東京電力 福島第一原子力発電所
１～３号機の炉心損傷状況の推定について

平成23年11月30日
東京電力株式会社

概要
 当社は、１～３号機の炉心状態について、解析結果から、
 １号機については、津波到達後比較的早い段階において、燃料ペレットが溶融し原子炉圧力容器底部に落下。
 ２号機および３号機については、炉心は一部溶融したものの、燃料域にとどまり、原子炉圧力容器の損傷には至っていない。なお、実際の水位がより低い状態を想定した場合は、原子炉圧力容器の損傷に至る。

ことを公表している（1号機：５月15日、2,3号機：５月24日発表）。
 その後も引き続き炉心状態の推定を行っていたが、炉心スプレイ系からの注入を始めとする注水方法・流量変更時の原子炉圧力容器底部ならびに格納容器内の温度の挙動の変化等、相当量のデータが蓄積されてきたため、今回、１～３号機の炉心状態について、包括的な見直しを行った。

１． 圧力容器内の状態の評価
1-1 MAAPによる解析【1, 2, 3号機】
1-2 注水実績に基づく熱バランスによる推定【1, 2, 3号機】
1-3 温度評価モデルに基づく熱バランスによる推定【2, 3号機】
1-4 水位計指示値による推定【1, 2号機】

２．格納容器内の状態の評価
2-1 格納容器内ガス濃度による推定【1, 2号機】
2-2 原子炉補機冷却系による推定【1号機】

格納容器

圧力容器

３．温度計指示値による現状評価
3-1～3-4 温度計指示値による評価【1, 2, 3号機】

４．まとめ

1

１．圧力容器内の状態の評価
1-1 MAAPによる解析【1, 2, 3号機】
1-2 注水実績に基づく熱バランスによる推定【1, 2, 3号機】
1-3 温度評価モデルに基づく熱バランスによる推定【2, 3号機】
1-4 水位計指示値による推定【1, 2号機】

2

1-1．圧力容器内の状態を解析コードで推定（１号機）
号機

1 解析の結果、燃料は地震発生前の位置から溶融して下方に全て移動したと評価。
損傷燃料によって、圧力容器の破損も発生している可能性が高いと評価。
燃料が溶けて下方に移動した圧力容器内のイメージ

地震発生前の圧力容器内のイメージ
圧力容器

解析コードによる推定結果
地震発生前の燃料の状態図↑

部分的に拡大地震発生前に燃料があった範囲

圧力容器

地震発生約15時間後
燃料の状態図
↑燃

燃料

料部部

↓↓

溶けて下方へ移動

3

1-1．圧力容器内の状態を解析コードで推定（２・３号機）
・ 号機

2 水位計の不確かさを考慮した保守的なシナリオでは、燃料の大半は原子炉圧力容器下部に溶融して移動したと評価。
3
水位計の指示値を基にしたシナリオでは、燃料は損傷したもののほとんどは元の炉心位置に残っていると評価。
地震発生前の圧力容器内のイメージ
圧力容器

2号機 解析コードによる推定結果
地震発生前の状態↑燃料

地震発生前に燃料があった範囲

部①保守的なシナリオにより燃料が溶けて下方に移動した
圧力容器内のイメージ損傷状態のモデル：燃料なし（崩落）：通常燃料：破損燃料が堆積（燃料棒形状は維持）：溶融した燃料が被覆管表面を流下し，燃料棒表面で冷えて固まり燃料棒外径が増加：燃料棒外径がさらに増加し，燃料で流路が閉塞：溶融プール形成

圧力容器↓

部分的に拡大①保守的な解析による
地震発生約109時間後②指示値どおりの解析による
地震発生約1週間後

↑↑燃

燃

料

燃料の大半は溶けて下方へ移動

燃料は概ね元の位置に残留料部部↓↓4

【参考】解析コード（MAAP）とは
 事故時のプラントの状態を評価するもので、MAAPとはModular Accident AnalysisProgram（事故解析コード※）の略※クロスチェックができる解析コードとして原子力安全基盤機構（JNES）が保有するMELCORがある 操作等のイベント（電源喪失、ベントや注水の運転操作など）やプラントパラメータ（地震前の出力や圧力、水位など）を利用し、事故後の原子炉の温度変化や水位変化等を評価し、圧力容器の中の状況（燃料の損傷状況等）を中心に推定するもの
利用した情報（1号機の例）
プラント初期条件
操作等イベント

