高速増殖炉サイクルの実用化戦略調査研究- (1)フェーズII技術検討書

原子炉プラントシステム -日本原子力研究開発機構
次世代原子力システム研究開発部門
FBR システムユニット
FBR 信頼性技術ユニット
FBR 安全・先進技術ユニット
FBR サイクル統括ユニット
革新的水冷却炉設計グループ

原子力基礎工学研究部門（200６年 4 月）
日本原子力研究開発機構と電気事業者は、電力中央研究所やメーカ各社の協力を得て、1999
年 7 月から安全性の確保を大前提として、軽水炉サイクル及びその他の基幹電源と比肩する経済性を達成し得る高速増殖炉サイクルの実用化像を構築するとともに、将来の主要なエネルギー供給源とするための技術体系を確立することを目的とした「高速増殖炉サイクルの実用化戦略調査研究」を実施している。
フェーズⅡ研究（2001～2005 年度）では、フェーズⅠ研究（1999～2000 年度）で抽出したナトリウム冷却炉、重金属冷却炉、ガス冷却炉、水冷却炉、小型炉、の各概念高速増殖炉の各候
補概念について、成立性にかかわる要素試験研究や解析を実施するとともに、それらの成果を踏まえたシステムの設計検討を行い、各概念が有する能力を最大限に引き出すことが可能な高速増殖炉システム概念を構築した。また、各高速増殖炉概念の技術体系整備に向けた技術課題を摘出した上、2015 年頃までの研究開発計画をとりまとめた。最終報告としての主要な成果は以下のとおりである。
ナトリウム冷却炉は、開発目標に対する適合性が最も高いと評価された。プラント概念検討では、安全性、経済性及び信頼性を向上させる革新技術の採用を提案すると同時に、それらの技術に関する研究開発を進め、技術的成立性の見通しが得られた。また、それらの革新技術開発で期待通りの成果が得られないことを想定した技術についても検討し、性能はやや劣るが開発リスクの少ない代替技術も提案した。これらの成果から、技術的実現性が最も高く、総合的に最も優れたプラント概念であると評価する。
本報告書には、電力会社９社、電源開発株式会社および日本原子力発電株式会社による電力共通研究の成果の一部、並びに、「日本原子力研究開発機構と財団法人電力中央研究所との原子力の研究開発に関する研究協力協定」に基づく共同研究の成果および電力中央研究所からの開示技術情報を含む。
大洗研究開発センター（駐在）：〒311-1393

茨城県東茨城郡大洗町成田町 4002i

鉛ビスマス冷却炉は、開発目標を満足するポテンシャルを有する一方、冷却材による構造材料の腐食に対する制御技術をはじめとする鉛ビスマス冷却材特有の技術課題が大きいことが指摘された。プラント概念成立のためには、多くの基礎的な研究開発が必要と考えられる。
ヘリウムガス冷却炉は、開発目標を満足するポテンシャルを有するとともに、多目的利用へ適用しやすい 850℃という高温ガスの魅力を有する。炉心燃料・材料の開発では大きな課題を有す
るが、安全性や経済性向上の観点で魅力的なポテンシャルを有すると評価された。
水冷却炉は、将来軽水炉と同等の高い経済性が期待できるが、燃料インベントリが大きく高燃焼度の達成に限界を有するため再処理量の増加によるサイクル費を考慮する必要がある。研究開
発課題は、軽水炉の豊富なプラント技術を活用できるため、被覆管材料等の燃料開発や炉心損傷時の影響緩和対策等の炉心・燃料関連に限定される。
小型炉は、ナトリウム冷却材および鉛ビスマス冷却材を用い、核拡散抵抗性を考慮した長期運
転サイクルを採用した設計、局地利用向けの燃料無交換プラント概念、及び経済性向上を追求した概念、の検討を実施した。局地利用向けの概念では小型炉の特長を活用した魅力あるプラント概念を提案できた。

ii

Feasibility Study on Commercialized Fast Reactor Cycle Systems
Technical Study Report of Phase II- (1) Fast Reactor Plant Systems FBR System Engineering UnitFBR Systems Reliability Research UnitFBR Safety & Innovative Technology UnitFBR Cycle Synthesis Unit
Innovative Water Reactor Design Group
Advanced Nuclear System Research and Development Directorate
andNuclear Science and Engineering Directorate
Japan Atomic Energy Agency
Oarai-machi, Higashiibaraki-gun, Ibaraki-ken(April, 2006)

A joint project team of Japan Atomic Energy Agency and the Japan Atomic Power Company(as the representative of the electric utilities) has started the feasibility study on commercialized
fast reactor cycle systems (F/S) in July 1999 in cooperation with Central Research Institute ofElectric Power Industry, vendors and universities. On the major premise of safety assurance, F/S
aims to present an appropriate picture of commercialization of fast reactor (FR) cycle system
which has economic competitiveness with light water reactor cycle systems and other electricity
base load systems, and to establish FR cycle technologies for the future major energy supply.
In the period from Japanese fiscal year (JFY) 1999 to 2000, the phase-I of F/S was carried out
to screen out representative FR, reprocessing and fuel fabrication technologies. In the phase-II(JFY 2001-2005), the design study of FR cycle concepts, the development of significant
technologies necessary for the feasibility evaluation, and the confirmation of key technical issues
were performed to clarify the promising candidate concepts toward the commercialization. In thisfinal phase-II report clarified the most promising concept, the R&D plan until around 2015, andthe key issues for the commercialization. The summary of results are as follows;
Sodium cooled reactor is evaluated as most compatible to the F/S design requirement. In theconceptual design study, several innovative technologies are proposed in order to increase safety,
economic performance, and integrity. Researches and developments on these technologies areThis report is the outcome of collaborative study between JAEA and JAPC (that is therepresentative of 9 electric utilities, Electric Power Development Company and JAPC) in theaccordance with ‘the agreement about the development of a commercial fast breeder reactor cycle
system’.
This report includes the outcome of collaborative study between JAEA and Central ResearchInstitute of Electric Power Industry (CRIEPI) in the accordance with ‘the agreement of collaboration
about the research and development of atomic energy’ and the technical information offered by
CRIEPI.

iii

also carried out and technical feasibilities are indicated. Alternative technologies are also
prepared to decrease the development risk of innovative technologies. Sodium cooled reactor isgenerally most promising concept for the commercialization of FR cycle.
Lead-bismuth-cooled FBR is evaluated to have a potential compatible to the F/S design
requirement. But it is indicated that a corrosion control technology of lead-bismuth is large
problem to develop.For the commercialization of lead-bismuth reactor, it needs large effort todevelop.
Helium-cooled reactor is evaluated to have a potential compatible to the F/S design
requirement. Although core fuel and material have large development issues, its high core outlet
temperature of 850°C realizes fascinating high thermal efficiency and multi-purpose usability likea hydrogen production.
Water-cooled FBR is expected to achieve high economical advantage equivalent to future
light water reactors. Though, large amount of fuel to be loaded and limit of discharge burnup
attained actually result in to take cost excesses into consideration by increasing the load of fuelrecycling. The existing LWR plant technology is expected to be applied, and fundamental future
works are only developments of cladding material with irradiation experiment and core-melting
severe accident relaxation method.
Three types of small-scale sodium-/lead-bismuth-cooled reactors are studied, aiming atdiversified or modular power source, polar power source, and high economical small station. For
the polar power source, 30 year long life plant without refueling is proposed and it is evaluated aspromising concept. But in the economics, there is little compatiblity to F/S target.

Keywords: Commercialized Fast Reactor Cycle Systems, FR Cycle, Light Water Reactor Cycle
Systems, FBR, Sodium Cooled Reactor, Lead-Bismuth-Cooled FBR, Helium-Cooled Reactor,
Water-Cooled FBR, Small-Scale Reactors

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1523

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1523

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1525

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1525

7.2.3 %Lv ------------------------------------------------------------------------------------

1526

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1526
1529

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1544

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1544

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1547

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1689

7.4.3.5 NCGBA>------------------------------------------------------------------------------

1689

7.4.3.6 zv$(7j)> -----------------------------------------------------------------------

1689

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1698

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1705

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1763

7.5.2.1 X;>gq' --------------------------------------------------------------------------

1763

7.5.2.2 Qy*+>q' -----------------------------------------------------------------------

1763

7.5.2.3 8+q' ------------------------------------------------------------------------------------

1763

7.5.2.4 Ml@i?c>mx --------------------------------------------------------------

1764

7.5.2.5 9^0<l_tW$_L$_"q' ------------------

1765

7.5.1 7.5.3 pnlS{2>q'H\ -----------------------------------------------------------

1769

7.5.3.1 8+> ---------------------------------------------------------------------------------------

1769

7.5.3.2 eU> ---------------------------------------------------------------------------------------

1769

7.5.3.3 tWK/.^> --------------------------------------------------------------------------

1770

7.5.3.4 ]4sh&V> --------------------------------------------------------------------------

1770

7.5.3.5 NCGBA>------------------------------------------------------------------------------

1770

7.5.3.6 zv$(7j)> -----------------------------------------------------------------------

1770

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1772

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1772

7.6.1.1 OoJ| ------------------------------------------------------------------------------------

1772

7.6.1.2 !#pn------------------------------------------------------------------------------

1772

7.6.1.3 pnlS1773

{2>q'H\-----------------------------------------------------

7.6.2 "Y06TRdky!#Oo ---------------------------

1774

7.6.2.1 OoJ| ------------------------------------------------------------------------------------

1774

7.6.2.2 !#pn------------------------------------------------------------------------------

1774

7.6.2.3 pnlS1776

{2>q'H\-----------------------------------------------------

7.6.3 Rdky!#-----------------------------------------------------------------

1777

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1790

7.7.1 X;ZIP= ------------------------------------------------------------------------------------

1790

7.7.2 !#P= ------------------------------------------------------------------------------------

1792-----------------------------------------------------------------------

1803

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1806

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xii

Fe a sib ility S tud y o n C o mm erc ia liz ed F a st R ea ctor C yc le S yste m s
Te c hnic a l S tud y Re po rt o f P ha se II- ( 1 ) F a st R ea c tor P la nt S yste m s -Co n te n ts
Introduction----------------------------------------------------------------------------------------------------

1

1.

Design requirements and the corresponding design policy ----------------------------

2

1.1 Reactor core and fuel design -------------------------------------------------------------------

2

1.2 Plant system design -------------------------------------------------------------------------------

8

Sodium-cooled reactors ------------------------------------------------------------------------------

13

2.1 Conceptual design of sodium-cooled reactors --------------------------------------------

13

2.1.1 Superior performance of sodium-cooled reactors and its pursuit ----------

13

2.1.1.1 General characteristics of sodium-cooled reactors ------------------------

13

2.1.1.2 Outline of the results of the phase I, and the progress of the phase II

15

2.1.1.3 Pursuit of reactor core performance --------------------------------------------

21

2.1.1.4 Pursuit of plant system performance-------------------------------------------

39

2.1.2 Measures against drawbacks of sodium coolant----------------------------------

91

2.1.2.1 Sodium leakage -------------------------------------------------------------------------

91

2.1.2.2 Sodium-water reaction in steam generator ----------------------------------

95

2.1.2.3 ISI and repair ---------------------------------------------------------------------------

99

2.1.2.4 Simplification of the Fuel Handling System---------------------------------

104

2.1.3 Conceptual design of the large scale reference reactor ------------------------

136

2.1.3.1 Reactor core and fuel design-------------------------------------------------------

136

2.1.3.2 Plant system design ------------------------------------------------------------------

157

2.1.4 Conceptual design of the medium scale reference reactor --------------------

307

2.1.4.1 Reactor core and fuel design-------------------------------------------------------

307

2.1.4.2 Plant system design ------------------------------------------------------------------

321

2.2 Evaluation of performance and technical implementability -----------------------

438

2.2.1 Evaluation of compatibility with the design requirements-------------------

438

2.2.1.1 Ensuring safety-------------------------------------------------------------------------

438

2.2.1.2 Economic competitiveness----------------------------------------------------------

440

2.2.1.3 Efficient utilization of resources -------------------------------------------------

441

2.2.1.4 Reduction in environmental burden --------------------------------------------

441

2.2.1.5 Enhancement of nuclear non-proliferation-----------------------------------

442

2.2.1.6 Plant operation and maintenance -----------------------------------------------

442

2.2.2 Evaluation of technical implementability, and future issues----------------

464

2.2.2.1 Reactor core design--------------------------------------------------------------------

464

2.

xiii

2.2.2.2 Plant system design ------------------------------------------------------------------

484

2.2.2.3 Structure integrity --------------------------------------------------------------------

503

2.2.2.4 Safety analysis--------------------------------------------------------------------------

524

2.2.2.5 Evaluation on thermal hydraulics-----------------------------------------------

543

2.3 Evaluation of technical implementability towards utilization --------------------

721

2.3.1 Road map of technical-system development for utilization -----------------

721

2.3.1.1 Reactor core and fuel design-------------------------------------------------------

721

2.3.1.2 Plant system design ------------------------------------------------------------------

724

2.3.2 Required development resource and development period --------------------

729

2.3.2.1 Reactor core and fuel design-------------------------------------------------------

729

2.3.2.2 Plant system design ------------------------------------------------------------------

729

2.4 Summary for technical conclusion of sodium-cooled reactors ---------------------

753

2.4.1 Sodium-cooled reactor specification and evidences------------------------------

753

2.4.2 Summary of selling points of sodium-cooled reactors --------------------------

753

2.4.2.1 Reactor core and fuel design-------------------------------------------------------

753

2.4.2.2 Plant system design ------------------------------------------------------------------

755

2.4.3 Possibility of higher performance ------------------------------------------------------

756

2.5 Alternatives to the main concepts, and influence on economical efficiency --816

2.5.1 Reactor core concept using an alternative cladding material to the3.

ODS steel----------------------------------------------------------------------------------------

816

2.5.2 Cooling system using alternative steel material ---------------------------------

818

2.5.3 Primary cooling system using separated IHX and pump ---------------------

818

2.5.4 Integrated EMP-IHX component-------------------------------------------------------

819

2.5.5 Helical coiled single wall tube steam generator ----------------------------------

821

2.5.6 Secondary cooling system using EMP ------------------------------------------------

824

2.5.7 Alternative Fuel Handling System ----------------------------------------------------

825

2.6 Conclusion of the phase II study -------------------------------------------------------------

853

2.6.1 Reactor core and fuel design -------------------------------------------------------------

853

2.6.2 Plant system design-------------------------------------------------------------------------

854

Lead-Bismuth cooled reactors -------------------------------------------------------------------

856

3.1 Conceptual design of Lead-Bismuth cooled reactors ---------------------------------

856

3.1.1 Superior performance of Lead-Bismuth cooled reactors and its pursuit

856

3.1.1.1 General characteristics of Lead-Bismuth cooled reactors --------------

856

3.1.1.2 Outline of the results of the phase I, and the progress ofthe phase II ------------------------------------------------------------------------------

857

3.1.1.3 Pursuit of reactor core performance --------------------------------------------

862

3.1.1.4 Pursuit of plant system performance-------------------------------------------

870

3.1.2 Measures against drawbacks of Lead-Bismuth coolant -----------------------

913

3.1.2.1 Material corrosion by Lead-Bismuth coolant--------------------------------

913

xiv

4.

3.1.2.2 Measures against toxicity of lead ------------------------------------------------

915

3.1.2.3 Measures against Po-210 -----------------------------------------------------------

916

3.1.2.4 ISI and repair ---------------------------------------------------------------------------

920

3.1.3 Conceptual design of the reference reactor-----------------------------------------

931

3.1.3.1 Reactor core and fuel design-------------------------------------------------------

931

3.1.3.2 Plant system design ------------------------------------------------------------------

941

3.2 Evaluation of performance and technical implementability -----------------------

1024

3.2.1 Evaluation of compatibility with the design requirements-------------------

1024

3.2.1.1 Ensuring safety-------------------------------------------------------------------------

1024

3.2.1.2 Economic competitiveness----------------------------------------------------------

1026

3.2.1.3 Efficient utilization of resources -------------------------------------------------

1026

3.2.1.4 Reduction in environmental burden --------------------------------------------

1026

3.2.1.5 Enhancement of nuclear non-proliferation-----------------------------------

1026

3.2.1.6 Plant operation and maintenance -----------------------------------------------

1027

3.2.2 Evaluation of technical implementability, and future issues----------------

1030

3.2.2.1 Reactor core design--------------------------------------------------------------------

1030

3.2.2.2 Plant system design ------------------------------------------------------------------

1031

3.2.2.3 Structure integrity --------------------------------------------------------------------

1033

3.2.2.4 Safety analysis--------------------------------------------------------------------------

1034

3.3 Evaluation of technical implementability towards utilization --------------------

1056

3.3.1 Road map of technical-system development for utilization -----------------

1056

3.3.1.1 Reactor core and fuel design-------------------------------------------------------

1056

3.3.1.2 Plant system design ------------------------------------------------------------------

1056

3.3.2 Required development resource and development period --------------------

1058

3.4 Summary for technical conclusion of Lead-Bismuth cooled reactors -----------

1064

3.4.1 Lead-Bismuth cooled reactor specification and evidences --------------------

1064

3.4.1.1 Reactor core and fuel design-------------------------------------------------------

1064

3.4.1.2 Plant system design ------------------------------------------------------------------

1064

3.4.2 Summary of selling points of Lead-Bismuth cooled reactors ----------------

1064

3.4.2.1 Compatibility with the target of FS --------------------------------------------

1064

3.4.3 Possibility of higher performance ------------------------------------------------------

1067

3.5 Conclusion of the phase II study -------------------------------------------------------------

1073

Helium-cooled reactors ------------------------------------------------------------------------------

1079

4.1 Conceptual design of helium-cooled reactors --------------------------------------------

1079

4.1.1 Superior performance of helium-cooled reactors and its pursuit-----------

1079

4.1.1.1 General characteristics of gas-cooled reactors ------------------------------

1079

4.1.1.2 Outline of the results of the phase I, and the progress ofthe phase II ------------------------------------------------------------------------------

1081

4.1.1.3 Comparison between helium and CO2 gas cooled system ---------------

1086

xv

4.1.1.4 Pursuit of reactor core performance --------------------------------------------

1093

4.1.1.5 Pursuit of plant system performance-------------------------------------------

1105

4.1.2 Measures against drawbacks of helium gas system ----------------------------

1209

4.1.2.1 Loss of pressure accident -----------------------------------------------------------

1209

4.1.2.2 Post accident heat removal---------------------------------------------------------

1209

4.1.2.3 Cladding failure ------------------------------------------------------------------------

1210

4.1.2.4 Fuel fabrication and reprocessing -----------------------------------------------

1210

4.1.3 Conceptual design of the reference reactor-----------------------------------------

1216

4.1.3.1 Reactor core and fuel design-------------------------------------------------------

1216

4.1.3.2 Plant system -----------------------------------------------------------------------------

1217

4.2 Evaluation of performance and technical implementability -----------------------

1263

4.2.1 Evaluation of compatibility with the design requirements-------------------

1263

4.2.1.1 Ensuring safety-------------------------------------------------------------------------

1263

4.2.1.2 Economic competitiveness----------------------------------------------------------

1265

4.2.1.3 Efficient utilization of resources -------------------------------------------------

1266

4.2.1.4 Reduction in environmental burden --------------------------------------------

1266

4.2.1.5 Enhancement of nuclear non-proliferation-----------------------------------

1267

4.2.1.6 Plant operation and maintenance -----------------------------------------------

1268

4.2.2 Evaluation of technical implementability, and future issues----------------

1288

4.2.2.1 Reactor core design--------------------------------------------------------------------

1288

4.2.2.2 Plant system design ------------------------------------------------------------------

1289

4.2.2.3 Structure integrity --------------------------------------------------------------------

1293

4.2.2.4 Safety analysis--------------------------------------------------------------------------

1298

4.3 Evaluation of technical implementability towards utilization --------------------

1328

4.3.1 Road map of technical-system development for utilization -----------------

1328

4.3.1.1 Reactor core and fuel design-------------------------------------------------------

1328

4.3.1.2 Plant system design ------------------------------------------------------------------

1329

4.3.2 Required development resource and development period --------------------

1349

4.3.2.1 Reactor core and fuel design-------------------------------------------------------

1349

4.3.2.2 Plant system design ------------------------------------------------------------------

1350

4.4 Summary for technical conclusion of helium-cooled reactors ----------------------

1353

4.4.1 Helium-cooled reactor specification and evidences------------------------------

1353

4.4.2 Summary of selling points of Helium cooled reactors --------------------------

1359

4.5 Conclusion of the phase II study -------------------------------------------------------------

1361

4.5.1 Outline of plant design study------------------------------------------------------------

1361

4.5.2 Outline of the systems ---------------------------------------------------------------------

1361

4.5.3 Outline of research and development ------------------------------------------------

1362

4.5.4 Compatibility with the FS targets ----------------------------------------------------

1362

4.5.5 Conclusion on helium gas cooled reactor --------------------------------------------

1363

xvi

5.

Water cooled reactor----------------------------------------------------------------------------------

1364

5.1 Conceptual design of water cooled reactor ------------------------------------------------

1364

5.1.1 Superior performance of water cooled reactors and its pursuit-------------

1364

5.1.1.1 General characteristics of water cooled reactor ----------------------------

1364

5.1.1.2 Outline of the results of the phase I, and the progress of6.

the phase II ------------------------------------------------------------------------------

1368

5.1.1.3 Pursuit of reactor core performance --------------------------------------------

1374

5.1.1.4 Pursuit of plant system performance-------------------------------------------

1379

5.1.2 Measures against drawbacks of water cooled system --------------------------

1395

5.1.2.1 Core cooling in normal and accidental conditions -------------------------

1395

5.1.2.2 Core depurative accident -----------------------------------------------------------

1404

5.1.2.3 Fuel cladding ----------------------------------------------------------------------------

1410

5.1.2.4 Start up operation ---------------------------------------------------------------------

1424

5.1.3 Conceptual design of the reference reactor-----------------------------------------

1435

5.1.3.1 Reactor design --------------------------------------------------------------------------

1435

5.2 Evaluation of performance and technical implementability -----------------------

1450

5.2.1 Evaluation of compatibility with the design requirements-------------------

1450

5.2.1.1 Ensuring safety-------------------------------------------------------------------------

1450

5.2.1.2 Economic competitiveness----------------------------------------------------------

1453

5.2.1.3 Efficient utilization of resources -------------------------------------------------

1453

5.2.1.4 Reduction in environmental burden --------------------------------------------

1454

5.2.1.5 Enhancement of nuclear non-proliferation-----------------------------------

1455

5.2.1.6 Plant operation and maintenance -----------------------------------------------

1455

5.2.2 Evaluation of technical implementability, and future issues----------------

1457

5.2.2.1 Reactor core and fuel design-------------------------------------------------------

1457

5.2.2.2 Plant system design ------------------------------------------------------------------

1466

5.2.2.3 Structure integrity --------------------------------------------------------------------

1466

5.2.2.4 Safety analysis--------------------------------------------------------------------------

1466

5.3 Evaluation of technical implementability towards utilization --------------------

1477

5.3.1 Road map of technical-system development for utilization -----------------

1477

5.3.2 Required development resource and development period --------------------

1478

5.4 Summary for technical conclusion of water cooled reactors ------------------------

1481

5.4.1 Water cooled reactor specification and evidences --------------------------------

1481

5.4.2 Summary of selling points of water cooled reactors-----------------------------

1481

5.5 Conclusion of the phase II study -------------------------------------------------------------

1483

Comparison between the reactor systems----------------------------------------------------

1485

6.1 Safety ---------------------------------------------------------------------------------------------------

1485

6.2 Economic competitiveness ----------------------------------------------------------------------

1487

6.2.1 Reactor core and fuel design -------------------------------------------------------------

1487

xvii

7.

6.2.2 Plant system design-------------------------------------------------------------------------

1489

6.3 Reduction of environmental burden---------------------------------------------------------

1491

6.3.1 Reactor core and fuel design -------------------------------------------------------------

1491

6.3.2 Plant system design-------------------------------------------------------------------------

1491

6.4 Efficient utilization of nuclear fuel resources -------------------------------------------

1493

6.5 Enhancement of nuclear non-proliferation -----------------------------------------------

1494

6.6 Plant operation and maintenance------------------------------------------------------------

1495

6.6.1 Sodium cooled reactor ----------------------------------------------------------------------

1495

6.6.2 Lead-Bismuth cooled reactor ------------------------------------------------------------

1496

6.6.3 Helium gas cooled reactor ----------------------------------------------------------------

1497

6.6.4 Water cooled reactor ------------------------------------------------------------------------

1499

6.6.5 Characteristics of each coolant----------------------------------------------------------

1499

Small reactor --------------------------------------------------------------------------------------------

1509

7.1 Market needs and requirements for small reactors -----------------------------------

1509

7.1.1 Market needs research ---------------------------------------------------------------------

1509

7.1.2 Requirements and approach to requirements -------------------------------------

1510

7.1.3 Approach to market needs ----------------------------------------------------------------

1515

7.2 Pursuit of small reactor feature --------------------------------------------------------------

1521

7.2.1 Outline of phase II studies ---------------------------------------------------------------

1521

7.2.2 Core performance ----------------------------------------------------------------------------

1523

7.2.2.1 Pursuit of long operation cycle----------------------------------------------------

1523

7.2.2.2 Reduction of fuel cycle cost---------------------------------------------------------

1525

7.2.2.3 Pursuit of inherent safety ----------------------------------------------------------

1525

7.2.3 Plant system performance ----------------------------------------------------------------

1526

7.2.3.1 Simplification of system -------------------------------------------------------------

1526

7.2.3.2 Simplification of maintenance and repair ------------------------------------

1529

7.3 Measurement for small reactor issue -------------------------------------------------------

1544

7.3.1 Coolant circulation system ---------------------------------------------------------------

1544

7.3.2 Reactivity Control ---------------------------------------------------------------------------

1545

7.3.3 EMP arrangement in reactor vessel --------------------------------------------------

1547

7.4 Conceptual design proposal of small sodium cooled reactors ----------------------

1552

7.4.1 Concept and major features --------------------------------------------------------------

1552

7.4.1.1 Reactor core design--------------------------------------------------------------------

1565

7.4.1.2 Plant system design ------------------------------------------------------------------

1565

7.4.2 Evaluation of performance and technical implementability -----------------

1672

7.4.2.1 Evaluation of reactor core performance ---------------------------------------

1672

7.4.2.2 Evaluation of structural tolerance ----------------------------------------------

1672

7.4.2.3 Evaluation of safety-------------------------------------------------------------------

1673

7.4.2.4 Implementability of major technology -----------------------------------------

1676

xviii

7.4.2.5 Evaluation of resource, period and risk for utilization ------------------

1678

7.4.3 Evaluation of compatibility with the design requirements-------------------

1685

7.4.3.1 Ensuring Safety ------------------------------------------------------------------------

1685

7.4.3.2 Economic competitiveness----------------------------------------------------------

1685

7.4.3.3 Efficient utilization of resources -------------------------------------------------

1689

7.4.3.4 Reduction in environmental burden --------------------------------------------

1689

7.4.3.5 Nuclear proliferation resistance -------------------------------------------------

1689

7.4.3.6 Load reduction of operation, maintenance and repair -------------------

1689

7.5 Conceptual design proposal of small Lead-Bismuth cooled reactors------------

1698

7.5.1 Concept and major features --------------------------------------------------------------

1698

7.5.1.1 Reactor core design--------------------------------------------------------------------

1698

7.5.1.2 Plant system design ------------------------------------------------------------------

1705

7.5.2 Evaluation of technical implimentability -------------------------------------------

1763

7.5.2.1 Evaluation of reactor core performance ---------------------------------------

1763

7.5.2.2 Evaluation of structural tolerance ----------------------------------------------

1763

7.5.2.3 Evaluation of safety-------------------------------------------------------------------

1763

7.5.2.4 Implimentability of major technology------------------------------------------

1764

7.5.2.5 Evaluation of resource, period and risk for utilization ------------------

1765

7.5.3 Evaluation of compatibility with the design requirements-------------------

1769

7.5.3.1 Ensuring Safety ------------------------------------------------------------------------

1769

7.5.3.2 Economic competitiveness----------------------------------------------------------

1769

7.5.3.3 Efficient utilization of resources -------------------------------------------------

1770

7.5.3.4 Reduction in environmental burden --------------------------------------------

1770

7.5.3.5 Nuclear proliferation resistance -------------------------------------------------

1770

7.5.3.6 Load reduction of operation, maintenance and repair -------------------

1770

7.6 Multi-purpose fast reactors---------------------------------------------------------------------

1772

7.6.1 Hydrogen production plant using methane reforming ------------------------

1772

7.6.1.1 Scope----------------------------------------------------------------------------------------

1772

7.6.1.2 System Design --------------------------------------------------------------------------

1772

7.6.1.3 Evaluation of compatibility with the design requirements ------------

1773

7.6.2 Hydrogen production plant using hybrid process --------------------------------

1774

7.6.2.1 Scope----------------------------------------------------------------------------------------

1774

7.6.2.2 System Design --------------------------------------------------------------------------

1774

7.6.2.3 Evaluation of compatibility with the design requirements ------------

1776

7.6.3 Summary for hydrogen production plants ------------------------------------------

1777

7.7 Summary for technical conclusion of small reactors ----------------------------------

1790

7.7.1 Reactor core and fuel design -------------------------------------------------------------

1790

7.7.2 Plant system design-------------------------------------------------------------------------

1792

7.8 Conclusion of the phase II study -------------------------------------------------------------

1803

xix

Concluding Remarks ---------------------------------------------------------------------------------------

1806

Acknowledgements------------------------------------------------------------------------------------------

1807

AppendicesA.

Utilization scenario peculiar to water cooled reactor ------------------------------------

A-1

B.

Economic evaluation using "Command Cost Code"---------------------------------------

B-1

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7.7.1 Y:[IP<` Fa 9)xxviii` Fa 9)

7.7.2

プラント概念

近澤

佳隆 2)

7.8

フェーズⅡのまとめ

近澤

佳隆 2)

おわりに

此村

守 1)

謝辞

此村

守 1)

付録
A.

水冷却炉に特有な利用シナリオ

大久保

努 6)

B.

コマンドコストコードを使用した経済性評価

池田

博嗣 2)

1)

次世代原子力システム研究開発部門

2)

次世代原子力システム研究開発部門

FBR システムユニット

3)

次世代原子力システム研究開発部門

FBR 信頼性技術ユニット4)

次世代原子力システム研究開発部門

FBR 安全・先進技術ユニット

5)

次世代原子力システム研究開発部門

FBR サイクル統括ユニット

6)

次世代原子力システム研究開発部門

革新的水冷却炉設計グループ

7)

原子力基礎工学研究部門

8)

経営企画部

9)

元次世代原子力システム研究開発部門

10)

三菱重工業株式会社（元11)日本原子力発電株式会社（元12)三菱重工業株式会社（元13)

高速増殖炉研究開発センター（元FBR システムユニット

次世代原子力システム研究開発部門

FBR システムユニット）

次世代原子力システム研究開発部門

次世代原子力システム研究開発部門

FBR システムユニット）

FBR 信頼性技術ユニット）

次世代原子力システム研究開発部門

xxix

FBR システムユニット）

Feasibility Study on Commercialized Fast Reactor Cycle Systems
Technical Study Report of Phase II- (1) Fast Reactor Plant Systems Authors index
Content

AuthorIntroduction
1.

Mamoru KONOMURA1)

Design requirements and the corresponding design
policy1.1 Reactor core and fuel design

Takashi OGAWA2), Yasushi OKANO2),
Toshio SANDA9)

1.2 Plant system design

Mamoru KONOMURA1), Hiroki
HAYAFUNE2)

2.

Sodium-cooled reactors

2.1 Conceptual design of sodium-cooled reactors
2.1.1 Superior performance of sodium-cooled reactors andits pursuit

2.1.2 Measures against drawbacks of sodium coolant

2.1.3 Conceptual design of the large scale reference reactor

2.1.4 Conceptual design of the medium scale reference
reactorMasahiko HISHIDA10）, Takashi
OGAWA2)), Masayuki NAGANUMA2),
Kazuteru SUGINO 2), Shigeo OHKI2),
Hiroki HAYAFUNE2)
Naoyuki KISOHARA 2）, Masato ANDO2),
Takatsugu MIHARA 5), Masato
UCHITA11), Shinichi USUI2)
Takashi OGAWA2), Masayuki
NAGANUMA2), Tatsuya AIDA2), Isamu
SATO2), Kazuteru SUGINO2), Shigeo
OHKI2), Tadashi FUJII2), Hiroki
HAYAFUNE2), Naoyuki KISOHARA2),
Masahiko HISHIDA10), Shinichi USUI2),
Masato ANDO2), Hirotsugu IKEDA2),
Masato UCHITA11)
Takashi OGAWA2), Masayuki
NAGANUMA2), Tatsuya AIDA2), Kazuteru
SUGINO 2), Shigeo OHKI2), Masahiko
HISHIDA10), Naoyuki KISOHARA2),
Tadashi FUJII2), Hiroki HAYAFUNE2),
Shinichi USUI2), Masato ANDO 2),
Hirotsugu IKEDA2), Masato UCHITA11)

2.2 Evaluation of performance and technicalimplementability
2.2.1 Evaluation of compatibility with the design
requirements

2.2.2 Evaluation of technical implementability, and futureissuesxxx

Shigenobu KUBO2), Hirotsugu IKEDA2),
Masahiko HISHIDA2), Takashi OGAWA2),
Masayuki NAGANUMA2), Masato
ANDO2), Masato UCHITA11)
Masayuki NAGANUMA2), Isamu SATO 2),
Takashi OGAWA2), Kazuteru SUGINO2),
Shigeo OHKI2), Hideki KAMIDE4),
Tadashi FUJII2), Hiroki HAYAFUNE2),
Masato UCHITA11), Hirotsugu IKEDA2),
Shigenobu KUBO2), Naoyuki
KISOHARA2), Takashi WAKAI3), Kenji
TAKAHASHI10), Seiji KITAMURA3),
Masahiko HISHIDA10), Hiroshi
SHIBAMOTO3), Naoto KASAHARA3),
Takeshi MORIBE12), Kenichi KURISAKA5)

2.3 Evaluation of technical implementability towards
utilization
2.3.1 Road map of technical-system development for
utilization

Masayuki NAGANUMA2), Hiroki
HAYAFUNE2)

2.3.2 Required development resource and development
periodMasayuki NAGANUMA2), Hiroki
HAYAFUNE2)

2.4 Summary for technical conclusion of sodium-cooled
reactors
2.4.1 Sodium-cooled reactor specification and evidences

Masahiko HISHIDA10)

2.4.2 Summary of selling points of sodium-cooled reactors

Takashi OGAWA2)
Masahiko HISHIDA10)
Shigenobu KUBO2)

2.4.3 Possibility of higher performance

Hiroki HAYAFUNE2）

2.5 Alternatives to the main concepts, and influence on
economical efficiency

Takashi OGAWA2), Tadashi FUJII2）,
Masahiko HISHIDA10), Yoshitaka
CHIKAZAWA2), Naoyuki KISOHARA2）,
Shinichi USUI2）

2.6 Conclusion of the phase II study

Takashi OGAWA2), Masayuki
NAGANUMA2), Shigeo OHKI2), Hiroki
HAYAFUNE2）

3.

Lead-Bismuth cooled reactors

3.1 Conceptual design of Lead-Bismuth cooled reactors
3.1.1 Superior performance of Lead-Bismuth cooled
reactors and its pursuit

Toshio SANDA9), Hiroki HAYAFUNE2),
Takumi YAMASHITA9)3.1.2 Measures against drawbacks of Lead-Bismuth coolant

Tomohiro FURUKAWA3) Kazumi AOTO3) ,Hiroki HAYAFUNE2)

3.1.3 Conceptual design of the reference reactor

Toshio SANDA9), Takumi YAMASHITA 9),
Masayuki NAGANUMA2), Hiroki
HAYAFUNE2)

3.2 Evaluation of performance and technicalimplementability
3.2.1 Evaluation of compatibility with the design
requirements

Shigenobu KUBO2), Hirotsugu IKEDA2),
Toshio SANDA9), Hiroki HAYAFUNE2)

3.2.2 Evaluation of technical implementability, and futureissuesToshio SANDA9), Hiroki HAYAFUNE2),
Shigenobu KUBO2), Kenichi KURISAKA5),
Yoshiharu TOBITA4)

3.3 Evaluation of technical implementability towards
utilization
3.3.1 Road map of technical-system development for
utilization

Toshio SANDA9), Hiroki HAYAFUNE2)

3.3.2 Required development resource and development
periodHiroki HAYAFUNE2)

3.4 Summary for technical conclusion of Lead-Bismuth
cooled reactors

Toshio SANDA9), Hiroki HAYAFUNE2)

3.5 Conclusion of the phase II study

Hiroki HAYAFUNE2)

xxxi

4.

Helium-cooled reactors

4.1 Conceptual design of helium-cooled reactors
4.1.1 Superior performance of helium-cooled reactors andits pursuit

Takeshi MORIBE12), Yasushi OKANO2),
Shigeo OHKI2), Masayuki NAGANUMA2)

4.1.2 Measures against drawbacks of helium gas system

Takeshi MORIBE12), Shigenobu KUBO2),
Masayuki NAGANUMA2), Yasushi
OKANO2), Shigeo OHKI2)

4.1.3 Conceptual design of the reference reactor

Yasushi OKANO2), Shigeo OHKI2),
Takeshi MORIBE12)

4.2 Evaluation of performance and technicalimplementability
4.2.1 Evaluation of compatibility with the design
requirements

Shigenobu KUBO2), Hirotsugu IKEDA2),
Takeshi MORIBE12), Yasushi OKANO2),
Shigeo OHKI2), Masayuki NAGANUMA2)

4.2.2 Evaluation of technical implementability, and futureissuesYasushi OKANO2), Shigeo OHKI2),
Takeshi MORIBE12), Shigenobu KUBO2)，
Kenichi KURISAKA 5)

4.3 Evaluation of technical implementability towards
utilization
4.3.1 Road map of technical-system development for
utilization

Yasushi OKANO2), Shigeo OHKI2),
Takeshi MORIBE12)4.3.2 Required development resource and development
periodYasushi OKANO2), Shigeo OHKI2),
Takeshi MORIBE12)

4.4 Summary for technical conclusion of helium-cooled
reactors

Takeshi MORIBE12), Shigeo OHKI2),
Yasushi OKANO2), Takeshi MORIBE12),
Shigenobu KUBO2)

4.5 Conclusion of the phase II study

Takeshi MORIBE12)

5.

Water cooled reactor

5.1 Conceptual design of water cooled reactor
5.1.1 Superior performance of water cooled reactors and its
pursuitTsutomu OHKUBO6), Teruhiko KUGO7),
Masato UCHITA11)

5.1.2 Measures against drawbacks of water cooled system

Akira OHNUKI6), Taisuke YONOMOTO6),
Hiroshi AKIE6), Noboru KOBAYASHI6),
Kiyoshi KIUCHI7), Ikuo IOKA 7), MotoeSUZUKI6), Sadao UCHIKAWA6),
Nobuyuki ISHIKAWA6)

5.1.3 Conceptual design of the reference reactor

Tsutomu OHKUBO6), Teruhiko KUGO7)

5.2 Evaluation of performance and technicalimplementability
Taisuke YONOMOTO 6), Osamu SATO8) ,Tsutomu OHKUBO6), Teruhiko KUGO7),
Yoshihiro NAKANO 6), Sadao
UCHIKAWA6)

5.2.1 Evaluation of compatibility with the design
requirements

xxxii

5.2.2 Evaluation of technical implementability, and futureissuesKiyoshi KIUCHI7), Motoe SUZUKI6),
Akira OHNUKI6), Tsutomu OHKUBO 6),
Teruhiko KUGO7), Sadao UCHIKAWA6),
Taisuke YONOMOTO 6), Hiroshi AKIE6),
Noboru KOBAYASHI6)

5.3 Evaluation of technical implementability towards
utilization
5.3.1 Road map of technical-system development for
utilization
5.3.2 Required development resource and development
periodSadao UCHIKAWA6)

5.4 Summary for technical conclusion of water cooled
reactors

Sadao UCHIKAWA6)

5.5 Conclusion of the phase II study

Sadao UCHIKAWA6)

6.

Sadao UCHIKAWA6)

Comparison between the reactor systems

6.1 Safety

Shigenobu KUBO2)

6.2 Economic competitivenessTomoyasu MIZUNO2), Hideyuki
HAYASHI2), Hirotsugu IKEDA 2), Osamu
UNO2)

6.3 Reduction of environmental burden

Tomoyasu MIZUNO2), Hideyuki
HAYASHI2), Osamu UNO2)
Tomoyasu MIZUNO2), Hideyuki
HAYASHI2)
Tomoyasu MIZUNO2), Hideyuki
HAYASHI2)

6.4 Efficient utilization of nuclear fuel resources
6.5 Enhancement of nuclear non-proliferation

Masato ANDO2), Hiroki HAYAFUNE2),
Takeshi MORIBE12)

6.6 Plant operation and maintenance

7.

Small reactor

7.1 Market needs and requirements for small reactors

Yoshitaka CHIKAZAWA 2)

7.2 Pursuit of small reactor feature
7.2.1 Outline of phase II studies

Yoshitaka CHIKAZAWA 2), Toshio
SANDA 9)7.2.2 Core performance

Yoshitaka CHIKAZAWA 2), Toshio
SANDA 9), Yoshitaka CHIKAZAWA2)

7.2.3 Plant system performance

Yoshitaka CHIKAZAWA 2)

7.3 Measurement for small reactor issue

Yoshitaka CHIKAZAWA 2)

7.4 Conceptual design proposal of small sodium cooled
reactors
7.4.1 Concept and major features

Toshio SANDA9), Yasushi OKANO2),
Tatsuya AIDA2), Nariaki UTO2), Yoshitaka
CHIKAZAWA2)

7.4.2 Evaluation of performance and technicalimplementability

Toshio SANDA9), Yoshitaka
CHIKAZAWA2)

xxxiii

7.4.3 Evaluation of compatibility with the design
requirements

Yoshitaka CHIKAZAWA 2), Toshio
SANDA 9)7.5 Conceptual design proposal of small Lead-Bismuth
cooled reactors
7.5.1 Concept and major features

Toshio SANDA9), Takumi YAMASHITA 9)
Yoshitaka CHIKAZAWA 2)

7.5.2 Evaluation of technical implimentability

Toshio SANDA9), Yoshitaka
CHIKAZAWA2)

7.5.3 Evaluation of compatibility with the design
requirements

Yoshitaka CHIKAZAWA 2), Toshio
SANDA 9)7.6 Multi-purpose fast reactors
7.6.1 Hydrogen production plant using methane reforming

Yoshitaka CHIKAZAWA 2)

7.6.2 Hydrogen production plant using hybrid process

Yoshitaka CHIKAZAWA 2)

7.6.3 Summary for hydrogen production plants

Yoshitaka CHIKAZAWA 2)

7.7 Summary for technical conclusion of small reactors

Toshio SANDA9), Yoshitaka
CHIKAZAWA2)

7.8 Conclusion of the phase II study

Yoshitaka CHIKAZAWA 2)

Concluding Remarks

Mamoru KONOMURA1)

Acknowledgements

Mamoru KONOMURA1)

AppendicesA. Utilization scenario peculiar to water cooled reactor

Tsutomu OHKUBO6)

B. Economic evaluation using "Command Cost Code"Hirotsugu IKEDA2)

1)

Advanced Nuclear System Research and Development Directorate

2)
3)

FBR System Engineering Unit, Advanced Nuclear System Research and Development Directorate
FBR Systems Reliability Research Unit, Advanced Nuclear System Research and Development
Directorate
FBR Safety & Innovative Technology Unit, Advanced Nuclear System Research and Development
Directorate

4)
5)
6)

FBR Cycle Synthesis Unit, Advanced Nuclear System Research and Development Directorate
Innovative Water Reactor Design Group, Advanced Nuclear System Research and Development
Directorate

7)

Nuclear Science and Engineering Directorate

8)
9)

Policy Planning and Administration Department
Formerly, FBR System Engineering Unit, Advanced Nuclear System Research and Development
Directorate

10) Presently, Mitsubishi Heavy Industries, Ltd
11) Presently, The Japan Atomic Power Company
12) Presently, Fast Breeder Reactor Research and Development Center, JAEA

xxxiv

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114£ 2.1.2-6

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115£ 2.1.2-7

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118

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191

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192

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193

i 2.1.3-10-) MOX [D{vrA)iV<

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194

(1/2)

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195

(2/2)

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196

i 2.1.3-12

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197

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197
198

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198

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199

i 2.1.3-17-) MOX [D{vrA)iV<ea{u?.Y2x(3HV<) ------------------------------------------------------------------------------------

200

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205

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207

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224

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225

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226
226

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Q 2.1.3-49

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1172

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TL:U/6')#'\K+(A-NuWM21^=XE----------------< 4.1.1-31

)tr$"/6X(mod>=a4]\K(

TL:U/6')#'\K+RG<|{@Bi<} --------------------< 4.1.1-32

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TL:U/6')#'\K+RGXE XEv*H>
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lO;Z19&bN+VI_HGO;263D,---------------------------(2/2)

)ut$!19_(pqgA?e8cbN(

lO;Z19&bN+VI_HxO;263D,---------------------------= 4.1.1-38

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1191

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lO;Z19&bN+VI_HbN:+0{]F3D
visSkT0{]F3D<y]F3D= 4.1.1-41)ut$----------------------------------------

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lO;Z19&bN+VI_H(3/5)-------------------------------)ut$ !19_(na'(Si3Zr5 pqf)?e8cbN(

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]E;AhWsU3XK!.2) . ------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 1202

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]E;AhWsUu\¦D7:O1Nn6twXc7 -------------------

G 4.1.1-48%2¬(-*;As1t$0(Si3Zr5)I|@vu\1
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PXs[U(7"4V -----------------------------------------------------------------

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B-30

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B-34

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AC
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Auxiliary Core Cooling System
Absorber Cladding MechanicalInteraction

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AGR
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ALIP
ALWR
ANL
APWR
ATWS

Advanced Gas Reactor
Advanced
Intermediate
Heat
Exchanger
Annular Linear Induction Pump
Advanced Light Water Reactor
Argonne National Laboratory
Advanced Pressurized Water Reactor
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BDBE
BDI
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BOEC
BOP

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Beyond Design Basis Event
Bundle-Duct Interaction
Beginning of Cycle
Beginning of Equilibrium Cycle
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BR
BREST-300

Baffle Plate
Breeding Ratio

BWR
CABRI
CCC
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CDA
CDF
CDF
CEA
CERCERCERMET
CIP
CL
CP
CT

Boiling Water Reactor
Command Cost CodeCharge Coupled Device
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Ceramic metal composite FuelCore Instruments Plate
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Corrosion Product
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Core Support Structure
Containment Vessel
Design Basis Event
Design Basis Leak-rateDuct-Duct Interaction
Demonstration Reactor Structural
Design Standard
Design Extension Condition
Diesel Generator
Decay Heat Exchanger
Delayed Neutron
Departure from Nucleate Boiling

DOT-3.5
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EAGLE

Dipped Plate
Displacement per Atom
Direct Reactor Auxiliary
SystemCooling

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FCI

Experimental
AcquisitionofGeneralized
Logicto
Eliminate
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Experimental Breeder Reactor
Ratio of Experimental Value toCalculated Value
Eddy Current Test
Electro Magnetic Acoustic Transducer
End of Cycle
End of Equilibrium Cycle
Ex-vessel Storage Tank
Fuel Assembly with Inner Duct
Structure
Fast Breeder Reactor
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Fuel Cladding Interaction

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Fuel Cladding Mechanical Interaction

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Fuel Handling Machine

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Fission ProductFeasibility Study on Commercialized
Fast Reactor Cycle Systems
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GEM
GHSF

Gas Expansion Module
Global Hot Spot Factor

GT
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300
GT-MHR

Gas Turbine
Gas
TurbineHigh
Temperature
Reactor 300
Gas Turbine Modular Helium Reactor

GV
HL
HM
HPC
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HTTR

Guard Vessel
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High Pressure Compressor
High Temperature Gas Cooled Reactor
High Temperature Engineering Test
Reactor

HT-9
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Ventilating
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Conditioning System
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Cracking
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Intergranular
StressCorrosion
Cracking
Intermediate Heat Exchanger

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ISI
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IWF

Intermediate Reactor Auxiliary
Cooling System
In-Service Inspection
In-Service Inspection and Repair
Inter Wrapper Flow

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Japan-American Shielding Program of

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JEAC
JENDL-3.2­ z ° ·Experimental Researches
Japan Electric Association CodeJapan Evaluated Nuclear Data Library
Version 3.2
JAERI Shielding Standard Library
Version 98
Kraftwerk Union
Leak before BreakLong Life Fission ProductLoss-of-Coolant Accident
Loss of Flow
Low Pressure Compressor
Light Water Reactor
Minor Actinides
Metal Axial Blanket Elimination»  ~MOX
MVP

Mixed Oxide (Fuel)
MVP

NC
NIS
NOAK
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NSRR

Natural Circulation
Neutron Instrumentation System
Nth of a Kind
Net Positive Suction Head available
Nuclear Safety Research Reactor}ÎT@a¹E <tc :4*45 3.2
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PCI
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On Power Maintenance
Post Accident Monitoring
Post Accident Material Relocation
Post Accident Heat Removal
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Pellet-Clad Chemical Interaction
Pellet-Clad Interaction
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Primary Control Rod

PCRVPrestressed Concrete Reactor Vessel

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Primary Reactor Auxiliary Cooling
SystemProbabilistic Safety Assessment
Power To Melt
Pressurized Water Reactor
Reactor Building
Run Beyond Cladding Breach Test
Reinforced Concrete Contain Vessel

RELAP
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RV
RVACS
SAR
SASS
SBO
SCCV
SG
Short-FAID
US
Si
SiC/SiCSIMMERSMS/N
S-PRISMSR
SSRT
St

Reactivity Initiated Accident
Research Institute of Atomic Reactors
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Reactor Vessel
Reactor Vessel Auxiliary Cooling
SystemStrain Aging and Recrystallization
Self Actuated Shutdown System
Station Black Out
Steel Concrete Containment Vessel
Steam Generator
Short-Fuel Assembly with Inner Duct
Structure
SiliconSilicon Carbide Composite Material

Signal-Noise (ratio)
Super-Power Reactor Inherent Safe
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はじ めに高速増殖炉（以下、FBR）サイクルの実用化戦略調査研究を 1999 年度より開始した。まず、フェーズ I として 2 年間研究を進め、実際に FBR プラントシステム（以下、炉システム）の概念設計を行って技術的成立性を具体的に検討し、物量等の算定を行った。この際、FBR プラントを構成するために考えられる全ての冷却材と燃料の種類との組合わせを検討対象とした。さらに、冷却材の違いによる設計の相違の影響を極力除くために、同一の検討条件の下に、それぞれの冷却材に対応したプラント概念を構築し、共通の指標で評価した。また、フェーズ I では、この概念検討を国内外の既存の設計データおよび実験データに基づき進めた。
2001 年度より 5 年間の予定で新たにフェーズ II として、フェーズ I で実現性の観点から最小限の絞り込みを行った後の概念についてさらに検討を進めた。フェーズ II ではフェーズ I から開始した要素研究の成果も得られてきたため、概念の成立性見通しを得るための検討の詳細化とともに、これら要素研究の成果も逐次反映した。この結果、フェーズ I では過去原子力平和利用が始まって以来蓄積されてきた知見に基づいて判断したのに対し、フェーズ II では実用化戦略調査
研究の一環として進めた新たな知見を反映した。さらに、それぞれの冷却材毎に、その成立性を左右する課題について具体的な事実を確認し、その解決の見通しを得ること、また、それぞれの冷却材の特徴を最大限生かしたプラント像を構築することを目的の一つとした。
フェーズ II を取り纏めるにあたり、プラントシステム設計側からは、サイクルシステムとしての技術的成立性及び経済性に対する評価を可能とするデータベースを提供した。本報告書は、この炉システムの成果をまとめたものである。
実用化戦略調査研究では、異なる冷却材について、同一の境界条件で同一の指標を用いて比較検討した。このような総合的な研究は、本研究が始めてである。これにより、それぞれの冷却材が持つ弱点を設計で克服するための方策とそのコストが明確となったものと考えている。
本報告書では、第 1 章で本検討において設定した設計要求を述べ、第 2 章でナトリウム冷却炉、第 3 章で鉛ビスマス炉、第 4 章でヘリウムガス冷却炉、第 5 章で水冷却炉についてそれぞれの検討結果を述べ、第 6 章で設計要求で設定した視点からの評価を記述し、最後に第 7 章で小型炉の検討結果を述べた。

1

1.

設計要求とその対応方針（基幹電源）

1.1 炉心燃料設計
実用化戦略調査研究フェーズⅡの設計要求を受けて、炉心燃料設計としての対応方針を設定した。以下に炉心燃料設計に係る設計要求とその対応方針を示す。
なお、設計要求として記載している「要求値」、「目標値」および「基準値」の位置付けは下記のとおりである。
①

要求値：当該値を達成することが必須である最低限の値②

目標値：要求値に留まることなく、より優れたシステムの実現を目指して当該値の達成が望ましい目標として設定する値③

基準値：設計を進めるに当たってリファレンス（基準）となる目安値(1) 安全性(i)

設計要求と目標①

原則として、現行軽水炉に適用される基準、指針類および「もんじゅ」の安全審査で適用された基準、指針類、高速増殖実証炉の設計研究における考え方を参考にし、選定した冷却材、燃料およびプラント概念の特徴を考慮した設計とする。

②

原子炉停止系には受動的な炉停止能力(例えば、SASS)を付加するか、あるいは、事象進展緩和を可能とする受動的機構(例えば、GEM)を付加するとともに運転員の介在による事象終息が可能な設計を追求する。なお、軽水炉のように 1 時間程度の短時間(基準値)で炉心損傷に至らないシステムの場合には、運転員の介在による炉心損傷防止も検討する。

③

高速炉の炉心燃料の特徴を踏まえて、炉心損傷の事象推移過程において再臨界に伴う有意な機械的エネルギー発生が防止できる設計を追求する(再臨界回避)。

④

上記の要求に加えて、検討対象とする各概念の特徴に応じて以下の事項に留意した設
計とする。
a.

重金属冷却炉腐食性が高く、比重が大きい重金属の特徴に配慮した構造設計、耐震設計を行う
こと。

b.

ガス冷却炉
相変化に伴う急激な反応度投入が生じないガスの特長を活かし、出力密度低減および高温耐性確保（ガスタービン炉の場合）に配慮した炉心設計ならびに、十分な
冷却材循環能力と除熱源の確保により、安全設備の機能とあいまって、減圧事故を含む事故時にも炉心冷却性を確保できる設計とすること。

(ii) 対応方針①

反応度制御系の設計基準、燃料の健全性判断基準等については、既往の基準、指針類を参考としつつ、新たな知見も加味して設計を進める。

②

原子炉停止系の受動的な炉停止機能として SASS の設置を前提として設計を進める。

③

再臨界回避については、各炉心概念毎に以下の設計対応をとることとする。
a.

ナトリウム冷却 MOX 燃料炉心2

炉心損傷事象の起因過程において即発臨界に至ることなく遷移過程に移行させるための安全設計からの要求条件を満足する炉心燃料設計とする。
また、遷移過程については、溶融燃料の排出経路として軸方向ブランケットを一部削除した ABLE 型燃料集合体と集合体の燃料ピンバンドル部に溶融燃料排出のためのダクトを配した内部ダクト型燃料集合体を対象として、炉心燃料設計への影
響と溶融燃料排出能力についての検討を行い、候補方策を選定し設計を進める。
また、他の再臨界回避方策の可能性についても検討を行う。
b.

ナトリウム冷却金属燃料炉心
炉心損傷事象の起因過程において即発臨界に至ることなく遷移過程に移行させるための安全設計からの要求条件を満足する炉心燃料設計とする。
また、遷移過程については、溶融燃料の排出を容易にするために下部軸方向ブランケットを削除した MABLE 型燃料集合体を候補方策として設計を進める。

c.

重金属冷却炉
再臨界回避方策については、安全解析結果に基づいて具体化し炉心設計に反映す
る。

d.

ガス冷却炉
異常な過渡変化および事故時において炉心への正の反応度添加量を抑制した炉心設計とし、ドップラ反応度による負のフィードバック効果により、起因過程における炉心の全反応度を即発臨界に至らないレベルに抑え、再臨界を回避する。具体的には、制御棒誤引抜による反応度添加量を制限し、また減圧事故時におけるヘリ
ウム圧力低下（密度低下）による正の反応度添加量を制限する。また、燃料集合体
下部および原子炉容器下部に、破損燃料の流出を促進する機構を設置するとともに、炉心燃料の分散を促進する形状設計を行い、流出した破損燃料を保持するため原子炉容器の下部にコアキャッチャーを設置し、崩壊熱除去系の冷却水により冷却できる系統を設ける。

④

各概念の特徴に応じた設計要求に対する設計対応は以下のとおりとする。
a.

重金属冷却炉
鉛ビスマスによる被覆管腐食を抑えるため、被覆管外面最高温度を 570℃程度以下に制限する。高比重の冷却材によるエロージョン防止のため、炉内冷却材流速を2ｍ/ｓ以下に制限する。なお、上記の流速制限は海外情報に基づき暫定した値であ
る。

b.

ガス冷却炉
通常運転状態及び設計基準事象での炉心除熱確保に加え、仮想的な苛酷事象(ATWS)時にも除熱できる炉心構成とする。また炉心設計を進める上では、AWS(減圧事故でスクラムが失敗し自然循環除熱となる状況)での炉心冷却性能に着目する。
安全確保上特に重要な炉心・燃料設計パラメータに関し、減圧反応度として 1＄程
度以下、ドップラ係数として-10×10-3(Tdk/dT)程度を確保する炉心特性を目標とする。また、本設計目標を確保した上で、冷却材体積比と燃料熱容量の向上、炉心内
流路圧力損失の低減による、事故・過渡・苛酷事象における冷却性増加を図った炉
心構成・燃料設計を指向する。

3

ガスタービン直接サイクル型プラントであり、一次系内をヘリウムガスが高速に流れる概念であることに鑑み、ルースパーツ（浮遊可能性を持つ炉内構造物）、動圧による振動、あるいは衝撃波による一次系統構造・構成の損傷防止の観点から、炉内のヘリウム流速に対し工学的判断により制約を設ける。
(2) 経済性(i)

設計要求
FBR 本格実用化段階における経済性については、第一段階として発電単価の要求値である
4 円/kWh を達成できる見込みを有すること。また、第二段階として、海外における発電単価の動向を視野に入れ、経済性に関する国際的水準を達成する見通しを得ること。ただし、発電単価は、建設費、運転維持費、燃料費、廃止措置費の区分で検討すること。
なお、燃料費については、適合する再処理および燃料製造システムの検討結果との整合性を図ること。
以下に、炉心燃料設計に関連する要求値および基準値を示す。
(a) 要求値[発電単価]
将来の軽水炉サイクルによる発電単価の試算値(4.3 円/kWh)を視野に入れ、発電単価の要求値を 4 円/kWh とする。
[連続運転期間]
現行軽水炉の運転期間(12±1 ヶ月)を考慮し、連続運転期間の要求値を 13 ヶ月以上とする。
(b) 基準値[燃焼度]
サイクルコストおよびバックエンド負荷軽減を図るため、ブランケット燃料を含む全炉
心取出平均燃焼度の基準値を 6 万 MWd/t とする。
また、炉心性能における燃焼度の目安として、炉心取出平均燃焼度の基準値を 15 万 MWd/tとする。
[連続運転期間]
軽水炉における運転サイクル長期化の動向を勘案し、連続運転期間の基準値を 18 ヶ月
とする。
[稼働率]
将来型軽水炉における検討状況を勘案し、稼働率の基準値を 93％とする。

(ii) 対応方針
燃料費削減の観点から先進燃料サイクルへの適合性を考慮し、高燃焼度化を指向した設計を進める。更に、運転費維持低減の観点から運転サイクル長期化についても検討を進め安全性、環境負荷低減等他の設計要求を充足した上で経済性に優れた炉心を構築する。
経済性に係る具体的な設計目標を以下に示す。
①

全炉心取出平均燃焼度（ブランケット燃料を含む）6 万 MWd/t 程度以上を設計の基準
値とする。

4

②

炉心取出平均燃焼度 15 万 MWd/t 程度を設計の基準値とする。

③ 運転サイクル長さ 18 ヶ月程度以上を設計の基準値とする。
(3) 環境負荷低減性
(i)

設計要求
(a) TRU 燃焼
半減期が長い超ウラン元素を混入した低除染･TRU 燃料を燃焼させ、高レベル放射性廃棄物中の放射能毒性の低減を図ることを目的として、下記の 2 ケースについて TRU 燃焼特性を評価すること。
①

高速炉多重リサイクル②

長期貯蔵軽水炉使用済燃料を視野に入れたサイクル(b) FP の核変換による放射能低減a.

発電用原子炉として求められる安全要求および性能要求を満たしつつ、対象となる
FP 核種選定、装荷時の化学形態および装荷位置を検討して、期待される核変換能力を把握し、高速炉炉心での核変換による環境負荷低減能力を評価すること。

b.

各核種の化学形態については、再処理・分離工程、各冷却材との適用性、装荷位置と核変換効率等を考慮して、有望な化学形態を選定すること。

c.

設計要求として、当面、検討対象とする FP 核種は、79Se、93Zr、99Tc、107Pd、126Sn、
129

I および 135Cs と暫定するが、今後の検討により上記以外の核種が検討対象として追加された場合には、これについても検討を実施すること。
d.

炉内発生量、放射能、半減期、発熱量、地中における移動性等の観点から環境負荷
ポテンシャルが高い 129I および 99Tc については、代表的な炉心での核変換率、炉心特性への影響、放射性廃棄物への移行率などを評価し、当該核種の核変換に最適な炉心概念について検討すること。

e.

129

I および 99Tc 以外の長寿命核種については、同位体分離を含めた核変換の効果的方策について検討を進め、核変換技術の構築を進めること。
f.

FP 核変換を行う場合、サイクル・ロスを除いた増殖比の要求値を 1.0 以上とする。

(ii) 対応方針(a) TRU 燃焼
低除染･TRU 燃料の使用を前提として設計を進める。
TRU 組成は高速炉多重リサイクルを基本とし、軽水炉使用済燃料からの回収 TRU 組成について燃焼特性および炉特性への影響を検討する。
(b) FP の核変換による放射能低減
発電用原子炉として求められる安全要求および性能要求を満たしつつ、対象となる FP
核種選定、装荷時の化学形態および装荷位置を検討して、期待される核変換能力を把握し、高速炉炉心での核変換による環境負荷低減能力を評価する。
生成量、半減期、移行性等の観点で環境負荷ポテンシャルが高いとされる 129I、99Tc お
よび 135Cs については、高速炉での核変換実施可能性の簡易評価を行い核変換対象核種を選定した上で、代表的な炉心での核変換特性や炉心特性への影響評価を行い、炉心の LLFP

5

核変換対応能力を検討する。
各 LLFP の化学形態については、炉心燃料設計の観点から現知見を基に適切な形態を選択する。
使用済み燃料中の LLFP や、一定期間照射した LLFP 集合体に残存した LLFP は、元素分離によって回収した後、LLFP 集合体として加工し繰り返し原子炉へ装荷するマルチリサイ
クルを想定する。
(4) 資源有効利用性
(i)

設計要求
(a) 増殖性能
増殖炉心として、可能な限り低増殖から高増殖まで柔軟に対応できること。
増殖性能については、各冷却材の有する特長の活用を図り、プラント概念に応じた最適な値を目指した設計とすること。
増殖性能の評価については、低除染・TRU 燃料の使用を前提とするとともに、FP 核変換を行う場合のサイクル・ロスを除いた増殖比の要求値を 1.0 以上とする。
1)

要求値
具体的な増殖性能の評価については、別途、FBR 導入シナリオへの適用性に基づき検討を実施する。(増殖性能に関する要求値は設定しない)

2)

目標値
[増殖比]
FBR 導入シナリオへの適合性向上の観点から、高い適合性を有する炉心が望ましいことから、増殖比の目標値を 1.2 以上とする。
[複合システム倍増時間]
増殖比と同様に、FBR 導入シナリオへの高い適合性を目指し、複合システム倍増時間の目標値を 30 年以下とする。

(b) TRU 燃焼
資源の有効利用の観点から、下記の 2 ケースについて MA 核種を混入した低除染･TRU 燃料を経済的に燃焼できること。
①

高速炉多重リサイクルでの組成および含有率②

長期貯蔵軽水炉使用済燃料を視野に入れたサイクルでの組成および含有率(ii) 対応方針(a) 増殖性能
FBR 導入シナリオへの適合性の観点から初装荷炉心の核分裂性 Pu 重量を 7t/GWe 程度以
下とし、目標とする増殖性能を設定して設計を進める。なお、増殖性能評価は低除染・TRU
燃料の使用を前提とする。
また、FP 核変換を行う場合は、サイクル・ロスを除いた増殖比の目標を 1.0 以上として設計を進める。
(b) TRU 燃焼
MA 核種を混入した低除染･TRU 燃料の使用を前提として設計を進める。

6

TRU 組成は高速炉多重リサイクルを基本とし、軽水炉使用済燃料からの TRU 組成について燃焼特性および炉特性への影響を検討する。
(5) 核拡散抵抗性
(i)

設計要求
核拡散抵抗性における技術上の障壁形成の観点から、新燃料および使用済燃料については、意図しない接近を制限できるように設計上配慮すること。

(ii) 対応方針
Pu の純度が低く、低除染で表面線量率の高い TRU 燃料の使用を前提として設計を進める。

7

1.2 プラント設計
設計要求をプラント設計においてどのように取り扱ったかを本節で述べる。
設計要求の中の「資源有効利用」については、もっぱら炉心燃料設計において考慮されるべき項目であるため、プラント設計では検討対象としていない。
(1) 安全性(i)

設計要求と目標(a) 安全要求
決定論的には、十分な多重・多様性を有した能動的安全設備に加え、必要に応じて受動的安全機能を導入するとともに、仮想的な炉心損傷時の影響を原子炉容器内あるいは格納施設内で終息させる設計とする。
さらに確率論的には、決定論的安全要求を補完する目的で、炉心損傷発生頻度の要求値
として 10‐６/炉年未満を達成できる見通しを示すとともに、炉心損傷あたりの格納機能の非信頼度を十分低く維持できる見通しを示す。
(b) 安全設計の基本的原則の遵守
原則として、現行軽水炉に適用される基準、指針類及び｢もんじゅ｣の安全審査で適用された基準、指針類、高速増殖実証炉の設計研究における考え方を参考にし、選定した冷却材、燃料及びプラント概念の特徴を考慮した設計とする。
(c) 原子炉停止機能
原子炉停止系には受動的な炉停止能力(例えば、自動切離し型炉停止機構 Self Actuated
Shut‑down System、以下 SASS と記載)を付加するか、あるいは、事象進展緩和を可能とす
る受動的機構(例えば、ガス膨張モジュール Gas Expansion Module、GEM)を付加するとともに運転員の介在による事象終息が可能な設計を追求する。なお、軽水炉のように 1 時間
程度の短時間で炉心損傷に至らないｼｽﾃﾑの場合には、運転員の介在による炉心損傷防止も検討する。
(d) 崩壊熱除去機能
炉停止後の崩壊熱除去機能について、多重性あるいは多様性をもたせるとともに、全交
流動力電源の喪失を想定しても炉心冷却が可能な設計とする。また、事故管理方策により、その機能回復が図れる設計とする。
(e) 炉心損傷に対する格納機能の確保
代表的な炉心損傷事象に対し、選定したプラント概念及び着目する事象の特徴を考慮して、以下の事項を含め、リスク低減の観点から期待できる合理的対策を講じることによって事故影響の局限化を図る。
① 高速炉の炉心燃料の特徴を踏まえて、炉心損傷の事象推移過程において再臨界に伴う有意な機械的エネルギー発生が防止できる設計を追求する(再臨界回避)。
②

さらに事故後の融体静定、熱除去、放射性物質の閉じ込めを可能な限り炉容器内で達成し、格納容器への熱・機械的負荷を大幅に緩和して放射性物質の閉じこめ能力8を確保することで、炉心損傷の影響を周辺環境に有意に及ぼさない設計を追求する。
(ii) 対応方針(a) 安全要求
決定論的には、十分な多重・多様性を有する能動的安全設備に加え、必要に応じて受動的安全機能を導入するとともに、仮想的な炉心損傷時の影響をプラント内で終息させる設計とする。
確率論的には、炉停止系及び崩壊熱除去系に適切な多重性・多様性を持たせることにより炉心損傷発生頻度を低減する。また、仮想的な炉心損傷時の影響を炉容器内で終息させることにより、炉心損傷あたりの格納機能の非信頼度を十分低く抑える。予備的な確率論
的安全評価（Probabilistic Safety Analysis、以下 PSA と記載）により、それぞれの目
標をクリアする見通しのあることを確認する。
(b) 安全設計の基本的原則の遵守
基本的に既往の基準、指針類、高速増殖実証炉の設計研究における考え方を参考に安全設計を進める。
(c) 原子炉停止機能への要求
独立２系統の能動的炉停止系を設置するとともに SASS を採用して受動的炉停止機能を確保する。
(d) 崩壊熱除去機能への要求
ポニーモータ、電磁ポンプ、送風機等の動的機器を使用しない完全自然循環型とする。
また、ダンパ・ベーンの設計に多重性・多様性を持たせること等により崩壊熱除去系の信頼性向上を図る。先行炉での検討等を参考に、事故管理方策による機能回復についても検討する。
(e) 炉心損傷に対する格納機能の確保
ボ イ ド 反 応 度 制 限 （ 6$ 以 下 ）、 軸 方 向 ブ ラ ン ケ ッ ト 燃 料 削 除 型 （ Axial Blanket
Elimination、以下、ABLE と記載）概念或いは内部ダクト付き集合体（Fuel Assembly with
Inner Duct Structure、以下、FAIDUS と記載）概念の採用及び損傷炉心物質の安定冷却保持を図ることができる原子炉構造設計により、代表的な炉心損傷事象に対し、その事故影
響を炉容器内に局限できるようにする。フェーズⅡでは、EAGLE 試験等に基づき FAIDUS 概念の有効性を確認するとともに、ABLE 概念の有効性及び損傷炉心物質の安定冷却保持の成立性について検討し、必要な R&D 計画を具体化する。
(2) 経済性(i)

設計要求
FBR 本格実用化段階における経済性については、第一段階として発電単価の要求値である
4 円/kWh を達成できる見込みを有し、また、第二段階として、海外における発電単価の動向

9を視野に入れ、経済性に関する国際的水準を達成する見通しを得る。ただし、発電単価は、建設費、運転維持費、燃料費、廃止措置費の区分で検討する。
以下に、経済性に関する要求値（設計で必ず満足しなければならない事項）、目標値（設
計で必ずしも満足する必要はないが設定された値に極力近付けるべき事項）及び基準値（設計で必ずしも満足する必要のない事項）を示す。
(a) 要求値[発電単価]
将来の軽水炉サイクルによる発電単価の試算値(4.3 円/kWh)を視野に入れ、発電単価の要求値を 4 円/kWh とする。
[プラント寿命]
プラント寿命に関する国際的動向を勘案し、プラント寿命の要求値を 60 年とする。
(b) 目標値[建設工期]
軽水炉における建設工期短縮の動向を勘案し、大型炉の建設工期の目標値を 42 ヶ月とする。また、建設工期の短縮が期待できる中型モジュール炉の建設工期の目標値を 36 ヶ月とする。
(c) 基準値[建設単価]
軽水炉における建設コスト低減を勘案し、建設単価の基準値を 20 万円/kWe とする。
[燃焼度]
サイクルコスト及びバックエンド負荷軽減を図るため、プランケット燃料を含む全炉心
平均燃焼度の基準値を 6 万 MWd/t とする。また、炉心性能における燃焼度の目安として、
炉心燃料平均燃焼度の基準値を 15 万 MWd/t とする。
[稼働率]
将来型軽水炉における検討状況を勘案し、稼働率の基準値を 93%とする。
(ii) 対応方針(a) 要求値[発電単価]
建設単価、熱効率、稼働率、建設工期等の指標を満足させることにより、目標値達成を目指す。
[プラント寿命]
設計寿命を 60 年として設計する。
(b) 目標値[建設工期]
フェーズⅠの時点で 46 ヶ月程度を達成可能な見通しを得ている。フェーズⅡにおいても建設工法の簡素化検討等を進め、さらなる建設工期短縮を目指す。
(c) 基準値[建設単価]

10フェーズⅠの時点で 17.1 万円 /kWe を達成可能な見通しを得ている。フェーズⅡでは、フェーズⅠで構築した概念の経済性向上方策について実験データに基づく成立性の確認を行うとともに、さらなる合理化検討を行う。これにより、20 万円/kWe 以下の建設単価達成をより確かなものとする。
[燃焼度]
高燃焼度化に伴い、使用済み燃料の崩壊熱量が増加するため、これを考慮した燃料取扱い系とする。
[稼働率]
フェーズⅠの時点で 92％を達成可能な見通しを得ている。フェーズⅡにおいても連続運
転期間の長期化、燃料交換時間短縮等による定検期間短縮の検討を進め、さらなる高稼働率を目指す。
(3) 環境負荷低減性
(i)

設計要求
(a) 運転廃棄物/廃炉廃棄物
環境負荷低減の観点から、通常のプラント運転で発生する廃棄物及び廃炉時に発生する廃炉廃棄物については、冷却材を含め可能な限り再利用が図れる設計とする。運転・保守における放射性固体廃棄物の発生量の目標値を現行軽水炉の 1/10 以下とする。また、運転に伴う放射性気体及び液体廃棄物の環境への放出放射能に関する要求値を、単位発電量
当たりの放出量を現行軽水炉の設置許可申請書記載値に対して同等以下とするとともに、これを更に低減する設計を目指す。廃止措置に伴い発生する放射性固体廃棄物発生量(体積)を極力低減する設計を目指す。なお、廃棄物発生量の評価については、国の検討動向を勘案した区分毎に評価する。

(ii) 対応方針(a) 運転廃棄物/廃炉廃棄物
フェーズⅠでの検討を踏まえ、さらなる低減を目指した検討を進める。廃炉廃棄物については、炉容器室内に、高β、γ線が発生する元素を含む材料を使用しないように管理することで解体性を確保する。また、廃棄物の再利用に関しても、その可能性を追求する。
(4) 核拡散抵抗性
(i)

設計要求
核拡散抵抗性向上の観点から、以下の項目について設計上配慮すること。
①

燃料取扱設備は、核物質防護及び保障措置の対応を考慮した設計とすること。

②

プルトニウムを含む新燃料及び使用済燃料については、意図しない接近を制限できること。

(ii) 対応方針
それぞれの項目について次のように対応する。

11

①

燃料取扱設備管理区域とし、容易に外部から侵入できないよう考慮した設計とする。
また、燃料は常に燃料取扱機器内で扱われ、容易に接近できない設計とする。

②

低除染燃料とすることで核拡散抵抗性が増すことが期待できるため、低除染燃料の発熱、放射線源強度を考慮し、これらを取扱ことができる燃料取扱設備の設計とする。

(5) 運転、保守補修性
(i)

設計要求
次の 3 項目を満足する設計とする。
①

日負荷追従運転が可能であること。

②

運転の簡素化、自動化、運転制御系の高度化、検査及びメンテナンスし易い設計等により、運転・保守作業におけるヒューマンエラーの防止、保守作業量の低減、運転員・保守員の省力化、保守作業員の被ばく低減を図ること。

③

化学的活性や毒性、放射化等、冷却材の有する特性を考慮し、運転性、保守補修性の向上を図ったプラント設計とすること。

(ii) 対応方針
それぞれの項目について次のように対応する。
①

日負荷追従運転が可能となるようプラント制御系の設計を検討するとともに、熱過渡条件への影響を考慮して熱応力に対する構造健全性を評価する。

②

軽水炉で行われている線源強度の低減、保守作業の自動化・ロボット化の開発実績を導入し、最新軽水炉並みの定検時被ばく線量（0.5 人 Sv）を達成する。

③

Na の化学的活性を考慮し、Na 漏洩対策及び Na 水反応対策を強化し、事故影響の局限化を図る。これにより、事故後の速やかな復旧、再起動を可能とする設計を行う。

12

2.

ナトリウム冷却炉

2.1 ナトリウム冷却炉の概念の構築
2.1.1 ナトリウム冷却炉の持つ優れた性能とその追求
2.1.1.1 ナトリウム冷却炉の一般的特性
高速増殖炉の開発において、原子炉から発生する高いエネルギーを伝達する媒体（冷却材）として液体金属が注目されてきた。その中でも液体ナトリウムは特に優れた特性を有しており、高速増殖炉の冷却材として適している。
以下に冷却材としてのナトリウムの特徴について述べる。
①

物理的・化学的特性
ナトリウムは地殻に６番目に豊富に存在し、工業生産技術も確立しており、安価で大量供給が可能な物質である。ナトリウムは常温では銀白色の柔らかいチーズ状の固体であるが、融点は１気圧で約 98℃、沸点は約 883℃であるため、原子炉の運転温度（335～550℃：定格条件）では液相で使用することができる。
ナトリウムの化学的特性の中で重要なことは、酸素および水との反応性が大きく極めて活性であることである。ナトリウムは空気中の酸素と反応して酸化ナトリウムの白煙を発して燃焼する。また、水とも激しく反応し、水素、水酸化ナトリウム等が生成される。このため、ナトリウムと空気との接触を避けるためにアルゴンガス等の不活性ガス（カバーガス）が必要であり、原子炉冷却材バウンダリおよびカバーガスバウンダリには高度の密封性が要求さ
れる。

②

核的特性
高速増殖炉の冷却材として求められる核的特性としては、高速増殖炉の特徴である増殖性を高めるため、中性子を減速しにくく、かつ吸収しにくい物質が望ましい。ナトリウムの中性子減速能は軽水の約 1/300、中性子吸収断面積は約 0.001 バーン（高速中性子領域）と極
めて小さく、原子炉内の中性子を比較的高いエネルギー状態で維持させることができる。また、ナトリウムは単原子液体であるため放射線による照射損傷を受ける心配がなく、さらに原子炉内で生成された放射化ナトリウム（Na-24）は半減期が約 15 時間であるため、原子炉
停止後、速やかに減衰する。

③

熱的特性
高速増殖炉の出力密度は、250kW／ℓ程度で軽水炉（50～100kW／ℓ）の数倍であり、この熱を除去する冷却材は大きな熱伝達性能を持つことが必要である。ナトリウムは熱伝達率
が他の物質に比べ高いため（例えば 300℃の軽水に比べると約３倍）、この要求を確実に満たすことができる。また、ナトリウムは単体分子で構成されており化合物のように熱分解することがないため、熱的性質が温度によって急変することがない。

④

構造材・燃料との共存性
高純度の液体ナトリウムはステンレス鋼など金属材料に対して還元雰囲気であるため、構造材との共存性に優れている。ナトリウム中での金属の腐食はその成分元素がナトリウム中

13へ溶出することによって起こるが、これはナトリウム中の酸素濃度が高い場合に増大されるものであり、酸素濃度を適正値以下（10ppm 以下）に管理すれば腐食率を低減させることができる。このため、ナトリウムの純度管理は極めて重要である。
ナトリウムと燃料との共存性は良好で、金属燃料はもとより、MOX 燃料の場合も被覆管が健全であればナトリウムと燃料が直接接触することがないため全く問題はない。万一、被覆管の破損によってナトリウムと燃料（ウラン、プルトニウム）の接触が生じれば、酸化生成物等が生成される可能性があるが、EBR-Ⅱを用いた破損燃料の連続照射試験（RBCB 試験）から、継続照射による破損の拡大はゆるやかであり、冷却材の汚染も比較的少ないという知見が得られている[1]。
⑤低圧システムの長所
前述のとおり、ナトリウムは融点約 98℃、沸点約 883℃と常圧で広い液相温度範囲をもっているため、軽水炉のように加圧する必要はなく、１次系および２次系はほぼ常圧であり、低圧システムとすることができる。
そのため、システムを構成する原子炉容器、配管等は肉厚を薄くすることができ、系統物
量を少なくすることができる。このため、構造材の肉厚などは耐震設計条件により定まる。

⑥

安全設計上の特徴
ナトリウムは空気中の酸素および水と激しく反応する性質を有しているため、安全設計上、以下の点に留意する必要がある。
a. 原子炉容器には容器からの漏えいの際、炉心冷却を行うのに必要な最低液位を確保するため、また、漏えいナトリウムを建屋内に飛散させないため、ガードベッセルを設置する。
b. １次主冷却系配管からのナトリウム漏えいに対しては、配管の高所引回しとすること及び配管低所部分にはガードベッセルを設置することで炉心冷却に必要な液位は確保できる。さらに、配管に対して外管またはエンクロージャを設けて２重構造とすれば、外部へのナトリウムの漏えいを防止すると共にナトリウム漏えいの影響範囲を限定することが可能になる。
c. ナトリウムを内包し、内部に液面を有する機器は、その液面上を不活性ガス雰囲気とし、ナトリウムが空気と接触しない構造とする。
d. 蒸気発生器伝熱管からの水漏えいに伴うナトリウム－水反応が発生した場合においても原子炉の冷却が安全に行えるよう、ナトリウム－水反応の影響を抑制できる設計とす
るとともに、崩壊熱等の除去に必要な設備は系統分離を行う。
e. ナトリウムが漏えいし、コンクリートと直接接触する可能性がある部分には鋼製ライナ等を設置する。

14

2.1.1.2 フェーズ I 成果の概要とフェーズ II 検討の展開(1) 炉心燃料設計∗(i)

MOX 燃料炉心[3][4][5][6][7][8]
図 2.1.1.2-1 に、MOX 燃料炉心のフェーズⅠにおける成果とフェーズⅡにおける検討の概要を示す。
フェーズⅠにおいては、MOX、金属および窒化物燃料を対象として比較評価を行い、有望な燃料形態として MOX と金属を選定した。
MOX 燃料炉心の検討では、炉心型式として均質２領域炉心と径方向非均質炉心、再臨界回避方策として上下の軸方向ブランケットを一部削除した ABLE 型燃料集合体と燃料ピン
バンドルの中央部にダクトを設置した内部ダクト型燃料集合体を候補に選択し、これらを組み合わせた４通りの炉心を構築し設計成立の見通しを得た。
LLFP 核変換に関しては、上記の径方向非均質炉心を基に、減速材割合と変換率の相関、
LLFP 化合物候補、放射化生成物、再処理不純物の影響等について核的な観点からの検討を実施した。なお、核変換の可能性に関する簡易評価の結果、135Cs については、安定同位体からの新たな 135Cs の生成等により十分な速度で核変換を行うことが困難な見通しが得られたため核変換対象核種から除外し、以後の検討は 129I および 99Tc の 2 核種を対象とした。
フェーズⅡ前半ではフェーズⅠの検討結果を基に、炉心型式（均質２領域炉心、径方向非均質炉心）と再臨界回避方策（ABLE 型、内部ダクト型）を組み合わせた４通りの炉心概念について詳細検討を行った。
この結果、炉心型式については径方向非均質炉心が熱流力設計に課題を有することから均質２領域炉心を選択し、再臨界回避方策については炉心性能に対する影響の少ない ABLE 型
燃料集合体を選択した。
次に、上記で選択した均質２領域 ABLE 型炉心を基本概念として、FBR 導入シナリオ策定において増殖性能（増殖比 1.1～1.2）が要求される FBR 導入期での投入を想定し、炉心サイズのコンパクト化を狙いとするコンパクト型炉心を構築した。また、ブランケット部を含む取出平均燃焼度（以降、全炉心取出平均燃焼度と呼ぶ）を高めることによる燃料サイク
ルコストの低減を狙いとして、増殖が不要となる FBR 平衡期での投入を想定した高内部転
換型炉心を構築した。高内部転換型炉心は、燃料ピンを太径化し燃料体積比の増加を図り内部転換比を高めることにより、径方向ブランケットを不要として全炉心取出平均燃焼度の向上と長期運転サイクルを実現する炉心概念である＊。
更に、上記２炉心の FBR 導入シナリオ策定に対する柔軟性の確認を目的としてコンパク
ト型炉心については径方向ブランケット燃料を削減することにより増殖性能を FBR 平衡期の要求に適合させた炉心を構築し、高内部転換型炉心については径方向ブランケット燃料を設置することにより増殖性能を FBR 導入期の要求に適合させた炉心を構築した。
これらの炉心について性能と取合条件の充足性について比較を行った結果、大型炉において本章に記載する増殖性能が要求される FBR 導入期での投入を想定した炉心（導入期炉心）は資源の有効利用に通ずることから「資源重視型」、増殖が不要となる FBR 平衡期での投入を想定した炉心（平衡期炉心）は全炉心
取出平均燃焼度が高く経済性に優れていることから「経済性重視型」、とも呼ばれる。

15

コンパクト型炉心と高内部転換型炉心はともに炉心性能に対する要求を満足するが、高内部転換型炉心は径方向遮へい体の外接円径がフェーズⅡ前半におけるプラント設計との取合条件を満足しない結果となった。このことからコンパクト型炉心を中間まとめ段階における大型炉の有望炉心概念として選定した。
一方、中型炉においてはコンパクト型炉心と高内部転換型炉心はともに炉心性能に対する要求とプラント設計との取合条件を満足し、高内部転換型炉心はコンパクト型炉心に比較して全炉心取出平均燃焼度が高く、長期運転サイクルが可能との見通しを得た。このことから、
高内部転換型炉心を中間まとめ段階における中型炉の有望炉心概念として選定した。
LLFP 核変換に関しては、上記の大型炉有望炉心概念であるコンパクト型炉心を基に、LLFP
集合体を径方向ブランケット領域に装荷した炉心について、集合体健全性や熱流力特性の検討を行った。その結果、コンパクト型炉心は増殖比 1.0 を達成しつつ自己生成分の 129I と 99Tc
を核変換できる可能性があるとの見通しを得た。
フェーズⅡ後半には、安全設計における溶融燃料排出能力についての検討の結果、ABLE
型は再臨界回避理論に課題が多いことが明らかとなり、新たな方策として改良内部ダクト型
燃料集合体が提示された。このことを受けて、炉心・燃料設計は改良内部ダクト型燃料集合体を採用した炉心について検討を行った。改良内部ダクト型燃料集合体は、ラッパ管の内側
コーナ部にひし形のダクトを設置し、スペーサはワイヤ型を採用しているが、従来の内部ダ
クト型燃料集合体は、燃料ピンバンドルの中央部にダクトを設置し、スペーサにグリッド型を採用している。このことから、改良内部ダクト型燃料集合体は、従来型に比較して照射挙動に関する課題が少なく製造性に優れている。
また、検討条件については燃料サイクルシステムの検討において MOX 燃料再処理の代表概念として選定された先進湿式法の FP 混入率とプラント設計との取合である大型炉の遮へ
い体外接円径条件の緩和を反映した。
検討は、均質２領域改良内部ダクト型炉心を基本概念として、中間まとめ段階の ABLE 型
炉心に関する有望炉心概念の選定と同様に、大型炉と中型炉のそれぞれについてコンパクト型炉心と高内部転換型炉心を構築し、性能と取合条件の充足性について比較を行った。この結果、コンパクト型炉心と高内部転換型炉心はともに炉心性能に対する要求とプラント設計との取合条件を満足し、高内部転換型炉心はコンパクト型炉心に比較して全炉心取出平均燃
焼度が高く、運転サイクルを長期化することが可能との見通しを得た。このことから、大型炉と中型炉の代表炉心概念として高内部転換型炉心を選定し、大型高内部転換型炉心について遮へいに関する検討を行い設計成立の見通しを得た。
TRU 燃焼に関しては、軽水炉使用済燃料から回収した TRU の適用性、LLFP 核変換に関しては、LLFP のインベントリ低減を低減するために炉心領域に LLFP 集合体を装荷した炉心について検討を行った。その結果、LLFP 核変換炉心は増殖比 1.03 を達成しつつ自己生成分の 129I と 99Tc を核変換できる可能性があるとの見通しを得た。
また、フェーズⅠおよびⅡにおいて燃料被覆管材料としている ODS 鋼が現在開発段階の材料であることから高温強度の低い PNC-FMS 鋼に変更した代替材炉心についての検討を行い、被覆管最高温度の評価に用いる工学的安全係数を合理化すれば炉心および燃料仕様の若干の変更により原子炉出口温度を 520℃程度とすることが可能であるとの見通しを得た。
更に、世界を対象とした FBR 導入シナリオに適合する炉心の検討として、大型コンパク

16

ト型炉心を基に高い増殖性能を有する炉心を構築した。
(ii) 金属燃料炉心[3][5][7][8][9][10]
図 2.1.1.2-2 に、金属燃料炉心のフェーズⅠにおける成果とフェーズⅡにおける検討の概要を示す。
フェーズⅠにおいては、有望な燃料形態として MOX とともに金属を選定した。金属燃料
炉心の検討では、炉心型式として均質２領域炉心と径方向非均質炉心、再臨界回避方策として下部軸方向ブランケットを削除した MABLE 型燃料集合体を候補に選択し、２通りの炉心を構築し設計成立の見通しを得た。
フェーズⅡ前半ではフェーズⅠの検討結果を基に、均質２領域炉心と径方向非均質炉心について詳細検討を行った。
この結果、炉心型式については径方向非均質炉心が熱流力設計に課題を有することから均質２領域炉心を選択した。
次に、上記で選択した均質２領域炉心を基本概念として、FBR 導入シナリオ策定において増殖性能が要求される導入期での投入を想定し、炉心サイズのコンパクト化を狙いとするコ
ンパクト型炉心と増殖が不要となる FBR 平衡期での投入を想定した高出口温度型炉心を構築した。
高出口温度型炉心は、金属燃料の優れた増殖特性を生かし、Pu 富化度を１種類として Zrの含有率を変えた２種類の燃料により構成した炉心であり時間および空間的な出力変動を抑制することにより、炉心の流量を有効に配分することで原子炉出口温度の高温化を図るとともに長期運転サイクルを実現する炉心概念である。
更に、上記２炉心の FBR 導入シナリオ策定に対する柔軟性の確認を目的として、コンパ
クト型炉心については径方向ブランケット燃料を削減することにより増殖性能を FBR 平衡期の要求に適合させた炉心を構築し、高出口温度型炉心については上部軸方向ブランケット
燃料の厚さを増加することにより増殖性能を FBR 導入期の要求に適合させた炉心を構築した。
これらの炉心について性能と取合条件の充足性について比較を行った結果、大型炉においてコンパクト型炉心と高出口温度型炉心はともに炉心性能に対する要求を満足し、高出口温度型炉心はコンパクト型炉心に比較して原子炉出口温度を高温化（MOX 燃料炉心と同等）が可能との見通しを得た。しかしながら、高出口温度型炉心は径方向遮へい体の外接円径がフェーズⅡ前半におけるプラント設計との取合条件を満足せず、Zr 含有率を高めた燃料の製
造性、炉心流量領域数の増加に関する課題も有している。
以上のことから、コンパクト型炉心を中間まとめ段階における大型炉の有望炉心概念として選定した。
一方、中型炉においてはコンパクト型炉心と高内部転換型炉心はともに炉心性能に対する要求およびプラント設計との取合条件を満足し、高出口温度型炉心はコンパクト型炉心に比較して原子炉出口温度を高温化（MOX 燃料炉心と同等）が可能との見通しを得た。
しかしながら、大型炉と同様に高出口温度型炉心は Zr 含有率を高めた燃料の製造性および炉心流量領域数に課題を有していることからコンパクト型炉心を中間まとめ段階における中型炉の有望炉心概念として選定した。

17

LLFP 核変換に関しては、上記の大型炉有望炉心概念であるコンパクト型炉心を基に、
LLFP 集合体を径方向ブランケット領域に装荷した炉心ついて、集合体健全性や熱流力特性の検討を行った。その結果、コンパクト型炉心は増殖比 1.0 を達成しつつ自己生成分の 129Iと 99Tc を核変換できる可能性があるとの見通しを得た。
フェーズⅡ後半は、中間まとめ段階で高出口温度型炉心の課題となった径方向遮へい体外
接円径の縮小、Zr 含有率の低減および炉心流量領域数の削減を実現する炉心について検討を行った。なお、検討条件については燃料サイクルシステムの検討において金属燃料再処理の代表概念として選定された金属電解法の FP 混入率とプラント設計との取合である大型炉の遮へい体外接円径条件の緩和を反映した。
検討の結果、燃料の Zr 含有率を２種類、燃料スミア密度を２種類とすることにより燃料の Zr 含有率の低減と径方向遮へい体外接円径の縮小が可能であり、工学的安全係数の合理化により炉心流量領域数を削減できるとの見通しを得た。このことから、Pu 富化度を１種類として Zr 含有率を６～10wt%、燃料スミア密度を 70～75%の範囲で組み合わせて２領域
炉心を構成するコンパクトな高出口温度型の代表炉心を構築した。構築した大型炉および中型炉の代表炉心は、炉心性能に対する要求とプラント設計との取合条件を満足し、高い全炉
心取出平均燃焼度と長期運転サイクルが可能との見通しを得た。また、中型高出口温度型炉
心について遮へいに関する検討を行い設計成立の見通しを得た。
TRU 燃焼に関しては、軽水炉使用済燃料から回収した TRU の適用性、LLFP 核変換に関しては、LLFP のインベントリを低減するために炉心領域に LLFP 集合体を装荷した炉心について検討を行った。その結果、LLFP 核変換炉心は増殖比 1.03 を達成しつつ自己生成分の129I と 99Tc を核変換できる可能性があるとの見通しを得た。

また、燃料被覆管材料を現行の ODS 鋼から高温強度の低い PNC-FMS 鋼に変更した代替材炉心についての検討を行い、炉心および燃料仕様の若干の変更により原子炉出口温度を550℃より数度低い程度とすることが可能であるとの見通しを得た。
更に、世界を対象とした FBR 導入シナリオに適合する炉心の検討として、大型高出口温度型炉心を基に高い増殖性能を有する炉心を構築した。

18

(2) プラント設計(i)

フェーズ I 検討でのナトリウム冷却炉の検討経緯(a) ナトリウム冷却大型炉
ナトリウム冷却大型炉に関するフェーズⅠ成果とフェーズⅡ検討の展開を図 2.1.1-3 に示す。
1)

フェーズⅠ(1999～2000 年度)の成果
i)

フェーズⅠ初年度成果：1999（平成 11）年度
フェーズⅠ初年度は、出力を 150 万 kWe とし、スケールメリットを追求した大型炉として次の四つの候補概念を設定した。
a） ループ型炉①

1 次系機器合体・ループ数削減：
炉構造のコンパクト化（原子炉容器：9m 台を目標）、配管短縮化、２ループ化、中間熱交換器(IHX)と 1 次ポンプ合体を指向b） タンク型炉②

2 次系機器合体・ループ数削減：
炉構造のコンパクト化（原子炉・1 次系容器：15m 級）、3 ループ化、蒸気発生器(SG)と 2 次ポンプ合体を指向③

機器合体・集中配置：
炉構造のコンパクト化（原子炉・1 次系容器：11m 級）、中間熱交換器と 1次ポンプ（電磁ポンプ）合体、蒸気発生器と 2 次ポンプ（電磁ポンプ）合体
を指向④

機器・系統コンパクト化：
炉構造のコンパクト化（原子炉・1 次系容器：15m 級）、２ループ化を指向

いずれの概念も設計要求への適合性を有し、上記の経済性目標をツインプラント（合計
出力 300 万 kWe）としての設備共有化を進めることでクリアできることがわかった。原子
炉・主冷却系設備の物量や原子炉建屋容積の観点では、ループ数を 2 に削減したループ型炉が最小であるとした。一方、タンク型炉についてはいずれの概念もループ型炉より物量が大きくなっているが、互いの長所を取り入れ更なる経済性向上を図ることとした。
ii)

フェーズⅠの２年度成果：2000（平成 12）年度
フェーズⅠ２年度は初年度成果を受け、次の二つの候補概念を検討した。
a） ループ型炉①

1 次系機器合体・ループ数削減：（前述）b） タンク型炉②

2 次系機器合体・ループ数削減：
炉構造のコンパクト化（原子炉・1 次系容器：13m 級）、このため湾曲長円型中間熱交換器採用、２ループ化、蒸気発生器と 2 次ポンプ合体を指向

19

これらの２概念を、経済性、安全性、構造健全性、製作建設性、運転・保守補修性の観点から比較評価し、ループ型炉をフェーズⅡに向けて最も有望な概念であると選定した。選定根拠は以下の通りである。
a） 経済性、安全性、構造健全性及び製作建設性については、両者とも同等といえる。
b)

タンク型炉には、１次ポンプやＩＨＸ伝熱管の補修に遮蔽対応が必要であり容易でないこと等、炉心と１次系機器を集中配置することに伴う課題が存在しており、運転・保守補修性に関してはループ型炉が優れていると判断する。

c)以上の点に加え、ループ型炉の場合、さらなる経済性向上のポテンシャルである
２次系簡素化にも移行し易いという特長がある。タンク型炉で２次系を削除する
場合、１次ポンプと蒸気発生器（SG）をともにタンク内に設置するオプションと、
１次ポンプのみタンク内に設置するオプションがあるが、特に前者の場合、スペース的な制約で、ループ数削減による物量低減方策の採用が困難となる。[11]、[12](ii) フェーズ II 検討での展開
フェーズ II 検討では、フェーズ I 検討で選定された有望な実用化プラント概念である、ループ型大型ナトリウム冷却炉とループ型中型ナトリウム冷却モジュール炉について、以下の項目の検討を加えた。これらの検討の流れを図 2.1.1-5 に示す。
①

プラント概念構築に必要な革新技術の開発
フェーズ I で選定されたプラント概念には図 2.1.1-4 に示す革新技術が含まれる。実用炉に必要な技術の技術的実現性の見通しを得ることが目的の研究・開発を実施する。
また、得られた成果は次項のプラント概念の構築へ反映する。

②

プラント概念の構築
フェーズ I で選定されたプラント概念に関して、各部の整合をとった機器・システム概念の設計研究を行い、プラント概念の具体化を図る。

③

プラント概念の技術的成立性の確認
試験研究及び解析・評価により各システム・機器概念の技術的成立性を見通すための評価を実施する。

④

プラント概念の評価構築されたプラント概念について、設計目標に照らして目標を満足することを確認するとともに、物量や建設コストを評価する。また、別途実施される統合評価に必要な経済性等のデータを作成する。

⑤

開発計画の作成
2015 年の高速炉技術の技術基盤確立に向けて、革新技術それぞれの開発ロードマップを作成する。

⑥

代替案の検討
プラント概念の中には革新技術が含まれその開発にはリスクを有する。プラント概念を構成する革新技術のうち、⑦

さらなる高度化を目指したプラント概念検討
建設コスト低減、安全性、等で大幅な性能向上が期待できる革新的な技術アイデアに20

ついて、その効果を把握するための設計研究を行い、機器・システム概念を具体化する。具体化された概念について、性能・経済性を概略評価する。
2.1.1.3 炉心性能の追求(1) MOX 燃料炉心∗(i)

設計方針・目標(a) 安全性[15][16]
炉心は、全ての運転範囲において冷却材（ナトリウム）が沸騰することなく、設計基準
事象に対して炉心の冷却性が確保されるよう設計する。
更に、設計拡張条件への対応として炉心損傷防止と炉心損傷緩和を追求するために以下を設計の条件とする。
原子炉停止系の受動的な炉停止機能として SASS の設置を考慮した炉心とする。
炉心損傷事象の起因過程における即発臨界回避については、後述の 2.2.2.4 項に記載の安全評価において設定された下記の炉心設計に対する要求を条件として設計する。
・ナトリウムボイド反応度 ＊ ： 6＄程度以下＊

仮想的に炉心部から全てのナトリウムを取り除いた場合

・

炉心高さ

： 100cm 程度以下

・

炉心平均比出力： 40kW/kg-MOX 程度以上

また、再臨界回避については、ABLE 型と内部ダクト型燃料集合体を対象として、炉心燃料設計への影響と溶融燃料排出能力についての検討結果を基に、候補方策を選定し設計を進める。
(b) 経済性
燃料費削減の観点から先進燃料サイクルへの適合性を考慮し、高燃焼度化を指向して設計を進める。更に、運転維持費低減の観点から運転サイクル長期化についても検討を進め経済性に優れた炉心を構築する。
具体的な設計目標を以下に示す。
・

炉心取出平均燃焼度： 15 万 MWd/t 程度

・

全炉心取出平均燃焼度 ： 6 万 MWd/t 程度以上（ブランケット燃料を含む）

・

運転サイクル長さ： 18 ヶ月程度以上

なお、検討は高い増殖性能が要求される FBR 導入期での投入を想定し、炉心サイズのコンパクト化を狙いとした炉心概念（コンパクト型炉心）と増殖性能に対する要求が緩和される FBR 平衡期での適用を想定し、内部転換比を高めブランケット燃料を削減することにより、ブランケット燃料も含めた全炉心取出平均燃焼度を高め、運転サイクル長期化
した経済性向上(燃料サイクルコストおよび運転維持費低減)を実現する炉心概念（高内部
転換型炉心）を対象として進める。

本章に記載する増殖性能が要求される FBR 導入期での投入を想定した炉心（導入期炉心）は資源の有効利用に通ずることから「資源重視型」、増殖が不要となる FBR 平衡期での投入を想定した炉心（平衡期炉心）は全炉心
取出平均燃焼度が高く経済性に優れていることから「経済性重視型」、とも呼ばれる。

21

また、炉心材料は ODS 鋼および PNC-FMS 鋼の適用を前提として設計する。このこと
から、高速中性子照射量を ODS 鋼および PNC-FMS 鋼の開発目標である 5×1023 n/cm2程度以下を条件として設計する。
(c) 環境負荷低減
1)

TRU 燃焼低除染･TRU 燃料の使用を前提として設計する。
TRU 組成は高速炉多重リサイクルを基本とし、軽水炉使用済燃料からの回収 TRU 組
成について燃焼特性および炉特性への影響を検討する。

2)

FP の核変換
FBR サイクルの経済性を確保しつつ、環境負荷低減を意図した LLFP 核変換を行う
上では、分離核変換技術の導入によって大きな環境負荷低減効果が期待される核種を対象とする必要がある。
放射性廃棄物がもたらす「環境負荷」を定量化する指標として、発生量、放射能、発熱量、放射性毒性、化学毒性、移行性、被曝リスク等が挙げられるが、実用化戦略調査
研究ではこれらの視点を総合して、129I (半減期：1600 万年)、 99Tc（21 万年）そして135Cs (230万年)を核変換の主要対象核種として選定し、その実施可能性を検討する。

LLFP 集合体は、基本的に燃料集合体と同様な寸法、構成とし、LLFP の化合物または金属スラグをステンレス鋼製の被覆管に内封した LLFP ピンと減速材ピンを適切な割合・配置にてラッパ管内に収納した構成とする。
また、燃料集合体の設計と同様、多重防護の考え方に基づき「溶融防止」、「破損防止」、「機能確保」を基本とし、実測値のない基礎データについては、現知見の範囲で物性値、制限条件等を暫定して設計を実施する。
元素分離を適用したマルチリサイクルによって、廃棄物となる LLFP を低減するシナリオを想定する。この場合の分離核変換技術適用による LLFP 廃棄物の低減利得は、図2.1.1-6 に示す様に、LLFP 集合体取り出し時の「核変換率」と LLFP 集合体再処理時の「廃棄物への移行率」に依存する。廃棄物への移行率を 1%/再処理と仮定すると、LLFP
廃棄物を 1/100 にするためには約 30 %の核変換率が必要であることが分かる。
以下の LLFP 装荷炉心の検討では、自己生成分以上の LLFP を変換すること、および
LLFP 集合体取り出し時に 30 %の変換率を達成することを目標として、LLFP 核変換
対応能力を検討する。
(d) 資源の有効利用
1)

増殖性能
FBR 導入シナリオの検討結果に基づき下記の増殖性能を目標として設計する。
FBR 導入期炉心①： 1.1 程度

・

増殖比

・

初装荷炉心核分裂性 Pu 重量 ： 7t/GWe 程度以下
FBR 平衡期炉心

②
・

増殖比

： 1.03 程度

なお、増殖性能評価は低除染・TRU 燃料の使用を前提とする。

22

また、LLFP 核変換を行う場合のサイクル・ロスを除いた増殖比の目標を 1.0 以上として設計する。

2)

TRU 燃焼MA 核種を含有する低除染･TRU 燃料の使用を前提として設計する。
TRU 組成は高速炉多重リサイクルを基本とし、軽水炉使用済燃料からの回収 TRU 組
成について燃焼特性および炉特性への影響を検討する。

(e) 核拡散抵抗性
Pu の純度が低く、低除染で表面線量率の高い TRU 燃料の使用を前提として設計を進める。
(ii) 設計条件
表 2.1.1-1 に、大型炉および中型炉の炉心燃料設計における主要な条件であるプラント仕様、燃料の基本的な仕様、燃料健全性および安全設計からの制限条件、他設計との取合条件を示す。
表 2.1.1-1 において、大型炉のプラント仕様に関する設計条件としては、炉心熱出力が3,570MWt、原子炉出口および入口温度が 550℃および 395℃、一次冷却材流量が 18,200kg/sである。
炉心・燃料の基本仕様としては、燃料形態が MOX、炉心型式が均質２領域および径方向
非均質炉心、再臨界回避方策が ABLE 型および内部ダクト型燃料集合体であり、燃料の TRU
は高速炉多重リサイクル組成である。
また、炉心材料は被覆管が ODS 鋼、ラッパ管が PNC-FMS 鋼である。
制限条件としては、前記(ⅰ)項に記載した ULOF 起因過程における即発臨界回避のための安全要求であるナトリウムボイド反応度 6＄程度以下、炉心高さ 100cm 程度以下、炉心平均
比出力 40kW/kg-MOX 程度以上と燃料健全性確保のための条件である最大線出力 430W/cm
以下、高速中性子照射量 5×1023 n/cm2 以下、被覆管最高温度（肉厚中心）700℃以下、通常運転時の被覆管クリープ損傷寿命分数和 0.5 以下がある(疲労の効果が小さいことから被覆
管クリープ損傷のみを対象とするが、本報告書では、以下 CDF と呼ぶこととする)。
燃料製造およびプラント設計との取合条件としては、炉心燃料のスミア密度 82%、遮へい体外接円径 7m 程度以下、燃料バンドル部の圧損 0.2MPa 程度以下があり、制御棒について
は切込み付き UIS に対応した配置とすることとしている。
炉心性能の目標としては、増殖性能に関し FBR 導入期炉心に対して初装荷炉心の核分裂性 Pu 重量を 7t/GWe 程度以下とし、増殖比を 1.1 程度、FBR 平衡期炉心に対しては増殖比
が 1.03 程度としている。
取出平均燃焼度については、炉心部が 150GWd/t 程度、全炉心平均（ブランケット燃料を含む）が 60GWd/t 程度以上、運転サイクル長さは 18 ヶ月以上を目標としている。
中型炉の設計条件は、プラント仕様として炉心熱出力を 1,785MWt、一次冷却材流量を9,083kg/s とし、取合条件として遮へい体外接円径を 5.5m 以下とする以外は大型炉と同一である。

23

(iii) 設計結果
(a) 炉心概念の検討
1)

再臨界回避方策と炉心型式[4]再臨界回避方策として ABLE 型および内部ダクト型、炉心型式として均質２領域炉心および径方向非均質炉心を組み合わせた４通りの炉心概念について炉心を構築し、炉心特性の比較検討を行った。
図 2.1.1-7 に、構築した炉心の主要仕様と核特性を示し、表 2.1.1-2 には、安全性、経済性、環境負荷低減性、資源有効利用性および核拡散抵抗性に対する各炉心の適合状況と技術的課題を示す。
図 2.1.1-7 および表 2.1.1-2 において、各炉心はいずれも設計条件を満足している。
また、表 2.1.1-2 より、ABLE 型は溶融燃料の排出性の確認が必要であるが増殖性能
は内部ダクト型に比較して優れ、課題が少ない。
一方、内部ダクト型は溶融燃料の早期排出が期待出来るが増殖性能が ABLE 型に比較して劣り、集合体の構造に関する多くの開発課題を有している。
また、均質２領域炉心は、径方向非均質炉心に比較して増殖性能が若干劣るが、技術的課題が少ない。
一方、径方向非均質炉心は、均質２領域炉心に比較して増殖性能に優れているが、内部ブランケット燃料の設置に伴う無駄流量の増加、炉心燃料集合体との出口温度差の発生等の熱設計に関する課題がある。
上記の比較結果より、フェーズⅡの中間まとめ段階では再臨界回避方策として溶融燃料の排出性の確認が必要であるものの炉心性能を最大限に引き出す観点から ABLE 型を選択し、炉心型式として課題の少ない均質２領域炉心を選択した。
しかしながら、フェーズⅡ中間まとめ以降の安全設計における溶融燃料排出能力についての検討の結果、ABLE 型は課題が多いことが明らかとなり、新たな方策として改良
内部ダクト型燃料集合体が提示された。このことを受けて、フェーズⅡ後半は改良内部ダクト型燃料集合体を採用した炉心について検討を行った。改良内部ダクト型燃料集合
体は、ラッパ管の内側コーナ部にひし形のダクトを設置した構造であり、燃料ピンバン
ドルの中央部にダクトを設置した従来の内部ダクト型燃料集合体に比較して照射挙動に関する課題が少なく製造性に優れている。
（改良内部ダクト型燃料集合体の詳細について
は 2.2.2.1 項(ⅲ)を参照）
以上のとおり、フェーズⅡのまとめでは、再臨界回避方策として改良内部ダクト型、
炉心型式として均質２領域炉心を選択した。

2)

経済性追求型炉心フェーズⅠでは、高い増殖性能（増殖比 1.2 程度）を目標としてコンパクト型炉心の設計検討を行ったが、フェーズⅡの FBR 導入シナリオ検討において、FBR 平衡期には増殖性能に対する要求が緩和されるとの見通しが得られた。
このことから、FBR 平衡期での適用を想定し、中型炉を対象に燃料ピンを太径化することにより燃料体積比の増加を図り、内部転換比を高めブランケット燃料を削減することでブランケット燃料も含めた全炉心取出平均燃焼度を高め、燃料サイクルコスト低減を実現する炉心概念（高内部転換型炉心）について検討を行った。

24

図 2.1.1-8 に、上記の考え方に基づき構築した高内部転換型炉心の主要仕様と核特性を高い増殖性能を有するコンパクト型炉心と併せて示す。なお、再臨界回避方策は ABLE型である。
図 2.1.1-8 において、高内部転換型炉心はブランケット燃料を含めた全炉心取出平均燃
焼度が約 10 万 MWd/t であり、コンパクト型炉心の約 6 万 MWd/t に対して約 70%増加しており、大幅な燃料サイクルコスト低減が期待できる。
また、運転サイクル長さは、約 26 ヶ月となりコンパクト型炉心の約 18 ヶ月に対して約 40%増加している。
以上のとおり FBR 平衡期における増殖性能要求に対しては、高内部転換型炉心が高い
経済性を有するとの見通しが得られた。このことから、コンパクト型炉心に加え高内部転換型炉心をナトリウム冷却 MOX 炉心の１つの候補概念とすることとした。
3)

増殖性能追求型炉心
高い増殖性能要求に対応する MOX 燃料炉心について検討を行った。検討は、炉心型式を高い増殖性能が得られ、初装荷炉心の核分裂性 Pu 重量が少なく資源の有効利用性に優れたコンパクト型、再臨界回避方策として改良内部ダクト型燃料集合体を採用した炉心を対象とした。表 2.1.1-3 に、運転サイクル長さ、炉心取出平均燃焼度および集合体
配列ピッチをパラメータとした高増殖炉心のサーベイ計算結果を示す。表 2.1.1-3 において、ケース１は運転サイクル長さが 18 ヶ月、炉心取出平均燃焼度が 154GWd/t であり設計条件を満足している。全炉心取出平均燃焼度（ブランケット燃料を含む）は 54GWd/tで設計条件を僅かに下回るもの初装荷炉心核分裂性Ｐｕ重量は 4.4t と少なく、増殖比が1.2 の高い増殖性能を有している。

4)

LLFP 核変換炉心[17]フェーズⅡ中間まとめまでの検討の結果、生成量、発熱量、移行性等の観点で環境負荷ポテンシャルが高く、核変換の候補核種とされた 129I・99Tc・135Cs のうち、135Cs について、元素分離を前提とした場合、効果的な核変換は困難な見通しが得られた (主に133Cs からの高次化等の寄与による)。そのため、実用化戦略調査研究フェーズⅡの対象

LLFP 核種としては、129I・99Tc の 2 核種を設定することとした。
LLFP 核変換炉心の設計検討においては、基準炉心への影響が少なく、かつ、効率的な核変換を行うことが要求され、LLFP の装荷法が重要となる。フェーズⅡ中間まとめの検討では、基準炉心の核・熱設計への影響を極力小さくするという観点から、LLFP
集合体を径方向ブランケット位置に装荷する「炉外装荷方式」を採用していた。炉外装
荷方式を採用することで、設計目標を満足する LLFP 核変換炉心構築の見通しは示されたが、その一方で、FBR 導入シナリオ検討の結果、LLFP インベントリが過大となるという問題が指摘された。過大なインベントリは、LLFP 核変換炉心を立ち上げるのに必要な LLFP 量の蓄積に長期間を要すため、FBR 導入シナリオ上、LLFP 核変換炉心への移行ペースが制限されることになる。
現状の LLFP 核変換炉心では、自ら生成する LLFP 量を自ら変換することを指向して
おり、移行ペースの低下は、結果として、FBR サイクル全体としての LLFP 核変換量が制限されることを意味する[18]。そこで、LLFP インベントリを低減すべく、LLFP 集合
体を高中性子束の炉内に分散配置する「炉内装荷方式」を採用した炉心の設計評価を行

25

い、「炉内装荷方式」「炉外装荷方式」の核変換・核熱特性を比較し、フェーズⅡにおける LLFP の装荷法の代表方式を選定することとした。
i)

炉外装荷方式と炉内装荷方式の比較[評価条件]
本炉内装荷炉心の設計検討において、基準炉心としては、フェーズⅡ中間まとめ時の大型ナトリウム冷却 MOX 燃料炉の代表炉心である「コンパクト型炉心 (導入期、ABLE 型集合体採用)」を対象とした[5]。設計条件・目標については、フェーズⅡ中間
まとめの炉外装荷炉心の検討と同様、基準炉心から置換可能を前提とし、主要なプラ
ント条件、炉心条件を満足するとともに、集合体配列ピッチ、集合体総数、制御棒配置等を保存することとした。増殖性については、FBR 平衡期での導入を想定し、増殖
比 1.03 以上を条件とした。また、核変換については、129I・99Tc 両核種について、サ
ポートファクタが 1.0 以上を満足することを条件とした (ここで、サポートファクタとは、LLFP 核種の変換量/生成量比で定義される値であり、サポートファクタ＞1.0
は、自ら生成する LLFP 量を変換できることを意味する)。取出時の LLFP 核変換率
は、30 %を暫定的な目標とすることとした。
LLFP ピン・減速材ピンの設計条件については、表 2.1.1-4 に各項目の値・因子をまとめた。ここで、ペレット・被覆管の温度だけでなく、ヨウ素ピンについては、核変換により Xe ガスが生成されることから、ガス内圧・クリープ損傷寿命 (以下、CDF)を考慮することとし、Zr-H ピンについては、水素の解離・透過が Zr-H の相安定性に影響を与えることから、H/Zr 比を 1.53 以上に制限することとした。また、LLFP 集
合体の出口温度について、サーマルストライピングの観点から、隣接するドライバ燃料集合体との温度差を制限することとした。
[LLFP 集合体基本構造]
炉内装荷を採用する場合、主に以下の 2 つの問題が考えられる。1 つは、LLFP 集
合体に隣接するドライバ集合体の境界領域で局所的な出力ピークが発生すること、もう 1 つは、ヨウ素ペレットの溶融に対する制限である。前者は、LLFP 集合体中の減速材で減速された中性子の漏洩により、ドライバ集合体内の境界領域で、出力ピーク(減速された中性子との反応による出力ピーク) が発生するものである。後者は、炉内装荷では、ヨウ素ペレット自体の出力が大きくなるとともに、ヨウ素化合物の熱伝導度・融点が低いことから生じるものである。
隣接ドライバ集合体の局所出力ピークを低減するための方策として、LLFP 集合体
中の減速材ピンの割合を調整することとした。減速材割合に関するサーベイ結果として、減速材割合 30%・15%のケースの隣接ドライバ燃料集合体内出力分布を図 2.1.1-9に示す。この図より、減速材ピン割合を 15 %程度まで低減することで、隣接ドライバ
集合体ピーク出力への影響は大幅に改善されており、15%を採用することとした。次に、ヨウ素ペレットの溶融を回避するための方策として、ヨウ素化合物として、融点の高い化合物を採用することとした。具体的には、997℃の融点を有する YI3 を暫定的に採用することとした (YI3 の適用性については、吸湿性による製造時の扱いにくさ
や、被覆材である ODS 鋼との共存性に課題を有する等の結果が炉外試験により得ら

26

れており、今後、適用性の見極めを行う必要がある)。
[LLFP 集合体仕様]
LLFP ピン仕様に関するサーベイを行った結果、ピン径については、熱的に最も厳しいヨウ素ピンについて、線出力を低減するため細径化する必要があることから、現状の製造実績の範囲で最も細い 5.5 mm と設定し、このピン径で溶融を回避するよう
スミア密度 50 %とした。ヨウ素ピン・テクネチウムピンと減速材ピンを LLFP 集合
体内に混在させることとし、テクネチウムピンと減速材ピンのピン径についても、同一とした。サーベイの結果設定された LLFP ピン・減速材ピンの仕様を表 2.1.1-5 に、炉外装荷方式の仕様と比較して示した (炉外装荷炉心では、ヨウ素とテクネチウムを異なる集合体に装荷し、別個に最適化仕様を設定した)。また、LLFP 集合体の断面図について、炉外装荷方式と比較して図 2.1.1-10 に示した。
[核変換特性]設定された LLFP 集合体仕様に基づき、99Tc と 129I のサポートファクタが 1.0 以上を満足するよう、LLFP 集合体の体数と配置の検討を行い、炉心の設定を行った。評価の結果、LLFP 集合体の体数について、サポートファクタ ＞ 1.0 を満足するには
46 体が必要となる結果が得られた。設定された炉心配置を、炉外装荷方式と比較して
図 2.1.1.3-10 に示した。また、本炉心について、主要な核変換特性の結果を、炉外装
荷炉心・基準炉心(導入期)と比較して表 2.1.1-6 にまとめた。
[核熱特性]
主要な核熱特性の結果を、炉外装荷炉心・基準炉心(導入期)と比較して表 2.1.1-6 に示した。両装荷方式の炉心とも、1.0 以上のサポートファクタを達成しながら、増殖
比 1.03 以上を達成可能であることがわかる。
炉内装荷炉心と炉外装荷炉心を比較すると、炉内装荷炉心では、Pu 富化度が 3 wt.%
程度、燃焼反応度は 0.5 %Δk/kk’程度増加している。その結果、燃焼ミスマッチも増加し、炉内装荷炉心の必要流量は基準炉心の 1 次系流量の 104.6 %と、炉外装荷炉心と比べ 4 %程度大きくなる結果であった。一方、炉内装荷炉心のサイクル当たりの核変換率は、炉外装荷炉心と比べ非常に大きく、LLFP インベントリは、炉外装荷炉心と比較し、99Tc について 1/6、129I について 1/3 程度まで低減可能であることがわかった。
以上の比較結果に基づき、LLFP の装荷法の代表方式を設定する。冷却材必要流量については、仕様・設計条件の見直しで改善される見込みがあるが、LLFP インベントリ
については、本質的な問題であり設計対応が望めないことから、フェーズⅡにおける、
LLFP 集合体の装荷法として、炉内装荷を選択することとした。ただし、炉内装荷炉心については、高融点のヨウ化物 (YI3) の適用が前提であり、今後、その適用性について見極めることが必要である。
(b) 炉心の構築
上記(ⅲ)項の検討結果より、再臨界回避方策に改良内部ダクト型燃料集合体を採用した
高内部転換型とコンパクト型をフェーズⅡまとめにおける MOX 燃料炉心の候補概念とし

27

て、それぞれの概念に基づく大型および中型炉の炉心を構築した。
なお、高内部転換型炉心とコンパクト型炉心の比較評価については、2.1.3 項および 2.1.4
項に示す。
1)

大型炉
大型 MOX 燃料炉心について、前記(ⅱ)項の設計条件を基に、高内部転換型炉心とコンパクト型の FBR 導入期炉心を構築し、両炉心の仕様、特性および性能の比較検討を行い代表とする炉心概念を選定した。
i)

高内部転換型炉心
表 2.1.1-7 に大型 MOX 燃料高内部転換型炉心の主要な炉心・燃料仕様と核特性を示す。
表 2.1.1-7 において、増殖比は 1.10、ブランケット燃料を含めた全炉心取出平均燃
焼度は 90GWd/t であり、炉心に対する性能要求を満足している。
また、最大線出力は 398W/cm、最大高速中性子照射量は 4.8×1023n/cm2、ナトリ
ウムボイド反応度は 5.4＄であり制限条件を満足している。
なお、径方向遮へい体の外接円径は 6.9m であり設計条件である 7m 程度以下を満足している。

ii)

コンパクト型炉心
表 2.1.1-8 に大型 MOX 燃料コンパクト型炉心の主要な炉心・燃料仕様と核特性示す。
表 2.1.1-8 において、増殖比は 1.11、ブランケットを含めた全炉心取出平均燃焼度
は 77GWd/t であり、炉心に対する性能要求を満足している。
また、最大線出力は 425W/cm、最大高速中性子照射量は 4.5×1023n/cm2、ナトリ
ウムボイド反応度は 5.7＄であり制限条件を満足している。
なお、径方向遮へい体の外接円径は 6.1m であり設計条件である 7m 程度以下を満足している。

2)

中型炉
中型 MOX 燃料炉心について、前記(ⅱ)項の設計条件を基に、高内部転換型炉心とコンパクト型の FBR 平衡期炉心を構築し、両炉心の仕様、特性および性能の比較検討を行い代表とする炉心概念を選定した。
i)

高内部転換型炉心
表 2.1.1-9 に中型 MOX 燃料高内部転換型炉心の主要な炉心・燃料仕様と核特性を示す。
表 2.1.1-9 において、増殖比は 1.03、ブランケット燃料を含めた全炉心取出平均燃
焼度は 98GWd/t であり、炉心に対する性能要求を満足している。
また、最大線出力は 422W/cm、最大高速中性子照射量は 5.7×1023n/cm2、ナトリ
ウムボイド反応度は 5.3＄であり制限条件を満足している。
なお、径方向遮へい体の外接円径は 5.2m であり設計条件である 5.5m 程度以下を満足している。

ii)

コンパクト型炉心28

表 2.1.1-10 に中型 MOX 燃料コンパクト型炉心の主要な炉心・燃料仕様と核特性示す。
表 2.1.1-10 において、増殖比は 1.03、ブランケット燃料を含めた全炉心取出平均燃
焼度は 74GWd/t であり、炉心に対する性能要求を満足している。
また、最大線出力は 395W/cm、最大高速中性子照射量は 4.5×1023n/cm2、ナトリ
ウムボイド反応度は 5.4＄であり制限条件を満足している。
なお、径方向遮へい体の外接円径は 4.7m であり設計条件である 5.5m 程度以下を満足している。
(2) 金属燃料炉心*
MOX 燃料炉心に対する金属燃料炉心の特徴は次の通りである。
MOX 燃料炉心に対し、燃料中に酸素のような軽核種が含まれていないため、中性子の・減速が抑制され、中性子スペクトルが硬くなる。そのため、η 値（中性子生成断面積と吸収断面積との比）が大きくなり、中性子経済が良くなる。加えて、FP の吸収断面積も若干小さいことから燃焼劣化が抑制される。すなわち、一般に金属燃料炉心は MOX
燃料炉心に比べ、内部転換比が高いという特性を示す。
・以上の核的性質により、同じ増殖比要求下ではブランケット量を低減でき実効燃焼度を高くできること、燃焼反応度が低いことまたはそれに伴い運転サイクル長さを長く設定できること等の金属燃料の高内部転換特性を活かした炉心設計が可能である。

・

金属燃料と被覆管の接触による液相形成に係る被覆管内面温度制限（650℃程度）により、MOX 炉心の出口温度 550℃に対し、一般に金属燃料炉心では 500～510℃に制約される。

・

燃焼初期における燃料のスエリングが大きいことからスミア密度を低めに設定する必要があり、寿命初期の被覆管と燃料との間のギャップが大きくなりナトリウムボンド型
燃料とせざるを得ないことから、ガスプレナムを出口側（高温側）である上部に設置せざるを得ない。その結果、下部に設けるよりもガスプレナムを長くする必要があり、これは炉心の圧力損失の増大化を招く。この増大化を防ぐためには、燃料バンドル部の冷却材体積比を増やすことが必要となり、これにより燃料体積比が制約を受ける。

・MOX 燃料炉心に対して、前述のように中性子スペクトルが硬くなること、重金属密度が高いこと、Pu 富化度が低くなることに伴い、巨視的核分裂断面積が小さくなることから、同じ燃焼度条件では高速中性子照射量が 50～60%高くなり、構造材の耐照射性の観点か
ら炉心部取出平均燃焼度が制限されることになる。

以上の特徴を踏まえて、魅力ある金属燃料炉心概念の構築を行うこととした。
(i)

設計方針・目標

本章に記載する増殖性能が要求される FBR 導入期での投入を想定した炉心（導入期炉心）は資源の有効利用に通ずることから「資源重視型」、増殖が不要となる FBR 平衡期での投入を想定した炉心（平衡期炉心）は全炉心
取出平均燃焼度が高く経済性に優れていることから「経済性重視型」、とも呼ばれる。

29

(a) 安全性
原子炉停止系の受動的な炉停止機能として自己作動型炉停止機構（SASS）の設置を考慮した炉心配置とした。
流量喪失スクラム失敗事象（ULOF）時の炉心崩壊事故（CDA）起因過程において、即発臨界に至らず、過剰なエネルギー放出を回避する目的から、ナトリウムボイド反応度＊
を 8$程度以下[15]に制限した。
＊

仮想的に炉心部から全てのナトリウムを取り除いた場合

再臨界回避については、下部軸方向ブランケット削除型（MABLE 型）燃料集合体[2]を対象として設計を進めた。
(b) 経済性向上
運転費低減の観点から運転サイクル長期化を視野に入れて炉心を構築した。また、燃料費削減の観点から先進燃料サイクル（乾式金属電解法－射出成形法）への適合性を考慮し、高燃焼度化に対する柔軟性についても検討を行った。
具体的な設計目標を以下に示す。
・

炉心材料は ODS 鋼および PNC-FMS 鋼の適用を前提として設計した。

・

ODS 鋼の直近の開発目標である高速中性子照射量目安値 5×1023n/cm2（E>0.1MeV）を満足することを条件として、可能な限りの高燃焼度化を目標とした。また、材料開発を前提条件として、炉心部平均取出燃焼度 150GWd/t の追求も行った。

・

全炉心平均燃焼度（ブランケット燃料を含む）60GWd/t 程度以上を目標とした。

・

運転サイクル長さ 18 ヶ月程度以上を設計目標とした。

・

先進再処理システムとの整合性の観点から、低除染 TRU 燃料の使用を前提として設計を行った。

また、高内部転換特性という金属燃料炉心の魅力を十分に引き出すとともに、原子炉出口温度を MOX 燃料炉心並みに高温化し、経済性向上を実現する高出口温度型炉心概念を構築した。
(c) 環境負荷低減
1)

TRU 燃焼低除染 TRU 燃料の使用を前提として設計する。
燃料組成は FBR 多重リサイクル組成を基本とし、LWR 使用済燃料組成について燃焼特性および炉心特性への影響を評価した。

2)

LLFP の核変換による放射能低減
MOX 燃料炉心と同様に、129I（半減期：1600 万年）および 99Tc（半減期：21 万年）
核変換の対象核種として、その実施可能性を検討した。
LLFP 集合体は、基本的に燃料集合体と同様な寸法、構成とし、LLFP の化合物または金属スラグをステンレス鋼製の被覆管に内封した LLFP ピンと減速材ピンを適切な割合・配置にてラッパ管内に収納した構成とした。また燃料集合体の設計と同様、多重防30護の考え方に基づき「溶融防止」、「破損防止」、「機能確保」を基本とし、実測値のない
基礎データについては、現知見の範囲で物性値、制限条件等を暫定して設計を実施した。
元素分離を適用した多重リサイクルによって、廃棄物となる LLFP を低減するシナリ
オを想定した。自己生成分の LLFP を変換すること、および LLFP 集合体取り出し時に30%の変換率を達成することを目標として、LLFP 核変換対応能力を検討した。
(d) 資源の有効利用1)

増殖性能
日本国内を対象とした FBR 導入シナリオの検討結果に基づき、目標とする増殖性能を
MOX 燃料炉心並、すなわち、導入期炉心では増殖比 1.1～1.2、平衡期炉心では増殖比
1.03 程度に、それぞれ設定し設計を行った。なお、増殖性能評価は低除染 TRU 燃料の使用を前提とした。
また、FP 核変換を行う場合のサイクルロスを除いた増殖比の目標を 1.0 以上として設
計した。

2)

TRU 燃焼核物質防護の観点から、MA 核種を混入した低除染 TRU 燃料の使用を前提として設計した。
燃料組成は FBR マルチリサイクルを基本とし、LWR 使用済燃料組成について燃焼特性
および炉特性への影響を検討した。

(e) 核拡散抵抗性
低除染・TRU 燃料の使用を前提として設計を進めた。
(ii) 設計条件(i)で示した設計方針・目標を基に設定した金属燃料炉心の設計条件を表 2.1.1-11（コンパ
クト型炉心）、表 2.1.1-12（高出口温度型炉心）にそれぞれ示す。設計条件の根拠、詳細は以下の通りである。
(a) プラント仕様
大型炉、中型炉の電気出力はプラント設計上設定されているものである。
コンパクト型炉心は原子炉出口温度が約 500℃と MOX 燃料炉心と比較して 50℃程度低下するため、熱効率が 42%から 40%へ低下する。このため、MOX 燃料炉心と等しい電気出力を得るためには、熱出力を約 5%増加させる必要がある。必要な 1 次系冷却材流量も増加することとなる。
それに対し、高出口温度型炉心は、MOX 燃料炉心と同じ原子炉出口温度で設計することから、熱効率、熱出力、1 次系冷却材流量等の熱的条件は MOX 燃料炉心と同じとなる。
(b) 炉心・燃料基本仕様
燃料形態は ANL における照射試験において、相変態を含めた熱膨張や被覆管との共存

31

性等の点で優れた特性を示すことが示されている U-Pu-Zr の三元合金（U-TRU-Zr 合金）[19]を選定した。Zr 含有率としては標準的な仕様である 10wt%とした。ただし、後述する

ように、高出口温度型炉心については Zr 含有率が互いに異なる 2 種類の燃料で構成する炉心の検討を行った。そこでは、照射試験で得られた知見や、燃料製造に与える影響をできるだけ抑える点を考慮し、Zr 含有率の設計範囲を暫定的に 6～10wt%と設定した。ボンド材としては、熱伝導に優れ、金属燃料と共存性の良いナトリウムを採用した。
TRU 組成は金属燃料 FBR の多重リサイクル組成であり、TRU 中の核分裂性 Pu の割合
が 68wt%と、MOX 燃料多重リサイクル組成中の割合 58wt%よりも高いことが特徴である。
FP 混入率は低除染乾式再処理を想定して 0.6vol%（0.3wt%）と設定した。
炉心材料としては、(ⅰ)で述べたように、被覆管材料として ODS 鋼を、ラッパ管材料として PNC-FMS 鋼をそれぞれ採用した。
なお、金属燃料の照射実績を考慮し、直近許認可性の観点から燃料ピン径を 8.5mm 以下として設計を進めた。
(c) 制限条件
1)

安全設計要求金属燃料炉心では、フェーズ I における検討結果から、MOX 燃料炉心と比較して燃料が早期に破損・分散し易い特徴があり、それによる早期の負の反応度効果が見込まれるため、ナトリウムボイド反応度の制限は MOX 燃料の 6$程度よりもやや高い 8$程度と
している。

2)

燃料健全性
燃料融点は 1100℃程度と MOX 燃料と比較して低いが、ボンド材としてナトリウムを用いるために、定格最大線出力として 500W/cm 程度までを選定することが可能である。
高速中性子照射量制限は ODS 鋼の開発目標目安である 5×1023n/cm2（E>0.1MeV）とした。なお、高燃焼度化炉心の検討においては、材料開発を前提としてこの制限は緩和
されることとした。
被覆管最高温度は、金属燃料と被覆管との共晶反応、あるいは、被覆管内面の液相形成を防止する目的から被覆管内面温度を 650℃に制限した。通常運転時の被覆管の CDF（クリープ損傷分数和）は、安全側と燃料取扱側への配分（計 0.5）を 1 から差し引いて、0.5 以下に制限した。

(d) 取合条件
炉心燃料スミア密度については、200GWd/t までの照射試験において、厳しい燃料被覆
管機械的相互作用（FCMI）が見られていないという実績から上限を 75%TD と設定した。
下限については暫定的に 70%TD とした。
遮へい体外接円径はプラント設計側との取合条件として提示された。制御棒配置については、燃料交換機の移動のための切り込みが入った炉上部機構（UIS）に対応した配置とした。SASS は後備系制御棒にその機能を持たせた。なお、切込部においては燃料交換機が移動できる空間を確保できるように、後備系制御棒の間隔を十分にとる必要がある。燃32

料バンドル部圧力損失については、経済性向上（2 ループ冷却システム、1 次系ポンプ動力の低減等）の観点から 0.2MPa 程度以下と設定した。
(e) 炉心性能目標
前項(ⅰ)で示したように稼働率を増加させることによる経済性向上の観点から 18 ヶ月以上とした。
炉心部取出平均燃焼度については、実用化戦略調査研究における目標として 150GWd/tと設定しているが、金属燃料炉心では、炉心を構成する構造材の高速中性子照射量制限により 100GWd/t 程度までしか達成できない見込みである。
増殖比については、日本国内を対象とした FBR 導入シナリオ評価結果から導入期炉心では 1.1～1.2、平衡期炉心では 1.03 程度とした。
(iii) 設計結果
(a) 炉心概念の検討
1)

再臨界回避方策CDA 遷移過程においては、下部軸方向ブランケットを削除することによって、燃料が炉心下部に排出され、再臨界を回避できる可能性がある。よって、金属燃料炉心の再臨界方策として下部軸方向ブランケット削除型（MABLE）を採用し、下部軸方向ブラン
ケットの高さは 5cm を上限とする。CDA 遷移過程における再臨界回避については、今後、実験・解析等を通じた確認が必要である。

2)

炉心型式
フェーズ I では、金属燃料炉心概念について、均質炉心と径方向非均質炉心の概念構
築をそれぞれ行ったが、MOX 炉心に関する検討において、設計目標は双方とも満足することが出来るものの、径方向非均質炉心では熱設計上の課題が多いことから、均質炉心が選定されている。よって、フェーズ II では、金属燃料炉心についても均質炉心について検討を進めるものとした。

3)

経済性の追求フェーズ II では、均質 2 領域炉心として、コンパクト型炉心（原子炉出入口温度
510/355℃）と高出口温度型炉心（原子炉出入口温度 550/395℃）の概念をそれぞれ構築した。
コンパクト型炉心は、「もんじゅ」と同様の、Pu 富化度が異なる 2 種類の燃料で構成
する 2 領域型炉心である。
高出口温度型炉心は、金属燃料特有の高内部転換性を活かし、同一の Pu 富化度でピン径または重金属密度が異なる 2 種類の燃料で構成する 2 領域型炉心である。このような燃料を用いることで、燃焼期間中の出力分布の時間的変動を抑制し、径方向出力ピー
キング係数を低減させ、流量配分時の必要流量を合理化することにより、高出口温度化を図る。単一の Pu 富化度を 12～14wt%とし、これにより、局所内部転換比を炉心燃料
領域すべてにおいて約 1 とする。本検討では、Pu 富化度を単一とした高出口温度型炉心33

のうち、ピン径が異なるタイプの炉心をピン径 2 領域型、重金属密度が異なるタイプの
炉心を重金属密度 2 領域型と称する。なお、後者については、重金属の残りとなる Zrの含有率は必然的に 2 種類となる。また、スミア密度も 2 種類を設定する。
概念に関する検討の結果、図 2.1.1-11 および図 2.1.1-12 に示すとおり、高出口温度型
炉心（単一 Pu 富化度型）は、コンパクト型炉心（Pu 富化度 2 領域型）と異なり、運転に伴う径方向の出力変動がほとんどなく、燃焼期間にわたる包絡熱出力∗が低減され、径方向出力ピーキング係数が抑制されていることがわかる。このように高出口温度型炉心は、コンパクト型炉心と比較して、原子炉出口温度が高く熱効率の向上が可能であるとともに、内部転換比が高く同じ増殖比条件ではブランケットを含む炉心全体の取出平均
燃焼度を増加できることから、経済性に優れた炉心であるといえる。なお、高出口温度型炉心において、ピン径 2 領域型を採用した場合、内側炉心のピン径が相対的に小さくなるために、冷却材体積比が増大し、コンパクト型炉心に対してナトリウムボイド反応度が大きくなる傾向になるが、重金属密度 2 領域型を採用した場合は、コンパクト型相当とすることができる。
4)

増殖性能の追求
日本国内に限定せず世界の経済発展を見込み、それに伴うエネルギー需要を想定した高速炉導入の世界シナリオに適合する炉心を構築する。増殖比 1.2～1.3 の炉心を構築し、世界シナリオ検討に資する。検討は２．１．３で選定するリファレンス炉心（高出口温度型）を対象に行う。

5)

LLFP 核変換炉心
MOX 燃料炉心と同様に、金属燃料炉心についても、生成量、半減期、地中での移行性の観点から、129I および 99Tc の 2 核種を核変換対象 LLFP として検討する。
前項 2.1.1.3(1)(ⅲ)(a)4)の MOX 燃料炉心における LLFP 集合体の装荷法の検討結果に基づき、金属燃料炉心についても、MOX 燃料炉心同様、LLFP インベントリ低減を指向
し、炉内装荷方式を選択することとした。

(b) 炉心の構築
前述のように、金属燃料炉心の構築では、一般に、炉心部取出平均燃焼度の目標値 150
GWd/t と高速中性子照射量の制限値 5×1023n/cm2（E>0.1MeV）を同時に満たすことは容易ではないことがわかっている。そこで、ここでは高速中性子照射量の制限条件を満足す
る炉心を構築することとした。炉心部取出平均燃焼度を 150GWd/t とした高燃焼度化炉心については、２．１．３あるいは２．１．４において金属燃料炉心の代表概念選定後に構築し、それにより高燃焼度化要求に対する柔軟性を示すこととする。
また、径方向遮へい体の構成については、MOX 燃料炉心の遮へい解析に関する評価結果に基づいて設定した。すなわち、炉心燃料領域または径方向ブランケット燃料領域に隣∗包絡熱出力は、流量領域区分を設定することを念頭において、集合体内の燃焼を通じて最大の出力密度を抽出・積算して集合体出力を算出して、それを積算した熱出力である。

34

接する部分において、中性子減速による燃料内の出力ピークが発生するのを抑制するためにステンレス鋼反射体とした。その外周部は優れた遮へい性能を有し、かつ炉のコンパク
ト化に有利な Zr-H 遮へい体とした。
1)

大型炉
i)

コンパクト型炉心
ここでは、高速中性子照射量制限 5×1023n/cm2（E＞0.1MeV）を満足する導入期炉心、平衡期炉心、LLFP 核変換炉心を構築した。
高速中性子照射量制限を満足する炉心については、炉心部取出平均燃焼度を除いて、設計条件および設計目標を満足する炉心・燃料仕様を設定した。
a)

導入期炉心
炉心部取出平均燃焼度目標を除いて設計条件を満足する炉心を構築した。設定した

炉心・燃料仕様および主要炉心特性を表 2.1.1-13 に、炉心配置を図 2.1.1-13 に、それぞれ示す。構築した炉心は径方向ブランケット 1 層、上部軸方向ブランケット厚さ40cm、下部軸方向ブランケット厚さ 5cm の仕様である。主要核特性について、運転サイクル長さ 18 ヶ月、増殖比 1.19、ナトリウムボイド反応度 7.6$、炉心部取出平均
燃焼度 105GWd/t、ブランケットを含む全炉心取出平均燃焼度 59GWd/t であり、炉心部取出平均燃焼度を除いて設計条件を満足している。また、複合システム倍増時間は37 年となった。
b)

平衡期炉心
導入期炉心に対して、ブランケットの削減のみで平衡期炉心を構築した場合には、炉心部の出力分担の上昇により、最大線出力制限を満たすことができなかった。そこ
で、炉心高さを 5cm 増加させ、径方向ブランケットを削除し、上部軸方向ブランケッ
トの厚さを 15cm に削減することにより、増殖比 1.04 程度の平衡期炉心を構築した。
設定した炉心・燃料仕様および主要炉心特性を表 2.1.1-13 に、炉心配置を図 2.1.1-14に、それぞれ示す。主要核特性について、運転サイクル長さ 18 ヶ月、増殖比 1.04、ナトリウムボイド反応度 7.8$、炉心部取出平均燃焼度 104GWd/t、ブランケットを含む全炉心取出平均燃焼度 87GWd/t であり、炉心部取出平均燃焼度を除いて設計条件を満足している。ブランケットを含む全炉心取出平均燃焼度は、導入期炉心よりも約
30GWd/t 向上しており、燃料サイクルコストの低減に資することができると考えられる。
ii)

高出口温度型炉心（重金属密度 2 領域型）
ここでは、高速中性子照射量制限 5×1023n/cm2、（E>0.1MeV）を満足する導入期
炉心、平衡期炉心と LLFP 核変換炉心を構築する。金属燃料高出口温度型炉心として、
後述の中型炉心に関する検討結果を踏まえて、大型炉では重金属密度 2 領域型について検討した。

35

a)

平衡期炉心
設定した炉心・燃料仕様および主要炉心特性を表 2.1.1-14 に、炉心配置を図 2.1.1-15に、それぞれ示す。主要核特性について、ブランケットなしで、運転サイクル長さ 21.5
ヶ月、増殖比 1.03、ナトリウムボイド反応度 7.8$、炉心部取出平均燃焼度 99GWd/tが得られた。炉心部取出平均燃焼度を除けば、設計条件を満足している。本検討の高出口温度型炉心では外側炉心に Zr 含有率 6wt%の燃料を採用しているため、標準的仕様である Zr 含有率 10wt%の燃料を採用しているコンパクト型炉心と比較して中性子
経済が改善されており、その結果、炉心等価直径や初装荷核分裂性 Pu 重量はコンパ
クト型炉心と同等となっている。燃料ピン径は、冷却材と被覆管内面との温度差を低減するためにコンパクト型炉心の 8.5mm に対して 7.2mm と細径化した。それにより生じる燃料体積比の低下を補うため、ピン本数（燃料ピン総延長）の増加を図っている。径方向の遮へい構成は、遮へい性能に優れる Zr-H 遮へい体の層数の割合を多くし、ステンレス反射体 1 層と Zr-H 遮へい体 2 層とした。これは、次の 2 つの理由による。1 つ目は、集合体配列ピッチが小さいことに起因して、コンパクト型炉心のようなステンレス反射体 2 層と Zr-H 遮へい体 1 層の遮へい構成では、遮へい成立性が見込めない可能性があること、2 つ目は、増殖比 1.1 以上が必要な導入期炉心においても径方向ブランケット無しで炉心が構築できるため、径方向ブランケットの装荷に伴う遮へい体構成の変更が生じないからである。
b)

導入期炉心
a)で設定した平衡期炉心に対し、径方向ブランケットの付加は行わず、厚さ 12cmの上部軸方向ブランケットの付加のみにより導入期炉心を構築した。設定した炉心・燃料仕様および主要炉心特性を表 2.1.1-14 に、炉心配置を図 2.1.1-16 に、それぞれ示す。主要核特性について、運転サイクル長さ 21.5 ヶ月、増殖比 1.10、ナトリウムボイ
ド反応度 8.3$、炉心部取出平均燃焼度 98GWd/t、ブランケットを含む全炉心取出平均
燃焼度 89GWd/t が得られた。また、複合システム倍増時間は 66 年となった。以上のように、炉心部取出平均燃焼度を除けば、設計条件を満足している。
さらに、前述の世界シナリオに資するため、さらなる高増殖を目指した増殖比 1.2～
1.3 を満足する炉心を構築した。上部軸方向ブランケットの延長、径方向ブランケットの付加により設計対応した。炉心の主要仕様を表 2.1.1-15 に、物量収支を表 2.1.1-16、炉心配置を図 2.1.1-17～20 にそれぞれ示す。増殖比は 1.2～1.3 を満足し、複合システ
ム倍増時間は増殖比 1.2 の炉心では 40 年、増殖比 1.3 の炉心では 25 年となり、導入
期炉心と比較して 3 分の 2～半分に短縮される結果となった。
2)

中型モジュール炉i)

コンパクト型炉心
大型炉の検討結果を踏まえて、高速中性子照射量制限 5×1023n/cm2（E>0.1MeV）を満足する導入期炉心、平衡期炉心と高速中性子照射量制限は満足しないが炉心部取出平均燃焼度 150GWd/t を満足する高燃焼度化導入期炉心を構築する。中型炉の構築
では、熱出力が大型炉の半分であることから、炉心燃料集合体数および制御棒本数を36約半数とした。
a)

導入期炉心
設定した炉心・燃料仕様および主要炉心特性を表 2.1.1-17 に、炉心配置を図 2.1.1-21に、それぞれ示す。一般に、中型炉心は大型炉心に比べ、炉心外への中性子漏洩割合が多いことに起因し、ナトリウムボイド反応度が大型炉心よりも小さくなる傾向にある。その特性を利用し、ナトリウムボイド反応度を制限内に抑えることを条件に、炉心高さを大型炉心よりも 5cm 高く設定した。径方向ブランケットは大型炉と同様に１層としたが、ブランケットを含む全炉心取出平均燃焼度の目標を満足させるために、
上部軸方向ブランケット厚さを 20cm に削減した。主要核特性について、運転サイク
ル長さ 18 ヶ月、増殖比 1.14、ナトリウムボイド反応度 7.2$、炉心部取出平均燃焼度
102GWd/t、ブランケットを含む全炉心取出平均燃焼度 62GWd/t、複合システム倍増
時間 53 年であり、炉心部取出平均燃焼度を除いて設計条件を満足している。また、炉心高さを大型炉心よりも 5cm 増大しても、ナトリウムボイド反応度が制限内に収まっていることを確認した。
b)

平衡期炉心
a)で設定した導入期炉心の炉心構成を変えずに、上部軸方向ブランケット厚さを35cm に増加させ、径方向ブランケットの削除を行うことにより平衡期炉心を構築した。設定した炉心・燃料仕様および主要炉心特性を表 2.1.1-17 に、炉心配置を図2.1.1-22 に、それぞれ示す。主要核特性について、運転サイクル長さ 18 ヶ月、増殖比
1.04、ナトリウムボイド反応度 7.2$、炉心部取出平均燃焼度 105GWd/t、ブランケットを含む全炉心取出平均燃焼度 74GWd/t であり、炉心部取出平均燃焼度を除いて設計条件を満足している。
ii)

高出口温度型炉心（ピン径 2 領域型）
高速中性子照射量制限 5×1023n/cm2（E>0.1MeV）を満足するピン径 2 領域型の高出口温度型炉心について導入期炉心および平衡期炉心を設定する。なお、本炉心概念
は内側炉心および外側炉心共に Zr 含有率が 10wt%であり、照射実績や単体としての燃料スラグ製造の観点からは課題が少ないが、2 種類の被覆管とスペーサが必要となり、燃料スラグも 2 種類の径のものを用意する必要があるなど、現設計の金属燃料製造設備への影響が無視できないと考えられる。加えて、本炉心概念では、内側炉心が外側炉心に比べてピン径が小さく設定されることに伴い、内側炉心における冷却材体
積比が大きくなるが、これはナトリウムボイド反応度の増大を招くことにつながる。
そのため、炉心高さを低くし、炉心径を大きくするなど、ナトリウムボイド反応度の増大をできるだけ抑えることへの配慮が必要となる。
a)

平衡期炉心
設定した炉心・燃料仕様および主要炉心特性を表 2.1.1-18 に、炉心配置を図 2.1.1-23に、それぞれ示す。主要核特性について、ブランケットなしで、運転サイクル長さ 2637

ヶ月、増殖比 1.04、ナトリウムボイド反応度 8.0$、炉心部取出平均燃焼度 85GWd/tであり、炉心部取出平均燃焼度を除いて設計条件を満足している。
b)

導入期炉心
a)で設定した平衡期炉心に対し、上部軸方向ブランケットの付加のみにより導入期

炉心を設定することを基本とするが、既に、平衡期炉心でナトリウムボイド反応度が制限の 8$程度に達しているため、ここでは、炉心高さを 5cm 低くした。設定した炉
心・燃料仕様および主要炉心特性を表 2.1.1-18 に、炉心配置を図 2.1.1-24 に、それぞれ示す。主要核特性について、運転サイクル長さ 26 ヶ月、増殖比 1.14、ナトリウム
ボイド反応度 8.0$、炉心部取出平均燃焼度 81GWd/t、ブランケットを含む全炉心取出
平均燃焼度 67GWd/t であり、炉心部取出平均燃焼度を除いて設計条件を満足している。
また、複合システム倍増時間は 63 年となった。
iii) 高出口温度型炉心（重金属密度 2 領域型）
高速中性子照射量制限 5×1023n/cm2（E>0.1MeV）を満足する導入期炉心、平衡期
炉心と高速中性子照射量制限は満足しないが炉心部取出平均燃焼度 150GWd/t を満足する高燃焼度化平衡期炉心を設定した。本概念は、ピン径 2 領域型とは異なり、ピン径を 1 種類のみとし、代わりに燃料に占める重金属密度と燃料スミア密度をそれぞれ
2 種類設計（このとき、燃料中の Zr 含有率も必然的に 2 種類となる）、重金属密度とスミア密度の組み合わせの違いによる 2 種類の燃料で炉心を径方向に 2 領域化し、出力分布平坦化を図るものである。ピン径 2 領域型と比べ、単一ピン径としているため、現設計の金属燃料製造設備への影響はより小さいと考えられること、冷却材体積比の増大に伴うナトリウムボイド反応度の増大を抑制することへの設計上の配慮も少な
くて済むことから、高出口温度型炉心としてはより有望な概念であるといえる。
a)

平衡期炉心
設定した炉心・燃料仕様および主要炉心特性を表 2.1.1-19 に、炉心配置を図 2.1.1-25に、それぞれ示す。主要核特性について、ブランケットなしで、運転サイクル長さ 23.3
ヶ月、増殖比 1.03、ナトリウムボイド反応度 7.2$、炉心部取出平均燃焼度 93GWd/tであり、炉心部取出平均燃焼度を除いて設計条件を満足している。重金属密度 2 領域
型炉心は、ピン径 2 領域型炉心と比較して、同等の増殖・燃焼特性を有しながら、遮へい体外接円径とナトリウムボイド反応度については設計条件に対する余裕が大きく、そのためより自由度の高い設計が可能である点が特徴である。
b)

導入期炉心
a)で設定した平衡期炉心に対し、厚さ 13cm の上部軸方向ブランケットの付加のみ

により導入期炉心を設定した。設定した炉心・燃料仕様および主要炉心特性を表
2.1.1-19 に、炉心配置を図 2.1.1-26 に、それぞれ示す。主要核特性について、運転サ
イクル長さ 23.3 ヶ月、増殖比 1.10、ナトリウムボイド反応度 7.6$、炉心部取出平均
燃焼度 92GWd/t、ブランケットを含む全炉心取出平均燃焼度 83GWd/t であり、炉心38

部取出平均燃焼度を除いて設計条件を満足している。また、複合システム倍増時間は73 年となった。
2.1.1.4 システム性能の追求
ナトリウム炉に関連するフェーズⅡにおけるシステム側への設計要求を以下にまとめる。フェーズⅠからは設計寿命が 40 年から 60 年にすること、負荷追従運転を可能とすること、運転廃棄物を 1/10（固体廃棄物の場合）に低減すること等が追加されている。この設計要求を満たすシス
テム性能が得られるように大型炉・中型モジュール炉の設計仕様を策定し、設計を進め、成立性
及び経済性を評価する。
(1) 設計要求(i)

安全性(a) 安全要求
1)

決定論的安全要求開発目標で掲げる高い安全性を実現するために、十分な多重・多様性を有した能動的安全設備に加え、必要に応じて受動的安全機能を導入するとともに、仮想的な炉心損傷時の影響を原子炉容器内あるいは格納施設内で終息させる設計とする。

2)

確率論的安全要求
決定論的安全要求を補完する目的で、炉心損傷発生頻度の要求値として 10-6／炉年未満を達成できる見通しを示すこと。さらに、炉心損傷あたりの格納機能の非信頼度を十分低く維持できる見通しを示すこと。

(b) 安全設計の基本的原則の遵守
原則として、現行軽水炉に適用される基準、指針類及び｢もんじゅ｣の安全審査で適用された基準、指針類、高速増殖実証炉の設計研究における考え方を参考にし、選定した冷却材、燃料及びプラント概念の特徴を考慮した設計とする。
(c) 原子炉停止機能への要求
原子炉停止系には受動的な炉停止能力(例えば、自己作動型炉停止機構(SASS))を付加す
るか、あるいは、事象進展緩和を可能とする受動的機構(例えば、ガス膨張機構(GEM))を付加するとともに運転員の介在による事象終息が可能な設計とする。なお、軽水炉のように 1 時間程度の短時間(基準値)で炉心損傷に至らないシステムの場合には、運転員の介在により炉心損傷が防止できることを示すことにより、受動的な炉停止機能を不要とすることができる。
(d) 崩壊熱除去機能への要求
炉停止後の崩壊熱除去機能について、多重性あるいは多様性をもたせるとともに、全交
流動力電源の喪失を想定しても炉心冷却が可能な設計とする。また、事故管理方策により、その機能回復が図れる設計とする。

39

(e) 炉心損傷に対する格納機能の確保
代表的な炉心損傷事象に対し、選定したプラント概念及び着目する事象の特徴を考慮して、以下の事項を含め、リスク低減の観点から期待できる合理的な対策を講じることによって事故影響の局限化を図る。
①

高速炉の炉心燃料の特徴を踏まえて、炉心損傷の事象推移過程において再臨界に伴う有意な機械的エネルギー発生が防止できる対策を講ずる(再臨界回避)。

②

さらに事故後の融体静定、熱除去、放射性物質の閉じ込めを可能な限り炉容器内で達成し、格納施設への熱・機械的負荷を大幅に緩和して放射性物質の閉じこめ能力を確保することで、炉心損傷の影響を周辺環境に有意に及ぼさない設計とする。

(f)

個別要求
上記の要求に加えて、検討対象とする各概念の特徴に応じて以下の事項に留意した設計とする。
①

低圧系とすることが可能な特長を活かし、漏えいの原因となる異常を極力排除する。
漏えいを仮定しても静的機器により冷却材を確保して炉心冷却が可能な設計とするとともに、漏えいの影響を局限化できる設計とすること。

②

ナトリウムと水の熱交換を行う蒸気発生器については、その漏えいが炉心の安全性を損なわないように発生防止、発生時の拡大防止の両面から十分な対策を施すこと。
異常拡大防止については、異常の早期検出と水系の減圧操作により影響の局限化を追求すること。

③

炉心損傷の影響については、ナトリウムの高い伝熱特性を活かして原子炉容器内での終息を図ること。

(ii) 経済性
FBR 本格実用化段階における経済性については、第一段階として発電単価の要求値である
4 円/kWh を達成できる見込みを有すること。また、第二段階として、海外における発電単価の動向を視野に入れ、経済性に関する国際的水準を達成する見通しを得ること。ただし、発電単価は、建設費、運転維持費、燃料費、廃止措置費の区分で検討すること。なお、燃料費については、適合する再処理及び燃料製造システムの検討結果との整合性を図ること。
以下に、経済性に関する要求値、目標値及び基準値を示す。
(a) 要求値[発電単価]

将来の軽水炉サイクルによる発電単価の試算値(4.3 円/kWh)を視野に入れ、発電単価の要求値を 4 円/kWh とする。

[連続運転期間]

現行軽水炉の運転期間(12±1)ヶ月を考慮し、連続運転期間の要求値を13 ヶ月以上とする。

[プラント寿命]

プラント寿命に関する国際的動向を勘案し、プラント寿命の要求値を60 年とする。

(b) 目標値

40

[建設工期]

軽水炉における建設工期短縮の動向を勘案し、大型炉の建設工期の目
標値を 42 ヶ月とする。
また、建設工期の短縮が期待できる中型モジュール炉の建設工期の目
標値を 36 ヶ月とする。

(c) 基準値[建設単価]

軽水炉における建設コスト低減を勘案し、建設単価の基準値を 20 万円/kWe とする。

[燃焼度]

サイクルコスト及びバックエンド負荷軽減を図るため、ブランケット
燃料を含む全炉心取出平均燃焼度の基準値を 6 万 MWd/t とする。また、炉心性能における燃焼度の目安として、炉心取出燃料平均燃焼度の基準値を 15 万 MWd/t とする。

[連続運転期間] 軽水炉における運転サイクル長期化の動向を勘案し、連続運転期間の基準値を 18 ヶ月とする。
[稼働率]

将来型軽水炉における検討状況を勘案し、稼働率の基準値を 93％とする。

(iii) 環境負荷低減性
環境負荷低減の観点から、通常のプラント運転で発生する廃棄物及び廃炉時に発生する廃炉廃棄物については、冷却材を含め可能な限り再利用が図れる設計とすること。
運転・保守における放射性固体廃棄物の発生量の目標値を現行軽水炉の 1/10 以下とする。
また、運転に伴う放射性気体及び液体廃棄物の環境への放出放射能に関する要求値を、単位発電量当たりの放出量を現行軽水炉の設置許可申請書記載値に対して同等以下とするとともに、これを更に低減する設計目指すこと。
廃止措置に伴い発生する放射性固体廃棄物発生量(体積)を極力低減する設計を目指すこと。
なお、廃棄物発生量の評価については、国の検討動向を勘案した区分毎に評価すること。
(iv) 運転、保守・補修性①

日負荷追従運転が可能であること。

②

運転の簡素化、自動化、運転制御系の高度化、検査及びメンテナンスし易い設計等により、運転・保守作業におけるヒューマンエラーの防止、保守作業量の低減、運転員・保守員の省力化、保守作業員の被ばく低減を図ること。

③

化学的活性や毒性、放射化等、冷却材の有する特性を考慮し、運転性、保守補修性の向上を図ったプラント設計とすること。

(2) システム性能の追求(1)の設計要求を満たすシステム性能が得られるように各種設計方針案（安全設計方針、構造
設計方針、耐震設計方針等）を整備し、その方針に従ってプラント概念を構築し、概念の成立
性及び設計要求への適合性を確認する。更に、システムの高度化可能性も検討する。特に、ナトリウム冷却炉の弱点を克服し、魅力あるプラント概念を追及する検討を行う。すなわち、ナ41

トリウム炉の弱点（化学的活性）を克服する対策（ナトリウム－水反応対策、ナトリウム漏えい対策など）、合理的な ISI・保守項目の検討及び廃棄物量低減方策などについて概念検討を加え、プラント概念構築に反映する。
以下、大型炉、中型モジュール炉に関し、設計概念の狙いを踏まえて、プラント設計の進め方をまとめる。その結果を踏まえ、経済性評価を実施する。
(i)

炉型共通
従来の技術基準の適用を超える設計の部分や、建設費低減のための合理化などに対応するため、実用炉設計を進める上で策定が必要となる設計方針類を整備する。以下に主要な設計方針を示す。
①

安全性・安全設計方針・安全機能の重要度分類に関する方針②

構造、耐震関連
・構造設計方針・耐震設計方針③

保守、補修
・ISI 方針
・補修方針

設計要求を踏まえ、設計目標を設定し、設計目標を達成できる仕様を検討する。その仕様を満たす設計を上記の指針類に基づいて行い、成立性、設計要求への充足性を評価し、必要に応じて設計を見直す。
なお、大型炉設計においては、大型炉条件のほうがより厳しい結果となる項目については、包絡的に大型炉を対象とした検討・評価を中心に行う。逆に、中型モジュール炉設計においては、中型モジュール炉条件のほうがより厳しい結果、あるいは保守性に関し大型炉と同等と考える項目を対象とした検討を中心に行う。それらの結果は中型モジュール炉あるいは大型炉設計に反映する。
(ii) 大型炉
大型炉としては、FBR 実用化時代に、軽水炉とリプレースできる成熟した概念を目指す。
そのために、要素開発試験結果を反映しつつ、以下の検討を行い、成立性、経済性を評価する。また、革新的技術が適用できない場合のバックアップとして、代替概念を検討する。
(a) 成立性にかかわる主要課題の検討①

安全性・再臨界回避方策の有効性確認
・代表的 DBE 事象での成立性見通し確認
・崩壊熱除去系除熱性能の成立性確認

42

・受動的安全機能の有効性確認
・原子炉計装、プロセス計装の具体化と成立性確認②

構造健全性・炉上部プレナム内流動の適正化を反映した炉構造・主要機器の耐震性確保
・配管振動に対する成立性見通し確認
・IHX 伝熱管耐摩耗性の確保(b) 要素試験結果の反映
・炉上部プレナム内流動試験（ガス巻き込み防止、水中渦抑制）・大口径高流速配管内流動試験
・ポンプ組込型中間熱交換器機器構造健全性
・12Cr 系鋼の開発（高強度、高熱伝導度、低熱膨張特性）
・炉心安全性向上のための IGR(Impulse Graphite Reactor)での炉内外試験（EAGLE プ
ロジェクト）
・超音波流量計の成立性確認試験(c) ナトリウム炉の魅力追求
・金属燃料炉心対応プラント概念検討(d) ナトリウム技術の高度化
・主要機器の ISI&R 方針策定(e) 代替概念の検討
・12Cr 系鋼代替鋼材を用いた概念の検討
・IHX と１次主循環ポンプの分離概念の検討(iii) 中型モジュール炉
中型モジュール炉は、大型炉の基本概念を踏襲し、出力を抑えてモジュール化し、量産効
果あるいは設計標準化による経済性を目指すプラントであり、電力需要への柔軟な対応と初期投資・開発リスクの低減も期待できる。そのために、大型炉設計結果、要素開発試験結果を反映しつつ、以下の検討を行い、成立性、経済性を評価する。
(a) 経済性を追求するための課題克服①

出力、モジュール数見直し
・建設コスト 20 万円/kWe を満足する出力、モジュール数の設定②

２次系合理化
・２次系１ループ化と崩壊熱除去系構成の見直し③

崩壊熱除去系の自然循環による除熱性能成立性確認④

BOP 関連43

・タービン系、非常用電源系等の合理化
・換気空調系の合理化
・大型ユニット工法の適用性確認⑤

燃料取扱設備の合理化
・２集合体ポット移送の検討
・炉内中継装置、燃料交換機の検討
・EVST 貯蔵設備の検討
・乾式洗浄設備の検討⑥

代替概念の検討
・２次系への電磁ポンプ適用概念の検討
・ナトリウム－水反応排除対策検討
・直接水プール貯蔵方式燃料取扱設備の検討
・２次系簡素化プラントの検討(b) 成立性にかかわる主要課題の検討①

直管二重管蒸気発生器の採用
・安全性評価・破損伝播解析によるナトリウム－水反応対策設備の評価
・水側流動安定性の評価、検討
・耐熱評価（胴ベローズの構造健全性評価）
・管束部入口流速均一性評価、管束部流動特性評価
・製作性検討②PRACS 組込みに伴う IHX 上部プレナム流動評価
・伝熱管座屈対応としての流速分布均一化のための整流構造の検討
・PRACS 除熱特性の確認③

運転・制御性の確認
・負荷喪失時の所内単独運転移行特性確認
・１原子炉トリップ時のタービン運転継続確認
・日負荷追従性(c) ナトリウム技術の高度化①

ナトリウム漏えい対策の強化
・早期復旧を可能とする対策の検討②

ISI＆R の高度化
・主要機器の ISI&R 方針策定
・ISI&R 方法、技術の具体化、アクセスルート検討と建屋設計への反映(d) ナトリウム炉の魅力追求①

より高度な炉心を搭載したプラント概念の検討
・金属燃料炉心対応プラント概念検討

44

・炉心出口温度高温化にかかわる検討②

環境負荷低減のための検討
・運転廃棄物の定量化と低減方策の検討
・廃炉廃棄物の定量化と低減方策の検討(e) シングルプラントの構築
シングルプラントにした場合のプラント概念設計を行い、経済性を確認する。

45

参考文献
2.1.1.1 ナトリウム冷却炉の一般的特性[1] 堀雅夫監修 基礎高速炉工学編集委員会編：“基礎高速炉工学”, 初版, (1993)[2] 原子力安全委員会：“高速増殖炉の安全性の評価の考え方”, 昭和 55 年 11 月 6 日, (1980)
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冷却炉、重金属冷却炉、ガス冷却炉の検討－”, JNCTN1340 2001-008, (2001)[12] N.Nibe, et al.：“Feasibility Studies on Commercialized Fast Breeder Reactor System(1)-Sodium Cooled Fast Breeder Reactor-”, SMiRT, Aug.12-17 2001, Washington DC,USA,(2001)[13] Y.Shimakawa, et al.：“An Innovative Concept of A Sodium Cooled Reactor to pursue higheconomic competitiveness”, Nuclear Technology, Vol.140, (2002)[14] M.Hishida, et al.：“LMFBR Design and its Evolutions (4) -An Innovative Concept of
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46

2.1.1.3 炉心性能の追求(1) ＭＯＸ燃料炉心[15] 丹羽 元, 他,「多様な炉心における炉心安全性の検討(1)」, JNC TN9400 2001-056 (2001).
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過程の特徴－太径燃料ピン採用による低比出力密度炉心特性が ULOF 時の炉心挙動へ与える影響－」, JNC TN9400 2003-059, (2003).
[17] N. Takaki, et al., "Feasibility and Challenges of LLFP Transmutation in Fast Reactor",
Proc. of Global 2001, Paris, France, Sept.13 (2001).
[18] 塩谷 洋樹, 他,「総合評価技術検討書」, JNC TN9400 2004-052, (2004).
(2) 金属燃料炉心[19] G.L. Hofman and L.C. Walters, “Metallic Fast Reactor Fuels” in B.R.T. Frost, ed.,Materials Science and Technology: A Comprehensive Treatment, Part 1, Vol. 10A (VCH,
New York, 1994).

47

表 2.1.1-1

MOX 燃 料 の 炉 心 概 念 検 討 に 用 い た 主 要 な 条 件
項

プラント仕様炉心・燃料基本仕様

目

大型炉

中型炉

電気出力

1,500MWe

750MWe

炉心熱出力3,570MWt

1,785MWt

原子炉出口/入口温度550 / 395 ℃

←

１次系流量

18,200kg/s

9,083kg/s

燃料形態

MOX

←

炉心型式

均質２領域、径非均質←

再臨界回避方策

ABLE型、内部ダクト型

←

燃料組成
炉心材料

高速炉多重ﾘｻｲｸﾙ組成
ODS鋼 ＊２

被覆管
ﾗｯﾊﾟ管

制限条件

安全要求

PNC-FMS鋼

ﾅﾄﾘｳﾑﾎﾞｲﾄﾞ反応度←

40kW/kg-MOX程度 以上←

430W/cm 以下←

高速中性子照射量 ＊３

5×10 23 n/cm 2 以下←被覆管最高温度 ＊４

700℃ 以下←

CDF（通常運転時）

0.5 以下←

炉心燃料ｽﾐｱ密度

82%TD

←

遮へい体外接円径7m程度以下5.5m 以下

制御棒、SASS配置

切込み付きUIS対応←

燃料ﾊﾞﾝﾄﾞﾙ部圧損

0.2MPa程度 以下

←

導入期炉心

1.1

←

平衡期炉心

1.03

←

初装荷炉心核分裂性Pu重量

7t/GWe程度以下

←

取出平均

炉心部

150GWd/t 程度←

燃焼度

全炉心 ＊５60GWd/t 程度以上←

18ヶ月 以上←

増殖比

運転ｻｲｸﾙ長さ
高速炉多重ﾘｻｲｸﾙ組成 (wt%)

Pu238/Pu239/Pu240/Pu241/Pu242/Np237/Am241/Am243/Cm244/Cm245= 1.1/54.1/32.1/ 4.3/ 3.9/ 0.5/ 2.0/ 1.0/ 1.0/ 0.0＊２←100cm 以下

燃料健全性 最大線出力

＊１

←
＊２

←

炉心平均比出力

炉心性能目標

←

6＄以下

炉心高さ

取合条件

＊１

炉心材料組成［炉心燃料設計用］ (wt%)
Fe/Cr/Ni/Mo/Mn/W = 85.5/11.0/0.4/0.5/0.6/2.0＊３

E ＞ 0.1MeV

＊４

肉厚中心

＊５

ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ燃料を含む全炉心取出平均燃焼度

48

49

(注記)

○

○

○

○

ABLE型均質炉心フェーズⅡ
中間まとめ候補概念

・EAGLE実験による溶融燃料排出機構の成立性の確認

・内部ﾀﾞｸﾄ型燃料集合体の高燃焼度までの健全性確認

溶融燃料
排出性評価結果
ABLE型は課題が多い

改良内部ダクト型
均質炉心フェーズⅡまとめ代表概念

・炉心燃料と内部ブランケットの集合
体出口温度差によるサーマルストラ
イピング対策・熱設計手法の合理化、または被覆管
最高温度低減対策

・EAGLE実験による溶融燃料排出機構の成立性の確認

・内部ﾀﾞｸﾄ型燃料集合体の高燃焼度までの健全性確認

・燃料集合体の製造負荷（組み立て、
部材増加）の増加

・燃料集合体の製造負荷（組み立て、
部材増加）の増加△

・内部ﾀﾞｸﾄ型燃料集合体の核熱水力設計手法の開発・内部ﾀﾞｸﾄ型燃料集合体の核熱水力設計手法の開発・炉心燃料と内部ブランケットの集合
体出口温度差によるサーマルストラ
イピング対策・内部ﾀﾞｸﾄ型燃料集合体のピンバン
ドル照射変形挙動に対する設計対応

同左

・内部ﾀﾞｸﾄ型燃料集合体装荷炉心の炉心湾曲挙動に対する設計対応○

・増殖比：1.16
・複合システム倍増時間：約50年

・内部ﾀﾞｸﾄ型燃料集合体装荷炉心の炉心湾曲挙動に対する設計対応

同左○

・熱設計手法の合理化、または被覆管
最高温度低減対策△

・増殖比：1.14
・複合システム倍増時間：約56年

・内部ダクトによる燃料加工コストの上昇が予想される

・18ヶ月運転サイクル・増殖比低下を許容すれば、LLFPター
ゲットを径ブランケット領域に装荷○ することにより核変換が可能（許容できる幅が比較的大きい）△

・内部ﾀﾞｸﾄ型燃料集合体のピンバン
ドル照射変形挙動に対する設計対応

○

○

○

・増殖比低下を許容すれば、LLFPター
ゲットを径ブランケット領域に装荷することにより核変換が可能

・内部ダクトによる燃料加工コストの上昇が予想される

・全炉心取出平均燃焼度約8万MWd/t・軸ブラ一部削除概念での溶融燃料排
出性の確認

同左

・複合システム倍増時間：約39年・増殖比：1.19・増殖比低下を許容すれば、LLFPター
ゲットの装荷により核変換が可能（許容できる幅が比較的大きい）○

・16ヶ月運転サイクル

・全炉心取出平均燃焼度約7万MWd/t

再臨界回避方策
・ABLE型：溶融燃料の排出性の確認が必要。増殖性能は内部ダクト型に比較して優れ、課題が少ない。
・内部ﾀﾞｸﾄ型：溶融燃料の早期排出が期待出来る。増殖性能がABLE型に比較して劣り、課題が多い。
炉心型式
・均質炉心：径非均質に比較して増殖性能が若干劣る。技術的課題が少ない。
・径非均質炉心：均質炉心に比較して増殖性能に優れている。熱設計に関する課題がある。

・軸ブラ一部削除概念での溶融燃料排出性の確認

・炉心燃料には低除染燃料を使用、径ブランケットの取出燃料は燃焼による放射化によりアクセスが困難

・複合システム倍増時間：約41年・増殖比：1.17・増殖比低下を許容すれば、LLFPター
ゲットを装荷することにより核変換が可能

・19ヶ月運転サイクル

・18ヶ月運転サイクル○

・全炉心取出平均燃焼度約8万MWd/t

・全炉心取出平均燃焼度約8万MWd/t・内部ダクト設置により溶融燃料の早期排出が期待できる○・内部ダクト設置により溶融燃料の早期排出が期待できる△・軸ブラ一部削除概念による溶融燃料
排出に期待
・有効性の評価は別途実施が必要△

・軸ブラ一部削除概念による溶融燃料
排出に期待
・有効性の評価は別途実施が必要

内部ダクト型径非均質MOX炉心・ボイド反応度6＄以下を満足

内部ダクト型均質MOX炉心・ボイド反応度6＄以下を満足

ABLE型径非均質MOX炉心・ボイド反応度6＄以下を満足

ABLE型均質MOX炉心・ボイド反応度6＄以下を満足○：性能が設計要求を満足。課題が少ない。 △：性能が設計要求を満足しない。課題がある。 ▲：課題が多い。

炉心選択

技術的課題

核拡散
抵抗性

資源有効
利用性

環境負荷
低減性

経済性

安全性

項目

表 2.1.1-2 大型 MOX 燃料炉心における再臨界回避方策および炉心型式組合せ炉心概念の性能と技術的課題の比較

▲

○

○

○

△

○

50

＊

4.4
26

t/GWe
年

MPa

0.20

35

54

GWd/t

年

154

3.5

1.20

6.5

594/198

GWd/t(%Δk/kk')

燃料交換・定検期間45日、炉外滞在期間5年

バンドル部圧損

複合システム倍増時間＊

炉心
炉 取出平均燃焼度
全炉心
心
特 初装荷炉心核分裂性Pu重量
性
原子炉倍増時間

燃焼反応度

-

m

遮へい体外接円径

増殖比体

炉心燃料体数(炉心/径ブラ）

183.2

mm
34.0

40/50

cm

%

8.8

mm

実効燃料体積比（炉心部）

80

18

3570

1500

ｹｰｽ１

cm

ヶ月

運転サイクル長さ

炉心高さ
主要 燃料ピン径
仕 軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ厚さ（上/下）
様集合体配列ピッチ

MWt

炉心熱出力

単位
MWe

目

電気出力

項

表 2.1.1-3 MOX 燃料高増殖炉心のサーベイ計算結果

0.25

30

22

4.2

55

153

2.1

1.23

6.4

←

34.9

181.0

←

←

←

12

←

←

ｹｰｽ２

0.22

28

17

4.0

37

105

1.8

1.28

-

←

←

←

←

←

←

←

←

←

ｹｰｽ３

0.28

26

16

3.9

37

105

1.7

1.29

6.3

←

35.8

178.5

←

←

←

←

←

←

ｹｰｽ４

51

0.5
11.8 MPa

CDF
照射末期ガス内圧

He
80 cm

ボンド材

要素長

80 cm

He

50 %TD

80 %TD

スミア密度

59.9 %
5.5 mm24.4 %

ピン本数の割合

378 本

YI3

I ピン

LLFP 集合体

ピン外径

154 本

集合体中のピン本数

Tc ピン
Tc (金属)項目

炉内装荷炉心

80 cm

Na

90 %TD

15.7 %

99 本

ZrH1.65

減速材ピン

LLFP 集合体・ピンの仕様 (炉内装荷炉心と炉外装荷炉心の比較)

1.53

120 ℃

隣接集合体出口温度差
Zr-H 水素割合 (H/Zr 比)

700 ℃

ODS

被覆管

900 ℃

605 ℃

CuI
Zr-H

997 ℃

2,170 ℃

YI3

Tc

条件

減速材

要素材質

表 2.1.1-5

温度

LLFP ターゲット

項目

He

80 %TD

52.0 %

172 本

150 cmNa

90 %TD

48.0 %

159 本

ZrH1.65He

70 %TD110 cm

5.5 mmNa

90 %TD39.9 %

252 本

ZrH1.65

減速材ピン

I 集合体

60.1 %

379 本

CuI

I ピン

炉外装荷炉心減速材ピン8.42 mmTc (金属)Tc ピン

Tc 集合体

構造健全性

相安定性

サーマルストライピング

構造健全性

相安定性

融点

融点

融点

制限因子

制限条件

表 2.1.1-4 LLFP ピン・減速材ピン・LLFP 集合体の制限条件

52

104.6

ト ー タ ル 必 要 流 量 (%*)*： 1 次 系 流 量 に 対 す る 割 合

8.5

集 合 体 必 要 流 量 (kg/s)

1.01

サ ポ ー ト フ ァ ク タ (-)

18.7

取 出 時 (%)
959

5.1

6

(年 )

サ イ ク ル 当 た り (%)

4(サ イ ク ル )LLFP イ ン ベ ン ト リ (kg)

核変換率

照射期間

4.1×10 2 3

最 大 高 速 中 性 子 フ ル エ ン ス (E>0.1MeV) (n/cm 2 )

I

1.04

390

15.4

4.1

I

4.2

1.03

5,983

15.4

0.83

30

I
12

8

129

100.9

2.8

1.02

1,093

10.7

1.87 (第 1 層 )0.66 (第 2 層 )4.9×10 2 3

447 / 440

1.03

3.6

21.8 / 25.4

Tc

20

99

53

I
70

炉外装荷炉心Tc

LLFP 核 変 換 炉 心

129432 / 441

最 大 線 出 力 (W/cm) (内 側 炉 心 /外 側 炉 心 )
Tc

1.04

増 殖 比 (-)

99

4.1

46

燃 焼 反 応 度 (%・ k/kk’ )Tc

炉内装荷炉心25.1 / 28.0

LLFP 集 合 体 数

項目

核 変 換 特 性 ・ 核 熱 特 性 (炉 内 装 荷 炉 心 と 炉 外 装 荷 炉 心 の 比 較 )Pu 富 化 度 (wt.%) (内 側 炉 心 /外 側 炉 心 )表 2.1.1-6

100.0

-

-

-

-

-

-

-

4.6×10 2 3

420 / 419

1.16

3.2

21.5 / 24.1-

基準炉心
(導 入 期 )

53

*5

*1

*3

*2

ボ イ ド 反 応 度 (平 衡 末 期 )*4 *5

ド ッ プ ラ 係 数 [Tdk/dT] (平 衡 末 期 )最大高速中性子照射量
初 装 荷 核 分 裂 性 Pu 重 量

炉心平均比出力

最 大 線 出 力 (内 側 /外 側 )*4*3

E > 0.1MeV*4

集合体内非均質効果考慮

5.4-5.5×10 - 3

6.0 t/GWe

4.8×10 2 3 n/cm 2

40 kW/kg-MOX

394 / 394 W/cm

0.82 / 0.21 / 0.07 / 1.10

2.5 %Δ k/kk’

増 殖 比 (炉 心 /軸 方 向 ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径 方 向 ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/全 体 )146 / 86 GWd/t

燃焼反応度18.8 / 22.1 wt.%

255 本

45.9 / 2.0 mm

1.03 mm

82 / 90 / 90 %TD

10.4 / 0.71 mm

ODS 鋼 / PNC-FMS 鋼

取 出 平 均 燃 焼 度 (炉 心 部 /全 炉 心 * 2 )Pu 富 化 度 * 1 (内 側 /外 側 )集合体当たり燃料ピン本数

内部ダクト外面辺の長さ / 肉厚

ワイア径

燃 料 ス ミ ア 密 度 (炉 心 /軸 方 向 ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径 方 向 ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

燃料ピン外径 / 肉厚

炉 心 材 料 (被 覆 管 /ラ ッ パ 管 )

MOX

6.9 m

遮へい体外接円径

燃料形態

546 cm297 / 279 / 576 / 96

20 / 25 cm

100 cm4 / 4 バッチ

26.3 ヶ 月 (800 日 )改良内部ダクト型集合体

均質 2 領域炉心3570 MWt / 1500 MWe

評価値

炉心等価直径燃 料 集 合 体 数 (内 側 炉 心 /外 側 炉 心 /炉 心 合 計 /径 方 向 ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

軸 方 向 ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ厚 さ (上 部 /下 部 )炉心高さ

燃 料 交 換 バ ッ チ 数 (炉 心 /径 方 向 ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

運転サイクル長さ目Pu/重 金 属
ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ燃 料 を 含 む 全 体 の 平 均 燃 焼 度
実 効 遅 発 中 性 子 割 合 0.00340

炉
心
主
要
特
性

炉
心
燃
料
仕
様

基
本
仕
様

再臨界回避方策

炉心型式

項

大 型 MOX 燃 料 高 内 部 転 換 型 炉 心 (導 入 期 )の 主 要 仕 様 お よ び 核 特 性

炉 心 熱 出 力 /電 気 出 力

表 2.1.1-7

54

*5

*1

*3

*2

ボ イ ド 反 応 度 (平 衡 末 期 )*4 *5

ド ッ プ ラ 係 数 [Tdk/dT] (平 衡 末 期 )最大高速中性子照射量
初 装 荷 核 分 裂 性 Pu 重 量

炉心平均比出力

最 大 線 出 力 (内 側 /外 側 )*4*3

E > 0.1MeV*4

集合体内非均質効果考慮

5.7 $-4.9×10 - 3

4.5 t/GWe

4.5×10 2 3 n/cm 2

59 kW/kg-MOX

425 / 425 W/cm

0.73 / 0.29 / 0.08 / 1.11

3.3 %Δ k/kk’

増 殖 比 (炉 心 /軸 方 向 ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径 方 向 ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/全 体 )149 / 77 GWd/t

燃焼反応度21.9 / 24.7 wt.%

255 本

40.5 / 2.0 mm

1.27 mm

82 / 90 / 90 %TD

8.8 / 0.52 mm

ODS 鋼 / PNC-FMS 鋼

取 出 平 均 燃 焼 度 (炉 心 部 /全 炉 心 * 2 )Pu 富 化 度 * 1 (内 側 /外 側 )集合体当たり燃料ピン本数

内部ダクト外面辺の長さ / 肉厚

ワイア径

燃 料 ス ミ ア 密 度 (炉 心 /軸 方 向 ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径 方 向 ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

燃料ピン外径 / 肉厚

炉 心 材 料 (被 覆 管 /ラ ッ パ 管 )

MOX

6.1 m

遮へい体外接円径

燃料形態

490 cm316 / 278 / 594 / 96

25 / 35 cm

85 cm

4 / 4 バッチ

18.0 ヶ 月 (548 日 )改良内部ダクト型集合体

改良内部ダクト型均質 2 領域炉心3570 MWt / 1500 MWe

評価値

炉心等価直径燃 料 集 合 体 数 (内 側 炉 心 /外 側 炉 心 /炉 心 合 計 /径 方 向 ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

軸 方 向 ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ厚 さ (上 部 /下 部 )炉心高さ

燃 料 交 換 バ ッ チ 数 (炉 心 /径 方 向 ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

運転サイクル長さ目Pu/重 金 属
ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ燃 料 を 含 む 全 体 の 平 均 燃 焼 度
実 効 遅 発 中 性 子 割 合 0.00339

炉
心
主
要
特
性

炉
心
燃
料
仕
様

基
本
仕
様

再臨界回避方策

炉心型式

項

大 型 MOX 燃 料 コ ン パ ク ト 型 炉 心 (導 入 期 )の 主 要 仕 様 お よ び 核 特 性

炉 心 熱 出 力 /電 気 出 力

表 2.1.1-8

55

*5

*1

*4

10.4 / 0.71 mm*3

集合体内非均質効果考慮－
5.3

ド ッ プ ラ 係 数 [Tdk/dT] (平 衡 末 期 )6.3 t/GWe

5.7×10 2 3 n/cm 2

41 kW/kg-MOX

422 / 418 W/cm

ボ イ ド 反 応 度 (平 衡 末 期 ) * 4 * 5

初 装 荷 核 分 裂 性 Pu 重 量

最大高速中性子照射量

炉心平均比出力

最 大 線 出 力 (内 側 /外 側 )0.79 / 0.24 / － / 1.03

3.2 %Δ k/kk’

増 殖 比 (炉 心 /軸 方 向 ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径 方 向 ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/全 体 )148 / 98 GWd/t

20.1 / 23.0 wt.%

255 本

46.0 / 2.0 mm

1.04 mm

82 / 90 / 90 %TD

燃焼反応度

E > 0.1MeV

MOX
ODS 鋼 / PNC-FMS 鋼

取 出 平 均 燃 焼 度 (炉 心 部 /全 炉 心 * 2 )Pu 富 化 度 * 1 (内 側 /外 側 )集合体当たり燃料ピン本数

内部ダクト外面辺の長さ / 肉厚

ワイア径

燃 料 ス ミ ア 密 度 (炉 心 /軸 方 向 ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径 方 向 ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

燃料ピン外径 / 肉厚

炉 心 材 料 (被 覆 管 /ラ ッ パ 管 )

燃料形態

5.2 m

遮へい体外接円径

157 / 129 / 286 / －25 / 30 cm

100 cm4 / －バッチ

26.1 ヶ 月 (794 日 )改良内部ダクト型集合体

均質 2 領域炉心383 cm*3

評価値1785 MWt / 750 MWe

炉心等価直径燃 料 集 合 体 数 (内 側 炉 心 /外 側 炉 心 /炉 心 合 計 /径 方 向 ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

軸 方 向 ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ厚 さ (上 部 /下 部 )炉心高さ

燃 料 交 換 バ ッ チ 数 (炉 心 /径 方 向 ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

運転サイクル長さ目Pu/重 金 属 * 2 ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ燃 料 を 含 む 全 体 の 平 均 燃 焼 度
実 効 遅 発 中 性 子 割 合 0.00333

炉
心
主
要
特
性

炉
心
燃
料
仕
様

基
本
仕
様

再臨界回避方策

炉心型式

項

中 型 MOX 燃 料 高 内 部 転 換 型 炉 心 (平 衡 期 )の 主 要 仕 様 お よ び 核 特 性

炉 心 熱 出 力 /電 気 出 力

表 2.1.1-9

56

*5

*1

*3

ボ イ ド 反 応 度 (平 衡 末 期 ) * 4 * 5

ド ッ プ ラ 係 数 [Tdk/dT] (平 衡 末 期 )最大高速中性子照射量
初 装 荷 核 分 裂 性 Pu 重 量

炉心平均比出力

最 大 線 出 力 (内 側 /外 側 )*3

E > 0.1MeV*4

集合体内非均質効果考慮

5.4 $

－

4.8 t/GWe

4.5×10 2 3 n/cm 2

61 kW/kg-MOX

395 / 394 W/cm

0.70 / 0.33 / － / 1.03

3.9 %Δ k/kk’

増 殖 比 (炉 心 /軸 方 向 ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径 方 向 ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/全 体 )149 / 74 GWd/t

燃焼反応度22.4 / 27.7 wt.%

255 本

39.2 / 2.0 mm

1.26 mm

82 / 90 / 90 %TD

8.5 / 0.5 mm

ODS 鋼 / PNC-FMS 鋼

取 出 平 均 燃 焼 度 (炉 心 部 /全 炉 心 * 2 )Pu 富 化 度 * 1 (内 側 /外 側 )集合体当たり燃料ピン本数

内部ダクト外面辺の長さ / 肉厚

ワイア径

燃 料 ス ミ ア 密 度 (炉 心 /軸 方 向 ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径 方 向 ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

燃料ピン外径 / 肉厚

炉 心 材 料 (被 覆 管 /ラ ッ パ 管 )

MOX

4.7 m

遮へい体外接円径

燃料形態

349 cm158 / 156 / 314 / －44.5 / 47.5 cm

85 cm

4 / －バッチ

17.5 ヶ 月 (532 日 )改良内部ダクト型集合体

改良内部ダクト型均質 2 領域炉心1785 MWt / 750 MWe

評価値

炉心等価直径燃 料 集 合 体 数 (内 側 炉 心 /外 側 炉 心 /炉 心 合 計 /径 方 向 ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

軸 方 向 ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ厚 さ (上 部 /下 部 )炉心高さ

燃 料 交 換 バ ッ チ 数 (炉 心 /径 方 向 ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

運転サイクル長さ目Pu/重 金 属 * 2 ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ燃 料 を 含 む 全 体 の 平 均 燃 焼 度
実 効 遅 発 中 性 子 割 合 0.00336

炉
心
主
要
特
性

炉
心
燃
料
仕
様

基
本
仕
様

再臨界回避方策

炉心型式

項

中 型 MOX 燃 料 コ ン パ ク ト 型 炉 心 (平 衡 期 )の 主 要 仕 様 お よ び 核 特 性

炉 心 熱 出 力 /電 気 出 力

表 2.1.1-10

表 2.1.1-11 金属燃料炉心の主要な設計条件項
プラント仕様炉心・燃料基本仕様

制限条件

安全設計
要求
燃料健全性

取合条件

炉心性能目標目
電気出力
熱出力
冷却材出口/入口温度
１次系流量
燃料形態
炉心型式
Zr 含有率
再臨界回避方策
燃料
組成
組成
FP 混入率
炉心
被覆管
材料
ラッパ管
ナトリウムボイド反応度
最大線出力
最大高速中性子
照射量＊３被覆管最高温度 ＊４
CDF（通常運転時）
炉心燃料スミア密度
遮へい体外接円径
制御棒、SASS 配置
燃料バンドル部圧損
導入期炉心
増殖比
平衡期炉心
取出平均 炉心部＊５
燃焼度
全炉心＊６
運転サイクル長さ＊１－コンパクト型－

大型炉1,500MWe
3,750MWt
510 / 355℃
18,983kg/s
U-TRU-Zr 合金金属燃料
均質 Pu 富化度 2 領域
10wt%
MABLE 型燃料集合体
高速炉多重ﾘｻｲｸﾙ組成 ＊１
0.6vol% (0.3wt%)
ODS 鋼＊２
PNC-FMS 鋼＊２

中型炉
750MWe1,875MWt←
9,491kg/s
←
←
←
←
←
←
←
←

8＄程度以下←500W/cm 程度以下←

5×1023 n/cm2 程度以下←

650℃ 以下
0.5 以下75%TD
7m 程度以下切込み付き UIS 対応配置
0.2MPa 以下
1.1～1.2 程度
1.03 程度
150GWd/t 程度
60GWd/t 程度以上←←←
5.5m 以下
←
←
←
←
←
←

18 ヶ月 以上←

金属燃料 FBR 多重ﾘｻｲｸﾙ組成 (wt%)
Pu238/Pu239/Pu240/Pu241/Pu242/Np237/Am241/Am243/Cm244/Cm245= 1.1/ 66.0/ 25.2/ 2.4/ 2.4/ 0.4/ 1.6/ 0.5/ 0.4/ 0.1＊２
炉心材料組成［炉心・燃料設計用］ (wt%)
Fe/Cr/Ni/Mo/Mn/W =85.5/ 11.0/ 0.4/ 0.5/ 0.6/ 2.0＊３
E>0.1MeV。高燃焼度化炉心には制限を適用しない。
＊４
内面＊５
高燃焼度化炉心のみ＊６
ブランケット燃料を含む全炉心取出平均燃焼度57表 2.1.1-12
項
プラント仕様炉心・燃料基本仕様

制限条件

安全設計
要求
燃料健全性

取合条件

炉心性能目標金属燃料炉心の主要な設計条件

目
電気出力
熱出力
冷却材出口/入口温度
１次系流量
燃料形態
炉心型式
Zr 含有率
再臨界回避方策
燃料組成 組成
FP 混入率炉心材料 被覆管
ラッパ管
ナトリウムボイド反応度
最大線出力
最大高速中性子
照射量＊３被覆管最高温度 ＊４
CDF（通常運転時）
炉心燃料スミア密度
遮蔽体外接円径
制御棒、SASS 配置
燃料バンドル部圧損
増殖比
導入期炉心
平衡期炉心
取出平均 炉心部＊５
燃焼度
全炉心＊６

－高出口温度型－

大型炉
1,500MWe
3,570MWt
550 / 395℃
18,200kg/s
U-TRU-Zr 合金金属燃料
均質重金属密度 2 領域または均質ピン径 2 領域
6～10wt%
MABLE 型燃料集合体
高速炉多重ﾘｻｲｸﾙ組成 ＊１
0.6vol% (0.3wt%)
ODS 鋼＊２
PNC-FMS 鋼＊２

中型炉
750MWe1,785MWt←
9,083kg/s←

8＄程度 以下←

500W/cm 程度 以下←

5×1023 n/cm2 程度以下←

650℃ 程度以下
0.5 以下70～75%TD
7m 程度以下切込み付き UIS 対応配置
0.2MPa 程度以下
1.1～1.2 程度
1.03 程度
150GWd/t 程度
60GWd/t 程度以上←←←
5.5m 以下
←
←
←
←
←
←

18 ヶ月 以上←

運転サイクル長さ＊１

金属燃料 FBR 多重ﾘｻｲｸﾙ組成 (wt%)
Pu238/Pu239/Pu240/Pu241/Pu242/Np237/Am241/Am243/Cm244/Cm245= 1.1/ 66.0/ 25.2/ 2.4/ 2.4/ 0.4/ 1.6/ 0.5/ 0.4/ 0.1＊２
炉心材料組成［炉心・燃料設計用］ (wt%)
Fe/Cr/Ni/Mo/Mn/W =85.5/ 11.0/ 0.4/ 0.5/ 0.6/ 2.0＊３
E>0.1MeV。高燃焼度化炉心には制限を適用しない。
＊４
内面＊５
高燃焼度化炉心のみ＊６
ブランケット燃料を含む全炉心取出平均燃焼度

58

←
←
←
←
←
←
←

59

炉
心
主
要
特
性

炉
心
燃
料
仕
様

基
本
仕
様
487 cm
5.97 m

炉心等価直径遮へい体外接円径271 本
13.3 / 18.1 wt%

Pu 富化度 (内側/外側炉心)*1

*3

*4

2

n/cm

37 年

*6

3.8 t/GWe

7.6 $

*5

-3.8×10-3

4.9×1023

268 W/cm

3462 / 498 W/cm

0.864 / 0.211 / 0.112 / 1.187

1.2 %Δk/kk’－

3.9 t/GWe

7.8 $*5-4.1×10-3

5.3×1023 n/cm2

252 W/cm3

483 / 492 W/cm

0.911 / 0.131 / － / 1.042

1.3 %Δk/kk’

109.3 / 86.5 GWd/t

13.0 / 17.2 wt%

←

←

←

75 / － %TD

←

←

←

←

←

←

15/5 cm

85 cm

3/－バッチ

←

←

←

平衡期炉心

*1：Pu/HM、*2：ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ燃料を含む全体の平均燃焼度、*3：E > 0.1 MeV、*4：非均質補正考慮、*5：実効遅発中性子割合 0.00361*6：燃料炉外滞在期間 5 年、燃交・定検期間 45 日

複合ｼｽﾃﾑ倍増時間

初装荷核分裂性 Pu 重量

ナトリウムボイド反応度 (平衡末期)

ドップラ係数 [Tdk/dT] (平衡末期)*4

最大高速中性子照射量

炉心平均出力密度

最大線出力 (内側/外側炉心)

増殖比 (炉心/軸ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/全体)

燃焼反応度104.8 / 58.6 GWd/t

1.60 mm

ワイヤ径

集合体当たり燃料ピン本数

取出平均燃焼度 (炉心部/全炉心*2)

10 wt%

75 / 85 %TD

Zr 含有率

燃料スミア密度 (炉心・軸ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

8.5mm
0.50 mm

被覆管肉厚

ODS 鋼/PNC-FMS 鋼

燃料ピン外径

炉心材料 (被覆管/ラッパ管)

U-TRU-Zr 合金

40/5 cm

軸ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ厚さ (上部/下部)

燃料形態

80 cm

3/3 バッチ

18 ヶ月 (548 日)

MABLE 型均質 Pu 富化度 2 領域炉心3,750 MWt (1,500 MWe)

導入期炉心

大型金属燃料コンパクト型炉心の主要目

炉心高さ

燃料交換バッチ数 (炉心/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

運転サイクル長さ

炉心型式

熱出力（電気出力）項目

表 2.1.1-13

60

炉
心
主
要
特
性

炉
心
燃
料
仕
様

基
本
仕
様

*4

－

4.1 t/GWe

7.8 $*5-4.2×10

-3

66 年

*6

4.0 t/GWe

8.3 $*5-4.2×10-3

5.4×1023 n/cm2

213 W/cm3

5.3×1023 n/cm2

255 / 269 W/cm

1.032 / 0.069 / － / 1.101

0.23 %Δk/kk’

97.6 / 88.8 GWd/t

10.0/ 6.0 wt%

12.1 wt%←←
70 / 75 / － %TD←←

217 W/cm3/ － / 1.030←←

265 / 280 W/cm

1.030 / －0.55 %Δk/kk’

99.2 / 99.2 GWd/t

10.0/ 6.0 wt%

12.4 wt%

331 本

0.42 mm
70 / 75 / － %TD
1.26 mm

7.2mm

ODS 鋼/PNC-FMS 鋼←←

12/－ cm

←

←

←

←

←

導入期炉心

*1：Pu/HM、*2：ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ燃料を含む全体の平均燃焼度、*3：E > 0.1 MeV、*4：非均質補正考慮、*5：実効遅発中性子割合 0.00356*6：燃料炉外滞在期間 5 年、燃交・定検期間 45 日

複合ｼｽﾃﾑ倍増時間

初装荷核分裂性 Pu 重量

ナトリウムボイド反応度 (平衡末期)*4

ドップラ係数 [Tdk/dT] (平衡末期)

最大高速中性子照射量*3

炉心平均出力密度

最大線出力 (内側/外側炉心)

増殖比 (炉心/軸ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/全体)

燃焼反応度

取出平均燃焼度 (炉心部/全炉心*2)

Zr 含有率 (内側/外側炉心)

Pu 富化度*1

集合体当たり燃料ピン本数

被覆管肉厚
燃料スミア密度 (内側/外側炉心・軸ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)
ワイヤ径

燃料ピン外径

炉心材料 (被覆管/ラッパ管)

U-TRU-Zr 合金

5.88 m

遮へい体外接円径

燃料形態

470 cm－ / － cm

95 cm

3/ － バッチ

21.5 ヶ月 (654 日)

MABLE 型均質重金属密度 2 領域炉心3,570 MWt (1,500 MWe)

平衡期炉心

大型金属燃料高出口温度型炉心の主要目（重金属密度 2 領域型）

炉心等価直径軸ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ厚さ (上部/下部)

炉心高さ

燃料交換バッチ数 (炉心/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

運転サイクル長さ

炉心型式

熱出力（電気出力）項目

表 2.1.1-14

表 2.1.1-15

大型金属燃料高出口温度型炉心の主要仕様（更なる高増殖を目指した炉心）更なる高増殖を目指した炉心
炉心①
炉心②
炉心③
炉心④
熱出力 [MWt]
3,570
←
←
←
←
電気出力 [MWe]
1,500
←
←
←
←
運転サイクル長さ [ヶ月]
21.5
21.0
21.5
←
←
燃料交換バッチ数
3←←←←
炉心高さ [cm]
95
←
←
←
←
上部軸ブランケット高さ [cm]
15
←
←
70
←
下部軸ブランケット高さ [cm]
0
←
←
←
←
径ブランケット層数
0
←
1
←
2
*1
0.21
0.23
←
0.25
←
最大バンドル部圧力損失 [MPa]
炉心部取出平均燃焼度 [GWd/t]
98.1
94.9
95.9
95.9
95.5
軸ブランケット部取出平均燃焼度 [GWd/t]
14.2
5.8
5.8
4.0
4.0
径ブランケット部取出平均燃焼度 [GWd/t]
－
－
4.6
4.0
2.5
87.1
65.3
55.4
48.8
41.3
全炉心*2取出平均燃焼度 [GWd/t]
増殖比
1.114
1.192
1.257
1.269
1.310
原子炉倍増時間 [年]
54.9
24.8
18.7
17.9
15.5
複合システム倍増時間 [年]
58.4
41.5
30.7
29.5
25.5
*1: ブランケット付加による流量配分への影響は未考慮、*2: 炉心とブランケット
項目

導入期炉心

61

表 2.1.1-16

大型金属燃料高出口温度型炉心の物量収支（更なる高増殖を目指した炉心）項目

炉心①

更なる高増殖を目指した炉心
炉心②
炉心③
炉心④

初装荷燃料
重金属 [t]ウラン [t]プルトニウム [t]核分裂性プルトニウム [t]Pu-241 [t]

104.9
96.2
8.4
5.9
0.21

126.5
117.9
8.4
5.9
0.21

143.5
134.8
8.4
5.9
0.21

169.7
161.0
8.4
5.9
0.21

重金属 [t]ウラン [t]プルトニウム [t]核分裂性プルトニウム [t]Pu-241 [t]

35.0
32.1
2.8
2.0
0.07

42.2
39.3
2.8
2.0
0.07

47.8
44.9
2.8
2.0
0.07

56.6
53.7
2.8
2.0
0.07

重金属 [t]ウラン [t]プルトニウム [t]核分裂性プルトニウム [t]Pu-241 [t]

34.2
31.1
3.0
2.1
0.08

41.3
38.2
3.0
2.2
0.08

47.0
43.9
3.0
2.2
0.08

55.7
52.6
3.1
2.2
0.08

重金属 [t]ウラン [t]プルトニウム [t]核分裂性プルトニウム [t]Pu-241 [t]
廃炉時取出燃料
重金属 [t]ウラン [t]プルトニウム [t]核分裂性プルトニウム [t]Pu-241 [t]

32.5
29.2
3.3
2.4
0.10

39.7
36.2
3.4
2.5
0.10

45.4
41.8
3.5
2.6
0.10

54.1
50.4
3.6
2.7
0.10

100.1
90.3
9.5
6.9
0.28

121.6
111.5
9.8
7.2
0.27

138.6
128.4
9.9
7.2
0.27

164.8
154.5
10.0
7.4
0.27

平衡装荷燃料

初期取出燃料

平衡取出燃料62

表 2.1.1-17

中型金属燃料コンパクト型炉心の主要目

項目

導入期炉心

平衡期炉心

1,875 MWt (750 MWe)←

MABLE 型均質 2 領域炉心←

18 ヶ月 (548 日)←

3/3 バッチ

3/ － バッチ

85 cm←

軸ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ厚さ (上部/下部)

20/5 cm35/5 cm

炉心等価直径332 cm←

遮へい体外接円径4.68 m←

熱出力（電気出力）
炉心型式
基
本
仕
様

運転サイクル長さ
燃料交換バッチ数 (炉心/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯ
ﾄ)
炉心高さ

燃料形態
炉
心
燃
料
仕
様

U-TRU-Zr 合金←

ODS 鋼/PNC-FMS 鋼←

燃料ピン外径

8.5mm

←

被覆管肉厚
燃料スミア密度 (炉心・軸ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径ﾌﾞ
ﾗﾝｹ ﾄ)
Zr 含有率0.50 mm←

75 / 85 %TD

75 / － %TD

10 wt%←

炉心材料 (被覆管/ラッパ管)

ワイヤ径1.60 mm←

集合体当たり燃料ピン本数

271 本

←

13.3 / 19.0 wt%

13.3 / 19.5 wt%

101.7 / 61.9 GWd/t

104.6 / 74.0 GWd/t

1.5 %Δk/kk’

1.8 %Δk/kk’

0.851 / 0.137 / 0.153 / 1.141

0.866 / 0.173 / － / 1.039

431 / 470 W/cm

447 / 493 W/cm

Pu 富化度 (内側/外側炉心)*1*2

取出平均燃焼度 (炉心部/全炉心 )
炉
心
主
要
特
性

燃焼反応度
増殖比 (炉心/軸ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/全体)
最大線出力 (内側/外側炉心)3

炉心平均出力密度
最大高速中性子照射量*3
ドップラ係数 [Tdk/dT] (平衡末期)*4
ナトリウムボイド反応度 (平衡末期)
初装荷核分裂性 Pu 重量

255 W/cm←

5.1×1023 n/cm2

5.1×1023 n/cm2-3.7×10-3-3.9×10-3

*4

*5

7.2 $

4.1 t/GWe

複合ｼｽﾃﾑ倍増時間

53 年

*6

7.2 $*5
4.2 t/GWe－*1：Pu/HM、*2：ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ燃料を含む全体の平均燃焼度、*3：E > 0.1 MeV、*4：非均質補正考慮、*5：実
効遅発中性子割合 0.00361*6：燃料炉外滞在期間 5 年、燃交・定検期間 45 日

63

表 2.1.1-18

中型金属燃料高出口温度型炉心の主要目（ピン径 2 領域型）

項目
熱出力（電気出力）
炉心型式
基
本
仕
様

運転サイクル長さ
燃料交換バッチ数 (炉心/径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

導入期炉心

1,785 MWt (750 MWe)←

MABLE 型均質ピン径 2 領域炉心←26 ヶ月 (791 日)←

3/ － バッチ

←

90 cm

85 cm

炉心高さ
軸ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ厚さ (上部/下部)－ / － cm

20/－ cm

炉心等価直径399 cm←

遮へい体外接円径

5.14 m

←

燃料形態
炉
心
燃
料
仕
様

平衡期炉心

U-TRU-Zr 合金←

ODS 鋼/PNC-FMS 鋼←

燃料ピン外径 (内側/外側炉心)8.0 / 8.5 mm←

被覆管肉厚 (内側/外側炉心)
燃料スミア密度 (炉心・軸ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径ﾌﾞﾗﾝｹ ﾄ)
Zr 含有率0.47 / 0.50 mm←

75 / － %TD

75 / － %TD

10 wt%←

炉心材料 (被覆管/ラッパ管)

グリッドスペーサ段数

10 段

←

集合体当たり燃料ピン本数

271 本

←

Pu 富化度*1
取出平均燃焼度 (炉心部/全炉心*2)
燃焼反応度
炉
心
主
要
特
性

増殖比 (炉心/軸ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/全体)
最大線出力 (内側/外側炉心)12.2 wt%

12.2 wt%

85.2 / 85.2 GWd/t

80.7 / 67.1 GWd/t

0.53 %Δk/kk’

0.10 %Δk/kk’

1.036 / －/ － / 1.036

258 / 237 W/cm
3

炉心平均出力密度23

最大高速中性子照射量5.3×10

ドップラ係数 [Tdk/dT] (平衡末期)*4
ナトリウムボイド反応度 (平衡末期)

2

n/cm

-3.7×10-3*4*5

初装荷核分裂性 Pu 重量
複合ｼｽﾃﾑ倍増時間

263 / 250 W/cm
168 W/cm3

159 W/cm*3

1.017 / 0.125 / － / 1.143

5.0×1023 n/cm2-3.6×10-3

8.0 $8.0 $*5

5.7 t/GWe

5.4 t/GWe

－

63 年

*6

*1：Pu/HM、*2：ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ燃料を含む全体の平均燃焼度、*3：E > 0.1 MeV、*4：非均質補正考慮、*5：実
効遅発中性子割合 0.00362*6：燃料炉外滞在期間 5 年、燃交・定検期間 45 日

64

表 2.1.1-19

中型金属燃料高出口温度型炉心の主要目（重金属密度 2 領域型）

項目
熱出力（電気出力）
炉心型式
基
本
仕
様

運転サイクル長さ
燃料交換バッチ数 (炉心/径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)
軸ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ厚さ (上部/下部)

1,785 MWt (750 MWe)
MABLE 型均質重金属密度 2 領域
炉心23.3 ヶ月 (709 日)←←

3/ － バッチ←

100 cm←←－ / － cm

13/－ cm

炉心等価直径342 cm←

遮へい体外接円径

4.51 m←U-TRU-Zr 合金←

ODS 鋼/PNC-FMS 鋼←

燃料ピン外径

7.5mm

←

被覆管肉厚
燃料スミア密度 (内側/外側炉心・軸ﾌﾞﾗﾝ
ｹ ﾄ/径 ﾞﾗﾝｹ ﾄ)
ワイヤ径0.44 mm←

70 / 75 / － %TD

70 / 75 / － %TD

1.21 mm←

炉心材料 (被覆管/ラッパ管)

集合体当たり燃料ピン本数

271 本

←

Pu 富化度*1

12.3 wt%

12.0 wt%

Zr 含有率 (内側/外側炉心)
取出平均燃焼度 (炉心部/全炉心*2)
炉
心
主
要
特
性

導入期炉心

炉心高さ

燃料形態
炉
心
燃
料
仕
様

平衡期炉心

燃焼反応度
増殖比 (炉心/軸ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/全体)
最大線出力 (内側/外側炉心)10.0/ 6.0 wt%

10.0/ 6.0 wt%

93.1 / 93.1 GWd/t

91.6 / 83.0 GWd/t

0.52 %Δk/kk’

0.22 %Δk/kk’

1.032 / －3

炉心平均出力密度
最大高速中性子照射量*31.036 / 0.066 / － / 1.102
262 / 268 W/cm

194 W/cm←

5.4×1023 n/cm2

5.5×1023 n/cm2-4.1×10-3-4.1×10-3

ドップラ係数 [Tdk/dT] (平衡末期)*4
ナトリウムボイド反応度 (平衡末期)/ － / 1.032

271 / 295 W/cm

*4*5

初装荷核分裂性 Pu 重量
複合ｼｽﾃﾑ倍増時間

7.2 $

7.6 $*5

4.7 t/GWe

4.6 t/GWe

－

73 年

*6

*1：Pu/HM、*2：ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ燃料を含む全体の平均燃焼度、*3：E > 0.1 MeV、*4：非均質補正考慮、*5：実
効遅発中性子割合 0.00358*6：燃料炉外滞在期間 5 年、燃交・定検期間 45 日

65

燃料形態検討

フ
ェ
｜
ズ
Ⅰ
の
成
果

MOX燃料炉心概念検討

燃料形態
・ＭＯＸ燃料
・金属燃料
・窒化物燃料

炉心型式
・均質２領域・径方向非均質

再臨界回避方策
・ABLE型集合体
・内部ダクト型集合体
LLFP核変換炉心検討

燃料形態を選定
・ ＭＯＸ燃料
・金属燃料

４タイプの炉心概念の設計成立を確認
・均質２領域ABLE型
・均質２領域内部ダクト型
・径方向非均質ABLE型
・径方向非均質内部ダクト型

再臨界回避方策検討

炉心型式検討均質２領域
・炉心性能要求満足
・開発課題少径方向非均質・炉心性能要求満足
・熱設計成立が課題

ABLE型集合体

内部ダクト型集合体

・炉心性能低下影響小・溶融燃料排出能力の課題大・炉心性能低下影響大・溶融燃料排出能力の課題小均質２領域炉心を選定

フ
ェ
｜
ズ
Ⅱ
の
展
開

ABLE型集合体を選定

FBR導入シナリオ検討

炉心基本概念均質2領域ABLE型炉心FBR導入期高い増殖性能要求

コンパクト型炉心(炉心サイズコンパクト化)

FBR平衡期
増殖性能要求緩和
経済性向上要求
取合条件（燃料ｻｲｸﾙ・ﾌﾟﾗﾝﾄ設計）

再臨界回避方策検討
融燃料排出能力評価
中間まとめ

核変換有効性を確認
・核変換率、化合物等
・LLFP廃棄物低減利得

高内部転換型炉心(高燃焼度＊１、長期運転ｻｲｸﾙ)＊１

ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄを含む全炉心取出平均燃焼度

炉心・燃料設計検討
・コンパクト型炉心・高内部転換型炉心

LLFP核変換適応性＊２
129 99
自己生成分 I、 Tc 核変換可能＊２径ブランケット領域装荷

中間まとめ 有望炉心概念
・大型炉：コンパクト型炉心・中型炉：高内部転換型炉心(ABLE型,内部ﾀﾞｸﾄ型,新方策)改良内部ﾀﾞｸﾄ型集合体
燃料サイクルシステム検討
先進湿式再処理（FP混入率）炉心基本概念均質2 領域改良内部ﾀﾞｸﾄ型炉心遮へい設計検討 (成立性確認)
軽水炉使用済燃料回収TRU適用検討

炉心・燃料設計検討
・コンパクト型炉心・高内部転換型炉心

LLFP核変換適応性検討＊３
129 99(自己生成分 I、 Tc 核変換)
＊３

プラント設計検討
取合条件緩和（大型炉炉心ｻｲｽﾞ）

炉心領域装荷（LLFPインベントリ低減）

大型炉・中型炉 代表炉心概念

代替材炉心の検討(ODS鋼→PNC-FMS鋼)

高内部転換型炉心

高増殖炉心の構築（世界FBR導入シナリオ適合）

図 2.1.1-1 ナトリウム冷却 MOX 燃料炉心に関するフェーズⅠの成果とフェーズⅡ検討の展開

66

フ
ェ
｜
ズ
Ⅰ
の
成
果

燃料形態検討

金属燃料炉心概念検討

燃料形態
・ＭＯＸ燃料
・金属燃料
・窒化物燃料

炉心型式
・均質２領域・径方向非均質

燃料形態を選定
・ＭＯＸ燃料・ 金属燃料

再臨界回避方策・MABLE型集合体

２タイプの炉心概念の設計成立を確認
・均質２領域炉心・径方向非均質炉心

均質２領域

径方向非均質・炉心性能要求満足
・開発課題少・炉心性能要求満足
・熱設計成立が課題

FBR導入シナリオ検討

FBR導入期高い増殖性能要求

均質２領域炉心を選定

フ
ェ
｜
ズ
Ⅱ
の
展
開

＊２

原子炉出口温度：5 0 5 ℃

燃料：Pu富化度１種類
Zr含有率２種類
原子炉出口温度：5 5 0 ℃

検討対象炉心概念
・コンパクト型炉心・高出口温度型炉心

炉心・燃料設計検討

プラント設計（取合条件）

高出口温度型炉心の課題
中間まとめ

経済性向上要求高出口温度型炉心＊２(高出口温度、長期運転ｻｲｸﾙ)

コンパクト型炉心 ＊１（炉心ｻｲｽﾞｺﾝﾊﾟｸﾄ化）＊１

FBR平衡期
増殖性能要求緩和

燃料製造性（Zr含有率低減）
プラント設計（炉心ｻｲｽﾞ縮小）
炉心・燃料設計(流量領域削減)
燃料サイクルシステム検討

有望炉心概念の選定
・炉心性能、経済性、開発課題
・プラント設計との整合性
中間まとめ有望炉心概念
・大型炉：コンパクト型炉心・中型炉：コンパクト型炉心＊３径ブランケット領域装荷

遮へい設計検討 （成立性確認）

高出口温度型炉心の課題克服

軽水炉使用済燃料回収TRU適用検討
コンパクト化高出口温度型炉心・Zr含有率２種類
・燃料スミア密度２種類

金属電解再処理

LLFP核変換適応性検討＊４（自己生成分129 I、 99 Tc 核変換）
＊４

（FP混入率）

大型炉・中型炉 代表炉心概念
プラント設計検討
取合条件緩和LLFP核変換適応性＊３
自己生成分129 I、 99 Tc核変換可能

高出口温度換型炉心（大型炉炉心ｻｲｽﾞ）

炉心領域装荷（インベントリ低減）

代替材炉心の検討(ODS鋼→PNC-FMS鋼)
高増殖炉心の構築（世界FBR導入シナリオ適合）

図 2.1.1-2 ナトリウム冷却金属燃料炉心に関するフェーズⅠの成果とフェーズⅡ検討の展開

67

スケールメリットの追求

フ
ェ
｜
ズ
Ⅰ
の
成
果

①1次系機器合体・
ループ数削減（２ループ）
タンク型炉②2次系機器合体・
ループ数削減（３ループ）③機器合体・集中配置（4ループ）④機器・系統コンパクト化(２ループ）

フ
ェ
｜
ズ
Ⅱ
の
展
開

物量の低減、2ループ化を指向
ループ型炉①1次系機器合体・
ループ数削減（２ループ）
タンク型炉②2次系機器合体・
ループ数削減（２ループ）

ループ型炉

プラント概念案の構築○設計方針整備（安全、構造、耐震等）○概念の予備的構築○システム成立性課題の整理

更なる合理化・建設工期の短縮
・定検期間の短縮 等
Naの弱点克服
・Naー水反応対策
・Na漏洩対策 等
Naの魅力追求・合理的なISI
等

アドバンストループ型炉を選定①1次系機器合体・ループ数削減（２ループ）
長所：運転保守補修性、2次系簡素化ポテンシャル

成立性上の主要課題検討○安全性・再臨界回避方策具体化
・崩壊熱除去特性の強化○構造健全性・炉構造/IHX60年寿命化
・炉上部機構耐震性向上
・1次配管支持構造の強化等○要素試験反映による評価
・ガス巻込防止構造/水中
渦対策の具体化検討

代表概念の構築
・原子炉出力150万KWe×
ツインプラント◎経済性目標達成度確認

要素開発試験
試験計画と中間成果○炉上部プレナム内流動・ガス巻込防止・水中渦抑制○大口径高流速配管内流動・流力振動/Na潰食の抑制○ポンプ組込型IHX健全性
・伝熱管磨耗の抑制
・ポンプ機能維持の確認
等○12Cr系鋼の開発
・高強度、高熱伝導度、低熱張特性のFBR適用性○安全性EAGLEプロジェクト（カザフスタン）の完遂

中間まとめ◎経済性目標達成度の拡充（建設コスト、発電コスト）、システム成立性の確保

有望プラント概念の構築

図2.1.1-3 ナトリウム冷却大型炉のフェーズⅠ成果とフェーズⅡの展開

68

69

図2.1.1-4 プラント設計に採用された革新技術⑦高燃焼度化を可能にする
ODS被覆管

⑬建屋の3次元免震技術⑫炉心損傷時の再臨界を回避するための技術開発⑪炉心損傷の防止能力を向上させる受動的安全機構⑤システム簡素化のための燃料取扱系⑥建設工期短縮のためのSC
造格納容器

安全性向上に係る課題
安全性向上に係る課題⑩保守、補修性向上のための機器開発⑨高信頼性蒸気発生器（2重伝熱管）⑧ナトリウム配管の2重化徹底

信頼性向上に係る課題
信頼性向上に係る課題④原子炉容器のコンパクト化③1次冷却系簡素化のためのポンプ組込型中間熱交換器②システム簡素化のための冷却系２ループ化①配管短縮のための高クロ
ム鋼

経済性に係る課題
経済性に係る課題

70

フェーズⅠ研究

検討対象概念の選定

研究開発
・原子炉容器、冷却系
・BOP、配置 等

プラント概念構築

・炉心、安全、熱流動

成立性評価

反映

・原子炉容器・計装 等

プラント概念構築

・安全、熱流動等

成立性評価

中間評価

反映

H15

H16

・IHX、SG、材料
・燃取システム

代替案検討

・原子炉容器、崩壊熱除去系、２重管SG・代替案の検討

プラント概念構築

・研究開発成果による
評価

成立性評価

・炉心・集合体・２重管SG

概念見直

反映

図2.1.1-5 フェーズⅡ研究における設計研究の進め方

H14

さらなる革新的概念の追求 ・２次系削除 等

H13
フェーズⅡ研究

・主要概念構築

プラント基本仕様選定

技術課題摘出

設計研究

炉心安全向上研究

ISI機器の開発

原子炉容器ガス巻き込み抑制試験

ポンプ組込IHX振動試験

大口径配管内高速流による流動安定試験

高クロム鋼の開発

H17

・IHX、SG、材料
・燃取システム

代替案検討

・設計目標達成度評価
・課題とロードマップ整理

プラント概念仕上

・研究開発成果による評価
・構造健全性、熱流動

成立性評価

・設計目標
・経済性
・安全性

開発目標の達成
度評価

反映

100
核変換率
[%/cycle]
1
2
5
10
20
30

廃棄物量[%]

10

1

0.1

0.01
0.01

0.1

1
回収ロス[%/cycle]

10

100

（ 4cycle 照 射 後 に 再 処 理 を 行 う マ ル チ リ サ イ ク ル 想 定 時 ）

図 2.1.1-6

回収ロスと廃棄物量の関係

71

72

図 2.1.1-7

主要 炉 心 特 性
・Pu富化度（Pu/HM）
・全炉心取出平均燃焼度
・燃焼反応度・増殖比
・複合ｼｽﾃﾑ倍増時間
・最大線出力・炉心平均比出力・ナトリウムボイド反応度・初装荷Pu-f重量

25.4 wt% [平均]70 GWd/t
3.4 %⊿k/kk'
1.14
56 年
約 440 W/cm
67 kW/kg-MOX
5.9 ＄(EOEC)
約 4.2 t/GWe(c) 内部ダクト型均質２領域炉心

主要炉心特性・Pu富化度（Pu/HM）
・全炉心取出平均燃焼度
・燃焼反応度・増殖比
・複合ｼｽﾃﾑ倍増時間
・最大線出力・炉心平均比出力・ナトリウムボイド反応度・初装荷Pu-f重量

主要仕様
・原子炉出力1500 MWe／3,570 MWt
・原子炉出入口温度
550／395 ℃
・運転サイクル長さ
約16ヶ月 (487日)
・燃料交換ﾊﾞｯﾁ数
4/4 (炉心/径ﾌﾞﾗ)・遮へい体外接円径
約 6.6 ｍ・炉心等価直径
約 4.9 ｍ・炉心高さ
0.8 ｍ
・軸ブラ厚さ（上／下）
35 cm／35 cm
・Pu富化度種類
２種類（均質２領域）
・燃料ピン径8.2 mm・燃料ピン本数
294本 (中心37本削除）
・燃料スミア密度
82 %TD・炉心部実効燃料体積比 30.2 %・集合体配列ピッチ
195.0 mm
・再臨界回避方策
内部ダクト付き燃料による溶融燃料排出

外側炉心：240体

内部ﾀﾞｸﾄ(内部ﾀﾞｸﾄ型)

径方向装荷位置:８４体(d) 内部ダクト型径方向非均質炉心

主要仕様
・原子炉出力1500 MWe／3,570 MWt
・原子炉出入口温度
550／395 ℃
・運転サイクル長さ
約18ヶ月 (540日)
・燃料交換ﾊﾞｯﾁ数
4/4 (炉心/内部ﾌﾞﾗ&径ﾌﾞﾗ)・遮へい体外接円径
約 6.4 ｍ・炉心等価直径
約 5.0 ｍ・炉心高さ
1.0 ｍ
・軸ブラ厚さ（上／下）
30 cm／30 cm
・Pu富化度種類
１種類
・燃料ピン径8.5 mm・燃料ピン本数
360本(中心37本削除）
・燃料スミア密度
82 %TD・炉心部実効燃料体積比 31.2 %・集合体配列ピッチ
216.6 mm
・再臨界回避方策
内部ダクト付き燃料による溶融燃料排出
内部ブランケットによるボイド反応度低減
主要炉心特性・Pu富化度（Pu/HM）
28.1 wt%
・全炉心取出平均燃焼度 77 GWd/t
・燃焼反応度
2.6 %⊿k/kk'
・増殖比
1.16
・複合ｼｽﾃﾑ倍増時間
50 年
・最大線出力約 440 W/cm
・炉心平均比出力
62 kW/kg-MOX・ナトリウムボイド反応度
4.5 ＄(EOEC)
・初装荷Pu-f重量
約 5.0 t/GWe

内部装荷位置(3):４２体

内部装荷位置(2):３６体

内部装荷位置(1):６体

炉心：354体

大 型 MOX 燃 料 炉 心 に お け る 再 臨 界 回 避 方 策 お よ び 炉 心 型 式 組 合 せ 炉 心 概 念 の 仕 様 と 特 性 の 比 較

22.2 wt% [平均]77 GWd/t
2.8 %⊿k/kk'
1.17
41 年
約 420 W/cm
60 kW/kg-MOX
6.4 ＄(EOEC)
約 4.1 t/GWe(b) ABLE型径方向非均質炉心

径方向装荷位置:８４体

径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ：90体(a) ABLE型均質２領域炉心

内部装荷位置(3):４２体

内部装荷位置(2):３６体

内部装荷位置(1):６体+ + +++ + ++ ++ ++ +++ ++ +++++ + ++ + +++ + ++++ ++ + + + +++ ++ B+ +++++ B+ ++++ + + +++ + ++ +
++ +
+ +
+
+++ +
+ ++
+ + +
++ ++
+ +
+ +
+ +
B
++ + B
B
B
+ ++
+++ +
+ +
++ +
+ ++
++ +
+
+ +
+
+ +
++ B+
B + +
+ +
+
+ +
+ +
+ ++
++ ++
+ +
+ +
++ +
++
+ +
+
+
B
B
+ ++ BB+ ++ + +++ ++ +
+
+ +
+ + +
+ +++
++
+ + +
++ ++ +++ + + +++ + + + B ++ ++ ++ B + + + +++ + ++++ ++ ++ + + + ++ + + + ++ +++ ++ + +++++ + ++ + ++内側炉心：294体

主要 仕 様・原子炉出力1500 MWe／3,570 MWt
・原子炉出入口温度
550／395 ℃
・運転サイクル長さ
約19ヶ月 (570日)
・燃料交換ﾊﾞｯﾁ数
4/4 (炉心/内部ﾌﾞﾗ&径ﾌﾞﾗ)・遮へい体外接円径
約 6.1 ｍ・炉心等価直径
約 4.8 ｍ・炉心高さ
1.0 ｍ
・軸ブラ厚さ（上／下）
30 cm／30 cm
・Pu富化度種類
１種類
・燃料ピン径8.8 mm・燃料ピン本数
331 本
・燃料スミア密度
82 %TD・炉心部実効燃料体積比 35.2 %・集合体配列ピッチ
201.0 mm
・再臨界回避方策
軸ブラ一部削除による溶融燃料排出
内部ブランケットによるボイド反応度低減
主要 炉 心 特 性
・Pu富化度（Pu/HM）
24.8 wt%
・全炉心取出平均燃焼度 80 GWd/t
・燃焼反応度
2.0 %⊿k/kk'
・増殖比
1.19
・複合ｼｽﾃﾑ倍増時間
39 年
・最大線出力約 430 W/cm
・炉心平均比出力
58 kW/kg-MOX・ナトリウムボイド反応度
5.4 ＄(EOEC)
・初装荷Pu-f重量
約 4.7 t/GWe

