東海第二発電所 審査資料
資料番号
SA 設-8-9 改 2
提出年月日
平成 29 年 8 月 23 日

東海第二発電所

原子炉格納容器の過圧破損を防止するための設備（格納容器圧力逃がし装置）について

平成 29 年 8 月
日本原子力発電株式会社
本資料のうち，は商業機密又は核物質防護上の観点から公開できません。

3.7

原子炉格納容器の過圧破損を防止するための設備【50条】

＜

3.7

添付資料

目次

＞

原子炉格納容器の過圧破損を防止するための設備

3.7.1

設置許可基準規則第50条への適合方針(1)

格納容器圧力逃がし装置の設置（設置許可基準規則解釈第1項ａ），
ｂ））

(2)

代替循環冷却系の設置（設置許可基準規則第1項ａ））(3)

サプレッション・プール水pH制御装置

3.7.2

重大事故等対処設備

3.7.2.1

格納容器圧力逃がし装置

3.7.2.1.1

設備概要

3.7.2.1.2

主要設備の仕様(1)

フィルタ装置(2)

圧力開放板

3.7.2.1.3
3.7.2.1.3.1

設置許可基準規則第43条への適合方針
設置許可基準規則第43条第1項への適合方針（常設並びに可搬型

重大事故等対処設備の安全設計方針に対する適合性）(1)

環境条件（設置許可基準規則第43条第1項一）(2)

操作性（設置許可基準規則第43条第1項二）(3)

試験及び検査（設置許可基準規則第43条第1項三）(4)

切替えの容易性（設置許可基準規則第43条第1項四）(5)

悪影響の防止（設置許可基準規則第43条第1項五）(6)

設置場所（設置許可基準規則第43条第1項六）目－1

3.7.2.1.3.2

設置許可基準規則第43条第2項への適合方針（常設重大事故等対処設備の安全設計方針に対する適合性）(1)

容量（設置許可基準規則第43条第2項一）(2)

共用の禁止（設置許可基準規則第43条第2項二）(3)

設計基準事故対処設備との多様性（設置許可基準規則第43条第2項三）3.7.2.2

代替循環冷却系

3.7.2.2.1

設備概要

3.1.2.2.2

主要設備の仕様(1)

代替循環冷却系ポンプ(2)

緊急用海水ポンプ(3)

残留熱除去系熱交換器（Ａ）(4)

サプレッション・プール

3.7.2.2.3

代替循環冷却系の多様性，独立性及び位置的分散

3.7.2.2.4

設置許可基準規則第43条への適合方針

3.7.2.2.4.1

設置許可基準規則第43条第1項への適合方針（常設並びに可搬型

重大事故等対処設備の安全設計方針に対する適合性）(1)

環境条件及び荷重条件(設置許可基準規則第43条第1項一)(2)

操作性(設置許可基準規則第43条第1項二)(3)

試験及び検査(設置許可基準規則第43条第1項三)(4)

切替えの容易性(設置許可基準規則第43条第1項四)(5)

悪影響の防止(設置許可基準規則第43条第1項五)(6)

設置場所(設置許可基準規則第43条第1項六)3.7.2.2.4.2

置許可基準規則第43条第2項への適合方針(1)

容量（設置許可基準規則第43条第2項一）(2)

共用の禁止（設置許可基準規則第43条第2項二）
目－2

(3)

設計基準事故対処設備との多様性（設置許可基準規則第43条第2項三）

3.7.3

その他設備

3.7.3.1

サプレッション・プール水pH制御装置

3.7.3.1.1

設備概要

3.7.3.1.2

他設備への悪影響について

50-1

SA設備基準適合性

一覧表

50-2

電源構成図

50-3

配置図

50-4

系統図

50-5

試験及び検査50-6

容量設定根拠

50-7

接続図

50-8

保管場所図

50-9

アクセスルート図

50-10

その他設備

50-11

原子炉格納容器の過圧破損を防止するための設備（格納容器圧力逃が今回ご説明範囲

し装置）について
1. 概要
1.1 設置目的
1.2 基本性能
1.3 系統概要
2. 系統設計
2.1 設計方針
2.2 設計条件
目－3

2.3 格納容器フィルタベント系
2.3.1 系統構成
2.3.2 フィルタ装置
2.3.3 配置
2.4 付帯設備
2.4.1 計装設備
2.4.2 電源設備
2.4.3 給水設備
2.4.4 窒素供給設備
2.4.5 排水設備
3. フィルタ性能
3.1 フィルタ装置による放射性物質の除去原理
3.1.1 エアロゾルの除去原理
3.1.2 ガス状放射性よう素の除去原理
3.2 運転範囲
3.3 性能検証試験結果
3.3.1 性能検証試験の概要
3.3.2 エアロゾルの除去性能試験結果
3.3.3 ガス状放射性よう素の除去性能試験結果
3.3.4 フィルタ装置の継続使用による性能への影響
4. 運用方法
4.1 有効性評価の事故シーケンスにおける運用方法
4.1.1 炉心が損傷していない場合
4.1.2 炉心が損傷している場合
4.1.3 格納容器フィルタベント系操作手順について
目－4

4.2 現場における操作について
4.2.1 隔離弁の現場操作
4.2.2 スクラビング水の補給
4.2.3 窒素の供給
4.2.4 排水操作
4.3 一般公衆の被ばくを可能な限り低減するための運用
4.4 設備の維持管理
5. 新規制基準への適合性
5.1 第 38 条（重大事故等対処施設の地盤）
5.2 第 39 条（地震による損傷の防止）
5.3 第 40 条（津波による損傷の防止）
5.4 第 41 条（火災による損傷の防止）
5.5 第 43 条（重大事故等対処設備）
5.6 第 48 条（最終ヒートシンクへ熱を輸送するための設備）
5.7 第 50 条（原子炉格納容器の過圧破損を防止するための設備）
5.8 第 52 条（水素爆発による原子炉格納容器の破損を防止するための設
備）目－5

50-11

原子炉格納容器の過圧破損を防止するための設備（格納容器圧力逃がし装置）について

1.

概要

1.1

設置目的
炉心の著しい損傷が発生した場合において，原子炉格納容器（以下「格納容器」という。）破損及び格納容器内の水素による爆発を防止するため，格納容器圧力逃がし装置を設置する。本系統はフィルタ装置を通して放射性物質を低減した上で，格納容器内の雰囲気ガスを放出することで，格納容器内の圧力及び温度を低下させるとともに，格納容器内に滞留する水素を大気へ放出する機能を有する。
また，設計基準事故対処設備の有する最終ヒートシンクへ熱を輸送する機能が喪失した場合に，炉心の著しい損傷及び格納容器破損を防止するために，大気を最終ヒートシンクとして熱を輸送する機能を有する。

1.2

基本性能
格納容器圧力逃がし装置は，炉心の著しい損傷が発生した場合において，格納容器に発生するガスを，フィルタ装置を通して大気に逃がすことで，放出される粒子状の放射性物質（セシウム等）を低減する。このため，放射性物質による環境への汚染の視点も含め，環境への影響をできるだけ小さくとどめるものとして定められている Cs-137 の放出量が 100TBq を下回ることができる性能を有したものとする。
フィルタ装置としては，上述した Cs-137 の放出量制限を満足させるため，
粒子状放射性物質除去効率 99.9％以上の性能を有する装置を採用する。
また，当該装置は，ガス状放射性よう素の除去効率として，無機よう素は99％以上，有機よう素は 98％以上の性能を有する。

50-11-1

1

1.3

系統概要
第 1.3-1 図に系統概要を示す。
本系統は，フィルタ装置，圧力開放板等で構成する。本系統は，中央制御室からの操作で，第一弁を「全開」，第二弁を「全開」とすることにより，格納容器内の雰囲気ガスを，ドライウェル及びサプレッション・チェンバより抜き出し，フィルタ装置にて放射性物質を低減させた後に，排気管を通して
原子炉建屋屋上位置（標高約 65ｍ）で放出する。（別紙 40）
排気ラインには圧力開放板を設け，水素爆発防止のため系統内を不活性ガ
ス（窒素）で置換した状態で待機する際の大気との隔壁とする。この圧力開放板は，格納容器からの排気の妨げにならないように，格納容器からの排気圧力と比較して十分小さい圧力に設定する。
本系統は，中央制御室からの操作を可能とするため，代替電源設備からの給電を可能とするが，電源の確保ができない場合であっても，放射線量率の低い原子炉建屋付属棟（二次格納施設外）より遠隔で操作することができる。
なお，格納容器からの排気時に，高線量率となるフィルタ装置等からの被ばくを低減するために，必要な遮蔽等を行う。

50-11-22

原子炉圧力容器

50-11-3

サプレッション・チェンバ

ドライウェル

MO

＊2

AO

MO

＊1

AO

格納容器圧力逃がし装置

＊3

原子炉建屋
ガス処理系へ

原子炉隔離時冷却系
真空ポンプより

AO

MO

耐圧強化
ベント系

MO

新設 範囲

格納 容器 圧 力
逃が し装 置 系統

水素濃度計
H2E

MO

第 1.3-1 図原子炉建屋原子炉棟

MO

AO

AO

＊5

＊4

格納容器

AO
不活性ガス系

換気空調系へ

＊4
＊5

＊1
＊3

原子炉建屋付属棟

廃棄物
処理設備へ

RE

圧力開放板

遠隔人力操作機構＊2

RE
放射線モニタ

系統概要図

MO

3

付属室

補給水
ライン

フィルタ装置格納槽

MO

フィルタ装置

窒素供給
ライン

排気筒

2.

系統設計

2.1

設計方針
格納容器圧力逃がし装置は，想定される重大事故等が発生した場合において，格納容器の過圧破損及び格納容器内の水素による爆発を防止するとともに，大気を最終ヒートシンクとして熱を輸送できるよう，以下の事項を考慮した設計とする。
(1)

格納容器圧力逃がし装置の設置（設置許可基準規則解釈第1項ａ），ｂ））
炉心の著しい損傷が発生した場合において格納容器の破損を防止するた
め，格納容器内の圧力及び温度を低下させるために格納容器圧力逃がし装置を設置する。

ⅰ）格納容器圧力逃がし装置には，排気中に含まれる放射性物質を低減するためのフィルタ装置を設置する設計とする。
フィルタ装置にて，排気中に含まれるエアロゾル（粒子状放射性物質）
に対して99.9％以上，ガス状の無機よう素に対して99％以上及びガス状の有機よう素に対して98％以上を除去可能な設計とする。

ⅱ）格納容器圧力逃がし装置は，可燃性ガスの爆発防止等の対策として不活性ガス(窒素)に置換した状態で待機し，格納容器圧力逃がし装置の使用後には，可搬型窒素供給装置を用いて系統内を不活性ガスにて置換する。これにより，排気中に含まれる可燃性ガス及び使用後に水の放射線分解により発生する可燃性ガスによる爆発を防ぐことが可能な設計とする。
格納容器内酸素濃度をドライ条件に換算して5vol％未満で管理することで，格納容器圧力逃がし装置内で可燃性ガス濃度が可燃域に達するこ50-11-44

とはない。
格納容器圧力逃がし装置の使用により格納容器内及びスクラビング水内に捕集された放射性物質による水の放射線分解によって発生する水
素・酸素の量は微量であること，また格納容器圧力逃がし装置の使用を継続することから，格納容器圧力逃がし装置内で可燃性ガス濃度が可燃域に達することはない。
格納容器圧力逃がし装置内で可燃性ガスが蓄積する可能性がある箇所については，可燃性ガスを連続して排出するベントラインを設置し，可燃性ガスが局所的に滞留しない設計とする。（別紙1）ⅲ）東海第二発電所は単一の発電用原子炉施設であり，格納容器圧力逃がし装置を使用する際に流路となる不活性ガス系，耐圧強化ベント系及び格納容器圧力逃がし装置の配管は他の原子炉とは共用しない。また，格
納容器圧力逃がし装置と他の系統・機器を隔離する弁は直列で2弁設置し，格納容器圧力逃がし装置と他の系統・機器を確実に隔離することで，悪影響を及ぼさない設計とする。

ⅳ）格納容器圧力逃がし装置の使用に際して，格納容器の負圧破損を防止するため，窒素供給ラインを設け，格納容器へ窒素供給できる設計とする。なお，格納容器圧力逃がし装置の使用と併せて，代替格納容器スプ
レイ冷却系等により格納容器にスプレイを行う場合は，格納容器が負圧にならないよう，格納容器圧力が規定の圧力（13.7kPa）に達した場合には，スプレイを停止する運用とする。

ⅴ）格納容器圧力逃がし装置の隔離弁については，現場でも操作が可能と50-11-55なるよう，遠隔人力操作機構を設け，原子炉建屋原子炉棟外から容易か
つ確実に開閉操作できる設計とする。（別紙16，別紙48）ⅵ）炉心の著しい損傷時においても，現場において，人力で格納容器圧力逃がし装置の隔離弁の操作ができるよう，遠隔人力操作機構を介した操作場所（又は操作室）を放射線量率の低い原子炉建屋付属棟に設置する設計とする。さらに，第二弁及び第二弁バイパス弁の操作室には，格納容器圧力逃がし装置使用後に高線量となる配管に対する遮蔽及び格納容
器内雰囲気ガスの操作室への流入防止装置（空気ボンベユニット）を設ける設計とする。

ⅶ）格納容器圧力逃がし装置待機時に格納容器圧力逃がし装置内を不活性ガス(窒素)にて置換する際の大気との障壁として，圧力開放板を設置す
る設計とする。
圧力開放板は，格納容器からのベントガス圧力(0.31MPa[gage]～
0.62MPa[gage])と比較して十分に低い圧力である0.08MPa[gage]にて開放する設計であり，格納容器圧力逃がし装置の使用の妨げにならない設計であるため，バイパス弁は併置しない。（別紙15）ⅷ）格納容器圧力逃がし装置はサプレッション・チェンバ側及びドライウ
ェル側，いずれからも排気できる設計とする。サプレッション・チェン
バ側からの排気ではサプレッション・チェンバの水面からの高さを確保
し，ドライウェル側からの排気ではダイヤフラムフロア面からの高さを確保するとともに燃料有効長頂部よりも高い位置に接続箇所を設けることで，長期的にも溶融炉心及び水没の影響を受けない設計とする。
（別紙
50-11-66

22，別紙33）ⅸ）格納容器圧力逃がし装置のフィルタ装置は，フィルタ装置格納槽（地下埋設）に格納し，十分な厚さのコンクリート及び覆土により地上面の放射線量を十分に低減する設計とする。また，フィルタ装置に接続する配管等については，原子炉建屋原子炉棟内及び原子炉建屋付属棟内に設置することにより，事故時の復旧作業における被ばくを低減する設計とする。（別紙17，別紙18,別紙48）

50-11-7

7

2.2

設計条件
本系統における設備の設計条件を第 2.2-1 表に示す。
（別紙 2，別紙 36，別紙 38，別紙 50，別紙 51）
第 2.2-1 表

設計条件

設計条件

設定根拠
格納容器の限界圧力を考慮し，2Pd（最最高使用圧力620kPa[gage]

最高使用温度

200℃

設計流量

高使用圧力 310kPa[gage]の 2 倍）とする。
格納容器の限界温度を考慮し，200℃とする。

13.4kg／s

原子炉定格熱出力 1％相当の飽和蒸気（格納容器圧力量を，ベント開始圧力が低い場合

310kPa[gage]にお（310kPa[gage]）であっても排出可能

いて）な流量とする。
想定されるフィルタ装置に捕集，保持フィルタ装置内発熱量500kWされる放射性物質の崩壊熱に対して十分な余裕を見込み，原子炉定格熱出力の 0.015％に相当する発熱量とする。

エアロゾル
移行量

想定されるフィルタ装置に移行するエ
400kg

アロゾルの量（38kg）に対して十分な余裕を見込み，400kg とする。
ＢＷＲプラントにおける代表炉心（ＡＢＷＲ）の平衡炉心末期を対象とした

よう素の炉内内蔵量24.4kg

ＯＲＩＧＥＮ２コードの計算結果に対して，東海第二発電所の熱出力（3,293MW）を考慮して算出した結果，24.4kg とする。

耐震条件

基準地震動Ｓ Ｓ にて 基準地震動Ｓ Ｓ にて機能を維持する。
機能維持

50-11-88

2.3

格納容器圧力逃がし装置

2.3.1

系統構成

本系統は，屋外地下の格納槽内に設置するフィルタ装置，格納容器からフィルタ装置までの入口配管，フィルタ装置から大気開放される出口配管，圧力開放板，計装設備，電源設備，給水設備，窒素供給設備及び排水設備で構
成される。
(1)

配管等の構成入口配管は，格納容器のサプレッション・チェンバ及びドライウェルに接続された不活性ガス系配管が合流した下流に接続する耐圧強化ベント系
配管から分岐し，弁を経由してフィルタ装置に接続する。
出口配管には，待機時に窒素置換された系統と大気を隔離する圧力開放板を設置する。圧力開放板はベント開始時に微正圧で動作するものとし，信頼性の高いものを使用する。（別紙 15）
フィルタ装置には，外部からスクラビング水を補給できるよう給水配管を設置する。また，外部から系統に窒素を供給できるよう窒素供給配管を設置する。また，ベント後の放射性物質を含むスクラビング水を格納容器（サプレッション・チェンバ）に移送するための移送ポンプ及び配管，さらに，万一，放射性物質を含むスクラビング水が格納槽に漏えいした場合に，漏えい水を格納容器（サプレッション・チェンバ）に移送するための排水ポンプ及び配管を設置する。（別紙 39，別紙 47）
第 2.3.1-1 図に格納容器圧力逃がし装置の系統構成を示す。

(2)

材質及び構造配管，弁は重大事故等クラス２機器として，「日本機械学会
力設備規格

発電用原子

設計・建設規格（2005/2007）」クラス２の規定に準拠して設計する。材質は炭素鋼を基本とするが，使用環境に応じて耐食性の高いス
50-11-99

テンレス鋼を使用する。炭素鋼配管外面には防錆のため塗装を施し，特に屋外に敷設される配管の外面については，海塩粒子の付着による腐食防止の観点から，シリコン系等の防食塗装を行う。
（別紙 3，別紙 30，別紙 43）
系統を構成する主要な機器の仕様を第 2.3.1-1 表に，フィルタ装置及び配管の材質範囲を第 2.3.1-2 図に示す。
(3)

系統の切替性
格納容器からフィルタ装置へ至る配管は，ベントを実施する際，接続する他系統と隔離し，流路を構成する必要がある。対象となる系統は，原子炉建屋ガス処理系，換気空調系及び耐圧強化ベント系である。これらの系
統との取合いの弁は通常全閉状態であるが，開状態の場合でも中央制御室からの操作により，速やかに切替えが可能である。
全交流動力電源喪失時には，原子炉建屋ガス処理系及び換気空調系との取合いの弁はフェイルクローズの空気駆動弁であることから，全閉状態となる。また，耐圧強化ベント系との取合い弁については電動駆動弁であり，耐圧強化ベント系は格納容器圧力逃がし装置が使用できない場合に使用する系統であるため，全閉状態を維持する。
以上より，ベント操作時にも他系統との切替え性は確保できている。

50-11-1010原子炉圧力容器

50-11-11
AO

MO

＊1

＊4
＊5

＊1
＊3

原子炉建屋付属棟

廃棄物
処理設備へ

RE

圧力開放板

放射線モニタRE

遠隔人力操作機構

＊2

系統概要図

＊3

原子炉建屋
ガス処理系へ

原子炉隔離時冷却系
真空ポンプよりAO

格納容器圧力逃がし装置

原子炉建屋原子炉棟

MO

＊2

AO

MO

第 2.3.1-1 図

サプレッション・チェンバ

ドライウェル

MO

AO

MO

水素濃度計
H2E

耐圧強化
ベント系

MO

換気空調系へ：窒素供給ライン：排水ライン

AO

＊5

＊4

格納容器

：格納容器ベントライン：スクラビング水給水ライン

AO
不活性ガス系

凡例

MO

11

付属室

補給水
ライン

フィルタ装置格納槽

MO

フィルタ装置

窒素供給
ライン

排気筒

第 2.3.1-1 表

主要系統構成機器の仕様(1) 配管ａ．フィルタ装置入口配管（ｂ．の範囲を除く）

口径

材質

450A～600A

炭素鋼

ｂ．フィルタ装置周辺配管
450A（入口側），（格納槽内に設置する範囲） 350A～600A（出口側）
ｃ．フィルタ装置出口配管（ｂ．の範囲を除く）

600A

ステンレス鋼

炭素鋼(2) 隔離弁
型式

駆動方式

口径

ａ．第一弁（サプレッション・
バタフライ弁チェンバ側）

電動駆動（交流）＋遠隔人力操作機構

600A

ｂ．第一弁（ドライウェル側） バタフライ弁

電動駆動（交流）＋遠隔人力操作機構

600A

ｃ．第二弁

バタフライ弁電動駆動（交流）＋遠隔人力操作機構

450A

ｄ．第二弁バイパス弁

バタフライ弁電動駆動（交流）＋遠隔人力操作機構

450A(3) 圧力開放板
型式

設定圧力

呼び径

材質

個数

引張型ラプチャーディスク

0.08MPa

600A

ステンレス鋼150-11-12

12

凡例

排気筒

：炭素鋼
：ステンレス鋼

換気空調系へ

RE

水素濃度計
H2E

放射線モニタ

AO

圧力開放板

AO

MO

格納容器

MO

耐圧強化
ベント系
AO

遠隔人力操作機構

原子炉建屋
ガス処理系へ

不活性ガス系

AO

＊3

＊1
＊3

RE
窒素供給
ライン

MO

＊5

＊2

MO

原子炉圧力容器

＊4

AO

MO

＊2

＊4
＊5

ドライウェルMO＊1

サプレッション・チェンバ

フィルタ装置

AO

補給水
ライン

MO
原子炉隔離時冷却系
真空ポンプより

廃棄物
処理設備へ

付属室
MO

原子炉建屋付属棟

原子炉建屋原子炉棟

フィルタ装置格納槽

第 2.3.1-2 図

2.3.2

フィルタ装置(1)

フィルタ装置仕様

フィルタ装置及び配管の材質範囲

フィルタ装置はスカート支持される円筒たて形容器であり，常時スクラ
ビング水を貯留する。容器下部にはベンチュリスクラバ（ベンチュリノズ
ル，スクラビング水），上部には金属フィルタが設置され，これらを組み合わせてエアロゾルを除去する。
さらに，金属フィルタの後段として，容器内部によう素除去部を設け，ガス状放射性よう素を捕集する物質（銀ゼオライト）を収納している。
フィルタ装置の主な仕様を以下に示す。
ａ．容器は，重大事故等クラス２容器として「日本機械学会
力設備規格

発電用原子

設計・建設規格（2005/2007）」クラス２容器の規定に準拠して設計する。

50-11-13

13

ｂ．容器内に貯留するスクラビング水量は，捕集した放射性物質の崩壊熱による減少を考慮し，設計条件であるフィルタ装置内発熱量 500kW に対して，ベント開始後 24 時間はベンチュリスクラバによる所定の放射性物質の除去性能が確保できるように設定する。（別紙 12）
ｃ．容器及び内部構造物の材料には，スクラビング水に添加されるアルカリ性の薬剤に対して，耐性に優れるステンレス鋼を使用する。
ｄ．容器には，スクラビング水の減少分を補充するための注水用ノズル，
スクラビング水を採取するための試料採取用ノズル，スクラビング水を移送するためのドレン用ノズルを設ける。
ｅ．容器内部にはベンチュリノズルと，金属フィルタを内蔵する。
ｆ．容器内部には，よう素除去部を設け，銀ゼオライトを収納する。
ｇ．金属フィルタとよう素除去部の連絡管には，流量制限オリフィスを設け，格納容器より排出されるガスの体積流量をほぼ一定に保つ設計とする。

フィルタ装置の仕様を第 2.3.2-1 表に，構造を第 2.3.2-1 図に示す。
（別
紙 4，別紙 53）

50-11-14

14

金属フィルタ
4

換気口平板

3

マンホール平板

2

鏡板

1

胴板

番号

品名
部

よう素除去部

材料

表

流量制限オリフィス

スクラビング水多孔板

N14

モレキュラシーブ採取口

N13

換気口

N12

マンホール

N11

モレキュラシーブ室ドレン

N10

モレキュラシーブ室ドレン

N9

出口配管ドレン入口

N8

ベント

N7

試料採取

N6

液位計

N5

液位計

N4

ドレン

N3

補給水入口

N2

ベントガス出口N1

ベントガス入口符号

名称
管

ベンチュリノズル

第 2.3.2-1 図
(2)

個数
品

台

個数
一

覧

呼び径

表

フィルタ装置概略図

フィルタ仕様ａ．ベンチュリスクラバ
ベンチュリスクラバは，ベンチュリノズル，スクラビング水等で構成され，ベントガス中に含まれるエアロゾル及び無機よう素を捕集し，ス
クラビング水中に保持する。
ベンチュリノズルは，上部に行くにつれて緩やかに矩形断面の流路面積を増やして断面変化させており，上端は閉じて，側面に出口開口を設けている。また，ノズル中低部の一番流路断面積が小さくなるスロート
部の側面にスクラビング水を取り込む開口を設けている。これにより，ノズルスロート部で高流速とすることで，スロート部の圧力を周囲スク
ラビング水領域よりも低下させて側面開口からノズル周囲のスクラビン
グ水を吸込み，ノズル内に噴霧させる。ノズル内ではガスと噴霧水滴の50-11-1515流速の差でエアロゾルの捕集効率を高め，上端吐出部からスクラビング
水中に排出させる。
ベンチュリノズルは分配管に設置し，同一分配管上のベンチュリノズ
ルは分配管に対して直行させるとともに，同心円状のベンチュリノズル
は離隔距離を確保した配置とする。また，ベントガスはスクラビング水中に斜め下方向に排出されたのち，減速し分配管の間を浮き上がっていく流れとなるため，同一分配管上の隣接ノズル及び同心円状の隣接ノズ
ルへ与える影響はない。

ベンチュリノズルの材質は耐アルカリ性に優れるとする。

ベンチュリノズルの機器仕様を第 2.3.2-1 表に，スクラビング水の仕様を第 2.3.2-2 表に，概略図を第 2.3.2-2 図に，配置を第 2.3.2-3 図に，ベンチュリノズルからのベントガスの流れの概要を第 2.4.2-4 図に示す。

50-11-16

16

第 2.3.2-2 図

ベンチュリノズル概略図

第 2.3.2-3 図

ベンチュリノズルの配置図

50-11-1717

第 2.3.2-4 図

ベンチュリノズルからのベントガスの流れの概要

ｂ．金属フィルタ
金属フィルタは，ベンチュリスクラバで除去しきれなかったエアロゾ
ルを除去する。
金属フィルタは必要なフィルタ面積と最適なフィルタ流速が得られる
ように，容器の上部に縦向きに配置される。金属フィルタはで，プレフィルタとメインフィルタをであり，周囲の型枠により容器内部に直接取り付けられる。
ベントガスはスクラビング水を出た後，スクラビング水から生じる湿分（液滴）を含んでいる。長時間の運転でも高い除去効率を確保するため，，除去した液滴はスクラビング水内にドレンされる。
金属フィルタの機器仕様を第 2.3.2-1 表に，概略図及びフィルタ容器
内の配置を第 2.3.2-5 図及び第 2.3.2-6 図に示す。

50-11-18

18

第 2.3.2-5 図

第 2.3.2-6 図

金属フィルタ概略図

フィルタ装置の断面図（金属フィルタ高さ）
50-11-1919

(a)プレフィルタ及び湿分分離機構

湿分分離機構の概要を第 2.3.2-7 図に，ドレン配管接続部の概要を
第 2.3.2-8 図に示す。

第 2.3.2-7 図

第 2.3.2-8 図

湿分分離機構の概略図

ドレン配管接続部のｚｘ概略図

50-11-20

20

(b)メインフィルタｃ．流量制限オリフィス
ベントフィルタ内の体積流量をほぼ一定に保つため，金属フィルタ下流に流量制限オリフィスを設置する。流量制限オリフィスの穴径は，系統の圧力損失を考慮した上で，ベント開始時の格納容器圧力（1Pd～2Pd）のうち，低い圧力（1Pd）において，設計流量が確実に排気できるよう設定する。

流量制限オリフィスの仕様を第 2.3.2-1 表に示す。（別紙 6）

50-11-2121

ｄ．よう素除去部
よう素除去部には，銀ゼオライトを収納し，ベントガスを通過させることで，ガス中に含まれる放射性のよう素を除去する。
よう素除去部の仕様を第 2.3.2-1 表に，概略図を第 2.3.2-9 図に，フィルタ装置内のよう素除去部の配置を第 2.3.2-10 図に示す。

第 2.3.2-9 図

第 2.3.2-10 図

よう素除去部概略図

フィルタ装置の断面図（よう素除去部高さ）
50-11-22

22

第 2.3.2-1 表

フィルタ装置主要仕様(1) 容器
型

式

材

質

胴

内

高

円筒たて形容器

径

約 5m

さ

約 10m

(2) ベンチュリノズル
材

質

個

数

(3) 金属フィルタ
材

質

寸

法

繊

維

個
総

径

数
面

積

50-11-23

23

(4) 流量制限オリフィス
型

式

材

質

個

数

同心オリフィス板(5) よう素除去部
材
充

質
填

銀ゼオライト

量

ベッド厚さ

第 2.3.2-2 表項

スクラビング水仕様（待機水位時）

目

設定値

50-11-24

24

2.3.3配置

フィルタ装置は原子炉建屋外に地下埋設で設置する頑健な格納槽の中に設置することで，地震や津波等の自然現象及び航空機衝突に対する耐性を高めている。格納槽は鉄筋コンクリート製であり，フィルタ装置に保持された放射性物質からの遮蔽を考慮した設計としている。また，最終ヒートシンクへ熱を輸送するための設計基準事故対処設備である残留熱除去系ポンプ，熱交換器及び残留熱除去系海水系ポンプ，重大事故等対処設備である緊急用海水ポンプに対して位置的分散を図っている。さらに，重大事故等対処設備である代替循環冷却系ポンプに対しても位置的分散を図っている。
フィルタ装置の配置を第 2.3.3-1 図，第 2.3.3-2 図に示す。
格納容器圧力逃がし装置の配管については，ベント時に発生する蒸気凝縮で発生するドレン水による閉塞やこれに起因する水素及び酸素の滞留を防止するために，配置に留意する。具体的には配管ルートに U シール部ができな
いよう配置する。なお,新設部分については水平配管に適切な勾配を設ける。
格納容器圧力逃がし装置の配管ルート図を第 2.3.3-3 図～15 図に示す。

50-11-25

25

第 2.3.3-1 図

フィルタ装置配置図（原子炉建屋最地下階）

50-11-26

26

第 2.3.3-2 図

フィルタ装置配置図（屋外）50-11-27

27

50-11-28

28

第 2.3.3-3 図

格納容器圧力逃がし装置

配管ルート図（全体図）

第 2.3.3-4 図

格納容器圧力逃がし装置配管ルート拡大図（1/12）

第 2.3.3-5 図

格納容器圧力逃がし装置配管ルート拡大図（2/12）
50-11-29

29

第 2. 3.3-6 図

格納容器圧力逃がし装置配管ルート拡大図（3/12）

第 2.3.3-7 図

格納容器圧力逃がし装置配管ルート拡大図（4/12）

50-11-30

30

第 2.3.3-8 図

格納容器圧力逃がし装置系配管ルート拡大図（5/12）

第 2.3.3-9 図

格納容器圧力逃がし装置配管ルート拡大図（6/12）
50-11-31

31

第 2.3.3-10 図

格納容器圧力逃がし装置配管ルート拡大図（7/12）

第 2.3.3-11 図

格納容器圧力逃がし装置配管ルート拡大図（8/12）

50-11-32

32

第 2.3.3-12 図

格納容器圧力逃がし装置配管ルート拡大図（9/12）

第 2.3.3-13 図

格納容器圧力逃がし装置配管ルート拡大図（10/12）

50-11-33

33

第 2.3.3-14 図

格納容器圧力逃がし装置配管ルート拡大図（11/12）

第 2.3.3-15 図

格納容器圧力逃がし装置配管ルート拡大図（12/12）
50-11-34

34

2.4

付帯設備

2.4.1

計装設備

格納容器圧力逃がし装置の計装設備は，各運転状態において，設備の状態を適切に監視するため，フィルタ装置入口水素濃度計，フィルタ装置出口放射線モニタ，フィルタ装置周り計装設備にて構成する。（別紙 27，別紙 28，
別紙 29，別紙 42）(1)

フィルタ装置入口水素濃度計
フィルタ装置入口水素濃度計は，ベント停止後の系統内の水素濃度が可
燃限界 4vol％以下に維持されていることを監視するため，フィルタ装置入口配管に設置する。（別紙 1，別紙 34）
ベント停止（第一弁を閉止）後は，フィルタ装置入口配管に窒素を供給し，系統内に残留するガスを掃気することで，水素が可燃限界に至ることはない。また，フィルタ装置内の放射性物質を保持するスクラビング水より，放射線分解で発生する水素は，窒素供給することでフィルタ装置出口
配管を通って掃気され，可燃限界に至ることはない。
水素濃度の計測は，ベント停止後の窒素供給による系統パージ停止後に実施する。
フィルタ装置入口水素濃度計の計測範囲は 0～100vol％とし，0～20vol％に切り替えて計測できるようにする。計測した水素濃度は中央制御室及び緊急時対策所で監視可能な設計とする。
フィルタ装置入口水素濃度計は，通常時には非常用母線より受電しているが，重大事故等時で非常用電源から受電できない場合には，常設代替交
流電源設備及び可搬型代替交流電源設備から給電可能な構成とする。
フィルタ装置入口水素濃度計の主要仕様を第 2.4.1-1 表に示す。

50-11-35

35

第 2.4.1-1 表
種

フィルタ装置入口水素濃度計の仕様

類

熱伝導式水素濃度検出器

計測範囲
個

0～100vol％

数

2

使用電源

(2)

交流電源

フィルタ装置出口放射線モニタ
フィルタ装置出口放射線モニタは，大気へ放出する放射性物質濃度を監視する目的で，排気中の放射性物質からのγ線強度を計測するため，フィルタ装置出口配管近傍に設置する。（別紙 7）
フィルタ装置出口放射線モニタの計測範囲は，フィルタ使用時に想定される排気中の放射性物質がフィルタ装置出口配管に内包された時の最大の放射線量率を計測できる範囲として，炉心損傷している場合は 10 －２ ～10 ５
Sv／h（高レンジ用）を，炉心損傷していない場合は 10 －３ ～10４ mSv／h（低レンジ用）を計測範囲としている。計測した放射線量率は中央制御室及び緊急時対策所で監視可能な設計とする。
フィルタ装置出口放射線モニタは，通常時には非常用母線より受電しているが，重大事故等時で非常用電源から受電できない場合には，常設代替
直流電源設備，可搬型代替直流電源設備に加え，常設代替交流電源設備及び可搬型代替交流電源設備から給電可能な構成とする。
フィルタ装置出口放射線モニタの主要仕様を第 2.4.1-2 表に示す。

50-11-36

36

第 2.4.1-2 表

種

低レンジ用

イオンチェンバ式

イオンチェンバ式

放射線検出器

放射線検出器10 －２ ～10 ５ Sv／h

10 －３ ～10 ４ mSv／h

2

1

直流電源

直流電源

数

使用電源

(3)

高レンジ用

類

計測範囲
個

フィルタ装置出口放射線モニタの仕様

フィルタ装置周り計装設備
系統待機時，系統運転時，事故収束時の各状態において，フィルタ装置の水位，圧力及び温度並びにスクラビング水 pH を監視するため，フィルタ
装置周辺に水位計，圧力計，温度計及び pH 計を設置し，中央制御室，緊急時対策所及び一部現場において監視できる設計とする。
フィルタ装置周りの計装設備のうち水位計，圧力計及び温度計は，通常時には非常用母線より受電しているが，重大事故等時で非常用電源から受電できない場合には，常設代替直流電源設備，可搬型代替直流電源設備に加え，常設代替交流電源設備及び可搬型代替交流電源設備から給電可能な構成とする。また，pH 計は，通常時には非常用母線より受電しているが，非常用電源から受電できない場合には，常設代替交流電源設備及び可搬型
代替交流電源設備から給電可能な構成とする。
なお，フィルタ装置周り計装設備のうち，フィルタ装置排気ライン圧力計及びフィルタ装置スクラビング水 pH 計は，系統待機時以外の系統運転時及び事故収束時は監視する必要がないため，自主対策設備とする。また，
フィルタ装置水位計及びフィルタ装置圧力計は，中央制御室及び現場にて監視が可能であるため，現場計器は自主対策設備とする。
50-11-3737

(4)各状態における監視の目的
ａ．系統待機状態
格納容器圧力逃がし装置の待機時の状態を，以下のとおり確認する設計としている。
(a)

フィルタ装置の性能に影響するパラメータの確認
フィルタ装置水位計にて，スクラビング水の水位が，待機時の設定範囲内にあることを監視することで，要求される放射性物質の除去性能が発揮できることを確認する。
系統待機時における水位の範囲は，ベント時のスクラビング水の水
位変動を考慮しても放射性物質の除去性能を維持し，ベント開始後 7日間は水補給が不要となるよう設定している。（別紙 12）
また，フィルタ装置スクラビング水 pH 計にて，pH がアルカリ性の状態（pH13 以上）であることを監視することで，フィルタ装置の性能維持に影響がないことを確認する。（別紙 41）(b)系統不活性状態の確認
フィルタ装置排気ライン圧力計及びフィルタ装置圧力計にて，封入した窒素圧力を継続監視することによって，系統内の不活性状態を確認する。

ｂ．系統運転状態
格納容器圧力逃がし装置の運転時の状態を，以下のとおり確認する設計としている。
(a)

格納容器内の雰囲気ガスがフィルタ装置へ導かれていることの確認
フィルタ装置圧力計にて，ベント開始により圧力が上昇し，ベント継続により格納容器の圧力に追従して圧力が低下傾向を示すことで，格50-11-38

38

納容器内の雰囲気ガスがフィルタ装置に導かれていることを確認する。
また，フィルタ装置スクラビング水温度計にて，ベント開始によりスクラビング水が待機状態から飽和温度まで上昇することを監視することで，格納容器のガスがフィルタ装置に導かれていることを確認する。さらに，フィルタ装置出口放射線モニタが初期値から上昇することを計測することにより，ガスが通気されていることを把握できる。
(b)

フィルタ装置の性能に影響するパラメータの確認
フィルタ装置水位計にて，スクラビング水の水位が，ベント後の下限水位から上限水位の範囲内にあることを監視することで，要求される放射性物質の除去性能が維持できることを確認する。
ベント後における下限水位については，ベンチュリノズルが水没していることを確認するため，上限水位については，金属フィルタの性能に影響がないことを確認するためにそれぞれ設定する。（別紙 12）(c)

ベントガスが放出されていることの確認
フィルタ装置出口放射線モニタにて，フィルタ装置出口を通過するガスに含まれる放射性物質からのγ線強度を計測することで，フィル
タ装置出口配管よりベントガスが放出されていることを確認する。
（別紙 7）

ｃ．事故収束状態
格納容器圧力逃がし装置の事故収束時の状態を以下のとおり確認する設計としている。
(a)

系統内に水素が滞留していないことの確認
フィルタ装置入口水素濃度計にて，窒素供給による系統パージ停止
50-11-39

39

後において，水素が長期的に系統内に滞留していないことを確認する。
(b)

フィルタ装置の状態確認
フィルタ装置に異常がないことを確認するため，フィルタ装置水位計にて，スクラビング水の水位が確保されていること（フィルタ装置のスクラビング水の移送後を除く），フィルタ装置スクラビング水温度計にて温度の異常な上昇がないこと，及びフィルタ装置出口放射線モニタにて放射性物質の放出がないことを確認する。（別紙 39）

50-11-4040(5)計装設備の仕様
フィルタ装置の水位について第 2.4.1-1 図に，計装設備の概略構成図を
第 2.4.1-2 図に，主要仕様を第 2.4.1-3 表に示す。

第 2.4.1-1 図

フィルタ装置水位

50-11-4141

＊5

原子炉圧力容器50-11-42

サプレッション・チェンバ

ドライウェル

MO

＊2

AO

MO

＊1

AO

格納容器圧力逃がし装置

＊3

原子炉建屋
ガス処理系へ

原子炉隔離時冷却系
真空ポンプより

AO

MO

耐圧強化
ベント系

MO

水素濃度計
H2E

MO

第 2.4.1-2 図

原子炉建屋原子炉棟

MO

AO

AO

＊4

格納容器

AO
不活性ガス系

換気空調系へ

＊4
＊5

＊1
＊3

原子炉建屋付属棟

廃棄物
処理設備へ

RE

圧力開放板

放射線モニタRE

遠隔人力操作機構＊2⑥

計装設備概略構成図

MO

42

⑤

T

P

④

フィルタ装置格納槽

MO

フィルタ装置

窒素供給
ライン

排気筒

P

③ ⑦

pH

L L P

①

②

第 2.4.1-3 表
監視パラメータ ※１

設置目的

計装設備主要仕様

計測範囲

計測範囲の根拠

検出器
個数

監視場所

中央制御
2
フィルタ装置①フィルタ装置水位性能維持のた室，緊急時対策所

180～5,500mm

めの水位監視1※２

系統運転中に

中央制御

格納容器雰囲②フィルタ装置圧力

気ガスがフィ
ルタ装置に導現場

系統の最高使用圧

1

室，緊急時
対策所

0～1.0MPa［gage］ 力（620kPa[gage]）を監視できる範囲

かれているこ

1※２

現場

との確認
③フィルタ装置スク

フィルタ装置ラビング水温度の温度監視

系統の最高使用温0～300℃

度（200℃）を監視

中央制御
1

できる範囲

対策所

系統待機時の④フィルタ装置排気

窒素封入によライン圧力 ※２

る不活性状態

室，緊急時

中央制御
1

0～100kPa［gage］

室，緊急時
対策所

の確認
想定される放射性⑤フィルタ装置出口
放射線モニタ（高レンジ・低レンジ）系 統 運 転 中 に 高レンジ：放出される放10－２

５～10 Sv／h

射 性 物 質 濃 度 低レンジ：の確認

物質がフィルタ装 高レンジ：
置出口配管に内包

2された時の最大の 低レンジ：

10－３ ～10４ mSv／h 放射線量率を計測

1

中央制御
室，緊急時
対策所

できる範囲
⑥フィルタ装置入口
水素濃度⑦フィルタ装置スク
ラビング水 pH※２

事故収束時の系統内の水素想定される水素濃0～100vol％度の変動範囲を計

中央制御
2

室，緊急時

濃度の確認

測できる範囲対策所

フィルタ装置想定される pH の中央制御

性能維持のたpH0～14めの pH 監視

変動範囲を計測できる範囲※1

監視パラメータの数字は第 2.4.1-2 図の○数字に対応する。

※2

自主対策設備

50-11-43

1

室，緊急時
対策所

43

2.4.2

電源設備

ベントガスの流路となる配管に設置される電動駆動弁及び計装設備については，通常時には非常用母線より受電しているが，重大事故等時で非常用母線から受電できない場合には，常設代替交流電源設備，可搬型代替交流電源
設備，常設代替直流電源設備及び可搬型代替直流電源設備から給電可能な構成とする。電源構成図を第 2.4.2-1 図及び第 2.4.2-2 図に示す。（別紙 8）

50-11-44

44

第 2.4.2-1 図

格納容器圧力逃がし装置

50-11-45

電源構成図（交流）45第 2.4.2-2 図

格納容器圧力逃がし装置

50-11-46

電源構成図（直流）462.4.3

給水設備

系統待機状態において，フィルタ装置はスクラビング水を貯留している状態であるが，重大事故時においてフィルタ装置を使用した場合，保持した放射性物質の崩壊熱によりスクラビング水が蒸発し，水位が低下する。このよ
うな状況に備え，フィルタ装置には格納槽に設ける遮蔽外から給水できるよう接続口を設け，可搬型代替注水大型ポンプ車等からの給水を可能とする設計としている。（別紙 13）
給水配管の仕様を第 2.4.3-1 表に，概要を第 2.4.3-1 図に示す。

第 2.4.3-1 表

給水配管仕様

口

径

25A

材

質

ステンレス鋼（SUS316LTP）

第 2.4.3-1 図

給水設備概要図

50-11-47

47

2.4.4

窒素供給設備

ベント終了後，スクラビング水の放射線分解によって発生する水素により系統内の水素濃度が上昇する可能性があるため，窒素を供給し，系統内の水素濃度が可燃限界を超えないように希釈，掃気するために，窒素供給設備を設置する。（別紙 52）
窒素の供給は，可搬型の窒素供給装置により行う。系統の隔離弁（第一弁）の下流配管から供給ラインを分岐し，原子炉建屋外に接続口を設け，可搬型の窒素供給装置を可搬ホースにて接続する。
可搬型の窒素供給装置の仕様を第 2.4.4-1 表に，窒素供給配管の仕様を第2.4.4-2 表に，窒素供給設備の概要を第 2.4.4-1 図に，窒素供給装置の構成
概略を第 2.4.4-2 図に示す。

第 2.4.4-1 表

窒素供給装置仕様

種

類

圧力変動吸着式

容量

約 200m ３ ［N］／h

窒素純度

約 99.0vol％

供給圧力

約 0.5MPa［gage］

個

数

1（予備 1）

第 2.4.4-2 表

窒素供給配管仕様

口径50A，80A材

質

炭素鋼（STPT410）

50-11-48

48

第 2.4.4-1 図

窒素供給設備概要図

窒素供給装置
空気圧縮機，
窒素分離装置

流量計

電源ケーブル
電源車

可搬ホース
窒素供給用
接続口

第 2.4.4-2 図

窒素供給装置構成概略

50-11-49

49

2.4.5

排水設備

フィルタ装置の水位調整，ベント停止後の放射性物質を含んだスクラビン
グ水の格納容器（サプレッション・チェンバ）への移送若しくは万一，放射性物質を含むスクラビング水が格納槽に漏えいした場合に，漏えい水を格納容器（サプレッション・チェンバ）へ移送のため，排水設備を設置する。
（別
紙 47）
排水設備の仕様を第 2.4.5-1 表に，排水設備の概要を第 2.4.5-1 図に示す。

第 2.4.5-1 表

排水設備仕様(1) 配管
口

径

50A

材

質

ステンレス鋼（SUS316LTP）(2) ポンプ
移送ポンプ

排水ポンプ

キャンドポンプ

水中ポンプ

定格流量

10m ３ /h

10m ３ /h

定格揚程

40m

40m

個

1

1

電動駆動（交流）

電動駆動（交流）

型

式

数

駆動方式

50-11-50

50

原子炉棟

付属棟

サプレッション・チェンバ
MO
テストタンク

廃液中和
タンクへ
原子炉隔離時
冷却系真空
ポンプより

移送ポンプ

排水ポンプ

フィルタ装置格納槽
注）系統構成は現在の計画

第 2.4.5-1 図

排水設備概要図

50-11-5151

3.

フィルタ性能3.1

フィルタ装置による放射性物質の除去原理

3.1.1

エアロゾルの除去原理

エアロゾルの除去原理は，一般にフィルタ媒体（ベンチュリスクラバの場
合は水滴，金属フィルタの場合は金属繊維）の種類によらず，主に以下の３つの効果の重ね合わせとして記述できる。
・さえぎり効果（Interception）：粒径が大きい場合に有効・拡散効果（Diffusion）：流速が遅い場合，粒径が小さい場合に有効：流速が早い場合，粒径が大きい場合
・慣性衝突効果（Inertia effect）に有効(1)～(3)に，それぞれの除去効果についてその特性を記載する。これらの除去原理はフィルタ媒体が水滴でも金属繊維でも作用するが，フィルタの種
類や系統条件により効果的に除去できる粒径，流速の範囲が異なることから，幅広い粒径，流速のエアロゾルを除去するためには異なる種類のフィルタを組み合わせることが有効である。
(4)，(5)に，ベンチュリスクラバ及び金属フィルタにおけるエアロゾルの除去原理を示す。

50-11-5252

(1)さえぎり効果さえぎりによるエアロゾルの捕集は，第 3.1.1-1 図に示すように，エア
ロゾルが流線にそって運動している場合に，フィルタ媒体表面から１粒子半径以内にエアロゾルが達したときに起こる。
エアロゾル粒径が大きい場合，より遠くの流線に乗っていた場合でもフィルタ媒体と接触することが可能であるため，さえぎりによる除去効果は，エアロゾル粒径が大きい程大きくなる傾向にある。

出典：W.C.ハインズ，エアロゾルテクノロジー，㈱井上書院(1985)

第 3.1.1-1 図

さえぎりによる捕集50-11-53

53

(2)

拡散効果
拡散によるエアロゾルの捕集は，第 3.1.1-2 図に示すように，エアロゾ
ルがフィルタ媒体をさえぎらない流線上を移動しているときでも，フィル
タ媒体近傍を通過する際に，ブラウン運動によってフィルタ媒体に衝突することで起こる。
エアロゾル粒径が小さい場合，ブラウン運動による拡散の度合いが大きくなるため，拡散による除去効果は，エアロゾル粒径が小さい程大きくなる傾向にある。また，フィルタ媒体の近傍にエアロゾルが滞在する時間が長い程ブラウン運動によりフィルタ媒体に衝突する可能性が高まるため，流速が遅い程大きくなる傾向にある。

出典：W.C.ハインズ，エアロゾルテクノロジー，㈱井上書院(1985)

第 3.1.1-2 図

50-11-54

拡散による捕集54

(3)慣性衝突効果慣性衝突によるエアロゾルの捕集は，第 3.1.1-3 図に示すように，エア
ロゾルがその慣性のために，フィルタ媒体の近傍で急に変化する流線に対応することができず，流線を横切ってフィルタ媒体に衝突するときに起こる。
エアロゾル粒径が大きい場合又はエアロゾルの流れが早い場合にエアロ
ゾルの慣性が大きくなり，フィルタ媒体と衝突する可能性が高まるため，
慣性衝突による除去効果はエアロゾル粒径が大きい程大きく，流速が早い程大きくなる傾向がある。

出典：W.C.ハインズ，エアロゾルテクノロジー，㈱井上書院(1985)

第 3.1.1-3 図

慣性衝突による捕集50-11-55

55

(4)ベンチュリスクラバにおけるエアロゾルの除去原理
ベンチュリスクラバは，断面積の小さいベンチュリノズルのスロート部にベントガスを通し，ガス流速を大きくすることで発生する負圧によって，ガス中にスクラビング水を噴霧（いわゆる霧吹き）し，微小水滴にすることでエアロゾルが水と接触する面積を大きくすることにより，効果的にエアロゾルを水滴に捕集する。
ベンチュリノズルにおける除去原理を第 3.1.1-4 図に，ベンチュリノズ
ルにおける速度模式図を第 3.1.1-5 図に示す。

第 3.1.1-4 図

ベンチュリノズルにおける除去原理

第 3.1.1-5 図

ベンチュリノズルにおける速度模式図
50-11-56

56

第 3.1.1-5 図に示すとおり，ベンチュリスクラバはガス流速 V 1 と水滴速度 V2 が異なることで，ガス中のエアロゾルが水滴に衝突し水滴に付着する現象を利用していることから，慣性衝突による除去が支配的と考えられる。
慣性衝突効果では「ガス流速」と「粒径」が主な影響因子である。（別紙45）<補足> 第 3.1.1-6 図参照①ベンチュリノズル下方よりベントガスが流入する。
②ベンチュリノズルのスロート部（絞り機構）によってベントガスの流速が加速される。
③ガス流速を大きくすることで発生する負圧によりスクラビング水が吸入され，ガス流中に水滴を噴霧（いわゆる霧吹き）する。
④噴霧によって，微小水滴にすること
でエアロゾルが水と接触する面積が大きくなり，エアロゾルがフィルタ媒体と衝突し，ベントガスから捕集される。
⑤ベンチュリノズルの出口に設置した板によってベントガス及び水滴の方向が変わり，エアロゾルはスクラビ
第 3.1.1-6 図

ング水に保持される。

ベンチュリスク

ラバにおける除去原理の補足図
50-11-57

57

(5)金属フィルタにおけるエアロゾルの除去原理
金属フィルタは，ベンチュリスクラバの後段に設置され，より粒径の小さいエアロゾルを除去する。
金属フィルタの除去原理は，第 3.1.1-7 図に示すように，さえぎり，拡散，慣性衝突効果の重ね合わせにより，エアロゾルを金属繊維表面に付着させ捕集する。さえぎり，拡散，慣性衝突効果では「粒径」と「ガス流速」
が主な影響因子である。
以上より，金属フィルタの除去性能に対して，影響を与える可能性のある主要なパラメータとしては，ガス流速，エアロゾル粒径を考慮する必要がある。

第 3.1.1-7 図

金属フィルタにおける除去原理

50-11-58

58

3.1.2ガス状放射性よう素の除去原理

重大事故時に発生する放射性よう素は，粒子状よう素（CsI：よう化セシウ
ム等）と，ガス状よう素として無機よう素（I2 ：元素状よう素）と有機よう素（CH 3I：よう化メチル等）の形態をとる。大部分のよう素は粒子状よう素として格納容器内へ放出され，残りは無機よう素として格納容器内に放出されるが，無機よう素の一部は格納容器内の有機物（塗装等）と結合し，有機よう素へ転換する。粒子状よう素については，エアロゾルの除去原理に基づき，ベンチュリスクラバと金属フィルタで捕集する。

有機よう素については，吸着材と化学反応させることにより，よう素除去部で捕集する。

(1)

フィルタ装置内におけるベントガスの流れ
フィルタ装置内部の下部にベンチュリスクラバ（ベンチュリノズル・ス
クラビング水等），上部に金属フィルタを設置し，金属フィルタの下流側に
流量制限オリフィスを介してよう素除去部を設置する。ベントガスの流れ
を第 3.1.2-1 図に示す。

オリフィス通過時の蒸気の状態変化のイメージを第 3.1.2-2 図に示す。

50-11-59

59

第 3.1.2-1 図

第 3.1.2-2 図

フィルタ装置内のベントガスの流れ

流量制限オリフィス通過時の蒸気の状態変化（イメージ）
50-11-60

60

(2)ベンチュリスクラバにおけるよう素の除去
ベントガスがベンチュリスクラバを通過する際，無機よう素を化学反応によりスクラビング水中にために，スクラビング

水には第 3.1.2-1 表に示す薬剤を添加する。

第 3.1.2-1 表薬剤

スクラビング水への添加薬剤

化学式

目的

以下に化学反応式を示す。

の添加によって，スクラビング水はアルカリ性条件下となるため，式(3.1.2-2)により，無機よう素を捕集する。

50-11-61

61

したがって，ベンチュリスクラバにおける無機よう素の除去効率に影響を与える因子として「スクラビング水の pH」が挙げられる。
なお，一般的に有機よう素は無機よう素に比べ活性が低く，反応しにく
いため，ベンチュリスクラバでの有機よう素の除去は期待していない。

(3)

よう素除去部におけるよう素の除去

50-11-62

62

3.2

運転範囲
3.1.1 項で，エアロゾルの除去原理において主要なパラメータとしたガス

流速及びエアロゾル粒径に加え，ベント時に変動するパラメータであるガス
温度及びガス蒸気割合について，有効性評価に基づき，ベント実施中に想定する運転範囲を第 3.2-1 表に示す。また，3.1.2 項で，ガス状放射性よう素の除去原理において主要なパラメータとしたスクラビング水の pH 及びガスの過熱度について，ベント実施中に想定する運転範囲を第 3.2-1 表に示す。

第 3.2-1 表

ベント実施中における想定運転範囲

パラメータ

想定運転範囲ベントからほぼ静定した格納容器圧力に対応するベ
ンチュリノズル部のガス流速は，とな
ガス流速る。なお，金属フィルタ部におけるガス流速は，適切なガス流速となるよう金属フィルタの表面積を設定している。
サプレッション・チェンバからのベント時の粒径分布
エアロゾル粒径
より，質量中央径をとする。
ベントから格納容器温度がほぼ静定した状態の運転
ガス温度
範囲はとなることから，上限を最高使用
温度に合わせ包絡するよう，とする。
ベントから事象発生 7 日後における，フィルタ装置に
ガス蒸気割合流入するガス蒸気割合はとなるが保守的に 0～100％を運転範囲とする。
スクラビング水は高アルカリに保つために，
スクラビング水の pHが添加されていることから，運転範囲はアルカリ側で維持される。
ベントからほぼ静定した格納容器圧力に対応する，よ
ガス過熱度
う素除去部におけるベントガスの過熱度は，となる。

50-11-63

63

性能検証試験結果

3.3
3.3.1

性能検証試験の概要

AREVA 社製のフィルタ装置は，大規模なセクター試験装置により，実機使用条件を考慮した性能検証試験を行っており，その結果に基づき装置設計を行っている。以下に試験の概要を示す。（別紙 46）(1)エアロゾルの除去性能試験（JAVA 試験）
AREVA（当時 Siemens）社は，1980 年代から 1990 年代にかけ，ドイツのカールシュタインにある試験施設（以下，「JAVA」という。）にて，電力会
社，ドイツ原子力安全委員会（RSK），その他第三者機関立会の下，フィル
タ装置のエアロゾルに対する除去性能試験を行っている。
試験装置には，実機に設置するものと同一形状のベンチュリノズルと，実機に設置するものと同一仕様の金属フィルタを設置し，試験条件として，実機の想定事象における種々のパラメータ（圧力，温度，ガス流量等の熱水力条件，エアロゾル粒径，濃度等のエアロゾル条件）について試験を行うことにより，フィルタ装置の使用条件において所定の性能が発揮されることを確認している。試験装置の概要を第 3.3.1-1 図に，試験条件を第3.3.1-1 表に示す。

50-11-64

64

50-11-65

65

第 3.3.1-1 図

JAVA 試験装置概要

第 3.3.1-1 表

JAVA 試験条件（エアロゾル除去性能試験）
試

圧

験

力

条

bar[abs]
（

温

度

流

量

蒸

気

割

件

kPa[abs]）℃m ３ /h合％エ ア ロ ゾ ル

第 3.3.1-2 図

試験用エアロゾルの粒径分布

50-11-66

66

(2)無機よう素の除去性能試験（JAVA 試験）
AREVA 社は「JAVA」試験装置を使用し，(1)に示したエアロゾルの除去性能試験と同時期に電力会社，RSK，その他第三者機関立会の下，無機よう素の除去性能試験を実施している。
試験条件として，種々のパラメータ（圧力，温度，ガス流量等の熱水力条件，スクラビング水の pH 等の化学条件）にて試験を行うことにより，フィルタ装置における無機よう素の除去性能について確認している。JAVA 試
験における無機よう素の試験条件を第 3.3.1-2 表に示す。

第 3.3.1-2 表

JAVA 試験条件（無機よう素除去性能試験）
試

圧

験

力

条

件

bar[abs]（kPa[abs]）

温

度

℃

流

量

m ３ /h

質）pH
物

50-11-6767

(3)有機よう素の除去性能試験（JAVA PLUS 試験）
実機使用条件を想定した有機よう素の除去性能を確認するため，AREVA
社は「JAVA」試験装置に有機よう素除去部を設けた「JAVA PLUS」試験装置を用いて，2013 年より有機よう素の除去性能試験を実施している。
試験装置には，実機に使用する吸着材を実機と同一の密度で充填し，試験条件として種々のパラメータ（圧力，温度，過熱度等の熱水力条件）にて試験を行うことにより，フィルタ装置における有機よう素の除去性能について確認している。
試験装置の概要を第 3.3.1-3 図に，試験条件を第 3.3.1-3 表に示す。

第 3.3.1-3 表

JAVA PLUS 試験条件（有機よう素除去性能試験）
試

圧

験

条

力

件
bar[abs]

（
温
蒸
過
物

気

割
熱

kPa[abs]）

度

℃

合

％

度

K

質

）

50-11-68

68

50-11-69

69

第 3.3.1-3 図

JAVA PLUS 試験装置概要

3.3.2

エアロゾルの除去性能試験結果

JAVA 試験における性能検証試験結果を第 3.3.2-1 表～4 表に示す。エアロ
ゾルの除去原理では，3.1.1 に示すとおり，「流速」と「粒径」が主な影響因子であるため，ガス流速とエアロゾル粒径に対しての性能評価を行った。さ
らに，その他の試験条件に用いたパラメータについてもフィルタ装置のエアロゾルの除去性能への影響を確認するため，ガス温度，ガス蒸気割合に対しての性能評価を行った。
(1)

ガス流速
ガス流速の変化による除去性能を確認するために，流量からベンチュリ
ノズル部のガス流速と金属フィルタ部のガス流速を計算して確認した。
第 3.3.2-1 図及び第 3.3.2-2 図にベンチュリノズル部及び金属フィルタ部におけるガス流速に対して整理した性能検証試験結果を示す。
この結果から，ベンチュリスクラバ部にて想定する運転範囲と金属フィルタ部にて想定する運転範囲全域にわたって要求される DF1,000 以上を満足していることがわかる。
なお，運転範囲よりも小さいガス流速においても，ベンチュリスクラバ
及び金属フィルタの組合せで，DF1,000 以上を満足しているため，フィル
タ装置はガス流速によらず十分な性能を有していると言える。

50-11-70

70

Decontamination Factor, [-]1000000

100000

10000

1000

100

10

1

Venturi Velocity, [m/s]

第 3.3.2-1 図

ベンチュリノズル部におけるガス流速に対する除去係数

Decontamination Factor, [-]1000000

100000

10000

1000

100

10

1

Normalized MFF Velocity, [%]第 3.3.2-2 図

金属フィルタ部におけるガス流速に対するベンチュリスクラバと金属フィルタを組み合わ格納容器圧力推移せた除去係数

50-11-71

71

エアロゾル粒径
第 3.3.2-3 図に試験用エアロゾル（エアロゾルの粒径）に対して整理した性能検証試験結果を示す。この結果からエアロゾル粒径(質量中央径：の違いによって除去性能に影響が出ているような傾向は見られず，いずれの試験結果においても要求される DF1,000 を満足していることがわかる。
サプレッション・チェンバからのベント実施時に想定する質量中央径はである。試験用エアロゾルとしては質量中央径を使用し，DF1,000 以上を満足していることから，フィルタ装置はエアロ
ゾル粒径に対して十分な性能を有していると言える。

1000000

100000Decontamination Factor [‐]

(2)

10000

1000

100

10

1
Test Aerosol

第 3.3.2-3 図

粒径に対する除去係数50-11-72

72

ガス温度
第 3.3.2-4 図にガス温度に対して整理した性能検証試験結果を示す。この結果から，ガス温度の違いによって除去性能に影響が出ているような傾向は見られず，試験を実施した全域にわたって要求される DF1,000 以上を満足していることがわかる。
したがって，ガス温度の運転範囲に対して，フィルタ装

置はガス温度に対して十分な性能を示していると言える。

1000000

Decontamination Factor, [-](3)

100000

10000

1000

100

10

1
0

50

100

150

200

250

Temperature, [°C]

第 3.3.2-4 図

ガス温度に対する除去係数50-11-73

73

ガス蒸気割合
第 3.3.2-5 図にガス蒸気割合に対して整理した性能検証試験結果を示す。
この結果から，ガス蒸気割合の違いによって除去性能に影響が出ているよ
うな傾向は見られず，試験を実施した全域にわたって要求される DF1,000以上を満足していることがわかる。
ガス蒸気割合の運転範囲（0～100％）で性能検証試験が行われており，フィルタ装置はガス蒸気割合に対して十分な性能を有していると言える。

1000000

Decontamination Factor, [-](4)100000A
L

10000

1000

100

10

1
0

25

50

75

100

Steam Volumetric Fraction, [%]第 3.3.2-5 図

蒸気割合に対する除去係数50-11-74

74

第 3.3.2-1 表

Test-No.

Test
Aerosol

Test
Aerosol

除去性能試験結果

Pressure

Temp.

Gas Flow(bar abs)(℃)(m /h)

第 3.3.2-2 表

Test-No.

エアロゾル

3

エアロゾル

Pressure

Temp.

Gas Flow(bar abs)(℃)(m3 /h)50-11-75

Gas
Composition

Contaminated
Gas Concentration
3(mg/m )

Total Removal
Efficiency(%)

除去性能試験結果
Gas
Composition

Contaminated
Gas Concentration(mg/m 3 )Total Removal
Efficiency(%)

75

第 3.3.2-3 表
Test-No.

Test
Aerosol

除去性能試験結果（１／２）

Pressure

Temp.

Gas Flow(bar abs)(℃)(m /h)

第 3.3.2-4 表
Test-No.

エアロゾル

Gas
Composition

エアロゾル

3

Contaminated
Gas Concentration
3(mg/m )

Total Removal
Efficiency(%)

除去性能試験結果（２／２）

Gas Flow

Pressure

3(bar abs)(m /h)

Gas
Composition50-11-76

Total Removal
Efficiency
(%)

Test
Aerosol

Contaminated
Gas Concentration
3(mg/m )

76

3.3.3ガス状放射性よう素の除去性能試験結果(1)

無機よう素除去性能試験結果
JAVA 試験における無機よう素の除去性能試験結果を第 3.3.3-1 表に示す。
無機よう素のベンチュリスクラバ（スクラビング水）への捕集は化学反応によるものであり，その反応に影響を与える因子は，「スクラビング水のpH」である。第 3.3.3-1 図に，スクラビング水の pH に対する無機よう素の除去性能試験結果を示す。この結果から，スクラビング水がの状態においても設計条件である除去効率 99％（DF100）以上を満足していることがわかる。
一般的に無機よう素は，有機よう素と比べ活性が高く，反応しやすいため，よう素除去部でも捕集されやすい。したがって，ベンチュリスクラバによう素除去部を組み合わせることで，更に除去性能が高くなるものと考えられる。

Decontamination Factor, [-]

10000

1000

100

10

1
0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

11

12

13

14

Scrubbing water, [pH]第 3.3.3-1 図

pH に対する無機よう素除去係数50-11-77

77

第 3.3.3-1 表
Test-No.

ベンチュリスクラバにおける無機よう素除去性能試験結果

Pressure

Temp.

Gas Flow(bar abs)(℃)(m 3 /h)Gas Composition50-11-78

Scrubbing
Water

(pH)

RemovalEfficiency(%)

78

有機よう素除去性能試験結果
JAVA PLUS 試験における有機よう素の除去性能試験結果を第 3.3.3-2 表に示す。JAVA PLUS 試験で得られた除去係数を，過熱度で整理したものを
第 3.3.3-2 図に示す。

1000

Decontamination Factor, [‐]

(2)

100

10

1

第 3.3.3-2 図

JAVA PLUS 試験結果

ここで，JAVA PLUS 試験装置と実機においては，ベッド厚さが異なるため，ベントガスの吸着ベッドにおける滞留時間が異なる。その補正をするために以下に示す関係を用いる。

50-11-79

79

第 3.3.3-3 図

JAVA PLUS 試験結果（補正後）50-11-80

80

第 3.3.3-2 表

Test-No.

有機よう素除去性能試験結果

VSV inlet Pressure
Pressure in the M/S

Temp.

Gas
Flow

(bar abs)(℃)(kg/s)(bar abs)

50-11-81

Gas
Composition(Steam:Air)(vol.%)

RemovalEfficiency(%)

81

3.3.4

フィルタ装置の継続使用による性能への影響

フィルタ装置を継続使用することにより，放射性物質の除去性能に影響する可能性のある因子について検討する。
(1)

エアロゾルの再浮遊
ａ．ベンチュリスクラバ部(a)

想定する状態
フィルタ装置を継続使用すると，ベンチュリスクラバで捕集されたエアロゾルにより，ベンチュリスクラバ内のエアロゾル濃度は徐々に上昇する。スクラビング水の水面近傍には，水沸騰やベンチュリノズ
ルを通るベントガスによる気流により，細かい飛沫（液滴）が発生す
るが，その飛沫にエアロゾルが含まれていると，エアロゾルがベンチュリスクラバの後段に移行することが考えられる。

(b)

影響評価

以上のとおり，フィルタ装置はベンチュリスクラバでのエアロゾルの再浮遊に対して考慮した設計となっている。（別紙 9）50-11-8282

ｂ．金属フィルタ部(a)

想定する状態(b)

影響評価
金属フィルタに捕集されたエアロゾルの崩壊熱は，ベント中はベン
トガスの流れによって冷却され，ベント後はベンチュリスクラバに捕集したエアロゾルの崩壊熱により発生する蒸気によって冷却されることから，金属フィルタの温度は，エアロゾルの再浮遊が起こるような温度（参考：CsOH の融点：272.3℃）に対し十分低く抑えることができる。（別紙 9）(2)

ガス状放射性よう素の再揮発ａ．ベンチュリスクラバにおける無機よう素の再揮発(a)

想定する状態
フィルタ装置を継続使用すると，スクラビング水の温度は上昇する。
スクラビング水の温度上昇に伴い，スクラビング水中に捕集した無機
よう素が気相中に再揮発することが考えられる。

(b)

影響評価
気液界面（フィルタ装置水面）における無機よう素の平衡について
は温度依存性があり，スクラビング水の水温が高い方が気相の無機よ
う素の割合が増える。しかし，アルカリ環境下では，無機よう素とよ50-11-83

83う素イオンの平衡により液相中に存在する無機よう素が極めて少なく，無機よう素の気相部への移行量は，スクラビング水の温度が上昇しても十分小さい値となる。（別紙 10）
JAVA 試験は，高温のベントガスを用いて，無機よう素が気相中に移行しやすい条件での試験を実施しており，温度上昇による影響に配慮したものとなっている。
ｂ．よう素除去部における放射性よう素の再揮発(a)

想定する状態化学工業の分野ではゼオライトに高温の水素を通気することにより捕集されているよう素を再揮発させる技術がある。よう素除去部に充填された銀ゼオライトに，ベントガスに含まれる水素が通気されると，捕集された放射性よう素が再揮発することが考えられる。

(b)

影響評価
水素によるよう素の再浮遊は 400℃以上の高温状態で数時間程度，水素を通気した場合に起こることが知られている。一方フィルタ装置に流入するガスは 200℃以下であり，銀ゼオライトに水素を含むガスが通過したとしても，ゼオライトに捕集されているよう素が再揮発することはない。
また，よう素除去部で捕集した放射性よう素の崩壊熱は，ベント中はベントガスにより冷却され，ベント後は系統を不活性化するために供給される窒素により冷却されることから，よう素除去部の温度上昇
は，放射性よう素の再揮発が起こるような温度（400℃）に対して，十分低く抑えることができる。（別紙 11）

50-11-8484

(3)フィルタの閉塞ａ．想定する状態
炉心損傷後のベント時には，溶融炉心から発生するエアロゾルに加え，炉内構造物の過温などによるエアロゾル，コアコンクリート反応により発生する CaO2 等のコンクリート材料に起因するエアロゾル，保温材等の熱的・機械的衝撃により発生する粉塵がフィルタ装置に移行する可能性がある。これらのエアロゾルの影響により，ベンチュリノズルの狭隘部
や金属フィルタに付着し，閉塞することが考えられる。
ｂ．影響評価ベンチュリノズルの狭隘部を通過するガス流速は高速となる。ベンチュリノズルの狭隘部寸法に対して，エアロゾルの粒子径は極めて小さく，
ベンチュリノズルが閉塞することはない。

。（別紙 9）(4)

薬剤の容量減少ａ．想定する状態
無機よう素はベンチュリスクラバにて薬剤との反応により捕集されるが，薬剤の容量を超える無機よう素が流入した
場合には，無機よう素は捕集されずに下流に流出されることが考えられる。
ｂ．影響評価スクラビング水に含まれるの量は，格納容器から放出される無機よう素の量に対して十分大きいことから，容量に達する
50-11-8585

ことはない。（別紙 10）(5)

よう素除去部の容量減少
ａ．想定する状態
ガス状放射性よう素は銀ゼオライトに捕集されるが，銀ゼオライトの吸着容量に達した場合には，ガス状放射性よう素は捕集されずに系外に放出されることが考えられる。
ｂ．影響評価
よう素除去部で保持が可能なガス状放射性よう素の吸着容量（銀分子数）は，格納容器から放出されるよう素量に対して十分大きいことから吸着容量に達することはない。（別紙 11）(6)

ベント時に生じるスウェリングによるよう素除去部への影響
ａ．想定する状態
スクラビング水に蒸気が流入すると，スウェリングにより水位が上昇する。その結果，スクラビング水の水位は待機時に比べ上昇しており，よう素除去部の外壁はスクラビング水に接することとなり，スクラビン
グ水の温度による除去性能に影響することが考えられる。
ｂ．影響評価ベントガスの温度はベンチュリスクラバ（スクラビング水）を通過することで，スクラビング水の水温と同じになっているものと考えられ，。よって，スクラビング水と接するよう素除去部の外壁はス
クラビング水から入熱されるためよう素除去部で蒸気が凝縮することはなく，よう素の除去性能への悪影響はない。（別紙 14）
50-11-86

86

4.

