東海第二発電所 審査資料
資料番号
PS-C-2 改 15
提出年月日
平成 29 年 6 月 30 日

東海第二発電所

重大事故等対策の有効性評価
補足説明資料

平成 29 年 6 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。

下線部：今回提出資料
目

1．

次

設備概要

1.1

代替制御棒挿入機能

1.2

代替原子炉再循環ポンプトリップ機能

1.3

過渡時自動減圧機能

1.4

低圧代替注水系（常設，可搬型）

1.5

緊急用海水系

1.6

耐圧強化ベント系

1.7

格納容器圧力逃がし装置

1.8

代替循環冷却系

1.9

常設代替交流電源設備，可搬型代替交流電源設備

1.10

常設代替直流電源設備，可搬型代替直流電源設備

2．

可搬型設備保管場所及びアクセスルートについて

3．

現場操作機器配置図（建屋内）

4．

重大事故等対策の有効性評価における作業毎の成立性確認について

5．

重要事故シーケンス等の選定

6．

判断に用いるグラフ

7．

原子炉水位及びインターロックの概要

8．

炉心損傷前の原子炉の減圧操作について

9．

運転操作手順書における重大事故等への対応について

10．

重要事故シーケンスの起因とする過渡事象の選定について

11．

原子炉停止機能喪失時の運転点について

12．

原子炉停止機能喪失時の運転員の事故対応について
目-1

13．

内部事象ＰＲＡにおける主要なカットセットとＦＶ重要度に照らした重大事故等防止対策の有効性について

14．

地震ＰＲＡ及び津波ＰＲＡから抽出される事故シーケンスと対策の有効
性について

15．

事象発生時の状況判断について

16．

安定状態の考え方について

17．

サプレッション・プール等水位上昇時の計装設備への影響について18．

原子炉隔離時冷却系の運転継続及び原子炉減圧の判断について

19．

原子炉冷却材再循環ポンプからのリークについて

20．

非常用ガス処理系による系外放出を考慮した被ばく評価について

21．

有効性評価における解析条件の変更等について

22．

平均出力燃料集合体での燃料被覆管最高温度の代表性について

23．

サプレッション・プールの水位上昇に係る構造的な耐性について

24．

非常用ディーゼル発電機が起動した場合の影響について（崩壊熱除去能喪失（取水機能が喪失した場合））

25．

原子炉満水操作の概要について

26．

外部水源温度の条件設定の根拠について

27．

格納容器ベント操作について

28．

ほう酸水注入系のほう酸濃度，貯蔵量， １０ Ｂの比率等の初期条件

29．

ほう酸水注入系起動後の炉心状態（冷却材保有量等）について

30．

中性子束振動の判断について

31．

給水ポンプトリップ条件を復水器ホットウェル枯渇とした場合の評価結
果への影響

32．

原子炉停止機能喪失時の原子炉低温低圧状態まで導く手順概要について

目-2

33．

全制御棒挿入失敗の想定が部分制御棒挿入失敗により出力に偏りが生じた場合を包含しているかについて

34．

ＡＤＳ自動起動阻止操作失敗による評価結果への影響

35．

給水流量をランアウト流量（68％）で評価することの妥当性

36．

評価におけるブローアウトパネルの位置付けについて37．

インターフェイスシステムＬＯＣＡ発生時の低圧配管破断検知について38．

非常用炉心冷却系等における系統圧力上昇時の対応操作について

39．

不確かさの影響評価の考え方について40．

常設重大事故等対処設備を可搬型設備に置き換えた場合の成立性

41．

逃がし安全弁出口温度による炉心損傷の検知性について

42．

サプレッション・チェンバのスクラビングによるエアロゾル捕集効果

43．

重大事故等対策における深層防護の考え方について

44．

逃がし安全弁の耐環境性能の確認実績について45．

米国等の知見に照らした原子炉停止機能喪失事象の解析条件の妥当性

46．

原子炉停止機能喪失時における給水流量低下操作の考え方と給水ランバ
ックの自動化を今後の課題とする理由

47．

同時被災時における必要な要員及び資源について

48．

ＴＢＵの対応手順について

49．

崩壊熱除去機能喪失（取水機能が喪失した場合）における取水機能喪失の想定内容について

50．

Ｇ値について51．

格納容器内における気体のミキシングについて

52．

水素の燃焼条件について

53．

原子炉圧力容器高圧破損防止のための原子炉手動減圧について

54．

ペデスタル（ドライウェル部）注水手順及び注水確認手段について
目-3

55．

格納容器頂部注水について

56．

放射線防護具類着用の判断について

57．

放射線環境下における作業の成立性

58．

ペデスタル（ドライウェル部）に落下する溶融デブリ評価条件と落下後の蓄積に関する考慮

59．

「高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱（ＤＣＨ）」，「原子炉圧力容器外の溶融燃料−冷却材相互作用（ＦＣＩ）」，「溶融炉心・コンクリ
ート相互作用（ＭＣＣＩ）」と「高圧・低圧注水機能喪失（ＴＱＵＶ）」との対応及び要員数の比較

60．

炉心損傷後及び原子炉圧力容器破損後の注水及び除熱の考え方

61．

希ガス保持による減衰効果について62．

エントレインメントの影響について63．

常設低圧代替注水系ポンプの機能確保の妥当性について

64．

デブリが炉外へ放出される場合と炉内に留まる場合の格納容器内の気体
組成と水素燃焼リスクへの影響について

65．

原子炉水位不明時の対応について

66．

有効性評価「水素燃焼」における，ドライウェル及びサプレッション・
チェンバの気体組成の推移について

67．

事故後長期にわたる格納容器の健全性について

68．

原子炉冷却材バウンダリを減圧するための代替設備

69．

格納容器内の水素濃度及び酸素濃度の監視設備について70．

格納容器ｐＨ調整の効果について

71．

原子炉停止機能喪失の 300 秒以降の燃料被覆管温度挙動について

72．

燃料被覆管の破裂により格納容器雰囲気放射線モニタ線量率にて炉心損
傷と判断する場合の被ばく評価について
目-4

73．

使用済燃料プール監視設備の仕様等について

74．

使用済燃料プールの監視について

75．

使用済燃料プール（ＳＦＰ）ゲートについて

76．

想定事故２においてサイフォン現象を想定している理由について

77．

反応度誤投入における炉心状態の不確かさの感度解析について

78．

重大事故等発生時における使用済燃料乾式貯蔵設備の影響について

79．

敷地境界外での実効線量評価に対する指針との対比について

80．

サプレッション・プール初期水位について

81．

燃料被覆管の酸化量の評価について

82．

有効性評価における運転員等の操作余裕時間の仮定について

83．

運転員等操作の判断基準について

84．

プラント仕様の違いが解析コードの妥当性確認に与える影響について

85．

原子炉停止機能喪失の解析条件設定の考え方

86．

外圧支配事象における燃料被覆管の健全性について

87．

ＩＳＬＯＣＡ時の格納容器バウンダリにかかる圧力及び温度に対する設計基準事故の代表性について

88．

使用済燃料プール水温の管理について

89．

「ＬＯＣＡ時注水機能喪失」と「インターフェイスシステムＬＯＣＡ」の敷地境界外線量評価の条件の違いについて

90．

必要な要員及び資源の評価方針

91．

有効性評価の想定時間のある可搬型設備を用いた作業のうち，ＴＢＰシ
ナリオの場合の成立性評価結果

92．

全交流動力電源喪失時の屋内アクセスルート及び操作場所について

93．

自然蒸発による水位低下速度について

94.

運転停止時における現場作業員の退避について
目-5

95.

使用済燃料プールへの注水手段と優先順位

96.

ＴＲＡＣＧコードのＡＴＷＳ解析への適用例

97.

逃がし安全弁の解析条件設定について

98．

重大事故等対処設備としての逃がし安全弁 7 弁の十分性について

99.

原子炉運転中における使用済燃料プール対応の時間余裕について100.

緊急用海水系を用いた残留熱除去系による格納容器除熱

目-6

抜粋
84. 東海第二の有効性評価解析に対する解析コード適用性について(1)

適用性の確認方法

東海第二の有効性評価解析で使用する解析コードについて，「 重大事故等対策の有効性評価に係るシビアアクシデント解析コードについて」（以下，「解析コード審査資料」という。）にて先行審査プラントに対して確認された内容と比較することで東海第二への適用性について確認する。
(1.1) 事故シナリオの比較（重要現象抽出の適用性確認）
解析コード審査資料では，有効性評価の各事故シーケンスグループについて，具体的な事故シナリオを踏まえ，評価指標の選定及び物理現象のランク付けを行い，重要現象を抽出している。よって，ここでは，解析コード審査
資料における事故シナリオと東海第二の各重要事故シーケンスにおける事故シナリオとを比較することで，重要現象の抽出に与える影響を確認する。

(1.2) プラント仕様の比較（妥当性確認の適用性確認）
解析コード審査資料では，重要現象に対する解析モデルについて実験解析
等により妥当性を確認した上で，実験装置等と実機との差異（スケーリング）を考慮しても妥当性確認の結果が適用可能であることを確認している。よって，ここでは，先行審査プラントと東海第二のプラント仕様の違いを比較することで，重要現象に対する解析モデルの妥当性確認のスケーリングに与える影響について確認する。

(2)

適用性の確認結果(2.1) 事故シナリオの比較の結果（別紙１）①ＳＡＦＥＲ
補足 84-11

抜粋
解析コード審査資料と東海第二の事故シナリオの違いを踏まえても，重要現象の抽出に違いはないことを確認した。
②ＲＥＤＹ／ＳＣＡＴ
解析コード審査資料と東海第二の事故シナリオは同じであり，重要現象の抽出にも違いがないことを確認した。
③ＭＡＡＰ
解析コード審査資料と東海第二の事故シナリオの違いを踏まえても，重要現象の抽出に違いはないことを確認した。
④ＡＰＥＸ
解析コード審査資料と東海第二の事故シナリオは同じであり，重要現象の抽出にも違いがないことを確認した。

(2.2) プラント仕様の比較の結果（別紙２）①ＳＡＦＥＲ
解析コード審査資料において，妥当性確認に使用した実験装置と実機との差異として着目すべきプラント仕様について，東海第二のプラント仕様は，
先行審査プラントに包含されることから，プラント仕様の違いによるスケー
リングの違いはないことを確認した。
②−１ＲＥＤＹ
反応度係数の保守因子の妥当性確認について，東海第二と先行審査プラン
トとの炉心格子の違いが，保守因子の不確かさ評価に影響を与えることから，
東海第二の炉心格子を想定した保守因子の不確かさ評価を行い，この保守因子を用いた感度解析により影響を確認する。これ以外については，妥当性確認に使用したＡＢＷＲ実機試験について出力等が異なるプラントにおいて原
子炉停止機能喪失事象の評価に影響する設備の差異は，従来型ＢＷＲの先行
補足 84-22

抜粋
審査プラントと代表ＡＢＷＲとの差異と同じであることから，プラント仕様の違いによるスケーリングの違いはないことを確認した。
②−２ＳＣＡＴ
解析コード審査資料において，妥当性確認に使用した実験装置は実寸大の９×９模擬燃料集合体を用いたものであり，東海第二でも先行審査プラントと同じ９×９燃料（Ａ型）を解析条件として設定していることから，プラント仕様の違いによるスケーリングの違いはないことを確認した。
③ＭＡＡＰ
解析コード審査資料において，妥当性確認に使用した実験装置と実機との差異として着目すべきプラント仕様について，東海第二のプラント仕様は，
先行審査プラントに包含されることから，プラント仕様の違いによるスケー
リングの違いはないことを確認した。
④ＡＰＥＸ
解析コード審査資料において，妥当性確認に使用した実験装置と実機との差異として着目すべきプラント仕様について，東海第二のプラント仕様は，
先行審査プラントと同様であることから，プラント仕様の違いによるスケー
リングの違いはないことを確認した。なお，解析コード審査資料において，妥当性確認に使用した実験装置と実機との差異として着目しているのは「ドップラー反応度フィードバック効果」及び「制御棒反応度効果」であり，東海第二を対象に不確かさ評価の感度解析を実施し影響を確認する。

(2.3)

感度解析等（別紙３，別紙４）

ＲＥＤＹコードの反応度係数の保守因子の妥当性確認について，東海第二の炉心格子（Ｃ格子）を想定した不確かさ評価を行い，この保守因子を用いた感度解析を実施した。この結果，燃料被覆管最高温度のベースケースから補足 84-33抜粋の増分は，最大＋10℃となっており，事象進展に有意な影響を与えるものではなく，不確かさが燃料被覆管温度に有意な影響を及ぼすものではないことを確認した。
ＡＰＥＸコードの妥当性確認に使用した実験装置と実機との差異として着目した「ドップラー反応度フィードバック効果」及び「制御棒反応度効果」
について，東海第二を対象に不確かさ評価の感度解析を実施した。この結果，「発電用軽水炉型原子炉施設の反応度投入事象評価指針」に示された燃料の許容設計限界値等を超えることはなく，燃料の健全性は維持されることを確認した。

補足 84-4

4

抜粋
別紙１
事故シナリオの比較の結果①ＳＡＦＥＲa) 対象とする事故シーケンスグループ
ＳＡＦＥＲコードで対象としている６つの事故シーケンスグループに加え，
東海第二では，全交流動力電源喪失（ＴＢＵ，ＴＢＤ），全交流動力電源喪失（ＴＢＰ）及び津波浸水による注水機能喪失を事故シーケンスグループとして抽出している。
b) 事故シナリオの比較
各事故シーケンスグループについて，解析コード審査資料の事故シナリオと東海第二の事故シナリオとを比較することにより，重要現象の抽出に与える影響を確認した結果を表１−１に示すとともに，以下に概要を示す。
全交流動力電源喪失（長期ＴＢ）は，解析コード審査資料と原子炉減圧のタイミングが異なるが，原子炉隔離時冷却系で注水した後に原子炉を減圧して低圧注水に移行するという点では同様であり，重要現象も同じになる。
崩壊熱除去機能喪失（取水機能喪失，RHR 機能喪失）及び格納容器バイパ
ス（インターフェイスシステムＬＯＣＡ）は，解析コード審査資料と原子炉減圧操作を実施する点及び減圧後に低圧の原子炉注水に移行する点で事故シ
ナリオは異なるが，原子炉減圧操作に関連する重要現象として冷却材放出（臨界流・差圧流）が抽出されており，また原子炉注水に関連する重要現象としてＥＣＣＳ注水（給水系・代替注水設備含む）が抽出されている。このため，
事故シナリオの違いを考慮しても重要現象は適切に抽出されている。
全交流動力電源喪失（ＴＢＵ，ＴＢＤ），全交流動力電源喪失（ＴＢＰ）及び津波浸水による注水機能喪失は，期待する設備や操作タイミングが異なる
ものの，事故シナリオとしては全交流動力電源喪失（長期ＴＢ）や崩壊熱除補足 84-55

抜粋
去機能喪失（取水機能喪失）と同様であり，重要現象も同じになる。
②ＲＥＤＹ／ＳＣＡＴa) 対象とする事故シーケンスグループ
対象とする事故シーケンスグループは，原子炉停止機能喪失のみであり，
解析コード審査資料と東海第二とでは違いはない。
b) 事故シナリオの比較
解析コード審査資料の事故シナリオと東海第二の事故シナリオとを比較することにより，重要現象の抽出に与える影響を確認した結果を表１−２に示す。東海第二の事故シナリオは，解析コード審査資料の事故シナリオと同様であり，重要現象も同じになる。
③ＭＡＡＰa) 対象とする事故シーケンスグループ(a-1) 炉心損傷防止対策
ＭＡＡＰコードで対象としている６つの事故シーケンスグループに加え，東海第二では，全交流動力電源喪失（ＴＢＵ，ＴＢＤ），全交流動力
電源喪失（ＴＢＰ）及び津波浸水による注水機能喪失を事故シーケンス
グループとして抽出している。
(a-2) 格納容器破損防止対策
ＭＡＡＰコードで対象としている５つの格納容器破損モードと同様であり，解析コード審査資料と東海第二とでは違いはない。
b) 事故シナリオの比較(b-1) 炉心損傷防止対策
各事故シーケンスグループについて，解析コード審査資料の事故シナ
リオと東海第二の事故シナリオとを比較することにより，重要現象の抽出に与える影響を確認した結果を表１−３に示すとともに，以下に概要
補足 84-6

