の

関係から Larson-Miller パラメータを設定しているが，感度解析では，更に炉心ノードの崩壊が早く進むことを想定し，炉心ノード温度がとKと時間（あるいはK秒）から Larson-Miller パラメータを設定した場合の影響を確認する（表 4-6 参照）。なお，実際には炉心ノードの温度履歴に応じて，炉心ノードが崩壊するまでの時間を計算している。

添付 5-1-22

表 4-6 燃料ペレットが崩壊する時間及び温度の感度解析条件
炉心ノード崩壊の項目

設定根拠

パラメータ（炉心温度）

ベースケース

K

感度解析ケースK

ＭＡＡＰ推奨範囲のノミナル値
炉心ノードが崩壊する時間を早める
ように設定

b.解析結果図 4-1-1，図 4-1-2，図 4-1-3，図 4-1-4，図 4-1-5，図 4-1-6，図 4-1-7 及び図 4-18 に，
燃料ペレットが崩壊する時間及び温度の感度解析結果を示す。
本パラメータの影響は炉心露出以降の燃料溶融時に現れる。感度解析ケースにおいては，燃料ペレットの崩壊を判定する温度を低くしたことで，より早期に燃料ペレットの崩壊及び炉心溶融が進展することから，下部プレナムへのリロケーション開始時刻が早く，初期に落下するデブリ量も多くなるため，圧力スパイクのピーク値もベースケースと比較してわずかに高くなっている。また，原子炉圧力容器の破損時点での原子炉圧力は，ほぼ感度はなくどちらのケースも約 0.4MPa[gage]である。
このように，燃料ペレットの崩壊の判定は圧力スパイクにわずかに感度があるものの，
感度解析ケースにおいても原子炉圧力容器の破損時点での原子炉圧力は 2.0MPa[gage]を十分下回っている。

（７）下部プレナム内の溶融炉心と上面水プールとの間の伝熱
a.解析条件下部プレナム内の溶融炉心と上面水プールとの間の熱伝達には不確かさがあり，ベー
スケースでは，限界熱流束に係る係数として，パラメータの取りうる推奨範囲である

～

の中間値

を与えている。感度解析ケースでは水への熱伝達が制限される値としてベースケースの 1/2 倍であるを設定する（表 4-7 参照）。

添付 5-1-23

表 4-7 下部プレナム内の溶融炉心と上面水プールとの間の伝熱の感度解析条件
項目

限界熱流束に係る設定根拠

係数

ベースケース

ＭＡＡＰ推奨範囲のノミナル値

感度解析ケース

水への熱伝達が制限される値

b.解析結果図 4-6-1，図 4-6-2，図 4-6-3，図 4-6-4，図 4-6-5，図 4-6-6，図 4-6-7，図 46-8 に，下部プレナム内の溶融炉心と上面水プールとの間の伝熱の感度解析結果を示す。
本パラメータの影響は溶融炉心の下部プレナムへの落下以降に現れる。溶融炉心が下部プレナムにリロケーションした後は，感度解析ケースにおいて溶融炉心と上面水プールの伝熱量が減少することになる。その結果，感度解析ケースにおいて，原子炉圧力容器の破損時間はわずかに早くなっているが，感度は小さい。

c.評価
下部プレナム内の溶融炉心と上面水プールとの間の伝熱の原子炉圧力容器の破損時刻に対する感度は小さく，その不確かさが有効性評価の結果に与える影響は小さいといえる。

（８）溶融炉心と原子炉圧力容器間の熱伝達
a.解析条件
溶融炉心と下部プレナムのギャップに存在する水による除熱量には不確かさがあり，
ベースケースではギャップへの熱流束に係る係数としてを与えている。この係数は，

下部プレナムギャップの水による除熱量に係るファクタとして定義され，ベースケース
ではギャップによる除熱量の評価式により計算された除熱量がそのまま適用される。有効性評価では最初に貫通部の溶接部破損が生じているが，貫通部近傍でのギャップ冷却は実験例がなく，ギャップ水による除熱量が平板体系と比較してどの程度になるかには不確かさがある。以上より，感度解析ケースでは，溶融炉心と下部プレナムが接触している状態を模擬するための設定として係数を添付 5-1-24とした評価を実施する（表 4-8 参照）。

表 4-8 溶融炉心と原子炉圧力容器間の熱伝達の感度解析条件
項目

下部プレナムギャップ

設定根拠の除熱量に係る係数

ベースケース

当該変数のノミナル値

感度解析ケース

溶融炉心と下部プレナムが接触

b.解析結果図 4-7-1，図 4-7-2，図 4-7-3，図 4-7-4，図 4-7-5，図 4-7-6，図 4-7-7 及び図 4-78 に，下部プレナムギャップの除熱量に係る係数の感度解析結果を示す。
本パラメータの影響は溶融炉心の下部プレナムへの落下以降に現れる。溶融炉心が下部プレナムに移行した後，感度解析ケースにおいては，下部プレナムギャップによる除熱がないため，下部ヘッドの温度が若干早く上昇し，クリープ破損割合や貫通部破損割
合は感度解析ケースの方がわずかだが上昇が早い傾向となる。
ただし，このパラメータは下部プレナムの水がドライアウトするまでの間しか影響を及ぼさず，ドライアウト前においても，下部プレナムギャップからの除熱量はクラストからの伝熱量と比較して十分小さいことから（付録３参照），原子炉圧力及び原子炉圧
力容器破損時刻に対する感度としては小さい。また，いずれのケースも原子炉圧力容器の破損時点において，原子炉圧力は 2.0MPa[gage]を下回っている。

c.評価
溶融炉心と原子炉圧力容器間の熱伝達の原子炉圧力容器の破損時刻に対する感度は小さく，その不確かさが有効性評価の結果に与える影響は小さいといえる。

（９）溶接部破損時の最大ひずみ
a.解析条件
溶接部破損は，事象進展に伴う溶接部のひずみ量と最大ひずみを比較することで，その発生を判定している。ここで，溶接部破損時の最大ひずみとして，ベースケースではを与えているが，不確かさがあると考えられることから，感度を確認するためにその 1/10 倍のを設定する（表 4-9 参照）。

添付 5-1-25

表 4-9 溶接部破損時の最大ひずみの感度解析条件
項 目

溶接部破損時の

設定根拠

最大ひずみ

ベースケース

ＭＡＡＰ推奨範囲のノミナル値
実験の不確かさを大幅に上回る設

感度解析ケース

定として 1/10 倍

b.解析結果図 4-8-1，図 4-8-2，図 4-8-3，図 4-8-4，図 4-8-5，図 4-8-6，図 4-8-7 及び図 4-88 に，溶接部破損時の最大ひずみの感度解析結果を示す。
本パラメータの影響は溶融炉心の下部プレナムへの落下以降に現れる。感度解析ケー
スは，原子炉圧力容器破損に至る判定の基準を変更したものであるため，溶接部が破損する時点までの原子炉圧力の挙動は同等である。溶接部破損割合は，貫通部溶接部に係るせん断応力とそれに対する最大引張強度の関係，及び溶融炉心からの伝熱による溶接部ひずみと許容できる最大ひずみの関係から計算される。リロケーション時には原子炉圧力が過渡的に上昇することから，内外圧差によるせん断応力が大きくなり，溶接部破損割合が増加している。原子炉圧力が低下した後は，せん断応力は低下するが，溶接サポート部の最大引張強度が，溶融炉心からの伝熱により低下するため，溶接部破損割合
はゼロにはならない。その後，下部プレナムの溶融炉心からの伝熱により，下部ヘッドにひずみが生じ始めた時点でベースケースと感度解析ケースでは差異が生じる。感度解析ケースにおいては，溶接部破損時の最大ひずみを 1/10 倍としたことで，溶接部破損割
合がベースケースよりも早く上昇し，原子炉圧力容器の破損時刻が早まっている。ただし，原子炉圧力容器の破損時間の変化としては約 13 分と小さく，感度解析ケースにおいても溶接部破損時点での原子炉圧力は 2.0MPa[gage]を下回っている。

c.評価
溶接部破損時の最大ひずみの原子炉圧力容器の破損時刻に対する感度は小さく，その不確かさが有効性評価の結果に与える影響は小さいと言える。

（１０）感度解析パラメータの組み合わせ
a.解析条件
これまで解析したケースでは，原子炉圧力容器下部プレナムに溶融炉心が落下した

添付 5-1-26

過程で大量の水蒸気が生成され，原子炉圧力は短時間に高いピークが発生した。これは，溶融炉心が水中に落下した過程で粒子化が進み，水への伝熱面積が増大したことが支配的な要因である。この過程で溶融炉心の冷却は進み，下部プレナムに堆積した
溶融炉心の温度は低下する。その後，下部プレナムに溜まっていた水がドライアウト
することで蒸気発生が収まる。組み合わせケースでは，原子炉内ＦＣＩに係る影響因子については，下部プレナムへの溶融炉心落下後の原子炉圧力上昇が大きくなるように，原子炉圧力容器の破損時期に係る影響因子については原子炉圧力容器の破損時期が早くなるように，これまでに実施した感度解析パラメータを組み合わせる条件とした。表 4-10 に組み合わせケースの条件の一覧を示す。
表 4-10 感度解析パラメータの組み合わせ条件
項目

ベースケース

組み合わせ
ケース

設定根拠

炉心ノード崩壊のパラメータ（炉心温度）

K

K

炉心ノードが崩壊する時間を早めるよ
うに設定

溶融ジェット径mm

クラスト破損面積が小さい場合を想定

エントレインメント
係数

ＭＡＡＰ推奨範囲の最大値

デブリ粒子径ファクタ

ＭＡＡＰ推奨範囲の最小値

ジルコニウム－水
反応速度の係数１倍２倍

燃料被覆管表面積に基づく値の２倍

限界熱流束に係る係
数

水への熱伝達が制限される値

溶融炉心と原子炉圧
力容器間の熱伝達

溶融炉心と下部プレナムが接触する場
合を想定

溶接部破損時の最大ひずみ

実験の不確かさを大幅に上回る設定として 1/10 倍

b.解析結果図 4-9-1 にこれまでの感度解析と感度解析パラメータの組み合わせケースについて
主要な事象進展を示す。図 4-9-2，図 4-9-3，図 4-9-4，図 4-9-5，図 4-9-6，図 4-9-7，

添付 5-1-27

図 4-9-8 及び図 4-9-9 に，感度解析パラメータを組み合わせた場合の感度解析結果を示す。
図 4-9-1 より，組み合わせケースでは，原子炉圧力容器の破損時刻は，ベースケースに比べて約 19 分早くなっており，他の感度解析結果と比較しても，最も早く原子炉圧
力容器破損に至っているが，原子炉圧力容器破損時の圧力は，逃がし安全弁の開放により原子炉減圧されていることにより 2.0MPa[gage]を十分下回る約 0.5MPa[gage]となっている。これらの挙動について以下のとおり考察する。
①原子炉の加圧事象
下部プレナムへのリロケーション時の原子炉の加圧挙動は，溶融炉心と水の接触による急激な水蒸気生成により支配され，これらに影響するパラメータとして，
溶
融ジェット径，エントレインメント係数，デブリ粒子径等がある。これらの不確かさを感度解析により考慮した結果，原子炉圧力のピーク圧は，ベースケースよりわずかに上昇しているが，リロケーション時の圧力上昇は一時的なものであり，
原子炉圧力容器破損時には原子炉圧力は 2.0MPa[gage]を大きく下回っている点でベースケースと同等である。
②原子炉圧力容器破損（原子炉圧力容器破損タイミング）
原子炉圧力容器破損（原子炉圧力容器破損タイミング）については，溶融炉心からの熱負荷，破損形態等により支配され，これらに影響するパラメータとして，
ジルコニウム－水反応速度，
燃料ペレットが崩壊する時間及び温度，
下部プレナム内の溶融炉心と上面水プールとの間の伝熱，溶接部破損時の最大ひずみがある。これらの不確かさを感度解析により考慮した結果，原子炉圧力容器破損のタイミング
は，ベースケースよりも約 19 分早く原子炉圧力容器破損に至る結果となったが，原子炉圧力は原子炉圧力容器破損時間に対して十分早い段階で 2.0MPa[gage]を下回っている結果に変わりはない。
以上のとおり，パラメータの組み合せを考慮した感度解析ケースでは，圧力スパイ
クが大きく現れ，原子炉圧力容器破損タイミングが早くなるが，原子炉圧力容器破損の前に原子炉圧力が 2.0MPa[gage]を十分下回る結果となった。
c.評価
下部プレナムへの溶融炉心落下挙動の不確かさにより，原子炉の圧力挙動にも不確かさがある。加圧現象が短時間に大きく現れる場合についても，原子炉圧力容器破損
前には原子炉圧力が 2.0MPa[gage]を十分に下回ることを確認した。

添付 5-1-28

逃がし安全弁の開閉による圧力変動

逃がし安全弁開による減圧開始

下部プレナムへの溶融炉心落下による圧力上昇

2.0MPa[gage]
原子炉圧力容器破損

図 4-1-1 燃料ペレットが崩壊する時間及び温度の感度解析（１）※

図 4-1-2 燃料ペレットが崩壊する時間及び温度の感度解析（２）※リロケーション後は，下部プレナム水位に溶融デブリ高さを含む。

添付 5-1-29

図 4-1-3 燃料ペレットが崩壊する時間及び温度の感度解析（３）下部プレナムへの溶融炉心落下による温度上昇

図 4-1-4 燃料ペレットが崩壊する時間及び温度の感度解析（４）添付 5-1-30

図 4-1-5 燃料ペレットが崩壊する時間及び温度の感度解析（５）図 4-1-6 燃料ペレットが崩壊する時間及び温度の感度解析（６）添付 5-1-31

1 に到達すると破損

図 4-1-7 燃料ペレットが崩壊する時間及び温度の感度解析（７）1 に到達すると破損

図 4-1-8 燃料ペレットが崩壊する時間及び温度の感度解析（８）添付 5-1-32

逃がし安全弁の開閉による圧力変動

逃がし安全弁開による減圧開始

下部プレナムへの溶融炉心落下による圧力上昇

2.0MPa[gage]
原子炉圧力容器破損

図 4-2-1 溶融ジェット径の感度解析（１）※

図 4-2-2 溶融ジェット径の感度解析（２）※リロケーション後は，下部プレナム水位に溶融デブリ高さを含む。

添付 5-1-33

図 4-2-3 溶融ジェット径の感度解析（３）下部プレナムへの溶融炉心落下による温度上昇

図 4-2-4 溶融ジェット径の感度解析（４）添付 5-1-34

図 4-2-5 溶融ジェット径の感度解析（５）図 4-2-6 溶融ジェット径の感度解析（６）添付 5-1-35

1 に到達すると破損

図 4-2-7 溶融ジェット径の感度解析（７）1 に到達すると破損

図 4-2-8 溶融ジェット径の感度解析（８）添付 5-1-36

逃がし安全弁の開閉による圧力変動
逃がし安全弁開による減圧開始

下部プレナムへの溶融炉心落下による圧力上昇

2.0MPa[gage]
原子炉圧力容器破損

図 4-3-1 エントレインメント係数の感度解析（１）※

図 4-3-2 エントレインメント係数の感度解析（２）※リロケーション後は，下部プレナム水位に溶融デブリ高さを含む。

添付 5-1-37

図 4-3-3 エントレインメント係数の感度解析（３）下部プレナムへの溶融炉心落下による温度上昇

図 4-3-4 エントレインメント係数の感度解析（４）添付 5-1-38

図 4-3-5 エントレインメント係数の感度解析（５）

図 4-3-6 エントレインメント係数の感度解析（６）添付 5-1-39

1 に到達すると破損

図 4-3-7 エントレインメント係数の感度解析（７）1 に到達すると破損

図 4-3-8 エントレインメント係数の感度解析（８）添付 5-1-40

逃がし安全弁の開閉による圧力変動
逃がし安全弁開による減圧開始

下部プレナムへの溶融炉心落下による圧力上昇
2.0MPa[gage]
原子炉圧力容器破損

図 4-4-1 デブリ粒子径の感度解析（１）※

図 4-4-2 デブリ粒子径の感度解析（２）※リロケーション後は，下部プレナム水位に溶融デブリ高さを含む。

添付 5-1-41

図 4-4-3 デブリ粒子径の感度解析（３）下部プレナムへの溶融炉心落下による温度上昇

図 4-4-4 デブリ粒子径の感度解析（４）添付 5-1-42

図 4-4-5 デブリ粒子径の感度解析（５）

図 4-4-6 デブリ粒子径の感度解析（６）添付 5-1-43

1 に到達すると破損

図 4-4-7 デブリ粒子径の感度解析（７）1 に到達すると破損

図 4-4-8 デブリ粒子径の感度解析（８）添付 5-1-44

逃がし安全弁の開閉による圧力変動
逃がし安全弁開による減圧開始

下部プレナムへの溶融炉心落下による圧力上昇

2.0MPa[gage]
原子炉圧力容器破損

図 4-5-1 ジルコニウム－水反応速度の感度解析（１）※

図 4-5-2 ジルコニウム－水反応速度の感度解析（２）※リロケーション後は，下部プレナム水位に溶融デブリ高さを含む。

添付 5-1-45

図 4-5-3 ジルコニウム－水反応速度の感度解析（３）下部プレナムへの溶融炉心落下による温度上昇

図 4-5-4 ジルコニウム－水反応速度の感度解析（４）添付 5-1-46

図 4-5-5 ジルコニウム－水反応速度の感度解析（５）図 4-5-6 ジルコニウム－水反応速度の感度解析（６）添付 5-1-47

1 に到達すると破損

図 4-5-7 ジルコニウム－水反応速度の感度解析（７）1 に到達すると破損

図 4-5-8 ジルコニウム－水反応速度の感度解析（８）添付 5-1-48

逃がし安全弁の開閉による
圧力変動

ベースケース
下部プレナム内の溶融炉心と上面水プールとの間の伝熱感度ケース
逃がし安全弁開による減圧開始

下部プレナムへの溶融炉心落下による圧力上昇
2.0MPa[gage]
原子炉圧力容器破損

図 4-6-1 下部プレナム内の溶融炉心と上面水プールとの間の伝熱の感度解析（１）ベースケース
下部プレナム内の溶融炉心と上面水プールとの間の伝熱感度ケース※

図 4-6-2 下部プレナム内の溶融炉心と上面水プールとの間の伝熱の感度解析（２）※リロケーション後は，下部プレナム水位に溶融デブリ高さを含む。

添付 5-1-49

ベースケース
下部プレナム内の溶融炉心と上面水プールとの間の伝熱感度ケース

図 4-6-3 下部プレナム内の溶融炉心と上面水プールとの間の伝熱の感度解析（３）ベースケース
下部プレナム内の溶融炉心と上面水プールとの間の伝熱感度ケース

下部プレナムへの溶融炉心落下による温度上昇

図 4-6-4 下部プレナム内の溶融炉心と上面水プールとの間の伝熱の感度解析（４）添付 5-1-50

ベースケース
下部プレナム内の溶融炉心と上面水プールとの間の伝熱感度ケース

図 4-6-5 下部プレナム内の溶融炉心と上面水プールとの間の伝熱の感度解析（５）ベースケース
下部プレナム内の溶融炉心と上面水プールとの間の伝熱感度ケース

図 4-6-6 下部プレナム内の溶融炉心と上面水プールとの間の伝熱の感度解析（６）添付 5-1-51

ベースケース
下部プレナム内の溶融炉心と上面水プールとの間の伝熱感度ケース
1 に到達すると破損

図 4-6-7 下部プレナム内の溶融炉心と上面水プールとの間の伝熱の感度解析（７）ベースケース
下部プレナム内の溶融炉心と上面水プールとの間の伝熱感度ケース
1 に到達すると破損

図 4-6-8 下部プレナム内の溶融炉心と上面水プールとの間の伝熱の感度解析（８）添付 5-1-52

逃がし安全弁の開閉による圧力変動
逃がし安全弁開による減圧開始

下部プレナムへの溶融炉心落下による圧力上昇
2.0MPa[gage]
原子炉圧力容器破損

図 4-7-1 溶融炉心と原子炉圧力容器間熱伝達の感度解析（１）※

図 4-7-2 溶融炉心と原子炉圧力容器間熱伝達の感度解析（２）※リロケーション後は，下部プレナム水位に溶融デブリ高さを含む。

添付 5-1-53

図 4-7-3 溶融炉心と原子炉圧力容器間熱伝達の感度解析（３）下部プレナムへの溶融炉心落下による温度上昇

図 4-7-4 溶融炉心と原子炉圧力容器間熱伝達の感度解析（４）添付 5-1-54

図 4-7-5 溶融炉心と原子炉圧力容器間熱伝達の感度解析（５）

図 4-7-6 溶融炉心と原子炉圧力容器間熱伝達の感度解析（６）添付 5-1-55

1 に到達すると破損

図 4-7-7 溶融炉心と原子炉圧力容器間熱伝達の感度解析（７）1 に到達すると破損

図 4-7-8 溶融炉心と原子炉圧力容器間熱伝達の感度解析（８）添付 5-1-56

逃がし安全弁の開閉による圧力変動
逃がし安全弁開による減圧開始

下部プレナムへの溶融炉心落下による圧力上昇

2.0MPa[gage]
原子炉圧力容器破損

図 4-8-1 溶接部破損時の最大ひずみの感度解析（１）※

図 4-8-2 溶接部破損時の最大ひずみの感度解析（２）※リロケーション後は，下部プレナム水位に溶融デブリ高さを含む。

添付 5-1-57

図 4-8-3 溶接部破損時の最大ひずみの感度解析（３）下部プレナムへの溶融炉心落下による温度上昇

図 4-8-4 溶接部破損時の最大ひずみの感度解析（４）添付 5-1-58

図 4-8-5 溶接部破損時の最大ひずみの感度解析（５）

図 4-8-6 溶接部破損時の最大ひずみの感度解析（６）添付 5-1-59

1 に到達すると破損

図 4-8-7 溶接部破損時の最大ひずみの感度解析（７）1 に到達すると破損

図 4-8-8 溶接部破損時の最大ひずみの感度解析（８）添付 5-1-60

ベースケース(1) 溶融落下流量（燃料ペレットが崩壊する時間
及び温度）(2) 溶融ジェット径(3) エントレインメント係数(4) デブリ粒子径(5) ジルコニウム－水反応速度の係数(6) 炉心崩壊挙動（燃料ペレットが崩壊する時間及び温度）(7)下部プレナム内の溶融炉心と上面水プールとの間の伝熱

原子炉圧力容器減圧開始
下部ﾌﾟﾚﾅﾑﾄﾞﾗｲｱｳﾄ(8)溶融炉心と原子炉圧力容器間の熱伝達(9) 溶接部破損時の最大ひずみ

原子炉圧力容器破損(10) 全パラメータ組み合わせの感度解析
0

1

2

3

4

5

事故後の時間 (h)図 4-9-1 感度解析における原子炉圧力容器破損等の整理

添付 5-1-61

逃がし安全弁の開閉による圧力変動
逃がし安全弁開による減圧開始

下部プレナムへの溶融炉心落下による圧力上昇

2.0MPa[gage]
原子炉圧力容器破損

図 4-9-2 全パラメータ組み合わせの感度解析（１）※

図 4-9-3 全パラメータ組み合わせの感度解析（２）※リロケーション後は，下部プレナム水位に溶融デブリ高さを含む。

添付 5-1-62

図 4-9-4 全パラメータ組み合わせの感度解析（３）下部プレナムへの溶融炉心落下による温度上昇

図 4-9-5 全パラメータ組み合わせの感度解析（４）添付 5-1-63

図 4-9-6 全パラメータ組み合わせの感度解析（５）図 4-9-7 全パラメータ組み合わせの感度解析（６）添付 5-1-64

1 に到達すると破損

図 4-9-8 全パラメータ組み合わせの感度解析（７）1 に到達すると破損

図 4-9-9 全パラメータ組み合わせの感度解析（８）添付 5-1-65

5. まとめ
HPME／DCH 防止に関する不確かさの要因として抽出した以下の項目について，感度解析を実施し，原子炉圧力容器破損時の原子炉圧力への感度を確認した。

・燃料ペレットが崩壊する時間及び温度・溶融ジェット径
・エントレインメント係数
・デブリ粒子径・ジルコニウム－水反応速度の係数
・下部プレナム内の溶融炉心と上面水プールとの間の伝熱
・溶融炉心と原子炉圧力容器間の熱伝達・溶接部破損時の最大ひずみ

その結果，いずれの項目についても，圧力スパイクに対する感度は限定的であり，原子炉圧力容器の破損時期の観点でも，原子炉圧力減圧時からの時間余裕が十分大きい結果となった。これらのパラメータを組み合わせた感度解析ケースにおいても，原子炉圧力容器破損時の原子炉圧力は 2.0MPa[gage]を十分下回っている。
以上のことから，HPME／DCH の防止に関して，ＭＡＡＰの解析モデルに関する不確かさは小さいと言える。

添付 5-1-66

付録１ Surry 型原子炉下部キャビティの 1/42 スケール実験

BNL では，Surry 型原子炉下部キャビティの 1/42 スケールモデルを用いた模擬物
質の分散放出実験[7]を実施し，原子炉下部キャビティ内に残存する物質の測定結果を整理して，実機において分散放出が生じない圧力を評価している。
実験装置の概要を付図 1-1 に示す。模擬物質は弁の上のメタルホルダに保持され，弁を開放すると，模擬気体の圧力によって，模擬物質が原子炉下部キャビティに噴出する。その後，模擬気体のブローダウンによって模擬物質の一部が配管やタンクにエ
ントレインされ，原子炉下部キャビティに残った模擬物質を測定する。
模擬物質を用いた分散放出実験では，様々な初期圧力，様々な開口径に対して，原子炉下部キャビティ内に残存する模擬物質の割合を測定している。模擬物質としては
水とウッド合金を使用し，模擬気体としては窒素とヘリウムを使用している。付図 1-2に測定結果を示す。原子炉下部キャビティ内に残存する模擬物質の割合の測定結果（f）
は Kutateladze 数に関係する無次元数（G）の関数として整理されており，f～1/(1+0.001G2)でよく近似できる。
この関係式を用いて，分散放出が無視できる１次系圧力を評価することができる。
具体的には，Kutateladze 数に関係する無次元数が７以下の場合に溶融炉心の分散放出が無視できるとしている。このとき，原子炉下部キャビティに残存する模擬物質の割合は，すべてのデータについて 0.9 以上，平均値では約 0.95 である。実機条件（水蒸気温度 500K，原子炉圧力容器破損口径 0.4m）に対しては，溶融炉心の分散放出が無視できる１次系圧力は 2.38MPa と評価される。

添付 5-1-67

付図 1-1 Surry 型原子炉下部キャビティの 1/42 スケール実験装置

付図 1-2 Kutateladze 数に関係する無次元数と原子炉下部キャビティに残存する模擬物質との関係

添付 5-1-68

付録２ 溶融炉心と上面水プールとの間の伝熱の感度解析条件に用いる係数の妥当性（１）感度係数の位置づけ
本感度解析に使用した係数は，下部プレナムに落下した溶融デブリ表面の金属層と上面水プールへの限界熱流束の乗数である。
付図 2-1 に，ＭＡＡＰにおけるデブリベッドへの冷却材浸入による冷却の状態図を示す。
ＭＡＡＰパラメータ内で適用している本係数の下限値「０」は，金属層が水に対して不透過性であり，熱は金属層表面で対流又は熱伝導のみで水に伝わることを意味し，上限値「１」は水が金属層に浸入し，限界熱流束によって制限された速度で冷却され，かつ表面からも対流又は熱伝導で除熱されることを意味する。本係数を調整することにより，金属層への水の浸入に伴う熱伝達の不確かさの影響を確認することができる。
ＭＡＡＰパラメータでデフォルト値として使用している値は，金属層への水の浸入が少ない場合を想定して，下限としてグリムスヴォトン溶岩での実験[4]※1 で得られた除熱量を参考にした設定値()，上限としてＭＡＡＰの感度解析によりサーベイした，代表的な崩壊

熱レベルの溶融デブリが冷却できる最小の除熱量に対応する設定値(
中間値(）を考慮し，その)をデフォルト値としている。このとおり本係数は，不確かさを有するパラメー

タであるが，下記の感度解析にて示すとおり，デブリ冷却への影響は限定的であることから，推奨範囲の中間値をベースケース解析に用いることは妥当と考える。

※１：グリムスヴォトン溶岩（Grimsvotn lava field）での実験
グリムスヴォトン溶岩に広範囲にスプレイ散布することで，熱伝達のみの除熱よりも早く溶岩が固化する現象が確認された。この実験ではスプレイ水の溶岩への浸入による除熱量（約40kW/m2）が評価されている。

（２）感度係数の影響
付図 2-2 に，係数を～の範囲で変化させた解析結果を示す。溶融炉心と上面

水プールとの間の伝熱は，原子炉圧力容器の破損時間にほとんど影響を与えない結果となっている。このことから，推奨範囲の中間値()をベースケース解析において使用することは妥当と考える。

添付 5-1-69

出典：MAAP4 User’s Manual, EPRI
付図 2-1 デブリベッドへの冷却材浸入による冷却逃がし安全弁の開閉による圧力変動

ベースケース
下部プレナム内の溶融炉心と上面水プールとの間の伝熱感度ケース（最小値）
下部プレナム内の溶融炉心と上面水プールとの間の伝熱感度ケース（最大値）

逃がし安全弁開による減圧開始

下部プレナムへの溶融炉心落下による圧力上昇
2.0MPa[gage]
原子炉圧力容器破損

付図 2-2 原子炉圧力の時間変化

添付 5-1-70

付録３ 溶融デブリと原子炉圧力容器間の熱伝達におけるギャップ冷却について

付図 3-1 に下部プレナムでのエネルギ移行図を示す。
ＭＡＡＰでは，下部プレナムに落下した溶融デブリは溶融プールの外側にクラストが形成される。この，下部クラストと原子炉圧力容器内面にひずみが生じ，下部クラストと容器内面に生じたギャップに冷却材が流入することでクラスト表面及び原子炉圧力容器内面から除熱される「ギャップ冷却」が生じるというモデルになっている。
付図 3-1 に示すとおり，ＭＡＡＰでは，上述のギャップ冷却による除熱量と下部クラストから隣接流体への伝熱量を評価している。下部クラストから移行し，ギャップ冷却で取り除かれない伝熱量は，原子炉圧力容器内面への伝熱量として評価される。ギャップ冷却は，ギャップに浸入した水の沸騰時の限界熱流束により評価される。溶融デブリと原子炉圧力容器
間のギャップに存在する水による除熱量と溶融デブリから原子炉圧力容器への伝熱量を比較すると，下部プレナムギャップの除熱量は，溶融デブリから原子炉容器への伝熱量に比べて非常に小さいことから，原子炉圧力容器温度の上昇が発生する。ドライアウト後，ギャップ
冷却効果はゼロとなる。
以上のことから，下部プレナムギャップの除熱量が溶融デブリと原子炉圧力容器間の熱伝達に与える感度は小さく，4.1(8)の感度解析にて示すとおり下部プレナムギャップの除熱量に係る係数が原子炉圧力容器表面の温度に与える影響は小さいといえる。

ギャップ冷却による除熱

下部クラストからの伝熱

出典：MAAP4 User’s Manual, EPRI
付図 3-1 下部プレナムでのエネルギ移行図

添付 5-1-71

参考文献[1] R.O.Gauntt and L.L. Humphries,“Final Results of the XR2-1 BWR Metallic Melt
Relocation Experiment”, NUREG/CR-6527, Aug. 1997.
[2] 日本原子力学会 熱流動部会 編, 気液二相流の数値解析, 朝倉書店, 1993 年[3] R. E. Henry and H. K. Fauske, "The Two-Phase Critical Flow of One-Component
Mixtures in Nozzles, Orifices and Short Tubes," J. Heat Transfer, Trans. ASME,
1971.
[4] Uncertainty Working Group of the MAAP User’s Group, “MAAP4 UNCERTAINTY ANDSENSITIVITY ANALYSES”[5] K. Kang, et, al,. Experimental Investigations on In-Vessel Corium Retention
through Inherent Gap Cooling Mechanisms, Journal of Nuclear Science andTechnology, 2006.
[6] JAERI-M 84-055「炉心損傷事故解析及び研究の現状 －炉心損傷事故調査解析タスクフ
ォース報告書－」1984 年 3 月[7] N. K. Tutu, et al.,“Low Pressure Cutoff for Melt Dispersal from Reactor
Cavities”, Fourth Proceedings of Nuclear Thermal Hydraulics, ANS Meeting,
October 30 . November 4, 1988.

添付 5-1-72

添付２

溶融炉心と冷却材の相互作用について

添付 5-2-1

目次
1. まえがき ......................................................... 添付 5-2-3
2. 現象の概要 ....................................................... 添付 5-2-3
3. これまでの知見の整理 ............................................. 添付 5-2-4
4. 不確かさに関する整理 ............................................. 添付 5-2-27
5. 感度解析と評価 ................................................... 添付 5-2-34
6. まとめ ........................................................... 添付 5-2-39
付録１ FARO 実験によるＭＡＡＰの圧力スパイクモデル妥当性確認 ......... 添付 5-2-40
参考文献 ............................................................ 添付 5-2-49

添付 5-2-2

1. まえがき
溶融炉心と冷却材の相互作用（ＦＣＩ：Fuel-Coolant Interaction，以下「ＦＣＩ」という。
）に関しては，国内外において現象の解明や評価に関する多くの活動が行われてきている。しかしながら，現在においてもその現象の解明は研究段階にあり，現象全体の十分な理解には至っていない。また，多くのＦＣＩ実験が行われているものの，実機規模での現象については，有効なデータが十分には得られていないといえる。このようなことから，国内外で実施された実験結果の知見から解析モデルに関する不確かさを検討し，これを基にした感度解析により有効性評価への影響を確認する。

2. 現象の概要
溶融炉心と冷却材が接触して一時的な圧力の急上昇が生じる可能性がある。このときに発生するエネルギが大きいと構造物が破壊され原子炉格納容器が破損する場合がある。溶融炉心と冷却材との接触及びそれに伴って引き起こされる現象のことを”溶融炉心と冷却材の相互作用（ＦＣＩ）”と呼ぶ。また，ＦＣＩのうち衝撃波を伴うものを”水蒸気爆発”と呼び，冷却材への伝熱による水蒸気発生に伴う圧力変化を”圧力スパイク”と呼ぶ。さらに，原子炉圧力容器の下部プレナムで発生するＦＣＩを原子炉圧力容器内ＦＣＩと呼び，格納容器下部で発生するＦＣＩを原子炉圧力容器外ＦＣＩと呼ぶ。
これまでの研究では，水蒸気爆発現象を以下のような段階的な過程によって説明するモデルが提唱されている。
① 炉心あるいは原子炉圧力容器から落下する溶融炉心（デブリジェット）が冷却材中に落下する。水と接触した溶融炉心は，その界面の不安定性により細粒化して水中に分散する（エントレイン）。細粒化した溶融炉心（以下「デブリ粒子」という。
）は，蒸気膜に覆われた状態で膜沸騰を伴う水との混合状態となる（粗混合）。
② さらに，自発的若しくは外部からの圧力パルス等の外乱により，膜沸騰が不安定化し（トリガリング），デブリ粒子と冷却材が直接接触する。
③ デブリ粒子と冷却材の直接接触により，急速な熱の移動が発生し，急速な蒸気発生・
溶融炉心の微細化により，さらにデブリ粒子と冷却材の接触を促進し（伝播），蒸気発
生を促進する。この蒸気発生により圧力波が発生する。
④ 発生した圧力波が通過した後の高温高圧領域（元々は粗混合領域）の膨張により運動
エネルギが発生し，構造材を破壊する要因となる。
水蒸気爆発が発生するためには，トリガリングが働く必要があり，さらにデブリ粒子と冷却材の接触が瞬時に粗混合領域全体に伝播する必要がある。水蒸気爆発に至らない場合
でも，急速な蒸気発生による圧力上昇（圧力スパイク）が発生する。

添付 5-2-3

3. これまでの知見の整理
原子炉圧力容器内水蒸気爆発による格納容器破損はαモード破損と呼ばれ，WASH-1400[１]でそのリスクが提起されたことを機に多くの調査，研究が続けられてきた。この現象は，溶融炉心が原子炉圧力容器下部の水中に落下して水蒸気爆発が発生し，それによる水塊がミサイルとなって原子炉内構造物を破壊し，原子炉圧力容器上蓋に衝突することで上蓋がミサイルとなって原子炉格納容器に衝突し破損に至るものである。水蒸気爆発については，
国際的な専門家会議による結論がまとめられており，特にＢＷＲの原子炉圧力容器内水蒸
気爆発によるαモード破損については，格納容器破損の脅威とはならないとされている。
表 3-1 にＢＷＲの原子炉圧力容器内水蒸気爆発に関する専門家会議の見解をまとめる。また，原子炉圧力容器内ＦＣＩの圧力スパイクについても，原子炉圧力容器内での圧力上昇のため，格納容器破損の直接的な脅威とはならない。
一方，原子炉圧力容器外ＦＣＩについては，緩和策による注水によって形成された格納容器下部の水中に溶融炉心が落下するため，原子炉圧力容器内の下部プレナム水に比較して，サブクール度が大きくなり，水蒸気爆発が発生し易い可能性がある。また，原子炉圧
力容器外ＦＣＩの圧力スパイクは，原子炉格納容器内の圧力を直接上昇させるため，格納容器破損の評価対象となる。
以上より，原子炉圧力容器内ＦＣＩは格納容器破損の脅威とは考えられないため，原子炉圧力容器外ＦＣＩの観点から，国内外で実施されたＦＣＩ実験の知見を以下にまとめる。
3.1 ＦＣＩ実験の概要
過去に実施された代表的なＦＣＩの実験研究として，（旧）日本原子力研究所で実施された ALPHA 実験，JRC イスプラ研究所で実施された KROTOS 実験，FARO 実験，（旧）原子力発電技術機構で実施された COTELS 実験，韓国原子力研究所（KAERI）で実施された TROI 実験
及び SERENA 実験がある。これらの実験では模擬溶融物として UO2 混合物を用いた実験とア
ルミナ等を用いた実験がある。以下では，各実験の概要とそこで得られた知見について整理する。
(１) ALPHA 実験
ALPHA 実験[２]では，テルミット反応による酸化アルミニウムと鉄からなる模擬溶融物を用いた実験が実施されている。ALPHA 実験装置を図 3-1 に示す。実験容器は，内径 3.9m，高さ 5.7m，容積 50m3 である。模擬格納容器に設置した冷却水プールに高温溶融物を落下させ，水蒸気爆発に関する特性データを計測する実験装置である。表 3-2 に ALPHA 実験の実験結果のまとめを示す。高雰囲気圧力（STX008,STX012,STX015），サブクール度が小さい場合（STX014）は，水蒸気爆発の発生が抑制される実験結果が知見として得られている。溶融物を半減させた３ケース（STX001,STX010,STX013）のうち，２ケース（STX001,STX013）では，水蒸気爆発が発生していない。また，水蒸気爆発のエネルギ変換効率は１～６％程度となっている。ALPHA 実験の代表的実験（STX016）の圧力変化の例を図 3-2 に示す。

添付 5-2-4

(２) KROTOS 実験
KROTOS 実験[３][４][５]では，FARO 実験が大型実験装置であるのに対して小型の実験装置であるが，低圧・サブクール水を主として実験を実施している（図 3-3）
。KROTOS 実験の代表的実験（K37,K42）の圧力変化の例を図 3-4 に示す。KROTOS 実験では模擬コリウムとして UO2 混合物を用いた実験とアルミナを用いた実験を実施している。表 3-3 に KROTOS 実験の実験結果のまとめを示す。アルミナ実験では，サブクール度が大きい実験ケース（K38,K40,K42,K43,K49）では，外部トリガーなしで水蒸気爆発が発生しているが，サブ
クール度が小さい実験ケース（K41,K44,K50,K51）では，外部トリガーなしでは水蒸気爆
発は発生していない。一方，UO2 混合物実験では，外部トリガーなしでは水蒸気爆発は発生していない。また，UO2 混合物実験でも外部トリガーありでは水蒸気爆発が発生している（K52,K53,K46）が，これらのケースはサブクール度が大きい実験ケースである。また，
UO2 混合物実験の水蒸気爆発のエネルギ変換効率は，アルミナ実験の水蒸気爆発に比較して低い結果となっている。アルミナ実験と UO2 混合物の相違については以下のように考察されている。
アルミナはプール水面近傍でブレークアップし，粗混合時に粒子が半径方向に広がり，水蒸気爆発の伝播がし易くなった可能性がある。
UO2 混合物実験では，外部トリガーなしでは水蒸気爆発は発生していない。UO2 混合物の方が一般的に過熱度は小さく，UO2 混合物粒子表面が水と接触した直後に表面が固化し易く，これが水蒸気爆発の発生を抑制した可能性がある。UO2 混合物実験では水素ガスが発生し，これにより蒸気膜の崩壊による水蒸気爆発の発生を抑制した可能性がある。
(３) FARO 実験
FARO 実験[４][６]では，酸化物コリウム及び金属 Zr を含むコリウムが用いられ，多くの実験は高圧・飽和水条件で実施されているが，低圧・サブクール水条件の実験も実施されている。
FARO 実験装置の概要を図 3-5 に示す。
表 3-4 に FARO 実験の実験結果のまとめを示す。
また，圧力変化の例として L-14 と L-19 圧力挙動を図 3-6 に示す。FARO 実験のいずれの実験ケースでも水蒸気爆発は発生していない。FARO 実験で得られた主な知見は以下である。
高圧・飽和水実験，低圧・サブクール実験のいずれにおいても水蒸気爆発は発生していない。
高圧・飽和水の酸化物コリウム実験の場合は一部が粒子化し，一部はパンケーキ状でプール底部に堆積した。高圧・飽和水のコリウムに金属 Zr 成分を含んだ実験及び低圧・サブクール実験では全てのコリウムは粒子化した。
粒子の質量中央径は比較的大きかったが，実験条件（初期圧力，水深，コリウム落下
速度，サブクール度）に依存していない。
Zr 金属を含めた実験ケース（L-11）では，Zr 金属の酸化により，Zr 金属を含めない実験ケース（L-14）よりも圧力上昇が大きくなる。

添付 5-2-5

(４) COTELS 実験
COTELS 実験[７]では，模擬溶融物として UO2-Zr-ZrO2-SS 混合物を用いており，コリウムに金属成分が含まれている。COTELS 実験装置の概要を図 3-7 に示す。表 3-5 に COTELS 実験の実験結果のまとめを示す。COTELS 実験の代表的な実験ケース（A1）の圧力挙動を図 3-8，
各実験ケースの圧力変化を図 3-9 に示す。溶融混合物がプール水に接触した直後（Region 1）
は急激な圧力上昇となる。その後，サブクール水では蒸気凝縮が発生し，一時的に圧力が減少する（Region 2）が，溶融混合物からの熱伝達による蒸気発生により，準定常的な状態まで徐々に圧力が上昇する(Region 3)。COTELS 実験で得られた主な知見は以下である。
サブクール度が大きいケースも含め，全ての実験で水蒸気爆発は発生していない。
プールに落下した溶融コリウムは，ほとんどがプール水中で粒子化した。
粒子径は，コリウム落下速度の大きいケースを除いて，質量中央径で６mm 程度である。
コリウム落下速度の大きいケースの粒子径は小さくなっている。
コリウム落下速度の大きいケースで，粒子径が小さく初期圧力上昇幅も大きくなる傾向がある。また，準定常的な状態での圧力は，溶融物量が多く，サブクール度が小さ
く，プール水量が少ない程高くなる傾向である。
(５) TROI 実験
TROI 実験[８]は，韓国原子力研究所（KAERI）で実施されている実験であり，2007 年から2012 年までは，KROTOS 実験とともに OECD/NEA の SERENA プロジェクトとして実施された実験である。実験装置の概要図を図 3-10 に示す。また，実験条件及び実験結果を表 3-6 に示す。
ZrO2 を用いた実験では外部トリガリングを与えていないが，圧力スパイクや水蒸気爆発が発生した実験がある。一方，UO2/ZrO2 の混合物を用いた実験では，異なった条件による内部トリガリングを発生させるため又は外部トリガリングによる水蒸気爆発時の発生エネル
ギを変えるため，混合物の割合，水深，混合物量等の様々な条件により実験を実施し，数ケースでは水蒸気爆発が発生している。TROI 実験で得られた主な知見は以下のとおりである。
自発的な水蒸気爆発が生じた実験は，融点を大きく上回る過熱度を溶融物に対して与えるなどの実機と異なる条件であり，その他の実験では自発的な水蒸気爆発は生じていない。
水深が深い場合（130cm）には，内部トリガリングによる水蒸気爆発は発生していない。水深が深いことにより，溶融物粒子が底部に到達するまでの沈降時間が長くなり，溶融物粒子が固化しやすい状況となる。このため，溶融物粒子が底部に接触することで発生するトリガリングの可能性は低減する可能性がある[９]。

添付 5-2-6

(６) SERENA 実験
SERENA 実験は，OECD/NEA 主導のもと実施されている実験であり，2001 年から 2006 年にかけて実施されたフェーズ１と，2007 年から 2012 年にかけて実施されたフェーズ２に分かれている。フェーズ１では既存の実験に対する再現解析が行われた。また，フェーズ２
では KROTOS 及び TROI 装置を使用した実験と，その再現解析が行われた。さらに，両フェーズにおいて実機原子炉を想定した解析が行われた。フェーズ２で行われた実験の実験条
件及び実験結果を表 3-7 に示す。
フェーズ１，フェーズ２においてそれぞれ得られた知見は以下のとおりである。
フェーズ１（解析）解析コードはアルミナを用いた実験によって調整されており，UO2・ZrO2 コリウムの爆発による機械的エネルギ変換効率を過大評価する傾向にある。
（解析）予測される炉内水蒸気爆発の最大荷重は原子炉圧力容器の破損強度と比べて十分小さい。
（解析）予測される炉外水蒸気爆発の最大荷重は原子炉格納容器に影響を与える可能性があるが，解析コードの不確かさとばらつきが大きく，その程度を推定することは難しい。

フェーズ２（実験）80％UO2・20％ZrO2 コリウムは，70％UO2・30％ZrO2 コリウムに比べて，やや爆発のエネルギが大きい。これはフェーズ１の結果と逆の傾向であり，さらに考察が必要。
（実験）UO2・ZrO2 のみで構成されるコリウムは，アルミナと比べて爆発のエネルギは小さい。
（実験）コリウムの組成に酸化物以外（金属の単体など）が含まれる場合について，
酸化と水素ガス生成による影響は定量化できなかった。
（実験）全ての観測された爆発の機械的エネルギ変換効率は，従来観測されていた
エネルギ変換効率と同様に，比較的小さい。これは，UO2 の密度が高いために溶融
コリウムの粒子径が小さくなり，固化が促進されて水蒸気爆発への寄与が小さくなったことと，粗混合段階のボイド率が上昇して爆発のエネルギを低減したことによると推測されている。
3.2 ＦＣＩ実験の知見の整理
前項で示したＦＣＩ実験の知見を整理し，原子炉圧力容器外水蒸気爆発の可能性及び原
子炉圧力容器外ＦＣＩの圧力スパイクの影響因子について考察する。
(１) 原子炉圧力容器外ＦＣＩの水蒸気爆発の可能性
酸化アルミニウムと鉄からなる模擬溶融物を用いた ALPHA 実験及びアルミナを用いた

添付 5-2-7

KROTOS 実験 では ，外部ト リガ ーな しで 水蒸 気爆 発が 発生 して いる が， UO2 を用い た
KROTOS,FARO,COTELS 実験では外部トリガーなしでは水蒸気爆発は発生していない。UO2 混合物では一般的に過熱度が小さいため，粗混合粒子表面が早期に固化し，蒸気膜が崩壊しても溶融物の微細化が起きにくく，水蒸気爆発の発生が抑制されるためと考えられる。
TROI 実験では UO2 混合物を用いた場合でもトリガーなしで水蒸気爆発が発生している例（TROI-10,12,13,14）が報告されている。TROI-10,12 は，溶融物温度が 3800K 程度の高い温度での実験条件である。また，TROI-13,14 の溶融物温度は，それぞれ 2600K，3000K であるが，TROI-13 では，温度計測に問題があり実際には 3500K 以上と推測されている。また，
TROI-14 では，二つの温度計が異なる最高温度（4000K,3200K）を示しており，温度計測の不確かさが大きいとされている。以上を踏まえると，TROI 実験の溶融物温度はかなり高い
実験条件と考えられ，他の実験で想定しているような実機条件に近い溶融物温度では水蒸
気爆発の発生可能性は十分小さいと考えられる。
TROI 実験と実機条件の比較を検討するために，模擬溶融物にコリウム（UO2/ZrO2）を用いた TROI-10,12,23,25 と実機条件の比較を表 3-8 に示す。この表では，図 3-11 に示す
Ricou-Spalding 式による粒子化割合[１０]の概算値を示している。溶融物温度が高く過熱度が大きい TROI-10,12 では，自発的水蒸気爆発が観測されている。これに対して，溶融物温度が高く過熱度が大きいが水深が 1.3m と深い TROI-23 では，水蒸気爆発は発生していない。
これは，水深が深いことにより，溶融物粒子が底部に到達するまでの沈降時間が長くなり，溶融物粒子が固化しやすいため，溶融物粒子が底部に接触することで発生するトリガリン
グを抑制したと考えられる[９]。
水蒸気爆発が発生した TROI-10,12 の粒子化割合は約 60%であるが，水深がより深い
TROI-23 では，粒子化割合が約 80％と比較的大きい値となっており，底部に到達する前に固化する溶融物粒子が比較的多いと考えられる。一方，水深及び粒子化割合は TROI-10,12と同程度であるが，溶融物温度がやや低い TROI-25 では，蒸気発生による圧力上昇（SteamSpike）は生じているが，水蒸気爆発は発生していない。溶融物温度が低い場合，過熱度が小さく粒子が固化しやすいため，水蒸気爆発が抑制されたものと考えられる。
実機条件では，溶融ジェットの初期直径は計装配管口径(５cm)～制御棒駆動機構ハウジ
ングの直径(15cm)程度と想定されるが，ペデスタル注水対策により水深は 2.0m 以上となる。
これより，粒子化割合は約 60％～100％となるが，溶融物温度が 2600K 以下と水蒸気爆発が発生した TROI 実験よりも十分低いと考えられ，大規模な水蒸気爆発の発生の可能性は十分小さいと考えられる。
また，いくつかの TROI 実験では水蒸気爆発が発生したときの機械的エネルギ変換効率が報告されている（表 3-6）
。これらの中で自発的に水蒸気爆発が発生したとされる TROI-13の機械的エネルギ変換効率は 0.4％である。これは，ALPHA 実験（表 3-2）や KROTOS 実験(表3-3)で観測されているように，アルミナによる金属模擬溶融物実験の値に対して比較的小さい値となっている。
また，KROTOS 実験（K52,K53,K46）では，UO2 混合物を用いた実験でも外部トリガーを与添付 5-2-8

えた場合は水蒸気爆発が観測されているが，これらの実験ケースはサブクール度が大きい
実験ケースである(K52 のサブクール度：102K,K53 のサブクール度：122K,K46 のサブクール
度：83K)。したがって，サブクール度が大きい場合には，UO2 混合物を用いた場合でも，水蒸気爆発の可能性が高くなることが考えられる。これは，サブクール度が大きい場合には，粗混合粒子の蒸気膜の安定度が低下し，蒸気膜の崩壊が発生しやすいことが要因と考えられる。
しかし，
KROTOS 実験の K52, K53 と同程度の高サブクール度の条件である FARO 実験の L-31
（サブクール度：104K）,L-33（サブクール度：124K）では，水蒸気爆発が発生していない。
これらの実験の UO2 混合物量は，KROTOS 実験が数 kg であるのに対して 100kg 程度であり，より実機条件に近い。
また，COTELS 実験の高サブクール実験（A11）でも水蒸気爆発は発生していない。COTELS
実験は，ＢＷＲの原子炉圧力容器外ＦＣＩを模擬した実験であり，溶融物に原子炉圧力容器内の構造物を想定したステンレススチールを含んでいる。また，溶融物量も 50kg 程度であり，KROTOS 実験よりも実機条件に近い。
以上より，UO2 混合物の溶融物量が少ない KROTOS 実験では，水蒸気爆発が発生しているが，溶融物量が多くより実機体系に近い大規模実験である FARO 実験，COTELS 実験では，水蒸気爆発は発生していない。
ＦＣＩ実験では，水蒸気爆発のトリガーを発生させるために，高圧ガスを封入した装置（KROTOS 実験では最大 20MPa のガスを封入可能な装置）を用いている。水蒸気爆発のトリ
ガーは粗混合粒子の周囲に形成される蒸気膜の崩壊に起因すると考えられており，トリガ
ー装置により圧力パルスを発生させ蒸気膜を不安定化させる効果があると考えられる。実機条件では，このようなトリガー装置で発生させているような圧力外乱となる要因は考えられない。また，溶融物がプール底部に接触することでトリガー要因となることが考えられるが，ＢＷＲの原子炉圧力容器外ＦＣＩを模擬した COTELS 実験の実験装置では，ＢＷＲのペデスタル底部と同様に平板コンクリートを模擬した実験装置としており，実機条件と同様であるが水蒸気爆発は観測されていない。
また，実機条件では，水深が実験条件よりも深くなる可能性があるが，水深が深いこと
により，溶融物粒子が底部に到達するまでの沈降時間が長くなり，溶融物粒子が固化しやすい状況となる。このため，溶融物粒子が底部に接触することで発生するトリガリングのリスクは低減する可能性がある。
以上より，ＢＷＲの実機条件において水蒸気爆発のトリガーとなる特段の要因は考えられないため，実機条件でも水蒸気爆発の発生リスクは十分小さいと考えられる。
上記の実験条件と実機条件の検討より，実機においては，原子炉格納容器の損傷に至る
大規模な原子炉圧力容器外水蒸気爆発の可能性は十分に小さいと考えられる。このため，
原子炉圧力容器外ＦＣＩの有効性評価では，蒸気発生による圧力上昇（圧力スパイク）を評価する。なお，参考として，水蒸気爆発の発生を仮定した場合の影響についても，水蒸添付 5-2-9

気爆発解析コード（ＪＡＳＭＩＮＥ[１１]）及び構造応答解析コード（ＡＵＴＯＤＹＮ[１２]若しくはＬＳ－ＤＹＮＡ[１３]）を用いて，水蒸気爆発のトリガーを解析的条件として与える
ことで水蒸気爆発の発生を模擬した解析を行うことにより，水蒸気爆発による格納容器ペデスタル構造部への影響を評価し，原子炉格納容器の健全性に影響を及ぼさないことを確認している。

(２) 原子炉圧力容器外ＦＣＩの圧力スパイクの影響因子
水蒸気爆発が発生しない場合でも，溶融炉心の冷却材への伝熱による水蒸気発生により圧力スパイクが生じる。ここでは，原子炉圧力容器外ＦＣＩの圧力スパイク影響因子について，ＢＷＲの原子炉圧力容器外ＦＣＩを模擬した COTELS 実験の実験結果を中心に検討する。各ケースの圧力変化を図 3-9 に示す。COTELS 実験では，基本実験ケース（A1）に比較してコリウム量が少ない実験ケース（A4）では，デブリ保有熱量が少なく圧力上昇も低くなる傾向がある。また，COTELS 実験では，サブクール度が大きいケース（A5,A6），プール
水深が大きいケース（A9）では，蒸気凝縮により圧力上昇が低くなる傾向がある。
粒子化割合については，COTELS 実験では水深は 0.4m であるが，ほとんどがプール水中で粒子化した。また，FARO 実験では，水深が１～２ｍであるが，高圧・飽和水の酸化物コリ
ウム実験では一部が粒子化し，高圧・飽和水のコリウムに金属成分を含んだ実験では全てコリウムが粒子化している。粒子化割合が大きいほうがプール水への伝熱量が多くなるため，圧力上昇は高くなると考えられる。
粒子径については，COTELS 実験結果ではコリウム落下速度の大きいケース（A8,A10）では，基本実験ケース（A1）に比較して，粒子径が小さく初期圧力上昇幅も大きくなる傾向がある。一方，FARO 実験では，粒子の質量中央径は比較的大きかったが，実験条件（初期圧力，水深，コリウム落下速度，サブクール度）に対する依存性は低いと報告されている。
各 UO2 混合物実験の平均的な粒子径は，溶融物量の多い FARO 実験では 2.6～4.8mm[４]，COTELS
実験では６mm 程度[７]である。
以上の影響因子をＢＷＲプラント体系で考えた場合，以下に分類できる。
格納容器下部（ペデスタル）領域のプール水の状態（サブクール度，水位）
溶融炉心の落下量及び粒子化（破損口径，粒子化割合，落下速度）
プール水とデブリ粒子との伝熱（デブリ粒子径）(３) ＦＣＩとＭＣＣＩを考慮した格納容器下部水張りの考え方
炉心溶融が進展し炉外に溶融炉心が流出する場合，ＦＣＩとＭＣＣＩの影響緩和において，格納容器下部への初期水張りが重要なマネジメントとなる。以下では格納容器下部への注水による初期水張りの考え方について示す。
ＦＣＩの観点では，これまでのＦＣＩ実験結果の知見から，ＢＷＲの実機条件では水蒸

添付 5-2-10

気爆発の発生リスクは十分小さいと考えられる。しかし，万が一水蒸気爆発が発生したと想定すると，水深が深いと粗混合が促進され，水蒸気爆発の規模が大きくなる可能性がある。
ＭＣＣＩの観点では，種々の実験結果から，デブリ上面から除熱を向上させるため，格納容器下部への水張り水深を深くすることにより，溶融炉心が落下時に粒子化され，粒子状ベッドとして堆積することにより，デブリ冷却性を向上させることが影響緩和のために重要である。
以上より，水深が深い場合は，万が一水蒸気爆発が発生した場合の影響が大きくなる可能性があるが，ＭＣＣＩの影響を緩和する観点からは有利である。したがって，水蒸気爆発の評価により原子炉格納容器の健全性に影響を与えないことを十分確認できる範囲で初期水張りの水深を深くし，溶融炉心の粒子化を促進し，ＭＣＣＩを緩和する運用とすることが得策と考えられる。

添付 5-2-11

添付 5-2-12

OECD/CSNI ＦＣＩ専門家会議 (1997)[１７]SERG-2 ワークショップ (1996)[１６]

NUREG/CR-5960 (1994)[１５]

OECD/CSNI ＦＣＩ専門家会議 (1993)[１４]に関する国際会議，文献

原子炉圧力容器内水蒸気爆発ならない。(O.Zuchuat 等)

現在の知見は，一般にＢＷＲでは原子炉内水蒸気爆発は原子炉格納容器への脅威と下部プレナム構造物の存在により，水蒸気爆発の影響を緩和する。

容器破損確率は，おそらくＰＷＲより小さい。(M.Corradini)

物理的なジオメトリは爆発的事象の発生に寄与しないため，ＢＷＲのαモード格納

蒸気爆発問題の対象とならない。
（T.G.Theofanous 等)

ＢＷＲの下部プレナムには，密に詰められた制御棒案内管があるため，原子炉内水(T.Okkonen 等)

イルに伴う格納容器破損は，ＰＷＲよりもＢＷＲの方が起こりにくいと評価される。

させる可能性がある。したがって，スラグにより破壊された圧力容器ヘッドのミサ

シャルが制限され，水蒸気爆発に起因する水－溶融物スラグの運動エネルギを消失

りにくいと考えられる。このような特徴によって，燃料－冷却材の粗混合のポテン

炉心の広範囲でのコヒーレントなリロケーションは，炉心支持板の存在により起こ

ＢＷＲの圧力容器下部プレナムは，制御棒案内管で密に占められている。そして，

ＢＷＲの原子炉圧力容器内水蒸気爆発に関する議論

表 3-1 ＢＷＲ体系における原子炉圧力容器内水蒸気爆発の発生確率に関する見解

添付 5-2-13

ALPHA

試験名
実験名

溶融物質量 (kg)
20
20
20
20
20
20
20
10
10
10
20
20
20
20
20
20
20
20
20

溶融物組成

Fe-Al2O3

Fe-Al2O3
Fe-Al2O3
Fe-Al2O3
Fe-Al2O3
Fe-Al2O3
Fe-Al2O3
Fe-Al2O3
Fe-Al2O3
Fe-Al2O3
Fe-Al2O3
Fe-Al2O3
Fe-Al2O3
Fe-Al2O3
Fe-Al2O3
Fe-Al2O3
Fe-Al2O3
Fe-Al2O3
Fe-Al2O3

試験ケース
実験ケース

STX002

STX003
STX005
STX009STX016
STX017
STX018
STX001
STX010
STX013
STX014
STX008STX012
STX015
STX006
STX011
STX019
STX020
STX021

0.10
0.10
0.10
0.10
0.10
0.10
0.10
0.10
0.10
0.10
1.60
1.60
1.00
0.10
0.10
0.10
0.10
0.10

0.10

圧力(MPa)

292
300
289
295
286
283
293
297
284
372
288
290
282
298
290
281
281
281

289

水温度(K)

1.0
1.0
1.0
0.9
0.9
0.9
1.0
1.0
1.0
1.0
1.0
1.0
1.0
1.0
1.0
0.9
1.0
0.9

1.0

水深 (m)

表 3-2 ALPHA 実験の主要な実験条件及び実験結果[２]

No
No
No
No
No
No
No
No
No
No
No
No
No
No
No
No
No
No

No
Yes
Yes
Yes
Yes
Yes
Yes
No
Yes
No
No
No
No
No
No
Yes
Yes
No
Yes

Yes

外部トリガー 水蒸気爆発発生

0.86
0.66
3.33
5.67
4.05

機械的エネルギ
変換効率(%)-

添付 5-2-14

溶融物組成

Alumina
Alumina
Alumina
Alumina
Alumina
Alumina
Alumina
Alumina
Alumina
80wt.%UO2-20wt.%ZrO 280wt.%UO2-20wt.%ZrO 280wt.%UO2-20wt.%ZrO 280wt.%UO2-20wt.%ZrO 280wt.%UO2-20wt.%ZrO 280wt.%UO2-20wt.%ZrO 280wt.%UO2-20wt.%ZrO 280wt.%UO2-20wt.%ZrO 280wt.%UO2-20wt.%ZrO 280wt.%UO2-20wt.%ZrO 2

試験ケース
実験ケース

K38
K40
K41
K42
K43
K44
K49
K50
K51
K32
K33
K35
K36
K37
K45
K46
K47
K52
K53

実験名
試験名

KROTOS

1.5
1.5
1.4
1.5
1.5
1.5
1.5
1.7
1.7
3.0
3.2
3.1
3.0
3.2
3.1
5.4
5.4
2.6
3.6

溶融物質量 (kg)
2665
3073
3073
2465
2625
2673
2688
2473
2748
3063
3063
3023
3025
3018
3106
3086
3023
3133
3129

溶融物温度（K)

圧力
(MPa)
0.1
0.1
0.1
0.1
0.21
0.1
0.37
0.1
0.1
0.1
0.1
0.1
0.1
0.1
0.1
0.1
0.1
0.2
0.36

