国家課題対応型研究開発推進事業
University of Fukui

原子力システム研究開発事業｢安全基盤技術研究開発｣(タイプＢ)
研究開発課題名

ＭＡ含有ブランケット燃料を活用した
固有安全高速炉の開発－成果報告会用説明資料－
令和４年２月２日
研究代表者

国立大学法人 福井大学

竹田 敏一

再委託先機関 研究責任者

国立大学法人 大阪大学
北田 孝典
日立ＧＥﾆｭｰｸﾘｱ・ｴﾅｼﾞｰ(株) 仁田脇 武志
1

目

次

University of Fukui

研究概要

3

１．背景と目的

4２．従来研究との違い

5

３．研究開発内容

6

3.1 福井大学担当研究
輸送理論に基づく過渡解析手法の調査・検討（H29~R１）
過渡計算結果に対する検討（R2）

3.2 大阪大学担当研究
過渡核特性解析手法の実装・検証（H29~R2）

3.3 日立GE担当研究
固有安全SFR炉心の概念設計（H29~R１）
固有安全SFRのULOF、UTOPに対する安全性確認（H29~R2）

3.4 設計手法検証のための国際協力

補足資料

32
2

研究概要
炉中心

Naプレナム

制御棒
制御棒

MOX
内部ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ(UO2-MAOx)

出力分布

×

MOX

炉心

燃料破損

固有安全SFR
制御棒
制御棒

過渡核特性解析手法
遮へい体

従来のSFR

炉心概念設計GEM

ATWS時の挙動（UTOP時）

炉心断面■ボイド反応度負の設計■MAの可燃性吸収材・燃料
親物質としての特長に着目

出力分布

炉心

健全性維持

keff

燃焼反応度低減⇒
制御反応度の低減

ATWS時の挙動（ULOF時）■過渡時のNa密度分布を考慮した、Naプレナム、GEMの反応度評価手法
過渡時の反応度

University of Fukui

±0

負の反応度

事象の終息

時間

■世界初の六角体系輸送多次元
過渡核特性解析手法の開発（拡散理論⇒輸送理論）
制御棒誤引抜位置

研究項目

運転期間

(1)固有安全SFRの炉心概念設計(2)設計に適用可能な過渡核特性解析手法の開発(3)固有安全SFRのULOF、UTOPに対する安全性確認(4)設計手法検証のための国際協力

径方向出力分布の時間変化

MA：Minor actinide, GEM: Gas Expansion Module, SFR: Sodium-cooled Fast Reactor, ATWS: Anticipated Transient
without Scram, UTOP: Unprotected Transient Over Power, ULOF: Unprotected Loss of Flow3

１．背景と目的
University of Fukui

背 景
福島原発事故以降、設計基準事象を超える厳しい条件に対しても、安全性が確保でき、国民の安心感が得られる原子炉の開発が重要となっている。

目 的●ATWSのような重大事故時にも炉心固有の物理特性によって、炉心損傷を回避できる固有安全高速炉を開発する。
●輸送理論に基づく多次元過渡核特性解析手法を開発し、プラント動特性プログラムに組込んで、固有安全高速炉がULOF、UTOP時にも炉心損傷を回避できることを示す。
ATWS: Anticipated Transient Without Scram, ULOF: Unprotected Loss of FlowUTOP: Unprotected Transient Over Power4

２．従来研究との違い
University of Fukui「もんじゅ」データを活用したMA核変換の研究(H25/10～H29/3)
1)「多量のMA核変換」と「ULOF時の炉出力増大回避&事象緩慢化」を両立
Naプレナム付軸非均質炉心によって、MA含有率11%で実効的ボイド反応度負(正味のボイド反応度は正)を達成。過渡解析で出力上昇の抑制を確認（但し、MAX(出力/流量比)＞4→燃料健全性確保△）
2)UTOP時の安全性に係る燃焼反応度＞1.5$ （従来研究では対象外）
課 題１
1)ボイド反応度負でULOF時の正の反応度挿入を回避、2)燃焼反応度≦1$としてUTOP時の制御棒御引抜き反応度低減 ⇒●トレードオフ関係にある、ボイド反応度と燃焼反応度の低減を両立できる
固有安全SFR炉心概念
課 題２
課題１克服のための、固有安全SFR炉心の安全性確認に必要な、高精度な過渡核特性解析手法の開発 ⇒●軸方向ボイド分布又は冷却材密度分布を考慮した厳密摂動に基づく過渡時の反応度評価方法の開発●世界初となる設計に適用可能な六角Z体系の輸送過渡核特性解析手法
5３.研究開発内容
University of Fukui

福井大

取り纏め


固有安全SFR炉心の概念設計••

設計に適用可能な過渡核特性解析手法の開発
•
•
•

固有安全
SFRの
安全性確認

燃焼反応度低減のための感度解析（H29：日立GE）
固有安全SFRの炉心概念設計（H30~R1：日立GE）

輸送理論に基づく過渡解析手法の調査・検討（H29~R１：福井大学）
過渡核特性解析手法の実装・検証（H29~R2：大阪大学）
過渡計算結果に対する検討（R2：福井大学）
過渡核特性解析と結合

固有安全SFRのULOF、UTOPに対する安全性確認
•
•
•



過渡核特性解析手法とプラント動特性解析手法の結合方法の検討（H29~R1：日立GE）
解析ツールの試作（R2:日立GE）
固有安全SFRの過渡時安全性の評価（R2：日立GE）

設計手法検証のための国際協力（H30～R2）
6

3.1 福井大学担当研究（輸送理論に基づく過渡解析手法の調査・検討、
過渡計算結果に対する検討）平成29年度
University of Fukui

・過渡解析手法の調査

手法

メリット

デメリット

特徴

θ法

手法そのものは非常に簡易な手法であり、適用が容易である。

中性子束の時間微分に対する重み関数がθでθの選び方により、計算精度が異なるため、その選択方法が難しい。 あり、θ＝0,1の場合には陽解法、陰解法となる。θの選択により、精度向上を図ることができるが、その選択方法が難しい。