外側炉心：278体

上下軸ﾌﾞﾗ
一部削除(ABLE型)

炉心：390体

主要 仕 様・原子炉出力1500 MWe／3,570 MWt
・原子炉出入口温度
550／395 ℃
・運転サイクル長さ
約18ヶ月 (548日)
・燃料交換ﾊﾞｯﾁ数
4/4 (炉心/径ﾌﾞﾗ)・遮へい体外接円径
約 6.4 ｍ・炉心等価直径
約 4.9 ｍ・炉心高さ
0.8 ｍ
・軸ブラ厚さ（上／下）
35 cm／35 cm
・Pu富化度種類
２種類（均質２領域）
・燃料ピン径8.6 mm・燃料ピン本数
271 本
・燃料スミア密度
82 %TD・炉心部実効燃料体積比 35.0 %・集合体配列ピッチ
181.9 mm
・再臨界回避方策
軸ブラ一部削除による溶融燃料排出

径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ：96体+ + +++ ++ +++++ ++ ++ ++ + + +++ + + + + + + + + + + + +
+++
+ ++
+ +
+ ++ + + + ++ + +++ ++++ + +++ ++ ++
+ + +
+
+ + +
B
++ ++
B
+++
+
+ +
++ B +
B
+ +
+ + +
+
+ +
+ + ++
+ +
++ ++
+ ++
+ +
+
+
B
B
+ ++
+
++
++ + +
++ +
+++
+ ++
+ +
++
++
++
B
B
B
+++
++++
+ ++
+++
++
+ +
+ + ++
+
++ +
++ ++
B
B
+ ++
++ +
+ +
+ +
++ ++
+
++ +
+ +++
+
++ B ++++++ B +
++
+
B
B
+
+ +
++ +
+
+
+
+
+
+ + ++ + ++ ++ +++++++ + + + + ++++ + +++ + + + ++ ++ + + + ++ +++ + + + ++ + ++ ++ ++ ++++ + ++++内側炉心：316体

内側炉心：183体

内側炉心：158体

外側炉心：150体

径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ：150体+ + + +
+ + + + + + +++ + +++ + +++ ++++ ++ ++ + + ++ ++ ++
+++
+ ++
++
++
B
+ +
B
+++
++ +
+
+
++
+
+ ++
+ ++ +
++
+ + B
+
B
B
+
+ ++
+ ++
+ +
+ ++ +
+
+ + +
+++ +
++
++
+++
+ ++ +
+ ++
B
B
+ + +
++ +
+ ++ ++ + ++ +++ + + ++ + +++ ++ + + + ++ +++ + + + ++ + + +

制御棒

+ ++ + + + ++ + ++ + ++ ++ ++ +++ ++ ++ + ++ ++ ++ ++ +++ +++ + B+ +
+ B +
+ +
+ + +
+ ++ +
+ +
+ +
+ +
+ ++
+ ++ +
BB++ ++ ++ + ++
+ +
B
+B+
+ +
+ +
+ + ++
B
B++ + +
+
+
+
+ ++
+ +
+ +
+
+ ++
+ +
+
+ +
+ ++ B +++ B + ++ + + +++ + +
+ +
+ +
+
+
+
+
+
+ ++ + ++ ++ ++ ++ ++ ++ ++ + +

炉心高さ
100cm

遮へい体

上下軸ブラ
一部削除
（ABLE型）

上部軸ブランケット
炉心
下部軸ブランケット

炉心高さ
80cm

上下軸ブラ

制御棒

遮へい体 一部削除(ABLE型)

約5.3m
遮
へ
い
体

外側炉心：156体

約5.4m
遮
径
へ
い ブ
ラ
体

遮
へ
い
体

上部軸ブランケット
炉心

遮
径
へ
ブ
い
ラ
体

下部軸ブランケット

主要仕様
・原子炉出力750 MWe／1,785 MWt
・原子炉出入口温度
550／395 ℃
・運転サイクル長さ
約 26ヶ月 (791日)
・燃料交換ﾊﾞｯﾁ数
4/- (炉心/径ﾌﾞﾗ)・遮へい体外接円径
約 5.3 m・炉心等価直径
約 3.7 m・炉心高さ
1.0 m
・軸ブラ厚さ（上／下）
30 cm／30 cm
・Pu富化度種類
２種類
・燃料ピン径10.4 mm・燃料ピン本数
217 本
・燃料スミア密度
82 %TD・炉心部実効燃料体積比
37.6 %
・集合体配列ピッチ
186.1 mm
・再臨界回避方策
軸ブラ一部削除による溶融燃料排出

主要仕様
・原子炉出力750 MWe／1,785 MWt
・原子炉出入口温度
550／395 ℃
・運転サイクル長さ
約18ヶ月 (548日)
・燃料交換ﾊﾞｯﾁ数
4/4 (炉心/径ﾌﾞﾗ)・遮へい体外接円径
約 5.4 m・炉心等価直径
約 3.5 m・炉心高さ
0.8 m
・軸ブラ厚さ（上／下）
30 cm／40 cm
・Pu富化度種類
２種類（均質２領域）
・燃料ピン径8.5 mm・燃料ピン本数
271 本
・燃料スミア密度
82 %TD・炉心部実効燃料体積比
35.8 %
・集合体配列ピッチ
178.0 mm
・再臨界回避方策
軸ブラ一部削除による溶融燃料排出

主要炉心特性・Pu富化度（Pu/HM）
・全炉心取出平均燃焼度
・燃焼反応度・増殖比(炉心部/全体)
・最大線出力・炉心平均比出力・ナトリウムボイド反応度・初装荷Pu-f重量

主要炉心特性・Pu富化度（Pu/HM）
・全炉心取出平均燃焼度
・燃焼反応度・増殖比(炉心部/全体)
・最大線出力・炉心平均比出力・ナトリウムボイド反応度・初装荷Pu-f重量

21.0 wt% [平均]101 GWd/t
2.9 %⊿k/kk'
0.82/1.04
約 400 W/cm
41 kW/kg-MOX
5.5 ＄(EOEC)
約 6.0 t/GWe(a) 高内部転換型炉心（ABLE型均質２領域炉心）

図 2.1.1-8

25.0 wt% [平均]55 GWd/t
3.7 %⊿k/kk'
0.70/1.15
約 416 W/cm
61 kW/kg-MOX
5.5 ＄(EOEC)
約 4.7 t/GWe(b) コンパクト型炉心（ABLE型均質２領域炉心）

中 型 MOX 燃 料 高 内 部 転 換 型 炉 心 の 主 要 仕 様 お よ び 特 性

73

1.3
減速材割合 30%
減速材割合 15%

補正因子

1.2

1.1

1.0

0.9
← LLFP集合体隣接側

0.8
0.0

0.2

0.4
0.6
0.8
隣接ﾄﾞﾗｲﾊﾞ燃料集合体内位置 (相対値)

図 2.1.1-9

隣接ドライバ燃料集合体内出力分布の比較（ 減 速 材 割 合 30%・ 15%）

74

1.0

75
Tcﾋﾟﾝ (Tc(金属))I ﾋﾟﾝ (YI3)
減速材ﾋﾟﾝ (Zr-H)

LLFP ﾀｰｹﾞｯﾄ集合体[炉外装荷炉心]遮へい体(Zr-H)

遮へい体(SUS)

制御棒(後備炉系)

制御棒(主炉系)

外側炉心

内側炉心

図 2.1.1-10 LLFP 核変換炉心の配置図および LLFP 集合体断面図 (炉内装荷炉心と炉外装荷炉心の比較)[炉内装荷炉心]遮へい体(Zr-H)

遮へい体(SUS)

制御棒(後備炉系)

制御棒(主炉系)

径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ

外側炉心

内側炉心

I ﾋﾟﾝ (CuI)
減速材ﾋﾟﾝ (Zr-H)

I ﾀｰｹﾞｯﾄ集合体

Tcﾋﾟﾝ (Tc(金属))
減速材ﾋﾟﾝ (Zr-H)

Tc ﾀｰｹﾞｯﾄ集合体

350

350

EOEC

BOEC

300
炉中心面出力密度 [W/cc]

炉中心面出力密度 [W/cc]

300

250

250
EOEC
200

200

150

BOEC

150

100

100

内側炉心

外側炉心

50

内側炉心

外側炉心

50

0

0
0

50
100
150
炉中心からの距離 [cm]

200

0

50
100
150
炉中心からの距離 [cm]単一 Pu 富化度型

200

Pu 富化度 2 領域型

図 2.1.1-11 金属燃料高出口温度型炉心（単一 Pu 富化度型）とコンパクト型炉心（Pu
富化度 2 領域型）の径方向出力分布の比較 －BOEC および EOEC 熱出力－

350
Pu 富化度 2 領域型(EOEC)
2領域Pu富化度型（EOEC）

炉中心面出力密度 [W/cc]

300

2領域Pu富化度型（BOEC）
Pu 富化度 2 領域型(BOEC)

250
単一Pu富化度型（一定）200
150

単一Pu富化度型
（一定）

100
50
内側炉心

外側炉心

0
0

図 2.1.1-1250100
炉中心からの距離 [cm]

150

200

金属燃料高出口温度型炉心（単一 Pu 富化度型）とコンパクト型炉心（Pu
富化度 2 領域型）の径方向出力分布の比較 －包絡熱出力－

76

77

図 2.1.1-13

主系制御棒（34体）

40mm

50mm

800mm

400mm

大型金属燃料コンパクト型炉心の炉心配置図（導入期炉心）B 後備系制御棒（15体）

径方向ブランケット燃料集合体（90体）

B

B

Zr-H遮へい体（102体）

B

B

B

B

ステンレス鋼反射体（96体）

B

B

B

外側炉心燃料集合体（198体）

B

B

B

B

内側炉心燃料集合体（336体）

B

B

1,660mm

30mm

78

B

図 2.1.1-14

40mm

50mm

850mm

150mm

大型金属燃料コンパクト型炉心の炉心配置図（平衡期炉心）

主系制御棒（34体）
B 後備系制御棒（15体）

B

B

ステンレス鋼反射体（186体）

B

B

B

B

外側炉心燃料集合体（198体）

B

B

B

Zr-H遮へい体（102体）

B

B

B

内側炉心燃料集合体（336体）

B

B

1,660mm

30mm

79

図 2.1.1-15

B 後備系制御棒 (7体)

40mm

950mm

1,850mm

大型金属燃料高出口温度型炉心の炉心配置図（重金属密度 2 領域型

ステンレス鋼反射体 (96体)

Zr-H遮へい体 (210体)

B

B

主系制御棒 (21体)BB

外側炉心燃料集合体 (348体)

BB

内側炉心燃料集合体 (297体)

B

B

30mm

平衡期炉心）

80

図 2.1.1-16

B 後備系制御棒 (7体)

40mm

950mm

120mm

大型金属燃料高出口温度型炉心の炉心配置図（重金属密度 2 領域型

ステンレス鋼反射体 (96体)

Zr-H遮へい体 (210体)

B

B

主系制御棒 (21体)BB

外側炉心燃料集合体 (348体)

BB

内側炉心燃料集合体 (297体)

BB

1,850mm

30mm

導入期炉心）

81

40mm

950mm

150mm

大型金属燃料高出口温度型炉心の炉心配置図（炉心①（増殖比 1.19））

B 後備系制御棒 (7体)ステンレス鋼反射体 (198体)

図 2.1.1-17

Zr-H遮へい体 (222体)

B

B

主系制御棒 (21体)BB

外側炉心燃料集合体 (318体)

BB

内側炉心燃料集合体 (327体)

BB

1,850mm

30mm

82

図 2.1.1-18

主系制御棒 (21体)

径ブランケット燃料集合体（96体）

40mm

950mm

150mm

大型金属燃料高出口温度型炉心の炉心配置図（炉心②（増殖比 1.26））

B 後備系制御棒 (7体)

Zr-H遮へい体 (222体)

B

ステンレス鋼反射体 (102体)

BB

外側炉心燃料集合体 (318体)

B

B

B

内側炉心燃料集合体 (327体)

BB

1,850mm

30mm

83

図 2.1.1-19

主系制御棒 (21体)

径ブランケット燃料集合体（96体）

40mm

950mm

700mm

大型金属燃料高出口温度型炉心の炉心配置図（炉心③（増殖比 1.27））

B 後備系制御棒 (7体)

Zr-H遮へい体 (222体)

B

B

ステンレス鋼反射体 (102体)

BB

外側炉心燃料集合体 (318体)

BB

内側炉心燃料集合体 (327体)

BB

1,850mm

30mm

84

図 2.1.1-20

40mm

950mm

700mm

大型金属燃料高出口温度型炉心の炉心配置図（炉心④（増殖比 1.31））

B 後備系制御棒 (7体)

Zr-H遮へい体 (114体)
主系制御棒 (21体)

径ブランケット燃料集合体（198体）

B

ステンレス鋼反射体 (108体)

BB

外側炉心燃料集合体 (318体)

B

B

B

内側炉心燃料集合体 (327体)

BB

1,850mm

30mm

85

図 2.1.1-21

主系制御棒 (19体)

ブランケット燃料集合体 (66体)

40mm

50mm

850mm

200mm

中型金属燃料コンパクト型炉心の炉心配置図（導入期炉心）B 後備系制御棒 (8体)

Zr-H遮へい体 (78体)B

外側炉心燃料集合体 (106体)

B

B

ステンレス鋼反射体 (72体)

B

B

B

内側炉心燃料集合体 (156体)

BB

1,660mm

30mm

86

図 2.1.1-22

B 後備系制御棒 (8体)

40mm

50mm

850mm

350mm

中型金属燃料コンパクト型炉心の炉心配置図（平衡期炉心）

ステンレス鋼反射体 (138体)

主系制御棒 (19体)

B

Zr-H遮へい体 (78体)BB

外側炉心燃料集合体 (106体)

B

B

B

内側炉心燃料集合体 (156体)

BB

1,660mm

30mm

87

図 2.1.1-23

40mm

900mm

1,850mm

30mm

中型金属燃料高出口温度型炉心の炉心配置図（ピン径 2 領域型

B 後備系制御棒 (6体)

主系制御棒 (13体)ステンレス鋼反射体 (174体)

Zr-H遮へい体 (96体)B

外側炉心燃料集合体 (276体)

BB

内側炉心燃料集合体 (180体)

B

B

B

平衡期炉心）

88

図 2.1.1-24

B 後備系制御棒 (6体)

40mm

850mm

300mm

中型金属燃料高出口温度型炉心の炉心配置図（ピン径 2 領域型

ステンレス鋼反射体 (174体)

Zr-H遮へい体 (96体)
主系制御棒 (13体)B

外側炉心燃料集合体 (288体)

BB

内側炉心燃料集合体 (168体)

B

B

B

1,850mm

30mm

導入期炉心）

89

図 2.1.1-25

B 後備系制御棒 (4体)40mm

1,000mm1,850mm

中型金属燃料高出口温度型炉心の炉心配置図（重金属密度 2 領域型

ステンレス鋼反射体 ( 78体)

Zr-H遮へい体（174体）
主系制御棒 (12体)

外側炉心燃料集合体 (249体)

B

内側炉心燃料集合体 (144体)

B

B

B

30mm

平衡期炉心）

90

図 2.1.1-26

B 後備系制御棒 (4体)40mm

1,000mm130mm

1,850mm

中型金属燃料高出口温度型炉心の炉心配置図（重金属密度 2 領域型

ステンレス鋼反射体 ( 78体)

Zr-H遮へい体（174体）
主系制御棒 (12体)

外側炉心燃料集合体 (249体)

B

内側炉心燃料集合体 (144体)

B

B

B

30mm

導入期炉心）

2.1.2 ナトリウム冷却炉固有の課題への対応方策の検討
2.1.2.1 ナトリウム漏えい対策(1) 取り組み方針
フェーズ１では、ナトリウム配管などからのナトリウム漏えいに対し、熱的影響やエアロゾ
ルが広範囲に及ぶのを防止するために、各容器をガードベッセルで、配管や機器を外管またはエンクロージャで囲んだ構造とする方策を採用してきた。
フェーズ２ではこの方策を基本として、ナトリウム漏えいに対する安全性および経済性の観点での要求条件を整理し、これを満足する具体的な設備構成についての検討を行った。
FBR プラントにおいてに安全性に対する要求事項は、事故時において、①

原子炉を速やかに停止すること②

原子炉冷却機能を確保すること③

放射性物質が外部に放出されないことであり、ナトリウム漏えいに関してもこれら要求を確保することが必要となる。さらに、ナト
リウム漏えい特有の安全性の観点では④ナトリウムエアロゾルの外部放出を防止すること⑤

ナトリウム漏えいにより安全機能を有する機器等への影響を防止すること⑥

漏えい先行型破損(LBB)に基づき、微少漏えいの段階で検知し漏えいを終息させることである。
一方、経済性の観点での対策も重要であり、漏えいによるプラント稼働率低下防止と漏えい
ナトリウムの熱やエアロゾルから機器等の損傷を防止できるような合理的な設計としなければならない。
以上の点で、原子炉容器や蒸気発生器などの容器・機器、ナトリウム配管および崩壊熱除去系を対象としてナトリウム漏えい対策設備について検討した。
(2) 安全性
ここではナトリウム漏えいに対する安全要求の具体的な内容について整理した。以下に上記の取り組み方針で述べた個々の要求事項ついて記載する。
(i)

原子炉停止機能
原子炉を停止させるためにナトリウム漏えいを確実に検知すること、および漏えいナトリ
ウムの熱的、化学的影響が原子炉停止システムに影響を及ぼさないこと。

(ii) 原子炉冷却機能
炉心冷却に必要な炉内のナトリウム液位が確保できること、および崩壊熱除去システムが機能すること。
(iii) 放射性物質の放出防止
１次ナトリウムおよびそのエアロゾルの外部への放出を防止すること。
(iv) 安全機能を有する機器等への影響防止
ナトリウム燃焼による熱、圧力およびエアロゾルが安全機能を有する構造物、系統、機器に影響がないこと。
(v) 漏えい先行型破損(LBB)思想に基づく微少漏えい検出
LBB の考え方が適用できるように 100g/hr 程度の微少漏えいを 24 時間以内（暫定）に検91

出できること。
(vi) エアロゾル放出防止
ナトリウム燃焼により発生するエアロゾルの化学的特性の人体に与える影響を考慮して、
非放射性エアロゾルであっても外部への放出を抑制すること。
(3) 経済性からの要求条件
経済性の要求事項は、漏えいナトリウムによる稼働率の低下防止と財産保護を図る合理的設計であり、このためには以下の３つの条件を満たすことが重要になる。
①

Na 漏えいの発生頻度を低減させること②

ナトリウム漏えい時にはその影響範囲を限定すること③

漏えい後の補修性の向上を考慮した設計とすること①を達成するためには、漏えい発生原因となりやすい溶接部、構造的不連続部および枝管等の付属物を可能な限り排除することが必要である。さらに Na 配管などの ISI も発生頻度を低減させるには有効であり、ISI が容易に実施できなければならない。
②は漏えいナトリウムやエアロゾルの拡散を抑制することで、補修のための清掃を容易にして早期のプラント復旧を可能とするものである。このためには早期に検知することと、漏えい
ナトリウムやエアロゾルを限定できる構造とすることが重要である。
③の補修性の向上については、エンクロージャなどを用いた２重壁構造における具体的な補修方法を検討しておくことで、プラントの運転復帰を速やかに実施するものである。補修用機
材の現場搬入や作業スペースについての考慮も必要である。
実際には上記の①〜③を同時に満足させることは困難である場合が多く、また補修性向上の対策を講じることによって大幅なプラント建設費増加につながる可能性もある。このことは、
例えばナトリウム主配管の２重壁構造の内外管間隙部を影響範囲限定するために区画化しているが、区画範囲を小さくするほど清掃や補修は容易になり早期補修は可能となるが、区画壁設置のためにナトリウム配管に新たに溶接部が必要になりナトリウム漏えい発生要因の増加になる。さらに区画毎の漏えい検出設備や予熱ヒーターが必要になるなどコスト増加にもつながる。
また、補修性向上のための作業スペースをプラント内に大きく確保すれば建屋容積が増加する。
以上の様に、早期補修を指向する設計と漏えい発生頻度を低減する設計は相反する傾向にあるが、フェーズ２のプラント設計では漏えい発生頻度の低減を優先とした方策を採用することとし、その前提条件で補修性の向上の検討を行うこととした。なぜなら、漏えい後の早期補修に重点を置くよりも、漏えい発生頻度を低減した対策の方が、結局は稼働率が高くなり経済性の観点で有利であると考えられるからである。なお、補修性の向上が過度なプラント建設費増加に繋がらないように注意を払う必要がある。
さらに、ナトリウム漏えい箇所が１次系または２次系、配管または機器・容器によって補修の容易性、補修期間および漏えい発生頻度が異なるため、画一的な対策を検討するのではなく、対象とする部位に応じてナトリウム漏えい対策に対する考え方を整理しておく必要がある。
１次系については放射化されているため、漏えい後の補修は容易ではなく、時間も要すると考えられるため、漏えい発生確率の低減を図る方策を特に重視しなければならない。１次系ポンプを IHX に組み込んで一つの容器内に収納し、１次ナトリウムバウンダリを２次ナトリウムバウンダリで囲んだ構造としていることや、配管エルボーを減らすことで１次系配管を短くし92

ていることなどは、１次ナトリウムバウンダリ面積を小さくして、漏えい発生頻度の低減に効果がある。
一方、２次系については１次系と比較すればナトリウム配管が長くエルボー構造が多いことから、漏えいの発生する確率は１次系よりは高くなることが予想される。２次系であり作業性が良くなることもあり、短期間での補修方法を検討しておく必要がある。
また、機器・容器類からの漏えいについては、配管の様に漏えい部位を切断して溶接補修することは現状技術では不可能であり、機器・容器全体を交換することになる。このため、交換に伴う稼働率低下の影響は大きく、補修性の向上の検討よりも製作時の品質保証(QA)や供用前検査(PSI)が確実に実施できることが重要となる。
(4) ナトリウム漏えい対策設備の具体化
安全性および経済性の要求に基づいて、１次系および２次系および DHRS（崩壊熱除去系）の AC（空気冷却器）のナトリウム漏えい対策設備についての具体化を図った。図 2.1.2-1 にナトリウム漏えい対策設備の構成を示す。
ナトリウム漏えい対策設備はナトリウム漏えいを検出する設備と機器・配管を覆う設備（ガードベッセル、外管、エンクロージャ）から構成される。
漏えい検出系については、小漏えいに対しては確実な検出を行うために、検出感度が高く原理 の 異 な る ２ つ の 検 出 器 を 組 み 合 わ せ る こ と と し 、 レ ー ザ 検 出 器 お よ び SID (Sodium
Ionization Detector)を設置した。レーザ検出器はナトリウム特有の光スペクトルを検出するもので、高い感度とナトリウムを選択的に検出できる特徴がある。中大漏えいに対しては接触式
漏えい検知器および連続式液位計を採用する。
１次系配管の外管や原子炉容器ガードベッセルについては、漏えい時の炉容器の液位確保および格納容器内の温度、圧力の上昇防止ができることとした。このため気密構造で内部を不活性雰囲気とすることとし、漏えい量を制限するとともに、ナトリウム燃焼も防止した。このよ
うにガードベッセルや外管は、漏えいナトリウムのリークタイト性が要求されることから溶接構造とする。また、ファイバースコープによる目視検査等の ISI（供用期間中検査）検査機のアクセスルート確保のため外管にメンテナンス孔および案内ルートを設置する。
炉心冷却（崩壊熱除去）は DRACS 及び PRACS で実施されるため、２次系のナトリウム配管や機器のエンクロージャについては、炉心冷却のための２次ナトリウムの液位確保の機能は要求されないが、補修までの期間はナトリウムを保持することが必要になる。なお、エンクロ
ージャ内部については１次系配管と同様に漏えいナトリウムの燃焼抑制し腐食防止のために内部は窒素ガス雰囲気とする。
外管やエンクロージャへの保温材の設置位置（内側/外側：図 2.1.2-2 参照）や、区画壁の設
置箇所については、補修性、溶接構造の有無、配管予熱系、検出系の観点から幾つかのオプシ
ョンが検討された。
保温材を外管やエンクロージャの外側に設置することで外管/エンクロージャを高温仕様とした場合にはベローズも、高温仕様のものが必要になる。さらにナトリウム配管のパイプホイップ対策として、外管の高温強度の確保も必要である。一方、保温材を外管/エンクロージャの内側に設置して、外管/エンクロージャを低温仕様とした場合、漏えいナトリウムが保温材に進入し補修には時間を要することとなる。またヒーター内装のため外管・エンクロージャに貫通

93

部が必要になる。この他、常温仕様のルーフデッキ（１次系）や配管支持構造物との取り合いも検討する必要がある。この様に外管・エンクロージャを高温方式とするか、低温方式とするかについてはそれぞれに長所・短所がある。１次系、２次系とも枝管を削除し、ナトリウムバ
ウンダリ面積をできるだけ少なくすることで、漏えいの発生頻度低減を指向していることから、補修性の向上を図るよりもプラントとの取り合いや低温仕様のベローズを用いることにより信頼性の向上を優先することとした。よって保温材は外管・エンクロージャの内側に設置する低温方式を採用する。
区画壁は Na 漏えい時に内外管の間でナトリウムおよびそのエアロゾルが拡散し補修の妨げになることを防止するためのものである。区画壁を増やすほど漏えい時の補修範囲は仕切壁の範囲内に限定されるため、補修は容易にはなるが、区画毎の漏えい検知系や予熱が必要になりシステムは複雑化する。さらに仕切壁はナトリウム配管との間に図 2.1.2-3 に示すような Z ジャンクションを必要とするため新たな溶接部が発生し、漏えいの要因を増加させることになる。
エルボー部など溶接部の密集しているところなど漏えい発生の可能性の高い箇所では区画化を小さくし、ストレート管のように溶接部の存在しないところでは、区画壁間隔を大きくするなど、場所に応じた施工方法が考えられる。しかし、前述のように溶接部をできるだけ少なくするなど、漏えいの発生要因を低減させることを優先していることから、１次系、２次系とも配管と機器・容器の間以外には仕切構造は設置しないこととした。ただし、２次系配管の格
納バウンダリを構成する床を貫通する部位においても、格納バウンダリ形成のために配管とエンクロージャの間に仕切構造を設ける。
１次系および２次系配管の保温材、区画壁、漏えい検出計および ISI 検査孔などのナトリウ
ム漏えい対策構造を具体化した様子を図 2.1.2-4 から図 2.1.2-6 に示す。図 2.1.2-4 には中型炉の１次系ホットレグ配管の外管構造を、また図 2.1.2-5 には中型炉２次系ミドルレグ配管（上部）のエンクロージャ構造をそれぞれ一例として示す。また、大型炉でのナトリウム配管とエンクロージャの区画壁の設置位置を図 2.1.2-6 に示す。
DHRS（崩壊熱除去システム）の空気冷却器の伝熱管については図 2.1.2-7 に示すように２重管構造とし、また U 字管部およびヘッダ部はエンクロージャで覆い内部は不活性ガスで充填する。ナトリウム漏えい検出器はレーザ検出計と SID（Na イオン検出計）を設置した。中規模漏えいはエンクロージャ底部に設置した接触式検知器で、大規模漏えいに対しては DHRS
膨張タンクの液位低信号で検出する。ナトリウム主配管に比べて溶接箇所が多いため補修性向
上を重視することとし、エンクロージャの外側に保温材、予熱ヒーターを設置する。なお、２重伝熱管の貫通破損対策として、空気ダクトに漏えい検出器を、また給気ダクト下部に漏えい
ナトリウムの貯留装置を設置する。
(5) 漏えい検出後の運用
ナトリウム漏えい検出器として設置を検討した SID、レーザ式、接触式検出器および液位計について、その運用は以下の基本方針によるものとする。なお、１次系ナトリウム漏えい、２次系ナトリウム漏えい時の運用状況をそれぞれ図 2.1.2-8 および図 2.1.2-9 に示す。
(i)

１次系
微少漏えいでは、まず SID およびレーザ式検出系により警戒信号が発信する。この段階で運転員の判断によりレーザ式検出系の信号や化学分析などの方法により、ナトリウム漏えい

94

であることを確認し、手動で原子炉停止操作を行う。これにより大漏えいに至る前の初期段
階で終息させることが可能となる。
その後、漏えいが大きくなった場合や、大漏えいの場合は安全保護系並の信頼度を有する
原子炉容器液位計またはガードベッセル漏えい液位計にて検知し、ナトリウム漏えい信号を発信させて原子炉を自動停止させる。
(ii) ２次系
微少漏えいでは、まず SID およびレーザ式検出系で警戒信号が発信される。この段階で運転員の判断によりレーザ信号や化学分析などの方法により、ナトリウム漏えいであることを確認し、手動で原子炉停止操作を行う。これにより大漏えいに至る前の初期段階で終息させることが可能となる。
中規模漏えいでは、接触式検出計および SG 液位計にて検知し、レーザ信号や化学分析などの方法によりナトリウム漏えいの確認した上で、手動で原子炉停止操作を行う。
漏えいが大きくなった場合や、大漏えいの場合は安全保護系並の信頼度を有する SG 液位
計にて検知し、ナトリウム漏えい信号を発信させて原子炉を自動停止させる。
2.1.2.2 ナトリウム・水反応対策(1) 取り組み方針
ナトリウム加熱型蒸気発生器（蒸気発生器は、以下 SG という。）において伝熱管が破損し水リークが発生すると、ナトリウム・水の反応ジェットの浸食作用により、隣接する伝熱管に損傷を与え破損領域は拡大するおそれがある。この結果水リーク量は増加し、２次系内の圧力はリークした水や反応で発生した水素により上昇する。しかし、実際には水リーク検出系によりナトリウム・水反応は早期に検知され、水・蒸気系は SG から速やかに隔離されるとともに、
SG 内部の保有水を減圧することで、ナトリウム・水反応は終息する。
実用化 FBR の SG においては、このようなナトリウム・水反応に対して、安全性だけでなくSG の財産保護や稼働率の様な経済性の観点でも対策を検討することとした。
まず安全性については、従来の FBR プラントと同様に、炉容器との間に２次ナトリウム系を設置し、万一の SG の伝熱管破損に対してもその影響が直接炉心に及ぶことの無いようにしている。そして、この為にはナトリウム・水反応による圧力を受けても中間熱交換器（以下、IHX という。）の１次系バウンダリの健全性が確保されることが必要である。さらに、直接的には炉心に影響はないものの、SG 本体胴や２次系配管などの２次系バウンダリについても、圧力によって破損することの無いようにしなければならない。
経済性については、伝熱管破損時の水リークの影響を抑え、伝熱管は損伝播を防止し財産保護を図る共に、プラント稼働率の低下を避けなければならない。
以上の２つの目標を達成することとし、それぞれの考え方や設計方策について以下で述べる。
(i)

安全性
２次ナトリウム系を設置しているため、SG 水リークは炉心安全には直接的には影響しない。このことを確実にするために、ナトリウム・水反応によって生じる圧力上昇から IHX の１次系バウンダリの健全性を確保することが要求される。しかし、実際には IHX がナトリウ
ム・水反応の圧力によって破損するのは、相当多数本の SG 伝熱管が同時にギロチン破断す95

る場合であり、この様な事象は工学的にはありえない。
そこで、SG 安全の観点では、同時多数本ギロチン破断に対して十分な安全裕度を持ち、かつ現実的な事象として、１本の伝熱管破損から生じる水リークを想定する。想定する水リークは初期事象として微少リークから大リーク（１本ギロチン破断）までとし、この範囲において隣接管への破損伝播を考慮して、最大となる水リーク率を求める。そして、この最大
水リーク率に達した時においても、２次系の健全性が確保されることを確認することとなる。
水リーク対策設備としては水リーク検出系とナトリウム・水反応終息系から構成される。
検出系はナトリウム・水反応で発生する水素や圧力上昇を検出する検出計と、これらの信号処理システムから成り立っている。また、事象終息系は給水側の隔離弁、SG 内の保有水を放出し水・蒸気系を減圧する開放弁、およびブローダウンタンクから構成されている。検出計で検知された後、水側の隔離およびブローによりナトリウム・水反応は速やかに終結し SG
は安全に停止する。
なお、水リーク率が大きい場合には SG ナトリウム側のラプチャー・ディスクがナトリウ
ム・水反応の発生圧力により破裂し、反応生成物をダンプタンクを経由してサイクロンセパ
レーターに放出する。反応生成物中の水素ガスは、サイクロンセパレーター頂部に設置されている点火器により大気放出時に燃焼処分される。
(ii) 経済性
経済性については SG の財産保護と稼働率低下防止を達成するために、ナトリウム・水反応の発生頻度を低下させること、万一の水リークの際には破損伝播を防止すること、及び SG補修に伴うプラント停止期間を短くすることを目標とする。
このために、SG の Na/水境界を２重壁構造とすることによってナトリウム・水反応を実質的に除外することとした。
SG の経済性を評価するには、①

プラント建設時の SG の製作費②

SG のプラグ補修または SG 交換のためのプラント停止による電力損失費③

SG を交換する場合には新規 SG 製作費の３者を考慮することが必要である。２重管 SG は単管 SG に対して SG 製造コストは高くなるものの、水リークを排除できることから SG の交換の可能性がなく、また稼働率に及ぼす影響も小さくなる。つまり、伝熱管を２重壁構造としてある程度の初期コストを投資することにより、運転時での経済性を確保しようとするものである。
(2) ２重管 SG の水リーク防止対策
このように実用炉の FBR の SG では、経済性向上の観点から２重管方式を採用することとした。２重管 SG の構造概念を図 2.1.2-10 に示す。
本 SG の伝熱管は内管と外管から構成される直管型の２重伝熱管であり、内外管は機械的に圧着されている。給水は２重管 SG 下部の給水プレナム内から２重伝熱管内側に流入しナトリ
ウムから受熱しながら上昇して、上部蒸気プレナムに過熱蒸気として流出する。ナトリウムは
伝熱管外側を上部から降下し、水側とは対向流となって熱交換する。
また、管板については１枚管板とし、同図に示すような２重管と１枚管板継ぎ手構造を採用

96している。
ここでは２重管 SG におけるナトリウム・水反応防止の考え方や方策について、２重伝熱管と管-管板継ぎ手のそれぞれに分けて説明する。
(i)

２重伝熱管部
２重伝熱管の内外管同時破損に至る過程を下記の如く(a)共通要因破損、(b)従属破損、(c)
内外管独立破損の重ね合わせ、に分類して検討した。また表 2.1.2-1 にこの検討結果をまとめる。
(a) 共通要因破損［同じ要因によって内管と外管が同一位置で貫通破損する場合］評価上重要になる伝熱管の共通破損要因は、DNB 温度振動、流力振動によるき裂及びフ
レッティング摩耗による減肉である。
まず、き裂の起点となる初期欠陥は製造時の使用前検査(PSI)で除外する。次に、伝熱管支持板を適切に配置することで流力振動を抑制し、これによるき裂や摩耗の発生・進展を阻止する。伝熱管支持板は、タイロッドにカラーをつけて脱落を防止するとともに、定検時の供用期間中検査（ISI）により、常に正しい位置に存在していることを確認する。
万一、供用前検査(PSI）で検知できない肉厚 10％程度以下の微少な初期き裂が存在し、これが成長した場合には、き裂欠陥の進展速度と ISI による検出性能が重要となる。すな
わち、き裂の進展速度が１運転サイクルに比べて遅く、伝熱管の健全性に影響を及ぼす前に ISI で欠陥を検知できることが重要である。ここでは伝熱管に定常的に加わる応力としては最も大きい DNB によるき裂進展と、ISI（超音波検査）によるき裂欠陥の検出性能を比較し、内外管同時破損防止を検討した。
超音波による伝熱管（外管）欠陥検出性能基礎試験の結果を 2.1.2.3｢供用期間中検査と補修｣(4)(ii)節「SG 伝熱管検査技術の開発」に、また DNB き裂進展解析結果を 2.2.2.3｢構造健全性｣(4)(ii)(d)3)節「２重伝熱管 DNB 評価」に記載する。超音波による２重管の検査性能については外管外表面のき裂欠陥の場合、肉厚の約 10〜20％程度であれば検出できる見通しのあることがわかった。一方、DNB き裂進展解析結果から使用前検査(PSI)で検出できなかった肉厚 10％の微小き裂が DNB 領域に存在し、それが成長した場合、その進展速度は定検間隔（約２年）に対して十分に遅いことも明らかになった。このことから、定検時に伝熱管検査を実施することで、たとえき裂欠陥が成長していても、伝熱管の健全性に影響を及ぼす前に検知し、内外管同時貫通破損を防止できることが明らかとなった。
一方、伝熱管の支持板との摩耗については、伝熱管母材（12Cr 鋼）の摩耗データが得られていないこと、及び流力振動とフレッティング摩耗量の関係が現時点では定量化されていないことから、今後の R&D による評価を行うことが必要である。そして、これに基づいて伝熱管（外管）の摩耗代を予め設定し、摩耗減肉についても定期検査中に超音波探傷等によって、健全性を確認することとなる。

97

(b) 従属破損［内管または外管が先に破損し、それが原因となってもう片側が破損する場合］
る場合］
従属破損は具体的には片側（内管または外管）から発生したき裂が界面部を通過してもう片側へ進展する現象や、外管が減肉している状態で内管破損が発生し蒸気圧によって外管が破損して貫通破損に至るケースが考えられる。
前者に対しては二重管の構造的分離によるき裂の界面部での進展阻止、後者については定検時の内外管検査により減肉などの伝熱管の異常を予め検知することで防止する。
(c) 内管・外管破損の独立事象の重ね合わせ［内管と外管が異なる要因によってそれぞれ独立に破損するが、破損箇所と時間が重なることによって内外管同時貫通破損となる場合］
内管及び外管のアプリオリな同時貫通破損を仮定するが、内外管同時破損位置が 10 数
cm 以上離れていれば、界面部の圧力損失によって Na 中への水リーク率は制限され、急速なウェステージや破損伝播は発生しない。よってこの様なケースでの微少水リークの発生
は設計基準として許容することとし、この場合の水リークは Na 中水素計で検出する。
なお、内外管の破損位置が近接している場合は水リーク率は大きくなるが、近接して内外管が異なる要因で同時破損する可能性は非常に低く、確率論的に除外可能と考えている。
(ii) ２重管-１枚管板継手
従来の２重管 SG では、SG 運転中の水側境界リーク及び Na 側境界リークの連続漏洩監視を行っていたため、２枚管板構造が必須となっていた。しかし、実用炉で検討を進めている
２重管 SG は、伝熱管はプラント定期点検時に ISI による検査で２重管の信頼性を確保するため、必ずしも２枚管板構造にする必要がない。また、２枚管板構造の場合、Na 管板-外管
継手破損検知後の位置の特定や２枚管板構造におけるプラグ補修が困難である等の理由により１枚管板を採用することとした。
図 2.1.2-10 に２重管-１枚管板継ぎ手構造の詳細を示す。２重管を管板から突き出る構造とし拡管により管板との強度（固着力）を確保する。さらに溶接リングを端部に設置して、スタブと共に溶接を行いシール性を確保する。この構造は水・蒸気プレナムからのアクセス性が良いため、定期検査時に継手構造の検査が容易になる。
万一、管-管板継ぎ手のシール部が破損しても、２重管は管板部に圧着されているため、水側から管と管板の間隙部を通過して Na 中にリークする水は十分に制限され、有意なナトリ
ウム・水反応には至らず、これについても設計基準水リークとして許容する。
(3) ２重管 SG における大リーク
プラントの安全性の観点で、万一の２重伝熱管１本完全破断時の水リークを想定して２次系
内圧力伝播解析を行い、２次系バウンダリーの健全性が確保されることを確認する。
解析では伝熱管破断時における水リーク率を求め、これに基づいて２次系内（SG,IHX,ポンプ、配管）の初期スパイク圧、準定常圧を計算し、２次系各所の最大圧力に基づいて構造健全性を評価する。

98

(i)

解析条件
伝熱管完全破断のような大リーク時には、ラプチャーディスク(R/D)が開放し、R/D 破裂信号等により水ブローが開始するとともに、SG 水系は給水・タービン系から隔離され減圧する。しかし、ここでは保守的な評価を行うため SG 内部の水側減圧は無視し、水リークが継続するものとして解析する。さらに伝熱管破断箇所は水リーク率が大きくなる水単相域、すなわち管束部下部としている。
なお、伝熱管入口オリフィスが設置されている場合には、伝熱管破断時に水リーク率を制限する役割を期待することができる。一方、2.2.2.5(4)(iii)水側流動安定性評価のところで述べているように、本 SG にはオリフィスを設置しない設計としている。しかし、ここでは比較検討のためオリフィス有りと無しの両者について解析する。

(ii) 解析結果
水リーク率解析結果を図 2.1.2-11、図 2.1.2-12 に示す。前者は初期スパイク解析用の水リ
ーク率であり、後者は準定常圧解析用の水リーク率である。オリフィスがない場合は伝熱管
破断後約 0.3 秒でほぼ定常状態となり、その時の水リーク率は約 7kg/sec である。一方、オリフィスがある場合には破断初期の 10-20 ミリ秒までの変化はオリフィスがない場合とあまり変わらないが、それ以降はオリフィスの効果により水リーク率は制限され約 0.3 秒後には
約 2.4kg/sec 程度まで減衰する。
次に一例として IHX の準定常圧解析結果を図 2.1.2-13 に示す。オリフィスが無い場合には伝熱管破断とともに IHX の圧力は上昇し、約 1.3 秒で SG の R/D が開放し放出が開始する
が、その後も圧力は上昇し続ける。そして 34 秒後サイクロンセパレーター(C/S)のラプチャーディスク(R/D)が破裂すると圧力は徐々に降下する。オリフィスがある場合には無い場合と比較して、水リーク率が約 1/3 に低減しているため、圧力上昇は緩慢であり約 3.6 秒後に SGの R/D が開放する。その後圧力は一時的に降下するが放出系が Na で充填されるとともに、
再び圧力は上昇する。しかし、結局水リーク率は低いために解析した 50 秒では C/S の R/Dは破裂しない。
初期スパイク圧及び準定常圧の解析によって得られた２次系機器各部の発生圧力と許容圧力を比較した結果が表 2.1.2-2 である。この表に示される通り IHX を含む全ての部位において、発生圧力はそれぞれの許容圧力に対して十分に小さく、２次系バウンダリーの健全性が損なわれることはない。
なお、オリフィスがない場合には、オリフィスがある場合と比較して水リーク率は約３倍になる。しかし、２次系バウンダリの健全性の観点では、オリフィスが設置されていなくても特に問題とはならないこともわかった。
2.1.2.3 供用期間中検査と補修
ナトリウム冷却炉の実用化にあたっては、プラントの安全性・信頼性を確保するために必要な検査や補修が行えることが要求される。ナトリウム冷却材は化学的活性、不透明であり、高温下での取扱いが必要といった保守補修にとって不利な特徴を持つ。一方、ナトリウム冷却材は鉄鋼類との共存性が良く構造材が腐食する可能性が低く、運転温度に対して飽和蒸気圧が非常に低い
ため、システムは比較的低い圧力で運転される。さらに、設計の特色として、ナトリウムを内包

99

する機器や配管はすべて２重構造となっており、冷却材バウンダリ破損事象に際して、炉心冷却機能の喪失、漏えいナトリウムの燃焼に対する防護が十分に備わっている。これらの特徴を利用することにより、保守補修に対する要求を緩和できる可能性がある。
(1) 供用期間中検査
原子炉施設の供用期間中検査(ISI)は、計画的に非破壊試験、漏えい試験または監視を行うことによって、供用期間中を通じて構築物、系統及び機器の構造健全性を確認することを目的としている。ナトリウム冷却炉の ISI を設定するに当たっては、その機器に要求される安全機能を維持、確保できなくなるような破損モードを考え、それに至る前に適切に検知できることを条件とした。また、冷却材にナトリウムを使用すること等の軽水炉と異なる設計上の特徴を十分に配慮した。
(i) 対象機器及び安全機能
ISI の対象機器およびその安全機能は、表 2.1.2-3 に示す「安全上の機能別重要度分類」に基づくものとした。ISI 対象となる機器は、安全機能を有する構築物、系統及び機器のうち重要なクラス１、クラス２に属するものとする。
(ii) ISI 方針の基本的考え方(a) 原子炉冷却材バウンダリ
原子炉冷却材バウンダリは原子炉冷却材の保持と、放射性物質放出の障壁という安全上の機能を有する。
原子炉冷却材の保持については、1 次主冷却系の機器や配管を２重構造としているため原子炉冷却材バウンダリが破損して漏えいが生じても液位確保は可能である。従って、ISI
としては運転中の連続漏えい監視により原子炉冷却材バウンダリからの漏えいを確実に検知するとともに、ガードベッセルや外管の破損が生じていないことを定期検査時の気密漏えい試験（または目視試験）によって確認する。ただし、安全上特に重要な機能を有していることから、漏えいは微少段階で確実に検知できるよう配慮する必要があり、それを補完する意味で定期検査時に代表部位に対して漏えい痕がないことを確認するための目視試験も行う。
放射性物質放出の障壁に関しては、２重構造かつ外側を気密構造としていることから、外側の気密性を確認しておけば格納施設内への放射性物質の放出を防止することができる。
(b) 炉心支持構造物
第１に工学的に想定し得る最大の欠陥の大きさは十分小さいことを解析により確認する。すなわち、供用前検査において検出されないと想定される欠陥の大きさを検査装置の検出限界を基に設定し、き裂進展解析により供用期間中の欠陥進展量を求め、破壊評価により進展後の欠陥の大きさが破壊限界に対して十分に裕度があることを確認する。
第２に、安全上重要な部位であること及びナトリウム冷却炉の運転実績が少ないことから、ISI により炉心支持構造物の機能維持を確認する。この場合、ISI として採用する非破壊試験方法で十分検出できる大きさの欠陥を想定しても不安定破壊に至らないことをあらかじめ評価しておく。
第３に、実構造物を製作した際の余材から、サーベイランス試験片を切り出し、構造物

100

と同一環境で加速試験を行い、材料特性の変化を確認すると共に、劣化を確認する。これにより、設計で考慮している要因以外の予期せぬ劣化の発生を監視する。
(c) １次／２次ナトリウムの境界
１次／２次ナトリウムの境界は原子炉冷却材バウンダリであると同時に、原子炉格納容器バウンダリを形成している。１次／２次系間の境界が万一貫通した場合、２次系圧力が１次系圧力より高いので、２次系ナトリウムが１次系へインリークし、１次系ナトリウムの漏えいは抑制される。原子炉冷却材バウンダリ機能の観点では、SG 液位低下挙動を SG
液面計で検出することで冷却材の液位は確保される。一方、原子炉格納容器バウンダリ機能の観点では、本来漏えい率試験等を要求されるが、試験が困難であることから１次／２
次ナトリウムの境界の破損を仮定しても放出される放射能の量が十分に小さいことを評価する。
(d) ナトリウム火災の防止
漏えいナトリウムが空気と反応して火災を生じないようにナトリウムを内包する容器や配管の外側を全てガードベッセル、外管及びエンクロージャで覆うとともに、その間隙を窒素雰囲気としている。さらに、漏えいした場合の影響範囲を最小化するため、この間隙を区画化している等の設備対応がなされている。このことから、機器や配管からのナト
リウム漏えいを確実に検知するとともに、外側を覆っているガードベッセル、外管及びエンクロージャに破損が生じていないことを確認する。
(e) ナトリウムと水との境界
現状の SG の安全設計方針では伝熱管の破損伝播を起こさないことを目的に設計基準水リーク(DBL)を 0.1g/sec に設定した。更に体積試験との組合せにより実質的に水リークを排除することを目標としている。このため、運転中のバウンダリの健全性を担保するため、
き裂進展速度を考慮した欠陥を定検時の体積試験により検知することとする。（なお、この安全設計方針を成立させるためには、２重伝熱管に対する体積試験技術の開発が前提となる。）(f) 崩壊熱除去系
崩壊熱除去系を３系統とすることで単一故障を考慮しても必要な信頼性を確保することができる。このため ISI としては崩壊熱除去系の単一故障を確実に捉えられるようにするため、ナトリウム漏えいを確実に検知できるようにしておく。
(2) 点検計画
ナトリウム冷却炉の保全の内容として、定期検査時等に実施する点検計画を各系統・機器に対して策定した。保全方法としては、時間計画保全（分解点検、開放点検、外観点検、非破壊試験、特性試験、漏洩試験、機能・性能試験等）、状態監視保全（傾向監視保全、巡視点検、定例試験、消耗品の取替え等）の中から適切な方法を選択した。
(3) 補修(i)

基本的考え方
すべての機器が補修できることを前提とし、各機器の特性に応じて補修対応および補修に係る設備対応を検討した。

101

(ii) 補修方針
ナトリウム冷却炉の主要機器に想定される破損モードとその生じやすさを評価し、その程度に応じて設計段階で考慮する補修対応を分類した。
想定される破損モードが供用期間中に発生する可能性があると考えられる機器（補修対応
レベル①）に対しては、補修作業を容易かつ短期間に実施できるようなアクセスルート、メンテナンススペース、機器の取外し性などを設計段階で考慮する。SG 伝熱管のプラグ補修やドレン配管等の小口径配管取替などが該当する。
想定される破損モードが供用期間中に発生する可能性が小さいと考えられる機器（補修対
応レベル②）に対しては、補修作業が実施できるようアクセスルートや機器の取外し性などを設計段階で考慮する。ただし補修作業の容易性までは配慮せず、補修の必要がある場合に現実的な工期で対応できるようにしておく。ポンプ組込型 IHX や１次冷却系主配管、SG 取替えなどが該当する。
想定される破損モードが供用期間中に発生する可能性がほとんど無いと考えられる機器（補修対応レベル③）に対しては、設計段階で補修は考慮しない。ただし万一破損が発生した場合の補修工法の検討を行い、補修可能とできる見通しをたてておく。原子炉容器取替えなどが該当する。
(4)

検査技術の開発
ナトリウム冷却炉のプラント概念の成立性に係る重要な技術であり、かつ現状で開発見通しが不透明な技術として、ナトリウム中検査技術及び SG 伝熱管検査技術の開発を行った。
(i)ナトリウム中検査技術の開発
ナトリウムなどの液体金属を冷却材に用いた原子炉容器内構造物を目視検査するための技術開発は、英国等で先行して行われ、日本でも開発が進められてきた。既に、１m の距離
から約２mm の分解能を有するナトリウム中目視検査センサの開発が行われ、ナトリウム中で原理確認がなされている。このシステムを実機に適用するためには、センサ本体や信号伝送ケーブルを小型軽量化して原子炉容器内での取り扱い性を向上することや、センサ本体を炉内の検査部位まで搬送する装置概念を構築することなどの課題を克服する必要がある。
このため、装置の小型軽量化と取扱い性の向上を図るため、超音波検出方式として従来の圧電素子ではなくレーザ光を用いたナトリウム中目視検査センサと、その搬送装置の試作を行い検査への適用性を評価した。
(a) ナトリウム中目視検査センサ
高速増殖実証炉への適用を想定し開発したナトリウム中目視検査技術は、超音波を受発信するため小型の圧電素子をマトリックス上に配置し、このセンサから得られる信号に対して開口合成処理を行うことで画像を得る技術である。図 2.1.2-14 にナトリウム中検査装
置の概念図を示す。このシステムでは、受信素子として光ダイアフラムを採用しているた
め、素子の小径化が可能であり、結果としてセンサの小型軽量化が期待でき、さらに伝送
ケーブルに光ファイバを用いるためケーブルの軽量化が可能である。開発にあたり機器の変形やボルト締め付け部の緩み等を検出するための目視試験（VTM-3）を行えることを目指し、水中での解像度 0.8mm をセンサの開発目標として設定した。
ガラス素材を原料とする光ファイバは放射線によって生じる結晶格子欠陥の電荷捕獲

102

作用によりカラーセンタが生成し、これが信号の伝播を阻害する要因となる。このため、
光ダイアフラム方式を原子炉容器内構造物の検査に適用するためには、生成したカラーセンタが伝送損失に与える影響が小さい長波長領域（一般に 1,000nm 以上）の光を用いてシステムを構成することが必要となる。
試作試験の結果、図 2.1.2-15 に示すように水中で 200mm の距離から幅 0.2mm のスリットを判別できることを確認し、目標解像度を満足できるだけでなく、更なる高解像度化の可能性があるという知見を得ることができた。
ナトリウム中に適用する場合の温度ゆらぎの影響評価、データ収集時間と画像化計算時間の短縮などの検討を進めることにより実機適用性を高めることが期待できる。
(b) ナトリウム中目視検査センサの搬送装置
ナトリウム中目視検査センサを原子炉容器内構造物の検査に適用するためには、センサを検査対象まで搬送する技術が必要である。搬送技術としては、ビークルを使用する方法と、マニピュレータアームを使用する方法が考えられるが、搭載するセンサが小型軽量であること、限られた装置の導入ルートから原子炉容器内のほぼ全ての領域にアクセスが可能であることから、ビークル型の搬送装置の開発を行った。
ナトリウム中で搬送装置を検査対象部位まで移動させるには、搬送装置の位置・方位データをリアルタイムで計測して、搬送装置を目的場所まで誘導するナビゲーションシステ
ムが必要となるため、図 2.1.2-16 に示すような、超音波による音響測位を用いたナビゲー
ションシステムの開発も行った。
搬送装置の試作試験の結果、水中試験により十分な運動性能と静止性能を有していることを確認した。また、ナビゲーションシステムの試作試験の結果、目標とする位置検出精度を達成でき、実際に搬送装置を誘導できる見通しを得た。本システムをナトリウム中に適用するためには、小型電磁推進機構の開発が必要となる。
(ii)

SG 伝熱管検査技術の開発
ナトリウム冷却炉のリファレンス概念では SG の伝熱管として、直管の二重管を採用している。本概念では伝熱管の内管と外管が密着した構造になっており、内管と外管の間隔（ギャップ）を小さくすることによって、伝熱管内管と外管のそれぞれに貫通欠陥が発生した場合の水漏洩率を制限し、設計基準事象から伝熱管の破損伝播の発生を排除することを目標としている。
一方、伝熱管が密着しているために、伝熱管内外面の一方に貫通欠陥が発生した場合でも、ギャップを通じて漏洩を検知することができない。このため、二重伝熱管の体積試験を定期的に行い、内管及び外管に発生した欠陥がそれぞれを貫通する以前に欠陥の発生を検知する
ことが設計側から要求されている。表 2.1.2-4 に前提となる二重伝熱管 SG の安全シナリオと検査への要求を示す。ISI として伝熱管内管及び外管の減肉とき裂を検知することが要求され、更に、バッフル板の存在確認及び、伝熱管内外管のギャップ量が適正に維持されていることを確認することが要求される。
これに対して適用すべき現実的な検査技術として、超音波探傷法（UT）とリモートフィー
ルド渦電流探傷試法（RF-ECT）を対象として実験的に能力を評価した。伝熱管外管外面のき裂状欠陥の検出を目的とした UT の適用性を評価した結果、図 2.1.2-17 に示すように性能

103

向上の必要があるものの、今後の研究開発によって適用の可能性が期待できることがわかった。一方、二重伝熱管外面の減肉欠陥の検出を目的とした RF-ECT の適用性を評価した結果、
RF-ECT は高度化に対する技術裕度が少なくポテンシャルが低いことがわかった。
上記の実験的知見から得られた現状の検査能力と検査能力向上のポテンシャルの評価結果を基に、検査側から設計側への要求、及び設計側から検査側への要求について整合を図る
ことが課題である。
また、内管、バッフル板、伝熱管ギャップ量の確認方策についても現状技術能力を整理評価した。その結果、内管は軽水炉用の技術が適用可能であり、バッフル板の存在確認は
RF-ECT を適用可能な見通しであることがわかった。伝熱管ギャップ量については、UT（垂直法）でギャップ量と反射エコー検出性に相関があることを確認することができたが、現段階ではギャップ量を定量的に評価するまでには至っていないことがわかった。伝熱管製造時の検査技術の開発及び設計研究において具体化する検査要求と整合した伝熱管ギャップ量の確認手法の開発が課題である。
2.1.2.4 燃料取扱設備の簡素化(1) 検討方針
高速増殖原型炉「もんじゅ」および実証炉では、実績の豊富な EVST 貯蔵方式を採用しているが、プラント出力、すなわち、炉心燃料本数とともに、炉外設置のナトリウム貯蔵槽（以下、EVST と称する）が大きくなり、コストの増加が懸念される。
一方、水プール直接貯蔵方式は、EVST に代えて、水プールで使用済燃料の減衰待貯蔵を行う概念であり、EVST 削除によるコストの低減に期待できるが、「ガス中裸状態における高発熱
燃料取扱時の除熱性確保」、「燃料交換時間短縮」、「破損燃料取扱対応」などの技術課題を有しており、必ずしも適切な方式と判断できない。
本項では、ナトリウム冷却中型炉・酸化物燃料・高内部転換炉心を対象として、水プール直接貯蔵方式および EVST 貯蔵方式の燃料取扱設備を構築した後、経済性、安全性、運転性などの比較評価を行い、燃料取扱方式を選定した。
(2) 燃料取扱設備の基本構成
(i)

検討条件
ナトリウム冷却中型炉（75 万 kWe×4 モジュール）・酸化物燃料・高内部転換炉心での検討条件を表 2.1.2-5 に示す。
いずれの燃料取扱方式も、プラント内に「4 年冷却＋1 炉心退避＋4 年間の再処理設備故障」に相当する約 5 炉心分（＝333 体×5 炉心＋破損燃料 6 体＝1671 体）の貯蔵容量を確保する。
注１）

また、燃料取扱時の安全性について、既往設計に対する更なる安全性向上や、許認可対応の容易化をねらって、以下の安全性の枠組みを構築した。
①

燃料過熱事象、燃料落下事象のいずれも、DBE で燃料破損の発生防止、BDBE で燃料破損が発生しても事象が収束することを基本とする。

②

ODS 鋼の炉内使用条件に基づく、燃料 1 体取扱時の燃料被覆管制限温度（CDF＝0.1 に相当、St ベース）は以下のとおりとする。

104

・短期事象（24 時間以内）： 630℃以下
・長期事象（1 か月以内）： 600℃以下③

全交流電源喪失は、DBE で 30 分、BDBE で 2 時間の継続時間を想定する。減衰燃料であっても BDBE で過熱損傷の発生が懸念される場合には、無停電電源を設置する。
注 1) 約 5 炉心分の貯蔵容量の内訳は、以下のとおりである。ナトリウム冷却大型炉に対して、所定期間内の燃料交換回数、モジュール数が異なるため、プラント内の貯蔵容量も相違する。
・プラント内の貯蔵容量（約 5 炉心）＝

再処理待ちの 4 年冷却に対応する容量（1 燃料交換（1/4 炉心）×燃料交換回数（2 回）×4 モジュール＝2 炉心）＋ 炉心退避（モジュール共用で 1 炉心）＋ 4 年間の再処理設備故障を想定した容量（4 年冷却と同じ 2 炉心）＋ 破損燃料（6 体）(ii) 水プール直接貯蔵方式
水プール直接貯蔵方式の概念図を図 2.1.2-18 に示す。
水プール直接貯蔵方式では、燃料交換時に原子炉から取出した使用済燃料を水プールまで直接移送する。所定の燃料交換時間の確保や、ガス中裸状態での燃料取扱範囲を制限するために、途中、回転式のナトリウムポット取扱設備を設置することにより、炉外での燃料取扱を分割して、原子炉-ナトリウムポット取扱設備間ではナトリウムポット入り、ナトリウムポ
ット取扱設備-水プール間ではガス中裸状態で高発熱燃料を取扱うこととした。
燃料洗浄は、廃棄物発生量の低減などをねらって、アルゴンガスブローによる乾式燃料洗浄方式を採用した。ナトリウムポット取扱設備から使用済燃料を引き上げる際にガス中移送機の冷却系を使用して燃料洗浄を行い、専用の洗浄設備を削除した。
また、ガス中移送機以降、1 系統の移送系（ガス中移送機＋燃料昇降装置＋水中台車）により燃料洗浄、冷却、水中浸漬などの作業を行うこととした。
安全上、ガス中裸状態での高発熱燃料の取扱に伴い、冷却機能喪失時には燃料被覆管の温度上昇が速く、比較的短時間に燃料破損する恐れを有している。よって、ガス中移送機および燃料昇降装置では、冷却系統の更なる多重化や、専用の無停電電源を確保するなどの方策により、DBE での冷却機能喪失を排除した。（詳細は、(3)(ii)項「安全性」に記載）(iii) EVST 貯蔵方式
EVST 貯蔵方式の概念図を図 2.1.2-19 に示す。
EVST 貯蔵方式では、EVST および水プールを組み合せて使用済燃料の減衰待貯蔵を行う。
約 5 炉心分の貯蔵容量のうち、EVST では、4 モジュールの燃料交換に必要な貯蔵容量（＝
燃料交換約 4 バッチ＋破損燃料 6 体＝370 体）のみ確保することとした。
燃料交換時に、原子炉から取出したナトリウムポット入り高発熱燃料を EVST まで移送する。原子炉、EVST のいずれもナトリウム容器であるため、大型ナトリウムポットによる複数体移送を採用して、燃料交換時間を短縮した。水プール直接貯蔵方式と異なり、ガス中裸状態での取扱は原子炉運転時に限定し、かつ、EVST で減衰待貯蔵した低発熱燃料のみを対象とするため、安全性や、所定の燃料交換時間の確保が比較的容易である。

105

また、EVST から使用済燃料を引き上げる際に、燃料出入機の冷却系を使用して、アルゴ
ンガスブローによる乾式燃料洗浄を行い、専用の洗浄設備を削除した。
(3) 比較評価
(2)項の検討結果をもとに、経済性、安全性、運転性、プラントとの整合性の観点より、水プール直接貯蔵方式と EVST 貯蔵方式の比較評価を行った。
(i)

経済性
水プール直接貯蔵方式では、燃料貯蔵系の物量が EVST 貯蔵方式の約 0.71 倍と小さい。
一方、燃料交換時に原子炉から取出した高発熱燃料を水プールまで移送することに伴い、以下の観点より、燃料移送系の物量が逆に約 1.31 倍に増加する。
①

回転式のナトリウムポット取扱設備より、新燃料と使用済燃料動線フローを区分けして、専用の新燃料移送設備を設置する。

② ナトリウムポット取扱設備と水中台車間に、ガス中移送機と燃料昇降装置を設置して、ナトリウム-水雰囲気を分離する。
③

ガス中裸状態での高発熱燃料の取扱に対して、「アルゴンガス系の設備容量を増加」、「更なる冷却系統の多重化」、「専用の無停電電源への接続」などの除熱対応を行う。

各燃料取扱方式の物量比較を表 2.1.2-6、コスト比較を表 2.1.2-7 に示す。水プール直接貯蔵方式は、EVST 貯蔵方式と比較して、燃料取扱設備全体（電源容量や、建屋体積の影響を含む）のコストが低いが、燃料移送系の物量増加によって、低減割合は 8.1%と小さい。また、
EVST 貯蔵方式は、複数体移送による稼働率向上が可能であり、この効果を取込めば、水プール直接貯蔵方式と同程度のプラント全体コストを達成することが可能である。
(ii) 安全性
各燃料取扱方式では、ナトリウムポット取扱設備（または、EVST）以降、ガス中裸状態で取扱う燃料発熱量が異なるため、除熱対応が相違する。
各燃料取扱方式におけるガス中裸燃料取扱時の燃料被覆管温度や、冷却機能喪失時の時間
裕度を表 2.1.2-8 に示す。
水プール直接貯蔵方式では、万一の冷却機能喪失時に、最短約 9 分で制限温度に到達するため、起因事象＋単一故障の組み合せに対して、更なる系統の多重化（EVST 貯蔵方式の「2系統×100%」から「2 系統×100%×動的機器 2 基/系統」に変更）や、専用の無停電電源の設置により冷却機能喪失を排除する必要がある。また、燃料下端がナトリウム、または、水中浸漬した状態で昇降停止する事象に対して、自動的に異なる移送系を作動（ガス中移送機の昇降停止時にナトリウムポット取扱設備、燃料昇降装置の昇降停止時に水中台車が下降）して、冷却パスを確保できるように工夫した。
BDBE 対応について、水プール直接貯蔵方式では、ガス中移送機から燃料昇降装置への燃料受渡し時に、約 5m のガス中裸状態での燃料落下が考えられる。万一、燃料破損が発生して、燃料溶融に至る場合には、ガス中移送機および燃料昇降装置の気密性を担保できず、公衆被ばく線量が増加する恐れを有している。よって、燃料破損時には、非常用注水系により、燃料被覆管温度を下げて、燃料溶融を防止できるようにした。一方、EVST 貯蔵方式では、

106

低発熱燃料の取扱に伴い、ギャップ中 FP の短時間地上放散を想定しても、被ばく線量目安を満足でき、事象収束が比較的容易と考えられる。
各燃料取扱方式の安全対応方針を表 2.1.2-9、水プール直接貯蔵方式での主要な設備対応を
図 2.1.2-20 に示す。
以上より、EVST 貯蔵方式と比較して、水プール直接貯蔵方式では、ガス中裸状態の高発
熱燃料の取扱に伴い、潜在的な危険性が増加するが、更なる冷却系統の多重化、専用の無停
電-電源の設置、燃料受渡し位置での設計対応などにより、所定の安全性を確保することが可能である。
(iii) 運転性
水プール直接貯蔵方式、EVST 貯蔵方式のいずれも、一体移送の条件では、原子炉-EVST（または、ナトリウムポット取扱設備）間の取扱により燃料交換スケジュールが決定するた
め、燃料取扱時間に差異はない。水プール直接貯蔵方式では、平行して、燃料予熱、ナトリ
ウム洗浄、冷却、水中浸漬などの作業を行う。洗浄条件緩和（300℃のアルゴンガスブロー
を 20 分間実施すれば、約 50%の洗浄性能を確保）、ガス高速化に伴う予熱・冷却時間の短縮、
高温状態（燃料被覆管温度約 350℃）での水中浸漬を取込むことにより、時間余裕はないが、1 系統の移送系でも原子炉側の燃料取扱時間と整合する見通しである。他方、EVST 貯蔵方式では、複数体（２体）移送の採用により、燃料取扱時間を約 44 分/体から約 31 分/体に短縮でき、稼働率を 0.3～0.4%向上することが可能である。
破損燃料は、燃料-ナトリウム反応生成物の性状より、低温ナトリウム中に貯蔵する必要がある。水プール直接貯蔵方式では、炉外にナトリウム貯蔵設備がないため、専用のナトリウ
ムポット貯蔵設備（収納筒内にナトリウムポットを設置。収納筒外面を空気冷却）を追設した。EVST 貯蔵方式では、EVST 中に破損燃料を貯蔵でき、破損燃料貯蔵に伴う設備インパクトはない。また、除熱容量の大きい大型ナトリウムポットの採用に伴い、早期に破損燃料の取出しが可能である。
炉心退避期間について、水プール直接貯蔵方式では、ダミー燃料の準備も合せて、約 70
日間で炉心退避の完了が可能である。EVST 貯蔵方式では、EVST 中の使用済燃料の減衰を待って、炉心退避を開始しなければならず、低発熱燃料を水プールに直接退避するなどの工夫を取込んでも炉心退避期間が約 1 年間と長い。ただし、仮設キャスクによる一時保管や、事前に燃料出入機の冷却容量を増加するなどの設計対応により、炉心退避期間を短縮できる
可能性を有する。
(iv) プラントとの整合性
配置スペースについて、EVST 貯蔵方式では EVST および冷却系を設置するが、燃料移送
系、新燃料貯蔵設備のスペースを大幅に低減できるため、原子炉補助建屋体積が約 1000m3（原子炉補助建屋の約 0.5%に相当）増加する程度に収まる。
電気負荷容量について、水プール直接貯蔵方式ではガス中裸状態での高発熱燃料の取扱に伴い、専用の無停電電源容量が EVST 貯蔵方式の約 17 倍と大きい。
また、いずれの燃料取扱方式も、高発熱燃料 1 体のギャップ中 FP 放出に対して、燃料収
納容器の気密性とコンファインメントの組み合せにより、所定の格納性を確保することが可107

能である。水プール直接貯蔵方式では、水プール中の燃料破損を想定しても、燃料収納容器の気密性の代わりに、プール水の FP 保持を取込むことにより、よう素による被ばく制限目
安を満足できる見通しである。
(v) 評価のまとめ
水プール直接貯蔵方式と EVST 貯蔵方式の比較評価を表 2.1.2-10 に示す。
水プール直接貯蔵方式では、ガス中裸状態で高発熱燃料を取扱うが、EVST 貯蔵方式と比較して、更なる冷却系の多重化などの設計対応により、安全要求条件を満足できる見通しである。燃料交換中、原子炉-ナトリウムポット取扱設備間の燃料取扱以外に、燃料予熱、ナトリウム洗浄、冷却、水中浸漬などの作業を行うため、複数の作業を同時に実施する。ただし、洗浄条件の緩和や、ガス高速化に伴う予熱・冷却時間の短縮などにより作業の迅速化が可能
で、時間余裕はないが、一体移送の条件で、EVST 貯蔵方式と同程度の燃料取扱時間を確保
できる見通しである。
一方、EVST 貯蔵方式では、炉外にナトリウム貯蔵設備が必要で、水プール直接貯蔵方式
に対して、燃料取扱設備全体コストが約 9%増加する。ただし、複数体移送による稼働率向
上効果を取込めば、水プール直接貯蔵方式と同程度のコストを達成することが可能である。
また、EVST 小貯蔵容量の条件では、炉心退避期間が約 1 年と長いが、炉心退避後のプラント対応（原子炉の補修実施など）が不明確であることに加えて、燃料出入機の冷却容量増加などの設計対応より、炉心退避期間を短縮できる可能性を有している。
以上より、水プール直接貯蔵方式を採用しても、大幅なコスト低減に期待できないため、安全性および運転性のポテンシャルが高く、破損燃料取扱が容易な EVST 貯蔵方式をレファ
レンスに選定した。

108

109

同じ要因で、同一箇所、同
一時刻に内
管と外管が
破損する。

(II)
従属破損

(III)
共通要因破損

同一２重管
での内外管
同時破損

内管（外管）
が先に破損し、それが原因となって外管（内管）が破損する。

内管（外管）
が先に破損し、それが検知できないうちに外管（内管）が破損す
る

(I)
独立破損
の重ね合せ

Na

Na

Na

水蒸気

何らかの共
通要因により
内外管が同
時破損

水蒸気

外管薄肉部
が水蒸気圧
力に耐えられ
ず破損

軸方向距離

水蒸気

同一伝熱管
での内外管
破損の組み
合せ

外管

間隙部

内管

外管

間隙部

内管

設計対応破損モード(1) 伝熱管フレッティング摩耗（伝熱管支持板のところ）- 定検時のISIでISIで肉厚を確認(2) 流力振動によるき裂進展- 定検時のISIでISIで伝熱管支持板の存在とき裂の有無をとき裂の有無を確認(3) DNB温
DNB温度振動によるき裂進展- 定検時にき裂をISIでISIで検知（ISI性
ISI性能の観点から外管ISIがISIがクリティカルになる）
アプリオリに内管が破損した場合においても、１運転サイ
クル期間（約２年）は水側内圧に耐えられるだけの外管の健全性が常に確保されている。外管の健全性は定検時の２重管ISIによって担保される。

［方策］ 定検時の内外管ISI(2) 内管破損と外管破損位置が近接している場合
水リーク率は微少水リークを越えるため、隣接管への損傷が発生する。しかし、同一２重管で数cm以内で内外管が同時に破損す
る確率はきわめて小さく(10-7回/炉・年)、実質的に排除可能。

(1)内管破損と外管破損位置が近接していない場合
内外管間隙部の流動抵抗により水リーク率は制限され微少水間隙部
リーク下になる。単管の水リークとは異なるため、短時間で自己外管拡大することなくNa中水素計で検出される。

内管

内外管間隙部圧力損失のため内外管同時貫通破損時においても微少水リーク率を越えない。なお、この場合の水リークはNa中水素計によって検出される。

［方策］ ２重管の界面部
界面部流動抵抗＋Na中Na中水リーク検出計（水素計）表2.1.22.1.2-1 ２重管SGのSGのNa・Na・水反応防止の考え方と対策

110

13.2
11.1

コールドレグ（３２Ｂ）

ホットレグ（３２Ｂ）

12.0

2.5

4.0

注1）

1.75

1.89

2.06

2.14

1.54

1.47

（MPa）

ピーク値

初期スパイク圧

1.00

1.17

1.14

1.1

1.07

1.11

（MPa）

ピーク値

（オリフィス無）準定常圧

２重管破断時圧力伝播解析結果

初期スパイク圧ピーク値についてはポンプ吐出圧を考慮した値

9.6

ミドルレグ（４４Ｂ）

注1）

5.0

（外圧）

ＩＨＸ伝熱管

ＳＧ胴部

（外圧）

（外圧）

（MPa）

許容圧力

ＩＨＸバウンダリベローズ

ＩＨＸ下部プレナム

２次主冷却系部位

表2.1.2-2

0.51

0.68

0.66

0.63

0.58

0.62

（MPa）

ピーク値

（オリフィス有）準定常圧

表 2.1.2-3 安全上の機能別重要度分類に係る定義及び機能(1/2)

111表 2.1.2-3 安全上の機能別重要度分類に係る定義及び機能(2/2)

112

113

サポート部が設計通り設置され内外管の貫通破損を防止する。

運転中に、内管に 50%肉厚の欠陥が発 内管 ISI 検査：50%肉厚の減肉、クラック

バッフル板(B.F)が 1 枚欠落してする）

バッフル板との異常な接触に起る。
外管の減肉を ISI で検出し、外管が展し、貫通破損する）
運転中に、外管に 50%肉厚の減肉（暫 外管 ISI 検査：50%肉厚の減肉（暫定）の損
内管破損時に、水側圧力に耐えられ運転中に、外管に 20%肉厚(0.3mm)の欠 外管 ISI 検査：20%肉厚深さ以内の減肉、

する。

破損

内外管ギャップが 3μm 以下であ下記の対応と同じにできる

PSI にて内外管ギャップが 3μm 以の健全性を ISI で確認する。

破損

以下に抑制できる。
い見通し。

プが 3μm 以下であることの検出。伝熱管下であることを ISI で確認する。

全数／2 定検（暫定）。

運転中に、内外管ギャップが 3μm 以 プが 3μm 以下であることの検出。伝熱管

内外管ギャップの ISI 検査：内外管ギャッ

所定の初期面圧に設定できる２重管 全数／運転前。

慮しても、内外管が剥離することはな 製作手法の確立。

ることにより 0.1g/s の水リーク率 期面圧が 30～50MPa でﾘﾗｸｾﾞｰｼｮﾝを考

クラックの検出。伝熱管全数／定検。
運転前に、内外管ギャップが 3μm 以 内外管ギャップの PSI 検査：内外管ギャッ振動によるき裂進展と予想される。

外管の欠陥は、B･F での摩耗及び流力 内管 ISI 検査：25%肉厚深さ以内の減肉、検。

生じていないことを ISI にて監視する。 長さのクラックの検出。伝熱管全数／2 定

外管破損時に、水側圧力に耐えられ （内管は毎定検、外管は 2 定検毎）の健全性を ISI で確認する。

陥が生じないことを説明できれば、 る内管肉厚を確保するとともに、内管

内外管の軸方向の同一位置に欠る外管(又は内管）破損を防止する｡

による外管 破損した場合でも水蒸気圧力によ る外管肉厚を確保するとともに、外管 陥及び内管に 25%肉厚(0.28mm)の欠陥が 20%肉厚深さ以内で不安定破壊とならない

アプリオリに内管(又は外管）がとを防止する。

損後、内管が引き続いて破損するこ を確認する。

の重ね合 での内外管 れば、内外管の破損が軸方向に離れ 下であることを確認する。内外管の初 下に製作されていることを検査する。

せ定検。

B.F が存在していることを ISI にて監 B･F の位置検査：B･F の存在検出。全数／(20％を超える欠陥は急速にき裂が進 視する。

欠落しても内外管の破損を防止す 程度のき裂は進展しない見通し。

ックの検出。伝熱管全数／運転前。

運転前に、内外管に 20%肉厚の初期欠 内外管の PSI 検査：20%肉厚の減肉、クラ耗による破 因するﾌﾚｯﾃｨﾝｸﾞ摩耗により、外管破 破損しないように、定期的に摩耗状況 定）が生じていないことを ISI にて監視 検出。伝熱管全数／定検。

ﾌﾚｯﾃｨﾝｸﾞ摩同時破損

ックの検出。伝熱管全数／運転前。

管の 50%を超える欠陥はき裂が進展 生していないことを ISI にて監視する。 の検出。伝熱管全数／定検。

にて内管のクラックなどを検査し、 程度のき裂は進展しない見通し。
（内

PSI,ISI 検査要求

運転前に、内外管に 20%肉厚の初期欠 内外管の PSI 検査：20%肉厚の減肉、クラ対 策

応力は小さく、初期欠陥 20%肉厚深さ 陥が生じていないことを検査する。

DNB 振動により内外管に発生する担保条件、設計対応

よる内外管 ているとともに、バッフル板が 1 枚 も、内外管とも初期欠陥 20%肉厚深さ 陥が生じていないことを検査する。

流力振動に

同時破損

独立事象 異なる位置

防止

DNB 振動域での曲げ加工、溶接をシナリオ

よる内外管 排除するとともに、PSI および ISI

従属破損 水蒸気圧力

破損防止

共通要因 DNB 振動に

項 目

表 2.1.2-4 密着２重管の安全シナリオと検査要求の整理

表 2.1.2-5ナトリウム冷却中型炉・酸化物燃料・高内部転換型炉心
燃料取扱設備の検討条件

項目
1.プラント基本条件(1)基本型式(2)出力（熱/電気）(3)炉型式(4)原子炉建屋構造(5)プラント運転サイクル(6)プラント寿命(7)定検期間（標準定検）(8)炉心構成及び炉心配置

単位
-

型式
型式

型式
炉心構成（本数）(9)燃料交換計画

バッチ数

2.燃料集合体仕様

型式
全長
炉心高さ
ブランケット高さ
ダクト内対面間距離
ダクト外対面間距離
パッド間対面間距離
燃料ピン数
燃料被覆管径
燃料被覆管肉厚
燃料ピン配列ピッチ
スペーサワイヤ径
スペーサワイヤ巻付
ピッチ
集合体配列ピッチ

4.使用済燃料の崩壊熱(1)最大燃焼集合体1体分(2)燃交4バッチ分
5.燃料取扱条件(1)燃料交換本数(2)燃交開始時期(3)搬出形態(4)搬出待貯蔵容量
6.燃料取扱時制限温度
7.その他(1)破損燃料取扱方針(2)破損燃料貯蔵本数(3)全交流電源喪失時間

燃料取扱設備の検討条件

内側炉心燃料
外側炉心燃料
主炉停止棒
後備炉停止棒SUSしゃへい体
B4C(または、ZrH）しゃ
へい体
炉心燃料
制御棒

（炉停止17日後）（1モジュールめの炉停
止64日後）（原子炉停止後）
健全燃料
破損燃料
制御棒
プラント全体
基本方針
長期事象
短期事象

モジュール炉（4モジュール＋2タービン）
MW/基 1785/750
ループ型炉
水平免震・上下耐震
月
26
年
60
日
31
高内部転換型、ABLE型均質炉心
本
183
本
150
本
21
本
7
本
150
本
174
ﾊﾞｯﾁ数
ﾊﾞｯﾁ数
mm
mm
mm
mm
mm
mm
本
mm
mm
mm
mm
mm
mm

186.1

kW
MW

22.5（10%誤差を含む）
3.8（10%誤差を含む）

本
日
炉心分
本
時間
時間

DBE
BDBE

114

4
1
MOX、ABLE型ダクト付き
4400
1000
300（上部）／300（下部）
172.1
182.1
186.1
217
10.4
0.71
11.51
1.05
200

112
17（炉停止18日めから開始）
水キャスク
Heガスキャスク
水キャスク
5（=炉心燃料333体×5炉心＋破損燃
料6体=1671体）
DBEでの燃料破損の防止
600℃（1か月以内）
630℃（24時間以内）早期に取り出して、炉外Na中で貯蔵
6
0.5
2

表 2.1.2-6
対象
基本仕様

燃料取扱方式の物量比較
水プール直接貯蔵方式
基数

炉内燃料移送系 燃料交換機

ﾏﾆﾌﾟﾚｰﾀ式

炉内中継装置
炉外燃料移送系 燃料出入機

回転式
1基
ﾚｰﾙﾚｽ式（収納筒1基、Na 1基
ﾎﾟｯﾄ専用、空気間接冷却
系2系統）

使用済燃料移送関連

燃料貯蔵系

新燃料移送関連
使用済燃料関連1基

燃料処理系

燃料洗浄設備破損燃料取扱関連

燃料処理系

ナトリウム
その他
燃料取扱設備1)
プラント全体1)

20
80
195

1基

40

燃料昇降装置1基

35 燃料昇降装置

1基

15

水中台車

1基

20 水中台車1基

1050

使用済燃料ﾌﾟｰﾙ移送機

1基

50 使用済燃料プール移送機 1基

新燃料移送機1基

50
炉外燃料貯蔵槽1基（1760体）新燃料貯蔵ﾗｯｸ1基（364体）
乾式燃料洗浄設備（Naﾎﾟｯ 1基
ﾄ取扱設備上での洗浄、ｶﾞｽ中移送機の冷却系使用）
燃料検査設備1基

炉内
炉外
小計
使用済燃料関連
新燃料関連
小計
燃料洗浄関連破損燃料取扱関連
小計
EVST関連1基

1基

表 2.1.2-7

燃料貯蔵系

20 ﾏﾆﾌﾟﾚｰﾀ式

物量
(ton)

Naﾎﾟｯﾄ取扱設備

6基

ナトリウム

対象
燃料移送系

EVST貯蔵方式
基数

ｶﾞｽ中移送機

Naﾎﾟｯﾄ貯蔵設備
その他
物量合計

基本仕様

60 固定式（複数体移送対応） 4基
175 ﾚｰﾙﾚｽ式（収納筒1基、Na 1基
ﾎﾟｯﾄおよび裸燃料、Arｶﾞｽ
直接冷却および空気間接
冷却系2系統、複数体移送
対応）
35

使用済燃料ﾌﾟｰﾙ
新燃料関連

物量
(ton)

490 使用済燃料ﾌﾟｰﾙ

1基（370体）
1基（1365体）

570
335

155
25 乾式燃料洗浄設備（EVST 1基
上での洗浄、燃料出入機の冷却系使用）20 燃料検査設備（複数体移 1基
送対応）
60
EVST1次および2次Na
1235

25
30

280
1330

燃料取扱方式のコスト比較
水プール直接貯蔵方式
燃料交換機、炉内中継装置
燃料出入機
上記以外の燃料移送機
移送系小計
使用済燃料ﾌﾟｰﾙ
新燃料貯蔵ﾗｯｸ
貯蔵系小計
燃料洗浄設備
燃料検査設備破損燃料取扱設備
燃料処理系小計
電源関連の追加分2)

EVST貯蔵方式
21.6 燃料交換機、炉内中継装置
17.8 燃料出入機
12.7 上記以外の燃料移送機
52.0 移送系小計
炉外燃料貯蔵槽 容器本体
炉外燃料貯蔵槽 冷却系
36.9 使用済燃料ﾌﾟｰﾙ
3.5
40.4
1.0 燃料洗浄設備
1.4 燃料検査設備
4.6
7.0 燃料処理系小計
0.6 建屋配置関連の追加分3)
100.0
100.0
100.0
100.0

15.2
19.8
4.4
39.4
31.4
8.4
25.1
64.9
0.9
2.1
3.0
0.7
0.8
108.8
100.3
100.0
99.9

合計
合計（稼働率考慮せず）
合計（稼働率考慮、ｹｰｽ1）4)
合計（稼働率考慮、ｹｰｽ2）5)
注1）水ﾌﾟｰﾙ直接貯蔵方式の合計を100とする相対値
注2）水ﾌﾟｰﾙ直接貯蔵方式の方が非常用ｶﾞｽﾀｰﾋﾞﾝ及び専用ﾊﾞｯﾃﾘ電源の電源容量が大きく、これの増加分に相当するｺｽﾄを記
載（ｶﾞｽ中高発熱燃料移送機や、破損燃料貯蔵設備冷却系の電源容量が大きいことに起因）
注3）EVST貯蔵方式の方が原子炉補助建屋体積が約1000m3大きく、これの増加分に相当するｺｽﾄを記載
注4）EVST貯蔵方式の方が複数体移送の採用に伴い、定検期間を約2日短縮（モジュールあたり、燃交本体で1日、炉内中継装
置の取付け・取外しで1日の合計2日）の可能性有り。2ﾓｼﾞｭｰﾙに対して、標準および標準外のｼﾘｰｽﾞ定検を想定して、稼働率は水ﾌﾟｰﾙ直接貯蔵方式で95.47%（原子炉運転26か月×30日、定検36.75日）、EVST貯蔵方式で95.72%（原子炉運転26か月×30日、定検34.75日）と試算。
注5）タービン点検を31日から29日まで短縮すれば、EVST貯蔵方式の稼働率は95.83%（原子炉運転26か月×30日、定検33.75
日）に向上

115

表 2.1.2-8

ガス中裸燃料取扱時の燃料被覆管制限温度
および冷却機能喪失時の時間裕度

燃料取扱方式

燃料位置

冷却停止後の
各部温度
ガス入口温度 ガス出口温度 被覆管最高 制限温度までの温度（中央） 時間余裕3)3（Nm /min)
（℃）
（℃）
（℃）
（min）
10
300
448
402
9

ガス流量
（ラッパ管内）

水プール直接貯蔵方式1) ガス中移送機による乾式洗浄時2)
ガス中移送機による
10
150
298
253
15
移送時
10
50
198
155
19
燃料昇降装置による
移送時3)
燃料出入機による乾
2.5
350
431
385
44
EVST貯蔵方式1)2)式洗浄時
燃料出入機による移
2.5
150
281
236
70
送時
2.5
50
181
137
88
燃料昇降装置による
3)
移送時
注1）水プール直接貯蔵方式では22.5kW、EVST貯蔵方式では5kWの燃料取扱（いずれもアルゴンガス冷却）
注2）ナトリウムポット取扱設備、または、EVST上でのアルゴンガスブローによる乾式洗浄注3）短期事象での燃料被覆管制限温度630℃までの到達時間。冷却機能喪失時における燃料被覆管温度の上昇率（断熱温度上昇）は、22.5kWで25.4℃/min、5kWで5.6℃/min

116表 2.1.2-9

基本方針
事象区分
DBE
BDBE

各燃料取扱方式の安全対応方針

燃料過熱事象・過熱損傷防止・万一の過熱損傷時にも、事象収束

燃料落下事象・落下防止
・万一の落下時、または、落下に起因した損傷時にも、事象収束

ガス中裸燃料取扱時の具体的対応は？

水プール直接貯蔵方式（高発熱燃料取扱）事象区分
燃料過熱事象
燃料落下事象・燃料被覆管温度上昇が速いために、冷 ・吊り具および電気的インターロックの多
DBE1)
却系の多重化（50%×2基/系統×2系統、 重化、燃料受渡し時の誤動作防止対応に
または、100%×3系統）により冷却機能喪 より落下防止
失防止
・30分間の全交流電源喪失に対し、無停電電源への接続により対応
・燃料下端がナトリウム、または、水中に浸漬した状態での昇降トリップ時には、ナトリウム液位及び水位上昇、または、注水などにより対応
BDBE
・FPインベントリが大きいため、長時間排 ・同左2)
気筒放出条件で被ばく制限目安を満足できるように、燃料収納容器の気密性とコンファインメント確保により対応（特に、燃料溶融等による燃料収納容器の気密性確保が懸念）
・ただし、2時間の全交流電源喪失時にも、無停電への接続により対応

EVST貯蔵方式（低発熱燃料取扱）事象区分
燃料過熱事象
燃料落下事象・燃料被覆管温度上昇が遅いことを利用 （水プール直接貯蔵方式と同じ）DBE1)して、2系統の冷却系に、移送系を組み合せることにより対応
・30分間の全交流電源喪失時に対して、必要な設備は無停電電源への接続に対応・燃料下端がナトリウム、または、水中に浸漬した状態での昇降トリップ時には、運転員の対応により、冷却可能な位置まで
昇降BDBE
・FPインベントリが小さいため、短時間地 （水プール直接貯蔵方式と同じ）2)
上放散でも被ばく制限目安を満足
・ただし、2時間の全交流電源喪失時にも、無停電への接続により対応
注1）燃料被覆管制限温度は、短期事象で630℃（24時間以内）、長期事象で600℃（1か月以内）
注2）いずれの発熱量でもバースト破損するが、高発熱燃料の方がダクト内に多量の冷却ガスを吹き込む必要があり、冷却困難な可能性大

117

118

満足すべき条件
複数体移送による稼働率向上効果 485 ton
を取込むことにより、EVST貯蔵方式 645 tonのコストが水プール直接貯蔵方式と 105 ton
1235 ton
差異がないこと
100.0（比較の基準）
100.0（比較の基準）

水プール直接貯蔵方式

100.0（比較の基準）
DBEでは、燃料過熱事象および落 移送停止時には空気間接冷却系起動（独立2系統）
下事象への設備対応が十分で、燃 1系統機能喪失＋待機系起動失敗時には、残りの冷却系起料破損を防止できること
動で対応（2系統×100%×2基/系統（動的機器のみ））。また、高発熱燃料の取扱に伴い、ガス系容量増加
燃料下端がNa、または、水中時間余裕がないため、燃料受渡し位置では昇降系を多重化
浸漬した状態での昇降停止（例えば、ガス中移送機以外に、Naポット取扱設備中に昇降（DBE）
シリンダ設置）全交流電源喪失（DBE：30分、同時作動の系統機器を限定することにより、1500Ah/系統
BDBE：2時間）の無停電電源に接続
ガス中裸燃料取扱時における10分被覆管制限温度までの到達
時間
燃料破損後の事象収束
BDBEでは、万一の燃料破損を想定 燃料破損時には非常用注水系により冷却し、燃料溶融防止（BDBE）
しても、事象収束が可能であること
プラント側と同程度のNa漏えい対策 燃料取扱系にNa系がなく（Naポット除く）、Na漏えい対策不が可能なこと
要

燃料移送系
燃料貯蔵系
燃料処理系
合計
燃料取扱系
プラント全体（稼働率考慮せず）
プラント全体（稼働率考慮）2)
Naポット取扱時
ガス中裸燃料取扱時

燃料交換

・ガス中裸状態で高発熱燃料を取扱う必要はあるが、更なる冷却系統の多重化などの設計対応により、安全要求条件を満足できる見通し。
・また、同時に複数の作業を実施する必要はあるが、洗浄条件の緩和や、高速ガスを利用した急速冷却などにより作業の迅速化が可能で、時間余裕はないが、1基のガス中移送機により、所定の燃料交換時間を確保可能
・ただし、水プール直接貯蔵方式を採用しても、大幅なコスト低減に期待できないため、選定せず

45分/体以内の燃料取扱時間を達 45分/体（燃交作業煩雑で、時間余裕なし）
燃料取扱時間
燃料交換期間（1モジュール）3) 成できること
約9日
稼働率
95.5%（原子炉運転26か月、定検36.75日）
燃料処理（原子炉運
原子炉運転時に所定の作業を完了 所定の期間内に終了可能
転時の運用）
できること
破損燃料対応他設備への影響なく、取扱可能であ 常時ガス冷却の専用Naポット貯蔵設備を設置する必要あることり。また、破損燃料の貯蔵本数に制限あり（現状設計で、6
炉心退避対応貯蔵済みの使用済燃料を移動する 約70日ことなく、速やかに実施できること

Na漏えい対策

異常時対応

コスト

物量

-

○+

○

○+

○

○

+

○

EVST貯蔵方式

低発熱燃料の取扱に伴い、短時間地上放散を想定しても被ばく制限目安を満足できる見通し
EVSTを設置するが、低温設計に加えて、Na冷却系にエンク
ロージャを設置するなど、プラント側と同程度以上のNa漏えい火災対策を実施可能
一体移送で45分/体も、複数体移送で34分/体まで低減可能
約7日
95.7～95.8%（原子炉運転26か月、定検33.75～34.75日）
作業工程が煩雑であるが、EVST空きスペースに新燃料を搬入することなどにより、所定の期間内に終了可能な見通し
EVST内に貯蔵可能で、これによる物量増加は極めて小。複数体ポットの採用により破損燃料の早期取出しも可能
EVST中の使用済燃料移動に伴い、約1年と長いが、仮設
キャスク、燃料出入機冷却容量の増加などの設計対応により早期炉心退避の可能性有り
・水プール直接貯蔵方式に対して、EVSTの設置に伴い、燃料取扱設備コストが約9%増加するが、複数体移送による稼
働率向上効果を取込めば、実質的に同程度のコストを達成
できる見通し。
・よって、安全性および運転性向上のポテンシャルが高く、破損燃料取扱の容易なEVST貯蔵方式をレ選定

燃料出入機の冷却系など一部の機器を対象として、90Ah/
系統の無停電電源に接続
49分

99.9～100
同左
1系統機能喪失＋待機系起動失敗時には、時間余裕を考慮
して冷却機能の確保されている場所に移送（独立2系統＋移送機能に期待）30分以上の時間余裕を有するため、DBEの範囲で設置する必要はない○
370 ton（基準） 905 ton
55 ton1330 ton
108.8
100.3

水プール直接貯蔵方式と EVST 貯蔵方式の比較評価

注1）要求条件に対して、◎：余裕を持って達成、○：達成、△：達成できず
注2）電源設備容量（非常用ガスタービン、無停電電源）および建屋体積によるコスト差異も考慮済み
注3）燃料交換期間は、燃料交換本体＋燃料交換準備および後始末の合計期間。燃料交換では112体の炉心構成要素を取扱い、22時間/日を想定

総合評価

運転性

安全性

項目1)
経済性

表 2.1.2-10

選定

○

◎

○

◎

○

○+

○

119

図2.1.2-1ナトリウム漏えい対策設備の構成

カバー

大気雰囲気

保温材
ヒーター

内外管間隙部
高温領域

外管/
エンクロージャー

Na

Na主配管（Naバウンダリー）［保温材外側/外管Hot方式］
外管/エンクロージャー
大気雰囲気

保温材
ヒーター

内外管間隙部

カバー

高温領域

Na主配管
（Naバウンダリー）

Na［保温材内側/外管Cold方式］

図 2.1.2-2

保温材の設置方式（内側/外側）

溶接箇所
外管
区画壁
内管

［Z-Junction］

図 2.1.2-3

Z ジャンクション（区画壁構造）120

図 2.1.2-4 １次系配管のナトリウム漏えい対策構造

121

122

系並液位計の設置

SID
LLD

確実に検出する安全保護

中大リーク検出器の設置
SID
LLD

ISI 用案内ルート設置
・メンテナンス孔の設置・案内レール等の設置

図 2.1.2-5 ２次系配管のナトリウム漏えい対策構造

窒素ガス雰囲気
漏えいナトリウムの燃焼防止

エンクロージャ・ステンレス鋼
・内側に保温材設置した低温設計

２次系配管：12Cr 鋼

微少漏えい検出器設置
SID、レーザ式検出器用の検出ノズル設置エアロゾルの拡散抑制

漏えい範囲の限定

機器との区画化

・ステンレス鋼（高延性）・低温域に設置（山数小）・配管との熱膨張差吸収

ベローズの設置

123

図2.1.2-6２次系配管とエンクロージャの間の仕切構造設置位置
及び格納容器バウンダリ構成

図 2.1.2-7

DHRS 空気冷却器のナトリウム漏えい設備

124

125

図2.1.2-8

１次系ナトリウム漏えい時の基本運用図

126

図2.1.2-9

２次系ナトリウム漏えい時の基本運用図

給水プレナム

蒸気プレナム

給水

蒸気

管束部

127

図2.1.2-10

19mmφ

外管

内管

水・蒸気

外管

内管

外管

内管

１枚管板

密着型２重伝熱管

Na

直管２重管SG構造概念図

球形管板

蒸気プレナム

端部溶接

溶接用リング[１枚管板構造]

Na

拡管

水・蒸気

水リーク率 (kg/sec)

時間(sec)

水リーク率 (kg/sec)

図2.1.2-11 ２重管破断時水リーク率（初期スパイク圧解析用）

オリフィス無し

オリフィス有り

時間(sec)

図2.1.2-12 ２重管破断時水リーク率（準定常圧解析用）

128

【オリフィス有り】
R/D(SG)開放

圧力 (MPa)R/D(C/S)開放せず

時間(sec)

圧力 (MPa)【オリフィス無し】

R/D(C/S)開放R/D(SG)開放

時間(sec)

図2.1.2-13 準定常圧解析結果(IHX)

129

ナトリウム中検査装置

炉心
炉心支持
構造物

【センサ概念】
受信センサ（光ダイアフラム）
光伝送

送信センサ
（圧電素子）
200℃のナトリウム中

図 2.1.2-14ナトリウム中検査装置の概念図

130

スリット

2.0mm
0.5mm
0.8mm
0.2mm

図 2.1.2-15ナトリウム中目視検査センサ画像化試験結果

131

図 2.1.2-16

ナビゲーションシステム概念図132

き裂検出信号検査プローブ密着型
２重管

図2.1.2-17

２重管検査基礎試験（超音波試験）

133

Naポット取扱設備
上での乾式洗浄の採用による設備コ
ンパクト化および廃液発生量の低減

Naポット移送の一部採用によるガス中裸取扱
範囲の限定

台車式燃料
出入機

注）破損燃料は、別途設
置のNaポット内に貯蔵

ガス中移
送機

燃料昇降装置の設置によるNa及び水雰囲
気分離

燃料交換機

新燃料貯蔵ラック
燃料昇降装置

使用済燃料プー
ル移送機

乾式洗浄実
施エリア
炉内中継装置Na

Naポット取
扱設備（ガ
ス雰囲気）

水

昇降機構の多重化による昇降スティック時の安全性確保使用済燃料プール

原子炉

水中台車（上下移動付き）

図 2.1.2-18

水プール直接貯蔵方式燃料取扱設備の概念図
Naポットの取扱に限定することによる収納
筒数の低減

燃料昇降装置の設置による雰
囲気分離

Naポット使用による高発熱燃料取扱時の除熱性確保

台車式燃料出入機

乾式洗浄実
施エリア

燃料交換機

使用済燃料プー
ル移送機
燃料昇降
装置
炉内中継
装置
水
Na

使用済燃料プール
EVST

水中台車

EVST上での乾式洗浄の採用による
設備コンパクト化
および廃液発生量の低減

原子炉
燃料移送方式の工夫等によるEVSTのコンパクト化

図 2.1.2-19

複数体移送の採用による燃交時間の短縮

EVST 貯 蔵 方 式 燃 料 取 扱 設 備 の 概 念 図
134

135

図 2.1.2-20

熱交換器（使用済燃料プールへ）

空気系（多重ブロワあり）
ＶＴ

Arブロワ
加熱器

燃料昇降
装置

水

ガス中移
送機

Naポット取
扱設備（ガ
ス雰囲気）

Na

上昇
停止

ガス中移送機グリッパ上昇
停止

ポット昇
降装置

Naポット

ポット昇降装置を下降して、
冷却機能確保

下降

Arガスの
冷却流路

燃料受渡し位置での昇降系の
多重化

燃料（裸
状態）

（原子炉容器より）

台車式燃料
出入機

水プール直接貯蔵方式での主要な安全設備対応（ガス中裸状態での高発熱燃料取扱）

Ar系

水

水中台車
（上下移動付き）専用バッテリ冷却系統の多重化（100%×2系統×
動的機器2基/系統）○専用のバッテリ電源確保（約2時間の冷却機能確保）○ただし、燃料落下により、万一の燃料破損が発生した場合には、ガス中移送機及び燃料昇降装置内に注水して、燃料溶融を防止

万一の燃料破損発生対応

非常用注水
タンク

2.1.3 大型炉代表概念の構築
2.1.3.1 炉心燃料設計(1) MOX 燃料炉心∗(i)

代表概念の選定
大型 MOX 燃料炉心について、前記 2.1.1.3 項で構築した高内部転換型炉心とコンパクト型
炉心の仕様、特性および性能の比較検討を行い代表とする炉心概念を選定した。
表 2.1.3-1 に大型 MOX 燃料高内部転換型炉心とコンパクト型炉心の主要な仕様と核特性の比較を示す。
表 2.1.3-1 において、高内部転換型炉心はコンパクト型炉心に比較して、ブランケット燃料を含めた全炉心取出平均燃焼度が 12%高く、運転サイクル長さが 46%（約 8 ヶ月）長いことから、燃料サイクルコストおよび稼動率に優れている。コンパクト型炉心は高内部転換炉心に比較して遮へい体外接円径が小さく建設コストの点では優位といえるが、発電コストの資本費で比較するとその差は僅かである。このことから、経済性は燃料サイクルコストが低
く、稼動率の高い高内部転換型炉心が優れている。なお、コンパクト型炉心は初装荷炉心の核分裂性 Pu 重量が高内部転換型炉心に比較して低いことから資源の有効利用の点では優れているが、高内部転換型炉心も FBR 導入シナリオへの適合性に問題ない見通しである。
以上のことから、炉心に与えられた条件、性能要求を全て満足し、経済性に優れた高内部転換型炉心を大型 MOX 燃料炉心の代表概念として選定した。

(ii) 設計評価(a)

評価内容
前記(i)項において、大型 MOX 燃料炉心の代表概念として高内部転換型炉心を選定した。

本項では代表炉心概念として選定した大型 MOX 燃料高内部転換型炉心について、FBR 導入期炉心と FBR 平衡期炉心を構築し、核特性、熱流力特性、燃料健全性および遮へい特性に関する評価を行い、炉心・燃料仕様、炉心特性および性能を明らかにした。
表 2.1.3-2 に、大型炉代表炉心の設計検討における主要な条件であるプラント仕様、燃料の基本的な仕様、燃料健全性および安全設計からの制限条件、他設計との取合条件を示す。
表 2.1.3-2 において、大型炉のプラント仕様に関する設計条件としては、炉心熱出力が3,570MWt、原子炉出口および入口温度が 550℃および 395℃、一次冷却材流量が18,200kg/s である。
炉心・燃料の基本仕様としては、燃料形態が MOX、炉心型式が均質２領域炉心、再臨界回避方策が改良内部ダクト型燃料集合体であり、炉心燃料の TRU は高速炉多重リサイ
クル組成（設計標準）である。新燃料の FP 混入率 0.2Vol%（0.14wt%）は、MOX 燃料再処理システムの有望概念として選定された先進湿式法における製品への FP 移行率を基に設定したものである。
炉心材料は被覆管が ODS 鋼、ラッパ管が PNC-FMS 鋼である。
本章に記載する増殖性能が要求される FBR 導入期での投入を想定した炉心（導入期炉心）は資源の有効利用に通ずることから「資源重視型」、増殖が不要となる FBR 平衡期での投入を想定した炉心（平衡期炉心）は全炉心
取出平均燃焼度が高く経済性に優れていることから「経済性重視型」、とも呼ばれる。

136

制限条件としては、ULOF 起因過程における即発臨界回避のための安全要求であるナトリ
ウムボイド反応度 6＄程度以下、炉心高さ 100cm 程度以下、炉心平均比出力 40kW/kg-MOX程度以上と燃料健全性確保のための条件である最大線出力 430W/cm 以下、高速中性子照
射量 5×1023 n/cm2 以下、被覆管最高温度（肉厚中心）700℃以下、通常運転時の CDF 0.5
以下がある。
燃料製造およびプラント設計との取合条件としては、燃料のスミア密度が炉心 82%、ブランケット 90%、遮へい体外接円径が 7m 程度以下、燃料バンドル部の圧損が 0.2MPa 以下があり、制御棒については切込み付き UIS に対応した配置とすることとしている。
炉心性能の目標としては、増殖比が FBR 導入期炉心に対して 1.1 程度、FBR 平衡期炉心に対して 1.03 程度、取出平均燃焼度は、炉心部が 150GWd/t 程度、全炉心（ブランケット燃料を含む）が 60GWd/t 程度以上、運転サイクル長さは 18 ヶ月以上である。
(b) 炉心・燃料仕様
表 2.1.3-3 に、大型 MOX 燃料高内部転換型導入期炉心の主要仕様を示し、表 2.1.3-4 および図 2.1.3-1 には炉心・燃料仕様および炉心燃料集合体の概念図を示す。炉心高さは100cm、軸方向ブランケット厚さは上部下部ともに 20cm、炉心の等価直径は 538cm である。炉心燃料集合体は改良内部ダクト型であり、燃料ピンの本数は 255 本、ピン径が 10.4mm である。
図 2.1.3-2 に炉心配置を示す。炉心燃料集合体は、内側炉心が 288 体、外側炉心が 274
体の合計 562 体、径方向ブランケット燃料集合体が 96 体である。制御棒は主炉停止系が40 本、後備炉停止系が 17 本であり、配置は切込付コラム型 UIS に対応するとともに SASSの設置を考慮したものとしている。径方向遮へい体は 2 層であり、炉心の外側に SUS 遮へい体を 1 層、最外周に Zr-H 遮へい体を 1 層設置している。径方向遮へい体の外接円径は約 6.8m である。
表 2.1.3-5 に、上記 FBR 導入期炉心の炉心・燃料仕様を基に設定した FBR 平衡期炉心の仕様を示し、表 2.1.3-6 には、炉心・燃料仕様を示す。炉心・燃料仕様は、FBR 導入期
炉心の上部軸方向ブランケット厚さを 20cm から 15cm に変更したのみである。図 2.1.3-3に炉心配置を示す。炉心燃料集合体の配置および構成は FBR 導入期炉心と同一であり、径方向ブランケット燃料集合体（96 体）を SUS 遮へい体に変更したのみである。
(c) 核特性1)

評価手法・条件
主要な核特性評価手法を以下に示す。
・炉定数： 統合炉定数 ADJ2000R [1]・燃焼計算： 2 次元 RZ 体系拡散燃焼計算

・出力分布計算： 3 次元三角メッシュ拡散計算

・反応度係数計算 ： ドップラ係数

1 次近似摂動計算

ナトリウムボイド反応度

厳密摂動計算・制御棒価値計算 ： 3 次元三角メッシュ拡散計算

137

2)

評価結果
i)

導入期炉心
表 2.1.3-7 に、大型 MOX 燃料高内部転換型導入期炉心の主要な核特性を示し、表2.1.3-8 には重金属の物量収支を示す。本炉心の核特性は、炉心に課せられた条件、性能要求を全て満足しており、運転サイクル長さは 26.3 ヶ月であり、性能要求の 18 ヶ月を大幅に超えて達成している。炉心取出平均燃焼度は 147GWd/t、ブランケット燃料を含めた全炉心取出平均燃焼度は 90GWd/t であり性能要求である 60GWd/t より約50%高い値を示している。
増殖比は FBR 導入期炉心の目標値である 1.1 を達成している。平衡サイクル末期におけるナトリウムボイド反応度は 5.3 $、ドップラ係数（Tdk/dT）は-5.7×10-3 であり、ナトリウムボイド反応度は制限条件の 6 $程度以下を十分に下回っている。
表 2.1.3-9 に、制御反応度収支の評価結果を示す。制御棒の仕様としては、主炉停止系、後備炉停止系ともに 10B 濃縮度が 80 wt%、吸収材 (B4C) の体積比が 31%である。原子炉停止系の機能条件としては、主炉停止系がワンロッドスタックで定格運転状態から低温停止が可能、後備炉停止系がワンロッドスタックで定格運転状態から高温停止、全数挿入時には低温停止が可能としている。主炉停止系の制御反応度収支としては、必要制御反応度（炉停止余裕 1 $を含む）が 5.1%Δk/kk'に対して、制御棒価
値が 6.8%Δk/kk'であり 1.7%Δk/kk'の反応度停止余裕を有して成立している。
後備炉停止系の必要制御反応度（事故時投入反応度 0.2%Δk/kk'を考慮）は、ワン
ロッドスタック時で 1.0%Δk/kk’、全数挿入時で 1.2%Δk/kk'である。これに対して
制御棒価値はワンロッドスタック時が 2.0%Δk/kk’、全数挿入時が 2.3%Δk/kk'であり、ワンロッドスタック時が 1.0%Δk/kk’、全数挿入時が 1.1%Δk/kk'の反応度停止
余裕を有して成立している。
上記のとおり本炉心は、プラント側との取合条件および安全の制限条件を満足しつ
つ、炉心性能の設計目標を達成している。

ii)

平衡期炉心
表 2.1.3-10 に、大型 MOX 燃料高内部転換型平衡期炉心の主要な核特性を示し、表2.1.3-11 には重金属の物量収支を示す。本炉心の核特性は、炉心に課せられた条件、性能要求を全て満足しており、運転サイクル長さは 26.3 ヶ月であり、性能要求の 18ヶ月を大幅に超えて達成している。ブランケット燃料を含めた全炉心取出平均燃焼度
は 115GWd/t であり、性能要求である 60GWd/t より約 90%高い値を示している。
増殖比は FBR 平衡期炉心の目標値である 1.03 を達成している。平衡サイクル末期におけるナトリウムボイド反応度は 5.3 $、ドップラ係数（Tdk/dT）は-5.8×10-3 であり、ナトリウムボイド反応度は制限条件の 6 $程度以下を十分に下回っている。
上記のとおり本炉心は、プラント側との取合条件および安全の制限条件を満足しつ
つ、炉心性能の設計目標を達成している。

(d) 熱流力特性および燃料健全性
前記(c)項の大型 MOX 燃料高内部転換型導入期炉心について、炉心の流量配分を設定し、138

熱流力特性および燃料健全性の評価を行った。
1)

評価手法・条件
熱流力特性および燃料健全性評価の主要な手法および条件を以下に示す。
・1 次系流量･･････････････････････････････････ 18,200 kg/s
・被覆管最高温度評価用工学的安全係数･･････････ 表 2.1.3-12 (実証炉設計例参照)
・圧力損失評価式･･････････････････････････････ Cheng-Todreas 式[2]・材料特性評価式：クリープ強度評価について、以下に示す ODS ｸﾘｰﾌﾟ破断強度式（FS フェーズⅡ設計評価用暫定式）を適用
LMP = (T + 273.15) (21.94 + log10 (3 tR))/1000= 45.93 – 9.943log10(SR)T ： 温度 (℃)
tR ： 破断時間 ( hr)
SR： 設計ｸﾘｰﾌﾟ破断応力強さ (MPa)(St ベースで適用、St = 0.8×SR)
内面腐食

ODS 鋼暫定評価式

外面腐食

ODS 鋼暫定評価式[3]・CDF 評価手法･･･････････････････････････････ 統計処理適用
2)

評価結果
図 2.1.3-4 に、前記(c)の核特性評価で求めた出力分布を基に設定した炉心の流量領域区分を示す。炉心の流量領域は、内側炉心 4 領域、外側炉心 4 領域、径方向ブランケッ
ト 2 領域の合計 10 領域である。表 2.1.3-13 には各流量領域への流量配分と熱流力特性を示す。炉心および径方向ブランケット燃料に配分する流量は 16767.6kg/s であり、一次系流量の 92.1%である。被覆管最高温度は内側炉心が 700℃、外側炉心が 699℃であり制限条件である 700℃以下を満足している。バンドル部圧損は最大で 0.22MPa であり、取合条件である 0.2MPa 程度以下を満足している。
上記のとおり本炉心の熱流力設計は成立している。
次に、核および熱流力特性評価結果を基に行った燃料健全性（CDF)の評価結果（通常運転時）を示す。表 2.1.3-14 に CDF 評価対象燃料ピンの出力履歴および燃焼度を示し、表 2.1.3-15 および図 2.1.3-5 には被覆管最高温度の履歴を示す。表 2.1.3-16 に CDF
評価結果を示す。表 2.1.3-16 において、CDF は内側炉心の最大が 0.37、外側炉心の最大が 0.07 であり、制限条件の 0.5 以下を満足している。

(e) 遮へい特性
前記(c)項の大型 MOX 高内部転換型導入期炉心に対し、炉心廻り遮へい設計として累積
高速中性子照射量 (nvt) の評価を行った。本炉心は、軸方向遮へいとして、上部に B4C 遮へい 52 cm、下部に SUS 遮へい 35 cm、径方向遮へい体として、SUS 遮へい体 1 層と Zr-H

139

遮へい体 1 層を設定している。なお、改良内部ダクト型燃料集合体は、上部 B4C 遮へい体の一部を削除しているため、ストリーミング効果を考慮して、照射量を評価した。
1)

評価手法・条件
遮へい特性評価の主要な手法および条件を以下に示す。
・対象炉心：導入期炉心（平衡期炉心に比べ、遮へい体層数が 1 層少なく、遮へい評価上厳しい）

・

計算モデル

：2 次元輸送計算 (RZ 体系)

・

核データ

：JENDLE-3.2 から作成された JSSTDL ライブラリ[4]

・

補正係数

：JASPER 遮へい実験解析に基づく E/C 値[5]

・

炉心状態

：定格出力、平衡末期（中性子束レベルが最大となる）

2)

評価結果
高速中性子束（補正前）の等高線図を図 2.1.3-6 に示す。また、遮へい設計上重要な
炉内構造物 (炉心槽、上部炉心支持板、炉上部機構) における累積高速中性子照射量の評
価結果を各部の制限値と併せて表 2.1.3-17 に示す。なお、炉上部機構の補正係数が大き
いのは、ストリーミング効果を考慮した結果である。この表より、累積高速中性子照射
量は上部炉心支持板が最も厳しく 3.3×1021n/cm2 となるが制限条件を満足している。また、炉心槽部および炉上部機構の累積高速中性子照射量は 1.9×1020 n/cm2 および5.0×1020 n/cm2 あり制限条件に対して余裕を有している。

(iii) TRU 組成変動の影響
前記(c)項の大型 MOX 燃料高内部転換型導入期炉心を対象として、軽水炉の使用済燃料から回収した TRU 組成を適用した場合の炉心・燃料設計への影響について検討した。
(a) TRU 組成
1)

代表的な組成TRU 組成変動の影響評価に用いた代表的な軽水炉使用済燃料回収 TRU 組成は、FBR
導入シナリオの代表的な時期における各種炉型毎の使用済燃料の再処理量を基に以下のとおり混合した組成である。
a.

組成①30 年貯蔵した LWR 使用済ウラン燃料（45～49GWd/t）から回収した TRU と 20年貯蔵した ALWR 使用済ウラン燃料（60GWd/t）から回収した TRU を 9：1 で混
合

b.

組成②
70 年貯蔵した LWR 使用済ｳﾗﾝ燃料(45～49GWd/t)から回収した TRU と 40 年貯蔵
した ALWR 使用済ウラン燃料(60GWd/t)から回収した TRU を 3：7（再処理量比例）
で混合

c.

組成③
40 年貯蔵したプルサーマル使用済燃料（45～49GWd/t）から回収した TRU と FBR
使用済燃料から回収した TRU を 5：5 で混合

140

d.

組成④
110 年貯蔵したプルサーマル使用済燃料（45～49GWd/t）から回収した TRU と 90年貯蔵した LWR 使用済ウラン燃料（45～49GWd/t）から回収した TRU と 40 年貯蔵した ALWR 使用済ウラン燃料（60GWd/t）から回収した TRU を 0.5：1.9：7.6
で混合［プルサーマル：ウラン＝0.5：9.5，LWR：ALWR＝2：8］

表 2.1.3-18 に軽水炉使用済燃料回収 TRU の代表的な組成を示し、図 2.1.3-7 および図2.1.3-8 には Pu 組成および MA 組成を示す。表 2.1.3-18 に示すとおり、軽水炉使用済燃
料回収 TRU の代表的組成は MA 含有率が 12.5～20.9wt%と高く、設計標準としている
高速炉多重リサイクル TRU 組成（4.5wt%）の 2 倍以上となっている。また、核分裂性核種の含有率は高速炉多重リサイクル TRU 組成に比較して 3～12wt%低い値となっている。
なお、軽水炉使用済燃料回収 TRU の代表的組成において組成②と組成④が類似していることから、本検討は組成②を除く３ケースを対象として行った。
2)

極端な組成
TRU 組成変動の影響評価に用いた極端な軽水炉使用済燃料回収 TRU 組成は、FBR
導入シナリオに基づき単一炉型から回収され、核特性および新燃料の崩壊熱の観点で最も影響の大きな貯蔵期間を想定して以下のとおり設定したものである。
a.

核特性評価用（炉外時間最大）・LWR（BWR,PWR）：炉外時間 110 年
・ALWR(ABWR,APWR)：炉外時間 40 年
・プルサーマル（BWR,PWR）：炉外時間 100 年b.

新燃料崩壊熱評価用（炉外時間最少：冷却+再処理=4 年、Pu 貯蔵=1 年）
・LWR（BWR,PWR）：炉外時間 5 年
・ＡＬＷＲ(ABWR,APWR)：炉外時間 5 年
・プルサーマル（BWR,PWR）：炉外時間 5 年
表 2.1.3-19 および表 2.1.3-20 に核特性および新燃料崩壊熱への影響評価に用いた軽水炉使用済燃料回収 TRU の極端な組成を示す。
(b) 核特性1)

評価内容
大型 MOX 燃料高内部転換型導入期炉心を対象として、軽水炉使用済燃料回収 TRU
組成を適用した場合の核特性および新燃料崩壊熱への影響評価を行った。

2)

評価手法・条件
主要な核特性評価手法を以下に示す。
・炉定数： 統合炉定数 ADJ2000R [1]

・

燃焼計算

： 2 次元 RZ 体系拡散燃焼計算

141

・

反応度係数計算：ドップラ係数

1 次近似摂動計算

ナトリウムボイド反応度3)

厳密摂動計算評価結果
i)

代表的な組成表 2.1.3-21 に、軽水炉使用済燃料回収 TRU の代表的な組成を用いた場合の核特性を設計標準 TRU 組成（高速炉多重リサイクル TRU）の結果と併せて示す。表 2.1.3-21
において、軽水炉使用済燃料回収 TRU の代表的組成を用いた場合、燃焼反応度は設
計標準 TRU 組成を用いた場合に比較して減少し、増殖比は増加している。ここで、軽水炉使用済燃料回収 TRU 組成を用いた場合の燃焼反応度および増殖比への影響は共に設計標準 TRU 組成に比較して MA 含有率が高いことに起因し、親核種量が多い
ことにより燃焼反応度が減少、捕獲反応断面積の大きな 237Np が多いことにより増殖比が増加したものと考える。
ナトリウムボイド反応度は設計標準 TRU 組成を用いた場合に比較して増加しているが、何れも設計条件である 6$程度以下を満足している。ここで、軽水炉使用済燃料
回収 TRU 組成を用いた場合のナトリウムボイド反応度の増加は MA による低エネル
ギー側（keV 領域）での捕獲反応の減少と高エネルギー側（MeV 領域）での核分裂反応の増加が主な要因と考えられる。また、ドップラ係数は設計標準 TRU 組成を用いた場合に比較して絶対値が減少している。
以上、軽水炉使用済燃料回収 TRU の代表的組成を用いた場合、燃焼反応度および増殖比に対する影響は炉心設計にとって有益なものである。一方、ナトリウムボイド
反応度およびドップラ係数に対する影響は不利益なものではあるが、その程度は小さ
く設計成立の見通しである。

ii)

極端な組成
表 2.1.3-22 に、軽水炉使用済燃料回収 TRU の極端な組成を用いた場合の核特性を設計標準 TRU 組成（高速炉多重リサイクル TRU）の結果と併せて示す。表 2.1.3-22
において、増殖比は高速炉多重リサイクル組成に用いた場合と比較して増加、燃焼反
応度は減少する。ナトリウムボイド反応度は高速炉多重リサイクル組成を用いた場合と比較して増加するが、LWR 及び ALWR の TRU に関しては制限を満足する。しかしながら、プルサーマル単一で適用した場合には制限を超過するため、FBR 回収 TRU
等との混合が必要となる。ドップラ係数は絶対値が減少し、ナトリウムボイド反応度／ドップラ係数の比が増加する。
また、流量配分計画の指標である規格化包絡熱出力は、プルサーマル TRU を（単一）適用した場合以外は高速炉多重リサイクル TRU と同等であり、設計成立の見通しである。
図 2.1.3-9 に、軽水炉使用済燃料回収 TRU の極端な組成を用いた場合の新燃料崩壊
熱を設計標準 TRU 組成（高速炉多重リサイクル TRU）の結果と併せて示す。図 2.1.3-9において、新燃料の崩壊熱は高速炉多重リサイクル組成に用いた場合に比較して増加し、プルサーマル回収 TRU を適用した場合が最大となるが、20W/kg-HM 程度であ142

り対応可能な見通しである。
(c) 燃料健全性
大型 MOX 燃料高内部転換型の導入期炉心を対象として、TRU 組成変動が燃料健全性に及ぼす影響について概略評価を行った。
本検討では、TRU 組成変動時の許容最大線出力（過出力時の燃料溶融防止）と熱流力特性も含めた燃料被覆管の CDF を対象とした。ただし、現状では、MA 含有燃料の健全性に係る物性および照射挙動データが少なく、本評価では、今後のデータ取得・蓄積により得られるであろう合理的な物性値および評価モデルを暫定して行った。
1) 許容最大線出力ⅰ) 評価内容
軽水炉使用済燃料から回収した TRU は、設計標準としている高速炉多重リサイク
ル TRU に比較して MA 含有率が高く、燃料融点および熱伝導度が低下し溶融限界線
出力（以下、PTM という）が低下すると予想される。
本評価では、MA 含有率が高い前記(a)項の「ALWR 使用済燃料から回収した TRU」
を用いた炉心を対象とし、高速炉多重リサイクル TRU を用いた代表炉心との比較評価を実施した。
なお、現行の炉心・燃料設計では定格時の線出力制限を 430W/cm 以下としている
が、これは MA 含有率の低い高速炉多重リサイクル TRU を用いた燃料について設定したものであり、燃料仕様等の不確定性を考慮して保守側に暫定したものである。
ⅱ) 評価手法a) 物性データおよび評価モデル
物性および照射挙動に関するデータが少ないことから、本評価では、今後のデー
タ取得・蓄積により得られるであろう合理的な物性値および評価モデルを暫定して用いた。
評価に用いた物性値および評価モデルの概要を以下に示す。
・燃料融点
燃料融点は、理想溶体モデル[6]を基本として、MA 含有 MOX 燃料の測定データ[7]を踏まえ、今後のデータの取得・蓄積に期待する合理的な値を暫定した。
また、MA の燃焼に伴う挙動として、Pu と同様に燃料ペレット内で再分布し、中央部の濃度が上昇することが知られていおり[8]、このことが燃料融点を低下させることになる。本評価では燃焼に伴う MA の再分布を、Pu と同等として取り扱った。
燃焼に伴う FP の蓄積による融点への影響については、「もんじゅ」の設計評価に基づき 50GWd/t 以降 7℃/10GWd/t の割合での低下を考慮した。
・燃料ペレット熱伝導度
燃料ペレットの熱伝導度は、「もんじゅ」の設計評価式をベースに MA 含有による寄与[9]を考慮した暫定式を用い、燃焼に伴う燃料ペレットのスエリングによる理論密度比の低下を考慮した。

143

・燃料ペレット－被覆管間ギャップコンダクタンス
燃料ペレット－被覆管間ギャップコンダクタンスは「常陽」における PTM 試験の評価[10]に基づき暫定した。
b) PTM 予測値
大型 MOX 燃料高内部転換型炉心の燃料仕様を基に、燃料ペレット最高温度を評
価し PTM 予測値（燃料最高温度が燃料融点に達する線出力）を求めた。なお、評価時期は燃料寿命初期（BOL）および末期（EOL）とした。
c) 許容最大線出力
定格時の許容最大線出力は以下に示す PTM 予測値の不確かさ、過出力係数および最大線出力の不確かさを基に評価した。なお、PTM 予測値の不確かさについて
は、今後のデータ取得・蓄積に期待した合理的な値を暫定した。
［PTM 予測値の不確かさ：3 項目を統計処理］
・燃料仕様・照射条件の不確かさ：10%
・燃料温度の予測誤差：35W/cm
・燃料溶融試験の誤差：6%［過出力係数］
1.223[1]（MOX 燃料炉心の代表的な値）［最大線出力の不確かさ］
5%（前記(ⅰ)項の被覆管最高温度評価用工学的安全係数の出力分布誤差）ⅲ) 評価結果
表 2.1.3-23 に、ALWR 使用済燃料回収 TRU および高速炉多重リサイクル TRU を用いた炉心の内側および外側炉心燃料の融点を示す。
表 2.1.3-23 において、ALWR 使用済燃料回収 TRU 燃料の燃焼効果を考慮した融点
は Pu 富化度および MA 含有率の高い外側炉心燃料が内側炉心燃料に比較して若干低く、BOL で約 2590℃、EOL で約 2480℃である。高速炉多重リサイクル TRU 燃料も燃焼効果を考慮した融点は外側炉心燃料が若干低く、BOL で約 2650℃、EOL で約2510℃である。
上記のとおり ALWR 使用済燃料回収 TRU 燃料の融点は、高速炉多重リサイクル
TRU 燃料に比較して、BOL で約 60℃、EOL で約 30℃低い値を示している。
表 2.1.3-24 には、上記の燃料融点を基に評価した ALWR 使用済燃料回収 TRU 燃料
および高速炉多重リサイクル TRU 燃料の PTM および定格時許容最大線出力を定格時の最大線出力と併せて示す。
表 2.1.3-24 において、ALWR 使用済燃料回収 TRU 燃料の定格時許容最大線出力は
内側炉心燃料に比較して外側炉心燃料が低く BOL で約 470W/cm、EOL で約 410W/cmである。最大線出力は全て許容最大線出力以下であり、内側炉心燃料の EOL における最大線出力が許容最大線出力に最も近い値を示しているが 47W/cm の余裕がある。
高速炉多重リサイクル TRU 燃料の定格時許容最大線出力も内側炉心燃料に比較して外側炉心燃料が低く BOL で約 500W/cm、EOL で約 430W/cm である。最大線出力は全て許容最大線出力以下であり、内側炉心燃料の BOL における最大線出力が許容

144最大線出力に最も近い値を示しているが 82W/cm の余裕がある結果となっている。
以上、本検討では、MA 含有率が約 5wt%となる ALWR 使用済み燃料回収 TRU 燃料を用いた場合でも、定格時許容最大線出力 430W/cm が成立する見通しがあるとの結果を得た。今後、MA 含有燃料に対する物性データ及び照射データを蓄積すること
により、物性値および評価モデルの精度を向上させる必要がある。
2) 燃料被覆管 CDFⅰ) 評価内容
ALWR 使用済燃料回収 TRU は、設計標準としている高速炉多重リサイクル TRUに比較して MA 含有率が高く、α崩壊、酸素との(n,α)反応により生じるヘリウムガ
スが蓄積する。
このことから、上記 TRU を燃料とした場合には燃焼に伴う内圧の上昇が大きくな
り燃料被覆管の CDF が増加することになる。また、燃焼に伴う出力変動も高速炉多重リサイクル TRU を燃料とした炉心とは異なることが予想され、流量配分を見直す
必要が生ずる。
本評価では、前記(b)項の ALWR 使用済燃料回収 TRU を用いた炉心の流量配分および熱流力特性評価（被覆管最高温度履歴、バンド部圧損）を行い、求めた被覆管温度
履歴を基に CDF を評価した。なお、炉心の流量領域区分は、前記(ⅱ)(d)項の大型 MOX
燃料高内部転換型の導入期炉心と同一とし、流量配分の調整を行った。
ⅱ) 評価手法
熱流力特性および CDF 評価は、前記(ⅱ)(d)項と同様の手法を用いて行った。
なお、MA のヘリウム生成量については、MA 含有率をパラメータとした燃焼計算
結果より求めた値（FP ガス生成量に対する割合）を用い、放出率は 100%とした。
ⅲ) 評価結果
前記(b)で求めた炉心出力分布を基に流量配分を設定し、被覆管最高温度を評価した。
表 2.1.3-25 に、炉心流量配分と被覆管最高温度の評価結果を示す。表 2.1.3-25 において、炉心および径方向ブランケット燃料に配分する流量の合計は 1 次系流量の 95.2%であり、炉心に配分可能な流量（1 次系冷却材流量の 95.5 %）以下で被覆管最高温度は制限条件の 700℃以下を満足している。バンドル部圧損の最大は 0.24MPa であり、取合条件の 0.2MP 程度以下を満足している。
次に、上記の被覆管温度評価結果を基に内側および外側炉心燃料の最高燃焼度ピンを対象とした CDF 評価(通常運転時) を行った。図 2.1.3-10 に、CDF 評価に用いた内側および外側炉心燃料の最高燃焼度燃料ピンの被覆管最高温度履歴を示す。
CDF 評価により内側および外側炉心燃料の最高燃焼度ピンの CDF は 15.8 および
4.2 となり制限条件である 0.5 以下を満足しないとの結果を得た。
今後、ALWR 使用済燃料回収 TRU を対象とする場合には、MA からのヘリウム生
成等について詳細な評価を行い、この結果に基づく燃料被覆管の CDF 評価が必要で
ある。

145

(iv) LLFP 核変換特性
1)

評価内容
選定された代表炉心を基準炉心として、LLFP 集合体を装荷した核変換炉心の設計検討を行い、本炉心に関する LLFP 核変換特性の評価を行う。ここで、LLFP 集合体の装荷法としては、2.1.1.3(1)項の検討結果に基づき、LLFP インベントリ低減を指向した「炉内装荷方式」を採用する。

2)

評価手法・条件[LLFP 集合体基本構造]
LLFP 集合体は、核変換率向上のため減速材を装荷する必要があり、LLFP ピンと減速材ピンにより構成される。LLFP ターゲット核種としては 129I と 99Tc を対象とし、元素分離を前提とした。装荷にはターゲットの化学形態が重要であり、ヨウ素については、炉内装荷で発熱量が大きくなることから高融点 (997℃) を有する YI3、テクネ
チウムについては、Tc(金属)を採用した。ただし、YI3 については、炉外試験により、吸湿性による製造時の扱いにくさや、被覆材である ODS 鋼との共存性等の課題が得られており、今後、適用性の見極めを行うことが必要である。減速材としては、高性能遮へい体としても開発が行われている Zr-H を採用した。減速材ピンの設計では、
相安定性の観点から Zr-H の水素割合 (H/Zr 比) を制限することが重要であり、被覆管
内表面に低水素拡散率の材料を施し水素透過率を改善することを想定した。また、
LLFP 集合体の装荷法としては、LLFP インベントリ低減を指向し、炉内装荷方式を採用した。
[評価条件]LLFP 核変換炉心は、FBR 導入シナリオに応じて柔軟に対応できるよう、基準炉心から置換可能であることを条件とした。具体的には、プラント取合条件を満足すべく集合体総数・制御棒配置等を保存するとともに、安全要求等の制限条件も保存することとした。また、核特性について、基準炉心の主要な性能目標を維持することとし、
特に、FBR 平衡期での導入が予測されることから、1.03 程度の増殖比を満足することとした。LLFP 核変換特性については、2.1.1.3(1)項の設計方針・目標で説明したよ
うに、各核種についてサポートファクタ (変換量/生成量比) が 1.0 を満足することを条件とし、取出時変換率 30 %を暫定的な目標とした。
[評価手法]
炉内装荷方式では、LLFP 集合体を炉内に非均質に分散して装荷するので、核計算は 3 次元拡散モデルを用いて評価を行うとともに、参考として、2 次元 RZ モデルを用いた簡易評価手法での検討も行い、3 次元計算の結果と比較を行った。簡易評価手法としては、2 次元 RZ 計算で炉中心位置に LLFP 集合体を 1 体装荷した体系の計算を行い、各装荷位置での核変換率は、各位置での中性子照射量に比例すると仮定して評価することとした。核特性については、均質モデルとした。2 次元・3 次元の計算
とも、群定数セットについては、JENDL-3.2 ベースの 70 群統合炉定数 ADJ2000 を146

縮約して用いた。また、核変換率の評価については、LLFP 集合体内の非均質効果を考慮することとし、表 2.1.3-26 に示す連続エネルギーモンテカルロ計算から評価した
非均質補正係数を適用した。
LLFP ピン・減速材ピンの健全性については、表 2.1.3-27 の各項目について評価を行った。そのうち、熱特性については、3 本の要素に囲まれたチャンネルを想定し、このチャンネルを形成する各要素からの入熱を考慮して評価を行った。隣接集合体出口温度差については、隣接ドライバ燃料集合体の出口温度を炉心出口温度 550℃と仮定して評価を行った。H/Zr 比については、水素透過率低減方策の効果を考慮し、水素透過率としてオーステナイト鋼の 1/10 の値を想定することとした。ヨウ素ピンの照射
末期ガス内圧・CDF については、核変換で発生する Xe ガスの放出率 100 %、ヨウ素による内面腐食は (腐食挙動が現状未検討であることから) 暫定的に考慮しないとし
た。
3)

評価結果
[LLFP 集合体仕様]
LLFP ピン仕様については、LLFP ターゲットで溶融を起こさないよう、線出力を制限すべく、ピン径、スミア密度等についてサーベイを行い設定した。結果として、
炉内装荷で出力が大きくなる傾向があるとともに、ヨウ素化合物の融点・熱伝導度が低いことから、ヨウ素ピンの仕様設定が最も厳しく、ピン径を細径化し 6.23 mm とするとともに、スミア密度は低く抑え 50 %と設定した。テクネチウムピン・減速材ピンについても、装荷性の観点から、ヨウ素ピンと同様のピン径を採用した。
減速材ピン割合については、2.1.1.3(1)(ⅲ)(a)4)項の検討結果から、減速材割合を 15 %程度にまで低下すれば、隣接ドライバ燃料集合体出力への影響 (中性子減速により発生する出力ピーク) は小さく抑制できる見通しが得られたことから、本炉心についても 15 %と設定した。図 2.1.3-11 に、減速材割合 15 %の場合の隣接ドライバ燃料集合
体内の出力分布を評価した結果を示すが、周辺部に中性子減速による出力ピークは発生しているものの、LLFP 集合体に隣接することで集合体出力自体が低下する効果か
ら、影響は小さく抑制できることが確認された。
以上、サーベイの結果得られた LLFP ピン・集合体の仕様を表 2.1.3-28 にまとめる
とともに、LLFP 集合体の断面を図 2.1.3-12 に示す。
[核変換特性]
核変換特性として、サポートファクタ 1.0 を満足する LLFP 集合体の体数・構成の評価を行った。評価の結果得られた炉心の配置図を図 2.1.3-13 に示すとともに、主要な核変換特性を 3 次元・2 次元モデルの結果を比較して表 2.1.3-29 に示した。
3 次元計算の結果、本炉心では、28 体の LLFP 集合体を装荷する必要があることがわかった。1 サイクル当たりの変換率は、129I：6.2 %、99Tc：7.7 %と評価され、取出時の変換率は、3 サイクル後で 129I：21.4 %、99Tc：17.4%と目標である 30 %を若干下回る結果であった。一方、2 次元計算の簡易評価手法の結果では、129I と 99Tc の 1
サイクル当たりの変換率は、それぞれ、5.6 %、6.9 %と評価された。これらの値は、

147

3 次元計算の結果より 10 %程度低い結果であるものの、2 次元計算の簡易評価手法を用いた場合でも 3 次元計算の場合と核変換特性の評価結果は、比較的良好な一致を示すことが認められた。
[核特性]
LLFP 核変換炉心の主要な核特性の評価結果について、表 2.1.3-29 に 3 次元・2 次
元計算の結果、ならびに、基準炉心の核特性を比較して示した。
LLFP 核変換炉心では、LLFP 集合体を装荷した分、(集合体総数保存の条件から)
径方向ブランケット集合体が削除されるため、軸方向ブランケットを増加する必要があることがわかった。軸方向ブランケットの厚さ (上下含む) を 40 cm → 45 cm まで、
5 cm 増加させれば、本 LLFP 核変換炉心は、増殖比 1.03 を満足する結果であった。
また、LLFP 集合体を炉内に装荷することにより、Pu 富化度は 2～3 %程度増加し、それに伴い、燃焼反応度は増加するため、燃焼ミスマッチの効果から、熱設計に影響を与えるものと考えられる。
LLFP 核変換炉心の核特性結果について、3 次元計算の結果と 2 次元計算の結果を比較すると、比較的良好な一致が見られることがわかった。ただし、最大線出力・高速中性子照射量については、3 次元計算は 2 次元計算より大きく評価される傾向にあり、この点について留意する必要があると考えられる。
[LLFP ピン健全性]
LLFP ピン健全性の観点から、LLFP 集合体の流量、照射期間の設定を行った。健
全性の評価項目については、表 2.1.3-27 に示した通りである。
評価結果として、図 2.1.3-14 に、集合体流量と LLFP ピン・減速材ピン・集合体の温度に関する制限値の関係を、図 2.1.3-15 に、照射期間と H/Zr 比・ガス内圧・CDFの関係を示した。本 LLFP 集合体では、下限流量は、出力の大きいテクネチウムピンの被覆管温度が制限となり、3.7 kg/s と評価された。また、上限流量は、隣接集合体
出口温度差で制限され、16.0 kg/s と評価された。一方、LLFP 集合体の照射期間は、ガス内圧により制限され、ドライバ燃料並みの照射期間 (4 サイクル) の達成は困難であることがわかった。そのため、照射期間は 3 サイクルに制限することとし、その場
合、8.5 kg/s の集合体流量を想定すると H/Zr 比の制限も満足することから、集合体流量として 8.5 kg/s を設定した。
以上、本代表炉心は、炉内装荷方式を採用し LLFP 核変換炉心に置換することにより、プラント取合条件を満たしつつ、増殖比 1.03、サポートファクタ 1.0 以上を達成できる可能性を有することが示された。ただし、本評価では、ヨウ素の化学形態として YI3 を前提としており、YI3 の適用性については、今後、見極めが必要である。
(v) まとめ
大型 MOX 燃料炉心について、再臨界回避方策として改良内部ダクト型燃料集合体を採用した高内部転換型炉心とコンパクト型炉心を構築し、両炉心について仕様、核特性および性能の比較検討を行い代表炉心概念の絞り込みを行った。この結果、高内部転換型炉心とコン

148

パクト型炉心はともに大型炉の炉心に与えられた条件、性能要求を全て満足できる見通しを得た。しかしながら、炉心性能の点で高内部転換型炉心はコンパクト型炉心に比較して、ブランケット燃料を含めた全炉心取出平均燃焼度が高く、運転サイクル長さの長期化が可能であり、燃料サイクルコストおよび稼動率に優れているとの結論を得た。炉心仕様としては、遮へい体外接円径がコンパクト型より若干大きいが、プラント側との取合条件を満足している。以上のことから、高内部転換型炉心を大型炉の代表概念として選定した。
更に、代表炉心概念として選定した大型高内部転換型炉心について、熱流力と燃料健全性も含めた設計検討を行い、核、熱流力、燃料健全性および遮へいの設計成立性を確認するとともに炉心・燃料仕様および炉心性能を明確化し、代表炉心として設定した。代表炉心は、炉心に与えられた条件、性能要求を全て満足し、設計成立の見通しである。炉心性能において、大型炉は運転サイクル長さが約 26 ヶ月、全炉心取出平均燃焼度（ブランケット燃料を含む）が 90～115GWd/t であり、炉心に対する性能要求である 18 ヶ月以上と 60GWd/t 以上を大幅に超えて達成する見通しである。
また、TRU 利用に関しては、軽水炉使用済燃料から回収した TRU を適用した場合の炉心特性および燃料の熱特性への影響を評価した。評価の結果、軽水炉使用済燃料から回収した
TRU の炉心および燃料特性への影響は設計により対応が可能であるとの見通しを得た。
LLFP 核変換については、炉内装荷方式を採用し LLFP 核変換炉心に置換することにより、プラント取合条件を満たしつつ、増殖比 1.03、SP 1.0 以上を達成できる可能性を有することが示された。ただし、本評価では、ヨウ素の化学形態として YI3 を前提としており、YI3 の適用性については、今後、見極めが必要である。
(2) 金属燃料炉心∗(i)

代表炉心の選定
前記２．１．１．３項で示したコンパクト型炉心と高出口温度型炉心の利害得失について、
開発目標、課題の各々の観点から比較した結果を表 2.1.3-30 および表 2.1.3-31 にそれぞれ示す。
高出口温度型炉心は原子炉出口温度の高温化やブランケットを含む全炉心取出平均燃焼度の向上において優れた特性を示し、経済性向上の上で優れた概念であることがわかった。
炉心サイズ（遮へい体外接円径）、初装荷核分裂性 Pu 重量もコンパクト型炉心と同等である。
他方、高出口温度型炉心における Zr 含有率 6wt%の燃料仕様は、コンパクト型炉心におけるZr 含有率 10wt%の燃料仕様に比べ、照射試験の実績が過去に 1 回しか存在せず、今後、燃料健全性の実証に向けてより多くの照射実績を重ねることが必要とされるが、その 1 回の照射試験では、燃料健全性上、特に問題となる挙動は観測されていない。以上から、高出口温度型炉心を代表炉心として選定した。なお、この代表炉心においては、ピン径 2 領域型と重金属密度 2 領域型の 2 種類を検討対象としたが、2.1.4 項の中型モジュール炉の検討で後述
するように重金属密度 2 領域型を選定する。

本章に記載する増殖性能が要求される FBR 導入期での投入を想定した炉心（導入期炉心）は資源の有効利用に通ずることから「資源重視型」、増殖が不要となる FBR 平衡期での投入を想定した炉心（平衡期炉心）は全炉心
取出平均燃焼度が高く経済性に優れていることから「経済性重視型」、とも呼ばれる。

149

また、代表炉心の最大高速中性子照射量については、制限 5×1023n/cm2（E>0.1MeV）を満足するものとする。さらに、代表炉心における高速中性子照射量制限の緩和を前提とした場合について、炉心部取出平均燃焼度 150GWd/t を満足し経済性の更なる向上が期待できる高燃焼度化炉心についても代表炉心のオプション概念として構築することとする。
(ii) 設計評価(a) 評価内容
大型炉の代表概念である大型高出口温度型炉心の核特性、熱流力特性、燃料健全性評価を行った。大型高出口温度型炉心概念の構築における主要な条件と目標を表 2.1.3-32 に示す。
(b) 核特性1)

評価手法・条件
・

炉定数：統合炉定数 ADJ2000R[1]・

燃焼計算：7 群 2 次元 RZ 体系中性子拡散燃焼計算

・ナトリウムボイド反応度計算：炉心部のラッパ管内のナトリウムをボイド化、非均質補正と輸送・メッシュ補正を考慮

・

ドップラ係数：炉心部（燃料の寄与のみ）、非均質補正と輸送・メッシュ補正を考慮

・

出力分布：3 次元 Tri-Z 体系中性子拡散計算

・制御棒価値計算：3 次元 Tri-Z 体系中性子拡散計算、輸送・メッシュ補正、ランピ
ング効果、不確かさを考慮

2)

評価結果
選定した代表炉心（平衡期炉心）の炉心主要目と主要燃料仕様を表 2.1.3-33 および表
2.1.3-34 に、主要核特性を表 2.1.3-35 に、物量収支を表 2.1.3-36～39 に、制御反応度収
支を表 2.1.3-40 に、炉心配置を図 2.1.3-16 にそれぞれ示す。主要核特性について、運転サイクル長さ 21.5 ヶ月、増殖比 1.03、ナトリウムボイド反応度 7.8$、炉心部取出平均
燃焼度 99GWd/t、、最大高速中性子照射量 5.3×1023n/cm2（E＞0.1MeV）であり、炉心部取出平均燃焼度を除いて設計条件を満足している。なお、本炉心はブランケットを有しないため、ブランケットを含む全炉心取出平均燃焼度は、炉心部取出平均燃焼度
99GWd/t と等しくなる。したがって、本炉心は燃料サイクルコストに関して十分に高い経済性を有すると考えられる。
また、制御反応度収支については成立しており、かつ反応度停止余裕は適切であると考えられる。なお、余剰反応度の不確かさは MOX 燃料炉心を対象とした先行研究成果を基に設定しているが、燃料製作公差については Pu 富化度調整（成分調整）を Pu 含
有量約 5kg 単位で行っていることを考慮すると、大幅な合理化が可能である。更に、燃料交換余裕については、本炉心の計画余剰反応度が先行研究で設計された炉心の約 6 分の 1 であることから、相応の合理化の可能性がある。

150

(c) 熱流力特性および燃料健全性
1)

評価手法・条件
・

1 次系流量：18,200kg/s（炉心領域に配分できる流量として 1 次系流量の 96%を想
定）・被覆管内面最高温度制限：650℃

・

圧力損失評価式：Cheng-Todreas 式[2]・

材料特性評価式：クリープ強度評価について、以下に示す ODS ｸﾘｰﾌﾟ破断強度式（FS フェーズⅡ設計評価用暫定式）を適用
LMP = (T + 273.15) (21.94 + log10 (3 tR))/1000= 45.93 – 9.943log10(SR)T ： 温度 (℃)
tR ： 破断時間 ( hr)
SR： 設計ｸﾘｰﾌﾟ破断応力強さ (MPa)(St ベースで適用、St = 0.8×SR)
内面腐食

金属燃料暫定評価式

外面腐食

ODS 鋼暫定評価式[3]

工学的安全係数については、フェーズ II 中間まとめでは、MOX 燃料炉心に適用した値を基本として、各部製造公差とスラグ偏心効果を ANL の製造実績に基づき見直したものを適用したが、フェーズ II 最終報告では、２．２．２．１項で後述するように最新の知見を考慮し、また、将来の技術レベルの向上を見越して合理化を図ったものを適用する。スペーサとしては、「常陽」、「もんじゅ」等で実績が豊富なワイヤ型スペーサを採用している。ワイヤ型スペーサを採用した場合の金属燃料炉心の熱特性および燃料健
全性評価解析で使用した工学的安全係数を表 2.1.3-41 に示す。
2)

評価結果
先行設計例を参考にし、炉心部流量領域を、内側炉心 2 領域、外側炉心 3 領域の計 5領域として、原子炉出入口温度が 550／395℃の条件の下、被覆管内面最高温度制限
650℃を満足するよう流量配分を行った。流量配分結果を表 2.1.3-42 に、流量領域区分を図 2.1.3-17 にそれぞれ示す。被覆管内面最高温度は 648℃となり、制限の 650℃を満足している。バンドル部圧力損失は最大で 0.19MPa であり、制限の 0.2MPa 程度以下を満足している。燃料健全性評価用データとして、流量領域毎の代表燃料要素の出力履
歴と被覆管肉厚中心温度履歴をそれぞれ表 2.1.3-43、表 2.1.3-44 の通り求めた。
得られた出力履歴と被覆管肉厚中心温度履歴を用いて、燃料健全性評価を行った。評
価結果を表 2.1.3-45 に示す。寿命末期において、CDF は最大で 0.072 であり制限の 0.5
以下を満足している。寿命末期被覆管周方向応力は 111.5MPa であり、制限目安 120MPaを満足している。

151

以上のように、本代表炉心（平衡期炉心）について熱流力設計を行い、流量配分および燃料健全性の成立を見通すことができた。
(iii) 性能要求に対する柔軟性評価(a) 増殖性能
平衡期炉心に対し、上部軸方向ブランケットの付加（12cm）により、増殖比 1.10 程度の導入期炉心を構築した。炉心主要目と主要燃料仕様を表 2.1.3-46 および表 2.1.3-47 に、
主要核特性を表 2.1.3-48 に、炉心配置を図 2.1.3-18 に、それぞれ示す。主要核特性について、運転サイクル長さ 21.5 ヶ月、増殖比 1.10、ナトリウムボイド反応度 8.3$、炉心部取
出平均燃焼度 98GWd/t、ブランケットを含む全炉心取出平均燃焼度 89GWd/t、最大高速
中性子照射量 5.4×1023n/cm2（E＞0.1MeV）であり、炉心部取出平均燃焼度を除いて設計条件を満足している。複合システム倍増時間は 66 年となった。
(b) 高燃焼度化∗
代表炉心に対し、重金属インベントリを増加させ、ブランケットなしで炉心部取出平均
燃焼度 150GWd/t を満足する高燃焼度化炉心を構築した。重金属インベントリの増加の方策としては、主に燃料集合体数の増加と燃料ピン径の拡大が考えられるが、ここでは代表
炉心の燃料集合体数が 645 体と既に多いことから、燃料ピン径の拡大を採用した。
平衡期炉心の炉心主要目と主要燃料仕様を表 2.1.3-49 および表 2.1.3-50 に、主要核特性を表 2.1.3-51 に、物量収支を表 2.1.3-52～55 に、炉心配置を図 2.1.3-19 にそれぞれ示す。
主要核特性について、運転サイクル長さ 22 ヶ月、増殖比 1.03、ナトリウムボイド反応度
7.8$、炉心部取出平均燃焼度 153GWd/t、最大高速中性子照射量 8.5×1023n/cm2（E＞0.1MeV）であり、最大高速中性子照射量を除いて設計条件を満足している。
平衡期炉心に対し、上部軸方向ブランケットの付加により、増殖比 1.10 程度の導入期炉心を構築した。炉心主要目と主要燃料仕様を表 2.1.3-56 および表 2.1.3-57 に、炉心・燃料仕様および主要炉心特性を表 2.1.3-58 に、物量収支を表 2.1.3-59～62 に、炉心配置を図2.1.3-20 に、それぞれ示す。主要核特性について、運転サイクル長さ 22.0 ヶ月、増殖比
1.11、ナトリウムボイド反応度 8.1$、炉心部取出平均燃焼度 149GWd/t、ブランケットを含む全炉心取出平均燃焼度 134GWd/t、最大高速中性子照射量 8.5×1023n/cm2 （E＞
0.1MeV）であり、最大高速中性子照射量を除いて設計条件を満足している。複合システ
ム倍増時間は 58 年となった。
(c) TRU 組成変動
表 2.1.3-63 に MOX 燃料高速炉多重リサイクル TRU 組成を用いた場合、および 4 種類の軽水炉取出燃料 TRU 組成を用いた場合の炉心特性への影響評価結果を示す。MOX 燃料
高速炉多重リサイクル TRU 組成を用いた場合の、金属燃料高速炉多重リサイクル TRU 組成を用いた場合に対する影響は軽微である。また、約 3%の内部転換比の向上により倍増∗技術検討書第Ⅱ分冊：燃料システム技術、第Ⅲ分冊：統合評価技術において、金属燃料を用いたナトリウム大型炉：ケース 6-1、7-1「資源重視型炉心」、ケース 6-2、7-2「経済性重視型炉心」と記載。

152

時間に 10～15 年程度の短縮が見られる。
次に軽水炉取出使用済燃料回収 TRU 組成を用いた場合についてみると、金属燃料高速炉多重リサイクル TRU 組成を用いた場合に比べて、Pu 富化度が 1～2%程度増大している
ものの、Pu 富化度が 13～14wt%と MOX 燃料炉心と比較して低いため、MA 含有率は最大で 3.6%であり 5%にまでは達していない。燃焼反応度は 1%Δk/kk'以上の増加が見られており、余剰反応度の増加を招く。内部転換比が向上しているが、それに起因して、内側炉心および外側炉心の出力分担率の燃焼による変化の程度が増加していることから、径方向出力分布変動も増大していることが予想される。Na ボイド反応度は最大で 9.5$にまで達しており、目標の 8$程度を大きく超過している。炉心・燃料設計検討で基準としている
高速炉多重リサイクル TRU 組成使用時に対して、LWR 使用済燃料回収 TRU を用いた場合の核特性への影響は比較的大きい。このように、金属燃料炉心について、ここで暫定した LWR 使用済燃料回収 TRU 組成を想定する場合には、内部転換比や Na ボイド反応度を適切にするために炉心高さの縮小等の設計対応が必要であると考えられる。
(d) LLFP 核変換特性
1)

評価内容
選定された代表炉心を基準炉心として、LLFP 集合体を装荷した核変換炉心の設計検討を行い、本炉心に関する LLFP 核変換特性の評価を行う。ここで、LLFP 集合体の装荷法としては、2.1.1.3(1)項の検討結果に基づき、LLFP インベントリ低減を指向した「炉内装荷方式」を採用する。

2)

評価手法・条件[LLFP 集合体基本構造]
LLFP 集合体は、核変換率向上のため減速材を装荷する必要があり、LLFP ピンと減速材ピンにより構成される。LLFP ターゲット核種としては 129I と 99Tc を対象とし、元素分離を前提とした。装荷にはターゲットの化学形態が重要であり、ヨウ素については、
炉内装荷で発熱量が大きくなることから高融点 (997℃) を有する YI3、テクネチウムについては、Tc(金属)を採用した。ただし、YI3 については、炉外試験により、吸湿性による製造時の扱いにくさや、被覆材である ODS 鋼との共存性等の課題が得られており、今後、適用性の見極めを行うことが必要である。減速材としては、高性能遮へい体としても開発が行われている Zr-H を採用した。減速材ピンの設計では、相安定性の観点か
ら Zr-H の水素割合 (H/Zr 比) を制限することが重要であり、被覆管内表面に低水素拡散率の材料を施し水素透過率を改善することを想定した。また、LLFP 集合体の装荷法としては、LLFP インベントリ低減を指向し、炉内装荷方式を採用した。
[評価条件]LLFP 核変換炉心は、FBR 導入シナリオに応じて柔軟に対応できるよう、基準炉心から置換可能であることを条件とした。具体的には、プラント取合条件を満足すべく集合
体総数・制御棒配置等を保存するとともに、安全要求等の制限条件も保存することとした。また、核特性について、基準炉心の主要な性能目標を維持することとし、特に、FBR

153

平衡期での導入が予測されることから、1.03 程度の増殖比を満足することとした。LLFP
核変換特性については、2.1.1.3(1)項の設計方針・目標で説明したように、各核種についてサポートファクタ (変換量/生成量比) が 1.0 を満足することを条件とし、取出時変換率30 %を暫定的な目標とした。
[評価手法]
核計算について、2.1.3.1(1)(ⅳ)項の大型ナトリウム冷却 MOX 燃料炉における LLFP
核変換炉心の検討の結果、3 次元計算と 2 次元計算に基づく簡易評価手法との間で概ね同等の結果が得られたことから、ここでは、2 次元計算に基づく簡易評価手法を適用することとした。群定数セットについては、JENDL-3.2 ベースの 70 群統合炉定数
ADJ2000 を縮約して用いた。また、核変換率の評価については、LLFP 集合体内の非均質効果を考慮することとし、表 2.1.3-64 に示す連続エネルギーモンテカルロ計算から評価した非均質補正係数を適用した。
LLFP ピン・減速材ピンの健全性については、表 2.1.3-65 の各項目について評価を行った。そのうち、熱特性については、3 本の要素に囲まれたチャンネルを想定し、このチャンネルを形成する各要素からの入熱を考慮して評価を行った。隣接集合体出口温度差については、隣接ドライバ燃料集合体の出口温度を炉心出口温度 550℃と仮定して評価を行った。H/Zr 比については、水素透過率低減方策の効果を考慮し、水素透過率としてオーステナイト鋼の 1/10 の値を想定することとした。ヨウ素ピンの照射末期ガス内圧・CDF については、核変換で発生する Xe ガスの放出率 100 %、ヨウ素による内面腐
食は (腐食挙動が現状未検討であることから) 暫定的に考慮しないとした。
3)

評価結果[LLFP 集合体仕様]
LLFP ピン仕様については、LLFP ターゲットで溶融を起こさないよう、線出力を制限すべく、ピン径、スミア密度等についてサーベイを行い設定した。結果として、炉内装荷で出力が大きくなる傾向があるとともに、ヨウ素化合物の融点・熱伝導度が低いことから、ヨウ素ピンの仕様設定が最も厳しく、ピン径を細径化し 5.05 mm とするとともに、スミア密度は低く抑え 50 %と設定した。テクネチウムピン・減速材ピンについても、装荷性の観点から、ヨウ素ピンと同様のピン径を採用した。
減速材ピン割合については、2.1.1.3(1)(ⅲ)(a)4)項の検討結果から、減速材割合を 15 %程度まで低下すれば、隣接ドライバ燃料集合体出力への影響 (中性子減速により発生する出力ピーク) は小さく抑制できる見通しが得られたことから、本炉心についても 15 %と設定した。図 2.1.3-21 に、減速材割合 15 %の場合の隣接ドライバ燃料集合体内の出力分布を評価した結果を示すが、周辺部に中性子減速による出力ピークは発生している
ものの、LLFP 集合体に隣接することで集合体出力自体が低下する効果から、影響は小さく抑制できることが確認された。
以上、サーベイの結果得られた LLFP ピン・集合体の仕様を表 2.1.3-66 にまとめるとともに、集合体の断面を図 2.1.3-22 に示す。

154

[核変換特性]
核変換特性として、サポートファクタ 1.0 を満足する LLFP 集合体の体数・構成の評価を行った。評価の結果得られた炉心の配置図を図 2.1.3-23 に示すとともに、主要な核変換特性を表 2.1.3-67 に示す。
核計算の結果、本炉心では、30 体の LLFP 集合体を装荷する必要があることがわかった。1 サイクル当たりの変換率は、129I：7.6 %、99Tc：9.1 %と評価され、取出時の変換率は、2 サイクル後で 129I：14.6 %、99Tc：17.4 %と目標である 30 %を下回る結果であった。ただし、本検討では、2 次元計算に基づく簡易評価手法を用いており、
2.1.3.1(1)(ⅳ)項の結果より、3 次元計算を適用した場合、核変換率が 10 %程度増加する
ことが示されており、本炉心の核変換特性についても 10 %程度改善されることが予測さ
れる。
[核特性]
LLFP 核変換炉心の主要な核特性の評価結果を、表 2.1.3-67 に基準炉心の核特性と比較して示した。
LLFP 集合体を炉内に装荷した結果、内部転換比が若干減少し、(基準炉心はブランケ
ット無しであったが) 軸方向ブランケットを装荷する必要があることがわかった。検討の結果、軸方向ブランケット 20 cm を装荷することで、本炉心は増殖比 1.03 を満足することがわかった。また、LLFP 集合体を炉内に装荷することにより、Pu 富化度は 1.5 %増加している。それに伴い、燃焼反応度は増加するため、燃焼ミスマッチの効果から、熱設計に影響を与えるものと考えられる。
[LLFP ピン健全性]
LLFP ピン健全性の観点から、LLFP 集合体の流量、照射期間の設定を行った。健全性の評価項目については、表 2.1.3-65 に示した通りである。
評価結果として、図 2.1.3-24 に、集合体流量と LLFP ピン・減速材ピン・集合体の温度に関する制限値の関係を、図 2.1.3-25 に、照射期間と H/Zr 比・ガス内圧・CDF の関係を示した。本 LLFP 集合体では、下限流量は、出力の大きいテクネチウムピンの被覆
管温度が制限となり、4.2 kg/s と評価された。また、上限流量は、隣接集合体出口温度差で制限され、18.5 kg/s と評価された。一方、LLFP 集合体の照射期間は、ガス内圧により制限され、ドライバ燃料並みの照射期間 (3 サイクル) の達成は困難であることがわかった。そのため、照射期間は 2 サイクルに制限することとし、その場合、9.2 kg/s の集合体流量を想定とすると H/Zr 比の制限も満足することから、集合体流量として 9.2
kg/s を設定した。
以上、本代表炉心は、炉内装荷方式を採用し LLFP 核変換炉心に置換することにより、プラント取合条件を満たしつつ、増殖比 1.03、サポートファクタ 1.0 以上を達成できる可能性を有することが示された。ただし、本評価では、ヨウ素の化学形態として YI3 を前提としており、YI3 の適用性については、今後、見極めが必要である。
ナトリウム冷却大型 MOX 燃料炉の核変換炉心と比較すると、核変換特性について、

155

サイクル当たりの核変換率では 30 %程度大きく (2 次元計算の結果で比較)、核変換性能は優れることが示された。ただし、取出時の核変換率では、ガス内圧で照射期間が制限されるため、目標である 30 %を下回り、ナトリウム冷却大型 MOX 燃料炉と概ね同等となることがわかった。
(v) まとめ
高速中性子照射量制限を満足させるために、炉心部取出平均燃焼度は 100GWd/t 程度となるが、それ以外の設計条件・目標を満足できる大型金属燃料炉心概念を構築した。代表炉心としては、MOX 燃料炉心と同等の原子炉出口温度 550℃が達成できる高出口温度型炉心を選定した。平衡期炉心は増殖比 1.03、導入期炉心は増殖比 1.10 とし、FBR 導入シナリオに適合する炉心となっている。
また、冷却材の流量配分計画を策定し、熱流力設計上の成立性を確認した。得られた出力
履歴、温度履歴より定常時の燃料健全性評価を行い、健全性は担保されていることがわかった。
なお、高速中性子照射量制限の緩和を前提として、炉心部取出平均燃焼度 150GWd/t を満足し経済性の更なる向上が期待できる高燃焼度化炉心を代表炉心のオプション概念として構築した。
さらに、代表炉心を基準とした LLFP 核変換炉心を構築し、プラント取合条件を満たしつ
つ、増殖比 1.03、サポートファクタ 1.0 以上を達成できる可能性を有することを示した。

156

2.1.3.2 プラント設計(1) 系統設備概念の構築
(i)

原子炉構造
(a) 主要構成設備概念
原子炉構造は、原子炉容器、ルーフデッキ、回転プラグ、炉心上部機構、炉心支持構造
物、並びにガードベッセル等で構成されており、以下に示すフェーズⅠ設計での基本的考え方を踏襲している。
①

技術的成立性があり、経済性に優れるコンパクトな原子炉構造概念を設定する。特に、炉容器径を現状製造設備でのリング鍛造が可能なサイズ（目標 φ10ｍ台）に抑える。

②

簡素な燃料交換システム［単回転プラグ＋切込み付コラム型炉心上部機構（UIS）＋マニプレータ式燃料交換機（FHM）］を採用し、炉容器径縮小に資する。

③

配管の補修性の観点から、原子炉容器上部（ルーフデッキ部）を貫通して１次冷却系配管を差し込む上部流出入方式を採用する。

④

物量削減の観点から、簡素なスカート方式で炉心を支持する下部炉心支持方式を採用する。

⑤

炉心崩壊事故時の急激な機械的エネルギー発生の回避（再臨界回避）や免震技術の適用により、炉容器の板厚を薄肉化し物量を削減する。

⑥ 炉壁保護構造の簡素化を図るため、液位制御なしのホットベッセル構造を採用する。
⑦

炉容器内でのナトリウムインベントリが少なく、かつナトリウム流速が高くなることから、側胴を削除した切込み付コラム型 UIS を採用して UIS 内部のナトリウムインベントリも活用する。また、液面からのカバーガス巻込み防止／スロッシング抑制対策として、二重構造のディッププレートを採用する。

フェーズⅡでは、改良内部ダクト型燃料集合体を採用した高内部転換型炉心設計との整合性を図り、水流動試験成果に基づくガス巻込み防止／流動適正化方策の適用、原子炉構造の検査性及び補修性向上策の適用、構造健全性に対する裕度拡大の観点から炉容器の下部鏡構造や入口配管ノズル形状の見直し、炉内計装設備を含む UIS 構造の具体化等を行い、
図 2.1.3-26 に示す原子炉構造を設定した。
原子炉容器は、高内部転換型炉心の採用並びに ISI・補修方針の反映に伴い、中間報告
時の形状よりもやや大型化し、内径 10.7m、軸長 21.2m、胴部板厚 30mm の形状となった。使用材料は、高温強度に優れた 316FR 鋼である。炉容器径は、炉心槽直径や炉上部
プレナム内の機器・配管等の配置、炉内配管の引き抜き性等を考慮して、容器径が最小となるように設定している。軸長は、燃料集合体等の交換時にも集合体が露出しないように
上部プレナムでのナトリウム液位を確保するとともに、半球状の下部胴高さ等を考慮して設定している。なお、原子炉構造に関連する構造健全性評価や熱流動特性評価の詳細は後述する。
原子炉カバーガスバウンダリを構成するルーフデッキは、内径 10.7m、厚さ 4.6m のボックス構造で、主要部位の材質は炭素鋼（SGV410）である。ルーフデッキは、原子炉容器だけでなく、回転プラグや炉内中継装置等の搭載機器の支持および位置決めを行うとと157

もに、炉心からの放射線遮へい・熱遮へいの機能を有している。なお、炉内配管の補修性向上の観点から、ルーフデッキの放射線遮へい層とルーフデッキ本体をフランジ結合とした。これにより、配管補修時にはルーフデッキを分割して、炉内配管を鉛直に引き抜ける構造としている。
回転プラグも、ルーフデッキと同様原子炉カバーガスバウンダリを形成する機器で、胴径約 6.5m のボックス構造である。燃料交換時には、回転プラグ上に搭載したマニプレー
タ式 FHM のアームとグリッパユニットが UIS の切込み内に進入し、回転プラグの旋回動作と併せて、炉心領域の任意の位置にアクセスできる構造としている。
ガードベッセル（GV）は、内径 11.06m、軸長約 21.35m、板厚 25mm の炭素鋼（SGV410）
製の円筒容器である。なお、炉容器外面へのアクセス性向上のため、炉容器と GV の隙間
は、上端部では 150mm から 300mm に拡大している。GV は、万一原子炉容器からナトリウムが漏えいした場合に、原子炉容器内のナトリウム液位を確保する機能を有しており、GV 内は漏えいナトリウムの燃焼を抑制するため窒素ガスを封入する。
(b) 炉心上部プレナム構造
通常運転中において高温ナトリウム領域となる炉心上部プレナムには、以下の主要機器が配置される。図 2.1.3-27 に、原子炉構造の平面図を示す。
1)

サーマルライナ
炉容器の熱遮へいのため、上部プレナム内の炉容器内面に厚さ 10mm のサーマルライ
ナ１層を設置する。

2)

１次冷却系配管
２ループ構成であるため、ホットレグ（HL）配管２本（口径 50B）とコールドレグ（CL）配管（口径 34B）４本を配置する。CL 配管は、上部プレナムと炉心槽側部の中間プレナム領域を貫通して下部プレナムに低温ナトリウムを導く。

3)

コールドトラップ（CT）
１次ナトリウムを純化するため、電磁ポンプ、電磁流量計、エコノマイザ、不純物捕獲メッシュ、純度監視用プラギング計を円筒容器内に組み込んだ一体型 CT（本体径980mm）２基を 30°、150°方向に設置する。

4)

直接炉心冷却系熱交換器（DHX）
完全自然循環方式の崩壊熱除去系のうち、直接炉心冷却系（DRACS）の炉内熱交換器である DHX（本体径 1.25m）１基を 68°方向に設置する。

5)

UIS
制御棒案内管や炉内計装ウェル等を支持する切込み付コラム型 UIS を設置する。UIS
構造の詳細は、次項で述べる。

6)

炉内計装用ウェル・案内管類（詳細は計測制御設備の項に記載）i)

燃料集合体出口温度計
制御棒周辺の燃料集合体 120 体を対象として、出口温度計測用の温度計ウェルを設置する。これらの温度計装ウェルは、UIS 上部では４本の案内管に収納されており、最上段のバッフル板（BP）より下の領域では、破損燃料位置検出系サンプリング管と一体の二重管構造となり、炉心計装取付板（CIP）に設置したサポート概念によって、

158

計測対象の集合体上にアクセスする。
ii)

原子炉核計装初回起動時の炉出力監視等のため、上部プレナムを貫通して炉内中性子検出系（NIS）用案内管を２箇所、炉外 NIS と重ならないように 180°対称に設置する。なお、炉外には広域系 NIS 案内管を４箇所、出力領域系 NIS 案内管を 12 箇所設置する。

iii) 破損燃料検出系（FFD）
万一の燃料被覆管破損が生じた場合、上部プレナム内のナトリウム中に放出された
核分裂生成物（FP）からの遅発中性子（DN）を検出するため、DN 法 FFD を設置する。本プラントでは、上部プレナム内の６箇所に設置したサンプリング管から、中性子検出ユニット（回転プラグ上１基、ルーフデッキ上２基）にナトリウムを導く。
iv) 破損燃料位置検出系（FFDL）
DN 法 FFD で燃料被覆管の破損が検出された場合、破損した燃料集合体の位置を同定するため、UIS 切込み領域を除く全炉心燃料集合体出口部に設置した小口径配管を経由して出口部のナトリウムをサンプリングし、セレクタバルブ（SV）を用いて切換えながら、ナトリウム中の FP を DN 法、カバーガス法により検出する SV 法 FFDLを設置する。本プラントでは、回転プラグ上に FFDL 用 DN 検出ユニットと、希ガス
FP 成分を検出するβプレシピテータユニットを各２基設置する。
v)

炉容器内液位計装
通常運転時の炉容器液位を監視するとともに、万一の炉容器破損により液位低下が発生した場合に原子炉を保護するため「原子炉容器液位低」信号を発信する炉内液位計１基（４チャンネル）を 105°方向に設置する。

vi) 燃料出入機用案内管
炉内中継槽と燃料出入機を接続して、燃料移送ポットに収納された各種炉心構成要
素の移送・受渡しを行う燃料出入機用案内管（外径 720mm）を 280°方向に設置する。
7)

ガス巻込み防止および流動適正化構造i)

ディッププレート（DP）
ガス巻込み防止構造として、通常液位（NsL)より 1.3m 下方のレベルに上下２枚の水平板で構成される二重 DP を設置する。DP は、回転プラグ側に吊下げられている
内側 DP とルーフデッキ側に設置される外側 DP から構成されている。内外 DP 間や炉容器、配管・機器等の隙間部には、リブや L 字板等を設置してラビリンスを形成し、液面での流速低減を図っている。

ii)

スプリッタ
液面からのガス巻込み防止を含む上部プレナム内の流況を適正化することを目的として、主要構造物を模擬した 1/10 縮尺の上部プレナム水流動試験（2.2.2.2(2)(ii)項参照）を実施している。水流動試験では、プレナム内流速の増加に伴い HL 配管吸込み部にキャビテーション気泡を伴う水中渦の発生が確認され、実機においても液中渦発生が懸念されている。
液中渦を抑制する構造として、ポンプ吸込み槽における水中渦防止対策として実績があり、上部プレナム水流動試験で効果が確認された三角柱形状のスプリッタを適用する。本プラントでは、HL 配管に面するサーマルライナの一部を三角柱形状（張出159

高さ 100mm）に曲げ加工し、HL 配管吸込み高さの上下各 1.5m にわたって設置して、HL 配管吸込み部の流れを整流させる。
iii) FHM 貫通孔プラグ
内側 DP に設けた FHM の貫通孔を塞いで、UIS 切込み部からの上昇流を抑制するため、円筒形状の FHM 貫通孔プラグ（直径 940mm）を炉上部から挿入する。
FHM 貫通孔プラグの下端位置に関しては、上部プレナム水流動試験や３次元流動解析の結果を反映して、流動適正化に最も効果が大きい BP４段目レベルに設定した。
また、FHM 貫通孔プラグと内側 DP 間の隙間流れを抑制するため二重 DP の中間位
置に段差を設けて、プラグに沿った上昇流を二重 DP 間隙部への水平流に変える対策を講じている。
8)

炉内検査孔プラグ
炉心支持スカート等の ISI を実施する検査装置を炉内に挿入するための検査孔を周方向４ヵ所（90°、205°、249°、335°）に設置する。この検査孔設置に伴い、CL 配管、
DHX、燃料出入機案内管等の配置は、中間報告時から変更している。また、通常運転中には、DP 部及び中間プレナム領域の貫通孔にはプラグを挿入する。

(c) 炉心上部機構
本プラントでは、免震技術の採用により、先行炉のように UIS を円筒胴構造として高い剛性を確保する必要はない。そこで、FHM のアームとグリッパユニットが進入できる切込み方式との整合性、構造簡素化および耐熱性向上（スタグナント域を作らない）の観点から、円筒胴を削除したコラム型としている。
UIS 内部には、制御棒案内管（主炉停止系用 40 本、後備炉停止系用 17 本）、水平板（BP
５枚、CIP１枚）、および前述の燃料集合体出口温度計装用ウェル・案内管、SV 法 FFDL
用のサンプリング配管・案内管が設置される。制御棒案内管の形状は、直径 200mm、板
厚 10mm である。水平板は、直径約 5.7m、開口率 30％の多孔構造（316FR 鋼）であり、板厚は BP が 30mm、CIP が計装ウェル支持のため 50mm としている。
構造健全性の観点では、UIS の剛性は回転プラグに溶接された制御棒案内管と水平板により確保し、地震時の制御棒挿入性に関しても制限条件を満足する見通しを得ている。また、燃料交換時に地震が発生した場合を想定しても、FHM 本体と水平板とは干渉しない
ように切込み幅を設定している。なお、炉心燃料集合体と制御棒集合体の冷却材温度差によるサーマルストライピング対策のため、CIP から最下段の BP レベルまでは熱遮へい構造を付加する。
熱流動上の特長としては、燃料集合体を出たナトリウム噴流が CIP のフロー孔（下端は面取り加工）を通って UIS 上方に流れる構造としている。この UIS 内での上昇流が形成されることから、後備炉停止系に設置する自己作動型炉停止機構（SASS）については、
燃料集合体を出た高温のナトリウムが直接感知合金部に到達するため、実証炉設計で採用した冷却材導入管は削除している。
(d) 炉心下部構造
図 2.1.3-28 に、原子炉下部構造を示す。

160

炉心支持構造物は、燃料集合体等の炉心構成要素を直接支持して、エントランスノズルとの組合せで流量配分を行う機器である。炉心支持構造物は、炉心支持板（連結管を含む）
およびこれらを支持してその荷重を原子炉容器に伝達するための炉内構造支持構造物、並びに炉心構成要素の径方向支持を行う炉心槽等で構成し、原子炉容器側部より支持する方式としている。炉心支持構造物は、上下地震動に対する炉心構成要素の浮き上がりを抑制
する上下剛性を確保する観点から必要な板厚を設定している。
炉容器下部プレナムは、炉心支持構造物、炉心支持スカート、および原子炉容器下部鏡板により構成され、高圧プレナムとする設計としている。
下部鏡の形状に関しては、炉容器の構造健全性の裕度拡大の観点から、フェーズⅠ設計
での皿型から半球状に変更し、内圧による１次応力の低減を図っている。これに伴い、万一の炉心損傷時を想定した場合に生成するデブリ（溶融燃料と構造材の生成物）の保持・冷却を行う受皿も２段から３段構成に変更している。
また、１次冷却系入口配管の熱膨張を拘束することなく、冷却材の主流路からの漏れ流量を抑制するため、入口配管が炉心支持スカートを貫通する部分にスライドジョイントを設けている。なお、炉心支持構造物の熱過渡緩和の観点から、入口配管ノズルは、炉心支持スカートを貫通して先端を原子炉容器中心方向に曲げ、下部プレナム内で旋回流を形成することで冷却材ミキシングを促進する構造としている。
炉心燃料集合体への流量配分は、上部／下部炉心支持板を接続する連結管の内部にエントランスノズルを差込み、連結管のスリットとエントランスノズル開口の組み合わせにより行う。ブランケット燃料集合体や遮へい体、制御棒集合体に関しては、連結管内に多数設置したオリフィスにより減圧し、必要な流量を調整できる構成としている。
また、炉心燃料集合体で設定した流速・圧力分布に基づき、オリフィスでのキャビテー
ション係数（ｋ＝(P－Pv)／(ρV2/2)、ここで P：静圧、Pv：飽和蒸気圧、ρ：流体密度、
V：平均流速）を評価した。キャビテーション係数は、もんじゅ体系での評価結果より大きく、大型炉ではキャビテーションがさらに発生しにくい条件となることを確認した。
(e) 原子炉停止系
原子炉停止系は、急速な炉停止能力を有する独立２系統の多重性をもった主炉停止系および後備炉停止系で構成する。各炉停止系は、制御棒駆動機構（CRDM）と制御棒集合体で構成される。主炉停止系は、反応度制御系を兼ねており、粗調整棒駆動機構と微調整棒
駆動機構より構成される。
主炉停止系 CRDM は、制御棒を駆動して運転時の出力制御・燃焼補償・緊急スクラム停止を行う。また、燃料交換時には制御棒の掴み離しを行う。駆動方法は、位置決め精度が高くコンパクトなモータ駆動ボールねじ方式を採用する。スクラム方法は、制御棒と駆動軸の一体落下方式（ハウジングガス加速＋重力）とし、スクラム時間は 1.2 秒以下である。
後備炉停止系 CRDM は、制御棒を駆動して運転時には炉心上限で保持し、必要に応じて緊急スクラム停止を行う。また、燃料交換時には制御棒の掴み離しを行う。駆動方法は、
主炉停止系と同様、モータ駆動シングルボールねじ方式を採用する。しかし、スクラム方式は多様性の観点から主炉停止系と原理が異なり、制御棒単体落下方式（重力のみ）とし161

ており、スクラム時間は 2.2 秒以下である。
図 2.1.3-29 に、主炉停止系制御棒（PCR）の概念図を示す。制御棒集合体は、制御棒案
内管（燃料集合体のラッパ管に相当）と、その内部に収納される制御棒で構成している。
制御棒は、吸収材（B4C ペレット）を内蔵した制御要素と制御要素バンドルを支持する保護管で構成している。
制御要素は、長期運転サイクルを考慮して、制御要素内の内圧上昇を回避するため B4C
ペレットから発生するヘリウムガスを要素外に放出するベント型を採用している。また、
B4C ペレットのスエリング膨張による被覆管との機械的相互作用を防止する観点で B4C ペ
レットと被覆管とのギャップは大きくする必要があり、B4C ペレット温度制限、リロケー
ション抑制のために設けるシュラウド管の温度制限を満足させるために、被覆管と吸収材部の隙間にナトリウムを導入するナトリウムボンド型としている。
なお、後備炉停止系にはキュリー点電磁石方式の SASS を採用し、異常な過渡変化時の安全保護系不作動といった設計基準外事象を想定した場合でも、材料固有の物理性質を利用して確実に制御棒をスクラムさせる機能を付加している。SASS の概略構造を図2.1.3-30 に示す。
(ii) １次冷却系設備
1 次冷却系設備の特徴は、2 ループ構成とポンプ組込型中間熱交換器を採用した上、大口径配管によって原子炉容器と接続することである。概念の概要とその選定理由を以下に述べる。
(a) 系統構成
系統構成図を図 2.1.3-31 に示す。本概念の系統構成の特徴は、2 ループ構成を採ることである。
その選定根拠について以下に述べる。これらの検討から技術的成立性が見通せ、建設コ
ストを低減可能な概念として 2 ループ構成を選定した。
1)

建設コスト
150 万 kWe クラスの大出力炉では従来は 4 ループ構成の設計を採った。4 ループ構成と 2 ループ構成について 150 万 kWe の出力にて暫定的な仕様を設定し、プラントの仕様とその物量を比較した結果を表 2.1.3-68 に示す。評価の結果、2 ループ構成は 4 ルー
プ構成に比較して冷却系の物量で約 15％少なく、コストで約 10%の削減となることが明らかとなった。

2)

事故時の炉心冷却性
2 ループ構成では冷却系に事故が発生し 1 ループの冷却機能を失った場合に、冷却系
統の冗長性が低いため、その冷却容量は低くなる。そこで、事故時の冷却性が十分に確保できることが、2 ループ構成の成立性の最も重要な因子となる。
そこで、冷却系の事故事象として、1 ループの冷却機能が瞬時に失われる「1 次系ポンプ軸固着事象」について暫定的なプラント条件を対象に解析を実施した。その結果、被覆管肉厚中心のピーク温度は 900℃未満とできる見通しが得られた。ただし、4 ルー
プ構成に対して裕度は小さく、今後の検討課題としてポンプ回転慣性の増加（流量半減時間増大）、安全保護系応答時間の短縮（トリップ遅れの短縮）等を再検討し、ピーク

162

温度を低下させる必要がある。
3)

大型機器の製作性
2 ループ構成を採用するためには、冷却系の機器は大型となる。冷却系各部位について大型化の可能性を検討する。
i)

IHX
IHX はナトリウム－ナトリウムの熱交換器であり、低圧であることと良好な熱伝導の性質があることから、交換熱量が約 1800MWt においても製作性は十分に有すると
見通せる。

ii)

配管
交換熱量が 1800MWt、出入口温度 550/395℃の条件では流量は約 5 万 m3/hr となる。配管内流速の限界 10m/s 程度を考慮すると、配管は 50B×1 または 34B×2 の構成となる。このような大口径配管では熱荷重による健全性確保と配管内の不安定流動が設計課題となる。これらの課題については 3)で検討する。

iii) ポンプ
電磁ポンプは本プラント概念に適用可能な容量を実現可能であるか見通しが無い
ことと、事故時の炉心冷却性確保の観点から長いフローコーストダウンを要求されることから、機械式ポンプを検討対象とした。機械式ポンプに関しては、火力発電所の大型循環水ポンプ等の実績から考えると、流量で半分程度、インペラ外径も十分に小さく、水力設計としては十分に可能である。ナトリウムポンプ特有の課題に関しては
2)で検討する。
iv) 蒸気発生器（SG）
SG は系統内で最もサイズの大きい機器であり、SG の製作性が 2 ループ概念の製作
性判断因子となる。2 ループ条件である交換熱量約 1800MWt の条件では、伝熱面積として 6500m2 必要となり、APWR の SG と比較すると伝熱面積・機器サイズ・機器
重量ともほぼ同等である。よって、詳細設計の実績がある範囲に収まっていると考えられ、製作性について問題は無いと判断する。
(b) ポンプ組込型中間熱交換器（IHX)
ポンプ組込型 IHX の概念を図 2.1.3-32 に示す。本概念は、IHX を環状に配置し、その中央に機械式ポンプを懸架した構造である。その選定根拠について以下に述べる。ポンプ
組込型 IHX の採用に関しては、建設コスト削減効果及び保守・補修性の向上効果が大きく、必要とする R&D のコストを上回ると判断した。
1)

経済性
ポンプ組込型 IHX の概念と IHX とポンプを分離したケースについて機器のサイジン
グを行い物量を比較した。検討の結果、以下の点でポンプ組込型 IHX の物量削減効果が大きいことがわかった。
①

1 次系ポンプ容器及びガードベッセルの削除による物量低減②

ミドルレグの 1 次系配管削除による物量の低減
この結果、1 次冷却系の物量としては約 15％の削減と建家配置スペースの縮小が可能であり、建設コスト低減効果が大きいことがわかった。

163

2)

構造健全性
IHX の主に管板部の構造健全性については、2.2.2.3(4)(ii)(a)項に、ポンプを組み込むことによる伝熱管摩耗に関する健全性については 2.2.2.3(4)(ii)(b)項で詳述する。これらの結果から、ポンプ振動による伝熱管フレッティング摩耗に関する評価では、十分なR&D が必要とされるが、健全性確保の見通しはあると判断した。

3)

保守・補修性
保守・補修性に関して、ポンプ、IHX 分離型と比較した結果を表 2.1.3-69 に示す。表より、保守・補修性に関してはポンプ組込型 IHX が優れていることがわかる。

4)

ポンプの成立性
本概念のポンプは環状 IHX の中央部をポンプ駆動軸が貫通してインペラを駆動するシステムとなる。そのため、従来の縦型ナトリウムポンプと比較して軸長が長い（もんじゅの約 7m に対して 10m 超）ことが特徴である。軸長の長いポンプでは軸の固有振動数が低下するため流体脈動の周波数との共振を回避する必要がある。これまでの知見では 10m 超の軸長の場合、軸を太径化して剛性を上げても運転範囲に軸の共振周波数が含まれることがわかっている。本設計では共振を回避する設計及び運転方法も併せて検討する必要がある。ポンプと IHX 伝熱管健全性に関する研究開発成果による評価に関して次項に示す。

5)

研究開発成果に基づく機器設計i)

ポンプ組込 IHX 設計の目標
ポンプ組込 IHX 設計の最終的な目標は以下のとおりである。
「ポンプで発生する加振力、機器内構造及び流体の振動モード及び各部の応答を解析し、その応答量による伝熱管等各部の健全性への影響を評価し、伝熱管の過大な摩耗及び構造の過大な応答を防止する構造及び運用条件へ反映する。また、その機器運用中にはその運転履歴から解析することによって構造健全性を常に評価しながら運用する。」
今日の回転機器設計では、構造の共振を回避する振動モード（周波数）を対象とした設計から、構造の応答量を評価しその量を健全性確保可能な範囲に抑制する設計へと変化している。ポンプ組込 IHX の設計においても、最新の回転機器設計の考え方を採り入れることを最終的な目標とする。

ii)

機器設計のねらい
ポンプ設計の特徴①

ポンプの上部軸受フランジは原子炉容器からの L 字配管より上部で出口配管高さ+遮蔽厚を確保した更に上に設置される。また、下部軸受（静圧軸受）は従来のポンプ設計と同様に EsL 以下に設置する必要があることから、軸長が大型炉の場合で 10.8m 程度となり長い（図 2.1.3-31 参照）。（剛性低下）②

一方、熱交換器部分を含めた機器外径を過大にしないため、ポンプ外径はその軸長に比較して小径である。（剛性低下）③

比較的小径のポンプで所用の水力性能を確保するためにポンプの定格回転数（大型炉：554rpm、中型炉：740rpm）は比較的高い。（高加振周波数）
これらの特徴から、ポンプ設計としては以下のコンセプトと具体的な設計を採164

り入れている。
「ポンプのケーシング設計として、従来の剛構造（ケーシングの固有振動数がポンプの N 成分より高い）とすることは不可能であり、柔構造とする。
」
ポンプケーシングの固有振動数は運転範囲の N 成分周波数領域より低く設定⑤

し、運用方法としては初期起動時に共振する周波数域を過渡的に通過させる。
熱交換器設計の特徴①

12Cr 系鋼を伝熱管に用い伝熱性能向上（伝熱管物量低減）を図った②

従来の IHX 設計手法を用い、伝熱性能と物量低減のバランスをとり設計した。

ポンプと熱交換器の統合設計
上記の熱交換器の中心部にポンプを組み込むにあたり、設計で考慮した事項は以下のとおりである。
①

熱交換器伝熱管は薄肉で固有振動数も低い構造であるため、ポンプの機械振動の影響を可能な限り減らす工夫をする。
a.ポンプのケーシングと IHX 構造のサポートを分離し、構造の接合部はベローズ
を介することによって振動伝達を極小化する。
b.構造を分離した間隙部はガス層とし流体を介した振動伝達も極小化する。

②

振動特性及び振動による伝熱管摩耗量を解析評価し、共用期間中伝熱管及び構造の健全性が確保可能な振動特性を得るよう調整設計する。
a.模型振動試験及び解析手法開発の R&D により開発・検証された解析手法を用い各部の振動応答量評価を行い、構造物の顕著な振動及び伝熱管の過度の摩耗が生じないように設計を調整する。

b.ただし、現状の R&D 成果は周波数領域の評価は±10%程度（特定のモードについては＋20%）の精度、応答量は十分な評価精度を持たないことから、現設
計では 3 項に述べる振動特性の調整設計を実施した。
iii) 振動特性設計方針
R&D 成果を反映した現状の振動特性評価コードでは、先に述べたとおり周波数領域の評価は±10%程度（特定のモードについては＋20%）の精度、応答量は十分な評
価精度を持たないことから、最終的な目標には到達していない。そこで、以下の考え方に基づいて振動特性の調整設計を実施した。
設計方針①

伝熱管束に関しては全ての共振モードを N 成分範囲から排除する。

②

円筒長手構造物のビームモードとポンプ加振周波数の共振を防止する。シェル
モードの振動に関しては構造物の健全性に影響は少ないと考え共振回避の設計対応はとらない。

③

ポンプの翼通過数成分（NZ 成分；大型炉・中型炉とも Z=5）との共振については、加振力が小さいことと振動周波数が高いことから構造物の健全性に影響は少ないと考えているが、H17 年度に実施するポンプ加振試験の結果を検討し165

て、共振を避けるべき振動成分を有すると認められる場合は共振を防止する措置を取る。
④

ポンプの N 成分周波数については、本検討では①低温停止時ポンプ回転数、②
起動初期ポンプ回転数、③定格回転数、を想定する。評価誤差 10％と①及び②に関しては自動運転の制御幅 10％を考慮し、共振回避のための周波数幅としては①、③は±20%、②は±10%を考慮する。

⑤

部分負荷運転に関しては応答解析の結果によりその運転可能範囲を判断する。

設計対応①

実機を縮尺模擬した振動試験で、ポンプ N 成分範囲で励起されたビームモードの振動モードを「固有振動数を N 成分の範囲外とすべき振動モード」として選定する。

②

選定された振動モードについては、試験解析を通じて確立した振動解析モデルを用いた実機振動解析において、固有振動数がポンプ N 成分範囲外となるように設計対応をとる。

③

伝熱管束の N 成分範囲からの共振モード排除に関しては、振動伝達経路での減衰により試験では励起されないモードについても N 成分範囲の外の固有振動数となるように設計対応する。

④

具体的には構造物の肉厚を調整すること、構造物の剛性を変化させるためのサ
ポートの追加等である。

iv) 機器設計
図 2.1.3-32 に示す大型炉用ポンプ組込 IHX 機器の現設計について R&D により開発した振動特性解析モデル（図 2.1.3-33）を用いて固有振動数解析を実施した。予備的な評価の結果、共振が予想される振動モードが摘出された。それに対する設計対応を行った後に評価解析を実施した結果と設計対応方策を図 2.1.3-34 に示す。
(c) 1 次系配管
本概念では 1 次系配管方式として L 字管を用いたトップエントリ方式を採用した。図
2.1.3-31 に配管の概念を示す。その選定根拠について以下に述べる。
1)

配管引き回し方式の比較
図 2.1.3-35 に示す 3 つの配管引き回し概念を比較検討した。これらはどの方式も過去に設計例を有し、ループ型 1 次系配管方式としては成立性を有するものである。それぞれの概念について、経済性と技術課題を比較した結果を表 2.1.3-70 に示す。表より、物量の観点からはサイドエントリ方式が最も少ないものの、1 次系配置スペースは最大となり経済性が優れるとは一概に評価できない。また、技術課題の観点からはサイドエントリ方式は欠点が多い。これらの結果から判断すると、L 字型トップエントリ方式が経済性及び技術的課題が少ないという観点で優れていると判断できる。

2)

構造健全性
配管の構造健全性に関しては、2.2.2.3(4)(ii)(c)項に詳述する。評価結果から、配管の熱応力に対する健全性は確保できると判断した。

3)

配管内流動

166

概念検討の結果、ホットレグ配管は 50B 配管で管内流速は平均で 9m/s 程度となることが明らかとなった。流動に対する配管の健全性に関しては、2.2.2.5(2)項に詳述するが、今後の R&D が必要な課題を有する。
(iii) ２次冷却系設備(a) 系統構成
大型炉（２次）冷却系の系統概念を図 2.1.3-36 に示す。本系統は蒸気発生器(SG)、中間熱交換器（１次系ポンプ組込型 IHX）、２次系ポンプ、２次系主配管等から構成され、１次冷却系との整合により２つの独立した熱輸送ループから構成されている。
２次冷却ナトリウムは、２次系ポンプから吐出された後、IHX の伝熱管外側に導かれ、１次ナトリウムと熱交換して炉心の発生熱を受け取る。IHX を流出した２次ナトリウムは、
SG に入り、伝熱管内の水・蒸気と熱交換され再び２次系ポンプに戻る。
IHX において１次系/２次系バウンダリが破損し、かつ２次系カバーガス圧が喪失しても、１次系ナトリウムが２次系に流入することを防止するために、SG の液面は IHX よりも高い位置に設定している。SG と２次系ポンプのカバーガス部は等圧ラインで結ばれており、２次ポンプのナトリウム液位は 100%出力時に SG ナトリウム液位と一致するように、ポンプリークフローを調整している。
(b) 蒸気発生器
蒸気発生器は伝熱管破損時のナトリウム・水反応を避けるために、伝熱管を２重管方式とし、２重伝熱管の製作性の観点から直管とした（直管２重管型蒸気発生器）。
図 2.1.3-37 に直管２重型蒸気発生器の構造図と主要目を示す。本 SG は有液面の一体貫流型であり、伝熱管を含む SG の構造材料は熱膨張率や強度の観点で 12Cr 系鋼を基本としている。
２次ナトリウムは SG 上部ナトリウム入口プレナム側面の１カ所のノズルから流入し、
図 2.1.3-38 に示すように流配機構である堰と整流板を通過してディッププレートにより水平方向の流れとなり管束部に入る。管束部入口付近ではナトリウムは伝熱管に対して直交流となるが、その後、下方向に向きを変え伝熱管に対して並行流（対向流）で管束部を降下する。熱交換を終えたナトリウムは下部出口ノズル（１カ所）からポンプへ流出する。
給水は SG の下部プレナムから流入し、２重伝熱管内を上昇して、蒸気プレナムから過熱蒸気として流出する。
管束部には伝熱管の支持板が複数枚設置されているが、伝熱管熱膨張差による座屈防止
及び流力振動防止の観点で設置間隔が決められている。直管 SG においては、伝熱管座屈防止のために管束部の温度・流量分布を平滑化することが特に重要であり、これに十分配慮した流配設計を行っている。管束部の熱流動状況については 2.2.2.5(4)節「蒸気発生器の熱流動評価」にて詳細に述べる。なお、管束部と SG 外胴の熱膨張差は胴ベローズによって吸収する。
管-管板構造（管-管板継手）については１枚管板構造を採用した。図 2.1.3-39 に２枚管板構造と１枚管板構造の両者を示すが、２枚管板は管-管板継手の健全性を運転中の連続漏

167洩監視により確保する方式であり、１枚管板はプラント定検時の検査(ISI)により確認する方式である。２枚管板方式は製作性や漏洩検知後の破損箇所特定、プラグ補修に課題があり、物量も大きくなることからこれらをクリアーするために１枚管板方式とした。
２重伝熱管については、内管と外管を機械的に圧着した密着型２重管を採用している。
内外管が機械的に分離しているため、内管と外管の境界部に接触熱抵抗が存在し、同肉厚の単管に比べ約 15%伝熱性能が低下する。
２重伝熱管の肉厚の内訳は、単管のそれと同様に、耐内圧代、水側・ナトリウム側腐食
代・摩耗代を内管と外管に割り振っている。特に水側圧力は内外管両方での耐圧を基本としているが、内管破損時には水側圧力が外管に加わるため外管のみの肉厚でも圧力に耐える設計としている。また、外管 ISI は内管内側から行うため、その検査誤差を見込んで外管に余裕代を付加した。これにより、内管肉厚 1.5mm、外管肉厚 1.1mm、外管外径 19.0mmφとなった。
(c) ２次系配管
２次ナトリウム主配管は、クリープ強度と降伏点が高く、また熱膨張率の小さい 12Cr系鋼を採用することにより、エルボを少なくし配管長も短縮した設計を指向している。フェーズⅠでは２次系配管のホットレグ、ミドルレグ及びコールドレグそれぞれについて、熱膨張に対して成立性のある引き回しを行うとともに、耐震性を確保できるサポート条件を設定した。
配管内流動については、１次系配管と同様に管内流速が平均 9m/sec 程度となることか
ら、流動に起因する配管振動やキャビテーション、エロージョン・コロージョンの発生の可能性が指摘されている。現状の知見ではこれらの現象は発生しない見通しであるが、今後の大口径配管の振動評価の R&D を踏まえて詳細な検討は別途必要である。
ナトリウム漏えい対策については、フェーズⅠの検討で影響範囲を限定するためにエンクロージャで囲むこととしている。フェーズⅡでは２次系配管の引き回しに基づいて、エンクロージャおよびベローズを含めた配管構造を具体化した。なお、この配管構造については、ナトリウム漏えいに対する取り組み方針に基づいて決められており、2.1.2.1 節「ナトリウム漏えい対策」に詳細を記載する。
(iv) 崩壊熱除去系設備(a) 系統構成
信頼性向上、ナトリウム漏えい対策強化及び建設コスト削減を狙って、ポンプや送風機などの動的機器を有さない完全自然循環型を採用するとともに、空気冷却器(AC)ベーン・
ダンパの多重化・多様化、AC 伝熱管の二重管化等の概念を採用した。系統概念を図 2.1.3-40に示す。蒸気発生器（SG）のレファレンスが直管２重管になったため、表 2.1.3-71 に示
すように、１次系共用型炉心冷却系(PRACS)と２次系共用型炉心冷却系(IRACS)の適合性を比較・検討し、２系統の PRACS と１系統の直接炉心冷却系(DRACS)より成る構成としている。PRACS は IRACS とは異なり２次系の状態に依存せず安全性が相対的に高いこと、直管 SG に対する流動安定性に問題ないことを考慮して選択したものである。また、
DRACS はサイフォンブレイク時の崩壊熱除去対応を考慮したものである。

168

各系統の伝熱面積は、設計基準事象(DBE)の範囲で想定される各種の事象に対して燃料及び原子炉冷却材バウンダリの健全性が確保できるよう、最も厳しい想定である事象Ⅳ（例えば、１ループの２次ナトリウム漏えいに電源喪失を重ね合せ、単一故障としてダンパ１系統の不作動を想定）の場合、すなわち最低 1.5 系統の崩壊熱除去系が作動すれば崩壊熱を除熱可能な設計とした。その結果、それぞれの系統で 23MWt 除熱できるように設定した。
また、水・蒸気系故障時の除熱性能を高めること、自然循環冷却では冷却材の降温速度が非常に緩やかであることに伴う高温の長時間継続回避などの運用を考慮し、常用電源駆動で高速／低速の切替運転のできる送風機２系列を PRACS に設置する。
(b) DHX、AC 等機器、配管
DRACS、PRACS の主要な機器仕様を設定した。DRACS の DHX は平行流直管型、
PRACS の DHX は対向流直管型、AC はフィン付き二重管型を採用した。AC 伝熱部のサイズは 6.7m×5.6m×3.7m 程度であり、それぞれの伝熱面積を下記に示す。
・DRACS 伝熱面積

熱交換器： 68m2

空気冷却器：4219m2

・PRACS 伝熱面積

熱交換器： 94m2

空気冷却器：4219m2

２次側配管口径は DRACS 系では、自然循環時における自然循環力から推定される配管
圧力損失許容値（DRACS 系は 3.8kPa 以下）を満足できる 18B を選定している。PRACS
系では自然循環時における自然循環力から推定される配管圧力損失許容値（PRACS 系は8.4kPa 以下）を満足できる 14B あるいは 16B のうち、圧損が少なく自然循環流量を多くとることのできる 16B を選定している。
(v) 補助ナトリウム系設備
下記の系統設備の系統仕様及び主要機器仕様の具体化を図る。
①

ナトリウム純化設備②

ナトリウム充填ドレン設備③

アルゴンガス系設備④

ナトリウム・水反応放出系設備⑤

SG 水漏えい検出系⑥

ナトリウム漏えい対策設備

補助ナトリウム系設備の概要を図 2.1.3-41 に示す。
(a) ナトリウム純化設備
純化系は、60 年寿命化を達成するため、熱交換器伝熱管のナトリウム側/水側の腐食代・摩耗代を増加する必要があるが、コールドトラップでの純化能力を１次系、２次系とも強化し、ナトリウム側腐食代の増加を抑えて伝熱管肉厚の増加に伴う熱交換器物量の増加を抑制している。１次系コールドトラップの型式はナトリウムバウンダリ面積局限の観点か
ら一体型（分岐配管なし）とし、２t/h×２基とした。また、２次系コールドトラップは、
蒸気発生器(SG)が直管型に変更されたため SG 内に組込むことができないので、中型炉と同様に２次ポンプと同一容器に入れることとし、SG での水リーク検出性能（バックグラ

169ウンド水素濃度 125ppb）を考慮して、一体型で 37t/h（2 基）/ループとした。
(b) ナトリウム充填ドレン設備
１次および２次ナトリウム充填ドレン系のドレン容量を検討し、１次系ダンプタンクはポンプ組込型 IHX のナトリウムをドレンできるよう 83m3/基×２、２次系ダンプタンクはSG またはポンプ組込型 IHX と配管及び崩壊熱除去系１系統分のナトリウムを充填・ドレンできるよう 210m3/基×２とした。なお、原子炉容器内ナトリウムをドレンする場合は、１次系ダンプタンクのほかにナトリウム備蓄タンク（272m3/基×４）も使用する必要がある。
(c) アルゴンガス系設備
１次および２次アルゴンガス系の給排気量を検討し、基本仕様を設定した。
・１次系 供給：16Nm3/h

排気：13Nm3/h・２次系 供給：4.5Nm3/h

排気：3.5Nm3/h

また、設備容量は１ユニットあたり 13Nm3/h である。これは、設備が２ユニット構成であることから、「1 次系＋2 次系の 1 ユニット当たり通常停止時使用量＋第 2 ユニット分の連続使用量」の合計約 26Nm3/h に対し、２ユニットの停止時期が重ならないことを考慮したものである。
(d) ナトリウム・水反応放出系設備
ナトリウム・水反応による反応生成物（ナトリウム、水素等）は、設備の簡素化と大規
模なナトリウム・水反応時の生成物量を考慮し、ダンプタンクに収納させる系統構成とした。また、SG からダンプタンクへの放出配管口径を 16B にした。ナトリウム・水反応放出系設備の概要を図 2.1.3-42 に示す。
(e) SG 水漏えい対策設備
密着二重管伝熱管採用に伴い、設計基準水リークとして内外管が異なる位置で同時破損した場合の微少水リーク率（0.1g/sec 程度）を検出できる設備とする。安全評価上クレジットを取ることのできる検出システムとして水素濃度検出器を採用し、カバーガス中水素濃度計として SG カバーガス空間に１基、ナトリウム中水素濃度計として２次主循環ポン
プ容器内に SG１基あたり４基設置する。
ターゲットウェステージ解析結果から、微少水リーク（0.1g/sec）により隣接管が破損するまでの時間は 1900 秒であることことから、破損伝播を回避するためには、この時間以内に小リーク信号を発信することが要求される。一方、２次系 Na インベントリー460m3
において水素濃度が 25ppb（バックグラウンド水素濃度＋20％）に達する場合を仮定したリーク検出時間解析結果から、微少水リークの検出時間は 1555 秒であり、前述の破損伝
播時間 1900 秒の要求時間を満たすことは可能と考えられる。
なお、設計基準を超える水リーク事象対策として、SG 内上部 Na 液面の上昇を検知する
Na 液面計及びラプチャディスク破裂検出系も設置する。ナトリウム・水反応対策設備の概要を図 2.1.3-42 に示す。

170

(f) ナトリウム漏えい対策設備
ナトリウム漏えい対策設備については、１次系、２次系及び崩壊熱除去系（空気冷却器
伝熱管を含む）のナトリウムバウンダリを外管、ガードベッセル等で二重化し、その内部を窒素雰囲気化するとともに仕切り構造によりナトリウム漏えいの影響を局限する設計とした。ナトリウム漏えい対策設備の概要を図 2.1.3-43 に示す。
(vi) 水・蒸気系およびタービン発電機設備
タービン発電機設備は、蒸気発生器にて発生した主蒸気により、蒸気タービンを駆動して電気（定格 150 万 kW）を発生する設備である。また本設備では、原子炉起動停止時および原子炉停止中に蒸気発生器廻り水・蒸気系を使用し、崩壊熱除去運転を行う。タービンの熱サイクルは熱効率向上を図る観点から、湿分分離加熱器を用いた再熱サイクルとしており、プラント効率は水側流動安定性対応による水蒸気圧力の高圧化に伴い約 42.5％となっている。
タービンはメンテナンス性と配置の両面から有利であるタンデムコンパウンド型を採用し、高圧タービンと中圧タービンを組み合わせ、翼を最適設計することによってタービン効率の向上を図った。また、低圧タービンは運転条件が軽水炉とほぼ同様となるため最終翼長
54 インチを採用し、４分流（低圧タービン２車室）として車室の低減を図った。
主給水ポンプは駆動蒸気配管、潤滑油配管等が不要な電動ポンプを採用することとし、機器の主要部品、配置、駆動機容量の面などから検討した結果、将来的開発の可能性を踏まえて、33％容量機×３台の構成とした。
気水分離器は設置台数とその重量を検討した結果、２台構成が最も有利であるため２台設置とした。気水分離ドレンタンクは火力機実績をもとに貯水容量を決定し、気水分離器と同じ内径のタンクを使用することにより合理化を図った。
水・蒸気系およびタービン設備概念系統図を図 2.1.3-44 に示す。
(vii) 燃料取扱設備(a) 全体概要
燃料取扱設備の主要仕様を表 2.1.3-72、概念図を図 2.1.3-45 に示す。基本構成はナトリ
ウム冷却中型炉と同じため、具体的な検討結果は 2.1.3.2(2)(ⅱ)(g)項に記載することとし、本項では、燃料取扱設備の概要のみ示した。
燃料移送方式は、炉内側で「切込み付きコラム型炉心上部機構＋単回転プラグ＋マニプ
レータ式燃料交換機の組み合せ」、炉外側で「レールレス台車式燃料出入機＋燃料昇降装
置の組み合せ」を採用した。燃料貯蔵方式は、EVST 貯蔵方式を採用し、炉外に EVST（貯蔵容量 393 体）および水プール（貯蔵容量 1591 体）を設置して、サイト内に約３炉心分（＝炉心およびブランケット燃料の合計 658 体×３炉心(内、炉心退避対応分１炉心)＋破損燃料 6 体＝1980 体以上）の貯蔵容量を確保した。
燃料取扱作業は、燃料交換時に原子炉-EVST 間、原子炉運転時に EVST 以降に分けて実施する。燃料交換時には、燃料交換機および炉内中継装置により炉外にナトリウムポッ
ト入りの状態で使用済燃料を取出した後、燃料出入機により EVST 内に保管する。一方、

171

原子炉運転時には、燃料出入機によりガス中裸状態で減衰後の使用済燃料を取出して、付着ナトリウムを除去後、水プール内に貯蔵する。新燃料は、原子炉運転時にヘリウムガス
雰囲気キャスクに収納した状態で新燃料取扱室に受入れ、キャスクを開封して取出した後、アルゴンガス雰囲気に置換して燃料出入機により EVST に移送、貯蔵する。
また、原子炉-EVST 間の燃料移送は、稼働率向上をねらって、複数体移送を採用した。
(b) 系統機器構成
1)

燃料移送系
マニプレータ式燃料交換機は、炉心上部機構の切込み部内でアームスイング移動を行うが、グリッパユニット廻りの駆動機構配置の工夫や、左右のアーム側板を接続するなどアーム水平方向の剛性を増加することにより、アーム軸受け部のガタ変位を考慮しても、S1 および S2 地震時に、アームと炉心上部機構が衝突しないように工夫した。
固定ラック式炉内中継装置は、複数体の燃料を同時に移送できるように、大型ナトリ
ウムポット(ポット本体外径 610mm、ハンドリングヘッド外径 690mm、全長 4800mm)の取扱が可能な構造とした。
レールレス台車式燃料出入機は、自在走行台車により２モジュール、EVST 間などにアクセスできる移送機で、1 基の収納筒と 2 系統のガス冷却系（アルゴンガス直接冷却系、空気間接冷却系のいずれも 2 系統設置）から構成される。従来の燃料出入機は、地
震時の転倒防止のために、レールフックを使用して台車荷重を受ける構造としていたが、レール削除に伴い、ばねおよびダンパから構成されるサスペンション構造の台車を採用
して、上下方向の加速度を低減した。
新燃料取扱室には、新燃料移送機、仮置きラック及び新燃料移送台車を設置し、ヘリウムガスキャスクからの取出し、受入れ検査を行った後、アルゴガス雰囲気に置換して
燃料出入機に受け渡す。新燃料取扱室での取扱いは、低除染燃料であることを考慮して遠隔操作により行う。

2)

燃料貯蔵系
EVST 貯蔵設備のうち、EVST 本体は、φ7.8m×h10.6m のナトリウム容器で、正方配列の段違い貯蔵ラックにより、合計 393 体の燃料を貯蔵する。液面制御型槽内移送機
や、鋼製遮へいプラグの採用などにより、EVST 上部温度が上昇するが、EVST 軸長を低減した。鋼製遮へいプラグについては、構造の具体化検討と温度解析を実施し、成立性の見通しを確認した。EVST 冷却系は、100%×3 系統の直浸コイル内 2 次ナトリウム循環空冷式の冷却系から構成される。プラント側の崩壊熱除去系は自然循環方式を採用しているが、EVST 冷却系は、系統温度が低く、自然循環方式を採用した場合には、電磁ポンプを削除できる一方、熱交換器の伝熱面積増加や、スタック新規設置などのコス
トデメリットが大きいと考えられるため、強制循環方式を採用した。また、ナトリウム
燃焼火災の影響緩和をねらって、ナトリウム配管、空気冷却器伝熱管のいずれも二重構造とした。
水プール設備のうち、水プール本体は、幅 18.84m×奥行き 10.0m×高さ 13.75m の直方体形状で、合計 1623 体の使用済燃料を貯蔵する。水プール冷却浄化系は、1 次お172

よび 2 次冷却水系から構成され、このうち、1 次冷却水系では、冷却器の上流側にろ過器および脱塩器などを設置した。また、水プール冷却浄化系は、EVST 冷却系よりも安
全重要度分類を緩和できる可能性を有するが、軽水炉と異なり安全グレードの高い貯留水が存在しないことを考慮して、EVST 冷却系と同様に MS-2 に区分し、専用の 2 次冷却水系（非常用ガスタービンに接続）を設置した。
3)

燃料処理系
燃料洗浄は、洗浄廃液を削減し、水プール冷却浄化系での廃棄物を増加させないことを考慮して EVST から使用済燃料を引き上げる際に、燃料出入機の冷却系を使用して、アルゴンガスブローする乾式洗浄方式を採用した。アルゴンガス温度が約 300℃と低いために、洗浄性能は従来の約 90%から約 50%まで低下する[11]。そのため水浸漬時の燃料破損に対する安全性を確保するため燃料昇降装置の冷却系に残留ナトリウムを水蒸気により不活性化する機能を設けている。乾式洗浄方式は、水プール中に移行するナト
リウムが増加するが、水プール貯蔵中および水中浸漬時の燃料健全性に影響なく、水プール冷却浄化系設計も対応可能な範囲であることを確認した。

4)

金属燃料取扱システム
金属燃料取扱設備の概念図を図 2.1.3-46 に示す。金属燃料は、ナトリウムボンド燃料のため搬出待ち貯蔵に水プール貯蔵が使用できないことから貯蔵方式について比較検討した結果、経済性、安全性面で最も有利であることから EVST 貯蔵方式を選定した。
EVST 容器は、２サイクル分の減衰待ち貯蔵(460 体)と炉心退避または及び再処理設備の故障発生時搬出待ち貯蔵(645 体)、破損燃料 6 体を貯蔵する容量のもの１基を設ける構成とした。

(viii)

電気設備（含む非常用電源）

大型炉の設計結果に基づく各負荷の条件を反映して、所内交流電源系の具体化を行った。
非常用電源は、崩壊熱除去系の完全自然循環方式採用による工安系補機の大幅削減および起動時間の大幅な緩和が可能となったため、従来のディーゼル発電機に替わり、冷却系、潤滑油系等の補助設備が不要でコンパクトなガスタービン発電機を採用することとした。非常用ガスタービン発電機はユニット間共用およびオンラインメンテナンス（OLM）対応のため、ツインユニットで 100％×３台構成（１台は予備機）とした。非常用電源に接続する負荷については、原子炉格納容器空調系設備および補機冷却系設備の常用系化を検討し、非常用電源容量の合理化を図った。
常用電源系については、外部電源喪失時においても早期に電源が確保できるよう、所内単独運転への移行、予備送電線からの給電、非常用ガスタービン予備機からの給電、隣接プラントからの電源融通を検討し、これらの組み合わせによって電源を確保するよう多様化を図った。
図 2.1.3-47 に所内交流電源系単線結線図を示す。
(ix) 計測制御設備

173

主要な原子炉計装、プロセス計装の設計、安全保護系設備、プラント制御設備、中央監視設備の設計を行っている。
(a) 主要な原子炉計装、プロセス計装
出力領域中性子計装は、原子炉の周囲に 12 本設置され、図 2.1.3-48 に示すような構成になっている。安全上、中性子束が高い順に４番目までのチャンネルのうち、２つのチャンネルが原子炉トリップ信号を発信すれば事象を判断基準内で収束させることが可能であるとの見通しがあり、４チャンネル構成（2/4 ロジック）にする。
破損燃料検出装置は、遅発中性子先行核定常濃度拡散挙動解析結果に基づき、最小の装置数で広い範囲をカバーできるように設置する場所として、フロースプリッタによる流路分離の影響を考慮し、６ヵ所のナトリウムサンプリング位置に設置すれば成立する見通しを得た。
炉心燃料集合体出口温度計装は、制御棒誤引抜き対応、流量減少事象対応等のために必要であり、主炉停止系として全炉心で 160 点、後備炉停止系として全炉心で 16 点設置する。なお、制御棒誤引抜き対応としては制御棒位置計装も安全保護系として採用されており、制御棒駆動機構内に設置される。
原子炉容器出口温度計装は、原子炉構造ガス巻き込み評価結果から、原子炉出口配管入
口近傍は水中渦発生原因となることから、IHX１次系入口配管主流位置にする。
１次主冷却系流量計装は、主配管が磁性体の 12Cr 系フェライト鋼であることから電磁流量計が使用できず、超音波式流量計を適用する。
(b) 安全保護系設備
主炉停止系、後備炉停止系とも４チャンネル、４トレンとする。また、ディジタル化シ
ステム・多重伝送を適用した設備とする。
(c) プラント制御設備
事象分類に適合するよう設備を分散化するとともに、ディジタル式待機冗長システム・
多重伝送を適用した設備とする。
(d) 中央監視設備
中央制御室は２原子炉で共用し、原子炉あたり運転員１人で運転可能な運転コンソールを採用する。また、コミュニケーションの中心となる大型表示盤を設置する。
(x) 放射性廃棄物処理設備
最新軽水炉の設備合理化を反映させるとともに、大型炉の設計結果を踏まえて各廃棄物受
入量の確認及び見直しを行って、以下の放射性廃棄物設備について基本仕様の設定と、系
統・機器設備の具体化を図った。
①

気体廃棄物処理設備②

液体廃棄物処理設備③

固体廃棄物処理設備

174

なお、大型炉はツインプラントであることから、設備の共用化に伴う合理化を反映し、各処理設備は、ツインプラントで一設備とした。
その結果、各処理容量は、ＦＢＲ実証炉に比べて合理化されており、廃樹脂発生量を除いて出力比では大きく低減されている。
表 2.1.3-73 に放射性廃棄物処理設備の処理量のＦＢＲ実証炉との比較を示す。
また、図 2.1.3-49 から図 2.1.3-51 に各廃棄物処理設備の系統構成図を示す。
(xi) 換気空調設備
非常用電源設備縮小化のため、換気空調設備の設計を以下の方針で実施した。
①

格納施設雰囲気空調系の常用系化②

事故後の長期間機能維持に必要な機器の冷却はスポット空調化③

中央制御室、電気盤室からの発熱は外気との直接熱交換④

原子炉容器ルーフデッキ冷却系は空冷式チラーを介しての除熱

ここで、格納施設雰囲気空調系は電力中央研究所での検討結果[12], 13}に基づき空調設備停止時のコンクリート制限温度 85℃を超えないように設計する。この制限温度緩和に関しては、
中型モジュール炉での検討結果及び外部電源喪失時の格納施設内空調停止時コンクリート
温度解析結果に基づき常用系化を図った（2.1.4.2(2)(xi)参照）。大型炉では、中型モジュール炉に比べ、機器が大型化され熱負荷も大きくなるものの、建屋はそれ以上に大きくなることから、中型モジュール炉より緩和されるため常用系化は問題ないと判断できることによる。
また、原子炉格納容器空調系は原子炉容器下部とルーフデッキのみで非常用空冷チラーによるスポット空調で冷却する。
なお、格納施設隔離時には格納施設隔離弁を閉じて隔離する運用となっている。
これらに基づき、エリア区分の見直しを行うとともに、予備の空調ユニットを削除する等の合理化を行った。非常用系とした系統は中央制御室空調系、非常用ガス処理系、非常用電気設備室空調系、ガスタービン発電機室空調系及び非常用空調冷水系である。
その結果、換気空調設備の物量（風量）は実証炉と比べ、出力が 2.2 倍であるにもかかわらず、系統風量が約 63％と大幅に削減され、出力あたりで比較すると約 30%削減された。
(xii) 諸設備（補機冷却系、圧空、ガス供給、補助蒸気等）
最新軽水炉の設備合理化が反映されたＦＢＲ実証炉フェーズ２の補助設備仕様を基にプラント仕様及び建物容積の違いを考慮して、以下の４補助設備について概略の設備仕様を設定し、設備容量を算定した。
①

補機冷却系設備②

補助蒸気供給設備③

圧縮空気供給設備④

アルゴンガス供給設備

補機冷却系は、崩壊熱除去設備が自然循環方式であること、非常用電源設備としてガスタ
ービン発電機を採用していることから冷却対象設備は非安全系で、かつ常用系のみとなっている。また、非常用空調冷水設備冷凍機を空冷化したことで海水系の負荷から外れたことにより補機冷却海水系も常用系としている。

175

制御用圧縮空気供給設備は原子炉２ユニットで共用設備とし、２系統のみの構成とすることに伴い、1 系統の機器は２系列とし、1 系列は予備とした。
その他非安全系の BOP 設備は、先行炉のツインプラントと同様に原子炉２ユニットで共用化を図り単基設備とし、合理化を図った。
表 2.1.3-74 に各設備の処理容量のＦＢＲ実証炉との比較を示す。
また、図 2.1.3-52 から図 2.1.3-56 に各補助設備の系統構成図を示す。
(xiii)

建屋配置

格納容器を含む１次・２次冷却系設備等を収容した原子炉建屋と１／２号機の共有設備等を収容した原子炉補助建屋を一体とした原子炉施設建屋を検討した。図 2.1.3-57 に原子炉施
設建屋配置図を示す。ここでは、２次元水平免震構造の採用し、燃料交換は４バッチ、使用済み燃料の貯蔵本数は EVST での減衰待ち貯蔵として 393 体、搬出待ち貯蔵として 1591 体
以上としている。また、ガスタービン採用等の設備の合理化、直管二重管蒸気発生器の採用、ISI 及び補修性向上対応、改良内部ダクト型燃料集合体採用を反映したものである。その結果、建屋容積は１プラントあたり約 15.1 万 m3 である。
なお、タービン建屋については、中型炉と同じタービンを使用するため、中型炉の建屋設計と同じである。
(2) 運転、保守・補修性(i)

通常運転時のプラント運用検討
図 2.1.3-58 にプラント運転サイクルを示す。基本的に、温態待機、温態停止状態を設け、軽微なプラント故障の場合に早い再起動が可能としている。また、何らかの故障等によりプラントをトリップした時は蒸気発生器による崩壊熱除去運転を行い、できない場合は崩壊熱除去系（PRACS 及び DRACS）による崩壊熱除去を行う。
図 2.1.3-59 に通常起動・停止曲線を示す。原子炉構造の液面近傍部の健全性確保の観点か
ら、15℃/h 以下の昇温速度とする必要がある。これを考慮し、低温停止状態から 30%出力までの昇温速度を 15℃/ｈとし、タービン起動操作で約 3.5 時間確保する。30%出力運転から定格出力までの昇温速度も 15℃/ｈとしている。その結果、通常起動時間は約 30 時間である。
通常停止時には、原子炉構造の液面近傍部の健全性確保の観点から 20℃/h 以下の降温速度とする必要がある。これを考慮し、定格出力運転から低温停止状態までの降温速度を 20℃/hとし、通常停止時間を 17.5 時間としている。

(ii) 事故時のプラント運用検討
異常発生時のプラント基本運用は、以下の考え方に基づき設定した。
①

原子炉トリップ後の崩壊熱除去は可能な限り水・蒸気系で行う。

②

原子炉トリップ後の１次・２次ポンプは、主モータによる低速回転とし、回転数制御
装置にて急速に回転数を低下させる運用とする。

③

PRACS はループ対応の起動とし、DRACS は PRACS 起動時には起動させる運用とする。
具体的には、「SG 出口ナトリウム温度高」で当該ループの PRACS と DRACS を起動させ、「常用母線電圧低」では PRACS と DRACS すべてを起動させる。

176

④

１次系のナトリウム漏えい時は、外管等で漏えいナトリウムを保持するため、事故ループでも崩壊熱除去運転を行う。２次系で漏えいした場合に対しては、崩壊熱除去運
転は PRACS を採用しているので、事故ループの２次主循環ポンプは停止させ、PRACS
を起動し自然循環に移行する。なお、エンクロージャにはドレン弁が設置されており、仮設の回収タンクと接続してエンクロージャ内に漏えいしたナトリウムをドレンさせる。

⑤

SG 伝熱管漏えい時のような２次系以降の異常時は、２次系ポンプをトリップさせ、原子炉トリップさせる運用とする。この場合、健全ループは水・蒸気系による崩壊熱除去を行う。事故ループは伝熱管漏えいでは PRACS を起動させ、２次系は自然循環運転、
水・蒸気系は停止である。なお、漏えい発生事故ループのナトリウムは、一旦ダンプ
タンクにドレンし、SG 補修の間にコールドトラップで概略純化し、SG 補修後に充填した後、コールドトラップで純化する。一方、水・蒸気系故障では健全ループは水・蒸気系による崩壊熱除去を行う。事故ループは、水・蒸気系は停止させ、２次系は強制循環（主循環ポンプ低速回転）、PRACS 及び DRACS のすべてを起動して除熱する。

図 2.1.3-60 に代表的な異常事象である手動トリップの事象推移を示す。
(iii) プラント運転制御の検討
プラント制御系はタービン主、原子炉従を原則とした協調制御方式とし、電力系統からの要求に応じた発電出力制御運転及び負荷喪失時の所内単独運転を行うことができるように、プラントの系統構成上の特徴を踏まえ、制御系の安定性及び追従性を考慮して設定する。
制御機能目標は、以下とする。
①

定格プラント出力の 0%～100%の範囲における手動制御②

定格プラント出力の 30%～100%の範囲における自動制御③

自動制御範囲における±10%のステップ状負荷変更④

自動制御範囲における±5%／分のランプ状負荷変更⑤

定格出力での自動運転時における 95%の大幅な負荷喪失以降の継続運転

以上の条件を考慮したプラント制御系構成を図 2.1.3-61 に示す。本制御系は、電力系統からの要求に応じたタービン制御を行うとともに、NSSS 側は出力指令装置からのプラント出力指令と主冷却系流量をほぼ比例するように制御し、同時に原子炉出力が調整できるようにしている。
また、プラント運転に関しては、日負荷追従運転が可能であることが設計要求条件となっている。典型的な日負荷追従運転としては図 2.1.3-62 に示すような運用がある。こうした運用に対し、上記の②～④の運転が満足できるので、自動制御上、日負荷追従運転が可能である。
(iv)

ISI 計画2.1.2.3 供用期間中検査と補修 (1) 供用期間中検査で述べた考え方に従い、表 2.1.3-75 に示すように、各機器に期待される安全性に係る機能、それを確保するための設計対応、考慮
すべき破損モードを整理し、ISI 計画を策定した。

177

(a)

試験方法
ナトリウム冷却炉の ISI に主に適用する試験は目視試験、体積試験によって機器に発生した欠陥を検知する方法、漏えい試験により漏えいの有無を確認する方法、冷却材あるいはカバーガスの漏えい監視により漏えいを早期に検知する方法とする。
1)

漏えい連続監視（CM）
漏えい連続監視は、ナトリウム漏えい、放射性カバーガス漏えい、水漏えいの連続監
視を指す。

2)

目視試験
目視試験は、試験対象と試験目的に応じて以下を選択する。
① VTM-1：特定の表面状態について摩耗、表面き裂、腐食、浸食等の強度に影響を与える恐れのある異常を検出し把握できる程度の精度を要求したもの② VTM-2：ナトリウムの滞留、蒸気、液滴及び煙など漏えいの痕跡を把握できる程度の精度を要求したもの。ナトリウム漏えいの痕跡は、微小な漏えいであっても、機器表面にその痕跡が残ることが確認されるので、定期検査時に機器表面を肉眼検査することによって、プラント運転中に実施しているナト
リウム漏えい連続監視を補完することができる。
③

VTM-3：機器の変形、芯合せ不良、傾き、隙間の異常、ボルト締め付け部の緩み、部品の破損、脱落および機器表面における異常を把握できる程度の精度を要求したもの④ VTM-4：格納容器の構造健全性或いは気密性のいずれかに影響を与える恐れのある
構造上の劣化（腐食、減肉、塗膜の劣化、ボルト・ナットの破損等）を検出できる程度の精度を要求したもの。並びに、プラント運転中の機械的機能を持つ装置及び機器の運転性に関する状態を判定できる程度の精度を要求したもの。後者は、スナバ、機器サポート、パイプハンガなど支持装置が対象である。
3)

体積試験（VO）
実用化段階のナトリウム炉において、原子炉容器、１次主冷却系配管及び SG 伝熱管については、高温構造等の健全性を確認する観点から、使用温度・溶接構造及び応力条件等並びに接近性を考慮して、適切な部位を選定し体積試験を行う。体積試験は、構造
内部の不連続部を検出するため、主に超音波探傷試験又は渦電流探傷試験を用いる。