サブクール度
（K）
79
83
5
80
100
10
120
13
5
22
75
10
79
77
4
83
82
102
122
1.11
1.11
1.11
1.11
1.11
1.11
1.11
1.11
1.11
1.08
1.08
1.08
1.08
1.11
1.14
1.11
1.11
1.11
1.11

水深 (m)

表 3-3 KROTOS 実験の主要な実験条件及び実験結果[３][４][５]

No
No
No
No
No
Yes
No
No
No
No
No
Yes
Yes
Yes
Yes
Yes
Yes
Yes
Yes

外部トリガー
Yes
Yes
No
Yes
Yes
Yes
Yes
No
No
No
No
No
No
No
No
Yes
No
Yes
Yes

水蒸気爆発発生

機械的エネルギ
変換効率(%)
1.45
0.9
1.9
1.3
2.6
2.2
0.02
0.05

添付 5-2-15
56.3
27.0
55.4
53.1
47.7
57.1
55.0
53.0

55wt.%UO2-25wt.%Zr-5wt.%ZrO2-15wt.%SS

55wt.%UO2-25wt.%Zr-5wt.%ZrO2-15wt.%SS
55wt.%UO2-25wt.%Zr-5wt.%ZrO2-15wt.%SS
55wt.%UO2-25wt.%Zr-5wt.%ZrO2-15wt.%SS
55wt.%UO2-25wt.%Zr-5wt.%ZrO2-15wt.%SS
55wt.%UO2-25wt.%Zr-5wt.%ZrO2-15wt.%SS
55wt.%UO2-25wt.%Zr-5wt.%ZrO2-15wt.%SS
55wt.%UO2-25wt.%Zr-5wt.%ZrO2-15wt.%SS

溶融物質量 (kg)

A1

溶融物組成

A4
A5
A6
A8
A9
A10
A11

試験ケース
実験ケース

3023
2823
3123
3073
3173
3023
3023
3052
3070
2990
3070

5.8
5
5
5
2
0.5
0.5
0.5
0.2
0.2
0.4

5

圧力(MPa)

12
2
0
1
0
0
1
1
97
104
124

0

サブクール度 (K)

0.30
0.25
0.21
0.45
0.21
0.47
0.27

圧力
(MPa)
0.20
8
12
21
24
0
21
86

サブクール度
（K）
0

1.00
2.00
2.05
1.10
1.97
2.02
1.47
1.44
1.48
1.45
1.60

0.87

水深 (m)

0.4
0.4
0.4
0.4
0.9
0.4
0.8

0.4

水深 (m)

表 3-5 COTELS 実験の主要な実験条件及び実験結果[７]

44
151
125
157
96
177
117
175
39
92
100

2923

18

80wt.%UO2-20wt.%ZrO 280wt.%UO2-20wt.%ZrO 2
77wt.%UO 2-19wt.% ZrO 2-4wt.%Zr
80wt.%UO2-20wt.%ZrO 280wt.%UO2-20wt.%ZrO 280wt.%UO2-20wt.%ZrO 280wt.%UO2-20wt.%ZrO 280wt.%UO2-20wt.%ZrO 280wt.%UO2-20wt.%ZrO 280wt.%UO2-20wt.%ZrO 280wt.%UO2-20wt.%ZrO 280wt.%UO2-20wt.%ZrO 2

溶融物温度（K)

溶融物質量 (kg)

L-06

溶融物組成

L-08
L-11
L-14
L-19
L-20
L-24
L-27
L-28
L-29
L-31
L-33

試験ケース
実験ケース

(注)溶融物温度は 3000～3100K と見積もられている[１０] [１８]COTELS

試験名
実験名

FARO

試験名
実験名

表 3-4 FARO 実験の主要な実験条件及び実験結果[４]

No
No
No
No
No
No
No
No
No
No
No

No

水蒸気爆発発生

No
No
No
No
No
No
No

No

No
No
No
No
No
No
No

No

外部トリガー 水蒸気爆発発生

No
No
No
No
No
No
No
No
No
No
Yes

No

外部トリガー-

機械的エネルギ
変換効率(%)---

機械的エネルギ
変換効率(%)

添付 5-2-16

溶融物組成
(%)

ZrO 2/Zr (99/1)

ZrO 2/Zr (99/1)
ZrO 2/Zr (99/1)
ZrO 2/Zr (99/1)
ZrO 2/Zr (98.5/1.5)
UO 2/ZrO2 (70/30)
UO 2/ZrO2 (70/30)
UO 2/ZrO2 (70/30)
UO 2/ZrO2 (70/30)
UO 2/ZrO2 (70/30)
UO 2/ZrO2 (70/30)
UO 2/ZrO2 (70/30)
UO 2/ZrO2 (78/22)
UO 2/ZrO2 (80/20)
UO 2/ZrO2 (80/20)
UO 2/ZrO2 (80/20)
ZrO 2
UO 2/ZrO2 (70/30)
UO 2/ZrO2 (80/20)

実験ケース

1

2
3
4
5
9
10
11
12
13
14
17
18
21
22
23
24
25
26
2600 (注1)3000 (注2)

3000
2900
3600
3600
3500
3300

9.1
17.0
17.0
17.0
9.5
15.0
17.0

>3373
>3373
>3373
3373
3200
3800
>3800
3800

>3373

溶融物温度
(K)

5.5
4.88
4.2
2.9
4.3
8.7
9.2
8.4
7.7
6.5

5

溶融物質量
(kg)

0.110
0.110
0.110
0.110
0.110
0.106

0.1
0.1
0.1
0.1
0.1
0.117
0.111
0.11
0.108
0.105

0.1

圧力
(MPa)

298
297
293
288
287
283

365
323
292
337
296
298
296
293
292
285

365

水温度
(K)

1.30
1.30
1.30
0.67
0.67
0.67

0.67
0.67
0.67
0.67
0.90
0.67
0.67
0.67
0.67
0.67

0.67

水深
(m)

(注 1) 参考文献[19]によれば温度計測に問題があり，実際には 3500K 程度以上と推測されている。
(注 2) 参考文献[19]によれば二つの温度計が異なる最高温度（4000K，3200K）を示しており，計測の不確かさが大きいとされている。

TROI

実験名

No
No
No
No
No
No

-

外部
トリガー

表 3-6 TROI 実験の主要な実験条件及び実験結果(1/2)[８] [９][１９][２０]

No
No
Yes
Yes
No
Yes
No
Yes
Yes
Yes
No
No
No
No
Yes
Steam Spike
Steam Spike

Steam Spike

水蒸気爆発発生

0.40%
-

-

機械的エネルギ
変換効率(%)

添付 5-2-17

UO 2/ZrO2 (87/13)
UO 2/ZrO2 (70/30)
UO 2/ZrO2 (70/30)
UO 2/ZrO2 (70/30)
UO 2/ZrO2 (78/22)
UO 2/ZrO2 (78/22)
UO 2/ZrO2 (78/22)
UO 2/ZrO2 (70/30)
UO2/ZrO 2/Zr/Fe(62.3/15/11.7/11)
UO2/ZrO 2/Zr/Fe(59.5/18/11.9/10.6)
UO2/ZrO 2/Zr/Fe(60.5/16.7/12.1/10.7)
UO2/ZrO 2/Zr/Fe(61/16/12/11)

32
34
35
36
37
38
39
40

52

51

50

49

29

溶融物組成
(%)
UO 2/ZrO2 (50/50)

実験ケース

1.30

0.67
1.30
0.95
0.95
1.30
1.30
1.30

水深
(m)
No

-

2650

0.116

285

1.30

Yes

Steam Spike

Yes

-

-

No
Yes
Yes
Yes
Yes
No
No
No

Yes
Yes
Yes
Yes
-

水蒸気爆発発生

外部トリガー

Yes

294

341
334
305
313
288
285
287

水温度
(K)

6.3
(14.2 load)
8.6(14.1 load)
0.115

0.104
0.105
0.106
0.312

0.110

圧力
(MPa)

2695(3420)

2730(3360)

～3000
～3000
～3000
～3000
～3000
～3000
～3000

溶融物温度
(K)

14.46

15.96

10.5
8
5.3
8.1
5.3
3.4
11.1

溶融物質量
(kg)
11.5

(注 1) 参考文献[19]によれば温度計測に問題があり，実際には 3500K 程度以上と推測されている。
(注 2) 参考文献[19]によれば二つの温度計が異なる最高温度（4000K，3200K）を示しており，計測の不確かさが大きいとされている。

TROI

実験名

表 3-6 TROI 実験の主要な実験条件及び実験結果(2/2)[８] [９] [１９] [２０]

-

-

-

-

0.63
0.21
0.50
0.01
-

機械的エネルギ
変換効率(%)-

添付 5-2-18(注 2) 計測失敗

(注 1) 実験失敗

SERENA（TROI/KROTOS）

実験名
試験名

15.4
12.5
15.9
14.3
17.9

9.3
2.4
3.9
0.8
2.3
1.7

1.7

UO2 /ZrO2 (73.4/26.6)
UO2 /ZrO2 (68.0/32.0)
UO2 /ZrO2 (71.0/29.0)
UO2 /ZrO2 (81.0/19.0)

UO2 /ZrO2 /Zr/U(76.0/18.3/5.0/0.7)

UO2 /ZrO2 /Fe2 O3 /FP(73.3/18.5/4.9/3.3)

UO2 /ZrO2 (70.0/30.0)
UO2 /ZrO2 (70.0/30.0)
UO2 /ZrO2 (70.0/30.0)
UO2 /ZrO2 (80.0/20.0)

UO2 /ZrO2 /Zr(80.1/11.4/8.5)

UO2 /ZrO2 /Fe2 O3 /FP(73.0/20.4/4.1/2.5)

TS-1
TS-2
TS-3
TS-4

TS-5

TS-6

KS-1
KS-2
KS-3
KS-4

KS-5

KS-6

溶融物質量
(kg)

溶融物組成
(wt%)

実験ケース
試験ケース

2853

2864

2969
3049
2850
2958

2910

2940

～3000
3063
3107
3011

溶融物温度
(K)

0.2

0.2

0.4
0.2
0.2

0.2

0.2

0.4
0.2
0.2
0.2

圧力
(MPa)

340

327

302
333
332
332

338

337

301
334
331
333

水温度
(K)

1.1

1.1

1.1
1.1
1.1
1.1

1.0

1.0

1.0
1.0
1.0
1.0

水深
(m)

Yes

Yes

Yes
Yes
Yes
Yes

Yes

Yes

Yes
Yes
Yes
Yes

外部トリガー

表 3-7 SERENA 実験（フェーズ２）の主要な実験条件及び実験結果 [２２]

(注2)

Yes

(注2)

～0

-

-(注1)
0.18

-(注1)
Yes
Energetic event

0.10
0.08

0.66

0.06

0.12
0.28
0.22
0.35

機械的エネルギ
変換効率(%)

Yes
Yes

Yes

Steam Spike

Yes
Yes
Yes
Yes

水蒸気爆発発生

表 3-8 TROI 実験と実機条件の比較
実験ケース
TROI-10
TROI-12
TROI-23
TROI-25
実機条件

溶融物温度
(注 1)

(過熱度)

3800K
(900K)
3800K(900K)
3600K(700K)
3500K(600K)～2600K(～300K)

溶融

水深

粒子化割合（注 2）

水蒸気爆発

6.5cm

0.67m

約 60%

Yes

6.5cm

0.67m

約 60%

Yes

7.4cm

1.30m

約 80%

No

8.0cm

0.67m

約 50%

Steam Spike

5～15cm

2.0m～

約 60～100%

-

ジェット径

(注 1) 実験条件の過熱度は UO2/ZrO2 の相図[２１]より固相線温度を約 2900K とした場合の概算値
実機条件の過熱度は事故解析結果による下部プレナム部の溶融物（酸化物層）の過熱度の概算値(注 2) Ricou-Spalding 相関式（図 3-11）による概算評価値

添付 5-2-19

出典：参考文献[２] p.371 Fig.1
図 3-1 ALPHA 実験装置の概要

出典：参考文献[２] p.380 Fig.8
図 3-2 ALPHA 実験の圧力評価の例（STX016）

添付 5-2-20

出典：参考文献[３] p.380 Fig.1
図 3-3 KROTOS 実験装置の概要

出典：参考文献[３] p.385 Fig.3
図 3-4 KROTOS 実験の代表的圧力変化の例（K-37,K-42）

添付 5-2-21

出典：参考文献[４] p.1999 Fig.1
図 3-5 FARO 実験装置の概要

出典：参考文献[６] p.229 Fig.6
図 3-6 FARO 実験の圧力変化の例（L-14,L-19）

添付 5-2-22

出典：参考文献[７] p.37 Fig.1
図 3-7 COTELS 実験装置の概要

出典：参考文献[７] p.38 Fig.2
図 3-8 COTELS 実験の圧力変化の例（A1）

添付 5-2-23

出典：参考文献[７] p.38 Fig.3
図 3-9 COTELS 実験の各実験ケースの圧力変化

添付 5-2-24

出典：参考文献[８] Appendix B. p.202
図 3-10TROI 実験装置の概要

添付 5-2-25

図 3-11

Ricou-Spalding 相関式による粒子化割合のマップ

添付 5-2-26

4. 不確かさに関する整理
ここでは原子炉圧力容器外ＦＣＩについて，有効性評価の不確かさ評価を行う。なお，
前項で述べたように，原子炉圧力容器外ＦＣＩにおける水蒸気爆発の発生可能性は低いことから，ここでは圧力スパイクの評価について検討する。
前項で示した既存ＦＣＩ実験の知見の整理より，原子炉圧力容器外ＦＣＩの圧力スパイ
クに影響する因子の分類として以下が考えられる。
・格納容器下部（ペデスタル）領域のプール水の状態（サブクール度，水位）・溶融炉心の落下量及び粒子化（破損口径，粒子化割合，落下速度）
・プール水とデブリ粒子との伝熱（デブリ粒子径）
また，実機体系では原子炉圧力容器下部領域の圧力変化が原子炉格納容器のドライウェ
ル空間に伝播される現象を伴うことから，影響因子として以下を追加する。
・原子炉格納容器内での水蒸気の流動
上記の影響因子の不確かさに対する感度解析を行うために，各影響因子の不確かさを解析モデルで考慮する方法について以下に示す。
(１) 格納容器下部（ペデスタル）領域のプール水の状態（サブクール度，水位）
圧力容器下部のペデスタル領域の水温が高い場合には，水蒸気発生量が多くなり圧力ス
パイクは厳しくなる。なお，ＭＡＡＰでは，蒸気の上昇速度がフラッディング臨界速度よりも大きい場合には，周囲の水が蒸気の流れによって巻き込まれ，巻き込まれた水蒸気の凝縮により蒸気発生量が減少する効果がモデル化されている。ペデスタル領域の水は，ペデスタルへの注水によって形成されるので，その水温はペデスタル注水温度に影響される。
有効性評価では，ペデスタル注水は外部水源から注水され，その水温は水源温度の実績値に対して高めの温度を設定している。したがって，圧力スパイクを厳しくする保守的な水温を設定しているが，本影響因子は解析モデルパラメータではないため，不確かさ評価は行わない。
ペデスタル領域の水位に対しては，水深が深いほうが溶融炉心の細粒化量が大きくなる傾向がある。この場合，細粒化した粒子から水への伝熱量が多くなるので，圧力スパイク
は厳しくなる方向である。本影響因子は解析モデルパラメータではないため，不確かさ評
価は行わない。

(２) 溶融炉心の落下量及び粒子化（破損口径，粒子化割合，落下速度）
溶融炉心の落下量は，原子炉圧力容器の破損口径に依存する。原子炉圧力容器の破損は，原子炉圧力容器下部の制御棒駆動機構ハウジングの溶接部が破損し，制御棒駆動機構ハウ
ジングが逸出することを想定している。原子炉圧力容器底部の口径が大きい貫通部として制御棒駆動機構ハウジングを想定している。なお，ＭＡＡＰでは溶融物流出に伴う破損口

添付 5-2-27

の径方向侵食による破損口拡大も考慮されている。
細粒化量に関して，ＭＡＡＰでは Ricou-Spalding 式で評価される。Ricou-Spalding 式では，エントレインメント量（細粒化量）を流入流体の速度（ジェット速度）と両流体の密度比に関連させたモデルであり，液－液混合問題において広く利用されている相関式である。落下する炉心溶融物は円柱ジェットで冷却材中に突入することを想定し，円柱ジェッ
ト外周部の侵食として粒子化割合を評価している。円柱ジェットのエントレインメント速度（m/s）は，次式で与えている。
1

m ent

2

w

Eo

u dj

(1)

dj

ここで， E o ：エントレインメント係数

u dj ：ジェット速度 [m/s]dj：ジェット密度 [kg/m3]w：水密度 [kg/m3]

水中でのジェット速度を一定と仮定し，水面から垂直方向に積分すると，プール底部（水深； H pool ）におけるジェット直径が(2)式のように得られる。
1

d dj

d dj,o2E ow

2H pool(2)

dj(2)式を用いて，溶融ジェット断面の減少分が粒子化割合であるため，粒子化割合

ent は

次式のように計算される。
2d dj

d dj,o2d dj,oent

2(3)

以上の評価式において，デブリ粒子化割合に影響するパラメータは，エントレインメン
ト係数，初期デブリ直径，圧力（僅かではあるが水の密度に影響）及びプール水深である。
このうち溶融物ジェット径は保守的に設定しており，また，プール水深は解析モデルパラ
メータではない。
エントレインメント係数については，ＭＡＡＰでは代表的なＦＣＩの大規模実験である
FARO 実験に対するベンチマーク解析によって範囲を設定しており，
推奨範囲は

～

となっているため，粒子化量の不確かさとしてエントレインメント係数の感度を確認する。
FARO 実験条件は，水プールの水深は 0.87～2.05m，水プールのサブクール度は飽和～124K，
雰囲気圧力条件は２～5.8MPa（高圧条件），0.2～0.5MPa（低圧条件）の範囲で行われており，一方，実機条件では，格納容器下部の水位は２～４m 程度，格納容器下部内の冷却材の添付 5-2-28

サブクール度は，飽和～90K 程度，雰囲気圧力は 0.2MPa[abs]程度であることを考慮すると，実験条件は有効性評価解析の特徴的な条件をおおむね包絡しており，ベンチマーク解析で検討されたエントレインメント係数の範囲で感度を確認すれば十分といえる。
溶融炉心の落下速度は，原子炉圧力容器内外の圧力差，溶融炉心の高さ（水頭）及び溶融炉心の落下距離に依存する。原子炉減圧により原子炉圧力容器内外の圧力差が十分小さ
くなることから，圧力差の不確かさの影響は小さい。また，有効性評価では原子炉圧力容器の下部プレナム部に全量に近い溶融炉心が堆積しており，原子炉圧力容器の破損位置も原子炉圧力容器底部中心となっているため，溶融炉心の水頭が高い状態となっている。この場合，溶融炉心の流出速度が大きく落下量も多くなるため，圧力スパイクの評価も厳しくなる。したがって，溶融炉心の水頭の不確かさ評価は必要ない。一方，落下距離については，プール水位に不確かさがある。ＢＷＲ５,Mark-I 改良型格納容器プラントの例では，落下距離の不確かさをプール水位の最大変動幅（3.4m）と仮定すると，ペデスタル底部から原子炉圧容器底部までの距離（約 9.5m）の４割程度である。溶融炉心の落下速度が，落下距離の平方根に比例すると考えると，落下速度の不確かさは２割程度である。式(1)より溶融炉心の落下速度（ジェット速度）の不確かさはエントレインメント係数の不確かさとして評価できる。また，落下速度の不確かさはエントレインメント係数の不確かさ幅に包絡されている。したがって，溶融炉心の落下速度の不確かさの影響は，エントレインメン
ト係数の不確かさ評価で確認できるため，落下速度の不確かさ評価は行わない。

(３) プール水とデブリ粒子との伝熱（デブリ粒子径）
水中でエントレインされた高温のデブリ粒子は，その周囲を蒸気膜が覆う状態となり，デブリ粒子の熱伝達は膜沸騰熱伝達と輻射熱伝達に支配される。ＭＡＡＰではエントレイ
ンメントしたデブリ粒子の温度を，これらの熱伝達を考慮した機構論的モデルにより計算する。また，デブリ粒子から水への伝熱は，デブリ粒子の径に直接依存する。ＭＡＡＰでは，デブリ粒子径はジェットの表面張力に依存するモデルにより計算される。デブリ粒子径の導出式には，粒子径ファクタ（モデルパラメータ）が乗じられている。
デブリの粒子径ファクタについては，ＭＡＡＰでは代表的なＦＣＩの大規模実験に対するベンチマーク解析によって範囲を設定しており，原子炉圧力容器下部プレナム部に対して推奨範囲は～となっているため，デブリ粒子の伝熱の不確かさは粒子径の不確かさとして考慮する。FARO 実験条件は，水プールの水深は 0.87～2.05m，水プールのサブ
クール度は飽和～124K，雰囲気圧力条件は 2～5.8MPa（高圧条件），0.2～0.5MPa（低圧条件）の範囲で行われており，一方，実機条件では，格納容器下部の水位は２～４m 程度，格納容器下部内の冷却材のサブクール度は，飽和～90K 程度，雰囲気圧力は 0.2MPa[abs]程度であることを考慮すると，実験条件は有効性評価解析の特徴的な条件をおおむね包絡しており，
ベンチマーク解析で検討された範囲で感度を確認すれば十分といえる。

添付 5-2-29

(４) 原子炉格納容器内での水蒸気の流動
ＦＣＩによる圧力スパイクの評価の観点では，ペデスタル領域の開口部からドライウェ
ル側への気体の流れのモデルも不確かさの要因として考えられる。ＭＡＡＰでは，原子炉格納容器内の流動は，ノード・ジャンクションモデルを適用しており，ペデスタル領域からドライウェル領域への流れは，ノードの圧力，ジャンクションの圧力損失により，差圧流や臨界流として扱われる。ジャンクションの圧力損失は，一般的な流動モデルを扱っていることから，不確かさは小さいと考えられる。
以上のＦＣＩの不確かさに関する整理結果を表 4-1 に示す。また，ＦＣＩにおける不確
かさに関するフローを図 4-1 に示す。

添付 5-2-30

添付 5-2-31

ＦＣＩ

保守的な破損口径のため感度解析不要

溶融炉心落下量

図 4-1 FCI における不確かさに関する流れ図

さが小さく，感度解析不要

一般的な流動モデルで取り扱っており，不確か

デブリ粒子径

プール水とデブリ粒子の伝熱

格納容器内での水蒸気の流動

エントレインメント係数

細粒化量

エントレインメント係数

解析モデルパラメータではないため，感度解析
不要

プール水位

溶融炉心落下速度解析モデルパラメータではないため，感度解析
不要

プール水温

添付 5-2-32

溶融炉心落下速度

溶融炉心落下量

プール水位

プール水温

影響因子

度の実績値に対して高めの温度

ル領域のプール水温が決まる。

炉心の水頭，落下距離によって落下速度が決まる。

の水頭，落下距離によって落下速度が

決まる。

される。

される。

原子炉圧力容器内外圧力差，溶融が流出する。破損口の侵食も考慮

リが流出し，破損口も侵食すると想定

原子炉圧力容器内外圧力差，溶融炉心破損口径と同じ径で炉心デブリ

破損口径と同じ径の大きさで炉心デブ

容器プラントの例）。

ため水位はこれ以上上昇しない。

エントレインメント係数

析は不要。

ングを想定しているため感度解きい貫通部として制御棒ハウジ

原子炉圧力容器底部の口径が大部下端まで水位があるとしていイウェル部への開口部に到達すると，る（ＢＷＲ５ Mark-I 改良型格納水位としてペデスタル部の開口 ため，感度解析は行わない。

するが，水位がペデスタル部からドラ

プール水はドライウェル側に流出する

有効性評価では，保守的に高めの 解析モデルパラメータではない

ため，感度解析は行わない。

解析モデルパラメータではない

感度解析条件ペデスタル部の注水により水位が上昇を設定している。

ペデスタル注水の水温は，水源温解析上の取り扱い

ペデスタル注水の水温によりペデスタ

実機での実現象

表 4-1 ＦＣＩの不確かさに関する整理結果(1/2)

添付 5-2-33

格納容器内での水蒸気の流動

プール水とデブリ粒子の伝熱

細粒化量

影響因子

解析上の取り扱い

従い，原子炉格納容器内を流れる
水蒸気量が評価される。

気が圧力差と流動抵抗によりドライウェル領域へ移行すると想定される。

ノード・ジャンクションモデルによって評価される。

まる。
ペデスタル領域で発生した水蒸輻射熱伝達を考慮したモデルに及び輻射熱伝達から伝熱量が決

デブリ粒子から水へ膜沸騰伝熱れると想定される。
デブリ粒子から膜沸騰伝熱及びされる。

ち，エントレインメントされる部
分はジェットの表面近傍に限ら

Ricou-Spalding 式によって評価

水中に落下する炉心デブリのう

デブリジェット径が大きいため， デ ブ リ ジ ェ ッ ト に 対 し て ，

実機での実現象

表 4-1 ＦＣＩの不確かさに関する整理結果(2/2)

析不要。

おり，不確かさが小さく，感度解

一般的な流動モデルで取り扱ってデブリ粒子径エントレインメント係数

感度解析条件5. 感度解析と評価
４章において抽出したパラメータに関し，感度解析を実施し，有効性評価に対する影響度合いを確認する。
感度解析のベースケースは，ＢＷＲ５ Mark-I 改良型格納容器プラントにおける「高圧・
低圧注水機能喪失（原子炉圧力容器破損）」である。
（１） Ricou-Spalding のエントレインメント係数
a. 解析条件
Ricou-Spalding のエントレインメント係数は，ベースケースではＭＡＡＰ推奨範
囲（～）のうちおよそ中間となるを設定しているが，感度解析ケースでは，ＭＡＡＰの当該変数の推奨範囲のうち最大値と最小値

，

を設

定する。

項目

エントレインメント係数

設定根拠

ベースケース

ＭＡＡＰ推奨範囲のノミナル値
ＭＡＡＰ推奨範囲の最小値

感度解析ケース

ＭＡＡＰ推奨範囲の最大値

エントレインメント
係数を大きく（小さく）して細粒化割合が大きく（小さく）なる
ように設定

ベースケース

感度解析ケース

添付 5-2-34

b. 解析結果
図 5-1-1 及び図 5-1-2 にエントレインメント係数の感度解析結果を示す。
ベースケースと感度解析ケースで，本パラメータの影響は原子炉圧力容器破損以降に現れる。約 4.3 時間の時点で原子炉圧力容器の破損が発生しており，その時の格納容器圧力の上昇は，感度解析ケース（最大値）の方が僅かに大きい結果となっている。また，格納容器下部水温については，原子炉圧力容器の破損に伴う溶融炉心の落下時点での温度上昇は感度解析ケース（最大値）の方が僅かに高い結果となっている。これは，エントレインメント係数を大きくすることで細粒化が進み，水との接触面積が大きくなり，水蒸気を短期間に発生させる効果があるためである。
c. 評価
エントレインメント係数の圧力スパイクに対する感度は小さく，その不確かさが有効性評価の結果に与える影響は小さい。

（２） デブリ粒子径a. 解析条件
デブリ粒子径には不確かさがあり，粒子径が小さい場合に圧力スパイクが大きくなると考えられる。原子炉圧力容器下部プレナム部の粒子径ファクタは，ベースケ
ースではＭＡＡＰ推奨範囲（～）のうちおよそ中間となるを設定しているが，感度解析ケースでは，ＭＡＡＰの当該変数の推奨範囲のうち最小値と最大値，を設定する。なお，格納容器下部の粒子径ファクタは，固定値を設定している。

項目
ベースケース
感度解析ケース

粒子径ファクタ

設定根拠
ＭＡＡＰ推奨範囲のノミナル値
ＭＡＡＰ推奨範囲の最小値
ＭＡＡＰ推奨範囲の最大値

添付 5-2-35

b. 解析結果
図 5-2-1 及び図 5-2-2 に，デブリ粒子径の感度解析結果を示す。
粒子径ファクタは，原子炉圧力容器下部プレナム部の細粒化に適用されていることから，本解析には，原子炉圧力容器下部プレナム部の細粒化効果が含まれる。
原子炉圧力容器下部プレナム部に関する考察は添付１にて行っており，原子炉圧力への影響は僅かであることが確認されている。原子炉圧力容器の破損時刻は，感度解析ケース（最小値）の方が僅かに早い結果となっている。これは，デブリ粒子の径が小さくなることで下部プレナムに残留している冷却材の蒸発が早くなり，結果として原子炉圧力容器の破損が早まっている。約 4.3 時間で原子炉圧力容器の破損に至り，溶融炉心が格納容器下部に落下し，水蒸気発生に伴う圧力上昇となり，感度解析ケース（最小値）の方が早く上昇する結果となっている。これは，前述のとおり，感度解析ケース（最小値）の方が原子炉圧力容器の破損が早くなるためであり，この時の圧力上昇幅を比較すると，ベースケースと感度解析ケースとで大きな差はない。また，格納容器下部水温についても，原子炉圧力容器の破損後の温度上昇幅はベースケースと感度解析ケースとで大きな差はない。
c. 評価
デブリ粒子径の圧力スパイクに対する感度は小さく，その不確かさが有効性評
価の結果に与える影響は小さい。

（３） 感度解析パラメータの組み合わせ（２）で示したようにデブリ粒子径の圧力スパイクへの感度はほとんどない。このため，エントレインメント係数とデブリ粒子径の感度解析パラメータを組み合わせた
解析は，エントレインメント係数の保守側のパラメータの感度解析とほぼ同じとなる。

添付 5-2-36

格納容器限界圧力（854kPa[gage]（最高使用圧力の２倍））

原子炉減圧に伴う圧力上昇

原子炉圧力容器破損に伴う圧力上昇

図 5-1-1 エントレインメント係数の感度解析（ドライウェル圧力）格納容器下部注水開始
原子炉圧力容器破損に伴う温度上昇

図 5-1-2 エントレインメント係数の感度解析（格納容器下部水温）添付 5-2-37

格納容器限界圧力（854kPa[gage]（最高使用圧力の２倍））

原子炉減圧に伴う圧力上昇

原子炉圧力容器破損に伴う圧力上昇

図 5-2-1 デブリ粒子径の感度解析（ドライウェル圧力）格納容器下部注水開始
原子炉圧力容器破損に伴う温度上昇

図 5-2-2 デブリ粒子径の感度解析（格納容器下部水温）添付 5-2-38

6. まとめ
原子炉圧力容器外におけるＦＣＩについては，これまでに実ウランを用いて種々の実験が行われているが，外部からの強制的なトリガーを与えない場合には水蒸気爆発は発生しないという結果が得られている。外部トリガーを与えた場合でも水蒸気爆発に至らなかったケースが複数確認されており，また，水蒸気爆発が発生した場合においても機械的エネ
ルギへの変換効率は小さく，大規模な水蒸気爆発には至っていない。したがって，実機において大規模な水蒸気爆発に至る可能性は極めて小さいと考えられる。
原子炉圧力容器外ＦＣＩのうち，圧力スパイクへの影響因子について，実現象と解析モ
デルにおける取り扱いに着目し，以下に挙げるものを抽出した。

・ 格納容器下部（ペデスタル）領域のプール水の状態（サブクール度，水位）・ 溶融炉心の落下量及び粒子化（破損口径，落下速度，粒子化割合）
・ プール水とデブリ粒子との伝熱（デブリ粒子径）・ 原子炉格納容器内での水蒸気の流動
これらの項目について，不確かさの幅を考慮した感度解析を実施し，圧力スパイクに対する影響を評価した結果，いずれの項目においても圧力スパイクに対する感度は小さく，重大事故等対策の有効性評価に影響を与えないことを確認した。

添付 5-2-39

付録 1 FARO 実験によるＭＡＡＰの圧力スパイクモデル妥当性確認
1. FARO 実験の概要
ＦＣＩの代表的実験である FARO 実験は，UO2/ZrO2/Zr 溶融混合物を噴出させ，装置下部の冷却材との相互作用を検証する実験である。実験装置，実験条件及び実験結果の概要は 3.1 章（３）FARO 実験に記載している。
2. ＭＡＡＰコードによる FARO 実験の検証解析
ＭＡＡＰコードでは，溶融炉心と冷却材の相互作用を計算し，圧力スパイクを取り扱うモデルに関するパラメータのうち，三つのモデルパラメータが FARO 実験のベンチマ
ーク解析によって妥当性を評価されている。溶融炉心のエントレインメント係数，
及び粒子径ファクタである。
エントレインメント係数は，ジェット速度と密度比から溶融炉心のエントレインメン
ト量を計算する際の係数であり，細粒化モデル(Ricou-Spalding モデル)に使用される。
エントレインメント量はプール水への伝熱量に寄与する。また，エントレインメント速度（m/s）を求める下式からは，プール底部におけるジェット直径，ジェットの粒子化割合が求められる。
1

m ent

Eo

w

2

u dj

dj

粒子径ファクタは，ジェット表面からエントレインメントを受けた粒子の直径を計算する際の係数である。計算された粒子径は，粒子の沈降速度やデブリ温度の計算に用いられる。
圧力スパイクモデルのベンチマーク解析における仮定を以下に示す。

添付 5-2-40上記の仮定によって，解析結果と実験結果の比較には制限があるが，ピーク圧力の上
昇（すなわち，圧力スパイク挙動）と圧力の上昇速度については，比較が可能である。
付図 1，付図 2，付図 3，付図 4，付図 5，付図 6，付図 7，付図 8，付図 9，付図 10，
付図 11 及び付図 12 に L-06,L-08,L-14,L-11 実験の圧力及びデブリ粒子径及び堆積デブ
リ質量の実験結果と，ＭＡＡＰ解析結果の比較図を示す。ＭＡＡＰ解析結果は，三つのパラメータに対して，最適値，最大値，最小値の組み合わせを用いて評価されている。
また，付表 1 に L-06,L-08,L-14,L-11 実験の過熱度を示す。

付表 1 FARO 実験における過熱度[２４]
実験ケース

L-06

L-08

L-14

L-11

過熱度[K]

63

163

263

100

いずれの実験の圧力挙動も，ＭＡＡＰ解析結果では再現をみた。

また，デブリ粒子径及び堆積デブリ質量についても，実験結果のデータは，エントレ
インメント係数及び粒子径ファクタを変化させた場合のＭＡＡＰ解析結果の範囲内によく再現されている。

添付 5-2-41

付図 1 L-06 実験結果/解析結果比較（圧力スパイク）[23]

付図 2 L-08 実験結果/解析結果比較（圧力スパイク）[23]

添付 5-2-42

付図 3 L-14 実験結果/解析結果比較（圧力スパイク）[23]

付図 4 L-11 実験結果/解析結果比較（圧力スパイク）[23]

添付 5-2-43

付図 5 L-06 実験結果/解析結果比較（デブリ粒子径）[23]

付図 6 L-08 実験結果/解析結果比較（デブリ粒子径）[23]

添付 5-2-44

付図 7 L-14 実験結果/解析結果比較（デブリ粒子径）[23]

付図 8 L-11 実験結果/解析結果比較（デブリ粒子径）[23]

添付 5-2-45

付図 9 L-06 実験結果/解析結果比較（堆積デブリ質量）[23]

付図 10

L-08 実験結果/解析結果比較（堆積デブリ質量）[23]

添付 5-2-46

付図 11

L-14 実験結果/解析結果比較（堆積デブリ質量）[23]

付図 12

L-11 実験結果/解析結果比較（堆積デブリ質量）[23]

添付 5-2-47

3. 結論
ＭＡＡＰコードでは，ＦＣＩに関わる圧力スパイク挙動はデブリジェットモデルで制御されており，その妥当性確認は FARO 実験結果とのベンチマーク解析によって行われている。FARO 実験結果の示す圧力スパイク挙動のピーク圧力，圧力上昇及びデブリ
粒子径について，ＭＡＡＰコードはよく再現されており，その妥当性が確認されている。

添付 5-2-48

参考文献[１] U.S.NRC, Reactor Safety Study, An Assessment of Accident Risks in U.S. Commercial
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fuel-coolant interaction experiments, Nucl. Eng. Des. 236 1998-2009, 2006.
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[８] V. Tyrpekl, Material effect in the fuel - coolant interaction : structuralcharacterization and solidification mechanism, 2012.
[９] J.H.Kim, et al, The Influence of Variations in the Water Depth and Melt
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[１０]（財）原子力安全研究協会，「シビアアクシデント対策評価のための格納容器イベ
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[１２] 片山, 高速衝突と爆発問題を中心とした諸分野における衝撃解析, 「第 7 回衝撃
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添付 5-2-49

[１７] O.Zuchuat, et al, Steam Explosions-Induced Containment Failure Studies for
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Program User’s Manual, EPRI Report prepared by Fauske & Associates, Inc.
[２４] D. Magallon, Experimental investigation of 150-kg-scale corium melt jet
quenching in water, Nucl. Eng. Des. 177 321-337, 1997.

添付 5-2-50

添付３

溶融炉心とコンクリートの相互作用について

添付 5-3-1

目次
1. まえがき .......................................................... 添付 5-3-3
2. 現象の概要 ........................................................ 添付 5-3-4
3. これまでの知見の整理 .............................................. 添付 5-3-5
4. 評価モデルと不確かさに関する整理 .................................. 添付 5-3-8
5. 感度解析と評価 ................................................... 添付 5-3-32
6. まとめ ........................................................... 添付 5-3-44
付録 ................................................................ 添付 5-3-45
付録１ ドライ条件でのＭＣＣＩ実験 ................................. 添付 5-3-45
付録２ 注水を伴ったＭＣＣＩ実験 ................................... 添付 5-3-52
付録３ 溶融物の水中落下時の粒子化実験と解析モデル ................. 添付 5-3-77
付録４ 溶融物の拡がり実験 ......................................... 添付 5-3-94
付録５ 粒子状ベッドの冷却性実験と解析モデル ...................... 添付 5-3-109
参考文献 ........................................................... 添付 5-3-111

添付 5-3-2

１．まえがき
溶融炉心－コンクリート相互作用（ＭＣＣＩ）は，炉心溶融が進展し，溶融炉心が原子炉
圧力容器底部を溶融貫通し，格納容器下部のペデスタル床に落下した場合に発生する現象である。ＭＣＣＩが継続すると，格納容器構造の侵食や非凝縮性ガス（水素ガス等）発生による格納容器過圧により格納容器破損に至る可能性があり，重要な格納容器破損モードと考えられてきており，これまで種々の実験や解析モデルの開発が行われてきている。これまでは，注水がないドライ条件でのＭＣＣＩ挙動や溶融炉心上に注水した場合（Top Flooding）のＭＣＣＩ抑制効果を調べる研究が主に行われてきた。
ＭＣＣＩの緩和対策として，溶融炉心落下後に注水する以外に，溶融炉心落下前にペデス
タルに事前水張りするマネジメントが効果的とされており[1]，本有効性評価ではこの対策を前提としている。事前水張りにより，溶融炉心が落下時に水中で粒子化され，溶融炉心が粒子状ベッドとして堆積し，デブリ冷却性の向上が期待されるためである(図 1-1 参照)。
本資料では，国内外で実施された実験等による知見を整理するとともに，解析モデルに関する不確かさの整理を行い，感度解析により有効性評価への影響を確認した。

図1-1 ペデスタル事前水張りによるデブリ粒子化の概念

添付 5-3-3２．現象の概要
ＭＣＣＩは，溶融炉心が原子炉圧力容器下部を溶融貫通して格納容器床面に落下し，床面のコンクリートと接触した場合に発生し，高温の溶融炉心によりコンクリートが加熱され熱分解し溶融侵食される現象である。侵食が継続した場合，原子炉格納容器バウンダリの破損や格納容器内支持構造の強度低下に至る可能性がある。また，コンクリートの熱分解により発生する水蒸気及び二酸化炭素が溶融炉心内を通過する間に未酸化金属成分と反応して水素，一酸化炭素等の非凝縮性の可燃性ガスが発生し，原子炉格納容器内の過圧や燃焼に至る可能性がある。このような要因により格納容器破損に至る可能性があり，ＭＣ
ＣＩは重要な格納容器破損モードと考えられている。ＭＣＣＩを停止するためには，落下した溶融物（コリウム）を冷却することにより，侵食限界に至る前にコリウムと接しているコンクリート温度を溶融温度(約 1500K)以下にすることが必要となる。
国内ＢＷＲでは，原子炉圧力容器破損前にペデスタルへ水張りを行い，下部ヘッドが破損し溶融炉心が落下した際の溶融炉心の冷却を促進することにより，ＭＣＣＩを緩和する対策を採っている。ペデスタルに落下した溶融炉心は，水プール中を落下する際に，一部は粒子化して水中にエントレインされ，残りは床面に落下して堆積し溶融プールを形成する。エントレインされたデブリ粒子は，水中を浮遊しながら水へ膜沸騰による熱伝達が行われて冷却され，クエンチし，溶融プール上に堆積し，粒子状ベッドを形成する。
ペデスタル床に堆積した溶融炉心は，崩壊熱や化学反応熱により発熱しているが，水やコンクリートへの伝熱により徐々に冷却され，溶融炉心温度が固化温度を下回ると固化する。溶融炉心の冷却の過程では，中心に溶融プール(液相)，外周部にクラスト(固相)が形成される。溶融炉心上のプール水との伝熱は粒子状ベッドを介して行われるため，冷却効
果は，粒子状ベッドの冷却性に依存する。
ペデスタルの溶融炉心と接触しているコンクリートは，溶融炉心からの熱伝達により加熱され，その温度が融点を上回ると溶融し侵食される。この際にガス(水蒸気及び二酸化炭素)及びコンクリートスラグが発生し，溶融炉心に混入されて化学反応（未酸化 Zr による還元反応）により，反応熱とともに水素ガスや一酸化炭素が発生する。
ＭＣＣＩによるコンクリート侵食量は，溶融炉心から上部水プール，壁方向及び床方向のコンクリートへの熱分配に支配される。国内ＢＷＲのＭＣＣＩ対策としている事前水張りをしている場合には，溶融炉心上面からの除熱が支配的となるため，相対的にコンクリートへの熱移行は抑えられ，コンクリート侵食量は抑えられる。この場合には，上面熱流束が重要となる。また，万一事前水張りできず，溶融炉心上面からの除熱が十分でない場合は，コンクリートへの熱移行量が増え，コンクリート侵食量は大きくなる。この場合には，コンクリートへの熱伝達が重要となる。

添付 5-3-4

３．これまでの知見の整理
本章では，ＭＣＣＩに関する実験の概要及びそこで得られた知見に関して整理を行う。
ＭＣＣＩに関する実験としては，水による冷却を伴わない実験として米国アルゴンヌ国立研究所（ANL）で実施された ACE 実験[2][3]，米国サンディア国立研究所（SNL）で実施された SURC 実験[4]（国際標準問題 ISP-24[5]）及び独カールスルーエ研究所（KfK）で実施された。水による冷却を伴う実験（溶融物上に冷却水を注水した
BETA 実験[6]がある（付録１参照）
実験）としては，SNL で実施された SWISS 実験[7]及び WETCOR 実験[8]，米国電力研究所（EPRI）の主催で実施された MACE 実験[3][9][10]，我が国の原子力発電技術機構（NUPEC）により実施さOECD プロジェクトとして ANL にて行われたＭＣＣＩ実験 [10][12][13][41]れた COTELS 実験[1][11]，がある（付録２参照）。
また，水中に溶融デブリを落下させ溶融物の粒子化を調べた実験としては，JRC-ISPRA
にて実施した KROTOS 実験[14]や FARO 実験[14]，NUPEC にて実施した COTELS-FCI 実験[1][15]，。
スウェーデン王立工科大学（KTH）で実施された DEFOR 実験[16]がある（付録３参照）
ペデスタルでの溶融物の拡がり実験としては，水による冷却を伴わないドライ条件での実験として，国内ＢＷＲを対象にＢＷＲ産業界が実施した SPREAD 実験[19][20]や，EPR を対象とした実験が複数実施されており，ウェット条件での実験については実施例が少ない
が，前述の SPREAD 実験や KTH の PULiMS 実験[21]，ANL にて不均質に堆積させたデブリベッ
ドの拡がりを確認したセルフレベリング実験[22]が行われている。
各実験の詳細は付録資料にて示す。以下に，実機評価に関連する知見の概要をまとめる。
・ドライ条件でのコンクリート侵食 （付録１参照）
溶融炉心に注水が行われない場合の侵食速度は，ACE 実験，SURC 実験及び BETA 実験
で確認されている。また，ＭＡＡＰコードによる実験解析が行われており，解析で得られた侵食速度は実験結果と良く一致している（１時間あたり 20cm 程度）[23][34]。
・ウェット条件（Top Flooding）でのコンクリート侵食 （付録２参照）
SWISS 実験，WETCOR 実験，MACE 実験では，溶融デブリ上面へ注水をした場合（TopFlooding）のコンクリート侵食実験が行われたが，結果として，デブリ上面に安定な
ハードクラストが形成されてデブリ内への水の浸入を妨げ，コンクリート侵食が継続する結果が得られた。コンクリート侵食が停止しなかった主な原因は，デブリ模擬物上面に形成されたクラストが側壁（側壁に耐火物を採用した一次元侵食実験）あるいは電極と側壁の両者に固着し，クラストとその下のデブリ模擬物とが分離したことにより，デブリ模擬物の効果的な除熱がなされなかったためであるとされている。
COTELS 実験では，溶融物の落下過程を含めて模擬したＭＣＣＩ実験が実施され，結果として，側壁侵食部に水が浸入し，コンクリート侵食が停止する結果が得られた。

添付 5-3-5

実機スケールで安定クラストが形成されるか否かを解明するため，OECD/MCCI プロ
ジェクトが行われ，クラスト強度，クラスト浸水，二次元コンクリート侵食挙動等を分離効果的に調べる実験が実施された。その結果，実機スケールでは，安定クラストは形成されず，ハードクラストは割れて水が内部に浸入して冷却が促進されることや，ＭＣ
ＣＩにより発生したガスにより溶融物がクラストの割れ目から噴出する火山型のクラス
トが形成されるとの結果が得られている。また，ＣＣＩ実験結果から玄武岩系コンク
リートに侵食の異方性が見られる結果が得られている。
これらの知見は，ＭＣＣＩ評価のためにはデブリから水プールやコンクリートへの熱伝達の扱いが重要であることを示唆している。
・水張りによる溶融物の粒子化 （付録３参照）
溶融物ジェットが水中へ落下する場合の粒子化挙動については，ＦＣＩ実験等により確認されている。粒子化割合は，主に水深やジェット径に依存し，粒径（質量中央径）は，比較的大きく，実験条件（初期圧力，水深，コリウム落下速度，サブクール度）に対する依存性は低いと報告されている。各 UO2 混合物実験の平均的な粒子径は，溶融物量の多い FARO 実験では 2.6～4.8mm[14]，COTELS 実験では６mm 程度[15]である。また，粒子化割合を評価する解析モデルが提案されている（Ricou-Spalding 相関式[25]や Saito の。
相関式[26]等）
・溶融物の拡がり （付録４参照）
Mark-I 型格納容器のシェルアタックに関する研究[17][18][19][20]により，事前水張りが，溶融物の拡がりを抑制し，シェルアタック防止に有効であることが確認されるとともに，溶融物の拡がりを評価する解析コードが作成されている。溶融物の拡がりには，デブリ落下流量，デブリ成分，デブリ過熱度が主に影響することが示されている。KTH では，水中での溶融物の拡がり挙動と固化性状を調べる PULiMS 実験[21]が実施され，溶融物の拡がる過程は，流体力学と固化の二つの競合プロセスに支配されるとして，流体力
学には重力，慣性力，粘性力及び表面張力が影響し，固化には溶融物から周囲への熱伝達，崩壊熱発生及び溶融物の相変化が影響するとして，実験と実機条件とを関連づける
スケーリング則の提案[20][27][28]が行われている。また，独カールスルーエ研究センター（FZK）において KATS 実験[23][29][30]が実施され，溶融物の放出速度が比較的高い場合
は，冷却材の有無によらず同様な拡がり挙動になることが示されている。溶融物の拡がり挙動の解析のために，種々の解析コードが提案されており，実験データを元に検証が行われている。三次元の拡がり評価も行われており，比較的広いペデスタルをもつＡＢ
ＷＲ（ペデスタル半径約 5.3m）の溶融物拡がり評価が実施され，床上に水がある場合でも，床全面に溶融物が拡がることが示されている[40]。
また，ANL でのセルフレベリング実験[22]により，水プール中に不均質に堆積させた粒

添付 5-3-6

子状ベッドにおいて，内部沸騰によって短時間でベッドの厚さが均一化されることが示されている。
・粒子状ベッドの冷却性 （付録５参照）
粒子状ベッドの冷却性については，ドライアウト熱流束が種々の実験で確認されており，主に粒子径に依存するとの結果が得られている。また，ドライアウト熱流束を評価する解析モデルがいくつか提案されているが，Lipinski0-D モデル[24][31][32][33]が広く使われている。

添付 5-3-7

４．評価モデルと不確かさに関する整理本章では，ＭＣＣＩ評価に使用している解析モデルと想定される不確かさについて整理する。
4.1 ＭＣＣＩ評価モデル
ＭＣＣＩ評価には，ＭＣＣＩ現象を扱え，溶融炉心落下や注水によるデブリ冷却効果を評価できるＭＡＡＰコード[34]を使用している。以下に，ＭＣＣＩ伝熱モデルの概要を示す（図4-1 参照）。
コリウムの構成・ 均質に溶融したプールを形成すると仮定。
・ 上部，下部及び側面にクラスト層を仮定。
クラストの生成・ クラストのエネルギーバランス（溶融プールからの伝熱，水プール・コンクリー
トへの伝熱）によりクラスト厚さの変化率を計算。
コンクリートの侵食
・ コンクリート表面から侵食深さ方向に一次元熱伝導を解き温度分布を計算。
・ コンクリート溶融温度（入力値：1500K）以上で侵食開始。
・ 溶融炉心からの伝熱量と分解／溶融潜熱により侵食量を評価。
・ コンクリート分解による自由水・結合水・CO2の発生を考慮し，溶融コリウム中での化学熱力学平衡計算により金属との反応，H2及びCO発生を評価。反応熱は，溶
融炉心の崩壊熱に加算される。
伝熱モデル
・ 溶融炉心－コンクリート間の熱伝達： 溶融プールからクラスト層への対流熱伝達量とクラスト内崩壊熱の和で熱流束が与えられる。溶融プールからクラスト層への対流熱伝達は，粘性に影響されるため，固化割合に応じて補正されている。
溶融炉心から床方向及び側面方向のコンクリートへの熱流束を以下に示す。
床方向の熱流束==

壁方向の熱流束

+

,

(1

=

)
,

+
=

(1

)

ここで，
， ： 床方向及び側面方向の熱流束 [W/m2]， ： 溶融プールからクラスト層への対流熱伝達係数，：[W/m2-K]： 溶融プールが完全な液相の場合の対流熱伝達係数 [W/m2-K]
固化割合 [－]

添付 5-3-8

：

固化効果項の指数 [－]：

溶融プールの温度 [K],：デブリ融点 [K]体積発熱率 [W/m3]：，： 床面及び壁面のクラスト厚さ [m]及び対流熱伝達係数は，BETA実験（二次元侵食実験）のベンチマーク解析[23][34]を元に，それぞれとが，固化効果項の指数 は，が推奨されている。
・ クラストの伝熱と厚さ： クラストのエネルギーバランス（溶融プールからの伝熱，水プール・コンクリートへの伝熱）によりクラスト厚さの変化率が計算されている。側面方向及び床方向の溶融プールからの対流熱伝達係数が異なるため，下部クラストと側面クラストの厚さも異なる。内部発熱を考慮し，下部クラスト，側面
クラスト，上部クラストは放物線状の温度分布が仮定されている。クラスト成長の結果，溶融プールからの熱とクラスト内発生熱をコンクリートへ伝達できなくなると，クラスト内側で溶融が生じ，クラストは薄くなる。逆に，クラストが十分に薄く，溶融プールからの熱とクラスト内発生熱以上を伝達できれば，凝固が生じ，ク
ラストは厚くなる。
・ 上部クラスト－水プール間の熱伝達： デブリが冠水されて表面温度が十分低下す
ると，上部クラストはクエンチ層として扱われ，以下のKutateladze型の水平平板
限界熱流束相関式が適用される。このクエンチ熱流束は，デブリ平均温度が水の飽和温度以上である場合に適用される。

qchf

Fchf h fg

0 .5
g

g

0.25
l

g

ここで，

qchf ：熱流束 [W/m2]
Fchf ：係数 [－]（ユーザー入力）
h fg ：蒸発潜熱 [J/kg]
g ：蒸気の密度l ：水の密度[kg/m3][kg/m3]：表面張力 [N/m]g：重力加速度 [m/s2]
係数 Fchf として，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に相当する値である0.1がデフォルトとして設定されており，係数 Fchf を変更することにより粒子状ベッドから水プールへの熱流束を想定した解析が実施できる。係数 Fchf と熱流束 qchf の関係を図4-2に示す。係数 Fchf の添付 5-3-9

デフォルトは0.1が使われており，この場合熱流束 qchf は大気圧状態で800kW/m2程度となる。
デブリ平均温度が水の飽和温度と等しくなると(デブリクエンチ)，水プールへの熱流束は，デブリの崩壊熱が全て水プールへ伝達されるとして計算され，上記限界
熱流束相関式は適用されない。デブリクエンチ後は，デブリからコンクリートへの熱伝達は発生しなくなるため，デブリと接しているコンクリート温度が侵食温度以下となり，コンクリートの侵食は停止する。

溶融プール

プール温度
プール融点

クラスト

(放物分布)
境界温度

コンクリート

図 4-1 ＭＡＡＰコードのＭＣＣＩ伝熱モデル概要

添付 5-3-10

図 4-2 ＭＡＡＰコードのデブリ上面の熱流束を与える

Fchf 入力と限界熱流束の関係

添付 5-3-11

4.2 ＭＣＣＩ評価における不確かさの整理
ＭＣＣＩの過程ごとに不確かさ要因を整理する。ＭＣＣＩは以下の過程で段階的に進展する。
(1) 原子炉圧力容器下部ヘッド破損過程(2) 溶融物の落下・堆積過程(3) ＭＣＣＩ進行と注水によるデブリ冷却過程
各過程での物理現象及び解析モデルに関し，不確かさ要因を整理し，感度解析が必要なパラメータを確認する。
(1) 原子炉圧力容器下部ヘッド破損過程
この過程の不確かさは，下部ヘッドの破損面積や溶融炉心の流出量となる。それぞれについて，評価モデルと評価条件の考え方を示す。
下部ヘッド破損面積評価モデル： ＭＡＡＰコードでは，制御棒駆動機構ハウジング溶接部の破損，下部ヘッ
ドクリープ破損等の種々の下部ヘッド破損モードがモデル化されており，最も早く破損条件に至った破損モードにより破損が生じる。破損面積は，溶融物流出に伴う破損口の径方向
侵食による拡大も考慮されている。
評価条件： ＭＡＡＰ解析結果から，制御棒駆動機構ハウジング溶接部の破損による制御
棒駆動機構ハウジングの逸出が最も早く発生する。これにより約 15cm 径の破断口が下部
ヘッドに開き，下部プレナム内の溶融炉心がペデスタルに落下することになる。他の下部ヘッド貫通部が破損してもこれ以上の破損サイズにはならないことから，制御棒駆動機構
ハウジングの逸出が最も厳しい条件となっている。なお，制御棒駆動機構ハウジング溶接部が破損しても外部サポートが設置されている場合には，制御棒駆動機構ハウジングの逸出は起きにくいと考えられるため，この扱いは保守的である。
溶融炉心の落下量
評価モデル：

溶融炉心流出流量は駆動差圧として原子炉圧力容器内とペデスタルとの圧力差に水及び溶融炉心の水頭圧を考慮して計算されている。
評価条件： ＭＡＡＰ解析結果から，下部ヘッド破損前には全炉心相当の溶融炉心が下部
プレナム内に堆積した状態になっている。この状態に至る前には，以下の過程が起こる。即ち，溶融炉心が下部プレナムへ落下を開始すると，下部プレナム水により溶融炉心が冷却される。また，制御棒案内管内にも水が溜まっており，溶融炉心の冷却のヒートシンクになる（図 4-3 参照）。下部プレナムや制御棒案内管内の水が蒸発して喪失すると，制御棒案内管の温度が上昇し溶融に至る。制御棒案内管は炉心重量を支持しているために，制御棒案内管の溶融が起こると，炉心の支持機能が喪失し，全炉心が下部プレナムへ落下する。その後，

添付 5-3-12

制御棒駆動機構ハウジング溶接部の破損が起こり，溶融炉心の放出が開始する。以上のような過程の結果，下部ヘッド破損時に，下部プレナム内に堆積している全炉心相当の溶融炉心が流出することになり，溶融炉心の落下流量としては，最も厳しい条件となっている。
以上に示したように，下部ヘッドの破損面積や溶融炉心の流出量について，いずれも最も
厳しい条件が使用されているため，特に感度解析を行う必要はない。

図 4-3 炉心部から下部プレナム内への溶融炉心の移行状態を示す模式図

添付 5-3-13

(2) 溶融物の落下・堆積過程
この過程では，下部ヘッドが破損し，溶融炉心が事前水張りされたペデスタルへ落下するため，溶融炉心が水中で粒子化することが想定され，粒子化されない溶融炉心はペデスタル
床に溶融プールとして堆積する。この過程では，溶融炉心の水中での粒子化に不確かさが想定される。
溶融炉心の粒子化評価モデル： ＭＡＡＰコードでは，粒子化割合は，Ricou-Spalding モデル[25]で計算される。Ricou-Spalding モデルは，エントレインメント量（粒子化量）を流入流体の速度（ジェット速度）と両流体の密度比に関連させたモデルであり，液液混合問題において広く利用されている相関式である。落下する溶融炉心は円柱ジェットで冷却水中に突入することを想定し，円柱ジェット外周部の侵食として粒子化割合を評価している。
円柱ジェットのエントレインメント速度 ment（m/s）は，次式で与えている。
1

ment

Eo

w

2

(1)

udj

dj

ここで， E o ：エントレインメント係数

udj ：ジェット速度 [m/s]
dj ：ジェット密度[kg/m3]：水密度 [kg/m3]
水中でのジェット速度を一定と仮定し，水面から垂直方向に積分すると，プール底部（水w深：H pool ）におけるジェット直径が(2)式のように得られる。
1

d dj

d dj, o

2E o

w

2

(2)

H pooldj(2)式を用いて，溶融ジェット断面の減少分が粒子化割合であるため，次式のように計算される。
22
d dj,o
d dj
(3)
ent
2
d dj,o
ここで， ddj ：プール底部におけるジェット径 [m]ddj,0 ：プール水面におけるジェット径 [m]ent ：水中における粒子化割合 [-]以上の評価式において，デブリ粒子化割合に影響するパラメータは，エントレインメント
係数，溶融ジェット径及びプール水深であり，このうちモデルパラメータとしてエントレイ
ンメント係数と溶融物ジェット径に不確かさが想定される。
エントレインメント係数については，ＭＡＡＰでは代表的なＦＣＩの大規模実験である
FARO 実験に対するベンチマーク解析[34]によって範囲を設定しており，不確かさ範囲は，～となっている。FARO 実験条件[14]は，水プールの水深は 0.87～2.05m，水プー

添付 5-3-14

ルのサブクール度は０（飽和）～124K，雰囲気圧力条件は２～5.8MPa（高圧条件），0.2～
0.5MPa（低圧条件）の範囲で行われており，一方，実機条件では，水深は２～４m 程度，水
プールサブクール度は飽和～90K 程度，雰囲気圧力は 0.2MPa[abs]程度であることを考慮す
ると，実験条件は有効性評価の特徴的な条件を包絡しており，ベンチマーク解析で検討されたエントレインメント係数の範囲内で感度を確認すれば十分といえる。
評価条件： ＭＡＡＰ解析ではエントレインメント係数のデフォルト値としてが使用されており，これは実験解析により確認された不確かさ範囲の代表値となっている。
溶融物ジェット径は，下部ヘッド破損口径により決まることから，前述のように大きい値としている。これは，粒子化割合を小さめにする扱いをしていることになる。
因みに，Ricou-Spalding 相関式を使用して，実機で想定される水張り水深２m，溶融物
ジェット径 0.15m の条件の場合で 63%程度が粒子化される（図 4-4 参照）。[33]以上のことから，エントレインメント係数については，不確かさ範囲が設定されており，溶融炉心が水中に落下した際の粒子化割合とその過程での蒸気発生やデブリ粒子の酸化による水素ガス発生に影響することから，不確かさ範囲内で感度解析を実施する。

図 4-4 Ricou-Spalding 相関式による粒子化割合のマップ[33]添付 5-3-15

(3) ＭＣＣＩ進行と注水によるデブリ冷却過程
この過程では，溶融炉心の拡がり，デブリベッドの冷却性，コンクリート侵食に不確かさが想定される。
溶融炉心の拡がり
評価モデル： ＭＡＡＰコードでは，落下した溶融炉心はペデスタル床上に均一に拡がると仮定している。
評価条件： 事前水張りされたペデスタルのプール水中に落下する溶融炉心は，前節の溶融物の落下・堆積過程で示したように，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 1-1 参照）。このような溶融炉心の拡がりにおいて，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。
まず，溶融物の拡がり距離の不確かさについて考察する。Mark-Ⅰ型格納容器のシェルア
タックに関する研究[17][18][19][20]によれば，水張りがないと溶融炉心は格納容器シェル壁（拡がり距離７m 程度）まで到達するが，水張りがあれば溶融炉心の拡がりは抑えられ，拡がり
距離は落下量等にも依存するが５m 程度となる結果が得られている。有効性評価で想定している制御棒駆動機構ハウジングの逸出を想定すると，ＡＢＷＲ（ペデスタル半径約 5.3m）
で床上に水がある場合でも，落下位置に依らず床全面に溶融物が拡がることが，三次元溶融。また，PULiMS 実験では，水中で物拡がり解析により示されている[40]（付録４(5)a）参照）の溶融物の拡がり挙動が観察され，高温の溶融物は，水張りがあったとしても落下直後は膜沸騰が維持された状態で拡がり，その後拡がりが停止することが確認されている。また，実験結果を元に，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。このスケーリング則に，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ると，約 18m となる（付録４(5)b）参照）。ペデスタル半径が，ＡＢＷＲが約 5.3m，Mark-Ⅰ改良型格納容器が約 3.2m であることを考慮すると，水張りをしている場合でも溶融炉心は，落下位置に依らず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。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。
次に，粒子状ベッドの堆積形状の不確かさについて考察する。落下直後の初期段階では，DEFOR 実験[16]で確認されたように不均一に堆積することが想定されるが，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，時間とともに堆積厚さが均一化することが想定される（付録４(4)参照）。ただし，溶融炉心がペデスタルの中心からずれた位置に落下する場合を想定すると，セルフレ
ベリング効果により均一化に向かっていくが，偏った堆積形状でＭＣＣＩが進行する可能性も考えられる。堆積形状の相違により，溶融炉心から水やコンクリートへの伝熱面積が異