周波数変換法

中性子束が指数関数状に変化する場合には有効である。

出力の時間依存性が複雑になる場
合には、その有効性に問題点が残る。

この手法もθ法と同様、単純な手法であり、出力時間依存性が指数関数で近似できる場合には有効となる。

断熱近似

定常状態での中性子束分布計算
コードを時間依存問題に適用できる。

中性子束分布の時間変化が時間ス
テップ内で大きい場合には計算誤差が大きくなる。

中性子束の時間微分をゼロとする近似であり、前の時間ステップの情報が次の時間ステップに伝わらないので断熱近似と呼ばれている。

準静近似

形状関数の解法において、その微分項をゼロとするので、定常状態の解法を適用できる。

形状関数の時間微分が大きい場合には計算誤差が大きくなる。

因子化法を用い、中性子束を振幅関数と形状関数に分解する。準静近似では形状関数の時
間微分項を無視する。

改良型準静近似

形状関数の時間微分も考慮しており、計算精度は向上する。

形状関数の時間微分を取り入れた解法を用いる必要がある。

因子化法で表れる振幅関数および形状関数の時間微分項を取り入れて計算する。

マルチグリット
振幅関数法

振幅関数の場所依存性を取り入れるため、計算精度の向上を図ることができる。

振幅関数の場所依存性を取り入れる計算が必要となり、計算方法が複雑となる。

上記、改良型準静近似では振幅関数は全炉心出力の時間依存性を示していたが、本方法では振幅関数の場所（ゾーン）依存性を取り入れている。

マルチレベル
準静近似法

フレキシブルな計算法であり、取り扱う問題ごとに各段階の計算
各段階の計算法を適切に選ぶと、 法を適切に選択する必要がある。
計算精度の向上及び計算時間のまた選択した各段階での計算方法
短縮を図ることができる。
の結合を図る必要がある。

全炉心の中性子束分布の時間依存性をマルチレベルで解く手法である。第1段階は厳密な解法、第2段階はその解を補正するための近似解法、第3段階は一点炉動特性方程式を用いる方法が提案された。この方法は非常にフレキシブルな解法であり、各段階の手法を適切に選択することにより過渡現象を効率よく解くことが可能である。

7

3.1 福井大学担当研究（輸送理論に基づく過渡解析手法の調査・検討、
過渡計算結果に対する検討）平成29年度
University of Fukui

３次元詳細輸送計算手法の比較検討
手法

集合体

輸送ノード法

均質

メリット
デメリット
計算コードの特徴
ノ ー ド 法 の 採 用 に Sn 計 算 の 収束 性が NSHEX
よ り 、 空 間 メ ッ 悪い
国内開発コード
シュ効果は詳細に（公開）
取り入れられる

あらかじめ集合体
ごとの応答行列を計算すれば後の炉心計算は容易応答行列法

Pn法（SPn法）

非均質

均質

集 合 体 の ボ イ ド 分 COMET
布 等 が 計 算 前 に は 米国所ジョージア工科解 か ら な い の で 数 大学（非公開）
多くのボイド分布を持つパターンを計算しておかねばならない

特にSPn法は計算時 Pn （ SPn ） 法 は 集
間が短い合体が工学的に厚い場合は精度がよ
いが、ボイドのよ
うになると精度が悪い

拡散コード（CITATION）
を拡張すれば計算可（公開）

8

2.2 設計に適用可能な過渡核特性解析手法の開発①輸送理論に基づく過渡解析手法の調査・検討
University of Fukui

・ノード平均角度中性子束
� 𝑚𝑚 =
𝛹𝛹
ただし� 𝑚𝑚 +

S

𝜇𝜇𝑠𝑠𝑚𝑚 𝑚𝑚 𝑚𝑚,𝑖𝑖𝑖𝑖
2𝜉𝜉 𝑚𝑚
𝑚𝑚,𝑖𝑖𝑖𝑖𝑚𝑚∑ 𝑚𝑚 𝛽𝛽𝑠𝑠 𝛹𝛹𝑠𝑠− + 𝛿𝛿𝑠𝑠 +(𝛽𝛽𝑧𝑧𝑚𝑚 𝛹𝛹𝑧𝑧−+ 𝛿𝛿𝑧𝑧𝑚𝑚 �𝑚𝑚3ℎ𝑟𝑟 s=x,u,v 𝛼𝛼𝑠𝑠
ℎ𝑧𝑧𝛼𝛼𝑧𝑧𝜇𝜇𝑠𝑠𝑚𝑚2
𝜉𝜉 𝑚𝑚++ ∑′𝑡𝑡∑3ℎ𝑟𝑟 s=x,u,v 𝛼𝛼𝑠𝑠𝑚𝑚 ℎ𝑧𝑧𝛼𝛼𝑧𝑧𝑚𝑚

𝑔𝑔→𝑔𝑔
𝑆𝑆 𝑚𝑚 = ∑𝑠𝑠 𝜑𝜑𝑔𝑔 + 𝑄𝑄′𝑚𝑚
𝑔𝑔☆改善すべき点→ソース項が角度依存性を持ち、記憶容量が膨大になる・断面積としては以下の修正断面積を用いると、ソース項は𝑄𝑄0 のみを考慮すればよい
01 1 𝜕𝜕𝑃𝑃
1
𝛹𝛹𝑛𝑛−1+� =� +1− 0𝜈𝜈 𝑃𝑃 𝜕𝜕𝑡𝑡 𝜈𝜈∆𝑡𝑡
𝛹𝛹𝑛𝑛
𝑡𝑡𝑡𝑡
𝑡𝑡𝑡𝑡
′′

☆ソース項の角度依存性はなくなる
9

3.1 福井大学担当研究（輸送理論に基づく過渡解析手法の調査・検討、
過渡計算結果に対する検討）平成30年度
University of Fukui

輸送計算手法のまとめ
・ 改良型準静近似に基づき、中性子束の時間依存性を振幅関数と形状関数の積で表す。
・ 振幅関数に表される反応度は輸送理論で計算。
・ 形状関数はSnノード法に基づく計算方式を開発。

10

3.1 福井大学担当研究（輸送理論に基づく過渡解析手法の調査・検討、
過渡計算結果に対する検討）令和元年度
University of Fukui

 フィードバック反応度☆考慮すべきフィードバック反応度の種類

冷却材（ナトリウム）ボイド反応度、ドップラー反応度、密度係数、
膨張反応度係数、制御棒・GEM反応度
 冷却材(ナトリウム)ボイド反応度の計算方法
・各燃料集合体の軸方向ノードのNa密度をプラント動特性解析より取得
各集合体の軸方向ノードの均質断面積の計算
定常状態からの均質断面積の変化δΣの計算（全断面積、吸収断面積、散乱断面積、生成断面積）ρ=∑𝑔𝑔 ∫𝑣𝑣⃗ 𝑔𝑔 𝜓𝜓∗𝑔𝑔 𝑟𝑟⃗
𝑑𝑑 𝑟𝑟𝜒𝜒