6

抜粋
を示す。
全交流動力電源喪失（長期ＴＢ）は，減圧するタイミングは異なるが，原子炉隔離時冷却系で注水した後に原子炉を減圧して低圧注水に移行するという点では同様であり，重要現象も同じになる。また，低圧代替注
水系（可搬型）による格納容器スプレイを実施するが，これに関連する重要現象としてスプレイ冷却が抽出されている。このため，事故シナリ
オの違いに起因する重要現象抽出の違いはない。
全交流動力電源喪失（ＴＢＵ，ＴＢＤ），全交流動力電源喪失（ＴＢＰ）
及び津波浸水による注水機能喪失は，期待する設備や操作タイミングが異なるものの，事故シナリオとしては全交流動力電源喪失（長期ＴＢ）
や崩壊熱除去機能喪失（取水機能喪失）と同様であり，重要現象も同じになる。
(b-2) 格納容器破損防止対策
各格納容器破損モードについて，解析コード審査資料の事故シナリオと東海第二の事故シナリオとを比較することにより，重要現象の抽出に与える影響を確認した結果を表１−３に示すとともに，以下に概要を示す。
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
環冷却系を使用する場合）は，最終ヒートシンクが異なるが，代替循環
冷却系は残留熱除去系と同等の設備であり，物理現象として「サプレッション・プール冷却」が抽出されていることから，影響はない。
水素燃焼は，ＰＤＳは異なるものの，水素燃焼の観点で抽出すべき物
理現象は両ＰＤＳで同じであり，影響はない。
溶融炉心・コンクリート相互作用は，ＰＤＳは異なるものの，溶融炉
心・コンクリート相互作用の観点で抽出すべき物理現象は両ＰＤＳで同
補足 84-77

抜粋
じであり，影響はない。
コリウムシールド敷設については，以下のとおり物理現象の抽出の観点で影響はない。
・コリウムシールドの温度は侵食開始温度を超えないため侵食が発生
しない
・コリウムシールドはＺｒＯ ２ 製であり，侵食した場合でもガス等の発生はない
・コリウムシールドの侵食開始温度は化学反応等による温度低下を考慮して設定している。
また，コリウムシールドを介したコンクリートの温度上昇についても評価しており，コンクリートに対する物理現象も考慮していることから，物理現象の抽出の観点では影響はない。

④ＡＰＥＸa) 対象とする事故シーケンスグループ
対象とする事故シーケンスグループは，反応度の誤投入のみであり，解析
コード審査資料と東海第二とでは違いはない。

b) 事故シナリオの比較
解析コード審査資料の事故シナリオと東海第二の事故シナリオとを比較することにより，重要現象の抽出に与える影響を確認した結果を表１−４に示す。東海第二の事故シナリオは，解析コード審査資料の事故シナリオと同様であり，重要現象も同じになる。

補足 84-8

8

抜粋

表１−１
事故ｼｰｹﾝｽｸﾞﾙｰﾌﾟ
高圧・低圧注水機
能喪失

高圧注水・減圧機
能喪失

補足 84-9全交流動力電源喪失（長期 TB）

事故シナリオの比較（ＳＡＦＥＲ）（１／３）
事故シナリオ

解析コード審査資料
・給水流量の全喪失＋RCIC 及びECCS( 高 圧 注 水 系 及 び 低 圧 注水系)起動失敗
・高圧代替注水設備又は SRV により急速減圧後に低圧代 替注
水設備により原子炉注水・給水流量の全喪失＋RCIC 及びECCS(高圧注 水系 )起動失 敗＋
原子炉の減圧失敗
・代替自動減圧ロジックにより
原 子 炉 を 減 圧 し た 後 に ECCS
（低圧注水系）により原 子炉
注水・外部電源喪失＋非常用ディー
ゼル発電機の機能喪失
・一定期間直流電源を確保しRCIC により原子炉水位を維持しつつ，代替電源設備及 び低圧代替注水設備の準備が 完了したところで，原子炉の 減圧及び ECCS(低圧注水系)又は低圧代替注水設備により原 子炉
注水

東海第二・給水流量の全喪失＋高圧炉心冷却失敗＋低圧炉心
冷却失敗
・SRV（逃がし安全弁（自動減圧機能））により急速減圧後に低圧代替注水設備（低圧代替注水系（常設））により原子炉注水・給水流量の全喪失＋高圧炉心冷却失敗＋手動減圧
失敗・代替自動減圧ロジック（過渡時自動減圧回路）により原子炉を減圧した後に ECCS（低圧炉心スプレ
イ系及び残留熱除去系（低圧注水系）×3 台）に
より原子炉注水

事故シナリオの違いの影響−（事故シナリオに違いはない）−（事故シナリオに違いはない）

・外部電源喪失＋ＤＧ失敗＋ＨＰＣＳ失敗（ＲＣＩ 原子炉減圧を実施するタイミングは異なる
が，原子炉隔離時冷却系により高圧注水をＣ成功）
・一定期間直流電源（所内常設直流電源設備）を確 実施した後に，原子炉を減圧して低圧注水
保し RCIC により原子炉水位を維持しつつ，約 8 時 に移行するという点では同じであり，重要間後に原子炉を減圧し，低圧代替注水系（可搬型） 現象も同じになる。
による原子炉注水を実施
・代替電源設備（常設代替高圧電源装置）及び低圧
代替注水設備（残留熱除去系（低圧注水系））の準備が完了したところで，残留熱除去系（低圧注水系）により原子炉注水

9

抜粋

表１−１
事故ｼｰｹﾝｽｸﾞﾙｰﾌﾟ
全交流動力電源喪失(TBU,TBD)

補足 84-10

全交流動力電源喪失(TBP)

事故シナリオの比較（ＳＡＦＥＲ）（２／３）

事故シナリオ
解析コード審査資料−−

崩 壊 熱 除 去 機 能 ・給水流量の全喪失
喪失＋取水機能喪失（取水機能喪失） ・RCIC が自動起動して原子炉水位を維持

東海第二・外部電源喪失＋直流電源失敗＋高圧炉心冷却失敗
・一定期間直流電源（常設代替直流電源設備）を確保し高圧代替注水系により原子炉水位を維持しつ
つ，約 8 時間後に原子炉を減圧し，低圧代替注水系（可搬型）による原子炉注水を実施
・代替電源設備（常設代替高圧電源装置）及び低圧
代替注水設備（残留熱除去系（低圧注水系））の準備が完了したところで，残留熱除去系（低圧注水系）により原子炉注水・外部電源喪失＋ＤＧ失敗＋逃がし安全弁再閉鎖失敗＋高圧炉心冷却失敗
・一定期間直流電源（所内常設直流電源設備）を確
保し RCIC により原子炉水位を維持しつつ，可搬型設備の準備が完了した時点（約 3 時間後）で原子炉を減圧し，低圧代替注水系（可搬型）による原子炉注水を実施・代替電源設備（常設代替高圧電源装置）及び低圧
代替注水設備（残留熱除去系（低圧注水系））の準備が完了したところで，残留熱除去系（低圧注水系）により原子炉注水・給水流量の全喪失＋ＲＨＲ失敗（取水機能喪失によるもの）
・RCIC が自動起動した後に RCIC にて原子炉水位を維持・サプレッション・プール水温度 65℃到達にて原子炉を減圧して低圧代替注水系（常設）による原子炉注水を実施事故シナリオの違いの影響期待する設備は異なるが，事故シナリオとしては全交流動力電源喪失（長期 TB）と同様であり，重要現象も同じになる。

期待する設備及び原子炉減圧のタイミングは異なるが，事故シナリオとしては全交流動力電源喪失（長期 TB）と同様であり，重要現象も同じになる。

事故シナリオは異なるが，以下の通り重要現象は適切に抽出されている。
・東海第二では，原子炉減圧を実施するが，これに関連する重要現象として冷却材放出（臨界流・差圧流）が抽出されている。
・東海第二では，原子炉減圧後に低圧の原子炉注水に移行するが，これに関連する重要現象として
ECCS 注水（給水系・代替注水設備含む）が抽出さ
れている。

10

抜粋

表１−１

事故シナリオの比較（ＳＡＦＥＲ）（３／３）
事故シナリオ

事故ｼｰｹﾝｽｸﾞﾙｰﾌﾟ

補足 84-11

解析コード審査資料
崩 壊 熱 除 去 機 能 ・給水流量の全喪失＋RHR 機能喪喪失
失（RHR 機能喪失） ・RCIC が自動起動して原子炉水
位を維持

東海第二
・給水流量の全喪失＋ＲＨＲ失敗（残留熱除去系の故障によるもの）・RCIC 及び高圧炉心スプレイ系が自動起動した後にRCIC にて原子炉水位を維持
・サプレッション・プール水温度 65℃到達にて原子炉を減圧して低圧代替注水系（常設）による原子炉
注水を実施

LOCA 時注水機能 ・中小破断 LOCA＋ECCS(高圧注水
喪失
系，低圧注水系)起動失敗
・高圧代替注水設備又は SRV により急速減圧後に低圧代 替注
水設備により原子炉注水
格 納 容 器 バ イ パ ・高圧炉心注水系の吸込配管等
スの破損（ｲﾝﾀｰﾌｪｲｽｼｽﾃﾑ ・RCIC 及び ECCS(高圧注水系)に
LOCA）
より原子炉注水をしつつ ，破断箇所を隔離することで 冷却材流出を防止・中小破断ＬＯＣＡ＋高圧炉心冷却失敗＋低圧炉心
冷却失敗
・SRV（逃がし安全弁（自動減圧機能））により急速減圧後に低圧代替注水設備（低圧代替注水系（常設））により原子炉注水・残留熱除去系の熱交換器フランジ部からの漏えいを想定
・RCIC により原子炉注水をした後，漏えい抑制のために原子炉を減圧し，低圧炉心スプレイ系，低圧
代替注水系（常設）による原子炉注水を実施
・破断箇所を隔離することで冷却材流出を防止

津波浸水による
注水機能喪失事故シナリオは，「崩壊熱除去機能喪失（取水機能喪失）」と同じ−

事故シナリオの違いの影響
事故シナリオは異なるが，以下の通り重要現象は適切に抽出されている。
・東海第二では，原子炉減圧を実施するが，これに関連する重要現象として冷却材放
出（臨界流・差圧流）が抽出されている。
・東海第二では，原子炉減圧後に低圧の原子炉注水に移行するが，これに関連する重要現象として ECCS 注水（給水系・代替
注水設備含む）が抽出されている。
−（事故シナリオに違いはない）

事故シナリオは異なるが，以下の通り重要現象は適切に抽出されている。
・東海第二では，漏えい抑制のための原子炉減圧を実施するが，これに関連する重要現象として冷却材放出（臨界流・差圧流）が抽出されている。
・東海第二では，原子炉減圧後に低圧の原子炉注水に移行するが，これに関連する重要現象として ECCS 注水（給水系・代替
注水設備含む）が抽出されている。
事故シナリオとしては崩壊熱除去機能喪失（取水機能喪失）と同様であり，重要現象も同じになる。

11

抜粋

表１−２
事故ｼｰｹﾝｽ
ｸﾞﾙｰﾌﾟ
原子炉停止機能喪失

事故シナリオの比較（ＲＥＤＹ／ＳＣＡＴ）
事故シナリオ

補足 84-12

解析コード審査資料
・主蒸気隔離弁の誤閉止＋原子炉停止機能喪失
・主蒸気隔離弁の誤閉止及び原子炉スクラム失敗
により原子炉出力及び原子炉圧力が上昇し，沸騰 遷移 が発生 す ること で燃 料被 覆管 温度 が上
昇・原子炉圧力高信号で再循環ポンプがトリップし炉心流量が低下
・原子炉圧力高信号による代替制御棒挿入は失敗
を仮定
・逃がし安全弁が断続して開動作し，原子炉で発生 した 蒸気が 格 納容器 内の プー ル水 へ放 出さ
れ るこ とでプ ー ル水温 度及 び格 納容 器圧 力が上昇
・原子炉出力が厳しくなるようモータ駆動給水ポンプの運転を想定
・給 水加 熱喪 失に より 原子炉 出力 は次 第に上昇
し，燃料が沸騰遷移状態となることで燃料被覆
管温度が上昇・ほう酸水注入系により原子炉出力を低下
・残留熱除去系によりサプレッション・プール冷
却を実施

東海第二
・主蒸気隔離弁の誤閉止＋原子炉停止機能喪失
・主蒸気隔離弁の誤閉止及び原子炉スクラム失敗
により原子炉出力及び原子炉圧力が上昇し，沸騰遷 移 が発生 すること で燃 料被 覆管温度が 上
昇・原子炉圧力高信号で再循環ポンプがトリップし炉心流量が低下
・原子炉圧力高信号による代替制御棒挿入は失敗
を仮定
・逃がし安全弁が断続して開動作し，原子炉で発生した蒸気がサプレッション・プールへ放出されることでサプレッション・プール水温度及び格納容器圧力が上昇
・原子炉出力が厳しくなるよう電動駆動給水ポン
プの運転を想定・給 水加 熱喪 失により原子 炉 出力 は次 第に上 昇し，燃料が沸騰遷移状態となることで燃料被覆
管温度が上昇・ほう酸水注入系により原子炉出力を低下
・残留熱除去系によりサプレッション・プール冷却を実施

事故シナリオの違いの影響−（事故シナリオに違いは
ない）

12

抜粋

表１−３
事故ｼｰｹﾝｽ
ｸﾞﾙｰﾌﾟ
高圧・低圧注水
機能喪失

補足 84-13

高圧注水・減圧
機能喪失

事故シナリオの比較（ＭＡＡＰ）（１／９）
事故シナリオ

解析コード審査資料
・給水流量の全喪失＋非常用炉心冷却系(高圧注
水系及び低圧注水系)起動失敗
・逃がし安全弁により原子炉を急速減圧した後に低圧代替注水設備により原子炉注水・格納容器代替スプレイ系による冷却及び格納容器圧力逃がし装置による除熱を実施

・給水流量の全喪失＋非常用炉心冷却系(高圧注水系)起動失敗＋原子炉の減圧失敗
・原子炉代替減圧系により原子炉を減圧した後に非常用炉心冷却系（低圧注水系）により原
子炉注水・残留熱除去系による除熱を実施

東海第二・給水流量の全喪失＋高圧炉心冷却失敗＋低圧
炉心冷却失敗・逃がし安全弁（自動減圧機能）により原子炉を急速減圧した後に低圧代替注水系（常設）
により原子炉注水
・代替格納容器スプレイ冷却系による格納容器
冷却及び格納容器圧力逃がし装置による格納容器除熱を実施
・給水流量の全喪失＋高圧炉心冷却失敗＋手動
減圧失敗
・原子炉代替減圧系（過渡時自動減圧回路）により原子炉を減圧した後に非常用炉心冷却系（低圧炉心スプレイ系及び残留熱除去系（低圧注水系）×3 台）により原子炉注水・残留熱除去系による格納容器除熱を実施

事故シナリオの違いの影
響−（事故シナリオに違いはない）−（事故シナリオに違いは
ない）

13

抜粋

表１−３
事故ｼｰｹﾝｽｸﾞﾙｰﾌﾟ
全交流動力電源喪失（長期 TB）

補足 84-14

全交流動力電源喪失(TBU,TBD)

事故シナリオの比較（ＭＡＡＰ）（２／９）
事故シナリオ

解析コード審査資料
・外部電源喪失＋非常用ディーゼル発電
機等の機能喪失
・原子炉隔離時冷却系による原子炉注水に よ っ て 原子 炉水 位 を 適 切 に 維 持 しつつ，代替交流動力電源設備及び低圧
代 替 注 水 系の 準備 が 完 了 し た と こ ろ
で，逃がし安全弁により原子炉を減圧し，低圧代替注水系による原子炉注水を開始
・残留熱除去系又は格納容器圧力逃がし装置による除熱を実施

東海第二・外部電源喪失＋ＤＧ失敗＋ＨＰＣＳ失敗（ＲＣＩＣ成功）
・原子炉隔離時冷却系の原子炉注水により原子炉水位を維持しつつ，約 8 時間後に原子炉を減圧し，低圧代替注水系（可搬型）による原子炉注水を実施
・低圧代替注水系（可搬型）と同じポンプを用いて代替格納容器スプレイ系（可搬型）による格納容器冷却を実施
・代替交流動力電源設備（常設代替高圧電源装置）の準備が完了したところで，残留熱除去
系による原子炉注水及び格納容器除熱を実施−

・外部電源喪失＋直流電源失敗＋高圧炉心冷却
失敗
・高圧代替注水系の原子炉注水により原子炉水位を維持しつつ，約 8 時間後に原子炉を減圧し，低圧代替注水系（可搬型）による原子炉
注水を実施
・低圧代替注水系（可搬型）と同じポンプを用いて代替格納容器スプレイ系（可搬型）による格納容器冷却を実施
・代替交流動力電源設備（常設代替高圧電源装置）の準備が完了したところで，残留熱除去
系による原子炉注水及び格納容器除熱を実施

事故シナリオの違いの影響
原子炉減圧を実施するタイミングは異なるが，原子炉隔離時冷却系により高圧注水を実施した後に，原子炉を減圧して低圧注水に移行する点及び残留熱除去系による格納容器除熱を実施する点では同じであり，重要現象も同じになる。低圧代替注水系（可搬型）による格納容器スプレイを実施するが，これに関連する重要現象としてスプレイ冷却が抽出されており，シナリオの違いを考慮しても重要現象は適切に抽出されている。
期待する設備は異なるが，事故シナリオとしては全交流動力電源喪失（長期 TB）と同様であり，重要現象も同じになる。