運用方法
4.1 有効性評価の事故シーケンスにおける運用方法
格納容器圧力逃がし装置は，想定される重大事故等の拡大を防止するための設備であり，有効性評価の各事故シーケンスにおいても，事象の収束に本設備の機能に期待している。
以下に，格納容器圧力逃がし装置の使用に係る有効性評価の事故シーケン
ス及び格納容器圧力逃がし装置の操作手順の概要について示す。

4.1.1 炉心が損傷していない場合
炉心損傷防止対策の有効性評価のうち，以下の 3 ケースにおいて最終ヒートシンクへ熱を輸送（除熱）するために，格納容器圧力逃がし装置を使用して事象を収束させている。
・ 高圧・低圧注水機能喪失
・ 崩壊熱除去機能喪失（残留熱除去系が故障した場合）
・ 原子炉冷却材喪失時注水機能喪失（中小破断ＬＯＣＡ）
3 ケース全てにおいて，格納容器圧力が 310kPa［gage］（最高使用圧力：1Pd）に到達した場合に格納容器圧力逃がし装置を使用するケースであり，格納容器圧力逃がし装置の操作方法に相違はないため，代表例として，高圧・低圧注水機能喪失の概要を以下に示す。

(1) 有効性評価における「高圧・低圧注水機能喪失」の概要
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（レベル３）設定点に到達することにより，原子炉はスクラムする。その後，
高圧注水機能及び低圧注水機能が喪失し，原子炉水位の低下が継続するため，低圧代替注水系（常設）を起動し，事象発生から約 25 分後には手50-11-8787

動操作で逃がし安全弁 7 弁（自動減圧機能）を開き原子炉を減圧することによって，低圧代替注水系（常設）による原子炉注水を開始する。
原子炉の減圧を開始すると，逃がし安全弁（自動減圧機能）からの冷却材の流出によって原子炉水位の低下が進み，炉心の一部は露出するが，低圧代替注水系（常設）からの原子炉注水によって原子炉水位が回復し，炉心は再冠水する。
原子炉内で崩壊熱により発生する蒸気が逃がし安全弁から格納容器内に放出されるが，崩壊熱除去機能を喪失しているため，格納容器圧力及び温度が徐々に上昇する。
格納容器圧力が 279kPa［gage］に到達した時点で代替格納容器スプレ
イ冷却系(常設)による格納容器スプレイを 130m ３ ／h にて実施することにより格納容器圧力及び温度の上昇は緩和される。代替格納容器スプレ
イ冷却系（常設）は，外部水源を使用するためサプレッション・プール
水位が徐々に上昇することから，サプレッション・チェンバのベント排気ラインの水没を防止するために，サプレッション・プール水位計の指示値が通常水位＋6.5m に到達した時点で格納容器スプレイを停止する。
その後,事象発生の約 28 時間後にサプレッション・チェンバ圧力が310kPa[gage]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実施する。
有効性評価（高圧・低圧注水機能喪失）のシナリオの概要を第 4.1.1-1
図 ， 系 統 概 要 図 を 第 4.1.1-2 図 ， 格 納 容 器 圧 力 及 び 温 度 の 推 移 を 第4.1.1-3 図及び第 4.1.1-4 図に示す。

50-11-8888

解析上の時間（0 秒）

給水流量全喪失
原子炉水位低（レベル３）設定点到達
原子炉スクラム
原子炉水位異常低下（レベル２）設定点到達
高圧注水系機能喪失判断
低圧注水系機能喪失判断
低圧代替注水系（常設）の起動（約 25 分後）

逃がし安全弁 7 弁（自動減圧機能）による原子炉減圧開始
低圧代替注水系（常設）による原子炉注水開始
炉心冠水
格納容器圧力 279kPa［gage］到達
代替格納容器スプレイ冷却系（常設）の起動
サプレッション・プール水位
通常水位＋約 5.5m 到達にてベント準備操作開始
サプレッション・プール水位
通常水位＋6.5m 到達にて代替格納容器
スプレイ冷却系（常設）の停止
格納容器圧力 310kPa［gage］到達（約 28 時間後）

格納容器圧力逃がし装置による格納容器ベント

第 4.1.1-1 図

高圧・低圧注水機能喪失の重要事故シーケンスの概要

50-11-89

89

50-11-90

90

第 4.1.1-2 図

高圧・低圧注水機能喪失時の系統概要図

炉内蒸気が格納容器へ流入するため圧力が上昇
代替格納容器スプレイ系作動（常設）による圧力上昇の抑制
格納容器ベント実施による圧力降下（約 28 時間後）

第 4.1.1-3 図

高圧・低圧注水機能喪失時における格納容器圧力の推移

炉内蒸気が格納容器へ流入するため温度が上昇
代替格納容器スプレイ系作動（常設）による温度上昇の抑制
格納容器ベント実施による温度降下（約 28 時間後）

第 4.1.1-4 図

高圧・低圧注水機能喪失時における格納容器温度の推移

50-11-91

91

4.1.2 炉心が損傷している場合
格納容器破損防止対策の有効性評価のうち，「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（代替循環冷却系を使用しない場合）」において，格納容器圧力及び温度を低下させるために，格納容器圧力逃がし装置を使用して事象を収束させている。
以下に，「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（代替循環冷却系を使用しない場合）」の概要について示す。
なお，審査ガイドで確認が求められている Cs-137 に対しては，第 4.1.2-1
表に示すとおり，ベントにより格納容器の健全性を確保する場合，放射性物質が炉内から大気へ放出される過程において，格納容器内における FPの自然沈着効果，サプレッション・プール水によるスクラビング効果等に期待でき，炉内内蔵量に対して大気への放出量は大幅に低減できる。
さらに，格納容器圧力逃がし装置のフィルタ効果に期待する場合は，格
納容器圧力逃がし装置のフィルタ効果に期待しない場合に比べて，大気への放出量をより一層低減できることが分かる。

第 4.1.2-1 表

Cs-137 の炉内内蔵量とベント時の大気への放出量
ベント時の大気への放出量（TBq）

炉内内蔵量（TBq）

約 4.4×10 ５フィルタの効果を考慮しない場合

フィルタの効果を考慮
する場合

約 0.11

約 0.11×10－３

50-11-92

92

(1) 有効性評価における「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器
過圧・過温破損）（代替循環冷却系を使用しない場合）」の概要
大破断ＬＯＣＡ時に非常用炉心冷却系の機能及び全交流動力電源が喪失するため，原子炉水位は急速に低下する。水位低下により炉心は露出し，事象発生から約 4 分後に燃料被覆管温度が 1000 に到達し，炉心損傷が開始されるが，事象発生から 25 分経過した時点で，常設代替交流電源設備からの電源供給により，低圧代替注水系（常設）による原子炉注
水を開始する。これにより，原子炉圧力容器は破損に至ることなく水位は回復し，炉心は再冠水する。また，原子炉注水と同時に代替格納容器
スプレイ系（常設）による格納容器スプレイを実施することで，破断口から流出する過熱蒸気による格納容器温度の上昇を抑制する。
原子炉注水及び格納容器スプレイの実施後約 1 時間で炉心が再冠水することに伴い過熱蒸気の発生が抑えられるため，格納容器スプレイを停止するが，格納容器内に放出される蒸気により格納容器圧力及び温度は徐々に上昇する。
格納容器圧力が 465kPa［gage］（最高使用圧力の 1.5 倍）に達した時
点で，格納容器スプレイ（130m３ ／h の 465kPa［gage］～400kPa［gage］
間欠）を実施することで，格納容器圧力及び温度の上昇は緩和される。
代替格納容器スプレイ冷却系（常設）は外部水源を使用するため，サプ
レッション・プール水位が徐々に上昇する。事象発生から約 19 時間経過
した時点で，サプレッション・チェンバのベント排気ラインの水没を防止するために，サプレッション・プール水位計の指示値が通常水位＋6.5mに到達した時点で格納容器スプレイを停止する。その後，速やかに格納
容器圧力逃がし装置によるベントを実施する。
「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（代替
50-11-9393循環冷却系を使用しない場合）」のシナリオの概要を第 4.1.2-1 図，系統概要図を第 4.1.2-2 図，格納容器圧力及び温度の推移を第 4.1.2-3 図及び第 4.1.2-4 図に示す。

50-11-94

94

解析上の時間（0 秒）

大破断ＬＯＣＡ発生，全交流動力電源喪失
原子炉スクラム（約 4 分後）

炉心損傷開始常設代替交流電源設備からの電源供給（25 分後）低圧代替注水系（常設）による原子炉注水
代替格納容器スプレイ系（常設）の起動
過熱蒸気による格納容器温度の上昇抑制
代替格納容器スプレイ系（常設）の停止
格納容器圧力及び温度の上昇
代替格納容器スプレイ系（常設）の作動（間欠スプレイ）
サプレッション・プール水位 通常水位＋5.5m 到達
ベント準備操作開始
サプレッション・プール水位 通常水位＋6.5m 到達
代替格納容器スプレイ系（常設）の停止（約 19 時間後)

格納容器圧力逃がし装置による格納容器ベント

第 4.1.2-1 図「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（代
替循環冷却系を使用しない場合）」のシナリオの概要

50-11-95

95

50-11-96

96

第 4.1.2-2 図

における系統概要図「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（代替循環冷却系を使用しない場合）」

代替格納容器スプレイ系作動（常設）による圧力上昇の抑制
620kPa［gage］

格納容器ベント実施による圧力降下

第 4.1.2-3 図 「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（代替循環冷却系を使用しない場合）」における格納容器圧力の推移

代替格納容器スプレイ系（常設）作動による温度の低下

ベントの実施（約 19 時間）

200℃

代替格納容器スプレイ系（常設）停止に伴う温度上昇

第 4.1.2-4 図 「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（代替循環冷却系を使用しない場合）」における格納容器温度の推移

50-11-97

97

4.1.3 格納容器圧力逃がし装置操作手順について
格納容器圧力逃がし装置の放出系統として，サプレッション・チェンバからとドライウェルから放出する系統の 2 通りあるが，サプレッション・プールにおけるスクラビング効果（エアロゾル等の低減効果）が期待できるサプレッション・チェンバからのベントを優先して使用する。（別紙 37）
ただし，サプレッション・チェンバからのベントが実施できない場合には，ドライウェルからのベントを実施する。
また，第一弁及び第二弁の操作順位は，第一弁の現場操作時間に対して第二弁操作時間が短いこと及びベント停止時には第一弁で隔離するため，第一弁のシート面保護の観点から，流体の流れがない状態で第一弁の開操作を実施し，その後第二弁の開操作を実施する。
なお，ベント停止時に第一弁で隔離する理由は，ベント停止後の格納容器圧
力逃がし装置への窒素供給時において，第一弁下流から窒素を供給することで第一弁と第二弁の間の水素滞留を防止するためである。
格納容器圧力逃がし装置の系統概要図（操作対象箇所）を第 4.1.3-1 図に示す。

50-11-98

98

原子炉圧力容器

50-11-99＊1

第 4.1.3-1 図

原子炉隔離時冷却系
真空ポンプより①第一弁（サプレッション・
チェンバ側）

③第二弁

＊3

原子炉建屋
ガス処理系へ

＊4
＊5

＊1
＊3

RE

原子炉建屋付属棟

廃棄物
処理設備へ

遠隔人力操作機構

＊2

圧力開放板

放射線モニタ

RE

格納容器圧力逃がし装置の系統概要図(操作対象箇所)

原子炉建屋原子炉棟

MO

AO

MO

AO

⑥ＦＲＶＳ系統
入口弁

AO

MO

水素濃度計
H2E

耐圧強化
ベント系

MO

換気空調系へ

⑤耐圧強化ベント隔離弁

MO

サプレッション・チェンバ

ドライウェル

＊2

AO

＊5

＊4

MO

AO

AO

格納容器

②第一弁（ドライウェル側）④Ｃ／Ｓ排気系統入口弁

不活性ガス系※：図中の番号は 4.1.3(2)ｂ．(a)及び(b)に対応している

MO

99

付属室

補給水
ライン

フィルタ装置格納槽

MO

フィルタ装置

窒素供給
ライン

排気筒

(1)格納容器圧力逃がし装置におけるベントタイミング
格納容器圧力逃がし装置によるベント操作は，第 4.1.3-1 表に示す基準に到達した場合に，発電長の指示の下に運転員が実施する。これにより，格納容器の過圧破損防止及び格納容器内での水素燃焼防止が可能である。

第 4.1.3-1 表
炉心状態

ベント実施判断基準

目的

炉心損傷なし実施判断基準
格納容器圧力 310kPa［gage］（最高使用圧力：1Pd）到達

過圧破損防止サプレッション・プール通常水位+6.5m 到達
炉心損傷を判断した場合水素燃焼防止格納容器酸素濃度がドライ条件にて 4.3vol％到達

格納容器の過圧破損防止の観点では，炉心損傷なしの場合は，残留熱除去
系等の格納容器除熱機能が喪失し格納容器圧力が上昇した際，格納容器圧力が 279kPa［gage］から 217kPa［gage］の範囲で代替格納容器スプレイ系（常設）による格納容器スプレイ（連続）を実施する。外部水源によるスプレイであるため，サプレッション・プール通常水位+6.5m に到達すればベントラ
イン水没を防止する観点から格納容器スプレイを停止し，格納容器圧力が310kPa［gage］に到達した時点でベントの実施を判断する。これは，格納容器除熱機能の復旧時間の確保及び追加放出された希ガスの減衰時間を確保す
ることを目的としている。炉心損傷を判断した場合は，465kPa［gage］から400kPa［gage］の範囲で代替格納容器スプレイ系（常設）による格納容器ス
プレイ（連続）を実施し，サプレッション・プール通常水位+6.5m に到達した時点で格納容器スプレイを停止するとともにベントを実施する。これにより確実に 620kPa［gage］（2Pd）到達までに格納容器ベントが実施できる。炉50-11-100100

心損傷の有無により，格納容器スプレイ実施基準を変更する理由は，炉心損傷した場合，格納容器内に放射性物質が放出されるため，炉心損傷なしの場
合に比べてベント実施操作判断基準に到達するタイミングを遅らせることにより，ベント時の外部影響を軽減させるためである。
また，炉心損傷を判断した場合は，ジルコニウム－水反応により大量の水素が発生し，格納容器内の水素濃度は可燃限界の 4vol％を超過する。その後，
水の放射線分解によって格納容器内酸素濃度が上昇し，格納容器内水素・酸素濃度が可燃限界に到達することにより，格納容器内で水素燃焼が発生する
おそれがある。この水素燃焼の発生を防止するため，格納容器内酸素濃度がドライ条件にて 4.3vol％に到達した時点でベント操作を実施することで格
納容器内の水素・酸素を排出する。ベント実施の判断フローを第 4.1.3-2～4
図に示す。
炉心損傷の有無の判断は，第 4.1.3-2 表に示すパラメータを確認する。

第 4.1.3-2 表

確認パラメータ（炉心損傷判断）

確認パラメータ

炉心損傷判断設計基準事故（原子炉冷却材喪失）におい
ドラ イ ウェ ル又 は サ プ て想定する希ガスの 追加放出量相当の γ
レッ シ ョン ・チ ェ ン バ 線線量率の 10 倍以上となった場合，炉心のγ線線量率が損傷したものと判断する ※ 。
※

この基準は，炉内内蔵量の割合約 0.1％に相当する希ガスが格納容器内に放出した場合のγ線線量率相当となっている。(別紙 23)

さらに，炉心損傷後の重大事故等対処設備の機能喪失を仮定した場合のベント実施判断基準として，第 4.1.3-3 表に示す判断基準を整理している。こ50-11-101

101

れらの状況においても，格納容器ベント実施により，格納容器破損の緩和又は大気へ放出される放射性物質の総量の低減が可能である。

第 4.1.3-3 表

炉心損傷後の重大事故等対処設備の機能喪失を仮定した場合のベント実施判断基準

目的
格納容器破損の緩和

大気へ放出される放射性物質の総量の低減

実施判断基準格納容器スプレイが実施できない場合(別紙 25)

格納容器温度 200℃以上において温度上昇が継続している場合(別紙 21)

原子炉建屋水素濃度 2vol％到達(別紙 24)

格納容器スプレイ手段として，設計基準拡張設備である残留熱除去系，重大事故等対処設備のうち，常設の設備である常設代替注水ポンプを用いた代
替格納容器スプレイ系（常設）及び代替循環冷却系，可搬型の設備である代
替格納容器スプレイ系（可搬型）がある。想定し難い状況ではあるが，これらの機能が喪失した場合，期待している希ガスの減衰時間が確保されていな
いが，格納容器の圧力を抑制する手段を喪失していることから，格納容器破損の緩和のためベントを実施する。
また，格納容器への十分な注水等ができない場合，格納容器雰囲気が過熱状態になり，格納容器は限界圧力を下回る 620kPa[gage]に達する前に 200℃に達し，いずれは過温破損に至る。このような場合，格納容器ベント実施す
ることによって過温破損を防止できないが，フィルタ装置を介した放出経路を形成し，大気への放射性物質の放出を極力低減することを目的としてベントを実施する。

50-11-102

102

さらに，格納容器が限界圧力を下回る 620kPa[gage]及び限界温度を下回る
200℃に到達する前に，何らかの理由により格納容器の健全性が損なわれ，格納容器から異常な漏えいがある場合，原子炉建屋水素濃度 2vol％に到達する。
このような場合，格納容器圧力を低下させることで漏えい箇所からの漏えい量を低減し，フィルタ装置を介さない大気への放射性物質の放出を極力低減するためにベントを実施する。

50-11-103

103

事象発生

※1 格納容器雰囲気放射線モニタγ線線量率が設計基準事故における原子炉冷却材喪失時の追加放出量相当の 10 倍以上となった場合，格納容器スプレイ及びベントの運用を変更する。

格納容器雰囲気放射線
モニタ指示値が追加放出量相当の 10 倍以上 ※１

ＹＥ Ｓ※２残留熱除去系又は代替循環冷却系による格納容器除熱が可能となった場合には，残留熱除去系又は代替循環冷却系による格納容器除熱を実施する。
※３ベント準備に要する時間を考慮し，確実にベント準備が完了するタイミングとしＮＯ

残留熱除去系又は代替循環冷却系による格納容器除熱可能 ※２て設定。（別紙 26）※４ベント準備は，格納容器限界圧力到ＹＥ Ｓ

達までに速やかにベントを実施する
残留熱除去系又は代替循環冷却系による格納容器除熱可能 ※２

ＮＯ

ＹＥ Ｓ

ため，第一弁の開を実施する。第一
弁操作はサプレッション・チェンバ側を優先し，中央制御室からの遠隔50-11-104

サプレッション・プール水位
通常水位+5.5m 到達 ※３

操作を実施する。遠隔操作不可の場

ＮＯ

合には現場にて手動操作を実施す
サプレッション・プール水位
通常水位+5.5m 到達 ※３

ベント準備操作開始 ※４

ベント準備操作開始 ※４

サプレッション・プール水位
通常水位+6.5m 到達る。
※５残留熱除去系又は代替循環冷却系に
格納容器酸素濃度ドライ条件にて
4.3vol％到達までにベント準備操作完了

代替格納容器スプレイ停止

格納容器圧力 310kPa[gage]到達

代替格納容器スプレイ停止

格納容器酸素濃度ドライ条件にて
4.3vol％到達 ※５

ベント実施

ベント実施

図 4.1.3-3 図に
詳細フローを示す

格納容器除熱を継続

射線分解によって格納容器内酸素濃度が上昇し，ドライ条件で 4.3vol％に到達した時点で，ベント準備操作

サプレッション・プール水位
通常水位+6.5m 到達

ベント実施

よる格納容器除熱実施中に，水の放及びベント操作を実施する。

図 4.1.3-4 図に
詳細フローを示す

第 4.1.3-2 図

ベント実施の判断フロー104

①代替格納容器スプレイ実施（格納容器圧力 279kPa［gage］到達）②ベント準備操作開始（サプレッション・プール水位
通常水位+5.5m 到達）③代替格納容器スプレイ停止（サプレッション・プール水位
通常水位+6.5m 到達）①代替格納容器スプレイ実施
・279kPa［gage］～217kPa［gage］連続スプレイ②ベント準備操作開始
・格納容器圧力 310kPa［gage］到達時に速やかにベントを実施可能とするため，事前に第一弁の開操作を実施する。
・第一弁の操作はサプレッション・チェンバ側を優先し，中央制御室からのスイッチ操作を実施する。スイッチ操作不可（弁開閉表示の消灯，スイッチによる開弁不可）の場合は，現場にて人力操作を実施する。サプレッション・チェン
バ側ベント弁が開弁できない場合は，ドライウ
ェル側ベント弁の操作を行う。
・第一弁の人力操作は 3 名で実施し，弁操作時間
は 90 分である。
③スプレイ停止・サプレッション・プール水位が通常水位+6.5mに到達すれば，代替格納容器スプレイを停止する。

④ベント操作（格納容器圧力 310kPa［gage］到達）④ベント操作・格納容器圧力 310kPa［gage］到達後速やかにベント操作を行う。
・第二弁を開弁することでベントを開始する。
・中央制御室から遠隔操作できない場合(弁開閉表示によって開動作したことが確認できない場合)は，第二弁操作場所へ移動し，現場操作（人力による遠隔操作）を実施する。
・第二弁の人力操作は 3 名で実施し，弁操作時間
は 30 分である。

⑤ベント成否確認⑤ベント成否確認
・ベント操作実施後，格納容器圧力及び温度が減
少し，フィルタ装置出口放射線モニタ，圧力及び温度が上昇していることを確認する。
・遠隔操作によりパラメータに変化が見られない
場合，ベント失敗の可能性があるため，第二弁操作場所へ移動し，人力操作によるベントを実施する。

⑥安定停止に向けた復旧（ベント停止）⑥安定停止に向けた復旧
・下記機能が復旧すれば，格納容器ベントを停止する。
○格納容器除熱機能の復旧○窒素供給機能の準備○格納容器内水素・酸素濃度制御機能の復旧

第 4.1.3-3 図

炉心損傷していない場合のベント実施フロー
50-11-105105

①代替格納容器スプレイ実施（格納容器圧力 465kPa［gage］到達）②ベント準備操作開始（サプレッション・プール水位
通常水位+5.5m 到達）③ベント操作（代替格納容器スプレイ停止）（サプレッション・プール水位
通常水位+6.5m 到達）②ベント準備操作開始
・代替格納容器スプレイ停止後，速やかにベントを実施可能とするため，事前に第一弁の開操作を実施する。
・第一弁の操作はサプレッション・チェンバ側を優先し，中央制御室からのスイッチ操作を実施する。スイッチ操作不可（弁開閉表示の消灯，スイッチによる開弁不可）の場合は，現場にて人力操作を実施する。サプレッション・チェン
バ側ベント弁が開弁できない場合は，ドライウ
ェル側ベントに切り替えて弁の操作を行う。
・サプレッション・プール水位通常水位+5.5m に到達すれば，第二弁操作者は第二弁現場操作場所へ移動し，待機する。
・第一弁の人力操作は 3 名で実施し，弁操作時間
は 90 分である。
③ベント操作・格納容器圧力 620kPa「gage」までに確実にベントを実施するため，サプレッション・プール
水位通常水位+6.5m 到達後格納容器スプレイを停止し，速やかにベント操作を行う。
・第二弁を開弁することでベントを開始する。
・ベント開始後，中央制御室操作者は中央制御室
待避室に待避する。
・中央制御室から遠隔操作できない場合(弁開閉表示によって開動作したことが確認できない場合)は，現場待機している第二弁操作者へ連絡し，現場操作（人力による遠隔操作）を実施する。
・第二弁の人力操作は 3 名で実施し，開操作時間
は 30 分である。
④ベント成否確認
・ベント操作実施後，格納容器圧力及び温度が減
少し，フィルタ装置出口放射線モニタ，圧力及び温度が上昇していることを確認する。
・遠隔操作によりパラメータに変化が見られない
場合，ベント失敗の可能性があるため，人力操作によるベントを実施する。

④ベント成否確認⑤安定停止に向けた復旧（ベント停止）第 4.1.3-4 図①代替格納容器スプレイ実施
・465kPa［gage］～400kPa［gage］連続スプレイ⑤安定停止に向けた復旧
・下記機能が復旧すれば，格納容器フィルタベン
トを停止する。
○格納容器除熱機能の復旧○窒素供給機能の準備○格納容器内水素・酸素濃度制御機能の復旧

炉心損傷を判断した場合のベント実施フロー
50-11-106106

(2)格納容器圧力逃がし装置の操作手順の概要
ａ．系統待機状態の確認
格納容器圧力逃がし装置の待機状態において，第 4.1.3-3 表に示すパラメータにより，系統に異常がないことを確認する。

第 4.1.3-3 表

確認パラメータ（系統待機状態）

確認パラメータ
フィルタ装置水位

確認内容
待機水位である 2,530～2,800 ㎜の範囲にあること

フィルタ装置スクラビング
13 以上であること
水 pH
フィルタ装置排気ライン圧
微正圧に維持されていること
力ｂ．ベント準備操作
ベント準備操作は，ベント操作が必要になった場合に速やかに実施できるよう，以下に示す事前準備を行う。
なお，弁名称及び弁名称に付記する①～⑥の番号は，第 4.1.3-1 図の番号に対応している。
(a)

ベント実施に必要な隔離弁の健全性確認
中央制御室にてベント実施に必要な隔離弁の健全性を確認するため，当該弁に電源が供給されていることを表示灯により確認する。
①第一弁（サプレッション・チェンバ側）②第一弁（ドライウェル側）③第二弁

50-11-107

107

(b)

他系統との隔離確認
ベント操作前に，中央制御室にて他系統（換気空調系，原子炉建屋
ガス処理系及び耐圧強化ベント系）と隔離する弁が全閉となっている
ことを表示灯により確認する。
④Ｃ／Ｓ排気系統入口弁⑤耐圧強化ベント隔離弁⑥ＦＲＶＳ系統入口弁
第一弁の開操作(c)

中央制御室にて開操作を実施する。万一，中央制御室での開操作ができない場合には，現場にて第一弁の人力による開操作を実施する。
また，格納容器圧力逃がし装置の放出経路として，サプレッション・
チェンバからとドライウェルから放出する経路の 2 通りあるが，サプ
レッション・プールにおけるスクラビング効果（エアロゾル等の低減効果）が期待できるサプレッション・チェンバからのベントを優先して使用する。
ただし，サプレッション・チェンバからのベントが実施できない場
合には，ドライウェルからのベントを実施する。
現場操作の着用装備は，全面マスク，タイベック，アノラック，綿手袋，ゴム手袋及び胴長であり，着用時間は 12 分である。
(d)

第二弁操作のための要員移動
炉心損傷がある場合，格納容器圧力が 620kPa[gage]到達までに確実にベントが実施できるよう，ベント実施基準到達までに第二弁操作場
所に移動し，待機する。
現場操作の着用装備は，全面マスク，タイベック，アノラック，綿手袋，ゴム手袋及び胴長であり，着用時間は 12 分である。
50-11-108108

ｃ．ベント準備判断の確認パラメータ
ベント準備の判断は，ベント実施判断基準の到達までに確実にベント準備操作が完了する基準として，炉心損傷有無に関わらず，サプレッション・プール通常水位＋5.5m 到達によりベント準備実施の判断をする。
(別紙 26)
また，残留熱除去系又は代替循環冷却系による格納容器除熱を実施している場合，格納容器酸素濃度の上昇速度からドライ条件で 4.3vol％に到達する時間を予測し，4.3vol％到達までにベント準備を完了させる。
ベント準備着手判断に必要なパラメータを以下に示す。
・サプレッション・プール水位
・格納容器内酸素濃度（ＳＡ）

ｄ．ベント準備作業の妥当性
炉心損傷なしの場合及び炉心損傷ありの場合の作業項目及び作業環境
を第 4.1.3-4 表に示す。ベント弁の開操作については，中央制御室での遠隔操作の場合と現場での手動操作（人力による遠隔操作）の場合について記載している。
ベント準備は，ベント実施判断基準に到達した場合の速やかなベント実施を可能とするため，事前に第一弁を開操作すること及び第二弁作業場所へ移動し待機することを目的としている。本操作はベント実施に不可欠な操作であることから，ベント実施基準到達までにベント準備操作を完了させることとする。

50-11-109

109

第 4.1.3-4 表
作業項目

ベント準備操作時の作業項目及び作業環境
作業環境

作業場所

温度・湿度

放射線量

照明

その他

連絡手段

非常用照明又は直流
他系統との隔離ベント実施に必要な隔離弁の健全性

中央制御室

中央制御室の室温に【炉心損傷前】

ついては，空調の停炉心損傷していな止により緩慢に上昇

いため，高線量となする可能性がある

ることはない。

が，作業に支障を及確認

ぼす程の影響はな【炉心損傷後】い。

57mSv/7 日間

非常灯が点灯することにより操作に影響はない。なお，非常用
照明及び直流非常灯が使用できない場合には，中央制御室内に周辺には支障となる設備は―ない。

配備している可搬型
照明により，照度を確保する。

【炉心損傷前】第一弁開操作（移動含む）

炉心損傷していな

原子炉建屋付属

いため，高線量とな

棟外）【炉心損傷後】アクセスルー

ため，建屋内非常用照ト上に支障と明が消灯した場合になる設備はな【炉心損傷前】おいても，操作に影響い。

屋外

炉心損傷していなはない。

原子炉建屋付属

いため，高線量とな

14mSv／h 以下度。

動装置，電力保安ヘッドライトや LED ラ
イトを携行している

通常運転時と同程第二弁への現場移携行型有線通話ることはない。

（二次格納施設棟

ることはない。

通信用電話設備(固定電話機，Ｐ
ＨＳ端末),送受話器のうち, 使用可能な設備により，中央制御室に連絡する。

（二次格納施設外）【炉心損傷後】14mSv／h 以下

50-11-110110

ｅ．ベント準備操作の余裕時間
ベントを実施する有効性評価シナリオのうち，ベント準備操作の余裕
時間の最も短い「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（代替循環冷却系を使用しない場合）」における現場での手動操
作（人力による遠隔操作）を実施した場合のベント準備の余裕時間についてタイムチャートを第 4.1.3-5 図に示す。
第 4.1.3-5 図に示すとおり，ベント準備完了後からベント実施基準であるサプレッション・プール通常水位+6.5m 到達までに十分な時間があることから，確実に準備を完了することができる。

【炉心損傷を判断した場合のベント準備】
経過 時間 （ 時間 ）0
有効性評価シナリオ「雰 囲気 圧 力・ 温度 に

2

15

16

18

19

20

21

約16.5時 間
サプ レッ シ ョン ・プ ー ル水 位
通常 水位 +約 5.5m到 達

事象 発生
原子 炉ス ク ラム

よる 静的 負 荷」 にお ける評 価結 果17

格納 容器 連 続ス プレ イ 開始

約19.5時 間
格納 容器 ス プレ イ停 止

ベン ト準 備 開始

フィ ルタ ベ ント 操作 開 始
ベン ト準 備 操作 の余裕時 間ベン ト準 備 所要 時間
約 2 時間 45 分

余裕 時間
約 15 分

操作 場所 ・ 必要 要員 数
17時 間
MCRから の第 一 弁
開操 作及 び 失敗 確認

中央 制御 室1

第一弁開操作のための装備 着用 及 び現 場移 動

現場

3

第一 弁開 操 作

現場【3】

現場 移動 （ 帰還 ）

現場

【3】

第二 弁開 操 作の ため の装備 着用 及 び現 場移 動

現場

3

第 4.1.3-5 図

18時 間

5分
35 分
90分
35 分
45分

ベント準備操作のタイムチャート

50-11-111

111

ｆ．ベント実施操作判断基準(a)

炉心損傷なしの場合
ⅰ)

格納容器圧力 310kPa［gage］到達
格納容器の健全性を確保するため，最高使用圧力である 310kPa［gage］に到達した時点でベントを実施する。

(b)
ⅰ)

炉心損傷を判断した場合
サプレッション・プール通常水位+6.5m 到達
格納容器へ大量の放射性物質が放出されることから，大気への放射性物質の放出を極力遅らせることでベント時の外部影響を軽減させるため，限界圧力を下回る 620kPa［gage］に到達するまでにベントを実施する。具体的には，中央制御室での遠隔操作に失敗した場合の現場手動操作時間を考慮し，格納容器スプレイ停止基準である
サプレッション・プール通常水位＋6.5m に到達した時点でベントを
実施する。

ⅱ)

格納容器酸素濃度がドライ条件にて 4.3vol％に到達した場合
炉心損傷時には，ジルコニウム－水反応及び水の放射線分解等により水素・酸素が発生し，可燃限界に到達すると水素燃焼が発生するおそれがある。これを防止するため，可燃限界到達前に格納容器
内の水素・酸素を排出することを目的として，格納容器酸素濃度がドライ条件にて 4.3vol％に到達した場合にベントを実施する。
4.3vol％の基準設定に当たっては，酸素濃度の可燃限界である
5vol％に対し，計器誤差の±約 0.6vol％及び 0.1vol％の余裕を考慮して設定した。

50-11-112

112

ｇ．ベント実施操作判断の確認パラメータ(a)

炉心損傷なしの場合
ⅰ)

格納容器圧力 310kPa［gage］到達
炉心損傷がない場合は，格納容器圧力にてベント実施操作を判断するため，確認パラメータは以下のとおり。
・格納容器圧力
なお，格納容器圧力の測定ができない場合には，格納容器圧力を推定する手段として，格納容器温度を代替パラメータとする。(別紙
19)

(b)

炉心損傷を判断した場合
ⅰ)

サプレッション・プール通常水位+6.5m 到達
炉心損傷を判断した場合は，連続の格納容器スプレイを実施しな
がら，サプレッション・プール水位にてベント実施操作を判断する。
したがって，確認パラメータは以下のとおり。
・サプレッション・プール水位

ⅱ)

格納容器酸素濃度がドライ条件にて 4.3vol％に到達した場合
格納容器酸素濃度によりベント実施操作を判断するため，確認パ
ラメータは以下のとおり。
・格納容器内酸素濃度（ＳＡ）

50-11-113

113

ｈ．ベント実施操作の妥当性
ベントは，第二弁を開弁することで実施する。炉心損傷していない場
合及び炉心損傷を判断した場合の作業項目及び作業環境を第 4.1.3-5 表に示す。ベント弁の開操作については，中央制御室での操作を基本とするが，万一，中央制御室での操作ができない場合には，現場（原子炉建屋付属棟）にて手動操作（人力による遠隔操作）を実施する。
なお，炉心損傷を判断する有効性評価の「格納容器圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（ 代替循環冷却系を使用しない場合）」シーケンスにおいて，ベント準備段階の現場アクセス，現場待機，現場での手動操作，プルーム通過までの現場待機及び帰還の一連の作業での実効線量は，約 25mSv である。（別紙 17）

第 4.1.3-5 表
作業項目

作業場所

中央制御室

ベント実施操作時の作業項目及び作業環境
作業環境
温度・湿度

放射線量

中央制御室の室温【炉心損傷前】については，空調

炉心損傷していなの停止により緩慢

いため，高線量とに上昇する可能性

なることはない。

があるが，作業に支障を及ぼす程の【炉心損傷後】影響はない。

57mSv/7 日間

第二弁開操作

照明

連絡手段

その他

非常用照明又は直流非常灯が点灯することにより操作に影響はない。なお，
非常用照明及び直流非常灯が使用できない場合には，中央制御室内に配備し

周辺には支
障となる設

―

備はない。

ている可搬型照明により，照度を確保する。
携行型有線通話装【炉心損傷前】
原子炉建屋付属棟（二次格納施設外）

炉心損傷がないた
通常運転時と同程度。

め，高線量となることはない。
【炉心損傷後】14mSv／h 以下

50-11-114

ヘッドライトや LED ライトを携行しているため，建
屋内非常用照明が消灯した場合においても，操作に影響はない。

置，電力保安通信用
アクセスル

電話設備(固定電話

ート上に支機，ＰＨＳ端末),送障となる設

受話器のうち,使用備はない。

可能な設備により，
中央制御室に連絡する。

114

ｉ．有効性評価におけるベント実施操作の余裕時間
ベントを実施する有効性評価シナリオのうち，最もベント実施操作の余裕時間が短い「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（代替循環冷却系を使用しない場合）」における現場での手動操
作（人力による遠隔操作）を実施した場合のベント実施操作の余裕時間についてタイムチャートを第 4.1.3-6 図に示す。
第 4.1.3-6 図に示すとおり，ベント実施基準到達から格納容器限界圧
力を下回る 620kPa[gage]に到達するまでに十分な時間があることから，確実にベント実施可能である。

経過 時間 （ 時間 ）0

有効性評価シナリオ「雰 囲気 圧 力・ 温度 に

2

17.5

18

18.5

19

19.5

21

20時 間19分
格納 容器 圧 力620kPa[gage]到 達
19時 間33分
格納 容器 ス プレ イ停 止
フィ ルタ ベ ント 操作 開 始

ベン ト操 作 時間 の余裕間

ベン ト操 作 時間

操作 場所 ・ 必要 要
員数

第二 弁開 操作

20.5

ベン ト準 備 完了

事象 発生
原子 炉ス ク ラム

よる 静的 負 荷」 にお ける評 価結 果格納 容 器スプ レ
イ停 止操 作
MCR か ら の 第 二弁開 操 作及び 失
敗確 認

20

中央 制御 室1

中央 制御 室1

現場

3

第 4.1.3-6 図

35 分

11 分

余裕 時間

20時 間

19.5時間2分
3分
30分

ベント実施のタイムチャート

50-11-115

115

ｊ．ベント成否確認
ベント操作開始時は，第 4.1.3-6 表に示すパラメータによりベントが開始されたことを確認する。

第 4.1.3-6 表

確認パラメータ（ベント操作開始時）

確認パラメータ

確認内容

格納容器圧力指示値が低下すること

フィルタ装置圧力
フィルタ装置スクラビング水温
指示値が上昇すること度
フィルタ装置出口放射線モニタ

パラメータに変化が見られない場合は，ベント失敗の可能性があるた
め，現場操作によるベントを実施する。
ベント開始直後は，格納容器内で発生する水素，水蒸気及び窒素等からなるベントガスが系統内に流入するが，系統内は不活性化されているため，高濃度の水素が流入しても水素燃焼には至らない。

50-11-116

116

ｋ．ベント継続時
ベント継続時は，第 4.1.3-7 表に示すパラメータによりベント継続状
況に異常がないことを確認する。

第 4.1.3-7 表

確認パラメータ（ベント継続時）

確認パラメータ

確認内容

格納容器圧力及び温度
サプレッション・プール水位
フィルタ装置圧力
フィルタ装置水位

各パラメータに異常な変化がフィルタ装置スクラビング水温ないこと

度
フィルタ装置出口放射線モニタ
モニタリング・ポスト

ベント継続時には，格納容器内及びフィルタ装置内では放射性物質の崩壊熱による多量の蒸気が発生することにより，水素濃度は低く抑えられるため，可燃限界に至らない。
なお，炉心損傷がない場合の格納容器圧力逃がし装置によるベント実
施中に炉心損傷を判断した場合は，ベントを継続する運用とする。これ
は，ベント実施までには代替格納容器スプレイにより外部注水制限に到達していることが想定され，事象が進むことで発生する可能性のある炉
心のリロケーション ※ 及び原子炉圧力容器破損時の過熱蒸気発生の影響
による格納容器圧力の急激な上昇を抑制する手段がベントのみであるためである。加えて，次のとおり，ベントを継続した場合でも，一時的に50-11-117

117

ベント停止する場合と比較し，被ばくの観点で大きな差異はないと考えられる。
・ベントを停止しても格納容器の圧力上昇により再度ベントすることとなり，希ガス保持時間を大きく確保することはできないこと
・このような事態では，原子炉スクラムしてからある程度の時間が経過していることから，希ガスの減衰時間は十分に確保されており，
ベントを停止しない場合でも大きな放出量にならないと考えられること※ ここで言うリロケーションとは，炉心損傷後，溶融炉心が炉心下部プレナムに移行する状態を指す。

ｌ．ベント停止操作
第 4.1.3-8 表に示す機能が全て復旧したことにより，ベント停止後も長期的に格納容器の安定状態を継続可能であることを判断する。また，
第 4.1.3-9 表に示すパラメータを確認し，ベント停止操作が可能である
ことを判断した場合には，第一弁を閉とすることでベントを停止する。
（別紙 20）50-11-118

118

第 4.1.3-8 表

ベント停止のために必要な機能及び設備

必要な機能

設備

設備概要

残留熱除去系又は代替循環冷却系

格納容器内に残存する核分裂生成物から発生する崩壊熱を除去し，最終的な熱の逃がし場へ熱を輸送す
る

格納容器除熱機能
残留熱除去系海水系，緊急用海水系又は代替残留熱除去系海水系

窒素供給機能格納容器内水素・酸素濃度制御機能

可搬型窒素供給装置

・残留熱除去系の運転に伴う蒸気凝縮により，格納容器内が負圧になることを防止する・系統内のパージを実施する

可燃性ガス濃度制御系

水の放射線分解によって発生する
水素及び酸素の濃度が可燃限界濃度に到達することを防止する

格納容器水素・酸素濃度計

格納容器内の水素・酸素濃度を監視する

第 4.1.3-9 表

確認パラメータ（ベント停止時）

確認パラメータ

確認内容
310kPa［gage］以下であること及格納容器圧力及び温度び 171℃以下であること
格納容器水素濃度

可燃限界未満であること

ベント停止前から窒素供給装置による格納容器への窒素供給を行い，ベント停止後も継続し，系統を含めて不活性化することで，水素濃度は低く抑えられ，可燃限界には至らない。
第 4.1.3-7 図にベント停止前の窒素供給の概要を示す。

ｍ．ベント停止操作手順
次にベント停止の流れを示す。
①格納容器除熱が可能であると判断した場合，窒素供給設備により格納容器に窒素注入を開始する。
50-11-119

119

・ベント弁は開状態であるため，注入した窒素はそのまま排出されると考えられるが，ベント弁閉後における「水の放射性分解によって発生する水素・酸素濃度の上昇」を抑制するため，早期に注入開始することを目的として最初に実施する。
ドライウェル内に水素・酸素が滞留している可能性を考慮して，
ドライウェル側から窒素供給する。
②第一弁を閉とする。
・第一弁閉後は，第一弁と第二弁の間に水素が滞留するおそれがあるため，第一弁の下流から窒素を供給し滞留している水素をパージする運用としている。このため，第一弁でベントを停止する（第二弁は開状態を維持する）。
・フィルタ装置への窒素供給を開始する。
③残留熱除去系又は代替循環冷却系を起動する。
・ベント弁を閉止後，サプレッション・プール水温度が飽和温度以下であることを確認し，残留熱除去系又は代替循環冷却系を起動する。
・残留熱除去系又は代替循環冷却系による格納容器除熱を実施する
ことで，格納容器内の気相を蒸気から窒素へ置換する。
④格納容器の気相が蒸気から窒素への置換が完了したことを確認し，第一弁を開として格納容器の圧力を低下させる。
⑤，可燃性ガス濃度制御系を起動する。
・残留熱除去系による冷却水を供給し，可燃性ガス濃度制御系の暖気運転を開始する。
・起動後 2 時間以内に暖機運転が完了し，処理が開始される。
⑥第一弁を閉とする。
50-11-120120

⑦格納容器への窒素注入を停止する。
⑧格納容器内水素・酸素濃度計により，格納容器内水素・酸素濃度を監視する。

ｎ．ベント停止操作の妥当性
炉心損傷なしの場合及び炉心損傷を判断した場合の作業項目及び作業
環境を第 4.1.3-10 表に示す。ベント弁の閉操作については，中央制御室での操作を基本とするが，万一，中央制御室での操作ができない場合には，現場（原子炉建屋付属棟）にて手動操作を実施する。（別紙 18）

第 4.1.3-10 表
作業項目

作業場所

作業環境
温度・湿度
中央制御室の室温については，空調の停止によ

中央制御室

ベント停止操作項目及び作業環境

り緩慢に上昇する可能性があるが，作業に支障を及ぼす程の影
響はない。

放射線量

照明

その他

非常用照明又は直流非【炉心損傷前】常灯が点灯することに炉心損傷していない

より操作に影響はない。

ため，高線量となる

なお，非常用照明及び直周辺には支障ことはない。

流非常灯が使用できなとなる設備は

い場合には，中央制御室ない。

【炉心損傷後】内に配備している可搬

57mSv/7 日間型照明により，照度を確携行型有線通話装置，【炉心損傷前】棟（二次格納施設通常運転時と同程度。

炉心損傷していない

ヘッドライトや LED ラ

ため，高線量となるイトを携行しているたことはない。

め，建屋内非常用照明が消灯した場合において【炉心損傷後】

外）

―

保する。

第一弁操作

原子炉建屋付属

連絡手段

も，操作に影響はない。

アクセスルー
ト上に支障となる設備はない。

電力保安通信用電話設
備(固定電話機，ＰＨＳ端末), 送受話器のうち,使用可能な設備により，中央制御室に連絡する。

14mSv／ｈ以下

衛星電話設備(固定型，携帯型)，無線連絡設備【炉心損傷前】

窒素供給操作

屋外－(屋外での作業)

炉心損傷していない

車両の作業用照明・ヘッ

ため，高線量となる

ドライト・LED ライトにことはない。

より，操作可能である。
夜間においても，操作に【炉心損傷後】影響はない。

3.9mSv／ｈ以下

アクセスルー
ト上に支障となる設備はない。

(固定型，携帯型)，電力保安通信用電話設備(固定電話機，ＰＨＳ端末)，送受話器のうち，使用可能な設備により，災害対策本部に連絡する。

50-11-121

121

ｏ．ベント停止後の操作
ベント停止後は，第 4.1.3-11 表で示すパラメータにより格納容器及び格納容器圧力逃がし装置に異常がないことを確認する。

第 4.1.3-11 表

確認パラメータ（ベント停止後）

確認パラメータ

確認内容
格納容器内が負圧でないこと

格納容器圧力及び温度

ベント停止後長期的に格納容器圧力及び温度の異常な上昇がないこと

格納容器水素濃度

格納容器内及びフィルタ装置入口の水フィルタ装置入口水素濃度

素濃度の異常な上昇がないこと
フィルタ装置の水位が確保されている

フィルタ装置水位

こと(フィルタ装置のスクラビング水の移送後を除く)

フィルタ装置スクラビング水温
温度の異常な上昇がないこと
度
フィルタ装置出口放射線モニタ 放射線量率の異常な上昇がないこと

ベント実施後はフィルタ装置出口ラインの圧力開放板が開放されていることから，窒素供給による系統パージ停止後は，フィルタ装置を大気と隔離するため，フィルタ装置出口弁を「閉」にする。
なお，フィルタ装置出口弁の閉操作については，フィルタ装置のスクラ
ビング水温度が上昇しないこと及び水素濃度の上昇により可燃限界濃度に到達しないことにより判断する。

50-11-122

122

第 4.1.3-8 図にベント停止後の窒素供給の概要を示す。

第 4.1.3-7 図

窒素供給概要図（ベント停止前）

第 4.1.3-8 図

窒素供給概要図（ベント停止後）

50-11-123

123

4.2

現場における操作について（別紙１７，１８）

4.2.1

隔離弁の現場操作

第一弁，第二弁とも交流電源で駆動することから，常設代替交流電源設備
又は可搬型代替交流電源設備から受電することで，中央制御室からの操作が可能である。
これらの代替電源設備からの受電が期待できない場合は，フレキシブルシ
ャフトにより，原子炉建屋付属棟（二次格納施設外）より人力で操作が可能である。
人力による操作の概略を第 4.2.1-1 図に示す。また，現場操作場所を第
4.2.1-2 図に示す。

二次格納施設
貫通部
弁駆動部

ハンドル，
遠隔操作器
（エアツール等）

弁体

フレキシブルシャフト

第 4.2.1-1 図

遠隔人力操作機構概略図

50-11-124

124

第 4.2.1-2 図

隔離弁の操作場所（1／3）

50-11-125

125

第 4.2.1-2 図

隔離弁の操作場所（2／3）

50-11-126

126

第 4.2.1-2 図

隔離弁の操作場所（3／3）

50-11-127127

4.2.2

スクラビング水の補給

スクラビング水は，ベンチュリスクラバで捕集した放射性物質の崩壊熱等による蒸発を考慮しても，ベント開始後 7 日間は運転員等による補給操作が不要となる水量を保有するよう水位を設定するとともに，スクラビング水が減少した場合にベントフィルタ外部より補給を行う。
格納槽外部に設置された接続口に可搬型の注水設備等を接続し，水を補給する。補給に使用する配管に設置された弁は，格納槽内の遮蔽を考慮した人
員立入スペースより手動操作を行う。
現場操作場所への経路は地震，津波による被害要因を想定し，経路確保のためのホイルローダ等の重機を配備することで，可能な限り早急な仮復旧時間で移動ルートを確保する。
スクラビング水補給時の系統状態の概要を第 4.2.2-1 図に，スクラビング
水補給用接続口の現場位置を第 4.2.2-2 図に示す。

第 4.2.2-1 図

スクラビング水補給時の系統状態概要図50-11-128

128

第 4.2.2-2 図

スクラビング水補給時の現場操作場所

50-11-129129

4.2.3

窒素の供給

原子炉建屋外壁に設置された接続口に，可搬型の窒素供給装置を接続し，窒素を格納容器圧力逃がし装置へ供給する。
現場操作場所への経路は地震，津波による被害要因を想定し，経路確保のためのホイルローダ等の重機を配備することで，可能な限り早急な仮復旧時間で移動ルートを確保する。
窒素供給時の系統状態の概要を第 4.2.3-1 図に，窒素供給用接続口の現場
位置を第 4.2.3-2 図に示す。

隔離弁（第一弁）は閉止され，ベントは停止している。
第 4.2.3-1 図

窒素供給時の系統状態概要図50-11-130

130

第 4.2.3-2 図

窒素供給用接続口の設置位置

50-11-131131

4.2.4

排水操作

排水設備により，ベント停止後の放射性物質を含むスクラビング水を，移送ポンプにより格納容器（サプレッション・チェンバ）に移送する。また，点検に伴うスクラビング水の移送が必要な場合は，廃棄物処理設備への移送を可能とする設計とする。
さらに，万一，放射性物質を含むスクラビング水が格納槽に漏えいした場
合，排水ポンプにより漏えい水を格納容器（サプレッション・チェンバ）に移送する。
移送ポンプによりスクラビング水を移送する際は，格納槽内の遮蔽を考慮した人員立入スペースより，ポンプ入口側の弁を人力にて遠隔操作（開操作）する。
各ポンプは中央制御室より操作スイッチにより操作する。
スクラビング水移送時及び漏えい水移送時の系統状態の概要を第 4.2.4-1
図及び第 4.2.4-2 図に，移送ポンプ入口側弁操作の現場位置を第 4.2-4-3 図に示す。（別紙 13）

50-11-132

132

原子炉棟

付属棟

格納槽（地下埋設）

サプレッション・チェンバ
MO
テストタンク

廃液中和
タンクへ
原子炉隔離時
冷却系真空
ポンプより

移送ポンプ

排水ポンプ

フィルタ装置格納槽
注）系統構成は現在の計画

第 4.2.4-1 図
原子炉棟

スクラビング水移送時の系統状態概要図

付属棟

サプレッション・チェンバ
MO
テストタンク

廃液中和
タンクへ
原子炉隔離時
冷却系真空
ポンプより

移送ポンプ

排水ポンプ

フィルタ装置格納槽
注）系統構成は現在の計画

第 4.2.4-2 図

漏えい水移送時の系統状態概要図50-11-133

133

第 4.2.4-3 図

排水設備

50-11-134

弁操作位置

134

4.3

一般公衆の被ばくを可能な限り低減するための運用(1)

一般公衆の被ばくを可能な限り低減するための運用
格納容器圧力逃がし装置にて除去できない希ガスについては，以下の設備を整備することで，可能な限り格納容器内に保持し減衰させることができ，一般公衆の被ばく量の低減が期待できる。
・残留熱除去系又は代替循環冷却系と連携して，原子炉内で発生した崩壊熱を海へ輸送することができるように，重大事故等対処設備として
緊急用海水系を整備する。
・重大事故等対処設備として代替格納容器スプレイ冷却系（常設）を整備し，サプレッション・プール通常水位+6.5m 到達まで格納容器スプレイを可能とする。
・自主対策設備として代替残留熱除去系海水系を整備し，代替格納容器
スプレイ冷却系（常設）による格納容器圧力及び温度の上昇を抑制する間に当該設備を配備し，格納容器除熱を可能とする。

(2)

希ガス低減効果について
格納容器内に放出された希ガスは，放射性崩壊により時間経過とともに減衰し，事象発生後から 12 時間程度の間は，特に大きく減衰し，その後は，
減衰幅は小さくなっていくものの，減衰は継続する。このため，格納容器
内での希ガスの保持時間を可能な限り長くすることによって，ベント実施時における一般公衆の被ばく量を低減することができる。
希ガスの減衰曲線を第 4.3.2-1 図に示す。

50-11-135135

希ガス核種の半減期Kr-85m：約 4.5h
Kr-85 ：約 10.7y
Kr-87 ：約 1.3h
Kr-88 ：約 2.8h
Xe-133：約 5.3d
Xe-135：約 9.1h

第 4.3.2-1 図

事故発生後の希ガス発生量の時間変化(核種合計)

50-11-136

136

4.4

設備の維持管理(1)

点検方法
ａ．機械設備
格納容器圧力逃がし装置の機械設備については，東海第二発電所の他設備の点検実績等を参考に，設置環境や動作頻度に対する故障及び劣化モード等を考慮して，適切な周期で点検（時間基準保全）を行うことにより，設備の健全性を確保する。
一方，東海第二発電所として保全の経験がない設備として，高アルカ
リ性のスクラビング水に接液する設備が挙げられる。これらの設備については，劣化モード（腐食等）を考慮した材料選定を行っており，有意な劣化が発生する可能性は小さいと考えているが，先ずは初回定期検査時に点検を実施し，その結果を基に点検周期を定めるものとする。
スクラビング水の分析については，海外プラントにおいて窒素封入環
境下で約15年間薬液濃度の有意な変化は認められていない実績があり，性状に有意な変化はないものと考えられるが，定期検査毎に実施することとする。
また，よう素除去部に充填される銀ゼオライトについては，試験を行い，スクラビング水による飽和蒸気環境下で 15 カ月間保管した後も性能基準を満たしていることを確認した。（別紙 14）
東海第二のフィルタ装置では，銀ゼオライトのサンプリングが可能な設計としており，先ずは初回定期検査時に性状の確認を行い，その結果を基にサンプリング周期を定めるものとする。
機械設備の点検内容を第 4.4-1 表に示す。

50-11-137

137

第 4.4-1 表

機械設備の点検内容

設備名
フィルタ装置点検内容
本体・外観点検（内面）点検周期・時期（計画）
初回定検（結果によりその後の周期を決定）

機能確認

・漏えい確認本体内部点検に合わせ
て実施

内部構造物

スクラビング水

・水質確認

毎定検

本体

・外観点検

初回定検（結果により・ベンチュリノズル

その後の周期を決定）

・金属フィルタ・流量制限オリフィス
・よう素除去部
圧力開放板

配管

機能確認（よう・サンプル性状確認

素除去部）
本体

・外観点検

初回定検（結果により・フランジ面手入れ

その後の周期を決定）

機能確認

・漏えい確認

本体

・外観点検

10 定検毎・フランジ部点検手入

10 定検毎，ただし接液れ機能確認

・漏えい確認部については初回定検（結果によりその後の周期を決定）

弁本体

・弁箱内面点検手入れ

3 定検毎，ただし接液部

・弁体，弁座，弁棒等については初回定検

点検手入れ
・パッキン類交換（結果によりその後の周期を決定）

・外観目視点検
機能確認
ポンプ

本体

・漏えい確認・作動試験

毎定検（手動弁を除く）

・内面点検手入れ

4 定検毎

・インペラ，シャフト，
ケーシング等点検手
入れ・パッキン類交換
・外観目視点検
機能確認

・漏えい確認・作動試験

4 定検毎，ただし移送ポ
ンプについては毎月定期試験

50-11-138

138

ｂ．電気設備
格納容器圧力逃がし装置の電気設備については，東海第二発電所の他設備の点検実績等を参考に，設置環境や動作頻度に対する故障及び劣化モード等を考慮して，適切な周期で点検（時間基準保全）を行うことにより，設備の健全性を確保する。
電気設備の点検内容を第 4.4-2 表に示す。

第 4.4-2 表
対象機器
電動駆動弁駆動部

電動機
トルクスイッチ

電気設備の点検内容
点検内容

点検周期・時期（計画）

・外観点検

2 定検毎

・分解点検

156 ヶ月毎

・動作確認

2 定検毎

・設定値確認リミットスイッ

・動作確認

2 定検毎

チ

・取付状態確認

電気室

・結線点検

2 定検毎

開度計

・外観点検

2 定検毎

・指示値確認試験・測定・絶縁抵抗測定

1 定検毎

・作動試験
・電流測定
ポンプ電動機

電動機

・外観点検

5 定検毎

・分解点検
機能確認

・絶縁抵抗測定

5 定検毎，ただし移送・作動試験

ポンプについては毎

・電流測定

月定期試験

50-11-139

139

ｃ．計装設備
格納容器圧力逃がし装置の計装設備については，東海第二発電所の他設備の点検実績等を参考に，設置環境や動作頻度に対する故障及び劣化モード等を考慮して，適切な周期で点検（時間基準保全）を行うことにより，設備の健全性を確保する。
計装設備の点検内容を第 4.4-3 表に示す。

第 4.4-3 表
設備名
水位計

特性試験

計装設備の点検内容
点検内容

点検周期・時期（計画）

・外観点検

1 定検毎

・単体・ループ校正
圧力計

特性試験

・外観点検

1 定検毎

・単体・ループ校正
温度計

特性試験

・外観点検

1 定検毎

・電気試験
・ループ校正放射線モニタ

特性試験

・外観点検

1 定検毎

・単体・ループ校正
・線源校正
水素濃度計

特性試験

・外観点検

1 定検毎

・単体・ループ校正
・ガス校正
サンプリング機器

制御盤

外観検査

・外観点検

1 定検毎

特性試験

・計器校正

1 定検毎

機能・性能検査

・作動試験

1 定検毎

分解点検

・ポンプ分解点検

5 定検毎

外観検査

・外観点検

1 定検毎

50-11-140

140

(2)

試験方法
格納容器圧力逃がし装置の機能検査として，「弁開閉試験」，「移送ポンプ作動試験」，「漏えい試験」，「スクラビング水質確認試験」及び「よう素除去部（銀ゼオライト）性能確認試験」を実施する。
ａ．弁開閉試験系統が所定の機能を発揮することを確認するため，以下の弁について開閉試験を実施する。第 4.4-1 図に対象弁を示す。
・中央制御室の操作スイッチによる弁開閉試験
・フレキシブルシャフトによる人力での弁開閉試験
排気筒

換気空調系へ

RE

水素濃度計
H2E

放射線モニタ

AO

圧力開放板

AO

MO

格納容器

MO
＊2

耐圧強化
ベント系

＊2

AO

遠隔人力操作機構

原子炉建屋
ガス処理系へ

＊1
＊3

③

＊3

RE

MO

＊5

AO

MO

MO

原子炉圧力容器＊4

AO

不活性ガス系

②

窒素供給
ライン

＊4
＊5

①

ドライウェルMO＊1

サプレッション・チェンバ

フィルタ装置

AO

補給水
ライン

MO
原子炉隔離時冷却系
真空ポンプより

廃棄物
処理設備へ

付属室
MO

原子炉建屋付属棟

原子炉建屋原子炉棟

フィルタ装置格納槽

第 4.4-1 図

格納容器圧力逃がし装置機能検査対象弁

ｂ．移送ポンプ作動試験
排水設備のうち移送ポンプが所定の機能を発揮することを確認するた
め，テストラインを使用して，移送ポンプの作動試験を実施する。移送ポンプ作動試験の概要図を第 4.4-2 図に示す。
50-11-141

141

原子炉棟

付属棟

サプレッション・チェンバ
MO
テストタンク

廃液中和
タンクへ
原子炉隔離時
冷却系真空
ポンプより

移送ポンプ

排水ポンプ

フィルタ装置格納槽
注）系統構成は現在の計画

第 4.4-2 図

排水設備（移送ポンプ）作動試験概要図

ｃ．漏えい試験（主配管）漏えい試験の試験条件・方法を第4.4-4表に，試験概要図を第4.4-3図に示す。
漏えい試験の各条件について下記(a)～(c)に整理する。
(a)

加圧媒体

格納容器圧力逃がし装置の最高使用圧力620kPa[gage]でのベント開始時の系統内は窒素が支配的であること，また，ベント継続中に漏えい防止対象となる放射性物質は窒素より分子量が大きいことから，窒素を加圧媒体とすることは妥当であると判断する。なお，事故時に発生する水素については，系統内は常に流動があり滞留することがないため，フランジ部等から水素の大量漏えいは考え難いこと，系統内から水素が漏え

50-11-142

142

いした場合においても，建屋内についてはPARによる処理が，建屋外については外気への拡散が期待できること，また，試験時の安全性確保の観点から，水素を加圧媒体とした漏えい試験は行わない。
(b)

試験圧力

漏えい試験では，系統内が不活性状態で維持できることを確認するた
め窒素封入圧力30kPa[gage]以上を試験圧力とする。また，系統の使用時にバウンダリ機能を維持できることを確認するため最高使用圧力620kPa[gage]を試験圧力とする。
(c)

試験温度

漏えい試験では，系統の最高使用温度200℃を模擬することが困難となることから約180℃低い常温約20℃での漏えい確認となるが，同様に系統
最高使用温度での漏えい確認が困難な原子炉圧力容器の漏えい試験では，
通常運転温度約280℃に対し180℃以上低い100℃以下で漏えい確認を行っていることから，常温での漏えい確認で十分であると判断する。
第4.4-4表
加圧
媒体

簡易
点検

本格
点検

漏えい試験の試験条件・目的・方法
試験
温度

試験目的・方法

常温

系統内を不活性状態に維持することを目的に，系統全体を窒素封入圧力（待機状態）に加圧し，著しい漏えいのないことを確認する。

窒素 620kPa[gage]
常温
ガス （最高使用圧力）

使用時にバウンダリ機能が維持されていることを確認するために，系統全体を最高使
用圧力に加圧し，著しい漏えいのないことを確認する。

窒素
ガス

試験
圧力

30kPa[gage]

以上（窒素封入圧力）50-11-143

143

排気筒

換気空調系へ

RE

水素濃度計
H2E

放射線モニタ

AO

圧力開放板

AO

MO

格納容器

MO

耐圧強化
ベント系
AO

遠隔人力操作機構

原子炉建屋
ガス処理系へ

不活性ガス系

AO

＊3

＊1
＊3

RE

MO

＊5

＊2

MO

原子炉圧力容器

＊4

AO

MO

＊2

窒素供給
ライン

＊4
＊5

ドライウェルMO＊1

サプレッション・チェンバ

フィルタ装置

AO

補給水
ライン

MO
原子炉隔離時冷却系
真空ポンプより
原子炉建屋原子炉棟

付属室

廃棄物
処理設備へ

MO

原子炉建屋付属棟
フィルタ装置格納槽

第4.4-3図

漏えい試験の試験概要図

ｄ．スクラビング水質確認試験
スクラビング水質確認試験は，サンプリングラインから水を採取・分析を実施し，スクラビング水が規定の濃度であることを確認する。
ｅ．銀ゼオライト性能確認試験
よう素除去部に充填される銀ゼオライトについては，原子炉停止期間
中にベントフィルタ内の試験用銀ゼオライトを用いてよう素除去性能試験を行い，規定の性能が確保されていることを確認する。

50-11-144

144

5.

新規制基準への適合性

5.1

第 38 条（重大事故等対処施設の地盤）(1)

規制基準要求事項
・重大事故防止設備のうち常設のものであって、耐震重要施設に属する
設計基準事故対処設備が有する機能を代替するものが設置される重大事故等対処施設：
基準地震動による地震力が作用した場合においても当該重大事故等対処施設を十分に支持することができる地盤・重大事故緩和設備のうち常設のものが設置される重大事故等対処施
設：
基準地震動による地震力が作用した場合においても当該重大事故等対処施設を十分に支持することができる地盤・重大事故等対処施設は、変形した場合においても重大事故等に対処するために必要な機能が損なわれるおそれがない地盤に設けなければならない。
・重大事故等対処施設は、変位が生ずるおそれがない地盤に設けなければならない。

(2)

規制基準適合性
格納容器圧力逃がし装置の設備は，以下のとおり設計している。
・ 基準地震動Ｓ Ｓ による地震力が作用した場合においても，当該施設を十分に支持できる地盤に設置する。
・ 地震発生に伴い地盤が変形した場合においても，重大事故等に対処するために必要な機能が損なわれるおそれがない地盤に設置する。
・ 変位が生じるおそれがない地盤に設置する。
以上より，第 38 条の要求事項に適合している。
50-11-145

145

5.2

第 39 条（地震による損傷の防止）(1)

規制基準要求事項
・常設耐震重要重大事故防止設備が設置される重大事故等対処施設：
基準地震動による地震力に対して重大事故に至るおそれがある事故に対処するために必要な機能が損なわれるおそれがないものであること。
・常設重大事故緩和設備が設置される重大事故等対処施設：
基準地震動による地震力に対して重大事故に対処するために必要な機能が損なわれるおそれがないものであること。

(2)

規制基準適合性
格納容器圧力逃がし装置の設備は，基準地震動Ｓ Ｓ による地震力に対して，重大事故に対処するために必要な機能が損なわれないよう設計している。（別紙 31）以上より，第 39 条の要求事項に適合している。

50-11-146

146

5.3

第 40 条（津波による損傷の防止）(1)

規制基準要求事項
・重大事故等対処施設は、基準津波に対して重大事故等に対処するために必要な機能が損なわれるおそれがないものでなければならない。

(2)

規制基準適合性
格納容器圧力逃がし装置の設備を設置する原子炉建屋，格納槽及び連絡配管路については，標高 8m の位置に設置され（一部地下埋設），防潮堤により基準津波が遡上してこないことから，重大事故等に対処するために必要な機能が損なわれるおそれがない。
以上より，第 40 条の要求事項に適合している。

50-11-147

147

5.4

第 41 条（火災による損傷の防止）(1)

規制基準要求事項
・重大事故等対処施設は、火災により重大事故等に対処するために必要な機能を損なうおそれがないよう、火災の発生を防止することができ、かつ、火災感知設備及び消火設備を有するものでなければならない。

(2)

規制基準適合性
ａ．火災の発生の防止(a)

火災防護対策を講じた設計
多量の発火性又は引火性物質を内包する設備，火花及び水素が発生する設備はない。また，系統内に水素が滞留することを防止する設計としている。
なお，主要構造物は不燃性材料を使用し，ケーブルは自己消火性及び耐延焼性を有する難燃ケーブルを使用し，電線管等で布設することにより，発火した場合においても他の構築物，系統又は機器に火災による影響を生じさせるおそれはない。

(b)

落雷，地震への対策
落雷については，5.5 項を参照。
地震については，5.2 項を参照。

ｂ．火災の感知，消火(a)

火災感知設備原子炉建屋及び格納槽には，設置環境等を考慮し，異なる 2 種類の感知器を設置する。なお，感知器は，外部電源が喪失した場合においても電源を確保する設計とし，中央制御室にて監視できる設計とする。
50-11-148

148

(b)

消火設備
原子炉建屋は，消防法消防法及び実用発電用原子炉及びその付属施設の火災防護に係る審査基準に基づき消火栓及び消火器を設置する。
万一，タービン建屋等で消火配管が破断した場合は，消防車を用いて給水接続口より消火栓へ水の供給が可能な設計とする。また，格納槽については，ケーブルを電線管等で布設するため火災によって煙が充満し消火が困難となることは少ないが，格納槽の計装ラックや電動弁の火災を考慮し，消火器等を設置する。

(c)

消火設備の破損等に対する影響
原子炉建屋での消火設備の破損，誤作動等での放水等による溢水等
は，安全機能に影響を与えないよう，「原子力発電所の内部溢水影響評
価ガイド」に基づき設計する。

以上より，第 41 条の要求事項に適合している。

50-11-149

149

5.5

第 43 条（重大事故等対処設備）(1)

多様性及び独立性，位置的分散
ａ．規制基準要求事項
・常設重大事故防止設備は、共通要因によって設計基準事故対処設備の安全機能と同時にその機能が損なわれるおそれがないよう、適切な措置を講じたものであること。
・可搬型重大事故等対処設備は、地震、津波その他の自然現象又は故意による大型航空機の衝突その他のテロリズムによる影響、設計基準事故
対処設備及び重大事故等対処設備の配置その他の条件を考慮した上で常設重大事故等対処設備と異なる保管場所に保管すること。
ｂ．規制基準適合性(a)

絡納容器圧力逃がし装置
格納容器圧力逃がし装置は，設計基準事故対処設備である残留熱除去系ポンプ，残留熱除去系熱交換器及び残留熱除去系海水系ポンプの安全機能と共通要因によって同時にその機能が損なわれるおそれがな
いよう，可能な限り多様性及び独立性を有し，位置的分散を考慮して適切な措置を講じた設計とする。
共通要因としては，環境条件，自然現象，外部人為事象，溢水，火災及びサポート系の故障を考慮する。
設計上考慮する自然現象，外部人為事象については，設計基準事故
対処設備の設計上考慮すべき想定される自然現象及び想定される人為事象と同じ事象を考慮する。（別紙32）
具体的な自然現象としては，国内外の基準等から網羅的に抽出した事象に対して，海外の評価手法を参考とした除外基準に基づいて選定した，風（台風），竜巻，積雪，凍結，落雷，火山，降水，地滑り，
50-11-150

150

生物学的事象，洪水，森林火災及び高潮を考慮する。
外部人為事象としては自然現象と同様の手法で選定した，航空機落下，ダムの崩壊，爆発，近隣工場等の火災，有毒ガス，船舶の衝突及び電磁的障害を考慮する。
環境条件に対しては，想定される重大事故等が発生した場合における温度，放射線，荷重，その他の使用条件において格納容器圧力逃がし装置がその機能を確実に発揮できる設計とする。
重大事故等時の環境条件における健全性については，「5.5(5)環境条件等」に記載する。
地震，風（台風）及び竜巻の風荷重，積雪，凍結，降水，火山の影
響及び電磁的障害に対して格納容器圧力逃がし装置は，環境条件にて考慮し機能が損なわれない設計とする。
地震に対して格納容器圧力逃がし装置は，「5.1

重大事故等対処施設の地盤」に基づく地盤上に設置する。
地震，津波及び火災に対して格納容器圧力逃がし装置は，「5.2
震による損傷の防止」「5.3津波による損傷の防止」「5.4

地

火災による損傷の防止」に基づき設計する。
地震，津波，火災及び溢水に対して格納容器圧力逃がし装置は，設計基準事故対処設備である残留熱除去系ポンプ，残留熱除去系熱交換器及び残留熱除去系海水系ポンプと同時に機能を損なうおそれがない
ように，設計基準事故対処設備と位置的分散を図り，溢水量による溢水水位を考慮して設置する。
自然現象と外部人為事象に対して格納容器圧力逃がし装置のうち屋内に設置可能なものは，原子炉建屋，格納槽及び連絡配管路内に設置する。屋外に設置する排気配管は，設計基準事故対処設備である残留
50-11-151151

熱除去系ポンプ，残留熱除去系熱交換器及び残留熱除去系海水系ポン
プと同時に機能を損なうおそれがないように，設計基準事故対処設備を防護するとともに，設計基準事故対処設備と位置的分散を図る。また，多重化したフィルタ装置出口放射線モニタ（高レンジ）について
は，自然現象による共通要因によって同時にその機能が損なわれるおそれがないよう位置的分散を図る。
生物学的事象のうち，ネズミ等の小動物に対しては，屋外のフィル
タ装置出口放射線モニタは，侵入防止対策等により安全機能が損なわれない設計とする。
航空機落下に対しては，屋外に設置する排気配管を除き，建屋内設
置又は地下埋設とする。
洪水，地滑り，ダムの崩壊，爆発及び近隣工場等の火災のうち石油コンビナート施設等の火災については，立地的要因により設計上考慮する必要はない。
高潮及び船舶の衝突については，各々の影響を受けない敷地高さに保管する設計とする。
有毒ガスについては，格納容器圧力逃がし装置は機械構造物であり影響はうけない。
サポート系に対しては，系統又は機器に供給される電力を考慮し格
納容器圧力逃がし装置は設計基準事故対処設備と異なる駆動源を用いる設計とする。
(b)

可搬型窒素供給装置
可搬型窒素供給装置は，環境条件に対して，想定される重大事故等が発生した場合における温度，放射線，荷重，その他の使用条件において可搬型重大事故等対処設備がその機能を確実に発揮できる設計と50-11-152

152

する。
重大事故等時の環境条件における健全性については，「5.5(5)環境条件等」に記載する。
風（台風)及び竜巻の風荷重，積雪，凍結，降水，火山の影響及び電磁波障害に対して可搬型窒素供給装置は，機能が損なわれない設計とする。
屋外に保管する可搬型窒素供給装置は，地震により生ずる敷地下斜面のすべり，液状化及び揺すり込みによる不等沈下，地盤支持力の不足及び地下構造物の損壊等の影響を受けない位置に保管する。
地震に対して可搬型窒素供給装置は，地震による周辺斜面の崩壊，溢水，火災等の影響を受けない場所に適切に保管する。
津波に対して可搬型窒素供給装置は，津波の影響を受けない場所に適切に保管する。
火災に対して可搬型窒素供給装置は，「 5.4

火災による損傷の防止」に基づき設計する。
自然現象又は故意による大型航空機衝突その他のテロリズムに対して屋外の可搬型窒素供給装置は，設計基準事故対処設備及び常設重大事故等対処設備が設置されている建屋のそれぞれから100mの離隔距離を確保した上で保管する。
サポート系に対しては，系統又は機器に供給される電力を考慮し，可搬型窒素供給装置は設計基準事故対処設備又は常設重大事故等対処
設備と異なる駆動源を用いる設計とする。

50-11-153

153

(2)

悪影響防止
ａ．規制基準要求事項
・重大事故等対処設備は、工場等内の他の設備に対して悪影響を及ぼさないものであること。
ｂ．規制基準適合性(a)

格納容器フィルタベント設備
他設備への系統的な影響に対しては，格納圧力逃がし装置配管は，サプレッション・チェンバ及びドライウェルに接続された不活性ガス
系配管が合流した下流に接続する耐圧強化ベント系配管から分岐していることから，設計基準対象施設である不活性ガス系に悪影響を及ぼさないように，格納容器圧力逃がし装置配管に設置した隔離弁を閉止しておくことによって，確実な隔離ができる設計とする。

(b)

可搬型窒素供給装置
他設備への系統的な影響に対しては，可搬型窒素供給装置を接続する緊急時窒素封入系の配管は，格納容器圧力逃がし装置配管に接続していることから，格納容器圧力逃がし装置に悪影響を及ぼさないように，格納容器圧力逃がし装置配管に設置した手動弁を閉止しておくことによって，確実な隔離ができる設計とする。
また，可搬型窒素供給装置は，通常時に接続先の系統と分離された状態であること及び重大事故等時は通常時の分離された状態から可搬ホースを接続することにより重大事故等対処設備としての系統構成をすることにより，他の設備に悪影響を及ぼさない設計とする。

50-11-154

154

(3)

共用の禁止
ａ．規制基準要求事項
・常設重大事故等対処設備は、二以上の発電用原子炉施設において共用するものでないこと。
ｂ．規制基継適合性
格納容器圧力逃がし装置は，二以上の発電用原子炉施設において共用しない設計とする。なお，東海第二発電所は単一の発電用原子炉施設である。

50-11-155

155

(4)

容量等
ａ．規制基準要求事項
・常設重大事故等対処設備は、想定される重大事故等の収束に必要な容量を有するものであること。
・可搬型重大事故等対処設備は、想定される重大事故等の収束に必要な容量に加え、十分に余裕のある容量を有するものであること。
ｂ．規制基準適合性
格納容器圧力逃がし装置は，重大事故等時に崩壊熱による格納容器内の温度及び圧力の上昇に対して，格納容器内の雰囲気ガスを取り出し大気へ放出することにより，格納容器内の圧力及び温度を低下させることができる容量を有する設計とする。また，重大事故等時の格納容器内の水素濃度を低減できる容量を有する設計とする。
可搬型重大事故等対処設備である可搬型の窒素供給装置は，ベント後の格納容器圧力逃がし装置入口配管の水素濃度を可燃限界（4vo1％）以下に維持するために必要な窒素量に対して十分であることを確認した容量を有する設計とする。
可搬型窒素供給装置は，必要となる容量等を賄うことができる設備を1セット持つことに加え，故障時のバックアップ及び保守点検による待機
除外時のバックアップを確保する。
原子炉建屋屋上位置より放出される放射性物質濃度を確認するためのフィルタ装置出ロ放射線モニタは，ベント実施時に想定されるフィルタ
装置出ロ配管に内包される放射性物質からのγ線強度を十分監視できる
計測範囲を有した設計とする。
水素の排出経路内の水素濃度を計測するためのフィルタ装置入口水素濃度計は，可搬型窒素供給装置からの窒素によるパージの効果が確認で50-11-156

156

き，配管内の水素濃度が可燃限界濃度以下であることが監視できる計測範囲を有する設計とする。

50-11-157

157

(5)

環境条件等
ａ．環境条件(a)

規制基準要求事項

・重大事故等対処設備は、想定される重大事故等が発生した場合における温度、放射線、荷重その他の使用条件において、重大事故等に対処するために必要な機能を有効に発揮するものであること。
(b)

規制基準適合性
格納容器圧力逃がし装置は，使用する際の環境温度，放射線，荷重及びその他の使用条件において，その機能が有効に発揮できるよう，設備を施設する場所，想定事象及び操作時間に応じた耐環境性を有する設計とするとともに，操作に支障がない場所に施設する。
荷重としては重大事故等が発生した場合における環境圧力を踏まえた圧力，温度，機械的荷重に加えて，自然現象（地震，風（台風），
竜巻，積雪，火山の影響）による荷重を，発生頻度を踏まえて適切に考慮する。
重大事故等発生時の環境条件については，格納容器圧力逃がし装置
は原子炉建屋付属棟（二次格納施設外），屋外（格納容器圧力逃がし装置の使用により影響が与えられる区画）に設置することから，その区画における環境条件及び操作時間に対して，必要な機能を有効に発揮できる設計とする。
また，重大事故等発生時のプロセス条件（流体温度，圧力，流速）において，その機能が有効に発揮できる設計とする。
さらに，フィルタ装置内に貯留しているスクラビング水は薬品を含
むため，薬品影響を考慮した設計とする。（別紙43）

50-11-158

158

ｂ．設置場所(a)

規制基準要求事項

・重大事故等対処設備は、想定される重大事故等が発生した場合において重大事故等対処設備の操作及び復旧作業を行うことができるよう、放射線が高くなるおそれが少ない設置場所の選定、設置場所への遮蔽物の設置その他の適切な措置を講じたものであること。
・可搬型重大事故等対処設備は、想定される重大事故等が発生した場合において可搬型重大事故等対処設備を設置場所に据え付け、及び常設設備と接続することができるよう、放射線量が高くなるおそれが少ない設
置場所の選定、設置場所への遮蔽物の設置その他の適切な措置を講じたものであること。
(b)

規制基準適合性
格納容器圧力逃がし装置の起動に必要な弁は，中央制御室の制御盤での操作が可能な設計とするとともに，現場操作も可能となるように
フレキシブルシャフトを設け，現場で人力により確実に操作できる設計とする。（別紙16）
このフレキシブルシャフトは，想定される重大事故等が発生した場合においても操作及び復旧作業に支障がないように，放射線量が高くなるおそれが少ない場所に設置又は必要な遮蔽等を設置する。(別紙48)
可搬型窒素供給装置は，使用する際の環境温度，放射線，荷重及びその他の使用条件において，その機能が有効に発揮できるよう，設備を設置する場所，想定事象及び操作時間に応じた耐環境性を有する設計とするとともに，操作に支障がない場所に施設する。（別紙18）
重大事故等発生時の環境条件については，可搬型窒素供給装置は，
50-11-159

159

屋外に保管及び設置することから，この区画における環境条件及び操作時間に対して，必要な機能を有効に発揮できる設計とする。
フィルタ装置入口水素濃度計(サンプリング設備含む)による監視に必要な弁等は，重大事故時における二次格納施設内及び原子炉建屋付
属棟（二次格納施設外）の環境条件を考慮した設計とする。操作は中央制御室から可能な設計とする。
フィルタ装置出口放射線モニタは，原子炉建屋付属棟（二次格納施
設外）及び屋外の環境条件を考慮した設計とする。

50-11-160

160

(6)

操作性及び試験・検査性について
ａ．操作性の確保(a)

操作の確実性ア．規制基準要求事項

・重大事故等対処設備は、想定される重大事故等が発生した場合において確実に操作できるものであること。
イ．規制基準適合性
格納容器圧力逃がし装置の起動は，隔離弁を開弁することによって行う。これらの弁は，中央制御室の制御盤での操作が可能な設計とするとともに，現場操作も可能となるようにフレキシブルシャフ
トを設け，現場で人力により確実に操作できる設計とする。(別紙16)
中央制御室設置の制御盤での操作スイッチは，運転員の操作性を考慮した設計とする。
現場での操作に対して，フレキシブルシャフトは想定される重大事故等が発生した場合においても操作及び復旧作業に支障がないよ
うに，放射線量が高くなるおそれが少ない場所に設置又は必要な遮蔽等を設置する。（別紙48）
また，操作場所までの経路を確保するとともに，経路上にはアクセス及び操作に支障をきたす設備等は設置しない，又は支障をきたさない措置を行うこととし，操作する全ての設備に対し十分な操作空間を確保するとともに，確実な操作ができるよう必要に応じて常設の足場を設置するか，操作台を近傍に常設又は配置できる設計とする。また，防護具，照明等は重大事故等発生時に迅速に使用できる場所に配備し，専用工具は，作業場所の近傍で保管する。
可搬型窒素供給装置による格納容器圧力逃がし装置への窒素の供50-11-161

161

給は，可搬型窒素供給装置に接続したホースを外部接続口へ接続し，窒素供給元弁を開弁することによって行う。
操作を確実なものとするため，操作環境として，可搬型窒素供給装置，ホース接続箇所及び窒素供給元弁は放射線の影響をなるべく受けない場所へ設置する。また，操作場所及び接続場所までの経路を確保するとともに，経路上には操作に支障をきたす設備等は設置しない，又は支障をきたさない措置を行うこととし，操作する全ての設備に対し十分な空間を確保するとともに，確実な操作ができるよう必要に応じて常設の足場を設置するか，操作台を近傍に常設又は配置できる設計とする。また，防護具，照明等は重大事故等発生時に迅速に使用できる場所に配備する。
操作準備として，作業に必要な工具は，確実に取り扱うことかできるように，一般的に用いられる工具を使用する。専用工具は，作業場所の近傍で保管又は専用工具を使用する可搬型窒素供給装置と共に運搬できる設計とする。可搬型窒素供給装置の運搬・設置等が確実に行えるように車両への配備（車載）を行う。
フィルタ装置入口水素濃度計は，監視に必要なサンプリング設備の弁等の操作は，中央制御室からの操作が可能な設計とする。

50-11-162

162

(b)

系統の切替性ア．規制基準要求事項

・重大事故等対処設備は、本来の用途以外の用途として重大事故等に対処するために使用する設備にあっては、通常時に使用する系統から速やかに切り替えられる機能を備えるものであること。
イ．規制基準適合性
格納容器圧力逃がし装置は，不活性ガス系の一部を使用しており，
重大事故等時に使用する場合には，接続する原子炉建屋ガス処理系，換気空調系，耐圧強化ベント系を，中央制御室からの弁操作によって速やかに切替えが可能である。
また，全交流動力電源が喪失した場合，原子炉建屋ガス処理系及び換気空調系との取合い弁である空気駆動弁については，フェイル
クローズであるため，系統の切替えは可能である。耐圧強化ベント
系との取合い弁については電動駆動弁であり，耐圧強化ベント系は格納容器圧力逃がし装置が使用できない場合に使用する系統である
ため，全閉状態を維持する。
可搬型窒素供給装置は，本来の用途以外の用途として重大事故等に対処するために使用する設備ではないことから，系統の切替えは発生しない。

50-11-163

163

(c)

可搬型重大事故等対処設備の常設設備との接続性
ア．規制基準要求事項

・可搬型重大事故等対処設備において、常設設備と接続するものにあっては、当該常設設備と容易かつ確実に接続することができ、かつ、二以上の系統又は発電用原子炉施設が相互に使用することができるよう、接続部の規格の統一その他の適切な借置を講じたものであること。
イ．規制基準適合性
可搬型重大事故等対処設備である可搬型窒素供給装置と常設設備である外部接続口との接続は，容易かつ確実に接続できるように，簡便な接続規格を用いるとともに，識別表示を行うことで操作が確実に行える設計とする。

50-11-164

164

(d)

発電所内の屋外道路及び屋内通路の確保
ア．規制基準要求事項

・想定される重大事故等が発生した場合において、可搬型重大事故等対処設備を運搬し、又は他の設備の被害状況を把握するため、工場等内の道路及び通路が確保できるよう、適切な措置を講じたものであること。
イ．規制基準適合性
格納容器圧力逃がし装置の隔離弁等の現場操作場所までの経路は，移動に支障をきたすことがないよう，経路上にはアクセス及び操作に支障をきたす設備等は設置しない，又は支障をきたさない措置を行う。
可搬型窒素供給装置は車両へ配備し，経路は地震，津波による被害を想定し，経路確保のための重機を配備することで，可能な限り
早急に移動ルートを確保する。

ｂ．試験・検査(a)

規制基準要求事項

・重大事故等対処設備は、健全性及び能力を確認するため、発電用原子炉の運転中又は停止中に試験又は検査ができるものであること(b)

規制基準適合性
格納容器圧力逃がし装置の機械設備，電気設備，計装設備は，設置環境や動作頻度に対する故障及び劣化モード等を考慮した適切な周期による定期的な点検により，設備性能を確保していることの確認ができる設計とする。

以上より，第 43 条の要求事項に適合している。
50-11-165

165

5.6

第 48 条（最終ヒートシンクへ熱を輸送するための設備）(1)

規制基準要求事項
・発電用原子炉施設には、設計基準事故対処設備が有する最終ヒートシ
ンクへ熱を輸送する機能が喪失した場合において炉心の著しい損傷及び原子炉格納容器の破損（炉心の著しい損傷が発生する前に生ずるものに限る。）を防止するため、最終ヒートシンクへ熱を輸送するために必要な設備を設けなければならない。

(2)

規制基準適合性
ａ．格納容器圧力逃がし装置の設置
設計基準事故対処設備が有する最終ヒートシンクへ熱を輸送する機能が喪失した場合において，炉心の著しい損傷及び格納容器の破損を防止するため，最終ヒートシンクへ熱を輪送するために必要な重大事故等対処設備として，格納容器圧力逃がし装置を設置する。
ｂ．設計基準事故対処設備との多様性，独立性，位置的分散
格納容器圧力逃がし装置は，最終ヒートシンクである海へ熱を輸送する機能を有する設計基準事故対処設備である残留熱除去系ポンプ，熱交換器及び残留熱除去系海水系ポンプに対して，大気に熱を輸迭すること
から多様性を有しているとともに，系統の独立性及び位置的分散が図られた設計としている。
ｃ．残留熱除去系の使用が不可能な場合の考慮
格納容器圧力逃がし装置は，残留熱除去系と独立した設備であることから，残留熱除去系が使用不可能となった場合においても，大気を最終
ヒートシンクとして熱を輸送することが可能な設計としている。

50-11-166

166

ｄ．敷地境界での線量評価
格納容器圧力逃がし装置の使用に際しては，敷地境界での線量評価を実施している。

以上より，第 48 条の要求事項に適合している。

50-11-167

167

5.7

第 50 条（原子炉格納容器の過圧破損を防止するための設備）(1)規制基準要求事項
・発電用原子炉施設には、炉心の著しい損傷が発生した場合において原
子炉格納容器の破損を防止するため、原子炉格納容器内の圧力及び温度を低下させるために必要な設備を設けなければならない。
(2)規制基準適合性
ａ．格納容器圧力逃がし装置の設置
炉心の著しい損傷が発生した場合において，格納容器の破損を防止するため，格納容器内の圧力及び温度を低下させるために必要な重大事故等対処設備として，格納容器圧力逃がし装置を設置する。
ｂ．放射性物質の低減
格納容器圧力逃がし装置は，フィルタ装置により排気中に含まれる放射性物質を低減する設計とする。
ｃ．可燃性ガスの爆発防止対策
格納容器圧力逃がし装置は，可燃性ガスの爆発防止のため，排気配管には系統内の窒素置換に必要な大気との隔壁として，排気の妨げにならない微正圧で動作するラプチャーディスク（圧力開放板）を設け，系統
待機中より，窒素置換による系統内の不活性化によって，水素爆発を防止する設計とする。また，格納容器圧力逃がし装置の配管にはUシール部
を作らずベント中の蒸気凝縮で配管が閉塞することによる水素及び酸素の滞留を防止する設計とする。ベント停止操作等により，水素が滞留する可能性がある箇所については，窒素供給により可燃限界を超えることがないよう，希釈，掃気ができる設計とする。

50-11-168

168

ｄ．他系統との共用
格納容器圧力逃がし装置は，他の系統・機器に悪影響を及ぼさないよう，接続する系統と弁により分離する設計とする。
ｅ．原子炉格納容器の負圧防止
重大事故等対策の有効性評価において，格納容器圧力逃がし装置を使用しても格納容器が負圧に至ることはないことを確認していることから，
負圧破損を防止する設備は設置しない。
ｆ．隔離弁の操作
格納容器圧力逃がし装置の起動は，隔離弁（電動駆動）を開弁することによって行う。また，停止は隔離弁（電動駆動）を閉弁することによって行う。これらの弁は，中央制御室の制御盤での操作が可能な設計とするとともに現場操作も可能となるように，駆動部にフレキシブルシャ
フトを設け，現場で人力により確実に操作できる設計とする。
ｇ．隔離弁操作時の放射線防護対策
電動駆動弁の人力による操作部は，想定される重大事故等が発生した
場合においても操作及び復旧作業に支障がないように，放射線量が高くなるおそれが少ない場所に設置又は必要な遮蔽等を設置する設計とする。
ｈ．圧力開放板
本設備には，系統内を不活性ガス（窒素)で置換する際の大気との隔離のため，圧力開放板を設置することとしており，この圧力開放板はベントの妨げにならないよう，ベント開始圧力と比較して十分低い圧力で開放する設計とする。
ｉ．長期的な使用時の悪影響防止
サプレッション・チェンバ及びドライウェルに排気ラインを設置し，系統の冗長性を確保する。接続位置については，長期的にも溶融炉心及50-11-169

169

び水没の悪影響を受けにくい場所としている。
ｊ．設備使用後の放射線防護対策
スクラビング水の補給等，屋外作業を実施する際，ベント実施後に高線量となるフィルタ装置からの被ばくを低減するため，フィルタ装置格
納槽は必要な遮蔽厚さを設けた設計とする。

以上より，第 50 条の要求事項に適合している。

50-11-170

170

5.8

第 52 条（水素爆発による原子炉格納容器の破損を防止するための設備）(1)規制基準要求事項
・

発電用原子炉施設には、炉心の著しい損傷が発生した場合において原子炉格納容器内における水素による爆発（以下「水素爆発」という。）
による破損を防止する必要がある場合には、水素爆発による原子炉格納容器の破損を防止するために必要な設備を設けなければならない。
(2)規制基準適合性
ａ．格納容器圧力逃がし装置の設置
炉心の著しい損傷が発生した場合において，格納容器内における水素爆発による破損を防止する必要がある場合には，水素爆発による格納容器の破損を防止するために必要な重大事故等対処設備として，格納容器
圧力逃がし装置を設置する。
ｂ．格納容器の不活性化
格納容器は，通常運転時より窒素により不活性化される設計となっている。
ｃ．水素排出経路における対策
格納容器圧力逃がし装置により水素を格納容器外に排出することから，
可燃性ガスの爆発防止のため，排気配管には系統内の窒素置換に必要な大気との隔壁として，排気の妨げとならない微正圧で動作する圧力開放板を設け，系統待機中より，窒素置換による系統内の不活性化によって，水素爆発を防止する設計とする。また，格納容器圧力逃がし装置の配管には U シール部を作らず，ベント中の蒸気凝縮で配管が閉塞することによる水素及び酸素の滞留を防止する設計とする。また，ベント停止操作等により，水素が滞留する可能性がある箇所については，窒素供給により可燃限界を超えることがないよう，希釈，掃気できる設計とする。
50-11-171171

ｄ．水素及び放射性物質濃度測定装置の設置
水素を格納容器外に排出する経路において，水素及び放射性物質濃度を監視するための設備を設置する設計とする。
ｅ．水素濃度の測定
水素爆発による格納容器の破損を防止するための設備のうち，炉心の著しい損傷が発生した場合における格納容器内の水素濃度が変動する可能性のある範囲で測定するための設備を設置する設計とする。
f．代替電源からの給電
ベントガスの流路となる配管に設置される電動駆動弁及び計装設備については，代替電源設備である常設代替交流電源設備又は可搬型代替交
流電源設備から給電ができる設計とする。