𝑔𝑔

1

𝑔𝑔𝑔
𝑔𝑔𝑔
∑𝑔𝑔𝑔 𝜐𝜐 ∑𝑓𝑓 𝑟𝑟⃗ 𝜙𝜙0 𝑟𝑟⃗

𝑔𝑔

∗𝑔𝑔

𝑔𝑔
𝑔𝑔
× �− ∑𝑔𝑔 ∫𝑣𝑣 𝑑𝑑𝑟𝑟⃗ ∫4𝜋𝜋 𝑑𝑑Ω𝛿𝛿 Σ𝑡𝑡 �4𝜋𝜋𝜙𝜙 𝑔𝑔 𝑟𝑟, Ω, 𝑡𝑡⃗ − 𝜙𝜙0 𝑟𝑟, 𝑡𝑡 �Ψ ∗𝑔𝑔 𝑟𝑟,⃗Ω𝑔𝑔

𝑔𝑔→𝑔𝑔′− � � 𝑑𝑑𝑟𝑟𝛿𝛿⃗ Σ𝑎𝑎 𝑟𝑟⃗ 𝜙𝜙0 𝑟𝑟,⃗ 𝑡𝑡 𝜓𝜓0 𝑟𝑟⃗ + � � 𝑑𝑑𝑟𝑟𝜙𝜙⃗ 0 𝑟𝑟,⃗ 𝑡𝑡 � 𝛿𝛿 Σ𝑠𝑠
+

𝑔𝑔

𝑣𝑣

𝑔𝑔

𝑣𝑣

1
𝑔𝑔𝑔 𝑔𝑔𝑔∗𝑔𝑔⃗ 𝑔𝑔 𝜓𝜓0 𝑟𝑟⃗ � 𝛿𝛿𝛿𝛿Σ𝑓𝑓 𝜙𝜙0 𝑟𝑟,⃗ 𝑡𝑡 �� � 𝑑𝑑 𝑟𝑟𝜒𝜒
𝑘𝑘𝑘𝑘𝑘𝑘𝑘𝑘
𝑔𝑔

𝑔𝑔𝑔

𝑔𝑔′

∗𝑔𝑔′

𝜓𝜓0

∗𝑔𝑔

− 𝜓𝜓0

11

3.1 福井大学担当研究（輸送理論に基づく過渡解析手法の調査・検討、
過渡計算結果に対する検討）令和2年度
University of Fukui

 ULOF時での温度変化・反応度予測式
・冷却材温度上昇←漸近近似を適用

・𝑇𝑇�𝑓𝑓 𝑇𝑇 − 𝑇𝑇�𝑓𝑓 0_ = 𝑅𝑅 𝑇𝑇 − 1 � 𝑇𝑇𝑓𝑓 0_ − 𝑇𝑇𝑖𝑖𝑖𝑖

・燃料温度上昇∆𝑇𝑇𝑚𝑚 𝑇𝑇 ≡ 𝑇𝑇�𝑚𝑚 𝑇𝑇 − 𝑇𝑇�𝑚𝑚 0_= 𝑃𝑃 𝑇𝑇 − 1 𝑇𝑇𝑚𝑚 0_ − 𝑇𝑇𝑖𝑖𝑖𝑖 + 𝑅𝑅 𝑇𝑇 − 𝑃𝑃(𝑇𝑇) 𝑇𝑇𝑓𝑓 0_ − 𝑇𝑇𝑖𝑖𝑖𝑖

 ULOF時での反応度の比較

表

反応度の予測推定値(単位：＄)
ドップラ
反応度

膨張反応度

内側炉心

0.316

0.266

外側炉心

0.05

0.044

漸近近似による
反応度

0.366

0.310

本プロジェクト
での反応度

0.38

0.260

60
40
20

反応度（￠）

0-20
ドップラ反応度-40

燃料温度反応度
被覆管反応度-60

冷却材反応度-80

ラッパ管反応度

-100

事故反応度
GEM反応度

-120

合計反応度

-140
0

10

20

30
時間（s）

40

50

※本プロジェクトでの計算結果☆以上のUTOP・ULOF時の過渡解析結果の比較により、本プロジェクトで開発した計算コードにおいて、反応度フィードバックが妥当に考慮されていることが分かった。 12

3.1 福井大学担当研究（輸送理論に基づく過渡解析手法の調査・検討、
過渡計算結果に対する検討）令和2年度
University of Fukui

フィードバック反応度に対する制限条件の導出 （UTOPの場合）

Figure Allowable area for the control rod reactivity and feedback reactivity coefficient
参考文献 T.Takeda, K Fujimata, S Fuchita, S. Takeda , "Estimation of Reactivity
Feedback and Determination of Safety Criteria of Inherent-Safety Fast Reactors in
Unprotected Transients based on the Asymptotic Approximation”, Annals of Nuclear
Energy,164 (2021) 108597.

13

3.2 大阪大学担当研究（過渡核特性解析手法の実装・検証）
University of Fukui

計画

輸送効果を妥当な計算時間で取り入れる手法の実装を行う。反応度等が輸送効果を考慮できる既存の計算コードの結果との比較により適切に評価されていること及び妥当な計算時間で評価されていることを検証する。

 高度化を図る過渡核解析コードとして、拡散理論に基づくKICOMコードを調査・導入した。
 輸送効果を取り入れる方法の適用による過渡解析コードの高度化として、Sn法に基づくコードであるNSHEXを参考にしつつ、KICOMにSn法に基づく輸送計算機能を導入した。
 改良準静近似に基づく解析をSn法で実施するための機能を実装した。
 輸送効果を考慮できる既存の計算コードの結果との比較により、反応度等が適切に評価されていること、設計に適用できる計算時間で評価されていることを確認した。断熱近似を用いた反応度の検証も実施した。
14

3.2 大阪大学担当研究（過渡核特性解析手法の実装・検証）
University of Fukui

過渡核解析コードの調査結果
KICOMは過渡解析に必要な基本的な性能を有することを確認した。KICOMに対し、NSHEXのSn法の計算機能を追加する方針とした。
KICOMの仕様
取扱形状
理論
外部反復

炉心計算

内側反復

動特性方程式の解法

3次元六角Z炉心体系
拡散ノード法(多項式展開法)
Chebyshev
Wielandt (定常計算のみ)
SOR
BiCGSTAB
一点炉近似
断熱近似
改良準静近似(IQS, AQS)
直接法