14

抜粋

表１−３

事故シナリオ

事故ｼｰｹﾝｽｸﾞﾙｰﾌﾟ
全交流動力電源喪失(TBP)

事故シナリオの比較（ＭＡＡＰ）（３／９）

解析コード審査資料−

補足 84-15

崩 壊 熱 除 去 機 能 ・給水流量の全喪失＋取水機能喪失
喪失
・原子炉隔離時冷却系が自動起動して原（取水機能喪失）
子炉水位を適切に維持しつつ，低圧又は 高 圧 代 替注 水系 に よ る 原 子 炉 注 水を実施
・最終ヒートシンクへの代替熱移送系を用いた除熱を実施
崩 壊 熱 除 去 機 能 ・給水流量の全喪失＋取水機能喪失
喪失
・原子炉隔離時冷却系が自動起動して原（RHR 機能喪失）
子炉水位を適切に維持しつつ，低圧又は 高 圧 代 替注 水系 に よ る 原 子 炉 注 水を実施
・格納容器代替スプレイ系による冷却及び 格 納 容 器圧 力逃 が し 装 置 に よ る 除熱を実施

事故シナリオの違いの影響
東海第二・外部電源喪失＋ＤＧ失敗＋逃がし安全弁再閉鎖失敗＋ 原子 炉 減圧 のタ イ ミン グ は異なるが，事故シナリオとし
高圧炉心冷却失敗
・原子炉隔離時冷却系の原子炉注水により原子炉水位を ては全交流動力電源喪失（長維持しつつ，可搬型設備の準備が完了した時点（約 3 期 TB）と同様であり，重要時間後）で原子炉を減圧し，低圧代替注水系（可搬型） 現象も同じになる。
による原子炉注水を実施
・低圧代替注水系（可搬型）と同じポンプを用いて代替
格納容器スプレイ系（可搬型）による格納容器冷却を実施
・代替交流動力電源設備（常設代替高圧電源装置）の準備が完了したところで，残留熱除去系による原子炉注
水及び格納容器除熱を実施
・給水流量の全喪失＋ＲＨＲ失敗（取水機能喪失による −（事故シナリオに違いはない）
もの）・原子炉隔離時冷却系が自動起動して原子炉水位を維持し，サプレッション・プール水温度 65℃到達にて原子炉を減圧して低圧代替注水系（常設）による原子炉注水を実施
・緊急用海水系を用いた格納容器除熱を実施
・給水流量の全喪失＋ＲＨＲ失敗（残留熱除去系の故障 −（事故シナリオに違いはない）
によるもの）
・原子炉隔離時冷却系及び高圧炉心スプレイ系が自動起動した後に原子炉隔離時冷却系にて原子炉水位を維持し，サプレッション・プール水温度 65℃到達にて原子炉を減圧して低圧代替注水系（常設）による原子炉注水を実施
・代替格納容器スプレイ冷却系（常設）による格納容器
冷却及び格納容器圧力逃がし装置による格納容器除熱
を実施

15

抜粋

表１−３

事故シナリオの比較（ＭＡＡＰ）（４／９）
事故シナリオ

事故ｼｰｹﾝｽｸﾞﾙｰﾌﾟ

補足 84-16

解析コード審査資料
LOCA 時注水機能 ・中小破断 LOCA＋非常用炉心冷却系(高圧喪失
注水系及び低圧注水系)起動失敗
・逃がし安全弁により原子炉を急速減圧した後に低圧代替注水設備により原子
炉注水・格納容器代替スプレイ系による冷却及び格納容器圧力逃がし装置による除熱
を実施

東海第二
・中小破断ＬＯＣＡ＋高圧炉心冷却失敗＋低圧炉
心冷却失敗
・逃がし安全弁（自動減圧機能）により原子炉を急速減圧した後に低圧代替注水系（常設）により原子炉注水・代替格納容器スプレイ冷却系による格納容器冷却及 び 格納容 器圧力逃 がし 装置 による格納 容器除熱を実施津波浸水による
注水機能喪失事故シナリオは，「崩壊熱除去機能喪失（取水機能喪失）」と同じ−

事故シナリオの違いの影響−（事故シナリオに違いはない）

事故シナ リオとしては崩壊熱除去機
能喪失（取水機能喪失）と同様であり，重要現象も同じになる。

16

抜粋

表１−３
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）事故シナリオの比較（ＭＡＡＰ）（５／９）
事故シナリオ

補足 84-17

解析コード審査資料●事故シナリオ・大破断ＬＯＣＡ＋注水機能喪失
・炉心出力は直ちに崩壊熱レベルまで低下する
が，非常用炉心冷却系の機能が喪失することを想定するため，原子炉水位が急速に低下して炉心が露出し，やがて炉心損傷に至る
・損傷炉心が溶融し，下部プレナムに落下
・下部プレナム内の原子炉冷却材が蒸発し，溶融炉心が高温状態となり，原子炉圧力容器下部ヘッドの構造材温度も上昇，やがて下部ヘ
ッド貫通部の逸出等により破損・落下した溶融炉心の保有熱により，格納容器
下部注水系により原子炉圧力容器破損前の注水操作により溜まった冷却水の急激な蒸発・冷却水による溶融炉心からの除熱が十分でない場合には，コンクリートからの脱水及びコンクリートの溶融が起き，脱水により生じた
水蒸気，溶融炉心内部の金属と水の反応による水素発生による加圧が発生
・格納容器内の雰囲気圧力・温度が緩慢に上昇
し，格納容器破損に至る●格納容器破損防止対策
・低圧代替注水系等による溶融炉心冷却・格納容器スプレイによる格納容器の圧力及び雰囲気温度の上昇抑制
・格納容器圧力逃がし装置等による除熱

東海第二事故シナリオの違いの影響【代替循環冷却系に期待する場合】
・大破断ＬＯＣＡ＋注水機能喪失
・炉心出力は直ちに崩壊熱レベルまで低下する
が，非常用炉心冷却系の機能が喪失することを想定するため，原子炉水位が急速に低下して炉心が露出し，やがて炉心損傷に至る
・低圧代替注水系（常設）による原子炉注水により下部プレナムへの溶融炉心落下を防止
・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雰囲気温度の上昇緩和
・代替循環冷却系による格納容器除熱

解析 コ ード 審 査 資 料 で 考 慮 し ている 格 納容 器 破 損 防 止 対 策 と 同等であり，影響はない。
なお，最終ヒートシンクが異なるが，代替循環冷却系は残留熱除去系と同等の設備であり，物理現象として「サプレッション・プール
冷却 」 が抽 出 さ れ て い る こ と から，影響はない。

【代替循環冷却系に期待しない場合】
・大破断ＬＯＣＡ＋注水機能喪失
・炉心出力は直ちに崩壊熱レベルまで低下する
が，非常用炉心冷却系の機能が喪失することを想定するため，原子炉水位が急速に低下して炉心が露出し，やがて炉心損傷に至る
・低圧代替注水系（常設）による原子炉注水により下部プレナムへの溶融炉心落下を防止
・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雰囲気温度の上昇緩和
・格納容器圧力逃がし装置による除熱解析 コ ード 審 査 資 料 で 考 慮 し ている 格 納容 器 破 損 防 止 対 策 と 同等であり，影響はない。

17

抜粋

表１−３
格納容器破損モード
高圧溶融物放出／格納容器雰囲
気直接加熱

事故シナリオの比較（ＭＡＡＰ）（６／９）
事故シナリオ

補足 84-18

解析コード審査資料●事故シナリオ・高圧注水・減圧機能喪失＋全交流動力電源の喪失
・炉心出力は直ちに崩壊熱レベルまで低下するが，高圧注水・減圧機能が喪失することを想定するため，原子炉水位が徐々に低下して炉心が露出し，やがて炉心損傷に至る
・損傷炉心が溶融し，下部プレナムに落下
・下部プレナム内の原子炉冷却材が蒸発し，溶融炉心が高温状態となり，原子炉圧力容器下部ヘッドの構造材温度も上昇，やがて下部ヘ
ッド貫通部の逸出等により破損
・原子炉圧力が高圧状態で原子炉圧力容器破損に至るため，高圧の水蒸気及び水素が放出されるとともに，溶融炉心の分散放出が発生
・分散放出された溶融炉心は液滴上に格納容器
雰囲気へ飛散し，格納容器の圧力・温度が急上昇して破損に至る●格納容器破損防止対策
・原子炉圧力容器破損までに手動操作にて，原子炉を速やかに減圧

東海第二・高圧注水・減圧機能喪失＋全交流動力電源の喪失
・炉心出力は直ちに崩壊熱レベルまで低下するが，高圧注水・減圧機能が喪失することを想定するため，原子炉水位が徐々に低下して炉心が露出し，やがて炉心損傷に至る
・原子炉水位が燃料有効長底部から燃料有効長の 20％高い位置に到達した時点で，逃がし安全弁 2 弁の手動開操作による原子炉減圧・損傷炉心が溶融し，下部プレナムに落下
・下部プレナム内の原子炉冷却材が蒸発し，溶融炉心が高温状態となり，原子炉圧力容器下部ヘッドの構造材温度も上昇，やがて下部ヘ
ッド貫通部の逸出等により破損
・原子炉圧力容器破損時点で原子炉圧力が2MPa[gage]以下に低下

事故シナリオの違いの影響−（事故シナリオに違いはない）

18

抜粋

表１−３
格納容器破損モード
原子炉圧力容器
外の溶融燃料−
冷却材相互作用事故シナリオの比較（ＭＡＡＰ）（７／９）
事故シナリオ

解析コード審査資料

補足 84-19●事故シナリオ
・高圧・低圧注水機能喪失＋全交流動力電源の喪失
・炉心出力は直ちに崩壊熱レベルまで低下するが，高圧・低圧注水機能が喪失することを想定するため，原子炉水位が徐々に低下して炉心が露出し，やがて炉心損傷に至る
・損傷炉心が溶融し，下部プレナムに落下
・下部プレナム内の原子炉冷却材が蒸発し，溶融炉心が高温状態となり，原子炉圧力容器下部ヘッドの構造材温度も上昇，やがて下部ヘ
ッド貫通部の逸出等により破損・落下した溶融炉心の保有熱により，格納容器
下部注水系により原子炉圧力容器破損前の注水操作により溜まった冷却水の急激な蒸発・圧力スパイクにより格納容器破損に至る●格納容器破損防止対策−（圧力スパイクによって格納容器破損に至らないことを確認する）

東海第二・高圧・低圧注水機能喪失＋全交流動力電源の喪失
・炉心出力は直ちに崩壊熱レベルまで低下するが，高圧・低圧注水機能が喪失することを想定するため，原子炉水位が徐々に低下して炉心が露出し，やがて炉心損傷に至る
・損傷炉心が溶融し，下部プレナムに落下
・下部プレナム内の原子炉冷却材が蒸発し，溶融炉心が高温状態となり，原子炉圧力容器下部ヘッドの構造材温度も上昇，やがて下部ヘ
ッド貫通部の逸出等により破損・落下した溶融炉心の保有熱により，ペデスタ
ル（ドライウェル部）に溜まった冷却水の急
激な蒸発・圧力スパイクによって格納容器破損に至らないことを確認事故シナリオの違いの影響−（事故シナリオに違いはない）

19

抜粋

表１−３
格納容器破損モード
水素燃焼

事故シナリオの比較（ＭＡＡＰ）（８／９）
事故シナリオ

解析コード審査資料

補足 84-20●事故シナリオ
・高圧・低圧注水機能喪失＋全交流動力電源の喪失
・炉心出力は直ちに崩壊熱レベルまで低下するが，高圧・低圧注水機能が喪失することを想定するため，原子炉水位が徐々に低下して炉心が露出し，やがて炉心損傷に至る
・炉心露出部で燃料棒が加熱していくと燃料被覆管のジルコニウム−水反応によって多量の水素が発生
・水の放射線分解によって水素及び酸素が発生・発生した水素及び酸素は原子炉内で発生する蒸気と共に逃がし安全弁を通じてウェットウ
ェルに流入し，サプレッション・プール水中に取り込まれた核分裂生成物による水の放射線分解に伴って発生する水素及び酸素と共に空間に蓄積し，一部は真空破壊弁を通じてドライウェルに流入する。
・格納容器スプレイにより格納容器内での蒸気凝縮が進むと，格納容器内の水素及び酸素濃度は上昇する。
●格納容器破損防止対策
・格納容器内雰囲気の窒素置換による不活性化
・格納容器圧力逃がし装置による可燃性ガスの
排出

東海第二

事故シナリオの違いの影響

・大破断ＬＯＣＡ＋注水機能喪失
・炉心出力は直ちに崩壊熱レベルまで低下する
が，非常用炉心冷却系の機能が喪失することを想定するため，原子炉水位が急速に低下して炉心が露出し，やがて炉心損傷に至る
・炉心露出部で燃料棒が加熱していくと燃料被覆管のジルコニウム−水反応によって多量の水素が発生
・水の放射線分解によって水素及び酸素が発生・発生した水素及び酸素は原子炉内で発生する蒸気と共に大破断ＬＯＣＡの破断口を通じて
ＰＤＳは異なるものの，水素燃焼
ドライウェルに流入する。一部はベント管をの観 点 で抽 出 す べ き 物 理 現 象 は通じてサプレッション・プール水中に流入し，両ＰＤＳで同じであり，影響はな
サプレッション・プール水中に取り込まれたい。
核分裂生成物による水の放射線分解に伴って発生する水素及び酸素と共に空間に蓄積する。
・低圧代替注水系（常設）による原子炉注水により下部プレナムへの溶融炉心落下を防止
・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雰囲気温度の上昇緩和
・代替循環冷却系による格納容器除熱・格納容器スプレイ及び代替循環冷却系により格納容器内での蒸気凝縮が進むと，格納容器
内の水素及び酸素濃度は上昇する。

20

抜粋

表１−３
格納容器破損モード
溶融炉心・コンク
リート相互作用事故シナリオの比較（ＭＡＡＰ）（９／９）
事故シナリオ

解析コード審査資料

補足 84-21●事故シナリオ・大破断ＬＯＣＡ＋注水機能喪失
・炉心出力は直ちに崩壊熱レベルまで低下する
が，非常用炉心冷却系の機能が喪失することを想定するため，原子炉水位が急速に低下して炉心が露出し，やがて炉心損傷に至る
・損傷炉心が溶融し，下部プレナムに落下
・下部プレナム内の原子炉冷却材が蒸発し，溶融炉心が高温状態となり，原子炉圧力容器下部ヘッドの構造材温度も上昇，やがて下部ヘ
ッド貫通部の逸出等により破損・落下した溶融炉心の保有熱により，格納容器
下部注水系により原子炉圧力容器破損前の注水操作により溜まった冷却水の急激な蒸発・冷却水による溶融炉心からの除熱が十分でない場合には，コンクリートからの脱水及びコンクリートの溶融が発生
・溶融炉心によるコンクリートの溶融侵食が継続すると，格納容器の構造部材の支持機能が喪失し，格納容器破損に至る●格納容器破損防止対策
・原子炉圧力容器破損前の格納容器下部への冷却水確保・溶融炉心落下後の原子炉注水及び格納容器下部注水による溶融炉心冷却東海第二事故シナリオの違いの影響

ＰＤ Ｓ は異 な る も の の ， 溶 融 炉
心・コンクリート相互作用の観点
で抽 出 すべ き 物 理 現 象 は 両 Ｐ ＤＳで同じであり，影響はない
・高圧・低圧注水機能喪失＋全交流動力電源のコリ ウ ムシ ー ル ド 敷 設 に つ い て喪失
は，以下のとおり物理現象の抽出
・低圧代替注水系（常設）による原子炉注水不の観点で影響はない。
可を想定し，炉心損傷に至る・コリウムシールドの温度は侵食
・損傷炉心が溶融し，下部プレナムに落下
開 始 温 度 を超 え な い た め侵 食
・原子炉圧力容器破損が発生しない・落下した溶融炉心の保有熱により，ペデスタ
・コリウムシールドはＺｒＯ ２ 製
ル（ドライウェル部）に溜まった冷却水の急であり，侵食した場合でもガス激な蒸発等の発生はない・ペデスタル（ドライウェル部）に溜まった冷・コリウムシールドの侵食開始温却水及びペデスタル（ドライウェル部）内に
度 は 化 学 反応 に よ る 温 度低 下
敷設したコリウムシールドの効果によりコン等を考慮して設定している
クリート温度は融点に至らず溶融侵食は発生
また，コリウムシールドを介したしない
コン ク リー ト の 温 度 上 昇 に つ いても評価しており，コンクリートに対 す る物 理 現 象 も 考 慮 し て いることから，物理現象の抽出の観点では影響はない

21

抜粋

表１−４
事故ｼｰｹﾝｽ
ｸﾞﾙｰﾌﾟ
反応度の誤投入

事故シナリオの比較（ＡＰＥＸ）
事故シナリオ

解析コード審査資料
・原子炉が運転停止中に，制御棒 1 本が全引き抜きされている状態から，他の 1 本の制御棒が操
作 量の 上限を 超 える誤 った 操作 によ って 引き抜かれ，臨界超過に至る事象
・中性子束が上昇しスクラム設定点に至った場合に原子炉がスクラムする