(b)1)

主要機器の ISI 方法
原子炉冷却材バウンダリ
原子炉冷却材バウンダリを構成する範囲全体について、漏えいの無いことを常時監視し、冷却材の漏えいの早期検出を行うナトリウム漏えいの連続監視（CM）を ISI の主
要な検査方法として適用する。
またナトリウム漏えいの連続監視を補完するため、大型容器の胴体溶接線に対して遠隔目視検査装置によりナトリウム漏えいの痕跡のないことを確認する目視検査（VTM-2）を適用する。
さらに、これらの検査に加えて、原子炉冷却材バウンダリの構造健全性を確認する観178

点から、原子炉容器の異材継手部、高応力部である原子炉容器の液面近傍部、ホットレ
グ配管の管台近傍部の溶接継手部に対して体積検査を、IHX のベローズに対して VTM-1を行う。
2)原子炉カバーガスバウンダリ
放射性物質の放出の抑制と液体金属冷却材の幅広い保護を目的として、原子炉カバー
ガスバウンダリからの放射性カバーガスの漏えいの有無を、放射性カバーガスモニタにより常時監視する。

3)

原子炉容器内構造物
炉心支持構造物、サーマルライナ、UIS 等については、接近可能な範囲に対してナト
リウム中の超音波検査装置により、機器の変形、位置異常、ボルトの緩み及びルースパーツ等を目視検査（VTM-3）により行う。また、ディッププレートについては、異常な変形の有無、取付けボルトの緩み及び脱落を確認する目視検査（VTM-3）を適用する。
なお、仮に何らかの原因で大量のガス巻き込みが発生した場合は、超音波流量計により検知が可能である。

4)

ガードベッセル、外管及びエンクロージャ
定期検査時において圧力検査による漏えい確認試験を行い、これが困難の場合には、
き裂、腐食などが無いことを確認する目視検査（VTM-1）を適用する。

5)

支持構造物
１次主冷却系配管、２次主冷却系配管、崩壊熱除去系配管等の主要な配管の支持構造
物、機器と建屋構造との機械接合部・溶接接合部について肉眼検査（VTM-3 及び VTM-4）を行う。検査内容は、機器と建屋構造との機械接合部、ガイド及びストッパの変位設定、
支持構造物の調整不良、取付ボルトのゆるみ・脱落やスナバ・パイプハンガ・スプリン
グハンガ・コンスタントハンガなどの取付け状態やスナバの変位の異常である。

6)

ポンプ組込型 IHX 伝熱管
ポンプ組込型 IHX 伝熱管の破損が生じた場合に１次系側から放射性ナトリウムが２次系側への流出するのを防止するため、２次系の圧力を１次系より高く設定する。破損の発生は SG の液位異常で検知する。また、バウンダリベローズについては目視検査（VTM-1）を行う。

7)

2 次主冷却系及び崩壊熱除去系機器・配管のナトリウム接液部
ナトリウム漏えいの連続監視を行う。

8)

SG
水のナトリウム中への漏えいは、２次冷却材中の水素濃度を常時監視する水漏えい監
視によって早期に検出できる。また、水漏えいが発生する前に SG 伝熱管の欠陥を体積検査で検出する。検査方針は渦電流探傷法（ECT または RF-ECT）、あるいは超音波探傷法（UT）とする。

9)

炉外燃料貯蔵設備（EVST）
EVST の貯蔵容器及び内部冷却コイルからのナトリウムの漏えいを連続監視する。

(v)

保守・補修

(a)

検査方法の検討179

ナトリウム冷却炉の代表的機器として、原子炉容器、原子炉容器内構造物、原子炉容器
ガードベッセル、二重配管、ポンプ組込型 IHX、SG 等の検査方法について、手順、作業期間の評価を行い定期検査工程の検討に反映した。
検査方法の例として、IHX バウンダリベローズの検査概念を図 2.1.3-63 に示す。ポンプ
モータを取外した後に、ドアバルブ、キャスクを設置し不活性雰囲気を維持しながらポン
プを吊り上げ移動する。その後、ナトリウムをドレンし、キャスクに入った検査装置を上部に位置づける。次に遠隔検査装置を挿入しバウンダリベローズの目視検査を行う。
(b)

補修方法の検討
ナトリウム冷却炉の代表的機器として、原子炉容器、原子炉容器内構造物、二重配管、ポンプ組込型 IHX、SG、崩壊熱除去系のエアクーラ等の補修方法について、具体的な手順、作業期間の評価を行った。
原子炉容器内構造物の内、ディッププレートの補修概念を図 2.1.3-64 に示す。ディップ
プレートを固定するナットの脱落に対してはナトリウムをドレンすることなくインプレースで補修する。補修は燃料交換機案内管に補修装置を設置し回転プラグの動作を利用して各ボルトのアクセス性を確保する。補修装置は原子炉径方向に伸縮するアームを有し、ナット脱落部に新規のナットをねじ込み、回り止めを行う。
１次系ホットレグ配管の内、炉内配管を補修する場合を図 2.1.3-65 に示す。全炉心退避を行い１次系の全ナトリウムを仮設タンクにドレンする。続いて、ルーフデッキの一部を撤去し配管の引抜きスペースを確保する。不活性雰囲気を確保するためのプラバックを設
置後、外管を切断撤去し、内管エルボの切断撤去、鉛直配管の切断撤去、既設配管の開先加工、新規配管の開先合わせ、溶接、熱処理、非破壊試験を全て遠隔で行い、外管及びルーフデッキを復旧する。
１次系機器である原子炉容器内構造物、１次系配管、ポンプ組込型 IHX については、空間線量率の評価並びに補修作業時の遮へい方法の検討を行い工法の成立見通しを得た。運転開始後 40 年、炉停止後 14 日という条件で、原子炉容器、ポンプ組込型 IHX、１次系ホ
ットレグ配管周りの空間ガンマ線線量率を評価した結果を図 2.1.3-66 に示す。
この評価を基に線量率を考慮したポンプ組込型 IHX の補修概念を図 2.1.3-67 示す。ポンプ組込み型 IHX の伝熱管、バウンダリベローズ等の補修は、ポンプを引抜いたスペース
から装置をアクセスして行う。例えば、破損伝熱管を同定する方法は、ポンプ引き抜き後に下部管板下面に目視装置を設置し、２次系ナトリウムを充填加圧することで、漏えい管からのナトリウム流下を観察し行う。ポンプ引き抜きについては、ポンプ周りの線量率を評価し（15.4mSv/h）、必要なキャスク構造を設定し成立見通しを確認した。キャスク表面
線量率を 1mSv/h に制限することとしキャスクを設計した結果、遮へい板厚を 70 ㎜とすることでキャスク重量は 125t となり、総重量（270t）を建屋クレーン容量の 300t 以下とすることができた。
線量率を考慮したポンプ組込型 IHX 本体の取替工法の概念図を図 2.1.3-68 に示す。IHX
本体引き抜きは、ポンプ引き抜き後、ナトリウムをドレンした状態で行われる。IHX 本体
引き抜き時には、スカートボルトを取り外す作業などが必要となる。そのため、遮へいの検討を行った。IHX 表面の線量率は、評価の結果、スカート位置で 8mSv/h、上部プレナ
ム部で 180mSv/h であるため、スカート取り外し時の作業遮へいと、引き抜き時遮へいを180

兼ねた上下 2 分割の遮へい胴を使用することとした。遮へい体を含めた IHX 本体の重量は、約 1000ｔとなり、容量 300ｔの建屋クレーンでは吊り上げることができないことから、仮設のクレーンを建屋内に設置し対応する。
破損が生じる可能性がほとんど無いが、万一の場合を想定して検討した補修工法の例として、原子炉容器の取替工法の概念図を図 2.1.3-69 に示す。原子炉上部構造等を引き抜くためにオペフロ上にクレーン付きの架台装置を設置して原子炉建屋と補助建屋間の移送を行う。クレーン付き架台装置等を設置して移送させるために原子炉建屋と補助建屋間の仕切り壁は、一部取外し可能構造として計画する必要がある。炉容器本体は屋上から屋外設置の大型クローラークレーンにて搬出し、近傍に設置した仮設のプレハブ小屋（遮へい等の対策は施したもの）に仮置きするか、又は大型トレーラに積載して所定の場所へ移送
して、各々の場所で洗浄あるいは補修を行う。
同様に万一の場合の補修工法の検討例として、SG の取替工法の概念図を図 2.1.3-70 に示す。SG の本体引抜きは、屋外からクローラークレーンにて搬出する。クローラークレ
ーンのアーム長さ・吊り可能容量及び吊り上げ可能高さと SG の重量との関係から、SGをどこまで上げられるかによって建屋躯体の解体範囲が決められる。なお、クローラーク
レーンは、最大 1200ｔまで吊り上げ可能である。
(c) 保守管理項目の設定
現行の軽水炉の保守方針を調査し、軽水炉とナトリウム冷却炉の設備の相違点を考慮して、ナトリウム冷却炉に適した保守方針を設定することを目的として検討を行った。
調査対象としては JEAC4209-2003「原子力発電所の保守管理規定」（日本電気協会）と、軽水炉の保安規定とした。前者では軽水炉の主要な時間計画保全と日常保全の内容が整理されており、軽水炉の保全の全容を調査することができ、後者では日常保全の詳細を調査することができた。
これらの調査結果を受けて、ナトリウム冷却炉の保守方針に反映すべき保守管理項目を抽出した。更に、ナトリウム冷却炉特有な系統・機器の保守管理項目を検討し、これらを合せてナトリウム冷却炉の保守管理項目を設定した。
(3) 定検・建設期間
(i)

建設工期
大型炉-1500 の建設工程（案）を設定した。
建設工程は 46 ヶ月となり、主なクリティカルパスは以下となる。
・建屋：23 ヶ月
・炉上部機器・ブランケット燃料体据付：６ヶ月
・総合機能試験：９ヶ月
・性能試験：８ヶ月
表 2.1.3-76 に全体建設工程表（案）を示す。

(ii) 定検期間
高内部転換型炉心を採用した大型炉の定期検査工程を策定した。高内部転換型の運転サイ

181

クルは２６ヶ月であるため、標準外定検は２定検に１回実施する
標準定期検査の定期検査工程を表 2.1.3-77 に示す。蒸気発生器伝熱管の検査がクリティ
カルパスになり、定期検査期間は 41 日となる。
標準外定期検査の定期検査工程を表 2.1.3-78 に示す。回転プラグ分解点検と格納容器全体漏えい率試験を行うため、原子炉側の工程がクリティカルパスとなり、定期検査期間は 54日となる。
平均定検期間は(41＋54)÷２=47.5 日となる。
(4) 経済性評価
前節までに述べたプラント設計より算定される物量データの概要を表 2.1.3-79 にまとめる（ツインプラントの１基分で記載）。
高内部転換炉心の場合は、コンパクト型炉心に比べ炉心槽が広く、その分原子炉容器径が大きくなり原子炉構造物量が増加している。金属燃料炉心の場合は、原子炉出口温度をこれまでの 505℃から 550℃に見直しが可能となり、その結果 IHX、SG 及びタービンについて
も高内部転換と同じ仕様にすることが可能となった。一方で、金属燃料はナトリウムボンドで使用されるため水プールが不要となるものの、使用済燃料の減衰待ちが２サイクル運転期
間と長くなり炉外燃料貯蔵槽の容量を増やす必要があることから、原子炉建屋体積が若干増加する結果なった。
なお、フェーズⅡの最終評価にあたり添付 B へ比較分析を冷却材・型式横断的に記載する。

182

参考文献
2.1.3.1 炉心燃料設計(1) MOX 燃料炉心
[1] 羽様 平, 他,「高速炉用統合炉定数 ADJ2000R の作成 (研究報告)」, JNC TN9400 2002-064,(2002).
[2] S.K.Cheng, N.E.Todreas, “Hydrodynamic Models and Correlations for Bare andWire-Wrapped Hexagonal Rod Bundles - Bundle Friction Factors, Subchannel Friction
Factors and Mixing Parameters”, Nuclear Engineering and Design, Vol.92, P.227-251,(1986).
[3] 水田 俊治, 他, 「ODS フェライト鋼被覆管の設計用関係式の検討 (研究報告書)」, JNC
TN9400 2000-048, (2000).
[4] A.Hasegawa, N.Yamano, The Standard Shielding Cross Section Library Based on
JENDL-3.2, Proc. of 9-th Int. Conf. on Radiation Shielding (ICRS-9), Tsukuba, Japan,
p.723 (1999).
[5] 庄野 彰, 他，共同研究報告書

大型しゃへい実験に関する評価研究(VI)－JASPER 実験解析による実証炉しゃへい設計への反映－（平成 5 年度）, PNC TY9471 94-001 (1994).
[6] 藤代 亮一，他，「現代物理化学講座 7 溶液の性質 1」，東京化学同人.
[7] 廣沢 孝志，他，「遠隔操作による Am 含有 MOX 燃料製造技術の開発（VII）；改良型融点測定装置の概要と Am 含有 MOX 燃料の融点測定」，2004 年日本原子力学会秋の年会、京都大学、G35 (2004).
[8] 久田雅樹, 他，「Am 含有燃料照射試験（B8-HAM）の Am 再分布挙動」，TN9430 2000-002(2000).
[9] H. E. Schmidt, C. Sari, K. Richter, et.al, “The Thermal Conductivity of Oxides of
Uranium, Neptunium and Americium at Elevated Temperatures,” J. Less-Commn
Metals, 121 (1986) 621-630.
[10] Masaki Inoue, et.al, “Power-to-melt of uranium-plutonium oxide fuel pins at
beginning-of-life condition in the experimental fast reactor JOYO” Journal of Nuclear
Materials 323 (2003) 108-122.
2.1.3.2 プラント設計[11] 近澤佳隆、他：”ナトリウム冷却炉の燃料取扱設備の検討－平成 15 年度の研究成果のまとめ－”JNC TY9400 2005-009,(2005)[12] 西内達男, 他：“110℃までの高温下に３年間さらされたコンクリートの力学特性”, 電力中央研究所研究報告 U90034, (1990)[13] 金津努, 他：“高温下に長期間暴露したコンクリートの力学的性質の変化”, 電力中央研究所研
究報告 U95037, (1996)

183

184

＊１

核
特
性

炉
心
・
燃
料
仕
様

上部

＊３

45
297
279
576
96

合計
内側炉心
外側炉心
炉心合計
径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ394
4.8E+23

外側炉心
2

86

146
394

＊１

2.5

内側炉心

全炉心

炉心部

22.1

外側炉心
1.10

18.8

内側炉心

6.9

25

下部

ブランケット燃料を含む＊２

ナトリウムボイド反応度

集合体内非均質効果考慮[平衡末期] ($)

13%

)

)

(

(

33%

12%

＊４

)

)

( -24% )(46%

実効遅発中性子割合0.00340

5.4

＊３

-5.5E-03＊２[Tdk/dT；平衡末期]＊２ドップラ係数6.0

初装荷核分裂性Pu重量 (t/GWe)

最大高速中性子照射量[E>0.1MeV] (n/cm )最大線出力 (W/cm)

取出平均燃焼度 (GWd/t)

燃焼反応度 (%Δk/kk')

増殖比

Pu富化度［Pu/重金属］ (wt%)

遮へい体外接円径 (m)

燃料集合体数

軸方向ブランケット厚さ (cm)

20

100

炉心高さ (cm)(

5.7 ＊ ４

-4.9E-03

4.5

4.5E+23

425

425

77

149

3.3

1.11

24.7

21.9

6.1

96

594

278

316

60

35

25

85

18.0

コンパクト型炉心

実効遅発中性子割合0.00339

高内部転換型炉心(ｺﾝﾊﾟｸﾄ型との差)
26.3

目

運転サイクル長さ (ヶ月)項

表 2.1.3-1 大型 MOX 燃料高内部転換型炉心とコンパクト型炉心(導入期)の炉心・燃料仕様および核特性の比較

表 2.1.3-2 大型 MOX 燃料高内部転換型代表炉心の設計検討条件
項
プラント仕様炉心・燃料基本仕様

目

設計検討条件

電気出力1,500MWe

炉心熱出力3,570MWt

原子炉出口/入口温度550 / 395 ℃

１次系流量

18,200kg/s

燃料形態

MOX

炉心型式

均質２領域

再臨界回避方策

改良内部ﾀﾞｸﾄ型燃料集合体
組成 ＊１

燃料

FP混入率

高速炉多重ﾘｻｲｸﾙTRU＊２(FP/HM)
炉心材料

制限条件

安全要求

＊３

ODS鋼

ﾗｯﾊﾟ管

PNC-FMS鋼

ﾅﾄﾘｳﾑﾎﾞｲﾄﾞ反応度

6＄程度 以下

炉心高さ

100cm程度 以下
40kW/kg-MOX程度 以上

最大線出力

430W/cm 以下

高速中性子照射量

取合条件

炉心性能目標＊４

5×10 23 n/cm 2 以下被覆管最高温度［肉厚中心］

700℃ 以下

CDF（通常運転時）

0.5 以下燃料ｽﾐｱ密度

炉心82%TD

ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ

90%TD

燃料ﾊﾞﾝﾄﾞﾙ部圧損

0.2MPa程度 以下

遮へい体外接円径

7m 程度以下

制御棒、SASS配置

切込み付きUIS対応

増殖比

取出平均
燃焼度

導入期炉心

1.1 程度平衡期炉心1.03 程度

炉心部
全炉心

150GWd/t 程度＊５運転ｻｲｸﾙ長さ＊１( 0.14wt% )被覆管

炉心平均比出力
燃料健全性

0.2Vol%60GWd/t 程度以上
18ヶ月 以上

高速炉多重ﾘｻｲｸﾙ組成 (wt%)
238

Pu/ 239 Pu/ 240 Pu/ 241 Pu/ 242 Pu/ 237 Np/ 241 Am/ 243 Am/ 244 Cm/ 245 Cm= 1.1/54.1/32.1/ 4.3/ 3.9/ 0.5/ 2.0/ 1.0/ 1.0/ 0.0＊２

先進湿式再処理法の移行率を基に設定＊３

炉心材料組成［炉心燃料設計用］ (wt%) ： Fe/Cr/Ni/Mo/Mn/W = 85.5/11.0/0.4/0.5/0.6/2.0＊４

E ＞ 0.1MeV＊５

ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ燃料を含む全炉心取出平均燃焼度185表 2.1.3-3 大型 MOX 燃料高内部転換型代表炉心の主要仕様（導入期炉心）
項目

基
本
仕
様
・
炉
心
構
成

炉
心
燃
料
仕
様

仕様

炉心熱出力

3570 MWt

電気出力1500 Mwe

炉心型式

改良内部ダクト型均質 2 領域炉心

運転サイクル長さ26.3 ヶ月 (800 日)

燃料交換バッチ数 (炉心/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

4/4 バッチ

炉心高さ

100 cm

軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ厚さ (上部/下部)

20/20 cm

炉心等価直径538 cm

遮へい体外接円径

6.77 m

炉心燃料集合体数 (内側/外側/合計)

288 / 274 / 562 体

径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ体数

96 体 (1 層)

制御棒本数 (主炉停止系/後備炉停止系)
径方向遮へい体数 (SUS 遮へい体)(ZrH 遮へい体)

40 / 17 体
102 体 (1 層)
108 体 (1 層)

燃料形態

MOX (ペレット型)

炉心材料 (被覆管/ラッパ管)

ODS 鋼/PNC-FMS 鋼

燃料ピン外径10.4 mm

被覆管肉厚
燃料スミア密度(炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)
スペーサワイヤ径

0.71 mm
82 / 90 / 90 %TD
1.03 mm

燃料ピン配列/燃料ピン外径 (P/D)

1.15

集合体当たり燃料ピン本数

255 本

内部ダクト外面辺の長さ46.0 mm

内部ダクト肉厚

2.0 mm

ラッパ管外対面間距離201.6 mm

ラッパ管肉厚5.0 mm集合体配列ピッチ206.0 mm186

表 2.1.3-4 大型 MOX 燃料高内部転換型代表炉心の炉心・燃料仕様（導入期炉心）
仕様

項目
燃料形態

燃
料
要
素

炉心

軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ

径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ(Pu,U)O2(ペレット型)

UO2(ペレット型)

←

被覆管材料

ODS 鋼

←

被覆管外径 (mm)

10.4

11.7

被覆管内径 (mm)

8.98

10.86

被覆管肉厚 (mm)

0.71

0.42

燃料要素全長 (mm)

2690

←

燃料スタック長 (mm)200 / 200
(上部/下部)

1000

ガスプレナム長さ(上/下) (mm)100 / 1100

←

He

←

ボンド材
燃料スミア密度 (%TD)

82

90

90

集合体全長 (mm)

4570

←

燃料ピン本数 (本)

255

217

燃料ピン配列ピッチ (mm)

11.5

12.8

燃料ピン配列ピッチ/ピン径比 (P/D)

1.11

1.10

PNC-FMS 鋼←

ラッパ管外対面間距離 (mm)

201.6

←

ラッパ管内対面間距離 (mm)

191.6

←

ラッパ管肉厚 (mm)5.0←

ラッパ管間ギャップ (mm)4.4←集合体配列ピッチ (mm)

206.0

←

スペーサワイヤ径 (mm)

1.03

1.07

スペーサワイヤ巻き付けピッチ (mm)

200.0

←

ラッパ管材料

集
合
体

1400

体積比 (%)

燃料
(実効)

43.9
(36.0)

43.9(39.6)

54.8(49.3)

構造材

25.8

←

18.5

冷却材

30.3

←

26.7

187

表 2.1.3-5 大型 MOX 燃料高内部転換型代表炉心の主仕様（平衡期炉心）
項目

基
本
仕
様
・
炉
心
構
成

仕様

炉心熱出力

3570 MWt

電気出力1500 Mwe

炉心型式

改良内部ダクト型均質 2 領域炉心

運転サイクル長さ26.3 ヶ月 (800 日)

燃料交換バッチ数 (炉心/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

100 cm

軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ厚さ (上部/下部)

15/20 cm

炉心等価直径538 cm

遮へい体外接円径

6.77 m

炉心燃料集合体数 (内側/外側/合計)

288 / 274 / 562 体

径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ体数－

制御棒本数 (主炉停止系/後備炉停止系)
径方向遮へい体数 (SUS 遮へい体)(ZrH 遮へい体)

炉
心
燃
料
仕
様

4/－バッチ

炉心高さ

40 / 17 体
198 体 (2 層)
108 体 (1 層)

燃料形態

MOX (ペレット型)

炉心材料 (被覆管/ラッパ管)

ODS 鋼/PNC-FMS 鋼

燃料ピン外径10.4 mm

被覆管肉厚
燃料スミア密度(炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)
スペーサワイヤ径

0.71 mm
82 / 90/ － %TD
1.03 mm

燃料ピン配列/燃料ピン外径 (P/D)

1.15

集合体当たり燃料ピン本数

255 本

内部ダクト外面辺の長さ46.0 mm

内部ダクト肉厚

2.0 mm

ラッパ管外対面間距離201.6 mm

ラッパ管肉厚5.0 mm集合体配列ピッチ206.0 mm188

表 2.1.3-6 大型 MOX 燃料高内部転換型代表炉心の炉心・燃料仕様（平衡期炉心）
仕様

項目
燃料形態

燃
料
要
素

炉心

軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ

径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ(Pu,U)O2(ペレット型)

UO2(ペレット型)

－

被覆管材料

ODS 鋼

－

被覆管外径 (mm)

10.4

－

被覆管内径 (mm)

8.98

－6

被覆管肉厚 (mm)

0.71

－

燃料要素全長 (mm)

2690

－

燃料スタック長 (mm)150 / 200
(上部/下部)

1000

ガスプレナム長さ(上/下) (mm)150 / 1100

－

He

－

ボンド材
燃料スミア密度 (%TD)

82

90

－

集合体全長 (mm)

4570

－

燃料ピン本数 (本)255－

燃料ピン配列ピッチ (mm)

11.5

－

燃料ピン配列ピッチ/ピン径比 (P/D)

1.11

－

PNC-FMS 鋼－

ラッパ管外対面間距離 (mm)

201.6

－

ラッパ管内対面間距離 (mm)

191.6

－

ラッパ管肉厚 (mm)5.0－

ラッパ管間ギャップ (mm)4.4－集合体配列ピッチ (mm)

206.0

－

スペーサワイヤ径 (mm)

1.03

－

スペーサワイヤ巻き付けピッチ (mm)

200.0

－

ラッパ管材料

集合体－

体積比 (%)

燃料
(実効)

43.9
(36.0)

43.9(39.6)

－
(－)

構造材

25.8

←

－

冷却材

30.3

←

－

189

表 2.1.3-7 大型 MOX 燃料高内部転換型代表炉心の主要核特性（導入期炉心）項目

設計値

運転サイクル長さ26.3 ヶ月 (800 日)

燃料交換バッチ数 (炉心/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

4/4 バッチPu 富化度*1 (内側/外側)18.3 / 20.9 wt%

取出平均燃焼度(炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

147 / 21 / 8 GWd/t

全炉心取出平均燃焼度*2

90 GWd/t

燃焼反応度2.3 %Δk/kk’

増殖比 (全体)(炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

1.10
0.84 / 0.19 / 0.07

炉心平均比出力

41 kW/kg-MOX

最大線出力 (内側/外側)

398 / 396 W/cm
145 W/cm3

炉心平均出力密度
出力分担率 (炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

0.926 / 0.058 / 0.016

最大高速中性子束*3

1.8×1015 n/cm2 s

最大高速中性子照射量*35.0×1023 n/cm2

初装荷炉心重金属インベントリ(炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

71.8 / 31.6 / 23.5 t

ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/炉心重金属重量比

約 0.77

初装荷核分裂性 Pu 重量

5.7 t/GWe

原子炉倍増時間65 年

複合システム倍増時間*4

72 年

ナトリウムボイド反応度*5 (平衡末期)

5.3 $*6

ドップラ係数[Tdk/dT]*5 (平衡末期)-5.7×10-3-1.2×10-6 Δk/kk'/MWt

出力係数 (EOEC;定格出力時)*1：Pu/HM*2：ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ燃料を含む全体の平均燃焼度*3：E > 0.1 MeV*4：燃料炉外滞在期間 5 年、燃交・定検期間 45 日
*5：集合体内非均質効果考慮*6：実効遅発中性子割合 0.00342（全親核種考慮）190

表 2.1.3-8(1/2)

大型 MOX 燃料高内部転換型代表炉心の物量収支(導入期炉心)

装荷燃料 1 バッチ当たりの燃料重量 [kg]
核種
内側炉心
外側炉心
炉心合計
U235
22.3
20.5
42.8
U236
0.0
0.0
0.0
U238
7407.56822.514230.0
U 合計
7429.86843.014272.8
Pu238
19.4
21.1
40.5
Pu239
955.3
1037.3
1992.5
Pu240
566.8
615.5
1182.3
Pu241
75.9
82.4
158.4
Pu242
68.9
74.8
143.8
Pu 合計
1686.31831.13517.4
Np237
8.8
9.6
18.4
Np 合計
8.8
9.6
18.4
Am241
35.3
38.3
73.7
Am242m
0.0
0.0
0.0
Am243
17.7
19.2
36.8
Am 合計
53.0
57.5
110.5
Cm242
0.0
0.0
0.0
Cm243
0.0
0.0
0.0
Cm244
17.7
19.2
36.8
Cm245
0.0
0.0
0.0
Cm 合計
17.7
19.2
36.8
HM 合計
9195.58760.417955.9
FP＊１
0.0
0.0
0.0
FP＊２
11.9
11.3
23.2
FP 合計
11.9
11.3
23.2
＊１

燃焼期間中生成 FP

燃焼期間中生成 FP

径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ

ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ合計

23.7
0.0
7870.07893.7
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
7893.7
0.0
0.0
0.0

17.7
0.0
5867.55885.2
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
5885.2
0.0
0.0
0.0

41.3
0.0
13737.5
13778.8
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
13778.8
0.0
0.0
0.0

軸ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ

径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ

ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ合計

13.0
2.4
7310.07325.3
0.2
381.4
39.5
2.7
0.1
423.9
0.8
0.8
0.3
0.0
0.0
0.3
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
7750.4
143.3
0.0
143.3

12.6
1.2
5647.55661.3
0.0
174.8
9.6
0.4
0.0
184.8
0.3
0.3
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
5846.5
38.7
0.0
38.7

25.6
3.6
12957.5
12986.7
0.3
556.2
49.0
3.1
0.2
608.8
1.1
1.1
0.3
0.0
0.0
0.3
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
13596.9
182.0
0.0
182.0

合計
84.2
0.0
27967.528051.7
40.5
1992.51182.3158.4
143.8
3517.4
18.4
18.4
73.7
0.0
36.8
110.5
0.0
0.0
36.8
0.0
36.8
31734.7
0.0
23.2
23.2

＊２

再処理時随伴 FP

取出燃料 1 バッチ当たりの燃料重量 [kg]
核種
内側炉心
外側炉心
炉心合計
U235
4.7
7.5
12.3
U236
3.1
2.5
5.6
U238
5957.55922.511880.0
U 合計
5965.35932.511897.9
Pu238
23.1
25.9
49.0
Pu239
839.3
872.3
1711.5
Pu240
542.8
585.5
1128.3
Pu241
85.4
83.5
169.0
Pu242
67.5
72.6
140.2
Pu 合計
1558.01639.83197.9
Np237
5.1
6.3
11.4
Np 合計
5.1
6.3
11.4
Am241
29.0
40.0
69.1
Am242m
2.1
2.3
4.4
Am243
18.9
20.0
39.0
Am 合計
50.1
62.4
112.4
Cm242
1.6
1.5
3.0
Cm243
0.2
0.2
0.4
Cm244
17.9
17.5
35.4
Cm245
3.6
3.0
6.6
Cm 合計
23.3
22.1
45.4
HM 合計
7601.97663.015264.9
FP＊１
1593.71097.32691.0
FP＊２
11.9
11.3
23.2
FP 合計
1605.61108.62714.2＊１

軸ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ＊２

再処理時随伴 FP

191

合計
37.9
9.2
24837.5
24884.5
49.3
2267.71177.3172.0
140.3
3806.6
12.5
12.5
69.4
4.4
39.0
112.7
3.1
0.4
35.4
6.6
45.4
28861.82873.023.2
2896.2表 2.1.3-8(2/2)

大型 MOX 燃料高内部転換型代表炉心の物量収支(導入期炉心)

平衡サイクル初期炉心の燃料重量 [kg]
核種
内側炉心
外側炉心
炉心合計
U235
53.9
58.6
112.5
U236
7.0
4.8
11.8
U238
27340.025910.053250.0
U 合計
27400.925973.4
53374.2
Pu238
85.0
91.7
176.8
Pu239
3674.03886.07560.0Pu240
2240.02426.04666.0
Pu241
328.6
334.2
662.8
Pu242
272.8
295.7
568.5
Pu 合計
6600.47033.613634.1
Np237
28.2
32.5
60.7
Np 合計
28.2
32.5
60.7
Am241
127.3
156.3
283.6
Am242m
4.9
4.5
9.4
Am243
73.0
78.2
151.1
Am 合計
205.2
238.9
444.1
Cm242
5.2
4.2
9.4
Cm243
0.5
0.3
0.8
Cm244
70.8
73.5
144.3
Cm245
7.5
5.7
13.2
Cm 合計
84.0
83.7
167.7
HM 合計
34318.7
33362.167680.9
FP＊１
2463.41679.34142.7
FP＊２
47.6
45.2
92.8
FP 合計
2511.01724.64235.5＊１

燃焼期間中生成 FP

燃焼期間中生成 FP

径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ

ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ合計

76.4
4.2
30620.030700.6
0.2
662.6
39.6
1.9
0.1
704.3
1.2
1.2
0.1
0.0
0.0
0.1
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
31406.3
168.4
0.0
168.4

62.7
1.9
23140.023204.6
0.0
276.4
8.7
0.2
0.0
285.3
0.4
0.4
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
23490.4
50.2
0.0
50.2

139.1
6.2
53760.053905.3
0.2
939.0
48.2
2.1
0.1
989.6
1.7
1.7
0.1
0.0
0.0
0.2
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
54896.7
218.6
0.0
218.6

軸ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ

径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ

ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ合計

65.7
6.6
30060.030132.3
0.4
1044.079.1
4.6
0.2
1128.3
2.0
2.0
0.4
0.0
0.0
0.4
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
31263.0
311.7
0.0
311.7

57.7
3.1
22920.022980.8
0.1
451.2
18.2
0.6
0.0
470.1
0.8
0.8
0.1
0.0
0.0
0.1
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
23451.7
88.9
0.0
88.9

123.4
9.7
52980.053113.1
0.5
1495.297.3
5.2
0.2
1598.4
2.8
2.8
0.5
0.0
0.0
0.5
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
54714.8
400.6
0.0
400.6

合計
251.5
17.9
107010.0107279.5
177.0
8499.04714.2664.9
568.6
14623.7
62.4
62.4
283.7
9.4
151.1
444.3
9.5
0.8
144.3
13.2
167.7
122577.6
4361.392.8
4454.1＊２

再処理時随伴 FP

平衡サイクル末期炉心の燃料重量 [kg]
核種
内側炉心
外側炉心
炉心合計
U235
36.3
45.6
81.9
U236
10.1
7.3
17.4
U238
25890.025010.050900.0
U 合計
25936.4
25062.850999.3
Pu238
88.7
96.6
185.3
Pu239
3558.03721.07279.0Pu240
2216.02396.04612.0
Pu241
338.1
335.3
673.4
Pu242
271.4
293.5
564.9
Pu 合計
6472.26842.413314.6
Np237
24.5
29.2
53.7
Np 合計
24.5
29.2
53.7
Am241
121.0
158.0
279.0
Am242m
7.0
6.8
13.8
Am243
74.3
79.0
153.3
Am 合計
202.3
243.8
446.1
Cm242
6.8
5.7
12.5
Cm243
0.7
0.4
1.1
Cm244
71.1
71.8
142.9
Cm245
11.1
8.7
19.8
Cm 合計
89.7
86.6
176.3
HM 合計
32725.1
32264.864989.9
FP＊１4057.12776.66833.7
FP＊２
47.6
45.2
92.8
FP 合計
4104.62821.96926.5＊１

軸ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ＊２

再処理時随伴 FP

192

合計
205.3
27.1
103880.0
104112.4
185.8
8774.24709.3678.6
565.1
14913.0
56.4
56.4
279.5
13.8
153.3
446.5
12.5
1.1
142.9
19.8
176.3
119704.6
7234.392.8
7327.1

表 2.1.3-9 大型 MOX 燃料高内部転換型代表炉心の制御反応度収支(導入期炉心)［単位：%Δk/kk'］
後備炉停止系
ﾜﾝﾛｯﾄﾞｽﾀｯｸ
全数挿入
0.8
0.6
0.8
0.6
－
－
－
－
0.2
0.2
－
－
0.16
0.12
－
－
－
－
0.2
0.2
1.0
1.2
2.0*3
2.3*3
1.0
1.1

主炉停止系
(ﾜﾝﾛｯﾄﾞｽﾀｯｸ)
4.2
Ⅰ. 計画余剰反応度0.8(1) 出力補償
3.2*1(2) 燃焼補償(3) 運転余裕
0.2
0.5
Ⅱ. 余剰反応度不確かさ (2σ)0.0(1) 臨界予測誤差－(2) 出力補償予測誤差
0.39(3) 燃料製作予測誤差
0.2(4) 燃料交換余裕
Ⅲ. 事故時投入反応度－Ⅳ. 必要制御反応度 (Ⅰ+Ⅱ+Ⅲ)
5.1*2
Ⅴ. 制御棒価値6.8*3
Ⅵ. 反応度停止余裕 (Ⅴ-Ⅳ)
1.7*1：ノミナル計算値に燃料組成変動分を考慮した値*2：炉停止余裕 1$ (0.4%Δk/kk’) を考慮した値*3：ノミナル計算値に対し、各種補正 (ﾒｯｼｭ効果および縮約効果、ランピング効果、輸送効果
等) 23.9%、設計予測誤差 9 %を考慮した値
項目193

表 2.1.3-10 大型 MOX 燃料高内部転換型代表炉心の主要核特性（平衡期炉心）
項目

設計値

運転サイクル長さ26.3 ヶ月 (800 日)

燃料交換バッチ数 (炉心/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

4/－ バッチPu 富化度*1 (内側/外側)18.3 / 21.1 wt%

取出平均燃焼度(炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

150 / 23 / － GWd/t

全炉心取出平均燃焼度*2

115 GWd/t

燃焼反応度2.5 %Δk/kk’

増殖比 (全体)(炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

1.03
0.85 / 0.18 / －

炉心平均比出力

41 kW/kg-MOX

最大線出力 (内側/外側)

411 / 408 W/cm
148 W/cm3

炉心平均出力密度
出力分担率 (炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

0.944 / 0.056 / －

最大高速中性子束*3

1.8×1015 n/cm2 s

最大高速中性子照射量*34.9×1023 n/cm2

初装荷炉心重金属インベントリ(炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

71.8 / 27.6 / － t

ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/炉心重金属重量比

約 0.38

初装荷核分裂性 Pu 重量

5.8 t/GWe

原子炉倍増時間－

複合システム倍増時間*4－

ナトリウムボイド反応度*5 (平衡末期)

5.3 $*6

ドップラ係数[Tdk/dT]*5 (平衡末期)-5.8×10-3*1：Pu/HM*2：ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ燃料を含む全体の平均燃焼度*3：E > 0.1 MeV*4：燃料炉外滞在期間 5 年、燃交・定検期間 45 日
*5：集合体内非均質効果考慮*6：実効遅発中性子割合 0.00341（全親核種考慮）194

表 2.1.3-11(1/2)

大型 MOX 燃料高内部転換型代表炉心の物量収支(平衡期炉心)

装荷燃料 1 バッチ当たりの燃料重量 [kg]
核種
内側炉心
外側炉心
炉心合計
U235
22.3
20.5
42.8
U236
0.0
0.0
0.0
U238
7407.56802.514210.0
U 合計
7429.86823.014252.8
Pu238
19.4
21.3
40.7
Pu239
955.0
1048.02003.0
Pu240
566.5
621.8
1188.3
Pu241
75.9
83.3
159.2
Pu242
68.9
75.6
144.5
Pu 合計
1685.71850.03535.7
Np237
8.8
9.7
18.5
Np 合計
8.8
9.7
18.5
Am241
35.3
38.8
74.1
Am242m
0.0
0.0
0.0
Am243
17.6
19.4
37.0
Am 合計
52.9
58.1
111.1
Cm242
0.0
0.0
0.0
Cm243
0.0
0.0
0.0
Cm244
17.7
19.4
37.0
Cm245
0.0
0.0
0.0
Cm 合計
17.7
19.4
37.0
HM 合計
9194.98760.1
17955.1
FP＊１
0.0
0.0
0.0
FP＊２
11.9
11.3
23.2
FP 合計
11.9
11.3
23.2
＊１

燃焼期間中生成 FP

燃焼期間中生成 FP

径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ

ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ合計

20.7
0.0
6885.06905.7
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
6905.7
0.0
0.0
0.0

0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0

20.7
0.0
6885.06905.7
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
6905.70.0
0.0
0.0

軸ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ

径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ

ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ合計

10.7
2.2
6355.06367.9
0.2
353.8
38.2
2.6
0.1
395.0
0.8
0.8
0.3
0.0
0.0
0.3
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
6764.0
141.7
0.0
141.7

0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0

10.7
2.2
6355.06367.9
0.2
353.8
38.2
2.6
0.1
395.0
0.8
0.8
0.3
0.0
0.0
0.3
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
6764.0
141.7
0.0
141.7

合計
63.5
0.0
21095.021158.5
40.7
2003.01188.3159.2
144.5
3535.7
18.5
18.5
74.1
0.0
37.0
111.1
0.0
0.0
37.0
0.0
37.0
24860.8
0.0
23.2
23.2

＊２

再処理時随伴 FP

取出燃料 1 バッチ当たりの燃料重量 [kg]
核種
内側炉心
外側炉心
炉心合計
U235
4.9
7.0
11.9
U236
3.1
2.6
5.7
U238
5977.55852.511830.0
U 合計
5985.55862.111847.5
Pu238
23.2
26.2
49.4
Pu239
842.0
864.0
1706.0
Pu240
543.5
589.8
1133.3
Pu241
85.2
86.0
171.2
Pu242
67.5
73.3
140.8
Pu 合計
1561.4
1639.33200.7
Np237
5.2
6.1
11.3
Np 合計
5.2
6.1
11.3
Am241
29.4
39.2
68.6
Am242m
2.1
2.4
4.5
Am243
18.9
20.3
39.2
Am 合計
50.4
61.9
112.3
Cm242
1.6
1.6
3.1
Cm243
0.2
0.2
0.4
Cm244
17.8
17.9
35.7
Cm245
3.6
3.2
6.7
Cm 合計
23.1
22.8
45.9
HM 合計
7625.67592.115217.7
FP＊１
1569.41168.02737.4
FP＊２
11.9
11.3
23.2
FP 合計
1581.31179.32760.6＊１

軸ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ＊２

再処理時随伴 FP

195

合計
22.6
7.9
18185.0
18215.4
49.7
2059.81171.5173.8
141.0
3595.7
12.0
12.0
68.8
4.5
39.3
112.6
3.1
0.4
35.7
6.7
45.9
21981.7
2879.123.2
2902.3

表 2.1.3-11(2/2)

大型 MOX 燃料高内部転換型代表炉心の物量収支 (平衡期炉心)

平衡サイクル初期炉心の燃料重量 [kg]
核種
内側炉心
外側炉心
炉心合計
U235
54.3
57.4
111.7
U236
6.9
5.0
11.9
U238
27380.025770.053150.0
U 合計
27441.2
25832.4
53273.6
Pu238
85.1
92.9
178.0
Pu239
3676.03898.07574.0Pu240
2240.02449.04689.0
Pu241
327.9
340.7
668.6
Pu242
272.7
298.8
571.5
Pu 合計
6601.77079.413681.1
Np237
28.3
32.5
60.8
Np 合計
28.3
32.5
60.8
Am241
127.9
156.1
284.0
Am242m
4.9
4.7
9.6
Am243
72.9
79.1
152.0
Am 合計
205.7
239.9
445.6
Cm242
5.2
4.4
9.6
Cm243
0.5
0.3
0.8
Cm244
70.7
74.5
145.2
Cm245
7.4
6.1
13.5
Cm 合計
83.8
85.4
169.1
HM 合計
34360.6
33269.567630.2
FP＊１
2419.1
1771.04190.1
FP＊２
47.6
45.2
92.8
FP 合計
2466.71816.24282.9＊１

燃焼期間中生成 FP

燃焼期間中生成 FP

径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ

ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ合計

65.7
4.0
26740.026809.6
0.2
617.2
38.3
1.8
0.1
657.6
1.2
1.2
0.1
0.0
0.0
0.1
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
27468.5
154.4
0.0
154.4

0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0

65.7
4.0
26740.026809.6
0.2
617.2
38.3
1.8
0.1
657.6
1.2
1.2
0.1
0.0
0.0
0.1
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
27468.5
154.4
0.0
154.4

軸ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ

径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ

ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ合計

55.7
6.2
26210.026271.8
0.4
971.0
76.5
4.5
0.2
1052.6
1.9
1.9
0.4
0.0
0.0
0.4
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
27326.8
296.1
0.0
296.1

0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0

55.7
6.2
26210.026271.8
0.4
971.0
76.5
4.5
0.2
1052.6
1.9
1.9
0.4
0.0
0.0
0.4
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
27326.8
296.1
0.0
296.1

合計
177.3
15.9
79890.080083.2
178.2
8191.24727.3670.4
571.6
14338.7
61.9
61.9
284.1
9.6
152.0
445.7
9.6
0.8
145.2
13.5
169.1
95098.74344.592.8
4437.3＊２

再処理時随伴 FP

平衡末期 (EOEC) の燃料重量 [kg]
核種
内側炉心
外側炉心
U235
36.8
44.0
U236
10.0
7.6
U238
25950.024820.0
U 合計
25996.8
24871.5
Pu238
88.9
97.9
Pu239
3563.03714.0Pu240
2217.02417.0
Pu241
337.2
343.4
Pu242
271.3
296.5
Pu 合計
6477.46868.8
Np237
24.6
28.9
Np 合計
24.6
28.9
Am241
122.0
156.5
Am242m
7.0
7.0
Am243
74.2
80.1
Am 合計
203.2
243.6
Cm242
6.8
6.0
Cm243
0.7
0.5
Cm244
70.9
73.0
Cm245
11.0
9.3
Cm 合計
89.3
88.7
HM 合計
32791.2
32101.5
FP＊１
3988.52939.0
FP＊２
47.6
45.2
FP 合計
4036.02984.2＊１

軸ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ

炉心合計
80.8
17.6
50770.050868.3
186.7
7277.04634.0680.6
567.8
13346.1
53.5
53.5
278.5
14.0
154.3
446.8
12.7
1.1
143.9
20.2
178.0
64892.8
6927.592.8
7020.3＊２

再処理時随伴 FP

196

合計
136.4
23.8
76980.077140.2
187.1
8248.04710.5685.1
568.0
14398.7
55.5
55.5
278.9
14.0
154.3
447.2
12.8
1.1
143.9
20.2
178.0
92219.6
7223.692.8
7316.4

表 2.1.3-12 被覆管最高温度評価用工学的安全係数

処理方法

項

工学的安全係数目

出力分布誤差ΔTNa

ΔTfilm

ΔTclad

1.05

1.05

1.05

1.02

1.02

炉心熱出力較正誤差乗算項

流路変形効果1.03

集合体間流量配分誤差1.05

原子炉出入口温度誤差

1.02

ワイヤコンタクト効果

統計項

2.00

炉内流量配分誤差

1.03

物性値誤差

1.02

1.30

1.03

各部製造公差

1.03

1.04

1.05

1.16

1.20

ペレット偏心効果(注記) 空欄は 1.0

表 2.1.3-13 大型 MOX 燃料高内部転換型代表炉心の流量配分計画と熱流力特性(導入期炉心)
流量領域
番号
内
側
炉
心
外
側
炉
心

径
ブ
ラ

集合体
体数

集合体流量
(kg/s)

領域流量(kg/s)

燃料要素
最大出力
(kW)

被覆管
最高温度
(℃)

バンドル部
圧損
(MPa)

1

54

35.3

1906.2

35.6

689

0.22

2

54

33.2

1792.8

33.6

689

0.20

3

88

31.1

2736.8

31.6

690

0.18

4

92

28.1

2585.2

29.3

700

0.15

5

40

31.7

1268.0

32.8

700

0.18

6

66

28.9

1907.4

30.1

699

0.16

7

88

25.4

2235.2

26.6

699

0.13

8

80

19.9

1592.0

21.0

699

0.09

小計

562

9

38

9.2

349.6

10.4

699

－

10

58

6.8

394.4

7.7

696

－

小計

96

744.0 (kg/s) [1 次系流量の 4.1%]

合計

658

16767.6 (kg/s) [1 次系流量の 92.1%]

16023.6 (kg/s) [1 次系流量の 88.0%]

1 次系流量

18200.0 (kg/s)

197

表 2.1.3-14 大型 MOX 燃料高内部転換型代表炉心の CDF 評価対象燃料ピンの出力履歴および燃焼度(導入期炉心)
燃料ピン出力 (kW)
炉心 流量
領域 領域

内側
炉心

外側
炉心

燃料ピン
燃焼度 ＊
(MWd/t）

装荷第1ｻｲｸﾙ

装荷第2ｻｲｸﾙ

装荷第3ｻｲｸﾙ

装荷第4ｻｲｸﾙ

BOC

EOC

BOC

EOC

BOC

EOC

BOC

EOC

1

32.7

34.9

33.2

34.8

33.1

34.3

32.6

33.5

221,000

2

30.9

32.9

31.3

32.8

31.1

32.4

30.7

31.7

208,400

3

30.5

30.9

30.8

30.8

30.7

30.4

30.2

29.7

200,400

4

28.7

27.8

28.9

27.7

28.8

27.4

28.4

26.8

184,300

5

31.8

31.0

31.0

30.2

30.2

29.3

29.3

28.5

197,800

6

28.4

28.4

27.7

27.7

27.0

27.1

26.4

26.4

179,800

7

24.8

26.2

24.2

25.5

23.6

24.9

23.0

24.3

161,000

8

20.1

20.6

19.8

20.3

19.4

19.9

19.1

19.5

130,200* 燃焼度の不確かさ3%を考慮

表 2.1.3-15 大型 MOX 燃料高内部転換型代表炉心の CDF 評価対象燃料ピンの被覆管温度履歴(導入期炉心)[単位：℃]
装荷第1ｻｲｸﾙ

装荷第2ｻｲｸﾙ

装荷第3ｻｲｸﾙ

装荷第4ｻｲｸﾙ

BOC

EOC

BOC

EOC

BOC

EOC

BOC

EOC

1

674.4

689.4

676.3

686.5

673.5

680.4

667.9

672.7

677.6

2

674.6

689.4

675.9

686.2

673.1

680.3

667.6

672.8

677.5

3

688.0

689.1

689.3

686.0

686.2

680.1

680.5

671.7

684.0

4

698.9

686.8

699.5

683.7

696.4

678.3

690.8

671.4

688.2

4

695.5

685.2

686.5

676.0

677.6

666.8

668.5

657.7

676.7

5

688.3

686.2

680.2

677.6

672.3

669.4

664.4

661.3

675.0

6

684.2

699.0

676.2

690.3

668.4

681.8

660.5

673.4

679.3

7

692.8

698.5

686.9

692.1

681.9

686.0

675.9

679.9

686.7

炉心 流量
領域 領域

内側
炉心

外側
炉心

平均値

198

表 2.1.3-16 大型 MOX 燃料高内部転換型代表炉心の CDF(導入期炉心)

領域

内側炉心

外側炉心

流量
領域

燃料ピン
最大出力
(kW)

最高

寿命末期

燃料ピン
最高燃焼度
(MWd/t)

1

34.9

689

673

221,000

0.37

2

32.9

689

673

208,400

0.21

3

30.9

689

673

200,400

0.23

4

28.9

700

671

184,300

0.15

5

31.8

695

658

197,800

0.07

6

28.4

688

661

179,800

0.03

7

26.2

699

673

161,000

0.02

8

20.6

699

680

130,200

0.01

被覆管最高温度(℃)

199

CDF

表 2.1.3-17 大型 MOX 燃料高内部転換型代表炉心の累積高速中性子照射量(導入期炉心)評価位置

高速中性子束*1 運転期間 稼働率(年)(%)(n/cm2s)

炉心槽

5.3×1010

上部炉心支持板

8.1×1012

炉上部機構

2.3×1010

*1
*2

60

93

E > 0.1 MeVJASPER 遮へい実験解析に基づく E/C 値

200

nvt
計算ﾉﾐﾅﾙ値(n/cm2)

補正 nvt 設計値(n/cm2)係数*2

制限値(n/cm2)

9.3×1020

2.0

1.9×1020

2×1021

1.4×1021

2.3

3.3×1021

5×1021

4.1×1019

12.4

5.0×1020

1×1021

表 2.1.3-18 軽水炉使用済燃料回収 TRU の代表的な組成［単位：wt%］
高速炉多重
ﾘｻｲｸﾙTRU［設計標準］

組成 ① ＊１

組成 ② ＊２

組成 ③ ＊３

組成 ④ ＊５

Pu-238

1.1

1.9

2.1

1.8

2.1

Pu-239

54.1

47.2

44.5

41.6

43.4

Pu-240

32.1

24.0

23.8

32.4

24.3

Pu-241

4.3

2.4

1.2

3.2

1.2

Pu-242

3.9

7.0

7.7

8.5

8.1

Np-237

0.5

6.4

7.5

0.9

7.4

Np-239

0.0

0.0

0.0

0.0

0.0

Am-241

2.0

9.4

11.3

8.4

11.4

Am-242m

0.0

0.0

0.0

0.0

0.0

Am-242

0.0

0.0

0.0

0.0

0.0

Am-243

1.0

1.5

1.8

2.5

2.0

Cm-242

0.0

0.0

0.0

0.0

0.0

Cm-243

0.0

0.0

0.0

0.0

0.0

Cm-244

1.0

0.2

0.1

0.7

0.1

Cm-245

0.0

0.0

0.0

0.0

0.0

Pu合計

95.5

82.5

79.3

87.5

79.1

MA合計

4.5

17.5

20.7

12.5

20.9

fissile合計

58.4

49.6

45.7

44.8

44.6

核種

軽水炉使用済燃料回収TRU組成（代表的組成）

fertile合計
41.6
50.4
54.3
55.2
55.4
組成 ①：30年貯蔵したLWR使用済ｳﾗﾝ燃料(45～49GWd/t)から回収したTRUと20年貯蔵した
ALWR使用済ｳﾗﾝ燃料(60GWd/t)から回収したTRUを９：１（再処理量比例）で混合＊２
組成 ②：70年貯蔵したLWR使用済ｳﾗﾝ燃料(45～49GWd/t)から回収したTRUと40年貯蔵した
ALWR使用済ｳﾗﾝ燃料(60GWd/t)から回収したTRUを３：７（再処理量比例）で混合＊３
組成 ③：40年貯蔵したPuｻｰﾏﾙ使用済燃料(45～49GWd/t)から回収したTRUとFBR使用済燃料から回収したTRUを５：５（再処理量比例）で混合＊５
組成 ④ ：110年貯蔵したPuｻｰﾏﾙ使用済燃料(45～49GWd/t)から回収したTRUと90年貯蔵した
LWR使用済ｳﾗﾝ燃料(45～49GWd/t)から回収したTRUと40年貯蔵したALWR使用済
ｳﾗﾝ燃料(60GWd/t)から回収したTRUを０.５：１.９：７.６（再処理量比例）で混合［Puｻｰﾏﾙ：ｳﾗﾝ＝0.5：9.5，LWR：ALWR＝2：8］＊１201

表 2.1.3-19 軽水炉使用済燃料回収 TRU の極端な組成（炉心特性評価用）[単位：wt%]
核種

LWR

ALWR

Puサーマル[炉外時間110年][炉外時間40年][炉外時間100年]

Pu-238

0.8

2.4

1.7

Pu-239

47.4

43.4

29.1

Pu-240

23.9

23.8

32.8

Pu-241

0.1

1.6

0.1

Pu-242

6.9

8.1

13.2

Np-237

7.8

7.7

2.7

Am-241

11.7

10.9

16.3

Am-243

1.4

1.9

3.9

Cm-244

0.0

0.2

0.1

Cm-245

0.0

0.0

0.1

Pu-f合計

47.5

45.0

29.2

MA合計

20.9

20.7

23.1

表 2.1.3-20 軽水炉使用済燃料回収 TRU の極端な組成（新燃料崩壊熱評価用；炉外時間 5 年）

[単位：wt%]
核種

LWR

ALWR

Puサーマル

Pu-238

2.3

3.2

3.4

Pu-239

46.4

42.6

28.5

Pu-240

23.3

22.9

30.7

Pu-241

10.5

10.4

13.0

Pu-242

6.7

7.9

12.9

Np-237

5.7

7.0

0.5

Am-241

3.3

3.4

5.3

Am-243

1.4

1.9

3.8

Cm-244

0.4

0.7

1.8

Cm-245

0.0

0.0

0.1

Pu-f合計

56.9

53.0

41.5

MA合計

10.8

13.0

11.5

202

203

Pu/HM

*3

E > 0.1 MeV

*4

1.16
0.88 / 0.20 / 0.08
402 / 403 W/cm

1.12
0.84 / 0.20 / 0.08
402 / 402 W/cm

*5

69 年

48 年

-4.8×10-3

5.7 $0.00341

5.2 t/GWe

炉外滞在期間 5 年、燃交・定検期間 45 日

-4.6×10-3

5.8 $0.00338

5.6 t/GWe

4.8×1023 n/cm2

1.0 %Δk/kk’

1.1 %Δk/kk’

4.9×1023 n/cm2

55.2 wt%

3.1 wt%19.4 / 23.1 wt%←←

50.4 wt%

4.1 wt%17.8 / 20.9 wt%←←

集合体内非均質効果考慮

72 年

複合システム倍増時間*5*2-5.7×10-3

ドップラ係数[Tdk/dT]*4

ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ燃料を含む

5.3 $ナトリウムボイド反応度*4*10.00342

実効遅発中性子割合(全親核種考慮)

5.7 t/GWe

5.0×1023 n/cm2

最大高速中性子フルエンス*3

初装荷核分裂性 Pu 重量

398 / 396 W/cm

0.84 / 0.19 / 0.07

1.10

最大線出力 (内側炉心 / 外側炉心)(炉心/軸ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ / 径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

増殖比 (全体)

2.3 %Δk/kk'

41.6 wt%

親核種含有率*2 (平均)

燃焼反応度1.0 wt%MA 含有率*2 (平均)Pu 富化度 (内側炉心 / 外側炉心)18.3 / 20.9 wt%

90 GWd/t*2

全炉心取出平均燃焼度*1[高速炉多重ﾘｻｲｸﾙ TRU]

147 GWd/t

目

取出平均燃焼度

項

設計標準

61 年

-4.2×10-3

6.0 $0.00336

5.3 t/GWe

4.9×1023 n/cm2

406 / 403 W/cm

0.86 / 0.20 / 0.08

1.15

0.4 %Δk/kk’

55.4 wt%

5.3 wt%18.0 / 21.6 wt%←←

軽水炉使用済燃料からの回収 TRU 組成（代表的組成）
組成①
組成③
組成④
30 年貯蔵した LWR 使用済ウ 40 年貯蔵したプルサーマ 110 年貯蔵したプルサーマル使用
ラン燃料と 20 年貯蔵した ル使用済燃料と FBR 使用 済燃料と 90 年貯蔵した LWR 使用
ALWR 使用済ウラン燃料か 済燃料から回収した TRU 済ウラン燃料と 40 年貯蔵したら回収した TRU を 9:1 で混 を 5:5 で混合
ALWR 使用済ウラン燃料から回収合した TRU を 0.5:1.9:7.6 で混合

表 2.1.3-21 大型 MOX 燃料高内部転換型代表炉心における TRU 組成変動(代表的組成)の核特性への影響(導入期炉心)表 2.1.3-22 大型 MOX 燃料高内部転換型代表炉心における TRU 組成変動
(極端組成)の核特性への影響
軽水炉使用済燃料回収TRU（極端組成）
項

高速炉多重
リサイクル

目

LWR

プルサーマル

ALWR

単一

混合［5:5 ＊２］

炉心熱出力 （MWt）

3570

←

←

←

←

運転サイクル長さ （ヶ月）

26.3

←

←

←

←

燃交バッチ数

4

←

←

←

←

Pu富化度 [Pu/HM:内側/外側] （wt%）

18.3/21.0

17.6/20.2

18.2/20.6

21.9/27.0

19.7/22.4

MA含有率［MA/HM:内側/外側］ （wt%）

0.9/1.0

4.7/5.3

4.7/5.4

6.6/8.1

3.1/3.6

燃焼反応度 （%△k/kk'）

2.36

0.38

0.52

1.45

0.66

最大線出力 （W/cm）

398

415

412

435

415

増殖比

1.11

1.13

1.15

1.26

1.17

初装荷炉心核分裂性Pu重量 （t/GWe)

5.7

5.4

5.3

4.5

5.1

ナトリウムボイド反応度 ($)

5.3

6.3

6.3

7.1

6.0

-5.7E-03-4.3E-03-4.2E-03-3.2E-03-4.5E-03

ナトリウムボイド/ドップラ比（×10 ）

0.9

1.5

1.5

2.3

1.4

＊1

1.092

1.070

1.066

1.157

1.064

ドップラ係数［Tdk/dT］
3

規格化包絡出力＊１

BOEC、EOEC包絡出力/炉心熱出力（必要流量の指標、小さい方が流配設計上有利）＊２

プルサーマル：高速炉多重リサイクル204

表 2.1.3-23 大型 MOX 燃料高内部転換型炉心の燃料融点
内側炉心燃料

TRU組成

項目

ALWR
使用済燃料

Pu富化度[Pu/HM](wt%)
MA含有率[MA/HM](wt%)
燃料融点(℃)

BOL
17.9
4.7
2617
18.3
1.0
2664

Pu富化度[Pu/HM](wt%)
MA含有率[MA/HM](wt%)
燃料融点(℃)*1 燃料ﾍﾟﾚｯﾄ中央部、再分布考慮*2 燃料ﾍﾟﾚｯﾄ中央部、MA燃焼および再分布考慮
高速炉
多重ﾘｻｲｸﾙ[設計標準]

EOL
23.9*1
3.7*2
2502
24.4*10.8*22529

外側炉心燃料
BOL
20.9
5.5
2587
20.9
1.0
2647

EOL
27.8*14.4*22476
27.9*10.8*22512

表 2.1.3-24 大型 MOX 燃料高内部転換型炉心の定格時許容最大線出力

項

TRU組成

目

燃料融点(℃)
ノミナル
燃料仕様・照射条件
不確かさ 燃料温度予測誤差
PTM（W/cm)（W/cm) PTM試験誤差
合計[統計処理]ALWR
使用済燃料
不確かさ考慮
過出力係数
出力分布誤差(%)
定格時許容最大線出力（W/cm)
定格時最大線出力（W/cm)[余裕]
燃料融点(℃)
ノミナル
燃料仕様・照射条件
不確かさ 燃料温度予測誤差
PTM（W/cm)（W/cm) PTM試験誤差
高速炉
合計[統計処理]
多重ﾘｻｲｸﾙ
不確かさ考慮
[設計標準]
過出力係数
出力分布誤差(%)
定格時許容最大線出力（W/cm)
定格時最大線出力（W/cm)
[余裕]

205

内側炉心燃料

外側炉心燃料

BOL
2617
708
71
35
43
90
618
1.223
5.0
482
383
[99]
2664
744
74
35
45
94
650
1.223
5.0
507
398
[109]

BOL
2587
696
70
35
42
88
608
1.223
5.0
473
382
[91]
2647
736
74
35
44
93
643
1.223
5.0
501
396
[105]

EOL
2502
612
61
35
37
79
533
←
←
415
368
[47]
2529
637
64
35
38
82
555
←
←
432
350
[82]

EOL
2476
602
60
35
36
78
524
←
←
408
311
[97]
2512
630
63
35
38
81
549
←
←
427
301
[126]

表 2.1.3-25

炉心領域

流量領域
番号

内側炉心

外側炉心

燃料
集合体数

集合体流量

領域流量

被覆管
最高温度

ﾊﾞﾝﾄﾞﾙ部
圧損(kg/s)(kg/s)

(℃)

(MPa)

1

54

37.4

2019.6

682

0.24

2

54

34.9

1884.6

682

0.22

3

88

32.4

2851.2

682

0.19

4

92

29.1

2677.2

690

0.16

5

40

32.3

1292.0

685

0.19

6

66

29.9

1973.4

685

0.17

7

88

26.7

2349.6

695

0.14

8

80

20.7

1656.0700

0.1016703.6[ 1次系流量の91.8% ]小 計
径方向
ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ

ALWR 使用済燃料回収 TRU 適用炉心の流量配分と熱流力特性

562
9

38

8.3

315.4

697

－

10

58

5.4

313.2

695

－

小 計

96

628.6

[ 1次系流量の3.5% ]

合 計

658

17332.2[ 1次系流量の95.2% ]1次系流量 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・

18200 kg/s

炉心に配分可能な流量 ・・・・・・・・・・・・・・・・

95.5 %

206

表 2.1.3-26 LLFP 核種に対する核変換率の非均質効果補正係数(大型 MOX 燃料炉心)

LLFP 集合体装荷位置

99Tc

129I

内側炉心

0.90

0.99

第 11 列0.93

1.02

第 12 列0.91

1.00

第 13 列0.90

0.99

第 14 列

0.89

0.98

外側炉心

表 2.1.3-27 LLFP ピン・減速材ピン・LLFP 集合体の制限条件(大型 MOX 燃料炉心)
制限条件

項目

条件
Tc

2,170 ºC

融点

YI3997 ºC

融点

減速材

Zr-H

900 ºC

相安定性

被覆管

ODS

700 ºC

構造健全性

LLFP ターゲット
温度

制限因子

隣接集合体出口温度差

120 ºC(目安値) サーマルストライピング

Zr-H 水素割合 (H/Zr 比)

1.53

CDF

0.5

照射末期ガス内圧11.8 MPa

相安定性
構造健全性

表 2.1.3-28 LLFP 集合体・ピンの仕様 (大型 MOX 燃料炉心)
項目

Tc ピン

I ピン

減速材ピン

要素材質

Tc (金属)YI3

ZrH1.65

集合体中のピン本数

154 本

378 本

99 本

ピン本数の割合

24.4 %

59.9 %

15.7 %

被覆材

ODS 鋼

ODS 鋼

ODS 鋼

ピン外径

6.23 mm

6.23 mm

6.23 mm

被覆管肉厚0.375 mm0.375 mm0.375 mm

スミア密度

80 %TD

50 %TD

90 %TD

ボンド材

He

He

Na

ピン配列ピッチ

7.47 mm

7.47 mm

7.47 mm

要素長

100 cm100 cm100 cm

ガスプレナム長 (上/下)－

37 / 143 cm

－

207

208

←
562 (272 / 290)6828
45 (20 / 25)
5.50

LLFP 核変換炉心(3 次元計算)18.3 / 20.9
21.0 / 23.0
2.3
3.4
147 / 90
149 / 921.10
1.03
398 / 396
417 / 407
5.0×1023
5.4×1023
炉心部平均中性子束 (ｻｲｸﾙ平均) (n/cm2s)
2.0×1015
1.8×1015
99Tc
129I(サイクル)
3
照射期間
(年)
6.6
サイクル当たり(%)
7.7
6.2
核変換率
取出時 (%)
21.4
17.4
(kg)
937
381
LLFP インベントリ(kg/GWt)
262
107
サポートファクタ (-)
1.00
1.02
LLFP ターゲット集合体必要流量 (kg/s)
8.5*：3 次元補正考慮。補正係数として、基準炉心における 2 次元・3 次元計算の最大線出力の比を適用。

Pu 富化度 (wt.%) (内側炉心/外側炉心)
燃焼反応度 (%Δk/kk’)
取出平均燃焼度 (MWd/t) (炉心/全炉心平均)
増殖比 (-)
最大線出力 (W/cm) (内側炉心/外側炉心)
最大高速中性子フルエンス (E>0.1MeV) (n/cm2)

100
562 (288 / 274)96-

炉心高さ (cm)
燃料集合体数 (体) (内側炉心/外側炉心)
径方向ブランケット集合体体数 (体)LLFP 集合体数 (体)軸方向ブランケット厚さ (cm) (上部/下部)
炉心等価直径 (cm)
40 (20 / 20)
5.38

基準炉心

項目

表 2.1.3-29 核特性・核変換特性 (大型 MOX 燃料炉心)

6.9
19.3
937
262
0.90

99Tc

←

←
←

←
3.4
148 / 921.03
370 / 394*
4.6×1023
1.7×1015

←
←
←
←
←
←

5.6
15.7
381
107
0.92

129I

LLFP 核変換炉心(2 次元 RZ 計算簡易評価)

209

初装荷 Pu-f インベントリ（早期導入性）

資源有効利用※原子炉出口温度〃

高出口温度型○(7.8$)○(5.88m)○(99GWd/t)◎(550℃)○(4.1t/GWe)

コンパクト型○(7.6$)○(5.97m)○(87GWd/t)○(510℃)○(3.9t/GWe)

燃料製造性（ピン径種類、Zr 含有率）

〃

◎：優秀

○
(単一、6～10wt%)

高出口温度型○（検討済）○(648℃)○(6～10wt%、ワイヤ)△：劣っている、または、追加検討・開発必要

被覆管内面温度（液相形成開始温度の合理化）
燃料照射実績
（Zr 含有率、スペーサ型式）

開発課題○：問題なし○(単一、10wt%)

燃料製造設備設計対応

検討課題

〃

コンパクト型○（検討済）○(631℃)◎(10wt%、ワイヤ)

項目

課題種類

標準仕様金属燃料（単一ピン径、Zr 含有率
10wt%）の製造性－

650℃以下

－

制限、現状

－

500℃以上－7m 程度以下

8$程度以下制限（目安）

大型炉炉心概念候補間の利害得失の比較（課題に関する比較）

全炉心取出平均燃焼度［平衡期炉心］〃

表 2.1.3-31

遮蔽体外接円径

経済性

安全性

項目
ナトリウムボイド反応度（CDA 時の即発臨界回避）

大型炉炉心概念候補間の利害得失の比較（開発目標に関する指標の比較）

開発目標

表 2.1.3-30

表 2.1.3-32

大型金属燃料高出口温度型炉心の主要な設計条件項

プラント仕様炉心・燃料基本仕様

制限条件

安全設計
要求
燃料健全性

取合条件

炉心性能目標目
電気出力
熱出力
原子炉出口/入口温度
１次系流量
燃料形態
炉心型式
Zr 含有率
再臨界回避方策
燃料組成 組成
FP 混入率炉心材料 被覆管
ラッパ管
ナトリウム
ボイド反応度
最大線出力
最大高速中性子
照射量＊３被覆管最高温度 ＊４
CDF（通常運転時）
炉心燃料スミア密度
遮蔽体外接円径
制御棒、SASS 配置
燃料バンドル部圧損
増殖比

導入期炉心

平衡期炉心
取出平均 炉心部＊５
燃焼度
全炉心＊５
運転サイクル長さ＊１

条件・目標
1,500MWe
3,570MWt
550 / 395℃
18,200kg/s
U-TRU-Zr 合金金属燃料
均質重金属密度 2 領域
6～10wt%
MABLE 型燃料集合体
高速炉多重ﾘｻｲｸﾙ組成 ＊１
0.6vol% (0.3wt%)
ODS 鋼＊２
PNC-FMS 鋼＊２
8＄程度以下500W/cm 程度以下
5×1023 n/cm2 程度以下
650℃ 以下
0.5 以下70～75%TD
7m 程度以下切込み付き UIS 対応配置
0.2MPa 以下
1.1～1.2 程度
1.03 程度
150GWd/t 程度
60GWd/t 程度以上
18 ヶ月 以上

金属燃料 FBR 多重ﾘｻｲｸﾙ組成 (wt%)
Pu238/Pu239/Pu240/Pu241/Pu242/Np237/Am241/Am243/Cm244/Cm245= 1.1/ 66.0/ 25.2/ 2.4/ 2.4/ 0.4/ 1.6/ 0.5/ 0.4/ 0.1＊２
炉心材料組成［炉心・燃料設計用］ (wt%)
Fe/Cr/Ni/Mo/Mn/W =85.5/ 11.0/ 0.4/ 0.5/ 0.6/ 2.0＊３高速中性子照射量（E>0.1MeV）制限満足炉心（高燃焼度化炉心でない炉心）のみ＊４
内面＊５
高燃焼度化炉心のみ＊６
ブランケット燃料を含む全炉心取出平均燃焼度210表 2.1.3-33

大型金属燃料高出口温度型炉心の主要目（平衡期炉心）
項目

基
本
仕
様
・
炉
心
構
成

仕様

熱出力

3,570 MWt

電気出力1,500 MWe

炉心型式

MABLE 型均質 2 領域炉心

運転サイクル長さ

21.5 ヶ月 (654 日)

燃料交換バッチ数 (炉心/径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

3/－バッチ

炉心高さ

95 cm

軸ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ厚さ (上部/下部)－/－ cm

炉心等価直径470 cm

遮へい体外接円径

5.88 m

炉心燃料集合体数 (内側/外側/合計)

297 / 348 / 645 体

径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ体数

0 体

制御棒本数 (主系/後備炉停止系)
径遮へい体数 (ステンレス鋼反射体)(ZrH 遮へい体)

21 / 7 体
96 体 (1 層)
210 体 (2 層)

燃料形態

U-TRU-Zr 合金

炉心材料 (被覆管/ラッパ管)

炉
心
燃
料
仕
様

燃料ピン外径

7.2 mm

被覆管肉厚
燃料スミア密度(内側/外側炉心・軸ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)
ワイヤ径0.42 mm
70 / 75/ － %TD
1.26 mm

燃料ピン配列/燃料ピン外径 (P/D)

1.18

集合体当たり燃料ピン本数

331 本

ラッパ管外対面間距離167.3 mm

ラッパ管肉厚5.0 mm集合体配列ピッチ172.4 mm*112.4 wt%

Zr 含有率 (内側/外側)10.0 / 6.0 wt%

炉心部取出平均燃焼度

99.2 GWd/t

Pu 富化度

全炉心平均燃焼度
炉
心
主
要
特
性

ODS 鋼/PNC-FMS 鋼*2

99.2 GWd/t

燃焼反応度0.55 %Δk/kk’

最大線出力 (内側/外側)

265 / 280 W/cm

炉心平均出力密度

217 W/cm3

最大高速中性子束*3

3.1×1015 n/cm2 s

最大高速中性子照射量*35.3×1023 n/cm2

増殖比

1.030
*4

ドップラ係数[Tdk/dT] (平衡末期)-4.2×10-3ナトリウムボイド反応度*4 (平衡末期)

7.8 $*5*1：Pu/HM、*2：ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ燃料を含む全体の平均燃焼度、*3：E > 0.1 MeV*4：非均質補正考慮、*5：実効遅発中性子割合 0.00356

211表 2.1.3-34

大型金属燃料高出口温度型炉心の主要燃料仕様（平衡期炉心）
仕様

項目

燃
料
要
素

炉心

軸ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ

径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ

燃料形態

U-TRU-Zr

－

－

被覆管材料

ODS 鋼

－

－

被覆管外径 (mm)

7.2

－

－

被覆管内径 (mm)

6.36

－

－

被覆管肉厚 (mm)

0.42

－

－

燃料要素全長 (mm)

2,870

－

－

燃料スタック長 (mm)

950

－

－

ガスプレナム長さ(上) (mm)

1,850

－

－

ナトリウム

－

－

燃料スミア密度 (%TD)

70～75

－

－

Zr 含有率 (wt%)

6～10

－

－

集合体全長 (mm)

4,645

－

－

燃料ピン本数 (本)

331

－

－

燃料ピン配列ピッチ (mm)

8.51

－

－

燃料ピン配列ピッチ/ピン径比 (P/D)

1.18

－

－

PNC-FMS 鋼－－

ラッパ管外対面間距離 (mm)

167.3

－

－

ラッパ管内対面間距離 (mm)

157.3

－

－

ラッパ管肉厚 (mm)

5.0

－

－

ラッパ管間ギャップ (mm)

5.1

－

－

集合体配列ピッチ (mm)

172.4

－

－

ワイヤ径 (mm)

1.26

－

－

ワイヤ巻き付けピッチ (mm)

200.0

－

－

燃料
(実効)

40.9
(28.6～30.6)

－

－

構造材

24.0

－

－

冷却材

35.1

－

－

ボンド材

ラッパ管材料

集合体

体積比 (%)

212

表 2.1.3-35

大型金属燃料高出口温度型炉心の主要核特性（平衡期炉心）
項目

設計値

運転サイクル長さ

21.5 ヶ月 (654 日)

燃料交換バッチ数 (炉心/径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

3 / － バッチPu 富化度*1

12.4 wt%

Zr 含有率 (内側/外側)10.0 / 6.0 wt%

スミア密度 (内側/外側)

70 / 75 %TD

取出平均燃焼度(炉心/軸ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

99.2 / － / － GWd/t

全炉心平均燃焼度*299.2 GWd/t

燃焼反応度0.55 %Δk/kk’

増殖比 (全体)(炉心/軸ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

1.030
1.030 / － / －

最大線出力 (内側/外側)

265 / 280 W/cm
217 W/cm3

炉心平均出力密度
出力分担率 (炉心/軸ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

1.000 / － / －

最大高速中性子束*3

3.1×1015 n/cm2 s

最大高速中性子照射量*35.3×1023 n/cm2

装荷時重金属インベントリ（バッチ当たり）(炉心/軸ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

23.5 / － / － t

ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/炉心重金属重量比0

初装荷核分裂性 Pu 重量 (出力当たり)

4.1 t/GWe

原子炉倍増時間－

複合システム倍増時間*4－

ナトリウムボイド反応度*5 (平衡末期)

7.8 $*6

ドップラ係数[Tdk/dT]*5 (平衡末期)-4.2×10-3

出力係数 (平衡末期; 定格出力時)-1.5×10-7 Δk/kk’ /MWt

*1：Pu/HM*2：ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ燃料を含む全体の平均燃焼度*3：E > 0.1 MeV*4：燃料炉外滞在期間 5 年、燃交・定検期間 45 日
*5：非均質補正考慮*6：実効遅発中性子割合 0.00356

213表 2.1.3-36

大型金属燃料高出口温度型炉心の物量収支（平衡期炉心）－1 バッチ当たり平衡装荷燃料－

核種
内側炉心 外側炉心 炉心合計 軸ブランケット 径ブランケット ブランケット合計
U-235
25.6
35.9
61.5
0.0
0.0
0.0
U-236
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
U-238
8,508.0 11,929.4 20,437.4
0.0
0.0
0.0
8,533.6 11,965.3 20,498.9
0.0
0.0
0.0
U合計
Np-237
5.0
7.0
12.0
0.0
0.0
0.0
Np-239
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
5.0
7.0
12.0
0.0
0.0
0.0
Np合計
Pu-238
13.7
19.3
33.0
0.0
0.0
0.0
Pu-239824.7
1,156.2
1,980.9
0.0
0.0
0.0
Pu-240
314.9
441.5
756.3
0.0
0.0
0.0
Pu-241
30.0
42.0
72.0
0.0
0.0
0.0
Pu-242
30.0
42.0
72.0
0.0
0.0
0.0
1,213.3
1,701.0
2,914.3
0.0
0.0
0.0
Pu合計
Am-241
20.0
28.0
48.0
0.0
0.0
0.0
Am-242m
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
Am-243
6.2
8.8
15.0
0.0
0.0
0.0
26.2
36.8
63.0
0.0
0.0
0.0
Am合計
Cm-242
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
Cm-243
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
Cm-244
5.0
7.0
12.0
0.0
0.0
0.0
Cm-245
1.2
1.8
3.0
0.0
0.0
0.0
6.2
8.8
15.0
0.0
0.0
0.0
Cm合計
9,784.4 13,718.9 23,503.3
0.0
0.0
0.0
合計
28.8
36.1
64.9
0.0
0.0
0.0
FP*1
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
FP*2
28.8
36.1
64.9
0.0
0.0
0.0
FP合計
※単位：kg *1: 再処理時随伴FP*2: 燃焼期間中生成FP

表 2.1.3-37

合計
61.5
0.0
20,437.4
20,498.9
12.0
0.0
12.0
33.0
1,980.9
756.3
72.0
72.0
2,914.3
48.0
0.0
15.0
63.0
0.0
0.0
12.0
3.0
15.0
23,503.3
64.9
0.0
64.9

大型金属燃料高出口温度型炉心の物量収支（平衡期炉心）－1 バッチ当たり平衡取出燃料－

核種
内側炉心 外側炉心 炉心合計 軸ブランケット 径ブランケット ブランケット合計
U-235
7.1
15.6
22.7
0.0
0.0
0.0
U-236
3.3
3.8
7.1
0.0
0.0
0.0
U-238
7,227.1 10,705.8 17,932.9
0.0
0.0
0.0
7,237.6 10,725.2 17,962.8
0.0
0.0
0.0
U合計
Np-237
5.9
8.6
14.5
0.0
0.0
0.0
Np-239
1.8
1.7
3.4
0.0
0.0
0.0
7.7
10.3
18.0
0.0
0.0
0.0
Np合計
Pu-238
14.0
19.8
33.9
0.0
0.0
0.0
Pu-239845.4
1,170.7
2,016.1
0.0
0.0
0.0
Pu-240
351.2
462.8
814.0
0.0
0.0
0.0
Pu-241
46.9
54.9
101.9
0.0
0.0
0.0
Pu-242
28.6
39.4
68.0
0.0
0.0
0.0
1,286.2
1,747.6
3,033.8
0.0
0.0
0.0
Pu合計
Am-241
14.0
24.0
38.0
0.0
0.0
0.0
Am-242m
1.1
1.5
2.6
0.0
0.0
0.0
Am-243
7.3
9.7
16.9
0.0
0.0
0.0
22.4
35.2
57.6
0.0
0.0
0.0
Am合計
Cm-242
1.1
1.2
2.3
0.0
0.0
0.0
Cm-243
0.1
0.1
0.2
0.0
0.0
0.0
Cm-244
6.9
8.5
15.4
0.0
0.0
0.0
Cm-245
1.3
1.7
3.0
0.0
0.0
0.0
9.4
11.5
20.9
0.0
0.0
0.0
Cm合計
8,563.3 12,529.8 21,093.1
0.0
0.0
0.0
合計
28.8
36.1
64.9
0.0
0.0
0.0
FP*1
1,221.1
1,189.1
2,410.2
0.0
0.0
0.0
FP*2
1,249.9
1,225.3
2,475.2
0.0
0.0
0.0
FP合計
※単位：kg *1: 再処理時随伴FP*2: 燃焼期間中生成FP

214

合計
22.7
7.1
17,932.9
17,962.8
14.5
3.4
18.0
33.9
2,016.1
814.0
101.9
68.0
3,033.8
38.0
2.6
16.9
57.6
2.3
0.2
15.4
3.0
20.9
21,093.1
64.9
2,410.2
2,475.2

表 2.1.3-38

大型金属燃料高出口温度型炉心の物量収支（平衡期炉心）－平衡初期燃料－核種
内側炉心 外側炉心 炉心合計 軸ブランケット 径ブランケット ブランケット合計
U-235
53.1
83.3
136.3
0.0
0.0
0.0
U-236
4.6
4.8
9.4
0.0
0.0
0.0
U-238
24,195.3 34,532.2 58,727.5
0.0
0.0
0.0
24,253.0 34,620.2 58,873.2
0.0
0.0
0.0
U合計
Np-237
16.2
23.0
39.2
0.0
0.0
0.0
Np-239
3.8
3.6
7.4
0.0
0.0
0.0
20.0
26.5
46.5
0.0
0.0
0.0
Np合計
Pu-238
41.1
57.6
98.7
0.0
0.0
0.0
Pu-2392,537.9
3,510.3
6,048.2
0.0
0.0
0.0
Pu-240984.3
1,347.1
2,331.3
0.0
0.0
0.0
Pu-241
111.5
142.2
253.7
0.0
0.0
0.0
Pu-242
87.6
122.8
210.5
0.0
0.0
0.0
3,762.4
5,179.9
8,942.3
0.0
0.0
0.0
Pu合計
Am-241
51.7
78.6
130.3
0.0
0.0
0.0
Am-242m
1.8
2.0
3.8
0.0
0.0
0.0
Am-243
20.0
27.3
47.3
0.0
0.0
0.0
73.5
108.0
181.5
0.0
0.0
0.0
Am合計
Cm-242
2.5
2.5
5.0
0.0
0.0
0.0
Cm-243
0.2
0.1
0.3
0.0
0.0
0.0
Cm-244
16.9
22.6
39.5
0.0
0.0
0.0
Cm-245
3.7
5.1
8.7
0.0
0.0
0.0
23.3
30.3
53.6
0.0
0.0
0.0
Cm合計
28,132.2 39,965.0 68,097.2
0.0
0.0
0.0
合計
86.4
108.4
194.8
0.0
0.0
0.0
FP*1
1,221.0
1,191.7
2,412.7
0.0
0.0
0.0
FP*2
1,307.3
1,300.1
2,607.5
0.0
0.0
0.0
FP合計
※単位：kg *1: 再処理時随伴FP*2: 燃焼期間中生成FP

表 2.1.3-39

合計
136.3
9.4
58,727.5
58,873.2
39.2
7.4
46.5
98.7
6,048.2
2,331.3
253.7
210.5
8,942.3
130.3
3.8
47.3
181.5
5.0
0.3
39.5
8.7
53.6
68,097.2
194.8
2,412.7
2,607.5

大型金属燃料高出口温度型炉心の物量収支（平衡期炉心）－平衡末期燃料－核種
内側炉心 外側炉心 炉心合計 軸ブランケット 径ブランケット ブランケット合計
U-235
34.6
63.0
97.5
0.0
0.0
0.0
U-236
8.0
8.6
16.5
0.0
0.0
0.0
U-238
22,914.4 33,308.6 56,223.0
0.0
0.0
0.0
22,957.0 33,380.1 56,337.1
0.0
0.0
0.0
U合計
Np-237
17.1
24.6
41.7
0.0
0.0
0.0
Np-239
5.6
5.2
10.8
0.0
0.0
0.0
22.7
29.8
52.5
0.0
0.0
0.0
Np合計
Pu-238
41.4
58.1
99.5
0.0
0.0
0.0
Pu-2392,558.7
3,524.8
6,083.4
0.0
0.0
0.0
Pu-2401,020.6
1,368.4
2,389.0
0.0
0.0
0.0
Pu-241
128.5
155.0
283.5
0.0
0.0
0.0
Pu-242
86.3
120.2
206.5
0.0
0.0
0.0
3,835.4
5,226.5
9,061.9
0.0
0.0
0.0
Pu合計
Am-241
45.7
74.6
120.3
0.0
0.0
0.0
Am-242m
2.9
3.5
6.5
0.0
0.0
0.0
Am-243
21.0
28.2
49.3
0.0
0.0
0.0
69.6
106.4
176.0
0.0
0.0
0.0
Am合計
Cm-242
3.6
3.7
7.3
0.0
0.0
0.0
Cm-243
0.3
0.2
0.6
0.0
0.0
0.0
Cm-244
18.8
24.1
42.9
0.0
0.0
0.0
Cm-245
3.7
5.0
8.7
0.0
0.0
0.0
26.4
33.1
59.5
0.0
0.0
0.0
Cm合計
26,911.1 38,775.8 65,686.9
0.0
0.0
0.0
合計
86.4
108.4
194.8
0.0
0.0
0.0
FP*1
2,442.1
2,380.8
4,822.9
0.0
0.0
0.0
FP*2
2,528.4
2,489.3
5,017.7
0.0
0.0
0.0
FP合計
※単位：kg *1: 再処理時随伴FP*2: 燃焼期間中生成FP

215

合計
97.5
16.5
56,223.0
56,337.1
41.7
10.8
52.5
99.5
6,083.4
2,389.0283.5
206.5
9,061.9
120.3
6.5
49.3
176.0
7.3
0.6
42.9
8.7
59.5
65,686.9
194.8
4,822.9
5,017.7

表 2.1.3-40

大型金属燃料高出口温度型炉心の制御反応度収支（平衡期炉心）

後備系
主系
1ロッドスタック 1ロッドスタック 全数挿入
1.計画余剰反応度
1.92
0.36
0.50
a)出力補償
0.50
0.36
0.50
b)燃焼補償0.85c)運転余裕0.20d)燃料スエリング補償
0.37
2.余剰反応度の不確かさ(2σ)
0.51
0.07
0.10
a)臨界性予測誤差0.00b)出力補償予測誤差
0.07
0.10
c)燃料製作公差
0.46d)燃料交換余裕
0.20
3.事故時投入反応度
0.11
0.11
必要制御反応度
2.83 *
0.54
0.71
補正後制御棒価値
3.99
0.95
1.12
反応度停止余裕
1.16
0.41
0.41
単位：%Δk/kk'*: 炉停止余裕 1＄（0.4%Δk/kk'）を考慮
項目216

表 2.1.3-41

大型金属燃料の熱特性解析で用いる工学的安全係数（ワイヤ型スペーサ）

処理方法 工学的安全因子
出力分布誤差ΔTNa

ΔTfilm

ΔTclad

1.025

1.025

1.025

1.020

1.020

炉心熱出力校正誤差
乗算項

流路変形効果1.026

集合体間流量配分誤差1.040

原子炉出入口温度誤差

1.010

ワイヤコンタクト効果
統計項
(3σ)

1.500

炉内流量配分誤差

1.026

物性値誤差

1.020

1.300

1.030

各部製造公差

1.035

1.070

1.080

1.040

1.080

スラグ偏心効果※空白は 1.00 であることを表す。

217

218

192
105
174
84
90
645

1
2
3
4
5
－

内側炉心

余剰流量 [kg/s]

必要領域流量[kg/s]
5683.22793.05307.02041.21647.017471.4
17472.0+0.6(+0.0%)

冷却材
最高温度
[℃]
632
634
631
635
637
(637)

被覆管内面
最高温度*2
[℃]
647
648
647
648
647
(648)
バンドル部
圧力損失
[MPa]
0.18
0.15
0.19
0.13
0.08
(0.19)

外側炉心

内側炉心

1
2
3
4
5

EOC
20.8
18.9
21.5
16.8
12.9

BOC
21.0
18.5
21.6
18.1
13.8

BOC
20.6
18.1
21.6
18.1
13.7

EOC
21.1
19.1
21.8
17.0
12.9

装荷第2ｻｲｸﾙ

装荷第１ｻｲｸﾙ

燃料ピン最大出力 [kW]
BOC
20.7
18.4
21.4
18.0
13.8

EOC
20.4
18.5
21.1
16.5
12.9

装荷第3ｻｲｸﾙ

20.8
18.6
21.5
17.4
13.3

寿命中
平均出力
[kW]

大型金属燃料高出口温度型炉心における領域内最大出力燃料要素の出力履歴（平衡期炉心）

炉心領域 流量領域

表 2.1.3-43*1: 1次系流量の内、96%を燃料集合体冷却用に配分*2: HSF計算結果：1.16～1.17、周辺流れ効果係数計算結果：1.097

合計(最大値)

外側炉心

集合体数

流量領域

集合体
集合体流量
最大出力
[MW]
[kg/s]
6.94
29.6
6.24
26.6
7.05
30.5
5.34
24.3
3.71
18.3
(7.05)(30.5)
炉心流量*1 [kg/s]

大型金属燃料高出口温度型炉心の流量配分結果（平衡期炉心）

炉心領域

表 2.1.3-42

219

EOC
639
641
639
626
625

BOC
642
637
640
644
641

BOC
637
630
639
644
640

EOC
643
644
642
629
625

装荷第2ｻｲｸﾙ

装荷第１ｻｲｸﾙ
BOC
637
634
638
643
641

EOC
634
637
634
622
624

装荷第3ｻｲｸﾙ

外側炉心

内側炉心

1
2
3
4
5

炉心領域 流量領域
最高
643
644
642
644
641

寿命末期
634
637
634
622
624

被覆管肉厚中心
ホットスポット温度 [℃]
140,400
125,600
121,500
98,20075,400燃料ピン
最高燃焼度[MWd/t]
111
97
112
84
62

被覆管
周方向応力
[MPa]

0.068
0.016
0.072
0.002
0.0001

CDF

大型金属燃料高出口温度型炉心における寿命末期 CDF 値および被覆管周方向応力（平衡期炉心）

外側炉心

内側炉心

1
2
3
4
5

炉心領域 流量領域

被覆管肉厚中心ホットスポット温度 [℃]

大型金属燃料高出口温度型炉心における領域内最大出力燃料要素の被覆管肉厚中心温度履歴（平衡期炉心）

表 2.1.3-45

表 2.1.3-44

表 2.1.3-46

大型金属燃料高出口温度型炉心の主要目（導入期炉心）
項目

基
本
仕
様
・
炉
心
構
成

仕様

熱出力

3,570 MWt

電気出力1,500 MWe

炉心型式

MABLE 型均質 2 領域炉心

運転サイクル長さ

21.5 ヶ月 (654 日)

燃料交換バッチ数 (炉心/径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

3/－バッチ

炉心高さ

95 cm

軸ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ厚さ (上部/下部)

12/－ cm

炉心等価直径470 cm

遮へい体外接円径

5.88 m

炉心燃料集合体数 (内側/外側/合計)

297 / 348 / 645 体

径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ体数

0 体

制御棒本数 (主系/後備炉停止系)
径遮へい体数 (ステンレス鋼反射体)(ZrH 遮へい体)

21 / 7 体
96 体 (1 層)
210 体 (2 層)

燃料形態

U-TRU-Zr 合金

炉心材料 (被覆管/ラッパ管)

炉
心
燃
料
仕
様

燃料ピン外径

7.2 mm

被覆管肉厚
燃料スミア密度(内側/外側炉心・軸ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)
ワイヤ径0.42 mm
70 / 75/ － %TD
1.26 mm

燃料ピン配列/燃料ピン外径 (P/D)

1.18

集合体当たり燃料ピン本数

331 本

ラッパ管外対面間距離167.3 mm

ラッパ管肉厚5.0 mm集合体配列ピッチ172.4 mm*1

12.1 wt%

Zr 含有率 (内側/外側)10.0 / 6.0 wt%

炉心部取出平均燃焼度

97.6 GWd/t

Pu 富化度

全炉心平均燃焼度
炉
心
主
要
特
性

ODS 鋼/PNC-FMS 鋼*288.8 GWd/t

燃焼反応度0.23 %Δk/kk’

最大線出力 (内側/外側)

255 / 269 W/cm

炉心平均出力密度

213 W/cm3

最大高速中性子束*33.2×1015 n/cm2 s

最大高速中性子照射量*35.4×1023 n/cm2

増殖比

1.101
*4

ドップラ係数[Tdk/dT] (平衡末期)-4.2×10-3ナトリウムボイド反応度*4 (平衡末期)

8.3 $*5*1：Pu/HM、*2：ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ燃料を含む全体の平均燃焼度、*3：E > 0.1 MeV*4：非均質補正考慮、*5：実効遅発中性子割合 0.00356

220表 2.1.3-47

大型金属燃料高出口温度型炉心の主要燃料仕様（導入期炉心）
仕様

項目
燃料形態

炉心

軸ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ

径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄU-TRU-Zr

U-Zr

－

被覆管材料

燃
料
要
素

ODS 鋼

－

被覆管外径 (mm)7.2－

被覆管内径 (mm)

6.36

－

被覆管肉厚 (mm)

0.42

－

燃料要素全長 (mm)

2,990

－

燃料スタック長 (mm)120 / －
(上部/下部)

950

ガスプレナム長さ(上) (mm)
ボンド材

1,850

－

ナトリウム

－

燃料スミア密度 (%TD)

70～75

←

－

Zr 含有率 (wt%)

6～10

10

－

集合体全長 (mm)

4,765

－

燃料ピン本数 (本)331－

燃料ピン配列ピッチ (mm)

8.51

－

燃料ピン配列ピッチ/ピン径比 (P/D)

1.18

－

PNC-FMS 鋼－

ラッパ管外対面間距離 (mm)

167.3

－

ラッパ管内対面間距離 (mm)

157.3

－

ラッパ管肉厚 (mm)5.0－

ラッパ管間ギャップ (mm)5.1－

集合体配列ピッチ (mm)

172.4

－

ワイヤ径 (mm)1.26－

ワイヤ巻き付けピッチ (mm)

200.0

－

ラッパ管材料

集合体－

体積比 (%)

燃料
(実効)

40.9
(28.6～30.6)

←

－

構造材

24.0

←

－

冷却材

35.1

←

－

221

表 2.1.3-48

大型金属燃料高出口温度型炉心の主要核特性（導入期炉心）項目

設計値

運転サイクル長さ

21.5 ヶ月 (654 日)

燃料交換バッチ数 (炉心/径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

3 / － バッチPu 富化度*1

12.1 wt%

Zr 含有率 (内側/外側)10.0 / 6.0 wt%

スミア密度 (内側/外側)

70 / 75 %TD

取出平均燃焼度(炉心/軸ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

97.6 / 15.0 / － GWd/t

全炉心平均燃焼度*288.8 GWd/t

燃焼反応度0.23 %Δk/kk’

増殖比 (全体)(炉心/軸ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

1.101
1.032 / 0.069 / －

最大線出力 (内側/外側)

255 / 269 W/cm
213 W/cm3

炉心平均出力密度
出力分担率 (炉心/軸ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

0.982 / 0.018 / －

最大高速中性子束*33.2×1015 n/cm2 s

最大高速中性子照射量*35.4×1023 n/cm2

装荷時重金属インベントリ（バッチ当たり）(炉心/軸ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

23.5 / 2.8 / － t

ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/炉心重金属重量比

約 0.1

初装荷核分裂性 Pu 重量 (出力当たり)

4.0 t/GWe

原子炉倍増時間47 年

複合システム倍増時間*4

66 年

ナトリウムボイド反応度*5 (平衡末期)

8.3 $*6

ドップラ係数[Tdk/dT]*5 (平衡末期)-4.2×10-3*1：Pu/HM*2：ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ燃料を含む全体の平均燃焼度*3：E > 0.1 MeV*4：燃料炉外滞在期間 5 年、燃交・定検期間 45 日
*5：非均質補正考慮*6：実効遅発中性子割合 0.00356

222

表 2.1.3-49

大型金属燃料高出口温度型炉心の主要目（高燃焼度化平衡期炉心）
項目

基
本
仕
様
・
炉
心
構
成

仕様

熱出力

3,570 MWt

電気出力1,500 MWe

炉心型式

MABLE 型均質 2 領域炉心

運転サイクル長さ

22.0 ヶ月 (669 日)

燃料交換バッチ数 (炉心/径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

6/－バッチ

炉心高さ

100 cm軸ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ厚さ (上部/下部)－/－ cm

炉心等価直径516 cm

遮へい体外接円径

6.46 m

炉心燃料集合体数 (内側/外側/合計)

399 / 246 / 645 体

径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ体数

0 体

制御棒本数 (主系/後備炉停止系)
径遮へい体数 (ステンレス鋼反射体)(ZrH 遮へい体)

21 / 7 体
96 体 (1 層)
210 体 (2 層)

燃料形態

U-TRU-Zr 合金

炉心材料 (被覆管/ラッパ管)

炉
心
燃
料
仕
様

燃料ピン外径8.2 mm

被覆管肉厚
燃料スミア密度(内側/外側炉心・軸ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)
ワイヤ径0.48 mm
70 / 75/ － %TD
1.13 mm

燃料ピン配列/燃料ピン外径 (P/D)

1.14

集合体当たり燃料ピン本数

331 本

ラッパ管外対面間距離183.0 mm

ラッパ管肉厚5.0 mm集合体配列ピッチ189.5 mm*111.6 wt%

Zr 含有率 (内側/外側)10.0 / 6.0 wt%

炉心部取出平均燃焼度

153.3 GWd/t

Pu 富化度

全炉心平均燃焼度
炉
心
主
要
特
性

ODS 鋼/PNC-FMS 鋼*2

153.3 GWd/t

燃焼反応度0.48 %Δk/kk’

最大線出力 (内側/外側)

253 / 246 W/cm

炉心平均出力密度

171 W/cm3

最大高速中性子束*32.5×1015 n/cm2 s

最大高速中性子照射量*38.5×1023 n/cm2

増殖比

1.031
*4

ドップラ係数[Tdk/dT] (平衡末期)-3.9×10-3ナトリウムボイド反応度*4 (平衡末期)

7.8 $*5*1：Pu/HM、*2：ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ燃料を含む全体の平均燃焼度、*3：E > 0.1 MeV*4：非均質補正考慮、*5：実効遅発中性子割合 0.00356

223表 2.1.3-50

大型金属燃料高出口温度型炉心の主要燃料仕様（高燃焼度化平衡期炉心）
仕様

項目

燃
料
要
素

炉心

軸ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ

径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ

燃料形態

U-TRU-Zr

－

－

被覆管材料

ODS 鋼

－

－

被覆管外径 (mm)

8.2

－

－

被覆管内径 (mm)

7.24

－

－

被覆管肉厚 (mm)

0.48

－

－

燃料要素全長 (mm)

2,820

－

－

燃料スタック長 (mm)

1,000

－

－

ガスプレナム長さ(上) (mm)

1,750

－

－

ナトリウム

－

－

燃料スミア密度 (%TD)

70～75

－

－

Zr 含有率 (wt%)

6～10

－

－

集合体全長 (mm)

4,595

－

－

燃料ピン本数 (本)

331

－

－

燃料ピン配列ピッチ (mm)

9.38

－

－

燃料ピン配列ピッチ/ピン径比 (P/D)

1.14

－

－

PNC-FMS 鋼－－

ラッパ管外対面間距離 (mm)

183.0

－

－

ラッパ管内対面間距離 (mm)

173.0

－

－

ラッパ管肉厚 (mm)

5.0

－

－

ラッパ管間ギャップ (mm)

6.5

－

－

集合体配列ピッチ (mm)

189.5

－

－

ワイヤ径 (mm)

1.13

－

－

ワイヤ巻き付けピッチ (mm)

200.0

－

－

燃料
(実効)

43.8
(30.7～32.9)

－

－

構造材

23.4

－

－

冷却材

32.8

－

－

ボンド材

ラッパ管材料

集合体

体積比 (%)

224

表 2.1.3-51

大型金属燃料高出口温度型炉心の主要核特性（高燃焼度化平衡期炉心）
項目

設計値

運転サイクル長さ

22.0 ヶ月 (669 日)

燃料交換バッチ数 (炉心/径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

6 / － バッチPu 富化度*1

11.6 wt%

Zr 含有率 (内側/外側)10.0 / 6.0 wt%

スミア密度 (内側/外側)

70 / 75 %TD

取出平均燃焼度(炉心/軸ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

153.3 / － / － GWd/t

全炉心平均燃焼度*2153.3 GWd/t

燃焼反応度0.48 %Δk/kk’

増殖比 (全体)(炉心/軸ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

1.031
1.031 / － / －

最大線出力 (内側/外側)

253 / 246 W/cm
171 W/cm3

炉心平均出力密度
出力分担率 (炉心/軸ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

1.000 / － / －

最大高速中性子束*32.5×1015 n/cm2 s

最大高速中性子照射量*38.5×1023 n/cm2

装荷時重金属インベントリ（バッチ当たり）(炉心/軸ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

15.6 / － / － t

ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/炉心重金属重量比0

初装荷核分裂性 Pu 重量 (出力当たり)

5.1 t/GWe

原子炉倍増時間－

複合システム倍増時間*4－

ナトリウムボイド反応度*5 (平衡末期)

7.8 $*6

ドップラ係数[Tdk/dT]*5 (平衡末期)-3.9×10-3*1：Pu/HM*2：ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ燃料を含む全体の平均燃焼度*3：E > 0.1 MeV*4：燃料炉外滞在期間 5 年、燃交・定検期間 45 日
*5：非均質補正考慮*6：実効遅発中性子割合 0.00356

225表 2.1.3-52

大型金属燃料高出口温度型炉心の物量収支（高燃焼度化平衡期炉心）－1 バッチ当たり平衡装荷燃料－

核種
内側炉心 外側炉心 炉心合計 軸ブランケット 径ブランケット ブランケット合計
U-235
23.7
17.5
41.1
0.0
0.0
0.0
U-236
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
U-238
7,868.3
5,803.3 13,671.6
0.0
0.0
0.0
7,892.0
5,820.7 13,712.7
0.0
0.0
0.0
U合計
Np-237
4.3
3.2
7.5
0.0
0.0
0.0
Np-239
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
4.3
3.2
7.5
0.0
0.0
0.0
Np合計
Pu-238
11.8
8.7
20.5
0.0
0.0
0.0
Pu-239708.0
522.2
1,230.2
0.0
0.0
0.0
Pu-240
270.3
199.4
469.7
0.0
0.0
0.0
Pu-241
25.8
19.0
44.7
0.0
0.0
0.0
Pu-242
25.7
19.0
44.7
0.0
0.0
0.0
1,041.7
768.3
1,809.9
0.0
0.0
0.0
Pu合計
Am-241
17.2
12.7
29.8
0.0
0.0
0.0
Am-242m
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
Am-243
5.4
4.0
9.3
0.0
0.0
0.0
22.5
16.6
39.2
0.0
0.0
0.0
Am合計
Cm-242
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
Cm-243
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
Cm-244
4.3
3.2
7.5
0.0
0.0
0.0
Cm-245
1.1
0.8
1.9
0.0
0.0
0.0
5.4
4.0
9.3
0.0
0.0
0.0
Cm合計
8,965.8
6,612.7 15,578.6
0.0
0.0
0.0
合計
26.6
16.9
43.5
0.0
0.0
0.0
FP*1
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
FP*2
26.6
16.9
43.5
0.0
0.0
0.0
FP合計
※単位：kg *1: 再処理時随伴FP*2: 燃焼期間中生成FP

表 2.1.3-53

合計
41.1
0.0
13,671.6
13,712.7
7.5
0.0
7.5
20.5
1,230.2
469.7
44.7
44.7
1,809.9
29.8
0.0
9.3
39.2
0.0
0.0
7.5
1.9
9.3
15,578.6
43.5
0.0
43.5

大型金属燃料高出口温度型炉心の物量収支（高燃焼度化平衡期炉心）－1 バッチ当たり平衡取出燃料－

核種
内側炉心 外側炉心 炉心合計 軸ブランケット 径ブランケット ブランケット合計
U-235
3.3
5.2
8.6
0.0
0.0
0.0
U-236
3.3
2.2
5.4
0.0
0.0
0.0
U-238
6,108.6
4,971.7 11,080.3
0.0
0.0
0.0
6,115.2
4,979.1 11,094.3
0.0
0.0
0.0
U合計
Np-237
5.5
4.2
9.7
0.0
0.0
0.0
Np-239
1.1
0.6
1.7
0.0
0.0
0.0
6.6
4.8
11.4
0.0
0.0
0.0
Np合計
Pu-238
12.9
9.9
22.7
0.0
0.0
0.0
Pu-239728.4
546.3
1,274.7
0.0
0.0
0.0
Pu-240
314.5
215.9
530.4
0.0
0.0
0.0
Pu-241
41.6
25.0
66.6
0.0
0.0
0.0
Pu-242
24.5
17.4
41.9
0.0
0.0
0.0
1,121.9814.4
1,936.3
0.0
0.0
0.0
Pu合計
Am-241
13.8
12.7
26.5
0.0
0.0
0.0
Am-242m
1.1
0.9
2.0
0.0
0.0
0.0
Am-243
6.5
4.5
10.9
0.0
0.0
0.0
21.4
18.0
39.4
0.0
0.0
0.0
Am合計
Cm-242
0.8
0.5
1.3
0.0
0.0
0.0
Cm-243
0.1
0.0
0.1
0.0
0.0
0.0
Cm-244
6.6
4.1
10.7
0.0
0.0
0.0
Cm-245
1.2
0.8
2.0
0.0
0.0
0.0
8.7
5.4
14.1
0.0
0.0
0.0
Cm合計
7,273.8
5,821.8 13,095.5
0.0
0.0
0.0
合計
*1
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
FP
*2
1,687.0790.4
2,477.4
0.0
0.0
0.0
FP
1,687.0790.4
2,477.4
0.0
0.0
0.0
FP合計
※単位：kg *1: 再処理時随伴FP*2: 燃焼期間中生成FP

226

合計
8.6
5.4
11,080.3
11,094.3
9.7
1.7
11.4
22.7
1,274.7
530.4
66.6
41.9
1,936.3
26.5
2.0
10.9
39.4
1.3
0.1
10.7
2.0
14.1
13,095.5
0.0
2,477.4
2,477.4

表 2.1.3-54

大型金属燃料高出口温度型炉心の物量収支（高燃焼度化平衡期炉心）－平衡初期燃料－核種
内側炉心 外側炉心 炉心合計 軸ブランケット 径ブランケット ブランケット合計
U-235
72.4
66.8
139.2
0.0
0.0
0.0
U-236
12.7
7.2
19.9
0.0
0.0
0.0
U-238
42,601.8 32,683.4 75,285.3
0.0
0.0
0.0
42,687.0 32,757.4 75,444.4
0.0
0.0
0.0
U合計
Np-237
30.3
22.3
52.6
0.0
0.0
0.0
Np-239
6.3
3.1
9.3
0.0
0.0
0.0
36.6
25.4
62.0
0.0
0.0
0.0
Np合計
Pu-238
73.3
54.3
127.6
0.0
0.0
0.0
Pu-2394,487.1
3,259.3
7,746.4
0.0
0.0
0.0
Pu-2401,747.7
1,239.1
2,986.8
0.0
0.0
0.0
Pu-241
206.6
132.6
339.2
0.0
0.0
0.0
Pu-242
148.3
108.9
257.2
0.0
0.0
0.0
6,663.0
4,794.2 11,457.1
0.0
0.0
0.0
Pu合計
Am-241
88.3
74.6
162.8
0.0
0.0
0.0
Am-242m
4.5
3.0
7.5
0.0
0.0
0.0
Am-243
35.6
25.3
60.9
0.0
0.0
0.0
128.4
102.8
231.2
0.0
0.0
0.0
Am合計
Cm-242
4.1
2.3
6.4
0.0
0.0
0.0
Cm-243
0.4
0.2
0.5
0.0
0.0
0.0
Cm-244
31.8
21.5
53.3
0.0
0.0
0.0
Cm-245
6.5
4.6
11.0
0.0
0.0
0.0
42.8
28.5
71.3
0.0
0.0
0.0
Cm合計
49,557.7 37,708.3 87,265.9
0.0
0.0
0.0
合計
159.8
117.8
277.6
0.0
0.0
0.0
FP*1
4,217.4
1,965.2
6,182.5
0.0
0.0
0.0
FP*2
4,377.1
2,083.0
6,460.1
0.0
0.0
0.0
FP合計
※単位：kg *1: 再処理時随伴FP*2: 燃焼期間中生成FP

表 2.1.3-55

合計
139.2
19.9
75,285.3
75,444.4
52.6
9.3
62.0
127.6
7,746.4
2,986.8
339.2
257.2
11,457.1
162.8
7.5
60.9
231.2
6.4
0.5
53.3
11.0
71.3
87,265.9277.6
6,182.5
6,460.1

大型金属燃料高出口温度型炉心の物量収支（高燃焼度化平衡期炉心）－平衡末期燃料－核種
内側炉心 外側炉心 炉心合計 軸ブランケット 径ブランケット ブランケット合計
U-235
52.3
54.2
106.4
0.0
0.0
0.0
U-236
15.9
9.5
25.4
0.0
0.0
0.0
U-238
40,873.3 31,823.3 72,696.6
0.0
0.0
0.0
40,941.5 31,886.9 72,828.4
0.0
0.0
0.0
U合計
Np-237
31.6
23.4
55.0
0.0
0.0
0.0
Np-239
7.4
3.7
11.0
0.0
0.0
0.0
39.0
27.1
66.0
0.0
0.0
0.0
Np合計
Pu-238
74.3
55.5
129.8
0.0
0.0
0.0
Pu-2394,507.6
3,282.8
7,790.4
0.0
0.0
0.0
Pu-2401,789.6
1,255.3
3,044.9
0.0
0.0
0.0
Pu-241
221.9
138.8
360.7
0.0
0.0
0.0
Pu-242
147.0
107.3
254.3
0.0
0.0
0.0
6,740.4
4,839.6 11,580.0
0.0
0.0
0.0
Pu合計
Am-241
85.0
74.3
159.3
0.0
0.0
0.0
Am-242m
5.7
3.8
9.5
0.0
0.0
0.0
Am-243
36.6
25.8
62.5
0.0
0.0
0.0
127.3
103.9
231.2
0.0
0.0
0.0
Am合計
Cm-242
4.9
2.8
7.7
0.0
0.0
0.0
Cm-243
0.5
0.2
0.7
0.0
0.0
0.0
Cm-244
34.0
22.5
56.6
0.0
0.0
0.0
Cm-245
6.6
4.5
11.1
0.0
0.0
0.0
46.0
30.0
76.0
0.0
0.0
0.0
Cm合計
47,894.1 36,887.6 84,781.7
0.0
0.0
0.0
合計
*1
159.8
117.8
277.6
0.0
0.0
0.0
FP
*2
5,876.2
2,785.3
8,661.5
0.0
0.0
0.0
FP
6,036.0
2,903.1
8,939.1
0.0
0.0
0.0
FP合計
※単位：kg *1: 再処理時随伴FP*2: 燃焼期間中生成FP

227

合計
106.4
25.4
72,696.6
72,828.4
55.0
11.0
66.0
129.8
7,790.4
3,044.9
360.7
254.3
11,580.0
159.3
9.5
62.5
231.2
7.7
0.7
56.6
11.1
76.0
84,781.7
277.6
8,661.5
8,939.1

表 2.1.3-56

大型金属燃料高出口温度型炉心の主要目（高燃焼度化導入期炉心）
項目

基
本
仕
様
・
炉
心
構
成

仕様

熱出力

3,570 MWt

電気出力1,500 MWe

炉心型式

MABLE 型均質 2 領域炉心

運転サイクル長さ

22.0 ヶ月 (669 日)

燃料交換バッチ数 (炉心/径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

6/－バッチ

炉心高さ

100 cm軸ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ厚さ (上部/下部)

15/－ cm

炉心等価直径516 cm

遮へい体外接円径

6.46 m

炉心燃料集合体数 (内側/外側/合計)

399 / 246 / 645 体

径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ体数

0 体

制御棒本数 (主系/後備炉停止系)
径遮へい体数 (ステンレス鋼反射体)(ZrH 遮へい体)

21 / 7 体
96 体 (1 層)
210 体 (2 層)

燃料形態

U-TRU-Zr 合金

炉心材料 (被覆管/ラッパ管)

炉
心
燃
料
仕
様

燃料ピン外径8.2 mm

被覆管肉厚
燃料スミア密度(内側/外側炉心・軸ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)
ワイヤ径0.48 mm
70 / 75/ － %TD
1.13 mm

燃料ピン配列/燃料ピン外径 (P/D)

1.14

集合体当たり燃料ピン本数

331 本

ラッパ管外対面間距離183.0 mm

ラッパ管肉厚5.0 mm集合体配列ピッチ189.5 mm*1

11.1 wt%

Zr 含有率 (内側/外側)10.0 / 6.0 wt%

炉心部取出平均燃焼度

149.0 GWd/t

Pu 富化度

全炉心平均燃焼度
炉
心
主
要
特
性

ODS 鋼/PNC-FMS 鋼*2134.0 GWd/t

燃焼反応度0.14 %Δk/kk’

最大線出力 (内側/外側)

253 / 231 W/cm

炉心平均出力密度

171 W/cm3

最大高速中性子束*32.5×1015 n/cm2 s

最大高速中性子照射量*38.5×1023 n/cm2

増殖比

1.109
*4

ドップラ係数[Tdk/dT] (平衡末期)-3.9×10-3ナトリウムボイド反応度*4 (平衡末期)

8.1 $*5*1：Pu/HM、*2：ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ燃料を含む全体の平均燃焼度、*3：E > 0.1 MeV*4：非均質補正考慮、*5：実効遅発中性子割合 0.00356

228表 2.1.3-57

大型金属燃料高出口温度型炉心の主要燃料仕様（高燃焼度化導入期炉心）
仕様

項目
燃料形態

炉心

軸ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ

径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄU-TRU-Zr

U-Zr

－

被覆管材料

燃
料
要
素

ODS 鋼

－

被覆管外径 (mm)8.2－

被覆管内径 (mm)

7.24

－

被覆管肉厚 (mm)

0.48

－

燃料要素全長 (mm)

2,970

－

燃料スタック長 (mm)150 / －
(上部/下部)

1,000

ガスプレナム長さ(上) (mm)
ボンド材

1,750

－

ナトリウム

－

燃料スミア密度 (%TD)

70～75

←

－

Zr 含有率 (wt%)

6～10

10

－

集合体全長 (mm)

4,595

－

燃料ピン本数 (本)331－

燃料ピン配列ピッチ (mm)

9.38

－

燃料ピン配列ピッチ/ピン径比 (P/D)

1.14

－

PNC-FMS 鋼－

ラッパ管外対面間距離 (mm)

183.0

－

ラッパ管内対面間距離 (mm)

173.0

－

ラッパ管肉厚 (mm)5.0－

ラッパ管間ギャップ (mm)6.5－集合体配列ピッチ (mm)

189.5

－

ワイヤ径 (mm)1.13－

ワイヤ巻き付けピッチ (mm)

200.0

－

ラッパ管材料

集合体－

体積比 (%)

燃料
(実効)

43.8
(30.7～32.9)

←

－

構造材

23.4

←

－

冷却材

32.8

←

－

229

表 2.1.3-58

大型金属燃料高出口温度型炉心の主要核特性（高燃焼度化導入期炉心）項目

設計値

運転サイクル長さ

22.0 ヶ月 (669 日)

燃料交換バッチ数 (炉心/径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

6 / － バッチPu 富化度*1

11.1 wt%

Zr 含有率 (内側/外側)10.0 / 6.0 wt%

スミア密度 (内側/外側)

70 / 75 %TD

取出平均燃焼度(炉心/軸ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

149.0 / 28.0 / － GWd/t

全炉心平均燃焼度*2134.0 GWd/t

燃焼反応度0.14 %Δk/kk’

増殖比 (全体)(炉心/軸ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

1.109
1.025 / 0.083 / －

最大線出力 (内側/外側)

253 / 231 W/cm
171 W/cm3

炉心平均出力密度
出力分担率 (炉心/軸ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

0.972 / 0.028 / －

最大高速中性子束*32.5×1015 n/cm2 s

最大高速中性子照射量*38.5×1023 n/cm2

装荷時重金属インベントリ（バッチ当たり）(炉心/軸ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

15.6 / 2.4 / － t

ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/炉心重金属重量比

約 0.2

初装荷核分裂性 Pu 重量 (出力当たり)

4.9 t/GWe

原子炉倍増時間55 年

複合システム倍増時間*458 年

ナトリウムボイド反応度*5 (平衡末期)

8.1 $*6

ドップラ係数[Tdk/dT]*5 (平衡末期)-3.9×10-3*1：Pu/HM*2：ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ燃料を含む全体の平均燃焼度*3：E > 0.1 MeV*4：燃料炉外滞在期間 5 年、燃交・定検期間 45 日
*5：非均質補正考慮*6：実効遅発中性子割合 0.00356

230表 2.1.3-59

大型金属燃料高出口温度型炉心の物量収支（高燃焼度化導入期炉心）－1 バッチ当たり平衡装荷燃料－

核種
内側炉心 外側炉心 炉心合計 軸ブランケット 径ブランケット ブランケット合計
U-235
23.8
17.6
41.4
7.1
0.0
7.1
U-236
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
U-238
7,912.7
5,836.0 13,748.6
2,343.8
0.0
2,343.8
7,936.5
5,853.5 13,790.0
2,350.9
0.02,350.9
U合計
Np-237
4.1
3.0
7.1
0.0
0.0
0.0
Np-239
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
4.1
3.0
7.1
0.0
0.0
0.0
Np合計
Pu-238
11.3
8.3
19.7
0.0
0.0
0.0
Pu-239678.7
500.6
1,179.3
0.0
0.0
0.0
Pu-240
259.1
191.1
450.3
0.0
0.0
0.0
Pu-241
24.7
18.2
42.9
0.0
0.0
0.0
Pu-242
24.7
18.2
42.9
0.0
0.0
0.0
998.5
736.5
1,735.0
0.0
0.0
0.0
Pu合計
Am-241
16.5
12.1
28.6
0.0
0.0
0.0
Am-242m
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
Am-243
5.1
3.8
8.9
0.0
0.0
0.0
21.6
15.9
37.5
0.0
0.0
0.0
Am合計
Cm-242
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
Cm-243
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
Cm-244
4.1
3.0
7.1
0.0
0.0
0.0
Cm-245
1.0
0.8
1.8
0.0
0.0
0.0
5.1
3.8
8.9
0.0
0.0
0.0
Cm合計
8,965.8
6,612.7 15,578.6
2,350.9
0.02,350.9
合計
26.6
16.9
43.5
0.0
0.0
0.0
FP*1
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
FP*2
26.6
16.9
43.5
0.0
0.0
0.0
FP合計
※単位：kg *1: 再処理時随伴FP*2: 燃焼期間中生成FP

表 2.1.3-60

合計
48.4
0.0
16,092.5
16,140.9
7.1
0.0
7.1
19.7
1,179.3
450.3
42.9
42.9
1,735.0
28.6
0.0
8.9
37.5
0.0
0.0
7.1
1.8
8.9
17,929.4
43.5
0.0
43.5

大型金属燃料高出口温度型炉心の物量収支（高燃焼度化導入期炉心）－1 バッチ当たり平衡取出燃料－

核種
内側炉心 外側炉心 炉心合計 軸ブランケット 径ブランケット ブランケット合計
U-235
3.2
5.5
8.7
3.3
0.0
3.3
U-236
3.3
2.1
5.4
0.8
0.0
0.8
U-238
6,112.5
5,027.7 11,140.2
2,140.5
0.0
2,140.5
6,119.0
5,035.3 11,154.4
2,144.5
0.0
2,144.5
U合計
Np-237
5.5
4.1
9.6
0.4
0.0
0.4
Np-239
1.1
0.6
1.7
0.2
0.0
0.2
6.6
4.7
11.2
0.6
0.0
0.6
Np合計
Pu-238
12.4
9.5
21.9
0.1
0.0
0.1
Pu-239726.8
543.4
1,270.2
130.0
0.0
130.0
Pu-240
308.2
208.5
516.7
11.7
0.0
11.7
Pu-241
40.7
23.6
64.3
0.6
0.0
0.6
Pu-242
23.7
16.7
40.4
0.0
0.0
0.0
1,111.8
801.7
1,913.5
142.5
0.0
142.5
Pu合計
Am-241
13.2
12.4
25.6
0.1
0.0
0.1
Am-242m
1.1
0.8
1.9
0.0
0.0
0.0
Am-243
6.2
4.3
10.5
0.0
0.0
0.0
20.5
17.5
38.0
0.1
0.0
0.1
Am合計
Cm-242
0.8
0.4
1.2
0.0
0.0
0.0
Cm-243
0.1
0.0
0.1
0.0
0.0
0.0
Cm-244
6.4
4.0
10.3
0.0
0.0
0.0
Cm-245
1.2
0.7
1.9
0.0
0.0
0.0
8.4
5.2
13.6
0.0
0.0
0.0
Cm合計
7,266.3
5,864.4 13,130.7
2,287.7
0.0
2,287.7
合計
*1
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
FP
*2
1,692.2
747.1
2,439.4
60.7
0.0
60.7
FP
1,692.2
747.1
2,439.4
60.7
0.0
60.7
FP合計
※単位：kg *1: 再処理時随伴FP*2: 燃焼期間中生成FP

231

合計
12.0
6.2
13,280.7
13,298.9
10.0
1.8
11.9
22.0
1,400.2
528.4
64.9
40.4
2,056.0
25.7
1.9
10.5
38.1
1.2
0.1
10.3
1.9
13.6
15,418.4
0.02,500.1
2,500.1

表 2.1.3-61

大型金属燃料高出口温度型炉心の物量収支（高燃焼度化導入期炉心）－平衡初期燃料－核種
内側炉心 外側炉心 炉心合計 軸ブランケット 径ブランケット ブランケット合計
合計
U-235
72.2
68.3
140.5
31.4
0.0
31.4
171.9
U-236
12.9
7.1
19.9
2.4
0.0
2.4
22.3
U-238
42,765.6 32,954.8 75,720.4 13,544.4
0.0 13,544.4 89,264.8
42,850.7 33,030.2 75,880.9 13,578.2
0.0 13,578.2 89,459.0
U合計
Np-237
29.7
21.6
51.3
1.3
0.0
1.3
52.6
Np-239
6.4
3.0
9.3
0.8
0.0
0.8
10.1
36.1
24.6
60.6
2.1
0.0
2.1
62.7
Np合計
Pu-238
70.4
52.2
122.6
0.2
0.0
0.2
122.8
Pu-2394,412.5
3,183.5
7,595.9
381.8
0.0
381.8
7,977.7
Pu-2401,690.3
1,189.6
2,879.9
20.2
0.0
20.2
2,900.1
Pu-241
199.8
125.7
325.4
0.8
0.0
0.8
326.2
Pu-242
142.4
104.6
247.0
0.0
0.0
0.0
247.0
6,515.4
4,655.5 11,170.8
403.0
0.0
403.0 11,573.8
Pu合計
Am-241
84.3
72.3
156.6
0.1
0.0
0.1
156.7
Am-242m
4.4
2.8
7.1
0.0
0.0
0.0
7.1
Am-243
34.2
24.2
58.4
0.0
0.0
0.0
58.4
122.8
99.3
222.1
0.1
0.0
0.1
222.2
Am合計
Cm-242
4.0
2.1
6.1
0.0
0.0
0.0
6.1
Cm-243
0.4
0.1
0.5
0.0
0.0
0.0
0.5
Cm-244
30.6
20.6
51.2
0.0
0.0
0.0
51.2
Cm-245
6.2
4.4
10.6
0.0
0.0
0.0
10.6
41.2
27.2
68.3
0.0
0.0
0.0
68.3
Cm合計
49,566.1 37,836.7 87,402.8 13,983.3
0.0 13,983.3 101,386.1
合計
159.8
117.8
277.6
0.0
0.0
0.0
277.6
FP*1
4,201.5
1,834.9
6,036.5
114.7
0.0
114.7
6,151.2
FP*2
4,361.3
1,952.8
6,314.1
114.7
0.0
114.7
6,428.8
FP合計※単位：kg *1: 再処理時随伴FP*2: 燃焼期間中生成FP

表 2.1.3-62

大型金属燃料高出口温度型炉心の物量収支（高燃焼度化導入期炉心）－平衡末期燃料－核種
内側炉心 外側炉心 炉心合計 軸ブランケット 径ブランケット ブランケット合計
U-235
52.0
55.9
107.9
27.5
0.0
27.5
U-236
16.1
9.3
25.4
3.2
0.0
3.2
U-238
41,019.7 32,121.8 73,141.5 13,336.0
0.0 13,336.0
41,087.8 32,187.0 73,274.7 13,366.7
0.0 13,366.7
U合計
Np-237
31.1
22.8
53.8
1.8
0.0
1.8
Np-239
7.4
3.5
11.0
1.0
0.0
1.0
38.5
26.3
64.8
2.7
0.0
2.7
Np合計
Pu-238
71.5
53.3
124.8
0.3
0.0
0.3
Pu-2394,461.0
3,226.5
7,687.4
513.8
0.0
513.8
Pu-2401,736.2
1,206.6
2,942.8
31.9
0.0
31.9
Pu-241
214.9
131.4
346.3
1.4
0.0
1.4
Pu-242
141.3
103.0
244.3
0.1
0.0
0.1
6,624.8
4,720.8 11,345.6
547.5
0.0
547.5
Pu合計
Am-241
81.3
72.2
153.5
0.2
0.0
0.2
Am-242m
5.4
3.6
9.1
0.0
0.0
0.0
Am-243
35.2
24.7
59.9
0.0
0.0
0.0
121.9
100.6
222.5
0.2
0.0
0.2
Am合計
Cm-242
4.7
2.6
7.3
0.0
0.0
0.0
Cm-243
0.5
0.2
0.6
0.0
0.0
0.0
Cm-244
32.8
21.5
54.3
0.0
0.0
0.0
Cm-245
6.3
4.3
10.7
0.0
0.0
0.0
44.3
28.6
72.9
0.0
0.0
0.0
Cm合計
47,917.3 37,063.2 84,980.5 13,917.1
0.0 13,917.1
合計
*1
159.8
117.8
277.6
0.0
0.0
0.0
FP
*2
5,843.8
2,607.2
8,451.0
178.3
0.0
178.3
FP
6,003.5
2,725.0
8,728.6
178.3
0.0
178.3
FP合計
※単位：kg *1: 再処理時随伴FP*2: 燃焼期間中生成FP

232

合計
135.4
28.6
86,477.5
86,641.4
55.6
12.0
67.6
125.1
8,201.2
2,974.8
347.7
244.3
11,893.1
153.7
9.1
59.9
222.6
7.3
0.6
54.3
10.7
72.9
98,897.6
277.6
8,629.3
8,906.9

233

LWR使用済燃料からの回収TRU組成モデルケース
組成①
組成②
組成③
組成④
30年貯蔵したLWR使用 70年貯蔵したLWR使用 40年貯蔵したプルサー 110年貯蔵したプルサーマ
金属燃料高速炉多重リ MOX燃料高速炉多重 済ウラン燃料と20年貯 済ウラン燃料と40年貯 マル使用済燃料とFBR ル使用済燃料と90年貯蔵
したLWR使用済ウラン燃料サイクル組成ケース リサイクル組成ケース 蔵したALWR使用済ウ 蔵したALWR使用済ウ 使用済燃料から回収し と40年貯蔵したALWR使用
ラン燃料から回収した ラン燃料から回収した たTRUを5：5で混合済ウラン燃料から回収した
TRUを9：1で混合
TRUを3：7で混合
TRUを0.5：1.9：7.6で混合

大型金属燃料高出口温度型炉心の TRU 組成変動による炉心特性の比較（導入期炉心）

238

燃料組成
239
240
241
242
1.1/66.0/25.2/2.4/2.4/ 1.1/54.1/32.1/4.3/3.9/ 1.9/47.2/24.0/2.4/7.0 2.1/44.5/23.8/1.2/7.7 1.8/41.6/32.4/3.2/8.5 2.1/43.4/24.3/1.2/8.1
Pu/ Pu/ Pu/ Pu/ Pu/
237
241
242m
243
0.4/1.6/0.0/0.5/
0.5/2.0/0.0/1.0/
6.4/9.4/0.0/1.5
7.5/11.3/0.0/1.8
0.9/8.4/0.0/2.5
7.4/11.4/0.0/2.0
Np/ Am/Am/ Am/
242
243
244
245
0.0/0.0/0.4/0.1
0.0/0.0/1.0/0.0
0.0/0.0/0.2/0.0
0.0/0.0/0.1/0.0
0.0/0.0/0.7/0.0
0.0/0.0/0.1/0.0
Cm/ Cm/ Cm/ Cm
炉心部取出平均燃焼度
97.6 GWd/t
97.2 GWd/t
97.3 GWd/t
97.3 GWd/t
97.3 GWd/t
97.3 GWd/t*188.8 GWd/t
88.4 GWd/t
88.4 GWd/t
88.4 GWd/t
88.4 GWd/t
88.4 GWd/t
全炉心取出平均燃焼度*212.1 wt%
13.1 wt%
13.2 wt%
13.6 wt%
14.7 wt%
13.8 wt%
Pu富化度
*2
8.8
wt%
8.3
wt%
8.2
wt%
8.1
wt%
7.7
wt%
8.0 wt%核分裂性核種含有率*291.2 wt%
91.7 wt%
91.8 wt%
91.9 wt%
92.3 wt%
92.0 wt%
親核種含有率*2
0.4 wt%
0.6 wt%
2.8 wt%
3.5 wt%
2.1 wt%
3.6 wt%
MA含有率
燃焼反応度1.27 %Δk/kk’
1.71 %Δk/kk’
1.44 %Δk/kk’
1.78 %Δk/kk’
0.23 %Δk/kk’
0.49 %Δk/kk’
増殖比 (全体)
1.101
1.131
1.128
1.139
1.166
1.143
(炉心/軸ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)
1.032 / 0.069
1.061 / 0.070
1.056 / 0.072
1.066 / 0.073
1.093 / 0.073
1.070 / 0.074
最大線出力 (内側炉心 / 外側炉心)
255 / 269 W/cm
259 / 271 W/cm
264 / 273 W/cm
267 / 275 W/cm
266 / 275 W/cm
268 / 276 W/cm
出力分担率[%]
平衡初期50.5/48.1/1.4
50.7/47.9/1.4
50.4/48.2/1.4
50.3/48.3/1.3
50.6/48.0/1.4
50.3/48.4/1.3(内側/外側/軸ﾌﾞﾗ)
平衡末期50.7/47.2/2.2
51.1/46.8/2.2
51.5/46.5/2.0
51.7/46.3/2.0
51.7/46.3/2.1
51.8/46.3/2.0
燃焼変化+0.2/-0.9/+0.8+0.4/-1.1/+0.8+1.1/-1.7/+0.6+1.4/-2.0/+0.7+1.1/-1.7/+0.7+1.5/-2.1/+0.7
*3
15
2
15
2
15
2
15
2
15
2
15
2
最大高速中性子束
3.2×10 n/cm s
3.2×10 n/cm s
3.2×10 n/cm s
3.2×10 n/cm s
3.2×10 n/cm s
3.2×10 n/cm s
*3
23
2
23
2
23
2
23
2
23
2
23
2
最大高速中性子照射量5.4×10 n/cm
5.5×10 n/cm
5.4×10 n/cm
5.4×10 n/cm
5.5×10 n/cm
5.4×10 n/cm
初装荷核分裂性Pu重量
4.0 t/GWe
3.8 t/GWe
3.8 t/GWe
3.7 t/GWe
3.5 t/GWe
3.7 t/GWe
実効遅発中性子割合
0.00360
0.00361
0.00350
0.003440.00351
0.00344
*4
8.2 $
8.3 $
9.1 $
9.5 $
9.1 $
9.5 $
炉心部ナトリウムボイド反応度
*4
-3
-3
-3
-3
-3
-3
ドップラ係数[Tdk/dT]-4.2×10-3.9×10-3.2×10-3.0×10-3.3×10-2.9×10
原子炉倍増時間
47年
35年
38年
36年
28年
35年
*6
66年
50年
53年
50年
40年
48年
複合システム倍増時間*1：ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ燃料を含む全体の平均燃焼度、*2：HM当たり、*3：E > 0.1 MeV、*4：集合体内非均質効果考慮、*5：燃料炉外滞在期間5年、燃交・定検期間45日

項目

表 2.1.3-63

表 2.1.3-64

LLFP 核種に対する核変換率の非均質効果補正係数(大型ナトリウム冷却金属燃料炉心)

LLFP 集合体装荷位置

99Tc

129I

内側炉心

0.91

1.00

第 12 列0.91

1.00

第 14 列

0.92

1.01

外側炉心

表 2.1.3-65

LLFP ピン・減速材ピン・LLFP 集合体の制限条件(大型ナトリウム冷却金属燃料炉心)
制限条件

項目

条件
Tc

2,170 ºC

融点

YI3997 ºC

融点

減速材

Zr-H

900 ºC

相安定性

被覆管

ODS

700 ºC

構造健全性

LLFP ターゲット
温度

隣接集合体出口温度差

120 ºC(目安値) サーマルストライピング

Zr-H 水素割合 (H/Zr 比)

1.53

CDF

0.5

照射末期ガス内圧11.8 MPa

表 2.1.3-66

制限因子

相安定性
構造健全性

LLFP 集合体・ピンの仕様 (大型ナトリウム冷却金属燃料炉心)
項目

Tc ピン

I ピン

減速材ピン

要素材質

Tc (金属)YI3

ZrH1.65

集合体中のピン本数

154 本

378 本

99 本

ピン本数の割合

24.4 %

59.9 %

15.7 %

被覆材

ODS 鋼

ODS 鋼

ODS 鋼

ピン外径

5.05 mm5.05 mm5.05 mm

被覆管肉厚0.30 mm0.30 mm0.30 mm

スミア密度

80 %TD

50 %TD

90 %TD

ボンド材

He

He

Na

ピン配列ピッチ

6.18 mm

6.18 mm

6.18 mm

要素長

95 cm

95 cm

95 cm

ガスプレナム長 (上/下)－

192 / 0 cm－234

表 2.1.3-67

核特性・核変換特性 (大型ナトリウム冷却金属燃料炉心)
項目

基準炉心

LLFP 核変換炉心(2 次元 RZ 計算簡易評価)

炉心高さ (cm)95←

燃料集合体数 (体) (内側炉心/外側炉心)645 (297 / 348)

645 (312 / 333)

径方向ブランケット集合体体数 (体)0←

LLFP 集合体数 (体)-30

軸方向ブランケット厚さ (cm) (上部/下部)

0 (0 / 0)

17 (17 / 0)

炉心等価直径 (cm)

4.70

4.80

Pu 富化度 (wt.%) (内側炉心/外側炉心)12.4 / 12.4

13.9 / 13.9

燃焼反応度 (%Δk/kk’)

0.55

1.5

取出平均燃焼度 (MWd/t) (炉心/全炉心平均)99.2 / 99.2

97.7 / 85.3

増殖比 (-)

1.03

1.03

最大線出力 (W/cm) (内側炉心/外側炉心)265 / 280

257 / 235*

最大高速中性子フルエンス (E>0.1MeV) (n/cm2)

5.3×1023

5.0×1023

炉心部平均中性子束 (ｻｲｸﾙ平均) (n/cm2s)

3.1×1015

2.9×1015

照射期間
核変換率
LLFP インベントリ

99Tc

129I

(サイクル)

-

2

(年)

-

3.6

サイクル当たり(%)

-

9.1

7.6

取出時 (%)

-

17.4

14.6

(kg)

-

629

256

(kg/GWt)

-

176

72

-

1.01

1.07

サポートファクタ (-)

LLFP ターゲット集合体必要流量 (kg/s)
9.2*：3 次元補正考慮。補正係数として、基準炉心における 2 次元・3 次元計算の最大線出力の比を適用。

235

表 2.1.3-68

2 ループと 4 ループの建設コスト比較236

表 2.1.3-69

ポンプ組込型 IHX と分離型の保守・補修性比較項目

ポンプ組込型 IHX

IHX,ポンプ分離型

IHX 伝熱管へのアクセス性・ ポンプを引き抜くことにより下部管板にアクセス可能配管のメンテナンス

・ ホットレグ、コールドレグ
ともに高所引き回しのためナトリウムドレン無しに補修・交換可能・ ミドルレグ配管は無い

・ 下部管板にはアクセス不可能・ 上部管板にはハッチを介してアクセス可能・ ミドルレグ配管は低所引き回しのため、補修時にはナトリウムドレンが必要
・ 交換は配置上難しい

表 2.1.3-70

経済性

1 次系スペース（RV～IHX
中心間距離）
1 次系鋼材物量

技術的課題

各種 1 次系配管引き回し方式の比較

A トップエントリ(L 字管)型

B トップエントリ(逆 U字管)型

C サイドエントリ型

12m

12.9m

15．1m

原子炉構造： 930t
1 次冷却系： 500t
合計：1430t
・特に大きな課題は無い

原子炉構造： 930t
1 次冷却系： 620t
合計：1550t
・ 炉心と IHX の伝熱
中心差を大きくできない。

原子炉構造： 800t
1 次冷却系： 520t
合計：1320t
・ 原子炉容器と配管の間の異材継手が高温部に位置する。
・ 原子炉容器室内では保守・補修が困難
・ 補修の際は Na ドレ
ンが必要

237

表 2.1.3-71

崩壊熱除去系方式

PRACS と IRACS の比較評価

PRACS

比較項目

IRACS

概略系統図

安全性

・ 事象Ⅱ～Ⅳの全事象について、燃料及び原子炉冷却材バウンダリの健全性に関する判断基準を満たしているとともに、CDF 値も小さく、成立性に問題はない。
・ 破 損 を 想 定 し て も 冷 却 回 路 が 維 持 さ れ る １ 次 系 に 設 置 さ れ る た め 、 PLOHS 発 生 頻 度 は
10 -8/ry オーダとなり、IRACS よりも有利となる。
・ 原子炉冷却材バウンダリに IHX 胴部からの貫通部が存在する。

・ 事象Ⅱの外部電源喪失時に燃料健全性の判断基準に対する余裕が小さくなる。また、事象Ⅳの２次系ナトリウム漏えい時には、被覆管の CDF 値は PRACS の場合より厳しくなったが、安
全解析条件の合理化（２次系熱容量の想定緩和等）により緩和できる可能性がある。
・ 破損を想定すると冷却回路が維持できなくなる可能性のある２次系に設置されるため、２次系
破損の重畳を考慮する必要があり、PLOHS 発生頻度は 10 -7/ry オーダと PRACS より不利となる。
・ ２次系流量によって１次系の自然循環が確立するが、２次系流量が系統構成の影響を受けて不安定になりやすいため、１次系の自然循環流動が不安定となる傾向がある。
・ PRACS と同様、DRACS による干渉の影響は小さく、PRACS は問題なく機能する。

流動安定性

・ ２次系流量と関係なく１次系の自然循環が確立するため、流動は比較的安定している。
・ DRACS による干渉の影響は小さく、PRACS は問題なく機能する。

構造健全性

・ PRACS の伝熱管構造は、中型炉の評価により流力振動及び熱応力を考慮しても成立する見通しが得られている。大型炉では流量に比して上部プレナム容積が小さくなり、隙間流速が平均で約 3m/s となる。流速分布に関する詳細な検討が必要であるが、支持ピッチ等を適切に設定することにより大きな問題は生じないものと考えられる。

・ PRACS と基本的に同じ熱交換器形状を採用しているため、PRACS と大きな差異はない。
・ 流力振動については、流量が小さく、窓部の高さを大きく取れることなどから、PRACS と比べて流速が小さくなるため有利である。

・ IHX 上部プレナム内への伝熱管設置のため、製作は可能であるが作業性に劣る。

・胴の組立て途中で製作することは可能だが、設置スペースは比較的狭く、作業性は PRACS と同程度である。

製作性

保守･補修性

経済性
実績
総合評価

・ １次系に設置されるため、作業時の被ばくの観点から補修時のアクセス性に劣る。（なお、
PRACS２次系の放射化が問題となるため、デッキシールからのストリーミング分を抑える
遮へい体を追加設置するなどの遮へい対策が必要である。）
・ 物量は IRACS とほぼ同じ（熱交換部及び接続配管の重量は約 20t/ループ）。
・ 格納容器貫通部が存在し、PRACS２次系配管のコストが増加する。
・ ２次系は第 4 種機器となる（SG は第 3 種相当とするため製作コストの差異はない）。

・ 物量は PRACS とほぼ同じ（熱交換部及び接続配管の重量は約 19t/ループ）。
・ 格納容器貫通部は無いが、ダンプタンク容量を増加する対応が必要となる。
・ ２次系は第 3 種機器となる。

・なし。

・SG 設置型はなし（もんじゅ IRACS は配管分岐方式）。

・２次系に設置されるため作業時の被ばくの観点からアクセス性に優れる。

保守・補修性の観点からは IRACS が有利であるが、崩壊熱除去系の本来の機能である安全性に優れ、安定した除熱性を確保できる PRACS を選定する。

238

表 2.1.3-72

ナトリウム冷却大型炉

対象
燃料移送系 炉内側 炉内燃料移送方式

燃料取扱設備主要仕様

仕様
切込み付きコラム型炉心上部機構＋単回転プラグ＋燃料交換機
燃料交換機
型式
マニプレータ式
炉内中継装置型式
固定ラック式（複数体移送）
炉外側 炉外燃料移送方式
燃料出入機＋燃料昇降装置
燃料出入機
型式
レールレス台車式
収納筒数
1基
取扱対象
Naポット入り高発熱燃料
ガス中裸状態の低発熱燃料
取扱体数
高発熱燃料：2体
低発熱燃料：1体
冷却系統数
Arガス直接冷却系×2系統、空気間接冷却系×2系統1)
燃料昇降装置型式
ワイヤーロープ巻上式
取扱対象
ガス中裸状態の低発熱燃料
取扱体数
1体
冷却系統数
Arガス直接冷却系×2系統
Naポット型式
フィン付き複数体ポット
収納体数
2体
燃料貯蔵系
貯蔵方式
EVST貯蔵方式（EVST＋水プール）
EVST型式
円筒縦型Na容器
貯蔵方式
裸燃料段違い貯蔵方式（正方配列）
貯蔵容量
393体（破損燃料を含む）
容器形状
φ7.8m×h10.6m
槽内移送方式 回転ラック＋ターンテーブル＋液面制御型直動式槽内移送機
冷却方式
直浸コイル内2次Na循環空冷式
冷却系統数
3系統
除熱容量
4.2MW/系統
運転方式
強制循環冷却
水プール
型式
ライナー張り縦型貯蔵式
貯蔵容量
1591体
プール形状
w18.84×d10.0m×h13.75m
冷却方式
浄化系先行型、1次冷却水系と2次冷却水系の組み合せ
冷却系統数
1系統（循環ポンプ、熱交換器は2基
設置）
燃料処理系
燃料洗浄
洗浄方式
乾式洗浄（Arガスブロー洗浄）
洗浄系統数
2系統（燃料出入機の冷却系利用）
洗浄時ガス温度 300℃（洗浄性能50%）
燃料検査
検査方式
X線CT（Naポット入り状態で検査）
注1）高発熱燃料取扱時は空気間接冷却系のみ運転

239

表 2.1.3-73
設

放射性廃棄物処理設備処理量のＦＢＲ実証炉との比較（大型炉）

備

容

量

種

類

ＦＢＲ実証炉 大型炉－1500*

気 体 廃 棄 物 処 理 設 連続処理容量(m3[normal]/h)

32

最大受入容量(m3[normal]/h)

40

7.5

1.8

1.2

備

液 体 廃 棄 物 処 理 設 廃液処理容量（m3/h）
3

備

ﾗﾝﾄﾞﾘ廃液処理容量（m /h）

2.1

1.1

3

1.7

1.2

廃樹脂発生量（m3/y）

3.8

4.2

固 体 廃 棄 物 処 理 設 設備廃液処理容量（m /y）
備＊

表 2.1.3-74
設

備

１プラント当たりの値

各設備処理量のＦＢＲ実証炉との比較（大型炉）
ＦＢＲ実証炉大型炉－1500

冷却水系交換熱量(kW)

16550

3720*

冷却水系運転流量（m3/h）

2000

530*

冷却海水系交換熱量(kW)

3150

9270*

冷却海水系運転流量（m3/h）

500

1390*

補助蒸気供給設備

供給蒸気量（t/h）

3531

圧縮空気供給設備

供給空気量(m3[normal]/h)

14

10

ア ル ゴ ン ガ ス 供 給 設 連続供給量(m3[normal]/h)

1

2.5

50

25

補機冷却系設備

備

容

量

種

類

3

最大供給量(m [normal]/h)＊

240

１プラント当たりの値

表 2.1.3-75(1/4) NSSS 及び燃取系の各機器の安全機能と ISI 要求

機

器

原子炉容器

部

位

安全機能維持・安全性確保のための設計対応

安全性確保のために防止すべき破損モード

ISI 要求備考全体

原子炉冷却材バウンダリ
原子炉カバーガスバウンダリ

・ ガードベッセルによる Na 漏えい時のバッ 原子炉容器とガードベッセル 連続漏えい監視
クアップの同時バウンダリ破損（原子・ 外面を窒素ガス雰囲気（Na 漏えい時の Na 炉容器の大規模破損）
火災防止）

念のため VTM-2 を行う

円筒胴

炉心形状の維持・ 剛性確保原子炉容器の大規模破損

連続漏えい監視

材料の経年変化の監視

原子炉容器の熱保護*

・ 多数本のボルトで取付け（多重性）

サーマルライナの脱落

VTM-3
ライナが無くても安全性喪失は生じな
ボルトの脱落の いので、ISI 要求のレベルは低い
監視

支持スカート

炉心形状の維持
炉心流量の確保（炉内圧力障壁）*

・ 剛性確保剛性や炉心流量の大幅な低下 VTM-3を伴う大規模破損

機能喪失に至る前の破損の段階で検知
材料の経年変化の監視
安全機能を喪失するような大規模破損の発生は極めて考えにくいため、将来実績を積むことによって ISI 不要とできる可能性がある。
なお、破損して炉心流量低下が生じても炉心の健全性が損なわれる前に炉心出口温度で異常を検知できる。

炉心支持構造本体

炉心形状の維持
炉心流量の確保（炉内圧力障壁）*

・ 剛性確保剛性や炉心流量の大幅な低下 VTM-3・ 炉心支持構造本体の円筒胴に大きな周方 を伴う大規模破損
向き裂が生じても、炉心支持板・連続管・支持柱・炉心支持構造底板により炉心支持機能は継続可能（多様性）

材料の経年変化の監視
多様性があるので VTM-3 の要求レベル
は低い

炉心支持板

炉心形状の維持（集合体の位置決め） ・ 炉心支持構造本体及び連結管と組み合わ 形状を保てないような大規模
炉心流量の確保（炉内圧力境界）*せて、炉心支持板にき裂が生じても全体と 破損
して機能喪失に至らない構造を構成－

材料の経年変化の監視

連結管

炉心形状の維持（集合体の支持）・ 炉心支持構造本体及び炉心支持板と組み 多数の連結管の破損
集合体への流量配分、炉心支持板の合わせて、少数の連結管に破損が生じても支持*全体として機能喪失に至らない構造を構
成－

材料の経年変化の監視

支持柱

炉心形状の維持

－材料の経年変化の監視

炉心槽

炉心形状の維持（炉心の水平方向支 ・ 炉心槽上端を炉内隔壁で水平支持するこ持）とによるバックアップ
・ 上端部を積層板で熱保護
・ 多部のボルトで取付（多重性）

コアフォーマー

炉心形状の維持（炉心の水平方向支 ・ 多数のボルトで炉心槽に取付け（多重性） 多数枚の脱落
持）・ 上部を積層板で熱保護

原子炉容器内面のサーマルライナ
炉心支持構造安全性に係わる機能

・ 多重の荷重伝達経路

多数の支持柱の破損

241

炉心槽取付部及び炉内隔壁と VTM-3
材料の経年変化の監視の連結部の荷重伝達機能喪失 ボルトの脱落の バックアップ及び多重性があるので（多数のボルトの破損）細か 監視
VTM-3 の要求レベルは低い
く砕けるような大規模破損
VTM-3
材料の経年変化の監視
ボルトの脱落の 多重性があるので VTM-3 の要求レベル
監視は低い

表 2.1.3-75(2/4) NSSS 及び燃取系の各機器の安全機能と ISI 要求

機

器

炉内配管

部

位

安全性確保のために防止すべき破損モード

ISI 要求備考

原子炉冷却材バウンダリ
炉心入口流量の確保（入口配管）*・ 外管による Na 漏えい時のバックアップ
配管と外管の同時バウンダ 連続漏えい監視・ 外面を窒素ガス雰囲気（Na 漏えい時の Na 火災防止） リ破損

支持管

原子炉冷却材バウンダリ
原子炉カバーガスバウンダリ

・ 外管による Na 漏えい時のバックアップ
配管と外管の同時バウンダ 連続漏えい監視・ 外面を窒素ガス雰囲気（Na 漏えい時の Na 火災防止） リ破損

炉心の水平支持のバックアップ*

・ 多数本ボルトによる取付け（多重性）
・ 上端を積層板で熱保護

支持剛性喪失（多数本のボル VTM-3
トの破損）

本体

ガス巻き抑止*吊りロッド

ディッププレートの支持*・ 剛性（位置決め性）確保
・ 多数本の吊りロッドによる支持（多重性）

ディッププレートの変位・脱 VTM-3
配管内流量計による通過ガス量の落
ボルトの脱落の 監視を行う。ガス巻込みがあっても監視
直ちに安全性喪失が生じる訳ではなく、監視を行っているため ISI 要
求レベルは低い

受皿
UIS

安全機能維持・安全性確保のための設計対応

炉内配管

炉内隔壁

ディッププレート

安全性に係わる機能

燃料破損時のデブリの保持*－取付け位置からの移動
オーバフロー管の破断

CRD 案内管

CR 挿入性の確保（地震時の UIS の変 ・ 剛性確保
・ 多数本の CRD 案内管による支持（多重性）
水平版（バッフル 位抑制）*
プレート、炉心計
装取付板）

VTM-3

多重性があり、また炉内隔壁が無くても CR 挿入性は確保できるため
VTM-3 の要求レベルは低い

極めて生じにくい事故のための設備であり VTM-3 の要求レベルは低い

多数本の CRD 案内管と水平 VTM-3（外周部の 多重性があるため VTM-3 の要求レベ
版との接合部破断
CRD 案 内 管 を 対 ルは高くないが、地震時の安全機能象）として重要であり荷重も比較的厳しいため VTM-3 の対象とする

計装用案内管

計装品の支持*－支持部のボルトの破損

VTM-3

計装用ウェルNa からの計装品の保護*－多数本ウェルの破損

漏えい監視
安全保護系の代表部位を対象
VTM-3（支持部のボルト）

ルーフデッキ本体

原子炉容器、回転プラグ及び UIS の ・ ボックス構造による剛性確保（多様性）
大規模破損（支持剛性喪失） カバーガスバウ
支持*・ 熱遮蔽層による熱保護（多数ボルトによる取付け） カバーガスバウンダリの大 ンダリの連続漏
原子炉カバーガスバウンダリ
規模破損
えい監視

支持スカートルーフデッキ（原子炉構造全体）の ・ 剛性確保
支持*・ 多数本ボルトによる取付け（多重性）

回転プラグ

原子炉容器
ガードベッセル本体

大規模破損（支持剛性喪失） VTM-3（ボルト） 多重性があるが特に重要な機器の多数本ボルトの破損
支持機能を有するため VTM-3 の対象とする

UIS の支持*原子炉カバーガスバウンダリ

・ ボックス構造による剛性確保（多様性）
大規模破損（支持剛性喪失） カバーガスバウ
・ 熱遮蔽層による熱保護（多数ボルトによる取付け） カバーガスバウンダリの大 ンダリの連続漏
規模破損
えい監視

原子炉容器破損時の Na 液位確保
放射性 Na の炎焼抑制

・ 密閉性確保・ 内部窒素雰囲気

原子炉容器とガードベッセ 漏えい試験又はルの同時バウンダリ破損
VTM-1 に よ る 貫通亀裂の検知242

安全保護系の代表部位を対象

表 2.1.3-75 (3/4)

機

器

部

位

安全性に係わる機能

NSSS 及び燃取系の各機器の安全機能と ISI 要求

安全機能維持・安全性確保のための設計対応

DHX

１次 Na と DRACS の２次系 Na との熱 ・ ２次側を高圧にしてリークイン確保
交換（原子炉停止後の除熱）
・ ２次 Na バウンダリによるバックアップ
原子炉冷却材バウンダリ及び CV バ
ウンダリ形成１次系配管

原子炉冷却材バウンダリ

１次系配管の外管

１次系配管破損時の原子炉冷却材液 ・ 密閉性確保
位確保
・ 内部窒素雰囲気
放射性 Na の炎焼抑制*

１次カバーガス系配管（第１止め弁まで）

原子炉カバーガスバウンダリ
原子炉冷却材の液位確保

１次カバーガス系配管
エンクロージャカバーガス系配管破損時のカバーガ ・ 密閉性確保
ス保持及び Na 火災の防止
・ 内部窒素雰囲気

ポンプ組込型 IHX 容器

安全性確保のために防止すべき破損モード

ISI 要求備考

バウンダリ破損を検知できな 連続漏えい監視
いこと・ 外管による Na 漏えい時のバックアップ
配管と外管の同時バウンダリ 連続漏えい監視・ 外面を窒素ガス雰囲気（Na 漏えい時の Na 火災防止） 破損
配管と外管の同時バウンダリ 漏えい試験による漏洩
破損
検知・ エンクロージャによるカバーガス漏えい時のバッ 配管と外管の同時バウンダリ 連続漏えい監視
クアップ
破損
配管と外管の同時バウンダリ 漏えい試験による漏洩
破損
検知

１次 Na バウン 原子炉冷却材バウンダリ
ダリ
原子炉カバーガスバウンダリ

・ ガードベッセルによる Na 漏えい時のバックアップ 容器とガードベッセルの同時 連続漏えい監視・ 外面を窒素ガス雰囲気（Na 漏えい時の Na 火災防止） バウンダリ破損
VTM-2

２次 Na バウン ２次冷却材の保持
ダリ・ エンクロージャによる Na 漏えい時のバックアップ 容器とエンクロージャの同時 連続漏えい監視・ 外面を窒素ガス雰囲気（Na 漏えい時の Na 火災防止） バウンダリ破損

ポンプ組込型 IHX 容器
内の１次／２次バウン
ダリ

原子炉冷却材バウンダリ及び CV バ ・ ２次系を高圧にしてリークイン確保
ウンダリ形成・ ２次バウンダリによるバックアップ

バウンダリ破損を検知できな 連続漏えい監視
いこと

ＰＲＡＣＳ伝熱管

１次 Na と DRACS の２次系 Na との熱 ・ ２次側を高圧にしてリークイン確保
交換（崩壊熱を DRACS ２次系へ） ・ ２次 Na バウンダリによるバックアップ
原子炉冷却材バウンダリ及び CV バ
ウンダリ形成バウンダリ破損を検知できな 連続漏えい監視
いことポンプ組込型 IHX ガー
ドベッセル

ポンプ組込型 IHX 容器破損時の原子 ・ 密閉性確保
炉冷却材液位確保
・ 内部窒素雰囲気
放射性 Na の炎焼抑制

ポンプ組込式 IHX 容器とガー 漏えい試験又は VTM-1
ドベッセルの同時バウンダリ による貫通亀裂の検知
破損

ポンプ組込型 IHX エン
クロージャ

ポンプ組込型 IHX 容器破損時の Na ・ 密閉性確保の閉じ込め・ 内部窒素雰囲気
Na の炎焼抑制

ポンプ組込型 IHX 容器とエン 圧力チェック
クロージャの同時破損

SG 容器

２次冷却材バウンダリ

・ エンクロージャによる Na 漏えい時のバックアップ SG 容器とエンクロージャの同 連続漏えい監視・ 外面を窒素ガス雰囲気（Na 漏えい時の Na 火災防止） 時バウンダリ破損

SG 容器内のナトリウム／水バウンダリNa と水との障壁・ 2 重管によるバックアップ

多量の Na-水の接触防止

SG エンクロージャ

SG 容器破損時の Na 閉じ込め
Na の炎焼抑制

・ 密閉性確保・ 内部窒素雰囲気

SG 容器とエンクロージャの同 圧力チェック
時バウンダリ破損

243

念のため VTM-2 を行う

体積検査＋水素計連続 漏えい量を 0.1g/s 以下
監視（伝熱管）に制限することを目標

表 2.1.3-75 (4/4)

機

器

部

位

安全性に係わる機能

NSSS 及び燃取系の各機器の安全機能と ISI 要求

安全機能維持・安全性確保のための設計対応

安全性確保のために防止すべき破損モード

ISI 要求２次系配管（ 主 配 管 、 DRACS 、PRACS）

２次冷却材バウンダリ
CV バウンダリ（一部のみ）

・ エンクロージャによる Na 漏えい時のバックアップ ２次系配管とエンクロージャ 連続漏えい監視・ 外面を窒素ガス雰囲気（Na 漏えい時の Na 火災防止） の同時バウンダリ破損（DRACS 及び PRACS のCV バウンダリ破損を検知で 配管）
きないこと

２次系配管エンクロー
ジャ

２次系配管破損時の Na 閉じ込め
Na の炎焼抑制
CV バウンダリ（一部のみ）

・ 密閉性確保・ 内部窒素雰囲気

エアクーラ伝熱管（DRACS、PRACS、EVST
崩壊熱除去系）

２次系 Na と空気の熱交換（崩壊熱を空 ・ 2 重管構造によるバックアップ
気へ）・ 2 重管内は窒素雰囲気
２次冷却材バウンダリ

EVST（貯蔵容器）

EVST 内 Na バウンダリ
EVST 内燃料の支持

EVST（外容器）

EVST（貯蔵容器）破損時の Na 液位確保 ・ 密閉性確保
放射性 Na の炎焼抑制
・ 内部窒素雰囲気

EVST（貯蔵容器）と EVST（外 漏えい試験容器）の同時バウンダリ破損 又は VTM-1 による貫通
き裂の検知

EVST 回転ラック

EVST 内燃料保持

・ 剛性確保

大規模破損

EVST デッキ

EVST 内燃料の支持
カバーガスバウンダリ

・ ボックス構造による剛性確保（多様性）
大規模破損（支持剛性喪失） 連続漏えい監視・ 熱遮蔽層による熱保護（多数ボルトによる取付け） カバーガスバウンダリの大規模破損

EVST 内冷却コイル

EVST１次 Na と冷却コイルの２次系 Na ・ ２次側を高圧にしてリークイン確保との熱交換（崩壊熱を冷却コイルの２ ・ ２次 Na バウンダリによるバックアップ
次系へ）
EVST１次冷却材バウンダリ及び CV バウ
ンダリ形成

バウンダリ破損を検知できな 連続漏えい監視
いことEVST カバーガス系配管 圧力保持範囲（第 1 止め弁まで）

EVST１次カバーガスバウンダリ

・ 外管による漏えい時のバックアップ

配管と外管の同時バウンダリ 連続漏えい監視
破損

EVST カバーガス系配管
外管

Na の炎焼抑制

・ 密閉性確保・ 内部窒素雰囲気

配管と外管の同時バウンダリ 漏えい試験による漏洩
破損
検知

EVST 崩壊熱除去系配管

EVST２次冷却材バウンダリ

・ エンクロージャによる Na 漏えい時のバックアップ 配管とエンクロージャの同時 連続漏えい監視・ 外面を窒素ガス雰囲気（Na 漏えい時の Na 火災防止） バウンダリ破損

上記のエンクロージャ

EVST２次系配管破損時の Na 閉じ込め
Na の炎焼抑制

・ 密閉性確保・ 内部窒素雰囲気

２次系配管とエンクロージャ 漏えい試験の同時バウンダリ破損
漏えい率試験（CV バウ
CV バウンダリ破損を検知で ンダリ）
きないこと
2 重管の同時バウンダリ破損

内管は連続漏えい監視
外管は圧力チェック・ EVST（外容器）による Na 漏えい時のバックアップ EVST（貯蔵容器）と EVST（外 連続漏えい監視・ 外面を窒素ガス雰囲気（Na 漏えい時の Na 火災防止） 容器）の同時バウンダリ破損－

２次系配管とエンクロージャ 漏えい試験（CV バウンの同時バウンダリ破損
ダリ）
漏えい率試験

244

備

考

245

表 2.1.3.76

大型炉-1500

全体建設工程表（案）

246

タービン

２次冷却系

１次冷却系

原子炉構造

プラント全般

日数
項目

3

4

5

6

9

漏洩試験

8

モータ取外

ターニング、真空破壊

ECT,RF-ECT検査準備

11

12

13

14

18

19

制御棒交換

17

21

22

23

24

25

タービン開放点検

UT検査用の水張り及びUT検査準備

27

28

漏洩確認

29

30

32

33

34

36

37

炉物理試験

35

タービン起動試験

起動試験

UT検査

総合インタロック試験

38

39

43

復旧及び予熱44

昇温

２次ナトリウム充填

40 41 42
発電機併入

45

[備考]
①太線は、クリティカルパスを示す。

GT/G自動起動試験

CRD性能試験

31

タービン組立・調整・洗浄

片付け、清掃

電気品点検Ｂループ

C/V隔離弁機能検査

格納容器ハッチ漏洩試験

計装品点検、交換

カップリング結合試験

26

格納容器ハッチ閉

燃交後始末

燃料交換

格納容器局部漏洩率試験

20

ポンプモータ軸受分解点検（軸封部交換）

燃交準備

16

Aループ

15

検査機器の交換

ECT,RF-ECT検査

モータ取付

炉心支持構造等ISI

10

カップリング切離

降温、２次ナトリウムドレン

減衰待ち

7

ポンプ点検準備、解線

原子炉容器ISICRD駆動部点検

降温

格納容器ハッチ開

1
2
発電機解列

表 2.1.3.77 大型炉-1500MXH 定期検査工程表（案）[標準点検]

247

タービン

２次冷却系

１次冷却系

原子炉構造

プラント全般

日数
項目

3

4

5

6

9

漏洩試験

8

ターニング、真空破壊

Aループ

モータ取外

ECT,RF-ECT検査準備

11

12

13

14

15

16

17

18

21

カップリング結合試験

タービン開放点検

22

23

漏洩確認

計装品点検、交換

UT検査用の水張り及びUT検査準備

検査機器の交換

ECT,RF-ECT検査

モータ取付

20

回転プラグ分解点検

19

ポンプモータ軸受分解点検（軸封部交換）

炉心支持構造等ISI

10

カップリング切離ポンプ点検準備、解線

7

降温、２次ナトリウムドレン

減衰待ち

原子炉容器ISICRD駆動部点検

降温

格納容器ハッチ開

1
2
発電機解列

25

27

燃交準備

26

30

31

32

33

34

35

タービン起動試験

起動試験

36

37

38

39

40

UT検査

42

44

復旧及び予熱45

46

49

C/V全体LRT48

総合インタロック試験

47

51

53

57

昇温

54 55 56
発電機併入

CRD性能試験

52

炉物理試験

50

58

[備考]
①太線は、クリティカルパスを示す。

GT/G自動起動試験

43

C/V隔離弁機能検査

41

２次ナトリウム充填

格納容器ハッチ漏洩試験

格納容器ハッチ閉

燃交後始末

燃料交換

格納容器局部漏洩率試験

タービン組立・調整・洗浄

片付け、清掃

29

CR交換

28

電気品点検Ｂループ24

表 2.1.3.78 大型炉-1500MXH 定期検査工程表（案）[標準外点検]

5960

表 2.1.3-79

項目ナトリウム大型炉の物量データ比較

MOX 燃料MOX 燃料高内部転換型炉心

コンパクト型炉心

プラント

プラント

金属燃料炉心
プラント

原子炉構造

(t)

1065

910

920

１次系

(t)

852

787

852

２次系

(t)

1285

1285

1285

NSSS 物量合計(t)

3202

2982

3057

(m3)

15.1 万13.0 万15.5 万タービン建屋(m3)19.0 万19.0 万19.0 万

原子炉建屋

248

249

図 2.1.3-1 大型 MOX 燃料高内部転換型代表炉心の燃料集合体概念図(導入期炉心)[単位：mm]図 2.1.3-2 大型 MOX 燃料高内部転換型代表炉心の炉心配置(導入期炉心)250

図 2.1.3-3 大型 MOX 燃料高内部転換型代表炉心の炉心配置(平衡期炉心)251

図 2.1.3-4 大型 MOX 燃料高内部転換型代表炉心の流量領域区分(導入期炉心)252

被覆管肉厚中心温度（℃)

700

680

660

640
第1流量領域
第2流量領域
第3流量領域
第4流量領域

620

600
0

800

1600
炉内滞在日数 （日）

2400

3200

1600
炉内滞在日数 （日）

2400

3200

700

被覆管肉厚中心温度（℃)

680

660

640
第5流量領域
第6流量領域
第7流量領域
第8流量領域620

600
0

図 2.1.3-5800

大型 MOX 燃料高内部転換型代表炉心の CDF 評価対象燃料ピンの被覆管最高温度履歴(導入期炉心)253

図 2.1.3-6 大型 MOX 燃料高内部転換型代表炉心の高速中性子束等高線図(導入期炉心)254

Pu-238
Pu-240Pu-242

TRUのPu組成 (wt%)

100

Pu-239Pu-241

MA
MA

MA

組成①

組成②

MA

MA

80

60

40

20

0
高速炉
多重ﾘｻｲｸﾙ
TRU

組成③

組成④

軽水炉使用済燃料回収TRUモデルケース

図 2.1.3-7 軽水炉使用済燃料回収 TRU の代表的な組成の Pu 組成

Np-237

Am-241

Am-243

Cm-244

TRUのMA組成 (wt%)

30

20

10

0
高速炉
多重ﾘｻｲｸﾙ
TRU

組成①

組成②

組成③

軽水炉使用済燃料回収TRUモデルケース

図 2.1.3-8 軽水炉使用済燃料回収 TRU の代表的な組成の MA 組成

255

組成④

崩壊熱 (W/kg-HM)

30

20

10

0
LWR

ALWR

高速炉
多重ﾘｻｲｸﾙ

ﾌﾟﾙｻｰﾏﾙ軽水炉使用済燃料回収TRU

図 2.1.3-9 大型 MOX 燃料高内部転換型炉心における TRU 組成変動
(極端な組成)の新燃料崩壊熱への影響

256

被覆管肉厚中心温度

（℃）

700

680

660

640

620

内側炉心燃料最高燃焼度ピン(第1流量領域)
外側炉心燃料最高燃焼度ピン(第5流量領域)6000

図 2.1.3-10

800

1600
炉内滞在日数

2400

3200

（日）

ALWR 使用済燃料回収 TRU 適用炉心の被覆管最高温度履歴

257

1.3

補正因子

1.2

1.1
最隣接ピン位置1.0

0.9← LLFP集合体隣接側

0.8
0.0

0.2
0.4
0.6
0.8
隣接ドライバ燃料集合体内位置（相対値）

図 2.1.3-11

隣接ドライバ燃料集合体内出力分布（大型 MOX 燃料炉心）

図 2.1.3-12

LLFP 集合体概念図（大型 MOX 燃料炉心）

258

1.0

図 2.1.3-13

LLFP 核変換炉心の炉心配置図(大型 MOX 燃料炉心)

259

1.6
ﾀｰｹﾞｯﾄ最高温度(Tcﾋﾟﾝ)
被覆管最高温度(Tcﾋﾟﾝ)
ﾀｰｹﾞｯﾄ最高温度(Iﾋﾟﾝ)
被覆管最高温度(Iﾋﾟﾝ)
減速材最高温度(Zr-Hﾋﾟﾝ)
被覆管最高温度(Zr-Hﾋﾟﾝ)
隣接集合体出口温度差

制限条件に対する相対値 (-)

1.4
1.2
1.0
0.8
0.6
0.4
0.2

3.7 kg/s

16.0 kg/s

0.0
0.0

2.0

4.0

6.0
8.0
10.0
12.0
LLFP集合体流量 (kg/s)

14.0

16.0

18.0

図 2.1.3-14 集合体流量と LLFP ピン・減速材ピン・集合体の温度に関する
制限値の関係 (大型 MOX 燃料炉心)

H/Zr比(LLFP集合体流量10kg/s)
H/Zr比(LLFP集合体流量8kg/s)
H/Zr比(LLFP集合体流量7kg/s)
ｶﾞｽ内圧(LLFP集合体流量10kg/s)
ｶﾞｽ内圧(LLFP集合体流量5kg/s)
CDF(LLFP集合体流量10kg/s)
CDF(LLFP集合体流量5kg/s)

制限条件に対する相対値 (-)[H/Zr比、ｶﾞｽ内圧]

1.4
1.2

1.0E+01
1.0E+00
1.0E-011.0

1.0E-020.8

1.0E-030.6

1.0E-040.4

1.0E-050.2

1.0E-06

0.0

1.0E-07
0.0

2.2

4.4

6.6
8.8
照射期間 (年)

11.0

13.2

15.4

図 2.1.3-15 照射期間と H/Zr 比・ガス内圧・CDF の関係(大型 MOX 燃料炉心)260

制限条件に対する相対値 (-) [CDF]

1.6

261

図 2.1.3-16ステンレス鋼反射体 (96体)

40mm

950mm

1,850mm

大型金属燃料高出口温度型炉心の炉心配置図（平衡期炉心）

B 後備系制御棒 (7体)

Zr-H遮へい体 (210体)

B

B

主系制御棒 (21体)BB

外側炉心燃料集合体 (348体)

BB

内側炉心燃料集合体 (297体)

B

B

30mm

3分の1炉心（回転対称）

5
5

4
3
3
2
1
1
1
1
1
1
1
BCR
1

1
1

1

1

1

1

1

1

1

1

1

1

1

1

1
1

BCR

1

1

2

1

2

3
3

4

5
5
内側炉心

4
5

4
5
5

外側炉心

5

4
5

4

PCR 主系制御棒

5

4
5

5
5

4

5

3

4

5
5

4
4

4

3

5
4

4

3

3
3

3
3

4

3

4

3

3
3

3

3

3

4

3

3

3

3

5

3
3

3

3

3

3

3

PCR

3
3

2
2

2
2

PCR
2

2

5

4

3

2

4

3

3

5

3

3

PCR
2

2

2

1
1

2

4

3

2

5

3

3

2
2

2
2

1

1

2

4

3

2

5

3

3

2
2

2

1
1

1

2

4

3

2

5

3

3

2
2

1

1

1

BCR

4

3

PCR

5

3

3

2
2

1

1

PCR

1

4

3

2

5

3
3

3

1
1

1

1

1

1
1

1

1

5

PCR

4

3

2

5

4

3

1
1

5

3

2

1
1

1

1
1

4

3
PCR

1

1

1
1

1

1

1

2

5

3
3

2

1

4

5
N

流量領域番号

BCR 後備系制御棒

流量領域代表集合体

図 2.1.3-17

大型金属燃料高出口温度型炉心の流量配分領域図（平衡期炉心）

262

263

図 2.1.3-18ステンレス鋼反射体 (96体)

40mm

950mm

120mm

大型金属燃料高出口温度型炉心の炉心配置図（導入期炉心）B 後備系制御棒 (7体)

Zr-H遮へい体 (210体)

B

主系制御棒 (21体)BB

外側炉心燃料集合体 (348体)

B

B

B

内側炉心燃料集合体 (297体)

BB

1,850mm

30mm

264

40mm

1,000mm1,850mm

大型金属燃料高出口温度型炉心の炉心配置図（高燃焼度化平衡期炉心）

B 後備系制御棒 (7体)ステンレス鋼反射体 (96体)

図 2.1.3-19

Zr-H遮へい体 (210体)

B

B

主系制御棒 (21体)BB

外側炉心燃料集合体 (246体)

BB

内側炉心燃料集合体 (399体)

B

B

30mm

265

40mm

1,000mm

150mm

大型金属燃料高出口温度型炉心の炉心配置図（高燃焼度化導入期炉心）B 後備系制御棒 (7体)ステンレス鋼反射体 (96体)

図 2.1.3-20

Zr-H遮へい体 (210体)

B

B

主系制御棒 (21体)BB

外側炉心燃料集合体 (246体)

BB

内側炉心燃料集合体 (399体)

BB

1,850mm

30mm

1.3

補正因子

1.2

1.1

最隣接ピン位置1.0

0.9← LLFP集合体隣接側

0.8
0.0

0.2
0.4
0.6
0.8
隣接ドライバ燃料集合体内位置（相対値）

図 2.1.3-21 隣接ドライバ燃料集合体内出力分布(大型ナトリウム冷却金属燃料炉心)

図 2.1.3-22 LLFP 集合体概念図（大型ナトリウム冷却金属燃料炉心）

266

1.0

図 2.1.3-23 LLFP 核変換炉心の炉心配置図(大型ナトリウム冷却金属燃料炉心)

267

1.6
ﾀｰｹﾞｯﾄ最高温度(Tcﾋﾟﾝ)
被覆管最高温度(Tcﾋﾟﾝ)
ﾀｰｹﾞｯﾄ最高温度(Iﾋﾟﾝ)
被覆管最高温度(Iﾋﾟﾝ)

制限条件に対する相対値 (-)

1.4

減速材最高温度(Zr-Hﾋﾟﾝ)
被覆管最高温度(Zr-Hﾋﾟﾝ)
隣接集合体出口温度差

1.2
1.0
0.8
0.6
0.4
0.2

4.2 kg/s

18.5 kg/s

0.0
2.0

図 2.1.3-24

1.6

6.0

8.0
10.0
12.0
14.0
LLFP集合体流量 (kg/s)

16.0

18.0

1.2

20.0

集合体流量と LLFP ピン・減速材ピン・集合体の温度に関する
制限値の関係 (大型ナトリウム冷却金属燃料炉心)

1.0E+01

H/Zr比(LLFP集合体流量11kg/s)
H/Zr比(LLFP集合体流量9kg/s)
H/Zr比(LLFP集合体流量8kg/s)
ｶﾞｽ内圧(LLFP集合体流量15kg/s)
ｶﾞｽ内圧(LLFP集合体流量10kg/s)
CDF(LLFP集合体流量15kg/s)
CDF(LLFP集合体流量10kg/s)

1.4
制限条件に対する相対値 (-)[H/Zr比、ｶﾞｽ内圧]

4.0

1.0E+00
1.0E-011.0

1.0E-020.8

1.0E-030.6

1.0E-040.4

1.0E-050.2

1.0E-06

0.0

1.0E-070.0

図 2.1.3-25

1.8

3.6
5.4
照射期間 (年)7.2

9.0

照射期間と Zr-H 水素割合・ガス内圧・CDF の関係(大型ナトリウム冷却金属燃料炉心)268

制限条件に対する相対値 (-) [CDF]

0.0

回転プラグルーフデッキ

CL 配管

HL 配管

二重 DP

炉心上部機構21200

φ10700

炉心槽

原子炉容器
ガードベッセル

図 2.1.3-26ナトリウム冷却大型炉269

原子炉構造立面図

炉内液位計
炉内NIS
炉心槽
回転プラグ駆動部

DHX
C L
C T

C T

H L

2865

H L

330

DN-FFD装置

回転プラグ

C L

SV-FFDLC L

C L

DN-FFD装置
燃料交換機

図 2.1.3-27ナトリウム冷却大型炉

270

原子炉構造平面図

隔壁

中間プレナム

炉心槽

入口配管
スライドジョイント

12200

炉心支持
スカート

炉心支持
構造物
入口配管
ノズル

下部鏡
デブリ受皿
溢出機構

図 2.1.3-28

原子炉下部構造271

B４C ペレット

被覆管
スペーサワイヤ
制御棒案内管内・外側シュラウド管
保護管

調整棒断面

調整棒集合体

調整棒組立体

制御棒要素組立体

図 2.1.3-29

主炉停止系制御棒集合体272

図 2.1.3-30

SASS 構造273

274

図 2.1.3-31

原子炉冷却系 系統構成図

図 2.1.3-32

ポンプ組込型中間熱交換器 概念図275

図 2.1.3-33

ポンプ組込型中間熱交換器 解析モデル図276

大型炉の固有振動数解析結果：調整設計後の評価「部位」欄で+は同相、－は逆相を表す

図 2.1.3-34

・ 網掛け部は試験結果から実機でも励起されることが想定される、又は管束部の固有値であり、共振回避の調整設
計対象の振動モード
・ ポンプの想定される運転モードは以下のとおり
1.1～1.7Hz：±20％低温停止時回転数(15%)
3.7～4.4Hz：±10%起動初期回転数(44%)
7.4～11.0Hz：±20％定格回転数(100%)277

大型炉固有振動数評価結果と調整設計

42/43 次回転軸の軸振動として今後詳細評価の予定。

26/27 次モード
本モードは R&D の結果、解析モデルは固有振動数を 10％高く評価する知見が得られている。
調整設計前は 11Hz 程度の固有値となりポンプ定格回転数と共振。調整設計の一例として図 4 のとおりフローシュラウド及びポンプ隔壁の各板厚を 25→30mm とすることにより、本モードの固有振動数は 12.9～13.1Hzと評価され、共振回避した。

調整設計なしでポンプ回転と共振しないと判断

試験で励起されない又はシェルモード振動であり、構造及び伝熱管の健全性に影響を与えないと判断した。

5/6 次、14/15 次モード
調整設計前は 4.2Hz で起動初期回転数と共振。調整設計の一例として図 4のとおり、一部のバッフル板同士を接続することにより管束部の剛性を増加させ、ポンプとの運転振動数と共振回避した。
(本モードは試験では断熱ガス層ノミナル液位では励起されず、満水液位及び中間液位では励起された）

1/2 次モード
耐震性の観点で剛性向上の必要がありポンプケーシング径を 1350（1Hz に近づく）→1700mm に変更(機器振動とは関係ない）

調整設計

278

図 2.1.3-35

1 次系配管引き回し方式 概念図

２次 Na ポンプ
直管２重管 SG

２次系 Na 主配管

１次系
Na 主配管

原子炉容器

中間熱交換器/１次 Na ポンプ

図2.1.3-36

大型炉冷却系系統概念図279

図 2.1.3-37

直管２重管蒸気発生器の構造と主要目

280

蒸気
プレナム

蒸気

Na入口

Na

蒸気プレナム

球形管板

整流板
Na入口
ノズル

Na入口

堰
胴ベローズ
伝熱管支持板Na[上部Na入口プレナム整流構造]

給水プレナム
給水図2.1.3-38

直管２重管蒸気発生器の上部Na入口プレナム構造281

[２枚管板構造]

蒸気管板

蒸気室

内管
蒸気管板

He
He

外管

Na管板
Ar

Na管板

Na液面

[１枚管板構造]

端部溶接用リング

１枚管板

蒸気室
内管
外管

1枚管板
Ar
Na液面

2重管-1枚管板継手

図2.1.3-39

直管２重管蒸気発生器の管－管板構造

282

283

ブロワ削除

ダンパ二重化（50%×２）
二重伝熱管
電磁ポンプ削除

崩壊熱除去系の系統概念

ポニーモータ削除

図 2.1.3-40

PRACS（２系統）
ダンパ二重化（50%×２）
二重伝熱管

常用電源のブロワ

電磁ポンプ削除DRACS（１系統）

284

*3

ブロータンク

換気空調系

給水系

SG出口
放出弁

DHRS-C膨張
タンク

ダンプタンク-A

44B

アルゴンガス供給系

気体廃棄物処理系

DHX

原子炉容器

*5

１次アルゴンガス系

気体廃棄物処理系

１次冷却系B

ポンプ組込型
IHX-B

34B×2本50B

図 2.1.3-41

44B

補助ナトリウム系設備の概要*6

１次アルゴンガス系

44B

44B

SG-A

44B

SG出口
放出弁

16B

２次系ダンプタンク-A

大気*4

２次ナトリウム充填ドレン系

２次アルゴンガス系

タービン

給水ポンプ

Na-水反応生成物放出系(1ループ)
換気空調系

点火器

SG-B

*1

*4
２次系ダンプタンク-A

ブロータンク

SG入口放出弁

２次系
ポンプ-A

SG-B

*2

供給ヘッダ

アルゴンガス供給系

換気空調系

２次アルゴンガス系A
排気ヘッダ

２次主冷却系A

ダンプタンク-B

膨張
タンク（ＰＲＡＣＳ）

DHRS-A

気体廃棄物処理系

１次冷却系A

ポンプ組込型
IHX-A*6
１次系ダンプタンク-A*5
１次系ダンプタンク-B

供給
ヘッダ

１次アルゴンガス系

格納容器

１次ナトリウム充填ドレン系
１次系ダンプタンク-A
１次系ダンプタンク-B

44B

DHRS-B （ＤＲＡＣＳ）（ＰＲＡＣＳ）

膨張タンク

２次主冷却系B

44B

SG-B

44B

排気
ヘッダ

２次系ダンプタンク-B

SG入口放出弁

２次系
ポンプ-B

２次アルゴンガス系

*3

*1

*2

蒸気系

２次系ダンプタンク-B

供給ヘッダ

20B

アルゴンガス供給系

換気空調系

２次アルゴンガス系Ｂ

20B

285

サイクロン
セパレーター

図 2.1.3-42

Lナトリウム・水反応対策設備の概要

L

L

水素濃度計

Na 液位計286

図 2.1.3-43ナトリウム漏えい対策設備の概要

287

図 2.1.3-44

水・蒸気系およびタービン設備概略系統図

288

図 2.1.3-45

ナトリウム冷却大型炉の MOX 燃料取扱設備概念図

289

図 2.1.3-46ナトリウム冷却大型炉の金属燃料取扱設備概念図

290

図 2.1.3-47

非常用電源設備概念図（大型炉）

図 2.1.3-48

出力領域中性子束高信号の構成291

図 2.1.3-49

気体廃棄物処理設備系統構成図

図 2.1.3-50

液体廃棄物処理設備系統構成図292

図 2.1.3-51

固体廃棄物処理設備系統構成図293

図 2.1.3-52

補機冷却系設備系統構成図294

図 2.1.3-53

制御用圧縮空気供給設備系統構成図

図 2.1.3-54

所内用圧縮空気供給設備系統構成図295

図 2.1.3-55

図 2.1.3-56

補助蒸気供給設備系統構成図

アルゴンガス供給設備系統構成図296

図 2.1.3-57

297

建屋配置

注 1：手動トリップ等、水系運転可能の場合
注 2：外電喪失、復水器真空度低等、水系運転不能の場合
注 3：PRACS、DRACS を示す。

図 2.1.3-58

プラント運転サイクル

図 2.1.3-59

通常起動・停止曲線298

図 2.1.3-60

手動トリップ時の事象推移図299

図 2.1.3-61

プラント制御系構成

100%

プラント出力

50%

０

12

15

21
時

図 2.1.3-62

24間

典型的な日負荷追従運転パターン(12-3-6-3)300

図 2.1.3-63

ポンプ組込型 IHX バウンダリベローズの検査概念図

図 2.1.3-64

ディッププレートの補修概念図

301

302

回転プラグ貫通孔半径

回転プラグ貫通孔半径+60

遮へい層取付フランジ外周部

φ

図 2.1.3-65

炉内配管の補修概念図

ＩＨＸ

プラバッグ

切断部材

図 2.1.3-66

補修時の空間線量率の評価結果

303

304

図 2.1.3-67(2) IHX 伝熱管破損位置の同定

ポンプ組込型 IHX の補修概念図(1) IHX ポンプキャスク構造概念図（プラグなどのマーキング可能な装置も設置）

仮設クレーン

蓋

上部遮へい胴上部遮へい胴IHX

仮設クレーン
接続

下部遮へい胴下部遮へい胴下部遮へい胴下部遮へい胴蓋

上部遮へい胴上部遮へい胴IHX

下部遮へい胴(ﾘﾌﾀにて押し上げ)
上部遮へい胴(リフタにて押し上げ)

リフタ
リフタ

図 2.1.3-68

ポンプ組込型 IHX 本体の取替工法概念図

305

306

図 2.1.3-69

原子炉容器引抜き方法概念図

図 2.1.3-70

蒸気発生器引抜き方法概念図

2.1.4 中型モジュール炉代表概念の構築
2.1.4.1 炉心燃料設計(1) MOX 燃料炉心(i)

代表概念の選定
中型 MOX 燃料炉心について、前記 2.1.1.3 項で構築した高内部転換型炉心とコンパクト型
炉心の仕様、特性および性能の比較検討を行い代表とする炉心概念を選定した。
表 2.1.4-1 に中型 MOX 燃料高内部転換型炉心とコンパクト型炉心の主要な仕様と核特性の比較を示す。
表 2.1.4-1 において、高内部転換型炉心はコンパクト型炉心に比較して、ブランケット燃料を含めた全炉心取出平均燃焼度が 32%高く、運転サイクル長さが 49%（8.6 ヶ月）長いことから、燃料サイクルコストおよび稼動率に優れている。コンパクト型炉心は高内部転換型
炉心に比較して遮へい体外接円径が小さく建設コストの点では優位といえるが、発電コストの資本費で比較するとその差は僅かである。このことから、経済性は燃料サイクルコストが低く、稼動率の高い高内部転換型炉心が優れている。なお、初装荷炉心の核分裂性 Pu 重量が高内部転換型炉心に比較して低いことから資源の有効利用の点では優れているが、高内部転換型炉心も FBR 導入シナリオへの適合性に問題ない見通しである。
以上のことから、炉心に与えられた条件、性能要求を全て満足し、経済性に優れた高内部転換型炉心を中型 MOX 燃料炉心の代表概念として選定した。

(ii) 設計評価(a) 評価内容
前記(i)項において、中型 MOX 燃料炉心の代表概念として高内部転換型炉心を選定した。
本項では代表炉心概念として選定した中型 MOX 燃料高内部転換型炉心について、FBR 導入期炉心と FBR 平衡期炉心を構築し、核特性、熱流力特性および燃料健全性に関する評価を行い、炉心・燃料仕様、炉心特性および性能を明らかにした。
表 2.1.4-2 に、中型炉代表炉心の設計検討における主要な条件であるプラント仕様、燃料の基本的な仕様、燃料健全性および安全設計からの制限条件、他設計との取合条件を示す。
表 2.1.4-2 において、中型炉のプラント仕様に関する設計条件としては、炉心熱出力が1,785MWt、原子炉出口および入口温度が 550℃および 395℃、一次冷却材流量が 9,083kg/sである。
炉心・燃料の基本仕様としては、燃料形態が MOX、炉心型式が均質２領域炉心、再臨界回避方策が改良内部ダクト型燃料集合体であり、炉心燃料の TRU は高速炉多重リサイ
クル組成（設計標準）である。新燃料の FP 混入率 0.2Vol%（0.14wt%）は、MOX 燃料再処理システムの有望概念として選定された先進湿式法における製品への FP 移行率を基に設定したものである。
炉心材料は被覆管が ODS 鋼、ラッパ管が PNC-FMS 鋼である。
制限条件としては、ULOF 起因過程における即発臨界回避のための安全要求であるナト
リウムボイド反応度 6＄程度以下、炉心高さ 100cm 程度以下、炉心平均比出力
40kW/kg-MOX 程度以上と燃料健全性確保のための条件である最大線出力 430W/cm 以下、

307

高速中性子照射量 5×1023 n/cm2 以下、被覆管最高温度（肉厚中心）700℃以下、通常運
転時の CDF 0.5 以下がある。
燃料製造およびプラント設計との取合条件としては、燃料のスミア密度が炉心 82%、ブランケット 90%、遮へい体外接円径が 5.5m 程度以下、燃料バンドル部の圧損が 0.2MPa程度以下があり、制御棒については切込み付き UIS に対応した配置とすることとしている。
炉心性能の目標としては、増殖比が FBR 導入期炉心に対して 1.1 程度、FBR 平衡期炉心に対して 1.03 程度、取出平均燃焼度は、炉心部が 150GWd/t 程度、全炉心（ブランケット燃料を含む）が 60GWd/t 程度以上、運転サイクル長さは 18 ヶ月以上である。
(b) 炉心・燃料仕様
表 2.1.4-3 に、中型 MOX 燃料高内部転換型平衡期炉心の主要仕様を示し、表 2.1.4-4 には、炉心・燃料仕様を示す。炉心高さは 100cm、軸方向ブランケット厚さは上部が 20cm、下部が 25cm、炉心の等価直径は 383cm である。炉心燃料集合体は改良内部ダクト型であり、燃料ピンの本数は 255 本、ピン径が 10.4 mm である。
図 2.1.4-1 に炉心配置を示す。炉心燃料集合体は、内側炉心が 157 体、外側炉心が 129
体の合計 286 体であり、径方向ブランケット燃料集合体は設置していない。制御棒は主炉停止系が 21 本、後備炉停止系が 6 本であり、配置は切込付コラム型 UIS に対応するとともに SASS の設置を考慮したものとしている。径方向遮へい体は 3 層であり、炉心の外側に SUS 遮へい体を 2 層、最外周に Zr-H 遮へい体を 1 層設置している。径方向遮へい体の外接円径は約 5.2m である。
上記の FBR 平衡期炉心の炉心・燃料仕様を基に、FBR 導入期炉心の仕様を設定した。
表 2.1.4-5 に、FBR 導入期炉心の主要仕様を示し、表 2.1.4-6 には、炉心・燃料仕様を示す。炉心・燃料仕様は、FBR 平衡期炉心の下部軸方向ブランケット厚さを 25cm から 20cmに変更したのみである。
図 2.1.4-2 に炉心配置を示す。炉心燃料集合体の配置および構成は FBR 平衡期炉心と同一であり、SUS 遮へい体の内側 1 層を径方向ブランケット燃料集合体（66 体）に変更したのみである。
(c) 核特性1)

評価手法・条件
主要な核特性評価手法を以下に示す。
・炉定数： 統合炉定数 ADJ2000R [7]・燃焼計算： 2 次元 RZ 体系拡散燃焼計算

・出力分布計算： 3 次元三角メッシュ拡散計算

・反応度係数計算： ドップラ係数

1 次近似摂動計算

ナトリウムボイド反応度

厳密摂動計算・制御棒価値計算 ： 3 次元三角メッシュ拡散計算
2)

評価結果
i)

平衡期炉心

308

表 2.1.4-7 に、中型 MOX 燃料高内部転換型平衡期炉心の主要な核特性を示し、表2.1.4-8 には重金属の物量収支を示す。本炉心の核特性は、炉心に課せられた条件、性能要求を全て満足しており、運転サイクル長さは 26.1 ヶ月であり、性能要求の 18 ヶ月を大幅に超えて達成している。炉心取出平均燃焼度は 146GWd/t、ブランケット燃料を含めた全炉心取出平均燃焼度は 104GWd/t であり性能要求である 60GWd/t より
約 70%高い値を示している。
増殖比は FBR 平衡期炉心の目標値である 1.03 を達成している。平衡サイクル末期におけるナトリウムボイド反応度は 5.0 $、ドップラ係数（Tdk/dT）は-5.5×10-3 であり、ナトリウムボイド反応度は制限条件の 6 $程度以下を十分に下回っている。
表 2.1.4-9 に、制御反応度収支の評価結果を示す。制御棒の仕様としては、主炉停止系、後備炉停止系ともに 10B 濃縮度が 80 wt%、吸収材 (B4C) の体積比が 31%である。原子炉停止系の機能条件としては、主炉停止系がワンロッドスタックで定格運転状態から低温停止が可能、後備炉停止系がワンロッドスタックで定格運転状態から高温停止、全数挿入時には低温停止が可能としている。主炉停止系の制御反応度収支としては、必要制御反応度（炉停止余裕 1 $を含む）が 5.0%Δk/kk'に対して、制御棒価
値が 5.4%Δk/kk'であり 0.4%Δk/kk'の反応度停止余裕を有して成立している。
後備炉停止系の必要制御反応度（事故時投入反応度 0.3%Δk/kk'を考慮）は、ワン
ロッドスタック時で 1.1%Δk/kk’、全数挿入時で 1.3%Δk/kk'である。これに対して
制御棒価値はワンロッドスタック時が 1.5%Δk/kk’、全数挿入時が 1.9%Δk/kk'であり、ワンロッドスタック時が 0.4%Δk/kk’、全数挿入時が 0.6%Δk/kk'の反応度停止
余裕を有して成立している。
上記のとおり本炉心は、プラント側との取合条件および安全の制限条件を満足しつ
つ、炉心性能の設計目標を達成している。
ii)

導入期炉心
表 2.1.4-10 に、中型 MOX 燃料高内部転換型導入期炉心の主要な核特性を示し、表2.1.4-11 には重金属の物量収支を示す。本炉心の核特性は、炉心に課せられた条件、性能要求を全て満足しており、運転サイクル長さは 27.4 ヶ月であり、性能要求の 18ヶ月を大幅に超えて達成している。ブランケット燃料を含めた全炉心取出平均燃焼度
は 86GWd/t であり、性能要求である 60GWd/t より約 40%高い値を示している。
増殖比は FBR 導入期炉心の目標値である 1.1 を達成している。平衡サイクル末期におけるナトリウムボイド反応度は 5.1 $、ドップラ係数（Tdk/dT）は-5.3×10-3 であり、ナトリウムボイド反応度は制限条件の 6 $程度以下を十分に下回っている。
上記のとおり本炉心は、プラント側との取合条件および安全の制限条件を満足しつ
つ、炉心性能の設計目標を達成している。

(d) 熱流力特性および燃料健全性
前記(c)項の中型 MOX 燃料高内部転換型平衡期炉心について、炉心の流量配分を設定し、熱流力特性および燃料健全性の評価を行った。

309

1)

評価手法・条件
熱流力特性および燃料健全性評価の主要な手法および条件はを以下に示す。
・1 次系流量･･････････････････････････････････ 9,083 kg/s
・被覆管最高温度評価用工学的安全係数･････････ 表 2.1.3-12 (実証炉設計例参照)
・圧力損失評価式･･････････････････････････････ Cheng-Todreas 式[2]・材料特性評価式：クリープ強度評価について、以下に示す ODS ｸﾘｰﾌﾟ破断強度式（FS フェーズⅡ設計評価用暫定式）を適用
LMP = (T + 273.15) (21.94 + log10 (3 tR))/1000= 45.93 – 9.943log10(SR)T： 温度 (℃)
tR： 破断時間 ( hr)
SR： 設計ｸﾘｰﾌﾟ破断応力強さ (MPa)(St ベースで適用、St = 0.8×SR)
内面腐食

金属燃料暫定評価式

外面腐食

ODS 鋼暫定評価式[3]・CDF 評価手法･･･････････････････････････････ 統計処理適用
2)

評価結果
図 2.1.4-3 に、燃料集合体の寿命中における最大燃料ピン出力を示す。図 2.1.4-3 の最大燃料ピン出力に基づき、内側炉心 3 領域、外側炉心 4 領域の流量領域区分を設定した。
図 2.1.4-4 に設定した炉心の流量領域区分を示し、表 2.1.4-12 には各流量領域への流量配分と熱流力特性を示す。炉心に配分する流量は 8718.6kg/s であり、一次系流量の 96%である。被覆管最高温度は内側炉心が 698℃、外側炉心が 700℃であり制限条件である
700℃以下を満足している。バンドル部圧損は最大で 0.22MPa であり、取合条件である
0.2MPa 程度以下を満足している。
上記のとおり本炉心の熱流力設計は成立している。
次に、核および熱流力特性評価結果を基に行った燃料健全性（CDF)の評価結果を示す。CDF 評価（通常運転時）は、最高燃焼度ピンと各流量領域の被覆管最高温度ピンを対象とした。表 2.1.4-13 に CDF 評価対象燃料ピンの出力履歴および燃焼度を示し、表2.1.4-14 および図 2.1.4-5 には被覆管最高温度の履歴を示す。表 2.1.4-15 に CDF 評価結果を示す。表 2.1.4-15 において、CDF は内側炉心の最大が 0.45、外側炉心の最大が 0.21
であり、制限条件の 0.5 以下を満足している。

(iii) TRU 組成変動の影響
前記(ⅱ)項で構築した中型 MOX 燃料高内部転換型導入期炉心を対象として、軽水炉の使用済燃料から回収した TRU 組成を適用した場合の炉心・燃料設計への影響について検討し

310

た。
(a) TRU 組成
TRU 組 成 変 動 の 影 響 評 価 に 用 い た 軽 水 炉 使 用 済 燃 料 回 収 TRU 組 成 は 、 前 記
2.1.3.1(1)(ⅲ)項の大型炉を対象とした検討に用いた代表的な組成と極端な組成である。
(b) 核特性1)

評価内容
中型 MOX 燃料高内部転換型導入期炉心を対象として、軽水炉使用済燃料回収 TRU
組成を適用した場合の核特性および新燃料崩壊熱への影響評価を行った。

2)

評価手法・条件
主要な核特性評価手法を以下に示す。
・炉定数： 統合炉定数 ADJ2000R [7]・燃焼計算： 2 次元 RZ 体系拡散燃焼計算

・反応度係数計算 ： ドップラ係数

1 次近似摂動計算

ナトリウムボイド反応度3)

厳密摂動計算評価結果
i)

代表的な組成表 2.1.4-16 に、軽水炉使用済燃料回収 TRU の代表的な組成を用いた場合の核特性を設計標準 TRU 組成（高速炉多重リサイクル TRU）の結果と併せて示す。表 2.1.4-16
において、軽水炉使用済燃料回収 TRU の代表的な組成を用いた場合、燃焼反応度は
設計標準 TRU 組成を用いた場合に比較して減少し、増殖比は増加している。ここで、軽水炉使用済燃料回収 TRU 組成を用いた場合の燃焼反応度および増殖比への影響は共に設計標準 TRU 組成に比較して MA 含有率が高いことに起因し、親核種量が多い
ことにより燃焼反応度が減少、捕獲反応断面積の大きな．Np が多いことにより増殖比が増加したものと考える。
ナトリウムボイド反応度は設計標準 TRU 組成を用いた場合に比較して増加しているが、何れも設計条件である 6$程度以下を満足している。ここで、軽水炉使用済燃料
回収 TRU 組成を用いた場合のナトリウムボイド反応度の増加は MA による低エネル
ギー側（keV 領域）での捕獲反応の減少と高エネルギー側（MeV 領域）での核分裂反応の増加が主な要因と考えられる。また、ドップラ係数は設計標準 TRU 組成を用いた場合に比較して絶対値が減少している。
以上、軽水炉使用済燃料回収 TRU の代表的な組成を用いた場合、燃焼反応度および増殖比に対する影響は炉心設計にとって有益なものである。一方、ナトリウムボイ
ド反応度およびドップラ係数に対する影響は不利益なものではあるが、その程度は小さく設計成立の見通しである。

ii)

極端な組成
表 2.1.4-17 に、軽水炉使用済燃料回収 TRU の極端な組成を用いた場合の核特性を

311

設計標準 TRU 組成（高速炉多重リサイクル TRU）の結果と併せて示す。表 2.1.4-17
において、増殖比は高速炉多重リサイクル組成に用いた場合と比較して増加、燃焼反
応度は減少する。ナトリウムボイド反応度は高速炉多重リサイクル組成を用いた場合と比較して増加するが、LWR および ALWR の TRU に関しては制限を満足する。しかしながら、プルサーマルの TRU を単一で適用した場合には制限を超過するため、
FBR 回収 TRU 等との混合が必要となる。ドップラ係数は絶対値が減少し、ナトリウ
ムボイド反応度／ドップラ係数（絶対値）の比が増加する。また、流量配分計画の指標である規格化包絡熱出力は、高速炉多重リサイクル TRU と同等であり、設計成立の見通しである。
図 2.1.4-6 に、軽水炉使用済燃料回収 TRU の極端な組成を用いた場合の新燃料崩壊
熱を設計標準 TRU 組成（高速炉多重リサイクル TRU）の結果と併せて示す。図 2.1.4-6
において、新燃料の崩壊熱は高速炉多重リサイクル組成に用いた場合に比較して増加し、プルサーマル回収 TRU を適用した場合が最大となるが、20W/kg-HM 程度であり対応可能な見通しである。
(iv) LLFP 核変換特性
1)

評価内容
選定された代表炉心を基準炉心として、LLFP 集合体を装荷した核変換炉心の設計検討を行い、本炉心に関する LLFP 核変換特性の評価を行う。ここで、LLFP 集合体の装荷法としては、2.1.1.3(1)項の検討結果に基づき、LLFP インベントリ低減を指向した「炉内装荷方式」を採用する。

2)

評価手法・条件[LLFP 集合体基本構造]
LLFP 集合体は、核変換率向上のため減速材を装荷する必要があり、LLFP ピンと減速材ピンにより構成される。LLFP ターゲット核種としては 129I と 99Tc を対象とし、元素分離を前提とした。装荷にはターゲットの化学形態が重要であり、ヨウ素については、
炉内装荷で発熱量が大きくなることから高融点 (997℃) を有する YI3、テクネシウムについては、Tc(金属)を採用した。ただし、YI3 については、炉外試験により、吸湿性による製造時の扱いにくさや、被覆材である ODS 鋼との共存性等の課題が得られており、今後、適用性の見極めを行うことが必要である。減速材としては、高性能遮へい体としても開発が行われている Zr-H を採用した。減速材ピンの設計では、相安定性の観点か
ら Zr-H の水素割合 (H/Zr 比) を制限することが重要であり、被覆管内表面に低水素拡
散率の材料を施し水素透過率を改善することを想定した。また、LLFP 集合体の装荷法としては、LLFP インベントリ低減を指向し、炉内装荷方式を採用した。
[評価条件]LLFP 核変換炉心は、FBR 導入シナリオに応じて柔軟に対応できるよう、基準炉心から置換可能であることを条件とした。具体的には、プラント取合条件を満足すべく集合
体総数・制御棒配置等を保存するとともに、安全要求等の制限条件も保存することとし312た。また、核特性について、基準炉心の主要な性能目標を維持することとし、特に、FBR
平衡期での導入が予測されることから、1.03 程度の増殖比を満足することとした。LLFP
核変換特性については、2.1.1.3(1)項の設計方針・目標で説明したよう、各核種について
サポートファクタ (変換量/生成量比) が 1.0 以上を満足することを条件とし、取出時変換
率 30 %を暫定的な目標とした。
[評価手法]
核計算について、2.1.3.1(1)(ⅳ)項の大型 MOX 燃料炉における LLFP 核変換炉心の検討の結果、3 次元計算と 2 次元計算に基づく簡易評価手法との間で概ね同等の結果が得られたことから、ここでは、2 次元計算に基づく簡易評価手法を適用することとした。
群定数セットについては、JENDL-3.2 ベースの 70 群統合炉定数 ADJ2000 を縮約して用いた。また、核変換率の評価については、LLFP 集合体内の非均質効果を考慮することとし、表 2.1.4-18 に示す連続エネルギーモンテカルロ計算から評価した非均質補正係数を適用した。
LLFP ピン・減速材ピンの健全性については、表 2.1.4-19 の各項目について評価を行った。そのうち、熱特性については、3 本の要素に囲まれたチャンネルを想定し、このチャンネルを形成する各要素からの入熱を考慮して評価を行った。隣接集合体出口温度差については、隣接ドライバ燃料集合体の出口温度を炉心出口温度 550℃と仮定して評価を行った。H/Zr 比については、水素透過率低減方策の効果を考慮し、水素透過率としてオーステナイト鋼の 1/10 の値を想定することとした。ヨウ素ピンの照射末期ガス内圧・CDF については、核変換で発生する Xe ガスの放出率 100 %、ヨウ素による内面腐
食は (腐食挙動が現状未検討であることから) 暫定的に考慮しないとした。
3)

評価結果[LLFP 集合体仕様]
LLFP ピン仕様については、LLFP ターゲットで溶融を起こさないよう、線出力を制限すべく、ピン径、スミア密度等についてサーベイを行い設定した。結果として、炉内装荷で出力が大きくなる傾向があるとともに、ヨウ素化合物の融点・熱伝導度が低いことから、ヨウ素ピンの仕様設定が最も厳しく、ピン径を細径化し 6.23 mm とするとともに、スミア密度は低く抑え 50 %と設定した。テクネシウムピン・減速材ピンについても、装荷性の観点から、ヨウ素ピンと同様のピン径を採用した。
減速材ピン割合については、2.1.1.3(1)(ⅲ)(a)4)項の検討結果から、減速材割合を 15 %程度までに低下すれば、隣接ドライバ燃料集合体出力への影響 (中性子減速により発生する出力ピーク) は小さく抑制できる見通しが得られたことから、本炉心についても15 %と設定した。図 2.1.4-7 に、減速材割合 15 %の場合の隣接ドライバ燃料集合体内の出力分布を評価した結果を示すが、周辺部に中性子減速による出力ピークは発生しているものの、LLFP 集合体に隣接することで集合体出力自体が低下する効果から、影響は小さく抑制できることが確認された。
以上、サーベイの結果得られた LLFP ピン・集合体の仕様を表 2.1.4-20 にまとめるとともに、集合体の断面を図 2.1.4-8 に示す。

313

[核変換特性]
核変換特性として、サポートファクタが 1.0 を満足する LLFP 集合体の体数・構成の評価を行った。評価の結果得られた炉心の配置図を図 2.1.4-9 に示すとともに、主要な核変換特性を表 2.1.4-21 に示す。
核計算の結果、本炉心では、21 体の LLFP 集合体を装荷する必要があることがわかった。1 サイクル当たりの変換率は、129I：4.5 %、99Tc：5.3 %と評価され、取出時の変換率は、3 サイクル後で 129I：12.9 %、99Tc：15.1 %と目標である 30 %を下回る結果であった。ただし、本検討では、2 次元計算に基づく簡易評価手法を用いており、
2.1.3.1(1)(ⅳ)項の結果より、3 次元計算を適用した場合、核変換率が 10 %程度増加する
ことが示されており、本炉心の核変換特性についても 10 %程度改善されることが予測さ
れる。
[核特性]
LLFP 核変換炉心の主要な核特性の評価結果を、表 2.1.4-21 に基準炉心の核特性と比較して示した。
LLFP 核変換炉心では、LLFP 集合体を装荷した分、(集合体総数保存の条件から)径方
向ブランケット集合体が削除されるため、軸方向ブランケットを増加する必要があることがわかった。軸方向ブランケットの厚さ (上下含む) を 40 cm → 75 cm まで、35 cm
増加させれば、本 LLFP 核変換炉心は、増殖比 1.03 を満足する結果であった。また、
LLFP 集合体の炉内装荷により、Pu 富化度は 3～4 %程度増加し、それに伴い、燃焼反
応度は増加するため、燃焼ミスマッチの効果から、熱設計に影響を与えるものと考えられる。
[LLFP ピン健全性]
LLFP ピン健全性の観点から、LLFP 集合体の流量、照射期間の設定を行った。健全性の評価項目については、表 2.1.4-19 に示した通りである。
評価結果として、図 2.1.4-10 に、集合体流量と LLFP ピン・減速材ピン・集合体の温度に関する制限値の関係を、図 2.1.4-11 に、照射期間と H/Zr 比・ガス内圧・CDF の関係を示した。本 LLFP 集合体では、下限流量は、出力の大きいテクネシウムピンの被覆
管温度が制限となり、3.9 kg/s と評価された。また、上限流量は、隣接集合体出口温度差で制限され、17.0 kg/s と評価された。一方、LLFP 集合体の照射期間は、ガス内圧により制限され、ドライバ燃料並みの照射期間 (4 サイクル) の達成は困難であることがわかった。そのため、照射期間は 3 サイクルに制限することとし、その場合、9.3 kg/s の集合体流量を想定とすると H/Zr 比の制限も満足することから、集合体流量として 9.3
kg/s と設定した。
以上、本代表炉心は、炉内装荷方式を採用し LLFP 核変換炉心に置換することにより、プラント取合条件を満たしつつ、増殖比 1.03、サポートファクタ 1.0 以上を達成できる可能性を有することが示された。ただし、本評価では、ヨウ素の化学形態として YI3 を314

前提としており、YI3 の適用性については、今後、見極めが必要である。
大型 MOX 燃料炉の核変換炉心と比較すると、核変換特性については、概ね同等であることがわかった。ただし、核特性に関しては、増殖比 1.03 を満足するには軸方向ブランケットを 40 cm から 75 cm まで延長しなくてはならず、結果として、(ブランケットを含む) 全炉心取出平均燃焼度は低下する傾向となった。
(v) まとめ
中型 MOX 燃料炉心について、再臨界回避方策として改良内部ダクト型燃料集合体を採用した高内部転換型炉心とコンパクト型炉心を構築し、両炉心について仕様、核特性および性能の比較検討を行い代表炉心概念の絞り込みを行った。この結果、高内部転換型炉心とコン
パクト型炉心はともに中型炉の炉心に与えられた条件、性能要求を全て満足できる見通しを得た。しかしながら、炉心性能の点で高内部転換型炉心はコンパクト型炉心に比較して、ブランケット燃料を含めた全炉心取出平均燃焼度が高く、運転サイクル長さの長期化が可能であり、燃料サイクルコストおよび稼動率に優れているとの結論を得た。炉心仕様としては、遮へい体外接円径がコンパクト型より若干大きいが、プラント側との取合条件を満足している。以上のことから、高内部転換型炉心を中型炉の代表概念として選定した。
更に、代表炉心概念として選定した中型高内部転換型炉心について、熱流力と燃料健全性も含めた設計検討を行い、核設計、熱流力設計および燃料健全性の設計成立性を確認するとともに炉心・燃料仕様および炉心性能を明確化し、代表炉心として設定した。代表炉心は、炉心に与えられた条件、性能要求を全て満足し、設計成立の見通しである。炉心性能において、中型炉は運転サイクル長さが約 26～27 ヶ月、全炉心取出平均燃焼度（ブランケット燃料を含む）が 90～100GWd/t であり、炉心に対する性能要求である 18 ヶ月以上と 60GWd/t
以上を大幅に超えて達成する見通しである。
また、TRU 利用に関しては、軽水炉使用済燃料から回収した TRU を適用した場合の炉心特性への影響を評価した。評価の結果、軽水炉使用済燃料から回収した TRU の炉心特性への影響は設計により対応が可能であるとの見通しを得た。
LLFP 核変換については、炉内装荷方式を採用し LLFP 核変換炉心に置換することにより、プラント取合条件を満たしつつ、増殖比 1.03、サポートファクタ 1.0 以上を達成できる可能性を有することが示された。ただし、本評価では、ヨウ素の化学形態として YI3 を前提としており、YI3 の適用性については、今後、見極めが必要である。

315

(2) 金属燃料炉心∗(i)

代表炉心の選定
前記２．１．１．３項で示したコンパクト型炉心と高出口温度型炉心の利害得失について、
開発目標、課題の各々の観点から比較した結果を表 2.1.4-22 および表 2.1.4-23 にそれぞれ示す。
高出口温度型炉心は原子炉出口温度の高温化やブランケットを含む全炉心取出平均燃焼度の向上において優れた特性を示し、経済性向上の上で優れた概念であることがわかった。
他方、高出口温度型炉心における Zr 含有率 6wt%の燃料仕様は、コンパクト型炉心におけるZr 含有率 10wt%の燃料仕様に比べ、照射試験の実績が過去に 1 回しか存在せず、今後、燃料健全性の実証に向けてより多くの照射実績を重ねることが必要とされるが、その 1 回の照射試験では、燃料健全性上、特に問題となる挙動は観測されていない。なお、高出口温度型
炉心のうち、ピン径 2 領域型は、炉心サイズや初装荷核分裂性 Pu 重量がコンパクト型炉心と比較して劣っていることに加え、国内高速炉での照射実績がないグリッド型スペーサを採用していることから、これら炉心性能や技術実証に要する開発期間の観点を勘案すれば、代表炉心としての有望さに欠けると考えられる。以上から、高出口温度型炉心（重金属密度 2領域型）を代表炉心として選定した。
また、代表炉心の最大高速中性子照射量については、制限 5×1023n/cm2（E>0.1MeV）を満足するものとする。さらに、代表炉心における高速中性子照射量制限の緩和を前提とした場合について、炉心部取出平均燃焼度 150GWd/t を満足し経済性の更なる向上が期待できる
高燃焼度化炉心についても代表炉心のオプション概念として構築することとする。

(ii) 設計評価(a) 評価内容
中型炉の代表炉心である中型高出口温度型炉心の核特性、熱流力特性、燃料健全性評価を行った。中型高出口温度型炉心概念の構築における主要な条件と目標を表 2.1.4-24 に示す。
(b) 核特性1)

評価手法・条件
・

炉定数：統合炉定数 ADJ2000R[1]・

燃焼計算：7 群 2 次元 RZ 体系中性子拡散燃焼計算

・ナトリウムボイド反応度計算：炉心部のラッパ管内のナトリウムをボイド化、非均質補正と輸送・メッシュ補正を考慮

・

ドップラ係数：炉心部（燃料の寄与のみ）、非均質補正と輸送・メッシュ補正を考慮

本章に記載する増殖性能が要求される FBR 導入期での投入を想定した炉心（導入期炉心）は資源の有効利用に通ずることから「資源重視型」、増殖が不要となる FBR 平衡期での投入を想定した炉心（平衡期炉心）は全炉心
取出平均燃焼度が高く経済性に優れていることから「経済性重視型」、とも呼ばれる。

316

・

出力分布：3 次元 Tri-Z 体系中性子拡散計算

・制御棒価値計算：3 次元 Tri-Z 体系中性子拡散計算、非均質補正、輸送・メッシュ
補正、ランピング効果を考慮

2)

評価結果
選定した代表炉心（平衡期炉心）の炉心主要目と主要燃料仕様を表 2.1.4-25 および表
2.1.4-26 に、主要核特性を表 2.1.4-27 に、物量収支を表 2.1.4-28～31 に、制御反応度収
支を表 2.1.4-32 に、炉心配置を図 2.1.4-12 にそれぞれ示す。主要核特性について、運転サイクル長さ 23.3 ヶ月、増殖比 1.03、ナトリウムボイド反応度 7.2$、炉心部取出平均
燃焼度 93GWd/t、、最大高速中性子照射量 5.4×1023n/cm2（E＞0.1MeV）であり、炉心部取出平均燃焼度を除いて設計条件を満足している。なお、本炉心はブランケットを有しないため、ブランケットを含む全炉心取出平均燃焼度は、炉心部取出平均燃焼度
93GWd/t と等しくなる。したがって、本炉心は燃料サイクルコストに関して十分に高い経済性を有すると考えられる。
また、制御反応度収支については成立しており、かつ反応度停止余裕は適切であると考えられる。なお、余剰反応度の不確かさは MOX 燃料炉心を対象とした先行研究成果を基に設定しているが、燃料製作公差については Pu 富化度調整（成分調整）を Pu 含
有量約 5kg 単位で行っていることを考慮すると、大幅な合理化が可能である。更に、燃料交換余裕については本炉心の計画余剰反応度が先行研究で設計された炉心の約 6 分の1 であることから、相応の合理化の可能性がある。

(c) 熱流力・燃料健全性
1)

評価手法・条件
・

1 次系流量：9,491kg/s（炉心領域に配分できる流量として 1 次系流量の 90%を想定）

・

圧力損失評価式：Cheng-Todreas 式[2]・

材料特性評価式：クリープ強度評価について、以下に示す ODS ｸﾘｰﾌﾟ破断強度式（FS フェーズⅡ設計評価用暫定式）を適用
LMP = (T + 273.15) (21.94 + log10 (3 tR))/1000= 45.93 – 9.943log10(SR)T： 温度 (℃)
tR： 破断時間 ( hr)
SR： 設計ｸﾘｰﾌﾟ破断応力強さ (MPa)(St ベースで適用、St = 0.8×SR)
内面腐食

金属燃料暫定評価式

外面腐食

ODS 鋼暫定評価式[3]

工学的安全係数については、フェーズ II 中間まとめでは、MOX 燃料炉心に適用した

317

値を基本として、各部製造公差とスラグ偏心効果を ANL の製造実績に基づき見直したものを適用したが、フェーズ II 最終報告では、２．２．２．１項で後述するように最新の知見を考慮し、また、将来の技術レベルの向上を見越して合理化を図ったものを適用する。スペーサとしては、「常陽」、「もんじゅ」等で実績が豊富なワイヤ型スペーサを採用している。ワイヤ型スペーサを採用した場合の金属燃料炉心の熱特性および燃料健
全性評価解析で使用した工学的安全係数を表 2.1.4-33 に示す。
2)

評価結果
先行設計例を参考にし、炉心部流量領域を、内側炉心 1 領域、外側炉心 7 領域の計 8領域として、原子炉出入口温度が 550／395℃の条件の下、被覆管内面最高温度制限
650℃を満足するよう流量配分を行った。流量配分結果を表 2.1.4-34 に、流量領域区分を図 2.1.4-13 にそれぞれ示す。被覆管内面最高温度は 649℃となり、制限の 650℃を満足している。バンドル部圧力損失は最大で 0.22MPa であり、制限の 0.2MPa 程度以下を満足している。燃料健全性評価用データとして、流量領域毎の代表燃料要素の出力履
歴と被覆管肉厚中心温度履歴をそれぞれ表 2.1.4-35、表 2.1.4-36 のとおり求めた。
得られた出力履歴と被覆管肉厚中心温度履歴を用いて、燃料健全性評価を行った。評
価結果を表 2.1.4-37 に示す。寿命末期において、CDF は最大で 0.105 であり制限の 0.5
以下を満足している。寿命末期被覆管周方向応力は 117MPa であり、制限目安 120MPaを満足している。
以上のように、本代表炉心（平衡期炉心）について熱流力設計を行い、流量配分および燃料健全性の成立を見通すことができた。

(d) 遮へい特性
高出口温度型の平衡期炉心に対し、炉心廻り遮へい設計として累積高速中性子照射量(nvt) の評価を行った。遮へい構成は、径方向１層目に SUS 反射体、２～３層目に高性能遮へい体として開発が行われている Zr-H 遮へい体を採用した。軸方向には、SUS 遮へいを上部に 15 cm、下部に 110 cm を設定した。
1)

評価手法・条件
遮へい特性評価の主要な手法および条件を以下に示す。

2)

・

対象炉心

：平衡期炉心

・

計算モデル

・

核データライブラリ

・

補正係数

・

炉心状態 ：定格出力、平衡末期（燃料が減損し中性子束レベルが最大となるため）：2 次元輸送計算 (RZ 体系)：JENDL-3.2 から作成された JSSTDL ライブラリ[4]：JASPER 遮へい実験解析に基づく E/C 値[5]評価結果
高速中性子束（補正前）の等高線図を図 2.1.4-14 に、また、遮へい設計上重要な炉内構造物 (炉心槽、上部炉心支持板、炉上部機構) における累積高速中性子照射量の評価結318

果を各部の制限値と併せて表 2.1.4-38 に示す。この表より、遮へい設計は上部炉心支持板が最も厳しいが、累積高速中性子照射量は 3.8×1021n/cm2 であり、制限条件を満足している。炉心槽部の累積高速中性子照射量は 7.8×1019 n/cm2 であり、制限条件に対して大きな余裕がある。炉上部機構についても、累積高速中性子照射量は 3.1×1020 n/cm2 であり、何れも制限条件に対して余裕があることが確認された。
(iii) 柔軟性評価(a) 増殖性能
平衡期炉心に対し、上部軸ブランケットの付加（13cm）により、増殖比 1.10 程度の導入期炉心を構築した。炉心主要目と主要燃料仕様を表 2.1.4-39 および表 2.1.4-40 に、主要核特性を表 2.1.4-41 に、炉心配置を図 2.1.4-15 に、それぞれ示す。主要核特性について、
運転サイクル長さ 23.3 ヶ月、増殖比 1.10、ナトリウムボイド反応度 7.6$、炉心部取出平均燃焼度 92GWd/t、ブランケットを含む全炉心取出平均燃焼度 83GWd/t、最大高速中性子照射量 5.5×1023n/cm2（E＞0.1MeV）であり、炉心部取出平均燃焼度を除いて設計条件を満足している。複合システム倍増時間は 73 年となった。
(b) 高燃焼度化
代表炉心に対し、重金属インベントリを増加させ、ブランケットなしで炉心部取出平均
燃焼度 150GWd/t を満足する高燃焼度化炉心（平衡期炉心）を構築した。ここでは、重金
属インベントリの増加方策として、燃料集合体数の増加を採用した。これは代表炉心の燃料集合体数が 393 体であり、炉心径の観点から増加の余地があると考えたためである。結果として、高燃焼度化炉心の初装荷核分裂性 Pu 重量は 6.2t/GWe と、金属燃料炉心としては比較的大きなものとなった。一方、高燃焼度化のための重金属インベントリ増加方策
として、大型炉心で行ったような燃料ピン径の拡大も考えられる。その場合、より少ない
初装荷核分裂性 Pu 重量で炉心を構築できる可能性がある。
高燃焼度化炉心（平衡期炉心）の炉心主要目と主要燃料仕様を表 2.1.4-42 および表
2.1.4-43 に、主要核特性を表 2.1.4-44 に、炉心配置を図 2.1.4-16 にそれぞれ示す。主要核特性について、運転サイクル長さ 26 ヶ月、増殖比 1.03、ナトリウムボイド反応度 7.2$、
炉心部取出平均燃焼度 149GWd/t、、最大高速中性子照射量 8.4×1023n/cm2（E＞0.1MeV）であり、最大高速中性子照射量を除いて設計条件を満足している。
iv) まとめ
高速中性子照射量制限を満足させるために、炉心部取出平均燃焼度は 100GWd/t 程度となるが、それ以外の設計条件・目標を満足できる中型金属燃料炉心概念を構築した。代表炉心としては、MOX 燃料炉心と同等の原子炉出口温度 550℃が達成できる高出口温度型炉心を選定した。平衡期炉心は増殖比 1.03、導入期炉心は増殖比 1.10 とし、FBR 導入シナリオに適合する炉心となっている。
また、冷却材の流量配分計画を策定し、熱流力設計上の成立性を確認した。得られた出力
履歴、温度履歴より定常時の燃料健全性評価を行い、健全性は担保されていることがわかった。

319

なお、高速中性子照射量制限の緩和を前提として、炉心部取出平均燃焼度 150GWd/t を満足し経済性の更なる向上が期待できる高燃焼度化炉心を代表炉心のオプション概念として
構築した。

320

2.1.4.2 プラント設計(1) 型式選定(i)

出力、モジュール数の選定
コマンドコストコードを用いた旧 JNC での経済性評価は、出力 50 万 kWe×６モジュール（以下、中型炉-M500 と記す）では目標値の約 98％であり、目標はほぼ達成しているが、その達成度に余裕がない。また、メーカ評価でも中型炉-M500 の建設費はモジュール効果を考慮しても 22.7 万円/kWe と評価され、目標の 20 万円/kWe に到達しなかった。従って、目標達成のためには更なるコストダウンが必要となる。
一方、出力と建設費の関係からは、モジュール効果等による建設費低減よりも出力増加による建設費低減効果の方が大きいことがわかっている。そのため、中型モジュール炉でのコ
ストダウンのためには、モジュール数を増やすよりもモジュール単体の出力増加で対応する。
そこで、中型炉-M500 の評価結果を基に、出力を増加させた場合の概略の物量評価を行い、その結果に対しモジュール効果等の各種コストダウンも考慮して、20 万円/kWe を達成可能
な出力規模を検討した。
検討結果を図 2.1.4-17 に示す。中型炉-M500 の建設費評価結果から電気出力を増加させる
ことにより建設費が低下する。サイトの出力を大型炉あるいは中型炉-M500 と同様に 300 万
kWe とすれば、75 万 kWe×４モジュールで 20.2 万円/kWe（メーカ評価値）と推定される。
従って、20 万円/kWe の目標値をほぼ達成できる見通しが得られたことから、中型モジュー
ル炉は 75 万 kWe×４モジュールとする（以下、中型炉-M750 と記す）。

(ii) 機器、系統の選定(a) 蒸気発生器
蒸気発生器（以下、SG という。
）については、2.1.2.2「ナトリウム・水反応対策」でも述べたように、安全性の確保、社会的受容性と経済性の向上、および開発課題低減の観点での検討を行った。検討の対象とすべき SG の形式としては、これまでの国内外での研究
実績を踏まえ、直管方式／ヘリカルコイル方式の選択、および単管方式／２重管方式の選択を考えることとした。これらの組み合わせについて、上記の４つの観点から比較を行った結果を表 2.1.4-45 に示す。
まず、単管方式／２重管方式の選択については、ナトリウム-水の境界を２重壁構造とすることで、伝熱管破損によるナトリウム・水反応を実質的に排除し、一般公衆の安心感を醸成させる観点から、２重管方式（２重管 SG）を選定することとした。このことは、FBRの社会的受容性を促進する効果があるだけでなく、ナトリウム・水反応による伝熱管の損
傷や破損伝播がなく、また反応生成物も発生しないため、SG の補修や再起動に向けての作業が容易になる。したがって、２重管 SG の採用に伴う製作コストの増加を考慮しても、稼働率低下防止の観点で有利であり、結果的に経済的な選択となる。
次に２重管の伝熱管形状については直管方式とすることとした。２重管をヘリカルコイ
ルにした場合、伝熱管長が長いため２重管同士の接合が必要になるが、この溶接は困難であり製作上の課題が生じる。一方、直管方式では伝熱管長がヘリカルコイルに比べて短く
２重管同士の接合が不要であり、製作上の課題は存在しない。このため、２重直管 SG を選定するものとする。