NSHEXの仕様
取扱形状
炉心計算

理論
外部反復

3次元六角Z炉心体系
輸送計算(Sn法、多項式展開法)
リバランス加速法153.2 大阪大学担当研究（過渡核特性解析手法の実装・検証）
University of Fukui①で検討された、前ステップの中性子源項については、方向依存性を固定するという仮定を用いた。
𝝋𝝋 𝒓𝒓, 𝛀𝛀, 𝑬𝑬, 𝒕𝒕
𝝋𝝋 𝒓𝒓, 𝛀𝛀, 𝑬𝑬, 𝒕𝒕 + ∆𝒕𝒕=
𝝋𝝋 𝒓𝒓, 𝑬𝑬, 𝒕𝒕
𝝋𝝋 𝒓𝒓, 𝑬𝑬, 𝒕𝒕 + ∆𝒕𝒕

この近似を用いることで、前ステップの中性子源項を左辺に移動させ、コードに導入した。
𝑔𝑔Ω � 𝑔𝑔𝑔𝑔𝑔𝑔𝑔𝑔𝜑𝜑 𝑔𝑔 𝑟𝑟, Ω, 𝑡𝑡 + ∆𝑡𝑡 + Σ𝑡𝑡 𝑟𝑟 +𝑔𝑔′→𝑔𝑔= � 𝑑𝑑Ω � Σ𝑠𝑠
Ω′ → Ω
𝑔𝑔′
′

𝜑𝜑

𝑔𝑔′

1
𝑃𝑃 𝑡𝑡 + ∆𝑡𝑡 − 𝑃𝑃 𝑡𝑡+
𝑣𝑣∆𝑡𝑡
𝑃𝑃 𝑡𝑡 + ∆𝑡𝑡 𝑣𝑣∆𝑡𝑡
𝑔𝑔

𝜒𝜒𝑝𝑝
𝑔𝑔′
� 𝑑𝑑Ω′ � 1 − 𝛽𝛽 𝜈𝜈𝑝𝑝 Σ𝑓𝑓 r 𝜑𝜑 𝑔𝑔′ 𝑟𝑟, Ω′ , 𝑡𝑡 + ∆𝑡𝑡
𝑟𝑟, Ω , 𝑡𝑡 + ∆𝑡𝑡 +
4𝜋𝜋𝜋𝜋𝜋𝜋𝜋𝜋𝜋𝜋′1𝝋𝝋𝒈𝒈 𝒓𝒓, 𝛀𝛀, 𝒕𝒕𝑔𝑔+
� 𝜒𝜒𝑑𝑑 𝑚𝑚 𝜆𝜆 𝑚𝑚 𝐶𝐶 𝑚𝑚, 𝑡𝑡 +4𝜋𝜋𝜋𝜋 𝑡𝑡 + ∆𝑡𝑡
𝒗𝒗∆𝒕𝒕
𝑚𝑚

Ω � 𝑔𝑔𝑔𝑔𝑔𝑔𝑔𝑔𝑔𝑔 𝑟𝑟, Ω, 𝐸𝐸, 𝑡𝑡 + ∆𝑡𝑡 + Σ𝑡𝑡 𝑟𝑟, 𝐸𝐸 +1
𝝋𝝋 𝒓𝒓, 𝑬𝑬, 𝒕𝒕
𝟏𝟏 −
𝑣𝑣∆𝑡𝑡
𝝋𝝋 𝒓𝒓, 𝑬𝑬, 𝒕𝒕 + ∆𝒕𝒕= � 𝑑𝑑Ω′ � 𝑑𝑑𝐸𝐸 ′ Σ𝑠𝑠 Ω′ → Ω, 𝐸𝐸 ′ → 𝐸𝐸 𝜑𝜑 𝑟𝑟, Ω′ , 𝐸𝐸 ′ , 𝑡𝑡 + ∆𝑡𝑡+

𝜑𝜑 𝑔𝑔 𝑟𝑟, Ω, 𝑡𝑡 + ∆𝑡𝑡
𝑔𝑔′+

𝑃𝑃 𝑡𝑡 + ∆𝑡𝑡 − 𝑃𝑃 𝑡𝑡
𝑃𝑃 𝑡𝑡 + ∆𝑡𝑡 𝑣𝑣∆𝑡𝑡

𝜑𝜑 𝑟𝑟, Ω, 𝐸𝐸, 𝑡𝑡 + ∆𝑡𝑡

𝜒𝜒𝑝𝑝 𝐸𝐸1� 𝑑𝑑Ω′ � 𝑑𝑑𝐸𝐸 ′ 1 − 𝛽𝛽 𝜈𝜈𝑝𝑝 Σ𝑓𝑓 𝑟𝑟, 𝐸𝐸 ′ 𝜑𝜑 𝑟𝑟, Ω′ , 𝐸𝐸 ′ , 𝑡𝑡 + ∆𝑡𝑡 +� 𝜒𝜒𝑑𝑑 𝑚𝑚, 𝐸𝐸 𝜆𝜆 𝑚𝑚 𝐶𝐶 𝑚𝑚, 𝑡𝑡
4𝜋𝜋𝜋𝜋𝜋𝜋𝜋𝜋𝜋𝜋
4𝜋𝜋𝜋𝜋 𝑡𝑡 + ∆𝑡𝑡
𝑚𝑚

16

3.2 大阪大学担当研究（過渡核特性解析手法の実装・検証）
University of Fukui

摂動論に基づく反応度計算の検証のための計算を、断熱近似を用いて実施した。
 もんじゅ炉心の中央位置の制御棒について、制御棒下端を炉心上部より100cmの位置とする初期条件から、2 cm/secの速度で6秒間引き抜いた解析

計算条件
Sn quadrature

4

Polynomial expansion order of internode flux

2

Convergence criterion of node-wise fission source

5×10-5

Convergence criterion of multiplication factor

1×10-5

Division number of regions in axial direction

20*

Number of energy groups

7

Evaluated nuclear data

JENDL-4.0

Boundary condition in radial direction

VacuumBoundary condition in axial direction

Vacuum17

3.2 大阪大学担当研究（過渡核特性解析手法の実装・検証）
University of Fukui

 輸送計算で得られる実効増倍率に基づく反応度(1/k-1/k’)と、摂動論から求まる反応度を比較した。
 誤差は収束条件のオーダーとなり、摂動論に基づく反応度が適切に求まっていることを確認した。

2.0E-03

Reactivity (Δk/kk')

1.0E-04[I] Reactivity obtained by multiplication factor[II] Reactivity obtained by perturbation theory
Difference: [I]-[II]8.0E-05

Difference (Δk/kk')