以上より，第 52 条の要求事項に適合している。

50-11-172

172

＜別紙

目次＞

別紙 1

可燃性ガスの爆発防止対策について

別紙 2

格納容器圧力逃がし装置の系統設計条件の考え方について

別紙 3

格納容器圧力逃がし装置の漏えいに対する考慮について

別紙 4

フィルタ装置の各構成要素における機能について

別紙 5

金属フィルタドレン配管の閉塞及び逆流防止について

別紙 6

流量制限オリフィスの設定方法について

別紙 7

ベント実施時の放射線監視測定の考え方について

別紙 8

電源構成の考え方について

別紙 9

エアロゾルの再浮遊・フィルタの閉塞について

別紙 10

ベンチュリスクラバにおける無機よう素の再揮発・薬剤の容量不足に
ついて

別紙 11

よう素除去部におけるよう素の再揮発，吸着剤の容量減少及び変質に
ついて

別紙 12

スクラビング水の保有水量の設定根拠について

別紙 13

スクラビング水が管理範囲を超えた場合の措置について

別紙 14

よう素除去部へのスクラビング水の影響について

別紙 15

圧力開放板の信頼性について

別紙 16

フレキシブルシャフトが常時接続されている状態における弁操作の詳細メカニズム

別紙 17

ベント実施に伴うベント弁操作時の作業員の被ばく評価

別紙 18

スクラビング水補給及び窒素供給作業の作業員の被ばく評価

別紙 19

格納容器内の圧力が計測できない場合の運用について
50-11-目-1

173

別紙 20

ベント停止手順について

別紙 21

格納容器雰囲気温度によるベントの運用について

別紙 22

格納容器減圧に伴うベント管からサプレッション・プールへの冷却水の流入について別紙 23

有効性評価における炉心損傷の判断根拠について

別紙 24

格納容器からの異常漏えい時における対応について

別紙 25

格納容器スプレイが実施できない場合のベント運用について

別紙 26

ベント準備操作開始タイミングについて

別紙 27

格納容器圧力逃がし装置の計装設備の網羅性について

別紙 28

格納容器圧力逃がし装置の計装設備の概略構成図

別紙 29

フィルタ装置入口水素濃度計の計測時間遅れについて

別紙 30

配管内面に付着した放射性物質による発熱の影響について

別紙 31

地震による損傷の防止に関する耐震設計方針の説明

別紙 32

フィルタベント設備の外部事象に対する考慮について

別紙 33

主ライン・弁の構成について

別紙 34

各運転モードにおける系統構成と系統内の水素濃度について

別紙 35

ベント実施によるプルーム通過時の要員退避について

別紙 36

エアロゾルの保守性について

別紙 37

希ガスの減衰効果に期待したドライウェルベントを実施した場合の
影響評価

別紙 38

コリウムシールド侵食時のガス及びエアロゾル発生について

別紙 39

格納容器圧力逃がし装置使用後の保管管理

別紙 40

ベント放出位置の違いによる公衆被ばくへの影響について

別紙 41

スクラビング水の pH について

別紙 42

計装設備が計測不能になった場合の推定方法，監視場所について
50-11-目-2

174

別紙 43ステンレス構造材，膨張黒鉛パッキンの妥当性について

別紙 44

エアロゾルの粒径分布が除去性能に与える影響について

別紙 45

エアロゾルの密度の変化が慣性衝突効果に与える影響について

別紙 46

JAVA 試験及び JAVA PLUS 試験の適用性について

別紙 47

フィルタ装置格納槽内における漏えい対策について

別紙 48

格納容器フィルタベント設備隔離弁の人力操作について

別紙 49

格納容器圧力制御のための代替格納容器スプレイの運用について

別紙 50

フィルタ装置における化学反応熱について

別紙 51

スクラビング水の粘性の変化が除去性能に与える影響について

別紙 52

窒素供給装置の容量について

別紙 53

フィルタ装置入口配管の位置について

50-11-目-3

175

別紙 1
可燃性ガスの爆発防止対策について
格納容器圧力逃がし装置の系統内で可燃性ガスの爆発が発生した場合，格納容器圧力逃がし装置に期待している放射性物質の低減効果が喪失する
おそれ又はフィルタ装置内で保持している放射性物質の外部への放出のおそれがあるため，設計及び運用により系統内での可燃性ガスの爆発を防止する。
(1)

考慮する可燃性ガスの種類及び対策
炉心の著しい損傷を伴う重大事故時に発生するおそれのある可燃性ガス

として，ジルコニウム－水反応，水の放射線分解及び金属腐食により発生する水素が考えられる ※ １ 。これらの反応によって格納容器内水素濃度は，可燃限界濃度である 4vol％を大きく上回るが，格納容器内雰囲気は通常運
転時から不活性化（ドライ条件で酸素濃度 2.5vol％以下に管理）することに加え，水の放射線分解によって発生する酸素を考慮しても酸素濃度を可燃限界であるドライ条件で 5vol％未満に管理することで，水素及び酸素が同時に可燃限界に到達することを防止する。格納容器圧力逃がし装置の系統内については，待機状態から系統内を窒素で不活性化することにより，格納容器内の水素が排出経路を通過する際における水素爆発を防止する（補足 1）。
また，格納容器圧力逃がし装置の配管については，ベント時に発生する蒸気凝縮で発生するドレン水による閉塞やこれに起因する水素及び酸素の滞留を防止するために，配管ルートに U シール部ができないように配置する。新設部分については水平配管に適切な勾配を設ける。
なお，水素爆発の条件として，水素濃度 4vol％かつ酸素濃度 5vol％以上の条件に加えて，着火源又は 500℃以上の発熱源が必要となるが，格納容器内における着火源等の不確かさが大きいため，酸素濃度を管理すること
別紙 1-1176

別紙 1
で水素爆発を防止することとしている。
※１：溶融炉心・コンクリート相互作用によって，可燃性ガスである一酸化炭素が発生することが考えられるが，コリウムシールドを設置することでペデスタル（ドライウェル部）のコンクリートが溶融炉心によって侵食されないことから，一酸化炭素は可燃性ガスとして考慮しないこととした。また，仮にペデスタル（ドライウェル部）のコンクリートが床面及び壁面共に 30cm 侵食したことを仮定した場合においても，一酸化炭素の発生量は 15 ㎏であり，有効性評価シナリオ「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器
過圧・過温破損）」における水素発生量 700kg に対して十分に低いこと及び一酸化炭素の可燃限界濃度が空気中において 12.5vol％
であることを踏まえると，無視できると考えられる。（別紙 41）(2)系統の各運転状態における設計上の考慮
ａ．系統待機状態①：プラント通常運転中(a)

水素爆発防止対策
プラント通常運転中においては，格納容器と同様に系統内を窒素で不活性化する設計としている。フィルタ装置から放出端へ至る配管上には，窒素置換時に大気と隔離するため，圧力開放板を設けている。
この圧力開放板は，格納容器からの排気と比較して，十分低い圧力で開放するよう設計している。

(b)系統における水素濃度監視
系統における水素濃度に関しては，水素の発生がないため，監視不要である。

別紙 1-2

177

別紙 1
この系統状態における水素爆発防止対策概要を第 1 図に示す。

系統待機状態①：プラント通常運転中

排気筒

格納容器圧力逃がし装置：窒素で不活性化維持

換気空調系へ

RE

水素濃度計
H2E

放射線モニタ

AO

格納容器：窒素で不活性化維持

圧力開放板

AO

MO

格納容器

MO

耐圧強化
ベント系
AO

遠隔人力操作機構

不活性ガス系

原子炉建屋
ガス処理系へ

＊3

＊1
＊3

RE
窒素供給
ライン

MO

＊5

AO

MO

原子 炉圧力容器

＊4

AO
＊2

MO

＊2

＊4
＊5

ドライウェルMO＊1

サプレッション・チェンバ

フィルタ装置

AO

補給水
ライン

MO
原子炉隔離時冷却系
真空ポンプより
原子炉建屋原子炉棟

付属室

廃棄物
処理設備へ

MO

原子炉建屋付属棟
フィルタ装置格納槽

第1図

水素爆発防止対策（系統待機状態①）

ｂ．系統待機状態②：重大事故時，ベント前(a)

水素爆発防止対策
炉心の著しい損傷を伴う重大事故時の格納容器内雰囲気は，蒸気，窒素，水素及び酸素が混合した状態となるが，格納容器ベント実施前の系統は格納容器内からのガスの流入はないため，不活性化が保たれる。

(b)系統における水素濃度監視
系統における水素濃度に関しては，系統内に水素が持ち込まれないため，監視不要である。

この系統状態における水素爆発防止対策概要を第 2 図に示す。

別紙 1-3178

別紙 1
系統待機状態②：重大事故時，ベント前

排気筒

格納容器圧力逃がし装置：窒素で不活性化維持

換気空調系へ

RE

水素濃度計
H2E

放射線モニタ

AO

格納容器：蒸気及び非凝縮性ガス

圧力開放板

AO

MO

格納容器

MO

耐圧強化
ベント系
AO

遠隔人力操作機構

原子炉建屋
ガス処理系へ

不活性ガス系

AO

＊3

＊1
＊3

RE
窒素供給
ライン

MO

＊5

＊2

MO

原子 炉圧力容器

＊4

AO

MO

＊2

＊4
＊5

ドライウェルMO＊1

サプレッション・チェンバ

フィルタ装置

AO

補給水
ライン

MO
原子炉隔離時冷却系
真空ポンプより
原子炉建屋原子炉棟

廃棄物
処理設備へ

付属室
MO

原子炉建屋付属棟
フィルタ装置格納槽

第2図

水素爆発防止対策（系統待機状態②）ｃ．系統運転状態①：ベント実施直後(a)

水素爆発防止対策
格納容器ベント開始時において，ベントガス中の蒸気がスクラビン
グ水によって凝縮された場合，酸素濃度が上昇することで，水素爆発が発生するおそれがあるが，格納容器ベント実施前から，格納容器内の酸素濃度をドライ条件で監視し，4.3vol％に到達した時点でベント実施する判断基準を設定していること及び格納容器圧力逃がし装置系
統内は不活性化されているため，仮にベントガス中の蒸気全てがスク
ラビング水によって凝縮された場合においても水素爆発は発生しない。
なお，このベント実施判断基準については，酸素濃度の可燃限界である 5vol％に対し，酸素濃度監視設備（格納容器酸素濃度(SA)）の測定誤差である±0.6vol％及び 0.1vol％の余裕を考慮して設定した。また，格納容器内の気体については，格納容器スプレイ及び温度差による自然対流効果によって均一に撹拌されており，濃度分布がないため，酸
別紙 1-4179

別紙 1
素濃度監視設備（格納容器酸素濃度（SA））により格納容器全体の濃度を代表して監視することができる。（補足 2）(b)系統における水素濃度監視
系統における水素濃度に関しては，格納容器から可燃限界を超えた水素が流入するが，格納容器内の酸素を可燃限界未満で管理していることから監視不要である。

(c)

対向流による空気の流入
フィルタ装置内が負圧に至るような状況下では，対向流が発生する
ことにより，フィルタ装置内に空気が流入するおそれがある。しかしながら，格納容器ベント実施時におけるスクラビング水沸騰までの間，
ベントガス中の蒸気がスクラビング水によって凝縮された場合においても，蒸気の供給が継続的に行われるためフィルタ装置内が負圧にならないこと及び非凝縮性ガスの排出は継続されることから，対向流は発生しない。

(d)枝管における水素及び酸素の蓄積について
東海第二発電所では，格納容器内をドライ条件に換算して，5vol％
未満に管理することから，ベント実施中において，仮に枝管におけるベントガスの蓄積があった場合においても，枝管での水素爆発は発生しないと考えられるが，万が一，枝管内での成層化等によって混合ガ
スの濃度が変化した場合，枝管での水素爆発の脅威が存在する。そのため，枝管内での混合ガスの蓄積評価を実施する。枝管における水素及び酸素の混合ガスの蓄積の評価について「ＢＷＲ配管における混合ガス(水素・酸素)蓄積防止に関するガイドライン(第 3 版)」（日本原子力技術協会）に基づき，上向きの枝管に対して評価を実施する。な
お，ガイドラインでは，下向きの枝管に対しては，水封されることで別紙 1-5180別紙 1
混合ガスが蓄積しないと評価されているため対象外とした。
枝管長さ（L）を枝管内径（D）で除することによって規格化した不燃限界長さ（L／D）の数値によって，枝管内に混合ガスが蓄積する可能性の有無を判断する。不燃限界長さ(L／D)の数値が 4 以下であれば混合ガスの蓄積が発生しないとされている。評価結果を第 1 表に示す。
ドライウェル側第一弁のバイパスライン，原子炉建屋ガス処理系ラ
イン及び第二弁バイパス弁については，混合ガスが蓄積する可能性がある結果となった。そのため，第 3 図及び第 4 図に示すように，ベントラインを設置し，混合ガスが蓄積することのない設計とする。また，
フィルタ装置に接続される枝管については，不燃限界長さ（L／D）を考慮して，必要に応じてベントラインを設置する設計とする。
(e)

圧力開放板の下流における水素爆発について格納容器から圧力開放板までは不活性化されていること及び格納容
器内の酸素濃度をドライ条件で可燃限界未満に維持することで，高濃度の水素雰囲気においても水素爆発は発生しないが，圧力開放板以降については，不活性化していない範囲であるため，高濃度の水素と空気が触れることで水素爆発のおそれがある。しかしながら，ベント実
施直後は，格納容器からのベントガスによって系統内の窒素が押し出され，圧力開放板以降の空気が排出されることから，放出端までの範囲で高濃度の水素が空気と触れず，水素爆発が発生することはないと考えられる。また，放出端から先については，大気であるものの，大気中には着火源等がなく，水素爆発は発生しないと考えられる。

別紙 1-6

181

別紙 1

第1表

主ラインから分岐する枝管の閉止端までの長さと口径等

分岐箇所
①
②
③
④
⑤

※

ドライウェル側第一弁
バイパスライン（上流側）
ドライウェル側第一弁
バイパスライン（下流側）
換気空調系ライン
原子炉建屋ガス処理系
ライン
第二弁バイパス弁（下流
側）

枝管
長さ
L(m)

枝管
内径
D(m)

L/D
(-)

混合ガス
蓄積
可能性

4.006

0.0495

80.9

有

1.115

0.0495

22.5

有

0.755

0.5906

1.28

無

5.073

0.5906

8.59

有

7.043

0.428616.4

有※：フィルタ装置に接続される枝管については，不燃限界長さ（L／D）を考慮して，必要に応じてベントラインを設置する設計とする。

変更前

変更後

ベントライン追設

上向きの枝（混合ガス蓄積可能性範囲）
フィルタ
装置へ

格納容器より格納容器よりフィルタベント主ライン

フィルタベント主ライン

第3図

フィルタ
装置へ

枝管へのベントラインの追設（混合ガス蓄積防止）

別紙 1-7

182

別紙 1
排気筒

：ベントライン設置

換気空調系へ

RE

水素濃度計
H2E

放射線モニタ

AO

圧力開放板

AO

③

MO

格納容器

①

耐圧強化
ベント系

②
AO

不活性ガス系④＊2

遠隔人力操作機構

原子炉建屋
ガス処理系へ

＊3

＊1
＊3

RE
窒素供給
ライン

MO

＊5

AO

MO

原子炉圧力容器

＊4

AO
＊2

MO

MO

＊4

⑤

＊5

ドライウェルMO＊1

サプレッション・チェンバ

フィルタ装置

AO

補給水
ライン

MO
原子炉隔離時冷却系
真空ポンプより

廃棄物
処理設備へ

付属室
MO

原子炉建屋付属棟

原子炉建屋原子炉棟

フィルタ装置格納槽

第4図

ベントライン設置概要図

この系統状態における水素爆発防止対策概要を第 5 図に，酸素濃度監
視設備（格納容器酸素濃度(SA)）の概要図を第 6 図に，有効性評価シナ
リオ「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（代
替循環冷却系を使用しない場合）」における格納容器の気相濃度の推移を
第 7 図及び第 8 図に示す。なお，図に示す格納容器の水素及び酸素の気
相濃度については，ＭＡＡＰ解析に基づく水－ジルコニウム反応により発生する水素に加え，ＭＡＡＰ解析で考慮していない水の放射線分解によって発生する水素及び酸素についても考慮している。

別紙 1-8183別紙 1
系統運転状態

排気筒

格納容器圧力逃がし装置：初期は不活性化されており，水素爆発に至らない。
その後はほぼ蒸気100%が流れるため水素の滞留なし。

換気空調系へ

放射線モニタ

AO

格納容器：
蒸気及び非凝縮性ガスをベント

RE

水素濃度計
H2E

圧力開放板

AO

MO

格納容器

MO

耐圧強化
ベント系
AO

遠隔人力操作機構

不活性ガス系

原子炉建屋
ガス処理系へ

＊3

＊1
＊3

RE
窒素供給
ライン

MO

＊5

AO

MO

原子 炉圧力容器

＊4

AO
＊2

MO

＊2

＊4
＊5

ドライウェルMO＊1

サプレッション・チェンバ

フィルタ装置

AO

補給水
ライン

MO
原子炉隔離時冷却系
真空ポンプより
原子炉建屋原子炉棟

廃棄物
処理設備へ

付属室
MO

原子炉建屋付属棟
フィルタ装置格納槽

第5図

水素爆発防止対策（系統運転状態）

計測周期：サンプリング装置は，格納容器内ガスのサンプリングから，測定，排出までの工程を約 3 分で行う。
中央制御室指示：ドライ条件及びウェット条件での濃度を表示する。

第6図

酸素濃度監視設備（格納容器酸素濃度(SA)）に関する系統概要図
別紙 1-9184

別紙 1

非凝縮性ガスが排出された以降は
ほぼ蒸気雰囲気となる

事象発生 19 時間後にサプレッション・プール水位が通常
水位 6.5m 到達することによりベント実施
ベン ト実 施に よ りサ プレ ッ ショ ン・ プー ル水 が減 圧 沸 騰し，非凝縮性ガスは速やかに排出されるベント実施時の酸素濃度は，ドライ条件で 2.2vol％であり，ベント実施基準の 4.3vol％に到達していない

第7図「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（代替循環冷却系を使用しない場合）」におけるドライウェルの気相濃度の推移（ウェット条件）
非凝縮性ガスが排出された以降は
ほぼ蒸気雰囲気となる
ジルコニウ ム－水反 応によっ て水素 が発生する ことで事象初期から窒 素及び酸 素濃度が 低下す る。その後 ，サプレッ
ション・プ ール水の 沸騰まで は，サ プレッショ ン・チェン
バにおける 非凝縮性 ガスの発 生はほ とんどない こと及びドライウェル から流入 する蒸気 はサプ レッション ・プールにより凝縮さ れること から，濃 度に有 意な変化は 現れない。
サプレッシ ョン・プ ール水の 沸騰後 は，水蒸気 濃度が上昇するため，非凝縮性ガス濃度は低下する
事象発生 19 時間後にサプレッション・プール水位が通常
水位 6.5m 到達することによりベント実施
ベ ン ト 実 施 に よ り サ プ レ ッ シ ョ ン ・ プ ー ル 水 が減 圧 沸 騰し，非凝縮性ガスは速やかに排出されるベント実施時の酸素濃度は，ドライ条件で 2.0vol％であり，ベント実施基準の 4.3vol％に到達していない

第8図「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（代替循環冷却系を使用しない場合）」におけるサプレッション・チェンバの気相濃度の推移（ウェット条件）

別紙 1-10185別紙 1ｄ．系統運転状態②：非凝縮性ガス排出（ベント開始後 1 時間程度）後(a)

水素爆発防止対策
ベント実施に伴うサプレッション・プール水の減圧沸騰により，可燃性ガスを含む非凝縮性ガスが排出された以降の格納容器は，ほぼ水蒸気で満たされた状態となり，系統へ流入するベントガスもほぼ水蒸気となることから，水素爆発は発生しない。

(b)系統における水素濃度監視
系統における水素濃度については，ベントガスがほぼ蒸気となっていることから，監視不要である。

(c)

対向流による空気の流入
格納容器及び系統から非凝縮性ガスが排出された以降は，仮に対向流が発生した場合であっても，格納容器及び系統内はほぼ蒸気で満たされている状態となるため，水素爆発は発生しない。

この系統状態における水素爆発防止対策概要は第 5 図と同様である。

ｅ．格納容器ベント停止後(a)

水素爆発防止対策
格納容器ベント停止後，スクラビング水の放射線分解により水素及び酸素が発生するため，第一弁の下流から窒素供給装置等による窒素供給を実施し，系統のパージを継続することで，水素爆発を防止する。

(b)系統における水素濃度監視
系統における水素濃度に関しては，窒素供給による系統パージ停止
後において，水素が長期的に系統内に滞留しないことを確認するため，監視を実施する。
別紙 1-11

186

別紙 1
(c)

スクラビング水の放射線分解による酸素発生
ベント停止後において，スクラビング水の放射線分解によって発生する酸素については，スクラビング水中の放射性物質の崩壊熱によって発生量が変化するが，蒸気の発生量も崩壊熱によって変化する比例関係にあり，以下のとおり，酸素濃度は 0.1vol％未満となるため系統内で水素爆発することはない。

・スクラビング水の沸騰を考慮し，酸素発生量のＧ値は 0.2 とする。
・スクラビング水の放射線吸収割合は 1.0 とする。
○蒸気発生量＝［崩壊熱(MW)］×1,000／（［飽和蒸気比エンタルピ］－［飽和水比エンタルピ］）×1,000／分子量×22.4×10－３
×3,600＝［崩壊熱(MW)］×1,000／（（2675.57－419.10）×1,000／18×22.4×10 －３ ×3,600＝1,985.4×［崩壊熱(MW)］ Nm３ ／h○酸素発生量＝［崩壊熱(MW)］×10６ ×［Ｇ値］／100／（1.602×10 －１９ ）／（6.022×10２３ ）×22.4×10－３
×3,600×［放射線吸収割合］＝［崩壊熱(MW)］×10６ ×0.2／100／（1.602×10－１９ ）／（6.022×10 ２３ ）×22.4×10－３ ×3,600×1＝1.68×［崩壊熱(MW)］ Nm ３ ／h
○酸素濃度＝酸素発生量／（蒸気発生量＋酸素発生量）＝0.085％

別紙 1-12

187

別紙 1
(d)

移送ライン使用時における格納容器内への空気流入の影響について
格納容器ベント停止後は，第9図に示すとおり，移送ポンプを用いてスクラビング水をサプレッション・チェンバへ移送することとしているが，スクラビング水を移送する際には，移送ポンプ下流側配管のう
ち水張りを行っていない範囲の空気がスクラビング水と共にサプレッ
ション・チェンバへ流入するが，ベント停止後の格納容器は窒素供給により不活性化されており，更に可燃性ガス濃度制御系によって格納容器内の水素濃度を可燃限界未満に維持するため，空気の流入による影響はない。

原子炉棟

付属棟

格納槽（地下埋設）

サプレッション・チェンバ
MO
テストタンク

廃液中和
タンクへ
原子炉隔離時
冷却系真空
ポンプより

移送ポンプ

排水ポンプ

フィルタ装置格納槽

第9図

移送ライン系統概要図

この系統状態における水素爆発防止対策概要を第 10 図に示す。

別紙 1-13188

別紙 1
事故収束状態：「隔離弁閉」

排気筒

格納容器フィルタベント系：窒素供給により，ベントガスの滞留なし

換気空調系へ

RE

水素濃度計
H2E

放射線モニタ

AO

格納容器：窒素で不活性化維持

長期的に水素の滞留がないことを確認するため，窒素供給を止めた後に適宜水素濃度を測定する。

圧力開放板

AO

MO

格納容器

MO

耐圧強化
ベント系
AO

遠隔人力操作機構

不活性ガス系

原子炉建屋
ガス処理系へ

＊3

＊1
＊3

RE
窒素供給
ライン

MO

＊5

AO

MO

原子炉圧力容器

＊4

AO
＊2

MO

＊2

＊4
＊5

ドライウェルMO＊1

サプレッション・チェンバ

フィルタ装置

AO

補給水
ライン

MO
原子炉隔離時冷却系
真空ポンプより
原子炉建屋原子炉棟

廃棄物
処理設備へ

付属室
MO

原子炉建屋付属棟
フィルタ装置格納槽

第 10 図水素爆発防止対策（ベント停止後）

別紙 1-14

189

別紙 1

補足 1

格納容器圧力逃がし装置系統の不活性化について
格納容器圧力逃がし装置系統の不活性化については，プラント起動前に実施する。系統の不活性化に使用する系統について第 1 図に示す。
第一弁を閉とした状態で，第一弁の下流から窒素供給装置により窒素供給を実施し，フィルタ装置を通じてパージラインから排出を継続すること
で窒素置換を実施する。また，フィルタ装置配管は，管理区域内を通るため，パージラインの排気先については，原子炉建屋付属棟とする。

第1図

格納容器圧力逃がし装置の不活性化系統

別紙 1-15

190

別紙 1
補足 2

格納容器内における気体のミキシングについて
ＢＷＲの格納容器内の気体のミキシング効果については，電力共同研究「格納容器内ミキシング確認試験に関する研究」（S57 年度）[1] によって，格納容器スプレイや温度差による自然対流に伴う撹拌効果による十分な
ミキシングが短時間に得られることを確認している。
有効性評価シナリオ「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・
過温破損）（代替循環冷却系を使用しない場合）」において，事象発生後 25分から格納容器スプレイを実施すること及び格納容器内の温度差により，格納容器内の気体は十分にミキシングされるものと考えられる。さらに，崩壊熱によって炉心で発生した蒸気が格納容器内へ放出されることによってもミキシングが促進される。
格納容器スプレイを実施している場合の格納容器内の気体の流動については，上記研究にて実験的に確認されている。実験結果を第 1 図に示す。
10vol％の空気希釈ヘリウムガスの供給を停止すると，格納容器スプレイ
により短期間で十分なミキシング効果が得られることが示されている。
格納容器内雰囲気と壁面に温度差がある場合のミキシング効果についての実験結果を第 2 図に示す。第 2 図は格納容器内雰囲気と壁面に 5℃の温度差がある場合のミキシング効果を示しており，10vol％の空気希釈ヘ
リウムガスを供給しているが，実験開始から約 20 分後までには十分にミキシングされることを示している。ＢＷＲの格納容器内では，原子炉圧力容器が熱源として考えられるため，格納容器内雰囲気と壁面において少な
くとも 5℃以上の温度差は生じているものと考えられる。このため，ＢＷＲの格納容器内において，気体が成層化する等の位置的な濃度の著しい偏りが生じる可能性は低いと考えられる。さらに，本試験は，より成層化の可能性が高い軽密度気体であるヘリウムにて撹拌効果を確認しているた
別紙 1-16191

別紙 1
め，格納容器内での水素燃焼を防止するためのベント実施判断基準として設定している酸素については，濃度の著しい偏りが生じる可能性は更に低いと考えられる。
また，シビアアクシデント条件下における格納容器内の気体のミキシン
グ効果については，比較的単純な形状から大規模で複雑な形状の試験装置に至る国内外の試験において検討されている。代表的なものとして，旧（財）
原子力発電技術機構による試験で得られた知見 [2] を以下にまとめる。
・軽密度気体（試験では水素をヘリウムで模擬）の放出による自然循環
のみでも，ミキシングは比較的良好であった。
・水蒸気発生を考慮したケースでは，ミキシングは促進された。
・上部区画へ軽密度気体を放出して濃度の偏りを生じさせたケースでも，格納容器スプレイを作動させることによりミキシングは達成された。
本試験はＰＷＲプラントを模擬したものであるが，複雑な区画を含む形
状においても十分なミキシングが得られたことが確認されており，ＢＷＲ
プラントでも同様の効果が期待できると考えられる。

[1] 共同研究報告書，格納容器内ミキシング確認試験に関する研究（S57 年度）[2] 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，財団法人原子力発電技術機構（平成 15 年 3 月）

別紙 1-17

192

別紙 1

第1図

格納容器スプレイ実施時のガス濃度変化

別紙 1-18

193

別紙 1

第2図

格納容器内雰囲気と壁面の温度差によるガス濃度変化結果

別紙 1-19194

別紙 2
格納容器圧力逃がし装置の系統設計条件の考え方について
格納容器圧力逃がし装置については，想定される事故事象での使用条件下において，性能を発揮できる設計とするため，系統設計条件を定めている。
主な系統設計条件を第 1 表に示す。

第1表

格納容器圧力逃がし装置の系統設計条件

設計条件
最高使用圧力620kPa[gage]

最高使用温度200℃

設計流量13.4kg／s（格納容器圧力310kPa[gage]に
おいて）

設定根拠
格納容器の限界圧力を考慮し 2Pd（最高使用圧力 310kPa[gage]の 2 倍）とする。
格納容器の限界温度を考慮し 200℃とする。
原子炉定格熱出力 1％相当の飽和蒸気量を，ベント開始 圧力が低 い場合（310kPa[gage]）であっても排出可能な流量とする。

フィルタ装置500kW
内発熱量想定されるフィルタ装置に捕集，保持される放射性物質の崩壊熱に対して十分な余裕を見込み，原子炉定格熱出力の0.015％に相当する発熱量とする。

エアロゾル
移行量

想定されるフィルタ装置に移行するエア
ロゾルの量（38kg）に対して十分な余裕を見込み，400kg とする。

400kg

よう素の炉内24.4kg
内蔵量

耐震条件

ＢＷＲプラントにおける代表炉心（ＡＢＷＲ）の平衡炉心末期を対象としたＯＲ
ＩＧＥＮ２コードの計算結果に対して，
東海第二発電所の熱出力（3,293MW）を考慮して算出した結果，24.4kg とする。

基準地震動Ｓ Ｓ に 基準地震動Ｓ Ｓ にて機能を維持する。
て機能維持

格納容器圧力逃がし装置の各設計条件の考え方を以下に示す。

別紙 2-1195別紙 2(1) 最高使用圧力及び最高使用温度
格納容器圧力逃がし装置は，炉心の著しい損傷が発生した場合において，格納容器の破損を防止するため，格納容器内のガスを排気することにより，格納容器内の圧力及び温度を低下させることができる設計とし，格納容器
圧力が格納容器の限界圧力を下回る 620kPa[gage]（2Pd：最高使用圧力の 2倍）に到達するまでにベント操作を実施することとしている。
有効性評価における格納容器圧力及び格納容器温度の推移から，ベント時に格納容器圧力及び格納容器温度は限界圧力を下回る 620kPa[gage]及
び限界温度を下回る 200℃を下回ることから，2Pd，200℃を最高使用圧力及び最高使用温度としている。
有効性評価のうち格納容器過圧・過温破損モード「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（循環冷却を使用しない場合）」における格納容器圧力及び格納容器温度の推移を第 1 図，第 2 図に示す。
格納容器圧力の最大値はベント時の約 465kPa[gage]，シーケンス中の格納容器の最高温度は事象開始直後，破断口から流出する過熱蒸気により一時的に格納容器雰囲気温度は約 202℃となるが，格納容器バウンダリにかかる温度（壁面温度）は最大でも約 157℃であり，限界温度を下回る 200℃を
超えないことから，格納容器の限界圧力及び限界温度を下回っている。
最高使用圧力及び最高使用温度については，格納容器圧力逃がし装置の構造設計に使用される。

別紙 2-2196

別紙 2620kPa［gage］

代替格納容器スプレイ系作動（常設）による圧力上昇の抑制

ベント実施による
圧力降下

第 1 図 「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（代替
循環冷却を使用しない場合）」における格納容器圧力の推移

代替格納容器スプレイ系（常設）作動による温度の低下

ベントの実施（約 19 時間）

代替格納容器スプレイ系（常設）停止に伴う温度上昇

第 2 図 「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（代替
循環冷却を使用しない場合）」における格納容器温度の推移

別紙 2-3

197別紙 2（参考）フィルタ装置の最高使用圧力及び最高使用温度を超える場合の健全性について
ベント中のフィルタ装置（容器）について，設計上考慮している最高使用圧
力（620kPa[gage]），最高使用温度（200℃）を超える場合の構造健全性を評価
する。

・評価方法
フィルタ装置の持つ放射性物質の閉じ込め機能が喪失する要因として，高温状態で内圧を受け，過度に塑性変形することによる延性破壊が想定される。
フィルタ装置について，「発電用原子力設備規格版（2007 年追補版を含む））ＪＳＭＥＳ

設計建設規格（2005 年

ＮＣ1－2005／2007」（以下，「設

計・建設規格」という）に示される，内面に圧力を受ける円筒胴の計算上必要な厚さを求める式により，温度（フィルタ装置温度における材料の許容引張応力），圧力をパラメータとして，フィルタ装置（胴部）の構造健全性が確保される，温度と圧力の組合せを評価する。

・評価
設計・建設規格のＰＶＣ－3122（1）項に準拠し，設計・建設規格「表 5鉄鋼材用（ボルト材を除く）の各温度における許容引張応力」に規定される，50℃から 450℃の各温度における許容引張応力を与えることで，構造健全性が確保できる圧力（以下，「許容圧力」という。）を算出する。

t

PD
2Sη

1.2P

ここで，
t ：胴の最小厚さ
別紙 2-4198

別紙 2
P ：許容圧力（MPa）
Di：胴の内径 4,600（mm）
S ：各温度における材料の許容引張応力（MPa）
η：長手継手の効率（η=1）

・評価結果
設計・建設規格の必要最小板厚を求める式を用いて評価を実施した結果，
第 3 図に示すとおり，設計上考慮している最高使用圧力（620kPa[gage]），最高使用温度（200℃）を超える圧力，温度でも構造健全性を有する結果が得ら
れた。

第3図

フィルタ装置（胴部）の必要最小板厚の式を用いた評価結果

別紙 2-5

199

別紙 2
(2)

系統流量（ベントガス流量）
格納容器圧力逃がし装置の系統流量は，原子炉定格熱出力の 1％相当の蒸気流量をベント開始圧力が低い場合（1Pd）においても排出できるよう以
下のとおり設定している。
ａ．蒸気流量の設定
重大事故等発生後の数時間で格納容器圧力逃がし装置が使用されることはないが，保守的に原子炉停止後 2～3 時間後に格納容器圧力逃がし装置が使用されると考え，その時点での原子炉の崩壊熱として原子炉定格
熱出力の 1％を設定し，それに相当する蒸気流量とする。
ｂ．格納容器圧力の設定
有効性評価において格納容器圧力逃がし装置のベント開始圧力を 1Pd～2Pd としており，格納容器圧力が低い方が蒸気排出条件が厳しくなる
ため，格納容器圧力は 1Pd とする。
ｃ．系統流量の算出
ａ．及びｂ．の組合せにより，系統流量を設定する。系統流量は式 1により算出する。

0.01／

3600／ 1000

（式 1 ）

ここで，：系統流量（t／h）：定格熱出力（3293×103 kW）：飽和蒸気の比エンタルピ（2739kJ／kg @1Pd）：飽和水の比エンタルピ（251kJ／kg @60℃ ※ ）※格納容器内に注水する水温を保守的に高めに設定した温度
別紙 2-6200別紙 2以上より，系統流量は 48t／h となることから，13.4kg／s を格納容器
圧力 1Pd の時の系統流量とする。系統流量は，配管設計やオリフィスの設計条件として使用される。
なお，格納容器圧力が 1Pd より高い圧力でベントする場合には，その時の格納容器圧力と系統全体の圧力損失から系統流量が決まり，格納容器圧力が 1Pd 以上になれば系統流量も 13.4kg／s 以上となり，より蒸気を排出しやすい状況となる。

(3)

フィルタ装置内発熱量
格納容器圧力逃がし装置のフィルタ装置内発熱量は，原子炉定格熱出力の 0.015％に相当する崩壊熱である 500kW に設定している。
ＮＵＲＥＧ－1465 における格納容器ソースタームに基づき，ドライウェ
ルベント時に格納容器からフィルタ装置に移行する FP による崩壊熱を評価する。
フィルタ装置内発熱量は以下の式で表される。

【フィルタ装置内発熱量】＝【①ベント時の原子炉の崩壊熱】
×【②FP の格納容器への放出割合】
÷【③格納容器内のＤＦ】
×【④フィルタ装置に蓄積する FP の崩壊熱への寄与割合】①

ベント時の原子炉の崩壊熱
重大事故等発生後の数時間で格納容器圧力逃がし装置が使用されることはないが，保守的に原子炉停止後約 2～3 時間後に格納容器圧力逃がし
別紙 2-7201

別紙 2装置が使用されると考え，その時点での原子炉の崩壊熱として，原子炉
定格熱出力の 1％とする。
②

FP の格納容器への放出割合
ＮＵＲＥＧ－1465 に基づき，揮発性核種のうち格納容器への放出割合が最も大きい Halogen（Ⅰ）の放出割合である 61％で代表させる（第 2
表参照）。

③

格納容器内のＤＦ
海外で行われた FP エアロゾルの自然除去効果に関する試験（ＮＳＰＰ試験等）では，格納容器のエアロゾルは数時間程度で 1／10 程度まで減少している結果が得られており，格納容器内のエアロゾルに対する除去効果として，ドライウェルベント時はＤＦ：10※ とする。

※事象発生から 19 時間（有効性評価におけるベント開始時間）後には，より大きなＤＦが期待できること及びＭＡＡＰ解析でもより大きなＤ
Ｆを見込んでいる（別紙 17 第 1 図）ことから，設計条件として適用性があると考える。
④

フィルタ装置に蓄積する FP の崩壊熱への寄与割合
ＮＵＲＥＧ－1465 に基づき，揮発性が比較的高く，炉心損傷を伴う事
故時に有意な放出割合となり，フィルタ装置に蓄積する核種として，
Halogen（Ⅰ），Alkali metal（Cs），Te，Ba 及び Sr を想定し，これら核種の崩壊熱への寄与割合は 22％とする（第 3 表参照）。
したがって，定格熱出力に対する崩壊熱は以下のように評価される。
ドライウェルベント：0.01×0.61÷10×0.22＝0.01342％

以上より，フィルタ装置内発熱量は，上記割合を包絡する条件とし，原子炉定格熱出力の 0.015％である 500kW（3293MW×0.015％）と設定する。
別紙 2-8202

別紙 2

フィルタ装置内発熱量は，スクラビング水の初期保有量及びフィルタ装置の寸法設定に使用される。

第2表

ＮＵＲＥＧ－1465 における格納容器内への放出割合
Gap
Release

Early-In-vesselEx-vessel

Late-In-vessel

合計

Noble Gases※

0.05

0.95

0

0

1.00

Halogens（Ⅰ）

0.05

0.25

0.30

0.01

0.61

Alkali metal（Cs）

0.05

0.20

0.35

0.01

0.61

Te

0

0.05

0.25

0.005

0.305

Ba，Sr

0

0.02

0.1

0

0.12

Noble metals（Mo，Ru，Sb）

0

0.00250.0025

0

0.005

Ce

0

0.00050.005

00.0055La

00.00020.005

00.0052※

希ガスはフィルタ装置内に蓄積しないため，評価対象外とする。

第3表元素グループ ※Halogens（Ⅰ）

放出割合が大きい揮発性核種の崩壊熱寄与割合
放出
割合

①放出割合

②崩壊熱寄与割合（ハロゲン比） （炉停止後約 2 時間）

崩壊熱寄与割合
①×②

0.61

1.0

0.18

0.18

0.61

1.0

0.02

0.02

Te

0.305

0.5

0.02

0.01

Ba，Sr

0.12

0.2

0.06

0.01

合計

0.22

Alkali metal（Cs）※

希ガスはフィルタ装置内に蓄積しないため，評価対象外とする。また，放出割合が小さい核種は放出量として無視できるため，評価対象外とする。

別紙 2-9

203

別紙 2
(4)

エアロゾル移行量
有効性評価シナリオ「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・
過温破損）（代替循環冷却を使用しない場合）」における格納容器からフィルタ装置に移行するエアロゾルの重量を第 1 表に示す。
第4表

格納容器からフィルタ装置に移行するエアロゾル重量

シーケンス（事象）
雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（代替循環冷却を使用しない場合）

エアロゾル重量
Ｗ／ＷベントＤ／Ｗベント1g

5,000g

一方，格納容器からのエアロゾルの移行量を保守的に評価するため，サプレッション・プールによるスクラビング効果がないドライウェルベント
時の格納容器からフィルタ装置に移行するエアロゾル量について，核分裂生成物の炉内内蔵量とＮＵＲＥＧ－1465 に基づく炉心から格納容器へ放出される核分裂生成物の割合を用いて評価した結果，約 38kg となる。さらに，エアロゾルに係る海外規制を踏まえ，400kg に設定している。
想定するエアロゾル移行量の評価方法と海外規制におけるエアロゾル移
行量を以下に示す。
ａ．核分裂生成物の炉内内蔵量
各核種グループの FP の炉内内蔵量を第 5 表に示す。
ｂ．核分裂生成物の格納容器への放出割合
ＮＵＲＥＧ－1465 に基づき，各核種グループの放出割合を設定する（第 2 表参照）。
ｃ．格納容器内のＤＦ
保守的にドライウェルベントの場合を想定し，崩壊熱の設定と同様に，

別紙 2-10

204

別紙 2
ＤＦ10 とする。
以上より，想定するエアロゾル量を計算した結果，約 38kg となる。
評価式を以下に示す。
【エアロゾル量】＝
核種グループの炉内内蔵量
全核種グループ

核種グループの格納容器への放出割合 ／ 10
ｄ．海外規制におけるエアロゾル移行量
ドイツ RSK の勧告では，フィルタ装置に移行するエアロゾル量として
ＰＷＲについては 60kg，ＢＷＲについては 30kg としている。また，スイスの原子力施設ガイドラインにおいては，エアロゾル量は 150kg と規定されている。

第5表

核分裂生成物の炉内内蔵量

核種
グループ

代表
化学形態

炉内内蔵量
（kg）

格納容器への放出割合(－)

Halogens

CsI

0.61

Alkali metal

CsOH

0.61

Te

TeO2 , Sb

0.305

Ba，Sr

BaO, SrO

0.12

Noble metals

MoO2

0.005

Ce

CeO2

0.0055La

La2O 30.0052
合計

エアロゾル
移行量（kg）

3.8E+01

エアロゾル移行量は，金属フィルタの総面積の設定に使用される。

別紙 2-11205

別紙 2(参考)ベントタイミングにおいて発生する荷重の考慮について(1)重大事故等発生時において格納容器内にて発生する動的荷重
重大事故等発生時において，格納容器内にて発生する可能性がある動的荷重には以下のものがある。
①ドライウェル内の配管破断によるジェット力②プールスウェル荷重③ベント管出口での蒸気凝縮振動荷重④逃がし安全弁作動時の荷重⑤原子炉隔離冷却タービン排気圧力の荷重①～③は，原子炉冷却材喪失事故において事故発生直後に発生する荷重であり，ベント時に生じる荷重は，これに比べて影響は小さい。
また④，⑤は，ベント開始の判断基準である格納容器圧力 2Pd に近づいた状
態では，原子炉圧力は，原子炉冷却材喪失事故や逃がし安全弁による急速減圧等により，既に低下した状態となっており，原子炉隔離冷却系も運転していないことから，2Pd ベント時に作用する荷重ではない。
以上のことから，ベントの判断基準である格納容器圧力 2Pd における格納容器の加圧は，崩壊熱により発生する蒸気によるものであり，動的荷重を考慮す
る必要はない。

スクラバ容器の設計に当たっては，最高使用圧力 2P，最高使用温度 200℃の条件に加えて，地震荷重を考慮した強度評価を実施している。
また，耐圧機器ではないが，内部構造物であるベンチュリノズルについては，
差圧荷重及び地震荷重を考慮するとともに，JAVA 試験にて得られた知見を踏まえた圧力振動を考慮して強度評価を実施している。（第 6 表参照）

別紙 2-12

206

別紙 2
第6表
部位

スクラバ容器の設計設計に用いた荷重

評価方法

スクラビング 静的荷重

内圧荷重（最高 JSME 設計・建設規格に基づき，荷装置（容器）

使用圧力）

重に対する必要板厚を算出し，最小板厚が必要板厚を満 足することを確認する。

内圧荷重，地震 内圧荷重及 び地震荷重による一次
動的荷重

荷重

応力及び一次+二次応力を算出し，耐震設計技術規程 で定める許容値を満足することを確認する。

内部構造物

静的荷重

差圧荷重

（ベンチュリ

差圧荷重，地震ノズル）

荷重

ASME Sec.Ⅱ，Ⅲ，Ⅷに基づき評価

ASME Sec.Ⅱ，Ⅲ，Ⅷに基づき評価
動的荷重

水力学的荷重JAVA 試験にて得られた知見を踏まえて，圧力振動を評価

別紙 2-13207

別紙 3
格納容器圧力逃がし装置の漏えいに対する考慮について
格納容器圧力逃がし装置を構成する容器，配管等に使用する材料について
は，ステンレス鋼，炭素鋼を使用しており，想定される重大事故等が発生した場合における温度，放射線，荷重及びその他の使用条件においてその機能が発揮できるよう，構造設計を行っている。また，炭素鋼配管外面には防錆のため塗装を施し，特に屋外に敷設される配管の外面については，海塩粒子の付着による腐食防止の観点から，シリコン系等の防食塗装を行う。
第 1 表に主要な設計条件を，第 1 図に材質範囲を示す。

第1表

格納容器圧力逃がし装置設備の主要設計条件

最高使用圧力最高使用温度
機器クラス
耐震仕様

凡例

620kPa[gage]
200℃
重大事故等クラス２
基準地震動ＳＳ にて機能維持

排気筒

：炭素鋼
：ステンレス鋼

換気空調系へ

RE

水素濃度計
H2E

放射線モニタ

AO

圧力開放板

AO

MO

格納容器

MO

耐圧強化
ベント系
AO

遠隔人力操作機構

原子炉建屋
ガス処理系へ

不活性ガス系

AO

＊3

＊1
＊3

RE

MO

＊5

＊2

MO

原子炉圧力容器

＊4

AO

MO

＊2

窒素供給
ライン

＊4
＊5

ドライウェルMO＊1

サプレッション・チェンバ

フィルタ装置

AO

補給水
ライン

MO
原子炉隔離時冷却系
真空ポンプより

廃棄物
処理設備へ

付属室
MO

原子炉建屋付属棟

原子炉建屋原子炉棟

フィルタ装置格納槽

第1図

フィルタ装置及び配管の材質範囲
別紙 3-1

208

別紙 3
スクラビング水と接液する各部位については，スクラビング水の性状（高アルカリ性）と重大事故等時に格納容器より放出される放射性物質を捕集・保持すること（高線量）を考慮して，クラス２設計による頑健性に加え，漏えい対策として設計上の考慮事項を設けている。
具体的な設計上の考慮事項を第 2 表に示す。

第2表
部位
フィルタ装置

配管・弁各部位の設計上の考慮事項

設計考慮内容・溶接部は JSME 規格に基づき非破壊検査を実施し，欠陥がないことを確認する。
であるこ・スクラビング水が高アルカリ性と，重大事故におけるベント時にはスクラビング水が高温（～200℃）となることを考慮し，耐食性に優れたステンレス鋼を採用することで，健全性を確保する。
・スクラビング水の水面より高い位置にマンホールを設置し，漏えいのリスクを低減した設計としている。
・容器，配管，弁の接続部は原則溶接構造とし，漏えいのリスクを低減した設計とする。溶接部は JSME 規格に基づき非破壊検査を実施し，欠陥がないことを確認する。
・フランジ接続部は，適切なガスケットパッキンを使用
し，ボルトの締め付け管理により，漏えい防止を図る。
（第 3 表参照）
・接液部は，スクラビング水が高アルカリ性であること，重大事故におけるベント時にはスクラビ
ング水が高温（～200℃）となることを考慮し，耐食性に優れたステンレス鋼を採用することで，健全性を確保する。

別紙 3-2

209

別紙 3
第3表

主なパッキン類の使用箇所

パッキン類の使用部位

パッキン類の材質

ベント配管の接続部（フランジ構造）

黒鉛製

弁グランド部

黒鉛製

弁ボンネット部（フランジ構造）

黒鉛製

以上のとおり，格納容器圧力逃がし装置の各設備については，スクラビン
グ水の漏えいを防止する対策を実施するが，万一スクラビング水が格納槽に漏えいした場合であっても，早期に検知し，漏えい水を移送できるよう，排水設備を設置するとともに，格納槽の想定水没部を防水処理することで，汚染の拡大防止を図る計画としている。（別紙 47）

別紙 3-3210

別紙 4
フィルタ装置の各構成要素における機能について
フィルタ装置は，①ベンチュリスクラバ，②金属フィルタ，③よう素除去部の 3 つのセクションで構成され，その構成要素は以下のとおりである。フ
ィルタ装置の機能模式図を第 1 図に示す。
①ベンチュリスクラバ…ベンチュリノズル，スクラビング水，多孔板②金属フィルタ…プレフィルタ，湿分分離機構，メインフィルタ③よう素除去部…銀ゼオライト＊②と③の間に流量制限オリフィスを設ける
ベントガスはまずベンチュリスクラバに流入し，ベントガスに含まれるエアロゾル及び無機よう素の大部分が捕集され，スクラビング水に保持される。
金属フィルタでは，ベンチュリスクラバで捕集できなかったエアロゾルを捕集・保持する。金属フィルタの下流には，流量制限オリフィスを介して設置するよう素除去部があり，ガス状の放射性よう素を捕集・保持する。これら
3 つのセクションは同一容器内に格納される。

③よう素除去部
銀ゼオライトによりガス状の放射性
よう素を除去②金属フィルタ
ベンチュリスクラバを通過したエア
ロゾルを捕集・保持し，スクラビン
グ水から生じた液滴を除去①ベンチュリスクラバ
ベンチュリノズル部においてエアロ
ゾル及び無機よう素の大部分を捕集
し，スクラビング水中に保持

格納容器

第1図

フィルタ装置の機能模式図
別紙 4-1211

別紙 4[フィルタ装置の各構成要素における機能の概要]

別紙 4-2212

別紙 4

別紙 4-3213

別紙 4

別紙 4-4214

別紙 4

別紙 4-5215

別紙 4

別紙 4-6216

別紙 4

別紙 4-7217

別紙 4

別紙 4-8218

別紙 5
金属フィルタドレン配管の閉塞及び逆流防止について(1)

ドレン配管の閉塞
金属フィルタのドレン配管の内径はであり，金属フィルタに流入するベントガスに含まれるエアロゾルの粒径は極めて小さいことから，ドレン配管の閉塞が発生するおそれはないと言える。
(2)

ドレン配管によるスクラビング水の逆流防止
金属フィルタのプレフィルタ部における圧損が大きい場合，金属フィル
タに設置されるドレン配管において逆流が発生し，金属フィルタにスクラ
ビング水が流入する可能性がある。

実機ではプレフィルタ部の圧損はであり，ドレン

配管の逆流を考慮しても，スクラビング水が金属フィルタまで逆流するおそれはないと評価できる。
なお，系統待機時，運転中を通して，フィルタ装置の水位は水位計により監視し，水位が上限水位となる前に排水する計画としている。
フィルタ装置のスクラビング水位の概要を第 1 図に示す。

別紙 5-1

219

別紙 5

第1図

フィルタ装置のスクラビング水位

別紙 5-2220別紙 6
流量制限オリフィスの設定方法について
格納容器圧力逃がし装置は，格納容器の過圧破損を防止するため，格納容器内で発生する蒸気量以上のガスをベントできる必要がある。
一方，格納容器圧力の上昇に伴い，ベントガスの質量流量が増加する場合
においても，ベンチュリノズル部の流速を適正な条件に保持するため，フィルタ装置の下流に流量制限オリフィスを設置することにより，体積流量をほぼ一定に保つ設計としている。

なお，格納容器圧力 1Pd で必要量を排出可能な設計としているため，より差圧が大きくなる格納容器圧力 2Pd によるベントの場合においても必要量は排出できる。

別紙 6-1

221

別紙 6
オリフィスの流出断面積は，以下の式に基づき計算する。

Ｖ／sｍ ｼｽﾃﾑ kg／ s

σ

／ kg

・・・・・（式 4）

Ｖ ： 体積流量ｍ ： 質量流量σ ： 比体積

概算評価結果を第 1 表及び第 1 図に，格納容器圧力とベンチュリノズル入口における体積流量の関係を第 2 図に示す。

別紙 6-2

222

別紙 6
第1表
格納容器圧力kPa[gage]

格納容器圧力に対する体積流量（概算評価）

ｵﾘﾌｨｽ上流
圧力損失kPa

ｵﾘﾌｨｽ下流
圧力損失
kPa

質量流量
kg／s

体積流量
m3 ／s

(相対比) ※1(相対比)※1

620
(2Pd)
310
(1Pd)

※1
※2

格納容器圧力 1Pd のときの値を 100%とした場合の比を記載
低流量になる事故発生 7 日後の値

第1図

圧力勾配図

別紙 6-3

223

別紙 6

第2図

格納容器圧力逃がし装置の流量特性

別紙 6-4224

別紙 7
ベント実施時の放射線監視測定の考え方について(1)

フィルタ装置出口放射線モニタの計測範囲
フィルタ装置出口放射線モニタの計測範囲と計測範囲の設定の考え方は，
第 1 表のとおりである。

第1表

計測範囲とその考え方

名称

計測範囲

取付箇所

計測範囲の設定の考え方

フィルタ装置出口放射10－２ ～10 ５ Sv／h

原子炉建屋付

系統運転中における放射属棟 1 階性物質濃度を確認するた

屋外（原子炉建

め，想定される放射性物質線モニタ（高レンジ）

屋南側外壁面） が フ ィ ル タ 装 置 出 口 配 管
フィルタ装置出口放射 10－３ ～10 ４ mSv／h 原 子 炉 建 屋 付に内包された時の最大の線モニタ（低レンジ）

放射線量率を計測できる

属棟 1 階範囲とする。なお，高レン
ジ用は炉心損傷している
場合に，低レンジ用は炉心損傷していない場合を想定して設定する。

ａ．ベント実施に想定される線量率について
ベント実施時に想定 される最大の線量率 を評価するために必要 な評
価条件を第 2 表に示す。また，第 2 表の評価条件に基づく評価結果を
第 3 表に示す。フィルタ装置出口放射線モニタ（高レンジ）の計測範
囲の上限値である 1.0×10 ５ Sv／h は，ベント実施時に想定される最大線量率 3.0×10 １ Sv／h に対し，余裕があり，計測可能である。

別紙 7-1

225

別紙 7
第2表
項目

評価条件

評価条件
希ガス類（Kr-83m，Kr-85m，Kr-85，

評価対象核種Kr-87，Kr-88，Xe-131m，Xe-133m，Xe-133，Xe-135m，Xe-135，Xe-138）

評価条件の考え方
大気に放出される放射性物質のうち，線量率が支配的となる核種を選定（後述ｂ項参照）
原子炉の放射性物質の内

炉心状態

平衡炉心（サイクル末期）

蔵量が最も多くなる状態を選定

炉心から格納容器への移行割合（希ガス）
格納容器から原子炉建屋への漏えい

ＭＡＡＰ解析結果に基づ

100％

き設定
格納容器圧力逃がし装置

考慮しないによる大気への放出量を多く見積もるため
開始時刻が遅れるほど希ベント開始時間

事象発生から 1 時間後ガスが減衰するため，保守的に設定
フィルタ装置出口放射線評価モデル

第 1 図のとおり

モニタ（高レンジ）の設置
位置（第 2 図）をモデル化

線量評価コード

ＱＡＤ－ＣＧＧＰ２Ｒ

別紙 7-2

現行許認可（添十）と同じ

226

別紙 7

第1図

第2図

評価モデル

フィルタ装置出口放射線モニタ（高レンジ）位置図
別紙 7-3

227

別紙 7
第3表

評価結果

評価対象核種線量率（Sv／h）

Kr-83m

1.1E-21

Kr-85m1.2E+00

Kr-85

8.4E-04

Kr-87

3.9E+00

Kr-88

1.6E+01

Xe-131m

8.6E-04

Xe-133m

3.7E-02

Xe-133

2.9E-01

Xe-135m

2.6E+00

Xe-135

4.2E+00

Xe-138

1.6E+00

合3.0E+01

計

ｂ．評価対象核種の考え方
格納容器圧力逃がし装置を通じて格納容器内の放射性物質が大気へ放出される際，希ガス及びよう素を除く放射性物質はベントフィルタの除去効果を大きく受けるため，大気へ放出される主な放射性物質は希ガス
及びよう素となる。
第 4 表に示す評価条件を用いて希ガス及びよう素の線量率を評価した
結果，第 5 表のとおり希ガスの線量率は，よう素に比べて 10２ 倍程度高く，放射線モニタ測定値は希ガスからの寄与が支配的であるため，希ガスを評価対象核種とする。

別紙 7-4

228

別紙 7
第4表
項目

評価条件

評価条件

評価条件の考え方
格納容器破損防止対策の有効性評価で想定する格

評価事象「 大 破 断 ＬＯ Ｃ Ａ＋ 高圧 炉 心 冷 却

納容器破損モードのう失 敗 ＋ 低 圧炉 心 冷却 失敗 ＋ 全 交 流ち，希ガス類及びよう素

動力電源喪失」の放出量が最も多くなる（ 代 替 循 環冷 却 系を 使用 し な い 場

事故シーケンスとして，

合）

ベントの実施時間が最も早くなる事故シーケンス
を選定
原子炉の放射性物質の内

炉心状態

平衡炉心（サイクル末期）

蔵量が最も多くなる状態を選定

希ガス類：Kr-83m，Kr-85m，Kr-85，
Kr-87，Kr-88，Xe-131m， 大気に放出される放射性評価対象核種

Xe-133m ， Xe-133 ，物質のうち，線量当量率

Xe-135m，Xe-135，Xe-138

が支配的となる核種を選よう素：Ｉ-131，Ｉ-132，Ｉ-133， 定
Ｉ-134，Ｉ-135
炉心から格納容器へ

希ガス：100％

ＭＡＡＰ解析結果に基づの移行割合

よう素：80％き設定

よう素の形態

有機よう素：4％Ｒ． Ｇ．1.195 ※ １ に基 づ

無機よう素

：91％

き設定

粒子状よう素：5％
格納容器内での除去効果（希ガス及び有機

考慮しない

保守的に設定よう素）
CSE 実 験 及 び Standard
沈着による除去係数：200※３

格納容器内での除去

Review Plan 6.5.2 ※ ２ に基づき設定（別紙 17 補足
3 参照）

効果（無機よう素）
サプレッション・プールでのスクラ
ビングによる除去係数：10Standard
6.5.5※３

ReviewPlanに基づき設定（別紙 17 補足 4 参照）
無機よう素よりも沈着等

格納容器内での除去効果（粒子状よう素）

無機よう素と同じによる除去効果が大きい
が，保守的に無機よう素と同じとする。

別紙 7-5

229

別紙 7
項目
ベント開始時間

評価条件

評価条件の考え方

事象発生から 19 時間後
希ガス：1

ベントフィルタ除去

有機よう素

：50

係数

無機よう素

：100

ＭＡＡＰ解析結果

設計値に基づき設定

粒子状よう素：1000
フィルタ装置出口放射線
評価モデル

モニタ（高レンジ）の設

第 1 図のとおり

置位置（第 2 図）をモデ
ル化

線量評価コード

ＱＡＤ－ＣＧＧＰ２Ｒ

現行許認可（添十）と同じ※１：Regulatory Guide 1.195, “Methods and Assumptions for Evaluationg
Radiological Consequences of Desigh Basis Accidents at Light-Water
Nuclear Power Reactors”,May 2003
※２：Standard Review Plan6.5.2,“Containment Spray as a Fission ProductCleanup System”,March 2007
※３：Standard Review Plan6.5.5,“Pressure Suppression Pool as a Fission
Product Cleanup System”,March 2007

第5表
ベント
開始時間
事象発生から
19 時間後

評価結果

希ガス

よう素

線量率①

線量率②

（Sv／h）（Sv／h）

5.6×10０

5.2×10－２

別紙 7-6①／②

1.08×10 ２

230

別紙 7
(2)

フィルタを通過した放射性物質がフィルタ装置出口放射線モニタ近傍の配管に付着した場合の影響について
フィルタ装置出口放射線モニタはフィルタ装置出口の配管外側から計測となるため，フィルタ装置出口配管内に付着した放射性物質の影響を受ける。
そのため，ベント終了後に残る放射線モニタ指示値から配管付着分を評価
し，ベント中の放射線モニタ指示値から差し引くことで配管付着影響を除去することができる。
第 4 表の評価条件（希ガスは配管付着しないため，よう素に係る評価条件のみ）及びフィルタ装置出口配管への放射性物質付着率を「放射性物質の通過量に対して 100m 当たり 10％が配管内に均一に付着する」（別紙 30）とした場合の評価結果は，230mSv／h である。

別紙 7-7

231

別紙 7
(3)

線量率から放射性物質濃度への換算の考え方
フィルタ装置出口放射線モニタでの計測値（γ線強度）は，フィルタ装
置出口配管内の放射性物質の核種及びその放射性物質濃度により決まる値である。あらかじめ，フィルタ装置出口配管内の放射性物質濃度と線量率により，換算係数を定めておくことで，事故時のフィルタ装置出口放射線モニタの指示値からフィルタ装置出口配管内の放射性物質濃度を把握することができる。
第 4 表の評価条件において評価したフィルタ装置出口放射線モニタ（高レンジ）の換算係数を第 6 表に示す。なお，換算係数の算出過程を以下に示す。
① 平衡炉心（サイクル末期）における核種毎の炉内希ガスの総量（①）
を解析により算出する。
② ベント開始時間までの減衰を考慮した核種毎の希ガスの総量（②）を算出する。
③ 格納容器空間体積（9,800m３ ）から核種毎の希ガス量を除し，核種毎の放射性物質濃度の合計（③）を算出する。
④ 上記③の核種毎の放射性物質濃度にγ線放出割合を乗じて算出した
γ線線源強度と第 1 図の評価モデルから核種毎の線量率の合計（④）
を算出する。
⑤ 上記③で求めた放射線物質濃度の合算値を④で求めた線量率の合算値で除すことで，換算係数を算出する。

第6表

換算係数の算出

炉停止時
内蔵量①
（Bq）

19 時間後
減衰値②
（Bq）

放射性物質
濃度③
（Bq／cm ３ ）2.2×10１９

9.4×10１８

9.6×10８
別紙 7-8

線量率④
換算係数（Sv／h） ((Bq／cm３ )／(Sv／h))
5.6×10０

1.7×10 ８

232

別紙 7
第 6 表の換算係数は，原子炉停止から 19 時間後にベントを開始した場合の換算係数であり，核種の減衰により換算係数は変化するため，同様の手法で算出した換算係数の時間変化は第 3 図のグラフのとおりとなる。実際の運用では，手順書に代表的な時間における換算係数を表として備えるな
どして適切な評価ができるように準備する。また，屋外のフィルタ装置出口放射線モニタ（高レンジ）及び建屋内のフィルタ装置出口放射線モニタ（低レンジ）についても，同様の方法で換算係数を算出し，上記の評価ができるように準備する。
なお，事故後に当該事故の状態を詳細に把握し，換算係数の再評価を実施することにより，フィルタ装置出口放射線モニタの指示値（Sv／h）の記録から，より精度の高い放射性物質濃度（Bq／cm ３ ）を評価することが可
能である。

第3図

換算係数の時間推移

別紙 7-9

233

別紙 7
(4)

放射性物質の放出量の推定方法
ａ．格納容器雰囲気放射線モニタによる推定方法
格納容器雰囲気放射線モニタは，格納容器内に存在する放射性物質からの放射線を測定するものである。格納容器内には，気相部に浮遊している放射性物質と構造物等に沈着した放射性物質が存在しており，ベント時に放出される放射性物質濃度を把握することで，放射性物質の放出量を推定する。以下に格納容器雰囲気放射線モニタによる推定方法を示す。

○事前準備事項①

平衡炉心（サイクル末期）における核種毎の炉内内蔵量（Bq）を解析にて求める。

②

ベント開始時間までの減衰を考慮した核種毎の存在量（Bq）を算出する。

③

ＭＡＡＰコードを用い，代表的な重大事故時想定 ※１ における主要な放射性物質の格納容器内への移行割合（気相部への移行割合，沈着割合）を求め，①及び②で算出した核種毎の存在量（Bq）より壁面
沈着分の放射能量（Bq）及び気相部の放射能量（Bq）を評価する。

④

検出器位置周辺に沈着した放射能量（Bq）及び気相部の放射能量（Bq）
から検出器への線量の寄与（Sv／h）について，検出器の周辺の構造を考慮した線量評価モデルを用いて評価する。

⑤

上記の評価結果を用い，「格納容器気相部に存在する放射能量（Bq）
及び検出器位置での線量率（Sv／h）」をあらかじめ用意する。

別紙 7-10234

別紙 7○放射性物質の推定方法①

プラントデータを確認し，事前に評価する代表的な重大事故時想定※１の中より最も事象進展が近いものを選定する。

②

格納容器雰囲気放射線モニタの指示値（Sv／h）に対し，事前に評価した代表的な重大事故時想定における「格納容器気相部に存在する
放射能量（Bq）及び検出器位置での線量率（Sv／h）」をもとに，格納容器気相部に浮遊する放射能量（Bq）を比例計算にて求める。

③②より求めた格納容器気相部内の放射能量（Bq）に格納容器圧力逃がし装置，サプレッション・プールにおけるスクラビングの除去係数を考慮し放出放射能量（Bq）を求める。

※1：事前に評価する代表的な重大事故時想定として，格納容器内の放射性物質の存在割合に大きく影響するＬＯＣＡの発生の有無等を考慮した複数ケースを評価する。事故時においてはプラントデー
タを確認し，評価ケースの中より最も近い事象進展を選定し評価を行う。なお，上記手順は，格納容器圧力逃がし装置の使用の可能性がある場合において，その影響（概算）を早期に確認するための手法である。そのため，詳細な値は事故後に得られた詳細な事象進展，データを用いて確認する必要がある。

ｂ．フィルタ装置出口放射線モニタによる推定方法
フィルタ装置出口放射線モニタは，フィルタ装置出口配管に設置されており，ベントによる放射性物質からの放射線を測定するものである。
ベント中に放出される放射性物質濃度とベント流量を把握することで，放射性物質の放出量を推定する。以下にフィルタ装置出口放射線モニタ
別紙 7-11235

別紙 7
による推定方法を示す。

○事前準備事項(3)項で示す手法で算出した「換算係数（(Bq／cm ３ ）／(Sv／h))」をあらかじめ用意する。なお，核種の減衰により換算係数は変化するため，代表的な時間における同様な手法で算出した換算係数を表として備えるなどの対応をあらかじめ用意する。

○放射性物質の推定方法①

フィルタ装置出口放射線モニタの指示値（Sv／h）に対し，事前に評価した「換算係数（(Bq／cm３ ）／(Sv／h))」を乗じ，放射性物質濃度（Bq／cm ３ ）を求める。

②①で求めた放射性物質濃度（Bq／m３ ）に格納容器圧力から推定されるベント流量（m ３ ／h）を乗じ，放出速度（Bq／h）を求める。

③②の放出速度（Bq／h）をベント実施期間で積分することにより，放出放射能量（Bq）を求める。

④

事故後に換算係数を再評価し，また，配管付着分のバックグランドを差し引くことで，より精度の高い放出放射能量（Bq）を求める。

別紙 7-12236

別紙 8
電源構成の考え方について(1)

電源系統の構成
格納容器圧力逃がし装置の隔離弁及び計装設備の重大事故等時における電源構成は，以下のとおり。
ａ．常設代替交流電源設備
常設代替交流電源設備として，ディーゼル機関及び発電機を搭載した
常設代替高圧電源装置を設置する。本設備は，常設代替高圧電源装置の遠隔起動操作スイッチにより中央制御室からの起動を可能とする。
ｂ．可搬型代替交流電源設備
可搬型代替交流電源設備として，ディーゼル機関及び発電機を搭載した可搬型代替低圧電源車を配備する。本設備は，常設代替交流電源設備と異なる場所に分散して配備する。接続口は，原子炉建屋の西側及び東側に位置的分散を考慮して設置することで，共通要因により接続することができなくならないようにする。
ｃ．常設代替直流電源設備
常設代替直流電源設備として，緊急用直流 125V 蓄電池を設置する。本
設備は，重大事故等対処設備専用の蓄電池であり，所内常設直流電源設
備とは位置的分散を図る。本系統は，常設代替交流電源設備，可搬型代
替交流電源設備又は可搬型代替直流電源設備による電源の給電が開始されるまでの期間も格納容器圧力逃がし装置の隔離弁及び計装設備の重大事故等時における機器に，24 時間にわたり電源を給電できる容量を有している。
ｄ．可搬型代替直流電源設備
可搬型代替直流電源設備として，可搬型整流器を配備し，ｂ．に記載の可搬型代替低圧電源車と組み合わせて電源を給電する。
別紙 8-1

237

別紙 8
(2)

電源種別毎の電源給電範囲
ａ．常設代替交流電源設備による電源給電範囲
常設代替交流電源設備により，第一弁（サプレッション・チェンバ側），
第一弁（ドライウェル側），第二弁，第二弁バイパス弁，移送ポンプ，排水ポンプ，フィルタ装置周り計装設備，フィルタ装置入口水素濃度計，
フィルタ装置出口放射線モニタ（高レンジ・低レンジ）及びフィルタ装
置スクラビング水 pH 計に給電が可能である。
電源給電範囲を第 1 図及び第 2 図に，負荷一覧を第 1 表に示す。

別紙 8-2

238

別紙 8

第1図

常設代替交流電源設備による電源給電範囲（交流）別紙 8-3

239

別紙 8

第2図

常設代替交流電源設備による電源給電範囲（直流）
別紙 8-4

240

別紙 8
第1表

常設代替交流電源設備による負荷一覧
負荷容量(交流(kW))

負荷

備考

第一弁
1

0.72kW（サプレッション・チェンバ側）
第一弁

2

0.72kW（ドライウェル側）

3

第二弁

0.5kW

4

第二弁バイパス弁

0.5kW

5

移送ポンプ

7.5kW

6

排水ポンプ

15kW

7

フィルタ装置周り計装設備

0.3kW

8

フィルタ装置入口水素濃度計

26kW

フィルタ装置出口放射線モニタ
90.3kW（高レンジ・低レンジ）

10 フィルタ装置スクラビング水 pH 計

26.3kW合

約 78kW ※※計

常設代替交流電源設備の設備容量は 5,520kW（6,900kVA）とし，負荷容量約 78kW に対して必要十分な容量とする。

別紙 8-5241

別紙 8ｂ．可搬型代替交流電源設備による電源給電範囲
可搬型代替交流電源設備により，第一弁（サプレッション・チェンバ側），第一弁（ドライウェル側），第二弁，第二弁バイパス弁，移送ポン
プ，排水ポンプ，フィルタ装置周り計装設備，フィルタ装置入口水素濃度計，フィルタ装置出口放射線モニタ（高レンジ・低レンジ）及びフィ
ルタ装置スクラビング水 pH 計に給電が可能である。
電源給電範囲を第 3 図及び第 4 図に，負荷一覧を第 2 表に示す。

別紙 8-6

242

別紙 8

第3図

可搬型代替交流電源設備による電源給電範囲（交流）別紙 8-7

243

別紙 8

第4図

可搬型代替交流電源設備による電源給電範囲（直流）

別紙 8-8

244

別紙 8
第2表

可搬型代替交流電源設備による負荷一覧
負荷容量(交流(kW))

負荷

備考

第一弁
1

0.72kW（サプレッション・チェンバ側）
第一弁

2

0.72kW（ドライウェル側）

3

第二弁

0.5kW

4

第二弁バイパス弁

0.5kW

5

移送ポンプ

7.5kW

6

排水ポンプ

15kW

7

フィルタ装置周り計装設備

0.3kW

8

フィルタ装置入口水素濃度計

26kW

フィルタ装置出口放射線モニタ
90.3kW（高レンジ・低レンジ）

10 フィルタ装置スクラビング水 pH 計

26.3kW合

約 78kW ※※計

可搬型代替交流電源設備の設備容量は，可搬型代替低圧電源車 2 台分の 560kW（700kVA）とし，負荷容量約 78kW に対して必要十分な容量とする。

別紙 8-9245

別紙 8
ｃ．常設代替直流電源設備による電源給電範囲
常設代替直流電源設備により，フィルタ装置周り計装設備及びフィル
タ装置出口放射線モニタ（高レンジ・低レンジ）に給電が可能である。
なお，移送ポンプ及び排水ポンプについては，使用時期はベント開始
後，フィルタ装置入口水素濃度計については，使用時期は事故収束時となり，いずれも時間的余裕があることから，可搬型代替交流電源設備からの給電が十分可能である。また，フィルタ装置スクラビング水 pH 計については，系統待機時に使用すること，第一弁（サプレッション・チェ
ンバ側），第一弁（ドライウェル側），第二弁及び第二弁バイパス弁については，フレキシブルシャフトが付いており，手動での開閉操作が可能であり，常設代替直流電源設備からの電源給電は行わない。
電源給電範囲を第 5 図に，負荷一覧を第 3 表に示す。

別紙 8-10

246

別紙 8

第5図

常設代替直流電源設備による電源給電範囲

別紙 8-11

247

別紙 8
第3表

常設代替直流電源設備による負荷一覧
負荷容量(直流（A））

負荷

備考

第一弁
1

―
（サプレッション・チェンバ側）
第一弁

2

―
（ドライウェル側）

3

第二弁

―

4

第二弁バイパス弁

―

5

移送ポンプ

―

6

排水ポンプ

―

7

フィルタ装置周り計装設備

3A

8

フィルタ装置入口水素濃度計―

フィルタ装置出口放射線モニタ
93A（高レンジ・低レンジ）

10 フィルタ装置スクラビング水 pH 計―合

約 6A ※２

計

182.4Ah ※１※１

24 時間使用した場合の容量※２

常設代替直流電源設備の設備容量は 6,000Ah とし，負荷容量 182.4Ahに対して必要十分な容量とする。

別紙 8-12248

別紙 8
ｄ．可搬型代替直流電源設備による電源給電範囲
可搬型代替直流電源設備により，フィルタ装置周り計装設備及びフィ
ルタ装置出口放射線モニタ（高レンジ・低レンジ）に給電が可能である。
第一弁（サプレッション・チェンバ側），第一弁（ドライウェル側），第二弁，第二弁バイパス弁，移送ポンプ，排水ポンプ，フィルタ装置入口
水素濃度計及びフィルタ装置スクラビング水 pH 計については交流機器であり，可搬型代替直流電源設備から給電はできない。
なお，移送ポンプ，排水ポンプ及びフィルタ装置入口水素濃度計については，ｃ．に記載のとおり。
電源給電範囲を第 6 図に，負荷一覧を第 4 表に示す。

別紙 8-13

249

別紙 8

第6図

可搬型代替直流電源設備による電源給電範囲

別紙 8-14

250

別紙 8
第4表

可搬型代替直流電源設備による負荷一覧
負荷容量(直流(A））

負荷

備考

第一弁
1

―
（サプレッション・チェンバ側）
第一弁

2

―
（ドライウェル側）

3

第二弁

―

4

第二弁バイパス弁

―

5

移送ポンプ

―

6

排水ポンプ

―

7

フィルタ装置周り計装設備

3A

8

フィルタ装置入口水素濃度計―

フィルタ装置出口放射線モニタ
93A（高レンジ・低レンジ）

10 フィルタ装置スクラビング水 pH 計

―

合

6A ※

※

計

可搬型代替直流電源設備の設備容量は，可搬型整流器が 400A であり，負荷容量 6A に対して必要十分な容量とする。

別紙 8-15251別紙 8（参考）可搬型代替電源設備のアクセス性について
可搬型代替交流電源設備及び可搬型代替直流電源設備である可搬型代替低圧電源車並びに可搬型代替直流電源設備である可搬型整流器のアクセスルートについては，想定される重大事故等が発生した場合においても，保管場所から使用場所まで複数のアクセスルートを確保する設計とする。
常設設備との接続部についても，原子炉建屋の隣り合わない異なる面の近傍に二箇所の接続口を設置していることから，共通要因により接続不可とならない設計としている。

別紙 8-16252

別紙 9
エアロゾルの再浮遊・フィルタの閉塞について
フィルタ装置を継続使用する場合，エアロゾルの除去性能に影響を与える
可能性のある因子として，以下の点を考慮する必要がある。
・エアロゾルの再浮遊・フィルタの閉塞
それぞれの因子について，影響評価を実施する。

(1)

エアロゾルの再浮遊
ａ．ベンチュリスクラバ(a)

想定する状態
フィルタ装置を継続使用すると，ベンチュリスクラバで捕集されたエアロゾルにより，ベンチュリスクラバ内のエアロゾル濃度は徐々に上昇する。スクラビング水の水面近傍には，水沸騰やベンチュリノズ
ルを通るベントガスによる気流により，細かい飛沫（液滴）が発生す
るが，その飛沫にエアロゾルが含まれていると，エアロゾルがベンチュリスクラバの後段に移行することが考えられる。

(b)

影響評価
ベンチュリスクラバの後段には，金属フィルタが備えられており，
この金属フィルタには，

別紙 9-1253

別紙 9

以上のとおり，フィルタ装置はベンチュリスクラバでのエアロゾルの再浮遊に対して考慮した設計となっている。
ｂ．金属フィルタ
(a)

想定される状態(b)

影響評価
金属フィルタに捕集されたエアロゾルの崩壊熱は，ベント中はベン
トガスの流れによって冷却され，ベント後はベンチュリスクラバに捕集したエアロゾルの崩壊熱により発生する蒸気によって冷却されることから，この影響について評価する。

(ⅰ)

金属フィルタへのエアロゾル移行割合
フィルタ装置では，ベンチュリスクラバにより大部分のエアロゾ
ルが捕集される。このベンチュリスクラバによる除去性能を考慮して，金属フィルタへのエアロゾル移行割合は，フィルタ装置に移行
する総量の

(ⅱ)

とする。（別紙 46 第 4 表）

蒸気割合
保守的に評価するため，冷却源となる蒸気量が最も小さくなるよ
うな条件として格納容器圧力逃がし装置の隔離弁を閉とした場合を想定し，蒸気量はスクラビング水に捕集される崩壊熱による蒸気量とし，圧力，温度条件はベント後長期間を経た後と想定し，大気圧
別紙 9-2254

別紙 9
及びその飽和温度とする。
・蒸気潜熱（100℃飽和蒸気）＝ 2.256E+6 J／kg
・比熱（100℃飽和蒸気）＝ 2,077 J／kg℃
(ⅲ)

評価結果

ここで，金属フィルタの上昇温度は流入するエアロゾルの崩壊熱量（フィルタ装置内の発熱量）に関わらず，金属フィルタへのエア
ロゾル移行割合で一義的に決まり，ベント後長期間を経た後を想定した蒸気条件を使用すると，以下の評価結果となる。
・上昇温度≒
したがって，金属フィルタの温度は，エアロゾルの再浮遊が起こるような温度（参考：CsOH の融点：272.3℃）に対し十分低く抑えることができる。

別紙 9-3

255

別紙 9
(2)

フィルタの閉塞ａ．想定する状態
炉心損傷後のベント時には，溶融炉心から発生するエアロゾルに加え，炉内構造物の過温などによるエアロゾル，コア－コンクリート反応により発生する CaO2 等のコンクリート材料に起因するエアロゾル，保温材等の熱的・機械的衝撃により発生する粉塵がフィルタ装置に移行する可能性がある。これらのエアロゾルの影響により，ベンチュリノズルの狭隘部や金属フィルタに付着し，閉塞する可能性について考慮する。また，
金属フィルタについては，液滴の付着による閉塞についても考慮する。
ｂ．影響評価(a)

ベンチュリノズル
ベンチュリノズルの狭隘部は数 cm であり，狭隘部を通過するガス流速は高速となる。これに対して，エアロゾルの粒子径は極めて小さく，
ベンチュリノズルが閉塞することはない。

(b)

金属フィルタ（エアロゾルによる閉塞）
ベンチュリスクラバで捕集されなかったエアロゾルは，後段の金属フィルタに捕集される。この金属フィルタに捕集されるエアロゾル量と金属フィルタの許容負荷量を比較し，閉塞しないことを以下のとおり確認した。

(ⅰ)

金属フィルタの許容負荷量
金属フィルタ単体に対し，エアロゾルを供給した場合，負荷量はまで許容されることが確認されている。

(ⅱ)

エアロゾル量格納容器からのエアロゾルの移行量を保守的に評価するため，サプレッション・プールによるスクラビング効果がないドライウェル
別紙 9-4256

別紙 9
ベント時の格納容器からフィルタ装置に移行するエアロゾル量について，核分裂生成物の炉内内蔵量とＮＵＲＥＧ－1465 に基づく炉心から格納容器へ放出される核分裂生成物の割合を用いて評価した結果，約 38kg となる。さらに，エアロゾルに係る海外規制を踏
まえ，400kg に設定している。（別紙 2）
このエアロゾル重量に金属フィルタへのエアロゾル移行割合
1／100 を考慮する（別紙 46 第 4 表）と，設計エアロゾル重量（400kg）
に対して金属フィルタへの移行量は，4kg となる。

(ⅲ)

評価結果
金属フィルタの総面積はであり，設計エアロゾル移行量に対する金属フィルタへの移行量は 4kg となることから，金属フィル
タの負荷は

となる。

これは金属フィルタの許容負荷量に対して十分小さいことから，
金属フィルタが閉塞することはない。
(c)

金属フィルタ（液滴による閉塞）
金属フィルタに移行するベントガスに含まれる液滴（湿分）は，

低流速では，

機能の低下が懸念されるものの，JAVA 試験における下記の結果から，金属フィルタ部におけるエアロゾルの除去性能は運転範囲を下回る低速範囲（）においても低下しないと考えられる。
①

ベントフィルタ運転範囲を下回る低流速範囲においても，第 1
別紙 9-5257

別紙 9
図のとおりベントフィルタ（ベンチュリスクラバ及び金属フィルタ）の除去性能が確保されている。
②

以上から，プレフィルタ及び湿分分離機構における，液滴分離が十分に実施でき，液滴（湿分）によるメインフィルタの閉塞が発生することはないと評価する。

Decontamination Factor, [-]1000000

100000

10000

1000

100

10

1

Normalized MFF Velocity, [%]第1図金属フィルタ部におけるガス流速に対するベンチュリスクラバと金属フィルタを組み合わせた除去係数

別紙 9-6258

別紙 10
ベンチュリスクラバにおける無機よう素の再揮発・薬剤の容量不足について
フィルタ装置を継続使用する場合，ベンチュリスクラバの無機よう素除去
性能に影響を与える可能性のある因子として，以下の点を考慮する必要がある。
・無機よう素の再揮発・薬剤の容量不足
それぞれの因子について，影響評価を実施する。
(1)

無機よう素の再揮発ａ．想定する状態
気液界面における無機よう素の平衡については温度依存性があり，温度の上昇に伴い気相中に移行する無機よう素が増えることが知られている。高温のベントガスによりスクラビング水の温度が上昇した場合，ス
クラビング水中に捕集された無機よう素が気相中に再揮発することが考えられる。
ｂ．影響評価
無機よう素の除去係数の温度依存性については，ＮＵＲＥＧ／ＣＲ－
5732 に類似の影響評価に関する知見が得られている（参考図書 1）。
ＮＵＲＥＧ／ＣＲ－5732 によれば，格納容器内のよう素の化学形態について，気相中のよう素と液相中のよう素の挙動は 2 つの効果が組み合
わさって影響を受けることとなる。

①

液相中における無機よう素（I ２ ）とよう素イオン（I－ ）の平衡
放射線環境下において，液相中における無機よう素とよう素イオンの存在比は以下のように表される。

別紙 10-1

259

別紙 10I

FI

I[I２ ]と[I－ ]は，無機よう素とよう素イオンの濃度を表す。この平衡反応は pH に強く依存する。第 1 図に pH に対する平衡の関係を示
す。

第1図

①

液相中における I ２ と I － の平衡と pH の関係

液相と気相の無機よう素（I２ ）の平衡
液相中の無機よう素（I２ (aq)）と気相中の無機よう素（I2(g)）の存在比は以下のように表される。

P

I aq
I g

[I2(aq)]及び[I2 (g)]はそれぞれ液相中の無機よう素濃度及び気相中の無機よう素濃度を表す。この平衡は，以下の関係で温度に依
存する。

log

P

6.29

0.0149T

T：絶対温度

気液界面（フィルタ装置水面）における無機よう素の平衡については，②のとおり温度依存性があり，スクラビング水の水温が高い
別紙 10-2

260

別紙 10方が気相の無機よう素の割合が増える。しかし，アルカリ環境下では，①の無機よう素とよう素イオンの平衡により液相中に存在する
無機よう素が極めて少なく，無機よう素の気相部への移行量は，ス
クラビング水の温度が上昇しても十分小さい値となる。
JAVA 試験は，高温のベントガスを用いて，無機よう素が気相中に移行しやすい条件での試験を実施しており，温度上昇による影響に配慮したものとなっている。
JAVA 試験で得られた無機よう素除去性能試験の結果を第 1 表に，温度に対する無機よう素除去性能の関係を第 2 図に示す。