東海第二・運転停止中の原子炉において，制御棒 1 本が全引き抜きされている状態から，他の 1 本の制御棒が 操 作量の 制限を超 える 誤っ た操作によ って連続的に引き抜かれる事象
・起動領域計装の原子炉出力ペリオド短（10 秒）
信号が発生し，制御棒の引抜きが阻止されるとともに，原子炉はスクラムする

事故シナリオの違いの影響−（事故シナリオに違いはない）

補足 84-22

22

抜粋
別紙２
プラント仕様の比較の結果①ＳＡＦＥＲ（表２−１）
解析コード審査資料において，妥当性確認に使用した実験装置と実機との差異として着目しているのは「燃料集合体の体数」，「燃料集合体の軸方向長さ」，「ＥＣＣＳ構成」及び「燃料集合体の型式」であり，東海第二のこれらのプラント仕様は，表２−５に示すとおり先行審査プラントの仕様に包含されることから，プラント仕様の違いによるスケーリングの違いはない。
②−１

ＲＥＤＹ（表２−２−１）

解析コード審査資料において，妥当性確認に使用したＡＢＷＲ実機試験について，出力等が異なるプラントにおいて原子炉停止機能喪失事象の評価に影響する設備の差異として着目しているのは，「再循環系」，「ほう酸水注入箇所」及び「ＥＣＣＳ構成」であり，東海第二のこれらのプラント仕様は，表２−５に示すとおり従来型ＢＷＲの先行審査プラントの仕様に包含されることから，プラント仕様の違いによるスケーリングの違いはない。
反応度係数の保守因子設定の妥当性確認について，東海第二の炉心格子はＣ格子であり，解析コード審査資料の想定（Ｎ格子，Ｓ格子）と異なっている。炉心格子の違いにより，妥当性確認に使用した保守因子の不確かさ評価に影響を与える。このため，東海第二のＣ格子を想定した同様の不確かさ評
価及び感度解析を実施し，影響を確認する。
②−２

ＳＣＡＴ（表２−２−２）

解析コード審査資料において，妥当性確認に使用した実験装置は実寸大の９×９模擬燃料集合体を用いたものであり，東海第二でも先行審査プラントと同じ９×９燃料（Ａ型）を解析条件として設定していることから，プラン
補足 84-2323

抜粋
ト仕様の違いによるスケーリングの違いはない。また，９×９燃料（Ａ型）のＡＴＬＡＳ試験の範囲以上の入口サブクーリングに対しては，第１から第３スペーサの範囲ではＧＥＸＬ相関式は適用可能であり，第４スペーサに対しても保守的であることを確認おり，東海第二の有効性評価解析では第４ス
ペーサ位置で燃料被覆管最高温度が発生している。
③−１

ＭＡＡＰ（炉心損傷防止対策）（表２−３）

解析コード審査資料において，妥当性確認に使用した実験装置と実機との差異として着目しているのは「燃料集合体の体数」，「燃料集合体の軸方向長さ」，「ＥＣＣＳ構成」及び「燃料集合体の型式」であり，東海第二のこれらのプラント仕様は，表２−５に示すとおり従来型ＢＷＲの先行審査プラントの仕様に包含されることから，同様の適用性を有していると考えられる。
③−２

ＭＡＡＰ（格納容器破損防止対策）（表２−３）

解析コード審査資料において，妥当性確認に使用した実験装置と実機との差異として着目しているのは「燃料集合体の型式」，「格納容器体積」及び「コンクリート物性」であり，東海第二のこれらのプラント仕様は，表２−５に示すとおり従来型ＢＷＲの先行審査プラントの仕様に包含されることから，同様の適用性を有していると考えられる。
④ＡＰＥＸ（表２−４）
解析コード審査資料において，妥当性確認に使用した実験装置と実機との差異として着目しているのは「ドップラー反応度フィードバック効果」及び「制御棒反応度効果」であり，設備としては「燃料集合体の型式」，「制御棒引抜速度」及び「起動領域計装の状態」が該当し，東海第二のこれらのプラ
ント仕様は，表２−５に示すとおり先行審査プラントの仕様に包含されることから，プラント仕様の違いによるスケーリングの違いはない。

補足 84-24

24

抜粋

表２−１
分類

重要現象

解析モデル

炉心

崩壊熱

崩壊熱モデル

燃料棒表面熱伝達，沸騰遷移，気液熱非平衡

燃料棒表面熱伝達モデ
ル

燃料被覆管酸化ジルコニウム−水反応モデル

燃料被覆管変形膨れ・破裂評価モデル

解析コード審査資料における妥当性確認の方法

沸騰・ボイド率変化，
気液分離（水位変化）・対向流−（妥当性確認は不要としている）

TBL，ROSA-Ⅲ及び FIST-ABWR の実験解析により重要現象の妥当性を確認している。

SAFER の解析コード審査資料において，妥当性確認に使用した実験装置と実機との差異として着目しているのは「燃料集合体の体数」，「燃料集合体の軸方向長さ」，「ＥＣＣＳ構成」及び「燃料集合体の型式」であり，東海第二のこれらのプラント仕様は，先行審査
プラントの仕様に包含されることから，プラント仕様の違いによるスケーリングの違いはない。
−（妥当性確認は不要としている）

蒸気供給制限がなく，蒸気を反応温度まで上げるためのエネルギは必要としないものと仮定し，反応量及び反応熱を過大に評価するよう選定した酸化反応速度式（Baker-Just 式）を採用しており，妥当性確認は不要としている。
燃料被覆管の歪み量を計算し，燃料被覆管の破裂を判定する破裂限界曲線には，実験値と良く一致するベストフィット曲線に基づき現実的な条件を適用していることから，妥当性確認は不要としている。
TBL，ROSA-Ⅲ及び FIST-ABWR の実験解析により重要現象の妥当性を確認している。

二相流体の流動モデル

二相流体の流動モデル

TBL，ROSA-Ⅲ及び FIST-ABWR の実験解析により重要現象の妥当性を確認している。
冷却材放出（臨界流・差圧流）

臨界流モデルECCS 注水（給水系・代替注水系含む。）

原子炉注水系モデル

東海第二の有効性評価解析に対する適用性

信頼性の高い評価モデルと現実的な評価条件を使用して評価した値を事象発生後の原子
炉出力変化として入力しており，妥当性確認は不要としている。

FIST-ABWR の実験解析により重要現象の妥当性を確認している。
原子炉圧力容器補足 84-25

沸騰・ボイド率変化，
気液分離（水位変化）・対向流，三次元効果

妥当性確認の方法と東二有効性評価解析への適用性（ＳＡＦＥＲ）

設計に基づく作動圧力や流量を境界条件として与えることから，妥当性確認は不要としている。

−（妥当性確認は不要としている）

SAFER の解析コード審査資料において，妥当性確認に使用した実験装置と実機との差異として着目しているのは「燃料集合体の体数」，「燃料集合体の軸方向長さ」，「ＥＣＣＳ構成」及び「燃料集合体の型式」であり，東海第二のこれらのプラント仕様は，先行審査
プラントの仕様に包含されることから，プラント仕様の違いによるスケーリングの違いはない。
SAFER の解析コード審査資料において，妥当性確認に使用した実験装置と実機との差異として着目しているのは「燃料集合体の体数」，「燃料集合体の軸方向長さ」，「ＥＣＣＳ構成」及び「燃料集合体の型式」であり，東海第二のこれらのプラント仕様は，先行審査
プラントの仕様に包含されることからプラント仕様の違いによるスケーリングの違いはない。
SAFER の解析コード審査資料において，妥当性確認に使用した実験装置と実機との差異として着目しているのは「燃料集合体の体数」，「燃料集合体の軸方向長さ」，「ＥＣＣＳ構成」及び「燃料集合体の型式」であり，東海第二のこれらのプラント仕様は，先行審査
プラントの仕様に包含されることから，プラント仕様の違いによるスケーリングの違いはない。
−（妥当性確認は不要としている）

25

抜粋

表２−２−１
分類

重要現象

解析モデル

核分裂出力

核特性モデ
ル

妥当性確認の方法と東二有効性評価解析への適用性（ＲＥＤＹ）（１／２）
解析コード審査資料における妥当性確認の方法

ABWR の実機試験解析により重要現象の妥当性を確認している。

反応度フィ
ードバック
効果

反応度モデ
ル （ ボ イ
ド・ドップ
ラ）

反応度モデ
ル（ボロン）
炉心

補足 84-26

崩壊熱

崩壊熱モデ
ル

沸騰・ボイ
ド率変化

炉心ボイド
モデル

ABWR の実機試験解析により重要現象の妥当性を確認している。

反応度係数の保守因子として，単位燃料集合体核特性計算コードによる評価から求められた反応度係数に不確かさ等を考慮し，全ての解析時間を通して同一値の保守因子として動的ボイド係数 1.25，動的ドップラ係数 0.9 を掛けて評価している。この保守因子設定の妥当性を確認するため，３つのサブ時間領域に細分割し，それぞれの領域での保守因子の不確かさを評価し，感度解析により影響を確認している。
ボロン反応度については，ほう酸水拡散モデルの妥当性確認に含める。
高温停止に必要なボロン反応度は，三次元未臨界性評価における停止余裕基準（1.5％⊿k）に対して余裕を考慮して 3％⊿k を不確かさとしている。
軽水型動力炉の非常用炉心冷却系の性能評価指針にて使用することが妥当と認められている
崩壊熱曲線との比較により，1 秒の時点で最大＋0.8％，−0.1％の不確かさを有していることを確認している。
炉心ボイドマップ確認試験の実験解析，炉心熱水力解析コードで多数のボイドマップデータを作成し炉心流量の違いによる影響を整理する手法及び ABWR の実機試験解析により重要現象の妥当性を確認している。

東海第二の有効性評価解析に対する適用性
REDY の解析コード審査資料において，妥当性確認に使用した ABWR の実機試験について，出力等が異なるプラントにおいて原子炉停止機能喪失事象の評価に影響する設備の差異として着目しているのは「再循環系」，「ほう酸水注入箇所」及び「ECCS の構成」であり，東海第二のこれらのプラント仕様は，BWR5 の先行審査プラントの仕様に包含されることから，プラント仕様の違いによるスケーリングの違いはない。
REDY の解析コード審査資料において，妥当性確認に使用した ABWR の実機試験について，出力等が異なるプラントにおいて原子炉停止機能喪失事象の評価に影響する設備の差異として着目しているのは「再循環系」，「ほう酸水注入箇所」及び「ECCS の構成」であり，東海第二のこれらのプラント仕様は，BWR5 の先行審査プラントの仕様に包含されることから，プラント仕様の違いによるスケーリングの違いはない。
保守因子設定の妥当性確認について，東海第二の炉心格子は C 格子であり，解析コード審査資料の想定（N格子，S 格子）と異なっている。炉心格子の違いにより，妥当性確認に使用した保守因子の不確かさ評価に影響を与える。
このため，東海第二の C 格子を想定した同様の不確かさ評価及び感度解析を実施し，影響を確認する。
高温停止に必要なボロン反応度の妥当性確認について，東海第二においても三次元未臨界性評価における停止余裕基準として同じ値を使用していることから，同様の適用性を有していると考えられる。
崩壊熱モデルの妥当性確認は，非常用炉心冷却系の性能評価において使用が認められている崩壊熱曲線との比較により実施していることから，東海第二に対しても同様の適用性を有していると考えられる。
炉心ボイドマップ確認試験の実験解析による妥当性確認について，有効性評価解析の高炉心入口サブクー
リング側の炉心入口サブクーリングの変動範囲は，従来の高温高圧での実バンドル体系での試験範囲外であるが，炉心入口サブクーリングが高くなりサブクール沸騰及び飽和沸騰開始点が下流側に移動した場合
でも，サブクール沸騰開始後の下流側の流動状態は通常の炉心入口サブクーリング時と特に変わるものではなく，平均ボイド率を対象とした炉心ボイドマップの高炉心入口サブクーリングでの不確かさへの影響は小さいとしていることから，東海第二に対しても同様の適用性を有していると考えられる。
炉心熱水力解析コードで多数のボイドマップデータを作成し炉心流量の違いによる影響を整理する手法
による妥当性確認については，ABWR 代表プラントに対するものであり，東海第二では炉心格子形状が違うことで主にインチャンネル流量／バイパス流量の比が異なるが，この影響は炉心格子形状の寸法の違いを踏まえると非常に小さいと考えられ，また，東海第二と代表 ABWR との違いは BWR5 の先行審査プラントと代表 ABWR との違いに包含されることから，プラント仕様の違いによるスケーリングの違いはない。
ABWR の実機試験解析による妥当性確認について，REDY の解析コード審査資料において，出力等が異なるプラントに対する原子炉停止機能喪失事象の評価に影響する設備の差異として着目しているのは「再循環系」，「ほう酸水注入箇所」及び「ECCS の構成」であり，東海第二のこれらのプラント仕様は，BWR5 の先行審査プラントの仕様に包含されることから，プラント仕様の違いによるスケーリングの違いはない。

26

抜粋

表２−２−１

妥当性確認の方法と東二有効性評価解析への適用性（ＲＥＤＹ）（２／２）

分類
原子炉圧力容器
格納容器

補足 84-27

重要現象

解析モデル

冷却材流量
変化（コー
ストダウン
特性）
冷却材流量
変化（自然
循環流量）
冷却材放出
（臨界流・
差圧流）

再循環モデ
ル

ABWR の実機試験解析により重要現象の妥当性を確認している。

再循環モデ
ル

ABWR 及び従来型 BWR の実機試験解析により重要現象の妥当性を確認している。

逃がし安全
弁モデル

ABWR の実機試験解析により重要現象の妥当性を確認している。

ＥＣＣＳ注
水 （ 給 水
系・代替注
水含む）
ほう酸水の
拡散
サプレッシ
ョン・プー
ル冷却

給水系モデ
ル

ABWR の実機試験解析により重要現象の妥当性を確認している。

ほう酸水拡
散モデル
格納容器モ
デル

ほう酸水拡散モデルの入力データがボロンミキシング試験結果に基づき保守的に設定され，安全側の評価となっていることを確認している。
放熱による熱損失を考慮せず，かつ空間部が飽和状態にある等，単純な計算で保守性を確保していることから，妥当性確認は不要

解析コード審査資料における妥当性確認の方法

東海第二の有効性評価解析に対する適用性
REDY の解析コード審査資料において，妥当性確認に使用した ABWR の実機試験について，出力等が異なるプラントにおいて原子炉停止機能喪失事象の評価に影響する設備の差異として着目しているのは「再循環系」，「ほう酸水注入箇所」及び「ECCS の構成」であり，東海第二のこれらのプラント仕様は，BWR5 の先行審査プラントの仕様に包含されることから，プラント仕様の違いによるスケーリングの違いはない。
ABWR 及び出力の異なる従来型 BWR（460MWe 及び 1,100MWe）に対する実機試験結果により妥当性を確認しており，東海第二は 1,100MWe の従来型 BWR であることから，プラント仕様の違いによるスケーリングの違いはない。
REDY の解析コード審査資料において，妥当性確認に使用した ABWR の実機試験について，出力等が異なるプラントにおいて原子炉停止機能喪失事象の評価に影響する設備の差異として着目しているのは「再循環系」，「ほう酸水注入箇所」及び「ECCS の構成」であり，東海第二のこれらのプラント仕様は，BWR5 の先行審査プラントの仕様に包含されることから，プラント仕様の違いによるスケーリングの違いはない。
REDY の解析コード審査資料において，妥当性確認に使用した ABWR の実機試験について，出力等が異なるプラントにおいて原子炉停止機能喪失事象の評価に影響する設備の差異として着目しているのは「再循環系」，「ほう酸水注入箇所」及び「ECCS の構成」であり，東海第二のこれらのプラント仕様は，BWR5 の先行審査プラントの仕様に包含されることから，プラント仕様の違いによるスケーリングの違いはない。
東海第二のほう酸水注入箇所は，BWR5 の先行審査プラントと同じであり，プラント仕様の違いによるス
ケーリングの違いはない。
−（妥当性確認は不要としている）

27

抜粋

表２−２−２

妥当性確認の方法と東二有効性評価解析への適用性（ＳＣＡＴ）

分類
炉心

補足 84-28

重要現象

解析モデル

解析コード審査資料における妥当性確認の方法

出力分布変化

出力分布モデル

燃 料 棒 内温度変化

熱伝導モデル，燃料ペレット-被覆
管ギャップ熱伝達モデル

燃 料 棒 表面熱伝達

熱伝達モデル
リウェットモデル

解析コードは保守的に中央ピークに基づく軸方向出力分布を設定するため，燃料被覆管温度を高めに評価することから，妥当性確認は不要としている。
解析コードは，燃料ペレットと燃料被覆管間のギャップ熱伝達係数を高めに設定することで，原子炉出力が上昇する時の表面熱流束に対する熱伝達遅れが小さくなる。このため，主蒸気隔離弁
閉止によって原子炉出力が急増する状態では，燃料被覆管温度を高めに評価する。また，給水加熱喪失によって原子炉出力が準静的に増加する状態では，表面熱流速に対する熱伝達遅れの燃料
被覆管温度への影響は大きくないと考えられることから，妥当性確認は不要としている。
NUPEC BWR 燃料集合体熱水力試験の実験解析により重要現象の妥当性を確認している。