321ただし、２重直管 SG については、２重伝熱管の検査性、伝熱管や球形管板の構造健全性等の解決すべき課題が多い。したがって開発リスク低減のために国内において開発実績があり課題が少なく信頼性の高い SG を実現しやすい単管ヘリカルコイル型 SG を、そのバックアップとして位置づけている。
SG の候補概念として上記の理由により２重直管 SG と単管ヘリカルコイル SG の２つが考えられており、前者をレファレンスに、そのバックアップ概念に適用してプラント設計を行っている。
(b) ２次系ループ数
２次冷却系のループ数を 1 ループと 2 ループについて、主要機器の物量、安全性、構造
健全性、運転・保修性、製作性、原子炉建屋体積を比較検討した結果を表 2.1.4-46 に示す。
1 ループにすることにより冷却系設備及びこれに付随する電気計装等の BOP 設備の物
量が削減され、２次系機器・配管で約 14％が削減される。一方、１ループにすると配管・機器が大型化することによる構造健全性及び機器の製作性が課題となるが、大型炉での検討結果より健全性を確保でき、製作可能である見通しである。また、原子炉建屋の配置は、
1 プラントあたりの建屋体積は 2 ループで 4.0 万 m3 に対し、1 ループでは 3.8 万 m3 と約0.95 倍になる。
このため、プラント成立性及び製作性見通しも得られていることから、1 ループを選定した。
(c) 崩壊熱除去系
候補概念は以下の３ケースである。
ケース１：PRACS×2 系統＋IRACS×1 系統
ケース２：PRACS×2 系統＋DRACS×1 系統
ケース３：IRACS×1 系統＋DRACS×2 系統
また、候補概念の選定においては、以下の視点に基づくものとした。
①

他の機器（RV，IHX）へのサイズインパクトが無いもしくは小さいこと。

②

直管 SG 採用に伴う２次系の流動不安定を抑制できる構成とする。

③

目標とする信頼性及び必要とされる除熱容量を有する構成とする。

④

１ループの長期メンテナンス時にも確実に崩壊熱除去ができる構成とする。

⑤

自然循環特性に優れた構成であること。

これらの概念の比較を表 2.1.4-47 に示す。その結果、崩壊熱除去系の型式・構成は、原子炉容器へのサイズインパクトが無く、２次ナトリウム漏えい（事象Ⅲ）時も DRACS 単
独運転にならず、自然循環力の優れた下記の型式を選定した。
PRACS×2 系統＋DRACS×1 系統
上記で選定した崩壊熱除去系を対象に、経済性、運転・保守面で有利な完全自然循環方式を選定した。この場合、動的機器が空気冷却器のダンパ類に限定されるので、運転／保守面の大幅な簡素化が図れる。ただし、信頼性向上を考慮し、ダンパは多重化（50%×2 基）を図っている。

322

(d) ２次系ポンプの選定
２次系ポンプとして、機械式ポンプを選定した場合と電磁ポンプを採用した場合の系統
構成、物量、プラント成立性等の比較を表 2.1.4-48 に示す。その結果、物量を削減でき、課題が少ない機械式ポンプを選定した。
(2) 系統設備概念の構築
(i)

原子炉構造
(a) 主要構成設備概念
中型モジュール炉では、前節の大型炉の原子炉構造概念を踏襲しつつ、高内部転換型炉
心設計及び ISI・補修方針との整合を図り、原子炉容器、炉心支持構造物、炉上部構造・主要機器配置、原子炉停止系等を具体化し、図 2.1.4-18 及び図 2.1.4-19 に示すコンパクトな原子炉構造を設定した。
原子炉容器は、内径 8.85m、軸長 20.0m（ルーフデッキ下面～下部鏡頂部）、胴部板厚30mm の 316FR 鋼製の円筒容器である。炉容器の形状は、270°方向での炉心槽外径と燃料交換設備の配置性に基づき、容器径が最小となるように設定している。軸長は、１次ポンプの軸長短縮を考慮して設定したカバーガス空間高さ(1.6m)、燃料集合体等の交換時にも集合体が露出しないように設定した上部プレナムでのナトリウム液位（7.4m）、炉心支持構造のスカート位置、下部炉心支持構造と受皿設置スペース、半球状の下部胴高さ等に基づいて設定している。
ルーフデッキ（内径 8.85m）、および単回転プラグ（貫通孔径 5.02m）の厚さは、放射線遮へい厚さ、配管取付スペース、および冷却層厚さから、4.35m としている。
ガードベッセルは、内径 9.21m、軸長約 20.2m、板厚 25mm の炭素鋼（SGV410）製の円筒容器で、原子炉容器とのギャップ 150mm を確保してペデスタルから吊下げ支持される。
(b) 炉心上部構造
炉心上部プレナムには、炉出力の違いを考慮して機器サイズ・容量等を見直しているが、大型炉と同様の機器・配管を配置する。
1)

サーマルライナ
炉容器の熱遮へいのため、上部プレナム内の炉容器内面に厚さ 10mm のサーマルライ
ナ１層を設置する。

2)

１次冷却系配管
HL 配管（口径 36B）２本、CL 配管（口径 28B）４本を UIS 切込み部に対して対称性を有するように配置する。

3)

CT
一体型 CT２基（本体径 880mm）をルーフデッキから吊り下げて、22°、158°方向）に設置する。

4)

DHX
DRACS の炉内熱交換器である DHX１基（本体径 1m）をルーフデッキから吊り下げて、115°方向に設置する。

323

5)

UIS
UIS 内部には、制御棒案内管（主炉停止系用 21 本、後備炉停止系用６本）、水平板（バッフル板５枚、炉心計装取付板）、および燃料集合体出口温度計装用ウェル・案内管、FFDL 用のサンプリング配管・案内管が設置される。制御棒案内管の形状は、直径200mm、板厚 10mm である。水平板は、直径約 4.0m、開口率 30％の多孔構造（316FR鋼）である。

6)

炉内計装用ウェル・案内管類
i)

燃料集合体出口温度計
安全保護系用の信号を発信するため制御棒周辺の燃料集合体を対象として、出口温度計測用の温度計ウェルを設置する。

ii)

原子炉核計装初回起動時の原子炉出力監視等のため、上部プレナムを貫通して炉内 NIS 用案内管を２箇所、炉外 NIS と重ならないように 180°対称に設置する。炉外には、広域系 NIS
案内管を４箇所、出力領域系 NIS 案内管を 12 箇所設置する。

iii) DN 法 FFD
万一の燃料被覆管破損が生じた場合、上部プレナムに放出された FP からの DN を検出するため、DN 法 FFD を設置する。本プラントでは、上部プレナム内に設置したサンプリング管から、DN 検出ユニット（ルーフデッキ上２基）にナトリウムを導く。
iv) SV 法 FFDL
SV 法 FFDL サンプリング管を UIS 切込み領域を除く全炉心燃料集合体出口部に設置する。本プラントでは、回転プラグ上に DN 検出ユニット、および β プレシピテー
タユニットを各２基設置している。
v)

炉容器内液位計装
60°方向に炉内液位計１基（４チャンネル）を設置する。

vi) 燃料出入機用案内管
炉内中継槽と燃料出入機を接続して、燃料移送ポットに収納された各種炉心構成要
素の移送・受渡しを行う燃料出入機用案内管を 285°方向に設置する。
7)

ガス巻込み防止および流動適正化構造i)

DP
ガス巻込み防止構造として、大型炉と同様、NsL－1.3m のレベルにおいて二重 DPを設置する。

ii)

スプリッタ
HL 配管吸込み部近傍に発生する可能性がある液中渦を抑制する構造として、大型炉体系の上部プレナム水流動試験で効果が確認された三角柱形状のスプリッタを適用する。

iii) FHM 貫通孔プラグ
内側 DP に設けた FHM 貫通孔を塞いで切込み領域近傍の液面を静定させるため、
FHM 貫通孔プラグ（直径 940mm）を炉上部から挿入する。
8)

炉内検査孔プラグ
炉心支持スカート等の ISI を実施する検査装置を炉内に挿入するための検査孔を周方324

向４ヵ所（90°、202°、240°、338°）に設置する。この検査孔設置に伴い、炉容器直径
や CL 配管、DHX、燃料出入機案内管等の配置は、中間報告時から変更している。なお、
炉容器径の増大を抑制するため、240°方向の検査孔は下部プレナムまでのアクセスは考慮せず、検査孔の小型化を図っている。
(c) 炉心下部構造
下部プレナムは、大型炉と同様、炉心支持構造物、炉心支持スカート、および原子炉容器下部鏡板により構成され、高圧プレナムとする設計としている。
炉心支持構造物は、地震時の燃料集合体の飛び上がりおよび投入反応度の制限を満足す
る剛性を確保するとともに、万一の炉心損傷時を想定した場合に生成するデブリも保持可能とするため、底板に補強リブを設置する。
また、炉心損傷事故時の除熱（PAHR）対策として、下部鏡板に受皿２段を設置する。
流量配分方式は、大型炉と同様、炉心燃料集合体では連結管のスリットとエントランス
ノズル開口の組み合わせ、ブランケット燃料集合体や遮へい体、制御棒集合体に関しては、連結管内に多数設置したオリフィスにより減圧し、必要な流量を調整できる構成としている。
(d) 原子炉停止系
原子炉停止系は、急速な炉停止能力を有する独立２系統の多重性をもった主炉停止系および後備炉停止系（キュリー点電磁石方式の SASS 採用）で構成され、各々の CRDM における駆動およびスクラム方式は、大型炉概念を踏襲している。
(ii) １次冷却系設備
１次冷却系の系統構成を図 2.1.4-20 に、ポンプ組込型中間熱交換器の概念図を図 2.1.4-21に、それぞれ示す。
ナトリウム冷却中型モジュール炉の 1 次冷却系設備に関しては、大型炉と比較して設備容量の差はあるもののほぼ概念は同じである。ここでは、大型炉と異なる設計を採る部分についてのみ記す。
(a) ポンプ組込型中間熱交換器
大型炉と設計が異なるのはポンプの回転数が大型炉の 554rpm と比較して 740rpm と高
いこと、熱交換量が約 1/2 であることから伝熱管長が大型炉の 6000mm に対して 5400mm、胴径が大型炉のφ5.3m に対してφ4.3m と寸法が小さいことである。
これらの差異により大型炉用機器と中型炉用機器は構造・形状は同等であるものの、加振周波数及び各部の固有値等は異なるため、R&D により開発された解析モデルを適用し振動特性を評価した。
図 2.1.4-21 に示す中型炉用ポンプ組込 IHX 機器の現設計について、R&D により開発した振動特性解析モデルを用いて固有振動数解析を実施した。評価の結果、共振が予想される振動モードが摘出された。それに対する設計対応を行った後に評価解析を実施した結果と設計対応方策を図 2.1.4-22 に示す。

325

(iii) ２次冷却系設備(a) 系統構成
中型炉２次冷却系の系統概念図とその鳥瞰図を図 2.1.4-23 および図 2.1.4-24 に示す。本
系統は蒸気発生器(SG)、中間熱交換器（１次系ポンプ組込型 IHX）、２次系ポンプ及び２次系主配管等から構成されている。１次系が２ループ構成であるのに対し、２次系は物量を削減するために１ループとしている。すなわち、２基の IHX に１基の SG と１基の２次系ポンプが接続されている。２基の IHX から流出した２系統のナトリウムは SG の上部プレナム内で合流して１系統となり SG の管束部へ流入し、水・蒸気と熱交換する。SG 下部から流出したナトリウムは、２次系ポンプから吐出された後、再び２系統に分離し、２基の IHX に導かれて１次ナトリウムと熱交換する。
IHX において１次系/２次系バウンダリが破損し、かつ２次系カバーガス圧が喪失しても、１次系ナトリウムが２次系に流入することを防止するために、SG の液面は IHX よりも高い位置に設定している。SG と２次系ポンプのカバーガス部は等圧ラインで結ばれており、２次ポンプの液位は 100%出力時に SG 液位と一致するように、ポンプリークフローを調整している。
(b) 蒸気発生器
蒸気発生器については、大型炉の SG と同じ設計思想に基づき、伝熱管破損時のナトリ
ウム・水反応を避けるために、伝熱管を２重管方式とし、２重伝熱管の製作性の観点から直管とした（直管２重管型蒸気発生器）。
直管２重型蒸気発生器の構造は、図 2.1.3-37 に示した大型炉 SG と同一形状である。本
SG は有液面の一体貫流型であり、伝熱管を含むＳＧの構造材料は熱膨張率や強度の観点
で 12Cr 系鋼を基本としている。
流動については、２基の IHX から出た２次ナトリウムは SG 上部ナトリウム入口プレナ
ム側面の 180°方向に位置する２カ所のノズルから流入し、流配機構である堰と整流板を通過してディッププレートにより水平方向の流れとなり管束部に入る。管束部入口付近ではナトリウムは伝熱管に対して直交流となるが、その後、下方向に向きを変え伝熱管に対して並行流（対向流）で管束部を降下する。熱交換を終えたナトリウムは下部出口ノズル（１カ所）からポンプへ流出する。給水は SG の下部プレナムから流入し、２重伝熱管内を上昇して、蒸気プレナムから過熱蒸気として流出する。
管束部には伝熱管の支持板が複数枚設置されているが、伝熱管熱膨張差による座屈防止
及び流力振動防止の観点で設置間隔が決められている。直管 SG においては、伝熱管座屈防止のために管束部の温度・流量分布を平滑化することが特に重要であり、これに十分配慮した流配設計を行っている。入口ナトリウムプレナム及び管束部の熱流動状況については 2.2.2.5(4)節「蒸気発生器の熱流動評価」にて詳細に述べる。なお、管束部と SG 外胴の熱膨張差は胴ベローズによって吸収する。
管-管板構造（管-管板継手）については１枚管板構造を採用した。図 2.1.3-39 に２枚管板構造と１枚管板構造の両者を示すが、２枚管板は管-管板継手の健全性を運転中の連続漏洩監視により確保する方式であり、１枚管板はプラント定検時の検査(ISI)により確認する方式である。２枚管板方式は製作性や漏洩検知後の破損箇所特定、プラグ補修に課題があ326

り、物量も大きくなることからこれらをクリアーするために１枚管方式とした。
２重伝熱管については、内管と外管を機械的に圧着した密着型２重管を採用している。
内外管が機械的に分離しているため、内管と外管の境界部に接触熱抵抗が存在し、同肉厚の単管に比べ約 15%伝熱性能が低下する。
２重伝熱管の肉厚の内訳は、単管のそれと同様に、耐内圧代、水側・ナトリウム側腐食
代・摩耗代を内管と外管に割り振っている。特に水側圧力は内外管両方での耐圧を基本としているが、内管破損時には水側圧力が外管に加わるため外管のみの肉厚でも圧力に耐える設計としている。また、外管 ISI は内管内側から行うため、その検査誤差を見込んで外管に余裕代を付加した。これにより、内管肉厚 1.5mm、外管肉厚 1.1mm、外管外径 19.0mmφとなった。
(c) ２次系ポンプ
２次系ポンプについても大型炉のそれと同じであり、ナトリウム漏えいを防止する観点から、２基のコールドトラップとともに円筒形のポンプ容器内に収納されている。
本ポンプは機械式縦型自由液面ポンプで、２次主冷却系配管コールドレグに設置されており、インペラ、回転軸、静圧軸受け、軸封機構と回転部と固定部から構成されている。
ポンプ本体は、ポンプ容器とは独立構造になっており、保守・点検時にはポンプ本体は容器から取り出すことが可能な構造になっている。
ナトリウムは、ケーシングの最下部の吸い込みノズルからポンプに入り、インペラによって昇圧されてディフューザーを通過し、高圧室に流入する。高圧室のナトリウムは水平方向の出口ノズルから吐出されるが、高圧室の一部のナトリウムはポンプ液面制御と静圧
軸受けの潤滑としても機能する。ポンプ液面制御用としては、ポンプ容器とケーシングの隙間から自由液面部に入り、自由液面部には２次系ポンプの入口部への戻りラインが設置され、ここでの戻りナトリウム流量を調整することによって、ポンプ液面の制御を行う。
静圧軸受けへのナトリウムについては、高圧室から軸受け部への流入ラインが設置されており、軸受けを流出したナトリウムは自由液面及びインペラ入り口部に戻される。
２次系コールドトラップについては、２基設置することとした。これは１基では閉塞などで交換が必要になった場合プラントの継続運転ができなくなることを避けるためである。さらに、ポンプ容器は製作性の観点から円筒形状としているが、コールドトラップは２基にした方がポンプ容器のコンパクト化が図られる。
(d) ２次系配管
２次ナトリウム主配管は、クリープ強度と降伏点が高く、また熱膨張率の小さい 12Cr系鋼を採用することにより、エルボを少なくし配管長も短縮した設計を指向している。フェーズⅠでは２次系配管のホットレグ、ミドルレグ及びコールドレグそれぞれについて、熱膨張に対して成立性のある引き回しを行うとともに、耐震性を確保できるサポート条件を設定した。
配管内流動については、１次系配管と同様に管内流速が平均 9m/sec 程度となることか
ら、流動に起因する配管振動やキャビテーション、エロージョン・コロージョンの発生の可能性が指摘されている。現状の知見ではこれらの現象は発生しない見通しであるが、今327

後の大口径配管の振動評価の R&D を踏まえて詳細な検討は別途必要である。
ナトリウム漏えい対策については、フェーズⅠの検討で影響範囲を限定するためにエンクロージャで囲むこととしている。フェーズⅡでは２次系配管の引き回しに基づいて、エンクロージャおよびベローズを含めた配管構造を具体化した。なお、この配管構造については、ナトリウム漏えいに対する取り組み方針に基づいて決められており、2.1.2.1 節「ナトリウム漏えい対策」に詳細を記載する。
(iv)

崩壊熱除去系設備
2.1.4.2(1)(ii)(c)のプラント基本仕様の検討で設定された DRACS×１系統、PRACS×２系

統の完全自然循環除熱の崩壊熱除去系に関し、系統構成、仕様の具体化及び機器設備の構造
概念、仕様の設定を行った。
(a)
1)

系統計画
除熱量の設定PRACS 及び DRACS が運転される設計基準事象を摘出し、これらの事象について、
燃料及び原子炉冷却材バウンダリの健全性が確保できるよう、最も厳しい想定である事
象Ⅳ（例えば、１ループの２次ナトリウム漏えいに電源喪失を重ね合せ、単一故障としてダンパ１系統の不作動を想定）の場合、PRACS 及び DRACS の除熱量をパラメータにした１次元の解析コードによる過渡解析を実施し、原子炉冷却材バウンダリ温度制限を満足する除熱量を、以下のとおり設定した。
・DRACS：10MWt×1 系統（自然循環運転）
・PRACS：11MWt×2 系統（自然循環運転・常用系ブロワ付き）

2)

系統構成、仕様の設定
上記 1)で設定した除熱量に基づき、原子炉容器径、中間熱交換器上部プレナムへのイ
ンパクトなどに配慮して、機器サイジング用ヒートバランスを設定した。同時に、自然循環力を確保できる圧力損失とするため、その２次系配管口径として、PRACS 及びDRACS とも 12B を設定した。また、自然循環冷却では冷却材の降温速度が非常に緩やかであるので、高温の長時間継続回避、早期再起動などの運用の観点から、常用電源駆動の送風機を PRACS に設置することとした。DRACS の系統概念図を図 2.1.4-25 に、
PRACS の系統概念図を図 2.1.4-26 に示す。

(b)

DHX、空気冷却器など機器
機器サイジング用ヒートバランスに基づいて、熱交換器、空気冷却器(AC)の構造概念、機器仕様の設定を行った。DRACS の DHX は平行流直管型、PRACS の DHX は対向流直管型を採用した。AC は伝熱管のナトリウム漏えい対策のため、フィン付き２重伝熱管とし、万が一のナトリウム漏えいに対して受皿を有する構造を採用した。
PRACS 熱交換器伝熱管は、図 2.1.4-26 に示すように、IHX 上部プレナム内に設置した。
なお、ヘッダ部は、冷却材バウンダリ貫通部削減及び保守・補修性を考慮し、鏡板に設置した。
・DRACS 伝熱面積

熱交換器：33m2

328

空気冷却器：2200m2

・PRACS 伝熱面積

熱交換器：46m2

空気冷却器：2520m2(v) 補助ナトリウム系設備
下記系統設備の系統仕様及び主要機器仕様の具体化を図る。
①

ナトリウム純化系②

ナトリウム充填ドレン系③

アルゴンガス系④

ナトリウム・水反応放出系

図 2.1.4-27 に補助ナトリウム系設備の系統構成を示す。
(a) ナトリウム純化系
１次ナトリウム純化系については、燃料交換後及び通常運転時の純化流量を検討し、3
t/h×2 基の一体型コールドトラップを原子炉容器に設置することとした。コールドトラッ
プは、プラント寿命中無交換とし、不純物混入量からメッシュ容量などの機器仕様を設定した。
２次ナトリウム純化系については、通常運転時の純化流量を検討し、11 t/h×2 基の一体型コールドトラップを２次系ポンプ容器に設置することとした。コールドトラップの交換
頻度は 2 定検あたり 1 回とし、不純物混入量からメッシュ容量などの機器仕様を設定した。
(b) ナトリウム充填ドレン系
１次ナトリウム充填ドレン系については、１次ナトリウムのドレン量を検討し、110 m3のダンプタンク 1 基を設置することとした。これは、万一の１次ポンプ１基のメンテナン
ス時にポンプ組込型 IHX の１次ナトリウムを受け入れられる量である。
２次ナトリウム充填ドレン系については、２次ナトリウムのドレン量を検討し、170 m3のダンプタンク 4 基（モジュールごとに１基）を設置することとした。これは、２次冷却系の蒸気発生器またはポンプ組込型 IHX をメンテナンスする際のドレン量に崩壊熱除去
系１ループ分のドレン量を加えたものである。
(c) アルゴンガス系
１次アルゴンガス系については、起動時及び停止時のアルゴンガス供給量及び排気量を検討し、系統容量を設定した。最大供給量は、停止時の 18Nm3/h（モジュールあたり）となった。
２次アルゴンガス系については、起動時及び停止時のアルゴンガス供給量及び排気量を検討し、系統容量を設定した。最大供給量は、停止時の 12Nm3/h（モジュールあたり）となった。
(d) ナトリウム・水反応放出系
設計基準リーク率を 1 本完全破断相当リーク率（18kg/s：余裕を見てヘリカルコイル SG
でのリーク率で代表したもの）として、ナトリウム・水反応放出系の系統構成及び主要機器仕様を検討し、反応生成物収納容器を介して大気に放出する構成を選定した。なお、今329

後、SG の設計進捗を反映して合理化を検討する。
(vi) 水・蒸気系およびタービン発電機設備
中型モジュール炉で採用するタービン発電機設備（電気出力150 万 kW）は大型炉の設備と同じであるため、大型炉での検討を参照。(2.1.3.2(1)(vi))
中型モジュール炉では、原子炉２基に対してタービン 1 基の構成となる。
なお、中型炉シングルプラントの場合は、１原子炉に対して１タービン設備（電気出力 75
万 kW）となる。この場合のタービン設備はモジュール炉の設備とほぼ同様の系統構成となるが、タービンは、高中圧一体タービン１基と低圧タービン２基の３車室で構成され、低圧タービンの最終翼長は 40.5 インチを採用する。
(vii) 燃料取扱設備(a) 全体概要
燃料取扱設備の主要仕様を表 2.1.4-49、概念図を図 2.1.4-28 に示す。
ナトリウム冷却大型炉と同様に、燃料移送方式は、炉内側で「切込み付きコラム型炉心上部機構＋単回転プラグ＋マニプレータ式燃料交換機の組み合せ」、炉外側で「レールレス台車式燃料出入機＋燃料昇降装置の組み合せ」を採用した。燃料貯蔵方式は、EVST 貯蔵方式を採用し、炉外に EVST（貯蔵容量 370 体）および水プール（貯蔵容量 1365 体）を設置して、サイト内に約 5 炉心分（＝炉心燃料 333 体×5 炉心＋破損燃料 6 体＝1671
体）の貯蔵容量を確保した。
(b) 系統機器構成
1)

燃料移送系
i)

燃料交換機
マニプレータ式燃料交換機は、炉心-炉内中継装置間で新燃料、使用済燃料の受渡しを行う機器で、切込み付きコラム型炉心上部機構と単回転プラグと組み合せて使用する。
マニプレータ式燃料交換機の構造概念図を図 2.1.4-29 に示す。
従来の燃料交換機に対して、炉心上部機構の切込み部内をアームをスイング移動する点が相違する。アームスイングは、よりボールネジ駆動をクランク方式で変換して行う。アームスイング時に内部胴昇降動作を組み合せることにより、グリッパユニッ
トを上下方向一定に維持できるように工夫した。また、地震時にグリッパユニットと炉心上部機構が衝突しないように、グリッパユニット後方にアームおよびグリッパ駆動機構を配置して、グリッパユニット幅を小さくするとともに、左右のアーム側板を接続して、コの字型のアーム断面を実現することにより水平方向のアーム剛性を向上した。
上記の設計対応の成立性を評価するために、地震時におけるアーム衝突の有無を解析評価した。解析モデル（梁モデル）を図 2.1.4-30 に示す。各駆動部にはギャップのガタが存在するため、耐震解析結果に、別途計算したギャップのガタによる変位を加算した。また、判断条件として、S1 地震では「アームと炉心上部機構が衝突しない」、

330

S2 地震および強地震検討用水平動では衝突時の影響評価を排除するために、「衝突しないことを目指す（燃料落下しなければ衝突しても可）」こととした。解析結果を図2.1.4-30 に併せて示した。S1 および S2 地震時には、アームと炉心上部機構間に隙間（片側隙間は S1 地震で 7.3mm、S2 地震で 4.7mm）が存在する。一方、強地震検討用水平動ではアーム曲げ変位が増加して、炉心上部機構と衝突する可能性があるが、グリッパユニット下端部の小型化や、必要に応じて、ギャップガタによる変位（地震変位より大きい）を低減したアーム軸受部の構造変更を取込むことにより、衝突を回避できると考えられる。
以上より、切込み付きコラム型炉心上部機構に対応したマニプレータ式燃料交換機について、地震動増加の可能性に留意する必要はあるが、グリッパユニット廻りの配置変更や、アーム剛性向上などの設計対応により、炉心上部機構の衝突を回避できる見通しを明らかにした。
ii)

炉内中継装置
炉内中継装置は、燃料交換機－燃料出入機間で新燃料、使用済燃料の受渡しを行う機器である。高速増殖原型炉「もんじゅ」や実証炉設計では、燃料を 1 体ずつ移送するナトリウムポット（1 体ポット）と回転ラック式炉内中継装置を使用した方式を選定しているが、複数体収納可能な大型ナトリウムポット（複数体ポット）と固定ラッ
ク式炉内中継装置を組み合せることにより、複数体の燃料を同時に移送することにより設備の簡素化と燃料交換時間の短縮化が考えられる。
固定ラック式炉内中継装置の概念図を図 2.1.4-31 に示す。回転ラック式と異なり、炉内燃料通路と冷却流路を同心円上に配置することが可能である。燃料交換機のアクセスに伴い、炉内案内管を切欠く必要はあるが、炉内案内管下端を炉内中継槽に差込
むことにより構造健全性を確保した。また、除熱性向上によるコンパクト化をねらって、ナトリウムポット表面に冷却フィンを取付けた。複数体ポット（ナトリウムポッ
ト本体直径φ560mm、フィン外接円径φ580mm）と組み合せた固定ラック式炉内中継装置は、燃料取扱時間の短縮による稼働率向上に期待できる一方、原子炉構造寸法への影響や、燃料交換作業の煩雑化などが懸念される。
経済性、安全性、運転性、配置整合性などの観点より、複数体移送の採用の有無を評価した結果を表 2.1.4-50 に示す。複数体移送方式では、炉内中継装置および燃料出入機などの機器形状増加により、燃料取扱設備物量は約 4.3%増加する。ただし、燃料取扱時間を約 45 分/体から約 34 分/体に短縮できるため、1 モジュールあたり約 2 日（＝燃料交換作業短縮 1 日＋炉内中継装置の取付け・取外し作業の削除 1 日）の定検期間短縮となり、稼働率が 95.5%から 95.7%に向上するため、燃料取扱設備のコスト増加以上の削減効果を期待できる。
稼働率には考慮していないが、除熱容量の大きい複数体ポットを使用することで破損燃料の早期取出しも可能である。また、複数体の取扱いにより燃料交換機の取扱作業が煩雑化するが、作業上は負荷トルクの小さい領域での作動回数が増加する程度であり、グリッパ駆動軸・ユニバーサルジョイント寿命への影響は小さい。
原子炉構造との配置整合性については、固定ラック式炉内中継装置では、炉内案内

331

管および炉内中継槽のコンパクト化により回転ラック式とほぼ同一のスペースに収納でき、原子炉容器径を増加する必要はない見通しである。
以上より、稼働率向上によるコスト低減効果に期待できることや、成立性に直結する技術課題がないことから、複数体ポットと組み合せた固定ラック式炉内中継装置を採用することとした。
iii) 燃料出入機
燃料出入機は炉内中継装置－EVST 間などで新燃料、使用済燃料を移送する機器である。高速増殖原型炉「もんじゅ」や実証炉設計では、軌道付き走行台車式が採用されているが、ナトリウム冷却中型炉では、4 モジュールおよび EVST 間などにアクセ
スしなければならず、従来の軌道付き走行台車では、移動方向の転換などが必要とな
り燃料移送系が複雑化するため、物量の増加が懸念される。よって、レールおよび引廻しケーブルの削除を含めた燃料移送系の物量低減や、占有面積縮小をねらって、自在走行台車などの現状技術を取込むことにより、レールレス台車式燃料出入機の成立性を評価した後、概念の具体化を行った。
レールレス台車式燃料出入機は、転倒防止および滑り対応、耐震構造（浮き上がり防止対応）、給電制御方式、高速および位置決め精度の確保などの技術課題を有している。各技術課題に対する成立性の見通しを表 2.1.4-51 に示す。このうち、浮き上がり防止対応について、以下の式（台車周辺の 1 点を支点に浮き上がらない条件）を満足する必要がある。
復元モーメント＞転倒モーメント
1G－上下方向震度＞水平方向震度
ここで、復元モーメント＝燃料出入機重量×（1G－上下方向震度）×燃料出
入機幅/2
転倒モーメント＝燃料出入機重量×水平方向震度×燃料出入機高さ
上記の式をもとに、上下方向震度が S2 地震で 0.4G、強地震検討用水平動で 0.1G 以
下となるように燃料出入機本体と台車間にサスペンションを設置すれば、地震時の浮き上がりを防止できる見通しを確認した。
レールレス台車式燃料出入機の概念図を図 2.1.4-32 に示す。レールレス台車式燃料
出入機は、1 基の収納筒と 2 系統のガス冷却系（アルゴンガス直接冷却系、空気間接
冷却系のいずれも 2 系統設置）から構成される。
燃料出入機のグリッパ構造を図 2.1.4-33 に示す。複数体移送の採用に伴い、同一の収納筒で複数体ポット（フィン外接円径でφ580mm）と燃料（ラッパ管外接円でφ210mm）を取扱う必要はあるが、図中に示したようにグリッパ先端のアダプタ構造を工夫することにより、形状の大きく異なる構造物を取扱可能とした。また、グリッパには、以下の機械的な燃料落下防止対応を取込むこととした。
①

グリッパ爪の開閉防止機構：燃料内へのグリッパ先端挿入の有無を検知するセンシングロッドを追加設置して、グリッパ爪の開閉を機械的に解除する。

332

②

ドアバルブ誤閉時の牽引部材保護機構：グリッパがドアバルブを通過して燃料にアクセスする際に、グリッパ外側の円筒状構造部材のみドアバルブ作動スペースに残すことで、ドアバルブ誤閉による牽引部材切断を防止する。

自在走行台車には、台車下面に合計 8 基のマイクロドーリ（負荷重量 25ton/基）を設置するとともに、給電制御ケーブルの巻き取りドラム（多段巻取り方式、ドラム径
φ2800mm）を取り付けた。また、転倒防止用の燃料出入機本体と走行台車間のサス
ペンション構造（コイルバネとダンパの組み合せ、ダンパは減衰比 5%を想定）を図
2.1.4-34 に示す。上記のサスペンション構造でも走行台車上に設置できるが、今後、地震時床応答スペクトルの詳細化や、建屋設計の進捗に伴い、サスペンション構造を最適化する必要がある。
2)

燃料貯蔵系
i)

EVST
a)

EVST 全体
EVST は、EVST 容器と 3 系統の EVST 冷却系などから構成されるナトリウム中
炉外燃料貯蔵設備で、水プールと合せて、「4 年冷却＋炉心退避（1 炉心）＋再処理
設備の故障対応」に相当する貯蔵容量を確保している。EVST 貯蔵容量が大きいケースでは、早期炉心退避が可能となる一方、物量およびコストが増加するため、発生頻度の極めて小さい炉心退避対応に基づいて EVST 貯蔵容量を一義的に設定することは望ましい選択肢でない。
炉心退避に係る要求により、以下のように EVST で確保すべき貯蔵容量は相違する。
①

案 1（EVST で燃料交換に必要な貯蔵容量のみ確保）：合計 4 バッチ連続燃料交換に相当する 370 体②

案 2（炉心退避が発生しても残りのプラントの運転継続が可能）：燃料交換 2
バッチ＋1 炉心退避に相当する 535 体③

案 3（いずれのケースでも早期炉心退避が可能）：燃料交換 4 バッチ＋1 炉心退避に相当する 703 体

EVST 貯蔵容量をパラメータとする経済性および炉心退避期間の検討結果を表
2.1.4-52 に示す。燃料取扱設備全体の物量は、案 1 に対して、案 2 で 70ton（コスト 1.04 倍）、案 3 で 135ton（コスト 1.07 倍）増加し、EVST 貯蔵容量の差異により有意なコスト差が発生する。炉心退避について、案 3 ではダミー燃料準備を含めて約 70 日間で炉心退避を完了できる。一方、案 1 では EVST 貯蔵中の使用済燃料を移動するなどの作業が必要で、炉心退避完了までに約 1 年間を要するが、仮設キ
ャスクの使用や、燃料出入機の冷却容量の増加などの設計工夫により、早期炉心退避を達成できる可能性を有している。現状、炉心退避後の補修対応が不明確なこともあって、コスト最小の案 1 を対象として、EVST の概念検討を行うこととした。
b)

EVST 容器EVST 容器の概念図を図 2.1.4-35 に示す。EVST 容器は、内外容器（二重容器）、

333

貯蔵ラックなどから構成されるφ6.86m×h12.07m のナトリウム容器で、合計 370
体の貯蔵容量を有している。使用済燃料は裸状態で貯蔵し、回転ラック、ターンテ
ーブル、槽内移送機を組み合せて槽内で燃料を移動する。
燃料 1 体あたりの重金属インベントリの大きい高内部転換炉心では、貯蔵ピッチが増加する恐れを有している。EVST 中燃料の貯蔵ピッチに係る検討を表 2.1.4-53に示す。正方配列の段違い貯蔵方式のうち、案内管の有無によって貯蔵ピッチが相違する。物量に大きな差異がないため、貯蔵ラック構造簡素化の観点より、案内管なしのケースを選択し、正方配列で 343mm の貯蔵ピッチを確保した。
槽内移送機の概念図を図 2.1.4-36 に示す。液面制御型の直動式槽内移送機を採用
して、ガス圧力制御により案内筒内にのみ移送燃料用のナトリウム液面を確保した。
ナトリウム液面の上昇に伴い、しゃへいプラグの温度評価や、シール部などの局所冷却対応を検討する必要はあるが、高温化対応が容易な鋼製しゃへいプラグの採用と合せて、EVST 容器軸長の低減を図った。
c)

EVST 冷却系
EVST 冷却系は、EVST 内での使用済燃料の崩壊熱を除去する直浸コイル内 2 次ナトリウム循環空冷式の冷却系で、槽内コイル、2 次ナトリウム系、空気冷却系から構成される。4 モジュールの使用済燃料貯蔵に伴い、崩壊熱を常時除去しなければならないが、1 系統点検時に、1 系統の機能喪失＋1 台の動的機器故障を重ね合せた条件でも、点検方法の工夫（ナトリウムドレンしないで点検し、異常発生時には速やかに復旧）や、自然循環除熱に期待するなどの対応により、3 系統の冷却系構成で安全要求条件を満足できる見通しである。
プラント側の崩壊熱除去系は自然循環方式を採用しているが、EVST 冷却系は、系統温度が低く、自然循環方式を採用した場合には、電磁ポンプを削除できる一方、熱交換器の伝熱面積増加や、スタック新規設置などのコストデメリットが大きい（物量が約 2 倍増加）と考えられるため、強制循環方式を採用した。
EVST 冷却系のヒートマスバランス（通常運転時および事故時）を図 2.1.4-37 に示す。高温化による熱交換器の伝熱面積低減をねらって、事故時に相当する 1 系統
冷却時には槽内ナトリウム温度を 450℃とした。
また、ナトリウム配管、空気冷却器伝熱管のいずれも二重構造として、ナトリウ
ム燃焼火災の影響を緩和した。

ii)

水プール
水プールは水プール本体と 1 系統の水プール冷却浄化系（循環ポンプ、熱交換器などは 2 基設置）から構成される炉外燃料貯蔵設備で、幅 14.15m×奥行き 10.09m×高さ 13.75m の水プール本体に合計 1365 体を貯蔵できる容量を有している。EVST と同様に高内部転換炉心の採用に伴い、貯蔵ピッチが増加する恐れを有している。臨界
安全評価をもとに、三角配列で 258mm の貯蔵ピッチを確保した。
水プール冷却浄化系は、1 次および 2 次冷却水系から構成され、このうち、1 次冷
却水系では、冷却器の上流側にろ過器および脱塩器などを設置した。また、水プール

334

冷却浄化系は、EVST 冷却系と同様に MS-2 に区分し、専用の 2 次冷却水系（非常用
ガスタービンに接続）を設置した。
iii) 燃料処理系
燃料洗浄は、EVST から使用済燃料を引き上げる際に、燃料出入機の冷却系を使用して、アルゴンガスブローする乾式洗浄方式を採用した。燃料洗浄時の設備構成とヒートマスバランスを図 2.1.4-38 に示す。燃料内には約 300℃のアルゴンガスを吹込み、ウォームフィルタおよび 2 基のミストトラップにより除去したナトリウムを回収する構造とした。
アルゴンガス温度の低下とともに、洗浄性能は従来の約 90%から約 50%まで低下するため水プール中に移行するナトリウムが増加するが、水プール貯蔵中および水中浸
漬時の燃料健全性に影響なく、水プール冷却浄化系設計も対応可能な範囲であることを確認した。
(c) 燃料取扱設備のまとめ
ナトリウム冷却中型炉・高内部転換炉心の条件で、EVST 貯蔵方式の燃料取扱設備を構築した。主要な系統機器仕様は、以下のとおりである。
①

炉内燃料移送方式：切込み付きコラム型炉心上部機構＋単回転プラグ＋燃料交換機
・

燃料交換機型式：マニプレータ式

・

炉内中継装置型式：固定ラック式②

炉外燃料移送方式：レールレス台車式燃料出入機（複数体移送）＋燃料昇降装置③

燃料貯蔵方式：EVST 貯蔵方式（EVST と水プールの組み合せ）
・

貯蔵容量：EVST 370 体、水プール 1365 体

・EVST 型式：円筒縦型ナトリウム容器＋直浸コイル内 2 次ナトリウム循環空冷式（強制循環）

・水プール型式：ライナー張り縦型貯蔵式＋1 次および 2 次水プール冷却浄化系（浄化系先行型）④

燃料洗浄方式：乾式燃料洗浄

燃料取扱作業は、燃料交換時に原子炉－EVST 間、原子炉運転時に EVST 以降に分けて実施する。燃料交換時には、燃料交換機および炉内中継装置により炉外にナトリウムポッ
ト入りの状態で複数の使用済燃料を同時に取出した後、燃料出入機により EVST 中に装荷する。燃料交換スケジュールを図 2.1.4-39 に示す。この燃料交換スケジュールをもとに、１モジュールの燃料交換作業は、合計約 7 日（燃料交換本体：（112 体×31 分）/（60 分×
22 時間）＝2.6 日≒約 3 日、燃料交換準備および後始末：4 日）で完了できる見通しである。一方、原子炉運転時には、燃料出入機によりガス中裸状態で減衰後の使用済燃料を取出して、ナトリウム除去後、水プールに装荷する。
破損燃料は、炉外に取出して EVST に貯蔵する。必要に応じて、燃料検査装置で、X 線
CT などの検査を行う。
(viii) 電気設備（含む非常用電源）335

所内交流電源、直流電源、計装電源及び非常用ガスタービン発電機について各系統からの要求を反映した基本仕様を設定した。
常用電源設備は合理化対応として、可能な限りモジュール間共用とし設備物量の削減を図った。
安全系電源設備は、非常用発電機としてガスタービン発電機（100％×３台）を採用し、モ
ジュール間共用でオンラインメンテナンス（OLM）対応が可能な構成とした。全電源喪失(SBO)時の対策については、ほとんどの電源喪失事象が３０分以内に復旧しており、２４時
間以上継続した例はほんの数例しかないことから、２４時間給電バッテリー設備、SBO 対応の専用バッテリー付燃取電源装置およびモジュール炉毎に設ける計装電源装置という設備構成とした。
図 2.1.4-40 に非常用電源設備概念図を示す。
(ix)

計測制御設備大型炉での検討結果を参考に、主要な原子炉計装及びプロセス計装について検討を行い、仕様及び設置場所を具体化した。
出力領域中性子計装は、安全上、中性子束が高い順に３番目までのチャンネルのうち、２つのチャンネルが原子炉トリップ信号を発信すれば事象を判断基準内で収束させることが可能であるとの見通しがあり、４チャンネル構成（2/4 ロジック）にする。
破損燃料検出装置は、大型炉での DN 先行核定常濃度拡散挙動解析結果に基づき、最小の装置数で広い範囲をカバーできるように設置する場所として、フロースプリッタによる流路分離の影響を考慮し、４ヵ所のナトリウムサンプリング位置に設置すれば成立する見通しを得た。
原子炉容器出口温度計装は、原子炉構造ガス巻き込み評価結果から、原子炉出口配管入口
近傍は水中渦発生原因となることから、IHX１次系入口配管主流位置にする。
１次主冷却系流量計装は、主配管が磁性体の 12Cr 系フェライト鋼であることから電磁流量計が使用できず、超音波式流量計を適用する。
また、中型モジュール炉の特徴を考慮し、プラント制御設備、中央監視設備の仕様検討を行った。プラント制御設備のシステム構成を図 2.1.4-41 に、中央制御室の盤配置概念を図
2.1.4-42 に示す。
(x) 放射性廃棄物処理設備
最新軽水炉の設備合理化を反映させたＦＢＲ実証炉フェーズ２の放射性廃棄物処理設備
仕様を基に、プラント仕様及び建物容積の相違を考慮して以下３設備の放射性廃棄物処理容量を設定した。
①

気体廃棄物処理設備②

液体廃棄物処理設備③

固体廃棄物処理設備

なお、中型炉はモジュールプラントであることから、モジュール間での設備の共用化に伴う合理化を行い、４モジュールで一設備とした。
その結果、気体廃棄物処理設備の連続処理量はＦＢＲ実証炉より大きくなるが、１モジュ

336

ール当たりで見れば小さくなる。液体廃棄物処理設備はＦＢＲ実証炉以下となる。なお、固体放射性廃棄物処理施設は原子炉基数が多いことによる廃樹脂発生量の増加により容量が増加したが、１モジュール当たりで見ればＦＢＲ実証炉より少ない。
表 2.1.4-54 に放射性廃棄物処理設備の処理量のＦＢＲ実証炉との比較を示す。
(xi) 換気空調設備
完全自然循環除熱方式の崩壊熱除去系採用による工安系設備構成変更から非常用ガスタ
ービン発電機が採用となった点などから空調系の機能分担及び系統構成の基本的考え方の整理を行うとともに、コンクリート設計温度引上げに基づく原子炉格納容器空調系の常用系化の検討、系統構成概念を検討した。なお、非常用系として残す系統は、安全上重要な系統である非常用ガス処理系、原子炉４モジュールでの共用設備でありかつ安全上重要な系統である中央制御室空調系、非常用電気設備室空調系、ガスタービン発電機室換気系、非常用空調冷水系である。
ここで、従来設計におけるコンクリート設計温度は 65℃であり、長期のコンクリート健全性確保の観点から設計室温を 55℃以下に制限し、これを維持できる換気空調等の設計を行ってきたが、電力中央研究所におけるコンクリート暴露実験による研究成果 8),9)及び FBR 実証
炉概念設計研究での雰囲気温度・コンクリート温度解析結果に基づく空調停止時の建屋温度上昇時間余裕・躯体温度制限温度までの時間余裕に関する検討結果 10)から、コンクリート設
計温度を 85℃に引き上げることで設計室温を高く設定でき、格納容器空調系を常用化することで換気空調系冷却風量を削減し BOP 設備の合理化が可能となっている。
換気空調設備の機能分担と全体構成を図 2.1.4-43 に示す。また、系統構成概念の概要を図2.1.4-44 に示す。常用系となる系統は、実証炉で非常用系としていた原子炉格納容器空調系（ただし、原子炉容器下部とルーフデッキのみ非常用空冷チラーによるスポット空調とし、これらは非常用系）を含めて、全 14 系統のうち 9 系統である。また、軽水炉で採用されているアニュラス排気系での切り替え方法を参考にして、高気密ダンパの開度調整によるコン
ファインメント形成概念を採用した。
(xii) 諸設備（補機冷却系、圧空、ガス供給、補助蒸気等）
最新軽水炉の設備合理化が反映されたＦＢＲ実証炉フェーズ２の補助設備仕様を基にプラント仕様及び建物容積の違いを考慮して、以下の７補助設備について設備容量を設定した。
①

補機冷却系設備②

補助蒸気供給設備③

圧縮空気供給設備④

アルゴンガス供給設備⑤

窒素ガス供給系⑥

淡水供給設備⑦

ナトリウム供給系

なお、中型炉はモジュールプラントであることから、モジュール間での設備の共用化に伴う合理化を行い、非安全系の設備は４モジュールで一設備とした。
その結果、補機冷却系設備は、非常用ディーゼル発電機のガスタービン発電機への変更に

337

伴い大幅に容量が削減された。また、建屋体積の縮小およびモジュール化効果により、補助蒸気供給設備、圧縮空気供給設備及びアルゴンガス供給設備の容量の削減が可能となった。
窒素ガス供給は、連続供給量は原子炉ユニット数が増えたため増加し、最大供給量はＦＢＲ
実証炉との出力比で求めたため増加した。淡水供給設備の純水供給量は、ＦＢＲ実証炉との出力比で求めたため増加し、ろ過水供給量は、純水供給量の増加に伴い増加した。飲料水はＦＢＲ実証炉と同等とした。ナトリウム供給設備は、４モジュール分でＦＢＲ実証炉よりナ
トリウムインベントリが大きくなるため増加した。
表 2.1.4-55 に各設備の処理容量のＦＢＲ実証炉との比較を示す。
(3) 建屋配置(i)

モジュール炉概念
原子炉施設建屋は、耐震上及び物量低減の観点より、各モジュール間の壁は一体化する構造とした。建屋配置については、原子炉モジュール間で共用する長尺の燃料交換機の移送方式について検討するとともに、設備設計側の設計進捗を反映した機器配置検討を行った。
タービン建屋は、タービン形式の変更(TC6F-49→TC4F-54)により、「高圧＋低圧タービン×３基」が「高圧＋中圧＋低圧タービン×2 基」となり、タービンの全長が縮小され、かつ制御建屋の南側にツインプラント（原子炉２基でタービン１基を共有）として一体化したことで、スペース及び設備の共有化により、建屋の縮小化を図った。
検討結果として、原子炉施設建屋の配置図を図 2.1.4-45 に、とタービン建屋の配置図を図2.1.4-46 に示す。
格納容器（CV）については、CV 構造として候補となる鉄筋コンクリート構造(RC)CV、
鋼板コンクリート(SC)CV ならびに船殻 CV について各構造形式の CV 基準整備状況を調査し、工期短縮によるコスト削減の観点および実現性の観点からライナ内張り方式の SCCV が現状で妥当な構造と選定した。
原子炉施設建屋の全体寸法は、ISI&R 性向上、SG 蒸気圧力増加等の設計見直しを反映した結果、79m×93m×H65.5m、建屋容積が１ユニット（２モジュール、150 万 kWe）分で15.9 万 m3 となった。
中型モジュール炉は同一出力の大型炉に比べモジュール化され原子炉が４基あるため、建屋容積が大きくなる。大型炉との建屋サイズの比較を図 2.1.4-47 に示す。タービン建屋はツ
インプラントで 209.5m×49.5m×H42.8m で、建屋容積が１ユニット分（２モジュールで共有し、150 万 kWe 出力）では約 19 万 m3 となった｡なお、タービン建屋は大型炉も同一のタービンであるため、建屋容積は大型炉と同一である。

(ii) シングルプラント概念
モジュール炉（中型炉-M750）をベースに、シングルプラント（以下、中型炉-S750 と記す）とした場合の冷却系及びタービン系の設備仕様を検討し、経済性評価のための物量を算定した。
シングルプラントでは共用化による合理化ができないため、原子炉施設建屋及びタービン
建屋とも容積については不利となる。
原子炉施設建屋の全体寸法は、63m×43m×H65m、建屋容積が 12.5 万 m3 となった。タ338

ービン建屋は 97m×42m×H42.8m で、建屋容積は 14.3 万 m3 となった｡(a) 原子炉施設建屋①

モジュール炉の配置をベースとして、シングルプラントとした場合の各階配置を検討した。配置図を図 2.1.4-48 に示す｡②

原子炉建屋エリアは、原子炉容器、１次系ポンプを内蔵した中間熱交換器２基を矩形の鋼板コンクリート製格納容器内に収容し、２次系は、１ループの直管 SG と２次系ポンプを設置、崩壊熱除去系として DRACS の空気冷却器(自然通風冷却)1 基と PRACS の空気冷却器(強制冷却)2 基をナトリウム系の自然循環冷却が可能なよう高所レベルに設置した。

③

PRACS の空気冷却器(2 基)及び DRACS の空気冷却器(1 基)は、系統分離の観点から SG 室を挟む形で分離した位置に配置した。

④

ブロータンクは、免震・非免震間の渡り配管を極力削減するため、SG 室近傍でタービン建屋との間隙スペースの原子炉建屋側の免震された床面上に設置するものとした。

⑤

補助建屋エリアには、使用済燃料水プールを含む燃料取扱設備及び廃棄物処理設備などの放射線ホット設備類を主体に収容した。屋上には、水プール冷却系の冷却塔を設置した。

⑥

制御建屋エリアには、中央制御室、電気・計測制御盤室、放射線管理室、出入り管理室などの非放射線の設備類を主体として配置し、一部に管理区域内の空調設備室を設置した。

⑦

制御建屋エリアの屋上には、空調用の空冷チラー（クーリングタワー）を設置した。

(b) タービン建屋①

シングルプラントとしてはＩ型配置とＴ型配置があるが、本検討ではタービンミサ
イルからの影響緩和を図るためＩ型配置とした。配置図を図 2.1.4-49 に示す｡②

原子炉施設建屋がほぼ完全な地上式プラントのため、タービン建屋もタービン発電
機運転床面を３階面とする地上式プラントとした。

③

タービンデッキ及び復水器の支持方式は、バネ支持構造とした。

④

中型炉 S-750 のタービン設備仕様を中型炉 M-750 と比較すると表 2.1.4-56 のとおりである。

(4) 運転、保守・補修性(i)

プラント運用の検討（通常時、事故時）
通常時、事故時とも、プラント運用は大型炉と同じである。すなわち、温態待機、温態停止状態を設け、軽微なプラント故障の場合に早い再起動が可能としている。また、何らかの故障等により、プラントをトリップした時は蒸気発生器による崩壊熱除去運転を行い、できない場合は崩壊熱除去系（PRACS 及び DRACS）による崩壊熱除去を行う。
また、起動・停止運用も大型炉と同じである。原子炉構造の液面近傍部の健全性確保の観点から、15℃/h 以下の昇温速度とする必要がある。これを考慮し、低温停止状態から 30%339

出力までの昇温速度を 15℃/ｈとし、タービン起動操作で約 3.5 時間確保する。30%出力運転から定格出力までの昇温速度も 15℃/ｈとしている。その結果、通常起動時間は約 30 時間である。通常停止時には、原子炉構造の液面近傍部の健全性確保の観点から 20℃/h 以下の降温速度とする必要がある。これを考慮し、定格出力運転から低温停止状態までの降温速度を20℃/h とし、通常停止時間を 17.5 時間としている。
なお、温態待機状態では、
SG 給水流量は再循環系で 35%に保持されており、圧力は約 344℃
までは飽和蒸気圧力、それ以降は約 15.3MPa 以上に保持されることから、流動不安定の問題はなく、状態保持が可能である。
(ii) プラント運転制御の検討
プラント制御系は大型炉と同様に、タービン主、原子炉従を原則とした協調制御方式とし、電力系統からの要求に応じた発電出力制御運転及び負荷喪失時の所内単独運転を行うことができるように、プラントの系統構成上の特徴を踏まえ、制御系の安定性及び追従性を考慮して設定する。
制御機能目標は、以下とする。
①

定格プラント出力の 0%～100%の範囲における手動制御②

定格プラント出力の 30%～100%の範囲における自動制御③

自動制御範囲における±10%のステップ状負荷変更④

自動制御範囲における±5%/分のランプ状負荷変更⑤

定格出力での自動運転時における 95%の大幅な負荷喪失以降の継続運転（所内単独運転移行）

以上の条件を考慮したプラント制御系構成を図 2.1.4-50 に示す。本制御系は、電力系統からの要求に応じたタービン制御を行うとともに、NSSS 側は出力指令装置からのプラント出力指令と主冷却系流量をほぼ比例するように制御し、同時に原子炉出力が調整できるようにしている。
さらに、中型モジュール炉では、原子炉２基でタービン１基を共有していることから、稼働率向上のため、原子炉 1 基がトリップしても、他の健全な原子炉（モジュール）を運転継続できる設計としている。
(iii) ISI 計画及び保守・補修
ISI 計画及び保守・補修については大型炉と基本的に同様であり、ここでは省略する。
(5) 定検・建設期間
(i)

建設工期
中型炉－Ｍ750（４モジュール）の建設工程（案）を設定した。
建設検討は２ユニット（300 万 kWe）を構成する原子炉建屋４モジュール分と補助建屋、制御建屋および２つのタービン建屋を対象とした。原子炉建屋はオペフロまで一体で、大型ユニットとして現地へ輸送する大型ユニット工法を採用し、建設工程を短縮した。
その結果、現地全体工程は 33 ヶ月となった。
（ただし、工場内での大型ユニット先行組み）
立て期間が５ヶ月必要であり、通算すると 38 ヶ月となる。

340

建設工程の主なクリティカルパスは以下となる。
・建屋：12 ヶ月（大型ユニットの工場内先行組み立て期間を入れると 17 ヶ月）
・炉上部機器・ブランケット燃料体据付：5.5 ヶ月
・総合機能試験：7.5 ヶ月
・性能試験：８ヶ月
表 2.1.4-57 に全体建設工程表（案）を示す。
(ii) 定検期間①タービン１基、原子炉１基の場合（シングルプラントを含む）
高内部転換型炉心を採用した中型炉の定期検査工程を策定した。高内部転換型の運転サ
イクルは２６ヶ月であるため、標準外定検は２定検に１回実施する
標準定期検査の定期検査工程を表 2.1.4-58 に示す。蒸気発生器伝熱管の検査がクリティ
カルパスになり、定期検査期間は 31 日となる。大型炉と比較して燃料及び制御棒の交換
体数が少ないため、燃料交換及び制御棒駆動機構性能試験の期間が短い。中型炉は蒸気発生器が１基しかないため、２定期検査に１回実施する伝熱管の超音波探傷試験を標準外定
期検査で行うことができる。このため標準定期検査では毎回実施する渦流探傷試験のみ行
えば良く蒸気発生器伝熱管の検査期間が短くなる。
標準外定期検査の定期検査工程を表 2.1.4-59 に示す。回転プラグ分解点検と格納容器全体漏洩率試験を行うため、原子炉側の工程がクリティカルパスとなり、定期検査期間は 44日となる。大型炉と比較して燃料及び制御棒の交換体数が少ないため、燃料交換及び制御
棒駆動機構性能試験の期間が短い。蒸気発生器では伝熱管の超音波探傷試験を行うため、大型炉と同じ検査期間が必要となるが、クリティカルパスとはならない。
②タービン 1 基、原子炉２基の場合（シリーズ定検）
中型モジュール炉ではタービン１基に対して原子炉２基の構成となっているため、原子炉が１基定検中であっても他の１基での運転（出力 50％）が理論上は可能である。タービ
ン 1 基と原子炉２基を合わせて定検するケース（シリーズ定検）について、共用設備である燃料交換設備の使用時期が重ならず、プラントの出力停止期間が最短（稼働率が最大）となるように定検工程の最適化を行った。ここでは出力停止期間を平均定検期間とする。
その結果、出力停止期間が最短となる最適な組み合わせとして、１基が標準定検、他基が標準外定検（標準＋標準外）とすることの繰り返しを選定した（２定検に１回標準外点検となる）。これにより平均定検期間は 37.5 日となる。
(6) 経済性評価
前節までに述べたプラント設計より算定される物量データの概要を表 2.1.4-60 にまとめる（モジュールプラントは１基分で記載）。
中型炉は、４モジュール構成の 300 万 kWe プラントと 75 万 kWe のシングルプラントの物量について比較した。主要機器の構成は同じ物量であるが、炉外燃料貯蔵槽と水プール貯蔵を合せた燃料体数がシングル炉では 585 体に対して、モジュール炉は 359 体と減ること、
BOP 設備などモジュール炉では共有化が図れ、単位モジュール当りの建屋体積が縮小している。

341

なお、フェーズⅡの最終評価にあたり添付 B へ冷却材・型式横断的に比較した検討評価を
記載する。

342

参考文献
2.1.4.1 炉心燃料設計(1) MOX 燃料炉心
[1] 羽様 平, 他,「高速炉用統合炉定数 ADJ2000R の作成 (研究報告)」, JNC TN9400 2002-064,(2002).
[2] S.K.Cheng, N.E.Todreas, “Hydrodynamic Models and Correlations for Bare andWire-Wrapped Hexagonal Rod Bundles - Bundle Friction Factors, Subchannel Friction
Factors and Mixing Parameters”, Nuclear Engineering and Design, Vol.92, P.227-251,(1986).
[3] 水田 俊治, 他,「ODS フェライト鋼被覆管の設計用関係式の検討 (研究報告書)」, JNC
TN9400 2000-048, (2000).
[4] A.Hasegawa, N.Yamano, The Standard Shielding Cross Section Library Based on
JENDL-3.2, Proc. of 9-th Int. Conf. on Radiation Shielding (ICRS-9), Tsukuba, Japan,
p.723 (1999).
[5] 庄野彰,他: 共同研究報告書

大型しゃへい実験に関する評価研究(VI)－JASPER 実験解析

による実証炉しゃへい設計への反映－（平成 5 年度）, PNC TY9471 94-001 (1994).
[6] Naoyuki TAKAKI, Tomoyasu MIZUNO, “Design Study on Sodium-Cooled Fast Reactor
Core Loaded with LLFP Transmutation Sub-Assemblies”, Proc. of

GENES4/ANP2003,

Kyoto, JAPAN, Sep. 15-19 (2003)[7] 井上 賢紀, 他,「高速炉炉心構成要素用オーステナイト系およびフェライト系ステンレス鋼の水素透過特性評価－SUS316 相当鋼と高強度フェライト/マルテンサイト鋼の水素透過係
数測定－(研究報告)」, JNC TN9400 2002-056, (2002).
2.1.4.2 プラント設計[8] 西内達男, 他：“110℃までの高温下に３年間さらされたコンクリートの力学特性”, 電力中央研究所研究報告 U90034, (1990)[9] 金津努, 他：“高温下に長期間暴露したコンクリートの力学的性質の変化”, 電力中央研究所研
究報告 U95037, (1996)[10] 島川佳郎, 他：“Na 冷却中型モジュール炉設計研究 (研究報告)”, JNC TY9400 2002-006,(2002)

343

344

＊１

核
特
性

炉
心
・
燃
料
仕
様

上部

＊３

55
157
129
286
－

合計
内側炉心
外側炉心
炉心合計
径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ418
5.7E+23

外側炉心
2

98

148
422

＊１

3.2

内側炉心

全炉心

炉心部

23.0

外側炉心
1.03

20.1

内側炉心

5.2

30

下部

ブランケット燃料を含む＊２

ナトリウムボイド反応度

集合体内非均質効果考慮[平衡末期] ($)

11%

)

)

(

(

31%

32%

＊４

)

)

( -18% )(49%

実効遅発中性子割合0.00333

5.3

＊３

－

＊２

[Tdk/dT；平衡末期]＊２ドップラ係数6.3

初装荷核分裂性Pu重量 (t/GWe)

最大高速中性子照射量[E>0.1MeV] (n/cm )最大線出力 (W/cm)

取出平均燃焼度 (GWd/t)

燃焼反応度 (%Δk/kk')

増殖比

Pu富化度［Pu/重金属］ (wt%)

遮へい体外接円径 (m)

燃料集合体数

軸方向ブランケット厚さ (cm)

25

100

炉心高さ (cm)(

5.4 ＊ ４－4.8

4.5E+23

420

423

74

149

3.9

1.03

27.7

22.4

4.7

－

314

156

158

92

47.5

44.5

85

17.5

コンパクト型炉心

実効遅発中性子割合0.00336

高内部転換型炉心(ｺﾝﾊﾟｸﾄ型との差)
26.1

目

運転サイクル長さ (ヶ月)項

表 2.1.4-1 中型 MOX 燃料高内部転換型炉心とコンパクト型炉心(平衡期)の炉心・燃料仕様および核特性の比較

表 2.1.4-2 中型 MOX 燃料高内部転換型代表炉心の設計検討条件
項
プラント仕様炉心・燃料基本仕様

目

設計検討条件

電気出力750MWe

炉心熱出力1,785MWt

原子炉出口/入口温度550 / 395 ℃

１次系流量

9,083kg/s

燃料形態

MOX

炉心型式

均質２領域

再臨界回避方策

改良内部ﾀﾞｸﾄ型燃料集合体
組成 ＊１

燃料

FP混入率

高速炉多重ﾘｻｲｸﾙTRU＊２(FP/HM)
炉心材料

制限条件

安全要求

＊３

ODS鋼

ﾗｯﾊﾟ管

PNC-FMS鋼

ﾅﾄﾘｳﾑﾎﾞｲﾄﾞ反応度

6＄程度 以下

炉心高さ

100cm程度 以下
40kW/kg-MOX程度 以上

最大線出力

430W/cm 以下

高速中性子照射量

取合条件

炉心性能目標＊４

5×10 23 n/cm 2 以下被覆管最高温度［肉厚中心］

700℃ 以下

CDF（通常運転時）

0.5 以下燃料ｽﾐｱ密度

炉心82%TD

ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ

90%TD

燃料ﾊﾞﾝﾄﾞﾙ部圧損

0.2MPa程度 以下

遮へい体外接円径

5.5m 程度以下

制御棒、SASS配置

切込み付きUIS対応

増殖比

取出平均
燃焼度

導入期炉心

1.1 程度平衡期炉心1.03 程度

炉心部
全炉心

150GWd/t 程度＊５運転ｻｲｸﾙ長さ＊１( 0.14wt% )被覆管

炉心平均比出力
燃料健全性

0.2Vol%60GWd/t 程度以上
18ヶ月 以上

高速炉多重ﾘｻｲｸﾙ組成 (wt%)
238

Pu/ 239 Pu/ 240 Pu/ 241 Pu/ 242 Pu/ 237 Np/ 241 Am/ 243 Am/ 244 Cm/ 245 Cm= 1.1/54.1/32.1/ 4.3/ 3.9/ 0.5/ 2.0/ 1.0/ 1.0/ 0.0＊２

先進湿式再処理法の移行率を基に設定＊３

炉心材料組成［炉心燃料設計用］ (wt%) ： Fe/Cr/Ni/Mo/Mn/W = 85.5/11.0/0.4/0.5/0.6/2.0＊４

E ＞ 0.1MeV＊５

ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ燃料を含む全炉心取出平均燃焼度345

表 2.1.4-3 中型 MOX 燃料高内部転換型代表炉心の主要仕様（平衡期炉心）
項目

基
本
仕
様
・
炉
心
構
成

仕様

炉心熱出力

1785 MWt

電気出力

750 MWe

炉心型式

改良内部ダクト型 均質 2 領域炉心

運転サイクル長さ

26.1 ヶ月 (794 日)

燃料交換バッチ数 (炉心/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)
炉心高さ

100 cm

軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ厚さ (上部/下部)

20 / 25 cm

炉心等価直径383 cm

遮へい体外接円径

約 5.22 m

炉心燃料集合体数 (内側/外側/合計)

157 / 129 / 286 体

径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ体数－

制御棒本数 (主炉停止系/後備炉停止系)
径方向遮へい体数 (SUS 遮へい体)(Zr-H 遮へい体)

炉
心
燃
料
仕
様

4 / - バッチ

21 / 6 本
138 体 (2 層)78 体 (1 層)

燃料形態

MOX (ペレット型)

炉心材料 (被覆管/ラッパ管)

ODS 鋼/PNC-FMS 鋼

燃料ピン外径10.4 mm

被覆管肉厚
燃料スミア密度(炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)
スペーサワイヤ径

0.71 mm
82 / 90 / － %TD
1.04 mm

燃料ピン配列/燃料ピン外径 (P/D)

1.11

集合体当たり燃料ピン本数

255 本

内部ダクト外面辺の長さ46.0 mm

内部ダクト肉厚

2.0 mm

ラッパ管外対面間距離

201.8 mm

ラッパ管肉厚5.0 mm集合体配列ピッチ206.3 mm346

表 2.1.4-4 中型 MOX 燃料高内部転換型代表炉心の炉心・燃料仕様（平衡期炉心）
仕様

項目
燃料形態

燃
料
要
素

炉心

軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ

径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ*1(Pu,U)O2(ペレット型)

UO2(ペレット型)

－

被覆管材料

ODS 鋼

－

被覆管外径 (mm)

10.4

－

被覆管内径 (mm)

8.98

－

被覆管肉厚 (mm)

0.71

－

燃料要素全長 (mm)

2630

－

燃料スタック長 (mm)
ガスプレナム長さ(上/下) (mm)
ボンド材
燃料スミア密度 (%TD)

集合体

200 / 250
(上部/下部)

1000－

100 / 990

－

He

－

82

90

－

集合体全長 (mm)

4300

－

燃料ピン本数 (本)255－

燃料ピン配列ピッチ (mm)

11.50

－

燃料ピン配列ピッチ/ピン径比 (P/D)

1.11

－

内部ダクト外面辺の長さ46.0 mm

内部ダクト肉厚

2.0 mm

ラッパ管材料PNC-FMS 鋼←

ラッパ管外対面間距離 (mm)

201.8

－

ラッパ管内対面間距離 (mm)

191.8

－

ラッパ管肉厚 (mm)5.0－

ラッパ管間ギャップ (mm)4.5－集合体配列ピッチ (mm)

206.3

－

スペーサワイヤ径 (mm)

1.04

－

スペーサワイヤ巻き付けピッチ (mm)

200.0

－

体積比 (%)

燃料
(実効)

43.8
(35.9)←(39.4)

－

構造材

25.7

←

－

冷却材

30.4

←

－

347

表 2.1.4-5 中型 MOX 燃料高内部転換型代表炉心の主要目 (導入期炉心)
項目

基
本
仕
様
・
炉
心
構
成

仕様

炉心熱出力

1785 MWt

電気出力

750 MWe

炉心型式

改良内部ダクト型 均質 2 領域炉心

運転サイクル長さ27.4 ヶ月 (832 日)

燃料交換バッチ数 (炉心/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)
炉心高さ

100 cm

軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ厚さ (上部/下部)

20 / 20 cm

炉心等価直径383 cm

遮へい体外接円径

約 5.22 m

炉心燃料集合体数 (内側/外側/合計)

157 / 129 / 286 体

径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ体数

66 体

制御棒本数 (主炉停止系/後備炉停止系)
径方向遮へい体数 (SUS 遮へい体)(Zr-H 遮へい体)

炉
心
燃
料
仕
様

4 / 4 バッチ

21 / 6 本
72 体 (1 層)
78 体 (1 層)

燃料形態

MOX (ペレット型)

炉心材料 (被覆管/ラッパ管)

ODS 鋼/PNC-FMS 鋼

燃料ピン外径10.4 mm

被覆管肉厚
燃料スミア密度(炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)
スペーサワイヤ径

0.71 mm
82 / 90 / 90 %TD
1.04 mm

燃料ピン配列/燃料ピン外径 (P/D)

1.11

集合体当たり燃料ピン本数

255 本

内部ダクト外面辺の長さ46.0 mm

内部ダクト肉厚

2.0 mm

ラッパ管外対面間距離

201.8 mm

ラッパ管肉厚5.0 mm集合体配列ピッチ206.3 mm348

表 2.1.4-6 中型 MOX 燃料高内部転換型代表炉心の炉心・燃料仕様（導入期炉心）
仕様

項目
燃料形態

燃
料
要
素

炉心

軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ

径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ*1(Pu,U)O2(ペレット型)

UO2(ペレット型)

←

被覆管材料

ODS 鋼

←

被覆管外径 (mm)

10.4

11.7

被覆管内径 (mm)

8.98

10.87

被覆管肉厚 (mm)

0.71

0.415

燃料要素全長 (mm)

2630

←

燃料スタック長 (mm)
ガスプレナム長さ(上/下) (mm)
ボンド材
燃料スミア密度 (%TD)

集合体

200 / 200
(上部/下部)

1000

1400

100 / 990

←

He

←

82

90

←

集合体全長 (mm)

4300

←

燃料ピン本数 (本)

255

217

燃料ピン配列ピッチ (mm)

11.50

12.84

燃料ピン配列ピッチ/ピン径比 (P/D)

1.11

1.10

内部ダクト外面辺の長さ46.0 mm－

内部ダクト肉厚

2.0 mm－

ラッパ管材料PNC-FMS 鋼←

ラッパ管外対面間距離 (mm)

201.8

←

ラッパ管内対面間距離 (mm)

191.8

←

ラッパ管肉厚 (mm)5.0←

ラッパ管間ギャップ (mm)4.5←集合体配列ピッチ (mm)

206.3

←

スペーサワイヤ径 (mm)

1.04

1.08

スペーサワイヤ巻き付けピッチ (mm)

200.0

200

体積比 (%)

燃料
(実効)

43.8
(35.9)←(39.4)

54.6(49.2)

構造材

25.7

←

18.5

冷却材

30.4

←

26.9

349

表 2.1.4-7 中型 MOX 燃料高内部転換型代表炉心の炉心特性（平衡期炉心）
項目

設計値

運転サイクル長さ

26.1 ヶ月 (793 日)

燃料交換バッチ数 (炉心)4 バッチ

Pu 富化度*1 (内側/外側)18.5 / 23.5 wt%

取出平均燃焼度(炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

146 / 18 GWd/t

全炉心取出平均燃焼度*2

104 GWd/t

燃焼反応度2.6 %Δk/kk’

増殖比 (全体)(炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

1.03
0.82 / 0.21

炉心平均比出力

41 kW/kg-MOX

最大線出力 (内側/外側)

427 / 407 W/cm
146 W/cm3

炉心平均出力密度
出力分担率 (炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

0.941 / 0.059

最大高速中性子束*3

1.9×1015 n/cm2 ･s

最大高速中性子照射量*35.3×1023 n/cm2

初装荷炉心重金属インベントリ(炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

36.6 / 18.1 t

ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/炉心重金属重量比

約 0.49

初装荷核分裂性 Pu 重量

6.2 t/GWe

ナトリウムボイド反応度*4 *5 (平衡末期)

5.0 $ドップラ係数[Tdk/dT]*4 (平衡末期)-5.5×10-3*1：Pu/HM*2：ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ燃料を含む全体の平均燃焼度*3：E > 0.1 MeV*4：集合体内非均質効果考慮*5：実効遅発中性子割合 0.00346（全親核種考慮）350

表 2.1.4-8(1/2) 中型 MOX 燃料高内部転換型代表炉心の物量収支(平衡期炉心)
装荷燃料１バッチ当たりの重量[kg]
核種
内側炉心 外側炉心 炉心合計
U235
12.1
9.3
21.5
U236
0.0
0.0
0.0
U238
4029.83103.87133.6
U 合計
4041.93113.17155.0
Pu238
10.7
11.2
21.8
Pu239
525.0
549.1
1074.1
Pu240
311.5
325.8
637.3
Pu241
41.7
43.6
85.4
Pu242
37.8
39.6
77.4
Pu合計
926.8
969.3
1896.1
Np237
4.9
5.1
9.9
Np合計
4.9
5.1
9.9
Am241
19.4
20.3
39.7
Am242m
0.0
0.0
0.0
Am243
9.7
10.1
19.9
Am合計
29.1
30.4
59.6
Cm242
0.0
0.0
0.0
Cm243
0.0
0.0
0.0
Cm244
9.7
10.1
19.9
Cm245
0.0
0.0
0.0
Cm合計
9.7
10.1
19.9
HM合計
5012.44128.19140.5
＊１
6.5
5.3
11.8
FP
＊２
FP
0.0
0.0
0.0
FP合計
6.5
5.3
11.8
＊１
＊２
再処理時随伴FP
燃焼期間中生成FP

軸ブラ
13.6
0.0
4504.44518.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
4518.0
0.0
0.0
0.0

径ブラ
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0

ブラ合計
13.6
0.0
4504.44518.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
4518.0
0.0
0.0
0.0

合計
35.0
0.0
11638.011673.0
21.8
1074.1
637.3
85.4
77.4
1896.1
9.9
9.9
39.7
0.0
19.9
59.6
0.0
0.0
19.9
0.0
19.9
13658.5
11.8
0.0
11.8

取出燃料１バッチ当たりの重量[kg]
核種
内側炉心 外側炉心 炉心合計
U235
2.6
3.6
6.1
U236
1.6
1.1
2.7
U238
3147.82661.45809.2U 合計
3152.02666.15818.0
Pu238
12.8
13.0
25.7
Pu239
448.2
414.7
862.9
Pu240
295.8
289.6
585.4
Pu241
46.2
40.2
86.4
Pu242
37.1
36.2
73.3
Pu合計
840.1
793.7
1633.8
Np237
2.8
3.2
6.0
Np合計
2.8
3.2
6.0
Am241
16.4
20.8
37.2
Am242m
1.2
1.1
2.3
Am243
10.4
10.0
20.4
Am合計
28.0
31.9
59.9
Cm242
0.9
0.7
1.6
Cm243
0.1
0.1
0.2
Cm244
9.8
8.5
18.3
Cm245
1.9
1.4
3.3
Cm合計
12.7
10.6
23.3
HM合計
4035.53505.67541.0
＊１
848.3
504.7
1352.9
FP
＊２
FP
64.3
52.7
117.0
FP合計
912.6
557.4
1469.9＊１＊２
再処理時随伴FP
燃焼期間中生成FP

軸ブラ
9.1
1.3
4644.94655.3
0.1
210.3
17.7
1.0
0.0
229.1
0.4
0.4
0.1
0.0
0.0
0.1
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
4884.8
66.6
0.0
66.6

径ブラ
8.4
0.8
3829.93839.1
0.0
125.5
8.0
0.4
0.0
133.9
0.2
0.2
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
3973.3
32.2
0.0
32.2

ブラ合計
17.5
2.1
8474.78494.4
0.1
335.8
25.7
1.4
0.1
363.0
0.6
0.6
0.1
0.0
0.0
0.1
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
8858.2
98.8
0.0
98.8

合計
23.7
4.8
14283.9
14312.4
25.9
1198.7
611.1
87.8
73.4
1996.8
6.6
6.6
37.3
2.3
20.4
60.0
1.6
0.2
18.3
3.3
23.3
16399.2
1451.7117.0
1568.7351

表 2.1.4-8(2/2) 中型 MOX 燃料高内部転換型代表炉心の物量収支(平衡期炉心)
平衡初期炉心の燃料重量[kg]
核種
内側炉心 外側炉心 炉心合計
U235
28.7
26.5
55.2
U236
3.6
2.0
5.6
U238
14401.0 11567.2
25968.2
U 合計
14433.3 11595.7
26029.0
Pu238
47.0
45.9
92.9
Pu239
2000.6
1906.93907.5
Pu240
1234.81212.72447.5
Pu241
179.5
165.1
344.6
Pu242
150.9
148.3
299.2
Pu合計
3612.83478.97091.7
Np237
15.7
16.4
32.1
Np合計
15.7
16.4
32.1
Am241
71.6
79.8
151.4
Am242m
2.7
2.2
4.9
Am243
40.3
39.2
79.5
Am合計
114.6
121.2
235.8
Cm242
2.8
2.0
4.8
Cm243
0.2
0.1
0.4
Cm244
39.0
36.5
75.5
Cm245
4.0
2.7
6.7
Cm合計
46.0
41.3
87.3
HM合計
18222.4 15253.5
33475.9＊１1312.6787.4
2100.0
FP
＊２
FP
257.1
210.8
467.9
FP合計
1569.7998.2
2567.9＊１＊２
再処理時随伴FP
燃焼期間中生成FP

軸ブラ
49.8
2.3
19300.9
19352.9
0.1
358.5
17.4
0.6
0.0
376.6
0.6
0.6
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
19730.2
75.4
0.0
75.4

径ブラ
42.1
1.4
15725.4
15769.0
0.0
207.3
7.6
0.3
0.0
215.3
0.4
0.4
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
15984.6
37.5
0.0
37.5

ブラ合計
91.9
3.7
35026.3
35121.9
0.1
565.8
25.0
0.9
0.0
591.9
0.9
0.9
0.1
0.0
0.0
0.1
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
35714.8
112.9
0.0
112.9

合計
147.1
9.3
60994.5
61150.993.1
4473.32472.5345.5
299.2
7683.6
33.0
33.0
151.5
4.9
79.5
235.9
4.8
0.4
75.5
6.7
87.3
69190.72212.9467.92680.8平衡末期炉心の燃料重量[kg]
核種
内側炉心 外側炉心 炉心合計
U235
19.6
20.9
40.4
U236
5.2
3.1
8.3
U238
13656.6 11188.9
24845.5
U 合計
13681.4 11212.9
24894.3
Pu238
49.1
48.2
97.3
Pu239
1919.01799.23718.3
Pu240
1216.11192.72408.8
Pu241
183.6
163.9
347.5
Pu242
149.8
146.8
296.6
Pu合計
3517.63350.96868.5
Np237
13.6
14.8
28.3
Np合計
13.6
14.8
28.3
Am241
68.4
81.3
149.7
Am242m
3.8
3.3
7.2
Am243
41.0
39.5
80.5
Am合計
113.2
124.1
237.4
Cm242
3.7
2.7
6.3
Cm243
0.4
0.2
0.5
Cm244
38.9
35.4
74.4
Cm245
5.9
4.1
10.0
Cm合計
48.9
42.4
91.3
HM合計
17374.6 14745.0
32119.7＊１2160.41295.93456.3
FP
＊２
FP
257.1
210.8
467.9
FP合計
2417.51506.63924.2＊１＊２
再処理時随伴FP
燃焼期間中生成FP

軸ブラ
44.0
3.6
19005.5
19053.1
0.2
570.7
35.3
1.6
0.1
607.9
1.0
1.0
0.1
0.0
0.0
0.2
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
19662.1
143.6
0.0
143.6

径ブラ
38.5
2.3
15558.915599.7
0.1
334.7
15.8
0.7
0.0
351.2
0.6
0.6
0.1
0.0
0.0
0.1
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
15951.5
70.5
0.0
70.5

ブラ合計
82.5
5.8
34564.434652.7
0.3
905.4
51.1
2.3
0.1
959.1
1.6
1.6
0.2
0.0
0.0
0.2
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
35613.6
214.1
0.0
214.1

合計
122.9
14.2
59409.959547.0
97.6
4623.62459.9349.8
296.7
7827.5
29.9
29.9
149.9
7.2
80.5
237.6
6.3
0.5
74.4
10.0
91.3
67733.3
3670.4467.94138.2352

表 2.1.4-9 中型 MOX 燃料高内部転換型代表炉心の制御反応度収支(平衡期炉心)[単位：%Δk/kk']
後備炉停止系
ﾜﾝﾛｯﾄﾞｽﾀｯｸ
全数挿入
0.81
0.64
0.81
0.64
－
－
－
－
0.16
0.13
－
－
0.16
0.13
－
－
－
－
0.3
0.3
1.1
1.3
1.5*3
1.9*3
0.4
0.6

主炉停止系
(ﾜﾝﾛｯﾄﾞｽﾀｯｸ)
4.49
Ⅰ. 計画余剰反応度0.81(1) 出力補償
3.48*1(2) 燃焼補償(3) 運転余裕
0.20
0.50
Ⅱ. 余剰反応度不確かさ (2σ)0.00
(1) 臨界予測誤差－(2) 出力補償予測誤差
0.39(3) 燃料製作予測誤差
0.20(4) 燃料交換余裕
Ⅲ. 事故時投入反応度－Ⅳ. 必要制御反応度 (Ⅰ+Ⅱ+Ⅲ)
5.0*2
Ⅴ. 制御棒価値5.4*3
Ⅵ. 反応度停止余裕 (Ⅴ-Ⅳ)
0.4*1：ノミナル計算値に燃料組成変動分を考慮した値*2：炉停止余裕 1$ (0.4%Δk/kk’) を考慮した値*3：ノミナル計算値に対し、各種補正 (ﾒｯｼｭ効果および縮約効果、ランピング効果、輸送効果
等) 23%、設計予測誤差 9 %を考慮した値
項目353

表 2.1.4-10 中型 MOX 燃料高内部転換型代表炉心の炉心特性（導入期炉心）項目

設計値

運転サイクル長さ27.4 ヶ月 (832 日)

燃料交換バッチ数 (炉心)4 バッチ

Pu 富化度*1 (内側/外側)18.8 / 23.7 wt%

取出平均燃焼度(炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

150 / 19.3 / 8.9 GWd/t

全炉心取出平均燃焼度*2

86 GWd/t

燃焼反応度2.8 %Δk/kk’

増殖比 (全体)(炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

1.10
0.80 / 0.19 / 0.11

炉心平均比出力40 kW/kg-MOX

最大線出力 (内側/外側)

417 / 401 W/cm
143 W/cm3

炉心平均出力密度
出力分担率 (炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

0.924 / 0.052 / 0.024

最大高速中性子束*3

1.9×1015 n/cm2 ･s

最大高速中性子照射量*35.4×1023 n/cm2

初装荷炉心重金属インベントリ(炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

36.5 / 16.1 / 16.2 t

ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/炉心重金属重量比

約 0.88

初装荷核分裂性 Pu 重量

6.3 t/GWe

ナトリウムボイド反応度*4 *5 (平衡末期)

5.1 $ドップラ係数[Tdk/dT]*4 (平衡末期)-5.3×10-3*1：Pu/HM*2：ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ燃料を含む全体の平均燃焼度*3：E > 0.1 MeV*4：集合体内非均質効果考慮*5：実効遅発中性子割合 0.00335（全親核種考慮）354

表 2.1.4-11(1/2) 中型 MOX 燃料高内部転換型代表炉心の物量収支(導入期炉心)
装荷燃料１バッチ当たりの重量[kg]
核種
内側炉心 外側炉心 炉心合計
U235
12.1
9.3
21.4
U236
0.0
0.0
0.0
U238
4013.73092.37106.0U 合計
4025.83101.67127.4
Pu238
10.8
11.3
22.1
Pu239
532.2
553.8
1086.0
Pu240
315.8
328.6
644.4
Pu241
42.3
44.0
86.3
Pu242
38.4
40.0
78.4
Pu合計
939.5
977.6
1917.1
Np237
4.9
5.1
10.0
Np合計
4.9
5.1
10.0
Am241
19.7
20.5
40.2
Am242m
0.0
0.0
0.0
Am243
9.9
10.2
20.1
Am合計
29.5
30.7
60.3
Cm242
0.0
0.0
0.0
Cm243
0.0
0.0
0.0
Cm244
9.9
10.3
20.1
Cm245
0.0
0.0
0.0
Cm合計
9.9
10.3
20.1
HM合計
5009.64125.39134.9
＊１
6.5
5.3
11.8
FP
＊２
FP
0.0
0.0
0.0
FP合計
6.5
5.3
11.8
＊１
＊２
再処理時随伴FP
燃焼期間中生成FP

軸ブラ
12.0
0.0
4002.34014.3
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
4014.3
0.0
0.0
0.0

径ブラ
12.1
0.0
4032.04044.1
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
4044.1
0.0
0.0
0.0

ブラ合計
24.2
0.0
8034.28058.4
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
8058.4
0.0
0.0
0.0

合計
45.6
0.0
15140.2
15185.7
22.1
1086.0
644.4
86.3
78.4
1917.1
10.0
10.0
40.2
0.0
20.1
60.3
0.0
0.0
20.1
0.0
20.1
17193.3
11.8
0.0
11.8

取出燃料１バッチ当たりの重量[kg]
核種
内側炉心 外側炉心 炉心合計
U235
2.6
3.5
6.1
U236
1.7
1.1
2.8
U238
3239.02696.25935.3U 合計
3243.32700.85944.1
Pu238
14.3
14.9
29.1
Pu239
457.0
427.5
884.5
Pu240
295.6
303.0
598.6
Pu241
46.3
42.6
88.9
Pu242
34.9
36.5
71.4
Pu合計
848.1
824.5
1672.6
Np237
3.5
3.7
7.2
Np合計
3.5
3.7
7.2
Am241
16.4
22.0
38.4
Am242m
1.5
1.5
3.0
Am243
10.2
10.5
20.7
Am合計
28.2
34.0
62.1
Cm242
1.0
0.8
1.9
Cm243
0.1
0.1
0.2
Cm244
12.1
11.7
23.8
Cm245
2.3
1.8
4.1
Cm合計
15.6
14.4
30.0
HM合計
4138.63577.47716.0
＊１
6.5
5.3
11.8
FP
＊２
FP
873.9
553.4
1427.3
FP合計
880.4
558.7
1439.1＊１＊２
再処理時随伴FP
燃焼期間中生成FP

軸ブラ
6.6
1.2
3713.93721.7
0.1
198.5
19.6
1.3
0.1
219.6
0.6
0.6
0.1
0.0
0.0
0.1
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
3941.9
0.0
67.9
67.9

径ブラ
8.3
0.9
3854.23863.4
0.1
137.4
8.3
0.3
0.0
146.2
0.4
0.4
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
4010.0
0.0
32.5
32.5

ブラ合計
14.9
2.1
7568.17585.0
0.2
336.0
27.9
1.6
0.1
365.8
0.9
0.9
0.2
0.0
0.0
0.2
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
7951.9
0.0
100.4
100.4

合計
21.0
4.9
13503.3
13529.2
29.3
1220.5
626.5
90.5
71.5
2038.3
8.2
8.2
38.6
3.0
20.7
62.3
1.9
0.2
23.8
4.1
30.0
15667.9
11.8
1527.6
1539.4355

表 2.1.4-11(2/2) 中型 MOX 燃料高内部転換型代表炉心の物量収支(導入期炉心)
平衡初期炉心の燃料重量[kg]
核種
内側炉心 外側炉心
炉心合計
U235
29.4
26.7
56.1
U236
3.7
2.1
5.9
U238
14834.7 11760.0
26594.7
U 合計
14867.9 11788.8
26656.7
Pu238
49.7
50.5
100.1
Pu239
2023.7
2001.64025.3
Pu240
1237.1
1281.42518.5
Pu241
180.4
175.3
355.8
Pu242
147.5
154.4
301.9
Pu合計
3638.43663.27301.6
Np237
17.1
18.1
35.2
Np合計
17.1
18.1
35.2
Am241
72.0
84.7
156.7
Am242m
3.4
3.0
6.4
Am243
40.3
41.5
81.8
Am合計
115.7
129.2
244.8
Cm242
3.3
2.4
5.7
Cm243
0.3
0.2
0.5
Cm244
43.2
43.3
86.5
Cm245
4.5
3.3
7.7
Cm合計
51.3
49.1
100.4
HM合計
18690.4 15648.4
34338.7
＊１
25.9
21.3
47.2
FP
＊２
FP
1353.7862.62216.2FP合計
1379.6883.92263.5＊１＊２
再処理時随伴FP
燃焼期間中生成FP

軸ブラ
38.8
2.2
15568.6
15609.6
0.1
344.9
19.6
0.9
0.0
365.5
0.9
0.9
0.1
0.0
0.0
0.1
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
15976.1
0.0
73.3
73.3

径ブラ
42.3
1.5
15860.3
15904.0
0.1
224.5
7.8
0.2
0.0
232.6
0.6
0.6
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
16137.2
0.0
36.4
36.4

ブラ合計
81.1
3.7
31428.8
31513.6
0.2
569.4
27.4
1.1
0.0
598.2
1.5
1.5
0.1
0.0
0.0
0.1
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
32113.3
0.0
109.7
109.7

合計
137.2
9.5
58023.6
58170.3
100.3
4594.72545.9356.9301.97899.7
36.6
36.6
156.8
6.4
81.8
244.9
5.7
0.5
86.5
7.7
100.4
66452.0
47.2
2325.92373.2

平衡末期炉心の燃料重量[kg]
核種
内側炉心 外側炉心
炉心合計
U235
19.8
20.9
40.7
U236
5.4
3.2
8.7
U238
14050.9 11363.1
25413.9
U 合計
14076.1 11387.2
25463.3
Pu238
53.1
54.1
107.2
Pu239
1947.6
1875.43823.0Pu240
1216.41256.32472.6
Pu241
184.4
174.1
358.5
Pu242
144.0
151.0
295.0
Pu合計
3545.43510.97056.3
Np237
15.7
16.7
32.3
Np合計
15.7
16.7
32.3
Am241
68.6
86.1
154.7
Am242m
4.9
4.5
9.4
Am243
40.7
41.7
82.4
Am合計
114.2
132.4
246.6
Cm242
4.3
3.3
7.6
Cm243
0.4
0.3
0.7
Cm244
45.5
44.7
90.3
Cm245
6.8
5.1
11.8
Cm合計
57.0
53.3
110.4
HM合計
17808.4 15100.5
32908.8
＊１
25.9
21.3
47.2
FP
＊２
FP
2238.71415.83654.5FP合計
2264.61437.1
3701.7＊１＊２
再処理時随伴FP
燃焼期間中生成FP

軸ブラ
33.3
3.4
15271.3
15308.0
0.3
547.5
39.5
2.2
0.1
589.6
1.5
1.5
0.2
0.0
0.0
0.2
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
15899.3
0.0
145.2
145.2

径ブラ
38.4
2.4
15679.2
15720.0
0.1
364.0
16.2
0.6
0.0
380.8
1.0
1.0
0.1
0.0
0.0
0.1
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
16101.8
0.0
70.2
70.2

ブラ合計
71.6
5.8
30950.5
31027.9
0.4
911.5
55.7
2.7
0.1
970.5
2.5
2.5
0.3
0.0
0.0
0.3
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
32001.1
0.0
215.4
215.4

合計
112.4
14.5
56364.456491.2
107.6
4734.52528.3361.3
295.1
8026.8
34.8
34.8
155.0
9.4
82.4
246.8
7.6
0.7
90.3
11.8
110.4
64910.0
47.2
3869.93917.1356

表 2.1.4-12 中型 MOX 燃料高内部転換型代表炉心の熱流力特性(平衡期炉心)
集合体流量(kg/s)

領域流量(kg/s)

燃料要素
最大出力
(kW)

被覆管
最高温度
(℃)

バンドル部
圧損
(MPa)

64

36.0

2304.0

35.9

685

0.22

2

54

32.9

1776.6

32.9

685

0.19

3

39

28.0

1092.0

29.4

698

0.14

4

21

32.0

672.0

33.6

700

0.18

5

48

29.3

1406.4

30.6

699

0.15

6

33

25.9

854.7

27.2

699

0.12

7

27

22.7

612.9

24.0

699

0.10

合計

286

領
域

流量領域
番号

内
側
炉
心

1

外
側
炉
心

集合体
体数

8718.6 (kg/s) [1 次系流量の 96.0%]

1 次系流量9083.0 (kg/s)

表 2.1.4-13 中型 MOX 燃料高内部転換型代表炉心の CDF 評価対象燃料ピンの出力履歴および燃焼度(平衡期炉心)
燃料ピン出力 (kW)
炉心 流量
領域 領域

燃料ピン
燃焼度 ＊
(MWd/t）

装荷第1ｻｲｸﾙ

装荷第2ｻｲｸﾙ

装荷第3ｻｲｸﾙ

装荷第4ｻｲｸﾙ

BOC

EOC

BOC

EOC

BOC

EOC

BOC

EOC

35.7

32.8

35.9

32.6

35.6

32.1

34.9

31.3

208,200

35.3

33.2

35.6

33.0

35.4

32.4

34.7

31.7

208,600

2

32.7

29.8

32.9

29.6

32.7

29.2

32.3

28.7

190,700

3

29.4

27.5

29.4

27.3

29.2

26.9

28.8

26.5

173,000

4

33.6

32.2

32.1

30.8

30.8

29.7

29.7

28.6

190,400

5

30.6

29.9

29.4

28.8

28.3

27.8

27.4

26.9

176,200

6

25.2

27.2

24.2

26.2

23.3

25.4

22.5

24.6

152,700

7

20.7

24.0

19.9

23.2

19.2

22.4

18.6

21.7

130,500

1
内側
炉心

外側
炉心

* 燃焼度の不確かさ3%を考慮

357

表 2.1.4-14 中型 MOX 燃料高内部転換型代表炉心の CDF 評価対象燃料ピンの被覆管最高温度履歴(平衡期炉心)[単位：℃]
装荷第1ｻｲｸﾙ

装荷第2ｻｲｸﾙ

装荷第3ｻｲｸﾙ

装荷第4ｻｲｸﾙ

BOC

EOC

BOC

EOC

BOC

EOC

BOC

EOC

683.6

660.7

685.2

658.9

682.8

654.6

677.6

648.6

669.0

680.7

663.5

683.3

662.0

681.3

657.7

676.2

651.5

669.5

2

683.5

657.6

685.1

656.2

683.3

652.6

679.2

647.7

668.1

3

697.1

677.8

697.6

675.8

695.4

672.1

691.1

667.1

684.2

4

699.5

686.1

686.0

674.2

674.2

663.6

663.7

653.9

675.1

5

698.7

691.2

686.3

680.3

675.6

670.6

666.0

661.8

678.8

6

676.1

699.2

664.7

688.1

654.8

678.2

646.1

669.2

672.0

7

657.0

699.2

646.8

688.3

637.9

678.5

630.0

669.7

663.4

炉心 流量
領域 領域

1
内側
炉心

外側
炉心

平均値

表 2.1.4-15 中型 MOX 燃料高内部転換型代表炉心の CDF(平衡期炉心)

領域

最高

寿命末期

燃料ピン
最高燃焼度
(MWd/t)

35.9

685

649

208,200

0.41

35.6

683

651

208,600

0.45

2

32.9

685

648

190,700

0.16

3

29.4

698

667

173,000

0.30

4

33.6

700

654

190,400

0.21

5

30.6

699

662

176,200

0.15

6

27.2

699

669

152,700

0.03

7

24.0

699

670

130,500

0.004

流量
領域

1
内側炉心

外側炉心

燃料ピン
最大出力
(kW)

被覆管最高温度(℃)

358

CDF

359

407 / 408 W/cm

406 / 406 W/cm

409 / 402 W/cm
5.4×1023 n/cm2
6.3 t/GWe

最大線出力 (内側炉心 / 外側炉心)

最大高速中性子照射量*3

初装荷核分裂性 Pu 重量

複合システム倍増時間*5*1
ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ燃料を含む *2 Pu/HM

ドップラ係数[Tdk/dT]*4

ナトリウムボイド反応度*4*3

E > 0.1 MeV

実効遅発中性子割合 (全親核種考慮)-4.2×10-3

5.8 $0.00323

6.0 t/GWe-4.2×10-3

5.8 $0.00323

6.0 t/GWe

組成③-4.3×10-3

5.7 $0.00325

5.6 t/GWe

5.4×1023 n/cm2

405 / 406 W/cm

0.84 / 0.20 / 0.12

1.16

1.3 %Δk/k’

88.2 wt%

3.2 wt%19.7 / 26.1 wt%←←

40 年貯蔵したプルサー
マル使用済燃料と FBR
使用済燃料から回収した TRU を 5:5 で混合

84 年
70 年
58 年
50 年
*5
集合体内非均質効果考慮
炉外滞在期間 5 年、燃交・定検期間 45 日

*4

-5.3×10-3

5.1 $0.003350.80 / 0.20 / 0.12

0.80 / 0.20 / 0.12

0.80 / 0.19 / 0.11

(炉心/軸ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ / 径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

5.4×1023 n/cm2

1.12

1.12

1.10

増殖比 (全体)

5.4×1023 n/cm2

1.4 %Δk/k’

1.4 %Δk/k’

燃焼反応度

親核種含有率
2.8 %Δk/k’

4.4 wt%87.4 wt%

4.4 wt%18.0 / 23.6 wt%←←

87.4 wt%(平均)

1.0 wt%18.0 / 23.6 wt%←←

86.9 wt%*2

MA 含有率*2 (平均)Pu 富化度 (内側炉心 / 外側炉心)18.8 / 23.7 wt%

86 GWd/t*2

全炉心取出平均燃焼度*1[高速炉多重ﾘｻｲｸﾙ TRU]

150 GWd/t

目

取出平均燃焼度

項

設計標準

組成②
70 年貯蔵した LWR 使用
済ウラン燃料と 40 年貯蔵した ALWR 使用済ウラン燃料から回収した
TRU を 3:7 で混合組成①
30 年貯蔵した LWR 使用
済ウラン燃料と 20 年貯蔵した ALWR 使用済ウラン燃料から回収した
TRU を 9:1 で混合LWR 使用済燃料からの回収 TRU の代表的組成

表 2.1.4-16 中型 MOX 燃料高内部転換型代表炉心における TRU 組成変動の核特性への影響(導入期炉心)

組成④

55 年

-3.8×10-3

6.1 $0.00317

5.8 t/GWe

5.4×1023 n/cm2

407 / 408 W/cm

0.82 / 0.20 / 0.13

1.15

0.6 %Δk/k’

88.0 wt%

5.5 wt%18.1 / 24.3 wt%←←

110 年貯蔵したプルサ
ーマル使用済燃料と 90年貯蔵した LWR 使用済
ウラン燃料と 40 年貯蔵
した ALWR 使用済ウラン
燃料から回収した TRU
を 0.5:1.9:7.6 で混合

表 2.1.4-17 中型 MOX 燃料高内部転換型代表炉心における TRU 組成変動
(極端な組成)の核特性への影響
軽水炉使用済燃料回収TRU（極端組成）
項

高速炉多重
リサイクル

目

LWR

プルサーマル

ALWR

単一

混合［6:4 ＊２］

炉心熱出力 （MWt）

1785

←

←

←

←

運転サイクル長さ （ヶ月）

27.4

←

←

←

←

燃交バッチ数

←

←

←

←

←

Pu富化度 [Pu/HM:内側/外側] （wt%）

18.7/23.7

17.7/23.6

18.1/24.2

21.9/30.6

19.8/26.8

MA含有率［MA/HM:内側/外側］ （wt%）

0.9/1.1

4.7/6.2

4.7/6.3

6.6/9.2

3.1/4.2

燃焼反応度 （%△k/kk'）

2.78

0.66

0.76

1.12

0.49

最大線出力 （W/cm）

409

405

407

414

407

増殖比

1.10

1.13

1.15

1.26

1.18

初装荷炉心核分裂性Pu重量 （t/GWe)

6.3

6.0

5.8

4.8

5.4

ナトリウムボイド反応度 ($)

5.1

6.0

6.0

6.9

6.0

-5.3E-03-4.0E-03-3.9E-03-2.9E-03-4.0E-03

ナトリウムボイド/ドップラ比（×10 ）

1.0

1.5

1.5

2.4

1.5

＊1

1.110

1.101

1.103

1.110

1.102

ドップラ係数［Tdk/dT］
3

規格化包絡出力＊１

BOEC、EOEC包絡出力/炉心熱出力（必要流量の指標、小さい方が流配設計上有利）＊２

プルサーマル：高速炉多重リサイクル360

表 2.1.4-18 LLFP 核種に対する核変換率の非均質効果補正係数(中型 MOX 燃料炉心)

LLFP 集合体装荷位置

99Tc

129I

内側炉心

0.90

1.01

第9列

0.94

1.05

第 10 列

0.90

1.01

外側炉心

表 2.1.4-19 LLFP ピン・減速材ピン・LLFP 集合体の制限条件(中型 MOX 燃料炉心)
制限条件

項目

条件
Tc

2,170 ºC

融点

YI3997 ºC

融点

減速材

Zr-H

900 ºC

相安定性

被覆管

ODS

700 ºC

構造健全性

LLFP ターゲット
温度

制限因子

隣接集合体出口温度差

120 ºC(目安値) サーマルストライピング

Zr-H 水素割合 (H/Zr 比)

1.53

CDF

0.5

照射末期ガス内圧11.8 MPa

表 2.1.4-20

相安定性
構造健全性

LLFP 集合体・ピンの仕様(中型 MOX 燃料炉心)

項目

Tc ピン

I ピン

減速材ピン

要素材質

Tc (金属)YI3

ZrH1.65

集合体中のピン本数

154 本

378 本

99 本

ピン本数の割合

24.4 %

59.9 %

15.7 %

被覆材

ODS 鋼

ODS 鋼

ODS 鋼

ピン外径

6.23 mm

6.23 mm

6.23 mm

被覆管肉厚0.38 mm

0.38 mm

0.38 mm

スミア密度

80 %TD

50 %TD

90 %TD

ボンド材

He

He

Na

ピン配列ピッチ

7.47 mm

7.47 mm

7.47 mm

要素長

100 cm100 cm100 cm

ガスプレナム長 (上/下)－

45 / 139 cm－

361

表 2.1.4-21 核特性・核変換特性(中型 MOX 燃料炉心)
項目

基準炉心

LLFP 核変換炉心(2 次元 RZ 計算簡易評価)

炉心高さ (cm)100←

燃料集合体数 (体) (内側炉心/外側炉心)286 (157 / 129)286 (145 / 141)

径方向ブランケット集合体体数 (体)6645

LLFP 集合体数 (体)-21

軸方向ブランケット厚さ (cm) (上部/下部)

40 (20 / 20)

75 (35 / 40)

炉心等価直径 (cm)

3.83

3.96

Pu 富化度 (wt.%) (内側炉心/外側炉心)18.8 / 23.7

21.9 / 27.5

燃焼反応度 (%Δk/kk’)

2.8

3.9

取出平均燃焼度 (MWd/t) (炉心/全炉心平均)

150 / 86

150 / 74

増殖比 (-)

1.10

1.03

最大線出力 (W/cm) (内側炉心/外側炉心)409 / 402

427 / 421*

5.4×1023

5.0×1023

1.9×1015

1.7×1015

最大高速中性子フルエンス(E>0.1MeV) (n/cm2)

炉心部平均中性子束 (ｻｲｸﾙ平均) (n/cm2s)

照射期間
核変換率
LLFP インベントリ

99Tc

129I

(サイクル)

-

3

(年)

-

6.9

サイクル当たり(%)

-

5.3

4.5

取出時 (%)

-

15.1

12.9

(kg)

-

702

285

(kg/GWt)

-

393

160

-

1.04

1.12

サポートファクタ (-)

LLFP ターゲット集合体必要流量 (kg/s)
9.3*：3 次元補正考慮。補正係数として、基準炉心における 2 次元・3 次元計算の最大線出力の比
を適用。

362

363

全炉心取出平均燃焼度（導入期炉心）原子炉出口温度

初装荷核分裂性 Pu 重量（早期導入性）〃〃

資源有効利用※

遮蔽体外接円径

経済性

燃料製造性（ピン径種類、Zr 含有率）

〃

◎：優秀

△
(2 種類、10wt%)

高出口温度型（ピン径 2 領域型）
△
（未検討）
○
(638℃)△(10wt%、グリッド)△：劣っている、または、追加検討・開発必要○(単一、10wt%)

被覆管内面温度（液相形成開始温度の合理化）
燃料照射実績
（Zr 含有率、スペーサ型式）

開発課題○：問題なし○（検討済）○(634℃)◎(10wt%、ワイヤ)

燃料製造設備設計対応

検討課題

コンパクト型

項目

課題種類

〃

○
(8.0$)○(5.14m)○(85GWd/t)◎(550℃)△(5.7t/GWe)

高出口温度型（ピン径 2 領域型）○
(7.2$)○(4.51m)○(93GWd/t)◎(550℃)○(4.7t/GWe)

高出口温度型（重金属密度 2 領域型）○
(単一、6～10wt%)

○
（検討済）
○
(649℃)○(6～10wt%、ワイヤ)

高出口温度型（重金属密度 2 領域型）

中型炉炉心概念候補間の利害得失の比較（課題に関する比較）○(7.2$)○(4.68m)○(74GWd/t)○(510℃)○(4.2t/GWe)

ナトリウムボイド反応度（CDA 時の即発臨界回避）

安全性

表 2.1.4-23

コンパクト型

項目

中型炉炉心概念候補間の利害得失の比較（開発目標に関する指標の比較）

開発目標

表 2.1.4-22

標準仕様金属燃料（単一ピン径、Zr 含有率 10wt%）の製造性－

650℃以下

－

制限、現状

－

500℃以上－5.5m 以下

8$程度以下制限

表 2.1.4-24

中型金属燃料高出口温度型炉心の主要な設計条件項

プラント仕様炉心・燃料基本仕様

制限条件

安全設計
要求
燃料健全性

取合条件

炉心性能目標目
電気出力
熱出力
原子炉出口/入口温度
１次系流量
燃料形態
炉心型式
Zr 含有率
再臨界回避方策
燃料組成 組成
FP 混入率炉心材料 被覆管
ラッパ管
ナトリウムボイド
反応度
最大線出力
最大高速中性子
照射量＊３被覆管最高温度 ＊４
CDF（通常運転時）
炉心燃料スミア密度
遮蔽体外接円径
制御棒、SASS 配置
燃料バンドル部圧損
導入期炉心
増殖比
平衡期炉心
取出平均 炉心部＊５
燃焼度
全炉心＊６
運転サイクル長さ＊１

条件・目標
750MWe1,785MWt
550 / 395℃
9,083kg/s
U-TRU-Zr 合金金属燃料
均質重金属密度 2 領域
6～10wt%
MABLE 型燃料集合体
高速炉多重ﾘｻｲｸﾙ組成 ＊１
0.6vol% (0.3wt%)
ODS 鋼＊２
PNC-FMS 鋼＊２
8＄程度以下500W/cm 程度以下
5×1023 n/cm2 程度以下
650℃ 以下
0.5 以下70～75%TD
5.5m 程度以下
切込み付き UIS 対応配置
0.2MPa 以下
1.1～1.2 程度
1.03 程度
150GWd/t 程度
60GWd/t 程度以上
18 ヶ月 以上

金属燃料 FBR 多重ﾘｻｲｸﾙ組成 (wt%)
Pu238/Pu239/Pu240/Pu241/Pu242/Np237/Am241/Am243/Cm244/Cm245= 1.1/ 66.0/ 25.2/ 2.4/ 2.4/ 0.4/ 1.6/ 0.5/ 0.4/ 0.1＊２
炉心材料組成［炉心・燃料設計用］ (wt%)
Fe/Cr/Ni/Mo/Mn/W =85.5/ 11.0/ 0.4/ 0.5/ 0.6/ 2.0＊３高速中性子照射量（E>0.1MeV）制限満足炉心（高燃焼度化炉心でない炉心）のみ＊４
内面＊５
高燃焼度化炉心のみ＊６
ブランケット燃料を含む全炉心取出平均燃焼度364

表 2.1.4-25

中型金属燃料高出口温度型炉心の主要目（平衡期炉心）
項目

基
本
仕
様
・
炉
心
構
成

仕様

熱出力

1,785 MWt

電気出力

750 MWe

炉心型式

MABLE 型均質 2 領域炉心

運転サイクル長さ

23.3 ヶ月 (709 日)

燃料交換バッチ数 (炉心/径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

3/－バッチ

炉心高さ

100 cm軸ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ厚さ (上部/下部)－/－ cm

炉心等価直径342 cm

遮へい体外接円径

4.51 m

炉心燃料集合体数 (内側/外側/合計)

144 / 249 / 393 体

径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ体数

0 体

制御棒本数 (主系/後備炉停止系)
径遮へい体数 (ステンレス鋼反射体)(ZrH 遮へい体)

12 / 4 体
78 体 (1 層)
174 体 (2 層)

燃料形態

U-TRU-Zr 合金

炉心材料 (被覆管/ラッパ管)

炉
心
燃
料
仕
様

燃料ピン外径

7.5 mm

被覆管肉厚
燃料スミア密度(内側/外側炉心・軸ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)
ワイヤ径0.44 mm
70 / 75/ － %TD
1.21 mm

燃料ピン配列/燃料ピン外径 (P/D)

1.17

集合体当たり燃料ピン本数

271 本

ラッパ管外対面間距離

156.6 mm

ラッパ管肉厚5.0 mm集合体配列ピッチ161.1 mm*112.3 wt%

Zr 含有率 (内側/外側)10.0 / 6.0 wt%

炉心部取出平均燃焼度

93.1 GWd/t

Pu 富化度

全炉心平均燃焼度
炉
心
主
要
特
性

ODS 鋼/PNC-FMS 鋼*2

93.1 GWd/t

燃焼反応度0.52 %Δk/kk’

最大線出力 (内側/外側)

271 / 295 W/cm

炉心平均出力密度

194 W/cm3

最大高速中性子束*3

3.0×1015 n/cm2 s

最大高速中性子照射量*35.4×1023 n/cm2

増殖比

1.032
*4

ドップラ係数[Tdk/dT] (平衡末期)-4.1×10-3ナトリウムボイド反応度*4 (平衡末期)

7.2 $*5*1：Pu/HM、*2：ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ燃料を含む全体の平均燃焼度、*3：E > 0.1 MeV*4：非均質補正考慮、*5：実効遅発中性子割合 0.00358

365表 2.1.4-26

中型金属燃料高出口温度型炉心の主要燃料仕様（平衡期炉心）
仕様

項目

燃
料
要
素

炉心

軸ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ

径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ

燃料形態

U-TRU-Zr

－

－

被覆管材料

ODS 鋼

－

－

被覆管外径 (mm)

7.5

－

－

被覆管内径 (mm)

6.62

－

－

被覆管肉厚 (mm)

0.44

－

－

燃料要素全長 (mm)

2,920

－

－

燃料スタック長 (mm)

1,000

－

－

ガスプレナム長さ(上) (mm)

1,850

－

－

ナトリウム

－

－

燃料スミア密度 (%TD)

70～75

－

－

Zr 含有率 (wt%)

6～10

－

－

集合体全長 (mm)

4,695

－

－

燃料ピン本数 (本)

271

－

－

燃料ピン配列ピッチ (mm)

8.76

－

－

燃料ピン配列ピッチ/ピン径比 (P/D)

1.17

－

－

PNC-FMS 鋼－－

ラッパ管外対面間距離 (mm)

156.6

－

－

ラッパ管内対面間距離 (mm)

146.6

－

－

ラッパ管肉厚 (mm)

5.0

－

－

ラッパ管間ギャップ (mm)

4.5

－

－

集合体配列ピッチ (mm)

161.1

－

－

ワイヤ径 (mm)

1.21

－

－

ワイヤ巻き付けピッチ (mm)

200.0

－

－

燃料
(実効)

41.5
(29.1～31.1)

－

－

構造材

24.9

－

－

冷却材

33.6

－

－

ボンド材

ラッパ管材料

集合体

体積比 (%)366

表 2.1.4-27

中型金属燃料高出口温度型炉心の主要核特性（平衡期炉心）
項目

設計値

運転サイクル長さ

23.3 ヶ月 (709 日)

燃料交換バッチ数 (炉心/径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

3 / － バッチPu 富化度*1

12.3 wt%

Zr 含有率 (内側/外側)10.0 / 6.0 wt%

スミア密度 (内側/外側)

70 / 75 %TD

取出平均燃焼度(炉心/軸ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

93.1 / － / － GWd/t

全炉心平均燃焼度*293.1 GWd/t

燃焼反応度0.52 %Δk/kk’

増殖比 (全体)(炉心/軸ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

1.032
1.032 / － / －

最大線出力 (内側/外側)

271 / 295 W/cm
194 W/cm3

炉心平均出力密度
出力分担率 (炉心/軸ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

1.000 / － / －

最大高速中性子束*3

3.0×1015 n/cm2 s

最大高速中性子照射量*35.4×1023 n/cm2

装荷時重金属インベントリ（バッチ当たり）(炉心/軸ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

13.6 / － / － t

ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/炉心重金属重量比0

初装荷核分裂性 Pu 重量 (出力当たり)

4.7 t/GWe

原子炉倍増時間－

複合システム倍増時間*4－

ナトリウムボイド反応度*5 (平衡末期)

7.2 $*6

ドップラ係数[Tdk/dT]*5 (平衡末期)-4.1×10-3*1：Pu/HM*2：ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ燃料を含む全体の平均燃焼度*3：E > 0.1 MeV*4：燃料炉外滞在期間 5 年、燃交・定検期間 45 日
*5：非均質補正考慮*6：実効遅発中性子割合 0.00358

367

表 2.1.4-28

中型金属燃料高出口温度型炉心物量収支（平衡期炉心）－1 バッチ当たり平衡装荷燃料－

核種
内側炉心 外側炉心 炉心合計 軸ブランケット 径ブランケット ブランケット合計
U-235
11.6
24.0
35.6
0.0
0.0
0.0
U-236
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
U-238
3,855.4
7,977.0 11,832.3
0.0
0.0
0.0
3,867.08,001.0 11,867.9
0.0
0.0
0.0
U合計
Np-237
2.2
4.7
6.9
0.0
0.0
0.0
Np-239
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
2.2
4.7
6.9
0.0
0.0
0.0
Np合計
Pu-238
6.2
12.8
19.0
0.0
0.0
0.0
Pu-239370.9
767.5
1,138.5
0.0
0.0
0.0
Pu-240
141.6
293.1
434.7
0.0
0.0
0.0
Pu-241
13.5
27.9
41.4
0.0
0.0
0.0
Pu-242
13.5
27.9
41.4
0.0
0.0
0.0
545.7
1,129.2
1,674.9
0.0
0.0
0.0
Pu合計
Am-241
9.0
18.6
27.6
0.0
0.0
0.0
Am-242m
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
Am-243
2.8
5.8
8.6
0.0
0.0
0.0
11.8
24.4
36.2
0.0
0.0
0.0
Am合計
Cm-242
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
Cm-243
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
Cm-244
2.2
4.7
6.9
0.0
0.0
0.0
Cm-245
0.6
1.2
1.7
0.0
0.0
0.0
2.8
5.8
8.6
0.0
0.0
0.0
Cm合計
4,429.6
9,165.0 13,594.6
0.0
0.0
0.0
合計
13.0
24.1
37.2
0.0
0.0
0.0
FP*1
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
0.0
FP*2
13.0
24.1
37.2
0.0
0.0
0.0
FP合計
※単位：kg *1: 再処理時随伴FP*2: 燃焼期間中生成FP

表 2.1.4-29

合計
35.6
0.0
11,832.3
11,867.9
6.9
0.0
6.9
19.0
1,138.5
434.7
41.4
41.4
1,674.9
27.6
0.0
8.6
36.2
0.0
0.0
6.9
1.7
8.6
13,594.6
37.2
0.0
37.2

中型金属燃料高出口温度型炉心物量収支（平衡期炉心）－1 バッチ当たり平衡取出燃料－

核種
内側炉心 外側炉心 炉心合計 軸ブランケット 径ブランケット ブランケット合計
U-235
3.1
11.1
14.2
0.0
0.0
0.0
U-236
1.5
2.4
3.9
0.0
0.0
0.0
U-238
3,257.3
7,213.1 10,470.3
0.0
0.0
0.0
3,261.9
7,226.6 10,488.5
0.0
0.0
0.0
U合計
Np-237
2.7
5.6
8.4
0.0
0.0
0.0
Np-239
0.8
1.0
1.7
0.0
0.0
0.0
3.5
6.6
10.1
0.0
0.0
0.0
Np合計
Pu-238
6.3
13.3
19.7
0.0
0.0
0.0
Pu-239379.7
782.6
1,162.3
0.0
0.0
0.0
Pu-240
157.2
307.3
464.5
0.0
0.0
0.0
Pu-241
20.8
35.4
56.2
0.0
0.0
0.0
Pu-242
12.8
26.2
39.0
0.0
0.0
0.0
576.8
1,164.9
1,741.7
0.0
0.0
0.0
Pu合計
Am-241
6.4
16.9
23.3
0.0
0.0
0.0
Am-242m
0.5
1.0
1.5
0.0
0.0
0.0
Am-243
3.3
6.4
9.7
0.0
0.0
0.0
10.2
24.3
34.5
0.0
0.0
0.0
Am合計
Cm-242
0.5
0.7
1.2
0.0
0.0
0.0
Cm-243
0.1
0.1
0.1
0.0
0.0
0.0
Cm-244
3.1
5.6
8.7
0.0
0.0
0.0
Cm-245
0.6
1.1
1.7
0.0
0.0
0.0
4.2
7.5
11.7
0.0
0.0
0.0
Cm合計
3,856.5
8,429.9 12,286.5
0.0
0.0
0.0
合計
13.0
24.1
37.2
0.0
0.0
0.0
FP*1
573.0
735.1
1,308.1
0.0
0.0
0.0
FP*2
586.1
759.3
1,345.3
0.0
0.0
0.0
FP合計
※単位：kg *1: 再処理時随伴FP*2: 燃焼期間中生成FP

368

合計
14.2
3.9
10,470.3
10,488.5
8.4
1.7
10.1
19.7
1,162.3
464.5
56.2
39.0
1,741.7
23.3
1.5
9.7
34.5
1.2
0.1
8.7
1.7
11.7
12,286.5
37.2
1,308.1
1,345.3

表 2.1.4-30

中型金属燃料高出口温度型炉心物量収支（平衡期炉心）－平衡初期燃料－核種
内側炉心 外側炉心 炉心合計 軸ブランケット 径ブランケット ブランケット合計
U-235
23.8
56.6
80.4
0.0
0.0
0.0
U-236
2.1
3.0
5.2
0.0
0.0
0.0
U-238
10,944.9 23,147.7 34,092.6
0.0
0.0
0.0
10,970.8 23,207.3 34,178.2
0.0
0.0
0.0
U合計
Np-237
7.4
15.1
22.5
0.0
0.0
0.0
Np-239
1.6
2.1
3.7
0.0
0.0
0.0
9.0
17.2
26.2
0.0
0.0
0.0
Np合計
Pu-238
18.5
38.4
56.9
0.0
0.0
0.0
Pu-2391,142.2
2,334.9
3,477.2
0.0
0.0
0.0
Pu-240441.9
894.1
1,336.1
0.0
0.0
0.0
Pu-241
49.9
93.0
142.9
0.0
0.0
0.0
Pu-242
39.3
81.7
121.0
0.0
0.0
0.0
1,691.9
3,442.2
5,134.1
0.0
0.0
0.0
Pu合計
Am-241
23.3
53.4
76.7
0.0
0.0
0.0
Am-242m
0.8
1.3
2.1
0.0
0.0
0.0
Am-243
9.0
18.1
27.1
0.0
0.0
0.0
33.1
72.8
105.9
0.0
0.0
0.0
Am合計
Cm-242
1.1
1.5
2.6
0.0
0.0
0.0
Cm-243
0.1
0.1
0.2
0.0
0.0
0.0
Cm-244
7.6
15.0
22.6
0.0
0.0
0.0
Cm-245
1.6
3.4
5.0
0.0
0.0
0.0
10.4
19.9
30.3
0.0
0.0
0.0
Cm合計
12,715.3 26,759.4 39,474.6
0.0
0.0
0.0
合計
39.1
72.4
111.5
0.0
0.0
0.0
FP*1
573.4
735.8
1,309.2
0.0
0.0
0.0
FP*2
612.5
808.2
1,420.7
0.0
0.0
0.0
FP合計
※単位：kg *1: 再処理時随伴FP*2: 燃焼期間中生成FP

表 2.1.4-31

合計
80.4
5.2
34,092.6
34,178.2
22.5
3.7
26.2
56.9
3,477.2
1,336.1
142.9
121.0
5,134.1
76.7
2.1
27.1
105.9
2.6
0.2
22.6
5.0
30.3
39,474.6
111.5
1,309.2
1,420.7

中型金属燃料高出口温度型炉心物量収支（平衡期炉心）－平衡末期燃料－核種
内側炉心 外側炉心 炉心合計 軸ブランケット 径ブランケット ブランケット合計
U-235
15.3
43.7
59.0
0.0
0.0
0.0
U-236
3.6
5.5
9.1
0.0
0.0
0.0
U-238
10,346.8 22,383.8 32,730.6
0.0
0.0
0.0
10,365.8 22,432.9 32,798.7
0.0
0.0
0.0
U合計
Np-237
7.8
16.1
24.0
0.0
0.0
0.0
Np-239
2.4
3.0
5.4
0.0
0.0
0.0
10.2
19.2
29.4
0.0
0.0
0.0
Np合計
Pu-238
18.6
39.0
57.6
0.0
0.0
0.0
Pu-2391,151.0
2,350.0
3,501.0
0.0
0.0
0.0
Pu-240457.5
908.4
1,365.9
0.0
0.0
0.0
Pu-241
57.2
100.6
157.8
0.0
0.0
0.0
Pu-242
38.7
80.0
118.6
0.0
0.0
0.0
1,723.0
3,477.9
5,200.9
0.0
0.0
0.0
Pu合計
Am-241
20.8
51.7
72.4
0.0
0.0
0.0
Am-242m
1.3
2.3
3.6
0.0
0.0
0.0
Am-243
9.4
18.7
28.1
0.0
0.0
0.0
31.5
72.7
104.2
0.0
0.0
0.0
Am合計
Cm-242
1.5
2.2
3.7
0.0
0.0
0.0
Cm-243
0.1
0.1
0.3
0.0
0.0
0.0
Cm-244
8.5
15.9
24.4
0.0
0.0
0.0
Cm-245
1.7
3.3
5.0
0.0
0.0
0.0
11.8
21.6
33.4
0.0
0.0
0.0
Cm合計
12,142.2 26,024.3 38,166.5
0.0
0.0
0.0
合計
39.1
72.4
111.5
0.0
0.0
0.0
FP*1
1,146.5
1,470.9
2,617.3
0.0
0.0
0.0
FP*2
1,185.6
1,543.3
2,728.9
0.0
0.0
0.0
FP合計
※単位：kg *1: 再処理時随伴FP*2: 燃焼期間中生成FP

369

合計
59.0
9.1
32,730.6
32,798.7
24.0
5.4
29.4
57.6
3,501.0
1,365.9157.8
118.6
5,200.9
72.4
3.6
28.1
104.2
3.7
0.3
24.4
5.0
33.4
38,166.5
111.5
2,617.3
2,728.9

表 2.1.4-32

中型金属燃料高出口温度型炉心の制御反応度収支（平衡期炉心）

後備系
主系
1ロッドスタック 1ロッドスタック 全数挿入
1.計画余剰反応度
1.88
0.35
0.49
a)出力補償
0.49
0.35
0.49
b)燃焼補償0.82c)運転余裕0.20d)燃料スエリング補償
0.37
2.余剰反応度の不確かさ(2σ)
0.51
0.07
0.10
a)臨界性予測誤差0.00b)出力補償予測誤差
0.07
0.10
c)燃料製作公差
0.46d)燃料交換余裕
0.20
3.事故時投入反応度
0.18
0.18
必要制御反応度
2.79 *
0.60
0.77
補正後制御棒価値
4.01
0.90
1.38
反応度停止余裕
1.22
0.30
0.61
単位：%Δk/kk'*: 炉停止余裕 1＄（0.4%Δk/kk'）を考慮
項目370

表 2.1.4-33

中型金属燃料の熱特性解析で用いる工学的安全係数（ワイヤ型スペーサ）

処理方法 工学的安全因子
出力分布誤差ΔTNa

ΔTfilm

ΔTclad

1.025

1.025

1.025

1.020

1.020

炉心熱出力校正誤差
乗算項

流路変形効果1.026

集合体間流量配分誤差1.040

原子炉出入口温度誤差

1.010

ワイヤコンタクト効果
統計項
(3σ)

1.500

炉内流量配分誤差

1.026

物性値誤差

1.020

1.300

1.030

各部製造公差

1.035

1.070

1.080

1.040

1.080

スラグ偏心効果※空白は 1.00 であることを表す。

371

372

1
2
3
4
5
6
7
8
－

内側炉心
144
39
48
36
30
42
24
30
393

集合体数

余剰流量 [kg/s]

集合体
集合体流量
最大出力
[MW]
[kg/s]
6.04
25.9
6.26
27.2
5.61
24.9
4.70
21.4
4.26
19.5
3.48
16.7
2.75
13.6
2.23
11.6
(6.26)(27.2)
炉心流量*1 [kg/s]
必要領域流量[kg/s]
3729.61060.81195.2
770.4
585.0
701.4
326.4
348.0
8716.88719.7+2.9(+0.0%)

被覆管内面
最高温度*2
[℃]
648
649
649
649
649
648
649
649
(649)
バンドル部
圧力損失
[MPa]
0.21
0.22
0.19
0.15
0.12
0.09
0.06
0.05
(0.22)

外側炉心

内側炉心

1
2
3
4
5
6
7
8

EOC
21.9
22.7
21.7
19.2
17.4
14.3
12.4
10.1

BOC
20.6
23.8
21.3
19.2
17.3
15.1
12.8
10.8

BOC
20.2
23.5
21.0
19.2
17.2
15.1
12.7
10.7

EOC
22.5
22.8
21.7
19.4
17.5
14.2
12.5
10.1

装荷第2ｻｲｸﾙ

装荷第１ｻｲｸﾙ

燃料ピン最大出力 [kW]
BOC
20.4
23.5
21.1
19.0
17.3
15.1
12.8
10.8

EOC
21.6
22.2
21.3
18.9
17.3
14.1
12.5
10.0

装荷第3ｻｲｸﾙ

21.2
23.1
21.3
19.1
17.3
14.6
12.6
10.4

寿命中
平均出力
[kW]

中型金属燃料高出口温度型炉心における領域内最大出力燃料要素の出力履歴（平衡期炉心）

炉心領域 流量領域

表 2.1.4-35

冷却材
最高温度
[℃]
635
635
635
638
638
639
641
642
(642)

中型金属燃料高出口温度型炉心の流量配分結果（平衡期炉心）*1: 1次系流量の内、96%を燃料集合体冷却用に配分*2: HSF計算結果：1.16～1.17、周辺流れ効果係数計算結果：1.114～1.115

合計(最大値)

外側炉心

流量領域

炉心領域

表 2.1.4-34

373

1
2
3
4
5
6
7
8

EOC
638
633
643
642
645
631
640
631

BOC
624
645
638
642
643
645
646
647

BOC
619
641
635
642
642
644
646
645

EOC
644
635
642
645
645
630
642
631

装荷第2ｻｲｸﾙ

装荷第１ｻｲｸﾙ
BOC
621
642
637
640
642
645
647
647

EOC
635
628
639
639
642
629
641
630

装荷第3ｻｲｸﾙ

外側炉心

内側炉心

1
2
3
4
5
6
7
8

炉心領域 流量領域
最高
644
645
643
645
645
645
647
647

寿命末期
635
628
639
639
642
629
641
630

被覆管肉厚中心
ホットスポット温度 [℃]
136,400
124,100
114,800
102,900
93,20078,70067,90056,000燃料ピン
最高燃焼度[MWd/t]
106
117
108
97
88
70
62
49

被覆管
周方向応力
[MPa]

0.038
0.105
0.071
0.024
0.010
0.00040.00020.00001

CDF

中型金属燃料高出口温度型炉心における寿命末期 CDF 値および被覆管周方向応力（平衡期炉心）

外側炉心

内側炉心

炉心領域 流量領域

被覆管肉厚中心ホットスポット温度 [℃]

中型金属燃料高出口温度型炉心における領域内最大出力燃料要素の被覆管肉厚中心温度履歴（平衡期炉心）

表 2.1.4-37

表 2.1.4-36

表 2.1.4-38

累積高速中性子照射量評価 (中型金属燃料高出口温度型平衡期炉心)
高速中性子束*1 運転期間 稼働率(年)(%)(n/cm2s)

炉心槽

2.0×1010

上部炉心支持板

5.1×1011

炉上部機構

4.7×101060

93*1：E > 0.1 MeV*2：JASPER 実験解析結果[5]に基づく

374

nvt
計算ﾉﾐﾅﾙ値(n/cm2)補正*2 nvt 設計値
係数(n/cm2)

制限値(n/cm2)

3.6×1019

2.2

7.8×1019

2×1021

9.0×1020

4.2

3.8×1021

5×1021

8.2×1019

3.8

3.1×1020

1×1021

表 2.1.4-39

中型金属燃料高出口温度型炉心の主要目（導入期炉心）
項目

基
本
仕
様
・
炉
心
構
成

仕様

熱出力

1,785 MWt

電気出力

750 MWe

炉心型式

MABLE 型均質 2 領域炉心

運転サイクル長さ

23.3 ヶ月 (709 日)

燃料交換バッチ数 (炉心/径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

3/－バッチ

炉心高さ

100 cm軸ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ厚さ (上部/下部)

13/－ cm

炉心等価直径342 cm

遮へい体外接円径

4.51 m

炉心燃料集合体数 (内側/外側/合計)

144 / 249 / 393 体

径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ体数

0 体

制御棒本数 (主系/後備炉停止系)
径遮へい体数 (ステンレス鋼反射体)(ZrH 遮へい体)

12 / 4 体
78 体 (1 層)
174 体 (2 層)

燃料形態

U-TRU-Zr 合金

炉心材料 (被覆管/ラッパ管)

炉
心
燃
料
仕
様

燃料ピン外径

7.5 mm

被覆管肉厚
燃料スミア密度(内側/外側炉心・軸ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)
ワイヤ径0.44 mm
70 / 75/ － %TD
1.21 mm

燃料ピン配列/燃料ピン外径 (P/D)

1.17

集合体当たり燃料ピン本数

271 本

ラッパ管外対面間距離

156.6 mm

ラッパ管肉厚5.0 mm集合体配列ピッチ161.1 mm*112.0 wt%

Zr 含有率 (内側/外側)10.0 / 6.0 wt%

炉心部取出平均燃焼度

91.6 GWd/t

Pu 富化度

全炉心平均燃焼度
炉
心
主
要
特
性

ODS 鋼/PNC-FMS 鋼*283.0 GWd/t

燃焼反応度0.22 %Δk/kk’

最大線出力 (内側/外側)

262 / 268 W/cm
194 W/cm3

炉心平均出力密度
最大高速中性子束*3
最大高速中性子照射量

3.0×1015 n/cm2 s*3

5.5×1023 n/cm2

増殖比

1.102

ドップラ係数[Tdk/dT]*4 (平衡末期)-4.1×10-3ナトリウムボイド反応度*4 (平衡末期)

7.6 $*5*1：Pu/HM、*2：ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ燃料を含む全体の平均燃焼度、*3：E > 0.1 MeV*4：非均質補正考慮、*5：実効遅発中性子割合 0.00358

375

表 2.1.4-40

中型金属燃料高出口温度型炉心の主要燃料仕様（導入期炉心）
仕様

項目
燃料形態

炉心

軸ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ

径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄU-TRU-Zr

U-Zr

－

被覆管材料

燃
料
要
素

ODS 鋼

－

被覆管外径 (mm)7.5－

被覆管内径 (mm)

6.62

－

被覆管肉厚 (mm)

0.44

－

燃料要素全長 (mm)

3,050

－

燃料スタック長 (mm)130 / －
(上部/下部)

1,000

ガスプレナム長さ(上) (mm)
ボンド材

1,850

－

ナトリウム

－

燃料スミア密度 (%TD)

70～75

←

－

Zr 含有率 (wt%)

6～10

10

－

集合体全長 (mm)

4,825

－

燃料ピン本数 (本)271－

燃料ピン配列ピッチ (mm)

8.76

－

燃料ピン配列ピッチ/ピン径比 (P/D)

1.17

－

PNC-FMS 鋼－

ラッパ管外対面間距離 (mm)

156.6

－

ラッパ管内対面間距離 (mm)

146.6

－

ラッパ管肉厚 (mm)5.0－

ラッパ管間ギャップ (mm)4.5－集合体配列ピッチ (mm)

161.1

－

ワイヤ径 (mm)1.21－

ワイヤ巻き付けピッチ (mm)

200.0

－

ラッパ管材料

集合体－

体積比 (%)

燃料
(実効)

41.5
(29.1～31.1)

←

－

構造材

24.9

←

－

冷却材

33.6

←

－

376

表 2.1.4-41

中型金属燃料高出口温度型炉心の主要核特性（導入期炉心）項目

設計値

運転サイクル長さ

23.3 ヶ月 (709 日)

燃料交換バッチ数 (炉心/径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

3 / － バッチPu 富化度*1

12.0 wt%

Zr 含有率 (内側/外側)10.0 / 6.0 wt%

スミア密度 (内側/外側)

70 / 75 %TD

取出平均燃焼度(炉心/軸ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

91.6 / 12.5 / － GWd/t

全炉心平均燃焼度*283.0 GWd/t

燃焼反応度0.22 %Δk/kk’

増殖比 (全体)(炉心/軸ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

1.102
1.036 / 0.066 / －

最大線出力 (内側/外側)

262 / 268 W/cm
194 W/cm3

炉心平均出力密度
出力分担率 (炉心/軸ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

0.984 / 0.017 / －

最大高速中性子束*3

3.0×1015 n/cm2 s

最大高速中性子照射量*35.5×1023 n/cm2

装荷時重金属インベントリ（バッチ当たり）(炉心/軸ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

13.6 / 1.7 / － t

ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/炉心重金属重量比

約 0.1

初装荷核分裂性 Pu 重量 (出力当たり)

4.6 t/GWe

原子炉倍増時間
複合システム倍増時間

55 年
*4

73 年
*5

ナトリウムボイド反応度 (平衡末期)

7.6 $*6

ドップラ係数[Tdk/dT]*5 (平衡末期)-4.1×10-3*1：Pu/HM*2：ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ燃料を含む全体の平均燃焼度*3：E > 0.1 MeV*4：燃料炉外滞在期間 5 年、燃交・定検期間 45 日
*5：非均質補正考慮*6：実効遅発中性子割合 0.00358

377

表 2.1.4-42

中型金属燃料高出口温度型炉心の主要目（高燃焼度化平衡期炉心）
項目

基
本
仕
様
・
炉
心
構
成

仕様

熱出力

1,785 MWt

電気出力

750 MWe

炉心型式

MABLE 型均質 2 領域炉心

運転サイクル長さ

26.0 ヶ月 (791 日)

燃料交換バッチ数 (炉心/径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

6/－バッチ

炉心高さ

100 cm軸ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ厚さ (上部/下部)－/－ cm

炉心等価直径395 cm

遮へい体外接円径

5.03 m

炉心燃料集合体数 (内側/外側/合計)

222 / 330 / 552 体

径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ体数

0 体

制御棒本数 (主系/後備炉停止系)
径遮へい体数 (ステンレス鋼反射体)(ZrH 遮へい体)

13 / 6 体
90 体 (1 層)
198 体 (2 層)

燃料形態

U-TRU-Zr 合金

炉心材料 (被覆管/ラッパ管)

炉
心
燃
料
仕
様

燃料ピン外径

7.5 mm

被覆管肉厚
燃料スミア密度(内側/外側炉心・軸ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)
ワイヤ径0.44 mm
70 / 75/ － %TD
1.01 mm

燃料ピン配列/燃料ピン外径 (P/D)

1.14

集合体当たり燃料ピン本数

271 本

ラッパ管外対面間距離

153.1 mm

ラッパ管肉厚5.0 mm集合体配列ピッチ157.6 mm*111.6 wt%

Zr 含有率 (内側/外側)10.0 / 6.0 wt%

炉心部取出平均燃焼度

148.6 GWd/t

Pu 富化度

全炉心平均燃焼度
炉
心
主
要
特
性

ODS 鋼/PNC-FMS 鋼*2148.6 GWd/t

燃焼反応度0.48 %Δk/kk’

最大線出力 (内側/外側)

176 / 189 W/cm
145 W/cm3

炉心平均出力密度
最大高速中性子束*3
最大高速中性子照射量2.1×1015 n/cm2 s*3

8.4×1023 n/cm2

増殖比

1.028

ドップラ係数[Tdk/dT]*4 (平衡末期)-3.7×10-3ナトリウムボイド反応度*4 (平衡末期)

7.2 $*5*1：Pu/HM、*2：ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ燃料を含む全体の平均燃焼度、*3：E > 0.1 MeV*4：非均質補正考慮、*5：実効遅発中性子割合 0.00358

378

表 2.1.4-43

中型金属燃料高出口温度型炉心の主要燃料仕様（高燃焼度化平衡期炉心）
仕様

項目

燃
料
要
素

炉心

軸ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ

径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ

燃料形態

U-TRU-Zr

－

－

被覆管材料

ODS 鋼

－

－

被覆管外径 (mm)

7.5

－

－

被覆管内径 (mm)

6.62

－

－

被覆管肉厚 (mm)

0.44

－

－

燃料要素全長 (mm)

2,820

－

－

燃料スタック長 (mm)

1,000

－

－

ガスプレナム長さ(上) (mm)

1,750

－

－

ナトリウム

－

－

燃料スミア密度 (%TD)

70～75

－

－

Zr 含有率 (wt%)

6～10

－

－

集合体全長 (mm)

4,595

－

－

燃料ピン本数 (本)

271

－

－

燃料ピン配列ピッチ (mm)

8.56

－

－

燃料ピン配列ピッチ/ピン径比 (P/D)

1.14

－

－

PNC-FMS 鋼－－

ラッパ管外対面間距離 (mm)

153.1

－

－

ラッパ管内対面間距離 (mm)

143.1

－

－

ラッパ管肉厚 (mm)

5.0

－

－

ラッパ管間ギャップ (mm)

4.5

－

－

集合体配列ピッチ (mm)

157.6

－

－

ワイヤ径 (mm)

1.01

－

－

ワイヤ巻き付けピッチ (mm)

200.0

－

－

燃料
(実効)

43.4
(30.4～32.5)

－

－

構造材

25.2

－

－

冷却材

31.4

－

－

ボンド材

ラッパ管材料

集合体

体積比 (%)379

表 2.1.4-44

中型金属燃料高出口温度型炉心の主要核特性（高燃焼度化平衡期炉心）
項目

設計値

運転サイクル長さ

26.0 ヶ月 (791 日)

燃料交換バッチ数 (炉心/径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

6 / － バッチPu 富化度*1

11.6 wt%

Zr 含有率 (内側/外側)10.0 / 6.0 wt%

スミア密度 (内側/外側)

70 / 75 %TD

取出平均燃焼度(炉心/軸ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

148.6 / － / － GWd/t

全炉心平均燃焼度*2148.6 GWd/t

燃焼反応度0.48 %Δk/kk’

増殖比 (全体)(炉心/軸ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

1.028
1.028 / － / －

最大線出力 (内側/外側)

176 / 189 W/cm
145 W/cm3

炉心平均出力密度
出力分担率 (炉心/軸ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

1.000 / － / －

最大高速中性子束*3

2.1×1015 n/cm2 s

最大高速中性子照射量*38.4×1023 n/cm2

装荷時重金属インベントリ（バッチ当たり）(炉心/軸ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

9.5 / － / － t

ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/炉心重金属重量比0

初装荷核分裂性 Pu 重量 (出力当たり)

6.2 t/GWe

原子炉倍増時間
複合システム倍増時間

－
*4

－
*5

ナトリウムボイド反応度 (平衡末期)

7.2 $*6

ドップラ係数[Tdk/dT]*5 (平衡末期)-3.7×10-3*1：Pu/HM*2：ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ燃料を含む全体の平均燃焼度*3：E > 0.1 MeV*4：燃料炉外滞在期間 5 年、燃交・定検期間 45 日
*5：非均質補正考慮*6：実効遅発中性子割合 0.00358

380

381

２重管方式

単管方式

管溶接の技術は確立されておらず、また巻き上げも必要になるなど、現時点での製作は困難で

コイル管
ある。

内実績がある。しかし、ヘリカルコイルのための長尺化する必要があるが、２重伝熱管の管-２重壁構造のため Na-水反応排除の可能性を有しており、かつヘリカルコイル型の観点では国破損による稼働率低下の防止を期待できる大きなメリットを有している。

め製作コストは高いが、Na-水反応排除の可能性を有するため、社会的受容性の向上と伝熱管検査性など）の両方が存在するが、成立性を否定する要因にはなっていない。２重管構造のた直管としての課題（伝熱管座屈や水側流動不安定など）と２重管としての課題（２重伝熱管の反応を局限化できる可能性がある。

水反応事故発生の可能性は否定できないが、水リーク対策設備を高度化することにより Na-水

国内実績が多く、課題が少ないため信頼性のある SG を開発しやすい。単管であるため Na・

製作コストのメリットだけでは選定できない。

など）が存在し、Ｒ＆Ｄ等の実施により解決する必要がある。直管型は国内実績も乏しく、低性を否定する要因には至らないものの、直管 SG としての課題（伝熱管座屈や水側流動不安定

ヘリカル

直管

コイル管

ヘリカル

直管

蒸気発生器形式の選定

製作コストは最も安価であるが、単管のため Na・水反応の発生は避けられない。また、成立

表 2.1.4-45

表 2.1.4-46

２次系ループ数の比較

382

383

表 2.1.4-47
崩壊熱除去系の比較

384

表 2.1.4-48
２次系ポンプ方式の比較

表 2.1.4-49

ナトリウム冷却中型炉

燃料取扱設備主要仕様

対象
炉内燃料移送系 炉内燃料移送方式
燃料交換機
炉内中継装置
炉外燃料移送系 炉外燃料移送方式
燃料出入機

型式
アーム長
型式
型式
収納筒数
取扱対象
取扱体数
冷却系統数
型式
取扱対象
取扱体数
冷却系統数
型式
収納体数
ポット形状

燃料昇降装置

Naポット

燃料貯蔵系

貯蔵方式
EVST

本体

型式
貯蔵方式
貯蔵容量
容器形状
槽内移送方式

冷却系

純化系

冷却方式
冷却系統数
除熱容量
運転方式
空気冷却器型式
1次ナトリウム
2次ナトリウム

水プール

本体

型式
貯蔵容量
プール形状
冷却浄化系 冷却浄化方式
冷却系統数

除熱容量
洗浄方式
洗浄系統数
洗浄時ガス温度
燃料検査
検査方式
注1）高発熱燃料取扱時は空気間接冷却系のみ運転
燃料処理系

燃料洗浄

385

仕様
切込み付きコラム型炉心上部機構＋単回転プラグ＋燃料交換機
マニプレータ式
1690mm
固定ラック式（複数体移送）
燃料出入機＋燃料昇降装置
レールレス台車式
1基
Naポット入り高発熱燃料（22.5kW）
ガス中裸状態の低発熱燃料（5kW）
高発熱燃料：2体
低発熱燃料：1体
Arガス直接冷却系×2系統、空気間
1)
接冷却系×2系統
ワイヤロープ巻上式
ガス中裸状態の低発熱燃料（5kW）
1体
Arガス直接冷却系×2系統
フィン付き複数体ポット
2体
φ560mm（フィン外接円φ580mm）
×h4690mm
EVST貯蔵方式（EVST＋水プール）
円筒縦型Na容器
裸燃料段違い貯蔵方式（正方配列、貯蔵ピッチ343mm）
370体（破損燃料を含む）
φ6.86m×h12.07m
回転ラック＋ターンテーブル＋液面制御型直動式槽内移送機
直浸コイル内2次Na循環空冷式
3系統
通常運転時：1.9MW/系統
事故時：3.8MW/系統
2系統強制循環＋1系統循環待機
フィン付きUチューブ二重伝熱管
窒素ガス強制冷却・一体型コールドトラップ（EVSTに設置）
空気強制冷却・一体型コールドト
ラップ（2次ドレンタンクに設置）
ライナー張り縦型貯蔵式
1365体
w14.15m×d10.09m×h13.75m
浄化系先行型、1次冷却水系と2次冷却水系の組み合せ
1系統（循環ポンプ、熱交換器は2基設置）
1.65MW
乾式洗浄（Arガスブロー洗浄）
2系統（燃料出入機の冷却系利用）
300℃（洗浄性能50%）
X線CT（Naポット入り状態で検査）

386（従来方式）

評価-○+

原子炉運転中は、炉内中継装置本体を取 ○外し
現状の原子炉構造と整合の見通し○+

炉内中継装置の取付け・取外しの必要性

既往知見により対応可能

3燃料交換

燃料交換機ユニバーサルジョイント寿命○+○

通常燃料と同様に、炉停止17日後に取出し（22.5kW）

破損燃料取扱（早期取出しの可能性）

◎
34分/体
約7日
95.7～95.8%（原子炉運転26か月、定検33.75～34.75日）
除熱容量の大きい複数体ポットの使用に◎より被ばく制限目安を考慮しても炉停止9日後に相当する燃料の取扱可能（28kW)
炉内作業が煩雑化するが、小負荷トルク○域での作業回数が増加する程度で、影響
小回転機構がないため、炉内保管が可能な ◎見通し
炉上部案内筒のしゃへい欠損により線量 ○率は増加するが、オペフロでの制限値は満足できる見通し○
炉内中継装置本体の構造健全性、フィン付き・大径ポットの除熱性および製作性などの課題を有するが、概念の成立性に直結する課題はない見通し
複数体移送の採用に伴い、稼働率向上に 選定よるコスト低減効果や、破損燃料の早期取出しに期待できる。また、概念の成立性に直結する課題はない見通しであるため、複数体移送と組み合せた固定ラック
式炉内中継装置を選定○

1330 ton○
単純な円筒構造のため、空気間接冷却系 ○+で対応可能な見通し

固定ラック式炉内中継装置（複数体移送）○+ 複数体移送に伴い、ＦＰ放出量は増加す
るが、被ばく制限目安達成の見通し

+

○
○

○

1275 ton
多重円筒で、かつ、偏心構造のため、Na
ポット直接冷却系の設置が望ましい

燃料1体の破損時にも、燃料収納容器気
密性とコンファインメントにより被ばく制限
目安達成の見通し
燃料取扱時間45分/体
燃料交換期間（燃料交換準備、後始末を含む） 約9日
稼働率95.5%（原子炉運転26か月、定検36.75日）

格納性

燃料取扱設備物量
除熱性（昇降停止時の冷却対応）

回転ラック式炉内中継装置（1体移送）

炉内中継装置型式の比較評価（複数体移送の採用評価）

技術開発

原子炉構造との配置整合性

保守補修性

運転性

経済性
安全性

項目1)

表 2.1.4-50

387

レールレス台車式燃料出入機の技術課題と成立性の見通し評価

項目
技術課題
設計対応
転倒防止および滑り ・レールフックがないため、地震時の転倒 ・燃料出入機本体-台車間にサスペンションを設置して、上下方向震度
対応及び滑りが懸念を制限することにより（S2地震で0.4G以下、強地震検討用水平動で0.1G以下）、転倒防止条件を満足できる見通し
・車輪の静止摩擦係数の担保や、定期的な測定が困難であるため、可能な範囲で地震時の滑り距離を小さくするが、滑りの発生を許容
・地震時の滑りを想定しても数cmの微小な移動が繰り返される程度で、設計対応は可能と想定
耐震構造
・レールフックがないため、上下方向に1G （上記の転倒防止対応に包絡）の加速度が発生時に、浮き上る恐れ有り
給電・制御方式
・ケーブルを利用した給電・制御方式で・ケーブル巻き取り方式でも、ケーブル小径化や、多段巻き取りの採用
は、直線走行以外の対応が困難
により、床側設備の大幅な削除が可能で、直線走行以外にも対応可能
・移動距離の長いNa冷却中型炉にてケー な見通し（他に、集電アームを使用したトロリ方式などが考えられるが、ブル関連の物量増加
炉上部配置との整合性や、物量への影響などの観点から採用せず）
高速・位置決め精度 ・自在走行台車による高速対応の可能性 ・マイクロドーリ走行装置の大型化により、20m/min程度の高速対応可の確保
能（既往実績で、5m/min）
・位置決め方法の複雑化による燃交時間 ・安価な誘電ケーブル方式と高精度位置センサーを組み合せた段階的の増加が懸念な位置決め方式により、比較的単時間で要求精度を満足できる見通し

表 2.1.4-51

388

EVST 貯蔵容量をパラメータとする経済性および炉心退避期間の検討

案1（EVSTに必要な燃交分のみ 案2（EVSTに炉心退避 案3（EVSTへの早期炉確保）
しても残りのプラント運 心退避可能）
転継続）
1)
主要仕様
貯蔵容量
EVST
370体
535体2)
703体3)
水プール
1301体
1136体
968体
合計
1671体
1671体
1671体
経済性
物量
EVST
570ton670ton780ton（EVST径φ6.86m）（EVST径φ8.05m）（EVST径φ9.08m）
水プール
335ton305ton260ton
燃料貯蔵系
905ton975ton1040ton
燃料移送系
370ton370ton370ton
燃料処理系
55ton
55ton
55ton
合計
1330ton1400ton1465ton
4)
燃料貯蔵系
100
106.2
110.8
コスト
燃料取扱設備全体
100
103.8
106.6
85日
70日
炉心退避期間5) 炉心退避モード16) 間隔を空けて燃料交換 440日（270日）
連続的に燃料交換
465日（390日）
410日（270日）
70日
7)間隔を空けて燃料交換
110日
85日
70日
炉心退避モード2
連続的に燃料交換
470日（360日）
85日
70日
評価
炉心退避期間は約1年と長いが、燃料出入機冷却容量の増加などにより早期炉心退避の可能性有り。炉心退避後の補修対応が不明確なこともあって、コスト最小の案1を選定
注1）合計4バッチの連続燃料交換に相当 注2）燃料交換2バッチ＋1炉心退避
注3）燃料交換4バッチ＋1炉心退避注4）案1を基準とする相対値
注5）炉心退避決定後、炉心燃料のEVST、または、使用済燃料プールへの退避が完了するまで。かっこ内の数値は低燃焼度燃料（途中までしか燃焼していない燃料）を水プールに直接退避した場合の炉心退避期間注6）原子炉起動10日後に何らかの異常で原子炉停止。30日の検査後、炉心退避決定（EVSTに、燃交後の使用済燃料貯蔵中）
注7）燃料交換開始前の炉内ISIで異常を発見し、炉停止15日後に炉心退避決定（EVSTに、燃料交換前の新燃料も貯蔵中）

項目

表 2.1.4-52

389

貯蔵体系

配列

貯蔵ピッチ
臨界計算から 幾何学的配置 設計値から決定2)
決定1)
318mm
325mm
325mm

EVST 中燃料の貯蔵ピッチに係る検討

燃料1体の占有面
積3)

EVST

段違い貯蔵
正方配列
52800mm2/体（案内管有り）
段違い貯蔵
正方配列
343mm
325mm
343mm
58800mm2/体（案内管なし）三角配列
344mm
単段積み貯蔵
344mm
266mm
102500mm2/体
三角配列
258mm
水プール（参考） 単段積み貯蔵
258mm
235mm
57600mm2/体
注1)貯蔵方式によって、以下のように決定・EVST：臨界評価値＋六角収納管内の総偏り（10mm）＋寸法誤差（6mm）＋ラック変形等(2mm）・水プール：臨界評価値＋円筒収納管内の総偏り（20mm）＋寸法誤差（6mm）＋ラック変形等(2mm）注2）貯蔵方式や、配列の相違により、以下のように決定・EVST・正方配列：｛（燃料対面間距離＋案内管厚さ（13mm）×2＋案内管隙間（5mm）×2＋リガメント厚さ（15mm）｝×20.5/cos15°
・EVST・三角配列：燃料対面間距離＋案内管厚さ（13mm）×2＋案内管隙間（5mm）×2＋リガメント厚さ（20mm）
・水プール・三角配列：燃料対面間距離＋案内管厚さ（5mm）×2＋案内管隙間（7.5mm）×2
注3）正方配列は、段違い位置の燃料も含む

対象

表 2.1.4-53

表 2.1.4-54

放射性廃棄物処理設備処理量のＦＢＲ実証炉との比較（中型モジュール炉）

設

備

容

量

種

類

ＦＢＲ実証炉

中型炉－M750(4 ﾓｼﾞｭｰﾙ分)3

気体廃棄物処理設備 連続処理容量(m [normal]/h)

3

6

最大受入容量(m3[normal]/h)

40

17

1.8

1.2

ﾗﾝﾄﾞﾘ廃液処理容量（m /h）

2.1

2.1

固体廃棄物処理設備 設備廃液処理容量（m3/y）

1.7

4.2

3.8

5

3

液体廃棄物処理設備 廃液処理容量（m /h）
3

廃樹脂発生量（m3/y）

表 2.1.4-55
設

各設備処理量のＦＢＲ実証炉との比較（中型モジュール炉）

備

容

量

種

類

ＦＢＲ実証炉

中型炉－M750（４ﾓｼﾞｭｰﾙ分）

補機冷却系設備

交換熱量(kW)

16550

10000

3

運転流量（m /h）

2000

1300

補助蒸気供給設備

供給蒸気量（t/h）

3571

圧縮空気供給設備

供給空気量(m3[normal]/h)

14

15

アルゴンガス供給設備 連続供給量(m3[normal]/h)
窒素ガス供給設備

1

73

最大供給量(m [normal]/h)

50

17

連続供給量(m3[normal]/h)

14

最大供給量(m3[normal]/h)

40

45

50

60

純水供給量（m /h）3040

飲料水供給量（m3/h）3030

ナトリウム供給量(t)

2550

4800

3

ろ過水供給量（m /h）
3

淡水供給設備ナトリウム供給設備

表 2.1.4-56
項

目

電気出力（ＭＷ）
タービン型式

中型炉-M750／中型炉-S750 のタービン仕様比較
中型炉-S750

中型炉-M750

750

1500

TC4F40.5（高中圧タービン 1 基＋ TC4F-54(高圧タービン 1 基＋中圧
低圧タービン 2 基）

タービン 1 基＋低圧タービン 2 基)

390

391

表 2.1.4-57
中型炉-M750 全体建設工程表（案）

392

項目

タービン

２次冷却系

１次冷却系

原子炉構造

プラント全般

3

4

5

6

7

モータ取外

13日

10

11日

11

13

14

16

18

タービン開放点検

復旧及び予熱

19

20

21

23

燃料交換

22

格納容器ハッチ漏えい試験

Ｃ/Ｖ隔離弁機能検査

片付け、清掃

26

28

30
31

32

炉物理試験
炉

発
発電機併入

ＣＲＤ性能試試験

29

総合インタロック試
試験

浄
タービン組立・調整・洗浄

34

昇温

33

タービン起動試験

起動試験

非常用ガスタービン自動自動起動試験

27

太線はクリティカルパスを示す

電気品点検Ｂループ
漏えい確認
カップリング結合試験

計装品点検、交換

ルーフデッキ支持スカート取付ボルトISI

25

燃交後始末

24

格納容器ハッチ閉

ＣＲ交換

格納容器局部漏えい率試験

17

炉内ＩＳＩ（炉心支持構造、ディッププレートを含む）

燃交準備

15

モータ取付
モータ軸受分解点検（軸封部交換）

12

ＥＣＴ,RF-ECT検査

原子炉容器ＩＳＩ

ＥＣＴ,RF-ECT検査準備

ターニング、真空破壊

降温

9

中型炉-M750MXH 定期検査工程表（案）［標準点検］

漏えい試験

8

カップリング切離ポンプ点検準備、解線

ＣＲＤ駆動部点検

降温

格納容器ハッチ閉

1
2
発電機解列

日数

表 2.1.4-58

35

393

項目

タービン

２次冷却系

１次冷却系

原子炉構造

プラント全般

3

4

5

6

7

10

11

ＥＣＴ,RF-ECT検査準備

13

14

15

16

17

18

19

20

24

電気品点検Ｂループ
漏えい確認

ＵＴ検査用の水張り及びＵＴ検査準備

片付け、清掃カップリング結合試験
モータ取付
モータ軸受分解点検（軸封部交換）

タービン開放点検

23

26

28

31

33

燃料交換

32

格納容器ハ
容器ハッチ漏えい試験

37

38

39

ＵＴ検査

40

41

復旧及び予熱２次ナトリウム充填

総合インタロック試験

昇温

43 44 45
発電機併入

ＣＲＤ性能試験

42

CV全体LRT

炉物理試験

標準外点検として追加

36

太線はクリティカルパスを示す

タービン起動試験

起動試験

Ｃ/Ｖ隔離
Ｖ隔離弁機能検査

35

燃交後始末

34

格納容器ハッチ閉
格納容

交換
ＣＲ交換

30

非常用ガスタービン
タービン自動起動試験

29

回転プラグ分解点検

27

タービン組立・調整・洗浄
浄

燃交準備

25

標準外点検として追加

22

ルーフデッキ支持スカート取付ボルトISI
計装品点検、交換検査機器の交換

21

格納容器局部漏えい率試験

炉内ＩＳＩ（炉心支持構造、ディッププレートを含む）

12

中型炉-M750MXH 定期検査工程表（案）［標準外点検］

ＥＣＴ,RF-ECT検査

原子炉容器ＩＳＩ

モータ取外

降温、２次ナトリウムドレン

ターニング、真空破壊

9

漏えい試験

8

カップリング切離ポンプ点検準備、解線

ＣＲＤ駆動部点検

降温

格納容器ハッチ閉

1
2
発電機解列

日数

表 2.1.4-59

表 2.1.4-60

項目ナトリウム中型炉の物量データ比較
MOX 燃料MOX 燃料高内部転換型炉心

高内部転換型炉心

中型モジュールプラント

中型シングルプラント

原子炉構造

(t)

620

620

１次系

(t)

611

611

２次系

(t)

662

662

NSSS 物量合計(t)

1893

1893

(m3)

8.0 万

12.5 万タービン建屋(m3)9.5 万

14.3 万

原子炉建屋

394

395

図 2.1.4-1 中型 MOX 燃料高内部転換型代表炉心の炉心配置(平衡期炉心)396

図 2.1.4-2 中型 MOX 燃料高内部転換型代表炉心の炉心配置(導入期炉心)

燃料ピン出力 [寿命中最大] (kW)40
第1流量領域
第2流量領域
第3流量領域
第4流量領域
第5流量領域
第6流量領域
第7流量領域

35

30

25

20

15

10
0

10

20

30

40

50

燃料集合体（1/6炉心）図 2.1.4-3 中型 MOX 燃料高内部転換型代表炉心の燃料ピン最大出力と流量領域区分(平衡期炉心)

397

60

7
PCR
3
3
PCR

PCR
1
1

1

1

BCR

1
1

1
1
2
2

3

2

3
3

3
5
5
6
7

6
5

5
7

5
5

6

5

6
6

5

4

PCR

4
PCR

7
5

4

4

6
5

3
2

2

3

5

4

1

2

6

PCR
2

1

2

5

2

1

6

4

1
1

BCR

2

2

1

1

5
4

2

1

6

PCR

2

1

7
5

3

1

1

5

3
2

7
6

3

2

1
1

3
2

1

5
3

2
2

7

内側炉心

6
7

7

外側炉心

図 2.1.4-4 中型 MOX 燃料高内部転換型代表炉心の流量領域区分(平衡期炉心)398

被覆管肉厚中心温度（℃)

700

680

660

640
第1流量領域(被覆管最高温度ﾋﾟﾝ)
第1流量領域(最高燃焼度ﾋﾟﾝ）
第2流量領域
第3流量領域

620

600
0

793

1586
炉内滞在日数（日）

2379

3172

1586
炉内滞在日数（日）

2379

3172

700

被覆管肉厚中心温度（℃)

680

660

640
第4流量領域
第5流量領域
第6流量領域
第7流量領域

620

600
0

793

図 2.1.4-5 中型 MOX 燃料高内部転換型代表炉心の CDF 評価対象燃料ピンの被覆管最高温度履歴(平衡期炉心)399

崩壊熱 (W/kg-HM)

30

20

10

0
LWR
高速炉
多重ﾘｻｲｸﾙ

ALWR

ﾌﾟﾙｻｰﾏﾙ軽水炉使用済燃料回収TRU

図 2.1.4-6 中型 MOX 燃料高内部転換型炉心における TRU 組成変動(極端組成)の新燃料崩壊熱への影響

400

1.3

補正因子

1.2

1.1
最隣接ピン位置1.0

0.9← LLFP集合体隣接側

0.8
0.0

0.2
0.4
0.6
0.8
隣接ドライバ燃料集合体内位置（相対値）

図 2.1.4-7

隣接ドライバ燃料集合体内出力分布（中型 MOX 燃料炉心）

図 2.1.4-8

LLFP 集合体概念図（中型 MOX 燃料炉心）

401

1.0

図 2.1.4-9 LLFP 核変換炉心の炉心配置図(中型 MOX 燃料炉心)

402

1.6
ﾀｰｹﾞｯﾄ最高温度(Tcﾋﾟﾝ)
被覆管最高温度(Tcﾋﾟﾝ)
ﾀｰｹﾞｯﾄ最高温度(Iﾋﾟﾝ)
被覆管最高温度(Iﾋﾟﾝ)
減速材最高温度(Zr-Hﾋﾟﾝ)
被覆管最高温度(Zr-Hﾋﾟﾝ)
隣接集合体出口温度差

制限条件に対する相対値 (-)

1.4
1.2
1.0
0.8
0.6
0.4
0.2
3.9 kg/s

17.0 kg/s

0.0
0.0

2.0

4.0

6.0
8.0
10.0
12.0
LLFP集合体流量 (kg/s)

14.0

16.0

18.0

図 2.1.4-10 集合体流量と LLFP ピン・減速材ピン・集合体の温度に関する
制限値の関係 (中型 MOX 燃料炉心)1.4制限条件に対する相対値 (-)[H/Zr比、ｶﾞｽ内圧]

1.0E+01

H/Zr比(LLFP集合体流量10kg/s)
H/Zr比(LLFP集合体流量8kg/s)
H/Zr比(LLFP集合体流量7kg/s)
ｶﾞｽ内圧(LLFP集合体流量10kg/s)
ｶﾞｽ内圧(LLFP集合体流量5kg/s)
CDF(LLFP集合体流量10kg/s)
CDF(LLFP集合体流量5kg/s)

1.2

1.0E+00
1.0E-011.0

1.0E-020.8

1.0E-030.6

1.0E-040.4

1.0E-050.2

1.0E-06

0.0

1.0E-07
0.0

2.3

4.6
6.9
照射期間 (年)

9.2

11.5

図 2.1.4-11 照射期間と Zr-H 水素割合・ガス内圧・CDF の関係(中型 MOX 燃料炉心)403

制限条件に対する相対値 (-) [CDF]

1.6

404

図 2.1.4-12ステンレス鋼反射体 ( 78体)

40mm

1,000mm1,850mm

中型金属燃料高出口温度型炉心の炉心配置図（平衡期炉心）

B 後備系制御棒 (4体)

Zr-H遮へい体（174体）
主系制御棒 (12体)

外側炉心燃料集合体 (249体)

B

内側炉心燃料集合体 (144体)

B

B

B

30mm

3分の1炉心（回転対称）

7
5
3
2
1

1
1
1
BCR
1

1

1
PCR

1

1

1

1

1
1

1

1

1
2

PCR

3

3
4
5

6

7
6

4

内側炉心

7
6

6
外側炉心

8
8

6
8

6
7

7

7
6

5

6

5

5

4

4
4

5

4

8
6

5

3

3
3

6

4

2

3

8

4

3

2

2

3

BCR

2

6

3
2

2

8

4

2

1

1

4

3

2
1

8
6

3

1
1

1

5

2

1
1

1

1

1

8
6

3
2

1

1

1

5

PCR

1

7

3

1
1

1
1

1

3

1

7
5

4

1

1
PCR

1
1

1

1

1

2

1

1

4
3

1
1

6

PCR 主系制御棒

88N

流量領域番号

BCR 後備系制御棒

流量領域代表集合体

図 2.1.4-13

中型金属燃料高出口温度型炉心の流量配分領域図（平衡期炉心）

405

800.0
104

106
105

107
700.0
108
炉上部機構

106
109

600.0

1010
108

107

1011
1012

軸方向遮へい体

107

500.0

108
109

1013

1010

炉 心 槽

Z (cm)

ガスプレナム

1014

400.0

径方向
遮へい体

内側炉心

11
12
1010
13
10

外側炉心

300.0

内側炉心

1015

108

109

外側炉心

1015
1014

200.0

1010

軸方向遮へい体

1013

109
1012

上部炉心支持板

108

108
1011

100.0
1010
109

107
108

106

0.0
0.0

50.0

100.0

150.0

200.0

250.0

300.0

350.0

400.0

R (cm)

図 2.1.4-14

高速中性子束等高線図 (中型金属燃料高出口温度型平衡期炉心)（E>0.1MeV）

406

407

図 2.1.4-15

ステンレス鋼反射体 ( 78体)

40mm

1,000mm130mm

1,850mm

中型金属燃料高出口温度型炉心の炉心配置図（導入期炉心）B 後備系制御棒 (4体)

Zr-H遮へい体（174体）
主系制御棒 (12体)

外側炉心燃料集合体 (249体)

B

内側炉心燃料集合体 (144体)

B

B

B

30mm

408

40mm

1,000mm1,850mm

30mm

中型金属燃料高出口温度型炉心の炉心配置図（高燃焼度化平衡期炉心）

B 後備系制御棒 (6体)ステンレス鋼反射体 ( 90体)

図 2.1.4-16

主系制御棒 (13体)

外側炉心燃料集合体 (330体)

B

Zr-H遮へい体（198体）

B

B

内側炉心燃料集合体 (222体)

B

B

B

建設費（万円/kWe）
建設費推定値（万円／ｋWe）

コストダウン・モジュール効果
・2次系1ループ・直管SG・大型ユニット工法

60
55
50
45
40
35
30
25
20
15
10

大型炉-1500

選定出力
0

50
100
150
電気出力（万kWe）
中型炉-M500
図 2.1.4-17

出力規模の選定409

200

回転プラグルーフデッキ

HL 配管
(36B)

CL 配管
(28B)

二重 DP

炉心上部機構

20000

φ8850

炉心槽

原子炉容器

ガードベッセル

図 2.1.4-18ナトリウム冷却中型モジュール炉

410

原子炉構造立面図

90°

炉内 NIS
炉内液位計
炉心槽

ISI
DHX

回転プラグ
CL

CL

180°

CT

CT

HL

HL

ISI

ISI
CL

CL

0°

SV-FFDL

ISI

炉内中継槽
燃料交換機
270°

図 2.1.4-19ナトリウム冷却中型モジュール炉411

原子炉構造平面図

図 2.1.4-20

原子炉冷却系 系統構成図412

図 2.1.4-21

ポンプ組込型中間熱交換器 概念図413

中型炉の固有振動数解析結果：調整設計後の評価「部位」欄で+は同相、－は逆相を表す

図 2.1.4-22

調整設計

30/32 次モード
本モードは R&D の結果、解析モデルは固有振動数を 10％高く評価する知見が得られている。
FS 及び PK の円筒部板厚を 25→30mm に変更することによって剛性増加・固有振動数を上げる調整を行い、共振を回避した。

22/23 次モード
IHX 支持スカート付け根部の板厚を 40mm 均一とすることにより剛性を増加・固有振動数を上げる調整を行い、共振を回避した。

14/15 次モード
回転軸の軸振動として今後詳細評価の予定。なお、軸受剛性を高くする設計又は軸受形式の変更（ティルティングパ
ッド軸受→玉軸受）で対策可能と推定している。

試験で励起されない又はシェルモード振動であり、構造及び伝熱管の健全性に影響を与えないと判断した。

11/12 次モード
シールベローズ剛性を低下させることにより固有振動数を下げる調整を行い、共振を回避した。

中型炉固有振動数評価結果と調整設計

・ 網掛け部は試験結果から実機でも励起されることが想定される、又は管束部の固有値であり、共振回避の調整設計対象の振動モード
・ ポンプの想定される運転モードは以下のとおり
1.5～2.2Hz：±20％低温停止時回転数(15%)
4.0～4.9Hz：±10%起動初期回転数(44%)
9.9～14.8Hz：±20％定格回転数(100%)
モード
固有振動数
部位
モード
モ ー ド 次 方向
No.
Hz
数
1/2
2.76
X/Y
PC+PJ - PK＋FS
逆相ビーム
3/4
3.89
X/Y
PC+PJ - PK＋FS
同相ビーム
5/6
5.10
X/Y
管束部
曲げ
7
5.69
管束部
ねじり
8/9
X/Y
7.94～7.96
下部ﾌﾟﾚﾅﾑ横揺れ
横揺れ
10
8.76
PJ
ねじり
11/12
X/Y
9.82～9.83
SS ＋ 管束部
回転＋曲げ
13
11.50
Z
GV 上部平板
14/15
Y/X
13.03～13.05
PJ(ポンプ側)曲げ
16/17
PK - FS
N=2
13.07～13.13
逆相シェル
0/45°
18
13.16
2 次側流体圧力
19/20
13.24
N=2
管束部 + SS
シェル
45/0°
21
13.99
2 次側流体圧力
22/23
14.82/14.85
X/Y
IHX 本体ビーム
24/25
14.88/14.93
N=2管束部 ＋ SS
シェル
45/0°
26
15.78
管束部
ねじり
27/28
17.19/17.52
X/Y
SS ＋ 管束部
剛体+曲げ
29
17.96
N=2
管束部 ＋ SS
シェル
45°
30/32
PK - FS
X/Y
17.96～18.39
逆相ビーム
31
18.12
N=2
管束部 ＋ SS
シェル
0°
33/34
Y/X
18.77～19.25
PJ(モータ側)
曲げ
35/36
20.09
Y/X
PJ(ポンプ側上部+ 曲げ
モータ軸)
37/40
N=2
21.11～21.76
PK ＋ FS
同相シェル
45/0°
38/39
PK - FS
N=3
21.24～21.33
逆相シェル
30/0°
41/42
X/Y
22.25～22.35
SS ＋ 管束部
回転＋曲げ

414

図 2.1.4-23

中型炉２次冷却系系統図

415

２次ポンプ

ホットレグ配管

２重直管型 SG

ミドルレグ配管
コールドレグ配管

ポンプ組込型
IHX

図 2.1.3.2(2)(i)(c) 1)-2 中型炉２次冷却系鳥瞰図
図 2.1.4-24

中型炉２次冷却系鳥瞰図416

図 2.1.4-25

DRACS 系統概念図

図 2.1.4-26

PRACS 系統概念図

417

418

図 2.1.4-27

補助ナトリウム系設備の系統構成

419

図 2.1.4-28

使用済燃料プール（貯蔵容量1365体）

水

使用済燃料プール移送機

燃料昇降装置の設置による雰
囲気分離

炉内中継
装置

燃料取扱設備概念図

Na

原子炉

燃料交換機

複数体移送の採用による燃料交換時
間の短縮

Naポット使用による高発熱燃料取扱時の除熱性確保EVST上での乾式洗浄の採用による
設備コンパクト化
および廃液発生量の低減

燃料移送方式の工夫等によるEVSTのコンパクト化

EVST（貯蔵容量370体）

ナトリウム冷却中型炉

水中台車

燃料昇降
装置

乾式洗浄実
施エリア

台車式燃料出入機

Naポットの取扱に限定することによる収納
筒数の低減

420

図 2.1.4-29

アーム折りたたみ時

マニプレータ式燃料交換機

構造概念図（全体）

炉心上部機構切込み部内でのアーム伸長時

421

図 2.1.4-30

マニプレータ式燃料交換機

耐震解析モデル

289.0mm
5.7mm
15.7mm
3.8mm
339.4mm360.0mm3.0mm
354.0mm○

燃料交換機側289.0mm
7.3mm
15.7mm
3.8mm
342.6mm360.0mm
4.0mm
352.0mm○

S2地震

耐震解析モデルと地震時のアーム先端変位

注1）片側変位
注2）360mmは、平成15年度スタート段階での数値
注3）炉心上部機構側合計値＞燃料交換機側合計値の条件で○グリッパユニット幅地震によるアーム曲げ1)
ギャップガタによる変位1)
経年変化など1)
合計
炉心上部機構側 切込み幅2)
地震変位1)
合計
衝突の有無3)

S1地震

項目

地震時のアーム先端変位

強地震検討用水平動
289.0mm
10.9mm
15.7mm
3.8mm
349.8mm360.0mm
6.0mm
348.0mm×（ｸﾞﾘｯﾊﾟﾕﾆｯﾄ下端縮径等により衝突しない可能性有り）固定ラック式炉内中継装置全体図

図 2.1.4-31

固定ラック式炉内中継装置

422

複数体移送ポット

構造概念図

423

図 2.1.4-32

レールレス台車式燃料出入機

構造概念図

424

図 2.1.4-33

燃料出入機グリッパ

構造概念図

図 2.1.4-34

燃料出入機台車サスペンション 構造概念図

425

図 2.1.4-35

EVST 容器

構造概念図

図 2.1.4-36

EVST 槽内移送機

構造概念図

T

253

T

178

G

85

G

49

2次ナトリウム系
空気冷却器
T

285

G

347

空気系
T

193
送風機
T

40

循環ポンプ
Q

3.8

運転系統（2ループ）
EVST
T

265

2系統冷却時（通常運転時）

T

398

T

254

G

85

G

66

2次ナトリウム系
空気冷却器
T

445

G

598

空気系
T

275
送風機
T

50

循環ポンプ
Q

3.8

運転系統（1ループ）
EVST
T

T 温度（℃）
G

流量（ton/h）

Q

発熱量（MW）

426

1系統冷却時（事故時）

図 2.1.4-37

EVST 冷 却 系 の ヒ ー ト マ ス バ ラ ン ス
426

洗浄条件緩和に伴う燃料出入機の冷
却系利用

T

300

V

8.3
T

T

60

40
雰囲気（空気）

加熱器
Arガス循
環機

燃料出入機

冷却器
燃料出入機冷却系

燃料

Q

5

T

100

T

雰囲気（空気）
T

48

V

30

（ウフォームフ
ィルタへ）

339

燃料外側

V

5.8

T 温度（℃）

燃料内側

V

2.5
ウフォーム
フィルタ
T

流量（Nm3/min）

Q

発熱量（kW）

EVST430

EVST上部でのブロー洗浄によりNaはE
VSTで回収図 2.1.4-38

V

EVSTへのドレンによるドレンタンク削燃料洗浄時の設備構成とヒートマスバランス

427

428

図 2.1.4-39

ナトリウム冷却中型炉

複数体移送による燃料交換スケジュール

429

図 2.1.4-40

非常用電源設備概念図（中型モジュール炉）

図 2.1.4-41

プラント制御設備のシステム構成

図 2.1.4-42

中央制御室の盤配置概念

430

図 2.1.4-43

換気空調設備の機能分担と全体構成

431

図 2.1.4-44

換気空調設備系統構成概念の概要

432

図 2.1.4-45

原子炉施設建屋の配置図

433

図 2.1.4-46

タービン建屋の配置図

CV

31.8m
原
子
炉
補
助
建
屋

原子炉建屋

28.5m

原子炉建屋

原子炉建屋

CV
CV

原
子
炉
補
助
建
屋

CV

CV

CV

原子炉建屋
制御建屋

大型炉

中型モジュール炉

15.1万m3／150万kWe

15.9万m3／150万kWe

図 2.1.4-47

大型炉と中型モジュール炉の建屋サイズ比較

434

93m

62.3m

31.8m

28.5m

29.5m

95.1m

29.5m

79m

図 2.1.4-48

シングルプラントの建屋配置

435

図 2.1.4-49

シングルプラントのタービン建屋配置436

図 2.1.4-50

プラント制御系構成437

2.2 性能および技術的成立性の評価
2.2.1 設計要求への適合性評価
第 1.1 節および第 1.2 節に記載されている設計要求に対する対応方針に対し、炉心燃料およびプラント設計の適合性を整理した。その概要を、表 2.2.1-1 に示す。
以下、設計要求項目ごとに、適合性評価結果をまとめる。
2.2.1.1 安全性
本プラントは、先行ナトリウム炉の設計、運転経験をベースに検討されているものの、多くの新技術をとりいれた検討途上の概念である。安全性に関する評価も予備的なものである。このため、今後の研究開発成果によって、プラント技術が確立され期待通りの機能が発揮されることを前提として、予備的な安全評価を行い、設計要求への適合可能性を評価した。評価の根拠となる安全評価の内容については、「2.2.2.4 安全評価」に記載した。
個別の安全設計要求に対する適合性評価は以下に示すとおりであり、設計要求に適合した概念構築が可能であると判断した。
(1) 安全要求(i)

決定論的安全要求
軽水炉および先行ナトリウム炉の検討例を参考に安全機能の重要度分類を暫定し、高い重要度の安全機能を有する動的機器については、それが異常発生防止系の場合、単一機器の故障が炉心損傷の起因となるような厳しい外乱発生要因とならないように系統構成を多重化するとともに、異常影響緩和系の場合、外部電源喪失に加えて機器の単一故障を想定してもその安全機能が果たせるよう多重性・多様性を持たせた設計としており設計要求を満足している。また、後述のごとく受動的安全機能を導入するとともに、炉心損傷事象を原子炉容器内で終息させるための設計方策を具体化し、これらの有効性の見通しを得た。
炉心燃料の健全性確保の観点から代表的な設計基準事象を摘出し予備評価を実施し、外部電源喪失と単一故障を想定した条件においても炉心燃料の健全性が確保される見通しを得た。
また、事故時ひばく評価についても、予備的な評価により成立性見通しを得た。

(ii) 確率論的安全要求
先行ナトリウム炉の評価例を参考として、炉心損傷発生頻度を概算した結果、10-6／炉年
未満を達成できる見通しを得た。
炉心損傷あたりの格納機能の非信頼度については、定量的には明らかにできる段階にはないが、代表的な炉心損傷起因事象である流量喪失型スクラム失敗事象（ULOF）に対して再臨界の回避と溶融炉心物質の原子炉容器内保持・冷却性確保を検討し、原子炉容器内事象終息によって放射性物質の閉じ込めを図るという方向性とこれを達成するために必要となる研究課題を明らかにした。今後の研究によって、定量化を図っていく必要がある。
(2) 安全設計の基本的原則の遵守「発電用軽水型原子炉施設に関する安全設計審査指針」（平成 2 年 8 月 30 日原子力安全委員438会決定）、「発電用軽水型原子炉施設の安全評価に関する審査指針」（平成 2 年 8 月 30 日原子力安全委員会決定）、「高速増殖炉の安全性の評価の考え方」（昭和 55 年 11 月 6 日原子力安全委
員会決定）および、これらに基づいて安全審査が実施された国内の既存軽水炉および先行ナト
リウム冷却炉の設置許可申請書、さらには、高速増殖実証炉向けに検討された安全設計・評価
方針を参考として、設計方針を暫定し、主要安全設備については、これを満足するよう概念の具体化を図った。
(3) 原子炉停止機能への要求
主系と後備系の独立した２系統の制御棒による原子炉停止系を設置するとともに、後備系の切り離し部に、冷却材の温度上昇を感知して制御棒を切り離す自己作動型炉停止機構（SASS）を設置することとした。その有効性については、予備評価により見通しを得た。
(4) 崩壊熱除去機能への要求
大型炉、中型炉ともに多重化と多様化を図った系統構成としており、各系統の空気冷却器ダ
ンパーについても多重化した。各系統の２次系と空気冷却器は動的機器に期待しない自然循環による除熱が可能な設計とした。このような設計により、崩壊熱除去機能喪失による炉心損傷確率を低減するとともに、全交流電源喪失を仮定しても、冷却材の自然循環による崩壊熱除去が可能な見通しを得た。
崩壊熱除去系に異常が発生し除熱不足に陥った場合の事故管理方策については、有効な方策として、崩壊熱除去系空気冷却器ダンパーにバックアップを設ける方法、蒸気発生器に補助蒸気を供給し冷却する方法あるいは、再循環系の気水分離タンクに給水し再循環ポンプにて蒸気発生器に通水する方法を摘出した。
(5) 炉心損傷に対する格納機能の確保
起因事象として ULOF を想定した解析評価を、MOX 燃料炉心と金属燃料炉心について実施した。
MOX 燃 料 炉 心 に つ い て は 、 ボ イ ド 反 応 度 を ６ ド ル 程 度 に 抑 制 し 、 燃 料 比 出 力 を
40kW/kg-MOX 以上、炉心高さ 100cm 以下とした炉心設計により起因過程の即発臨界を回避
可能な見通しを得た。初期遷移過程における燃料流出については、改良内部ダクト付き燃料集合体概念を取り入れた炉心設計概念を具体化し、これを対象とした予備評価によってその有効性見通しを得た。また、内部ダクトを活用した溶融燃料流出挙動について、試験データによる裏づけを得た。原子炉容器内での事故後の冷却保持については、原子炉容器下部プレナム体積を増加させ、多段の受け皿を設置することにより保持力向上を図った。改良内部ダクト概念では、燃料流出先は上方向となるため、炉停止後の下方向への崩壊熱による溶融移動を考慮しても、損傷炉心を保持冷却できる見通しである。但し、改良内部ダクトからの燃料流出によって未臨界となった状態から安定冷却状態に移行する間の燃料再配置過程には大きな不確かさがあり、事象推移を明らかにするための研究が今後必要である。
金属燃料炉心については、ボイド反応度を８ドル程度に抑制した炉心設計とすることにより、起因過程での即発臨界を回避できる見通しである。遷移過程での燃料流出についても下部軸ブ
ランケットの削除により対応できる可能性があるが、評価と設計対応を具体化するために必要

439

なデータベースが不足しているのが現状である。
(6) ナトリウム漏洩対策と蒸気発生器伝熱管漏洩対策
ナトリウム漏洩の原因となるバウンダリ破損に対しては、枝分かれが少なく引き回しの短い
簡素なバウンダリ構成とし、かつ、信頼性の高い構造設計とし、さらに、確度の高い ISI 検査
技術を適用することによって、バウンダリの破損が発生しがたい設計を目指した。万一の漏洩に対しても、漏洩ナトリウムの保持機能を有する外管（１次系）あるいはエンクロージャ（２次系）を設置し、さらにその内部を区画化することによって影響の局限化を図った。
蒸気発生器伝熱破損時の水漏洩についても、2 重伝熱管を採用するとともに信頼性向上を追求した構造設計や検査技術の適用によって発生頻度低減を図った。さらに、万一の漏洩時には早期検出と保護動作によって、隣接伝熱管への破損伝播を防止した。
これらの概念の実現により、ナトリウム漏洩および蒸気発生器伝熱管漏洩は安全上クリティ
カルとならない見通しである。
2.2.1.2 経済性
炉心燃料設計において、大型および中型 MOX 燃料代表炉心の炉心取出平均燃焼度は、設計要求(基準値)である 15 万 MWd/t 程度を満足し、大型炉はブランケット部を含む取出平均燃焼度（以降、全炉心取出平均燃焼度という）が 9～12 万 MWd/t、運転サイクル長さが約 26 ヶ月、中型炉は全炉心取出平均燃焼度が 9～10 万 MWd/t、運転サイクル長さが 26～27 ヶ月であり、ともに設
計要求(基準値)である全炉心取出平均燃焼度 6 万 MWd/t 程度以上、運転サイクル長さ 18 ヶ月以
上、を大幅に超えている。
大型および中型金属燃料炉心はともに MOX 燃料炉心と同じ原子炉出口温度 550℃が達成可能である。大型炉は全炉心取出平均燃焼度が 9～10 万 MWd/t、運転サイクル長さが 22～26 ヶ月、中型炉は全炉心取出平均燃焼度が 8～9 万 MWd/t、運転サイクル長さが 23 ヶ月であり、設計要求(基準値)を大幅に超えている。
なお、金属燃料炉心において ODS 鋼（開発目標最大高速中性子照射量 5×1023 n/cm2 程度）より耐照射性の優れた材料（最大高速中性子照射量 8.5×1023 n/cm2 程度まで許容）を想定した場合には、全炉心取出平均燃焼度を大型炉は 13～15 万 MWd/t、中型炉（平衡期炉心）は 15 万 MWd/tとすることが可能な見通しである。
プラントの経済性評価結果は、2.1.3 大型炉代表概念の構築 2.1.3.2 プラント設計(4)経済性評価
及び 2.1.4 中型モジュール炉代表概念の構築 2.1.4.2 プラント設計(4)経済性評価に既述したが、まとめて表 2.2.1-2 に示す（目標建設単価を 100 として記載）。
表 2.2.1-2 から、ナトリウム冷却炉に関して、設計要求の参考値である建設単価については、
大型ツインプラント及び中型モジュールプラントは共に目標値を下回り、経済性を達成出来ることが期待される。一方、中型シングル炉については、大型炉に対するスケールデメリットの効果やツインプラントで見込まれるプラント間の習熟効果及び共通設備の合理化等が見込めないこと
等の理由から目標値を遥かに上回ることとなっており、目標値達成は現状技術では困難である。

440

なお、比較分析の概要を 6.各冷却材の比較評価 6.2 経済性に、詳細を付録 B に示す。
2.2.1.3 資源有効利用性
資源有効利用性については、FBR 導入シナリオの検討結果から導入期に投入する炉心において増殖比が 1.1 程度、初装荷炉心の核分裂性 Pu 重量が 7t/GWe 程度であれば天然ウランの累積需要量を適切なレベルに留めることができる見通しである。
表 2.2.1-3 に示すとおり、MOX 燃料および金属燃料代表炉心（導入期炉心）について、高速炉
多重リサイクル TRU 組成を用いた場合の増殖比は 1.1 であり、初装荷の核分裂性 Pu 重量は大型および中型 MOX 燃料炉心が約 6t/GWe、大型金属燃料炉心が約 4t/GWe であり、上記の FBR 導入シナリオに係る要件を満足している。なお、金属燃料炉心は MOX 燃料炉心に比較して初装荷の核分裂性 Pu 重量が少ないことから資源有効利用性に優れていると言える。
また、軽水炉使用済燃料からの回収 TRU 組成を用いた場合には、増殖比が MOX 燃料炉心の場合 0.2～0.6、金属燃料炉心の場合 0.4～0.8 増加し、初装荷の核分裂性 Pu 重量は僅かであるが減少しており増殖性能を高める方向となっている。
以上のことから、各代表炉心は軽水炉使用済燃料からの回収 TRU を受け入れた場合も含めて、資源有効利用性に係る目標を達成するために必要な増殖性能を確保しつつ設計が成立する見通しである。
2.2.1.4 環境負荷低減性(1) TRU 燃焼および LLFP 核変換
表 2.2.1-3 に、MOX 燃料および金属燃料代表炉心（導入期炉心）において、軽水炉使用済燃料からの回収 TRU 組成を用いた場合の主要な炉心特性を設計評価の標準としている高速炉多重リサイクル TRU 組成を用いた場合の特性と併せて示す。
表 2.2.1-3 において、軽水炉使用済燃料からの回収 TRU 組成を使用した場合の影響としては、増殖比が MOX 燃料炉心の場合 0.2～0.6、金属燃料炉心の場合 0.4～0.8 増加し、初装荷の核分
裂性 Pu 重量は僅かであるが減少しており増殖性能を高める方向となっている。
ナトリウムボイド反応度は増加するが設計条件を満足しており、ドップラ係数は減少するが炉心安全評価への影響は過大ではなく、炉心性能を大きく損なうことなく、設計対応が可能な見通しである。
TRU 燃焼に関しては、軽水炉使用済燃料から回収された TRU 組成を用いた場合に燃料装荷から取出の間に 20～40%程度の MA が燃焼される。
LLFP 核変換特性について、大型および中型の代表炉心のうち「大型 MOX 燃料高内部転換型炉心」、「中型 MOX 燃料高内部転換型炉心」および「大型金属燃料高出口温度型炉心」をベースとして、炉心に LLFP 集合体を配置した LLFP 核変換炉心を設定し、核変換特性の比較評価を行った。表 2.2.1-4 に各炉心の核変換特性および核特性の比較結果を示す。表 2.2.1-4 に示
すとおり、いずれの炉心もプラント取合条件を満たしつつ、増殖比 1.03、サポートファクタ 1.0
以上を達成でき、設計成立の可能性を有する見通しである。
(2) 廃炉廃棄物／運転廃棄物
(i)

算定方法

441

廃炉廃棄物に関しては、機器図・配置図などから躯体体積を概略算定し、密度を考慮して質量を求めた。算定が困難なものは、もんじゅ、軽水炉などの例を参考に推定した。算定手
順を図 2.2.1-1 に示す。
運転廃棄物に関しては、FBR 実証炉フェーズ２での廃棄物発生量検討結果に基づき、プラント仕様及び建物容積の相違を考慮して推定した。
(ii) 大型炉
平成 17 年度の設計結果（対象炉型は、高内部転換型炉心プラントのツイン及びシングル、
金属燃料型炉心（550℃）プラントのツイン）を基に算定する。
廃炉廃棄物発生量および参考として軽水炉の廃炉廃棄物発生量をあわせて表 2.2.1-5 に示す。また、高内部転換型炉心プラントの運転廃棄物は表 2.2.1-6 に示す。以上をまとめ、高内部転換型炉心プラントの廃棄物データを表 2.2.1-7 に示す。
解体性の障害となるのは、高β、γ線を発生する物質であるが、照射される機器が少ないため、同一出力での軽水炉と比較しても少なくなっており、解体性は確保される見通しである。また、非放射性の廃棄物についても原子炉建屋の小型化、冷却系機器の物量削減により、同一出力での軽水炉と比較し、かなり少なくなっている。
運転廃棄物については、実証炉と比べ、プラント合理化効果で削減されており、特に、使用済みフィルタ・活性炭は換気空調系の合理化により大幅に削減されている。
(iii) 中型モジュール炉
平成 17 年度の設計結果（対象炉型は、高内部転換型炉心プラントのモジュール及びシン
グル）を基に算定する。
廃炉廃棄物発生量および参考として軽水炉の廃炉廃棄物発生量をあわせて表 2.2.1-8 に示す。また、高内部転換型炉心プラントのモジュール炉での運転廃棄物を表 2.2.1-9 に示す。
以上をまとめ、高内部転換型炉心プラントのモジュール炉での廃棄物データを表 2.2.1-10 に示す。
廃炉廃棄物発生量は、大型炉と同様に、同一出力での軽水炉と比較し下回る見込みがある。
運転廃棄物は大型炉とほとんど同じ結果となる。
2.2.1.5 核拡散抵抗性
炉心・燃料設計では、Pu の純度が低く、低除染で表面線量率の高い TRU 燃料の使用を前提としており、表面線量率の高いことが技術上の障壁となり新燃料についても意図しない接近を制限できる。
また、径方向ブランケット燃料は、使用後に Pu が蓄積されているが、使用中の核分裂により生成された FP 等による高い表面線量率を有しており炉心燃料と同様に意図しない接近を制限できる。
2.2.1.6 運転、保守・補修性(1) 運転運転に関する設計への適合性を中型モジュール炉に対し、過渡解析により評価した。運転へ

442

の要求はいくつかあるが、そのうち、過渡変化幅が大きくプラント制御上厳しい事象である定格出力からの自動運転時における 95%の大幅な負荷喪失後の運転継続（所内単独運転移行）と原子炉１基のトリップ事象時の健全モジュール側運転継続である。
なお、大型炉に関しては、大幅な負荷喪失事象が対象となるが、過渡特性は中型モジュール
炉と系統構成、制御系構成が同等であることから、中型炉での評価結果を適用可能である。
(i)

負荷喪失以後の所内単独運転移行
タービンバイパス弁制御による主蒸気圧力制御とセットバック制御による NSSS 側の出力降下が安定かつ適切に行われ、所内単独運転への移行が可能である見通しが得られた。プラ
ント挙動の概要を図 2.2.1-2 に、その解析結果を図 2.2.1-3 に示す。

(ii) 原子炉１基のトリップ時、健全モジュールの運転継続
タービンガバナ弁制御系及び蒸気発生器出口ナトリウム温度制御系により蒸気ヘッダの圧力低下が適切に抑制され、健全側モジュールの安定な運転が維持される見通しが得られた。
この事象におけるプラント挙動の概要を図 2.2.1-4 に、その解析結果を図 2.2.1-5 に示す。なお、本解析結果は、SG 出口蒸気圧力を高圧化する前のものであるが、高圧化されても過渡特性は大きく変わることはない。
(2) 保守・補修性
ナトリウム冷却炉の ISI 計画および保守・補修計画に適合した設備概念を構築し、プラント設計への反映を行った。プラント設計への反映項目及び物量への影響を表 2.2.1-11 に示す。また、定検工程におけるメンテナンススペース等の観点での並行作業の成立見通しが得られた。
(a) 保守・補修性向上方策のプラント設計への反映
原子炉内には図 2.2.1-6 に示すように、炉心支持スカートを貫通する検査孔を各炉内配管の間に 1 つずつ合計 4 箇所設け、炉心支持スカート全周範囲および下部プレナム部までアクセスができるようにした。また、補修性の観点で、万一の場合に備え、回転プラグの引抜きに加え、炉内配管が容易に引抜けるよう上部遮へい体を着脱構造とした。ポンプ組込型 IHX では図 2.2.1-7 に示すように、ガードベッセルおよびエンクロージャ内への検査
装置挿入性を考慮して、検査孔の設置及び隙間を設定した。また、ポンプ引抜き後、ポン
プ据付デッキを取り外し、ガードベッセル外面へアクセスできるようにポンプ隔壁上部構造を設定した。
主配管では図 2.2.1-8、図 2.2.1-9 に示すように、外管およびエンクロージャとの隙間を区画化構造とした上で、外管は、破損位置の同定を容易にできるよう内面にファイバース
コープのガイドを設置し、エンクロージャは、漏えい後の復旧期間短縮化のためフランジ構造を採用した。
(b) 定検工程とメンテナンススペースとの整合性
大型炉の定検工程におけるクリティカル工程である１次系ポンプモーターの分解点検と原子炉周りのＩＳＩ及び制御棒交換との並行作業に対して、メンテナンススペースおよび443

クレーン使用等の成立性について検討した。図 2.2.1-10 に例として原子炉容器とポンプモーター点検のオペフロ上のメンテナンススペースを示す。また、建屋クレーンの使用状況についても、現状の工程で問題とならない見通しである。炉内計装品の点検・交換についても作業エリアが干渉することなく工程内に収まる見通しを得た。

444

表 2.2.1-1

設計要求に対する対応方針と設計結果のまとめ（炉心燃料設計及びプラント設計）

設計要求に対する対応方針（1.1 節および 1.2 節参照）

設計結果(a) 安全要求
決定論的には、十分な多重・多様性を有する能動的安全設備に加え、 ・安全機能の重要度分類を暫定し、設計要求を満たすよう多重性、多様必要に応じて受動的安全機能を導入するとともに、仮想的な炉心損傷時性を考慮した。また、代表的な設計基準事象に対し、炉心燃料の健全の影響をプラント内で終息させる設計とする。
性確保の見通しを得ると共に、事故時被ばく評価についても予備的評
確率論的には、炉停止系及び崩壊熱除去系に適切な多重性・多様性を価で成立性見通しを得ている。
持たせることにより炉心損傷発生頻度を低減する。また、仮想的な炉心 ・炉心損傷発生頻度を概算し、10-6/炉年未満の達成見通しを得ている。
格納容器の非信頼度については代表的な ULOF 事象で損傷炉心の原
損傷時の影響を炉容器内で終息させることにより、炉心損傷あたりの格子炉容器内保持、冷却性確保を検討し、見通しを得ている。
納機能の非信頼度を十分低く抑える。予備的な PSA により、それぞれの目標をクリアする見通しのあることを確認する。
(b) 安全設計の基本的原則の遵守
基本的に既往の基準、指針類、高速増殖実証炉の設計研究における考え方を参考に安全設計を進める。
(c) 原子炉停止機能への要求
独立２系統の能動的炉停止系を設置するとともに SASS を採用して受動的炉停止機能を確保する。
(d) 崩壊熱除去機能への要求
ポニーモータ、電磁ポンプ、送風機等の動的機器を使用しない完全自然循環型とする。また、ダンパ・ベーンの設計に多重性・多様性を持たせること等により崩壊熱除去系の信頼性向上を図る。先行炉での検討等を参考に、事故管理方策による機能回復についても検討する。

安全性(e) 炉心損傷に対する格納機能の確保＜安全設計＞
ボイド反応度制限（6$以下）、ABLE 概念或いは内部ダクト概念の採用及び損傷炉心物質の安定冷却保持を図ることができる原子炉構造設計により、代表的な炉心損傷事象に対し、その事故影響を炉容器内に局限できるようにする。フェーズⅡでは、EAGLE 試験等に基づき FAIDUS
概念の有効性を確認するとともに、ABLE 概念の有効性及び損傷炉心物
質の安定冷却保持の成立性について検討し、必要な R&D 計画を具体化する。

既往の設計基準類を基に設計基準・方針類を暫定し、安全設計を実施している。成立性上の問題点は特に見出されていない。

独立２系統の能動的炉停止系を設置するとともに SASS を設置している。SASS 有効性は大型 MOX 燃料炉心および金属燃料炉心で評価し、見通しを得ている。
・動的機器を使用しない完全自然循環型崩壊熱除去系とし、空気冷却器のダンパは二重化して信頼性向上を図った設計としている。全交流電源喪失時でも自然循環での崩壊熱除去は可能な見通しを得ている。
・事故管理方策による機能回復について、種々の方策を検討している。
＜安全設計＞
初期遷移過程での燃料排出は ABLE 概念では十分な機能が得られない見通しであり、従来の内部ダクト概念では排出性能はよいものの、課題が多い。そこで、改良内部ダクト概念を採用し、燃料排出見通しを得ている。

経済 性＜炉心・燃料設計＞①炉心損傷事象の起因過程において即発臨界に至ることなく遷移過程に移行させるための安全設計からの要求条件を満足する炉心燃料設計とする。
②遷移過程については、溶融燃料の排出経路として軸方向ブランケットを一部削除した ABLE 型燃料集合体と集合体の燃料ピンバンドル部に溶融燃料排出のためのダクトを配した内部ダクト型燃料集合体を対象として、炉心燃料設計への影響と溶融燃料排出能力についての検討を行い、候補方策を選定し設計を進める。また、他の再臨界回避方策の可能性についても検討を行う。

＜炉心・燃料設計＞
1) MOX 燃料炉心
①炉心損傷事象の起因過程における即発臨界回避については、後述の安全評価において設定された下記の炉心設計に対する要求(2.2.2.4
項参照)を条件として設計した。
・ナトリウムボイド反応度 ： 6＄程度以下
・炉心高さ： 100cm 程度以下
・炉心平均比出力： 40kW/kg-MOX 程度以上
②再臨界回避については、再臨界回避理論および製造性等の課題の少ない改良内部ダクト型燃料集合体を採用した。
2) 金属燃料炉心①炉心損傷事象の起因過程における即発臨界回避については、ナトリ
ウムボイド反応度 8$程度以下を条件として設計した。
②再臨界回避については、下部軸方向ブランケット削除型(MABLE型)燃料集合体を採用した。

＜プラント設計＞＜プラント設計＞
事故後の冷却保持は原子炉容器下部プレナム体積増加と多段の受け皿構造で保持力向上を図っている。

(a) 要求値[発電単価]：建設単価、熱効率、稼働率、建設工期等の指標を満足させることにより、目標値達成を目指す。
[プラント寿命]：設計寿命を 60 年として設計する。

・発電単価要求値（４円/kWh）は達成の見通しを得ている。
・設計寿命を 60 年として設計できる見通しを得ている。

(b) 目標値[建設工期]：フェーズⅠの時点で 46 ヶ月程度を達成可能な見通しを得ている。フェーズⅡにおいても建設工法の簡素化検討等を進め、さらなる建設工期短縮を目指す。

445

フェーズⅡ設計プラントに対し、・大型炉の建設工期は 46 ヶ月となっており、更なる建設工期短縮を目
指し検討を行っている。
・中型モジュール炉は 38 ヶ月となっており、更なる建設工期短縮を目
指し検討を行っている。

設計要求に対する対応方針（1.1 節および 1.2 節参照）
(c) 基準値＜炉心・燃料設計＞
燃料費削減の観点から先進燃料サイクルへの適合性を考慮し、高燃焼度化を指向した設計を進める。更に、運転費維持低減の観点から運転サイク
ル長期化についても検討を進め安全性、環境負荷低減等他の設計要求を充足した上で経済性に優れた炉心を構築する。
経済性に係る具体的な設計目標を以下に示す。
[燃焼度]
・全炉心取出平均燃焼度(ブランケット燃料を含む)6 万 MWd/t 程度以上
・炉心取出平均燃焼度 15 万 MWd/t 程度[稼働率]
・運転サイクル長さ 18 ヶ月程度以上

設計結果＜炉心・燃料設計＞
1) MOX 燃料炉心
大型および中型 MOX 燃料代表炉心の燃焼度と運転サイクル長さは以下のとおり設計要求を大幅に超えて達成している。なお、炉心材料は ODS
鋼の適用を前提とし、高速中性子照射量を ODS 鋼の開発目標である 5×1023 n/cm2 程度以下を条件として設計した。
＜大型炉＞
導入期炉心 / 平衡期炉心・炉心取出平均燃焼度： 14.7 万 MWd/t / 15.0 万 MWd/t
・全炉心取出平均燃焼度 ： 9.0 万 MWd/t / 11.5 万 MWd/t
・運転サイクル長さ： 26 ヶ月 / 26 ヶ月＜中型炉＞
導入期炉心 / 平衡期炉心・炉心取出平均燃焼度： 15.0 万 MWd/t / 14.6 万 MWd/t
・全炉心取出平均燃焼度 ： 8.6 万 MWd/t / 10.4 万 MWd/t
・運転サイクル長さ： 27 ヶ月 / 26 ヶ月
2) 金属燃料炉心
大型および中型金属燃料代表炉心(原子炉出口温度 550℃)の燃焼度
および運転サイクル長さは以下のとおり設計要求を大幅に超えて達成している。
ODS 鋼採用炉心(最大高速中性子照射量 5×1023 n/cm2 程度以下)＜大型炉＞
導入期炉心 / 平衡期炉心・炉心取出平均燃焼度： 9.7 万 MWd/t / 9.9 万 MWd/t
・全炉心取出平均燃焼度 ： 8.9 万 MWd/t / 9.9 万 MWd/t
・運転サイクル長さ： 22 ヶ月 / 26 ヶ月＜中型炉＞
導入期炉心 / 平衡期炉心・炉心取出平均燃焼度： 9.2 万 MWd/t / 9.3 万 MWd/t
・全炉心取出平均燃焼度 ： 8.3 万 MWd/t / 9.3 万 MWd/t
・運転サイクル長さ： 23 ヶ月 / 23 ヶ月
高燃焼度化炉心(ODS 鋼より耐照射性能の優れた材料開発が前提)＜大型炉＞
導入期炉心 / 平衡期炉心・炉心取出平均燃焼度： 14.9 万 MWd/t / 15.3 万 MWd/t
・全炉心取出平均燃焼度 ： 13.4 万 MWd/t / 15.3 万 MWd/t
・運転サイクル長さ： 22 ヶ月 / 22 ヶ月
だだし、最大高速中性子照射量は 8.5×1023 n/cm2 程度
＜中型炉＞
平衡期炉心
・炉心取出平均燃焼度： 14.9 万 MWd/t
・全炉心取出平均燃焼度 ： 14.9 万 MWd/t
・運転サイクル長さ： 26 ヶ月
だだし、最大高速中性子照射量は 8.4×1023 n/cm2 程度＜プラント設計＞＜プラント設計＞[建設単価]：20 万円/kWe 以下の建設単価達成をより確かなものとする。 フェーズⅡ設計プラントに対し、[燃焼度]：高燃焼度化に伴い、使用済み燃料の崩壊熱量が増加するため、 ・建設単価 20 万円/kWe 以下は、達成の見通しが得られている。
・高燃焼度化に対応した燃料取扱系として設計している。
これを考慮した燃料取扱い系とする。
・稼働率は 92％を達成可能な見通しを得ている。更なる高稼働率を目指[稼働率]：フェーズⅠの時点で 92％を達成可能な見通しを得ている。
して検討を行っている。
フェーズⅡにおいても連続運転期間の長期化、燃料交換時間短縮等による定検期間短縮の検討を進め、さらなる高稼働率
を目指す。

446

設計要求に対する対応方針（1.1 節および 1.2 節参照）
(a) TRU 燃焼
低除染･TRU 燃料の使用を前提として設計を進める。
TRU 組成は高速炉多重リサイクルを基本とし、軽水炉使用済燃料からの回収 TRU 組成について燃焼特性および炉特性への影響を検討する。

環 境 負荷 低 減 性(b) FP の核変換による放射能低減
発電用原子炉として求められる安全要求および性能要求を満たしつつ、対象となる FP 核種選定、装荷時の化学形態および装荷位置を検討して、期待される核変換能力を把握し、高速炉炉心での核変換による環境負荷低減能力を評価する。
生成量、半減期、移行性等の観点で環境負荷ポテンシャルが高いとされる 129I、99Tc および 135Cs については、高速炉での核変換実施可能性の簡易評価を行い核変換対象核種を選定した上で、代表的な炉心での核変換特
性や炉心特性への影響評価を行い、炉心の LLFP 核変換対応能力を検討する。
各 LLFP の化学形態については、炉心燃料設計の観点から現知見を基に適切な形態を選択する。
使用済燃料中の LLFP や、一定期間照射した LLFP 集合体に残存した
LLFP は、元素分離によって回収した後、LLFP 集合体として加工し繰り
返し原子炉へ装荷するマルチリサイクルを想定する。

設計結果(a) TRU 燃焼
1) MOX 燃料炉心
燃料の TRU 組成は MA を含有する MOX 燃料高速炉多重リサイクル
TRU を設計標準とし、MOX 燃料再処理の代表概念として選定された先進湿式法の FP 混入率(0.2vol.%)を考慮して設計した。
また、大型および中型 MOX 燃料代表炉心を対象に、軽水炉使用済燃料からの回収 TRU 組成について炉心特性への影響評価を行い、設計対応により受け入れ可能であり、MA は燃料装荷から取出の間に 30～40%程度が燃焼し減少するとの見通しを得た。
2) 金属燃料炉心
燃料の TRU 組成は MA を含有する金属燃料高速炉多重リサイクル
TRU を設計標準とし、金属燃料再処理の代表概念として選定された金属電解法の FP 混入率(0.6vol.%)を考慮して設計した。
また、大型金属燃料代表炉心(ODS 鋼採用炉心)を対象に、軽水炉使用済燃料からの回収 TRU 組成について炉心特性への影響評価を行い、設計対応により受け入れ可能であり、MA は燃料装荷から取出の間に 20～40%程度が燃焼し減少するとの見通しを得た。
(b) FP の核変換による放射能低減
1) MOX 燃料炉心
大型および中型 MOX 燃料代表炉心をベースに炉心領域に LLFP 集合
体を装荷した炉心を構築し、増殖比 1.03 を達成しつつ自己生成分の 129Iと 99Tc を核変換することが可能であるとの見通しを得た。
2) 金属燃料炉心
大型および中型金属燃料代表炉心(ODS 鋼採用炉心)をベースに炉心
領域に LLFP 集合体を装荷した炉心を構築し、増殖比 1.03 を達成しつつ自己生成分の 129I と 99Tc を核変換することが可能であるとの見通しを得た。

(c) 運転廃棄物/廃炉廃棄物(c) 運転廃棄物/廃炉廃棄物
フェーズⅠでの検討を踏まえ、さらなる低減を目指した検討を進め ・実証炉での検討結果を基に運転廃棄物、廃炉廃棄物量を推定し、現行軽水炉の設置許可申請書記載値と同程度であることを確認した。
る。廃炉廃棄物については、炉容器室内に、高β、γ線が発生する元素を含む材料を使用しないように管理することで解体性を確保する。また、廃棄 ・固体廃棄物のうち、ドラム缶発生本数は、現行軽水炉の 1/10 以下を達成可能な見通しが得られている。
物の再利用に関しても、その可能性を追求する。

447

設計要求に対する対応方針（1.1 節および 1.2 節参照）
(a) 増殖性能
FBR 導入シナリオへの適合性の観点から初装荷炉心の核分裂性 Pu 重量
を 7t/GWe 程度以下とし、目標とする増殖性能を設定して設計を進める。
なお、増殖性能評価は低除染・TRU 燃料の使用を前提とする。
また、FP 核変換を行う場合は、サイクル・ロスを除いた増殖比の目標
を 1.0 以上として設計を進める。

資源有効利 用性(b) TRU 燃焼
MA 核種を混入した低除染･TRU 燃料の使用を前提として設計を進める。
TRU 組成は高速炉多重リサイクルを基本とし、軽水炉使用済燃料からのTRU 組成について燃焼特性および炉特性への影響を検討する。

＜炉心・燃料設計＞
・Pu の純度が低く、低除染で表面線量率の高い TRU 燃料の使用を前提として設計を進める。

核拡散抵抗性＜プラント設計＞・燃料取扱設備管理区域とし、容易に外部から侵入できないよう考慮した設計とする。また、燃料は常に燃料取扱機器内で扱われ、容易に接近できない設計とする。
・低除染燃料とすることで核拡散抵抗性が増すことが期待できるため、低除染燃料の発熱、放射線源強度を考慮し、これらを取扱ことができる燃料取扱設備の設計とする。

設計結果(a) 増殖性能
FBR 導入シナリオの検討結果に基づき下記の増殖比および初装荷核
分裂性 Pu 重量を条件として設計した。
①増殖比
・導入期炉心 ： 1.1 程度
・平衡期炉心 ： 1.03 程度②初装荷核分裂性 Pu 重量 ： 7t/GWe 程度以下
1) MOX 燃料炉心
大型および中型 MOX 燃料代表炉心の増殖比および初装荷核分裂性
Pu 重量は以下のとおり設計条件を満足している。
＜大型炉＞
導入期炉心 / 平衡期炉心・増殖比： 1.10 / 1.03
・初装荷核分裂性 Pu 重量 ： 5.7t/GWe / 5.8t/GWe＜中型炉＞
導入期炉心 / 平衡期炉心)・増殖比： 1.10 / 1.03
・初装荷核分裂性 Pu 重量 ： 6.3t/GWe / 6.2t/GWe2) 金属燃料炉心
大型および中型 MOX 燃料代表炉心(ODS 鋼採用炉心)の増殖比および初装荷核分裂性 Pu 重量は以下のとおり設計条件を満足している。
＜大型炉＞
導入期炉心 / 平衡期炉心・増殖比： 1.10 / 1.03
・初装荷核分裂性 Pu 重量 ： 4.0t/GWe / 4.1t/GWe＜中型炉＞
導入期炉心 / 平衡期炉心・増殖比： 1.10 / 1.03
・初装荷核分裂性 Pu 重量 ： 4.6t/GWe / 4.7t/GWe(b) TRU 燃焼
1) MOX 燃料炉心
燃料の TRU 組成は MA を含有する MOX 燃料高速炉多重リサイクル
TRU を設計標準とし、MOX 燃料再処理の代表概念として選定された先進湿式法の FP 混入率(0.2vol.%)を考慮して設計した。
また、大型および中型 MOX 燃料代表炉心を対象に、軽水炉使用済燃料からの回収 TRU 組成について炉心特性への影響評価を行い、設計対応により受け入れ可能であるとの見通しを得た。
2) 金属燃料炉心
燃料の TRU 組成は MA を含有する金属燃料高速炉多重リサイクル
TRU を設計標準とし、金属燃料再処理の代表概念として選定された金属電解法の FP 混入率(0.6vol.%)を考慮して設計した。
また、大型金属燃料代表炉心(ODS 鋼採用炉心)を対象に、軽水炉使用済燃料からの回収 TRU 組成について炉心特性への影響評価を行い、設計対応により受け入れ可能であるとの見通しを得た。
＜炉心・燃料設計＞
1) MOX 燃料炉心
燃料の TRU 組成は MA を含有する MOX 燃料高速炉多重リサイクル
TRU を設計標準とし、MOX 燃料再処理の代表概念として選定された先進湿式法の FP 混入率(0.2vol.%)を考慮して設計した。
2) 金属燃料炉心
燃料の TRU 組成は MA を含有する金属燃料高速炉多重リサイクル
TRU を設計標準とし、金属燃料再処理の代表概念として選定された金属電解法の FP 混入率(0.6vol.%)を考慮して設計した。
＜プラント設計＞・燃料取扱設備は管理区域とし、燃料は常に燃料取扱機器内で扱うような設計としている。
・低除染燃料、放射線源強度を考慮した燃料取扱設備設計としている。

運転・保守補修性・日負荷追従運転が可能となるプラント制御系を暫定し、成立性の見通・日負荷追従運転が可能となるようプラント制御系の設計を検討するととしを得ている。
もに、熱過渡条件への影響を考慮して熱応力に対する構造健全性を評価
・最新軽水炉の設計を考慮し、保守作業の自動化、ロボット化を図った
する。
設計を指向しており、定検時被ばく線量は最新軽水炉並となるように・軽水炉で行われている線源強度の低減、保守作業の自動化・ロボット化考慮している。保守作業を具体化しつつ、定検時被ばく線量の確認をの開発実績を導入し、最新軽水炉並みの定検時被ばく線量（0.5 人 Sv）
行っている。
を達成する。
・ナトリウムバウンダリはすべて二重化し、漏えいナトリウムの局所化
・ナトリウムの化学的活性を考慮し、ナトリウム漏えい対策及びナトリウを図り、事故後の復旧期間の合理化を行っている。ナトリウム水反応
ム水反応対策を強化し、事故影響の局限化を図る。これにより、事故後対策を強化した設計としている。また、SG 伝熱管は密着二重管を採の速やかな復旧、再起動を可能とする設計を行う。
用し、ナトリウム水反応を可能な限り排除する設計としている。

448

表 2.2.1-2
プラント
(
大型ツイン
プラント
(3000MWe)

ナトリウム冷却炉の経済性評価結果
建設単価評価)内は経済性評価グラフでの記号を示す。 値（相対値）

MOX 燃料コンパクト型炉心プラント（LNaC）

90.5

MOX 燃料高内部転換型炉心プラント（LNaH）

93.1

金属燃料コンパクト型炉心プラント （LNaM）

96.2

中型モジュール
プラント
MOX 燃料高内部転換型炉心プラント（MMNaH）（3000MWe）

93.8

中型シングル炉
MOX 燃料高内部転換型炉心プラント（MMNaHS）
152.4(750MWe)（目標建設単価を 100 として記載）

449

表 2.2.1-3 代表炉心の資源有効利用性（FBR 導入期炉心）
TRU組成

燃料

炉 型

項

高速炉
多重ﾘｻｲｸﾙ

目

増殖比

1.10

組成③

組成④

1.12

1.16

1.15

5.7

5.6

5.2

5.3

燃焼反応度 (%Δk/kk')

2.3

1.1

1.0

0.4

5.3

5.8

5.7

6.0

-5.7E-03-4.6E-03-4.8E-03-4.2E-03

MA混入率[MA/HM] (wt%)

0.9

4.1

3.0

5.2

MA燃焼率[装荷-取出] (%)

－

42

27

44

増殖比

1.10

1.12

1.14

1.15

初装荷核分裂性Pu重量 (t/GWe)

6.3

6.0

5.8

5.8

燃焼反応度 (%Δk/kk')

2.8

1.4

0.7

0.6

5.1

5.8

6.1

6.1

-5.3E-03-4.2E-03-3.9E-03-3.8E-03

中型炉
ﾅﾄﾘｳﾑﾎﾞｲﾄﾞ反応度 ($)（高内部転換型炉心）
ﾄﾞｯﾌﾟﾗ係数［Tdk/dT］

金属

組成①
初装荷核分裂性Pu重量 (t/GWe)
大型炉ﾅﾄﾘｳﾑﾎﾞｲﾄﾞ反応度 ($)（高内部転換型炉心）
ﾄﾞｯﾌﾟﾗ係数［Tdk/dT］

MOX

軽水炉使用済燃料回収

MA混入率[MA/HM] (wt%)

1.0

4.4

5.4

5.5

MA燃焼率[装荷-取出] (%)

－

41

43

42

増殖比

1.11

1.14

1.18

1.16

初装荷核分裂性Pu重量 (t/GWe)

4.0

3.7

3.5

3.6

0.2

1.3

1.5

1.8

8.2

9.2

9.1

9.6

-4.9E+00-3.8E+00-3.9E+00-3.5E+00

燃焼反応度 (%Δk/kk')
大型炉ﾅﾄﾘｳﾑﾎﾞｲﾄﾞ反応度 ($)（高出口温度型炉心）
ﾄﾞｯﾌﾟﾗ係数［Tdk/dT］
MA混入率[MA/HM] (wt%)

0.4

2.8

2.1

3.6

MA燃焼率[装荷-取出] (%)

－

35

21

36

[注記]
(1) 高速炉多重ﾘｻｲｸﾙTRU組成 (wt%)
MOX： 238 Pu/ 239 Pu/ 240 Pu/ 241 Pu/ 242 Pu/ 237 Np/ 241 Am/ 243 Am/ 244 Cm/ 245 Cm= 1.1/54.1/32.1/4.3/3.9/0.5/2.0/1.0/1.0/0.0
金属： 238 Pu/ 239 Pu/ 240 Pu/ 241 Pu/ 242 Pu/ 237 Np/ 241 Am/243Am/ 244 Cm/ 245 Cm= 1.1/66.0/25.2/2.4/2.4/0.4/1.6/0.5/0.4/0.1(2) 軽水炉使用済燃料回収TRU組成 (wt%)
組成 ①：30年貯蔵したLWR使用済ｳﾗﾝ燃料(45～49GWd/t)から回収したTRUと20年貯蔵したALWR使用済ｳﾗﾝ燃料(60GWd/t)から回収したTRUを９：１（再処理量比例）で混合
組成 ②：70年貯蔵したLWR使用済ｳﾗﾝ燃料(45～49GWd/t)から回収したTRUと40年貯蔵したALWR使用済ｳﾗﾝ燃料(60GWd/t)から回収したTRUを３：７（再処理量比例）で混合
組成 ④ ：110年貯蔵したﾌﾟﾙｻｰﾏﾙ使用済燃料(45～49GWd/t)から回収したTRUと90年貯蔵したLWR使用済ｳﾗﾝ
燃料(45～49GWd/t)から回収したTRUと40年貯蔵したALWR使用済ｳﾗﾝ燃料(60GWd/t)から回収した
TRUを０.５：１.９：７.６（再処理量比例）で混合［ﾌﾟﾙｻｰﾏﾙ：ｳﾗﾝ＝0.5：9.5，LWR：ALWR＝2：8］

450

表 2.2.1-4 ナトリウム冷却炉心の LLFP 核変換特性
MOX 燃料炉

項目

金属燃料炉

大型炉

中型炉

大型炉

3,570

1,785

3,570

炉心出入口温度 (ºC)

550 / 395

550 / 395

550 / 395

燃料運転ｻｲｸﾙ長 (月)

26.3

27.3

21.5

ﾊﾞｯﾁ数 (ﾊﾞｯﾁ)

4

4

3

炉心取出平均燃焼度(GWd/t)

149

150

98

Pu 富化度(wt.%) (内側/外側)21.0 / 23.0

21.9 / 27.5

13.9 / 13.9

熱出力 (MWt)

増殖比 (-)

1.03
99

LLFP 要素Tc

LLFP 集合体数 (-)
LLFP 集合体照射期間
LLFP ｲﾝﾍﾞﾝﾄﾘ
核変換率 LLFP

1.03
129

I

99

1.03
129

Tc

I

99

129

Tc

I

28

21

30

(ｻｲｸﾙ)

3

3

2(year)

6.6

6.9

3.6

(kg)

937

381

702

285

629

256

(kg/GWt)

262

107

393

160

176

72

(%)(ｻｲｸﾙ当り)

7.7

6.2

5.3

4.5

9.1

7.6

(%)(取出時)

21.4

17.4

15.1

12.9

17.4

14.6

1.00

1.02

1.04

1.12

1.01

1.07

サポートファクター (SF) (-)
LLFP 集合体必要流量 (kg/sec)

8.5

451

9.3

9.2

表 2.2.1-5

大型炉廃炉廃棄物発生量の軽水炉などとの比較
BWR

PWR

GCR

（1100MW 級）（1100MW 級）（1100MW 級）

質量（万トン）

質量（万トン）

質量（万トン）

質量（万トン）

高β・γ廃棄物

0.05

0.01

0.02

0.3

低レベル廃棄物

0.1

0.2

0.3

1.2

極低レベル廃棄物

0.4

1

0.3

1

0.55（0.40）

1.21

0.62

2.51

46（34）

5349

13

大型炉-1500MXH

廃棄物区分

放射性廃棄物合計(1100MW 換算)
放射性廃棄物として扱う
必要のない廃棄物（1100MW 換算)

参考資料
原子力環境整備センター「放射性廃棄物データブック」（原子力発電所の解体廃棄物の発生量の試算例）

表 2.2.1-6大型炉の運転廃棄物量データのまとめ（注）放射能レベルは、「原子力発電施設から発生する放射性廃棄物の処分方針等について（総合エネルギー調査会原子力部会中間報告 －商業用原子力発電施設解体
廃棄物の処理処分に向けて－ 平成 11 年 5 月 18 日
区分とした。

452

資料 2）」に基づく定性的な表 2.2.1-7

大型炉の廃棄物量データのまとめ453

表 2.2.1-8

中型炉廃炉廃棄物発生量の軽水炉などとの比較

中型炉-M750MXH

廃棄物区分

質量（万トン）

BWR

PWR

GCR

（1100MW 級）（1100MW 級）（1100MW 級）

質量（万トン）

質量（万トン）

質量（万トン）

高β・γ廃棄物

0.04

0.01

0.02

0.3

低レベル廃棄物

0.06

0.2

0.3

1.2

極低レベル廃棄物

0.25

1

0.3

1

0.35（0.51）

1.21

0.62

2.51

28（41）

534913

放射性廃棄物合計(1100MW 換算)
放射性廃棄物として扱う
必要のない廃棄物(1100MW 換算)

参考資料
原子力環境整備センター「放射性廃棄物データブック」（原子力発電所の解体廃棄物の発生量の試算例）

表 2.2.1-9中型炉の運転廃棄物量データのまとめ（注）放射能レベルは、「原子力発電施設から発生する放射性廃棄物の処分方針等について（総合エネルギー調査会原子力部会中間報告 －商業用原子力発電施設解体廃棄物の処理処分に向けて－ 平成 11 年 5 月 18 日
とした。

454

資料 2）」に基づく定性的な区分

表 2.2.1-10中型炉の廃棄物量データのまとめ

455

456

伝熱管

－

ドレン設備

(区画毎)

エアクーラ

２次系配管

配管

配管溶接部

１次系配管

(炉内配管除く)容器

ンダリベローズ

1 次／2 次バウ

容器

蒸気発生器

ポンプ組込型 IHX･引抜補修･建屋開口の設置

・ベローズ引抜レン･原子炉容器ド

･交換補修

･交換補修

･破損位置同定

･引抜補修

･目視検査

･ナトリウム備蓄タンクをドレンタンクとして使用･エンクロージャに補修用マンホールを設置･エンクロージャを容易に取外せるようリブ構造とした･搬出、搬入スペースを確保･外管内側にファイバースコープのガイド管を設置･建屋上面及び側面に建屋開口を設置･ISI 設備取扱機保管スペースを設置

設置･本体引抜補修
補修･IHX 容器-ガードベッセル間へのアクセス用検査孔を

める)

―

―

―

―

―

(炉内 ISI 設備保管スペースに含―建屋体積：約 1400m3 増できるようフランジ構造とした･目視検査

RV 径：約 0.1m 増･ルーフデッキ配管貫通部上部遮へい体を容易に取外し

約 4600m3 増

建屋体積（保管スペース）：

炉内配管･ISI 設備取扱機保管スペースを設置

オペフロから下部プレナムまでのアクセス孔を設置･径方向のアクセス性を考慮して炉内配管の間 4 か所に、 RV 径への影響なし

―

･目視検査

･炉容器-ガードベッセル間へのアクセス用検査孔を２箇プラント(物量)への影響

炉内構造物

･目視検査

設備対応

所設置

原子炉容器

原子炉構造

用途

（外表面）

部位

対象機器

表 2.2.1-11 保守・補修性向上策のレファレンス構造への反映項目と影響

（注）太枠内が評価に必要な最終（注）太枠内が中間評価用に必要な最終アウトプット
アウトプット(1)廃炉廃棄物物量算定
・質量が算定されていないもの
体積算定→×密度→質量(t)・質量が算定されているもの
質量／密度→体積(m3)・データのないもの
もんじゅ、LWRなどの例から質量・体積を推定(2)原子炉回り放射化評価
・燃料から原子炉容器外側遮へいｺﾝｸﾘｰﾄまでの放射化による放射能ｲﾝﾍﾞﾝﾄﾘ（Ｂq又はＢq/t）を評価する。
・遮へいｺﾝｸﾘｰﾄ外側の機器の放射化放射能については推定する。
・運転期間は60年間とする。