2.5E-03

1.5E-03

6.0E-05

1.0E-03

4.0E-05

5.0E-04

2.0E-05

0.0E+00

0.0E+00

0

1

2

3

Time (sec)

4

5

6

反応度の比較

18

3.2 大阪大学担当研究（過渡核特性解析手法の実装・検証）
University of Fukui

固有安全炉体系を対象として、KICOMとNSHEXの結果を比較した。結果として、実効増倍率および中性子束分布について有意な差異はなく、反応度等が適切に評価されていることを検証した。また、計算時間は制御棒未挿入の体系では18.7分、制御棒挿入の体系では24.6分であり、設計に適用できる計算時間であることを確認した。
実効増倍率及び反応度の比較

KICOM (Sn法)

NSHEX

引き抜き前(k)1.45561

1.45561

引き抜き後(k’)

1.44500

1.44500

反応度(Δk/kk’)-0.00504-0.00504

1.0

1.0

1.0

1.0
NSHEX

0.6
0.0
0.4

-0.5

0.2
0.0

0

100
200
Distance from center [cm]

300

KICOM

0.8

0.5

-1.0

Normalized flux [-]Normalized flux [-]Diff. (KICOM - NSHEX)/NSHEX

Diff [%]

KICOM

0.8

Diff. (KICOM - NSHEX)/NSHEX

0.5

0.6
0.0
0.4

-0.5

0.2
0.0

Diff [%]

NSHEX

0

100
200
Distance from center [cm](a) 制御棒なし(b) 制御棒あり
中性子束分布(1群)の比較

300

-1.0

19

3.3 日立GE担当研究（固有安全SFR炉心の概念設計・
固有安全SFRのULOF、UTOPに対する安全性確認）
University of Fukui

固有安全SFR炉心の概念設計・検討概要①燃焼反応度低減のための感度解析（H29）• マイナーアクチニド（MA）の燃料親物質としての特長を活用して燃焼反応度低減を達成する有望な装荷方法を選定した。
②固有安全SFRの炉心概念設計（H30～R1）• ①で抽出したMA装荷方法に対し、炉心仕様を設定し、燃焼反応度とボイド反応度を評価した。（H30）• H30年度に設定した上部ナトリウムプレナムとGEMを設置した炉心でULOF時のボイド反応度が負で燃焼反応度が1$以下となる様に、炉心仕様を最適化した。（R1）

固有安全SFRのULOF、UTOPに対する安全性確認・検討概要①過渡核特性解析手法とプラント動特性解析手法の結合方法の検討（H29～R1）• 開発する核特性計算(*1) と既存の温度計算(*2)を結合する手法を検討した。（H29）• 核特性計算と温度計算の結合方法を見直し、必要な準備を実施した。（H30）• 核特性計算に対して、温度計算とのデータ授受機能を整備・確認した。（R1）②解析ツールの試作（R2）• 核特性計算と温度計算を結合したプラント動特性解析ツールを試作した。
③固有安全SFRの過渡時安全性の評価（R2）②で試作した解析ツールを用いて、固有安全SFRの炉心概念のULOF、UTOPの過渡解析を実施し、炉心損傷を回避できる炉心概念であることを確認した。
(*1)核特性計算：過渡核特性解析手法（輸送理論に基づく詳細な炉心部の出力分布計算の過渡解析手法）(*2)温度計算：既存のSFR向けのプラント動特性解析手法
20

3.3 日立GE担当研究（固有安全SFR炉心の概念設計・
固有安全SFRのULOF、UTOPに対する安全性確認）
University of Fukui

種々の炉心概念の得失整理を行い、固有安全性の目標達成を念頭に、燃焼反応度低減を達成する候補炉心を選定する。
炉心概念

MA装荷位置(*)

燃焼反応度(注)ボイド反応度(注)

炉心

小

大

AB

大

小

備考
中性子スペクトル：硬中性子インポータンス：小均質炉心

軸方向非均質炉心(Naプレナム付き)

RB

大

小

炉心

小

大

中性子スペクトル：硬

IB

小

小

有望な候補

AB

大

小

RB

大

小

炉心

小

大

中性子スペクトル：硬

IB

小

小

有望な候補だが課題あり

AB

大

小

中性子インポータンス：小中性子インポータンス：小径方向非均質炉心

RB

大

小

円環状炉心

炉心

大

小

(*) AB: 軸方向ブランケット、RB: 径方向ブランケット、 IB: 内部ブランケット

まとめ－

燃焼反応度とボイド反応度の目標の同時達成は困難

IBにMAを装荷するケースで、燃焼反応度とボイド反応度の目標を同時達成できる可能性

燃焼反応度とボイド反応度の目標を同時達成できる可能性はあるが、下記の課題有：・炉心サイズ：大・IBと炉心燃料の冷却材出口
温度差：大→ｻｰﾏﾙｽﾄﾗｲﾋﾟﾝｸﾞ
燃焼反応度の目標達成困難(注) 燃焼反応度、ボイド反応度とも”小”が優れる

燃焼反応度を低減しつつ、ボイド反応度も同時に低減できる可能性があり、技術的な課題も少ない 「ナトリウムプレナム付き軸非均質炉心」を選定した。

21

3.3 日立GE担当研究（固有安全SFR炉心の概念設計・
固有安全SFRのULOF、UTOPに対する安全性確認）
University of Fukuib)基準炉心を対象に、内部ブランケットに添加するMAの含有率と運転期間をパラメータとして、燃焼反応度１$以下を目標に感度解析を実施する。
炉心中心

35
90

45
20
13

25

内部ブランケット燃料（MA添加）

径方向遮へい体

炉心燃料

径方向ブランケット燃料

Naプレナム35

軸方向遮へい体

下部軸方向ブランケット燃料

下部ガスプレナム
軸方向遮へい体
単位：cm

感度解析を実施した炉心の垂直断面図(a) ケース1（運転期間19.8ヶ月）(b) ケース2（運転期間12.0ヶ月）

・目標の燃焼反応度1$以下を達成できる内部ブランケットのMA含有率：[ケース1]運転期間19.8ヶ月の時には32wt%[ケース2]運転期間12.0ヶ月の時には27wt%
・固有安全SFRの設計目標である燃焼反応度1$以下とボイド反応度負を達成する観点より、ボイド反応度が2$程度の[ケース2]を装荷方法として選定した。

22

3.3 日立GE担当研究（固有安全SFR炉心の概念設計・
固有安全SFRのULOF、UTOPに対する安全性確認）
University of Fukui

750MWe クラスSFR について、上部ナトリウムプレナムとGEM を設置し、ULOF時のボイド反応度が負で燃焼反応度が1$以下となる様に、仕様を最適化する。
固有安全SFRの仕様・炉心特性