7.03MPa

原子炉水位

通常････････
15:37 全交流電源喪失･･
5:46 消防ポンプで淡水注水を開始
14:30 格納容器ベント･･

燃料の露出開始

地震発生後約 3 時間

燃料損傷開始地震発生後約 4 時間

原子炉圧力容器破損

地震発生後約 15 時間

燃料最高温度変化

地震前
原子炉圧力

14:52 非常用復水器自動起動

結果

原子炉圧力変化

1380MW

評価項目

原子炉水位

地震前
原子炉出力

14:46 地震発生

原子炉水位変化条件

原子炉内の状況

解析コードで評価

項目

解析結果（1号機の例）

14:53 淡水注水終了
20:20 海水による注水を開始

5

1-2．注水実績に基づく熱バランスより炉内状況を推定（１号機）
号機

1号機では海水注入が開始されるまでの間、原子炉で発生した熱量（崩壊熱※量）は、圧力容器内に存在していた水や圧力容器構造材などによる吸収可能な熱量（除熱量）1を大きく上回った。 ※放射性物質が、放射線を出して別の物質に変わっていく現象を放射性崩壊と言い、それに伴って発生する熱のこと
結果、高温で溶融した燃料は、圧力容器下部に全て移動した後、圧力容器を損傷しながら、格納容器に相当量滴下していったと推定。
1000

崩壊熱※量と除熱量の比較

25800

20600

崩壊熱量≫除熱量

400

1510

１号機は2,3号機と比較して注水できなかった時間が長い
１号
機

5200

0

崩壊熱(MW)

崩壊熱量(GJ)

崩壊熱※量の算定
崩壊熱（ドによる）

図

30

崩壊熱量 除熱量

ジルカロイ（顕熱+融解熱）
UO2（顕熱+融解熱）
構造材（顕熱+融解熱）
0
注水
崩壊熱
炉水（燃料下端以下）
炉水（燃料下端以上）

3/11

3/12

３号
機

3/13

２号
機
3/14

3/15

※縦軸は崩壊熱、横軸は事故発生後の時間
崩壊熱量＝崩壊熱×時間
なお、事故直後は崩壊熱が高い（熱い）＊ジルカロイ：燃料棒の被覆菅（金属の一種）、UO2：燃料ペレット

6

1-2．注水実績に基づく熱バランスより炉内状況を推定（２･３号機）
・ 号機

2 2,3号機における注水が停止している間の崩壊熱量は、圧力容器内に既に存在していた水が蒸発することにより吸収できる程度であった。
3 結果、水に接していなかった一定量の燃料が溶けて圧力容器下部に移動した可能性はあるが、多量の燃料が格納容器底部に滴下するような圧力容器の大きな損傷は生じていないと推定。
ジルカロイ（顕熱+融解熱）
UO2（顕熱+融解熱）
構造材（顕熱+融解熱）
注水
崩壊熱
炉水（燃料下端以下）
炉水（燃料下端以上）

崩壊熱量(GJ)

800

600
崩壊熱量＜除熱量

崩壊熱量＜除熱量

400＊ジルカロイ：燃料棒の被覆菅（金属の一種）
UO2：燃料ペレット

崩壊熱（MW）
崩壊熱(MW)