(4)廃棄物質量ﾃﾞｰﾀを放射能ﾚﾍﾞﾙ･種類･場所で整理〔放射化及びCPによる汚染の評価結果を基に放射能ﾚﾍﾞﾙで区分。貯蔵（放射能減衰）期間は5年間とする。〕①高βγ廃棄物（金属）（t）②低レベル廃棄物（金属）(t)(L1t)③低レベル廃棄物（コンクリート）(t)④極低レベル廃棄物（金属）(t)(LL1t)⑤極低レベル廃棄物（コンクリート）(t)⑥非放射性廃棄物(金属)(ﾀｰﾋﾞﾝ建屋以外)(t)(N1t)⑦非放射性廃棄物(金属)(ﾀｰﾋﾞﾝ建屋)(t)⑧非放射性廃棄物(ｺﾝｸﾘｰﾄ)(ﾀｰﾋﾞﾝ建屋以外)(t)⑨非放射性廃棄物（ｺﾝｸﾘｰﾄ）（ﾀｰﾋﾞﾝ建屋）(t)(3)機器の汚染量の推定
・1次ﾅﾄﾘｳﾑ中のCP,FPや1次ｱﾙｺﾞﾝ
ｶﾞｽによる機器の汚染量及び汚染の範囲を推定する。
・機器表面の汚染密度について
は、実証炉での評価結果を参考とする。

(8)廃棄物の除染後質量ﾃﾞｰﾀを放射能ﾚﾍﾞﾙ･種類･場所で整理〔左記質量ﾃﾞｰﾀを基に除染による区分変化を反映して整理する。〕①高βγ廃棄物（金属）（t）②低レベル廃棄物（金属）(t)(L1t-LLLt)③低レベル廃棄物（コンクリート）(t)④極低レベル廃棄物（金属）(t)(LL1t+LLLt-LLNt)⑤極低レベル廃棄物（コンクリート）(t)⑥非放射性廃棄物（金属）（ﾀｰﾋﾞﾝ建屋以外）(t)(N1t+LLNt)⑦非放射性廃棄物（金属）（ﾀｰﾋﾞﾝ建屋）(t)⑧非放射性廃棄物（ｺﾝｸﾘｰﾄ）（ﾀｰﾋﾞﾝ建屋以外）(t)⑨非放射性廃棄物（ｺﾝｸﾘｰﾄ）（ﾀｰﾋﾞﾝ建屋）(t)(6)廃棄物除染前体積ﾃﾞｰﾀを処分体体積に換算〔充填率は不燃性のもの11％、ｺﾝｸﾘｰﾄ51％とする。〕①高βγ廃棄物（m3）②低レベル廃棄物(m3)③極低レベル廃棄物（m3)(5)廃棄物除染前体積ﾃﾞｰﾀを放射能ﾚﾍﾞﾙで区分①高βγ廃棄物（m3）②低レベル廃棄物(m3)（L2m3）③極低レベル廃棄物（m3)（LL2m3）(7)廃棄物の除染効果の推定〔表面が汚染された金属廃棄物（放射化廃棄物除く）のうち、除染により廃棄物区分が変化するものの量を推定する〕①低ﾚﾍﾞﾙ廃棄物のうち、除染により放射能が100分の1以下になり、極低レベル廃棄物に移行できる量（LLLm3,LLLt）を推定②極低ﾚﾍﾞﾙ廃棄物のうち、除染により放射能が100分の1以下になり、ｸﾘｱﾗﾝｽﾚﾍﾞﾙ以下に移行できる量（LLNm3,LLNt）を推定③上記①②の除染時に発生する二次廃棄物量（Sm3）を推定(9)廃棄物除染後体積ﾃﾞｰﾀを放射能レベルで区分①高βγ廃棄物（m3）②低レベル廃棄物(m3)（L2m3-LLLm3+Sm3）③極低レベル廃棄物（m3)（LL2m3+LLLm3-LLNm3）

図 2.2.1-1(10)廃棄物除染後体積ﾃﾞｰﾀを処分体体積に換算〔充填率は不燃性のもの11％、ｺﾝｸﾘｰﾄ51％とする。〕①高βγ廃棄物（m3）②低レベル廃棄物(m3)③極低レベル廃棄物（m3)

廃炉廃棄物発生量算定手順

457

タービンガバ
ナ弁制御系

発電負荷
約 95%減少

圧力上昇
約 0.4MPa

タービン
速度急上昇

タービンガバ
ナ弁絞り込み

発電出力
約 5%

主蒸気圧力
急上昇

タービンバイ
パス弁急開

主蒸気圧力
上昇抑制

タービンバイパ
ス流量約 25%

タービンバイ
パス弁制御系

セットバック
出力降下（-5%/min）

NSSS 出力
約 30%

安定な出力降下
挙動を確認

プラント
制御系

図 2.2.1-2

負荷喪失後の所内単独運転移行

原子炉出力
炉心流量

主蒸気圧力
①
ＳＧ出口蒸気圧力（モジュール１）②
ＳＧ出口蒸気圧力（モジュール２）③①②

原子炉入口冷却材温度（Ａループ）①
原子炉出口冷却材温度（Ａループ）②

図 2.2.1-3

タービン流量①
タービンバイパス流量②

負荷喪失後の所内単独運転移行解析結果458

1 原子炉トリップ時の運転特性の解析結果
圧力低下
約 1.2MPa
停止
モジュール

給水流量
減少

タービン
発電機

蒸気ヘッダ
圧力低下

健全
モジュール

SG 出口蒸気圧力外乱

再循環系による
崩壊熱除去運転

タービンガバ
ナ弁制御系

タービンガバ
ナ弁絞り込み蒸気ヘッダ
圧力回復

50%出力の
部分負荷運転外乱抑制

100%出力で運転継続

SG 出口 Na 温度
低下約 9℃

SG 出口 Na
温度制御系

図 2.2.1-4

１原子炉トリップ時のプラント挙動

健全ﾓｼﾞｭｰﾙSG
出口
健全ﾓｼﾞｭｰﾙSG出口
Na温度低下約
９℃
Na温度低下約９

圧力低下約1.2MPa
圧力低下約1.2MPa
180600
タービン流量140

主蒸気圧力
給水流量(健全側）

120

給水流量(ﾄﾘｯﾌﾟ側)

500

400

100

温度(℃）

流量（％），圧力(×0.1MPa）

160

80
60

300
SGNa側管束部入口(健全側)

200

SGNa側管束部出口(健全側)40

SGNa側管束部入口(ﾄﾘｯﾌﾟ側)

100

20
0

SGNa側管束部出口(ﾄﾘｯﾌﾟ側)

0
0

100

200

300
時間（s）

400

500

600

0

100

200

300
時間（s）

図 2.2.1-5 １原子炉トリップ時の制御特性解析結果

459

400

500

600

炉心中心

上部遮へい体
フランジ構造図 2.2.1-6 原子炉構造図(炉内検査概念および上部遮へい体脱着構造)
460

アクセス用検査孔設置

ガードベッセル形状
見直し

ベローズ取付位置を移動

図 2.2.1-7 ポンプ組込型 IHX の構造概念図

461

プラバックﾌｧｲﾊﾞｽｺｰﾌﾟ
ファイバスコープ挿入時、ｱｸｾｽ位置用ﾏｰｷﾝｸﾞ

視野範囲

外管

案内ｶﾞｲﾄﾞ

断熱材

１次系 HL 配管

ﾌｧｲﾊﾞｽｺｰﾌﾟ(φ16)

図 2.2.1-8 外管の構造概念図（破損箇所の同定イメージ）

2 次系主配管
エンクロージャ図 2.2.1-9

エンクロージャの構造概念

462

ポンプφ3.6m
仮置スペース

炉心支持構造 ISI
作業スペース

ポンプ軸封の点検
作業スペース

炉心支持構造 ISI
設置スペース
炉心支持構造 ISI
キャスク

RV-ISI
仮置スペースUSAM 画像化
処理装置盤
ビークル制御
装置盤

A
B
C

保管位置

炉心支持構造 ISI
仮置スペース
A:炉心支持構造 ISI キャスク
B:炉心支持構造 ISI ビークル制御装置盤

燃料交換機
収納スペース

ハッチ仮置
スペース

図 2.2.1-10

炉心支持構造 ISI とポンプモータ軸受分解点検のメンテナンススペース

463

2.2.2

技術的成立性の評価と今後の課題

2.2.2.1 炉心設計
(1) MOX 燃料炉心
(i)

炉心材料
実用化戦略調査研究のナトリウム冷却炉検討では、当初より被覆材として ODS 鋼[1]を選定
して検討を行ってきた。ODS 鋼の開発状況としては、以下の通りである。
[ODS 鋼]ODS 鋼として、9Cr-マルテンサイト系と 12Cr-フェライト系の 2 種類の鋼種を対象に、製造技術の開発を行うとともに、材料強度基準の整備のため炉外にて高温強度、ナトリウム環
境効果等の試験を実施している。一方、照射実績については、現状非常に乏しく、初期の試作材を対象に米国 EBR-Ⅱ炉で 5.5×1022 n/cm2 (～35 dpa) まで照射された実績を有するのみである[2]。そのため、2003 年からロシアの BOR-60 炉において上記の 2 種類の鋼種の燃料ピンについて照射試験を実施しており、2005 年までにピーク照射量 21 dpa (約 4.2×1022 n/cm2
相当)、ピーク燃焼度 50 GWd/t を達成している。また、第 2 期以降の照射試験では、燃焼度
15 万 MWd/t、照射量 75 dpa (約 1.5×1023 n/cm2 相当) を目標として、照射を行っているところである。
他方、ODS 鋼はその性能 (耐スエリング性・高温強度等) は期待されるものの上記の通り
開発中の材料であり、開発リスク回避のために代替被覆材を選定する必要がある。現状、代替材の候補としては、性能・開発実績の観点から、PNC-FMS 鋼・HT-9[3]等のフェライト/マルテンサイト鋼、PE16 鋼[4][5]等の高 Ni 系材料、PNC-1520 鋼等の改良オーステナイト鋼が有望と考えられる (開発実績が乏しく 2030 年代での実用化が困難な見通しの材料については候補から除外した)。ここでは、「PNC-FMS 鋼」「高 Ni 系材料 (国産材)」「改良オーステナイト鋼 (PNC-1520 鋼)」を対象に、各候補材の特性・開発見通し等を表 2.2.2-1 に整理してまとめたが、主要な特徴・課題としては以下の通りである。
[PNC-FMS 鋼]
高温強度について ODS 鋼に比べ劣り、適用温度が 630～650℃と制限される。そのため、
炉心出口温度は低下する見通しであり、熱効率の低下に伴い、(炉心熱出力保存の条件では) 電
気出力の低下、熱交換設備の大型化等による発電コストの増大が懸念される。照射実績については、170 dpa までの実績を有している。米国で開発された相当材である HT-9 鋼については、更に 200 dpa 程度までの照射実績を有しており、PNC-FMS 鋼についても同等の性能が期待できる。また、これまでに、材料強度基準等の検討がなされており、開発課題は比較
的少ないものといえる。

本章に記載する増殖性能が要求される FBR 導入期での投入を想定した炉心（導入期炉心）は資源の有効利用に通ずることから「資源重視型」、増殖が不要となる FBR 平衡期での投入を想定した炉心（平衡期炉心）は全
炉心取出平均燃焼度が高く経済性に優れていることから「経済性重視型」、とも呼ばれる。

464

[高 Ni 系材料]
高温強度に優れ、ODS 鋼並の温度条件で適用の可能性を有する。ただし、照射脆化・スエリング等に関し多くの開発課題を有している。英国で開発された PE16 鋼[4][5]では、照射脆化を向上するために熱処理 (γ’形成) の改善等が行われているが、500℃以上の高温照射での脆化が懸念されている。
[改良オーステナイト鋼 (PNC-1520 鋼)]
高温強度に優れ、ODS 鋼並の温度条件の適用は可能であるが、スエリング等の照射安定性に劣り現状見通せる照射量は 150dpa 程度 (約 3×1023 n/cm2 相当) に制限される。そのため、燃焼度が制限され、燃料取扱量の増大が懸念される。
上記の 3 種類の候補材のうち、「高 Ni 系材料」については、他の候補材と比較し多大な開発費と期間を要することが予想されるため、対象から除外することとした。
「改良オーステナイト鋼」については、照射量の制限に伴い燃焼度が制限され、燃料取扱量の増大が懸念される。一方、「PNC-FMS 鋼」については、高温強度の観点から炉心出口温度を低下する必要があるが、炉心・燃料仕様の最適化、工学的安全係数の合理化等の方策により、影響を緩和することが可能である。以上のことから、フェーズⅡにおける ODS 鋼代替材として、「PNC-FMS 鋼」を選定することとした。
(ii) 太径燃料ピン開発
MOX 燃料炉心の代表概念として選定した高内部転換型炉心では、燃料体積比の向上のた
め、ピン径として 10.4 mm の太径燃料ピンを採用している。原型炉・実証炉相当のピン径 (6.5
～ 8.5 mm 程度) の燃料については、多くの照射実績を有するが、このレベルの太径燃料ピンについては、照射実績が乏しく、実用化に向けて技術的課題を有する可能性が考えられる。
表 2.2.2-2 に高速炉用の太径燃料ピンの照射実績についてまとめたが、米国 EBR-Ⅱ炉、および、TREAT 炉で実施されたブランケット燃料用の TOP、および、RBCB 試験[6]において、照射末期を想定し Pu を添加した燃料ピンが存在している。ここで、Pu 富化度は 4 wt%程度
であるが、ピン径 12.85 mm の燃料ピンについて燃焼度～30 GWd/t 程度まで照射した実績が存在していることがわかる。ただし、高内部転換型炉心の燃料は、ピン径は 10.4 mm であるが、Pu 富化度は 23 wt%で、ピーク燃焼度 250 GWd/t (取出平均燃焼度 150 GWd/t に対応)程度までの照射を想定しており、上記実績の範囲を大きく逸脱している。そのため、照射挙動に対する影響の把握に向け、過渡試験を含めた確証照射試験が必要と考えられる。
(iii) 燃料集合体開発
実用化戦略調査研究フェーズⅡ中間まとめ[7]では、MOX 燃料炉心の集合体概念として、再臨界回避の観点から、内部ダクト型集合体 (FAIDUS (Fuel Assembly with Inner Duct
Structure) 型集合体) と ABLE (Axial BLanket partial Elimination) 型集合体の 2 概念が考案され、両者について比較評価が行われ、主に核特性・製造性の観点から、ABLE 型集合体
が代表炉心に選定された。その一方、安全評価の結果、ABLE 型集合体は、苛酷事故時に燃料溶融の排出能力が十分でない可能性が指摘された[7]。そこで、集合体概念について、フェ465

ーズⅡ後半で再度検討が行われ、内部ダクト型集合体をベースに、製造性を改善すべく、集合体 6 角断面のコーナー部に内部ダクトを設置した「改良内部ダクト型集合体」の概念が考案された。
本節では、この「改良内部ダクト型集合体」が従来に無い構造概念を有していることから、設計成立性の判断に資するため、特に、熱流動特性・構造健全性に着目した予備的な評価の結果について述べる。
[構造概念]
本改良内部ダクト型集合体は、製造性の観点から、ひし形形状の内部ダクトを集合体 6 角
断面のコーナー部に設置した構造を採用しており、その結果、ワイヤスペーサの適用が可能となっている。内部ダクトの断面積は、安全評価の結果、燃料ピン 16 本を包絡する断面積が必要との結果を得ており、同結果に従い、4×4 列のひし形の断面とした。
[熱流動特性]改良内部ダクト型集合体の集合体内熱流動特性として、燃料ピン温度評価に影響する周辺
流れ係数の評価を行った。ここで、周辺流れ係数とは、バンドル外周部の流路断面が大きい
領域で流量がバンドル中央部より多く流れる効果を考慮した温度上昇への補正係数であり、具体的には、集合体総流量から求めた 1 ピン当たりの平均流量での温度上昇に対する、周辺流れを考慮した場合の集合体中央ピン流量での温度上昇の比で定義されるものである。
評価法として、フェーズⅡ中間まとめ炉心の通常バンドル体系 (271 ピン) での値 (周辺流れ係数 1.110、バンドル圧損 0.180 MPa) を満足するよう、熱流動解析コードのサブチャン
ネル毎の摩擦係数を調整し、その値を改良内部ダクト型集合体の解析についても適用し評価を行った。評価の結果を、摩擦係数調整用の通常バンドル体系 (271 ﾋﾟﾝ) の結果と併せて、
表 2.2.2-3 にまとめた。ここで、改良内部ダクト型集合体の周辺流れ係数は 1.117 と、通常バンドル体系での値 (周辺流れ係数 1.110) から増大する傾向にあるが、その程度は僅かであることがわかった。この周辺流れの増大は、改良内部ダクト型体系では通常バンドル体系と比べ、相対的にバンドルの内側チャンネル数が減少するためと考えられる。2.1.3 項の熱設計においては、保守側に丸めて周辺流れ係数として 1.12 を適用した。
[構造強度特性]
構造健全性について、非等方構造体系である改良内部ダクト型集合体の基本的な変形挙動を把握するため、集合体の炉内装荷方位から定まる温度荷重パターンを 4 パターン想定し、自由熱湾曲の解析を行うとともに、自由熱湾曲時の溶接部応力が最大となる温度荷重パターンを設定し、隣接集合体からの拘束を考慮した照射湾曲解析を行った。また、通常運転中の異常な熱過渡事象に関して、冷却材温度急昇事象と冷却材温度急冷事象を (単純な温度分布で保守的に) 想定した熱湾曲解析を行い、溶接部に発生する最大せん断応力の評価を行った。
評価モデルとしては、構造全体を 3 次元 Shell 要素でモデル化することとし、内部ダクトの支持点 (溶接固定点) を詳細に記述し、想定する負荷に対する支持点の応力を評価した。溶接点は 1 接面あたり等間隔に 3 点とし、軸方向には 100 mm ピッチと 200 mm ピッチの 2ケースを検討した。温度荷重について、集合体水平方向温度差として 50℃と 100℃の 2 ケースを検討した。また、集合体水平方向の温度荷重パターンについては、炉心中心に対する内466

部ダクトの位置関係から、図 2.2.2-2 に示す 4 パターンを想定することとした。内部ダクトの温度分布は、各軸方向位置において水平方向一様とした。以下に、評価結果の概略をまとめる。
①

溶接部の強度制限値について、今後、溶接部材による強度試験等による評価が必要であるが、本検討では、暫定的に溶接部が母材と同等の強度を有するものとして、溶接部のせん断応力について、制限目安値として 1 次+2 次応力 ＜ 0.57 Sy を想定した。

②

自由熱湾曲に関する評価条件・結果を表 2.2.2-4 にまとめた。評価の結果、溶接部のせん断応力は、内部ダクトが対角間方向に湾曲する場合よりも、対辺間方向に湾曲する場合の方が厳しく、特に、内部ダクトが低温側に位置する場合にせん断応力は最大となることがわかった。ただし、(熱流動解析の結果得られた) 通常運転時の集合体水
平方向温度差を包絡する条件 (100℃) を想定しても、接合部の応力は、制限目安値を充分に下回ること (制限比 0.32) がわかった。

③

隣接集合体との接触を考慮した場合の湾曲に関する評価条件・結果を表 2.2.2-5 にまとめた。評価の結果、接合部の応力は自由湾曲に比べ約 1/2 に低下する結果となった。
また、照射末期では、照射クリープによる応力緩和により、接合部の応力は更に低下する傾向が認められた。結果として、通常運転条件での内部ダクト接合部の応力は、照射寿命期間を通じて制限目安値以下 (制限比 0.18) となり、溶接部の健全性を確保
できる見通しを有することが示された。

④

通常運転時の異常な熱過渡として、冷却材温度急昇事象と冷却材温度急冷事象を想定
し評価を行った。評価条件・結果を表 2.2.2-6 に示すが、冷却材温度急冷事象では、
上記の制限目安値を下回る結果 (制限比 0.27) であったが、冷却材温度急昇事象では、
制限目安値を超える結果となった (制限比 1.12)。ただし、図 2.2.2-3 に示すように、
内部ダクト支持部の溶接面積の増加や、溶接位置の変更などの構造対応を想定することにより、溶接部の健全性を確保できる見通しを有するものと考えられる。内部ダク
ト溶接部の支配的応力要因は、内部ダクトとラッパ管の膨張差であり、今後、過渡時を含め接合部近傍の詳細な温度評価が重要と考えられる。

以上の改良内部ダクト型集合体に関する予備評価の結果、現状の評価の範囲では、本改良
内部ダクト型集合体の設計成立性について、問題となる点は認められなかった。そのため、
本集合体概念は、今後も継続的に設計成立検討を進める価値のある概念と考えられる。
今後の課題として、熱流動特性について、炉外での流動試験により特性を確認すること、構造健全性について、継続して詳細な設計検討を実施することが必要である。また、照射による集合体構造への影響について、現状、十分把握できていないことから、集合体規模での照射試験による実証が必要である。
(iv) 高性能遮へい体開発
フェーズⅡ検討では、高性能遮へい体として Zr-H 遮へい体を採用し設計評価を実施している。Zr-H 遮へい体について設計上留意すべき点としては、Zr-H の水素解離と解離した水

467

素の透過放出が挙げられる。つまり、Zr-H の製造時 H/Zr 比として 1.6 程度を想定しているが、高温条件下では Zr-H 中の水素が解離し、解離した水素は被覆管を透過し冷却材に抜けて行くことから、H/Zr 比は製造時より低下していく。この水素の減少は、中性子の減速能力を低下させるとともに、Zr-H 相の変化をもたらし相安定性の観点からも望ましくない。そのため、設計では H/Zr 比の低下を制限する必要がある。
Zr-H の水素解離の温度特性[8]を図 2.2.2-4 に示すが、ここで、Zr-H の水素解離は 500℃まではごく僅かであり、500℃を超えてから急激に大きくなる傾向にあることがわかる。そこで、フェーズⅡの遮へい体検討における制限条件として、暫定的に Zr-H 最高温度 500℃を設定することとし、遮へい体構造の概略評価を行った。具体的には、遮へい体ピン本数をパラメータとして、遮へいに必要な Zr-H 体積組成を確保する条件で遮へい体構造を設定し、Zr-H の発熱量を計算し、その結果から遮へい体各部の温度評価を行った。評価結果を表
2.2.2-7 に示すが、集合体当たり 7 本ピン以上の仕様では、Zr-H ペレット中心の温度が暫定的な制限条件である 500℃を下回り、成立性を有することが認められた (参考として、図2.2.2-5 に、代表炉心で採用されている 7 本ピン構造を採用した Zr-H 遮へい体の集合体構造を示した)。
他方、フェーズⅡでは、高性能遮へい体の設計評価用物性値の整備のため、金属水素化物(Zr-H、および、他の有望な候補材である Y-H) について、基本物性(密度、格子定数、熱膨張
係数等)、熱物性(比熱、熱伝導度)、機械物性(ヤング率等)、環境効果(ナトリウム・被覆管材
料共存性)等に関する試験と評価を行った[9]。試験結果の一例として、図 2.2.2-6 に Zr-H と
Y-H の熱伝導度測定結果を示す。また、水素透過挙動の評価に資するため、実機での使用が想定される被覆材 (PNC316 鋼、PNC-FMS 鋼) について、水素透過係数の測定を行うとともに、水素透過を抑制するための水素バリヤー材に関する検討を行った[10]。バリヤー材の候補
技術としては、調査の結果、被覆管内面へのカロライズ処理＋酸化処理プロセスが有望であることがわかった (カロライズ処理とは、金属表面にアルミニウムを高温(800℃程度)で拡散浸透させる処理)。図 2.2.2-7 に水素透過速度の測定結果を示すが、PNC-FMS 鋼は PNC316鋼に比べ透過速度が 10 倍程度大きいが、カロライズ処理＋酸化処理プロセスを施すことにより、(あくまで、水素バリヤー効果の最高到達条件の結果ではあるが) 透過速度を約 100 分の 1 程度まで低減できる可能性が示された。
今後の課題としては、Zr-H の太径ペレット製造技術の開発 (工学規模生産)、水素バリヤー
付長尺 PNC-FMS 被覆管の製管等の実用技術開発が必要であるとともに、水素バリヤー効果をさらに高めるための要素技術開発を継続して行う必要がある。また、Zr-H や Y-H を使用した高速炉環境における照射特性に関する知見は非常に少ないことから、照射試験によって照射安定性を確認していく必要がある。
(v) MA 含有燃料
MA 含有燃料の技術的成立性に関して炉心燃料設計では、2.1.3.1(1)(ⅲ)項において、設計標準としている高速炉多重リサイクル TRU 組成に比較して MA 含有率の高い軽水炉使用済
燃料から回収した TRU 組成を使用した場合の炉心特性への影響、また、燃料健全性について、許容最大線出力および燃料被覆管 CDF への影響を概略評価した。
その結果、炉心特性への影響に関しては、軽水炉から高速炉への移行シナリオの中で考え468

られる TRU 燃料組成において、MA 含有率が 5wt%程度の場合には、ナトリウムボイド反応度について 20%程度の増加、ドップラー係数について 25%程度の絶対値減少が生ずることが分かった。また、同時に出力分布が変化することから、TRU 燃料組成に応じた Pu 富化度配分等の調整が必要となることが示された。これらの炉心特性の変化については、TRU 燃料組成に対応して、炉心高さ、あるいは、炉心燃料仕様の見直し等により吸収することが可能であり、増殖性等、炉心性能への影響は小さいと判断される。
一方、TRU 燃料組成の MA 含有率が 5wt%程度となった場合の燃料健全性への影響について概略評価した結果では、溶融限界線出力の低下、また、MA によるヘリウムガス生成の増加があり、設計線出力については、現状の定格時許容線出力に対する設計成立性の見通しがあるものの、ヘリウムガスの蓄積による燃料被覆管 CDF の増加に対しては、詳細評価を行い、燃料仕様の変更等の設計対応を図る必要が生ずることが分かった。
本フェーズⅡでの設計検討は、MA 含有燃料の物性、照射挙動等のデータが少ないことから、その多くを暫定して行った「試評価」であり、今後、データの取得・蓄積を図り、設計用の物性値および評価モデルを確かなものとした上で検討する必要がある。
ここで、許容最大線出力評価に関して、今後、データの取得・蓄積が必要な主要データとしては、溶融限界線出力（PTM）、燃料融点、燃料熱伝導度、照射挙動（MA 再分布、被覆
管内面腐食 等）がある。
(vi) 炉心出口温度高温化
炉心(原子炉)出口温度高温化の方策として、被覆管最高温度評価に用いる工学的安全係数の合理化がある。表 2.2.2-8 に、MOX 燃料の代表炉心である高内部転換型炉心の工学的安全係数の合理化(案)を示す。表 2.2.2-8 に示す工学的安全係数は、最新の核データ誤差評価結果の反映、製造公差に係る不確かさの削減等の合理化を行ったものである。ここで、前記 2.1
項における MOX 燃料代表炉心の熱流力特性評価に適用している被覆管最高温度の工学的安全係数が 1.26 であるのに対して、上記の合理化した工学的安全係数を適用した場合には 1.19となり、合理化効果としては被覆管最高温度の工学的安全係数で 7%程度、温度で 16℃程度である。この合理化が適用できれば、炉心出口温度を現行の 550℃から 565℃程度に高温化することが可能となる。しかしながら、工学的安全係数の合理化については更に詳細な検討を進める必要がある。
(vii) 振動充填燃料開発
MOX 燃料炉心代表概念の検討では、燃料形態としてペレット型を想定し、定格時最大線
出力は 430 W/cm を目安として設計評価を行っている。一方、実用化戦略調査研究における燃料形態としては、製造工程を簡略化すべく、燃料顆粒を直接燃料ピンに充填する振動充填
燃料も候補である。振動充填燃料は、粉末を用いるバイパック燃料[11]、調製された球状粒子を用いるスフェアパック燃料[12]に大きく分類され、両者で仕様に相違が生じることが知られている。これらの振動充填燃料の設計評価については、現状、燃料温度評価モデル等について検討を行っている段階であり、かつ、限られた知見の範囲の検討ではあるが、評価モデルの条件 (組織変化開始温度・組織変化領域密度) 次第で、定格時最大線出力の制限が、現状の目安 (430 W/cm) より 10%程度低減する可能性が示されている[13]。また、製造性の観点から、

469

炉心・ブランケット部のスミア密度はペレット燃料より低減される見通しであり、振動充填燃料の採用は、炉心・燃料設計に大きく影響を与える可能性がある。そこで、振動充填燃料の適用性の確認のため、フェーズⅡの代表炉心をベースに、バイパック・スフェアパック燃料それぞれの採用を想定した炉心の検討を行い、燃料仕様、および、核特性への影響評価を行うこととした。
ここで、振動充填燃料採用炉心の検討を行うに際し、定格時最大線出力制限・スミア密度以外の主要な制限条件・取合条件・炉心性能目標については、実用化戦略調査研究の条件と同様とした。また、対象炉心としては、フェーズⅡで代表炉心として選定された「高内部転換型炉心 (導入期炉心)」をベースとすることとし、大型炉と中型炉について検討を行った。
(a) RIAR 型バイパック燃料
定格時最大線出力制限として、現状の目安より 10%程度低減することを想定し、390
W/cm とした炉心について設計評価を行う。ここで、バイパック燃料としては、乾式再処理法と組合わせ、金属ウランゲッタの添加で実効的な O/M 比を調整する RIAR 型バイパ
ック燃料を採用した[10]。バイパック燃料のスミア密度については、炉心部・軸方向ブランケット部で 82%TD、径方向ブランケット部では、太径ピンを採用することを前提に85%TD とした。燃料中の FP 混入率については、乾式再処理法を適用することから 2.0
vol%とした。また、金属ウランゲッタの添加割合としては、RIAR での実績から 7%とした。
[大型炉]
まず、大型炉について、検討の結果得られた炉心燃料仕様・核特性を表 2.2.2-9 に、炉心配置を図 2.2.2-8 に、代表炉心 (ペレット燃料)・スフェアパック燃料炉心と比較して示した。
定格時最大線出力を低減する場合、炉心熱出力同一の条件では、燃料ピンの総長 (炉内燃料ピン総数 × 燃料ピン長) を増加させる必要があり、炉心高さ・遮へい体外接円径の条件を満足させるには、燃料ピン径について細径化させる必要がある。ただし、本代表炉心では、定格時最大線出力がもともと 400 W/cm 程度と低いことから、影響は比較的小さく、
燃料ピン径は代表炉心の 10.4 mm から 9.9 mm までの細径化に留まり、実効燃料体積比の低下は 0.7 %程度であった。一方、乾式再処理を適用することから、FP 混入率については、湿式法を採用した代表炉心の 0.2 vol%から 2.0 vol%に増加し、上記の燃料体積比低下の効
果と併せて、内部転換比 (炉心部増殖比) が 0.05 低下する結果となった。
この内部転換比の低下に伴い、増殖比を維持するためブランケット装荷量を増加させる必要がある。ただし、ブランケット部のスミア密度は代表炉心の 90%TD より小さいことから、径方向・軸方向ブランケットで占有される体積が増加し、遮へい体外接円径に影響を与えると考えられる。結果として、遮へい体外接円径の制限値 700 cm を満足する条件
で、軸方向ブランケットを 10 cm 程度増加することで、増殖比 1.10 を達成できることがわかった。ブランケット装荷量の増加に伴い、ブランケットも考慮した全炉心取出平均燃
焼度は、大型代表炉心の 90 GWd/t から 79 GWd/t に低下するが、炉心性能目標の 60 GWd/tを上回る結果であった。この様に、本炉心は主要な設計条件を満足しており、設計上成立する見通しがあることがわかった。

470

[中型炉]
次に、中型炉について、検討の結果得られた炉心燃料仕様・核特性を表 2.2.2-10 に、炉心配置を図 2.2.2-9 に、代表炉心 (ペレット燃料)・スフェアパック燃料炉心と比較して示した。
炉心燃料仕様の傾向は、大型炉と同様で、燃料ピン径を細径化する必要があり、その結果、および、FP 混入率が増加する効果により内部転換比は低下するものの、軸方向ブランケットを 4 cm 増加することで、遮へい体外接円径制限 550 cm を満足する範囲で、増殖
比 1.10 を達成することがわかった。大型炉同様、ブランケット装荷量の増加に伴い、全炉心取出平均燃焼度は、中型代表炉心の 86 GWd/t から 74 GWd/t に低下するが、主要な設
計条件について満足しており、本炉心は、設計上成立する見通しがあることがわかった。
(b) スフェアパック燃料
定格時最大線出力制限として、現状の目安より 10%程度低減することを想定し、390
W/cm とした炉心について設計評価を行う。ここで、スフェアパック燃料としては、2 粒径の粒子 (大粒径 800μm・小粒径 80μm 程度) の充填を採用することとした。スミア密度については、これまでの実績から、炉心部・ブランケット部とも 80%TD とした。また、
燃料中の FP 混入率としては、湿式再処理法を適用することから、代表炉心と同様、0.2 vol%
とした。
[大型炉]
まず、大型炉について、検討の結果得られた炉心燃料仕様・核特性を表 2.2.2-9 に、炉心配置を図 2.2.2-8 に、代表炉心 (ペレット燃料)・RIAR 型バイパック燃料炉心と比較して示した。
燃料仕様としては、RIAR バイパック燃料の線出力 390 W/cm 炉心と概ね同様であり、核特性についても、両者でスミア密度 82%TD と 80%TD の差があるが、FP 混入率が 2.0
vol%と 0.2 vol%を考慮すると、炉心部の重金属密度は概ね一致することから同等であり、炉心配置も同様であった。結果として、遮へい体外接円径の制限値 700 cm を満足する条
件でも、軸方向ブランケットを 7 cm 程度増加することで、増殖比 1.10 を達成できることがわかった。軸方向ブランケットの増分については、RIAR 型バイパック燃料より少ないが、これは FP 混入率が少なく内部転換が若干改善された効果によるものと考えられる。
ブランケット装荷量の増加に伴い、全炉心取出平均燃焼度は 83 GWd/t まで低下するが、主要な設計条件について満足しており、本炉心は、設計上成立する見通しがあることがわ
かった。
[中型炉]
次に、中型炉について、検討の結果得られた炉心燃料仕様・核特性を表 2.2.2-10 に、炉心配置を図 2.2.2-9 に、代表炉心・スフェアパック燃料炉心と比較して示した。
中型炉についても、大型炉と同様、RIAR バイパック燃料の線出力 390 W/cm 炉心の燃料仕様・炉心配置と概ね同様であり、結果として、遮へい体外接円径の制限値 550 cm を満足する条件でも、軸方向ブランケットを 1 cm 程度増加することで、増殖比 1.10 を達成できることがわかった。ブランケット装荷量の増加に伴い、全炉心取出平均燃焼度は 78
GWd/t と低下するが、主要な設計条件について満足しており、本炉心は、設計上成立する

471

見通しがあることがわかった。
(c) まとめ・今後の課題
振動充填燃料を採用することで、炉心・燃料設計では、定格時最大線出力制限の低下、
炉心部・ブランケット部のスミア密度の低下等の影響が発生するが、現状の検討で想定される範囲程度であれば、ピン径・炉心配置等一部の仕様に見直しは要求されるものの、実用化戦略調査研究の主要な設計条件に大きな影響を与えずに、適用可能である見通しが得られた。
今後の課題としては、振動充填燃料の燃料温度評価に関して評価モデルの影響が大きいことが認められているため、信頼性の高い評価モデルの構築に向け、燃料溶融試験等の温度評価に資する試験の実施が必要と考えられる。また、定格時最大線出力の評価においても、暫定的にペレット燃料ベースの解析コード予測誤差や燃料溶融試験誤差を適用しており、今後、燃料溶融試験等に基づく知見の拡充が望まれる。
(viii) LLFP ターゲット集合体開発
LLFP 集合体は、LLFP ターゲットピンと核変換率を向上させるための減速材ピンから構成され、それぞれについて実用化に向けた開発を実施している。
[LLFP ターゲットピン]
LLFP ターゲットに関し、フェーズⅡの LLFP 核変換炉心検討では、ヨウ素について、炉内装荷の観点から高融点 (997℃) を有する YI3、テクネチウムについて、Tc(金属)を暫定的に想定し設計評価を行った。そのうち、ヨウ素化合物については、基本的な特性に関し十分な知見が存在しないことから、現状の範囲で文献調査を行い有望と判断された候補化合物 5 種
類 (BaI2、CuI、RbI、MgI2、YI3) を対象に炉外試験を実施し[14][15]、LLFP ターゲットとしての適用性評価を行った。
具体的には、各候補材について、原料粉末の焼結性試験、被覆材との共存性試験、熱伝導度測定等を行い、以下の結果を得た。
① 焼結性試験結果の概略を図 2.2.2-10 に示した。各候補材について、焼結によるペレット製作が可能であることを確認したが、MgI2、YI3 については、大気下で著しい吸湿性が認められた。これらの材料は、大気下での取扱が不可であり、製造・保管施設についてコスト高になる可能性が考えられる。
② 共存性試験として、PNC316 鋼、PNC-FMS 鋼(フェライト鋼)との高温共存性試験(600℃
×～1,000h)、および、ODS 鋼(フェライト鋼)との高温共存性試験(600℃×3,000h)を実施した。試験結果の概略を図 2.2.2-11 に示すが、PNC-FMS 鋼と PNC316 鋼を比べると、PNC-FMS 鋼(フェライト鋼)の方が共存性に劣ること、ODS 鋼では、BaI2、CuI、YI3との共存性に課題があることがわかった。
③

熱伝導度測定として、レーザーフラッシュ法により、BaI2、CuI、RbI の 500～600℃までの熱伝導度を取得した (MgI2、YI3 については、試料の性状(色、吸湿性)のため測定ができなかった)。試験結果を図 2.2.2-12 に示すが、いずれのヨウ素化合物も高温での熱伝導度が 0.18～0.32 W/mK と非常に低い値となることが認められた。

472

各候補材の炉外試験の結果を表 2.2.2-11 に比較して整理したが、結論として、現状想定している YI3 は、大気中で顕著な吸湿性が認められるとともに、ODS 鋼との共存性に課題を有することがわかった。また、今回の限られた試験の範囲ではあるが、材料特性の観点からはBaI2 が有望であるとの結果が得られた。YI3 については、今後、詳細な検討を実施し、適用性を判断することが必要と考えられる。また、BaI2 を採用する場合には、BaI2 融点が 740 ℃と YI3 に比べ 250 ℃程度低下することから、炉内装荷を採用する場合には、設計評価を行い設計への影響を把握することが必要である。
[減速材ピン]
次に、LLFP 核変換用の減速材については、文献調査の結果、金属水素化物 (Zr-H、Y-H
等) が有望との結論にいたり、フェーズⅡ検討では、そのうち比較的多くの知見を有する Zr-H
を採用して設計検討を行った。金属水素化物については、高性能遮へい体の開発でも検討されており、設計上留意すべき点としては、水素解離と解離した水素の透過放出が重要である。
高性能遮へい体設計では、水素解離は 500℃まではごく僅かであることから、暫定的に Zr-H
温度 500℃を制限条件としていた。一方、LLFP 集合体の減速材として Zr-H ピンを用いる場
合、炉内装荷を採用していることから、Zr-H ピンの発熱量が大きく、Zr-H 温度 500℃を下回ること困難である。その場合、解離した水素の透過を抑制するため、水素バリヤー材を被覆材として採用することが必須となる。フェーズⅡの設計評価では、バリヤー材の効果の目標値として、PNC-FMS 鋼の水素透過率が 100 分の 1 程度まで低減することを仮定して評価を行っていた。
水素バリヤー材の効果については、高性能遮へい体の項で説明した通り、被覆管内面へのカロライズ処理＋酸化処理プロセスが有望であり (カロライズ処理とは、金属表面にアルミニウムを高温(800℃程度)で拡散浸透させる処理)、炉外試験の結果、図 2.2.2-7 で示したように、カロライズ処理＋酸化処理プロセスを施すことにより、(あくまで、水素バリヤー効果の最高到達条件の結果ではあるが) PNC-FMS 鋼の透過速度を約 100 分の 1 程度まで低減できる可能性が示された[10]。このように、水素バリヤー材を採用することで、現状の減速材設計について成立の可能性を有するものと考えられる。
今後の課題としては、水素バリヤー付長尺被覆管の製管等の実用技術開発が必要であるとともに、水素バリヤー効果をさらに高めるための要素技術開発を継続して行う必要がある。
また、Zr-H や Y-H を使用した高速炉環境における照射特性に関する知見は非常に少ないことから、照射試験によって照射安定性を確認していく必要がある。
(ix) 長寿命制御棒開発
前記 2.1.3.1(1)項で選定した大型 MOX 燃料高内部転換型炉心(代表炉心概念)を対象として、制御棒長寿命化の可能性について概略検討を行った。
(a) 制御棒基本仕様
主炉停止系制御棒(PCR)および後備炉停止系制御棒(BCR)は、吸収材(B4C ペレット)を充填した制御要素と制御要素バンドルを支持する保護管から成り、制御棒下部案内管とともに制御棒集合体を構成している。
制御要素は、B4C ペレットからの He ガス放出による内圧の上昇を回避するためにベン473

ト型とし、B4C ペレットの温度を抑制するためにナトリウムボンド型とした。また、B4C
ペレットのリロケーション抑制のために 2 重シュラウド管を採用した。
(b) 長寿命制御棒の検討
制御反応度収支を満足する制御棒の 10B 装荷量を確保することを条件として、寿命を支配する吸収材ペレットと被覆管の機械的相互作用(ACMI) に着目した長寿命化制御棒仕様の検討を行った。
1)

検討条件
制御要素バンドルは、B4C 体積比および被覆管とシュラウド管とのギャップを確保するために有利と考えられる 19 ピン配列構造(三角＋四角配列)とした。下部案内管と保護管のアニュラス部ギャップは、制御棒スクラム時の挿入性を考慮し、下記を条件とした。
・PCR ＞ 5mm
・BCR ＞ 10mm
寿命評価は、制御要素被覆管とシュラウド管のギャップが閉じた(ACMI 開始)時点で寿命に達したものとした。

2)

検討結果
i)

基準制御棒仕様
前記 2.1.3.1(1)項の大型 MOX 燃料高内部転換型炉心における制御棒に関する要件(B4C 体積比、10B 濃縮度)を基に、本検討で基準とする制御棒の仕様を設定した。表2.2.2-12 に基準とする制御棒仕様を示す。
必要最少 10B 装荷量ii)前記ⅰ)項の制御棒仕様を基に、10B 濃縮度をパラメータとした制御棒価値の評価を行い、制御反応度収支を満足するために必要な 10B 装荷量を求めた。
a)

評価手法・条件
制御棒価値の評価手法と条件を以下に示す。
・制御棒価値：３次元 3 角メッシュ拡散計算(7 群)・補正係数
群縮約効果・・・・・・・・ 0.97
非均質効果・・・・・・・・ 0.89（最新知見を反映）
輸送効果・・・・・・・・・ 0.96
メッシュ効果・・・・・・・ 1.07
合計・・・・・・・・・・・ 0.89
・不確かさ：9%
制御反応度収支の評価に用いる必要制御反応度は、前記 2.1.3.1(1)項で評価した以下の値とした。
PCR(ワンロッドスタック)・・・ 5.1%Δk/kk' ＊
＊

BCR

474

炉停止余裕 1$(0.4%Δk/kk')を考慮

・ワンロッドスタック・・・・ 1.0%Δk/kk'
・全数挿入・・・・・・・・・ 1.2%Δk/kk'b)

評価結果
図 2.2.2-13 に、10B 濃縮度と制御棒価値の関係を示す。図 2.2.2-13 より制御反応
度収支を満足するために必要な 10B 濃縮度は PCR が 35 wt%程度以上、BCR が 20
wt%程度(天然ボロン)以上であり、制御棒１本の必要最少 10B 装荷量は PCR が 7.4
kg、BCR が 4.3 kg となる。

iii) 長寿命化制御棒仕様
前記ⅱ)項で求めた必要最少 10B 装荷量を満足することを条件として、10B 濃縮度の低減および B4C ペレットの細径化による制御棒長寿命化の検討を行った。また、長寿命化制御棒について 10B の燃焼を考慮した制御棒価値評価を行い制御反応度収支の成立性を確認した。
a)

評価手法・条件
B4C 燃焼度の評価手法を以下に示す。
・10B 反応率：３次元 3 角メッシュ拡散計算(7 群)・制御棒内反応率ピーキング：２次元 RZ 拡散計算（炉中心制御棒均質およびリング化モデル）ACMI 評価に用いた B4C ペレットのスエリング式と温度条件を以下に示す。
・B4C ペレットスエリング式（ナトリウムボンド型）
ΔD/D = ( 0.163・BU + 5.7 )
ΔD/D：

径方向スエリング率 (%)

BU：

B4C 燃焼度 (×1026 cap/m3)

適用範囲：≦ 2.4×1022 cap/cc
・温度条件：200℃（燃料交換時温度）
b)

評価結果
表 2.2.2-12 に、長寿命化制御棒の仕様を示し、図 2.2.2-14 には PCR および BCRの寿命を燃料集合体と同じ４サイクルとした長寿命化制御棒の概念図を示す。また、
表 2.2.2-13 には、長寿命化制御棒の照射特性を示し、図 2.2.2-15 には PCR およびBCR の外側シュラウド管外径の経時変化を示す。
以上の評価結果より PCR は 10B 濃縮度を 60 wt%、B4C ペレット径をφ21.5 mmとすることで寿命を燃料と同じ４サイクルとすることが可能な見通しである。BCR
は 10B 濃縮度を 20 wt%とすること (ペレット径は基準仕様のφ27.7 mm) により４サイクル寿命が可能な見通しである。ただし、B4C ペレットの燃焼度がスエリング式の適用範囲を大幅に超えること、PCR の場合 B4C ペレットの細径化による被覆
管とのギャップの増大とシュラウド管(変形が大きい)の健全性が課題となる。

(2) 金属燃料炉心
(i)

炉心材料
実用化戦略調査研究のナトリウム冷却炉検討では、金属燃料炉心に関しても、MOX 燃料

475

炉心同様、被覆材として ODS 鋼を選定し検討を行っている。
ODS 鋼の開発状況については、
2.2.2.1(1)(ⅲ) の MOX 燃料炉心の課題の項で示した通りである。ODS 鋼は開発中の材料であることから、金属燃料炉心に関しても開発リスク回避のため代替被覆材を選定する必要がある。また、金属燃料炉心固有の課題として、液相形成挙動に基づく被覆管制限温度の緩和のため、ライナ付被覆管の検討も実施されている。以下に、「代替被覆材」と「ライナ付被覆管」について検討の概略を示した。
[代替被覆材]金属燃料では、燃料スラグと被覆材の液相形成挙動が健全性を評価する上で重要なポイン
トであり、オーステナイト系材料のように Ni を多く含む被覆材では液相形成の開始温度が低下する特性が知られている。そのため、代替材としては Ni を多く含む材料の採用は困難であり、MOX 燃料炉心で挙げられた 3 種の候補材のうち高 Ni 系材料・改良オーステナイト鋼は除外され、フェライト/マルテンサイト鋼を選定することとした (フェライト/マルテンサ
イト鋼の特性・開発見通しについては、表 2.2.2-1 を参照のこと)。
[ライナ付被覆管]
金属燃料においては、燃料スラグと被覆材の液相形成挙動により炉心出口温度が制限される。その改善の方策の１つとして、被覆材の内側にバリヤー機能を有するライナを付設して、
U-Pu 金属と Fe の接触を防ぐ方法が考えられる。
このライナの材料としては、U-Pu-Zr 合金との共存性に優れる Zr・V 等が有望と考えられ、
電力中央研究所において長時間までの高温拡散試験の結果が報告されている[16]。具体的には、厚さ 30μm 程度の窒化 Zr 箔・V 箔を添付した HT-9 鋼と U-Zr 合金との高温拡散試験を実施しており、750℃の温度条件でも 2250 時間まで U と Fe に反応が生じないという結果が示されている。この様に、ライナの効果については成立の可能性は有するものと考えられる。
一方、ライナの実用化に向けては、被覆管の内側にライナを付設する技術、健全性を確保できるライナ仕様の評価および核特性への影響等、多くの検討課題を有しており、経済性の点においても、被覆管製造に関し負荷が大きい点に留意する必要がある。また、金属燃料炉
心では、ナトリウムボイド反応度の制限条件として 8 $と MOX 燃料炉心に比較し大きい値を設定しているが、ここでは CDA 起因過程時に液相形成により被覆管が早期に破損し燃料が分散する効果を期待している。そのため、被覆管にライナを付設し液相形成開始温度が上昇すると、CDA 起因過程時に被覆管の破損が遅れ、むしろ即発臨界を回避するためにナトリ
ウムボイド反応度制限を下げる必要が生じる可能性がある。今後、詳細な安全評価を実施し、CDA 挙動の観点からもライナの効果を把握する必要があるものと考えられる。
(ii) 照射実績[設計制限因子]
金属燃料を採用した場合の設計制限因子として、定常時の温度制限については燃料スラグと被覆管の液相形成による被覆管温度制限、定常時の燃料ピン健全性については短時間強度の制限、最大線出力に関する制限が考えられる。
燃料スラグと被覆管の液相形成については、燃料スラグと被覆管の相互作用により両者の476

界面近傍に低融点の相が形成され、高温条件時に燃料スラグ周辺部で大きなポアを含む液相含有領域が形成されるとともに、被覆管内面の侵食が助長される挙動である。現状の検討では、被覆管内面温度を 650℃以下に制限すれば液相形成は回避されると考えられ、フェーズⅡの検討では 650℃を定格時の温度制限条件と設定している。
短時間強度については、通常 MOX 燃料では定常時の健全性の判断因子は CDF が制限となるが、金属燃料炉心では MOX 燃料と比べ低温条件となることから (上記の被覆管温度制
限による)、ODS 鋼を採用した場合 CDF は小さく抑えられ、むしろ照射末期のフープ応力が制限になることがフェーズⅡの検討の結果判明した。仮に CDF が制限条件の 0.5 となる仕様を設定すると、その場合、照射末期の被覆管フープ応力は 200 MPa を超える値となり、過渡・事故時には短時間強度の観点から健全性に懸念が生じるものと考えられる。そこで、フェーズⅡの設計検討においては、照射末期フープ応力の制限目安値として、暫定的に MOX
燃料炉心の事故時制限温度 900℃に相当する照射末期フープ応力 (事故初期フープ応力) を設定することとした。図 2.2.2-16 に ODS 鋼のクリープ強度式から評価した事故時到達温度とCDF が SR ベースで 1 となる事故初期フープ応力の関係を示す。ここで、900℃に工学的余裕を見込み 950℃を想定した場合に破損が生じる応力値は 120 MPa と見積もられ、フェーズⅡ検討ではこの値を制限目安値に設定した。ただし、この値はあくまで暫定的な目安値であり、今後、工学的余裕・評価上の保守性 (温度上昇率 8 ℃/s) 等が合理化できれば改善は可能と考えられる。
定常時の最大線出力については、従来設計検討例・照射実績[17]を参考に 500 W/cm を暫定しているが、現状、金属燃料の温度評価モデルについては検討を行っている段階であり、今後、詳細な検討が必要になるものと考えられる。
[米国 IFR プログラム]
金属燃料の照射実績について、米国 IFR プログラムで実施された照射試験の燃料仕様・照射条件 [17]を表 2.2.2-14 にまとめるとともに、このデータを燃焼度・線出力について整理したマップを図 2.2.2-17 に示した。このマップ上に、実用化戦略調査研究で検討している金属
燃料炉心として、大型コンパクト型、および、大型高出口温度型の高速中性子照射量制限を満足する炉心と高燃焼度化炉心の設計値 (目安値) も併せてプロットした。
照射実績としては、燃焼度について～200 GWd/t、線出力について～500 W/cm 程度にまで及んでおり、実用化戦略調査研究の何れの金属燃料炉心とも、燃焼度・線出力条件については、概ね従来の照射実績の範囲に包絡されているといえる。一方、被覆管温度条件については、実用化戦略調査研究の検討炉心では最高温度として 650℃ (被覆管内面温度) と高温条件を想定しており、照射実績のうち同程度の高温条件のデータは U-Zr２元系燃料で 660℃の試験があるのみであることから、ODS 鋼を採用した U-Pu-Zr３元系燃料について高温条件での照射試験を実施し FCCI 挙動等を把握することが必要と考えられる。
[今後の課題]
上記の照射実績を踏まえ、今後の課題として、被覆管内面温度 650℃近傍の高温条件で高燃焼度までの照射試験を実施することが必要である。また、650℃を超える過渡時には、液相形成による被覆管減肉挙動が知られており、特に高燃焼度までの照射した金属燃料につい477

て高温加熱試験を実施し、減肉挙動を把握する必要がある。また、MA 含有金属燃料については、照射実績が乏しく、照射試験による照射挙動の把握が必要である。
(iii) 高性能遮へい体開発
実用化戦略調査研究では、高性能反射体として Zr-H 遮へい体の導入を考えている。
2.2.2.1(1)(ⅴ)で、MOX 燃料炉心について Zr-H 遮へい体の成立性見通しの評価結果を示したが、金属燃料炉心と MOX 燃料炉心では基本的にヒートバランスは若干異なるのみであり、その影響は小さいことから、MOX 燃料同様、Zr-H 遮へい体は成立の見通しを有するものと考えられる。
今後の課題としては、Zr-H の照射挙動および Zr と被覆管の共存性等の検討が必要と考えられる。
(iv) 炉心出口温度高温化(a) 工学的安全係数の合理化
フェーズ II 中間まとめ時点までは、「もんじゅ」や実証炉の設計研究を参考に、燃料製作公差と燃料（スラグ）偏心効果については、ANL による金属燃料製造実績を基に設定していた。これに対し、係数が大きい項について、今後の技術レベルの向上を見込んで以下の通り検討を行った。
[出力分布誤差]
設計予測誤差については、これまでの 2 点間の出力比の最大誤差から平均値に対する局所値の比の誤差へ見直すことや炉定数調整法の高度化により 4.6 → 0.9%に合理化可能な見込みである。制御棒位置偏差による出力歪 2.3%と併せて統計処理することにより、出力分布誤差項は 1.05 → 1.025 に合理化される。将来課題として実機データの蓄積と反映が挙げられる。
[流路変形効果]
流路変形効果の詳細解析評価により 1.025（従来 1.03）とすることが可能と設計判断し設定した。将来課題として実機データの蓄積と反映が挙げられる。
[流量配分誤差]
高圧プレナムからの漏れ流量低減対策、過去からの実験レベルの向上（流量測定系の精度向上）による物性値誤差の低減、燃料集合体サイズ拡大効果の考慮により、乗算項は 1.05
→ 1.040 に、統計項は 1.03 → 1.026 に合理化可能な見込みである。将来課題として流動試
験が挙げられる。
[原子炉出入口温度誤差]
これまでは個々の温度計の測定精度を基に設定されていたが、実際のプラントでは温度計が複数設置されており、測定結果が互いに独立であると仮定すると、個々の温度計の測定結果を統計処理することにより、温度誤差を低減化可能である。温度計が 4 個以上設置

478

されていれば、誤差は半分以下に低減可能である。以上から、原子炉出入口温度誤差項は1.02 → 1.010 に合理化可能な見込みである。将来課題としてプラント設計側の対応が挙げられる。
[ワイヤコンタクト効果]
ボンド材として Na を採用しているため、被覆管内面における熱の分散が促進され、被覆管内面の周方向温度差が緩和される。検討の結果、ワイヤコンタクト効果は 2.00 → 1.50に合理化できる見込みである。将来課題として実機データの蓄積と反映が挙げられる。
[燃料製作公差]
燃料製造技術の向上を見込んで核分裂性 Pu 量公差目標を 3.5%と設定し、燃料製作公差
誤差を 1.04 → 1.035 に合理化する。今後の課題として燃料製造設計側の対応が挙げられる。
以上の合理化結果を表 2.2.2-15 にまとめる。積み上げ後の工学的安全係数は 1.24 から
1.17 に合理化され、これにより被覆管内面最高温度（ホットスポット温度）を 15℃程度低下させることができた。
(b) 制御棒運用に係わる合理化
MOX 燃料炉心と比較して、高出口温度型金属燃料炉心は燃焼反応度が小さいこと、再処理・燃料製造のバッチ処理に起因して炉心全体では燃料製作公差が非常に小さく余剰反応度の不確かさもそれに比例して小さいことから、燃焼初期における制御棒挿入深度を低減することが可能である。制御棒挿入深度の低減は、制御棒引抜による出力分布変化の抑制（径方向ピーキング係数の低減）や制御棒位置偏差による出力歪の低減につながり、被覆管内面最高温度（ホットスポット温度）の低減や原子炉出口温度の向上に資することができる。
(c) 被覆管内面温度制限の緩和
燃料スラグと被覆管の液相形成については、燃料スラグと被覆管の相互作用により両者の界面近傍に低融点の相が形成され、高温条件時に燃料スラグ周辺部で大きなポアを含む
液相含有領域が形成されるとともに、被覆管内面の侵食が助長される挙動である。現状の検討では、被覆管内面温度を 650℃以下に制限すれば液相形成は回避されると考えられ、フェーズ II の検討では 650℃を定格時の温度制限条件と設定している。
一方で、液相形成開始温度は金属燃料の Pu 富化度に依存する可能性が示されている。
上記の温度制限は Pu 富化度が 20wt%に達するコンパクト型炉心を想定したものであるが、高出口温度型炉心のような Pu 富化度が 12wt%と低い炉心では、液相形成温度は最大で30℃程度まで上昇する可能性があり、被覆管内面温度制限が緩和される可能性がある。
なお、液相形成挙動については、「照射試験データ取得」の中で高温条件の照射試験デー
タを拡充し、継続的に評価を行う必要がある。
(v) LLFP ターゲット集合体開発
LLFP 集合体は、LLFP ターゲットピンと核変換率を向上させるための減速材ピンから構479

成され、それぞれについて実用化に向けた開発を実施している。金属燃料炉心でも、MOX
燃料炉心と同様の形態の LLFP ターゲット集合体を採用しており、下記に示す LLFP ターゲ
ット集合体開発の課題としては、2.2.2.1(1)(ⅷ)項に記載した MOX 燃料炉心の課題と同様である。
[LLFP ターゲットピン]
LLFP ターゲットに関し、フェーズⅡの LLFP 核変換炉心検討では、ヨウ素について、炉内装荷の観点から高融点 (997℃) を有する YI3、テクネチウムについて、Tc(金属)を暫定的に想定し設計評価を行った。そのうち、ヨウ素化合物については、基本的な特性に関し十分な知見が存在しないことから、現状の範囲で文献調査を行い有望と判断された候補化合物 5 種
類 (BaI2、CuI、RbI、MgI2、YI3) を対象に炉外試験を実施し[14][15]、LLFP ターゲットとしての適用性評価を行った。
具体的には、各候補材について、原料粉末の焼結性試験、被覆材との共存性試験、熱伝導度測定等を行い、以下の結果を得た。
④ 焼結性試験結果の概略を図 2.2.2-10 に示した。各候補材について、焼結によるペレット製作が可能であることを確認したが、MgI2、YI3 については、大気下で著しい吸湿性が認められた。これらの材料は、大気下での取扱が不可であり、製造・保管施設についてコスト高になる可能性が考えられる。
⑤ 共存性試験として、PNC316 鋼、PNC-FMS 鋼(フェライト鋼)との高温共存性試験(600℃
×～1,000h)、および、ODS 鋼(フェライト鋼)との高温共存性試験(600℃×3,000h)を実施した。試験結果の概略を図 2.2.2-11 に示すが、PNC-FMS 鋼と PNC316 鋼を比べると、PNC-FMS 鋼(フェライト鋼)の方が共存性に劣ること、ODS 鋼では、BaI2、CuI、YI3との共存性に課題があることがわかった。
⑥

熱伝導度測定として、レーザーフラッシュ法により、BaI2、CuI、RbI の 500～600℃までの熱伝導度を取得した (MgI2、YI3 については、試料の性状(色、吸湿性)のため測定ができなかった)。試験結果を図 2.2.2-12 に示すが、いずれのヨウ素化合物も高温での熱伝導度が 0.18～0.32 W/mK と非常に低い値となることが認められた。

各候補材の炉外試験の結果を表 2.2.2-11 に比較して整理したが、結論として、現状想定している YI3 は、大気中で顕著な吸湿性が認められるとともに、ODS 鋼との共存性に課題を有することがわかった。また、今回の限られた試験の範囲ではあるが、材料特性の観点からはBaI2 が有望であるとの結果が得られた。YI3 については、今後、詳細な検討を実施し、適用性を判断することが必要と考えられる。また、BaI2 を採用する場合には、BaI2 融点が 740 ℃と YI3 に比べ 250 ℃程度低下することから、炉内装荷を採用する場合には、設計評価を行い設計への影響を把握することが必要である。
[減速材ピン]
次に、LLFP 核変換用の減速材については、文献調査の結果、金属水素化物 (Zr-H、Y-H
等) が有望との結論にいたり、フェーズⅡ検討では、そのうち比較的多くの知見を有する Zr-H
を採用して設計検討を行った。金属水素化物については、高性能遮へい体の開発でも検討さ480れており、設計上留意すべき点としては、水素解離と解離した水素の透過放出が重要である。
高性能遮へい体設計では、水素解離は 500℃まではごく僅かであることから、暫定的に Zr-H
温度 500℃を制限条件としていた。一方、LLFP 集合体の減速材として Zr-H ピンを用いる場
合、炉内装荷を採用していることから、Zr-H ピンの発熱量が大きく、Zr-H 温度 500℃を下回ること困難である。その場合、解離した水素の透過を抑制するため、水素バリヤー材を被覆材として採用することが必須となる。フェーズⅡの設計評価では、バリヤー材の効果の目標値として、PNC-FMS 鋼の水素透過率が 100 分の 1 程度まで低減することを仮定して評価を行っていた。
水素バリヤー材の効果については、高性能遮へい体の項で説明した通り、被覆管内面へのカロライズ処理＋酸化処理プロセスが有望であり (カロライズ処理とは、金属表面にアルミニウムを高温(800℃程度)で拡散浸透させる処理)、炉外試験の結果、図 2.2.2-7 で示したように、カロライズ処理＋酸化処理プロセスを施すことにより、(あくまで、水素バリヤー効果の最高到達条件の結果ではあるが) PNC-FMS 鋼の透過速度を約 100 分の 1 程度まで低減できる可能性が示された[10]。このように、水素バリヤー材を採用することで、現状の減速材設計について成立の可能性を有するものと考えられる。
今後の課題としては、水素バリヤー付長尺被覆管の製管等の実用技術開発が必要であるとともに、水素バリヤー効果をさらに高めるための要素技術開発を継続して行う必要がある。
また、Zr-H や Y-H を使用した高速炉環境における照射特性に関する知見は非常に少ないことから、照射試験によって照射安定性を確認していく必要がある。
(vi) 長寿命制御棒開発
前記 2.1.3.1(2)項で選定した大型金属燃料高出口温度型炉心(代表炉心概念)を対象として、制御棒長寿命化の可能性について概略検討を行った。
(a) 制御棒基本仕様
主炉停止系制御棒(PCR)および後備炉停止系制御棒(BCR)は、吸収材(B4C ペレット)を充填した制御要素と制御要素バンドルを支持する保護管から成り、制御棒下部案内管とともに制御棒集合体を構成している。
制御要素は、B4C ペレットからの He ガス放出による内圧の上昇を回避するためにベント型とし、B4C ペレットの温度を抑制するためにナトリウムボンド型とした。また、B4C
ペレットのリロケーション抑制のために 2 重シュラウド管を採用した。
(b) 長寿命制御棒の検討
制御反応度収支を満足する制御棒の 10B 装荷量を確保すること条件として、寿命を支配する吸収材ペレットと被覆管の機械的相互作用(ACMI) に着目した長寿命化制御棒仕様の検討を行った。
1)

検討条件
制御要素バンドルは、B4C 体積比および被覆管とシュラウド管とのギャップを確保するために有利と考えられる 19 ピン配列構造(三角＋四角配列)とした。下部案内管と保護管のアニュラス部ギャップは、制御棒のスクラム性を考慮し、下記を条件とした。
・PCR ＞ 5 mm

481

・BCR ＞ 10 mm
寿命評価は、制御要素被覆管とシュラウド管のギャップが閉じた(ACMI 開始)時点で寿命に達したものとした。
2)

検討結果
i)

基準制御棒仕様
前記 2.1.3.1(2)項の大型金属燃料高出口温度型炉心における制御棒に関する要件(B4C 体積比、10B 濃縮度)を基に、本検討で基準とする制御棒の仕様を設定した。表2.2.2-16 に基準とする制御棒仕様を示す。
必要最少 10B 装荷量ii)前記ⅰ)項の制御棒仕様を基に、10B 濃縮度をパラメータとした制御棒価値の評価を行い、制御反応度収支を満足するために必要な 10B 装荷量を求めた。
a)

評価手法・条件
制御棒価値の評価手法と条件を以下に示す。
・制御棒価値：３次元 3 角メッシュ拡散計算(7 群)・補正係数
群縮約効果・・・・・・・・ 0.97
非均質効果・・・・・・・・ 0.89（最新知見を反映）
輸送効果・・・・・・・・・ 0.96
メッシュ効果・・・・・・・ 1.07
合計・・・・・・・・・・・ 0.89
・不確かさ：9%
制御反応度収支の評価に用いる必要制御反応度は、前記 2.1.3.1(2)項で評価した以下の値とした。
PCR(ワンロッドスタック)・・・ 2.7%Δk/kk' ＊＊ 炉停止余裕 1$(0.4%Δk/kk')を考慮
BCR
・ワンロッドスタック・・・・ 0.5%Δk/kk'
・全数挿入・・・・・・・・・ 0.7%Δk/kk'

b)

評価結果
図 2.2.2-18 に、10B 濃縮度と制御棒価値の関係を示す。図 2.2.2-18 より制御反応
度収支を満足するために必要な 10B 濃縮度は PCR が 30 wt%程度以上、BCR が 20
wt%程度(天然ボロン)以上であり、制御棒１本の必要最少 10B 装荷量は PCR が 3.3
kg、BCR が 2.6 kg となる。

iii) 長寿命化制御棒仕様
前記(ⅱ)項で求めた必要最少 10B 装荷量を満足することを条件として、10B 濃縮度の低減および B4C ペレットの細径化による制御棒長寿命化の検討を行った。また、長寿命化制御棒について 10B の燃焼を考慮した制御棒価値評価を行い制御反応度収支の成立性を確認した。

482

a)

評価手法・条件
B4C 燃焼度の評価手法を以下に示す。
・10B 反応率：３次元 3 角メッシュ拡散計算(7 群)・制御棒内反応率ピーキング：２次元 RZ 拡散計算 (炉中心制御棒均質およびリング化モデル)ACMI 評価に用いた B4C ペレットのスエリング式と温度条件を以下に示す。
・B4C ペレットスエリング式（ナトリウムボンド型）
ΔD/D = ( 0.163・BU + 5.7 )
ΔD/D：

径方向スエリング率 (%)

BU：

B4C 燃焼度 (×1026 cap/m3)

適用範囲：≦ 2.4×1022 cap/cc

・温度条件：200 ℃（燃料交換時温度）
b)

評価結果
表 2.2.2-16 に、長寿命化制御棒の仕様を示し、図 2.2.2-19 には PCR および BCRの寿命を燃料集合体と同じ３サイクルとした長寿命化制御棒の概念図を示す。また、
表 2.2.2-17 には、長寿命化制御棒の照射特性を示し、図 2.2.2-20 には PCR およびBCR の外側シュラウド管外径の経時変化を示す。
以上の評価結果より PCR は 10B 濃縮度を 30 wt%、B4C ペレット径をφ20.4 mmとすることで寿命を燃料と同じ３サイクルとすることが可能な見通しである。BCR
は 10B 濃縮度を 20 wt%とすること(ペレット径は基準仕様のφ22.0 mm)により３サ
イクル寿命が可能な見通しである。ただし、B4C ペレットの燃焼度がスエリング式の適用範囲を大幅に超えること、PCR の場合 B4C ペレットの細径化による被覆管とのギャップの増加とシュラウド管(変形が大きい)の健全性が課題となる。

483

2.2.2.2 プラントシステム
ナトリウム冷却炉においては、建設コスト低減のための物量削減方策並びに安全性の向上策として、以下に示す枢要技術を採用している。
[物量削減]①

原子炉構造のコンパクト化

②

配管短縮化

③

ループ数削減④

ポンプ組込型 IHX[安全性の向上]①

炉心安全の強化②

崩壊熱除去系の信頼性強化③

ナトリウム・水反応の局限化

また、物量削減等の経済性向上策を支える基盤技術として、以下の４点が挙げられる。
[基盤技術]①

12Cr 系鋼の開発②

高温構造設計の高度化③

３次元免震技術の開発④

計装・ISI 技術の改良開発

上記の枢要技術／基盤技術においては、図 2.2.2-21 に示すようなプラント概念の成立性に大きく影響すると考えられる課題を摘出し、材料・構造・熱流動等の要素技術開発を進めて、プラン
ト設計に反映した。以下、フェーズⅡで実施した要素技術開発の概要を述べる。
(1) 炉上部構造に係わる流動特性
(i)

技術課題
ナトリウム冷却大型炉では、切込み付コラム型 UIS を用いた燃料交換システムの採用による回転プラグ径の小型化等により、炉容器径は 10.7m というコンパクト化を達成している。
その結果、上部プレナム内の流速は先行炉と比較すると大幅に増加する。また、UIS 内部では、バッフル板を通過する流れや切込み部にある燃料集合体からの強い上昇流が存在し、上部プレナム内の流況をさらに複雑なものとしている。
原子炉容器のコンパクト化を達成する上で、このような流速の上昇や局所的に流速の速い領域があるなど流動上の課題がある。具体的には、原子炉容器の最上部にカバーガス空間を設ける必要からナトリウム冷却炉には自由液面が存在するが、液面近傍の流速が上昇することで、液面からカバーガスが巻込まれることが懸念される。多量のガスが炉心を通過すると反応度異常や熱伝達特性に影響を与えるため、これを防止する必要がある。設計では、自由液面に向かう速い流れを遮断するため、液面の直ぐ下方に水平の板（ディッププレート：DP）
を上下２段に重ねて設置することとした（２重 DP）。しかし、炉容器壁や貫通構造物（ホットレグなど）との間には接触防止の観点から隙間を設ける必要があり、このようなギャップ
部を通して流れが液面に到達し、ガス巻込みが発生する可能性が指摘された。このため、上部プレナム内におけるガス巻込み防止／流動適正化を重要課題とした。

484

(ii) フェーズⅡでの検討内容(a) 水流動試験
上部プレナム内の流動現象を把握し、流動場の適正化を計る構造を見出すことを目的として、大型炉を模擬した 1/10 縮尺フルモデル及び 1/1.8 縮尺液面部分モデルを用いて水流動試験を実施した。[18], [19] 試験装置を図 2.2.2-22 に示す。1/10 縮尺フルモデルでは、H13
年度末の大型炉設計(以下、実機設計)における上部プレナム内の主要構造物を模擬している。液面部分モデルは、ガスを巻込む下降流が顕著となる HL 配管を中心に 90 度セクタの液面近傍（DP を含む上部領域）を、ガス巻込み現象のスケール依存性を緩和するよう
1/1.8 スケールでモデル化した。比較的小型で容易に形状が変更できるフルモデルと境界条件をある程度自由に設定できるよう工夫した大型の部分モデルを組合せて試験をすること
で、設計が流動的な段階での効率的かつ合理的な技術開発ができる設備とした。
1/10 フルモデルでの試験結果より、DP は液面の安定化に大きな効果を有し顕著なガス
巻込みは生じないことが分かった。しかし、1)UIS 切込み部を通る流れが DP の隙間を通して液面の高流速化など大きな影響を及ぼすこと、2)HL 配管に吸い込まれる速い流れに回転が加わることにより渦の中心の圧力が低下し「気泡を伴う水中渦」（キャビテーションの一種）が顕在化することが分かった。後者については、キャビテーションが構造物の健全性に与える影響が懸念される。これら２点を抑制できる炉内構造物形状を試験によりサーベイした。試験条件は液面の形状が実機設計と同一となるよう炉心出口平均流速(v)をFr 数（ Fr = v / g L ）一致条件とした。ここで L は炉容器直径とした。
UIS 切込み部を通る流れについては、図 2.2.2-23 に示すように燃料交換機挿入口を通して円筒形状の構造物：燃料交換機貫通孔プラグ（以下、FHM プラグ）を上部プレナム内に挿入することで DP の貫通孔を塞ぐと共に、切込みを通る流れを遮断する効果が期待できることが分かった。炉壁と DP の隙間部を通る流速の鉛直方向成分の分布を比較した結果を図 2.2.2-24 に示す。FHM プラグを UIS の中段高さ（UIS の４段目バッフル板高さ）まで挿入することで DP 隙間部を通って液面に向かう流速を約 1/2 まで低減できることを見出した。
図 2.2.2-25 に示すように気泡を伴う水中渦は、HL 配管開口端と炉壁の間に１本、左右の CL 配管壁から HL 配管に向かう各１本の計３本が観察され、中でも炉壁からの気泡を伴う水中渦の発生が顕著であった。これを抑制するため炉壁に沿って縦リブ（スプリッタ）を設けた。図 2.2.2-26 にスプリッタの有無による HL 配管正面での流速場の違いを示す。
スプリッタにより流れの回転が抑制されていることが分かる。実機設計と実験体系ではカ
バーガスの圧力条件が異なることから、流速と圧力の関係を示す無次元数としてキャビテーション係数 k を用いて気泡の発生を評価した。

po − ps
1/2 ρ v 2
ここで po 、 ps 、ρ、v はそれぞれ流体の代表圧力（静水圧）、飽和蒸気圧、流体密度、k=

代表流速である。ここでは v として HL 配管内の断面平均流速を用いた。実機条件と比較
して気泡を伴う水中渦の初生キャビテーション係数を図 2.2.2-27 に示す。流れに回転を与える一因が UIS 切込みを通る速い流れにあることから、切込みの流れに影響を与える

485

FHM プラグの下端高さをパラメータとしている。図より、スプリッタを設けることでより低いキャビテーション係数（値が低いほど低圧・高流速となり定性的にキャビテーションが発生しやすい条件を示す）まで気泡の発生が抑えられ、FHM プラグを UIS 中段高さにおいたときに最もバランス良く気泡を伴う水中渦の発生を抑制できることが分かる。この形状を採用することで実機設計での流速・圧力条件に比べキャビテーション係数にして約３割低い値まで発生を抑制できる。すなわち、初生キャビテーション係数を低くできた。
また、1/1.8 液面部分モデル試験では、実機流速一致条件において液面は穏やかでガス巻込みが発生しないことを確認した。さらに、図 2.2.2-28 に示すように、定格運転条件より厳しい流速条件、液位条件でガス巻込みの発生条件を把握し、実機流速条件より十分に離れていることを確認した[19]。
(b) ガス巻込み評価手法の開発
炉上部形状、炉内構造物配置の変更など柔軟な設計を行う上で、形状を詳細に模擬したモデル試験に全てを頼ることなく、より一般的なガス巻込みの評価が求められる。そこで、数値解析による評価手法（１次案）の構築を産官学の連携によって実施した。
数値解析結果の速度分布に渦モデルを適用して求めたガスコア深さの予測性について、既存の試験による検証を実施し、予測精度を評価した。また、従来測定例の無かったガス
巻込み発生時の流速分布の過渡変化をダイナミック粒子画像流速計測（PIV）法により測定し、くぼみ渦と下降流速の相互作用に関する知見を得た。（図 2.2.2-29） 同体系の解析を実施し、実験で得られたくぼみ渦が下降流速の速い領域で発達する過程を再現できることを明らかにした。より実機近いスケールをもった 1/1.8 液面部分モデル体系を解析し、くぼみ渦発生位置の同定方法等を確認した。これらの試験解析の評価結果から、数値解析を用いたガス巻込み判定手法（図 2.2.2-30）の適用見通しを得た[20]。
(iii) 設計への反映
コールドトラップ等の配置見直しや、水流動試験で提案された流動適正化構造の設置については、実機構造に反映した。2.2.2.5(1)項で述べる実機体系での流動解析結果も踏まえて、ガス巻込み及び気泡を伴う液中渦を抑制し流動場を適正化できる見通しを得た。
(iv) 残された課題
今後は、ベント型制御棒から放出されるヘリウムガス等のガス抜き対策も考慮した流動適正化構造の検討が必要である。また、数値解析によるガス巻込み評価手法の検証を充実し、より一般的な評価手法を構築する必要がある。
さらに、手動スクラム後に発生する炉容器内の温度成層化挙動を水及びナトリウム試験により把握する必要がある。水試験についてはすでに着手し、UIS 切込み等本設計に特有な構造が成層界面の温度勾配などに及ぼす影響を把握しつつある。
(2) 大口径・高流速配管の流力振動特性
(i)

技術課題
本プラントでは、ループ数削減（２ループ化）並びにナトリウム流量の増大に対応して、

486

配管が大口径化（大型炉の１次系 HL 配管口径は、実証炉の 1.3 倍の 50Ｂ）するとともに、管内流速も９m/s 台に増大（平均流速で実証炉の 1.9 倍）している。このように、大口径・高流速化した結果、従来設計では経験のない高レイノルズ数（107 オーダ）条件の流動場となる。ナトリウム冷却炉固有の低圧設計に基づく薄肉配管においては、大口径・高流速条件
での流力振動の発生など配管構造に与える影響が懸念された。このため、高レイノルズ数条
件での配管内の流況、並びにエルボで発生する流体の乱れに起因した流力振動の発生程度を把握することが重要課題となった。
(ii) フェーズⅡでの検討内容
大口径・高流速配管での流動・振動特性を把握し、配管系の振動応答評価手法の高度化に資するデータを取得するため流力振動試験[21]を実施した。
図 2.2.2-31 に試験装置の構成を示す。試験装置は、大型炉 HL 配管のエルボを含む 1/3 縮尺（内径約 0.4m）試験体を原子炉容器に相当する整流タンクに上部から差込む構成としている。試験では、可能な限り実機条件に近づけるため、配管内の平均流速として実機相当の9.2m/s（最大 Re 数：8.0×106）の条件まで考慮し、二種類のエルボ試験体を組替えること
により、流動可視化試験と振動試験を実施した。
(a) 配管内の流動特性
平均流速 0.8～9.2m/s の条件で、管内の流況観察及び流速分布計測を実施した。図
2.2.2-32 に示す剥離域の形成範囲等の全体流況や配管内の流速分布に関しては、レイノル
ズ数依存性は見られなかった。なお、剥離域の下流に向かって、周期的に渦が放出されるという剥離流れの特徴を確認した。また、可視化画像等から求めたエルボ部の最大流速は、平均流速の約 1.5 倍となった。この最大流速の計測結果に基づいて評価した実機エルボでの局所最低圧力は飽和蒸気圧を上回っており、高流速条件下においてもキャビテーション
発生を回避できる見通しを得た。
さらに、エルボでの乱れ強さを評価する観点で、試験体全体での圧力損失係数を求めた（図 2.2.2-33）。本試験は、従来データを１桁以上超える高レイノルズ数領域でのデータを初めて取得したものであり、レイノルズ数が 106 を超える超臨界域では圧力損失係数は 1.3程度で一定となった。このように、レイノルズ数が 106 以上の領域において圧力損失係数が一定であることから、エルボでの剥離域の大きさ等、流況が大きく変化しないことが推定され、今回取得したデータから実機 HL 配管内の流動場とその変動特性、すなわち、エルボでの剥離を伴う流れによる乱れの発生の程度を推定できると考える。
(b) 圧力変動データの分析
配管への励振源となる管壁上での圧力変動を、試験体の流れ方向及び周方向に設置した圧力センサで計測した。図 2.2.2-34 に、実流速 9.2m/s 条件における試験体各部での無次元圧力変動パワースペクトル密度(PSD)（＝圧力変動 PSD／（ρ2U3D）、ρ：流体密度、
U：平均流速、D：配管内径）を示す。圧力変動の周波数特性は、エルボでの剥離による乱れの度合いに応じて、流れ方向で領域区分できることが分かり、特に剥離域を含む領域が支配的となった。また、剥離域での圧力変動には無次元振動数（＝fD／U、f：振動数）

487

0.45 での卓越ピークが現れ、流況観察で見られた剥離域からの渦放出の周期性に対応する
ことが分かった。
さらに、圧力変動特性のレイノルズ数依存性について検討した。図 2.2.2-35 は、一例として剥離域を含む断面で計測した圧力変動の振幅値を動圧で規格化した無次元圧力変動係数のレイノルズ数依存性を示す。水温を変えた場合でも、無次元圧力変動係数は、レイノ
ルズ数に対してほぼ一定となっており、各計測点での圧力変動は流速（または動圧）依存の傾向を示すことを確認した。
(c) 振動応答データの分析
ステンレス鋼管を用いて試験体の振動応答や振動モードを計測した。図 2.2.2-36 は、一例としてエルボ部での振動応力振幅の流速依存性を示す。図中の補助線は、流速の２乗の傾きを示しており、振動応力は流速の２乗（または動圧）に比例する傾向を示している。
また、水温を変えた場合でも、応力値はほぼ一致することから、圧力変動特性と同様、振動応答特性にもレイノルズ数依存性が見られないことを確認した。
(iii) 設計への反映
上記のように、圧力変動特性や振動応答特性は、レイノルズ数依存ではなく、絶対流速依存の傾向を示すことが明確になった。したがって、図 2.2.2-34 に示した実流速条件での無次元圧力変動特性に基づき、実機とのスケール比、流体の密度比等の相似則を考慮して、実機配管系の振動応答評価[22]の入力条件を設定した。１次系配管の流力振動応答評価結果は、
2.2.2.5(2)項で述べるが、振動によって発生する最大応力は設計疲労限以下であり、健全性を確保できる見通しを得た。
(iv) 残された課題
配管系の流力振動に関しては、HL 配管の流入条件をより実機に近づけた体系での圧力変動特性を取得する必要がある。また、CL 配管のような多段エルボ体系では、上流側エルボで生じた乱れが下流側エルボにも影響して、単エルボ体系の HL 配管内の流れの状況とは異なるものと考えられるため、縮尺水試験により配管内の流況や圧力変動特性を把握する必要がある。
さらに、配管の健全性評価の観点からは、12Cr 鋼製の配管要素等を用いて、実機ナトリ
ウム環境（550℃、流速 9m/s 以上）でのエロージョン試験を行い、材料損傷が発生する限界
流速等を把握する必要がある。
(3) ポンプ組込型 IHX の振動特性
(i)

技術課題
ポンプ組込型 IHX では、機械式ポンプと薄肉長手構造物である IHX 伝熱管が近接配置される。このため、中心部に配置される１次ポンプの振動が外周の伝熱管管束部に伝達され、伝熱管を支持するバッフル板とのフレッティングにより摩耗が生じ、伝熱管が減肉する可能性が懸念されている。使用期間中（炉寿命想定 60 年）に渡って伝熱管の健全性を確保する
ためには、ポンプで発生した振動の伝達・各部の応答を正確に予測する解析手法を確立する

488

ことが重要課題となった。
(ii) フェーズⅡでの検討内容(a) 加振器振動試験
機器内の振動伝達を把握し解析手法を開発するために、水を作動流体とする中型炉の1/4 縮尺試験体を用いた振動伝達試験[23]を実施した。
１次ポンプの代替となる振動源として、電磁加振器を中央部に設置し、静止流体の条件
で機器内の振動伝達及び伝熱管の振動特性を計測した。試験には、図 2.2.2-37 に示す試験体を用いた。試験体の主な特徴は以下のとおりである。伝熱管に関しては、全数の縮尺模擬が不可能なため、図 2.2.2-38 に示すように、２種類の模擬伝熱管とポンプ試験での流量確保のためのバイパス管で構成している。ワークレート（バッフル板と伝熱管の接触荷重
×摺動距離／時間として定義）計測管については、伝熱管を縮尺模擬した径・肉厚であるが、模擬伝熱管は太く本数は少ない。模擬伝熱管は、管束としての固有振動数を縮尺模擬するためにバッフル板の重量（肉厚）を増加させている。
試験条件は図 2.2.2-37 中に示す試験パラメータを表 2.2.2-18 のとおり設定した上で、合計 10 ケース実施した。
試験で励起された振動モードの例としてレファレンス条件の試験結果を表 2.2.2-19 及び
表 2.2.2-20 に示す。構造健全性確保の上で設計対応が必要であると考えられる、ポンプ構
造のビーム 1 次モードは 15Hz 以下（中型炉スケールでは 3.75Hz 以下）で励起されており、当初の設計の狙いである初期低速回転 4.05Hz 以下となっており、ポンプの柔構造設計が実現していることが確認された。また、管束部の 1 次曲げの固有振動数として 24Hz程度を狙い設計したが、バッフル板タイロッドの剛性への寄与が大きく、結果的に 70Hz程度となった。その結果、レファレンス条件では顕著な管束部の振動モードはポンプ運転範囲として想定される範囲に存在しない。
さらに、ポンプ部と IHX 部分を独立支持しその間にガス空間を配置して振動伝達を防ぐ構造が有効であることが確認され、ガス空間を確保することが伝熱管健全性確保の上で重要であることが分かった。
以上の結果より、試験体で励起される振動モードが明らかとなった。本試験体は実機の縮尺モデルであり、実機で設計対応すべき振動モードが摘出されたと考える。また、振動応答解析の際に入力すべき減衰係数データが得られた。
(b) 振動応答解析モデルの開発
加振器振動試験結果を対象として、FINAS を用いたモード解析及び応答解析を実施した。
モード解析での固有振動モード及びその振動数を試験結果と比較して表 2.2.2-21 に、各部の周波数応答解析結果を試験結果と比較して図 2.2.2-39 に示す。表 2.2.2-21 よりモード解
析の結果は一部の試験結果を除いて概ね一致し、その評価精度は概ね±10%以内であることが明らかとなった。
応答解析に関しては、容器・構造各部の応答解析結果と試験結果を比較すると、ポンプ運転範囲 N（ポンプ回転数）成分周波数（約 50Hz 以下）では振動応答はほぼ正確に評価できており、設計に反映可能な精度を有すると考えられる。また、それ以上の振動数範囲

489

でも適切な安全裕度を設定すればその結果を利用して設計が可能な範囲の精度は有すると考えられる。
(c) ポンプ回転試験
ポンプ運転中の IHX 各構造物の振動挙動を把握するため、装置内に組込んだ試験体ポンプを用いて水を流動させ、試験体ポンプを励振源とした振動試験を実施した。
各構造物の応答を周波数分析した結果、ポンプ起動から定格条件までに励起される応答
モード、及び定格条件において励起される応答モードを把握した。また、本試験は機械式
ポンプによる励振力と機器内の振動伝達構造をすべて模擬した試験であり、振動に関する模擬度は高い。本試験で伝熱管の健全性確保に問題となる振動は観察されておらず、本設計の技術的成立性が示唆されている。
(d) 外部加振試験
上記(a)の加振器振動試験と(c)のポンプ回転試験では、試験体の支持条件や内部構造物の一部が異なっている。このため、試験体を外側から振動させ、試験体内部の流体・流動条件を変更した場合の試験体固有振動数を把握した。
全体的に固有振動数、モードに大きな差異は見られなかったが、試験体内部の流動の有無で管束部応答の一部に差異が生じることが分かった。
(iii) 設計への反映
加振器振動試験で、ポンプ N 成分範囲で励起されたビームモードの振動モードを「固有振動数を N 成分の範囲外とすべき振動モード」として選定した。選定した振動モードについて
は、2.1.3.2(1)(ii)項で述べたように、開発された振動解析モデルを用いて評価し、固有振動数がポンプ N 成分範囲外となるように設計変更した。また、伝熱管束の N 成分範囲からの共振モード排除に関しては、振動伝達経路での減衰により試験では励起されないモードについても N 成分範囲の外の固有振動数となるように設計変更した。
設計変更した機器について、伝熱管の振動応答量に基づき摩耗量を評価した結果、設計寿命中の摩耗量は肉厚余裕を下回ると評価された。
(iv) 残された課題
管束部の応答量評価の高精度化のために、模擬度の高い伝熱管群の振動特性に関するデー
タとその解析モデルの開発が必要である。さらに、実寸規模の高クロム鋼伝熱管を用いて、バッフル板に挿入された条件でのフレッティング挙動を把握する必要がある。
なお、伝熱管摩耗以外の課題としては、IHX 入口プレナムの流動適正化（周方向流量配分の均一化、PRACS 伝熱管の流力振動抑制）に加え、ポンプの開発（ポンプ内液面の安定性
確認、地震時の軸受け機能確認）が残されている。
(4) 受動的安全機器の開発
(i)

技術課題
ナトリウム冷却炉では、独立２系統の原子炉停止系（主／後備炉停止系）を設け、炉停止

490

系の安全機能に高い信頼性を持たせている。さらに、安全性の一層の向上を図る観点から短時間で炉心損傷に至る可能性のある異常な過渡変化時のスクラム不作動事象（ATWS）に対して有効な受動的炉停止能力を付与するため、後備炉停止系の切り離し部に自己作動型炉停止機構（SASS）を設置している。
SASS については、これまでに温度感知合金や電磁石の磁気特性、作動応答性等に関する要素試験により、基本的成立性の見通しを得ている。ただし、SASS 構成部材の長期にわたる高温化での材料特性等の確認や、実機照射環境下での SASS の保持安定性及び操作性の確認が重要課題となっていた。
(ii) フェーズⅡでの検討内容(a) 炉外試験による SASS の特性確認
SASS 構成部材について、SASS の使用温度(600℃)前後の 550℃、600℃、650℃の 3 温度条件で 24,000 時間～36,000 時間の熱時効試験を実施し、期間中磁気特性が安定していることを確認した。また、SASS 試験体を用いて高温ナトリウム中での約 30 か月にわたる耐久性試験を実施し、実機と同重量の制御棒を安定保持し、電磁石コイルに異常が生じな
いこと、固着が生じないこと、磁性が変化しないことを確認した。さらに、スクラム時にSASS が受ける 100℃/秒の熱過渡を計 8 回与えても SASS 構造と性能に劣化が生じないことを確認した。
(b) 常陽を用いた炉内試験[24]平成 16 年度からは、高温・照射条件下での特性を把握するための炉内試験を、実験炉「常陽」を用いて実施している。炉内試験は、SASS システムを炉内に設置し SASS がシステムとして高い信頼性を有していることを確認するために実施する単体照射試験と、電磁石等の SASS 構成部材を炉内で照射し、特性を把握する要素照射試験から構成されている。
試験概要を図 2.2.2-40 に示す。単体照射試験は、SASS を常陽に設置し、制御棒模擬体を保持させ、また、切り離し、結合という一連の動作を照射中に行う。本試験により、
１)SASS 制御棒が誤落下しないこと、２)制御棒切り離し特性、３)制御棒の結合特性、の確認、測定を行う。一方、要素照射試験は、感知合金・鉄心材の磁気特性及び機械的特性取得用の試験片をヒータ内蔵の照射容器内に設置し、高温・照射条件下での、１)磁性材の磁気特性、２)コイルの絶縁性及び素線抵抗、３)磁性材のスエリング、４)磁性材の健全性、を確認する。
単体照射試験は、平成 16 年５月～10 月の「常陽」MK-Ⅲ炉心第 1、2 サイクルで実施された。SASS の保持機能に関する各種試験データは、試験初期の変化を除いて、安定した傾向にあり保持力の安定性に問題はなかったものと判断された。照射期間中の SASS の保持力の測定結果を図 2.2.2-41 に示す。試験初期の保持力の変動については、再現性試験を実施し、SASS 電磁石吸着面の仕上げ加工による残留応力の影響により磁気特性が変化したことが主要因であることが分かった。本試験により、実機で想定される照射量以上の照射条件下で、制御棒を誤落下させることなく安定に保持できること、及び通常上下駆動、再結合等の操作が支障なく行えることが確認され、実機に十分に適合できるシステムであ491

ることが実証された。
(iii) 設計への反映
これまでの炉外試験および炉内試験の研究成果により、実用炉の炉心設計条件から SASSに対して求められる通常運転時の誤落下防止温度および異常時の制御棒切離し温度等の要求
条件を満足する SASS の設計が可能であるとの見通しを得た。一方で、保持力の測定誤差±10％については、実機設計でも考慮すべき事項であることを確認した。
(iv) 残された課題
SASS 構成部材の信頼性を確認する観点で、常陽での要素照射試験を継続する計画である。
また、実用炉仕様の SASS モックアップ試験により、SASS を含めた原子炉停止系の機能確
認（制御棒駆動、スクラム性能、地震時挿入性等）が必要である。
(5) 再臨界回避方策の開発
(i)

技術課題
高速増殖炉固有の安全上の課題として、仮想的な炉心損傷事象（CDA）時に厳しい再臨界が発生し、機械的なエネルギーの放出に至る可能性が挙げられてきた。今後の我が国における高速増殖炉の実用化にあたっては、この固有の課題を解決し、原子炉容器等の構造設計を合理化するとともに、高速増殖炉の社会的受容性を高めていくことが必要である。この課題の解決のためには、炉心損傷時に形成される溶融炉心物質が早期に炉心領域から流出し核的不活性に至るシナリオに実験的根拠を与えることが有効である。したがって、溶融炉心物質
が炉心領域から流出する際の初期条件及びその流出挙動、並びにその後の固化・分散・再配
置挙動を実験的に解明し、早期燃料流出による再臨界回避の見通しを得るための根拠を提供することが重要課題となった。

(ii) フェーズⅡでの検討内容(a) 炉外可視化基礎試験
低融点合金と水を模擬物質として用いることで可視観測による溶融炉心物質流出時の基本挙動を把握する試験を大洗研究開発センターの MELT-II 試験装置を用いて実施した。これにより、流出経路の確保に関わる基本メカニズムを把握し、実機条件での流出経路確保の容易性を示す知見を得た。
(b) ＩＧＲ炉内・炉外試験（EAGLE 試験[25]）カザフスタン共和国、国立原子力センターの IGR 炉内試験施設及び炉外試験施設（図2.2.2-42、43）を用いて、模擬物質あるいは実燃料を用いた融体流出挙動試験を実施した。
MELT-Ⅱ炉外試験データ等と合わせて再臨界回避に係わる基本メカニズムを実験的に把握するとともに、解析モデルの改良・検証のためのデータベースを構築した。
平成 17 年度までに、炉外試験においては段階的に装置準備と試験技術の確認を進め、ドライ条件（流出経路にナトリウム不在）での試験及びナトリウムを用いた試験を実施した。炉内試験においては、小・中規模試験を実施して、核加熱・計測等の試験技術の確認

492

と燃料流出に係る素現象の把握を進め、ドライ条件での大規模試験（ＦＤ試験：図 2.2.2-44）を実施した。
炉外試験においては、溶融アルミナ質量約 11kg、温度約 2620K、流出先との差圧約0.26MPa を初期条件としたドライ条件での試験を実施し、本条件下での融体流出挙動を把握した（図 2.2.2-45）。試験結果から、融体流出挙動は圧力差に駆動される比較的単純なメカニズムによる短時間のものであるとの認識を得た（図 2.2.2-46）。ナトリウムを用いた試
験では、流出先での燃料と接触したナトリウムの蒸発に伴い発生する圧力は、3～4 気圧程度であり、燃料流出の妨げとはならない結果を得た。また、流出した燃料は微粒化しており、実機の事故後の安定冷却性を裏付ける結果を得た。
IGR 炉内試験においては、UO2 ペレット燃料約 35 グラムを核加熱により溶融させ、周囲構造への伝熱挙動や雰囲気ガスの加圧挙動を観察する小規模試験を、平成 13 年度までに実施した。これにより、後続試験条件を策定する上で使用する予測評価モデルの改良・検証・整備が進んだ。その後、約 2kg の UO2 燃料ピン束を溶融させて溶融プールを生成し、厚さ３mm のスチール壁がプールからの熱により破損する挙動を把握する試験である
中規模試験（ＷＦ試験）を平成 16 年度に実施した。この試験の結果、スチール壁の背後にナトリウムが存在することにより、存在しない場合に比べて壁破損は遅延するものの、核発熱を伴う溶融燃料プールからの高い熱流束の条件下（10MW/m2 オーダ）では、早期の壁破損（ナトリウムが存在しない場合と比べて 1 秒未満の破損遅れ）が生じた。ＦＤ試験においても、ＷＦ試験同様高い熱流束による壁破損が観測されるとともに、差圧約 0.3
気圧の条件下で、加速度約 14～18m/s2 での燃料流出が観測された（図 2.2.2-47, 48）。
(iii) 設計への反映
これまでに得られた試験結果は、内部ダクト型燃料集合体の流出経路を想定した炉心設計における再臨界問題排除論理の構築に対して、下記のような有効な示唆を与える。
損傷集合体内に形成された燃料プールに適切なエンタルピーが確保された条件下では、プールからの高い熱流束の存在下で、流出流路（初期にナトリウムを内包する）と集合体を隔てたスチール壁が早期に破損する可能性がある。（EAGLE 炉内中規模試験の結果）
流出経路に溶融燃料が放出されると、経路内ナトリウムは速やかにボイド化する。
（MELTⅡ基礎試験の結果）
流出経路がボイド化した条件下での融体流出挙動は、圧力差に駆動される比較的単純なメカニズムによる短時間のものである。
（EAGLE 炉外ドライ試験及びＦＤ試験の結果）また、
燃料流出先のナトリウム沸騰圧力を考慮しても燃料流出が継続する可能性がある。
（EAGLE
炉外ナトリウム試験の結果）流出した燃料は微粒化するため、安定冷却しやすい。
（EAGLE 炉外ナトリウム試験の結果）
上記の知見とこれに基づいて検証された安全評価手法を設計へ反映した。評価結果等は2.2.2.4(4)項において述べる。
(iv) 残された課題
上記の試験内容の再現性確認（壁破損現象について）、及び、より実機模擬度の高い条件下での確認が必要である。このため、EAGLE 炉外試験におけるナトリウムを用いた試験及び493

IGR 炉内大規模試験（ナトリウム有条件で 2 回）を完遂する。
また、改良内部ダクト型燃料集合体や従来型の制御棒案内管等の流出経路設計に対して知見を拡充する必要がある。さらに、燃料流出後の冷却性に係る現象解明を進め、必要に応じて、冷却性を向上するための設計対応やその有効性確認を進める必要がある。
(6) 崩壊熱除去系の自然循環除熱特性
(i)

技術課題
崩壊熱除去系の構成は、原子炉上部プレナムに熱交換器を浸漬する DRACS１系統に加え、IHX 上部プレナム内に伝熱管群を配置した PRACS２系統を採用している。自然循環除熱特性に関しては、既往の縮尺水試験や常陽での自然循環試験の知見に加え、解析コードの整備がなされている。しかし、崩壊熱除去時に熱交換器で冷却されたナトリウムにより、機器内の冷却材には比較的大きな温度分布が生じるとともに、これらの流体が混合する過程で生じる温度変動が機器内構造物に作用し、高サイクル熱疲労等を与える可能性が懸念された。

(ii) フェーズⅡでの検討内容
プラント過渡応答試験装置を用いて、PRACS 運転時の冷却コイル下流での熱流動現象について、特に高サイクル熱疲労の原因となる温度変動に着目したナトリウム試験[26]を実施した。試験装置の構成を図 2.2.2-49 に示す。なお、実機と異なり、試験で用いた PRACS 伝熱管の形状はらせん状の冷却コイルとなっている。
試験では、２次主冷却系の除熱をゼロとし、PRACS による崩壊熱除去を模擬した定常試
験としており、1)IHX の 1 次側流量を固定して PRACS 除熱量をパラメータとしたケース、
2)IHX１次側出入口温度差を固定して１次側流量をパラメータとしたケース、3)１次側入口
温度、PRACS２次側入口温度ならびに流量を一定として、１次側流量をパラメータとしたケースを実施した。PRACS 伝熱管部、IHX 管板部の温度計測より、以下の知見が得られた。
温度変動強度は、PRACS 伝熱管部では比較的小さく、IHX 上部管板部で大きい。特に、
PRACS 伝熱管直下より離れた場所で変動強度が大きくなる傾向が見られた。
また、管板部での温度変動強度は、IHX１次側のアニュラス流路の流速に強く依存し、流速が大きいほど変動強度が増加する。（図 2.2.2-50）

さらに、混合前の温度差に相当する

IHX１次側温度差が大きいほど変動強度が大きくなる傾向が見られた。
(iii) 設計への反映
上記のナトリウム試験で得られた温度変動特性に関する知見については、伝熱管形状の相違もあり、実機設計には直接反映できていない。実機設計においても、PRACS で冷却されたナトリウムによる機器内構造物への影響についての検討を実施した。PRACS 起動時の熱流動解析から求めた IHX 上部プレナム内の温度分布に基づき、上部管板等の熱応力を評価した結果、構造健全性に影響するような応力は発生しない見通しを得ている。
(iv) 残された課題
実用炉体系の冷却系全体を模擬したシステム試験（水試験、ナトリウム試験）により、定常運転時の主要部位での流況と過渡時の自然循環による除熱特性に関するデータの取得が必494

要である。また、試験データに基づき、解析手法の検証・高度化を図る必要がある。
(7) 高信頼性 SG の開発
(i)

技術課題
高信頼性 SG として直管２重管型 SG を候補として検討を進めてきている。しかし同 SGには、直管型であること、及び２重管構造であることに起因する、ナトリウム・水反応防止策、熱流動及び構造上の技術課題が存在する。また、主要部位については製作性についても確認する必要がある。

(ii) フェーズⅡでの検討内容、設計への反映、残された課題
フェーズⅡでは、上記の課題について、その内容や現状の評価技術レベルに応じて、R&D、基礎試験による見通しの確認、解析による評価及び設計対応による課題解決を実施してきた。
(a) ナトリウム・水反応防止策
ナトリウム・水反応の防止策については、伝熱管を２重管構造とし、内管と外管を定期的に検査することによってその健全性を確保し、水リークを防止することとしている。そこで、既存の伝熱管（単管）検査手法で２重管の欠陥検出試験を実施したところ、外管のき裂検出信号が得られていることから、２重管への適用可能性のあることが分かった。今後は、２重管に最適化した検査技術を開発する。
また、２重管材料として 12Cr 鋼材の採用が検討されているが、 反応ジェットによる腐食損耗現象(ウェステージ)への耐性については、これまでに実験データがなく定量的評価がなされていなかった。そこで、ナトリウム・水反応試験装置を用いて、12Cr 鋼伝熱管材のウェステージデータ（損耗速度、形状等）を測定[27]した。図 2.2.2-51 に示すように、
ナトリウムと水を反応させる反応容器内に、注水管とターゲット管を配列した試験体を配置し、小リーク時におけるウェステージデータを採取した。試験結果を図 2.2.2-52 に示すが、12Cr 鋼材は 9Cr 系鋼や 2.25Cr 鋼と比較してウェステージ耐性を有することが明らかとなった。そして、得られたウェステージデータに基づいて、実機２重管 SG でのナトリ
ウム・水反応を解析したところ、初期リークとして微少から 1DEG（伝熱管１本ギロチン
破断相当水リーク率）の範囲を想定しても、最大水リーク率は 1DEG を越えることはなく、安全上問題の無いことがわかった。
２重管特有の事象として、内外管界面の非常に狭い間隙で進行するナトリウム・水反応
や、反応熱による内外管構造分離の影響についても、今後解析を踏まえた試験評価を行う。
さらに、12Cr 鋼のウェステージ特性については、今後試験データを拡充し、精度の高い評価が行えるようにしていく。
(b) 熱流動特性
熱流動に係わる技術課題については、伝熱管束部の空間（多次元）温度分布特性と水側流動安定性を評価する。２重管 SG は直管型であることから、水平方向の温度分布による
伝熱管相互の熱膨張差が、伝熱管の座屈には至らないことを確認しなければならない。また、水側不安定流動の発生条件を明らかにし、不安定を回避する運転条件を決定する必要
がある。

495

2.2.2.5(4)項で述べるように、管束部の温度分布特性については定常多次元熱流動解析、
不安定については１次元の時間領域モデル及び周波数領域モデルによる解析を実施した。
これらの解析に基づいて管束部の温度分布を均一にするためにナトリウム入口整流プレナ
ムを設置し、また不安定を避けるための水側圧力の最適化を行うなどの対策を施した。これによって、熱流動の観点で成立性を否定する要因は、現時点では存在しないことが示された。今後は評価に用いた解析モデルの検証や、過渡条件での空間温度分布特性について評価し、より確度の高い見通しを得るようにしていく。
(c) 製作性及び構造健全性
製作性及び構造健全性の観点では、球形管板、胴ベローズ及び 35m 級長さの２重管が重要である。
大型化により厚肉構造物となる球形管板の製作性については、熱処理や３次元的なリガ
メント加工が可能かどうかを試作により確認しなければならない。熱過渡時における構造健全性については、フェーズⅡでは予備的な２次元熱応力解析を行い、評価上着目すべき部位と過渡条件を明らかにした。今後は球形管板の構造健全性評価手法を確立して成立性を判断し、必要であれば管板構造変更などの対策を行うこととなる。
胴ベローズについては、
12Cr 鋼材からの削り出しによる製作技術を確立するとともに、高温でのクリープや疲労耐久性についてナトリウム中試験による評価を今後行う。
管－管板継ぎ手については、フェーズⅡでは、１枚球形管板と２重管の新しい継手方法を考案した。今後は、その施工方法や検査性を試作や試験によって確認し、また熱過渡時における健全性についても評価する。
２重管の製作性については、過去に 9Cr 鋼２重管では 20m までの実績はあるものの、
12Cr 鋼の実績は無いため、フェーズⅢでは試作により実機に適用できる製作パラメータを決定する。さらに、35m 級長さの製作に伴う設備上の対応についても今後検討する。
また、２重管の構造健全性（2.2.2.3(4)項参照）については、主たる伝熱管の破損要因として DNB 及び流力振動によるき裂進展解析を行った。この結果、き裂の応力拡大係数範囲は非常に小さく、き裂が進展するモデルを使用した場合においても、その進展速度は伝熱管の検査間隔に比べて十分に遅いことがわかった。このため、たとえき裂が進展したとしても、伝熱管を貫通する前に検知することは時間的に可能であり、検査で２重管の健全性が確保できることが分かった。また、内外管面圧のクリープによるリラクセーション解析も実施し、プラント寿命期間中、内外管は剥離することはなく、所定の伝熱性能が確保されることも分かった。
上記の要素試験や詳細解析により各要素の成立性の見通しが得られた後に、小規模蒸気発生器試験体によるナトリウム・水熱交換試験を実施し、総合的な性能を確認する予定である。
(8) 12Cr 系鋼の開発
(i)

技術課題
ナトリウム冷却炉では、冷却系機器・配管材料として、高強度・低熱膨張率・高熱伝導率という特長を最大限に活かした高クロム（12Cr 系）鋼を適用することにより、熱交換器等

496

のコンパクト化や配管短縮を図っている。
12Cr 系鋼は、火力発電用ボイラ等で実績のある材料である。高速炉への適用の観点からは、熱的特性と高温強度のバランスがよく熱応力に対する耐性に優れる反面、延性および靭性がオーステナイト系ステンレス鋼に比べてやや劣る点が課題である。そこで、12Cr 系鋼の熱的性質を把握することに加え、高温強度改善のために添加されている合金元素成分の最適化、製造方法（熱処理）の最適化が重要課題となった。
(ii) フェーズⅡでの検討内容(a) 物性値計測試験
12Cr 系鋼の物性値（縦弾性係数、ポアソン比ならびに熱膨張係数および密度、熱伝導率ならびに比熱）について、入手可能な 9 種類のヒートを用い、以下の手法により材料物性値を計測した[28], [29], [30]。表 2.2.2-22 に、室温から 650℃までの各物性値の計測結果をまとめて示す。
1)

縦弾性係数

E

縦弾性係数は、自由共振法により計測し、その平均傾向として算出した。
2)

熱膨張係数

α

直径 4mm、長さ 20mm の棒状試験片を電気炉により 5℃/分で加熱した場合の熱膨張率を計測し、これらのデータを基に、平均熱膨張係数および瞬時熱膨張係数を算出した。
3)

密度、熱伝導率および比熱
密度は、アルキメデス法により室温条件で計測し、その平均値として 7.80g/cm3 を得た。熱伝導率および比熱については、レーザーフラッシュ法により得られた温度履歴曲線から、熱伝導率はハーフタイム法、比熱は比較法を用いて、その平均傾向として算出した。
なお、ポアソン比νについては、当面問題となることはないとの判断から、ここでは計測を行わなかった。

(b) 材料強度試験
12Cr 鋼には、高温強度改善のため、通常、タングステン（W）やモリブデン（Mo）が添加されている。製鋼経験から、600℃以上では W が、それ以下では Mo 添加が有効であるとされる。一方、これらの元素は、固溶強化により高温強度を向上させるが、高温長時間使用に伴って、結晶粒界に Laves 相として析出し、これが粗大化することで延性や靭性を低下させる恐れがあることも指摘されている。そこで、高速炉用 12Cr 鋼の仕様選定を目的とし、W と Mo の組成を変えた表 2.2.2-23 に示す 3 種類の 12Cr 鋼を溶製し、長時間時効を含む材料特性試験および試験後の分析に基づき、強度・延性・靭性に及ぼす両者の組成の影響を評価した。３種類の供試材は、ASME に規格化された P122 と、高温強度の観点から好ましいとされる Mo 当量（＝Mo+0.5W）≒1.5mass%としつつ W 量を減じた 2仕様（以下、W 中添加材、W 無添加材という）である。
1)

クリープ破断延性
クリープ破断延性は、FBR 構造材料に特に求められるクリープ疲労強度と密接な関係があり、また、構造物が長時間経過後も脆性的に破壊しないことを担保するうえで重要497

な特性である。図 2.2.2-53 に 3 仕様に対する 550℃でのクリープ破断絞りを比較した。
3 仕様間にクリープ破断強度における有意差がないことは確認している。W 添加量と延性には相関が見られ、W を多く含む P122 の延性が小さいことがわかる。
2)

長時間組織安定性
靭性は、LBB 成立性の観点から高速炉では重要な特性である。特に長寿命プラントでは、高温長時間経過後に靭性が適切に維持される必要がある。図 2.2.2-54 に熱時効前後の衝撃試験結果を示す。熱時効前には 3 仕様間にほとんど差は見られなかったが、600℃-6,000 時間熱時効後には W 量を減じた 2 仕様に比べ、W の多い P122 において衝撃特性が顕著に小さかった。図 2.2.2-55 に熱時効後の走査型電子顕微鏡による反射電子像を示す。これらの写真で白く見えるのは、原子番号の大きい重い元素、すなわち W や Moを多量に含む Laves 相であると考えられる。W 量を減じた 2 仕様に比べ、W の多い P122において白い部分が際立って多く、Laves 相の析出・粗大化が起きていることが推測される。すなわち、W 量を減じた 2 仕様では、脆化を招く Laves 相の析出・粗大化が抑制されることがわかる。

3)

高速炉用 12Cr 鋼仕様（暫定案）および材料強度基準（暫定案）
以上の試験や分析結果を踏まえ、FBR 構造材料に求められる延性・靭性の確保の観点から、W 組成に上限を与えることが望ましいと結論した。データは限られているが、今回溶製した W 中添加・無添加材の組成に基づき表 2.2.2-24 に示す高速炉配管用 12Cr
鋼仕様（暫定案）を策定した。さらに、この仕様材に対して、高速炉の構造設計で使用する材料強度基準（暫定案）を策定した。代表的な許容応力値等を表 2.2.2-25 に示す。

(iii) 設計への反映
既存の高クロム鋼をベースに化学成分の検討を行い、延性や靭性を改善した高速炉構造用
12Cr 鋼の暫定仕様を提示し、プラント設計評価に必須な材料強度基準および材料特性式の試案を提示した。
(iv) 残された課題
添加元素を中心とする最終化学組成、熱処理条件を確定させるとともに、冷却系の大口径
配管等の製作性や溶接施工法等を確立させる必要がある。さらに、最終仕様についての長時間域を含む材料データベースの構築と蓄積データを踏まえた材料強度基準及び溶接部強度評価法の策定が必要である。
(9) 構造設計手法の高度化
(i)

技術課題
ナトリウム冷却炉の構造設計においては、高速炉特有の課題（高温運転条件による非弾性
変形、繰り返し熱応力に対する高温強度等）と、経済性向上を図るため小型・簡素化を図ったプラント設計に対する課題（冷却材の熱容量減少による熱荷重の増大等）を解決する必要がある。先行炉では、弾性解析による構造設計を適用しているが、弾性解析ベースでの合理化の限界や合理化による評価手法の複雑化といった課題が顕在化していた。

498

(ii) フェーズⅡでの検討内容
既存基準による設計では成立困難な実用高速炉の構造概念の成立性を確証し、実用炉の経済性目標達成を可能とするため、高速増殖実証炉高温構造設計方針（DDS）に新技術を取り込み、実用高速炉用高温構造設計方針等の暫定案[31]を策定した。
策定された「実用高速炉高温構造設計方針」、「非弾性設計解析に関する方針」、「熱荷重設定に関する方針」の詳細については、2.2.2.3(1)項で述べる。
(iii) 設計への反映
炉壁冷却を削除した原子炉構造において重要課題となる炉壁の非弾性変形および破損に関しては、2.2.2.3(4)項で述べるように、非弾性解析を利用した設計を行うことにより、プラント寿命中に健全性を確保できる見通しを得た。また、冷却系機器の小型化により厳しくなる
熱過渡荷重を精緻に予測することにより、構造成立性が示せることが分かった。
(iv) 残された課題
一例として、炉容器壁の非弾性解析においては、炉容器外面での熱的な境界条件の不確定性が残されている。このため、開発した解析手法を検証するための各種試験を行い、手法の高度化を図っていく必要がある。
(10) ３次元免震技術の開発
(i)

技術課題
実証炉設計研究においては、建屋水平免震を採用し主要機器への入力加速度の低減により機器板厚の削減（物量低減）を実現した。また、水平免震技術については、これまで長年にわたる研究が行われ指針としてまとめられている。
一方、実用化戦略調査研究においては、物量削減を通じた経済性向上に加えて、上下動の影響に対する機器設計成立性と安全裕度の向上の観点から、プラント内機器に対する地震荷重をさらに低減するために、２種類の３次元免震技術の開発を実施した。

(ii) フェーズⅡでの検討内容(a) 建屋全体３次元免震システム[32]建屋全体３次元免震は、原子炉建屋全体を基礎版部分で水平方向に加え上下方向にも免震する。原子炉建屋のような重量のある構造物に上下動を含む免震機能を付加する技術は前例がなく、開発は免震要素の概念創出から開始した。
免震装置検討用の地震条件については、鉛直方向地震動が水平方向の 0.6 倍となるよう
入力地震動を定め、これが近年の地震動を包絡することを確認した。この地震条件と機器、建屋の健全性を確保するための要求条件から、免震装置の定量的目標性能「上下免震振動数 0.67Hz 以下（目標 0.5Hz)、減衰定数 20％前後」を導いた。
この目標を達成する免震装置について種々の方式を検討し、性能試験を行った結果「ローリングシール型空気ばね＋油圧ロッキング抑制機構」を組合せた方式（図 2.2.2-56）の開発を進めることとした。
実機プラントへの適用を目指して免震装置の確証試験を行った。１/７縮尺モデルを用い

499

て空気ばね、油圧機構の単体特性試験、及び振動台試験を実施した。組合せ振動台試験の結果、上下、水平方向とも卓越周期が長周期へ移行することが計測された。また、解析の結果、実機プラントの機器固有免震周期付近での加速度が要求条件（１G 以下）を満足すること（図 2.2.2-57）、さらにロッキング抑止機能を有することを確認した。この結果とプラント条件を合わせて実機適用性を評価した。実プラントへの適用イメージを図 2.2.2-58に示す。
(b) 機器上下免震システム[33]
機器上下免震システムは、水平免震構造が導入された原子炉プラントにおいて、耐震上重要度の高い原子炉容器と１次系機器を共通床（コモンデッキ）で支持し、コモンデッキと基礎の間に上下方向の免震装置を設置する（図 2.2.2-59）。この方式の場合、支持構造物の重心と免震支持位置の高低差が小さくなるように設計できるので、ロッキング応答が生じにくい特性を有する。上下免震装置のばね要素には皿ばねを用い、皿ばねを同方向、逆方向に重ねることにより所要の剛性とストロークを得る。
まず、上下免震振動数 1Hz 及び減衰 20～40%を満足する皿ばね免震要素と鋼材ダンパより構成される上下免震装置を考案した（図 2.2.2-59）。
免震装置の設計手法の妥当性を確認するために、実大サイズの皿ばね試験体を５枚重ねで２組逆方向に組合せた体系、1/2 縮小サイズの皿ばね 70 枚を重ねた体系等による力学特性試験を実施し（図 2.2.2-60）、免震装置に用いる大型皿ばねにも既存の設計式が適用できることを確認した。また、実大サイズのダンパ動的荷重試験を行い、設計通りの荷重特性が得られること及び地震の繰り返し荷重に対する耐力が十分であることを確認した。
さらに、1/8 サイズの免震構造モデルを製作し、免震装置開発用の地震波に対する振動台実験を行った。その結果、システムは円滑に動作すること、シミュレーションと良く一致することなどを確認した。また、原子炉容器の上下方向の固有周期（実機 0.1 秒、縮小
試験体 0.04 秒）付近において、応答スペクトル（機器への入力）が大幅に低減できることを確認し（図 2.2.2-61）、実機プラントに適用できる見通しが得られた。
(iii) 設計への反映
３次元免震技術の採用により、プラント内機器への地震荷重が緩和され、原子炉の反応度変化、集合体浮き上がりを抑制するとともに、機器の薄肉化、柔構造化の可能性を広げ、安全性を確保しながら経済性を高めることが可能となる。また、上記の研究成果については、
今後、免震構造設計技術指針（案）等に反映する。
(iv) 残された課題
実用化に向けては、実規模装置の製作性の確認や経年変化に対するデータを取得する必要がある。また、設計指針の策定、使用実績、大型振動試験による技術の確証が必要である。
免震システム全体としては、装置の合理化・高度化、メンテナンス方策の確立、及び終局状
態（想定以上の大地震）における挙動の研究が必要である。
(11) 計装・ISI 技術の改良開発

500

(i)

技術課題
ナトリウム冷却炉設計において、主に安全系に係る計装系の検討も実施した。本プラント
では、経済性向上のために従来の設計よりも多数の革新的な設計を取り込んでいる。そのため、従来の設計条件とは異なる条件で計装系を設置する必要があった。
また、不透明、高温、化学的活性というナトリウム環境においても、実現性の高い要素技
術の組合せで、原子炉構造等の検査、補修技術を確立していく必要がある。

(ii) フェーズⅡでの検討内容、設計への反映、残された課題(a) 流量計
流量計については、主配管に磁性体である 12Cr 系鋼が採用されていること、ナトリウ
ム境界を切らないという設計方針に対応し、配管外表面にセンサを設置する超音波流量計を採用した。ただし、従来であれば十分な助走区間を持たせた位置に流量計を設置するところを、２ループ化に伴う大口径化と配管短縮のため、偏流の影響が想定される CL 配管
入口の水平管部に設置することとしている。
超音波流量計に関しては、高温・遠隔交換に適合する送受信子、カプラントの選定及びそれらの超音波伝播特性等の確認を目的とした基礎試験（気中／水）を実施した。また、本項(2)で述べた大口径・高流速配管の流力振動試験装置のエルボ下流に常温用の超音波送受信子を設置してゆらぎデータを取得[34]し、大口径配管での計測性について検討した。
さらに、実機配管への設置方法や取扱治具の具体化を図るとともに、CL 配管全体を模擬した３次元流動解析を実施した。流動解析で求めた乱れ量から流速の変動成分を推定し、超音波測線の多測線化の有効性を示した。
今後は、炉心流量監視に重要な量である平均流速さらには平均流速の変動を精度良く計測するための技術開発が必要である。
(b) 遅発中性子（DN）法破損燃料検出系
DN 法破損燃料検出系については、炉上部プラグの直上に設け、ナトリウム導入管を上部プレナムに挿入して必要な信号を取る設計とした。
しかし、上部プレナム内の流量が先行炉より増加しており、検出感度の低下が懸念された。そこで、炉上部プレナム３次元流動解析結果に基づき、DN 先行核の炉内拡散分布を評価し、ナトリウム導入管の設置位置、必要基数等を具体化した。
今後は、炉上部直上の遅発中性子検出器の遮蔽対策、ナトリウム導入管入口部に期待している遅発中性子先行核が十分な量到達するための研究開発が必要である。
(c) 集合体出口温度計
燃料集合体出口温度計については、全ての集合体の出口部に設置するのではなく、7 集
合体を一組と考え、これらのどれかに異常があり出口温度が上昇したときに、その変化を計測することとした。現状のレファレンスとしている改良内部ダクト型燃料集合体の場合には、燃料ピン上部の中性子遮へい体を一部削除しているため、集合体出口部の温度分布や温度ゆらぎが従来設計よりも大きくなる可能性が懸念された。このため、詳細な３次元
熱流動解析等に基づく温度変動評価を実施して、安全保護系の集合体出口温度計測位置を501

設定するとともに、温度計装ウェルの設置概念を具体化した。
今後も、上記の設計方針を満足できる安全保護系信号を捕捉するための研究開発が必要である。特に、集合体出口温度の計測精度を向上させるためには、集合体圧損を増加させずに集合体出口温度分布を平坦化する対策が必要となる。
(d) 超音波による ISI 技術
ナトリウム中の機器の健全性を監視する方法として、超音波を用いた目視センサによる映像化が考えられており、炉心支持構造の ISI への適用を目的とした目視センサやセンサ
搬送技術の開発を進めている。また、炉内に４箇所 ISI 検査孔を設置して、炉心支持構造等の検査手順等の具体化も図った。
超音波による映像化は媒質中の超音波の伝播速度の変化、例えば温度ゆらぎに敏感であり、今後これらの影響因子を考慮するための検討を実施して、現実的な可視化目標を設定することが必要である。
(e) その他
UIS には切込み部があり、その部分には温度計感温部、破損燃料検出用の SV-FFDL サ
ンプリング管が設置できない。そのため、この切込み部の下にある集合体での異常検知には制約があるため、異常検知高度化のための対策が必要となる可能性がある。

502

2.2.2.3 構造健全性
本節では、構造健全性の評価基準となる高温構造設計方針、免震／耐震に関する設計方針、12Cr系鋼を対象とした漏えい先行型破損の検討について概説する。
また、構造概念を詳細化してきた原子炉構造や冷却系設備に関しては、構造上厳しいと考えられる箇所に対して耐震性や耐熱性等を評価し、成立性見通しを得ている。
(1) 構造設計方針の検討(i)

実用高速炉高温構造設計方針(a) 基準開発の目的と概況
実用化戦略調査研究を支援して、既存基準による設計では成立困難な実用高速炉の構造概念の成立性を確証し、実用炉の経済性目標達成を可能とすべく、実用高速炉用高温構造
設計方針等の暫定案を策定した。
高速炉の構造設計の特徴を活かしつつ、実用高速炉の設計上の特徴、設計ニーズを踏まえ、実用高速炉の革新的構造の成立性判断に必要で、設計合理化に貢献し得る見通しがあるものを重点目標に定め、研究開発を実施し、下記暫定案を策定した。
ａ. 実用高速炉高温構造設計方針
ｂ. 非弾性設計解析に関するガイドライン
ｃ. 熱荷重設定に関するガイドライン
ｄ. 実用高速炉高温構造設計方針 適用例題集
なお、a～c には解説集を設け、条文の設定根拠・解釈・運用方法等を記載した。b、cは a をサポートする位置付けで、d は設計者が a～c を設計活用する際の支援を目的として策定した。以下、開発の概要を説明する。

(ii) 高速炉の構造設計の特徴
ナトリウムなど液体金属を冷却材とする高速炉は、液体金属が高沸点で加圧不要であることから高温低圧の条件下で運転される。また、液体金属の熱伝達率が高く、運転状態変化に伴う温度変動も拡大するため、プラント機器の熱荷重が厳しくなる。耐圧上の配慮は少なくて済み、プラント機器は熱荷重と地震力のバランスを考慮した薄肉構造となる。
高速炉のプラント機器は、クリープが生じる高温域で運転され、主要荷重は熱荷重（変位制御型負荷）となり、高温構造設計が必要となる。変位制御型負荷の下（低圧）では瞬時破断は生じ難く、例えき裂が発生したとしてもその進展は同じ大きさの荷重制御型負荷に対して相対的に遅い。主要な破損様式は、一般に、繰り返し負荷に起因する（クリープ）疲労き裂の発生と進展となり、バウンダリ破損に至るまでの余裕が高圧に比べて大きくなる。
(iii) 実用高速炉の構造設計上の主要課題
ナトリウム冷却炉の概念設計を進めるにあたって、構造設計の観点からの主要な課題を図
2.2.2-62 に示す。
(a) 高温構造設計全般
クリープ効果の考慮を伴う高温構造設計は、解析作業が多く、解析費用も嵩む。合理的に高温（クリープ）設計域を設定することにより、原子炉容器・主冷却系の比較的低温で503

使用される部位の設計作業の合理化を図り、許容荷重を増加させることが望まれる。
(b) 原子炉容器
原子炉容器は、液位制御の無い薄肉の単純高温容器で、もんじゅ、実証炉と比べナトリ
ウム流速が増加しており、熱過渡荷重が厳しい。また、自重も大きく 1 次応力が増し、特にナトリウム液面近傍、下部構造において、下記が主要課題となっている。
①

ラチェットひずみ許容限界の設定
ラチェットひずみがクリープ疲労に影響を及ぼさない限界の明確化②

非弾性解析手法の導入
特にラチェット変形の予測精度の向上のため非弾性解析手法の導入③

熱荷重の合理的設定
熱荷重条件が厳しく、合理的に設定し熱荷重を緩和(c) 主冷却系
主冷却系では､中間熱交換器とポンプの合体、配管短縮、ループ数削減等のコンパクト化が図られており、もんじゅ、実証炉と比べ冷却材インベントリが減少し系統全体の熱容量が減るとともに、流速が増し、高出力化も相俟って系統熱過渡は厳しめになっている。このため、合理的な熱荷重の設定、緩和のニーズが高まっている。なお、12Cr 系鋼の採用
により、熱応力の大幅な増加は抑制されている。
(iv) 策定した実用高速炉用の高温構造設計基準（FDS）(a) 実用高速炉高温構造設計方針(暫定案）
高速増殖実証炉用の高温構造設計方針(案）をベースに、新たに定めた下記クライテリア等を追加する形でまとめた[31]。
1)

クリープ設計域の合理的設定
従来、運転中に制限値を超える可能性がある場合にクリープを考慮した高温構造設計を行っていたが、通常時に低温域で用いられる機器のクリープ評価は、過度に保守的になりがちである。このため、クリープ設計限界曲線の概念を導入し、材料毎に温度、使用時間に応じて合理的に高温のクリープ設計域を設定することとした。図 2.2.2-63 に設定例を示すが、曲線の下側まで低温設計域が広がる。この提案法により通常時に運転温度が低い原子炉下部構造、主冷却系の低温側配管等の低温設計が可能となる。

2)

ラチェットが強度に及ぼす影響を考慮に入れたひずみ制限法の策定
従来の高温構造設計方針では、ラチェットひずみと強度との関係が必ずしも明確でなかったことから、ひずみに対し一律の制限値を設けていた。しかし、実用高速炉では原子炉構造の簡素化等に伴いラチェットひずみが生じがちであるため許容限界を明確にする必要性が生じ、実機条件を念頭においた試験方法を考案して試験評価を実施した。図
2.2.2-64 に試験の結果得た寿命比と累積非弾性ひずみの関係を示す。本図から累積非弾性ひずみが 2％以下であれば有意な寿命低下は生じないと判断し、クライテリアに反映
した[35]。

(b) 非弾性設計解析に関するガイドライン
実用高速炉の荷重条件が厳しい箇所の構造設計に非弾性解析を導入し、評価の精緻化を

504

通じ合理的評価を可能とする「非弾性設計解析に関するガイドライン」を策定した[36]。適用範囲は導入ニーズの高いオーステナイトステンレス鋼、高速炉で支配的なラチェット変形とクリープ疲労損傷に限定した。
非弾性構成式は、取り扱いが容易な２直線モデルと高精度な FDS 用電中研モデル[37]の両者を開発し推奨した。支配的な破損様式と相関が強いひずみを合理的かつ保守的に予測することを狙いとし、両モデルは加工硬化、繰返し硬化を少なめに見積る等の工夫をした。
２直線モデルの作成法を図 2.2.2-65 に示す。荷重履歴効果に対しては、解析評価を通じ図2.2.2-66 に示す設定方針を定めた。この他、クリープ損傷評価時の緩和初期応力を実際よ
り高めに算定する方法を考案し、非弾性解析の評価フローに反映した。
開発したガイドラインの妥当性を検証すべく原子炉容器ナトリウム液面近傍を模擬した構造物モデルを用いひずみ計測試験を実施した。試験装置の外観、試験方法の模式図を図2.2.2-67 に示す。試験と非弾性解析結果の比較から、ひずみの解析評価の保守性を確認(図2.2.2-68)し、評価手法・モデルの妥当性を検証した。
(c) 熱荷重設定に関するガイドライン
系統熱過渡荷重および高低温配管合流部の温度ゆらぎによるサーマルストライピングを当面の評価対象として、熱荷重条件の合理的な荷重設定法を開発し、これらを体系化する
ことによりガイドライン化した[38]。
1)

系統熱過渡荷重の設定法
高速炉の運転状態に伴う冷却材温度変化によって生じる系統熱過渡応力は、従来、熱流動・構造各々の個別評価により求めており、過度に保守的になりがちであったことから、熱流動-構造一貫評価法を提案した（図 2.2.2-69）。一貫評価法では解析ケースが膨大となるが、実験計画法を導入して合理的に減らし解決を図った。解析評価を通じ、個別評価法と比べ合理的な応力評価ができることを確認した[39]。

2)

サーマルストライピング荷重の設定法
原子力機器、配管において、温度の異なる冷却材が合流する領域では、サーマルスト
ライピングによる高サイクル熱疲労が生じる可能性がある。このため軽水炉用の熱疲労評価指針と同様の体系に、新たに開発したパワースペクトル密度関数を利用した熱応力評価法を組み込み（図 2.2.2-70）、ガイドライン化した。新開発の手法については、配管合流部試験評価への試適用を通して、合理的で高精度の疲労損傷評価が行えることを確認した[40]。

(v) システム化規格の開発[41]システム化規格とは、従来、荷重、材料、設計、製作、検査、運転、維持等に関して個別に定められてきた規格基準を連携することにより、個々の評価法に含まれる余裕の重複を避け、プラントのライフサイクルの信頼性を適正に設定することを目標とする柔軟な規格基準体系構想である。図 2.2.2-71 に示す総合的な裕度は、プラントの安全設計及び構造設計の特徴を勘案したリスク評価を行うことにより設定できる。
この概念を FBR に適用して構造設計の抜本的合理化を図ることを目的として、システム化規格の具体化検討を行った。すなわち、荷重、材料、設計、製作、検査、運転、維持等に505

関する技術的選択肢を与える部分規格群とこれらの組合わせに対する信頼度を評価する機能をもつ管制規格からなる体系の骨格を示し、規定内容のアウトラインを示した。さらに、シ
ステム化規格概念適用の例として、ノズルや実機のタンク・熱交換器などの典型的構造物の試設計を行い、包括的な最適化により設計自由度の拡大およびコスト削減効果が得られる見通しを示した。
(2) 免震・耐震に関する設計方針
耐震評価用の入力地震動に関しては、耐震指針の改訂に伴い直下地震（M6.5）より大きな地
震動（震源を特定せず想定する地震動）が設定される方向であることから、中間報告時点での地震条件から改訂した。現段階では、実証炉評価用に作成されたレファレンス S2 波があることから、レファレンス S2 波に原子力安全委員会耐震指針検討委員会で検討中の地震動とレファレンス S2 波の速度比で補正したものを新地震条件として設定した。
＜新地震条件波＞
レファレンス S2 の床応答曲線
×（委員会で検討中の地震動の速度*1）／レファレンス S2 波の速度*1*1：水平方向は建屋免震周期である１～２秒、上下方向は主要機器の固有周期帯である 0.1 秒における速度比で補正
図 2.2.2-72 に入力地震条件を示す。従来のレファレンス S2 波と比較すると水平方向の応答が 1.4 倍となる。表 2.2.2-26 には、検討に使用する各地震条件の大きさの関係を示す。
また、新地震条件での耐震成立性の検討に加えて、水平免震での成立限界についても検討を行う。その際の条件としては、新地震条件を基準に水平、上下の両者に同じ係数を乗じて検討を行う。なお、耐震成立性検討と成立限界検討においては、表 2.2.2-27 に示すように水平免震装置の仕様を変更している。新地震条件までは、従来の免震装置で問題ない見通しであるが、新地震条件を大きく超える地震条件を与える場合には、免震装置の見直しが必要となる。
さらに、耐震解析で用いる原子炉容器据付位置における床応答曲線を図 2.2.2-73 に示す。
(3) LBB（漏えい先行型破損）に関する検討[42]実用炉では、12Cr 鋼を用いた薄肉大口径配管が用いられている。12Cr 鋼はステンレス鋼よりも破壊靱性が低いため、12Cr 鋼に適した破壊評価法を整備する必要がある。また、薄肉口
径配管では、不安定破壊のほか、座屈が生じる可能性がある。き裂が生じた場合の座屈について、注意が必要である。さらに、このような条件で LBB 評価を精度良く行うためには、漏えい量評価法についても十分な検討が必要である。このため、漏えい量評価の合理化、12Cr 系
鋼の不安定破壊評価法の開発、限界き裂評価への座屈限界導入の 3 つの課題に着目し、実用炉用の LBB 評価法の開発を進めた。
(i)

漏えい量評価の合理化
冷却材漏えい量は、き裂付近の応力の状態（膜応力と曲げ応力の比）に依存する。冷却材の圧力が低い場合には、冷却材漏えい量はき裂表面の状態の影響を強く受ける。そこで、表面状態が冷却材漏えい速度に及ぼす影響について検討した。図 2.2.2-74 より、冷却材漏えい506速度は、表面状態（係数 kc）の影響を強く受けることが分かる。
(ii) 12Cr 系鋼の不安定破壊評価法の開発
12Cr 系鋼はオーステナイト系ステンレス鋼などと比べて破壊靭性が相対的に低い。したがって配管破断が生じる場合は塑性崩壊基準ではなく、弾塑性破壊力学基準で評価する必要がある。そこで、破壊評価基準として 2 パラメータ法を用いることとした。2 パラメータ法
による破壊評価概念を図 2.2.2-75 に示す。
(iii) 限界き裂評価への座屈限界導入
実用炉は薄肉の大口径配管を採用しているため、座屈が生じる可能性についても考慮しておく必要がある。エルボに周方向き裂がある場合には、不安定破壊よりも座屈が先行する可能性がある。また、軸方向き裂の場合、不安定破壊が生じるとは考えられないが、座屈については考慮しておく必要がある。
(iv) 実用炉の LBB 評価の結果
既存の 12Cr 鋼に関して、最も低い破壊靭性値を示した溶接金属の時効材のデータを用いて、図 2.2.2-76 に示すような、実用炉の１次系配管の中で相対的に応力が高い部位の LBB
成立性を評価した。漏洩検知可能なき裂長さ（2Cd）に 1.4 の安全率を掛け、限界き裂長さ（２Ccr）より小さくなることにより LBB 成立と評価する。表 2.2.2-28 にナトリウム大型炉の LBB 対象部位に円管配管の評価法を適用した結果を示す。保守的な仮定に基づく本評価においても、IHX 側管台部を除くすべての部位で LBB が成立している。今後、高応力部における溶接継手の使用を避ける等により配管設計を最適化し、FBR 用に靭性を向上させた
12Cr 鋼の採用により LBB 成立性の向上を図る計画である。
(4) 主要箇所の健全性評価
(i)

原子炉構造
(a) 構造強度（熱応力）評価1)

液面近傍の健全性
ナトリウム冷却炉の原子炉容器は、炉壁冷却を削除することで炉容器径の増加を抑制しており、この結果ホットベッセルとなっている。先行炉では炉容器壁と炉壁冷却ライナ等が分担していたナトリウム温度変化による熱過渡応力や自重・内圧による 1 次応力を炉容器壁が一手に支えることになり（図 2.2.2-77）、相対的に使用条件が厳しくなっている。こうした原子炉構造の健全性を確保する手段として、次が特に有効であり検討し
た。

i)

①

熱過渡応力の低減②

非弾性解析による設計

熱過渡応力の低減
原子炉容器が炉壁保護構造を持たない場合、自由液面近傍において軸方向温度勾配
による高い熱応力が発生することが予想される。この発生熱応力を低減するため、以507

下に示す２種類の熱応力緩和方策を提案した。
a)

熱伝導板の設置
図 2.2.2-78 に示すように、炉壁とガードベッセルとの間のアニュラス空間に良熱伝導体製の熱伝導板を炉壁と接触させずに設置することで、熱伝導板から炉壁への輻射加熱を生じさせ、軸方向の伝熱を促進する。これにより軸方向温度勾配を緩和
し、発生熱応力を低減する。

b)

起動時間の見直し
図 2.2.2-79 に示すように、従来設計では、起動開始から定格出力までを約１日で実施できるような起動曲線（図中①）を設定しており、炉容器内のナトリウム温度
変化率は 15℃/h 程度であった。これに対し、熱応力低減のためにナトリウムの温度
変化率を緩和して、約 1.5 日の起動曲線（図中③）を設定した。

ii)

非弾性解析による設計精緻化
非弾性解析に関しては設計用の評価法を開発しガイドライン化した（2.2.2.3(1)(iv)項参照）。本ガイドラインでは、原子炉容器（316FR 鋼）に対しモノトニック（アルファリセット移動硬化）モデルを推奨している。本モデルを用いて原子炉構造の高温で厳しい部位である液面近傍に生ずる損傷を評価した。
解析では、直径 10.7m の炉容器を対象に、図 2.2.2-78 に示す液面近傍領域を２次元
軸対称要素でモデル化している。表 2.2.2-29 に、代表ケースの解析条件をまとめる。
炉容器の板厚に関しては、前述のように地震条件が従来より厳しくなるため、レファ
レンスの板厚 30mm に対し、耐震性は向上するが一般的に熱応力評価上は厳しくなる
50mm を検討した。ナトリウムやカバーガスの温度、熱伝達率等の熱的な境界条件については、実証炉評価での値を使用している。また、今回の評価で考慮した輻射率については 0.2 を基本条件とし、熱伝導板の材質には銅合金と SGV 鋼（ガードベッセルと同一材）を検討した。
表 2.2.2-29 に示した代表的な３ケース（CaseD-3、CaseA、CaseA’）について、まず「通常起動」－「定格保持(2000h)」－「手動トリップ」を１サイクルとする温度分布解析を行った。その結果による弾塑性クリープ解析を 10 サイクル分実施して、10サイクル目の増分に残りの過渡回数 290 回を乗じたものと 10 サイクルまでのひずみ増分を合計して構造健全性を評価した。図 2.2.2-80 に、３つのケースにおける累積ひ
ずみとクリープ疲労損傷の評価結果を示す。耐震性向上の観点で板厚 50mm とし、熱応力低減策（銅合金の熱伝導板を設置し、かつ起動時間を緩和）を講じた CaseD-3 では、累積ひずみ、クリープ疲労損傷とも制限値を満足した。また、レファレンスの板
厚 30mm で、熱応力低減策（SGV 鋼の熱伝導板を設置し、起動時間を緩和）を講じた CaseA では、CaseD-3 に比べて板厚が小さく内圧に対する１次応力が高くなるた
め、累積ひずみは CaseD-3 の３倍程度に増加するが、累積ひずみ、クリープ疲労損傷
ともに制限値を満足する。この CaseA に対して、起動時間を従来と同様に設定した
CaseA’では、クリープ疲労損傷については制限値を満足するが、累積ひずみは制限値を大きく上回る結果となった。
以上の結果より、熱応力低減策の採用（熱伝導板設置と起動時間見直し）と非弾性解析の実施により、炉壁冷却を削除した体系でも、液面近傍の構造健全性が確保でき508

る見通しを得た。
2)

炉上部プレナム温度成層化に対する健全性
原子炉スクラム時に上部プレナム（HL 配管吸込みレベル近傍）に形成される温度成層化に対して、大型炉を対象として原子炉容器及び水中渦抑制構造であるスプリッタの耐熱性を評価し、健全性見通しを確認する。
i)

原子炉容器
a)

解析モデル
温度条件としては、手動トリップ時の熱流動解析で得られた軸方向の温度分布（成層界面上下の温度差及び温度勾配の観点から熱応力が最大となる条件）を与え、図2.2.2-81 に示すような解析モデルにより、サーマルライナ枚数もパラメータとして
原子炉容器の熱応力を評価した。サーマルライナは板厚 10mm、ライナ間のナトリウム層も 10mm としている。

b)

解析結果
図 2.2.2-79 に、サーマルライナ１枚の場合における応力強さ分布を示す。高さ方向の応力強さ分布では、特徴的に成層界面の上下で２つのピークが見られる。ライ
ナ枚数を変えた場合の発生応力は以下となり、ライナ１枚削減しても、発生応力に顕著な差は見られない。
○ライナ２枚82MPa

膜応力：（膜＋曲げ）応力強さ範囲 Sn： 315MPa○ライナ１枚89MPa

膜応力：（膜＋曲げ）応力強さ範囲 Sn： 329MPa
この結果に基づき、液面ラチェット及び Bree ラチェットに対する成立性を評価した。図 2.2.2-83 に一例として、Bree 線図での判定結果を示すが、いずれもラチ
ェット領域には入っていない。また、クリープ疲労損傷評価に関しては、クリープ
損傷 Dc＝0.1 の条件で、疲労損傷 Df≦0.7 を満足する Sn 制限値は 370MPa となる。
上記の応力強さ範囲 Sn 値は、いずれも制限値を下回っており、クリープ疲労損傷の観点からも成立する見通しである。
以上の評価結果より、原子炉容器はクリープ疲労損傷及びラチェットに関して、健全性評価を満足する結果が得られ、DP 以下の炉壁全体についてサーマルライナ
を１枚に削減できる見通しを得た。
ii)

スプリッタ
a)

サーマルライナおよびスプリッタ構造概念
図 2.2.2-84 に示すように、サーマルライナは軸方向に 2～3 分割、周方向に約 30°
ピッチで分割したライナ板を径方向に２枚重ね合わせて１層とする構造（炉中心側を外面、炉壁側を内面と称す）としている。
軸方向及び周方向に分割したライナ間には加工精度や組立て性を考慮して隙間を509

設ける必要があるが、炉容器の熱過渡緩和の観点から炉容器とサーマルライナの隙
間領域でのナトリウムの流動を抑制するため、ライナ板の隙間を埋めるように分割部をずらして径方向にライナ板を重ね合わせる。そのなかで、HL 配管と面する外面のライナ板（板厚 5mm）を三角柱の縦リブ形状（内部はナトリウムが連通）に曲げ加工することで、液中渦抑制対策用のスプリッタとして機能させる。
サーマルライナは、もんじゅと同様、炉容器内面に設置するスタッドにより支持する。サーマルライナ側の１箇所はスタッドに固定するが、その他のスタッドにおいて軸方向及び周方向の炉容器との熱膨張差を拘束しないようなサーマルライナ側のスタッド貫通部を長孔形状とする。これによりサーマルライナの径方向変位は炉容器との隙間を維持するように拘束されるものの、軸方向及び周方向には拘束されることなく変形することができ、また、θZ 面内での回転を防止する。
b)

解析モデル
図 2.2.2-85 に、スプリッタを含むサーマルライナの解析モデルを示す。本モデル
ではサーマルライナの支持スタッドボルトの変位を計算するため、15°セクタの炉容器もモデル化しており、両端ともに対称境界とした。今回の解析では、軸方向中央に温度成層界面が存在する場合を想定し、構造材温度は接液するナトリウム温度に支配されるものとして、各節点に直接温度分布を与えて熱応力を評価した。なお、温度条件は前項の図 2.2.2-81 に示す手動トリップ時の温度成層条件を適用した。
熱応力の評価基準としては、暫定的に原子炉容器の評価と同等のクライテリア（クリープ損傷 Dc＝0.1 の条件で、疲労損傷 Df≦0.7）を満足する Sn 制限値（＝338MPa）
以下とする。
（元来、サーマルライナは原子炉容器側の熱過渡条件を緩和するために設置しているものであり、一部にき裂が発生しても、機能を喪失したり、ルースパーツとなるわけではないため、必ずしも原子炉容器と同等のクライテリアを満足する必要は
ない）

c)

解析結果
①

サーマルライナ一般部（図 2.2.2-86(a)）
サーマルライナでの発生応力は、同等の半径、板厚を持つ円筒と同じような
大きさ、分布をしている。応力強さ範囲の大きさはおよそ 320MPa 程度となっており、前述のクリープ疲労損傷に対する制限値を下回っている。

②

スプリッタ部分（図 2.2.2-86(b)）
スプリッタから離れた箇所では、スタッドボルトの拘束効果により、サーマ
ルライナ一般部と同様の応力分布となっている。左図の白線に対する軸方向ミーゼス応力分布を右図に示す。ミーゼス応力の最大値は、一般部に比べて若干大きくなっているが、応力強さ範囲の大きさは 335MPa 程度であり、前述のクリープ疲労損傷に対する制限値を下回っている。一般部の解析では成層界面内にスタッドボルトがない条件で解析しており、応力の増加はスタッドボルトによる拘束の影響と考えられる。
スプリッタが影響している応力で最も大きいものは、スプリッタ付根及び成層界面近傍の外面に発生し、約 233MPa となったが、前述のクリープ疲労損傷に510

対する制限値を十分に下回っている。
以上より、スプリッタ付きサーマルライナについてはスプリッタ近傍に特徴的な応力発生が見られるが、応力強さ範囲の大きさは一般部に比べると小さく、サーマ
ルライナ一般部と同様に原子炉容器と同等の制限値を満足する見通しである。
3)

炉心支持構造、下部鏡構造の健全性
ナトリウム冷却炉の炉心支持構造と下部鏡構造は、定格出力下では有意なクリープが生じない温度（395℃）であるが、その一方で、炉出力に対して小さめの下部プレナム
容積と大きめのナトリウム流量により相当厳しい熱過渡を受ける、という特徴がある。
図 2.2.2-87 に両構造を示す（図は下部鏡が皿形のタイプ）。これらについて、先行炉の設計と同様に、系統熱過渡解析と多直線化法の組合せによる方法で算定した熱過渡応力にて健全性評価を行った結果、顕著なラチェットひずみが生じ、制限値を大きく超えてしまうことが分かった。このような状況への対策として、①

１次応力を低減する（板厚増加以外の方法で）②

熱過渡応力を低減する③

非弾性解析により設計を精緻化するが考えられる。部位によってどの項目が最適であるかは異なる。
下部鏡構造については、形状を球形に変更することにより①を達成できる。皿形と球形の下部鏡構造についての Bree 型ラチェット評価結果の比較を表 2.2.2-30 に示す。１次応力が 1/2 程度になりＸパラメータが低下し、Bree ラチェット線上のシェイクダウン
領域に移行すると推測された（すなわち、ひずみ評価値はゼロになる）。
炉心支持構造については、①を達成するのは困難であるので②か③の対策をとる必要がある。実用化戦略調査研究では、これまでに②の熱過渡応力の低減策として、３次元
熱流動解析により熱過渡条件を設定する方法が試行された。３次元熱流動解析は、炉心支持構造のラチェットの評価値に対して、非常に大きい効果をもつ。
表 2.2.2-31 に、「系統熱過渡解析＋多直線化法」と「３次元熱流動解析」によるナト
リウム熱過渡を評価した２種類の設計について、Bree ラチェット評価値の比較を示す（ナトリウム熱過渡以外にも条件の違いはあるが影響は小さい）。２つの設計は概ね同じ条件であるにもかかわらず、前者による熱過渡応力の評価値（表中の<Q+Q*>）は542MPa であるのに対して、後者による評価値は 222MPa となっており、３次元熱流動解析導入の効果が明瞭である。これらに対するラチェット評価値にも明らかな差があり、前者では 16.8%にも達し、制限値である１％を大幅に超えた。これに対して、後者による評価値は 0.2％となった。
以上のように 3 次元熱流動解析を導入すると、従来の設計方法と比較して熱過渡応力の評価値を大幅に小さくすることが可能であり、設計合理化につながる可能性が高い。
一方、構造の健全性評価手法の総合的な保守性が担保されていることを示すためには、
３次元流動解析の計算コードや解析者による結果のばらつきについて、さらなる検討が必要と考えられる。
３次元熱流動解析以外で、熱過渡応力を低減する方策として、系統熱過渡解析と実験

511

計画法によるものが期待される。この場合、保守性の担保についての説明が容易になると期待されるが、熱過渡応力の低減効果は３次元熱流動解析よりは小さいと予想され、非弾性解析による設計との組合せが必要となる可能性もある。
(b) 耐震評価
大型炉の原子炉構造と UIS を対象として、2.2.2.3(2)項に示した新地震条件を用いて耐震性を評価した。
1)

原子炉構造
i)

解析モデルと固有値解析
軸対称シェルでモデル化した原子炉構造の地震応答解析モデルを図 2.2.2-88 に示す。
この解析モデルにより、炉容器板厚をパラメータとして原子炉構造の固有値解析を行った。表 2.2.2-32 に固有振動数の結果を、図 2.2.2-89 にレファレンスである炉容器板
厚 30mm の場合の振動モードを示す。水平方向の支配モードの固有振動数は、3.5～
4.0Hz、上下方向の支配モードの固有振動数は 9.1～10.4Hz となった。

ii)

耐震評価
新地震条件の場合の成立性検討用の床応答曲線（図 2.2.2-72）を適用して、地震応
答解析を実施した。解析結果を表 2.2.2-33 に示す。炉容器板厚 30mm の場合においても、炉心の健全性（集合体飛び上がりと反応度投入量）及び炉容器の座屈に対する制限値を満足しており、耐震成立性が確保できる見通しを得た。
また、水平免震での成立限界検討用の床応答曲線（図 2.2.2-73）を適用し、炉容器
板厚と炉心支持構造（CSS）の剛性をパラメータとして地震応答解析を行った。解析
結果を表 2.2.2-34 に示す。耐震性の評価項目の中で、集合体の飛び上がり高さと炉容器の座屈の評価が厳しいことから、これらについて地震力をパラメータに水平免震での成立限界を評価し、図 2.2.2-90 に示す。各板厚における水平免震での成立限界は、以下となった。
・炉容器板厚 30mm ：新地震条件の 1.05 倍・炉容器板厚 40mm ：新地震条件の 1.15 倍・炉容器板厚 50mm ：新地震条件の 1.40 倍

2)

UIS
i)

解析モデルと固有値解析
UIS の地震応答解析モデルを図 2.2.2-91 に示す。制御棒案内管、炉心計装取付板（CIP）、バッフル板（BP）及び DP は梁要素でモデル化している。また、温度成層化によって制御棒案内管に負荷される応力を低減するため、UIS 中心から 839mm 以
上離れた位置にある制御棒案内管は、支持スパンを拡大するため DP や BP との接合を 1 枚おきとしている。図 2.2.2-91 の解析モデルを用いて固有値解析を実施した。代
表的な振動モードを図 2.2.2-92 に示す。UIS の 1 次モードは 3.3Hz となった。

ii)

耐震評価
新地震条件での検討用の床応答曲線（上下 20Hz 仕様の水平免震装置を使用）を適用して地震応答解析を行った結果、UIS 下端部の水平方向変位は 10.5mm となった。

512この結果に基づき、制御棒挿入性を評価した結果、制限値（UIS 下端と炉心槽上端の相対変位 15mm 以下）に対して 1.36 倍の裕度をもっており、制御棒挿入性の制限条
件を満足する。
次に、水平免震での成立限界検討用の床応答曲線（高地震用の上下 14Hz 仕様の水平免震装置を使用）を適用して地震応答解析を実施した。このときの UIS 下端部の水平方向変位は 10.6mm となった。表 2.2.2-35 に炉容器板厚と地震力をパラメータに制御棒挿入性を評価した結果を示す。また、地震力をパラメータに制御棒挿入性を評価した結果を図 2.2.2-93 に示す。制御棒挿入性の観点からみた水平免震の成立限界は、下記となる。
・炉容器板厚 30mm ：新地震条件の 1.35 倍・炉容器板厚 40mm ：新地震条件の 1.30 倍・炉容器板厚 50mm ：新地震条件の 1.30 倍(ii) 冷却系設備(a) 中間熱交換器の構造健全性
IHX において構造健全性が厳しい箇所としては、上下管板、スカート付根Ｙピース、１次ナトリウム入口ノズル等の部位が挙げられる。
上部管板については、大型炉を対象とした評価を平成 12 年度に実施した[43]。12Cr 系鋼採用による応力低減効果により、クリープ疲労損傷は制限値を下回り、構造健全性を確保
できる見通しを得ている。
そこで、大型炉の IHX を対象として、①定格運転時の軸方向温度分布に起因する応力や、過渡時にナトリウム接液部と非接液部に生じる温度追従性の差に起因する応力が発生する
スカート付根部、②定格時の温度が高く熱膨張応力が大きい入口ノズルに着目した評価を
実施した。
1)

スカート付根Ｙピース部
プラント熱過渡解析結果に基づき、事象回数（プラント寿命 60 年を想定）、温度変化
幅及び温度変化率等を比較し、解析対象とする以下の事象を選定した。
○運転状態Ⅰ：通常起動（640 回）、通常停止（180 回）○運転状態Ⅱ：手動トリップ（360 回）、外部電源喪失（60 回）、
主蒸気管破損（30 回）○運転状態Ⅲ：１次ポンプ軸固着（4 回）、ナトリウム・水反応＋主蒸気管破損（5 回）
解析結果の一例を図 2.2.2-94 に示す。また、熱応力解析結果より、付根部 R エンド付
近を評価断面として選定し、各評価断面でのクリープ疲労損傷評価結果を表 2.2.2-36 に示す。いずれの断面とも、クリープ疲労損傷値（Df＋Dc）は制限値を満足しており、ス
カート付根 Y ピース部の健全性を確保できる見通しである。

2)

入口ノズル部
IHX ノズル部を含む１次系 HL 配管の熱膨張荷重に対する健全性は、IHX からの強制513

変位や IHX ノズル剛性の影響を強く受ける。従来は、HL 配管と IHX とは暫定した板厚で計算したノズル部のバネで取り合って解析していたが、両者を一体化したモデルで解析を行い、HL 配管及び IHX ノズルの成立性を評価した。
解析では、IHX の上部プレナム領域、スカート部を含めた HL 配管をシェルによりモデル化し、予め求めた IHX スカート部の熱膨張変形量と各代表事象時の配管温度を与えて熱膨張応力を評価した。解析モデルを図 2.2.2-95 に示す。
まず、入口ノズル廻りの板厚をパラメータとした場合の評価を行い、成立見通しのある形状を設定した。図 2.2.2-96 に、入口ノズル廻りの構造概念を示しており、配管側付
根部板厚 40mm、IHX 側補強部板厚を 50mm とした。
設定した形状で各事象での熱膨張解析を行い、各部位の応力評価結果を表 2.2.2-37 に示す。いずれの部位でも制限値を満足し、IHX 入口ノズル及び HL 配管の健全性を確保
できる見通しである。
(b) ポンプ組込型中間熱交換器の成立性
ポンプと IHX の合体に伴う振動上の問題点に着目して成立性を検討した。検討した項目
は、①ポンプ振動による伝熱管摩耗量、②耐震性である。
1)

伝熱管摩耗量の評価
IHX 伝熱管のバッフル板との振動摩擦によるフレッティング摩耗（図 2.2.2-97 参照）
防止は、ポンプ組込 IHX の機器設計における主要な制限因子である。伝熱管のフレッテ
ィング摩耗防止のために、機器設計としては以下の対策を導入している。
①

ポンプケーシングと IHX 胴は支持点が独立かつ構造接続部にベローズを設置し、振動の伝達を少なくする。

②

ポンプ構造と IHX 構造の間に断熱を兼ねたカバーガス層を設けて、流体を経由した振動伝達を少なくする。

③

2.2.2.2(2)(iii)項で設定したとおり、伝熱管の健全性確保を解析により保証するための解析方法を開発中である。

④

設計の目標としては伝熱管の振動応答量を評価し、それに応じた運転方法を設定することである。しかしながら、現状の評価ツールでは振動応答量を必要十分な精度で評価できないため、伝熱管及び IHX 主要構造とポンプの一定運転速度点（15%低温停止運転、44%起動初期低出力運転、100%定格運転）での加振周波数と共振しない設計としている。

ここでは代表的な 100％定格運転でのフレッティング摩耗量を評価し、伝熱管の健全性を確保する設計の見通しを得る。
i)

振動解析
a)

解析モデル
・

解析モデル
2.2.2.2(2)(iii)項で述べた試験研究により得られた解析モデルを用いた。解析
対象としては大型炉及び中型炉のポンプ組込 IHX 機器とする。図 2.2.2-98 に大型炉の解析モデルを示す。

514

・

機械的励振力ポンプの釣り合いよさ（G 値）は JIS B0905 より 6.3、軸系重量として設計値である 24000kg として設定した。定格回転数（大型炉 554rpm、中型炉
740rpm）に相当する加振周波数として、大型炉 9.233Hz、中型炉 12.33Hz とした。励振力としては、Ｘ方向とＹ方向に 90°の位相差を持った正弦波とした。
また、ポンプ昇速時に一時的に通過する伝熱管固有モード（大型炉 4.54Hz、
中型炉 5.10 及び 9.82Hz での応力振幅値も併せて解析した。

・

流体圧力による加振力
本機械式ポンプ設計のインペラ羽枚数は５枚であり、加振周波数（NZ 成分）
は回転数の 5 倍である大型炉 46.17Hz、中型炉 61.65Hz とした。本ポンプ設計
では吐出側の流況が周方向に均一であり、異方性がないことからＸ方向に正弦波で加振した。また、この周波数領域では構造各部の固有振動モードが多数存在する領域であるため、これらの加振周波数から±1.0Hz した周波数に関しても応答解析を実施した。

b)

振動応答解析結果
表 2.2.2-38 に大型炉、表 2.2.2-39 に中型炉の IHX 管板部の振動応答解析結果をそれぞれ示す。なお、伝熱管応力振幅値は伝熱管内で最大値を記載している。
振動変位解析結果については、次項で解析する摩耗量評価の条件として用いる。
また、伝熱管振動の応力値としては、解析結果より最大でも 5 N/mm2 程度であり健全性に影響する値ではないと考える。

c)

伝熱管摩耗量評価
伝熱管摩耗量を評価するための手法は今後の開発課題であるとともに、材料に依存するデータも取得する必要がある。ここでは、評価のために伝熱管とバッフル板
間のガタ系の取扱いが可能な非線形構造解析コードを用い、伝熱管材料の 12Cr 系
鋼データの代わりに 2.25Cr-1Mo 鋼の比摩耗定数を用いて暫定的な評価を実施した。
この評価の結果、大型炉の供用期間中の伝熱管摩耗深さは 0.128mm、中型炉は0.145mm となった。これらの値は伝熱管の肉厚余裕 0.255mm を十分に下回っており、寿命中の健全性は確保可能であると見通せる。
今後の課題として、伝熱管摩耗量評価手法の開発・検証及び 12Cr 系鋼伝熱管の比摩耗量データ取得が必要である。

2)

耐震性評価
図 2.2.2-98 に示した大型炉の３次元シェルモデルを用いて、新地震条件での耐震成立
性と水平免震での成立限界を評価した。ポンプ組込型 IHX の耐震性に関する評価項目は、本体容器と支持スカートの座屈、及び本体ベローズの１次応力である。表 2.2.2-40 に、本体容器と支持スカートの座屈に対する評価結果をまとめる。新地震条件においては、
必要安全率（1.5 以上）に対して本体容器が約 2.7 倍、支持スカートが約 1.8 倍の裕度があり、また成立限界用の評価においてもほぼ同等の裕度がある。また、本体ベローズの発生応力はいずれの評価条件においても 0.5MPa と小さく、許容値（335MPa）に対して大きな裕度を持っている。これらの結果より、ポンプ組込型 IHX における水平免震で515

の成立限界は新地震条件の 1.75 倍となる。
(c) １次系配管の構造健全性
次項で述べる流力振動対策として固有振動数を確保できる配管形状（サポート、外管を含む）を設定し、熱膨張解析及び固有値解析を行い、耐熱膨張性・耐震性に関する成立性を評価した。
1)

配管構造の具体化
i)

内外管の仕切構造
漏えい箇所の限定、エアロゾルの拡散抑制のため、HL 及び CL 配管の IHX 近傍に仕切構造（HL：ベローズ、CL：Ｙピース）を設置する。

ii)

熱膨張変位の吸収方法
運転時に原子炉容器デッキ側及び IHX ノズル側から外管に作用する強制変位を吸収するため、ベローズを設置する。

iii) 温度管理の方法
コンパクトな配置に適合させる観点で、山数の少ないベローズとするためには、低温雰囲気に設置する必要があることから、１次系配管の外管は低温で設計する。
iv) 外管材料
製作時及び補修時の溶接性（熱処理）を考慮し、ステンレス鋼とする。
v)

CL 配管サポート
耐震性向上とポンプ回転数との共振回避の観点から、CL 配管には IHX ノズルからの水平管下流の立下り配管部に、上下方向と炉容器半径方向の振れ止めを設置する。
また、炉容器内の振れ止めについては、配管の熱膨張による押し付け力により振動を抑制する。
上記の外管やサポート構造も含めて具体化した大型炉の HL 及び CL 配管概念図を
図 2.2.2-99、図 2.2.2-100 に示す。

2)

健全性評価
中間報告段階で設定した配管形状に対して、耐熱膨張性及び耐震性について成立性を確認した。表 2.2.2-41、表 2.2.2-42 に熱膨張応力と固有振動数の評価結果（大型炉／中型モジュール炉）をまとめて示す。
熱膨張応力については、管台部及びエルボ部の最大発生応力はいずれもラチェットやクリープ疲労の観点から設定した制限値以下となっている。
また、固有振動数に関しては、流力振動防止や共振回避の観点で設定した上下モード／水平モードの制限条件を上回っている。さらに、地震による発生応力は降伏応力を十分下回る値である。
このように、熱荷重及び地震荷重に対して、１次系配管の健全性を確保できる見通しである。

(d) 直管型蒸気発生器の構造健全性

516

1)

胴ベローズの健全性評価
２重管 SG において特徴的な構造となる中間胴のベローズを対象として構造健全性を評価した。なお、直管型 SG での課題である球形管板の健全性に関しては、平成 12 年度に実施した単管 SG の解析評価より、管板と胴体の境界部にセーフエンド構造を設けることで成立の見通しを得ている[36]。
今回設定したベローズの形状、熱膨張応力解析モデルを図 2.2.2-101 に示す。解析は、内圧負荷状態（定格時 0.45MPa）、軸方向の強制変位負荷状態（伝熱管と胴側の熱膨張
相対変位 10mm）、伝熱管プラグ時に想定される周方向温度分布を考慮する場合（別途実施した熱伝導解析結果を反映）の各ケースを単独に実施した。その後、各々の条件を重畳させた場合の解析も実施して、ベローズ内面、板厚中心、外面での発生応力を評価した。
解析結果の一例として、伝熱管プラグ補修後に想定される運転状態を模擬した内圧、軸方向強制変位、周方向温度分布を全て重畳した場合の応力分布を図 2.2.2-102 に示す。
この場合、ベローズの発生応力は最も厳しくなり、外表面の谷部で 270MPa 程度となる。
しかし、当該部の温度はクリープしない 400℃以下であり、降伏応力 Sy（337MPa、400℃条件）も大きく下回っているため問題ないレベルである。
なお、周方向温度分布を考慮しない（伝熱管全数が健全）定格運転時を想定した場合には、ベローズの発生応力は、伝熱管プラグ後の結果より２MPa 程度低下しており、今回の評価では伝熱管プラグの有無によるベローズ熱膨張応力への影響は小さいことが明らかになった。
伝熱管破損による Na/水反応発生時の Na 側の圧力上昇については、詳細を｢2.1.2.2
節 ナトリウム・水反応対策｣に記載するが、伝熱管１本ギロチン破断相当の水リークが発生したとしても、SG 胴ベローズの許容圧力を越えることはなく、破損しない見通し
である。

2)

２重伝熱管面圧リラクゼーション評価
密着溝なし２重管型直管 SG の２重伝熱管の内外管面圧は、以下の３つの観点でプラント寿命中に確保されている必要がある。
①

SG の伝熱性能確保②

同一管での異なる位置の内外管同時破損時の水リーク率制限（0.1g/s 以下）③

外管 ISI 時に内管内側からの超音波探傷検査で外管検査が可能ｘ

この確認のため、２重管の内外管面圧緩和評価（リラクゼーション解析）を実施し、プラント寿命中において内外管面圧が確保され、内外管が剥離しないことの確認を行った。
２重管の内外管面圧が最も低下するのは、「SG 伝熱管の運転温度が高く、内外管の温度差が大きい部位で、高温運転でリラクゼーションにより内外管の面圧が低下した後に内圧が低下する時」である。本リラクゼーション解析では、内外管面圧が最小となる部
位、事象を検討した。
i)

解析条件の設定

517

a)

前提条件
検討の前提条件は、以下のとおりとした。
①

対

象：

ナトリウム冷却大型炉②

蒸気発生器： 密着溝なし２重管型直管 SG

③

交換熱量：

④

伝熱管仕様： 外 管1785 MWt
内管

b)O.D 19 mm×t 1.4 mm
O.D 16.2 mm×t 1.3 mm

⑤

伝熱管材質

：12Cr 鋼（HCM12A 鋼）⑥

定格運転時間：60 年、稼働率 92.4%

解析部位
リラクゼーション解析をおこなう解析部位は、以下の２点とした。
①

管束上端：通常運転時に内外管温度が最も高く、リラクゼーションの影響が大きいと思われる部位
DNB 点：内外管面圧を減少させる内外管の熱膨張差が大きく（内外管の温②

度差が大きく）、ヒートフラックスが最大となる部位c)

運転条件
60 年間のプラント運転期間では、通常運転だけでなく、外部電源喪失などの運転状態ⅡやⅢの熱過渡を受ける。運転状態Ⅰでは、伝熱管の温度が高くなる定格運転が連続するものとして想定した。運転状態Ⅱ及びⅢでは、通常運転時より温度が高くなる可能性のある事象として外部電源喪失を代表に想定した。水・蒸気系の故障などは、外部電源喪失に包絡させるものとし、回数を外部電源喪失に加えるものとした。
リラクゼーション解析条件を整理した結果を表 2.2.2-43 に示す。管束上端では、定格運転時が最も高く、運転状態Ⅱ及びⅢは定格運転時より低いので、定格運転が60 年間続き、運転状態Ⅱ及びⅢは想定しないものとした。DNB 点では、運転状態
Ⅱ及びⅢのほうが定格運転時より高くなるので、このときの時間 1425 hr を想定し、定格運転時間は 60 年間稼働率 92.4%の時間から運転状態Ⅱ及びⅢの時間を差し引
いた時間とした。
また、最も内外管面圧が小さくなる条件で、最終的に水側圧力が喪失した状態も
解析した。

d)

初期面圧
初期面圧は、過去の２重管試作（9Cr 鋼製２重管）の製作時面圧データの平均値である 49 MPa をノミナルとした。

ii)

リラクゼーション解析
a)

解析条件
①

解析ケース
解析ケースを表 2.2.2-44 に示す。各解析ケースの着眼点を以下に示す。
・Case1、Case2
対象部位は DNB 点。Case1 は定格運転後に事故時の温度で保持するケース

518

で、Case2 は定格運転前に事故時の温度で保持するケース（定格運転時：約400℃、事故時：500℃）。
・Case3、Case4
対象部位は管束上端。Case3 はクリープひずみ速度が大きいケースで、Case4
はクリープひずみ速度が小さいケース。
・Case5～Case7
上記の Case1～Case4 で面圧が最も小さくなった条件で、さらに定格運転終了後に温度を維持したまま水側圧力を 0 MPa に低下させたケース（以下「面圧が最も小さくなったケース」という）。初期面圧をパラメータとし、初期面圧ノミナル値 49 MPa に誤差±19.6MPa を考慮した（Case5 が初期面圧
29.4 MPa、Case6 が初期面圧 49 MPa、Case7 が初期面圧 68.6 MPa）。
②

解析モデル
有限要素法により弾性クリープ解析を解析コード FINAS で実施した。
内管 O.D 16.2×t 1.3、外管 O.D 19×t 1.4 を軸対称ソリッド要素でモデル化した。解析モデルを図 2.2.2-103 に示す。内外管の径方向はフリーとし、軸方向は内外管を拘束せず軸にスライドできるモデルとした。

③

荷重
温度変化及び圧力（内圧、外圧、内外管隙間圧力）を負荷した。DNB 点の温度・圧力条件を図 2.2.2-104 に、管束上端の温度・圧力条件を図 2.2.2-105
に示す。

b)

解析結果
解析結果を表 2.2.2-44 に示す。また、本解析で最終面圧が最も小さくなった Case5の面圧の変化を図 2.2.2-106 に示す。
DNB 点での面圧変化（Case1、2）では、運転終了時の面圧は共に面圧 32.2MPaとなった。
管束上端の定格運転のみ（Case3、4）では、運転終了時の面圧は Case3（クリープひずみ速度が大きい場合）では面圧 15.6MPa、Case4（クリープひずみ速度が小さい場合）では面圧 17.5MPa となった。
また、面圧が最も小さくなったケースでは、運転終了時の面圧は、初期面圧
29.4MPa の Case5 では面圧 10.6MPa、初期面圧 49MPa の Case6 では面圧 12.3MPa、初期面圧 68.6MPa の Case7 では面圧 15.3MPa となった。なお、水側圧力が 0MPaの状態で 20℃まで温度を低下させると、Case5 では面圧 13.6MPa、Case6 では面
圧 15.6MPa まで回復する。

c)

考察
①

DNB 点と管束上端の面圧の影響
DNB 点（Case1、2）と管束上端（Case3、4）では、管束上端の方が厳しい結果となった。これは DNB 点より管束上端の方が高温で保持する時間が長いためと考えられる。

②

クリープひずみ速度の影響
クリープひずみ速度が大きい場合（Case3）と小さい場合（Case4）を比べ

519

ると、運転終了後の面圧はクリープひずみ速度が大きい場合の方が 10%程度低い結果となった。
③

初期面圧の影響
面圧が最も小さくなったケースで、初期面圧をパラメータ（Case5～7；
29.4MPa、49MPa、68.6MPa の３点）にしてリラクゼーション解析を行った結果、初期面圧が小さい 29.4MPa の時（Case5）に 10.6MPa となり最小となった。
初期面圧をパラメータにした面圧の時間変化を図 2.2.2-107 に示す。各ケー
ス共、定格運転開始から約 1900 時間後には 30MPa 以下まで面圧が低下し、そこから緩やかに低下する傾向がある。

④

内外管の剥離の検討
管束上端で初期面圧が 29.4MPa の場合でも 60 年後の SG 運転時の面圧は16MPa であり、水側圧力が喪失したとしても 10.6MPa の面圧を確保しており、運転中の２重管の挙動は弾性領域内であり、内外管が剥離することはな
い見通しを得た。

iii) まとめ
密着溝なし２重管型直管 SG 伝熱管のリラクゼーション解析を行い、内外管が剥離しないことの確認を行った。その結果、内外管面圧が最小となる面圧は、管束上端において初期面圧が小さい 29.6MPa の場合でも 10.6MPa であり、内外管の面圧は確保
される見通しを得た。したがって、内外管ギャップの観点からは、SG の伝熱性能、内外管ギャップでの水リーク制限は達成できる見通しである。
今回の解析では負荷追従運転の熱過渡がリラクセーションに及ぼす影響については考慮していない。しかし、通常運転における出力変動は非常に緩やかであること、２
重管は薄肉構造物であることから、熱過渡に対して速やかに温度追従し、リラクセー
ションへの影響はほとんど無い。一方、回数は少ないが、給水管破断やポンプトリッ
プの様な過渡事象は、通常運転時の熱過渡よりも事象が早く進むため、これらについては別途評価する必要はある。
米国の実験炉 EBR-II の密着型２重管（2.25Cr-1Mo 鋼製）を使用した過熱器では、プラント運転開始後 10 年後に、リラクセーションに起因すると考えられる伝熱性能の低下が発生している。しかし、同 SG の密着２重管は、製造時の残留応力がかなり低く、面圧も小さかったこと、及び 2.25Cr-1Mo 鋼のクリープひずみ式は 12Cr 鋼のそれと比較してクリープ速度は大きく、かつ温度が低い領域でもクリープが無視し得ないことから、面圧低下が早く進んだと考えられる。
実機２重管 SG については今後、リラクゼーション加速試験などにより、面圧低下時の伝熱性能、外管 ISI、リーク流量の確認を行う必要がある。
3)２重管伝熱管 DNB 評価
i)

目的
直管２重管 SG において、通常運転時において常時発生し、かつ伝熱管に対する応520

力が最も大きくなると考えられる現象として DNB 温度振動がある。
これまで、DNB 温度振動により SG 伝熱管が破損した事例は報告されてはいないが、伝熱管供用前検査で検知できない肉厚 10％深さ以下程度の微少な初期欠陥が DNB 領
域に存在した場合、そのき裂の進展速さを求め、定期点検時における２重管超音波検査により、伝熱管に影響を及ぼす前に検知できるかどうかを評価する。
ii)

DNB 解析モデルの考え方
伝熱管内の DNB でのフローパターンは、管壁に沿った液膜流の喪失後、液滴の再付着による遷移領域を経て伝熱面が乾いた膜沸騰域へと変化する。DNB 領域の温度
振動は、遷移領域でのこの液滴付着挙動によって発生すると考えられている。図2.2.2-108 に DNB を模式的に示すが、核沸騰域から膜沸騰域に遷移する領域で温度が大きく変化すると共に、温度振動が発生する。
DNB の詳細な挙動については解明されていないため、そのモデル化に際しては、
図 2.2.2-109 に示すように、核沸騰域と膜沸騰域の境界面が上下振動するモデル、及び図 2.2.2-110 に示すように核沸騰・膜沸騰境界が周方向に回転するモデルが仮定されている。これらは実現象を表したものではないが、核沸騰・膜沸騰境界が一つの境界面をもって明確に分離されており、温度変化や応力が大きくなることから保守的な評価が可能である。
さらに、核沸騰・膜沸騰境界の上下振動モデルと周方向回転モデルで応力の大きさを比較した場合、前者の方が大きいため、ここではより厳しい解析結果の得られる上下振動モデルを用いることとする。

iii) DNB 温度・応力解析条件
図 2.2.2-111 に DNB 温度・応力解析モデルを示す。前節で述べたように、核沸騰・膜沸騰境界面が軸方向に上下振動するモデルとし、２重伝熱管については軸対象２次元モデルを採用した。伝熱計算については軸方向及び半径方向の２方向に対して実施
し、特に半径方向については、ナトリウム側と水側（核沸騰・膜沸騰）の熱伝達率、
内管・外管母材の熱伝導率及びギャップ部接触熱抵抗を考慮した計算を行う。
応力計算については、解析モデルは内管、外管とも径方向はフリーとし、軸方向は管を拘束せず軸をスライドできるモデルとした。
DNB 解析では DNB 長さと振動周期が解析パラメータとなる。DNB 長さについて
は、過去に国内で実施された 1MWt 直管２重管 SG 試験結果[44]から 5cm 程度である
ことが明らかになっているためこの値を用いる。振動周期については、同試験結果によると、周期１秒以上の成分が含まれているものの、ある特定の卓越した周波数は存
在しないことがわかっている。よってここでは、DNB 周期をパラメータとした解析を行う。
図 2.2.2-112 に、一例として DNB 周期を 10 秒（片側周期５秒）として温度解析した伝熱管温度履歴を示す。熱伝達率の良い核沸騰と、相対的に熱伝達率が低下する膜沸騰域が交互に変わるため、これに対応して伝熱管温度が上下振動している様子が確
認できる。

521

次に振動周期をパラメータとして温度解析を行い、核沸騰、膜沸騰の交替に対する
管壁温度の追従性を調べた。これによると周期が 6 秒（片側周期 3 秒）以上になると、管壁温度は定常値に達するようになり、６秒以上周期を大きくしても最大となる熱応
力は変わらない。したがって、長周期側の解析条件の一つとして、管壁温度が静定することで熱応力が最も大きくなり、且つその繰り返し回数も多くなる 6 秒（片側周期3 秒）を選定する。一方、周期の短い条件に関しては、1MWt２重管 SG の実験結果
から１秒（片側周期 0.5 秒）未満の成分は存在しないことがわかっているため、周期１秒をもう一つの解析条件とする。これにより２つの周期（６秒と１秒）で解析・評価を行った。
iv) DNB 温度・応力解析結果
図 2.2.2-113 及び図 2.2.2-114 に周期１秒と６秒における DNB の移動の様子と DNB
軸方向中心部（0mm 位置）の温度履歴を示す。
両図とも下のグラフが DNB の移動を示したものである。DNB は最初 0mm 位置から上方向に移動し、0.25 秒後に上端部 25mm 位置に達し、ここで反転して下方向に移動する。その後、再度 0mm 位置を通過して下端部-25mm 位置で再び上方向へ向きを変え、その後は同様の繰り返しとなる。
また、上のグラフは内管及び外管それぞれの内外表面の温度履歴を、DNB の移動に対応させてプロットしたものである。
ここで、両者の温度履歴を比較すると、周期１秒ではで温度が変化途中状態で、核沸騰・膜沸騰の切り替えが発生しているのに対し、周期６秒では時間が長いため温度
変化がほぼ静定してから、沸騰形態が切り替わっている。これにより長周期の方が温度振動の振幅も大きくなる。なお、DNB は内管内壁での現象であるため、外側になるほど温度変化幅は小さくなる。
次に４半期サイクル毎の内管内面の軸方向温度分布を図 2.2.2-115（周期１秒）及び
図 2.2.2-116（周期６秒）に示す。核沸騰域では伝熱管の冷却が良好に行われるため、膜沸騰域に比べ温度が低下している。また、周期１秒と６秒を比較すると、後者の方が時間が長く、核沸騰域及び膜沸騰域のそれぞれに対応した温度追従が進むため、核
沸騰域と膜沸騰域での温度差が大きくなっている。
この温度分布に基づいて応力分布を計算した結果が図 2.2.2-117（周期 1 秒）と図
2.2.2-118（周期６秒）である。応力分布についても温度分布と対応しているため、周期６秒の方が核沸騰・膜沸騰境界部において大きくなっている様子が確認できる。
v)

DNB き裂進展解析
以上の応力解析結果に基づいて、DNB 点でのき裂進展解析を行った。初期条件として、内管及び外管のそれぞれの内面に使用前検査で検知できなかった肉厚 10％深さの微少な初期き裂が存在するものと仮定する。
き裂進展解析結果を図 2.2.2-119 に示す。上図が内管き裂進展を、下図が外管き裂進展である。内管と外管のき裂進展速度を比較すると、DNB は内管内面（水側）で発生しているため、内管の方が応力は大きく、き裂進展も早くなる。このことは外管522

き裂は貫通に至るまで数百年のオーダーであるのに対し、内管き裂は 10 年オーダー
で初期き裂は貫通することから確認できる。
次に、DNB 周期１秒と６秒を比較する。DNB 温度・応力解析結果から周期１秒の方が応力は小さいが、周期が短いためプラント寿命中の繰り返し回数が多くなる。一方、周期６秒では応力は大きいが繰り返し回数は少なくなる。き裂進展速度は応力とその回数に依存し、解析の結果、応力は小さくとも繰り返し回数の多い１秒周期の方がき裂進展は早いことがわかった。肉厚 10％の初期き裂が 20％肉厚まで成長するのに要する時間は、内管で約２年、外管約 50 年である。一方、伝熱管の検査間隔（定検時）は約２年であるため、万一、使用前検査で見つからなかった微少き裂が進展していていても、検査性能が十分であれば伝熱管が破損する前にき裂を見つけることができる。き裂検知後、その伝熱管をプラグ補修することで、有意な欠陥の有する伝熱管を常に排除し、２重管構造とあわせてナトリウム・水反応排除が可能となる。
3)

耐震性評価
直管２重管 SG を梁要素で模擬した耐震解析モデル（図 2.2.2-120）を用いて、まず固有値解析を行った。代表的な振動モードを図 2.2.2-121 に示す。なお、本 SG は約 38mの長尺機器であるため、SG の上部と下部の 2 箇所に水平振れ止めを設置している。
次に、新地震条件での耐震成立性と水平免震での成立限界を評価した。２重管 SG の耐震性に関する評価項目は、本体胴と支持スカートの座屈、及び本体ベローズの１次応力である。表 2.2.2-45 に、本体胴と支持スカートの座屈に対する評価結果をまとめる。
いずれの評価においても、本体胴は必要安全率（1.5 以上）に対して 10 倍以上、支持ス
カートは 160 倍以上の裕度がある。また、本体ベローズの発生応力は、最大 13MPa（水平免震での成立限界評価）であり許容値（335MPa）に対して 25 倍以上の裕度を持っている。これらの結果より、水平免震での成立限界の観点から、２重管 SG では新地震条
件の２倍以上であっても、十分に耐震成立性を確保できる見通しである。

523

2.2.2.4 安全評価
(1) 安全設計方針の検討
炉の安全設計は、基本的には第１章に示されている設計要求とその対応方針に基づいて検討されており、それぞれの冷却材と燃料形態の組み合わせに応じた特長を活かすよう配慮されている。安全設計方針の根幹となるのは、深層防護の考え方である。深層防護の考え方は、従来
は「異常の発生防止」「異常の拡大防止」および「事故影響の緩和」の３段階と説明されてきているが、近年この考え方が拡張されており、IAEA の International Nuclear Safety Advisory
Group の Defense in Depth in Nuclear Safety (INSAG-10)では、以下の 5 段階として定義されている[45]。
①

第１レベル：定常運転状態からの逸脱の防止②

第２レベル：異常運転状態の制御③

第３レベル：設計基準事故の制御④

第４レベル：格納系防護を含む事故管理⑤

第５レベル：サイト外での緊急時対応

このうち、設計基準として考慮されるのは第３レベルまでであり、第 1 レベルとして位置づけられる異常の起こりにくいシステムの構築を前提として、原子炉固有の出力抑制機能、原子炉停止系や崩壊熱除去系の機能によって炉心の損傷を防止する。第４レベルは、設計基準を超えるシビアアクシデントへの進展防止あるいは影響の緩和であり、深層防護としてこのレベルを定義することによって、シビアアクシデントに対する対策が設計上明示的に求められることになる。第 4 レベルの安全機能の設計条件を与える条件を設計拡張条件（Design Extension
Condition: DEC）と呼ぶ。安全設計要求としている原子炉停止機能及び崩壊熱除去機能への受動的機能の付与、並びに代表的な炉心損傷事象に対する格納機能の確保は、DEC に対応する対策と位置づけられる。即ち、第 4 レベルについては、炉心損傷防止と炉心損傷時の影響緩和の両面の対策を求めている。
この深層防護の枠組みは、次世代軽水炉にも共通して適用されるべきものであり、開発目標としている同時代の軽水炉サイクルシステムと同等以上の安全性を確保するための基本となるものである[46][47][48]。この考え方は、他の冷却材を含む各概念に共通して適用されている。
ナトリウム冷却炉の安全設計概念を図 2.2.2-122 に示す。ナトリウム炉において特徴的な事項を以下に列挙する。
なお、ここで述べる安全設計方針は特に断らない限り、大型炉と中型炉で共通である。
(i)

受動的炉停止能力の付与
制御棒による独立２系統の原子炉停止系に加えて、短時間で炉心損傷に至る可能性のある代表的 ATWS 事象（ULOF、UTOP および ULOHS）に対して有効な受動的炉停止能力を付与するため、後備炉停止系の切り離し部に自己作動型炉停止機構（SASS）を設け、仮に安全保護系信号の不作動により原子炉停止に失敗するような事態を仮定しても、冷却材温度上昇によって受動的に後備炉停止系の制御棒が落下し、大規模な炉心損傷を確実に防止する設計とする。

(ii) バウンダリ破損時の炉心冷却能力の確保
１次系配管に外管を設けるとともに、原子炉容器および１次冷却材ポンプ－中間熱交換器
合体機器にはガードベッセルを設ける設計とする。これにより、原子炉冷却材バウンダリの524

破損による冷却材漏洩を想定しても、炉心冷却に必要な液位が確保される設計とする。
(iii) 崩壊熱除去
炉心と熱交換器の伝熱中心差を確保し、系統圧力損失を抑えた設計とすることにより、液体金属冷却の特長を活かした完全自然循環型の崩壊熱除去系とする。ポンプや送風機による冷却材の強制循環を必要とせず、想定される全ての運転モードに対して自然循環のみにより必要な除熱量を確保する。崩壊熱除去系は冗長性もしくは多様性を有する系統構成とし、空気冷却器のダンパーを多重化・多様化して、単一故障ではその機能を喪失しない設計とする
ことにより、信頼性の向上を図る。
(iv) 再臨界回避方策
炉心損傷事象において、冷却材の急激な沸騰によって投入される正のボイド反応度を起因とした即発臨界を防止するために、炉心設計においてボイド反応度を適切に抑制する。目安として MOX 燃料炉心では６ドル以下、金属燃料炉心では８ドル以下とする。遷移過程における再臨界を回避するために、溶融燃料を炉心外へ排出する機構を炉心設計上考慮する。さらに、燃料デブリの受け皿を設置するなど原子炉構造に工夫を施し、損傷炉心物質を原子炉容器内にて保持冷却可能な設計とする。
(v) 格納施設
格納容器内の冷却材バウンダリをすべて閉構造のガードベッセルと外管、エンクロージャで覆うことにより、漏洩ナトリウムの燃焼に伴う圧力上昇を排除するとともに、炉心損傷時の燃料デブリの原子炉容器内での保持冷却を達成することによって格納容器内での昇圧要因をなくし、低耐圧の建屋一体型のコンクリート製格納容器によって、放射性物質の環境放出を抑制する。
(vi) ナトリウム漏洩対策
ナトリウム燃焼に伴う熱的影響やナトリウムエアロゾルの影響をガードベッセル、外管およびエンクロージャの内部のみに局限する。蒸気発生器伝熱管での水漏洩によるナトリウ
ム・水反応については、内外管の貫通リークによるナトリウム・水反応の発生を実質的に排除することを目指して、2 重伝熱管蒸気発生器の採用を検討する。短管の蒸気発生器とする
場合、検出器性能の向上と水側減圧時間の短縮によって破損拡大を抑制するとともに発生する圧力荷重に対して原子炉冷却材バウンダリの健全性が維持される設計とする。
2.1.3.1 節に示す大型炉概念および 2.1.3.2 節に示す中型モジュール炉概念は、この設計方針に沿った形で設備概念の具体化が図られている。
(2) 評価事象、判断基準の検討
ここでは、「発電用軽水型原子炉施設の安全評価に関する審査指針」（平成 2 年 8 月 30 日原
子力安全委員会決定）、「高速増殖炉の安全性の評価の考え方」（昭和 55 年 11 月 6 日原子力安全委員会決定）およびこれらに基づいて安全審査が実施された国内の既存軽水炉および先行ナ
トリウム冷却炉の設置許可申請書、さらには、高速増殖実証炉向けに検討された安全設計・評
価方針を参考として、本概念の安全性を評価するための事象を摘出、分類するとともに、合否判定の目安とすべき判断基準を設定した。
安全評価事象の摘出に際しては、先行炉等の例を参考にするとともに、本概念の特徴を考慮

525

して、系統的かつ漏れなく事象を摘出・整理する必要がある。そこで、マスター・ロジック・
ダイアグラム手法を用いて、初期事象を網羅的かつ体系的に摘出した。
摘出した事象は、おおよその発生頻度を考慮して、「運転時の異常な過渡変化」（以下「異常な過渡」とする）と「事故」に分類するとともに、事象推移の類似性と影響の大きさを考慮して包絡関係を整理し、評価対象とすべき代表的な事象を選定した。選定された評価事象を表
2.2.2-46 に示す。
評価に用いる判断基準を表 2.2.2-47 に示す。本概念では、開発中の材料を適用することが前提になっていることから、これらの判断基準は既開発材のデータを参考に暫定したものである。
ここでは、「異常な過渡」のみならず「事故」に対しても燃料破損を許容しない条件としている。
安全解析にあたっては、評価の保守性を担保するために、解析に用いる数値、解析条件について結果が厳しくなる条件を重ね合わせることとする。主なものとしては、炉心の各種反応度係数について、運転期間中を通じて最も結果を厳しくする状態の値を用い、さらにそれらの不確かさを結果を厳しくする方向に考慮すること、影響緩和設備として動的機器の作動に期待する場合、外部電源の喪失と、その機能喪失が結果を最も厳しくなる単一機器の故障を重ね合わせること、安全設備に位置づけられない設備には期待しないことが挙げられる。
上記の「異常な過渡」および「事故」は、原子炉停止系と崩壊熱除去系に代表される安全機能を有する設備の能力を規定する、いわゆる「設計基準事象」に位置づけられる。
「事故」を超える静的機器の大規模破損や異常時の安全設備の多重故障は設計基準外であるが、リスク評価の観点からは、設計基準外に位置づけられる事象を含めて発生頻度をも考慮して、特定の事象
や設備が突出したリスク決定要因とならないようにする必要がある。高速増殖原型炉「もんじゅ」の安全審査では、「事故」よりもさらに発生頻度は低いが、結果が重大であると想定される事象を「技術的に起こるとは考えられない事象」と位置づけ評価している。この評価の目的は、設計基準を超える領域において放射性物質の放散が適切に抑制されることを評価によって確認すること、言い換えれば安全裕度の確認であると理解される。軽水炉においても設計基準を超え、炉心損傷に至りうる事象に対しアクシデントマネージメントによる合理的なリスク低減の検討が行われている。IAEA の INSAG-10 の定義による深層防護の第４レベルは、設計基準を超える事象に対する対策を求めるものであり、これに対応すべく実用化戦略調査研究フェーズ
２の安全設計要求では、設計基準を超える事象に対する対策が盛り込まれており、それらの設計要求への適合性を判断するための評価をあわせて実施する。具体的には、受動的炉停止機構（SASS）の有効性を評価するＡＴＷＳ解析（DEC として、異常な過渡変化時の主及び後備炉
停止系不作動を想定）、長時間の全交流電源喪失時の炉心冷却性を評価する崩壊熱除去系の自然循環除熱解析（DEC として、長時間の全交流電源喪失を想定）および炉心損傷時の再臨界回避
方策有効性評価（DEC として、1 次冷却材流量喪失時の SASS を含めた炉停止系不作動を想定）である。
これらの評価の趣旨は、安全裕度確認あるいは、設計基準をベースとする安全設計に対しさらなるリスク低減を図ることであることから、最も確からしいと考えられる事象推移を評価す
ることを基本とする。
(3) 安全特性評価[49][50]フェーズⅡの期間中においては、大型炉／中型炉、MOX 燃料炉心／金属燃料炉心のそれぞ

526

れについて、いくつかの設計バリエーションが検討されており、そのうちの主要なものについて安全評価を実施している。評価対象としたプラントパラメータを表 2.2.2-48 に示す。ここでは、最終的な推奨概念とした以下の 3 概念の結果を中心に述べる。
①

大型－MOX 燃料高内部転換型炉心－2 重伝熱管直管 SG－PRACS×２+DRACS×１②

大型－金属燃料出口温度高温化炉心－2 重伝熱管直管 SG－PRACS×２+DRACS×１③

中型－MOX 燃料高内部転換型炉心－2 重伝熱管直管 SG－PRACS×２+DRACS×１（出力－炉心－SG－崩壊熱除去系の組み合わせ）(i)

代表的な設計基準事象評価
本概念の安全設計上の成立性を見通す観点から、選定された安全評価事象のうち、システ
ムの特徴や先行概念での検討結果を踏まえて、結果が比較的厳しくなると予想される事象あ
るいはナトリウム炉としての特徴から評価の必要がある事象について、解析評価を実施した。
炉心燃料の健全性確保の観点から結果が厳しくなりうるのは、炉心に流入する 1 次冷却材流量が減少する流量減少型事象および炉心出力が上昇する過出力型事象であり、これらのカテ
ゴリのうち、代表的な事象について解析を実施した。流量減少型事象については、選定された事象のうち、最も流量減少が急激な 1 次ポンプ軸固着を対象とした。結果として、本概念
では、1 次系配管は全て外管で覆われており、1 次配管破損を想定しても漏洩量、流量減少
ともに抑制されることから当該事象は厳しくならない。過出力型事象では、制御棒誤引抜事
象を対象とする。ナトリウムの化学反応抑制の観点から蒸気発生器伝熱管漏洩と冷却材漏洩について言及する。
(a) 流量減少型事象（1 次ポンプ軸固着）
本事象では、原子炉の出力運転中に 1 ループの 1 次ポンプの軸が固着して瞬時停止し炉心流量が急激に減少することによって、炉心燃料の被覆管温度および冷却材温度上昇に至る。主要な解析結果を表 2.2.2-49 に示す。検討対象とした MOX 燃料の大型炉と中型炉、金属燃料の大型炉のいずれも判断基準を満足する結果を得た。
(b) 過出力型事象（制御棒誤引抜）
本事象では、原子炉の出力運転中に制御棒駆動機構の故障や運転員の誤操作により制御
棒 1 本が連続して引き抜かれることによって、炉心に異常な正の反応度が挿入され、原子炉出力および燃料温度等が上昇する。主要な解析結果を表 2.2.2-50 に示す。検討対象とした MOX 燃料の大型炉と中型炉、金属燃料の大型炉のいずれも判断基準を満足する結果を得た。
(c) 蒸気発生器伝熱管漏洩事象
本事象では、原子炉出力運転中に、蒸気発生器伝熱管が破損し、ナトリウム中への水漏洩が生じる。ナトリウム・水反応による圧力発生により、事故が生じた蒸気発生器、２次冷却系機器・配管、中間熱交換器等の設備が損傷を受ける可能性がある。
蒸気発生器伝熱管に 2 重管を採用した場合は、共通要因による内外管の同時破損と内管破損による外管の従属破損を極力防止することとしており、内外管が異なる要因によって破損した場合までを考慮しても、水漏洩発生可能性は極めて低く、かつ、仮に漏洩が生じた場合にも、その漏洩率は極小規模に限定されうることから、本事象が安全上問題となる

527

ことはない見通しである。
(d) 冷却材漏洩事象
本事象では、原子炉の出力運転中に、何らかの原因により 1 次冷却系あるいは２次冷却系のナトリウムバウンダリが破損し、冷却材が漏洩する。漏洩したナトリウムの顕熱および燃焼熱によって、エンクロージャ（外管）内の雰囲気温度および圧力が上昇し、エンク
ロージャのナトリウムの燃焼抑制機能あるいは、1 次冷却系の漏洩の場合、外管の原子炉
冷却材液位確保機能に悪影響を与える可能性がある。
酸素濃度２％の窒素ガス雰囲気を想定しているエンクロージャ内でのナトリウム燃焼解析を実施した結果、エンクロージャの最高温度は、漏洩ナトリウム温度を１０ 上回る程度であり、かつ、燃焼に伴う雰囲気圧力の上昇もわずかであるので、エンクロージャのナ
トリウム保持機能は確保されるとの見通しが得られた。
1 次系配管の漏洩に対しても、外管の機能は維持され、炉心冷却に必要な冷却材液位が確保される見通しである。
(ii) 自己作動型炉停止機構（SASS）有効性評価
受動的炉停止機構である SASS の有効性見通しを確認する観点から、３タイプの ATWS、すなわち UTOP、ULOF、ULOHS それぞれについて典型的な異常状態を想定して解析を行った。主な解析条件と結果を表 2.2.2-51 と表 2.2.2-52 に示す。本評価は DEC に対する評価に位置づけられるため、ノミナルベースでの評価とした。ここでは、大型の MOX 燃料炉心と金属燃料炉心を検討対象とした。中型の MOX 燃料炉心については、大型 MOX 燃料炉心と同様の結果となることが予想される。
UTOP では、0.5￠/s の制御棒誤引き抜きにスクラム失敗を重畳した。ULOF では外部電源喪失、ULOHS では蒸気発生器除熱機能喪失にそれぞれスクラム失敗を重畳した。
大型 MOX 燃料炉心については、UTOP では、制御棒 1 本あたりの反応度が約 25￠と小さいこともあり、燃料最高温度は融点未満に止まっており、燃料被覆管の破損が回避できる可能性がある。ULOF では、リファレンスの反応度係数を用いた場合、SASS の切り離し温度を 680℃とした条件では冷却材最高温度は、沸点である 1020℃を超えるが、切り離し温度を655℃とすることにより 980℃程度に抑制可能である。リファレンスの反応度係数の計算では、スチールの熱膨張率に SUS316 鋼のデータを用いているが、ここで想定している ODS
鋼及び PNC-FMS 鋼の熱膨張率は SUS316 鋼のそれよりも小さく、これらの値を用いて評価した被覆管温度係数とラッパ管温度係数は、リファレンスの約 2/3 となる。このスチールの温度係数を見直した条件では、SASS の切り離し温度を 670℃程度とすることで、冷却材の沸騰が回避される見通しである。ここで被覆管材料として想定している ODS 鋼の短時間急
速加熱条件下における高温耐性については、今後データを取得する必要があるが、既存のオーステナイト鋼と同等であれば、十分に燃料損傷回避可能と考える。なお、SASS 感知合金の開発は切り離し温度を 680℃として進められているが、そこで開発されている感知合金は、
約 665℃で制御棒切り離し保持力に達する特性を有していることから、切り離し温度を670℃に設定することは可能な見通しである。また、評価対象とした炉心の制御棒まわりの528

燃料集合体の冷却材出口温度は 580℃程度と比較的低温であり、制御棒の誤落下防止のための設定温度を、開発条件としている 640℃から 630℃に引き下げることは可能な見通しである。ULOHS は事故の判断基準を満足する結果となっており問題ない。
以上より、大型 MOX 燃料炉心への自己作動型炉停止機構の適用見通しを得た。
大型金属燃料炉心については、以下の理由から、特に ULOF に対する評価結果が厳しくなった。
①

MOX 燃料炉心と比較して、ドップラー係数の絶対値が小さく、冷却材温度係数が大き
いため、過渡中の出力上昇が急峻である。

②

燃料ピンのガスプレナムが炉心上部にあり、炉心頂部から燃料集合体出口を経て感知合金に到達するまでの冷却材の温度応答遅れが MOX 燃料に比べて大きい。

この条件下で成立見通しを得るためには、SASS の切り離し温度を 630℃程度に設定する必要があるとの評価結果を得た。感知合金の成分調整によって、この切り離し温度に対応することは可能な見通しである。一方、誤落下防止温度については、590℃程度に設定する必要があるため、誤落下防止温度設定すべき不確かさ幅を合理化する必要があり、今後の検討課題となる。UTOP と ULOHS に対しては、ULOF に対する成立見通しが得られる条件においては、成立する見通しである。
(iii) 崩壊熱除去特性の評価
本概念では、バウンダリ破損時にも静的機器であるガードベッセルや外管によって炉心冷却に必要な冷却材が確保されるので、異常時の炉心冷却の機能を担う崩壊熱除去系に対しては、必要な循環能力と除熱量が確保できることが重要であるが、冷却材の注入機能は不要である。大型炉、中型炉ともに多重性と多様性を備えた系統構成としており、異常状態を含め、想定される運転状態を系統的に考慮して除熱容量が設定されている。
(a) 大型炉（１DRACS＋２PRACS）
大型炉では DRACS１系統と PRACS２系統が設置されている。それぞれ 1 系統の除熱量は 23MW としている。MOX 燃料炉心と金属燃料炉心について、評価上クリティカルとなりうる５事象について解析を実施した。主要な想定条件と結果を表 2.2.2-53 に示す。
大型 MOX 燃料炉心については、いずれの事象に対しても判断基準を満足する結果を得た。大型金属燃料炉心については、特に、崩壊熱除去系の 1 系統の機能喪失が厳しい結果となる。これは、金属燃料では、燃料と被覆管との共晶反応による被覆管減肉を抑制する必要があり、長時間の被覆管制限温度が MOX 燃料に比べて厳しいためである。判断基準を満足するためには、崩壊熱除去系の除熱容量を増加させる必要があり、具体的な設計対
応方策については今後検討する必要がある。
全交流電源喪失に対しては、本系統は、交流電源を動力源とする動的機器に依存しない構成となっているので、長時間の炉心冷却が可能である。ただし、崩壊熱の減衰に対応した除熱量の調整のために空気冷却器ダンパ開度を調整する必要があり、その制御のためのバッテリ容量が実際の冷却可能時間の制約となるが、本概念ではバッテリ容量確保と系統運用によって、配電網の整備状況に応じた必要時間の制御能力を確保する。
IRACS2 系統+DRACS１系統とした場合、以下の理由により、PRACS2 系統+DRACS
１系統と比較して不利である。（表 2.2.2-54 参照）

529

①

2 次系漏洩時に従属して当該ループの IRACS の機能が阻害される。

② 直管型 SG を採用した場合、SG の高さが高くなり、その底部に比較的高温のナトリウムが滞留することによって自然循環の立ち上がりを阻害する。
(b) 中型炉（１DRACS＋２PRACS）
中型炉では除熱量 10MWt の DRACS１系統と除熱量 11MWt の PRACS２系統が設置されている。MOX 燃料炉心について、結果が厳しくなりうる事象について解析を実施している。主要な想定条件と結果を表 2.2.2-53 に示す。
なお、ここではコンパクト型炉心を対象としているが、大型炉の評価において燃料ピン
径の違いが支配的とはなっていないことから、崩壊熱レベル手の長時間挙動については、
高内部転換炉心との燃料ピン径の違いに応じた燃料ペレットの熱容量の違いの影響が健在化することはなく、推奨概念としている高内部転換炉心の場合にも同等の結果が得られると推定される。
IHX2 基で 1 基の SG を共用する 2 次系構成となっている中型炉では、2 次系漏洩時の２次系機能の取り扱いが結果に与える影響が大きい。2 次系漏洩時に保守的に漏洩ループの
IHX２次側を瞬時断熱として取り扱う場合、中型炉では 2 ループでの 2 次系の除熱が瞬時に喪失することを想定することとなり、この条件では判断基準を満足できない。このため、２次冷却系の熱容量効果は炉心冷却機能の一部として位置づける必要がある。すなわち、この観点での安全機能を有する設備として安全系として設計する必要がある。この点については、大型炉も同様である。2 次系漏洩に対して、2 重バウンダリ構造によって漏洩量を局限化する設計としている本概念においては、2 次系漏洩時にも、少なくともその熱容量に期待することは十分妥当性を有するものと考える。中型炉では、2 次系漏洩事象に対して、2 次系の熱容量を考慮しただけでは判断基準を満足しない結果であり、2 次系コー
ストダウンを 100 秒間程度考慮する必要がある。2 次系主配管に接続されている小口径のドレン配管の破断を想定し、エンクロージャによる漏洩抑制機能を考慮しない場合に、冷却材漏洩によって 2 次系ループがサイフォンブレークするまでの時間は 450 秒程度であり、漏洩を考慮しても 100 秒間程度の循環機能の担保は可能と考えられる。
その他の事象については判断基準を満足する見通しである。また、全交流電源喪失時の自然循環除熱については、大型炉と同様である。
(iv) ひばく評価(a) 事故評価
ひばく評価上結果が厳しくなるのは、異常状態において燃料破損が生じ、なおかつ 1 次
系のバウンダリ破損が生じる事象であるが、本概念においては燃料健全性にとって厳しい結果を与えると考えられる１次ポンプ軸固着および制御棒誤引抜においても燃料健全性は維持される。このため、格納容器内への有意な放射物質放出をもたらす事象は、設計基準
事象の範囲では想定しがたい。このため、ここでは通常運転状態において偶発的要因によって一部燃料の破損がありうることを考慮して、１次冷却材中にソースタームを想定してひばく評価を実施した。対象としたのは「１次冷却系配管破損」および「１次アルゴンガ
ス漏洩」である。主な解析条件と結果を表 2.2.2-55 に示す。大型 MOX、中型 MOX、大型

530

金属いずれも、判断基準を満足する。
ここでは、大型 MOX 炉心としてコンパクト型炉心のケースを示したが、高内部転換型
炉心の場合は、コンパクト型炉心の場合をやや下回る結果となっている。大型金属は従来
型炉心の結果であるが、出口温度高温化炉心の場合も同等の結果となると予測される。これは、ひばく評価の対象となる希ガスとよう素の大部分の核種の半減期が、燃料の炉内滞在期間よりも十分短く、それらの炉内存在量は、核分裂率にほぼ比例するので、炉心の熱出力によって、ほぼ一意的に定まるためである。
なお、燃料取扱い系の事故時におけるひばく評価については、事故の想定とその影響の評価を今後実施する必要があるが、事故を想定する場所が、非常用ガス処理系付のコンファインメント機能を有している場合には、被覆管ガス空間内のよう素と希ガスの全量放出を想定しても事故評価の目安である 5mSv を満足することができる見通しである。
(b) 立地評価
軽水炉や先行ナトリウム炉の立地評価にならい仮想事故相当の評価を行った。主な解析
条件と結果を表 2.2.2-55 に示す。大型 MOX、中型 MOX、大型金属いずれも、格納容器内に想定するソースタームを先行ナトリウム炉と同様、希ガス 100％（炉内存在量比）、よう
素 10％（炉内存在量比）と設定した条件で判断基準を満足する。
この評価においても、評価結果の概念ごとの違いは、炉心熱出力の違いに支配され、炉心仕様の違いによる影響は問題にならない程度と推定できる。
(4) 再臨界回避特性評価
高速炉の炉心は高速中性子による核分裂反応を主体とした増殖可能な炉心であり、冷却材で満たされた通常運転状態に比べて、冷却材がボイド化し溶融した燃料が可動化する炉心損傷状態を想定した場合、実効増倍率がより高くなる可能性を有している。このため、異常の発生の防止と炉停止系と崩壊熱除去系に代表される安全設備の強化を図り、炉心損傷発生頻度を工学的には起こりがたいレベルにまで低減する設計努力が行われている。極めて発生しがたいが結果が厳しくなる恐れのある炉心損傷事象に対しても適切な影響緩和対策を講じ、その影響が許容できる範囲にあることを示すことが、実用化時代に向けて理解を得やすい安全論理を構築する上で重要であると考えられる。このことを踏まえて、実用化戦略調査研究では、炉心損傷事象に対する影響緩和方策を用意することを追求している。
リスク評価の観点からは、PSA 手法を適用し、発生頻度および事故影響の両面から系統的にリスク支配因子となる事象シーケンスを洗い出し、その事象推移を分析しつつ合理的に適用可能な影響緩和方策を検討することが望ましいが、概念構築段階にある現状においては、これまでのナトリウム冷却炉の炉心損傷評価の経験を踏まえて、事象推移の速い流量減少型の ATWS
すなわち ULOF を対象とした評価を優先して実施している。言い換えれば、ここでは、DECとして 1 次ポンプ全数のコーストダウンと SASS を含めた炉停止系の不作動を想定し、この時生じる炉心損傷事象推移に対して講じられた影響緩和方策の有効性を評価する。一般に大型のナトリウム冷却炉の ULOF 事象では、比較的短時間のうちに冷却材沸騰を生じ全炉心規模の炉
心損傷に至る。このため、本事象を評価することによって冷却材沸騰を含めた炉心損傷時の炉心物質の移動に伴う再臨界の可能性を幅広く検討することが可能である。

531

ULOF 事象推移については、時系列に沿って起因過程(IP: Initiating Phase)、遷移過程(TP:Transition Phase)、事故後の再配置と冷却過程(PAMR: Post Accident Material Relocation /PAHR: Post Accident Heat Removal)の３つの過程について検討を行っている。最初の過程である起因過程では１次系の冷却材流量の急激な減少に伴い冷却材の沸騰が生じ、この時に投入される正の冷却材ボイド反応度によって急激な出力上昇を生じるが、破損し溶融した燃料の分散による負の反応度によって出力低下して一時的な未臨界状態となる。起因過程において即発臨界を防止し発生エネルギーを抑制するためには、炉心設計上ボイド反応度を適切に抑制する必要がある。これまでの検討により、MOX 燃料炉心では６ドル、金属燃料炉心では８ドルを目安とすれば良いことが示されている[51]。遷移過程では、除熱が確保されない状態で低出力状態が持続するので炉心の溶融が進展し、やがて燃料集合体のラッパ管が溶融して複数の燃料集合体にまたがる溶融燃料プールが形成され、さらに拡大を続ける。燃料プールの拡大とともに燃料の運動の自由度は大きくなり事象推移の不確かさも大きくなる。このような状態では、溶融燃料が炉心から排出されて核的に事象終息する可能性がある反面、溶融燃料が大規模に集中して厳しい再臨界を生じる可能性も出てくる。このため、遷移過程のできるだけ早い段階での燃料排出を可能とする方策を導入することによって、厳しい再臨界を回避することを検討している（再臨界回避）。事故後の再配置と冷却過程では、遷移過程において核的終息が達成された
後の崩壊熱レベルでの燃料再配置と再配置後の冷却性について検討している。再配置過程については溶融燃料と液体ナトリウムとの接触時の FCI や燃料の固化、微粒化に関する検討が含まれる。事故後冷却については、液体金属冷却の特長を活かして原子炉容器内での損傷炉心物質の保持、冷却（炉容器内終息、In-Vessel Retention）を追求している。
(i)

ULOF 起因過程解析(a) 設計制限因子の検討
ULOF 起因過程における即発臨界防止の観点から、従来より炉心設計におけるボイド反応度の目安として、MOX 燃料炉心では６ドル以下とすることを設定している。フェーズ
Ⅱの期間中に炉心の内部転換比を高めることを狙い、外径 10ｍｍを超え、フィッサイル長
120cm となる太径長尺燃料ピンを採用した炉心概念が検討されており、この炉心を対象とした評価を行った。その結果、この炉心では燃料の比出力が低く、かつ、炉心高さが高いことから、起因過程の出力上昇抑制機構として重要な燃料分散反応度挿入が抑制される傾向にあることが分った。SAS4A コードを用いた炉心設計パラメータに関するサーベイ検討の結果を踏まえ、ボイド反応度の目安に加えて、即発臨界防止の観点から以下の制約を考慮することとした[55]。
①

炉心燃料平均比出力密度を 40kW/kg-MOX 以上とすること。

② 炉心長を 1m までに制限すること。
大型および中型高内部転換型 MOX 燃料炉心においては、この条件を満足する炉心仕様としている。
(b) 候補概念を対象とした解析
大型 MOX 炉心および中型 MOX 炉心を対象に SAS4A を用いた ULOF 起因過程解析を実施した[58]。主要な解析条件と結果を表 2.2.2-56 に示す。炉心設計および炉心損傷に関わ532

る物理モデルパラメータにノミナル値を用いた解析結果では、いずれの炉心とも即発臨界に至ることなく出力低下し、遷移過程へ移行する結果となった。燃料平均温度の最高値は2700～2900K 程度であり、比較的低温の状態で遷移過程へ移行することとなる。これらの起因過程解析の結果は(ii)節における遷移過程初期における燃料流出挙動解析にて想定する出力履歴のベースとして考慮した。
(c) 初期遷移過程における出力レベルの検討
初期遷移過程における燃料流出挙動は、起因過程を経て燃料に蓄積されるエネルギー量の影響を大きく受け、エネルギー量が大きいほど流出しやすい傾向を示す。起因過程での投入エネルギーは上記解析で評価されているとおりであるので、ここでは、初期遷移過程
における出力レベルの検討を行った。この目的のため、大型 MOX 炉心および中型 MOX
炉心を対象とした SAS4A 解析を、出力ピーク後数秒間延長して実施した。このような出力ピーク後数秒間の解析においては、固相燃料のフィッサイル領域外への流出を過大に評価する傾向が見られたため、これを抑制するモデル改良を実施し適用した。この結果、出力ピーク後 1 秒以内に上部に分散した固体燃料の重力落下によって定格の 15 倍程度の出力上昇が見られたが、この挙動には現象的に不確かさを伴うことから、これを考慮しない条件での解析結果を遷移過程評価の代表的なエネルギー履歴として考慮することとした。
その結果、出力ピーク後の出力は定格の 6 倍から 2 倍程度に低下し、その後数秒かけて漸減するものとなっている。この結果は、1 点近似動特性方程式において、出力パルス後の出力レベルを評価した結果と整合していることを確認した。
以上より、初期遷移過程では少なくとも定格の 2 倍程度の出力が維持されており、これが数秒かけて緩慢に減衰していく出力履歴となることが明らかとなった。なお、上記のSAS4A の解析結果と同様、核的フィードバックを考慮した全炉心の SIMMER-III 解析では、燃料の重力コンパクションやスチールの溶融移動等により、数秒以内に弱い出力バー
ストを示す傾向にある。このことから、定格の 2 倍程度と比較してより多くのエネルギーが投入される可能性がある。
(ii) 燃料流出挙動の評価(a) 検討の経緯
これまでのナトリウム冷却 MOX 燃料炉を対象とした SIMMER コードによる解析経験から、原子炉冷却材バウンダリの機能を脅かす機械的エネルギー放出に至る厳しい再臨界
は、燃料集合体を分断するラッパ管のほとんどが溶融喪失し全炉心規模での溶融燃料の径方向運動が生じる段階で発生することが予想されている。このため、再臨界回避達成の一つの目安としてラッパ管が大規模に溶融喪失する以前に燃料流出が開始し、炉心インベン
トリの 30％程度が炉心外へ流出することを設定し、検討を行ってきた。この 30％という値は SIMMER コードによる解析経験に基づくものであり、この程度の流出量が得られれ
ば、以降の事象推移において燃料の大規模な運動を想定しても厳しい再臨界が発生しがた
い状態となるめやすを与えるものである[52]。
フェーズⅡの前半においては、遷移過程初期における炉心外への燃料流出を促進する方策として、主として燃料集合体内に燃料排出用のダクトを設置する集合体内ダクト

533

（FAIDUS：Fuel Assembly with Inner DUct Structure）概念と軸方向ブランケット一部削除（ABLE：Axial BLanket Elimination）について検討を実施した(図 2.2.2-123 参照)[57]。
その検討結果の概要は以下のとおりである[54][56]。
①ABLE 概念では、有意な燃料流出が生じるためには、インシュレータ・ペレットを含めたフィッサイル端部が溶融する必要があるため、燃料流出開始に時間を要し、かつ、十分な流出量が得られない可能性が高い。したがって、ABLE からのみの燃料流出に期待した場合、燃料流出開始までに全炉心規模でラッパ管が溶融喪失するので、再臨界回避を明快に主張することは困難な見通しである。

② FAIDUS 概念では、燃料溶融が先行して生じる軸方向中心付近での内部ダクト破損後、直ちに燃料流出が開始するので、ABLE と比較してより早期に多量の燃料の原子炉容器下部プレナムへの排出が可能である。燃料流出はラッパ管破損よりも早期に発生するので、全炉心規模の溶融燃料のスロッシングが励起される以前に溶融燃料を排出して厳しい再臨界を回避できる見通しがある。
一方で、FAIDUS 概念をとりいれた炉心および燃料集合体概念とする場合、炉心燃料体積比が低下することから炉心性能への影響が大きく、また、燃料集合体開発課題、燃料サ
イクルコスト面での影響が過大となる可能性が指摘された。このため、これらに代わる概念として、改良内部ダクト付燃料集合体概念（ここでは以下「改良内部ダクト概念」と称する）を考案し、フェーズⅡ中間まとめ以降その概念具体化に取り組んできた(図 2.2.2-123
参照)。
この改良内部ダクト概念の特徴は、従来の FAIDUS 概念で下方向としていた溶融燃料の排出先を、上方向に変更した点にある。上方向とすることの利点は、燃料集合体外へ流出するまでの移動距離が下方向に比べて短くできる点にある。これは、燃料ピンのガスプレ
ナムの主要部分が炉心下部に設置されているためであり、炉心部からエントランスノズルを抜けて燃料集合体外へ流出するためには、長さ 2m 程度の内部ダクトを通過する必要があり、この条件に対応するため、従来の FAIDUS では、燃料ピン 37 本相当の直径を持つ
内部ダクトを想定している。一方、排出先を上方向とした場合、燃料集合体上部の遮蔽体の開口を確保する必要があるものの、溶融燃料が内部ダクトを通過しなければならない距
離は、30cm 程度に短縮され、内部ダクト直径の縮小が期待できる。さらに、FAIDUS 概念では、内部ダクトを燃料集合体の中心軸上に設置するために、従来のワイヤスペーサを
燃料ピン束に適用することが困難であり、FBR の大型バンドルでは実績のないグリッド方式のスペーサを新たに開発する必要性が生じることが指摘されていた。溶融燃料排出のための内部ダクトは、その機能上、バンドル中央に位置する必要は必ずしもなく任意の位置への設置が可能であることから、改良内部ダクト概念では、内部ダクトを６つあるラッパ
管コーナー部の一つに設置することとした。これは、内部ダクトをラッパ管内において燃料ピン束の外に配置することによって、従来のワイヤスペーサの適用を可能とすることを意図している。
(b) 改良内部ダクト概念の評価[53][59][60]フェーズⅡ最終段階でのリファレンス概念とした大型高内部転換型 MOX 燃料炉心を対534

象として、SIMMER-III コードを用いた初期遷移過程の燃料流出挙動評価を実施した。内部ダクト直径は、燃料ピン 16 本相当であり、内部ダクト上部の遮蔽体は、燃料流出を阻害しないように削除した条件としている。
図 2.2.2-124 に示すように、全燃料インベントリの 20％程度が、内部ダクトを通って上部ナトリウムプレナムへ流出する結果となった。燃料流出によって、反応度は-30＄程度となって深い未臨界状態に到達する。この時の核分裂による炉出力は、崩壊熱を下回るため、燃料の発熱は崩壊熱の寄与が支配的となる。この状態から、事故後の再配置過程の評価へと引き継ぐ。燃料流出量が 20％程度でも未臨界となるのは、検討対象とした炉心の核分裂性 Pu の富化度が 12%程度と比較的低いことによる。遷移過程終了状態では、炉心残留燃料には 30％程度のスチールが混入しているが、この状態で、燃料が炉心全域で軸方向に一様に凝集された状態を想定しても臨界とはならない。
(c) EAGLE 試験成果の反映
EAGLE 試験[61]-[75]は、内部ダクト方式の溶融燃料排出機構のメカニズムの把握と関連する試験データの取得を狙いとしており、電磁誘導加熱を用いた炉外試験と試験炉 IGR を用いた炉内試験の２つの試験シリーズからなる試験プログラムである。炉外試験では、準備段階の試験を経て、ナトリウムを体系内に充填しない条件での試験、ナトリウムを充填した試験をそれぞれ数ケース実施した。これらの試験では、燃料模擬物質としてアルミナを用いた。炉内試験では、小規模の燃料溶融予備試験を経て、スチール壁の破損挙動に関わる中規模試験およびナトリウムを充填しない条件での大規模試験までが実施され、それらの結果の分析を進めると共に、ナトリウムを充填した大規模試験の準備を進めた。
EAGLE 試験の成果は、炉外、炉内の両試験シリーズにおいて、ナトリウムを充填した
フルスペックの試験での燃料流出挙動についてのデータを得た上で、一連の試験から得られた情報を総合的に分析評価して実機評価に反映すべき事項を抽出し、反映を図っていくこととなるが、端的には、これまでの実機の予備評価で予測された燃料流出挙動と同等の現象が、今後実施されるナトリウム試験において観測されるか否かが重要である。このため、得られた試験データと、現状の実機解析結果を比較検討し、現象の類似性を検証する。
さらに、EAGLE 試験結果全体の総合評価結果を受けて、解析モデルの整備を行い、実機評価の精度向上を図る。
上記(b)の解析では、これまでに得られている EAGLE 試験の成果を反映している。平成16 年度に実施された EAGLE の中規模炉内試験では、内部ダクト壁に相当するスチール壁（肉厚３mm）の核加熱条件下での破損挙動に関するデータが取得された。そのデータによれば、スチール壁の破損時刻は、従来条件で解析した予測時刻よりも早く、実機条件でダクト早期破損につながる高い熱流束の発生が示唆されている。このような、スチール壁への高い熱流束発生を生じさせるメカニズムとして、溶融スチールからの伝熱寄与とスチール壁面に付着した燃料クラストの剥離が推定され、上記解析では、これらを取り入れた解析条件とした。
EAGLE 試験では、燃料の流出先を下方向に設定しているため、改良内部ダクト概念の特徴である上方向への流出を直接的に試験することはできていない。しかし、これまでに535

実施されたナトリウムなしの炉外試験の結果からは、炉心部と流出先の圧力差が数気圧ある条件では、燃料の運動は重力ではなく圧力差に支配されていることが示されている。さ
らに、燃料流出先とダクト下部にナトリウムを充填した炉外試験においては、ナトリウムが存在する条件でも燃料流出することが示されている。ナトリウムを充填しない炉内大規模試験では、0.3 気圧程度の弱い差圧条件ながら、約 14～18m/s2 の加速度で燃料流出する
結果が得られている。重力加速度を超える分の加速度が差圧による効果と考えられることから、数気圧程度の差圧があれば、重力に打ち勝って上方へ流出することは十分予測できる。実機想定条件では、燃料から放出される FP ガス等により、数気圧程度の圧力が炉心部にこもっていることが予測されていることから、これらの実験結果は上方向への燃料流出の可能性を示していると見ることができる。
(iii) デブリ冷却性能評価
本ナトリウム炉概念では、スケールメリットを活かした物量削減を進めており、炉心燃料重量に対する 1 次系内のナトリウム量は減少する方向にある。この傾向は PAMR／PAHR の結果を厳しくする方向であり、炉内終息を達成するためには、原子炉構造の工夫が必要となる。大型および中型ループ型のナトリウム冷却炉概念においては、多量の燃料が原子炉容器
下部プレナムに流入した場合にも、クエンチ、冷却可能なデブリベッド形成が可能なように、
炉心入口プレナム内のナトリウム体積を増大させるとともに、入口プレナム内に、デブリの受け皿となる水平板状の構造物を多段に設置している。ここでは、予想される ULOF 事象推移との関連において、本概念の有効性見通しを評価するとともに今後の検討課題を摘出した。
改良内部ダクト概念では、全燃料インベントリの 80％が炉心領域に止まった状態から、事故後の再配置過程に移行する可能性が高いため、ここでは、この状態を想定して、解析モデ
ルでの計算結果を参考に事象推移の定性的な推定を行うと共に、定量化するために必要となる主要な実験的知見を整理した。遷移過程の段階では、炉心が溶融した部分では、ナトリウ
ムは沸騰喪失した状態にあるが、出力が崩壊熱レベルに低下し、時間と共に減衰していくと、炉心上部の開口部（例えば、内部ダクト）からナトリウムが再流入して炉心を上面から冷却する可能性がある。ナトリウムの再流入が始まる時点では、炉心部の燃料は融点近傍の高温状態にあるので、ナトリウムは蒸発し、対向流となって、流入してきた開口を抜けて上部プ
レナムで凝縮して熱を輸送する。この冷却機構をリフラックス冷却と呼ぶ。また、比較的低温の炉心周辺部では、液体ナトリウムが残留しており、健全な燃料集合体は、集合体内部のナトリウムの自然循環による冷却に期待できる。燃料破損の程度が大きい集合体においても、ラッパ管が健全であれば、ラッパ管ギャップを流路としたインターラッパフローによる冷却効果がある。炉心中心部での冷却効果として期待できる可能性があるのはリフラックス冷却であるが、残留燃料量の多い領域で、燃料堆積層の高さ方向のどれだけの範囲が冷却可能かについては不確かさが大きい。リフラックス冷却やインターラッパフロー冷却がいきわたらない範囲では、燃料溶融と溶融に伴う沈降が進行することとなる。燃料の融点に比べて構造材であるスチールの融点は、はるかに低いため、燃料集合体の下方には、先行溶融して移動してきたスチールが固化することによって強固な閉塞が形成される可能性が高いが、比較的大きな流路断面積を有する制御棒案内管では、スチール閉塞が強固とならずに溶融燃料が流出する可能性がある。一方、燃料溶融の進行状況によっては、再臨界となる可能性は、現時536

点では否定できない。これは、炉心溶融の進行に伴う燃料とスチールの分離挙動や制御棒案
内管からの流出挙動の不確かさに起因するものであるため、これらの挙動を実験的に明らかにすることが、次の研究課題となる。仮に再臨界となる場合、反応度挿入要因となるのは、上部に分散していた燃料の落下によるコンパクションと燃料に混入していたスチールの分離効果であるが、20％の燃料が流出した条件では、全炉心が一様にコンパクションした場合にも、臨界にならないことと、径方向の出力分布や、流出量に分布があることを考慮すれば、
正反応度の投入量と投入率は制限され、緩慢な出力上昇に止まり、その間の燃料流出によって再び、核的終息する可能性がある。以上の事象推移評価を定量化するために取得すべき実験的知見として、以下が挙げられる。
①

損傷炉心の崩壊熱による溶融、沈降挙動②

損傷炉心のナトリウムによる冷却挙動③

制御棒案内管への燃料の進入と流出挙動

事故後の再配置過程が、終息した後の事故後の冷却性については、燃料が微粒化して、多段の受け皿構造上で、局所的に集中化することなく広く分散して堆積した状況においては、
有効な冷却が可能であるとの見通しが得られている。ただし、燃料が微粒化せずに、塊状となって落下する可能性は現状では否定できないことから、事故後の冷却性については、以下の実験的知見が重要となる。
a.

下部プレナム内での制御棒案内管等を経由した再配置挙動b.