第1表

JAVA 試験結果（無機よう素除去性能試験結果）

別紙 10-3261

別紙 10第2図(2)

温度に対する無機よう素除去性能

薬剤の容量不足

ａ．想定する状態(1)式に示すとおり，無機よう素はベンチュリスクラバにて薬剤（）との反応により捕集されるが，薬剤の容量を超える無機よう素が流入した場合には，無機よう素は捕集されずに下流に流出されることが考えられる。

・・・・（1）ｂ．影響評価スクラビング水に含まれるの量は，格納容器から放出される無機よう素の量に対して十分大きいことから，容量に達することはないことを以下のとおり確認した。

別紙 10-4262

別紙 10(a)

スクラビング水の薬剤の保有量
スクラビング水に含まれる水位に対しての割合は待機時下限であるため，

となり

の量は

となる。
(b)

無機よう素の流入量
ベンチュリスクラバに流入する無機よう素の量を以下のとおり設定した。
・事故時に炉内に内蔵されるよう素元素量
ＢＷＲプラントにおける代表炉心（ＡＢＷＲ）の平衡炉心末期を対象としたＯＲＩＧＥＮ２コードの計算結果に対して，東海第二発
電所の熱出力（3,293MW）を考慮して算出した結果，約 24.4kg とする。
・格納容器への放出割合
ＮＵＲＥＧ－1465 に基づき，格納容器内へのよう素の放出割合を61％とする。
・格納容器に放出されるよう素の元素割合
Regulatory Guide 1.195 に基づき，よう化セシウム 5％，無機よう素 91％，有機よう素 4％とする。
以上より，ベンチュリスクラバに流入する無機よう素 （分子量253.8g／mol）
(c)

の量は

となる。

評価結果
ベンチュリスクラバにおける無機よう素の反応はアルカリ環境下において(1)式に示すとおりであることから，ベンチュリスクラバに流入する無機よう素の反応に必要なる。スクラビング水に含まれる
別紙 10-5

-

の量は

の量は

とな

であることから，

263

別紙 10が容量不足となることはない。

<参考図書>
1. ＮＵＲＥＧ／ＣＲ-5732_ORNL／TM-11861 Iodine Chemical Forms in LWR
Severe Accidents
2. ＮＵＲＥＧ－1465 “Accident Source Terms for Light-Water Nuclear Power
Plants”Feb.1995
3. Regulatory Guide 1.195, “ Methods and assumptions for evaluating
radiological consequences of design basis accidents at light-water
nuclear power reactors”

別紙 10-6264別紙 10（参考）有機よう素の生成割合に関する REGULATORY GUIDE 1.195 の適用について

有機よう素の生成割合は，Regulatory Guide 1.195 “Methods and Assumptions
for Evaluating Radiological Consequences of Design Basis Accidents at
Light Water Nuclear Power Reactors”で示されたよう素の存在割合を用い，4％を仮定している。
格納容器中の無機よう素等から有機よう素への転換割合，重大事故時における pH 調整と有機よう素の生成割合に関する評価を以下に示す。

a．格納容器中の無機よう素等から有機よう素への転換割合
ＷＡＳＨ－1233 “Review of Organic Iodide Formation Under Accident
Conditions in Water-Cooled Reactors”では，粒子状よう素（CsI）を除く無機よう素等（I2 ，HI，I）から有機よう素（CH3I）への転換に関して，格納容器内を模擬した種々の実験結果に基づいて提案している（参考図書 1）。
一方，ＮＵＲＥＧ－0772 “Technical Basis for Estimating Fission ProductBehavior during LWR Accidents”において，上記のＷＡＳＨ－1233 の実験結果を再度評価し，ＷＡＳＨ－1233 で示される有機よう素への転換割合は，有機よう素の生成を導くメカニズムの定義付けが十分ではなく，保守的としている（参考図書 2）。
ＷＡＳＨ－1233 及びＮＵＲＥＧ－0772 に示されている，それぞれの有機よう素への転換割合を第 2 表に示す。

別紙 10-7265別紙 10第2表

格納容器中の無機よう素等から有機よう素への転換割合

有機よう素

ＷＡＳＨ－1233

ＮＵＲＥＧ－0772

非放射線場

1％未満

0.01％未満

放射線場

2.2％未満

0.02％未満

合計

3.2％未満

0.03％未満

ＮＵＲＥＧ－1465 “Accident Source Terms for Light-Water Nuclear Power
Plants”では，無機よう素等から生成される有機よう素の転換割合として，Ｗ
ＡＳＨ－1233 で示される 3.2％（合計）に基づき決定している。しかし，ＷＡ
ＳＨ－1233 では有機よう素の生成反応のみを考慮し，放射線による分解反応については考慮していないこと，格納容器内での有機よう素の生成割合を評価していることなどから，ＮＵＲＥＧ－0772 のレビュー結果と同様，相当な保守性を持った値としている。
b．重大事故時における pH 調整と有機よう素の生成割合
ＮＵＲＥＧ／ＣＲ－5732 “Iodine Chemical Forms in LWR Severe Accidents”
では，
pH とよう素の存在割合について，pH の低下に伴って無機よう素等への生成割合が増加する知見が示されており，pH 調整が実施されている場合と pH 調整が実施されていない場合のそれぞれについて，重大事故時のよう素形態に関して，
複数のプラントに対するよう素の発生量を評価している。pH 調整が実施されている場合の結果を第 3 表に，pH 調整が実施されていない場合の結果を第 4 表に示す。BWR プラント（Grand Gulf，Peach Bottom）では，重大事故時において，pH 調整の実施の有無に限らず，有機よう素の生成割合は 1％以下となっている。

別紙 10-8266

別紙 10
第3表

重大事故時に pH 調整を実施した場合の有機よう素の生成割合

第4表

重大事故時に pH 調整を実施しない場合の有機よう素の生成割合

以上より，有機よう素の生成割合については不確定さがあるものの，
Regulatory Guide 1.195 で示されている 4％は十分な保守性を有していると考えられることから，設計値として採用している。

<参考図書>
1． ＷＡＳＨ－1233,“Review of Organic Iodide Formation Under Accident
Conditions in Water-Cooled Reactors”
2． ＮＵＲＥＧ－0772,“Technical Basis for Estimating Fission ProductBehaviour during LWR Accidents”

別紙 10-9267

別紙 11
よう素除去部におけるよう素の再揮発，吸着材の容量減少及び変質について
フィルタ装置を継続使用する場合，よう素除去部の性能に影響を与える可能性のある因子として，以下の点を考慮する必要がある。
・よう素（有機よう素，無機よう素）の再揮発・吸着材の容量減少
・吸着材の変質
それぞれの因子について，影響評価を実施する。
(1)

よう素の再揮発ａ．想定する状態
化学工業の分野ではゼオライトに高温の水素を通気することにより捕集されているよう素を再揮発させる技術がある。よう素除去部に充填された銀ゼオライトに，ベントガスに含まれる水素が通気されると，捕集された放射性よう素が再揮発することが考えられる。
ｂ．影響評価水素によるよう素の再揮発は 400℃以上の高温状態で数時間程度，水素を通気した場合に起こることが知られている（参考図書 1）。一方フィルタ装置に流入するガスは 200℃以下であり，銀ゼオライトに水素を含むガスが通過したとしても，ゼオライトに捕集されているよう素が再揮発することはない。
また，よう素除去部で捕集した放射性よう素の崩壊熱は，ベント中はベントガスにより冷却され，ベント後は系統を不活性化するために供給される窒素により冷却されることから，この冷却条件における上昇温度を評価する。
(a)

よう素除去部で蓄積されるよう素の発熱量
よう素除去部に蓄積されるよう素の発熱量を以下のとおり設定した。
別紙 11-1

268

別紙 11
・事故時に炉内に内蔵されるよう素の発熱量
ＢＷＲプラントにおける代表炉心（ＡＢＷＲ）の平衡炉心末期を対象としたＯＲＩＧＥＮ２コードの計算結果に対して，東海第二発電所の熱出力（3,293MW）を考慮して算出した結果，とする。
・格納容器への放出割合
ＮＵＲＥＧ－1465 に基づき，格納容器へのよう素の放出割合を61％とする。
・格納容器に放出されるよう素の元素割合
Regulatory Guide 1.195 に基づき，よう化セシウム 5％，無機
よう素 91％，有機よう素 4％とする。
・格納容器内の除去係数（無機よう素）格納容器内の沈着やスプレイ，サプレッション・プールによるスクラビング効果によっては，保守的に除去されないものとして評価する。
ベンチュリスクラバでの無機よう素の除去性能（ＤＦ＝100）を考慮して，ベンチュリスクラバで除去されずに残った全ての無機よう素がよう素除去部に蓄積するものとする。また，よう素除去部の有機よう素の除去性能はＤＦ＝50 であるが，有機よう素全てがよう素除去部に蓄積されるものとすることでよう素除去部での発熱量を保守的に評価する。よう素除去部での発熱量を第 1 表に示す。

第1表

よう素除去部での発熱量（単位:W）
原子炉停止後時間
19hr
168hr

有機よう素＋無機よう素の発熱量
別紙 11-2269

別紙 11(b)

減衰時間と冷却ガス条件
ベント終了までは蒸気による冷却となるため，以下の①，②のケースを想定し，その時点の減衰を考慮する。窒素による冷却については②を想定し，その時点の減衰を考慮する。
①

原子炉停止後 19 時間（有効性評価におけるベント開始時間）②

原子炉停止後 168 時間（事象発生 7 日後）保守的に評価するため，冷却能力が低い条件として，可搬型窒素供給装置による窒素流量のみを冷却ガス条件とし，圧力，温度条件は大気圧及び常温付近の 27℃（300K）とする。
・窒素流量＝ 200 m３ [N]／h・窒素比熱＝ 1,040 J／kg・℃

・窒素密度＝ 1.25 kg／m３ [N]

また，蒸気の場合も，圧力，温度条件は，大気圧及びその飽和温度とする。
・蒸気潜熱（100℃飽和蒸気）＝ 2.256×10６ J／kg
・比熱（100℃飽和蒸気）＝ 2,077 J／kg℃
・格納容器内発熱量 ＝ 2.03×10７ W（19hr）＝ 9.83×10６ W（168h）
(c)

評価結果
よう素除去部に蓄積したよう素の崩壊熱によりガスが昇温される量を評価することにより，簡易的によう素除去部の温度上昇を評価する。
よう素除去部に移行したよう素の崩壊熱の全量がガスに移行したと仮定し，以下の評価式にてよう素除去部の上昇温度を評価した。
＜窒素パージの場合＞
別紙 11-3270

別紙 11
上昇温度（℃）＝よう素除去部内の発熱量（W）／（比熱（J／kg℃）・窒素パージ量（m3／s）・窒素密度（kg／m3））＜蒸気の場合＞
上昇温度（℃）＝よう素除去部内の発熱量（W）／（比熱（J／kg℃）
・蒸気発生量（kg／s））
蒸気発生量（kg／s）＝

格納容器内の発熱量（W）／蒸発潜熱(J／kg)

第 2 表に窒素冷却における上昇温度を，第 3 表に蒸気（崩壊熱相当）
冷却における上昇温度を示す。いずれの場合においても，よう素除去部の温度上昇は十分低く，よう素除去部での温度上昇は，再揮発が起こるような温度（400℃以上）に対して十分に低く抑えることができる。

第2表

窒素冷却による上昇温度（単位:℃）
原子炉停止後時間
168hr

上昇温度

第3表

蒸気（崩壊熱相当）冷却による上昇温度（単位:℃）
原子炉停止後時間
19hr
168hr
上昇温度

(2)

吸着材の容量減少
ａ．想定する状態
ガス状放射性よう素は銀ゼオライトに捕集されるが，銀ゼオライトの吸着容量に達した場合には，ガス状放射性よう素は捕集されずに系外に放出されることが考えられる。
ｂ．影響評価

別紙 11-4271

別紙 11
よう素除去部で保持が可能なガス状放射性よう素の吸着容量（銀分子数）は，格納容器から放出されるよう素量に対して十分大きいことから，吸着容量に達することはないことを以下のとおり確認した。また，JAVA
PLUS 試験と実機の有機よう素注入量と銀ゼオライト充填量との比較においても，よう素除去部の有機よう素捕集に関する吸着容量が十分であることを確認した。
(a)

よう素除去部の銀の保有量
よう素除去部の銀ゼオライトの銀含有割合は
銀ゼオライト(b)に含まれる銀の量はであるため，である。

ガス状放射性よう素の流入量
よう素除去部に蓄積されるよう素の発熱量を以下のとおり設定した。
・事故時に炉内に内蔵されるよう素元素量
ＢＷＲプラントにおける代表炉心（ＡＢＷＲ）の平衡炉心末期を対象としたＯＲＩＧＥＮ２コードの計算結果に対して，東海第二発
電所の熱出力（3,293MW）を考慮して算出した結果，約 24.4kg とする。
・格納容器への放出割合
ＮＵＲＥＧ－1465 に基づき，格納容器内へのよう素の放出割合を61％とする。
・格納容器に放出されるよう素の元素割合
Regulatory Guide 1.195 に基づき，よう化セシウム 5％，無機よう素 91％，有機よう素 4％とする。

別紙 11-5272

別紙 11
フィルタ装置での無機よう素の除去性能（ＤＦ＝100）を考慮して，
ベンチュリスクラバで除去されずに残った全ての無機よう素がよう素除去部に蓄積するものとする。また，有機よう素は全てがよう素除去
部に蓄積されるものとする。
以上の想定で，よう素除去部に吸着するガス状放射性よう素の量は無機よう素約 0.54mol，有機よう素約 4.7mol であり，無機よう素 I２（分子量：253.8）約 136g，有機よう素 CH３ I（分子量：141.9）約 666gに相当する。
（無機よう素（I ２ ）のモル数）＝24,400g／126.9g／mol×61％×91％／100(DF)／2（I2 ）
＝0.536…mol（有機よう素（CH３ I）のモル数）＝24,400g／126.9g／mol×61％×4％＝4.69…mol(c)

評価結果
よう素は，以下に示すように銀と反応することから，銀ゼオライトに含まれる銀の量は，流入する放射性よう素の捕集に十分な量であると言える。
・有機よう素の除去反応

・無機よう素の除去反応(d)

JAVA PLUS 試験と実機の比較による容量の確認
JAVA PLUS 試験において，有機よう素を用いて銀ゼオライトの性能検証を行っている。JAVA PLUS 試験では，交換することなく有機よう素を
別紙 11-6の銀ゼオライトを以上注入しているが，銀ゼオラ

273

別紙 11
イトの性能劣化は確認されていない。
実機の銀ゼオライト充填量は
りであり，JAVA PLUS 試験の実績よの有機よう素が流入しても性能劣化を起こさないと言える。

実機よう素除去部に想定される有機よう素の最大流入量はあり，無機よう素を含めてもでであることから，銀ゼオライトが性能劣化することはないと考えられる。

(3)

吸着材の変質ａ．想定する状態
よう素除去部の吸着材として使用する銀ゼオライトは，光照射又は高湿度の環境に長期間晒されると，変質してよう素除去性能が低下することが考えられる。
ｂ．影響評価
銀ゼオライトは，ステンレス鋼製のフィルタ装置容器内のよう素除去部に充填されるため，光が照射されることはなく，変質するおそれはな
い。
また，湿分による銀ゼオライトのよう素除去性能への影響については，
密閉容器内にスクラビング水と銀ゼオライトを保管し，6 カ月後及び 15 カ月後の除去効率の測定試験を行い，性能基準を満たしていることを確認した。（別紙 14）

別紙 11-7274

別紙 11<参考図書>
1. ＯＲＮＬ／ＴＭ－6607 “Literature Survey of Methods to Remove Iodine
from Off-gas Streams Using Solid Sorbents”，Apr／10／1979
2. ＮＵＲＥＧ－1465 “Accident Source Terms for Light-Water Nuclear Power
Plants”Feb.1995
3. Regulatory Guide 1.195, “ Methods and assumptions for evaluating
radiological consequences of design basis accidents at light-water
nuclear power reactors”

別紙 11-8275

別紙 12
スクラビング水の保有水量の設定根拠について
スクラビング水の初期保有水量（系統待機時）は，ベント開始後 24 時間はベンチュリスクラバによる所定の放射性物質の除去性能が得られる水量と，と設定している。
スクラビング水の水量の設定根拠を以下に示す。また，フィルタ装置水位の概略図を第 1 図に示す。

(1)

最大水量について別紙 12-1276

別紙 12

別紙 12-2277

別紙 12(2)

最小水量について別紙 12-3278

別紙 12，

別紙 12-4279

別紙 12

第1図

フィルタ装置水位の概略図

別紙 12-5280

別紙 12(3)

スクラビング水の補給期間について

フィルタ装置の設計条件に基づいているスクラビング水の初期保有水量（フィルタ装置の寸法）は，他の設計条件と同様に，大きな保守性を確保し設定（設計）している。一方，スクラビング水の補給期間は，運用に係るものであり，有効性評価に基づく運用を考慮して評価することとし，有効性評価のうちベント時間を厳しく評価する大破断ＬＯＣＡを想定した「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）」におけるフィルタ装置内の発熱量を用いたスクラビング水の水位挙動より評価する（第 1 表）。
スクラビング水の補給期間の評価条件及び評価結果を以下に示す。

【評価条件】
・初期水位：
・室温：25℃ ※１ （系統待機時），65℃ ※２ （ベント実施中）
・ベント時の格納容器圧力：第 2 図のとおり
・フィルタ装置内発熱量：※１：ベント実施前のスクラビング水の初期水温としても使用。地
下格納槽にあることを踏まえて設定した値※２：スクラビング水の蒸発量を多く見込むために高めに設定した値※３：19 時間ベントの解析結果にＮＵＲＥＧ補正（別紙 17 補足 5 参照）した格納容器外へ放出された放射性物質（希ガスを除く）の発熱量（約 15kW）に余裕を考慮した値

別紙 12-6281

別紙 12【評価結果】
スクラビング水位の挙動を第 3 図に示す。より保守的な結果を与えるＤ／
Ｗベントのケースにおいても，ベント時のスクラビング水位は最高水位，最低水位に至らず，想定事故においては事象発生後 7 日間（168 時間）運転員による水の補給操作は不要となる。

第1表

設備設計と運用の主な条件設定の差異
設備設計

運用

【フィルタ装置寸法】【水補給の運用の評価】

2～3 時間後
19 時間後※ベント時間【原子炉定格熱出力の 1％【有効性評価結果より】
相当の時間】
500kW

20kW【ベント時間【ベント時間2～3 時間ベース】

19 時間ベース】

フィルタ装置内
発熱量※：水補給の運用の評価のほか，被ばく評価もベント時間 19 時間ベース

別紙 12-7282

別紙 12

第2図

ベント時の圧力推移図（水位計算時）

別紙 12-8283

別紙 12

第3図「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）」におけるベント時のスクラビング水位の変化

別紙 12-9284

別紙 12（参考）スクラビング水スロッシングの影響について
格納容器圧力逃がし装置のスクラバ容器について，地震時にスロッシングが発生することで，スクラビング水が金属フィルタ下端まで到達する可能性がある。そこで，保守的な評価となるハウスナー理論を用いてスロッシング高さを評価した。
ハウスナー理論により，スロッシング高さd max は以下のように算出できる。

dmax

0.408 R coth 1.84
g
ω

2
θ R
N h

h
R

mm

1

ここで，

ωN

1.84

θh

1.534

R

g tanh 1.84

SA
2
ωN R

h

s

R

tanh 1.84

1

h
R

R

:フィルタ装置容器半径（内径）

[mm]

h

：スクラビング水上限水位

[mm]

g

：重力加速度9,806.65[mm／s２ ]SA：応答加速度[mm／s２ ]（原子炉建屋の地震動Ss から保守的に設定）

金属フィルタは上限水位からmm上方に設置しており，スロッシング

高さは最大でも830mmと算出されることから，スクラビング水は金属フィル
タ下端まで到達しない。評価結果を第1図に示す。

別紙 12-10285

別紙 12

また，スロッシング水位が下限水位時にスロッシングが発生すると，ベンチュリノズルは一部気層部に露出し，性能が一時低下するが，露出している
時間はベント実施時間と比較して非常に小さく，更にベンチュリスクラバの
後段には金属フィルタも設置していることから，格納容器ベントにより放出される放射性物質のトータル量に影響を与えるものではないと考える。

第4図

スクラビング水スロッシング評価結果

別紙 12-11286

別紙 13
スクラビング水が管理範囲を超えた場合の措置について
フィルタ装置は，要求される放射性物質除去性能が発揮できることを確認するため，スクラビング水の水位が管理範囲にあることを監視する。水位が管理範囲を超えた場合の措置について以下に示す。
(1)

系統待機時
系統待機時においては，フィルタ装置水位計にて，スクラビング水の水
位が待機時の下限水位から上限水位にあることを確認する。
フィルタ装置内は窒素で置換されており，第二弁及び圧力開放板にて隔離された状態となっている。系統待機時のフィルタ装置への補給について
は，格納槽上部から接続口に給水設備等を接続し注水することとなり，系
統待機中においては常時接続される水系の配管がないことから，待機中に水位が変動することはない。なお，スクラビング水を移送する移送ポンプにはテストタンクが設けられているが，本文「4.4設備の維持管理」に記載のとおり，弁で隔離した上で試験することで，フィルタ装置の水位に影響しないよう設計している。
(2)

ベント開始後ベント時においては，フィルタ装置水位計にて，スクラビング水の水位がベント時の下限水位から上限水位にあることを確認する。
フィルタ装置に捕集した放射性物質の崩壊熱により，スクラビング水が蒸発し下限水位を下回る可能性がある場合は，本文「4.2.2 スクラビング
水の補給」に基づき補給を行う。
別紙 12「スクラビング水の保有水量の設定根拠について」に示すとおり，
スクラビング水の水位はベント初期のベントガス凝縮による水位上昇を考
別紙 13-1287

別紙 13
慮しても上限水位に至らない設計としている。さらに，ベントガス以外にフィルタ装置に外部から流入するラインはないことから，上限水位に至ることはない。なお，万が一上限水位となった場合は，「4.2.4 排水操作」に基づき水位を低下させることが可能な設計となっている。

別紙 13-2288

別紙 14
よう素除去部へのスクラビング水の影響について
よう素除去部は，硝酸銀を添加した吸着材（銀ゼオライト）が充填されており，硝酸銀との化学反応で放射性よう素を除去する。
ベント中のよう素除去部へのスクラビング水の影響として，スウェリングにより，よう素除去部の位置までスクラビング水位が上昇し，よう素除去部において蒸気が凝縮し，銀ゼオライトの表面に水が付着することでよう素の除去性能が低下することがないかを確認する。
また，格納容器圧力逃がし装置の待機時のフィルタ装置内の環境が，スクラ
ビング水により飽和蒸気となることが想定されるが，この環境でよう素の除去
性能が低下することがないかを確認する。

(1)

スウェリングの影響について
スクラビング水に蒸気が流入すると，スウェリングにより水位が上昇するとともに，スクラビング水の水温も上昇する。その結果，定常状態（スクラ
ビング水が飽和した状態）では，スクラビング水は待機時に比べ上昇しており，よう素除去部の外壁はスクラビング水に接することとなる。この場合，
スクラビング水からよう素除去部へ入熱されるため，よう素除去部で蒸気が凝縮することはなく，よう素の除去性能への悪影響はない。
スクラビング水が飽和した状態においては，スクラビング水の温度はフィルタ装置内の圧力（スクラビング水部の圧力）により決まる。ベントガスの温度はこのベンチュリスクラバ（スクラビング水）を通過することで，スクラビング水の水温と同じになっているものと考えられる。

別紙 14-1289

別紙 14

したがって，よう素除去部の外壁がスクラビング水に接する場合，スクラ
ビング水の温度はよう素除去部を通過するベントガスの温度よりも高いこととなり，スクラビング水からの入熱が期待でき，よう素除去部において蒸気が凝縮し，銀ゼオライトの表面に水が付着することはないため，よう素の除去性能への悪影響はない。
フィルタ装置内のガスの流れと温度の関係を第 1 図に示す。

別紙 14-2

290

別紙 14

第1図

フィルタ装置内のガスの流れと温度の関係

別紙 14-3291

別紙 14(2)系統待機時におけるよう素除去部へのスクラビング水の影響について
プラント運転中を通して格納容器圧力逃がし装置の系統待機時は，フィルタ装置内がスクラビング水によって飽和蒸気の環境となり，銀ゼオライ
トは長期間，飽和蒸気の環境下で保管される。
この保管状況において湿分による銀ゼオライトのよう素除去性能への影
響を確認するため，密閉容器内にスクラビング水（と銀ゼオライトを第 1 表に示す環境で保管し，よう素除去効率を 6 カ月後及び 15 カ月後に測定を実施した結果と銀ゼオラ
イトの保管の様子を各々第 2 表と第 2 図に示す。

第1表
項目

銀ゼオライトの試験条件

試験条件

実機環境を考慮した適用性

別紙 14-4292

別紙 14
第2表

銀ゼオライトの除去効率の経時変化
有機よう素の除去効率（％）

初期

6 カ月後

15 カ月後密閉容器（デシケータ）銀ゼオライトスクラビング水第2図

銀ゼオライトの保管の様子

試験結果によると，6 カ月及び 15 カ月後における銀ゼオライトの除去効率は，性能基準（を満たしており，実機においてもプラン

ト運転中を通して性能は維持されると考える。

別紙 14-5293

別紙 15圧力開放板の信頼性について(1)

設計時の考慮
圧力開放板の設定作動圧力は，ベントを実施する際の妨げにならないよう，ベント開始時の格納容器圧力（310Pa[gage]）と比較して十分低い圧力で動作するように，設定作動圧力は 80kPa（圧力開放板前後差圧）を適用している。
ベント開始時における圧力開放板が作動したことの確認は，格納容器内のガスが大気へ放出されることによる格納容器圧力の指示値の下降，また，
ベント開始時にベントガスがフィルタ装置へ流入することによりフィルタ
装置圧力が上昇し，圧力開放板が作動するとベントガスが大気へ放出されるためフィルタ装置圧力が下降することから，フィルタ装置圧力の変化によっても確認することができる。
さらに，炉心の損傷が発生している場合においては，ベントガスに含まれる放射性物質により，圧力開放板下流に設置されたフィルタ装置出口放射線モニタの指示値が上昇することによっても，確認することができる。
なお，圧力開放板は，大気との境界に設置されることから，フィルタ装
置出口配管端部から降水が侵入し，凍結することで機能に影響を与えることがないように系統開口部から降水が浸入し難い構造とする。（別紙 32）(2)

製作時の考慮
圧力開放板は以下の項目を確認することで，信頼性を確保している。

別紙 15-1294

別紙 16
フレキシブルシャフトが常時接続されている状態における弁操作の詳細メカニズム

隔離弁の駆動方式は，電動（電動機による駆動）と遠隔手動（フレキシブ
ルシャフトによる操作）があり，これらの方式の切替えには「オートデクラッチ機構」を採用している。
オートデクラッチ機構は，従来，弁駆動部のレバー操作により実施していたクラッチの切替操作を，フレキシブルシャフトを操作することで，自動的に通常電動側にあるクラッチを手動（人力）側に切り替えることを可能とした機構である。
また，弁駆動部に動力を伝えるためのウォームシャフト部への動力の伝達
は，クラッチ機構を採用しており，電動側又は手動側のウォームシャフト部と切り離されるため，トルク伝達に影響を与えない構造となっている。
オートデクラッチ機構付の電動駆動弁の概要を第 1 図に示す。
オートデクラッチ機構は，ウォームシャフトクラッチが保持される位置により，弁へのトルクの伝わり方が変動する。電動操作時と手動操作時のオー
トデクラッチ機構の動作の違いについて第 2 図，第 3 図に示す。

別紙 16-1295

別紙 16

ハンドホイールギア（ローラなし）

手動ハンドル※手動ハンドル部はフレキシブルシャフトとなる。

②
ウォームギアローラ

ウォームシャフトクラッチ
ウォーム

フリッパ
デクラッチフォーク

ウォームシャフト
クラッチギア

トリッパ
①

電動機

爪部
デクラッチレバートリッパ

トリッパの状態＜注記＞①標準型では，ウォームシャフトクラッチ切替用のデクラッチレバーが本体機構に付くが，オートデクラッチ機能付きでは，手動ハンドルの動力を受けるフリッパとなる。
②オートデクラッチ機能付きでは，手動ハンドルの動力はハンドホイールギ
アを介してデクラッチフォークに伝えるため，ハンドホイールギアにローラが取り付けられている。
第1図

オートデクラッチ機構の概要図

別紙 16-2296

別紙 16第2図

弁駆動部の詳細図（電動駆動時（通常状態））

第3図

弁駆動部の詳細図（手動操作時）

別紙 16-3297

別紙 16（参考）オートデクラッチ機構の操作概要

別紙 16-4298

別紙 16

別紙 16-5299

別紙 17
ベント実施に伴うベント操作時の作業員の被ばく評価

ベント実施に伴うベント操作を手動で行う場合の作業員の被ばく評価を以下のとおり行った。
ベント操作としてサプレッション・チェンバ（Ｓ／Ｃ）からのベントを行う場合及びドライウェル（Ｄ／Ｗ）からのベントを行う場合のそれぞれにおける第一弁及び第二弁の開操作時の被ばく評価を行った。
（1）評価条件
a．放出量評価条件
想定事象として格納容器破損モード「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）」で想定される事故シーケンスにおいて，
代替循環冷却系を使用しない場合を想定した事故シナリオを選定する。
また，放出量評価条件を第 1 表，大気中への放出過程及び概略図を第 1
図～第 5 図に示す。
b．被ばく評価条件
被ばく経路は，第 6 図～第 8 図に示すとおり大気中へ放出される放射性物質による外部被ばく及び内部被ばく，格納容器圧力逃がし装置配管
及び原子炉建屋からの直接ガンマ線等による外部被ばくを考慮した。
大気中へ放出される放射性物質については，第 2 表及び第 3 表に示すとおり拡散効果を考慮した。また，作業場所に流入する放射性物質による被ばくについては，屋外の放射性物質の濃度と作業場所の放射性物質の濃度を同じとし，第 4 表及び第 5 表に示すとおり外部被ばくについて
は作業場所の空間体積を保存したサブマージョンモデルで評価を行い，内部被ばくについては呼吸率，線量換算係数等から評価を行った。なお，
第二弁の操作においては，空気ボンベにより加圧された待避室（遮蔽厚
別紙 17-1300

別紙 17
コンクリート相当）内で作業することを考慮し評価を行った。
格納容器圧力逃がし装置配管，原子炉建屋からの直接ガンマ線等による外部被ばくについては，第 6 表及び第 7 表に示すとおり原子炉建屋の外壁，作業場所の遮蔽壁の遮蔽効果を考慮し評価を行った。
c．アクセスルート及び評価地点
第一弁（Ｓ／Ｃ側）のベント操作を行う場合のアクセスルートは，第 9
図～第 11 図に示すとおりである。第一弁（Ｄ／Ｗ側）のベント操作を行う場合のアクセスルートは，第 12 図～第 15 図に示すとおりである。第二弁のベント操作を行う場合のアクセスルートは第 16 図～第 19 図に示すとおりである。
評価点は，第 9 図～第 20 図に示すとおり，ベント操作時は作業場所とし，移動時はアクセスルートで被ばく評価上最も厳しい地点とする。
d．作業時間第一弁の開操作は，ベント実施前に行うものとし，第一弁（Ｓ／Ｃ側）の作業時間は 160 分（移動時間（往復）70 分＋作業時間 90 分），第一弁（Ｄ／Ｗ側）の作業時間は 190 分（移動時間（往復）100 分＋作業時間90 分）とする。また，第二弁の開操作は，ベント実施直後から 180 分作
業場所（待避室）に滞在するものとし，作業時間は 410 分（移動時間（往復）90 分＋待機時間 140 分＋作業時間（待避室滞在）180 分）とする。
（2）評価結果
ベント実施に伴うベント操作を手動で行う場合の作業員の被ばく評価結果は以下に示すとおりであり，作業員の実効線量は緊急作業時の線量限度である 100mSv 以下であり，ベント実施に伴うベント操作を手動で行うことができることを確認した。また，実効線量の内訳を第 8 表～第 10 表に示す。
a．Ｓ／Ｃからのベント操作時の作業員の実効線量
別紙 17-2

301

別紙 17
作業員の実効線量は第一弁開操作で約 19mSv，第二弁開操作で約 25mSvとなった。
b．Ｄ／Ｗからのベント操作時の作業員の実効線量
作業員の実効線量は第一弁開操作で約 48mSv，第二弁開操作で約 40mSvとなった。

別紙 17-3302

別紙 17
第1表
項

目

放出量評価条件（1／3）
評価条件

選定理由

評価事象

格納容器破損防止対策の有効性評価で想定する格納容器破損
モードのうち，中央「大破断ＬＯＣＡ＋高圧炉心冷却失敗＋低圧制御室の運転員又は炉心冷却失敗」（代替循環冷却系を使用しな対策要員の被ばくのい場合）（全交流動力電源喪失の重畳を考慮）
観点から結果が最も厳しくなる事故収束に成功した事故シーケンスを選定炉心熱出力3,293MW

定格熱出力

運転時間

1 サイクル当たり
10,000 時間（416 日）

1 サイクル 13 ヶ月（395 日）を考慮して
設定

取替炉心の
燃料装荷割合1 サイクル：0.229
2 サイクル：0.229
3 サイクル：0.229
4 サイクル：0.229
5 サイクル：0.084

取替炉心の燃料装荷
割合に基づき設定

炉心内蔵量

希ガス類
ＣｓＩ類
ＣｓＯＨ類
Ｓｂ類
ＴｅＯ ２ 類ＳｒＯ類
ＢａＯ類
ＭｏＯ ２ 類ＣｅＯ ２ 類
Ｌａ ２ Ｏ ３ 類：約2.2×10１９ Bq：約2.9×10１９ Bq：約1.2×10１８ Bq：約1.3×10１８ Bq：約6.8×10１８ Bq：約1.3×10１９ Bq：約1.2×10１９ Bq：約2.5×10１９ Bq：約7.5×10１９ Bq：約5.5×10１９ Bq（核種毎の炉心内蔵量を核種グループ毎に集約して記載）「単位熱出力当たりの炉心内蔵量（Bq／MW）」×「3,293MW（定格熱出力）」（単位熱出力当たりの炉心内蔵量（Bq／MW）は，ＢＷＲ共通条件として，東海第二と同じ装荷燃料（９×９燃料（Ａ型）），運転時間（10,000 時間）で算出したＡＢＷＲのサ
イクル末期の値を使用）

格納容器漏えい：事象発生直後
格納容器ベント：事象発生から約 19h 後ＭＡＡＰ解析結果

格納容器内ｐＨ
制御の効果

考慮しない

格納容器内ｐＨ制御
設備は，重大事故等対処設備と位置付けていないため，保守的に設定

よう素の形態

粒子状よう素 : 5％
無機よう素 ：91％
有機よう素 ： 4％

Ｒ . Ｇ .1.195 ※ １ に 基
づき設定

放出開始時間

別紙 17-4303

別紙 17
第1表
項

目

放出量評価条件（2／3）
評価条件

選定理由

格納容器から原子炉建屋への漏
1Pd以下：0.9Pdで0.5％／日
えい率（希ガス，
1Pd超過：2Pdで1.3％／日
エアロゾル及び
有機よう素）

格納容器から原子炉建屋への漏
えい率（無機よう素）

格納容器内での除去効果（エアロゾル）
格納容器内での除去効果（有機
よう素）

1.5h後～19.5h後：1.3％／日（一定）その他の期間：0.5％／日（一定）

ＭＡＡＰ解析に基づく（沈着，サプレッション・プールでのスクラビング及びドライウェ
ルスプレイ）

ＭＡＡＰのＦＰ挙動モデル（補足2参照）

考慮しない

保守的に設定

自然沈着率：9.0×10 （1／s）（格納容器内の最大存在量から1／200まで）

CSE実験及びStandard Review
Plan 6.5.2※２ に基づき設定（補足3参照）

サプレッション・プールでのスクラビングによる除去効果：10（Ｓ／Ｃベントのみ）

Standard Review
Plan6.5.5※３ に基づき設定（補足 4 参照）

Ｓ／Ｃベント：約4.3×10－３
希ガス類：約6.3×10－５
ＣｓＩ類
ＣｓＯＨ類 ：約3.2×10－５：約6.8×10－６
Ｓｂ類
ＴｅＯ ２ 類 ：約6.8×10－６
ＳｒＯ類：約2.7×10－６
ＢａＯ類：約2.7×10－６
ＭｏＯ ２ 類 ：約3.4×10－７
ＣｅＯ ２ 類 ：約6.8×10－８
Ｌａ ２ Ｏ ３ 類 ：約2.7×10－８

ＭＡＡＰ解析結果及びＮＵＲＥＧ-1465 ※
４に基づき設定（補足
5 参照）

－４

格納容器内での除去効果（無機
よう素）

格納容器から原子炉建屋への漏
えい割合

ＭＡＡＰ解析にて格
納容器の開口面積を設定し格納容器圧力に応じ漏えい率が変化するものとし，格納容器の設計漏えい率（0.9Pd で 0.5％／日）及びＡＥＣの式等に基づき設定（補足 1 参照）
格納容器の設計漏えい率（0.5％／日）及びＡＥＣの式等に基づき設定（格納容器
圧 力 が 0.9Pd を 超 える期間を包絡するよう に 1.3 ％ ／ 日 の 漏
えい率を設定）（補足1参照）

Ｄ／Ｗベント：約4.4×10－３：約6.3×10－５：約3.2×10－５：約6.8×10－６：約6.8×10－６：約2.8×10－６：約2.8×10－６：約3.4×10－７：約6.8×10－８：約2.8×10－８

別紙 17-5304

別紙 17
第1表
項

放出量評価条件（3／3）

目

原子炉建屋から大気への漏えい率（非常用ガス処理系及び非常用ガス再循環系の起動前）
原子炉建屋から大気への放出率(非常用ガス処
理系及び非常用
ガス再循環系の
起動後）

評価条件

選定理由

無限大／日（地上放出）（ 格 納 容器 か ら原 子 炉建 屋 へ 漏え い した 放 射性物質は，即座に大気へ漏えいするものとして評価）

保守的に設定1 回／日（排気筒放出）

設計値に基づき設定（非常用ガス処理系のファン容量）

非常用ガス処理系及び非常用ガス再循環系の起動時間

事象発生から2h後

起動操作時間（115分）＋負圧達成時間（5分）（起動に伴い原子炉建屋内は負圧になるが，保守的に負圧達成時間
として5分を想定）

非常用ガス処理系及び非常用ガス再循環系のフィルタ除去効率

考慮しない

保守的に設定閉状態

原子炉建屋の急激な圧力上昇等によるブローアウトパ
ネルの開放がないため

ブローアウトパ
ネルの開閉状態

Ｄ／ＷベントＳ／Ｃベント
希ガス類：約9.5×10－１：約9.5×10－１
ＣｓＩ類：約1.1×10－６：約4.0×10－３－７ＣｓＯＨ類 ：約4.0×10：約7.5×10－３
ＭＡＡＰ解析結果
格納容器圧力逃 Ｓｂ類：約9.0×10－８：約1.5×10－３
及びＮＵＲＥＧがし装置への放 ＴｅＯ ２ 類 ：約9.0×10－８：約1.5×10－３-1465 に基づき設定
出割合
ＳｒＯ類：約3.6×10－８：約5.8×10－４（補足 5 参照）
ＢａＯ類
：約3.6×10－８：約5.8×10－４
ＭｏＯ ２ 類 ：約4.5×10－９：約7.2×10－５－１０：約1.5×10－５
ＣｅＯ ２ 類 ：約9.0×10－１０：約5.8×10－６
Ｌａ ２ Ｏ ３ 類 ：約3.6×10
希ガス：1
格納容器圧力逃有機よう素：50
設計値に基づき設
がし装置の除去
無機よう素：100定係数エアロゾル（粒子状よう素含む）：1,000※1 Regulatory Guide 1.195, “Methods and Assumptions for Evaluationg RadiologicalConsequences of Desigh Basis Accidents at Light-Water Nuclear Power
Reactors”,May 2003

別紙 17-6305

別紙 17※2※3※4Standard Review Plan6.5.2,“Containment Spray as a Fission Product Cleanup
System”,March 2007
Standard Review Plan6.5.5,“Pressure Suppression Pool as a Fission ProductCleanup System”,March 2007
NUREG-1465,“Accident Source Terms for Light-Water Nuclear Power Plants”,1995

別紙 17-7306

別紙 17

希ガスの炉心内蔵量

格納容器内への放出割合：ＭＡＡＰ解析に基づく

格納容器内での除去効果：ＭＡＡＰ解析に基づく（除去効果なし）

格納容器から原子炉建屋への漏えい率：
1Pd 以下：0.9Pd で 0.5％／日
1Pd 超過:2Pd で 1.3％／日
原子炉建屋への流入割合：ＭＡＡＰ解析に基づく

原子炉建屋から大気中への漏えい率：無限大／日

非常用ガス処理系から大気へ放出
放出率：1 回／日
除去効率：考慮しない

原子炉建屋から漏えい又は非常用ガス処理系排気筒から放出

第1図

格納容器圧力逃がし装置への放出割合：ＭＡＡＰ解析に基づく

格納容器圧力逃がし装置
除去係数：1

格納容器圧力逃がし装置
から放出

希ガスの大気放出過程

別紙 17-8307

別紙 17

よう素の炉心内蔵量

格納容器内への放出割合：ＭＡＡＰ解析に基づく

5％
粒子状よう素格納容器内での除去効果：ＭＡＡＰ解析に基づく（ドライウェルスプレイ等）

91％

4％

無機よう素

有機よう素

格納容器内での自然沈着
格納容器内での：9.0×10―４ [1／s]，
除去効果：考慮しない（最大存在量から 1/200 まで）

格納容器から原子炉建屋への漏えい率：【粒子状よう素，有機よう素】
1Pd 以下：0.9Pd で 0.5％／日
1Pd 超過：2Pd で 1.3％／日【無機よう素】1.5h 後～19.5h 後：1.3％／日（一定）上記以外の期間：0.5％／日（一定）

格納容器圧力逃がし装置への放出割合：ＭＡＡＰ解析に基づく

原子炉建屋への流入割合：ＭＡＡＰ解析に基づく

原子炉建屋から大気中への漏えい率：無限大／日

サプレッション・プールでのスクラビングによる除去係数
無機よう素：10（Ｓ/Ｃベントのみ）
有機よう素：1

非常用ガス処理系から大気へ放出
放出率：1 回／日
除去効率：考慮しない

格納容器圧力逃がし装置の除去係数
粒子状よう素：1,000
無機よう素：100
有機よう素：50

原子炉建屋から漏えい又は非常用ガス処理系排気筒から放出

第2図

格納容器圧力逃がし装置
から放出

よう素の大気放出過程

別紙 17-9308

別紙 17

セシウムの炉心内蔵量

格納容器内への放出割合：ＭＡＡＰ解析に基づく

格納容器内での除去効果：ＭＡＡＰ解析に基づく（ドライウェルスプレイ等）

格納容器から原子炉建屋への漏えい率：
1Pd 以下：0.9Pd で 0.5％／日
1Pd 超過:2Pd で 1.3％／日

原子炉建屋への流入割合：ＭＡＡＰ解析に基づく

原子炉建屋から大気中への漏えい率：無限大／日

非常用ガス処理系から大気へ放出
放出率：1 回／日
除去効率：考慮しない

原子炉建屋から漏えい又は非常用ガス処理系排気筒から放出

格納容器圧力逃がし装置への放出割合：ＭＡＡＰ解析に基づく

格納容器圧力逃がし装置
除去係数：1,000

格納容器圧力逃がし装置
から放出

第 3 図セシウムの大気放出過程

別紙 17-10309

別紙 17

その他核種の炉心内蔵量

格納容器内への放出割合：ＭＡＡＰ解析に基づく

格納容器内での除去効果：ＭＡＡＰ解析に基づく（ドライウェルスプレイ等）

格納容器から原子炉建屋への漏えい率：
1Pd 以下：0.9Pd で 0.5％／日
1Pd 超過:2Pd で 1.3％／日

原子炉建屋への流入割合：ＭＡＡＰ解析及びＮＵＲＥＧ－1465の知見に基づき評価

原子炉建屋から大気中への漏えい率：無限大／日

格納容器圧力逃がし装置への放出割合：ＭＡＡＰ解析及びＮＵＲＥＧ－
1465 の知見に基づき評価

非常用ガス処理系から大気へ放出
放出率：1 回／日
除去効率：考慮しない

原子炉建屋から漏えい又は非常用ガス処理系排気筒から放出

第4図

格納容器圧力逃がし装置
除去係数：1,000

格納容器圧力逃がし装置
から放出

その他核種の大気放出過程

別紙 17-11310

別紙 17
非常用ガス処理系
排気筒から放出（2h～） ※３
放出率：1 回／日
除去効率：考慮しない

格納容器圧力逃がし装置
からの放出（約 19h～） ※３
放出率：1Pd で 13.4kg／s

原子炉建屋

格納容器内での除去効果
エアロゾル（粒子状よう素含む）：スプレイ等
有機よう素：考慮しない
無機よう素：自然沈着率 9.0×10-４ （1／s）（最大存在量から 1／200 まで），
サプレッション・プールでのスクラビングによる除去係数10（S/C ベントのみ）

D/W ベント
原子炉建屋への漏えい ※１

原子炉建屋への漏えい ※１

格納容器

S/C ベント

原子炉建屋から大気中への漏えい（～2h）
漏えい率：無限大／日

格納容器圧力逃がし装置

格納容器圧力逃がし装置の除去係数
希ガス：1，有機よう素：50，無機よう素：100
エアロゾル（粒子状よう素含む）：1,000※1

格納容器から原子炉建屋への漏えい率【希ガス，エアロゾル（粒子状よう素含む），有機よう素】
1Pd 以下：0.9Pd で 0.5％／日，1Pd 超過:2Pd で 1.3％／日【無機よう素】
1.5h 後～19.5h 後：1.3％／日（一定），上記以外の期間：0.5％／日（一定）
大気への放出経路

0h

▼2h※２

▼19h※３168h▼

原子炉建屋から大気中への漏えい
非常用ガス処理系排気筒から放出
格納容器圧力逃がし装置からの放出※2 非常用ガス処理系の起動により原子炉建屋内は負圧となるため，事象発生 2h 以降は原子炉建屋から大気中への漏えいはなくなる。
※3 事象発生後 19ｈ以降は，「非常用ガス処理系排気筒から放出」及び「格納容器圧力逃がし装置
からの放出」の両経路から放射性物質を放出する。

第5図

大気放出過程概略図（イメージ）

別紙 17-12311

別紙 17
非常用ガス処理系
排気筒

被ばく経路①クラウドシャイン①大気中へ放出された放射性物質からのガンマ線による被ばく（クラウドシャインによる外部被ばく）③スカイシャインガンマ線②大気中へ放出された放射性物質の吸入摂取による被ばく（マスク着用（ＤＦ50）を考慮）

格納容器圧力逃がし装置
排気口
原子炉建屋

③原子炉建屋内の放射性物質からのガンマ線による被ばく（直接ガンマ線及びスカイシャインガンマ線による外部被ばく）④大気中へ放出され地表面に沈着した放射性物質からのガンマ線による被ばく

別紙 17-13（グランドシャインによる外部被ばく）③直接ガンマ線

格納容器

第6図

②吸入摂取

④グランドシャイン

ベント操作に係る作業時の被ばく評価経路イメージ（屋外移動時）

312別紙 17
非常用ガス処理系
排気筒

被ばく経路①大気中へ放出された放射性物質からのガンマ線による被ばく①クラウドシャイン（クラウドシャインによる外部被ばく）②原子炉建屋内の放射性物質からのガンマ線による被ばく②スカイシャインガンマ線（直接ガンマ線及びスカイシャインガンマ線による外部被ばく）③外気から作業場所に流入した放射性物質による被ばく

格納容器圧力逃がし装置
排気口（作業場所内に浮遊している放射性物質による内部及び外部被ば
く）

原子炉建屋

④ベント系配管内の放射性物質からのガンマ線による外部被ばく

別紙 17-14⑤大気中へ放出され地表面に沈着した放射性物質からのガンマ線による被ばく
②直接ガンマ線（グランドシャインによる外部被ばく）

作業場所
外気流入

③流入した放射性物質による被ばく格納容器④ベント系配管の直接ガンマ線⑤グランドシャイン

第7図

ベント操作に係る作業時の被ばく評価経路イメージ（屋内移動時及び第一弁開操作時）

313

別紙 17
非常用ガス処理系
排気筒

被ばく経路①大気中へ放出された放射性物質からのガンマ線による被ばく（クラウドシャインによる外部被ばく）①クラウドシャイン②原子炉建屋内の放射性物質からのガンマ線による被ばく（直接ガンマ線及びスカイシャインガンマ線による外部被ばく）③外気から作業場所に流入した放射性物質による被ばく②スカイシャインガンマ線（作業場所内に浮遊している放射性物質による外部被ばく。ただし，退避室は空気ボンベにより加圧させるため，退避室内への格納容器圧力逃がし装置
排気口

放射性物質の流入はないものとする。）④ベント系配管内の放射性物質からのガンマ線による外部被ばく

原子炉建屋⑤大気中へ放出され地表面に沈着した放射性物質からのガンマ線

別紙 17-15

による被ばく（グランドシャインによる外部被ばく）
作業場所②直接ガンマ線

外気流入

正圧③流入した放射性物質からのガンマ線

格納容器
待避室 空気ボンベ④ベント系配管の（遮蔽区画）
直接ガンマ線⑤グランドシャイン

第8図

ベント操作に係る作業時の被ばく評価経路イメージ（第二弁開操作時）

314

別紙 17
第2表
項目

大気拡散評価モデル

大気拡散評価条件

評価条件
ガウスプルームモデル

気象資料

東海第二発電所における 1 年間の気象資料（2005 年 4 月～
2006 年 3 月）
地上風 ：地上 10m
排気筒風：地上 140m

放出源及び放出源
高さ（有効高さ）

原子炉建屋漏えい：地上0m
格納容器圧力逃がし装置
排気口からの放出：地上55m
非常用ガス処理系排気筒からの放出：地上95m

実効放出継続時間

1時間

累積出現頻度選定理由
発 電 用 原 子炉 施 設の安全 解 析 に 関する気象指針（以下「気象指針」という。）に基づき評価
格 納 容 器 圧力 逃 がし装置 排 気 口 及
び 原 子 炉 建屋 か らの放出 は 地 上 風（地上 10m）の気象データを使用
非 常 用 ガ ス処 理 系排気筒 か ら の 放
出は排気筒風（地上 140m）の気象データを使用（補足 11 参照）
格 納 容 器 圧力 逃 がし装置 排 気 口 から の 放 出 は建 屋 影響を考 慮 し 原 子
炉 建 屋 屋 上か ら の放出と 想 定 し 設
定非 常 用 ガ ス処 理 系排気筒 か ら の 放
出 は 方 位 ごと の 風洞実験 結 果 の う
ち 保 守 的 に最 低 の方位の 有 効 高 さを設定
保 守 的 に 最も 短 い実効放 出 継 続 時間を設定（補足 9 参照）

小さい方から 97％

建屋の影響

考慮する

巻き込みを生じる
代表建屋

原子炉建屋

大気拡散評価点

第 20 図参照

着目方位

非常用ガス処理系排気筒：
1 方位
原子炉建屋及び格納容器圧力逃がし装置
排気口：
9方位

建屋影響

3,000m２

形状係数

0.5

気象指針に基づき設定
格 納 容 器 圧力 逃 がし装置 排 気 口 放
出 及 び 原 子炉 建 屋漏えい に お い ては 放 出 源 から 近 距離の原 子 炉 建 屋の影響を受けるため，建屋による巻き込み現象を考慮
放出源から最も近く，巻き込みの影
響が最も大きい建屋として選定
屋 外 移 動 時は 敷 地内の最 大 濃 度 点
で設定
屋 内 移 動 時は 原 子炉建屋 付 近 の 最大濃度点で設定
作 業 時 は 作業 地 点のある 原 子 炉 建
屋外壁で設定非常用ガス処理系排気筒（排気筒放出）については評価点の方位とし，
原 子 炉 建 屋漏 え い及び格 納 容 器 圧
力 逃 が し 装置 排 気口につ い て は 放出源が評価点に近いことから，180度をカバーする方位を対象とする。
原 子 炉 建 屋の 最 小投影断 面 積 を 設
定
気象指針に基づき設定

別紙 17-16315

別紙 17
第3表

評価に使用する相対濃度（χ／Ｑ）及び相対線量（Ｄ／Ｑ）

作業内容

第一弁
（Ｓ／Ｃ側）
開操作

放出箇所

屋内移動時／
作業時

χ／Ｑ及びＤ／Ｑ

原子炉建屋漏えい（地上放出）

χ／Ｑ（s／m３ ）

約 8.0×10－４

非常用ガス処理系排気筒（排気筒放出）χ／Ｑ（s／m３ ）

約 3.0×10－６

原子炉建屋漏えい（地上放出）

χ／Ｑ（s／m３ ）

約 8.0×10－４

非常用ガス処理系排気筒（排気筒放出）χ／Ｑ（s／m３ ）

約 3.0×10－６

原子炉建屋漏えい（地上放出）

χ／Ｑ（s／m３ ）

約 7.4×10－４

χ／Ｑ（s／m３ ）

約 2.1×10－６

Ｄ／Ｑ（Gy／Bq）

約 6.4×10－２０

χ／Ｑ（s／m３ ）

約 8.3×10－４

χ／Ｑ（s／m３ ）

約 4.2×10－４

Ｄ／Ｑ（Gy／Bq）

約 8.7×10－１９

χ／Ｑ（s／m３ ）

約 3.0×10－６

Ｄ／Ｑ（Gy／Bq）

約 1.2×10－１９

原子炉建屋漏えい（地上放出）

χ／Ｑ（s／m３ ）

約 8.0×10－４

格納容器圧力逃がし装置
排気口（建屋屋上放出）χ／Ｑ（s／m３ ）

約 4.0×10－４

非常用ガス処理系排気筒（排気筒放出）χ／Ｑ（s／m３ ）

約 3.0×10－６

原子炉建屋漏えい（地上放出）

χ／Ｑ（s／m３ ）

約 7.4×10－４

格納容器圧力逃がし装置
排気口（建屋屋上放出）χ／Ｑ（s／m３ ）

約 3.7×10－４

非常用ガス処理系排気筒（排気筒放出）χ／Ｑ（s／m３ ）

約 3.0×10－６

屋内移動時

第一弁
（Ｄ／Ｗ側）
開操作
作業時

非常用ガス処理系排気筒（排気筒放出）原子炉建屋漏えい（地上放出）

屋外移動時

格納容器圧力逃がし装置
排気口（建屋屋上放出）非常用ガス処理系排気筒（排気筒放出）

第二弁
開操作
屋内移動時

作業時

別紙 17-17316

別紙 17
第4表
項

建屋内に流入した放射性物質による外部被ばく評価条件

目

評価条件

D

6.2

10

Q

χ／Q E

選定理由

1

e

3600

D ：放射線量率（Sv／h）
Qγ ：大気に放出された放射性物質放出率（Bq／s）
サブマー（0.5MeV 換算値）
ジ ョ ン モ Eγ ：ガンマ線エネルギ（0.5MeV／dis）
デル
μ ：空気に対するガンマ線エネルギ吸収係数（評価式）（3.9×10 －３ ／m）
R ：作業エリア等の空間体積と等価な半球の半径（m）―

R
V ：作業エリア等の空間体積（m ３ ）＜Ｓ／Ｃからのベントを行う場合＞
・第一弁
操作場所
：2,200m３
屋内移動アクセスルート：2,200m３
・第二弁
操作場所
： 590m３
作業場所
等の空間
屋内移動アクセスルート：2,200m３
体積（ V ） ＜Ｄ／Ｗからのベントを行う場合＞
・第一弁
屋外のため相対線量より評価
・第二弁
操作場所
： 590m３
屋内移動アクセスルート：2,200m３
屋内作業
場所流入
率の考慮

アクセスルートとなる建屋内の区画で最も線量率が高くなる区画の空間体積で設定
操作エリアは作業区画の空間体積で設定

保守的に外気濃度と同一濃度とする。

考慮しない

待避室の
遮蔽及び
待避室の遮蔽厚
：（コンクリート相当）
空気ボン
空気ボンベによる加圧時間：ベント実施から 3 時間
第二弁操作場所にベン
ベ加圧考※格納容器圧力逃がし装置配管がある部分の遮蔽厚は ト後 3 時間滞在する。
慮（第二弁（コンクリート相当）
操作場所）
のみ）

別紙 17-18317

別紙 17第5表
項目

線量換算係数，呼吸率等
評価条件

選定理由

成人実効線量換算係数を使用（主な核種を以下に示す）

線量換算係数

Ｉ-131 ：2.0×10－８ Sv／Bq
Ｉ-132 ：3.1×10－１０ Sv／Bq
Ｉ-133 ：4.0×10－９ Sv／Bq
Ｉ-134 ：1.5×10－１０ Sv／Bq
Ｉ-135 ：9.2×10－１０ Sv／Bq
Ｃｓ-134 ：2.0×10－８ Sv／Bq
Ｃｓ-136 ：2.8×10－９ Sv／Bq
Ｃｓ-137 ：3.9×10－８ Sv／Bq
上記以外の核種は ICRP Pub.71 等に基づく

ICRP Publication 71に基づき設定呼吸率

1.2m３ ／h

成人活動時の呼吸率
を設定

マスクの
除染係数

ＤＦ50

性能上期待できる値
から設定

地表面への
沈着速度

粒子状物質：0.5 ㎝／s
無機よう素：0.5 ㎝／s
有機よう素：1.7×10 －３ ㎝／s

東海第二発電所の実
気象から求めた沈着
速度から保守的に設定（補足 6～補足 8参照）

別紙 17-19318

別紙 17第6表

格納容器圧力逃がし装置配管からの直接ガンマ線

項

評価条件

目
第一弁
（Ｓ／Ｃ側）
第一弁（Ｄ／Ｗ側）

遮蔽厚さ ※

第二弁
第一弁（Ｓ／Ｃ側）
配管中心か
ら評価点ま
での距離

第一弁
（Ｄ／Ｗ側）
第二弁

選定理由

作業場所
移動ルート
作業場所
移動ルート
作業場所

ベント操作エリアにおける原子炉建屋壁，補助遮蔽設備等を考慮（第 9 図～第 19 図参
照）

移動ルート
作業場所
移動ルート
作業場所
移動ルート

―

作業場所
移動ルート

※遮蔽厚はコンクリート相当の厚さとする。

第7表項

原子炉建屋からの直接ガンマ線及びスカイシャインガンマ線
目

評価条件

選定理由

原子炉建 屋内線 源強度
分布

原 子 炉 建 屋内 に 放出 され た 放 射 性
物質が均一に分布

審査ガイドに示されたとおり設定

原子炉建屋のモデル

原子炉建屋の幾何形状をモデル化

建屋外壁を遮蔽体として考慮

直接ガン マ線・ スカイ
シャイン ガンマ 線評価
コード直接ガンマ線評価：
ＱＡＤ－ＣＧＧＰ２Ｒ
スカイシャインガンマ線評価：
ＡＮＩＳＮ
Ｇ３３－ＧＰ２Ｒ

現行許認可（添十）に同じ

別紙 17-20319

別紙 17第9図

第一弁（Ｓ／Ｃ側）操作場所及びアクセスルート

別紙 17-21320

別紙 17

第10図

第一弁（Ｓ／Ｃ側）操作場所及びアクセスルート

別紙 17-22321

別紙 17

第11図

第一弁（Ｓ／Ｃ側）操作場所及びアクセスルート

別紙 17-23322

別紙 17

第12図

第一弁（Ｄ／Ｗ側）操作場所及びアクセスルート

別紙 17-24323

別紙 17

第13図

第一弁（Ｄ／Ｗ側）操作場所及びアクセスルート

別紙 17-25324

別紙 17

第14図

第一弁（Ｄ／Ｗ側）操作場所及びアクセスルート

別紙 17-26

325

別紙 17

第15図

第一弁（Ｄ／Ｗ側）操作場所及びアクセスルート

別紙 17-27326

別紙 17

第16図

第二弁操作場所及びアクセスルート（屋外移動）別紙 17-28327

別紙 17

第17図

第二弁操作場所及びアクセスルート

別紙 17-29328

別紙 17

第18図

第二弁操作場所及びアクセスルート

別紙 17-30

329

別紙 17

第19図

第二弁操作場所及びアクセスルート

別紙 17-31

330

別紙 17

第 20 図大気中に放出された放射性物質の濃度評価点

別紙 17-32

331

別紙 17
第8表

第一弁開操作に伴う移動時及び作業時の線量（単位：mSv／h）
第一弁（Ｓ／Ｃ側）開操作

ベント操作時屋内移動時（中央制御室⇒
作業場所）

屋外移動時
（作業場所⇒
緊急時対策所）

ベント操作時

屋内／屋外移動時（中央制御室⇒作業場所）（作業場所⇒付属棟入口）

屋外移動時（付属棟入口⇒緊急時対策所）

約1.9×10０

約2.7×10０

約1.7×10０

約4.2×10０

約4.2×10０

約1.7×10０

約4.8×10－２

約2.6×10－２

約2.6×10－２

約4.8×10－２

約8.3×10－３

1.0×10－２ 以下

1.0×10－２ 以下

約8.3×10－３

被ばく経路

原子炉建屋内の放射性物質からのガンマ線による外部被ばく
大気中へ放出された放射性物質による被ばく

外部被ばく
内部被ばく

第一弁（Ｄ／Ｗ側）開操作

屋内に流入する放射性物質の影響に包絡される

別紙 17-33

外部被ばく

1.0×10－２ 以下

1.0×10－２ 以下

内部被ばく

1.0×10－２ 以下

1.0×10－２ 以下

大気中へ放出された放射性物質の影響に包絡される

ベント系配管内の放射性物質からのガンマ線による外部被ばく

1.0×10－２ 以下

約5.7×10－２（復路のみ）

屋外のため対象外

約2.4×10－１

約2.4×10－１（復路のみ）

屋外のため対象外

大気中へ放出され地表面に沈着した
放射性物質からのガンマ線による被ばく

約1.3×10－２

約1.2×10１

約1.2×10１

約1.1×10１

約1.2×10１

約1.2×10１

作業線量率

約1.9×10０

約1.4×10１

約1.4×10１

約1.5×10１

約1.6×10１

約1.4×10１

作業時間及び移動時間

90分

35分（往路）35分（復路）90分

50分（往路）15分（復路）35分（復路）作業員の実効線量（作業時及び移動時）

約2.8×10０ mSv

約8.3×10０ mSv

約8.1×10０ mSv

約2.3×10１ mSv

約1.7×10１ mSv

約8.1×10０ mSv

外気から作業場所内へ流入した放射性物質による被ばく

作業員の実効線量（合計）約1.9×10１ mSv

大気中へ放出された放射性物質の影響に包絡される

約4.8×10１ mSv※第一弁開操作はベント実施前に行う。

別紙 17-8332

別紙 17
第9表

第二弁開操作に伴う移動時及び作業時の線量（Ｓ／Ｃからのベント操作の場合）（単位：mSv／h）
第二弁開操作時（ベント実施時）

被ばく経路

原子炉建屋内の放射性物質からのガンマ線による外部被ばく
大気中へ放出された放射性物質による被ばく

別紙 17-34

外気から作業場所内へ流入した放射性物質
による被ばく

待機時

屋内移動時（原子炉建屋入口⇔
作業場所）

屋外移動時
（緊急時対策所⇔
原子炉建屋入口）

ベント開始～
1時間

1時間～
2時間

2時間～
3時間

ベント
実施前

ベント
実施前

ベント
実施後

ベント
実施前

ベント
実施後

1.0×10－２ 以下

1.0×10－２ 以下

1.0×10－２ 以下

1.0×10－２ 以下

約2.2×10０

約2.2×10０

約1.7×10０

約1.7×10０

約4.8×10 －２

約1.1×10－１

1.0×10－２ 以下

約2.7×10－２

外部被ばく
屋内に流入する放射性物質の影響に包絡される

屋内に流入する放射性物質の影響に包絡される

内部被ばく
外部被ばく

約3.6×10０

約4.4×10－２

1.0×10－２ 以下

1.0×10－２ 以下

1.0×10－２ 以下

約4.1×10－２
屋外のため対象外

内部被ばく

ベント系配管内の放射性物質からのガンマ線による外部被ばく
大気中へ放出され地表面に沈着した
放射性物質からのガンマ線による被ばく

正圧化により流入なし

1.0×10－２

以下

1.0×10－２以下

約2.7×10－２

約2.6×10－１

約2.6×10－１

約2.6×10－１

約7.7×10－２

約7.7×10－２

約1.7×10－１

約1.7×10－２

約1.7×10－２

約1.7×10－２

約1.3×10－２

約1.2×10１

約1.2×10１

約1.2×10１

約1.2×10１

作業線量率

約3.8×10０

約3.3×10－１

約2.8×10－１

約1.1×10－１

約1.4×10１

約1.4×10１

約1.4×10１

約1.4×10１

作業時間及び移動時間

60分

60分

60分

140分

10分（往路）10分（復路）35分（往路）35分（復路）作業員の実効線量（作業時及び移動時）

約3.8×10０ mSv

約2.6×10－１ mSv

約2.3×10０ mSv

約2.3×10０ mSv

約8.1×10０ mSv

約8.1×10０ mSv

作業員の実効線量（合計）約3.3×10－１ mSv 約2.8×10－１ mSv

屋外のため対象外

約2.5×10１ mSv

333

別紙 17
第 10 表第二弁開操作に伴う移動時及び作業時の線量（Ｄ／Ｗからのベント操作の場合）（単位：mSv／h）
第二弁開操作時（ベント実施時）

被ばく経路

原子炉建屋内の放射性物質からのガンマ線による外部被ばく
大気中へ放出された放射性物質による被ばく

別紙 17-35

外気から作業場所内へ流入した放射性物質
による被ばく

待機時

屋内移動時（原子炉建屋入口⇔
作業場所）

屋外移動時
（緊急時対策所⇔
原子炉建屋入口）

ベント開始～
1時間

1時間～
2時間

2時間～
3時間

ベント
実施前

ベント
実施前

ベント
実施後

ベント
実施前

ベント
実施後

1.0×10－２ 以下

1.0×10－２ 以下

1.0×10－２ 以下

1.0×10－２ 以下

約2.3×10０

約2.3×10０

約1.7×10０

約1.7×10０

約4.8×10－２

約1.5×10１

1.0×10－２ 以下

約1.3×10０

外部被ばく
屋内に流入する放射性物質の影響に包絡される

屋内に流入する放射性物質の影響に包絡される

内部被ばく
外部被ばく

約3.1×10０

約2.6×10－１

約6.0×10－２

1.0×10－２ 以下

1.0×10－２ 以下

約8.3×10０
屋外のため対象外

内部被ばく

ベント系配管内の放射性物質からのガンマ線による外部被ばく
大気中へ放出され地表面に沈着した
放射性物質からのガンマ線による被ばく

正圧化により流入なし

1.0×10－２

以下

1.0×10－２

以下

約1.3×10０

約2.9×10－１

約2.9×10－１

約2.9×10－１

約1.8×10－２

約1.8×10－２

約1.9×10－１

約2.3×10－２

約2.3×10－２

約2.3×10－２

約1.3×10－２

約1.2×10１

約1.6×10１

約1.2×10１

約1.6×10１

作業線量率

約3.4×10０

約5.8×10－１

約3.8×10－１

約5.2×10－２

約1.4×10１

約2.8×10１

約1.4×10１

約3.4×10１

作業時間及び移動時間

60分

60分

60分

140分

10分（往路）10分（復路）35分（往路）35分（復路）作業員の実効線量（作業時及び移動時）

約3.4×10０ mSv

約1.2×10－１ mSv

約2.3×10０ mSv

約4.6×10０ mSv

約8.1×10０ mSv

約2.0×10１ mSv

作業員の実効線量（合計）約5.8×10－１ mSv 約3.8×10－１ mSv

屋外のため対象外

約4.0×10１ mSv

334

別紙 17
補足 1

格納容器漏えい率の設定について

格納容器からの原子炉建屋への漏えい率は，ＭＡＡＰ内で模擬した漏えい孔の等価漏えい面積及び原子炉格納容器の圧力に応じて設定している。
模擬する漏えい孔の等価漏えい面積は，以下に示す格納容器圧力が最高使用
圧力（310kPa[gage]（1Pd））以下の場合と最高使用圧力を超過した後の場合の２種類を設定する。
ただし，ＭＡＡＰ解析においては，よう素の化学組成について考慮されておらず，全て粒子状よう素として扱われることから，無機よう素及び有機よう素の格納容器漏えい率は別途設定する。

1．格納容器圧力が最高使用圧力以下の場合
格納容器圧力が最高使用圧力以下の場合，設計漏えい率（0.9Pd で 0.5％／日）を基に算出した等価漏えい面積（約 3×10 －６ m ２ ）を設定し，ＭＡＡＰ内で圧力に応じた漏えい量を評価している。

2．格納容器圧力が最高使用圧力を超過した場合
格納容器圧力が最高使用圧力を超過した場合，2Pd で漏えい率 1.3％／日となる等価漏えい面積（約 7×10－ ６ m ２ ）を設定し，1.と同様にＭＡＡＰ内で圧力に応じた漏えい量を評価している。
2Pd における漏えい率 1.3％／日は，以下のＡＥＣの評価式，ＧＥの評価式
及び定常流の式によって評価した漏えい率の結果を包絡する値として設定した。これらの式は，設計基準事故の原子炉冷却材喪失事象において格納容器
漏えい率の評価に用いている理論式 ※１ である。格納容器内圧力（2Pd）及び温度（200℃）までは，事故後７日間に渡り，格納容器本体並びに開口部及び貫別紙 17-36335

別紙 17
通部の健全性が確保されていることを確認していることから，これらの理論
式を用いて格納容器内圧力（2Pd）及び温度（200℃）における漏えい率を設定することは可能と判断した。

◯ＡＥＣの評価式

L
L

：

L0

事故時の格納容器漏えい率（2Pd）【1.28％／日】

L0 ：設計漏えい率（0.9Pd）【0.5％／日】Pt ：事故時の格納容器内圧力（2Pd）【721kPa[abs]】

Pd ：設計圧力（0.9Pd）【380kPa[abs]】

Pa ：格納容器外の圧力（大気圧）Rt ：事故時の気体定数 ※2

Rd ：空気の気体定数

Tt ：

事故時の格納容器内温度（200℃）【473.15K】

Td ：設計格納容器内温度(20℃)

【293.15K】【101.325kPa[abs]】【523.7J／Kg･K】【287J／Kg･K】

別紙 17-37336

別紙 17◯ＧＥの評価式（General Electric 社の漏えいモデル式）

L

L0

1
1

L

：

事故時の格納容器漏えい率（2Pd）【0.51％／日】

L0 ：設計漏えい率（0.9Pd）【0.5％／日】Pt ：事故時の格納容器内圧力（2Pd）【721kPa[abs]】

Pd ：設計圧力（0.9Pd）【380kPa[abs]】

Pa ：格納容器外の圧力（大気圧）【101.325kPa[abs]】◯定常流の式L
L：

L0

事故時の格納容器漏えい率（2Pd）【0.93％／日】

L０ ：設計漏えい率（0.9Pd）【0.5％／日】ρｔ：

事故時の格納容器内気体の平均密度 ※３【2.9kg／m３ 】

ρｄ：

設計温度・圧力における格納容器内気体の平均密度 ※４【4.5kg／m ３ 】

Pｔ ：事故時の格納容器内圧力（2Pd）【721kPa[abs]】

Pｄ ：設計圧力（0.9Pd）【380kPa[abs]】

Pａ ：格納容器外の圧力（大気圧）※1「沸騰水型原子力発電所
1 月）」（株式会社【101.325kPa[abs]】

事故時の被ばく評価手法について（平成 16 年

日立製作所）

別紙 17-38337

別紙 17※2

事故時の気体定数 R ｔ は，以下の式により算出した。

Rｔ [J／kg･K]＝モル気体定数 8.314[J／K・mol]／平均分子量Ｍ[kg／mol]
ＡＥＣの評価式より，事故時の気体定数が大きくなるほど漏えい率は高くなる。また，上記計算式より，事故時の気体定数は，平均分子量が小さくなるほど大きくなる。事故時の格納容器内は水素，窒素及び水蒸気で構成されるため，分子量の小さい水素の割合が増加するほど平均分子量は小
さくなり，結果として事故時の気体定数は大きくなる。平均分子量の設定に当たり，水素，窒素及び水蒸気のガス組成を 34％：33％：33％とし，水素の割合（34％）は，有効性評価（「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格
納容器過圧・過温破損）」）における水素発生量（約 700kg（内訳：ジルコニ
ウム－水反応 約 324kg，アルミニウム／亜鉛の反応 約 246kg，水の放射線
分解 約 115kg））を包含した値であることから，保守的な設定であると考える。
※3

事故時の格納容器内気体の平均密度 ρ ｔ は，以下の式により算出した。

ρ ｔ [kg／m ３ ]＝平均分子量Ｍ[kg／mol]×物質量ｎ[mol]／格納容器体積
Ｖ[m３ ]
定常流の式より，事故時の格納容器内気体の平均密度が小さくなるほど漏えい率は大きくなる。また，上記計算式より，事故時の格納容器内気体の平均密度は，平均分子量が小さくなるほど小さくなる。平均分子量は※2と同じであり，保守的な設定であると考える。
※4

設計温度・圧力における格納容器内気体の平均密度 ρ ｄ は，以下の式により算出した。

ρ ｄ [kg／m３ ]＝乾燥空気密度（20℃）1.205[kg／m３ ]×(Pｄ [Pa]／ Pａ [Pa])別紙 17-39338

別紙 17
3．無機よう素及び有機よう素の格納容器漏えい率(1) 無機よう素他の核種と同様に格納容器圧力に応じて漏えい率が変動すると考えるが，ＭＡＡＰ解析において無機よう素を模擬していないため，ＭＡＡＰ解析結果による格納容器圧力を基に漏えい率を設定する。
漏えい率の設定に当たっては，第 1 図のとおりＭＡＡＰ解析結果による
格納容器圧力を包絡した格納容器圧力を設定し，その格納容器圧力に対す
る漏えい率を設定している。
このように設定した漏えい率は，0.9Pd 以下で 0.5％／日，0.9Pd 超過で1.3％／日を一律に与えるものであり，ＭＡＡＰ解析における漏えい率を包絡した保守的な設定であると考える。

2Pd（1.3％／日）

0.9Pd（0.5％/日）

第 1 図 格納容器圧力と漏えい率の時間変化（無機よう素の格納容器漏えい率の設定）

別紙 17-40339

別紙 17(2) 有機よう素
有機よう素についても，無機よう素と同様の漏えい率の設定が可能であるが，有機よう素がガス状として振る舞うこと及び格納容器内での除去効
果を受けない点で希ガスに類似していることから，ＭＡＡＰ解析における希ガスと同じ挙動を示すものとし，1.及び 2.に基づき漏えい率を設定する。

別紙 17-41

340

別紙 17
補足 2

格納容器内での除去効果について

ＭＡＡＰにおけるエアロゾルに対する格納容器内の除去効果として，沈着，サプレッション・プールでのスクラビング及びドライウェルスプレイを考慮している。また，沈着については，重力沈降，拡散泳動，熱泳動，慣性衝突，核分裂生成物（ＦＰ）ガス凝縮/再蒸発で構成される。
（「重大事故等対策の有効性評価に係るシビアアクシデント解析コードについて」の「第５部

ＭＡＡＰ」（抜粋）参照）「重大事故等対策の有効性評価に係るシビアアクシデント解析コードについて」の「第５部ＭＡＡＰ」（抜粋）

別紙 17-42341

別紙 17

別紙 17-43342

別紙 17
また，除去効果に対する感度解析結果を第 1 図に示す。なお，感度解析では，
以下の式により格納容器内の除去効果を算出している。
格納容器内ＤＦ＝格納容器内へのＣｓＩ放出割合／ベントラインから大気へのＣｓＩ放出割合

第1図

エアロゾルに対する格納容器内の除去効果（感度解析結果）

第 1 図より，全除去効果を考慮したベースケースにおけるＤＦ（10６ オーダー）との比較から，重力沈降のＤＦは 10 ３ 程度，ドライウェルスプレイのＤＦは 10～10２ 程度であることがわかる。これより，重力沈降及びドライウェルス
プレイ両方によるＤＦは 10４ ～10 ５ 程度となるため，エアロゾルに対する格納容器内の除去効果は重力沈降及びドライウェルスプレイの影響が大きいと考える。

別紙 17-44343

別紙 17
補足 3

格納容器内における無機よう素の自然沈着効果について

1．無機よう素の自然沈着率の設定
格納容器内での無機よう素の除去効果として，自然沈着率 9.0×10 －４（1／s）（格納容器内の最大存在量から 1／200 まで）を用いている。以下に，自然沈着率の算出に関する概要を示す。
格納容器内における無機よう素の自然沈着について，財団法人原子力発電技術機構（以下「ＮＵＰＥＣ」という。）による検討「平成 9 年度ＮＵＲＥＧ-1465 のソースタームを用いた放射性物質放出量の評価に関する報告書（平成10 年 3 月）」において，ＣＳＥ（Containment Systems Experiment）A6 実験に基づく値が示されている。
格納容器内での無機よう素の自然沈着率を λd（μg／m３ ）とすると，格納容器内における無機よう素濃度 ρ の濃度変化（1／s）は式１で表され，自然沈
着率 λd は時刻 t0 における無機よう素濃度 ρ0 と時刻 t1 における無機よう素濃度

ρ1 を用いて式２のとおりとなる。

λ ρ
λ

（式１）

log

（式２）

なお，ＮＵＰＥＣの報告書では，Nuclear Technology“Removal of Iodine
and Particles by Sprays in the Containment Systems Experiment”の記載（ＣＳＥ Ａ６実験）より，時刻 0 分における無機よう素の気相濃度 10５ μg／m３ 及び時刻 30 分における無機よう素の気相濃度 1.995×10４ μg／m３ を上式に代入することで，式３のとおり，無機よう素の自然沈着率 9.0×10－４（1／s）
を算出したとしている。
別紙 17-45344

別紙 17

λ

log

.