沸騰遷移

沸騰遷移評価モデル

ATLAS 試験及び NUPEC BWR 燃料集合体熱水力試験の実験解析により重要現象の妥当性を確認している。

気液熱非平衡

熱伝達モデル
リウェットモデル

NUPEC BWR 燃料集合体熱水力試験の実験解析により重要現象の妥当性を確認している。

東海第二の有効性評価解析に対する適用性−（妥当性確認は不要としている）−（妥当性確認は不要としている）

NUPEC BWR 燃料集合体熱水力試験の実験解析では，実寸大の９×９燃料（Ａ型）模擬燃料集合体を用いた実験により，修正 Dougall-Rohsenow 式及び相関式２を適用することにより，燃料被覆管
温度を高めに評価する傾向を確認している。東海第二でも先行審査プラントと同じ９×９燃料（Ａ型）を解析条件として設定していることから，プラント仕様の違いによるスケーリングの違いはない。
ATLAS 試験及び NUPEC BWR 燃料集合体熱水力試験の実験解析では，実寸大の９×９燃料（Ａ型）
模擬燃料集合体を用い，BWR の通常運転時のパラメータ範囲を想定した実験により，SLMCPR を基準に沸騰遷移の発生及び沸騰遷移位置を判定するよう設定することで，燃料被覆管温度をおおむ
ね高めに評価する傾向を確認している。また，９×９燃料（A 型）の ATLAS 試験の範囲以上の入口サブクーリングに対しても，第１から第３スペーサの範囲では GEXL 相関式は適用可能であり，第４スペーサに対しても保守的であることを確認している。東海第二でも先行審査プラントと同
じ９×９燃料（Ａ型）を解析条件として設定していることから，プラント仕様の違いによるスケーリングの違いはない。また，東海第二の有効性評価解析では，第４スペーサ位置で燃料被覆管
最高温度が発生している。
NUPEC BWR 燃料集合体熱水力試験の実験解析では，実寸大の９×９燃料（Ａ型）模擬燃料集合体を用いた実験により，修正 Dougall-Rohsenow 式及び相関式２を適用することにより，燃料被覆管
温度を高めに評価する傾向を確認している。東海第二でも先行審査プラントと同じ９×９燃料（Ａ型）を解析条件として設定していることから，プラント仕様の違いによるスケーリングの違いは
ない。

28

抜粋

表２−３

妥当性確認の方法と東二有効性評価解析への適用性（ＭＡＡＰ）（１／３）

分

類

重要現象

崩壊 熱

解析モデル

炉心モデル（原子炉
出力及び崩壊熱）

燃料 棒内温度変化

炉心

燃料 棒表面熱伝達

炉心モデル（炉心熱水力モデル）

燃料 被覆管酸化

溶融炉心の挙動モデル（炉心ヒートアップ）

解析 コー ド 審査 資料 に おけ る 妥当 性確 認 の方 法

東海 第二 の 有効 性評 価 解析 に 対す る適 用 性

入力 値に 含 まれ る。

崩 壊熱 の 不 確 か さは ， プ ラ ン ト固 有 の 入 力 値に 含 ま れ る こと か ら ， プ ラン ト 仕 様 の違い によ る 影響 はな い 。

TMI 事 故 解 析 に お ける 炉 心 ヒ ー ト ア ップ 時 の 水素 発 生 ， 炉 心 領 域で の 溶 融 進 展 状 態につ いて ，TMI 事 故分 析 結果 と よく 一致 する こと を 確認 した 。
CORA 実 験 解析 に おけ る，燃料 被 覆管 ，制 御棒 及び チ ャン ネル ボ ック ス の温 度変 化 につい て， 測 定デ ータ と よく 一 致す るこ と を確 認し た 。
炉 心 ヒー ト ア ッ プ 速 度 の増 加 （ 被 覆 管 被 酸 化 の促 進 ） を 想 定 し ，仮 想 的 な 厳 し い 振
り幅 では あ るが ，ジ ル コニ ウ ム− 水反 応 速度 の係 数 を 2 倍 とし た感 度 解析 に より 影
響を 確認 し た。
・TQUV， 大 破断 LOCA シ ー ケン スと も に， 炉心 溶融 の 開始 時刻 へ の影 響 は小 さい 。
・下 部プ レ ナム への リ ロケ ー ショ ン開 始 時刻 は， ほ ぼ変 化し な い。

燃 料棒 内 温 度 変 化， 燃 料 棒 表 面熱 伝 達 ， 燃 料被 覆 管 酸 化 及び 燃 料 被 覆 管変 形 の 不 確
か さ は， TMI 事故 解 析 等 に よる 妥 当 性 確 認 に 基づ き ， 適 用 性を 有 す る と 判断 し て い
るこ とか ら ，プ ラン ト 仕様 の 違い によ る 影響 はな い 。
ジル コニ ウ ム− 水反 応 速度 に 対す る感 度 解析 は ，BWR5，S 格 子，Mark-Ⅰ 改 良型 格 納
容器 プラ ン トに 対し て 実施 し たも ので あ るが ，そ の 他の BWR プ ラン トに お いて も 現
象 のメ カ ニ ズ ム は同 じ で あ り ，同 様 の 傾 向 が得 ら れ る と 考え ら れ る こ とか ら ， プ ラ
ント 仕様 の 違い によ る 影響 は 小さ い。

TQUX シ ーケ ンス 及 び中 小 破断 LOCA シ ー ケン スに 対 して ，MAAP コ ード と SAFER コ ー
ドの 比較 を 行い ，以 下 の傾 向 を確 認し た 。
・MAAP コー ドで は SAFER コー ドで 考 慮し てい る CCFL を 取り 扱 って いな い こと 等から ， 水 位変 化 に 差 異 が 生 じ たも の の 水 位 低 下 幅は MAAP コー ド の 方 が 保 守 的 であり ， その 後 の 注 水 操 作 によ る 有 効 燃 料 棒 頂 部 まで の 水 位 回 復 時 刻は 両 コ ー ド で同等で ある 。

沸 騰 ・ボ イ ド 率 変 化及 び 気 液 分 離（ 水 位 変 化 ）・ 対 向 流 の 不確 か さ は ，BWR5，S 格
子 ，Mark-Ⅰ改 良型 格 納容 器 プラ ント を 例 とし て ，原 子 炉圧 力容 器 内挙 動を よ り精 緻に評 価可 能な SAFER コ ード との 比 較を 行 い， 適用 性 を有 する と 判断 し てい るが ， 異なる 炉心 格 子間 の寸 法 の差 異 は数 mm 程度 と小 さく ，解 析挙 動 に有 意 な影 響を 与 えな
いと 考え ら れる こと か ら， プ ラン ト仕 様 の違 いに よ る影 響は 小 さい 。

逃が し安 全 弁か らの 流 量は ， 設計 値に 基 づい て計 算 され る。

冷 却材 放 出 （ 臨 界流 ・ 差 圧 流 ）の 不 確 か さ は， 逃 が し 安 全弁 か ら の 流 量は 設 計 値 に基づ いて 計 算さ れる こ とか ら ，プ ラン ト 仕様 の違 い によ る影 響 はな い 。

入力 値に 含 まれ る。

ECCS 注 水（ 給水 系・代替 注 水設 備 含む）の不 確か さ は，プ ラ ント 固有 の 入力 値 に 含
まれ るこ と から ，プ ラ ント 仕 様の 違い に よる 影響 は ない 。

HDR 実 験 解 析 で は ，格 納 容 器 圧 力 及 び雰 囲 気 温度 に つ い て ， 温 度成 層 化 を 含 め て 傾
向 を よく 再 現 で き る こ とを 確 認 し た 。 格 納 容 器雰 囲 気 温 度 を 十 数℃ 程 度 高 め に ， 格
納容 器圧 力 を 1 割 程度 高め に 評価 す る傾 向が 確認 さ れた が， 実 験体 系 に起 因す る もの と 考え ら れ ， 実 機 体 系に お い て は こ の 種 の 不確 か さ は 小 さ く なる も の と 考 え ら れる 。 また ， 非 凝 縮 性 ガ ス濃 度 の 挙 動 に つ い て ，解 析 結 果 が 測 定 デー タ と よ く 一 致 す
るこ とを 確 認し た。
格納 容器 各 領域 間の 流 動，構造 材 との 熱伝 達及 び内 部 熱伝 導の 不 確か さ にお いて は，
CSTF 実 験 解析 で は，格納 容器 雰 囲気 温度 及び 非凝 縮 性ガ ス濃 度 の挙 動 につ いて ，解析結 果が 測 定デ ータ と よく 一 致す るこ と を確 認し た 。

格 納容 器 各 領 域 間の 流 動 ， 構 造材 と の 熱 伝 達及 び 内 部 熱 伝導 及 び 気 液 界面 の 熱 伝 達の不 確か さ は， HDR 実験 等の BWR 実機 と は異 なる 格 納容 器に 対 する 実 験に より 妥 当
性 を確 認 し て い るも の の ， 重 要現 象 に 関 す る基 本 的 な 妥 当性 を 確 認 し てお り ， 適 用性を 有す る と判 断し て いる こ とか ら， プ ラン ト仕 様 の違 いに よ る影 響 はな い。

燃料 被覆管変形

補足 84-29

沸騰 ・ボイド率変化

気液 分離（水位変化）・
対向 流

炉心モデル（炉心水位計算モデル）

原子炉
圧力容器

冷 却 材 放出 （ 臨 界流 ・
差圧 流）

原子炉圧力容器モデ
ル（破断流モデル）

ECCS 注水（給水系・代替注 水設備含む）

安全系モデル（非常用炉心冷却系）
安全系モデル（代替
注水設備）

格 納 容 器各 領 域 間の 流動
格納容器

構 造 材 との 熱 伝 達及 び
内部 熱伝導気液 界面の熱伝達格納容器モデル（格
納容器の熱水力モデ
ル）

29

抜粋

表２−３

妥当性確認の方法と東二有効性評価解析への適用性（ＭＡＡＰ）（２／３）

分

類

重要現象

スプ レイ冷却

格納容器

解析モデル

解析 コー ド 審査 資料 に おけ る 妥当 性確 認 の方 法

東海 第二 の 有効 性評 価 解析 に 対す る適 用 性

安全系モデル（格納容器スプレイ）
安全系モデル（代替
注水設備）

入力 値に 含 まれ る。
ス プ レイ の 水 滴 温 度 は 短時 間 で 雰 囲 気 温 度 と 平衡 に 至 る こ と か ら伝 熱 モ デ ル の 不 確
かさ はな い 。

ス プレ イ 冷 却 の 不確 か さ は ， プラ ン ト 固 有 の入 力 値 に 含 まれ る こ と か ら， プ ラ ン ト
仕様 の違 い によ る影 響 はな い 。

入力 値に 含 まれ る。

サ プレ ッ シ ョ ン ・プ ー ル 冷 却 の不 確 か さ は ，プ ラ ン ト 固 有の 入 力 値 に 含ま れ る こ とから ，プ ラ ント 仕様 の 違い に よる 影響 は ない 。

サ プ レ ッシ ョ ン ・プ ール冷 却

安全系モデル（非常用炉心冷却系）

格納 容器ベント

格納容器モデル（格
納容器の熱水力モデル）

入力 値に 含 まれ る。
MAAP コ ー ドで は 格納 容器 ベ ント につ い て は，設 計 流量 に基 づ いて 流路 面 積を 入力 値とし て与 え ，格 納容 器 各領 域 間の 流動 と 同様 の計 算 方法 が用 い られ て いる 。

格 納容 器 ベ ン ト の不 確 か さ は ，プ ラ ン ト 固 有の 入 力 値 に 含ま れ る こ と から ， プ ラ ン
ト仕 様の 違 いに よる 影 響は な い。

溶融炉心の挙動モデル（リロケーション）

TMI 事 故解 析 にお ける 炉 心領 域 での 溶融 進展 状態 に つい て，TMI 事故 分析 結 果と 一 致する こと を 確認 した 。
リ ロ ケー シ ョ ン の 進 展 が早 ま る こ と を 想 定 し ，炉 心 ノ ー ド 崩 壊 のパ ラ メ ー タ を 低 下させ た感 度 解析 によ り 影響 を 確認 した 。
TQUV，大 破断 LOCA シー ケ ンス とも に ，炉 心溶 融時 刻 ，原 子炉 圧 力容 器の 破 損時 刻 への影 響が 小 さい こと を 確認 し た。

リ ロ ケー シ ョ ン 及 び構 造 材 と の 熱伝 達 の 不 確 かさ は ，TMI 事 故 解 析 によ る 妥 当 性 確
認 に 基づ い て お り ，BWR 実 機を 想 定 し た も の では な い が ， 基本 的 な 現 象 に有 意 な 差は なく 実 機 解 析 への 適 用 性 を 有し て い る と 判断 し て い る こと か ら ， プ ラン ト 仕 様 の違い によ る 影響 はな い 。
炉心 ノー ド 崩壊 のパ ラ メー タ を低 下さ せ た感 度解 析 は，BWR5，S 格子 ，Mark-Ⅰ 改 良型 格納 容 器 プ ラ ント に 対 し て 実施 し た も の であ る が ， 異 なる 炉 心 格 子 間の 寸 法 の 差
異は数 mm 程 度 と小 さく ， 解析 挙動 に 有意 な影 響を 与 えな いと 考 えら れ るこ とか ら，
プラ ント 仕 様の 違い に よる 影 響は 小さ い 。

原子 炉圧 力 容器 内 FCI に影 響 する 項 目と して 溶融 ジ ェッ ト径 ， エン ト レイ ンメ ン ト
係 数 及び デ ブ リ 粒 子 径 をパ ラ メ ー タ と し て 感 度解 析 を 行 い ， い ずれ に つ い て も ， 原
子炉 圧力 容 器破 損時 点 での 原 子炉 圧力 に 対す る感 度 が小 さい こ とを 確 認し た。

原子 炉圧 力 容器 内 FCI（溶 融炉 心 細粒 化）及び 原子 炉 圧力 容器 内 FCI（デ ブ リ粒 子熱伝達 ）の 不 確か さは ，BWR5，S 格子 ，Mark-Ⅰ 改良 型 格納 容器 プ ラン ト を例 とし て ，溶 融ジ ェ ッ ト 径 等の 炉 心 格 子 や格 納 容 器 の 違い の 影 響 の ない パ ラ メ ー タを 対 象 と した 感度 解 析 に よ り， 適 用 性 を 有す る と 判 断 して い る こ と から ， プ ラ ン ト仕 様 の 違 いによ る影 響 はな い。

TMI 事 故解 析 にお ける 下 部プ レ ナム の温 度挙 動に つ いて ，TMI 事 故分 析結 果 とよ く 一
致す るこ と を確 認し た 。
下 部 プレ ナ ム 内 の 溶 融 炉心 と 上 面 水 プ ー ル と の間 の 限 界 熱 流 束 ，下 部 プ レ ナ ム ギ ャッ プ 除熱 量 に 係 る 係 数 に対 す る 感 度 解 析 を 行 い， 原 子 炉 圧 力 容 器破 損 時 刻 等 の 事 象
進展 に対 す る影 響が 小 さい こ とを 確認 し た。

下 部 プレ ナ ム で の 溶融 炉 心 の 熱 伝達 の 不 確 か さは ，TMI 事 故 解 析 に よる 妥 当 性 確 認に 基づ き ， 適 用 性を 有 す る と 判断 し て い る こと か ら ， プ ラン ト 仕 様 の 違い に よ る 影
響は ない 。
下 部プ レ ナ ム 内 の溶 融 炉 心 と 上面 水 プ ー ル との 間 の 限 界 熱流 束 等 に 係 る係 数 に 対 す
る感 度解 析 は，BWR5，S 格子 ，Mark-Ⅰ 改良 型格 納容 器 プラ ント を 代表 と して いる が，
炉 心格 子 や 格 納 容器 の 違 い の 影響 の な い パ ラメ ー タ を 対 象と し た も の であ り ， プ ラ
ント 仕様 の 違い によ る 影響 は ない 。

リロ ケーション

補足 84-30

構造 材との熱伝達

原子炉圧力容器（炉心損傷後）原 子 炉 圧 力 容 器内 FCI（溶 融炉心細粒化）

原 子 炉 圧 力 容 器内 FCI（デ ブリ粒子熱伝達）
溶融炉心の挙動モデ
ル（下部プレナムでの溶融炉心挙動）下 部 プ レナ ム で の溶 融
炉心 の熱伝達