1000

崩壊熱 崩壊熱量と除熱量の比較
除熱較

崩壊熱量の算定図30

崩壊熱（ドによる）

25

2,3号機は注水できな
かった時間が1号機に比較して短い

201510３号
機

１号
機

5200

２号
機

03/110

崩壊熱量 除熱量
2号機

崩壊熱量 除熱量
3号機

3/123/133/143/15※縦軸は崩壊熱、横軸は事故発生後の時間
崩壊熱量＝崩壊熱×時間
なお、事故直後は崩壊熱が高い（熱い）7【参考】熱バランスとは
 発生する熱量（崩壊熱量）とその熱量を吸収（除熱）する物質（水や構造材など）の量とのバランスを評価
 1号機のように、崩壊熱量の方が吸収量（除熱量）よりも大きく、水の温度上昇や蒸気へ変化（気化）及び構造材の温度上昇等で吸収（除熱）できなければ、構造材の破損・融解を引き起こし、さらには圧力容器の破損につながる崩壊熱量と除熱量の比較
図２．
崩壊熱量と除熱量の比較

1000

崩壊熱量≫除熱量
除熱しきれなかった熱量（圧力容器の破損）

800
崩壊熱量(GJ)

ジルカロイ（顕熱+融解熱）
UO2（顕熱+融解熱）
構造材（顕熱+融解熱）
注水
崩壊熱
炉水（燃料下端以下）
炉水（燃料下端以上）

600

崩壊熱量＜水の除熱量

400

崩壊熱量＜水の除熱量
燃料や構造材は大きく破損しない

圧力容器以外の、構造材や水により吸収（除熱）可能な熱量

2000

圧力容器内に既に存在していた水で吸収（除熱）可能な熱量
崩壊熱量 除熱量
１号機
1 1号機
23

崩壊熱量 除熱量
２号機
4 2号機
56

崩壊熱量 除熱量
３号機
7 3号機
89

＊ジルカロイ：燃料棒の被覆菅（金属の一種）UO2：燃料ペレット

8

1-3．圧力容器内の状態を温度評価モデルによる熱バランスより推定（２・３号機）
・ 号機

2 注水量や崩壊熱から、測定された原子炉圧力容器の温度分布を再現するよう、燃料が存在する位置を推定した結果（10月10日時点）、２，３号機とも、露出炉心の割合
3は3％程度以下と評価され、燃料の大半は原子炉圧力容器下部または原子炉格納容器内で冠水している状態と推定。
圧力容器内の温度評価モデル

Tam b
Q ncuh

RPV上 部 壁

温度評価モデルの概要

Q uh

Q u h ,g

Q suh

上部構造材

Q fs
Qs

炉心スプレイ系からの注水
M cs
T in

Q ra d u

炉 心シュラウド
T am b
Q sw

M gc

Tc

Q shg

Q ncsw

M fe dT in
給水系からの注水

Q shw
露出炉心Q shQ ra d s

RPV側 壁

Q c-Δ Q csα

M g c ,c s α
M g lp

X f・ Q d
冠水した燃料

原子炉へ注水した水は、崩壊熱で温められ、水または蒸気の形で外部へ流出する。
崩壊熱により発生するエネルギーが、原子炉圧力容器の中でどのように消費されるか（熱バランス）を評価。
崩壊熱のエネルギー消費の形態は、– 水の温度上昇– 水の蒸発– 蒸気の温度上昇– 燃料の温度上昇– 構造材の温度上昇が挙げられる。

M fe d + (M c s - M g c ,c s α )- M g lp
赤 線 ：熱 の 流 れ
青 線 ：水 の 流 れ

図中の変数名は本文参照

9

1-4．圧力容器内の状態を水位計の指示値より推定（１・２号機）
１・２号機

原子炉水位計の校正の結果、１，２号機ともに、元々の燃料位置に現在も水位が保たれず、燃料が本来の位置に形状を保ったまま留まっている可能性が低いこと、一方２号機では、原子炉側の配管近傍に燃料（熱源）が存在する可能性があると推定。

 １号機
５月11日、基準面器へ注水し原子炉水位計の校正を実施。
原子炉水位計は燃料有効頂部よりマイナス５m以下であると指示。
 ２号機
６月22日および10月21日、基準面器へ注水し原子炉水位計への水張りを実施。
仮設圧力計の指示値から燃料有効頂部よりマイナス５m以下と推定。
６月22日には原子炉側、基準面器側の両方の配管の水が短時間で蒸発。
また、10月21日には炉側配管の水がゆっくりと蒸発。
 ３号機
計装機器のある場所の放射線量が高く、原子炉水位計の校正は未実施。