9.0

10

（式３）

この自然沈着率は，BNWL-1244，“Removal of Iodine and Particles fromContainment Atmospheres by Spray-Containment Systems Experiment Interim
Report”のＣＳＥ Ａ６実験による無機よう素の気相部濃度の時間変化を表す
図に基づくものである。時刻 0 分から 30 分の濃度変化は，よう素の浮遊量が多く，格納容器スプレイを考慮していない事故初期の状態を模擬していると考えられる。（第 1 図参照）

第1図

CSE A6 実験による無機よう素の濃度変化図

別紙 17-46345

別紙 17
2．ＣＳＥ実験の適用について
ＣＳＥ実験条件と東海第二発電所の評価条件の比較を第 1 表に示す。

第1表

ＣＳＥ実験と東海第二発電所の評価条件の比較
ＣＳＥ実験の Run No.
Ａ６Ａ５ ※３
Ａ１１ ※３
蒸気＋空気
同左
同左
※１,※２

雰囲気
雰囲気圧力
（MPa[gage]）
雰囲気温度
（℃）
格納容器
スプレイ

東海第二発電所
同左

約 0.20約 0.22

約 0.24

約 0.47 以下 ※４

約 120

約 120

約 120

約 200 以下 ※４

間欠 ※５

なし

なし

間欠 ※６

※1 R.K.Hilliard et.al,“Removal of iodine and particles by sprays in thecontainment systems experiment”, Nucl. Technol. Vol 10 pp499-519, 1971
※2 R.K.Hilliard et.al,“Removal of iodine and particles from containment
atmospheries by sprays”, BNWL-1244※3 R.K.Hilliard and L.F.Coleman,“Natural transport effects on fission productbehavior in the containment systems experiment”, BNWL-1457※4 評価事故シーケンスにおける格納容器内の雰囲気圧力及び温度のＭＡＡＰ解析結果より記載※5 A6 実験はスプレイを伴う実験だが，自然沈着率の算出には 1 回目のスプレイ実施前における格納容器内の濃度変化より設定している※6 格納容器スプレイを実施するが，評価上は無機よう素の除去効果に対しては自然沈着のみ考慮し，格納容器スプレイによる除去効果は考慮しない

スプレイを使用していないＡ５及びＡ１１における無機よう素の格納容器
内気相部濃度の時間変化を第 2 図に示す。初期の沈着については A6 と同様の傾向を示すとともに，初期濃度より数百分の 1 程度まで低下した後は緩やかとなる傾向が見られる。また，米国 SRP6.5.2 では，格納容器内の無機よう素
濃度が 1／200 になるまでは無機よう素の除去が見込まれるとしている。

別紙 17-47346

別紙 17

第2図

ＣＳＥ Ａ５及びＡ１１実験における無機よう素の格納容器内気相部濃度の時間変化

自然沈着率は，評価する体系の体積と内表面積の比である比表面積の影響を受け，比表面積が大きいほど自然沈着率は大きくなると考えられるため，
ＣＳＥ実験における体系と東海第二発電所の比表面積について第 2 表に示す。
表からＣＳＥ実験と東海第二発電所の比表面積は同程度となっていることが確認できる。

第2表

ＣＳＥ実験と東海第二発電所の比表面積の比較
ＣＳＥ実験体系

東海第二発電所

体積（m３ ）

約 600

約 5,700

表面積（m２ ）約 570

約 5,900

比表面積（1／m）

約 0.96

約 1.04

別紙 17-48347

別紙 17補足 4

サプレッション・プールでのスクラビングによる除去効果（無機よう素）

サプレッション・プールでのスクラビングによる無機よう素の除去効果として，Standard Review Plan 6.5.5 に基 づきＤＦ10 を設定 している。これ はStandard Review Plan 6.5.5 において，「無機よう素のスクラビングによる除去効果として，Ｍａｒｋ‐Ⅱ及びＭａｒｋ‐Ⅲに対してＤＦ10 以下，Ｍａｒｋ‐Ⅰに対してＤＦ5 以下を主張する場合は，特に計算を必要とせず容認しても良い」との記載に基づくものであり（抜粋参照），東海第二発電所はＭａｒｋ‐ⅡのためＤＦ10 を適用することとした。

「Standard Review Plan 6.5.5」（抜粋）

別紙 17-49348

別紙 17
補足 5

格納容器外への核分裂生成物の放出割合の設定について

大気への放出量は，炉心内蔵量に格納容器外への放出割合を乗じることで算出する。（参考 1 参照）
格納容器外への放出割合の評価に当たっては，想定事故シナリオ「大破断Ｌ
ＯＣＡ＋高圧炉心冷却失敗＋低圧炉心冷却失敗」（ 全交流動力電源喪失の重畳を考慮）において原子炉圧力容器が健全な状態で事故収束するため，そのプラン
ト状態を模擬可能なＭＡＡＰコードを用いることとするが，以下の考察から，
ＮＵＲＥＧ-1465 の知見を用いて一部補正する。ＭＡＡＰ解析結果を第 1 表，
ＮＵＲＥＧ-1465 の知見を用いて一部補正した結果を第 2 表に示す。

第1表

放出割合の評価結果（ＭＡＡＰ解析）

格納容器から原子炉建屋への漏えい割合
Ｓ/ＣベントＤ/Ｗベント希ガス類
約 4.3×10－３
約 4.4×10－３
CsI 類
約 6.3×10－５
約 6.3×10－５－５
CsOH 類
約 3.2×10
約 3.2×10－５
Sb 類
約 7.6×10－５
約 7.6×10－５－５
TeO２ 類
約 4.5×10
約 4.5×10－５
SrO 類
約 8.6×10－５
約 7.1×10－５
BaO 類
約 9.2×10－５
約 8.4×10－５－５
MoO２ 類
約 9.2×10
約 9.1×10－５
CeO２ 類
約 1.6×10－５
約 8.4×10－６－５
La２ O ３ 類
約 1.6×10
約 8.4×10－６※小数点第 2 位以下切上げ
核種
グループ

別紙 17-50

格納容器圧力逃がし装置への放出割合
Ｓ/ＣベントＤ/Ｗベント
約 9.5×10－１
約 9.5×10－１
約 1.1×10－６
約 4.0×10－３－７
約 4.0×10
約 7.5×10－３
約 2.7×10－６
約 1.8×10－２－７
約 3.9×10
約 9.9×10－４
約 2.6×10－５
約 2.5×10－１
約 1.6×10－５
約 1.5×10－１－６
約 3.5×10
約 3.1×10－２
約 1.1×10－５
約 7.1×10－２－５
約 1.1×10
約 7.1×10－２

349

別紙 17第2表

放出割合の評価結果（中・低揮発性の核種グループに対する補正後）

核種
グループ

格納容器から原子炉建屋への
漏えい割合

※１

格納容器圧力逃がし装置への放出割合 ※１

Ｓ/ＣベントＤ/ＷベントＳ/ＣベントＤ/Ｗベント－３－３－１

約 9.5×10－１

希ガス類

約 4.3×10

約 4.4×10

約 9.5×10

CsI 類

約 6.3×10－５

約 6.3×10－５

約 1.1×10－６

約 4.0×10－３

CsOH 類

約 3.2×10－５

約 3.2×10－５

約 4.0×10－７

約 7.5×10－３

Cs 類 ※２

約 3.4×10－５

約 3.4×10－５

約 4.5×10－７

約 7.2×10－３

Sb 類

約 6.8×10－６

約 6.8×10－６

約 9.0×10－８

約 1.5×10－３

TeO２ 類

約 6.8×10－６

約 6.8×10－６

約 9.0×10－８

約 1.5×10－３

SrO 類

約 2.7×10－６

約 2.8×10－６

約 3.6×10－８

約 5.8×10－４

BaO 類

約 2.7×10－６

約 2.8×10－６

約 3.6×10－８

約 5.8×10－４

MoO２ 類

約 3.4×10－７

約 3.4×10－７

約 4.5×10－９

約 7.2×10－５

CeO２ 類

約 6.8×10－８

約 6.8×10－８

約 9.0×10－１０

約 1.5×10－５

La２ O ３ 類
約 2.7×10－８
約 2.8×10－８
約 3.6×10－１０※1 小数点第 2 位以下切上げ※2 CsI 類及び CsOH 類の値から評価（評価式は式 1）

約 5.8×10－６①ＴＭＩや福島第一原子力発電所事故での観測事実について
第 1 表によると，高揮発性核種（ＣｓＩ，ＣｓＯＨ）の格納容器圧力逃がし装置からの放出割合（10 －６ ～10－７ オーダー）と比べ，中・低揮発性核種の放出割合の方が大きい（10－５ オーダー）という結果になっている。
一方，ＴＭＩや福島第一原子力発電所事故での観測事実から，事故が発生した場合に最も多く放出される粒子状物質は，よう素やセシウム等の高揮発性の物質であり，中・低揮発性の物質の放出量は高揮発性の物質と比べて少量であることがわかっている。
第 3 表は，ＴＭＩ事故後に評価された放射性核種の場所毎の存在量であるが，希ガスや高揮発性核種（セシウムやよう素）が原子炉圧力容器外に炉心内蔵量の半分程度放出される一方で，中・低揮発性核種はほぼ全量が原子炉圧力容器に保持されているという評価となっている。

別紙 17-51

350

別紙 17
第3表
核種

ＴＭＩ事故後に評価された放射性核種の場所毎の存在割合
低揮発性
１４４

１５４

（単位：％）
高揮発性

中揮発性
１５５

９０

１０６

１２５

１３７

１２９

８５

Ce
Eu
Eu
Sr
Ru
Sb
Cｓ
I
Kr
原子炉建屋
原子炉容器
105.4
122.7
109.5
89.7
93.2
117.2
40.1
42
30
原子炉冷却系
1
3
1
0.2
†
54
地階水，気相タンク類
0.01
2.1
0.5
0.7
47
(47)
補助建屋
0.1
5
7
0.7
合計
105
122
110
93
94
95
97
85
119
† 広範囲のＩ濃度測定値と多量のデブリ（おもに地下水沈殿物）のため，ここでの保持量は炉心インベントリ－を大きく上回る分析結果となってしまう。したがって，ここに保持されたＩのインベントリーはＣｓと同等であると考える。

※存在割合＝サンプル試料の分析結果／ＯＲＩＧＥＮ２コード解析結果
出典：「ＴＭＩ－２号機の調査研究成果（渡会偵祐,井上康,桝田藤夫 日本原子力学会誌
Vol.32，No.4（1990））」

また，第 4 表は，福島第一原子力発電所事故後に実施された発電所敷地内の土壌中放射性核種のサンプリング結果であるが，最も多く検出されているのは
高揮発性核種（セシウムやよう素）であり，多くの中・低揮発性核種は不検出（ＮＤ）という結果となっている。

第 4 表 福島第一原子力発電所事故後に検出された土壌中の放射性核種

出典：東京電力（株）HP（http://www.tepco.co.jp/cc/press/11040609-j.html）

別紙 17-52351

別紙 17②各元素の放出挙動について
燃料からの核分裂生成物の放出及び移行挙動に関する研究結果より，各元素の放出挙動は以下のように整理されており ※１ ，高揮発性核種が高温でほぼ全量放出されるのに対し，中・低揮発性核種は雰囲気条件に大きく左右される。
希ガス：高温にてほぼ全量放出される。
Ｉ，Ｃｓ：高温にてほぼ全量放出される。放出速度は希ガスと同等。

Ｓｂ，Ｔｅ：被覆管と反応した後，被覆管の酸化に伴い放出される。
Ｓｒ，Ｍｏ，Ｒｕ，Ｒｈ，Ｂａ：雰囲気条件（酸化条件 or 還元条件）に大きな影響を受ける。
Ｃｅ，Ｎｐ，Ｐｕ，Ｙ，Ｚｒ，Ｎｂ：高温状態でも放出速度は低い。
※1 「化学形に着目した破損燃料からの核分裂生成物及びアクチニドの放出
挙動評価のための研究（JAEA-Review 2013-034，2013 年 12 月）」③補正について①及び②より，第 1 表の中・低揮発性核種の放出割合が高揮発性核種よりも大きいという結果は実態に即しておらず，これは，ＭＡＡＰ解析において，中・低揮発性核種の放出割合が過度に大きく評価されたためと考えられ，要因としては，溶融燃料が再冠水し溶融燃料の外周部が固化した後でも，燃料デブリ表
面からの放射性物質の放出評価において溶融燃料の平均温度を参照して放出量を評価していることや，溶融燃料上部の水によるスクラビング効果を考慮していないことが挙げられる。なお，ＭＡＡＰコードの開発元であるＥＰＲＩからも，以下の報告がなされている。
・炉心が再冠水した場合の低揮発性核種（Ｒｕ及びＭｏ）の放出について，
低温の溶融燃料表面付近ではなく，溶融燃料の平均温度を基に放出速度を算出しているため，ＭＡＡＰ解析が保守的な結果を与える場合がある。
別紙 17-53352

別紙 17
・Ｍｏの放出量評価について，ＮＵＲＥＧ-1465 よりもＭＡＡＰの方が放出量を多く評価する。
したがって，ＴＭＩ事故や福島第一原子力発電所事故の実態により見合った，
環境中への放出量を評価するため，中・低揮発性核種の放出割合を補正することとした。補正するに当たり，ＴＭＩ事故を契機として行われたシビアアクシ
デントに係るソースターム研究を踏まえ，被覆管材であるジルコニウムの酸化量の違い等により核分裂生成物の放出量や放出タイミングに相違が生じることを考慮し，ＢＷＲ及びＰＷＲそれぞれに対して放出割合を設定する等，より現実的なソースタームの設定を目的として制定されたＮＵＲＥＧ-1465 の知見を利用する。事象発生後，炉心損傷が開始し，原子炉圧力容器が破損するまでのＭＡＡＰ解析とＮＵＲＥＧ-1465 の想定の比較を第 5 表のとおりであり，想定
事故シーケンスでは重大事故等対処設備による原子炉注水により原子炉圧力容器破損には至らないが，ＮＵＲＥＧ-1465 の想定とＭＡＡＰ解析の事象進展に大きな差はなく，本評価においてＮＵＲＥＧ-1465 の知見は利用可能と判断し
ている。

第5表

ＭＡＡＰ事象進展とＮＵＲＥＧ－1465 の想定の比較
燃料被覆管損傷が開始し，ギ 炉心溶融が開始し，溶融燃ャ ッ プ か ら放 射 性 物 質 が放 料が原子炉圧力容器破損す出される期間るまでの期間ＭＡＡＰ

約 4 分～約 27 分 ※１

約 27 分～約 3.3 時間 ※２

ＮＵＲＥＧ-1465～30 分

30 分～2 時間※1

炉心損傷開始（燃料被覆管 1,000 ）～燃料溶融開始（燃料温度 2,500 ）※2

原子炉注水をしない場合における原子炉圧力容器破損時間(本評価においては原子炉注水により原子炉圧力容器破損には至らない)

別紙 17-54353

別紙 17以下，各核種グループにおける放出割合の具体的な評価手法を示す。
(1) 希ガスグループ，ＣｓＩグループ，ＣｓＯＨグループ
希ガスを含めた高揮発性の核種グループについては，ＭＡＡＰ解析結果から得られた放出割合を採用する。
なお，Ｃｓの放出割合については，ＣｓＩグループ及びＣｓＯＨグルー
プの放出割合等より，式 1 を用いて評価する。（式 1 の導出過程は，参考 2
参照）

－

FCs T

(式 1)

：時刻 T におけるＣｓの放出割合

FCｓ OH T： 時刻 T におけるＣｓＯＨグループの放出割合

FC ｓ I T： 時刻 T におけるＣｓＩグループの放出割合

MI： 停止直後のＩの炉心内蔵重量MCｓ： 停止直後のＣｓの炉心内蔵重量

WI： Ｉの分子量WC ｓ： Ｃｓの分子量(2) 中・低揮発性の核種グループ
中・低揮発性の核種グループについては，ＭＡＡＰ解析から得られた放出割合は採用せず，ＭＡＡＰ解析の結果から得られたＣｓの放出割合，希ガスグループの放出割合及びＮＵＲＥＧ-1465 の知見を利用して放出割合を評価する。
ここで，中・低揮発性の核種における放出割合の経時的な振る舞いは，
格納容器圧力逃がし装置への放出については希ガス，原子炉建屋への漏えいについてはＣｓと同一になるものとし※ ２ ，事象発生から 168 時間経過時

別紙 17-55354

別紙 17点におけるＣｓの放出割合に対する当該核種グループの放出割合の比率はＮＵＲＥＧ-1465 で得られた比率に等しいとして，式 2 及び式 3 に基づき評価する。また，第 6 表に，ＮＵＲＥＧ-1465 で評価された格納容器内への放出割合を示す。

【格納容器圧力逃がし装置への放出】

＝

168

（式 2）

【格納容器から原子炉建屋への漏えい】

＝

（式 3）

F i T ：時刻 T における i 番目のＭＡＡＰ核種グループの放出割合
FNG T ：時刻 T における希ガスグループの放出割合
F C S T ：時刻 T におけるＣｓの放出割合

γi：ＮＵＲＥＧ-1465 における i 番目のＭＡＡＰ核種グループに相当する核種グループの格納容器への放出割合

γ C s：ＮＵＲＥＧ-1465 におけるＣｓに相当する核種グループの格納容器への放出割合※2

格納容器内に放出された中・低揮発性の核種グループは，粒子状として振る舞い，沈着やドライウェルスプレイ等による除去効果を受けると考えられる。したがって，中・低揮発性の核種グループの原
子炉建屋への漏えいについては，沈着等による除去効果を受けるＣ
ｓの振る舞いに近いと考えられる。
また，中・低揮発性の核種グループは，Ｃｓに比べて格納容器内に放出される量が少なく，壁面等への付着量も少ない。したがって，
格納容器圧力逃がし装置への放出については，格納容器ベントに伴い大気に放出された後も，壁面等に付着した放射性物質の再浮遊に
別紙 17-56355

別紙 17
伴い大気への放出が生じるＣｓではなく，格納容器気相部に浮遊し，壁面等からの追加放出がない希ガスの放出割合の振る舞いに近いと考えられる。
以上のことから，中・低揮発性の核種グループの「各時刻における放出割合」は，「各時刻における希ガスグループ又はＣｓの放出割合」に比例するものとする。

第6表

ＮＵＲＥＧ-1465 での格納容器内への放出割合
格納容器への放出割合 ※
0.25
0.05
0.02
0.00250.00050.0002核種グループCs
TeO ２ ，Sb
SrO，BaO
MoO ２
CeO ２
La ２ O ３※ ＮＵＲＥＧ-1465 の Table3.12「Gap Release」及び「Early In-Vessel」の値の和（ＮＵＲＥＧ-1465 では，「Gap Release」，「Early In-Vessel」，「Ex-Vessel」及
び「Late In-Vessel」の各事象進展フェーズに対して格納容器内への放出割合を与えている。本評価事象は原子炉圧力容器が健全な状態で事故収束するため，
原子炉圧力容器損傷前までの炉心からの放出を想定する「Gap Release」及び「Early In-Vessel」の値を用いる。）

別紙 17-57356

別紙 17
参考 1

大気への放出量評価過程について

大気への放出量は，「核種ごとに評価した炉心内蔵量」に「ＭＡＡＰにより評価した核種グループごとの格納容器外への放出割合」を乗じることで算出する。
本評価において考慮したＭＡＡＰにおける核種グル―プと各グループの核種を
第 7 表に示す。なお，ＭＡＡＰにおける核種グループとＮＵＲＥＧ－1465 における核種グループの比較は第 3 図のとおりであり，分類数に違いはあるが，取り扱っている核種は同等である。

第7表

ＭＡＡＰにおける核種グル―プと各グループの核種

核種グループ

核種

希ガス類

Ｋｒ，Ｘｅ

ＣｓＩ類

Ｉ

ＣｓＯＨ類

Ｃｓ，Ｒｂ

Ｓｂ類

Ｓｂ

ＴｅＯ２類

Ｔｅ

ＳｒＯ類

Ｓｒ

ＢａＯ類

Ｂａ

ＭｏＯ２類

Ｍｏ，Ｃｏ，Ｔｃ，Ｒｕ，Ｒｈ

ＣｅＯ２類

Ｃｅ，Ｎｐ，Ｐｕ
Ｌａ，Ｙ，Ｚｒ，Ｎｂ，

Ｌａ２Ｏ３類Ｐｒ，Ｎｄ，Ａｍ，Ｃｍ※本評価において「Ｔｅ２類」及び「ＵＯ２類」の核種グループに対するＭＡＡＰ解析
結果がゼロのため，対象外とした。

別紙 17-57357

別紙 17

第3図

ＭＡＡＰ及びＮＵＲＥＧ－1465 における核種グループの比較（「重大事故等対策の有効性評価に係るシビアアクシデント解析コードについて」の「第５部

ＭＡＡＰ」
（抜粋））

別紙 17-58358

別紙 17
参考 2

Ｃｓの放出割合の評価式について

Ｃｓの放出割合については，ＣｓＩグループ及びＣｓＯＨグループの放出割合，I 及びＣｓの原子炉停止直後の炉心内蔵重量並びにＩ及びＣｓの分子量を用いて，下記の式 1 により評価している。ここでは，式 1 の導出過程について
示す。

－

(式 1)

FCs T

：時刻 T におけるＣｓの放出割合

FCｓOH T

：時刻 T におけるＣｓＯＨグループの放出割合

FCｓI T：時刻 T におけるＣｓＩグループの放出割合

MI：停止直後のＩの炉心内蔵重量MCｓ：停止直後のＣｓの炉心内蔵重量

WI：Ｉの分子量WCｓ：Ｃｓの分子量

1．ＣｓＩに含まれるＣｓＩは全てＣｓＩとして存在しているため，ＣｓＩ中に含まれるＣｓは，Ｃｓ
Ｉ中に含まれるＩの重量にＩ及びＣｓの分子量の比を乗ずることで算出する。

MCs CsI T ：時刻 T におけるＣｓＩ中に含まれるＣｓの放出量

別紙 17-59359

別紙 17
2．ＣｓＯＨに含まれるＣｓ
ＣｓはＣｓＩ又はＣｓＯＨのいずれかの形態で存在しているため，ＣｓＯＨ
中に含まれるＣｓは，１．で算出したＣｓＩ中に含まれるＣｓを差引くことで算出する。

MCs OH T ：時刻 T におけるＣｓＯＨ中に含まれるＣｓの放出量3．Ｃｓの放出割合
1．及び 2．で得られたＣｓの放出量をＣｓの炉心内蔵重量で除することで，Ｃｓの放出割合を算出する。

－

別紙 17-60360

別紙 17
参考 3

ＭＡＡＰ解析結果及びＮＵＲＥＧ-1465 の放出割合について

被ばく評価への寄与が大きい核種に対するＭＡＡＰ解析結果及びＮＵＲＧ-1465 の放出割合を第 8 表に示す。第 8 表のとおり，Ｃｓ及びＩについてはＭ
ＡＡＰ解析結果の方が大きい。また，希ガスについては，ＮＵＲＥＧ-1465 の放出割合の方が大きいが，これは東海第二の想定事故シナリオでは，原子炉注水により炉心が再冠水することで炉心内に健全な状態の燃料が一部存在するためと考える。

第8表

ＭＡＡＰ解析結果及びＮＵＲＥＧ-1465 の放出割合
ＭＡＡＰ

ＮＵＲＥＧ-1465※

希ガス

0.95

1

Ｉ

0.78

0.30

Ｃｓ

0.37

0.25

※ ＮＵＲＥＧ-1465 の Table3.12「Gap Release」及び「Early In-Vessel」の値の和（ＮＵＲＥＧ-1465 では，「Gap Release」，「Early In-Vessel」，「Ex-Vessel」及び「Late
In-Vessel」の各事象進展フェーズに対して格納容器内への放出割合を与えている。
本評価事象は原子炉圧力容器が健全な状態で事故収束するため，原子炉圧力容器損
傷前までの炉心からの放出を想定する「Gap Release」及び「Early In-Vessel」の値を用いる。）

別紙 17-61361

別紙 17
補足 6

地表面への沈着速度の設定について

地表面への放射性物質の沈着は，第 1 図に示すように乾性沈着と湿性沈着によって発生する。乾性沈着は地上近くの放射性物質が，地面状態等によって決まる沈着割合（沈着速度）に応じて地表面に沈着する現象であり，放射性物質の地表面濃度に沈着速度をかけることで計算される。湿性沈着は降水によって放射性物質が雨水に取り込まれ，地表面に落下・沈着する現象であり，大気中の放射性物質の濃度分布と降水強度及び沈着の割合を示すウォッシュアウト係数によって計算される。

無降水期間

降水期間

ウォッシュアウト係数
放射性物質
相対濃度
χ／Ｑ

地表面

湿性沈着率

乾性沈着率

乾性沈着率

降水期間は湿性・乾性沈着
を考慮

第1図

沈着速度

沈着速度

無降水期間は乾性沈着のみを考慮

地表面沈着のイメージ

現場作業の線量影響評価においては、地表面の放射性物質の沈着速度として，
乾性沈着及び降雨による湿性沈着を考慮した地表面沈着速度として 0.5cm／sを用いる。
以下では，無機よう素の湿性沈着を考慮した地表面沈着速度として 0.5cm／s※１を用いることの適用性について確認した。

※１

有機よう素の地表面への沈着速度としては 1.7×10－３cm／s
別紙 17-62362

別紙 17
1.

評価手法
湿性沈着を考慮した地表面沈着速度（0.5cm／s）の適用性は，乾性沈着率と湿性沈着率を合計した沈着率の累積出現頻度 97％値を求め，乾性沈着率の
累積出現頻度 97％値との比を求める。その比と乾性沈着速度（0.3cm／s，補足 8 参照）の積が 0.5cm／s を超えていないことを確認する。乾性沈着率及び湿性沈着率は以下のように定義される。

（1）乾性沈着率
乾性沈着率は，「日本原子力学会標準 原子力発電所の確率論的安全評価に関する実施基準（レベル 3PSA 編）：2008」（社団法人

日本原子力学会）（以下「学会標準」という。
）解説 4.7 を参考に評価した。学会標準解説
4.7 では，使用する相対濃度は地表面高さ付近としているが，ここでは「原子力発電所中央制御室の居住性に係る被ばく評価手法について（内規）」[【解説 5.3】（1）]に従い，放出経路毎の相対濃度を用いて評価した。

x, y, zχ/Qχ/Qx, y, zχ/Q x, y, zVV ・χ/Q x, y, z・・・・・①：時刻 i での乾性沈着率[1／m２]：時刻 i での相対濃度[s／m３]：沈着速度[m／s]（0.003 NUREG/CR-4551 Vol.2 より）（2）湿性沈着率
降雨時には，評価点上空の放射性核種の地表への沈着は，降雨による影
響を受ける。湿性沈着率（χ／Ｑ)w(x,y)i は学会標準解説 4.11 より以下のように表される。
別紙 17-63363

別紙 17
∞

χ/Q

x, y

χ/Q x, y, z dz

Λ・χ/Q x, y, 0 Λ

2

Σ exp

h
2Σ

・・・・・②
χ/Qx, y：時刻 i での湿性沈着率[1／m２]

χ/Q x, y, 0

：時刻 i での地表面高さでの相対濃度[s／m３]：時刻 i でのウォッシュアウト係数[1／s]

Λ

（

9.5

10

Pr . 学会標準より）P：時刻 i での降水強度[mm／h]Σ：時刻 i での建屋影響を考慮した放射性雲の鉛直方向の拡散幅[m]h：放出高さ[m]乾性沈着率と湿性沈着率を合計した沈着率の累積出現頻度 97％値と，乾性沈着率の累積出現頻度 97％値の比は以下で定義される。

乾性沈着率と湿性沈着率を合計した沈着率の累積出現頻度 97％値（①＋②）
乾性沈着率の累積出現頻度 97％値（①）
・χ/

, ,

χ/
・χ/

, ,

Λ
, ,

Σ

Σ

％

・・・・・③％2．地表面沈着率の累積出現頻度 97％値の求め方
地表面沈着率の累積出現頻度は，気象指針に記載されているχ／Ｑの累積出
現頻度 97％値の求め方※２に基づいて計算した。具体的には以下の手順で計算を行った（第 2 図参照）。
（1）各時刻における気象条件から，式①及び式②を用いてχ／Ｑ，乾性沈着
別紙 17-64364

別紙 17率，湿性沈着率を 1 時間毎に算出する。なお，評価対象方位以外に風が吹いた時刻については，評価対象方位におけるχ／Ｑがゼロとなるため，地表面沈着率（乾性沈着率＋湿性沈着率）もゼロとなる。
第 2 図の例は，評価対象方位をＳＷとした場合であり，χ／Ｑによる乾性沈着率及び降水による湿性沈着率から地表面沈着率を算出する。評価対
象方位ＳＷ以外の方位に風が吹いた時刻については，地表面沈着率はゼロとなる。
（2）上記（1）で求めた 1 時間毎の地表面沈着率を値の大きさ順に並びかえ，
小さい方から数えて累積出現頻度が 97％値を超えたところの沈着率を，地表面沈着率の 97％値とする（地表面沈着率の累積出現頻度であるため，χ
／Ｑの累積出現頻度と異なる）。

※２（気象指針解説抜粋）
VI．想定事故時等の大気拡散の解析方法
1．線量計算に用いる相対濃度（2）着目地点の相対濃度は，毎時刻の相対濃度を年間について小さい方から累積した場合，その累積出現頻度が 97％に当たる相対濃度とする。

別紙 17-65

365

別紙 17
降水がない時刻は，湿性沈着率はゼロ

日時

方位
（風向）

風速
（m／s）

大気
安定度

χ／Ｑ
（s／m３）

乾性沈着率（1／m２）（①）

降水量（mm／hr）

湿性沈着率（1／m２）（②）

地表面沈着率（①＋②）

4/1 1:00

ＳＷ
（ＮＥ）

4.3

F

○×10－６○×10－９00○×10－９

4/1 2:00

ＳＷ
（ＮＥ）

4.5

E

○×10－６○×10－９1.0○×10－８○×10－８

4/1 3:00

Ｓ
（Ｎ）

1.4

F

○×10－６○×10－９1.5○×10－８○×10－８

・・・

・・・

・・・

・・・

・・・

・・・

・・・

・・・

・・・

3/31 24:00

ＳＷ
（ＮＥ）

5.5

D

○×10－７○×10－１０00○×10－１０

評価対象方位をＳＷとし，地表面沈着率の出現頻度を昇順に並び替え

評価対象方位の時刻のみχ／Ｑ
及び乾性沈着率が出現
評価対象方位以外のχ／Ｑはゼロとなるため，地表面沈着率はゼロとなる。
地表面沈着率の累積出現頻度 97％値
地表面沈着率の並び替えであり，気象条件
によってχ／Ｑは必ずしも昇順に並ぶとは限らない。
（従来のχ／Ｑ計算とは順番が異なる。
）

第2図

No
1

出現頻度
（％）
0.000

χ／Ｑ
（s／m３）
0

地表面沈着率（① ＋②）
0

2

0.003

0

0

・・・

・・・

・・・

・・・

○○

97.004○×10－６○×10－９○○97.010○×10－６○×10－９

・・・

・・・

・・・

・・・

×××

100.000○×10－５○×10－８

地表面沈着率の累積出現頻度 97％値の求め方（評価対象方位がＳＷの場合）

別紙 17-66366

別紙 173.

評価結果
各放出点の地表面沈着率の評価結果を第 1 表，地表面沈着率の累積出現頻度 97％値付近の値を第 2 表～第 4 表に示す。
気象指針では，大気拡散評価においてめったに遭遇しないと思われる厳しい気象条件として累積出現頻度 97％値を採用※３している。このことから，地表面沈着率の評価においても同様に，実際の降雨を考慮してめったに遭遇しないと思われる気象条件として累積出現頻度 97％値を評価した。その結果，各地表面沈着率（乾性＋湿性）は乾性沈着率の約 1.22～1.34 倍程度となった。
なお，風速，風向，大気安定度，降雨状況等様々な条件から計算を行うため，
厳しい気象条件として選定される地表面沈着率の累積出現頻度 97％値は，必ずしも降雨があるとは限らない。
以上より，無機よう素の湿性沈着を考慮した沈着速度として，乾性沈着速度（0.3cm／s）の 1.34 倍（約 0.4cm／s）から保守的に 0.5cm／s と設定する
ことは適切であると考えられる。また，有機よう素の湿性沈着を考慮した沈
着速度は，NRPB-B322 レポートから乾性沈着速度 10－３(cm／s)を引用（補足 7参照）し，乾性沈着速度（10－３cm／s）に対して上記と同じ倍率（=0.5／0.3）
から 1.7×10－３cm／s を採用した。
なお，
中央制御室の居住性評価及び緊急時対策所の居住性評価においては，
更に保守性を持たせ，沈着速度として 1.2cm／s を採用している。

※３（気象指針解説抜粋）
I．指針作成の考え方
想定事故時における安全解析は，想定事故期間中の線量を評価するものであるので，この場合には，想定事故が任意の時刻に起こること及び実効的な放出継続時間が短いことを考慮して，平均的な気象条件よりもむしろ出現頻
別紙 17-67367

別紙 17度からみてめったに遭遇しないと思われる厳しい気象条件を用いる必要がある。このため，指針では，気象観測資料をもとに出現確率的観点から想定
事故期間中の相対濃度を解析し，その出現頻度が極めて小さいものを選ぶことによって，放射性物質の濃度が厳しい気象条件に相当するものとなるように考慮することとした。
VI．想定事故時の大気拡散の解析方法
1．相対濃度指針では，想定事故時においてめったに遭遇しない気象条件下の濃度を導くため，相対濃度の出現確率は過去の経験に照らして 97％を採用して解析することとした。

第1表

沈着率評価結果

放出点

相対濃度（s／m３）③比
乾性沈着率（①） 地表面沈着率（①＋②）（（①＋②）（1／m２）（1／m２）／①）

原子炉建屋

約 8.3×10－４

約 2.5×10－６

約 3.0×10－６

約 1.22

約 0.36

原子炉
建屋屋上

約 4.2×10－４

約 1.2×10－６

約 1.5×10－６

約 1.22

約 0.36排気筒

約 3.0×10－６

約 8.9×10－９

約 1.2×10－８

約 1.34

約 0.40

別紙 17-68

湿性沈着を考慮
した沈着速度（cm／s）

368

別紙 17
第2表

東海第二発電所における地表面沈着率（放出点：原子炉建屋）

No

方位※３
（風向）

降水量
（mm／hr）

χ／Ｑ（s／m３）

地表面沈着率（1／m２）（①＋②）

乾性沈着率の累積出現
頻度 97％値との比率（③）

累積出現頻度
（％）

・・・

・・・

・・・

・・・

・・・

・・・

・・・

14.0

6.4×10－５

2.9×10－６

約 1.2296.990

5.0

1.4×10－４

3.0×10－６

約 1.2297.001

3.0

2.0×10－４

3.0×10－６

約 1.2297.013

・・・

・・・

・・・

・・・

・・・

8497
8498
8499
・・・

※３

SW
（NE）
SW
（NE）
SW
（NE）
・・・

評価対象方位（Ｅ，ＥＳＥ，ＳＥ，ＳＳＥ，Ｓ，ＳＳＷ，ＳＷ，ＷＳＷ,Ｗ）

第3表

東海第二発電所における地表面沈着率（放出点：原子炉建屋屋上）

No

方位※４
（風向）

降水量
（mm／hr）

χ／Ｑ（s／m３）

地表面沈着率（1／m２）（①＋②）

乾性沈着率の累積出現
頻度 97％値との比率（③）

累積出現頻度
（％）

・・・

・・・

・・・

・・・

・・・

・・・

・・・

14.0

3.2×10－５

1.5×10－６

約 1.2296.990

5.0

7.0×10－５

1.5×10－６

約 1.2297.001

3.0

1.0×10－４

1.5×10－６

約 1.2297.013

・・・

・・・

・・・

・・・

・・・

8497
8498
8499
・・・

※４

SW
（NE）
SW
（NE）
SW
（NE）
・・・

評価対象方位（Ｅ，ＥＳＥ，ＳＥ，ＳＳＥ，Ｓ，ＳＳＷ，ＳＷ，ＷＳＷ,Ｗ）

第4表

東海第二発電所における地表面沈着率（放出点：排気筒）

No

方位※５
（風向）

降水量
（mm／hr）

χ／Ｑ（s／m３）

地表面沈着率（1／m２）（①＋②）

乾性沈着率の累積出現
頻度 97％値との比率（③）

累積出現頻度
（％）

・・・

・・・

・・・

・・・

・・・

・・・

・・・

0.5

7.1×10－７

1.2×10－８

約 1.3396.9830

4.0×10－６

1.2×10－８

約 1.3497.0060

4.0×10－６

1.2×10－８

約 1.3497.018

・・・

・・・

・・・

・・・

・・・

8497
8498
8499
・・・

※５

SW
（NE）
SW
（NE）
SW
（NE）
・・・

評価対象方位（ＳＷ）

別紙 17-69369

別紙 17
4．降雨時における被ばく低減について
事故発生後は，原子炉建屋を取り囲むようにモニタリング・ポスト又は可搬型モニタリング・ポストを設置し，敷地内の放射線環境状況を監視するとともに，作業の際は個人線量計を着用し，作業員の被ばく線量を管理することとしている。
降雨時においては，屋外の移動又は作業をする場合には，現場作業員はアノ
ラック，ゴム手袋及び長靴を着用することにより，体表面の汚染を防止する。
また，実際には，事故時の降雨や風向といった気象条件によって，敷地内の放射性物質の沈着の濃淡ができると考えられることから，モニタリング・ポス
ト等の測定値より著しい線量率の上昇がある方位や作業時及び移動時に携行するサーベイメータ等により高線量となる場所を把握し，著しく線量率が高くなると想定されるルート等を避けて移動することやルート上の高線量物の移動などの運用により，被ばく低減を図ることが可能である。

別紙 17-70

370

別紙 17
補足 7

有機よう素の乾性沈着速度について

原子炉建屋から放出されるよう素のうち，無機よう素はエアロゾルと同じ沈
着速度を用いる。有機よう素についてはエアロゾルと別に設定した。以下にその根拠を示す。

（1）英国放射線防護庁（NRPB）による報告
英国放射線防護庁 大気拡散委員会による年次レポート（NRPB-R322※１）に沈着速度に関する報告がなされている。本レポートでは，有機よう素について，植物に対する沈着速度に関する知見が整理されており，以下のとおり報告されている。
・植物に対する沈着速度の“bestjudgement”として 10－５m／s（10－３cm／s）を推奨（2）日本原子力学会による報告
日本原子力学会標準レベル 3PSA 解説 4.8 に沈着速度に関する以下の報告がなされている。
・ヨウ化メチルは非反応性の化合物であり，沈着速度が小さく，実験で10－４～10－２cm／s の範囲である。
・ヨウ化メチルの沈着は，公衆のリスクに対し僅かな寄与をするだけであり，事故影響評価においてはその沈着は無視できる。

以上のことから，有機よう素の乾性沈着速度はエアロゾルの乾性沈着速度0.3cm／s に比べて小さいことがいえる。
また，原子力発電所内は，コンクリート，道路，芝生及び木々で構成されて別紙 17-71371

別紙 17いるがエアロゾルへの沈着速度の実験結果（NUREG／CR－4551）によると，沈着速度が大きいのは芝生や木々であり，植物に対する沈着速度が大きくなる傾向であった。
したがって，有機よう素の乾性沈着速度として，NRPB－R322 の植物に対する沈着速度である 10－３cm／s を用いるのは妥当と判断した。

※1：NRPB-R322-Atmospheric Dispersion Modelling Liaison Committee Annual
Report, 1998-99

別紙 17-72372

別紙 17
NRPB-322 ANNEX-A「2.2 Iodine」の抜粋

別紙 17-73373

別紙 17
補足 8

エアロゾルの乾性沈着速度について

現場作業の線量影響評価では，地表面への放射性物質の沈着速度として乾性
沈着及び降水による湿性沈着を考慮した沈着速度（0.5cm／s，補足 6 参照）を用いており，沈着速度の評価に当たっては，乾性沈着速度として 0.3cm／s を用いている。以下に，乾性沈着速度の設定の考え方を示す。
エアロゾルの乾性沈着速度は，NUREG/CR-4551 ※１ に基づき 0.3cm／s と設定した。NUREG/CR-4551 では郊外を対象としており，郊外とは道路，芝生及び木々で構成されるとしている。原子力発電所内も同様の構成であるため，この沈着速度が適用できると考えられる。また，NUREG/CR-4551 では 0.5μm～5μm の粒径に対して検討されているが，格納容器内の除去過程で，相対的に粒子径の大きなエアロゾルは格納容器内に十分捕集されるため，粒径の大きなエアロゾルの放出はされにくいと考えられる。
また，W.G.N. Slinn の検討 ※２ によると，草や水，小石といった様々な材質に対する粒径に応じた乾性の沈着速度を整理しており，これによると 0.1μm～5μm の粒径では沈着速度は 0.3cm／s 程度（第 1 図）である。以上のことから，現場作業の線量影響評価におけるエアロゾルの乾性の沈着速度として 0.3cm／
s を適用できると判断した。

別紙 17-74374

別紙 17第1図※1※2

様々な粒径における地表沈着速度（Nuclear Safety Vol.19 ※２ ）J.L. Sprung 等：Evaluation of severe accident risk：quantificationof major input parameters, NUREG/CR-4451 Vol.2 Rev.1 Part 7, 1990
W.G.N. Slinn ：Environmental Effects, Parameterizations for
Resuspension and for Wet and Dry Deposition of Particles and Gases
for Use in Radiation Dose. Calculations, Nuclear Safety Vol.19 No.2,
1978

別紙 17-75375

別紙 17（参考）シビアアクシデント時のエアロゾルの粒径について

シビアアクシデント時に格納容器内で発生する放射性物質を含むエアロゾル
粒径分布として「0.1μm～5μm」の範囲であることは，粒径分布に関して実施されている研究を基に設定している。
シビアアクシデント時には格納容器内にスプレイ等による注水が実施されることから，シビアアクシデント時の粒径分布を想定し，「格納容器内でのエア
ロゾルの挙動」及び「格納容器内の水の存在の考慮」といった観点で実施された第 1 表の②，⑤に示す試験等を調査した。さらに，シビアアクシデント時のエアロゾルの粒径に対する共通的な知見とされている情報を得るために，海外の規制機関（NRC 等）や各国の合同で実施されているシビアアクシデント時のエアロゾルの挙動の試験等（第 1 表の①，③，④）を調査した。以上の調査結果を第 1 表に示す。
この表で整理した試験等は，想定するエアロゾル発生源，挙動範囲（格納容器，原子炉冷却材配管等），水の存在等に違いがあるが，エアロゾル粒径の範囲に大きな違いはなく，格納容器内環境でのエアロゾル粒径はこれらのエアロ
ゾル粒径と同等な分布範囲を持つものと推定できる。
したがって，過去の種々の調査・研究により示されている範囲をカバーする値として，0.1μm～5μm のエアロゾルを想定することは妥当である。

別紙 17-76376

別紙 17
第1表番号

シビアアクシデント時のエアロゾル粒径についての文献調査結果

試験名又は
報告書名等

エアロゾル粒径
（μm）

備 考

LA2※１

約0.5～5（第1図参照）

シビアアクシデント時の評価に使用されるコードでの格納容器閉じ込め機能喪失を想定した条件とした比較試験

①

LACE

②

NUREG/CR-5901 ※２

0.25～2.5（参考1-1）

格納容器内に水が存在し，溶融炉心を覆っている場合のスクラビング効果のモ
デル化を紹介したレポート③

AECLが実施した試験 ※３

0.1～3.0（参考1-2）

シビアアクシデント時の炉心損傷を考慮した1次系内のエアロゾル挙動に着目
した実験

④

※３

0.29～0.56（参考1-2）

シビアアクシデント時の炉心損傷を考慮した1次系内のエアロゾル挙動に着目した実験

0.5～0.65（参考1-2）

シビアアクシデント時のFP挙動の実験（左記のエアロゾル粒径はPHEBUS FP実
験の格納容器内のエアロゾル挙動に着目した実験の結果）

⑤

※1

※2

※3

PBF-SFDPHEBUS-FP※３

J. H. Wilson and P. C. Arwood, Summary of Pretest Aerosol CodeCalculations for LWR Aerosol Containment Experiments (LACE) LA2,ORNL A. L. Wright, J. H. Wilson and P.C. Arwood, PRETEST AEROSOL CODE
COMPARISONS FOR LWR AEROSOL CONTAINMENT TESTS LA1 AND LA2
D. A. Powers and J. L. Sprung, NUREG/CR-5901, A Simplified Model of
Aerosol Scrubbing by a Water Pool Overlying Core Debris Interacting
With Concrete
STATE-OF-THE-ART REPORT ON NUCLEAR AEROSOLS, NEA/CSNI/R (2009)

別紙 17-77377

別紙 17

第1図LACE LA2でのコード比較試験で得られたエアロゾル粒径の時間変化
グラフ

別紙 17-78378

別紙 17
参考1-1

別紙 17-79

NUREG/CR-5901の抜粋

379

別紙 17

別紙 17-80380

別紙 17
参考1-2 STATE-OF-THE-ART REPORT ON NUCLEAR AEROSOLS，
NEA/CSNI/R(2009)5の抜粋及び試験の概要

試験名又は報告書名等
AFCLが実施した実験

試験の概要
CANDUのジルカロイ被覆管燃料を使用した，1次系でも核分裂生成物の挙動についての試験
米国アイダホ国立工学環境研究所で実施された炉心損傷状

PBF-SFD

態での燃料棒及び炉心のふるまい並びに核分裂生成物及び水素の放出についての試験
フランスカダラッシュ研究所のPHEBUS研究炉で実施された，

PHEBUS FP

シビアアクシデント条件下での炉心燃料から1次系を経て格納容器に至るまでの核分裂生成物の挙動を調べる実機燃料を用いた総合試験

別紙 17-81381

別紙 17補足 9

実効放出継続時間の設定について

大気拡散評価に用いる実効放出継続時間は，「 発電用原子炉施設の安全解析に関する気象指針」※１ に従い，事故期間中の放射性物質の全放出量を 1 時間当たりの最大放出量で除した値として計算する。実効放出継続時間は，大気拡散評
価で放出継続時間を考慮した単位時間当たりの拡散係数を求めるために設定するものであり，被ばく評価においては，評価対象期間の放出率に拡散係数を乗じることにより大気拡散を考慮した評価を行う。
実効放出継続時間は放出経路ごとに設定しており，原子炉建屋，非常用ガス処理系排気筒及び格納容器圧力逃がし装置排気口のそれぞれの放出経路について実効放出継続時間を計算した結果を第 1 表～第 2 表に示す。
原子炉建屋及び格納容器圧力逃がし装置からの放出の実効放出継続時間は 1
時間程度であり，非常用ガス処理系排気筒からの放出の実効放出継続時間は 20
時間～30 時間程度となっている。
大気拡散評価に用いる風速，風向などの気象データは，1 時間ごとのデータとして整理されており，実効放出継続時間として設定できる最小単位は 1 時間である。
また，実効放出継続時間を 2 時間以上で設定した場合，その期間に同一風向の風が吹き続けることを想定し，その期間の拡散係数の平均を単位時間当たりの拡散係数としている。なお，平均する期間に異なる風向が含まれる場合は，拡散係数を 0 として平均を計算する。このため，実効放出継続時間が長くなるほど平均される期間が長くなり拡散係数は小さい傾向となる。
このことから，ベント実施に伴う被ばく評価では，保守的に被ばく評価上の影響が大きい原子炉建屋及び格納容器圧力逃がし装置からの放出における実効放出継続時間である 1 時間を適用し大気拡散評価を行った。
別紙 17-82382

別紙 17
なお，参考として実効放出継続時間の違いによる拡散係数（相対濃度，相対線量）の変化について第 3 表に示す。
また，評価対象期間の放出率及び拡散係数（相対線量）から行う被ばく評価の例として，第二弁開操作後（Ｓ／Ｃからベントを行う場合）に大気中へ放出された放射性物質による屋外移動時の外部被ばく評価結果について第 4 表に示す。

※１（気象指針解説抜粋）（3）実効放出継続時間（Ｔ）は，想定事故の種類によって放出率に変化があるので，放出モードを考慮して適切に定めなければならないが，事故期間中の放射性物質の全放出量を 1 時間当たりの最大放出量で除した値を用いることもひとつの方法である。

別紙 17-83383

別紙 17

第1表

Ｓ／Ｃからベントを行う場合の実効放出継続時間②
最大放出率（Bq／h）①
放出量（Bq）（①÷②）
実効放出継続時間（h）

放出経路

原子炉建屋
放出分

非常用ガス処理系排気筒放出分

ベント
放出分

原子炉建屋
放出分

非常用ガス処理系排気筒放出分

ベント
放出分

原子炉建屋
放出分

非常用ガス処理系排気筒放出分

ベント
放出分

希ガス

約 4.6×10１５

約 3.1×10１６

約 8.9×10１８

約 3.1×10１５

約 1.2×10１５

約 8.7×10１８

約 1.5

約 25.1

約 1.0

希ガス以外

約 1.3×10１５

約 1.6×10１５

約 7.2×10１５

約 9.2×10１４

約 6.2×10１３

約 7.1×10１５

約 1.4

約 26.3

約 1.0

別紙 17-84

第2表

Ｄ／Ｗからベントを行う場合の実効放出継続時間①
放出量（Bq）②
最大放出率（Bq／h）（①÷②）
実効放出継続時間（h）

放出経路

原子炉建屋
放出分

非常用ガス処理系排気筒放出分

ベント
放出分

原子炉建屋
放出分

非常用ガス処理系排気筒放出分

ベント
放出分

原子炉建屋
放出分

非常用ガス処理系排気筒放出分

ベント
放出分

希ガス

約 4.6×10１５

約 3.1×10１６

約 8.8×10１８

約 3.1×10１５

約 1.2×10１５

約 7.4×10１８

約 1.5

約 25.2

約 1.2

希ガス以外

約 1.3×10１５

約 1.7×10１５

約 7.5×10１５

約 9.2×10１４

約 6.3×10１３

約 6.4×10１５

約 1.4

約 26.4約 1.2

384

別紙 17第3表

第4表

実効放出継続時間の違いによる拡散係数の変更

相対濃度（s／m３）

相対線量（Gy／Bq）

1 時間

3.0×10－６

1.2×10－１９

5 時間

2.9×10－６

8.8×10－２０

10 時間

1.7×10－６

7.5×10－２０

20 時間

1.2×10－６

6.2×10－２０

第二弁開操作後（Ｓ／Ｃからベントを行う場合）に大気に放出された
放射性物質による屋外移動時の外部被ばく評価結果

項

目

放出経路
放出率
（Bq／h）
相対線量（Gy／Bq）
線量率※（mSv／h）
屋外移動時
線量率（mSv／h）

ベント実施後に大気中へ放出された
放射性物質による屋外移動時の外部被ばく評価
非常用ガス処理系
排気筒

格納容器圧力逃がし装置
排気口

約 3.3×10１４

約 8.3×10１３

約 1.2×10－１９

約 8.7×10－１９

約 3.8×10－２

約 7.1×10－２

備考

ベント実施後の放出経路（①）事故後約 22 時間～約 23
時間の放出率（②）実効放出継続時間 1 時間の相対線量（拡散係数）（①×②×10３）
評価対象期間の線量率

約 1.1×10－１※事故時においては換算係数を 1Sv／Gy として計算

別紙 17-85385

別紙 17補足 10

ベント実施に伴うベント操作時の作業員の被ばく評価で考慮している線源の選定について

ベント実施に伴うベント操作時の作業員の被ばく評価では，放出さる放射性物質による被ばく経路として以下の被ばく経路を考慮している。

・大気中へ放出された放射性物質からのガンマ線による被ばく
・原子炉建屋内の放射性物質からのガンマ線による被ばく・外気から作業場所に流入した放射性物質による被ばく・ベント系配管内の放射性物質からのガンマ線による外部被ばく
・地表面に沈着した放射性物質からのガンマ線による被ばく

上記の被ばく経路以外にアクセスルート等には，第 1 表に示すとおり，換気系フィルタ，貯蔵タンク等の線源となる設備があるが，設備からアクセスルー
ト等が十分に離れていること，設備とアクセスルートの間の壁に十分な遮蔽効
果が得られること，移動時間を考慮すると設備からの影響は短時間であることなどから，被ばく評価への影響が小さいため評価上考慮していない。

別紙 17-86386

別紙 17

第1表

線源となる設備とアクセスルート等への影響について考慮していない理由

離隔距離，
遮蔽厚等

アクセスルート等
における線量率

設備位置

非常用ガス処理系フィルタ，
非常用ガス再循環系フィルタ

原子炉建屋原子炉棟 5F の設備であり，アクセスルート等から十分離れており，設備とアクセスルートの間には原子炉
建屋原子炉棟の壁，床があり十分な遮蔽効果に期待でき，被ばく評価への影響は小さいため。

遮蔽厚（床，壁）：約 100 ㎝
距 離：10m 以上

10－１ mSv／h 以下①（第 6 図）中央制御室換気系フィルタ

アクセスルートから十分に離れており，移動時における影響は短時間であり被ばく評価への影響は小さいため。

遮蔽厚：なし距 離：10m 以上

0.5mSv／h②（第 4 図）設

備※

アクセスルートから十分に離れており，アクセスルート等
遮蔽厚：約 100 ㎝③の間には補助遮蔽がある。また，移動時における影響は短10－２ mSv／h 以下
距 離：20m 以上（第 3 図）時間であることから被ばく評価への影響は小さいため。
アクセスルートから十分に離れており，アクセスルート等
遮蔽厚：約 100 ㎝④
凝集沈殿装置供給タンクの間には補助遮蔽がある。また，移動時における影響は短10－２ mSv／h 以下
距 離：10m 以上（第 3 図）時間であることから被ばく評価への影響は小さいため。
アクセスルートから十分に離れており，アクセスルートと遮蔽厚：約 80 ㎝⑤
廃液濃縮機の間には補助遮蔽がある。また，移動時における影響は短10－２ mSv／h 以下
距 離：10m 以上（第 4 図）時間であることから被ばく評価への影響は小さいため。
アクセスルート等の間には補助遮蔽があり，移動時におけ⑥遮蔽厚：約 80 ㎝
廃液濃縮機循環ポンプ
る影響は短時間であることから被ばく評価への影響は小さ
10－２ mSv／h 以下（第 3 図）距 離：1m 以上いため。
アクセスルートから十分に離れており，フィルタ装置格納
遮蔽厚：約 180 ㎝⑦
フィルタ装置格納槽
槽からの直接線等は遮蔽設備により十分に低い線量となる
10－２ mSv／h 以下
距 離：40m 以上（第 1 図）ため。
※ 表の設備以外にも貯蔵タンク等があるが，管理区域の区域区分Ⅰ又はⅡ（0.1mSv／h 未満）にある設備であり，被ばく評価上影響は小さい。
凝集沈殿装置供給ポンプ

別紙 17-87387

別紙 17

第1図

屋外アクセスルート

別紙 17-88388

別紙 17

第2図

原子炉建屋 1 階の操作場所及びアクセスルート

別紙 17-89389

別紙 17

第3図

原子炉建屋 2 階の操作場所及びアクセスルート

別紙 17-90

390

別紙 17

第4図

原子炉建屋 3 階及び原子炉建屋付属棟 4 階の操作場所及びアクセスルート

別紙 17-91391

別紙 17

第5図

原子炉建屋 4 階の操作場所及びアクセスルート

別紙 17-92392

別紙 17

第6図

原子炉建屋 5 階

第7図

原子炉建屋 6 階

別紙 17-93393

別紙 17
補足 11

線量評価に用いた気象データについて

1．はじめに
新規制基準適合性に係る設置変更許可申請に当たっては，東海第二発電所
敷地内で 2005 年度に観測された風向，風速等を用いて線量評価を行っている。本補足資料では，2005 年度の気象データを用いて線量評価することの妥
当性について説明する。

2．設置変更許可申請において 2005 年度の気象データを用いた理由
線量評価には「発電用原子炉施設の安全解析に関する気象指針」（以下，
気象指針という。
）に基づき統計処理された気象データを用いる。また，気象データのほかに放射性物質の放出量，排気筒高さ等のプラントデータ，評価点までの距離，排気筒有効高さ（風洞実験結果）等のデータが必要となる。
設置変更許可申請における線量評価については， 敷地の気象の代表性が確認された 2005 年度の気象データを用いた風洞実験結果※を用いている。
※：風洞実験は平常時，事故時の放出源高さで平地実験，模型実験を行い排気筒の有効高さを求めている。平常時の放出源高さの設定に当たっては，吹上げ高さを考慮しており，吹上げ高さの計算に 2005 年度の気象デー
タ（風向別風速逆数の平均）を用いている。

3．2005 年度の気象データを用いて線量評価することの妥当性
線量評価に用いる気象データについては，気象指針に従い統計処理された
1 年間の気象データを使用している。気象指針（参考参照）では，その年の気象がとくに異常であるか否かを最寄の気象官署の気象資料を用いて調査することが望ましいとしている。
別紙 17-94394

別紙 17以上のことから，2005 年度の気象データを用いることの妥当性を最新の気象データと比較し，以下について確認する。
・想定事故時の線量計算に用いる相対濃度・異常年検定4．想定事故時の線量計算に用いる相対濃度と異常年検定の評価結果（1）想定事故時の線量計算に用いる相対濃度の最新の気象との比較
想定事故時の線量計算に用いる相対濃度について，線量評価に用いる気象（2005 年度）と最新の気象（2015 年度）との比較を行った。その結果，2005 年度気象での相対濃度※は 2.01×10－６s／m３，2015 年度気象では 2.04
×10－６s／m３である。2005 年度に対し 2015 年度の相対濃度は約 1％の増加（気象指針に記載の相対濃度の年変動の範囲 30％以内）であり，2005 年度の気象データに特異性はない。
※：排気筒放出における各方位の 1 時間毎の気象データを用いた年間の相対濃度を小さい方から累積し，その累積頻度が 97％に当たる相対濃度を算出し，各方位の最大値を比較（2）異常年検定
a．検定に用いた観測記録検定に用いた観測記録は第 1 表のとおりである。
なお，参考として，最寄の気象官署（水戸地方気象台，小名浜特別地域
気象観測所）の観測記録についても使用した。

別紙 17-95395

別紙 17
第1表

検定に用いた観測記録

統計年※1

観測地点※2① 2001 年 4 月～2013 年 3 月（申請時最新 10 年の気象データ）

・敷地内観測地点（地上高 10m,81m,140m）
・敷地内観測地点（地上高 10m,81m,140m）

検定年

2005 年度：
2005 年 4 月～② 2004 年 4 月～2016 年 3 月
2006 年 3 月（最新 10 年の気象データ）＜参考＞・水戸地方気象台
・小名浜特別地域気象観測所※1：2006 年度は気象データの欠測率が高いため統計年から除外※2：敷地内観測地点地上 81m は東海発電所の排気筒付近のデータであるが，気象の特異性を確認するため評価
b．検定方法
不良標本の棄却検定に関するＦ分布検定の手順により異常年検定を行った。
c．検定結果（①～⑯棄却検定表参照）

検定結果は第 2 表のとおりであり，
最新の気象データ（2004 年 4 月～2016
年 3 月）を用いた場合でも，有意水準（危険率）5％での棄却数は少なく，有意な増加はない。また，最寄の気象官署の気象データにおいても，有意水準（危険率）5％での棄却数は少なく，2005 年度の気象データは異常年とは判断されない。

別紙 17-96396

別紙 17

第2表

検定結果
棄却数

敷地内観測地点

参

統計年※1

検定年

考
小名浜特

地上高
10m

地上高
81m※2

地上高
140m

水戸地方
気象台

①

1個

0個

3個

－

－

②

3個

1個

4個

1個

3個

別地域気
象観測所

2005 年度※1：①：2001 年 4 月～2013 年 3 月（申請時最新 10 年の気象データ）②：2004 年 4 月～2016 年 3 月（最新 10 年の気象データ）
2006 年度は気象データの欠測率が高いため統計年から除外※2：敷地内観測地点地上 81m は東海発電所の排気筒付近のデータであるが，気象の特異性を確認するため評価

5．異常年検定による棄却項目の線量評価に与える影響
異常年検定については，風向別出現頻度 17 項目，風速階級別出現頻度 10
項目についてそれぞれ検定を行っている。
線量評価に用いる気象（2005 年度）を最新の気象データ（2004 年 4 月～2016
年 3 月）にて検定した結果，最大の棄却数は地上高 140m の観測地点で 27 項
目中 4 個であった。棄却された項目について着目すると，棄却された項目は全て風向別出現頻度であり，その方位はＥＮＥ，Ｅ，ＥＳＥ，ＳＳＷである。
ここで，最新の気象データを用いた場合の線量評価への影響を確認するた
め，棄却された各風向の相対濃度について，2005 年度と 2015 年度を第 3 表
別紙 17-97397

別紙 17のとおり比較した。
ＥＮＥ，Ｅ，ＥＳＥについては 2005 年度に対し 2015 年度は 0.5～0.9 倍程度の相対濃度となり，2005 年度での評価は保守的な評価となっており，線量評価結果への影響を与えない。なお，ＳＳＷについては 2005 年度に対し 2015
年度は約 1.1 倍の相対濃度とほぼ同等であり，また，ＳＳＷは頻度が比較的低く相対濃度の最大方位とはならないため線量評価への影響はない。

第3表

棄却された各風向の相対濃度の比較結果

相対濃度※（s／m３） 相対濃度※（s／m３）
風向比（Ｂ／Ａ）（2005 年度）
：Ａ

（2015 年度）
：Ｂ

ＥＮＥ

1.456×10－６

1.258×10－６

0.864

Ｅ

1.982×10－６

1.010×10－６

0.510

ＥＳＥ

1.810×10－６

1.062×10－６

0.587

ＳＳＷ

1.265×10－６

1.421×10－６

1.123※：燃料集合体落下事故を想定した排気筒放出における，各方位の 1 時
間毎の気象データを用いた年間の相対濃度を小さい方から累積し，その累積頻度が 97％に当たる相対濃度を算出

6．結

論

2005 年度の気象データを用いることの妥当性を最新の気象データとの比較により評価した結果は以下のとおり。
（1）想定事故時の線量計算に用いる相対濃度について，線量評価に用いる気象（2005 年度）と最新の気象（2015 年度）での計算結果について比較を行った結果，気象指針に記載されている相対濃度の年変動（30％以内）の範囲に収まり，2005 年度の気象データに特異性はない。
別紙 17-98398

別紙 17（2）2005 年度の気象データについて申請時の最新気象データ（2001 年 4 月～
2013 年 3 月）及び最新気象データ（2004 年 4 月～2016 年 3 月）で異常年検定を行った結果，棄却数は少なく，有意な増加はない。また，気象指針にて調査することが推奨されている最寄の気象官署の気象データにおいても，
2005 年度の気象データは棄却数は少なく，異常年とは判断されない。
（3）異常年検定にて棄却された風向の相対濃度については，最新気象データと比べて保守的，あるいは，ほぼ同等となっており，線量評価結果への影響を与えない。
以上より，2005 年度の気象データを線量評価に用いることは妥当である。

別紙 17-99399

別紙 17

別紙 17-100400

別紙 17

別紙 17-101

401

別紙 17

別紙 17-102402

別紙 17

別紙 17-103403

別紙 17

別紙 17-104404

別紙 17

別紙 17-105405

別紙 17

別紙 17-106406

別紙 17

別紙 17-107407

別紙 17（参考）「発電用原子炉施設の安全解析に関する気象指針」の解説 X.での記載

1．気象現象の年変動
気象現象は，ほぼ1年周期でくり返されているが，年による変動も存在する。このため，想定事故時の線量計算に用いる相対濃度についてその年変動を比較的長期にわたって調査してみると，相対濃度の平均値に対する各年の相対濃度の偏差の比は，30％以内であった。
このことから，1年間の気象資料にもとづく解析結果は，気象現象の年変動に伴って変動するものの，その程度はさほど大きくないので，まず，1年間の気象資料を用いて解析することとした。
その場合には，その年がとくに異常な年であるか否かを最寄の気象官署の気象資料を用いて調査することが望ましい。また，2 年以上の気象資料が存在する場合には，これを有効に利用することが望ましい。

別紙 17-108408

別紙 18
スクラビング水補給及び窒素供給作業の作業員の被ばく評価

格納容器圧力逃がし装置フィルタ装置格納槽へのスクラビング水の補給及び原子炉建屋系統内への窒素ガスの供給作業における作業員の被ばく評価を以下のとおり行った。なお，評価に当たっては，サプレッション・チェンバ（Ｓ／Ｃ）からのベントを行う場合及びドライウェル（Ｄ／Ｗ）からのベントを行う場合のそれぞれについて評価を行った。
（1）評価条件
a．放出量評価条件
想定事象として格納容器破損モード「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）」で想定される事故シーケンスにおいて，代替循環冷却系を使用しない場合を想定した事故シナリオを選定する。また，
放出量評価条件を第 1 表，大気中への放出過程及び概略図を第 1 図～第 5
図に示す。
b．被ばく評価条件
被ばく経路は，第 6 図及び第 7 図に示すとおり大気中へ放出される放射性物質による外部被ばく及び内部被ばく，地表面に沈着した放射性物質からのガンマ線，原子炉建屋からの直接ガンマ線等による外部被ばくを考慮した。
大気中へ放出される放射性物質による外部被ばく及び内部被ばく，地表面に沈着した放射性物質からのガンマ線による外部被ばくについては，
第 2 表～第 4 表に示すとおり拡散効果等を考慮し，作業場所における相対線量（Ｄ／Ｑ）及び相対濃度（χ／Ｑ）から被ばく評価を行った。なお，内部被ばくについてはマスク等の放射線防護効果を考慮し評価を行った。

別紙 18-1409

別紙 18
原子炉建屋及びフィルタ装置格納槽からの直接ガンマ線等による外部
被ばくについては，第 5 表及び第 6 表に示すとおり原子炉建屋の外壁及びフィルタ装置格納槽の遮蔽壁の遮蔽効果を考慮し評価を行った。
c．評価地点
評価地点は，第 8 図に示すとおりとした。
d．作業開始時間
スクラビング水の補給及び窒素ガスの供給は事象発生から 7 日後に実施することを想定し評価した。
（2）評価結果
スクラビング水の補給及び窒素ガスの供給作業場所の線量率は，第 7 表及び第 8 表に示すとおり，サプレッション・チェンバ（Ｓ／Ｃ）からのベントを行う場合，スクラビング水の補給作業については 13mSv／h，窒素ガスの供給作業については 3.6mSv／h となり，ドライウェル（Ｄ／Ｗ）からのベントを行う場合，スクラビング水の補給作業については 15mSv／h，窒素ガスの供給作業については 4.6mSv／h となり，スクラビング水の補給及び窒素ガスの供給作業を行うことができる放射線環境であることを確認した。
なお，スクラビング水の補給作業及び窒素ガスの供給作業の作業時間は，移動及び補給等の準備を含めても 2～3 時間であり，作業が可能である。

別紙 18-2

410

別紙 18第1表
項目

放出量評価条件（1／3）
評価条件

選定理由

評価事象

格納容器破損防止対策の有効性評価で想定する格納容器破損
モードのうち，中央「大破断ＬＯＣＡ＋高圧炉心冷却失敗＋低圧制御室の運転員又は炉心冷却失敗」（代替循環冷却系を使用しな対策要員の被ばくのい場合）（全交流動力電源喪失の重畳を考慮）
観点から結果が最も厳しくなる事故収束に成功した事故シーケンスを選定炉心熱出力3,293MW

定格熱出力

運転時間

1 サイクル当たり
10,000 時間（416 日）

1 サイクル 13 ヶ月（395 日）を考慮して
設定

取替炉心の
燃料装荷割合1 サイクル：0.229
2 サイクル：0.229
3 サイクル：0.229
4 サイクル：0.229
5 サイクル：0.084

取替炉心の燃料装荷
割合に基づき設定

炉心内蔵量

希ガス類
ＣｓＩ類
ＣｓＯＨ類
Ｓｂ類
ＴｅＯ ２ 類ＳｒＯ類
ＢａＯ類
ＭｏＯ ２ 類ＣｅＯ ２ 類
Ｌａ ２ Ｏ ３ 類：約2.2×10１９ Bq：約2.9×10１９ Bq：約1.2×10１８ Bq：約1.3×10１８ Bq：約6.8×10１８ Bq：約1.3×10１９ Bq：約1.2×10１９ Bq：約2.5×10１９ Bq：約7.5×10１９ Bq：約5.5×10１９ Bq（核種毎の炉心内蔵量を核種グループ毎に集約して記載）「単位熱出力当たりの炉心内蔵量（Bq／MW）」×「3,293MW（定格熱出力）」（単位熱出力当たりの炉心内蔵量（Bq／MW）は，ＢＷＲ共通条件として，東海第二と同じ装荷燃料（９×９燃料（Ａ型）），運転時間（10,000 時間）で算出したＡＢＷＲのサ
イクル末期の値を使用）

格納容器漏えい：事象発生直後
格納容器ベント：事象発生から約 19h 後ＭＡＡＰ解析結果

格 納 容 器 内 pH
制御の効果

考慮しない

格納容器内 pH 制御設
備は，重大事故等対処設備と位置付けていないため，保守的に設定

よう素の形態

粒子状よう素 : 5％
無機よう素 ：91％
有機よう素 ： 4％

Ｒ . Ｇ .1.195 ※ １ に 基
づき設定

放出開始時間

別紙 18-3411

別紙 18第1表
項目

放出量評価条件（2／3）
評価条件

選定理由

格納容器から原子炉建屋への漏
1Pd以下：0.9Pdで0.5％／日
えい率（希ガス，
1Pd超過：2Pdで1.3％／日
エアロゾル及び
有機よう素）

格納容器から原子炉建屋への漏
えい率（無機よう素）

格納容器内での除去効果（エアロゾル）
格納容器内での除去効果（有機
よう素）

1.5h後～19.5h後：1.3％／日（一定）その他の期間：0.5％／日（一定）

ＭＡＡＰ解析に基づく（沈着，サプレッション・プールでのスクラビング及びドライウェ
ルスプレイ）

ＭＡＡＰのＦＰ挙動モデル（補足2参照）

考慮しない

保守的に設定－４

格納容器内での除去効果（無機
よう素）

格納容器から原子炉建屋への漏
えい割合

ＭＡＡＰ解析にて格
納容器の開口面積を設定し格納容器圧力に応じ漏えい率が変化するものとし，格納容器の設計漏えい率（0.9Pd で 0.5％／日）及びＡＥＣの式等に基づき設定（補足 1 参照）
格納容器の設計漏えい率（0.5％／日）及びＡＥＣの式等に基づき設定（格納容器
圧 力 が 0.9Pd を 超 える期間を包絡するよう に 1.3 ％ ／ 日 の 漏
えい率を設定）（補足1参照）

自然沈着率：9.0×10 （1／s）（格納容器内の最大存在量から1／200まで）
サプレッション・プールでのスクラビングによる除去効果：10（Ｓ／Ｃベントのみ）
Ｓ／Ｃベント希ガス類：約4.3×10－３
ＣｓＩ類：約6.3×10－５
ＣｓＯＨ類 ：約3.2×10－５
Ｓｂ類：約6.8×10－６
ＴｅＯ ２ 類 ：約6.8×10－６：約2.7×10－６
ＳｒＯ類：約2.7×10－６
ＢａＯ類
ＭｏＯ ２ 類 ：約3.4×10－７
ＣｅＯ ２ 類 ：約6.8×10－８
Ｌａ ２ Ｏ ３ 類 ：約2.7×10－８

Ｄ／Ｗベント：約4.4×10－３：約6.3×10－５：約3.2×10－５：約6.8×10－６：約6.8×10－６：約2.8×10－６：約2.8×10－６：約3.4×10－７：約6.8×10－８：約2.8×10－８

別紙 18-4

CSE実験及びStandard Review
Plan 6.5.2※２ に基づき設定（補足3参照）
Standard Review
Plan6.5.5※３ に基づき設定（補足 4 参照）

ＭＡＡＰ解析結果及びＮＵＲＥＧ-1465 ※
４に基づき設定（補足
5 参照）

412

別紙 18第1表
項

放出量評価条件（3／3）

目

原子炉建屋から大気への漏えい率（非常用ガス処理系及び非常用ガス再循環系の起動前）
原子炉建屋から大気への放出率(非常用ガス処
理系及び非常用
ガス再循環系の
起動後）

評価条件

選定理由

無限大／日（地上放出）（ 格 納 容器 か ら原 子 炉建 屋 へ 漏え い した 放 射性物質は，即座に大気へ漏えいするものとして評価）

保守的に設定1 回／日（排気筒放出）

設計値に基づき設定（非常用ガス処理系のファン容量）

非常用ガス処理系及び非常用ガス再循環系の起動時間

事象発生から2h後

起動操作時間（115分）＋負圧達成時間（5分）（起動に伴い原子炉建屋内は負圧になるが，保守的に負圧達成時間
として5分を想定）

非常用ガス処理系及び非常用ガス再循環系のフィルタ除去効率

考慮しない

保守的に設定閉状態

原子炉建屋の急激な圧力上昇等によるブローアウトパ
ネルの開放がないため

ブローアウトパ
ネルの開閉状態

Ｓ／ＣベントＤ／Ｗベント
希ガス類：約9.5×10－１：約9.5×10－１
ＣｓＩ類：約1.1×10－６：約4.0×10－３－７ＣｓＯＨ類 ：約4.0×10：約7.5×10－３
ＭＡＡＰ解析結果
格納容器圧力逃 Ｓｂ類：約9.0×10－８：約1.5×10－３
及びＮＵＲＥＧがし装置への放 ＴｅＯ ２ 類 ：約9.0×10－８：約1.5×10－３-1465 に基づき設定
出割合
ＳｒＯ類：約3.6×10－８：約5.8×10－４（補足 5 参照）
ＢａＯ類
：約3.6×10－８：約5.8×10－４
ＭｏＯ ２ 類 ：約4.5×10－９：約7.2×10－５－１０：約1.5×10－５
ＣｅＯ ２ 類 ：約9.0×10－１０：約5.8×10－６
Ｌａ ２ Ｏ ３ 類 ：約3.6×10
希ガス：1
格納容器圧力逃有機よう素：50
設計値に基づき設
がし装置の除去
無機よう素：100定係数エアロゾル（粒子状よう素含む）：1,000※1 Regulatory Guide 1.195, “Methods and Assumptions for Evaluationg RadiologicalConsequences of Desigh Basis Accidents at Light-Water Nuclear Power
Reactors”,May 2003

別紙 18-5413

別紙 18※2※3※4Standard Review Plan6.5.2,“Containment Spray as a Fission Product Cleanup
System”,March 2007
Standard Review Plan6.5.5,“Pressure Suppression Pool as a Fission ProductCleanup System”,March 2007
NUREG-1465,“Accident Source Terms for Light-Water Nuclear Power Plants”,1995

別紙 18-6414

別紙 18希ガスの炉心内蔵量

格納容器内への放出割合：ＭＡＡＰ解析に基づく

格納容器内での除去効果：ＭＡＡＰ解析に基づく（除去効果なし）

格納容器から原子炉建屋への漏えい率：
1Pd 以下：0.9Pd で 0.5％／日
1Pd 超過:2Pd で 1.3％／日
原子炉建屋への流入割合：ＭＡＡＰ解析に基づく

原子炉建屋から大気中への漏えい率：無限大／日

非常用ガス処理系から大気へ放出
放出率：1 回／日
除去効率：考慮しない

原子炉建屋から漏えい又は非常用ガス処理系排気筒から放出

第1図

格納容器圧力逃がし装置への放出割合：ＭＡＡＰ解析に基づく

格納容器圧力逃がし装置
除去係数：1

格納容器圧力逃がし装置
から放出

希ガスの大気放出過程

別紙 18-7415

別紙 18

よう素の炉心内蔵量

格納容器内への放出割合：ＭＡＡＰ解析に基づく

5％
粒子状よう素格納容器内での除去効果：ＭＡＡＰ解析に基づく（ドライウェルスプレイ等）

91％

4％

無機よう素

有機よう素

格納容器内での自然沈着
格納容器内での：9.0×10―４ [1／s]，
除去効果：考慮しない（最大存在量から 1/200 まで）

格納容器から原子炉建屋への漏えい率：【粒子状よう素，有機よう素】
1Pd 以下：0.9Pd で 0.5％／日
1Pd 超過：2Pd で 1.3％／日【無機よう素】1.5h 後～19.5h 後：1.3％／日（一定）上記以外の期間：0.5％／日（一定）

格納容器圧力逃がし装置への放出割合：ＭＡＡＰ解析に基づく

原子炉建屋への流入割合：ＭＡＡＰ解析に基づく

原子炉建屋から大気中への漏えい率：無限大／日

サプレッション・プールでのスクラビングによる除去係数
無機よう素：10（Ｓ／Ｃベントのみ）
有機よう素：1

非常用ガス処理系から大気へ放出
放出率：1 回／日
除去効率：考慮しない

格納容器圧力逃がし装置の除去係数
粒子状よう素：1,000
無機よう素：100
有機よう素：50

原子炉建屋から漏えい又は非常用ガス処理系排気筒から放出

第2図

格納容器圧力逃がし装置
から放出

よう素の大気放出過程

別紙 18-8416

別紙 18セシウムの炉心内蔵量

格納容器内への放出割合：ＭＡＡＰ解析に基づく

格納容器内での除去効果：ＭＡＡＰ解析に基づく（ドライウェルスプレイ等）

格納容器から原子炉建屋への漏えい率：
1Pd 以下：0.9Pd で 0.5％／日
1Pd 超過:2Pd で 1.3％／日

格納容器圧力逃がし装置への放出割合：ＭＡＡＰ解析に基づく

原子炉建屋への流入割合：ＭＡＡＰ解析に基づく

原子炉建屋から大気中への漏えい率：無限大／日

非常用ガス処理系から大気へ放出
放出率：1 回／日
除去効率：考慮しない

原子炉建屋から漏えい又は非常用ガス処理系排気筒から放出

第3図

格納容器圧力逃がし装置
除去係数：1,000

格納容器圧力逃がし装置
から放出

セシウムの大気放出過程

別紙 18-9417

別紙 18

その他核種の炉心内蔵量

格納容器内への放出割合：ＭＡＡＰ解析に基づく

格納容器内での除去効果：ＭＡＡＰ解析に基づく（ドライウェルスプレイ等）

格納容器から原子炉建屋への漏えい率：
1Pd 以下：0.9Pd で 0.5％／日
1Pd 超過:2Pd で 1.3％／日

原子炉建屋への流入割合：ＭＡＡＰ解析及びＮＵＲＥＧ－1465の知見に基づき評価

原子炉建屋から大気中への漏えい率：無限大／日

格納容器圧力逃がし装置への放出割合：ＭＡＡＰ解析及びＮＵＲＥＧ－
1465 の知見に基づき評価

非常用ガス処理系から大気へ放出
放出率：1 回／日
除去効率：考慮しない

原子炉建屋から漏えい又は非常用ガス処理系排気筒から放出

第4図

格納容器圧力逃がし装置
除去係数：1,000

格納容器圧力逃がし装置
から放出

その他核種の大気放出過程

別紙 18-10418

別紙 18
非常用ガス処理系
排気筒から放出（2h～） ※３
放出率：1 回／日
除去効率：考慮しない

格納容器圧力逃がし装置
からの放出（約 19h～） ※３
放出率：1Pd で 13.4kg／s

原子炉建屋

格納容器内での除去効果
エアロゾル（粒子状よう素含む）：スプレイ等
有機よう素：考慮しない
無機よう素：自然沈着率 9.0×10-４ （1／s）（最大存在量から 1／200 まで），
サプレッション・プールでのスクラビングによる除去係数10（S/C ベントのみ）

D/W ベント
原子炉建屋への漏えい ※１

原子炉建屋への漏えい ※１

格納容器

S/C ベント

原子炉建屋から大気中への漏えい（～2h）
漏えい率：無限大／日

格納容器圧力逃がし装置

格納容器圧力逃がし装置の除去係数
希ガス：1，有機よう素：50，無機よう素：100
エアロゾル（粒子状よう素含む）：1,000※1

格納容器から原子炉建屋への漏えい率【希ガス，エアロゾル（粒子状よう素含む），有機よう素】
1Pd 以下：0.9Pd で 0.5％／日，1Pd 超過:2Pd で 1.3％／日【無機よう素】
1.5h 後～19.5h 後：1.3％／日（一定），上記以外の期間：0.5％／日（一定）
大気への放出経路

0h

▼2h※２

▼19h※３168h▼

原子炉建屋から大気中への漏えい
非常用ガス処理系排気筒から放出
格納容器圧力逃がし装置からの放出※2 非常用ガス処理系の起動により原子炉建屋内は負圧となるため，事象発生 2h 以降は原子炉建屋から大気中への漏えいはなくなる。
※3 事象発生後 19ｈ以降は，「非常用ガス処理系排気筒から放出」及び「格納容器圧力逃がし装置からの放出」の両経路から放射性物質を放出する。

第5図

大気放出過程概略図（イメージ）
別紙 18-11419

別紙 18①クラウドシャイン
非常用ガス処理系
排気筒

被ばく経路① 大気中へ放出された放射性物質からのガンマ線による被ばく（クラウドシャインによる外部被ばく，吸入摂取による内部被格納容器圧力逃がし装置
排気口②スカイシャインガンマ線

原子炉建屋

ばく）
② 原子炉建屋内の放射性物質からのガンマ線による被ばく（直接

別紙 18-12

ガンマ線及びスカイシャインガンマ線による外部被ばく）③ 地表に沈着した放射性物質からの放射性物質からのガンマ線による被ばく（グランドシャインによる外部被ばく）④ フィルタ装置内の放射性物質からのガンマ線による外部被ばく②直接ガンマ線（直接ガンマ線による外部被ばく）③グランドシャイン④フィルタ装置
格納槽からの直接ガンマ線

格納容器

①吸入摂取

スクラビング水補給ライン
フィルタ装置第6図

スクラビング水補給作業時の作業員の被ばく評価経路イメージ420

別紙 18①クラウドシャイン
非常用ガス処理系
排気筒

被ばく経路① 大気中へ放出された放射性物質からのガンマ線による被ばく（クラウドシャインによる外部被ばく，吸入摂取による内部被格納容器圧力逃がし装置
排気口
原子炉建屋

②スカイシャインガンマ線

ばく）② 原子炉建屋内の放射性物質からのガンマ線による被ばく（直接
ガンマ線及びスカイシャインガンマ線による外部被ばく）

別紙 18-13③ 地表に沈着した放射性物質からの放射性物質からのガンマ線による被ばく（グランドシャインによる外部被ばく）①吸入摂取②直接ガンマ線④ フィルタ装置内の放射性物質からのガンマ線による外部被ばく（直接ガンマ線による外部被ばく）

窒素供給ライン③グランドシャイン④フィルタ装置格納槽からの直接ガンマ線

格納容器

フィルタ装置第7図

窒素供給作業時の作業員の被ばく評価経路イメージ421

別紙 18第2表
項目

大気拡散評価条件

評価条件

大気拡散評価モデル

ガウスプルームモデル

気象資料

東海第二発電所における 1 年間の気象資料（2005 年 4 月～
2006 年 3 月）
地上風：地上 10m
排気筒風：地上 140m

放出源及び放出源高さ（有効高さ）

原子炉建屋漏えい：地上0m
格納容器圧力逃がし装置
排気口からの放出：地上55m
非常用ガス処理系排気筒からの放出：地上95m

実効放出継続時
間

1時間

累積出現頻度小さい方から 97％

選定理由
発電用原子炉施設の安全解析に関する気象指針（以下「気象指針」という）に基づき評価
格納容器圧力逃がし装置排気口及び原子炉建屋からの放出は地上風（地上高 10m）の気象データを使用
非常用ガス処理系排気筒からの放出
は排気筒風（地上高 140m）の気象データを使用（別紙 17 補足 11 参照）
格納容器圧力逃がし装置排気口からの放出は建屋影響を考慮し建屋屋上からの放出と想定し設定
非常用ガス処理系排気筒からの放出は方位ごとの風洞実験結果のうち保守的に最低の方位の有効高さを設定
保守的に最も短い実効放出継続時間を設定（別紙 17 補足 9 参照）

気象指針に基づき設定

建屋の影響

考慮する

格納容器圧力逃がし装置排気口放出
及び原子炉建屋漏えいにおいては放出源から近距離の原子炉建屋の影響を受けるため，建屋による巻き込み
現象を考慮

巻き込みを生じ
る代表建屋

原子炉建屋

放出源から最も近く，巻き込みの影
響が最も大きい建屋として選定

着目方位

非常用ガス処理系排気筒：
1 方位
原子炉建屋及び格納容器圧力逃がし装置
排気口：
9方位

屋外移動時は敷地内の最大濃度点で設定
作業時は作業地点のある原子炉建屋
外壁で設定
非常用ガス処理系排気筒（排気筒放出）については評価点の方位とし，建屋放出及び格納容器圧力逃がし装置排気口については放出源が評価点に近いことから，180 度をカバーする
方位を対象とする。

建屋影響

3,000m２

原子炉建屋の最小投影断面積を設定

形状係数

0.5

大気拡散評価点

第 8 図参照

気象指針に基づき設定

別紙 18-14422

別紙 18
第3表

評価に使用する相対濃度（χ／Ｑ）及び相対線量（Ｄ／Ｑ）

作業内容

放出箇所
原子炉建屋漏えい（地上放出）

スクラビング
水補給作業

屋外移動時
／作業時

格納容器圧力逃がし装置排気口（建屋屋上放出）非常用ガス処理系排気筒（排気筒放出）原子炉建屋漏えい（地上放出）

屋外移動時

格納容器圧力逃がし装置
排気口（建屋屋上放出）非常用ガス処理系排気筒（排気筒放出）窒素供給作業

原子炉建屋漏えい（地上放出）

作業時

格納容器圧力逃がし装置排気口（建屋屋上放出）

非常用ガス処理系排気筒（排気筒放出）別紙 18-15

χ／Ｑ及びＤ／Ｑ
χ／Ｑ（s／m３ ）

約 8.3×10－４

χ／Ｑ（s／m３ ）

約 4.2×10－４

Ｄ／Ｑ（Gy／Bq）

約 8.7×10－１９

χ／Ｑ（s／m３ ）

約 3.0×10－６

Ｄ／Ｑ（Gy／Bq）

約 1.2×10－１９

χ／Ｑ（s／m３ ）

約 8.3×10－４

χ／Ｑ（s／m３ ）

約 4.2×10－４

Ｄ／Ｑ（Gy／Bq）

約 8.7×10－１９

χ／Ｑ（s／m３ ）

約 3.0×10－６

Ｄ／Ｑ（Gy／Bq）

約 1.2×10－１９

χ／Ｑ（s／m３ ）

約 7.4×10－４

χ／Ｑ（s／m３ ）

約 3.7×10－４

Ｄ／Ｑ（Gy／Bq）

約 7.7×10－１９

χ／Ｑ（s／m３ ）

約 3.0×10－６

Ｄ／Ｑ（Gy／Bq）

約 6.3×10－２０423

別紙 18第4表
項目

線量換算係数，呼吸率等

評価条件

選定理由

成人実効線量換算係数を使用（主な核種を以下に示す）

線量換算係
数

Ｉ-131 ：2.0×10－８ Sv／Bq
Ｉ-132 ：3.1×10－１０ Sv／Bq
Ｉ-133 ：4.0×10－９ Sv／Bq
Ｉ-134 ：1.5×10－１０ Sv／Bq
Ｉ-135 ：9.2×10－１０ Sv／Bq
Ｃｓ-134 ：2.0×10－８ Sv／Bq
Ｃｓ-136 ：2.8×10－９ Sv／Bq
Ｃｓ-137 ：3.9×10－８ Sv／Bq