添付 5-3-16

なってくる。これにより，溶融炉心から水及びコンクリートへの熱配分が異なってくる。Ｍ
ＡＡＰコードでは，均一堆積形状（円柱）として扱うため，不均一な堆積形状は，正確には模擬できない。図 4-1 に示す溶融炉心からの伝熱のうち，溶融炉心から水への伝熱が，溶融炉心の冷却に支配的であり，ＭＣＣＩの結果に大きく影響することを考慮して，均一堆積形
状（円柱）と種々の不均一な堆積形状について，水への伝熱面積を比較した。1100MWe ＢＷ
Ｒ５ Mark-Ⅰ改相当の比較結果を図 4-5 に示すが，ＭＡＡＰコードで想定している均一堆積形状（円柱）が，最も水への伝熱面積が小さくなる。偏った堆積形状を代表する斜切円柱の場合でも，均一堆積形状（円柱）より水への伝熱面積は大きくなっている。円柱状の部分
拡がりの場合でも，上面の伝熱面積は減少するが，側面の伝熱面積が加わることにより，均一堆積形状（円柱）より水への伝熱面積は大きくなっている。以上から，堆積形状の不確かさについては，均一堆積形状（円柱）の扱いが，溶融炉心から水への伝熱を小さくし，結果的にコンクリートへの伝熱を大きくしているため，ＭＣＣＩ評価の観点から保守的な扱いとなっていると考えられる。
以上の考察より，溶融炉心の拡がりについて，粒子状ベッドの堆積形状の不確かさが想定され，溶融炉心から水への伝熱に影響する可能性も考えられることから，拡がりを抑制した
場合の感度解析の実施が必要と考えられる。ただし，溶融炉心の拡がりについては，ペデス
タルの形状や事前水張りの深さによるところが大きいため，個別プラントにおけるこれらの状況を踏まえて感度解析等の取り扱いを行うことが適切と考えられる。

添付 5-3-17

図 4-5 溶融炉心の堆積形状のバリエーションと水への伝熱面積の比較

添付 5-3-18

デブリから水への熱伝達
デブリベッドから水への熱流束は，溶融炉心上面の性状により大きく影響されるため，大きな不確かさが想定される。
評価モデル： 溶融炉心上面から水への熱流束は，上部クラスト－水プール間の熱伝達モデルであるKutateladze型の水平平板限界熱流束相関式（Kutateladze式）で与えられる
が，係数Fchfを調整することにより，溶融炉心上面の性状に応じた熱流束を設定することが可能である。これは，上面の性状に応じて水への熱流束が内部で計算されるモデルではな
く，Kutateladze式による限界熱流束で与えるモデルとなっているためである。
評価条件：

事前水張り対策により溶融炉心の一部は粒子化して，デブリ上部に粒子状ベッドを形成し，下部には粒子化しなかった溶融炉心が溶融プールを形成すると想定される。これは，水中に溶融炉心を落下させた実験的知見[14][15][16]（付録３参照）から，安定ク
ラストは形成されず，粒子状ベッドが形成されていることから妥当と考えられる。なお，
SSWICS 実験では，コンクリートがデブリに含有されると上面熱流束が低下する結果が得られているが，これは火山型クラストが形成された場合の知見であり，粒子状ベッドに対する知見ではないと判断される。
デブリ上面に粒子状ベッドが形成されることを想定し，粒子状ベッドから水への熱流束の不確かさを評価する。ここでは，Lipinski 0-Dモデル[24]を使用し，主なパラメータである粒子径，ポロシティ，堆積高さ，圧力を変えた場合の粒子状ベッドのドライアウト熱流束の不確かさを評価した。以下のように各パラメータを想定した。
・ 粒子径は，これまでの実験等の知見により３～７mm と報告されているため[33]，この範囲を不確かさの範囲と想定する。
・ ポロシティは，おおむね 0.3 以上が報告されているが[33]， 粒子の充填状態の幅を考慮して，0.26（面心立方格子，最稠密），0.32（体心立方格子），0.4（ＭＡＡＰ標
準値），0.48（単純立方格子）の範囲を想定する（図 4-6 参照）。
・ 粒子状ベッドの堆積高さは，全炉心相当が落下した場合の堆積高さは１m 以上となるが，破損口径の拡大を考慮しても 33%以上の粒子化が想定されるため，0.3m 以上とする。
・ 圧力は，ＭＣＣＩが発生する時間では格納容器圧力は 0.4MPa[abs]以上となっているため（図 4-7a 及び図 4-7b 参照），0.4MPa[abs]以上とする。
Lipinski 0-D モデルによる評価結果を以下に示す。
・ 図 4-8a にドライアウト熱流束の圧力依存性を示す。上記のパラメータの範囲から，
粒子径３mm，ポロシティ 0.32 の熱流束特性が，現実的な範囲内で保守側の特性と想定され，そのときの熱流束は，大気圧状態で 800kW/m2 程度となる。また，圧力が0.4MPa[abs]以上での下限値としては，ポロシティの最も小さい 0.26 のケースで800kW/m2 程度のドライアウト熱流束となっている。
・ 図 4-8b にドライアウト熱流束の粒子径依存性を示す。粒子径が３mm 以上での下限

添付 5-3-19

値としては，ポロシティの最も小さい 0.26 のケースで 800kW/m2 程度のドライアウ
ト熱流束となっている。
・ 図 4-8c にドライアウト熱流束の粒子ベッド高さ依存性を示す。粒子ベッド高さが，0.3m 以上ではドライアウト熱流束はほとんど変化がなく，下限値としては，ポロシ
ティの最も小さい 0.26 のケースで 800kW/m2 程度のドライアウト熱流束となっている。
以上の粒子状ベッドから水への熱流束の不確かさ評価結果より，有効性評価条件として，大気圧状態で800kW/m2で圧力依存性を考慮した上面熱流束を使用することは，妥当と判断される。これは，ＭＡＡＰコードのKutateladze式の係数Fchfをデフォルトの0.1に設定することに相当する。また，デブリ上面熱流束の不確かさの下限値は，800kW/m2程度と考えられるため，粒子径，ポロシティ等の不確かさによる上面熱流束の不確かさの影響を確認するため，800kW/m2一定を仮定した感度解析を実施する。
なお，ＭＡＡＰコードのFchfのデフォルト値0.1は，安定クラストが形成されたSWISS実験の知見を元に設定されたものであるが，SSWICS実験の知見より実機では溶融物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。

体心立方格子面心立方格子（最稠密）（ポロシティ 0.32）（ポロシティ 0.26）

図 4-6 粒子の格子配列とポロシティ

添付 5-3-20

格納容器限界圧力（854kPa[gage]（最高使用圧力の 2 倍））

格納容器代替スプレイ作動による圧力変化

原子炉圧力容器破損
下部プレナムへの溶融炉心落下

図 4-7a ＭＣＣＩ評価時の格納容器圧力

原子炉圧力容器破損

図 4-7b ＭＣＣＩ評価時の溶融炉心温度

添付 5-3-21

図 4-8a 圧力とドライアウト熱流束の関係（Lipinski 0-D モデル）

図 4-8b 粒子径とドライアウト熱流束の関係（Lipinski 0-D モデル）

添付 5-3-22

図 4-8c 粒子状ベッド高さとドライアウト熱流束の関係（Lipinski 0-D モデル）

添付 5-3-23

コンクリート侵食
コンクリートの種類（玄武岩系や石灰岩系）により，侵食挙動やガス発生挙動が異なる。
また，玄武岩系コンクリートに関しては，壁方向と床方向の侵食量に相違が見られる知見が出ている。床方向に大きく侵食する結果（付録１(3)BETA 実験参照）と壁方向に大きく侵食する結果（付録２(5)OECD/MCCI 実験の CCI-1/3 実験参照）があり，この侵食の異方性は，いまだ十分な理解が得られておらず，現状モデルでも扱われていない。また，実験ではドラ
イ条件において侵食の異方性が確認されており（CCI-1/3 実験では，最初ドライ条件で侵食させている），実機のウェット条件でもこの侵食の異方性が発生するかは不明であるが，念のためモデルパラメータの感度解析により，この侵食異方性の影響を検討する。
評価モデル：・ コンクリート表面から深さ方向に一次元熱伝導を解き温度分布を計算している。
・ クラスト－コンクリート界面の温度がコンクリート融点以上である場合にコンク
リート侵食が計算される。
・ コリウムからの伝熱量と分解／溶融潜熱により侵食量を評価する。
・ コンクリート分解による自由水・結合水・CO2の発生を考慮し，溶融コリウム中での化学熱力学平衡計算による未酸化金属との反応によりH2及びCO発生が計算される。反応熱は，溶融炉心の崩壊熱に加算される。
評価条件： コンクリートの種類には，玄武岩系や石灰岩系があり，プラントに使用されているコンクリートの種類により組成や物性値を使い分けている。表 4-1 にコンクリートの物性値，表 4-2 にコンクリートの組成例を示しており，これらをＭＡＡＰの入力としている。融点は石灰岩系コンクリートの方が高いが，比熱は石灰岩系コンクリートの方が小さい。
コンクリート成分は骨材（aggregate）の種類に影響され，玄武岩系コンクリート（Basaltic）の成分は SiO2 が主体であるが，石灰岩系コンクリート（Limestone）では，CaCO3 が主体である。
コンクリートの侵食モデルは，主に SURC 実験や ACE/MCCI 実験の一次元侵食の実験や，BETA 実験の二次元侵食のドライ実験に対して検証されている（付録１参照）。なお，コンク
リート侵食モデルは，コンクリート表面から侵食深さ方向に一様に侵食する扱いをしているのに対し，実験で得られた侵食深さは，一般的に侵食面で一様ではない。このため，コンクリート侵食モデルの検証では，実験の平均的な侵食深さと比較して侵食速度が良く一致していることが確認されている。
侵食面での侵食の不均一性とＭＡＡＰコードの一様侵食との関係を見るため，SURC-4 実
験（一次元侵食）に対するＭＡＡＰコードのベンチマーク解析で得られた侵食深さに対して，実験で得られた侵食深さがどの程度の幅にあるかを確認した結果を図 4-9 に示すが，実験で得られた侵食深さは，ＭＡＡＰコードによる予測侵食量に対しておおむね±20%程度の範囲にある。同様に BETA-V5.1 実験（二次元侵食）に対して確認した結果を同図に示すが，この場合もおおむね±20%程度の範囲にある。従って，実験における侵食面での侵食深さは，

添付 5-3-24

ＭＡＡＰコードによる予測侵食量のおおむね±20%程度の範囲にあると考えられる。
また，
壁方向と床方向の二次元侵食を調べる OECD/MCCI プロジェクトのＣＣＩ実験では，石灰岩系コンクリート（CCI-2 実験）と玄武岩系コンクリート（CCI-1 実験，CCI-3 実験）の侵食挙動が調べられている。
石灰岩系コンクリート（CCI-2 実験）では，壁方向と床方向に等方的に侵食している。一方，玄武岩系コンクリート（CCI-3 実験）では，壁方向と床方向の侵食の異方性が確認されており（付録２参照），玄武岩系コンクリートの壁方向と床方向の侵食速度の相違から，壁方向の熱流束が，床方向の熱流束の約４倍程度大きいと推定されている。なお，同様に玄武岩系コンクリートが使われた CCI-1 実験では，加熱条件が他の実験と異なり高く設定されていたため，代表性があるとは見なされず，侵食挙動の分析やベンチマーク解析には，CCI3 実験の結果の方が使われている。玄武岩系コンクリートの壁方向と床方向の侵食の異方性のメカニズムに関しては，明確な理解は得られていないが，CCI-3 実験に対するＭＡＡＰ
コードのベンチマーク解析[35]において，壁方向への熱流束が床方向の４倍程度大きくなる
ように溶融プールからの対流熱伝達係数を設定することにより，実験の侵食挙動と良く一致する解析結果が得られている。この場合も，実験の侵食深さは，ＭＡＡＰコードの予測侵食量に対して，上記の SURC-4 実験及び BETA-V5.1 実験のベンチマーク解析で設定した 20%以内の侵食深さに収まっている（図 4-10 参照）。
以上のＭＡＡＰコードのベンチマーク解析の分析から，コンクリート侵食の不確かさについて，以下のことが言える。
侵食面における侵食深さのばらつきの範囲は，ＭＡＡＰコードの予測侵食量の 20%以内に入っている。
玄武岩系コンクリートの壁方向と床方向の侵食の異方性は，ＭＡＡＰコードにおいて溶融プールからの対流熱伝達係数を変更することにより予測可能である。その場
合も侵食のばらつきの範囲は，ＭＡＡＰコードの予測侵食量の 20%以内に入っている。
以上のことから，コンクリート侵食の不確かさに関して，侵食面における侵食深さの不均一性については，おおむねＭＡＡＰコードによる予測侵食量の 20%の範囲内であることがわかった。一方，玄武岩系コンクリートの壁方向と床方向の侵食の異方性については，実機における影響の確認のため感度解析が必要と考えられ，CCI-3 実験のベンチマーク解析を参考にして，溶融プールから壁方向と床方向の対流熱伝達係数を調整して感度解析を実施する。
壁方向の熱配分の最大ケースとして，床方向の４倍として感度解析を行い，コンクリート侵
食の壁方向と床方向の異方性の影響を確認する。
以上の各過程での，ＭＣＣＩ現象の影響因子と感度解析パラメータの関係を図 4-11 に示し，不確かさ要因，有効性評価の扱い及び感度解析の要否を表 4-3 に整理する。
また，溶融炉心とコンクリートの相互作用における実機で想定される現象と解析上の取り扱いの比較を図 4-12 に示す。

添付 5-3-25

表 4-1 コンクリートの物性比較 (ＭＡＡＰ入力)
項目
コンクリート組成
液相線温度 （K）
固相線温度 （K）
比熱 (J/kg-K)
溶融潜熱 (J/kg)

玄武岩系コンクリート
SiO2 が主体

石灰岩系コンクリート
CaCO3 が主体

表 4-2 代表的なコンクリートの組成例（重量%）成分
SiO2
TiO2,MnO,MgO
CaO
Na2O
K 2O
Fe2O3
Al2O3
Cr2O3
CO2
H2O（自由水，結合水）

玄武岩系コンクリート
54.84
7.21
8.82
1.80
5.39
6.26
8.32
0.00
1.50
5.86

添付 5-3-26[37]

石灰岩系コンクリート
3.60
5.80
45.40
0.0078
0.68
1.20
1.60
0.004
35.6985.94

図 4-9 SURC-4 と BETA-V5.1 実験と MAAP4 コード予測の侵食量の比較[23]添付 5-3-27

図 4-10

CCI-3 実験（玄武岩系コンクリート）の侵食深さ[12]添付 5-3-28

添付 5-3-29

ＭＣＣＩ進行と注水によるデブリ冷却過程

溶融物の落下・堆積過程

下部ヘッド破損過程

ＭＣＣＩに至る過程

図 4-11 ＭＣＣＩにおける不確かさに関する流れ図（床/壁への熱分配の不確かさ）

溶融プール－クラスト間の熱伝達係数

コンクリートへの熱伝達
コンクリート種類（個別プラント条件）

溶融炉心の拡がり

上面熱流束係数（Fchf）

エントレインメント係数（全炉心相当を想定しており，
感度解析不要）（下部ヘッド貫通部の最大口径の破損を想定しており感度解析不要）

感度解析パラメータ

溶融炉心の拡がり

水への熱伝達デブリ上面性状

プール水深

溶融炉心ジェット径

溶融炉心の粒子化

溶融炉心落下量

下部ヘッド破損モード

ＭＣＣＩ現象の影響因子

添付 5-3-30
コンク リートの種類に より，侵食挙動やガスの発生挙動が異なる。

コンク リート種類に応 じて玄武 岩系や石灰岩系 を模擬可能。溶融プールから
クラス トへの対流熱伝 達
係数を 変更することに より熱移 行の異方性を評 価可能。

解析上の取り扱い

図 4-12 溶融炉心とコンクリートの相互作用における実機で想定される現象と解析上の取り扱いの比較

水深が浅い場合は，溶融物
は完全には粒子化せず，床上に溶融炉心が拡がり，その上に 粒子状ベッドが 堆積する。水により拡がりが抑制され，不均一に堆積する。上面の性状により水への熱伝 達が大きく影響 される。

溶融物 が水中を落下す る
過程で粒子化する。この際
デブリ 粒子のクエンチ により水蒸気が発生し，デブ
リ粒子 の酸化により水 素が発生する。

下部ヘ ッド破損口を溶 融
炉心が 通過する際に破 損
口側面が溶かされ，破損口が拡大する。

実機で想定される現象

溶融炉心は，床上で均一に堆積し，均一に混合して外周部のクラスト層と中心部の溶融プールから構成される平板の発熱体として模擬。上面
熱流束は Kutateladze の水
平平板限界熱流束相関式で与えており，係数変更により
粒子状ベッドから水への熱流束の模擬が可能。

溶融物が水中を落下する過程での粒子化を模擬。粒子化
割合は Ricou-Spalding モデ
ルにより評価。この際デブリ粒子のクエンチによる水蒸気発生と，デブリ粒子の酸化による水素発生を模擬。

下部ヘ ッド破損口を溶 融
炉心が 通過する際の破 損
口側面 の溶融による破 損
口拡大を模擬。

添付 5-3-31

壁方向と床方向の熱分配

コンクリート種類
玄武岩系コンクリートの
侵食の異方性

床方向と壁方向の侵食の異方性の影響を見るため，CCI-3 実験で確認された熱分配比率を想定した感度解析を実施。

粒径やポロシティの不確かさを考慮して，下限の熱流束に対して感度解析を実施。

デブリ上面の性状デブリから水への熱伝達

拡がりの知見から，全面に拡がることを想定し，均一堆積モデルを使用

破損口径に対応した径を考慮

粒子状ベッドの熱流束として，現実的な範囲内で保守側の想定をして，大気圧状態で800kW/m2 として圧力依存性を考慮
溶融プールが完全な液相の場合の対流熱伝達係数として，床方向クラストへは，壁方向クラストへはを使用

水による拡がり抑制

溶融炉心ジェット径

実験解析を元に，粒子化割合を少ない側に評価する値を使用

エントレインメント係数

溶融炉心の拡がり

溶融炉心の粒子化

解析モデルパラメータではないため，感度解析不要。
エントレインメント係数に不確かさがあるため，ＭＡＡＰコードの不確かさ範囲内(FARO 実験解析に基づく)で感度解析を実施。
最も大きい径を想定して，粒子化割合を小
さくし，水に落下した際のデブリクエンチ
量を小さくして厳しい側の扱いをしているため，感度解析不要。
溶融炉心の拡がりを抑制した場合を想定
し，水張り深さ等の個別プラントの状況を踏まえた感度解析等の取り扱いを行うことが必要。

ペデスタルの注水開始条件及び注水流量について，手順書規定に準じた操作を想定

プール水深

原子炉圧力容器内溶融進展

溶融炉心落下量

感度解析の要否
下部ヘッド貫通部の中で最も大口径の貫通部の破損を想定し，破損口径の拡大も考慮しているため，感度解析不要。
全炉心相当の最も厳しい落下量を想定しているため，感度解析不要。

破損部位
破損口侵食拡大

下部ヘッド破損モード

有効性評価の扱い
下部ヘッド貫通部の中で最も大口径の制御棒駆動機構ハウジングの瞬時破損を想定し，破損口径の拡大を考慮
全炉心相当を想定

不確かさ要因MCCI 現象への影響因子

表 4-3 ＭＣＣＩ評価の不確かさに関する整理結果

５．感度解析と評価
ペデスタル床上の溶融炉心の堆積高さが高い方が，溶融炉心の冷却性が悪くなり，ＭＣＣＩの影響が厳しくなる。国内ＢＷＲでは，全炉心が落下した場合には，溶融炉心の堆積
高さは Mark-I 改や Mark-II で約１m 程度であり，ＡＢＷＲでは約 0.5m 程度である。このため，ここでは，溶融炉心の堆積高さの高いＢＷＲ５ Mark-I 改プラントを対象に感度解析を行う。前節の検討を踏まえ，ＢＷＲ５ Mark-I 改プラントの大ＬＯＣＡシーケンスを対象に抽出されたパラメータの感度解析を実施した。
また，ガスの発生の影響を見るために参考解析として石灰岩系コンクリートを想定した解析も実施した。

(1) エントレインメント係数の感度解析
エントレインメント係数は，ベースケースではを設定しているが，感度解析

ケースでは，ＭＡＡＰコードの FARO 実験解析を元に設定されている当該変数の不確かさ範囲のうち，最小値であると最大値であるの感度解析を実施する。感度

解析ケースを表 5-1 に示す。解析結果を図 5-1-1a，図 5-1-1b，図 5-1-2a，図 5-1-2b
及び表 5-5 に示す。
エントレインメント係数が小さいと粒子化割合が減り，落下時のクエンチによる除熱量が減るため，床に堆積する溶融炉心の温度はベースケースより高めに推移し，コンクリートへの伝熱量も増加するため，侵食量は若干増えている。エントレインメン
ト係数が大きいと粒子化割合が増えて逆のことが起こり，侵食量は若干減少している。
エントレインメント係数の不確かさ幅の範囲では，コンクリート侵食量への影響は小さい。

表 5-1 エントレインメント係数のベースケースと感度解析ケース
パラメータ①エントレイ
ンメント係数ベースケース（有効性評価）

感度解析ケース(1)(2)

添付 5-3-32

（小）
（大）

根拠
(1)MAAP 不確かさ範囲*の最小値(2)MAAP 不確かさ範囲*の最大値*FARO 実験解析を元に設定

(2) 上面熱流束の感度解析
感度解析ケースを表 5-2 に示す。上面熱流束の不確かさを考慮した下限値として，
Lipinski 0-D モデルにより評価される粒子状ベッドのドライアウト熱流束において，想定される範囲でドライアウト熱流束を小さくする条件の値を選定することとし，圧力 0.4MPa[abs]，粒子径３mm，及びポロシティ 0.26 を条件とした場合の熱流束である
800kW/m2（一定）を選定した。解析結果を図 5-2a，図 5-2b 及び表 5-5 に示す。
上面熱流束が小さいと水への熱伝達量が減少するため，溶融炉心の温度はベース
ケースより高めに推移し，コンクリートへの伝熱量も増加するため，侵食量は増えている。
上面熱流束の不確かさ幅の範囲では，コンクリート侵食量への影響は大きい。

表 5-2 上面熱流束係数のベースケースと感度解析ケース
パラメータ

ベースケース（有効性評価）②上面熱流束係数（Fchf）

Fchf=0.1 (default)
圧力依存性あり(大気圧状態で約800kW/m2)

感度解析ケース

800kW/m2 一定

添付 5-3-33

根拠
Lipinski 0-D モデルによる評 価 に お い て ， 圧 力0.4MPa[abs]，粒子径３mm，
ポロシティ 0.26 のドライア
ウト熱流束

(3) 溶融プール－クラスト間の熱伝達係数の感度解析
感度解析ケースを表 5-3 に示す。熱伝達係数の不確かさ幅の中で，床方向への熱伝達を大きくしたケースと壁方向への熱伝達を大きくしたケースの解析結果を図 5-31a，図 5-3-1b，図 5-3-2a，図 5-3-2b 及び表 5-5 に示す。
床方向への熱伝達を大きくすると，床方向へ侵食量は増えており，壁方向の侵食は若干減少している。壁方向への熱伝達を大きくすると，壁方向へ侵食量は増えており，床方向の侵食はあまり変わらない。
溶融プールの熱伝達係数の不確かさ幅の範囲では，コンクリート侵食量への影響は小さい。
表 5-3 溶融プール－クラスト間の熱伝達係数のベースケースと感度解析ケース
パラメータ③溶融プール－クラスト間の熱伝達係数ベースケース（有効性評価）

感度解析ケース

溶融プールが完全な液相の場合の対流熱伝達係数として
床方向：
壁方向：(1) 床：
壁：(2) 床：
壁：

添付 5-3-34

根拠(1)
床：壁の 1/4(CCI-3 実験反映)
壁：推奨入力値(2)
床：推奨入力値
壁：床の 1/4((1)の逆とした。)

(4) 石灰岩系コンクリートを想定した参考解析
解析条件を表 5-4 に示す。コンクリートの組成や物性は，表 4-1 及び表 4-2 に示す値を使用している。石灰岩系コンクリートを想定した場合の解析結果を図 5-4a，図 54b，図 5-4c，図 5-4d 及び表 5-5 に示す。石灰岩系コンクリートの場合の，床方向及び壁方向の侵食量は若干増加しているが，感度は小さい。また，原子炉格納容器内のガスモル分率もベースケースと同様な結果となる。このケースのようにコンクリート侵
食量が小さい場合は，石灰岩系コンクリートの影響は小さい。
表 5-4 コンクリート種類を変えた参考解析条件
パラメータ

ベースケース（有効性評価）参考解析ケース根拠

コンクリート種類

玄武岩系

石灰岩系

ガス発生の影響を確認する。

添付 5-3-35

表 5-5 ＭＣＣＩ感度解析結果の一覧
ケース

有効性評価
（ベースケース）

パラメータ設定
・エントレインメント係数:
・上面熱流束: 約 800kW/m2 @ 1ata
(Fchf=0.1 デフォルト)
圧力依存性考慮・溶融プールからクラストへの熱伝
達係数
床:
壁:
・コンクリート組成及び物性値：
玄武岩系①-1 エントレインメン
エントレインメント係数:
ト係数 小①-2 エントレインメン
エントレインメント係数:
ト係数 大② 上面熱流束 下限

800kW/m2 一定

溶融プール熱伝達係数
床:壁:
溶融プール熱伝達係数③-2 溶融プール熱伝達
床:
壁方向大
壁:
（参考解析）
コンクリート組成及び物性値：
石灰岩系コンクリート
石灰岩系③-1 溶融プール熱伝達
床方向大添付 5-3-36

コンクリート侵食量

床面： 2.4cm
壁面： 2.3cm

床面：
壁面：
床面：
壁面：
床面：
壁面：

3.6cm
3.5cm
1.7cm
1.7cm
22.5cm21.6cm

床面： 2.4cm
壁面： 2.2cm
床面： 2.1cm
壁面： 2.4cm
床面： 2.8cm
壁面： 2.8cm

「本製品（又はサービス）には，米国電力研究所（The Electric Power ResearchInstitute）の出資により電力産業用に開発された技術が取り入れられています。
」）

図 5-1-1a コンクリート侵食量の比較（エントレインメント係数

図 5-1-1b 溶融炉心温度の比較（エントレインメント係数

添付 5-3-37）

図 5-1-2a コンクリート侵食量の比較（エントレインメント係数

図 5-1-2b 溶融炉心温度の比較（エントレインメント係数

添付 5-3-38））

図 5-2a コンクリート侵食量の比較（上面熱流束 800kW/m2 一定）

図 5-2b 溶融炉心温度の比較（上面熱流束 800kW/m2 一定）

添付 5-3-39

図 5-3-1a コンクリート侵食量の比較（床方向対流熱伝達係数大）

図 5-3-1b 溶融炉心温度の比較（床方向対流熱伝達係数大）添付 5-3-40

図 5-3-2a コンクリート侵食量の比較（壁方向対流熱伝達係数大）

図 5-3-2b 溶融炉心温度の比較（壁方向対流熱伝達係数大）添付 5-3-41

図 5-4a コンクリート侵食量の比較（石灰岩系コンクリート）

図 5-4b 溶融炉心温度の比較（石灰岩系コンクリート）

添付 5-3-42

図 5-4c ドライウェルガスモル分率（石灰岩系コンクリート）

図 5-4d サプレッションチェンバガスモル分率（石灰岩系コンクリート）

添付 5-3-43

６．まとめＭＣＣＩに関する種々の実験から得られた知見等に基づきＭＣＣＩの各過程における不確かさの分析を行い，不確かさがあり，評価結果に影響するモデルパラメータとして，エントレインメント係数，上面熱流束を抽出した。また，二次元侵食実験結果で確認されている侵食の異方性については，いまだ十分な解明が行われておらず，実機のウェット条件
でも起こるのかは不明であるが，念のために異方性の影響をみるために，溶融プールから
床方向と壁方向への熱伝達係数の感度解析を行った。これらのパラメータの感度解析以外に，コンクリート種類を玄武岩系コンクリートから石灰岩系コンクリートに変更した場合の解析も参考に実施し，コンクリート侵食量への影響を確認した。
ＢＷＲ５，Mark-I 改プラントの有効性評価に使用しているノミナル条件を設定したベースケースでは，コンクリート侵食量は 2.4cm であった。
エントレインメント係数の感度解析結果より，水中での粒子化によるクエンチ効果に差が出て，床上に堆積した溶融炉心温度に影響し，コンクリート侵食量に影響するが，その影響は小さかった。
上面熱流束の感度解析結果より，上面熱流束は，床上に堆積した溶融炉心温度に大きく影響し，コンクリート侵食量に大きく影響する結果となった。
玄武岩系コンクリートに見られる床方向と壁方向のコンクリート侵食の異方性の影響を確認するため，溶融プールから床方向と壁方向への熱分配の異方性として扱い，溶融プー
ル－クラスト間の熱伝達係数を変えて，床方向への熱伝達が大きい場合と壁方向への熱伝達が大きい場合の感度を調べた。その結果，熱伝達の大きい方向の侵食量が大きくなり，
侵食の異方性が確認された。ただし，ノミナル条件の場合のように侵食量が小さい場合
は，侵食量に大きな感度がないことがわかった。
感度解析の結果，コンクリート侵食量に対して上面熱流束の感度が支配的であることが確認された。上面熱流束を想定される下限値とした場合でも，コンクリート侵食量は，22.5cm 程度に収まることが確認された。
また，実験で確認されている侵食面における侵食の不均一性については，ＭＡＡＰモデ
ルのベンチマーク解析結果から，実験の侵食面における侵食のばらつきが，ＭＡＡＰコー
ドによる予測侵食量の 20%の範囲内に収まっていることが確認され，上面熱流束の感度に比べて影響が小さいことが確認された。
また参考として，他の条件を同一として玄武岩系コンクリートから石灰岩系コンクリー
トに変更した解析も実施したところ，侵食量に大きな感度はなかった。また，ガス発生の影響も顕著には見られなかった。
最後に，ＭＣＣＩに関係する現象は，複雑な多成分・多相熱伝達現象であり，現状でも知見が十分であるとは言えない。また事前水張り時の落下デブリの冷却性を直接調べた実験例が殆どないことから，今後も継続して検討を進め，新たな知見が出た場合には適宜評価に反映するように努めることが重要であると考えられる。

添付 5-3-44

付録
付録１ ドライ条件でのＭＣＣＩ実験
デブリとして UO2 コリウムを用い，崩壊熱を模擬し，注水を行っていないドライ条件の実験として，米国サンディア国立研究所（SNL）の SURC 実験，米国アルゴンヌ国立研究所（ANL）の ACE 実験及び独カールスルーエ研究所（KfK）で実施された BETA 実験がある。以下にそれぞれの実験について説明する。これらの実験は，実機におけるＭＣＣＩ継続の影響の検討に参考となる。
(1) SURC 実験（米国 SNL）[4][23][34]ＭＣＣＩ時の伝熱，化学反応，ガス及びエアロゾルの放出等を調べ，CORCON 等の解析コー
ドを検証・改良することを目的に SNL にて４回実験が実施された。そのうち実機と同様の組成の UO2 デブリを使用した実験は２回実施された（SURC-1,2。他の２回の実験は模擬デブリとして SUS304 が使用された）。実験装置の概要を付図 1-1 に示すが，直径 40cm のコンクリート試験体（SURC-1 実験では石灰岩系（米国で使用されている），SURC-2 実験では玄武岩系のコンクリートを使用）を入れた MgO 製の円筒容器に約 250kg の模擬デブリ（組成：UO2 69％，ZrO2 22％，Zr ９％）を誘導加熱して溶融させてコンクリートとの反応を継続させた。SURC-2 のコンクリートの侵食深さの変化を付図 1-2 に示すが，侵食速度は１時間に20cm 程度となっている。
また，SURC-4 は，コード比較のための国際標準問題（ISP－24）[5]に選定され，実験デー
タと種々の解析の比較が行われている。200kg のステンレス鋼と模擬 ＦＰ（Te: 0.5kg，
La2O3: 1.17kg，CeO2：1.23kg，BaO：1.1kg）が，コンクリート侵食が開始するまで加熱され，侵食開始後 14 分経ってから約 0.5 秒間に追加的に 20kg のジルコニウムが溶融物に添加されている。SURC-4 のコンクリートの侵食深さの変化を付図 1-3 に示すが，侵食速度は約 55分の時点で 24.5～27.5cm で，ＭＡＡＰ解析結果とよい一致を示している。なお，SURC-4 実
験では外周部のコンクリート侵食深さが大きくなっており，ＭＡＡＰ解析結果と若干相違が見られるが，これは実験では外周部から誘導加熱して溶融物を加熱しているため，外周部の溶融物への入熱量が大きくなることが原因と考えられる。したがって，ＭＡＡＰとの相違は，実験固有の原因と考えられるため，ベンチマーク解析の観点からは問題とはならないと考えられる。

添付 5-3-45

付図 1-1 SURC 実験装置[23]付図 1-2 SURC-2 実験の侵食深さ[23]付図 1-3 SURC-4 実験の侵食深さとＭＡＡＰ解析との比較[23]添付 5-3-46

(2) ACE 実験（米国 ANL）[3][23][34]ＭＣＣＩにおける熱水力学的及び化学的プロセスを検証し関連コードのデータベースを拡充することを目的に，国際プログラムとして ACE（Advanced Containment Experiments）
計画の一部として実施された。Phase-C でＭＣＣＩ時のＦＰエアロゾル放出の定量化の目的
で実験が実施された。実験装置の概要を付図 1-4 に示す。実炉組成の約 300kg の模擬デブリを使用し，タングステン電極により直接通電により加熱し溶融させている。コンクリー
ト侵食はベースマット中にある熱電対によりモニターされている。実験マトリックスを付
表 1-1 に示すが，実験はコンクリートの種類やデブリの組成を替えて実施された。
L2 実験のコンクリートの侵食深さのＭＡＡＰ解析との比較を付図 1-5 に示すが，ＭＡＡ
Ｐ解析結果とよい一致を示している。

添付 5-3-47

付表 1-1 ACE/MCCI 実験マトリックス[23]出典：MAAP4 User’s Manual, EPRI

付図 1-4 ACE／MCCI 実験装置[3]付図 1-5 ACE-L2 実験とＭＡＡＰ解析の
侵食深さの比較[34]添付 5-3-48

(3) BETA 実験（独 KfK）[6][34]ＭＣＣＩ解析コードの侵食挙動やエアロゾル生成挙動の検証用のデータベースを拡充することを目的として，独 KfK で実施された。実験装置の概要を付図 1-6 に示す。テルミット反応により金属溶融物（Fe,Cr,Ni,Zr)と酸化物溶融物（Al2O3,SiO2,CaO)を生成させて，玄武岩系コンクリート製のるつぼに落下させて，るつぼ内の溶融物は，誘導加熱により加熱している。ベースマット中にある熱電対により二次元のコンクリート侵食挙動が確認できるようになっている。溶融物として Zr を多く含む溶融物を用いた実験シリーズの実験マトリックス(V5.1～V5.3)を付表 1-2 に示す。
実験後のコンクリート侵食状況を示す模式図を，付図 1-7 に示す。壁方向よりは，床方向の侵食量が大きくなっている。溶融物に含まれる Zr によりコンクリート成分の SiO2 が還元され，Si や SiO の生成が確認されている。V5.1 実験と V5.2 実験のコンクリートの侵食
深さのＭＡＡＰ解析との比較[34]を付図 1-8 及び付図 1-9 に示すが，ＭＡＡＰ解析結果とよい一致を示している。このＭＡＡＰのベンチマーク解析により，二次元侵食に関わるパラ
メータ設定の妥当性が判断されている。

付図 1-6 BETA 実験装置 [34]添付 5-3-49

付表 1-2 BETA 実験マトリックス[6]付図 1-7 BETA 実験後のコンクリート侵食状況を示す模式図 [6]添付 5-3-50

付図 1-8 BETA-V5.1 実験とＭＡＡＰ解析の侵食深さの比較 [34]

付図 1-9 BETA-V5.2 実験とＭＡＡＰ解析の侵食深さの比較 [34]添付 5-3-51

付録２ 注水を伴ったＭＣＣＩ実験
注水を伴う実験（溶融物上に冷却水を注水した実験）としては，SNL で実施された SWISS
実験及び WETCOR 実験，ANL（EPRI）の主催で実施された MACE 実験及び OECD/MCCI 実験，原
子力発電技術機構（NUPEC）により実施された COTELS 実験がある。
以下の実験の知見を示す。
(1) SWISS 実験（米国サンディア研究所(SNL)）(2) WETCOR 実験（米国サンディア研究所(SNL)）(3) MACE 実験（米国アルゴンヌ研究所(ANL)）(4) COTELS 実験（日本 原子力発電技術機構（NUPEC））(5) OECD/MCCI 実験（米国アルゴンヌ研究所(ANL)）(1)SWISS 実験（米国 SNL）[7]高周波加熱によりステンレスを溶融させ，溶融したステンレスとコンクリートとの反応中に注水し，溶融物の冷却性を調べる実験が２回行われた。実験結果２回とも同様の結果となっており，メルト上面に安定なクラストが形成されてメルト内部に冷却水が浸入しにくくなり，メルトによりコンクリートの侵食が継続した（付図 2-1 参照）。ただし，本実験
はメルトの発熱が実機で想定される値より１桁程度大きいことや l00％ステンレスである
ため模擬崩壊熱に加え，水－金属反応の発熱が加わったことも一因と分析されている。ま。
たコリウムより上方水プールへの熱流束は約 800kW/m2 程度であった（付図 2-2 参照）

添付 5-3-52

付図 2-1 SWISS 実験の実験装置とコンクリート侵食深さの実験と解析（ＭＡＡＰ）の比較[7]添付 5-3-53

付図 2-2 SWISS-2 実験の水プールへの熱流束[7](2) WETCOR 実験（米国 SNL）[8]Al2O3 と CaO の酸化物混合溶融物 34kg を用いてコンクリートとの反応中に注水し溶融物の冷却性を調べる実験が行われた（付図 2-3 参照）。SWISS 実験と同様の理由によりコンクリー
トの侵食が継続した。
コンクリート侵食速度は SWISS 実験と比べて約 l/3 に低下している。
水プールへの熱流束は溶融時に 520kW/m2 程度，凝固時に 200kW/m2 程度であった。

添付 5-3-54

（実験装置の概要）（上部クラストの様子）（実験後の状態の模式図）（コンクリート侵食の時間変化）
付図 2-3

WETCOR 実験結果[8]添付 5-3-55

(3)MACE 実験（米国 ANL）[3][9][10][20]MACE 実験（Melt Attack and Coolability Experiment）は，米国電力研究所（EPRI）

が主催する原子炉格納容器内溶融炉心冷却性に関する国際協力計画である。この実験では，溶融炉心がコンクリート床に落下した後に，溶融炉心の上に注水する状況を模擬しており，
大規模実験が含まれていることと，実機相当の UO2 及び ZrO2 を主成分とする溶融炉心模擬物
を用いて，さらに，直接通電加熱により崩壊熱の発生を模擬していることが特徴である。
実験装置の概要を付図 2-4 に示す。MACE 実験では規模の異なる M0，M1b，M3b，M4 の４回の実験が実施されており，その主要条件を付表 2-1 に示す。M0 実験のみコンクリートの側壁
で，その他は MgO が用いられている。
M3b と M4 の実験結果を付図 2-5 及び付図 2-6 に示す。いずれのケースもコンクリート
侵食が継続する結果となっている。実験後の溶融炉心模擬物の固化状況を見ると，メルト上部に安定クラストが形成され側壁に固定化されており，クラスト下部に空洞が見られ，
クラストと溶融物とが分離した状態になっている。メルトから冷却水への熱流束を見ると，注水直後の短期間は，大きい熱流束となっているが，安定クラストが形成されクラストと溶融物が分離したと想定される状況では，熱流束は低下している。安定クラストの形成とメルトとの分離によりクラストの下にあるデブリの冷却が阻害される結果となったと分析されている。しかしながら，デブリの長期的な冷却に関与し得るメカニズムとして，クラストに生じる亀裂等への浸水及びコンクリート分解ガスによるクラスト開口部からのデブリの噴出が確認されている。

添付 5-3-56

付表 2-1 MACE 実験の主要条件[20]付図 2-4 MACE 及び OECD/MCCI 実験装置[9]添付 5-3-57

（軸方向侵食データ）（メルトから水への熱流束）（実験後状態の模式）
付図 2-5 MACE-M3b 実験結果[10]添付 5-3-58

（軸方向侵食データ）（メルトから水への熱流束）（実験後状態の模式）
付図 2-6 MACE-M4 実験結果[10]添付 5-3-59

(4) COTELS 実験（日本 NUPEC）[1][11]プール水中に実機組成の UO2 コリウムを落下させる実験（ＦＣＩ）とコンクリート上に落下した UO2 コリウムに注水する実験（ＭＣＣＩ）を実施している。付図 2-7 にコンクリート
上の UO2 コリウムに注水する実験の実験装置を示す。約 60kg の実機組成の UO2 コリウムを電気炉で加熱溶融させ，玄武岩系のコンクリート床上に落下させ，その後高周波誘導加熱によりコンクリート上のコリウムを加熱して崩壊熱を模擬している。側壁と床面の両方の侵食を考慮しており，コリウムの高さと直径の比を実験パラメータとしている。注水後にコンクリート温度は低下している。また，侵食深さは２cm 程度であった。また，付図 2-8 に
実験後に固化したコリウムの断面を観察した結果を示すが，上部は粒子状になっており，
下部はインゴット状になっているのが観察されている。また，インゴット状の部分にはひび割れや流路が見られる。
COTELS 実験では，
いずれもデブリによるコンクリート侵食が生じているが，先行の SWISS，
WETCOR，MACE とは異なり，コンクリート侵食は停止している。これは，以下の理由と分析されている。
・デブリの粒子化と塊状デブリ上への粒子化デブリの堆積・デブリとコンクリートとの境界における粗骨材を主体とする多孔質層の形成
・粗骨材層及び塊状デブリに形成された流路への浸水
溶融物から水プールへの熱流束は 100～650kW/m2 程度であったが，これらの熱流束は限界
熱流束よりも低く，水が更に高い除熱能力を有する可能性があることが示唆されている。

付図 2-7 COTELS 実験装置（コンクリート上の UO2 コリウムに注水する実験）[11]

添付 5-3-60

（コンクリート床温度変化）（実験後のコリウム断面の模式図）
付図 2-8 COTELS C-5 実験の結果[11]添付 5-3-61

(5) OECD/MCCI 実験 (米国 ANL)[10][12][13][35][38][41]OECD/MCCI 実験は，MACE 実験や COTELS 実験の注水を伴うＭＣＣＩ実験で同定された個々のデブリ冷却メカニズムや火山型クラストの冷却性（付図 2-9 及び付図 2-10 参照）を定量的に解明することを目的として，以下の実験が実施された。
① クラスト浸水・強度実験 (SSWICS 実験)
SSWICS 実験は，クラスト内への浸水メカニズムと浸水による除熱量，さらにクラス
ト強度を調べるために実施された。実験装置の構造を付図 2-11 に示し，実験条件一覧を付表 2-2 に示す。テスト部内の非侵食性の床面上で，テルミット反応により UO2，ZrO2
及びコンクリート成分を主成分とするデブリ模擬溶融物を生成しその上に注水する。
崩壊熱とコンクリート分解気体の発生は模擬しない過渡クエンチ実験である。最大除熱量はクラスト上面におけるドライアウト熱流束により評価される。実験結果より，安定なクラストは形成されず，クラスト内に冷却材が浸入することにより，熱伝導律速以上の熱流束を期待することができるとしている。さらに，SSWICS 実験で得られたドライアウト熱流束を実機の事故シーケンス解析において直接的に適用できるよう，
Lister/Epstein のドライアウト熱流束モデルへの適応が行われた。実験結果とこれに基づいた Lister/Epstein モデルによる予測の比較を付図 2-12 に示す。この実験結果
及びこれらに基づいた予測値によれば，コンクリートを全く含有しないデブリに対す
る上面水プールへのドライアウト熱流束は，約 400kW/m2 であり，コンクリート含有とともに熱流束は低下し，含有率 15％程度以上では約 100kW/m2 となっている。
② 溶融物噴出実験(MET 実験)
コンクリート分解気体がクラストの開口部を通過する際に，気体に随伴されてクラスト上に噴出するデブリ量の定量化を目的としている。クラスト浸水実験と同様に，テスト部内の非侵食性の床面上で，テルミット反応により UO2，ZrO2 及びコンクリート
成分を主成分とするデブリ模擬溶融物を生成しその上に注水する。クラスト浸水実験との違いは，本実験においては直接通電加熱により崩壊熱を模擬すること及び非侵食性床面に設けた多数の細孔からコンクリート分解気体を模擬する非凝縮性気体を供給している。テスト部で発生する水蒸気量の変化と実験後分析から得られるデブリ噴出量に基づいて，供給気体流量と噴出量の関係を評価している。
③ 長期二次元コンクリート侵食実験 (ＣＣＩ実験)
デブリによる長期的な床部及び側壁の侵食挙動を明らかにすることを目的に実施された。
実験装置のテスト部の構造を付図 2-13 に示し，
実験条件一覧を付表 2-3 に示す。
テルミット反応により生成した UO2，ZrO2 及びコンクリート成分を主成分とするデブリ
模擬溶融物を直接通電により加熱している。電極がある２面は非侵食性の側壁を採用
し，残りの２面をコンクリートにより製作している。使用するコンクリートは実験により種類が変えられている。注水なしの条件で，側壁のコンクリートの最大侵食深さ
が 30cm に達するまで侵食を継続した後に注水を行い，注水後，最大侵食深さが 35cm

添付 5-3-62

に到達した時点で実験を終了している。実験装置に荷重負荷装置を設置し，注水後に形成されるクラストに荷重を与えて，クラストの機械的強度に関するデータを得ている（付図 2-14 参照）。コンクリート種類を変えて３回実験が行われている。ＣＣＩ実
験のコンクリート組成を付表 2-4 に示す。ＣＣＩ実験のデブリ-水間の熱流束を付図
2-15 に示し，溶融物の平均温度を付図 2-16 に示す。また，実験後の侵食状態の模式図を付図 2-17 に示す。石灰岩系コンクリートの場合，床方向と側壁方向の侵食は同程度となっているのに対し，玄武岩系コンクリートの場合，側壁方向の侵食が床方向より大きくなっており，侵食に異方性があることが示されている。付表 2-5 に示すように，侵食率から側壁方向と床方向の熱流束が推定されている。CCI-2 実験（石灰岩系コンクリート）の場合，側壁方向と床方向は同程度と推定されているのに対し，CCI-3 実験（玄武岩系コンクリート）の場合，側壁方向の熱流束は，床方向より４倍程度大きいと推定されている。
④ クラスト破損実験
本実験は上記①③の実験に付随して実施されており，①の SSWICS 実験で形成されたクラストの冷却後破損強度を調べる実験と，③の二次元侵食実験の間に高温状態で破損させる実験の２種の実験が行われている。
前者の実験では，クラスト浸水実験で形成された直径約 30cm のクラストに荷重を加えて，クラストの強度を測定している。低温クラスト破損実験装置の概要を付図 2-18に示す。クラスト上面の中央部に集中荷重を与え，クラスト破損時の荷重からクラス
トの機械的強度（破損時にクラストに発生する最大の応力）を評価している。クラス
ト上に堆積する冷却水層及び噴出デブリの荷重に起因してクラスト内に発生する応力と，本実験から得られるクラストの機械的強度を比較することにより，実機規模においては，クラストは破損し下部の溶融物と接触する可能性が高いことが示されている。
後者の二次元侵食実験では，注水前の高温状態で突き棒（lance）によりクラストが破損する荷重を測定し，注水後にも再度突き棒によりクラストが破損する荷重を測定している。これにより，現実に近い状態でのクエンチ前後のクラスト強度が確認され，クエンチ後は，クラスト強度が大きく低下することが確認された。
OECD/MCCI 実験結果から以下の知見が得られている。
・ガス噴出は，安定なクラストの形成を阻害し，熱伝達を促進する。
・クラストが冷却されると，亀裂が生じクラスト強度は大幅に低下する。
・クラストの亀裂により冷却水が内部に浸入し，デブリの冷却が促進される。
・溶融物の噴出により，多孔質の粒子状ベッドが形成される。
・コンクリートタイプにより侵食異方性がみられる。
これらの知見は，CORQUENCH コード等に反映される予定である。
また，ＣＣＩ実験について，ＭＡＡＰコードによりベンチマーク解析が行われている[35]。

添付 5-3-63

CCI-2 実験（石灰岩系コンクリート）のベンチマーク解析では，固化効果項の影響を除いて対流熱伝達係数のサーベイが可能なように，対流熱伝達係数として床方向と側壁方向ともに 300W/m2-K，固化効果項の指数 n に 0 が設定されている。ここで 300W/m2-K は，実際のＭＣＣＩ時の対流熱伝達係数は，固化割合を考慮すると，完全液相状態の値よりも１桁程
度小さい値（付図 2-19 において固化割合が 60％程度の値）になることを考慮して設定されている。また，CCI-2 実験では，床方向と側壁方向の熱流束が同程度と推定されていることから，対流熱伝達係数も同じ値が設定されている。この設定を用いた解析により，コリウ
ム温度の変化（付図 2-20 参照）は，実験データと良く合っている。また，床方向の侵食量
は（付図 2-21 参照），実験では注水前には 25cm 程度侵食されているのに対し，ＭＡＡＰ解析では 33cm 程度の侵食量となっている。側壁方向の侵食量は（付図 2-22 参照），実験では
注水前には 29cm 程度侵食されているのに対し，ＭＡＡＰ解析では 33cm 程度の侵食量となっている。
CCI-3 実験（玄武岩系コンクリート）のベンチマーク解析では，対流熱伝達係数として床方向に 80W/m2-K，側壁方向に 300W/m2-K，n に０が設定されている。ここで，80W/m2-K は，
CCI-3 実験では，床方向の熱流束が側壁方向の 1/4 程度と推定されていることから，床方向の対流熱伝達係数を側壁方向の 1/4 程度として設定されている。この設定により，コリウ
ム温度の変化（付図 2-23 参照）は，より実験データに近くなっている。また，床方向の侵
食量は（付図 2-24 参照），実験では注水前には５cm 程度侵食されているのに対し，ＭＡＡ
Ｐ解析では 5.7cm 程度の侵食量となっている。側壁方向の侵食量は（付図 2-25 参照），実
験では注水前には 29cm 程度侵食されているのに対し，ＭＡＡＰ解析では 27cm 程度の侵食量となっている。
ＣＣＩ実験を対象にしたＭＡＡＰベンチマーク解析により，対流熱伝達係数を適切に設定することにより侵食量がおおむね合うことが確認されている。また，侵食の異方性を扱うためには，床方向と側壁方向の対流熱伝達係数の比率の設定が重要であることが示されている。

添付 5-3-64

付図 2-9 想定されているデブリ冷却メカニズム[38]付図 2-10 想定されている火山型クラストの模式図[12]添付 5-3-65

付表 2-2 SSWICS 実験（デブリ冷却実験）条件一覧[12]付図 2-11 小規模浸水・クラスト強度実験（SSWICS）装置[12]添付 5-3-66

付図 2-12 SSWICS 実験データと Lister/Epstein モデルのドライアウト熱流束の比較[12]付表 2-3 ＣＣＩ実験（二次元コンクリート侵食実験）条件一覧[12]添付 5-3-67

付表 2-4 CCI 実験に使用されたコンクリートの組成 [12]付表 2-5 ＣＣＩ実験の側壁方向／床方向の侵食率と熱流束の推定値 [12]添付 5-3-68

付図 2-13 ＣＣＩ実験のテスト部[12]付図 2-14 長期二次元侵食実験におけるクラスト破壊／強度測定装置[41]添付 5-3-69

付図 2-15 ＣＣＩ実験におけるデブリ－水間の熱流束 [12]付図 2-16 ＣＣＩ実験における溶融物平均温度 [12]添付 5-3-70

付図 2-17 ＣＣＩ実験における侵食状態の模式図 [12](a) CCI-1， (b)CCI-2， (c) CCI-3

添付 5-3-71

付図 2-18 クラスト浸水実験の実験後の低温クラスト強度測定装置[38]添付 5-3-72

付図 2-19 溶融プールからクラストへの対流熱伝達係数

付図 2-20 CCI-2 実験のコリウム温度の実験データと MAAP 解析結果の比較[35]（MAAP New 熱伝達係数（破線）：床方向 300W/m2-K，側壁方向 300W/m2-K，n=0）

添付 5-3-73

付図 2-21 CCI-2 実験の床方向侵食の実験データとＭＡＡＰ解析結果の比較[35]付図 2-22 CCI-2 実験の側壁方向侵食の実験データとＭＡＡＰ解析結果の比較[35]添付 5-3-74

付図 2-23 CCI-3 実験のコリウム温度の実験データとＭＡＡＰ解析結果の比較[35]（MAAP New 熱伝達係数（破線）：床方向 80W/m2-K，側壁方向 300W/m2-K，n=0）

付図 2-24 CCI-3 実験の床方向侵食の実験データとＭＡＡＰ解析結果の比較[35]添付 5-3-75

付図 2-25 CCI-3 実験の側壁向侵食の実験データとＭＡＡＰ解析結果の比較[35]添付 5-3-76

付録３ 溶融物の水中落下時の粒子化実験と解析モデル
溶融物が水中に落下した場合の粒子化現象については，主に溶融炉心と冷却材の相互作用（ＦＣＩ）を調べるために行われてきた。ここでは，以下の実験についての知見を述べる。
(1) FARO 実験（イタリア JRC-ISPRA）(2) COTELS-FCI 実験（日本 NUPEC）(3) DEFOR 実験（スウェーデン KTH）
また，ＭＡＡＰコードでは，溶融炉心が原子炉圧力容器下部プレナム水等に落下する場合の粒子化割合を評価しており，Ricou-Spalding 相関式又は Saito の相関式が用いられている。ここではこれらの相関式の元になった実験についても説明する。
(1)

FARO 実験（イタリア JRC-ISPRA）[1][14]

主に原子炉圧力容器内で溶融物が炉心から下部プレナムの水プールに落下した場合の水蒸気爆発発生の可能性を調べることを目的とした実験で，当初は高圧での実験を対象としてきたが，後に低圧での実験が３ケース実施された。高圧実験装置の構成は，FARO るつぼ。低圧実験装置でと実験容器 TERMOS（内径：710mm，体積：1.5m3）である（付図 3-1 参照）
は FAT と呼ばれる実験容器の中に TERMOS と同一内径の円筒容器が置かれ，観測窓が設置された。実験手順は原則的に高圧実験も低圧実験も同様で，FARO るつぼで生成された溶融コ
リウムは一度リリースベッセルに保持し，その底部にあるフラップ又は弁を開放して溶融物を水プールに落下させる。高圧実験ではリリースベッセルは溶融物落下速度を調整する
ために加圧可能である。ほとんどの実験は酸化物コリウム（80wt%UO2＋20wt%ZrO2）で実施され，テスト L11 のみが金属 Zr を含むコリウム（77wt%UO2＋19wt%ZrO2＋4wt%Zr）が用いられた。また，多くの実験は高圧・飽和水条件で実施されたが，近年は低圧・サブクール水条件
でも３ケース実施されてきている。主な実験パラメータは，初期圧力（0.2～６MPa），コリ
ウム質量（18～177kg），水深（87cm～2.05m），サブクール度（飽和～124K），コリウム組成（１ケースのみ金属 Zr を 4.1wt%追加）である（付表 3-1 参照）。
実験からの主な知見は以下のとおりである。
・ 高圧・飽和水実験，低圧・サブクール実験の何れにおいても水蒸気爆発は発生していなかった。
・ いずれの実験においても，コリウムの一部が粒子化し，一部はパンケーキ状としてプール底部に堆積した。プール水中に設置した熱電対の測定結果より，一部のコリウムはジェット状でプール底面に衝突したと推定されている（付図 3-2 参照）。
・ 粒子化割合は，ほとんどの実験でプール水深に依存し，高圧飽和水実験の水深１m 程度で落下コリウムの約 50％が粒子化したが，コリウムに少量の金属 Zr（4.1wt%）を添加した場合と低圧のサブクール水の実験では 100％近くが粒子化した（付図 3-3 参照）。
・ 粒子の質量中央径は比較的大きく，3.2～4.8mm の範囲であり，実験パラメータ（初期圧力，水深，コリウム落下速度，サブクール度）に依存していない。

添付 5-3-77

付表 3-1 FARO 実験マトリックス[14]付図 3-1 FARO 実験装置（L-27 実験）[14]添付 5-3-78

付図 3-2 FARO L-24 実験後のデブリの堆積状態（数値単位 mm）[14]

付図 3-3 FARO/L-33 実験後のデブリ取り出し段階ごとのデブリ状態 [14]（低圧，サブクール水）

添付 5-3-79

(2)COTELS-FCI 実験（日本 NUPEC）[1][15]

本実験は，原子炉圧力容器外でのＦＣＩ挙動を調べるために実施された。UO2 混合物を溶融物として用い，その成分は原子炉内構造物のみならず，原子炉圧力容器下部ヘッド内の下部構造物も考慮して設定されている。付図 3-4 に COTELS-FCI 実験装置の概要を示す。実験
装置は，UO2 混合物を溶融させる電気炉とその下に溶融物と水との相互作用を調べるメルト
レシーバより構成されている。電気炉は，グラファイト製るつぼと高周波誘導加熱コイルにより構成されている。グラファイト製るつぼは最高温度 3200K で，60kg の UO2 混合物を加熱溶融可能である。るつぼ下部には，溶融物を落下させるための穴を設けるプラグ破壊装置が設置され，UO2 混合物が溶融後，瞬時に直径５cm の穴が作ることが可能である。メルトレシ
ーバは，高さ約 2.5ｍ，外径約 90cm で円筒状をしており，メルトレシーバの中には，高さが可変のメルトキャッチャーが設置されており，メルトキャッチャーの高さを変化させる
ことによりプール水深を変化させる実験を実施しており，雰囲気体積は変化させないように考慮されている。メルトキャッチャーの中心部は，実炉の格納容器床面を模擬するために厚さ３cm のコンクリートが設置され，溶融コリウム／水／コンクリート間の相互作用を調べることが可能となっている。なお，コンクリートの成分は日本と同じ玄武岩系である。実験マトリックスと主な結果を付表 3-2 に示す。
付表 3-2 COTELS-FCI 実験マトリックス[1]添付 5-3-80

付図 3-4 COTELS-FCI 実験装置[15](3)DEFOR 実験（スウェーデン KTH）[16]

水張り時のデブリ冷却性を調べる目的で実施されている。溶融物の粒子化について，水サ
ブクール，水深，メルト成分，過熱度等の影響を調べるために，溶融物の落下実験が実施されている。実験装置を付図 3-5 に示すが，上から，誘導加熱炉，メルト容器，冷却タンクより成り，冷却タンクはガラス張りで粒子化の観察が可能となっている。溶融物はメルト容器
下部のノズルから重力落下により水中に落下する。DEFOR-E 実験の実験マトリックスを付表
3の酸化物が使用されており，
3-3 に示すが，６ケースの溶融物は CaO-B2O（
3 密度 2500kg/m ）１ケースはより重量の大きい WO3-CaO（密度 5000～8000kg/m3）が使用されている。
実験結果より，粒子化挙動は，水サブクールと水深の影響が大きいとしている。実験後のデブリ状態例を付図 3-6 に示すが，平均ポロシティは 0.55～0.7 程度と大きい値が得られている。主な結果を付表 3-3 に併せて示す。

添付 5-3-81

付表 3-3 DEFOR-E 実験マトリックス[16]付図 3-5 DEFOR-E 実験装置[16]添付 5-3-82

付図 3-6 DEFOR-E 実験後のデブリ状態[16]添付 5-3-83

(4) 溶融物落下時の水中での粒子化割合の解析モデル
水中落下時の溶融物の粒子化現象について，これまで種々の実験的研究が行われており，また粒子化割合については相関式も提案されている。ここでは，粒子化現象に関する相関式を用いて，溶融炉心ジェットのペデスタル水プールの条件に対する粒子化割合を評価した。相関式として，ＭＡＡＰコードで使用されている以下の二つの式を用いて計算を行った。
Ricou-Spalding の相関式
Saito の相関式a) Ricou-Spalding の粒子化相関式[25][34]
Ricou-Spalding の相関式は，空気中へガスジェットを噴出させたエントレインメ
ント実験から得られたもので（実験装置は付図 3-7 参照），周囲の流体（空気）がガ
スジェットによってエントレインされ（巻き込まれ），ジェット質量流量が距離とともに増加することを相関づけた整理式である。式の検証例を付図 3-8 に示す。
これをメルトジェットのブレークアップに適用するため，周囲の流体（水）がメ
ルトジェットにエントレインされると考え，そのエントレインされた分だけメルト
ジェットが侵食され粒子化するとして，円柱ジェットのエントレインメント速度（m/s）を，次式で与えている（付図 3-9 参照）
。
1

ment

Eo

w

2

u dj

dj

ここで， E o ：エントレインメント係数

u dj ：ジェット速度 [m/s]dj：ジェット密度 [kg/m3]w：水密度 [kg/m3]

添付 5-3-84

付図 3-7 Ricou-Spalding のエントレイメント実験装置[25]付図 3-8 Ricou-Spalding の相関式の検証例[25]添付 5-3-85

付図 3-9 溶融デブリのジェットブレークアップとクエンチの概念[34]b) Saito の相関式[26]フレオン 11 あるいは液体窒素の中に高温水ジェットを吹き込む実験により，ジェットのブレークアップ長さに関する相関式を導出している。実験装置を付図 3-10 に示す。実験条件は，ノズル直径５～40mm，ジェット速度 2.5～15m/s である。実験結果は，付図 3-11 にまとめられ，それに基づき下記相関式が導かれた。

= 2.1 × ( ) . ×

ここで，

.