※原子炉内の水位は、原子炉内の水頭と隣接する基準面器の圧力差によって計測する。
なお、基準面の水位が低下していると、実際の水位より高い指示を示す。

基準面器

基準面器
圧力容器

圧力容器

Ｈｓ

注水Ｈｒ
差圧計

差圧計

基準面器
側配管 炉側配管

炉側配管

事故後の減圧沸騰などで基準面水位が低下（水位を過大評価）

計装ラインから注水して基準面を再形成（正しい水位を指示）

原子炉水位計の校正（イメージ）10

2. 格納容器内の状態の評価
2-1 格納容器内ガス濃度による推定【1, 2号機】
2-2 原子炉補機冷却系による推定【1号機】

11

2-1．格納容器内ガスの放射能濃度より推定（１・２号機）
・ 号機

1原子炉格納容器内のガスを採取し、放射能濃度の測定を実施した結果、セシウム
2134，137濃度について、損傷の程度が大きいと推定される１号機の方が２号機よりも大きく、圧力容器から格納容器へ移行（落下）している燃料の量が多いと推定。

 １号機
９月14日、原子炉格納容器内のガスを採取し、放射能濃度の測定を実施。
セシウム134およびセシウム137を検出、ヨウ素131は検出限界未満。
 ２号機
８月９日、原子炉格納容器内のガスを採取し、放射能濃度の測定を実施。
セシウム134、セシウム137、クリプトン85、キセノン131mを検出、ヨウ素131は検出限界未満。
 ３号機
適切なサンプリングラインを確保できておらず、放射能濃度測定は未実施。

格納容器
圧力容器

格納容器内のガスを捕集

格納容器内のガス採取（イメージ）12

2-2.格納容器内の状態を原子炉補機冷却系の状態より推定（１号機）

号機

 原子炉建屋１階北東に敷設された原子炉補機冷却系（RCW）配管において、高線量（220～260mSv/h）が計測（５月５日）されたが、圧力容器から滴下した高温の燃料が格納容器内に落下した場合、ペデスタル下部の機器ドレンサンプピット内に敷1設された冷却用のRCW配管が損傷して、放射性物質を含む高線量の水・蒸気が配管内に移行する可能性があることと合致する。
 一方、RCW配管損傷により配管内の水が格納容器内に入ることで、溶融燃料の冷却に寄与した可能性も有りうる。
格納容器
圧力容器
ＲＣＷ
熱交換器

ペデスタル

床ドレン
サンプピット

高線量の水・蒸気機器ドレン
サンプピット13

3. 温度計指示値による現状評価
3-1～3-4 温度計指示値による評価【1, 2, 3号機】

14

3-1．温度計指示値による、推定内容の確認と現状評価①（１号機）


事故直後は高い温度を計測したが、8月以降はほとんどの測定点で100℃以下に低下
 現在は、格納容器の底部に滴下した燃料も含め、十分に冷却されている状態にあると評価

格納容器℃

300

1号機 格納容器内部各箇所の温度変化
事故直後に200℃以上の高い温度を計測

A: 圧力容器ﾍﾞﾛｰｼｰﾙ
圧力容器

250
B：給水ノズル

200
C: 逃し安全弁排気150

D: 圧力容器底部

100

ほとんどの観測点で100度以下

E: CRD上部※CRD：制御棒駆動機構

F: 格納容器内

50
0
3/22

4/21

5/21

6/20

7/20

8/19

9/18 10/18 11/17
15

3-2．温度計指示値による、推定内容の確認と現状評価②（１号機）
 給水系からの注水量増加（10月28日）に伴い、圧力容器底部および格納容器内温度が低下するとともに、圧力抑制室の温度が上昇
 温度の低下に伴い、蒸気量が減少した分、燃料を冷却することで熱せられた水の量は増加し、その水の流入により圧力抑制室の温度は上昇
 温度変化の挙動から、注水した水は溶融燃料の冷却に寄与と推定
格納容器℃