ICRP Publication 71 に基づき設定

上記以外の核種は ICRP Pub.71
等に基づく

呼吸率

1.2m３ ／h

成人活動時の呼吸率を設定
ICRP Publication 71 に基づき設定

マスクの除
染係数

ＤＦ50

性能上期待できる値から設定

地表面への
沈着速度

粒子状物質：0.5cm／s
無機よう素：0.5cm／s
有機よう素：1.7×10 －３ cm／s

東海第二発電所の実気象から求めた沈着速度から保守的に設定（別紙 17 補足 6～
補足 8 参照）

別紙 18-16424

別紙 18第5表項

原子炉建屋からの直接ガンマ線及びスカイシャインガンマ線

目

評価条件

選定理由

原子炉建屋内線源強度分布

原子炉建 屋内に 放出さ れた放射性物質が均一に分布

審査ガイドに示された とおり設定

原子炉建屋のモデル

原子炉建屋の幾何形状をモデル化

建屋外壁を遮蔽体とし て考慮

直接ガンマ線・スカ
イシャインガンマ線
評価コード

直接ガンマ線評価：
ＱＡＤ－ＣＧＧＰ２Ｒ
スカイシャインガンマ線評価：
ＡＮＩＳＮ
Ｇ３３－ＧＰ２Ｒ

現行許認可（添十）に同じ

第6表
項

目

フィルタ装置からの直接ガンマ線
評価条件

選定理由

スクラビング水補給場所作業場所壁厚

フィルタ装置遮蔽設計値（10mSv／h 以下）に基づき設定フィルタ装置格納槽
外壁壁厚

フィルタ装置遮蔽設計値（0.62mSv／h 以下）に基づき設定

別紙 18-17425

別紙 18第8図

大気中に放出された放射性物質の濃度評価点

別紙 18-18

426

第7表

スクラビング水補給作業及び窒素供給作業における被ばく評価（Ｓ／Ｃからのベント操作の場合）（単位：mSv／h）
スクラビング水補給作業

窒素供給作業

被ばく経路
補給作業時

屋外移動時

供給作業時

屋外移動時

1.0×10－２ 以下

1.0×10－２ 以下

1.0×10－２ 以下

1.0×10－２ 以下

外部被ばく

1.0×10－２ 以下

1.0×10－２ 以下

1.0×10－２ 以下

1.0×10－２ 以下

内部被ばく

1.0×10－２ 以下

1.0×10－２ 以下

1.0×10－２ 以下

1.0×10－２ 以下

大気中へ放出され地表面に沈着した
放射性物質からのガンマ線による被ばく

3.3×10０

3.3×10０

2.9×10０

3.3×10０

格納容器圧力逃がし装置
フィルタ装置格納槽からの直接線

1.0×10１

6.3×10－１

6.3×10－１

6.3×10－１

作業線量率

1.3×10１

3.9×10０

3.6×10０

3.9×10０

原子炉建屋内の放射性物質からのガンマ線による外部被ばく

別紙 18-19

大気中へ放出された放射性物質よる被ばく

427

第8表

スクラビング水補給作業及び窒素供給作業における被ばく評価（Ｄ／Ｗからのベント操作の場合）（単位：mSv／h）
スクラビング水補給作業

窒素供給作業

被ばく経路
補給作業時

屋外移動時

供給作業時

屋外移動時

1.0×10－２ 以下

1.0×10－２ 以下

1.0×10－２ 以下

1.0×10－２ 以下

外部被ばく

1.0×10－２ 以下

1.0×10－２ 以下

1.0×10－２ 以下

1.0×10－２ 以下

内部被ばく

1.0×10－２ 以下

1.0×10－２ 以下

1.0×10－２ 以下

1.0×10－２ 以下

大気中へ放出され地表面に沈着した
放射性物質からのガンマ線による被ばく

4.5×10０

4.5×10０

4.0×10０

4.5×10０

格納容器圧力逃がし装置
フィルタ装置格納槽からの直接線

1.0×10１

6.3×10－１

6.3×10－１

6.3×10－１

作業線量率

1.5×10１

5.1×10０

4.6×10０

5.1×10０

原子炉建屋内の放射性物質からのガンマ線による外部被ばく

別紙 18-20

大気中へ放出された放射性物質よる被ばく428

別紙 19
格納容器内の圧力が計測できない場合の運用について
格納容器内の圧力が計測できない場合には，格納容器雰囲気温度を計測し，飽和圧力に換算することにより操作判断を行うこととする。このため，第 1
表及び第 1 図に示すような飽和温度と飽和圧力の換算表等を手順書類に記載する。
具体的には，重大事故等発生時に格納容器への注水等が十分である場合においては，格納容器雰囲気は飽和状態に近い状態であることから，第 2 図に示す格納容器雰囲気温度計のうち，より飽和状態に近いと考えられるサプレ
ッション・チェンバ空間部に設置した格納容器雰囲気温度計（第 2 図の⑨及
び⑩）の計測値を飽和圧力に換算し，ベントの実施を判断する。
ただし，有効性評価で想定する範囲を超える場合ではあるが，重大事故等発生時に格納容器への注水等が不十分な場合は，格納容器雰囲気温度が格納
容器圧力に対する飽和温度以上になるとともに，溶融炉心からの輻射熱等によって局所的に格納容器雰囲気温度が大きく上昇する可能性がある。
このような場合は，全ての格納容器雰囲気温度計の最大値を圧力換算し，ベントの実施を判断する。この運用により，格納容器雰囲気温度に対する圧
力換算値は実際の格納容器圧力と同等又はそれ以上となることから，格納容器の限界圧力を下回る最高使用圧力の 2 倍（620kPa[gage]）に到達する前のベントが可能であると考える。

別紙 19-1429

別紙 19第1表

飽和温度と飽和圧力の換算表
飽和圧力[kPa]
絶対圧力
ゲージ圧力
101
0
121
20
143
42
169
68
199
97
232
131
270
169
313
212
362
260
411
310 (1Pd)
416
314
476
375
543
442
618
517
701
599
721
620 (2Pd)
792
691
892
791
1003
901

飽和温度[℃]
100
105
110
115
120
125
130
135
140
144.6
145
150
155
160
165
166.2
170
175
180

参考：日本機械学会蒸気表[1999年]

1000
格納容器圧力(kPa[gage])

900
800
700

620kPa

600
500
400

310kPa

300
200
100
0

100

110

120

130

140

150

160

170

180

格納容器温度(℃)
第1図

飽和温度と飽和圧力の換算グラフ
別紙 19-2

430

別紙 19②①
原子炉圧力 容器③④

ドライウェル⑤⑦
ペデ スタ ル(ド ライ ウェ ル 部)

⑨

⑥

⑧
⑩

サプレッション
プール

番号

名称

設置場所

測定範囲

①，②

ドライウェル上部温度

フランジ高さ0～300℃③，④

ドライウェル中部温度

燃料有効長頂部高さ0～300℃⑤，⑥

ドライウェル下部温度

機器ハッチ高さ

0～300℃⑦，⑧

ペデスタル（ドライウェル部）温度

ドライウェル床面高さ

0～300℃⑨，⑩

サプレッション・チェンバ温度

サプレッション・チェンバ上部

0～200℃

第2図

格納容器雰囲気温度計の計測点

別紙 19-3431

別紙 20
ベント停止手順について(1)

格納容器圧力逃がし装置によるベント停止の判断について
格納容器圧力逃がし装置によるベントを停止した後は，以下の機能が必要となる。
ａ．格納容器の除熱機能（残留熱除去系等）
・格納容器内に残存する核分裂生成物から発生する崩壊熱を除去し，最終的な熱の逃がし場へ熱を輸送するためｂ．格納容器への窒素供給機能（窒素供給設備）
・残留熱除去系の運転に伴う蒸気凝縮により，格納容器内が負圧になることを防止するため・水の放射線分解によって発生する水素及び酸素の濃度が可燃限界濃度に到達することを防止するためｃ．格納容器内の可燃性ガスの濃度制御機能（可燃性ガス濃度制御系）
・水の放射線分解によって発生する水素及び酸素の濃度が可燃限界濃度に到達することを防止するため(2)

ベント停止手順について
ベント停止フローを第1図に示す。また，第2図に格納容器圧力挙動のイ
メージ，第3図に格納容器温度挙動のイメージ及び第4図に格納容器内気相挙動のイメージを示す。

別紙 20-1

432

別紙 20

炉心損傷

サプレッション・プール水位が通常水位＋6.5m 到達

格納容器ベント

残留熱除去系又は※１
代替循環冷却系起動可能

NO

YES
格納容器へ窒素注入開始※２

格納容器ベント第一弁閉止※３

格納容器除熱開始 ※４

蒸気から窒素への置換完了 ※５

格納容器ベント ※６（格納容器ベント第一弁開）

NO
可燃性ガス濃度制
御系使用可能 ※７
YES

格納容器パージ停止（格納容器ベント第一弁閉止）

可燃性ガス濃度制御系起動

格納容器への窒素注入停止※１：残留熱除去系又は代替循環冷却系の機能が復旧
し，格納容器の除熱が可能であることを確認する。
※２：サプレッション・チェンバ側からのベントを実施している場合には，ドライウェル内に水素・酸素が滞留する可能性があるため，ドライウェ
ル側から窒素を供給し，ベント管を通じてサプ
レッション・チェンバ側から排出する。ドライ
ウェル側からベントを実施している場合には，
サプレッション・チェンバ側から窒素を供給し，ドライウェル側から排出する。
※３：第一弁閉後は，第一弁と第二弁の間に水素が滞留するおそれがあるため，第一弁の下流から窒素を供給する。このため，第一弁でベントを停止する（第二弁は開状態を維持する）。
※４：ベント弁を閉止後，残留熱除去系又は代替循環
冷却系を起動し，外部水源による注水を停止する。また，格納容器内気相はほぼ蒸気であるため，除熱による蒸気凝縮量が窒素供給量を上回った場合，格納容器圧力が負圧となる可能性があ る た め ， 格 納 容 器 圧 力 13.7kPa[gage] －310kPa[gage]の間となるように熱交換器への通水量を調整することで格納容器圧力が負圧になることを防止しながら窒素置換を実施する。また，格納容器圧力が 13.7kPa[gage]まで低下した
場合には，負圧を防止するため格納容器除熱を停止し，外部水源による注水を実施する。負圧
防止圧力の設定に当たっては，格納容器の設計
負圧である-13.7kPa[gage]に対する 2 倍の余裕を考慮して設定とした。
※５：サプレッション・プール水温が 100℃未満となり，除 熱 量 を 調 整 し て も 格 納 容 器 圧 力 が310kPa[gage]に到達する場合には，蒸気分圧がほとんど失われ，窒素によって格納容器圧力が上昇している状況であると判断する。
※６：可燃性ガス濃度制御系を起動可能な圧力まで格
納容器圧力を低下させることを目的として，残留熱除去系又は代替循環冷却系による格納容器
除熱及び格納容器への窒素供給を継続しながら第一弁を再度開として，格納容器内をパージする。格納容器スプレイを実施している場合には，格納容器スプレイを停止する。なお，可燃性ガ
ス濃度制御系が起動できない場合，可燃性ガス
濃度制御系が復旧するまで及び水の放射線分解によって継続して発生する水素及び酸素を排出することを目的として，格納容器パージを継続する。
※７：可燃性ガス濃度制御系が使用可能であることを確認し，格納容器パージ停止操作を実施する。
※８：格納容器の状態は，窒素置換されていることによって負圧のおそれはなく，水の放射線分解によって発生する水素及び酸素は可燃性ガス濃度制御系によって処理され，残留熱除去系又は代替循環冷却系による格納容器除熱が継続されている状態である。

ベント停止 ※８

第1図

格納容器ベント停止フロー
別紙 20-2433

別紙 20700
格納容器圧力310kPa[gage]到達
格納容器内気相がほぼ窒素となると，冷却による圧力制御が効かず格納容器
圧力が上昇

600

格 納 容 器 圧 力（

500
400

し，サプレッション・プール水
温100℃未満であれば窒素置換完了を判断し，格納容器パージを実施する。

第一弁閉止に伴い圧力が上昇
格納容器除熱開始により
圧力が低下

300

格納容器パージにより，格納容器圧力が低下

200

)
a
P
k

100
蒸気分圧低下に伴い，圧力低下が鈍化

0

時間軸

第2図

格納容器ベント停止後の窒素置換実施時における格納容器圧力挙動イメージ

200

サ プ レ ッ シ ョ ン ・プ ー ル 水 温 度（ ℃

180

第一弁閉止に伴い格納容器温度が上昇

160
格納容器圧力上昇に伴い，除熱量を増加させることによりサプレッション・プール水温の低下量が増加する

140
120
100
80
60

格納容器除熱継続によりサプレッション・プール
水温が低下

40
20

格納容器圧力465kPa[gage]到達時にサプレッション・プール水温が100℃未満であるため，窒素置換完了を判断する

0

時間軸

第3図

格納容器ベント停止後の窒素置換実施時における格納容器温度挙動イメージ

別紙 20-3434)

別紙 20

100
90

蒸気

80

窒素

70

分 圧（ ％ ）60

格納容器除熱開始により蒸気分圧が低下

5040

蒸気分圧低下により，置換の効率が低下

30
20
10
0

窒素置換完了窒素注入により窒素分圧が上昇

時間軸

第4図

格納容器ベント停止後の窒素置換実施時における格納容器内気相の挙動イメージ(3)

可燃性ガス濃度制御系について
可燃性ガス濃度制御系については，設計基準事故対処設備として位置付
けており，重大事故等発生時の格納容器雰囲気における耐性を有さないものである。可燃性ガス濃度制御系の仕様を第 1 表に，系統概略図を第 5 図に，設置場所を第 6 図に示す。

別紙 20-4435

別紙 20

第1表

可燃性ガス濃度制御系の主な仕様

項目

設計

耐震クラス

Ｓクラス

備考

運転温度

≦121℃

運転許可インターロック設定値

運転圧力≦145kPa

運転許可インターロック設定値

水素濃度≦4.0vol％

酸素濃度≦5.0vol％

入口ガス条件

再結合効率

第5図

95％

水素濃度 2vol％時

可燃性ガス濃度制御系の系統概略図

別紙 20-5436

別紙 20第6図(4)

可燃性ガス濃度制御系の設置場所

ベント実施中及びベント停止後の格納容器負圧防止対策について
ａ．ベント実施中における格納容器負圧防止対策について
通常運転中は格納容器内に窒素を封入しているが，ベント実施中は窒素を含む格納容器内の非凝縮性ガスが排出され，格納容器内は崩壊熱により発生する蒸気で満たされた状態となる。その状態で代替格納容器ス
プレイ系（常設）による格納容器スプレイを実施すると，蒸気の凝縮に
別紙 20-6437

別紙 20より格納容器圧力が負圧になるおそれがあるが，ベント実施前に代替格
納容器スプレイ系（常設）を停止する運用としているため，ベント実施
中に格納容器圧力が負圧になることはない。

ｂ．ベント停止後における格納容器負圧防止対策についてベント停止時は，最初に可搬型窒素供給装置により格納容器内に窒素注入を開始し，その後，残留熱除去系又は代替循環冷却系を用いた格納容器除熱を開始する。除熱による蒸気凝縮量が窒素供給量を上回った場
合，格納容器圧力が負圧に至る可能性があるため，除熱量（熱交換器のバイパス流量）を調整し格納容器圧力を13.7kPa[gage]－310kPa[gage]の間でコントロールすることで格納容器圧力を正圧に維持しつつ，格納容器気相部を蒸気雰囲気から窒素雰囲気へ置換する。また，格納容器圧
力が13.7kPa[gage]まで低下した場合には，負圧を防止するため格納容器
除熱を停止し，外部水源による注水を実施する。格納容器内気相部が窒素雰囲気へ置換された以降は，格納容器が負圧となることはない。
また，窒素供給装置以外の手段として，設計基準対象施設ではあるが，不活性ガス系による格納容器への窒素供給が可能である。格納容器への窒素供給手段の概略図を第7図に示す。

別紙 20-7438

別紙 20第7図

格納容器への窒素供給手段の概略図

別紙 20-8439

別紙 21
格納容器雰囲気温度によるベントの運用について(1)

格納容器雰囲気温度の監視について
格納容器雰囲気温度計は，ドライウェルに36点，サプレッション・チェ
ンバに4点の計40点を設置しており，各所に分散して配置することにより格
納容器全体の雰囲気温度を監視することができる。このうち，重大事故等発生時における監視を確実なものとするため，重大事故等発生時の格納容
器内の環境条件においても計測可能な温度計を，ドライウェルに8点，サプ
レッション・チェンバに2点に分散し，格納容器内の雰囲気温度を一様に計測することとしている。
重大事故等発生時の格納容器内の環境条件においても計測可能な温度計の計測点を第1図に示す。

(2)

局所的な温度上昇について
格納容器雰囲気温度が局所的に大きく上昇する要因としては，原子炉圧力容器が高圧状態で破損する際に溶融炉心が飛散し，格納容器内に溶融炉心が付着することなどが考えられるが，原子炉圧力容器破損前に原子炉圧力容器を減圧することにより，このような状況に至る可能性を低減する。
また，原子炉圧力容器が破損した場合には，溶融炉心がペデスタル部に落下するが，ペデスタル（ドライウェル部）はドライウェル床面より掘り下げられた構造となっているため，溶融炉心はペデスタル(ドライウェル部)に保持され，ドライウェル床面に流出することはない。さらに，格納容器
スプレイ実施時には格納容器雰囲気が冷却されること及び格納容器への注
水等による溶融炉心の冷却に伴い発生する蒸気により格納容器内では自然対流が起きていることを踏まえると，溶融炉心からの輻射熱等により格納
容器雰囲気温度が局所的に大きく上昇する可能性は低い。したがって，このような場合には，格納容器圧力限界圧力を下回る最高使用圧力の 2 倍
別紙 21-1

440

別紙 21（620kPa[gage]）到達までにベントを実施することから，限界圧力に対する飽和温度が約 167℃であることを踏まえると，過温破損に至ることはな
いと考えられる。
なお，格納容器圧力が計測できない場合は，「別紙 19.格納容器内の圧力が計測できない場合の運用について」に記載のとおり，格納容器雰囲気温度によりベントを判断することとしている。
(3)

格納容器破損のおそれがある場合の影響緩和のためのベント実施について炉心部の燃料，ペデスタル（ドライウェル部）に落下した燃料デブリ及び格納容器内を冷却するため，格納容器への注水等に期待するが，十分な注水等ができない場合には，格納容器雰囲気が過熱状態になり，格納容器
雰囲気温度が格納容器圧力に対する飽和温度以上になるとともに，溶融炉
心からの輻射熱等により格納容器雰囲気温度が局所的に大きく上昇し，格納容器が過温破損に至るおそれがある。このように，重大事故等対処設備
が健全に機能せず，格納容器の健全性が脅かされる可能性が高い状況では，格納容器圧力逃がし装置からのベントを実施し，フィルタ装置を介した放射性物質の放出経路を形成することで，格納容器の過温破損時に大気へ放出される放射性物質の総量を低減させる運用とする。
ベントの実施は過圧破損防止の観点では有効な手段であるが，格納容器
雰囲気の過熱状態による温度上昇に対しては一定の抑制効果はあるものの過温破損そのものを防止できる手段ではない。したがって，格納容器温度上昇に対するベントにおいて,過温破損の観点では可能な限り格納容器内に存在する希ガスの減衰に期待するため，格納容器の限界温度に到達する
おそれのある「格納容器温度 200℃以上において温度上昇が継続している場合」をベント実施判断基準として設定した。格納容器温度の上昇継続を
別紙 21-2441

別紙 21
判断基準として設定した理由は，200℃以上にて温度上昇が継続する場合には，格納容器過温破損に至る可能性があり，事前に環境緩和のための格納容器ベントを実施するためである。
なお，格納容器が過温破損するような状況では，格納容器温度が全体的に上昇することが考えられること及び計器故障等による誤ベントを防止するため，第 1 図に示すドライウェルに設置した温度計の指示値のうち 2 点が 200℃以上にて温度上昇が継続する場合は，格納容器圧力逃がし装置か
らのベントを実施することとする。

別紙 21-3442

別紙 21②①
原子炉圧力容器③④

ドライウェル⑤⑦
ペデ スタ ル（ド ライ ウ ェル 部）

⑨

⑥

⑧
⑩

サプレッション
プール

番号

名称

設置場所

測定範囲

①，②

ドライウェル上部温度

フランジ高さ0～300℃③，④

ドライウェル中部温度

燃料有効長頂部高さ0～300℃⑤，⑥

ドライウェル下部温度

機器ハッチ高さ

0～300℃⑦，⑧

ペデスタル（ドライウェル部）温度

ドライウェル床面高さ

0～300℃⑨，⑩

サプレッション・チェンバ温度

サプレッション・チェンバ上部

0～200℃

第1図

格納容器雰囲気温度計の計測点

別紙 21-4443

別紙 22
格納容器減圧に伴うベント管からサプレッション・プールへの冷却水の流入について
代替格納容器スプレイ冷却系（常設）等による代替格納容器スプレイを実施する場合，外部水源の持ち込みによるサプレッション・プール水位の上昇により，ベントラインが水没するおそれがある。サプレッション・プールの水位は，ベント時のサプレッション・チェンバ圧力低下に伴う体積膨張及びベント管からの水の流入によっても上昇するため，これらを考慮してもベント実施後にベントラインが水没しないよう格納容器スプレイを停止する必要がある。
原子炉注水した冷却材が破断口からサプレッション・プールに移行し，サプレッション・プール水位の上昇が最も厳しいシーケンスとなる「雰囲気圧力・温度による静的負荷(格納容器過圧・過温破損)」におけるサプレッション・プール水位の挙動を第 1 図に示す。格納容器スプレイ停止後，ドライウ
ェル圧力が上昇することでベント管内の冷却材の一部が押し出されサプレッ
ション・プール水位が上昇する。ベントを開始すると，サプレッション・チ
ェンバの圧力が低下し，ベント管内に残存する冷却材がサプレッション・プールに押し出されることで更に水位が上昇する。その後は，破断口から流出する冷却材の流入等による水位上昇効果と，ベント時の圧力低下やサプレッ
ション・プール内の核分裂生成物からの崩壊熱によるサプレッション・プー
ル水の蒸発による水位低下効果のバランスによりサプレッション・プール水位が変動するが，ベントライン下端まで到達しない。また，ベント実施時の減圧沸騰によるサプレッション・プールの水位上昇を考慮してもベントライ
ン下端まで到達しない。

別紙 22-1

444

別紙 22

約 14.72m（水位最高）約 14.19m（ベント時）

格納容器スプ
レイ停止及び
ベント開始

第1図

雰囲気圧力・温度による静的負荷(格納容器過圧・過温破損)におけるサプレッション・プール水位の挙動

格納容器圧力逃がし装置によるサプレッション・チェンバからのベント実施
時には，ベント管内に残存する冷却材がサプレッション・チェンバに流入することで，サプレッション・プール水位が最大約 14.72m まで上昇するものの，ベ
ントライン下端高さである約 15.17m に対して余裕がある（第 2 図）。
また，減圧沸騰が発生すると考えられるベント実施時（サプレッション・プ
ール水位：約 14.19m）について，減圧沸騰を考慮した場合の水位を評価した結果，水位上昇幅は約 0.85ｍとなり，サプレッション・プール水位は約 15.04ｍに到達するが，ベントライン下端高さである約 15.17m に対して余裕があるため，減圧沸騰の影響によってベントが妨げられることはない。また，真空破壊弁の下端高さが約 14.88m であることから，一時的に真空破壊弁の下端以上となるが，減圧沸騰が収束することで再度真空破壊弁は露出する。さらに，真空破壊弁が水没した場合の悪影響としては，サプレッション・チェンバの圧力が上昇する
ことが考えられるが，サプレッション・チェンバの圧力が上昇すれば減圧沸騰
別紙 22-2445

別紙 22が抑制され，再度真空破壊弁が露出することなることから影響はほとんどないと考えられる。
以上の減圧沸騰による水位上昇評価は，サプレッション・プールの圧力がサ
プレッション・チェンバ圧力に等しいと仮定して評価しているが，現実的には
サプレッション・プールの下部には水頭圧がかかることにより，プール全体が減圧沸騰することはないため，水位は約 15.04m より低くなると考えられる。

ベン トラ イ ン下 端
通常 水位 ＋8.143m(底 部か ら＋ 15.173m)

ドラ イウ ェ ル
ペデ スタ ル（ド ライ ウ ェル 部 ）真空 破壊 弁外部 注水 制 限水 位
通常 水位 ＋6.500m（底 部か ら ＋13.530m）

真空 破壊 弁 下端
通常 水位 ＋7.856m（底 部か ら ＋14.886m）

サプ レッ シ ョン ・プ ー ル通 常 水位
（底 部か ら ＋7.030m）

サプレッ シ ョン ・プ ー ル
水位計測 範 囲＜上限＞
通常水位 ＋9.000m（底部か ら ＋16.030m）＜下限＞
通常水位 －1.000m（底部か ら ＋6.030m）

サプ レッ ション ・チ ェ ンバ

第2図

(1)

項目

通常 水位 か らの 高さ

底部 から の 高さ

水位 計計 測 範囲 （上 限 ）9.000m

16.030m

ベン トラ イ ン（ 下端 ）8.143m15.173m

真空 破壊 弁 （下 端）7.856m

14.886m

外部 注水 制 限6.500m13.530m

通常 水位0.000m

7.030m

水位 計計 測 範囲 （下 端 ）－1.000m

6.030m

サプレッション・プール水位に係る位置関係概要図

ベント実施時の減圧沸騰による水位上昇評価① 評価条件・サプレッション・プール水位：約 14.2m

・サプレッション・プール水面表面積：約 474m２

・ベント実施直後のサプレッション・チェンバ圧力：約 330kPa[gage]
別紙 22-3446

別紙 22・ベント実施直後のベント流量：約 16.0kg／s②評価方法
減圧沸騰時のボイド率からサプレッション・プール水位の上昇分を求める。サプレッション・プール水中で一様な蒸気発生がある場合の平均ボイド率は，ドリフトフラックスモデルから以下の式（1）により求める。
jg
Vg
jgCo

・・・・・・・・（1）

ここで，jg はサプレッション・プール表面での見かけ蒸気速度であり，蒸気流量（Wg），サプレッション・プール表面積（Ap），及び蒸気密度（ρg）
を用いて，以下の式（2）により求める。
jg

Wg
Ap g

・・・・・・・（2）また，Vg はドリフト速度（局所的な気液管速度差）であり，以下の計算
式（3）により求める。

Vg

1.53

g

w
w2

g

1
4

・・・・・・・・（3）ここで，σ：水の表面張力（0.048N／m）
ｇ：重力加速度（9.81m／s２ ）ρｗ：水の密度（920.14kg／m３※ ）ρｇ：蒸気の密度（2.32kg／m３※ ）Ｃｏ：分布定数（1.0）※サプレッション・チェンバ圧力 330kPa[gage]時における値として，平均ボイド率αを求めると約 0.0595 となる。
別紙 22-4447

別紙 22③評価結果
サプレッション・プール水位は減圧沸騰により約 5.95％体積膨張する。
その結果，ベント時のサプレッション・プール水位約 14.19m に対して，減圧沸騰により水位は約 0.85m 上昇し，約 15.04m となる。

別紙 22-5448

別紙 23
有効性評価における炉心損傷の判断根拠について
東海第二発電所では，格納容器雰囲気モニタのγ線線量率が，設計基準事故における原子炉冷却材喪失 ※１ 時の追加放出量に相当する指示値の 10 倍以上となった場合には，「炉心損傷」と判断する。（第 1 図）
※１

設計基準事故の中で格納容器内の核分裂生成物の存在量が最大となる事象

ここで，追加放出量の 10 倍に相当するＦＰが燃料から放出される状態は，多くの燃料が損傷していることを示唆していると考えられ，炉心損傷と判断することは，以下の理由から妥当と考えている。
①東海第二発電所では，設計基準事故としての原子炉冷却材喪失時の評価
では，燃料棒の破裂は発生していない。そのため，多くの燃料に破損が生じている状態は，設計基準事故を大きく超える状態と判断されること。
②炉心冷却が不十分な事象において，格納容器雰囲気モニタのγ線線量率が追加放出量の 10 倍に相当する値に至る場合には，その後，ごく短時間
で 10 倍に相当する値を大きく上回る線量率に至っていること。また，これは，大量のＦＰが格納容器内に放出されたことを意味しており，これ以降，格納容器の健全性を確保することが極めて重要となること。
（第 1図）③追加放出量の 10 倍のＦＰが放出された時点では，有効性評価における判断基準（燃料被覆管最高温度 1,200℃以下，酸化量 15％以下）に至っていない可能性もあるが，上記②のとおり，炉心冷却が不十分な事象において，追加放出量の 10 倍に相当するＦＰが放出された以降の事象進展は非常に早く，有効性評価において炉心損傷と判断する時間との差異が小さいと考えられること。
なお，「炉心損傷」と判断した場合は，格納容器内に放出される希ガスの影
別紙 23-1

449

別紙 23
響を考慮し，格納容器スプレイ及びベントの運用を変更することとしている。
（第 1 表）第1表

炉心損傷の有無による格納容器スプレイ及びベント運用

炉心損傷の有無

炉心損傷を判断した場合

炉心損傷がない場合

格納容器スプレイ実施基準
格納容器圧力217kPa[gage]～279kPa[gage]

格納容器圧力400kPa[gage]～465kPa[gage]

別紙 23-2

ベント実施基準
格納容器圧力310kPa[gage]到達

サプレッション・プール
通常水位+6.5m 到達

450別紙 23

第1図

炉心損傷等判定図及びＴＱＵＶにおける格納容器雰囲気のγ線線量率

別紙 23-3451

別紙 24
格納容器からの異常漏えい時における対応について(1)

格納容器からの異常漏えい時における対応方針
事故時に炉心損傷を判断した際は，格納容器の過圧破損の防止又は格納容器内での水素燃焼をするため，サプレッション・プール水位が通常水位+6.5m 到達した場合又は格納容器酸素濃度がドライ条件で 4.3％に到達した場合は，格納容器圧力逃がし装置におけるベントを実施することとしている。
一方，万が一，ベントを実施する前に，格納容器からの異常な漏えいにより，原子炉建屋原子炉棟（以下「Ｒ／Ｂ」という。）内に放射性物質が放出されるような状況になれば，大気へ放出される放射性物質の総量を可能な限り防止する対応として，格納容器圧力逃がし装置におけるベントを実施することとしている。この対応により，フィルタ装置を介した放射性物
質の放出経路を形成することで，大気へ放出される放射性物質の総量を低減し，公衆への影響を緩和する運用とする。

(2)

格納容器の異常漏えい時における運用方法
原子炉建屋水素濃度計指示値が2vol％に到達した場合には格納容器からの異常な漏えいが発生していると判断し，格納容器圧力逃がし装置によるベントを実施する。
ベントについては，ドライウェル内に存在する粒子状物質のサプレッション・プールでのスクラビングによる捕集効果に期待するため，サプレッ
ション・チェンバ側からのベントを実施する。仮に格納容器からの漏えい発生個所がドライウェル側であっても，サプレッション・チェンバからのベントによりドライウェル圧力を低下させることで，格納容器からの漏えいを抑制することが可能である。
また，原子炉建屋ガス処理系については，当該系統内での水素爆発発生
別紙 24-1

452

別紙 24防止の観点から，Ｒ／Ｂ水素濃度計指示値が2vol％に到達した時点で停止する。
(3)

ベント実施基準設定の考え方
判断基準設定に当たっては，以下の事項を考慮して設定している。
・異常な漏えいの定義として，格納容器の設計漏えい率を超えて漏えいしている場合に異常な漏えいが発生しているとする。
・格納容器からＲ／Ｂへの漏えいを考慮した場合のＧＯＴＨＩＣコード
によるＲ／Ｂ水素濃度解析において，格納容器の設計漏えい率相当の漏えいがある場合の評価では，格納容器からの漏えいによりＲ／Ｂ水
素濃度が徐々に上昇するが，ＰＡＲ動作開始水素濃度である1.5vol％到達により漏えいした水素が処理され，1.5vol％で推移する結果となった。
・また，格納容器の設計漏えい率相当（最大1.3％／day）を超える10％／dayの漏えい率とした場合のＲ／Ｂ水素濃度評価では最大3.2vol％となった。
・ＰＡＲ動作開始水素濃度（約1.5vol％），Ｒ／Ｂ水素濃度計の誤差（±0.25vol％）及び評価の不確かさを踏まえ，Ｒ／Ｂ水素濃度計指示値が2vol％に到達した時点でベント実施を判断する。

(4)

漏えい検知設備設置場所の妥当性
Ｒ／Ｂ内に漏えいした水素は大物搬入口及び階段を通じてＲ／Ｂ6階（オペレーティングフロア）に流入することから，格納容器の異常な漏えいの検知は，Ｒ／Ｂ6階（オペレーティングフロア）に設置されたＲ／Ｂ水素濃度計により確認する。

(5)

Ｒ／Ｂ水素濃度計以外による格納容器からの異常な漏えいの検知性
格納容器からの著しい漏えいが発生した場合は，格納容器側のパラメー
別紙 24-2453

別紙 24
タとして，格納容器圧力が異常に低下することや圧力上昇が停滞することが考えられる。格納容器圧力の異常な低下や停滞については，崩壊熱による蒸気発生量よりも格納容器からＲ／Ｂへ漏えいする量が多くなった場合に判断可能なものであるが，崩壊熱による蒸気発生量は事象発生 7 日後の時点においても，10％／day の格納容器漏えい率でＲ／Ｂへ漏えいする量より十分大きい。このことから，10％／day よりも大幅に大きい漏えい率の場合にのみ検知可能なパラメータである。したがって，異常な漏えいと考えられる 10％／day の漏えいにおいて，格納容器圧力では判断できない。
また，Ｒ／Ｂ側のパラメータとしては，原子炉建屋内の温度計及びエリアモニタの指示値にも影響があると考えられるが，これらは設計漏えい率
相当の漏えいによっても影響を受けるものであり，ベントの判断基準を設定することができない。
上記の理由を踏まえ，格納容器の異常な漏えいは，検知性の観点からＲ／Ｂ水素濃度により判断することとしている。
①事象発生②炉心損傷を判断

炉心損傷は，格納容器内雰囲気モニタの指示値が設計基準事故の冷却材喪失時における追加放出量に相当する値の 10 倍以上となっていることにより判断する。

③格納容器内水素濃度上昇確認

格納容器内水素・酸素濃度計指示値の上昇を確認する。

④ベント判断基準到達

格納容器圧力逃がし装置操作実施

第1図「Ｒ／Ｂ水素濃度 2vol％到達」

・サプレッション・チェンバからのベントを優先しベント操作を実施する。
・原子炉建屋ガス処理系を停止する。

格納容器の異常な漏えいによるベント実施フロー
別紙 24-3454

別紙 25
格納容器スプレイが実施できない場合のベント運用について(1)

格納容器スプレイが実施できない場合における対応について
炉心損傷を判断した場合，格納容器圧力が 465kPa[gage](1.5Pd)に到達した時点で代替格納容器スプレイを実施することで，格納容器圧力の上昇を抑制し，ベント実施するまでの格納容器内に存在する希ガスの減衰期間を確保することとしている。
ただし，万が一，何らかの要因により格納容器スプレイが実施できない
場合には，希ガスの減衰時間が十分に確保されていない場合においても，格納容器破損の緩和のため，ベント操作に移行する。

(2)

格納容器スプレイが実施できない場合のベント判断基準
格納容器スプレイの手段として，設計基準拡張設備又は重大事故等対処設備である，残留熱除去系，代替格納容器スプレイ系（常設），代替循環冷却系及び代替格納容器スプレイ系（可搬型）があるが，これら全ての機能喪失を確認した時点でベント実施を判断し，速やかにベント操作を開始するため，第一弁及び第二弁の開操作を実施する。なお，格納容器スプレイの失敗については，系統流量が必要流量以上流れないこと又は必要流量以
上流れていた場合においても格納容器の圧力抑制ができない場合に判断する。

別紙 25-1455

別紙 26
ベント準備操作開始タイミングについて(1)

ベント準備操作について
東海第二発電所では，ベント実施時の作業時間短縮を目的として，他系統との隔離確認，ベント実施に必要な隔離弁の健全性確認，第一弁の開操
作をベント準備と位置づけて，ベント実施操作判断基準到達までに実施し，その他のベント実施に関連する作業をベント実施操作判断基準到達後に実施することとしている。
ベント準備操作は，サプレッション・プール水位が通常水位+5.5m に到達したことを起点として開始する。これは，仮に第一弁の中央制御室からの遠隔操作失敗を想定しても，ベント実施操作判断基準到達までにベント準備が完了する基準として設定している。

(2)

ベント準備操作判断基準の考え方
ベント準備操作の所要時間が長くなる中央制御室からの遠隔操作失敗を想定したタイムチャートを第 1 図に示す。所要時間は 2 時間 45 分である。

作業 項目

操作 場所 ・ 必要 要員 数

MCRから の第 一 弁
開操 作及 び 失敗 確認

中央 制御 室1

第一弁開操作のための装備 着用 及 び現 場移 動

現場

3

第一 弁開 操 作

現場

【3】

第一 弁開 操 作終 了後 の
現場 移動

現場

【3】

第二 弁開 操 作の ため の装備 着用 及 び現 場移 動

現場

3

1時 間

0分
5分
35 分

90分
35分
45分

ベント準備所要時間

第1図

3時 間

2時 間

2時間45分

ベント準備所要時間タイムチャート

また，ベント準備操作判断基準であるサプレッション・プール水位通常水位+5.5m 近辺の水位から，サプレッション・プール通常水位+6.5m（外部別紙 26-1

456

別紙 26
水源による格納容器スプレイ停止基準）までの水量及び到達時間を第 1 表に示す。
ベント準備操作所要時間が 2 時間 45 分であること及びスプレイ停止基準
であるサプレッション・プール通常水位+6.5m 到達時間の関係から，ベント準備操作の開始タイミングとしてはサプレッション・プール通常水位+5.5m 到達を基準とすることが妥当と考える。
サプレッション・プール水位とベント実施に係る操作タイミングを第 2
図に示す。

第1表

スプレイ停止基準までの水量

サプレッション
・プール水位

サプレッション・プール水位
通常水位+6.5m までの水量

サプレッション・プール水位
通常水位+6.5m 到達時間 ※通常水位+6.0m

約 220 m３

約 1 時間 40 分

通常水位+5.5m

約 450 m３

約 3 時間 20 分

通常水位+5.0m

約 670 m３

約 5 時間※外部水源を用いた代替格納容器スプレイ流量を 130m３ ／h で連続して格納容器スプレイした場合。実際には，代替格納容器スプレイは 130m３ ／h よりも少ない流量でスプレイを実施することとしており，実運用上は表中の到達時間よりも長くなる。

別紙 26-2457

別紙 26

ウェットウェルベントライン

S/P 通常水位

第2図

ベント準備
開始水位

外部注水制限水位

通常水位＋5.5m

通常水位＋6.5m

サプレッション・プール水位と各操作タイミングについて

別紙 26-3458

別紙 27
格納容器圧力逃がし装置の計装設備の網羅性について
格納容器圧力逃がし装置の計装設備については，以下の考えに基づき網羅性を有する設計としている。
①格納容器圧力逃がし装置の待機時，運転時，事故収束時の各状態で，系統の要求上確認すべき項目の全てが監視可能であること。
②上記の各状態において，管理すべき値を網羅した計測範囲であること。

(1)

確認すべき項目について
格納容器圧力逃がし装置の待機時，運転時，事故収束時の各状態で確認すべき項目を下記ａ～ｅに抽出し，各確認すべき項目に対する計装設備が設置されていることを第 1 表に示す。（「2.4.1

計装設備」の記載内容の一部再掲）
ａ．系統待機時の状態
待機時の状態が，以下のとおり把握可能である。
(a)

フィルタ装置の性能に影響するパラメータの確認
フィルタ装置水位計にて，スクラビング水の水位が，待機時の設定範囲内にあることを監視することで，要求される放射性物質の除去性能が発揮できることを確認することで把握できる。
系統待機時における水位の範囲は，ベント時のスクラビング水の水
位変動を考慮しても放射性物質の除去性能を維持し，ベント開始後 7日間は水補給が不要となるよう設定している。（別紙 12）
また，フィルタ装置スクラビング水 pH 計にて，pH がアルカリ性の状態（pH13 以上）であることを監視することで，フィルタ装置の性能維持に影響がないことを確認することで把握できる。（別紙 41）
別紙 27-1459

別紙 27(b)系統不活性状態の確認
フィルタ装置排気ライン圧力計及びフィルタ装置圧力計にて，封入した窒素圧力を継続監視することによって，系統内の不活性状態を確認することで把握できる。

ｂ．系統運転時の状態
運転時の状態が，以下のとおり把握可能である。
(a)

格納容器内の雰囲気ガスがフィルタ装置へ導かれていることの確認
フィルタ装置圧力計にて，ベント開始により圧力が上昇し，ベント継続により格納容器の圧力に追従して圧力が低下傾向を示すことで，格納容器内の雰囲気ガスがフィルタ装置に導かれていることを確認することで把握できる。
また，フィルタ装置スクラビング水温度計にて，ベント開始によりスクラビング水が待機状態から飽和温度まで上昇することを監視することで，格納容器のガスがフィルタ装置に導かれていることを確認することで把握できる。さらに，フィルタ装置出口放射線モニタが初期値から上昇することを計測することによりガスが通気されていることを把握できる。

(b)

フィルタ装置の性能に影響するパラメータの確認
フィルタ装置水位計にて，スクラビング水の水位が，ベント後の下限水位から上限水位の範囲内にあることを監視することで，要求される放射性物質の除去性能が維持できることを確認することで把握できる。
ベント後における下限水位については，ベンチュリノズルが水没していることを確認するため，上限水位については，金属フィルタの性
別紙 27-2

460

別紙 27
能に影響がないことを確認するためにそれぞれ設定する。（別紙 12）(c)

ベントガスが放出されていることの確認
フィルタ装置出口放射線モニタにて，フィルタ装置出口を通過するガスに含まれる放射性物質からのγ線強度を計測することで，フィル
タ装置出口配管よりベントガスが放 出 されていることを確 認 することで把握できる。

ｃ．事故収束時の状態
事故収束時の状態が，以下のとおり把握可能である。
(a)

系統内に水素が滞留していないことの確認
フィルタ装置入口水素濃度計にて，窒素供給による系統パージ停止
後において，水素が長期的に系統内に滞留ていないことを確認することで把握できる。

(b)

フィルタ装置の状態確認
フィルタ装置に異常がないことを確認するため，フィルタ装置水位計にて，スクラビング水の水位が確保されていること（フィルタ装置のスクラビング水の移送後を除く），フィルタ装置スクラビング水温度計にて温度の異常な上昇がないこと，及びフィルタ装置出口放射線モニタにて放射性物質の放出がないことを確認することで把握できる。
（別紙 39）ｄ．フィルタ装置の水位調整時の確認
格納容器圧力逃がし装置の待機時，運転時，事故収束時に，フィルタ装置の水位調整を以下のとおり把握可能である。

別紙 27-3461

別紙 27(a)

フィルタ装置の水位調整の確認
フィルタ装置水位計にて，フィルタ装置の排出又は水張りを実施する際に，フィルタ装置の水位を把握できる。

(b)

フィルタ装置スクラビング水の水質管理
フィルタ装置水位計にて，フィルタ装置の排出又は水張りを実施する際に，フィルタ装置の水位を把握できるとともに，必要な追加薬液量の把握ができる。
また，フィルタ装置スクラビング水 pH 計にて，フィルタ装置へ薬液を補給する際に，スクラビング水の pH を把握できる。

ｅ．想定される機能障害の把握
格納容器圧力逃がし装置の運転時に，想定される機能障害を以下のとおり把握可能である。
(a)

フィルタ装置の閉塞
・フィルタ装置圧力計にて，ベント実施により待機圧力から上昇した
圧力が，低下傾向を示さないことを確認することで，フィルタ装置が閉塞していることを把握できる。
・フィルタ装置スクラビング水温度計にて，ベント開始により待機状
態から温度が上昇することを監視することで，格納容器のガスがフィルタ装置に導かれていることを確認することにより把握できる。
・フィルタ装置出口放射線モニタが初期値から上昇しないことを確認することにより把握できる。

(b)

金属フィルタの閉塞
・フィルタ装置出口放射線モニタにて，ベント実施により待機状態から上昇した放射線量率が，低下傾向を示さないこと，及びフィルタ
別紙 27-4462

別紙 27装置圧力計が上昇傾向を示すことを確認することで，金属フィルタの閉塞を把握できる。
(c)

フィルタ装置入口配管の破断・フィルタ装置圧力計にて，ベント実施により待機圧力から上昇した
圧力が低下傾向を示すが，フィルタ装置出口放射線量率が初期値から上昇しないことを確認することにより把握できる。

(d)

フィルタ装置スクラビング水の漏えい・フィルタ装置水位計にて，タンクからのスクラビング水漏えいによるフィルタ装置の水位低下を確認することで把握できる。
・格納槽漏えい検知器により，格納槽に漏えいしたスクラビング水を検知することで把握できる。（別紙 47）(2)

計測範囲について格納容器圧力逃がし装置の待機時，運転時，事故収束時の各状態で確認すべき項目について，管理すべき値を網羅した計測範囲であることを第 2表に示す。

別紙 27-5463

別紙 27

第1表

格納容器圧力逃がし装置 計装設備の網羅性について

フィルタ装置の状態
a.系統待機時

b.系統運転時

c.事故収束時

d.フィルタ装置の水位調整時

e.想定される機能障害

確認すべき項目

計装設備

多重性又は多様性(a)フィルタ装置の性能に影響するパラメータの確認①フィルタ装置水位②フィルタ装置スクラビング水 pH①②で多様性あり①は多重性あり(b)系統不活性状態の確認①フィルタ装置排気ライン圧力②フィルタ装置圧力①②で多様性あり(a)格納容器内の雰囲気ガスがフィルタ装置に導かれていることの確認①フィルタ装置圧力②フィルタ装置スクラビング水温度③フィルタ装置出口放射線モニタ①②③で多様性あり③は多重性あり(b)フィルタ装置の性能に影響するパラメータの確認①フィルタ装置水位①は多重性あり(c)ベントガスが放出されていることの確認①フィルタ装置出口放射線モニタ①は多重性あり(a)系統内に水素が滞留していないことの確認①フィルタ装置入口水素濃度①は多重性あり(b)フィルタ装置の状態確認①フィルタ装置水位②フィルタ装置スクラビング水温度③フィルタ装置出口放射線モニタ①②③で多様性あり①②は多重性あり(a)フィルタ装置の水位調整の確認①フィルタ装置水位①は多重性あり(b)フィルタ装置スクラビング水の水質管理①フィルタ装置水位②フィルタ装置スクラビング pH①②で多様性あり①は多重性あり(a)フィルタ装置の閉塞①フィルタ装置圧力②フィルタ装置スクラビング水温度③フィルタ装置出口放射線モニタ①②③で多様性あり③は多重性あり(b)金属フィルタの閉塞①フィルタ装置圧力②フィルタ装置出口放射線モニタ①②で多様性あり③は多重性あり(c)フィルタ装置入口配管の破断①フィルタ装置圧力②フィルタ装置出口放射線モニタ①②で多様性あり③は多重性あり(d)フィルタ装置スクラビング水の漏えい①フィルタ装置水位②格納槽漏えい検知器①②で多様性あり①は多重性あり

別紙 27-6464

別紙 27

第2表
監視パラメータ※1

格納容器圧力逃がし装置 計装設備の計測範囲の網羅性ついて
計測範囲①フィルタ装置水位180～5,500mm②フィルタ装置圧力

0～1MPa［gage］

計測範囲の根拠系統運転時に，格納容器圧力逃がし装置の最高圧力（0.62MPa［gage］）が監視可能。また，系統待機時に，窒素置換（）が維持されていることを計測可能な範囲とする。
③フィルタ装置スクラビング水温度④フィルタ装置排気ライン圧力

0～300℃

0～100kPa［gage］

系統の最高使用温度（200℃）を計測可能な範囲とする。

系統待機時に，窒素置換が維持されていることを計測可能な範囲とする。
⑤フィルタ装置出口放射線モニタ（高レン10－２ ～10５ Sv／h

系統運転時（炉心損傷している場合）に，想定されるフィルタ装置出口の最大線量当量率（約 5×10１Sv／h）を計測可能な範囲とする。

ジ・低レンジ）
10－３ ～10４ mSv／h

系統運転時（炉心損傷していない場合）に，想定されるフィルタ装置出口の最大線量当量率（約 7×10０mSv／h）を計測可能な範囲とする。

⑥フィルタ装置入口水素濃度0～100vol％事故収束時に，窒素供給による系統パージ停止後において，フィルタ装置の配管内に滞留する水素濃度が可燃限界濃度(4vol％)以下であることを計測可能な範囲とする。

⑦フィルタ装置スクラビング水 pH

pH0～14系統待機時に，フィルタ装置スクラビング水の pH（pH0～14）を計測可能な範囲とする。

※1

監視パラメータの数字は第 2.4.1-2 図の○数字に対応する。

別紙 27-7465

別紙 28
格納容器圧力逃がし装置の計装設備の概略構成図
格納容器圧力逃がし装置の計装設備について記載する。
(1)

フィルタ装置水位
フィルタ装置水位は，重大事故等対処設備の機能を有しており，フィル
タ装置水位の検出信号は，差圧式水位検出器にて差圧を検出し，演算装置にて電気信号へ変換する処理を行った後，フィルタ装置水位を中央制御室及び緊急時対策所に指示し，記録する。また，機械式差圧計（自主対策設備）を用いて現場（格納槽内）にて監視可能な設計としている。（第 1 図「フィルタ装置水位の概略構成図」参照。）

差圧式水位
検出器

中央制御室
演算装置

指示
記録 （注１ ）
緊急時対策所
記録 （注２ ）（注 1）データ伝送装置（注 2）緊急時対策支援システム伝送装置
フィルタ装置

機械式差圧計第1図

フィルタ装置水位の概略構成図

別紙 28-1

466

別紙 28(2)

フィルタ装置圧力
フィルタ装置圧力は，重大事故等対処設備の機能を有しており，フィル
タ装置圧力の検出信号は，弾性圧力検出器にて圧力を検出し，演算装置にて電気信号へ変換する処理を行った後，フィルタ装置圧力を中央制御室及び緊急時対策所に指示し，記録する。また，機械式圧力計（自主対策設備）を用いて現場（格納槽内）にて監視可能な設計としている。（第 2 図「フィルタ装置圧力の概略構成図」参照。）

弾性圧力
検出器

中央制御室
演算装置

指示
記録 （注１ ）
緊急時対策所
記録 （注２（注 1）データ伝送装置（注 2）緊急時対策支援システム伝送装置

フィルタ装置
機械式圧力計第2図

フィルタ装置圧力の概略構成図

別紙 28-2467

別紙 28(3)

フィルタ装置スクラビング水温度
フィルタ装置スクラビング水温度は，重大事故等対処設備の機能を有しており，フィルタ装置スクラビング水温度の検出信号は，熱電対にて温度を電気信号に変換した後，フィルタ装置スクラビング水温度を中央制御室
及び緊急時対策所に指示し，記録する。（第 3 図「フィルタ装置スクラビ
ング水温度の概略構成図」参照。）

中央制御室

熱電対
演算装置

指示
記録 （注１ ）
緊急時対策所
記録 （注２（注 1）データ伝送装置（注 2）緊急時対策支援システム伝送装置

第3図

フィルタ装置スクラビング水温度の概略構成図

別紙 28-3468

別紙 28(4)

フィルタ装置排気ライン圧力
フィルタ装置排気ライン圧力（自主対策設備）の検出信号は，弾性圧力検出器にて圧力を検出し，演算装置にて電気信号へ変換する処理を行った
後，フィルタ装置排気ライン圧力を中央制御室及び緊急時対策所に指示し，記録する。（第 4 図「フィルタ装置排気ライン圧力の概略構成図」参照。）

弾性圧力
検出器

中央制御室
演算装置

指示
記録 （注１ ）
緊急時対策所
記録 （注２（注 1）データ伝送装置（注 2）緊急時対策支援システム伝送装置

第4図

フィルタ装置排気ライン圧力の概略構成図

別紙 28-4469

別紙 28(5)

フィルタ装置出口放射線モニタ（高レンジ・低レンジ）
フィルタ装置出口放射線モニタ（高レンジ・低レンジ）は，重大事故等対処設備の機能を有しており，フィルタ装置出口放射線モニタ（高レンジ・低レンジ）の検出信号は，イオンチェンバ検出器にて線量当量率を電気信号に変換した後，前置増幅器で電気信号を増幅し，演算装置にて線量当量
率信号に変更する処理を行った後，線量当量率を中央制御室及び緊急時対策所に指示し，記録する。（第 5 図「フィルタ装置出口放射線モニタ（高レンジ・低レンジ）の概略構成図」参照。）

イオンチェンバ
検出器
前置増幅器

中央制御室
演算装置

演算装置

指示
記録 （注１ ）
緊急時対策所
記録 （注 ２

（注 1）データ伝送装置（注 2）緊急時対策支援システム伝送装置

第5図

フィルタ装置出口放射線モニタ（高レンジ・低レンジ）の概略構成図別紙 28-5470

別紙 28(6)

フィルタ装置入口水素濃度
フィルタ装置入口水素濃度は，重大事故等対処設備の機能を有しており，フィルタ装置入口水素濃度の検出信号は，熱伝導式水素検出器にて水素濃度を検出し，演算装置にて電気信号へ変換する処理を行った後，フィルタ装置入口水素濃度を中央制御室及び緊急時対策所に指示し，記録する。
（第6 図「フィルタ装置入口水素濃度 システム概要図」及び第 7 図「フィルタ装置入口水素濃度の概略構成図」参照。）

原子炉建屋
原子炉棟 5 階

原子炉建屋付属棟 3 階

中央制御室

サンプルポンプ
指示

フィルタ装置
入口配管
冷却器

∧

除湿器

水素濃度
検出器

記録

∨

残留熱除去系海水系又は緊急用海水系

第6図

フィルタ装置入口水素濃度 システム概要図

熱伝導式
水素検出器

中央制御室
演算装置

演算装置

指示
記録 （注１ ）
緊急時対策所
記録 （注 ２

（注 1）データ伝送装置（注 2）緊急時対策支援システム伝送装置

第7図

フィルタ装置入口水素濃度の概略構成図

別紙 28-6471

別紙 28(7)

フィルタ装置スクラビング水 pH
フィルタ装置スクラビング水 pH（自主対策設備）の検出信号は，pH 検
出器にて pH を検出し，演算装置にて電気信号へ変換する処理を行った後，フィルタ装置スクラビング水 pH を中央制御室及び緊急時対策所に指示し，記録する。（第 8 図「フィルタ装置スクラビング水 pH システム概要図」
及び第 9 図「フィルタ装置スクラビング水 pH の概略構成図」参照。）

フィルタ装置

格納容器圧力逃がし装置
フィルタ装置格納槽内
中央制御室
昇圧ポンプ
pH
検出器

循環ポンプ

第8図

指示

記録

フィルタ装置スクラビング水 pH システム概要図

中央制御室
pH 検出器
演算装置

演算装置

指示
記録 （注１ ）
緊急時対策所
記録 （注 ２

（注 1）データ伝送装置（注 2）緊急時対策支援システム伝送装置

第9図

フィルタ装置スクラビング水 pH の概略構成図

別紙 28-7472

別紙 28
参考

格納容器圧力逃がし装置

第 10 図

計装設備の機器配置図

機器配置図（原子炉建屋付属棟 1 階）
別紙 28-8473

別紙 28

第 11 図

機器配置図（原子炉建屋付属棟 3 階）
別紙 28-9474

別紙 28

第 12 図

機器配置図（その他の建屋，屋外）

別紙 28-10475

別紙 29フィルタ装置入口水素濃度計の計測時間遅れについて
フィルタ装置入口水素濃度は，格納容器圧力逃がし装置の使用後に配管
内に水素が残留していないことにより不活性状態が維持されていることを把握するため，フィルタ装置入口配管内のガスをサンプルポンプで引き込
み，除湿器で水分が除去されて，水素濃度検出器にて測定されるようにしている。水素計測後のサンプルガスは格納容器圧力逃がし装置の配管に戻す構成としている。水素濃度検出器により計測した電気信号は演算装置で水素濃度信号に変換し，中央制御室に指示し，記録する。
原子炉建屋
原子炉棟 5 階

原子炉建屋付属棟 3 階

中央制御室

サンプルポンプ
指示
フィルタ装置
入口配管
冷却器

∧

除湿器

水素濃度
検出器

記録

∨

残留熱除去系海水系又は緊急用海水系

第1図

フィルタ装置入口水素濃度 システム概要図

なお，フィルタ装置入口配管内のガスのサンプリング点は，フィルタ装
置入口配管の頂部の原子炉建屋原子炉棟5階であり，そこから水素濃度検出器までの時間遅れは以下のとおりである。
・サンプリング配管長（サンプリング点～水素濃度検出器）：約99m
・サンプリング配管の断面積：359.7mm ２ （3.597×10－４ m ２ ）・サンプルポンプの定格流量：約1L／min(約1×10－３ m ３ ／min)・サンプルガス流速（流量÷配管断面積）：約2.8m／min
なお，ガスは標準状態（0℃, 101.325kPa[abs]）として算出。
第1表

フィルタ装置入口水素濃度の時間遅れ

時間遅れ

約36分

別紙 29-1

476

別紙 29＜参考＞
ａ．水素濃度計の測定原理
水素濃度検出器は，熱伝導式を用いる計画であり，第2図に示すとおり，
検知素子と補償素子（サーミスタ），及び2つの固定抵抗でブリッジ回路が構成されている。検知素子の部分に，サンプリングされたガスが流れるよ
うになっており，補償素子には基準となる標準空気が密閉されており測定
対象ガスとは接触しない構造になっている。
水素濃度指示計部より電圧を印加して検知素子と補償素子の両方のサーミスタを約120℃に加熱した状態で，検知素子側に水素を含む測定ガスを流すと，測定ガスが熱をうばい，検知素子の温度が低下することにより抵抗が低下する。この検知素子の抵抗が低下するとブリッジ回路の平衡が失われ，第2図のＡＢ間に電位差が生じる。この電位差が水素濃度に比例する原理を用いて，水素濃度を測定する。

第2図

水素濃度計検出回路の概要図

別紙 29-2477

別紙 29ｂ．水素濃度の測定
水素濃度検出器は｢ａ．｣で示したとおり標準空気に対する測定ガスの熱伝導の差を検出する方式のものであり，酸素，窒素などの空気中のガスに対し，水素の熱伝導率の差が大きいことを利用しているものである。水素の熱伝導率は，約0.18W／(m･K)at27℃である一方，酸素，窒素は，約0.02W／(m･K)at27℃と水素より1桁小さく，これらのガス成分の変動があっても水素濃度計測に対する大きな誤差にはならない。

ｃ．水素濃度測定のシステム構成
フィルタ装置入口配管内のガスをサンプルポンプで引き込み，除湿器で水分が除去されて，ほぼドライ状態で水素濃度検出器にて測定されるようにしている。

原子炉建屋
原子炉棟 5 階

原子炉建屋付属棟 3 階

中央制御室

サンプルポンプ
指示
フィルタ装置
入口配管
冷却器

∧

除湿器

水素濃度
検出器

記録

∨

残留熱除去系海水系又は緊急用海水系

第3図

フィルタ装置入口水素濃度 システム概要図

別紙 29-3478

別紙 29ｄ．水素濃度計の仕様
種類

熱伝導式水素濃度検出器

計測範囲

0～100vol％

個

2

数

設置場所

原子炉建屋付属棟 3 階(二次格納施設外)

熱伝導式
水素検出器

中央制御室
演算装置

演算装置

指示
記録 （注 １
緊急時対策所
記録 （注 ２

（注 1）データ伝送装置（注 2）緊急時対策支援システム伝送装置

第4図

フィルタ装置入口水素濃度の概略構成図

水素濃度計の計測範囲0～100vol％において，計器仕様は最大±2.5％の誤差を，計測範囲0～20vol％に切り替えた場合は±0.5％の誤差を生じる可能性があるが，この誤差があることを理解した上で，フィルタ装置使用後の配管内の水素濃度の推移，傾向（トレンド）を監視していくことができる。

別紙 29-4479

別紙 30配管内面に付着した放射性物質による発熱の影響について
ベントフィルタ上流の配管内面には放射性物質（エアロゾル）が付着することが想定されることから，その放射性物質の崩壊熱による温度上昇が配管の構造健全性に与える影響について検討した。
検討対象とする状態は，ベントガスの流れによる配管の冷却が期待できるケースとベントガスの流れのないケースを想定した。

【ケース1】
ベント中を想定し，配管内に高温の蒸気が流れ，なおかつ配管内面に付着した放射性物質からの発熱が加わった状態。

【ケース2】
ベント停止後を想定し，配管内面に放射性物質が付着した後で配管内
ベントガス流れがないため，放射性物質からの発生熱がこもる状態。

まず，【ケース1】として，第1図に示すような配管の半径方向の温度分布を考慮して評価を行った。配管内には高温のベントガス流れが存在し，配管内面には放射性物質が付着して崩壊熱による発熱を行っている。この場合，放射性物質の崩壊熱による熱量は配管内面・外面双方に放熱され，配管板厚方向に熱勾配ができるが，本評価では保守的に配管外面は断熱されているものとした。
【ケース1】の温度評価条件を第1表に示す。
なお，ベントガス温度については，第2図に示すとおりベント開始後，格
納容器圧力及び雰囲気温度が低下し，その後溶融炉心からの放熱によって格
納容器雰囲気温度が170℃以下となる。
別紙 30-1

480別紙 30第1図

配管内表面の温度評価（ケース1のイメージ）

第1表

配管内表面の温度上昇評価条件【ケース1】

項目

条件

評価シナリオ

有効性評価シナリオ「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（代替
循環冷却を使用しない場合）」

PCVより流入する崩壊熱量
配管内発熱割合

19.8kW
10％／100m（FP付着割合）
配管外径，板厚

450A，14.3mm

配管熱流束

14.7W／m２

質量流量2.1kg／s（ベント後期（ベント1ヶ月後の蒸気流量））

ベントガス温度

170℃

別紙 30-2481

別紙 30

第2図 「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（代
替循環冷却を使用しない場合）」における格納容器温度の推移

格納容器より流入する崩壊熱量は，雰囲気圧力・温度による静的負荷（格
納容器過圧・過温破損）（代替循環冷却を使用しない場合）シナリオにおける19.8kWとし，配管内面に付着する放射性物質割合としては，10％／100mを用いる。評価に当たっては保守的な条件として，付着割合の全量の放射性物質が付着した条件で発熱しているものとする。また，ベントガス流量については流速が低くなることで熱伝達率が低くなり，保守的な評価となることから，ベント後の1ヶ月の蒸気流量である2.1kg／sを用いた。
配管内表面に付着する放射性物質の崩壊熱による配管内表面の上昇温度は，以下の式で算出した温度上昇量で評価する。

ΔT ＝ q ／ h ・・・式(1)ΔT：放射性物質の崩壊熱による配管内表面の温度上昇（℃）

q：配管熱流束（W／m ２ ）別紙 30-3482

別紙 30h：配管内表面の熱伝達率（W／(m ２ K)）

h ＝ Nu × k × d・・・式(1)Nu：ヌッセルト数k：水蒸気の熱伝達率（約0.034（W／(m２ K)）d：水力等価直径（m）

ここで，Nuを算出するに当たり円管内乱流の熱伝達率を表現するものとしてKaysの式を引用した（式(3)）。

Nu ＝ 0.022 Re ０．８ × Pr ０．５
Re・・・式(3)：レイノルズ数

Pr ：プラントル数（1.130；保守的に170℃の飽和蒸気の値を設定）

Re ＝ v × d ×v：流速（約13.0（m／s）：質量流量から換算：水蒸気の動粘性係数（約3.6×10－６ (m ２ ／s)）

これにより，配管内面の温度上昇は0.09℃程度であると評価できる。ベン
トガスの温度は170℃程度であることから，上記の温度上昇分を考慮しても，配管内表面温度は配管設計における最高使用温度200℃を下回っているため，配管の構造健全性に影響を与えることはない。

次に，【ケース2】として，第3図に示すような配管の半径方向の温度分布を考慮して評価を行った。配管内はベントガス流れがないものとし，配管内
別紙 30-4483

別紙 30面には放射性物質が付着して崩壊熱による発熱を行っている。ここで，評価対象の配管板厚は14.3mmであり，炭素鋼の熱伝導率が50w／(m K)程度である
ことから，板厚方向の温度勾配は微小であると考えることができる。そのため，配管内表面の温度はほぼ配管外表面温度と同等であると考え，また，保温材の熱通過率を考慮する。配管内部の熱量による温度を評価する方法としてJIS A 9501“保温保冷工事施工標準”の表面温度及び表面熱伝達率の算出
方法を用いて，配管外表面温度を評価する。
【ケース2】の温度評価条件を第2表に示す。
なお，評価条件については，【ケース1】と同様に「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（Ｄ／Ｗベント）」を想定する。

第3図

配管内表面の温度評価（ケース2のイメージ）

別紙 30-5484

別紙 30第2表

配管内表面の温度上昇評価条件【ケース2】

項目

条件

評価シナリオ

有効性評価シナリオ「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（代替
循環冷却を使用しない場合）」

PCVより流入する崩壊熱量
配管内発熱割合

19.8kW
10％／100m（FP付着割合）
配管外径，板厚
配管熱流束
配管外表面放射率
環境温度

450A，14.3mm
14.7W／m２
0.22（アルミニウム板の放射率 *1 ）100℃
*1：JISハンドブック

6-1

配管Ⅰ

評価式の概要は以下のとおりとなる。

Th ＝ (qL ／ λ) + Tl ・・・式(5)Th：配管外表面温度（℃）

Tl：保温材表面温度（℃）

q：配管熱流束（W／m２ ）L：保温材厚さ（0.03m）

λ：保温材熱伝導率（2.103×10 －２ W／(m ２ K)）

Tl ＝ (q ／ hse) + T atm ・・・式(6)

別紙 30-6

485

別紙 30
この式(6)における，qとhse は以下の式で表される。

q ＝ Q ／ S・・・式(7)

hse ＝ hr ＋ hcv

・・・式(8)上記の式(6)における，qとhse は以下の式で表される。

Q：単位長さ当たりの配管内面での発熱量（W／m）

S：単位長さ当たりの配管外面表面積（m２ ）hr：放射による配管外表面熱伝達率（W／（m２ ･K））

hCV

：対流による配管外表面熱伝達率（W／（m２ ･K））

上記のhr は以下の式で表される。

hr ε×σ×T 273.15 4 － Tatm 273.15 4
T－Tatm・・・式(9)ε：配管外表面放射率（0.22）

σ：ステファン・ボルツマン定数（5.67×10－８ (W／(m ２ K４ ))）hcv については，JIS A 9501“保温保冷工事施工標準”附属書E（参考）表
面温度及び表面熱伝達率の算出方法における，垂直平面及び管（Nusseltの式）及び水平管（Wamsler, Hinleinの式）をもとに対流熱伝達率を算出した。
垂直管（式(10)，(11)）と水平管（式(12)）とで得られるhcv を比較し，小さい方の値を用いることで保守的な評価を得るようにしている。
hcv （垂直管）＝2.56×(T－Tatm ) ０．２５((T－Tatm )≧10K)・・・式(10)hcv （垂直管）＝3.61+0.094×(T－Tatm)((T－Tatm )＜10K)・・・式(11)

別紙 30-7486

別紙 30h

水平管 ＝ 1.19－.

・・・式(12)

Do ：配管外径（m）

これらにより評価した結果，配管外表面温度は約124.2℃となる。
以上の結果から，配管内表面温度は配管設計における最高使用温度である
200℃を下回っているため，配管内表面に付着した放射性物質の崩壊熱は，ベント後における配管の構造健全性に影響を与えることはない。
なお，これらの式を含めた評価については，JIS A 9501において，適用範囲が －180℃～1000℃となっており，適用に対して問題にないことを確認している。また，管外径などの寸法にかかる制約条件は規定されていない。

別紙 30-8487

別紙 30（参考）配管内面への放射性物質付着量の考え方について
配管内面への放射性物質（エアロゾル）の付着量を設定するに当たっては，
ＮＵＲＥＧ／ＣＲ－4551 を参照し，付着量を設定する主要なパラメータとして沈着速度に着目して，配管内面への沈着割合を検討した。
ＮＵＲＥＧ／ＣＲ－4551“Evaluation of Severe Accident Risks:
Qualification of Major Input Parameters MACCS INPUT” ※ は，環境拡散評価(MELCOR Accident Consequence Code System：MACCS 計算)についての文献となっており，その評価には，エアロゾル粒子径，エアロゾル粒子密度，対象物の表面粗さで沈着速度を整理したSehmelのモデルが用いられている。
このSehmelの沈着速度モデルに基づき，配管内面の表面粗さ0.001cm(10μm)と粒子密度4g／cm ３ を想定した，格納容器より放出される粒子径ごとの沈着速度（第1図参照）を用いて配管内面への沈着割合（エアロゾルの沈着速度と配管
内のベントガス通過時間から算出された，流れているベントガス中のエアロゾ
ルが壁面に到達する割合）を以下のとおり評価した。

第1図

エアロゾル粒子径と沈着速度の関係
別紙 30-9488

別紙 30
評価条件は，東海第二を対象として配管長さ100m，配管内径600mm， 2Pd及び最小流量で排気される蒸気流量を適用する。また，考慮する粒子径分布は「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（Ｄ／Ｗベント）」に基づくものとした。
これらの条件から，100mの配管をベントガスが通過する時間を算出し，その時間に粒径ごとの沈着速度を乗じて，ベントガス通過時間中に配管内面方向にどれだけのエアロゾルが移動するかを評価する。この移動した粒子の総和について，ベントガス通過中のエアロゾル総量に対する割合を算出することで沈着割合を評価する。評価の考え方を第2図に，評価結果を第1表に示す。

第 1 図に基づき，各粒径ごとの沈着速度を設定する。

MAAP 解析基づくエアロゾル粒
径分布から確率密度（P(D)）を算出する。

（次ページに続く）

第2図

沈着割合評価の考え方（1／2）
別紙 30-10489

別紙 30
沈着領は，100m の配管をベントガスが通過する時間(t)の分だけ，各粒子が各沈降速度（v(D)）で移動して壁面に到達できる範囲（A＝π((Dp/2) ２ -((Dp/2)-v(D) t)２ )）にあるエアロゾル量の総和となる。

ベントガス流入前エアロゾル
P(D)×dD

ベントガス通過後に沈着する
エアロゾル
C(D)×dD

第2図

沈着割合評価の考え方（2／2）

上記の関係から，沈着割合Rは以下の式で表される。

R

100

100

100

ここで，C(D)は以下の式で表される。

C D

P D

P D

別紙 30-11490

別紙 30第1表

排気される蒸気流量に対する沈着割合評価結果
格納容器圧力

項目

パラメータ

単位
620kPa[gage]※1

69kPa[gage]※2

長さ

m

100

内径

m

0.6

沈着速度の分布cm／s

2×10 －３ ～5×10－１

蒸気流量

kg／s

23.7

3.8

蒸気流速

m／s

23

14

％

1.0

1.6

配管条件

沈着条件

排気条件

沈着割合

※1：最高使用圧力（2Pd）※2：事象発生7日後の最小流量となる圧力

第1表より，最小流量であっても約1.6％の沈着割合となることが評価された。
以上を踏まえ，エルボ部などといった部位での沈着量がばらつくことを考慮し，100m当たり10％を配管への沈着割合として放射性物質の付着量を設定する。

*”Evaluation of Severe Accident Risks: Qualification of Major Input

Parameters MACCS INPUT”, ＮＵＲＥＧ／ＣＲ－4551 Vol.2 Rev.1 Pt.7, 1990

別紙 30-12491

別紙 31
地震による損傷の防止に関する耐震設計方針の説明
１．配管設計における荷重の組合せと応力評価について
格納容器圧力逃がし装置は，ベント使用中は機器が損傷を受けることなく健全であることが求められる。したがって，設計上の最高使用温度・圧力（200℃，2Pd）における荷重条件を「供用状態Ａ」及び「供用状態Ｂ」として，クラス２機器として各部にかかる応力が許容応力以内であることを確認する。
一方で，当該設備は設置許可基準の三十九条における常設耐震重要重大事故防止設備兼常設重大事故緩和設備に該当し，基準地震動Ｓｓによる地震力に対して重大事故に至るおそれがある事故に対処するために必要な機能が損なわれるおそれがないものであることが求められる。したがって，地震荷重に対する荷重の組合せを「供用状態Ｄ」とし，各部にかかる応力が設計引張応力以内であり，なおかつ疲労破壊を起こさないことを確認する。

第1表

配管設計における荷重の組合せと許容応力
許容応力荷重の組合せＤ＋Ｐｄ＋Ｍｂ

Ｄ＋Ｐｄ＋（Ｍａ）＋Ｍｂ

Ｄ＋Ｐｄ＋（Ｍａ）＋Ｓｓ

一次応力（曲げ応力を含む）

一次＋二次応力

一次＋二次＋ピーク応力1.5・ＳｈＳａ（ｃ）―

1.8・Ｓｈ

0.9・ＳｕＳａ（ｄ）

供用状態
許容応力状態

適用規格

（Ａ，Ｂ）

設計・建設規格
PPC-3520(1)PPC-3530(1)
設計・建設規格
PPC-3520(1)PPC-3530(1)ⅣＡＳ

JEAG4601
第3種管の許容応力／第3種管の許容応力の解説―

Ｓｓ地震動のみによる疲労解析を行い，疲れ累積係数が1以下であること。
ただし，地震動のみによる一次＋二次応力の変動値が2・Ｓｙ以
下であれば疲労解析は不要。

【各記号の注釈】：自重及びその他の長期的機械的荷重による応力ＤＰｄ ：内圧応力
Ｍａ ：その他の短期的機械的荷重による応力（当該設備においては対象外）
Ｍｂ ：二次応力（熱応力）Ｓａ（ｃ）：一次＋二次応力に対する許容応力（短期的荷重を含まない場合）
Ｓａ（ｄ）：一次＋二次応力に対する許容応力（短期的荷重を含む場合）
Ｓｈ ：最高使用温度における材料規格 Part3 第1章 表3に定める値
Ｓｓ ：基準地震動Ｓｓにより定まる地震力
Ｓｕ ：設計引張強さ 設計・建設規格 付録材料図表 Part5 表9に規定される値

別紙 31-1

492

別紙 31
なお，当該設計における荷重の組合せと許容限界としては，原子力発電所耐震設計技術指針（重要度分類・許容応力編

ＪＥＡＧ4601・補－1984，ＪＥＡ

Ｇ4601－1987及びＪＥＡＧ4601－1991追補版）（ 日本電気教会
査委員会

電気技術基準調

昭和59年9月，昭和62年8月及び平成3年6月）（以下「ＪＥＡＧ4601」という。）及び発電用原子力設備規格（設計・建設規格ＪＳＭＥ Ｓ ＮＣ1－2005（2007追補版含む）（日本機械学会

2005年9月，2007年9月）（以下「設計・建設規格」という。）に準拠したものである。

別紙 31-2493

別紙 32
格納容器圧力逃がし装置の外部事象に対する考慮について
格納容器圧力逃がし装置は，自然現象（地震及び津波を除く。）及び外部
人為事象に対して，原子炉建屋外の地下格納槽内に配置する等，第 1 表（1／4～4／4）のとおり考慮した設計とする。
なお，想定する外部事象は，「設置許可基準規則」第六条（外部からの衝撃による損傷の防止）において考慮する事象，内部溢水及び意図的な航空機衝突とする。ただし，洪水，地滑り，生物学的事象（海生生物），高潮の自然現象，並びに航空機落下，ダムの崩壊，有毒ガス，船舶の衝突の外部人為
事象については，発電所の立地及び格納容器圧力逃がし装置の設置場所等により，影響を受けないことから考慮する必要はない。

別紙 32-1

494

別紙 32
第1表
外部事象

格納容器圧力逃がし装置の外部事象に対する考慮（1／4）
影響モード

風（ 台風 ）

荷重（風），
荷重（飛来物）

設置
場所
屋内

屋外

竜巻

屋内
荷重（風），
荷重（気圧差），荷重（飛来物）
屋外

自然現象

温度（低温）

屋内

凍結

屋外

浸水，
荷重

屋内

降水

屋外

設計方針
原子炉建屋又は地下格納槽内に設置されている部位については，外殻の原子炉
建屋等により防護される。
飛来物による影響は，竜巻による影響に包含される。
原子炉建屋又は地下格納槽内に設置されている部位については，外殻の原子炉
建屋等により防護される。
屋外に設置されるフィルタ装置出口配管，圧力開放板等については，竜巻飛来物により損傷する可能性があるため，損傷が確認された場合は，必要に応じてプラントを停止し補修を行う。また，風荷
重，気圧差により，機能が損なわれれる
おそれがない設計とする。
原子炉建屋又は地下格納槽内に設置されている部位については，換気空調設備
により環境温度が維持されるため，外気温の影響を受け難い。
屋外に設置，かつ，水を内包する可能性のある範囲のフィルタ装置出口配管のドレン配管には保温等の凍結防止対策を行い，凍結し難い設計とする。また，
適宜ドレン水を排出することから，フィルタ装置出口配管を閉塞することはな
い。
フィルタ装置は，格納槽内に設置し，止水処理を実施することにより，降水による浸水，荷重の影響は受けない。
屋外に設置されるフィルタ装置出口配管，圧力開放板等は，滞留水の影響を受け難い位置に設置するとともに，系統開
口部から降水が浸入し難い構造とする
ことにより，必要な機能が損なわれるおそれがない設計とする。

別紙 32-2495

別紙 32
第1表
外部事象

格納容器圧力逃がし装置の外部事象に対する考慮（2／4）
影響モード

荷重（積雪），
閉塞

設置
場所
屋内

屋外
積雪
落雷

自然現象

火山 の影 響 （降 下 火 砕物 ）雷サージによる
電気・計装設備
の損傷

屋内
及び
屋外

荷重，
閉塞，
腐食

屋内

屋外

設計方針
原子炉建屋又は地下格納槽内に設置されている部位については，外殻の原子炉
建屋等により防護する設計とする。
屋外に設置されるフィルタ装置出口配管，圧力開放板等については，積雪荷重に対して耐性が確保されるように設計する。また，系統開口部から降雪が浸入し難い構造とすることにより，必要な機能が損なわれるおそれがない設計とする。なお，多量の積雪が確認される場合には，除雪を行う等，適切な対応を実施する。
落雷の影響を考慮すべき設備については，原子炉建屋等への避雷針の設置，接地網の布設による接地抵抗の低減を行う等の雷害防止で必要な機能が損なわれるおそれがない設計とする。
原子炉建屋又は地下格納槽内に設置されている部位については，外殻の原子炉
建屋等により防護する設計とする。
屋外に設置されるフィルタ装置出口配管，圧力開放板等については，降下火砕物の堆積荷重に対して耐性が確保されるように設計する。また，系統開口部から降下火砕物が侵入し難い構造とする
ことにより，必要な機能が損なわれるおそれがない設計とする。なお，降下火砕物の堆積が確認される場合には，降下火砕物を除去する等，適切な対応を実施する。
化学的影響（腐食）防止のため，屋外に敷設されるフィルタ装置出口配管（炭素鋼配管）外面には防食塗装を行う。

別紙 32-3496

別紙 32
第1表
外部事象

格納容器圧力逃がし装置の外部事象に対する考慮（3／4）
影響モード

生物学的事象電気的影響（齧歯類（ネズ
ミ等）によるケーブル等の損
傷）

設置
場所
屋内

屋外

森林火災

温度（輻射熱）， 屋内
閉塞
及び
屋外

自然現象
屋内
及び
屋外

温度（熱）

屋内
及び
屋外

サージ・ノイズによる計測制御
回路への影響

屋内
及び
屋外

爆発

爆風圧，飛来物

設計方針

近隣工場 等の火 災
電磁 的障 害

原子炉建屋又は地下格納槽内に設置されている部位については，外殻の原子炉
建屋等により防護する設計とする。
地下格納槽外に設置されている端子箱
貫通部等にはシールを行うことにより，小動物の侵入を防止する設計とする。
屋外に設置されている系統開口部から小動物が浸入し難い構造とすることにより，必要な機能が損なわれるおそれがない設計とする。
機器を内包する原子炉建屋，地下格納槽
及び屋外に設置される機器は，防火帯の内側に配置し，森林との間に適切な離隔距離を確保することで，必要な機能が損
なわれるおそれがない設計とする。
ばい煙等の二次的影響に対して，ばい煙等が建屋内に流入するおそれがある場
合には，換気空調設備の外気取入ダンパを閉止し，影響を防止する。
近隣の産業施設，発電所周辺の道路を通行する燃料輸送車両，発電所周辺を航行する燃料輸送船の爆発による爆風圧及び飛来物に対して，離隔距離が確保されている。
近隣の産業施設，発電所周辺の道路を通行する燃料輸送車両，発電所周辺を航行する燃料輸送船及び敷地内の危険物貯蔵施設の火災に対して，離隔距離が確保されている。
日本工業規格（JIS）等に基づき，ラインフィルタや絶縁回路の設置により，サージ・ノイズの侵入を防止するとともに，鋼製筐体や金属シールド付ケーブルの適用により電磁波の侵入を防止する設計とする。

別紙 32-4497

別紙 32
第1表
外部事象

格納容器圧力逃がし装置の外部事象に対する考慮（4／4）
影響モード

没水，被水，蒸気による環境条
件の悪化

設置
場所
屋内

内部溢水
意図 的な 航 空機 衝 突

衝突による衝撃力，火災による
熱影響

屋外
屋内

屋外

設計方針
内部溢水発生時は，自動隔離又は手動隔離により，漏えい箇所の隔離操作を行う。また，漏えい箇所の隔離が不可能な場合においても，漏えい水は，開放ハッチ部，床ファンネルを介し建屋最地下階へと導く設計としていることから，ベント操作を阻害することはない。
隔離弁については，没水，被水等の影響により中央制御室からの操作機能を喪失する可能性があるものの，人力での現場操作が可能であり機能は維持される。
必要な監視機器については，没水，被水，
蒸気に対する防護対策を講じ，機能を維持する設計とする。
対象外
原子炉建屋又は地下格納槽内に設置されている部位については，外殻の原子炉
建屋等により防護されると考えられる。
屋外に設置されるフィルタ装置出口配管，圧力開放板等については，航空機の衝突による衝撃力及び航空機燃料火災
による熱影響により損傷する可能性があるが，フィルタ装置の除去性能に大きな影響はないと考えられる。

別紙 32-5498

別紙 33
主ライン・弁の構成について
1. 主ライン構成
1.1

系統概要図
格納容器圧力逃がし装置のベントガスを格納容器から大気開放端まで導く

主ラインの概略図を第 1 図に示す。
弁の種類
AO：空気駆動弁
MO：電動駆動弁

2-26V-9 ※1 ※2

AO

FC, NC

原子炉建屋
ガス処理系へ

MO

耐圧強化
ベント系へ

弁の状態
FC：フェイルクローズ
NC：常時閉
NO：常時開

第二弁

D/W

大気開放端

2-26B-12

NC

第一弁

水素濃度計
H2E

第一弁

MO

F005 NO

圧力開放板

F001A NC

フィルタ装置MO

MO
2-26B-10

S/C
NC

換気空
調系へ

AO
FC, NCF001B NC

原子炉建屋

格納槽

屋外

2-26B-11 ※1

不活性ガス系（既設）と共用

格納容器圧力逃がし装置（新設）

耐圧強化ベント系（既設）と共用※1： 2-26V-9 及び 2-26B-11 はプラント運転中の格納容器圧力の調整に用いる小口径（50A）の弁であり，格納容器圧力逃がし装置の経路としては十分ではない。
※2： 2-26V-9 は，現在バタフライ弁であるが，高温時における弁のシール性向上のためグローブ弁に交換する。