炉心熱出力/電気出力
運転サイクル期間

炉心中心

固有安全SFR炉心の構成（垂直断面図）

1765MWt/750MWe

12.0ヶ月

燃料交換バッチ数(内側/外側)

6/6

Pu富化度(Pu/HM)(内側/外側)27.2/23.8wt%

内部ブランケットのMA含有率

23.1wt%

燃焼反応度

0.95$

最大線出力

363.7W/cm

取出平均燃焼度

96.7GWd/t

増殖比

1.03

ボイド反応度(GEMを含む)-0.08$• ボイド反応度低減策のうち内側炉心高さの調整及び内側炉心上端へのMA添加を適用し、さらに後炉停止系制御棒待機位置の見直しによる固有安全SFRの炉心概念の仕様を設定した。
• 3次元燃焼計算で燃焼反応度が1$以下となる内部ブランケットのMA含有率を決定した。
• GEMを含むボイド反応度が負、燃焼反応度が1$以下となる炉心特性を確認した。
23

3.3 日立GE担当研究（固有安全SFR炉心の概念設計・
固有安全SFRのULOF、UTOPに対する安全性確認）
University of Fukui

炉心部の必要な計算機能と分担／核特性計算と温度計算のデータ授受区分

核特性計算（本研究で開発）

温度計算（既存の解析手法）

計算機能

・外乱条件（制御棒位置）設定
・遅発中性子先行核密度の計算
・フィードバック反応度計算（ドップラ、燃料膨張、被覆管
冷却材、GEM etc）
・炉心平均出力計算（１点炉近似動特性）
・炉心中性子束分布の計算（3次元詳細輸送計算、輸送計算の時間的補間）・集合体毎/高さ方向の出力計算

・外乱条件（流量、温度等）設定・GEM集合体の温度、液位計算
・集合体間/内冷却材流量の設定
・熱移行量の計算
・集合体内の冷却材温度(*1)計算・燃料ピン温度(*1)計算・ラッパ管温度(*1)計算・集合体間の冷却材温度(*1)計算
・燃料、構造材、冷却材の平均温度(*1)計算(*1)分布を考慮

温度計算→
核特性計算

・集合体毎及び高さ方向分割毎(*2)の冷却材密度・集合体毎及び高さ方向分割毎の各構成要素(*2)の平均温度[℃](*2)燃料、構造材、冷却材（集合体内と集合体間を分離）

核特性計算
→温度計算

・集合体毎及び高さ方向分割毎の炉心出力[W]

核特性計算：過渡核特性解析手法（輸送理論に基づく詳細な炉心部の出力分布計算の過渡解析手法）
温度計算：既存のSFR向けのプラント動特性解析手法

24

3.3 日立GE担当研究（固有安全SFR炉心の概念設計・
固有安全SFRのULOF、UTOPに対する安全性確認）
University of Fukui②解析ツールの試作• 試作準備（本研究で開発した過渡時核特性解析手法の分析）• 過渡時核特性解析手法のモジュール化作業（核特性計算モジュール）• 解析ツールの試作（共通モジュール、温度計算モジュールとの結合）共通モジュール（ZZMAIN）

核特性計算モジュール（KICOM-NSHEX → P0MAIN）
温度計算モジュール(CXMAIN)

モジュール化、組込み済③固有安全SFRの過渡時安全性の評価• ULOF、UTOPの想定と解析条件
 解析対象炉心：固有安全SFRの炉心概念（次スライド参照）
 ULOF：外部電源喪失時のスクラム失敗（流量半減時間 6.5 s、最低流量
定格流量の 15 ％） UTOP：制御棒1本の誤引き抜き時のスクラム失敗（誤引き抜き時間 4 s、挿入反応度 12 ￠[予備解析]）• 既存のプラント動特性解析手法を用いた予備解析（ベンチマーク条件）• 試作した解析ツールによる過渡解析（option：Sn法-輸送計算、拡散法）• 予備解析結果との比較による開発した解析手法の有効性を評価
25

3.3 日立GE担当分（固有安全SFR炉心の概念設計・
固有安全SFRのULOF、UTOPに対する安全性確認）
University of Fukui

炉心核特性
内側炉心燃料集合体（244体）

Pu富化度(Pu/HM)(内側/外側)27.2/23.8wt%

外側炉心燃料集合体（126体）

内部ブランケットのMA含有率

23.1wt%

燃焼反応度

0.95$

最大線出力

363.7W/cm

取出平均燃焼度

96.7GWd/t

増殖比

1.03

ボイド反応度（GEMを含む）-0.08$

ガス膨張機構(GEM)集合体（78体）
径方向ブランケット燃料集合体（84体）
遮へい体 （186体）

炉心構成要素数： 757体

後備炉停止系制御棒(3本)

炉心水平断面図

固有安全SFRの炉心概念

軸方向B4C遮蔽体

ナトリウム
プレナム

ナトリウムフォロワナトリウムフォロワ

単栓
ガスプレナム

上部内側炉心内部
ブランケット

下部内側炉心ガスプレナム
軸方向SUS遮蔽体

径方向B4C遮蔽体

主炉停止系制御棒（3本）
ナトリウムフォロワ

内側炉心上端
MA添加領域（高さ10cm
MA10wt%)軸方向SUS遮蔽体

径方向ブランケット

主炉停止系制御棒(12本)

後備炉停止系制御棒(9本)GEM集合体後備炉停止系制御棒（12体）

外側炉心

◎

主炉停止系制御棒(12本)

主炉停止系制御棒（27体）

ナトリウムフォロワ○

炉心垂直断面図

26

3.3 日立GE担当研究（固有安全SFR炉心の概念設計・
固有安全SFRのULOF、UTOPに対する安全性確認）
University of Fukui

850

ULOF
解析結果

UTOP
解析結果

最高温度810℃
最高温度799℃

800

2500

最高温度2456℃
2450

最高温度2368℃
750

燃料最高温度（℃）

冷却材最高温度（℃）

2400

最高温度791℃

2350

700

2300

650

最高温度2356℃

2250
600

Sn法輸送理論に基づく手法

詳細ツール（Sn法）
詳細ツール（拡散法）
従来ツール

550

詳細ツール（Sn法）

2200

詳細ツール（拡散法）
従来ツール

2150
0

10

20

30

40

50

時間(s)