：フルード数 =×

L：ジェットのブレークアップ長さ [m]：ジェット直径 [m]：ジェット密度 [kg/m3]：冷却材密度 [kg/m3]：ジェット速度 [m/s]：重力加速度 [m/s2]

添付 5-3-86

付図 3-10 Saito らの実験装置[33]付図 3-11

添付 5-3-87

Saito らの実験結果[33]c) 相関式の適用性に関する検討[33]Ricou-Spalding の相関式は，ガスジェットの空気中でのガス巻き込み現象に基づき作成された相関式であるため，溶融炉心物質ジェットの水中での粒子化現象への適用性の確認のため，ALPHA-MJB 実験，FARO-TERMOS 実験を対象に比較計算された結果を示す。
あわせて Saito の相関式との比較も示す。Saito の相関式ではジェットのブレーク
アップ長さが与えられるので，ジェットの突入から消滅までジェット径が直線的に減少すると仮定して粒子化割合が求められている。
(a)ALPHA-MJB 実験
水中に鉛－ビスマスの溶融物を落下させた実験であり，密度や速度といった計
算条件は付表 3-4 の値が用いられている。実験結果と計算結果の比較を付図 3-12
及び付図 3-13 に示す。実験結果は，ジェットブレークアップ長さとして記載されている水深を，粒子化割合 100％として記す。

Ricou-Spalding 相関式における係数 E_0 の値は，ＭＡＡＰ推奨値を使用することで，実験結果及び Saito の相関式とよく一致する結果が得られている。
付表 3-4
ケース
MJB01
MJB02

溶融物密度
(kg/m3)10453↑

ALPHA-MJB 実験の検証解析条件[33]水密度(kg/m3)
958
↑

ジェット径
(m)
0.03
0.021

（補足）溶融物密度は鉛－ビスマス 500K での値を使用

付図 3-12 ALPHA-MJB01 実験結果との比較[33]添付 5-3-88

ジェット速度
(m/s)
3.05
2.86

付図 3-13 ALPHA-MJB02 実験結果との比較[33](b)FARO-TERMOS 実験
水中に実機燃料組成を模擬した溶融物を落下させた実験であり，密度，速度等の条件は付表 3-5 の値が用いられている。実験結果と計算結果の比較を付図 3-14，
付図 3-15，付図 3-16，付図 3-17，付図 3-18 及び付図 3-19 に示す。実験結果は水
プール水深に対する粒子化割合として示されている。計算結果は，実験結果とよく合っているか粒子化割合を小さく評価している。なお，Ricou-Spalding 相関式における係数 E_0 の値はが使用されている。

付表 3-5 FARO-TERMOS 実験の検証解析条件 [33]添付 5-3-89

付図 3-14 FARO-L06 実験結果との比較[33]付図 3-15 FARO-L08 実験結果との比較[33]付図 3-16 FARO-L11 実験結果との比較[33]添付 5-3-90

付図 3-17 FARO-L14 実験結果との比較[33]付図 3-18 FARO-L19 実験結果との比較[33]付図 3-19 FARO-L20 実験結果との比較[33]添付 5-3-91

d) 格納容器ペデスタル水張り水深に対する粒子化割合の評価[33]Ricou-Spalding の相関式及び Saito の相関式に基づき，大気圧飽和状態の水プールを想定し，水深とジェット直径及びジェット速度をパラメータとして粒子化割合を整理されたものを付図 3-20，付図 3-21 及び付図 3-22 に示す。

付図 3-20 Ricou-Spalding 相関式による粒子化割合のマップ[33]

付図 3-21 Saito の相関式による粒子化割合のマップ（Vj=5.0m/s）[33]

添付 5-3-92

付図 3-22 Saito の相関式による粒子化割合のマップ（Vj=10.0m/s）[33]

添付 5-3-93

付録４ 溶融物の拡がり実験
溶融物の拡がり挙動に関して，付表 4-1 に示す実験的研究が実施されている。この中で水が存在する場合の溶融物の拡がりに関する主要な知見について以下に整理する。
付表 4-1 溶融物拡がりに関する主な実験[27]実験名
BNL[18]SPREAD[19]CORINE[36]
VULCANO
KATS[23]
COMAS
ISPRA
S3E[27]
PULiMS[21]

実施国
米国
日本
フランス
フランス
ドイツ
ドイツ
EU JRAC
スウェーデン

拡がり形状
2D
1D, 2D
2D
2D
1D, 2D
1D, 2D2D
1D, 2D
2D

溶融物
その他
Pb
ドライ，ウエットステンレススチール
ドライ，ウエット
グリセロール他
ドライ，ウエット
コリウム
ドライ
テルミット
ドライ，ウエット
コリウム
ドライ
コリウム
ドライ
模擬物（ウッズメタル等） ドライ，ウエット
模擬物(B2O3-WO3 等)
ウエット(1) Mark-I 型格納容器のシェルアタックに関する研究[17][18][19][20]Mark-I 型格納容器のシェルアタックに関して ROAAM 手法による確率論的評価[17]が行われており，その中で水張り時のデブリの拡がりの評価が行われている。溶融物拡がり
挙動解析には，MELTSPREAD コードが使用されている。溶融物の拡がり挙動には，溶融物落下流量，溶融物成分，溶融物過熱度が主に影響するとされている。
米国 BNL では，溶融物として鉛を使用した小規模な拡がり実験を，ドライ条件とウェット条件で行っている[18]。溶融物の過熱度と水深が，デブリ拡がり挙動において重要であること，溶融物の拡がりは，水への熱伝達による溶融物の温度挙動と，溶融物の流体力学的挙動により制限されることが示されている。
国内ＢＷＲ産業界では，SPREAD 実験[19][20]が実施されている。溶融物として約 2000Kに加熱したステンレススチールを用い，溶融物落下流量，水深，溶融物過熱度等を変化させて，格納容器模擬試験体（一次元形状と二次元形状の２種類，二次元形状は付図 41 を参照）に放出し，溶融物の拡がり挙動に関する基礎的なデータを収集した。実験条
件を付表 4-2 に示す。また，溶融物の拡がりを解析する SPREAD コードが開発されている。溶融物が重力で拡がると仮定し，熱源として崩壊熱及び化学反応を考慮し，床コン
クリートや上面の水プールへの伝熱を考慮し，質量，運動量及びエネルギのバランスを解くことにより，溶融物の移動速度と溶融物厚さを求めている。
（付図 4-2 参照)このモ
デルでは，流動限界固相率を超えた時点で流動が停止すると仮定されており，実験デー
タを再現する流動限界固相率として 55％が使用されている。二次元体系に対する実験
結果と解析結果の比較を付図 4-3 に示すが，よい一致が示されている。

添付 5-3-94

付図 4-1

溶融物拡がり実験の試験体（二次元形状）[20]

付図 4-2SPREAD コードの概念図 [20]添付 5-3-95

溶融物拡がり距離の実験値と解析値の比較 [20]付図 4-3SPREAD 実験条件 [19]付表 4-2Test
No.

Melt Mass
(kg)

1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
21
22
23
24
25

95.0
7.5
24.0
43.0
19.0
66.0
115.0
66.0
94.2
60.2
93.4
67.0
93.1
68.1
63.6
116.0
106.2
108.8
61.9
64.0
69.1
65.0
60.0
65.0
63.8

Super
Heat
(K)
133
77
149
115
110
107
135
112
110
86
122
115
116
130
133
131
171
158
108
91
107
90
94
125
94

Slit
Width
(m)
0.15
↑
↑
0.05
↑
↑
↑
↑
0.025
0.05
↑
↑
0.025
0.05
↑
↑
↑
↑
0.025
0.05
↑
↑
0.025
0.05
↑

* O/C: Outside of Cylindrical Region

Floor
Material
Concrete
↑
↑
↑
↑
↑
↑
↑
↑
MgO
Concrete
↑
↑
↑
↑
↑
↑
↑
↑
↑
↑
↑
↑
↑
↑

Nozzle
Diam.
(mm)
70
↑
30
↑
↑
↑
↑
↑
↑
↑
↑
↑
↑
70
30
↑
↑
↑
↑
↑
↑
↑
↑
↑
↑

Water
Depth
(mm)
0
0
0
0
0
40
0
0
0
0
40
40
40
0
0
0
0
0
0
10
40
70
40
40
Spray

I/C: Inside of Cylindrical Region

添付 5-3-96

Water
Added
Position *
O/C
O/C
O/C
O/C
O/C
O/C
O/C
O/C
O/C,I/CO/C

(2)EPR コアキャッチャの溶融物拡がりに関わる実験[23][29][30][36]
CEA/DRN/DTP で行われた CORINE 実験[36]では，低融点物質（グリセロール他）を模擬物質として使用して，水中での拡がり挙動を調べる実験が実施され，拡がり先端の移動速度や底部に形成されるクラストの影響が調べられた。
独カールスルーエ研究センター（FZK）で実施された KATS 実験[23][29][30]では，溶融物としてテルミット（Al2O3 約 150kg，Fe 約 150kg）が使用され，溶融物の放出速度や温度，拡がり形状（1D,2D），床の材質（コンクリート，セラミック，コーティング），水の有無をパラメータに溶融物の拡がり実験が行われている。実験装置を付図 4-4 及び付図 4-5 に示す。Al2O3 と Fe では密度が異なり成層化するため，溶融物の出口を２箇所設け，最初に Al2O3 が放出し，最後に Fe を放出することにより酸化物溶融物の拡がりと金属溶融物の拡がりを分けて実験が可能となっている。
実験条件を付表 4-3 に示す。
KATS-10 と KATS-11 の実験条件はほぼ同様であるが，KATS-10 の方は１mm の水張りをしてあり，KATS-11 の方はドライ条件となっている。両者の拡がり結果を付図 4-6 に示すが，両ケースのように溶融物の放出速度が比較的高い場合は，冷却材の有無によらず同様な拡がり挙動になる結果となっている。

付図 4-4

KATS 実験装置の概要図 [29]添付 5-3-97

(1D)
付図 4-5(2D)
KATS 実験の 1D と 2D の拡がり形状の写真[30]付表 4-3 KATS 実験条件と拡がり距離（酸化物溶融物，1D 拡がり）[29]

添付 5-3-98

付図 4-6(3)

KATS 実験の水の有無の影響（酸化物溶融物，1D 拡がり）[29]

KTH の溶融物拡がり研究[21][27]

スウェーデン KTH では，溶融物拡がりの小規模実験として，S3E 実験[27]が行われている。
種々の溶融物と冷却材の組合せ（例ウッズメタル－水，塩（NaNO3-KNO3）－パラフィン）

で溶融物温度，溶融物流量等をパラメータに，溶融物の拡がり挙動に関するデータが取られている。溶融物が冷却される過程において，低密度の多孔質の層が形成される結果が得られており，溶融物の流れにより，この多孔質層が持ち上げられ，流量（慣性力）によって決定される距離まで拡がる挙動を示した。
また，水中での溶融物拡がり挙動を調べる PULiMS 実験[21]が実施されている。この実験では，浅い水プール（水深 20cm）へ溶融した Bi2O3-WO3 合金を流入させ，その拡がり挙動が観察された。実験装置を付図 4-7 に示し，実験条件を付表 4-4 に示す。水中へ流入した溶融物の拡がりの様子を付図 4-8 に示す。また，固化したデブリ層の性状を付図 4-9 に示す。固化したデブリ層は３層を形成し，デブリ層下面とコンクリートは密着せずギャップが存在しており，水又は蒸気が存在していた可能性がある。３層の最下層は薄い 1.5-２mm のケーキ
（クラスト）層で空隙はなく，中間層は割れ目や細長い孔が含まれている。最上部は不規則な構造で高多孔性である。

添付 5-3-99

付図 4-7

PULiMS 実験装置の概要図[21]付表 4-4 PULiMS 実験条件 [21]添付 5-3-100

付図 4-8

PULiMS 実験 E4 ケースの溶融物拡がり挙動のスナップ写真 [21]付図 4-9PULiMS-E4 実験の固化デブリの性状写真 [21]添付 5-3-101

(4)粒子状ベッドの拡がり[22]

ANL では，水プール中に不均質に堆積させたデブリベッドが，内部の沸騰により均一化す
る様子を確認するため，水プール中に UO2 ，SUS，Cu の 0.2～１mm 程度の粒子ベッドを非均一の厚さに堆積させ，誘導加熱により崩壊熱発生を模擬させた実験[22]を行っている。付図 4-10 に粒子ベッド厚さの均一化の概念図を示す。
非均一の厚さに堆積した粒子ベッドは，
誘導加熱により粒子ベッド内に沸騰が生じ，粒子が吹き上げられて再堆積する過程で厚さが均一化し，均一化に要した時間は２～３分程度であると報告されている。

付図 4-10 セルフレベリング実験におけるデブリベッドの均一化の概念図 [22]添付 5-3-102

溶融物の拡がり解析[20][27][28][39][40](5)溶融物の拡がり挙動の解析のために，種々の解析コードが提案されている。主要なものを
付表 4-5 に示す。これらの解析コードは，実験データを元に検証が行われている。また，実験と実機条件とを関連づけるスケーリング則の提案も行われている。[20][27][28]
付表 4-5 溶融物拡がり挙動の主な解析コード[27]Code
CORFLOW *CROCOLAVA *MELTSPREAD *MECORASPLAV / SPREADSPREAD
THEMA *
Footnotea)Country
Model characteristics
Germany
2D - mechanistic
FranceSimplified (ISPN)Japan
2D - Bingham fluidUSA
1D - complex physics and chemistry
Germany
Mechanistic (Ruhr Univ.)
Russia2D - hydrodynamicJapan
simplified
Francephenomenological (CEA/DRN)* Code receiving International recognition

三次元溶融物拡がり解析例
溶融物の拡がり挙動を三次元で評価した例もある。付図 4-11 に示すとおり過酷事故

解析コードＳＡＭＰＳＯＮのデブリ拡がりモジュール(DSA)[39]を使用して，ＡＢＷＲの格納容器ペデスタル上におけるデブリ拡がり評価を実施している[40]。床面に 200mm の水位がある条件（Wet 床条件)で，制御棒駆動機構ハウジング１本の破損を想定して、全炉心相当の溶融炉心がペデスタル（半径約 5.3m）へ落下する場合の溶融炉心の床上の拡がり面積を評価している。床面に水が存在する場合でも，溶融炉心は落下位置に依らずペデスタルのほぼ全面に拡がり，最終的な堆積高さは 400～500mm 程度となる結果を得ている。

添付 5-3-103

付図 4-11 ＡＢＷＲを対象にした三次元溶融炉心拡がり評価結果例（ＳＡＭＰＳＯＮコード）[40]b) スケーリング則を用いた溶融物拡がり相関式(3)に示した PULiMS 実験の結果を元に，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[28]。これは，障害物のない水平な床面に落下した溶融物の拡がり停止後の平均厚さや拡がり距離を求める相関式である。一般的に，溶融物の拡がり挙動は，溶融物の堆積高さに対応した重力による拡がりと，溶融物冷却に伴う粘性増加による流動性低下の競合する二つのプロセスにより支配される。
（付図 4-12 参照）
スケーリング則では，競合する二つのプロセスの時間スケールとして，流体力学的拡がり時間τconv を，拡がり停止後の平均厚さδv に達するまでの時間と定義し，固化時間
τsolid を，溶融物が冷却され固化するまでの時間と定義し，これらの時間の比を，拡がりの無次元時間スケール T（=/）と定義している。また，拡がり停止後の平均厚さδv と表面張力とのバランスで決まる厚さδcap の比を，無次元長さスケール L（=/）と定義している。

障害物のない水平な床を想定し，落下した溶融物が軸対称に拡がると仮定すると，無次元長さスケール L は，無次元時間スケール T を用いて(1)式で表されるとしている。
添え字の i は 慣性力支配流れの値を示し，v は粘性力支配流れの値を示している。

=

/

/

(1)

また，拡がり距離r( ) と拡がり時間 t の関係は，以下のように表されるとしている。
慣性力支配流れの場合
粘性力支配流れの場合

( )=

/

(2)

( )=

/

(3)

添付 5-3-104

ここで，：表面張力とバランスする厚さ（= 2/′）Cv：比例定数。PULiMS 実験より，Cv=1.30 が得られている。
N：粘性因子（ =β：拡がり係数

τ
τ

δ

,

）

δ

,

β = 0.84′/,：デブリ固化特性時間(s) （=Δ：デブリ過熱度(K) ，′，β = 0.67

"

/

）

"

：デブリ比熱(J/kg/K)," ：デブリ上面の熱流束（放射及び対流熱伝達）(W/m2)" ：デブリ下面の熱流束(対流熱伝達) (W/m2)：単位体積当たりの崩壊熱(W/m3)：デブリの溶融潜熱(J/kg)，η：流動停止までの有効潜熱割合(-)
σ：デブリ表面張力(N/m) ，：デブリ密度(kg/m3) ，：水の密度(kg/m3)

g：重力加速度(m/s2) ，v：デブリの動粘性係数（m2/s）

g′：水中における重力加速度の補正 （= g(ρ：デブリ体積(m3)（=(ρ )/ρ ）(m/s2))
́）， m：デブリ質量(kg)

G：エントレインされなかった連続体デブリの体積流量(m3/s)（ =）：原子炉圧力容器からの溶融炉心放出時間(s)：デブリ落下時のエントレイン割合(-)′ ：有効デブリ密度(kg/m3) （= ρ (1ε )），：デブリボイド分率(-)(1)式は，拡がり停止時のデブリ平均厚さが，無次元時間スケール（＝溶融物の拡がり時間／固化時間）の平方根に比例することを意味しており，溶融物の拡がりが遅いほど，固化するまでの時間が短いほど，無次元時間は大きくなり，結果として，拡がり停止時の平均厚さが大きく，拡がり面積は小さくなる傾向を示している。逆に，溶融物の拡がりが早いほど，固化までの時間が長いほど，無次元時間は小さくなり，平均厚さが薄くなり，拡がり距離は大きくなる。このスケーリング則について，PULiMS 実験との比較が行われており，付図 4-13 に，実験結果とスケーリング則による評価との比較を示すが，概ね一致している結果が得られている。
上記のスケーリング則の式より，
,

=

/

β

, 及び N は次式のように得られる。

/

(4)

/

添付 5-3-105

/=(4)式及び(5)式により
,

=

/

(5)
, が求まり，次式で拡がり距離が得られる。
,

/

(6)

ＢＷＲの溶融物条件（付表 4-6 参照）を用いて，上記の PULiMS スケーリング則を適用し，(6)式により溶融物の拡がり半径を評価した。付図 4-14 に評価結果を示す。制御
棒駆動機構ハウジング破損時の溶融物落下質量速度である約 8500kg/s の場合，約 18mの拡がり半径を得る。溶融物質量を減らして落下質量速度を減らすと，拡がり距離は減少するが，ＢＷＲ条件の落下質量速度の 1/10 にしても，まだ，ペデスタル半径（MarkI 改の場合約 3.2m）を超えた拡がり半径を得る。
したがって，PULiMS スケーリング則を適用しても，ＢＷＲの溶融物条件では，溶融物はペデスタル床全面に拡がる結果となる。

付図 4-12 溶融炉心の拡がりに関わる熱伝達及び流体力学的な力を示す模式図

添付 5-3-106

付図 4-13 PULiMS 実験を対象にしたスケーリング則による評価と実験結果の比較[28]添付 5-3-107

付表 4-6 ＢＷＲ溶融物条件（ＢＷＲ５ Mark-I 改）

付図 4-14

溶融物落下質量速度と拡がり距離の関係（PULiMS スケーリング則適用）

添付 5-3-108

付録５ 粒子状ベッドの冷却性実験と解析モデル
粒子状ベッドの冷却性については，高速増殖炉の炉心損傷事故の評価において重要な評
価となることから，従来から多くの実験的及び解析的研究が行われてきている[32]。また，
ＴＭＩ－２事故以降は，軽水炉を対象とした研究も進められている。
デブリベッド冷却に関する研究の主要な焦点の一つは，デブリベッドの冷却限界が，崩壊熱を上回るかどうかであり，判断基準のパラメータはデブリベッドのドライアウト熱流束と考えられている。発熱する粒子状ベッドの内を流下する冷却水と上昇する蒸気の対向二相流がデブリベッド内で形成される。粒子状デブリベッドの流動状態の模式図を付図 51 に示す。崩壊熱が高いと，局所的にデブリベッド内でドライアウトが生じ，デブリベッ
ドの温度が急激に高くなる。この時の熱流束がドライアウト熱流束となる。粒子状デブリ
ベッドのドライアウト熱流束は，種々の実験が行われ，種々の相関式が提案されている。
その中でも Lipinski 0-D モデル[24]（次頁参照）は，小さい粒径から大きい粒径まで適用可能とされており，広く使われている。ＭＡＡＰコード内でも圧力容器下部プレナムの粒
子状ベッドの冷却の評価に使用されている。Lipinski 0-D モデルでは，ドライアウト熱流束は，主に粒子径，ポロシティ，堆積高さ，圧力に依存する。

付図 5-1 粒子状デブリベッドの流動状態の模式図[32]添付 5-3-109

Lipinski 0-D モデルについて（日本機械学会編「沸騰熱伝達と冷却」より抜粋）[32]

添付 5-3-110

参考文献:[1] （財）原子力発電技術機構（NUPEC）,「重要構造物安全評価（原子炉格納容器信頼性実証事業）に関する 総括報告書」 (2003)[2] EPRI, Technical Foundation of Reactor Safety,Revision 1, Knowledge Base for
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[8] R.E.Blose, et al.,“Core-Concrete Interactions with Overlying Water Pools The WETCOR-1 Test,” NUREG/CR-5907 (1993).
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添付 5-3-111

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添付 5-3-112

[32]日本機械学会編，「沸騰熱伝達と冷却: 第 8 章 デブリベッドの冷却」，日本工業

出版，平成元年[33]（財）原子力安全研究協会，「シビアアクシデント対策評価のための格納容器イベ

ントツリーに関する検討」，平成 13 年 7 月
付録 7-4 溶融炉心の粒子化割合，付録 7-5 粒子状物質ベッドの冷却性
付録 7-6 粒子状物質の粒子径[34]EPRI/FAI, MAAP4 Computer Code Manual (2007).

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[38]

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ネージメントに係る知識ベースの整備に関する報告書 ＝環境への影響緩和（デブリ
冷却）＝」，06 基シ報-0003，平成１８年７月[39]

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[40]

中島 他，SAMPSON コードによる ABWR 格納容器ペデスタル上の炉心デブリの３次元拡がり評価，日本原子力学会「2013 年秋の大会」,H12，2013 年 9 月[41]

M.T.Farmer, et al.,“OECD MCCI Project 2-D Core Concrete Interaction (CCI)

Tests: Final Report,” OECD/MCCI-2005-TR05 (2006).

添付 5-3-113

第６部

ＡＰＥＸ

6-1

目次
－

1. はじめに

ＡＰＥＸ－…………………………………………………………… 6-4

2. 重要現象の特定…………………………………………………… 6-5

2.1

事故シーケンスと評価指標

2.2

ランクの定義2.3

物理現象に対するランク付け

3. 解析モデルについて…………………………………… 6-5…………………………………………………… 6-6………………………………… 6-7………………………………………………… 6-16

3.1

コード概要

……………………………………………………… 6-163.2

重要現象に対する解析モデル

3.3

解析モデル

3.4

入出力

…………………………………………………………… 6-45

4. 妥当性確認……………………………………………………… 6-49………………………………… 6-18……………………………………………………… 6-19

4.1

重要現象に対する妥当性確認方法………………………………

6-49

4.2

SPERT-ⅢE 炉心実験との比較

4.3

実効共鳴積分測定に関わる Hellstrand の実験式との比較… 6-59

4.4

MISTRAL 臨界試験との比較

4.5

ＢＷＲ実機での制御棒価値測定試験との比較

4.6

実機解析への適用性………………………………… 6-54…………………………………… 6-63……………… 6-68…………………………………………… 6-72

6-2

5．有効性評価への適用性……………………………………………… 6-73

5.1

不確かさの取り扱いについて（評価指標の視点）…………… 6-73

5.2

不確かさの取り扱いについて（運転操作の観点）…………… 6-83

6．参考文献……………………………………………………………… 6-86

添付１

入力項目リスト…………………………………………………

添付２

二次元（RZ）モデルの適用性………………………………… 6-88

添付３

検出器モデル……………………………………………………

6-91

添付４

二次元（RZ）体系への縮約に伴う不確かさの影響評価……

6-103

6-3

6-87

1. はじめに本資料は，運転停止中原子炉における燃料損傷防止対策に関する有効性評
価（以下「有効性評価」という。）に適用するコードのうち，ＡＰＥＸコードについて，以下に関してまとめたものである。なお，ここでいうＡＰＥＸコードは，炉心動特性解析を行う APEX Ver.1（以下「ＡＰＥＸ」という。
）と，
単チャンネル熱水力解析を行う SCAT（RIA 用）Ver.2（以下「ＳＣＡＴ」という。
）からなる。以下ではＡＰＥＸ及びＳＣＡＴについて示す。
・有効性評価において重要となる現象の特定・ＡＰＥＸ－ＳＣＡＴ※コードの解析モデル及び入出力に関する説明
・妥当性確認・有効性評価への適用性※

ＡＰＥＸ及びＳＣＡＴの両コードをまとめて，ＡＰＥＸ－ＳＣＡＴと本説明
資料内では記載している。

6-4

2. 重要現象の特定
2.1

事故シーケンスと評価指標

ＡＰＥＸ－ＳＣＡＴコードが適用される，運転停止中原子炉における「反応度の誤投入」事象に対する燃料損傷防止対策における事故シーケン
スグループについて，具体的な事故シーケンス，及びその事象の推移と評価指標について記述する。

(1) 反応度の誤投入
本シナリオは，原子炉が運転停止中に，制御棒１本が全引抜されている状態から，他の１本の制御棒が操作量の上限を超える誤った操作によって引き抜かれ，臨界超過に至る事象を想定する。事象発生後，制御棒引き抜きに伴い出力が上昇するが，起動領域モニタあるいは中間領域モニタによる状態監視を行うことで，出力の過度な上昇を防止する。また，更に中性子束が上昇しスクラム設定点に至った場合には原子炉がスクラムすることにより炉心は未臨界となる。
本事象では反応度投入事象に伴う急激な出力上昇の可能性があるた
め，燃料エンタルピが評価指標になる。なお，有効性評価解析においては，燃料破損の判定を，燃料エンタルピの最大値が「発電用軽水型
原子炉施設の反応度投入事象に関する評価指針」(以下「反応度投入
事象評価指針」という。）に示された燃料の許容設計限界を超えているか否か，及び，「発電用軽水型原子炉施設の反応度投入事象における燃焼の進んだ燃料の取扱いについて」に示されたペレット-被覆管
機械的相互作用によるピーク出力部燃料エンタルピの増分における破損しきい値を超えているか否かをもって確認する。
なお，ＡＢＷＲでは起動領域モニタによるペリオドトリップ機能
6-5

と，改良型制御棒駆動機構（ＦＭＣＲＤ）の遅い制御棒引き抜き速度
により引抜制御棒投入反応度が従来型ＢＷＲより小さいことから，燃料エンタルピの評価は実施せず，投入反応度が１ドルに至らないことをもって，燃料健全性に影響がないことを確認する。
本事象は，局所的な出力上昇事象であり，原子炉の水位に有意な変動は生じないことから，燃料エンタルピが破損しきい値を超えていな
いことを確認することをもって，以下の有効性評価項目を満足することを確認する。
a. 燃料有効長頂部が冠水していること。
b. 放射線の遮蔽が維持される水位を確保すること。
c.

未臨界を確保すること（ただし，通常の運転操作における臨界，又は燃料の健全性に影響を与えない一時的かつ僅かな出力上昇を伴う臨界は除く)。

2.2 ランクの定義
本資料の本文「2.有効性評価における物理現象の抽出」で抽出された物
理現象のうちＡＰＥＸ－ＳＣＡＴコードで評価する事象において考慮すべ
き物理現象を対象に，表 2.2-1 の定義に従って「Ｈ」，「Ｍ」，「Ｌ」及び「Ｉ」のランクに分類し，「Ｈ」及び「Ｍ」に分類された物理現象を重要現象として抽出する。

6-6

表 2.2-1
ランク

Ｈ

ランクの定義ランクの定義本資料での取扱い

評価指標及び運転操作に対 物理現象に対する不確かさを実験とする影響が大きいと考えら の比較等により求め，実機評価における評価指標及び運転操作への影響れる現象を評価する。

Ｍ

評価指標及び運転操作に対 事象推移を模擬する上で一定の役割する影響が中程度と考えら を担うが，影響が「Ｈ」に比べて顕著でない物理現象であるため，必ずれる現象
しも不確かさによる実機評価における評価指標及び運転操作への影響を評価する必要はないが，本資料では，実機評価への影響を感度解析等により評価するか，「Ｈ」と同様に
評価する。

Ｌ

評価指標及び運転操作に対 事象推移を模擬するためにモデル化する影響が小さいと考えら は必要であるが，評価指標及び運転操作への影響が明らかに小さい物理れる現象現象であるため，検証/妥当性確認
は記載しない。

Ｉ

評価指標及び運転操作に対 評価指標及び運転操作へ影響を与えし影響を与えないか，又は ないか，又は重要でない物理現象であるため，検証/妥当性確認は記載
重要でない現象
しない。

2.3

物理現象に対するランク付け
燃料エンタルピを評価指標とした物理現象とランクの関係を表 2.3-1 に示し，以下に説明する。表 2.2-1 の定義に従い，物理現象に対してランク付けを行い，「Ｈ」及び「Ｍ」に分類された物理現象を重要現象として抽出した。
ランク付けに当たっては，燃料エンタルピは核分裂出力，反応度フィー
ドバック効果，制御棒反応度効果から影響を受けるため，これらに関する物理現象も相対的に高いランクとしている。
6-7

以下に，物理現象ごとに考え方を示す。

(1) 核分裂出力[炉心(核)]制御棒引き抜きに伴い炉心に正の反応度が印加されることにより，核分裂出力が増加する。燃料エンタルピは発生熱量の蓄積量として定義されるため，核分裂出力は重要な物理現象であり，重要度は高いと考えられる。

(2) 出力分布変化[炉心(核)]炉心の出力分布変化は，制御棒引き抜きに伴う中性子束分布変化
により支配され，燃料エンタルピの分布に影響を与える。また，出力分布変化は動特性方程式で重要なフィードバック因子となるドップラ反応度にも影響を与え，中性子束レベルにも影響を与える。したがって，出力分布変化は，直接的・間接的に，燃料エンタルピの最大値に影響を与える。このため，出力分布変化の重要度は，高いと考えられる。
また，本事象では炉心外周部の制御棒が一本引き抜かれることで局所的に出力が上昇することから，三次元的な出力分布変化の影響
が生じる。

(3)

反応度フィードバック効果[炉心(核)]炉心の動特性解析においては，反応度フィードバック効果が事象の進展に大きな影響を与えることから，反応度フィードバック効果は重要な現象である。反応度フィードバック効果は，原子炉出力変化後，燃料領域の温度変化による反応度フィードバック効果（ドッ6-8プラ反応度）と，減速材領域の温度・ボイド率変化による反応度フィードバック効果（減速材温度反応度，減速材ボイド反応度）に分類される。
本事故シーケンスでは原子炉スクラムによる負の反応度印加により原子炉出力が低下する効果が支配的であり，ドップラ反応度フィードバック効果・減速材温度反応度フィードバック効果・減速材ボ
イド反応度フィードバック効果の重要度は中程度と考えられる。
また，反応度フィードバックは動的反応度の大小が重要であるため，遅発中性子割合も影響する。

(4) 制御棒反応度効果[炉心(核)]本事故シーケンスでは，制御棒誤引き抜きによる正の反応度印加が主要な外乱であり，引抜制御棒反応度は燃料エンタルピに大きな影響を与える。また，スクラムによる負の反応度印加により原子炉は未臨界となることから，スクラム反応度は燃料エンタルピに影響する。このため，制御棒反応度効果の重要度は高いと考えられる。
また，本事象では引き抜かれる制御棒の位置は炉心中央とは限らないことから，制御棒反応度は一般に三次元的な位置に依存する影響を受ける。
また，制御棒反応度効果は動的反応度の大小が重要であるため，遅発中性子割合も影響する。

(5) 崩壊熱[炉心(核)]崩壊熱は，出力運転中における核分裂生成物，アクチニドの蓄積に伴う物理現象であり，本事故シーケンスのように停止時からの制
6-9

御棒引き抜きに伴う短時間の出力上昇において，燃料エンタルピに与える影響はないと考えられる。

(6) 三次元効果[炉心(核)]
本事象は，局所的かつ一時的な出力上昇事象であるため，炉心の核熱不安定事象は生じないと考えられる。

(7) 燃料棒内温度変化[炉心(燃料)]燃料棒内温度変化は，燃料ペレット及び被覆管の熱伝導とギャッ
プ部及び燃料棒表面の熱伝達を通して表面熱流束の変化に伴う燃料棒の除熱に影響する。また，燃料温度の上昇を通じて，ドップラ反応度フィードバック効果に影響を与える。
本事故シーケンスのように燃料温度の上昇量が小さい事象においては，除熱及びドップラ反応度フィードバック効果への影響の観点
から燃料棒内温度変化の重要度は中程度であると考えられる。

(8) 燃料棒表面熱伝達[炉心(燃料)]燃料棒表面熱伝達（単相壁面熱伝達，二相壁面熱伝達）は，表面熱流束の変化に伴う燃料棒の除熱に影響することから，燃料エンタ
ルピに影響を与える。
本事故シーケンスのように表面熱流束の上昇量が小さい事象においては，除熱の観点から燃料棒表面熱伝達の重要度は中程度であると考えられる。

6-10

(9) 沸騰遷移[炉心(燃料)]
表面熱流束が限界熱流束に達すると，沸騰遷移状態を経て膜沸騰状態となるため，熱伝達は悪化し，燃料エンタルピに影響を与える。
本事故シーケンスにおいては表面熱流束の上昇量が小さく，沸騰
遷移には至らないが，仮に沸騰遷移が発生した場合，熱伝達の悪化
により，燃料エンタルピは上昇する。本事故シーケンスでは，燃料
エンタルピがピークに至るまでの除熱量は数～十数 kJ/kg 程度であり，沸騰遷移発生時に熱伝達が悪化することによる燃料エンタルピの上昇量も、数～十数 kJ/kg の範囲内に留まると推測されることから，沸騰遷移の重要度は中程度と考えられる。

(10) 燃料被覆管酸化[炉心(燃料)]出力が上昇し燃料被覆管温度が著しく上昇した場合には，ジルコ
ニウム－水反応が促進され，燃料被覆管の酸化反応による被覆管表
面温度の上昇に伴う表面熱伝達の悪化を介して，燃料エンタルピに影響を与える。
本事故シーケンスでは，事象を通じての燃料被覆管温度の上昇量が小さく，燃料被覆管温度がジルコニウム－水反応が発生する程度(約 900℃)までは至らないことから，燃料被覆管酸化の重要度は低いと考えられる。

(11) 燃料被覆管変形[炉心(燃料)]燃料被覆管温度が急激に上昇した場合には，燃料被覆管の変形が生じる可能性があり，ギャップ熱伝達の変化や流路閉塞による冷却
6-11

挙動の変化を介して燃料エンタルピに影響を与える。
本事故シーケンスでは，事象を通じての燃料被覆管温度の上昇量が小さく，燃料被覆管変形には至らないと考えられることから，燃料被覆管変形による燃料エンタルピへの影響は考慮しない。

(12) 三次元効果[炉心(燃料)]本事故シーケンスは，炉心の局所的かつ一時的な出力上昇現象であり，炉心露出は生じないことから，炉心露出に伴う燃料棒間及びチャンネルボックスとの輻射熱伝達による燃料エンタルピへの影響は考慮しない。

(13)

沸騰・ボイド率変化[炉心(熱流動)]
出力上昇に伴い炉心において沸騰・ボイド率変化が生じる場合には，沸騰状態での被覆管からの表面熱伝達，圧力損失,反応度フィードバック等の変化を介して燃料エンタルピに影響を与える。
本事故シーケンスにおいては表面熱流束の上昇量が小さく，沸騰に伴うボイド発生割合は小さいことから，沸騰・ボイド率変化の重要度は低いと考えられる。

(14)

気液分離(水位変化)・対向流[炉心(熱流動)]
本事故シーケンスは，炉心の局所的かつ一時的な出力上昇現象であり，炉心露出は生じないことから，気液分離(水位変化)・対向流は生じないと考えられる。

6-12

(15) 気液熱非平衡[炉心(熱流動)]
本事故シーケンスは，表面熱流束の上昇量が小さく，沸騰に伴うボイド発生割合は小さいことから，蒸気の過熱による気液熱非平衡の効果は生じないと考えられる。

(16) 三次元効果[炉心(熱流動)]
炉心の出力が局所的に上昇する場合，ボイドも局所的に発生するため，ボイド発生による流量配分の三次元効果が生じ，沸騰状態での被覆管からの表面熱伝達，圧力損失，反応度フィードバック等の変化を介して燃料エンタルピに影響を与える。
本事故シーケンスにおいては，表面熱流束の上昇量が小さく，沸騰に伴うボイド発生割合は小さいことから，燃料集合体間の流量配分等による炉心(熱流動)の三次元効果の重要度は低いと考えられる。

(17) 圧力損失[炉心(熱流動)]
炉心又はチャンネルの圧力損失は，原子炉再循環流量，並びにチ
ャンネル流量及びその配分に影響する。チャンネル内流量は，燃料の除熱を通じて燃料エンタルピに影響を与えるが，本事故シーケンスにおいては表面熱流束の上昇量が小さく，沸騰に伴うボイド発生
割合は小さいことから，ボイド発生による流量配分に与える影響は無視でき，圧力損失の影響はないと考えられる。

(18) 原子炉圧力容器に係る物理現象
本事故シーケンスは，運転停止中原子炉における「反応度の誤投
6-13

入」による炉心内の局所的かつ一時的な出力上昇事象であり，原子炉圧力容器に係る物理現象による燃料エンタルピへの影響はないと考えられる。

6-14

表 2.3-1

有効性評価の物理現象のランク

分類

評価事象

反応度の誤投入
評価指標

物理現象

燃料エンタルピ

核

)
(

燃料

炉心

(

炉心

)
熱流動

(

炉心

)
逃し安全弁含む

核分裂出力

Ｈ

(2)

出力分布変化Ｈ(3)

反応度フィードバック効果

Ｍ(4)

制御棒反応度効果

Ｈ

(5)

崩壊熱

Ｉ

(6)

三次元効果

Ｉ

(7)

燃料棒内温度変化

Ｍ(8)

燃料棒表面熱伝達

Ｍ

(9)

沸騰遷移

Ｍ

(10)

燃料被覆管酸化Ｌ(11)

燃料被覆管変形

Ｉ

(12)

三次元効果

Ｉ

(13)

沸騰・ボイド率変化Ｌ(14)

気液分離(水位変化)・対向流

Ｉ

(15)

気液熱非平衡

Ｉ

(16)

三次元効果

Ｌ

(17)

圧力損失

Ｉ

冷却材流量変化Ｉ

冷却材放出(臨界流・差圧流)Ｉ

沸騰・凝縮・ボイド率変化

Ｉ

気液分離(水位変化)・対向流Ｉ

気液熱非平衡Ｉ

圧力損失

Ｉ

構造材との熱伝達

Ｉ

(
(18)

ＥＣＣＳ注水(給水系・代替注水設)

原子炉圧力容器

(1)

備含む)

Ｉ

ほう酸水の拡散

Ｉ

三次元効果

Ｉ

6-15

3. 解析モデルについて
3.1 コード概要
ＡＰＥＸ－ＳＣＡＴコードは，反応度投入時の炉心の出力変化等を解析する炉心動特性解析と，その解析結果を入力として燃料集合体内における冷却材による除熱計算を行い，燃料エンタルピを評価する燃料挙動解析に分けられる。炉心動特性解析には反応度投入事象解析コードＡＰ
ＥＸを，燃料挙動解析には単チャンネル熱水力解析コードＳＣＡＴを用
いて解析を行っている。この解析の流れを，図 3.1-1 に示す。

6-16

出力分布計算より求まる重み付けにより 1 点に縮約・動特性パラメータ(β,Λ)

・ドップラ反応度(ΔkD)

出力分布計算ドップラ反応度計算（②）

RZ 二次元体系

エンタルピΔh 進行

炉心平均断熱燃料

一点近似

炉心動特性計算（③）(ΔkC , ΔkS)

熱燃料エンタルピ分布（④）

図 3.1-1

ＡＰＥＸ－ＳＣＡＴの結合計算の流れ

SCAT

ドップラ係数
動特性パラメータ

最高出力バンドルの軸方向断→ エンタルピ→ 時間

炉心出力の時間変化※：図中の丸数字は，3.3.1 炉心動特性解析(APEX コード) [解析の流れ]に対応している。

APEX

→ 時間

→ 出力

引抜制御棒反応度，スクラム反応度→ 軸方向

初期炉心状態（①）

→ 反応度

除熱計算

→ 時間

非断熱燃料エンタルピの時間変化

局所出力ピーキング係数

単位燃料集合体核特性計算コード(TGBLA Ver.3) (6)→エンタルピ

三次元沸騰水型原子炉模擬計算コード(LOGOS Ver.5)(7)

ＡＰＥＸ 解析終 了

71
6

3.2 重要現象に対する解析モデル
2.3 節において重要現象に分類された物理現象(表 2.3-1 で「Ｈ」及び「Ｍ」に分類された物理現象)について，その物理現象を評価するために必要となる解析モデルを表 3.2-1 に示す。

表 3.2-1
分類

重要現象に対する解析モデル

重要現象

必要な解析モデル

核分裂出力

動特性モデル

一点近似動特性モデル

出力分布変化

炉心出力分布モデル

二次元（RZ）拡散モデル

制御棒反応度効果

動特性モデル

一点近似動特性モデル

反応度フィードバック効果

動特性モデル

炉心(核)一点近似動特性モデル
二次元（RZ）拡散モデル
熱伝導モデル

燃料棒内温度変化

燃料モデル

ャップ熱伝達モデル
燃料棒表面熱伝達モデル

炉心
(燃料)

燃料ペレット－被覆管ギ

燃料棒表面熱伝達
沸騰遷移チャンネル内熱流動モデルチャンネル内熱流動モデル6-18

燃料棒表面熱伝達モデル
沸騰遷移評価モデル

3.3 解析モデル
ＡＰＥＸ－ＳＣＡＴコードを構成するＡＰＥＸコード，ＳＣＡＴコー
ドの解析モデルを表 3.3-1 に示す。また計算の内容を以下に示す。

表 3.3-1
分類

炉心ＡＰＥＸ－ＳＣＡＴコードの解析モデル(1)(2)

重要現象

計算モデル

核分裂出力

一点近似動特性方程式，二次元（RZ）拡散方程

出力分布変化

式を適用。

制御棒反応度効果(核)また，反応度フィードバックとしては，断熱モ
デルに基づくドップラ反応度フィードバックモ

反応度フィードバック効果

デルを採用し，減速材温度フィードバック及び減速材ボイドフィードバックは考慮しない。
ギャップ熱伝達：Ross & Stoute の式を用いて非燃料棒内温度変化

定常熱伝導方程式を適用。
燃料棒表面熱伝達：（燃料棒表面熱伝達モデルに記載）
以下の伝熱モードを考慮

炉心
(燃料)

・単相強制対流：Dittus-Boelter の式
燃料棒表面熱伝達・核沸騰状態：Jens-Lottes の式
・膜沸騰状態(低温時)：ＮＳＲＲの実測データに基づいて導出された熱伝達相関式

沸騰遷移

低温時：Rohsenow-Griffith の式及びKutateladze の式を適用して判定

6-19

3.3.1 炉心動特性解析(ＡＰＥＸコード) (1)(2)
ＡＰＥＸコードは，熱的現象を断熱としており，炉心平均出力の過渡変化を炉心一点近似による中性子動特性方程式で表し，出力の炉心空間分布を二次元（RZ）拡散方程式で表す。炉心各部分のエンタルピの上昇
は，出力分布に比例するものとし，炉心平均断熱燃料エンタルピがある
程度上昇する間（以下「エンタルピステップ」という。）は，出力分布は一定としている。また，投入反応度としては，引抜制御棒反応度，ス
クラム反応度及びドップラ反応度を考慮するが，このドップラ反応度
は，二次元（RZ）拡散計算による出力分布変化を考慮して求められる。
解析に当たっては，次のような前提を設けている。
(1)

炉心平均出力の過渡変化は，炉心一点近似による動特性方程式により表される。

(2)

熱的現象は断熱とする。

(3)

出力分布は，中性子エネルギ三群・二次元（RZ）拡散方程式
によって表される。

(4)

炉心各部分のエンタルピの上昇は出力分布に比例するものと
する。

(5)

エンタルピステップでは，出力分布は一定と仮定する。

[解析の流れ]① 初期炉心状態の作成
a. 対象となる炉心を三次元沸騰水型原子炉模擬計算コードにより求める。当該炉心について，後述する③a.の炉心動特性計
算で用いる引抜制御棒反応度，スクラム反応度を求める。ここでは，各領域の組成(燃料タイプ，ガドリニア分布等)及び6-20

燃焼度分布の空間的効果は全て計算に含まれている。

b. a.で求めた炉心を RZ 二次元体系に変換するため，炉心径方向の集合体核定数が同心円状となるよう，領域ごとに核定数を均質化するとともに，誤引抜制御棒周りの核定数を炉心中心へ移動する。通常，領域分けは，図 3.3.1-1 に示すように径方向を９領域とし，それぞれを軸方向に 24 領域分割(三次元体系と同じ)し，更に反射体領域として１領域を加え，図 3.3.1-2に示すように 217 領域とする。ＡＰＥＸコードでは引抜制御棒
は体系の中心に位置するものとしており，炉心計算結果で設定した引抜制御棒がＡＰＥＸコードにおける体系の中心に位置するように，以下に示すような手法を行っている。
i).

炉心の全燃料集合体を対象に，初期制御棒パターン
状態の炉心計算結果の核定数を同心円状の燃料集合
体領域ごとに均質化した後，RZ 体系に縮約する。

ii).

制御棒が引き抜かれた領域で出力ピーキングが大きくなることを考慮し，引抜制御棒周囲の燃料集合体
核定数を３領域の同心円状に均質化した後，制御棒の引き抜き状態を考慮して RZ 体系に縮約する。

iii).

ii).で作成した核定数が，i).で作成した炉心の中心になるように上書きする。上書きにおいては，出力スパイク発生時のドップラ反応度フィードバック量を適切に評価するよう，制御棒引き抜きによる投入
反応度が，実効遅発中性子割合と等しくなった即発臨界状態となる位置まで制御棒が引き抜かれた状態
6-21

を模擬するようにする。

i).～iii).に示した核定数を RZ 体系に縮約する流れを，図3.3.1-3 に示す。また，炉心最外周の制御棒が引き抜かれる場
合の ii).における核定数の縮約方法について，図 3.3.1-4 に示す。燃料集合体が存在しない領域は縮約対象に含めず，燃料集合体が存在する領域のみの核定数を縮約することで，炉心最外周の制御棒が引き抜かれた状態を模擬するようにしている。
本手法による RZ 体系への縮約に伴う不確かさが解析結果に及ぼす影響を，縮約を介さずに炉心三次元体系で動特性解析を行うことができる三次元動特性解析コード TRACG Ver.5（以下「ＴＲＡＣＧ」という。）を用いて評価した結果を添付４に示す。

c. b.で作成した領域ごとの核定数を RZ 二次元体系に振り分け，次式の中性子エネルギ三群拡散計算により二次元（RZ）の相
対出力分布を計算する。
なお，拡散計算は，二次元領域を更に細分化して行い，出力分布及び断熱燃料エンタルピ分布は，細分化された各ノード（以下「メッシュ」という。
）について計算する。

1

+ Σ

=

+ Σ

= (Σ

)

+ Σ

= (Σ

)

6-22

Σ

+

Σ

+

Σ

記号は以下のとおりである。
：

中性子束

：

拡散定数

：

固有値

：

単位核分裂あたりに放出される中性子数：

除去断面積 =：

核分裂断面積

：

吸収断面積

：

減速断面積

添字１～３ ：＋

中性子エネルギ群② エンタルピステップの進行に伴う相対出力分布及びドップラ反応
度の計算
a. 炉心平均断熱燃料エンタルピを，僅かに増加させる。増加した後の各メッシュにおける断熱燃料エンタルピは，以下の式
により計算される。

=+

記号は以下のとおりである。
:

メッシュ m の断熱燃料エンタルピ:

エンタルピステップ進行時のメッシュ m の相対出力予測値:

炉心平均断熱燃料エンタルピの上昇幅(エンタルピス
6-23

テップ)

:

エンタルピステップの番号

また，各メッシュの断熱燃料エンタルピの計算結果をもとに，各メッシュの温度を計算する。なお，エンタルピステッ
プは，制御棒が引き抜かれ炉心出力が上昇する時間領域で細かく設定する。

b. a.で計算された各メッシュの温度をもとに，各メッシュのドップラ反応度を計算する。その後，各メッシュのドップラ反応度の計算結果をもとに，各メッシュの第２群(共鳴領域)の中性子吸収断面積の増加量(

( )=

( )

( )

)を計算する。

( )

( )

=
1+

( )=

( )

( )

×

記号は以下のとおりである。

( )：ドップラ反応度( )：第２群除去断面積:ドップラ反応度係数
6-24

c.

の変化を反映し，二次元（RZ）の相対出力分布を再計算する。拡散方程式は，①c.に基づく。

c.で計算された各メッシュの相対出力を，a.の各メッシュの相対出力予測値()に適用し，収束するまで繰り返し計算を行う。最終的な c.

の計算結果をもとに，炉心平均断熱燃料エンタルピを僅かに増加させた
際の，各メッシュの相対出力分布()を計算する。

③ 炉心動特性計算
a. 炉心平均断熱燃料エンタルピが進む間の炉心出力の時間変化を一点近似動特性方程式により計算する。

( )=

1

1

( )=

1

( )+
( )

( )
( )

また，中性子密度と炉心平均出力は，換算係数Ａにより，

( )=

× ( )

と示され，炉心出力変化に伴う炉心平均エンタルピの変化は以下により求まる。

( )= ( ( )

6-25

(0))

記号は以下のとおりである。

( ) ：

中性子密度

( )

：

炉心平均出力：

中性子密度と炉心平均出力の換算係数

：

実効増倍率

( )

( ) ：

遅発中性子グループ i の先行核密度( )：炉心平均エンタルピ

Λ：

即発中性子寿命：

遅発中性子グループ i の割合：

全遅発中性子の割合：

遅発中性子グループ i の先行核崩壊定数：

平均出力を平均エンタルピに換算する係数：

遅発中性子グループ( = 1~6)=

一点近似動特性計算に用いる実効増倍率 は次式により，前記①a.で求めた引抜制御棒反応度及びスクラム反応度を外部入力として与え，ドップラ反応度は前記②c.の拡散計算における固有値の差を炉心平均断熱
燃料エンタルピと+間で直線内挿して与える。ここで,Δは外部入力のため，解析中は制御棒は固定とし，ドップラフィードバッ
クによる影響を考慮して中性子束分布を評価する。

( ) = (0) +

( )+

(

6-26

)+

( )

記号は以下のとおりである。(各反応度は，

( )
( )
(

)

k ( )

単位)

:

実効増倍率( (0) = 1.0):

引抜制御棒反応度:

スクラム反応度(ts はスクラム開始時間):

ドップラ反応度

ここで，ドップラ反応度 k ( )は，前記②c.の二次元拡散計算結果から得られた固有値λと，前記③a.の炉心動特性計算から得られた
炉心平均燃料エンタルピ ( )から，以下の式で計算される。

+

)

(

( )

( )=

1.0

記号は以下のとおりである。
:①c.の二次元拡散計算における初期固有値:②c.の二次元拡散計算における固有値④ 次のエンタルピステップの計算
前記②及び③の計算を，断熱燃料エンタルピ変化が安定するまで繰
り返し，最終エンタルピ分布を求める。

=

+

+

(

6-27

)

記号は以下のとおりである。
：

最終値を示す指標：

計算ステップ番号：

最終エンタルピまでのエンタルピ幅（＝：メッシュ番号

6-28

）

Ｚ

9
9
8
7
6
6
5
5
4
4
3
2 2
1 1

13
12
11
10
9
X 8
7
6
5
4
3

9
9
8
7
6
6
5
5
4
4
3
3
2

9
9
8
7
6
6
5
5
4
4
4
3
3

9
9
8
7
6
3
3
3
3

9
9 9
8 9 9 9 9
8 8 9 9 93 3 3 3 9
3 2 2 3 3
2 1 1 2 3
2 1 1 2 3
3 2 2 3 3
4 3 3 3 3 6
4 4 5 5 6 64中心へ移動4 5 5 6 6
4 4 5 5 6 6

Ｒ

9
9
9
9
8
8
7
7
7
7

9
9
9
9
8
8
8
8
8

引抜制御棒位置

9
9
9
9
9
9

9
9
9
9
9

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13Y

1 2 3 4 5 6 7 8 9

三次元体系

RZ 二次元体系

図 3.3.1-1

ＡＰＥＸコードで用いる核定数作成の模式図

枠内の番号は物質番号
反射体
Z
方
向
領
域
番
号

24
23
22
21
20
19
18
17
16
15
14
13
12
11
10
9
8
7
6
5
4
3
2
1

24
23
22
21
20
19
18
17
16
15
14
13
12
11
10
9
8
7
6
5
4
3
2
1

48
47
46
45
44
43
42
41
40
39
38
37
36
35
34
33
32
31
30
29
28
27
26
25

72
71
70
69
68
67
66
65
64
63
62
61
60
59
58
57
56
55
54
53
52
51
50
49

96
95
94
93
92
91
90
89
88
87
86
85
84
83
82
81
80
79
78
77
76
75
74
73

120
119
118
117
116
115
114
113
112
111
110
109
108
107
106
105
104
103
102
101
100
99
98
97

144
143
142
141
140
139
138
137
136
135
134
133
132
131
130
129
128
127
126
125
124
123
122
121

168
167
166
165
164
163
162
161
160
159
158
157
156
155
154
153
152
151
150
149
148
147
146
145

192
191
190
189
188
187
186
185
184
183
182
181
180
179
178
177
176
175
174
173
172
171
170
169

216
215
214
213
212
211
210
209
208
207
206
205
204
203
202
201
200
199
198
197
196
195
194
193

6

7
8
9
R方向領域番号

反射体
217

反射体
Z

1

2

3

4

5

R
注：反射体は厚さ30cmの水

図 3.3.1-2

ＡＰＥＸコードで用いる炉心のノード分割

6-29

24
23
22
21
20
19
18
17
16
15
14
13
12
11
10
9
8
7
6
5
4
3
2
1

炉心計算結果
X-Y-Z体系

APEX入力
R-Z体系

9 9 9 9 9 9 9
9 9 9 9 9 9 9 9
9 9 9 9 9 8 8 8 8 8
9 9 9 8 8 8 8 8 8 8
9 9 9 8 8 8 7 7 7 7 7
9 9 9 8 8 8 8 7 7 7 7 7 7
9 9 9 8 8 7 7 7 7 6 6 6 6
9 9 9 8 8 7 7 7 6 6 6 6 6 6
9 9 9 8 8 8 7 7 6 6 6 5 5 5 5
9 9 9 8 8 7 7 6 6 6 5 5 5 5 5
9 9 8 8 7 7 7 6 6 5 5 5 4 4 4
9 9 8 8 7 7 6 6 5 5 5 4 4 4 4
9 9 8 8 7 7 6 6 5 5 4 4 4 3 3
9 9 8 8 7 7 6 6 5 5 4 4 3 3 2
9 9 8 8 7 7 6 6 5 5 4 4 3 2 1

i).
縮約

9

炉心計算結果X-Y-Z体系

8

7

6

5

4

3 2 1

APEX入力
R-Z体系

引抜制御棒位置iii).
上書き

3 3 3 33 3 2 2 3 3
3 2 1 1 2 3
3 2 1 1 2 3
3 3 2 2 3 3
3 3 3 3

図 3.3.1-3

ii).
縮約
3 2 1

ＡＰＥＸコードによる核定数縮約の模式図

6-30

炉心計算結果
X-Y-Z体系
引抜制御棒位置

引抜制御棒位置3 3 3 33 3 2 2 3 3
3 2 1 1 2 3
3 2 1 1 2 3
3 3 2 2 3 3
3 3 3 33 3 3
2 2 3 31 1 2 31 1 2 32 2 3 33 3 3

炉心中央部の制御棒を引き抜く場合

図 3.3.1-4

炉心最外周の制御棒を引き抜く場合

炉心最外周の制御棒を引き抜く場合の核定数縮約の模式図

6-31

3.3.2 燃料挙動解析(ＳＣＡＴコード) (1)(2)
3.3.1 で述べた炉心動特性解析で求めた最高出力燃料集合体の出力の時間変化を入力として，ＳＣＡＴコードを用いた最高出力燃料集合体の最高出力燃料棒の除熱計算を行い，燃料エンタルピの時間的変化を求める。
ＳＣＡＴコードでは，燃料棒軸方向のノード分割数をＡＰＥＸコードと同等とする。燃料棒は，燃料ペレット，ペレットと被覆管の間の空隙部であるギャップ部，被覆管で構成され，ノードごとに径方向の熱伝達を計算する。
燃料ペレット及び被覆管には，径方向一次元の非定常熱伝導方程式を適用して燃料棒内の温度分布を計算し，チャンネル内冷却材には，質量，運動量及びエネルギ保存則を適用して冷却材の熱水力学的挙動を計算する。冷却材の沸騰状態に応じた熱伝達率相関式を用いることにより，燃料棒の除熱量を求める。
以下に解析モデルを説明する。なお，ここで用いるＳＣＡＴ（SCAT（RIA 用）Ver.2）は，プラント動特性解析用のＳＣＡＴコードにおいて，ギャップ部熱伝達係数として Ross & Stoute の式を基本に用い，低温時の膜沸騰熱伝達係数及び限界熱流束条件を追加している。また，被覆材の高温化に伴うジルコニウム－水反応による発熱の効果を考慮している。

3.3.2.1 チャンネル内熱流動モデル
以下に，単一チャンネル熱水力解析モデルを示す。

6-32

(1) 保存則
冷却材の温度，冷却材エンタルピ，圧力損失等の熱水力パラメータは，均質流モデルに基づく二相流の連続の式，エネルギ保存式，運動量保存式から求められる。
本事故シーケンスでは，事象を通じての燃料エンタルピ上昇が小さ
く，燃料エンタルピは判断基準に対して十分な余裕があることから，冷却材の流動を均質流で扱うことによる不確かさは，判断基準に対する余裕に包含されると考えられる。
以下に基礎式を示す(1)(2)。
(a) 連続の式+=0(b) 流体のエネルギ保存式+= ( , )

さらに，運動量保存式を解くことで，チャンネル内の圧力損失を求め
る。

(

+

)+

+

2

ここで，気液の平均密度 及び

=
=

(1

)

(

(1

=0

と平均比容積 は以下で表される。

)+
+

+

)

6-33

=

(1
1

)

+

記号は以下のとおりである。
:

チャンネル質量流束

:

密度

:

冷却材エンタルピ( , ) :

熱伝達量

:

炉心圧力
重力加速度

:

比容積

:

摩擦圧損係数:チャンネルの水力等価直径:

ボイド体積率

:

蒸気重量率

(添字)
液相
飽和水
:

飽和蒸気

(2) 構成式
ⅰ. 燃料棒表面熱伝達モデル
冷却材の沸騰状態(液単相，核沸騰，膜沸騰)に基づいた熱伝達の相関式を適用する。ＳＣＡＴでは，サブクール沸騰を考慮せずに，
6-34

飽和沸騰が生じるまで，液単相流の熱伝達係数を用いることにより，液単相領域における燃料棒の除熱量を保守的条件にて計算している。
冷却材の沸騰状態の選択ロジック（低温時）を図 3.3.2-1 に示す。低温時における核沸騰から膜沸騰への移行については，
Rohsenow-Griffith の式及び Kutateladze の式を用いて判定する。
限界熱流束の判定については「ⅱ.沸騰遷移評価モデル」に示す。
各沸騰状態に対して設定される熱伝達モデルは，サブクール領域の単相流には Dittus-Boelter の式を，核沸騰領域には Jens-Lottesの式を，膜沸騰領域には低温時はＮＳＲＲの実測データに基づいて導出された熱伝達相関式を用いる(1)(2)。

(a)

液単相

=
ここで

+
は Dittus-Boelter の式を用いる。

= 0.023(b).

核沸騰状態(Jens-Lottes の式)

=

(c)

.

+ 0.79

. ×

( )

膜沸騰状態

=

+

ここでhw は，ＮＳＲＲの実測データに基づいて導出された以下の熱伝達相関式で与えられる。
6-35

(1 + 0.025

=

)+
(

= 0.943

(

)(

+
.

)
(

)

ここで

=

+ 0.34()

記号は以下のとおりである。
:

被覆管表面温度

:

冷却材温度

:

飽和温度

:

サブクール度（=）

被覆管-冷却材間の熱伝達係数
層流膜沸騰の平均熱伝達係数

L:

水力等価直径

:

冷却材圧力

:

冷却材の熱伝導率:

冷却材の密度:

冷却材の粘性係数

:

定圧比熱

:

重力加速度

:

被覆管表面熱流束:

飽和圧力で定義した蒸発潜熱:

過熱を考慮した蒸発潜熱

:

放射率

:

ステファン・ボルツマン定数:

ＮＳＲＲ試験体系の代表長さ
6-36

+

)

:

レイノルズ数:プラントル数

(添字)
液相
蒸気
飽和水
飽和蒸気

6-37

液相エンタルピは，
飽和水エンタルピ以上か？

Yes

No
Yes
沸騰遷移か？

No

液単相

核沸騰

膜沸騰

(Dittus-Boelter の式)(Jens-Lottes の式)(ＮＳＲＲ熱伝達相関式)

沸騰遷移判定低温時 : Rohsenow-Griffith の式及び Kutateladze の式(膜沸騰移行後は膜沸騰状態を維持)

図 3.3.2-1

沸騰状態の選択ロジック（低温時）

6-38

ⅱ. 沸騰遷移評価モデル(a) 低温時（Rohsenow-Griffith の式及び Kutateladze の式）
低温時における限界熱流束条件の判定は以下の式を用いて行われる (1)(2) 。

=

1 + 0.065 ×

.

ここで
.