第1図

格納容器圧力逃がし装置

別紙 33-1

主ライン概略図499

別紙 33
1.2

設計の意図
東海第二発電所では，格納容器の圧力及び温度を低下させるためのベントを確実に行うため，以下に配慮し，主ラインの設計を行っている。
(1) 主ラインの取り出し及び構成
格納容器からの取り出しについては，サプレッション・プール水でのス
クラビング効果が期待できるサプレッション・チェンバ（Ｓ／Ｃ）からの取り出しに加え，外部注水等による水没の影響を受け難いドライウェル（Ｄ／Ｗ）上部からの取り出しを行っている。
具体的な取り出し位置（貫通孔）については，漏えい経路の増加等による大気への放射性物質の放出リスク増加を最小限に抑えるため，既存の貫通孔の中から十分な排気容量が確保できる口径を有する不活性ガスの貫通孔（600A）を選定し使用する構成としている。
主ラインは不活性ガス系配管（既設），耐圧強化ベント系配管（既設）を経て，格納容器圧力逃がし装置配管（新設）によりフィルタ装置に導かれるが，他の系統とは弁で隔離することで，他の系統や機器への悪影響を防止する設計としている（3.参照）。
(2) 格納容器隔離弁
格納容器隔離弁の設置要求（実用発電用原子炉及びその附属施設の位置，構造及び設備の基準に関する規則の解釈）に基づき，Ｓ／Ｃ側及びＤ／Ｗ
側それぞれの主ラインに格納容器隔離弁（第一弁）として電動駆動弁（ＭＯ弁）を各 1 弁設置する構成としている。また，主ラインが合流した後に格納容器隔離弁（第二弁）として電動駆動弁（ＭＯ弁）を並列に 2 弁設置する構成としている。
(3) フィルタ装置出口弁
フィルタ装置出口弁は，ベント実施後にフィルタ装置を大気から隔離す
別紙 33-2500

別紙 33
るために設置している。

1.3

弁の設置位置の妥当性（物理的位置，他からの悪影響）
ベント開始に必要な主ラインの隔離弁（Ｓ／Ｃ側第一弁，Ｄ／Ｗ側第一弁

及び第二弁）の設置位置は，弁の設置スペース，人力による遠隔操作性等を考慮して決定している。
また，事故後の環境条件を考慮した設計としているため，ベント時においても弁の健全性は確保され，主ラインの隔離弁は，電源がある場合は中央制
御室で操作できる。炉心損傷後は弁設置エリアが高線量となるため，現場において弁本体を直接操作することはできないが，遠隔人力操作機構を設けることで駆動源喪失時においても人力による開閉操作が可能である。遠隔人力操作機構については，炉心損傷後に想定される現場の温度及び放射線量を考慮し，耐性を有する設計とする。
なお，遠隔人力操作機構の操作場所は，遮蔽効果が得られる二次格納施設
外とし，さらに，必要な遮蔽及び空気ボンベを設置し，作業員の被ばく低減に配慮している。
主ラインの隔離弁の配置位置及び人力による遠隔操作位置を第 2 図～第 4
図に示す。

別紙 33-3

501

別紙 33

第2図

第3図

第一弁（Ｓ／Ｃ側）配置図

第一弁（Ｄ／Ｗ側）及び第二弁配置図

別紙 33-4502

別紙 33

第4図

第二弁配置図別紙 33-5503

別紙 331.4

開の確実性，隔離の確実性(1) 開の確実性
ベント実施時は，第一弁，第二弁の順に開弁する。第一弁，第二弁とも交流電源で駆動する弁であり，中央制御室の制御盤から遠隔操作できる設計としている。
駆動源となる電源は，通常時には非常用母線より給電しているが，重大事故等で非常用母線が喪失した場合には，重大事故等に対処するために必
要な電源の供給が可能なよう常設代替交流電源設備及び可搬型代替交流電源設備から給電できる構成とし，高い信頼性を確保している。
また，これら代替電源設備からの受電が期待できない場合は，遠隔 人力操作機構により，放射線量率の低い二次格納施設外にて人力で開閉操作が実施できること，補助ツールとして汎用の電動工具を用いることで操作時間を短縮できる設計としている。
以上のように，操作方法に多様性を持たせ開操作が確実に実施できる。
(2) 隔離の確実性
a. ベント実施前
ベント実施前は，格納容器バウンダリの維持が要求される。格納容器
圧力逃がし装置の隔離弁（第一弁，第二弁）は常時「閉」であり，中央制御室の操作スイッチにカバーを取り付けて誤操作防止を図っている
こと，駆動源喪失時もその状態が維持（フェイルアズイズ）されるため，確実に隔離状態は維持される。
b. ベント実施後ベント実施後は，格納容器圧力逃がし装置の隔離弁を閉とし格納容器と隔離する。さらに，フィルタ装置出口弁を閉とし，フィルタ装置を大気と隔離する。
別紙 33-6504

別紙 33
格納容器と格納容器圧力逃がし装置の隔離について，格納容器からの除熱機能が復旧し，格納容器及び格納容器圧力逃がし装置の窒素置換後に，ベント実施時に開弁した隔離弁（第一弁）を閉とし，格納容器バウ
ンダリを復旧する。閉操作の確実性は，（1）開の確実性と同様に実施できる。
フィルタ装置と大気の隔離について，放射性物質を含むスクラビング
水の移送が完了し，捕集した放射性物質の崩壊熱が除去できた後に，フィルタ装置下流に設置したフィルタ装置出口弁を閉とし，フィルタ装置
を大気と隔離することができる。この弁の操作は，ベント実施後に放射線量が高くなるフィルタ装置設置エリアに入域せずに実施できるよう，
地下格納槽内に遮蔽壁（コンクリート遮蔽 1.3m）を設け，遠隔 人力 操作機構を設置することで，フィルタ装置設置エリア外から人力で操作できる設計としている。

別紙 33-7505

別紙 33
2. 弁の種類
2.1

主ラインの弁構成の考え方
空気作動弁（AO 弁）は，駆動源喪失時の弁状態を選択（フェイルオープ
ン，フェイルクローズ）する箇所に用いる。電動駆動弁（MO 弁）は駆動源
喪失時に弁状態を維持（フェイルアズイズ）する箇所に用いる。また，MO
弁は遠隔 人力 操作機構が設置できる。
格納容器圧力逃がし装置の主ラインの弁は，中央制御室からの遠隔操作と人力による遠隔手動操作が両立できること，駆動源喪失時の弁状態維持（フェイルアズイズ）の観点から，MO 弁を採用している。
格納容器圧力逃がし装置主ラインの弁に採用する場合の駆動方式の違いによる特徴を第 1 表に示す。

第1表
駆動方式

AO
（空気作動）

主ラインの弁に採用する場合の駆動方式の特徴
メリット

デメリット

・ MO 弁に対して必要な電源容量

・ 駆動源とし て事故時 に 使用可

が小さい

能な電源に加えて，空気（圧縮空気設備）が必要
・ 人力による 遠隔人力 操 作機構の設置が困難・ 駆動源喪失時は，その状態を維持（フェイルアズイズ）するMO

・ AO 弁に対して必要な電源容量が大きい

・ 電源以外のサポート系が不要（電動駆動） ・ 人力による 遠隔人力 操 作機構の設置が可能・ 開度調整が可能

別紙 33-8506

別紙 332.2

主ライン上の主な弁の仕様
主ラインの弁について，主な仕様を第 2 表に示す。

第2表
弁名称
弁番号

第一弁

第一弁

第二弁

（Ｓ／Ｃ側） （Ｄ／Ｗ側）
2-26B-10

F001A，
F001B

2-26B-12型式
口径

主ラインの弁の仕様
フィルタ装置出口弁
F005

バタフライ弁
600A

600A

450A

電動駆動

駆動方式

600A
手動

（交流）

遠隔人力
操作機構

有

弁の状態

常時閉（NC）

常時開（NO）

フェイルク
ローズ（FC）

無(フェイルアズイズ)

－

設置場所

原子炉建屋
1階
（二次格納
施設内）

操作場所

通常時
電源
喪失時

原子炉建屋
4階
（二次格納
施設内）

原子炉建屋
4階
（二次格納
施設内）

格納槽内
（フィルタ装置設置エリア）

中央制御室
原子炉建屋
付属棟 1 階
（二次格納
施設外）

原子炉建屋
付属棟屋上
（二次格納
施設外）

別紙 33-9

原子炉建屋
付属棟 3 階
（二次格納
施設外）

格納槽内
（フィルタ装置設置エリア外）507

別紙 332.3

設計の意図
格納容器圧力逃がし装置主ラインに設置する隔離弁の駆動方式の採用理由は，「2.1 主ラインの弁構成の考え方」に示すとおり，開弁時には駆動源喪失時にもその状態を維持（フェイルアズイズ）する必要があることから，
MO 弁を採用している。これらの弁については，ベント時以外に開弁することがないことから，通常時の格納容器バウンダリの維持のため，常時閉（NC）とし，中央制御室の操作スイッチにカバーを取り付けて誤操作防止を図っている。
また，フィルタ装置を大気から隔離するフィルタ装置出口弁は，ベント実施後に使用するため，排気の妨げとならないよう常時開（NO）とする。
なお，第一弁（Ｓ／Ｃ側，Ｄ／Ｗ側）に並列して設置されているバイパ
ス弁（2-26V-9,2-26B-11）は，通常運転中，主蒸気隔離弁等の定期試験を実施することにより窒素が格納容器内へ流入し，格納容器圧力が徐々に上昇するので，格納容器の圧力降下操作のため，一時的に開弁することがある。これらの弁はフェイルクローズ（FC）機能を設ける必要があるため，空気作動弁を採用している。また，事故時に自動的かつ確実に閉止される
ように，格納容器隔離信号により閉止する機能を設けている。これらバイパス弁は，通常運転中に常時の使用はないため，常時閉（NC）運用としている。

別紙 33-10508

別紙 333. 格納容器圧力逃がし装置と接続する各系統の隔離弁の数と種類
3.1

各系統の隔離弁の数と種類
格納容器圧力逃がし装置には，換気空調系，原子炉建屋ガス処理系及び耐圧強化ベント系が接続する。各系統の隔離弁の数と種類等の仕様を第 3
表に，系統概略図を第 5 図に示す。

第3表

他系統隔離弁（格納容器隔離弁）の仕様
原子炉建屋

系統名

換気空調系

耐圧強化ベント系
ガス処理系

2

個数

2

2

番号
（第 5 図中

①

②

③

④

⑤

⑥

SB2-14

追設

SB2-3

追設

2-26B-90

追設

の表記）
弁番号

バタフライ弁

型式
駆動方式

空気駆動

電動駆動

口径

600A

300A

常時閉（NC） ※弁の状態

常時閉（NC）

フェイル
クローズ

無

有

(フェイルアズイズ)（FC）機能※：通常運転中，主蒸気隔離弁等の定期試験を実施することにより窒素が格納
容器内へ流入し，格納容器圧力が徐々に上昇する。格納容器の圧力降下操作のため，一時的に開弁することがある。

別紙 33-11509

別紙 33-12
原子炉圧力容器原子炉建屋ガス処理系

AO

NC FO

NC FO

AO

NC FO

NC FO
AO
非常用ガス処理系

NC FO

NC FO
AO

AO

NC FO
AO

NC FO
AO

＊2

＊1

RE

原子炉建屋付属棟

廃棄物
処理設備へ

RE

圧力開放板

放射線モニタ

格納容器圧力逃がし装置に接続する系統概要図

原子炉隔離時冷却系
真空ポンプより

RE

NC FO

NC FO
AO

NC FC
AO

MO

第5図

2-26B-11MO③ 非常用ガス再循環系
AO④ 追設弁 AO

原子炉棟 原子炉棟

NC FC

原子炉建屋原子炉棟

MO

AO

SB2-3

MO
NC NC
2-26B-90 追設弁

RE

水素濃度計
H2E

耐圧強化
ベント系

排気筒へ

⑤ ⑥

N2パージファン

燃料取替 RE
エリア

MO

サプレッション・チェンバ

2-26B-10
NC
MO

＊1

＊2

NC
FC
AO

NC
2-26B-12MO

2-26V-9
NC FC AO

追設弁

NC
FC
① NC
SB2-14 FC

②

換気空調系

AO

ドライウェル

格納容器: 格納容器圧力逃がし装置主ライン: 主ライン上の隔離弁: 他系統と隔離する弁
NC : 常時閉
FC : 駆動源喪失で閉AO

不活性ガス系

凡例

付属室

補給水
ライン

フィルタ装置格納槽

MO

フィルタ装置

排気筒

別紙 33

510

別紙 333.2

設計の意図
格納容器からフィルタ装置へ至る配管は，ベントを実施する際，接続する他系統と隔離し，流路を構成する必要がある。
重大事故時以外に開操作する可能性のある隔離弁は，駆動源喪失時においても格納容器バウンダリを維持できるようフェイルクローズが可能
な空気作動弁を選定する。また，重大事故時に開操作する可能性のある隔離弁については，駆動源喪失時においても人力による手動操作が容易な電動駆動弁を選定し，常時閉（NC）運用とする。
なお，万一のこれらの隔離弁の漏えいを考慮し，第 3 表及び第 5 図のとおり，上流と同仕様の弁を新規に設置する。

(1)

換気空調系との隔離
換気空調系との隔離は，第 5 図中①SB2-14 及び②追設弁の 2 弁より，格納容器圧力逃がし装置主ラインから隔離できる構成となっている。
これら隔離弁は，通常運転時の格納容器の圧力降下操作時においても，重大事故が発生した際には確実な閉止が求められるが，中央制御室からの操作が可能であり，駆動源が喪失した際のフェイルクローズ（FC）機能を有し，SB2-14 については格納容器隔離信号により閉止する機能を設けていることから，確実な隔離が実施できる。

(2)

原子炉建屋ガス処理系との隔離
原子炉建屋ガス処理系との隔離は，第 5 図中③SB2-3 及び④追設弁の 2 弁より，格納容器圧力逃がし装置主ラインから隔離できる構成となっている。
これら隔離弁は，通常運転時に開弁することはなく，また，駆動源が喪失した際のフェイルクローズ（FC）機能を有し，SB2-3 について
は格納容器隔離信号により閉止する機能を設けていることから，確実
別紙 33-13511

別紙 33な隔離が実施できる。
(3)

耐圧強化ベントラインとの隔離耐圧強化ベントラインとの隔離は，第 5 図中⑤2-26B-90 及び⑥追設
弁の 2 弁より，格納容器圧力逃がし装置主ラインから隔離できる構成となっている。
これら隔離弁は，重大事故時に開操作する可能性があるため，駆動源喪失時においても人力による手動操作が容易な電動駆動弁を選定し，常時閉（NC）運用とする。
なお，耐圧強化ベント系を使用する際に操作が必要な弁(電動駆動弁及び空気駆動弁)については，重大事故等時の環境条件を考慮し，中央制御室にて操作可能な設計とする。また，電源喪失時においても，耐圧強化ベント系は炉心損傷前に使用する系統であり，想定される重大事故時における現場の放射線量及び室温は高くないことから現場において手動または，遠隔人力操作機構を用いて操作が実施可能である。

別紙 33-14512

別紙 334. 格納容器からの取り出し高さ
4.1

格納容器からの取り出し高さ
各主要高さを示した図を第 4.1 図に示す。

有効燃料長頂部

第 4.1 図4.2

格納容器からの取り出し高さ

設計の意図
Ｄ／Ｗ側の取り出しには，格納容器スプレイによる水没等の影響を受けにくい格納容器上部に位置し，格納容器の圧力を下げるために十分大口径である既設不活性ガス系の貫通孔（X-3）を選定している。
また，Ｓ／Ｃ側の取り出しには，原子炉及び格納容器冷却のため実施する外部注水による水位上昇を考慮して，Ｓ／Ｃ頂部付近に位置し，格納容器圧力を下げるために十分大口径である既設不活性ガス系の貫通孔（X-79）を選定している。
別紙 33-15513

別紙 33（参考）諸外国の弁構成
格納容器圧力逃がし装置を設置している諸外国の弁構成を以下に示す。
(1)フィンランド
フィンランドのＢＷＲプラントにて設置されている格納容器圧力逃がし装置の概略系統図を第 1 図に示す。V1 と V20 は圧力開放板である。ベントラ
インに設置している弁は全て手動駆動弁で構成されている。Ｄ／Ｗのラインにはバイパスラインが設置されており，V2，V3 は通常時「開」となっている。
また，V21，V23 についても通常時「開」となっている。そのため，操作員がベントラインに設置された弁の「開」操作を実施しなくても，格納容器圧力が既定の値まで上昇し，V1 と V20 の圧力開放板が開放すれば，Ｄ／Ｗのバイ
パスラインよりベントは自動的に開始される。

第1図

格納容器圧力逃がし装置概略系統図（フィンランド）

別紙 33-16514

別紙 33(2)ドイツドイツのＢＷＲプラントに設置されている格納容器圧力逃がし装置の概略系統図を第 2 図に示す。格納容器圧力逃がし装置は，2 ユニットで共有する設計となっている。ベントラインには，格納容器隔離のための電動駆動弁が 2 つ，ユニット間の切替えのための電動駆動弁が 1 つ設置されている。また，フィルタ装置の出口側には逆止弁が設置されている。

第2図

格納容器圧力逃がし装置概略系統図（ドイツ）

別紙 33-17515

別紙 33(3)スイス
スイスのＢＷＲプラントに設置されている格納容器圧力逃がし装置の概略系統図を第 3 図に示す。ベントラインには電動駆動弁が 2 つ設置されており，格納容器から 2 つ目の弁は通常時「開」，２つ目の弁は通常時「閉」となっている。また，2 つ目の弁をバイパスするラインが設置されており，バ
イパスラインには圧力開放板が設置されている。そのため，操作員が 2 つ目の弁の「開」操作を実施しなくても，格納容器圧力が規定の値まで上昇し，圧力開放板が開放すればベントは自動的に開始される。

第3図

格納容器圧力逃がし装置概略系統図（スイス）<参考図書>[1] NEA／CSNI／R(2014)7, “OECD／NEA／CSNI Status Report on FilteredContainment Venting”, 02-Jul-2014.

別紙 33-18516

別紙 34
各運転モードにおける系統構成と系統内の水素濃度について格納容器からのベント中は，系統内に流れがあり水素が局所的に蓄積することはない。一方，ベント停止後はフィルタ装置内に捕集した粒子状放射性物質によるスクラビング水の放射線分解により，蒸気とともに水素，酸素が発生する。
発生する水素は蒸気に比べて十分少なく約 0.2％と評価され，蒸気発生量に対して一定となる。さらに，入口配管に接続された窒素供給ラインより窒素を供給することで，系統内の水素濃度は低くなる。
フィルタ装置入口配管の水素濃度は，窒素供給を実施することで，約 0.02％と評価される。一方，出口配管の水素濃度は，上述のとおり窒素供給を考慮せずに約 0.2％と評価され，窒素供給を考慮することで更に低減される。
出口配管は大気放出端まで連続上り勾配となり，水素は蒸気とともに放出端に導かれることから，系統内に水素が蓄積することはない。
一方，入口配管については，系統内の蒸気が凝縮してフィルタ装置に戻ると非凝縮性ガスである水素及び酸素の濃度が上昇し，可燃限界に至るおそれがあることから，窒素供給による系統パージ停止後において，水素が長期的に系統内に滞留しないことを確認するために水素濃度計で入口配管の水素濃度を監視する。
以上より，東海第二発電所の格納容器圧力逃がし装置の水素濃度計は，フィルタ装置の入口側に設置を計画している。

別紙 34-1

517

別紙 34（参考）各運転モードにおける系統構成と系統内の水素濃度について

格納容器圧力逃がし装置の各運転モード（系統待機時，ベント開始時，ベント停止後）における系統状態及び系統内の水素濃度について以下に示す。

1. 系統待機時(1) 系統状態
系統待機時においては，格納容器隔離弁が閉止されており，隔離弁から圧力開放板の間は窒素により不活性化されている。
系統待機時の状態を第 1 図に示す。
(2) 水素濃度
系統待機状態においては，系統内への水素流入はなく，また，系統内における水素発生はない。
排気筒

格納容器：窒素で不活性化維持

換気空調系へ

RE

水素濃度計
H2E

放射線モニタ

AO

圧力開放板

AO

MO

格納容器

MO
＊2

耐圧強化
ベント系
AO

遠隔人力操作機構

不活性ガス系

原子炉建屋
ガス処理系へ

＊3

＊1
＊3

RE
窒素供給
ライン

MO

＊5

AO

MO

原子炉圧力容器

＊4

AO
＊2

MO

＊4
＊5

ドライウェルMO＊1

サプレッション・チェンバ

フィルタ装置

AO

補給水
ライン

MO
原子炉隔離時冷却系
真空ポンプより

廃棄物
処理設備へ

付属室
MO

原子炉建屋付属棟

原子炉建屋原子炉棟

フィルタ装置格納槽

格納容器圧力逃がし装置：窒素で不活性化維持

第1図

系統待機時の状態概要図
別紙 34-2518

別紙 34
2. ベント実施時(1) 系統状態
炉心の著しい損傷が発生した場合のベント開始後には，格納容器内における水－金属反応や水の放射線分解により発生する水素が格納容器圧力逃がし装置系統内に流入するとともに，フィルタ装置にて捕捉した放射性物
質によるスクラビング水の放射線分解により，フィルタ装置内において水素が発生する。
この状態においても，系統の初期の不活性化及び格納容器及びフィルタ装置において崩壊熱により発生する多量の水蒸気による水素の希釈により，可燃限界には至らない。また，フィルタ装置出口配管が大気開放端に向かい連続上り勾配となるよう設計しており，系統全体にベントガスの流れがあることから，局所的な水素ガスの滞留及び蓄積は発生しない。
ベント実施時の状態を第 2 図に，ベント停止前の窒素供給時の状態を第3 図に示す。
(2) 水素濃度（ベント実施時）
格納容器圧力逃がし装置へ流入するベントガスの水素濃度については，格納容器内での水の放射線分解による水素発生量と，同時に発生する水蒸
気発生量の割合から求める。
その結果 ，格納容器より系統内へ流入するベントガスの水素濃度は約0.2％となる。
水蒸気発生量＝Q×1000／(飽和蒸気比エンタルピ－飽和水比エンタルピ)×1000／分子量×22.4×10－３ ×3600
水素発生量＝Q×10６ ×G値 (分子／100eV) ／100／(1.602×10－１９ )(※1)／(6.022×1023 )(※2)×22.4×10 －３ ×3600×放射線吸収割合
水素濃度＝水素発生量／（水蒸気発生量+水素発生量）×100
別紙 34-3519

別紙 34Q：崩壊熱(MW)※1：1eV＝1.602×10 －19[J]※2：アボガドロ数

6.022×10 ２３以上の式に事故発生 7 日後の状態を想定した条件を適用し，水素濃度を求める。
・格納容器圧力はベント実施時の圧力として 200kPa[abs]とする。
・格納容器内の冷却水は沸騰していると想定し水素発生量の G 値は 0.4とする。
・放射線吸収割合は 1.0 とする。
・事故発生 7 日後を想定するため，崩壊熱は約 10MW とする。

水蒸気発生量＝10×1000／(2706.24－251.15※ )×1000／18
×22.4×10－３ ×3600＝18247.8 m３ [N]／h※：飽和水比エンタルピは60℃条件とする。
水素発生量＝10×10 ６ ×0.4／100／(1.602×10－１９ )／(6.022×10２３ )×22.4×10－３ ×3600×1.0＝33.44 m３ [N]／h
水素濃度＝33.44／(18247.8+33.44)×100＝約0.2％

次に，フィルタ装置において発生する水素濃度については，フィルタ装置内のスクラビング水の放射線分解による水素発生量と，同時に発生する
水蒸気発生量の割合から求める。
水素濃度は系統へ流入するベントガスの水素濃度を求める式と同様の式を用いて計算する。
その結果，フィルタ装置より発生する水素濃度は約 0.2％となる。
別紙 34-4520

別紙 34
水素濃度の計算条件は以下のとおりとする。
・水の放射線分解に寄与する熱量は 500kW を想定する（設計条件）。
・スクラビング水は沸騰しているものと想定し水素発生量の G 値は 0.4とする。
・放射線吸収割合は 1.0 とする。

水蒸気発生量＝0.5×1000／(2675.53－418.99)×1000／18
×22.4×10 －３ ×3600＝992.65 m３ [N]／h
水素発生量＝0.5×10６ ×0.4／100／(1.602×10 －１９ )／(6.022×10２３ )×22.4×10－３ ×3600＝1.67 m３ [N]／h
水素濃度＝1.67／(992.65+1.67)×100＝約0.2％(3) 水素濃度（ベント停止前，窒素供給時）
窒素供給を開始することで，(2)で評価した値より更に水素濃度が低くなることから，格納容器を含め系統の水素濃度は約 0.2％を上回ることはな
い。

別紙 34-5521

別紙 34排気筒

格納容器：蒸気及び非凝縮性ガスを排出
ベント継続時水素濃度約0.2％

換気空調系へ

RE

水素濃度計
H2E

放射線モニタ

AO

圧力開放板

AO

MO

格納容器

MO
＊2

耐圧強化
ベント系
AO

遠隔人力操作機構

不活性ガス系

原子炉建屋
ガス処理系へ

＊3

＊1
＊3

RE
窒素供給
ライン

MO

＊5

AO

MO

原子炉圧力容器

＊4

AO
＊2

MO

＊4
＊5

ドライウェルMO＊1

サプレッション・チェンバ

フィルタ装置

AO

補給水
ライン

MO
原子炉隔離時冷却系
真空ポンプより

廃棄物
処理設備へ

付属室
MO

原子炉建屋付属棟

原子炉建屋原子炉棟

フィルタ装置格納槽

格納容器圧力逃がし装置：水蒸気により，水素濃度は可燃限界以下
フィルタ装置入口水素濃度約0.2％
フィルタ装置出口水素濃度約0.2%
ベントガスの流れにより，水素の滞留なし

第2図

第3図

ベント実施時状態概要図

格納容器への窒素供給状態概要図

別紙 34-6522

別紙 34
3. ベント停止後(1) 系統状態
ベント停止後，可搬型の窒素発生装置により系統内への窒素供給を開始する。系統内に連続的に窒素を供給することで，系統内の水素を希釈，掃気する（フィルタ装置出口側への流れが形成される）ため，フィルタ装置
入口配管内に水素が滞留することはなく，スクラビング水の放射線分解により発生した水素もこの流れにより，大気開放端から掃気される。また，
フィルタ装置出口側については，スクラビング水が飽和状態にある場合は，水蒸気発生量が水素発生量を大きく上回るため，水素濃度が可燃限界に至ることはない。ベント停止後の状態を第 4 図に示す。
(2) 水素濃度（隔離弁～フィルタ装置）
フィルタ装置入口配管側へ逆流する水素濃度について，窒素供給量，水素発生量の割合から求める。その結果，水素濃度は約 0.02％となる。
なお，フィルタ装置入口配管側に逆流する可能性のある水素発生量は以下に示した式を用いて計算する。

フィルタ装置内水素発生量＝Q×10６ ×G値 (分子／100eV) ／100／(1.602×10－１９ )／(6.022×10２３ )×22.4×10－３ ×3600
入口配管内への水素流量＝フィルタ装置内水素発生量
×ガス入口配管断面積／フィルタ装置断面積
水素濃度＝入口配管への水素流入量／（入口配管への水素流入量+窒素供給量）×100

水素濃度の計算条件は以下のとおりとする。

別紙 34-7523

別紙 34・スクラビング水は沸騰しているものと想定し水素発生量の G 値は 0.4とする。
・水の放射線分解に寄与する熱量は 500kW を想定する。（格納容器圧力逃がし装置設計条件）
・放射線吸収割合は 1.0 とする。
・窒素供給量は 200m３ [N]／h，不純物濃度は 1％未満のため無視する。

フィルタ装置内水素発生量＝0.5×10６ ×0.4／100／(1.602×10 －１９ )／(6.022×10 ２３ )×22.4×10－３ ×3600＝1.67 m３ [N]／h
入口配管内への水素流量＝1.67×0.144／9.1＝0.026 m３ [N]／h
水素濃度＝0.026／（0.026+200）×100＝約0.02％(3) 水素濃度（フィルタ装置～大気解放端）
格納容器への窒素供給時の水素濃度については，窒素供給量，水素発生量の割合から求める。その結果，水素濃度は約 0.2％以下となる。
なお，ベント停止後のフィルタ装置出口側の水素濃度は 2.(2)に示した式を用いて計算する。
水素濃度の計算条件は以下のとおりとする。
・フィルタ装置出口が解放しているため，フィルタ装置圧力は大気圧であると想定する。
・スクラビング水は沸騰しているものと想定し水素発生量の G 値は 0.4とする。
別紙 34-8524

別紙 34・崩壊熱は Q とする。
・窒素供給は考慮しない。
水蒸気発生量＝Q×1000／(2675.53－418.99)×1000／18×22.4×10-３ ×3600＝1985.3×Q m３ [N]／h
水素発生量＝Q×10 ６ ×0.4／100／(1.602×10－１９ )／(6.022×10２３ )×22.4×10 －３ ×3600＝3.344×Q m３ [N]／h
水素濃度＝3.344Q／(1985.3+3.344)Q×100＝約0.2％

第4図

ベント停止後状態概要図

別紙 34-9525

別紙 34
4. 評価の保守性について
各運転モードにおける系統内の水素濃度評価は，水素発生量の G 値を用いて算出している。
G 値には，許認可の安全解析に用いられる値（沸騰域 0.40 分子／100eV）を使用することにより，評価結果に保守性を持たせている。
実際にシビアアクシデントが発生した状況を想定した場合の水素発生量の G
値は，電力共同研究報告書「シビアアクシデントにおける可燃性ガスの挙動に関する研究」において評価されており，その値（沸騰域 0.27 分子／100eV）は許認可で用いられる G 値に対して低い値となっている。
水素が発生する過程では酸素も発生するが，この量を評価に見込まないこと
で若干の保守性を有することとなる。
以上より，各運転モードにおける水素濃度評価は適切に行われているものと考える。

別紙 34-10526

別紙 35
ベント実施によるプルーム通過時の要員退避について(1)

プルーム通過時における要員退避の考え方
炉心損傷後のベント実施時には，放出されるプルームの影響によって発電所周辺の放射線線量率が上昇する。そのため，プルーム通過時において，災害対策要員は，緊急時対策所及び中央制御室待避室等で待避又は発電所
構外へ一時退避する。緊急時対策所及び中央制御室待避室等については，
空気加圧することでプルームの流入を抑え，放射線影響を低減させる。発電所構外への一時退避については，発電所から離れることでプルームの拡散効果により放射線影響を低減させる。

(2)

必要要員数
災害対策本部（全体体制）の要員は 110 名であるが，8 名についてはオ
フサイトセンターへ派遣されるため，発電所にて重大事故等対応を行う要員は 102 名である。プルーム通過時の必要要員である 70 名は緊急時対策所，中央制御室待機室等で待機することとしており，それ以外の 32 名について
は発電所構外へ退避する。

(3)

移動時間
発電所構外へ一時退避する場合には，原子力事業所災害対策支援拠点へ退避することとしている。原子力事業所災害対策支援拠点の候補として 6
施設あり，事象発生後に風向等に基づいて選定する。これらの施設は，発電所から 10km～20km の地点に立地しており，最も遠い施設まで徒歩による一時退避を行う場合の所要時間は約 6 時間と評価している。
緊急時対策所へ待避する場合の移動時間については，アクセスルートの
うち，緊急時対策所から最も距離のある地点（淡水貯水池）から緊急時対策所へ第 1 図に示すアクセスルートを徒歩移動によって退避した場合の移動時間は約 25 分である。
別紙 35-1

527

別紙 35第1図(4)淡水貯水池から緊急時対策所への最も距離のあるアクセスルート

有効性評価シナリオでの退避タイミング
ａ．サプレッション・プール水位通常水位＋6.5m 到達によるベント
有効性評価のうち，炉心損傷後のベントシナリオである「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（代替循環冷却系を使用しない場合）」における要員一時退避及び待避開始時間及びベント時間の関係を第 1 表に示す。

第1表

静的負荷におけるベント準備時間及びベント時間の退避項目

基準

事象発生からの到達時間

発電所構外への一時退避S／P 水位通常水位＋4.5m

約 13 時間後

緊急時対策所への待避

S／P 水位通常水位＋5.5m

約 16.5 時間後

ベント操作

S／P 水位通常水位＋6.5m

約 19.5 時間後

別紙 35-2528

別紙 35
第 1 表に示すとおり，発電所構外への一時退避については，移動開始
からベント操作まで約 6.5 時間あることから最も遠い退避施設への退避が可能であり，緊急時対策所への待避については，移動開始からベント操作まで約 3 時間あることからベント実施判断基準到達までに緊急時対策所への待避可能である。そのため，ベント操作開始に影響を与えることはない。また，中央制御室の運転員については，ベント実施後速やかに中央制御室待避室へ退避する。
第 2 表及び第 2 図に示すとおり，プルーム通過時の屋内待避期間（評価上 5 時間）において，実施する必要のある現場操作及び作業がないた
め，要員が退避することに対する影響はない。

第2表

ベント実施の待避期間中における格納容器の状態及び操作

作業項目
原子炉注水
格納容器スプレイ電源

待避期間中における状況

作業の要否

低圧代替注水系（常設）による待避期間における

注水を継続

流量調整は不要

ベント実施前に停止－

常設代替高圧電源装置により給電

水源

代替淡水貯槽の水を使用

燃料

可搬型設備を使用していない

自動燃料補給により作業不要
待避期間中における補給は不要－

ｂ．格納容器酸素濃度 4.3vol％到達によるベント
炉心損傷後においては，格納容器内での水素燃焼を防止する観点から，
格納容器酸素濃度が 4.3vol％に到達した場合，ベント操作を実施することとしている。
雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（代替循

別紙 35-3529

別紙 35環冷却系を使用する場合）においては，水素ガス及び酸素ガスの発生割合（Ｇ値）の不確かさが大きく，予め待避基準を設定できないため，酸素濃度の上昇速度から 4.3vol％到達時間を予測し，退避を実施する。また，退避開始からプルーム通過時の退避時において，実施する必要のあ
る現場操作及び作業がないため，要員が退避することに対する影響はない。

別紙 35-4530

別紙 35

雰囲気圧力 ・温度に よる静 的負荷（ 格納容 器過圧 ・過温破損 ）（代替 循環冷 却系を使 用しな い場合 ）経過時間（ 分）
4

8

12

16

20

24

28

44

48

備考

52

実施箇所・必要要員数【 】は他作業後に移動してきた要員

責任者
操作項目

代替格納容器スプレイ冷
却系（常設）による格納
容器冷却操作格納容器ベント準備操作

中央制御室退避室の準備
操作

1人

発電長

補佐

副発電長

通報連絡者

災害対策要
員

約 3.9 時 間格 納容 器 圧力 465kPa[gage]到達

1人

運転操作指揮補佐

2人

災害対策本部連絡
発電所外部連絡操作の内容

重大事故等対応要員
（現場）

【1 人】
A

－

－

●格納容器 冷却操作

【1 人】
A

－

－

●格納容器 ベント準 備（系 統構成）

5分－【2 人】+1 人
C,D,E－●現場移動 （第一弁 ）●格納容器 ベント準 備（系 統構成）

125 分

－

－

3人
（招集）

●現場移動

45 分

●中央制御 室退避室 内の正 圧化準備 操作

20 分

－

間欠 スプ レ イに より 格 納容 器 圧力を 400kPa から 465kPa の 間に 維 持

15 分●データ表 示装置（ 退避室 ）の起動 操作

4分●可搬照明 の設置
格納容器圧 力 逃 が し 装 置 第二弁現場操作場所の正圧化

－

【1 人】
B

－

【3 人】
（招集）

10 分

●格納容器 圧力逃が し装置 第二弁現 場操作 場所の 正圧化●代替格納 容器スプ レイ冷 却系（常 設）に よる格 納容器スプ レイ停止操作

3分●格納容器 圧力逃が し装置 等による 格納容 器ベン ト操作

2分

－

－

－

【3 人】
（招集）

●現場手動 による格 納容器 ベント操 作

－

－

【3 人】
（招集）

●格納容器 圧力逃が し装置 第二弁現 場操作 場所へ の退避

【1 人】
B

－

－

●中央制御 室退避室 内の正 圧化操作

【2 人】
A,B

－

－

●中央制御 室退避室 内への 退避

格納 容器 ベ ント 実施 後 ，適 宜 状態 監視●ベント状 態監視
格納容器圧力逃がし装置
等による格納容器除熱操作－：緊急時対策所へ退避する要員の退避期間：評価上のプルーム通過時間（5 時間）

運転員
（現場）

－

：発電所外へ退避する要員の退避期間

約 19 時 間 サ プレ ッシ ョ ン・ プー ル 水位
通常 水位 +6.5m 到 達

運転員（中央制御室）

【1 人】
A

凡例

約 16 時 間 サ プレ ッシ ョ ン・ プー ル 水位
通常 水位 +5.5m 到 達

中央監視
運転操作指揮

30 分
180 分
5分
300 分
使用済燃料プールの除熱機能が喪失した場合

使用済燃料プールの冷却
操作

－

－

－

●使用済燃料プールの冷却操作

第二弁操作要員（召集要員：3 名）は第二弁
現場操作場所にて操作及びプルーム通過期間
中は待避する

プルーム通過期間中は，運転員は中央制御室
待避室へ待避するでも，プール水温度が80 ℃ に 到 達 す る ま で には 1日 以 上 の 時 間 余 裕 があ る た め ，本 操 作 は 対 応可能な要員にて実施す
る。

－

－

8人
a～h

－

－

【2 人】
a,b

－

－

2人
（招集）

2人
A,B

3人
C,D,E

8 人 a～h及び招集 5 人

可搬型代替注水大型ポン
プによる水源補給操作

150 分●可搬型代 替注水大 型ポン プの移動 ，ホー ス敷設 等

適宜 実施●ポンプ起 動及び水 源補給

90 分●可搬型設 備用軽油 タンク からタン クロー リーへ の補給
燃料補給操作

適宜 実施●可搬型代 替注水大 型ポン プへの給 油要員待避期間及びプルーム通過期間中において，運転員及び第二弁操作要員以外の要員による作業
等はない

第2図

待避時及びプルーム通過時における要員の整理（「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（代替循環冷却系を使用しない場合）の作業と所要時間」抜粋）

別紙 35-5531

別紙 36
エアロゾルの保守性について(1) 格納容器圧力逃がし装置の設計条件について格納容器圧力逃がし装置の設計条件としては，エアロゾル移行量を400kg に設定している。（別紙 2）(2) 事故シナリオに応じたエアロゾル移行量について
ａ．エアロゾルが発生する事故シナリオの選定について
ベント実施時には，希ガスやガス状よう素（無機よう素及び有機よう素）を除く核分裂生成物及び構造材がエアロゾルとして格納容器圧力逃がし装置に流入する。エアロゾルが発生する事故シナリオは，格納容器
破損防止対策の有効性評価の対象とする事故シーケンスのうち，以下に示すＭＡＡＰ解析上の特徴を踏まえ，原子炉圧力容器が健全な事故シー
ケンスである「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（代替循環冷却系を使用しない場合）」を選定している。
(a)

原子炉圧力容器内に溶融炉心が存在する場合は，炉心が再冠水し溶
融炉心の外周部が固化した後でも，溶融炉心中心部は溶融プール状態を維持する。一方，原子炉圧力容器破損時は，原子炉圧力容器破損前に水張りしたペデスタル部で溶融炉心の一部が粒子化するとともに，最終的にはクエンチする。エアロゾル移行量は溶融炉心の温度が高い
方がより多くなるため，原子炉圧力容器が健全な場合がより保守的な評価となる。

(b)

原子炉圧力容器内に溶融炉心が存在する場合は，溶融炉心冠水時において溶融炉心上部の水によるスクラビング効果を考慮していない。
一方，溶融炉心がペデスタル部に存在する場合は，溶融炉心上部の水によるスクラビング効果を考慮している。以上より，スクラビング効
果を考慮していない原子炉圧力容器が健全な場合がより保守的な評価
別紙 36-1

532

別紙 36となる。
(c)

東海第二発電所では，ＭＣＣＩ対策としてコリウムシールドを設置するため，原子炉圧力容器が破損した場合でも溶融炉心による侵食は発生しない。したがって，原子炉圧力容器破損後に特有のエアロゾルの発生源はないと考えられる。（別紙38）

ｂ．対象シーケンスにおけるエアロゾル移行量について「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（代替循環冷却系を使用しない場合）」シーケンスにおける格納容器圧力逃がし装置へ流入するエアロゾル移行量を第1表に示す。本シーケンスの有効性評価ではＳ／Ｃベントを優先して実施することとしているが，ここではＤ／Ｗベントを実施した場合のエアロゾル移行量も併せて示している。第1表より，エアロゾル移行量はＳ／Ｃベント時よりＤ／Ｗベント時の方が多く5kgであるが，格納容器圧力逃がし装置で設計上想定するエア
ロゾル移行量はこれを十分上回る400kgである。

第1表

静的負荷シーケンスにおけるＦＰエアロゾル移行量放出する系統S／CベントD／WベントＦＰエアロゾル移行量（kg）
0.001
5

別紙 36-2533

別紙 37
希ガスの減衰効果に期待したドライウェルベント実施時の影響評価(1) 格納容器圧力逃がし装置にて除去できず，ベント時の外部被ばくの主因となる希ガスについては，可能な限り格納容器内に保持することで時間減衰させることが有効である。
そのため，ベント実施タイミングを可能な限り遅くするため，サプレッ
ション・チャンバ側からのベント排気ライン水没を防止する観点から設定
したサプレッション・プール水位通常水位＋6.5m に到達するまでは，格納容器スプレイを実施する手順としている。
この手順に基づき，格納容器破損防止対策の有効性評価「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（代替循環冷却系を使用しない場合）」においては，事象発生後約 19 時間後に格納容器スプレイを停止し，サプレッション・チェンバ側からのベントを実施することとしている。
ここでは，より希ガスを格納容器内に保持する観点から 19 時間以降も格納容器スプレイを継続させ，ドライウェル側からのベントを実施した場合について，公衆被ばくへの影響を評価する観点から，外部被ばくの主因となる希ガス及び長期土壌汚染の要因となるＣｓ－137 放出量を対象に，事象発生後約 19 時間後にサプレッション・チェンバ側からベントを実施した
場合と比較する。

(2) 評価ケース
ａ．サプレッション・チェンバ側からのベント（19 時間ベント）
格納容器破損防止対策の有効性評価における「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）」と同様のベント方法であり，事象開始から約 19 時間後にサプレッション・プール水位が通常水位＋別紙 37-1

534

別紙 376.5m に到達した時点で格納容器スプレイを停止し，サプレッション・チ
ェンバ側からベントを実施する。圧力推移を第 1 図に示す。
ｂ．ドライウェル側からのベントケース（34 時間ベント）ａ．の事故シナリオにおいて，スプレイ停止基準であるサプレッション・プール水位が通常水位＋6.5m に到達した後も格納容器スプレイを継続させた評価を実施した。圧力推移を第 2 図に示す。
ＭＡＡＰ解析の結果，ドライウェル空間体積の減少に伴い格納容器ス
プレイ効果が低減し，約 34 時間時点で格納容器圧力が限界圧力を下回る
620kPa[gage]に到達する結果となったことから，約 34 時間後にドライウェルベントを実施した。

(3)評価結果
サプレッション・チェンバ側からのベントケースの放出量を 1 として規格化した場合のドライウェル側からのベントケースの放出量の相対値を第 1 表
に示す。

第1表

ドライウェルベントケースにおける希ガス及びＣｓ－137 放出量
放出量
評価ケース

ベント時間
希ガス

Ｃｓ－137

サプレッション・チェンバ側
からのベント約 19 時間

1

1

ドライウェル側からのベント

約 34 時間

約 0.80

約 1.76×10４

希ガスの放出量はサプレッション・チェンバ側からのベントに対してドラ
イウェル側からのベントケースは約 0.8 倍であり，希ガスの減衰効果は限定

別紙 37-2535

別紙 37
的となっている。これは，第 3 図の希ガスの減衰曲線に示すように，事象発生後から 12 時間程度の間は大きく減衰するものの，これに比べて事象発生
19 時間後から 34 時間後までの間の減衰効果は小さいためである。
Ｃｓ－137 の放出量に関しては，サプレッション・チェンバ側からのベントに対してドライウェル側からのベントは約 1.76×10４ 倍と大きく増加する
結果となった。これは，ドライウェル側からのベントの場合，サプレッショ
ン・チェンバ側からのベントに対してサプレッション・プールでのスクラビ
ング効果が得られなくなるためである。

(4)まとめ
上記のとおり，有効性評価の事故シナリオにおいて，ドライウェル側からのベント時の希ガスの減衰効果は限定的となる。そのため，長期にわたる土壌汚染を抑制する観点から，サプレッション・チェンバ側からのベントを選択することが好ましいと考えられることから，東海第二ではサプレッショ
ン・チェンバ側からのベントを優先することとしている。

別紙 37-3536

別紙 37約 19 時間後
サプレッション・プール通常水位＋6.5m
到達によりベント

第1図

サプレッション・チェンバ側からのベント（ 19 時間ベント）の格納容器圧力推移

ドライ ウェル自由体 積減少に伴い，スプレイ効果の減少

約 34 時間後
2Pd 到達によりベント

サプレッション・プール通常水位＋6.5m
到達後も格納容器スプレイを継続

第2図

ドライウェル側からのベント（ 34 時間ベント）の格納容器圧力推移

別紙 37-4537

別紙 37

希ガス核種の半減期Kr-85m：約 4.5h
Kr-85 ：約 10.7y
Kr-87 ：約 1.3h
Kr-88 ：約 2.8h
Xe-133：約 5.3d
Xe-135：約 9.1h

第3図

事故発生後の希ガス発生量の時間変化(核種合計)

別紙 37-5538

別紙 38
コリウムシールド侵食時のガス及びエアロゾル発生について
ＭＣＣＩ発生時には，コンクリートが加熱・分解されることに伴い，水蒸気やＣＯ ２ が発生する。また，この水蒸気やＣＯ ２ が，溶融炉心中のＺｒと反応し，
Ｈ ２ 及びＣＯが発生する。これらの気体が気泡となり溶融炉心内を上昇する間に，溶融炉心中の低沸点物質が蒸発し気泡内に取り込まれ，溶融炉心の外へ放出された際に凝縮することで，エアロゾルが発生する ※ 。
これに対して，コリウムシールドの成分としてＺｒＯ ２ の他に微量のが含まれているが，水分やＣ（炭素）等，気体の発生源となる成分を含まない。したがって，仮に溶融炉心によって侵食された場合にも，ガスは発生せず，侵食に伴うエアロゾルの発生も発生しない。

※

D.A.Powers，J.E.Brockmann，A.W.Shiver，“VANESA: A Mechanistic Modelof Radionuclide Release and Aerosol Generation During Core DebrisInteractions With Concrete”，NUREG/CR-4308，1986．

別紙 38-1

539

別紙 39
格納容器圧力逃がし装置使用後の保管管理

格納容器圧力逃がし装置使用後には，フィルタ装置には多量の放射性物質が捕集される。そのため，フィルタ装置に捕集された放射性物質が環境に放出す
ることがないよう，格納容器圧力逃がし装置使用後は，フィルタ装置内のスク
ラビング水を格納容器へ移送し，気中保管する。
なお，「別紙 10」に記載のとおり，フィルタ装置に放射性物質を含んだスク
ラビング水が保管されていたとしても，ベンチュリスクラバから環境への放射性物質の再揮発は防止可能であるが，放射性物質の放出リスクを更に低減するため，スクラビング水を格納容器へ移送する。
また，「別紙 9」に記載のとおり，金属フィルタに捕集した放射性物質は，フィルタ装置使用後にベントガス流れがない状態においても，崩壊熱に伴う金属フィルタの過熱による放射性物質の再浮遊は生じないことを確認している。
よう素除去部で捕集した放射性よう素は，「別紙 11」に記載のとおり，高温状態で数時間程度水素を通気した場合によう素の再揮発が起こるが，スクラビ
ング水を格納容器へ移送することで，よう素除去部に水素が流入しないようにし，よう素除去部からの放射性よう素の再浮遊を防止する。
なお，格納容器圧力逃がし装置使用後には，フィルタ装置出口配管に設置している放射線モニタにて，フィルタ装置からの放射性物質の放出がないことを確認する。

別紙 39-1

540

別紙 40
ベント放出高さの違いによる被ばくへの影響について

格納容器圧力逃がし装置の放出高さ（原子炉建屋屋上放出，排気筒放出）の違い（補足 1 参照）による被ばくへの影響を評価した結果，以下に述べるとおり有意な影響はないことを確認した。
（1）炉心損傷前のベント実施時における被ばく評価への影響
炉心損傷前のベント実施時における，非居住区域境界外の実効線量は，原子炉建屋屋上放出（地上放出）では約 0.15mSv，排気筒放出では約 0.018mSv
であり，判断基準（5mSv）に対して十分余裕がある値となっている（補足 2参照）。
（2）炉心損傷後のベント実施時における被ばく評価への影響
炉心損傷後のベント実施時におけるＣｓ－137 の放出量は，判断基準である 100TBq を十分下回る値となっているが，セシウムによる長期土壌汚染の観点から，遠距離地点の地上濃度について放出高さの違いによる影響を評価した。その結果，排気筒放出に比べ，風下距離 5km～30km で約 1.1 倍～約
1.7 倍であり影響は小さいことを確認した（補足 3 参照）。
さらに，発電所周辺地形及び実際の放出位置を模擬できる３次元移流拡
散コードによる評価においても，同等の結果が得られた（補足 4 参照）。
また，ベント実施に伴う敷地内作業の作業員被ばくについても原子炉建
屋屋上放出，排気筒放出の場合についてそれぞれ評価を行い，放出高さの違いによる影響は小さいことを確認した（補足 5 参照）。

別紙 40-1

541

別紙 40
補足 1

格納容器圧力逃がし装置放出位置と排気筒放出位置の位置関係
について

格納容器圧力逃がし装置は，耐圧強化ベントと共に，格納容器からの除熱機能を有する設備であるため，格納容器圧力逃がし装置の屋外配管は原子炉建屋の南面に設置することで，原子炉建屋の北面から東面に設置されている既設の耐圧強化ベント系の屋外配管から極力位置的分散を図った設計としている。このように位置的分散を図ることで，大規模な自然災害等の共通要因による機能喪失を回避できる可能性が高まる。
格納容器圧力逃がし装置の屋外配管及び耐圧強化ベント系の屋外配管（非常用ガス処理系排気筒）の位置関係を第 1 図に示す。格納容器圧力逃がし装置排気口は原子炉建屋南側屋上（地上約 55m）付近に設置しており，非常用ガス処
理系排気筒の放出口は原子炉建屋東側地上約 140m の位置にある。

別紙 40-2542

別紙 40第1図

格納容器圧力逃がし装置放出位置と排気筒放出位置の位置関係図

別紙 40-3543

別紙 40
補足 2

短期被ばくの主因となる放射性希ガス及びよう素による影響（非居住区域境界周辺への影響）

格納容器圧力逃がし装置によって粒子状の放射性物質は大幅に低減される
ことから，短期的には放射性希ガス及びよう素による被ばくが支配的となる。
格納容器圧力逃がし装置の放出位置は原子炉建屋屋上としているが，非居住区域境界外の被ばく評価では，放出高さを保守的に地上放出としている。ここでは，排気筒放出と仮定した場合の放射性希ガスによる外部被ばく及び放射性よう素の吸入による内部被ばくの実効線量の合計を比較して第 1 表に示す。また，排気筒放出の場合の放出源の有効高さは，東海第二発電所での風洞実験結果を用いる。
放出高さの違いによる実効線量の差異については，地上放出とした場合約0.15mSv，排気筒放出とした場合約 0.018mSv と評価され，5mSv に対していずれも十分余裕がある。
また，３次元移流拡散評価コードである緊急時環境影響評価システム（以下「ＡＲＥＤＥＳ」という。）を用い，格納容器圧力逃がし装置からの放出（原子炉建屋屋上放出）を想定した大気拡散評価から実効線量を計算した結果を
第 1 表に示す。また，ＡＲＥＤＥＳの入力条件，評価位置等は，第 2 表及び第 2 図に示す。なお，ＡＲＥＤＥＳの詳細については補足 4 に示す。
ＡＲＥＤＥＳによるシミュレーションの結果においても，実効線量は約0.07mSv であり，5mSv に対して十分余裕がある。

別紙 40-4544

別紙 40第1表

放出高さの違いによる非居住区域境界外での実効線量等の比較
建屋屋上放出 ※１

排気筒放出

ＡＲＥＤＥＳによる
評価 ※３

放出高さ
(m)

0
(地上)

95～115(排気筒)

57(原子炉建屋屋上)

風向風速
データ

地上風
（地上高 10m）

排気筒風（地上高 140m）

2005 年 度 の 平 均 風 速から気流計算

評価方位

ＮＷ

Ｗ

Ｗ

相対線量
(Gy／Bq)

約 4.0×10－１９

約 8.1×10－２０

約 3.1×10－１９相対濃度(m３ ／s)約 2.9×10－５

約 2.0×10－６

約 8.4×10－６

実効線量 ※４(mSv)

約 0.15※２

約 0.018

約 0.07

項目※1 申請書ではベント放出について保守的に地上放出と想定し被ばく評価している。
※2 炉心損傷防止対策の有効性評価における非居住区域境界外での周辺公衆の実効線量※3 ＡＲＥＤＥＳを用いて，原子炉建屋屋上のベント放出位置（地上 57m）からの放出を評価（ ガンマ線 0.5MeV 換算値），※4 実効線量の評価に用いる希ガスの放出量は約 1.4×10１４ Bq
よう素の放出量は約 2.3×10１１ Bq（I-131 等価量）

別紙 40-5545

別紙 40
第2表

ＡＲＥＤＥＳへの主な入力条件(周辺監視区域境界)

項

目

評価条件

風

速

地上 10m：3.1m／s
地上 81m：5.1m／s
地上 140m：5.4m／s

風

向

Ｅ方向

大気安定度

Ｄ型（中立）

放出高さ

屋上放出：地上 57m

評価地点

Ｗ方向：530m

備考

東海第二発電所構内で観測された各高度の年間（2005 年度）の平均風速から設定
排気筒放出時の主風向を参考に設定
東海第二発電所構内で観測された大気安定度のうち，年間（2005 年度）で最も出現頻度の高い大気安定度
格納容器圧力逃がし装置の放出位置から設定
周辺監視区域境界を評価点として設定

：放出点
：評価点

530m 地点
Ｗ方向

東海第二発電所

第2図

ＡＲＥＤＥＳ評価画面を基にした評価位置図(周辺監視区域境界)

別紙 40-6546

別紙 40
補足 3

長期土壌汚染の主原因となる放射性セシウム等による影響（遠距離地点への影響）

格納容器圧力逃がし装置は広域の地表汚染を防止するために設置するもの
であり，風下距離で 5km，10km，20km，30km 地点での放出高さの影響を検討する。また，参考として非居住区域境界外での影響を確認した。
土壌汚染は大気中に拡散した放射性セシウム等が地表に沈着することによって生じることから，地上空気中濃度に依存する。このため，放出高さを排気筒と仮定した場合と原子炉建屋屋上の場合の上記の地点における地上空気
中濃度を比較して第 3 表に示す。また，風下距離による地上空気中濃度の変化を第 3 図に示す。ここで，放出高さは排気筒放出の場合は東海第二発電所の風洞実験で風向毎に求めた値の平均値（105m），原子炉建屋屋上放出の場合
は地上(0m)とし，大気安定度は中立，風速は 1m／s，放出率は 1Bq／s とした。
地上空気中濃度は，原子炉建屋屋上放出の場合には排気筒放出の場合に比べ，風下距離 5km では約 1.7 倍，10km では約 1.3 倍，20km では約 1.2 倍，30km
では約 1.1 倍であり，風下距離とともにその差は小さくなる。
なお，格納容器圧力逃がし装置での放射性物質の低減効果（粒子状物質で1／1000）を考慮すれば，土壌汚染抑制の観点からは原子炉建屋屋上放出と排気筒放出では大差はないと考える。

別紙 40-7547

別紙 40
第3表

遠距離地点の地上空気中濃度の比較

風下距離

建屋屋上
(Bq／cm３ )排気筒(Bq／cm３ )備 考（屋 上 ： 排 気 筒 ）5km

約 1.1×10－５

約 6.3×10－６

1.7： 110km

約 4.0×10－６

約 3.1×10－６

1.3： 120km

約 1.5×10－６

約 1.3×10－６

1.2： 130km

約 8.4×10－７

約 7.8×10－７

1.1： 1

10－３

建屋屋上放出※１

10－４

地上空気中濃度（Bq／cm ３ ）排気筒放出 ※２

10－５

10－６

最大濃度：約 8.0×10－６ Bq／cm３
10－７

10－８

10－９

10－１０
0.1

1.0

10

100

風下距離（km）

第3図

風下距離による地上空気中濃度の変化※1 放出点からＮＷ方向の非居住区域境界は 600m
※2 放出点からＷ方向の非居住区域境界は 530m

別紙 40-8548

別紙 40
補足 4

ＡＲＥＤＥＳを用いた放出高さの違いによる影響評価

a．ＡＲＥＤＥＳについて
放出高さの違いによる拡散効果への影響について，３次元移流拡散評価
コードであるＡＲＥＤＥＳを用いて評価を行った。ＡＲＥＤＥＳには，東海
第二発電所周辺の地形データが入力されており，地形の形状を考慮した大気拡散評価が可能である。ＡＲＥＤＥＳにより，単位放出量当たりの拡散係数（相対濃度（χ／Ｑ）及び相対線量（Ｄ／Ｑ））を評価し，放出高さの違いによる拡散効果への影響を評価した。
b．ＡＲＥＤＥＳへの入力条件について
東海第二発電所における放出高さの違いによる拡散効果の影響を確認するために，原子炉建屋屋上（格納容器圧力逃がし装置排気口）及び排気筒の2 つの放出高さを設定した。
拡散効果を確認するために，各高度における一定の気象条件（風向，風速，
大気安定度）を入力条件として評価を行った。なお，ＡＲＥＤＥＳは地形影
響を考慮できるため，放出高さは実際の放出位置を設定した。
主な入力条件を第 4 表に示す。また，ＡＲＥＤＥＳの評価画面を用いた評
価位置を第 4 図に示す。

別紙 40-9549

別紙 40
第4表

ＡＲＥＤＥＳへの主な入力条件（放出点から 5km 地点）

項

目

評価条件

風

速

地上 10m：3.1m／s
地上 81m：5.1m／s
地上 140m：5.4m／s

東海第二発電所構内で観測された各高度の年間（2005 年度）の平均風速から設定

風向

Ｅ方向，ＳＥ方向

地上放出時，排気筒放出時の主風向を参考に設定

大気安定度

Ｄ型（中立）
屋上放出：地上 57m

備考

東海第二発電所構内で観測された大気安定度のうち，年間（2005 年度）で最も出現頻度の高い大気安定度
格納容器圧力逃がし装置の放出位置から設定

放出高さ
排気筒放出：地上 140m

耐圧強化ベント系の放出位置から設定

Ｗ方向：5km

放出点からＷ方向の遠距離地点（5km）に設定

ＮＷ方向：5km

放出点からＮＷ方向の遠距離地点（5km）に設定

評価地点

ＮＷ方向
5km 地点：放出点：評価点

5km 地点
Ｗ方向

東海第二発電所

第4図

ＡＲＥＤＥＳ評価画面を基にした評価位置図（放出点から 5km 地点）

別紙 40-10550

別紙 40c．ＡＲＥＤＥＳによる評価結果
ＡＲＥＤＥＳによるシミュレーション結果を第 5 表に示す。
気象指針に基づいた評価と同様，遠距離地点においては原子炉建屋屋上放出と排気筒放出の拡散効果の差異が小さく，その差は約 2～3 倍となった。

第5表
評価地点
Ｗ方位
5km

ＮＷ方位
5km

遠距離地点のχ／Ｑ及びＤ／Ｑの比較

拡散係数
χ／Ｑ
（s／m３ ）
Ｄ／Ｑ
（Gy／Bq）
χ／Ｑ（s／m３ ）
Ｄ／Ｑ
（Gy／Bq）

屋上放出
排気筒放出（地上 57m） （地上 140m）

屋上：排気筒2.1×10－６

9.0×10－７

2.3 ： 1

9.1×10－２０

5.6×10－２０

1.6 ： 1

1.7×10－６

6.4×10－７

2.7 ： 1

1.0×10－１９

5.2×10－２０

1.9 ： 1d．ＡＲＥＤＥＳの評価結果の妥当性について
ＡＲＥＤＥＳによる大気拡散評価結果の妥当性について，気象指針の基本
拡散式に基づく大気拡散評価結果との比較を行い確認した。評価条件は，第6 表に示すとおりとし，排気筒放出におけるＷ方向の周辺監視区域境界を評価点における相対濃度の評価を行った。その結果，第 7 表に示すとおりＡＲ
ＥＤＥＳによる評価結果が気象指針に基づく評価結果と同等であり，ＡＲＥ
ＤＥＳの評価結果が妥当であることを確認した。
なお，ＡＲＥＤＥＳは屋外におけるトレーサ拡散実験のシミュレーション
計算による検証（参考図書 1）及び緊急時迅速放射能影響予測ネットワーク
システム（ＳＰＥＥＤＩ)との比較検証（参考図書 2）により妥当性の確認が行われている。

別紙 40-11551

別紙 40
第6表
項

評価条件

目

ＡＲＥＤＥＳ

気象指針

備

考

風

速

地上 10m：3.1m／s
地上 81m：5.1m／s
地上 140m：5.4m／s

地上 140m：5.4m／s

風

向

Ｅ方向

Ｅ方向

大気安定度

Ｄ型（中立）

Ｄ型（中立）

放出高さ

地上 140m（排気筒高さ）

115m※（放出源有効高さ）

非常用ガス処理系の放出位置から
設定

評価地点

Ｗ方向：530m

Ｗ方向：530m

放出点からＷ方向の周辺監視区域
境界までの距離東海第二発電所構内で観測された
各高度の年間（2005 年度）の平均風
速から設定
地上放出時，排気筒放出時の主風向を参考に設定
東海第二発電所構内で観測された
大気安定度のうち，年間（2005 年度）で最も出現頻度の高い大気安
定度※風洞実験結果に基づく放出源有効高さ

第7表

排気筒放出における大気拡散評価結果

相対濃度
χ／Ｑ
（s／m３ ）

ＡＲＥＤＥＳ

気象指針

約 1.8×10－６

約 1.2×10－６

参考図書 1： N.Suzuki，K.Sugai，K.Hayashi，M.Suzuki，H.Suwa，Y.Kato，F.H.Liu，and S.Kodama：Construction of System for Environmental Emergency
Dose
参考図書 2： Masatoki Suzuki and Yoshitaka Yoshida：Development of a Rapid
Prediction Technology for Emergency Protection Area at Nuclear
Accidents

別紙 40-12552

別紙 40
補足 5

ベント実施に伴う敷地内作業の作業員被ばくの放出高さの違いによる影響

ベント実施に伴う敷地内作業（Ｓ／Ｃからのベント実施時の第一弁開操作，第二弁開操作，スクラビング水補給及び窒素供給作業）の作業員被ばくについて，格納容器圧力逃がし装置の放出位置を原子炉建屋屋上放出，排気筒放出と仮定した場合についてそれぞれ評価を行い，放出高さの違いによる影響を確認した。評価結果を第 8 表に示す。
ベント実施に伴う敷地内作業の作業員の被ばく評価においては，非常用ガス処理系が起動する前（事象発生～2 時間後）までに，炉心損傷に伴い原子炉建屋から地上放出される放射性物質の地表沈着による被ばくが大半を占めている。このことから，格納容器圧力逃がし装置の放出位置の違いによる，ベント（事象発生 19 時間後）に伴う敷地内作業の作業員被ばくへの影響は小さい。
なお，被ばく評価に当たっては，気象指針に基づき保守的な気象条件で評価を行っているが，現実的な条件で評価を行った場合は線量が低くなると考えられる（参考参照）。

第8表

放出高さの違いによる作業員被ばくの評価結果（Ｓ／Ｃからのベント実施時）

作業内容

建屋屋上放出

排気筒放出

第一弁操作

約 19mSv

約 19mSv

ベント実施前作業

第二弁操作

約 25mSv

約 23mSv

ベント実施時作業

スクラビング水補給

約 13mSv／h

約 13mSv／h

事象発生から 7 日後の作業

窒素供給作業約 3.6mSv／h

約 3.6mSv／h

事象発生から 7 日後の作業

弁開操作時

別紙 40-13

備

考

553

別紙 40参考

現実的な気象条件における評価について

事故時の大気拡散評価に係る気象条件は，気象指針に基づき整理しており，
これを参考に次式(相対濃度の場合)により風下方位が陸側の全ての方位を対象に現実的な気象条件として中央値を求めた。

1 T（χ／ Q ）
i ･δi
T i1

χ／Ｑ

ここで，

χ／Ｑ

：実効放出継続時間中の相対濃度（s／m３ ）T：実効放出継続時間（h）（χ／Ｑ）i ：時刻ｉにおける相対濃度（s／m３ ）δi：時刻ｉにおいて風向が陸に向う方位にあるときδi ＝1
時刻ｉにおいて風向が海に向う方位にあるときδi ＝0

気象指針に基づいた保守的な気象条件（97％相当値）と現実的な気象条件（中央値）で評価した相対濃度，相対線量を第 9 表に示す。保守的な評価結果に比べ現実的な評価結果は 1／2 程度となった。

第9表

保守的及び現実的な評価結果
気象指針に基づく
保守的な評価現実的な評価相対線量（Gy／Bq）

約 4.0×10－１９

約 2.3×10－１９

相対濃度（s／m ３ ）約 2.9×10－５

約 1.6×10－５

別紙 40-14554

別紙 41
スクラビング水の pH について
スクラビング水は，無機よう素をスクラビング水中に捕集・保持するためにアルカリ性の状態（pH7 以上）に維持する必要があるが，重大事故等発生時においては，格納容器内のケーブルから放射線分解，熱分解等により塩化水素（HCl）
等の酸として放出され，ベント実施により格納容器からフィルタ装置（スクラ
ビング水）に移行するため，pH が低下する可能性がある。
これに対して，スクラビング水は，待機時における重大事故等時に発生する可能性がある酸の量に対して十分な塩基量を確保することにより，ベント実施
中のpH監視を実施することなく，確実にアルカリ性の状態を維持することとしている。
なお，スクラビング水のpHについては，pH計を設置し，pHがアルカリ性の状態となっていることを原子炉停止中に適宜確認する。

(1)

格納容器内の酸性物質及び塩基性物質
重大事故等時に格納容器内において発生する酸性物質と塩基性物質については，ＮＵＲＥＧ／ＣＲ－5950において検討が実施されており，その発生源
として燃料（核分裂生成物），原子炉水，サプレッション・プール水溶存窒素，格納容器内塩素含有被覆材ケーブル，格納容器下部コンクリートが掲げられている。これに加え，格納容器内の塗料についても成分元素に窒素が含まれており，酸として硝酸，塩基としてアンモニア等の発生源となる可能性がある。主な酸性物質，塩基性物質を発生源毎に第1表に示す。

別紙 41-1

555

別紙 41
第1表

主な酸性物質と塩基性物質

発生源

酸性物質

燃料（核分裂生成物）

よう化水素（HI）

原子炉水
サプレッション・プール
水溶存窒素
格納容器内塩素含有被覆材ケーブル

塩基性物質
水酸化セシウム（CsOH）等
五ほう酸ナトリウム－

備考（Na2B10 O16）

硝酸（HNO3）－

塩化水素（HCl）－

二酸化炭素（CO2）－

ほう酸水注入系によりほう酸水を原子炉へ注入した場合

格納容器下部
コンクリート（溶融炉心落下時）
格納容器内塗料

硝酸（HNO3）

アンモニア（NH3）

これらのうち，酸性物質が発生することが知られているサプレッション・
プール水溶存窒素の放射線の照射により発生する硝酸，原子炉圧力容器が破損した場合にMCCIにより発生する二酸化炭素に加え，pHへの寄与が大きいと考えられる塩素含有被覆材ケーブルの放射線分解及び熱分解により発生する
塩化水素，スクラビング水中で分解する際に塩基を消費する
が，スクラビング水の塩基量を評価する上で重要であることから，以下では，
これらの発生量を評価することとする。
ａ．格納容器内ケーブルの被覆材の放射線分解による酸の発生量
格納容器内の塩素含有被覆材ケーブルについて，放射線分解により発生
する塩化水素量をＮＵＲＥＧ／ＣＲ－5950の放射線分解モデルに基づき評価した。なお，ケーブル量については，実機調査を行った（参考）。
有効性評価シナリオ「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（循環冷却を使用しない場合）」において，ベント時（事象発生から約19時間後）には

mol，7日後には別紙 41-2

mol，60日後には556

別紙 41molの酸性物質が格納容器内で生成されると評価した。

ｂ．格納容器内電気ケーブルの被覆材の熱分解による酸の発生量
熱分解については，原子炉圧力容器損傷前の格納容器内環境（200℃以下）
ではケーブルからの塩酸の発生はほとんどないことから，炉心損傷などによるデブリ接近によりケーブル温度が著しく上昇した場合を想定した酸性物質の放出量を評価した。
ここでは，格納容器ペデスタル内に配置された塩素を含有するケーブルの被覆材から塩化水素が放出されると仮定し，ペデスタル内ケーブルの塩
酸含有量kgの全量が放出されるものとしての酸が発生すると評価した。

ｃ．サプレッション・プール水での放射線分解による硝酸の発生量
重大事故等時において，サプレッション・プール水中ではサプレッション・プール水溶存窒素の放射線の照射によって硝酸が生成される。
ＮＵＲＥＧ－1465，Reg.Guide.1.183及びＮＵＲＥＧ／ＣＲ－5950に基づき，サプレッション・プール水の積算吸収線量から硝酸の生成量を評価した結果，ベント時（事象発生から約19時間後）には
mol，60日後には

mol，7日後には

molとなる。

なお，ＰＣＶ内に放出されたエアロゾルのほとんどがサプレッション・
プール水に移行する ※ ため，フィルタ装置へ移行するエアロゾルは非常に少なく，影響は無視できると考えられる。仮に多量のエアロゾルがフィル
タ装置に移行したとすると，サプレッション・プール水に移行する量がその分減少するため，上記の評価に包絡される。
※ＭＡＡＰ解析により，Ｗ／Ｗベントで1g，Ｄ／Ｗベントで5,000gがフィルタ装置に移行すると評価している。（別紙２）

別紙 41-3557

別紙 41

G

HNO３

1.602

10

10
6.022

10

E t

E t

ここで，
[HNO３ ] ：硝酸濃度（mol／L）
G：HCO３ の水中におけるG値（個／100eV）

E(t)γ，E(t)β：γ線とβ線の積算吸収線量（kGy）

ｄ．ＭＣＣＩにより発生する二酸化炭素の発生量
ＭＣＣＩ対策としてコリウムシールドを設置するため，原子炉圧力容器が破損した場合でも溶融炉心によるコンクリート侵食は発生しないものの，
保守的に約30cmのコンクリート侵食を見込み評価する。
ＭＣＣＩにより発生する二酸化炭素のほとんどは，高温環境下において溶融炉心に含まれる金属元素によって酸性物質ではない一酸化炭素に還元されるが，全て二酸化炭素として評価した結果，二酸化炭素の発生量はmolとなる。

二酸化炭素は塩化水素ほど溶解度が大きくないため，フィルタ装置内では全量がスクラビング水に溶解することはなく，また弱酸のため，酸性物
質としてスクラビング水に与える影響は小さいと考えるが，本評価では保守的にスクラビング水のpHに影響を与える酸性物質として評価する。

ｅ．無機よう素の捕集により消費される塩基の量
ベンチュリスクラバに流入する無機よう素の量を以下のとおり設定した。
別紙 41-4558

別紙 41
・事故時に炉内に内蔵されるよう素元素量
ＢＷＲプラントにおける代表炉心（ＡＢＷＲ）の平衡炉心末期を対象としたＯＲＩＧＥＮ２コードの計算結果に対して，東海第二発
電所の熱出力（3,293MW）を考慮して算出した結果，約 24.4kg とする。
・格納容器への放出割合
ＮＵＲＥＧ－1465 に基づき，格納容器内へのよう素の放出割合を61％とする。
・格納容器に放出されるよう素の元素割合
Regulatory Guide 1.195 に基づき，よう化セシウム 5％，無機よう素 91％，有機よう素 4％とする。
以上より，ベンチュリスクラバに流入する無機よう素（分子量 253.8g／mol）の量は約 13.6kg（約 53.6mol）となる。
（ベンチュリスクラバに流入する無機よう素の量）24.4[kg]×61％×91％＝13.6[kg]13.6×10３ [g]／253.8[g／mol]＝53.6[mol](1)式に示すとおり，無機よう素はベンチュリスクラバにて薬剤（）との反応により捕集される。
・・・・（1）
この反応によって消費される塩基の量は応においてmol となる。なお，この反

mol 消費される。

別紙 41-5559

別紙 41ｆ．

の分解により消費される塩基の量
スクラビング水に含まれるは，酸素が存在する場合，水酸化物イオンと下記の反応により分解することが知られており，分解されるの量は，スクラビング水の積算吸収線量の増加に伴って増加する。

ここでは，スクラビング水の積算吸収線量によらず，また，上述のe項で算出した消費される
まれる
果

(2)

の量を見込まず，スクラビング水に含全量が分解したとして，塩基の消費量を評価した結の分解により消費される塩基の量はmolとなる。

フィルタ装置での塩基の消費量(1)項で生成した酸性物質は，ほとんどが液相に溶解してサプレッション・

プールに移行し，ベント時にはサプレッション・プールに残留してフィルタ
装置には移行しない可能性もあるが，保守的に全量が移行するとして評価する。スクラビング水の消費される塩基の量は，以下のとおりとなる。

【事象発生7日後での塩基の消費量（

mol）】・ケーブルの放射線分解の塩化水素で消費される塩基の量mol・ケーブルの熱分解の塩化水素で消費される塩基の量mol

・Ｓ／Ｐ ※ 水から発生する硝酸で消費される塩基の量mol

別紙 41-6560

別紙 41・ＭＣＣＩで発生する二酸化炭素で消費される塩基の量mol・無機よう素の捕集により消費される塩基の量mol

・の分解により消費される塩基【事象発生60日後での塩基の消費量（

mol

mol）】

・ケーブルの放射線分解の塩化水素で消費される塩基の量mol・ケーブルの熱分解の塩化水素で消費される塩基の量mol

・Ｓ／Ｐ ※ 水から発生する硝酸で消費される塩基の量

mol

・ＭＣＣＩで発生する二酸化炭素で消費される塩基の量mol・無機よう素の捕集により消費される塩基の量mol

・の分解により消費される塩基

mol※ Ｓ／Ｐ：サプレッション・プール(3)

スクラビング水のpH評価結果
フィルタ装置は無機よう素（I２ ）を捕集及び保持するものであるため，2ヶ月でよう素が十分減衰することを考慮し，スクラビング水には保守的に設定した60日後の塩基の消費量（消費されるmol）を考慮する。

molの塩基に相当する

時最低水位（約35t）時にの濃度は，待機wt％（＝9,970×40／（35×10６ ））となることから，これに余裕を考慮して，スクラビング水の待機時最低水位）時にこの場合，初期のpHは濃度は，wt％とする。

，60日後のスクラビング水のpHはであり，スクラビング水はアルカリ性の状態を維持できる。なお，電気ケーブルに含まれる酸性物質の総量（mol）が全て分解し，フィルタ装置に移別紙 41-7561

別紙 41
行した場合であっても60日後の塩基の消費量は）であり，待機時にスクラビング水に含まれるの量は十分である。この場合，スクラビング水のpHは

(4)

となる。

薬液の劣化・濃度均一性

フィルタ装置スクラビング水に添加するの水系の相平衡については，「Cmelins Handbuch der anorganischer Chemie, Natrium,8 Auflage, Verlag
Chemlie, Berlin l928」より，第1図のとおり示されている。第1図より，フィルタ装置スクラビング水の添加濃度であるでは,水温が0℃以上であれば相変化は起こらない（つまり析出することはない)ことがわかる。フィルタ装置は格納槽の地下埋設部に設置することとしており，スクラビング水は0℃以上となる。よって，フィルタ装置待機中にまた，が析出することはない。

は非常に安定な化学種であり，フィルタ装置待機中，フィルタ装

置は圧力開放板により外界と隔離され,窒素雰囲気に置かれることから,フィル
タ装置待機中において，薬液が変質することはない。
また，フィルタ装置を使用すると，ベンチュリノズルから噴射されるベント
ガスによりバブリングされ，は均一に拡散されると考えられる。

別紙 41-8562

別紙 41第1図(5)の水系相平衡図

スクラビング水の管理について(3)に記載したとおり，スクラビング水は待機時に十分な薬剤の量を確保しておくことで，ベントを実施した際に格納容器から酸が移行した場合においても，スクラビング水はpH7以上を維持できる。以上を踏まえ，スクラビング
水の管理について以下に示す。
ａ．系統待機時の管理
・スクラビング水が通常水位の範囲内であることを確認する。
・系統待機時にフィルタ装置スクラビング水pH計により，水質が管理基準内であることを確認する。
ｂ．ベント中の管理・スクラビング水の水位を監視し，水位低に至る場合においては，水を補給する。
ｃ．ベント停止後（隔離弁閉止後）・ベント停止後において，フィルタ装置に異常がないことを確認するた
別紙 41-9563

別紙 41
め，フィルタ装置水位計にて，スクラビング水の水位が確保されていること（フィルタ装置のスクラビング水の移送後を除く）を確認する。

＜参考図書＞
1. ＮＵＲＥＧ／ＣＲ－5950‘‘Iodine Evolution and pH Control’’ , Dec.1992

2. ＮＵＲＥＧ／ＣＲ－5564‘‘Core-Concrete Interactions Using Molten UO2

WithZirconium on A Basaltic Basement’’ , Apr.1992

別紙 41-10564

別紙 41（参考）東海第二発電所 格納容器内ケーブル量調査
pH低下に寄与する支配的な物質とされるケーブルに含有される塩化水素量を評価するため，格納容器内のケーブル量を建設記録及び工事記録により調査を行った。

格納容器内のケーブル量調査フロー①建設記録よりケーブル量を調査・集計（線種，サイズ毎に本数と長さを集計）↓②工事記録におけるケーブル取替，敷設実績を調査・反映↓③格納容器ペデスタル内に限定したケーブル量の調査・集計（ペデスタル内に接続されるケーブルの全長を保守的に集計）↓④ケーブル被覆材毎に表面積，塩化水素含有量を算出（今後の設備更新等を想定し，保守的に算出）

以上により集計した格納容器内のケーブル量調査結果を表１に示す。

別紙 41-11565

別紙 41
表１ 格納容器内のケーブル量調査結果
用 途

ケーブル仕様別紙 41-12シース表面積
2

（m )

酸の量
（mol）

566

別紙 41用 途

ケーブル仕様シース表面積2（m )別紙 41-13

酸の量
（mol）

567

別紙 42計装設備が計測不能になった場合の推定方法，監視場所について(1)

計装設備の個数の考え方について
格納容器圧力逃がし装置の計装設備は，系統運転時において計装設備の機能喪失が格納容器圧力逃がし装置の機能維持のための監視及び放射性物
質の除去性能の監視に直接係るパラメータについては，計器を多重化する設計としている。
多重化対象の監視パラメータは以下のとおりである。
・フィルタ装置水位・フィルタ装置出口放射線モニタ（高レンジ）(2)

計測不能となった場合の推定方法について
格納容器圧力逃がし装置の計装設備は，計器の故障等により計測ができな
い場合においても代替パラメータによる推定が可能である。各主要パラメー
タに対する代替パラメータ及び代替パラメータによる推定方法を第 1 表に，計装設備概略構成図を第 1 図に示す。

(3)

計装設備の監視場所の考え方について
格納容器圧力逃がし装置の計装設備は，中央制御室において集中監視を行う設計としている。また，中央制御室の運転員を介さず，事故状態を把握できるよう緊急時対策所においても監視可能とする。なお，フィルタ装
置水位とフィルタ装置圧力は，スクラビング水の補給・移送操作及び窒素置換操作時に現場でも確認できるように，現場計器も設置する計画である。

別紙 42-1

568

別紙 42

別紙 42-2569

＊5

原子炉圧力容器別紙 42-3

サプレッション・チェンバ

ドライウェル

MO

＊2

AO

MO

＊1

AO

MO

格納容器圧力逃がし装置

＊4
＊5

＊1
＊3

原子炉建屋付属棟

廃棄物
処理設備へ

RE

圧力開放板

放射線モニタRE

遠隔人力操作機構＊2⑥

計装設備概略構成図

＊3

原子炉建屋
ガス処理系へ

原子炉隔離時冷却系
真空ポンプより

AO

MO

耐圧強化
ベント系

MO

水素濃度計
H2E

MO

第1図

原子炉建屋原子炉棟

MO

AO

AO

＊4

格納容器

AO
不活性ガス系

換気空調系へ

⑤TP④

フィルタ装置格納槽

MO

フィルタ装置

窒素供給
ライン

排気筒

P

pH

L P

③ ⑦

L

①

②

別紙 42

570

別紙 43ステンレス構造材，膨張黒鉛パッキンの妥当性について
フィルタ装置や入口配管等のスクラビング水の接液部については，内部に保有しているスクラビング水の通常状態での性状（高アルカリ性）と重大事故時に放出される放射性物質を捕集・保持すること（汚染水の貯蔵）を考慮して，耐食性に優れたステンレス鋼を材料として選定している。
第 1 表にスクラビング水接液部の材質について記載する。
第1表

バウンダリ

内部構造物

その他

スクラビング水接液部の材質

部位
容器
入口配管接液部

材質

SUS316L
SUS316LTP
SUS316LTP
接続配管（計装配管，ドレン配管，給水配管）
多孔板，支持部材 SUS316L
等
ベンチュリノズル
金属フィルタ
ドレン配管：SUS316LTP
よう素除去部
枠材：SUS316L
ガスケット類
膨張黒鉛系シール材

スクラビング水はpHの強アルカリ性であることから，各材料について

は，全面腐食，局部腐食（孔食，すきま腐食）及び応力腐食割れが想定されるため，これらについて検討する。

(1) ステンレス鋼の腐食評価
ａ．全面腐食
全面腐食は，金属表面の全面にわたってほぼ同一の速度で侵食が進む腐食形態である。SUS304 は第 1 図に示すとおり，pH2 以上で不動態化するため，強アルカリ環境では，全面腐食に対する耐性がある（参考図書 1）。
系統待機時は pHで水質が維持されることから，不動態化が保てる