流量減少に伴い負のGEM反応度が挿入され炉心出力が低下。冷却材の沸騰は回避でき、燃料ピンの健全性は維持できる。
核特性計算を詳細化した影響：冷却材最高温度を約20℃低下。

0

5

10

15

20

25

時間(s)

制御棒誤引き抜きに伴う炉心出力上昇、燃料最高温度は約2460℃まで上昇。2750℃の燃料溶
融温度以下で燃料ピンの健全性は維持できる。
核特性計算を詳細化した影響：特定の制御棒の誤引き抜きを詳細に評価することが可能。

炉心損傷を回避できる固有安全高速炉の炉心概念を確認。
核特性計算を詳細化した効果：現実的な評価が可能となった。

27

3.4 設計手法検証のための国際協力①高速炉安全性向上のための国際協力の推進・検討
University of Fukui

成果目標
概念設計案の妥当性、設計手法の妥当性を国際的に議論し、そのメリット・デメリットを検討する。国際協力としてはフランスCEAとする。
主要な検討・成果
日本からの発表・・・「輸送ノード法に基づく3次元
過渡解析法」「過渡解析法コード開発」
当日の様子（福井大学にて）・理論式での角度依存ソース項の取り扱い方法についてCEAから質問があった。・ソース項が負になる場合がないかとのコメント
・今後急激な反応度添加があった場合での解析により、改良準静近似の精度が示せるのではないかとのコメント
・ボイド発生によるスペクトル変化が大きい場合、動特性パラメータの変化を考慮すべきとのコメント
28

3.4 設計手法検証のための国際協力②炉心損傷回避を目指す高速炉の提案
University of Fukui

成果目標【平成３０年度】
3.1節で設定した固有安全SFRの設計案に対して、海外を含む他の設計案との比較・検討を行い、それぞれの得失を整理する。
【令和元年度】
ULOF、UTOPを想定しても炉心損傷を回避できる固有安全高速炉の炉心概念開発に資するため、安全性の面から炉心設計を議論・検討する。
【令和２年度】
令和元年度の比較・検討結果を踏まえて、国際ベンチマークを提案するための準備を行う。
主要な検討・成果【平成３０年度～令和元年度】
3.1節の検討結果を基に固有安全SFRの炉心概念の考え方を、仏CEA技術者と議論・検討（平成30年度は仏海外出張、令和元年度はWeb会議）した。
【令和２年度】
令和元年度までの仏CEA技術者との比較・検討結果を踏まえて、次ページに示す国際ベンチマーク案を提案するための準備を行い、仏CEA技術者と議論・検討（Web会議）を実施した。
29

3.4 設計手法検証のための国際協力②炉心損傷回避を目指す高速炉の提案
University of Fukui

国際ベンチマークの案■炉心の仕様Inner core fuel assembly (IC) ：244
Outer core fuel assembly (OC) ：126
Gas Expansion Module (GEM) ：78：84
Radial Blanket (RB)Radial B4C Shield (RSB)：186○ Primary Control Rod (PCR)：27：12◎ Backup Control Rod (BCR)
Number of total components：757

Horizontal layout of the core

Upper gas

Inner core(IC)Internal blanket

Inner core(IC)Lower axial
Lower gas
Lower axial （SUS)

11

12

13

14

15

16

17

18

19

20

21

22

shield (UABS)

plenum(UEP)
plenum(UGP)with MA (IB)blanket(LAB)
plenum(LGP)shield (LASS)

Gap

Radial (B4C) shield (RBS)

Upper end plug10

shield (UASS)

Gas Expansion Modules (78 GEMs)
Radial Blanket (RB)Sodium(NaPL)

9

Control rods (12
PCRs)

8

Outer core (OC)7

Sodium follower (NaFL)

6rods (12 PCRs &Sodium follower (NaFL) Control
3BCRs)Lower

5

Upper axial SUS
Upper axial B4C

Sodium follower (NaFL) Control rods (9 BCRs)

Upper

4

Sodium follower (NaFL) Control rods （3 PCRs）↓Center of core
1
2
3

1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
19

Item
Thermal power
Electric power
Burnup period×batch factor
Assembly pitch
Height of IC(Upper/Lower)/IB/OC
Sodium plenum
height (at IC/OC)
Upper gas plenum height
Lower axial blanket height
Pin diameter(IC,IB,OC/Radial blanket)
Fissile Pu ratio (Puf/Pu) in IC,OC
MA content in IB
B-10 enrichment of upper axial B4C shieldStandby position of the control rods
(lower end position of neutron absorber)

uit
MWt
MWe
cm

value
1765
750
603
(19.8months)×6
20.6

cm

60(35/25)/20/90

cm

45/35

cm
cm

5
13

mm

10.4/11.7

EFPD

wt%
wt%
at%
-

57
27
19.9
・PCRs：Top of
the IC/OC・BCRs：Top of
the sodium-plenum

■核特性

20

Vertical section of the half core

■ベンチマーク体系(固有安全SFR炉心)

ボイド反応度、燃焼反応度、動特性パラメータ、
ドップラ係数、GEM反応度（←CEAコメントで追加）
30

3.4 設計手法検証のための国際協力➂過渡解析手法に対する議論・検討
University of Fukui

成果目標
本提案の重大事故の過渡解析手法に対する議論・検討を行い、手法の有効性を明らかにする。

主要な検討・成果
本検討で開発したコードの詳細を説明し、手法の有効性について議論した。
 手法の有効性に関して、動特性パラメータの時間変化をコードとしてどのように取り扱っているかについて質問があった。調査した結果、遅発中性子などの動特性パラメータは各時間ステップにおいて適切に更新されていることを確認した。
 時間ステップ幅を決めるための振幅関数の条件設定に関して質問を受けた
ため、振幅関数による時間ステップ幅の条件設定が適切であるかどうか検討した。検討の結果、より細かく時間ステップ幅を設定した場合の炉心出力の変化が小さいことがわかった。過渡解析手法の標準入力値を用いたときに十分な精度が得られることから、過渡解析手法が有効であることを確
認した。

31

University of Fukui

補足資料

32

University of Fukui

過渡解析結果の不確かさ
・計算手法として輸送理論に基づく過渡解析を実施したので、拡散理論の過渡解析にくらべ計算手法の不確かさは少ない
・しかし、断面積の不確かさに基づく解析結果の不確かさ評価が必要

 最近の論文で通常の共分散データの使用による不確かさ評価は誤りがあることを指摘T.Takeda, S.Takeda, H.Koike, T. Kitada, D. Sato, “An Estimation of
Cross-Section Covariance Data Suitable for Predicting Neutronics
Parameters Uncertainty”, Annals of Nuclear Energy, 145 (2020) 107534.