30

抜粋

表２−３

妥当性確認の方法と東二有効性評価解析への適用性（ＭＡＡＰ）（３／３）

分

類

原子炉圧力容器（炉心損傷後）

重要現象

解析モデル

解析 コー ド 審査 資料 に おけ る 妥当 性確 認 の方 法

東海 第二 の 有効 性評 価 解析 に 対す る適 用 性

原子 炉圧力容器破損

溶融炉心の挙動モデ
ル（原子炉圧力容器
破損モデル）

原 子 炉圧 力 容 器 破 損 に 影響 す る 項 目 と し て 制 御棒 駆 動 機 構 ハ ウ ジン グ 溶 接 部 の 破 損
判 定 に用 い る 最 大 ひ ず み（ し き い 値 ） を パ ラ メー タ と し た 感 度 解析 を 行 い ， 原 子 炉
圧力 容器 破 損時 刻が 約 13 分早 まる こ とを 確認 した 。ただ し，仮 想的 な厳 し い条 件に基づ く解 析 結果 であ り ，実 機 にお ける 影 響は 十分 小 さい と判 断 され る 。

原 子 炉圧 力 容 器 破 損 の不 確 か さ は ， BWR5，S 格子 ， Mark-Ⅰ改 良 型 格 納 容 器プ ラ ン
ト を代 表 と し て いる が ， 炉 心 格子 や 格 納 容 器の 違 い の 影 響の な い パ ラ メー タ で あ る
CRD ハ ウ ジ ン グ溶 接 部 の 破 損判 定 に 用 い る 最 大ひ ず み を 対 象と し た も の であ り ， プ
ラン ト仕 様 の違 いに よ る影 響 はな い。

原 子 炉 圧 力 容 器 内 FP挙動

核 分 裂 生 成 物 （ FP）
挙動モデル

PHEBUS-FP 実験 解析 に より ，FP 放 出 の開 始時 刻を よ く再 現で き てい る もの の， 燃 料
被覆 管温 度 を高 めに 評 価す る こと によ り ，急 激な FP 放 出を 示す 結 果と なっ た 。
た だ し， こ の 原 因 は 実 験に お け る 小 規 模 な 炉 心体 系 の 模 擬 に よ るも の で あ り ， 実 機の大 規模 な 体系 にお い てこ の 種の 不確 か さは 小さ く なる と考 え られ る 。

原子 炉圧 力 容器 内 FP 挙 動 の不 確か さ は， PHEBUS-FP 実 験解 析に よ り確 認 して おり ，BWR 実 機 を 想 定し た も の で はな い が ， 基 本 的 な現 象 に 有 意 な差 は な く 実 機解 析 へ の
適 用性 を 有 し て いる と 判 断 し てい る こ と か ら， プ ラ ン ト 仕様 の 違 い に よる 影 響 は ない。

原子 炉圧 力 容器 外 FCI 現象 に 関す る 項目 とし てエ ン トレ イン メ ント 係 数及 びデ ブ リ
粒子 径を パ ラメ ータ と して 感 度解 析を 行 い， 原子 炉 圧力 容器 外 FCI に よっ て 生じ る
圧力 スパ イ クへ の感 度 が小 さ いこ とを 確 認し た。

原子 炉圧 力 容器 外 FCI（溶 融炉 心 細粒 化）及び 原子 炉 圧力 容器 外 FCI（デ ブ リ粒 子熱伝 達 ）の 不 確 か さ は ，BWR5，Mark-Ⅰ 改 良 型 格 納容 器 プ ラ ン ト を例 と し て ，BWR5，S
格子 ，Mark-Ⅰ 改良 型 格納 容 器プ ラン ト を 代表 とし て いる が ，炉 心 格子 や格 納 容器 の違 いの 影 響 の な いパ ラ メ ー タ であ る エ ン ト レイ ン メ ン ト 係数 等 を 対 象 とし た も の であり ，プ ラ ント 仕様 の 違い に よる 影響 は ない 。

MAAP コ ー ドで は 溶融 炉心 の 拡が り実 験 や 評価 に関 す る知 見に 基 づき，落 下し た溶 融
炉心 は床 上 全体 に均 一 に拡 が ると 仮定 し ，そ れを 入 力で 与え て いる 。

格 納容 器 下 部 床 面で の 溶 融 炉 心の 拡 が り の 不確 か さ は ， 落下 し た 溶 融 炉心 は 床 上 全
体 に均 一 に 拡 が ると 仮 定 し ， それ を 入 力 で 与え て い る こ とか ら ， プ ラ ント 仕 様 の 違
いに よる 影 響は ない 。
なお ，Ｚｒ Ｏ ２ を 敷設 す る場 合に 格 納容 器 下部 床面 で の溶 融炉 心 の拡 が り挙 動に 影 響
を 与え る 可 能 性 があ る が ， 溶 融炉 心 の 拡 が りに 影 響 す る 因子 の う ち デ ブリ 落 下 流 量が大 きい こ とに より 床 面全 体 に均 一に 拡 がる と考 え られ るこ と から 影 響は ない 。
溶融 炉心 と 格納 容器 下 部プ ー ル水 の伝 熱 の不 確か さ は ，BWR5，Mark-Ⅰ改 良 型格 納 容
器プ ラン ト を例 とし て ，BWR5，S 格 子 ，Mark-Ⅰ改 良型 格 納容 器プ ラ ント を代 表 として いる が ， 炉 心 格子 や 格 納 容 器の 違 い の 影 響の な い パ ラ メー タ で あ る エン ト レ イ ン
メン ト係 数 等を 対象 と した も ので あり ， プラ ント 仕 様の 違い に よる 影 響は ない 。

原 子 炉 圧 力 容 器外 FCI（溶 融炉心細粒化）
原 子 炉 圧 力 容 器外 FCI（デ ブリ粒子熱伝達）

格納容器（炉心損傷後）補足 84-31

格 納 容 器下 部 床 面で の溶融 炉心の拡がり

溶 融 炉 心と 格 納 容器 下部プ ール水の伝熱

溶融炉心挙動モデル（格納容器下部での溶融炉心挙動）溶 融 炉心 ・ コ ン ク リ ー ト相 互 作 用 へ の 影 響 の 観点 で ， エ ン ト レ イメ ン ト 係 数 ， 上 面
熱 流 束及 び 溶 融 プ ー ル から ク ラ ス ト へ の 熱 伝 達係 数 を パ ラ メ ー タと し た 感 度 解 析 を行 っ た。 評 価 の 結 果 ， コン ク リ ー ト 侵 食 量 に 対し て 上 面 熱 流 束 の感 度 が 支 配 的 で ある こ とを 確 認 し た 。 ま た， 上 面 熱 流 束 を 下 限 値と し た 場 合 で も ，コ ン ク リ ー ト 侵 食
量が 22.5cm 程 度に 収ま る こと を確 認 した 。
上 記 の感 度 解 析 は ， 想 定さ れ る 範 囲 で 厳 し い 条件 を 与 え る も の であ り ， 実 機 で の コ
ン ク リー ト 侵 食 量 は ， 感度 解 析 よ り も 厳 し く なる こ と は な い と 考え ら れ ， こ れ を 不
確か さと し て設 定す る 。
ACE 実 験解 析 及び SURC-4 実 験解 析よ り，溶融 炉心 堆 積状 態が 既 知で あ る場 合の 溶 融
炉 心 とコ ン ク リ ー ト の 伝熱 及 び そ れ に 伴 う コ ンク リ ー ト 侵 食 挙 動に つ い て 妥 当 に 評
価で きる こ とを 確認 し た。
実 験 で確 認 さ れ て い る 侵食 の 不 均 一 性 に つ い ては ， 実 験 に お け る侵 食 の ば ら つ き がMAAP コ ー ドの 予 測侵 食量 の 20％の 範 囲内 に収 まっ て いる こと か ら，上面 熱 流束 の感度に 比べ て 影響 が小 さ いこ と を確 認し た 。

溶 融 炉 心と コ ン クリ ートの 伝熱

コ ン ク リー ト 分 解及 び
非凝 縮性ガス発生

格納 容器内 FP 挙動

核 分 裂 生 成 物 （ FP）
挙動モデル

ABCOVE 実 験解 析 によ り，格 納 容器 内 のエ アロ ゾル 沈 着挙 動を 適 正に 評 価で きる こ とを確 認し た 。

溶 融炉 心 と コ ン クリ ー ト の 伝 熱及 び コ ン ク リー ト 分 解 及 び非 凝 縮 性 ガ ス発 生 の 不 確
かさ は ，ACE 実 験解 析等 に より 確認 し てお り ， BWR 実 機を 想定 し たも ので は ない が，基 本的 な 現 象 に 有意 な 差 は な く実 機 解 析 へ の適 用 性 を 有 して い る と 判 断し て い る ことか ら， プ ラン ト仕 様 の違 い によ る影 響 はな い。
また ，感 度 解析 は，BWR5，Mark-Ⅰ 改良 型 格納 容器 プ ラン トを 例 とし て，BWR5，S 格
子 ，Mark-Ⅰ改 良型 格 納容 器 プラ ント を 代 表と して い るが ，炉心 格 子や 格納 容 器の 違
い の影 響 の な い パラ メ ー タ で ある エ ン ト レ イン メ ン ト 係 数等 を 対 象 と した も の で あり， プラ ン ト仕 様の 違 いに よ る影 響は な い。
なお ，Ｚｒ Ｏ ２ と の 伝熱 につ い ては ，コン クリ ート の モデ ルを 用 いて ，Ｚｒ Ｏ ２ 相 当の 入力 値 と し て 熱伝 導 率 や 密 度等 の パ ラ メ ータ を 設 定 し てお り ， 不 確 かさ は 入 力 値に含 まれ る こと から ， プラ ン ト仕 様の 違 いに よる 影 響は ない 。
また ，非凝 縮性 ガ ス発 生に つ いて は ，有 効 性評 価で は Ｚｒ Ｏ ２ 侵 食開 始 温度 に 到達 し
てい ない こ とか ら影 響 はな い 。
格納 容器 内 FP 挙 動の 不確 か さは ，ABCOVE 実験 に より 重要 現 象に 関す る モデ ル の 妥
当 性を 確 認 し て おり ， 重 要 現 象が 区 画 の 大 きさ に 依 存 し ない こ と か ら ，ス ケ ー ル の観 点に お い て も 適用 性 を 有 す ると 判 断 し て いる た め ， プ ラン ト 仕 様 の 違い に よ る 影
響は ない 。

31

抜粋

表２−４

妥当性確認の方法と東二有効性評価解析への適用性（ＡＰＥＸ）

分

類

重要現象
核分 裂出力出力 分布変化

解析 モデ ル

炉心（核）・一点近似動特性モデル（ 炉 出力 ）・出力分布は二次元拡散モ デ ル
・核定数は三次元体系の 炉 心を 空 間 効 果 を 考慮 し 二 次 元体 系に縮約・二次元（RZ）拡散モデル
・エンタルピステップの進 行 に伴 う相 対 出力 分布 変 化を 考慮

解析 コー ド 審査 資料 に おけ る 妥
当性 確認 の 方法
考慮 しな い東海 第二 の 有効 性評 価 解析 に 対す る適 用 性
核分裂出力の不確かさは解析コードの不確かさ要因としては考慮していないため，プラント仕様の 違い に よる 影響 は ない 。

炉心（燃料）

補足 84-32

考慮 しな い出力分布変化の不確かさは解析コードの不確かさ要因としては考慮していないため，プラント
仕様 の違 い によ る影 響 はな い 。
炉心格子の差異の影響として，ボイドフィードバック及びドップラフィードバックの影響が考えられるが，反応度後投入事象ではボイドフィードバックは考慮していないため，プラント仕様の違いによる影響はない。また，ドップラフィードバックの影響については，燃料エンタル
ピに 与え る 影響 が小 さ いこ と を感 度解 析 によ り確 認 して いる 。
制御 棒反 応 度効 果の 不 確か さ は代 表的 な 110 万 kWe 級 BWR-5 の 起動 試 験や 炉物 理 試験 にお け る
制御 棒価 値 の測 定結 果 との 比 較に より ，制 御棒 価値 の 不確 かさ が約 9％ 以 下で ある こと を確 認 している。制御棒価値はプラント仕様の違いによる影響よりも評価対象炉心の制御棒パターンによる影響が大きいと考えられるが，燃料エンタルピに与える影響が小さいことを感度解析により確 認し て いる 。
燃料棒内温度変化の不確かさは解析コードの不確かさ要因としては考慮していないため，プラント 仕様 の 違い によ る 影響 は ない 。

反 応 度 フィ ー ド バッ ク
効果・ドップラ反応度フィード バ ック 効果 は 出力 分布 依 存で 考慮
・熱的現象は断熱，ボイ ド 反応 度 フ ィ ー ド バッ ク 効 果 は考 慮
しない・ドップラ反応度フィードバッ
ク効 果： 7〜 9％・実 効遅 発 中性 子割 合 ：4％制御 棒反応度効果

・三次元拡散モデル
・動特性計算では外部入力

・制 御棒 反 応度 ：9％・実 効遅 発 中性 子割 合 ：4％

燃料 棒内温度変化

・熱伝導モデル・燃料ペレット−被覆管ギ ャ ップ 熱伝 達 モデ ル

考慮 しな い燃料 棒表面熱伝達・単相強制対流：Dittus-Boelter の 式
・核沸騰状態：Jens-Lottes の 式
・膜沸騰状態（低温時）：NSRR の 実 測デ ータ に基 づ いて 導出された熱伝達相関式

考慮 しな い燃料棒表面熱伝達の不確かさは解析コードの不確かさ要因としては考慮していないため，プラント 仕様 の 違い によ る 影響 は ない 。

沸騰 遷移

低温時：Rohsenow-Griffith の 式及び Kutateladze の式

考慮 しな い沸騰 遷移 の 不確 かさ は 考慮 し てい ない た め， プラ ン ト仕 様の 違 いに よ る影 響は な い。

32

抜粋
表２−５

プラント仕様の比較

項目

東二

先行審査プラント

燃料集合体の型式

９×９燃料（Ａ）

９×９燃料（Ａ）

先行審査プラントと同じ燃料集合体の
軸方向長さ

標準燃料棒；
3.71ｍ
部分長燃料棒；
2.16ｍ

標準燃料棒；
3.71ｍ
部分長燃料棒；2.16ｍ

先行審査プラントと同じ燃料集合体の体数764 体

560 体〜872 体

先行審査プラントの装荷体数に包含される

ＥＣＣＳ構成HPCS, LPCS（炉心上部注水），LPCI（炉心バイパス部
注水）

外部ループ再循環

原子炉再循環系

流量調整弁制御

ほう酸水注入系の注入箇所

炉心下部注水プラント仕様の違いの影響

HPCF,RCIC,LPFL（炉心上部注水）／
HPCS, LPCS（炉心上 先行審査プラントと同じ部注水），LPCI（炉心バイパス部注水）
東海第二の解析において，再循
環流量は初期の定常状態（手動インターナルポン
にて一定流量に制御）及びポン
プ／外部ループ再
プトリップ後のコーストダウン
循環特性を入力しており，原子炉出力等に対応した自動流量制御は模擬していない
また，ポンプトリップ時のコーポンプ回転速度
ストダウン特性（ポンプの慣性制御時定数）の不確かさは，先行審査プラントと同じである
炉心上部注水／先行審査プラントと同じ
炉心下部注水炉心格子に違いにより，ＲＥＤ
N 格子／S 格子
Ｙコードの反応度係数の保守因子の妥当性確認に影響がある
先行審査プラントの熱出力に包2,436〜3,926MW
含される実機と同等かより小さい格納容
RCCV／Mark-Ⅰ改器体積を有する実験体系によりモデルの妥当性が確認されてお7,350〜8,830m３
り，実機体系において格納容器
空間体積等の差異が与える影響
4,700〜5,960m３
確認は不要。

炉心格子

C 格子

熱出力

3,293MW

格納容器

Mark-Ⅱ

・D/W 体積

5,700m３

・S/C 空間体積

4,100m３

・S/P 水量3,300m３

2,800〜3,800m３

コンクリート物性

玄武岩系

玄武岩系

先行審査プラントと同じ

制御棒引抜速度9.1cm／s

9.1cm／s

先行審査プラントと同じ起動領域計装の状態

Ａ，Ｂチャンネルともに引抜制御棒に最も近い検出器を 1個ずつバイパス

Ａ，Ｂチャンネルともに引抜制御棒に最も近い検出器を 1 個ず
つバイパス

先行審査プラントと同じ

補足 84-33

33

抜粋
（参考）

添付５ 原子炉停止機能喪失事象での反応度係数（ＲＥＤＹコード用）の保守因子
について
原子炉停止機能喪失事象に対する炉心損傷防止対策の有効性評価において，ＲＥＤＹコ
ードに原子炉設置変更許可申請書の添付書類八記載の平衡炉心サイクル末期の反応度係数に一律の保守因子（減速材ボイド係数は 1.25 倍，ドップラ係数は 0.9 倍）を掛けた反応度係数を用いている。
一方，本事象では，事象の進展に伴い，初期の運転状態から炉心流量，原子炉圧力，炉心入口エンタルピ，軸方向出力分布等が時間とともに変化し，ボイド係数，ドップラ係数が影響を受け，保守因子は一定ではない。
そこで有効性評価手法が適切であることを確認するために，
前述のとおり 5.1.2 節の「重要現象の不確かさに対する感度解析」において本事象を３つのサブ時間領域に細分割した上で，それぞれに反応度係数に対する保守因子を設定してＲＥＤＹコードによる評価を行っている。
ここでは，①，②において 5.1.2 節の「重要現象の不確かさに対する感度解析」で用いる反応度係数に対する保守因子を求め，③において 5.1.2 節の感度解析結果より有効性評
価の一律の保守因子の手法が適用できることを確認した。
①