受け皿構造上での堆積、再配置挙動(iv) 金属燃料炉心の炉心損傷評価
金属燃料炉心についても ULOF を対象とした検討を実施した。MOX 燃料に比べて金属燃料についての燃料破損および破損後挙動に関する実験的知見は少なく、これまでに起因過程
から遷移過程を経て事故後の冷却過程までを体系的かつ詳細に評価した例はない。このため、
ここでは、金属燃料炉心における一連の炉心損傷推移の特徴を把握することに主眼を置いている。
(a） 起因過程解析
ULOF 起因過程での即発臨界を回避するための炉心設計上の一つの目安として、ボイド
反応度を８ドル以下とすることを、予備的な評価結果に基づいて暫定している。金属燃料
炉心では、燃料と被覆管の化学反応による液相含有成分出現防止の観点から通常運転中の被覆管内面最高温度が 650℃に抑えられており、結果として冷却材炉心出口温度が MOX
燃料炉心と比較して低いことが、発電効率上不利な点である。実用化戦略調査研究においては、この欠点を解消すべく、炉心内の出力流量比分布を平坦化して冷却材炉心出口温度の向上を狙った概念が検討されている。このような設計においては、ULOF 時に燃料集合体間の冷却材沸騰の同時性が高まるため、冷却材沸騰に伴う正反応度投入率が大きくなり、
即発臨界に至る可能性が懸念される。そこで、冷却材炉心出口温度を高めた電気出力500MWe の設計例を対象とした ULOF 起因過程解析を電中研にて実施した[76]。対象とした炉心のボイド反応度は約 8 ドルである。使用解析コードは電中研にて開発中の CANISである。解析の結果、最大正味反応度は 0.957 ドル、最大出力は定格の 43 倍、燃料平均537

最高温度は約 1200℃に止まり、即発臨界は回避される結果となった。MOX 燃料炉心と比較してボイド反応度が高く、かつ、高い沸騰開始の同時性にもかかわらず、即発臨界とならないのは、以下の理由によると考えられる。
①

燃料の融点が 1100℃前後と低く、かつ、共晶反応によって被覆管が燃料融点と同程度の温度で破損する。これに対し、冷却材の沸点は 950℃程度であるから、冷却材
沸騰開始直後に被覆管が破損し冷却材流路に放出された燃料は分散する。すなわち、冷却材沸騰が進行し炉心出力が上昇する以前に燃料分散による負の反応度が投入され、正の冷却材ボイド反応度を打ち消す。

②

被覆管の破損位置は炉心部上端付近であり、ピン内の溶融燃料は破損口へ向かって移動し、流出するので、燃料破損後の燃料移動反応度が大きく負となる。

③

ドップラー係数は MOX 燃料炉心に比べて小さいが、燃料の比熱が小さくかつ低温であるため、ドップラー反応度は有効な出力抑制効果を有する。

ULOF 条件下での燃料破損と破損後の分散挙動については、現状では試験データが得られていない。このため、上記結果の妥当性を確認するためには、ULOF 条件を模擬した炉内試験の実施が必要である。
(b) 遷移過程解析
金属燃料炉心では、燃料の融点、比熱、溶融潜熱が小さく、MOX 燃料の場合と比較して炉心蓄積エネルギーが小さい条件でも、冷却材流路を経由して炉心外へ燃料流出する可能性がある。ナトリウムボンドを採用した金属燃料ピンでは、ガスプレナムは炉心上部に設置されるので、炉心上部のピン束長は上部軸ブランケットを含めて２ｍ程度必要となる。
このため上部へ流出する燃料はピン束内で固化する可能性が高いと考えられる。よって、起因過程での炉心外への燃料流出を促進する方策として、下部軸ブランケットを含む炉心下部のピン束をできるだけ短尺化することが考えられている。上記の CANIS コードによる起因過程解析の対象炉心では、下部軸ブランケットが 5cm に短尺化されており、上記解析では約 40%の燃料が炉心外へ排出される結果となっている。ただし、同コードの燃料分
散モデルは、試験データに基づいて検証されたものではなく、また、この解析ケースでは、エクストルージョンと呼ばれる被覆管破損前のピン内での炉心部上端から上方への燃料移動を考慮していないことから、発生エネルギーが比較的大きく燃料が分散しやすい条件となっている可能性がある。
起因過程の事象推移の不確かさの中で、エネルギーが出にくい条件とした場合の遷移過程初期の燃料分散性について、SIMMER-III コードを用いた検討を行った。その結果、出力レベルが定格値程度に維持される場合には、短尺化された下部軸ブランケット部を通過して有効な燃料流出が生じうる見通しを得た。また、出力レベルが定格の 20％程度以下に減衰する場合には、燃料の流出は生じないが、そのまま自然循環除熱によって冷却される可能性が示された。
金属燃料炉心では起因過程の出力ピークは定格の数倍程度に止まる可能性があり、この場合、出力ピーク後の未臨界度に依存するが、出力ピークが定格の 100 倍を超える MOX
燃料の場合と比較して、出力ピーク後数秒間の出力レベルは低く定格レベルを下回る可能性が高いと考えられる。従って、このような低出力シーケンスについては、ラッパ管破損

538

後の溶融拡大挙動の評価、あるいはインプレース冷却可能性の評価が重要となる。
起因過程における燃料流出が十分でない場合、遷移過程に移行することとなる。遷移過程へ移行した場合の事象推移の概要を把握する目的で、SIMMER-III コードを用いた予備解析を実施した。対象は、上記起因過程解析と同じ出力流量比分布の平坦化を図った中型炉である。CANIS コードによる起因過程解析結果を引き継ぎ、全炉心を径方向 12 のリング体系で模擬した。全般的な傾向として、MOX 燃料炉心と比較して低出力で緩慢に推移する結果となった。これは、起因過程解析の項で示したのと同様の理由により、金属燃料
炉心ではドップラー反応度が有効な出力抑制機構として作用するためと考えられる。金属
燃料炉心の再臨界回避可能性を明らかにするためには、燃料流出特性を定量化していくことが重要であるが、燃料プールの形成を想定しても厳しい再臨界には至り難い炉心特性であることは、燃料流出に要する時間余裕が大きいことを意味しており、今後このような特性を活かした検討を行っていくことが重要である。
(c) 事故後の冷却性
金属燃料の事故後の冷却性に関する試験データは少ないが、厳しい再臨界が回避される
場合、炉心から流出してくる燃料と原子炉容器下部プレナム内のナトリウムとの FCI による発生圧力は大きくはなく、また、固化した燃料は糸くず状となり比較的大きな空隙率をもって堆積することが期待されている。一方で、事故後冷却を難しくする要素として、燃料の融点は低く溶融しやすいこと、スチールを共晶反応によって侵食する特性を有していることが挙げられる。金属燃料炉心に対する事故後冷却性確保方策を具体化するためには、これらの挙動に関する試験データの拡充が求められる。
(5) 確率論的安全評価（PSA）[77](i)

評価手法と判断基準
ナトリウム冷却高速炉の PSA に関する既往研究[78]-[81]を参考に、原子炉出力運転時における内的起因事象を引き金とする炉心損傷の発生頻度の点推定値を簡易なイベントツリーおよびフォールトツリーモデルを用いて見積もり、同点推定値が 10-6/炉年未満であることを判断基準として、同判断基準への充足性を評価した。
特に、炉心損傷事象は多重化された機器・配管の多重故障を想定しなければ発生し得ないため、多重故障確率を適切に評価することが不可欠である。このため、本評価では同一設計仕様で同一の使用形態をとる動的機器については共通原因故障の発生を適切に考慮した。

(ii) 原子炉停止失敗に伴う炉心損傷
原子炉停止失敗に伴う炉心損傷（ATWS&AWS：Anticipated Transient Without Scram &Accident Without Scram）の発生頻度を評価するにあたって重要な安全設計の特徴は次のとおりである。
制御棒で構成される主系および後備系の独立 2 系統の炉停止系のいずれか 1 系統の作動で原子炉は安全に停止する。また、主系および後備系ともにワンロッドスタック条件が成立する。さらに、共通原因故障排除の観点から、主系と後備系の間では炉心への制御棒急速挿入機構について多様化が図られる。

539

一方、発生頻度および影響の観点から重要な起因事象に対しては、主系および後備系の各々に最低 1 種類ずつ原子炉トリップ信号が入力される。原子炉トリップ信号回路を構成する動的機器は、共通原因故障排除の観点から主系と後備系の間で多様化が図られる。
以 上 を 基に ATWS&AWS の 発 生 頻 度 を 大型 炉 と 中 型炉 に つ い て評 価 し た 結果 を 図
2.2.2-125 に示す。2 次系のループ数の違いから起因事象の発生頻度が多少異なる結果、ATWS&AWS の発生頻度に僅かな差異が生じるが有意でない。SASS に期待しない場合でも系統機器の多重性および多様性が適切に図られている結果、点推定値は大型炉、中型炉ともに高々約 3×10-8/炉年となった。
(iii) 原子炉液位確保失敗に伴う炉心損傷
原子炉液位確保失敗に伴う炉心損傷（LORL：Loss Of Reactor Level）の発生頻度を評価するにあたって重要な安全設計の特徴は、安全評価の(1)安全設計方針の検討の②バウンダリ
破損時の炉心冷却能力確保に記した内容に加えて次のとおりである。
1 次冷却材が漏洩した場合、内管破損を生じたループによる自然循環除熱が可能なように、
当該ループのサイフォンブレーク防止を目的として、1 次アルゴンガス系の格納容器隔離弁閉を行った場合でも１次系配管の最も高い位置にて内管内圧が通常時の外管内圧に対して正圧に維持され、当該ループの１次主冷却系ナトリウム循環は正常に行われる。
以上を基に LORL の発生頻度を評価した。なお、大型炉と中型炉では、１次系のシステム
構成が基本的に同じなので、機器のサイズや配管長さに違いが認められるものの、LORL 発
生頻度に有意な差異はない。このため、両炉共通の評価モデルを構築した結果、LORL 発生
頻度の点推定値は約 4×10-9/炉年となった。
(iv) 崩壊熱除去失敗に伴う炉心損傷
崩壊熱除去系の系統構成は、大型炉、中型炉ともに DRACS1 系統および PRACS2 系統から構成される。崩壊熱除去失敗に伴う炉心損傷（PLOHS：Protected Loss Of Heat Sink）の発生頻度を評価するにあたって重要な安全設計の特徴は次のとおりである。
合計 3 系統存在する崩壊熱除去系は、任意の１系統が完全に使用不能となる起因事象に対して、残りの 2 系統の空気冷却器におけるダンパの単一故障を想定したとしても冷却材の自然循環および空気冷却器における自然通風により炉心崩壊熱を除去できる能力を有するように、1 系統の空気冷却器に 2 重化されたダンパが備わっている。また、自然循環に必要な唯一の動的機器であるダンパの共通原因故障を排除するために、DRACS 空気冷却器とその他の空気冷却器では異なる仕様のダンパを設置する。
冷却材ナトリウム漏洩対策として、1 次系、2 次系および崩壊熱除去系のナトリウムを内包する機器・配管には外管およびエンクロージャが設けられている。特に、1 次系について
は漏洩ループの冷却材循環を可能とするように外管の容積を制限する。これに反して、2 次系および崩壊熱除去系は、エンクロージャ内への冷却材漏洩時において当該系統における冷却材循環機能を維持するような設計となっていない。このため、崩壊熱除去系（DRACS お
よび PRACS）の 1 ループにおいて冷却材漏洩が生じた場合には、原子炉停止後の当該ループを用いた崩壊熱除去に期待できない。
また、評価対象システムに適用される SG の候補としては、2 重伝熱管の SG が考えられ540ているため、ナトリウム・水反応は高い信頼度で未然に防止される特徴を有する。以上に述
べた安全設計の特徴を踏まえて PLOHS 発生頻度の点推定値を評価した。なお、原子炉停止
後 24 時間以降は、崩壊熱除去系の任意の１系統のみによって崩壊熱除去が可能であることを考慮に入れて評価を行った。
PLOHS 発生頻度の点推定値の評価結果は、大型炉が約 2×10-8/炉年、中型炉が約 4×10-8/
炉年となった。なお、中型炉が大型炉より大きい値を示している理由は、2 次主冷却系が 1ループしかないからである。中型炉の PLOHS の支配的なシーケンスは、2 次主冷却系故障
による SG 除熱喪失時に PRACS ダンパの共通原因開失敗が重畳するシーケンスである。これに対して大型炉では、2 次主冷却系の 1 ループで故障が生じても、健全な残りのループを用いて SG 除熱が可能であるため、このシーケンスの寄与は無視できる。
(v) 評価大型炉および中型炉の全炉心損傷発生頻度の評価値は、SASS の非信頼度を上限の 1 と想定した場合でも各々約 5.4×10-8/炉年および約 7.4×10-8/炉年となり、いずれも判断基準を満足する結果となった。
(6) 研究開発課題と解決方策
ここで対象としているナトリウム冷却炉は概念検討段階にあり、これを実現していくためには、設計の細部にわたって具体化していく必要があり、そのために必要となる基準類やデータベースを整備していく必要があることは論を待たない。安全設計については、設計方針の具体化と各設備への適用、広範で体系的な安全評価、さらには PSA を実施していく必要がある。ここでは、今後実施する必要がある全ての検討項目を網羅するのではなく、概念具体化のために必要となる主要な研究開発課題とその解決方策に絞って言及する。
(i)

再臨界回避方策の具体化
フェーズⅡ中間まとめ以降の検討により、改良内部ダクト型集合体を採用した炉心燃料の設計概念が具体化され、これを対象とした解析評価により、遷移過程初期段階での燃料流出によって核的終息が達成される見通しが得られた。この評価には、現在実施中の EAGLE 試
験において、すでに得られている成果が反映されているが、総合的な試験結果の分析評価を経て、燃料流出メカニズムを明らかにすると共に、必要に応じ評価の見直しを行う。
また、改良内部ダクト型集合体に替るより合理的な方策の創出についても引き続き検討する。
事故後の再配置過程については、その定量化のためには新たな実験的知見の獲得が必要であり、試験計画の具体化と実施に向けた検討を行う必要がある。

(ii) 避難不要概念の具体化
敷地外緊急時対応の不要化は、米国エネルギー省の第 4 世代原子炉及び IAEA/INPRO における安全に関する重要な開発目標であり、原子力発電に対する安心感醸成に必要な条件の一つである。それにも拘わらず、その考え方や対応する設計概念の具体化が行われていないのが現状であり、これに取り組み回答を提示する必要がある。

541

(iii) 燃料破損限界／破損後挙動データ取得
安全評価に用いるデータベースとして、評価対象とする燃料ピンの破損限界と破損後挙動を把握する必要がある。破損限界については、設計基準事象評価における燃料健全性判断基
準の根拠として必要であり、炉外での被覆管の急速過熱試験、高温保持試験、炉内での過出力試験等を実施しデータ取得する必要がある。破損後挙動については、炉心損傷事象推移を評価するために必要であり、安全性試験炉での炉内試験が必要となる。
(iv) 自己作動型炉停止機構信頼性確認
これまでに炉外におけるナトリウム中過渡応答試験や耐熱試験等を実施してきており、その基本的技術は確立されつつある。現在、高速実験炉「常陽」での耐熱照射安定性確認試験を進めている。これにより SASS 単体についての開発は終了することとなり、その後は、SASSを設置する後備炉停止系全体の設計仕様を固め、モックアップ試験によってその信頼性を確認する必要がある。
(v) 崩壊熱除去系自然循環除熱特性の確認
崩壊熱除去系の自然循環除熱特性評価については、先行炉での研究開発を通じて評価手法が整備されてきており、これを適用可能であるが、対象概念は大型の２ループ構成であり、かつ、熱交換器を原子炉容器内に設置する DRACS と IHX に設置する PRACS を組み合わせている点が特徴的であるため、実機を模擬した水流動試験により伝熱流動特性と評価手法の適用性を確認する必要がある。
(vi) 蒸気発生器伝熱管破損に伴うナトリウム・水反応特性確認
伝熱管材料として採用を予定している 12Cr 鋼の損耗挙動に関するデータを取得するとともに、2 重伝熱管における反応回避特性を試験的に確認する必要がある。
(vii) 原子炉計装、ナトリウム関連計装技術開発
異常発生を早期に検出可能な計装および安全保護系を構築する必要があり、超音波流量計、破損燃料検出計、微小ナトリウム漏洩検出系等を開発し、適用する必要がある。

542

2.2.2.5 熱流動評価
ナトリウム冷却炉では、原子炉容器のコンパクト化、配管短縮化、ループ数削減、ポンプ組込型 IHX、２重管 SG、完全自然循環方式の崩壊熱除去系といった枢要技術を採用している。その結果、先行炉設計と比較すると、原子炉上部プレナムや IHX、SG の入口プレナム容積が低減し、かつナトリウム流量・流速が増大するため、原子炉容器内でのガス巻込み防止、炉内構造物や１次系配管の流力振動特性、IHX や SG の伝熱管への流量配分特性等の課題が顕在化している。
このため、構造物の形状模擬性に優れた多次元解析コード等を用いて主要部分の熱流動特性を把握し、原子炉構造や冷却系設備設計へのフィードバックを図っている。特に、プラント概念の成立性を左右する項目（炉容器内のガス巻込み防止や１次系配管の流力振動等）に対しては、
2.2.2.2 項で述べたような流動試験結果を反映して成立性を見通せる構造概念がまとまりつつあ
るが、今後さらに解析精度の向上を図る予定である。
(1) 原子炉構造(i)

３次元炉内流動
ホットショックを伴う非対称事象及び自然循環事象下における炉容器内の熱流動特性を、
炉容器全体を対象とした 3 次元熱流動解析コード[82]を用いて解析し、炉内構造物に加わる熱過渡条件及び崩壊熱除去系の自然循環除熱特性について評価する。
図 2.2.2-126 に、解析モデルを示す。本解析コードでは、炉心槽内の全集合体を取り扱いながら、プラント一巡の熱流動特性を評価できる。主要な解析モデルは、以下のとおりである。
①

炉心集合体：周辺６、中心１（合計７チャンネル）

②

炉心槽内

：全炉心集合体、3D インターラッパフロー

③

炉容器内

：3D（上部／中間／下部プレナム、構造材）

なお、過渡解析での境界条件となる１次主冷却系の流量・温度及び炉出力は１次元動特性
解析コードでの評価結果を用いた。
(a) 非対称事象の評価
図 2.2.2-127 に、下部プレナム内に強い非対称性が現れる事象（事故ループ側：SG 給水
管破損に伴う除熱喪失、健全ループ側：手動トリップ相当の SG 除熱）を想定した場合の解析結果（CL 配管を含む鉛直断面での温度／流速分布）を示す。事故ループ側の除熱能力が喪失するため、当初の設計（上図(a)）では CL 配管から比較的高温の冷却材が流入して炉心支持構造物とデブリ受け皿との中間位置まで達し、浮力により反転して炉心支持構造を直撃する傾向を示した。また、事故ループ側の高温冷却材は先行的に炉心部に到達し、炉心入口／出口温度にも非対称性を生じさせている。このような非対称事象により、炉心支持構造位置での周方向温度分布が拡大し、厳しい熱過渡を与える可能性があることがわかった。
そこで、入口配管ノズル形状を変更（下部プレナムの下方に延伸するとともに、先端を炉容器中心側に向けて旋回流効果を付与）した場合の解析結果を下図(b)に示す。事故ルー
プ、健全側ループとも、下部プレナム内での流速ベクトルがほぼ水平方向となっており、
ノズル形状の変更に伴い旋回効果（炉容器壁に沿った周方向流れ）が強くなる傾向を示す。

543

また、冷却材のミキシングが促進されているため下部プレナム内での温度成層化もほとん
ど見られない。
この設計変更により、当初 150Ｋあった炉心支持構造位置での周方向温度差が約 30Ｋまで低減され、熱過渡低減に有効であることを確認した。
なお、上部プレナム内に非対称性が現れる事象として、１次ポンプ１台軸固着時を想定した解析も実施したが、上部プレナム内では特に厳しい熱過渡は生じず、温度成層化等は
手動トリップ事象以下に収まることを確認した。
(b) 自然循環除熱特性の評価
大型炉の崩壊熱除去系は、簡易 PSA 評価等に基づく安全性、及び除熱時の流動安定性の観点から、DRACS１基と PRACS２基の組合せに変更になった。
PRACS の熱交換器は、１次主冷却系流路中の順流部分の高所となる IHX 上部プレナムに設置されるため、自然循環除熱への移行が比較的スムーズに行われる。一方、DRACS
では、炉上部プレナム内に浸漬型 DHX が設置され、１次主冷却系の自然循環流路の一部となる上部プレナム領域を冷却する。また、DHX から流出した低温冷却材は炉心槽周辺部から集合体間ギャップに潜り込み、インターラッパフローを形成するため、１次主冷却系流路を介さずに崩壊熱を除去する効果を有する。このような DRACS による除熱は、１次主冷却系の自然循環流量低減、すなわち PRACS 側の除熱量低下につながるため、
DRACS と PRACS の除熱干渉による影響を評価した。
本解析では、図 2.2.2-128 に示すように、前項と同様の炉容器全体モデルに、1 次主冷却系、DRACS／PRACS 冷却系の 1 次元モデルを追加し、崩壊熱除去系３系統とも自然循環
除熱モードとなる外部電源喪失事象について評価した。
図 2.2.2-129 に、炉容器内の上部プレナム／下部プレナムを１領域でモデル化した１次
元動特性解析コードの結果と比較して、３次元コードによる解析結果を示す。原子炉トリップ後のコールドショックにより、図(a)に示すように HL 配管入口付近に温度成層界面が形成される。その結果、１次主冷却系の自然循環流量が回復しにくいため、図(b)に示すよ
うに、３次元コードにおける１次系流量は、約 500 秒あたりまでは１次元コードの結果よりも低下している。ただし、900 秒以降は、１次系流量の変化はほぼ一致している。また、図(c)に示すホットチャンネルでの被覆管最高温度に着目すると、３次元コードの２次ピー
ク時の炉心流量は、１次元コードでの結果より低下しているにもかかわらず、最高温度は１次元コードの結果を下回っている。これは、インターラッパフローによる径方向熱移行により、炉心部の温度分布が平坦化したためと考える。
これらの結果より、現行のヒートバランス条件下では、DRACS 除熱が１次主冷却系の自然循環流量を低減させる影響は軽微で、安定して炉心崩壊熱を除去できる見通しを得た。
(ii) ガス巻込み評価
カバーガス巻込み防止／流動適正化方策の有効性を確認するため、大型炉を対象とした３次元流動解析を実施した。また、前述 2.2.2.2(2)(ii)項の上部プレナム水流動試験の試験後解析として、試験で計測された詳細な流速場との比較検討や、HL 配管吸込み部で見られた気泡を伴う水中渦発生の予測評価を実施している。

544

(a) 実機体系の流動解析
図 2.2.2-130 に、上部プレナム流動解析モデルを示す。解析では、形状模擬性に優れた
汎用熱流体解析コード[83]を用いて、平成 16 年度設計での上部プレナム内の主要構造物（二重 DP、バッフル板、主配管等）をほぼ忠実にモデル化した。2.1.3.2 節で述べたように、
高内部転換型炉心の採用並びに ISI・補修方針の反映に伴い、原子炉容器径や CL 配管、
DHX 等の配置が中間報告時（平成 14 年度設計）から変更されている。
代表的な鉛直断面における流況を、平成 14 年度設計の結果と比較して図 2.2.2-131 に示す。２本の HL 配管中心を通る 0-180 度断面では、炉心出口からの上昇流が UIS 内の炉
心計装取付板と第１バッフル板を通過し、バッフル板外周から HL 配管吸込み部に向かう
流れが支配的である。16 年度設計では、14 年度設計に比べて相対的に UIS 外周から HL
配管に向かう流速が低下している。これは、炉心流量配分の変更や集合体ハンドリングヘ
ッド部での流路口径の拡大によって集合体出口流速が低下していること、さらに炉容器径の拡大によって HL 配管まわりの空間が拡大したことによるものと考えられる。
UIS 切込み部を含む 90-270 度断面では、切込み側（270 度）においてはいずれも FHM
貫通孔プラグによって炉心出口からの噴流を抑制している。16 年度設計では、14 年度設
計よりも集合体出口流速が低下しているため、FHM 貫通孔プラグ近傍での流速も低下している。90 度側においては、第１、第２バッフル板の外周から炉壁側に向かう流れが見られ、14 年度設計では DHX に衝突し、DHX 側面に沿って上昇する。16 年度設計では、UIS
外周からの流れが炉壁に達して上昇し、DP 下面に衝突した後は UIS 中心側に戻るような傾向が見られる。
次に、液面部の水平方向流速分布を図 2.2.2-132 に示す。2.1.3.2 節で述べたラビリンス
構造を有する二重 DP と切込み部からの噴流を抑制する FHM 貫通孔プラグを採用したことにより、DP と炉壁・機器間のギャップを通過する流量が制限されるため、自由液面部
での最大流速はいずれも約 0.1m/s となった。16 年度設計は、14 年度設計に比べて機器配置が非対称となっているが、液面での流速は 14 年度設計よりも全体的に低下しており、非対称配置の影響は小さい結果となった。液面部の最大流速は、実証炉 IHX 試験に基づいて設定したガス巻込み防止の目安値と同程度であり、解析上はガス巻込みを防止できる見通しを得た。
また、2.2.2.2 節で述べたように、水流動試験では炉心流量の増加に伴い、炉壁－HL 配管、両側の CL 配管－HL 配管の３本の気泡を伴う水中渦が観察されている。そこで、０度位置での炉壁－HL ギャップと 165 度位置での HL－CT（CL）ギャップでの軸方向の渦度（流体の回転角速度：渦の強さを表す指標）を図 2.2.2-133 に比較して示す。炉壁－HL
ギャップ部では、いずれも HL 配管吸込み部レベルにおいて渦度のピークが見られる。14
年度設計では、流動適正化方策のスプリッタを HL 配管に面した位置に設置したことで、スプリッタのない当初設計より渦度が半減している。さらに 16 年度設計は、炉容器径の増大に伴うプレナム内流速の低下によって、渦度の最大値は 14 年度設計の約 1/3 まで低減している。
一方、HL－CL ギャップにおいては、14 年度設計では HL 配管での強い吸込みの影響によって、第３バッフル板のやや下方レベルにおいて顕著な渦の発生が見られた。16 年度設

545

計では、プレナム内流速の低下に加え、HL－CT 間の距離が拡大したこともあり、渦度の最大値は 14 年度設計の約 1/5 となった。したがって、16 年度設計は HL 配管近傍での渦度が大幅に低減する傾向にあり、炉容器径の増大が液中渦の抑制に寄与することを確認した。
(b) 1/10 縮尺水流動試験体系の流動解析
1/10 水流動試験から得られた知見を実機評価に適用するにあたっては、試験装置と実機とのスケールの違い、水とナトリウムの物性の違い等を踏まえて、流動解析によるシミュ
レーションを介して試験と実機とを橋渡しする必要がある。
そこで、図 2.2.2-134 に示すような水流動試験の試験後解析を実施している。本解析では、実機解析に適用した汎用熱流体解析コードを用いており、まずメッシュ分割や多孔板
解析モデルを変更（開口を直接模擬／ポーラスモデル）した場合の影響を確認した。上図(a)は、800 万メッシュでの解析結果の一例として、FHM 貫通孔プラグを設置した場合の切込み部領域の流速分布を試験で計測された流速場と比較している。FHM 貫通孔プラグを設置した場合、プラグ下端に噴流が衝突して燃料出入機案内管側に向かう流況を比較的良く再現しており、全体流況に関しては、解析モデルの妥当性を確認した。
また、プレナム全体の流動解析結果から HL 配管吸込み部近傍での流速・圧力データを抽出し、ポンプ吸込み水槽設計評価のために開発された水中渦予測評価手法[84]を適用する
ことで、下図(b)に示すような渦中心位置の同定を行っている。図に示すように、水流動試
験で観察された炉壁－HL 間、HL－CL 間の３本の主要な水中渦を特定できる見通しが得られている。今後、伸長渦理論に基づき遠心力による圧力降下量を予測してキャビテーシ
ョン発生の有無を判定するため、解析モデルの改良を進めている。
(iii) 炉心上部機構の流力振動評価
ナトリウム冷却炉では、切込み付コラム型 UIS を採用し、UIS 内部に積極的に冷却材を流す構造としている。また、原子炉容器のコンパクト化を図っており、上部プレナム内の流速も先行炉と比較すると増加し、かつ上部プレナム内の流れの非対称性も強くなっている。このため、UIS や上部プレナム内の構造物は、流力振動に対する構造健全性を確認する必要がある。そこで、UIS については、1/10 縮尺水試験装置を用いて計測した流体励振力に基づき、ランダム振動応答を評価した。また、上部プレナム内機器に関しては、現行の評価指針をベースに概略評価を実施した。
(a) UIS 全体の流力振動
実機 UIS は、固有振動数が約 4Hz と低いため、UIS に負荷される流体励振力の周波数特性の把握が重要である。そこで、設計メーカが所有する上部プレナム内の構造物を模擬した 1/10 縮尺水流動試験装置を用いて、UIS に作用する水平方向の流体励振力を計測した[85]。図 2.2.2-135 に、試験装置の概要を示す。上部プレナムを模擬した容器内に UIS 試
験体を設置し、炉心出口からの流れにより UIS に作用する流体力を求めるため、UIS 試験
体を４本の細い支持棒で吊り下げる。試験体の吊下げ構造を模擬炉容器と区別して支持することにより、振動特性上の独立性を保った条件で、炉心出口からの流速をパラメータと546

して計測した UIS 試験体の振動応答（ひずみ、加速度）から試験体に作用する流体力を逆推定した。図 2.2.2-136 に、吊り下げロッドのひずみから推定した無次元流体励振力スペ
クトルを示す。ここで、流体励振力 F は動圧（ρU2、ρ：流体密度、U：炉心計装取付板
フロー孔での流速）で無次元化し、また振動数は炉心計装取付板の外径を代表長さＬとして無次元化している。UIS に作用する流体励振力の大きさは次式で与えられ、周波数特性
としては無次元振動数 12 程度までほぼフラットな特性（ホワイトノイズ）を示すことが明らかとなった。

( F / ρU 2 A) 2 = 4.1 × 10 −7 (単位：s)

上記の無次元流体励振力を、実機と試験体との縮尺比や流体密度比で換算し、図2.2.2-137 に示す振動解析モデルを用いて、UIS のランダム振動応答を評価した。
図 2.2.2-138 には、振動応答評価の一例として、保守側に減衰比を 0.5%とした場合における UIS 下端変位と UIS 付根部応力のスペクトルを示す。UIS 下端変位の実効値（rms値）は 0.11mm 程度であり、これにピーク換算係数５を考慮すると約 0.6mm となる。この変位量は燃料集合体のパッド間ギャップよりも小さく、CR 挿入性や流動特性に影響を与えるようなものではないと考えられる。また、CR 案内管の回転プラグ下端付根部に生じる曲げ応力（rms 値）は 0.64N/mm2 程度であり、これに応力集中係数 1.5 とピーク換算
係数５を乗じると 4.8N/mm2 となる。この応力は、CR 案内管の材質である SUS 鋼の疲労限度より十分小さく、構造健全性への影響はないと考えられる。
このように、水流動試験で取得した流体励振力に基づき、実機 UIS の流力振動特性を評価した結果、機能に影響を及ぼすような変位や構造健全性に影響を与えるような応力は生じない見通しを得た。
(b) 小口径管等の流力振動
上部プレナム内機器の流力振動概略評価結果を、表 2.2.2-57 にまとめて示す。
まず、UIS 内の計装ウェル（FFDL サンプリング管、集合体出口温度計装ウェル）のよ
うな小口径管を対象に、前項(ii)ガス巻込み評価で用いた実機体系の３次元流動解析における UIS 下部の流速データ（最大 2.7m/s）と、管の形状（外径、板厚、支持スパン）・縦弾性係数から求めた固有値を用い、次式に示す日本機械学会「配管内円柱状構造物の流力振動評価指針（JSME S 012 -1998）」の指針（換算流速の式）に基づいて、同期振動発生の有無を評価した。
換算流速 Vr（=V／f･d）＜1.0
V：構造物周りの流速、f：構造物の固有振動数、d：構造物直径
その結果、高流速となる炉心計装取付板から第２バッフル板の間では、図 2.1.3.21 に示すように計装ウェルの形状を二重構造に見直している。
また、流動適正化構造として設置している FHM 貫通孔プラグについては、上記の換算流速の式で同期振動に至る流速条件は 6.4m/s となり、従来の流動解析結果では、これほど強い直交流は生じていないため、同期振動は回避できる見通しである。なお、1/10 縮尺水547

流動試験では切込み部の噴流を直接受けるプラグ下端部において速度変動が生じており、今後試験等で検討が必要と考える。
DP に関しては、UIS 切込み部を除くと、ほとんど DP に対して垂直に衝突する流れが生じておらず、構造上も剛性を十分に確保（外側 DP の吊ロッド本数増加等）できること
から、流力振動上の問題はないと考える。
(iv)サーマルストライピング条件の概略評価
UIS 下部領域を対象にサーマルストライピング条件を概略評価し、UIS 側の構造対応を検討した。
(a) UIS 下部領域での温度分布解析
前項(ii)ガス巻込み評価で用いた大型炉の上部プレナム流動解析モデルを用いて、各集合体出口での冷却材流量・温度を与えて UIS 下部領域の温度分布を解析した。解析結果を図2.2.2-139 に示す。
実証炉での検討より、SUS 材では構造材温度ゆらぎ幅 36Ｋであれば成立する見通しが得られており、これに相当する冷却材温度ゆらぎ幅は 60Ｋ以下とされている。
入口境界となる燃料集合体出口と主炉停止系制御棒（PCR）出口での温度差は、最大 100Ｋ程度（図(a)）である。炉心頂部から 50mm 上方の炉心計装取付板（CIP）では、80Ｋ程
度の冷却材温度差（図(b)）が残っている。上方に向かってナトリウムが混合されるため温度差は除々に解消し、下から 2 枚目の水平板（BP1）では 20Ｋ程度（図(d)）となっている。今回の熱流動解析結果から判断すると、UIS 下部領域（CIP から BP1）においては、
SUS 材ではサーマルストライピングに対する成立見通しが厳しい結果となった。
(b) UIS の構造対応案（図 2.2.2-140）
1)

UIS 材質変更を不要とする対応案
図 2.2.2-139(c)に示すように Z=430mm 位置では冷却材温度差は 20～30Ｋ程度まで緩和されており、①UIS 最下段の CIP を現状の位置から 200mm 程度上げる構造対応が考えられる。
この場合、集合体出口流れの一部が CIP に衝突し、水平方向に向かう流れが増加すると考えられ、流況が変化する可能性がある。また、CIP で支持される計装用ウェル（集合体出口温度計、FFDL サンプリング管）の流力振動が厳しくなるとともに、計装用ウ
ェルやサンプリング管のストライピング対策も必要となる。

2)

耐熱鋼の付加
CIP の位置を大幅に変更できない場合は、CIP 及び PCR 案内管下端付近は SUS 材では成立する見通しがないため、②SUS 構造材の温度ゆらぎ幅を緩和するため、もんじゅ概念を踏襲した熱遮へい用の薄板耐熱鋼を貼り付ける、③CIP 及び PCR 案内管下端近傍を耐熱鋼で製作する、という構造対応が考えられる。
熱遮へい板を追設する案２の場合、UIS の強度部材は全て 316FR 鋼であり溶接性や主要構造の熱膨張差による問題はない。しかし、熱遮へい板として採用する Alloy718

548

などの耐熱鋼は、SUS 材と線膨張係数に差があるため、SUS 材との熱膨張差を考慮した取り付け構造が必要となり、相対的に製作性の悪化や部品点数の増加による信頼性の低下が懸念される。
下部を耐熱鋼に変更する案３の場合には、耐熱鋼自身が強度部材となるため、SUS 材との接続構造（ボルト止め等）の検討が必要となる。また、鋼種が異なるため、水平板の水平方向熱膨張差が発生し、制御棒挿入性などに影響を与える可能性がある。
これらの結果より、炉上部流動にインパクトがない案２または案３の構造対応を図る
予定である。なお、今後の課題としては、日本機械学会策定の高サイクル熱疲労評価指針を参照した評価を実施するとともに、制御棒周りの集合体出口付近に着目した熱流動解析により、温度ゆらぎ幅をより詳細に評価することが必要と考える。
(2) １次系配管内流動に伴う健全性
表 2.2.2-58 に、大型炉／中型モジュール炉の１次系配管仕様と流動条件を実証炉と比較して示す。また、大型炉の配管引廻し形状を図 2.2.2-141 に示す。いずれも、１次系ループ数を２ループ構成とし、実証炉と比較すると配管長の短縮化を図っている。
しかし、炉出力増加に伴う流量増大と冷却系ループ数を削減したことにより、薄肉構造の１次系配管が大口径・高流速化されるため、配管系を対象とした流力振動の課題が顕在化しており、以下の項目について評価した。
(i)

管内流れによるランダム振動
配管エルボ部で生じる乱れに起因するランダム振動に関しては、2.2.2.2(2)(iv)項で述べた
1/3 縮尺流力振動試験結果（圧力変動 PSD、相関長、圧力変動特性の入力領域等）を用いて、実機配管系の振動応答を評価した。
図 2.2.2-142 に、大型炉の HL 配管を対象とした圧力変動 PSD とその入力領域、及び発生応力の評価結果を示す。単エルボ体系の HL 配管の場合、1/3 試験で整理された無次元圧力
変動 PSD を実機換算し、試験結果を包絡するような直線状の圧力変動 PSD を設定した。また、圧力変動の入力領域は、試験と同様、流れ方向 4 領域に区分している。なお、圧力変動が最大となる剥離域を含む領域２では、約 3Hz 近傍で剥離域からの渦放出の周波数に相当す
る卓越ピークが見られる。しかし、HL 配管の１次モード振動数は 7.7Hz となり、剥離域から放出される渦による励振は回避できる。HL 配管の最大応力は 16MPa（配管下端部で発生）となるが、暫定値である 2¼Cr-1Mo 鋼の設計疲労限度（550℃で 49MPa）以下となる。
また、図 2.2.2-143 に大型炉の CL 配管の評価結果を示す。複数エルボ体系の CL 配管の場
合には、第２、第３エルボでは、上流側のエルボで生じた乱れの影響を受けると考えられ、その効果を考慮して圧力変動の入力領域を設定した。なお、図 2.2.2-141 に示すように、CL
配管は面外引廻しとなっているため、管内で旋回流が生じる可能性があるが、圧力変動特性に及ぼす影響は不明であり、今回の評価では考慮していない。CL 配管での最大応力は 40MPa（第 3 エルボで発生）となるが、2¼Cr-1Mo 鋼の設計疲労限度（395℃で 75.7MPa）以下となる。
なお、配管材として想定している 12Cr 鋼の疲労限度に関するデータは、現状整備されていないが、強度的に 2¼Cr-1Mo 鋼より高くなることが予測されるので、健全性評価上は問題ないと考える。

549

このように、ループ数削減に伴って、大口径・高流速条件となる実機配管系のランダム振動応答を評価した結果、配管の健全性を確保できる見通しが得られた。
(ii) 管内流れによる自励（不安定）振動
自励振動は、不安定振動であるため設計上回避することが原則である。配管系の自励（不安定）振動については、配管系全体に注目したビーム型自励振動と大口径管の局所の振動に着目したシェル型自励振動がある。そこで、管内流れによる自励振動の発生限界流速に対す
る裕度を把握するため、１次系の CL 配管を対象としたビーム型自励振動と、HL 配管を対象としたシェル型自励振動に関する概略評価を実施した。
CL 配管については、エルボ３個による面外引廻しの体系となっているため、３次元の振動解析モデルを用いて、配管の支持条件や上部プレナム内でナトリウム中に没していることによる付加質量及び付加減衰効果等を考慮した評価を実施した。不安定振動が発生する限界
流速は、配管支持条件を緩和したケースでも設計流速 9.8m/s の 10 倍以上の裕度がある結果となった。
HL 配管については、直管部の内部流れに対する評価法をベースとして、シェル振動の固有振動数が最も低いエルボ上流側の鉛直管部を３次元シェルモデルで模擬し、配管吸込み部
での流動状況をパラメータとして評価した。不安定振動が発生する限界流速は、設計流速
9.2m/s の 20 倍程度と評価され、限界流速は設計流速に比べて十分大きな値となることがわ
かった。
(iii) ポンプ脈動との共振
ポンプ脈動に関しては、配管系の固有振動数がポンプ水力部の仕様（定格回転数 n、羽枚数 z）で定まる n 及び nz 振動数に対して共振しないことが要求される。大型炉の１次ポンプの仕様は、n=554rpm、z=5 であり、nz 振動数は 46.2Hz となる。一方、１次系配管の固有振動数は、HL 配管で 7.7Hz、CL 配管で 9.5Hz となっており、ポンプ脈動による振動数からは十分離れているので、共振を回避できる見通しである。
(3) 中間熱交換器の熱流動評価(i)

入口プレナムでの流量配分特性
ポンプ組込型 IHX における１次ナトリウム側入口プレナムでは、①サイドエントリノズル方式（HL 配管からの１ノズル）、②入口流速が大きい（大型炉：平均 9.2m/s）、③プレナム
容積が小さい、という理由により、プレナム内での流量配分が不均一となり、その結果、伝熱管への流量配分も不均一になることが懸念されていた。伝熱管流量のばらつきが大きい場
合には、管外の２次ナトリウムとの熱交換量が不均一となり伝熱管の座屈や、管板に応力が発生する可能性がある。
また、崩壊熱除去系の PRACS 伝熱管が入口プレナム内に配置されるため、IHX 伝熱管への流量配分の均一化だけでなく、定格運転時における PRACS 伝熱管の流力振動防止についても考慮する必要がある。
そこで、定常流動解析により入口プレナムでの流量配分の程度を把握し、流量配分を均一化するための整流構造を検討した。

550

(a) 大型炉
本解析では、管束部入口での流量配分の目標値として、熱交換性能や伝熱管の座屈防止等の観点から周方向／径方向とも平均流速の±20％以下と設定した。
まず、入口プレナム内に整流構造を設置しない体系で流動解析を実施した。入口ノズルから高流速で流入するナトリウムがノズルに面するフローシュラウドに衝突して、ほとん
ど周方向へ流配されずノズル近傍の管束部に流入する傾向を示し、管束部の最大流速は平均流速の４倍以上となった。
そこで、図 2.2.2-144 に示すように、入口ノズルからの流れが直接管束部に至らないよ
うな構造として、フローシュラウド外側に堰を設けるとともに、堰を乗り越えてくる流れを均一化するため堰とフローシュラウドの環状部に整流板を設置した（図(a)）。また、対称性を考慮して入口プレナムを 1/2 セクタでモデル化した流動解析結果を図(b)に示す。堰と整流板構造を設置したことにより、管束部入口での流量配分は、周方向±５％、径方向±15％以下となり、目標値を満足する結果となった。
(b) 中型モジュール炉
中型モジュール炉においても、大型炉で検討した堰と整流板構造を反映し、定常流動解析を実施した。中型モジュール炉の解析モデルでは、入口ノズル部の圧損低減及び周方向への流配促進を考慮して、入口ノズルを楕円形に拡大するとともに、入口ノズルの正面の堰外面に三角形のフローガイドを設置している。また、PRACS 伝熱管への影響を評価するため、伝熱管を構造物としてモデル化している。
図 2.2.2-145 に流動解析結果を示す。図(a)に、入口プレナムの全体流況を示すが、大型炉と同様、入口ノズルからの流れが堰を乗り越えながら周方向に回り込んでいく傾向となっている。IHX 伝熱管への流量配分のばらつきは±３％程度であり、目標値±20％を下回っている。
また、図(b)に堰を乗り越える流れが PRACS 伝熱管に直交する領域での水平方向流速分
布を示す。PRACS 伝熱管を横切る隙間流速は 5m/s 以下となっている。PRACS 伝熱管（外径 31.8mm、板厚 1.4mm、支持スパン 0.65m）の形状・支持方法から固有振動数を求めて、上記の隙間流速条件において流力振動発生の有無を評価した。日本機械学会の配管内円柱状構造物の流力振動評価指針を適用した場合、同期振動発生の限界流速は 6.3m/s 以上であり、また管群体系における流力弾性振動の発生限界流速は 6.0m/s 以上となることから、
PRACS 伝熱管の流力振動は回避できる見通しである。
なお、流動解析での圧力分布より上部プレナム内の圧力損失を概略評価した。圧力損失
は約 0.19MPa であり、系統設計で設定したポンプ上流の IHX 部圧力損失程度にでき、ポンプ吸込み部の NPSHav に対する影響はない見通しである。
(ii) 管束部での温度分布評価
本解析では、管束部入口での流量配分のばらつきが伝熱管の温度分布や交換熱量に与える影響を明らかにするとともに、伝熱管の構造健全性（座屈可能性）評価に資するため、径方
向／周方向の流量配分の不均一度を境界条件として定格運転時の熱流動特性を評価した。解551

析対象は、平成 13 年度の中型モジュール炉（原子炉出力 50 万 kWe、IHX 交換熱量 595MWt）体系であるが、熱交換部の基本構成（管内：１次ナトリウム、胴側：２次ナトリウム）は、
大型炉／75 万 kWe 中型炉と同等である。
図 2.2.2-146 に、IHX 管束部の解析モデルと解析結果の一例（径方向流速分布±20％）を示す。径方向の流速分布を変化させても、管束内の温度分布や流動状況は均一流入条件とほぼ同等であった。これは、２次ナトリウムが胴側をクロスフローで流れるため、管内１次ナ
トリウム側の流速分布の差が緩和されるためと考える。
表 2.2.2-59 に、周方向の流速分布を与えたケースも含めて、管束部での伝熱管最大温度差
及び座屈評価結果を示す。周方向の流速分布を与えた場合には、径方向分布を与える場合よりも、伝熱管温度差が拡大する傾向となる。しかし、伝熱管形状（外径 25.4mm、板厚 1.2mm、
支持スパン 1m）や 12Cr 系鋼のヤング率等から評価した座屈応力に相当する許容温度差を求めると 38Ｋとなる。各ケースの最大温度差は、許容温度差以下となることから、周方向±20％分布を考慮しても伝熱管の構造健全性を確保できる見通しを得た。
なお、前項で述べたように大型炉／中型炉とも入口プレナムの整流構造を設置して流量配分の均一化を図っているので、伝熱管の構造健全性の観点ではいずれも問題ない見通しである。
(4) 蒸気発生器の熱流動評価(i)

入口プレナム流動特性評価
直管型の SG では、管束部で径方向温度差が生じると伝熱管相互の熱膨張差により座屈に至る可能性があるため、管束部の流動・温度分布を均一にすることが必要となる。ナトリウ
ム入口プレナムは管束部の入口であり、ここでの流動は管束部のナトリウム側流動・温度分
布に直接的に影響を与える。したがって、ナトリウム入口プレナム部での周方向流速分布を均一にしておくことは管束部内での不均一な温度分布を避ける上で重要となる。
２重直管 SG のナトリウム入口プレナム部の構造概念図とナトリウム流路を図 2.2.2-147に示す。大型炉の場合、２基のポンプ組込型 IHX から流出した２系統のナトリウムが２基のSG に 1 系統ずつ流入するため、SG のナトリウム入口ノズルは１ヶ所である。ナトリウム入口ノズルから流入したナトリウムは、入口プレナム内の堰により一旦下降し、堰を通過した
後に上昇する。管束部に流入するまでに２枚の整流板（開口率 30％）を通過し、周方向に均一な流れとなる。上昇したナトリウムの液面への噴出を防止するために設置されたディップ
プレートにより水平方向に流れを変え管束部に流入する。管束部には伝熱管を支持するためのバッフル板が設置されている。
解析モデルは入口プレナムを３次元でモデル化した。モデル化範囲は、径方向はナトリウ
ム入口ノズルから管束部まで、軸方向はナトリウム液面から外胴 Y ピース付近までとした。
整流板、ディッププレート、バッフル板の内部構造物（以下「SG 内部構造物」という）及
び伝熱管は実際の流路形状を模擬せず、それぞれ抵抗係数及び体積率を与えた。
解析ケースは、定格出力時及び 30%部分負荷運転時の２ケースとした。
定格出力時の入口プレナムから管束部への入口近傍の径方向流速分布を図 2.2.2-148 に示す。(1)は管束部入口の各高さにおける周方向の流速分布であり、(2)は各角度における高さ方
向の流速分布である。管束部入口における周方向流速分布は、ほぼ均一な流速分布になって552

いることがわかった。高さ方向流速分布は、整流板などの SG 内部構造物近傍で流速が低下する傾向が見られた。
30%部分負荷運転時の解析結果を図 2.2.2-149 に示すが、本ケースについても定格出力時の結果と同様な傾向が見られた。
管束部入口近傍の周方向流速分布は、定格出力時及び 30%部分負荷運転時の２ケースともに、２枚の整流板による整流効果により、ほぼ均一な周方向流速分布になる見通しを得た。
次に、この流速分布でナトリウムが管束部に流入した場合の管束部内の軸方向流速分布を
図 2.2.2-150 に示す。このグラフは整流板下面から 1945mm 下方の位置での径方向流速分布を示したものであるが、伝熱管群及びバッフル板の整流作用の影響もあり、この位置ではほぼ均一な流速分布になっていることがわかった。
(ii) 管束部の伝熱流動特性評価
前節(i)の入口プレナム流動解析の結果を受けて、管束部の熱流動解析を行い、伝熱管の温度からその座屈の評価を行った。
２重管 SG の管束部は、7230 本の伝熱管が図 2.2.2-151 に示すような正三角形配列で設置されており、伝熱管を支持するバッフル板の軸方向間隔は 0.85m、その開口率は 50%である。
また、伝熱管外側のナトリウム流動は、SG の圧力損失低減及び流力振動によるフレッティ
ング摩耗防止の観点から並行流を採用している。
解析モデルは、ナトリウムの流れについては、入口プレナム流動解析により管束部入口には周方向に対して均一な流れとなるため、伝熱管、バッフル板等の配置を勘案した r-z 方向の２次元モデルとした。伝熱管内部の水・蒸気の流れについては、伝熱管内径が小さく軸方向の流動のみを考慮すればよいことから１次元の多チャンネルモデルとした。ナトリウム領域における伝熱流動と伝熱管内の水・蒸気領域の伝熱流動は連成して計算することとした。
解析モデルを図 2.2.2-152 に示す。胴側（ナトリウム側）のモデル化範囲は、軸方向はナト
リウム基準液位から出口部（下部球形管板）、径方向は SG 中心から胴までとした。バッフル
板などの SG 内部構造物及び伝熱管は実際の流路形状を模擬せず、それぞれ抵抗係数及び体積率を与えた。
解析ケースは、定格出力時及び 30%部分負荷運転時の２ケースとした。また、定格出力時に SG 中心の伝熱管を１本プラグした場合の検討を行った。１本プラグ条件では、プラグ管
自身は切断するため座屈評価の対象外となるが、プラグ管に隣接する周囲の伝熱管はプラグ
管による除熱が行われないため高温となり、座屈の観点でノミナル条件より厳しくなる可能性がある。
定格出力時ノミナル条件（プラグ管なし）における管束部のナトリウム温度分布を図
2.2.2-153 に、また同条件での伝熱管の軸方向温度分布を図 2.2.2-154 に示す。伝熱管の温度差をわかりやすく表示するために、伝熱管温度を軸方向に平均化した値を径方向位置に対して表示した結果を図 2.2.2-155 に示す。この図によると管束部中心と外周でナトリウム温度が低く、中心と外周の間の中間領域で最大となっており、伝熱管座屈に係わる伝熱管平均温度より高温側の最大値は中間領域#32 の 2℃程度であった。これは、管束部上部のナトリウ
ム入口部ではナトリウム流れが水平方向で伝熱管を横切るため、この過程での熱伝達により外周から中心に向かって温度の低下が発生すること及び管束部最外周では SG 胴側の流動抵553

抗が大きくナトリウム流量が相対的に小さいために温度が低下することの両者の要因が重なるためである。
次に、SG 中心の伝熱管を１本プラグした場合の伝熱管平均温度を図 2.2.2-156 に示す。プ
ラグ管に隣接する伝熱管はノミナル条件より多少（1℃程度）高くなるが、伝熱管平均温度
より高温側の最大値についてはノミナル条件と同程度であり、１本プラグによる伝熱管温度への影響は小さいと考えられる。
30%部分負荷運転時の解析結果については、管束部のナトリウム温度分布を図 2.2.2-157に、また同条件での伝熱管の軸方向温度分布を図 2.2.2-158 に示す。伝熱管温度を軸方向に平均化した値を径方向位置に対して表示した結果を図 2.2.2-159 に示す。解析結果は定格出力時と同様の傾向を示した。ただし、定格出力時に比べてナトリウム流速が小さく、管束部に水平方向に流入したナトリウムは SG 中心部に届く前に下降する傾向にあるため、SG 中
心部の温度低下が顕著に現れている。伝熱管平均温度より高温側の最大値は中間領域の 2℃程度であった。
一方、オイラーの座屈評価式から、伝熱管平均温度より高温側の最大温度差が 20℃以下であれば座屈は発生しない。上記の解析結果から SG の定格出力時及び 30%部分負荷運転時におけるノミナル条件、定格出力時の１本プラグ条件では、最大温度差は許容温度+20℃に対して十分に余裕があり、伝熱管の座屈は発生しない見通しを得た。
(iii) 水側流動安定性評価
ナトリウム加熱型 SG の水側流動において発生する密度波型不安定は過熱沸騰領域の大きな密度変化が発生要因であるため、これを回避するためには、伝熱管入口にオリフィスを設
置して圧力損失を設け圧力波の流入部へのフィードバックを抑制する方策と、水・蒸気系を高圧化し密度変化を小さくする方策が考えられる。
これを解析的に評価するために、先行炉設計で実績を有するナイキスト安定判別を採用した１チャンネルモデルで計算する解析コードを使用した。本コードは、複素平面上に入口オ
リフィス係数のベクトル軌跡を描き、実軸との交点が不安定防止に必要なオリフィス係数
kin を示すものである。
kin の値は、正の場合に不安定（物理量として安定化するために必要なオリフィス係数を意味）、負の場合に安定（入口オリフィス不要）を意味する。また、値が小さいほどより安定化傾向にあることを表す。
水側圧力が通常の場合と（レファレンス：17.15MPa）、高圧化した場合（19.21MPa）の２つのケースについて上述の解析コードによる評価を行った。解析条件を表 2.2.2-60 に、安定判別図を図 2.2.2-160 に記載する。
レファレンス条件では、kin＝+26.6 と正の値であり、圧損係数 26.6 以上のオリフィスを設置して流動不安定を防止することが必要である。一方、水側圧力を高圧化した場合には
kin=−28.1 と負の値を示し、オリフィスを設置しなくても安定化が可能であることが示された。
不安定防止のためのオリフィス方式または高圧化方式の選定については、下記の理由によりオリフィスを設置しないで水側高圧化により、安定化を図ることとした。
［不安定防止方策の選定］

554

オリフィスを設置することで考えられるデメリットとしては、オリフィス下流側での伝熱管内面のエロージョン及びオリフィス部での水側不純物による閉塞である。また、プラント
定期点検時における、メンテナンス作業も必要になる可能性がある。
伝熱管内面のエロージョンについては、伝熱管材料の 12Cr 鋼は耐食性のある材料であり、実際に本２重管 SG のオリフィス部での流速（約 6m/s）を大きく超える火力プラントのボイ
ラの流速（30m/s）ではエロージョンは発生していないことから、伝熱管内壁の損傷は無いと考えられる。
しかし、火力ボイラではスケールによりオリフィス部が閉塞する事例が報告されている。
水質管理によりスケールの生成は低減できるが、閉塞の可能性を完全に無くすことは困難と考えられる。なお、万一オリフィスが閉塞した場合、当該伝熱管は通水による冷却が行われないため、高温になり座屈が発生する可能性がある。
一方、オリフィスの不安定防止以外の機能としては、伝熱管ギロチン破断時にオリフィス
圧力損失によりナトリウム中への水リーク流量を抑制する役割がある。これを解析的に確認するためオリフィスを設置した場合と設置しない場合での伝熱管破断時の最大水リーク率を計算したところそれぞれ、2.4kg/s、7.1kg/s であり、オリフィスにより水リーク流量は約 1/3に低減することができる。ただし、２次系内の圧力伝播解析も併せて実施した結果、両者とも配管及び機器の各部位の許容圧力を超えることはなく、２次系健全性は確保できることがわかった。さらに、２重管 SG であることからナトリウム・水反応は排除可能であることも併せて考慮すれば、伝熱管破断時の水リーク流量を制限する観点ではオリフィスは必須ではない。
以上のことから、直管２重管 SG ではオリフィスを採用しないで、高圧化による安定化方策を採用することとした
なお、オリフィスには入口圧損によって各伝熱管の水側流量を均一化させる役割も有している。オリフィスが存在しなくても水側流量が十分に平滑化されるかどうかについては今後、
詳細な解析や試験により確認しておく必要がある。
(5) 燃料取扱い時の燃料集合体冷却特性
ナトリウム冷却炉では、燃料取扱設備簡素化のための候補概念として、従来の炉外燃料貯蔵槽（EVST）方式の代案として、使用済燃料集合体を直接水プールに浸漬・貯蔵する方式（水プール直接貯蔵方式）を検討している。
水プール直接貯蔵方式における課題の一つとして指摘されていた、高発熱燃料を水中に浸漬する際の冷却特性を把握するため、燃料ピン廻りの沸騰現象の可視化も考慮した単ピン体系の冷却試験を平成 13 年度に実施した。
図 2.2.2-161 に、試験装置と結果の一例を示す。試験装置（図(a)）は、浸漬時の発生蒸気量
及びエントランスノズルとグリッパの圧力損失を模擬できるように、実機と同じワイヤラップ型ヒータピン（直径 8.5mm、発熱長 80cm）を収納した流路形成管と上・下部の圧損素子で構成している。ヒータ表面には、５点の熱電対を設置している。流路形成管には、ヒータピン周りの熱的境界条件を模擬するための SUS 管と沸騰挙動を可視化するための耐熱ガラス管を使用した。試験では、所定温度に保持した試験体を固定し、試験体下部と連通する水プールを一定速度で上昇させることで、試験部への水供給を模擬した。

555

試験パラメータとしては、発熱量(70～165W)、ヒータ表面初期温度(250～350℃)、出口閉塞率(87%及び 96%)、浸漬速度(25～70mm/s)を選定した。
図(b)に、通常浸漬時の代表ケースにおけるヒータピン表面温度の時間変化を示す。発熱部中央の３点では、水プールが発熱部より上方に達した後、徐々に温度が低下する膜沸騰状態が継続し、その後急激に飽和温度まで低下しリウエットする。なお、実機ではナトリウム洗浄後水プールに浸漬するまでの間、集合体を Ar ガスで強制冷却するためグリッパ部の閉塞率を高くする必要があるが、一方で浸漬時の蒸気発生に伴う集合体内圧上昇により、集合体内の水位上昇を阻害する可能性が懸念されていた。しかし、約 96％の出口閉塞率においても、集合体内の圧力上昇は小さく、約 400 秒で発熱部全体を冷却できることを確認した。
また、今回の試験結果から、ワイヤラップ型の燃料ピンを対象としたリウエット特性を検討[86]した。試験におけるリウエット速度としては、ヒータ表面が下部より順次クエンチして熱電対温度が低下する時間から算定した。軽水炉の緊急冷却評価用に検討されたリウエット実験式[87]等を参考にして、局所ヒータ表面温度、熱流束、二相流部長さ等をパラメータとする局所リウエット速度相関式を作成した。図(c)に試験結果との比較を示すが、今回の相関式は局所リウ
エット速度を±20mm/s 程度で予測する。

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561

562

PNC-FMS 鋼

高 Ni 系材料 (国産材)・高温強度は PNC1520 鋼より優れる

改良ｵｰｽﾃﾅｲﾄ鋼 (PNC1520 鋼)◎△○
・照射量の制限が律速となり燃焼度が制限される。燃焼度の低下により、取扱量の増大が懸
念される。

・影響なし

◎：ODS 鋼より優れる○：ODS 鋼と同程度△：ODS 鋼より劣る

・材料強度基準(案)策定。材料照射、燃料ピン・炭窒化物析出強度型：被覆管試作
・材料強度基準(案)策定。「常陽」MK-Ⅲ運転燃照射実施中。EBR-Ⅱで過渡過出力試験実施済 △ ・γ’/γ’’弱析出型：板材試作まで◎料に使用され十分な実績がある。120dpa の集み。
合体照射の実績がある。
開・高照射データ取得、照射実績の蓄積が課題で・ｵｰｽﾃﾅｲﾄ鋼特有のスエリングと照射脆化の防止
・FFTF で実績のある 120dpa の範囲では、すでに発 実用化課題、難易度◎あるが、HT-9 鋼(米国ﾌｪﾗｲﾄ鋼)の実績から判断 △対策が最大の課題であり、かなりの困難が予 ◎実用化ﾚﾍﾞﾙにある。
見して、目標燃焼度の達成見込みあり。
想される。
・150dpa 達成のためには照射試験が必要
通・2015 年頃までに集合体照射でピーク燃焼度
・試作段階での照射試験による確認と材料設計
・150dpa 達成のための追加照射試験が必要
し 適合性判断までの期間、実250GWd/t を達成して、最終的に適合性を判断 △へのフィードバックが必要
用化レベル到達期間・費用 ◎◎ ・開発は～2015 年頃(推定)する・開発は～2020 年頃(推定)開発実績

設 プラントシステムへの影
・炉心出口温度が 510℃程度(被覆管温度 650℃
・影響なし
備 響
△
に対応)に制限され、熱効率が低下(約 2%)、SG ○へ伝面増大(約 50%)が懸念される。
の 燃料取扱設備への影響
・過渡/事故時の温度制限低下が懸念○ ・燃焼度低下により取扱量増大の可能性あり
影
△
～
響
△

・高温強度は PNC1520 鋼に比べ劣る△ ・630℃以上で脱炭による強度低下が大きい

・ｵｰｽﾃﾅｲﾄ鋼(PNC316、D9(米国)、1515Ti(仏国)◎○等)の中でクリープ破断強度は最も優れている
照射安定性(スエリング
・170dpa までの実績あり○ ・炭窒化物析出強度型：現状不明
・120dpa までの実績あり(最大でも～150dpa が等)○ ・HT-9 鋼(米国ﾌｪﾗｲﾄ鋼)では約 200dpa の実績あ ～ ・γ’/γ’’弱析出型：同様の PE16 鋼(英国高 Ni 鋼) △限界と推定される)り△で優れた照射安定性を示す(150dpa の実績)
材
・400℃以下で延性低下(照射硬化)
・500℃以上の高温で脆化が懸念
・450℃程度以下で延性低下(照射硬化)
料 照射脆化○△◎・30dpa で一様伸び 1%以上を確保
・一様伸び 1%前後を確保
特性 MOX 燃料との共存性○ ・共存性良好○ ・共存性良好○ ・共存性良好
・ 金属燃料との共存性○ ・FCCI は ODS 鋼と同等レベルと推定△ ・Ni 添加材は液相形成温度低下の傾向がある△ ・Ni 添加材は液相形成温度低下の傾向がある
適 冷却材(Na)との共存性(腐・共存性は良好であるが、腐食量はﾌｪﾗｲﾄ鋼・Ni の Na 中への選択溶出が認められ、腐食量は・ﾌｪﾗｲﾄ鋼特有の脱炭、Ni 侵入が生じるが、腐食△△○用 食減肉)(PNC-FMS 鋼)より大きい。
PNC1520 鋼より大きい
量はｵｰｽﾃﾅｲﾄ鋼(PNC1520 鋼)より小さい
条 製造加工性、溶接、コスト
・炭窒化物析出強度型：既存技術で可・既存技術で対応可能。「常陽」MK-Ⅲの運転燃・既存技術で対応可能。現状コストは PNC316 鋼
件○ ・γ’/γ’’弱析出型：熱間鍛造時の割れ発生防止 ◎◎料としての実績がある。
より若干高いが大量製造により克服可能が課題
適用可能な照射量
・照射量：～250dpa(可能性あり)○ ・照射量：現状不明
・照射量：～150dpa○～△△
適用可能な温度△ ・温度：～630-650℃程度○ ・温度：～700℃程度○ ・温度：～700℃程度

高温強度

表 2.2.2-1 ODS 代替被覆材の特性・開発見通し

表 2.2.2-2 太径 MOX 燃料ピン照射試験実績
燃料ﾋﾟﾝ径(mm)

ﾍﾟﾚｯﾄ径(mm)

Pu 富化度(wt%)

TOPBI-1

12.85

11.96
12.01

TOBB-2A

12.85

TOBB-2B

235

U 濃縮度
(wt%)

ｽﾐｱ密度
(%TD)

燃焼度
(at%)

被覆材

4.0

9.0

92.09
94.50

～3.0

316SS(CW20%)

11.94
11.99

4.0

6.3

91.7
92.5

～0.68

316SS(CW20%)
D9

12.85

11.94
11.99

4.0

6.3

91.7
92.5

～1.05

316SS(CW20%)
D9

TOBB-4

12.85

11.94
11.99

4.0

2.9

91.7
92.5

～0.82

316SS(CW20%)
D9

RBCB-V5

13.21

12.29
12.34

2.5

0.7

90.63
91.36

～1.90

316SS(CW20%)

EBTB

12.85

11.94
12.01

4.0

9.0

94.50

～3.08

316SS(CW20%)

試験名

563

564

集合体
出力
(MW)

8.81

8.29

集合体形状

従来型集合体体系(271 ﾋﾟﾝ)改良内部ダクト型体系(255 ﾋﾟﾝ)
33.0

35.1

集合体
流量
(kg/s)

フラット

フラット

集合体内
径方向
出力分布

0.1443×Re-0.18

0.1443×Re-0.18

内側ﾁｬﾝﾈﾙ
摩擦係数0.1722×Re-0.18

0.1722×Re-0.18

外側ﾁｬﾝﾈﾙ
摩擦係数

ｺｰﾅｰﾁｬﾝﾈﾙ
摩擦係数

0.2320×Re-0.18

0.2320×Re-0.18

表 2.2.2-3 周辺流れ係数評価結果

1.117

1.110

周辺流れ
係数

0.178

0.180

ﾊﾞﾝﾄﾞﾙ
圧損(MPa)

改良内部ダクト型体系に、調整後のﾁｬﾝﾈﾙ
摩擦係数を適用

周辺流れ係数 1.11、ﾊﾞﾝﾄﾞﾙ圧損 0.18MPaになるように摩擦係
数を調整

備考

565

4

3

2

1

4

3

2

1

温度
荷重
ﾊﾟﾀｰﾝ

200

100

溶接
ﾋﾟｯﾁ
[mm]

上部ﾊﾟｯﾄﾞ
変位*1
[mm]

6.73

3.69

6.80

3.76

6.30

3.50

6.96

3.81

6.74

3.69

6.81

3.77

6.31

3.51

6.97

3.82

集合体
水平方向
温度差
[℃]

100

50

100

50

100

50

100

50

100

50

100

50

100

50

100

50

1.14

1.64

1.09

1.52

1.15

1.62

1.11

1.59

1.14

1.64

1.09

1.51

1.14

1.62

1.11

1.58

中間ﾊﾟｯﾄﾞ
変位*1
[mm]

49.9

52.8

49.9

49.8

49.9

49.9

49.9

50.0

46.7

41.1

46.7

33.9

46.7

46.7

46.7

46.8

ﾗｯﾊﾟ管
最大応力
[N/mm2]

52

137

28

31

29

32

29

90

65

163

27

35

34

69

41

115

溶接点
垂直力
(Fn)*2
[N]

906

1895

696

1449

509

508

510

510

781

1609

635

1294

502

504

498

496

溶接点
せん断力
(Fs)*2
[N]

533

515

554

557

571

592

529

508

533

515

554

557

571

592

529

508

2.6

6.9

1.4

1.6

1.4

1.6

1.5

4.5

3.2

8.1

1.3

1.7

1.7

3.4

2.1

5.8

溶接点
垂直応力
(σn)*3[N/mm2]

45.3

94.7

34.8

72.5

25.4

25.4

25.5

25.5

39.0

80.5

31.7

64.7

25.1

25.2

24.9

24.8

溶接点
せん断応力
(σs)*3[N/mm2]

497.3

520.5

466.8

461.6

439.6

404.3

502.0

529.3

497.3

520.5

466.8

461.6

439.6

404.3

502.0

529.3

設計降伏点
(Sy)*4[N/mm2]

283.4

296.7

266.1

263.1

250.5

230.5

286.1

301.7

283.4

296.7

266.1

263.1

250.5

230.5

286.1

301.7

応力制限
目安値
0.57Sy[N/mm2]

0.16

0.32

0.13

0.28

0.10

0.11

0.09

0.08

0.14

0.27

0.12

0.25

0.10

0.11

0.09

0.08

せん断
応力比*5
[－]

*1：ﾊﾟｯﾄﾞ面法線方向の変位を示す。
*2：引張力のみ表示。
*3：溶接面積は 20mm2(ﾅｹﾞｯﾄ径役 5mm)を想定した。
*4：PNC-FMS 鋼の内部ﾀﾞｸﾄ温度における設計降伏点。
*5：せん断応力/0.57Sy

内部ﾀﾞｸﾄ
温度[℃]

表 2.2.2-4 熱自由湾曲解析の結果

566

想定事象

4

温度
荷重
ﾊﾟﾀｰﾝ

冷却材温度急降下

冷却材温度急上昇

EOL

BOL

評価
時点

100

100

集合体
水平方向
温度差
[℃]

湾曲拘束

拘束条件

溶接
ﾋﾟｯﾁ
[mm]

4

温度
荷重
ﾊﾟﾀｰﾝ

1.0

1.0

上部ﾊﾟｯﾄﾞ
変位*1
[mm]

60.0

49.9

ﾗｯﾊﾟ管
最大応力
[N/mm2]

55.6

113.2

溶接点
垂直力
(Fn)*2
[N]

419.7

937.3

溶接点
せん断力
(Fs)*2
[N]

2.8

5.7

溶接点
垂直応力
(σn)*3[N/mm2]

100

溶接
ﾋﾟｯﾁ
[mm]

100

集合体
水平方向
温度差
[℃]

1614

6655

945
675

溶接点
せん断力
(Fs)*2[N]

溶接点
垂直力(Fn)*2
[N]

515

205.8

459.6

設計降伏点
(Sy)*4[N/mm2]

117.3

262.0

応力制限
目安値
0.57Sy[N/mm2]

33.8

47.3

溶接点
垂直応力
(σn)*3[N/mm2]

80.7

332.7

溶接点
せん断応力
(σs)*3[N/mm2]

520.8

520.8

設計降伏点
(Sy)*4[N/mm2]

296.9

296.9

応力制限
目安値
0.57Sy[N/mm2]

0.18

0.18

せん断
応力比*5
[－]

0.27

1.12

せん断
応力比*5
[－]

*1：ﾊﾟｯﾄﾞ面法線方向の変位を示す。
*2：引張力のみ表示。
*3：溶接面積は 20mm2(ﾅｹﾞｯﾄ径役 5mm)を想定した。
*4：PNC-FMS 鋼の内部ﾀﾞｸﾄ温度における設計降伏点。
*5：せん断応力/0.57Sy

内部ﾀﾞｸﾄ
温度
[℃]
515

21.0

46.9

溶接点
せん断応力
(σs)*3[N/mm2]*1：ﾊﾟｯﾄﾞ面法線方向の変位を示す。
*2：引張力のみ表示。
*3：溶接面積は 20mm2(ﾅｹﾞｯﾄ径役 5mm)を想定した。
*4：PNC-FMS 鋼の内部ﾀﾞｸﾄ温度における設計降伏点。
*5：せん断応力/0.57Sy

515

515

内部ﾀﾞｸﾄ
温度[℃]

表 2.2.2-6 過渡時を想定した熱湾曲解析の結果

1.0

1.0

中間ﾊﾟｯﾄﾞ
変位*1[mm]

表 2.2.2-5 照射湾曲解析の結果

表 2.2.2-7 Zr-H 遮へい体温度評価結果

核熱評価

流量条件

項目

7 ピン集合体

19 ピン集合体

37 ピン集合体

Zr 最大発熱量

1.22 W/cm3

1.22 W/cm3

1.22 W/cm3

SUS 最大発熱量

1.5 W/cm3

1.5 W/cm3

1.5 W/cm3

Na 最大発熱量

0.13 W/cm3

0.13 W/cm3

0.13 W/cm3

最大線出力38.4 W/cm

15.0 W/cm

8.1 W/cm

冷却材集合体流量0.803 kg/s

0.803 kg/s

0.803 kg/s

冷却材温度424.6 ℃

422.1 ℃

421.9 ℃

被覆管温度 (外面)425.9 ℃

422.8 ℃

422.3 ℃

(内面)

426.9 ℃

423.5 ℃

422.8 ℃

Zr ペレット温度 (表面)427.5 ℃

423.6 ℃

422.8 ℃

(中心)

441.4 ℃

428.7 ℃

425.5 ℃

温度評価

表 2.2.2-8 MOX 燃料高内部転換型炉心の工学的安全係数合理化(案)

処理法

係数値

因 子

出力分布誤差ΔTNa

ΔTfilm

ΔTclad

1.061

1.061

1.061

1.020

1.020

炉心熱出力較正誤差
乗算

流路変形効果1.026

集合体間流量配分誤差1.040

原子炉出入口温度誤差

1.010

ワイヤコンタクト効果

統計

2.00

炉内流量配分誤差

1.026

物性値誤差

1.020

1.300

1.030

製造公差

1.018

1.030

1.038

1.160

1.200

ペレット偏心効果[注記] 太字 は合理化因子、空欄は1.0

567

568

←
←
19.6/22.2 wt%
158/83 GWd/t
3.2 %Δk/kk’
0.80/0.20/0.10/1.10
386/386 W/cm
5.2×1023 n/cm2
66.7/31.4/39.3 t
5.7 t/GWe
5.4 $*4-5.4×10-3*1：Pu/HM、*2：ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ燃料を含む全体の平均燃焼度、*2：E > 0.1 MeV、*3：集合体内非均質効果考慮、*4：実効遅発中性子割合 0.00342(全親核種考慮)←←20.0/22.5 wt%
157/79 GWd/t
3.3 %Δk/kk’
0.79/0.21/0.10/1.10
387/387 W/cm
5.1×1023 n/cm2
67.2/34.3/42.6 t
5.8 t/GWe
5.4 $*4-5.2×10-3

燃料ﾋﾟﾝ外径
被覆管肉厚
燃料ｽﾐｱ密度(炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)
燃料 FP 混入率
ｽﾍﾟｰｻﾜｲﾔ径
集合体当たり燃料ﾋﾟﾝ本数
集合体配列ﾋﾟｯﾁ
実効燃料体積比26.3 ヶ月 (800 日)
4/4 ﾊﾞｯﾁ
18.3/20.9 wt%
147/90 GWd/t
2.3 %Δk/kk’
0.84/0.19/0.07/1.10
398/396 W/cm
5.0×1023 n/cm2
71.8/31.6/23.5 t
5.7 t/GWe
5.3 $*4-5.7×10-3←←80/80/80 %TD
0.2 Vol%←←←
34.4 %
9.9 mm0.68 mm82/82/85 %TD
2.0 Vol%
1.05 mm←
198.0 mm35.3 %

10.4 mm0.71 mm82/90/90 %TD
0.2 Vol%
1.03 mm
255 本
206.0 mm36.0 %

炉心高さ
軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ厚さ(上部/下部/全体)
炉心等価直径遮へい体外接円径
炉心燃料集合体数 (内側/外側/合計)
径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ体数
制御棒本数 (主炉停止系/後備炉停止系/全体)

運転ｻｲｸﾙ長さ
燃料交換バッチ数 (炉心/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)
Pu 富化度*1 (内側/外側)
取出平均燃焼度 (炉心/全炉心*2)
燃焼反応度
増殖比 (炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/全体)
最大線出力 (内側/外側)
最大高速中性子照射量*3
初装荷炉心重金属ｲﾝﾍﾞﾝﾄﾘ (炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)
初装荷核分裂性 Pu 重量
ﾅﾄﾘｳﾑﾎﾞｲﾄﾞ反応度*3 (平衡末期)
ﾄﾞｯﾌﾟﾗ係数[Tdk/dT]*3 (平衡末期)

線出力 390W/cm 炉心(ｽﾌｪｱﾊﾟｯｸ燃料)←
20/27/47 cm
←
←
←
←
←

線出力 390W/cm 炉心(RIAR 型ﾊﾞｲﾊﾟｯｸ燃料)←
20/30/50 cm
530 cm698 cm300/292/592 体
186 体←

大型 MOX 燃料高内部転換型炉心
代表炉心(ﾍﾟﾚｯﾄ燃料)
100 cm20/20/40 cm
538 cm677 cm288/274/562 体
96 体
40/17/57 体

項目

表 2.2.2-9 振動充填燃料採用による炉心燃料仕様・炉心特性への影響 (大型 MOX 燃料高内部転換型炉心)

569

←
←
20.0/25.1 wt%
159/78 GWd/t
3.5 %Δk/kk’
0.76/0.18/0.16/1.10
376/376 W/cm
5.3×1023 n/cm2
34.3/14.4/27.6 t
6.2 t/GWe
5.2 $*4-5.1×10-3*1：Pu/HM、*2：ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ燃料を含む全体の平均燃焼度、*2：E > 0.1 MeV、*3：集合体内非均質効果考慮、*4：実効遅発中性子割合 0.00335(全親核種考慮)←←20.3/25.3 wt%
158/74 GWd/t
3.6 %Δk/kk’
0.76/0.18/0.17/1.10
377/377 W/cm
5.2×1023 n/cm2
34.6/15.5/29.8 t
6.4 t/GWe
5.3 $*4-4.9×10-3

燃料ﾋﾟﾝ外径
被覆管肉厚
燃料ｽﾐｱ密度(炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)
燃料 FP 混入率
ｽﾍﾟｰｻﾜｲﾔ径
集合体当たり燃料ﾋﾟﾝ本数
集合体配列ﾋﾟｯﾁ
実効燃料体積比27.4 ヶ月 (832 日)
4/4 ﾊﾞｯﾁ
18.8/23.7 wt%
150/86 GWd/t
2.8 %Δk/kk’
0.80/0.19/0.11/1.10
417/401 W/cm
5.4×1023 n/cm2
36.5/16.1/16.2 t
6.3 t/GWe
5.1 $*4-5.3×10-3←←80/80/80 %TD
0.2 Vol%←←←
34.3 %
9.8 mm0.67 mm82/82/85 %TD
2.0 Vol%
1.05 mm←
196.4 mm35.2 %

10.4 mm0.71 mm82/90/90 %TD
0.2 Vol%
1.04 mm
255 本
206.3 mm35.9 %

炉心高さ
軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ厚さ(上部/下部/全体)
炉心等価直径遮へい体外接円径
炉心燃料集合体数 (内側/外側/合計)
径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ体数
制御棒本数 (主炉停止系/後備炉停止系/全体)

運転ｻｲｸﾙ長さ
燃料交換バッチ数 (炉心/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)
Pu 富化度*1 (内側/外側)
取出平均燃焼度 (炉心/全炉心*2)
燃焼反応度
増殖比 (炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/全体)
最大線出力 (内側/外側)
最大高速中性子照射量*3
初装荷炉心重金属ｲﾝﾍﾞﾝﾄﾘ (炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)
初装荷核分裂性 Pu 重量
ﾅﾄﾘｳﾑﾎﾞｲﾄﾞ反応度*3 (平衡末期)
ﾄﾞｯﾌﾟﾗ係数[Tdk/dT]*3 (平衡末期)

線出力 390W/cm 炉心(ｽﾌｪｱﾊﾟｯｸ燃料)←
20/22/42 cm
←
←
←
←
←

中型 MOX 燃料高内部転換型炉心
線出力 390W/cm 炉心(RIAR 型ﾊﾞｲﾊﾟｯｸ燃料)←
20/24/44 cm
379 cm542 cm169/141/310 体
138 体
←

項目

振動充填燃料採用による炉心燃料仕様・炉心特性への影響 (中型 MOX 燃料高内部転換型炉心)
代表炉心(ﾍﾟﾚｯﾄ燃料)
100 cm20/20/40 cm
383 cm522 cm157/129/286 体
66 体
21/6/27 体

表 2.2.2-10

570

○

○

○

MgI2

YI3

◎

CuI

RbI

◎

BaI2

焼結性

△

○

○

△

○

SUS316 鋼

△

○

○

△

△

ODS 鋼

共存性

△

－

－

○
(637℃)○(997℃)△△(605℃)○(647℃)△

熱伝導率○(740℃)

高温安定性
(融点)

判定基準

△

△

◎

◎

○

大気下安定性

課題

・低熱伝導率だが、ODS 鋼との共存性を改善できれ
ば有望

総合評価

・大気下での取扱が不可であり、製造・保管施設のコスト高の可能性大◎：良好○：概ね良好△：課題有り (解決すべき課題有り)－：データ無し

・SUS316 鋼、ODS 鋼との ・被覆管素材の Fe との反応(共晶) 有反応有り
・大気下での取扱が不可で・大気下での吸湿性大あり、製造・保管施設の・熱伝導率データ無し
コスト高の可能性大・大気下での吸湿性大・熱伝導率データ無し

・核変換後の単体 Rb が融・熱伝導率 低・Rb は融点が 39℃のため、 解するため、ピン内での形態が不安定となる可能
核変換後の単体 Rb は融性大解・変態点にてヨウ素の遊離 ・大気下で安定だが、変態・高温熱伝導率 低点で分離、気化するヨウ素による被覆管内圧上昇の可能性大・ODS 鋼との反応有り
・熱伝導率 低表 2.2.2-11 ヨウ素化合物候補材炉外試験結果

571

集合体

案内管

保護管

制御棒要素

ｽﾍﾟｰｻ

内側ｼｭﾗｳﾄﾞ管

外側ｼｭﾗｳﾄﾞ管

被覆管

吸収材ﾍﾟﾚｯﾄ

mm
mm
－

材料

10

B重量

体積比

制御要素配列ﾋﾟｯﾁ

%
%
kg/体

構造材
冷却材

mm
%

-

mm

制御要素本数

mm

－

材料

外径

mm

肉厚

肉厚

mm

外径

B4 C
（実効）

－

mm

肉厚

型式
外側ｼｭﾗｳﾄﾞ管-被覆管ｷﾞｬｯﾌﾟ[直径]B4 Cﾍﾟﾚｯﾄｽﾀｯｸ長

mm

外径
－

mm

肉厚

mm

mm

外径

外 径

mm

型式

mm

外径

肉厚

80

－

48.9
16.1

19.9

36.9
31.2
( 29.6 )

19

5.0

201.6

PNC-FMS鋼

3.0

186.6

PNC-FMS鋼

5.5
1000

Naﾎﾞﾝﾄﾞ･ﾍﾞﾝﾄ

1.0

ﾜｲﾔ

0.3

28.4

0.3

29.1

0.7

35.8

ODS鋼

wt%

材料

27.7

mm
95.0

基準

単 位

%

目

61.9
7.4

19.3

←
18.8
( 17.8 )

←

←

←

←

←

←

←

11.7
←

←

←

←

←

22.2

←

22.9

←

←

←

60

←

21.5

66.6
7.4

19.0

←
14.4
( 13.6 )

←

←

←

←

←

←

←

14.4
←

←

←

←

←

19.5

←

20.2

←

←

←

80

←

18.8

主炉停止系制御棒
長寿命化
4ｻｲｸﾙ寿命
最長寿命

49.2
16.1

19.7

35.9
31.2
( 29.6 )

19

5.0

201.6

PNC-FMS鋼

3.0

181.6

PNC-FMS鋼

4.5
1000

Naﾎﾞﾝﾄﾞ･ﾍﾞﾝﾄ

1.0

ﾜｲﾔ

0.3

28.4

0.3

29.1

0.7

34.8

ODS鋼

80

95.0

27.7

基準

←
4.3

←

←
←
←

←

←

←

←

←

←

←

←
←

←

←

←

←

←

←

←

←

←

←

20

←

←

73.3
4.3

18.4

←
8.3
( 7.9 )

←

←

←

←

←

←

←

←
←

←

←

←

←

15.0

←

15.7

←

←

←

80

←

14.3

後備炉停止系制御棒
長寿命化
4ｻｲｸﾙ寿命
最長寿命

大型 MOX 燃料高内部転換型炉心の長寿命化制御棒仕様

理論密度比
10
B濃縮度

外径

項

表 2.2.2-12572

領域平均＊２

局所最高＊１

不確かさ考慮

ﾉﾐﾅﾙ

寿命末期、燃交時

最終ｻｲｸﾙの初期（ 10 Bの燃焼を考慮）

＊３

＊４

全数
挿入

＊２

制御反応度
収支 ＊４
(%Δk/kk')

1ﾛｯﾄﾞ
ｽﾀｯｸ

0.8

1.8

1.7

4.5E+22

4.1E+20

1.5E+22

2.2

0.8

－

－

1.7

－

－

1.2E+23

8.8

1

26.3

16.1

27.7

80

炉停止余裕

0.2

5.3

1.0

3.1E+23

2.3E+218.9E+22

8.8

4

←

7.4

18.8

80

最長寿命

基準

2.0

1.2

6.3

1.6

7.4E+22

6.7E+20

2.3E+22

2.2

4

←

7.4

21.5

60

4ｻｲｸﾙ寿命

長寿命化

制御棒価値

炉停止余裕

制御棒価値

B4 Cﾍﾟﾚｯﾄ-被覆管間ｷﾞｬｯﾌﾟ＊３ [直径] (mm)

最大高速中性子照射量 (n/cm 2 ･s)

B4 C燃焼度 (cap/cc)

(年)

1

26.3

運転ｻｲｸﾙ長さ (ヶ月)(ｻｲｸﾙ)

16.1

B装荷量 (kg/体)10

使用期間［寿命］

27.7

B4 Cﾍﾟﾚｯﾄ外径 (mm)

＊１

照射特性

使用条件

仕様

基準
80

目

主炉停止系制御棒

0.4

1.6

0.4

1.4

0.2

1.9E+23

1.2E+212.5E+22

8.8

4

←

4.3

27.7

20

4ｻｲｸﾙ寿命

－

－

－

－

1.7

－

－

2.1E+23

17.5

8

←

4.3

14.3

80

最長寿命

長寿命化

後備炉停止系制御棒

大型 MOX 燃料高内部転換型炉心の長寿命化制御棒の照射特性

B濃縮度 (wt%)

10

項

表 2.2.2-13

573

～580

～18.4

被覆管最高温度(℃)

到達ピーク燃焼度
(at%)

5.84

被覆管外径
(mm)

～475

D9

被覆管材

最大線出力
(W/cm)

4.32

燃料スラグ径
(mm)

72

343

燃料スラグ長
(mm)

スミア密度
(%TD)

U-0,8,19Pu-10Zr

燃料組成
(wt%)

0.381

EBR-Ⅱ

照射炉

被覆管肉厚
(mm)

X419,X420,X421

集合体番号

EBR-Ⅱ

X425

EBR-Ⅱ

X430

EBR-Ⅱ

X441

～5

～520

～413

74

0.406

7.37

316SS

5.66

343

～19.6

～590

～400

72

0.381

5.84

HT-9

4.32

343

～12

～590

～500

75

0.406

7.37

HT-9

5.71

343

～11

～600

～510

70,75,85

0.381

5.84

HT-9

4.22,4.37,4.67

343

～9.5

～660

～330

75

0.381

5.84

HT-9

4.37

343

U-10Zr

EBR-Ⅱ

X447

1.78

600

394

85,90

0.38,0.51

9.4

HT-9

7.95

343

U-2,6,10Zr

EBR-Ⅱ

X431/432

EBR-Ⅱ

X482,X482A,B

FFTF

IFR-1

～7.6,～6.6

－

－

－

－

5.84

316SS

4.32

343

～10,～12.2

－

－

－

－

5.84

D9,HT-9

4.37

343

～10.0

～600

～492

75

0.56

6.86

D9

4.98

914

U-8,19Pu-10Zr U-0,19Pu-10Zr U-0,8,19Pu-10Zr

EBR-Ⅱ

XY-24,XY-27

金属燃料の照射実績 (IFR プログラム、定常照射)U-0,3,8,19,
U-0,19,22,26
U-0,8,19Pu-10Zr
U-19Pu-6,10,14Zr
22,26Pu-10Zr
Pu-10Zr

EBR-Ⅱ

X423

表 2.2.2-14

14.3

577～649430～591

75

0.56

6.86

HT-9

4.98

914

U-10ZrFFTF

MFF-1～6

表 2.2.2-15

処理

合理化後の金属燃料炉心用工学的安全係数（ワイヤ型スペーサ燃料集合体）
項目

ΔT N aΔT F i l m

ΔT C l a d

1.025 (1.05)

1.025 (1.05)

1.025 (1.05)

1.000

1.02

1.02

1.026 (1.03)

1.000

1.000

1.040 (1.05)

1.000

1.000

1.010 (1.02)

1.000

1.000

ワイヤコンタクト効 果

1.000

1.500 (2.00)

1.000

炉内流量配分誤差1.026 (1.03)

1.000

1.000

出力分布誤差炉心熱出力校正誤差
流路変形効果乗算処
理

工 学 的 安 全 係 数 (HSF）

集合体間流量配分誤差
原子炉出入口温度誤
差

統計処

物性値誤差

1.02

1.30

1.03

理

各部製造公差1.035 (1.04)

1.07

1.08

1.000

1.04

1.08

燃 料 スラグ偏 心 効 果※ 太 数 字 ： 合 理 化 後 、 括 弧 内 数 字 ： 合 理 化 前 、 通 常 数 字 ： 見 直 し な し 、 空 欄 ： 1.0

574

575

集合体

案内管

保護管

制御棒要素

ｽﾍﾟｰｻ

内側ｼｭﾗｳﾄﾞ管

外側ｼｭﾗｳﾄﾞ管

被覆管

吸収材ﾍﾟﾚｯﾄ

Naﾎﾞﾝﾄﾞ･ﾍﾞﾝﾄ
4.4
950
PNC-FMS鋼

－
mm
mm
－

型式
外側ｼｭﾗｳﾄﾞ管-被覆管ｷﾞｬｯﾌﾟ[直径]B4 Cﾍﾟﾚｯﾄｽﾀｯｸ長

材料

10

B重量

体積比
%
%
kg/体

冷却材

48.7
9.8

22.7

19
30.3
28.6
( 27.1 )mm%

制御要素配列ﾋﾟｯﾁ

構造材

5.0

mm

肉厚

制御要素本数

168.7

PNC-FMS鋼

－

材料
mm

3.0

mm

肉厚

外径

153.7

mm

外径

B4 C
（実効）

1.0

mm

肉厚
ﾜｲﾔ

0.3

mm

外径
－

0.3
22.9

mm

肉厚

mm

23.6

mm

外径

外 径

0.6

mm

型式

29.0

mm

ODS鋼

－

材料

肉厚

80

外径

95.0

22.2

基準

%

mm

単 位

wt%

目

53.4
3.3

22.5

←
24.1
( 22.9 )

←

←

←

←

←

←

←

6.2
←

←

←

←

←

21.1

←

21.8

←

←

←

30

←

20.4

69.1
3.3

21.4

←
9.5
( 9.0 )

←

←

←

←

←

←

←

13.8
←

←

←

←

←

13.5

←

14.2

←

←

←

80

←

12.8

長寿命化
3ｻｲｸﾙ寿命
最長寿命

主炉停止系制御棒

49.6
9.7

22.4

29.2
28.1
( 26.7 )

19

5.0

168.7

PNC-FMS鋼

3.0

148.7

PNC-FMS鋼

3.6
950

Naﾎﾞﾝﾄﾞ･ﾍﾞﾝﾄ

1.0

ﾜｲﾔ

0.3

22.7

0.3

23.4

0.6

28.0

ODS鋼

80

95.0

22.0

基準

大型金属燃料高出口温度型炉心の長寿命化制御棒仕様

理論密度比
10
B濃縮度

外径

項

表 2.2.2-16

←
2.6

←

←
←
←

←

←

←

←

←

←

←

←
←

←

←

←

←

←

←

←

←

←

←

20

←

←

71.6
2.6

20.9

←
7.5
( 7.2 )

←

←

←

←

←

←

←

14.2
←

←

←

←

←

12.1

←

12.8

←

←

←

80

←

11.4

長寿命化
3ｻｲｸﾙ寿命
最長寿命

後備炉停止系制御棒

576

領域平均＊２

不確かさ考慮

ﾉﾐﾅﾙ

寿命末期、燃交時

最終ｻｲｸﾙの初期（ 10 Bの燃焼を考慮）

＊３

＊４

全数
挿入

＊２

制御反応度
収支 ＊４
(%Δk/kk')

1ﾛｯﾄﾞ
ｽﾀｯｸ

0.5

1.1

0.7

6.5E+22

1.1E+212.1E+22

1.8

0.6

－

－

2.6

－

－

1.6E+23

7.2

1

←

9.7

22.0

80

炉停止余裕

0.1

2.8

1.0

3.1E+23

3.0E+21

4.3E+22

5.4

4

←

3.3

12.8

80

最長寿命

基準

1.3

1.9

4.5

0.9

9.4E+22

1.3E+212.6E+22

1.8

3

←

3.3

20.4

30

3ｻｲｸﾙ寿命

長寿命化

制御棒価値

炉停止余裕

制御棒価値

B4 Cﾍﾟﾚｯﾄ-被覆管間ｷﾞｬｯﾌﾟ＊３ [直径] (mm)

最大高速中性子照射量 (n/cm 2 ･s)

B4 C燃焼度 (cap/cc)

局所最高＊１

(年)

1

21.5

運転ｻｲｸﾙ長さ (ヶ月)(ｻｲｸﾙ)

9.8

B装荷量 (kg/体)10

使用期間［寿命］

22.2

B4 Cﾍﾟﾚｯﾄ外径 (mm)

＊１

照射特性

使用条件

仕様

基準
80

目

主炉停止系制御棒

0.1

0.8

0.2

0.7

0.1

2.2E+23

2.5E+212.6E+22

5.4

3

←

2.6

←

20

3ｻｲｸﾙ寿命

－

－

－

－

0.9

－

－

2.1E+23

10.8

6

←

2.6

11.4

80

最長寿命

長寿命化

後備炉停止系制御棒

大型金属燃料高出口温度型炉心の長寿命化制御棒の照射特性

B濃縮度 (wt%)

10

項

表 2.2.2-17

577

固定
ガタ
フリー
フリー
フリー
フリー
フリー

3
4
5
6
7
8
9

水
水
水
水
水
水
水

水

空気
1次側水
2次側空気

内部流体
(空気、水)

ノミナル
ノミナル
高
低
ノミナル
ノミナル
ノミナル

ノミナル
ノミナル
ノミナル
ノミナル
ノミナル
高
低
ノミナル

ノミナル
ノミナル
ノミナル
ノミナル
ノミナル
ノミナル
ノミナル
大

ノミナル
1方向（x）
1方向（x）
1方向（x）
1方向（x）
1方向（x）
1方向（x）
1方向（x）

2方向（x,y）

～300
～300
～300
～300
～300
～300
～300

～300

－
－
－
－
－
－
－

○

加振方向
掃引周波数 ワークレート
自由液面高A
自由液面高B
加振器（ＷＲ）の計測(ﾉﾐﾅﾙ、低、高) (ﾉﾐﾅﾙ、低、高) ケーシング径（ﾉﾐﾅﾙ、大)――ノミナル
2方向（ｘ,y）
～400
－
ノミナル
ノミナル
ノミナル
2方向（x,y）～400－

試験パラメータの設定条件

試験パラメータ設定※自由液面高さA：IHX/ポンプ隔壁と加振器ケーシング間の自由液面高さ
自由液面高さB：フローシュラウドと内シュラウド間の自由液面高さ
加振方向ｘ：1次側ノズルの軸方向
加振方向ｙ：1次側ノズルの軸方向に対して直角方向
表中「ノミナル」はレファレンスケース（ケース番号2）と同様という意味である。

フリー

2

ケース
シールリング
番号 (フリー、固定、
ガタ)
1-1
フリー
1-2
フリー

表 2.2.2-18

掃引試験

掃引試験
／応答試験

掃引試験
掃引試験

試験内容

表 2.2.2-19

振動数
（Hz）
11.00
13.97

24.03

レファレンスケースの励起された振動モード(1/2)

試験ケース 2X 方向
減衰比300Hz までの（%）
振動モードの特徴*
ビーム 1 次モード(KC と2.73
PK＋FS 逆相)
ビーム 1 次モード(KC＋1.12
PK＋FS 主体で全構造物同相)
ビームモード(架台主体、KC＋PK＋FS 同相で
2.90
US より外側構造物とは
逆相)

振動数
（Hz）
10.36
14.84

試験ケース 2Y 方向
減衰比300Hz までの（%）
振動モードの特徴*
ビーム 1 次モード(KC と2.50
PK＋FS 逆相)
ビーム 1 次モード(KC＋2.13
PK＋FS 主体で全構造物
同相)

26.68

2.11

ビーム 1 次モード(KC＋PK＋FS 同相で US より外側構造物とは逆相)支持ブラケット並進モード
ビームモード(PK と FS逆相)＋シェル 3 次モード(FS)シェル 3 次モード(FS とPK 逆相)
シェル 2 次モード(PK+FS 同相)
ビーム 1 次モード(BP)ビーム 1 次モード(BP)支持ブラケット＋ビー
ム 2 次モード(全構造物)＋シェル 4 次モード
(SS)

―

―

―

34.90

0.50

52.35

0.28

ビームモード(PK と FS
逆相)

52.40

0.21

54.90

0.25

55.00

0.35

61.12

0.29

64.80

0.31

69.80

1.02

ビーム 1 次モード(BP)

66.32
72.02

0.46
1.31

78.57

1.94

ビーム 1 次モード(SS＋HD)＋ビーム 2 次モード
(BP)

85.20

0.75

92.90

0.44

―

―

―

106.88

0.15

―

―

―

108.820.23

110.260.27

シェル 3 次モード(FS とPK 逆相)
シェル 2 次モード(PK とFS 同相)

支持ブラケット＋ビー
ム 2 次モード(全構造物)
シェル 4 次モード(FS)＋シェル 2 次モード
(PK)

シェル 4 次モード(FS＋PK 逆相)

100.100.17

118.900.25

シェル 3 次モード(FS とPK 逆相)＋支持ブラケット＋ビーム 2 次モード
(KC＋PK と FS 逆相)
シェル 3 次モード(FS＋PK 同相)＊：KC：加振器ケーシング､PK：ポンプ隔壁､FS：フローシュラウド、
US：内シュラウド、BP：バッフル板/伝熱管系、SS：外シュラウド、HD：本体胴578

表 2.2.2-20

レファレンスケースの励起された振動モード(2/2)

振動数
（Hz）

試験ケース 2X 方向
減衰比300Hz までの（%）
振動モードの特徴*

振動数
（Hz）

117.330.38

124.20
シェル 3 次モード(FS＋PK 同相)

119.200.21

129.700.53

138.27142.66146.71

1.02
1.02
1.40

151.060.40

158.800.35

162.04178.36
197.72204.03

0.81
0.70
1.26
0.27

207.57143.80
支持ブラケット＋ビー
ム 3 次モード(KC+PK+FS
同相)

試験ケース 2Y 方向
減衰比300Hz までの（%）
振動モードの特徴*
シェル 4 次モード(FS)0.62＋シェル 2 次モード
(PK)
シェル 4 次モード(FS)0.35＋シェル 3 次モード
(PK)

148.102.30

150.30151.60160.60

2.30
0.25
0.59

165.800.30

168.500.39

シェル 5 次モード(FS)不詳

171.40173.40176.10201.00

1.04
0.51
0.17
0.66

0.28

不詳

204.700.23

212.060.29

シェル 4 次モード(PK)211.100.27

219.820.73

不詳

214.800.92

230.410.85

シェル 5 次モード(FS)269.500.08

238.880.50

支持ブラケット＋ビー
ム 2 次モード(BP)＋ビー ム 2 次 モ ー ド(KC,PK,FS の位相違い加わる)

ビーム 2 次モード(KC,PK,FS 全て逆相)＋ビー
ム 2 次モード(BP)シェル 2 次モード(PK)シェル 2 次モード(PK)斜め方向
シェル 4 次モード(FS とPK 逆相)
支持ブラケット＋ビー
ム 3 次モード(BP)＋ビーム 1 次～2 次モード
(全構造物)＋シェルモ
ー ド (FS,PK,SS も 加 わる)
シェル 4 次モード(PK)ビーム 3 次モード(BP)＋シェル 3 次モード
(US)
ビーム 2 次モード(KC)＋FS シェルモード

ビーム 3 次モード(BP)――シェル 4 次モード(PK＋――245.72
0.14
FS 同相)
259.910.29
シェル 5 次モード(FS)――277.860.41
不詳――
293.120.08
不詳――＊：KC：加振器ケーシング､PK：ポンプ隔壁､FS：フローシュラウド、
US：内シュラウド、BP：バッフル板/伝熱管系、SS：外シュラウド、HD：本体胴579

表 2.2.2-21

試験解析と試験結果の比較

試験 Hz
誤差
10.36
-3.0%
11.00
-3.1％
13.97
+1.9％
14.84
-0.8%
励起されず
励起されず
24.03
+5.0%
26.68
+2.1%
励起されず
励起されず
励起されず
34.9
+2.4%
励起されず
励起されず
励起されず
励起されず
励起されず
励起されず
励起されず
52.35
+15.2%
52.40+15.4%
励起されず
54.90+15.0%
55.00+15.9%
励起されず
66.32
67.00
+1.0％
(BP 曲げ 1 次
も励起)
27
FS+PK シェル(N=2,同相,K=1,0 deg)
68.37
61.12
+11.9%
28
FS+PK シェル(N=2,同相,K=1,45 deg)
68.68
64.80
+6.0%
29
本体胴ビーム 1 次＋架台ビーム(転倒)-X
71.38
励起されず
30
HD+SS+BP+US ｼｪﾙ(N=2,K=0.5,0 deg)
71.75
励起されず
31
HD+SS+BP+US ｼｪﾙ(N=2,K=0.5,45 deg)
72.34
励起されず
32
BP 曲げ 1 次-Y
73.89
72.02
+2.6%
33
BP 曲げ 1 次-X
73.93
69.80
+5.9%
34
本体胴ビーム 1 次＋架台ビーム(転倒)-Y
78.34
励起されず
35
出口配管ノズル局部(FS ねじれ)
81.31
励起されず
36
出口配管ノズル局部(FS ねじれ)
81.63
励起されず
37
US シェル(N=2,逆相,K=0.5,0 deg)
82.69
励起されず
38
US シェル(N=2,逆相,K=0.5,45 deg)
82.98
励起されず
39
BP 曲げ 2 次-X
88.12
単独では励起されず
40
BP 曲げ 2 次-Y
89.57
単独では励起されず＊：KC：加振器ケーシング､PK：ポンプ隔壁､FS：フローシュラウド、US：内シュラウド、
BP：バッフル板/伝熱管系、SS：外シュラウド、HD：本体胴
次数
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
21
22
23
24
25
26

振動モード*KC ビーム 1 次-Y（KC と PK+FS 逆相）
KC ビーム 1 次-X（KC と PK+FS 逆相）
KC+PK+FS ビーム 1 次-X
KC+PK+FS ビーム 1 次-Y
下部プレナム振動-X
下部プレナム振動-Y
架台ビーム 1 次-X
架台ビーム 1 次-Y
BP ねじり支持ブラケット上下
外側構造物上下＋HD フープ
支持ブラケット Y 方向水平 1 次
SS 振動+BP 曲げ 1 次-X
SS 振動+BP 曲げ 1 次-Y
下部プレナムねじり
FS＋PK シェル(N=2 逆相,K=1,45deg)
FS＋PK シェル(N=2 逆相,K=1,0deg)
架台ねじり
1 次系流体連成上下
FS+PK 曲げ 1 次(逆相)-X
FS+PK 曲げ 1 次(逆相)-Y
架台上下
FS+PK シェル(N=3,逆相,K=1,0 deg)
FS+PK シェル(N=3,逆相,K=1,30 deg)
上部ﾌﾟﾚﾅﾑﾌｰﾌﾟ+支持ﾌﾞﾗｹｯﾄ上下支持ﾌﾞﾗｹｯﾄ Y 方向水平 2 次

580

解析 Hz
10.05
10.66
14.23
14.72
17.84
18.16
25.24
27.24
28.24
30.26
30.45
35.73
37.40
38.12
43.59
43.82
44.19
57.93
59.65
60.32
60.46
62.25
63.16
63.72
66.31

表 2.2.2-22

12Cr 系鋼の縦弾性係数、熱膨張係数、熱伝導率及び比熱

Temperature
o
( C)

E
2
(Ｎ/mm )

20

αA

αB

-6

-6

λ
(W/m･k)C(J/g･K)

23.64

0.450

214,000(×10 )
9.92(×10 )―

50

213,000

10.25

10.08

24.24

0.463

75

212,000

10.52

10.28

24.67

0.474

100

211,000

10.77

10.45

25.06

0.485

125

210,000

11.00

10.61

25.41

0.496

150

208,000

11.22

10.74

25.73

0.507

175

207,000

11.43

10.87

26.02

0.518

200

205,000

11.63

10.98

26.30

0.530

225

204,000

11.81

11.08

26.56

0.541

250

202,000

11.99

11.17

26.81

0.553

275

200,000

12.15

11.26

27.06

0.565

300

198,000

12.31

11.34

27.30

0.577

325

196,000

12.45

11.42

27.54

0.590

350

194,000

12.59

11.50

27.78

0.604

375

192,000

12.73

11.58

28.01

0.618

400

190,000

12.85

11.65

28.24

0.634

425

188,000

12.97

11.73

28.46

0.650

450

185,000

13.09

11.81

28.67

0.669

475

183,000

13.20

11.89

28.87

0.689

500

180,000

13.31

11.96

29.04

0.710

525

177,000

13.41

12.04

29.19

0.735

550

174,000

13.52

12.12

29.31

0.761

575

171,000

13.62

12.19

29.38

0.791

600

168,000

13.72

12.26

29.41

0.824

625

165,000

13.82

12.33

29.37

0.860

650

161,000

13.92

12.39

29.26

0.901

αA：瞬時熱膨張係数
αB：室温からその温度までの平均熱膨張係数581

表 2.2.2-23

供試材の化学成分（mass%)

C

Si

Mn

Ni

Cr

Mo

W

V

Nb

N

Cu

P122

0.11

0.27

0.64

0.33

10.5

0.34

1.76

0.19

0.05

0.07

1.00

W中添加材

0.12

<0.01

0.48

0.71

10.2

1.20

0.35

0.20

0.06

0.03

0.02

W無添加材

0.14

0.07

0.51

0.60

10.3

1.45

<0.01

0.17

0.05

0.04

-

表 2.2.2-24

高速炉配管用 12Cr 鋼仕様

C
Si
Mn
P
S
Ni
Cr
Mo
W
V
Nb
N
sol.AlCu
0.10
10.0 1.0
0.10
0.03≦0.1 ≦0.7 ≦0.01 ≦0.01 ≦0.8
≦0.40
≦0.08
≦0.005 ≦0.10
-0.16
-11.0
-1.6
-0.22
-0.06

表 2.2.2-25
Temperatureo( C)

高速炉用 12Cr 鋼の設計降伏点，設計引張強さ，設計応力強さ
及び最大許容応力強さ
Sy

Su
2

Sm
2

S0
2

2

－30～25(N/mm )
400

(N/mm )
620

(N/mm )
207

(N/mm )
155

75

400

613

204

153

100

400

609

203

152

150

400

586

195

147

200

400

569

190

142

225

400

563

188

141

250

400

556

185

139

275

400

551

184

138

300

400

545

182

136

325

400

539

180

135

350

400

532

177

133

375

400

524

175

131

400

400

515

172

129

425

399

504

168

126

450

399

492

164

123

475

388

476

159

119

500

378

460

153

115

525

364

439

146

110

550

347

416

139

104

575

327

388

129

95

600

304

357

119

76

625

278

321

107

57

650

247

281

93

27

582

表 2.2.2-26

耐震評価検討条件

レファレンス S2

新地震条件（参考）ケーススタディ S2

水平加速度

1.0

1.4

2.9

上下加速度

1.0

1.0

1.5

表 2.2.2-27

水平免震特性

検討条件
耐震成立性検討（新地震条件用）
成立限界検討（高地震用）

検出可能長さ Cd

２次周期

1.0 秒

2.0 秒

0.05 秒

1.0 秒

2.8 秒

0.07 秒

ホットレグ
Y ピース
エルボ
部
31.8

安定限界き裂長さ
103.2
Ccr
安全裕度 Ccr/1.4Cd
2.3（１以上で LBB 成立）

上下免震特性

１次周期

表 2.2.2-28

き裂半長(mm)

水平免震装置の仕様

LBB 成立性評価の結果

Y ピース
部

コールドレグ
RV 側
中間部
IHX 側
エルボ
エルボ
エルボ

IHX 側
管台

(30.2)

61.3(32.4)(28.0)(28.0)

50.8(181.0)308.1(76.3)(42.3)(46.4)

67.0

(4.3)

3.6

(1.7)

(1.1)

(1.2)

△0.9

＊：エルボは参考データ。

583

表 2.2.2-29

液面近傍の健全性評価解析ケース

解析ケース
RV 内半径D1(mm)
RV 板厚
t1(mm)
GV 内半径D2(mm)GV 下部板厚 t2(mm)熱伝導板板厚 t3(mm)
熱伝導板材質RV 側
GV 側
ｶﾊﾞｰｶﾞｽ部 α1（W/m2K）
ｶﾊﾞｰｶﾞｽ部 α2（W/m2K）
ｶﾊﾞｰｶﾞｽ部 α3（W/m2K）
Na 中
α4（W/m2K）
RV 外面
α5（W/m2K）

輻射率
熱
伝
達
率

起動曲線 （図 2.2.2-76）
内圧(MPa)
吊下げ重量（ton）

CaseD-3
CaseA
5350
5350
50
30
5550
5530
25
25
10
25
銅合金
SGV
0.2
0.2
0.2
0.2
0.64
0.64
3.49
3.49
0
0
930
930
5.82
5.82
③
③
（1.5 日起動） （1.5 日起動）
0.147
0.147
2050
1960

584

CaseA’
5350
30
5530
25
25
SGV
0.2
0.2
0.64
3.49
0
930
5.82
①
（1 日起動）0.147
1960

表 2.2.2-30

皿形及び球形下部鏡構造の Bree ラチェットの比較

Pm(MPa)Sn(MPa)

47.2
456.9

半球形
（推定値）
23.6
同左

Sy(MPa)E(MPa)
X
Y
Z
εmR
基準値
判定

123
169000
0.384
3.71
1.42
0.0303
0.01
不合格

同左
同左
0.192
同左
0.712
0
0.01
合格

皿形

表 2.2.2-31
設計の違い

備考
・ 手動トリップ－主蒸気管破損
・ 系統熱過渡解析＋多直線化法
によるナトリウム熱過渡
400℃の値
400℃の値

99 回

炉心支持構造の Bree ラチェットの比較
設計１

設計２

系統熱過渡解析＋多直線化法

３次元熱流動解析

MPa

59.3

69.3

熱過渡応力 MPa

542.9

222.4

X1 （高温側／低温側）

0.499/0.467

0.564/0.550

Y1 （高温側／低温側）

4.570/4.271

1.811/1.764

Z（高温側／低温側）

2.281/1.993

1.035/1.000

膜ひずみ／負荷サイクル

1.701E-03

2.520E-05

16.8%

0.2%

評価項目
ナトリウム熱過渡の評価法
１次応力

累積膜ひずみ585

備考

1 次応力の違いは微小な設計変更による
手動トリップ－主蒸気管破損

負荷サイクル数：99

表 2.2.2-32

原子炉構造の固有振動数

RV 板厚
ｔ30
ｔ40
ｔ50

上下支配モード
9.1Hz
9.9Hz
10.3Hz表 2.2.2-33

原子炉構造の耐震評価（新地震条件での検討）

評価項目
炉心支持板中心の上下応答速度（集合体飛び上がり）
反応度投入
炉容器の座屈表 2.2.2-34

水平支配モード
3.5Hz
3.8Hz
4.0Hz

発生値

制限値

裕度

評価

0.4m/s0.5m/s 以下

1.25

○

46￠
1.75

100￠以下1.50 以上

2.17
1.17

○
○

原子炉構造の耐震評価（水平免震での成立限界の検討）

評価項目
炉心支持板中心の上下応答速度反応度投入

炉容器の座屈

RV 板厚
t30
t30
t40
t50
t30
t30
t40
t50
t30
t30
t40
t50

CSS 剛性
設計値
剛性向上
剛性向上
剛性向上
設計値
剛性向上
剛性向上
剛性向上
設計値
剛性向上
剛性向上
剛性向上

発生値
0.47m/s
0.41m/s
0.42m/s
0.38m/s
56￠
48￠
48￠
46￠
1.55＊
1.53＊
1.87＊
2.52＊

制限値
0.50m/s 以下
0.58m/s 以下

100￠以下1.50＊＊以上

裕度
1.06
1.41
1.38
1.53
1.79
2.09
2.10
2.17
1.04
1.02
1.25
1.68

評価
○
○
○
○
○
○
○
○
○
○
○
○

＊：座屈評価式による安全率、＊＊：必要安全率

表 2.2.2-35
RV 板厚
ｔ30
ｔ40
ｔ50

UIS の耐震評価（水平免震での成立限界の検討）

UIS 下端部
水平方向変位
10.6mm
10.6mm
10.6mm

炉心頂部
水平方向変位
3.6mm
4.1mm
4.1mm

相対変位
11.2mm
11.4mm
11.4mm

586

制限値

裕度

成立性

15mm 以下

1.34
1.32
1.32

○
○
○

表 2.2.2-36

スカート付根Ｙピース部の健全性評価結果（大型炉）

表 2.2.2-37

IHX 入口ノズル及び HL 配管の応力評価結果(単位：MPa)事

象

デッキ据付部 Y ﾋﾟｰｽ(支持管側) Y ﾋﾟｰｽ(配管側)
膜＋曲げ

膜

膜＋曲げ

膜

膜＋曲げ

91.8

58.4

82.6

膜

エルボ
膜＋曲げ

ノズル(配管側) ノズル(IHX 側)

膜

膜＋曲げ

膜

膜＋曲げ

膜

低温停止

12.1

9.2

59.8 108.8

72.1

53.2

32.3

50.5

23.4

起動終了

27.6

22.5 218.6 140.1 202.0 144.7 169.5

83.1

94.6

60.7

90.7

45.1

定格運転

45.5

23.8 216.2 138.7 199.0 143.1 145.9

72.9 139.0

84.5 135.6

61.1

停止終了

23.7

13.3

68.4 118.2

47.7

トリップ

47.6

25.8 123.8

88.7

56.4

79.2

57.5 108.8

72.1 121.7

78.3 116.3

82.2 108.8

72.1 264.3 154.6 276.4 113.7

制限条件：○管台部 ：発生応力≦250MPa○エルボ ：[膜＋曲げ]応力強さレンジ≦390MPa○ノズル部：定格出力時の［膜］応力強さ≦90MPa[膜＋曲げ]応力強さレンジ≦333MPa587

表 2.2.2-38
加振周波数

大型炉 IHX 管板部振動応答解析結果
位

置

項
変位

IHX 上部管板目[μm]

位相差 [deg.]

機械的励振力9.23Hz

変位

IHX 下部管板[μm]

位相差 [deg.]
流体励振力
45.17Hz流体励振力
46.17Hz流体励振力
47.17Hz
機械的励振力4.54HzIHX 上部管板

変位[μm]

IHX 下部管板

変位[μm]

IHX 上部管板

変位[μm]

IHX 下部管板

変位[μm]

IHX 上部管板

変位[μm]

IHX 下部管板

変位[μm]

伝熱管中央部

応力 [N/mm2]

解析結果
X=0.012～0.018
Y=0.015～0.021
158～166
X=0.160
Y=164
166
X=0.144/0.177*
Y=0.004/0.185*
X=0.101/0.058*
Y=0.005/0.073*
X=0.054/0.341*
Y=0.014/0.192*
X=0.332/0.201*
Y=0.009/0.069*
X=0.797/0.938*
Y=0.050/0.139*
X=0.811/0.851*
Y=0.084/0.065*
2.7＊：流体励振力の応答変位については、加振方向上の接点と直角方向の接点を記載

588

表 2.2.2-39
加振周波数

中型炉 IHX 管板部振動応答解析結果
位

置

項
変位

IHX 上部管板目[μm]

位相差 [deg.]

機械的励振力12.33Hz

変位

IHX 下部管板[μm]

位相差 [deg.]
流体励振力60.67Hz

流体励振力
61.67Hz

流体励振力
62.67Hz
機械的励振力5.10Hz

解析結果
X=0.029～0.030
Y=0.028～0.030-45～-77
X=0.422～0.433
Y=0.420～0.444-11.6～-9.5
X=0.051/0.041*

IHX 上部管板

変位[μm]

IHX 下部管板

変位[μm]

IHX 上部管板

変位[μm]

IHX 下部管板

変位[μm]

IHX 上部管板

変位[μm]

IHX 下部管板

変位[μm]

伝熱管中央部

応力 [N/mm2]4.6

応力 [N/mm2]

5.0

機械的励振力下部管板付近9.82Hz

伝熱管

Y=0.003/0.035*
X=0.109/0.120*
Y=0.006/0.010*
X=0.002/0.014*
Y=0.001/0.026*
X=0.073/0.079*
Y=0.003/0.009*
X=0.044/0.024*
Y=0.001/0.021*
X=0.077/0.081*
Y=0.003/0.008*＊：流体励振力の応答変位については、加振方向上の接点と直角方向の接点を記載

589

表 2.2.2-40

ポンプ組込型 IHX の座屈評価
耐震成立性評価*1

成立限界評価*2

容器本体

支持ｽｶｰﾄ

容器本体

支持ｽｶｰﾄ塑性せん断座屈応力

146MPa170MPa147MPa147MPa塑性曲げ応力325MPa325MPa325MPa325MPa塑性圧縮座屈応力

264MPa264MPa264MPa264MPa曲げ

60.3MPa

80.0MPa

56.4MPa

84.0MPa

せん断

21.6MPa

58.4MPa

20.9MPa

59.7MPa

上下動

17.1MPa

13.5MPa

10.5MPa

16.6MPa

自重

1.0MPa6.7MPa1.0MPa6.7MPa①発生値／限界値

4.00

2.75

4.65

2.64

②必要安全率1.50 以上

1.50 以上

1.50 以上

1.50 以上

ｸﾗｲﾃﾘｱに対する裕度（①／②）

2.67

1.83

3.10

1.76

評 価

○

○

○

○

許容応力

水平動
発生応力

＊１：新地震条件用の水平免震装置を使用＊２：高地震用の水平免震装置を使用

590

表 2.2.2-41

熱膨張応力評価結果(単位：MPa)

評価部位

HL 配管

CL 配管

RV デッキ据付部
Ｙピース部
エルボ
IHX ノズル部
RV デッキ据付部
Ｙピース部
エルボ１
エルボ２
エルボ３
サポート部
IHX ノズル部

大型炉

中型モジュール炉

７
１
*
９９
１０７*
**
１４６
２０９**
３
２４
*
５７
６０
１０
１２
７４
１０６
１５７
２４３
１７０**
２６４**
１７
３１
１７
８３*
*：管台部最大応力、**：エルボ部最大応力

熱膨張応力制限・管台部 ：Ｍ／Ｚ≦250MPa（ラチェット）・エルボ部：Ｃ2Ｍ／Ｚ≦390MPa（ラチェット、クリープ疲労）表 2.2.2-42

Ｃ2：応力係数

配管固有振動数評価結果(単位：Hz)

評価項目

大型炉

中型モジュール炉

上下支配モード
水平支配モード

25.36
7.87

41.17
7.31

上下支配モード
23.50
水平支配モード
7.68
地震に関する制限条件
・上下 15Hz 以上（共振回避）
・水平 7Hz 以上（共振回避、流力振動防止）

25.45
7.55

HL 配管
CL 配管

591

592

表 2.2.2-43
リラクゼーション解析条件

593

大

DNB 点

管束上端

管束上端

管束上端

管束上端

管束上端

Case2

Case3

Case4

Case5

Case6

Case7

大

大

大

小

大

大

ひずみ速度

クリープ

DNB 点

部位

Case1

ケース

解析

49 MPa49 MPa29.4 MPa

49 MPa68.6 MPa

定格運転（4.843×105 h）

定格運転（4.843×105 h）

定格運転（4.843×105 h）

定格運転（4.843×105 h）

49 MPa49 MPa定格運転（4.843×105 h）→定格運転（4.843×105 h）

事故時（1425 h）→事故時（1425 h）

定格運転（4.843×105 h）

初期面圧

15.3 MPa12.3 MPa10.6 MPa17.5 MPa15.6 MPa

32.2 MPa

32.2 MPa（最終面圧）

解析結果

リラクゼーション解析ケースと解析結果

温度履歴

表 2.2.2-44

考

圧の影響をみる最小となった条件での初期面

Case1～Case4 の中で、面圧がみる

クリープひずみ速度の影響をみる

過渡事象のパターンの影響を備

表 2.2.2-45

２重管 SG の座屈評価

耐震成立性評価*1

成立限界評価*2

本体胴支持ｽｶｰﾄ

本体胴支持ｽｶｰﾄ塑性せん断座屈応力

104MPa246MPa139MPa244MPa塑性曲げ応力400MPa442MPa400MPa442MPa塑性圧縮座屈応力

321MPa351MPa321MPa351MPa曲げ

24.3MPa

1.9MPa25.3MPa

1.7MPaせん断

0.6MPa0.6MPa1.4MPa0.4MPa上下動

0.8MPa3.0MPa0.7MPa3.3MPa

自重24.1MPa

24.1MPa

24.1MPa

24.1MPa①発生値／限界値

16.39

250.0015.87

250.00②必要安全率1.50 以上

1.50 以上

1.50 以上

1.50 以上

ｸﾗｲﾃﾘｱに対する裕度（①／②）

10.93

166.67

10.58

166.67

評 価

○

○

○

○

許容応力

水平動
発生応力

＊１：新地震条件用の水平免震装置を使用＊２：高地震用の水平免震装置を使用

594

表 2.2.2-46 ナトリウム冷却炉の安全評価事象
No.

事象区分

Na

被

1
2

過
過

渡
渡

未臨界状態からの制御棒の異常な引抜き
出力運転中の制御棒の異常な引抜き

○
○

3

過

渡

制御棒落下

○

4

過

渡

１次冷却材流量増大

○

5

過

渡

１次冷却材流量減少

○

6

過

渡

外部電源喪失○7

過渡

２次冷却材流量増大

○

8

過

渡

２次冷却材流量減少

○

9

過

渡

給水流量増大

○

10

過

渡

給水流量喪失

○

11

過

渡

負荷の喪失

○

1
2

事
事

故
故

未臨界からの制御棒急速引抜き
出力運転中の制御棒急速引抜き

○
○

3

事

故

気泡通過

○

4

事

故

冷却材流路閉塞

○

5

事

故

１次ポンプ軸固着

○

6

事

故

２次ポンプ軸固着

○

7

事

故

主給水ポンプ軸固着

○

8

事

故

１次冷却系配管破損

○

○

○

9

事

故

２次冷却材漏えい

○

○

10

事

故

主給水管破断

○

11

事

故

主蒸気管破断

○

12

事

故

燃料取替取扱事故

○

13

事

故

気体廃棄物処理設備の破損

○

14

事

故

１次アルゴンガス漏えい

○

15

事

故

蒸気発生器伝熱管破損（小漏洩）（注）解析評価項目

事

象

炉

他

○

炉：炉心安全解析、Na：ナトリウム燃焼解析、被：被ばく評価、他：

その他

595

表 2.2.2-47

ナトリウム冷却炉の安全性評価に適用する判断条件

燃料健全性
酸化物燃料

金属燃料

異

燃料最高温度：融点以下（めやす 2650℃） 燃料最高温度：融点以下（Zr 含有率依存）＊

常被覆管肉厚中心最高温度：830℃以下

被覆管内面最高温度：0.05 時間以内では 780℃

な冷却材最高温度：沸点以下

以下、それ以上の時間では 650℃以下

過被覆管クリープ分数和：0.1 以下

冷却材最高温度：沸点以下
被覆管クリープ分数和：0.1 以下

渡事

燃料最高温度：融点以下（めやす 2650℃） 燃料最高温度：融点以下（Zr 含有率依存）＊

故

被覆管肉厚中心最高温度：900℃以下

冷却材最高温度：900℃以下

冷却材最高温度：沸点以下

被覆管クリープ分数和：0.3 以下

被覆管クリープ分数和：0.3 以下
バウンダリ健全性
異常な過渡

600℃及び最高使用温度の 1.4 倍のいずれも超えないこと

事故

650℃及び最高使用温度の 1.6 倍のいずれも超えないこと

ひばく評価
事故

実効線量 5mSv 以下

立地評価

甲状腺（成人）に対して 3Sv 以下（仮想事故） 全身に対して0.25Sv 以下＊：評価対象とする炉心では、1020～1100℃程度。

596

597

2200
-4.3×10-3

2100-4.9×10-3℃

Tdk/dT

被覆管最高温度

燃料最高温度ドップラー係数

燃料ピン**：内面最高温度－

崩壊熱除去系－

2 次系ループ数－－

1 次系ループ数

SG 形式－

実効遅発中性子割合* ：肉厚中心最高温度

構成

冷却系

Δk/kk’／℃

ラッパ管温度係数

Δk/kk’／℃

被覆管温度係数係数(EOEC)

Δk/kk’／℃

冷却材温度係数

反応度

コイル型
IRACS×2
DRACS×1

PRACS×2
DRACS×1ヘリカル

2(2 重伝熱管)

直管型

2

2

DRACS×1

PRACS×2(2 重伝熱管)

直管型

2

2

3.6×10-3

3.4×10-3

3.4×10-32

1.0×10-6

2.1×10-6

1.1×10-6

2.8×10-6

3.5×10-6

1.3×10-5-3.7×10-3

810

650**

280

1.2×10-6

7.4×10-6

700*

430

6.6×10-6

700*

400

W/cm

最大線出力

対象
℃

10.4

mm

燃料ピン外径評価

7.2

1.8×104

1.8×104

1.8×104kg/s

炉心冷却材流量8.8550 / 395

3570

550 / 395

全般

IRACS×2

コイル型

ヘリカル

2

2

3.6×10-3

1.3×10-6

3.6×10-6

1.2×10-5-3.5×10-3

930

650**

470

8.5

1.9×104505 / 350

3750

従来型

DRACS×1

大型金属
出口温度高温化

550 / 395

3570

3570

コンパクト型℃

MW

高内部転換型

大型 MOX

ナトリウム冷却炉の主要安全解析条件（設計基準事象）

炉心出入口冷却材温度

熱出力

単位

表 2.2.2-48

DRACS×1

PRACS×2(2 重伝熱管)

直管型

１

2

3.3×10-3

6.8×10-7

2.0×10-6

5.9×10-6-4.5×10-3

2200

700*

430

10.4

0.9×104

550 / 395

1785

高内部転換型DRACS×1

PRACS×2

直管型

１

2

3.4×10-3

1.0×10-6

2.6×10-6

5.7×10-6-3.1×10-3

2200

700*

420

8.5

0.9×104

550 / 395

1785

コンパクト型

中型 MOX

598

沸点以下／900℃以下（MOX／金属）

冷却材最高温度

710℃

0.001＊-

840℃となっている参考評価。

＊：燃料が寿命中に経験する異常な過渡変化による被覆管減肉しろとして 100μm を考慮。

○

○

-

○

判定

890℃

(0.269)

890℃

2190℃

解析結果

○

○

○

○

判定

（高内部転換型）

中型 MOX）内は、評価条件が異なり、過度に保守側

解析結果

１次ポンプ回転数低（定格回転数の 80％）信号により主炉停止系制御棒を挿入。－は非該当項目。空欄は未評価項目。CDF 値の（○0.3 以下被覆管 CDF

○

850℃

850℃

900℃以下（MOX 肉厚中心）

被覆管最高温度

○

○

2110℃

2650℃以下／1050℃以下（MOX／金属）

燃料最高温度

判定

0.004

解析結果

（出口温度高温化）（高内部転換型）判断基準（事故相当）

大型金属

大型 MOX

ナトリウム冷却炉の流量減少型事象（1 次ポンプ軸固着）の解析結果

評価項目

表 2.2.2-49599

830℃以下（MOX:肉厚中心）
780℃以下（3 分以内それ以上 650℃以下）（金属：内面）
0.1 以下沸点以下／900℃以下（MOX／金属）

被覆管最高温度

冷却材最高温度

900℃以下（MOX：肉厚中心）0.3 以下沸点以下／900℃以下（MOX／金属）

冷却材最高温度

沸点以下／900℃以下（MOX／金属）

冷却材最高温度

被覆管最高温度
被覆管ＣＤＦ0.3 以下被覆管ＣＤＦ

2650℃以下／1050℃以下（MOX／金属）

900℃以下（MOX:肉厚中心）

被覆管最高温度

燃料最高温度

2650℃以下／1050℃以下（MOX／金属）

燃料最高温度被覆管ＣＤＦ判断基準（事故相当）
2650℃以下／1050℃以下（MOX／金属）

評価項目
燃料最高温度

710℃

720℃
1×10-6

2180℃

710℃

1×10

-6

720℃

2180℃

○

○
○

○

○

○

○

○

○

○

8×10-4
790℃

○

800℃

大型 MOX（高内部転換型）
解析結果
判定
2600℃
○

-4

680℃

3×10-4＊

880℃

670℃

3×10 ＊

-

860℃

670℃

3×10-3＊690℃[40 秒間]＊＊

○

○

-

○

○

○

-

○

○

○

○

大型金属
（出口温度高温化）
解析結果
判定
860℃
○

ナトリウム冷却炉の過出力型事象（制御棒誤引抜）の解析結果

700℃

720℃
7×10-6

2240℃

700℃

8×10

-6

720℃

2240℃

770℃

3×10-2

780℃

○

○
○

○

○

○

○

○

○

○

○

中型 MOX（高内部転換型）
解析結果
判定
2570℃
○

被覆管減肉しろとして 100μm を考慮。＊＊：650℃以上の継続時間。

出力領域中性子束高（定格出力の 112％）信号により主炉停止系制御棒を挿入。－は非該当項目。＊：燃料が寿命中に経験する異常な過渡変化による

10￠/s
（事故）

3￠/s
（事故）

反応度挿入率0.1￠/s(異常な過渡)表 2.2.2-50

表 2.2.2-51

ナトリウム冷却炉の自己作動型炉停止機構（SASS）有効性評価
主な評価条件単位

大型 MOX

大型金属

大型 MOX(高内部転換)（出口温度高温(コンパクト)

化）
熱出力

MW

3570

3570

3570

炉心出入口冷却材温度℃

550 / 395

550 / 395

550 / 395

炉心冷却材流量kg/s

1.8×104

1.8×104

1.8×104

燃料ピン外径

mm

10.4

7.2

8.8

最大線出力

W/cm

400

270

420

被覆管肉厚中心最高温度

℃

600

600

610

燃料最高温度

℃

1920

750

2010

ドップラー係数

Tdk/dT-5.7×10-3-4.4×10-3-5.2×10-3

燃料温度係数Δk/kk’／℃-2.4×10-6-2.5×10-6-2.05×10-6

冷却材温度係数Δk/kk’／℃

5.7×10-6

9.4×10-6

6.44×10-6

被覆管温度係数Δk/kk’／℃

2.7×10-6

1.6×10-6

2.18×10-6

ラッパ管温度係数

Δk/kk’／℃

0.9×10-6

0.8×10-6

0.85×10-6

実効遅発中性子割合－

3.4×10-3

3.6×10-3

3.44×10-3

評価対象燃料ピン（初期値）

反応度係数(EOEC)

600

601

ULOHS

ULOF

UTOP

－
－

720℃
650℃

冷却材最高温度

冷却材バウンダリ最高温度＊：被覆管温度係数とラッパ管温度係数をそれぞれ約 2/3 とした。

ＳＡＳＳ感知合金までの冷却材輸送遅れ１秒と感知合金の温度応答遅れ１秒を考慮。

－

2100℃

燃料最高温度（または燃料溶融割合）

評価結果

－

680℃

630℃／620℃

630℃／620℃

冷却材バウンダリ最高温度

SASS 切り離し温度

1030℃／1010℃

1060℃／990℃

冷却材最高温度

評価条件

2230℃／2200℃

2300℃／2230℃

燃料最高温度（または燃料溶融割合）

評価結果

680℃／655℃

680℃／655℃－

630℃

冷却材バウンダリ最高温度

SASS 切り離し温度

－

720℃

冷却材最高温度

評価条件

－

2550℃

燃料最高温度（または燃料溶融割合）

評価結果

－

スチールの温度係数を見直し＊

680℃

SASS 切り離し温度

リファレンスケース

大型 MOX (高内部転換)

ナトリウム冷却炉の自己作動型炉停止機構（SASS）有効性評価結果

評価条件

表 2.2.2-52

602

故

故

判断基準

830℃以下（ＭＯＸ:肉厚中心）
780℃以下（3 分以内それ以上 650℃以下）（金属：
内面）
0.1 以下600℃以下／最高使用温度の 1.4 倍以下

同上

評価項目

被覆管最高温度

1 次系 C/L 最高温度

1 次系 H/L 最高温度

900℃以下（金属）

0.4 以下650℃以下／最高使用温度の 1.6 倍以下

同上被覆管ＣＤＦ

1 次系 C/L 最高温度

1 次系 H/L 最高温度

同上

1 次系 H/L 最高温度

冷却材最高温度

650℃以下／最高使用温度の 1.6 倍以下

1 次系 C/L 最高温度

判断基準
900℃以下（ＭＯＸ:肉厚中心）0.3 以下被覆管ＣＤＦ

評価項目
被覆管最高温度

900℃以下（金属）

冷却材最高温度DHRS 2 次系Ｎａ漏洩＋外電喪＋ダンパ１基開失敗

判断基準
900℃以下（ＭＯＸ:肉厚中心）

評価項目
被覆管最高温度

想定条件

2 次系Ｎａ漏洩＋外電喪＋ダンパ１基開失敗[注 1]

想定条件

被覆管ＣＤＦ

外部電源喪失＋ダンパ 1 基開失敗

想定条件

○

○

-2

610℃

590℃

8×10

-

解析結果
740℃

○

○

○

-

判定
○

PRACS×0.5 + DRACS×1

570℃

○

○

5×10-3
560℃

-

判定
○

-

解析結果
790℃

PRACS×2 + DRACS×0.5

560℃

○

○

3×10-4
490℃

○

判定

740℃

解析結果

大型ＭＯＸ
（高内部転換型）
PRACS×1.5 + DRACS×1

○

○

○

○

判定

○

○

○

○

判定
-

600℃

590℃

2×10 [注 3]

5

700℃

解析結果
-

○

○

×

○

判定
-

PRACS×0.5 + DRACS×1

560℃

530℃

0.13[注 3]

700℃

解析結果
-

PRACS×2 + DRACS×0.5

540℃

500℃

710℃
[約 100 秒間][注 2]
6×10-2[注 3]

解析結果

大型金属
（出口温度高温化型）
PRACS×1.5 + DRACS×1

ナトリウム冷却炉の崩壊熱除去特性評価結果(1/2)

○

○

○

○

判定

○

○

○

-

○

判定

620℃

580℃

0.1

-

解析結果
770℃

○

○

○

-

○

判定

PRACS×0.5 + DRACS×1

580℃

540℃

9×10-2

-

解析結果
840℃

PRACS×2 + DRACS×0.5

560℃

510℃

5×10-3

780℃

解析結果

PRACS×1.5 + DRACS×1

中型ＭＯＸ（コンパクト型）

間のコーストダウンを考慮。 [注 2]：650℃以上の継続時間。 [注 3]：燃料が寿命中に経験する異常な過渡変化による被覆管減肉しろとして 100μm を考慮。

[注]：－は非該当項目。[注１]：漏洩を想定する 2 次系ループの事故後の流量の取扱いは、大型ＭＯＸでは、瞬時に 0。大型金属及び中型ＭＯＸでは、100 秒

事

事

異常な
過渡

表 2.2.2-53

603

事

事

600℃以下最高使用温度の 1.4 倍以下
同上

1 次系 C/L 最高温度

1 次系 H/L 最高温度

1 次系 C/L 最高温度

評価項目
被覆管最高温度
被覆管ＣＤＦ

想定条件

1 次系 H/L 最高温度

1 次系 C/L 最高温度

評価項目
被覆管最高温度
被覆管ＣＤＦ

想定条件

1 次系 H/L 最高温度

650℃以下最高使用温度の 1.6 倍以下
同上

DHRS 2 次系Ｎａ漏洩＋外電喪＋ダンパ
１基開失敗
判断基準（事故相当）
900℃以下（ＭＯＸ:肉厚中心）0.4 以下650℃以下最高使用温度の 1.6 倍以下
同上

2 次系Ｎａ漏洩＋外電喪＋ダンパ１基
開失敗 [注]
判断基準（事故相当）
900℃以下（ＭＯＸ:肉厚中心）0.3 以下判断基準
830℃以下（ＭＯＸ:肉厚中心）
780℃以下（3 分以内それ以上 650℃以下）（金属：内面）
0.1 以下

評価項目
被覆管最高温度

被覆管ＣＤＦ

外部電源喪失＋ダンパ 1 基開失敗

想定条件

○

630℃

570℃

解析結果
770℃
0.02

IRACS×1.5

640℃

620℃

解析結果
880℃
3

○

○

判定
○
○

○

○

判定
○
×

IRACS×0.5 + DRACS×1

570℃

○

○

3×10-2
520℃

判定
○

解析結果
820℃

大型ＭＯＸ
（コンパクト型）
IRACS×1.5 + DRACS×1

650℃

590℃

解析結果
790
0.04

PRACS×1.5

580℃

550℃

解析結果
890℃
0.27

PRACS×1.5 + DRACS×0.5

560℃

510℃

3×10-3

解析結果
790℃

○

○

○

判定
○

○

○

○

判定
○

○

○

○

判定
○

大型ＭＯＸリファレンスの炉心をコンパクト型に置き換えたケース
PRACS×1.5 + DRACS×1

ナトリウム冷却炉の崩壊熱除去特性評価結果(2/2)[注]：漏洩を想定する 2 次系ループの事故後の流量の取扱いは、瞬時に 0。

故

故

異常な過
渡

表 2.2.2-54

604

５ｍSv 以下

実効線量

５ｍSv 以下

実効線量

成人甲状腺線量

３Sv 以下０．２５Sv 以下

外部γ線による

全身線量

判断基準

評価項目

主要解析条件

判断基準

評価項目

主要解析条件

判断基準

評価項目

主要解析条件（従来型）（コンパクト型）（高内部転換型）

中型 MOX○

7×10-4mSv
7×10-4mSv

解析結果
○

判定

4×10-4mSv

解析結果

○

判定

○

3×10-2mSv

3×10-2mSv

解析結果

○

判定

2×10-2mSv

解析結果

○

判定

○

○

2×10-2Sv
4×10-1Sv

判定

解析結果

5×10-1Sv

2×10-2Sv

解析結果／d、先行軽水炉の平均的な気象データを想定

○

○

判定

2×10-1Sv

6×10-3Sv

解析結果

○

○

判定

格納容器内線源：希ガス１００％、よう素１０％（炉内存在量比）、格納容器漏洩率：１％

判定

解析結果

タを想定

閉止までの２０秒間放出、格納容器漏洩率：１％／d、先行軽水炉の平均的な気象デー

燃料破損率：１．０％（燃料ギャップへのＦＰ放出割合：全対象各種１００％）、隔離弁

判定

解析結果

洩率：２％／d、格納容器漏洩率：１％／d、先行軽水炉の平均的な気象データを想定

燃料破損率：１．０％（燃料ギャップへのＦＰ放出割合：全対象各種１００％）、外管漏

大型金属

大型 MOX

ナトリウム冷却炉のひばく評価結果* 今回の評価には、直接スカイシャイン線量は含まれていない。

（仮想事故）

立地評価

ガス漏洩事故1 次アルゴン

管破損事故

1 次冷却系配

表 2.2.2-55

605

主要結果

主要解析条件

8.6-5.1×10-3
6.4
0.97
140

230
100
10.4
-5.7×10-3
5.3
0.97

W/cm
cm
mm
Tdk/dT
＄

炉心高さ

燃料ピン径

ドップラー係数(EOEC)

ボイド反応度(EOEC)

2711

定格比
K

到達最大炉出力

過渡時最大炉心燃料平均温度160＄

到達最大全反応度

炉心平均線出力

2877

80

277

63

41

kW/kg-MOX

炉心平均燃料比出力

550 / 395

550 / 395℃

炉心出入口冷却材温度（コンパクト型）（高内部転換型）
3570

大型 MOX

大型 MOX
3570

MW

単位

ナトリウム冷却炉の ULOF 起因過程主要解析条件と結果

熱出力

表 2.2.2-56

2887

146

0.969

5.7

-5.34×10-3

10.4

100

247

43

550 / 395

1785

（高内部転換型）

中型 MOX表 2.2.2-57
部位

上部プレナム内機器の流力振動概略評価

考慮している現象

概略評価結果FFDL サンプリング管を横切

同期振動回避の観点から、CIP（炉心計装る流れ取付板）～BP2（第２バッフル板）の間では、φ20mm とする。
BP2 より上ではバッフル板に這わせて引廻

UIS 内
小口径管

す。
温度計装ウェルを横切る流れ

CIP～BP2 の間では、FFDL サンプリング管と合流（二重管）させる。
BP2 より上では φ21.7mm×ｔ3.2 のウェルを用いて引廻す。

FHM 貫通孔プラグ

CR 案内管を横切る流れ

案内管の剛性が高く問題なし。

横切る流れによる同期振動

同期振動は発生しないと予想。

その他

切込み部の噴流を直接受ける下端部については、今後流動試験等で確認が必要。

切込み上部（内側 DP）の振動

面外方向は十分に剛であり、問題ないと予想。

外側ＤＰの振動

強い噴流が衝突するような箇所はなく、大DP

きな流体力は受けないと予想。
貫通部流れによる振動が懸念されるが、吊ロッドの設計を工夫して剛性を高めること
で、振動現象を抑制できる見通し。

606

表 2.2.2-58

仕

様
口 径

HL
配管

板 厚
配管長
平均流速
平均 Re 数
口 径

CL
配管

板 厚
配管長
平均流速
平均 Re 数大型炉
150 万 kWe２ループ構成５０B（1270.0mm）
15.9 mm
13.4 m
9.2 m/s
4.2E+7
３４Ｂ（863.6mm）
17.5 mm
26.9 m
9.8 m/s
2.5E+7

表 2.2.2-59
解析ケース

１次系配管仕様の比較
中型ﾓｼﾞｭｰﾙ炉
75 万 kWe２ループ構成３６B（914.4mm）
15.9 mm
11.6 m
8.9 m/s
2.9E+7２８Ｂ（711.2mm）
17.5 mm22.3 m
7.4 m/s
1.5E+7

参考：実証炉67 万 kWe
３ループ構成３８B（965.2mm）
12.7 mm22.3 m
4.8 m/s
1.7E+7３０Ｂ（762.0mm）
20.0 mm27.3 m
7.8 m/s
1.7E+7

IHX 伝熱管の座屈評価

平均伝熱管温度 最高伝熱管温度 最大温度差(*1) 座屈評価(*2)

径方向一定

459.0 (℃)

462.5 (℃)

3.5 (℃)○

径方向±１０％分布あり

458.7 (℃)

460.7 (℃)

2.0 (℃)○

径方向±２０％分布あり

458.2 (℃)

460.7 (℃)

2.5 (℃)○

周方向一定

461.1 (℃)

464.7 (℃)

3.6 (℃)○

周方向±１０％分布あり

461.1 (℃)

476.6 (℃)

15.5 (℃)○

周方向±２０％分布あり

460.0 (℃)

482.2 (℃)

22.2 (℃)○(*1) 平均温度との温度差(*2) オイラーの座屈応力σk から座屈許容温度差を求めると許容温度差は約３８℃。
最大温度差が、許容温度差以下であれば○。

607

表 2.2.2-60

伝熱管

水側流動安定性解析条件（直管２重管 SG）
レファレンス２重管 SG

水側高圧化２重管 SG

交換熱量

1785MWt

1765MWt

伝熱面積11981m2

13300m2

外径（外管/内管）

19.0/16.2mm

19.0/16.0mm

肉厚（外管/内管）

1.4/1.3mm

1.5/1.4mm

有効伝熱管平均長さ

27.8m

28.2m

本数

7220 本7900 本管ピッチ

38mm（正三角形配列）

水・蒸気側

2.84×106 kg/hr

2.88×106 kg/hr

ナトリウム側2.73×107 kg/hr

2.70×107 kg/hr

給水入口

233℃

240℃

蒸気出口

497℃（17.1MPa）497.3℃（19.2MPa）

ナトリウム入口

520℃

520℃

ナトリウム出口

335℃

335℃

定格流量

定格温度

材

質

12Cr 鋼608

図 2.2.2-1 改良内部ダクト型集合体の形状

609

パターン 1パターン 2パターン 3パターン 4

図 2.2.2-2 燃料集合体水平方向温度分布

610

本検討条件
溶接面積=20mm21.2

1

せん断応力比 [-]最大せん断応力/0.57Sy

0.8

0.6

0.4
一般鋼材のナゲット径の基準は
dn=3～5・ｓｑｒｔ（ｔ）
t：板厚

0.2

ｔ=2mmの場合、ナゲット径の最大は～7.0mmが選定可能。

0
4

5

6

7
8
9
溶接部直径（ナゲット径） [mm]1011

図 2.2.2-3 溶接部直径(ナゲット径)とせん断応力比の関係

図 2.2.2-4 Zr-H 水素解離割合

611

12

612

199

遮へい体 断面φ1935

上部グリッド板

4220

CL

遮へい要素組立体

2285

遮へい体

図 2.2.2-5 Zr-H 遮へい体構造概念図

ラッパ管(単位： mm )燃料集合体配列ピッチ：206.0 mm

286

下部グリッド板

613

熱伝導度（W/mK）

10

15

20

25

30

0

100

400

500

温度（℃）

300

600

700

Zr-H

800

10

20

30

40

50

60

70

80

0

100

200

400

500

温度（℃）

300

600

700

Y-H

アーク溶解
真空溶解

水素化イットリウム試料（1.78±0.04）の熱伝導度

図 2.2.2-6 水素化ジルコニウム試料と水素化イットリウム試料の熱伝導度測定結果

200

試料A：1.65±0.02
試料B：1.65±0.02
試料C：1.55±0.02

水素化ジルコニウム試料の熱伝導度

熱伝導度（W/mK）

800

PNC-FMS（カロライズなし）
PNCFMS+カロライズ処理+酸化処理
PNC316
k-data燃材委040210
PNC-FMSLine
PNC-FMS+カロライズLinePNC316Line

10 -6

10 -7

10 -8

10 -9

10 -100.001

0.00110.00120.00130.00140.0015T -1 (K -1 )図 2.2.2-7 水素バリヤー材による水素等加速度低減効果 (最高到達条件)

614

615

線出力 390W/cm 炉心(RIAR 型バイパック燃料、スフェアパック燃料)

図 2.2.2-8 振動充填燃料採用による炉心配置への影響 (大型 MOX 燃料高内部転換型炉心)

代表炉心(ペレット燃料)616

線出力 390W/cm 炉心(RIAR 型バイパック燃料・スフェアパック燃料)

図 2.2.2-9 振動充填燃料採用による炉心配置への影響 (中型 MOX 燃料高内部転換型炉心)

代表炉心(ペレット燃料)617

図 2.2.2-10

焼結性確認試験結果の概略

618

図 2.2.2-11 被覆材との共存性確認試験結果の概略

619

図 2.2.2-12

熱伝導度測定結果の概略

制御棒価値[ﾜﾝﾛｯﾄﾞｽﾀｯｸ] （%Δk/kk'）

7.0

6.5

6.0

5.5
必要制御反応度

5.0

4.5

4.0
90

80

70

60

50

40

30

20

10

10

B濃縮度（wt%）

主炉停止系制御棒

2.5
全数挿入
ﾜﾝﾛｯﾄﾞｽﾀｯｸ

制御棒価値（%Δk/kk'）

2.0

1.5

全数挿入時必要制御反応度
ﾜﾝﾛｯﾄﾞｽﾀｯｸ時必要制御反応度

1.0

0.5
90

80

70

60

50
10

40

30

20

10

濃縮度（wt%）

後備炉停止系制御棒

図 2.2.2-13

大型 MOX 燃料高内部転換型炉心の 10B 濃縮度と制御棒価値の関係

620

621

t3.0mmt5.0mm

図 2.2.2-14

スペーサワイヤ

制御要素被覆管
シュラウド管
B4Cペレット

案内管
保護管

大 型 MOX 燃 料 高 内 部 転 換 型 炉 心 の 長 寿 命 化 制 御 棒 の 概 念 図

後備炉停止系制御棒

t3.0mm

φ1.0mm

主炉停止系制御棒

スペーサワイヤ

制御要素被覆管
シュラウド管
B4Cペレット34.8mm181.6mm

φ1.0mm

案内管
保護管

t5.0mm201.6mm

186.6mm

35.8mm201.6mm

被覆管内径(燃料交換時)
外側ｼｭﾗｳﾄﾞ管外径(80wt% / φ27.7mm = 基準仕様)
外側ｼｭﾗｳﾄﾞ管外径(60wt% / φ21.5mm = 4ｻｲｸﾙ寿命仕様)
外側ｼｭﾗｳﾄﾞ管外径(80wt% / φ18.8mm = 最長寿命仕様)

50.0
45.0

寸法[直径] (mm)

40.0
35.0
30.0
25.0
20.0
15.0
0

1

2

3

4

5

6

使用期間 (ｻｲｸﾙ)

主炉停止系制御棒

被覆管内径(燃料交換時)
外側ｼｭﾗｳﾄﾞ管外径(80wt%-φ27.7mm = 基準仕様)
外側ｼｭﾗｳﾄﾞ管外径(20wt%-φ27.7mm = 4ｻｲｸﾙ寿命仕様)
外側ｼｭﾗｳﾄﾞ管外径(80wt%-φ14.3mm = 最長寿命仕様)

50.0
45.0

寸法[直径] (mm)

40.0
35.0
30.0
25.0
20.0
15.0
0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

使用期間 (ｻｲｸﾙ)

後備炉停止系制御棒

図 2.2.2-15

大 型 MOX 燃 料 高 内 部 転 換 型 炉 心 の 制 御 棒 外 側 シ ュ ラ ウ ド 管
外径の経時変化622

図 2.2.2-16

ODS 鋼 の ク リ ー プ 強 度 評 価 式 か ら 求 め た 被 覆 管 周 方 向 応 力と破損温度の関係

800
大型高出口温度型金属燃料炉心(高速中性子照射量制限満足炉心)

大型ｺﾝﾊﾟｸﾄ型金属燃料炉心(高速中性子照射量制限満足炉心)
大型ｺﾝﾊﾟｸﾄ型金属燃料炉心(高燃焼度化炉心)

最大線出力 (W/cm)

600

400

200

大型高出口温度型
金属燃料炉心
(高燃焼度化炉心)● 照射試験実績(U-Pu-Zr３元系、EBR-Ⅱ)▲ 照射試験実績(U-Zr２元系、EBR-Ⅱ)○ 検討炉心設計値(実用化戦略調査研究)

0

0

50

100

150

200

250

最高燃焼度 (GWd/t)

図 2.2.2-17

金属燃料の照射実績および実用化戦略調査研究炉心におけるターゲット623

制御棒価値[ﾜﾝﾛｯﾄﾞｽﾀｯｸ] （%Δk/kk'）

5.0
4.5
4.0
3.5
3.0
必要制御反応度
2.5
2.0
1.5
90

80

70

60

50

40

30

20

10

10

B濃縮度（wt%）

主炉停止系制御棒
2.0
全数挿入
ﾜﾝﾛｯﾄﾞｽﾀｯｸ

制御棒価値（%Δk/kk'）

1.5

1.0

全数挿入時必要制御反応度
ﾜﾝﾛｯﾄﾞｽﾀｯｸ時必要制御反応度

0.5

0.0
90

80

70

60

50

40

30

20

10

10

濃縮度（wt%）

後備炉停止系制御棒

図 2.2.2-18

大型金属燃料高出口温度型炉心の 10B 濃縮度と制御棒価値の関係

624

625

t3.0mmt5.0mm

図 2.2.2-19

スペーサワイヤ

制御要素被覆管
シュラウド管
B4Cペレット

案内管
保護管

大型金属燃料高出口温度型炉心の長寿命化制御棒の概念図

後備炉停止系制御棒

t3.0mm

φ1.0mm

主炉停止系制御棒

スペーサワイヤ

制御要素被覆管
シュラウド管
B4Cペレット

28.0mm148.7mm

φ1.0mm

案内管
保護管

t5.0mm168.7mm

153.7mm

29.0mm168.7mm

被覆管内径(燃料交換時)
外側ｼｭﾗｳﾄﾞ管外径(80wt% / φ22.2mm = 基準仕様)
外側ｼｭﾗｳﾄﾞ管外径(30wt% / φ20.4mm = 3ｻｲｸﾙ寿命仕様)
外側ｼｭﾗｳﾄﾞ管外径(80wt% / φ12.8mm = 最長寿命仕様)

40.0

寸法[直径] (mm)

35.0

30.0

25.0

20.0

15.0

10.0
0

1

2

3

4

5

6

使用期間 (ｻｲｸﾙ)

主炉停止系制御棒

被覆管内径(燃料交換時)
外側ｼｭﾗｳﾄﾞ管外径(80wt%-φ22.0mm = 基準仕様)
外側ｼｭﾗｳﾄﾞ管外径(20wt%-φ22.0mm = 3ｻｲｸﾙ寿命仕様)
外側ｼｭﾗｳﾄﾞ管外径(80wt%-φ11.4mm = 最長寿命仕様)

40.0

寸法[直径] (mm)

35.0

30.0

25.0

20.0

15.0

10.0
0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

使用期間 (ｻｲｸﾙ)

後備炉停止系制御棒

図 2.2.2-20

大型金属燃料高出口温度型炉心の制御棒外側シュラウド管外径
の経時変化

626

627
機器内挿型冷却器の熱流動特性

自然循環
除熱特性試験

崩壊熱除去系の信頼性強化

ループ数削減(２ループ化)

計装・ISI 技術の改良開発

流量計／ＩＳＩ技術等の開発

伝熱管ウエステージ特性

SG 伝熱管
水リーク試験

Na・水反応の局限化(Na 炉特有の課題)

設計による物量削減

ポンプ組込型 IHX

ポンプ組込型 IHX の振動試験

伝熱管フレッティング磨耗特性

ナトリウム冷却炉の技術的成立性に関する課題

溶融炉心物質の排出挙動

制御棒の誤落下防止、切離し／再結合特性

図 2.2.2-21

ＣＤＡ評価技術＋再臨界回避方策原理確認

SASS
炉内照射試験

炉心安全の強化(高速炉特有の課題)

安全性の向上

主要なＲ＆Ｄ課題

基盤技術

枢要技術

配管短縮化

大口径・高流速配管の流力振動試験

炉上部構造に係わる
流動試験

原子炉構造のコンパクト化

エルボ部流況／流力振動特性

免震技術開発構造設計手法の高度化＋高温構造材料の長時間健全性維持技術

12Cr 系鋼の開発

ガス巻込み防止／流動適正化

３次元免震基準の策定

構造設計裕度の適正化

FBR 条件下での材料データ取得

ホットレグ（HL）

ディッププレート(DP)コールドレグ（CL）

モデル化
範囲

UISバッフル板（BP）

1/10縮尺フルモデル

1/1.8縮尺液面部分モデル
図2.2.2-22

UIS切込み位置

炉容器上部プレナム内流動試験装置

燃料出入機
案内管

FHM
プラグ
燃料出入機
案内管

ＵＩＳ切込み
HL

CL

CL

DP

CT

BP-5

DHX

ＦＨＭプラグ
CT

BP-4
CL

CL

HL

観測方向

炉心 出口 流速 に対する相対値

0.47

BP-3
BP-2

バッフル板
BP-1
(BP)高さCIP
0.0(1)ＤＰ位置

図2.2.2-23(2)ＵＩＳ中段位置(3)ＵＩＳ下段位置

UIS切込みを通る鉛直断面内の流速分布とFHM貫通孔プラグの効果

628

DPからの高さ (mm)

100
プラグ位置
上段(DP)

50

中段
DP

0
-50
-100
-0.3

図2.2.2-24

-0.2

-0.1
0
流速 (m/s)

0.1

0.2

DPと炉容器壁隙間部の鉛直方向流速分布

ＨＬ
切込み側
ＣＬより

炉壁より

ＤＨＸ側ＣＬより
UIS切込み図2.2.2-25
CL

気泡を伴う水中渦の発生状況

HL

スプリッタ

ＨＬ断面
平均流速
との比

HL

炉壁

0.32

0.0

観測方向

図2.2.2-26(1)元の設計形状(2)スプリッタ付き

炉壁とHL配管との間の流速分布とスプリッタによる整流効果

629

15
キャビテーション係数（ｋ）

キャビテーション発生位置
炉壁
切込み側CL
DHX側CL

10

5

実機設計での値
0
元の
設計形状

スプリッタ＆スプリッタ＆スプリッタ＆
上段位置プラグ 中段位置プラグ 下段位置プラグ

流動適正化構造

図2.2.2-27

気泡を伴う水中渦の初生キャビテーション係数と形状の効果

L0=835mm

HL

Vc
Vg

1.2

実機流速条件

ガス巻込み
発生条件

無次元液位 (L/L0)

1
0.8
0.6
ギャップ部流速: Vg: 1.0Vg,: 2.0Vg: 3.0Vg,: 4.0Vg

0.4
0.2
0
0

1

2

3

4

5

無次元周方向流速 (Vc/Vc0)
図2.2.2-28

ガス巻込み発生条件マップ

630

6

渦度

角柱

吸込み管

吸込み管

ガス巻込み発生時の速度分布測定

図2.2.2-29

同体系の数値解析（渦糸分布）

ダイナミックPIV法による非定常速度分布の測定と数値解析比較

流れ場の数値解析

渦モデルによる
判定パラメータの導出

Gas core length[m]

くぼみ渦の抽出

0.08
0.07
0.06
0.05
0.04
0.03
0.02
0.01
0

ガスコア
深さ

73

75

77

79
時Time[s]間判定基準による

・ガスコア深さ

ガス巻込み判定・浮力-抗力比・速度勾配

図2.2.2-30

81

83

等

数値解析によるガス巻込み評価のステップ

631

632

Ｆ

Ｐ

中間タンク
(φ2.0m×H7m)

Ｆ

Ｐ 圧力計

Ｆ 流量計

図 2.2.2-31(a)概略系統図

整流タンク(φ3.4m×H5.9m)

エルボ試験体(内径約0.41m)

整流タンク頂部(b)アクリル製試験体の設置状況

試験体
支持架台

2.3m

圧力計測点
（全124点）

大口径・高流速配管流力振動試験装置

貯水槽(1000m3)

整流構造

1/3 縮尺←←送水ポンプ（全流量4430m3/h）○試験条件
最大Re数＝8×106 （平均流速9.2m/s、60℃）○主要計測項目・可視化試験：配管内の流速分布、配管壁での圧力変動・振動試験 ：配管の固有振動モード、振動応力、振幅

423.3516

412.7

DEFGHI

C'

412.7

412.7

J

K

L

B'
65

423.3

C

B

単位:mm

290 50

65

再付着点

35

1238.1

剥離点

剥離域

A
200
D断面

剥離域

240
E断面

A～L：圧力計測位置

最大流速14.1m/s（無次元流速U*=1.53）

図 2.2.2-32

実流速条件での流況、エルボ部の最大流速

2.5

配管の相対粗度

エルボの全損失係数 (-)

超臨界域
2.0

0.00250.00050.00030.00003

亜臨界域

アクリル管（常温）
アクリル管（60℃）

1.5

実機 0.00004

遷移域
本試験

1.0
0.5

従来データ
範囲

0
104

常温
U=0.8m/s
105

常温 60℃
U=9.2m/s
106

107

実機
条件
108

レイノルズ数 (-)
図 2.2.2-33

エルボ圧損係数のレイノルズ数依存性

633

周期的な
渦放出

③

④

卓越ﾋ ﾟｰｸ

10 -1
1.E-01②

無次元圧力変動
ﾊﾟﾜｰｽﾍﾟｸﾄﾙ密度 (-)①

10
1.E-02-2

10 -3
1.E-03②④

10 -4
1.E-04①

10 -5
1.E-05③

10 -6
1.E-06
0.1

0.45

1

10

無次元振動数 (-)

図 2.2.2-34

試験体各部での無次元圧力変動 PSD

0.2

1.0
270°

90°

○：0°
△：90°
□：180°
×：270°

応力 (MPa)

無次元変動係数(2P/ρU2)

0°

180°剥離域

0.1

0.1

黒：常温
赤：60℃

黒：常温
赤：60℃
0.0
105

0.01

106

1

107

流速 (m/s)

レイノルズ数 （-）

図 2.2.2-3510

図 2.2.2-36

無次元圧力変動係数のレイノルズ数依存性

エルボ部振動応力の
流速依存性

634

100

635

注）本概念図は液位等の設定を明示するため
デフォルメされている

図 2.2.2-37

ポンプ組込型 IHX 振動試験体

胴径約 1.1m

バイパス管（ポンプ試験時流量確保のため）
模擬伝熱管（管+バッフル板で固有振動数模擬）
ワークレート計測管（実伝熱管を 1/4 で模擬）

図 2.2.2-38

模擬伝熱管構成

636

637

本体胴下部

本体胴中間

本体胴上部

図 2.2.2-39

加振器振動試験解析と試験結果の比較

赤線：試験解析結果
黒線：試験結果

下部管板

ＢＰ５

上部管板

SASSシス
テム全体

単体照射試験■SASSのシステム全体を炉内に設置■CR模擬体保持、切り
離し、再結合動作の実施

要素照射試験
試験片

CR模擬体■通電コイル、感知合金■SASS構成部材の引張り試験片等確認できる事項確認できる事項

高温、Na中、照射条件下で高温、照射条件下での・SASS制御棒が誤落下しないこと

・磁性材の磁気特性

・制御棒の切り離し特性・コイルの絶縁性、素線抵抗の変化

・制御棒の再結合特性

・磁性材のスウェリング
・磁性材の健全性

図 2.2.2-40“常陽”を用いた炉内試験●保持力(1538 ㎥/h)530℃◇保持力(1538 ㎥/h)350℃

1500○保持力(1538 ㎥/h)250℃△保持力(252 ㎥/h)250℃

1400

保持力（Ｎ）

1300
1200
1100
1000
900
800
0.00E+00

2.00E+18

4.00E+18

6.00E+18

8.00E+18

中性子照射量（ｎ/ｃｍ2/ｓ）
図 2.2.2-41

保持力特性試験の結果（炉内試験）

638

1.00E+19図2.2.2-42

図2.2.2-43

EAGLE炉外試験装置

図2.2.2-44

EAGLE炉内試験計画

639

IGR炉内試験施設

図2.2.2-45

アルミナを用いたドライ試験の結果

図2.2.2-46

上部トラップ内融体量の経時変化

640

目的
z 8kg規模の燃料溶融実験技術
の確認
– 核加熱
– 燃料移動計装（右写真）z ナトリウム不在条件での流出
データの取得小型FC （KtV）– ID1試験と同等の投入エネル
ギー：実機の比較的高温の集合体熱条件を模擬– 差圧を抑えた条件– ID試験に対する比較データの提供試験燃料
z BN-350用燃料ピンを切断して使用
z 17％濃縮UO2（長さ435mm、75ピン束）

Compton型検出器（KEDN）

FD試験体概要

図2.2.2-47

炉内大規模試験（ＦＤ試験）の概要

2200

Temperature (°C)

1800

TD6

TD5

TD3

TD7

TD4

TD2

TT1

TD6
TD7

1400

1000

TD5

680mm

600

TD4
200
28.5

28.6

28.7

28.8
Time (s)

28.9

29

29.1

TD3
ダクト内
TD2

263

トラップ

トラップ空間TT1(WRe)

図2.2.2-48

炉内大規模試験（ＦＤ試験）における燃料流出挙動

641

図2.2.2-49

図2.2.2-50

プラント過渡応答試験施設フローシート

管板部温度変動強度と１次側平均流速の関係

642

【試験条件】○伝熱管材質：○伝熱管寸法：○水リーク率（パラメータ）：○伝熱管距離（固定）：○初期Na温度（固定）：○注水圧力：○カバーガス圧力：○注水時間：

12Cr鋼
31.8 mm Φ×3.3mmt（公称）約1.0～10 g/sec
16.2mm
480℃
12.9MPa
0.02～0.05MPa
ターゲット管破損まで

水加熱器
P

蒸気

ナトリウム
注水管

12Cr鋼試験体(ターゲット管)

ウェステージ

反応ジェット

反応容器内の注水状態
図2.2.2-51

ナトリウム・水反応試験装置(SWAT-1R)

643

ウェステージ率(mm/s)

0.1

0.01

0.001

9Cr系鋼実験データ
12Cr鋼実験データ
9Cr系鋼BestFit
2.25Cr-1Mo鋼BestFit
SUS321BestFit

0.00010.1

110

水リーク率 (g/s)
図2.2.2-529Cr系鋼と12Cr鋼の耐ウェステージ率
9Cr系鋼と12Cr鋼の耐ウェステージ率

644

100
T=550℃

Reduction of area R.A. ,%

90

80

70
P122
W中添加材
W無添加材
Mod.9Cr-1Mo

60

50
10

図 2.2.2-53

100

1,000
10,000Creep rupture time tR , h

100,000

12Cr 鋼のクリープ破断延性に及ぼす W・Mo 組成の影響

645

Before aging

P122
W 中添加材
W 無添加材Mod.9Cr-1Mo

Absorbed energy (J)

300
250
200
150
100
50
0
-100

-50

0

50

100

150

200

Temperature (℃)
oAfter aging (600 C-6,000h)

P122

W 中添加材

W 無添加材Mod.9Cr-1Mo

Absorbed energy (J)

300
250
200
150
100
50
0
-100

-50

0

50

100

150

200

Temperature (℃)
図 2.2.2-54

12Cr 鋼の衝撃特性に及ぼす W・Mo 組成の影響

646

10μm
(a) P12210μm(b) W 中添加材

10μm(c) W 無添加材
（重元素が白く映る）

図 2.2.2-55

600℃-6,000h 熱時効後の 12Cr 鋼の SEM 反射電子像647

油圧機構によるﾛｯｷﾝｸﾞ抑制装置

空気ばねによる免震装置

CL

空気ばね

鉛入り積層ゴム
オイル
ダンパー

Φ１６００

補助タンク
Φ２８２０
空気室

3次元免震装置

オリフイス
荷重支持
シリンダー

ロッキング
抑制シリンダーローリングシール

アキュムレーター
ユニット

油圧機構を用いたロッキング抑制機構

図2.2.2-56

ローリングシール型空気ばね方式
３次元免震装置

建屋全体３次元免震システム
1

2000

2

4

10

Acceleration [gal]

入力
応答
1500
1000
500

0.1

図2.2.2-57

0.2

0.4
Period [s]121/7縮尺モデルでの免震効果

図2.2.2-58

実プラント適用イメージ

648

支持荷重
9800kN / Unit

4

原子炉容器

中間熱交換機CV壁

コモンデッキ コモンデッキ

ダンパ
上下免震装置ガイド
１次遮へい壁皿ばね
外周中間座金内周中間座金水平免震装置

図2.2.2-59

機器上下免震プラント、上下免震要素の概念図

図2.2.2-60

実大皿ばねの力学特性試験

100
Input

FRS m/s2

80

Test

60

Analysis
40
20
0
0.01

0.1

機器配管系の固有周期域（相似則による換算値）

1
Period sec

図2.2.2-61

免震効果

649

10

新材料の採用
熱応力低減と伝熱面積縮小に有効な低熱膨張・高熱伝導の１２Cr 系鋼を採用

新材料の基準化（別途）配管短縮とループ数削減原子炉構造の
小型簡素化
炉壁保護構造削除による熱応力増加と縮径薄肉化に伴う炉心支持荷重の増大

ポンプ組込型
中間熱交換器①液面近傍部のラチェット
変形とクリープ疲労

熱容量減少に伴う冷却材
温度変化幅の増大②下部構造のラチェット
変形と低サイクル疲労③中間熱交換器の熱過渡強度

図 2.2.2-62650

構造設計上の主要課題

σ＝1.5Sm，εc＝0.0003mm/mm

600

３１６FR鋼

温 度 （℃ ）550
１２Cr系鋼

500

480℃
465℃

450

告示のオーステナイト制限

400

告示のフェライト制限

425℃
375℃

350

0.1｡

1

10

1,000 10,000 100,000 1,000,000
100
時 間 （ｈ ｒ）
60年×92%稼動

図 2.2.2-63

クリープ設計域の合理的設定法

650

1.5
低サイクル疲労試験(εa=0%)
εa=1.4%，N0=20
εa=1.4%，N0=1000
εa=2.0%，N0=1000
εa=2.5%，N0=1000
εa=3.0%，N0=1000
εa=4.0%，N0=1000
N0=Nf
予ひずみ試験（N0=1)

寿命比

1.0

0.5

0.0
0

5

10

15

累積非弾性ひずみ量 (％)

図 2.2.2-64

寿命比と累積非弾性ひずみの関係

応力

式
み
ず
み式
ひ
力
力 ひず
応
応
調
単
し
返
繰

Sy

想定ひずみ範囲

図 2.2.2-65２直線近似モデル

651

ひずみシェイクダウン制限を超える時点組み合わせを形成する1サイ
STEP1 クル分の熱過渡事象の組み合わせを，非弾性解析用の「単位負荷サイクル」とする. 大きな単位負荷サイクルで小さな単位
負荷サイクルを包絡することによって負荷履歴を単純化する

STEP2

最大負荷サイクルの繰返しを仮定して解析（保守的だが履歴の考慮不要で簡易な方法）
保守的になり過ぎ設計不成立の場合

２種類以上の単位負荷サイクルをひずみが大きくなるよう配列→応力ひずみサイクルが安定する定常サイクル数が相対的にSTEP3少なくなるように配慮
・同一負荷サイクルの連続繰り返し数が最小となる並び順にする
・単位負荷サイクルの種類毎に分割計算し合算する

図 2.2.2-66

負荷履歴の設定方針

1次応力を常時負荷(30MPa)
円筒試験体
316FR

上下に
繰り返し移動(400MPa)

高周波
加熱コイル
600℃

軸方向温度勾配

冷却水

図 2.2.2-67

試験装置の外観、試験方法

652

（試験体中間保持部外表面位置）

弾 塑 性 ひ ず み 軸 方 向 成 分 (%)

2.0%

弾性ベース評価結果
1.5%

1.0%

2直線モデル
FDS用電中研モデル

0.5%

試験結果
0.0%
0
図 2.2.2-68510
サイクル数(-)

20

構造物モデル試験と非弾性解析の結果

設計条件等(ｼｽﾃﾑﾊﾟﾗﾒｰﾀ)

設計条件等(ｼｽﾃﾑﾊﾟﾗﾒｰﾀ)(熱流動解析誤差要因)

熱流動解析
熱流動解析
熱流動解析

熱
流
動

15

システム
変更

熱流動・構造統合解析
熱流動・構造統合解析
熱流動・構造統合解析

形状変更

多直線化と設計係数
実験計画法による感度解析（要因分析）

感度

保守的な熱荷重条件の作成
応力が最大となる熱過渡条件
ｼｽﾃﾑﾊﾟﾗﾒｰﾀ組み合わせ
応力とひずみ

構造解析

構
造

合否

形状変更

合否

１つの保守的条件に対して成立する設計

従来より合理的な設計

従来の熱流動・構造個別評価法

図 2.2.2-69

ねらいとする熱流動・構造一貫評価法

新旧系統熱過渡荷重設定フロー653

境界層温度 Tf(2) 境界層内温
度ゆらぎ

時間

(3)
熱応力 σ

(4)

(2)
(1)

(3) 構造表面温度ゆらぎ

時間

主流温度 Tin

高温流体 T H(4) 構造内の温度が変動→ 拘束により
応力変動

時間

① 乱流混
合による
温度変動
減衰
② 分子拡
散と熱伝
達による
減衰

Step１
減衰考慮
せず

成立？

Y

成立？
N

③ 熱伝導
による構
造内温度
差の緩和

Step３
①②③の減衰
一律係数
で考慮
N

Step４
①②③の減衰
周波数依存で考慮

サーマルストライピング荷重設定法

裕度の積み上げ過剰な裕
度

総合的な裕度を予め設定

閾
値
構

荷 造
重 強
度

検
査
程
度

従来評価

Y

成立？

(5) 高サイクル
疲労き裂発生図 2.2.2-70

N

Step２
①の減衰
考慮

流体温度差
ΔTin = TH - TC

低温流体 T C

Y

軽水炉用JSME指針と同様の考え方(1) 主流中の温
度ゆらぎ

運
転
・
保
守

総
合
健
全
性

荷
重

構
造
強
度

検
査
程
度

システム化規格図 6 システム化規格の概念
図 2.2.2-71
システム化規格の概念

654

運
転
・
保
守

総
合
健
全
性

裕
度
の
適
正
化

図 2.2.2-72

入力地震条件(上下)(水平)(a)新地震条件での検討用

(上下)

(水平)
(b)水平免震での成立限界検討用

図 2.2.2-73

原子炉容器据付位置での床応答曲線655

3.0E+06
kc = f(δ at outer surface)- Previous Study 2.5E+06

kc = f(δ due to stress history)- Present Study -V (mm/hr)

2.0E+06
kc = 01.5E+06

kc = 1
kc = 5

1.0E+06
kc = 105.0E+05

0.0E+00
0

0.01

0.02

0.03

0.04

δ out (mm)

図 2.2.2-74

表面状態が冷却材漏えい速度に及ぼす影響（p=0.182MPa, Q=200g/h, D0=1270mm, t=15.9mm）

Kr= KI/KIC

C
FAC

X
P

Unstable Fracture OccurrenceYOZ

P : Crack Growth Initiation
XY : Stable Crack Growth
YZ : Supposed Crack Growth
CO : Path to Failure

Lr = σ/σy

図 2.2.2-75

2 パラメータ法による破壊評価の概念

656

Pa

Hot-Leg Pipe

Elbow Crown

Supporting Pipe
Elbow Intrados

Y-Piece

図 2.2.2-76

LBB 成立性評価の対象箇所

炉容器支持構造

ｶﾊﾞｰｶﾞｽ

炉容器

Na液面：
起動時上昇

Na温度：
起動時上昇

液面近傍部：
局所的に厳しい熱過渡
応力が重なる

1次応力： 内圧・自重

Na 液面近傍

原子炉容器
図 2.2.2-77

原子炉容器と液面近傍の拡大図

657

658

図 2.2.2-78

液面近傍解析モデルと熱的境界条件

αi:熱伝達率T3：50℃

T2：0.89T1-19 （℃）

示す Na 温度（℃）

T1:右図 2.2.2-76 に

熱伝導板

図 2.2.2-79

15℃/h

10℃/h

従来設計 15℃/h

起動曲線

7.5℃/h図 2.2.2-80

非弾性解析評価結果

659

660

550℃

1.5m/h

図 2.2.2-81

400℃

ΔＴ＝150℃
dT/dz＝1℃/mm

ＤＰ

原子炉容器熱応力解析モデル

温度成層はＤＰ以下の領域で発生する。
温度成層がＤＰに到達すればそれより上方では Na の熱伝導で軸方向温度分布が変化する。

サーマル
ライナ

Bree 線図での判定

ラチェット領域

応力強さ分布（ライナ 1 枚）

図 2.2.2-83

ライナ２枚

ライナ１枚

図 2.2.2-82

成層界面

NsL
2 重 DP

炉心槽頂部

ＲＶ胴

5
R10

ライナ

75°

内面

一般部
100

5

外面
30°

R15

R10

スプリッタ断面

図 2.2.2-84

R10

サーマルライナ及びスプリッタ構造概念

661

対称境界

炉容器モデル
スプリッタ

対称境界
15°

炉容器

R4835,t5

550℃

サーマル
ライナ

3000

ΔＴ＝150Ｋ
dT/dz＝1Ｋ/mm

対称境界
スタッド
ボルト

400℃

対称境界以外は端部拘束なし図 2.2.2-85

室温との温度差（℃）

サーマルライナ解析モデルと温度条件○通常の円筒構造における熱応力と同等○応力強さ範囲＝335MPa 程度（白線部）○応力強さ範囲＝320MPa 程度
スタッドボルトの影響で一般部より若干応力高い
クリープ疲労損傷（Df≦0.7）に対する ○スプリッタ部の最大応力：外面付根部付近で約 233MPa
制限値（Sn=338MPa）以下
クリープ疲労損傷に対する制限値以下

（MPa）

成層界面

応力評価ライン
（MPa）

スプリッタ
付根部

周方向
引張

外面のミーゼス応力分布(a)ライナ一般部

図 2.2.2-86

外面の軸方向ミーゼス応力分布(b)スプリッタ領域

サーマルライナ熱応力解析結果

662

周方向
圧縮

V1
L21

炉心支持構造評価断面

下鏡評価断面
YZ

X

図 2.2.2-87

炉心支持構造及び下部鏡構造（皿形）

図 2.2.2-88

原子炉構造概念図と地震応答解析モデル663

図 2.2.2-89

原子炉構造の振動モード（RV 板厚 30mm）(a)集合体飛び上がり高さと入力地震条件の関係

図 2.2.2-90(b)炉容器の座屈裕度と入力地震条件の関係

原子炉構造の耐震成立限界

664

DP
第５BP

ｖ

第４BP
第３BP
第２BP
第１BP
CIP

図 2.2.2-91

図 2.2.2-92

UIS 地震応答解析モデル

UIS の振動モード

図 2.2.2-93

665

UIS の耐震成立限界

熱的境界条件(d)２次 Na 出口側
と熱交換

(a)断熱

(b)雰囲気と熱伝達(c)断熱

図 2.2.2-94

スカート付根Ｙピース部の熱応力解析結果

666

RV デッキ
据付部 エルボ

IHX
ﾉｽﾞﾙ部

Y ﾋﾟｰｽ部

図 2.2.2-95

IHX 入口ノズル及び HL 配管熱膨張解析モデル

配管付根部
40mm

図 2.2.2-96

IHX 側補強部
50mm

入口ノズルの構造概念（大型炉）

667

図 2.2.2-97

IHX 伝熱管の摩耗形態

ポンプ軸ﾎﾟﾝﾌﾟｹｰｼﾝｸﾞ

ｶﾊﾞｰｶﾞｽ中
ﾍﾞﾛｰｽﾞ

IHX/ポンプ隔壁
ﾌﾛｰｼｭﾗｳﾄﾞ

外ｼｭﾗｳﾄﾞﾊﾞｳﾝﾀﾞﾘﾍﾞﾛｰｽﾞ

ｼｰﾙﾍﾞﾛｰｽﾞ

管束部

図 2.2.2-98

大型炉の IHX 形状と振動解析モデル

668

669

図 2.2.2-99

外管

ベローズ

配管と IHX 取合部及び外管と内管結合部

１次系 HL 配管概念図（大型炉）

外管と内管
の結合部

内管

670

エルボ１

エルボ２

振れ止め
(RV 半径方向）

振れ止め(上下方向)

エルボ３

超音波流量計図 2.2.2-100

１次系 CL 配管概念図（大型炉）

ベローズ及び内管と支持管の結合部

支持管端部

ベローズ

配管と IHX 取合部及び外管と内管結合部

外管と内管の結合部

ベローズ

671

図 2.2.2-101

胴ベローズ形状と応力解析モデル

図 2.2.2-102 熱膨張応力解析結果の一例

図 2.2.2-103

リラクゼーション解析モデル672

図 2.2.2-104

DNB 点の温度・圧力条件

図 2.2.2-105

管束上端の温度・圧力条件673

プラント寿命 60 年×稼働率 92.4%

図 2.2.2-106

面圧の変化（Case5）（管束上端、クリープひずみ速度 大、定格運転、初期面圧 29.4MPa）674

(Case5)(Case6)(Case7)

図 2.2.2-107

初期面圧の時間変化

675

676

液相

気泡

DNB点
(dry out point)

(a)

DNB点

給水

環状液膜

核
沸
騰
域

膜
沸
騰
域

核沸騰域

(b)DNB領域

図 2.2.2-108 膜沸騰域と核沸騰域の境界
図2.2.2.*1 膜沸騰域の核沸騰域の境界

DNB領域
20～80mm

膜沸騰域

T/C

伝熱管軸方向
温度分布
（実測値）

t1

t2

t3

伝熱管温度時間
（実測値）

677

核沸騰と膜沸騰
の混在領域

核沸騰域

膜沸騰域

DNB領域下部：相対的に核沸騰領域が多い。

DNB領域

DNB領域上部：相対的に膜沸騰領域が多い。

核沸騰域

膜沸騰域

円盤状の核沸騰/膜
沸騰境界が上下する

核沸騰-膜沸騰境界上下振動モデル

図 図2.2.2.*2
2.2.2-109 DNB
境界モデル（上下振動モデル）
DNB境界モデル（上下振動モデル）

DNB現象の仮定

678

DNB領域

核沸騰域

膜沸騰域

核
沸
騰
域

膜
沸
騰
域
核
沸
騰
域
膜
沸
騰
域

Rivulet解析モデル

図 2.2.2-110
DNB
境界モデル（Rivulet モデル）
図2.2.2.*3
DNB境界モデル（Rivuletモデル）

Rivuletは周方向に動く
消失する場合もある

Rivuletの存在（仮定）

縦方向の核沸騰域と膜沸騰域が交互に入
れ替わる

679

DNB変動域（5cm）

上下端を周期Tで往復する

外管

水側熱伝達率（核沸騰域）αn

水側熱伝達率（膜沸騰域）αf

ギャップ部接触
熱抵抗Rg

Na側熱伝達率αN

伝熱管母材
熱伝導率λ

図 2.2.2-111 DNB 解析モデル
図2.2.2.*4 DNB解析モデル［温度解析モデル］

DNB下端

核沸騰域

DNB境界

膜沸騰域

DNB上端

内管

［応力解析モデル］

核沸騰

片側周期0.5秒ではまだ過渡状態にある。

680

膜沸騰

図2.2.2.*5
DNB変動による伝熱管壁温履歴
図 2.2.2-112
DNB 変動による伝熱管壁温履歴

片側周期３秒以降は静定している。

外管

内管

膜沸騰
核沸騰

核
膜
境
界

［DNB境界の壁温振動］

ギャップ

外管外面

外管

外管内面

内管
内管外面

膜沸騰域

核沸騰域

DNB変動域：50mm

DNB(核膜境界)

内管内面
核沸騰

ギャップ

［DNB境界の変動状況］

外管 内管
膜沸騰域
DNB変動域：50mm

膜沸騰

核沸騰

温度変化途中で沸騰形態が切り替わっている

核沸騰域
DNB
(核膜境界)

図2.2.2.*6
DNB温度解析結果（変動周期１秒）
図 2.2.2-113
DNB
温度解析結果（変動周期１秒）

681

［DNB境界の壁温振動］

外管外面

ギャップ

外管内面

外管
内管
膜沸騰域

核沸騰域

DNB変動域：50mm

内管外面

DNB
(核膜境界)

内管内面
核沸騰

膜沸騰

ギャップ

［DNB境界の変動状況］

外管

内管
膜沸騰域
DNB変動域：50mm

核沸騰

温度変化が静定してから沸騰形態が切り替わっている

核沸騰域
DNB
(核膜境界)

図2.2.2.*7 DNB温度解析結果（変動周期6秒）
図 2.2.2-114
DNB 温度解析結果（変動周期６秒）

682

DNB境界膜沸騰域
核沸騰域

DNB点が中央位置
を下から上へ通過

DNB変動域
上端での折
り返し点

DNB境界
膜沸騰域

DNB変動域

DNB変動域

DNB変動域

DNB変動域

核沸騰域

DNB点が中央位置
を上から下へ通過

膜沸騰域
核沸騰域

DNB変動域
下端での折
り返し点

DNB境界

DNB境界
膜沸騰域
核沸騰域

図2.2.2.*8
軸方向温度分布（内管内壁
周期１秒）
図 2.2.2-115
軸方向温度分布（内管内壁
周期１秒）

683

DNB境界膜沸騰域
核沸騰域
DNB変動域

DNB点が中央位置
を下から上へ通過

DNB変動域
上端での折
り返し点

DNB境界
DNB変動域

膜沸騰域
核沸騰域

DNB点が中央位置
を上から下へ通過

DNB変動域
膜沸騰域
核沸騰域
DNB変動域
下端での折
り返し点

DNB境界

DNB変動域

DNB境界
膜沸騰域
核沸騰域

図2.2.2.*9
軸方向温度分布（内管内壁 周期６秒）
周期６秒）
図 2.2.2-116
軸方向温度分布（内管内壁684

DNB境界膜沸騰域
核沸騰域

DNB点が中央位置
を下から上へ通過

DNB変動域
上端での折
り返し点

DNB境界
DNB変動域

膜沸騰域

DNB変動域

核沸騰域

DNB点が中央位置
を上から下へ通過

DNB変動域

膜沸騰域

DNB変動域

核沸騰域
DNB変動域
下端での折
り返し点

DNB境界

DNB境界
膜沸騰域
核沸騰域

図2.2.2.*10
軸方向応力強さの分布（内管内壁
周期１秒）
図 2.2.2-117
軸方向応力強さの分布（内管内壁
周期１秒）

685

DNB境界膜沸騰域
核沸騰域

DNB点が中央位置
を下から上へ通過

DNB変動域
上端での折
り返し点

DNB境界
DNB変動域

DNB変動域

DNB変動域

DNB変動域

膜沸騰域
核沸騰域

DNB点が中央位置
を上から下へ通過

膜沸騰域
核沸騰域

DNB変動域
下端での折
り返し点

DNB境界

DNB境界
膜沸騰域
核沸騰域

図2.2.2.*11
軸方向応力強さの分布（内管内壁
周期６秒）
図 2.2.2-118
軸方向応力強さの分布（内管内壁
周期６秒）

686

120
[内管き裂進展]DNB 周期６秒

DNB 周期１秒

内管肉厚き裂深さ／

％

100
80
60
40
20
初期き裂→
（10％） 0
0

5

10

15

20

時間 / 年
120[外管き裂進展]DNB 周期６秒

DNB 周期１秒

外管肉厚き裂深さ／

％

100
80
60
40
20
初期き裂→
（10％） 0

0

200

400

600

時間 / 年

図 2.2.2-119 DNB き裂進展解析結果

687

800

1000

図 2.2.2-120 ２重管 SG の概念図と地震応答解析モデル

2 次モード：6.04Hz

６次モード：19.7Hz

図 2.2.2-121 ２重管 SG の振動モード

688

689

止める

設計建設における品質管理

防外管による液位確保

崩壊熱除去系

アクシデントマネジメント(受動的炉停止機構)

SASS

10-1～10-2/d

放射能影響緩和

気密格納容器+ FP除去機能付き
コンファインメント

炉容器内終息再臨界回避
事故後融体冷却保持

閉じ込める

10-1～10-2/d

設計拡張条件（ＤＥＣ）＊＊ ：機能要求あたりの失敗確率

ナトリム冷却炉の安全設計の考え方＊：ＩＡＥＡ / INSAG-10 による定義

図 2.2.2-122：主要安全機能

Naの化学反応対策
Na漏えい → ガードベッセルと外管による漏えいNa保持SG伝熱管破損 →二重管SG、早期検出 & 水-蒸気側の早期減圧

多重性・多様性
自然循環

後備炉停止系

主炉停止系

10-4/d ～ 10-6/d ＊＊設計拡張条件（ＤＥＣ）

影響緩和(4) シビアアクシデントの管理
炉心損傷防止護 ＊設計基準事象(DBE)

冷やす

原子炉
停止系

設計信頼度の目標

予防保全など層(2) 異常の制御 ・ (3) 事故の制御

適切な安全裕度(1) 異常発生の防止

深

690

図 2.2.2-123

ーサとする必 要 あり

•内 部 ダ ク ト 設 置 の た め 、 グ リ ッ ド ス ペ

出 を狙 った概 念•内 部 ダ ク ト を 通 し て 下 方 へ の 燃 料 流

サポート

ぼ同 様 。

•燃 料 集 合 体 構 造 は 、 従 来 概 念 と ほ

向 への燃 料 流 出 を狙 った概 念• 軸 ブランケット削 除 部 を通 して上 下 方

でなくとも可 ）り下 方 はダクトが可 能 。

•流 出 距 離 を 短 くでき る た め 、 ダク ト 直 径 の 縮 小ヤスペーサを可 とする。

•内 部 ダ ク ト を コ ー ナ に 設 置 す る こ と に よ り 、 ワ イ

た概 念 。

•内 部 ダ ク ト を 通 し て 上 方 へ の 燃 料 流 出 を 狙 っ溶融燃料排出促進をねらった燃料集合体概念

内 部 ダクト

内 部 ダクト（下 部 軸 ブラよダクトを設 置スペーサ

コーナー部 に

改良内部ダクト

短 尺 の内 部

ABLE（軸 ブランケット削 除 ）グリッド

FAIDUS（内部ダクト）

図 2.2.2-124

改良内部ダクト概念を採用した炉心における燃料流出挙動
解析結果

ATWS&AWSの発生頻度（/炉年）

1.E-07大型炉
中型炉

1.E-08

1.E-091

0.1

想定したSASSの非信頼度

図 2.2.2-125

ナ ト リ ウ ム 炉 に お け る ATWS&AWS の 発 生 頻 度 の 点 推 定 値
の比較

691

集合体内熱流動（周辺流れ）モデル

CL
上部
プレナム

炉心槽内
３Ｄモデル
下部
プレナム

炉心槽内
ＩＷＦモデル

炉心槽内モデル

図 2.2.2-126

炉容器内3Dモデル

炉容器全体３次元熱流動解析モデル

事故ループ側ホットショック(a)当初設計案

入口配管ノズル
形状変更(b)設計変更後

図 2.2.2-127

下部プレナム非対称事象の解析結果(1200 秒後)

692

【PRACS(A)】【DRACS】
A/C

A/C

DRACS
2次系配管

PRACS
2次系配管
HL配管
IHX
1次入口
プレナム

DHX

DHX

IHX
2次出口
プレナム
IHX

1次ポンプ
及び出口部

IHX
1次出口
プレナム

IHX
2次入口
プレナム

【 ポンプ組込型IHX】【２次系 】

CL配管

図 2.2.2-128

崩壊熱除去系の除熱干渉評価モデル

693

694

HL

DHX

図 2.2.2-129(a)外部電源喪失５分後の炉内の状態

温度成層界面DRACS／PRACS 除熱干渉評価結果(c)ホットチャンネル被覆管最高温度

１Ｄコード

３Ｄコード

(b)原子炉出力と１次系流量

原子炉出力

１Ｄコード １次系流量

３Ｄコード １次系流量

695

バッフル板
（５枚）

ＦＨＭ貫通孔プラグ

検査孔プラグ
（４箇所）

ＣＴ
（２基）

炉心計装
取付板

切込み部

図 2.2.2-130

燃料出入機
案内管

制御棒案内管
（５７本）
ＤＨＸ
液位計

180°

ＣＬ

大型炉上部プレナム流動解析モデル

炉内ＮＩＳ
案内管
（２本）

二重ＤＰ

ＣＬ配管
（４本）

ＨＬ配管
（２本）

ＨＬ

270°

90°

ＦＨＭ
貫通孔
プラグ

ＤＨＸ

ＵＩＳ切込み

炉内検査孔

ＣＴ

0°

696

0-180°断面DP

図 2.2.2-131

鉛直断面での流速分布(b) H16年度設計

流速 (m/s)0-180°断面
FHM貫通孔プラグ
切込み側(a) H14年度設計

DHX

流速 (m/s)DP

90-270°断面

HL

φ10.7m90-270°断面

燃料出入機 FHM貫通孔
案内管
プラグ 切込み側

7.4m

φ9.7m

7.4m

HL

検査孔
プラグ

流速 (m/s)

流速 (m/s)

最大流速約0.1m/s

ＨＬ

ＤＨＸ

ＣＬ

ＦＨＭ貫通孔
プラグ

ＣＴ

液位計

流速 (m/s)

燃料出入機
案内管

(a) H14年度設計
最大流速約0.1m/s

液位計

流速 (m/s)

燃料出入機
案内管

(b) H16年度設計
液面近傍での最大流速0.1m/s≒ガス巻き防止可能な流速(実証炉ＩＨＸ試験での知見)

図 2.2.2-132

液面部の水平方向流速分布697炉壁－HL ギャップ部

HL－CT ギャップ部

渦度⎛ ∂W ∂V ⎞ ⎛ ∂U ∂W ⎞ ⎛ ∂V ∂U ⎞
⎟
−
−
−
⎟ +⎜
⎟ +⎜
∂z ⎠ ⎝ ∂z∂x ⎠ ⎝ ∂x ∂y ⎟⎠
⎝ ∂y
2

2

2

ω = ⎜⎜

HL 配管
吸込みレベル

50
45
H14 年度設計（φ9.7m）

40
H16 年度設計（φ10.7m）

渦度 (1/s)

35
30
25
20
15
10
5
0
00

1.0

2.0
3.0
軸方向位置 (m)(a) 炉壁－ＨＬギャップ部

4.0

5.0

渦度 (1/s)

35
30

H14 年度設計（φ9.7m）

25

H16 年度設計（φ10.7m）

20
15
10
5
0
0

1.0

図 2.2.2-133

2.03.0
軸方向位置 (m)(b) ＨＬ－ＣＴギャップ部

4.0

HL 配管近傍での軸方向渦度の比較

698

5.0

解析結果＊（DP下方領域を対象）

試験結果（Fr数一致条件）
プラグ

出入機
案内管

0.0

[m/s]
0.8

BP 出入機 容器
外縁 案内管 壁

容器
中心

DP位置

BP-4位置

プラグなし

プラグ

BP-4位置＊：流速ベクトルは間引いて表示(a) ＦＨＭ貫通孔プラグ設置時の流況比較

CL

HL－CL渦

HL配管

炉壁－HL渦炉壁

底面

CL
炉壁からの正面図

ＨＬ吸込みレベル（水平）(b) 水中渦の渦中心位置の同定

図 2.2.2-134

1/10 縮尺水流動試験体系での流動解析結果

699

BP

試験体支持構造
歪ゲージ（Ｘ，Ｙ）
吊り下げロッド

ＨＬ

CR 案内管
CR 案内管
水位
ＤＰ
ＵＩＳ

内側ＤＰ
加速度計
（Ｘ，Ｙ，Ｚ）

バッフル板
５枚

炉容器壁
炉心計装
取付板
炉心頂部

ＵＩＳ試験体水図 2.2.2-135

UIS 流力振動試験装置の概要

Ｘ方向ひずみより求めた推定外力

10-5
10-6
無次元励振力(Ｆ/ρU2A)2

2.8×10-7
10

-7

10

-5

10-8

100%推定外力
40～100%平均

10-9
10-10
10-11

0

2

4
6
8
10
無次元振動数 f*L/U

12

Ｙ方向ひずみより求めた推定外力

10-5

無次元励振力(Ｆ/ρU2A)2

10-6
10

14

3.0×10-7-7

10-8

100%推定外力
40～100%平均

10-9
10-10
10-11

0

図 2.2.2-136

2

4
6
8
10
無次元振動数 f*L/U

12

14

UIS 流力振動試験における無次元流体励振力

700図 2.2.2-137

UIS 振動応答解析モデル

1
10

Ｘ方向
Ｙ方向

-2

変位 （mm2/Ｈｚ）

10-4
10-6

RMS 値 X=0.11mm
卓越振動数 3.7Hz

10-8
10-10
10-12
10-14
10-16
10-18

0

20

40

60

80

100

120

140

振動数 （Hz)UIS 下端の変位応答スペクトル

応力 （(N/mm2)2）/Hz)

101
1
10

Ｘ方向
Ｙ方向

-2

10-4
10

RMS 値 X=0.64N/mm2
卓越振動数 3.7Hz

-6

10-8
10-10
10-12
10-14
0

20

40

60

80

100

120

140

振動数 （Hz)UIS 付根応力スペクトル

図 2.2.2-138

UIS ランダム振動応答解析結果

701

90°

CL

180°

BCR
15 体

0°

PCR
40 体

270°

(a) 炉心出口（z=0）
PCR 周りΔＴ≒100Ｋ(b) CIP 下面(Z=50mm）
ΔＴ≒80Ｋ(c) CIP-BP1 中間（Z=430mm）
ΔＴ≒20～30Ｋ(d) BP1 下面（Z=780mm）
ΔＴ≒20Ｋ

図 2.2.2-139

UIS（316FR）

UIS 下部領域の温度分布解析結果

UIS（316FR）

UIS（316FR＋熱遮へい板）

UIS（316FR＋耐熱鋼）

BP2

耐熱鋼

熱遮へい板
BP1
CIP

50mm

50mm

200mm 程度

50mm

炉心槽上端

炉心槽上端

炉心槽上端

炉心槽上端

従来構造

案１

案２

案３

図 2.2.2-140

サーマルストライピング対策構造案

702

HL 配管

原子炉容器

ポンプ組込型
IHX

CL 配管

2200

第１エルボ

第２エルボ

NsL

8500

第３エルボ
15270

NsL

図 2.2.2-141

大型炉での１次系配管引廻し

703

704

10１
1.0E+01102
1.0E+02

圧力変動のパワースペクトル密度 (kPa・s)

領域 1

振動数 （Hz)10

HL１次モード
振動数

領域 3

３

領域３

図 2.2.2-142

RV

100

１
領域１

領域２
２

5.825m

θ=33.75°

1.3932m

４
IHX

領域４

エルボ部
8.5MPa最大応力発生位置
HL配管下端16MPa

支持管上端9.5MPa(b)発生応力大型炉 HL 配管のランダム振動応答評価結果(a)圧力変動パワースペクトル密度と入力領域

10-3
1.0E-03 1

10-2
1.0E-0210-1
1.0E-011
1.0E+00

領域 4

領域 2

8.5m

705

10
1.0E+01１102
1.0E+02領域 3

振動数 （Hz)10

CL１次モード
振動数

領域 1

領域 4

領域 2

図 2.2.2-143

100

４

３

２

１

CL 配管中央部(内管部) 24MPa(b)発生応力

最大応力発生位置
第３エルボ 40MPa

大型炉 CL 配管のランダム振動応答評価結果(a)圧力変動パワースペクトル密度と入力領域

10-3
1.0E-03 1

10
1.0E-02-210-1
1.0E-011
1.0E+00

圧力変動のパワースペクトル密度 (kPa・s)

支持管下端

31MPa

706

図 2.2.2-144(a)整流構造ﾌﾛｰ
ｼｭﾗｳﾄﾞ

整流板

大型炉

φ5.5m

堰

(b)流動解析結果

管束部入口流速分布

周方向±５％以下
径方向±15％以下

整流目標±20％以下

全体流況

IHX 入口プレナムの整流構造と流動解析結果

13.6m

PRACS
A

A’

堰
整流板

堰＋整流板

流力弾性振動：6.0m/s以上で発生
渦との同期振動：6.3m/s以上で発生
整流目標は±20％以下
結果：隙間流速5.0m/s以下
結果：伝熱管流配±3％以内(a)全体流況(b)PRACS 伝熱管部の水平方向流速分布（上記 A-A’断面）

図 2.2.2-145

中型モジュール炉

IHX 入口プレナム流動解析結果

707

径方向流速分布

最内層
-20％

最外層

径方向流速±20％分布ありのケース+20％

二次Na出口バッフル板

二次Na入口二次Na温度分布図

解析モデル図

図 2.2.2-146

二次Na流動状況図

中型モジュール炉（Ｈ13 年度設計）のIHX 管束部熱流動解析結果

708

709

給水プレナムNa

Na

蒸気プレナム２重管 SG 全体図

給水

蒸気

堰
バッフル板

図 2.2.2-147

Na
入口

Na入口
ノズル

整流板

バッフル板
（開口率 50%）

管束部

整流板（開口率 30%）

堰

Na

整流板
（開口率 30%）

ディッププレート（開口率 0%）

ディッププレート（開口率 30%）

上部プレナム整流構造図

Na 入口プレナム部の構造概念図と Na 流路

上部プレナム流動概念図

管束部

蒸気プレナム

球形管板

Na 液面

バッフル板
（開口率 50%）

0°

270°

90°

180°
×
×
×

径方向流速
(m/s)

6215mm
5675mm
5420mmy=0mm

周方向流速分布は均一になっている。

90°

0°
180°

270° 周方向角度(1) 周方向分布<窓上部> ディッププレート

バッフル板

■ 90°
● 180°▲ 270°<窓下部> 整流板
10

径方向流速 (m/s)(2) 高さ方向分布
図 2.2.2-148

管束部入口近傍径方向流速分布（定格出力時）

710

0°

270°

90°

180°
周方向流速分布は均一になっている。

×××6215mm
5675mm
5420mm

径方向流速
(m/s)
y=0mm

90°

0°
180°

270° 周方向角度(1) 周方向分布<窓上部> ディッププレート

バッフル板

■ 90°
● 180°▲ 270°<窓下部> 整流板
10

径方向流速 (m/s)(2) 高さ方向分布
図 2.2.2-149

管束部入口近傍径方向流速分布（30%部分負荷運転時）

711

管束部内の流速はほぼ均一化されている。

× 整流板下面からの距離 1945mm（0°-180°断面）
軸方向流速
(m/s)

SG 中心
整流板

0°

270°

90°

180°

図 2.2.2-150

管束部内の径方向流速分布（定格出力時）

712

整流板下面から1945mm伝熱管ピッチ：38.0mm
伝熱管外径：19.0mm

図 2.2.2-151

２重直管 SG の伝熱管配列（正三角形配置）

713

R

蒸気圧力境界Z

Na 液面▽ ２

10

20

30

40

48
２
10

管束部
Na入口
流入口

20

30

40

50

60

70

80
90
95

球形管板を模擬中心線

水側流入境界

管束部熱流動解析
モデル化範囲（便宜的に R-方向に拡大して表示）

図 2.2.2-152

管束部
Na出口
流出口

管束部熱流動評価

714

解析モデル

33

520
500
480
460
440
420
400
380
360
340
320
300

30

27

24

軸方向（ｍ）

21

18

15

12

（便宜上、R-方向に拡大）

9

図 2.2.2-153

6

ノミナル条件（プラグ無し）に3

0

おける２重直管 SG 管束部のNa 温度分布（定格出力時）
00.3

0.6 0.9 1.2
径方向（ｍ）

1.5

1.8

550
500
#1
#6
#11
#16
#21
#26
#31
#36
#41
#46

伝熱管温度（℃）

450
400
350
300
250

注）#1～#46 は径方向メッシュ番号を示す。

2000

図 2.2.2-154

5

10

15
有効伝熱管長さ（ｍ）

20

25

30

ノミナル条件における２重直管 SG の伝熱管軸方向温度分布（定格出力時）715

伝熱管平均温度（℃）

440

430
平均
全管平均
+2.0℃

-5.8℃

-5.6℃

420
平均温度（423.6℃）

410
0

10

20

30

40

50

伝熱管位置

図 2.2.2-155

ノミナル条件での伝熱管径方向温度分布（定格出力時）

プラグ想定伝熱管

プラグ管の隣接管は、プラグ管の影響によりノミナル条
件より多少温度が上がる。

図 2.2.2-156

伝熱管プラグ条件での伝熱管径方向温度分布（定格出力時）

716

520
500
480
460
440
420
400
380
360
340
320
300
280
260
240

33

30

27

24

軸方向（ｍ）

21

18

15

12

（便宜上、R-方向に拡大）
9

図 2.2.2-1576２重直管 SG 管束部のNa 温度分布3（30%部分負荷運転時）
0

0

0.3

0.6 0.9 1.2
径方向（ｍ）

1.5

1.8

550
500
#1
#6
#11
#16
#21
#26
#31
#36
#41
#46

伝熱管温度（℃）

450
400
350
300
250

注）#1～#46 は径方向メッシュ番号を示す。

2000

図 2.2.2-158

5

10

15
有効伝熱管長さ（ｍ）

20

25

30

２重直管 SG の伝熱管軸方向温度分布（30%部分負荷運転時）

717

380

伝熱管平均温度（℃）

平均温度（368.7℃）

370
+1.8℃
-7.3℃

±0.0℃
平均
全管平均

360

350
0

10

20

30

40

50

伝熱管位置

図 2.2.2-159

ノミナル条件での伝熱管径方向温度分布（30%部分負荷運転時）

718

レファレンス２重管SG

Kinは正の値

Kin=+26.6（不安定）

水側高圧化２重管SG

Kinは負の値

Kin=-28.1（安定）

図 2.2.2-160

２重直管 SG の水側流動安定判別図

719

720

水プール

巻き上げ装置ワイヤ800(a)試験装置

流量計

冷却水

発熱部

[mm]

ピン直径 8.5

流路形成管
内径 10.5

0

0

0.01

0.02

0.03

0.04

0.05

0.06

0.07

0.08

0

100

200

300

200

300
400
時 間(s)

500

600

発熱部

T/C位置
□：80cm△：60cm○：40cm◇：20cm●：0cm

0(c)リウェット速度相関式の予測精度

Rewetting Velocity (EXP) [m/s]

100

200

300

0
700

0.01 0.02 0.03 0.04 0.05 0.06 0.07 0.08

Local Rewetting Velocity
Case q1～q16(b)通常浸漬時のヒータピン温度変化100

水プール位置水プール浸漬時の燃料ピン冷却特性試験結果

熱電対設置位置

T/C-1

T/C-2

T/C-3

T/C-4

T/C-5

図 2.2.2-161

圧損素子

大気開放

200

温 度(℃)
高 さ(cm)
400
400[発熱量75W, 初期温度350℃, 上部閉塞率96％]

Rewetting Velocity (CAL) [m/s]2.3 実用化に向けた技術的実現性の評価
2.3.1 実用化技術体系の整備までの道筋
2.3.1.1 炉心燃料設計
2015 年の実用炉のための技術体系整備に向けて、炉心燃料設計検討の結果摘出された技術課題
項目と、それを解決するための研究開発工程をロードマップとして整理する。
(1) 炉心・燃料設計上の開発課題の摘出
検討の前提となる、2006 年から 2015 年までの研究開発目標は以下のとおり提示されている。
2006～2010 年の研究開発目標：
革新技術の成立性を評価するための要素試験研究を実施するとともに、その要素試験結果などに基づき、革新的技術を取り込んだ炉心燃料設計研究を実施する。これらの成果により、採用する革新的技術を決定するとともに、安全性、経済性、環境負荷低減性などに優れた高速増
殖炉、および、燃料リサイクルシステムの実用化概念を構築する。
2011～2015 年の研究開発目標：採用された革新的技術に関する要素試験研究を実施し、その成果により、炉心燃料の概念設
計の最適化検討を行う。これにより 2015 年頃の技術体系整備までに、実用化目標達成に係わるデータを整備するとともに、実用化像を提示する。また、これらの成果に基づき、実用化までの研究開発計画を提示する。
今後の研究開発のマイルストンとしては、2010 年までの革新技術の採否の決定と、2015 年
での技術体系整備である。これらのマイルストンを満たすことをロードッマップ作成の条件とした。
(2) 開発ロードマップの検討
実用炉に必要な各革新技術の研究開発項目について、前項の検討条件を満たす研究開発工程を検討した。図 2.3.1-1～図 2.3.1-5 にそれぞれ示す。
(i)

低スエリング材料の開発
課題
実用化戦略調査研究では、被覆材として、耐スエリング性、高温強度に優れる ODS 鋼を採用している。実用化戦略調査研究の目標燃焼度は、取出平均 150 GWd/t であり、ピーク燃
焼度は 250 GWd/t、ピーク照射量は 250 dpa に相当する。また、温度条件としては、被覆管肉厚中心で 700℃程度と高温条件である。ODS 鋼の開発については、フェーズⅡにおいて、炉外試験結果に基づき材料強度基準 (暫定案) の策定を実施している。また、露国 BOR-60 炉において、燃料ピン照射を実施しており、2005 年までにピーク照射量 21 dpa、ピーク燃焼
度 50 GWd/t を達成している。
今後の課題としては、実用化戦略調査研究で目標としている照射量までの健全性評価に資するため、照射試験による実証が必要である。

721

2010 年までの開発
材料・燃料ピン照射により、150 GWd/t、90 dpa 程度までの照射試験を行い、照射特性の評価、目標照射量 (250 dpa, 250 GWd/t 相当) までの健全性外挿評価・性能実証を行う。
2015 年までの開発
材料・燃料ピン照射により、目標照射量 (250dpa, 250GWd/t 相当) までの照射試験を行い、照射特性の評価、燃料健全性の確認を行う。また、バンドル照射により、150 GWd/t 程度までの健全性確認、目標燃焼度 (250 GWd/t) までの健全性外挿評価・性能実証を行う。
(ii) TRU MOX 燃料の開発
課題
実用化戦略調査研究では、MA を含有した TRU 燃料を採用している。レファレンス条件で採用している高速炉多重リサイクル TRU 組成の場合、MA 含有率は 1 %程度であるが、軽水炉からの移行期に想定される ALWR 使用済燃料 TRU 組成の場合、MA 含有率は 5 %程
度にまで達する見通しである。MA 含有燃料については、全体的に物性データ、照射実績が乏しい状況であり、燃料設計に必要な融点・熱伝導度等の物性値、MA 再分布・FCCI 等の照射挙動について、十分把握できていない状況である。フェーズⅡでは、文献調査と一部の物性測定を実施しており、これらの限られた知見の範囲で設定された暫定的なモデルに基づ
き、燃料設計への影響評価を行った。
今後の課題として、評価精度向上のため、炉外試験により融点・熱伝導度等の物性データを拡充する必要がある。また、照射挙動 (再分布挙動、FCCI 等) の把握とともに、目標燃焼
度までの健全性外挿評価・性能実証のため、照射試験を実施する必要がある。
2010 年までの開発
TRU MOX 燃料ピンについて、100 GWd/t 程度までの照射試験を行い、照射挙動の評価、
目標燃焼度までの健全性外挿評価・性能実証を行う。また、ショートプロセス中空燃料ピンについて、50 GWd/t までの照射試験を行い、照射挙動の評価、目標燃焼度までの健全性外
挿評価・性能実証を行う。
2015 年までの開発
低除染 TRU MOX 燃料・ショートプロセス中空燃料ピンについて、目標燃焼度 (250 GWd/t)までの照射試験により健全性を確認する。また、バンドル形態での実証照射試験を行い、低除染 TRU MOX 燃料バンドルの 250 GWd/t までの性能実証を行う。
(iii) 高性能遮へい体の開発
課題
実用化戦略調査研究では、高性能遮へい体として、金属水素化物 (Zr-H 等) を採用している。金属水素化物について、設計上留意すべき点としては、物性、環境効果、照射挙動等に関する知見が少ないこと、また、水素解離と解離した水素の透過放出が挙げられる。フェーズⅡでは、炉外試験により設計評価用物性値・評価式を策定するとともに、ナトリウム・被覆管との共存性を確認している。また、水素透過を抑制する水素バリヤー材の調査・試験を行い、水素バリヤー効果の見通しを得ている。
今後の課題としては、Zr-H の太径ペレット製造技術の開発 (工学規模生産)、水素バリヤー

722

付長尺被覆管の製管等の実用技術開発が必要であるとともに、水素バリヤー効果をさらに高めるための要素技術開発を継続して行う必要がある。また、高速炉環境における照射特性の知見が非常に少ないことから、照射試験により照射安定性を確認していく必要がある。
2010 年までの開発
Zr-H 太径ペレット製造技術の開発 (工学規模生産)、水素バリヤー付長尺被覆管の製管等について、製造法を確立する。
2015 年までの開発
金属水素化物 (Zr-H、Y-H) について、照射試験によって照射安定性を確認する。
(iv) 新型燃料集合体の開発
課題
新型燃料集合体として、フェーズⅡ検討では、再臨界回避特性、製造性、核特性を満足する概念として、集合体コーナー部に菱形形状の内部ダクトを設置した「改良内部ダクト型燃料集合体」を考案し、熱流動・構造健全性に関する概略評価を実施した。現状、第 1 次的な評価の段階であるが、健全性に関し問題となる結果は得られておらず、有望な集合体概念であることが示された。
今後の課題として、新型燃料集合体の詳細構造を決定すること、流動試験により熱流動特性を確認すること、構造健全性について、詳細な設計検討を実施することが必要である。また、照射による集合体構造への影響について、集合体規模での照射試験による実証が必要である。
2010 年までの開発
新型燃料集合体の詳細構造を決定するとともに、流動試験により熱流動特性を確認する。
2015 年までの開発
集合体規模での照射試験を行い、新型概念集合体の 70 GWd/t 程度までの健全性の確認、250 GWd/t までの健全性外挿評価を行う。
(v) 金属燃料の開発
課題
金属燃料に関しては、表 2.2.2-14 に示したように、米国 EBR-Ⅱにおいて多くの照射実績を有しており、実用化戦略調査研究の燃焼度・線出力条件については、概ね、従来の照射実
績の範囲に包絡されている。ただし、実用化戦略調査研究の炉心では、被覆管内面温度について、液相形成制限である 650℃近傍の温度レベルを想定しており、このような高温条件の照射データについては、ほとんど存在していない状況である。また、高燃焼度燃料における過渡時被覆管減肉特性、MA 含有金属燃料の照射挙動についても、現状、知見は乏しい状況である。
今後の課題としては、650℃近傍の高温条件で高燃焼度までの実証照射試験を実施する必要がある。また、高燃焼度までの照射した金属燃料について高温加熱試験、MA 含有金属燃料の照射試験が必要である。
2010 年までの開発
高温照射試験を実施し、被覆管温度 650℃まで液相形成が回避されることの確認を行う。

723

また、MA 含有金属燃料について、照射健全性の見通し評価を行う。
2015 年までの開発
高温照射試験を継続し、被覆管温度 650℃で高燃焼度までの内面腐食量の評価を行う。また、高燃焼度までの照射した金属燃料について高温加熱試験を実施し、過渡時における燃料
ピン健全性の見通し評価を行う。
2.3.1.2 プラント設計
2015 年の実用炉のための技術体系整備に向けて、プラント内の各システム及び各機器設計の結果摘出された技術課題項目とそれを解決するための研究開発工程をロードマップとして整理する。
(1) 検討条件
検討の前提となる、2006 年から 2015 年までの研究開発目標は以下のとおり提示されている。
2006～2010 年の研究開発目標：
革新技術の成立性を評価するための要素試験研究を実施するとともに、その要素試験結果などに基づき革新技術を取り込んだプラントシステムの概念設計研究を実施する。これらの成果により、採用する革新技術を決定するとともに、経済性、保守・検査性などに優れた高速増殖炉及び燃料サイクルシステムの実用施設概念を構築する。
2011～2015 年の研究開発目標：採用された革新技術に関する要素試験研究を実施し、その成果により、プラントシステムの概念設計の最適化検討を行う。これにより 2015 年頃の技術体系整備までに、実用施設の成立性に係るデータを整備するとともに、実用化像を提示する。また、これらの成果に基づき、実用化までの研究開発計画を提示する。
今後の研究開発のマイルストンとしては、2010 年での革新技術の採否の決定と、2015 年での技術体系整備である。
これらのマイルストンを満たすことをロードマップ作成の条件とした。
(2) 開発ロードマップの検討
実用炉に必要な各革新技術の研究開発項目について、前項の検討条件を満たす研究開発工程を検討した。図 2.3.1-6～17 にそれぞれ示す。
(i)

高クロム鋼開発課題
靱性を向上させた材料の製作、設計に必要な強度基準データ整備が課題である。
2010 年までの開発
成分調整を行った上材料を試作し各種強度試験、溶接手法の開発試験を実施し、物性・強度等のデータを取得する。これらのデータにより高クロム鋼材料を冷却系機器の構造材料及び伝熱管に適用可能であることが確認される。
2015 年までの開発
長時間クリープに関するデータを取得し、強度基準の整備が完了し、機器設計が可能とな

724

る。
(ii) 冷却系 2 ループ化
課題
配管系の流力振動の評価、及びエロージョン評価が課題である。
2010 年までの開発
水を作動流体とする 1/3 スケール試験体を用いた流動試験を継続し、流力振動による振動応答評価手法を検証する。検証された手法を用いて実機の流力振動を評価し、実機配管の技
術的成立性が見通される。
2015 年までの開発
ナトリウムを用いた配管のエロージョン試験を実施し、エロージョンが発生する条件を明かとする。これにより、配管の健全性が確認される。
(iii) ポンプ組込型 IHX
課題
ポンプから IHX への振動伝達による伝熱管の摺動摩耗防止、高クロム鋼伝熱管の摩耗耐性
データ取得、機器内流動適正化、及び柔構造の長軸ポンプ開発が課題である。
2010 年までの開発
水を作動流体とする 1/4 スケール試験体による振動伝達試験を実施し、振動伝達評価モデ
ルが検証される。また、高クロム鋼伝熱管の摩耗量を測定する試験を実施しデータを取得する。これらにより、機器の基本的な成立性が確認される。
2015 年までの開発
プレナム内の水流動試験、及び長軸ポンプの要素試験を実施し、機器設計に必要なデー
タ・技術を取得する。これらにより、機器設計が可能となる。
(iv) 原子炉容器コンパクト化
課題
上部プレナム内の流体温度揺らぎ現象、液面からのガス巻き込み防止、高温構造評価及び基準の整備が課題である。
2010 年までの開発
水及びナトリウムを作動流体とする温度揺らぎ試験により構造物への影響評価を、水を作動流体とするガス巻き込み試験によりガス巻き込み現象の制限条件を、また試験により非弾性解析手法の検証を、それぞれ実施し、コンパクトな原子炉容器の成立性を確認する。
2015 年までの開発
構造設計方針を策定し、原子炉構造の設計が可能となる。
(v) 燃料取扱システムの開発
課題
炉上部構造に進入可能なスリム型燃料交換機開発、効率の良い燃料移送が可能な移送系開発、燃料洗浄システム開発、高発熱の新燃料輸送方法の開発が課題である。

725

2010 年までの開発
スリム型燃料交換機の開発試験、燃料移送システムの除熱試験、ナトリウムが付着した模擬燃料体の洗浄試験、新燃料キャスクを模擬した除熱試験を実施し、燃料取扱いシステムの主要部分の概念成立性が確認される。
2015 年までの開発
燃料出し入れ機とコンパクトな燃料貯蔵槽の除熱試験を実施し、設計データを取得する。
これらの試験により、燃料取扱いシステム全体の設計が可能となる。
(vi) SC 造格納容器
課題
SC 造の格納容器構造、建設方法の開発、及び設計基準の整備が課題である。
2010 年までの開発
SC 造構造の開発試験及び試作行い強度・漏洩率等を試験する。これらのデータより、構造の基本的な成立性を確認する。
2015 年までの開発設計基準を整備する。これにより SC 造格納容器が設計可能となる。
(vii) 配管 2 重化
課題
不活性ガス雰囲気の内外管ギャップでも微少なナトリウム漏洩を検出可能な高性能リーク検出器の開発が課題である。
2010 年までの開発
センサー部の開発を完了し、システム成立性を確認する。
2015 年までの開発
漏洩検出システムの性能を確認する試験、2 重管の補修方法の開発試験を実施し、2 重配管の設計を行う。
(viii)

直管 2 重伝熱管蒸気発生器

課題
高クロム鋼の密着 2 重伝熱管製作、管の溶接方法開発、大型球形管板の製作性・健全性確
認、安全性評価に必要な水リーク挙動データ取得、及び検出速度の速い水リーク検出器開発が課題である。
2010 年までの開発
実長の伝熱管試作試験、管-管板溶接方法開発と健全性評価のための試験、球形管板試作と健全性評価のための試験、各種の安全性評価のための試験による伝熱管破損モデル構築、及びナトリウム中固体電解質水素計開発試験、を実施し機器の成立性を確認する。
2015 年までの開発「常陽」2 次系に付設する蒸気発生器伝熱流動試験装置を製作し、機器の総合的な伝熱流動試験を実施する。この試験により必要な特性データが取得され、機器設計が可能となる。

726

(ix) 保守・補修技術
課題
ナトリウム中に浸漬して使用する構造物自動検査システムの開発、及び蒸気発生器の 2 重
伝熱管の検査装置開発が課題である。
2010 年までの開発
ナトリウム中目視装置の開発試験を実施し基本的な性能把握、2 重伝熱管を検査する超音波検査装置のセンサー開発、を実施し主要な保守・補修技術を見通す。
2015 年までの開発
ナトリウム中体積検査装置、IHX の伝熱管検査装置を開発し、実用炉に必要な保守・補修
技術が整備される。
(x) 受動的炉停止と自然循環崩壊熱除去
課題
炉心の温度上昇時に受動的に原子炉を停止させる受動的炉停止装置開発と自然循環崩壊
熱除去の評価技術開発が課題である。
2010 年までの開発
受動的炉停止装置の要素照射試験を実施し技術的成立性が確認される。また、水及びナトリウムを作動流体とする縮尺・部分試験を実施して自然循環崩壊熱除去時の流動データが取得され、評価手法が検証される。
2015 年までの開発
実用炉仕様の受動的炉停止装置の機能確認試験を実施し、技術開発が完了する。また、「もんじゅ」での自然循環試験データにより自然循環崩壊熱除去評価手法がより大きなスケールで検証される。
(xi) 炉心損傷時の再臨界回避技術
課題
溶融炉心排出ダクト付き燃料集合体の開発が課題である。
2010 年までの開発
集合体基本構造及び流動設計を実施する。また、溶融炉心排出ダクトの機能が、カザフス
タンの IGR 炉での炉内試験を含めた試験研究で確認される。
2015 年までの開発排出された溶融炉心の冷却性を確認する試験、及び集合体の照射試験が実施され、集合体設計に反映する。
(xii) ３次元免震技術
課題
必要な周波数特性と耐荷重を有する、建屋３次元免震用の免震素子の開発が課題である。
2010 年までの開発
免震素子開発と基本特性を把握するための試験研究を実施し、建屋３次元免震の成立性を
確認する。

727

2015 年までの開発
技術を確証するための試験を実施し、設計基準・規格を整備する。

728

2.3.2 必要な開発資源・開発期間
2.3.2.1 炉心燃料設計
実用炉に採用される革新的技術の開発ロードマップは 2.3.1.1 節に示された通りである。これ
らの研究開発に必要な開発期間については、バンドル形態での実証照射試験 (低スエリング材料の開発、TRU MOX 燃料の開発等) について目標燃焼度に到達するのに試験期間が 2015 年以降まで要するものもあるが、概ね 2015 年までに技術基盤は整備可能と考えている。
それに要する開発資源として、開発資金を推定した結果を表 2.3.2-1 に示す。本推定にあたっては、炉外試験、照射試験に必要な試験施設とその試験期間、運転費等について過去の同種の試
験実施経験から類推し、積算した。

2.3.2.2 プラント設計
実用炉に採用される革新技術の開発ロードマップは 2.3.1.2 節に示されたとおりである。これ
らの研究開発に必要な開発期間については、図 2.3.1-6～17 に示したとおり、一部長時間のデー
タ収集が必要な項目（高クロム鋼の開発）及び大型の開発試験が必要な開発項目（直管２重管蒸気発生器の開発）については、試験期間が 2015 以降まで必要なものはあるが、概ね 2015 年までに技術基盤は整備可能と考えている。
それに要する開発資源として、開発資金を推定した結果を表 2.3.2-1 に示す。本推定にあたっては、必要な試験装置とその試験期間、既存試験装置の改造・新規建設、運転費、等を過去の同種の試験実施経験から類推し、積算した。

729

参考文献
2.3.2 プラント設計[1] 動力炉・核燃料開発事業団：“高速増殖炉もんじゅ発電所－原子炉設置許可申請書”, 添付書類十, 第 4 章「技術的には起こるとは考えられない事象の解析」,昭和 55 年 12 月, (1980)