１号機 格納容器内部／圧力抑制室各箇所の温度変化

100
A: 圧力容器ﾍﾞﾛｰｼｰﾙ

90

圧力容器

B：給水ノズル①②③ ④8070

C: 逃し安全弁排気
D: 圧力容器底部
E: CRD上部

F: 格納容器内① 3.8→4.5m3/h② 4.5→5.5m3/h③ 5.5→6.5m3/h④ 6.5→7.5m3/h

給水系からの注水量を段階的に増加

圧力容器底部および格納容器内温度の低下

6050※CRD：制御棒駆動機構

40

F: 格納容器内

3010/18

圧力抑制室
温度の上昇

10/28

11/711/17

G: 圧力抑制室16

3-3．温度計指示値による、推定内容の確認と現状評価（２号機）


5月末頃まで200℃以上の高温を含む上下動を計測していたが、給水配管に加え、圧力容器の中心部に上部から直接水を噴霧できる炉心スプレイ系配管（CS）からの注水開始（9月14日）した後、ほとんどの観測点で100℃以下に低下
 圧力容器内に大半の燃料が残っており（格納容器底部にはほとんど滴下していない）、それが十分に冷却されていると評価

格納容器℃

A: 圧力容器ﾍﾞﾛｰｼｰﾙ
圧力容器

B：給水ノズル

300

２号機 格納容器内部各箇所の温度変化
200℃以上の高温と上昇下降の繰返し

250
200

C: 逃し安全弁排気150

D: 圧力容器底部

100

CSからの注水により低下

E: CRD上部※CRD：制御棒駆動機構

F: 格納容器内

50
0
3/22

4/21

5/21

6/20

7/20

8/19

9/18 10/18 11/17
17

3-4．温度計指示値による、推定内容の確認と現状評価（３号機）


6月末頃まで200℃以上の高温を含む上下動を計測していたが、給水配管に加え、圧力容器の中心部に上部から直接水を噴霧できる炉心スプレイ系配管（CS）からの注水開始（9月1日）した後、ほとんどの観測点で100℃以下に低下
 圧力容器内に大半の燃料が残っており（格納容器底部にはほとんど滴下していない）、それが十分に冷却されていると評価

格納容器℃

A: 圧力容器ﾍﾞﾛｰｼｰﾙ
圧力容器

B：給水ノズル

300

３号機 格納容器内部各箇所の温度変化
200℃以上の高温と上昇下降の繰返し

250
200

C: 逃し安全弁排気150

D: 圧力容器底部

100

CSからの注水により低下

E: CRD上部※CRD：制御棒駆動機構

F: 格納容器内

50
0
3/22

4/21

5/21

6/20

7/20

8/19

9/18 10/18 11/17
18

4. まとめ19

4-1．1号機の損傷燃料の状態に関するまとめ①
燃料は、地震前にあった位置から溶融して下方に全て移動。

格納容器【MAAPによる解析】

さらに、圧力容器の破損も発生している可能性が高く、格納容器の底部に相当量滴下していったと推定。
【水位計指示値による推定】【注水実績に基づく熱バランスによる推定】【格納容器内ガス濃度による推定】【原子炉補機冷却系による推定】【温度計指示値による評価】
等

圧力容器給水系

現在、注水は給水系配管より実施中であり、圧力容器底部及び格納容器内の温度は100℃以下で安定。
よって、格納容器に落下した燃料も注水により概ね水に接する状態で冷却されているものと評価。

20

4-2．1号機の損傷燃料の状態に関するまとめ②



格納容器底部に相当量滴下した溶融燃料は、格納容器底部にあるコンクリートを侵食している可能性があるが、現実的と考えられる条件で１号機のコア・コンク
リート反応による侵食を解析コード（MAAP）で評価した結果、溶融した燃料による侵食は70cm程度※で止まるとの結果が得られた。
また、格納容器内のガスサンプリング結果から、コア・コンクリート反応に起因すると考えられるガスは確認されておらず。現在進行形でコア・コンクリート反応が発生しているとは考えにくいと推定される。
格納容器底部の侵食状況（イメージ）