炉心一点近似縮約による反応度係数評価は，圧力変化，流量変化などの摂動による
炉心状態変化及び事象進展に伴う炉心状態変化を扱うことが出来ない。原子炉停止
機能喪失事象では，この炉心状態変化の変化に伴う不確かさが大きくなる可能性があるため，静的な三次元沸騰水型原子炉模擬計算コードにより，各サブ時間領域に対するボイド係数，ドップラ係数を評価し，炉心一点近似手法による反応度係数（添付書類八記載の値）に対する比として各時間領域の反応度係数の保守因子のノミナル値を評価した。

②①で求めた保守因子のノミナル値に，静的な三次元沸騰水型原子炉模擬計算コードにより評価したボイド係数，ドップラ係数の不確かさ及び取替炉心設計段階における不確かさ（補足参照）を加えることで，5.1.2 節の「重要現象の不確かさに対す
る感度解析」で用いる反応度係数の保守因子変動幅を求めた。

③①及び②の検討より，原子炉停止機能喪失事象に対する炉心損傷防止対策の有効性評価において，事象を通じた一律の保守因子として，ボイド係数は 1.25 及びドップラ係数は 0.9 が適用できることを確認した。

3-5-1

34

抜粋
（参考）

１．原子炉停止機能喪失事象での各時間領域の反応度係数の保守因子のノミナル値（１）評価方法
原子炉スクラム失敗を仮定した主蒸気隔離弁の誤閉止発生事象の短時間領域を，以下の３つのサブ時間領域に細分割し，・出力変動期（サブ時間領域１）・出力抑制期（サブ時間領域２）・出力再上昇期（サブ時間領域３）
各サブ時間領域の代表的な炉心状態における炉心パラメータを用い，静的な三次元沸騰水型原子炉模擬計算コードにより，ボイド係数，ドップラ係数を評価し，原子炉設置変更許可申請書の添付書類八に記載の反応度係数（保守因子1.0倍に相当）と比較した。
ボイド係数は，各解析点に応じた微小な摂動を与え実効増倍率の変化量を求め，炉心平均のボイド率の変化量で除することで求めた。各解析点での摂動は，表1-2〜表1-4に示す
ように，サブ時間領域１では圧力摂動，サブ時間領域２では流量摂動，サブ時間領域３では入口エンタルピ摂動を与えた。
ドップラ係数は，各解析点における摂動計算により炉心平均値を求めた。
（２）解析条件
解析は三つの代表プラントを対象として行い，この主な解析条件を以下に示す。
表 1-1 主な解析条件
プラント

代表ＡＢＷＲ

評価条件
初期条件

代表従来型ＢＷＲ①

代表従来型ＢＷＲ②

原子炉スクラム失敗を仮定した主蒸気隔離弁の誤閉止
100%出力／100%炉心流量

炉心100%出力／85%炉心流量

９×９燃料（Ａ型）

９×９（Ａ型）+標準組

９×９燃料（Ａ型）

単一炉心

成 MOX 燃料混在炉心

単一炉心

Ｎ格子

Ｓ格子

Ｃ格子

解析

ＨＩＮＥＳ／ＴＧＢＬＡ／ＨＩＮＥＳ／

コード

ＰＡＮＡＣＨ

ＬＯＧＯＳ

ＰＡＮＡＣＨ

炉心格子（注）ＨＩＮＥＳ，ＴＧＢＬＡ：単位燃料集合体核特性計算コード
ＰＡＮＡＣＨ，ＬＯＧＯＳ：三次元沸騰水型原子炉模擬計算コード（３）解析結果
各解析点における，三次元沸騰水型原子炉模擬計算コードによる反応度係数と一点近似モデルの反応度係数(*)の比（以下「三次元／炉心一点近似（保守因子 1.0）」と称す）を表
1-2〜表 1-4 に示す。これによると，摂動及び事象進展に伴い軸方向の出力分布及びボイ
ド分布が変化するためボイド係数は変化するが，ドップラ係数は主に U-238 の共鳴吸収が支配的であることから変化は小さくなっている。

3-5-2

35

抜粋
（参考）

(*)原子炉設置変更許可申請書の添付書類八に記載の減速材ボイド係数，ドップラ係数
冒頭に述べたように，炉心一点近似縮約による反応度係数評価は，圧力変化，流量変化などの摂動及び事象進展に伴う炉心状態の変化を扱えないため，三次元沸騰水型原子炉模
擬計算コードを用いて炉心状態変化を取り込んで評価しているが，ボイド係数において特にその影響が大きいことが分かる。
このように三次元沸騰水型原子炉模擬計算コードを用いることで，炉心状態変化を取り込むことができるものの，静的評価であることによる不確かさが含まれると考えられる。
そこで，静的な三次元沸騰水型原子炉模擬計算コードによりボイド係数を評価できることを含めて，サブ時間領域ごとに保守因子の設定について以下のとおり確認した。
サブ時間領域１では，圧力増加による正のボイド反応度印加による中性子束の上昇が支配的である。圧力摂動においては，軸方向ボイド率分布変化に伴う軸方向出力分布への影
響は，流量摂動，エンタルピ摂動に比較して小さく，また，炉心一体型の摂動であり，特に軸方向にほぼ時間遅れなく摂動が与えられるため，事象開始時点の炉心状態に対して静的な三次元沸騰水型原子炉模擬計算コードを用いてボイド係数を評価することは可能であると考えられる。
サブ時間領域２における支配的要因は流量摂動であり，炉心出力だけでなく，軸方向ボイド率分布，軸方向出力分布もこの影響を受ける。炉心入口流量が減少すると，この流量摂動の影響が時間遅れを伴って動的に下方から上方に伝わり，上部のボイド率が変化する
前に下方のボイド率が増加することとなる。このため，静的な三次元沸騰水型原子炉模擬
計算コードによるボイド係数評価では現実の軸方向ボイド率分布，軸方向出力分布と異なった状態を評価していることになる。この流れによる時間遅れがボイド率変化に及ぼす影響を確認するため，ＳＣＡＴコードにより，サブ時間領域２の流量減少の時間変化を模擬した場合と定常解析に相当する準静的に流量が減少した場合について，軸方向ボイド率分
布を評価したところ，両者の差はほとんどないことが確認された。以上より，サブ時間領
域２における流量減少は緩やかであり，流れによる時間遅れによる軸方向ボイド率分布への影響は小さく，ボイド係数への影響は小さいといえる。なお，5.1.2節の「重要現象の不確かさに対する感度解析」において本事象を３つのサブ時間領域に細分割した上で，反応度係数に対する保守因子の上限値，下限値を表1-2に基づき設定してＲＥＤＹコード／ＳＣＡＴコードによる評価を行っており，一律の保守因子を用いた有効性評価における燃料被覆管温度よりも高くならないとの結果を得ている。このようにボイド係数の有効性評
価結果への感度が小さいことから，不確かさを大きめに考慮することで，静的な三次元沸騰水型原子炉模擬計算コードによりボイド係数を評価することは可能であると考えられ

3-5-3

36

37

38

39

抜粋
（参考）

動的反応度係数の保守因子の変動による有効性評価への影響を確認するため，表 2-2〜
表 2-4 に示した保守因子の上下限値を組み合わせた感度解析を実施した。表 2-5〜表 2-7に感度解析結果を示す。代表ＡＢＷＲの場合は，給水温度低下によって原子炉出力が準静的に増加するサブ時間領域３において燃料被覆管温度が最高温度となるため，各ケースとも有意な差は生じていない。一方，代表従来型ＢＷＲの場合は，原子炉圧力上昇によって原子炉出力が急増するサブ時間領域１，流量減少によって原子炉出力が急減するサブ時間
領域２及び給水温度低下によって原子炉出力が準静的に増加するサブ時間領域３において燃料被覆管温度が最高温度となるため，保守因子の影響を比較的受けやすいものの，ベースケースに比較して過度に温度が上昇するものはない。以上より，不確かさが燃料被覆
管温度に有意な影響を及ぼすものではないことを確認した。
表 2-5 代表ＡＢＷＲの動的反応度係数の保守因子の不確かさを考慮した場合の感度解析
保守因子(＊1)

燃料被覆管温度

動的ボイド係数動的ドップラ係数

最高温度
（℃）

最高温度の
偏差(*2)（℃）

ベースケース

1.25

0.9

約 1060

-

ケース１

ノミナル値

ノミナル値

約 1060

0

ケース２

下限値

下限値

約 1060

0

ケース３

下限値

上限値

約 1060

0

ケース４

上限値

下限値

約 1060

0

ケース５

上限値

上限値

約 10600（＊1）ノミナル値／上限値／下限値については，表 2-2 参照（＊2）ベースケースとの偏差
表 2-6 代表従来型ＢＷＲ①の動的反応度係数の保守因子の不確かさを考慮した場合の感度解析
保守因子(＊1)

燃料被覆管温度

動的ボイド係数動的ドップラ係数

最高温度
（℃）

最高温度の
偏差(*2)（℃）

ベースケース

1.25

0.9

約 1030

-

ケース１

ノミナル値

ノミナル値

約 930

-100

ケース２

下限値

下限値

約 920

-110

ケース３

下限値

上限値

約 870

-160

ケース４

上限値

下限値

約 1010

-20

ケース５

上限値

上限値

約 940

-90

（＊1）ノミナル値／上限値／下限値については，表 2-3 参照（＊2）ベースケースとの偏差
3-5-7

40

抜粋
（参考）

表 2-7 代表従来型ＢＷＲ②の動的反応度係数の保守因子の不確かさを考慮した場合の感度解析
保守因子(＊1)

燃料被覆管温度

動的ボイド係数動的ドップラ係数

最高温度
（℃）

最高温度の
偏差(*2)（℃）

ベースケース

1.25

0.9

約 880

-

ケース１

ノミナル値

ノミナル値

約 830

-50

ケース２

下限値

下限値

約 840

-40

ケース３

下限値

上限値

約 880

0

ケース４

上限値

下限値

約 870

-10

ケース５

上限値

上限値

約 850

-30

（＊1）ノミナル値／上限値／下限値については，表 2-4 参照（＊2）ベースケースとの偏差

3-5-8

41

抜粋
（参考）

３．原子炉停止機能喪失事象に対する炉心損傷防止対策の有効性評価における反応度係数の保守因子について
有効性評価において反応度係数に一律の保守因子（減速材ボイド係数は1.25倍，ドップ
ラ係数は0.9倍）を用いていることについて，以下に検討した結果をまとめる。
サブ時間領域１は，１．で述べたとおり，圧力摂動が支配的な期間であり，静的な三次元沸騰水型原子炉模擬計算コードにより保守因子を評価することが可能である。また，ボイド係数は２．に示した保守因子変動範囲よりも保守的な値（1.25）を有効性評価で用いている。ドップラ係数は保守因子変動範囲の下限値が有効性評価で用いている値よりも下回っているものの，サブ時間領域１の出力ピークに起因した燃料被覆管表面温度への影響
は，ドップラ係数が下限値の場合でも有意に厳しくなるケースはなく，ドップラ係数の感度は小さいことが分かった。
従って，サブ時間領域１において，反応度係数の保守因子は，動的ボイド係数は1.25倍，
動的ドップラ係数は0.9倍を適用できると考えられる。
サブ時間領域２は，流量摂動が支配的な期間ではあるが，静的な三次元沸騰水型原子炉
模擬計算コードで評価する保守因子には，流れによる時間遅れが軸方向ボイド率分布，軸方向出力分布へ及ぼす影響は考慮されていない。しかしながら，流量減少は緩やかであり，
ＳＣＡＴコードによる評価により，流れの時間遅れによる軸方向ボイド率分布への影響は小さいことが確認されたため，この現象のボイド係数への影響は小さいといえる。不確かさを考慮して設定した保守因子の上限値及び下限値を用いたＲＥＤＹコード／ＳＣＡＴ
コードによる評価結果は，一律の保守因子を用いた有効性評価における燃料被覆管温度よりも有意に厳しくなることはなく，サブ時間領域２においても，反応度係数の保守因子は，
動的ボイド係数は1.25倍，動的ドップラ係数は0.9倍を適用できると考えられる。
サブ時間領域３は，給水温度低下に伴うエンタルピ摂動及び逃がし安全弁開閉に伴う圧力摂動が支配的な期間ではあるが，保守的にエンタルピ摂動が支配的であるとして保守因子を評価している。サブ時間領域３におけるエンタルピ摂動は事象進展が遅いため，静的な三次元沸騰水型原子炉模擬計算コードにより保守因子を評価することは可能と考えられるが，２．に示したように保守因子変動範囲は有効性評価で用いた一律の保守因子よりも非保守的なものがある。しかしながら，不確かさを考慮して設定した保守因子の上限値
及び下限値を用いたＲＥＤＹコード／ＳＣＡＴコードによる評価を行っているが，一律の保守因子を用いた有効性評価における燃料被覆管温度よりも有意に厳しくなることはな
いとの結果を得ており，サブ時間領域３においても，反応度係数の保守因子は，動的ボイド係数は1.25倍，動的ドップラ係数は0.9倍を適用できると考えられる。
以上より，反応度係数の保守因子として，動的ボイド係数は 1.25 倍，動的ドップラ係

3-5-9

42

抜粋
（参考）

数は 0.9 倍を適用できると考える。

（＊）参考文献
文献 1：ミクロ炉物理学 Ⅰ．連続エネルギーモンテカルロ法によるドップラ反応度の検証（原子力学会 2000 年春の年会）
文献 2：ミクロ炉物理学 1999 年日本原子力学会誌 Vol.41,No.11(1999)p.37-41
文献 3：熱中性子散乱カーネルを修正した MCNP5 による上方散乱効果の確認（原子力学会

2012 年春の年会）

文献 4：重核種の熱振動を考慮できる共鳴散乱モデルを組み込んだ改良 MCNP5 の妥当性確
認と Monteburns2 への組み込み（原子力学会

2012 年秋の大会）

文献 5：軽水炉燃料の Doppler 反応度計算における評価モデル詳細化の検討（原子力学会2015 年秋の大会）

文献 6：Effect of Subchannel Void Fraction Distribution on Lattice Physics Parametersfor Boiling Water Reactor Fuel Bundles（ Journal

of

NUCLEARSCIENCE

andTECHNOLOGY,

vol.45,

No.12,

p.1237-1251,2008）

3-5-10

43

44

抜粋
（参考）

[2] 燃料集合体計算に由来する不確かさ
燃料集合体計算に由来する不確かさ要因を補足表-2 に整理する。これらは，試験との比較により不確かさが確認されている。
なお，ドップラ係数に対しては，ペレット内温度分布の影響は有意だが，重核種の熱振動の影響を無視していることで相殺する方向（両者合計でやや more negative 側の評
価，参考文献１〜５参照）となっており，現行コードでは考慮されていない。

補足表-2 燃料集合体計算に由来する不確かさ要因
不確かさ要因2.1

備 考

概念モデルに由来する不確かさ
・実験又は連続群モンテカルロ計算手法との 臨界試験との比較で確認解析
相違に由来する不確かさ

2.2

数学的モデルに由来する不確かさ
・種々の数学モデル（拡散近似，燃焼チェイ 臨界試験との比較で確認
ン，共鳴計算等）に由来する不確かさ

ドップラ係数については，重核種の熱振動の影響（more negative 側）は
有意(*)

2.3

入力データ，計算条件等に由来する不確かさ チャンネル曲り，製造公差の影響は
・実験体系との妥当性確認時と設計計算時又 炉心全体で平均化され影響は小さい
は連続群モンテカルロ計算との比較計算 と考えられる(*)
時とで異なる種々の条件，設定，計算体系 集合体内ボイド分布の影響は Gd が存のモデル化等に由来する不確かさ

在する領域では有意（参考文献６）だが，・減速材の密度及び温度の分布，燃料温度分 平衡炉心では新燃料体数が少なく炉布が実機燃料と異なることに由来する不 心全体への影響は小さいと考えられ
る(*)

確かさ

ドップラ係数については，燃料棒ペレ ッ ト 内 温 度 分 布 の 影 響 （ lessnegative 側）は有意(*)
2.4

下流側 コー ドへ のデ ータ受け渡しの方法 影響の大きな要因はないと考えられ論・モデルに由来する不確かさ

2.5

る(*)