別紙 43-1

571

別紙 43こととなる。
同じオーステナイト系ステンレス鋼である SUS316L 等の適用材料についても同様の傾向を示すことから，全面腐食の発生は考え難い。

第1図

大気中酸素に接する水中環境におけるSUS304の腐食形態と pH の関係

別紙 43-2572

別紙 43ｂ．孔食
孔食は，ステンレス鋼のように表面に生成する不動態化膜によって耐食性が保たれている金属において，塩化物イオン等の影響で不動態化膜の一部が破壊され，その部分において局部的に腐食が進行する腐食形態である。
第 2 図に SUS304 の塩化物イオン濃度と温度が腐食形態に及ぼす影響を示す（参考図書 2）。孔食発生の領域は pH7 と比べ pH12 のほうが狭く，アルカリ環境になるほど孔食発生のリスクは低減する。
同じオーステナイト系ステンレス鋼である SUS316L 等の適用材料についても同様の傾向を示すものと評価する。
なお，系統待機時は pHであり，塩化物イオンの濃度も十分低いと考えられるので，孔食は発生しないものと考えられる。

第2図

304 ステンレス鋼の pH7 及び pH12 の塩化物イオン濃度と温度が腐食形態に及ぼす影響

別紙 43-3573

別紙 43ｃ．すきま腐食
すきま腐食は，ステンレス鋼表面の異物付着，構造上のすきま部分において進行する腐食形態であり，その成長過程は孔食と類似している。第 3
図に SUS304 と SUS316 の中性環境におけるすきま腐食発生に対する塩化物
イオン濃度と温度の影響を示す（参考図書 3）。
SUS304 及び SUS316 のいずれも塩化物イオン濃度が低い中性環境では，すきま腐食の発生の可能性は低い。前述のとおりアルカリ環境では中性環
境より孔食の発生リスクが低いことから，同様な成長過程のすきま腐食についても発生の可能性が低減されるものと考えられる。
同じオーステナイト系ステンレス鋼である SUS316L 等の適用材料についても同様の傾向を示すものと評価する。

第3図

SUS304 と SUS316 の中性環境におけるすきま腐食に対する塩化物イオン濃度と温度の影響

別紙 43-4574

別紙 43ｄ．応力腐食割れ
応力腐食割れ（以下，SCC という）は，腐食性の環境におかれた金属材
料に引張応力が作用して生ずる割れであり，材料，応力，環境の三要因が重畳した場合に発生する。以下にアルカリ環境及び環

境における SCC 発生に関する評価結果を示す。
・アルカリ環境におけるSCC
第 4 図に SUS304，SUS316 の濃度に対する SCC 発生限界を示す（参考図書 4）。フィルタ装置の使用環境は，となる。また，ベント時
でスクラビング水が最低水位となった場合のとなる。いずれの場合においても SCC の発生領域から外れており問題のないことがわかる。
使用する材料である SUS316L や等については，耐 SCC 性に優れた材料であることから，更に信頼性が高いものと評価する。

第4図

SUS304,SUS316 の別紙 43-5

溶液中の耐食性575

別紙 43
・

環境下における SCC
第 5 図に水溶液中の SUS304 の低ひずみ速度試験（SSRT）の結果を示す（参考図書 5）。この試験は室温（23℃）において，）の水溶液中で行った試験であり，鋭敏化していない試験片については，SCC の発生が認められなかったことを示している。実機のSUS316L や濃度も同等であり，等については鋭敏化し難く，耐 SCC 性に優れた材料であることから，より信頼性が高いものと評価する。

第5図

水溶液中における 304 ステンレス鋼の SSRT 結果

別紙 43-6576

別紙 43(2) ベンチュリノズルの耐エロージョン性
ａ．JAVA PLUS 試験時に使用したベンチュリノズルの確認

第 6 図に示すとおり，

第6図

ベンチュリノズル内面観察部位

別紙 43-7577

別紙 43
第 7 図及び第 8 図に

液滴衝撃エロージョンは蒸気とともに加速されるなどして高速となった
液滴が，配管等の壁面に衝突したときに，局部的に大きな衝撃力を発生させ，それにより配管等の表面の酸化膜や母材が侵食される現象である。液滴衝撃エロージョンは非常に進展の速い減肉の一種であることから，発生
ポテンシャルがあれば，第 7 図及び第 8 図に示すものと考えられる。したがって，ベンチュリノズルは液滴衝撃
エロージョンを含むベント時の環境に対して十分な耐性があると考える。

別紙 43-8578

別紙 43

第7図

ベンチュリノズル内面 SEM 観察結果（1／2）

別紙 43-9579

別紙 43

第8図

ベンチュリノズル内面 SEM 観察結果（2／2）

ｂ．ベントガス流速におけるエロージョン発生の評価(a)評価部位
ベンチュリノズルのように高速で流体が流れる部位の減肉モードとしては，流れ加速型腐食及び液滴衝撃エロージョンが対象となるが，。

別紙 43-10580

別紙 43
液滴衝撃エロージョンは，高速の液滴が壁面に衝突し，発生する衝撃力によって壁面が局所的に減肉する現象であり，ある一定の衝突速度以上の場合において，液滴の衝撃速度が速いほど，また，衝突角度が90度に近いほど減肉が発生しやすい。
第9図に示すように，ベンチュリノズルは，液滴衝撃エロージョンの発生は考え難い。
(b)液滴の衝突速度
液滴の衝突速度は，，液滴が衝突する速度を(1)式を用いて算出した。計算に用いるベンチュリノズル部におけるガス流速は，流速が速いほど
液滴衝撃エロージョンが発生しやすいことから，東海第二発電所の運転範囲における最大値であるとした。
別紙 43-11581

別紙 43・・・・(1)

ここで，計算の結果，，に衝突する液滴の速度はとなる。

(c)評価結果に衝突する液滴の速度「発電用設備規格

は，

配管減肉管理に関する規格（2005年度版）（ 増訂版）

ＪＳＭＥ Ｓ ＣＡ１－2005」によるステンレス鋼のエロージョン限界
流速である70m／sを下回っていることから，東海第二発電所のベント時の運転範囲において，液滴衝撃エロージョンは発生しないものと考えられる。

別紙 43-12582

別紙 43

第9図

ベンチュリノズル内のガスの流路について(3) 膨張黒鉛パッキンの評価
格納容器圧力逃がし装置に使用する弁等には，耐漏えい性確保のため，使用環境（温度，圧力，放射線量，高アルカリ環境）を考慮して膨張黒鉛系のパッキン，ガスケットを使用する。
膨張黒鉛は，天然黒鉛の優れた耐熱性や耐薬品性を維持しつつ，シート状に形成することで柔軟性，弾性を有した材料で，パッキン，ガスケットの材料として幅広く使用されている。パッキン類は系統の設計条件である，最高使用圧力2Pd，最高使用温度200℃について満足する仕様のものを使用する。
また，メーカーの試験実績よりの照射に対しても機械的性質に変化はみられないことが確認されており，無機物であることから十分な耐放射線性も有し，アルカリ溶液にも耐性があり，100％のに対しても適用可能である。
別紙 43-13583

別紙 43
劣化については，黒鉛の特性として，400℃以上の高温で酸素雰囲気下では酸化劣化が進むため，パッキンが痩せる（黒鉛が減少する）ことでシール機能が低下することが知られているが，格納容器圧力逃がし装置を使用する環
境は200℃以下であることから，酸化劣化の懸念はない。
したがって，膨張黒鉛パッキンは系統待機時，ベント時のいずれの環境においても信頼性があるものと評価する。

＜参考図書＞
1. 腐食・防食ハンドブック，腐食防食協会編，平成12年2月
2. J.E.Truman, “The Influence of chloride content, pH and temperature oftest solution on the occurrence of cracking with austenitic stainlesssteel”, Corrosion Science, 1977
3. 宮坂松甫：荏原時報，腐食防食講座－海水ポンプの腐食と対策技術（第5報），
No.224，2009年
4. ステンレス鋼便覧

第3版

ステンレス協会編

5. 電力中央研究所報告，研究報告：280057，“チオ硫酸ナトリウム水溶液中におけるSUS304ステンレス鋼のSCC挙動”財団法人電力中央研究所

エネルギ

ー・環境技術研究所，昭和56年10月
6. 発電用設備規格

配管減肉管理に関する規格（2005年度版）（増訂版）JSME S

CA1-2005

別紙 43-14584

別紙 44
エアロゾルの粒径分布が除去性能に与える影響について
JAVA 試験における試験用エアロゾルの粒径は，JAVA 試験装置からエアロゾル
をサンプリングし，で観察することにより，粒径分布を測定している。過酷事故解析コード（ＭＡＡＰコード）より得られる粒径について，JAVA
試験において得られたエアロゾルの粒径との比較検証を行い，想定される粒径分布の全域を包絡できていることを確認することで，重大事故時に想定されるエアロゾルの粒径分布においても，JAVA 試験と同様の除去性能（DF1,000 以上）が適用可能であることを確認した。

(1)

JAVA 試験におけるエアロゾルの粒径分布

JAVA 試験のおいては，エアロゾルの除去性能を評価するため，を試験用エアロゾルとして用いている。それぞれの試験用エアロゾルの質量中央径（以下，「MMD」という。）を以下に示す。
μm
μm
μm
μm

これらの試験用エアロゾルの粒径分布はを使用した測定を行っており，ベンチュリスクラバ上流側より採取したガスを粒径測定用フィルタに通過させ，粒径測定用フィルタ表面の粒子を

エア

ロゾルの量及び粒径を確認している。
JAVA 試験装置のサンプリングラインを第 1 図に，サンプルガスの取出し部
分の概要を第 2 図に示す。

別紙 44-1

585

別紙 44(2)

第1図

JAVA 試験装置サンプリングライン

第2図

サンプルガスの取出し部分概要図

重大事故時に想定される粒径分布

重大事故時におけるエアロゾルの粒径分布はＭＡＡＰコードによる解析にて得ることができる。エアロゾルの粒径分布は凝集効果及び沈着効果の自然現象に加えて，格納容器スプレイ効果やサプレッション・プールのスクラビ

別紙 44-2586

別紙 44
ング効果によって，粒径分布の幅が限定される。ＭＡＡＰコードではこれらの効果を考慮してエアロゾルの粒径分布を評価している。
ａ．粒径分布の収束効果
1)

凝集効果と沈着効果
エアロゾルの粒径分布は，凝集効果及び沈着効果によりある粒径を中心に持つような分布が形成される（参考図書 1）。第 3 図に，エアロゾル
分布形成のイメージを示す。また，以下に凝集効果及び沈着効果の内容
を示す。

第3図

(a)

エアロゾル分布形成のイメージ凝集による成長

小粒径のランダムな運動（ブラウン運動：Brownian Diffusion）により，他の粒子と衝突し凝集することでより大きな粒子へと成長する。
小粒径の粒子は，特に大粒径の粒子と衝突し凝集する傾向が見られる。
凝集効果の例を第 4 図に示す。
第 4 図の横軸は粒径（Dp1 ）で，縦軸ブラウン運動による凝集係数を示しており，この値が大きい場合に凝集効果が大きくなる。凝集係数
は凝集する相手の粒子径（Dp2）により変化するため，Dp2 を変化させた
場合の凝集係数として複数の曲線が示されている。相手の粒径による差はあるものの，小粒径の場合に効果が大きいことがわかる。
別紙 44-3587

別紙 44

凝集係数

小粒径で効果大

粒径
第4図

(b)

凝集効果の例（参考図書 2）

沈着による除去

沈着による除去効果は重量が大きいほど沈着しやすく，床・壁に付着することで減少する傾向が見られる。粒子の密度が一定と仮定した場合には，粒子径が大きいほど沈着効果を期待することができる。沈着効果の例を第 5 図に示す。

別紙 44-4

588

沈着速度

別紙 44

第5図

2)

沈着効果の例（参考図書 1）

格納容器内のエアロゾル除去機構の影響
格納容器内では，重大事故等対処設備による格納容器スプレイ効果や

サプレッション・プールのスクラビング効果によって，エアロゾルが除去される。以下に格納容器スプレイ効果及びサプレッション・プールのスクラビング効果を示す。
(a)

格納容器スプレイ効果

格納容器スプレイでは，水滴が落下する際に，慣性効果，さえぎり効果，拡散効果等の除去メカニズムが働く。
第 6 図に格納容器スプレイを継続することによる格納容器内のエアロゾル粒子の粒子径分布の変化の例を示す。初期の段階（DF：1.1）では，エアロゾル粒子は最大値が約 1μm で幅の広い分布を持っているが，格納容器スプレイを継続し積算の除去効果が大きくなると，大粒径の粒子と小粒径の粒子が効果的に除去され，粒径分布の最大値は小さくなり，また分布の幅も小さくなる傾向が見られる。
別紙 44-5589

各粒径の粒子の総質量

別紙 44

第6図

格納容器スプレイを継続することによる格納容器内のエアロゾル粒径
分布の変化（参考図書 1）(b)

プールスクラビング効果

サプレッション・プールにおけるスクラビングでは，気泡が上昇する間に第 7 図に示すような種々の除去メカニズムが働き，第 8 図の実
験結果に示すように，粒径の大きいエアロゾルが効果的に除去される。

第7図

スクラビング気泡内でのガスの働きとエアロゾル除去メカニズム

別紙 44-6590

別紙 44

第8図

3)

プールスクラビングによる除去性能の例（参考図書 3）

重大事故時に想定される粒径分布
重大事故時に想定される粒径は，上記 1)，2)に示したエアロゾルの除去効果により主にサブミクロン（0.1 から 1μm 程度）になると考えられる。その代表径として，粒径分布の MMD を 0.5μm にもつ粒径分布を重大事故等発生時に想定される粒径分布とした。

ｂ．ＭＡＡＰコードにより得られる粒径分布
有効性評価で用いるＭＡＡＰコードより得られるベントの際のエアロゾ
ルは，μm（ＭＡＡＰコードで得られた

μm を丸めた値）程度に質量中央径を持つ分布（ウェットウェルベント）となることを確認している。また，同じタイミングでドライウェルよりベントした場合，エアロ
ゾルはμm 程度に質量中央径を持つ分布となる。第 1 表にベント位置の違いによる粒径分布を示す。
別紙 44-7591

別紙 44

第1表
想定事故シナリオ

想定事故シナリオのエアロゾル粒径分布
ベント

ベント

質量中央径

幾何標準

エアロゾル

時間[h]

位置

(MMD)[μm]

偏差σg[-]

量[g]

W／W

0.32

1

D／W

0.36

5,000

雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）

19

ドライウェルベントと比較してウェットウェルベントではエアロゾル量が少なくなる。これはウェットウェルベントでは，サプレッション・プー
ルにおけるプールスクラビング効果により，エアロゾルが除去されるためと考えられる。また，ドライウェルベントではウェットウェルベントと比較して MMD が大きくなっているが，エアロゾル量が多いことから，エアロ
ゾル同士の衝突頻度が高くなり，より大きい粒径のエアロゾル粒子が生成されやすくなるためと考えられる。

(3)

試験用エアロゾルの粒径分布の妥当性と除去性能
ドライウェルベントでは全体的に粒径が大きくなるが，粒径が大きいほど，慣性衝突効果やさえぎり効果によるエアロゾルの除去効果が見込めるため，より高い DF を期待することができる。
一方，ウェットウェルベントでは，サプレッション・プール水のスクラ
ビング効果により粒径の大きいエアロゾルが除去されるため，ドライウェ
ルベントに比べフィルタ装置の DF が低くなることが考えられる。
このため，JAVA 試験では，様々な粒径分布を持つを試験用エアロゾルとして DF を確認している。これらの試験用エアロ
ゾルとＭＡＡＰコードより想定されるドライウェルベント時及びウェット
ウェルベント時の粒径分布の比較を第 9 図に示す。
別紙 44-8592

別紙 44
第 9 図に示すとおり，JAVA 試験に使用した試験用エアロゾルの粒径分布
はＭＡＡＰコードより想定される粒径分布の全域を包絡できていることが確認できることから，これらの試験エアロゾルで試験を行うことで，想定粒径全体の性能を確認することができる。

第9図

試験用エアロゾルとＭＡＡＰコードより想定される粒径分布

別紙 44-9593

別紙 44＜参考図書＞
1. NEA／CSNI／R(2009)5 STATE-OF-THE-ART REPORT ON NUCLEAR AEROSOLS
2. California Institute of Technology FUNDAMENTALS OF AIR POLLUTIONENGINEERING
3. 22nd DOSE ／ NRC Nuclear Air Cleaning and Treatment Conference
Experimental study on Aerosol removal effect by pool scrubbing, Kaneko
et al. (TOSHIBA)
4. A Simplified Model of Aerosol Removal by Containment Sprays (ＮＵＲ
ＥＧ／ＣＲ－5966)
5. A Simplified Model of Decontamination by BWR Steam Supprssion Pools (ＮＵＲＥＧ／ＣＲ－6153 SAND93-2588)
6. Overview of Main Results Concerning the Behaviour of Fission Products
and Structural Materials in the Containment (NUCLEAR ENERGY FOR NEW
EUROPE 2011)

別紙 44-10594

別紙 45
エアロゾルの密度の変化が慣性衝突効果に与える影響について
AREVA 社製のフィルタ装置は，ベンチュリスクラバと金属フィルタを組み合わせてエアロゾルを捕集するが，このうちベンチュリスクラバは，慣性衝突効
果を利用してエアロゾルを捕集することから，エアロゾルの密度によって，除去効率への影響が表れることが考えられる。しかし，重大事故等時に格納容器に発生するエアロゾルの密度の変化に対して，ベンチュリスクラバの除去効率の関係式（参考図書 1）を用いて除去効率に与える影響を評価した結果，エアロゾルの密度の変化に対する除去効率の変化は小さいと評価できること，また，JAVA 試験で複数の種類のエアロゾルを用いた試験において除去効率に違いが見られていないことから，AREVA 社製のフィルタ装置は重大事故等時に発生す
るエアロゾルの密度の変化に対して除去効率への影響は小さいと評価できる。

(1) ベンチュリスクラバの除去効率
ａ．エアロゾル密度と除去効率の関係
ベンチュリスクラバでは，ベンチュリノズルを通過するベントガスとベンチュリノズル内に吸い込んだスクラビング水の液滴の速度差を利用し，慣性衝突効果によってベントガスに含まれるエアロゾルを捕集する。参考
図書 1 において，ベンチュリスクラバにおける除去効率は，以下の式によって表される。

P

exp

V

exp
η u

η

・・・・ (1)u A dt ・・・・・・・(2)

.

K

.

・・・・・・・(3)・・・・(4)

ここで，
Pt

：透過率
別紙 45-1

595

別紙 45V*：液滴通過ガス体積

τp

：緩和時間

Vg

：ガス体積

Ad

：液滴断面積

VL

：液滴体積

K

：慣性パラメータ

Qg：ガス体積流量C：すべり補正係数

QL：液滴体積流量μ：ガス粘性係数ηd：捕集効率係数ρp：エアロゾル密度

ug

：ガス速度

dp

：エアロゾル粒径

ud

：液滴速度

dd

：液滴径

これらから，透過率 Pt（除去係数 DF の逆数）は，慣性パラメータ K に
よって決まる捕集効率係数η d によって影響を受けることが分かる。
(4)式で表される慣性パラメータ K は，曲線運動の特徴を表すストークス数と同義の無次元数であり，その大きさは，エアロゾル密度ρ p，エアロゾ
ル粒径 dp ，液滴径 dd ，ガス粘性係数μ，液滴・エアロゾル速度差によって決まる。
エアロゾル粒径 dp が同じ場合でもエアロゾル密度ρ p が増加すると，慣性パラメータ K が増加し，除去効率は増加する。

別紙 45-2596

別紙 45ｂ．重大事故等時に発生するエアロゾルの密度
格納容器に放出されるエアロゾルの密度は，エアロゾルを構成する化合物の割合によって変化する。別紙 2 の第 5 表に示す化合物について，ＮＵ
ＲＥＧ－1465 に記載されている割合を用いてエアロゾル密度を計算すると第 1 表のとおり

第1表

となる。

格納容器の状態とエアロゾルの密度
Late-In

代表

炉内内蔵量

Gap

Early-In

化学形態

（kg）

Release-vessel

0.05

0.25

0.30

0.01

0.61

CsI
CsOH

Ex-vessel-vessel

合計

0.05

0.20

0.35

0.01

0.61

※

0

0.05

0.25

0.005

0.305

BaO, SrO※

0

0.02

0.1

0

0.12

MoO2

0

0.00250.0025

0

0.005

CeO2

0

0.00050.005

00.0055La2O3

00.00020.005

00.0052

TeO2, Sb

密度（g／cm3）※複数の代表化合物を持つグループでは，各化合物の平均値を使用した

ここで，各化合物の密度は，以下のとおり：4.5 g／cm３ （参考図書 2）

SrO ：5.1 g／cm３（参考図書 2）

CsOH ：3.7 g／cm３ （参考図書 4）

MoO2 ：6.4 g／cm ３（参考図書 2）

TeO2 ：5.7 g／cm３ （参考図書 3）

CeO2 ：7.3 g／cm ３（参考図書 2）

Sb：6.7 g／cm ３ （参考図書 2）

La2O3 ：6.2 g／cm ３（参考図書 2）

BaO：6.0 g／cm３ （参考図書 5）

CsI

別紙 45-3597

別紙 45ｃ．エアロゾル密度の変化による影響
エアロゾル密度の変化による捕集効率係数η d の変化の計算例を以下に示す。エアロゾル密度は，前記ｂ．のとおり

g／cm３ 付近であるが，ここでは，エアロゾル密度算出に用いた各化合物の密度から，エアロゾル密
g／cm３ のときの捕集効率係数η dl と，エアロゾル密度ρ p2 が度ρ pl がg／cm３ のときの捕集効率係数η d2 との比を求める。

.
.

K

，

K

ここでは，

とした。この結果から，密度の変化
率係数変化に対して捕集効は非常に小さく，除去効率に及ぼす影響が非常に小さいと評価できる。

(2)

JAVA 試験での除去効率

ａ．JAVA 試験の結果
JAVA 試験にて使用した範囲はの質量中央径（MMD）のとなっているが，これら複数の種類のエアロ

別紙 45-4598

別紙 45ゾルを用いた試験において除去効率に違いが見られていない。エアロゾルの粒径に対する除去係数を第 1 図に示す。
1000000

Decontamination Factor [‐]100000

10000

1000

100

10

1
Test Aerosol

第1図

エアロゾルの粒径に対する除去係数

ｂ．空気力学的質量中央径による比較
エアロゾルの粒径の指標の一つに「空気力学径」を用いる場合があり，これは様々な密度の粒子に対して，密度 1g／cm３ の粒子に規格化したときの粒径を表すものである。
空気力学径が同じであれば，その粒子は密度や幾何学的な大きさとは関係なく，同じ空気力学的挙動を示し，空気力学的質量中央径（AMMD）と質量中央径（MMD）は以下の関係がある。

AMMD

ρMMD

重大事故等発生時に想定される主要なエアロゾルの密度及び空気力学的
質量中央径を第 2 表に，JAVA 試験にて使用したエアロゾルの密度及び空気
力学的質量中央径を第 3 表示す。重大事故等発生時に想定される主要なエ
別紙 45-5599

別紙 45
アロゾルの空気力学的質量中央径の範囲はμm であり，JAVA 試

験にて使用したエアロゾルの空気力学的質量中央径の範囲はμm となっている。
JAVA 試験にて使用した質量中央径（MMD）の空気力学的質量
中央径（AMMD）はそれぞれであるが，JAVA 試験における除去効率に大きな違いは見られていない。

以上より，AREVA 社製のベントフィルタでは，重大事故等発生時のベンチュリスクラバの液滴・ガス速度差が大きいため，重大事故等発生時に想定されるエアロゾルの密度）の範囲では，フィルタ装置の除去

効率に与える影響は小さく，その除去性能の評価は質量中央径（MMD），空気
力学的質量中央径（AMMD）どちらを用いても変わらない。

第2表

重大事故等発生時に想定されるエアロゾルの密度及び空気力学的中央径

代表
エアロゾル

質量中央径
（MMD）

密度

CsI

約4.5 g／cm３

CsOH

約3.7 g／cm３

TeO2

約5.7 g／cm ３

Te2

空気力学的
質量中央径（AMMD）

約6.2 g／cm ３（参考図書2）

別紙 45-6600

別紙 45
第3表

JAVA 試験にて使用したエアロゾルの密度及び空気力学的中央径

エアロゾル

質量中央径

密度

（MMD）

空気力学的
質量中央径（AMMD）≪参考図書≫
1. OECD／NEA, “STATE-OF-THE-ART REPORT ON NUCLEAR AEROSOLS”, (2009)
2. 理化学辞典第 4 版
3. 理化学辞典第 4 版増補版
4. Hazardous Chemicals Desk Reference
5. 理化学辞典第 3 版増補版
6. Aerosol Measurement : Principles, Techniques, and Applications, Third
Edition. Edited by P. Kulkarni, P.A. Baron, and K. Willeke (2011)

別紙 45-7

601

別紙 45
別添
エアロゾルの粒径と除去係数の関係について(1)

除去係数と重量及び放射能の関係

除去係数（以下，「DF」という。）は，フィルタに流入した粒子の重量とフィルタを通過した粒子の重量の比で表される。エアロゾルに放射性物質が均一に含まれている場合，DF はフィルタへ流入した粒子の放射能とフィルタを通過した粒子の放射能の比で置き換えることができる。

(2)

粒径分布（個数分布と累積質量分布）

エアロゾルは一般的に，単一粒径ではなく，粒径に対して分布を持つ。粒径に対する個数分布及び累積質量分布の関係を別添図 1 に示す。

個数モード径

質量中央径
(MMD)

別添図 1

個数分布と累積質量分布（左図出典：W.C.ハインズ，エアロゾルテクノロジー，(株)井上書院（1985））

ここで，個数モード径

最も存在個数の比率の多い粒径
別紙 45-8602

別紙 45
質量中央径（MMD）

全質量の半分がその粒径よりも小さい粒子によって占められ，残りの半分がその粒径よりも大きい粒子によって占められる関係にある粒径を表す。別添図 1 のような粒径分布の場合，小さい粒径のエアロゾルの個数は多いが，総重量に占める割合は小さいことが分かる。よって，大きい粒径のエアロゾルに比べて小さい粒径のエアロゾルが DF に与える影響は小さい。

(3)JAVA 試験における除去係数と重量及び放射性物質の関係

ベンチュリスクラバでは，慣性衝突効果を利用しエアロゾルを捕集しており，
重大事故等発生時におけるエアロゾルの密度変化を考慮しても，慣性衝突効果
による DF への影響は小さいと評価している。また，AREVA 社製のフィルタ装置
では，慣性衝突効果，さえぎり効果，拡散効果による除去機構によってエアロゾルを補修するものであり，JAVA 試験において，小さい粒径のエアロゾルを含むを使用した場合においても，高い除去効率を発揮することを確認している。

（参考）質量中央径（MMD）と空気力学的質量中央径（AMMD）
分布を持つエアロゾルの粒径を表す方法として，質量中央径（MMD）を使用する場合と，空気力学的質量中央径（AMMD）を使用する場合があるが，カスケー
ドインパクターのような慣性衝突効果を利用した粒径の測定を行う場合にはAMMD で測定され，のような画像分析を利用した粒径の測定を行う場合にはMMD で測定される。AREVA 社製のフィルタは，慣性衝突効果の他に，さえぎり効
果，拡散効果を利用したエアロゾルの捕集を行っており，フィルタ装置の除去
性能の評価には MMD を使用している。

別紙 45-9603

別紙 46
JAVA 試験及び JAVA PLUS 試験の適用性について
AREVA 社製のフィルタ装置は，JAVA 試験及び JAVA PLUS 試験により，実機使用条件を考慮した性能検証試験を行っており，その結果に基づき装置設計を行っている。JAVA 試験及び JAVA PLUS 試験で使用したフィルタ装置は，ベンチュ
リノズル，金属フィルタ，よう素除去部及び装置内のガスの経路が実機を模擬した装置となっており，また，試験条件は様々なプラントの運転範囲に対応できる広範囲の試験を行っていることから，各試験で得られた結果は，実機の性
能検証に適用できるものと考える。
一方，米国 EPRI（電力研究所）が中心となって行った ACE 試験については，
AREVA 社製のフィルタ装置についても性能試験を実施しているが，試験条件等の詳細が開示されていないことから，東海第二発電所のフィルタ装置の性能検証には用いていない。

(1) JAVA 試験の概要
JAVA 試験で使用したフィルタ装置は，高さ中に，実機と同形状のベンチュリノズル
様の金属フィルタ（m，直径m の容器のと，実機と同一仕）を内蔵している。

また，これら試験のフィルタ装置に流入したベントガスは，ベンチュリス
クラバ，気相部，金属フィルタ，流量制限オリフィスの順に通過し，装置外部へ放出される経路となっており，実機と同じ順に各部を通過する。

(2) JAVA PLUS 試験の概要
JAVA PLUS 試験設備は，実規模を想定した有機よう素の除去性能を確認するため，JAVA 試験で使用したフィルタ装置に，実機と同一仕様（同一材質，
同一充填率）の銀ゼオライト（ベッド厚さ
別紙 46-1mm）を追加設置している。

604

別紙 46
フィルタ装置に流入したベントガスは，ベンチュリスクラバ，気層部，金属フィルタ，流量制限オリフィス，よう素除去部（銀ゼオライト）の順に通過し，装置外部へ放出される経路となっており，実機と同じ順に各部を通過する。

(3) ACE試験の概要
AREVA社製のフィルタ装置は，各国のフィルタメーカ等が参加したACE試験においても試験が行われ，エアロゾル及び無機よう素の除去性能について確認されている。第1図に試験設備の概要を，第1表に試験条件及び結果を示す。
ACE試験で使用したフィルタ装置は，高さ実機と同じベンチュリノズル（

m，直径mの容器の中に，）及び実機と同構造（同一金属メッシュ構

造，同一充填率）の金属フィルタを設置しており，ベントガスは実機と同じ経路を流れるが，試験装置，試験条件の詳細が開示されないため，東海第二発電所のフィルタ装置の性能検証には用いていない。

(4)スケール性の確認
JAVA 試験，JAVA PLUS 試験のスケール性を確認することで，実機への適用性を確認する。第 2 図に実機と JAVA 試験装置（JAVA PLUS 試験でも同一の容器を使用）及び参考に ACE 試験装置の主要寸法の比較を示す。
東海第二発電所のフィルタ装置は高さ約 10m，直径約 5m であり，JAVA 試
験及び JAVA PLUS 試験のフィルタ装置よりも大きいが，フィルタ装置の構成要素及びベントガス経路の同一性から JAVA 試験及び JAVA PLUS 試験にて使用したフィルタ装置は実機を模擬したものとなっていると言える。
JAVA 試験及び JAVA PLUS 試験の条件と実機運転範囲の比較を第 2 表に示す。実機はベンチュリノズル（個数：個）と金属フィルタ（表面積：

別紙 46-2605

別紙 46m ２ ）を内蔵しており，重大事故時にベントを実施した際のベンチュリノズ
ルスロート部流速及び金属フィルタ部流速が JAVA 試験で除去性能を確認している範囲に包絡されるよう設計している。JAVA 試験において得られたベン
チュリノズルスロート部における速度に対する除去係数を第 3 図，金属フィ
ルタ部における速度に対する除去係数を第 4 図に示す。ベンチュリスクラバと金属フィルタを組み合わせた試験において，ベンチュリノズルスロート部
流速及び金属フィルタ部流速が変化した場合においても除去係数は低下していない。
また，JAVA PLUS 試験で用いた銀ゼオライトのベッド厚さは
り，実機（

mm であ

㎜）に対して薄いが，これは JAVA PLUS 試験結果に基づき滞留時間を確保するために実機のベッド厚さを厚くしていることから，JAVA
PLUS 試験結果を適切に実機に適用していると言える。
JAVA 試験及び JAVA PLUS 試験の実機への適用性についてまとめたものを
第 3 表に示す。

(5) 評価以上より，JAVA 試験及び JAVA PLUS 試験のスケール性については性能に影響する範囲について実機を模擬できていると評価できる。これらの試験は実機の使用条件についても模擬できており，試験結果を用いて実機の性能を評価することが可能であると考える。

別紙 46-3606

別紙 46

第1図

第1表
PROJECT

ACE

YEARS

19891990

Materials
testedCs
Mn
Total
iodine(particles
andgaseous)
DOP

ACE試験の設備概要

ACE試験の試験条件及び結果

1.4
1.4
1.4

Conditions Tested
Temperature Gas[°C]
composition %
steam
145
42
145
42
145
42

Measured
retention
Efficiency%
99.9999
99.9997
99.9997

1.2-1.7

ambient

99.978 99.992

Pressure[bar abs]0

出典：OECD／NEA, “Status Report on Filtered Containment Venting”, (2014)

別紙 46-4607

別紙 46

第2図

第2表

実機フィルタ装置と試験装置の主要寸法の比較

JAVA試験及びJAVA PLUS試験の条件と実機運転範囲の比較

パラメータ

JAVA 試験

JAVA PLUS 試験

実機運転範囲圧力(kPa[gage])
温度(℃)
ベンチュリノズルスロート部
流速(m／s)金属フィルタ部流速(％)
蒸気割合(％)
過熱度(K)※概算評価値を示す。

別紙 46-5608

別紙 46

第3図

ベンチュリノズルスロート部における流速に対する除去係数

第4図

金属フィルタ部における流速に対する除去係数

別紙 46-6609

別紙 46
第3表

JAVA試験，JAVA PLUS試験の実機への適用性
相違点

構成要素

有

JAVA

無

（PLUS）

適用性
実機
試験装置と実機で高さと直径が異なることで，空

高さ

有

約 10m

容器

ラバや金属フィルタに比べ
直径

有

構造

無

約 5m

－

－

ベンチュ
リノズル

間部の容積が異なるが，空間部はベンチュリスク，高さと直径の違いによる影響は小さい。
試験装置は実機と同一形状（寸法）のベンチュリ
ノズルを使用している。
実機のベンチュリノズルスロート部の流速が，個数

有JAVA 試験で確認されている流速の範囲内となるよう，ベンチュリノズルの個数を設定している。

構造

無

－

－

金属
フィルタ

表面積
（個数）
薬剤

）の金属フィルタを使用している。
実機の金属フィルタ部の流速が，JAVA 試験で確認有されている流速の範囲内となるよう，金属フィル
タの表面積を設定している。

無

－

－

試験装置と実機は同じ薬剤を使用している。
実機の水位は試験装置の水位よりも高い。

スクラビ
ング水

試験装置は実機と同一使用（

水位

有

※

※

JAVA 試験の水位を変化させた試験において，除去効率に変化が無いことが確認されていることか
ら，水位の違いによる影響はない。

吸着材

無

－

－

試験装置は実機と同じ吸着材（銀ゼオライト）を使用している。
JAVA PLUS 試験ではベッド厚さが実機に比べて薄い

厚さ

が，実機は試験結果を基に滞留時間を確保するた有

めに厚くなっていることから，試験結果を適切によう素実機に適用していると言える。

除去部

JAVA PLUS 試験ではフィルタ装置の外によう素除去部が配置されたが，実機では容器の中に配置され
配置

有

容器外側

容器内側

る。よう素除去部の放熱は，外部に配置される試験の方が厳しくなるため，JAVA PLUS 試験は保守的な条件で実施されていると言える。
※適用性の欄に相違内容を記載

別紙 46-7610別紙 46(6) ベンチュリスクラバ及び金属フィルタにおける除去係数
AREVA社製のフィルタ装置は，ベンチュリスクラバ及び金属フィルタを組み合わせることにより，所定の除去性能（DF）を満足するよう設計されている。
エアロゾルに対する除去効率は，ベンチュリスクラバと金属フィルタを組み合わせた体系で評価を行っており，JAVA試験結果では，試験を実施した全域にわたってDF1,000以上を満足していることを確認している。JAVA試験ではベンチュリスクラバ単独でのエアロゾル除去性能を確認している試験ケー
スもあり，実機運転範囲のガス流速において，ベンチュリスクラバ単独でもDF以上と評価される。ベンチュリスクラバ単独でのエアロゾル除去性能を第4表に示す。
ベンチュリスクラバによるエアロゾル除去の主な原理は慣性衝突効果であり，一般的にガス流速が大きい方が除去効率は高く，ガス流速が小さい方が除去効率は低くなることから，実機運転範囲以下のガス流速におけるベンチュリスクラバ単独での除去性能は，実機運転範囲と比較して低下することが見込まれるが，後段の金属フィルタによる除去により，スクラバ容器全体としては試験を実施した全域にわたって要求されるDF1,000以上の除去性能を満足していると考えられる。
第4表

ベンチュリスクラバ単独でのエアロゾル除去性能

別紙 46-8611

別紙 46（参考）性能検証試験に係る品質保証について
フィルタ装置の放射性物質除去性能は，JAVA試験及びJAVA PLUS試験で 用いたベ

ンチュリノズル，金属フィルタ及び銀ゼオライトと同じ仕様・構造のものを，
ISO9001等に適合した品質保証体制を有するAREVA社において設計・製作することにより， JAVA試験及びJAVA PLUS試験 と同じ性能を保証する。
(1) 性能保証
フィルタ装置に設置するベンチュリノズル，金属フィルタ及び銀ゼオライ
トは，AREVA社試験（JAVA試験，JAVA PLUS試験）で用いた金属フィルタ，ベンチュリノズル及び銀ゼオライトと同じ仕様・構造とする。また，ベンチュ
リノズル及び金属フィルタは，単体性能試験により性能を確認している。
これに加えて，ベンチュリノズル，金属フィルタ及び銀ゼオライト（よう素除去部）の運転範囲は，AREVA社試験で確認している範囲内で運転されるよう格納容器圧力逃がし装置を設計する。
(2) AREVA社品質保証体制
ベンチュリノズル，金属フィルタ及び銀ゼオライトフィルタを製作する
AREVA社は，フィルタベントシステム納入実績を多数有しており，原子力プラ
ントメーカとして下記の品質保証体制を有している。
・フィルタベントシステムの性能保証するAREVA社は，品質管理システムとしてISO9001を2008年にSGS社から取得している。また，世界中の顧客要
求品質要求に対応できるよう，ASME NPT，N.S Stamp，KTA1401，1408，
RCCM，RCC-E，EN ISO9001などの認証も取得している。
・AREVA社は，システム設計・製作に際し，品質保証含めてプロジェクトを横断的に管理する部門を設置しており，技術要求仕様，品質要求仕様を指示し製作仕様に盛り込む体制が整えられている。
・AREVA社は，原子力製品のエンジニアリング及びプロジェクト管理を世界
別紙 46-9612

別紙 46
レベルで展開している。また，各種品質管理手順に従い外注先の品質管理を実施している。

別紙 46-10613

別紙 47
フィルタ装置格納槽内における漏えい対策について
格納容器圧力逃がし装置の各設備については，スクラビング水の性状（高アルカリ性）と重大事故時に放出される放射性物質の捕集・保持（汚染水の貯蔵）を達成するよう，構造材には耐食性に優れた材料を選定し，重大事故時の使用環境条件及び基準地震動 Ss に対して機能維持するような，構造設計としている。また，フィルタ装置内のスクラビング水は移送ポンプによりサ
プレッション・チェンバ等に移送することとなるが，これらの設備についても漏えいし難い構造としている。
第 1 図に排水設備の構成を，第 1 表に各部位の設計上の考慮事項を示す。

原子炉棟

付属棟

サプレッション・チェンバ
MO
テストタンク

廃液中和
タンクへ
原子炉隔離時
冷却系真空
ポンプより

移送ポンプ

排水ポンプ

フィルタ装置格納槽
注）系統構成は現在の計画

第1図

排水設備の構成

別紙 47-1

614

別紙 47
第1表

各部位の設計上の考慮事項

部位
設計考慮内容・高温，高アルカリ性，放射線を考慮し，耐移送ポンプ
食性に優れたステンレス鋼を採用することで，健全性（キャンドポンを確保する。
プ）
・シール部に使用するパッキンについては，温度・圧力・
放射線の影響を考慮して，黒鉛を採用する。
・軸封部は密閉され，漏えいしない構造とする（第 2 図
参照）。
配管・弁
・高温，高アルカリ性，放射線を考慮し，耐食性に優れたステンレス鋼を採用することで，健全性を確保する。
・配管，弁の接続部は原則溶接構造とし，漏えいのリスクを低減した設計とする。また，「発電用原子力設備規格 設計・建設規格」の規定を適用して設計するとともに，基準地震動 Ss に対して機能を維持するよう設計する。
・フランジ接続部や弁のグランド部には，温度・圧力・
放射線の影響を考慮して，黒鉛を採用する。

吐出口

ポンプケーシング
モータ固定子
フレーム

軸受
吸込口

モータ回転子羽根車
第2図

一般的なキャンドポンプの構造

別紙 47-2615

別紙 47(2) 格納槽の設計上の考慮
フィルタ装置を設置する地下構造の格納槽は，鉄筋コンクリート造の地中構造物で岩盤上に設置し，基準地震動 Ss に対し機能維持するよう構造設計をしている。
万一，フィルタ装置外にスクラビング水が漏えいした場合を想定し，早期に検出できるよう格納槽内に検知器を設置する。また，樹脂系塗装等により格納槽内部の想定水没部を防水処理することにより，構造的に漏えいの拡大が防止できる設計とする。なお，地下格納槽の貫通部は，想定水没部以上の位置にあり，貫通部からの外部への漏えいのおそれのない設計となっている。

(3) 漏えい時等の対応
格納容器圧力逃がし装置の各設備については，スクラビング水の漏えいを防止する設計とするが，万一，フィルタ装置外にスクラビング水が漏えいした場合を想定し，早期に検出できるよう格納槽内に検知器を設置する。
格納槽内における漏えい水は，格納槽内の排水枡へ収集され，排水ポンプ
により格納槽から移送できる設計とする。移送先は廃棄物処理設備である廃液中和タンク及びサプレッション・プールのいずれにも送れる設計とし，排水の種別に応じ送水先を選択する。具体的には，放射性物質を含まない場合は廃液中和タンク，放射性物質を含む場合はサプレッション・プールにそれぞれ移送する。
第 2 表に排水ポンプの仕様を，第 3 図に排水設備系統概略図を，第 4 図に格納槽断面図を示す。

別紙 47-3616

別紙 47
第2表

排水ポンプ仕様

型式：水中ポンプ
容量：約 10m３ ／h
揚程：約 40m
台数：1
駆動源：電動駆動（交流）

原子炉棟

付属棟

サプレッション・チェンバ
MO
テストタンク

廃液中和
タンクへ
原子炉隔離時
冷却系真空
ポンプより

移送ポンプ

排水ポンプ

フィルタ装置格納槽
注）系統構成は現在の計画

第3図

排水設備系統概略図

別紙 47-4617

別紙 47

排水枡（排水ポンプ）フィルタ装置

付帯設備室
移送ポンプ

第4図

格納槽断面図別紙 47-5618

別紙 48
格納容器フィルタベント設備隔離弁の人力操作について

格納容器フィルタベント設備の隔離弁は，中央制御室からの操作ができない
場合には，現場の隔離弁操作場所から遠隔人力操作機構を介して弁操作を実施する。ベントに必要な弁の位置と操作場所について，第 1 図～第 3 図に示す。
ベントは，第一弁より開操作を実施し，第一弁が全開となったのちに第二弁の操作を実施し，ベントガスの大気への放出が開始されるため，第二弁操作室を設ける。第二弁操作室は，弁の人力操作に必要な要員を収容可能な遮蔽に囲まれた空間とし，空気ボンベユニットにより正圧化し，外気の流入を一定時間完全に遮断することで，ベントの際のプルームの影響による操作員の被ばくを低減する設計とする。

別紙 48-1

619

別紙 48第1図

隔離弁の操作場所（1／3）

別紙 48-2620

別紙 48第2図

隔離弁の操作場所（2／3）

別紙 48-3621

別紙 48第3図

隔離弁の操作場所（3／3）

別紙 48-4622

別紙 48(1) 電動駆動弁の遠隔人力操作機構の概要
隔離弁の操作軸にフレキシブルシャフトを接続し，二次格納施設外まで延長し，端部にハンドル又は遠隔操作器を取り付けて人力で操作できる構成とする。フレキシブルシャフトは直線に限らずトルクが伝達可能な構造とし，容易に操作できるよう設計する。フレキシブルシャフトの一部は，隔離弁の付近に設置されることから，設備の使用時には高温，高放射線環境が想定されるが，機械装置であり機能が損なわれるおそれはない。
なお，フレキシブルシャフトを取り外し，ハンドルを取り付けることにより，弁設置場所での操作も可能である。
遠隔人力操作機構の模式図を第 4 図に，ベントに必要な隔離弁の遠隔人力操作機構の仕様について第 1 表に示す。

二次格納施設
貫通部
弁駆動部

ハンドル，
汎用電動工具（電動ドライバ）

弁体

フレキシブルシャフト

第4図

遠隔人力操作機構の模式図

別紙 48-5623

別紙 48
第1表

ベントに必要な隔離弁の遠隔人力操作機構の仕様

弁名称

第一弁（サプレッショ

第一弁（ドライウェル側）

第二弁

（口径）

ン・チェンバ側）（600A）（600A）（450A）

約 12m

約 25m

約 15m

約 2,940 回

約 2,940 回

約 1,989 回

フレキシブル
シャフト長さハンドル
回転数(2) 遠隔人力操作機構のモックアップ試験
フレキシブルシャフトを介した遠隔人力操作機構の成立性及び操作時間
を 500A のバタフライ弁を用いたモックアップ試験により確認した。モック
アップ試験の概要を第 5 図に示す。
モックアップ試験の結果，弁上流側に格納容器圧力 2Pd に相当する圧力（620kPa[gage]）がかかった状態であっても，フレキシブルシャフトを介した遠隔手動操作が可能なことを確認した。また，弁の操作要員は 3 名で約82 回／分の速度にてハンドル操作が可能なことを確認した。モックアップ
試験の結果を第 2 表に示す。
試験の結果を反映したベントに必要な隔離弁のハンドル操作時間を第 3表に示す。
なお，東海第二ではフィルタベントを使用する際の系統構成（他系統との隔離及びベント操作）において，AO 弁の遠隔手動操作をすることはない。

別紙 48-6624

別紙 48

弁型式：500A バタフライ弁（電動駆動）
シャフト長さ：約 30m
上流側圧力：620kPa[gage]以上

第5図

フレキシブルシャフト

モックアップ試験の概要（1／2）

弁駆動部

弁
ハンドル

第5図

モックアップ試験の概要（2／2）

別紙 48-7625

別紙 48
第2表

モックアップ試験結果
弁上流側圧力弁開度指示

ハンドル操作時間

ハンドル回転数

5％

2分03秒

144

0.65

10％

3分09秒

238

0

50％

11分55秒

985

0

100％

22分59秒

1,893

0

第3表
弁名称
ハンドル
操作時間

備考

（MPa）

弁開度指示9％で弁上流側圧力0MPa

ベントに必要な隔離弁のハンドル操作時間

第一弁（サプレッショ
ン・チェンバ側）
約 36 分

第一弁（ドライウェル側）

第二弁

約 36 分

約 25 分

モックアップ試験結果のハンドル操作速度約 82 回転／分より算出。

別紙 48-8626

別紙 48(3) 汎用電動工具による操作性向上
遠隔人力操作機構のハンドル操作時間には数十分を要することから，操作性を向上するために，汎用電動工具（電動ドライバ）を準備する。汎用電動工具を用いたハンドル操作時間は，10 分程度に短縮可能である。
なお，過回転による遠隔人力操作機構の損傷防止のため，ハンドル付近に
は回転数カウンタを設け，弁開度が全閉及び全開付近では必要により人力で操作することとする。

別紙 48-9627

別紙 48(4) 第二弁操作室の正圧化バウンダリの設計差圧
第二弁操作室の正圧化バウンダリは，配置上，動圧の影響を直接受けない
屋内に設置されているため，室内へのインリークは隣接区画との温度差によるものと考えられる。
第二弁操作室の正圧化に必要な差圧を保守的に評価するため，重大事故等発生時の室内の温度を高めの 50℃，隣接区画を外気の設計最低温度-12.7℃と仮定すると，第二弁操作室の天井高さは最大約 4m であり，以下のとおり
約 10.4Pa の圧力差があれば，温度の影響を無視できると考えられる。

⊿P＝{(－12.7℃の乾き空気密度［kg／m ３ ］)－(＋50℃の乾き空気の密度［kg／m ３ ］)}×天井高さ［m］＝（1.3555［kg／m ３ ］－1.0925［kg／m３ ］）×4［m］＝1.052［kg／m２ ］≒10.4［Pa］

したがって，正圧化の必要差圧は裕度を考慮して隣接区画＋20Pa とする。

別紙 48-10628

別紙 48(5) 第二弁操作室
第二弁操作室は，弁の人力操作に必要な要員を収容可能な遮蔽に囲まれた空間とし，空気ボンベユニットにより正圧化し，外気の流入を一定時間完全に遮断することで，ベントの際のプルームの影響による操作員の被ばくを低減する設計とする。室温については，ベント開始後は，格納容器圧力逃がし装置の配管の一部が遮蔽を挟んで隣接したエリアに設置されるため，長期的には徐々に上昇することが想定されるが，遮蔽が十分厚く操作員が第二弁操作室に滞在する数時間での室温の上昇はほとんどなく，居住性に与える影響は小さいと考えられる。
また，現場の第二弁操作室には，酸素濃度計，二酸化炭素濃度計及び電離箱サーベイメータを設けることで居住性が確保できていることを確認できる。
①収容人数
第二弁の操作に必要な要員は，既述のモックアップ試験結果より 3 名であることから，第二弁操作室には 3 名を収容できる設計とする。
②設置場所
第二弁操作室は，アクセス性と被ばく低減を考慮して原子炉建屋原子炉棟外でかつ遮蔽のある部屋とする必要があることから，原子炉建屋付属棟内に設置する。
また，第二弁を遠隔人力操作機構を用いて操作することから，弁の操作性のため，可能な限り第二弁に近い場所に第二弁操作室を設置する。第二弁操作室の設置位置を第 3 図に示す。
③遮蔽設備
第二弁操作室の壁及び床は，弁操作要員がベント開始から 3 時間滞在可
能なように鉄筋コンクリート 40cm 以上の厚さを有し，さらに，第二弁操
別紙 48-11629

別紙 48
作室に隣接するエリアに格納容器圧力逃がし装置入口配管が設置される方向の壁及び床の厚さは，鉄筋コンクリート 120cm とし，放射性物質のガ
ンマ線による外部被ばくを低減する設計とする。（別紙 17）
なお，第二弁操作室の入口は，遮蔽扉及び気密扉を設置し，放射性物質のガンマ線による外部被ばくを低減し，また，放射性物質の第二弁操作室への流入を防止する設計とする。
④第二弁操作室空気ボンベユニット
ａ．系統構成第二弁操作室空気ボンベユニットの概要図を第 7 図に示す。空気ボ
ンベユニットから減圧ユニットを介し，流量計ユニットにより一定流量の空気を第二弁操作室へ供給する。第二弁操作室内は微差圧調整ダ
ンパにより正圧を維持する。また，第二弁操作室内が微正圧であることを確認するため差圧計を設置する。

DPI

第二弁及び
第二弁バイパス弁
操作ハンドル

差圧計
微差圧
調整ダンパ

第二弁操作室

差圧調整弁
FI
流量計
遮蔽扉
及び
気密扉

…
空気ボンベ

第7図

第二弁操作室空気ボンベユニット概要図
別紙 48-12630

別紙 48ｂ．必要空気量(a)二酸化炭素濃度基準に基づく必要空気量
・収容人数：n＝3（名）・許容二酸化炭素濃度：C＝0.5％（ＪＥＡＣ4622-2009）・空気ボンベ中の二酸化炭素濃度：C0 ＝0.0336％
・呼吸により排出する二酸化炭素量：M
作業（時間）

呼吸により排出する二酸化炭素量：M（m３ ／h／人）

空気調和・衛生工学便覧の作業程度区分

0.074

重作業

0.022

極軽作業

弁操作
（1 時間） ※待機（3 時間）※ 弁操作時間は第 3 表のとおり 1 時間未満であるが，保守的に 1 時間を見込む。

・必要換気量：Q＝M×n／（C-C0）
弁操作時

Q 1＝0.074×3／（0.005－0.000336）＝47.6m３ ／h

待機時

Q 2＝0.022×3／（0.005－0.000336）＝14.2m３ ／h

・必要空気量：V＝Q1×1＋Q2×3＝47.6×1＋14.2×3＝90.2m３(b)酸素濃度基準に基づく必要空気量
・収容人数：n＝3 名

別紙 48-13631

別紙 48
・吸気酸素濃度：a＝20.95％（標準大気の酸素濃度）
・許容酸素濃度：b＝19.0％（鉱山保安法施工規則）
・乾燥空気換算酸素濃度：d＝16.4％（空気調和・衛生工学便覧）
・成人の酸素消費量：c＝（呼吸量）×（a－d）／100
作業
（時間）
弁操作
（1 時間） ※待機（3 時間）

酸素消費量：c
呼吸量
空気調和・衛生工
３（m ／h／人） （L／min） 学便覧の作業区分
0.273

100

歩行(300m／min)

0.021848

静座・必要換気量：Q＝c×n／（a－b）
弁操作時

Q 1＝0.273×3／（0.2095-0.190）＝42.0m３ ／h

待機時

Q 2＝0.02184×3／（0.2095-0.190）＝3.36m３ ／h

・必要空気量：V＝Q1×1＋Q2×3＝42.0×1＋3.36×3＝52.08m３(c)必要ボンベ本数(a)，(b)の結果より，第二弁操作室内に滞在する操作員（3 名）が弁操作時間を含めて 4 時間滞在するために必要な空気ボンベによる必要空気量は二酸化炭素濃度基準の 90.2m３ とする。
空気ボンベの仕様は以下のとおり。
・容量：46.7L／本・初期充填圧力：14.7MPa[gage]
したがって，１気圧でのボンベの空気量は約 6.8m３ ／本であるが，残別紙 48-14632

別紙 48
圧及び使用温度補正を考慮し，空気供給量は 5.5m３ ／本とすると，空気ボンベの必要本数は下記の計算により 17 本となる。
90.2／5.5＝16.4→17 本

別紙 48-15633

別紙 49
格納容器圧力制御のための代替格納容器スプレイの運用について(1)

代替格納容器スプレイの運用について
東海第二発電所の有効性評価においては，格納容器圧力制御のための外部水源を用いた代替格納容器スプレイを実施する場合，炉心損傷前は279kPa[gage]（ 0.9Pd）－217kPa[gage]（ 0.7Pd），炉心損傷後は 465kPa[gage]（1.5Pd）－400kPa[gage]（1.3Pd）の間で，スプレイ流量 130m ３ ／h にて
スプレイ弁の開閉による間欠スプレイを実施することとしている。
これは，事故時運転手順に基づき，上記の圧力制御範囲において，スプレイ水温を保守的に高めに（35℃）設定した場合においても 130m３ ／h のスプレイにて格納容器の圧力を下げられることを示すためである。
ただし，実際の事故時に間欠スプレイを実施する場合，スプレイの開始
及び停止を繰り返すこととなり，運転員の負担増加等によるストレス増加
及び多数回のスプレイ弁の開閉によるスプレイ弁故障のリスク増加が懸念される。
そこで，実運用としては，スプレイの効果を高くするため，可能な限り
格納容器圧力を高い領域で維持することとする。上記圧力制御範囲において，スプレイ流量を調整し，可能な限り連続スプレイすることで，上記懸念を回避することとする。スプレイ流量が低下した場合，スプレイ液滴径が大きくなり，十分な蒸気凝縮効果及びエアロゾル除去効果が得られないことが懸念されるため，スプレイ流量の下限値は，ＭＡＡＰ解析にて有効性を確認しているスプレイ液滴径 2mm 以下の粒径が確保される 102m３ ／hを設定する。また，102m ３ ／h の代替格納容器スプレイ実施中において，格
納容器圧力が 400kPa[gage]（1.3Pd）に到達した場合には，代替格納容器
スプレイを停止し，再度格納容器圧力が 465kPa[gage]（1.5Pd）に到達した時点で代替格納容器スプレイを実施する運用とする。
別紙 49-1

634

別紙 49(2)

影響についてａ．ベント開始時間に対する影響
代替格納容器スプレイを実施する場合，サプレッション・プール通常水位＋6.5m 到達により代替格納容器スプレイを停止し，ベントを実施するため，サプレッション・プールの水位上昇が早くなればベント時間も早くなる。しかしながら，格納容器圧力を高い領域で維持することでス
プレイ効果が高くなるため，サプレッション・プール水位上昇速度はより遅くなり，ベント開始時間も遅くなると考えられる。
ｂ．被ばく評価に対する影響
被ばく評価において，ＭＡＡＰ解析結果に基づき，格納容器から原子炉建屋への漏えいを評価する希ガス，エアロゾル及び有機よう素については，格納容器の圧力が高く維持される連続スプレイの方が多くなると考えられるため，有効性評価シナリオ「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）」（ベースケース）に対して，格納容器圧力が高く推移した場合の希ガス，エアロゾル及び有機よう素の漏えいによる放出割合を比較する。
(a)

評価条件
代替格納容器スプレイによる圧力制御範囲において，可能な限り格
納容器圧力を高い領域で維持した場合を模擬させるため，格納容器圧
力を 465kPa[gage]（1.5Pd）でほぼ一定とした 1.5Pd 制御ケースの解析を実施した。

(b)

評価結果
放出割合の評価結果を第 1 表に示す。

別紙 49-2635

別紙 49第1表ベースケースとの放出割合の比較

第 1 表に示すとおり，エアロゾルは 2％程度増加する結果となったが，希ガス及び有機よう素は減少する結果となった。これは，ベース
ケースにおいて，間欠スプレイを実施することで急激にドライウェル
圧力が低下し，サプレッション・チェンバから希ガス及び有機よう素を含む非凝縮性ガスがドライウェルに移行し，漏えい面積のより大きいドライウェル内の非凝縮性ガスの割合が増加するのに対し，1.5Pd
制御ケースの場合，ドライウェルとサプレッション・チェンバ間の急激な差圧が生じず，ドライウェルに移行する非凝縮性ガスの割合が相対的に低くなったためである。
また，ベースケースにおける格納容器から原子炉建屋への漏えいす
別紙 49-3636

別紙 49
る希ガス，有機よう素及びその他の核種の被ばくへの寄与率は，第 2表に示すとおり，希ガス及び有機よう素による寄与が大半を占めている。1.5Pd 制御ケースにて増加するエアロゾルの影響は軽微であることに加え，寄与率の高い希ガス及び有機よう素が減少していることから，間欠スプレイを実施するベースケースの方がより保守的な評価と
なる。

第2表

核種グループごとの被ばく寄与率

外部被ばく寄与率

内部被ばく寄与率

グランドシャイン

希ガス

約 56％

―

―

有機よう素

約 22％

約 54％

無機よう素

約 20％

約 34％

粒子状よう素

約 1％

約 2％

エアロゾル

約 1％

約 9％

約 96％

約 4％

さらに，ａ．にて示したように，1.5Pd 制御ケースでは，ベースケ
ースと比較し，ベント開始時間が遅くなると考えられることで被ばく評価において大半の寄与を占める希ガスの減衰時間が増えるため，より保守的である。
なお，無機よう素については，有効性評価における格納容器圧力の制御範囲を包含するよう漏えい率を与えているため，影響はない。
以上のことから，被ばく評価において，ベースケースの方がより保守的な結果となるため，被ばく評価に対する影響はない。

別紙 49-4637

別紙 49ｃ．スプレイ液滴径に対する影響
格納容器圧力制御のための代替格納容器スプレイ時の液滴径について
は，実験 [1]による知見が得られている。実験の結果を第 3 表及び第 1 図に示す。ノズル当たりの流量が 10L／min 以上であれば、液滴径の平均は1mm 以下となることが確認されている。なお，有効性評価シナリオ「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）」において，ＭＡＡＰ解析の条件としてスプレイ液滴径はこれを包含する 2 ㎜を設定
している。

第3表

ノズル当たりの流量と液滴径の関係

別紙 49-5638

別紙 49第1図

スプレイ液滴径の実験結果（ノズル当たりの流量 18.0L／min 及び 10.0L／min）

東海第二発電所におけるスプレイヘッダのノズル数が 170 個であることを踏まえ，下式に示すとおり，スプレイ流量 102m３ ／h 以上を確保することで，スプレイノズル当たりの流量は 10L／min 以上確保されることを確認している。
○系統流量＝10（L／min／ノズル）×170（ノズル）＝1,700（L／min）＝102（m３ ／h）

上記のとおり，ＭＡＡＰ解析により有効性を確認している液滴径を満足する範囲で流量調整を実施することとしているため，液滴径に対する影響はなく，蒸気凝縮効果及びエアロゾル除去効果に対する影響もない。

[1]

共同研究報告書，放射能放出低減装置に関する開発研究（PHASE2）（平
成 5 年 3 月）
別紙 49-6639

別紙 50フィルタ装置における化学反応熱について
重大事故等発生時に格納容器で発生したエアロゾル及び無機よう素がフィルタ装置に到達し，ベンチュリスクラバにおいて無機よう素が化学反応した際の生成物は中性物質（よう化ナトリウム（NaI），硫酸ナトリウム（Na2SO 4））であり，スクラビング水の pH に与える影響はほとんどない。また，ベンチュ
リスクラバにて無機よう素がスクラビング水と化学反応することによって発熱するが，この発熱量と，設計条件であるベントフィルタ内の放射性物質の崩壊による発熱量（500kW（別紙 2））とを比較した結果，ベンチュリスクラ
バにおける化学反応の発熱量は約 1／30 であり，化学反応の発熱量の影響が十分小さいことを確認した。
重大事故等発生時に格納容器で発生した有機よう素及びベンチュリスクラ
バを通過した無機よう素について，よう素除去部において有機よう素及び無機よう素が化学反応した際の生成物のうち，硝酸メチルは爆発性のおそれがある物質とされているが，生成量は約 0.003vol％と微量であることから，爆発することはないと考えられる。なお，生成物のうち，よう化銀については，
光によって分解する性質があるが，よう素除去部は容器内の遮光された環境にあるため，光分解によるよう素の放出は発生しない。また，よう素除去部
にて有機よう素及び無機よう素が吸着剤と化学反応することによって発熱・吸熱するが，化学反応の発熱・吸熱による温度変化量を評価した結果，よう素除去部の温度変化が十分小さいことを確認した。

別紙 50-1

640

別紙 50
1

ベンチュリスクラバにおける化学反応による発熱量(1) ベンチュリスクラバにおけるエアロゾルの化学反応による発熱量
ベンチュリスクラバで捕集されるエアロゾルは核分裂生成物エアロゾルと構造材エアロゾルがある。核分裂生成物エアロゾルは別紙 2 に記載のとおりであり，構造材エアロゾルは炉内構造物等の金属及びコンクリート含
有元素（Si，Ca，Mg，Al，K 等）で構成されている。それらがスクラビン
グ水と反応したときの反応熱の中で 1mol 当たりの発熱量が最も大きいのはであることから，ここでは件である 400kg 全量がで代表し，設計条としてスクラビング水で反応したときの発熱量

にて影響を評価する。

ベンチュリスクラバにおけるの化学反応は以下の熱化学方程式のとおりである。

それぞれの化学種の標準生成エンタルピは以下の値となる（参考図書 1）。

熱化学方程式と標準生成エンタルピより，
以上より，1mol の

となる。

の反応には

の発熱量を伴うことと400kg

l に当たることから，発熱

なる。

量は

となる。

別紙 50-2641

別紙 50(2) ベンチュリスクラバにおける無機よう素の化学反応による発熱量
ベンチュリスクラバにおける無機よう素の捕集は，スクラビング水に添加する薬剤により行われ，その化学反応は以下の熱化学方程式のとおりである。
アルカリ性条件下（発熱反応）

それぞれの化学種の標準生成エンタルピは以下の値となる（参考図書 1）。

熱化学方程式と標準生成エンタルピより，となる。

以上より，1mol の無機よう素の反応にはの発熱量を伴うこととなる。
フィルタ装置に貯留するスクラビング水にはwt％含有していることから，S2O 32-の量はとなる。

一方，ベンチュリスクラバに流入する無機よう素の量について，以下のとおり設定する。
ａ．よう素炉内内蔵量（約 24.4kg）
ＢＷＲプラントにおける代表炉心（ＡＢＷＲ）の平衡炉心末期を対象としたＯＲＩＧＥＮ２コードの計算結果に対して，東海第二発
別紙 50-3642

別紙 50
電所の熱出力（3,293MW）を考慮して算出した結果，約 24.4kg とする。
ｂ．格納容器へのよう素放出割合（61％）
ＮＵＲＥＧ－1465 に基づき，格納容器内へのよう素の放出割合を61％とする。
ｃ．格納容器に放出されるよう素のうち無機よう素生成割合（91％）
Regulatory Guide 1.195 に基づき，よう化セシウム 5％，無機よう素 91％，有機よう素 4％とする。

以上より，ベンチュリスクラバに流入する無機よう素（分子量 253.8）
約 13.6kg（＝24.4kg×61％×91%）の量は約 53.6mol（＝13,600g／253.8g／mol）となる。無機よう素との反応による発熱量はモ

ル数の少ない無機よう素の量により決定される。この場合無機よう素との反応により生じる全発熱量は，約 1.35×10４ kJ となる。

(3) ベンチュリスクラバにおける化学反応の発熱量の評価

別紙 50-4643

別紙 50以上より，ベンチュリスクラバにおける化学反応による発熱量が与える影響はないと言える。

2

よう素除去部における化学反応による発熱(1) よう素除去部における有機よう素の化学反応による発熱量
よう素除去部における有機よう素の捕集は，銀ゼオライトへの吸着反応として行われ，その化学反応は以下の熱化学方程式のとおりである。
アルカリ性条件下（発熱反応）

それぞれの化学種の標準生成エンタルピは以下の値となる（参考図書 1）。

熱化学方程式と標準生成エンタルピより，
以上より，1mol の有機よう素 CH3 I の反応には

となる。
の発熱量を

伴うこととなる。
ここで，よう素除去部に流入する有機よう素の量は，別紙 11 に記載のとおりとなる。したがって，よう素除去部における有機よう素の反応による発熱量はとなる。

有機よう素の全量が 10 分間（600 秒）でよう素除去部へ捕集されたと考えると，発熱量は

s となる。

別紙 50-5644

別紙 50(2) よう素除去部における無機よう素の化学反応による吸熱量
よう素除去部のおける無機よう素 I2 の銀ゼオライトへの吸着反応は，以下の熱化学方程式で示される。

それぞれの化学種の標準生成エンタルピは以下の値となる（参考図書 1）。

別紙 50-6645

別紙 50

熱化学方程式と標準生成エンタルピより，
以上より，1mol の無機よう素（I 2 ）の反応には

となる。
の吸熱量

を伴うこととなる。
ここで，無機よう素の反応は吸熱反応であることから，保守的に評価に含めないこととする。

(3) よう素除去部における化学反応の発熱量の評価

以上より，よう素除去部における化学反応による発熱量が与える温度変別紙 50-7646

別紙 50化は十分小さいため，影響はないと言える。

〈参考図書〉
1. 化学便覧基礎編改訂 5 版

別紙 50-8647

別紙 51
スクラビング水の粘性の変化が除去性能に与える影響について
ベントにより格納容器からフィルタ装置にエアロゾルが移行する。スクラビ
ング水の粘性は，エアロゾルが可溶性の場合はそのエアロゾルの水和性と溶解する量によって，不溶性の場合はスクラビング水に分散する固体粒子の量によって変化する。可溶性エアロゾル又は不溶性エアロゾルの影響によるスクラビ
ング水の粘性率の変化を保守的に評価した結果，その変化は十分小さく，DF への影響がないことを確認した。

(1)

フィルタ装置内に移行するエアロゾル等の影響
重大事故等発生時に格納容器内へ放出されるエアロゾルがベントによりフ

ィルタ装置に移行することから，ＮＵＲＥＧ－1465 に記載されている格納容器への放出割合を参照し，フィルタ装置内へ移行するエアロゾル量を基にスクラビング水への影響を評価する。なお，ＮＵＲＥＧ－1465 では格納容器への放出過程（Early In-Vessel，Late In-Vessel 等）ごとに格納容器への移行割合を与えており，本評価では事故後長期にわたってスクラビング水への影響を評価するため，放出過程ごとの放出割合の合計値をエアロゾル移行量の算出に使用している。（別紙 2）
ベント後のスクラビング水には，可溶性エアロゾルと不溶性エアロゾルがそれぞれ存在することとなる。エアロゾルの種類と溶解の可否を第 1 表に示す。

別紙 51-1

648

別紙 51
第1表

エアロゾル（設計条件）の種類と溶解の可否

核種グループ

代表化学形態

Halogens
Alkali metal
Te
Ba，Sr
Noble metals
Ce
La
構造材

CsI
CsOH
TeO2 , Sb
BaO, SrO
MoO2
CeO2
La2O 3
SiO2 等合計

FP エアロゾル移行量（kg）

溶解の可否

400

可溶性
可溶性
不溶性
可溶性
不溶性
不溶性
不溶性
大半は不溶性－

可溶性エアロゾルと不溶性エアロゾルでは，スクラビング水の粘性に与える影響はそれぞれ異なることから，可溶性エアロゾル，不溶性エアロゾルに
分けて粘性に与える影響を確認する。
なお，流体が流動する際の抵抗を示す粘性の大きさは，粘性率η[mPa･s]で表され，水の粘性率は水温 10℃の場合は約 1.3[mPa･s]，80℃の場合は約0.3[mPa･s]である（参考図書 1）。

ａ．可溶性エアロゾルの影響
エアロゾルがスクラビング水に溶解すると，分解してイオンとして存在
し，溶解したイオンの周囲に水分子が水和しやすい場合には，イオンと水分子が集団として振る舞うため移動しにくくなり，粘性率が大きくなる。
一方，溶解したイオンの周囲に水分子が水和しにくい場合には，イオンや水分子が移動しやすくなり，粘性率が小さくなる（参考図書 2）。
ベント実施後にフィルタ装置に含まれる主な陽イオンには，Na+ ，K +，CS+があり，陰イオンには OH-，Cl- ，Br- ，I- ，CO 32-，HCO 3-，SO 42-がある。これ
らイオンのうち，水和しやすく粘性率の増加に最も寄与する陽イオンは Na+ ，陰イオンは OH- であり，水和しにくく粘性率の減少に寄与する陽イオンは
別紙 51-2649

別紙 51
Cs+ ，陰イオンは I -であると考えられる（参考図書 1,3）。
このため，フィルタ装置にエアロゾルが移行した場合の粘性率は，エアロゾルの全量を水酸化ナトリウム（NaOH）として評価したとき最も大きく，よう化セシウム（CsI）として評価したときには小さくなる。
スクラビング水として低温（粘性率が高い）の 25℃における水酸化ナト
リウムとよう化セシウムが水に溶解した場合の粘性率の変化を第 1 図に示
す。

3
NaOH
粘性率（mPa・s）

CsI

2

1

0
0.1

1

10

可溶成分濃度(mol/L)

第1図

NaOH と CsI が水に溶解した場合の粘性率の変化（25℃）（NaOH：参考図書 4，CsI：参考図書 5）

別紙 51-3650

別紙 51
スクラビング水に添加している化学薬剤のであり，このスクラビング水の粘性率は，化学薬剤を全て水酸化ナトリウムとして評価すると，第 1 図より

mPa･s となる。

また，スクラビング水の粘性率の変化を保守的に評価するため，仮にフィ ル タ 装 置 に 移 行 す る エ ア ロ ゾ ル が 全 て 水 酸 化 ナ ト リ ウ ム （ 400kg ＝
10,000mol）と想定とすると，その溶液のモル濃度はmol／ 上昇し，となり，可溶性エアロゾルが溶解したスクラビング水の粘性率は，第 1 図より

mPa･s となる。

以上より，可溶性エアロゾルが溶解した場合のスクラビング水の粘性率の変化は，フィルタ装置待機時のスクラビング水の粘性率に比べて，わずか（mPa･s 大きくなる）と評価できる。

なお，JAVA 試験における初期のスクラビング水に含まれる化学薬剤の質
量パーセント濃度は，
ムではwt％であり，これらのモル濃度はそれぞれとなることから，このスクラビング水の粘性率は，化学薬剤が全て水酸化ナトリウムとして評価すると，第 1 図より

mPa･s となる。

ｂ． 不溶性エアロゾルの影響
エアロゾルが不溶性の場合，スクラビング水中ではコロイド等の懸濁粒
子濃度が上昇すると考えられる。このような懸濁粒子が分散した溶液の粘性率はアインシュタインの粘度式等によって評価することができる（参考図書 1）。
η／η 0 －1＝2.5φ
ここで，η：懸濁粒子溶液の粘性，η 0：分散溶媒の粘性，φ：懸濁粒子
別紙 51-4651

別紙 51の容積分率を示す。上式を用いて，懸濁粒子濃度が粘性率に及ぼす影響を評価した結果を第 2 図に示す（アインシュタインの粘度式の成立限界である容積分率 2％までを記載）。

第2図

不溶性分が共存した場合の粘性率の変化（25℃）

スクラビング水の粘性率の変化を保守的に評価するため，仮にフィルタ装置に移行するエアロゾルを全て不溶性のエアロゾル（密度とし，最低水量のと，／cm ３ ）

t に加わったとして懸濁粒子の容積分率を算出する

vol％（＝400×10３ ／2.4／（15.5×10６ ））となる。第 2 図によると懸濁粒子の容積分率 2vol％程度まで粘性率がほとんど上昇していな
いため，不溶性エアロゾルによるスクラビング水の粘性率の変化はほとん
どないと評価できる。
なお，上記の密度g／cm ３ は，コア・コンクリート反応で発生するコ

ンクリート由来のエアロゾルを想定したものであり，TeO ２ （密度約 5.7g
／cm ３ ）等の密度の大きいエアロゾルを想定するよりも懸濁粒子の容積分率を大きく算定するため，保守的な評価となっている。

別紙 51-5652

別紙 51(2) 評価結果
粘性率の増加量は，粘性率の変化が大きい可溶性エアロゾルの場合においても下記のとおりであり，第 3 図に示す純水の温度変化に伴う粘性率の変化量と同等であるため，この粘性率の変化は十分小さい。よって，フィルタ装置を長期に使用する場合においても，スクラビング水の粘性のＤＦへの影響はないと考えられる。
・可溶性エアロゾル（水酸化ナトリウム 400kg）が溶解した場合のスクラ
ビング水の粘性率の変化は，待機時のスクラビング水と比べた場合にmPa･s 大きくなる。

第3図

水の粘性率に及ぼす温度の影響

なお，エアロゾルには有機物が含まれていないため，温度が上昇した場合にも粘性率を著しく大きくさせることはない。

別紙 51-6653

別紙 51〈参考図書〉
1. 化学便覧改訂３版基礎編Ⅱ
2. 上平恒，「水の分子工学」
3. 横山晴彦，田端正明「錯体の溶液化学」
4. Pal M. Sipos, Glenn Hefter, and Peter M. May, Viscosities and Densities
of Highly Concentrated Aqueous MOH Solutions (M+ ) Na+, K+, Li+, Cs+,
(CH3)4N+) at 25.0 °C,J. Chem. Eng. Data, 45, 613-617 (2000)
5. Grinnell Jones and Holmes J. Fornwalt, The Viscosity of Aqueous
Solutions of Electrolytes as a Function of the Concentration. III.
Cesium Iodide and Potassium Permanganate, J. Am. Chem. Soc., 58 (4),619 625 (1936)
6. Joseph Kestin, H. Ezzat Khalifa and Robert J. Correia, Tables of the
Dynamic and Kinematic Viscosity of Aqueous NaCl Solution in theTemperature Range 20-150℃ and the Pressure Range 0.1-35MPa, J. Phys.
Chem. Ref. Data, Vol.10, No.1 (1981)
7. 日本機械学会

蒸気表 <1999>

別紙 51-7654

別紙 52
窒素供給装置の容量について
可搬型窒素供給装置の窒素容量は，下記①②を考慮して設定している。
① ベント後， 中長期的に格納容器除熱系が復旧した後に窒素供給を開始し，除熱中の格納容器内の水素濃度を4％（水素の可燃限界温度）未満あるいは酸素濃度を5％（水素を燃焼させる下限濃度）未満に維持② ベント停止後の格納容器圧力逃がし装置における水素滞留防止のため，窒素の供給を行い，格納容器圧力逃がし装置の系統内の水素濃度を4％（水素の可燃限界温度）未満あるいは酸素濃度を5％（水素を燃焼させる下限濃度）未満に維持
可搬型窒素供給装置の主要な仕様を第1表に示す。

第1表

可搬型窒素供給装置の主要仕様

窒素容量約200Nm３ ／h

窒素純度99.0vol％以上

窒素供給圧力0.5MPa（可搬型窒素供給装置出口にて）

以下に，可搬型窒素供給装置の窒素供給量の設定について示す。

別紙 52-1

655

別紙 52（1）格納容器における可搬型窒素供給装置の容量ベント開始後に格納容器内で発生する水素及び酸素は，サプレッション・
プールに移行した放射性物質による水の放射線分解によるものが支配的となる。ベントシーケンスである「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容
器過圧・過温破損）（代替循環冷却系を使用しない場合）」におけるＭＡＡ
Ｐ解析に基づき評価した水素及び酸素の発生量を第2表に示す。なお，水素及び酸素の発生量算出については，以下の式により算出した。ベント後の格
納容器除熱によって格納容器内は非沸騰状態にあることを想定し，水素発生量のＧ値は0.25，酸素発生量のＧ値は0.125とする。

①

発生水素（酸素）分子数［分子数／J］＝G 値［分子／100eV］／100／（1.602×10－１９ ［J］）②

水素（酸素）発生量［分子数／s］＝崩壊熱［MW］×10６ ×発生水素（酸素）分子数［分子数／J］×放射線吸収割合③

水素（酸素）発生量［m３ ／h］＝水素（酸素）発生量［分子数／s］／（6.022×10２３ ）×22.4×10－３ ×3600

別紙 52-2656

別紙 52

第2表

想定事象における格納容器内の水素及び酸素の発生量
放射線

放射性物質移行量

発生量[m３ ／h]※

対象
吸収割合

割合[％]

崩壊熱[MW]

水素酸素

炉心部（コリウム）※

0.1

62.0

6.100

1.27

0.64

炉心部（コリウム以外）

1.0

9.0

0.889

1.85

0.93

D／W 及びペデスタル部

1.0

0.3

0.030

0.06

0.04

S／P

1.0

26.0

2.550

5.33

2.67

－

97.3

9.569

8.51

4.28

合計

※
※
※

ベント停止は事象発生７日後とし，７日後の崩壊熱として 10MW を想定する。
酸素濃度を厳しく評価するため，水素発生量は小数点第 3 位を切り下げ，酸素
発生量は小数点第 3 位を切り上げる。
炉心部ではβ線が燃料被覆管で吸収され ru ことを考慮し，放射線吸収割合を 0.1としている。

この結果より，酸素濃度を5％（水素を燃焼させる下限濃度）未満に抑えるために必要な窒素供給量 xを求める。
酸素発生量＋窒素供給装置からの酸素供給量
水素発生量＋酸素発生量＋窒素供給装置の供給量（ ）

4.28
8.51

0.01
4.28

0.05

0.05

91.1（小数点第2位切上げ）

上記結果より，必要窒素供給量は91.1Nm ３ ／hである。窒素供給装置の1台当たりの容量は200Nm ３ ／hであることから，格納容器用の窒素供給装置の必要台数は1台となる。
なお，この時の水素は可燃限界濃度の4％を超えるが，上述のとおり酸素の濃度が5％（水素を燃焼させる下限濃度）を超えないことから水素が燃焼

別紙 52-3657

別紙 52することはない。

（2）格納容器圧力逃がし装置における可搬型窒素供給装置の容量ベント開始後に格納容器圧力逃がし装置のフィルタ装置で発生する水素及び酸素は，フィルタ装置に移行した放射性物質による水の放射線分解によるものが支配的となる。このため，フィルタ装置で発生する水素及び酸素の量は，(1)に示した①～③の式により算出できる。スクラビング水は沸騰しているものと想定し，水素発生量のＧ値は0.4，酸素発生量のＧ値は0.2とする。その他の情報については，以下のとおりとする。
崩壊熱量：0.5MW（フィルタ装置の設計条件）
放射線吸収割合：1.0
以上より，水素の発生量は1.67m３ ／h，酸素の発生量は0.836 m３ ／hとなる。
水素及び酸素の発生量より，酸素濃度を5％（水素を燃焼させる下限濃度）未満に抑えるために必要な窒素供給量 を求める。
酸素発生量

窒素供給装置からの酸素供給量

水素発生量＋酸素発生量＋窒素供給装置の供給量（ ）

0.01
0.836
1.67 0.836

0.05

0.05

17.8（小数点第2位切上げ）

上記より，必要窒素供給量は17.8Nm ３ ／hとなる。窒素供給装置の1台当たりの容量は200Nm ３ ／hであることから，格納容器圧力逃がし装置用の窒素供給装置の必要台数は1台となる。

別紙 52-4658

別紙 53
フィルタ装置入口配管の位置について
東海第二発電所のフィルタ装置入口配管は，フィルタ装置の通常水位より低い位置でフィルタ装置に接続される。以下に機器設計上の考え方と，この設計による悪影響の有無について検討する。
(1) 機器設計上の考え方
東海第二発電所のフィルタ装置には，容器内部に有機よう素を除去するための銀ゼオライトフィルタを設置している。この銀ゼオライト充填や容器内部の入槽点検には，上部マンホールから容器内部に作業者が入り作業を行う必要がある。以下に示すように入口配管の接続位置はフィルタ性能に影響を及ぼすことはないことから，作業性を考慮して容器内部の作業エリアに大きな配管が極力配置されないように，銀ゼオライトフィルタ室より低い位置で入口配管を接続した設計としている。
(2) 悪影響の有無について
入口配管がフィルタ装置の通常水位より低い位置でフィルタ装置に接続することから，第 1 図のとおりスクラビング水を内包した入口配管が容器の外に配置されることとなる。これによるフィルタ性能への影響，バウンダリへの影響及び放射性防護の観点から悪影響の有無を検討する。
なお，強度や耐震性への影響は構造（入口配管の位置）を適切に反映して評価することから，問題はない。

ａ．フィルタ性能への影響
フィルタ装置使用時には入口配管のスクラビング水を押し出す必要がある。入口配管の位置が通常水位の上下に関わらず，格納容器からのガスは
待機時水位とベンチュリノズル分配管との差分の水位を押し込む必要がある。この押込み水位は入口配管の位置による差はほとんどない。
別紙 53-1

659

別紙 53
したがって，入口配管が通常水位より下でフィルタ装置に接続されても，格納容器からのガスはベンチュリノズルに導かれ，エアロゾルや無機よう
素を捕集することから，入口配管の位置が放射性物質の捕集性能に影響を及ぼすことはない。
なお，JAVA 試験設備においては，
エアロゾルや無機よう素に対して，十分な除去性能を有することが確認されている。
ｂ．バウンダリへの影響
系統待機時にスクラビング水はフィルタ装置外部の入口配管内にも貯留されるが，配管の材質は耐アルカリ性を考慮して，フィルタ装置同様ステンレス鋼を採用することで，バウンダリへの影響はない。
ｃ．放射線防護への影響
フィルタ装置使用後は，入口配管にも放射性物質を含んだスクラビング
水が貯留される。フィルタ装置内部に入口配管が位置する場合と比べると，
入口配管表面の放射線量率は高くなるが，格納槽の遮蔽壁内に位置することから，作業員への影響はない。

以上より，入口配管のフィルタ装置への接続位置が，フィルタ性能等へ悪影響を及ぼすことはなく，現在の接続位置は妥当と考える。

別紙 53-2660

第１図フィルタ装置入口配管の接続位置による比較

別紙 53

別紙 53-3661