= 0.012記号は以下のとおりである。
サブクールプール沸騰における限界熱流束:

飽和プール沸騰における限界熱流束
水密度

:

蒸気密度

:

水の定圧比熱サブクール度
蒸発潜熱

6-39

3.3.2.2 燃料モデル
ＳＣＡＴコードの燃料モデルでは，次のような前提を設けている。
1)

軸方向相対出力分布は過渡中一定である。

2)

燃料棒半径方向発熱分布は過渡中一定である。

3)

燃料・被覆材中の熱の流れは半径方向で起こる。

4)

燃料・被覆材の比熱・熱伝導率等の物性値は温度の関数として計算する。

(1) 出力分布モデル
燃料の軸方向出力分布は，初期状態一定値として入力している。

(2) 熱伝導モデル
燃料棒を軸方向にノード分割し，ノードごとに径方向一次元の定
常及び非定常の熱伝導方程式を解き，温度分布，熱流束分布等を求める。燃料棒は，燃料ペレット，ペレットと被覆管の空隙部である
ギャップ部，被覆管で構成され，表 3.3.2-1 及び図 3.3.2-2 に示すように軸方向に複数のノードに分割し，それぞれのノードについて
径方向に熱伝導方程式を適用して，燃料棒内の熱伝導を計算する。
以下に基礎式を示す (1)(2)。

(a) 燃料ペレット内の熱伝導

1

( )

=

( )

6-40

( )

(b)

燃料ペレット-被覆管ギャップの熱伝達=
燃料表面

ギャップ熱伝達モデルは(3)にて詳述する。

(c)

燃料被覆管の熱伝導

1

( )

=

( )

記号は以下のとおりである。

( )温度 T での燃料熱伝導率( ):

温度 T での被覆管熱伝導率:

温度 T での燃料密度:

温度 T での被覆管密度( )温度 T での燃料比熱( ):

温度 T での被覆管比熱( ):単位体積当たりの燃料の発熱量:

燃料-被覆管ギャップの熱伝達係数:

燃料表面と被覆管内面の温度差

Δ(3) ギャップ熱伝達モデル
ギャップ熱伝達係数

は，Ross & Stoute の式を基本に用いて，以下に示す 3 項の和で表される (1)(2) 。

=

+

+

:

固体接触部熱伝達係数
6-41

,

,

:

ガス境界層熱伝達係数:

輻射熱伝達係数は各々次式で表される。

=

=

(

+

)+(

(

)
)

(

=

+

)+

ここで

=2
= [(

+
+

) 2]

記号は以下のとおりである。
:

被覆管・ペレット平均熱伝導度
ペレット熱伝導度:

被覆管熱伝導度
ガス熱伝導率,:被覆管・ペレット接触圧力:

燃料被覆管内表面粗さ及びペレット外表面粗さ

:

表面粗さ

:

被覆管硬さ

:

定数

:

定数(ただし，接触圧力 PC に依存)
6-42

+

ペレット表面・被覆管内面での温度ジャンプ距離
:

ギャップ幅

:

ステファン・ボルツマン定数
修正形態係数,

表 3.3.2-1:

燃料ペレット表面温度及び燃料被覆管内面温度

ＳＣＡＴコードのノーディングの考え方

領域

考え方

燃料棒グループ

最高出力燃料集合体の最高出力燃料棒の除熱計算を行
う。

燃料棒
（軸方向）

燃料集合体内の熱水力挙動を詳細に計算するために，核計算にあわせて燃料部を 24 ノードに分割している。また，燃料上部に燃料プレナム部を設ける。

燃料棒
（径方向）

ペレット内温度計算メッシュ点数は 20 点とし，ペレッ
ト径を内側から５:３:２に３分割し，内側領域に４点，中間領域に５点，外側領域に 11 点をとり，外側領域を
細かくメッシュを切って解析する。また，被覆管部を燃料ペレット側と冷却材側に分けた２ノードに分割してい
る。

6-43

被覆管
ギャップ部

燃料ペレット(20分割)

燃料棒断面

図 3.3.2-2

ＳＣＡＴコードによる燃料棒のノード分割（例）6-44

3.4 入出力
ＡＰＥＸ－ＳＣＡＴコードの入出力を図 3.4-1 に示す。ＡＰＥＸ－ＳＣ
ＡＴコードのインプットデータは，以下に示す各要素コードのインプッ
トデータで構成される。
また，図 3.4-2 に，前処理コードによるＡＰＥＸ入力作成の流れを示し，前処理コードの不確かさについては 5.1 章にて説明する。

ＡＰＥＸコード
初期条件(燃料温度，原子炉出力等)
炉心データ（引抜制御棒反応度，スクラム反応度等）
燃料データ（動特性パラメータ，核定数等）

ＳＣＡＴコード
初期条件(圧力，流量等)
炉心データ（炉心平均出力変化,炉心出力分布）
燃料データ（幾何形状，熱水力データ，物性データ等）

上記をインプットデータとして，解析を実施し，以下のアウトプット
データを得る。

ＡＰＥＸコード
炉心反応度の時間変化
炉心平均出力の時間変化
断熱燃料エンタルピ分布の時間変化
炉心内燃料出力分布の時間変化等
6-45

ＳＣＡＴコード
非断熱燃料エンタルピの時間変化等

6-46出力データ

入力データ
・初期条件（燃料温度，原子炉出力等）
・炉心データ（引抜制御棒反応度，スクラム反応度等）・燃料データ（動特性パラメータ，
核定数等）

ＡＰＥＸ
(炉心動特性解析)

・炉心反応度の時間変化
・炉心平均出力の時間変化
・断熱燃料エンタルピ
分布の時間変化・炉心内燃料出力分布
の時間変化

入力データ
・初期条件
（圧力，流量等）
・炉心データ（炉心平均出力変化,炉心出力分布）
・燃料データ（幾何形状，熱水力デー
タ，物性データ等）

図 3.4-1

ＳＣＡＴ(燃料挙動解析)

出力データ
・ 非 断 熱 燃 料エ ン タ
ルピの時間変化ＡＰＥＸ－ＳＣＡＴコードの入出力

6-47

ＴＧＢＬＡ

ＬＯＧＯＳ(単位燃料集合体核特(三次元沸騰水型原子性計算)

炉模擬計算)

出力データ(ＴＧＢＬＡ)

出力データ(ＬＯＧＯＳ)

・動特性パラメータ，核定数等

・三次元ノード中性子束分布（無限格子体系）・三次元ノード燃焼度，履歴水密度等

出力データ(ＬＯＧＯＳ)
・実効増倍率二次元 RZ 体系縮約

入力データ(ＡＰＥＸ)

入力データ(ＡＰＥＸ)

・動特性パラメータ，核定数等・引抜制御棒反応度，スクラム反（二次元 RZ 体系）

応度

ＡＰＥＸ
(炉心動特性解析)

図 3.4-2

前処理コードによるＡＰＥＸ入力作成の流れ

6-48

4. 妥当性確認
4.1

重要現象に対する妥当性確認方法
運転停止中原子炉における「反応度の誤投入」事象で使用している解析コードは，「運転時の異常な過渡変化」解析及び「設計基準事故」解析で使用されているものと同一である。「反応度の誤投入」事
象が，「原子炉起動時の制御棒の異常な引き抜き」と基本的に同一の物理現象を扱うことから，本コードは「反応度の誤投入」事象に対して適用性がある。2.3 節において重要現象に分類された物理現象の妥
当性確認方法を表 4.1-1 に示す。

4.1.1 炉心(核)における重要現象の確認方法
炉心(核)に対する重要現象は，核分裂出力（炉心出力の中性子動特性），反応度フィードバック効果（ドップラ反応度効果，ボイド反応度効果），制御棒反応度効果，及び出力分布変化であり，ＡＰＥＸコードでは，中性子拡散計算と一点近似動特性計算とを出力分布に依存する反応度のフィードバックを通じて結び付けた計算体系で評価している。具体的な解析モデルとしては，・炉心出力は一点近似動特性モデル
・出力分布は二次元（RZ）拡散モデル
・出力分布計算用の核定数は，三次元体系の炉心から空間効果を考慮し二次元（RZ）体系に縮約・ドップラ反応度フィードバックは出力分布依存で考慮
・熱的現象は断熱とし，ボイドフィードバック効果は考慮しない
・制御棒反応度は，三次元沸騰水型原子炉模擬計算コードにより算出し，一点近似動特性解析ではこれを外部入力として扱う
6-49

を採用している。

一点近似動特性モデルは動特性解析において従来から広く一般的に用いられているものであり，「反応度の誤投入」事象の解析に使用することは妥当であると考えられる。
また，出力分布モデルは二次元（RZ）拡散モデルとし，出力分布計
算用の核定数を，三次元沸騰水型原子炉模擬計算コードによる三次元
出力分布を再現するように，三次元体系の炉心から空間効果を考慮し二次元（RZ）体系に縮約していることから，「反応度の誤投入」事象の解析に使用することは妥当であると考えられる。なお，参考として，添付２に，二次元（RZ）体系の適用性について記載している。
ドップラ反応度フィードバックモデルは，核定数と一点近似動特性
モデルの両者が適切であることが確認できれば，その結果として得られるドップラ反応度フィードバック効果の妥当性が確認できる。
制御棒反応度は三次元中性子拡散モデルに基づく三次元沸騰水型原子炉模擬計算コードによる実効増倍率計算により求められるため，制御棒引き抜き前後の状態の実効増倍率計算（実効増倍率の差分）が適切であることを確認できれば，制御棒反応度効果の妥当性が確認できる。
この考え方に基づき，炉心(核)における重要現象に対して，以下のプロセスにより妥当性を確認している。

（1） ドップラ反応度フィードバックモデル
ドップラ反応度フィードバックモデルは，核定数としてのドップラ係数及び実効遅発中性子割合の試験結果との比較と，反応度投入事象
6-50

を模擬した試験結果との比較から，総合的に妥当性を確認している。
核定数としての確認は，ドップラ係数は実効共鳴積分とその温度依
存係数の積として表すことができることから，Hellstrand らの温度依存性を考慮した実効共鳴積分の実験式(4)と比較することにより実施している。
また，動的反応度に影響する実効遅発中性子割合は，MISTRAL 臨界試験(5)にて測定されており，その試験結果と比較する。
反応度投入事象を模 擬した試験結果との 比較としては，米国 のSPERT-ⅢE 炉心実験(3)と比較する。

（2） 制御棒反応度効果評価モデル
制御棒反応度効果については，実機炉心において，制御棒価値測定
試験が実施されており，その試験結果と比較することにより妥当性確認を実施している。

4.1.2 炉心(燃料)における重要現象の確認方法
炉心(燃料)における重要現象である燃料棒内温度分布，燃料棒表面
熱伝達及び沸騰遷移は，燃料エンタルピを求める際に必要となる。
ＳＣＡＴにおける燃料挙動解析モデルは，熱伝導モデル，熱水力学的モデル，圧力損失モデルからなっている。熱伝導モデルは，軸方向を一次元に分割しノードごとに径方向一次元の基本的な定常及び非定
常の熱伝導方程式に基づいている。熱水力学的モデルは，冷却材の扱
いに関し基本的な軸方向の連続の式，エネルギ保存式，運動量保存式に基づいている。これらの方程式は従来から広く一般に使用されているものであり，「反応度の誤投入」解析に使用することは妥当であ
6-51

る。
一方，ＳＣＡＴにおける燃料の表面熱伝達のモデルは，単相強制対流，核沸騰，膜沸騰状態に対し，核沸騰から膜沸騰への判定条件も含めて「反応度投入事象評価指針」で使用することが妥当とされている相関式を用いている。
また，ペレットと被覆管ギャップ熱伝達係数は，Ross & Stoute の関係式を使用している。本関係式については，従来から，原子炉設置許可申請において，「原子炉起動時の制御棒の異常な引き抜き」や「制御棒落下事故」解析に用いられ，また，燃料棒の熱機械特性コー
ドＰＲＩＭＥやＦＥＭＡＸＩでも広く使用されているものであり，豊富な使用実績がある。また，比熱等の物性値も「反応度投入事象評価
指 針 」 で 使 用 す る こ と が 妥 当 と さ れ て い る MATPRO-VERSION
11(REVISION 2)に基づいている。
以上から，炉心(燃料)における重要現象である燃料棒内温度分布及び沸騰状態変化の評価方法は妥当であり，よって，それに基づく燃料
エンタルピの評価方法は適切であるといえることから，個々のモデルを対象とした妥当性確認は行わないこととする。

6-52

重要現象

解析モデル

* : 4.1 節に記載の理由により，妥当性確認を行わない重要現象-

図 4.3-2

-

-

-

-

図 4.2-2---

ＳＰＥＲＴ ⅢＥ
炉心実験-

実効共鳴積分測定に関わる
Ｈｅｌｌｓｔｒａｎｄ
の実験式

-

-

-

-

-

図 4.4-2--

ＭＩＳＴＲＡＬ
臨界試験

・一点近似動特性モデル(炉出力)・出力分布は二次元拡散モデル
核分裂出力*
・核定数は三次元体系の炉心から空間効果を考慮し二次元体
系に縮約
・二次元（RZ）拡散モデル
炉心 出力分布変化*
・エンタルピステップの進行に伴う相対出力分布変化を考慮(核)・ドップラ反応度フィードバックは出力分布依存で考慮
反応度フィードバ
・熱的現象は断熱，ボイド反応度フィードバック効果は考慮
ック効果
しない
・三次元拡散モデル
制御棒反応度効果・動特性計算では外部入力
・熱伝導モデル
燃料棒内温度変化*
・燃料ペレット-被覆管ギャップ熱伝達モデル
・単相強制対流：Dittus-Boelter の式
炉心・核沸騰状態：Jens-Lottes の式(燃料) 燃料棒表面熱伝達*・膜沸騰状態(低温時):ＮＳＲＲの実測データに基づいて導出された熱伝達相関式
沸騰遷移*
低温時：Rohsenow-Griffith の式及び Kutateladze の式

分類

重要現象に対する妥当性確認-

表 4.1-1---

表 4.5-1
表 4.5-2---

実機での制御棒価値
測定試験

3
5
6

4.2

SPERT-ⅢE 炉心実験との比較(3)
ここでは，ＡＰＥＸコードのドップラ反応度フィードバックモデルの妥当性確認として，SPERT-ⅢE 炉心の実験解析を実施した。SPERTⅢE 炉心実験は 1950 年代に実施された反応度投入実験であり，動特性
計算コードの中性子動特性，ドップラ反応度フィードバック効果を中心として総合的な妥当性確認の目的で使用されている。今回，ＡＰＥ
Ｘコードのドップラ反応度フィードバックモデルの妥当性を確認する
ため，ピーク時の出力の試験結果と解析結果を比較した。

(1)

SPERT-ⅢE 炉心実験概要
SPERT-ⅢE 炉心は小型の軽水炉を模擬した炉心であり，燃料は焼結UO2，濃縮度 4.8wt%のウラン燃料集合体が装荷され，炉心中央部には反
応度投入用の十字型制御棒（トランジェントロッド）が配置されている。燃料集合体は５×５と４×４に燃料棒が格子配列されている。
SPERT-Ⅲでは，低温零出力から高温出力状態までの様々な初期状態か
ら制御棒の引き抜きにより反応度を添加することにより，反応度投入実験を行っている。SPERT-ⅢE 炉心の燃料集合体及び制御棒配置図を
図 4.2-1 に示す。また，SPERT-ⅢE 炉心の設計仕様を表 4.2-1 に示す。
これから，ＢＷＲでの低温状態からの反応度投入事象評価の妥当性確認として，SPERT-ⅢE 炉心実験の低温零出力状態からの実験の解析
をＡＰＥＸコードで実施することにより行っている。
低温零出力状態からの試験条件を下記に示す。ここでは，ドップラ
反応度フィードバックモデルの妥当性を確認するため，投入反応度が1.21 ドルと最も大きい TEST43 を試験解析の対象とした。

6-54

(2)

・初期炉心状態

：

低温時

・初期出力

：

５×10－5MW

・原子炉圧力

：

大気圧

・炉心流量

：

０％

・冷却材温度：

25℃以下

・投入反応度：1.21 ドル

SPERT-ⅢE 炉心解析条件
解析では，図 4.2-1 に示す炉心を五つのリング領域に分割した。最外周は減速材反射体，第４周は 25 ロッド集合体領域，内部の３周は 25
ロッド集合体,シムコントロールバンドル,16 ロッド集合体,トランジェントロッドの混合領域である。二次元（RZ）体系は 20 領域からなり，燃料は 13 領域，反射体は７領域である。

(3)

SPERT-ⅢE 炉心試験解析結果
ＡＰＥＸコードによる出力の時間変化と試験結果の比較を図 4.2-2に示す。ピーク時の出力は，試験結果が 280±42MW に対し計算結果は292MW と測定誤差以内で一致しているとともに，全体の時間変化もおおむね一致している。これから，ＡＰＥＸコードのドップラ反応度フィードバックモデルの妥当性を，反応度投入事象を模擬した試験との比較の観点から確認した。

6-55

表 4.2-1

SPERT-ⅢE 炉心の設計仕様

コンポーネント仕様
圧力容器及び一次系
圧力容器タイプ
全溶接多層圧力容器
圧力容器材質304Lステンレス鋼
圧力容器サイズ
内径1.3m，高さ7.24m
設計圧力
16.8MPa
設計温度
955K
流量特性
1260kg/sで炉心内を上昇
熱除去性能
1/2時間で最大60MW
炉心形状
ほぼ円筒状，直径0.66m
燃料集合体の数及びタイプ
25ロッド集合体48体及び16ロッド集合体12体
減速材 反射材
軽水
減速材に対する非減速材の比
1.03
燃料
タイプ
UO2ペレット
燃料棒長さ
1.04m
有効長
973mm
ピッチ
正方格子，14.9mm
燃料棒外径
11.8mm
被覆管肉厚
0.5mm
濃縮度
4.8％
U02密度
10.5g/cm3
各燃料棒のU02質量
913.5g
各燃料棒の238U質量
766.4g
各燃料棒の235U質量
38.5g
被覆管
348ステンレス鋼
シムコントロールバンドル
数
計８本，各象限で２本
燃料フォロワー及び1.35wt%のB 10を含む18-8ステ
構成
ンレス鋼
ポイズン部の寸法
1辺63.4mmの正方形，高さ1.17m
燃料フォロワーの寸法
1辺63.4mmの正方形，高さ1.16m
トランジェントロッド
タイプ
十字型
上部： 18-8ステンレス鋼，ポイズン部：1.35wt%
構成
B 10ステンレス鋼
長さ
ポイズン部： 970mm

6-56シムコントロール
バンドル

16 ロッド集合体

25 ロッド集合体

トランジェントロッド

図 4.2-1

SPERT-ⅢE 炉心 燃料集合体及び制御棒配置図(3)6-57図 4.2-2

SPERT-ⅢE 炉心実験(低温零出力)とＡＰＥＸコードによる出力の時間変化の比(3)

6-58

4.3

実効共鳴積分測定に関わる Hellstrand の実験式との比較(6)
ドップラ反応度効果の妥当性確認として，4.2 節で示した SPERT-ⅢE
炉心実験との比較に加えて，ドップラ反応度効果を計算する際に使用される核定数としてのドップラ反応度係数について，実効共鳴積分測定に関わる Hellstrand の実験式との比較を行い，妥当性を確認した。
ドップラ反応度効果は，主に 238U による中性子の共鳴吸収によって起こる現象であり，ウラン燃料を装荷した炉心でも MOX 燃料を装荷した炉心でも核種全体の約８割を占めている。ドップラ反応度を評価する際に使用されるドップラ反応度係数は，238U 実効共鳴積分（I238）の
温度依存性によるものである。238U に対して，実効共鳴積分及びその温度依存係数(β)について Hellstrand らによってウラン酸化物棒での実験が行われており，実効共鳴積分の温度依存性を考慮した実効共鳴
積分の実験式がまとめられている(4)。この実験は，図 4.3-1 に示すように，寸法を変えた照射サンプル(238U)を加熱容器に入れた上で重水炉にて照射した後，その放射化量を測定することによって行われてい
る。

( )=(

( )

) 1+

( ) = 4.15 + 26.6

= 10

+
+

0.58 + 0.5

記号は以下のとおりである。

(T) ：
：

238

U の実効共鳴積分(barn)

燃料温度(K)6-59

= 293(K)：

基準燃料温度(K)，ここでは：共鳴積分の内の 1/v 吸収の寄与(1.2(barn))：

格子効果を考慮した燃料表面積(cm2)：

燃料質量(g)：

温度依存係数

この Hellstrand の実験式とドップラ反応度係数を算出する単位燃料
集合体核計算コードの計算値と比較することにより，核定数としてのドップラ反応度係数の妥当性が確認できる。図 4.3-2 に Hellstrand の式の実効共鳴積分の温度依存性と単位燃料集合体核計算コードによる実効共鳴積分の温度依存性の比較を示す。ドップラ反応度係数は，238U
実効共鳴積分(T)の燃料温度に対する微分係数に比例する。前記の式から，この微分係数は，基準温度の実効共鳴積分の寄与を除く)と，温度依存係数 により( )×( )(1/v 吸収2として表すことができる。
双方の

( )×

2

は Hellstrand の実験式の誤差（７～９％)の範囲内で一致している(6)。このことから，ドップラ反応度フィード
バック効果の不確かさは７～９％程度であると推定できる。
これから，ＡＰＥＸコードのドップラ反応度フィードバックモデルの妥当性を，核定数としてのドップラ係数の観点から確認した。

6-60

加熱容器

照射サンプル(238U)

照射用原子炉（重水炉）

図 4.3-1

加熱容器詳細図

Hellstrand の実験体系(4)6-61図 4.3-2

238

U の実効共鳴積分の実験式と核計算コードの比較(6)

6-62

4.4

MISTRAL 臨界試験との比較(5)MISTRAL 臨界試験は，フランス原子力庁カダラッシュ研究所の臨界試験装置 EOLE 炉で行われた MOX 燃料及びウラン燃料装荷炉心に関する炉物理試験である。
MISTRAL 臨界試験における，ウラン燃料体系及び MOX 燃料体系の試
験解析ケースを表 4.4-1 に，炉心構成を図 4.4-1 に示す。ウラン燃料
棒の 235U 濃縮度は約 3.7wt%，MOX 燃料棒の Pu 含有率は約 7.0wt%(一部
約 8.7wt%)，母材は劣化ウランである。MISTRAL 臨界試験では，図に示すとおり，各燃料棒を均一に配列した体系で試験が行われている。
ウラン燃料体系(炉心１)及び MOX 燃料体系(炉心２)における実効遅発中性子割合の測定値と単位燃料集合体核計算コードによる解析値の比較を図 4.4-2 に示す。ウラン燃料体系，MOX 燃料体系ともに解析値の測定値に対する誤差は約４％程度(6)である。
これから，ＡＰＥＸコードのドップラ反応度フィードバックモデルの妥当性を，核定数としての実効遅発中性子割合の観点から確認し
た。

6-63

4
6
6

MOX

ウラン

燃料種類

*：水素対重金属原子数比

MOX 燃料体系
（炉心２）

ウラン
燃料体系
（炉心１）

体系

劣化ウラン
（約 0.2）

約 3.7

U 濃縮度
（wt%）

235

表 4.4-1

約 7.0(一部約 8.7)－

Pu 含有率
(wt%）

5.2

5.1

H/HM*

基準炉心試験

1.32

1.32

格子ピッチ
（cm）

MISTRAL 臨界試験解析ケース一覧(5)

図 4.4-1(2)

図 4.4-1(1)

燃料棒配列

常温

常温

減速材温度
（℃）

3 1
3 0
2 9
2 8
2 7
2 6
2 5
2 4
2 3
2 2
2 1
2 0
1 9
1 8
1 7
1 6
1 5
1 4
1 3
1 2
1 1
1 0
9
8
7
6
5
4
3
2
1

A'

微調整棒案内管A

1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 3 3
1 2 3 4 5 6 7 8 9 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 0 1

燃料棒

ＵＯ２3.7wt%

安全棒案内管

:16

微調整棒案内管:1:安全棒案内管及び微調整棒案内管:出力分布測定位置

図 4.4-1(1) MISTRAL 臨界試験におけるウラン燃料体系(炉心１)の炉心構成(5)

6-65

4 5
4 4
4 3
4 2
4 1
4 0
3 9
3 8
3 7
3 6
3 5
3 4
3 3
3 2
3 1
3 0
2 9
2 8
2 7
2 6
2 5
2 4
2 3
2 2
2 1
2 0
1 9
1 8
1 7
1 6
1 5
1 4
1 3
1 2
1 1
1 0
9
8
7
6
5
4
3
2
1

A'
微調整棒案内管A

1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 4 4 4 4 4 4
1 2 3 4 5 6 7 8 9 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 0 1 2 3 4 5

ＭＯＸ7.0wt%

燃料棒

ＭＯＸ8.7wt%
安全棒案内管

:16

微調整棒案内管:1:安全棒案内管及び微調整棒案内管:出力分布測定位置

図 4.4-1(2) MISTRAL 臨界試験における MOX 燃料体系(炉心２)の炉心構成(5)6-66注 : pcm : 反応度(1pcm = 10

図 4.4-2

k/k)

MISTRAL 臨界試験における実効遅発中性子割合の比較(6)

6-67

4.5

ＢＷＲ実機での制御棒価値測定試験との比較(7)動特性解析においては，制御棒引き抜きによる反応度及びスクラムによる反応度はあらかじめ三次元沸騰水型原子炉模擬計算コードにより求められた反応度特性を外部入力としている。よって，制御棒反応
度効果の妥当性確認は，三次元沸騰水型原子炉模擬計算コードの制御
棒引き抜き前後の炉心状態の実効増倍率計算(実効増倍率の差分)が適切であることを確認することにより可能である。
ＢＷＲでは，実機の起動試験や炉物理試験において，制御棒反応度
価値測定試験を実施している。ここでは，TGBLA Ver.3-LOGOS Ver.5 コ
ードについて，制御棒価値の測定結果と解析結果の比較を行うこと
で，制御棒反応度効果の妥当性確認を行った結果を示す。
表 4.5-1 に代表的な 110 万 kWe 級ＢＷＲ５での制御棒価値の測定結
果と解析結果の比較を示し，図 4.5-1 に試験時の制御棒パターンを示す。これらのデータは，「原子炉安全基準専門部会高燃焼度燃料反応
度投入事象検討小委員会(平成９年３月)」で報告されたもので，制御
棒パターンは起動途中のパターンで，試験開始時は 40 本程度の制御棒が炉心全体に平均的に引き抜かれている。
また，表 4.5-2 に，代表的な 80 万 kWe 級ＢＷＲ４での炉物理試験における制御棒価値の測定結果と解析結果の比較を示し，図 4.5-2 に試験時の制御棒パターンを示す。ここでは，本事故シーケンスの制御棒
パターンにより近い，炉心の一部領域で制御棒が局所的に引き抜かれている４ケースを妥当性確認対象として選定した。なお，ケース３とケース４は炉心にＭＯＸ燃料が装荷されている場合で，ケース３は測定対象制御棒周囲に１体のＭＯＸ燃料が装荷されている。
起動試験では，新燃料のみが炉心に装荷され，多数の制御棒が引き6-68

抜かれているのに対して，炉物理試験では，新燃料及び燃焼後燃料が装荷され，また，制御棒の引き抜きパターンが局所的な領域に偏っており，外周制御棒の制御棒価値が測定できている。
表 4.5-1 及び表 4.5-2 から，制御棒価値計算の偏差は最大でも絶対値で 0.04%Δk，相対値では約９％程度となっている。

6-69

表 4.5-1 110 万 kWe 級ＢＷＲ５での制御棒価値の測定結果と解析結果の比較(7)(単位：%Δk)
解析値

実測値

偏差
（解析－実測）相対偏差(％)（偏差／実測値）

ケース１

0.24

0.25

-0.01

-4.0

ケース２

0.19

0.18

0.01

5.6

ケース３

0.49

0.45

0.04

8.9

図 4.5-1 起動試験時の制御棒パターン

6-70

表 4.5-2 80 万 kWe 級ＢＷＲ４での制御棒価値の測定結果と解析結果の比較(単位：%Δk/kk’)
解析値

実測値

偏差
(解析－実測)ケース１
ケース２
ケース３(MOX 有)
ケース４(MOX 無)図 4.5-2

炉物理試験時の制御棒パターン

6-71

相対偏差(％)(偏差／実測値)

4.6

実機解析への適用性
運転停止中原子炉における「反応度の誤投入」の重要現象に対して実施したＡＰＥＸ－ＳＣＡＴコードの妥当性確認が，実機解析に適用可能であることを述べる。
制御棒の反応度効果については，実機炉心での測定試験との比較により確認されていることから実機への適用において問題はない。
ドップラ反応度フィードバック効果については，軽水炉を模擬した
SPERT-ⅢE 炉心での試験により確認している。加えて，ドップラ反応度係数を算出する際に使用されるドップラ係数についても Hellstrand によって実施されたＢＷＲ燃料と同じウラン酸化物棒での試験による結果と比較していることから，実機の適用において問題はない。

以上から，本章に記載している妥当性確認結果は，ＢＷＲプラントへの適用性を有するとともに，実機ＢＷＲの「反応度の誤投入」に関する有効性評価解析への適用性を有することを確認した。

6-72

5．有効性評価への適用性
5.1

不確かさの取り扱いについて（評価指標の視点）
４章の妥当性確認において得られた重要現象に対する不確かさと，
その不確かさが運転停止中原子炉における「反応度の誤投入」事象の燃料エンタルピ最大値へ与える影響を表 5.1-1 に示す。

5.1.1

重要現象に対する不確かさが評価指標に与える影響(1) 核分裂出力
核分裂出力は，空間領域は誤引抜制御棒を炉心中心とした二次元（RZ）解析，時間領域は一点近似の中性子動特性方程式を解くことにより求めている。三次元から二次元（RZ）への縮約に当たっては三次元沸騰水型原子炉模擬計算コードによる炉心内中性子束分布を重み付けとして用い，二次元領域内の三群核定数，動特性パラメータを求めている。ドップラ反応度については時間依存の出力分布変化を取り込んだ上で炉心一点に縮約し，一点近似中性子動特性方程式に使用している。なお，制御棒引き抜きによる投入反応度は，三次元沸騰水型原子炉模擬計算コードにより算出し，上記の一点近似動特性解析へ入力する。
核分裂出力の不確かさは，事象過程での核分裂出力変化の支配要因である動特性パラメータを含む核定数と同核定数に基づく反応度フィードバック効果（ボイド，ドップラ），及び制御棒反応度効果の不確かさに含まれることから，ここでは考慮しない。反応度フィードバッ
ク効果のうち，ボイド反応度は，保守側に考慮しないこととしている
ため，影響があるのはドップラ反応度である。これらを含めたドップ
ラ反応度の不確かさについては，SPERT-ⅢE 炉心実験との比較におい6-73

て，ＡＰＥＸは試験値と測定誤差範囲内で同程度となっている。

(2) 出力分布変化
ＡＰＥＸコードでは，制御棒引き抜きに伴う径方向及び軸方向の出力分布の変化を，二次元（RZ）計算により評価している。二次元（RZ）各領域の核定数は，三次元の中性子束分布を重みとした領域平
均の縮約値を用いている。
この縮約過程において，径方向出力分布及び軸方向出力分布に基づ
く不確かさが生じるものの，解析では引抜制御棒価値を厳しく設定
し，さらに局所ピーキング係数は炉心に装荷されている燃料の燃焼寿
命を通じた最大値（燃焼度０GWd/t での値）を用いており，このような保守的な解析条件によって，最高出力燃料集合体の最高出力燃料棒の燃料エンタルピを評価することから，出力分布変化の不確かさは考慮しない。なお，二次元（RZ）体系の本事故シーケンスへの適用性については，添付２で説明する。

(3) 制御棒反応度効果
引抜制御棒反応度及びスクラム反応度による制御棒反応度効果は，
図 3.4-2 に示すように，三次元核熱水力拡散計算コードによる実効増
倍率計算により求めているため，三次元沸騰水型原子炉模擬計算コー
ドの不確かさに依存する。
制御棒反応度の不確かさについては，起動試験時及び炉物理試験時に行われた制御棒価値の測定結果と解析結果の比較例から，TGBLA
Ver.3-LOGOS Ver.5 の制御棒価値の不確かさが約９％以下であることが示されている。これを踏まえて，解析を行う必要がある。
6-74

また，実効遅発中性子割合の不確かさは，単位燃料集合体核特性計
算コードの不確かさに依存する。TGBLA Ver.3 では，実効遅発中性子割合の不確かさは MISTRAL 臨界試験の比較から，約４％と評価されている。これを踏まえて，解析を行う必要がある。

(4) 反応度フィードバック
反応度フィードバックのうち，ドップラ係数の不確かさは，単位燃料集合体核特性計算コードの不確かさに依存する。TGBLA Ver.3 では，ドップラ係数の不確かさは Hellstrand の試験等との比較から，約７～９％と評価されている。これを踏まえて，解析を行う必要がある。
また，実効遅発中性子割合の不確かさは(3)にて述べたとおり，約４％と評価されている。これを踏まえて，解析を行う必要がある。
なお，ボイド反応度フィードバック効果については，「3.3 解析モデル」にて説明したとおり，ＡＰＥＸコードでは考慮しないモデルとしている。

(5) 燃料棒内温度変化「反応度投入事象評価指針」において，燃料棒内メッシュの「制御棒落下」解析結果への影響は０％と報告されており，「制御棒落下」
より事象が緩やかな本事故シーケンスについても，影響はほとんど生じないと考えられることから，コードの不確かさ要因としては考慮しないこととする。

6-75

(6) 燃料棒表面熱伝達
燃料棒表面熱伝達の不確かさは，除熱量の評価に影響を与えるが，「反応度の誤投入」事象は挙動が緩やかであるために出力上昇も小さ
く，膜沸騰に至ることなく事象は収束する。また，サブクール沸騰に伴う熱伝達係数の向上は考慮せずに，液相エンタルピが飽和状態に達するまでは単相液相状態であるという保守的条件にて熱伝達を計算している。このため，燃料棒表面熱伝達は，コードの不確かさ要因としては考慮しないこととする。

(7) 沸騰遷移
本事故シーケンスにおける事象を通じての表面熱流束は，限界熱流束に対して十分小さくなっていることから，沸騰遷移の判定式の不確
かさが燃料エンタルピ解析結果に影響することはないため，コードの不確かさ要因としては考慮しないこととする。

6-76

7
7
6

炉心
(核)

分類

解析モデル
不確かさ
・一点近似動特性モデル(炉出力)・出力分布は二次元拡散モデル
・核定数は三次元体系の炉心を空 考慮しない間効果を考慮し二次元体系に縮約

重要現象の不確かさ(1/2)

ドップラ反応度フィードバック及び制御
棒反応度効果の不確かさに含まれる。

有効性評価解析への影響

解析では制御棒引き抜きに伴う反応度印
加曲線を厳しく設定し，さらに局所出力・二次元（RZ）拡散モデル
ピーキング係数は対象領域にある燃料の出力分布変化 ・エンタルピステップの進行に伴 考慮しない
燃焼寿命を考慮した最大値(燃焼度０う相対出力分布変化を考慮
GWd/t での値)を用いるといった保守的なモデルを適用していることから，出力分
布変化の不確かさは考慮しない。
実験によるとドップラ反応度フィードバックの不確かさは７～９％と評価されて・ドップラ反応度フィードバック
いることから，これを踏まえて解析を行
効果は出力分布依存で考慮
・ドップラ反応度フィードバ
反応度フィー
う必要がある。
・熱的現象は断熱，ボイド反応度
ック効果：７～９％
ドバック効果また，臨界試験との比較により，実効遅フィードバック効果は考慮しな ・実効遅発中性子割合：４％
発中性子割合の不確かさは約４％と評価
いされていることから，これを踏まえて解析を行う必要がある。
制御棒反応度の不確かさは約９％程度あることから，これを踏まえて解析を行う必要がある。
制御棒反応度 ・三次元拡散モデル
・制御棒反応度：９％
また，臨界試験との比較により，実効遅効果・動特性計算では外部入力
・実効遅発中性子割合：４％
発中性子割合の不確かさは約４％と評価されていることから，これを踏まえて解析を行う必要がある。

核分裂出力

重要現象

表 5.1-1(1)

8
7
6

炉心
(燃料)

分類

解析モデル

不確かさ

重要現象の不確かさ(2/2)

沸騰遷移

低温時：Rohsenow-Griffith の式及び考慮しない
Kutateladze の式

・単相強制対流：Dittus-Boelter の式
・核沸騰状態：Jens-Lottes の式
燃料棒表面熱・膜沸騰状態(低温時)：ＮＳＲＲの実 考慮しない
伝達
測データに基づいて導出された熱伝達相関式

・熱伝導モデル
燃料棒内温度・燃料ペレット-被覆管ギャップ熱伝達 考慮しない
変化
モデル

重要現象

表 5.1-1(2)有効性評価解析への影響「反応度投入事象評価指針」において
燃料棒内メッシュの「制御棒落下」解析結果への影響は０%と報告されており，類似の事象である本事故シーケンスについても，影響はほとんど生じない。
「反応度の誤投入」事象は挙動が緩やかであるために出力上昇も小さく，事象発生後はスクラム反応度印加により速やかに収束するため，除熱量に不確かさがあるとしても，燃料エンタルピの最大値に対する影響はほとんどない。
事象を通じての表面熱流束は限界熱流束に対して十分小さくなっていることから，沸騰遷移の判定式の不確かさが燃料エンタルピの最大値に与える影響はほとんどない。

5.1.2

重要現象の不確かさに対する感度解析
5.1.1 節で示した重要現象の不確かさのうち，ドップラフィードバ
ック効果，制御棒反応度効果については，不確かさにより評価指標である燃料エンタルピの最大値が大きくなる可能性があることから，不確かさが印加反応度時の燃料エンタルピ最大値に与える影響の程度を確認するため，135 万 kWe 級ＡＢＷＲと 110 万 kWe 級ＢＷＲ５の代表２プラントについて，運転停止中原子炉における「反応度の誤投入」事
象の感度解析を実施した。
感度解析におけるふり幅は以下とする。
・ ドップラ反応度（±10％）・

引抜制御棒反応度曲線（1.1 倍，0.9 倍）・ スクラム反応度曲線（1.1 倍，0.9 倍）・β(実効遅発中性子割合)（1.1 倍，0.9 倍）

表 5.1.2-1，表 5.1.2-2 に，これらのパラメータを最確値としたケースをベースケースとした，感度解析結果を示す。

(1) ＡＢＷＲＡＢＷＲにおける投入反応度の感度解析の結果を示す。まとめは表
5.1.2-1 に示した。
・ベースケース
投入反応度は 0.55 ドルである。

・ドップラ効果，スクラム反応度価値の感度（ケース１，３）
投入反応度は 0.55 ドルでベースケースからの感度はほとんどなか
った。
6-79

・引抜制御棒反応度価値の感度（ケース２）
投入反応度は下記となった。
反応度価値＋10％で 0.56 ドル
反応度価値－10％で 0.53 ドル

・β(実効遅発中性子割合)の感度（ケース４）
投入反応度は下記となった。
実効遅発中性子割合＋10％で 0.53 ドル
実効遅発中性子割合－10％で 0.56 ドル

以上から，ＡＢＷＲでは，ドップラ反応度，スクラム反応度の不確
かさの影響はほとんどなく，また，引抜制御棒反応度価値，β（実効遅発中性子割合)の不確かさの影響はわずかである。
上記にて，重要物理現象の不確かさが投入反応度に与える影響を確認した。

(2) ＢＷＲ５
ＢＷＲ５における燃料エンタルピ最大値の感度解析の結果を示す。
まとめは表 5.1.2-2 に示した。
・ベースケース
燃料エンタルピ最大値は 35kJ/kgUO2（増分：27kJ/kgUO2）である。

・ドップラ効果の感度（ケース１）
燃料エンタルピ最大値は以下となった。
6-80

ドップラ効果＋10％で 34kJ/kgUO2(増分：26kJ/kgUO2)
ドップラ効果－10％で 36kJ/kgUO2(増分：28kJ/kgUO2)

・引抜制御棒反応度価値の感度（ケース２）
燃料エンタルピ最大値は以下となった。
反応度価値＋10％で 48kJ/kgUO2(増分：40kJ/kgUO2)
反応度価値－10％で 25kJ/kgUO2(増分：17kJ/kgUO2)・スクラム反応度価値の感度（ケース３）
燃料エンタルピ最大値は以下となった。
反応度価値＋10％で 33kJ/kgUO2(増分：25kJ/kgUO2)
反応度価値－10％で 37kJ/kgUO2(増分：29kJ/kgUO2)・β(実効遅発中性子割合)の感度（ケース４）
燃料エンタルピ最大値は以下となった。
実効遅発中性子割合＋10％で 31kJ/kgUO2(増分：23kJ/kgUO2)
実効遅発中性子割合－10％で 40kJ/kgUO2(増分：32kJ/kgUO2)

以上から，ＢＷＲ５では，ドップラ反応度，スクラム反応度の不確
かさの影響はほとんどなく，また，引抜制御棒反応度価値及びβ(実効遅発中性子割合)の不確かさの影響はわずかである。
上記にて，重要物理現象の不確かさが燃料エンタルピに与える影響を確認した。
なお，解析条件の不確かさではあるが，事象開始からスクラムまでの制御棒引き抜き量は，事象発生時の初期出力に依存することから，
6-81

初期出力をベースケース（定格の 10-8）の 10 倍，1/10 倍とした感度解析を行った。初期出力のふり幅は，「反応度投入事象評価指針」の「Ⅲ. ＢＷＲに関する感度解析」にて評価された条件と同一とした。
また，初期燃料温度の不確かさは燃料エンタルピ初期値に影響を与えることから，初期燃料温度（ベースケース：20℃）を制御棒引き抜き
操作時に取り得る減速材温度を考慮して 60℃とした感度解析を行った。
その結果，ＡＢＷＲにおける初期出力による投入反応度の感度解析
結果では，初期出力 10 倍で 0.55 ドル，初期出力 1/10 倍で 0.54 ドル，
初期燃料温度 60℃で 0.57 ドルとなった。また，ＢＷＲ５における初期出力による燃料エンタルピ最大値の解析結果では，初期出力 10 倍で14kJ/kgUO2(増分：６kJ/kgUO2)，初期出力 1/10 倍で 74kJ/kgUO2(増分：66kJ/kgUO2)，初期燃料温度 60℃で 46kJ/kgUO2(増分：31kJ/kgUO2)となった。
これから，初期出力，初期燃料温度の初期解析条件の不確かさにより，投入反応度，燃料エンタルピへの影響が生じるが，「反応度投入
事象評価指針」に示された燃料の許容設計限界値等を超えることはな
く，燃料の健全性は維持されることを確認した。

6-82

5.2

不確かさの取り扱いについて（運転操作の観点）
停止時の制御棒の誤引抜は，起動領域モニタの原子炉周期短信号あるいは中間領域モニタの中性子束高信号の発生により，自動的にスクラムされ，事象は未臨界となり収束することから，運転員の操作を介しない。
したがって，ＡＰＥＸ－ＳＣＡＴコードの不確かさは，運転操作に影響を与えない。

6-83

4
8
6

絶対値+10％
絶対値-10％
最確値
最確値
最確値
最確値
最確値
最確値

1-2

2-1

2-2

3-1

3-2

4-1

4-2

最確値

ベース

1-1

ドップラ効果

ケース

最確値

最確値

最確値

最確値

0.9 倍

1.1 倍

最確値

最確値

最確値

最確値

0.9 倍

1.1 倍

最確値

最確値

最確値

最確値

最確値

反応度価値

反応度価値

最確値

スクラム

引抜制御棒

0.9 倍

1.1 倍

最確値

最確値

最確値

最確値

最確値

最確値

最確値

子割合)

β(実効遅発中性

0.56

0.53

0.55

0.55

0.53

0.56

0.55

0.55

0.55

投入反応度[ドル]表 5.1.2-1 ＡＢＷＲ代表プラントの停止時の制御棒の誤引き抜き事象の感度解析

586

絶対値＋10％

絶対値－10％

最確値

最確値

最確値

最確値

最確値

最確値

1-2

2-1

2-2

3-1

3-2

4-1

4-2

最確値

ベース

1-1

ドップラ効果

ケース

最確値

最確値

最確値

最確値

0.9 倍

1.1 倍

最確値

最確値

最確値

最確値

最確値

0.9 倍

1.1 倍

最確値

最確値

最確値

最確値

最確値

反応度価値

棒反応度
価値

スクラム

引抜制御

0.9 倍

1.1 倍

最確値

最確値

最確値

最確値

最確値

最確値

最確値

子割合)

遅発中性

β(実効

40

31

37

33

25

48

36

34

272

[kJ/kgUO2][kJ/kgUO2]
35

判断基準

解析値

燃料エンタルピ最大値

32

23

29

25

17

40

28

26

27

[kJ/kgUO2]

解析値

167

[kJ/kgUO2]

判断基準

燃料エンタルピ増分の最大値

表 5.1.2-2 ＢＷＲ５代表プラントの停止時の制御棒の誤引き抜き事象の感度解析

6．参考文献(1) 「沸騰水型原子力発電所 反応度投入事象解析手法について」(株式会社
東芝，TLR-017 改訂３ 平成 11 年２月)
(2) 「沸騰水型原子力発電所 反応度投入事象解析手法について」(株式会社
日立製作所，HLR-012 訂３ 平成 11 年２月)
(3) "SPERT Reactivity Tests",NEDO-20315,February 1974.
(4) "The Temperature Coefficient of the Resonance Integral for
Uranium Metal and Oxide",Nucl.Sci.Eng.,8,497(1960),
E.Hellstrand, et. al.
(5) MOX 燃料炉物理試験 MISTRAL の解析，日本原子力学会和文論文誌，Vol.2， No.1 (2003) 380.，石井(他)(6) 「沸騰水型原子力発電所

燃料集合体核特性計算手法」（株式会社東芝，TLR-006 改訂１ 平成 20 年９月）
(7) 「沸騰水型原子力発電所

三次元核熱水力計算コードの概要」（株式会社東芝，TLR-007 改訂１ 平成 20 年９月）

6-86

添付１

入力項目リスト

入力項目リスト
解析コード

分類

入

力 項 目

ＡＰＥＸ

初期条件

初期炉心条件(燃料温度，原子炉出力等)

炉心データ

炉心幾何形状
制御棒価値
スクラム反応度

燃料データ

ドップラ反応度係数
動特性パラメータ
拡散計算用核定数
燃料物性データ

ＳＣＡＴ

初期条件

初期条件(圧力，流量等)

炉心データ

APEX の出力(炉心平均出力変化，炉心出力分布)

燃料データ

燃料集合体幾何形状
燃料集合体熱水力データ
燃料物性データ
ギャップ熱伝達係数
ペレット径方向出力分布
局所出力ピーキング係数

6-87

添付２

二次元（RZ）モデルの適用性

1. はじめに
3.3.1 節で示したように，「反応度の誤投入」事象の解析に適用するコードのうち，炉心動特性挙動を解析するＡＰＥＸコードでは，二次元（RZ）モデルを適用しており，４章に示したように，ＡＰＥＸコードの妥当性確認を行っている。本添付においては，二次元（RZ）モデルの適用性について補足的説明を行う。

2. 二次元（RZ）モデルの適用の考え方
ＡＰＥＸコードでは，制御棒引き抜き時の炉心動特性挙動について炉
心平均出力の過渡変化を一点近似動特性モデルで，また出力の炉心空間分布を二次元（RZ）モデルにて扱っている。この際の各物理的項目のモデリングに基づいて，以下にその適用性を示す。

①

一点近似動特性モデルにおける反応度のうち，制御棒引き抜きに伴う反応度印加，スクラム制御棒挿入に伴う反応度印加について
は，三次元沸騰水型原子炉模擬計算コードによって評価した結果を適用している。

②

解析対象となる炉心を三次元沸騰水型原子炉模擬計算コードにて評価した結果得られるノードごとの核定数(組成及び燃焼度の三次元的空間分布)を，同評価結果により得られる三次元中性子束分布にて加重平均して二次元（RZ）領域へ配分する。また，誤引抜制御棒廻りの挙動が正確に評価できるように，別途，同制御棒周りの領域を選択の上で縮約する。
6-88

③

②の縮約過程では引抜制御棒位置及びその周辺領域を複数に分けて縮約すること，また，三次元計算の反応率を保存して複数の領域の核定数を作成することで，領域平均の出力分布を評価している。

④②にて設定された二次元（RZ）体系において，エネルギ三群拡散方程式を適用して，中性子空間分布を求める。この中性子空間分布に基づいてノードごとのドップラ反応度を算出し，中性子空間分布とドップラ反応度分布双方の収束計算を実施する。

⑤①にて求められた反応度変化を外部入力として，一点近似動特性
モデルを適用して炉心平均出力の過渡変化を求める。この際に用いている反応度変化のうち，今回の事象で支配的な引抜制御棒反応度，スクラム反応度については，引き抜かれる制御棒の三次元的な位置に依存する影響を考慮している。

⑥

燃料エンタルピの最大値は，最高出力燃料集合体の最高出力燃料棒の出力変化を評価することから，局所ピーキング係数も重要となるが，ＡＰＥＸコードでは解析結果における保守性を担保するために，炉心に装荷されている燃料の燃焼寿命を通じた最大値（燃焼度０GWd/t での値）を固定入力として設定している。

⑦②及び③の縮約過程では，径方向出力分布及び軸方向出力分布に不確かさが生じるものの，解析では引抜制御棒価値を解析結果が厳しくなる側に設定し，さらに⑥により局所ピーキング係数を炉心に6-89

装荷されている燃料の燃焼寿命を通じた最大値を用いていることから，本事故シーケンスでの燃料エンタルピ評価において二次元（RZ）モデルは適用性を有している。

6-90

添付３ 検出器モデル
1.

はじめに本事故シーケンスでは，制御棒引き抜きに伴い出力が上昇した後，中間領域計装（以下「ＩＲＭ」という。）の中性子束高信号，又は起動
領域計装（以下「ＳＲＮＭ」という。）の原子炉周期短信号が発生して原子炉スクラムし，事象が収束する。
ここでは，ＩＲＭ及びＳＲＮＭによるスクラム信号発生をＡＰＥＸ
コードで模擬するモデルについて説明する。

2.

ＩＲＭモデル
ＩＲＭプラントにおいては，制御棒引き抜きに伴い出力が上昇した
後，ＩＲＭのレンジ１の中性子束高スクラム設定点(フルスケールの120/125)でスクラム信号が発生するとしている。また，ＩＲＭ応答はＡ系とＢ系の２系統に配分され，Ａ系とＢ系のそれぞれでスクラム信号が発生すると原子炉はスクラムする。
今回の有効性評価では，ＩＲＭのレンジ１下限(フルスケールの5/125)に対応する熱中性子束は，定格出力時の炉心平均熱中性子束は約3.4 × 10 cmと設定した。

s (nv) (９×９燃料(Ａ型)の代表的な値)であることから，ＩＲＭのレンジ１下限(フルスケールの 5/125)に対応する出力は以下と設定した。

①

ＩＲＭのレンジ１下限(フルスケールの 5/125)に対応する熱中性子束設定値 :② 定格出力時の炉心平均熱中性子束(９×９燃料(Ａ型)の代表的な値) :3.4 × 10 cm

s (nv)
6-91

③

ＩＲＭのレンジ１下限(フルスケールの 5/125)に対応する出力(ピーキング 1.0 の場合) :(定格に対する比)ＩＲＭは原子炉内に局所的に配置されており，本事故シーケンスでは炉心外周部の制御棒が引き抜かれることで局所的に出力が上昇する
ことから，ＩＲＭの応答も局所的な影響を受ける。一方，ＡＰＥＸコ
ードは一点近似動特性モデルを用いており，ＩＲＭ応答の局所性を直接には考慮することができないため，炉心平均出力が，ＩＲＭ応答の局所性を考慮して設定した値に達した時点でスクラム信号が発生するとしている。
添付図 3.2-1 に，80 万 kWe 級ＢＷＲ５を対象とした反応度誤投入発生時を想定し，炉心が即発臨界に達するまで制御棒が引き抜かれた状
態における，ＩＲＭ検出器軸方向位置の炉心径方向出力分布を三次元
沸騰水型原子炉模擬計算コードで解析した結果を示す。
Ａ系及びＢ系ともに，誤引抜制御棒に最も近い検出器が１個バイパスされた条件における，ＩＲＭ検出器周囲の出力ピーキング係数(炉心平均値：1.0)は，Ａ系で約 0.10，Ｂ系で約 0.16 となる。今回の有効性評価では，出力ピーキング係数を 0.01 と設定した。
また，ＩＲＭ検出器が配置されている燃料集合体間のギャップ位置
は燃料集合体部に比べて熱中性子束が大きく，添付図 3.2-2 に示すとおり，低温時制御棒挿入状態における格子平均中性子束に対するＩＲＭ
検出器位置の熱中性子束比は約３である。
以上の検討から，反応度誤投入有効性評価におけるＩＲＭプラントのスクラム設定点に対応する炉心平均出力を下記のとおり設定した。

6-92

①

ＩＲＭのレンジ１下限(フルスケールの５/125)に対応する出力(ピーキング 1.0 の場合)：(定格に対する比)②

ＩＲＭ検出器周囲の出力ピーキング係数：0.01③

ギャップ位置の熱中性子束ピーキング係数：３④ ＩＲＭのレンジ１下限に対応する炉心平均出力(ピーキング考慮)：(定格に対する比)⑤ＩＲＭのレンジ１中性子束高スクラム設定点に対応する炉心平均出力(ピーキング考慮)：④×/(定格に対する比)

=

6-93

4
9
6

52
50
48
46
44
42
40
38
36
34
32
30
28
26
24
22
20
18
16
14
12
10
8
6
4
2

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

19

0.00

17

0.00

15

21

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.01

0.01

0.01

0.01

0.02

0.02

0.02

0.02

0.02

0.03

0.02

0.02

0.01

0.01

0.01

0.01

0.00

0.00

0.00

23

0.00

0.00

0.00

0.00

0.01

0.01

0.01

0.02

0.02

0.03

0.04

0.03

0.04

0.04

0.03

0.03

0.02

0.02

0.02

0.01

0.01

0.01

0.01

0.00

0.00

0.00

0.00

25

0.00

0.01

0.01

0.01

0.01

0.01

0.02

0.04

0.04

0.06

0.06

0.06

0.05

0.05

0.08

0.06

0.05

0.04

0.03

0.02

0.01

0.01

0.01

0.01

0.01

0.00

27

0.00

0.01

0.01

0.01

0.01

0.02

0.03

0.04

0.05

0.07

0.09

0.14

0.10

0.10

0.11

0.13

0.12

0.08

0.08

0.05

0.03

0.02

0.01

0.01

0.01

0.00

29

0.00

0.01

0.01

0.02

0.03

0.05

0.05

0.08

0.10

0.13

0.19

0.21

0.23

0.25

0.19

0.25

0.15

0.11

0.09

0.07

0.06

0.03

0.02

0.02

0.01

0.01

31

0.00

0.01

0.02

0.03

0.04

0.06

0.11

0.13

0.18

0.31

0.38

0.48

0.45

0.32

0.31

0.36

0.32

0.20

0.15

0.13

0.08

0.05

0.05

0.03

0.02

0.01

33

0.00

0.02

0.03

0.04

0.06

0.08

0.13

0.23

0.24

0.36

0.65

0.56

0.85

0.55

0.47

0.64

0.38

0.27

0.27

0.16

0.10

0.07

0.05

0.03

0.02

0.01

35

0.00

0.01

0.04

0.08

0.11

0.17

0.20

0.30

0.38

0.60

0.90

0.98

1.30

1.00

0.99

0.94

0.67

0.44

0.36

0.26

0.23

0.14

0.10

0.05

0.02

37

0.01

0.04

0.09

0.12

0.21

0.28

0.50

0.76

1.31

1.55

1.91

2.67

2.03

1.86

1.67

1.50

0.92

0.62

0.37

0.28

0.16

0.12

0.05

0.02
0.05

39

0.04

0.12

0.18

0.27

0.47

0.71

1.23

1.62

2.99

3.14

3.80

3.39

3.35

3.41

1.92

1.53

0.91

0.62

0.36

0.24

0.17

0.05

0.05

43

0.03

0.12

0.25

0.47

0.91

1.42

2.82

3.68

6.92

9.95

12.9

15.1

11.9

8.40

4.60

3.67

1.91

1.25

0.65

0.35

0.18

45

0.10

0.25

0.59

1.15

1.95

3.99

5.30

12.7

16.3

38.8

47.7

20.1

15.2

6.67

5.29

2.65

1.59

0.82

0.35

0.14

47

0.10

0.23

0.57

1.47

3.39

6.55

13.2

23.3

55.3

74.0

26.2

16.0

8.30

4.51

2.00

0.79

0.33

0.14

49

1.08

2.48

6.98

13.4

22.1

35.8

39.9

25.3

16.3

8.95

3.32

1.49

51

0.93

2.15

4.20

7.18

10.3

11.1

7.46

4.96

2.75

1.25

スクラム信号が発生する検出器

41

0.04

0.14

0.20

0.33

0.66

1.24

2.24

2.31

4.26

6.81

6.16

6.66

7.83

5.05

2.80

2.86

1.62

0.89

0.45

0.28

0.20

反応度誤投入発生時に炉心が即発臨界に達するまで制御棒が引き抜かれた状態におけるＩＲＭ検出器軸方向位置の炉心径方向出力分布(80 万 kWe 級ＢＷＲ５)

バイパス検出器

IRM検出器(B系)

13

0.00
0.00

0.00
0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.01

0.01

0.01

0.01

0.01

0.01

0.02

0.01

0.02

0.01

0.01

0.01

0.01

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.01

0.01

0.01

0.01

0.01

0.01

0.01

0.01

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

IRM検出器(A系)

11

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.01

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

初期引抜制御棒(全引抜)
注 : 初期引抜制御棒、誤引抜制御棒以外の制御棒は全挿入状態

9

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

誤引抜制御棒

7

0.00

0.00

0.00

5

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

添付図 3.2-1

3

0.00

0.00

0.00

1

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

5
9
6

(９×９燃料(Ａ型)，低温時，制御棒挿入状態)

添付図 3.2-2 格子平均中性子束に対する IRM 位置の熱中性子束比

3.