730

731

技術開発

0.1

0.7

⑤ 金属燃料の開発
2.5

0.0

0.0

④ 新型燃料集合体の開発

3.8

0.5

0.5

③ 高性能遮へい体の開発

合計

0.9

2.1

② TRU MOX 燃料の開発

1.1

0.5

① 低スエリング材料の開発

2005

4.1

0.4

0.0

0.5

2.8

0.5

3.2

0.1

0.0

0.0

2.1

1.1

2.6

0.1

0.0

0.0

1.2

1.3

2010

5.1

0.8

2.0

0.0

1.2

1.1

4.5

0.1

2.0

0.0

1.2

1.3

4.0

0.1

2.0

0.0

1.2

0.7

表 2.3.2-1 2015 年技術基盤整備のために必要な開発資金（炉心燃料設計）

4.4

0.4

2.0

0.0

1.9

0.2

4.7

1.7

2.0

0.0

0.9

0.2

2015

38.8

4.5

10.0

1.5

15.0

7.8

合計

単位：億円

732

技術開発

設計研究

5

⑤システム簡素化のための燃料取扱系の開発

合計

4④原子炉容器のコンパクト化

3
2
3
2
2
5

⑩保守、補修性を考慮したプラント設計⑪受動的炉停止と自然循環による炉心冷却⑫炉心損傷時の再臨界回避技術⑬建屋の3次元免震技術

その他（安全研究、計装系開発等）

燃料開発（金属燃料、被覆粒子型窒化物燃料の開発を含む）

42

3⑨直管2重伝熱管蒸気発生器の開発

02③1次冷却系簡素化のためのポンプ組込型中間熱交換器開発⑧配管2重化によるナトリウム漏洩対策強化

2②システム簡素化のための冷却系2ループ化

1

3①配管短縮のための高クロム鋼の開発⑥物量削減と工期短縮のための格納容器のSC造化

25

実証試験施設の概念構築

実用炉の概念構築

2005

50

5

5

2

3

4

3

6

0

1

6

3

2

1

3

2

5

72

5

6

2

3

3

2

18

1

2

9

8

2

1

5

2

5

65

3

6

2

3

2

3

17

1

2

8

5

2

1

5

2

5

75

3

7

2

3

2

3

26

1

1

6

4

2

2

8

2

5

2010

83

3

11

2

3

10

4

22

2

1

2

6

3

2

7

5

3

2

1

2

5

5

2

7

5

3

81

3

10

3

4

5

4

22

表2.3.2-2 2015年技術基盤整備のために必要な開発資金

70

3

13

5

4

8

5

3

3

1

2

4

6

1

5

5

3

60

3

8

3

4

7

5

3

3

0

2

4

5

2

4

5

3

48

3

9

1

4

2

4

3

3

0

2

2

4

1

4

5

3

2015

644

36

77

22

32

43

35

123

14

8

42

43

30

15

51

35

40

合計

単位：億円

733

図 2.3.1-1 低スエリング材料の開発

734

図 2.3.1-2

TRU MOX 燃料の開発

735

図 2.3.1-3 高性能遮へい体の開発

736

図 2.3.1-4 新型燃料集合体の開発

737

図 2.3.1-5 金属燃料の開発

738

2015

溶接継手 試験片

溶接熱影響部

クリープ試験装置

図2.3.1-6 配管短縮のための高クロム鋼の開発

LBB成立性確認試験（2016より2年間実施）

Type-IV損傷試験

大口径配管の試作

構造健全性評価

長時間試験*

商用ヒート材による溶接継手製作と短時間試験

既実施長時間試験継続（クリープ試験等）*

溶接施工法開発【板材】

長時間試験*

構造健全性評価

商用ヒート製作と短時間試験【鍛造材・管材】

長時間試験*

商用ヒート製作と短時間試験

既実施試作材長時間試験継続（クリープ試験等）*

材料調整・試験

【板材】

2010

*：2015年以降の試験では長時間のデータを拡充する。

機器製作性の確認• 大口径配管の製作性確認• 機器製作性の確認

溶接継手試験
• 溶接施工法、継手強度評価法• 設計に必要な強度データ取得・設計基準整備

材料（母材）開発• ナトリウム配管及び機器胴用材料（板材）開発• SG、IHX用伝熱管材料（管）両及び管板用材料（鍛造材）開発

分 類

直径1.2mの溶接構造配管• 大型溶接構造物の試作による製作性確認• 溶接部の長期間安定性確認• 破損の進展挙動確認

3/4t• 溶接継手の熱影響部分が軟化することが課題• 試験研究により精度の高い強度及び寿命評価モ
デルを構築する
1/4ｔ• 高温強度と靱性を併せ持つ材料の開発・試験• 長時間のデータ収集が必要
なクリープ試験を継続• 試作材に続き商用材（商業
生産用設備で製作）を製作し、強度試験、疲労試験等を実
施

試験内容

739

Ｎａ中エロージョン試験• 配管損傷防止基準の策定

流力振動試験
• 設計に必要な流体励振力データの取得• 配管系の振動応答評価手法の確立

分 類
2015

試験内容

エルボ部の流況

剥離域

剥離域

ティー

エルボ

中子入り直管・１２Ｃｒ鋼製の配管要素（エルボ、ティー、中子入り配管等）
について、Na高速流による浸食試験を実施
・高温Ｎａ（～550℃）を高流速で配管要素に流して、減肉量を計測し、エロージョンが発生する限界流速を把握

配管試験体

←
←

・配管試験体内の流動特性（流速分布、剥離域の範囲）、
配管壁上での圧力変動、配管系の振動特性の計測・振動試験データによる振動応答評価手法の検証

図2.3.1-7 システム簡素化のための冷却系２ループ化

侵食発生条件試験

エルボ等配管要素試験

コールドレグ水試験（多段エルボ体系）

ホットレグ水試験（単エルボ体系）

2010

740

類

12Cr系鋼伝熱管磨耗特性の確認• 12Cr系鋼の実寸伝熱管の振動特性の把握• バッフル板との接触摩擦による摩耗特性の把握

伝熱管振動解析モデル開発• 伝熱管群の冷却材中での振動特性を把握する

機器振動解析モデル開発• ¼スケール試験体を用いた振動伝達試験• 実機の振動評価に用いる解析モ
デルを開発

分

Na中磨耗試験
水流動試験

2015

伝熱管振動試験概念

下部管板

伝熱管

バッフル板

• 実寸伝熱管の振動特性測定（水試験）• 伝熱管材料摩耗特性データ取得（Na試験）¼スケール振動試験体• フェーズIIで実施した1/4ス
ケール振動特性試験デー
タの拡充• 稠密伝熱管モデルの組込による振動試験• 解析モデルの高度化

試験内容

上部管板

振動解析モデル

図2.3.1-8 1次冷却系簡素化のためのポンプ組込型熱交換器開発（1/2）

水中磨耗試験

管群水中振動試験

1/4スケール水中振動試験

2010

741

ポンプ開発
• ポンプ内液面の安定性確認• 地震時の軸受け機能確認

IHX入口プレナム流動の最適化• 堰の設置による周方向流量配分の均一化• 崩壊熱除去系伝熱管の振動抑制

分 類

機能維持確認試験

水流動試験

水流動試験

2015

• 縮尺水流動試
験体（一部アクリル製）により入口プレナム内の流況を測定• 「堰」の効果により伝熱管へ均一な流量が分配されることを確認• 革新技術の一つである「ポンプ内液位無制御」について実証• ナトリウム試験で地震等に大加重が印可される場合の軸受け機能維持性を確認

入口ﾌﾟﾚﾅﾑ水流動試験装置概念

試験内容

ポンプ機能確認水流動試験装置概念

堰

図2.3.1-8 1次冷却系簡素化のためのポンプ組込型熱交換器開発（2/2）

2010

742

模擬多孔板

高温構造設計• 実用化構造設計基準の高度化• 構造設計方針の策定

高性能遮へい体の開発• ＺｒＨ遮へい体の製造法の確立• 設計に必要なＺｒＨ遮へい体の照射
データの取得図2.3.1-9 原子炉容器のコンパクト化

構造設計方針の策定、適用性確認試験

ＺｒＨ遮へい体照射試験

非弾性評価法等の検証試験

ＺｒＨ遮へい体製造

温度成層化試験（水、Ｎａ）

液中渦確認試験

ガス巻込み対策水試験・実用炉向けの高温構造設計
基準の高度化に向けた評価法の検証試験を実施（炉容器の液面近傍の健全性、
炉心上部機構のサーマル
ストライピング評価等）

ｶﾊﾞｰｶﾞｽ

Na温度：
起動時上昇

Na液面：
起動時上昇

・ＺｒＨ遮へい体の製造法を確立するとともに、実炉環境での照射試験による健全性評価と遮へい性能を確認

ｶﾞｰﾄﾞ
ﾍﾞｯｾﾙ

炉容器

高温／低温集合体

・水試験により、ガス巻込み防止策の有効性を確認するとともに、流動解析に基づくガス巻込み判断基準を策定
・過渡時に形成される温度成層化
現象を模擬した水／Ｎａ試験により成層界面の上昇挙動や温度分布を計測
上部プレナム流動試験装置

試験内容

炉内熱流動試験• ガス巻込み判断基準の策定• 上部プレナム流動状況の確認• 構造設計に必要な温度成層化デー
タの取得

2015
・制御棒集合体周りの集合体
出口領域を模擬した試験装置を製作し、高温側／低温側の流体の混合特性や、構造材の熱疲労に影響する温度ゆらぎ
データを計測2010

炉心上部機構の開発• 構造設計に必要な温度ゆらぎデータの取得
サーマルストライピング評価試験• 高サイクル熱疲労に対する構造対応（水、Ｎａ）
策の検討

分 類

743

燃料移送系の成立性確認
・複数体移送成立性確認
・改良内部ダクト型集合体の除熱
性確認・集合体ガス中落下試験
・燃料出入機の開発

新型燃料交換機の開発
・ユニバーサルジョイントの寿命評
価・グリッパ作動性の確認
・切込付炉心上部機構との干渉回避に関する耐震性評価

分 類

燃料出入機開発

改良内部ダクト集
合体除熱確認2015

切込付炉心上部機構との整合性を考慮したスリム型マ
ニプレータ燃料交換機開発の一環としてユニバーサル
ジョイント寿命評価、グリッパ
作動性確認を行う。また、地震時の切込付炉心上部機構との干渉回避を確認する。

試験内容

2集合体ポット図

・実用炉に適合した高度化された燃料出入機を開発する。

・燃料取扱時の事故の評価として集合体の落下試験を実施する。

・改良内部ダクト集合体採用に伴い、内部ダクトの除熱への影響を把握する。

・燃料交換時間短縮を目的とした複数体移送の成立性を確認する。

スリム型マニプレータ式燃料交換機概念図

図2.3.1-10 システム簡素化のための燃料取扱系の開発（1/2）

集合体ガス中落下試験

複数体移送ポット
除熱評価

耐震性評価

グリッパユニット作動試験

ユニバーサルジョイント
耐久試験

2010

744

新燃料輸送時の除熱性評価

使用済燃料水中貯蔵成立性評価

燃料水浸漬システムの開発

コンパクトEVSTの開発

分 類

EVST槽内移送機
作動性確認試験

2015

試験内容

低除染燃料採用により新燃料発熱量が大きくなっていることを考慮して、新燃料輸送時におけるガス中除熱を試験により評価する。

使用済燃料の水プールにおける長期貯蔵の成立性を評価するために、照射済みのODS鋼による水中腐食試験を実施する。

EVSTから取出し後のナトリウムが付着した状態の裸の使用済燃料を直接水プールに浸漬するシステムを開発する。
・アルゴンガスによる乾式洗浄および蒸気によるナトリウム不活性化の確認
・ナトリウムが付着した状況における使用済燃料の水浸漬挙動の把握

EVSTコンパクト化のための鋼製プラグおよび液位制御
型槽内移送機の成立性を確認する。

図2.3.1-10 システム簡素化のための燃料取扱系の開発（2/2）

模擬集合体によるガス中除熱試験

ODS鋼水中腐食試験

燃料水浸漬試験

燃料洗浄試験

2010

自由形状スチールコンクリート製
格納容器の設計基準整備

分 類

745

2015

（鋼板＋コンクリート部）

耐圧機能

（鋼板部）

短縮建設基準を確認・得られた基準からの試設計による物量削減および工期による限界耐圧および耐震性の確認

尺試験体を用いた加熱加圧試験および水平加力試験

・建屋機密性や強度上クリティカルとなる部位その部分縮挙動や構造挙動の把握

引張試験、疲労試験による材料特性変化、鋼板の座屈・自由形状SC造試作部材の加熱試験、面外荷重試験、SC造(スチールコンクリート構造)概念図（鋼板＋コンクリート部）

漏えい防止機能（鋼板＋コンク
リート部）

支持機能

鋼板部（表面鋼板）

試験内容

遮へい機能
（コンクリート部）

耐震機能

図2.3.1-11 物量削減と工期短縮のための格納容器のＳＣ造化基準整備（評価委員会を含む）

解析手法整備特定部位特性把握試験

部材特性把握試験

設計、製作上の課題検討

2010（
格納容器内）

746

2重配管検査・補修技術の開発• 2重配管のISI装置開発• 2重配管の補修技術開発

微少Na漏洩検出計の開発• 不活性ガス雰囲気でのNa漏洩検出装置の開発

分 類

性能確認・実証

2015

試験内容

レーザ発生機

光電子増倍管２次系配管

エンクロージャエンクロージャ再設置

配管補修

破損部清掃

エンクロージャ開放

エンクロージャＮａドレン

主配管Ｎａドレン• 設計課題としてISI装置の挿入方法、及び補修・交換方
法を検討
2次系配管のモックアップを作成し、ナトリウム漏洩後の復旧作業のシュミレー
ションを実施レーザー誘起ブレークダウン分光法 検出器の例

ナトリウムエアロゾル分析セル• 検出速度確認• 不活性ガス雰囲気下でのNa漏洩検出性能確認

図2.3.1-12 配管2重化によるナトリウム漏洩対策強化

二重配管補修法の開発

区画内配管（外面）検査装置の開発

検出計・処理系開発

微少漏洩検出器開発

2010

747

水リーク挙動試験・評価技術開発• 安全ロジックの構築に必要なウェステージの特性データを取得• 破損モデルの開発

球形管板、胴ベローズの開発• 厚肉鍛造材である管板の製作性を確認• 12Cr鋼ベローズの製作性を確認

管-管板溶接手法の確立• 製作性、検査性、を有する管-管板溶接手法の開発

2重伝熱管製作手法の開発• 伝熱管の製作方法を開発• 伝熱管の基礎的な特性を把握

分 類
2015

伝熱管セルフウェステージ試験概念• ウェステージ現象について試験研究• 水リーク事故時の隣接伝熱管の破損挙動を評価するモデルを構築する。

• 高クロム鋼の厚肉鍛造材製
作性、強度を確認• 機械加工及び溶接加工性を確認• 高クロム鋼製プレスベロー
ズを試作し強度を試験• 亀裂進展が内外管ギャップで止まることを確認• 熱伝導率測定• 長尺高クロム鋼製2重管の試作

試験内容同じ位置での内外管同時破
損

管内：
水・蒸気

内管
外管

異なる位置での内外管の同時破
損

管外：
ナトリウム

内管
外管

管板部試作試験 概念

伝熱管製作 概念

図2.3.1-13 直管2重伝熱管蒸気発生器の開発 (1/2)

破損モデル構築・高度化

水リーク実証試験

2重管セルフウェステージ試験・モデル構築

水リーク率試験

胴ベローズ試作・試験

球形管板試作・試験

溶接部健全性試験

2重管端合せ溶接開発試験

熱伝導率試験

35m管試作・試験

亀裂進展試験

短管試作

2010

748

SG漏洩検出系の開発（固体電解質水素計の開発）• 高性能漏洩検出器及び検出シス
テムの開発「常陽」を用いた、伝熱流動特性試験<検討中>• 伝熱流動試験による性能確認• 水側流動安定性の確認• 伝熱管施栓時の伝熱流動挙動確認• 施栓方法の確認

2010

伝熱流動試験

2015

強度低下部分高温ジェットリーク孔

試験内容• 水リーク事故時に高温ジェットに晒される隣接伝熱管の強度低下
挙動について試験• ラプチャ破損モデルを
構築する

2次系へ

起電力

固体電解質水素系模式図

Hydrogen
in Na

gas

H2

固体電解質（セラミック） • 水リークの検出能力（微少リークの早期検出）が高いセンサー及び検出シ
ステムの開発• 常陽2次系又は独立熱源の伝熱流動試験装置を検討中• 熱出力15MW（伝熱管61本）程度• 2018年まで予定「常陽」を用いた
伝熱流動試験概念

2次系から隣接管の高温ラプチャー破損模式図

水/水蒸気

ナトリウム

水/水蒸気

図2.3.1-13 直管2重伝熱管蒸気発生器の開発 (2/2)

管群中検出性確認試験

センサ開発とＮａ中耐久性確認試験

試験体・ループ設計

2重管ラプチャ試験・モデル構築

2重管高温ラプチャー試験・評価技
術開発• 安全ロジックの構築に必要なウェステージの特性データを取
材料試験
得• 破損モデルの開発

分 類

749

IHX伝熱管、バウンダリベ
ローズ検査・補修装置の開発

二重管蒸気発生器伝熱管検査・補修装置の開発

ナトリウム中検査装置・補
修法の開発

分 類

2015

2020

伝熱管補修装置の開発

図2.3.1-14 保守・補修性を考慮したプラント設計

伝熱管検査装置の開発

二重伝熱管補修技術の開発

検査機器高速化技術の開発

二重伝熱管検査手法の開発

ナトリウム中補修技術の開発

ナトリウム中体積検査装置の開発

ナトリウム中目視検査装置の開発

2010• ＩＨＸ伝熱管とバウンダリベローズへア
クセスするためのロボティックス技術の開発（前頁図④）• 検査機器の精度、効率向上と2重伝熱管への適用性確保のための機器開発（前頁図②）• 不具合伝熱管のプラグ施工と抜管技術の開発• ナトリウム中可視化および体積検査装置の小型化、処理高速化をめざした機器開発（付図①）• センサのナトリウム中搬送、位置決め装置の開発（前頁図①）• ナトリウム除去、溶接等の基盤技術を発展させたナトリウム中補修技術開
発

試験内容

750

自然循環流動試験

受動的炉停止系
の開発

分 類

2015
試験内容

水流動試験装置概念• 水流動試験体（アクリル製）を製作し、定常運転時の主要部位での流況と崩壊熱除去を含めた過渡時の自然循環による除熱特性に関するデータを取得し、解析手法の検証整備を行う。

ＳＡＳＳ要素試験装置の例• 受動的な制御棒切り離し機構（ＳＡＳＳ）が通常運転時に誤切離しを生じないことの実証のための常陽炉内試験• ＳＡＳＳを含めた原子炉停止系の機能確認のためのモックアップ試験（制御棒駆動、
スクラム、燃料交換動作、地震時挿入性を確認）

図2.3.1-15 受動的炉停止と自然循環による炉心冷却「もんじゅ」自然循環特性試験

過渡ナトリウム流動試験

水流動試験体製作と定常試験

機能試験

モックアップ試験体製作

実機仕様ＳＡＳＳの機能確認試験

要素試験体照射試験（常陽）

2010

751

新型燃料集合体の開発

炉心損傷挙動評価試験

分 類

燃料集合体構造設計

燃料集合体流動試験

2015
試験内容

改良内部ダクト型燃料集合体の開発

A-A’

A

溶融燃料模擬物質（アルミナ）

炉心部模擬容器

加熱炉から燃料流出ダクトA’

上部流出模擬炉外試験概念

Na①改良内部ダクト型燃料集合体における溶融燃料上方流出の原理
確認⇒カザフスタン炉外試験施設、ＩＧＲ試験炉等を用いた試験研究②燃料流出後に原子炉容器内での安定冷却が可能であることを試験データに基づいた評価で示す。
⇒カザフスタン炉外試験施設、ＩＧＲ試験炉等を用いた試験研究

図2.3.1-16 炉心損傷時の再臨界回避技術

ダクト照射・集合体照射（常陽）
燃料集合体実証照射（もんじゅ）

カザフスタンIGR試験炉

燃料デブリ安定冷却試験

溶融燃料排出挙動試験

2010

752

システムの技術確証システムの基本特性試
験

免震要素の開発

分 類

技術確証試験

2015

試験内容

ゴム膜
(水を充填）

シール部終局試験

ポンプ

ロッド

空気ばね

建屋全体３次元免震システム試験

ﾛｯｷﾝｸﾞ抑制シリンダ

アキュムレータユニット

振動台

油圧装置

積層ゴム

実機適用に向けた規格・基準・対応試験
・規格・基準対応試験
・サイト免震条件対応試験
・確認証試験

建屋全体３次元免震システム試験

実機条件対応試験（E-Defence)

実大三次元震動
破壊実験施設建屋、蔽壁、炉容器、配管等の機器を模擬した上屋を持つ実規模シ
ステムにより、実機免震特性を確認する。

ゴム部材の耐圧強度試験

反力床

載荷装置

油圧シール

高機能化した免震要素（空気ばね試験、油圧機構等)の耐荷重、作動健全性を確認する

図2.3.1-17 建屋の３次元免震技術

システム基本特性試験

設計手法、強度評価法開発のためのデータ取得

要素試作・基礎データ取得

20102.4 ナトリウム冷却炉の技術的総括のための整理
ナトリウム炉概念として、2.1～2.3 に記したように、固有の安全性による炉心損傷防止能力の向上を図るため SASS 及び完全自然循環方式崩壊熱除去系採用とともに、経済性を向上させるための 12Cr 系鋼、大口径高流速配管、ポンプ組込型 IHX 採用等をおこなった。この設計に対し、技術的成立性を要素技術開発試験あるいは解析評価により見通しを得ている。また、信頼性向上の観点から、密着２重管直管型 SG を採用したほか、保守・補修性向上のための技術開発に着手
し、成立見通しを得るとともに設計に反映している。
ここでは、技術的総括のため、これらの設計仕様とその根拠をまとめた後、ナトリウム炉の特徴である高い熱効率を有する設計と固有の安全性を用いた設計についてまとめる。最後に、更なる高度化のための熱効率の向上についての検討結果をまとめる。
2.4.1 ナトリウム炉の仕様とその根拠
ここでは代表概念として選定された３つの炉型、大型炉－1500（MOX 燃料高内部転換型炉心）、
中型モジュール炉－M750（MOX 燃料高内部転換型炉心）、中型シングル炉－S750（MOX 燃料
高内部転換型炉心）について、プラント基本仕様、系統構成図、原子炉建屋概念図等を、図 2.4.1-1から図 2.4.1-3 に示す。
また、各炉の仕様とその設定根拠を表 2.4.1-1 から表 2.4.1-3 に示す。これらの表は各対象プラントに対し、原子炉からタービンまでの主要な系統仕様、状態量、容量、材質等について、約 30
項目にわたり、2.1～2.3 の記載に基づき、それぞれの選定理由、設定理由を整理したものである。
2.4.2 ナトリウム冷却炉のセールスポイントの整理
2.4.2.1 炉心燃料設計
将来炉に求められる高い安全要求を満たしつつ、高燃焼度、長期運転サイクルが可能で経済性に優れた MOX および金属燃料炉心を構築した。
(1) MOX 燃料炉心(i)

安全性
MOX 燃料炉心の設計検討では、安全評価に基づく設計要求であるナトリウムボイド反応
度６＄程度以下、炉心平均比出力 40kW/kg-MOX 以上、炉心高さ 100cm 以下を条件として代表炉心を構築し、起因過程の即発臨界を回避可能な見通しを得ている。遷移過程の再臨界回避については、溶融燃料を排出するための内部ダクトを集合体内に設置した改良内部ダク
ト型燃料集合体を採用しており、予備評価によってその有効性の見通しを得ている。

(ii) 経済性
燃料被覆管材として高速中性子照射量 5×1023 n/cm2 程度を開発目標とする耐照射性に優れた ODS 鋼を採用することにより、大型および中型 MOX 燃料代表炉心は炉心取出平均燃
焼度 15 万 MWd/t を達成している。
また、代表炉心は内部転換比の向上による全炉心取出平均燃焼度（ブランケット燃料を含む）と運転サイクル長さの伸長を狙いとして新たに創出した高内部転換型であり、大型炉は全炉心取出平均燃焼度 9～12 万 MWd/t、運転サイクル長さ約 26 ヶ月、中型炉は全炉心取出

753

平均燃焼度 9～10 万 MWd/t、運転サイクル長さ 26～27 ヶ月を達成しており、それぞれ軽水炉（ALWR）の取出平均燃焼度 6 万 MWd/t、運転サイクル長さ 18 ヶ月を大幅に上回る性能を有している。
(iii) 環境負荷低減性
炉心燃料設計では、MA を含有する MOX 燃料高速炉多重リサイクル TRU を設計標準とし、MOX 燃料再処理の FP 混入率を考慮した検討を基本としているが、軽水炉使用済燃料からの回収 TRU を用いた場合の炉心特性への影響についても評価した。評価の結果、燃料装荷から取出の間に 30～40%程度の MA が燃焼され、炉心特性に及ぼす影響は少なく、設計が成立する見通しである。
LLFP 核変換について、代表炉心をベースとする LLFP 核変換炉心を設定し、核変換特性の評価を行った。評価の結果、増殖比 1.03 を達成しつつ自己生成分の 129I と 99Tc を核変換することが可能であるとの見通しを得た。
(2) 金属燃料炉心(i)

安全性
金属燃料炉心の設計検討では、安全評価に基づく設計要求であるナトリウムボイド反応度８＄程度以下を条件として代表炉心を構築しており、起因過程での即発臨界を回避できる見通しを得ている。遷移過程の再臨界回避については、溶融燃料の排出経路として下部軸ブランケットを削除した MABLE 型燃料集合体を採用しており、これにより対応可能な見通しである。

(ii) 経済性
大型および中型金属燃料代表炉心は、原子炉出口温度の高温化と運転サイクルの伸長を狙いとして新たに創出した高出口温度型であり、原子炉出口温度を MOX 燃料炉心と同じ 550℃としている。
燃料被覆管材として ODS 鋼を採用した代表炉心において、大型炉は炉心取出平均燃焼度
10 万 MWd/t、全炉心取出平均燃焼度 9～10 万 MWd/t、運転サイクル長さ 22～26 ヶ月、中型炉は炉心取出平均燃焼度 9 万 MWd/t、全炉心取出平均燃焼度 8～9 万 MWd/t、運転サイク
ル長さ 23 ヶ月を達成しており、それぞれ軽水炉（ALWR）の取出平均燃焼度 6 万 MWd/t、運転サイクル長さ 18 ヶ月を大幅に上回る性能を有している。
更に、ODS 鋼より耐照射性の優れた被覆管材料（最大高速中性子照射量 8.5×1023 n/cm2程度まで適用可能）を想定した場合には、全炉心取出平均燃焼度を 13～15 万 MWd/t とすることが可能な見通しである。
(iii) 環境負荷低減性
炉心燃料設計では、MA を含有する金属燃料高速炉多重リサイクル TRU を設計標準とし、金属燃料再処理の FP 混入率を考慮した検討を基本としているが、軽水炉使用済燃料からの回収 TRU を用いた場合の炉心特性への影響についても評価した。評価の結果、燃料装荷から取出の間に 20～30%程度の MA が燃焼され、炉心特性に及ぼす影響は少なく、設計が成立

754

する見通しである。
LLFP 核変換について、代表炉心をベースとする LLFP 核変換炉心を設定し、核変換特性の評価を行った。評価の結果、増殖比 1.03 を達成しつつ自己生成分の 129I と 99Tc を核変換することが可能であるとの見通しを得た。
2.4.2.2

プラント設計(1) 安全目標の達成
自己作動型炉停止機構、及び自然循環崩壊熱除去システムの採用、により受動的安全機能に
より炉心損傷の防止能力の向上を具体化した。また、仮想的な炉心損傷時にも再臨界の発生を防止でき、緊急待避を要しないレベルの安全性を実現する手段として、溶融した炉心燃料を炉
心外に排出可能な改良内部ダクト付き燃料集合体概念を具体化した。
(2) 経済性目標の達成
本プラント概念では、高速炉実用化戦略調査研究の高い経済性目標を達成するため、出力を150 万 kWe へ大型化しスケールメリットを活用、又は中型炉ではモジュール型炉として設備の共用を進め、
建設コスト低減を図るとともに、以下の経済性向上のための革新技術を導入した。
・２ループ冷却系システム
・ポンプ組込型 IHX・コンパクトな原子炉容器・配管、冷却系への高クロム鋼の適用
これらの革新技術導入の結果、建設コスト目標を 10％程度下回る建設コストを達成可能な見通しが得られている。
(3) ナトリウム冷却材特有の課題の克服
冷却材として用いる液体金属ナトリウムは核特性、炉心冷却性能、熱輸送能力、構造材料との親和性の観点で優れた冷却材である。しかしながら、欠点として水又は空気と活発な化学反応を生じる性質、漏洩発生時に補修・復旧のための工事期間が長くなること、及び不透明な液体であり常温では凍結する物性を持つことからメンテナンス時に障害となること、があり本プ
ラント概念検討では克服すべき課題と設定した。
(a) 空気との反応抑制：漏洩防止対策強化
配管からのナトリウム漏洩の可能性を減少させること、漏洩が発生しても不活性雰囲気で火災を防止すること、早期漏洩検出すること、漏洩影響範囲を限定すること、２次系については補修・復旧作業を容易にすること、を達成した２重配管概念を創出した。
(b) ナトリウム-水反応の抑制
蒸気発生器の伝熱管破損に対する伝熱管の信頼性向上、及び伝熱管破損時の水漏洩量を抑制するために、２重伝熱管を採用した直管２重伝熱管蒸気発生器概念を創出した。
(c) 保守性の向上
ナトリウム冷却炉特有の条件を考慮し、ISI 計画を策定した。策定した計画をプラント設計に反映し、保守に必要なプラントシステムの設計対応、及びＩＳＩに必要な機器概念を構築した。

755

(4) 研究開発の実施
フェーズⅡ研究では、プラント概念の設計研究と同時にプラント概念成立性を左右する枢要な技術課題について、研究開発が実施され技術的成立性の見通しを得た。以下に概要を記す。
(a) コンパクト化・大容量化した原子炉容器内の流動安定性
自由液面からのガス巻き込み防止のため、試験により 2 重ディッププレートがガス巻き込み防止に有効であることを確認した。また、渦の発生によるキャビテーション防止のため、試験により、出口配管のベルマウス形状、スプリッターの設置が水中渦発生防止に有効であることを確認した。
(b) 大口径・大流量配管の流動安定性
大口径配管内の高レイノルズ数流れに関して、1/3 スケールの試験により実機の 1/5 のレイノルズ数範囲までの流動安定性を確認した。また、実機のレイノルズ数範囲でも安定流動の見通しを得た。流動による配管振動の抑制に関して、1/3 スケール試験により健全性に影響する振動の発生が無いことを確認。
(c) ポンプ組込 IHX の開発
伝熱管摩耗防止のための振動特性制御技術を開発するために、1/4 スケール試験により振動特性データを取得し、解析モデルを構築した。また、解析モデルを利用した振動特性の「解析による設計」の見通しを得た。
(d) 自己作動型炉停止機構の開発
過渡応答特性評価に関し、高温ナトリウム中での耐久性と事故時の応答特性が良好であることを試験により確認した。炉内保持特性評価に関し、実プラントにおける通常運転時の保持力安定性を常陽に試験体を設置して確認した。
(e) 炉心損傷時の安全性確保
溶融燃料排出による再臨界回避に関して、カザフスタンの安全性試験炉 IGR 等の施設を用い、内部ダクト型燃料排出機構の有効性を裏付ける内部ダクト開口挙動と燃料流出挙動に関する試験データを取得した。
2.4.3 更なる高度化の可能性
設計オプションとして、更なるプラントの高度化を図るとするとどのような設計が可能かを評価するため原子炉出口温度高温化、２次系簡素化ついて検討した。
(1) 原子炉出口温度高温化への対応
FBR プラントの効率を向上させるためには、原子炉出口温度を高温化し、タービン蒸気条件
を高温、高圧にすることが考えられる。また、復水器の廃熱として排出される温排水を利用して発電させ、効率を向上させることも考えられる。以下に、検討結果をまとめる。
(i)

原子炉出口温度高温化
中型炉-M750 のプラントコンセプト(12Cr 鋼を用いた L 字配管）を変更しない範囲で、原
子炉出口温度の高温化の可能性を検討した。
１次系のホットレグ配管の構造健全性に着目して、原子炉出口温度の高温化の可能性を検756

討した。その結果、575℃までは成立見通しがあるが、水側条件の高圧化によるナトリウム・水反応の影響などを検討していく必要がある。この原子炉出口温度 575℃を用いて、タービ
ン条件を 16.7MPa、538℃で SG 再熱方式を採用した場合の２次系のヒートバランスを検討した。その結果、蒸気発生器及び中間熱交換器の伝熱面積が最小にでき、２次系物量を小さくできる 560℃／360℃を選定した。プラントのヒートバランスを図 2.4.3-1 に示す。
(ii) 高効率タービン(i)項で検討された原子炉出口温度に適合するタービン蒸気条件を数ケース検討し、設備及びプラント効率への影響を検討した。比較結果を表 2.4.3-1 に示す。また、選定結果に基づき設定したタービン系統構成を図 2.4.3-2 に示す。再熱方式を湿分分離加熱器方式から SG 再熱方式に変更し、蒸気温度を向上させることにより、プラント効率(最大 11％)を向上させることができ、タービン物量も現状の設備に比べて低減できる見通しである。しかし、SG 再熱方式は、蒸気発生器の設備容量増大につながり不利な方向となる。
タービン条件をパラメータにしたプラント概念の経済性を概略評価した。その結果、ター
ビン条件：16.7MPa、538℃で SG 再熱方式を採用した場合が、建設単価、発電単価ともに最小となったが、中型炉-M750 と比較すると建設単価で約 4％、発電単価で約 5％の上昇となり、経済性向上の見通しは得られなかった。
なお、現状の火力発電で使用される蒸気タービンは、超臨界圧・600℃以上の蒸気条件であり、(i)に記す温度条件では適用できない。
(iii) 低温熱源利用サイクルの適用
原子炉出口温度の高温化ではなく、タービン設備の廃熱として発生する低温熱源を有効利用し、電気出力として取り出す方法を検討した。この方法のひとつとして、カリーナサイク
ルの成立性検討を行った。
カリーナサイクルでは、タービンからの廃熱を復水器の代わりに水蒸気タービン排気とア
ンモニア水との熱交換器（ボイラ）を設置してアンモニア・水蒸気を発生させ、この蒸気を用いてアンモニア・水蒸気タービン（カリーナタービン）を駆動し、発電するものである。
水蒸気タービンと同様に出入口蒸気圧力差（エネルギー差）を利用する。このためタービンの入口状態が固定されている場合には、水蒸気サイクルと同様にタービン出口条件を支配す
る復液温度と復液器冷却水温度が低いほどカリーナサイクルの熱回収効率が向上する。カリーナサイクルを採用した場合の概略系統構成を通常の蒸気タービンの系統構成と比較して
図 2.4.3-3 に示す。
その結果、取り出すことのできる電気出力は冷却水(海水)の温度に大きく依存し、一般的な温度条件下では電気出力が取り出せず成立しない結果となった。また、冷却水温度を低温条件で設定した場合には、約 60MW (1.7％)の電気出力が得られるが、そのためには大容量の設備が必要となり有効な手段ではないといえる。
従って、現状の知見では低温熱源の利用に対するカリーナサイクルの適用は成立しないものと考える。

757

(2) 2 次系簡素化(i)

フェーズⅠからの展開 [1]ナトリウム冷却炉の経済性向上方策として、従来、二重管 SG（以下、従来型二重管 SGと称する）を採用した 2 次系削除に係る研究開発が進められてきた。従来型二重管 SG は、ナトリウムと水の境界である伝熱管を二重構造（密着、または、組網線入り）として、内外管間隙部でのリーク検出を可能としたもので、設計上、内外管の同時リーク、すなわち、ナトリウム・水反応事故の取扱が重要な課題に位置付けられる。製作・構造上、内外管分離の説明が困難であること、異なる伝熱管での内外管同時リークでもナトリウム・水反応につながること、酸化スケールに起因するき裂開口部の閉塞によりリーク検出性能が低下することなどを考慮すると、DBE としてナトリウム・水反応事故（同時リーク）を取扱わねばならない可能性を有している。また、上記に関連して、少なくとも BDBE として、想定外の流力振動などによる貫通破断を想定する必要があり、炉心安全防護のための設備対応や、解決すべき技術課題が多大なものになる。
一方、実用炉では、経済性以外に、ナトリウム・水反応事故対策などの更なる安全性向上を追求することが重要である。実用化戦略調査研究では、従来型二重管 SG に代えて、伝熱管破損時のナトリウム・水反応事故排除、または、ナトリウム・水反応影響緩和のポテンシ
ャルを有する 2 次系簡素化概念を提案することとした。
このうち、フェーズⅠでは、不活性な中間熱媒体の使用、伝熱管型式などに着目して、以下の 8 種類の 2 次系簡素化概念を摘出した後、個別技術課題の検討や、経済性、安全性などの概略評価を行った。2 次系簡素化概念の摘出フローを図 2.4.3-4、上記 8 種類の 2 次系簡素化概念の特徴を図 2.4.3-5 に示す。
①

案 1-1：鉛ビスマス熱媒体プール・伝熱管近接設置型 SG②

案 1-2：鉛ビスマス熱媒体プール・伝熱管分離設置型 SG③

案 2-1：鉛ビスマス熱媒体チューブ・直管二重管型 SG④案 2-2：鉛ビスマス熱媒体チューブ・密封ヘリカルコイル二重管型 SG⑤案 2-3：鉛ビスマス熱媒体チューブ・三重管型 SG⑥案 3-1：固体銅熱媒体 HIP 型 SG⑦

案 3-2：固体アルミニウム熱媒体鋳造型 SG⑧

案 4：一次系高圧化 SG

2 次系簡素化概念の比較評価（フェーズⅠ）を表 2.4.3-2 に示す。
上記概念のうち、鉛ビスマス熱媒体プール・伝熱管分離設置型 SG（案 1-2）および鉛ビス
マス熱媒体チューブ・三重管型 SG（案 2-3）の 2 概念が経済性、安全性などの要求条件を満足できる可能性を有している。
鉛ビスマス熱媒体プール・伝熱管分離設置型 SG は、バブリングによる鉛ビスマス循環性能の強化方策を取込むことにより、2 次系を有する概念に対して 10%のコスト低減（ナトリ
ウム冷却大型炉）を実現できる可能性を有している。また、伝熱管の分離・独立設置に伴い、同時リーク時のナトリウム・水反応事故排除のポテンシャルは最大と考えられる。
鉛ビスマス熱媒体チューブ・三重管型 SG は、狭い空間内でナトリウム伝熱管と水蒸気伝熱管を分離するため、鉛ビスマス熱媒体プール・伝熱管分離設置型 SG よりもナトリウム・758

水反応規模の緩和効果は小さい。また、同心円状の伝熱管でアプリオリな貫通破断の想定を排除するために、内外管の振動特性が相違する伝熱管を開発する必要がある。ただし、2 次系を有する概念の約 0.68 倍とコスト低減効果が大きく（ナトリウム冷却大型炉）、伝熱管破損に伴うリーク鉛ビスマス量（最大値）も比較的小さい。
以上より、フェーズⅡにて、検討対象とすべき 2 次系簡素化概念として、鉛ビスマス熱媒
体プール・伝熱管分離設置型 SG および鉛ビスマス熱媒体チューブ・三重管型 SG を選択するとともに、成立性を判断するために重要な以下の検討課題をとりまとめた。
①

鉛ビスマス熱媒体プール・伝熱管分離設置型 SG（設計検討）
・伝熱性能向上によるコンパクト化②

鉛ビスマス熱媒体チューブ・三重管型 SG（設計検討）
・鉛ビスマス入り三重管仕様
・伝熱管破損時の安全シナリオ対応
・鉛ビスマスリーク対応③

伝熱管破損時の鉛ビスマスリーク挙動（要素試験）

上記のうち、鉛ビスマス熱媒体プール・伝熱管分離設置型 SG は、経済産業省の革新的実用原子力技術開発提案公募事業のうち「新型熱交換器（AIHX）に関する技術開発」の研究成果（平成 12～15 年度、大阪大学および三菱重工業）をプラント設計に取込むこととした。
また、両概念に共通な鉛ビスマスリーク挙動について、要素試験を行い、基礎的なデータを取得することとした。
(ii) 鉛ビスマス熱媒体プール・伝熱管分離設置型 SG(a) 検討の進め方
革新的実用原子力技術開発の一環として、経済産業省の公募事業「新型熱交換器（AIHX）
に関する技術開発」（平成 12～15 年度、大阪大学および三菱重工業）では、鉛ビスマス熱媒体プール・伝熱管分離設置型 SG（公募事業では AIHX と称しているが、本報告書では、
鉛ビスマス熱媒体プール・伝熱管分離設置型 SG と称する）の要素試験や、機器開発などが実施されている。
上記の研究成果をもとに、鉛ビスマス熱媒体プール・伝熱管分離設置型 SG を使用したプラント概念を構築した。
鉛ビスマス熱媒体プール・伝熱管分離設置型 SG の検討条件は、以下のとおりである。
①

対象：ナトリウム冷却中型炉（75 万 kWe）②

交換熱量：974MWt/基（2 基設置）③

定格温度・ナトリウム側（入口/出口）：550℃/395℃
・水蒸気側（入口/出口）：210℃/453℃④

蒸気圧力：10.6MPa⑤

機器区分：第 1 種機器⑥

耐震クラス：As759

(b) 公募研究での SG 概念の概要 [2]
公募研究で検討された鉛ビスマス熱媒体プール・伝熱管分離設置型 SG の概念図を図
2.4.3-6 に示す。
鉛ビスマス熱媒体プール・伝熱管分離設置型 SG は、φ5.7m×h34.2m の鉛ビスマス容器内に（下方はナトリウム容器）、下方に直管型ナトリウム伝熱管、上方にヘリカルコイ
ル型水蒸気伝熱管を設置する。フェーズⅠの研究成果と以下の項目が相違している。
①

交換熱量、蒸気条件の緩和による SG 物量および鉛ビスマスインベントリの低減②

管内 1 次から管外 1 次流動への変更による、鉛ビスマスに対するナトリウム伝熱管の外圧座屈対応の強化③

SG 下方で 1 次ナトリウム配管と取合うことによる配管長および格納容積の低減④

鉛ビスマス循環方式について、研究開発ハードルの高いアルゴンガスのバブリングに代えて、伝熱管仕様などの工夫のみによる自然循環力強化（ただし、起動操作の容易化や、圧力損失の誤差対応を考慮して、小容量の気泡ポンプを設置）(c) プラント概念の構築
公募研究成果をもとに、2 次系を有するプラントとの相違点に着目して、鉛ビスマス熱媒体プール・伝熱管分離設置型 SG を使用したナトリウム冷却中型炉のプラント概念を構築した。
SG 基数に係る検討結果を表 2.4.3-3 に示す。SG 交換熱量増加に伴いスケールデメリッ
トが発生するが、1 次系のサイホンブレーク対応や、SG 重量などの観点より、2 ループの1 次系構成で、2 基の 1 次系ポンプおよび SG を設置する方式を選択した。
また、崩壊熱除去系構成について、万一の全ループサイホンブレーク発生時にも崩壊熱除去機能を確保する必要があるため、原子炉容器内に DRACS を設置する。一方、DRACS
は炉心上部冷却に伴い、系統一巡の自然循環を阻害する恐れを有するため、インターラッ
パフローの取込みが必須となる。よって、DRACS を 1 系統化して、除熱容量を低減するとともに、PRACS と比較して、経済性および自然循環性能の良い 2 系統の IRACS（2 次系は鉛ビスマス）を設置した。
プラント全体の系統構成を図 2.4.3-7 に示す。本プラントでは、2 次ナトリウム系を削除できる一方、鉛ビスマス純化系（鉛ビスマス気泡ポンプに酸素、または、水素と水蒸気の混合ガスを注入）、鉛ビスマス充填ドレン系などを新設する。ナトリウム伝熱管破損時の鉛ビスマスリークについて、リーク後の補修対応などを考慮すると、運転上、サイホンブ
レーク対応などにより可能な範囲で鉛ビスマスリーク量を制限することが望ましい。鉛ビ
スマス液位計によりリーク検知を行い、サイホンブレークまでの漏えい鉛ビスマス（合計20m3）を SG 下端に貯蔵できるようにした。また、サイホンブレーク後にも鉛ビスマスリ
ークは継続するが、SG を含めて、ミドルレグ配管、1 次系ポンプ内で保持（100m3 以下、ホットレグおよびコールドレグの水平配管よりも低位置）できるように配置を工夫した。
(iii) 鉛ビスマス熱媒体チューブ・三重管型 SG[3](a) 検討の進め方
鉛ビスマス熱媒体チューブ・三重管型 SG について、成立性評価で重要な「鉛ビスマス

760

入り三重管仕様」、「伝熱管破損時の安全シナリオ」、「鉛ビスマスリーク対応」に係る技術課題の検討を行い、SG およびプラント概念を構築した。また、並行して、三重管の試作
および振動試験を行い、三重管仕様や、安全シナリオなど設計結果に反映した。
鉛ビスマス熱媒体チューブ・三重管型 SG の検討条件は、以下のとおりである。
①

対象：ナトリウム冷却大型炉（150 万 kWe）②

交換熱量：1785MWt/基（1 基設置）③

定格温度・ナトリウム側（入口/出口）：550℃/395℃
・水蒸気側（入口/出口）：240℃/498℃④

蒸気圧力：17.2MPa⑤

機器区分：第 1 種機器⑥

耐震クラス：As(b) 技術課題の検討
1)

鉛ビスマス入り三重管仕様
鉛ビスマス入り三重管は、図 2.4.3-9 中に示すように 12Cr 系鋼製の内管、隔壁管、外管から構成される。各伝熱管の安全機能を整理することにより、以下の伝熱管仕様を設定した。
・内管：φ15.9mm×t1.6mm
・隔壁管：φ19.1mm×t1.0mm（内外管にリブ加工）
・外管：φ23.9mm×t1.9mm
上記のうち、隔壁管は圧力境界を有しない上下端開放構造であるため、内管破損時の水蒸気圧に対して、隔壁管にも必要肉厚を確保するが、設計上、内管破損時の受圧機能は外管に持たせることとした。また、上記の機能を担保するために、外管自体の検査に代えて、定期的にサーベランス管（内部に鉛ビスマスのみを充填した外管相当の伝熱管）の体積検査を行う考え方を採用した。鉛ビスマス入り三重管の安全機能と ISI 要求事項を表 2.4.3-4、伝熱管仕様設定の考え方を表 2.4.3-5 に示す。
上記の伝熱管仕様をもとに、隔壁管リブ形状などをパラメータとする三重管の試作を行い、12Cr 鋼で 0.4mm 高さのリブを加工可能であることや、らせんリブと比較して、
直線リブの製作・検査が容易であることなどを明らかにした。[4]2)伝熱管破損時の安全シナリオ
同時リークと貫通破断に分けて、伝熱管破損時の安全シナリオを検討した。安全シナ
リオの検討結果を表 2.4.3-6 に示す。表中、参考のため、単管 SG、従来型二重管 SG も記載した。
鉛ビスマス熱媒体チューブ・三重管型 SG では、隔壁管の設置や、鉛ビスマス充填などにより、貫通破断以外の共通要因破損および従属破損を排除できる見通しである。一方、貫通破断の想定排除について、図 2.4.3-8 に示すように、鉛ビスマス入り三重管の振動解析や、振動試験（振動試験では鉛ビスマスの代わりに水を使用）を行ったが[5]、鉛ビスマスの流体連成により内外管は一体となって振動するため、隔壁管リブ仕様などを工夫しても内外管の発生応力比を拡大できず、従来型二重管 SG と比較して、内外管761

の破損時間差（内外管の発生応力および発生箇所の相違を利用して、片側伝熱管リーク
発生後、残りの伝熱管リークまでに検知）を大幅に増大することが困難な見通しであることを明らかにした。
3)

鉛ビスマスリーク対応
伝熱管構造の工夫や、鉛ビスマスリーク検知後のドレン対応などにより、伝熱管破損時における 1 次ナトリウム系への鉛ビスマスリーク量を約 2 トン（破損孔φ1mm）に低減した。また、1 次ナトリウム系からの鉛ビスマス分離方法として、設備規模および運転費の増加が懸念されるが、蒸留分離法や、析出分離法と電気透析法の組み合せなどを摘出した。

(c) SG およびプラントの概念構築
上記の技術課題の検討結果をもとに、鉛ビスマス熱媒体チューブ・三重管型 SG およびナトリウム冷却大型炉のプラント概念を構築した。
鉛ビスマス熱媒体チューブ・三重管型 SG の概念図を図 2.4.3-9 に示す。鉛ビスマス熱
媒体チューブ・三重管型 SG は、φ5.01m×h32.3m の形状で、内部に合計 6613 本の三重管を配置した。
プラント全体の系統構成を図 2.4.3-10 に示す。ナトリウム冷却大型炉では、2 ループの1 次系構成で、2 基の 1 次系ポンプおよび 1 基の SG を設置する方式を選択した。
(iv) 伝熱管破損時の鉛ビスマスリーク挙動(a) 検討の進め方
いずれの 2 次系簡素化概念も、鉛ビスマスが一重の伝熱管を介してナトリウムと接触しており、ナトリウム伝熱管破損時に、1 次ナトリウム側に侵入する。
ナトリウム伝熱管破損は、「運転時の異常な過渡変化」と同程度の発生頻度を想定しなければならない恐れを有している。大規模な化学反応は発生しないが、比較的発生頻度の高い事象に対して、安全系のリーク検出系および鉛ビスマス分離設備の設置による炉心安全防護対応や、ハードルの高い研究開発への多大な投資が必要と判断された場合には、2次系簡素化概念を検討する意義は小さい。よって、鉛ビスマスを使用する 2 次系簡素化概念が成立するには、「鉛ビスマスリーク量を制限するが、これらの対応は緊急を要するものでなく、多少遅れても安全上支障のないこと」および「安全系に相当するリーク検出系を設置する必要がなく、鉛ビスマスの分離設備などの新規設備も原則的に既往設備で対応可能なこと」の要求条件を満足する必要がある。
ナトリウムと鉛ビスマス反応に係る知見は少ないが、鉛ビスマスの比重が大きいことや、
鉛-ナトリウム、ビスマス-ナトリウムの二元系状態図より、伝熱管破損時にも、図 2.4.3-11に示す以下の鉛ビスマスリーク挙動に期待できる。
①

小規模リークでは、鉛ビスマスがナトリウム中に溶解し、炉心に侵入することがあっても炉心安全に影響を及ぼさない②

大規模リークでも、ナトリウム中に溶解する鉛ビスマス量は小規模リークと同程度
で、大部分は低所に堆積する。一旦、堆積した鉛ビスマスは、表面のナトリウム流により連行されない

762

③

いずれのリーク状況でも、炉心閉塞が懸念される金属間化合物は発生しない、または、発生しても低所に堆積する。

鉛ビスマスリークに係る考え方と設計および要素試験での対応方針を図 2.4.3-12 に示す。
このうち、フェーズⅡの要素試験では、鉛ビスマス-ナトリウム物性試験（静的挙動）および鉛ビスマス移行挙動試験（動的挙動）を行い、基礎的なデータを取得することとした。
(b) 鉛ビスマス-ナトリウム物性試験 [6]鉛-ナトリウム、ビスマス-ナトリウム二元系状態図と異なり、鉛ビスマス-ナトリウム三元系状態図の報告例はないため、静的条件下で鉛ビスマス-ナトリウムの反応挙動を調査す
る基礎的な混合試験を行った。
物性試験では、グローブボックス中の試験容器内に固体の鉛ビスマスおよびナトリウムを充填した後、電磁加熱装置により段階的に加熱・保持操作を行った。試験中、試験容器内に設置した多孔容器（φ1mm のメッシュ）を引き上げて、目視により金属間化合物の性状を確認した。
試験結果の一例（鉛ビスマス 60%、ナトリウム 40%）を図 2.4.3-13 に示す。加熱開始
後、ナトリウム（98℃）、鉛ビスマス（125℃）の順番に溶解し、特に、鉛ビスマス溶解時には発熱を伴って固体状の金属間化合物を生成した。この金属間化合物は 750℃まで加熱することにより、溶融した。
鉛ビスマス-ナトリウム混合時における相状態の観察結果を図 2.4.3-14 に示す。鉛ビス
マス混合割合とともに固相の存在域が拡大し、「固相＋液相」と「液相」の境界温度は、
ビスマス-ナトリウム二元系状態図の液相線とほぼ一致した。また、金属間化合物の X 線
回析を行い、主成分は BiNa3、Pb4Na15 であることを明らかにした。
(c) 鉛ビスマス移行挙動試験 [7]動的条件での鉛ビスマスリーク挙動を明らかにするために、ナトリウム中への鉛ビスマ
ス移行挙動試験を実施した。
試験条件および試験装置概要を図 2.4.3-15 に示す。試験装置本体は試験容器（2B 配管、高さ 550mm、1.1kg のナトリウム充填）と鉛ビスマス容器から構成される。鉛ビスマス移行挙動試験は 400℃の温度で、鉛ビスマス容器から鉛ビスマス液滴（φ1～2mm、合計 40g）
を試験容器中に滴下することにより実施した。試験終了後、容器下端のサンプリングフィ
ンガーへの堆積物質や、試験容器中ナトリウムの分析を行った。
鉛ビスマス移行挙動試験での温度挙動（試験容器中段）を図 2.4.3-16 に示す。鉛ビスマ
ス滴下後、ナトリウムと鉛ビスマスの反応によって約 20℃の温度上昇が観察された。
サンプリングフィンガー中の堆積物の観察結果（SEM 観察など）を図 2.4.3-17 に示す。
堆積物中に数 10μm 程度の微細な金属間化合物が凝集しており、主成分はビスマス、ナト
リウムであることを確認した。一方、試験容器中ナトリウムを分析した結果、ビスマスの溶解量 0.1wt%未満に対して、鉛の溶解量は 0.6～1.0wt%と 2 桁以上大きかった。鉛ビス
マス滴下中、局所的に鉛ビスマス混合割合の高い領域が発生し、ビスマス-ナトリウムの金属間化合物が生成したと想定される。

763

(d) 要素試験のまとめ
基礎的なデータを取得した段階であるが、鉛ビスマス-ナトリウム物性試験および鉛ビス
マス移行挙動試験成果のうち、設計に反映可能な成果は、以下のとおりである。
①

鉛ビスマスリーク時における金属間化合物の生成条件は、ビスマス-ナトリウムの二元系状態図より推測可能（鉛は主に溶解）である。

②

ただし、ナトリウム混合割合の高い微小な鉛ビスマスリークでも、局所的に鉛ビスマス混合割合の高い部分が存在するため、金属間化合物が生成し、かつ、一旦、生成すると、溶解しにくい傾向にある。

③

また、炉心側への鉛ビスマス移行量、確保すべき鉛ビスマス貯留部体積、1 次ナト
リウム中での鉛ビスマス制限値などは不明で、今後の研究開発により明らかにする必要がある。

(v) 成立性評価
ナトリウム冷却中型炉（75 万 kWe×4 モジュール）を対象として、経済性、安全性などの観点より、鉛ビスマス熱媒体プール・伝熱管分離設置型 SG および鉛ビスマス熱媒体チュー
ブ・三重管型 SG の成立性評価を行った。
2 次系を有する概念は、「1 次系×2 ループ＋2 次系×1 ループ」の構成で、2 基のポンプ組込み型 IHX および 1 基の SG（1785MWt/基）を設置している。一方、いずれの 2 次系簡素化概念も、SG 設計へのスケールデメリットを有するが、1 次系のサイホンブレーク対応や、SG 重量などの観点より、2 ループの 1 次系構成で、2 基の 1 次系ポンプおよび SG（原子炉の熱出力が同じであれば 892.5MWt/基）を設置した。
経済性評価結果を表 2.4.3-7 に示す。
鉛ビスマス熱媒体プール・伝熱管分離設置型 SG は、伝熱管仕様などを工夫しても、直管
型二重管 SG より SG 自体のコストは 1.27 倍大きく、プラント全体コストも同程度である。
鉛ビスマス熱媒体チューブ・三重管型 SG は、直管型二重管 SG より SG 自体のコストで0.93 倍、プラント全体コストで 0.95 倍小さく、経済性向上が可能である。ただし、三重管の構造上、鉛ビスマスの流体連成により内外管が一体となって振動するなど、従来型二重管
SG と比較して、振動特性の相違により内外管の貫通破断時間差が拡大すると言い難く、流力振動に起因する貫通破断排除シナリオの優位性を示すことが困難であった。
共通課題である鉛ビスマスリーク挙動について、静的条件ではビスマス-ナトリウム二元系
状態図に沿って固体状の金属間化合物が生成することが明らかになった。ただし、動的条件
ではナトリウム混合割合が高いケースでも金属間化合物が発生するため、炉心への侵入防止対応を実施しなければならない恐れを有している。
以上より、鉛ビスマス熱媒体プール・伝熱管分離設置型 SG は経済性、鉛ビスマス熱媒体
チューブ・三重管型 SG は安全性の要求条件を満足できず、いずれの概念もフェーズⅡスタ
ート段階における技術課題の解決が困難であることが明らかになった。ただし、2 次系簡素化概念でナトリウム・水反応排除上のメリットを求めるのであれば、鉛ビスマスリーク挙動などの研究開発成果によっては、鉛ビスマス熱媒体プール・伝熱管分離設置型 SG を選択することも考えられる。
今後、経済性および安全性向上に期待できる新規概念が摘出された場合には、検討を継続

764

することとする。

765

参考文献
2.4.3.2 プラント設計[1] 一宮正和, 他, “FBR システム技術検討書 平成 12 年度報告”, JNC TY9400 2001-012, (2001)[2] 大阪大学, 三菱重工業：“新型熱交換器 (AIHX) に関する技術開発”, 平成 12～14 年度経済産
業省革新的実用原子力技術開発提案公募事業, (2002)[3] 堀徹, 他：“ナトリウム冷却炉の 2 次系簡素化概念に関する研究 －平成 12～13 年度の研究成果のまとめ－”, JNC TY9400 2002-018, (2002)[4] 林田均, 他：“3 重伝熱管の製作性評価”, JNC TY9410 2002-005, (2002)[5] 大平博昭, 他：“3 重伝熱管の振動特性評価”, JNC TY9400 2003-013, (2003)[6] 平川康, 他：“鉛ビスマス共晶合金とナトリウムとの反応基礎実験”, JNC TY9400 2003-049,(2003)[7] 斉藤淳一, 他：“鉛ビスマスのナトリウム中移行挙動予備試験”, JNC TY9400 2003-057,(2003)

766

767

電気出力

原子炉熱出力モジュール数

ループ数

１次系Ｎａ温度

２次系Ｎａ温度

１次系流量

２次系流量

主蒸気温度／圧力

給水温度／流量

2

3

4

5

6

7

8

9

10

11

目

原子炉型式

項

1

No.
本

仕

様

（タービン入口）

２４０℃／５．７６×１０ 3ｔ／ｈ

４９５℃／１８．７ＭＰa

２．７０×１０ 4t／h／ループ

３．２４×１０ t／h／ループ

4

５２０℃／３３５℃

５５０℃／３９５℃

２ループ

ツインプラント（３００万ｋＷｅ）

３５３０ＭＷt

１５００ＭＷeナトリウム冷却ループ型炉

基

設

定

根

拠

炉熱出力を５０MWt 削減した。

化（SG 出口で 19.2MPa）した。その結果、原子SG 水側流動安定性確保のため、蒸気圧力を高圧

この条件でヒートバランスを評価して設定。また、定した。

可能な限り R/V 出口温度を高温化し、550℃を選

料設計上、原子炉構造上問題とならない範囲で、プラント効率向上（42.5％）のため、安全上、燃容積 10％減）で２ループ構成を選定した。

ループと比較して、NSSS 物量 16％、原子炉建屋

対する成立性を見通すとともに、経済性の観点（４全性）や構造健全性（機器、配管等の耐熱性）にまた、安全性（１次ポンプ軸固着時の炉心燃料健った。

交換熱量の増大に対しても機器の製作が可能とな交換器のコンパクト化が図れ、２ループ化による低熱膨張率、高強度の 12Cr 鋼の採用により、熱（共有化を図り、設備削減）

ツイン化してコスト削減

電気出力を一定としたため、熱出力を削減。

SG 高圧化に伴うプラント効率向上（42.5％）。

２０万円／kWe 達成のため、スケール効果を考慮

ら選定

フェーズⅠにて物量削減、保守・補修性の観点か

表 2.4.1-1 大型炉－１５００の基本仕様とその設計根拠（1/9）

768

炉心・燃料

遮蔽体外接円径

炉心取出平均燃焼度

1516

プラント稼働率

13目

14タービン発電機

項

12

No.
本

仕

様

９４．３％

３００万ｋＷe プラント）

１４７ＧＷｄ／ｔ

約６．７７ｍ

混合酸化物(ＭＯＸ）燃料

均質２領域炉心（改良内部ダクト型）（基数：２基（高圧タービン＋中圧タービン＋低圧タービン×２）

ＴＣ４Ｆ－５４

基

設

定

根

拠

設計目標値（150GWd/t）

径 10ｍ台）を満足するもの。

部転換炉心での設計目標 7.26m 以下（原子炉容器

炉心・燃料設計（燃料集合体設計）結果及び高内採用しない。（No.19 の炉心安全参照）

た、ABLE 型は溶融燃料の排出が不十分であり、では炉心性能に影響が大きいため採用しない。ま

質炉心では熱流力設計に課題があり、FAIDUS 型

設計要求を満足する炉心として選定。径方向非均

検期間 46 日から 92.3％。

金属燃料炉心の場合は運転サイクル 18 ヶ月、定算出し、92.8%。

働率は運転サイクル 18 ヶ月、定検期間 43 日から

MOX 燃料コンパクト型炉心の場合のプラント稼ル 26 ヶ月、定検期間 47.5 日から算出。

左表の値は高内部転換型炉心であり、運転サイク以上）による。

設計要求（基準値）93％（連続運転期間 13 ヶ月結果。（詳細は中型モジュール炉参照）

150 万 kWe／基でのタービン設備の最適化設計の

表 2.4.1-1 大型炉－１５００の基本仕様とその設計根拠（2/9）

769

炉心安全性

原子炉停止系

18

19

増殖比

項

17

No.

目

本

仕

様

定

根

拠

ABLE 型は溶融燃料流出開始に時間がかかること＋改良内部ダクト型燃料集合体した。

制できる条件として６＄以下を目安とする条件とにおける即発臨界を防止し、発生エネルギーを抑ボイド反応度制限に関しては、ULOF 時起因過程と十分な流出量が得られないことによる。また、集合体開発の課題が FAIDUS 型より少ないこと、あること、燃料製造コスト、炉心設計への影響、②再臨界回避方策：
ボイド反応度を５～６＄以下に制限た理由は、溶融燃料排出特性が FAIDUS と同等で再臨界回避方策として改良内部ダクト型を選定し能力を付与するため。

表的な ATWS 事象に対して有効な受動的炉停止

系設置。短時間で炉心損傷に至る可能性のある代

原子炉停止系への設計要求として、受動的炉停止

ック条件を考慮した必要反応度の検討結果。

原子炉停止系の考え方に基づき、ワンロッドスタ

１．１程度としている。

導入シナリオへの適合性の観点から、目標値を

炉心設計結果による。ただし、設計要求として、設①受動的炉停止方策：ＳＡＳＳ設置

後備炉停止系（制御棒１７本）

主炉停止系（制御棒４０本）

１．１０（導入期）

基

表 2.4.1-1 大型炉－１５００の基本仕様とその設計根拠（3/9）

770

21

20

No.

目

炉心上部機構・炉壁保護構造・炉心支持方式

原子炉容器（寸法）

項

本

仕

様

切込み付コラム型ＵＩＳ（液位制御なしのホットベッセル構造）

サーマルライナ方式

下部支持方式（Φ１０．７ｍ／Ｈ２１．２ｍ）

縦置円筒容器上吊り型有液面式

基

設

定

根

拠

た。

平板を通して内部にＮａを連通させる方式としへの切込みを設け、耐熱性向上の観点から多孔水

転プラグと燃料交換方式との整合性から炉心中心

炉容器径のコンパクト化の観点から採用した単回高い剛性を確保することが不要となった。また、免震技術の採用により、UIS を円筒胴構造として図れ、炉壁保護構造の簡素化が可能になった。

た非弾性解析で評価することで発生応力の低減が造健全性を、炉容器外の熱的境界条件を最適化し

厚 30mm）が可能となった。また、液面近傍の構免震技術の採用に伴い、原子炉容器の薄肉化（板炉での側部支持方式よりも物量を低減した。

簡素なスカート方式で支持することにより、実証

下部鏡高さを考慮して設定した。

液位を確保するとともに、炉心槽高さ、半球状の交換時に集合体が露出しないように上部プレナム

軸長に関しては、燃料集合体（全長 4.57m）等のた。

径と主配管の配置性の観点から 10.7m に設定し可能なサイズ（10m 台）を目標として、炉心槽直直径に関しては、現状製造設備でのリング鍛造が

表 2.4.1-1 大型炉－１５００の基本仕様とその設計根拠（4/9）

771

24

23

22

No.
本

仕

様

ＨＬ／ＣＬ：９.２m/s／９.８m/s

流速６３０ｍ ／ｍｉｎ

７６ｍＮａ

・定格揚程

３

２基／炉

・定格流量

１次主循環ポンプ

単段片吸込型（下吸込）

１２Ｃｒ鋼

・材質

２基／炉

（１次主循環ポンプ組込）

縦置無液面斜行流式直管型

ＨＬ／ＣＬ：５０Ｂ／３４Ｂ×２

口径

材質：１２Ｃｒ鋼

トップエントリ方式

基４４０５ｍ ２目

・伝熱面積

中間熱交換器・配管

１次系配管方式

項

設

定

根

拠

る。

伝熱管健全性を確認するための R&D が必要であIHX 伝熱管近傍に配置することになることから、

一方で、振動源となる機械式ポンプを剛性の低いと、が選定理由である。

熱管管板へアクセス可能で保守補修性に優れるこを 15％削減できること、ポンプ引き抜きにより伝ポンプと IHX を独立させた場合と比較して、物量を懸架した「ポンプ組込型中間熱交換器」とした。

環状の IHX 中心部に機械式の 1 次系主循環ポンプの流量・温度条件より配管口径を選定した。

内平均流速を 10m/s 以下に設定しており、１次系

キャビテーションの発生を防止する観点から、管また、管内流れによる流力振動やエロージョン／

熱膨張率が低い 12Cr 鋼を採用する。

配管引廻しのコンパクト化を図るため、高強度で修性の観点では配管の引抜補修が可能となる。

接部をカバーガス中におくことができ、さらに補観点では炉容器(316FR)と配管(12Cr 鋼)の異材溶

サイドエントリ方式と比較すると、構造健全性の表 2.4.1-1 大型炉－１５００の基本仕様とその設計根拠（5/9）

772

27

26

25

No.

目

本

仕

様

崩壊熱除去系

５０ｍＮａ

・定格揚程

定

根

拠

量に依存せず、流動安定性にすぐれ、十分に安定（自然循環方式）

事象Ⅳに対応可能な条件で設定。

した除熱が期待できることから選定。除熱量は、定。PRACS は 2 次系が２ループあり、２次系流DRACS は１次系サイフォングレイク対応で選環能力がすぐれ物量を低減できる方式を選定。

信頼性、除熱性能確保等の比較検討から、自然循

換熱量及び２次系系統圧損から決定している。

る。流量および揚程については、冷却系機器の交プルで信頼性の高い単段方吸い込み方式としてい「もんじゅ」等で実績があり、水力部構造がシンから 12Cr 鋼を選定している。

ては、伝熱性能、強度及び耐 Na・水反応の観点

ット型（大型化）を指向した。伝熱管材料についSG 製作コスト低減のために、一体貫流型のユニ型の密着２重伝熱管方式を選定している。また、リークを極力低減し、破損伝播を防止できる直管

伝熱管形式については社会的受容性を考慮し、水中型モジュール炉の検討結果に基づく。

設

ＰＲＡＣＳ（２３ＭＷｔ）×２系統

ＤＲＡＣＳ（２３ＭＷｔ）×１系統

５１６．３ｍ ／ｍｉｎ３

コールドトラップを同一容器に内臓２基／炉単段片吸込型（下吸込）

１２Ｃｒ鋼

１０６１０ｍ ２２基／炉

一体貫流型縦置有液面密着二重管直管型

基

・定格流量

２次主循環ポンプ

・材質

・伝熱面積

蒸気発生器

項

表 2.4.1-1 大型炉－１５００の基本仕様とその設計根拠（6/9）

773

目

原子炉格納施設

プラント運転サイクル

30・２次Ｎａ漏えい対策

・１次Ｎａ漏えい対策

Ｎａ漏えい対策

項

29

28

No.
本

仕

様

定

根

拠

経済性向上をねらい、建屋一体型矩形鋼板コンク

度、圧力に耐え、かつ、適切に作動する格納機能とあ格納容器の設計目標は、左記のとおり、実証炉と

２６ヶ月

４バッチ

健全性が維持できる耐性をもたせる。

流出・燃焼した場合の発生圧力に対しても格納容器のらに、念のため、１トンのナトリウムが格納容器内に仮定しても格納機能を喪失しない耐性を持たせる。さ設定。

４バッチ：運転サイクル長、燃焼度等を考慮して動向を勘案して設定された設計要求値）を満たす。

１８ヶ月（軽水炉における運転サイクル長期化の運転サイクル長は炉心設計結果による。

（注）矩形 SCCV に関する設計基準の整備が必要。

し、格納容器空調系の停止を想定する。

２．設計基準事象に加えて設計基準外事象として CDA を 同じ一般設計目標（暫定案）に準じている。ただの圧力で１％/day）を超えない設計とする。

いまって所定の漏えい率（常温、最高使用圧力の 0.9 倍 リート構造とする。

格納容器は免震装置の採用とコンパクト化による重管とする。

とから配管部はエンクロージャ設置、伝熱管は二AC に関しては、崩壊熱除去系が安全系であるこシール構造とし、保守性を向上。

１ヶ月以上保持できる設備とする。また、リップ

いので、エンクロージャとするが、漏えい Na は

主配管は炉心冷却上の液位確保に関する要求がな

ッセル、配管には外管を設置。

な液位確保が可能となるよう、機器にはガードベ

原子炉冷却材バウンダリ破損時に炉心冷却に必要

設

１．通常運転時、異常な過渡時、及び事故時の荷重（温鋼製ライナコンクリート（SC 造）格納施設

二重管（ＡＣ伝熱管）

エンクロージャ（配管部）

ガードベッセル、外管（配管部）

基

表 2.4.1-1 大型炉－１５００の基本仕様とその設計根拠（7/9）

774

32

31

No.

目

免震

・燃料洗浄

・燃料減衰待貯蔵・炉内／外燃料移送・炉内燃料交換

燃料取扱設備

項

本

仕

様

水平免震

アルゴンガスブローによる乾式洗浄

ＥＶＳＴ貯蔵方式（EVST＋水プール）＋レールレス台車式燃料出入機

炉内中継装置＋マニプレータ式燃料交換機

単回転プラグ＋切込み付コラム型ＵＩＳ

基

設

定

根

拠

きる。

・建物基礎版面を深く堀込まずに基礎版が設置で・想定地震波の増加等に対して対応性がある。

きる。

・プラント設置地点に依存せずプラント設置がで震装置で対応可能であるため、本方式を採用。

要があるが、現在の想定地震波に対しては水平免

置地点によっては、３次元免震までを想定する必以下の点を狙い、免震装置を適用する。なお、設・中型モジュール炉の検討結果に基づく

・中型モジュール炉の検討結果に基づくを含めた物量低減が採用の理由）

置が少なく、直線上に走行するため、レール削除

・中型モジュール炉と同じ（ただし、アクセス位

・中型モジュール炉の検討結果に基づく

表 2.4.1-1 大型炉－１５００の基本仕様とその設計根拠（8/9）

775

34

33

No.

原子炉建屋

プラント寿命

項

目

仕

６０年

本

３

様

（ツインプラント：３００万ｋＷｅ）

原子炉建屋容積１５．１万ｍ ／プラント×２

基

設

定

根

拠

・水平２次元免震構造建屋

1591 体以上とする。

出待ち貯蔵として水プール貯蔵容量はEVST での減衰待ち貯蔵として 393 体、搬・使用済み燃料貯蔵数：

・燃料交換は４バッチ・EVST 方式

配置設計結果による。設計条件はの上がるもの等。

・適宜交換した方が信頼性、稼働率となるもの。

する。
(*) ・設計寿命が長いことで設備が過大なものについては、その機器毎に設計寿命を設定

各機器においては、途中で交換した方が合理的(*)

軽水炉の将来目標値である 60 年を採用。なお、

表 2.4.1-1 大型炉－１５００の基本仕様とその設計根拠（9/9）

776

電気出力

熱出力

モジュール数

ループ数

１次系Ｎａ温度

２次系Ｎａ温度

１次系流量

２次系流量

主蒸気温度／圧力

給水温度／流量

2

3

4

5

6

7

8

9

10

11

目

原子炉型式

項

1

No.
基

本

仕

様

２．８８４×１０ ３ｔ/ｈ／モジュール

２４０℃／

４９５℃／１８．７ＭＰa（タービン入口）

２．７０×１０ ４ｔ／ｈ

１．６２×１０ ４ｔ／ｈ

５２０℃／３３５℃

５５０℃／３９５℃

２ループ（２次系１ループ）

４モジュール（３００万ｋＷe）

１７６５ＭＷt

７５０ＭＷe設

定根拠

この条件でヒートバランスを評価して設定。

／Ｖ出口温度を高温化し、550℃を選定した。

上、原子炉構造上問題とならない範囲で、可能な限りＲ

プラント効率向上（４２％）のため、安全上、燃料設計

ープ構成とした。

化の見通しが得られ、更なる物量削減の観点から、１ル２次系に関しては、二重管ＳＧの製作性の観点で大容量交換熱量の増大に対しても機器の製作が可能となった。

り、熱交換器のコンパクト化が図れ、２ループ化による大型炉と同様、低熱膨張率、高強度の 12Cr 鋼の採用によ定。

経済性評価結果及び大型炉と比較可能な条件として設プラント効率向上（４２％）

効果を考慮

２０万円／kWe 達成のため、モジュール効果・スケール

フェーズⅠにて物量削減、保守・補修性の観点から選定

中型炉－Ｍ７５０の基本仕様とその設計根拠（1/8）

ナトリウム冷却ループ型炉

表 2.4.1-2

777

炉心・燃料

遮蔽体外接円径

炉心取出平均燃焼度

1516

プラント稼働率1314タービン発電機

12

目

項

No.
本

仕

様

ＴＣ４Ｆ－５４基

９５．５％

３００万ｋＷe プラント）

１４７ＧＷｄ／ｔ

約５．２２ｍ

高内部転換型

混合酸化物(ＭＯＸ）燃料

均質２領域炉心（改良内部ダクト型）（設備利用率での最大値）（基数：２基設

定

根

拠

設計目標値（150GWd/t）

り合い条件とした。

高内部転換型炉心での炉心設計結果をプラント側との取採用しない。（No.19 の炉心安全参照）

い。また、ABLE 型は溶融燃料の排出が不十分であり、

FAIDUS 型では炉心性能に影響が大きいため採用しな

お、径方向非均質炉心は熱流力設計に課題があり、ランケット燃料を削除した高内部転換型を採用した。な（サイクルコスト低減）を狙い、内部転換比を高め、ブ設計要求を満足する炉心として選定。特に、経済性向上

93.3%および 92.3%である。

なお、ＭＯＸ燃料コンパクト型炉心の場合は、それぞれ44 日で、94.7%となる。

定検期間 37.5 日より算出。許容しない場合は定検期間が50％）を許容した場合の稼働率。運転サイクル 26 ヶ月、

左表の値は、１モジュールの単独運転（タービン出力て、低圧タービン車室数を 3 車室から 2 車室に削減した。

は新たに開発された 54 インチ翼を採用することによっよりタービン効率の向上が図った。また低圧タービンにビン＋低圧タービンのタービン構成とし、翼の最適化にたに中圧タービンを追加して、高圧タービン＋中圧ター

７５０MWe 出力であることを考慮し、高圧タービンに新中型炉－Ｍ７５０の基本仕様とその設計根拠（2/8）（高圧タービン＋中圧タービン＋低圧タービン×２）

表 2.4.1-2

778

炉心安全性

19

20

原子炉停止系

18

目・炉壁保護構造・炉心支持方式

原子炉容器（寸法）

増殖比

項

17

No.
本

仕

様

定

根

拠

（液位制御なしのホットベッセル構造）

サーマルライナ方式

下部支持方式（Φ８．８５ｍ／Ｈ２０．０ｍ）

縦置円筒容器上吊り型有液面式＋改良内部ダクト型燃料集合体

ボイド反応度を５～６＄に制限② 再臨界回避方策：① 受動的炉停止方策：ＳＡＳＳ設置

大型炉の検討結果に基づく。

大型炉の検討結果に基づく。

に設定した。

保、炉心槽高さ、半球状の下部鏡高さ等を考慮し 20.0m

軸長に関しては、大型炉と同様、上部プレナム液位の確

び保守・補修性向上対応から 8.85m に設定した。

直径に関しては、炉心槽直径と主配管の配置性の観点及抑制できる条件として６＄以下を目安とする条件した。

起因過程における即発臨界を防止し、発生エネルギーをによる。また、ボイド反応度制限に関しては、ULOF 時

始に時間がかかることと十分な流出量が得られないこと

FAIDUS 型より少ないこと、ABLE 型は溶融燃料流出開料製造コスト、炉心設計への影響、集合体開発の課題がは、溶融燃料排出特性が FAIDUS と同等であること、燃再臨界回避方策として改良内部ダクト型を選定した理由

象に対して有効な受動的炉停止能力を付与するため。

短時間で炉心損傷に至る可能性のある代表的な ATWS 事

原子炉停止系への設計要求として、受動的炉停止系設置。

件を考慮した必要反応度の検討結果。

後備炉停止系（制御棒６本）する。

件としている。なお、導入期では 1.1 以上を要求条件と高内部転換型炉心として平衡期で 1.0 以上を設計要求条

設

原子炉停止系の考え方に基づき、ワンロッドスタック条

１．０３（平衡期）

基

中型炉－Ｍ７５０の基本仕様とその設計根拠（3/8）

主炉停止系（制御棒２１本）

表 2.4.1-2

779

25

24

23

22

21

No.

目

本

仕

様

ＨＬ／ＣＬ：８.９m/s／７.４m/s

流速

・材質

・伝熱面積

定

根

拠

１２Ｃｒ鋼

鋼を選定している。

伝熱管材料については、伝熱性能、強度の観点から 12Cr減のために、一体貫流型のユニット型（大型化）とし、製作性の観点から直管型である。また、SG 製作コスト低

Na・水反応を排除できる SG を指向した。２重伝熱管の的受容性の観点から伝熱管を２重壁構造とし、実質的に１０６１０㎡

伝熱管破損による Na・水反応からの SG 財産保護や社会

１基／モジュール

大型炉の検討結果に基づく。

大型炉の検討結果に基づく。

いる。

流力振動抑制の観点で大型炉よりも管内流速を低減して大型炉の検討結果に基づく。

大型炉の検討結果に基づく。

設

一体貫流型縦置有液面密着２重管式直管

６９ｍＮａ

・定格揚程

蒸気発生器

３１５ｍ ３／ｍｉｎ

単段片吸込型（下吸込）２基／モジュール

１２Ｃｒ鋼

２２８４ｍ ２２基／モジュール

（１次主循環ポンプ合体）

縦置無液面斜行流式直管型

ＨＬ／ＣＬ：３６Ｂ／２８Ｂ×２

口径

材質：１２Ｃｒ鋼

トップエントリ方式

切込み付コラム型ＵＩＳ

基

中型炉－Ｍ７５０の基本仕様とその設計根拠（4/8）

・定格流量

１次主循環ポンプ

・材質

・伝熱面積

中間熱交換器・配管

１次系配管方式

炉心上部機構項

表 2.4.1-2

780

28

27

26

No.

目

本

仕

様

・２次Ｎａ漏えい対策

・１次Ｎａ漏えい対策

Ｎａ漏えい対策

崩壊熱除去系

６２ｍＮａ

・定格揚程

外管（配管部、ＡＣ伝熱管）、エンクロージャ

ガードベッセル、外管（配管部）（自然循環方式）

ＰＲＡＣＳ（１１ＭＷｔ）×２系統

ＤＲＡＣＳ（１０ＭＷｔ）×１系統

５１７ｍ ３／ｍｉｎ

１基／モジュール

単段片吸込型（下吸込）

基

設

定

根

拠

備とする。

ージャとするが、漏えいＮａは１ヶ月以上保持できる設

心冷却上の液位確保に関する要求がないので、エンクロ

配管部は外管設置、伝熱管は二重管とする。主配管は炉ＡＣに関しては、崩壊熱除去系が安全系であることからには外管を設置。

確保が可能となるよう、機器にはガードベッセル、配管

原子炉冷却材バウンダリ破損時に炉心冷却に必要な液位象Ⅳに対応可能な条件で設定。

存しないため安全性が高いことから選定。除熱量は、事ループであること、２次系流動安定性、２次系流量に依系サイフォンブレイク対応で選定。PRACS は 2 次系が１がすぐれ物量を低減できる方式を選定。DRACS は１次

信頼性、除熱性能確保等の比較検討から、自然循環能力

大型炉の検討結果に基づく。

中型炉－Ｍ７５０の基本仕様とその設計根拠（5/8）

・定格流量

２次主循環ポンプ項

表 2.4.1-2

781

プラント運転サイクル

燃料取扱設備3031

・炉内燃料交換

原子炉格納施設

29

目

項

No.
基

本

仕

様

４バッチ

＋マニプレータ式燃料交換機

単回転プラグ＋切込み付コラム型ＵＩＳ

２６ヶ月

設

定

根

拠

している。

方策により、地震時にも UIS と衝突しない可能性を有グリッパユニット位置の工夫や、アーム剛性向上などの・燃料交換機は、UIS 切込み部内をアームが伸縮するが、めて豊富な実績を有しており、信頼性が高い。

UIS 以外の回転プラグ及び燃料交換機は、研究開発を含る必要がないため、原子炉容器径の低減が可能である。

方式と比較して、燃交時に UIS を炉心上部から退避す・高速増殖原型炉「もんじゅ」や、実証炉での燃料交換ヶ月とした。

高内部転換型炉心を採用したことで、運転サイクルを 26（注）矩形 SCCV に関する設計基準の整備が必要。

格納容器空調系の停止を想定する。

格納容器の設計目標は、実証炉と同じ（暫定値）。ただし、する。

向上をねらい、建屋一体型矩形鋼板コンクリート構造と格納容器は免震装置の採用とコンパクト化による経済性

大型炉の検討結果に基づく。

中型炉－Ｍ７５０の基本仕様とその設計根拠（6/8）

鋼製ライナコンクリート格納施設

表 2.4.1-2

782

No.

目

・燃料減衰待貯蔵・炉内／外燃料移送

項

基

本

仕

様

ＥＶＳＴ貯蔵方式（EVST＋水プール）

複数体移送

設

定

根

拠

選定する。

損燃料の取扱が容易であることから、EVST 貯蔵方式をなど、安全性及び運転性向上のポテンシャルが高く、破・また、ガス中裸状態で高発熱燃料を取扱う必要がない

込めば、同程度のコストを達成できる見通しである。

する。ただし、複数体移送による稼働率向上効果を取り

水プール直接貯蔵方式と比較して、コストが約 9%増加

・EVST 貯蔵方式は炉外にナトリウム貯蔵設備が必要で、る技術課題がないため、複数体移送方式を採用する。

や、原子炉容器径への影響がないなど、成立性に直結す

・また、炉内作業煩雑化に伴う燃料交換機の駆動軸寿命

取扱設備のコスト増加以上の削減効果に期待できる。

より、95.5%から 95.7%に稼働率が向上するため、燃料より物量が約 4.3%増加するが、燃料取扱時間の短縮に

・炉内中継装置および燃料出入機などの機器形状増加にある。

などにより、いずれの技術課題にも対応可能な見通しでるが、サスペンション構造を取り込んだ台車構造の採用

高速および位置きめ精度の確保などの技術課題を有す・転倒防止および滑り対応、耐震構造、給電制御方式、をねらって、レールレス台車式燃料出入機を採用する。

ならず、レール削除を含めた物量低減や、占有面積縮小

・4 モジュールおよび EVST などにアクセスしなければ

中型炉－Ｍ７５０の基本仕様とその設計根拠（7/8）

炉内中継装置＋レールレス台車式燃料出入機

表 2.4.1-2

783

原子炉建屋

プラント寿命

33

34

免震

・燃料洗浄

項

32

No.

目

基

本

仕

様

（４モジュールプラント：３００万ｋＷｅ）

約８．０万ｍ ３／モジュール×４

原子炉建屋容積

６０年

水平免震

設

定

根

拠

・水平２次元免震構造建屋

料交換４バッチ分以上を貯蔵で水プールに５炉心分＋破損燃料６体分、EVST に燃・使用済み燃料貯蔵数はプラント全体（４モジュール）・EVST 方式

設計条件：

配置設計結果による。

大型炉の検討結果に基づく。

大型炉の検討結果に基づく。

プール冷却浄化系も対応可能である。

中浸漬時および貯蔵中の燃料健全性への影響はなく、水る。水プールに移行するナトリウム量が増加するが、水300℃と低くなり、洗浄性能が 90%から 50%と低下す・燃料出入機・冷却系の使用に伴い、ガス入口温度が約

ルゴンガスブローによる乾式洗浄を行う。

済燃料引き上げ時に、燃料出入機・冷却系を使用したア・専用の洗浄設備の削除をねらって、EVST からの使用

中型炉－Ｍ７５０の基本仕様とその設計根拠（8/8）

アルゴンガスブローによる乾式洗浄表 2.4.1-2

784

給水温度／流量

タービン発電機1112

２次系Ｎａ温度7

主蒸気温度／圧力

１次系Ｎａ温度

6

10

ループ数

5

２次系流量

モジュール数

4

9

熱出力

3

１次系流量

電気出力

2

目

8

原子炉型式

項

1

No.
本

仕

様

（高中圧タービン＋低圧タービン×２）

ＴＣ４Ｆ－４０．５

２．８８４×１０ ３ｔ／ｈ

２４０℃

４９５℃／１８．７ＭＰa

２．７０×１０ ４ｔ／ｈ

１．６２×１０ ４ｔ／ｈ

５２０℃／３３５℃

５５０℃／３９５℃

２ループ（２次系１ループ）

シングルプラント（７５万ｋＷｅ）

１７６５ＭＷt

７５０ＭＷeナトリウム冷却ループ型炉

基

設

定

根

拠

ビンは 40.5 インチ翼を採用。

ービンへの主蒸気流量が半減するので、低圧ター

なお、大型炉／中型モジュール炉と比較するとタ室のタービン形式を選定。

単基出力 75 万 kWe 用として、高中圧＋低圧２車

拠である。

たものであり、基本仕様はモジュール炉と同じ根料取扱設備等の共有部分の見直し、配置設計をしシングル炉は、モジュール炉の１基分に対し、燃表 2.4.1-3 中型炉－Ｓ７５０の基本仕様とその設計根拠（1/5）

785

原子炉容器（寸法）20・炉心支持方式

炉心安全性

増殖比

17

19

炉心取出平均燃焼度16

原子炉停止系

遮蔽体外接円径

15

18

炉心・燃料

14

目

プラント稼働率

項

13

No.
設

定

根

拠

下部支持方式（Φ８．８５ｍ／Ｈ２０．０ｍ）

縦置円筒容器上吊り型有液面式＋改良内部ダクト型燃料集合体

ボイド反応度を５～６＄に制限② 再臨界回避方策：① 受動的炉停止方策：ＳＡＳＳ設置

後備炉停止系（制御棒６本）

主炉停止系（制御棒２１本）

１．０３（平衡期）

１４７ＧＷｄ／ｔ

約５．２４ｍ

高内部転換型

混合酸化物(ＭＯＸ)燃料
拠である。

たものであり、基本仕様はモジュール炉と同じ根料取扱設備等の共有部分の見直し、配置設計をしシングル炉は、モジュール炉の１基分に対し、燃様

均質２領域炉心（改良内部ダクト型）

仕

運転サイクル２６ヶ月、定検期間３６日より算出。

本
９５．５％

基

表 2.4.1-3 中型炉－Ｓ７５０の基本仕様とその設計根拠（2/5）

786

24

23

22

21

No.
本

仕

様

ＨＬ／ＣＬ：８.９m/s／７.４m/s

流速

３１５ｍ ３／ｍｉｎ
７０ｍＮａ
１０６０８㎡

・定格流量

・定格揚程

・伝熱面積

２基／炉

単段片吸込型（下吸込）

１２Ｃｒ鋼

２基／炉

（１次主循環ポンプ合体）

縦置無液面斜行流式直管型

ＨＬ／ＣＬ：３６Ｂ／２８Ｂ×２

口径

・材質

１次主循環ポンプ拠

拠である。

たものであり、基本仕様はモジュール炉と同じ根料取扱設備等の共有部分の見直し、配置設計をし

根

材質：１２Ｃｒ鋼

定

シングル炉は、モジュール炉の１基分に対し、燃設

トップエントリ方式

切込み付コラム型ＵＩＳ（液位制御なしのホットベッセル構造）

サーマルライナ方式

基２２８５ｍ ２目

・伝熱面積

中間熱交換器・配管

１次系配管方式

炉心上部機構・炉壁保護構造項

表 2.4.1-3 中型炉－Ｓ７５０の基本仕様とその設計根拠（3/5）

787

目

仕

１２Ｃｒ鋼

本

様

原子炉格納施設

プラント運転サイクル

燃料取扱設備30

31・２次Ｎａ漏えい対策

・１次Ｎａ漏えい対策

Ｎａ漏えい対策・材質

崩壊熱除去系

６７ｍＮａ

・定格揚程

常温

設計温度：

４バッチ

最高使用圧力の０．９倍

設計圧力：

２６ヶ月

１％／day

設計漏えい率：

設計温鋼製ライナコンクリート格納施設

エンクロージャ外管（配管部、ＡＣ伝熱管）、

ガードベッセル、外管（配管部）

１２Ｃｒ鋼（自然循環方式）

ＰＲＡＣＳ（１１ＭＷｔ）×２系統

ＤＲＡＣＳ（１０ＭＷｔ）×１系統

５２２ｍ ３／ｍｉｎ

単段片吸込型（下吸込）１基／炉

基

・定格流量

２次主循環ポンプ

・材質

項

29

28

27

26

No.
設

定

根

・中型モジュール炉と同じ・中型モジュール炉と同じ・中型モジュール炉と同じ・中型モジュール炉と同じ

表 2.4.1-3 中型炉－Ｓ７５０の基本仕様とその設計根拠（4/5）
拠

788

原子炉建屋

プラント寿命33

・燃料洗浄

・燃料減衰待貯蔵

免震

34

目

・炉内／外燃料移送・炉内燃料交換

項

32

No.
本

仕

様

３

（原子炉建屋＋補助建屋の容積）

原子炉建屋容積約１２．５万ｍ

６０年

水平免震

アルゴンガスブローによる乾式洗浄

ＥＶＳＴ貯蔵方式（EVST＋水プール）

炉内中継装置＋レールレス台車式燃料出入機＋マニプレータ式燃料交換機

単回転プラグ＋切込み付コラム型ＵＩＳ

基

設

定

根

拠

のを１基

・蒸気タービン発電機は７５万 kWe 出力のも・水平２次元免震構造建屋

２炉心分＋破損燃料６体分

・使用済み燃料貯蔵数はプラント全体で・EVST 方式

設計条件：

配置設計結果による。

大型炉に同じ。

大型炉に同じ。

・中型モジュール炉と同じ・中型モジュール炉と同じを含めた物量低減が採用の理由）

置が少なく、直線上に走行するため、レール削除

・中型モジュール炉と同じ（ただし、アクセス位

・中型モジュール炉と同じ

表 2.4.1-3 中型炉－Ｓ７５０の基本仕様とその設計根拠（5/5）

789□冷却材流量大■沸騰までの温度余裕大かつ漏えい流は低圧流体■バウンダリ破損時に冷却材は沸騰喪失せず、■低圧系での運転可能

その他

化学的性質：水や空気と激しく反応

粘性係数：常温水の約 1/4

熱伝導率：常温水の約 100 倍

密度変化大

□不透明

□カバーガス系が必要□Na－水反応対策が必要□Na 火災対策設備が必要□ポンプ駆動力小□ISI・補修技術の高度化□Na 燃焼量の極限化−□Na－水反応の排除可能なシステム構築□漏えい冷却材収納・格納施設の簡素化−−■熱交換器の高性能化・コンパクト化■伝熱能力大□熱衝撃大■受動的な崩壊熱除去概念の採用−−■自然循環能力大■冷却材の高温化可能■漏えい冷却材収納・格納施設の簡素化■機器の大型化・大容量化（スケールメリットの追求）−(■長所の活用/□短所のカバー)（■：長所、□：短所）□予熱設備要設計への活用

設計上の特徴ナトリウムの持つ特性の設計への活用

密度：常温水の約 0.8 倍、温度による ■ポンプ駆動力小比熱：常温水の 1/3

沸点：約 900℃

融点：約 100℃

Na の基本的性質

表 2.4.2-1

790

表 2.4.3-1
高効率タービン構成比較結果

表 2.4.3-22次系簡素化概念の比較評価（フェーズⅠ）

案 1-1
案 1－2
案 2－1
案2－2
案 2－3
案 3－1
案 3－2
案4
液体金属を利用したﾌﾟｰﾙ型
液体金属を利用したチューブ型
固体媒体を利用
1次系高圧化SG
鉛ﾋﾞｽﾏｽ熱媒体ﾌﾟｰﾙ・伝熱管 鉛ﾋﾞｽﾏｽ熱媒体ﾌﾟｰﾙ・伝熱管 鉛ﾋﾞｽﾏｽ熱媒体ﾁｭｰﾌﾞ・直管二 鉛ﾋﾞｽﾏｽ熱媒体ﾁｭｰﾌﾞ・密封ﾍﾘ 鉛ﾋﾞｽﾏｽ熱媒体ﾁｭｰﾌﾞ・三重管
固体ｱﾙﾐﾆｳﾑ熱媒体鋳造型
固体銅熱媒体HIP型SG
ｶﾙｺｲﾙ二重管型SG
近接設置型SG
分離設置型SG
重管型SG
型SG
SG
2)
経済性
鋼材
1081 △
543 ○
326 ○
558 ○
582 ○
730 △
1785 △
420 ○上
物量
上
(ton)
中間媒体
6270
3900
70
160
277
（上記に含む）(上記に含む）
0
128 △
90 ○
45 ○
75 ○
68 ○
118 △
133 △
(93、ﾌﾟﾗﾝﾄ全体） ○上
ｺｽﾄ比3)
上
上
上
安全性
Na-水反応 共通要因破損 ・Na、水蒸気伝熱管は独 ○ ・同左○ ・間隙幅が狭く、構造分離 △ ・間隙幅を拡大し、かつ、ﾘ ● ・ﾘﾌﾞ付き隔壁管を設置し、 ● ・HIP接合するが、き裂等 ● ・ｱﾙﾐﾆｳﾑを介して伝熱管 ●ー
排除のﾎﾟﾃ の排除（構造・ 立に設置の説明困難
ﾌﾞなどにより内外管の接内外管を構造分離し、接は伝熱管に伝播しない見を接合するが、ｱﾙﾐﾆｳﾑ塑
ﾝｼｬﾙ
製作の分離）
・内外管の組合せ状態で
触防止
触防止
通し
性変形に期待溶接、機械加工を実施
・内外管別々に製作も鉛ﾋﾞ・内外管別々に製作
ｽﾏｽ充填等のR&D必要
片側ﾘｰｸによる ・近接設置に伴い、水蒸△ ・Na、水蒸気伝熱管は異 ○ ・伝熱管破損時の負荷荷 ○ ・同左○ ・伝熱管破損時の負荷荷 ○ ・圧縮応力場で固体銅中 ● ・き裂進展に係る知見が △従属破損の排 気伝熱管ﾎｲｯﾌﾟ時にNa伝なる空間に設置し、従属重を想定した肉厚設定に重を想定した肉厚設定にのき裂進展速度低なく、有効なﾘｰｸ検知手段
除熱管破損の恐れあり
破損排除より対応可能より対応可能・Na、水蒸気による銅の腐なし
・蒸気損耗も小さい見通し・隔壁により蒸気損耗回
食速度も低で、従属破損
・水蒸気によるｱﾙﾐﾆｳﾑ腐避排除の見通し食が懸念○ （同左）○
同時ﾘｰｸ発生 ・ﾘｰｸ水領域に多数のNa △ （同時ﾘｰｸ時のNa-水反応 ○ ・鉛ﾋﾞｽﾏｽ充填効果は小さ △ ・各伝熱管で独立の鉛ﾋﾞｽ ○ （同時ﾘｰｸ時のNa-水反応 ○ （同左）
規模は小さく、発生頻度低
頻度の低減
伝熱管が存在するため、規模は小さく、発生頻度低
く、発生頻度の低減困難ﾏｽ空間を有しており、107減の必要小）
発生頻度の低減困難
減の必要小）
・鉛ﾋﾞｽﾏｽﾘｰｸ検知性能の/炉年以下の同時ﾘｰｸ発・鉛ﾋﾞｽﾏｽﾘｰｸ検知性能の向上必要
生頻度の実現可向上必要● ・1DEG想定時も伝熱管内 ●同時ﾘｰｸ時の ・水蒸気側大ﾘｰｸ、Na側小 △ ・小径の蒸気泡がNa伝熱 ●上 ・早期同時ﾘｰｸ検出により △ ・早期同時ﾘｰｸ検出により ● ・外管表面への水ﾘｰｸ率 ● ・三重の固体ﾊﾞﾘｱを介す ● ・同左
1DEG以下とできる見通し
1DEG以下とできる見通し 下 は低く、同時ﾘｰｸを想定しるため反応規模小の見通のNa-水反応に制限され、Na-水反応規 ﾘｰｸで反応規模小管空間に移行する程度
・構造分離の説明困難で・貫通破断排除のために、ても反応規模小の見通しし炉心安全防護を確保でき
模の緩和
・伝熱管ﾟﾎｲｯﾌﾟ挙動より大で、同時ﾘｰｸを想定してもﾘｰｸの重ね合せを考慮せ
反応規模小の見通し（案
貫通破断想定の恐れ有り
内外管の振動ﾓｰﾄﾞが相違
・貫通破断排除のために、る見通しざるを得ない2-3よりもﾎﾟﾃﾝｼｬﾙ高）
する伝熱管の開発必要
内外管の振動ﾓｰﾄﾞが相違
する伝熱管の開発必要
Na側ﾊﾞｳﾝﾀﾞ （1次Na系への ・既往知見より炉心安全 ● ・同左● ・既往知見より炉心安全● ・既往知見より炉心安全 ● ・既往知見より炉心安全 ●上 に影響のないことを説明
ﾘの破損対 鉛ﾋﾞｽﾏｽﾘｰｸ） に影響のないことを説明に影響のないことを説明に影響のないことを説明応できる可能性を有するが、できる可能性ありできる可能性ありできる可能性あり
ﾘｰｸ量が多く、R&D必要
・案1-1、1-2よりﾘｰｸ量小・R&D必要であるが、ﾘｰｸ
・案1-1、1-2よりﾘｰｸ量小も、R&D必要もR&D必要量最小○
構造健全性
・熱過渡に対する構造健 ● ・同左● ・熱過渡に対する構造健 ● ・熱過渡に対する構造健 ● ・熱過渡に対する構造健 ● ・伝熱管および銅の材質、 ●下 ・伝熱管との熱膨張差はｱ △ ・従来型SGと同じ
ﾙﾐﾆｳﾑの塑性変形で吸収
全性、伝熱管座屈に留意
全性、伝熱管座屈に留意
全性、内外管相互の磨耗
全性、伝熱管座屈、内外伝熱管配置を工夫して、・長期間の高温状態ではｱする必要ありする必要あり対策に留意する必要あり
管相互の磨耗対策に留意
熱膨張差による応力低減
・鉛ﾋﾞｽﾏｽ腐食は酸素濃ﾙﾐﾆｳﾑ拡散層がはく離し、・鉛ﾋﾞｽﾏｽ腐食は酸素濃・鉛ﾋﾞｽﾏｽ腐食は酸素濃する必要ありの可能性あるが、設計の接合強度低下の恐れ
度制御により対応
度制御により対応（滞留度制御により対応（密封･鉛ﾋﾞｽﾏｽ腐食は酸素濃自由度は限定・免震に加え、適切な肉厚
状態）
滞留状態）
度制御により対応（滞留設定により耐震性確保
状態）
製作建設性
・鋼材重量が大きく、機器 △ ・大きな課題なし○ ・間隙部（部分的組網線入 △ ・鉛ﾋﾞｽﾏｽ充填、ﾍﾘｶﾙｺｲﾙ ● ・内外管で振動ﾓｰﾄﾞの相 ● ・材料ﾃﾞｰﾀ採取を含めて、 ● ・複雑な大型鋳造物に対 △ ・従来型SGと同じ○一体輸送が困難り）への鉛ﾋﾞｽﾏｽ充填方法
加工済み内外管の挿入
違する伝熱管のR&D必要
HIPによる製作方法のR&D
して、均一、かつ、所定厚のR&D必要性、内外管で振動ﾓｰﾄﾞの必要さのｱﾙﾐﾆｳﾑ拡散層の生相違する伝熱管のR&D必
成は困難
要
● ・同左
● ・Na伝熱管検査・補修の運転・保守補修性・Naおよび水蒸気伝熱管 ● ・同左● ・内外管の検査・補修の
● ・同左
● ・同左
● ・従来型SGと同じ○検査・補修のR&D必要
R&D必要（ISIによる外管R&D必要肉厚担保のﾊｰﾄﾞﾙ高）

番号概念

・ﾌﾟﾗﾝﾄ配置、Na系統条件 ○ ・ﾊﾞﾌﾞﾘﾝｸﾞ採用、Na配管取 ○ ・ﾌﾟﾗﾝﾄ配置、Na系統条件 ○ ・ﾌﾟﾗﾝﾄ配置、Na系統条件 ○ ・ﾌﾟﾗﾝﾄ配置、Na系統条件 ○ ・ﾌﾟﾗﾝﾄ配置、Na系統条件 ○ ・同左○ ・1次Na高圧化に対し、炉 △等と整合可能
合工夫等により、配置へ
と整合可能
と整合可能
と整合可能
と整合可能
容器および配管の構造健・IRACSとの合体可能の影響緩和
・IRACSとの合体可能・IRACS、1次主循環ﾎﾟﾝﾌﾟ・IRACSとの合体可能
・機器合体には適合せず
全性、炉上部高圧化対応
・IRACS、一次主循環ﾎﾟﾝとの合体可能などの課題大ﾌﾟとの合体可能技術開発課題・伝熱性能の向上
・ﾊﾞﾌﾞﾘﾝｸﾞによる自然循環性能 ・Na伝熱管破損対応
・Na伝熱管破損対応
・Na伝熱管破損対応
・構造健全性対応
・構造健全性対応
・伝熱管破損対応
・Na伝熱管破損対応の向上
・貫通破断排除のｼﾅﾘｵ構築 ・貫通破断排除のｼﾅﾘｵ構築 ・水蒸気伝熱管破損対応（狭 ･製作技術、製造能力の拡大 ・水蒸気伝熱管破損対応
・水蒸気伝熱管ﾊﾟｲﾌﾟﾎｲｯﾌﾟ対 ・Na伝熱管破損対応
・伝熱管の製作技術
い空間内での内外管分離）・製作技術
応・水蒸気伝熱管破損対応（鉛ﾋﾞ・貫通破断排除のｼﾅﾘｵ構築
ｽﾏｽ中ﾘｰｸ挙動）
・伝熱管の製作技術
総合評価
・コスト大に加えて、Na-水 △ ・Na伝熱管破損対応の課 ◎ ・物量最小であるが、従来 △ ・製作方法、同時ﾘｰｸ時の ◎ ・2次系有り概念よりも経 ◎ ・Na-水反応排除のﾎﾟﾃﾝ △ ・Na-水反応排除のﾎﾟﾃﾝ △ ・経済性および安全性は △型二重管SGと同様に構Na-水反応規模の課題を
反応排除のﾎﾟﾃﾝｼｬﾙも小済性向上の見通しを有しｼｬﾙを有するが、将来のｼｬﾙを有するが、ｺｽﾄ大。
題を有するが、2次系有り
要求条件を満足できる見造・製作分離が困難で、さく、候補概念に選定しな概念よりも経済性向上の（案1-2より高）、リブ付き
HIP技術進歩を考慮してまた、ｱﾙﾐﾆｳﾑ拡散層厚さ
通しも、1次Na高圧化に伴有するが、10-7/年以下の
かつ、Na-水反応の可能い見通しを有し、案2-3よりも隔壁管設置によるNa-水も、経済性向上は困難での制御性、はく離防止対い、ﾌﾟﾗﾝﾄ側への影響を先発生頻度を実現でき、か性に対する安全要求条件
反応排除のﾎﾟﾃﾝｼｬﾙに期Na-水反応排除のﾎﾟﾃﾝｼｬ
ある。また、構造健全性確策などの技術開発のﾊｰﾄﾞず一義的に評価しなけれ
つ、鉛ﾋﾞｽﾏｽﾘｰｸ量が最小を満足できないため、候補待して、検討対象概念に保の可能性を有するが、ﾙが高いため、候補概念ばならない
ﾙが高いため、検討対象であることを考慮して、案概念に選定しない
選定
設計自由度が限定されるに選定しない概念に選定
2-3を補完する形で検討
ことを考慮して、候補概念に選定しない注1)記号の意味は以下のとおり。 ○：良し、 ●：現状良いと判断するが、R&Dによる確証必要、 △：悪い
ただし、総合評価では◎（選定）、△（検討対象外）で記載
注2）1785MWｔ条件での物量、注3）1500MWeの二次系有りプラント100に対する相対値（1次主冷却系、2次主冷却系、2次補助系を対象）、ただし、案4はﾌﾟﾗﾝﾄ全体を対象 注4）灰色は総合評価を行う上での判断要素

ﾌﾟﾗﾝﾄとの整合性

791

表 2.4.3-3

鉛 ビ ス マ ス 熱 媒 体 プ ー ル・伝 熱 管 分 離 設 置 型 SG 基 数 に 係 る 検 討
SG 1基

項目
ｼｽﾃﾑ構成1)SG 2基1)
36B

ポンプ

SG
原子炉
容器

50B

SG

原子炉
容器

36B

ポンプ

ポンプ

36B

36B

30B

SG

36B

30B

ポンプ

36B

ｼｽﾃﾑ概念
物量

1次系
DHRS
原子炉容器
SG

1ﾙｰﾌﾟ（SG：1基、1次系ﾎﾟﾝﾌﾟ：2基）
IRACS×1系統＋DRACS×2系統
φ9.4m×h19.7m○
約360ton
φ6.0m×h27m、約560ton（鉛ﾋﾞｽﾏｽ量：約3470ton）

1次系配管

1ﾙｰﾌﾟ（SG：2基、1次系ﾎﾟﾝﾌﾟ：2基）
IRACS×2系統＋DRACS×1系統○
φ8.76m×h19.4m
約340ton
φ4.45m×h24m
約300ton×2基（鉛ﾋﾞｽﾏｽ量：約1770ton×2基）
HL配管：36B
CL配管：30B
SG物量は若干増加するが、原子炉容器径は減少

HL配管：50B
CL配管：36B
物量まとめ
SG物量は小さいが、DHXの追設およびHL配管径の拡大により、右記よりも原
子炉容器径が増加△
特に問題はない○
ﾌﾟﾗﾝﾄ成立性 安全性
1次系配管漏えいでｻｲﾎﾝﾌﾞﾚｰｸするため、運転状態
ⅢでDRACSによるｲﾝﾀｰﾗｯ
ﾊﾟﾌﾛｰを取込んだ除熱運
転が必要
構造健全性
鉛ﾋﾞｽﾏｽを内包したSGの左記よりも機器が小さくな
大型化に伴い、耐震設計
るため、成立の見通しは高への影響大い
運転・保守性SG伝熱管漏えいや、2次冷△SG伝熱管漏えいや、2次冷○却材漏えいなど2次系機器
却材漏えいなど2次系機器の故障時に、水蒸気系おの故障時にも、健全ﾙｰﾌﾟ
よびIRACSによる除熱運転の水蒸気系およびIRACSが制限による除熱運転が可能
製作性
大型機器の検討結果より△
特に問題はない○
製作可能と判断されるが、SG重量が500tonを超える
ため、新たなｸﾚｰﾝ設備の
増設が必要
総合評価
選定：SG2基
SG1基の方がSG自体の物量低減が可能であるが、原子炉容器への影
響、プラント成立性、運転性、製作性の観点で2基の方が有利である
注1）鉛ﾋﾞｽﾏｽ熱媒体ﾌﾟｰﾙ・伝熱管分離設置型SG792

表 2.4.3-4

鉛 ビ ス マ ス 入 り 三 重 管 の 安 全 機 能 と ISI 要 求 事 項

対象
内管

安全機能1)
・水蒸気バウンダリ
・水漏えいの防止

外管・原子炉冷却材バウンダリ PS-1
・内管破損時のナトリウム MS-3
－水反応事故の抑制（内管破損時の水蒸気圧力の負荷、パイプホイップの影
響排除）2)

隔壁管・内管破損時のナトリウム MS-3
－水反応事故の抑制（内外管の空間分離、内管破損時の水蒸気ジェットの影
響排除）3)

ISIに期待される機能
ISIへの具体的な要求事項4) ISI検査項目4)・内管破損の検知（同時リーク発生頻度の ・リーク監視
・湿分検出
低減）
・内管の肉厚、クラックの検出 ・内管の体積検査
・予想外の鉛ビスマス腐食による内管破 ・内管の減肉量を測定し、次 ・外管外側のバッフル板
損の防止（共通要因破損の防止）
回点検までの減肉量を予測 存在確認
・鉛ビスマス腐食等が進展した状態で、地 ・外管外側のバッフル板の位
震等の振動による内管破損の防止（共通 置確認
要因破損の防止）・リーク監視・鉛ビスマス液位監視
第1種・外管破損の検知（鉛ビスマスリーク対・外管の肉厚、クラックの検出 ・サーベランス管の体積
応、同時リーク発生頻度の低減）
・予想外の鉛ビスマス腐食による外管破 ・外管の減肉量を測定し、次 検査（肉厚、クラック）5)
回点検までの減肉量を予測 ・外管の耐圧検査損の防止（共通要因破損の防止）
・鉛ビスマス腐食等が進展した状態で、地 ・外管外側のバッフル板の位 ・外管外側のバッフル板
震等の振動による外管破損の防止（共通 置確認
存在確認
要因破損の防止）・鉛ビスマス腐食等が進展した状態で、内管破損時の水蒸気圧力による外管破損の防止（従属破損の防止）
・予想外の鉛ビスマス腐食による隔壁管 ・隔壁管の存在の有無の確認 ・隔壁管の存在確認検第3種相当 破損の防止（クラック進展等が発生しても 査
空間分離機能や、内管破損 （サーベランス管の体積
時の水蒸気ジェットなどの影 検査）5)6)
響排除機能を維持できれば良し）

安全クラス 機器区分
PS-3
第3種
PS-3
-

注1)各伝熱管の安全機能のうち、上段は従来のFBR、下段はナトリウム－水反応事故抑制からの安全機能
注2）内管破損時の荷重を事象Ⅲで評価（1.2Smを使用）
注3）内管破損時の荷重を事象Ⅳで評価（Syを使用）
注4）隔壁管により内管破損時の水蒸気圧力を受ける場合（内管ホイップ対応を含む）には、以下の変更となる
・外管：サーベランス管の体積検査が不要で、鉛ビスマス液位監視と耐圧検査により対応
・隔壁管：隔壁管の存在確認に代えて、サーベランス管の体積検査等により対応
注5）サーベランス検査では、サーベランス目的を絞り込み、かつ、研究開発により内管等の影響がないことを確証する必要あり
注6）基本的には、内管内側からのアクセスにより隔壁管の存在の有無を確認する程度で対応することが望ましいが、必要に応じてサーベランス検査を実施。また、サーベランス検査で対応する場合には、内管ホイップ時の影響排除機能を付加することも可能

表 2.4.3-5

安全機能などに基づく鉛ビスマス入り三重管仕様設定の考え方

対象
内管

安全機能1)
・水蒸気バウンダリ
・水漏えいの防止

外管・原子炉冷却材バウンダリ PS-1
・内管破損時のナトリウム MS-3
－水反応事故の抑制（内管破損時の水蒸気圧力の負荷、内管ホイップの影響
排除）
・内管破損時のナトリウム MS-3
－水反応事故の抑制（内外管の空間分離、内管破損時の水蒸気ジェットの影
響排除）

隔壁管

安全クラス 機器区分
PS-3
第3種
PS-3
第1種
-

内圧に対する必要肉厚
腐食しろ
磨耗しろ
・外面：フレッテフィング磨・蒸気圧力に対して、以下のように運転状 ・内面：水蒸気腐食しろ
・外面：鉛ビスマス腐食しろ 耗しろ態Ⅰで評価○肉厚＝P×D/（2×S0＋0.8×P）
・内管破損時の蒸気圧力に対して、以下 ・内面：鉛ビスマス腐食しろ ・内外面：フレッティィング
・外面：ナトリウム腐食しろ 磨耗しろのように運転状態Ⅲで評価3)○肉厚＝P×D/（2×1.2Sm＋0.8×P）

・内管破損時の蒸気圧力に対して、以下 ・内外面：鉛ビスマス腐食
第3種相当 の2とおりの方法で評価し、いずれか大き しろ
い数値を採用3)○肉厚（運転状態Ⅲ）＝(0.5×P)×D/（2×1.2Sm＋0.8×（0.5×P）） 2)○肉厚（運転状態Ⅳ）＝P×D/（2×Sy＋0.8×P）
注1)各伝熱管の安全機能のうち、上段は従来のFBR、下段はナトリウム－水反応事故抑制からの安全機能
注2）運転状態Ⅲのケースでは、鉛ビスマス下部プレナムでの内管破損を想定して、1/2倍の蒸気圧力を使用
注3）隔壁管により内管破損時の水蒸気圧力を受ける場合には、以下のように内圧に対する必要肉厚を計算
・外管：鉛ビスマス下部プレナムでの内管破損を想定し、1/2倍の蒸気圧力に対して、運転状態Ⅲで評価
肉厚＝（0.5×P）×D/（2×1.2Sm＋0.8×（0.5×P））・隔壁管：内管破損を想定して、運転状態Ⅲ、または、Ⅳで評価し、いずれか大きい数値を採用
肉厚（運転状態Ⅲ）＝（0.5×P）×D/（2×1.2Sm＋0.8×（0.5×P）） （鉛ビスマス下部プレナムでの内管破損）
肉厚（運転状態Ⅳ）＝P×D/（2×2/3Su＋0.8×P）

793

・内外面ともリブのみが磨耗するため、肉厚には磨耗しろを見込まずNaバウンダリ
水蒸気バウンダリ
バウンダリ間の障壁
外管リーク（IHX破損）表 2.4.3-6

鉛ビスマス熱媒体チューブ・三重管型SG

伝熱管破損時の安全シナリオ

従来型SG
二重管SG（密着、または、組網線入り）
鉛ビスマス熱媒体チューブ・三重管型SG・IHX伝熱管・外管・外管・SG伝熱管
・内管
・内管
・2次Na
・なし
・隔壁管、鉛ビスマス（中間熱媒体）
片側リーク対応
・1次側と2次側で同一流体を使用しているため、Na-水反 ・1次Na側に漏えいするHeガスは微量（Na中に溶解）で、 ・1次Na側に鉛ビスマスが漏えいするが、密度差などに起因して下方に滞留するため、炉心安全防護上、緊急を要
応事故のような爆発的な化学反応は発生せず、IHX破損 炉心への影響なし
・Heガス検知系（安全系）を設置して、早期に外管リーク するものでなく、多少遅れても安全上支障のないことに期が発生しても炉心への影響なし
・液封効果（2次側の高圧維持）により、隔離弁を使用しな を検出し、独立要因の重ね合せによる同時リーク発生頻 待・鉛ビスマス漏えい後の早期復旧を考慮して、外管リーク度を低減
くても、格納バウンダリ外への放射性物質の流出抑制
検知時間の短縮や、リーク検知後のドレン運転などによ・早期リーク検出の必要性は小さく、SG内Na液位計や二り、鉛ビスマス漏えい量を約2tonに低減
次系放射能濃度計（いずれも非安全系）等を使用
内管リーク
・内管リークに伴い、Na－水反応事故が発生するが、二 ・内管リークが発生しても、蒸気が間隙部に漏えいする ・内管リークに伴い、鉛ビスマス中に蒸気が移行するが、破損伝播は発生せず、炉心への影響もなし（圧力開放は程度で、炉心への影響なし（SG破損）
次Na系の設置により炉心側への影響なし
・伝熱管リークを早期に検出し、必要な防護動作（圧力開 ・内管リーク時の水蒸気圧力に対して、外管で受けるよう 必要）
・内管リーク時の水蒸気圧力に対して、外管で受けるよう放系、水蒸気ブロー系などの設置）を行うことにより伝熱 に肉厚設定
・湿分検出系（安全系）を設置して、早期に内管リークを に肉厚設定
管の破損伝播防止・各リーク規模に対応したリーク検出系（安全系）の設置 検出し、独立破損の重ね合せによる同時リーク発生頻度 ・湿分検出系を設置して、内管リークを検出するが、同時リーク時のNa-水反応規模が小さいため、リーク検知時を低減間への要求緩和
同時リーク対応 共通要因破損
環境の分離
・間隙部に不活性なHeガスを充填・隔壁管により内外管を空間分離するが、鉛ビスマス充
填に伴い、内外管同時に腐食進展する恐れあり
・内管の体積検査により異常な減肉のないことを確認（内管が外管以上に腐食することを示す必要あり）
構造の分離
・内外管は、組網線などを介して、全面にわたり接触して ・内外管は、隔壁管リブを介して、線接触する程度である
が、鉛ビスマスの流体連成により、同一モードで振動する
おり、構造分離の説明困難
ため、構造分離の説明困難
・貫通破断の欄に記載のように、内外管の発生応力、発 ・左記と同様に、内外管の発生応力、発生箇所が相違す
生箇所が相違することに着目して、片側の伝熱管リーク ることに着目して、片側の伝熱管リーク発生後、残りの伝熱管リークまでに検知して対応発生後、残りの伝熱管リークまでに検知して対応・内外管を別々に製作して、管板に挿入製作の分離
・内外管を組み合せた状態で機械加工、溶接を行うため、製作分離の説明困難
・製作後検査を行うことにより共通要因による製作不良を排除
従属破損
き裂進展防止・内外管は全面にわたり接触するが、界面にてき裂進展 ・隔壁管の設置や、鉛ビスマスの充填により、き裂進展防止
防止
・水蒸気圧力の負荷を想定して、外管肉厚を設定
水蒸気圧力によ・水蒸気圧力の負荷を想定して、外管肉厚を設定る外管破損防止・ただし、伝熱管検査により、外管肉厚を担保（内管内側 ・サーベランス管の体積検査などにより外管肉厚を担保（サーベランス管の腐食量が保守的であることを示す必からアクセスするため精度低）要あり）
・内外管は、全面にわたり接触しており、想定不要・間隙幅が狭く、内管ホイップによる影響小内管ホイップ等に・外管により、内管ホイップ荷重を受けることを想定して、よる外管破損防
サーベランス管の体積検査などにより外管肉厚を担保
止
独立要因の重ね合・早期に内外管リークを検出することにより、同時リーク ・隔壁管を使用して、Naと水蒸気伝熱管を空間分離するせによる同時破損ことにより、同時リーク時のNa-水反応規模は小さく、リー発生頻度を低減（10-7/炉年以下）・リーク規模は小さいが、管板を介する他の伝熱管への ク検知時間への要求緩和
リーク水流込みを想定すると、リーク検知時間への要求 ・ただし、伝熱管リークの重ね合せ範囲の限定や、外管リーク検知時間の短縮などにより、可能な範囲で同時が厳しくなる傾向
リーク発生頻度を低減
貫通破断・内外管は全面にわたり接触しており、同一モードで振動 ・鉛ビスマスの流体連成によって、内外管は同一モードで・各貫通破断に至る事象に対して、内外管の発生応力、 振動
発生箇所が相違するため、片側の伝熱管リーク発生後、 ・左記と同様に、内外管の発生応力、発生箇所が相違するため、片側の伝熱管リーク発生後、残りの伝熱管リー
残りの伝熱管リークまでに検知して対応
クまでに検知して対応
・隔壁管リブ仕様を工夫して、内外管の発生応力比の拡大をねらったが、内外管の破損時間差に対するメリットは主張できず
注1）灰色は、鉛ビスマス熱媒体チューブ・三重管型SGの技術課題項目
バウンダリ構成

794

795

物量

除熱容量
伝熱面積1)

974MWt×2基
Na側 3990m2×2基
水蒸気側 3750m2×2基
630ton×2基（鉛ﾋﾞｽﾏｽは6065ton×2基）
127
97
99

（平成14年度成果）（平成13年度成果から外挿）

892.5MWt×2基
5775m2×2基

プール型SG

二次系簡素化概念
三重管型SG2 次系簡素化概念の経済性評価

374ton×2基（鉛ﾋﾞｽﾏｽは385ton×2基）
SGのみ
93
コスト2)
72
冷却系3)
プラント全体95
注1）三重管型SGおよび直管型二重管SGは、外管表面の伝熱面積
注2）従来概念（直管型二重管SG）に対する相対値
注3）1次主冷却系、2次主冷却系、SG、2次補助系

SG仕様（1モジュール）

項目

表 2.4.3-7

100
100
100

615ton1785MWt×1基
11520m2（平成15年度成果）

従来概念
直管型二重管SG

プラント基本コンセプト
・我国の技術的従来知見を極力反映したループ型炉
・150 万 kWe への出力アップ効果による建設費低減
・サイクルコストを低減した均質 2 領域高内部転換型炉心・改良内部ダクト型集合体採用による再臨界回避
・2 ループ、φ10m 台の原子炉構造、１次系機器統合、
12Cr 鋼 L 字配管により NSSS 物量の大幅削減
・自然循環式崩壊熱除去系の採用による安全系の局限化
・ナトリウム-水反応対策のための２重管 SG を採用

プラント基本仕様
系統構成図

項目

基本仕様

原子炉型式
電気出力/熱出力
ループ数

ナトリウム冷却ループ型炉、ツインプラント
1500MWe/3530MWt（プラント効率：42.5％）
2 ループ

１次系/２次系温度

HL:550℃、CL:395℃/HL:520℃、CL:335℃

主蒸気温度/圧力

495℃/18.7MPa

プラント稼働率

94.3％

運転サイクル期間

26 か月

炉心燃料

混合酸化物（MOX）燃料

炉心形式

改良内部ダクト型均質２領域炉心（高内部転換型）

燃焼度/増殖比14.7 万 MWd/t

中間熱交換器１次系ポンプ組込型/縦置無液面斜行流式直管型

１次主循環ポンプ

IHX 内組込/単段片吸込み方式

蒸気発生器

一体貫流型縦置有液面２重管式直管型

崩壊熱除去方式

DRACS×1 系統＋PRACS×2 系統（合計 69MWt）

燃料貯蔵方式EVST 貯蔵方式

原子炉建屋

水平免震建屋プラント寿命60 年

MOX 燃料高内部転換型炉心の炉心構成

4 バッチ

/

1.10（導入期）

物量データ
原子炉構造

1065t

（1 ユニット分）
原子炉建屋
15.1 万 m3

１次系
２次系
NSSS 物量合計

852t
1285t
3202t

タービン建屋
建設期間
定検期間

19.0 万 m3
46 か月
47.5 日

原子炉建屋概念

図 2.4.1-1 ナトリウム冷却大型炉（MOX 燃料高内部転換型炉心）大型炉-1500MXH
796

プラント基本コンセプト
・ 我国の技術的従来知見を極力反映したループ型炉・ ４モジュール効果による建設費低減
・ 径ブランケットを削除してサイクルコストを削減した
均質 1 領域高内部転換型炉心・ 2 ループ、φ8m 台の原子炉構造、１次系機器統合、12Cr
鋼Ｌ字配管により NSSS 物量の大幅削減
・ 2 重管 SG の採用によるＮａ-水反応の抑制
・ 自然循環式崩壊熱除去系の採用による安全系の局限化+ + ++ ++ + ++ + ++ + +
++
+
++ ++
++ ++
+
+
+ + +
+++ +
++ +
+ ++ + +
+ +
B
B
+
+
+ +
+++
+
+ +
+++
++
+
++ +
+ + +
B
B
+++
+ ++ +
++
++
+ ++
++ +
B
B
+
+
+++
+ + +
+
+ +
+
+ +
+ +++ +++ +++ ++++ + + + + +++++++ +++++ + +内側炉心燃料集合体+ 外側炉心燃料集合体
SUS遮へい体

１５７体
１２９体
１３８体

Zr-H遮へい体
主炉停止系制御棒

７８体
２１体

後備炉停止系制御棒

６体

プラント基本仕様
項目

B

基本仕様

原子炉型式
電気出力/熱出力
ループ数

ナトリウム冷却ループ型炉、４モジュール炉
750MWe/1765MWt（プラント効率：42.5％）
2 ループ（２次系 1 ループ）

1 次系/2 次系温度

HL:550℃、CL:395℃/HL:520℃、CL:335℃

主蒸気温度/圧力

495℃/18.7MPa

プラント稼働率95.5％

運転サイクル期間

26 ヶ月

炉心燃料

混合酸化物（MOX）燃料

炉心形式

改良内部ダクト型均質 2 領域炉心（高内部転換型）

燃焼度/増殖比14.6 万 MWd/t

中間熱交換器１次系ポンプ組込型/縦置無液面斜行流式直管型

１次系ポンプ

IHX 内組込/単段片吸込み方式

蒸気発生器

一体貫流型縦置有液面２重管式直管型

崩壊熱除去方式

DRACS×1 系統＋PRACS×2 系統（32MWt）

燃料貯蔵方式EVST 貯蔵方式

原子炉建屋

水平免震建屋プラント寿命

60 年

合

計

５２９体

系統構成図

MOX 燃料高内部転換型炉心の炉心構成

4 バッチ

/

1.03 （平衡期）

物量データ
原子炉構造

770t

（１モジュール分）
原子炉建屋
7.95 万 m3

1 次系
2 次系
NSSS 物量合計

611t
662t
2043t

タービン建屋
建設期間
定検期間

9.5 万 m3
38 ヶ月
37.5 日

原子炉建屋概念

図 2.4.1-2 ナトリウム冷却中型モジュール炉（MOX 燃料高内部転換型炉心）中型炉-M750MXH
797

プラント基本コンセプト
・ 我国の技術的従来知見を極力反映したループ型炉
・ 単機プラントによる建設投資額低減
・ 径ブランケットを削除してサイクルコストを削減した
均質 1 領域高内部転換型炉心・ 2 ループ、φ8m 台の原子炉構造、１次系機器統合、12Cr
鋼Ｌ字配管により NSSS 物量の大幅削減
・ 2 重管 SG の採用によるＮａ-水反応の抑制
・ 自然循環式崩壊熱除去系の採用による安全系の局限化

プラント基本仕様
項目

基本仕様

+ + +
+ ++ + ++ + ++ + +
++
+
++ ++
++ ++
+
+
+ + +
+++ +
++ +
+ ++ + +
+ +
B
B
+
+
+ +
+++
+
+ +
+++
++
+
+
+
+ + +
+
B
B
+++
+ ++ +
+
++
+
+ ++
++ +
B
B
+
+
+++
+ + +
+
+
+
+
+
+ ++ ++ +++ ++
+ ++++ + + + + +++++++ +++++ + +内側炉心燃料集合体+ 外側炉心燃料集合体
SUS遮へい体

１５７体
１２９体
１３８体

Zr-H遮へい体
主炉停止系制御棒

７８体
２１体

後備炉停止系制御棒

６体

B

原子炉型式
電気出力/熱出力
ループ数

ナトリウム冷却ループ型炉、シングルプラント
750MWe/1765MWt（プラント効率：42.5％）
2 ループ（２次系 1 ループ）

1 次系/2 次系温度

HL:550℃、CL:395℃/HL:520℃、CL:335℃

主蒸気温度/圧力

495℃/18.7MPa

プラント稼働率95.5％

運転サイクル期間

26 ヶ月

炉心燃料

混合酸化物（MOX）燃料

炉心形式

改良内部ダクト型均質 2 領域炉心（高内部転換型）

燃焼度/増殖比14.6 万 MWd/t

中間熱交換器１次系ポンプ組込型/縦置無液面斜行流式直管型

１次系ポンプ

IHX 内組込/単段片吸込み方式

蒸気発生器

一体貫流型縦置有液面２重管式直管型

崩壊熱除去方式

DRACS×1 系統＋PRACS×2 系統（32MWt）

燃料貯蔵方式EVST 貯蔵方式

原子炉建屋

水平免震建屋プラント寿命

60 年

合

計

５２９体

系統構成図

MOX 燃料高内部転換型炉心の炉心構成

4 バッチ

/

1.03 （平衡期）

物量データ
原子炉構造

770t

原子炉建屋

12.5 万 m3

1 次系
2 次系
NSSS 物量合計

611t
662t
2043t

タービン建屋
建設期間
定検期間

14.3 万 m3
35 ヶ月
37.5 日図 2.4.1-3

原子炉建屋概念

ナトリウム冷却中型シングル炉（MOX 燃料高内部転換型炉心）中型炉-S750MXH
798

12Cr系鋼の採用

ナトリウム冷却材の特長

高熱伝導率

高強度

良好な熱伝達特性

伝熱面積削減(伝熱密度大)熱交換器伝熱管
薄肉化

低圧系設計が可能

熱交換器容器大径・薄肉化

熱交換器管板大型化

熱交換器の大容量化

ループ数削減（２ループ構成）

図 2.4.2-1

設計の特徴

799

低熱膨張率

1次系、2次系
配管短縮

図 2.4.3-1

高効率プラントのヒートバランス設定結果

図 2.4.3-2

高効率タービンの系統構成

800

図 2.4.3-3

カリーナサイクルを採用した場合の概略系統構成

801

802

直管/ﾍﾘｶﾙｺｲﾙ

注1）大阪大学の発案に基づく2次系簡素化概念

直管

U字管

直管/直管
ｻｰﾍﾟﾝﾀｲﾝ/ｻｰﾍﾟﾝﾀｲﾝ
直管/ｻｰﾍﾟﾝﾀｲﾝ（ﾍﾘｶﾙｺｲﾙ）

ﾍﾘｶﾙｺｲﾙ（従来型SGと同じ）単管(Na高圧化）

1次系高圧化

2次系簡素化概念の摘出フロー（フェーズⅠ）

ﾍﾘｶﾙｺｲﾙ/ﾍﾘｶﾙｺｲﾙ

図 2.4.3-4

ﾍﾘｶﾙｺｲﾙ/-

鉛ﾋﾞｽﾏｽ
鉛ﾋﾞｽﾏｽ銅ﾁｭｰﾌﾞ（二重管中間層） ﾁｭｰﾌﾞ（二重管中間層） 固体媒体（HIP）
熱伝導
熱伝導
熱伝導
二重管
二重管
近接

ﾍﾘｶﾙｺｲﾙ/ﾍﾘｶﾙｺｲﾙ

鉛ﾋﾞｽﾏｽ
ﾌﾟｰﾙ
強制対流
近接

直管/直管
直管/ﾍﾘｶﾙｺｲﾙ

鉛ﾋﾞｽﾏｽﾌﾟｰﾙ
自然循環
分離/直接接触

ﾍﾘｶﾙｺｲﾙ/ﾍﾘｶﾙｺｲﾙ

鉛ﾋﾞｽﾏｽ
ﾌﾟｰﾙ
自然循環
分離

伝熱管型式
（Na側/水蒸気側）

U字管
二重管

鉛ﾋﾞｽﾏｽﾌﾟｰﾙ
局所自然対流
近接

直管二
重管

中間熱媒体
熱媒体配置
熱伝達方式
伝熱管配置

直接
接触

鉛ﾋﾞｽﾏｽ熱媒体ﾌﾟｰ 鉛ﾋﾞｽﾏｽ熱媒体ﾌﾟｰ 鉛ﾋﾞｽﾏｽ熱媒体水直 鉛ﾋﾞｽﾏｽ熱媒体ﾌﾟｰ 鉛ﾋﾞｽﾏｽ熱媒体ﾁｭｰ 鉛ﾋﾞｽﾏｽ熱媒体ﾁｭｰ 固体銅熱媒体型
ﾌﾞ・U字管型
ﾙ・伝熱管近接設置 ﾙ・伝熱管分離設置 接注入型
ﾙ・伝熱管分離設置 ﾌﾞ・直管型
型（強制対流）（自然対流）注１）型（自然対流）注１）

伝熱管分
離設置

強制対流

伝熱管配置・
型式

チューブ型

Heｶﾞｽ
ﾁｭｰﾌﾞ
熱伝導
二重管(密着、または、直管
ﾍﾘｶﾙｺｲﾙ

二重管SG方式2次系削除

炭酸ｶﾞｽﾀｰﾋﾞﾝ 液体金属自然 熱電素子直接
発電
循環MHD
発電

その他の革新的な発電方式によるNa-水反応排除

・ｴﾈ総研「高速増殖炉利用ｼｽﾃﾑ開発調査」
・電中研「Direct Contact Heat Exchanger between Molten Alloy」

・阪大「Advanced Concepts on Intermediate Heat Exchanger System and Basic Experiments｣他

Na-水反応影響の大幅緩
和による安全裕度拡大

経験（調査対象）

名称

伝熱管近
接設置

伝熱管配
置・型式

自然循環、
熱伝導

熱伝達方式

プール型

熱媒体物質
液体金属（鉛
ﾋﾞｽﾏｽ）

固体媒体

候補概念の摘出

不活性中間熱媒体によるNa-水反応排除

熱媒体配置

主な特徴
・中間熱媒体を介した熱伝達によりIHXとSGを機能的に合体
・中間熱媒体は、Na、水蒸気に対し化学的に安定で、伝熱性能の高いものを選定
・中間熱媒体の使用や、伝熱管型式を工夫して、Na伝熱管と水蒸気伝熱管の物理的分離による同時ﾘｰｸ発生時におけるNa－水反応排除を指向

2 次系を有する概念に対する経済性向上

大目標 ： Na－水反応排除のポテンシャル向上○ Na、水バウンダリの物理的分離
・鉛ビスマス中に Na 伝熱管と水蒸気伝熱管を設置し、隔壁で空間的に分離（案 1－1、案 1－2、案 2－3）注１）
・Na 伝熱管と水蒸気伝熱管の間に固体熱媒体設置（案 3－1、案 3－2）
○ 確率論的な同時リーク発生頻度の低減（案 2－1、案 2－2）
○ Na－水反応規模の緩和（案 4）
注 1）案 1－1 は、隔壁を設置していないが、独立した Na 伝熱管、水蒸気伝熱管の組み合せを考慮して分類

鉛ビスマス熱媒体プール型 SG

案 1－1
鉛ﾋﾞｽﾏｽ熱媒体ﾌﾟｰﾙ・
伝熱管近接設置型

鉛ビスマス熱媒体チューブ型 SG

案 1－2
鉛ﾋﾞｽﾏｽ熱媒体ﾌﾟｰﾙ・
伝熱管分離設置型

案 2－1
鉛ﾋﾞｽﾏｽ熱媒体ﾁｭｰ
ﾌﾞ・直管二重管型

案 2－2
鉛ﾋﾞｽﾏｽ熱媒体ﾁｭｰﾌﾞ・
密封ﾍﾘｶﾙｺｲﾙ二重管型

案 2－3
鉛ﾋﾞｽﾏｽ熱媒体ﾁｭｰ
ﾌﾞ・三重管型

蒸気出口

給水入口

Na入口

Na管

蒸気出口

蒸気出口

水蒸気管

Na配管
出口

鉛ビスマス

固体熱媒体型 SG

水・蒸気管

水・蒸気管

Na配管
入口

案 3－1
固体銅熱媒体 HIP 型

固体銅（HIP接合）鉛ビスマス

1 次系高圧化化 SG

案 3－2
固体ｱﾙﾐﾆｳﾑ熱媒体鋳造型
固体ｱﾙﾐﾆｳﾑ（鋳造）Na管案4
1 次系高圧化

給水入口

鉛ビスマス

Na入口

蒸気出口

蒸気出口

鉛ビスマス

Na入口

Ｎａ(高圧）

Ｎａ

Na入口

Na入口

Na出口

隔壁

水蒸気管

給水入口

蒸気出口

Na管

Na入口

Na出口

Na管

給水入口

隔壁管
Na管

Na出口

水・蒸気管（鉛
ﾋﾞｽﾏｽ入り）

Na出口

給水入口

図 2.4.3-5

水・蒸気管

Na管

水・蒸気管

給水入口

有望な 2 次系簡素化候補概念の特徴整理（フェーズⅠ）

803

Na出口
水・蒸気管

Na出口

主要仕様
項目
型式
交換熱量
定格運転
条件

構造
主要目

仕様
一体貫流・鉛ﾋﾞｽﾏｽ熱
媒体ﾌﾟｰﾙ・伝熱管分離設置型SG
MWt/基 974
温度
Na（入口/出口）℃
550/395
PbBi（入口/出口）℃
320/500
水蒸気（入口/出口）℃
210/453
流量
ton/h 1.786×104
Na
ton/h 1.334×105
鉛ﾋﾞｽﾏｽ水蒸気
ton/h 1.499×103
蒸気圧力
MPa 10.6Na伝熱管 型式
直管型（管外Na流れ）
外径/肉厚mm 25.4/1.1
本数
本
11898
材質
12Cr系鋼配列ﾋﾟｯﾁmm 32（正三角形配列）
有効伝熱管長
m
4.2
3990
伝熱面積
m2
水蒸気
型式
ﾍﾘｶﾙｺｲﾙ型
伝熱管
外径/肉厚mm 31.8/2.2
本数
本
721
材質
12Cr系鋼配列ﾋﾟｯﾁmm 径方向65、軸方向50ﾍﾘｶﾙｺｲﾙ径m
最内層2.57、最外層5.3
有効伝熱高さ
m
7.5
2
3750
伝熱面積
m
鉛ﾋﾞｽﾏｽ部 循環方式
自然循環方式（小容量の気泡ﾎﾟﾝﾌﾟ設置）
伝熱中心差
m
14.7
胴径
m
5.7
全高
m
34.2

図 2.4.3-6単位-

鉛 ビ ス マ ス 熱 媒 体 プ ー ル ・ 伝 熱 管 分 離 設 置 型 SG 構 造 概 念 図

804

805

図 2.4.3-7

鉛ビスマス熱媒体プール・伝熱管分離設置型 SG

系統図（ナトリウム冷却中型炉）

STEP 2基本方針
・発生応力、破損箇所、破損到達時間の相違などに着目して、内外管破損の非同時性を明示（従来型二重管 SG と同じ）・各貫通破断に至る事象に対して、内外管の発生応力、発生箇所が相違するため、片側の伝熱管破損後、残りの伝熱管破損までにリーク検知

STEP 1

STEP 3（三重管 SG の優位性を生かす）

・間隙部に充填した鉛ビスマスの流体連成によって、内外管は一体となって振動・螺旋状の隔壁管リブのケースでは、外力に対して、内外管が同一振幅で応答（二重管 SG と同じ）・一方、節型の隔壁管リブのケースでは、バッフル板間隔に対し、隔壁管リブ間隔を適切に設定することにより、内外管の振幅が相違する可能性あり（従来型 SG と同じ）

・鉛ビスマス流体連成の影響を考慮して、従来型 SG と同様に、管内外流れに対して、流力振動対策を実施
検討のポイント

検討のポイント・内管リークは、湿分検出計、音響計などの既往技術により早期検知が比較的容易
・一方、外管リークは、高性能の鉛ビスマスリーク検知器が未開発であるため、伝熱管構造を工夫して、液位計により可能な範囲で早期に検知する計画（φ1mmの破損孔に対して、数時間で検知）

・節型リブ等の採用による内外管の発生応力差拡大の可能性と具体的な伝熱管仕様の提示

検討のポイント・バッフル板間隔（外管外側のサポート）は、管外ナ
トリウム流れによる流力振動対応（渦放出に対する
ロックイン回避）、伝熱管温度差による座屈防止、耐震性を考慮して、設定する必要有り（現状の伝熱管仕様では、1m のバッフル板間隔で、上記の条件を満足できる見通し）
・鉛ビスマスの充填に伴い、内外管が一体となって振動するモードが支配的であるため、隔壁管リブピッ
チを密としなくても、内管の固有振動数対応は可能な見通し（低次の振動モードの影響に留意する必要あり）

バッフル板が 1 枚欠落したバッフル板間隔 2m での固有 値 解 析 例 （ 内 管 φ 15.9mm× t1.6mm、 隔 壁 管 φ
19.0mm×t1.0mm、外管φ23.9mm×t1.9mm、螺旋リブ）

振動モード 固有振動数（Hz）
刺激係数
1次
15.1
-1.46E-10
2次
21.5
2.47E-04
3次
24.8
1.92E-02
4次
25.7-1.22E-09
5次
30.0
2.58E-10
6次
30.1
4.07E-10
7次
40.5
9.21E-05
8次
42.6-2.26E-03
9次
52.9-8.36E-11
10次
59.7-6.20E-11
注1）伝熱管長2m、伝熱管上下端固定条件
注2）3次では、内外管、隔壁管が一体となって振動

図 2.4.3-8

検討内容（平成 13 年度は実施せず）

・事象分析を行い、貫通破断に至る事象を摘出
・各事象に対して、き裂進展解析、摩擦磨耗解析などを行い、内外管の破損到達時間差とリーク検知性能などを比較して、上記方針の見通しを評価
・伝熱管仕様の工夫等により、破損時間差が拡大することを主張しなければ、二重管 SG と大きな差異なしと
推測・隔壁管リブピッチ（節型リブピッチ）を変更しても、内外管の振幅は同一であるが、リブの接触状態によって、発生応力比は、伝熱管径比と異なる傾向
・隔壁管リブピッチの増加に対して、外管/内管の発生応力比は低下する傾向
・ただし、上記の発生応力比は 0.37 倍程度で、材料データの不確定幅や、節型リブの製作性を考慮すると、メリットになりにくいケース1)

節型リブ間隔最大応答応力比2) 最大応答変位比
伝熱管径比m（外管/内管）（外管/内管）（外管/内管）
1
0.5
1.64
1
1.77
1.2
2
1
0.65
1
1.77
0.37
3
2
0.4
1
1.77
0.4
注1）伝熱管は図2.5.3.2(2)(ⅲ)(c)-1中の仕様と異なり、発生応力比の拡大をねらって
外管-隔壁管の間隙幅を拡大（内管φ15.9mm×t1.6mm、隔壁管
φ22.9mm×t1.0mm、外管φ28.1mm×t2.1mm）
注2）上欄は上下端（バッフル板と同一位置）、下欄は中央部

従来型二重管 SG と比較して、振動特性の相違により貫通破断時
間差が拡大すると言い難く、流力振動に起因する貫通破断排除シ
ナリオの優位性を示すことは困難

鉛ビスマス熱媒体チューブ・三重管型 SG

振動解析に基づく貫通破断の想定排除に係る設計対応

806

主要仕様
項目
型式

単位
-

交換熱量
定格運転
条件

構造
主要目

仕様
一体貫流・鉛ﾋﾞｽﾏｽ
熱媒体ﾁｭｰﾌﾞ・三重
管型SG
MWt/基 1785
温度
Na（入口/出口）℃
550/395
水蒸気（入口/出口）℃
240/498
4
流量Na
ton/h 3.27×10
4水蒸気
ton/h 2.89×10
蒸気圧力
MPa 17.2
伝熱管型式
鉛ﾋﾞｽﾏｽ入り直管三重管（ﾘﾌﾞ付き隔壁管）
外管 外径/肉厚mm 23.9/1.9
隔壁管 外径/肉厚mm 19.1/1.0
内管 外径/肉厚mm 15.9/1.6
本数
本
6613
材質
12Cr系鋼配列ﾋﾟｯﾁmm 40（正三角形配列）
有効伝熱長
m
23.3
2
11550
有効伝熱面積
m
胴径
m
3.89
全高
m
32.3

蒸気

上部管板

100

一次Ｎａ

1.9

Ｎａ伝熱管
（外管）

1.0

隔壁管

φ23.9

φ19.1

100

鉛ビスマス
下部管板

1.6
φ15.9

水蒸気伝熱管（内管）

水

鉛ビスマス入り三重管の構造図

図 2.4.3-9

鉛 ビ ス マ ス 熱 媒 体 チ ュ ー ブ ・ 三 重 管 型 SG 構 造 概 念 図

807

808

図 2.4.3-10

鉛ビスマス熱媒体チューブ・三重管型 SG

系統図（ナトリウム冷却大型炉）

鉛ビスマス下降管
Na伝熱管（管外一次）

リーク孔

鉛ビスマス流れ

鉛ビスマスプレナム
Naプレナム

Ｎａ中に完全溶
解（金属間化合物生成せず）

小規模リーク

鉛ビスマス下降管
Na伝熱管（管外一次）

リーク孔

固体の金属間化合物生成せず（生成しても下方に貯留）

鉛ビスマス流れ

鉛ビスマスプレナム
NaプレナムＮａ中への溶解量は小（小規模リークと同程度の溶解量
貯留した鉛ビスマス
は、Na流により連行されることはない

鉛ビスマスは、高密度のため、大部分
は低所に貯留大規模リーク
図 2.4.3-11

期待される伝熱管破損時の鉛ビスマスリーク挙動
809

各鉛ビスマスリーク挙動に対する対応方針
リーク挙動
ナトリウム中への溶解

フェーズⅡでの検討内容
対応方針

設計側での検討

1 次 Na 側への鉛ビスマス移
行量の制限

鉛ビスマス量の低減（上下プレナ
ム構造の工夫）要素試験での対応
フェーズⅡの最終目標
鉛ビスマス移行挙動試験

鉛ビスマス液位計によるリーク
検知（液位低下速度の増加対応）

・リーク検知計の開発見通し

液位計以外のリーク検知計の開発見通しを明確化

液位計による対応困難なケースで重要度大Na－鉛ビスマス物性試験
所定の金属間化合物生成条件に対して、以下の条件を達成（二元系状態図をもとに 10％前提）

・金属間化合物の生成条件
・金属間化合物の種類（参考）

液位計を使用して、静的な金属間化合物生成条件に対し十分に余裕を持った設計対応の実現検知可能な鉛ビスマスリーク量/一
次 Na インベントリ≦制限条件
鉛ビスマスリーク率/1 次 Na 流量≦
制限条件
鉛ビスマス移行挙動試験
下方への堆積・滞留（大リーク時）

炉心への鉛ビスマス直接流れ込みの防止下流側の 1 次主循環ポンプ部等に鉛ビスマスが堆積・滞留可能な箇所を設置

・鉛ビスマス溶解及び堆積挙動
・発熱状況など

大リーク時の鉛ビスマス溶解および堆積挙動を実験・解析で把握し、設備対応の妥当性を明
確化

Na－鉛ビスマス物性試験
金属間化合物の生成

いずれのリーク条件でも金属間化合物が生成しないことに期待（特別な設計対応なし）

・金属間化合物生成の有無（静的条
件、溶融 X 線回析）

金属間化合物が生成しないことを実験で証明

鉛ビスマス移行挙動試験
・金属間化合物生成の有無（動的条
件、フィルタによる捕獲の有無）

金属間化合物が生成する場合には、詳細な性状を把握し、捕獲・分離設備を設ける必要あり

鉛ビスマス移行挙動試験
リーク後対応リーク発生後にも復旧操作が容易なこと図 2.4.3-12

サイホンブレーク、Na および鉛
ビスマスのドレン操作後、Na－
鉛ビスマスの分離運転実施

・分離方法の開発見通し

鉛ビスマスリークに係る考え方と設計および要素試験での対応方針

810

鉛ビスマス分離方法の開発見
通しを明確化、それを取込んだ
復旧手順の提示

811

Na

a

0

200

400

600

0

１００℃

b

min

試験時の温度変化

100
試 験 時 間

150

２００℃

c

200

鉛ビスマス-ナトリウム物性試験結果の一例（PbBi：Na＝60%：40%）50

Na融点(98℃)

Pb・Bi融点(125℃)

６０：４０

鉛ビスマス、ナトリウムの反応状況

組成比（Pb+Bi：Na）

発熱が伴う反応

図 2.4.3-13

℃

度

温

800

３０℃

Pb・Bi

７５０℃

d

812

４００

度

０
０

℃ ２００

６００

温

８００

２０

６０

固相+液相

図 2.4.3-14

１００

０
０

２００

４００

６００

８００

６０
ナトリウム重量 ｗｔ％

４０

８０

１００

二元系状態図と本試験での溶解温度域の比較

２０

Pb－Na液相線

Bi－Na液相線

鉛ビスマス-ナトリウム混合時における相状態の観察結果

相状態の観察結果

８０

液相ナトリウム重量 ｗｔ％

４０

試験結果

813

図 2.4.3-15

鉛ビスマス移行挙動試験

試験装置概要試験条件および試験装置概要

内容
ナトリウム
400℃
鉛ビスマス 400℃
インベントリ ナトリウム1.1kg
鉛ビスマス 40g1)
鉛ビスマス液滴径
約1～2mm2)
試験容器雰囲気
ヘリウムガス
注1)ナトリウム中鉛ビスマス濃度は約3.5wt.%注2）内径φ4.35mm、φ0.5mmのオリフィス付きノ
ズルを使用

項目
試験温度

試験条件

814

図 2.4.3-16

鉛ビスマス移行挙動試験

試験容器の温度測定位置

400

5
時間

10
[min]

15

Naドレン

試験容器中段位置の温度挙動

0PVC01「開」

TE35

試験容器中段での温度挙動例

380

390

410

420

[℃]
温度

20

815

80μm

SEM

サンプリングフィンガーから回収したナト
リウム中の黒い粒

ナトリウム部分

反応生成物

図 2.4.3-17Bi

鉛ビスマス移行挙動試験 サンプリングフィ
ンガー内の堆積物の観察結果

堆積物の SEM 写真Na2.5 主要コンセプトの代替案と経済性への影響
2.5.1 ODS 鋼代替燃料材を用いた炉心概念
高温強度、耐照射性に優れる ODS 鋼は、現在開発段階の材料である。このことから、開発リ
スクを低減するために、ODS 鋼の代替材として PNC-FMS 鋼を被覆管材とした炉心の検討を行った。PNC-FMS 鋼は ODS 鋼と比較して 650℃以上におけるクリープ強度の低下が大きい材料
であり、ODS 鋼を被覆管材として構築した炉心に PNC-FMS 鋼を用いた場合には炉心出口温度を大幅に下げることが必要となる。
本検討では、大型 MOX 燃料炉の代表炉心である高内部転換型導入期炉心と大型金属燃料炉の代表炉心である高出口温度型平衡期炉心を対象として、被覆管材を PNC-FMS 鋼として燃料ピンのガスプレナム長さの伸長および被覆管の厚肉化により炉心出口温度の低下を抑制した代替材炉心について検討した。
(1) MOX 燃料炉心
(i)

検討条件
(a) 炉心・燃料仕様・性能
・

炉心：大型 MOX 燃料高内部転換型導入期炉心・

原子炉出入口温度差：155℃

・

炉心燃料外接円径：6.1m 以下 (遮へい体外接円径 8.1m /炉容器径 11m に対応)
燃料バンドル部圧損：0.2MPa 程度以下

・

被覆管内径：8.98mm 以下（炉心平均比出力制限≧40kW/kg-MOX）・

燃料集合体全長：5.4m 以下

・

増殖比：1.1 程度(b) 制限条件
・

CDF：0.5 以下

・被覆管最高温度(肉厚中心)：700℃ 以下

・

最大線出力：430 W/cm 以下

・

ボイド反応度：6 $ 程度 以下(c) クリープ強度
・

クリープ破断強度式：PNC-FMS 鋼暫定評価式[6] [10]・

内外面腐食式：ODS 鋼暫定評価式[9](ii) 評価結果
表 2.5.1-1 に、炉心・燃料仕様のサーベイ計算結果を示す。代表炉心の被覆材のみを
PNC-FMS 鋼に変更した場合には、原子炉出口温度が 488℃まで低下する。これに対して燃料集合体全長を 5.1m とし下部ガスプレナム長さを 1,480mm に伸ばし、軸方向ブランケッ
ト厚さを上下それぞれ基準仕様より 10cm 厚く（上下 30cm）にするとともに、炉心燃料外接円径を 5.8ｍとし被覆管を厚肉化したケースでは、原子炉出口温度が 503℃となる。ただし、燃料バンドル部圧損が若干増大し、ブランケット燃料を含めた全炉心取出平均燃焼度は816

77GWd/t に低下する。
炉心燃料外接円径を 6.1m とし、燃料集合体全長を 5.4m としたケースでは、原子炉出口
温度が 507℃となるが、増殖比が 1.007 となり要求性能を満足しない。軸方向ブランケット
厚さを上下それぞれ基準仕様より 20cm 厚く（上下 40cm）することで増殖比の要求性能は満足するものの燃料集合体全長が 5.8m、燃料バンドル部圧損が 0.25MPa となり条件を満足しない。
以上の結果より、被覆管材に PNC-FMS 鋼を採用した代替材炉心として、燃料集合体全長が 5.1m、炉心燃料外接円径を 5.8m とした原子炉出口温度 503℃の炉心を選定した。
表 2.5.1-2に、炉心の主要仕様および特性を示す。なお、前記 2.2.2.1 項(ⅵ)の工学的安全係数の合理化を反映すれば出口温度は 520℃程度とすることが可能となる。
(2) 金属燃料炉心
(i)

検討条件
(a) 炉心・燃料仕様および性能
・

炉心：大型金属燃料高出口温度型平衡期炉心・

原子炉出入口温度差：155℃

炉心燃料外接円径：6.1m 以下 (遮へい体外接円径 8.1m /炉容器径 11m に対応)
・

燃料バンドル部圧損：0.2MPa 程度以下

・

燃料集合体全長：5.4m 以下

・

増殖比：1.03 程度(b) 制限条件
・

CDF：0.5 以下

・被覆管最高温度(内面)：650℃ 以下

・

最大線出力：500 W/cm 以下

・

ボイド反応度：8 $ 程度 以下(c) クリープ強度
・

クリープ破断強度式：PNC-FMS 鋼暫定評価式[6] [10]・

内外面腐食式：ODS 鋼暫定評価式[9](ii) 評価結果
表 2.5.1-3 に、炉心・燃料仕様のサーベイ計算結果を示す。代表炉心の被覆材のみを
PNC-FMS 鋼に変更した場合には、原子炉出口温度が 532℃まで低下する。これに対して燃料集合体全長を 5.4m とし上部ガスプレナム長さのみを 2,605mm に伸ばしたケースでは原
子炉出口温度が 541℃となり、更に炉心燃料外接円径を 5.8ｍとして被覆管を厚肉化したケースでは燃料バンドル部圧損が若干増大するものの原子炉出口温度は 548℃となる。また、
炉心燃料外接円径を 6.1ｍとして被覆管を厚肉化したケースでは原子炉出口温度が 549℃となるが、炉心燃料外接円径を 5.8ｍとしたケースからの温度上昇は 1℃である。
以上の結果より、被覆管材に PNC-FMS 鋼を採用した代替材炉心として、集合体全長を817

5.4m、炉心燃料外接円径を 5.8ｍとした原子炉出口温度 548℃の炉心を選定した。表 2.5.1-4に、炉心の主要仕様および特性を示す。代替材炉心の性能は運転サイクル長さが約 30 ヶ月に伸び、その他は ODS 鋼を採用した炉心と同等である。
2.5.2 12Cr 鋼代替鋼材を用いた冷却系概念
ナトリウム冷却炉の冷却系配管、熱交換器で採用が予定されている 12Cr 鋼の代替材として、実証炉設計でも検討された Mod.9Cr-1Mo 鋼（以下、9Cr 鋼と表記）に変更した場合、物性値の相違に伴う構造健全性や経済性に及ぼす影響を検討した。
(1) １次系配管の成立性
HL 配管を対象に、配管材質を 12Cr 鋼と 9Cr 鋼とした場合の熱膨張解析を実施した。解析
モデルと温度条件を図 2.5.2-1 に示す。また、解析で用いた縦弾性係数と平均熱膨張係数を 12Cr
鋼と 9Cr 鋼を比較して図 2.5.2-2 に示す。代表部位における発生応力を図 2.5.2-3 に示す。図2.5.2-2 に示したように、12Cr 鋼と 9Cr 鋼の熱膨張係数の差が小さいことから発生応力の増加割合は小さく、発生応力が最も大きいエルボ部で約 10MPa の増加（226MPa→236MPa）に留まる。エルボ部の制限条件は 12Cr 鋼で 390MPa、9Cr 鋼で 325MPa であり、設計上裕度は小さくなるものの配管引き廻しへの影響はない見通しを得た。
また、手動トリップ時の HL 配管 Y ピース部の熱過渡応力を評価した結果、制限条件 410MPaに対して約 303MPa となり、9Cr 鋼に変更した場合においても、健全性を確保できる見通しを得た。
(2) ポンプ組込型 IHX の物量
9Cr 鋼の場合には、12Cr 鋼より熱伝導率が約３％低下する。このため、伝熱管の必要伝熱面積が約２％増加し、管束部外シュラウド径が 10～20mm 増加するが、物量への影響は軽微である。また、IHX 胴径は上部プレナム側での要因で決まっているため、配置への影響もない見通しである。
(3) ２重管直管型 SG の物量
9Cr 鋼の場合には、12Cr 鋼より強度が低下するため、伝熱管内を流れる水・蒸気系圧力に対する必要肉厚が増加する。外管口径を 19mm 一定とした場合、伝熱管肉厚は 2.7mm から 3.1mmまで増加するため、伝熱性能が低下する。この結果、伝熱管本数が約５％、必要伝熱面積が約６％増加する。さらに管板部の径及び板厚増加も相まって、SG の物量は約 13％増加（655ｔ→740ｔ）し、プラント建設費としては約１％の増加となる。
2.5.3 IHX／ポンプ分離型１次冷却系概念
レファレンスプラントでは、革新的な技術としてポンプ組込型 IHX を採用しているが、既存技術を使用した代替案の一つとして、IHX と１次ポンプを分離配置したプラントの検討を行った。
(1) 分離配置の検討
大型炉の検討結果を基に、１次ポンプと IHX に分離配置した場合の原子炉構造及び１次系の818

基本仕様を概念設計し、プラント全体の概念を具体化した。
まず、１次系配管の引回し方法について、経済性、保守・補修性を考慮して、１次系配管が簡素な引回しとなる以下の概念を選定した。
・IHX：

２次ナトリウムセンタイン方式

・１次系ミドルレグ配管：

U 字型配管引回し、48B

・１次系コールドレグ配管：ポンプ上部吐出のＬ字型配管引回し
１本／ループ、48B
原子炉構造については、コールドレグ配管口径が増加したことに対応する構造概念を検討した。その結果、容器径は 10.87m、軸長は、21.4m となった。
選定した基本概念に基づき、１次冷却系の系統設計、主要機器構造概念を検討した。その結果、IHX は伝熱管本数 9120 本、有効伝熱長さ 6000mm となり、１次系ポンプは 79mNa の揚程で、軸動力 9500kW の構造とした。また、１次系配管のミドルレグ配管とコールドレグ配管の熱膨張応力解析を行い、構造健全性が確保できることを確認した。
これらの設備概念の検討結果を反映して、原子炉建屋配置計画を検討した。その結果、建屋容積は 165,000m3 となり、レファレンスプラントより、約 9%増加した。
図 2.5.3-1 に系統の概要を、図 2.5.3-2 に原子炉建屋配置図を示す。
(2) 経済性評価(1)の機器・構造物の検討成果を基に、主要物量を算出し、経済性評価を行った。その結果、原子炉構造及び１次系機器の物量は 2060ｔとなり、143ｔ増加した。また、プラント建設費は約３％増加した。
(3) レファレンスプラントとの比較
表 2.5.3-1 にレファレンスプラントとの比較評価結果をまとめる。表 2.5.3-1 に示すように、機器（ポンプ及び IHX）の成立性でやや優れるものの、安全性、保守・補修性、経済性はレファレンスプラントの方が優れる結果となった。
2.5.4 電磁ポンプ組込型 IHX 概念(1) 概要レファレンスプラントでは機械式ポンプ組込型 IHX を採用しているが、代替案の一つとして
電磁ポンプ組込型 IHX のプラント概念を具体化した。
(2) 検討条件
原子炉電気出力をパラメータとして、各出力における電磁ポンプ組込型 IHX 構造を具体化した。ダクト内流速は従来の電磁ポンプの実績を考慮して 10m/s に制限した。主要な検討条件を以下に示す。
・

原子炉電気出力：1500、750、300MWe・

電磁ポンプ型式：

ALIP（Annular Linear Induction Pump）

・

定格流量：

636、318、127m3/min

・

定格揚程：

70mNa（ポンプ部圧力損失は別）

819

・

定格温度：

395℃

・

ダクト内流速：10m/s(3) 構造概念の検討
電磁ポンプ組込 IHX の構造概念を図 2.5.4-1 に示す。電磁ポンプは各 IHX に 2 基直列に配置している。IHX 管束およびシェルの材質は 12Cr 鋼となっているが、電磁ポンプのダクトは非磁性体とする必要があるためオーステナイト系ステンレスを用いている。IHX シェルと電磁ポンプの異材接合は電磁ポンプ断熱層上部の低温に保たれた部分でフリーズシールにより行う設計とする。電磁ポンプステータの冷却は流路ダクトおよび外側ステータ部に設置された吐出口から IHX 下部へのリークフローにより実施される。各出力における電磁ポンプの 2 基直列のうち 1 基当りの仕様を表 2.5.4-1、IHX 管束部の仕様を表 2.5.4-2 に示す。従来の開発から電磁ポンプについてはダクト内流速を 12.5m/s まで向上できる可能性がある。この場合は 750MWe
電気出力のシステムにおいて機械式ポンプと同等のポンプ配置スペース径を達成する可能性を有している。
(4) 機械式ポンプ組込型 IHX との比較
(i)

効率
ポンプ効率は機械式 78%、電磁ポンプ 45%程度であるため所内負荷率は電磁ポンプを用いたシステムの方が増加する。ただし、電磁ポンプの冷却はナトリウムにより行われるため、廃熱を回収して発電することにより、総合的な効率としては同等程度を達成できる可能性を有する。

(ii) 運転制御性
電磁ポンプは振動が小さいのに対して、機械式ポンプでは回転振動にともなう IHX の共振が懸念される。このため機械式ポンプでは危険速度を設定して、共振回避する運転制御が要求されるのに対し、電磁ポンプは自由度のある運転が可能である。
フローコーストダウンについては電磁ポンプは機械的な稼動部を有していないため、電気的にフローコーストダウンを行う必要がある。このため電源に MG セット、同期発電機、蓄電池等を設置することにより、外部電源が喪失した場合においても十分信頼性のあるフローコーストダウンが達成できる対策を行う必要がある。
(iii) 保守補修性
機械式ポンプはブローダウン用アルゴンガス系、潤滑油系、モータ冷却系を有しそれらの保守補修が必要であり、上部メカニカルシール、潤滑油、アルゴンガスが消耗品となる。電磁ポンプの保守は電源系およびステータ部の温度の監視、消耗品としてはケーブル貫通部のO リングが考えられる。
(iv) 物量
機械式ポンプ組込型 IHX と電磁ポンプ組込型 IHX の物量を比較して図 2.5.4-2 に示す。電磁ポンプはダクト内流速を制限しているため、流量に比例してダクト径が増加する。このため出力が大きくなると配置寸法が増加する傾向があり、IHX 全体物量が機械式ポンプを比較して大きくなっている。図よりダクト内流速を 10m/s とした場合は、電磁ポンプと機械式ポンプで物量が交差する電気出力は 500MWe 程度と考えられ、それ以上の電気出力において820

は機械式ポンプ組込型の方が物量が小さくできることが明らかになった。
2.5.5 単管ヘリカルコイル型 SG を用いた概念
原型炉 SG や実証炉 SG での運転や研究開発の実績があり、多くの知見を有していることから単管としては高い信頼性を確保できるヘリカルコイル型蒸気発生器を直管２重管型蒸気発生器の代案とすることとしている。
ヘリカルコイル型単管 SG は直管２重管 SG と比較して、不安定流動防止や管束部温度分布に対して有利であり、また胴ベローズが不要でコンパクトになるなどの特長がある。
一方、伝熱管がらせん形状をしており、かつ管－管溶接が必要になることから２重管にすることが困難であり、単管としている。また、伝熱管の検査についても直管 SG と比較すれば、プローブ挿入性の観点などで欠陥検出性能が劣る。このため、伝熱管破損による水リークの発生を確実に避けることは困難であり、水リークを想定しその影響を評価するとともに、破損伝播を最小化する方策について検討することとした。
また、実用炉の SG はスケールメリットによるコスト追求のため、大型化しておりこれに伴う、熱流動への影響についても評価する。ヘリカルコイル型 SG は管束部での温度分布が不均一になっても、直管型 SG の様な伝熱管座屈の課題は発生しない。しかし、各伝熱管の蒸気出口温度が大きく異なった場合、蒸気管板のリガメント部での応力が発生し管板への構造健全性へ影響を与える。また DNB 点（注１）がヘリカルコイル伝熱管の管-管溶接箇所と一致することも避けなけ
ればならない。よって、管束部の多次元熱流動解析を実施して温度分布特性を評価し、構造健全性が確保されることを確認することとした。
注１（DNB 点）：Departure from Nucleate Boiling Point の略。伝熱管の水側沸騰領域では熱伝達の良好な核沸騰域とこれと相対的に良好でない膜沸騰域が存在し、この境界部を DNB 点という。DNB 点は伝熱管内において常に軸方向に局所的に変動しており、熱伝達率の違いにより伝熱管内壁の温度振動となって現れる。これが伝熱管の熱疲労に影響するため、SG 設計において DNB 点と伝熱管同士の溶接箇所が一致しないようにしている。DNB 点の存在位置は予め予測可能であるが、ヘリカルコイル SG において伝熱相互の温度分布が大きいと伝熱管毎に DNB 点の位置が大きく異なり溶接部を避ける設計が困難となる。
(1) 単管ヘリカルコイル型 SG の構造と主要目
図 2.5.5-1 に単管ヘリカルコイル型蒸気発生器の構造図と主要目を示す。有液面一体貫流方式であり、蒸気発生器内の上部に２次系コールドトラップ２基及び崩壊熱除去システムの伝熱コイルを内蔵する。伝熱管を含む蒸気発生器の構造材料は強度や低熱膨張率の観点で 12Cr 系鋼を用いる。
２次ナトリウムは胴側面の上部ノズル部（一カ所）から流入し、流配機構である堰と多孔板を通過してヘリカルコイル管束部の上部に流入する。その後、ナトリウムは下降し、ヘリカル
コイル管束部では伝熱管に対して直交流となって水・蒸気系に熱を伝える。熱交換を終えたナトリウムは蒸気発生器下部側面のノズルから流出する。一方、水は蒸気発生器の下部給水プレ
ナムから流入し、ヘリカルコイル伝熱管内を上昇し、上部の蒸気プレナムから過熱蒸気として

821

流出する。
(2) ヘリカルコイル型 SG の熱流動評価(i)

入口プレナム流動特性評価
大型炉のヘリカルコイル型 SG を対象とした流動解析を行い、入口部の多孔板整流構造の効果、自由液面部の流速予測、管束部入口の流速分布を評価した。
ヘリカルコイル型 SG の構造概念及び流動解析モデルを図 2.5.5-2 に示す。２次系ＨＬ配管と接続する入口ノズルは１箇所となっており、入口プレナムへの流入速度を周方向に均一化するため、入口部の周方向にわたって２枚の円筒形多孔板を配置した。円筒形多孔板の孔配列については、外側は上段に、内側は下段に集中配列している。この構造により、ノズルからの冷却材は、外筒と外側多孔板で囲まれたアニュラス部を通って周方向に流れ、外側多孔板流路孔から下降して内側に流入し、内側多孔板でさらに整流されて入口プレナムに向かう。入口プレナムに流入した冷却材は、ＳＧ内部のヘリカルコイル管束部に流入する。
解析モデルは、ナトリウム自由液面から SG 中間部までとしており、入口プレナムに配置される IRACS 外胴や２次系ＣＴ、バッフルプレート等の構造物も模擬している。なお、伝熱管（約 800 本）については流れに対する抵抗を与えるポーラスモデルを使用している。
図 2.5.5-3 に入口プレナムでの流動解析結果を示す。
図(a)は、鉛直断面での全体流況を示す。内側多孔板から流入した冷却材の大部分が管束部に向かう傾向を示す。
図(b)は、自由液面直下の水平方向流速ベクトルを示す。ノズルでの入口流速 10m/s に対し、二重多孔板構造を介して入口プレナムに流入する結果、液面部の最大流速は 0.75m/s まで低減している。なお、液面部のガス巻き込み防止の観点から、水平方向流速をさらに低減させるため、今後内側多孔板の開口率を拡大して流入速度を抑制するとともに、液面近傍にグレーチングを配置して整流化を促進する構造対応を図る予定である。
図(c)は、内側多孔板からの流入流速（１～10 段の流路孔の平均値）の周方向分布を示す。
平均流入流速を見ると、入口側約 8.1m/s～180°側約 7.7m/s で分布しており、多孔板構造に
よりプレナム部に流入する冷却材の周方向流速分布を±３％の範囲で均一化できる。
また、管束部への流入状況を図(d)に示す。管束部上端より 1/8 高さ位置で、軸方向の流入
流速は、径方向にほぼ均一化しており、ヘリカルコイルの抵抗により軸方向の流入流速は管束部の上方で整流される結果となった。

(ii) 管束部の伝熱流動特性評価
大型炉用ヘリカルコイル型ＳＧでは、交換熱量の増大に伴い、コイル層数が原型炉 SG の約３倍となっている。このため、ナトリウム及び水側流量配分が層間によって異なる可能性があり、蒸気出口温度にばらつきが生じる可能性がある。そこで、管束部領域の定格時の多次元熱流動解析を実施して、空間分布特性を評価した。
図 2.5.5-4 に、SG 胴側の解析モデル（Ｒ－Ｚ２次元体系）を示す。解析領域は、軸方向は基準液位から下部ヘッダまで、径方向は内筒外側から外胴までとしている。一方、管側は、給水入口ヘッダから蒸気出口ヘッダ間を伝熱管層数に対応して 41 チャンネルでモデル化した。入口境界条件としては、胴側（流配板部でのナトリウム入口温度、流入流速）、管側（給822水ヘッダ入口部での給水温度、給水流量）をそれぞれ与え、各層出口蒸気温度分布・流量配分、ナトリウム流速・温度分布等を求めた。
当初の構造案で評価した結果、コイル層間での給水流量配分の差が大きくなり蒸気管板部
での温度差が拡大する傾向を示した。そこで、給水流量配分を均一化する以下の方策を講じて、再評価を実施した。
①

最内層のヘリカルコイル巻き径を 1.5m として、層数を５層減少させる。

②

伝熱管本数を増加させて管内質量流束を低下させる。

③

ヘリカルコイルの巻上げ角度を６度から 7 度として伝熱管を短くする。

解析結果を図 2.5.5-5 に示す。蒸気管板部における層間最大蒸気温度差は約８K、流量比の差は約９％となり、各層の軸方向温度分布も均一化する見通しを得た。
(3) 水リーク対策設備
ナトリウム加熱型蒸気発生器の伝熱管が破損し、ナトリウム・水反応が発生した場合の設備対策は、図 2.5.5-6 に示すように、i)水リーク検出システム、ii)水ブローダウンシステム及び iii)
耐ナトリウム・水反応伝熱管の３つから構成されている。
ここでは単管 SG で水リークが発生した場合においてその影響範囲をできるだけ小さくする
ために以上の３つの要素をそれぞれ高度化し、これらを組み合わせたシステムによるウェステージ破損を評価した。また高温ラプチャー発生の有無についても評価した。
水リーク検出システムについては、早期検出のために SG 下部ナトリウムプレナム内に設置可能な小型水素計を想定した。給水ブローダウンシステムについては、図 2.5.5-7 に示すように、給水配管からの放出バルブを並列に３つ設置し水ブローの進捗に合わせて順次開放することで、ブロー量を促進させる構成とした。伝熱管については 9Cr 鋼などに比べて耐ウェステー
ジ性に優れる 12Cr 鋼を採用し、また伝熱管の肉厚を 10％厚くして 3.6mmt とした。
本システムにおける伝熱管破損解析結果を、従来型の水リーク対策設備と比較した。この結果を図 2.5.5-8 に示す。同図では初期水リーク率をパラメータとして、最大水リーク率、開口
破損伝熱管本数及びプラグすべき伝熱管本数の着眼点で比較したものである。高度化システム
ではウェステージにより隣接管は破損することはなく、また補修時にプラグすべき伝熱管本数
も、発生頻度が多くなると考えられる初期水リーク率 10g/sec 以下では数本程度であり、水リークの影響範囲を十分に局限化できる可能性のあることがわかった。
高温ラプチャー型破損解析結果を図 2.5.5-9 に示す。通常のブローシステム及び急速ブロー
システム共に、伝熱管のクリープ損傷和は１を超えることなく、また内圧による相当応力も管強度を超えないため、発生しないことが明らかとなった。
(4) コスト評価
ヘリカルコイル SG と直管２重管 SG の重量を比較すると、それぞれ 475ton 及び 500ton である。伝熱管の２重管化等の製作工程を考慮すれば、ヘリカルコイル SG 製作費は直管２重管 SGのそれの約 60%程度であると考えられる。しかし、Na 加熱型蒸気発生器の経済性については、Na・水反応の稼働率などへの影響を避けて評価することはできない。
まず、単管ヘリカルコイル SG に対しては、過去の Na 加熱型 SG のデータベースに基づく伝熱管単位長さ及び溶接箇所あたりの破損頻度から、水リーク発生回数を推定することができる。

823

これによると、SG１基あたり発生頻度は約 0.1(回/基・年)となり、プラント寿命中のトータルの
水リーク発生回数は 12 回程度と見積もられている。一方、伝熱管破損規模については破損伝播解析結果から、一回の水リークあたり７～１５本をプラグする必要がある。伝熱面積の 10％（伝熱管約 80 本）をプラグしたら所定の熱交換性能が得られなくなるため、1 回のプラグ本数と水リーク発生回数の両者を考慮すれば、プラント寿命中に２～３基程度新規の SG と交換することが想定される。これにより SG のプラグ補修や SG 交換に伴う長期間の計画外停止となり、稼働率への影響は避けられない。
一方、２重管 SG については、単管の破損率から、２重管の同じ箇所で同時に内外管同時破損する確率を計算すると非常に小さく（10-5 回/年・基オーダー）、Na・水反応は実質的に排除できると考えられる。内管のみまたは外管のみの破損は考えられるものの、2 重壁構造により運転中の水リークには至らない。この場合はプラント定検中に２重管 ISI により欠陥を見つけプラグすることで対応する。伝熱管及び管-管板継手の破損事例から、プラグ本数を推定するとプラント寿命中トータルで 100 本程度に及ぶと推定される。しかし、SG の伝熱面積余裕を越えることはな
く SG 交換は必要ない。
この様に、単管ヘリカルコイル SG では、製作コストは安くなるものの、稼働率や SG 財産保護の観点も含めた総合的な経済性では、２重管 SG に比べて低下する。
2.5.6 電磁ポンプを採用した２次系の検討
中型炉の２次主冷却系に電磁ポンプを採用した概念を構築し、ポンプ本体及び２次系全体の成立性を評価するとともに、電磁ポンプの特長（配置の自由度が高い、静的機器のためメンテナン
ス性に優れる等）を活かした建屋配置、定検期間、保守補修性等を検討した。
(1) ２次系全体構成
初めに、直管蒸気発生器(SG)及びヘリカル SG と電磁ポンプを組み合わせた場合の最適な系
統構成を選定するため、ポンプ基数、ポンプ合体・分離、配置スペース、配管長さ、機器の補修性等により比較検討した。その結果、図 2.5.6-1 に示すシステム１（直管 SG と電磁ポンプの分離）、システム２（ヘリカル SG と電磁ポンプの合体）の２つの概念を選定し、それぞれの概念を具体化した。
システム 1 は直管 SG と電磁ポンプを分離配置し、コールドトラップ(CT)はナトリウム漏えいポテンシャル低減の観点から電磁ポンプに内蔵とした概念であり、システム２はヘリカル
SG と電磁ポンプを合体し、電磁ポンプの中に CT を内蔵した概念である。いずれもナトリウ
ム漏えい対策として、２次系機器及び配管はエンクロージャ付き構造とし、配管径はホットレグ(HL)：32B×２（流速 9.4m/s）、コールドレグ(CL)：44B（流速 9.0m/s）とした。
電磁ポンプは入口部での流速分布の不均一性が流動不安定の原因になるため、入口部での流速が以下の条件を満たすように構造概念を具体化した。
・流れ方向流速分布が平均流速の±５％以内
・周方向旋回流速が、流れ方向平均流速の±５％以内
この検討の結果、システム１のポンプ入口部においては、流れ方向の流速分布が大きくなり、
平均±５％以内を満足させるため入口部の直管部が８m を超える長さとなった。
電磁ポンプを採用した２次主冷却系配管の構造健全性では、熱荷重及び地震荷重に対する健824

全性を評価し、その結果、システム１及びシステム２ともに健全性の見通しを得た。また、シ
ステム１及びシステム２に対する安全設計要求として電源喪失時要求条件の検討を行った結果、外部電源喪失時に電磁ポンプ（２次系）のフローコーストダウンを考慮しなくとも、炉心燃料の健全性は確保できる見通しを得た。
(2) ２次系の物量及び経済性
前述の検討結果を基に建屋配置検討及び物量を算定した。図 2.5.6-2 及び図 2.5.6-3 にシステ
ム１及びシステム２の配置図を示す。
２次系全体の重量では SG のウエートが大きく、ヘリカル SG に対し直管 SG が軽量なため、
システム１がシステム２に対し約 40ｔ軽い 526ｔと算定された。しかしながら部屋容積に関しては、システム１は直管 SG と電磁ポンプを分離しているため、配管及び機器の設置スペースが増大し、システム２の 3800m3 に対し６割以上大きい 6300m3 となった。また、機械式ポンプとの概略比較においては、重量においてはいずれも電磁ポンプを採用した方が有利であるが、部屋容積に関してはシステム２で同等、システム１では不利になる結果となった。
以上より経済性の観点から電磁ポンプを２次主冷却系に採用する場合は、ヘリカル SG との合体においてその有利性が現れるということがわかった。
2.5.7 水プール直接貯蔵方式等の代替燃料取扱システム(1) 概要EVST 方式の代替案として、更なる設備の合理化を狙って、従来と異なる観点（２集合体同時移送、炉上部から直接ガス中移送、サイクル側との取り合い条件の変更など）で水プール直接貯蔵方式を含めて代替案の候補概念を摘出し、有望案を検討した。
摘出した代替案は、以下の５つであるが、案 4 及び案 5 はサイクル(再処理)条件の見直し、変更が必要となるため具体化検討の対象とはしていない。
案１：裸燃料取出し機器合体台車移送（以下、案３までは水プール直接貯蔵方式の改良案）
案２：ナトリウムポット台車＋裸燃料セル移送
案３：裸燃料取出しセル内・水シュート移送
案４：ナトリウム貯蔵後直接水キャスク移送案５：集合体解体後移送(2) 検討内容抽出した案 1、案 2 および案 3 について予備評価を行った結果、再処理システムを含めた全体としてのコストダウンに繋がることおよび機器構成からプラント側設備のコストダウンポテ
ンシャルが高いことから案 1 及び案 3 を選定し、設備構成の検討を行った。
案 1 の裸燃料取出し機器合体台車移送方式の設備概念を図 2.5.7-1 に、案 3 の裸燃料取出し
セル内・水シュート移送方式の設備概念を図 2.5.7-2 に示す。
両代替システム案について燃料交換時間、物量見通し、安全性、運転性、保守補修性、開発課題などの比較評価を行った。その結果を表 2.5.7-1 に示す。両案とも安全性、運転性、保守
補修性いずれも EVST 方式概念に対して対策が必要である。また、燃料交換時間は EVST 方式
概念より増えるが実証炉並みである。燃料取扱設備物量は両案とも同等で、ガス冷却系物量の825

不確実性は残るが、設備物量低減の可能性がある。しかし、案 3 では炉上部配置との整合性の課題が残り、遮へい厚削減のため鋼製遮へい壁を用いる場合には遮へい体物量が 1000t 以上増加する。また、共通の課題としては、高発熱燃料に対応できる 2 集合体グリッパの開発、高発
熱燃料移送時冷却のための密封式大容量ブロワの開発、合体移送機の開発等が挙げられる。
(3) まとめ
EVST 方式の代替案として２つのシステム概念を選定し、検討した。両案とも物量削減のポ
テンシャルはあるが、具体化には多くの開発課題を有していることが分かった。

826

827

＊

%

構造材

wt%

Pu富化度(Pu/HM；内側/外側)

644
0.5

℃
℃
－
MPa

原子炉入口温度

被覆管最高温度(肉厚中心) ＊被覆管CDF

燃料バンドル部圧損

0.22

333

488

℃

原子炉出口温度

90
1.10

－

GWd/t

全炉心(ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄを含む)

147

2.3

18.3 / 20.9

6.8

5.6

25.8

43.9

206.0

4.6

255

2,870

1,100

0.71

10.4

PNC-FMS鋼

96

100

増殖比

取出平均
燃焼度

GWd/t

炉心

%Δk/kk'

m

燃焼反応度

m

遮へい体外接円径

体積比

%

m

全長
mm

－

燃料ピン本数

燃料mm

全長

集合体配列ピッチmm

下部ガスプレナム長さ

炉心燃料外接円径

集合体

燃料要素

mm

肉厚

－

材料
mm

体

径方向ブランケット燃料集合体数

外径

体

被覆管

cm

軸方向ブランケット厚さ
炉心燃料集合体数(内側/外側/合計)

ホットスポット値

炉
心
性
能
・
特
性

炉
心
・
燃
料
仕
様

20 / 20288 / 274 / 562

cm

炉心高さ

26.3

3,570

ヶ月

基準仕様
(代表炉心寸法)MWt

単位

運転サイクル長さ

目

0.22

0.5

656

345

500

1.06

89

148

3.0

20.2 / 22.7

7.0

5.8

28.5

40.8

213.8

4.9

←

3,070

1,480

0.93

10.8

←

←

←

←

←

←

←

基準ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ厚さ

0.23

0.5

659

348

503

1.11

77

146

2.9

20.1 / 22.6

←

←

←

←

←

5.1

←

3,270

←

←

←

←

←

←

30 / 30←←←

ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ厚さ増加

炉心外接円径 5.8m

0.22

0.5

670

352

507

1.01

87

148

3.8

22.4 / 24.8

7.4

6.1

32.4

37.4

223.4

5.4

←

3,520

1,930

1.20

11.4

←

←

←

20 / 20←←←

基準ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ厚さ

0.25

0.5

673

355

510

1.09

66.9

146

3.7

22.3 / 24.8

←

←

←

←

←

5.8

←

3,920

←

←

←

←

←

←

40 / 40←←←

ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ厚さ増加

炉心外接円径 6.1m

大 型 MOX 燃 料 高 内 部 転 換 型 ODS 鋼 代 替 材 炉 心 の サ ー ベ イ 結 果 ［ 導 入 期 炉 心 ］

炉心熱出力

項

表 2.5.1-1

表 2.5.1-2

大 型 MOX 燃 料 高 内 部 転 換 型 ODS 鋼 代 替 材 炉 心 の 主 要 仕 様 お よ び 特 性［導入期炉心］
項

目

評価値

炉心熱出力 (MWt)

炉
心
・
燃
料
仕
様

3,570

原子炉出口／入口温度 (℃)

503 / 348

[工学的安全係数合理化(案)を適用した場合][ 520 / 365 ]

運転サイクル長さ (ヶ月)26.3

燃料交換バッチ数4

炉心高さ (cm）100

軸方向ブランケット厚さ[上部/下部] (cm)30 / 30

炉心燃料集合体数[内側/外側/合計］

288 / 274 / 562

径方向ブランケット燃料集合体数96

燃料被覆管外径 (mm）10.8

燃料被覆管肉厚 (mm）0.93

燃料要素下部ガスプレナム長さ (mm)1,480

燃料要素全長 (mm)3,270

燃料集合体全長 (mm)5.1

集合体配列ピッチ (mm）213.8

炉心燃料外接円径 (m)5.8

遮へい体外接円径 (m）7.0

Pu富化度[Pu/HM；内側/外側] (wt%）
取出平均燃焼度 (GWd/t）

炉
心
特
性

20.2 / 22.6

炉心

146

全炉心[ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄを含む]

77

燃焼反応度 (%Δｋ/kk'）

3.0

増殖比

1.11

最大線出力[内側/外側］ (W/cm）
最大高速中性子照射量

＊１

(×10

23

415 / 415
2

n/cm ）

4.6

初装荷核分裂性Pu重量 (t/GWe）6.0

ボイド反応度 ＊２ [平衡末期] ($)

5.3

被覆管肉厚中心最高温度[ﾎｯﾄｽﾎﾟｯﾄ値] (℃)

659

被覆管CDF0.50

燃料バンドル部圧損 (MPa)

0.23

＊１

Ｅ≧0.1ＭｅＶ＊２

非均質効果考慮

828

829

＊

－
m
mm
%
%

燃料ピン本数集合体配列ピッチ

燃料

構造材

全長

℃

原子炉入口温度－MPa

被覆管CDF

燃料バンドル部圧損℃℃

原子炉出口温度

被覆管最高温度(内面)

－

増殖比

GWd/t

wt%

Pu富化度[Pu/HM]

取出平均燃焼度ヶ月

運転サイクル長さ%Δk/kk'm

遮へい体外接円径

燃焼反応度

m

＊

mm

全長

体積比

mm

炉心燃料外接円径

集合体

燃料要素

mm

mm

外径

上部ガスプレナム長さ

－

材料

肉厚

体

被覆管

cm

燃料集合体数(内側/外側/合計)

ホットスポット値

炉
心
性
能
・
特
性

炉
心
・
燃
料
仕
様

MWt

単位

炉心高さ

目

0.21

0.5

619

377

532

1.03

100

0.48

12.4

21.5

5.9

4.8

24.0

40.9

172.4

4.6

331

2,870

1,850

0.42

7.2

PNC-FMS鋼

327 / 318 / 645

95

3,570

基準仕様
(代表炉心寸法)

0.26

0.5

628

386

541

←

←

←

←

←

←

←

←

←

←

5.4

←

3,625

2,605

←

←

←

←

←

←

ガスプレナム伸長

0.22

0.5

641

393

548

1.03

100

0.52

12.5

30.0

7.0

5.8

28.4

40.3

204.7

←

←

←

←

0.78

9.1

←

←

←

←

炉心燃料外接円径 5.8m

0.20

0.5

642

394

549

1.03

100

0.54

12.5

34.0

7.5

6.1

29.3

40.1

218.8

←

←

←

←

0.90

9.8

←

←

←

←

炉心燃料外接円径 6.1m

ガスプレナム伸長＋被覆管厚肉化

大 型 金 属 燃 料 高 出 口 温 度 型 ODS 鋼 代 替 材 炉 心 の サ ー ベ イ 計 算 結 果 ［ 平 衡 期 炉 心 ］

炉心熱出力

項

表 2.5.1-3

表 2.5.1-4 大型金属燃料高出口温度型 ODS 鋼代替材炉心の主要仕様および特性［平衡期炉心］
項

目

評価値

炉心熱出力 (MWt)3,570

原子炉出口／入口温度 (℃)

炉
心
・
燃
料
仕
様

548 / 393

運転サイクル長さ (ヶ月)30

燃料交換バッチ数

3

炉心高さ (cm）95

炉心燃料集合体数[内側/外側/合計］

363 / 282 / 645

燃料被覆管外径 (mm）9.1

燃料被覆管肉厚 (mm）0.78

燃料Zr含有率[内側/外側] (wt%）

10.0 / 6.0

燃料スミア密度[内側/外側] (%)

72 / 75

燃料要素上部ガスプレナム長さ (mm)2,605

燃料要素全長 (mm)3,625

燃料集合体全長 (m)5.4集合体配列ピッチ (mm）204.7

炉心燃料外接円径 (m)5.8

遮へい体外接円径 (m）7.0

Pu富化度[Pu/HM] (wt%）

12.4

取出平均燃焼度 (GWd/t）

100

燃焼反応度 (%Δｋ/kk'）

0.45

増殖比

1.03

最大線出力[内側/外側］ (W/cm）
炉＊１(×10 23 n/cm2）
心 最大高速中性子照射量
特 初装荷核分裂性Pu重量 (t/GWe）
性ドップラ係数 ＊２ [Tdk/dT;平衡末期]

258 / 303
5.3
5.7
-4.3×10 -3ボイド反応度 ＊２ [平衡末期] ($)

6.7

被覆管内面最高温度[ﾎｯﾄｽﾎﾟｯﾄ値] (℃)

649

被覆管CDF0.49

燃料バンドル部圧損 (MPa)

0.24

＊１

Ｅ≧0.1ＭｅＶ＊２

非均質効果考慮

830

831

＊

＊：建設費はメーカー評価値

表 2.5.3-1

ポンプ／IHX 分割プラントとポンプ組込型 IHX 採用プラントの比較

表 2.5.4-1 電磁ポンプ組込型 IHX の電磁ポンプ仕様832

表 2.5.4-2 電磁ポンプ組込型 IHX の管束部仕様＊：ナトリウム冷却大型炉（1500MWe）機械式ポンプ組込型 IHX の胴径は 3500mm833

表 2.5.7-1

代替燃料取扱システム概念案の比較評価

834

図 2.5.2-1 HL 配管熱膨張解析モデル、温度条件

835

2.00E+05
1.75E+05

1.50E+05
12Cr鋼
9Cr鋼

1.25E+05

1.00E+05
0

100

200

300
400
温度 （℃）

500

600

700

15

平均熱膨張係数 （10 -6/℃)

縦弾性係数 （N/mm2)2.25E+05

12
9

6
12Cr鋼
9Cr鋼

3

0
0

100

200

300
400
温度 （℃）

500

図 2.5.2-2 縦弾性係数、熱膨張係数の比較

836

600

700

32.77MPa35.42MPa

223.55MPa

235.62MPa14.36MPa15.17MPa［制限条件］
管台部 ：250MPa 以下
エルボ部：390MPa 以下
165.89MPa［制限条件］
管台部 ：215MPa 以下
エルボ部：325MPa 以下
174.81MPa［配管材料：12Cr 鋼］［配管材料：9Cr 鋼］

図 2.5.2-3 HL 配管の熱膨張変形と応力

837

838

図 2.5.3-1 ポンプ／IHX 分離型プラント系統図

図 2.5.3-2 ポンプ／IHX 分離型プラント原子炉建屋配置図

839

図 2.5.4-1 電磁ポンプ組込型 IHX の構造概念図

840

600

物量（ton）

500
電磁ポンプ組込型

400
300

機械式ポンプ組込
型

200
100
0
0

500
1000 1500
電気出力（MWe）

2000

図 2.5.4-2 電磁ポンプ組込型 IHX と機械式ポンプ組込型 IHX の物量比較

841

842

２次ポンプ

コールドトラップ

図図2.6.5-1
2.5.5-1

ヘリカル
コイル
管束部

Na入口

Na出口

単管ヘリカルコイル型SG

給水プレナム

ポンプ組込型IHX

ヘリカルコイル型SG

蒸気プレナム

1785MW
２基

交換熱量
基数

50mm
2.88×106kg/h
2.73×107kg/h
240℃
497℃（17.3MPa）
520℃
335℃

管ピッチ
水・蒸気側
ナトリウム側給水入口
蒸気出口
ナトリウム入口
ナトリウム出口

12Cr鋼475ton重量21.8m／5.06m

910本

本数

高さ／胴内径102.7m

平均長さ

3.3mm

肉厚

材質

主要寸法

定格温度

定格流量

伝熱管

31.8mm

外径8529m2（余裕10%含む）

ナトリウム

管外流体

伝熱面積

水・蒸気

管内流体

SG型式 縦置有液面ヘリカルコイル型

単管ヘリカルコイル型単管SG主要目

843

図 2.5.5-2 ヘリカルコイル型ＳＧ入口プレナム流動解析モデル

外側多孔板

内側多孔板

２次系ＣＴ

ヘリカル
コイル

ＩＲＡＣＳ

入口ノズル

入口流速
10m/s

バッフル
プレート

844

(d)管束部流入流速の径方向分布(b)自由液面直下での水平断面流速ベクトル

図 2.5.5-3 入口プレナム流動解析結果(c)内側多孔板からの流入流速の周方向分布(a)鉛直断面での全体流況

入口
ノズル側

845
Na 出口

有
効
伝
熱
部

Na 入口

図 2.5.5-4 ヘリカルコイル型ＳＧ管束部
熱流動解析モデル

Na 出口

有
効
伝
熱
部

Na 入口

Na 基準液位
Na 基準液位

図 2.5.5-5 水・蒸気側各層の出口蒸気温度と伝熱管１本あたりの流量

IHX/
IHX
ポンプ

846

SG内蔵型
水素計

Na 出口

音響計

Na 入口

H2

大気放出
蒸気隔離弁

給水隔離弁

図 2.5.5-6 水リーク対策設備の高性能化

ブローダウンタンク

SG 急速ブローバルブ（３バルブ方式）

給水 入口- 厚肉伝熱管- 12Cr鋼伝熱管（耐ウェステージ性、高温強度）(3) 耐Na/水反応伝熱管- 急速水ブローダウンシステム(2) 早期Na/水反応事故収束- 音響計(1) 早期水リーク検出- 水素計（SG下部プレナム内のセンサー設置）【】【水リーク対策設備システム構成】

SGブローバルブ

蒸気 出口

蒸気発生器
給水ポンプ

0.0001

0.001

0.01

0.1

タービン

0.1

水リーク率

1

(g/sec)10

SUS321BestFit

2.25Cr-1Mo 鋼 BestFit

12Cr 鋼実験データ
9Cr 系鋼 BestFit

9Cr 系鋼実験データ

9Cr 系鋼と 12Cr 鋼の耐ウェステージ率

第１バルブ

6B

SG

給水

第２バルブ

6B

10秒後開放ブローダウンタンク

第３バルブ

20B

15秒後開放３バルブシステム

ブローダウン曲線（解析結果）

The inlet pressure of SG / MPa

20
15
通常ブローシステム（１バルブシステム）

10

急速ブローシステム（３バルブシステム）
500

第１バルブ開放2040
60Time / sec

80

第３バルブ開放第２バルブ開放図 2.5.5-7
図2.6.5-7

水ブローダウンシステム
847

100

最大水リーク率 / g/sec

10 5
従来型システム

10 4
10 3
10 2
10 1
10 0

高度化システム

開口破損伝熱管本数

10 -1
10 -1

10 0

10 1
10 2
10 3
初期水リーク率 g/sec

876
従来型システム5
4
3
2
10-1 10 0
10 1
10

10 4

高度化システム10 2
10 3
初期水リーク率 g/sec

10 4

プラグ伝熱管本数807060

従来型システム5040

高度化システム

30
20
10
0
-1
10

10

0

1
2
3
10
10
10
初期水リーク率 g/sec

10

4

図
2.5.5-8 ウエステージ伝熱管破損解析結果
図2.6.5-8（単管ヘリカルコイル型SG）

848

（１バルブ通常ブローダウン）（３バルブ急速ブローダウン）［クリープ破損］［クリープ破損］［延性破損］［延性破損］

管壁温度

管壁温度

引張強さ

引張強さ

相当応力

相当応力

図図2.6.5-9
2.5.5-9

高温ラプチャー型伝熱管解析結果（単管ヘリカルコイル型SG）

849

850

ＮｓＬ －８８００

ＮｓＬ －４５０

１次主冷却系

１次主冷却系

ホットレグ
配管（３２Ｂ）

Ｒ

コールドレグ配管（３２Ｂ）

Ｐ

Ｔ

電磁ポンプ
（一体型コールドトラップ内蔵）

Ｔ

Ｐ

直管型
蒸気発生器

Ｌ

図 2.5.6-1

ミドルレグ
配管（４８Ｂ）

Ｆ

２次Ｎａ充填ドレン系

ホットレグ
配管（３２Ｂ）

ＩＨＸ＋ポンプ合体機器

Ｔ

２次アルゴンガス系

Ｎａ・水反応生成物収納設備

コールドレグ配管（４４Ｂ）

２次Ｎａ充填ドレン系

Ｌ ：液 位
Ｔ ：温 度Ｐ ：圧 力Ｆ ：流 量Ｒ ：放射能Ｈ２ ：水 素Ｖ ：音 響

Ｔ

Ｒ

Ｔ

Ｆ

２次Ｎａ充填ドレン系

コールドレグ配管（３２Ｂ）

Ｐ

Ｈ２Ｖ

２次アルゴンガス系
Ｎａ・水反応生成物収納設備

EMP

蒸 気

給 水

Ｌ Ｐ

ヘリカルコイル型蒸気発生器
電磁ポンプ（一体型コールドトラップ内蔵）
合体機器

ホットレグ
配管（３２Ｂ）

コールドレグ配管（４４Ｂ）

ホットレグ
配管（３２Ｂ）

ＩＨＸ＋ポンプ合体機器

２次Ｎａ充填ドレン系

ＮｓＬ －８８００

ＮｓＬ －４５０

１次主冷却系

１次主冷却系

EMP

Ｌ ：液 位
Ｔ ：温 度Ｐ ：圧 力Ｆ ：流 量Ｒ ：放射能Ｈ２ ：水 素Ｖ ：音 響電磁ポンプを適用した２次系概念

給 水

Ｈ２

Ｖ

蒸 気

851

図 2.5.6-2
システム１配置図

図 2.5.6-3

システム２配置図

図 2.5.7-1

図 2.5.7-2

裸燃料取出し機器合体台車移送概念(案１)

裸燃料取出しセル・水シュート移送概念(案３)852

2.6 フェーズⅡのまとめ
2.6.1 炉心燃料設計(1) MOX 燃料炉心(i)

炉心型式・仕様選定
フェーズⅠの検討結果を基に、まず、炉心型式について均質２領域炉心と径方向非均質炉
心、再臨界回避方策については ABLE 型（上下軸ブランケット削除）と内部ダクト型の４通りの組み合わせ概念の詳細検討を行い、均質２領域炉心、ABLE 型燃料集合体を選択した。更に、同概念について、炉心サイズのコンパクト化を狙いとするコンパクト型炉心と全炉心取出平均燃焼度を高めて燃料サイクルコストの低減を狙った高内部転換型炉心を、経済性、原
子炉構造設計および燃料サイクル側との整合性等の観点から比較検討した。
この結果、全炉心取出平均燃焼度が高く、運転サイクル長さを長期化することが可能であり、経済性に優れているとの観点から、大型炉における径方向遮へい体外接円径の炉構造取合条件の緩和を経て、高内部転換型炉心を代表炉心概念として選定した。
再臨界回避方策については、詳細検討段階で ABLE 型の溶融燃料排出能力が不十分であるとの評価結果が示され、新たな方策として改良内部ダクト型燃料集合体を選定した。

(ii) 代表炉心概念および目標達成度
MOX 燃料再処理の代表概念として先進湿式法が選定されたことに伴い、新燃料の FP 混入率等の条件を設定し直して、代表炉心の詳細検討を実施した。
設計検討では、改良内部ダクト型燃料集合体の構造設計、熱流動特性および出力分布特性の評価を行って詳細仕様を設定した。
検討の結果、代表炉心は、炉心に与えられた設計条件、性能要求を全て満足し、大型炉の炉心性能は運転サイクル長さが約 26 ヶ月、全炉心取出平均燃焼度が 90～115GWd/t、中型炉
は運転サイクル長さが 26～27 ヶ月、全炉心取出平均燃焼度が 90～100GWd/t であり、大型炉および中型炉ともに炉心に対する性能要求である運転サイクル長さ 18 ヶ月以上、全炉心取
出平均燃焼度 60GWd/t 以上、を大幅に超えている。
TRU 利用に関しては、軽水炉使用済燃料から回収した TRU を適用した場合の炉心特性および燃料健全性への影響を評価し、炉心性能を大きく損なうことなく、設計対応が可能であるとの見通しを得た。
LLFP 核変換については、炉内装荷方式を採用し LLFP 核変換炉心に置換することにより、炉心に与えられた条件、性能要求を満足しつつ、自らが生成する LLFP と同じ量の LLFP を核変換できる可能性があるとの見通しを得た。
(2) 金属燃料炉心(i)

炉心型式・仕様選定
フェーズⅠの検討結果を基に、まず、炉心型式について均質２領域炉心と径方向非均質炉
心について詳細検討を行い、均質２領域炉心を選択した。再臨界回避方策については MABLE型（下部軸ブランケット削除）を採用した。
選択した均質２領域炉心を基本概念として、炉心サイズのコンパクト化を図ったコンパク
ト型炉心と原子炉出口温度の高温化による熱効率向上を狙った高出口温度型炉心を構築し、

853

性能、プラントおよび燃料サイクルとの整合性、開発課題等について比較検討を行った。この結果、高出口温度型炉心は原子炉出口温度を MOX 燃料炉心と同じ 550℃と出来（コンパク
ト型炉心は 510℃）、長期運転サイクルが可能との見通しを得た。
高出口温度型炉心の課題と考えられた Zr 含有率と燃料製造の問題については、検討の結
果、燃料の Zr 含有率を２種類、燃料スミア密度を２種類とすることにより Zr 含有率の低減と径方向遮へい体外接円径の縮小が可能であり、工学的安全係数の合理化により流量領域を削減できるとの見通しを得て、Pu 富化度１種類、Zr 含有率２種類、燃料スミア密度２種類からなる大型および中型の高出口温度型炉心を構築し、フェーズⅡの代表炉心概念として選定した。
(ii) 代表炉心概念および目標達成度
代表炉心は、大型炉および中型炉ともに原子炉出口温度を MOX 燃料炉心と同じ 550℃として炉心に与えられた条件、性能要求を全て満足している。大型炉の炉心性能は運転サイクル
長さが約 22 ヶ月、全炉心取出平均燃焼度が 90～100GWd/t、中型炉は運転サイクル長さが 24～26 ヶ月、全炉心取出平均燃焼度が 90～100GWd/t であり、大型炉および中型炉ともに炉心に対する性能要求である運転サイクル長さ 18 ヶ月以上、全炉心取出平均燃焼度 60GWd/t 以
上、を大幅に超えている。
TRU 利用に関しては、軽水炉使用済燃料から回収した TRU を適用した場合の炉心特性および燃料健全性への影響を評価し、炉心性能を大きく損なうことなく、設計対応が可能であるとの見通しを得た。
LLFP 核変換については、炉内装荷方式を採用し LLFP 核変換炉心に置換することにより、炉心に与えられた条件、性能要求を満たしつつ、自らが生成する LLFP と同じ量の LLFP を核変換できる可能性があるとの見通しを得た。
2.6.2 プラント設計
このナトリウム冷却炉の特徴としては、システム簡素化のために主冷却系 2 ループで 150 万
kWe の大出力プラントを実現できること、これにともなう大口径配管と大容量熱交換器（中間熱交換器及び蒸気発生器）の採用、熱膨張が少なく高温強度に優れる高クロム鋼材料の採用による一次系配管の大幅短縮、一次系ポンプを中間熱交換器に組み込むことによる一次冷却系統の簡素化、炉内燃料取扱方式の工夫及びプレナム内流動の適正化による原子炉容器のコンパクト化、高温構造設計方針の整備などが挙げられる。
また、ナトリウムに固有な課題（化学的活性、不透明など）に対応して、配管及び容器のナト
リウム境界の二重化を徹底し、ナトリウム漏えいの影響範囲を限定するとともに、蒸気発生器の伝熱管を二重壁構造とすることにより、プラント寿命期間中にナトリウム・水反応の発生可能性
を著しく低下させ、プラントの運転信頼性を向上させる設計とした。不透明かつ活性な冷却材中での保守・補修技術に関しても、ナトリウムの特徴を踏まえた供用期間中検査の方針を検討するとともに、事故や予期せぬ重大な不具合が発生した場合の機器の引抜き補修を含めて、保守・補修性を考慮したプラント設計とした。
本プラント設計に関して、設計要求・目標への適合性を評価した。

854

安全性については、軽水炉と同様、深層防護を基本とした安全設計により設計要求を満足できる見通しがある。系統を加圧する必要のない本ナトリウム炉概念では、冷却材境界の破損に対して静的機器による冷却材確保が可能であり、多重性、多様性を備えた安全設備の機能とあいまって炉心保護が可能な設計とした。ナトリウムの漏洩・燃焼時の化学反応抑制に対しては前記に示した設計対策が採られており、リスクは十分に抑制されていると評価された。炉心損傷の発生頻度は、10－6/炉年を下回る見通しである。受動的な炉停止機能として自己作動型炉停止機構を導入すると共に、冷却材の自然循環による炉心冷却が可能な崩壊熱除去系とし、これらの有効性の見通しを得ている。仮想的な炉心損傷事故に対しては、溶融燃料を炉心外へ流出して厳しい再臨界を回避するとともに、損傷炉心を原子炉容器内で保持冷却して事故を終息させることとしており、その有効性の見通しを試験研究により得ている。
経済性については、機器・構造に対する革新技術の採用によるプラント物量及び建屋容積の削減で、建設費を目標（20 万円/kWe）の 90%程度に低減できる可能性がある。
本プラント設計では高い設計目標を達成するために、数多くの革新技術を導入することを提案している。これらの革新技術について、これまでの試験研究を含む研究開発で成立性を否定する
データが無いこと、及び検討した 2015 年までの開発工程が実現性を有すること、の観点で成立性を見通した。その結果、これまでの研究開発では 2.2.2.2(2)項に示すとおり成立性を見通せる成果が得られていること、2.3.1.2 項に示すとおり 2015 年までの研究開発工程は実現性を有すること、から現時点の評価として全ての革新技術は技術的成立性を有すると判断している。
前述の革新技術開発は、
従来の高速炉開発では検討されていない新規の技術開発が必要となる。
新規の技術開発には開発リスクがあるため、主要な技術に関してはそれらの技術開発に失敗し、革新技術に代替する従来技術を用いた場合の性能低下への影響を評価した。具体的には、12Cr系鋼を代替する 9Cr 系鋼、ポンプ組込 IHX に代替するポンプ・IHX 分離設計、2 重管 SG を代替するヘリカルコイル SG、を用いたプラント設計を実施した。その結果、プラント建設コストが数％程度増加すること、SG での水リーク事象に対するコンセプトの差異があること、等の相違はあるものの、成立性を有するプラント概念を構築することができた。この結果より、2015年までに主要な革新技術の開発が出来なかった場合でも工程に大きな影響を与えず、ナトリウム
冷却炉の実用化が可能なポテンシャルが示された。
以上を総合して、設計要求に掲げた高い安全要求を満たしつつ、建設費を低減するため、プラント物量を大幅に削減できる革新技術を採用したシステム概念を構築できたと評価する。

855

3.