 不確かさ評価用の共分散データの開発が必要

33

3-3 日立GE担当分（固有安全SFR炉心の概念設計・
固有安全SFRのULOF、UTOPに対する安全性確認）
University of Fukui

上部ナトリウムプレナム付きの750MWe クラスSFR について、①で抽出したマイナーアク
チニド（MA）装荷方法を適用して、炉心の仕様を設定し、ボイド反応度を評価。
軸方向SUS遮蔽体
軸方向B4C遮蔽体

制御棒
端栓

ガス

ガス

外側

炉心

端栓
ガスプレナムナトリウムフォロワー

上部内側炉心軸方向ブランケット

ガスプレナムナトリウムフォロワー

下部内側炉心ナトリウムフォロワー

ナトリウムフォロワー

内部ブランケット

径方向B4C遮蔽体

端栓

径方向ブランケット

ガス

GEM集合体

プレナム

制御棒

ナトリウム

制御棒

制御棒

Gap
端栓

軸方向SUS遮蔽体

炉心中心

H30年度検討炉心の２次元RZ体系モデル
ボイド反応度低減のための感度解析の結果

内側炉心(IC)高さ

60cm

55cm

上部遮へい体10B濃度

19.9%

Pu富化度(内側/外側)27.0/24.6wt%

90%

19.9%

90%

27.9/24.2wt%

燃焼反応度

0.58$

0.57$

0.86$

0.85$

ULOF時のボイド反応度

1.67$

1.44$

1.08$

0.85$

さらなるボイド反応度低減方策

効果

燃焼反応度の余裕分を活用して内部ブランケットのMA添加率を低減

ボイド反応度-0.16$

下部軸方向ブランケットにMAを添加効果なし

内側炉心上部にMAを添加してNaプレナム領域のボ
イド反応度低減効果を増大ボイド反応度-0.07$

上部軸方向遮へい体下端に中性子減速材(ZrH1.6)を装荷

ボイド反応度-0.6$(水素解離の課題あり)・①で選定した炉心をベースに、種々のボイド反応度低減方策の感度解析を実施し、燃焼反応度とGEMを考慮したボイド反応度1$以下となる炉心を構築した。
・燃焼反応度1$以下及びULOF時のボイド反応度負を両立する固有安全SFR炉心の構築に資する目的でさらなるボイド反応度低減方策を4つ検討した。

34

3-3 日立GE担当分（固有安全SFR炉心の概念設計・
固有安全SFRのULOF、UTOPに対する安全性確認）
University of Fukui

データ授受間隔と予測誤差
予測誤差評価の考え方
・温度計算結果(各部温度、冷却材密度)は分布を有するため、予測誤差評価が複雑。
・計算結果の炉心出力で予測誤差を求め、温度計算の予測誤差は1次遅れで間接評価。
対象炉心・平成28年度「もんじゅ」データを活用したマイナーアクチニド核変換の研究

140

25

25
炉心出力(計算値)
炉心出力(予測値)
炉心出力予測誤差

炉心出力(計算値)
炉心出力(予測値)
炉心出力予測誤差
120

100

15

80

10

相対炉心出力（％）

20

相対誤差（％）

相対炉心出力（％）

120

時間刻みを
細かくする
必要がある
20

100

15

80

10

60

5

60

5

40

0

40

0

5

10

15

時間（s）

20

25

0

5

10

15

20

25

時間（s）

炉心出力を直線近似予測した場合の予測誤差の評価結果

相対誤差（％）

1400

燃料ピン温度は1次遅れ(τ:約8s)を有するため、炉心出力よりも予測誤差(Δ)は小さい。
評価式：Δ(温度)＝Δ(炉心出力)×(1-e(-dt/τ))
データ授受間隔と予測誤差の関係

時間刻み：1.0ｓの場合

時間刻み：0.1ｓの場合

データ授受間隔(s)

最大炉心出力予測誤差(%)

最大温度計算予測誤差(%)

0.1

4.2

0.052

0.2

4.3

0.11

0.5

9.8

0.59

1.0

19

2.3

(注)予測誤差＝(予測値/計算値-1)×100

各ステップの炉心出力の予測誤差（計算値）と温度計算の予測誤差（間接）を出力する機能を追加。

35

3-3 日立GE担当分（固有安全SFR炉心の概念設計・
固有安全SFRのULOF、UTOPに対する安全性確認）
University of Fukui

流量半減時間：6.5s

試作した解析ツールによるULOF挙動解析
1.2

最低流量：定格流量の15％

850

2400

最高温度810℃

詳細ツール（Sn法）
詳細ツール（拡散法）
従来ツール

1

詳細ツール（Sn法）
詳細ツール（拡散法）

最高温度799℃

800

2200

従来ツール

相対出力（－）

0.6

0.4

750

燃料最高温度（℃）

冷却材最高温度（℃）

2000
0.8

最高温度791℃

1800

700

1600

650

1400
0.2

600

詳細ツール（Sn法）

1200

詳細ツール（拡散法）
従来ツール
0

550
0

10

20

30

時間(s)

40

50

1000
0

10

20

30

時間(s)

40

50

0

10

20

30

40

50

時間(s)

流量減少に伴い負のGEM反応度が挿入されて炉心出力が低下。これにより、冷却材の沸騰は回避でき、燃料ピンの健全性は維持できる。
36

3-3 日立GE担当分（固有安全SFR炉心の概念設計・
固有安全SFRのULOF、UTOPに対する安全性確認）
University of Fukui

制御棒1本の誤引き抜き

試作した解析ツールによるUTOP挙動解析

予備解析の反応度：3￠/s×4s

630

1.4

2500

最高温度2456℃
2450
620

1.3

最高温度2368℃

1.2

1.1

燃料最高温度（℃）

冷却材最高温度（℃）

相対出力（－）

2400
610

2350

2300

600

最高温度2356℃

2250
590

1
詳細ツール（Sn法）

詳細ツール（Sn法）

詳細ツール（拡散法）

詳細ツール（拡散法）

従来ツール

従来ツール

0

5

10

15

時間(s)

20

25

詳細ツール（拡散法）
従来ツール

580

0.9

詳細ツール（Sn法）

2200

2150
0

5

10

15

時間(s)

20

25

0

5

10

15

20

25

時間(s)

制御棒誤引き抜きに伴う炉心出力上昇で、燃料最高温度は約2460℃まで上昇するが、燃
料溶融温度（2750℃）までには余裕があり、燃料ピンの健全性は維持される。
37