ＳＲＮＭモデル
ＳＲＮＭプラントにおいては，制御棒引き抜きに伴い出力が上昇した後，ＳＲＮＭの原子炉周期短(中間領域においてペリオド 10 秒)でス
クラム信号が発生するとしている。また，ＢＷＲ５ではＳＲＮＭ応答
はＡ系とＢ系の２系統に区分され，Ａ系とＢ系のそれぞれでスクラム信号が発生すると原子炉はスクラムする。ＡＢＷＲではＳＲＮＭ応答
は区分Ⅰ，Ⅱ，Ⅲ，Ⅳの４系統に区分され，４系統のうち２系統でス
クラム信号が発生すると原子炉はスクラムする。
反応度誤投入有効性評価においては，ＢＷＲ５ではＡ系とＢ系それ
ぞれで誤引抜制御棒に最も近い検出器が１個バイパスされた条件を仮定している。また，ＡＢＷＲでは以下の添付表 3.3-1 に示すＳＲＮＭ区
分，及び，添付表 3.3-2 に示すバイパスグループ区分に従い，各バイパ
スグループで誤引抜制御棒に最も近い検出器が１個バイパスされた条件を仮定している。

添付表 3.3-1

ＡＢＷＲのＳＲＮＭ区分

区分

Ⅰ

Ⅱ

Ⅲ

Ⅳ

ＳＲＮＭチャンネル

Ａ，Ｅ，Ｊ

Ｂ，Ｆ

Ｃ，Ｇ，Ｌ

Ｄ，Ｈ

添付表 3.3-2

ＡＢＷＲのＳＲＮＭバイパスグループ区分

バイパスグループＡ

Ｂ

Ｃ

ＳＲＮＭチャンネル

Ａ，Ｂ，Ｆ，Ｇ

Ｃ，Ｅ，Ｈ

Ｄ，Ｊ，Ｌ

6-96

中間領域下限に対応する熱中性子束は，ＩＲＭ検出器の動作領域下限と同等のと設定し，2.と同様に，中間領域下限に対応する出力(ピーキング 1.0 の場合)は(定格に対する比)と設定した。
また，ＩＲＭと同様に，ＳＲＮＭも原子炉内に局所的に配置されており，本事故シーケンスでは炉心外周部の制御棒が引き抜かれること
で局所的に出力が上昇することから，ＳＲＮＭの応答も局所的な影響を受ける。一方，ＡＰＥＸコードは一点近似動特性モデルを用いており，ＳＲＮＭ応答の局所性を直接には考慮することができないため，
炉心平均出力が，ＳＲＮＭ応答の局所性を考慮して設定した値に達した時点で中間領域に到達するとしている。
添付図 3.3-1 及び添付図 3.3-2 に，110 万 kWe 級ＢＷＲ５及びＡＢＷ
Ｒを対象とした反応度誤投入発生時を想定し，炉心が即発臨界に達す
るまで制御棒が引き抜かれた状態における，ＳＲＮＭ検出器軸方向位
置の炉心径方向出力分布を三次元沸騰水型原子炉模擬計算コードで解析した結果を示す。
110 万 kWe 級ＢＷＲ５において，Ａ系及びＢ系ともに，誤引抜制御棒に最も近い検出器が１個バイパスされた条件における，ＳＲＮＭ検出
器周囲の出力ピーキング係数(炉心平均値：1.0)は，Ａ系で約 0.01，Ｂ
系で約 0.07 となる。
また，ＡＢＷＲにおいて，各バイパスグループともに，誤引抜制御棒に最も近い検出器が１個バイパスされた条件における，ＳＲＮＭ検
出器周囲の出力ピーキング係数は，４区分のうち先に中間領域に到達する区分Ⅲで約 0.04，区分Ⅳで約 0.01 となる。
6-97

以上から，ＳＲＮＭプラントを対象とした反応度誤投入有効性評価
では出力ピーキング係数を 0.01 と設定した。
また，ＩＲＭ検出器と同様，ＳＲＮＭ検出器が配置されている燃料
集合体間のギャップ位置は燃料集合体部に比べて熱中性子束が大きく，添付図 3.2-2 に示したとおり，低温時制御棒挿入状態における格子
平均中性子束に対するＳＲＮＭ検出器位置の熱中性子束比は約３である。
以上の検討から，反応度誤投入有効性評価におけるＳＲＮＭプラン
トの中間領域下限に対応する炉心平均出力を下記のとおり設定した。

① 中間領域に対応する出力(ピーキング 1.0 の場合)：(定格に対する比)②

ＳＲＮＭ検出器周囲の出力ピーキング係数：0.01③

ギャップ位置の熱中性子束ピーキング係数：３④中間領域に対応する炉心平均出力(ピーキング考慮)：(定格に対する比)ＳＲＮＭプラントでは炉心平均出力が中間領域下限(定格の)より大きく，かつ，原子炉周期短(ペリオド 10 秒)となる時点でスクラムするとしている。ＡＰＥＸコードでは，ＳＲＮＭ検出器配置の局所性を考慮し, 炉心平均出力の増加率にを掛けることで，誤引抜制御棒とＳＲＮＭが離れている場合の空間的効果を考慮している。
添付図 3.3-3 に，ＡＢＷＲプラントを対象に，反応度誤投入発生時のＳＲＮＭ検出器応答の増加率を三次元動特性解析コードＴＲＡＣＧで6-98

評価した結果を示す。過渡事象を通じた炉心平均出力の増加率にを掛けた値は，各ＳＲＮＭ検出器位置の中性子束増加率より小さくなっており，炉心平均出力の増加率にを掛けるＡＰＥＸコードの解析方

法はスクラム時刻を保守側に評価している。

6-99

0
0
1
6

60
58
56
54
52
50
48
46
44
42
40
38
36
34
32
30
28
26
24
22
20
18
16
14
12
10
8
6
4
2

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

3

0.00

0.00

0.00

0.00

1

0.00

0.00

0.00

21

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

23

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.01

0.01

0.01

0.01

0.01

0.01

0.01

0.01

0.01

0.00

0.00

0.00

0.00

25

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.01

0.01

0.01

0.01

0.01

0.01

0.02

0.01

0.01

0.01

0.01

0.01

0.01

27

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.01

0.01

0.01

0.01

0.02

0.02

0.02

0.02

0.02

0.02

0.02

0.02

0.01

0.01

0.00

0.01

29

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.01

0.01

0.01

0.02

0.03

0.03

0.03

0.04

0.04

0.04

0.04

0.04

0.03

0.03

0.03

0.02

0.01

31

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.01

0.01

0.01

0.01

0.02

0.04

0.05

0.05

0.05

0.08

0.08

0.08

0.08

0.09

0.06

0.07

0.05

0.03

0.02

33

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.01

0.01

0.01

0.03

0.04

0.05

0.09

0.09

0.11

0.12

0.13

0.14

0.13

0.13

0.11

0.11

0.07

0.05

0.03

35

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.01

0.01

0.02

0.02

0.03

0.04

0.07

0.11

0.18

0.25

0.27

0.31

0.30

0.35

0.28

0.30

0.21

0.21

0.13

0.08

0.04

37

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.01

0.01

0.02

0.03

0.03

0.06

0.12

0.15

0.32

0.30

0.35

0.41

0.45

0.45

0.43

0.38

0.32

0.26

0.17

0.12

添付図 3.3-1

0.06

39

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.01

0.01

0.01

0.02

0.04

0.05

0.08

0.16

0.23

0.48

0.49

0.64

0.92

0.98

1.12

0.94

0.93

0.63

0.57

0.33

0.19

0.08

0.10

43

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.01

0.01

0.01

0.03

0.04

0.08

0.11

0.23

0.35

0.54

1.06

1.29

2.25

2.01

2.50

3.38

2.97

2.79

1.82

1.47

0.88

0.42

0.36

45

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.01

0.01

0.02

0.04

0.05

0.12

0.15

0.31

0.52

0.81

1.88

2.02

4.05

3.47

5.74

4.97

4.73

3.21

2.26

1.63

0.93

47

0.00

0.00

0.00

0.00

0.01

0.01

0.01

0.02

0.05

0.07

0.14

0.21

0.43

0.69

1.19

2.43

3.28

5.96

6.56

9.77

8.77

7.98

6.32

4.04

2.12

0.66

49

0.00

0.00

0.00

0.00

0.01

0.01

0.02

0.02

0.06

0.08

0.21

0.28

0.63

0.88

1.75

4.18

5.02

11.4

11.2

20.0

12.4

13.0

6.47

3.96

1.69

0.59

2.79

51

0.00

0.00

0.01

0.01

0.02

0.03

0.06

0.09

0.20

0.32

0.59

1.18

2.22

4.80

7.58

15.7

22.4

34.0

20.1

16.5

8.86

スクラム信号が発生する検出器

41

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.01

0.01

0.02

0.03

0.06

0.07

0.16

0.21

0.34

0.78

0.81

1.40

1.10

1.29

1.37

1.38

1.13

0.91

0.69

0.46

0.31

53

0.00

0.01

0.01

0.02

0.03

0.07

0.11

0.27

0.43

0.91

1.31

2.96

6.87

10.4

27.3

49.8

82.8

34.6

18.2

7.88

55

0.00

0.00

0.01

0.02

0.03

0.05

0.09

0.21

0.36

0.86

1.36

2.45

5.60

9.48

22.6

49.4

75.3

33.2

10.2

4.56

反応度誤投入発生時に炉心が即発臨界に達するまで制御棒が引き抜かれた状態におけるＳＲＮＭ検出器軸方向位置の炉心径方向出力分布(110 万 kWe 級ＢＷＲ５)

バイパス検出器

SRNM検出器(B系)

19

0.00

17

0.00

15

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00
0.00

SRNM検出器(A系)

13

0.00

0.00

11

0.00

0.00

9

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00
0.00

初期引抜制御棒(全引抜)
注 : 初期引抜制御棒、誤引抜制御棒以外の制御棒は全挿入状態

7

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00
0.00

誤引抜制御棒

5

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

57

0.01

0.01

0.02

0.04

0.08

0.15

0.31

0.55

1.03

2.16

3.89

7.72

13.7

25.1

29.4

15.94

59

0.00

0.01

0.01

0.03

0.06

0.11

0.21

0.40

0.78

1.38

2.37

4.00

6.39

6.82

1
0
1
6

68
66
64
62
60
58
56
54
52
50
48
46
44
42
40
38
36
34
32
30
28
26
24
22
20
18
16
14
12
10
8
6
4
2

0.02

0.01

0.01

0.01

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

17

19

0.35

0.42

0.23

0.22

0.12

0.06

0.04

23

25

2.00

0.83

21

2.80

1.57

2.53

1.46

1.87

1.14

0.71

0.56

0.30

0.15

0.08

0.07

0.03

0.02

0.01

0.01

0.46

1.39

0.62

0.42

0.23

0.16

0.11

0.06

0.05

0.03

0.01

0.01

0.00

0.00

0.84

0.70

0.41

0.27

0.16

0.11

0.09

0.05

0.03

0.02

0.01

0.01

0.00

0.00

0.00

27

5.26

6.91

5.28

3.06

1.82

1.12

0.63

0.49

0.21

0.16

0.08

0.04

0.02

0.02

0.01

0.00

0.00

G

D

L

29

31

23.1
7.64

11.7

24.6

12.6

8.35

5.59

3.10

1.41

0.78

0.50

0.20

0.10

0.05

0.03

0.02

0.01

0.01

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

3.33

11.3

10.3

5.96

4.66

2.21

1.08

0.50

0.31

0.18

0.12

0.06

0.04

0.02

0.01

0.01

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

33

18.9

58.2

37.1

29.0

16.0

11.5

5.77

2.66

1.00

0.45

0.24

0.13

0.08

0.06

0.03

0.02

0.01

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

35

29.8

95.1

71.0

38.8

17.7

12.4

8.57

3.80

1.34

0.59

0.40

0.21

0.13

0.06

0.04

0.01

0.01

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

H

37

18.8

69.6

143.6

77.7

30.8

14.9

7.16

2.99

1.54

0.95

0.39

0.19

0.10

0.05

0.03

0.01

0.01

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

39

13.4

59.9

114.0

119.6

42.4

22.7

8.60

3.54

1.46

0.80

0.44

0.28

0.13

0.08

0.03

0.01

0.01

0.01

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00
0.00

41

33.8

58.6

49.5

23.9

10.9

5.52

2.66

1.83

0.71

0.50

0.22

0.11

0.05

0.04

0.01

0.01

0.01

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

43

14.3

22.9

21.9

14.9

7.82

4.12

2.80

1.36

0.59

0.32

0.23

0.09

0.05

0.03

0.01

0.01

0.01

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00
0.00

E

45

6.13

12.6

12.0

11.0

4.56

2.70

1.31

0.78

0.50

0.28

0.18

0.11

0.05

0.03

0.01

0.01

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

49

2.75

3.23

1.71

1.53

0.79

0.36

0.21

0.19

0.10

0.05

0.03

0.02

0.01

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

51

1.15

1.49

1.02

0.77

0.46

0.21

0.13

0.10

0.05

0.04

0.02

0.01

0.01

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

C

A

53

0.45

0.77

0.61

0.39

0.33

0.17

0.11

0.06

0.03

0.03

0.01

0.01

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

55

0.20

0.33

0.24

0.16

0.11

0.09

0.05

0.02

0.02

0.01

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

57

0.12

0.14

0.10

0.07

0.04

0.03

0.01

0.01

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00
0.00

59

0.04

0.05

0.04

0.03

0.02

0.02

0.01

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

61

0.02

0.02

0.02

0.01

0.01

0.01

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

63

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

反応度誤投入発生時に炉心が即発臨界に達するまで制御棒が引き抜かれた状態におけるＳＲＮＭ検出器軸方向位置の炉心径方向出力分布(ＡＢＷＲ)

区分Ⅳに属するSRNM検出器(記号内の文字はチャンネル番号)

区分Ⅱに属するSRNM検出器(記号内の文字はチャンネル番号)

47

3.55

6.67

5.51

3.08

1.87

1.03

0.59

0.45

0.25

0.13

0.06

0.05

0.02

0.01

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

F 0.00
0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

区分Ⅲに属するSRNM検出器(記号内の文字はチャンネル番号)

15

0.14

0.11

0.07

0.03

0.02

0.04

0.02

0.01

0.01

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

スクラム信号が発生する検出器

13

0.05

0.05

0.03

0.02

0.02

0.01

0.01

0.01

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

区分Ⅰに属するSRNM検出器(記号内の文字はチャンネル番号)

11

0.02

0.02

0.01

0.01

0.01

0.01

0.01

0.00

0.00

0.00

B 0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

バイパス検出器

9

0.01

0.01

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

初期引抜制御棒(全引抜)
注 : 初期引抜制御棒、誤引抜制御棒以外の制御棒は全挿入状態

7

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

誤引抜制御棒

5

0.00

0.00

0.00

0.00

添付図 3.3-2

3

0.15

0.06

0.04

0.03

0.02

0.01

0.00

0.00

0.00

1

0.19

0.08

0.10

0.03

0.01

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

J

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

65

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

67

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

2
0
1
6

添付図 3.3-3

反応度誤投入発生時のＳＲＮＭ応答(ＡＢＷＲ)

添付４

二次元（RZ）体系への縮約に伴う不確かさの影響評価

1. はじめに
3.3.1 節にて説明した，ＡＰＥＸコードによる炉心動特性解析において ， 三次 元 沸 騰 水 型 原 子 炉 模 擬 計 算 コ ー ド で 求 め た 炉 心 を 二 次 元（RZ）体系に縮約する操作に伴う不確かさが解析結果に及ぼす影響
を，縮約を介さずに炉心三次元体系で動特性解析を行うことができる
三次元動特性解析コードＴＲＡＣＧを用いて影響評価を実施した。

2. 評価条件
80 万 kWe 級ＢＷＲ５を対象に，ＴＲＡＣＧコードを用いて以下の３
炉心における反応度誤投入解析を実施し，燃料エンタルピへの影響を評価した。その他の主要な解析条件は，申請解析と同等とした。

ベース: 反応度誤投入有効性評価の申請解析相当の炉心感度解析１ : ベース炉心を基に，誤引抜制御棒周囲の燃料集合体を
炉心中心部に移動させることで，ＡＰＥＸコードの引抜制御棒周囲の核定数を炉心中心に移動させる操作を模擬した炉心感度解析２ : 感度解析１を基に，ＡＰＥＸコードの二次元（RZ）体系への縮約操作を模擬した炉心添付図 4.2-1 及び添付図 4.2-2 に，ベース炉心及び感度解析用炉心の燃料集合体燃焼度分布を示す。感度解析１用炉心は，ベース炉心から，誤引抜制御棒周囲の燃料集合体を炉心中心部に移動させること
で，ＡＰＥＸコードの引抜制御棒周囲の核定数を炉心中心に移動させ6-103

る操作を模擬している。また，感度解析２用炉心は，感度解析１用炉心を基に，添付図 4.2-3 に示す炉心領域分けに従って，インポータンスを考慮する上で三次元出力分布重みとして，ノード単位で領域ごとの燃焼度及び履歴水密度を平均化することで，ＡＰＥＸコードの二次元（RZ）体系への断面積縮約操作を模擬している。

6-104

3. 評価結果
添付表 4.3-1 及び添付図 4.3-1 に，反応度誤投入の解析結果を示す。申請解析相当のベース炉心と，ＡＰＥＸコードの二次元（RZ）体系への縮約操作を模擬した感度解析用炉心で，反応度誤投入の過渡変化挙動はほぼ同等であり，燃料エンタルピへの影響も約 1.0kJ/kgUO2 程度に留まることから，ＡＰＥＸコードの二次元（RZ）体系への縮約操
作に伴う不確かさが，判断指標に対する結論に影響を与えるものでな
いことを確認した。

添付表 4.3-1

ケース

申請
解析*1

TRACG
(ベース)

解析結果のまとめ
炉心平均

ピーク出力部

中性子束

燃料エンタル

の最大値

ピ増分

[%定格]

[kJ/kgUO2]

0.0061

約 12

約 35

約 49

1.10

0.0058

約８

約 33

約 44

0.63

1.12

0.0057

約８

約 33

約 44

0.63

1.12

0.0056

約 12

約 32

約 45

全反応度

全反応度

実効遅発

の最大値

の最大値

中性子

[%Δk]

[ドル]

割合

0.69

1.13

0.64

燃料エンタル
ピの最大値[kJ/kgUO2]

TRACG
(感度
解析 1)
TRACG
(感度
解析 2)

*1：APEX コードによる当該炉心の申請解析結果に相当する。

6-105

6
0
1
6

1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
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17
18
19
20
21
22
23
24
25
26

1

4

5

誤引抜制御棒位置

3

6

7

8

9

10

11

12

13

14

添付図 4.2-1

15

16

17

18

19

20

21

22

ベース炉心(反応度誤投入有効性評価の申請解析相当の炉心)の燃焼度分布(単位 : GWd/t)

移動対象とした燃料集合体(APEXコードの引抜制御棒周囲の縮約対象燃料集合体に相当)

2

23

24

25

26

7
0
1
6

1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
21
22
23
24
25
26

4

5

誤引抜制御棒位置

3

6

7

8

9

10

11

12

13

14

15

16

17

18

19

20

21

22

23

24

25

26

感度解析１用炉心(ベース炉心を基に，誤引抜制御棒周囲の燃料集合体を炉心中心部に移動させた炉心)の燃焼度分布 (単位 : GWd/t)

移動対象とした燃料集合体(APEXコードの引抜制御棒周囲の縮約対象燃料集合体に相当)2

添付図 4.2-2

1

8
0
1
6

1
2
3
4
5
6
7
8
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25
26

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9

1

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9
9
9
9
9
9
9
9
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2

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4

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6
6
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6
6
6
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9
9
9

5

誤引抜制御棒位置

9
9
9
9
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8
8
8
8
8
8
8
8
8
9
9
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3

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5
5
5
5
5
5
5
5
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5
5
5
5
5
5
5
5
6
6
6
7
8
9
9

8

添付図 4.2-3

9
9
8
8
7
6
6
6
6
6
6
6
6
6
6
6
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8
9
9

6

10
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5
5
5
4
4
4
4
4
4
4
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3
3
3
3
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7
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2
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17
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4
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18
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7
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9

19

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9
8
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6
6
6
5
5
5
5
5
5
5
5
6
6
6
7
8
9
9

20

感度解析２用炉心の作成において設定した炉心領域分け

9
9
9
8
8
7
6
6
5
5
5
4
4
4
4
4
4
5
5
5
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6
6
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9

21

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6
6
6
6
6
6
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9
9

22

9
9
9
9
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7
7
7
7
7
7
7
7
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9
9
9
9

23

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9
9
9
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8
8
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8
8
8
8
8
8
9
9
9
9

24

9
9
9
9
9
9
9
9
9
9
9
9

25

9
9
9
9
9
9
9
9
9
9

26

40

150

燃料エンタルピ(ベース)38

燃料エンタルピ(感度解析1)36

燃料エンタルピ(感度解析2)34

平均中性子束(ベース)32

平均中性子束(感度解析1)30

平均中性子束(感度解析2)

28
26

炉
24 心
平
22 均
20 中
性
18 子
束
16
定
14 格
12 値
に
10 対
す
8 る
割
6
合
4 ％

100

（

燃
料
エ
ン
タ
ル
ピ
(kJ/kgUO2)

50

）

2
0

0
0

5

10

15

20

時間(秒)

添付図 4.3-1

反応度誤投入における過渡変化

6-109参考資料１

ＴＲＡＣＧ

参考 1-1

参考 1-2

目次
1

はじめに

参考 1-42

使用実績及び解析モデルについて

参考 1-5

2.1 使用実績

参考 1-62.2 解析モデル

参考 1-14

解析結果の例示

参考 1-23

3.1

PEACH BOTTOM タービントリップ試験

参考 1-24

3.2

LASALLE 不安定事象

参考 1-323

4

3.3 福島第二原子力発電所２号炉起動試験

参考 1-44

3.4 柏崎刈羽原子力発電所７号炉起動試験

参考 1-51

3.5 ＳＬＣ試験

参考 1-58

ＡＴＷＳ解析への適用例

参考 1-63

4.1 ＡＢＷＲ平衡炉心のＭＳＩＶ誤閉止

参考 1-63

添付１ ＴＲＡＣＧコードによる中性子束振動に係る解析結果を参考として用いる理由について
参考 1-84

参考 1-3

1

はじめに
現行の過渡解析（主蒸気隔離弁の誤閉止等）では，事象発生後短時間で原子炉スクラムするため中性子束振動現象は生じることがないが，今回の重大事故等対策の有効性評価のうち原子炉停止機能喪失では，原子炉がスクラムせず，高出力・低流量の状態に至るために中性子束振動が生じる可能性がある。この中性子束振動現象については，ＲＥＤＹコード及びＳＣＡＴコードでは取り扱うことができないことから，この取り扱いが可能な解析コードとして米国の設計認証申請においても適用例を有するＴＲＡＣＧコードによる解析を参照する（添付１）。
以上を踏まえ，本資料では，炉心損傷防止に関する重大事故等対策の有効性評価（以下「有効性評価」という。
）に適用するＲＥＤＹコード（REDY Ver.1（ATWS 用），REDY Ver.2）
及びＳＣＡＴコード（SCAT Ver.3）に対する参考として使用するＴＲＡＣＧコード（TRACG
Ver.5）について・使用実績及び解析モデル
・解析結果の例示
・ＡＴＷＳ解析への適用例
に関してまとめる。

参考 1-4

2

使用実績及び解析モデルについて
ＴＲＡＣＧは，オリジナルの原子炉過渡解析コード（以下「ＴＲＡＣ」という。
）(1)の GE

Hitachi Nuclear Energy 社（以下「ＧＥＨ」という。）が所有権をもつバージョンである。
この解析コードは，単純な運転時の異常な過渡変化（以下「ＡＯＯ」という。
）及び設計基準事故である冷却材喪失事故（以下「ＬＯＣＡ」という。
）から過渡時のスクラム失敗事象（以下「ＡＴＷＳ」という。
）に至るまでの沸騰水型原子炉（以下「ＢＷＲ」という。
）の過渡変化を解析するための最適評価コードである。この章では，ＴＲＡＣＧコードの使用実績
及び解析モデルについて記述する。
なお，以降でのＴＲＡＣＧに関する記述は，米国での適用実績については旧バージョン
に関するものであるが，それ以外の記述については最新バージョンである TRACG Ver.5 に関するものである。
最新バージョンである TRACG Ver.5 と前バージョンの TRACG Ver.4 との相違点は，核動特性モデルがエネルギー修正１群からエネルギー３群解析的多項式ノード法モデルに改良された点であり，熱水力モデルは同じである。

参考 1-5

2.1

使用実績

この節ではＴＲＡＣＧコードの開発の経緯，全体のスコープ及び評価性能，米国での適用例について説明する。
2.1.1 背景
ＴＲＡＣは，元々加圧水型原子炉（以下「ＰＷＲ」という。
）の解析のため，ロスアラモ
ス国立研究所（ＬＡＮＬ）
で開発されたものである。
ＴＲＡＣの最初のＰＷＲバージョンは，
TRAC-P1A(2)と呼ばれた。ＴＲＡＣのＢＷＲバージョンの開発は，ＧＥＨとアイダホ国立工学研究所（ＩＮＥＬ）の協調的取組みとして 1979 年に開始された。この取組みの目的は，Ｂ
ＷＲのＬＯＣＡを模擬できるＴＲＡＣのバージョンを開発することにあった。主な作業として，ＢＷＲへの適用のため，ＴＲＡＣの基本モデルの改良及びＢＷＲ固有のコンポーネン
トのためのモデル開発がなされた。ＧＥＨでのこの作業には，ＧＥＨ，原子力規制委員会（以下「ＮＲＣ」という。
）及び電力中央研究所（以下「ＥＰＲＩ」という。
）が，リフィル／再冠水及びＦＩＳＴプログラムの下で共同出資した。作業は，1980 年代半ばに頂点に達し，ＩＮＥＬ(3)での TRAC-BD1/MOD1 の開発，及びＧＥＨ(4)～(10)でのＴＲＡＣＢ０４の開発に結実した。これらはＢＷＲのＬＯＣＡ解析能力を有するＴＲＡＣの最初の主要バージョンであった。共同開発したことから，二つのＢＷＲ用ＴＲＡＣバージョンの基本構造及びコンポー
ネントモデルは，実質的に同一であった。この開発期間中，ＴＲＡＣＧは，ＢＷＲのＬＯＣ
Ａ及び過渡を模擬した個別効果試験データ，機器性能評価データ及び総合効果試験に対し，広範に妥当性が確認された。妥当性確認の詳細文書は，参考文献(4)，(5)，(10)に含まれる。
1985 年に始まったＴＲＡＣのＢＷＲバージョンの開発に関する次の段階では，過渡及びＡＴＷＳへの適用を含むようにコードの解析能力を向上させる目的に注力した。この期間
中の主な成果は，三次元核動特性モデルの実装，熱水力モデルのための陰解法を用いた数値積分法の開発及びＢＷＲ燃料模擬法の改良であった。1990 年代を通して進展した開発活動の結果，コードバージョンをＴＲＡＣＧと改名した。この期間中，試験装置及びＢＷＲプラント(11) のみならず，制御棒落下試験も含めた過渡及び安定性データに対し，ＴＲＡＣＧの妥当性が広範に確認された。参考文献(12)に，これらの妥当性確認を包括的に記述した。ＴＲＡＣＧは，ＥＳＢＷＲ(13),(14)の開発を支援するため実施した広範囲のシステム効果，機器性能評価及び総合効果試験に対し，さらなる妥当性が確認されている。
2.1.2 コード全体のスコープ及び評価性能
ＴＲＡＣＧは，原子炉の熱水力挙動を評価する多次元二流体モデル，及び炉心の中性子
動特性を評価する三次元中性子動特性モデルに基づいている。
熱水力挙動を取り扱うためにＴＲＡＣＧで用いる二流体モデルは，TRAC-PF1 及び TRACBF1(1)に使用されている二流体モデルと基本的に同じである。この二流体モデルは，気相及び液相に対し，質量，運動量及びエネルギーの保存式を基礎式として解く。ＴＲＡＣＧの基

参考 1-6礎式では，二相間の熱的及び力学的な平衡について，いかなる仮定も含めていない。また，気相は蒸気及び非凝縮性ガスの混合気体から構成することが可能であり，液相には水溶性
ほう素を含めてもよい。熱水力モデルは，ベッセルコンポーネントを多次元，その他すべてのコンポーネントを一次元で定式化している。
質量，運動量及びエネルギーの保存式は，気液界面及び壁面におけるせん断応力及び熱伝達に対する構成式からなる付加的なモデルを用いることで閉じることができる。構成式
は流動様式に依存しており，コード全体で首尾一貫して使用する単一の流動様式マップに基づいて選定する。
基本的な熱水力モデルに加えて，ＴＲＡＣＧでは再循環ポンプ，ジェットポンプ，燃料チャンネル，気水分離器及び蒸気乾燥器のようなＢＷＲ機器のための一連のコンポーネン
トモデルも備えている。ＴＲＡＣＧでは，更に，圧力，水位及び再循環流量制御系のような主要なＢＷＲ制御系を模擬することのできる制御系モデルを備えている。
三次元核動特性モデルは三次元沸騰水型原子炉模擬計算コードＡＥＴＮＡ(15),(17)と同一のモデルであり，エネルギー３群の時間依存拡散方程式，及び６群の遅発中性子先行核濃度の動特性方程式を解く。
制御棒位置及び熱水力モデルから求められた減速材密度，
燃料温度，
ほう素濃度に基づき反応度フィードバックが求められる。
ＴＲＡＣＧの構成はモジュール化手法に基づいている。ＴＲＡＣＧの熱水力モデルは，
パイプ，ポンプ，弁，Ｔ字配管，チャンネル，ジェットポンプ，気水分離器，熱交換器及びベッセルコンポーネントのような一連の基本コンポーネントをモジュールとして含んでいる。これらのコンポーネントを構成要素として使用し組み立てることで解析対象を模擬する。解析に際しては，任意の数のコンポーネントを組み合わせることが可能である。コンポーネントの数，それらの相互関係及び各コンポーネントの詳細は，入力データを通して特定される。ＴＲＡＣＧは，このようにして，単純な個別効果試験から完全なＢＷＲプラントまでの広い範囲の設備を模擬できる能力を有している(18),(41)。
ＴＲＡＣＧでは，個別効果試験，機器性能データ，総合効果試験及び実規模のＢＷＲプ
ラントデータに対し，広範にその妥当性を確認してきている。個別効果試験に対する基本モデルの妥当性確認，総合効果試験に対する妥当性確認及び実プラントデータに対する妥当性確認の中で実施した代表的な結果を本資料で説明する。この妥当性確認の目的は，ＴＲＡ
ＣＧの基本モデルの適用性を実証すること及びモデルの不確かさを定量化することにある。
2.1.3 米国での適用実績
ＴＲＡＣＧの旧バージョンである Ver.2 及び Ver.4 について，米国のＮＲＣ（Nuclear
Regulatory Commission）に承認されたＬＴＲ（Licensing Topical Report）をもとにＡＯ
Ｏ，ＡＴＷＳ，安定性，ＬＯＣＡに関する使用実績を説明する。
表 2.1-1 に米国のＮＲＣに承認されたＡＯＯ，ＡＴＷＳ，安定性，ＬＯＣＡに関する主なＬＴＲを示す。No.1 から No.5 はＡＯＯ又はＡＴＷＳに関するＬＴＲを，No.6 から No.9

参考 1-7は安定性に関するＬＴＲを，No.10 はＬＯＣＡに関するＬＴＲを示しており，それぞれにＮ
ＲＣのＳＥＲ（Safety Evaluation Report：安全評価報告書）が添付されている。No.11 はＴＲＡＣＧで使用されている解析モデルについて記述されており，No.12 は試験データとの比較によるＴＲＡＣＧの妥当性確認結果について記述されている。No.11 及び No.12 は，各プラントタイプ，各適用事象に対してＴＲＡＣＧの適用性を示した No.1 から No.10 のＬＴ
Ｒを審査する時に参照され，その妥当性が評価されている。
2.1.3.1 ＡＯＯへの適用実績
ＡＯＯについては，No.1，No.3，No.4 に解析例が提示されている。No.1 では，代表的な
ＢＷＲ４プラントを対象として，圧力増加過渡事象についてはタービントリップ（バイパス
弁不作動），給水制御系の故障，主蒸気隔離弁の誤閉止を，圧力減少過渡事象については圧力制御系の故障を，流量増加/減少過渡事象については再循環ポンプトリップ，再循環流量
制御系の故障を，サブクール過渡事象については給水加熱喪失を，水位減少過渡事象については給水流量の全喪失を，TRACG Ver.2 を用いて炉心出力，炉心流量，ドーム圧力，圧力容器入口及び出口の流量，ＣＰＲ（Critical Power Ratio：限界出力比）の時間変化等について評価した結果を示している。No.3 では，No.1 とは異なるＢＷＲ４プラントを対象として，
圧力増加過渡事象についてはタービントリップ（バイパス弁不作動），給水制御系の故障，主蒸気隔離弁の誤閉止を，流量増加/減少過渡事象については再循環流量制御系の故障を，サブクール過渡事象については給水加熱喪失を選択し，TRACG Ver.4 及び Ver.2 の結果を炉
心出力，炉心流量，給水流量，入口サブクール度，ドーム圧力変化，ΔCPR/ICPR の時間変化等について比較して示している。TRACG Ver.4 の結果は Ver.2 の結果に対して保守的な結果を生じるとしている。No.4 では，ＥＳＢＷＲを対象として，圧力増加過渡事象については
負荷遮断（バイパス弁不作動)，タービントリップ（バイパス弁不作動），主蒸気隔離弁の誤閉止を，サブクール過渡事象については給水加熱喪失を，水位減少過渡については給水流量の全喪失を，TRACG Ver.4 を用いて炉心出力，炉心流量，ドーム圧力，圧力容器入口及び出口の流量，ＣＰＲの時間変化等について評価した結果を示している。
2.1.3.2 ＡＴＷＳへの適用実績
ＡＴＷＳについては，No.2，No.3，No.5 に解析例が提示されている。No.2 では，代表的なＢＷＲプラントを対象として，圧力増加過渡事象については主蒸気隔離弁の誤閉止に対するスクラム失敗を，圧力減少過渡事象については圧力制御系の故障に対するスクラム失敗を，TRACG Ver.2 を用いて炉心出力，炉心流量，ドーム圧力，圧力容器入口及び出口の流量の時間変化等について評価した結果を示している。No.3 では，ＢＷＲ４プラントを対象として圧力増加過渡事象である主蒸気隔離弁の誤閉止に対するスクラム失敗を選択し，TRACG Ver.4 及び Ver.2 の結果を炉心出力，炉心流量，給水流量，入口サブクール度，ドー
ム圧力変化，ΔCPR/ICPR の時間変化等について比較して示している。TRACG Ver.4 の結果は

参考 1-8

Ver.2 の結果に対して保守的な結果を生じるとしている。No.5 では，ＥＳＢＷＲを対象として，圧力増加過渡事象については主蒸気隔離弁の誤閉止，復水器真空度の喪失（ＬＣＶ：Lossof Condenser Vacuum）に対するスクラム失敗を，サブクール過渡事象については給水加熱喪失に対するスクラム失敗を TRACG Ver.4 を用いて，中性子束，炉心流量，給水流量，蒸気
流量，ドーム圧力，ダウンカマの水位，ボロン濃度の時間変化等について評価した結果を示している。また，No.5 ではタービントリップ（バイパス弁作動）に対するスクラム失敗において，核及び熱水力の相互作用による不安定性から生じる出力振動の時間変化について評価した結果を示している。
2.1.3.3 安定性への適用実績
安定性については，No.6 から No.9 に解析例が示されている。No.6 では，代表的なＢＷ
Ｒプラントを対象として，
TRACG Ver.4 を用いた不安定事象を解析しＭＣＰＲ（Minimum CPR：
最小限界出力比）の時間変化及びＳＬＭＣＰＲ（Safety Limit MCPR）に対する裕度を評価している。No.7 では，炉心サイズの異なる二つのＢＷＲ４プラント並びにＢＷＲ５及びＢ
ＷＲ６プラントを対象として，高出力/低流量における炉心出力の振動を TRACG Ver.2 を用いて解析し，ＤＩＶＯＭ（Delta CPR over Initial MCPR Versus Oscillation Magnitude）の評価を行った結果が示されている。No.8 では，代表的なＢＷＲを対象として，TRACG Ver.4
及び Ver.2 を用いて不安定事象を解析し，チャンネルの出力，流量，及びＭＣＰＲの時間変化，ＤＩＶＯＭについて両コードの比較結果が示されている。ＤＩＶＯＭの評価においてTRACG Ver.4 の結果は，Ver.2 の結果に対して本質的に同等であるか，より保守的な結果となるとしている。No.9 では，ＥＳＢＷＲを対象として，チャンネル安定性，炉心安定性，領域安定性に関する TRACG Ver.4 の解析結果が示されている。
2.1.3.4 ＬＯＣＡへの適用実績
ＬＯＣＡについては，No.10 に解析例が示されている。No.10 では，ＥＳＢＷＲを対象として，ＥＣＣＳ／ＬＯＣＡ，格納容器／ＬＯＣＡ及び主蒸気管破断ＬＯＣＡに関する TRACG
Ver.4 の解析結果が示されている。
2.1.3.5 審査で参照・評価されたＬＴＲ
ＮＲＣの審査では，上記で説明した各事象評価へのＴＲＡＣＧの適用を申請した No.1 から No.10 のＬＴＲの審査に No.11 及び No.12 のＬＴＲが参照されて適用範囲に応じた内容が評価されている。No.11 はＴＲＡＣＧのモデル解説書の最新版であり，中性子動特性及び熱水力挙動を解析するために必要な基礎方程式，物理モデル又は構成式，機器・コンポーネントモデル，数値解法について記載されている。No.12 はＴＲＡＣＧの妥当性確認結果の最新版であり，試験データとの比較によりＴＲＡＣＧモデルの妥当性を示している。表 2.1-2
及び表 2.1-3 にＴＲＡＣＧの妥当性確認に関する実績を示す。

参考 1-9ＴＲＡＣＧの妥当性確認では，下記の主要な妥当性確認カテゴリで構成される系統的な方法に従い，個別効果試験及び機器性能評価試験にて解析モデルの不確かさを評価し，総合効果試験にて解析コードの適用性及び解析モデルの総合的な妥当性が確認されている。また，ＢＷＲプラント試験にて，解析コードのＢＷＲ実規模体系への適用性が確認されている(12),(16)。
個別効果試験
基本モデル及び現象の妥当性確認を特別に指向した十分に制御された試験である。
ここに含まれるのは，(1)界面せん断力及びサブクール沸騰モデルを評価するボイド率データ(19)～(23)，(2)熱伝達データ(24),(25)，(3)対向流制限（ＣＣＦＬ）及び臨界流等の流れ制限データ(26)～(28)，(4)壁面摩擦モデルを評価する圧力損失データ(29),(30)，(5)限界出力データ(31)，(6)核動特性モデル化手法を評価する制御棒落下試験データ(32)，(7)密度波伝搬等の現象のモデル化手法を評価する熱水力安定性データである。
機器性能評価試験
特定のＢＷＲ機器の性能を予測するために，ＴＲＡＣＧの能力を評価する根拠を提供する試験である。ここに含まれるのは，(1)順流及び逆流に対するジェットポン
プデータ，(2)気液分離及び圧力損失に関する気水分離器データ，(3)ＢＷＲ上部プ
レナムの緊急炉心冷却注水及びその分布に関するデータ，(4)炉心スプレイ分布デー
タである。
総合効果試験
ＢＷＲの縮小模擬結果で構成される試験である。これらの試験の主目的は，シス
テム全体の性能及びシステム中の異なる機器間の相互作用を評価することである。
これらの試験には，ジェットポンプ付きＢＷＲに対するＴＬＴＡ(34)～(36)，ＦＩＳＴ，
ＳＳＴＦ及びＲＯＳＡ試験装置，ジェットポンプなしの外部ポンププラントに対するＦＩＸ試験装置，並びにＥＳＢＷＲに対するＧＩＳＴ試験装置で実施されたＬＯ
ＣＡ模擬試験を含む。
ＢＷＲプラント試験
このカテゴリには，ＢＷＲプラントの過渡試験及び安定性試験が含まれる。

参考 1-10

表 2.1-1 ＴＲＡＣＧコードの米国における使用実績

No.

NRC から承認された LTR (Licensing Topical Report)

適用範囲

解析コード

1

GE Nuclear Energy, “TRACG Application for Anticipated

BWR2～6，TRACG Ver.2

Operational Occurrences (AOO) Transient Analyses,” NEDO- AOO
32906-A, Revision 3, September 2006.
2

GE Nuclear Energy, “TRACG Application for Anticipated

BWR2～6，

Transient

ATWS

Without

Scram

Overpressure

Transient

TRACG Ver.2

Analyses,” NEDO-32906 Supplement 1-A, November 2003.
3

GE Hitachi Nuclear Energy, “Migration to TRACG04/PANAC11

BWR2～6 ，from TRACG02/PANAC10 for TRACG AOO and ATWS Overpressure

AOO 及び ATWS 圧

Transients,” NEDO-32906 Supplement 3-A, Revision 1,

力増加過渡

TRACG Ver.4

April 2010.
4

GE Hitachi Nuclear Energy, “TRACG Application for ESBWRESBWR ，AOO

TRACG Ver.4

ESBWR，ATWSTRACG Ver.4

GE Hitachi Nuclear Energy, “DSS-CD TRACG APPLICATION,”

BWR3～6，TRACG Ver.4

NEDO-33147-A, Revision 4, August 2013.

安定性Transient Analysis,” NEDO-33083 Supplement 3-A, Revision
1, September 2010.
5

GE Hitachi Nuclear Energy, “TRACG Application for ESBWR
Anticipated Transient Without Scram Analyses,” NEDO33083 Supplement 2-A, Revision 2, October 2010.

6
7

GE

Nuclear

Energy,“Reactor

Stability

Detectand

安定性解決策オ

Suppress Solutions Licensing Basis Methodology for Reload

プ シ ョ ン I-D,

Applications,” NEDO-32465-A, August 1996.

Ⅱ, Ⅲを使用すTRACG Ver.2

る BWR，安定性
8GE Hitachi Nuclear Energy, “Migration to TRACG04/PANAC11安定性解決策オ

from TRACG02/PANAC10 for Reactor Stability Detect andプ シ ョ ン I-D,

Suppress Solutions Licensing Basis Methodology for Reload

Ⅱ, Ⅲを使用すApplications,” NEDO-32465 Supplement 1-A, Revision 1,

る BWR，安定性

TRACG Ver.4

October 2014.
9

GE Hitachi Nuclear Energy, “TRACG Application for ESBWRESBWR，安定性

TRACG Ver.4

ESBWR，LOCA

TRACG Ver.4

Stability Analysis,” NEDO-33083 Supplement 1-A, Revision2, September 2010.
10

GE

Hitachi Nuclear Energy, “TRACG

Application for

ESBWR,” NEDO-33083-A, Revision 1, September 2010.
上記 LTR の審査で参照・評価された LTR
11

GE Hitachi Nuclear Energy, “TRACG MODEL DESCRIPTION,”TRACG Ver.4

NEDO-32176, Revision 4, January 2008.
12

GE Nuclear Energy, “TRACG Qualification,” NEDO-32177,
Revision 3, August 2007.

参考 1-11TRACG Ver.4

表 2.1-2 ＴＲＡＣＧコードの妥当性確認実績(個別効果試験，機器性能評価試験)

試
ボイド率

験 項 目

Frigg of-64 試験
Christensen サブクールボイド試験
Wilson 及び Bartolomei 気泡上昇試験
EBWR 試験
PSTF レベルスウェル試験
東芝低圧ボイド試験
OntarioHydro ボイド試験

個別効果試験

CISE 水密度試験
熱伝達

THTF 膜沸騰試験
炉心スプレイ熱伝達(CSHT)

対向流制限

CSHT 試験

臨界流

Marviken 臨界流試験
PSTF 臨界流試験
Edwards ブローダウン

圧力降下

ATLAS での圧力降下試験

限界出力

流動振動試験
加圧事象及び ABWR 再循環ポンプ全台トリップ試験

機器性能評価試験

自然循環及び安定性

FRIGG 試験

反応度投入

SPERTⅢ試験

ジェットポンプ性能

INEL 1/6 スケールのジェットポンプデータ
BWR4 実規模１本ノズルジェットポンプデータ
BWR5 実規模５本ノズルジェットポンプデータ

気水分離器

実規模２段/３段気水分離器データ

上部プレナム効果

SSTF 試験

炉心スプレイ分布

SSTF 試験参考 1-12

表 2.1-3 ＴＲＡＣＧコードの妥当性確認実績(総合効果試験，ＢＷＲプラント試験)

試

験 項 目

総合効果試験

TLTA 試験
FIST 試験
SSTF 試験ROSA-Ⅲ試験
FIX-Ⅱ試験
GIST 試験
PEACH BOTTOM タービントリップ試験

ＢＷＲプラント試験

HATCH ２台ポンプトリップ試験
HATCH 主蒸気隔離弁の閉止試験
LASALLE 不安定事象
LEIBSTADT 安定性試験
NINE MILE POINT 不安定事象
PEACH BOTTOM 安定性試験
NINE MILE POINT ポンプ流量増加試験
LEIBSTADT 給水流量喪失試験

参考 1-13

2.2

解析モデル

この章では，ＢＷＲの原子炉内で生じる過渡変化において，過渡時のスクラム失敗事象（ＡＴＷＳ）を対象とした重要な物理現象の評価に必要となる基礎方程式及び解析モデルについて説明する。
2.2.1 モジュール構造
ＴＲＡＣＧは物理領域を主な単位としたモジュール構造を有し，モジュールを組み合わせることによる柔軟な形状模擬能力を持っている。このために，ＴＲＡＣＧには，モジュー
ル化した基本的な熱水力コンポーネント，例えばベッセル，チャンネル，パイプ，Ｔ字管及び弁等がある。また，これらのコンポーネントを活用した気水分離器，ジェットポンプ及びポンプ等の原子炉内機器用のコンポーネントも用意されている。これらのコンポーネント
は，システム模擬に当たっての構成要素として使用され，互いを組み合わせて接続する。これにより，ＢＷＲプラント又は試験体系のように，物理領域の内部で種々の熱流動現象が生起し，領域間の接続を通してそれらが輸送されるシステムを構成する。また，炉心においては，三次元中性子動特性モデルによる解析機能も有しており，ＢＷＲプラントの現実的な解析が可能となっている。
一例を図 2.2-1 に示す。この図では，ＢＷＲ５の原子炉圧力容器内及びそれに接続される配管をＴＲＡＣＧのコンポーネントで模擬している。コンポーネント群は流路又は熱伝達経路を通して互いに結合することができる。また，ＴＲＡＣＧには，複数の制御ブロックから構成されるモジュール化された制御系システムがある。制御ブロックは，互い同士又は熱水力コンポーネントと結合してＢＷＲの水位制御系のような複雑な制御系を構成できる。

参考 1-14ベント及び頂部スプレイ・ノズル

VSSL

PIPE
蒸気出口ノズル
TEE(SEPARATOR)SEPARATOR
PIPE

炉心スプレイ・ノズル

PIPE
PIPE

低圧注水ノズル

CHAN

炉心スプレイ・スパージャー

JETP
ジェットポンプ
燃料集合体
PIPE
冷却材再循環水
出口ノズル
TEE
PIPE
原子炉圧力容器
支持スカート
制御棒駆動機構
ハウジング

炉内核計装ハウジング

図 2.2-1 ＴＲＡＣＧによるＢＷＲ５の模擬ＴＲＡＣＧは次に示すような熱水力コンポーネントを内蔵している。
PIPE

パイプ（PIPE）コンポーネントは，ＴＲＡＣＧ中で最も簡単なコンポーネントであり，管路中の流れに対する一次元熱水力モデル，及び管路壁における径方向熱伝導モデルを有している。

PUMP

ポンプ（PUMP）コンポーネントは，コンポーネント中のセル境界の一つにポンプモデルが含まれる点を除けば，パイプコンポーネントに類似している。ポンプモデル
は，ポンプ速度及び流れに対しポンプが与える揚程を計算する。

VLVE

バルブ（VLVE）コンポーネントは，セル境界の一つの流路面積が弁の開閉を模擬するよう変化できる点を除けば，パイプコンポーネントに類似している。

参考 1-15

TEE

Ｔ字配管（TEE）コンポーネントは，Ｔ字配管又はＹ字配管を構成するため，互いに連結した二つのパイプコンポーネントからなる。
気水分離器は，Ｔ字配管コンポーネントのオプションの一つである。１次分岐部はＢＷＲ気水分離器のスタンドパイプ及び胴部を構成する。一方，２次分岐部は液の排水流路を模擬する。気水分離器オプションが選択された場合，当該コンポーネン
ト中の蒸気と液との分離を模擬するための特別なモデルが使用される。

JETP

ジェットポンプ（JETP）コンポーネントは，駆動流と吸込み流との相互作用及び混合を模擬するための特別なモデルを含む点を除けば，Ｔ字配管コンポーネントに類似している。

CHAN

チャンネル（CHAN）コンポーネントは，Ｔ字配管コンポーネントに基づき，燃料棒の模擬機能を有する。１次分岐部は加熱チャンネルを模擬し，燃料棒を含む。２次分岐部は，ＢＷＲ燃料チャンネル下部からの漏えい流路を模擬する。また，オプションの一つとして，内部分岐部で当該チャンネル内のウォータロッドを模擬できる。さらに，燃料棒内径方向熱伝導を解くための一次元モデルを有する。当該チャンネル中の発熱及び熱伝達に関する特別なモデルも有している。

HEAT

熱交換器（HEAT）は給水加熱器等を対象とする合成コンポーネントであり，その一次系側を構成するＴ字配管コンポーネントを基本要素とする。２次系側はパイプコンポーネントにより模擬される。熱交換器の１次側と２次側の間の熱伝達を模擬する特別なモデルを有する。熱交換器コンポーネントは，入力データ作成を容易にするために設けたものである。なお，熱交換器は，１次側及び２次側を模擬する
よう入力データにより二つのコンポーネントを定義すれば，両者のセル間の熱伝達結合を用いて構成することもできる。

VSSL

ベッセル（VSSL）コンポーネントは，ＴＲＡＣＧにおける唯一の多次元コンポーネントである。二次元直交座標系，並びに二次元及び三次元の円柱座標系にてノード分割を行うことができる。ベッセルコンポーネント中の多次元流れを取り扱うため，多次元熱水力モデルが使用される。また，構造物を模擬する熱平板をベッセル
コンポーネント中の種々の位置に組み込むことができる。例えば，集中定数化熱平板モデルについてはベッセルコンポーネント中のすべてのセル内に，一次元熱平板モデルについては軸方向又は半径方向に隣接するセル間境界面上に設置することができる。

ＴＲＡＣＧ中のすべてのコンポーネントは，同一の基本モデルを利用する。すなわち，すべての一次元コンポーネントが使用する共通の一次元熱水力モデルがある。多次元熱水力モデルはベッセルコンポーネントのみで使用されるが，このモデルは，一次元に縮約する

参考 1-16

と一次元モデルと同一になる。また，すべての一次元コンポーネント中の壁面熱伝達，及びベッセルコンポーネント中の径方向ヒートスラブモデルで，一つの共通な熱伝導モデルを使用する。ベッセルコンポーネント内で軸方向ヒートスラブに対し使用する一次元熱伝導モデルも，離散化方法を除けば同様である。最後になるが，ＴＲＡＣＧ中には，ただ一組のせん断力及び熱伝達に対する構成式群があり，すべてのコンポーネントでこれを使用している。
2.2.2 基礎方程式とモデルの概要
ここでは，重要現象を評価するために必要となる解析モデルで，特に重要である基礎方
程式，物理モデル又は構成式について説明する。
2.2.2.1 流体場の方程式
ＢＷＲの原子炉内で生じる過渡変化は，冷却水及び蒸気を流体成分とする二相流の下で生じる現象であるため，気液二相流からなる流体場を解く必要がある。また，ＡＯＯ及びＡ
ＴＷＳでは，特に炉心中での重要現象がサブクール状態を含む熱的非平衡及び沸騰系であるため，主に界面せん断力に規定される気液間相対速度が位置によって大きく変化する非均質系を対象とし，さらに過渡変化の時定数に沿って状態が変化して行くため，これに追従できる流体場の方程式が必要とされる。
このような適用対象に対して適合する流体場の方程式には，二流体場に対する保存式が適切であることが知られており，対象とする質量，エネルギー及び運動量に関わる物理量の輸送量を決定するに際し，二相流二流体場の６個の方程式を解くことになる。
ＴＲＡＣＧは，
このような場の保存式に基づいて作成された解析コードである。
ＴＲＡＣＧでは，このような定式化により非平衡，非均質な二相流を直接取り扱うことができ，熱的平衡性及び相速度に先験的な仮定を導入しない定式化が可能となる。ただし，
ＢＷＲの過渡及び事故に適用するに当たって問題とならない範囲で，場の保存式を簡略化する。例えば運動量保存式において，圧力に関し気相及び液相の圧力を等しく置く１圧力モ
デルを導入し，また，気液間の質量輸送に伴って生じる気液界面力を界面せん断力に対して無視する。さらにエネルギー保存式において，位置エネルギー，及び変動速度の平均化の過程で生じる変動エネルギー項を無視する。
空間次元に関しては，原子炉圧力容器を除くと一次元的な取扱いで十分であり，原子炉
圧力容器のみ唯一三次元的な取扱いが必要となる。時間解法については完全陰解法の使用を推奨しているが，数値粘性による解析解の忠実度低下を抑制する観点から，オプションとして半陰解法を用いることもできる。

参考 1-17気相質量保存式：
v

t

v

vv

g

1

l

(2.2-1)

液相質量保存式：

t1l(2.2-2)

vl

g

P

F wv

v

g

f lv

1

P

Fwl

気相運動量保存式：

vv
v

v

t

vv

vv

(2.2-3)f VM

液相運動量保存式：

vl

1

l

1

t

l

vl

vl

1

l

g

f

(2.2-4)flv

VM

気相エネルギー保存式：
vv2
2

v ev

t

P

vv2
2

v v v ev

t

P vv

q wv

(2.2-5)qiv

g hg

液相エネルギー保存式：
1

t

l

el

vl2
2

P

1

t

P 1

l vl

vl

el

vl2
2
qwl

(2.2-6)
qil

ここで
：ボイド率
v，

l

v v ， vlgP

：気相密度，液相密度：気相速度，液相速度：界面を通じた質量生成率：圧力

Fwv ， Fwl ：気相及び液相へ作用する壁面摩擦力の成分
g：重力加速度f lv：界面せん断力

fVM

：仮想質量

ev ， e l：気相の内部エネルギー，液相の内部エネルギー

qwv ， qwl ：壁面から気相及び液相への熱流量

参考 1-18

ghf

qiv ， qil：界面から気相及び液相への熱流量

hg ， h f：飽和蒸気の比エンタルピ，飽和水の比エンタルピt：時間

2.2.2.2 構造物についての場の方程式
ＴＲＡＣＧでは，体系中の燃料棒及び他の構造物に対する場の方程式として，熱伝導方
程式を解く。構造物には，一次元コンポーネントに対するパイプコンポーネント壁，並びにベッセルコンポーネントの外壁及びベッセルコンポーネント中の内部熱平板が含まれる。
一次元コンポーネントの壁において，内壁からの熱伝達は当該コンポーネント中の流体に向かう。一方，外壁からの熱輸送は，他の任意コンポーネント中の流体に向かうことができる。ベッセルコンポーネント中の内部熱平板は，ベッセル中の一つのセル内部に完全に含まれるか，軸方向又は径方向に位置する二つのセル間でその境界上に配置される。
ＴＲＡＣＧは直交座標系及び円柱座標系の一次元熱伝導モデルを用いており，燃料棒，
二つのベッセル内径方向リングに接する二つの境界面をもつ２面ヒートスラブ，一次元コ
ンポーネントの壁には円柱座標系を用いている。
直交座標系：

Cp

T

T

k

t

z

(2.2-7)qz

円柱座標系：

Cp

T

1

t

r r

rk

T

(2.2-8)

q

r

ここで
：密度

Cp

：定圧比熱

T
r，z
k
q

：温度
：径方向位置，軸方向位置：熱伝導率：体積熱生成率

2.2.2.3 物理モデル又は構成式
二相流流動様式，サブクール沸騰，界面せん断力，界面熱伝達，界面積濃度，壁面摩擦，
壁面熱伝達，臨界流，局所圧力損失，限界出力及びリウェットの物理モデル又は構成式については，旧バージョンである TRACG Ver.4 と同じであるため，ここでの説明は省略する(41)。
物理モデル又は構成式は，米国においてＡＯＯ，安定性，ＡＴＷＳ等へ適用されており，十分な実績を有している。

参考 1-19

2.2.2.4 中性子動特性方程式
ＴＲＡＣＧは，中性子エネルギー３群，遅発中性子先行核６群の三次元の時間依存中性
子拡散方程式を解く。中性子束及び遅発中性子先行核濃度は，減速材密度，燃料温度，ほう
素濃度及び／又は制御棒の変化に応じて，あらゆる（i,j,k）ノードで時間について求められる。ただし，燃焼度及びキセノン濃度分布は，過渡期間中で一定を仮定する。
ＴＲＡＣＧで使用する三次元中性子動特性モデルは，三次元沸騰水型原子炉模擬計算コ
ードＡＥＴＮＡ(15),(17)と同一のモデルを組み込んでおり，炉心の過渡解析を目的として時間依存の多群拡散方程式を解く。空間解法には静特性解析と同じ解析的多項式拡散ノード法
を用い，時間解法には完全陰解法後退差分スキームを標準解法として周波数変換法とともに用いている。この時間解法は，無条件安定で大きな時間ステップを可能とする。過渡時の拡散方程式を解く際に時間ステップを比較的大きく取れるようにするため，遅発中性子先行核濃度は時間ステップ内で核分裂源が線形的に変化することを仮定して解析的に解かれる。非線形反復におけるノード法結合補正係数の更新ステップを大きくとることで更なる計算時間短縮が実現できる。
三次元時間依存中性子拡散方程式を以下に示す。

1
v gi

t

i
g ( x, y , z , t )

p
g

k eff

Dgi x, y , z , t1ix, y , z , t

x, y, z , t

i
fg

i
g

i
rg

x, y , z , tigx, y , z , t

x, y , z , t

g'

i
sg
g

i
g

g

x, y, z , tigx, y, z, t

g
6
m
g

i
m

Cmi x, y, z , t

ext
g

i
qext
x, y , z , t(2.2-9)m 1

t

Cmi x, y, z , t

i
m

keff

i
fg '

x, y , z , tig'x, y , z , t

i
i
m Cm

x, y , z , t(2.2-10)

g'

ここで
i

：時刻 t におけるノード i の第 g 群拡散係数irg (x, y, z, t)：時刻 t におけるノード i の第 g 群除去断面積ifg (x, y, z, t)：時刻 t におけるノード i の第 g 群核分裂断面積

Dg (x, y, z, t)：核分裂当たりの発生中性子数isgg (x, y, z, t)i
Cm (x, y, z, t)ig (x, y, z, t)

q iext (x, y, z, t)：時刻 t におけるノード i の第 g 群から g 群への散乱断面積：時刻 t におけるノード i の第 m 群遅発中性子先行核濃度：時刻 t におけるノード i の第 g 群中性子束：時刻 t におけるノード i の第 g 群外部中性子源

参考 1-20

i：時刻 t におけるノード i の第 g 群中性子速度pg：第 g 群即発中性子核分裂スペクトルvg：初期定常時の実効増倍率

keff

6

i
m

：ノード i の第 m 群遅発中性子生成率（

i

i
m ）
m 1

m
g

：第 m 群遅発中性子核分裂スペクトルim：ノード i の第 m 群遅発中性子先行核崩壊定数ext：第 g 群外部中性子源核分裂スペクトルg

中性子動特性モデルでは，炉心中の出力分布を直交三次元（x-y-z）系で計算するが，その際に燃料温度及び冷却材密度の変化，並びに制御棒移動を考慮する。チャンネル熱水力及び燃料熱伝達に関わるモデルでは，炉心を並行多チャンネルとして模擬し，それぞれのチャンネルが複数の燃料集合体をもつように関係付ける。また，状態量は各チャンネルの各軸方向ノードで解く。チャンネル群の水力的な境界条件は，解析コード中の炉心外モデルにて定める。各コンポーネントは，図 2.2-2 に示したデータを通じて結合される。

3次元中性子動特性モデル

崩壊熱モデル
燃料温度
燃料中の発熱減速材密度
燃料棒熱伝達

直接発熱

熱流束

冷却材温度

チャンネル及びバイパスの
熱水力
図 2.2-2 ＴＲＡＣＧのモデル間でのデータの流れ

参考 1-21

中性子動特性モデルにおけるノード分割は，径方向には１燃料集合体当たり１ノード，
軸方向には 24 又は 25 ノードをとる。しかし，熱水力及び熱伝達に対するチャンネル，つまりＴＲＡＣＧ中のチャンネルコンポーネントに対するノード分割は，水平の（x-y）方向で，中性子動特性モデルのそれと比較して粗い。すなわち，熱水力的及び幾何形状的に類似した
状態量をグループにまとめ平均化して一つのコンポーネントとしている。このため，チャン
ネルコンポーネント数は燃料集合体数より少なくなる。中性子動特性モデルからチャンネ
ルモデルへのデータの流れは平均化を通じてなされる。また，熱水力から中性子動特性モデ
ルへのデータの流れは図 2.2-2 に示したように減速材密度及び燃料温度である。
ＴＲＡＣＧの三次元中性子動特性モデルにおける計算では，減速材密度及び燃料温度の変化をチャンネルモデルが与える。バイパス水密度はベッセルコンポーネントから得られるが，チャンネル及びウォータロッドの水密度を体積で重み付けして組み合わせ，ノード平均の相対水密度を与える。
ＴＲＡＣＧのほう素モデルでは，ほう素の微視的断面積及び数密度を用いて吸収断面積を補正することによりボロン反応度を考慮し，ほう素の混合については質量保存式を取り扱うことにより，液相の流れ場とともに移動する溶質として考慮している。
ＴＲＡＣＧでは，核モデル及び熱水力モデルで原子炉圧力容器内を三次元的に取り扱い，
熱水力モデルでは二相流二流体場の６個の方程式により，質量，運動量及びエネルギーについて液相及び気相を個別に取り扱うことができるので，核熱結合による密度波振動から生じる中性子束振動を評価することが可能である。

参考 1-223

解析結果の例示
この章では，ＡＴＷＳを対象とした評価で重要な物理現象を考慮に入れて，TRACG Ver.5

が前バージョンの TRACG Ver.4 から改良された核動特性モデルの確認，ＲＥＤＹ／ＳＣＡ
Ｔで取り扱うことができない振動現象の評価，国内のＢＷＲ及びＡＢＷＲの評価，並びにＡ
ＴＷＳにおいて特徴的な事象であるＳＬＣの評価に関する観点で，参考解析結果を例示する。

参考 1-23

3.1

PEACH BOTTOM タービントリップ試験

1977 年４月，Peach Bottom 原子力発電所２号機において，特別に計装された３件のター
ビントリップバイパス弁作動試験が，低出力レベルで実施された(37)。試験は，過渡解析コードのための妥当性確認データを取得するために設計されており，ＥＰＲＩが後援する中で，ＧＥＨ及びフィラデルフィア電力会社により実施された。試験条件は，モデルの妥当性確認用データの量を最大化しつつ，許容可能な設計値の範囲内での燃料の運転を確実にするように選定された。試験の主目的は，急速加圧事象時における主蒸気配管の動力学的効果についての高品質の試験データを取得することにあった。試験は，中性子束高でスクラムが開始するよう直接スクラム（タービン止め弁開度スイッチにより開始されることになるス
クラム）を無効化して実施された。発電用原子炉の通常運転と異なるこの条件は，モデルと試験データとの間で有意な比較が行えるよう，中性子束を十分に大きく増加させるために必要であった。
3.1.1 試験の説明
表 3.1-1 に，３件のタービントリップ試験の初期条件及びスクラム設定点を示す。試験の初期条件は，定格炉心流量近傍で一連の出力を増加させる形で選定された。２回目の試験に先立ってキセノン過渡現象のため，計画出力レベルの１％以内に出力を保持するのに，炉心流量を減少させることが必要となった。各々のタービントリップ試験はタービン止め弁（以下「ＴＳＶ」という。
）の急閉で開始され，ＴＳＶ閉によるスクラム信号をバイパスして中性子束スパイクが得られた。再循環ポンプのトリップは TT3 を除いて防止された。中性
子束が中性子束高スクラムのセットポイントに到達したとき，スクラムが生じ中性子束の減少が起こった。ＴＳＶ閉後すぐにタービンバイパス弁が開き始め，原子炉圧力容器からの蒸気インベントリの開放により圧力上昇が徐々に軽減された。

表 3.1-1

条件

Peach Bottom タービントリップ試験の条件

炉心出力

中性子束高

炉心流量

スクラム設定（MWt）（定格比%）（kg/s）

定格

3,293

100

12,915

100

－

TT1

1,562

47.4

12,764

98.8

85

TT2

2,030

61.6

10,445

80.9

95

TT3

2,275

69.1

12,83999.4

77

参考 1-24（定格比%） （定格出力比%）

3.1.2 解析モデル
Peach Bottom２号機のタービントリップ試験のＴＲＡＣＧ解析は，標準的なノード分割手法を使用して実施した(16)。試験が実施された時点で，炉心には 576 体の７×７及び 188
体の８×８燃料集合体が装荷されていた。炉心は上部及び／又は下部プレナムにおける熱水力的特徴の変化を模擬するために径方向に三つのリングに分割した。ＴＲＡＣＧ計算では，燃料集合体を８個の CHAN コンポーネントで模擬した。燃料集合体のグループ分割を表
3.1-2 に示す。３件の試験の模擬解析で燃料集合体のグループ分割は異なっている。各 CHAN
コンポーネントでは，同じタイプ（すなわち７×７又は８×８），類似した出力，及び同様
な径方向位置（VSSL コンポーネント中の同じリング）の一群の燃料集合体を模擬した。初期の定常状態は，燃料集合体核特性計算コードＬＡＮＣＲ(33),(38)及び三次元沸騰水型原子炉
模擬計算コードＡＥＴＮＡ(15),(17)によってプラントのトラッキング計算により作成した(42)。
ＴＲＡＣＧの中性子束計算モデルはＡＥＴＮＡと同じである。このように，本解析は炉心設
計コードを含むコードシステムとして行われており，より高品質な安全評価パラメータの評価を可能としている。
3.1.3 試験データとの比較
コードの妥当性確認の観点からすると，Peach Bottom タービントリップ試験での測定値とＴＲＡＣＧ解析結果との比較では，中性子束が最も重要な変数である。中性子束は過渡時の限界出力比及びその予測に必要なパラメータを決定する上で，また，炉心圧力の正確な計算，並びにドップラ，スクラム及びボイド反応度フィードバック現象を正確に表す上で，第一に重要なパラメータである。
全中性子束について，測定値と計算値を３試験で比較して図 3.1-1 から図 3.1-3 に示すとともに，表 3.1-3 にまとめる。ここで，全中性子束は核分裂断面積を重みとして中性子束をエネルギーについて積分したものを意味しており，核分裂出力と同じである。
表 3.1-3 は，中性子束ピーク値についてＴＲＡＣＧ計算値と試験の測定値とを比較している。中性子束の測定値は，文献(37)の図 6-7 から図 6-9 までの“炉心平均ＬＰＲＭ信号”
をデジタル化して得た。中性子束ピークの計算値は，試験値に対して約高い TT2 から

約

高い TT1 までの範囲にある。３試験に対し，ＴＲＡＣＧは標準偏差約

約

ピーク中性子束を過大評価する。

で平均中性子束の時間積分値は，過渡時の限界出力比を正確に予測するためのＴＲＡＣＧの能力を測るには，中性子束ピーク値よりもよい指標である。図 3.1-4 に数値的に積分した中性
子束を時間に対しプロットして示す。すべての試験においてＭＣＰＲは１秒前後で最小値となることから，計算値と測定値間の１秒前後の積分値に注目すると，TT1 では計算値が測定値と大変よく一致している。一方，TT2 及び TT3 では計算値が過大評価している。すべての試験において流量はほぼ一定に保たれ，着目する時間領域において同等であることから，核分裂出力積分値の評価がＭＣＰＲの評価に影響のある唯一の因子である。

参考 1-25

Peach Bottom タービントリップ試験に対し，原子炉ドーム圧についての測定値と計算値の比較を図 3.1-5 から図 3.1-7 に示す。３試験の全てに対し，過渡変化の全域にわたって，
ＴＲＡＣＧが原子炉ドーム圧を妥当な範囲で予測している。中性子束は炉心圧力上昇に伴うボイドの消滅により増加する。信頼性のある安全評価パラメータの評価のために，事象開始から１秒後にＭＣＰＲが最小値に達することから，１秒前までの圧力上昇の再現も重要である。初期の圧力上昇，最初及び引き続く圧力振動の大きさ及びタイミング，並びにドーム圧のピーク値を，
いずれも妥当な範囲で予測している。
圧力振動を正確に予測することは，
蒸気配管内の動的応答の詳細を，ＴＲＡＣＧの蒸気配管モデルが正しく模擬することを示している。ドーム圧ピーク値を妥当な範囲で予測することで，バイパス弁特性について，Ｔ
ＲＡＣＧモデルの妥当性が確認される。
3.1.4 結論
Peach Bottom２号機での３件のタービントリップ試験において，原子炉の加圧及び中性子束の応答をＴＲＡＣＧの解析結果と比較し，試験結果を十分に再現できることを確認した。また，ＭＣＰＲの計算にとって重要なパラメータである中性子束の時間積分量が，適切に，又は幾分か保守的に予測されることを確認した。これらの結果より，運転中のＢＷＲの過渡的な挙動を予測するためにＴＲＡＣＧを使用することは妥当であることが示された。