その他の不確かさ
・妥当性確認に用いる実験データの不確かさ 試験の測定誤差が大きい場合（ドップラ係数）は考慮(*)その他の要因として考えられるもの（追加の安全余裕にて考慮）

3-5-12

45

46

抜粋
（参考）

[3] 三次元炉心計算に由来する不確かさ
三次元炉心計算に由来する不確かさ要因を補足表-4 に整理する。これらの要因は，最終的に，三次元出力分布，三次元燃焼度分布の三次元炉心計算の不確かさに由来した反応度係数の不確かさと，取替炉心の詳細設計段階において炉心状態が異なることに由来
した反応度係数の不確かさの二つに集約できる。
補足表-4 三次元炉心計算に由来する不確かさ要因
不確かさ要因3.1

備 考

概念モデルに由来する不確かさ
・無限格子を対象としたマクロ断面積評価法 三次元出力分布等に不確かさが生じるが，γスキャン測定結果照射に由来する不確かさ

後試験の燃焼度測定により影響を把握している・設計想定炉心の包絡性に由来する不確かさ HBB/UB や１ヶ月運転期間変動等，包絡的な炉心条件を考慮している
3.2

数学的モデルに由来する不確かさ

これらの数学的モデル，入力デー・少数群の粗メッシュ体系における定常固有 タ，計算条件等に由来する不確か
値計算の解析結果と実機との相違に由来 さが原因で，初期炉心条件であるする初期炉心条件の不確かさ

三次元出力分布，三次元燃焼度分

・炉心燃焼計算の不確かさから生じる炉心条 布に不確かさが生じている
件の不確かさに由来する不確かさ
3.3

これらについては，γスキャン測

入力データ，計算条件等に由来する不確かさ 定結果，照射後試験の燃焼度測定
・原子炉圧力，入口エンタルピ，炉心流量等 により不確かさを把握し，反応度のパラメータの入力データと実機との相 係数への影響を評価している違に由来する不確かさ

3.4

下流側コードへのデータ受渡しの方法論・モ 動的ボイド係数の大きいサイクル
末期を選定している(*)

デルに由来する不確かさ

・平衡サイクル早期及び末期等の特定の炉心 HBB/UB や１ヶ月運転期間変動等，状態の選定に由来する設計想定炉心の代 包絡的な炉心条件を考慮している
表性にかかわる不確かさ
3.5

その他の不確かさ

γスキャン測定，燃焼度測定によ・妥当性確認に用いる実験データの不確かさ る実験データの不確かさは小さいので無視する3-5-14

47

48

49

50

85． 原 子 炉 停 止 機 能 喪 失 の 解 析 条 件 設 定 の 考 え 方

原子炉停止機能喪失の有効性評価においては，炉心に印加される正の反応度が大きくなるよう，原子炉水位が高めに維持され，かつ，原子炉注水の水温が低めになる解析条件を設定している。一方で，原子炉水位が高め維持される条件として設定した逃がし安全弁の解析条件（逃し弁機能を設定）は，主蒸気隔離弁閉止に伴う原子炉圧力上昇を低めにするなど，事象進展の全体に対して一律の厳しい条件を設定することはできない。このため，解析条件が評価項目となるパラメー
タに与える影響について，感度解析等を踏まえて確認した結果を以下に示す。

(1)

高圧炉心スプレイ系及び原子炉隔離時冷却系の解析条件の影響について
高圧炉心スプレイ系の解析条件は，原子炉水位が高めに維持されることで原子炉出力が高めとなる条件として，ポンプ性能評価に基づく大きめの注水流量を設定している。また，高圧炉心スプレイ系及び原子炉隔離時冷却系の起動遅
れ時間は 0 秒としている。
原子炉水位が低めに維持された場合には，原子炉圧力容器内の自然循環流量が低下することで原子炉出力は低めとなるが，一方でほう酸水のミキシングも悪化することが想定される。よって，ここでは，高圧炉心スプレイ系の注水流量を安全解析で使用する最小流量特性とし，遅れ時間を設定した場合の影響を感度解析により確認した。解析条件を第１表に，解析結果を第 2 表に示す。
原子炉水位を低めとする解析条件を設定した場合には，ほう酸水のミキシン
グが悪化することで，未臨界を達成しサプレッション・プール水温度が最大となる時刻が遅くなるものの，給水ポンプトリップ後の原子炉出力も低めとなる
ことで，サプレッション・プール水温度及び格納容器圧力の最大値に変わりはなく，事象進展に与える影響が小さいことを確認した。なお，ＲＥＤＹコードのボロンミキシング効率は，実験結果に基づき保守的に設定したものとなって

補足 85−1

51

いる。

(2)

逃がし安全弁の解析条件の影響について
逃がし安全弁の解析条件は，原子炉圧力が低めとし高圧炉心スプレイ系の注水流量が大きくなることで，原子炉水位が高めに維持され原子炉出力が高めとなる条件として，逃がし弁機能を設定している。
ここでは，逃がし安全弁の解析条件を安全弁機能とした場合に，事象初期の主蒸気隔離弁閉止に伴う過渡変化に与える影響を感度解析により確認した。解析条件を第 3 表に，解析結果を第 4 表に示す。なお，安全弁機能とした場合には，中長期的に原子炉水位が低めに維持されることで，ほう酸水のミキシングが 悪 化 す る こ と も 考 え ら れ る が ，原 子 炉 水 位 を 低 め と し た 場 合 の 影 響 は (1)に て確認している。
解析条件を安全弁機能とした場合には，原子炉冷却材圧力バウンダリにかかる圧力の最大値は大きくなるが，中性子束の最大値に変わりはなく，事象進展に与える影響が小さいことを確認した。

(3)

残留熱除去系の解析条件の影響について
残留熱除去系の解析条件は，サプレッション・プールを水源として原子炉注水を実施する場合に，炉心入口サブクーリングが大きくなり，原子炉出力が高め と な る 条 件 と し て ，設 計 値 の 除 熱 能 力 で あ る 約 53MW（ サ プ レ ッ シ ョ ン ・プ ー
ル 水 温 度 100℃ ， 海 水 温 度 27.2℃ に お い て ） を 設 定 し て い る 。
残留熱除去系熱交換器の除熱性能は，定性的には低温側（海水側）と高温側（ 淡 水 側 ）の 温 度 差 に よ り 決 定 さ れ ，海 水 温 度 を 実 績 の 最 大 で あ る 32℃ か ら 5℃
低 下 さ せ た 影 響 は 淡 水 側 温 度 を 5℃ 上 昇 さ せ た 影 響 と 同 等 と 考 え ら れ る 。
サ プ レ ッ シ ョ ン・プ ー ル 冷 却 を 開 始 す る 事 象 発 生 の 17 分 後 か ら サ プ レ ッ シ ョン ・ プ ー ル 水 温 度 が 5℃ 上 昇 す る 時 間 は 4 分 程 度 で あ り ， こ の 時 の サ プ レ ッ シ

補足 85−252ョ ン・プ ー ル 水 温 度 の 上 昇 率 が 2℃ /分 程 度 で あ る こ と か ら ，海 水 温 度 を 32℃ と設 定 し た 場 合 の サ プ レ ッ シ ョ ン ・ プ ー ル 水 温 度 の 上 昇 は 10℃ 程 度 と 考 え ら れ ，
有 効 性 評 価 に お け る サ プ レ ッ シ ョ ン ・ プ ー ル 水 温 度 の 最 大 値 が 115℃ で あ る ことを勘案すると，この場合でも評価項目に対して十分な余裕があると考えられる。

補足 85−3

53

第 1表
解析条件
高圧炉心スプレイ系

原子炉隔離時冷却系

解析条件（原子炉水位を低めとする条件）

感度解析（原子炉水位を低めとする条件）

ベースケース（原子炉水位を高めとする条件）

ド ラ イ ウ ェ ル 圧 力 高 （ 13.7kPa[gage]） に て 自 動 起 動（ 遅 れ 時 間 ： 17 秒 ）・ 注 水 流 量 ： 375〜 1,419m ３ ／ h
・ 注 水 圧 力 ： 0〜 7.65MPa[dif]原子炉水位異常低下（レベル２）にて自動起動（ 遅 れ 時 間 ： 30 秒 ）・ 注 水 流 量 ： 136.7m ３ ／ h
・ 注 水 圧 力 ： 1.04〜 7.86MPa[dif]ド ラ イ ウ ェ ル 圧 力 高 （ 13.7kPa[gage]） に て 自 動 起 動（遅れ時間：0 秒）
・ 注 水 流 量 ： 145〜 1,506m ３ ／ h
・ 注 水 圧 力 ： 0〜 8.30MPa[dif]原子炉水位異常低下（レベル２）にて自動起動（遅れ時間：0 秒）
・ 注 水 流 量 ： 136.7m ３ ／ h
・ 注 水 圧 力 ： 1.04〜 7.86MPa[dif]補足 85‐4

第 2表
評価項目となるパラメータ
サプレッション・プール水温度
格納容器圧力解析結果（原子炉水位を低めとする解析条件）
感度解析（原子炉水位を低めとする条件）
115℃ （ 約 54.8 分 ）0.20MPa[gage]

ベースケース（原子炉水位を高めとする条件）
115℃ （ 約 44.6 分 ）0.20MPa[gage]

54

第 3表
解析条件

逃がし安全弁

解析条件（安全弁機能）

感度解析（安全弁機能）
安全弁機能
7.79MPa[gage]×2 個 ， 385.2t／ h／ 個
8.10MPa[gage]×4 個 ， 400.5t／ h／ 個
8.17MPa[gage]×4 個 ， 403.9t／ h／ 個
8.24MPa[gage]×4 個 ， 407.2t／ h／ 個
8.31MPa[gage]×4 個 ， 410.6t／ h／ 個

第 4表

補足 85‐5

評価項目となるパラメータ
燃料被覆管温度
燃料被覆管酸化量
原子炉冷却材圧力バウンダリにかかる圧力
中性子束※

ベースケース（逃がし弁機能）
逃がし弁機能7.37MPa[gage]×2 個 ， 354.6t/h/個
7.44MPa[gage]×4 個 ， 357.8t/h/個
7.51MPa[gage]×4 個 ， 361.1t/h/個
7.58MPa[gage]×4 個 ， 364.3t/h/個
7.65MPa[gage]×4 個 ， 367.6t/h/個

解析結果（安全弁機能）
感度解析（安全弁機能）
842℃
1％ 以 下8.98MPa[gage]
約 560％（※）評価項目となるパラメータではないが，参考情報として記載

ベースケース（逃がし弁機能）
872℃
1％ 以 下8.49MPa[gage]
約 560％

55

56

96.

ＴＲＡＣＧコードのＡＴＷＳ解析への適用例（参考評価）

ＲＥＤＹコード（ＲＥＤＹ（ＳＣＡＴ

Ｖｅｒ．１（ＡＴＷＳ用）及びＳＣＡＴコード

Ｖｅｒ．３）の有効性評価に対して，比較用の参考解析としてＴ

ＲＡＣＧコードをＡＴＷＳ解析に適用した結果について例示する。
第１図〜第 5 図に従来型ＢＷＲの平衡炉心において主蒸気隔離弁の誤閉止を想定した場合のＡＴＷＳ解析結果を示す。燃料被覆管温度は最高で約 500℃であり，評価項目に対して十分な余裕があることがわかる。

補足 93-1

57

第1図

第2図

中性子束，炉心流量の時間変化

原子炉蒸気流量，給水流量の時間変化

補足 93-258

第3図

原子炉圧力，原子炉水位（シュラウド外水位），逃がし安全弁蒸気流量の時間変化

第4図

原子炉隔離時冷却系流量，高圧炉心スプレイ系流量の時間変化

補足 93-359

第5図

燃料被覆管温度の時間変化

補足 93-460

97． 逃 が し 安 全 弁 の 解 析 条 件 設 定 に つ い て

東海第二では，原子炉停止機能喪失を除く有効性評価において，原
子炉圧力が高めに維持され，また，原子炉減圧操作時に原子炉圧力が所定の圧力に到達するまでの時間が遅くなることで評価項目に対して厳しい条件として，逃がし安全弁の安全弁機能による原子炉圧力制御に期待した評価としている。
一 方 で ，外 部 電 源 が 健 全 で 窒 素 供 給 系 か ら の 供 給 が 継 続 す る 場 合 は ，逃がし弁機能による原子炉圧力制御となる。このため，逃がし弁機能に期待した場合に評価項目となるパラメータに与える影響について，
以下に述べる（１）燃料被覆管温度及び燃料被覆管の酸化量
事象発生時に高圧注水機能の喪失を想定する高圧・低圧注水機能喪失及び高圧注水・減圧機能喪失では，原子炉減圧操作を実施
し，低圧の注水機能を用いて原子炉注水を実施することで炉心損傷を防止する。これらのシーケンスにおける，燃料被覆管温度の上昇は，概ね低圧の注水機能の締切圧力まで原子炉圧力が低下し，注水が開始するタイミングに依存する。図１に逃がし弁機能による原子炉圧力制御に期待した場合の解析結果例，図２に安全弁機能による原子炉圧力制御に期待した場合の解析結果例を示す。逃がし安全弁以外の解析条件は同じである。図１及び図２を比較してわかるように，高圧注水機能喪失を想定する事故シーケンスにおいては，安全弁機能による原子炉圧力制御に期待した方が，低圧の注水機能による原子炉注水が開始されるタイミングが遅くな
補足 97−161

ることで燃料被覆管温度は高くなる。また，燃料被覆管温度が高くなった場合は，燃料被覆管の酸化量の観点でも厳しくなる。
事象発生時に原子炉隔離時冷却系等の高圧注水機能が健全な事
故シーケンスでは，原子炉を減圧し低圧の原子炉注水に移行するまでの期間，原子炉隔離時冷却系等の高圧注水機能による原子炉注水を確保することが可能なため，逃がし安全弁の条件設定の違いが燃料被覆管温度及び燃料被覆管の酸化量に与える影響はない。

（２）原子炉冷却材圧力バウンダリにかかる圧力（原子炉圧力）安全弁機能に期待した方が，原子炉圧力が高めに推移することから，原子炉冷却材圧力バウンダリにかかる圧力は高めとなる。

（３）格納容器バウンダリにかかる圧力及び温度（格納容器圧力及び雰囲気温度）
格納容器圧力及び雰囲気温度の上昇は，主に崩壊熱に依存することから，逃がし安全弁の解析条件が与える影響は軽微である。

補足 97−262

約 684℃

原子炉圧力の推移

燃料被覆管温度の推移

図１ 逃がし弁機能に期待した場合の解析結果例（高圧注水・減圧機能喪失）

原子炉圧力の推移

燃料被覆管温度の推移

図２ 安全弁機能に期待した場合の解析結果例（高圧注水・減圧機能喪失）

補足 97−363100． 緊 急 用 海 水 系 を 用 い た 残 留 熱 除 去 系 に よ る 格 納 容 器 除 熱残留熱除去系による格納容器除熱において，残留熱除去系海水系に期待した場合と緊急用海水系に期待した場合の格納容器挙動の違いについて，以下に述べる。
事 象 発 生 の 約 24 時 間 後 に 残 留 熱 除 去 系 海 水 系 を 用 い た 残 留 熱 除 去 系
による格納容器除熱を実施する全交流動力電源喪失（長期ＴＢ）と事
象 発 生 の 約 13 時 間 後 に 緊 急 用 海 水 系 を 用 い た 残 留 熱 除 去 系 に よ る 格 納容器除熱を実施する崩壊熱除去機能喪失（取水機能が喪失した場合）における格納容器圧力及び雰囲気温度の挙動の比較を第１図に示す。
いずれの事故シーケンスにおいても，格納容器圧力及び雰囲気温度
は，残留熱除去系による格納容器除熱を開始してすぐに低下傾向に転じ て い る 。 こ の た め ， 少 な く と も 事 象 発 生 の 13 時 間 後 以 降 で あ れ ば ，
緊急用海水系を用いた場合でも残留熱除去系海水系を用いた残留熱除去系と同等の除熱性能を得ることができ，評価項目となるパラメータに与える影響は軽微であると考えられる。

補足 100−164格納容器圧力格納容器雰囲気温度
300

0.8
ドライウェル

ドライウェルサプレッション・チェンバ

サプレッション・チェンバ

0.6

長期ＴＢ

格
納
容
器
圧
力

格
納
容
器
温
度

0.4

200

(℃)

(MPa[gage])

100
0.2

0
0

24

48

72

96

120

144

0

168

0

24

48

事故後の時間(h)

72

96

144

168

300

0.8
ドライウェル

ドライウェルサプレッション・チェンバ

取水機能喪失

格
納
容
器
圧
力

120

事故後の時間(h)JOB No.MA47BNT2TB--GG5B000

サプレッション・チェンバ

0.6

格
納
容
器
温
度

0.4

200

(℃)

(MPa[gage])

100
0.2

0
0

24

48

72

96

120

144

168

0

事故後の時間(h)

第１図

0

24

48

72

96

120

144

168

事故後の時間(h)残留熱除去系海水系に期待した場合と緊急用海水系に期待した場合の解析挙動の比較

補足 100−265