評価条件
圧力容器

70cm程度※で止まる ペデスタル
約2.6m
約7.6m

格納容器

堆積条件
ペデスタル内部に落下した燃料
デブリは、スリット（円筒状のペデスタルの切り欠き部分）を通って、ドライウェル床面（ペデスタル外側）にも拡散。
ペデスタルにある機器ドレンサンプ、床ドレンサンプへも一定量のデブリが堆積する。
崩壊熱
揮発性の核分裂生成物に関しては、コア・コンクリート反応時には既に揮発済みとして、考慮しない。
21

【参考】コア・コンクリート反応とは
 破損燃料（デブリ）の温度が高いまま（コンクリートの融点以上で）、格納容器に落下して格納容器底部のコンクリートに接する場合に発生（デブリがコンクリートを溶かす現象）
 デブリの熱源である崩壊熱は、時間と共に単調減少。加えて、反応が進むに従い、コンクリートとデブリが接触する面積が増える（除熱量が増える）ことから、コンクリートの侵食は限定的 なお、以下の点からコンクリート侵食深さの正確な推定は困難
 格納容器底部のデブリの形状（平たい形状であれば除熱効 コア・コンクリート反応のイメージ果が大きくコンクリート反応は止まりやすい）が不明
 コア・コンクリート反応の進行には諸説存在※
 デブリ上部が水冷されて固化（クラスト化）することにより、水がデブリ下部まで到達せず、コア・コンクリート反応が進行するとの説 コア・コンクリート反応で発生するガスが、デブリクラストを破壊し、水がデブリ層に流入することにより冷却され反応が止まるとの説
 コア・コンクリート反応でクラストを破壊しない程度に発生するガスなどが、デブリ内部の熱伝達をコア・コンクリートの反応境界活性化し、反応が進行するとの説※ワークショップにおける論点の一つと認識

22

4-3．格納容器内の状態に関するまとめ（２・３号機）
燃料は損傷・溶融したものの、一部は炉心部に残り、一部は原子炉圧力容器下部プレナム又は原子炉格納容器ペデスタルへ落下。

格納容器

圧力容器

【水位計指示値による推定】【注水実績に基づく熱バランスによる推定】【温度計指示値による評価】
等

評価結果は、 「地震発生前に燃料があった位置にほぼ残っている状
況」 から「損傷燃料の一部が格納容器底部に滴下」まで推定の幅がある。

CS系

給水系

【MAAPによる解析】

現在、注水は給水系配管と炉心スプレイ系（CS系）配管から実施中
であり、格納容器内の各箇所の温度は100℃以下で安定。
よって、いずれに移動した燃料も注水により概ね水に接する状態で冷却されているものと評価。
23

参考資料

24

【参考】１号機の現場状況から冷却状態の確認
1階床貫通部の状況比較

蒸気放出（6/3撮影）

蒸気放出無し（10/13撮影）

1階床貫通部からの蒸気放出（6/3確認）は確認されず（10/13）
蒸気発生は止まっているか、発生していても少量で、建屋に漏洩する前に凝縮（冷却されている）
25

【参考】２号機の現場状況から冷却状態の確認

5階原子炉直上部からの状況：蒸気放出（9/17撮影）
5階原子炉直上部の状況：蒸気放出無し（10/20撮影）• 9月17日に確認された蒸気放出が10月20日時点で確認されず。
• 加えて、10月20日には天井クレーンの塗装が急激にはげ落ちており、これは乾燥を示す現象（高い湿度にさらされた塗装の粘着力が落ち、乾燥した際に剥がれ落ちる現象）。
機器
仮置ピット

原子炉

使用済燃料
貯蔵プール

蒸気発生は止まっているか、発生していても少量で、建屋に漏洩する前に凝縮している（格納容器内は冷却されている）。
26

【参考】３号機の現場状況から冷却状態の確認
上空からのサーモモニター
使用済燃料プール62℃

原子炉直上部：128℃

10月14日撮影

3月20日撮影（自衛隊）

10/14時点で温度の上昇が見られる点の数、影響の範囲が小さくなっている
蒸気放出の規模は小さくなっている（格納容器内は冷却されている）。
27