参考 1-26

表 3.1-2 Peach Bottom タービントリップ試験 TRACG 解析用燃料集合体グループ分割

表 3.1-3

Peach Bottom タービントリップ試験における中性子束の比較

参考 1-27

400
TT1 データ

核分裂出力(%)

TT1 TRACG

300

200

100

0
0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

時間(s)

図 3.1-1

Peach Bottom タービントリップ試験１に対する核分裂出力応答400
TT2 データ

核分裂出力(%)

TT2 TRACG

300

200

100

0
0.0

0.5

1.0

1.5

時間(s)

図 3.1-2

Peach Bottom タービントリップ試験２に対する核分裂出力応答

参考 1-282.0

400
TT3 データ

核分裂出力(%)

TT3 TRACG

300

200

100

0
0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

時間(s)

図 3.1-3

Peach Bottom タービントリップ試験３に対する核分裂出力応答

200
TT1 データ

TT1 TRACG

TT2 データ

TT2 TRACG

TT3 データ

TT3 TRACG

核分裂出力積分値

150

100

50

0
0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

時間(s)

図 3.1-4

Peach Bottom タービントリップ試験 1，2 及び 3 に対する核分裂出力の積分量の応答

参考 1-29

600000
TT1 データ

500000

ドーム圧変化(Pa)TT1 TRACG

400000300000200000100000

0
0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5

3.0

3.5

4.0

時間(s)

図 3.1-5

Peach Bottom タービントリップ試験１に対するドーム圧変化

600000TT2 データ

500000

ドーム圧変化(Pa)TT2 TRACG

400000300000200000100000

0
0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5

3.0

3.5

時間(s)

図 3.1-6

Peach Bottom タービントリップ試験２に対するドーム圧変化

参考 1-304.0

600000
TT3 データ

500000

ドーム圧変化(Pa)TT3 TRACG

400000300000200000100000

0
0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5

3.0

3.5

時間(s)

図 3.1-7

Peach Bottom タービントリップ試験３に対するドーム圧変化

参考 1-31

4.0

3.2

LASALLE 不安定事象

1988 年３月に米国 LaSalle-2 号機で発生した不安定事象(39)からは，炉心一体での振動（corewide oscillation）に関する安定性解析，及び，プラント過渡応答解析の妥当性を確認するために有効なデータが得られている。表 3.2-1 に事象発生時のプラント条件が示されている。原子炉は 84％定格出力／76％定格流量で運転されていた。本事象は，再循環ポンプが両系トリップしたことで流量が減少し，自然循環状態となったときに発生した。流量の減少により炉心平均出力は 40％近くまで減少し，この影響による主蒸気管流量の減少は
給水加熱の減少に繋がった。給水加熱の減少により，炉心平均出力は 45％まで上昇すると同時に，炉心下部での出力ピーキングは増大した。炉心全体での振動は，ポンプトリップから約５分後に検知され，ＡＰＲＭ高スクラムが約７分後（事象発生から 410 秒）に発生した。
本事象に関するＴＲＡＣＧ模擬性能の評価に利用されたデータは，次の二つに分類される。第１の分類は，事象開始後の６分間に亘り１分ごとに記録された主蒸気管流量，炉心流量，ドーム圧力，原子炉水位，給水流量，給水温度である。第２の分類は，スクラム直前の
１分間，連続的に記録された出力，炉心流量，原子炉水位，給水流量である。給水制御弁（actuator valve）が故障していたことが事象発生後に確認されている。これは，事象発生中に観測された給水流量の 35 秒間の大きな揺れと整合しているばかりでなく，原子炉スク
ラム直前の１分間に記録された出力，炉心流量，原子炉水位の変動とも対応している。
3.2.1 ＴＲＡＣＧ解析モデル
ＢＷＲ５である LaSalle-2 不安定事象についてのＴＲＡＣＧ解析は，標準的なノード分
割（燃料有効部を軸方向 25 ノードに均等分割する。
）を修正することにより行われた。安定性への適用であることを考慮に入れ，燃料チャンネルのノード分割は，下部加熱４ノードをそれぞれ四つのサブノードに分割し，それより下流側６ノードをそれぞれ二つのサブノードに分割する（燃料有効部を軸方向 43 ノードに非均等分割する：ノード高さが上流側から下流側にかけて３段階で大きくなる）ように修正された。この修正により，沸騰境界における密度波についての解析精度が改善された。図 3.2-1 に本事象の模擬に用いられたチャンネルグルーピングが示されている。炉心内の 764 体の燃料集合体は，それぞれが八つの平均的な水力特性を有するチャンネル（CHAN コンポーネント）に振り分けられた。燃料集合体のグループ化は，集合体タイプ及び出力ピーキングに基づいて行われた。実炉での三次元出力分布の変化を推定することを目的として，ＡＰＲＭとＬＰＲＭの応答模擬がＴＲＡＣＧ
制御系モデルを利用することにより行われた。

参考 1-32

3.2.2 試験データとの比較

参考 1-33

3.2.3 結果の考察

3.2.4 結論
LaSalle 不安定事象についてのＴＲＡＣＧ模擬計算により，ＴＲＡＣＧはＲＥＤＹ／Ｓ
ＣＡＴで取り扱うことができない炉心一体振動を再現することができた。

参考 1-34

表 3.2-1

LaSalle2 不安定事象の初期条件

出力

炉心流量

ドーム圧力

給水温度

給水流量

（MWt）

（kg/s）（MPa）（Ｋ）（kg/s）

2,801

10,332

6.878

478

1,460

表 3.2-2 ＡＰＲＭの比較

参考 1-35

図 3.2-1 LaSalle-2 不安定事象模擬のためのＴＲＡＣＧによるチャンネルグルーピング

参考 1-36

図 3.2-2 ＴＲＡＣＧによる炉心出力の時間変化

図 3.2-3 ＴＲＡＣＧによるＡＰＲＭの時間変化

参考 1-37

図 3.2-4 ＴＲＡＣＧによる炉心流量時間変化とプラントデータとの比較

図 3.2-5 ＴＲＡＣＧによるドーム圧力時間変化とプラントデータとの比較

参考 1-38

図 3.2-6 ＴＲＡＣＧによる給水温度時間変化とプラントデータとの比較

図 3.2-7 ＴＲＡＣＧによる給水流量時間変化とプラントデータとの比較

参考 1-39

図 3.2-8 ＴＲＡＣＧによる主蒸気管流量時間変化とプラントデータとの比較

図 3.2-9 ＴＲＡＣＧによる原子炉水位時間変化とプラントデータとの比較

参考 1-40

図 3.2-10

ＴＲＡＣＧによるＡＰＲＭとプラントデータとの詳細比較

図 3.2-11

ＴＲＡＣＧによる給水流量とプラントデータとの詳細比較

参考 1-41

図 3.2-12

ＴＲＡＣＧによる炉心流量とプラントデータとの詳細比較

図 3.2-13

ＴＲＡＣＧによる原子炉水位とプラントデータとの詳細比較

参考 1-42図 3.2-14

ＴＲＡＣＧによる炉心入口温度の時間変化

参考 1-43

3.3

福島第二原子力発電所２号炉起動試験

日本国内のＢＷＲは従来型ＢＷＲとＡＢＷＲに大別することができる。両者は主に再循
環系の構成が異なるため，ＡＯＯ挙動も異なり個別に検証することが必要である。本節では従来型ＢＷＲの代表例として熱出力 3,293MWt の福島第二原子力発電所２号炉について取り上げる。同炉の諸元表を表 3.3-1 に示す。
対象とした試験は，圧力上昇過渡時の発電機負荷遮断試験（以下「ＬＲＷＢ」という。），
流量減少過渡時の再循環ポンプトリップ試験（再循環ポンプ２台中１台トリップ（以下「１ＲＰＴ」という。））の２ケースとした。図 3.3-1，図 3.3-2 に各試験の事象進展図を示す。
3.3.1 ＴＲＡＣＧ解析モデル
ＴＲＡＣＧではＶＳＳＬコンポーネントによって原子炉圧力容器のモデル化を三次元的に行うことができる。従って本解析における原子炉圧力容器のモデル化は軸方向を 15 領域，
径方向を円柱状に４領域に分割した。また，燃料チャンネルについては CHAN コンポーネン
ト，主蒸気管は一次元コンポーネントの TEE，VLVE，FILL，BREK 等により行った。従来型Ｂ
ＷＲの原子炉圧力容器のノーディングを図 3.3-3 に，燃料チャンネルのノーディングを図3.3-4 に，主蒸気管のノーディングを図 3.3-5 に示す。これらのノーディングに従いＴＲＡ
ＣＧの解析を実施した。
ＴＲＡＣＧの炉心状態はＡＥＴＮＡにより初期化され，過渡計算ではＴＲＡＣＧ自身の三次元核動特性モデルによって計算される。燃料チャンネルについて，核計算は全チャンネ
ルが独立に計算されるが，熱水力計算は燃料チャンネルの出力に応じて幾つかのグループに分け，複数の燃料チャンネルをまとめて計算する。
再循環流量制御，給水流量制御，炉心圧力制御等のコントロールシステム，及び安全保護系等についてはコントロールブロックによってモデル化を行う。
3.3.2 試験データとの比較
発電機負荷遮断試験に関する比較を図 3.3-6 に，再循環ポンプトリップ試験に関する比較を図 3.3-7 に示す。
3.3.3 結果の考察
発電機負荷遮断試験については，中性子束，炉心流量，主蒸気流量，給水流量，原子炉
圧力，原子炉水位それぞれの時間変化をＴＲＡＣＧの解析結果と比較した。中性子束（ＡＰＲＭ応答）について見ると，スクラムにより速やかな低下傾向を示し，の範囲で一致する。また，各パラメータの変化傾向，最大値の発生時間等が同等であり，試験結果を十分に再現できることを確認した。
再循環ポンプトリップ試験についても，中性子束，主蒸気流量，給水流量，原子炉圧力，
原子炉水位，再循環ループ流量それぞれの時間変化をＴＲＡＣＧの解析結果と比較した。中参考 1-44性子束（ＡＰＲＭ応答）は，再循環ポンプトリップによる流量低下により速やかな低下傾向を示し，その後整定する。中性子束の変動が大きい事象初期においてが整定する時間領域では，その後の出力の範囲で一致する。また，各パラメータの変化傾向，最大値の発生時間等が同等であり，試験結果を十分に再現できることを確認した。
3.3.4 結論
上記で提示した発電機負荷遮断試験及び再循環ポンプトリップ試験についてＴＲＡＣＧ
では十分に試験結果を再現できることを確認した。これらの結果より過渡的な挙動解析にＴＲＡＣＧを使用することは妥当である。

参考 1-45

表 3.3-1 福島第二原子力発電所２号炉の諸元表

原子炉タイプ
電気出力(MWe)
熱出力(MWt)
燃料集合体体数
炉心流量(t/h)
原子炉ドーム圧力(MPa(gage))
再循環ポンプ台数

ＢＷＲ５
1,100
3,293
764
48,3006.93２(External loop)

発電機負荷遮断蒸気加減弁急速閉止

タービンバイ
パス弁急開

原子炉圧力上昇

原子炉スクラム

原子炉圧力整定

炉心流量減少原子炉出力減少再循環
ポンプトリップ(２台トリップ)

逃がし安全弁開図 3.3-1 福島第二原子力発電所２号炉におけるＬＲＷＢ事象進展図

再循環ポンプ１台トリップ
炉心流量減少炉心ボイド増加

原子炉水位上昇
原子炉出力低下後に整定
原子炉水位整定
図 3.3-2 福島第二原子力発電所２号炉における１ＲＰＴ事象進展図

参考 1-46

原子炉圧力容器
蒸気乾燥器
主蒸気管
気水分離器
給水管
燃料チャンネル
ジェットポンプ
再循環ループガイドチューブ

再循環ポンプ
図 3.3-3 福島第二原子力発電所２号炉の原子炉圧力容器ノーディング図

上部タイプレート

燃料棒

下部タイプレート

入口オリフィス
図 3.3-4 福島第二原子力発電所２号炉の燃料チャンネルノーディング図

参考 1-47

タービン蒸気加減弁
逃がし安全弁

（CV）

（SRV）

原子炉圧力容器

主蒸気隔離弁
（MSIV）
タービンバイパス弁（TBV）

図 3.3-5 福島第二原子力発電所２号炉の主蒸気管ノーディング図

参考 1-48

150
中性子束(%)

TRACG
試験データ

炉心流量(%)
主蒸気流量(%)
給水流量(%）

100

50

0
0

5

10

15

20

25

Time (s)150
原子炉水位変化(cm)
TRACG
試験データ

100

原子炉圧力変化(*0.01MPa)

50
0
-50
-100
-150
0

5

10

15

20

Time (s)図 3.3-6 福島第二原子力発電所２号炉のＬＲＷＢと解析結果の比較

参考 1-4925

150
中性子束(%)

TRACG
試験データ

主蒸気流量(%)
給水流量(%）

100

50

0
0

5

10

15

20

25

Time (s)
100
TRACG
試験データ

原子炉水位変化(cm)
原子炉圧力変化(*0.01MPa)

50

0

-50

-100
0

5

10

15

20

25

Time (s)1.5E+04
PLRループ流量(A)(t/h)

TRACG
試験データ

PLRループ流量(B)(t/h)

1.2E+04

9.0E+03

6.0E+03

3.0E+03

0.0E+00
0

5

10

15

20

Time (s)図 3.3-7 福島第二原子力発電所２号炉の１ＲＰＴと解析結果の比較

参考 1-5025

3.4

柏崎刈羽原子力発電所７号炉起動試験

本節ではＡＢＷＲの代表例として熱出力 3,926MWt の柏崎刈羽原子力発電所７号炉について取り上げる。同炉の諸元表を表 3.4-1 に示す。
対象とした試験は，圧力上昇過渡時の発電機負荷遮断試験（ＬＲＷＢ），流量減少過渡時のインターナルポンプトリップ試験（インターナルポンプ 10 台中３台トリップ（以下「３ＲＰＴ」という。））の２ケースとした。図 3.4-1，図 3.4-2 に各試験の事象進展図を示す。
3.4.1 ＴＲＡＣＧ解析モデル
原子炉圧力容器，燃料チャンネル，主蒸気管のモデル化は前節 3.3 と同様に行った。Ａ
ＢＷＲの原子炉圧力容器のノーディングを図 3.4-3 に，燃料チャンネルのノーディングを図 3.4-4 に，主蒸気管のノーディングを図 3.4-5 に示す。これらのノーディングに従いＴＲ
ＡＣＧの解析を実施した。
ＴＲＡＣＧの炉心状態はＡＥＴＮＡにより初期化され，過渡計算ではＴＲＡＣＧ自身の三次元核動特性モデルによって計算される。燃料チャンネルについて，核計算は全チャンネ
ルが独立に計算されるが，熱水力計算は燃料チャンネルの出力に応じて幾つかのグループに分け，複数の燃料チャンネルをまとめて計算する。
再循環流量制御，給水流量制御，炉心圧力制御等のコントロールシステム，及び安全保護系等についてはコントロールブロックによってモデル化を行う。
3.4.2 試験データとの比較
発電機負荷遮断試験に関する比較を図 3.4-6 に，インターナルポンプトリップ試験に関する比較を図 3.4-7 に示す。
3.4.3 結果の考察
発電機負荷遮断試験については，中性子束，炉心流量，主蒸気流量，給水流量，原子炉
圧力，原子炉水位それぞれの時間変化をＴＲＡＣＧの解析結果と比較した。中性子束（ＡＰＲＭ応答）について見ると，スクラムにより速やかな低下傾向を示し，の範囲で一致する。また，各パラメータの変化傾向，最大値の発生時間等が同等であり，試験結果を十分に再現できることを確認した。
インターナルポンプトリップ試験についても，中性子束，炉心流量，主蒸気流量，給水
流量，原子炉圧力，原子炉水位，インターナルポンプ回転数それぞれの時間変化をＴＲＡＣ
Ｇの解析結果と比較した。中性子束（ＡＰＲＭ応答）は，インターナルポンプトリップによる流量低下により速やかな低下傾向を示し，その後整定する。中性子束の変動が大きい事象
初期において，その後の出力が整定する時間領域ではの範囲で一致する。
また，各パラメータの変化傾向，最大値の発生時間等が同等であり，試験結果を十分に再現できることを確認した。

参考 1-51

3.4.4 結論
上記で提示した発電機負荷遮断試験及びインターナルポンプトリップ試験についてＴＲ
ＡＣＧでは十分に試験結果を再現できることを確認した。これらの結果より過渡的な挙動解析にＴＲＡＣＧを使用することは妥当である。

表 3.4-1 柏崎刈羽原子力発電所７号炉の諸元表

原子炉タイプ
電気出力(MWe)
熱出力(MWt)
燃料集合体体数
炉心流量(t/h)
原子炉ドーム圧力(MPa(gage))
インターナルポンプ台数

ＡＢＷＲ
1,356
3,926
872
52,2007.07
10(Internal loop)

発電機負荷遮断蒸気加減弁急速閉止

タービンバイ
パス弁急開

原子炉圧力上昇

原子炉スクラム

インターナル
ポンプトリップ(４台トリップ)

逃がし安全弁開インターナル
ポンプランバック

原子炉圧力整定

炉心流量減少原子炉出力減少

図 3.4-1 柏崎刈羽原子力発電所７号炉におけるＬＲＷＢ事象進展図

参考 1-52

インターナルポンプ３台トリップ
炉心流量減少炉心ボイド増加

原子炉水位上昇

原子炉出力低下後に整定

原子炉水位整定

図 3.4-2 柏崎刈羽原子力発電所７号炉における３ＲＰＴ事象進展図

参考 1-53

原子炉圧力容器
蒸気乾燥器
主蒸気管
気水分離器

給水管
燃料チャンネル

インターナルポンプ

ガイドチューブ
図 3.4-3 柏崎刈羽原子力発電所７号炉の原子炉圧力容器ノーディング図

上部タイプレート

燃料棒

下部タイプレート

入口オリフィス
図 3.4-4 柏崎刈羽原子力発電所７号炉の燃料チャンネルノーディング図

参考 1-54

タービン蒸気加減弁
逃がし安全弁

（CV）

（SRV）

原子炉圧力容器

主蒸気隔離弁
（MSIV）
タービンバイパス弁（TBV）

図 3.4-5 柏崎刈羽原子力発電所７号炉の主蒸気管ノーディング図

参考 1-55

150
中性子束(%)

TRACG
試験データ

炉心流量(%)
主蒸気流量(%)
給水流量(%)

100

50

0
0

5

10

15

20

25

Time (s)150
原子炉水位変化(cm)

TRACG
試験データ

100

原子炉圧力変化(*0.01MPa)

50
0
-50
-100
-150
0

5

10

15

20

Time (s)図 3.4-6 柏崎刈羽原子力発電所７号炉のＬＲＷＢと解析結果の比較

参考 1-5625

150

中性子束(%)

TRACG
試験データ

炉心流量(%)
主蒸気流量(%)
給水流量(%)

100

50

0
0

5

10

15

20

25

Time (s)100
原子炉水位変化(cm)

TRACG
試験データ

原子炉圧力変化(*0.01MPa)

50

0

-50

-100
0

5

10

15

20

25

Time (s)125
RIP回転数(%)

TRACG
試験データ

100
75
50
25
注：トリップした RIP の回転数

0
0

1

2

3

4

Time (s)図 3.4-7 柏崎刈羽原子力発電所７号炉の３ＲＰＴと解析結果の比較

参考 1-57

5

3.5

ＳＬＣ試験

GE Hitachi Nuclear Energy（ＧＥＨ）社で実施されたＳＬＣＳ（Stand-by Liquid Control
System）に関する Vallecitos 試験(40)について説明する。
3.5.1 試験の説明
1980 年頃に，ＧＥＨ社は Vallecitos 試験装置を用いて，一連のほう酸溶液混合試験を実施した。Vallecitos 試験装置は，実機ＢＷＲの詳細な 1/6 規模モデルであり，ほう酸溶
液の注入位置を変更することが可能であった。Vallecitos 試験は大気圧及び室温の下で実施され，低温時のほう酸溶液の相対密度を模擬した代替溶液が使用された。試験は，原子炉
定格炉心流量の５％，10％及び 15％等の流量と等価な条件で実施された。試験装置には，制御棒案内管，燃料集合体，ジェットポンプ，気水分離器等の原子炉圧力容器の底部から上部までのＢＷＲのすべての機器，及び二つの外部再循環ループが含まれていた。
3.5.2 試験データとの比較

参考 1-58

3.5.3 結論
Vallecitos 試験装置を用いて実施されたほう酸溶液混合試験に関するＴＲＡＣＧの解析結果が妥当な範囲で測定値を再現できることから，ＴＲＡＣＧのほう素モデルの妥当性が確認された。

参考 1-59

図 3.5-1 Vallecitos 試験 125 における下部プレナムのほう酸混合係数（５％炉心流量）

図 3.5-2

Vallecitos 試験 125 における炉心のほう酸混合係数（５％炉心流量）

参考 1-60

図 3.5-3 Vallecitos 試験 122 における下部プレナムのほう酸混合係数（10％炉心流量）

図 3.5-4

Vallecitos 試験 122 における炉心のほう酸混合係数（10％炉心流量）

参考 1-61図 3.5-5 Vallecitos 試験 327 における下部プレナムのほう酸混合係数（10％炉心流量）

図 3.5-6

Vallecitos 試験 327 における炉心のほう酸混合係数（10％炉心流量）

参考 1-62

4

ＡＴＷＳ解析への適用例
ＲＥＤＹコード（REDY Ver.1（ATWS 用），REDY Ver.2）及びＳＣＡＴコード（SCAT Ver.3）の有効性評価に対して，比較用の参考解析としてＴＲＡＣＧコードをＡＴＷＳ解析に適用した結果について例示する。
なお，ＡＴＷＳ解析では，前章で説明した LASALLE 不安定事象で検討した結果を反映して，チャンネルコンポーネントについて同じノード分割を用いた。
4.1

ＡＢＷＲ平衡炉心のＭＳＩＶ誤閉止

図 4.1-1～図 4.1-8 にＡＢＷＲの平衡炉心においてＭＳＩＶの誤閉止を想定した場合のＡＴＷＳ解析結果を示す。燃料被覆管温度は最高で約 550℃であり，燃料被覆管最高温度は判断基準に対して十分な余裕があることが分かる。
参考に，軸方向出力分布，燃焼度点及び初期炉心流量が異なる条件についても確認した。
評価した中で厳しい結果を与える下部ピーク炉心，サイクル末期，初期炉心流量 90％の場合であっても，燃料被覆管温度は最高で約 560℃であり，燃料被覆管最高温度は判断基準に対して十分な余裕があることを確認した。
図 4.1-9～図 4.1-16 にＡＴＷＳ解析結果を示す。

参考 1-63

300

中性子束 （％）

200

100

0
0

50

100

150

事 故 後 の 時 間（ｓ）
図 4.1-1 ＡＴＷＳ時の中性子束の時間推移（ＡＢＷＲ，平衡炉心）

参考 1-64

200

250

200

炉心流量 （％）

150

100

50

0
0

50

100

150

事 故 後 の 時 間（ｓ）
図 4.1-2 ＡＴＷＳ時の炉心流量の時間推移（ＡＢＷＲ，平衡炉心）

参考 1-65

200

250

200

原子炉蒸気流量（％）

150

100

50

0
0

50

100

150

事 故 後 の 時 間（ｓ）
図 4.1-3 ＡＴＷＳ時の原子炉蒸気流量の時間推移（ＡＢＷＲ，平衡炉心）

参考 1-66

200

250

200

給水流量（％）

150

100

50

0
0

50

100

150

事 故 後 の 時 間（ｓ）
図 4.1-4 ＡＴＷＳ時の給水流量の時間推移（ＡＢＷＲ，平衡炉心）

参考 1-67

200

250

2

原子炉圧力変化（MPa）

1.5

1

0.5

0
0

50

100

150

事 故 後 の 時 間（ｓ）
図 4.1-5 ＡＴＷＳ時の原子炉圧力変化の時間推移（ＡＢＷＲ，平衡炉心）

参考 1-68

200

250

300

逃がし安全弁流量（％）

200

100

0

-100
0

50

100

150

200

事 故 後 の 時 間（ｓ）
図 4.1-6 ＡＴＷＳ時の逃がし安全弁流量の時間推移（ＡＢＷＲ，平衡炉心）

参考 1-69250

原子炉水位（シュラウド外水位）変化（cm）

300

150

0

-150

-300
0

50

100

150

事 故 後 の 時 間（ｓ）
図 4.1-7 ＡＴＷＳ時の原子炉水位変化の時間推移（ＡＢＷＲ，平衡炉心）

参考 1-70

200

250

1200

燃料被覆管最高温度（℃）

1000

800

600

400

200
0

50

100

150

200

事 故 後 の 時 間（ｓ）
図 4.1-8 ＡＴＷＳ時の燃料被覆管最高温度の時間推移（ＡＢＷＲ，平衡炉心）

参考 1-71250

300

中性子束 （％）

200

100

0
0

50

100

150

事 故 後 の 時 間（ｓ）
図 4.1-9 ＡＴＷＳ時の中性子束の時間推移（ＡＢＷＲ，平衡炉心，初期条件変更）

参考 1-72

200

250

200

炉心流量 （％）

150

100

50

0
0

50

100

150

事 故 後 の 時 間（ｓ）
図 4.1-10

ＡＴＷＳ時の炉心流量の時間推移（ＡＢＷＲ，平衡炉心，初期条件変更）

参考 1-73

200

250

200

原子炉蒸気流量（％）

150

100

50

0
0

50

100

150

事 故 後 の 時 間（ｓ）
図 4.1-11

ＡＴＷＳ時の原子炉蒸気流量の時間推移（ＡＢＷＲ，平衡炉心，初期条件変更）

参考 1-74

200

250

200

給水流量（％）

150

100

50

0
0

50

100

150

事 故 後 の 時 間（ｓ）
図 4.1-12

ＡＴＷＳ時の給水流量の時間推移（ＡＢＷＲ，平衡炉心，初期条件変更）

参考 1-75

200

250

2

原子炉圧力変化（MPa）

1.5

1

0.5

0
0

50

100

150

事 故 後 の 時 間（ｓ）
図 4.1-13

ＡＴＷＳ時の原子炉圧力変化の時間推移（ＡＢＷＲ，平衡炉心，初期条件変更）

参考 1-76

200

250

300

逃がし安全弁流量（％）

200

100

0

-100
0

50

100

150

200

事 故 後 の 時 間（ｓ）
図 4.1-14

ＡＴＷＳ時の逃がし安全弁流量の時間推移（ＡＢＷＲ，平衡炉心，初期条件変更）

参考 1-77250

原子炉水位（シュラウド外水位）変化（cm）

300

150

0

-150

-300
0

50

100

150

事 故 後 の 時 間（ｓ）
図 4.1-15

ＡＴＷＳ時の原子炉水位変化の時間推移（ＡＢＷＲ，平衡炉心，初期条件変更）

参考 1-78

200

250

1200

燃料被覆管最高温度（℃）

1000

800

600

400

200
0

50

100

150

200

事 故 後 の 時 間（ｓ）
図 4.1-16

ＡＴＷＳ時の燃料被覆管最高温度の時間推移（ＡＢＷＲ，平衡炉心，初期条件変更）

参考 1-79

250

参考文献

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参考 1-81(27) The Marviken Full-Scale Critical-Flow Tests - Results from Test 15, MXC-215,
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(28) The Marviken Full-Scale Critical-Flow Tests - Results from Test 24, MXC-224,
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ステム システム全般」，GLR-005 システム編 (平成 27 年 4 月)

参考 1-83

添付１

ＴＲＡＣＧコードによる中性子束振動に係る解析結果を参考として用いる理由についてＢＷＲにおいて高出力・低炉心流量状態となった場合，以下に示すような中性子束振動及び流量振動が発生することがある。
(1) チャンネル安定性
ＢＷＲの炉心は上下に共通のプレナム部を有する多数の燃料チャンネルが配置されている。各チャンネル内では，チャンネル入口から流入する冷却材が，非沸騰，サブクール沸騰，飽和沸騰へとチャンネル出口に向かって連続的な変化を示す。何らかの要因により摂動（例えば，冷却材流量の増加）が加えられると，チャンネルの入口と出口の間の差圧が変化する
が，上下プレナム間の差圧は一定であるため，摂動は抑制される。この際，摂動の影響が大きいチャンネル下流側（二相流領域）に摂動を受けた流れが到達するのに時間遅れがあるた
め，流量振動が起きることがある。これをチャンネル安定性という。
(2) 炉心安定性，領域安定性
ＢＷＲにおいて例えば出力が上昇した場合，ボイド率が増加して負の反応度が投入され，出力が抑制される。
その後，出力低下によりボイド率が減少して正の反応度が投入されるが，ボイド率の変化に時間遅れがあることにより出力振動（中性子束振動）が起きることがある。
このようなボイド率変動に伴う反応度フィードバック以外に，燃料棒温度変動に伴う反応度フィードバック，炉心流量変化がチャンネル入口部から原子炉内構造物（上部プレナム，
セパレータ，再循環系，下部プレナム）を経て炉心入口部に戻ることによる流量フィードバ
ック及び(1)に述べたチャンネル安定性も重畳して，中性子束振動が起きる。
このようなメカニズムにより炉心全体の中性子束振動が発生するものを炉心安定性，空間的に高次モードでの中性子束振動が起きるものを領域安定性という。
上記(1)，(2)に関して，ＲＥＤＹコードでは，核特性は一点近似動特性モデルを用い，ボイド率，圧力損失等の熱水力特性は炉心を一点に近似した集中定数モデルを用いている
ため，チャンネル安定性，チャンネル安定性を含んでいる炉心安定性，チャンネル安定性に加え炉心内の領域間の振動を取扱う領域安定性のいずれも模擬することは困難である。
一方，ＴＲＡＣＧコードでは，核特性モデル及び熱水力モデルで原子炉圧力容器内を三次元的に取り扱い，熱水力モデルでは二相流二流体場の６個の方程式により，質量，運動量
及びエネルギーについて液相及び気相を個別に取り扱うことができるので，チャンネル安
定性，炉心安定性，領域安定性のいずれの安定性も評価することが可能である。
このため，短時間領域での中性子束振動が局所的な燃料被覆管温度に与える影響を確認するために，参考としてＴＲＡＣＧコードによる評価を行っている。

参考 1-84

参考資料２ＪＡＳＭＩＮＥ

参考 2-1目

次

1.

はじめに.................................................................................................................. 参考 2-3

2.

使用実績及び解析モデルについて.......................................................................... 参考 2-4

2.1

使用実績 .............................................................................................................. 参考 2-4

2.2

解析モデル ........................................................................................................... 参考 2-6

2.2.1

背景 ...................................................................................................................... 参考 2-6

2.2.2

解析モデルの構成 ................................................................................................ 参考 2-6

2.2.3

解析モデルの説明 ................................................................................................ 参考 2-9

2.3

入出力 ................................................................................................................ 参考 2-21

2.3.1

入力例 ................................................................................................................ 参考 2-22

2.3.2

出力例 ................................................................................................................ 参考 2-28

3.

解析結果の例示..................................................................................................... 参考 2-294.

水蒸気爆発実験への適用例................................................................................... 参考 2-31

4.1

粗混合実験解析.................................................................................................. 参考 2-31

4.1.1 解析条件 ............................................................................................................... 参考 2-31
4.1.2 解析結果 ............................................................................................................... 参考 2-35
4.2

爆発実験解析 ..................................................................................................... 参考 2-37

4.2.1 解析条件 ............................................................................................................... 参考 2-37
4.2.2 解析結果 ............................................................................................................... 参考 2-42
5.

参考文献................................................................................................................ 参考 2-49

添付１ 水蒸気爆発時のウォーターハンマーについて ................................................... 参考 2-50
添付２ 水蒸気爆発実験と実プラントの水蒸気爆発評価におけるエネルギー変換効率の比較について ................................................................................................................ 参考 2-54

参考 2-2

1.

はじめに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」では，運転時の異常な過渡変化，原子炉冷却材喪失事故又は全交流動力電源喪失が発生するとともに，非常用炉心冷却系等の安全機能の喪失が重畳する。このため，緩和措置がとられない場合には，溶融炉心と原子炉圧力容器外の水が接触し，このときに発生するエネルギーが大きい
場合に構造物が破壊され原子炉格納容器破損に至る可能性がある。
この原子炉圧力容器外の溶融燃料－冷却材相互作用による水蒸気爆発事象発生の可能性
は，これまでの知見からも極めて低いと考えられる。しかしながら，水蒸気爆発が発生した場合についても考慮し，ペデスタル等の原子炉格納容器の構造部材の支持機能に対する影響を確認しておくことは，格納容器下部への水張り等の格納容器破損防止対策の適切性を確認する上でも有益な参考情報になると考える。
本資料では，水蒸気爆発の現象を評価する解析コードであるＪＡＳＭＩＮＥコードについて，以下の内容をまとめる。
・使用実績及び解析モデル
・実験結果とのベンチマーク

参考 2-3

2.

使用実績及び解析モデルについて

2.1

使用実績

水蒸気爆発解析コードＪＡＳＭＩＮＥ（JAEA Simulator for Multiphase INteractions andExplosions）(1)は，日本原子力研究開発機構（以下「ＪＡＥＡ」という。）にて開発された水蒸気爆発の現象を評価する解析コードであり，水蒸気爆発の粗混合過程及び伝播膨張過程（爆発過程）における伝熱流動現象のシミュレーションを行うことができる。
表 2-1 にＪＡＳＭＩＮＥコードの主な適用実績を示す。ＪＡＳＭＩＮＥコードは，FARO及び KROTOS における各種実験結果とのベンチマークにより水蒸気爆発時の挙動を適切に模擬できることが確認されている他，SERENA 実験解析への適用(2)，炉外水蒸気爆発による格納容器破損確率評価への適用実績(3)がある。
(1)格納容器破損確率評価への適用
ＢＷＲ及びＰＷＲモデルプラントにおける炉外水蒸気爆発による格納容器破損確率を，水蒸気爆発の解析コードであるＪＡＳＭＩＮＥコードと確率論的手法を組み合わせて，評価した事例が文献(3)にて示されている。
ＢＷＲモデルプラント（Mark-Ⅱ型格納容器）を対象としたペデスタル領域水蒸気爆発解
析の概要は以下のとおりである。
既存の確率論的安全評価より，ペデスタル領域における水蒸気爆発に対する寄与の大きい事故シーケンスとして「中破断ＬＯＣＡ時炉心冷却失敗，自動減圧成功」，「中破断Ｌ
ＯＣＡ時低圧注入作動，崩壊熱除去失敗」の各シーケンスグループが選定され，事故解析
コードによる解析等に基づき原子炉圧力容器破損時の原子炉格納容器内熱水力条件及び溶融炉心条件が設定されている。
解析体系は二次元円筒座標系であり，径方向 13×軸方向 33 セルの解析格子でペデスタル
領域が模擬されている。爆発解析では，体系の中心軸上で底から２番目のセルに爆発源を置き，トリガリングを与えている。
ＪＡＳＭＩＮＥコードは炉外水蒸気爆発による負荷の確率分布を評価するために用いられている。評価の入力条件である水蒸気爆発の初期・境界条件，及び解析モデルに含まれるパラメータは，それぞれの不確かさを表す確率分布関数で与えられ，ＪＡＳＭＩＮＥ解析により，その不確かさを伝播させ，水蒸気爆発による負荷の確率分布が評価される。負荷を示す指標としては，プール水に与えられる運動エネルギーのピーク値，壁面の力積の飽和値がそれぞれ評価され，水蒸気爆発による負荷の累積確率分布が評価されている。
(2)SERENA 実験解析への適用
国際協力プロジェクトとして実施されている最新の OECD-NEA/SERENA 実験データを用いて，ＪＡＳＭＩＮＥコードを用い，SERENA 実験 TROI 装置体系を対象にメッシュモデルを作

参考 2-4

成し，試験体系内での粗混合過程及び微細化過程における熱流動解析が実施(2)されている。
SERENA 実験 FARO 装置は炉容器と圧力容器の２つに大別され，試験時には，炉容器内で融解した溶融デブリが開放弁及びノズルを通じて圧力容器内に設置された試験容器に流入する。試験容器は，直径 600mm，高さ 1.5ｍの円筒容器であり，水面高さが１ｍとなるように水が溜められている。解析体系は，圧力容器，圧力容器内の試験容器，メルト流入位置としてノズルが考慮されており，試験容器形状が軸対称形状であることから，二次元軸対称としてモデル化されている。
表 2-1 ＪＡＳＭＩＮＥコードの主な適用実績
1

研究名称

軽水炉シビアアクシデント時の炉外水蒸気爆発による格納容器
破損確率の評価

解析実施者

ＪＡＥＡ

実施時期

2007 年 11 月

研究概要

ＢＷＲ及びＰＷＲモデルプラントにおける炉外水蒸気爆発による格納容器破損確率を評価した。水蒸気爆発による負荷の確率分
布を評価するために，ラテン超方格サンプリング（LHS）による確率論的手法を用い，その中で水蒸気爆発コードＪＡＳＭＩＮＥ
コードを物理モデルとして使用した。評価対象はＢＷＲ Mark-Ⅱ
型のペデスタル及び圧力抑制プール，ＰＷＲのキャビティにおける水蒸気爆発である。

2

研究名称

改良型軽水炉のシビアアクシデント対策に係る検討

解析実施者

独立行政法人 原子力安全基盤機構

実施時期

平成 21 年度

研究概要

ＦＣＩ解析コード JASMINE Ver.3 を用いて，SERENA 実験体系を対象にメッシュモデルを作成し，容器内熱流動解析を実施することによりその適用性について検討を実施。また作成したモデルを適用して感度解析を実施し，模擬溶融デブリ及びプール水の温度，
プールの形状，模擬溶融デブリの組成について水蒸気爆発に対する影響を確認した。

参考 2-5

2.2

解析モデル

2.2.1 背景
図 2-1 で示すとおり，水蒸気爆発は，熱的デトネーションモデル(4)において，４つの段階があると考えられている。それぞれの過程に関与する現象を以下に示す。
粗混合

低温冷却材内で高温の融体が粗い粒子として分散（細粒化）し，混合しながら蒸気膜によって断熱されている状態。（タイムスケール：0.1
秒～数秒）

トリガリング

蒸気膜の不安定化による急速な冷却材の蒸発及び溶融した液滴の微細
化の開始

伝播

衝撃波の伝播に伴う溶融液滴の微細化及び急速な熱伝達が生じる状態。（タイムスケール：数ミリ秒単位）

膨張（爆発）

冷却材の蒸発と，周囲に負荷を生じさせる可能性のある混合物の膨張（爆発）

図 2-1 水蒸気爆発の現象論的な４つの段階(1)上で示した現象論的な４つの段階の仮定に基づくと，水蒸気爆発による発生エネルギーの評価は，通常次の２ステップを通して行われる。
冷却材と粗混合状態にあり，続く爆発過程に関与し得る高温液体がもつ内部エネルギーの評価
伝播と膨張（爆発）の過程を介する力学的エネルギーの評価

2.2.2 解析モデルの構成
原子炉圧力容器外の溶融燃料－冷却材相互作用（以下「ＦＣＩ」という。）で想定される現象とＪＡＳＭＩＮＥコードの概念と構成を図 2-2 に示す。ＪＡＳＭＩＮＥコードは溶融炉心挙動モデルと冷却材の多相流動モデルの２つで構成される。溶融炉心モデルは融体ジェット，融体プール，融体粒子の３つのサブモデルを含む。冷却材の熱水力挙動を扱う

参考 2-6多相流動モデルは，日本原子力研究所（JAERI）で開発されたＡＣＥ－３Ｄコード(5)の修正版である。
ＪＡＳＭＩＮＥコードは，粗混合過程と爆発過程の２段階に分けて水蒸気爆発の全過程を解析する。初めに，流動体系や流入する溶解物に関する初期・境界条件を与えることで粗混合過程が解析され，次に，解析時刻における粗混合計算の出力データに，爆発モデル
オプションの指定を与えることで，爆発過程，即ち伝播と膨張過程が解析される。
粗混合過程と爆発過程の物理特性を表 2-2 にまとめる。

表 2-2 粗混合過程及び爆発過程の物理特性
粗混合

爆発（伝搬，膨張）

支配的な物理過程

重力（浮力）による対流

衝撃波の伝搬

時間スケール

0.1 10ｓ

0.1 10ms

融体サイズスケール

１ 10mm

１ 100μm

物理特性

参考 2-7

図 2-2 ＪＡＳＭＩＮＥコードの概念と構成 (1)参考 2-8

2.2.3 解析モデルの説明（1）融体ジェットモデル
融体ジェットに対しては，Ｚ方向一次元の質量，内部エネルギー及び運動量保存則が解かれる。融体ジェット表面からの液滴の発生（融体ジェットからの質量エントレインメン
ト）は，ジェット分裂長に対する実験相関式と融体ジェットの質量保存則に基づき求められる。図 2-3 は，融体ジェットがプール水で侵食され，下方に進むに従ってジェット直径が減少する様を表している。ジェットが完全に消失する水深をジェット分裂長 Lbrk と呼ぶ。
ジェット分裂長は，Bond 数 Bo J >50 の条件では Taylor 型相関式(6)が用いられ，それ以外の場合は Saito らの相関式 (7)によって次のとおり算出される。
1/ 2

10
Lbrk
DJi

J

BoJ

J

l

50

J
1/ 2

2.1

g DJi2

J
l

VJi2
g DJi

1/ 2

BoJ

J

g DJi2(2.2-1)50

J

ここで，ρJ と ρl はそれぞれジェットと水の密度，σJ はジェットの表面張力，DJ i は水面でのジェットの直径，VJ i は水面でのジェット流速，g は重力加速度である。
融体液滴発生量，すなわち質量エントレインメントに対応する体積エントレインメント
流量（ Ve ）は，ジェット直径が水深とともに線形的に減少するという仮定で計算される。
Ve

VJ
2

H pl

DJi
Lbrk

(2.2-2)

max Lbrk , H pl

ここで，Hpl はプール深さ，VJ はジェットの流速である。
質量エントレインメント流量 me は，次のように求められる。
me

Cent

J

(2.2-3)Ve

ここで， C ent は定数である。定数 C ent を１として設定した場合，ジェットは実験に基づ
く相関式によって決定されたジェット分裂長で崩壊する。 C ent を大きくするにつれ，ジェット分裂長は短くなる。
本融体ジェットモデルでは，ジェットからの伝熱は，表面積と冷却水内の移動時間のどちらにおいても，融体粒子や融体プールの場合と比較して小さいので，現在のところ考慮されていない。したがって，ジェットから冷却水への熱流束は０と設定される。

参考 2-9図 2-3 ジェット分裂モデルの概要 (1)（2）融体プールモデル
ジェット又は粒子群が底面に到達する際には，連続した融体を形成する可能性がある。
図 2-4 に，融体プールモデルの模式図を示す。融体プールモデルの概要を以下に示す。
・Ｘ方向一次元の質量，エネルギー及び運動量保存則を解く。
・ジェットや粒子群から加わった融体質量を考慮する。
・融体プール表面における二相流及び床との摩擦影響は無視する。
・融体プール端の凝固を取り扱う。
・二相流と融体プール間の伝熱を考慮する。（図 2-5）・流動様式が気泡流以外，すなわち核沸騰，膜沸騰状態となって気相体積が増加することによる熱流束緩和効果（ボイド効果）は，ベース熱流束にボイド率の関数としての係数を乗じることで考慮する。

参考 2-10Jet

Settled grouped particlehP(x)0Solidification
vP(x)

x (m)
図 2-4 融体プールモデル模式図 (1)図 2-5 各沸騰状態において用いられる伝熱モデル（融体プール）

参考 2-11

（3）融体粒子モデル
実機体系のような大規模シミュレーションを可能とするために，グループ化された粒子（粒子群）の概念が導入された。図 2-6 に融体粒子モデルの概要図を示す。融体粒子モデ
ルの概要を以下に示す。
・ “粒子群”とは，同じ特性を持ち，X-Z 平面上の有限な空間を占める粒子のグループである。
・ 粒子群の実際の形状，回転，拡散特性のような属性は無視される。
・ それぞれの粒子群の代表粒子の動きやヒートバランスは，ラグランジュ方程式によって計算される。
・ ジェット表面から粒子群が離れる前に，一定量以上の粒子を蓄える“前粒子群”概念が導入されている。前粒子群の融体ジェット表面からの放出基準を以下に示す。
・粒子群質量 ＞ ０, かつ下記に示す少なくとも１つの状況に該当すること。
粒子数が Npcr の値を超える。
前粒子群のＸ方向のサイズが，格子のＸ方向サイズの４分の１より大きい。
前粒子群のＸ方向の外側のエッジ位置が最初のセル境界を超える。
存続時間が時間制限値 nhist を超える。

図 2-6 融体粒子モデル概要図 (1)参考 2-12

次に，粒子群の取り扱い手法について説明する。
図 2-7 に，物理的に非現実的な状況の発生を回避するために設けられた粒子群間のインターフェースにおける三つのモデルを示す。これらのモデルの特徴を以下に示す。
1.

接触する二つの粒子群の粒子の体積割合の総和が融合制限 αpack(＝0.6)以上となる場合は，二つの粒子群は減衰係数 0.5 の条件で反発する。

2.

上記の条件を満たさず，かつ二つの接する粒子群が同じような特性を持つ場
合，すなわち温度，粒子径，速度が 20％以内の差で一致する場合は，それらは融合して一つの粒子群となる。

3.

上記二つの条件を満たさない場合，二つの粒子群は干渉を起こさずにすり抜ける。

図 2-8 に，解析体系の境界において粒子群に適用する取扱い条件を示す。
1.

粒子群が中心境界に到達した場合，境界内側へ弾性衝突する。

2.

粒子群が頂部又は側部の境界に達した際は，減衰係数 0.1 の条件で境界内側へと反発する。

3.

粒子群が底へ到達した際，デブリプールと粒子群のどちらかが溶融している場
合には粒子群はデブリプールと融合する。そうでない場合には，粒子群は冷え固まったデブリプール上に堆積し，デブリベッドを形成する。

図 2-9 に粒子に対する抗力係数の評価条件を示す。抗力係数は球体に対する一般的な評価式を用いる。
融体粒子に対する伝熱モデルの概要を以下に示す。
・ 粒子表面における熱伝達率は，図 2-10 に示す相関式により評価される。粒子が固化するかどうかは，その粒子の表面温度により判断される。
・ 粒子群周囲のボイド及び床への粒子群堆積に伴う伝熱効果の劣化の影響が考慮される。

参考 2-13

二つのグループが同じような特性を持つ場合（速度，粒子径，温度）

図 2-7 粒子群間のインターフェースモデル (1)図 2-8 粒子群の境界での取扱い (1)参考 2-14

1.E+03

Drag coefficient: f (-)

f=max(24/Re, 18.5/Re0.6, 0.44)
1.E+0224/Re
1.E+01

18.5/Re0.6

1.E+000.44
1.E-01
1.E-02

1.E-01

1.E+00

1.E+01

1.E+02

1.E+03

1.E+04Re (-)
図 2-9 融体粒子の流体抗力係数

図 2-10 各沸騰状態において用いられる伝熱モデル（粒子群）

参考 2-15

1.E+05

（4）トリガリングモデル
ＪＡＳＭＩＮＥコードを用いた解析では，粗混合計算結果を爆発計算に引き継ぐ際に，トリガリングと呼ばれる爆発のきっかけをユーザーが任意のタイミングで与えることにより，爆発解析を実施する。トリガリングモデルの特徴を以下に示す。
・ 局部的な圧力上昇と瞬時のガス膨張によりトリガリングを与える。
・ 圧力伝播は微細化を誘発する。
（5）微細化モデル
爆発過程は以下の概念を基本としてモデル化されている。
・ 粗混合で発生した粒子が衝撃波，即ち周囲冷却材の極端に大きな相対速度に晒されると，流体力により粒子表面の融体が微細化する。
・ 微細化粒子はμm オーダーで熱放出が非常に早く，瞬時に水を蒸発させることで，衝撃波を増幅させる。熱放出は微細化粒子の発生率に依存する。
上記過程を評価するために，図 2-11 に示す粒子群モデルにおいて，融体モデル構成要素
として”微細粒群”が追加された。
微細粒群は粒子群から発生した微細化粒子の集合体である。微細粒群は以下のように扱われる。
・ 微細化粒子の発生：
微細化粒子質量は母粒子群から水力的な相互作用により分離される。質量保存則は次のように表せる。
dm p
dt
dM f
dt

mf

(2.2-4)npm f(2.2-5)

ここで，mp は粒子群中の一粒子の質量，mf は一粒子から生成する微細粒群の質量，
Mf は粒子群全体から生成する微細粒群の質量，np は粒子群の粒子数である。一粒子からの微細化率 m f は構成式(2.2-7)により与えられる。
・ 伝熱とエネルギー保存：
微細化粒子表面の熱伝達率は非常に大きいと考えられることから，微細化粒子内の熱伝導が，この過程における伝熱量の律速となる。微細化粒子の外部の熱伝達率は非常に大きいと考えられ，定常状態でのいかなる伝熱式もこの特異に過度的な状況には適用できない。微細化粒子の単位質量当たりの熱放出量 q f を用いて，微細化粒子のエネルギー保存は以下のように表せる。

参考 2-16

de f

npm f

ep

dt

Mf

(2.2-6)qf

ここで，ef と ep は微細化粒子と粒子群の粒子の比内部エネルギーである。母粒子（粒子群の粒子）の比内部エネルギーは爆発過程中では一定であると仮定する。
微細化粒子の主要な作用は急速熱放出で，運動論的な観点は重要ではないことから，
微細化粒子に対する運動方程式は解かず，微細化粒子は母粒子群に付随すると仮定する。

図 2-11 粒子群と微細粒群 (1)一融体粒子からの微細化率 m f は以下のように求める。

mf

tb

*

Bo

tb

C frg

1
tb

*

6

D p 2 vr ( cp)

12(2.2-7)1: Carachario s et al. model

13.7 Bo 1 4: Yuen et al. model

3 CD
16

tb

*

c D p vr

(2.2-8)2(2.2-9)

p

p

Dp

c

vr

(2.2-10)

ここで，tb は分裂時間， t b * は分裂の無次元時間，Dp は粒子径，vr は粒子と冷却材間の相
対速度，ρc と ρp は冷却材と融体粒子の密度，σp は融体粒子の表面張力である。抗力係数 CD
はニュートン域の値 0.44 を使用する。Cfrg は実験定数である。

参考 2-17

（6）二相流モデル
ＪＡＳＭＩＮＥコードにおける二相流モデルは，二相流コードＡＣＥ－３Ｄ (5)を基に開発された。二相流モデルの特徴を以下に示す。
ＡＣＥ－３Ｄは円筒座標系の三次元保存方程式を解くことができるが，ＪＡＳＭＩＮ
Ｅコードでは二次元座標系での計算機能が適用されている。
水，蒸気，非凝縮性ガスの質量及び内部エネルギー方程式が解かれる。対して，運動量方程式においては，蒸気と非凝縮性ガスは平衡状態であると仮定して，水，混合性
ガスの質量及び内部エネルギー方程式を解く。
融体プールと融体粒子，微細化粒子からの伝熱を扱うことができる。
水-ガス間の熱伝達係数（図 2-12 参照）は，ＴＲＡＣ－ＰＦ１コードの気泡流と液滴流のモデルを採用。
二相間の相対速度が終端速度に等しいと仮定（図 2-13 参照）。
水滴/気泡径は臨界 We 数を用いて評価。臨界 We 数は，水滴は 4.0，気泡は 7.5（図 2-13参照）。
抗力係数は融体粒子の場合とほぼ同じ（図 2-14 参照）。
融体粒子から二相流への伝熱量分配機構を図 2-15(a)に示す。図 2-15(a)において
fhtint，fhilkill，fhigkill は粗混合解析にて冷却材の蒸発を制御するパラメータである。fhtint は，融体からの放熱量のうち，冷却材の蒸発に直接寄与する熱量の割合を示す。fhilkill，fhigkill は，それぞれサブクール水と気液界面の熱伝達係数，過熱蒸気と気液界面の熱伝達係数の乗数である。
微細化粒子から二相流への伝熱量分配機構を図 2-15(b)に示す。Kev は爆発解析にて微細化粒子からの放熱量のうち，冷却材の蒸発に直接寄与する熱量の割合を表す。

参考 2-18図 2-12 水とガスの界面における熱伝達 (1)Buoyancy

6

d3d

vr

l

g

Balance

Drag

dd

1
Cd dd2
4
2

c

v r2

g

dd：気泡又は液滴の径，ρl, ρg：水,ガスの密度，g：
重力加速度，Cd：抗力係数，ρc：連続相の密度，vr：
相対速度，Wecr：臨界ウェバー数（水滴 4.0，気泡7.5），σ：表面張力

Wecr
2
c vr
図 2-13 水滴及び気泡における力のつり合い

Drag coefficient: f (-)

1.E+03

1.E+02Re=0.1031
240

1.E+01(1+ Re0.6)･24/Re
1.E+00

1.E-01
1.E-02

1.E-01

1.E+00

1.E+01

1.E+02

Re=9890.44

1.E+03

1.E+04Re (-)
図 2-14 水滴及び気泡の流体抗力係数

参考 2-19

1.E+05

•

界面での通常の熱伝達は抑制される。

•

fhtint,fhilkill,fhigkill は粗混合解析にて冷却材の蒸発を制御するパラメータ。

(a) 融体粒子から二相流への伝熱量分配機構 (1)•

界面での通常の熱伝達は原則として抑制される。

•

Kev は爆発解析にて，微細化粒子からの放熱量のうち，冷却材の蒸発に直接寄与する熱量の割合。

(b) 微細化粒子から二相流への伝熱量分配機構
図 2-15 二相流への伝熱量分配機構 (1)参考 2-20

2.3

入出力

本章では，ＪＡＳＭＩＮＥコードによる水蒸気爆発解析時の入出力例を示す。
図 2-16 に水蒸気爆発解析のフロー図を示す。幾何形状等のプラント固有条件や事象進展解析（ＭＡＡＰ）に基づく溶融燃料条件等に基づきＪＡＳＭＩＮＥコードの入力条件の設定を行う。
ＪＡＳＭＩＮＥ解析の評価結果は，水蒸気爆発時の原子炉格納容器の健全性評価を実施するための構造応答評価コードの負荷条件として用いられる。水蒸気爆発負荷として，高圧気泡を膨張させるモデルを用いる場合には，水蒸気爆発時の発生エネルギー条件や爆発時の圧力条件が構造応答評価コードに引き渡される。

プラント条件ＭＡＡＰ・プラント幾何形状

・溶融燃料放出条件

・水張り水位，etc

・原子炉格納容器内条件，
etc

ＪＡＳＭＩＮＥ
・ＦＣＩによる発生エネルギー，etc

構造応答解析

図 2-16 水蒸気爆発解析の流れ

参考 2-21

2.3.1 入力例(1) 計算体系の幾何形状
計算領域は，図 2-17 に示すとおり，円筒座標系における角度θのセクターとして定義され，体積は X-Z 平面のグリッドとして離散化される。
原子炉圧力容器破損時におけるペデスタル領域での水蒸気爆発解析を実施する場合，計算体系を圧力容器，ペデスタル壁面，床面で形成される原形状の中からモデル化することができる。
X-Z 平面でのメッシュ分割は，ＪＡＳＭＩＮＥコードの制限値【Ｘ方向(=30)，Ｚ方向(=40) 】以内で任意に設定することができ，ペデスタル領域について，ベッセル，ペデス
タル空間（液相，気相），ペデスタル壁面等を定義することが可能である。図 2-18 にメッ
シュ分割の例を示す。

RPV

上部D/W

ベント管
W/W
下部
D/W

図 2-17 計算体系の幾何形状の例

参考 2-22

34

mm
13700

33

13300

32

12900

31

12500

30

12100

29

11700

28

11300

27

10800

26

10400

25

10000

24

9600

23

9200

22

8800

21

8400

20

8000

19

7600

18
17

7200
7000

16

6400

15

6000

14

5600

13

5200

12

4800

11

4400

10

4000

9

3600

8

3200

7

2800

6

2400

5

2000

4

1600

3

1200

2

800

1

400
0

: ベッセル下部: ジェット流入位置: 水プール: 水蒸気爆発源

RPV下端高11300 (mm)
RPV/下端高さ：11300(mm)

TMSL -6600
150 × 21 + 300 × 6 + 350

5300

メッシュ分割 Ｘ方向：28
図 2-18

Ｚ方向：34

ＪＡＳＭＩＮＥ解析のメッシュ分割の例

参考 2-23

(2) 溶融炉心物性値
溶融炉心物性値については，溶融コリウムの物性値ライブラリ（jasmine.corium，jasmine.corium2，jasmine.corium3）が，ＪＡＳＭＩＮＥコードに付属されており，ユー
ザーは目的に応じてこれらを活用することができる。各物性値ライブラリの主要な特性は以下のとおりである。表 2-3 に jasmine.corium2 の物性値を例示する。
jasmine.corium ： FARO/KROTOS 実験条件（UO2/ZrO2=80/20wt%）
jasmine.corium2 ： FARO/KROTOS 実験条件（UO2/ZrO2=80/20wt%），融点，リキダス，
ソリダスを実機相当条件に設定
jasmine.corium3 ： TROI 実験条件（UO2/ZrO2=70/30wt%）(3) 主要入力値
表 2-4 に(1),(2)以外の主要な入力例を示す。
(4) 入力条件の設定の考え方
入力条件は，表 2-4 に示された入力条件の例で示すように，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，水蒸気爆発事象に伴う不確かさを踏
まえて，以下の保守性を考慮して設定している。なお，評価結果に対して各々が相互に影響し得る条件については，総合的に保守性が担保できることを考慮した設定としている。
メルト放出速度：メルト放出速度は，破損口にかかるデブリ堆積圧等の圧力から計算される。メルト放出速度としては，原子炉圧力容器（以下「ＲＰＶ」という。）の低圧破損時に最も大きくなる条件である溶融デブリ全量が下部プレナムに堆積した場合を想定した値を設定。

メルト放出口径：

粗混合融体質量を保守的に評価するために，ＲＰＶ底部の貫通配管で最も大きい口径 0.15ｍの値を保守的に丸めて粗混合時液滴径：として設定。

既存のＦＣＩ実験（KROTOS，FARO，TROI，CCM）のザウター平均粒径は０～３mm 程度(8)とされている。一般に粗混合時液滴径が大きい
程，粒子から冷却材への伝熱が低下して粒子が固化しにくくなり，
冷却材ボイド率も低下することで，粗混合融体質量が大きい傾向があると考えられ，このような傾向は，トリガリング位置を底部，トリガリングタイミングを粗混合融体質量がピークとなる条件において，感度解析により確認されている。上述のトリガ条件を前提として，爆発の強度が大きくなりやすい条件として，上述のザウター平
均粒径を包絡するを設定。

参考 2-24

トリガリング位置：

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
りやすい条件として，中心軸上の底部から軸方向２セル目を選定。

トリガリング：

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タイミングられる条件として設定。

表 2-3 ＪＡＳＭＩＮＥ解析における物性値
No.

項目

物性値

備考

数値

単位

1

溶融点

[Ｋ]

組み込みライブラリ

2

固相線温度

[Ｋ]

(jasmine.corium2)

3

液相線温度

[Ｋ]

に基づく値

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

[－]

参考 2-25

表 2-4 ＪＡＳＭＩＮＥ解析における主な入力条件の例（1/2）
No.

入力

値(定義)

単位

備考

1

初期圧力

[Pa]

ＭＡＡＰ解析結果に基づき設定。

2

プール水温

[Ｋ]

ＭＡＡＰ解析結果に基づき設定。

3

落下メルト総重量[kg]

ＭＡＡＰ解析結果に基づき設定。

4

メルトジェット温度[Ｋ]

ＭＡＡＰ解析によると下部プレナム内の溶融デブリの酸化物層の過熱度は約であることから，溶融デブリの融点は jasmine 付属のメルトの物性値パッケ ー ジ jasmine.corium2 の リ キ ダ スに過熱度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

7

プール水深

8

粗混合時液滴径

２

を設定。

[ｍ]

手順上定める値を設定。

[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。

12

トリガリング位置

ベデスタル

[ｍ]

トリガ位置には中心軸上の底部付近との中心，

して底部から軸方向２セル目を選定。こ底から 0.6m

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。

13

トリガリングタイミング

粗混合融体

[sec]

水蒸気爆発により発生する運動エネル

質量の最初

ギーが最も大きくなると考えられる条のピークと件として設定。

なる時刻
14

トリガ閾値

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。

参考 2-26

表 2-4 ＪＡＳＭＩＮＥ解析における主な入力条件の例（2/2）
No.

入力

値(定義)

単位

備考

15

フラグメンテーション

Caracharios(1983)

[-]

-

モデル

モデル

フラグメンテーション

粒子温度の平均温度が

[-]

-

条件

融点以上

フラグメンテーション

0.35

[-]

文献(1)記載のＪＡＥＡが実施し

16
17

係数
18

フラグメンテーション

た検証解析に用いられる条件を
-3

10

[sec]

蒸発に用いられるエネ

融体の寄与：0.02

[-]

ルギー割合

フラグメント放熱の寄

採用。

時間
19

与：0.7
20

フラグメンテーション

ボイド率 0.3～0.75 でにおけるボイド緩和係

カットオフ

[-]

た検証解析に用いられる条件を

数
21

トリガ点圧力文献(1)記載のＪＡＥＡが実施し
採用。

7

1×10

[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継[-]

ぎ

トリガ気相割合は，粗混合解析
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。

参考 2-27

2.3.2 出力例
ＪＡＳＭＩＮＥ解析は，「粗混合過程」と「爆発過程」の２段階に分かれている。それ
ぞれの解析における主要な出力を以下に示す。
(1)粗混合過程
・放出されたメルト及び粗混合領域におけるメルト粒子の全質量
粗混合解析は，爆発解析の初期条件を評価するために実施する。重要な物理量は，粗混合過程において溶融状態で水中に分散した融体の質量であり，この物理量に基づきトリガ
リングタイミングを設定する。
ＪＡＳＭＩＮＥコードではこの物理量を定量化する指標として，粗混合融体質量（ボイド率 0.75 以下の領域に存在し，温度が融点以上の融体質量）の時間変化を出力することができる。爆発の強度が大きくなるように粗混合融体質量が最初にピークとなったタイミン
グでトリガリングタイミングを設定する。
(2)爆発過程
・流体の運動エネルギーの時間変化
流体の運動エネルギーを用いて構造健全性評価を実施する場合には，水蒸気爆発発生時にトリガセルから周囲へ圧力波が伝播し，その発生エネルギーの大部分が流体の運動エネ
ルギーに変換されると想定し，全領域の流体の運動エネルギーの時間変化からその最大値を設定することが考えられる。

参考 2-28

3.

解析結果の例示

本項では，ＡＢＷＲ代表プラントにおけるＪＡＳＭＩＮＥ解析結果例を示す。
評価条件はそれぞれ以下の通りである。
・評価体系：図 2-18

・主な評価条件：表 2-3，表 2-4(1)粗混合過程
放出されたメルト及び粗混合領域におけるメルト粒子の全質量を図 3-1 に示す。図 3-1
により，粗混合融体質量が最初にピークとなる約 0.9 秒後にてトリガリングタイミングを設定している。
(2)爆発過程
流体の運動エネルギーの時間変化を図 3-2 に示す。図 3-2 より，流体の運動エネルギーのピーク値約７MJ が水蒸気爆発時に発生するエネルギーと設定することができる。

参考 2-29

1000
900
800
700

Mass (kg)

600
500
400
300
200
100
0
0

0.5

1
Time (s)1.52

図 3-1 粗混合融体質量（温度が融点以上かつボイド率 0.75 以下の領域に存在する融体質量）の時間的推移
20

Kinetic Energy (MJ)

15

10

5

0
0

10

20

30

40

50
Time (ms)6070

図 3-2 流体運動エネルギーの時間的推移

参考 2-30

80

90

100

4.

水蒸気爆発実験への適用例

4.1

粗混合実験解析

粗混合に関するモデルの機能を確認するため，及び実験を最適に再現することを目的としたパラメータ調整のため，JRC-Ispra 研究所で実施された FARO 実験に関するシミュレー
ションを，ＪＡＥＡが実施している (1)。FARO 実験では，溶融燃料としてコリウム(UO2 と ZrO2の混合物)を使用し，これらを水プールに落下させたときの，融体ジェット分裂やクエンチ
時の加圧および水蒸気発生によるプール水位上昇等のデータが得られている。FARO 実験における実験装置の概要を図 4-1 に示す。ＪＡＳＭＩＮＥコードにおけるベンチマークでは，サブクール度，圧力，ジェット径等のパラメータの異なる３種類の実験ケースを選択している。これらの実験では水蒸気爆発が発生せず，かつ粗混合状態が確認できたため，粗混合に関するベンチマーク実験として選定された。以下に各ケースの特徴を簡単に述べる。
L14 ケース ： デブリの温度は 3073Ｋ，水位は 2.05ｍ，サブクール度は１Ｋと小さく，
圧力は高圧（５MPa）であり，ジェット径は 92mm と大きい。雰囲気ガス
は蒸気である。
L28 ケース ： デブリの温度は 3053Ｋ，水位は 1.44ｍ，サブクール度は１Ｋと小さく，
圧力は低圧（0.51MPa）であり，ジェット径は 44mm と小さい。雰囲気ガスは蒸気である。
L31 ケース ： デブリの温度は 2990Ｋ，水位は 1.45ｍ，サブクール度は 104Ｋと大きく，
圧力は最も低圧（0.22MPa）であり，ジェット径は 48mm と小さい。雰囲
気ガスはアルゴンである。

4.1.1 解析条件
ベンチマーク対象の実験ケース（L14，L28，L31)の実験条件及びそれぞれのベンチマー
ク解析条件を表 4-1 に示す。また，実験装置を模擬した解析モデルを図 4-2 に示す。

参考 2-31

参考 2-32
図 4-1 FARO 実験装置 (9),(10)表 4-1 FARO 実験（L14，L28 及び L31)の実験条件及び解析条件

出典：Steam Explosion Simulation Code JASMINE v.3 User's Guide,JAEA(1)参考 2-33

出典：Steam Explosion Simulation Code JASMINE v.3 User's Guide,JAEA(1)

図 4-2 FARO L-14（左）及び FARO L28，L31（右）の解析モデル

参考 2-34

4.1.2 解析結果
圧力履歴の解析結果を図 4-3 に，プール水位挙動の解析結果を図 4-4 に示す。図において，exp.が実験結果で，cal.が解析結果である。全体として実験結果はおおむね良く再現されている。詳細にみると，圧力がやや低めに評価されているのに対し，特に低圧実験（L28と L31）において水位は高めに評価されている。

出典：Steam Explosion Simulation Code JASMINE v.3 User's Guide,JAEA(1)

図 4-3 圧力履歴比較

参考 2-35

出典：Steam Explosion Simulation Code JASMINE v.3 User's Guide,JAEA(1)

図 4-4 プール水位挙動比較

参考 2-36

4.2

爆発実験解析

爆発に関するモデルの機能を確認するため，及び実験を最適に再現することを目的としたパラメータ調整のため，JRC-Ispra 研究所にて実施された実験のうち，ＦＣＩに伴うエネ
ルギーの発生が確認された KROTOS-44,42 実験及び FARO-L33 実験に加え，エネルギーの発生が確認できなかった KROTOS-37 実験についても解析対象として選定した。これらの検証
解析は，ＪＡＥＡにて実施されている。(1)KROTOS 実験では，１～３kg 程度の溶融アルミナ又はコリウム（UO2 と ZrO2 の混合物）を
円柱形状の水槽に落下させ，圧縮アルゴンガスによる圧力パルスによってトリガがかけられている。FARO 実験は，大規模スケールの実験であり，100kg の溶融コリウムを水プールに落下させ，起爆装置からの圧力パルスによってトリガがかけられている。これらの実験結果から，各位置での圧力過渡変化及び微細化粒子の粒子径分布に関するデータに対する検証を実施した。

4.2.1 解析条件
解折条件を表4-2に，KROTOS及びFARO実験の解析メッシュモデル図を，図4-5に示す。水
蒸気爆発解析では粗混合過程と爆発過程の２つの過程を解析する。粗混合過程では，計算モデルを調整することで実験結果を適切に模擬することが可能である。具体的には，ジェット分裂長の相関式と調整係数は，同等の状況で水蒸気爆発が発生しない場合のジェット
分裂長を再現できるよう選択される。
トリガ時刻における全体のボイド率等の実験パラメータの一致性を確認し，粗混合過程の解析結果が妥当であることを確認した。そして，それらの結果を爆発過程の初期条件に設定した。
爆発解析では融体物質やその他の実験条件に関係なくモデルパラメータの値を一定とする。これらは，解析値がKROTOSのアルミナ実験での圧力パルス，水蒸気爆発により発生した微細化粒子の質量分率と一致するように設定している。爆発過程でのモデルパラメータの調整にアルミナを用いた実験を採用した理由を以下に示す。図4-6に，KROTOS実験のアル
ミナとコリウムの総質量，融体質量及びボイド率 0.75 以下の融体質量についての比較結果を示す。アルミナでは粗混合過程において常に溶融状態であり，過度に水蒸気が発生することはない。そのため，理想的な粗混合条件（融体物質の大部分が固化せず，水と十分に混合されている）が達成できている。一方，コリウムではトリガ時刻における融体の大部分が固化あるいは高ボイド率領域に含まれているため，水蒸気爆発に寄与する融体量はわずかとなる。この相違は物質の物理的特性や初期温度に関係する。アルミナはコリウムと比較して，融点，初期温度及び密度が低く，潜熱が大きい。そのため，液滴径が大きくなり，融体が冷却されるまでに要する時間が長くなる。また，アルミナの融体温度が低く，体積当たりの表面積が小さいため，水への熱伝達は小さくなる。これらの理由により，コ

参考 2-37

リウムではアルミナほど大規模な水蒸気爆発は発生しない。以上より，理想的な粗混合状態が得られるアルミナを用いた実験のほうが，爆発過程の微細化モデルパラメータの調整には適切と考えられる。
外部トリガは，中心底部のセルに与える。外部トリガ条件は，KROTOSでは，実験で使用したガス室の条件（15cm3，14MPa，pV=約220kJ)から設定する。また，FARO-L33では，起爆エネルギー１kJと等価な体積と圧力（28.6cm3，35MPa）から設定する。

参考 2-38

表 4-2KROTOS-37，42，44 及び FARO-L33 の実験条件及び解析条件

出典：Steam Explosion Simulation Code JASMINE v.3 User's Guide,JAEA(1)参考 2-39KROTOS-37,42,44

FARO-L33
出典：Steam Explosion Simulation Code JASMINE v.3 User's Guide,JAEA(1)

図 4-5 解析モデル（KROTOS-37,42,44 及び FARO-L33）

参考 2-40

出典：Steam Explosion Simulation Code JASMINE v.3 User's Guide,JAEA(1)

図4-6 粗混合過程での融体質量（上：アルミナ（K42），下：コリウム（K37））

参考 2-41

4.2.2 解析結果
図4-7及び図4-8に，KROTOSのアルミナ実験（KROTOS-44,42）における垂直に位置した各測定点での圧力履歴の実験結果と解析結果の比較を示す。解析結果は実験結果とよく一致していることが確認できる。また，水のサブクール度が相違するKROTOS-44,42の解析・実験結果の傾向が一致していることより，サブクールの影響は小さいものと考えられる。
図4-9に，KROTOSのコリウム実験（KROTOS-37）の解析結果を示す。この実験では水蒸気爆発が生じていないことが報告されている。解析では，トリガリング圧力パルスは爆発源に近い底部のK1及びK2のみで局所的にピークとなるが，それ以外の測定点ではピーク値はない。また，K1及びK2のピーク値を過ぎるとそれ以降は減衰している。
図4-10.に，FARO-L33における垂直に位置した各測定点での圧力履歴の実験結果と解析結果の比較図を示す。図4-10より，圧力パルスの傾向が良く一致していることがわかる。なお，水面近傍であるZ=1615mmでの圧力挙動について，実験結果では大きな圧力上昇は確認されておらず，解析結果との差異が生じているが，これは解析による爆発時の水位挙動と実験結果との相違が圧力伝播挙動に影響している可能性が考えられる。図4-11及び図4-12に，KROTOS実験（44,42,37）及びFARO実験（L33）の流体運動エネルギーの解析結果と実験結果の比較図を示す。KROTOSのアルミナ実験（44,42)とFARO-L33において，解析結果と実験結果はよく一致していることがわかる。KROTOS-37では流体運動エネルギーが小さくなっており，これは実験において，水蒸気爆発が生じていない事実と一致している。
一般的に，水蒸気爆発により粒子径0.1mmより小さい微細化粒子が発生する。解析では，
この粒子径を50μmとしている図4-13及び図4-14に，KROTOS実験(44,42)及びFARO実験（L33）の微細化粒子の質量分率の比較結果を示す。実験と解析で粒子径が異なる為，正確な比較はできないが，解析結果の微細化粒子の質量分率は実験結果と同程度となることが確認できる。

参考 2-42

出典：Steam Explosion Simulation Code JASMINE v.3 User's Guide,JAEA(1)

図 4-7 圧力履歴（KROTOS-44）

参考 2-43

出典：Steam Explosion Simulation Code JASMINE v.3 User's Guide,JAEA(1)

図 4-8 圧力履歴（KROTOS-42）

参考 2-44出典：Steam Explosion Simulation Code JASMINE v.3 User's Guide,JAEA(1)

図 4-9 圧力履歴（KROTOS-37）

参考 2-45

出典：Steam Explosion Simulation Code JASMINE v.3 User's Guide,JAEA(1)

図 4-10 圧力履歴（FARO-L33）

参考 2-46

出典：Steam Explosion Simulation Code JASMINE v.3 User's Guide,JAEA(1)

図 4-11 流体運動エネルギー（KROTOS）

出典：Steam Explosion Simulation Code JASMINE v.3 User's Guide,JAEA(1)

図 4-12 流体運動エネルギー（FARO-L33）

参考 2-47

出典：Steam Explosion Simulation Code JASMINE v.3 User's Guide,JAEA(1)

図 4-13 微細化粒子の質量分布 (KROTOS)

出典：Steam Explosion Simulation Code JASMINE v.3 User's Guide,JAEA(1)

図 4-14 微細化粒子の質量分布 (FARO-L33)

参考 2-48

5.

参考文献(1) K.Moriyama, et al, Steam Explosion Simulation Code JASMINE v.3 User's Guide,
JAEA-Data/Code 2008-014, July 2008.
(2) 改良型軽水炉のシビアアクシデント対策に係る検討，独立行政法人

原子力安全基盤機構, 平成 21 年度(3) 森山清史

他，軽水炉シビアアクシデント時の炉外水蒸気爆発による格納容器破損確率の評価, 日本原子力研究開発機構，JAEA-Reserch-2007-072.
(4) S.J. BOARD, R.W. HALL, R.S. HALL, Detonation of fuel coolant explosions, Nature
254, 319-321, 1975.
(5) 大 貫晃

他 ， 多 次 元 二 流 体 モ デ ル 構 成 方 程 式 評 価 用 コ ー ド ACE-3D の 開 発 ，

JAERI-Data/Code 96-033, 1996 年 11 月
(6) G.I. Taylor. The dispersion of jets of metals of low melting point in water. G.K.
Batchelor, efitor, The scientific papers of Sir Geoffrey Ingram Taylor, vol.3
Aerodynamics and the mechanics of projectiles and explosion, pp.304-305.
Cambrigdge University Press, Cambridge, 1963.
(7) M. Saito, K. Sato, S. Imahori, Experimental study on penetration behaviors ofwater jet into freon-11 and liquid nitrogen, ANS Proc. National Heat Transfer
Conference, Houston, U.S., vol.3, pp.173--183, 1988.
(8) R.Meignen, et al, The challenge of modeling fuel coolant interaction: Part I
Premixing, Nucl.Eng.Des. 280 511-527, 2014.
(9) A. Annunziato, et al, FARO TEST L-14 ON FUEL COOLANT INTERACTION AND QUENCHING
Comparison Report, Volume I: Analysis of the Results, OECD/CSNI International
Standaard Problem 39, 1998.
(10) D. Magallon, Characteristics of corium debris bed generated in large-scale
fuel-coolant interaction experiments, Nuclear Engineering and Design 236, 1998
2009, 2006.

参考 2-49

添付１ 水蒸気爆発時のウォーターハンマーについて

炉外において水蒸気爆発が発生した場合，発生した気体によって水塊が急加速を受けながらピストン状に押し上げられ，この水塊衝突による衝撃力が構造物の健全性に影響を及ぼす可能性が考えられる。ウォーターハンマーは，この水塊衝撃と圧力波の２つの効果に分けられるが，ペデスタルにおいては水面の上に気相部があり圧力波は問題とならないため，水塊衝突について以下に考察を示す。
この水塊の上昇について，軽水炉の SA 時を想定した気泡急成長に伴う水撃力に関する研究（稲坂ら，2004）では容器下部から注入した気泡によって，水位がピストン状に押し上げられ，気泡が水面に達して吹き抜けるまで水塊として上昇する様子が観察されている。
水塊による水位上昇は，主に容器の径：D と初期水位：H0 のアスペクト比（H0/D）によって整理できるとされており，構造物をこの水塊の到達範囲外に配置することにより水撃力の影響を回避できると結論付けている。添付図 1-1 に実験装置，添付図 1-2 に水塊の到達範
囲の整理結果，添付図 1-3 に水塊挙動の実験結果を示す。
女川２号炉，浜岡４号炉，島根２号炉及び柏崎刈羽６号及び７号炉では，ペデスタル径と初期水位のアスペクト比による無次元水位はそれぞれ 0.6，0.5，0.65 及び 0.2 程度である。この知見を適用した場合，添付図 1-2 より上記のアスペクト比において水塊群到達範
囲が最も大きくなるのは島根２号炉のアスペクト比 0.65 であり，そのときの水塊の上昇を含む最大水位は約 7.5ｍ（ペデスタルの径の 1.25 倍程度）となる。これより，島根２号炉の場合，水塊はペデスタル床から約 7.5ｍまで上昇する可能性があるが，これはペデスタル
床面からのＲＰＶ底部高さ約 9.0ｍよりも低いことから，ＲＰＶ支持機能の健全性に与える影響はないといえる。
本実験では，水蒸気爆発時の水塊運動の主要パラメータとして，容器径，初期水位，気泡圧力を変更したケースについて実験を実施している。これらの実験パラメータ範囲の実機条件への適用性は以下のとおりである。
容器径については，大型容器（内径 1.0ｍ）と小型容器（内径 0.428ｍ）の実験を行い，容器径のスケール効果を考慮している。実験結果より，容器径で規格化した無次元水面上
昇距離は，小型容器と大型容器で同一のアスペクト比条件における実験結果の観察結果から，ほぼ一致すると評価されている。添付図 1-2 の水塊到達範囲の実験相関式は，これらの実験装置のデータより整理されたものである。したがって，実機の格納容器下部領域の径は本実験装置の容器径よりも大きくなるが，実験相関式は容器のスケール効果を考慮しており，実機条件にも適用できると考えられる。
また，この実験では，圧縮空気を水張り容器の底部から供給して水蒸気爆発による気泡
運動の水位上昇への影響を調査しているが，実機では必ずしも底部から気泡が成長を始め

参考 2-50

るわけではない。しかしながら，底部から供給される気泡は一次元軸方向への運動が支配的となる一方で，実機では蒸気泡がより三次元的に運動できるため，軸方向への水位上昇を評価する観点では，この実験方法は実機と比較して保守的であると考えられる。
初期水位は，無次元初期水位を変更したケース（0.6, 0.8, 1.0, 1.2, 1.4）の実験を行っているが，実験の実水位は最大 1.4ｍ（容器径 1.0ｍの場合）となる。実機条件では，実
験条件の実水位より高くなると想定される。しかし，初期水位と水位上昇の関係は，容器径で規格化された無次元初期水位（容器径と初期水位の比）及び無次元水塊到達範囲（容器径と水位上昇の比）で整理される（添付図 1-2）。この無次元水位でみると実機条件は，実験範囲にあり，実機条件に適用できると考えられる。
気泡の圧力条件は，気泡圧力を変更したケース（0.5MPa, 1.0MPa, 2.0MPa）を行っている。実験結果より，圧力が大きくなると気泡が吹き抜けやすくなり，水塊が押し上げられる範囲は圧力に依存しなくなる傾向がある。このため，高圧条件（10MPa 以上）での水塊到
達範囲はほぼ同じになるとされている。これより，実機での水蒸気爆発では，実験条件よりも圧力が高くなることが想定されるが，添付図 1-2 の水塊到達範囲は実機条件にも適用できると考えられる。
なお，この実験の圧力条件は実機における落下溶融炉心の重量を想定して設定されており，2.0MPa の圧力条件は実機炉心相当で約 11ｔの落下溶融炉心による蒸気発生量に対応するとしている1。表 2-4 に示す実機を想定した解析条件では，溶融炉心のＲＰＶ外への放出
後，溶融炉心重量は数秒で約 11ｔに達するが，水蒸気爆発が１秒前後で生じることを考慮
すれば，この実験条件の設定は実機で生じる事象と同程度のオーダーであると考えられる。
また，この実験研究は空気を対象としたものであるが，水蒸気を対象とした場合には，蒸気泡に対する凝縮効果のため，水塊の上昇と水撃力が抑制されるとする知見がある（稲坂ら，2007）。
以上より，本実験結果による水塊運動の範囲の結果は，実機条件でも適用できると考えられる。
〔参考文献〕(1) 稲坂，安達，汐崎，綾，成合，2004. 「軽水炉のシビアアクシデント時における気泡
急成長による水撃力の研究」，海上技術安全研究報告書 第 4 巻 第 3 号，p.323-343.
(2) 稲坂，安達，村田，綾，2007. 「軽水炉のシビアアクシデント時における蒸気急発生による水撃力」，日本原子力学会和文論文誌 6，p.289-297.

1

溶融炉心の潜熱及び比熱をそれぞれ 323kJ/kg，0.526kJ/(Kg-K)として，実験体系における空気容量と同等の蒸気発生量となる溶融炉心重量を概算し，実験体系と実機の空間スケール(～1/10 スケール)の違いを踏まえて算出（稲坂ら，2004）

参考 2-51

添付図 1-1 水撃実験装置（上：大型容器、下：小型容器）（稲坂ら，2004）

参考 2-52

添付図 1-2 水塊がコヒーレント性を保ったまま上昇する範囲（稲坂ら，2004）

添付図 1-3 気泡の成長と水塊挙動の実験結果（P0=0.5MPa，H0*=0.6）（稲坂ら，2004）

参考 2-53

添付２

水蒸気爆発実験と実プラントの水蒸気爆発評価におけるエネルギー変換効率の比較について１．はじめに水蒸気爆発時の発生エネルギーを議論するうえで，デブリの持つ熱エネルギーが機械的エネルギーに変換されるエネルギー変換効率は重要なパラメータであり，各研究機関で実施された水蒸気爆発実験においても，実験時に確認されたパラメータに基づきエネルギー変換効率が評価されている。また，水蒸気爆発解析において，粗混合過程，爆発過程の解析モデルの妥当性を確認するためのベンチマークの一つとして，実験時に確認されているエネルギー変換効率との比較が実施されている。
本資料では，水蒸気爆発実験と実プラントの水蒸気爆発評価におけるエネルギー変換
効率の比較結果をまとめる。
２．水蒸気爆発実験でのエネルギー変換効率（１）エネルギー変換効率について
一般的には以下の式①によりエネルギー変換効率は評価されている。
① エネルギー変換効率(％)＝機械的エネルギー/デブリの持つ熱エネルギー×100
機械的エネルギー： 試験容器内の温度，圧力挙動からの評価，構造材への荷重評価等より機械的エネルギーを評価
デブリの持つ熱エネルギー： 落下させる全デブリ質量，温度，比熱からデブリの持つ保有エネルギーを評価
上式①に基づくエネルギー変換効率は，粗混合過程と爆発過程の二つのプロセスが影響するパラメータとして扱う必要がある。粗混合過程は，落下デブリ質量に対して，デブリ注入速度，プール水位等といった実験条件が，粗混合融体質量に大きく影響する。一方、爆発過程は，粗混合粒子の微細化から爆発的な伝熱挙動といった物理現象であるため，体系等の実験条件の影響は低いと考えられる。
したがって，以下の式②により定義されたエネルギー変換効率を用いることで，実験条件の影響を小さくできると考える。
② エネルギー変換効率(％)＝機械的エネルギー/粗混合融体の持つ熱エネルギー×100
粗混合融体の持つ熱エネルギー： 温度がデブリ融点以上かつボイド率 0.75％以下の領域に存在する融体質量のエネルギー（２）TROI 実験におけるエネルギー変換効率
UO2 デブリを用いた水蒸気爆発実験において，比較的高いエネルギー変換効率が確認

参考 2-54

されている TROI 実験を対象に式②でエネルギー変換効率を評価した結果を添付表 2-1に示す。
添付表 2-1 TROI 実験におけるエネルギー変換効率
TS1

TS2

TS3

TS4

TS6

備考

式①

0.12％

0.28％

0.22％

0.35％

0.66％

参考文献(1)より

式②

0.36％

0.81％

0.54％

1.25％

2.49％

参考文献(2)より

３．実プラントの水蒸気爆発評価におけるエネルギー変換効率との比較
実プラントの水蒸気爆発評価結果に基づき式①と式②より算出したエネルギー変換効率を添付表 2-2 にまとめる。
ここで，TROI 実験並びに実プラントの条件におけるジェットの分裂長を評価した結果，
TROI 実験（TS1～TS4，TS6）の実験条件におけるジェット分裂長は約１ｍであり，プール
水位は１ｍであるため，TS1～TS4，TS6 はプール底部到達までにジェットがほぼ完全に分裂すると推測される。また，ＡＢＷＲプラント実機体系におけるジェット分裂長は，約４～５ｍであり，７ｍ水位ではジェットが完全に分裂すると推測される。
したがって，ジェットがほぼ完全に分裂する条件となっている TS1～TS4，TS6 とＡＢ
ＷＲプラント実機体系７ｍ水位条件について，式②によるエネルギー変換効率で比較を行うと，TS1～TS4，TS6 にて確認されたエネルギー変換効率をＡＢＷＲプラント実機体系が上回る結果となることが確認できた。
上記よりＡＢＷＲプラント実機体系におけるＪＡＳＭＩＮＥ解析においては，同等の条件の実験と比較するとエネルギー変換効率は保守的な結果を与えていることが確認できた。
添付表 2-2 ＡＢＷＲプラント実機体系におけるエネルギー変換効率
水位 7m
式①

0.8％

式②

3.0％

４．参考文献(1) NEA/CSNI/R(2014)15, OECD/SERENA Project Report Summary and Conclusions(2) 堀田，森田，梶本，丸山，2017.「JASMINE Version 3 による溶融燃料－冷却材相互作
用 SERENA2 実験解析」，日本原子力学会和文論文誌（2017）

参考 2-55

参考資料３ＬＳ－ＤＹＮＡ

参考 3-1目

次

ＬＳ－ＤＹＮＡ

1. は じ め に ........................................... 参 考 3-3
2. 適 用 対 象 事 象 及 び 適 用 実 績 ........................... 参 考 3-4
3. 解 析 モ デ ル と 解 析 結 果 の 例 示 ......................... 参 考 3-6
3.1 計 算 要 素 ........................................ 参 考 3-7
3.2 境 界 条 件 ....................................... 参 考 3-10
3.3 材 料 モ デ ル ..................................... 参 考 3-13
3.4 爆 発 源 の 設 定 方 法 ............................... 参 考 3-19
3.5 解 析 フ ロ ー ..................................... 参 考 3-22
3.6 入 出 力 ......................................... 参 考 3-23
3.7 解 析 結 果 の 例 示 ................................. 参 考 3-24
4. 解 析 結 果 の 検 証 .................................... 参 考 3-31
5. 参 考 文 献 .......................................... 参 考 3-38

添付 1

運動エネルギーから圧力として伝わる時の考え方について..................................................... 参 考 3-39
添付 2

反 射 波 の 考 慮 に つ い て .......................... 参 考 3-42

添付 3

ペデスタル構造応答評価における判定基準について..................................................... 参 考 3-48

参考 3-2

1. はじめに本資料は，格納容器破損防止に関する重大事故対策の有効性評価（以下，「有効性評価」と称す。）において，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」（以下，「FCI」と称す。
）に対して参考として示した水蒸気爆発の発生を仮定した場合の格
納容器の健全性への影響評価に適用するコードのうち，ＬＳ－ＤＹＮＡコードについて，・適用対象事象及び適用実績
・解析モデルと解析結果の例示
・解析結果の検証
に関してまとめたものである。
なお，ＪＡＳＭＩＮＥコードの計算結果をインプットする必要があるが，このＪＡＳＭ
ＩＮＥコードに対する説明は別資料（解析コード（ＪＡＳＭＩＮＥ）説明資料（参考資料））
にて行う。

参考 3-3

2. 適用対象事象及び適用実績
ＬＳ－ＤＹＮＡコードは，原子炉圧力容器外において FCI による水蒸気爆発の発生を想定した場合，圧力容器の支持構造物であるペデスタルへの荷重を評価し，その健全性を確認することを目的として使用する。
（１）適用対象事象
シビアアクシデント発生時に原子炉圧力容器の破損を想定する場合，溶融炉心・コンク
リート相互作用の緩和策として，格納容器下部への水張りが実施される。原子炉圧力容器から溶融炉心が落下した場合において，この格納容器下部の冷却水と溶融炉心の接触による水蒸気爆発事象発生の可能性は，これまでの知見からも極めて低いと考えられる。しかしながら，水蒸気爆発が発生した場合についても考慮し，原子炉格納容器の健全性に対する影響を確認しておくことは，原子炉格納容器下部への水張り等の格納容器破損防止対策の適切性を確認する上でも有益な参考情報になると考える。
この炉外における FCI による水蒸気爆発発生時の評価は，水蒸気爆発解析コードＪＡＳＭＩＮＥにより実施し，水蒸気爆発現象に伴う流体の圧力及び運動エネルギー並びに融体デブリの振る舞いを評価する。
ＬＳ－ＤＹＮＡコードでは，このＪＡＳＭＩＮＥコードによって得られた評価結果に基づき，水蒸気爆発発生時の爆発源の状態を入力条件として与え，流体中を伝播する圧力波がペデスタル構造材に荷重として作用する構造応答を評価する。
（２）適用実績
ＬＳ－ＤＹＮＡコードは，ローレンスリバモア国立研究所（LLNL）で開発されたＤＹＮ
Ａ３Ｄコードに基づき，リバモアソフトウェアテクノロジー社（LSTC）が開発した汎用有限要素解析コードである[1]。
ＤＹＮＡ３Ｄコードは，重量物の構造材衝撃問題を対象として開発されており，衝撃波による非線形動的応答評価を目的とするため，陽解法による解析を採用している。ＬＳ－
ＤＹＮＡコードは，自動車の衝突安全解析への適用を目的として開発されており，ＤＹＮ
Ａ３Ｄと同様に，衝撃問題に対して陽解法を適用する。
ＬＳ－ＤＹＮＡコードは，自動車製造分野への適用を主目的として開発されているが，時間と共に接触条件や構造物形状が変化するような非線形解析が可能であり，衝撃や爆発的燃焼による圧力伝播，構造物の塑性歪み，健全性の解析に対応している。このため，自動車産業に限らず，航空宇宙，防衛，電気機器，建設・土木分野等にも応用されており，
原子炉圧力容器外において水蒸気爆発が発生した際のペデスタル構造材への荷重応答評価にも適していると言える。

参考 3-4

原子力分野における爆発及び爆轟に伴う衝撃荷重の構造材応答評価にＬＳ－ＤＹＮＡコードを適用した例について概要を以下に示す。

a.

BWR 配管における混合ガス（水素・酸素）の燃焼による配管健全性評価[2]
BWR 配管の主蒸気の放射線分解により生じる可燃性混合ガス（水素・酸素）の燃焼による配管内での爆轟を模擬した強度試験に対し，ＬＳ－ＤＹＮＡコードにより試験模擬解析を実施している。ＬＳ－ＤＹＮＡコードによる強度解析は，試験体の周方向ひずみを良好に再現することが確認されている。

b.

原子力発電施設等に係る構造物の爆発衝撃挙動解析[3]この研究は原子力発電所施設等での爆発衝撃荷重に対する構造物の堅牢性を評価するための解析モデルを構築する目的で実施されており，水中爆轟バブル挙動解析手法の確立と地中に設置された構造物の衝撃荷重に対する挙動評価手法の確立を主課題として検討されている。ＬＳ－ＤＹＮＡコードによるこれらの課題に対する評価の結果，
水中爆轟バブル挙動については，必要な時間スケールでの解析が適切に実施できることが確認され，地中構造物に対する堅牢性評価については，試験結果とトレース解析の比較から，爆発衝撃問題に対する解析モデルが構築可能であるとの知見が得られている。

参考 3-5

3. 解析モデルと解析結果の例示
ＬＳ－ＤＹＮＡコードは，構造物などの大変形応答を解析するための非線形動的構造解
析ソフトウェアであり，静的問題から準静的な塑性加工問題，波動の伝播を考慮するような衝撃問題などの解析が可能である。時刻歴応答解析では，時間積分に中央差分による収束計算が不要な陽解法を用いて解析するため，落下・衝突のような非線形性の強い問題でも解が発散せず，安定して解が得られる。またＬＳ－ＤＹＮＡコードの使用実績としては，
自動車・航空宇宙・造船などの産業で製品の安全性対応や高品質化などに幅広く活用されている。
陽解法の特徴は，着目している要素の隣接する過去の要素情報しか現在の状態に影響を与えないということである。したがって衝撃解析では，波動の伝搬速度である音速 c が重要な意味を持っており，いま着目する要素（要素サイズ⊿e）で，音速 c の影響による現象を陽解法で安定に実行するためには，時間積分の刻み幅（⊿ｔ）に Courant 条件と言われる制約がある。
Δ =Δ

ここで連続体が構造体の場合，ヤング率 E，密度ρとすると，構造体内での音速 c は，=連続体が流体の場合，体積弾性率 K，密度ρとすると，流体内での音速 c は，=である。FCI 時の構造応答解析で取扱う連続体のおよその音速 c は，鋼材で 5000 m/s,コン
クリートで 3400 m/s,水中で 1500m/s,空気中で 330 m/s である。
ＬＳ－ＤＹＮＡコードでは，時間積分の刻み幅⊿ｔを，すべての要素で決定される時間増分の中で最小のものを自動的に用いている。

参考 3-6

3.1 計算要素
一般的に連続体（流体・固体）を記述するための手法的な観点から分類すると,ＬＳ－Ｄ
ＹＮＡコードでは以下の 3 種類がある。このうち ALE 要素を用いた手法は，流体構造連成
解析手法としては，ＬＳ－ＤＹＮＡコードでは最も実績があるものの一つである。各要素の概念を図 3-1 に示す。
(a) Euler 要素
空間に固定した座標を用い，各瞬間における速度，圧力などの物理量の変化の様子
を空間座標と時間の関数として記述する。
（メッシュの中を物質が移動）流体の場合，特定箇所を追跡し，その位置を確認することが難しいことから，Euler 要素を用いることが一般的である。
(b) Lagrange 要素
物質の位置，速度，圧力などの物理量の時間変化と共に座標が変形する。境界面が移動または変形しても，メッシュが追従するので主として固体に対して適用性がある。
(c) ALE 要素
Euler 要素と Lagrange 要素の中間的な座標を用いる。物体の変形や流動とは無関係に任意に動かすことのできる参照座標系を用いて連続体の運動を記述する方法。
Euler 要素では移動境界を表現するには特別な工夫を必要とするが，ALE 要素では，
移動境界を比較的容易に表せる。
また,幾何形状から分類すると,以下の代表的な 2 種類がある。
(d) Solid 要素
標準的な三次元体積要素。8 節点 6 面体 Solid 要素や 6 節点 5 面体 Solid 要素などがある。
(e) Shell 要素
三次元モデルでは,3 節点あるいは 4 節点の薄板シェル要素として,板厚方向の寸法
がそれ以外の寸法よりもきわめて小さい構造物をモデル化するのに使用される。二次元モデルでは,平面ひずみ要素や軸対称要素などに使用される。
ＬＳ－ＤＹＮＡコードでは，三次元のペデスタルの構造応答の観点から，構造材に力を伝える流体には ALE Solid 要素，構造材には Lagrange Solid 要素を用いる。構造材の各メ
ッシュ分割は，ペデスタルの壁厚方向，周方向及び高さ方向に十分に解析精度を確保できるサイズとする。流体側のメッシュサイズは，力のやり取りの関係から構造側と同サイズにすることが推奨されていることから，流体と構造の連成境界面では同サイズとなるように設定する。
流体や固体の連続体の挙動を記述する基礎式としては，連続の式（質量保存則）
・運動方
程式（運動量保存則）・エネルギー保存式の 3 式が必要となる。この 3 式と物質の性質を表
参考 3-7

現するための状態方程式や材料構成式とが連立して解かれることにより，連続体の運動，
すなわち，流体と固体の移動，変形及び動的な相互作用を求めることできる。数値解法上は，有限要素法による空間の離散化・中心差分に基づく，陽解法と呼ばれる極めて微少な
時間幅で数値的に積分する方法が用いられている。

参考 3-8t = t1

t = t2(a) Euler 要素の概念

t = t2t = t1(ｂ) Lagrange 要素の概念

メッシュ変形

初期

メッシュを初期位置に戻す

Lagrangian ステップ

Advection(移流) ステップ

通常の構造解析と同様に計算する

時間を進めず，メッシュを初期位置に戻し，物理量をマッピングする(c) ALE 要素の概念
図 3-1 各要素タイプの概念

参考 3-93.2 境界条件
原子炉圧力容器を支持するペデスタル内のリブ配置構造を考慮して，解析モデルは三次元体系とする。図 3-2 に示すようにペデスタル基部は PCV 底部コンクリート内に埋没されており，構造的には剛体と見なせることから，図 3-3 に示す FCI 解析時の拘束条件として，
PCV 底部コンクリート内に埋没しているペデスタル鋼板は完全拘束とする。

参考 3-10図 3-2 ペデスタルの設置構造

参考 3-11

図 3-3 FCI 解析時の拘束条件
参考 3-12

3.3 材料モデル
3.3.1 計算体系
今回の評価では三次元モデルを用い，で評価を実施している。本評価では，気相部，液相部，爆発源，鋼板及びコンクリートをモデル化しており，縦リブ鋼板も想定している。また，開口部の影響を考慮するため，CRD 搬入口高さ位置に開口部を設定している。
3.3.2 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。なお，想定したセル形状を考慮し，Solid モデルを採用する。

表 3-1 要素プロパティ一覧
部位

要素

爆発源

ALE 要素（Solid）

液相

ALE 要素（Solid）

気相

ALE 要素（Solid）

3.3.3 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 手法を用いるのが適当である。以
下に構造材要素のプロパティ一覧を示す。なお，厚さ方向の影響も確認するため，鋼板についても Solid モデルを採用する。

表 3-2 要素プロパティ一覧
部位

要素

コンクリートLagrange 要素（Solid）

鋼板

Lagrange 要素（Solid）

参考 3-13

3.3.4 材料モデル
表 3-3 と表 3-4 に鋼材とコンクリートの材料特性を示す。表 3-1 及び表 3-2 の設定の基
づき，解析にあたっては個別プラントの密度，ヤング率，降伏応力等を入力する。
流体から構造材に力が掛かることで応力が発生する。この応力により構造材に歪みが発生する。このときの応力歪み曲線をコンクリート及び鋼板について図 3-4 及び図 3-5 に示す。なお，コンクリートに関しては，最大の力を受ける圧縮方向の応力歪み曲線で代表する。

表 3-3 鋼材の材料特性
項目
構成則

設定
等方硬化則

破壊則

－
（入力では考慮せず，解析結果を見て判断）

密度
ヤング率

SPV490 の値

降伏応力
塑性ひずみ特性

表 3-4 コンクリートの材料特性
項目
構成則

設定
等方硬化則で近似

破壊則－（強度部材では無く考慮
しない）

密度
ヤング率

個別プラントの設計強度

降伏応力

による値

塑性ひずみ特性

参考 3-14図 3-4 コンクリートの応力歪み曲線（設計強度：30MPa）

図 3-5 鋼板の応力歪み曲線

参考 3-15

3.3.5 メッシュ分割
図 3-6～図 3-10 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よく模擬できるよう，高さ方向及び壁厚方向に十分な分割数が確保できる寸法として要素幅mm 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，構造材の形状に則してより詳細な要素幅も考慮している。また，構造材に力を伝える流体（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（Lagrange要素）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例を示す。

図 3-6 コンクリート部のメッシュ例

参考 3-16図 3-7 鋼板部のメッシュ例

図 3-8 爆発源のメッシュ例

参考 3-17図 3-9 水相部のメッシュ例

図 3-10 気相部のメッシュ例
参考 3-18

3.4 爆発源の設定方法
爆発源の設定方法を以下に示す。
3.4.1 爆発源の形状仮定する爆発源の形状は，ＪＡＳＭＩＮＥコードの解析による粗混合領域の分布形状に合わせて円柱状に設定する。下図 3-11 に粗混合領域の分布形状の例を示す。

高さ方向位置（m）

粗混合領域

粗混合領域に合わせて爆発源を円柱状に設定

径方向位置（m）

図 3-11 粗混合領域の分布形状の例

なお，粗混合粒子の分布が少ない領域は，爆発に大きく寄与しないため無視する。また，ボイド率が大きく，爆発に寄与しない上部領域も無視して設定している。

3.4.2 爆発源の圧力
実際の爆発は，起爆点より粗混合粒子が連鎖的に爆発していくため，爆発源領域の圧力
履歴は，粗混合粒子位置により異なり，それぞれ個別の圧力ピークをとる。ＬＳ－ＤＹＮ
Ａコードにおいて，多数の爆発源が連鎖的に起爆する解析を模擬することは煩雑なため，
参考 3-19

全爆発源領域で同時に爆発が発生すると仮定している。今回の評価では，各粗混合粒子位
置の圧力履歴のうち，最大となった圧力値を全爆発源領域の初期圧力として設定する。下
図 3-12 に粗混合領域の圧力履歴の例を示す。

100
90
80
爆発発生領域の最大圧力（約65MPa[abs]）70

圧力(MPa[abs])

60
50
40
30
20
10
0
0

0.01

0.02

0.03

0.04

0.05

時間（秒）

図 3-12 ＪＡＳＭＩＮＥ解析による粗混合領域の圧力履歴の例

3.4.3 爆発源の開放エネルギー
ＪＡＳＭＩＮＥコードの解析による流体の運動エネルギーは，ＬＳ－ＤＹＮＡコードで直接入力することはできない。そのため，今回の評価では，この流体運動エネルギーを再現するため，爆発源の開放エネルギーを適切に設定し，ＬＳ－ＤＹＮＡコードの解析結果
としての流体運動エネルギーの最大値がＪＡＳＭＩＮＥコードの解析の最大運動エネルギ
ー相当となるよう調節している。これらの設定方法を図 3-13 に示す。
なお，この流体の最大運動エネルギーを保存する解析手法は，添付 1 に示す通り保守的な評価となる。

参考 3-20

P
爆発源エネルギーイメージ

P0
爆発源開放エネルギー（注１）VV0

原子炉圧力容器支持構造材①事故進展解析
（MAAP)
溶融炉心放出量，物性値
ペデスタル条件（圧力，温度）

気相

爆発源（初期状態）
圧力源（初期状態）

気相
溶融炉心
ジェット

爆発源開放エネルギー（注1）
圧力源内部エネルギー(注１）
爆発源初期圧力（P
圧力源初期圧力 0）

V0

液相
液相
爆発源エネルギー開放
圧力源エネルギー開放

流体運動エネルギ-最大値
粗混合領域圧力最大値

粗混合，水蒸気爆発解析②粗混合，水蒸気爆発解析(JASMINE:円筒 2 次元体系)（JASMINE：円筒2次元体系，1/8領域)
エネルギ開放（注１）
LS-DYNAの流体運動エネルギー最大値がJASMINEの流体運動エネルギー最大値と整合するように設定

圧力波

流体運動エネルギー③構造応答解析
構造応答解析
（LS-DYNA：3次元体/4領域)(LS-DYNA:3
次元体系,
領域)

原子炉圧力容器支持構造材（鋼板）の最大ひずみ量

図 3-13 ＬＳ－ＤＹＮＡコードにおける流体運動エネルギー設定方法

参考 3-21

3.5 解析フロー
ＬＳ－ＤＹＮＡコードの入力は，ＪＡＳＭＩＮＥコードの解析結果である粗混合領域の形状，爆発源の最大圧力，流体の運動エネルギーを入力条件として引き継ぎ，解析を実施する。なお，流体の運動エネルギーをＬＳ－ＤＹＮＡコードに直接入力することはできな
いため，爆発源の開放エネルギーを調節することで，ＪＡＳＭＩＮＥコードから出力される流体の運動エネルギーを再現している。
解析フローを図 3-14 に示す。
ＪＡＳＭＩＮＥコード解析結果
・粗混合領域・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

粗混合領域から爆発源の形状を設定

・ペデスタル形状
・構造材材質・物性値

構造材及び流体メッシュの作成

ＬＳ－ＤＹＮＡコード
ＬＳ－ＤＹＮＡコード入力

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

流体の最大運動エネルギーを確認

解析結果出力・構造材の塑性ひずみ量・構造材の発生応力
・各セルの圧力 等
図 3-14 ＬＳ－ＤＹＮＡコード解析フロー図
参考 3-22

3.6 入出力
ＬＳ－ＤＹＮＡコードの主要な入出力は図 3-14 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 構造物及び流体の物性値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（ＪＡＳＭＩＮＥコードによる評価結果に基づく）⑦ 爆発源の初期圧力及びエネルギー（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 構造材の塑性ひずみ量② 構造材の発生応力③ 各セルの圧力

参考 3-23

3.7 解析結果の例示
代表プラントの解析入力条件と解析結果について例示する。
（１）解析モデル及び境界条件
ＬＳ－ＤＹＮＡコードによる解析モデルについて図 3-15 に示す。この図に示す通り，気相部，液相部，爆発源，鋼板，コンクリート及び縦リブ鋼板を模擬している。拘束条件については，図 3-15 に示す△で示したコンクリートで埋設されている部分は全方位で拘束されているとし，で示したペデスタル頂部，液相底面（ペデスタル床面），気相頂部は，Z方向のみ拘束されているとした。
模擬する部位毎の要素タイプと要素数について，表 3-5 に示す。
表 3-5 要素分割の詳細
部位

要素

要素数

爆発源

ALE 要素（Solid）

液相

ALE 要素（Solid）

気相

ALE 要素（Solid）

コンクリートLagrange 要素（Solid）

鋼板

Lagrange 要素（Solid）（２）材料物性
代表プラントのペデスタルの構成材料（充填コンクリート及び鋼板）の密度，ヤング率，ポアソン比を表 3-6 に示す。また，これらの構造材の応力歪み曲線については，図 3-4 及び図 3-5 に示すとおりである。
表 3-6 ペデスタルの構成材料の物性値
材料

密度（g/cｍ3）

充填コンクリート鋼板

参考 3-24

ヤング率（Pa）

ポアソン比

（３）爆発源の条件
爆発源の仕様を表 3-7 に示す。

表 3-7 爆発源の仕様
項目

値

設定根拠
ＪＡＳＭＩＮＥコード解析結果の初期半径

粗混合粒子の空間分布に基づいて
初期体積

設定

最大圧力（初期圧力）

ＪＡＳＭＩＮＥコード解析結果の爆発源の最大圧力より設定
ＪＡＳＭＩＮＥコード解析結果の流体の運動エネルギー*

流体の運動エネルギーの最大値を再現する値を設定
ＪＡＳＭＩＮＥコード解析結果に基づく値*) ＬＳ－ＤＹＮＡコードへの入力値ではなく，開放エネルギーの調整の結果として確認される（４）解析結果（１）～（３）の入力条件に基づき，解析を実施した結果について，爆発発生から 0.01
秒後の内外鋼板の塑性ひずみの分布及び内外鋼板の発生応力が最大となる位置での応力の時刻歴を図 3-16 及び図 3-17 にそれぞれ示す。また，発生応力が最大となる時間での応力分布を内側鋼板及び外側鋼板について，図 3-18 及び図 3-19 にそれぞれ示す。

参考 3-25

図 3-15 代表プラントのＬＳ－ＤＹＮＡコードの解析モデル

参考 3-26

図 3-16 爆発発生から 0.01 秒後の内外鋼板の塑性ひずみの分布（上：内側鋼板，下：外側鋼板）
参考 3-27

600(a) 内側鋼板

降伏応力：490 MPa500

最大応力（約 363MPa）

応力（MPa）

400

ミーゼス相当応力

300
200
100
0
0

1

2

3

4

5
時間（mｓ）

6

7

8

9

10

600

(b) 外側鋼板500

降伏応力：490 MPa
ミーゼス相当応力

応力（MPa）

400
300

最大応力（約 130MPa）

200
100
0
0

1

2

3

4

5
時間（mｓ）

678

図 3-17 内外鋼板の発生応力が最大となる位置での応力の時刻歴（上：内側鋼板，下：外側鋼板）

参考 3-28910図 3-18 発生応力が最大となる時間での応力分布（内側鋼板）

参考 3-29図 3-19 発生応力が最大となる時間での応力分布（外側鋼板）

参考 3-30

4. 解析結果の検証
本章では，ＬＳ－ＤＹＮＡコードを用いた解析解と理論解の比較検証結果を示す。ＬＳ－ＤＹＮＡコードを用いたペデスタルの構造応答解析は，鋼板，放射状リブ及びコンクリート部を三次元ソリッド要素でモデル化して実施していることから，検証はペデスタル構
造とほぼ同形状をモデル化したソリッド要素とする。
(1) 理論解との比較
連続体要素を扱う動的解析の基本的な例題として，リング（円環）の面内振動を取り上げた。衝撃荷重が作用する構造物の応答では，図 4-1 に示すように構造物の固有周波数ｆが大きく関係し[4]，弾性範囲では図 4-1 に示されるような動的倍率（静的変位に対する倍率）の理論解が与えられる[5]。

f
内圧P(t)

1
2

E
r2

E : ヤング率: 密度
r :リングの中心線の半径

図 4-1 衝撃荷重に対する応答（動的倍率）

参考 3-31図 4-2 に解析モデルを示す。リング形状は内半径m，外半径m で解析モデルは対称性から 1/4 モデルとした。拘束条件としてリング周方向端部は鏡面対称，径方向には自由で，高さ方向は片側が固定されている。計算に用いた材料物性，内圧の最大値は以下の数値を用いた。図 4-2 に示す圧力衝撃荷重履歴は，最大圧力荷重を 1 としたときの荷重比の履歴として表している。
縦弾性係数 E：

(MPa)
(kg/m3)質量密度ρ：
ポアソン比 υ：(-)

内圧 P0：1.0 (MPa)

鏡面対称

内圧 P(t)

圧力衝撃荷重履歴

鏡面対称

図 4-2 解析対象モデル
参考 3-32(a) 円形リングの面内振動の固有振動数
参考文献[4]より円形リングの固有振動数の理論解は，表 4-1 に示すように 283.80Hz である。
表 4-1 円形リングの固有振動数（理論解）項目
縦弾性係数 E (MPa)ポアソン比
密度 (kg/m3)
固有周波数 (Hz)283.803.52×10-3

周期 T (s)ＬＳ－ＤＹＮＡコードの固有値計算値は，図 4-3 に示すように 283.37Hz であり，誤差-0.15％で理論解と良く一致している。

原型図
変形図
振動方向

図 4-3 ＬＳ－ＤＹＮＡコードの固有値解析結果（径方向に振動する固有値モード）

参考 3-33

(b) 台形荷重に対する応答
次に参考文献[5]による動的倍率の理論解と解析解を比較する。入力する衝撃荷重の条件を図 4-2 に示すような台形荷重で時間 t0 は 0.5ms，最大荷重 P0 は 1MPa とした。理論解による最大動的倍率は 1.505 倍である。
ＬＳ－ＤＹＮＡコードによる動的解析結果のリング内面位置での時刻歴変位を理論解とあわせて図 4-4 に示す。ＬＳ－ＤＹＮＡコードの動的解析結果による最大動的倍率は 1.514
倍で，理論解との誤差 0.6％と良く一致しており，衝撃荷重に対する問題にＬＳ-ＤＹＮＡ
コードを用いることは妥当である。

図 4-4 動的倍率の理論解とＬＳ－ＤＹＮＡコードによる解析結果の比較

参考 3-34

(2) メッシュ分割の感度解析
今回の FCI 時の RPV ペデスタルの構造評価では，構造体を模擬する Lagrange Solid 要素
（要素幅約

mm）
，流体を模擬する ALE Solid 要素（要素幅約mm）を設定している。

ここで,設定したメッシュ分割が適切なのかを確かめるために，ペデスタル壁の一部を模擬した円環モデルにてメッシュ分割数の異なる二つのモデルに対して動的解析を行い，解析結果を比較した。図 4-5 に検討した円環モデルの概要，図 4-6 に解析結果の比較を示す。
図 4-6 に示すように，FCI 時の設定した要素サイズ（モデル 1）と各要素辺長さを 1/2 とした詳細モデル（モデル 2）の内外壁面における径方向変位の数値誤差＊）は内外面で+4％，周方向応力の解析結果の数値誤差は内面で+3%，外面で+5%であり,解析結果に対して影響を与えるような大きな差は無く,メッシュ分割は妥当である。
＊）数値誤差の定義は,（モデル１-モデル２）/モデル２+(プラス)は,モデル１の方が解析結果の数値が大きいことを示す。

参考 3-35

検討した円環の概略寸法
内径：φ
m
壁厚：ｔ
m
高さ：
m

検討した円環の物性
ヤング率：
密度：
kg/m3
ポアソン比：Pa

モデル 2(FCI 評価時の約 1/2 の要素サイズ)

モデル 1(FCI 評価時と同等の要素サイズ)
要素分割数

横断面

縦断面

荷重条件

内圧P(t)

内圧P （MPa）

12

FCI と同程度の荷重作用時間

10
8
6
4
2
0
0

2

4

6

8

10

時間t （ms）

図 4-5 要素サイズの比較検討に用いた円環モデルの概要

参考 3-36

評価点：B
評価点：A

評価点：A（内壁）評価点：B（外壁）

径方向変位

周方向応力

図 4-6 要素サイズの異なるモデルの動的解析結果の比較

参考 3-37

5. 参考文献[1] Livermore Software Technology Corporation, LS-DYNA KEYWORD USER’S MANUAL VOLUME
I, 2007[2] 「BWR 配管における混合ガス（水素・酸素）の燃焼による配管損傷防止に関するガイド
ライン（第３版）」，平成 22 年 3 月，日本原子力技術協会[3] 「原子力発電施設等に係る構造物の爆発衝撃荷重挙動解析」，平成 20 年 11 月，原子力
安全基盤機構[4] 「新版 工業振動学」，チモシェンコ，pp.428 ～ pp.429，1977 年 1 月，コロナ社[5] 「基礎からの衝撃工学」，石川，pp.86 ～ pp.87，2008 年 3 月，森北出版

参考 3-38

添付 1 運動エネルギーから圧力として伝わる時の考え方について
3.4 節に示したように，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最大運動エネルギー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最大運動エネルギーがＪ
ＡＳＭＩＮＥコードの評価における全領域の流体運動エネルギーの最大値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の最大値を解析条件として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
発時の壁面力積履歴とＬＳ－ＤＹＮＡコードの解析における壁面力積履歴を比較した。添
付図 1-1 に示すとおり，ＬＳ－ＤＹＮＡコードの解析における壁面力積履歴はＪＡＳＭＩ
ＮＥ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。
また，爆発源の形状については，3.4 節に示したように，ＪＡＳＭＩＮＥコードの解析による粗混合領域の分布形状に合わせて円柱状に設定している。ＬＳ－ＤＹＮＡコードの解析では，円柱状に設定した爆発源の領域の中で，ＪＡＳＭＩＮＥコードの解析の結果，最も大きくなる圧力を爆発源全体の初期圧力として設定しており，構造応答評価が保守的となるように配慮している。
一方で，爆発源の位置及び形状に関して，水相部の底部付近の小さな領域を爆発源として設定するよりは，3.4 節に示した円柱状の爆発源は，その上部が水面に近いため，爆発源のエネルギーが水面より上方の気相部に伝搬しやすいと考えられる。添付図 1-2 には，ペデスタルの側壁に隣接する各軸方向位置における力積履歴について，ＪＡＳＭＩＮＥコードの結果とＬＳ－ＤＹＮＡコードの結果を比較した。この図に示されるように，水面以下の力積について，軸方向高さが高い位置の力積はＬＳ－ＤＹＮＡコードの方がやや大きい
ものの，下層部と比較してＪＡＳＭＩＮＥコードとの差異が小さくなっていることが分かる。このように，爆発源の形状を円柱状として設定することにより，爆発源のエネルギーの一部が気相部に伝搬されやすくなり，軸方向高さが高い位置では，ＬＳ－ＤＹＮＡコー
ドの力積が小さくなりやすい可能性があるものの，全体としては，ＪＡＳＭＩＮＥコードの力積履歴と比較して保守的であり，爆発源を円柱状とした場合であっても，ＬＳ－ＤＹ
ＮＡコードの解析条件の保守性を確認できる。

参考 3-39

0.05

Impulse, Iwall [MPa s]

0.04

0.03

0.02
Total (JASMINE)

0.01

Total (LS-DYNA)

0
0

0.002

0.004
0.006
Time, t [s]0.008

添付図 1-1 水蒸気爆発による壁面力積履歴の比較

参考 3-400.01

JASMINE

0

Impulse, Iwall [MPa s]

0.1
0.09
0.08
0.07
0.06
0.05
0.04
0.03
0.02
0.01
0

0.002

0.004
0.006
Time, t [s]JASMINE
LS-DYNA

0

0.002

0.008

Impulse, Iwall [MPa s]

Ａ点

LS-DYNA

Ｃ点

0.004
0.006
Time, t [s]

0.008

0.1
0.09
0.08
0.07
0.06
0.05
0.04
0.03
0.02
0.01
0

JASMINE

0.1
0.09
0.08
0.07
0.06
0.05
0.04
0.03
0.02
0.01
0

0.01

Ｂ点

LS-DYNA

0

0.01

Impulse, Iwall [MPa s]

Impulse, Iwall [MPa s]

0.1
0.09
0.08
0.07
0.06
0.05
0.04
0.03
0.02
0.01
0

0.002

0.004
0.006
Time, t [s]JASMINE
LS-DYNA

0

0.002

0.008

Ｄ点

0.004
0.006
Time, t [s]0.008

添付図 1-2 ペデスタル側壁の局所位置における力積のコード間の比較

参考 3-41

0.01

0.01

添付 2 反射波の考慮について
ＬＳ-ＤＹＮＡコードは非線形動的構造解析ソフトウェアであり，時刻歴応答計算では陰解法を採用した有限要素法解析ツールとは異なり，収束計算を必要としない陽解法を採用しているため，特に爆発荷重・衝撃荷重のような非線形性の強い問題を扱うことが可能である。
今回の FCI 時の RPV ペデスタルの構造応答は，構造体を模擬する Lagrange 要素（要素幅約mm）と流体を模擬する ALE 要素（要素幅約mm）を設定し，両者の相互作用による流体－構造連成解析によって計算している。
Lagrange 要素の幅は，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よく模擬できるよう，壁厚方向に十分な分割数が確保できる寸法として設定したものである。一方，ALE 要素は，Lagrange 要素との力のやり取りの関係から Lagrange 要素と同等の設定をすることが推奨されており，要素幅をmm と設定している。

なお，一般的に陽解法では，荷重等の伝播速度と要素サイズから自動的に時間刻みを計算することで，解析の精度を確保している。
したがって，今回の解析体系においても，要素サイズ，時間刻みは適切に設定されており，流体－構造間，及び構造体内部での圧力伝播や反射の影響については適切に模擬できているものと考えている。
ここで，反射波の影響確認を目的として，単純な Lagrange 要素のモデルにパルス状の荷重を負荷した場合の構造物内部の応力履歴を調査した。解析体系と荷重条件を添付図 2-１に示す。
添付図 2-1 に示す条件で圧力波の伝播挙動を解析した結果として，代表点の Lagrange 要
素の応力時刻歴を抽出した結果を添付図 2-2 に，時刻毎の応力分布を添付図 2-3 に示す。
添付図 2-2 に示す通り，圧力波の進行と反射の影響により,要素が受ける応力の時刻歴は圧縮応力と引張応力が周期的に変動しており，境界面で圧力波の反射が考慮されていることを確認した。
また，同様のモデルを用いて反射波の重畳の効果についても確認した。解析モデルと荷重条件を添付図 2-4 に示す。
添付図 2-4 に示す条件で圧力伝播挙動を解析した結果として，
圧力測定点の Lagrange 要素の圧力時刻歴を抽出した結果の比較を添付図 2-5 に示す。
添付図 2-5 に示す通り，ケース 1 とケース 2 の入力を重ね合わせたケース 3 の解析結果
は，ケース 1 とケース 2 の解析で得られた個々の圧力波形の重ね合わせとして表現されていることが確認された。これにより，ＬＳ－ＤＹＮＡコードでは圧力伝播と反射，及び反射波の重畳が適切に模擬されていることを確認した。

参考 3-42また，添付図 2-6 に 3 章に示すペデスタル構造解析において没水部のペデスタル外側壁面に負荷される圧力荷重の時刻歴を示す。
今回の解析対象である水蒸気爆発は，高い圧力の荷重がごくわずかな時間（ミリ秒単位）で作用する事象であり，爆発エネルギーの開放直後の圧力波による発生応力が支配的となると考えられる。実際の解析評価においても，添付図 2-6 に示したように，水蒸気爆発によって生じる圧力波の第一ピークによる圧力が，以降の反射波による圧力ピークに比べて大きく，爆発初期の圧力波が構造応答評価に対して支配的となることを確認できる。

圧力[MPa]10

時間[msec]

添付図 2-1 解析モデルと荷重条件

参考 3-43

応力場(MPa)

圧縮

引張
時間 (msec)

添付図 2-2 Lagrange 要素の代表点における応力場の履歴

応力場(Pa)

添付図 2-3 応力場分布の推移

参考 3-44

添付図 2-4 解析モデルと荷重条件

参考 3-45

＜ケース１＞＜ケース２＞＜ケース３＞

添付図 2-5 各ケースの圧力履歴

参考 3-46

添付図 2-6 圧力によってペデスタル外側壁面に作用する荷重

参考 3-47

添付 3 ペデスタル構造応答評価における判定基準について
１．ペデスタルの支持機能について
炉外 FCI の水蒸気爆発評価においては，爆発による衝撃荷重により，ペデスタルが圧力容器等を支持する機能を損なわないことが健全性の判断基準となる。
保守的な想定として，内側鋼板，コンクリート及び縦リブ構造材を無視し，ペデスタルの外側鋼板のみを考慮した場合の降伏強度について以下に評価する。
ペデスタルの外側鋼板の断面積は，AO = π/4×(DO2-Di2) =mm2

外側鋼板の降伏応力は，

Sy = 490 MPa
よって，外側鋼板の降伏耐力は，

Py =mm2 × 490 MPa =kNとなる。一方，ペデスタル評価箇所に加わる主な荷重としては，① 圧力容器からの作用荷重（約ton）② 原子炉遮へい壁からの作用荷重（約ton）③ ペデスタルの基礎に直接作用する荷重（約があり，鉛直方向の荷重は合計で約

kN（

ton）

ton）である。したがって，外側鋼板のみでもペデスタルに加わる荷重に対して降伏することはない。
以上に示すように，ペデスタルの支持機能は外側鋼板のみで成立するため，炉外 FCI 時の水蒸気爆発評価においては，衝撃荷重によるペデスタル外側鋼板の健全性への影響を確認する。

２．許容ひずみについて
鋼板の健全性は，爆発荷重によって生じるひずみが許容ひずみ範囲内であることをもって確認する。
炉外 FCI 評価に用いるペデスタル鋼板の許容ひずみは，材料データの既往知見（NUPEC 試験[1]）の最大荷重点でのひずみより 10%としている。以下ではその設定の考え方について示
参考 3-48

す。
ペデスタル鋼板の材質は SPV490 である。SPV490 の JIS 規格では破断ひずみを 19%以上である。これに対して，既往知見の一つである NUPEC 試験データに SPV490 の最大荷重点でのひずみ 10%がある。
ペデスタルの機能維持の観点からは，耐力が低下せず，外力の増加に対応できる範囲であれば荷重負担能力が維持できることから，FCI 時の荷重に対して発生するひずみが最大荷重時ひずみ未満であることが機能維持の判定基準であると考えることができる。このため，
SPV490 の最大荷重点でのひずみ 10%を許容ひずみとして採用する。

３．代表的な解析結果と判断基準に対する傾向の確認
今回の評価結果では添付図 3-1 に示すように，外側鋼板の応力は最も厳しい局所位置においても約 130MPa であり，鋼板の大半の領域では応力の最大値は 30MPa 程度である。
また，
局所的に降伏応力を上回る応力が発生して塑性ひずみが生じたとしても問題となることはなく，外側鋼板の局所以外の大部分に生じる塑性ひずみ量が判断基準を十分に下回ってい
れば，ペデスタルの支持機能は維持される。
以上のように，外側鋼板は炉外 FCI 時の水蒸気爆発荷重に対し，最も厳しい局所位置においても弾性変形の範囲内であり，その他の大部分の領域の発生応力は降伏応力に対しても十分に余裕があることから，ペデスタルの支持機能としての健全性には影響がないと判断できる。

４．参考文献[1] 「平成 7 年度 溶接部等熱影響部信頼性実証試験（原子炉格納容器）に関する報告書」,
原子力安全基盤機構, 平成 8 年 3 月

参考 3-49

添付図 3-1 炉外 FCI 評価における外側鋼板の応力コンター図（最大応力発生時）及び代表位置における応力履歴
参考 3-50