鉛ビスマス冷却炉

3.1 鉛ビスマス冷却炉の概念の構築
3.1.1 鉛ビスマス冷却炉の持つ優れた性能とその追求
3.1.1.1 鉛ビスマス冷却炉の一般的特性(1) 炉心燃料設計[1]鉛および鉛ビスマスとナトリウムとの物性値を表 3.1.1-1 に比較して示す。鉛ビスマスは、
ナトリウムと同等の融点であるが、沸点は 1670℃でナトリウム（約 880℃）より高く、冷却材が沸騰して、正の反応度が投入されるような事象に耐性があるという特徴がある。一方、炉心設計の観点から比熱、密度、熱伝導度、粘性がナトリウムより劣るため、ナトリウム冷却炉と同一除熱量、同一被覆管最高温度を仮定すると必要流量は多く、バンドル圧損は大きくなり、
膜温度上昇も高くなる傾向がある。このため、ナトリウム冷却炉と同一バンドル圧損を設定す
ると、冷却材体積比を大きく、結果として燃料体積比を小さくする必要がある。
以下では、鉛ビスマスと同等の核反応断面積と物性値を持つ鉛を冷却材とした炉心とナトリ
ウムを冷却材とした炉心の設計例を比較する。
表 3.1.1-2 に鉛冷却炉とナトリウム冷却炉の設計例における熱特性を比較して示す。鉛冷却炉はナトリウム冷却炉に比べて同一除熱量の条件下では必要流量が約 1 桁多くなっていることが分かる。
表 3.1.1-3 に鉛冷却炉とナトリウム冷却炉の設計例における燃料仕様例（同一バンドル圧損）を示すが、鉛冷却炉は、ナトリウム冷却炉と比較し、P/D（燃料ピンピッチ／燃料ピン径）が大きく、集合体が大きくなり、燃料体積比が小さくなっている。
この燃料仕様（酸化物燃料）に基づき、図 3.1.1-1 に示す炉心配置の両炉心の核特性を評価した結果を表 3.1.1-4 に示す。鉛冷却炉の方が炉心等価直径は大きく、燃料体積比が小さいた
め、Pu 富化度が高く、増殖比は小さくなり、燃焼反応度および、原子炉倍増時間が大きくなっている。また、鉛の減速能が小さく中性子スペクトルが硬い（図 3.1.1-1 参照）ため、冷却材体積比の増加にも関わらず高速中性子照射量（高速フルエンス）が増加している。
以上の結果、鉛冷却炉と同等の炉心特性を有する鉛ビスマス冷却炉の炉心設計においては、
ナトリウム冷却炉と同等以上の炉心性能を達成するためには、冷却材の物性の違いから予想される性能の劣化を補うような設計工夫が必要であると考えられる。
(2) プラント設計
鉛ビスマス冷却材の特性をナトリウムと比較して表 3.1.1-5 に示す。表から原子炉設計における留意点を以下のとおり摘出する。
(i)

冷却材重量
表 3.1.1-1 から密度がナトリウム比で 12 倍あり、その結果原子炉システムの重量も 10 倍以上となる。薄肉構造で構成する高温構造においては 10 倍以上の質量は設計に大きく影響することが考えられ、特に耐震性の観点で注意して構造設計を行う必要がある。

(ii) 冷却材流速
ナトリウム炉では冷却系システムコンパクト化を狙い 10m/s 程度の配管内流速をターゲットとしているが、鉛ビスマス冷却材ではエロージョン防止のために 2m/s 程度の流速に制限されるため、流路面積を広くとる設計が求められる。

856

(iii) 沸点
ナトリウムと同様に低圧でシステムを構成可能である。更に、沸点は 1670℃と構造材や被覆管材料の融点に比較しても高く、安全論理の上で冷却材沸騰によるボイド反応度挿入を考慮しなくてよい。
(iv) 自然循環熱輸送
表 3.1.1-1 よりナトリウムに比較して自然循環熱輸送容量はやや低いものの、低圧システ
ムの特徴である自然循環除熱を活用可能であると考えられる。
(v) 水、空気との反応性
反応性は低く、水及び空気との接触は事象を拡大しないと考えられる。その結果、水との反応性が低いという観点では 2 次系を削除し、蒸気発生器を 1 次系に設置できる可能性がある。
(vi) 冷却材放射化
本件については別途 3.1.2.3 項で詳述する。
(vii) 構造材料腐食性
本件については別途 3.1.2.1 項で詳述する。
(viii)

資源量

ビスマスの地球上の資源量としてはナトリウムと比較すると少なく、コストも 3.2 倍程度になると予測している。しかしながら、原子炉では繰り返して利用可能であり、原子炉での利用の障害にはならないと考える。
3.1.1.2 フェーズⅠ成果の概要とフェーズⅡ検討の展開(1) 炉心燃料設計(i)

フェーズⅠ成果の概要[1](a) 鉛ビスマス冷却炉の燃料
鉛（鉛ビスマス）冷却炉での燃料を選定する上で、窒化物燃料、酸化物燃料を比較する
ため、冷却材および燃料形態の違いによる炉心特性への影響を評価した。その評価結果を
表 3.1.1-6 に示す。本検討では、同等の燃料被覆管温度を与える流量条件の下で炉心圧損をほぼ同一としている。冷却材の相違の効果として、鉛冷却炉はナトリウム冷却炉よりプ
ルトニウム富化度がやや高く増殖比は低下している。燃料形態の相違の効果として、鉛冷却炉では、窒化物燃料を装荷すると酸化物燃料よりプルトニウム富化度が低く増殖比は大幅に増加している。
この結果が示すように、鉛（鉛ビスマス）冷却炉の性能を引き出すには、燃料は窒化物
燃料が非常に有効であり、ロシアでの先行設計例でも用いられていることから本研究の装荷燃料として窒化物燃料を選定した。
(b) 鉛ビスマス冷却炉の冷却材駆動方式
先行設計例では冷却材の比重が高く温度差がある場合の比重差が比較的大きいことを生かし自然循環による冷却方式を採用したものがある。フェーズⅠでは強制循環冷却と自然循環冷却方式を比較してその特徴とその相違を把握するとともに、プラント物量の観点から経済性に優れると考えられる冷却方式について炉心・燃料の詳細解析を実施し、鉛ビ

857

スマス冷却炉の代表的な概念としての特徴を評価した。
冷却材駆動方式選定のための炉心仕様サーベイ条件を表 3.1.1-7 に示す。選定の対象としたのは、以下の３方式である。
①

強制循環冷却方式②

自然循環冷却方式③

リフトポンプ方式（気泡により強制的に駆動）検討条件としては、以下を設定した。
①

良い炉心特性を引き出す可能性が大きい窒化物燃料とすること。

②

腐食が大きいこと、腐食量の不確かさが大きいことを考慮して、被覆管最高温度を650℃以下、燃料寿命を 11.5 年以下とすること。

なお、自然循環冷却方式に関しては、燃料寿命 15 年を許容した場合も検討した。
検討の結果を表 3.1.1-8 に示すが、燃料体積比が大きく、熱伝達率がよい強制循環冷却方式が炉心特性では最も優れているが、プラント側にて検討した NSSS 物量を比較すると、自然循環方式（燃料寿命を 15 年としたケース）が最も小さくなった。そこで、フェーズ
Ⅰでは経済性を重視して、NSSS 物量が最小で炉心性能の成立の見通しがある自然循環冷却方式を選定した。
(c) 鉛ビスマス冷却炉のフェーズⅠでの設定炉心フェーズⅠにおける重金属冷却炉の検討においては、重金属炉設計に関する知見が乏しいため、ロシアでの実験研究などの先行例を調査し、プラント側検討による結果を参考にして、電気出力 400MWe（熱出力 1053MWt）を設定して自然循環冷却方式の窒化物燃料
炉心を主体に検討した。
フェーズⅠで設定した炉心の主要目を表 3.1.1-9 に、炉心配置図（2 領域均質炉心）を図
3.1.1-2 に示す。
炉心は、炉心出口温度を可能な限り高くしつつ、被覆管最高温度 650℃を満足するように 67W/cm まで炉心部平均線出力を下げた。本設計では、装荷燃料集合体数は 426 体（炉心等価直径約 4.9ｍ）であり、大型ナトリウム冷却炉並の体数となっている。炉心高さは
低炉心圧損を実現する為に 70 ㎝と低く、直径 6.5 ㎜の細径ピンで、P/D を 1.48 と大きい仕様とした。また、燃料寿命は 15.8 年（10 バッチ、19 ヶ月運転）と長期化して炉心部取
出平均燃焼度 150GWd/t を達成した。増殖比は 1.2 を達成しているが、ブランケット重金
属装荷量は炉心の 2.5 倍以上である。また、初装荷核分裂性 Pu 重量（電気出力 1GWe あ
たりの核分裂性 Pu 重量）が約 12.7t/GWe と大きく、FBR 導入シナリオの観点からも不利な結果となった。
なお、フェーズⅠでは自然循環冷却方式の炉心（以下、自然循環炉心と略記）を主体に検討を実施したが、フェーズⅡにおいては、強制循環冷却方式の炉心（以下、強制循環炉
心と略記）の検討も実施して、より詳細に両者を比較した。
(ii) フェーズⅡ検討の展開
フェーズⅡの検討の展開の流れを図 3.1.1-3 に示す。

858

フェーズⅡ前半（平成 15 年度まで）においては、重金属装荷量および初装荷核分裂性 Pu
重量を低減し、燃料サイクルコストを低減するとともに、導入シナリオに対する適応性を確保する鉛ビスマス冷却炉を提示した。なお、フェーズⅠにおいては、鉛ビスマス冷却中型炉の最適冷却方式は自然循環であるとしたが、良好な炉心特性を引き出し得る強制循環炉心も検討し、自然循環炉心と炉心特性、安全特性、プラントの経済性などを比較し、鉛ビスマス
冷却炉として最適な冷却材駆動方式の評価を実施した。この結果、強制循環冷却方式および自然循環冷却方式のフェーズⅡ前半の代表炉心を提示した。
次に、LLFP 核変換の検討においては、強制循環冷却方式および自然循環冷却方式を基に、
LLFP 集合体を炉心周辺領域に装荷した炉心について、LLFP 集合体の健全性や熱特性の観点を踏まえた設計検討を行った。
また、鉛ビスマス冷却炉の多様性・柔軟性の検討として、①酸化物燃料および金属燃料炉
心、②低除染燃料の適用性を検討し、鉛ビスマス冷却炉の特徴を把握するとともに、FBR の炉型候補選定にあたり必要となるデータを整備した。
フェーズⅡ後半では、最近の鉛ビスマス中の材料腐食の実験結果を反映して、フェーズⅡ
前半で検討した鉛ビスマス冷却中型炉の炉心・燃料の仕様を見直した。見直しにあたっては、
被覆管外面腐食量について新たに提案された評価式を用い、被覆管腐食を抑制する観点から
被覆管外面最高温度を 570℃以下に制限した。
上記の新しい設計条件での強制循環炉心および自然循環炉心の原子炉出入口温度に関する検討の結果、強制循環炉心は自然循環炉心に比べて設計条件変更の炉心特性への影響が小さいので有望と判断した（3.1.1.3(4)参照）。特に自然循環炉は耐震性などの観点からプラント設計への影響が大きいことも判明した。そこで、フェーズⅡまとめとして、電気出力750MWe（熱出力 1980MWt）の強制循環炉心について、上記の新腐食量評価式を採用し、被覆管外面最高温度 570℃制限の下で炉心設計を行い、FS の設計目標を満たす代表炉心を設定した。
また、代表概念について、LLFP 集合体を炉心領域に装荷した炉心について、LLFP 集合
体の健全性や熱特性の観点を踏まえた設計検討を行った。
(2) プラント設計(i)

フェーズ I でのプラント概念の絞り込み
高速炉実用化戦略調査研究ではフェーズ I では、重金属冷却炉の既往研究を調査するとともに、種々のプラントシステムについて設計研究を実施した。設計研究では、原子炉システ
ムコンセプト検討、機器概念検討、設計成立性評価、をそれぞれ実施し有望な原子炉コンセ
プト絞り込みに向けプラント設計の知見を蓄積した。
それらの調査研究の結果、図 3.1.1-4 に示すとおりの検討対象概念の絞り込みを行った[2]。
概念絞り込みの際の要点について以下に述べる。
(a) ループ型またはタンク型炉型の選択
ループ型炉では原子炉容器と熱交換器及びポンプの間に配管を必要とする。配管設計では熱膨張の吸収、配管サポート及びコンパクトな機器配置を満たすことが設計の要件となる。配管引き回し方法としては、ナトリウム炉で用いるヘッドアクセス方式の配管は「トリチェリの真空」を生じてしまうことから採用できず、原子炉容器側部にノズルを設ける

859

側部流出入方式が適合する。側部流出入方式ではノズル位置が原子炉容器の高温部分となり、配管の熱膨張に加えて原子炉容器の熱膨張も配管引き回しで吸収する必要がある。一方、重金属冷却材は配管荷重が大きいことから、耐震性を考慮すると最小限の配管引き回しとする必要がある。大きな熱膨張を短い配管引き回しで吸収するためには、配管ベロー
ズやスライドジョイントを用いた冷却系設計となった。これらの設計検討から、ループ型の炉形式をとるためには、十分な信頼性を有する配管設計を達成するための課題が大きいと考え、タンク型炉型を選択した。
(b) 大型タンクまたは中小型タンクの選択
大型タンク型炉ではその冷却材重量により鋼製の独立したタンクは構造健全性及び耐震性の観点で成立性が無いため、大型ポンド型タンク型炉または鋼製タンクによる中型炉が選択肢となる。それぞれ、プラント概念の概略を設計研究した上で容器の物量を評価し比較した結果、大型ポンド型タンク型炉は物量が過大で建設コスト目標を満たす可能性が無いことを確認した。そこで、技術的成立性と建設コスト目標を達成可能性を有する中型
タンク型炉を選択した上、中型出力炉特有の経済性向上方策を取り入れるため、モジュール形式を選択した。
(c) 鉛冷却材または鉛ビスマス冷却材の選択
鉛と鉛ビスマス冷却材の比較については 3.1.1.1 項に詳述したが、原子炉停止状態でのプラント温度はその融点を考慮すると、鉛冷却炉では 400℃、鉛ビスマス冷却炉では 200℃程度と想定される。400℃条件でのプラントメンテナンスは ISI 機器及び方法の開発において課題がより大きいため鉛ビスマス冷却材を選択した。
これらの検討の結果、「鉛ビスマス冷却タンク型中型モジュール炉」を基本要件としてフェーズ II の検討に臨んだ。
(ii) フェーズⅡ前半でのプラント概念検討
フェーズⅡ研究では、フェーズⅠ研究で選定した「鉛ビスマス冷却タンクが中型モジュー
ル炉」を基本用件として設計研究を実施した[2]。
(a) 自然循環炉プラントシステム検討
鉛ビスマス冷却材はナトリウムと同様に高い沸点と温度に依存した密度差を持ち、ナトリウムと同等の自然循環熱輸送能力を持つ。また、鉛ビスマス冷却材は反射材として良い特性を持ち、ナトリウム冷却炉よりも低い燃料体積比の炉心でも必要な炉心性能を確保でき、炉心の圧力損失を低くする必要がある自然循環炉でも主冷却系統を設計できる可能性を有する。自然循環による主冷却系としたプラント概念について設計研究を実施し、プラ
ント性能、炉心性能、経済性等を概略評価した。
表 3.1.1-10 にプラントの概要を示す。本プラントでは燃料材料として PNC-ODS 鋼を想定し、炉心設計として被覆管のホットスポット肉厚中心温度に 650℃を想定している。
表 3.1.1-10 に示すとおり、原子炉出入口温度は 465/285℃であり、同様の炉心材料を想定する強制循環炉の出口温度 520℃と比較して低い出口温度となり、プラント熱効率も強制循環炉の 40%に対し 38%となる。
また 3.1.2.1 項に示すとおり、並行して実施された鉛ビスマス冷却材中での鋼材腐食試

860

験で、燃料被覆管材料に想定する PNC-ODS 鋼の酸素濃度が 10-6 程度に制御された鉛ビス
マス中での腐食に関して、最高使用温度は 570℃に制限される結果が得られた。自然循環
炉の 1 次系冷却材駆動力は温度差と伝熱中心差の積に比例する。コールドレグ温度の285℃は比較的小さな伝熱面積で蒸気発生器を構成可能な、乾き蒸気を用いる亜臨界ター
ビンに対して下限となる温度である。また、伝熱中心差に関しては表 3.1.1-10 に示すとおり 10m を採っているが、これ以上の拡大は耐震性確保が困難な原子炉容器高さとなり実現が難しい。前項の炉心概念の検討でも述べたとおり、炉心の上限温度を 570℃に下げるには、炉心性能と自然循環性能確保のバランスをとる設計点が存在しないことが確認された。
以上の検討により、2015 年頃までに技術的成立性の見通しが得られる炉心材料及び構造材料を適用するという前提では、主循環系を自然循環とする鉛ビスマス冷却炉は目標とす
る炉心性能を確保することは不可能であると判断した。
(b)

強制循環炉概念の検討
フェーズⅡ前半での鉛ビスマス冷却強制循環炉概念検討としては、鉛ビスマス冷却炉の経済性ポテンシャルすなわち建設コスト低減を追求することを目的とした。建設コスト低減のための新たな条件・アイデアとしては、スケールメリットを狙い原子炉出力を750MWe まで大きくすること、原子炉システムの簡素化を狙い２ループ冷却システムとすること、及び原子炉容器の小径化を狙い異形熱交換器（キドニー型断面の蒸気発生器）を採用した。
経済性ポテンシャルを確認するため、検討条件としても将来の R&D により達成されべき技術を仮定した。具体的には、腐食制御技術が確立され１次系システム内の保守・補修性としてはナトリウム冷却炉と同等であること、炉心材料としては 650℃のホットスポッ
ト温度を許容することである。
表 3.1.1-11 にプラントの概要を示す。本概念では原子炉容器径を最小化し、物量と建屋を小さくすることをコンセプトとした。保守・補修性に関しては、ルーフデッキ部に検査機器挿入用のハッチを設けてナトリウム冷却炉と同等の検査性を持たせた。この結果、原
子炉容器径がφ10.8m、原子炉建屋容積が 1 原子炉あたり 6.2 万 m3、となり、建設コスト評価でもコスト目標の 85％程度を達成可能な見通しが得られた。
現在までの知見で 2015 年頃に技術基盤整備可能なプラント概念を検討する場合、代表概念に示す保守・補修性を有する必要があると判断する。しかしながら、鉛ビスマス冷却
強制循環炉は、腐食制御技術とその実績が十分に蓄積された場合にはプラント概念を大幅に簡素化可能で、75 万 kWe の原子炉出力でもナトリウム冷却大型炉を上回る経済性を達
成可能なポテンシャルを持つと評価できる。
これらの自然循環炉及び経済性を追求した強制循環炉の検討より、鉛ビスマス冷却炉はより高温まで使用可能な炉心材料開発、及び冷却材の腐食性を制御する技術が確立された場合、プラント概念を合理化可能なポテンシャルが大きいと判断できる。

861

(iii) フェーズⅡ後半での検討の方向性
フェーズⅡ前半の材料腐食に関する研究開発（3.1.2.1 項参照）により、燃料被覆管材料の最高使用温度は 570℃に制限される見通しが示されたこと、また、鉛ビスマス冷却材特有の条件である構造材料の腐食に対する保守・補修性はナトリウム炉以上に備えるべきであること、を基本的な考えとする。フェーズⅡの後半のプラント概念検討では、この考えのもとに設計検討を進める。
3.1.1.3 炉心性能の追求
本項では、炉心性能を追求するためのフェーズⅡにおける設計方針・目標を(1)項で述べる。鉛
ビスマス冷却炉の設計では、フェーズⅡ前半と後半では設計条件（特に材料腐食条件）を変更しているので、これらの設計条件について(2) 項で述べる。次に、フェーズⅡ前半で得られた成果の概要を(3) 項で述べ、フェーズⅡまとめの設計に先立ち実施した腐食条件などの設計条件変更
による設計へ影響評価と設計方針について(4) 項で述べる。なお、フェーズⅡまとめの代表概念の詳細については 3.1.3 項で記載する。
(1) 設計方針・目標(i)

安全性
原子炉停止系の受動的な炉停止機能として SASS の設置を考慮した炉心とする。
炉心損傷事象の起因過程における即発臨界回避については、冷却材ボイド反応度制限は 10＄程度以下を目安として設計する。なお現状では、再臨界回避方策は安全性基礎データがな
いため検討しないが、将来の検討のためには安全性基礎データを蓄積していく必要がある。

(ii) 経済性
燃料費削減の観点から先進燃料サイクルへの適合性を考慮し、高燃焼度化を指向して設計を進める。
具体的な設計目標を以下に示す。
①

炉心部取出平均燃焼度：150GWd/t 程度②

全炉心取出平均燃焼度：60GWd/t 程度以上③

運転サイクル長さ：

18 ヶ月程度以上

なお、高い増殖性能（増殖比 1.1〜1.2）が要求される FBR 導入期での投入を想定した炉心概念と、増殖性能に対する要求が緩和される FBR 平衡期での適用を想定し、ブランケッ
ト燃料も含めた全炉心平均燃焼度を高めて経済性を向上した炉心概念（ブランケット燃料の削減）を対象として検討を進める。
また、炉心材料は ODS 鋼および PNC-FMS 鋼と更なる高性能材料の適用を前提として設計する。本設計の基準炉心としては、高性能材料の開発を前提条件として、高速中性子照射
量の制限を課さずに炉心部取出平均燃焼度 150GWd/t を目標とする。代替炉心として、ODS
鋼および PNC-FMS 鋼の開発目標である高速中性子照射量の制限（5×1023 n/cm2 程度）を満足してできる限り高燃焼度化を目標とする。
(iii) 環境負荷低減(a) TRU 燃焼
低除染･TRU 燃料の使用を前提として設計する。

862

燃料組成は高速炉多重リサイクルを基本とし、LWR 使用済燃料組成について燃焼特性
および炉特性への影響を検討する。
(b) LLFP 核変換による放射能低減
他の基幹電源候補炉心と同様に、129I および 99Tc を核変換の対象核種として、その実施可能性を検討する。この場合、元素分離を適用したマルチリサイクルによって、廃棄物となる LLFP を低減するシナリオを想定する。自己生成分の LLFP を変換すること、および
LLFP 集合体取り出し時に 30%の変換率を達成することを目標として、LLFP 核変換対応能力を検討する。
(iv) 資源の有効利用(a) 増殖性能
導入シナリオの検討結果に基づき下記の増殖性能を目標として設計する。
1)

導入期炉心
・増殖比：1.1 程度（フェーズⅡ前半では 1.1〜1.2 程度）

2)

平衡期炉心
・増殖比：1.03 程度（フェーズⅡ前半では 1.04 程度）
なお、増殖性能評価は低除染・TRU 燃料の使用を前提とする。
また、LLFP 核変換を行う場合のサイクル・ロスを除いた増殖比の目標を 1.0 以上として設計する。
(b) TRU 燃焼
MA 核種を混入した低除染･TRU 燃料の使用を前提として設計する。
燃料組成は高速炉多重リサイクルを基本とし、LWR 使用済燃料組成について燃焼特性
および炉特性への影響を検討する。
(v) 核拡散抵抗性
低除染･TRU 燃料の使用を前提として設計する。
(2) 設計条件
フェーズⅡまとめの主要な炉心設計条件を表 3.1.1-12 に示す。以下に各項目について簡単に説明する。
フェーズⅠの重金属冷却中型炉の検討方針は、モジュール炉で S-PRISM(400MWe)、ロシア
BREST(300MWe)を経済性と安全性などの観点から凌駕することであったが、フェーズⅡでは、フェーズⅠの検討結果を受け、経済性向上のためスケールアップ効果を追求して、以下の検討
条件で炉心設計を実施した。フェーズⅡ前半では、被覆管温度・腐食条件を暫定的に設定していた。フェーズⅡまとめでは、最近の鉛ビスマス中の材料腐食の実験結果を反映した設計条件を設定し、フェーズⅡ前半で検討した強制循環冷却方式中型炉の炉心・燃料の仕様を見直した。
(i)

フェーズⅡ前半(a) プラント仕様
・炉出力
自然循環冷却方式：550MWe
強制循環冷却方式：750MWe（自然循環方式と同等の炉容器に収まる最大出力）

863

・炉心出入口温度
炉心特性、経済性を考慮して下記のように設定する。
自然循環冷却方式：出口 465℃/入口 285℃
（炉容器軸長短縮のため出入口温度差を出来るだけ大きくする）
強制循環冷却方式：出口 520℃/入口 352℃
（BREST 並を目安（出口 540℃/入口 420℃））(b) 炉心・燃料基本仕様
・燃料形態：窒化物
・炉心材料：ODS 鋼または PNC-FMS 鋼と更なる高性能材料
・燃料組成：FBR 多重リサイクル

TRU+随伴 FP(c) 制限条件
・燃料健全性：被覆管最高温度 650℃以下（570℃以下で予備検討）、
通常運転時の損傷寿命分数和（CDF）0.5 以下
被覆管腐食量評価式は、ロシアの文献等を参照して作成された暫定式である。
なお、高速中性子照射量（E>0.1MeV）は炉心部取出平均燃焼度
150GWd/t 程度の達成を目指す場合には制限を設けないが、照射量制限を設ける場合には 5×1023n/cm2 以下とする。
・冷却材流速：2m/s 以下
・増殖比：導入期 1.1〜1.2 程度、平衡期 1.04 程度
・炉心部取出平均燃焼度：150GWd/t 程度・ブランケット燃料を含む全炉心取出平均燃焼度：60GWd/t 程度以上
・運転サイクル長さ：18 ヶ月程度以上
なお、冷却材ボイド反応度は 10$程度以下を目安とした。
(ii) フェーズⅡまとめ(a) プラント仕様
・750MWe 強制循環冷却方式
・炉心出入口温度：出口 445℃/入口 285℃(b) 炉心・燃料基本仕様
・燃料形態：窒化物
・炉心材料：ODS 鋼または PNC-FMS 鋼と更なる高性能材料
・燃料組成：FBR 多重リサイクル

TRU+随伴 FP(c) 制限条件
・燃料健全性：被覆管外表面最高温度 570℃以下、
通常運転時の損傷寿命分数和（CDF）0.5 以下
被覆管腐食量評価式は、最近の鉛ビスマス中の材料腐食の実験結果を反映して新たに提案された評価式
なお、高速中性子照射量（E>0.1MeV）は炉心部取出平均燃焼度
150GWd/t 程度の達成を目指す場合には制限を設けないが、照射量864制限を設ける場合には 5×1023n/cm2 以下とする。
・冷却材流速：2m/s 以下
・増殖比：導入期 1.1 程度、平衡期 1.03 程度
・炉心部取出平均燃焼度：150GWd/t 程度・ブランケット燃料を含む全炉心取出平均燃焼度：60GWd/t 程度以上
・運転サイクル長さ：18 ヶ月程度以上
なお、冷却材ボイド反応度は 10$程度以下、初装荷核分裂 Pu 重量は 7t/GWe 程度以下を目安とし、これらの低減を指向した炉心設計を行う。
(3) フェーズⅡ前半の成果の概要
炉心型式は均質 2 領域炉心とし、冷却材駆動方式は、自然循環・強制循環の２方式を比較検討した。また、増殖性能については、高増殖が要求される FBR 導入期と、維持増殖を可能とする FBR 平衡期向けの炉心を検討した。
(i)

強制循環冷却方式
フェーズⅡ前半の代表炉心（基準炉心）として、炉心部取出平均燃焼度 150GWd/t 程度の高燃焼度炉心（導入期炉心および平衡期炉心）を検討した。高燃焼度炉心は、高速中性子照
射量制限（5×1023n/cm2 以下）を超えるため、照射量制限を満足する炉心についても検討した。
また、鉛ビスマス冷却炉に装荷する燃料形態としては、窒化物燃料を選定しているが、MOX
および金属燃料を用いた時の影響を検討した。さらに、低除染燃料の適用性について、軽水炉使用済燃料の TRU 組成を用いた場合の炉心特性への影響を検討した。更に、代表炉心について、LLFP 核変換炉心を検討した。
一方、最近の鉛ビスマス中の被覆管材料の腐食試験の結果から、フェーズⅡ前半の制限である被覆管最高温度 650℃を 570℃程度まで下げて設計する必要の可能性があると共に新し
い腐食量評価式が提案された。そこで、被覆管の腐食条件変更による影響を検討した。
(a) フェーズⅡ前半の代表炉心（窒化物燃料）
FS の炉心設計目標を満足する FBR 導入期と平衡期向けの代表炉心を設計し、いずれも導入期炉心の設計目標を満足していることを確認した。例えば、導入期炉心では運転サイ
クル長さ 18 ヶ月、炉心部取出平均燃焼度 157GWd/t、増殖比 1.15、また、ブランケット
燃料を含む全炉心取出平均燃焼度 105GWd/t と、いずれも導入期炉心の設計目標を満足している。ただし、高速中性子照射量が 6.4×1023n/cm2（導入期炉心）、6.6×1023n/cm2（平衡期炉心）であり、ODS 鋼及び PNC-FMS 鋼の開発目標の制限値（5×1023n/cm2）を越えており、今後の高性能材料の開発が必要となる。
(b) 照射量制限対応炉心の検討
高燃焼度炉心をベースとして、高速中性子照射量制限を満たす照射量制限対応炉心を検討した。中性子照射量を現行制限目安値に制約すると、炉心部取出平均燃焼度は 150GWd/tに達せず、130GWd/t 程度に止まることになる。

865

(c) MOX および金属燃料炉心の検討
鉛ビスマス冷却炉の特性を引き出すには、窒化物燃料が最適であると考えられるが、その確認のため MOX および金属燃料炉心を装荷した場合を比較評価した。燃料仕様は、窒化物燃料導入期炉心の仕様（燃料ピンは He ボンドで下部ガスプレナム方式）をベースとした。まず、同一の燃料仕様、炉心配置を用いた場合に異なる燃料形態の 3 炉心の炉心特性を比較した。増殖比については、窒化物燃料炉心（燃料スミア密度 80%TD）で 1.15、
MOX 燃料炉心（燃料スミア密度 82%TD）で 0.95、金属燃料炉心（燃料スミア密度 75%TD）
で 1.10 となり、本条件では窒化物燃料が最も優れていることが確認できた。MOX 燃料炉
心は本炉心構成では増殖比が１を超えないが、3 種類の燃料形態で最も実績が多いので、炉心高さの増加、および径方向ブランケットの追加により増殖比を増加した炉心も検討した。
金属燃料炉心は燃料ピンがナトリウムボンドであるため上部ガスプレナム方式となる。
また窒化物燃料に比べて FP ガス放出率が高いために、ガスプレナム長がより長くなり同一圧損を確保するために燃料体積率が低くなる。このため、炉心性能は窒化物燃料炉心に比べて、上記検討結果（ガスプレナム長さを同一に設定）よりさらに劣ることになる。
(d) 低除染燃料の適用性の検討
TRU 燃焼に関して、軽水炉使用済燃料をリサイクルして使用する場合、高速炉多重リサ
イクル想定時の組成より MA の添加割合が多くなることが予想され、その結果、炉心特性に影響を与えるものと考えられる。そこで、フェーズⅡ前半の代表炉心の導入期炉心について、軽水炉使用済燃料の代表的な再処理シナリオケースを想定し、その TRU 組成の変動による炉心特性への影響を評価することで、TRU 燃焼に関し柔軟な対応が可能であるか確認することとした。
また、軽水炉回収 TRU 燃料組成のケースとしては、「基準ケース」「代表ケース」の 2ケースのシナリオを想定することとした。
[基準ケース]LWR (45〜49 GWd/t) から 4 年冷却後に回収した TRU 組成 (MA 合計 10.4 wt.%)
238Pu/239Pu/240Pu/241Pu/242Pu/237Np/241Am/242mAm/242Am/243Am/242Cm/243Cm/244Cm/24
5Cm= 2.2 / 47.0 / 23.2 / 10.7 / 6.5 / 5.6 / 3.1 / 0.0 / 0.0 /1.3
/ 0.0 / 0.0 / 0.4 / 0.0 (wt.%)[代表ケース]A-LWR (60 GWd/t) から 4 年冷却後に回収した TRU 組成と 40 年間中間貯蔵した LWR(45〜49 GWd/t) から回収した TRU 組成を 5：5 の割合で混合 (MA 合計 14.9 wt.%)
238Pu/239Pu/240Pu/241Pu/242Pu/237Np/241Am/242mAm/242Am/243Am/242Cm/243Cm/244Cm/24
5Cm= 2.1 / 46.8 / 23.3 / 6.1 / 6.7 / 6.4 / 6.8 / 0.0 / 0.0 /1.4
/ 0.0 / 0.0 / 0.3 / 0.0 (wt.%)866

本検討の結果、想定されるいずれの軽水炉使用済燃料再処理シナリオケースの TRU 組
成においても、炉心性能は設計目標を概ね達成しており、TRU の受入性に対して柔軟性を有していることが認められた。
(e) LLFP 核変換炉心
照射量制限対応炉心に相当する炉心（出力 1875MWt/750MWe、炉心部取出平均燃焼度
120GWd/t 仕様）を基準として、径方向遮へい体を LLFP 集合体に置き換えた LLFP 装荷
炉心を設定し、その核変換特性、炉心特性及び LLFP 集合体の熱流動特性を評価した。また、LLFP 核変換能力については、大型ナトリウム冷却炉との比較を行った。
本評価の結果、70 体の CuI 集合体を 11 サイクル（約 17 年）装荷することにより取出
変換率約 10%を達し、Tc 集合体については 55 体、22 サイクル（約 33 年）装荷で変換率
約 15%となる結果を得た。
サポートファクタを 1.0 とするのに必要な原子炉熱出力当りの LLFP 装荷量は、129I で
約 480kg/GWt、99Tc で約 1870kg/GWt であり、大型 MOX 燃料ナトリウム冷却炉に比べてやや多くの装荷量が必要である。LLFP 集合体 1 体当たりの必要流量は CuI 集合体で13.0kg/sec、Tc 集合体で 14.5kg/sec であり、炉心流量に占める全 LLFP 集合体の流量割合
はそれぞれの集合体に対し 1.1%、1.0%と、大型 MOX 燃料ナトリウム冷却炉の 1.1%、1.3%とほぼ同程度の値となった。
(ii) 自然循環冷却方式(a) フェーズⅡ前半の代表炉心（窒化物燃料）
フェーズⅠの検討結果を受け、炉心性能向上を目標に炉心燃料仕様を設定した。検討は、出力増加による建設コストの低減と、燃料仕様を見直すことにより燃料体積比を増加させ、重金属装荷量を低減させ、ブランケットを含めた取出平均燃焼度の増加と、FBR 導入期での適用を考慮し、初装荷核分裂性 Pu 重量を低減させる方向で実施した。
FS の炉心設計目標を満足する FBR 導入期と平衡期向けの代表炉心を設計し、いずれも導入期炉心の設計目標を満足していることを確認した。例えば、導入期炉心では運転サイ
クル長さ 18 ヶ月、炉心部取出平均燃焼度 156GWd/t、増殖比 1.18、また、ブランケット
燃料を含む全炉心取出平均燃焼度 89GWd/t と、いずれも導入期炉心の設計目標を満足している。ただし、高速中性子照射量が 5.7×1023n/cm2（導入期炉心）、5.9×1023n/cm2（平衡期炉心）であり、ODS 鋼及び PNC-FMS 鋼の開発目標の制限値（5×1023n/cm2）をやや越えている。
(b) LLFP 核変換炉心
照射量制限炉心に相当する炉心（1450MWt/550MWe、炉心部取出平均燃焼度 120GWd/t仕様）を基準として、径方向遮へい体を LLFP 集合体に置き換えた LLFP 装荷炉心を設定
し、その核変換特性、炉心特性及び LLFP 集合体の熱流動特性を評価した。また、LLFP
核変換能力については、大型ナトリウム冷却炉との比較を行った。
本検討の結果、68 体の CuI 集合体を 14 サイクル（約 21 年）装荷することにより目標の取出変換率に近い約 28%を達し、Tc 集合体については 44 体、20 サイクル（約 30 年）

867

装荷で変換率約 21%となる結果を得た。
サポートファクタを 1.0 とするのに必要な原子炉熱出力当りの LLFP 装荷量は、129I で
約 210kg/GWt、99Tc で約 1250kg/GWt であり、大型 MOX 燃料ナトリウム冷却炉に比べて 30%以上少ない装荷量となった。
LLFP 集合体 1 体当たりの必要流量は、CuI 集合体で 14.0kg/sec、Tc 集合体で 12.4kg/sec
であり、炉心流量に占める全 LLFP 集合体の流量割合はそれぞれの集合体に対し 1.7%、
0.9%と、大型 MOX 燃料ナトリウム冷却炉の 1.1%、1.3%とほぼ同等の値となった。
(4) フェーズⅡまとめの設計方針（設計条件変更による影響評価）
最近の鉛ビスマス中の被覆管材料の腐食試験の結果から、フェーズⅡ前半の制限である被覆
管最高温度 650℃を 570℃程度まで下げて設計する必要がある可能性が出てきた。そこで、被覆管温度制限を 650℃から 570℃へ変更した場合について、炉心入口温度が 285℃以上である
ことを目安とした予備検討を実施した。検討は、強制循環炉心と自然循環炉心の高燃焼度炉心の燃料仕様をベースとし、腐食評価式には新設計評価式を用いた。
本検討のサーベイ計算の集合体仕様を表 3.1.1-13 に示し、この集合体仕様を基に算出した炉
心冷却材温度の変化を図 3.1.1-5 と表 3.1.1-14 に示す。
本図より以下のことが分かる。
①

自然循環炉心では、?T を 140℃程度（フェーズⅡ前半の設計から約 40℃の低下）へ下
げると被覆管最高温度 570℃、炉心入口温度 285℃、炉心出口温度 430℃程度を実現する見通しである。ただし、?T を下げると自然循環力が低下するため、自然循環力を確保するためにはフェーズⅡ前半の設計のプラント仕様を大幅に変更する必要がある。

②

強制循環炉心では、?T を 160℃程度（フェーズⅡ前半の設計から約 10℃の低下）へ下げることにより、被覆管最高温度 570℃、炉心入口温度 285℃、炉心出口温度 450℃程度を実現する見通しがある。

以上の結果フェーズⅡまとめとして、電気出力 750MWe（熱出力 1980MWt）の強制循環炉
心に絞ることにした。
フェーズⅡまとめの強制循環炉心設計では、フェーズⅡ前半の設計条件に対し、表 3.1.1-15に示すような変更を行なった。予備評価として、これらの設計条件の変更が核特性に与える影響を評価した。
(i) 被覆管最高温度制限、被覆管外面腐食量評価式の変更：
上述のように最近の知見から被覆管最高温度制限を被覆管肉厚中心最高温度 650℃から被覆管外面最高温度 570℃に変更し、被覆管外面腐食量評価式を下記のフェーズⅡまとめの設計式とした。
・フェーズⅡ前半までの設計式[3]X = CPb・t1/2
5

C Pb = 1.144 × 10 exp

1.116 × 10

4

T + 273.15

868

X : 被覆管外面腐食量 [μm]t : 使用時間 [hr]T : 試験温度 [℃]・フェーズⅡまとめの設計式[4]φ= A・t1/2
A = A0exp(–Q / RT)
φ : 被覆管外面腐食量（酸化皮膜厚） [μm]t : 使用時間 [hr]A0 : 定数 8.906×104 [ µm/ hr ]Q : 見かけの活性化エネルギー 1.8736×104 [cal / mol]
R : 気体定数 [cal･mol–1K–1]
T : 温度 [K]（有効温度範囲：570℃未満）
図 3.1.1-6 (a)と(b)にフェーズⅡ前半までの被覆管外面腐食量評価式による腐食量と今回提示された被覆管外面腐食量評価式による腐食量（酸化皮膜成長厚）を比較して示す。例えば、フェーズⅡまとめの評価式による腐食量はフェーズⅡ前半までの評価式によるものに比べて 650℃で約 5 倍、570℃で約 6 倍大きいことが分かる。
次に、使用時間とフェーズⅡ前半までの評価式による 650℃での被覆管外面腐食量およびフェーズⅡまとめの評価式による 570℃での被覆管外面腐食量の関係を図 3.1.1-7 に示す。
図より、被覆管最高温度制限および被覆管外面腐食量評価式を見直すと、被覆管外面腐食量
は約 2 倍になることがわかる。
評価式の変更によって被覆管外面腐食量は設計に用いる同一温度では数倍に増大するが、被覆管最高温度制限の変更によって最終的な設計条件の変更による被覆管外面腐食量の増
大は 2 倍程度に止まり、核特性への影響（例えば、増殖比： 1.15 → 1.10、燃焼反応度 [%Δk / kk]： 0.90 → 1.59）は設計対応できる範囲内であると考えられる。

(ii) 随伴 FP 混入率の変更：
フェーズⅡまとめのナトリウム冷却 MOX 炉心設計では随伴 FP 混入率の見直し（2vol.%→ 0.2vol.%）が行われ、窒化物燃料炉心の設計でもこの結果を踏襲して設計条件を変更した。
随伴 FP 混入率の低下により、増殖比、燃焼反応度にやや改善（例えば、増殖比： 1.10 →1.13、燃焼反応度 [%Δk / kk]： 1.59 → 1.24）が見られた。

(iii) 原子炉出力の変更：
フェーズⅡ前半までに予備検討した被覆管 570℃制限対応炉心（被覆管外面最高温度
570℃）の原子炉熱出力は代表炉心と同じく 1875MWt であるが、代表炉心（電気出力750MWe、熱効率 40%）に比べ、原子炉出口温度の低下により、熱効率が 38%に低下して電気出力は 710MWe となった。フェーズⅡまとめの設計では、強制循環炉心（被覆管外面最高温度 570℃）の電気出力はフェーズⅡ前半までの代表炉心と同じく 750MWe、熱効率は被覆管 570℃制限対応炉心と同じく 38%とした。

869

原子炉出力の変更による核特性への影響は小さく、両者の核特性はほぼ同等となった。
(iv) 燃料スミア密度の変更：
燃料健全性の観点から燃料スミア密度を炉心部で 80%TD から 75%TD に、軸方向ブランケット部で 95%TD から 90%TD に変更した。
燃料スミア密度を低下させたことにより、核特性がやや劣化（例えば、増殖比： 1.10 → 1.07、燃焼反応度 [%Δk / kk]： 1.65 → 2.42）することが分かった。

(v) FP ガス放出率の変更：
FP ガス放出率に関する文献[5]から、FP ガス放出率の設定を 50%から 60%に変更した。
FP ガス放出率の増大とともに核特性が劣化する傾向がみられるが、50%から 60%への変更による核特性への影響は小さく、両者の核特性はほぼ同等となった。
上記の結果、フェーズⅡまとめの設計条件において、強制循環炉では FS での炉心性能目標を満たすための設計対応は可能であるとの見通しが得られた。そこで、フェーズⅡまとめとして、電気出力 750MWe（熱出力 1980MWt）の強制循環炉心について、上記の新しい設計条件の下で炉心設計を行い、FS の設計目標を満たす代表炉心を設定した。フェーズⅡまとめの代
表炉心の詳細については 3.1.3 項で記載する。
3.1.1.4 システム性能の追求(1) プラント設計の設計制限因子の整理と設計方針の設定
鉛ビスマス冷却材は前節で述べたとおり、ナトリウムとは異なる特性を持つため、プラント設計における設計を制限する因子がナトリウム炉とは異なる。フェーズⅠ及びⅡの設計研究と要素技術の研究開発により得られた知見・データを整理し、設計制限因子してまとめる。また
制限因子を満たすための設計方針について、以下に整理して述べる。
(i)

燃料ピン及び構造材表面の冷却材流速(a) 制限値及びその考え方①

構造材表面流速：2m/s
冷却材による構造材料のエロージョンを防止するための条件である。制限値の設定
根拠等は次項で述べる。

②

ポンプインペラ周速度：20m/s
本制限値はロシアにおける既往研究で 2000 時間程度の試験が実施された際の速度であり、暫定的に設定したものである。

(b) これまでの設計研究で得られた知見と設計の考え方
フェーズ I 及びフェーズ II の設計研究で得られた知見と、その知見を活かした設計の考え方を以下に述べる。
1)

冷却材流速制限870

強制循環炉ではポンプの吐出圧をある程度自由に設定することができるため、自然循
環炉に比較して炉心設計の自由度が高い。そのため、より炉心性能を向上させコンパク
トな炉心を設計することが可能となる。
炉心性能向上のためには、可能な限り炉心の燃料体積比を向上させることと、良好な
炉心の径/高さ比をもつことが要求される。これらの要件は炉心の流動を設計するにあたっては、冷却材流路面積を減少させることになるため、冷却材流速及び圧力損失を増大させる方向に働く。冷却材流速 2m/s が炉心設計における設計制限因子となる。
2)

ポンプインペラ周速度制限
鉛ビスマスを作動流体とするポンプに関して、我が国には運転経験がほとんど無く、ナトリウムを作動流体とするポンプ設計を参考に概念検討を行った。１次冷却系統の設計では前項の炉心冷却材流速が設計制限因子の一つであり、炉心での冷却材流速が 2m/sとなる炉心を想定し、さらにポンプスタンドパイプの流速が 2m/s 以下となるポンプ概念を検討した。その結果、ポンプインペラの周速度は 10m/s となり、暫定的な制限値である 20m/s を下回った。
ポンプの設計に関してもより高速回転として制限周速度に近い設計をとることも可能であるが、スタンドパイプ内の流速が流速制限を越えること、またポンプの駆動負荷が増大し所内負荷が増大すること、のデメリットがあるため、積極的に高速回転を狙う
理由は無い。
これらの検討の結果、ポンプインペラの周速度に関しては設計制限因子とならないことがわかった。

(c) 設計方針
以上の検討の結果、強制循環炉では 2m/s の構造材表面流速を炉心の熱流動設計における制限因子として考慮する。
(ii) 構造材温度(a) 制限値及びその考え方
次項に詳述するが、鉛ビスマス冷却材による構造材の腐食速度は、冷却材中の酸素濃度と温度が大きな因子となる。さらに、温度に関しては腐食メカニズムが変化し腐食速度が大幅に増大する閾値が存在し、その温度はおよそ 570℃程度と考えられている。
プラントの中で最も高温になるのは炉心燃料のホットスポットであり、金属被覆管を用いる炉心設計では本閾値は重要な設計制限因子となる。
一方、プラント設計においては前述の閾値を上回る温度になる部位は無いが、安全上重要な機器は腐食に対するリスクを可能な限り減少させ信頼性を向上させる、という考えの下で設計するものとする。
①

炉心荷重を伝達する構造である、炉心支持構造物及び原子炉容器を対象とする。

②

腐食速度が温度依存性を持つこと、及び酸素濃度制御の許容幅が温度の低い方が広く、腐食に対する裕度が大きくなること、から可能な限り低温環境を保持する。

③

構造材防食のための酸素濃度制御システムは、酸素濃度をコントロールされた冷却

871

材が冷却材の流れによりすべての部位に行き渡ることを前提としたシステムである。そのため、1 次系システム内はすべての部位に冷却材の流動と循環が必要である。
(b) これまでの設計研究で得られた知見と設計の考え方
炉心支持構造に関しては通常コールドレグに設置されるため、特に設計対応はない。原
子炉容器の低温化・壁面循環流の確保に関しては、以下の設計対応候補が考えられる。
1)

2 重容器方式の評価
炉心槽を上部プレナム内まで延長し、2 重容器としてホットレグを内側容器に内包させる概念である。原子炉容器とのアニュラス部はコールドレグとする。
強制循環タンク型炉での設計例を図 3.1.1-8 に示す。本概念では 2 重容器以外にも、冷却材インベントリを最少化するため、炉容器内の各部の流路以外の空間に冷却材を排除するための充填物が設置されている。また、図 3.1.1-9 にタンク型の自然循環型炉の設計例を示す。本概念では原子炉容器のコンパクト化と流路の単純化を狙い、アニュラ
ス部に原子炉容器を周回する大径の蒸気発生器伝熱管（原子炉容器一体型蒸気発生器）を設置した概念である。
原子炉一体型蒸気発生器を持つ自然循環方式での 2 重容器方式は、ポンプが無いことから原子炉容器内の機器配置・流路構成は比較的単純で、整合性が高いと考えられる。
ただし、従来概念の細径蒸気発生器を多数基設置する場合には炉内配管が必要となり、構造が複雑化する。一方、強制循環の 2 重容器方式のプラントでは、原子炉容器内部にホットレグ炉内配管等複雑な構造を内包する上、流路構成が複雑となり、原子炉容器のコンパクト化、構造健全性、保守・保守性、の面で課題が多い。

2)

サーマルライナとアニュラス冷却流方式の評価
原子炉容器内側直近にサーマルライナを設置し、上部プレナムの高温冷却材から遮熱するとともに、サーマルライナと原子炉容器間の間隙には下部プレナムから低温冷却材を供給し上向きの冷却材流れを生じさせ、原子炉容器を冷却及び原子炉容器近傍の冷却材循環流を確保する。タンク型炉での本方式の検討例を図 3.1.1-10 に示す。
サーマルライナ方式は原子炉容器内の機器配置に大きな影響を与えないため、比較的コンパクトな原子炉容器設計を追求可能である。ただし、広い断面積を持つアニュラス
部に均一な冷却材流れを確保するためには、設計の工夫が必要である。

(c) 設計方針
自然循環炉ではタンク型の 2 重容器方式が合理的な設計が可能であると考えられる。強
制循環炉ではサーマルライナ方式が構造が単純な上、設計の自由度が大きくなることから、候補概念となる。
(iii) サイフォンブレーク防止のための配管引き回し高さ(a) 制限値及びその考え方

872

常圧でも沸点が高く低圧でシステムが構築可能なことが鉛ビスマス冷却材を用いる重金属炉の特徴である。低圧（0.1MPa 以下程度のカバーガス圧）で高い密度を持つ鉛ビスマス冷却材を自由液面より高い位置で配管引き回しすると、トリチェリの真空が配管内で発生し配管機能が失われる。そのため、主循環配管を有するループ型炉型とする場合には、配管を自由液面から高い位置に引き回すことはできない。配管引き回しの自由度が低いことは、ループ型炉のプラントシステム構成検討に制約を加えることとなる。
(b) これまでの設計研究で得られた知見と設計の考え方
フェーズ I 及びフェーズ II を通じた設計研究において、ループ型炉について検討を行った。それらの設計研究を通じて得られた知見を以下に記す。
1)

プラントコンセプトの抽出
配管の高所引き回しができないため、原子炉容器側部にノズルを持ち配管は原子炉容器から水平に引き回す形式（サイドエントリ型）となる。さらに、鉛ビスマス冷却材は構造材料に対する腐食性をもち、制御技術は存在するものの原子炉容器等冷却材バウン
ダリの信頼性を高くするためには、バウンダリの低温化（コールドレグ温度）を図るべきである。サイドエントリ型の原子炉容器で、かつ冷却材バウンダリ低温化を条件とした上で、コンパクトな NSSS を実現することを目標として概念検討を行った。
ループ型炉では配管及び容器の熱膨張をいかに吸収するかが設計の要点となる。熱膨張吸収に有望なコンセプトとしては、配管ベローズを用いることと、ポンプ等の冷却系機器をフローティングマウントとすることが考えられる。これらのループ型炉のプラン
ト概念について述べる。

2)

配管ベローズを用いたプラント概念の評価
配管ベローズを用いたループ型プラント概念を図 3.1.1-11 に示す。配管ベローズを用いる以外に、本概念では冷却材バウンダリの材料・構造の信頼性を向上させるためにコールドレグとしていることと、建設コスト削減のために蒸気発生器と主循環ポンプを一体化した機器を用いることである。以下に本概念の評価の概要を記す。
①

本プラント概念ではタンク型炉（容器の健全性確保の観点で原子炉容器大型化が難しい）に比較して大出力化が容易であり、スケールメリットを活かした経済性の点でタンク型を上回る可能性を有することがわかった。

②

主循環系の配管が 2 重配管となり、内管では熱膨張吸収のためにスライドジョイ
ントを用いる。一方、鉛ビスマス冷却材中の構造材は表面に酸化皮膜が生成することが防食のために必要であり、構造材料同士が接触しながらスライドする構造
は防食機構と整合しない。

③

2 重容器及び 2 重配管構造はアクセス性が低く、保守・補修性の面で設計要求を満足できない可能性が高い。

3)

冷却系機器のフローティングマウントを用いたプラント概念の評価
配管熱膨張を吸収するため冷却系機器を機器・配管の熱膨張に応じて水平方向に移動の自由度を与えて設置するポンプフローティングマウントを用いたループ型プラント

873

概念を図 3.1.1-12 に示す。本概念では蒸気発生器は原子炉容器内に設置し、ポンプのみ
を原子炉容器外に別置した概念である。評価を以下に記す。
同程度の出力のタンク型炉と比較して NSSS の物量は少なくなり、経済性は高い①と考えられる。
②

原子炉容器下部側面にノズルを有するためノズル及び周辺構造へのアクセス性が低く、保守・補修性の面で設計要求を満足できない可能性が高い。

(c) 設計方針
以上の検討の結果から、ループ型炉は以下の理由で検討対象とせず、タンク型炉を候補概念とすることと判断した。
①

配管の高所引き回しが不可能で、冷却材バウンダリのコールドレグ温度保持を設計条件とすると、前述の 2 概念のような複雑な配管構成となり、保守・保守性の観点で設計要求を満足しない。

②

鉛ビスマスを冷却材とするプラントの NSSS では、中間系を必要とせず 1 次冷却系に直接蒸気発生器を設置することが技術的に可能である。これは、タンク型炉型を採った場合には液体金属冷却材は原子炉容器内だけに内包されることになり、冷却材バウンダリの最小化・単純化につながる。これは、構造材への腐食性を有する冷却材を用いるプラントとして、冷却材バウンダリの信頼性向上および保守・補修性の観点で有利であると考えられる。

(iv) 原子炉構造の耐震性(a) 設計の制限およびその考え方
M7.1 相当の強地震に対応した耐震性を持つ。具体的な耐震性の基準についてはナトリ
ウム冷却炉を参考にして、以下の通り定める。
1)

投入反応度：1$以下
地震時の制御棒引き抜きと炉心のコンパクションによる投入反応度を 1$以下に制限する。

2)

原子炉容器座屈：DDS 座屈評価を満足すること

3)集合体飛び出し防止：炉心の上下応答加速度 1G 以下集合体保持のためのラッチスプリング強さと燃料交換機の引き抜き力を検討して暫定した制限値であり、物理的な限界ではない。

4)

燃料交換機の変位制限：S1 地震時に UIS と衝突しないこと
ナトリウム炉を参考にすると、切り欠き式 UIS の場合変位の制限値は 30mm 程度となる。

5)

制御棒挿入性：UIS 下端と炉心槽頂部の水平方向相対変位 15mm 以下
制御棒と制御棒案内管の 3 点拘束によるスクラム途中でのスティックを防止するための条件である。条件設定ではナトリウム炉の実証炉での設計値を考慮して暫定した。

6)

スロッシング：S1 地震時ルーフデッキ下面熱遮蔽層に液位が到達しない、S2 地震時
ルーフデッキ底板が破損しないこと
S1 地震に関してはプラント再使用のため、ルーフデッキ下面の熱遮蔽層健全性を維持

874

することで、S2 地震に関してはカバーガスバウンダリの気密確保が条件となっている。
(b) これまでの設計研究で得られた知見と設計の考え方
これまでに実施したタンク型自然循環炉及びタンク型強制循環炉の設計研究で得られた耐震性に関する知見を以下に記す。
1)3 次元免震フェーズ I の検討において、重金属冷却炉では冷却材重量の大きさから、耐震構造もしくは水平免震構造で地震時の原子炉構造の健全性を担保する設計が困難であることがわかっており、3 次元免震の導入が不可欠となる。
3 次元免震方式としては機器免震と建家免震が考えられるが、配置スペースが少なく建家のコスト低減に有効な建家 3 次元免震方式を採用する。また、免震性能に関しては
現在研究開発が行われている 1Hz 程度の固有振動数を持つ免震装置を想定するが、免震装置そのものの経済性向上のためより高い固有振動数を持つ免震装置採用の可能性も追求することが重要である。

2)

原子炉構造
原子炉構造の型式を選定する際にはその耐震性が最も重要な制限因子となる。耐震性の観点で原子炉構造内の各構造を以下の検討によって選択した。
i)

原子炉容器
鉛ビスマス炉の原子炉容器は自重が大きく、その支持方法によって地震時の応答が異なる。原子炉容器の支持方法としては以下の設計方策が考えられる。
①

上部フランジで支持する上吊り方式
原子炉構造の単純化、据え付け・交換の容易性では有利であるが、重心から離れた位置で支持するため、固有振動数が小さくなり地震時の応答が大きい。
軸長 21m、内径 10.8m、の原子炉容器を想定して座屈を防止できる容器肉厚を検討した結果、60〜70mm 程度と評価された。

②

容器側部に支持用の Y ピースを設けて重心近くで支持する側部支持方式
重心近傍で支持するため、①と比較して固有振動数が高く耐震性で有利だが、据え付けフランジが胴側部にあるため構造が複雑で据え付け性・交換性の点で劣る。
軸長 21m、内径 10.8m、肉厚 50mm の容器について地震応答解析を実施した
結果、座屈は防止できることがわかった。

ii)

炉上部構造（UIS)UIS は原子炉容器上部蓋から垂下される長手構造物であることと、制御棒をガイドする機能を持ち安全上重要な機器である。その設計条件としては地震時の炉心との相対変位を 15mm 以下にすることが求められ、原子炉構造の耐震性の観点で最も留意すべき構造物である。これまでの検討では、鉛ビスマス炉では SG を原子炉容器に内包し軸長が長いことと密度の高い鉛ビスマスが付加質量として加わることから、ナトリ
ウム炉と比較してより剛性が高いことが求められる。その結果、ナトリウム炉の UIS

875

（現状の設計ではコラム型 UIS）とは異なる形式・設計が必要である。剛性の向上を考慮した UIS の構造には以下の設計方策が考えられる。
①

コラム型 UIS＋高剛性制御棒案内管
コラム型 UIS ではあるが、剛性を高めるために制御棒案内管の肉厚を剛性が確保できるまで厚くし、耐震性を向上させた概念である。

②

コラム型 UIS＋炉心との結合構造
コラム型 UIS で地震時の炉心との相対変位抑制のために、ランツェ構造により
UIS 先端部と炉心とを結合する。本概念では、燃料交換時に炉心と UIS の結合を解除する必要があるため、UIS を昇降させる機構も必要となる。また、ランツェ部及びランツェからの応力を受ける各部位の構造健全性については考慮が必要となる。

③

外胴付き UIS
外周部に円筒構造を持つ UIS であり、UIS 自体の剛性は外胴部で確保する。外胴を有する UIS では内部に冷却材が滞留しやすい構造となるが、腐食防止のための酸素濃度制御との整合性については考慮が必要となる。

④

上部外胴付きコラム型 UISUIS の高さ方向に上半部に外胴を持ち、下半部はコラム型とした構造である。
③の概念では外胴によって剛性は向上するものの、その特に下半部の重量によって地震時の応答が大きくなるデメリットも有する。そこで、剛性向上への寄与が大きい上半部については外胴付きとし、地震応答軽減への効果が大きい下半部は軽量なコラム型 UIS とした概念である。

これらの内、②を除く 3 つの UIS 概念について、同一の高さ、制御棒案内管肉厚、胴板厚で剛性を比較評価したところ、④上部外胴付きコラム型 UIS が最も剛性が高い構成であることがわかった。
iii) 炉心支持構造
各種の原子炉容器及び炉心支持構造についてモデル化し耐震解析を実施したとこ
ろ、炉心支持構造への地震波入力条件が最も厳しくなると予想される 25m 程度の軸長を持つ NC 炉の原子炉容器の条件でも、炉心支持板の現実的な構造（板厚 100mm 程
度で補強リブ付き）で十分な耐震性があるとの結果が得られた。この結果から推測し、炉心支持構造については原子炉構造選定に際しての制限条件とはならないと判断する。
iv) 燃料交換機
燃料交換機は UIS 同様ルーフデッキから垂下される片持ち梁構造のため、耐震性の面で成立性が厳しい機器である。予備的な解析において、NC 炉で約 25m 軸長の側部支持方式原子炉容器、FHM 円筒胴径 940mm・肉厚 10〜100mm の条件で S1 地震波による応答を評価したところ、固有振動数はいずれの肉厚においても 1Hz 以下であり、円筒胴下端の変位は 300〜800mm に達することが明らかとなった。この結果から、

876

比較的軸長の長い重金属炉の体系では、ルーフデッキより単独で垂下される円筒形の胴を持つ燃料交換機は耐震性の面で成立しないことが予測できる。
燃料交換機の耐震性を向上のための設計対応として、UIS と燃料交換機円筒胴を機械的に結合し地震応答変位を減少させる方策について検討した。前項の UIS の設計案の中で最も剛性の高い概念である「上部外胴付きコラム型 UIS」と燃料交換機円筒胴
下端を結合した体系について地震応答解析をした結果、円筒胴変位は 70mm 程度で結合がない場合の 1/7 程度に低減することがわかった。しかしながら、燃料交換アーム
先端部の変位量は 100mm 程度と評価されており、制限値 30mm を上回る結果となっている。
これらの結果より、片持ち梁形式の切り込み式 UIS と燃料交換機の組み合わせでは、
切り込み部に進入した燃料交換アームが地震時に UIS へ接触することを防止する設計は不可能であることがわかった。本組み合わせによる燃料交換システムを耐震性で成立させるためには、UIS の切り込み部にガイドを設置し、燃料交換アームがガイドに支持されながら稼働する設計を採る必要があると考えられる。
v)

その他の耐震性検討①

冷却材スロッシング
図 3.1.1-13 に示す強制循環炉を想定した体系と、図 3.1.1-14 に示す自然循環炉を想定した体系について、S1、S2、強地震条件でスロッシング解析を実施した。
その結果、どちらの体系でもスロッシング波高は S1 地震時で 1.2m 以下、強地震時でも 1.5m 以下と評価された。液面と断熱層下面の距離とルーフデッキ底面の距離をそれぞれ 1.2、1.5m とする設計は十分に可能であり、冷却材スロッ
シングは設計の制限因子とならないと判断できる。

②

投入反応度
地震時の燃料のコンパクションと制御棒引き抜きによる投入反応度は、S2 地震
及び強地震条件でも 10￠前後であり、十分に制限条件を下回る。地震による投入反応度は設計の制限条件とならないと判断できる。

877

(c) 設計方針
1)

基本的な考え方
これまでの検討から原子炉構造の耐震性が設計を制限する大きな因子であることがわかった。一方、原子炉容器の大きさ、特に直径は建設コストに大きな影響を与える因子である。そこで、経済性向上を主眼として原子炉容器の小径化を狙って設計をしつつ、耐震性を成立させる概念を構築することとする。

2)

採用する設計方策①

3 次元免震方式：1Hz②

原子炉容器形式：側部支持方式原子炉容器
SG を内包するタンク型炉で原子炉容器を小径化するためには、伝熱面積を十分に確保するために SG は軸方向に長い構成を取らざるを得ないため、原子炉容器は鉛直方向に比較的長い構成となる。軸方向に長い原子炉容器は地震応答が大きくなる傾向を有するため、地震応答を緩和できる側部支持方式原子炉容器を採用する。

③

UIS 形式：上部外胴付きコラム型 UIS
鉛ビスマスは構造材料に対する腐食性を有する冷却材であり、腐食を抑制・制御するために酸素濃度を制御する。酸素濃度制御が冷却材領域全体に効果するためには、冷却材の滞留部を極力減少させる必要がある。また、UIS は 1 次系システ
ム内でも高温となる領域であり腐食速度は速くなることから、確実に酸素濃度制御を機能させる必要がある。そこで、鉛ビスマス冷却炉の設計では冷却材滞留部を極力少なくできるコラム型 UIS を採用することが最良の選択である。
そこで、コラム型 UIS を本案として耐震性確保を狙うが、耐震性が十分に得られない場合は胴内冷却材滞留部の酸素濃度制御性確保を開発課題とした上で上部外胴を付加したコラム型 UIS を選択する。

④

炉内燃料交換方式
炉内の燃料交換方式については、原子炉容器の小径化に効果がありナトリウム炉にも採用されている「単回転プラグ＋切り込み付き UIS＋パンタグラフ式燃料交換機」を選択する。燃料交換機はナトリウム炉に比較して軸長が長くなることから、耐震補強として UIS と燃料交換機外胴下端部で連結する。さらに、UIS との連結でも耐震条件を満足しないときには、UIS 切り込み部にガイドを設け燃料交換アームを UIS によって支持することにより地震時の UIS との衝突を防止する。

(v) 原子炉容器製作性に関わる直径の制限(a) 設計の制限及びその考え方
原子炉容器は高い信頼性が要求される大型容器であり、現在の工業技術で製作するならばリング鍛造品を周溶接で接合する製作方法が最も適している。国内に現在あるリング鍛造品製造設備を考慮すると、直径 10m 台が製造限界になる。

878

(b) 設計方針
原子炉容器直径 10m 台は工学的な限界ではなく国内現有設備の限界と考えられ、これを越える直径の原子炉容器に関しても以下の方法により製作できる可能性はある。
①

多額の投資は必要であるがより大きなリング鍛造品を製作可能な設備を作る②

縦溶接の信頼性向上に関する R&D を実施した上で、板材料を縦溶接することにより大型容器を製作する。

これらを考慮して、当初の設計では 10m 台の原子炉容器を目途として設計を進め、それを越える容器を設定する場合には上記の技術開発を見込んだ建設コスト上昇を考慮する。
(vi) 保守・補修性(a) 設計の制限及びその考え方
鉛ビスマス冷却材は構造材料に対する腐食性を持つことは明らかとなっているが、腐食に関する条件を明らかとすることと、腐食制御技術を確立するためには今後の R&D によるデータ蓄積が必要である。そこで、現時点では保守・補修性として明確な考え方を示すことはできない。そこで、設計条件として、全ての原子炉構造内部へのアクセス性・補修
交換性、機器の引き抜き交換性を有することを設計条件とする。結果として、保守・補修性を最大限に見込んだ考え方となる。
(b) 設計方針
前項で示した保守・補修性に関する考え方は、保守補修性を優先した考え方である。今後の材料腐食に関する R&D 及び腐食制御技術に関する R&D 成果を反映して、設計を見直す必要がある。
保守・補修性を最大限に担保するための設計方針について、以下に検討した。
1)

検査の考え方構造材の材料選定及び設計は炉寿命中健全性が確保できるよう行うが、腐食環境にあることから、腐食速度が高いことが想定される部位及び安全上重要な機能を有する部位に関しては、供用中にもその健全性を担保するために検査できることを基本的な考え方
とする。
検査の方針
①

腐食環境の強さに応じて検査精度、頻度を設定する。

②

冷却材中での検査を基本とするが、必要に応じて冷却材を排除して直接検査が可
能とする。

2)

腐食に対する検査の対応
i)

検査頻度に関する考え方
コールドレグ温度の部位に関して腐食速度は十分に遅く、十分な腐食代をもうけておけば炉寿命中の腐食に対する健全性は確保できる。そのため、コールドレグについては基本的には定期的な検査は行わない。ホットレグに関しては、腐食速度がコール
ドレグに対して速いため、定期的な検査の対象とする。ただし、ポンプに関しては構879

造材の制限表面流速を大幅に上回る速度で駆動されることから、コールド部位ではあるが定期的な検査の対象とする。
ii)

検査手法
商用プラントとして現実的な稼働率を達成するためには、冷却材中で腐食及び材料欠陥等を検査する手法は必須となる。また、腐食条件が厳しい部位に関しては、引き抜き検査及び冷却材を排除しての目視及び体積検査が可能とする。

iii) 検査対象部位の分類
検査頻度を決定するパラメータとしては、温度、表面流速、安全上の重要性があり、下記の通り整理できる。
「高温、高流速かつ高照射部位」①

炉心燃料「高温かつ高流速部位」②

SG 管束部「高温部位」③

上部プレナム内構造（炉心上部構造、レダン、ポンプ及び SG シュラウド、サーマルライナ）「高流速部位」④

ポンプ⑤

炉心流調機構⑥

炉内配管「その他安全上重要な構造」

3)⑦

炉心支持構造物（高圧プレナム及び炉心荷重伝達構造）

⑧

原子炉容器

各部位毎の検査方針
前項で分類した各部位・機器に関して、具体的な設計対応を検討する。
i)

高温、高流速、かつ高照射部位
定期的（部位に応じて毎定検〜１０年程度の頻度）に、詳細に材料表面の検査（直接目視及び体積検査を想定）が可能で、必要に応じて補修が可能とする。具体的には機器を引き抜いた上、検査・補修ピットで専用の機器を用いて検査・補修が可能となるよう設計対応する。
設計対応：①

炉心燃料：破損燃料検出で常時監視（腐食を原因とする燃料被覆管破損に関しても検出可能である）

ii)

高温かつ高流速部位
定期的に材料の体積検査が可能とし、必要に応じて補修が可能とする。
設計対応：②

SG 管束部：定期的に伝熱管の体積検査を実施する。また、必要に応じて引き抜き補修ピットに移動した上で、検査・補修が可能とする。

880

iii) 高温部位
ホットレグ温度になる部分については、炉寿命中健全性を確保可能な腐食代をもうけた設計とし定期的な補修は不要とするが、定期的な検査（１０〜３０年程度の頻度）が可能な設計対応をする。検査の結果補修が必要になった場合には、仮設対応で補修が可能とする。
設計対応：③

上部プレナム内構造：上部プレナム内の冷却材をドレンし、表面の目視検査又は体積検査を可能とする。（原子炉容器下部には冷却材が残るが、鉛・ビスマ
スの不活性の特性を活かし、上部では検査を行う）

iv) ポンプ
ポンプインペラ及び駆動軸に関しては、構造物の制限表面流速を大幅に上回る速度で駆動されていることから消耗品に近い位置づけの設計とする。定期的（毎定検〜数年程度を想定）に詳細に材料表面の検査（目視及び体積検査を想定）が可能で、必要に応じて補修が可能とする。具体的には機器を引き抜いた上、検査・補修ピットで専用の機器を用いて検査・補修が可能となるよう設計対応する。
設計対応：④

ポンプ：定期的にインペラ及び駆動軸を引き抜き、検査・補修ピットで検査を行う。また、インペラ及び駆動軸については、炉寿命より短い設計寿命であることを許容し、容易に交換可能な設計とする。

v)

ポンプ以外の低温かつ高流速部位
低温部位であることから腐食速度は十分に遅いと考えられるが、念のために定期的な検査が可能な設計対応をとる。補修に関しては仮設対応で取り出しが可能とする。
設計対応：⑤

炉心流調機構：流調オリフィス部は比較的高い流速となることから検査が可能な設計とする。検査は鉛・ビスマス中ビューワを用いた検査とする。検査手順
としては、ＵＩＳの引き抜いた上でＵＩＳ孔に検査設備を設置し、１体の燃料を引き抜き、検査機器を流調機構部に挿入して検査する。検査設備で引き抜いた燃料の保持と引き抜いた炉心の形状保持を可能とする。

⑥

炉内配管：ポンプを引き抜きポンプ孔に検査機器を設置し鉛・ビスマス中ビューワで検査を可能とする。

vi) 炉心支持構造物
低温部位にあり、表面流速も十分に遅いことから定期的な検査は不要と考えられるが、比較的照射量が多い上、安全上重要な構造であることから検査が可能な設計対応をとる。補修に関しても仮設対応で取り出しが可能とする。
設計対応：

881

⑦

炉心支持構造物：ポンプを引き抜いた後、ポンプ孔と炉内配管を経由して鉛・ビスマス中可視化装置を挿入し検査を行う。補修は仮設対応で取り替え可能とする。

vii) 原子炉容器
原子炉容器に関しては、安全上重要な機器であることから以下の方針で設計する。
a.

ガードベッセルにより想定外の冷却材漏洩による事故の拡大を防止する。

b.

サーマルライナにより低温環境に保ち、腐食速度を遅くして十分な寿命を確保する。

c.

サーマルライナと原子炉容器の間の流速は十分に低くし、腐食速度を低下させる。

d.

液面部には何らかの腐食防止（液面部での段付き防止）措置を講ずる（アイデ
ア無し）。

e.

ガードベッセルと炉容器の間に検査機器を挿入し、外面からの検査を可能とする。（内面からの検査は不要とする）

4)

仮設での補修について
UIS、ポンプ、SG 以外の機器も仮設によりすべて取り出し可能な設計とする。手順としては以下のとおりとする。
①

炉心燃料をプールに待避させる。（燃料は可能であれば再利用を想定する。←再利用の際は若干の水分が炉容器内に混入することが考えられるが、十分な純化運
転により再利用が可能と考える）②

引き抜き可能な機器（UIS、ポンプ、SG）はすべて引き抜く。UIS は検査・補修
ピットへ、ポンプと SG については各１基は検査・補修ピット、残りは仮設の収納容器で保管。

③

上部プレナム内の冷却材はダンプタンク（サイトに１基設置）にドレンする。ドレンはくみ上げポンプをポンプ孔に挿入し、液面に追従させて下降させながらくみ上げ、配管によってダンプタンクに移送する。

④

上部プレナム以下のレベルの冷却材は他のプラント（サイト内残りの３基を停止させ対応）の原子炉容器の上部の余裕部、又は仮設のタンクにドレンする。

⑤

炉上部の上蓋を開放し、仮設で保管する。その際は格納容器に仮開口部を設ける。

⑥

炉容器内の機器にアクセス可能。

(2) システム性能の追求したプラント要目の設定
フェーズ II での鉛ビスマス冷却炉検討では、以下の点を要点として概念検討を実施する。
・

建設コストで競争力を有すること

・

技術課題を摘出し解決への見通しを立てるとともに、見通しができない課題に対しては
設計オプションを提示する

882

［プラントコンセプト］
冷却材バウンダリ内の全機器を検査、補修、交換可能であることを設計条件とした上、経済性が優れたプラント概念を追求する。
［主な設計要目］
1)

原子炉システム形式
タンク型原子炉容器で水・蒸気系の熱交換器を原子炉容器に設置したシステムとする。
1 次系冷却材を原子炉容器内だけに限定することと、配管、ノズル等の構造を無くすことを指向する。また、鉛ビスマス冷却材の水に対する低反応性を活かすことと、建設コスト低減に効果の高い、2 次系の無いシステムを指向する。ただし、原子炉容器内機器の保守補修性確保の観点と、全機器の交換性を確保するために以下の点に留意する。
①

機器類
ポンプ、熱交換器（SG、崩壊熱除去系冷却器）はフランジ接合でルーフデッキに設置し、容易に取り外し検査ができる。

②

炉上部構造
炉上部構造の検査は次項の検査孔から垂下する冷却材中検査機器により行う。また、冷却材をドレンした上、交換可能とする。

③

検査孔
検査のための機器を挿入可能な検査孔をルーフデッキに設ける。

④

原子炉容器内構造の交換
原子炉容器内の全機器・構造を交換可能にするため、ルーフデッキ全体を開放可能な構造とする。

⑤

引き抜き機器のためのメンテナンススペース
引き抜いた機器の検査・補修を行うピットを補助建家に備える。

2)

原子炉容器
原子炉容器の製造方法と構造信頼性向上方策は開発課題とした上で、直径 10m 台を上回る原子炉容器径を設定することとする。直径 10ｍ台を上回る原子炉容器では、原子炉容器を縦シーム溶接で製造することが前提となるが、縦シーム溶接を持つ容器の信頼性向上方策として、サーマルライナー及び容器を冷却する冷却材循環流路を持つ構造を導
入する。

3)

原子炉出力
原子炉出力については、水・蒸気系の経済性向上を考慮しナトリウム炉で検討されている 150 万 kWe のタービン設備を 2 基の原子炉で共用することを想定し、75 万 kWe
程度を暫定する。ただし、原子炉容器の耐震性の検討でより小さな炉心に制限される場
合はそれを優先する。

4)

蒸気発生器
SG 形式選定では、SG を原子炉容器から引き抜き補修ピットで保守・補修が可能なことを設計条件としている。引き抜き性を確保には熱交換器は円形の断面形状をとる必要がある。そこで、本概念では円形断面の SG とする。

5)

主循環ポンプ883

電磁式ポンプに比較して実現性が高く、小径のため経済性も優れる機械式ポンプとする。
6)

崩壊熱除去系
崩壊熱除去系の熱交換機についても保守・補修のための引き抜き性を持つことを条件とする。独立した DHX として上部プレナム直接浸漬型冷却システム（DRACS）を候補概念とする。

7)

炉上部構造（UIS）
重金属を冷却材に用いる上でコラム型 UIS は冷却材滞留部が少ないことから適合性が高い。一方でコラム型 UIS は剛性が低く耐震性を確保しにくい特徴を持つ。本概念では技術的な適合性を優先し、コラム型 UIS 形式で耐震性を確保することを設計条件とする。即ち、コラム型 UIS で耐震性を確保できる程度の UIS 軸長とする。

8)

燃料交換機
燃料交換機はナトリウム炉の概念検討で原子炉容器径削減に効果的であると評価された、単回転プラグ、切込み型 UIS、一方向にグリッパを移動可能な燃料交換機、の組み合わせを基本概念とする。燃料交換機に関しては、マニプレータ型とパンタグラフ型が候補となるが、長尺でも剛性確保しやすい点を考慮してパンタグラフ形とする。

884

表 3.1.1-1

各冷却材の物性比較
鉛

鉛ビスマス

ナトリウム

原子番号

82

―

11

原子量

207.21

208.2

22.99

600

398

370.8

2010

1943

1154

密度（kg/m ）(a)

10415

10020

825

比熱（J/kgK）

145

146

1270

熱伝導度（W/mK）(a)

15.5

14.0

64.0

粘性係数（Ns/m2）(a)1.695×10‑3

1.19×10‑3

2.24×10‑4

蒸気圧（㎜ of Hg）

―

―

9.0

0.016

0.013

0.004

融点（K）
沸点（K）
3

プラントル数(a) 803K での値（出典）S.Athmalingam,

Choice of coolant for secondary circuit of LMFBRs,

Proc. Liquid Metal Coolants in Nuclear Technologies, Obninsk, Russia,
October, 1998

表 3.1.1-2

鉛冷却炉とナトリウム冷却炉の設計例における熱特性比較

原子炉出入口温度（℃）
集合体出力（MW）
集合体流量（kg/s）
冷却材比熱（J/kgK）
被覆管肉厚中心最高温度（ホットスポット：℃）
冷却材最高温度（ホットスポット：℃）
集合体平均冷却材温度上昇（℃）

885

鉛炉
550 / 395
11.5
401〜442145〜160687

ナトリウム炉550 / 395
11.5
44.9
1270
687

637

667

178.8

201.0

886

216.0
404.1
31.21
401
2.25

集合体配列ピッチ(mm)集合体ピッチ面積 (cm2)

実効燃料体積比(%)

集合体冷却材流量(kg/sec)

バンドル部冷却材流速 (m/sec)

2.69

グリッド圧損（７段；kg/cm2）

バンドル部全圧損(kg/cm2)

4

9.2×100.77

レイノルズ数

12.50
1.289
207.0
3
3

9.7

12/100298/1275
2975
271
82
8.5
0.6

1200

18ヶ月炉心4

3.12

7.7×10
0.76

2.24

←

30.13

←

←

10.30
1.288
207.0
←
←

8.0

400/400
310/975
←
397
←
6.9
0.55

800

高増殖炉心

炉心燃料

鉛冷却MOX燃料炉心

4

0.250

3.1×10
0.065

0.654

100

45.29

←

←

18.3
1.22
←
←
←

15.0

←
←
127
91
14.2
0.4

-

径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ
燃料

4

2.69

9.6×10
-

5.56

44.9

38.14

330.6

195.4

11.50
1.40/150
1.186
186.4
3
3

9.7

12/100298/1275
2975
271
82
8.5
0.6

1200

18ヶ月炉心4

3.20

9.7×10
-

5.54

←

36.82

←

←

10.30
1.20/150
1.155
←
←
←

8.0

400/400
310/975
←
397
←
6.9
0.55

800

高増殖炉心

炉心燃料

ナトリウム冷却MOX燃料炉心

鉛冷却炉心とナトリウム冷却炉心の設計例の燃料仕様比較

ピン配列ピッチ(mm)ワイヤ径／巻きピッチ(mm)Ｐ／Ｄ
ラッパ管内対面間距離(mm)
ラッパ管肉厚(mm)
集合体間ギャップ(mm)

被覆管外径(mm)

軸ブラ厚み(上/下;mm)
ガスプレナム長(上/下;mm)
燃料ピン全長(mm)ピン本数（本）燃料スミヤ密度(%TD)
被覆管内径(mm)
被覆管肉厚(mm)

炉心スタック（mm）

表 3.1.1-3

0.286

2.2×104
-

1.58

10

55.40

←

←

18.3
1.22/160
1.085
←
←
←

15.0

←
←
127
91.4
14.98
0.4

-

径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ
燃料

887

5/5

燃料交換バッチ（炉心／ブランケット）

69.1

原子炉倍増時間 (year)

炉心取出平均燃焼度 ( MWd/t )合計（%Δk/kk'）（炉心／径ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ／上部ｶﾞｽﾌﾟﾚﾅﾑ）

炉心ボイド反応度（%Δk/kk'）（EOEC）

ドップラー係数 (Tdk/dT)

ピーク高速フルエンス(n/cm , E>0.1 MeV)

140,600

2.035(約5.8＄)

0.532(約1.5＄)
143,200

2.443/-0.104/-0.304

0.00569

4.96E+23

50.3

1.798

1.131

364

3.39

18.3 / 23.8

195.4

←

184

196

←

←

←

←

←

←

←

Na炉心

2.294/-0.727/-1.035

0.0038

5.21E+23

1.821

Pu-fissile インベントリ(EOEC)（ton)

2

1.100

19.0 / 24.7

プルトニウム富化度 (wt%)

増殖比 ( EOEC)

216.0

集合体配列ピッチ (mm)364

1.2/ 10軸ブランケット厚 (cm)

最大線出力（２次元評価） （W/cm）

151

炉心出力密度 (W/cm(W/cc)3)

3.63

216

炉心等価直径 (cm)

燃焼反応度損失（％Δk/kk'）1207

制御棒本数（本）炉心高さ (cm)78

径ブランケット集合体数

30/54

540

運転サイクル長さ (日)(EFPD)

炉心燃料集合体数（内側炉心／外側炉心）

700

鉛炉心

18ヶ月サイクル炉心

146,300-

0.00297

4.53E+23

27.7

1.468

1.217

347

4.5

23.8 / 29.5

216.0

40/40

226

216

80

7

78

30/54

5/5

365

←

鉛炉心

195.4

←

276

196

←

←

←

←

←

←

←

Na炉心

143,000-

0.00461

4.29E+23

20.5

1.452

1.274

338

4.1

22.6 / 28.2

高増殖炉心

鉛冷却炉心とナトリウム冷却炉心の設計例の炉心特性比較（酸化物燃料炉心）

原子炉熱出力 (MW)

表 3.1.1-4

表 3.1.1-5 鉛ビスマスとナトリウムの物性値等の比較
着眼点
運転温度範
囲関連物性
熱輸送に係
る物性

自然循環に
係る物性
熱交換器サ
イズに係る
物性
炉心中性子
経済に係る
特性

材料選定に
かかわる事
項

燃料交換及
びメンテナン
ス時の対応
に関する特
性
（冷却材漏
洩対策に関
連する特性）

調達の容易
さに関する
情報

FBR の冷却材としての評価（Na との比較）

項 目
融点／沸点（℃）
密度（ｋg/m3）
比熱(kJ/(kg・K)）
熱輸送力（密度×比熱）
体膨張率(1/℃）
自然循環力[（熱輸送力）×（膨張率）0.5 ]

ナトリウム
97.8

／

鉛(45)／ビスマス(55)
881

125.0

／

1670

825
1.270

10020
0.146

1048

1463

2.91E-04

1.21E-04

17.9

16.4

熱伝導度（W/m・K）

64.0

14.0

吸収断面積（barn）(高速炉スペクトル)

2.03E-03

4.28E-04

オーステナイト系ステンレス鋼及び高クロム鋼（9Cr 又は 12Cr）に対して運転温度領域（〜800℃）で良好（他の液体金属と比較する意味で同じ）

オーステナイト系ステンレス鋼及、低合金及び高クロム鋼に対して運転温度領域（〜800℃）では条件付き良。
重金属炉の経験があるロシア情報では、オーステナイト系ステンレス鋼はNi の溶解度が高く、適用範囲は限定されるが、フェライトマルテンサイト鋼に
酸化防護被膜を用いた防食技術により約 650℃まで適用可能である。
反応性が低いPO210（138.376d）：1.9E-2

構造材との両立性

空気,水との反応性
主要生成放射性核種(停止後 10 日の比放射能）)（Ｃｉ/ｇ）[注]括弧内は半減期を示す

安定化処理の方法

資源量
単位重量コスト比（工業用）
一次冷却材としての評価

二次冷却材としての評価

激しく反応
Na22(2.6019ｙ）：1.21E-5
Na24(14.959h）：.72E-5

機器に付着したナトリウムは、空気中にさらすと水分と反応するため、燃交時・補修時には機器に付着したナトリ
ウムを洗浄する必要がある。洗浄方策としては水蒸気／アルコール／アン
モニア／水／燃焼洗浄法等がある。
安定形態は洗浄法により異なるが、水蒸気洗浄では NaOH となる。
豊富

鉛-ビスマスは空気中での反応性が低
いためナトリウムのような対策は不要。ただし、１次系冷却材として使用した場合には、冷却在中に Po-210 が生成されるため対策が必要。冷却材を固化させ表面にラッカー等を塗り対策するとのロシア情報もある。

1.0

3.2

中性子吸収が少いため、炉心冷却材に適している。また、熱伝導度が高く
伝熱面積を小さくできる、構造材との共存性があるなどの利点を有する。
熱伝導度が高く伝熱面積を小さくできる、構造材との共存性があるなどの利点を有しているが、水蒸気系との激しい反応性があり、設備対応が必要。

2 次系が不要とでき簡素化が期待される。中性子吸収が少いため、炉心冷却材に適している。また、高沸点なので安全性が高い。
水蒸気系との反応性が低く、熱伝導度は劣るが熱輸送力は良好であり、構造材との共存性もある程度あるため 2
次系削除の検討対象の候補

888

少ない

889

5/5

燃料交換バッチ（炉心／ブランケット）

27.7

原子炉倍増時間 (year)-

0.00297
146,300

炉心取出平均燃焼度 ( MWd/t )147,000

6.26E+23

4.53E+23

15.7

1.726

1.343

348

3.3

17.7 / 22.6

←

←

←

←

←

←

←

←

←

500

←

鉛冷却窒化物炉心

ピーク高速フルエンス(n/cm , E>0.1 MeV)
ドップラー係数 (Tdk/dT)

2

1.468

23.8 / 29.5

プルトニウム富化度 (wt%)

Pu-fissile インベントリ(EOEC)（ton)216.0

集合体配列ピッチ (mm)

1.217

40/40

軸ブランケット厚 (cm)

増殖比 ( EOEC)

226

炉心出力密度 (W/cc)

347

216

炉心等価直径 (cm)

最大線出力（２次元評価） （W/cm）

80

炉心高さ (cm)4.5

7

制御棒本数（本）燃焼反応度損失（％Δk/kk'）78

径ブランケット集合体数

30/54

365

運転サイクル長さ (EFPD)

炉心燃料集合体数（内側炉心／外側炉心）

700

鉛冷却MOX炉心

冷却材および燃料形態の違いによる炉心性能への影響

原子炉熱出力 (MW)

表 3.1.1-6

143,000

0.00461

4.29E+23

20.5

1.452

1.274

338

4.1

22.6 / 28.2

195.4

←

276

196

←

←

←

←

←

365

←

Na冷却MOX炉心表 3.1.1-7

鉛ビスマス冷却炉の冷却材駆動方式選定のための炉心仕様
サーベイ条件（フェーズⅠ）
基本条件【プラント側検討条件】
・電気出力：350MWe（炉容器径≦10m となる最大出力暫定値）
・炉心出入口温度：炉心の成立性を考慮して設定する。
・強制循環は BREST-300 並を目安として設定。
・自然循環は炉容器軸長短縮のため出入口温度差を大きめにとる。
・運転サイクル長さ：約 1.5 年（稼働率 90%以上確保）【炉心側の目標、条件】
・燃料形態：窒化物燃料（炉心性能目標達成）
・炉心部取出平均燃焼度：150GWd/t
・増殖比：1.0〜1.2
・被覆管最高温度目安：650℃（被覆管の腐食減肉抑制）
・燃料寿命目安：11.5 年(4200 日)（被覆管腐食量を 0.2mm 程度以下に抑制）(*1)
・被覆管寿命末期残存肉厚目安：0.4mm 程度（CDF≦0.5）

各冷却材循環方式でのプラント設計側からの制約条件と設計目標
方式

強制循環

自然循環(*1)

リフトポンプ方式

圧損

2.3 kgf/cm2（流速 2m/s）

0.1 kgf/cm2

0.2 kgf/cm2（ﾘﾌﾄﾎﾟﾝﾌﾟ負荷軽減）

冷却材
温度

出口温度：540℃
ΔT：できるだけ大きくとる(>120℃)

出口温度を多少低くしてでもΔT を大きく取る（>180℃）(*1)

自然循環方式と同一の温度条件とする。

炉心等
価直径

制限は特に設けない。

制限は特に設けない。

特に制限は設けない。

(*1)

自然循環冷却にて、冷却材温度条件と核特性（増殖比 1.2 達成）を向上させるために、燃料
寿命約 15 年（被覆管腐食量約 0.23mm）を許容したケースもサーベイした。この時に、プラント側にてなされた検討の結果、SG 物量低減の観点からΔT を 180℃とした。

890

表 3.1.1-8

冷却材駆動方式選定のための炉心概略仕様サーベイ結果(*1)

項目
原子炉熱出力（MW）(熱効率)
出入口温度（℃）
出入口温度差（℃）
平均線出力（W/cm）
炉心高さ（cm）
軸ブランケット厚さ（ｃｍ）上下各
燃料ピン径（mm）
P/D
燃料ピン長（cm）
燃料ピン本数/SA
集合体配列ピッチ（mm）
炉心燃料集合体数（体）制御棒本数（体）炉心等価直径（m）
運転サイクル長さ（月）
燃料交換バッチ数
燃料寿命（年）
被覆管外面腐食量（mm）
被覆管肉厚（mm）
燃料体積比（%）
構造材体積比（%）
冷却材体積比（%）
炉心重金属装荷量（t）
バンドル部流速（m/s）

強制循環833 (42%)
540 / 416
124
150
80
35
7.8
1.26
251
325
194
214
18
3.1
19.3
7
11.3
0.20
0.56
35.2
22.8
42.0
21
1.8

自然循環A

自然循環B

933 (37.5%)
459 / 264
195
100
80
35
6.5
1.60
251
325
205
359
36
4.3
19.5
7
11.4
0.20
0.50
21.3
18.3
60.5
24
0.4

933 (37.5%)
492/312
180
75
70
45
6.5
1.48
254
325
190
547
36
4.8
19.8
9
14.9
0.23
0.53
24.1
20.9
55.0
31
0.4

バンドル圧損（kgf/cm2）
被覆管膜温度上昇（℃）
被覆管HS最高温度（℃）
Pu富化度（wt%）IC/OC
燃焼反応度（%Δk/kk'）
増殖比

2.2
26
650
17.2/21.2
1.7
1.31

0.1
57
650
24.3/30.0
3.4
1.06

0.1
34
650
24.6/30.3
2.4
1.15

○

(出口温度高温化、核特性向上が
望まれる）

○

○

995〜1445(*3)
約2.7%

−
約3%

775
約4%

785+ガス系物量
約4%

ﾘﾌﾄﾎﾟﾝﾌﾟ方式
933 (37.5%)
484/304
180
100
70
45
6.5
1.45
254
391
203
341
30
4.1
19.5
7
11.4
0.20
0.50
26.0
20.0
54.0
24
0.5
0.2
40
650
自然循環B(左欄)より若干良好△炉心性能の評価（成立見通し）
NSSS物量（t）(*2)
所内負荷率
(*1)

窒化物燃料、炉心部取出平均燃焼度150GWd/t、電気出力35万kWe．

(*2)

原子炉容器、ガードベッセル、炉上部機構、炉内構造物、蒸気発生器、ポンプ。

(*3)

ポンプ型式（機械、電磁）、およびSG型式（ｻｰﾍﾟﾝﾀｲﾝ、ﾊﾞｲﾖﾈｯﾄ）により幅がある。

891

表 3.1.1-9

鉛ビスマス自然循環冷却炉（フェーズⅠ）の炉心主要目
項

基
本
条
件
・
炉
心
構
成

目

仕

熱出力（MWth）
熱出力(MWt)

1,053

電気出力（MWe）

400

炉心出口温度（℃）

492

炉心入口温度（℃）

312

運転サイクル長さ（月）19

燃料交換バッチ（炉心/内部ブランケット／径ブランケット)（炉心／径ブランケット）

70

炉心高さ（cm）
軸ブランケット厚さ（cm）（上部／下部）

35 / 35

炉心等価直径（cm）

493
252 / 174 / 132

制御棒本数（本） （主系/後備系）

30 / 6

径方向遮蔽体数（体）径方向遮へい体数(体)（Pb-Bi遮蔽体／B(Pb-Bi遮へい体／B44CC遮蔽体）
遮へい体)

90 / 96
Pu・U混合窒化物燃料
TRU･U
混合窒化物燃料
PNC-FMS(ODS)／PNC-FMS

炉心材料（被覆管／ラッパ管）
燃料ピン外径（mm）

6.5

被覆管肉厚（mm）

0.54
80
80（炉心部）、95（軸ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ）

燃料スミヤ密度（%TD）
燃料ピンピッチ／燃料ピン外径（P/D）

1.48

集合体当たり燃料ピン本数（本）469

ラッパ管内対面間距離（mm）

210.4

ラッパ管肉厚（mm）

3.0

集合体配列ピッチ（mm）

218.4

Pu富化度（wt%）（内側炉心／外側炉心）*1

22.1 / 27.3

炉心部取出平均燃焼度（GWd/t）

153

燃焼反応度（%Δk/kk'）

1.6

最大線出力密度（W/cm）(*2)

118

炉心部平均線出力密度（W/cm）[平衡初期]67

ピーク高速中性子束（×1015 n/cm2sec）

1.08

ピーク高速中性子フルエンス（×1023 n/cm2）5.5

増殖比 [平衡中期]

1.19

炉心部ドップラ係数（×10-3 Tdk/dT）

-1.78

238

239

Pu/

Pu/

240

241

Pu/

*1)

FP混入率2vol%，Pu組成は脚注。
N-15：100%濃縮。

(*2)

3次元解析結果。
（参考）2次元RZ：
103W/cm.

6.5

炉心冷却材ボイド反応度（＄）
Pu同位体組成比：

出入口温度差：180℃

Pu富化度２領域炉心（均質）

炉心型式

燃料材料
燃料形態

炉
心
主
要
特
性

備 考

10 / 10

燃料集合体数（体）（内側炉心/外側炉心/径ブランケット）

炉
心
燃
料
仕
様

様

242

Pu/

237

Pu/

241

Np/

243

Am/

244

Am/

892

Cm = 1.1/54.1/32.1/4.3/3.9/0.5/2.0/1.0/1.0

表 3.1.1-10（立面）

鉛ビスマス自然循環型炉 プラントの概要（上面）

原子炉構造（１モジュール）

建屋内原子炉モジュール配置
893

No

項

目

1

原子炉型式

（２次系削除）自然循環冷却タンク型

2

電気出力（発電端）

550ＭＷｅ3

熱出力1450ＭＷt

4
5

ループ数

−

１次系 PbBi 温度

基本仕様

465℃／285℃
5

6

１次系流量

1.984×10 t/h（約 19520 ㎥／h）

7

主蒸気温度／圧力

400 ℃ / 5.98 MPa

8給水温度／流量

210 ℃／約 2287 ton/h

9

タービン発電機蒸気タービン10

プラント熱効率

38％

11
12

プラント稼動率
炉心・燃料

93.5％
窒化物（酸化物燃料対応可；増殖比低下有り）

13

遮蔽体外接円径5490 mm

14

燃焼度

15 万 MWd/t（取出平均）

15

増殖比

1.22（窒化物燃料）

16

原子炉停止系

主炉停止系及び後備炉停止系

17

炉心安全性

18

炉心支持方式

19

炉壁保護構造20

炉心上部機構単回転プラグ+切込み付コラム型 UIS

21

１次系配管方式− （タンク型炉）

22

１次主循環ポンプ− （完全自然循環方式）

23

蒸気発生器

一体貫流ヘリカルコイル型（1 基）

24

崩壊熱除去系

PRACS（３系統：完全自然循環方式）

25

漏えい対策

ライナ型ガードベッセル（断熱ブロック+ライナ）

26

原子炉格納施設

27

ﾌﾟﾗﾝﾄ運転ｻｲｸﾙ

ライナ内張一体型コンクリート製格納容器（炉上部矩形室ライナ + 生体遮へいコンクリートライナ）
約 1８ヶ月（EFPM）
、８バッチ

28

①燃料減衰待貯蔵

水プール貯蔵（IVS 及び EVST での減衰なし）

29②炉内燃料交換

単回転プラグ＋コラム型 UIS＋パンタグラフ式 FHM

30③炉内/外燃料移送

炉内貯蔵なし／直接取出し水プール保管

31

免震

3 次元免震32

プラント寿命40 年以上33

モジュール構成

34

原子炉建屋

複数モジュール方式（165 万 kWe×２ﾕﾆｯﾄ：3 ﾓｼﾞｭｰﾙ／ﾕﾆｯﾄ×２ﾕﾆｯﾄ）
約 18.6 万 m3 / 165 万 kWe×1 ﾕﾆｯﾄ（約 6.2 万 m3／１ﾓｼﾞｭｰﾙ）①受動的炉停止方策 : SASS 設置②耐 CDA 強化型:高熱伝導窒化物燃料＋高沸点 PbBi＋受動安全性
炉心下部支持方式
ライナー構造方式（*SG シュラウド壁兼用）

表 3.1.1-11

PRACS

経済性向上を狙った鉛ビスマス強制循環型プラントの概要

ポンプ

蒸気発生器
炉心
原子炉容器
（上面）

No

項

目

1

原子炉型式

（２次系削除）強制循環冷却タンク型

2

電気出力（発電端）

750ＭＷｅ3

熱出力

1875ＭＷt

45

ループ数
１次系 PbBi 温度−
520℃／352℃

6

１次系流量

7

主蒸気温度／圧力452.7 ℃ / 15.68 MPa

8給水温度／流量

240 ℃／3121 ton/h

9

タービン発電機蒸気タービン10

プラント熱効率40％

11

プラント稼動率

93.3％

12

炉心・燃料

窒化物（酸化物燃料対応可；要安全性確認）

13

遮蔽体外接円径5270 mm

14

燃焼度

15 万 MWd/t（取出平均）

15

増殖比

1.19（窒化物燃料）

16

原子炉停止系

主炉停止系及び後備炉停止系

17

炉心安全性

18

炉心支持方式

19

炉壁保護構造炉壁冷却構造方式

20

炉心上部機構単回転プラグ+切込み付コラム型 UIS

21

１次系配管方式− （タンク型炉）

22

１次主循環ポンプ

縦置き機械式遠心ポンプ（２基）

23

蒸気発生器

一体貫流キドニー型（２基）

24

崩壊熱除去系

PRACS（３系統：完全自然循環方式）

25

漏えい対策

ライナ型ガードベッセル（断熱ブロック+ライナ）

26

原子炉格納施設

27

ﾌﾟﾗﾝﾄ運転ｻｲｸﾙ

ライナ内張一体型コンクリート製格納容器（炉上部矩形室ライナ + 生体遮へいコンクリートライナ）
約 1８ヶ月（EFPM）
、７バッチ

28

①燃料減衰待貯蔵

水プール貯蔵（IVS 及び EVST での減衰なし）

29②炉内燃料交換

単回転プラグ＋コラム型 UIS＋パンタグラフ式 FHM

30③炉内/外燃料移送

炉内貯蔵なし／直接取出し水プール保管

31

免震

3 次元免震32

プラント寿命40 年以上33

モジュール構成

34

原子炉建屋

複数モジュール方式（150 万 kWe×２ﾕﾆｯﾄ：2 ﾓｼﾞｭｰﾙ／ﾕﾆｯﾄ×２ﾕﾆｯﾄ）
約 12.4 万 m3 / 150 万 kWe×1 ﾕﾆｯﾄ（約 6.2 万 m3／１ﾓｼﾞｭｰﾙ）（立面）
原子炉構造（１モジュール）

建屋内原子炉モジュール配置
894

基本仕様

2.75×10５

ton/h（約 26700m3/h）①受動的炉停止方策 : SASS 設置②CDA 防止強化型；
高熱伝導窒化物燃料＋高沸点 PbBi＋受動安全性
炉心下部支持方式

表 3.1.1-12

鉛ビスマス冷却炉の主要な炉心設計条件（フェーズⅡまとめ）

項目
条件
電気出力
750 MWe
原子炉熱出力1980 MWt
プラント仕様原子炉出口/入口温度445 / 285 ℃
1次系流量
305,200 t/h
燃料形態
窒化物
炉心型式
均質２領域
再臨界回避方策
上部遮へい体 ： Pb-Bi*1
組成
高速炉多重リサイクル組成
炉心・燃料基本仕様
燃料
FP混入率
0.2 vol.%
被覆管
ODS鋼*2
炉心材料
ラッパ管
PNC-FMS鋼*2
ボイド反応度
安全要求
10$程度以下
最大線出力
430 W/cm以下*3
制限条件
約 5×1023 n/cm2以下
燃料健全性 高速中性子照射量
被覆管外面最高温度
570 ℃以下
CDF（通常運転時）
0.5 以下
炉心燃料スミア密度
75 %TD
遮へい体外接円径
5.5 m程度以下
取合条件
制御棒、SASS配置
切込み付きUIS対応
燃料バンドル部圧損
0.23 MPa程度以下
燃料バンドル部流速
2 m/s以下
導入期
1.1 程度
増殖比
平衡期1.03 程度
複合システム倍増時間（導入期）
50 年程度以下
炉心性能目標炉心部
150 GWd/t程度
取出平均燃焼度
60 GWd/t程度以上
全炉心*4
運転サイクル長さ18ヶ月以上*1 高速炉多重リサイクル組成 (wt%)
Pu238/Pu239/Pu240/Pu241/Pu242/Np237/Am/241/Am243/Cm244/Cm245= 1.1/54.1/32.1/ 4.3/ 3.9/ 0.5/ 2.0/ 1.0/ 1.0/ 0.0*2 炉心材料組成 [炉心燃料設計用] (wt%)
Fe/Cr/Ni/Mo/Mn/W = 85.5/11.0/ 0.4/ 0.5/ 0.6/2.0*3 E > 0.1MeV、基準炉心では炉心部取出平均燃焼度 150 GWd/t程度を目指し、照射量制限は設けない。
*4 ブランケット燃料を含む全炉心取出平均燃焼度

895

896

強
制
循
環

自
然
循
環

㎜
8.5
8.28
8.28
8.28
8.28
8.28
8.28
8.28
7.3
7.16
7.16

㎜
205.3

203.3
208.2
214.4
222.2
231.6
247.2
269
163

161.2
163

8.8
8.9

12.4
12.7
13.1
13.6
14.2
15.2
16.6
8.9

㎜
12.5

331
331

271
271
271
271
271
271
271
331

本
271

21
21

19
19
19
19
19
19
19
21

層
19

0.81
0.84

0.86
0.97
0.96
0.96
0.98
0.99
0.98
0.77

㎜
0.97

168
155

180
160
140
120
100
80
60
168

℃
180

ΔＴ＊

43.1
43.1

36
36
36
36
36
36
36
43.1

ｔ
36

HM装荷量

＊ ΔT：炉心出入口温度差

1.23
1.24

1.50
1.53
1.58
1.64
1.71
1.84
2.00
1.22

1.47

最外周ピンと
集合体内
P/D
燃料棒層数
ダクト間ギャップ
燃料棒数

フェーズⅡ前半のサーベイ計算の集合体仕様

集合体内対面距離 燃料棒外径 燃料棒ピッチ

表 3.1.1-13

表 3.1.1-14

フェーズⅡ前半のサーベイ結果のまとめ
自然循環検討結果

項目

単位

基準

熱出力
被覆管制限温度
炉心出入口温度差
炉心出口温度炉心ＨＭ装荷量
運転サイクル
バッチ数
燃料炉内滞在時間
必要被覆管肉厚
設定被覆管肉厚
燃料ピン径
平均線出力密度バンドル流量ピンピッチ
Ｐ/Ｄ
集合体内対面距離
炉心入口温度
被覆管温度計算値

MWt

1450
650
180
465
36
15.06
9
11.29
460
460
8.5
168.70142.00
12.50
1.47
205.3
285
616

℃
℃
℃

ｔ
月
年
µｍ
µｍ
㎜
W/㎝
kg/s
㎜
㎜
℃
℃

ケース1
ケース2
ΔT=180℃ ΔT=140℃
1450
1450
570
570
180
140
416
428
36
36
15.06
15.06
9
9
11.29
11.29
330
330
350
350
8.28
8.28
168.70168.70142.00182.57
12.40
13.10
1.50
1.58
203.3
214.4
236
288
570
570

強制循環検討結果
項目

単位

基準

熱出力
被覆管制限温度
炉心出入口温度差
炉心出口温度炉心ＨＭ装荷量
運転サイクル
バッチ数
燃料炉内滞在時間
必要被覆管肉厚
設定被覆管肉厚
燃料ピン径
平均線出力密度バンドル流量ピンピッチ
Ｐ/Ｄ
集合体内対面距離
炉心入口温度
被覆管温度計算値

MWt

1875
650
168
520
43.1
14.93
8
9.95
420
420
7.3
132.45159.80
8.90
1.22
163
352
643

℃
℃
℃

ｔ
月
年
µｍ
µｍ
㎜
W/㎝
kg/s
㎜
㎜
℃
℃

897

ケース1
ケース2
ΔT=168℃ ΔT=160℃
1875
1875
570
570
168
160
445
450
43.1
43.1
14.93
14.93
8
8
9.95
9.95
277
277
350
350
7.16
7.16
132.45132.45159.80167.79
8.80
8.85
1.23
1.24
161.2
162
277
290
570
570

表 3.1.1-15
変更項目
被覆管最高温度制限
被覆管腐食量評価
随 伴 FP 混 入 率フェーズⅡまとめ650℃ （ 肉 厚 中 心 ）570℃ （ 外 面 ）（ 予 備 検 討 ： 570℃（ 外 面 ））外面：フェーズⅡ前半まで
外面：フェーズⅡまとめ
の設計式
の設計式
内面：腐食なし
内面：腐食なし
代 表 炉 心 *：1875MWt, 750MWe(熱 効 率 40%)
予 備 検 討 炉 心 *：1875MWt, 710MWe(熱 効 率 38%)*0.2 vol.%

1980MWe, 750MWe(熱 効 率 38%)

炉心

80%TD

75%TD

軸方向
ブランケット

95%TD

90%TD

50%

60%

FP ガ ス 放 出 率*代 表 炉 心

フェーズⅡ前半まで

2 vol.%

原子炉出力

燃料スミア
密度

フェーズⅡまとめと過去の設計条件の比較： 被 覆 管 肉 厚 中 心 最 高 温 度 650℃ 以 下*予 備 検 討 炉 心 ： 被 覆 管 外 面 最 高 温 度 570℃ 以 下

898

899

図 3.1.1-1

78 体

径ブランケット集合体

計

271 体

7体

1.0E+1101

1.0E+2102

ENERGY (EV)エネルギー(eV)

1.0E+4104

鉛冷却炉

1.0E+3103

ナトリウム冷却炉

1.0E+5105

1.0E+6106

1.0E+7107( 炉心中心の中性子スペクトル：18 ヶ月サイクル炉心 )1.0E‑810‑81.0E+0100

1.0E‑710‑7

1.0E‑610‑6

1.0E‑510‑5

1.0E‑410‑4

1.0E‑310‑3

1.0E‑210‑2

1.0E‑1
10‑1

中性子スペクトルの比較

鉛冷却酸化物燃料炉心（700MWt）の炉心配置図と鉛およびナトリウム冷却酸化物燃料炉心（700MWt）の

合

制御棒

102 体

54 体

外側炉心燃料集合体

鉛遮へい体

30 体

内側炉心燃料集合体

約 362cm

相対値unitArbitary図 3.1.1-2

内側炉心燃料集合体

252 体

外側炉心燃料集合体

174 体

径方向ブランケット

132 体

炉中心スチール集合体

1体

制御棒（粗調整棒）

24 体

制御棒（微調整棒）

6体

制御棒（後備炉停止系）

6体

鉛ビスマス遮へい体

90 体

B4C 遮へい体

96 体

合

781 体

計

鉛ビスマス自然循環冷却炉（フェーズⅠ）の炉心配置図

900

901

強制循環方式[設計条件]○炉心圧損：0.23MPa○炉心部流速：2m/sec以下○被覆管最高温度：650℃[検討結果]○HM装荷量：約60ton/GWe(炉心燃料)○Pu-f装荷量：約11ton/GWe○増殖比：約1.3

自然循環方式[設計条件]○炉心圧損：0.01MPa○炉心部流速：2m/sec以下○被覆管最高温度：650℃[検討結果]○HM装荷量：約300ton/GWe(炉心+ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)○Pu-f装荷量：約13ton/GWe○増殖比：約1.2

フェーズⅠの検討結果

図 3.1.1-3○優れた増殖性能を重金属装荷量の低減に活用し、・重金属装荷量：約92t/GWe
・Pu-f装荷量：約5.5t/GWe
・増殖比：約1.2を確保

強制循環方式○出力増大(40万kWe→55万kWe)
によるスケールメリットの活用に伴い、出力当たりのNSSS物量は、2.3t/MWeから2.1t/MWeとな
り、10%程度低減。
○燃料体積比の向上により炉心性能は大きく向上
・重金属装荷量：約300t/GWe→ 約130t/GWe
・Pu-f装荷量：約13t/GWe→ 約7.3t/GWe
・増殖比：約1.2を確保

自然循環方式フェーズⅡ初年度検討結果

鉛ビスマス冷却炉のフェーズⅡ検討の展開の流れ

強制循環方式○被覆管肉厚、ダクト肉厚、ダクト間ギャップ等は、自然循環炉心を参考に設定
・被覆管肉厚：0.4mm
・ダクト肉厚：5mm
・ダクト間ギャップ：2mm

自然循環方式○被覆管肉厚の見直し
0.52mm → 0.44mm○ダクト肉厚3mm → 2mm
○ダクト間ギャップ
2mm → 1mm
○炉心圧損の見直し
0.01MPa → 0.015MPa○出力増大
40万MWe → 55万MWe

フェーズⅡ初年度の見直し

炉心設計○炉心設計の詳細検討
・核設計及び燃料設計の詳細検討（DDI回避とBDI量制限等）
・導入期・平衡期炉心の検討・被覆管温度制限対応炉
心の設計(腐食評価式の見直し)
・必要に応じて再臨界回避
対応の炉心設計○多様性・柔軟性の検討
・TRU低除染燃料適用性検討
・ＭＯＸ燃料装荷炉心検討
・金属燃料炉心検討

以降のフェーズⅡ検討内容

検討の視点[自然循環方式]○重金属装荷量及びPu-f装荷量を低減し、燃料サイクルコストの低減するとともに、導入シナリオに対する柔軟な適合性を確保する。
○スケールメリットを活用し、経済性向上を図る。
[強制循環方式]○鉛ビスマスの優れた核的性質を活用するとともに、強制循環方式の利点を活かし、自然循環方式を上回る炉心性能の達成を図る。
［両循環方式」○鉛ビスマス冷却炉の多様性・柔軟性を提示する。

重金属炉
タンク型

ループ型

中・小型タンク型

Pb-Bi coolant

自然循環冷却
方式

配管支持構造の問題

大型タンク型

Pb coolant

構造健全性確保のために重量過大
高温ﾒﾝﾃﾅﾝｽに課題

強制循環冷却方式

中小型タンク型 Pb-Bi 冷却モジュール型炉の選択
図 3.1.1-4

フェーズ I 検討でのプラント概念の絞り込み

902

903

温度(℃）

200

250

300

350

400

450

500

550

図 3.1.1-5

40

80

100
120
140
炉心出入口温度差(ΔT：℃）

160

180

200

強制循環炉(FC)

鉛ビスマス冷却炉（フェーズⅡ）の炉心出入口温度差（ T）と炉心出入口温度の関係

60(入口温度)(出口温度)FC :ΔT〜160℃（現設計から約10℃低下）→ 設計対応が容易の見通し（入口温度制限目安 : 285℃）

自然循環炉(NC)

NC : ΔT〜140℃（現設計から約40℃低下）→ 仕様の大幅変更必要（設計対応難）

1.2

温度
650℃
600℃
570℃
500℃
400℃

1.0

腐食量 [mm]

0.8

0.6

0.4

0.2

0.0
10000

20000

30000

40000

50000

60000

70000

80000

90000

100000

時間 [hr]

図 3.1.1-6(a)フェーズⅡ前半までの評価式による被覆管腐食量の
時間依存性

1.2

温度
650℃
600℃
570℃
500℃
400℃

1.0

腐食量 [mm]

0.8

0.6

0.4

0.2

0.0
10000

20000

30000

40000

50000

60000

70000

80000

90000

100000

時間 [hr]

図 3.1.1-6(b)フェーズⅡまとめの評価式による被覆管腐食量の時間
依存性

904

1.2

フェーズⅡまとめの設計式(570℃)
フェーズⅡ前半までの設計式(650℃)
1.0

腐食量 [mm]

0.8

0.6

0.4

0.2

0.0
10000

20000

30000

40000

50000

60000

70000

80000

90000

100000

時間 [hr]

図 3.1.1-7

被覆管腐食量評価式の相異による被覆管最高温度での被覆管腐食量の比較

905

機械式ポンプ

原子炉容器

充填物
制御棒案内管

蒸気発生器（バイヨネット型）

炉心

図 3.1.1-8

２重容器によるコールドベッセルタンク型炉概念（SVBR-75）906

図 3.1.1-9

2 重容器方式自然循環冷却炉概念907

図 3.1.1-10

サーマルライナ方式強制循環タンク型炉概念908

図 3.1.1-11 配管ベローズを用いたループ型重金属冷却炉概念909

図 3.1.1-12

ポンプフローティングマウントを用いたループ型冷却炉概念910

図 3.1.1-13

スロッシング解析モデル（FC 炉）911

図 3.1.1-14

スロッシング解析モデル（NC 炉）

912

3.1.2 鉛ビスマス冷却炉固有の課題への対応方策の検討
3.1.2.1 材料腐食
鉛ビスマス冷却炉において材料腐食問題が取り上げられる背景には、鉛ビスマスへの鉄鋼材料
主要構成元素の溶解度が大きいことがあげられる。この鉄鋼材料構成元素の鉛ビスマス中への溶出を抑制する手法として、鉛ビスマス中の酸素濃度を適切に制御して鉄鋼材料表面に緻密かつ密着性の良好な酸化皮膜を形成させることが提案されている。
本研究では、鉛ビスマス冷却炉の有力な炉心材料候補材である、酸化物分散強化マルテンサイ
ト鋼（以下、ODS 鋼という）、有力な高速炉構造材料候補材であるマルテンサイト鋼、ASTM P122
（以下、12Cr 鋼という）およびオーステナイト鋼、高速炉構造用 SUS316（以下、316FR という）の 3 鋼種について、酸素濃度を制御した停留および流動鉛ビスマス中で最長 10,000 時間の腐食試験を実施し、それらの腐食挙動を調べるとともに、この結果に基づいてマルテンサイト鋼（ODS 鋼と１２Cr 鋼を示す）を対象とした腐食評価式の検討を実施した[6]-[25] 。また、金属材料の鉛ビスマス中における腐食機構解明を目的とした、酸素および鋼材主要構成元素の鉛ビスマス
中溶解特性を調べた[26]-[29]。さらに、ロシアで開発・確立されたとされる防食技術および腐食抑制技術の有効性の確認を目的とした流動鉛ビスマスループの運転経験を通じた知見の収集[30]-[31]や、高耐食性材料に関する開発見通しを得ることを目的としたアルミニウム表面改質材やシリコ
ン[32]、あるいはアルミニウム含有鋼材[33]の耐食性に関する知見の収集を実施した。
ここでは、酸素濃度を制御した鉛ビスマス中における鉄鋼材料、特に現状では最も良好な耐食性を示したマルテンサイト鋼の腐食試験を通じて得られた知見の概要を中心に報告する。
(1) 停留鉛ビスマス中における腐食特性評価
推奨酸素濃度（10-6wt%）の 550℃以下の鉛ビスマス中では、ODS および 12Cr 鋼ともに、母相上の最外層に形成された Fe-O（マグネタイト）層が鉛ビスマス中に剥離／溶解するものの、母相はその内側に形成される Fe-Cr-O（スピネル）層によって鉛ビスマスによる腐食から保護されていた（図 3.1.2-１）。この形態は 10,000 時間の浸漬後でも同様であり、酸化皮膜形
成による腐食抑制効果が確認された。
600℃以上では、同一酸素濃度条件下であっても腐食の様相に違いが観察された。鉛ビスマ
ス接触部には酸化層がほとんど観察されず、部分的に液体金属腐食と称される、鋼中への鉛ビ
スマスの侵入が観察された。この腐食様相が異なった要因の一つとして、570℃を境に鉄鋼材
料の酸化形態が異なることが関連していると推定された。
これらの結果から、推奨酸素濃度に鉛ビスマス中酸素濃度が制御された場合、マルテンサイ
ト鋼は 570℃未満では酸化皮膜形成により腐食の進行は抑制されることがわかった。
(2) 腐食評価式の検討
停留鉛ビスマス中腐食試験結果をもとに、腐食評価式についての検討を行った。なお、酸化と腐食（質量移行）が並行して進行すると想定される鉛ビスマス環境の場合、適切に両方を含む領域を設定することが必要となるが、ここでは以下の前提の下で評価することとした。
①

酸素濃度は、10-6wt%近傍に制御されるものとし、鋼材構成元素の質量移行効果は考慮しない。

② 流動の影響がない場合、酸化皮膜は停留中腐食試験結果に基づく評価に従うものとする。

913

③

ここでいう酸化皮膜には、鋼表面に形成されるマグネタイト層及びスピネル層からなる
金属酸化物層の他、母相内部に進行する拡散層（内部酸化層）を含める。

④

酸化皮膜の成長は、ここでは一様に成長するものとする。

⑤

材料の高温強度への鉛ビスマス環境効果には、これまでに報告されている脆化については考慮しない。

⑥

有効温度範囲は、上述の知見に基づき、570℃未満とする。

推奨酸素濃度の 500℃および 550℃停留鉛ビスマス中における 10,000 時間までの腐食試験材の酸化皮膜測定結果に基づき、放物線則に従った[1]式で酸化皮膜成長 [μm]を記述した。また、材料に依存する係数 A は、物理学的な材料定数と考えられることから、2 温度レベルのデータから仮想的に[2]式のように温度外挿できるようにした。

=A t

[1]

A = A0 exp( Q / RT )[2]

ここで、 A0 ：定数、 Q ：見かけの活性化エネルギー、 R ：気体定数、 T ：絶対温度[K]、 t ：時間[h]ODS に対して得られた解は、 A0 =8.91×104、 Q =1.87×104[cal]であり、例えば 550℃で70,000 時間浸漬した場合、250μm 程度と見積もられた。
なお、この評価式には、Fe 酸化物の空孔化（外側への膨満）を考慮していないこと、及び母相内部へと進行する拡散層（強度支持部として有効である可能性）を含むことによる保守性を有している。ただし、後述する流動中試験結果によれば、推奨酸素濃度近傍に酸素制御された場合（1 万時間浸漬のうち後半 5,000 時間の浸漬条件に相当）の表面酸化層の厚さは、停留鉛
ビスマス中における結果と比較して同等か、それを上回る結果が得られた。このことから、流動中試験後に計画していた腐食評価式の見直しは行わず、この提案評価式を当面適用することとした。
(3) 流動鉛ビスマス中における腐食特性（図 3.1.2-2）

550℃、10,000 時間の腐食試験期間のうち、前半の約 5,000 時間において鉛ビスマス中酸素濃度は試験技術の未成熟もあり 10-10~10-6wt%の範囲で推移した。特に初期には低い酸素濃度で推移する結果となった。この前半 5,000 時間の浸漬後取り出された ODS 鋼および 12Cr 鋼上に形成された表面酸化物の大部分はスピネル層であり、拡散層およびマグネタイトはほとんど観察されなかった。5,000 時間浸漬後の酸化層の厚さは両鋼ともに 10μm 程度であり、推奨酸
素濃度の停留中結果に比べて良好であった。
後半の約 5,000 時間は目標とした推奨酸素濃度(10-6wt%)近傍で酸素濃度は維持された。この後半 5,000 時間の鉛ビスマス中に浸漬後、取り出された両鋼には、スピネル層と拡散層の 2 層構造が形成されていた。最外層に形成されるマグネタイトが剥離していると解釈した場合、その酸化形態は同一酸素濃度条件下の停留鉛ビスマス中における形態と酷似している。両鋼の酸化層の厚さについて、停留鉛ビスマス中の結果と比較したところ、同等か、それを上回る結果

914

であった（図 3.1.2-3）。
10,000h を通して浸漬された ODS 鋼および 12Cr 鋼の形態は、前半 5,000 時間の結果と同様であった。これは、試験初期の低酸素濃度条件で形成されたスピネル層により、鋼中への酸素拡散が抑制され、後半 5,000 時間の浸漬においても拡散層の形成には至らなかったためと推定された。なお、これら試験環境下において、鉛ビスマスの鋼中への侵入を伴うような腐食痕（液体金属腐食）は観察されなかった。
(4) その他鉛ビスマス中腐食特性（溶接部の腐食挙動、熱過渡／酸素制御喪失模擬）
12Cr 鋼溶接部の推奨酸素濃度下における腐食挙動は、母材と同様であった。
酸素濃度制御喪失を想定して実施した 800 時間毎に酸素濃度を 10-6wt%と 10-8wt%とに交互に繰り返す停留中試験(5 サイクル、計 4,000 時間実施)で観察された 12Cr 鋼母材および溶接部の腐食挙動（試験開始は 10-6wt%から）は、10-6wt%下の腐食挙動と同様であった。
局部的に温度上昇が発生する場合を想定して実施した温度を 800 時間置きに 550℃と 650℃とを繰り返す熱過渡試験を、10-6wt%と 10-8wt%の 2 酸素濃度条件下で ODS を対象に実施した
ところ、10-6wt%酸素濃度条件下では 550℃温度保持時に形成されたと思われる酸化皮膜により母材は保護されていた（素材の欠陥によると思われる部分的な液体金属腐食は観察されている）。10-8wt%酸素濃度条件下においても母材は良好な耐食性を示したが、同時に実施した保護性皮膜形成を期待したアルミニウムによる表面改質材においては、鉛ビスマス中でのアルミニ
ウム酸化物の高い溶解度に起因すると思われる腐食が認められ、同技術の適用限界、課題が明らかとなった。
(5) 鉛ビスマス中における酸素および鉄鋼材料構成元素の溶解特性
鉛ビスマス中における酸素溶解度と活量の関係を調べた。今回得られた酸素溶解度は、これまで唯一報告されていたロシアデータと同程度であり、双方のデータの信頼性を確認しあう結果となった。鋼材の主たる元素である鉄（Fe）の溶解度についても、ロシアデータと矛盾しない結果が得られている。
3.1.2.2 鉛の毒性への対応
鉛は古代から使われてきた金属元素で、蓄電池、鉛製管板、無機薬品や半田に広く使用されている。しかし、鉛は毒性のあることが知られており、中毒に関する予防規則、環境に対する環境基準等が表 3.1.2-2 の通り制定され、各産業分野に適用されている。
(1) 作業者に対する対応
鉛を扱う作業者については「鉛中毒予防規則」（労働安全衛生法）が制定されている。この
規則は各種の鉛産業に従事する作業者を対象としたもので、本計画のように原子炉の冷却材として使用する場合にそのまま適用できるものではないが、精錬等への適用例が相当すると思われる。
この規則では、作業者を有害な環境に曝さないように、作業場の換気を十分に行うと共に、作業者が有害な物質を吸引しないようにマスク等の装着を義務づけ、さらに健康診断を義務づ

915

けて作業者の安全を図っている。この場合の管理濃度は、鉛 0.1mg／m３（日本産業衛生学会の勧告）のレベルである。
精錬所での現実の防護方法を見ると、溶融鉛が流れる領域をカーテン等で区切り換気を行う
と共に、作業者は防塵マスクと作業着を着用することで上記の条件を満足している。
本炉の場合も上記の規則を上回る対応を行う事になるが、原子炉冷却材の場合は放射性物質に対する防護があり、この防護を行えば上記以上の作業環境は維持されると考えられる。洗浄等の廃液処理等の管理も必要となるが、これらも従来の鉛産業の中での経験が多く、これらを参考に行うこととなる。
(2) 環境に対する対応
個々の取り扱いにおける環境保全は、上記の基準類を守ることで達成される。
鉛の総量から考えた環境への対応は以下の通りと考える。鉛の国内での消費量は図 3.1.2-4に示すように年間約 30 万 ton 弱（約 28.5 万 ton：2001 年度）である。消費量として最も多いのは蓄電池であり、全体の約 75％を占めている。また、これらは図 3.1.2-5 に示す通りリサイ
クルを含めて利用されている。
本炉で使用する鉛の量は、１プラント約 10 万 ton であり、鉛の総量を増やすものではない。
鉛蓄電池は燃料電池等の開発に伴い減少することが予想され、この減少分と合わせると総量の増加は無いものと考えられる。
また、将来の廃炉に対応しては、新設の炉に再使用することを基本とする。再使用の場合は、
鉛ビスマス中の放射化物を純化系で十分除去した後に使用する。純化の方法は、プラントの純化系を利用して行う。
なお、新設炉等が無く余剰となった場合は長期の保管が必要となる。この場合の保管方法については研究開発が必要であるが、放射性核種の分離や放射線強度を所定の値以下にし、長期保管が可能にした状態で、亜鉛鉱山等の鉛を採鉱していた鉱山跡に長期保管することも考えられる。
3.1.2.3 ポロニウム-210 対策
ビスマスおよび鉛は中性子を捕獲し、α線放出核であるポロニウム-210（以下ポロニウムと称す）を生成する。このポロニウムについて、冷却材鉛ビスマス中における生成量および飽和放射能濃度を推定するとともに、カバーガス系への移行によりカバーガス系内に蓄積される放射能濃度を推定した。また、平常時に格納容器内へ漏出するポロニウムの量を空間濃度として推定するとともに、放射線業務従事者への放射線被ばくの観点からの対策の必要性について検討した。
(1) ポロニウムの生成
ポロニウム-210 は、主にビスマスから生成され、この過程は以下の通りである。
β―209Bi＋n → 210gBi

α→ 210Po → 206Pb
5day

138.4day916

この反応以外に、鉛が中性子を吸収してビスマスとなり、このビスマスが上記の過程を経てポロニウムを生成する経路があるが、その量は微量である。ビスマスの高速中性子に対する断面積にはまだ不確定な面が多く、今後のデータ整備が必要である。
ポロニウムは融点 254℃、沸点 962℃で、化学的にはテルル、セレンに類似し、物理的には
ビスマス、鉛と類似の挙動を示し、金属性電気伝導度を示す。また、鉛ビスマス中においてポロニウムは 99.8％が PbPo の形態を、0.2％が単体 Po の形態を取る。PbPo は約 325℃〜400℃で形成され、600℃で分解、700℃で昇華、沸点は 1520℃の黒い結晶金属である。
(2) 冷却材への蓄積と、カバーガスへの移行(i)

冷却材中の飽和放射濃度
参考文献[34]では、原子炉冷却材中のポロニウムの放射能は 4〜40×1010Bq／kg 程度で飽和すると記載されている。
鉛ビスマス冷却炉の炉心設計計算で得た中性子束データを用いて簡易評価を行った。空間を
６領域、中性子エネルギを７群にまとめて、各空間の中性子束を一様とみなし、各エネルギ群に対する吸収断面積を当該エネルギ群の中で一様として各領域のポロニウム放射能を計算した後、全領域についての平均濃度を推定した。その結果は 1.32×1011Bq/㎏となった。なお、各領域の中性子束は最大の値で代表させることにより保守的な扱いとした。

(ii) カバーガス中への移行
ここではカバーガスと接触する冷却材温度を 500℃として検討を行った。真空中での同温度における鉛ビスマスからのポロニウムの蒸発率(evaporation rate)として、図 3.1.2-6 を基に次の値を想定した。
Po 単体： 8.0×10-2（Ci/m2s）/(Ci/kg)
PbPo：

1.5×10-4（Ci/m2s）/(Ci/kg）

さらに、参考文献[34]によれば、カバーガスのある場合の蒸発率は真空中の約 1/1000 に低減することが示されているので、この低減効果を蒸発率に考慮した。このとき、ポロニウムの蒸発速度(σ＝(蒸発率)×(境界面積)×(放射能濃度)×(存在比)）は以下となる。なお、強制循
環炉の冷却材とカバーガスの境界面積は 167m2(原子炉容器内径 14.6m)である。
Po 単体：

3.5×106（Bq/s）

PbPo：

3.3×106（Bq/s）

合 計： 6.8×106（Bq/s）
これより、σを崩壊定数λ＝5.8×10-8/s で除すことにより、カバーガス系に蓄積れる放射能Q を得た。
Q=1.2×1014（Bq）(3) カバーガス中でのポロニウムの形態
カバーガス中でのポロニウムの存在形態は、ポロニウムガス、エアロゾル、PoH2 であり、これらの量は以下の通りと考えられる。

917

(i)

カバーガス中に存在する揮発性ポロニウム（ap ）
ガス状のポロニウムは、200℃の飽和状態で存在するものとする。

ap =

m0
RT

(a • p ) Bq / m3
k
0

k
sat

ここで、ｋには単体ポロニウムと PbPo とが考えられる。冷却材中の存在比は単体ポロニウ
ム 0.002、PbPo 0.998 としたが、その存在比を考慮しても蒸発率への寄与は単体ポロニウムが大きく、カバーガス中での存在比等は明らかでない。従って、保守的にカバーガス中に存在する放射能のすべてを単体ポロニウムとして算出する。仮に両者が同等に存在するとしても PbPo の飽和蒸気圧が単体ポロニウムのそれより４桁も低いことから、PbPo が揮発性ガスとして存在することは無視できる。

ap =

m0
a •p
RT L sat, po

但し、

Bq / m 3

m０ ：208g/mol、R：8.31J/K/mol、T：473K、

aL ：1.32×108Bq/g、Psat,po：8×10-3Pa

ap ＝5.6×104

Bq/m3(ii) エアロゾルとして存在するポロニウム（aa）
冷却材からカバーガスへ移行するポロニウムの大部分は微粒子状と考えられ、カバーガス系の内壁へ堆積するものと考えられる。この微粒子状ポロニウムがカバーガスへ移行してから
カバーガス系内壁へ堆積するまでの平均寿命を約 100s と仮定すると、カバーガス系内でエアロゾルとして存在するポロニウムの量は次のように推定できる。

aa =

s•

V

Bq / m 3

aa＝2.3×106

但し、σs：6.8×106 Bq/s、>：100s、V：300m3

Bq/m3(iii) カバーガス系内壁に堆積したエアロゾルの舞い上がり（ab）
一旦、カバーガス系の内壁に堆積したポロニウムが系内の気流によって再びカバーガス中へ舞い上がり浮遊する量を、舞い上がり係数 K を考慮した下記式を用いて推定する。

ab =Q
K Bq / m 3
S

この舞い上がり係数 K は、形状（ガス系空間の体積とガス系の内表面積との関係）により変わる性質のものではないかと考えられるが、ここではロシアの事例によって、K＝1×10-4m-1とする。
また、ガス系の内表面積の詳細積算データはないが、原子炉内に 10３m２（SG 伝熱管のガス空間部約 500m２を含む）及び原子炉外にも同程度を見込むものとして S＝2×10３m２とする。
ab＝6.0×106

Bq/m3

918

(iv) PoH2 のカバーガス中濃度（aH）
昇華係数を 2×10-9 /s、平均寿命を 20min とすると、次式によって PoH2 のカバーガス中濃度（aH）が 1.6×106

Bq/m3 と計算された。

aH＝Q×（昇華係数）×（平均寿命）÷V
(v) カバーガス中の濃度の合計（agas）
以上の濃度を合計した値をカバーガス中の放射能濃度とする。
agas＝ap＋aa＋ab＋aH＝1.0×107

Bq/m3

図 3.1.2-7 に示したカバーガス中における放射能濃度の内訳によれば、エアロゾルが支配的である。なお、算定に用いる舞い上がり係数および平均寿命は空間の形態により変化すると考えられるもので、今後データを取得してゆく必要がある。
(4) ポロニウム対策の必要性
ポロニウムの被ばくの可能性のあるのは、機器メンテナンス時、カバーガス漏洩時等の各種の場合があるが、ここでは平常時におけるカバーガス漏洩を想定した検討を行った。カバーガ
スから 0.1%/day(1.16×10-8/s)の漏洩率で漏えいしたポロニウムエアロゾルは、平均寿命約 1000sec (約 20 分)で空間体積 8000m3 を有する格納容器内空気雰囲気中に浮遊しているものとして、次の計算式によりポロニウム放射能濃度を推定したところ、約 4.4Bq/m3 (4.4×10-6Bq/cm3)とな
った。

a =
cv

agas • V× ×
V cv

但し、acv：格納容器内 1m3 当たりの放射能 Bq/m3
agas：カバーガス中放射能濃度 Bq/m3
Vcv：格納容器内空間体積 m3
Ｖ：カバーガス空間体積 m3
γ：カバーガスの漏えい率 1/s>：エアロゾル寿命 s
これは、放射線業務従事者の呼吸する空気中濃度限度の 8×10-6Bq/cm3 と比べて低い値である。しかしながら、本検討での推定値は多くの仮定や想定に基づく不確かさを有するため、過小評価または過大評価の可能性が残されている。このため、本検討結果のみから、ポロニウム対策の必要性について判断できない。
本検討における空気中のポロニウム放射能濃度の推定値について少なくとも過小評価でないことを示すためには、特に次の①〜⑤の全ての想定値について実験データの取得によって過小評価でないことを示す必要がある。
①

高速中性子に対するビスマスの放射化断面積②

鉛ビスマスからカバーガスへのポロニウムの蒸発率データ③

カバーガス中へ蒸発したポロニウムがエアロゾルを形成する場合の平均寿命④

一旦カバーガス系内壁に付着したポロニウムが再びカバーガス中へ舞い上がる効果を919

表す舞い上がり係数⑤

格納容器内雰囲気へ漏洩したポロニウムがエアロゾルを形成する場合の平均寿命

本検討における空気中のポロニウム放射能濃度の推定値を今後低減するには、以下の方策が考えられる。
気相への移行量低減策
・

炉心で放射化された原子炉冷却材の鉛ビスマスがカバーガスとの接触面へ到達する前に、純化設備等を設置によってポロニウムを除去する。

・

カバーガスと冷却材との接触面積を低減する。

カバーガス空間でのエアロゾル平均寿命短縮策
・

メッシュフィルタや衝突板等のエアロゾル吸着構造物でカバーガス空間の液面近傍を覆う。

カバーガスバウンダリ外への平常時漏洩の低減策
・

カバーガスバウンダリのうちベーパートラップよりも上流のポロニウム濃度が高い領域についてのみ、負圧維持および浄化機能を持たせたコンファインメントで覆う。

3.1.2.4 供用期間中検査（ISI）と補修
鉛ビスマス炉の検査・補修においては、軽水炉と同等の安全性を確保した上で、鉛ビスマスの特徴を十分に活かし、より経済性向上に資する概念が要求される。しかし、現状、鉛ビスマスと構成材料の共存性に関して十分なデータが無く、健全性を阻害する課題が不明である。このため、供与期間中に行うべき検査内容を具体化するに至っていない。
このため、本項では、基本的な考え方をまとめた。
(1) 供用期間中検査(i)

基本的考え方鉛ビスマス炉の検査の検討にあたっては、まず、鉛ビスマスと構成材料の共存性について十分な研究を行い、これに基づき健全性や財産保護を守るための検査内容を明確にする。
現在、鉛ビスマスは比較的強い腐食性があり、これについて配慮する必要のあることが分かっているが、さらに応力が付加された状態や中性子照射環境下での効果を把握する必要が有る。
以上の現象把握とともに、実際に適用が行われている軽水炉の検査基準やナトリウム炉における考え方を把握し、これらと同等の信頼性をもった検査体系を検討してゆく。
現在は、耐食性のある材料を開発する段階にあり、不明な点が多いが、定性的に考え方を示す。

920

(ii) 鉛ビスマス炉の特徴とその反映(a) 鉛ビスマス炉の特徴
冷却材として使用する鉛ビスマスは広範囲の運転温度に対して飽和蒸気圧が非常に低いため、システムは低い圧力で運転される。また、鉛ビスマスを保持するシステムのバウ
ンダリの構造材料は、使用する温度領域において十分に高い破壊強度が期待される。さらに、冷却材がナトリウムと同様に液体金属の鉛ビスマスであるために、これが系外に出た
場合は、微量であっても検出することができる。
以上のことから、鉛ビスマス炉の ISI に関連する特徴として以下が挙げられる。このう
ち、ISI から有利と思われる項目は以下の通りである。
①

鉛ビスマスは沸点が高く、化学的にも爆発的な反応性がないため、バウンダリ破損
により大きなエネルギー解放を伴わない。

②

外部への鉛ビスマス漏えいは、プラント運転中連続したいくつかの異なった実用的な方法により簡単かつ確実に検出できる。

③

炉心冷却材喪失に対して二重のバウンダリーを構成している。

逆に、不利となる点は以下の通りである。
④

鉛ビスマスは、比較的強い腐食性がある。現在は腐食に対し、鋼材の表面に酸化膜を形成し、保護する方式が考えられている。但し、この酸化膜は、高温での安定性が疑問視されている。なお、酸化膜形成による保護ではなく、コーティングや自然に形成される被膜による保護方式も検討されている。

⑤

高クロム鋼を使用した場合、応力負荷状態や中性子照射環境下による特性が十分に把握されていないことや、延性がステンレス鋼よりも低いことがあげられる。

⑥

鉛は毒性があり、また、ビスマスは中性子との反応によってポロニウム（α線放出核種）を生成する。

(iii) 軽水炉の考え方の適用
軽水炉では、系統の内圧が高いことから、壁厚非貫通状態の欠陥から急速な伝播型破断が生じる可能性に備え、これを防止するために、欠陥を早期に検出することを目的とした体積試
験及び表面試験を中心とした ISI を実施している。
使用する環境や材料特性が異なるため、軽水炉の検査規格をそのまま適用することは出来な
いが、プラント維持等に関する基本的な考えや経験は反映してゆく。
(iv) 構成する機器設備への要求
米国では NRC 主導の下、Risk Informed Regulation の１項目として RI-ISIの導入が検討されてきた。現状ではクラス１,２,３配管の RI-ISI 手法が開発され実際に導入されつつある。
参考として、ナトリウム炉を参考にリスク概念に基ずく鉛ビスマス炉の ISI の必要性について検討すると以下の通りである。

921

ISI の必要性は、安全性及び経済性確保の２つの観点から決定されることから、安全性ある
いは経済性のリスク（破損が生じた場合の影響の大きさ×破損の生じやすさ）が大きい機器
は ISI 実施の必要性が高いと判断される。
ナトリウム炉と鉛ビスマス炉は、機器設備及びその機能が類似している。このため、ナトリ
ウム炉での、簡易的なリスク評価による安全性及び経済性リスクの高い機器の摘出、各機器に対する安全性の影響度の大きさ、経済性の影響の大きさを参考にすると、ISI の要求が高いとされる機器は以下と考えられる。
①

安全性要求が高い機器
原子炉容器、炉心支持構造、RV ガードベッセル、UIS、②

経済性要求が高い機器
原子炉容器、冷却材流路構成構造、SG 管板・伝熱管

なお、鉛ビスマス炉は、冷却材が炉容器内に限定されること、二次系統が無いことから、ナトリウム炉や軽水炉に比較して ISI が要求される機器の数は少ない。
(2) 補修(i)

基本的考え方
すべての機器は補修できることを前提とし、各機器の特性に応じて補修対応および補修に係る設備が必要となる。

(ii) 補修方針(a) 主要機器の補修対応方針
各機器の機能を踏まえ、各破損形態に対して、補修技術を考慮した上で、機能回復が可
能、かつ最も経済性向上に資する補修方法が必要となる。
(b) 補修に係る設備対応方針
鉛ビスマス炉として、最低でも以下が行えるように計画する。
①

引抜き補修が容易な設計：一次主循環ポンプ、純化系設備、ＣＲＤ上部案内管、燃料交換機などは、補修及び交換が容易な設計とする必要がある。また、プラント運開時点で、アクセス孔、搬出入ルート（ハッチ、クレーン等）、補修スペースを設けるとともに、必要な補修設備（搬出入キャスク、機器洗浄設備、）を準備する。

②

引抜き補修が可能な設計：UIS、冷却路構成構造、SG 隔壁、SG 伝熱管などは、インプレース補修ができない場合は引抜き補修が可能な設計とする。また、プラント運開時点で、アクセス孔、搬出入ルート（ハッチ、クレーン等）、補修スペース、引抜き機器の保管設備、鉛ビスマスドレン設備、炉心退避可能な燃取設備を設ける。
補修設備については、仮設備で対応する。

③

万一対応として引抜き補修を位置付ける設計：炉心支持構造、ルーフデッキ、受皿
は、万一対応としていざとなれば引抜き補修が可能な設計とする。また、プラント
運開時点で、インプレース補修のためのアクセスルート、搬出入ルート、炉心退避可能な燃取設備を設ける。補修設備については、仮設備で対応する。

922

表 3.1.2-1 鉛 ビスマス中 腐 食 試 験 条 件
鉛ビスマ
ス条件

材料
316FR

停留

12Cr鋼

温度/℃
500
550
600
500
550
600
650

ODS鋼
流動

12Cr鋼
ODS鋼

500
550
600
650
550
550

鉛ビスマス中酸素濃度/wt%[上段]、浸漬時間/h[下段]
10-4
10-6
10-8
800, 2,000, 5,000 800, 2,000, 5,000, 10,000 800, 2,000, 5,000
○
○
○
○
○
○
○
○
○
○
-5
-7
○(10 wt%、○(10 wt%、○(〜4,000h)〜4,000h）2,000h）
○
○
○
○
○
○
○
○
-

923

表 3.1.2-2

鉛に関する規則及び基準［日本］
鉛中毒予防規則（労働省令第三十七号）
規 ・ 鉛を扱う作業者に対する鉛中毒の防止を目的とする。
則 ・ 最 近 の 改 正 (1996 年 )で は 健 康 診 断 に 関 す る 条 項 を 充 実 さ せ て い る 。

一
般
環
境
基
準

大気汚染防止法＝ばい煙を排出する施設に対する排出規制
鉛 ・ 鉛 化 合 物 ： 10〜 30mg／ Nm ３ （ 施 設 の 種 類 に よ り 異 な る ）公害対策基本法＝水質汚濁に係わる環境基準
鉛 ： 0.01mg／ ｌ 以 下 （ 基 準 値 ）公害対策基本法＝土壌の汚染に係わる環境基準
鉛 ： 0.01mg／ ｌ 以 下
水質汚濁防止法＝健康に係わる有害物質についての排出基準
鉛 ・ 鉛 化 合 物 ： 0.1mg／ ｌ （ 許 容 限 度 ）水道法＝水道水質基準
鉛 ： 0.01mg／ ｌ 以 下
特定管理産業廃棄物＝特定有害産業廃棄物についての規定
鉛またはその化合物濃度で、以下を越えるものを管理対象

廃 油 ・ 廃 酸 ・ 廃 ア ル カ リ 以 外 の も の （ 溶 出 値 ）： 0.3ｍ ｇ /ｌ
廃 酸 ・ 廃 ア ル カ リ ： 1mg／ ｌ
その他
食用金属缶の規格
鉛 ： 0.4ppm（ 溶 出 の 条 件 有 り ）食品用器具・容器包装用ガラス・陶磁器・ホウロウ引きの規格
鉛 ： 2.5mg／ ｌ （ 浸 出 条 件 等 有 り ）管理濃度＝作業環境管理の良否を判断する際の指標
鉛 ・ 鉛 化 合 物 ： 0.1mg／ m ３
労
働
環
境
基
準

許 容 濃 度 （ 日 本 産 業 衛 生 学 会 の 勧 告 、 1966 年 ）＝ 労 働 者 が 8 時 間 ／ 日 ,40 時 間 ／ 週 程 度 、 肉 体 的 に 激 し く な い 労 働 強 度
で 有 害 物 質 に 暴 露 さ れ る 場 合 に 、当 該 有 毒 物 質 の 平 均 暴 露 濃 度 が こ の数 値 以 下 で 有 れ ば 、殆 ど の 全 て の 労 働 者 に 健 康 上 の 悪 い 影 響 が 見 ら れないと判断できる濃度。

鉛 ・ 鉛 化 合 物 （ ア ル キ ル 鉛 は 除 く ）： 鉛 0.1mg／ m ３
生 物 学 的 許 容 値 （ 日 本 産 業 衛 生 学 会 の 勧 告 、 1966 年 ）＝ 生 物 学 的 モ ニ タ リ ン グ 値 が そ の 勧 告 値 の 範 囲 内 で あ れ ば 、殆 ど 全 て の労働者に健康上悪い影響が見られないと判断される濃度。

血 中 鉛 ： 40μ g／ 100ml

指針［ 米 国 の 例 (参 考 ］］
規則、基準類は日本同様多数あるが、これ以外に高熱回収炉での鉛被曝低減のための方法が具体的に訓練ツールとして示されている。
Secondary Lead Smelter eTool（ U.S.Department of Labor）＝鉛精錬所での従業員の鉛被曝低減方法を扱った e ツール。原料加工、
精 錬 、精 製 、鋳 造 、環 境 管 理 、保 守 等 に つ い て イ ラ ス ト 入 り で 具 体 的に説明され、取り扱いの訓練ツールとなっている。

924

図 3.1.2-1 鉛ビスマス浸漬材の断面観察結果

925

926

-4

log Co / wt%

0

1000

試験片交換

（5,016h〜10,006h）
4,990h6000• LBE中酸素は、前半は10-10~10-6wt%の範囲で、後半は約5×10-7wt%で推移。
• 材料表面には、スピネル相と拡散層が形成。マグネタイトは観察されない。
• この形態は前半5016h浸漬材の形態と酷似。
•スピネル相形成によりLBEによる腐食（鋼中へのLBEの侵入）は認められない。

10,006 h4990 h

8000
7000
9000
Effective operation time / h• LBE中酸素は、目標値近傍の約5×10-7wt%で推移。
• 材料表面には、スピネル相と拡散層が形成。マグネタイトは観察されない。
• 10-6wt%O2停留LBE中酸化形態に類似（マグネタイトが剥離しているとした場合）。
• スピネル相形成によるLBE
による腐食（鋼中へのLBEの侵入）は認められない。

-8
5000

10,000ｈ浸漬後の腐食形態

50μm
50 m

5000

-6

10000

50μm
50 m

50μm
50 m

target value

後半（4,990h）のLBE中酸素濃度の推移と同条件下での腐食形態（5,016h〜10,006h）-4

図 3.1.2-2 550℃酸素濃度制御下流動鉛ビスマス中における ODS 鋼の腐食の様相

10,006h（試験片交換なし）

5,016h5016 h

3000
2000
4000
Effective operation time / h• LBE中酸素は、10-10〜10-6
wt%の範囲で大きく変化。特に初期は低酸素濃度で推移。
• 表面酸化物の大部分はスピネル相。拡散層（内部酸化層）
およびマグネタイトはほとんど観察されない。
• スピネル相形成によるLBE
による腐食（鋼中へのLBEの侵入）は認められない。

-10

-8

-6
target value

前半（~5,016h）のLBE中酸素濃度の推移と同条件下での腐食形態
log Co / wt%

Oxide Scale Thickness / μm120
− 腐食評価式（暫定）【停留LBE中試験結果】● 全酸化層厚 （ﾏｸﾞﾈﾀｲﾄ+ｽﾋﾟﾈﾙ+拡散層）■ ﾏｸﾞﾈﾀｲﾄ+ｽﾋﾟﾈﾙ【流動LBE中試験結果】■ ﾏｸﾞﾈﾀｲﾄ+ｽﾋﾟﾈﾙ

100
80
60
40
20

ODS 550℃ ~10 -6 wt%
0

0

2000

6000
4000
Time / h

8000

10000

図 3.1.2-3 550℃鉛ビスマス中における腐食挙動927

1997 年

1998 年

1999 年

2000 年

2001 年

蓄電池

236,475

224,798

211,724

218,681

212,312

無機薬品

38,41832,32533,13938,302

29,325

半田

10,798

8,900

9,380

10,1398,445

鉛管板

11,998

11,343

電線

4,079

2,871

2,378

4,588

6,440

その他

28,167

27,57032,71629,36628,2890 1999 より「その他」に含む
0
鉛管板は

図 3.1.2-4 国内における電気鉛・再生鉛の消費量（原典 資源統計年表 電気鉛・再生鉛の合計）［単位：トン］

図 3.1.2-5 我国における鉛のマテリアルフロー（平成 12 年）（出典：資源統計月報）
928

0図 3.1.2-6 真空中での溶融鉛ビスマスからのポロニウムの蒸発率
出典：D.V. Pankratov, “Polonium Problem for the Nuclear Power
Installations with Lead-Bismuth Coolant,” Book of presentations
Japan-Russia LBE coolant workshop, RLNR, TITech, Tokyo, Japan,
Feb. 22-23, 2001.

929

内壁へ付着したポロニウム
1.2×1014 Bq

堆積

舞上り

昇華

ガス
(Po, PbPo)pa ＝5.6×104
Bq/m3
ガス平均温度

PoH2

エアロゾル

エアロゾル
(Po, PbPo)
aa＝2.3×106
Bq/m3(Po, PbPo)
ab＝6.0×106

aH＝1.6×106

Bq/m3

Bq/m3

200℃飽和状態

移行
s＝6.8×106Bq/s

冷却材
aL＝1.32×1011
Bq/kg

図 3.1.2-7 カバーガス中でのポロニウムの形態と量

930

3.1.3 代表概念の構築
前節までの炉心及びプラントコンセプトの検討結果に基づき、電気出力 750MWe（熱出力1980MWt）の強制循環炉について設計を行い、FS の設計目標を満たす代表概念を構築した。
3.1.3.1 炉心燃料設計
750MWe 強制循環炉の代表炉心としては、燃料費削減の観点から先進燃料サイクルへの適合性を考慮し、高燃焼度炉心（150GWd/t 程度）とする。また、高増殖性能（増殖比 1.1 程度）が要求される FBR 導入期での投入を想定した炉心概念と、増殖性能に対する要求が緩和され
る FBR 平衡期での適用を想定し、ブランケット燃料も含めた全炉心平均燃焼度を高めて経済性を向上した炉心概念（ブランケット燃料の削減）を構築する。
なお、これらの炉心概念は、他の基幹電源と同様に炉心部取出平均燃焼度 150GWd/t を達成するためには、ODS 鋼および PNC-FMS 鋼の開発目標である高速中性子照射量（5×1023 n/cm2程度）の制限を越えることになるので、炉心材料は高性能材料の開発を前提条件とする。
(1) 検討条件
炉心設計における基本的な検討条件を以下に列挙する。
①②③

プラント並びに炉心基本仕様
・原子炉熱出力：

1980MWt（電気出力 750MWe）

・炉心出口温度：445℃

・炉心入口温度：285℃

・炉心出入口温度差：

160℃

・１次系流量：305,200t/h (84,778kg/s)

・燃料：

TRU-U 混合窒化物燃料

・燃料スミア密度：

75%TD(炉心)、90%TD(軸方向ブランケット)

・被覆管材料：ODS フェライト鋼

・ボンド材：

ヘリウム（基準）・ラッパ管材料：

PNC-FMS 鋼

・TRU 組成：

高速炉多重リサイクル組成

・集合体仕様：ラッパ管付き・制御棒配置：

切り込み付きコラム型 UIS 対応

炉心性能目標・炉心部取出平均燃焼度：

150GWd/t 程度

・運転サイクル長さ：

18 ヶ月以上

・増殖比：

1.1 程度（導入期）, 1.03 程度（平衡期）

制限条件
・被覆管最高温度：

外面で 570℃以下

・バンドル部圧力損失：

0.23MPa 程度以下

・燃料バンドル部流速：2m/s 以下

931

・遮へい体外接円径：5.5m 程度以下（目安）・炉心部ボイド反応度：

10$程度以下（目安）・装荷時核分裂性 Pu 重量： 7t/GWe 程度以下（目安）・最大高速中性子照射量：

5×1023n/cm2 (E＞0.1MeV)以下（目安）ここで、最大高速中性子照射量については、将来、制限目安値を超える照射量に耐え得る材料の開発が期待されるとして、炉心設計に当たってこの制限を除外している。
なお、上記の基本的な設計条件の下に、初装荷核分裂性 Pu 重量とボイド反応度の低減を指向した炉心設計を行う。
(2) 評価結果(a) 炉心特性[35]1)

核特性評価手法
核特性評価の主要な手法（燃料組成を含む）を以下に示す。
・炉定数：

統合炉定数 ADJ2000R

・燃焼計算：

2 次元 RZ 体系拡散燃焼計算

・出力分布計算：

3 次元拡散計算

・反応度係数計算：

ドップラ係数1 次近似摂動計算（集合体内非均質効果は MOX の 1.05 を流用）
ボイド反応度

厳密摂動計算（集合体内非均質効果は MOX の 0.904 を流用）
・制御棒価値計算：

3 次元三角ﾒｯｼｭ拡散計算

計算値に以下の補正を施し、更に、9％の不確かさを考慮して評価
・群縮約効果0.97

・メッシュ補正1.07

・ランピング効果

0.77

・輸送理論補正

0.96

・燃料組成：

高速炉多重リサイクル時の TRU 燃料組成*
238Pu/239Pu/240Pu/241Pu/242Pu/237Np/241Am/242mAm/242Am/243Am/242Cm/243Cm/244Cm/245Cm= 1.1 / 54.1 / 32.1 /4.3 / 3.9/ 0.5 / 2.0 / 0.0 / 0.0 /1.0
/ 0.0 / 0.0 /1.0 / 0.0 (wt.%)*FP 混入率は 0.2vol%(HM0.11wt%)
2)

サーベイ計算フェーズⅡ前半の炉心仕様をベースに、上記の検討条件に基づき、制限条件を満たし

932

つつ炉心性能目標を達成する炉心仕様をサーベイした。
フェーズⅡ前半の主な炉心仕様は、以下の通りである。
・燃料ピン外：7.3mm

・被覆管肉厚：0.42mm

・P/D 比：1.22・集合体配列ピッチ：

177.5mm（ラッパ管間ギャップ：4.5mm）
・炉心高さ：

70cm

・軸方向ブランケット厚さ(上部/下部)：

0 / 35cm

・炉心燃料スミア密度：80%TD・軸方向ブランケット燃料スミア密度：

95%TD

なお、この炉心仕様のサーベイにおいては、随伴 FP 割合を燃料体積の 2.0vol%とする条件で解析している。
フェーズⅡまとめの炉心では被覆管外面腐食量評価式の見直しに伴い、燃料被覆管の肉厚を設定する必要がある。被覆管肉厚の設定においては、寿命末期の被覆管内圧および周方向応力に対して以下の目安を設定し、それを超えないように配慮した。
・被覆管内圧の上限：

10MPa・被覆管周方向応力の上限：

120MPaサーベイでは上記の設計条件の下でピン径を 7.3mm〜8.5mm まで変えて炉心特性を評価した。炉心高さを高くすると、遮へい体外接円径は小さくなるが、ボイド反応度低減の観点から 70cm に固定した。サーベイ計算の結果をまとめて表 3.1.3-1 に示す。表
3.1.3-1 より、ピン径が太くなるほど炉心性能が向上することがわかる。ピン径が 8.5mmの炉心は、遮へい体外接円径が制限条件を満たすもののやや大きく、初装荷核分裂性 Pu
重量も大きいので、初装荷核分裂性 Pu 重量低減の観点からピン径として 8.0mm を採用することにした。
3)

炉心設計結果上記のサーベイ計算に基づき、炉心高さ 70cm、ピン径 8.0mm の仕様で炉心設計を実施した。
鉛ビスマス強制循環冷却炉の代表炉心の炉心配置図を図 3.1.3-1 に、炉心燃料構成概略図を図 3.1.3-2 に示す。導入期炉心の主要目、主要な燃料仕様および主要な炉心特性を表 3.1.3-2、表 3.1.3-3 および表 3.1.3-4 に示し、平衡期炉心の主要目、主要な燃料仕様および主要な炉心特性を表 3.1.3-5、表 3.1.3-6 および表 3.1.3-7 に示す。これらの炉心は炉心設計目標を満足している。例えば、導入期炉心では運転サイクル長さ 18 ヶ月、炉心部取出平均燃焼度 154GWd/t、増殖比 1.10、また、ブランケット燃料を含む全炉心
取出平均燃焼度 105GWd/t と、いずれも導入期炉心の設計目標を満足している。ただし、高速中性子照射量が 6.4×1023n/cm2（導入期炉心）、6.6×1023n/cm2（平衡期炉心）であり、ODS 鋼及び PNC-FMS 鋼の開発目標の制限目安値（5×1023n/cm2）を越えており、

933

今後の高性能材料の開発が必要となる。
これに対し、中性子照射量を現行の開発目標の制限目安値に制約すると、炉心部取出
平均燃焼度は 130GWd/t 程度に止まることになる（表 3.1.3-8）。
次に、フェーズⅡまとめで設定した LWR 使用済燃料回収 TRU 組成モデルケースが核特性に及ぼす影響について、導入期炉心を対象に検討を行った。LWR 使用済燃料回収
TRU 組成は次に示すとおりである。
組成 A : 30 年貯蔵した LWR 使用済ウラン燃料(45〜49GWd/t)から回収した TRU と、
20 年貯蔵した ALWR 使用済ウラン燃料(60GWd/t)から回収した TRU を 9 : 1(再処理量比例)で混合。
組成 B : 40 年貯蔵した Pu サーマル使用済ウラン燃料(45〜49GWd/t)から回収した
TRU と、FBR 使用済燃料から回収した TRU を 5 : 5(再処理量比例)で混合。
組成 C : 110 年貯蔵した Pu サーマル使用済ウラン燃料(45〜49GWd/t)から回収した
TRU と、90 年貯蔵した LWR 使用済ウラン燃料(45〜49GWd/t)から回収した TRU と、40 年貯蔵した ALWR 使用済ウラン燃料(60GWd/t)から回収した TRU を 0.5 : 1.9 : 7.6(再処理量比例)で混合。
設計炉心とこれらの組成の燃料を用いた炉心の核特性解析結果を表 3.1.3-9 に比較して示す。鉛ビスマス冷却炉は想定されるいずれの LWR 使用済燃料再処理シナリオケー
スの TRU 組成においても、炉心性能は設計目標を概ね達成しており、TRU の受入性に対して柔軟性を有している。
鉛ビスマス強制循環冷却炉の反応度制御系としては、主炉停止系と後備炉停止系の独立 2 系統で構成された制御棒とする。主炉停止系は、粗調整棒と微調整棒で構成する。
制御棒の B4C 組成は、主炉停止系、後備炉停止系ともに 10B 濃縮度 80％である。
制御棒反応度収支は表 3.1.3-10 に示すように満足している。なお、制御すべき反応度としては、出力補償、燃焼補償、運転余裕、余剰反応度の不確かさなどであり、運転余裕、余剰反応度の不確かさは、先行ナトリウム冷却炉設計例を参考に設定した。
本評価では、燃料ピンのボンド材として He ガスを想定していた。そこで、ボンド材
を PbBi ボンド、又は Na ボンドに変更した時の核特性に及ぼす影響ついて、導入期炉心を対象に検討を行った。
PbBi ボンド炉心と Na ボンド炉心では、下部ガスプレナムを削除して、運転時のボンド材の液位上昇分を考慮して上部ガスプレナム長さを延長した。本検討では、バンドル
圧損が He ボンド炉心と同程度になるように燃料ピン間ギャップを拡大した。その結果、
燃料体積比が He ボンド炉心に比べて減少するため炉心性能がやや劣化する。3 炉心の評価結果を比較して表 3.1.3-11 に示す。ボンド材の変更による核特性に及ぼす影響は比較的小さく、He ボンド炉心と同等の増殖比（1.1）を確保するため、PbBi ボンド炉心とNa ボンド炉心の下部軸方向ブランケット長さ（He ボンド炉心で 35cm）を、それぞれ45cm と 50cm に延長している。

934

(b) 燃料健全性
1)

被覆管および燃料ペレット最高温度評価
導入期向け設計炉心を対象に、３次元出力分布解析の結果をもとに炉心流量配分計画を検討し、炉心燃料の被覆管最高温度評価を行い、炉心冷却性能を確認した。炉心燃料仕様を表 3.1.3-12 に示す。また、燃料集合体の軸方向寸法概念図を図 3.1.3-2 に示す。
出力分布として、３次元出力分布解析による各集合体ごとの寿命中の集合体内最大ピン出力分布を図 3.1.3-3 に示す。
炉心流量の１次系全流量に対する割合を以下のように設定した。
制御棒および径方向遮へい体への流量を各々2%、その他無効流量を 2%と暫定し、炉心への流量は１次系全流量の 94%とした。
被覆管最高温度評価は、炉心燃料集合体内の最大発熱ピンを対象に、そのピンに配分されるピンあたりの流量を周辺流れ係数を用いて算出し、冷却材温度上昇を求めた。被覆管温度が最高となる炉心上端における線出力から、フィルム温度上昇および被覆管内
温度上昇を算出し、被覆管温度を評価した。各部温度上昇に対する不確かさを HSF として考慮した。
被覆管温度評価および圧損評価における主な評価条件を以下に列挙する。
・周辺流れ係数：1.05・被覆管表面ヌッセルト数：

Sleicher の式[36]・HSF：

表 3.1.3-13 参照

・バンドル圧損評価式：

Cheng-Todreas の式[37]・グリッド圧損評価式：

Rehme の式[38]・グリッドスペーサ段数：

10 段

・グリッドスペーサ閉塞率：0.2

燃料ペレット最高温度評価は、内側炉心および外側炉心の最大線出力ピンを対象に、
燃料ペレット中心温度評価を行った。解析に用いた主な条件は以下のとおりである。
・燃料仕様
被覆管内径：

6.91mm

被覆管−ペレット間直径ギャップ：0.16mm

ペレット外径：6.75mm・ギャップ熱伝達率[39]：He-ボンド

hgap = (27.6 + 0.048 q) / S 0
hgap ：

ギャップ熱伝達率（W･cm–2K–1）q：

線出力（W/cm）

S0 ：初期ギャップ（µm）

・ペレット熱伝導率[39]：K=P

1. P 100K
1. + P：気孔率（−）K 100 ：100%密度での熱伝導率（W･m–1K–1）
K 100 = 1.15054 × K 93

935

K 93 = 11.478 + 8.3206 × 10 3 Tc
K 93 ：
Tc ：2.032 × 10 6 Tc2

熱伝導率（W･m–1K–1）
温度（℃）

なお、ペレット中心ホットスポット温度評価においては、ペレット中心温度に対するHSF として、1.20 を暫定的に使用して評価することとした。
炉心流量配分の領域区分図を図 3.1.3-4 に示す。流量配分領域は、内側炉心２領域、外側炉心４領域の合計６領域区分とした。
集合体流量の最大値は、内側炉心第１流量領域の 205kg/s である。
表 3.1.3-14 に各流量領域ごとの温度特性として、冷却材および被覆管肉厚中心のノミ
ナル温度およびホットスポット温度をまとめて示す。表中には冷却材流速、バンドル圧損の値も併記した。また、内側炉心および外側炉心の最大線出力ピンの燃料ペレット中
心温度を表中に示した。
被覆管肉厚中心最高温度は 565℃、バンドル部冷却材流速は最大で 1.8m/s、バンドル
圧損は 0.20MPa である。被覆管外面温度は被覆管肉厚中心温度より低くなるので、これらは各々の制限目安値 570℃、2m/s、0.23MPa を満足している。燃料ペレット中心温度のノミナル最高温度は 885℃、ホットスポット温度は 1004℃である。
内側炉心および外側炉心の燃料健全性評価に用いたピンの出力履歴、冷却材および被覆管肉厚中心温度の履歴を表 3.1.3-15 および表 3.1.3-16 に、被覆管肉厚中心温度履歴図を図 3.1.3-5 および図 3.1.3-6 に示した。
また、内側炉心および外側炉心の最大線出力ピンの燃料ペレット中心温度履歴を表
3.1.3-17 および図 3.1.3-7 に示した。

2)

燃料健全性評価1)で求めた被覆管最高温度履歴および出力履歴より評価対象集合体のピン内圧および被覆管応力を求め、燃料健全性を評価した。CDF 評価に先立ち、上部ガスプレナム長さを 10cm、下部ガスプレナム長さをパラメータとし、ガスプレナム長さを削減したときのピン内圧および被覆管応力をサーベイした。結果を図 3.1.3-8 に示す。この結果より、
上部ガスプレナム長さを 10cm、下部ガスプレナム長さを 60cm まで削減可能と判断し、この条件下で CDF 評価を行った。
CDF 評価に用いるクリープ破断強度（ODS 鋼）、被覆管内外腐食評価式を以下に示す。
・クリープ破断強度（ODS 鋼）
LMP = (T + 273.15)(21.94+log10(3･tR))×10–3= 45.93 – 9.943･log10SR
SR : 設計クリープ破断応力強さ
T : 試験温度(℃)

tR : 破断時間(hr)・被覆管内外腐食評価式[4]

936

(MPa)

（外面腐食）φ = A・t1/2
A = A0exp(–Q / RT)
φ : 被覆管外面腐食量（酸化皮膜厚） [μm]t : 使用時間 [hr]A0 : 定数 8.906×104 [ µm/ hr ]Q : 見かけの活性化エネルギー 1.8736×104 [cal / mol]
R : 気体定数 [cal･mol–1K–1]
T : 温度 [K]（有効温度範囲：570℃未満）（内面腐食）
窒化物燃料において、He ボンドの場合は内面腐食なし。
なお、CDF、ピン内圧および被覆管フープ応力のそれぞれについて、工学的安全係数
および製造公差を考慮して評価した。さらに次の条件を考慮した。
・プレナム容積：自由空間容積として上部 87％、下部 100%・応力：

設計応力強さ（St）ベース

評価の結果、これらの値は次のようになり、制限目安である CDF0.5 以下、ピン内圧
10MPa 以下、被覆管応力 120MPa 以下を達成した。
・CDF：

1.7×10–4

・ピン内圧：

8.74 MPa

・被覆管応力：111 MPa

これより、代表炉心概念では、上部ガスプレナム長さ 10cm、下部ガスプレナム長さ60cm に設定することとした。
(c) 遮へい特性
鉛ビスマス冷却中型炉の代表概念（図 3.1.3-9：機器配置図（強制循環冷却））の炉心周りの遮へい体を設定し、遮へい計算により炉内構造物の遮へい性能を確認した。
1)

評価手法・条件
輸送計算コードにより炉内構造物の 60 年間累積高速中性子照射量（nvt）を評価した。
主要な評価条件を以下に示す。
・対象炉心：

導入期炉心（平衡末期）

・計算モデル：

2 次元輸送計算 (RZ 体系)

・核データライブラリ：

JENDLE-3.2 から作成の JSSTDL ライブラリ[40]・補正係数：JASPER 遮へい実験解析に基づく E/C 値[41]但し、Pb-Bi については SUS の補正データを流用

937

・評価対象炉内構造物：

炉心上部機構、炉心支持板、炉心槽、蒸気発生器

なお、材料として前３者は Mod.9Cr 鋼、蒸気発生器は 12Cr 鋼を想定
2)

評価結果
遮へい性能を満足する炉心周りの遮へい構成を設定するため、遮へい構成をパラメー
タとして炉内構造物の 60 年間累積高速中性子照射量（nvt）を評価した。サーベイ計算の結果、下記の遮へい構成を設定した。
・軸方向遮へい体（上部 PbBi/下部 SUS）： 89cm/38.5cm
2 層（PbBi 遮へい体/Zr-H 遮へい体）

・径方向遮へい体：

60 年間累積高速中性子照射量（nvt）の評価結果を制限目安値と共に表 3.1.3-18 に示し、累積高速中性子照射量（補正前）の等高線図を図 3.1.3-10 に示す。本評価より炉心上部機構、炉心支持板、炉心槽、蒸気発生器の何れも制限目安値を満たしていることが確認できた。
(d) LLFP 核変換特性
1)

評価内容
選定された代表炉心を基準炉心として、LLFP 集合体を装荷した核変換炉心の設計検討を行い、本炉心に関する LLFP 核変換特性の評価を行う。ここで、LLFP 集合体の装荷法としては、2.1.1.3(1)項の検討結果に基づき、LLFP インベントリ低減を指向した「炉内装荷方式」を採用する。

2)

評価手法・条件[LLFP 集合体基本構造]
LLFP 集合体は、核変換率向上のため減速材を装荷する必要があり、LLFP ピンと減速材ピンにより構成される。LLFP ターゲット核種としては 129I と 99Tc を対象とし、元素分離を前提とした。装荷にはターゲットの化学形態が重要であり、ヨウ素については、
炉内装荷で発熱量が大きくなることから高融点 (997℃) を有する YI3、テクネチウムについては、Tc(金属)を採用した。ただし、YI3 の適用性については、炉外試験により、吸湿性による製造時の扱いにくさや、被覆材である ODS 鋼との共存性等の課題が得られており、今後、適用性の見極めを行うことが必要である。減速材としては、高性能遮へい体としても開発が行われている Zr-H を採用した。減速材ピンの設計では、相安定性の観点から Zr-H の水素割合 (H/Zr 比) を制限することが重要であり、被覆管内表面に低水素拡散率の材料を施し水素透過率を改善することを想定した。また、LLFP 集合体の装荷法としては、LLFP インベントリ低減を指向し、炉内装荷方式を採用した。
[評価条件]LLFP 核変換炉心は、FBR シナリオに応じて柔軟に対応できるよう、基準炉心から置換可能であることを条件とした。具体的には、プラント取合条件を満足すべく集合体総数・制御棒配置等を保存するとともに、安全要求等の制限条件も保存することとした。

938

また、核特性について、基準炉心の主要な性能目標を維持することとし、特に、FBR 平
衡期での導入が予測されることから、1.03 程度の増殖比を満足することとした。LLFP
核変換特性については、2.1.1.3(1)項の設計方針・目標で説明したよう、各核種について
サポートファクタ (変換量/生成量比) が 1.0 以上を満足することを条件とし、取出時変換
率 30 %を暫定的な目標とした。
[評価手法]
核計算について、2.1.3.1(1)(ⅳ)項の大型ナトリウム冷却 MOX 燃料炉における LLFP
核変換炉心の検討の結果、3 次元計算と 2 次元計算に基づく簡易評価手法で概ね同等の結果が得られたことから、ここでは、2 次元計算に基づく簡易評価手法を適用することとした。群定数セットについては、JENDL-3.2 ベースの 70 群統合炉定数 ADJ2000 を縮約して用いた。また、核変換率の評価については、LLFP 集合体内の非均質効果を考慮することとし、表 3.1.3-19 に示す連続エネルギーモンテカルロ計算から評価した非均質係数を適用した。
LLFP ピン・減速材ピンの健全性については、表 3.1.3-20 の各項目について評価を行った。そのうち、熱特性については、3 本の要素に囲まれたチャンネルを想定し、このチャンネルを形成する各要素からの入熱を考慮して評価を行った。隣接集合体出口温度差については、隣接ドライバ燃料集合体の出口温度を炉心出口温度 445℃と仮定して評価を行った。H/Zr 比については、水素透過率低減方策の効果を考慮し、水素透過率としてオーステナイト鋼の 1/10 の値を想定することとした。ヨウ素ピンの照射末期ガス内圧・CDF については、核変換で発生する Xe ガスの放出率 100 %、ヨウ素による内面腐
食は (腐食挙動が現状未検討であることから) 暫定的に考慮しないとした。
3)

評価結果[LLFP 集合体仕様]
LLFP ピン仕様については、LLFP ターゲットで溶融を起こさないよう、線出力を制限すべく、ピン径、スミア密度等についてサーベイを行い設定した。結果として、炉内装荷で出力が大きくなる傾向があるとともに、ヨウ素化合物の融点・熱伝導度が低いことから、ヨウ素ピンの仕様設定が最も厳しく、ピン径を細径化し 5.83 mm とするとともに、スミア密度は低く抑え 50 %と設定した。テクネチウムピン・減速材ピンについても、装荷性の観点から、ヨウ素ピンと同様のピン径を採用した。
減速材ピン割合については、2.1.1.3(1)(ⅲ)(a)4)項の検討結果から、減速材割合を 15 %程度まで低下すれば、隣接ドライバ燃料集合体出力への影響 (中性子減速ピーク) は小さ
く抑制できる見通しが得られたことから、本炉心についても 15 %と設定した。図
3.1.3-11 に、減速材割合 15 %の場合の隣接ドライバ燃料集合体内の出力分布を評価した
結果を示すが、周辺部に中性子減速ピークは発生しているものの、集合体出力自体が低下する効果から、影響は小さく抑制できることが確認された。
以上、サーベイの結果得られた LLFP ピン・集合体の仕様を表 3.1.3-21 にまとめるとともに、集合体の断面を図 3.1.3-12 に示す。

939

[核変換特性]
核変換特性として、サポートファクタが 1.0 を満足する LLFP 集合体の体数・構成の評価を行った。評価の結果得られた炉心の配置図を図 3.1.3-13 に示すとともに、主要な核変換特性を表 3.1.3-22 に示す。
核計算の結果、本炉心では、27 体の LLFP 集合体を装荷する必要があることがわかった。1 サイクル当たりの変換率は、129I：4.3 %、99Tc：5.0 %と評価され、取出時の変換率は、5 サイクル後で 129I：19.5 %、99Tc：22.8 %と目標である 30 %を下回る結果であった。ただし、本検討では、2 次元計算に基づく簡易評価手法を用いており、
2.1.3.1(1)(ⅳ)項の結果より、3 次元計算を適用した場合、核変換率が 10 %程度増加する
ことが示されており、本炉心の核変換特性についても 10 %程度改善されることが予測さ
れる。
[核特性]
LLFP 核変換炉心の主要な核特性の評価結果を、表 3.1.3-22 に基準炉心の核特性と比較して示した。
LLFP 核変換炉心では、LLFP 集合体を装荷した分、(集合体総数保存の条件から)径方
向ブランケット集合体が削除されるため、軸方向ブランケットを増加する必要があることがわかった。軸方向ブランケットの厚さ(下部)を 35 cm L 60 cm まで、25 cm 増加させれば、本 LLFP 核変換炉心は、増殖比 1.03 を満足する結果であった。また、LLFP
集合体の炉内装荷により、Pu 富化度は 2〜4 %程度増加し、それに伴い、燃焼反応度は増加するため、燃焼ミスマッチの効果から、熱設計に影響を与えるものと考えられる。
[LLFP 健全性]
LLFP ピン健全性の観点から、LLFP 集合体の流量、照射期間の設定を行った。健全性の評価項目については、表 3.1.3-20 に示した通りである。
評価結果として、図 3.1.3-14 に、集合体流量と LLFP ピン・減速材ピン・集合体の温度に関する制限値の関係を、図 3.1.3-15 に、照射期間と H/Zr 比・ガス内圧・CDF の関係を示した。本 LLFP 集合体では、下限流量は、出力の大きいテクネチウムピンの被覆
管温度が制限となり、38.0 kg/s と評価された。また、上限流量は、隣接集合体出口温度差で制限され、105.0 kg/s と評価された。一方、LLFP 集合体の照射期間は、ガス内圧により制限され、ドライバ燃料並みの照射期間 (6 サイクル) の達成は困難であることがわかった。そのため、照射期間は 5 サイクルに制限することとし、その場合、62.7 kg/sの集合体流量を想定とすると H/Zr 比の制限も満足することから、集合体流量として 62.7
kg/s と設定した。

以上、本代表炉心は、炉内装荷方式を採用し LLFP 核変換炉心に置換することにより、プラント取合条件を満たしつつ、増殖比 1.03、サポートファクタ 1.0 以上を達成できる可能性を有することが示された。ただし、本評価では、ヨウ素の化学形態として YI3 を前提としており、YI3 の適用性については、今後、見極めが必要である。

940

ナトリウム冷却大型 MOX 燃料炉の核変換炉心と比較すると、核変換特性については、概ね同等であることがわかった。
3.1.3.2 プラント設計(1) プラントの概要
鉛ビスマス型強制循環炉は、冷却材である鉛ビスマスを強制循環させ、炉心の冷却と蒸気系への熱輸送するプラントで、冷却材の駆動は機械式ポンプで行う。プラントの概要を表
3.1.3-23 に、プラントの系統とプロットプランを、図 3.1.3-16、図 3.1.3-17 に示す。
鉛ビスマス炉は、冷却材の鉛ビスマスが水と反応しないため原子炉容器の中に蒸気発生器までを含み、原子炉容器から蒸気が供給される構成となっている。すなわち、鉛ビスマス冷
却材は、崩壊熱除去系を除き、全てが原子炉容器内に収納されている。
原子炉容器内に設置された蒸気発生器からの蒸気は、原子炉容器ルーフデッキ部の蒸気ヘ
ッダを通り蒸気系に送られる。蒸気系は、タービンと発電機等で構成される通常の発電システムである。
崩壊熱除去系は、蒸気発生器の上部に炉内熱交換部を置き、空気冷却器が冷却塔の下部に設置されている。これらの冷却塔は原子炉容器室の外側に配列されている。
原子炉建物全体は免震装置で支持され、機器への地震力を緩和している。鉛ビスマス炉は比重が大きいため全体重量が大きく、免震装置の配列が建物の底面積を決める要素となっている。
プラントの配置はモジュール炉であることから、電気出力 750MWe の炉を 4 基(2 基を 1
ユニットとし、これを 2 ユニット)設置し、プラント全体の電気出力は 3000MWe である。タービンは、各ユニットに対応して出力 1500MWe をプラント全体で 2 基設置している。
プラント配置は海側にタービン発電機を置き、原子炉建物の側部を開け、建物に接近しやすい配置としている。但し、プラント配置はこれに限るものではなく、敷地に合わせて変更が可能である。
(2) 原子炉構造
強制循環炉の原子炉構造は蒸気発生器までを含み、鉛ビスマス冷却材は崩壊熱除去系を除き、全てが原子炉容器内に収納されている。この強制循環炉(出力 75 万 kWe)の原子炉構造を図 3.1.3-9、図 3.1.3-18 に、主要仕様を表 3.1.3-24 示す。
原子炉構造は、原子炉容器、炉内構造物、炉心上部機構、ルーフデッキ構造、燃料交換機、ガードベッセルで構成され、原子炉容器内に、蒸気発生器、機械式ポンプ、崩壊熱除去系熱交換器、冷却材純化系設備等を収納している。原子炉容器の径方向の大きさは炉心と蒸気発
生器の大きさで、高さは炉心と蒸気発生器及び崩壊熱除去系熱交換器で決まっている。
原子炉構造を構成する設備と、その内容は以下の通りである。
(a) 原子炉容器
原子炉容器は円筒容器で、スカートによって建物から支持されるルーフデッキから吊下げられ、原子炉構造全体の重量を支持する。原子炉容器の耐震支持は、原子炉構造の重心位置に近い容器胴側部に設けられている。

941

原子炉容器の内壁には、容器壁の熱保護のため冷却用パスが設けられ、ここに下部プレ
ナムから冷却材が流れている。この冷却材の量は、冷却材が停留しない程度の少ない量である。
(b) 炉心槽、炉心支持構造物
炉心槽は炉心構成集合体を内蔵し、炉内構造全体は原子炉容器底部からスカートで支持される。炉心構造物の内、中性子照射量の多い部分については、12Cr 系鋼よりも高い中性子照射を許容できる 9Cr 系鋼を使用する。
炉心支持構造物は下部に上下動を支持する補強リブを有し、集合体の浮き上がり防止対策としてラッチスプリングが連結管に固定されている。
(c) 炉心上部機構
炉心上部機構はルーフデッキから吊り下げられる構造で、炉停止機構通過部、温度計測
設備、ＦＦＤＬ等の計測設備が設置されている。
(d) ルーフデッキ
ルーフデッキは、固定プラグと回転プラグで構成される。固定プラグには蒸気発生器、
機械式ポンプ、崩壊熱除去系熱交換器が設置され、水蒸気ヘッダが上面に出る。回転プラ
グは単回転プラグ構造で、炉心上部機構、制御棒駆動機構、燃料交換機、冷却材純化系設備等が設置されている。
(e) 燃料交換系設備
燃料交換方式は「単回転プラグ＋コラム型 UIS＋パンタグラフ式 FHM」とし、燃料出入方式は炉内中継槽を経由する方式を採用している。
(f)

ガードベッセル構造
ガードベッセルはライナ型であり、建屋壁の内面にライナを貼り、ライナと原子炉容器との間に断熱ブロックを設けるとともにコンクリート内に冷却コイル(水冷却)を入れライ
ナを低温に保つ。
また、定検時などにおける自然循環流確保のため、原子炉容器の下に加熱用パネルを設
け、補助ボイラからの蒸気と必要に応じ加熱ガスを流せる構造になっている。
(g) 冷却系支持、流路構成構造
炉心で加熱された冷却材は上部プレナム内に流出し、内筒の上端で折り返して蒸気発生
器内に入り、ここで熱交換した後、機械式ポンプによって循環力が与えられ、炉心下部に至る循環流を構成する。
蒸気発生器は一体貫流式のヘリカルコイル型蒸気発生器で、炉心槽と原子炉容器の間のアニュラス部に配置されている。崩壊熱の除去は、デッキから吊り下げられる３基のDRACS の熱交換器により行われる。
内筒上端の内フランジ上に、蒸気発生器外側シュラウドと一体形成する蒸気発生器内筒
フランジを搭載しボルトで固定する。フランジ面間には、冷却材の漏洩抑止を図るためにシール材を入れている。図 3.1.3-19 にこの構造を示す。
(h) 炉停止機構
炉停止機構は、粗調整棒 12 基、微調整棒 6 基、後備炉停止棒 6 基で構成される。
このうち、後備炉停止棒は自己作動型炉停止機構(SASS)を設置する。この構造は、CRDM
駆動軸先端(下端)に電磁石コア、制御棒上端に吸着アーマチェアを設けた落下型制御棒で942

ある。主炉停止系・後備炉停止系(SASS)の概念、動作、基本寸法を図 3.1.3-20、図 3.1.3-21、
図 3.1.3-22 に示す。制御棒切離し(デラッチ)時浮き上がり防止のために、吸収材上部に鉛
ビスマスよりも比重の大きなタンタル構造材等を用いた。
(3) 冷却系設備(a) 蒸気発生器設備
蒸気発生器(SG)構造概念図を図 3.1.3-23 に示す。蒸気発生器は、炉心支持構造と炉容器壁の間に６基が設置されている。伝熱管はヘリカルコイル型で、水平方向に折り重ねるように配置されている。
給水は上部の給水水室から伝熱管内に流入し、ダウンカマ管を通って SG の最下端部に至る。ここからＵチューブで反転し、ヘリカルコイル伝熱管部を熱交換をしながら沸騰して蒸気となり上昇する。さらに上部の蒸気水室を通って過熱蒸気となって蒸気系に流出する。
鉛ビスマスは上部の流入孔から SG 内に流入し、崩壊熱除去系熱交換器を通ってヘリカ
ルコイル管束部に流れ込み、伝熱管内の水・蒸気と熱交換しながら流れ下る。
蒸気発生器の伝熱計算は表 3.1.3-25 により行い、この結果、伝熱管の本数は 544 本／基、伝熱管の口径はφ25.4mm、伝熱管配列ピッチ 45mm とした。これにより、伝熱管束部高さは 8420mm、伝熱面積は 1340m2／基となる。なお、ここで、伝熱管板厚は以下の通り設定した。
①

内圧による必要板厚：0.95mm②

鉛ビスマス腐食代：0.022mm③

水側腐食代：0.11mm

４

磨耗代：0.45mm⑤

曲げ減肉代：2%
合計：0.95＋0.022＋0.11＋0.45=1.532/0.98=1.563mm

以上より、伝熱管仕様は、φ25.4mm×1.6mmt とした。
蒸気発生器全体構造は、ヘリカルコイル型伝熱管側部を囲む形で流路形成用のシュラウドを設け、このシュラウドから伝熱管の支持を支持板で行っている。ダウンカマ管と伝熱管の間には断熱材を設け、ダウンカマ部での温度上昇を防いでいる。シュラウド構造を挟んで大きな温度差が生ずるため、シュラウド構造は２層とし、熱応力の緩和を計っている。
(b) ポンプ
ポンプは機械式ポンプで、この構造概念図を図 3.1.3-24 に、主要仕様を表 3.1.3-26 に示す。
ポンプの構造は下吸い込み下吐き出しのポンプで、原子炉容器の周方向に 2 基を配置した。基本的に、各蒸気発生器に対して、ポンプが対応するようにした。
ポンプの基本仕様は、揚程約 5m、回転数 310rpm、流量 164m3/min とし、ポンプ本体
径は 1.19m となった。

943

これらの検討については、ロシアでの重金属に対する機械式ポンプの経験や、ナトリウ
ム機械式ポンプを参考としたが、鉛ビスマスはナトリウムに対して比重が約 10 倍であるとともに腐食性が強いことから、十分な R&D が必要な項目である。
(c) 崩壊熱除去系設備
崩壊熱除去系(DRACS)を運転する事象は、外部電源喪失、水系故障等の水・蒸気系による崩壊熱除去が出来ない場合であり、これに対応する崩壊熱除去系を図 3.1.3-25 に示す。
強制循環炉の場合、１次ポンプはあるが、これは常用電源に接続されており、外部電源喪失時には１次系は自然循環で DRACS による崩壊熱除去運転を行う。これから水・蒸気系による崩壊熱除去が出来ない事象として外部電源喪失を代表事象にし、これに単一故障を重ね合わせた場合を取り上げ、これに対応する崩壊熱除去系統の運転と必要所熱量の検討を行った。
単一故障との重ねあわせは、以下の考えで行い単一故障は崩壊熱除去系の除熱量が少なくなる空気冷却器(A/C)ダンパ１基開失敗を想定した。
なお、崩壊熱除去系の A/C ダンパは、50%×2 基の構成である。
・

事象Ⅲ＝事象Ⅱ(外部電源喪失)＋１つの単一故障
外部電源喪失＋DRACS ダンパ１基開失敗（DRACS2.5 ループ運転）

・

事象Ⅳ＝事象Ⅲ（外部電源喪失）＋２つの単一故障
外部電源喪失＋DRACS ダンパ２基開失敗（DRACS2 ループ運転）

・

事象Ⅳ＝事象Ⅲ（外部電源喪失）＋1 つの単一故障
DRACS 配管破損＋ダンパ１基開失敗（DRACS1.5 ループ運転）

プラント出力 1980 万 kWt の場合、除熱量は 11.3MWt であることが求められており、この値を基本にした。除熱量の 11.3MWt は、事象Ⅳの DRACS が１ループで運転した場
合のものなので、50%×2 の構成のダンパであれば、DRACS は２ループとしても事象Ⅳで１ループの DRACS 運転が可能である。しかし、PRACS が配管破損等で１ループ長期メ
ンテナンス時に、DRACS の法定点検が重なると、もう 1 ループ必要になる。この状態で、何らかの原因で残り１ループの DRACS のダンパが１基閉止しても、除熱量が少なくなる
が、炉心崩壊熱も少なくなることから崩壊熱除去は可能となる。
以上より、DRACS は３ループ構成とし「DRACS 配管破損＋ダンパ１基開失敗」を想定し、必要除熱量を 1.5 で除し、ループ当たりの除熱量は 8.5MWt とした。
崩壊熱除去系設備は熱交換器と空気冷却器で構成され、各機器サイジング用のヒートバ
ランスを図 3.1.3-26 に、構造および設計条件と主要目を、図 3.1.3-27、図 3.1.3-28 に示す。
(d) 鉛ビスマス系補助設備
鉛ビスマス系補助設備は、鉛ビスマス純化系、アルゴンガス系、鉛ビスマス予熱系、ＳＧ伝熱管破損対策設備で構成される。
1)

鉛ビスマス純化系
アルゴンガス系、鉛ビスマス予熱系を含めた純化装置の系統概念図を図 3.1.3-29 に示す。

944

鉛ビスマス中に発生する不純物は、酸素、水素、腐食生成物(Fe 等)がある。このため、
鉛ビスマス純化系は、酸素濃度を管理する酸素濃度管理装置と腐食生成物を除去する腐
食生成物精製装置で構成される。
酸素濃度管理装置は、酸素濃度を監視して、酸素又は水素を注入して酸素濃度を所定の濃度に制御する。目標酸素濃度は 0.0023ppm(200℃)〜0.122ppm(285℃)である。鉛
ビスマスの駆動は、アルゴンガスの吹き込みによるリフトアップポンプ方式とする。これに水素又は酸素を混合注入し、デミスターにより不純物を除去する。また、反応により生成される水蒸気はガス中で冷却して凝縮させる。
腐食生成物精製装置は、腐食生成物が 0.1ppm 以下となるように、コールド部より若干低い温度でデミスターを通して腐食生成物を除去する。デミスターの冷却は室内空気とし、空調設備のダクトに排出する。
2)

アルゴンガス系
アルゴンガス系は、原子炉容器の鉛ビスマスを微正圧で覆うとともに、崩壊熱除去系の充填ドレン等のために設置する。鉛ビスマスは中性子照射でポロニウム(Po)が生成され、これがアルゴンガス中に移行する。カバーガス中の Po 濃度は、純化しないと高濃度になる。このため、通常運転時に閉サイクルで循環させベーパートラップで約 100℃まで冷却し純化する。

3)

鉛ビスマス予熱系
自然循環炉は、炉心崩壊熱が小さい時には崩壊熱除去設備から予熱ヒータ等で入熱しても炉容器内を十分に加熱できない可能性がある。このため、炉容器下部に加熱パネルを設置し、炉容器内を予熱する。

4)

ＳＧ伝熱管破損対策設備
ＳＧ伝熱管破損対策設備の系統概念図を、図 3.1.3-30 に示す。水蒸気系の急速ブローを行うブロー弁と鉛ビスマス中に流出した水蒸気を回収する水蒸気放出プールを設置する。水蒸気放出プールは、１DEG の水リーク率（10kg/s）で 100 秒放出された蒸気
1m3 を回収する容量で、通常時５ｍ3 の水保管（事故時は 6m3）とする。

(4) タービン発電機設備
タービン発電機設備は、蒸気発生器で発生した主蒸気により、蒸気タービンを駆動して電気を発生する。強制循環炉は、１モジュールあたり 750MWe の出力を有し、３モジュールの原子炉を共用化する 1,500MWe タービン発電機設備とした。
(a) 設計条件①

主蒸気圧力：

15.20 MPa［abs］②

主蒸気温度：

450 ℃③

蒸気発生器給水温度：

240 ℃

④

蒸気発生器給水流量：

6242 t/h(１モジュールあたり 3121t/h)(b) 系統構成と仕様

945

電気出力 1,500MWe のタービン発電機設備の系統構成を図 3.1.3-31 に示す。基本的には、ナトリウム炉の大型炉とほぼ同様の系統構成である。発電効率向上のため、再熱器を設けタービン効率約 38％を達成している。
蒸気タービンの外形図を図 3.1.3-32 に示す。型式は、くし型４車室６流排気再熱型で回転数は 1500rpm である。
高圧給水加熱器は、主蒸気の圧力、温度が低いので１段の抽気としている。また、低圧給水加熱器は、出力が同程度の軽水炉と同じ４段の抽気とした。
主給水ポンプは主蒸気圧力が高く高揚程となることからタービン駆動とし、３台設置する。
タービン設備の主要物量を表 3.1.3-27 に示す。
(5) 燃料取り扱い設備(a) 燃料交換機
燃料交換機の構造を、図 3.1.3-33 に示す。また、この交換機を使用して行われる交換手
順を図 3.1.3-34、図 3.1.3-35 に示す。
1)

基本構造：
設備の基本構造を図 3.1.3-33 に示す。本炉は、炉心燃料までの高さが高く、これに伴って燃料交換機、燃料出入設備の寸法が高くなる。プラント建屋の高さはこれらの機器の高さで決まるため、本燃料交換設備は短尺化を狙った構造とし、建物計画にもこの結果を反映した。
計画を進めるに当たり、燃料交換方式は「単回転プラグ＋コラム型 UIS＋パンタグラ
フ式 FHM」とした。
基本構成は、燃料交換機を上下 2 分割構造とし、アーム開閉駆動部とパンタグラフア
ーム作動部を分割構成とした。燃料出入設備は炉内中継用案内管、燃料集合体掴み装置（グリッパ）、昇降式案内管(馬蹄形状)で構成する取扱機を設置した。取扱機上部には巻上装置を配置し、昇降式案内管(取扱機側部 3 本配置)をボールネジ機構構造で繋いだ構造とし、反復上下操作(連結接続)を行い昇降駆動する。

2)

交換方法：
燃料交換の方式を図 3.1.3-34、図 3.1.3-35 に示す。燃料集合体交換作業は、前準備作
業と燃料交換作業で構成される。
前準備作業は燃料交換に先立って準備を行うもので、炉上部ルーフデッキ上に案内筒、ドアバルブ A・B、取扱機を積層配置構成し、内部に吊り胴を介して、燃料交換機のパンタグラフアーム作動部とアーム開閉駆動部を回転プラグに搭載する。一方、燃料出入設備の前準備作業は炉上部ルーフデッキ上の炉内中継装置にドアバルブ A・B、取扱機を積層構成する。これらの前準備作業後、燃料交換作業に移行し燃料集合体の交換を行う。
前準備作業である燃料交換設備の炉上部搭載要領を、時系列的に燃料交換手順計画概念図(前準備作業)図 3.1.3-34 に示す。また、使用済燃料取出し、新燃料炉内装荷などの要領を、時系列的に燃料交換手順計画概念図(燃料交換作業)図 3.1.3-35 に示す。

946

建物の高さを削減するために分割方式の燃料交換機を採用したが、この方式は、従来のナトリウム炉では使用していない結合機構等が用いられている。これらを含め、構造の詳細化と要素の開発研究が必要である。
(b) 燃料取り扱い設備全体系統
燃料取り扱い系統と燃料移送フローを図 3.1.3-36 に示す。
燃料取り扱い設備は、鉛ビスマス冷却材の場合でもナトリウム冷却材と洗浄方法を除いては、大きな差はないと考えられ、これを基本に系統構成を設定した。このため、燃料移送フローもナトリウム炉とほぼ同様の方式となった。
鉛ビスマス冷却材の場合でナトリウムと異なる点は、水との反応が無いことで、これにより燃料の洗浄方式が変わる。鉛ビスマスに対する洗浄技術は半導体回路の分野では有るが、このような大型の構造物に対して適用できるか否かは明確でなく、今後の研究開発が必要となる。現在考えられる方式は以下の通りである。なお、引き抜いた状態で大量の鉛
ビスマスの付着がない場合は、洗浄は行わず、再処理側で鉛の処理を行う方式も考えられる。
①

水蒸気（高温）洗浄②

不活性ガス（高温）ブロー洗浄③

真空吸引洗浄④

震動回転洗浄燃料取り扱い設備の容量は、ナトリウム炉と同様の考え方で設定し、貯蔵プール等の寸法を決め、建物設計に反映した。
①

燃料取り出し時崩壊熱量：15kW 程度（30 日）②

使用済燃料水プール容量：4 炉心分／1 プラント③

IVS、EVST は設置しない。

④

燃料出入機：モジュール間で共用。鉛洗浄が不要な場合は、移送中の冷却を水冷却で行う可能性もある。

(6) BOP 設備(a) 放射性廃棄物処理設備
放射性廃棄物処理設備は、気体、液体、固体の放射性廃棄物の処理を行う。
鉛ビスマス炉についての放射性廃棄物データ等が無いため、ここではナトリウム炉の設計データを参考にして設備構成、容量等を設定した。この処理容量を表 3.1.3-28 に示す。
各廃棄物処理系は、以下の通りである。
1)

気体廃棄物処理系
気体廃棄物処理系は、原子炉カバーガス系、燃料取扱い・洗浄設備から排出される排気アルゴンガス中の放射性ガス(FP 及びポロニウム)の濃度を低減させる。すなわち、系
統内のフィルタにより放射性ポロニウムを含む鉛ビスマスミスト・ダスト除去を行い、圧縮機によりタンクに圧縮貯蔵された後、活性炭吸着塔ホールドアップ装置に移送され、希ガス成分（キセノン及びクリプトン）の吸着・保持により放射能を減衰する。（図3.1.3-37 参照）本系統は 1 系統設置とするが、フィルタ及び圧縮機は予備機を含めた 2947

基構成（100％×2）とした。
2)

液体廃棄物処理系
液体廃棄物処理系は、放射線管理区域内から発生する廃液を濃縮及び脱塩して放射能濃度を低減し、処理水は再使用する。すなわち、共通補修洗浄設備、分析設備及び燃料取扱い設備などからの廃液や、機器（燃料プール水浄化設備、格納容器内空調設備など）
ドレン水及び床ドレン水を収集タンクに集め、蒸発濃縮装置、次いで脱塩装置により放射性核種を除去する。上記系統は 1 系統設置とするが、収集タンクは予備機を含めた 2基構成（100％×2）とした。
洗濯廃液は、専用のタンクに収集後、放射線モニタで監視しながら海洋に放出することとするが、処理する必要がある場合には上記の廃液収集タンクへと移送する。（図3.1.3-38 参照）

3)

固体廃棄物処理系
固体廃棄物処理系は、液体廃棄物処理系から移送される濃縮廃液をセメント固化する
他、廃樹脂（液体廃棄物処理設備、燃料プール水浄化設備）の焼却及び雑固体物の減容を行う。これにより、濃縮廃液は貯槽に受け入れた後、インドラムミキシング式セメン
ト固化装置で処理する。
各設備脱塩装置からの使用済樹脂は、貯槽に受け入れた後、焼却装置にて処理し、雑固体物は圧縮減容してドラム缶詰めとする。本系統は 1 系統設置とし、以上の処理済廃棄物は、サイト内の固体廃棄物貯蔵庫に保管する。（図 3.1.3-39 参照）
鉛ビスマス冷却材を使用する場合は、発生する放射性ポロニウムが鉛ビスマスと共に移行して、使用済燃料集合体や補修機器類の表面に付着すると考えられる点がナトリウ
ム炉との違いである。今後、これらのデータを蓄積し、設計を進める必要がある。

(b) 換気空調設備
換気空調設備は、プラントの環境条件を維持する。本設備計画では、空調系統設備の設
計風量の推算を、空調を必要とする設備と、換気のみでよい設備に区分し、ナトリウム炉の合理化検討を参考に算出した。これを、表 3.1.3-29 及び表 3.1.3-30 に示す。以上から、各建屋の換気空調系を以下の通りとした。
1)

原子炉建屋関連系統①

原子炉格納容器空調系（参考：図 3.1.3-40）
原子炉容器室、ルーフデッキ冷却系及び原子炉容器上部室は 1 系統設置とした。
動的機器(空調ファン及びダンパ）は予備機を含めた 2 基構成（100％×2）とした。
原子炉カバーガス系は、通常運転時、放射性ポロニウムを含むため、格納容器（CV）
内設置とし、プラント運転停止後に従業員がメンテナンスのため CV 内に立ち入る際には、本空調系を運転して換気しポロニウム空間濃度の低減を図った。

②

原子炉建屋コンファインメントエリア換気系（参考：図 3.1.3-40）
ファン及びフィルタユニット構成は、2 系統設置（50％×2）とする。事故時には負圧保持運転で、放射性物質(FP 及び放射性ポロニウム)の外部放散を抑制する。

③

非常用ガス処理系(参考：図 3.1.3-40)948

1 系統設置とするが、動的機器(排気ファン及びダンパ)は予備機を含めた 2 基構成（100％×2）とする。原子炉カバーガス系配管破損により、CV 内にポロニウム及び FP が放出された場合には、本系統の循環運転によりコンファインメントエリア
内の空間濃度を低減する。
④

原子炉建屋一般換気系
常用電気設備室空調系及び崩壊熱除去系（PRACS3 系統）室換気系を主対象とし、ファン及びフィルタユニット構成は、2 系統設置（50％×2）とする。

2)

原子炉補助建屋関連①

原子炉建屋管理区域換気系（参考：図 3.1.3-41）
放射性廃棄物処理系（気体、液体及び固体）エリア及び放射線管理室を主対象とし、ファン及びフィルタユニット構成は、2 系統設置（50％×2）とする。なお、プラン
ト運転停止後に従業員が 1 次系機器メンテナンスで CV 内に立ち入る際、原子炉カ
バーガス中の放射性ポロニウム濃度低減のためパージする必要が有る時には、カバーガス系設置のポロニウム捕集ベーパトラップを通して浄化後、気体廃棄物処理系を介して、本換気系により希釈して排気塔から大気放散する。

3)

制御建屋関連①

中央制御室空調系
ファン及び空調ユニットは、予備機を含め 2 系統設置（100％×2）とし、循環系内には浄化フィルタユニットを設置（100％）する。事故時には、運転員の居住性確保なため、循環系により室内の空調とともに浄化を行う。

②

非常用電気設備空調系
ファン及び空調ユニットは、予備機を含め 2 系統設置(100％×2)とする。

③

ガスタービン発電機室換気系
ガスタービン発電機室(A)及び(B)に対して、各々1 系統の独立設置とする。

4)

タービン建屋関連①

タービン建屋換気系
タービン建屋、タービン発電機励磁制御室、常用電気盤室及び電気計装関係設備室を対象に、外気取り入れフィルタ及び給気ファンは４系統（25％×4）とする。

5)

焼却炉建屋関連①

焼却炉建屋換気系
ファン、ダンパ及び排気フィルタユニットは、2 系統設置（50％×2）とする。

(c) 建物配置
強制循環炉の建屋計画は図 3.1.3-42 に示す通り、容積は表 3.1.3-31 に示す通りである。
建屋全体計画としての特徴は、プラントのモジュール化と大型ユニット工法採用による建設費低減である。この建物については、以下の特徴を有している。
①

小型化燃料交換機を採用し、建屋高さを低減し、建屋全体容積を削減した。

②

制御建屋側に配置されたモジュールについて、制御建屋内の通路、階段を利用する
ことで階段室エリアを合理化した。

③

建屋のオペフロ部分の高さは、炉上部室の階高で決めているが、燃料出し入れの案
内筒の高さを削減し、建屋全体容積を削減している。

949

④

建設工法上及び地震時のモジュール間の相互干渉を回避するため各モジュール間の建屋を一体化し、コンクリート物量を削減した。

原子炉建屋、原子炉補助建屋、制御建屋を含めた原子炉施設建屋の配置計画は以下の通りである。建屋計画を、図 3.1.3-42 に示す。
1)

原子炉建屋
①

原子炉建屋モジュールは、通路部の有無で 2 種類の建屋寸法があるが、大きいモジ
ュールの方で 30m×38m×H58m である。1 モジュールの原子炉建屋には、NSSS
系として蒸気発生器(SG)及び機械式循環ポンプを内蔵したタンク型の原子炉容器、
DRACS 空気冷却器の 3 系統分と 2 次系の鉛ビスマスのダンプタンク 1 基並びに水・蒸気系の再循環ラインの気水分離器と再循環ポンプなどが配置される。

②

原子炉格納容器は、炉容器を支持する円筒形状の生体遮へい壁部分と炉上部室の八角形状の部屋を格納容器バウンダリとした鉄骨コンクリート製格納容器である。コンクリート内側には、気密性確保の鋼板製ライナを内貼りする。

③

DRACS の空気冷却器 3 基は、炉上部室に隣接して配置した。鉛ビスマスドレンタ
ンク室は PRACS 空気冷却器 3 室の下階の部屋に配置し、比重の大きい鉛ビスマスの充填時の空気冷却器とのレベル差を極力小さくした。

④

原子炉建屋部分の建屋容積は、１ユニット分（出力 150 万 kWe）で約 16.9 万 m3
であり、1 モジュール分で 8.5 万 m3 である。

2)

原子炉補助建屋①

原子炉補助建屋は、４モジュールの原子炉設備に対して共用あるいは集約できる設備類を収納した建屋であり、原子炉建屋モジュールに挟まれた燃取・廃棄物処理設
備等を収容したエリアとその建屋の北側に両翼に張り出した 1 次系鉛ビスマスのドレンタンク室エリアから成る T 字型の建屋である。廃棄物処理、燃取エリア、キャ
スク収納ピット等の部分が 20.5m×77.5m×H58m で、その東側にドレンタンク４基を収納したエリアが 28m×21m×H14m、西側のドレンタンクエリア（3 基収納）が 22m×21m×H14m の 2 棟が東西に張り出した建屋寸法となっている。補助建屋には、各モジュールで共有できるホット設備である燃料取扱・貯蔵設備、廃棄物処
理設備、補修設備、ドレンタンク設備などを収容した。

②

燃料交換時の燃料移送は、ナトリウム中型炉で計画している高性能・軽量小型化を目指した新型燃料出入機を採用することで計画した。その燃料出入機がユニット 1と 2 の間の燃料移送通路を経由して、各原子炉モジュールにアクセスできるように計画し、2 ユニット 4 モジュールで燃料出入機を共用するものとした。

③

燃料移送通路の下階室には、制御建屋と補助建屋及び各原子炉建屋モジュール間を連絡する通路を兼ねた配管類、ケーブル類の引き廻しスペースを確保した。

④

本プラントは、モジュール化の特徴を生かし、建設工期短縮を図るため建屋躯体は、輸送の可能範囲内で建屋構造体並びに機器類を組み込んだ状態で工場製作し、設備類を組み込んだ大型ユニットとして一体で海上搬送され建設サイトに据え付けられるものとした。

950

補助建屋の北側エリア部の東西両翼に 1 次系鉛ビスマスドレンタンクを収容する部⑤屋を設けた。１モジュール分の鉛ビスマスを収容できるドレン容量 21,000 トンとし、7 基のタンクで賄うものとした。
3)

制御建屋（共有建屋）①

制御建屋は、４モジュールの原子炉設備に対して共用あるいは設備を集中配置して運転管理の効率化を図るために、集約できる設備類・主として非放射性設を収納した建屋である。

②

制御建屋は、寸法が 19.5m×61m×H26m で中央制御室、燃取操作室、電気計装設
備、HVAC 設備、放射線管理室、出入り管理室、非常用発電機室などを配置した建屋であり、基本的な配置は平成 15 年度設計と同様である。中央制御室配置などについては、ナトリウム冷却中型炉を参考にした。

③

制御建屋もモジュールによるユニット工法で建設するが、建屋構造としては、原子炉建屋及び補助建屋と上部基礎版を含め一体の免震建屋として計画した。

(7) 運転、保守、補修性(i) 運転性
強制循環炉は冷却材を機械式ポンプで駆動し、冷却材も液体金属であることから基本的にナトリウム炉と同じであり、起動停止運転に関する具体的な検討は行っていない。今後、必要に応じこの検討を行い、具体的な運転手順を設定するものとする。
今後、基本的な運転条件と手順は、以下として計画を進める。
(a) 基本条件①

通水待機状態は、補助蒸気により SG 給水温度を約 200℃に調整し 1 次冷却材温度を
約 200℃以上に保持する。この状態から制御棒引き抜き操作による核加熱を開始して、系統の昇温を約 15℃/h で行う。

②

原子炉熱出力増加に従い SG 回り再循環系機器を運転し、飽和(湿り)蒸気から過熱(乾き)蒸気発生を経て、タービン起動に必要な過熱蒸気を得る。

③

タービン部分負荷 30％時のヒートバランス(SG 一体貫流運転方式による)状態にス
ムーズに運転を引き継ぐため、タービン起動操作を含む手動運転期間(NSSS 側プロ
セス諸量は一定)は 3h 程度とする。

(b) 起動停止運転の基本手順
基本的な手順は以下の通りである。
①

核加熱開始
一定の炉心熱出力と低流量が確保された状態を初期状態とし、SG への給水温度は
補助蒸気による予熱にて約 200℃に保持する。一方 SG 出口飽和蒸気圧力は、水・蒸気系の起動用圧力調節弁にて制御される。再循環系への給水は主給水系バイパス注入系を使用して行い、その戻り分の飽和水は気水分離器ドレンタンクから脱気器へとドレンし熱回収を図る。

②

核加熱による昇温時
系統運用は上記①項と同じとし、昇温時における余剰の熱は、気水分離器ドレンタ
ンクから復水器へとドレンする。

951

③

温態待機時
SG 出口蒸気圧力が定格に達した状態で、起動用圧力調節弁にて制御する。

④

過熱(乾き)蒸気発生開始時
SG 出口蒸気が乾き蒸気となった時点で、SG 再循環系の運転を停止し、SG 給水は
主給水系側に接続する。一方 SG 出口過熱蒸気は主蒸気系を通り、タービンバイパ
ス系から復水器へとダンプする。
なお、SG 給水温度は、高圧給水加熱器への蒸気供給により 180℃程度に保持する。
再循環ポンプ系はウォーミングのため、小流量の給水を逆流させて待機状態に保持
しておく。

⑤

タービン起動前
系統運用は上記に同じであるが、さらに炉心熱出力が上昇し、SG 出口蒸気がター
ビン起動用の通気が可能となる温度まで上げる。

(ii) ISI 計画
供用期間中検査と補修（3.1.2.4 項）に示される考え方に従い、ISI 計画を検討した。
(a) 検査対象
鉛ビスマス冷却炉の試験対象は、ISI の要求が高いと評価された下記の機器・設備である。
①

安全上要求が高い機器
原子炉容器、炉心支持構造物、RV ガードベッセル、UIS、②

経済性要求が高い機器
原子炉容器、冷却材流路構成構造、SG 管板、SG 伝熱管(b) 試験方法
鉛ビスマスと構成材料の共存性についてのデータが十分でなく、試験方法を定めることは現時点ではできない。このため、基本的な考え方を以下に示す。
①

冷却材バウンダリ（中性子照射条件が低い部位）
鉛ビスマス炉では内圧が低く、バウンダリを基本的に 2 重構造としている。このため、バウンダリからの漏えいを防止するための試験は不要である。なお、予防的に漏洩を小規模に監視するための、連続漏洩監視が設けられることもある。
ただし、腐食性が高い場合は、腐食による減肉を試験する必要がある。さらに、高温・高応力等の条件により構造材の損傷が進行する場合は、対応する試験が要求される。

②

炉心支持構造物等（中性子照射量の高い部位）
軽水炉では、炉心領域の内部取付物の溶接継手に対しては、中性子照射による応力
腐食割れ感受性や破壊靭性値への影響を考慮して試験が要求されている。
鉛ビスマス炉では、燃料と炉心槽の間に遮へい体があるため、炉心領域部についても軽水炉より検査要求レベルを緩和できる。可能性もあるが、腐食性、高温・高応力環境効果、中性子照射効果が構造材に有る場合は、これらについての試験を行う必要がある。

③

SG 伝熱管952

SG 伝熱管は冷却材バウンダリを形成する部位で、亀裂等が発生した場合でも、水・蒸気側の圧力が高く冷却材は水蒸気系に出ない。また、炉容器内への水・蒸気の漏洩による圧力上昇に対しては、ラプチャディスクを介して蒸気発生器伝熱管破損対策設備に排出され、外部に漏洩することはない。
ただし、この場合に炉心に水蒸気気泡の侵入の可能性があり、これにより影響のある場合には安全上の検査が必要となる。
④

原子炉ガードベッセル
厳しい荷重が作用しないことから、異常の発生を漏えい率試験により定期的にチェックすることで 2 重破損は防止できると考えられる。試験検査方法は、漏えい率試
験を基本とするが、圧力チェックが難しい場合は目視検査を行う。

⑤

１次カバーガスバウンダリ部位の試験方法
厳しい荷重が作用しないこと、内圧が低く欠陥が大きくなってもバーストの恐れが無い場合は、漏えい連続監視を適用する。

(c) 検査間隔
検査間隔は、一般的なものは軽水炉等を参考に 10 年間隔とするが、腐食や環境効果によるものは、その進行の度合いに応じて検査を定期的に行う。
(iii) 保守・補修(a) 対応方策
具体的な対応方策は、以下の通りである。
①

機器を引き抜き、外部に搬送可能な機器（ポンプ、熱交換器）については、必要に応じて引き抜いた上で外部に搬送し、検査を実施出来るようにする。

②

機器を引き抜き、外部に搬送ができない機器に関しては、鉛ビスマス中ビューワー
による検査を基本とする。

ただし、クラック等の材料欠陥を検査の対象とするナトリウムビューワーに対して、鉛ビスマス炉では表面腐食と材料欠陥が対象となる。その結果、鉛ビスマス中ビューワーだ
けでは十分な検査ができない可能性もある。この場合に対応して、以下の直接検査を設計に含める。
①

直接検査は冷却材をドレンした上で検査機器を導入することによって原子炉構造
および安全上重要な機器の構造材を直接検査することを想定する。検査頻度については、設計で十分な腐食代を確保することによって毎定検では行わず、10 年以上
30 年以内程度の間隔で実施することを想定する。

②

検査対象とする機器・部位は、腐食が発生しやすいと考えられる高温・高流速部位、および安全上重要な機能を有する部位とする。

(b) 設計上の対応
以上の考え方に従い、具体的な対応を以下の通りとする。
1)

引き抜き搬送し外部で検査が可能な機器
ポンプ、蒸気発生器を対象とする。これらの機器に対しても十分な腐食代の確保と ISI等を行い、引き抜き検査は毎定検行うことは考えない。

2)

直接検査が必要な機器

953

直接検査の対象とするのは、炉心支持構造（集合体保持部および原子炉容器への荷重
支持構造部）、炉上部機構、炉内配管、（ポンプ−高圧プレナム間の配管）とする。
なお、原子炉容器に関しては安全上重要な機器ではあるが、炉壁冷却構造を設け低温に保持されており外面からの非破壊検査が可能であることから、内面からの直接検査は行わないものとする。
直接検査に対応して、以下の設備対応を行う。
①

炉心燃料は全数を冷却池に退避させる。

②

冷却材のドレンはポンプを引き抜いた上で、ドレンポンプを液位に応じて降下させながら冷却材をポンプアップする。

③

鉛ビスマスドレンに対応して、移送配管、保管用ドレンタンクを準備する。ドレン
タンクは原子炉容器１基分の容量を用意し、補助建物に隣接（又は同じ建物）に設置する。

④

炉心支持構造等については、炉上部機構孔から検査機器を挿入し、この検査機器によって直接検査を行う。

(iv) 定検・建設工程
1)

建設工程
a)

建設工程
建設は大型ユニット工法を採用し、全体工程は 35.5 ヶ月となった。なお、工場内での大型ユニット建設の先行期間を含めると、全体建設工程は 36.5 ヶ月となる。
建設工程を設定するに当たり、以下を条件とした。

i)

建設時期
建設は 2030 年代を前提とし、その時点で開発の見通しのある技術、工法等を採用
する。

ii)

サイト条件
現時点では立地条件が具体化されていないため、立地点に依存する気象条件、地質条件及びサイト特有の条件等の建設計画を制約する特殊な条件はないものとした。
本検討では、季節や気象条件による稼働率の変化や水切り作業制限等の制約条件を考慮せず、一定条件のもとで建設が進められ、必要な時期に機器を搬入できるものとして計画した。

iii) 労働条件
建設工期の評価では、軽水炉プラントと同等の標準的な労働条件や工期とする。(4
週 6 休基準) 但し、クリティカルとなる作業(例えば燃料装荷作業等)は、必要に応じて条件の変更を行う。
iv) その他の条件
下記の諸設備については、必要な時期までに整備され使用可能とした。
①

港湾施設、荷揚岸壁及び荷揚設備②

ユーティリテイ設備(補助蒸気設備、淡水供給系、排水処理系、アルゴンガス供給系及び窒素ガス供給系等）③

送電線や開閉所等の外部電源設備

954

④

⑤

下記の仮設備も同様に整備され使用可能な状態にあるものとする。
・

仮設用地（原子炉建屋周辺及び仮設加工場用用地等）

・

構内道路、電源設備

・仮設用水供給設備及び仮設排水（処理設備含む）設備

クレーン取合いは、各設備の工事物量が明確でなく調整できないため、ここでは考慮せず、仮設揚重設備は必要な時期に必要な期間使用できるものとする。

⑥

試験・検査工程については、現状の軽水炉に適用される法規、法令等に定められる試験・検査項目を基本に計画した。

v)

大型ユニット工法を採用し、このための条件は以下の通りである。
①

原子炉建屋は、FL+0 からオペフロまでを１モジュール分一体輸送する。

②

原子炉建屋内のコンクリートについては、全て現地で施工する。

③

原子炉建屋内のライナ等の内装、配管、電気・計装等は可能な限り工場で施工
しておく。

④

主要機器（R/V、G/V 等）は、現地にて据付けるものとする。

⑤

原子炉建屋（オペフロ以上）については現地にて施工する。

⑥

制御建屋、補助建屋、タービン建屋も大型ユニット工法を採用。

⑦

大型ユニットの海上輸送の必要期間は１ヶ月とする。

⑧

大型ユニットの現地水切りから据付完了までの必要期間は、２ヶ月とする。

(v) 総合機能試験
総合機能試験として、以下を行うものとした。
①

格納容器漏えい率試験

②

ＣＲＤ試験

③

燃料取扱機試験④

予熱⑤

鉛ビスマス充填・純化⑥

鉛ビスマス中燃料取扱機試験⑦

鉛ビスマス中ＣＲＤ試験⑧

冷却系総合試験⑨

鉛ビスマス注入後格納容器漏えい率試験⑩

燃料装荷開始（性能試験へと続く）

以上の総合機能試験期間として 7 ヶ月とした。
(iii) 性能試験
炉物理試験は最低限とし、出力試験は３回(30％,70％,100％)、プラント熱過渡試験は連続的に実施する。軽水炉での実績(230 日)も考慮し、8 ヶ月とした。
以上より、本炉のクリティカルパスは以下に示す通りである。
・建屋：13.5 ヶ月

・

炉上部機器・ブランケット燃料体据付け：6 ヶ月

・

総合機能試験：8 ヶ月

・性能試験：８ヶ月

955

(vi) 定期検査
強制循環炉の定検工程と期間を表 3.1.3-32 に示す。定検期間として必要な期間は 36.5 日となった。
定検に当たり設定した条件は、以下の通りである。
①

定検期間は、発電機解列から発電機併入までとする。

②

定検期間短縮のため、定検期間中は炉停止時のみ実施可能な原子炉構造、熱輸送系の点検を中心に行うものとし、格納施設外の燃料取扱設備、放射性廃棄物処理設備、共通保修設備などの定検は原子炉運転中に実施する。

③

原子炉ホットプレナム温度は、炉停止後 1 日以降 200℃とし、ISI 開始時の温度は 250℃
で、ISI 機器の高温化を想定している。

④

海水系、補機冷却水系は、炉停止 24 時間以降に点検開始可能とする。

⑤

原子炉容器溶接部は、VTM‑2 による ISI 対象とする(異材継手部は体積検査による ISI対象とする)。炉内構造物に対しては、VTM‑3 の目視定検対象とする。

⑥

SG 伝熱管については、ISI として体積検査を毎定検全数実施する。

⑦

CRD 駆動部は３定検に１回分解点検を行う。CR 駆動速度は 1 本誤引抜き制限 0.03￠/s(暫定)と１本誤引き抜き反応度 2.2￠/cm から 0.14mm/s とする。

⑧

燃料交換方式は、炉内中継が有り、炉外燃料貯蔵槽の無い方式とし、１本当りの必要
交換時間は 60 分とした。

燃料交換時は、以下の条件とした。
①

炉心燃料の交換は、崩壊熱の減衰を待ち炉停止後 10 日以降(集合体崩壊熱 10kW 以下)より開始とする。

②

CRD は切離した状態とし、上限に停止。

③

コンファインメントバウンダリを確保する。

(燃料交換中のコンファインメントエリア内作業は不可)④

コンファインメントエリアの非常用 HVAC は待機。

⑤

燃料取扱設備に接続された 2 系統の非常用電源は待機。

⑥

燃料移送経路のヒートシンクとなる HVAC 等、燃料取扱設備の運転に必要なサービス
系が運転状態であること。

⑦

非常用ガスタービンは、３系統設置されるため１系統の点検中も常に２系統を待機状
態に維持できるように、運転中に点検を行うこととする。（オンパワーメンテナンス
化）⑧

HVAC 等諸設備は、燃料交換や他の点検に支障ない時期に運転を停止して点検する。

⑨

仮置き、点検スペースは確保されているものとする。

⑩

１日の作業時間は、通常８時間、交替勤務時は 22 時間とする。

以上を基本とし、定検検査に要する期間を以下の通りとした。
モジュール炉のため、１プラントで３モジュール＋１タービンを有し、多数の定期点検組
み合わせパターンが存在する。設備利用率の向上のためには、タービン定検中に３つの原子956

炉モジュールの定検を極力同時に行うのがよい。ただし燃料プールは１設備であるため、燃料交換については３モジュール並行で行えない。
ここでは、最も基本となる原子炉とタービンを同時に定期検査するケースについて検討した。策定した定検工程表（案）を表 3.1.3-32 に示す。必要な定検期間は 36.5 日である。
主なクリティカルパスは、１次主循環ポンプ点検→燃料交換→CRD スクラム試験→炉物理試験となる。なお、この場合、１次主循環ポンプ専用のメンテナンスクレーンを設置することとしている。
強制循環炉の場合、必要な定検期間は 36.5 日と自然循環炉の場合（表 3.1-32 参照）に比較して 5 日長くなる。この理由は以下の通りである。
・

燃料交換体数が 90 体（自然循環炉：50 体）と多く、2 日長くかかる。

・

制御棒体数が 36 本（自然循環炉：24 本）と多く、1.5 日長くかかる。

・

強制循環炉のクリティカルパスとなっている１次主循環ポンプの点検日数は 15 日と、
自然循環炉のクリティカルパスである SG 伝熱管 ISI に要する日数 13.5 日に対して 1.5
日長い。

957

(8) 経済性関連データの整備
経済性評価に必要な、物量データ、所内負荷率、プラント稼働率を整備した。
(i)

主要機器物量強制循環炉のプラント概念の主要物量及び建屋容積を、表 3.1.3-33 に示す。NSSS の主
要鋼材重量は約 1952ton（炉心構成要素を除く）となり、原子炉建屋容積は約 8.5 万m3／基である。

(ii) 所内負荷率
所内負荷率については、ナトリウム炉の検討結果を基に、推定を行った。その結果、所内負荷率は 3.3％となった。表 3.1.3-34 に各設備の負荷を示す。
(iii) プラント稼働率
稼働率については、前項(4)(ⅱ)「定検期間」での検討結果を基に、推定した。前提条件とプラント稼働率をまとめて表 3.1.3-35 に示す。
なお、モジュール炉としての稼働率を向上させるため、次の考え方とし、プラント稼働率
は最大で 93.3％と推定した。
①

燃料交換は各モジュールを連続的に実施する。
（燃交装置はプラントとしては１台しか所有しないため）②

工程的にモジュール間で重複可能なものは、タービンを含め極力、同時並行的に定検を実施とする。（表 3.1.3‑36 参照）

958

959

炉
心
主
要
特
性

炉
心
燃
料
仕
様

基
本
仕
様

最大高速中性子照射量

装荷時 Puf 重量

最大線出力 (内側/外側)
6.10×10

23

2

n/cm

6.0 t/GWe

223 / 221 W/cm

5.66×10

23

2

n/cm

6.3 t/GWe

204 / 202 W/cm

0.82 / 0.29 / ‑ / 1.10

0.80 / 0.30 / ‑ / 1.10

増殖比 (炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/全体)

1.79 %Δk/kk

163/ 82 GWd/t

149 / 91 GWd/t

18.6 / 19.9 wt.%

2.21 %Δk/kk

19.1 / 21.1 wt.%

燃焼反応度

*2

←

←

取出平均燃焼度 (炉心部/全炉心 )Pu 富化度 (内側/外側)*136.7 / 24.7 / 38.6 %331 本

集合体当たり燃料ピン本数

体積比（燃料/構造材/冷却材）

177.5 mm

集合体配列ピッチ←←75 / 90/ ‑ %TD

燃料スミア密度(炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)←

8.9 mm←←

燃料ピン配列ピッチ

7.3 mm0.545 mm

燃料ピン外径←約 546 cm

459 cm288/ 294 / 582

0 / 44 cm

←

←

←

←

Case 2

被覆管肉厚

窒化物

約 523 cm

燃料形態

遮へい体外接円径

441 cm288 / 246 / 534

燃料集合体数（内側/外側/合計）

炉心等価直径0 / 65 cm

70 cm

6/‑バッチ

18 ヶ月 (548 日)

1980 MWt (750 MWe)

Case 1

6.03×10

23

2

n/cm

5.9 t/GWe

262 / 260 W/cm

0.82 / 0.28 / ‑ / 1.10

1.57 %Δk/kk

154 / 104 GWd/t

17.7 / 19.8 wt.%

38.5 / 22.9 / 38.6 %←

193.8 mm←

9.79 mm←8.03 mm←

約 535 cm

444 cm234 / 216 / 450

0 / 35 cm

←

←

←

←

Case 3フェーズⅡまとめにおけるサーベイ炉心の主要目の比較

軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ厚さ (上部/下部)

炉心高さ

燃料交換バッチ数 (炉心/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

運転サイクル長さ

原子炉出力*1：Pu/HM、*2：ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ燃料を含む全体の平均燃焼度

組成

表 3.1.3-1

6.41×1023 n/cm2

6.3 t/GWe

259 / 255 W/cm

0.84 / 0.26 / ‑ / 1.10

1.11 %Δk/kk

159 / 117 GWd/t

16.8 / 18.7 wt.%

40.5 / 23.1 / 36.4 %←

200.3 mm←10.12 mm0.574 mm

8.5 mm←

約 552 cm

458 cm←0 / 28 cm←

7/‑バッチ←←Case 4

表 3.1.3-2

鉛ビスマス冷却中型炉の代表炉心(導入期炉心)の主要目
項目

基
本
仕
様
・
炉
心
構
成

仕様

原子炉熱出力1980 MWt

電気出力

750 MWe

炉心型式

均質 2 領域炉心

運転サイクル長さ

18 ヶ月 (548 日)

燃料交換バッチ数

6 バッチ

炉心高さ

70 cm

軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ厚さ (上部/下部)

0/35 cm

炉心等価直径443 cm

遮へい体外接円径

約 535cm

炉心燃料集合体数 (内側/外側/合計)

252 / 192 / 444 体

径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ体数なし

制御棒本数 (主炉停止系/後備炉停止系)

24 / 7 体
Pb‑Bi 遮へい体 84 体 (1 層)
Zr‑Hi 遮へい体 90 体 (1 層)

径方向遮へい体数
燃料形態*1

窒化物

炉心材料 (被覆管/ラッパ管)

炉
心
燃
料
仕
様

ODS 鋼/PNC‑FMS 鋼

燃料ピン外径

8.0 mm

被覆管肉厚
燃料スミア密度(炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)
スペーサ形式

0.545 mm
75 / 90 %TD
グリッド支持燃料ピン配列ピッチ/燃料ピン外径 (P/D)

1.22

集合体当たり燃料ピン本数

331 本

ラッパ管外対面間距離

189.2 mm

ラッパ管肉厚5.0 mm集合体配列ピッチ193.7 mm

Pu 富化度*2(内側/外側)17.5 / 19.9 wt.%

炉心部取出平均燃焼度

154 GWd/t*3

全炉心平均燃焼度
炉
心
主
要
特
性

105 GWd/t

燃焼反応度1.51 %Δk/kk

最大線出力 (内側/外側)

281 / 248 W/cm

炉心平均出力密度168.3 W/cm3

最大高速中性子束*42.26×1015 n/cm2 s

最大高速中性子照射量*46.4×1023 n/cm2

増殖比
ドップラ係数[Tdk/dT]

1.10
*5

−2.8 ×10−3(平衡末期)

ボイド反応度*5 (平衡末期)

4.5$*1：高速多重リサイクル TRU (Pu238/239/240/241/242/Np237/Am241/243/Cm244/245= 1.1/54.1/32.1/4.3/3.9/0.5/2.0/1.0/1.0/0.0) + FP(0.2vol%)*2：Pu/HM、*3：ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ燃料を含む全体の平均燃焼度、*4：E > 0.1 MeV*5：集合体内非均質効果考慮、*6：実効遅発中性子割合β=0.00343

960

表 3.1.3-3

鉛ビスマス冷却中型炉の代表炉心(導入期炉心)の主要な燃料仕様
仕様

項目
燃料形態

燃
料
要
素

炉心

軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ

径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ

TRU･U 混合窒化物

U 窒化物

なし

被覆管材料

ODS 鋼

−

被覆管外径 (mm)8.0−

被覆管内径 (mm)

0.545

−

被覆管肉厚 (mm)

6.91

−

燃料要素全長 (mm)

1800

−

燃料スタック長 (mm)0 / 350(上部/下部)

700

ガスプレナム長さ(上/下) (mm)
ボンド材
燃料スミア密度 (%TD)

100 / 600

−

He

−

75

90

−

集合体全長 (mm)

3915

−

燃料ピン本数 (本) (合計)331−

燃料ピン配列ピッチ (mm)

9.75

−

燃料ピン配列ピッチ/ピン径比 (P/D)

1.22

−

PNC‑FMS 鋼−

ラッパ管外対面間距離 (mm)

189.2

−

ラッパ管内対面間距離 (mm)

179.2

−

ラッパ管肉厚 (mm)5.0−

ラッパ管間ギャップ (mm)4.5−集合体配列ピッチ (mm)

193.7

−

グリッド支持−ラッパ管材料

集合体−

スペーサ形式

体積比 (%)

燃料
(実効)

38.2
(28.7)←(34.4)

−

構造材

22.8

←

−

冷却材

39.0

←

−

961

表 3.1.3-4

鉛ビスマス冷却中型炉の代表炉心(導入期炉心)の主要な炉心特性
項目

設計値

運転サイクル長さ

18 ヶ月 (548 日)

燃料交換バッチ数

6 バッチ

Pu 富化度*1 (内側/外側)17.5 / 19.9 wt.%

取出平均燃焼度(炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

154 / 23 GWd/t

全炉心平均燃焼度*2

105 GWd/t

燃焼反応度1.51 %Δk/kk

増殖比 (全体)(炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

1.10
0.82 / 0.28

最大線出力 (内側/外側)

281 / 248 W/cm

炉心平均出力密度168.3 W/cm3

出力分担率 (炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

0.92 / 0.08

最大高速中性子束*32.26×1015 n/cm2 s

最大高速中性子照射量*36.4×1023 n/cm2

装荷時重金属インベントリ(炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

38846 / 23353 kg

ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/炉心重金属重量比0.60

装荷時核分裂性 Pu 重量 (出力当たり)

5.9 t/GWe

原子炉倍増時間67 年

複合システム倍増時間*476 年

ボイド反応度*5 (平衡末期)

4.5 $ドップラ係数[Tdk/dT]*5 (平衡末期)−2.8 ×10−3*1：Pu/HM*2：ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ燃料を含む全体の平均燃焼度*3：E > 0.1 MeV*4：燃料炉外滞在期間 5 年、燃交・定検期間 39 日、炉外滞在中の Pu‑241 崩壊を考慮*5：集合体内非均質効果考慮*6：実効遅発中性子割合β=0.00343

962

表 3.1.3-5

鉛ビスマス冷却中型炉の代表炉心(平衡期炉心)の主要目
項目

基
本
仕
様
・
炉
心
構
成

仕様

原子炉熱出力1980 MWt

電気出力

750 MWe

炉心型式

均質 2 領域炉心

運転サイクル長さ

18 ヶ月 (548 日)

燃料交換バッチ数

6 バッチ

炉心高さ

70 cm

軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ厚さ (上部/下部)

0/18 cm

炉心等価直径443 cm

遮へい体外接円径

約 535cm

炉心燃料集合体数 (内側/外側/合計)

252 / 192 / 444 体

径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ体数なし

制御棒本数 (主炉停止系/後備炉停止系)

24 / 7 体
Pb‑Bi 遮へい体 84 体 (1 層)
Zr‑Hi 遮へい体 90 体 (1 層)

径方向遮へい体数
燃料形態*1

窒化物

炉心材料 (被覆管/ラッパ管)

炉
心
燃
料
仕
様

ODS 鋼/PNC‑FMS 鋼

燃料ピン外径

8.0 mm

被覆管肉厚
燃料スミア密度(炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)
スペーサ形式

0.545 mm
75 / 90 %TD
グリッド支持燃料ピン配列ピッチ/燃料ピン外径 (P/D)

1.22

集合体当たり燃料ピン本数

331 本

ラッパ管外対面間距離

189.2 mm

ラッパ管肉厚5.0 mm集合体配列ピッチ193.7 mm

Pu 富化度*2(内側/外側)17.2 / 19.6 wt.%

炉心部取出平均燃焼度

155 GWd/t*3

全炉心平均燃焼度
炉
心
主
要
特
性

128 GWd/t

燃焼反応度1.41 %Δk/kk

最大線出力 (内側/外側)

284 / 247 W/cm

炉心平均出力密度170.0 W/cm3

最大高速中性子束*42.31×1015 n/cm2 s

最大高速中性子照射量*46.6×1023 n/cm2

増殖比
ドップラ係数[Tdk/dT]

1.04
*5

−2.9 ×10−3(平衡末期)

ボイド反応度*5 (平衡末期)

4.7$*1：高速多重リサイクル TRU (Pu238/239/240/241/242/Np237/Am241/243/Cm244/245= 1.1/54.1/32.1/4.3/3.9/0.5/2.0/1.0/1.0/0.0) + FP(0.2vol%)*2：Pu/HM、*3：ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ燃料を含む全体の平均燃焼度、*4：E > 0.1 MeV*5：集合体内非均質効果考慮、*6：実効遅発中性子割合β=0.00343

963

表 3.1.3-6

鉛ビスマス冷却中型炉の代表炉心(平衡期炉心)の主要な燃料仕様
仕様

項目
燃料形態

燃
料
要
素

炉心

軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ

径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ

TRU･U 混合窒化物

U 窒化物

なし

被覆管材料

ODS 鋼

−

被覆管外径 (mm)8.0−

被覆管内径 (mm)

0.545

−

被覆管肉厚 (mm)

6.91

−

燃料要素全長 (mm)

1800

−

燃料スタック長 (mm)0 / 180(上部/下部)

700

ガスプレナム長さ(上/下) (mm)
ボンド材
燃料スミア密度 (%TD)

100 / 770

−

He

−

75

90

−

集合体全長 (mm)

3915

−

燃料ピン本数 (本) (合計)331−

燃料ピン配列ピッチ (mm)

9.75

−

燃料ピン配列ピッチ/ピン径比 (P/D)

1.22

−

PNC‑FMS 鋼−

ラッパ管外対面間距離 (mm)

189.2

−

ラッパ管内対面間距離 (mm)

179.2

−

ラッパ管肉厚 (mm)5.0−

ラッパ管間ギャップ (mm)4.5−集合体配列ピッチ (mm)

193.7

−

グリッド支持−ラッパ管材料

集合体−

スペーサ形式

体積比 (%)

燃料
(実効)

38.2
(28.7)←(34.4)

−

構造材

22.8

←

−

冷却材

39.0

←

−

964

表 3.1.3-7

鉛ビスマス冷却中型炉の代表炉心(平衡期炉心)の主要な炉心特性
項目

設計値

運転サイクル長さ

18 ヶ月 (548 日)

燃料交換バッチ数

6 バッチ

Pu 富化度*1 (内側/外側)17.2 / 19.6 wt.%

取出平均燃焼度(炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

155 / 40 GWd/t

全炉心平均燃焼度*2

128 GWd/t

燃焼反応度1.41 %Δk/kk

増殖比 (全体)(炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

1.04
0.83 / 0.20

最大線出力 (内側/外側)

284 / 247 W/cm

炉心平均出力密度170.0 W/cm3

出力分担率 (炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

0.93 / 0.07

最大高速中性子束*32.31×1015 n/cm2 s

最大高速中性子照射量*36.6×1023 n/cm2

装荷時重金属インベントリ(炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

38846 / 12010 kg

ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/炉心重金属重量比0.31

装荷時核分裂性 Pu 重量 (出力当たり)

5.8 t/GWe

原子炉倍増時間−

複合システム倍増時間*4−ボイド反応度*5 (平衡末期)

4.7 $ドップラ係数[Tdk/dT]*5 (平衡末期)−2.9 ×10−3*1：Pu/HM*2：ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ燃料を含む全体の平均燃焼度*3：E > 0.1 MeV*4：燃料炉外滞在期間 5 年、燃交・定検期間 39 日、炉外滞在中の Pu‑241 崩壊を考慮*5：集合体内非均質効果考慮*6：実効遅発中性子割合β=0.00343

965

966

443 cm9.75 mm

燃料ピン配列ピッチ

5.9 t/GWe

複合システム倍増時間

ボイド反応度 (平衡末期)*4ドップラ係数 [Tdk/dT] (平衡末期)*4

76 年*7：実効遅発中性子割合 0.00343 (代表炉心、導入期炉心) 、 0.00346(照射量制限対応炉心、導入期炉心)、0.00345(照射量制限対応炉心、平衡期炉心)、*8：燃料炉外滞在期間 5 年、燃交・定検期間 39 日、炉外滞在中の Pu‑241 崩壊を考慮

72 年

*8

4.6 $
*8

4.5 $

*7

‑3.1×10‑3

5.3×1023 n/cm2

5.6 t/GWe

173 W/cm*7‑2.8×10‑3

6.4×1023 n/cm2

装荷時 Puf 重量

最大高速中性子照射量*3

168 W/cm

3282 / 249 (276 / 277) W/cm*6

3281 / 248 (275 / 276) W/cm*5

炉心平均出力密度

最大線出力 (内側/外側)（ミスマッチファクタ考慮）

1.36 %Δk/kk

124 / 92 GWd/t
0.86 / 0.25 / ‑ / 1.11

1.51 %Δk/kk

燃焼反応度16.7 / 19.2 wt.%

←

←

←

←

←

←

←

←

←

←

←

←

0 / 26 cm←

4/‑バッチ21.5 ヶ月 (654 日)←(n/cm )■：変更条件‑

4.9 $*7‑3.1×10‑3

5.3×1023 n/cm2

5.6 t/GWe

175 W/cm3

285 / 251 (279 / 279) W/cm*60.87 / 0.17 / ‑ / 1.04

1.30 %Δk/kk

126 / 109 GWd/t

16.5 / 19.1 wt.%

←

←

←

←

←

←

←

←

←

←

←

←

0 / 13 cm

←

←

←

←

←

←

←

＜5×10

照射量制限対応炉心（平衡期炉心）

232

照射量制限対応炉心（導入期炉心）0.82 / 0.28 / ‑ / 1.10

154 / 105 GWd/t

取出平均燃焼度 (炉心部/全炉心*2)

増殖比 (炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/全体)

17.5 / 19.9 wt.%

38.2 / 22.8 / 39.0 %331 本

193.7 mm

グリッド支持Pu 富化度 (内側/外側)*1

体積比（燃料/構造材/冷却材）

集合体当たり燃料ピン本数

集合体配列ピッチ

スペーサ形式75 / 90 / ‑ %TD

0.545 mm

被覆管肉厚

燃料スミア密度 (炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

8.0 mm

ODS 鋼/PNC‑FMS 鋼

窒化物

燃料ピン外径

炉心材料 (被覆管/ラッパ管)

燃料形態

約 535 cm

炉心等価直径遮へい体外接円径

0/35 cm

70 cm

軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ厚さ (上部/下部)

炉心高さ

6/‑バッチ

18 ヶ月 (548 日)

運転サイクル長さ

燃料交換バッチ数 (炉心/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

均質 2 領域炉心

炉心型式*1：Pu/HM、*2：ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ燃料を含む全体の平均燃焼度、*3：E > 0.1 MeV、*4：集合体内非均質効果考慮、*5：( )内は 3 次元計算結果、*6：( )内は 3 次元相当、代表炉心(導入期炉心)の計算結果から推定

炉
心
主
要
特
性

炉
心
燃
料
仕
様

基
本
仕
様

1980 MWt (750 MWe)なし

代表炉心（導入期炉心）

鉛ビスマス冷却中型炉の代表炉心と照射量制限対応炉心の主要目の比較

原子炉出力

最大高速中性子照射量（E > 0.1MeV）制限

設計条件

表 3.1.3-8

967

炉
心
主
要
特
性

炉
心
燃
料
仕
様

基
本
仕
様

組成

70 cm

5.9 t/GWe

76 年

複合システム倍増時間

63 年

5.5 $*5‑2.3×10‑3

6.4×1023 n/cm2

5.6 t/GWe

171 W/cm

51 年

46 年
2.0/ 1.0/ 1.0/ 0.0＋FP(0.2Vol%)
9.4/ 1.5/ 0.2/ 0.0＋FP(0.2Vol%)

6.0 $*5‑2.1×10‑3

6.4×1023 n/cm2

5.4 t/GWe

171 W/cm3

276 / 248 W/cm

0.83 / 0.31 / ‑ / 1.13

0.27 %Δk/kk

155 / 105 GWd/t

17.0 / 20.1 wt.%

←

←

←

←

←

←

←

←

←

←

←

←

←

←

←

←

←

←

組成 C

5.5 $*5‑2.3×10‑3

6.4×1023 n/cm2

5.3 t/GWe

171 W/cm

3275 / 247 W/cm

0.85 / 0.30 / ‑ / 1.15

0.64 %Δk/kk

154 / 105 GWd/t

18.5 / 21.7 wt.%

←

←

←

←

←

←

←

←

←

←

←

←

←

←

←

←

←

←

組成 B

■：変更条件A)、0.00328 (組成 B)、0.00310 (組成 C)*6：燃料炉外滞在期間 5 年、燃交・定検期間 39 日、炉外滞在中の Pu‑241 崩壊を考慮

組成 B: Pu238/239/240/241/242/Np237/Am241/243/Cm244/245 = 1.8/ 41.6/ 32.4/ 3.2/ 8.5/ 0.9/ 8.4/ 2.5/ 0.7/ 0.0＋FP(0.2Vol%)
組成 C: Pu238/239/240/241/242/Np237/Am241/243/Cm244/245 = 2.1/ 43.4/ 24.3/ 1.2/ 8.1/ 7.4/ 11.4/ 2.0/ 0.1/ 0.0＋FP(0.2Vol%)*1：Pu/HM、*2：ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ燃料を含む全体の平均燃焼度、*3：E > 0.1 MeV、*4：集合体内非均質効果考慮、*5：実効遅発中性子割合 0.00343 (高速炉多重リサイクル TRU 組成) 、0.00319 (組成

高速炉多重リサイクル TRU 組成 : Pu238/239/240/241/242/Np237/Am241/243/Cm244/245 = 1.1/ 54.1/ 32.1/ 4.3/ 3.9/ 0.5/
組成 A
: Pu238/239/240/241/242/Np237/Am241/243/Cm244/245 = 1.9/ 47.2/ 24.0/ 2.4/ 7.0/ 6.4/

4.5 $*5‑2.8×10‑3ボイド反応度 (平衡末期)*4

ドップラ係数 [Tdk/dT] (平衡末期)*4

6.4×1023 n/cm2

装荷時 Puf 重量

最大高速中性子照射量*3

168 W/cm

3277 / 248 W/cm

281 / 248 W/cm
30.74 %Δk/kk
0.81 / 0.30 / ‑ / 1.11

1.51 %Δk/kk

155 / 105 GWd/t

16.8 / 19.6 wt.%

←

←

←

0.82 / 0.28 / ‑ / 1.10

炉心平均出力密度

最大線出力 (内側/外側)(ﾐｽﾏｯﾁﾌｧｸﾀ考慮、2 次元 RZ 計算)

増殖比 (炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/全体)

燃焼反応度17.5 / 19.9 wt.%
154 / 105 GWd/t*238.2 / 22.8 / 39.0 %331 本

193.7 mm

取出平均燃焼度 (炉心部/全炉心 )Pu 富化度 (内側/外側)*1

体積比（燃料/構造材/冷却材）

集合体当たり燃料ピン本数

集合体配列ピッチ

スペーサ形式←←

グリッド支持←9.75 mm
75 / 90/ ‑ %TD

燃料スミア密度(炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

燃料ピン配列ピッチ

←

←

←

←

←

←

←

←

0.545 mm

8.0 mm

ODS 鋼/PNC‑FMS 鋼

窒化物

約 535 cm

443 cm0 / 35 cm

←

←

←

←

組成 A

被覆管肉厚

燃料ピン外径

炉心材料 (被覆管/ラッパ管)

燃料形態

遮へい体外接円径

炉心等価直径軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ厚さ (上部/下部)

炉心高さ

6/‑バッチ

18 ヶ月 (548 日)

運転サイクル長さ

燃料交換バッチ数 (炉心/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

均質 2 領域炉心1980 MWt (750 MWe)

高速炉多重リサイクル TRU

鉛ビスマス冷却中型炉の代表炉心の燃料組成の相異による主要目の比較

炉心型式

原子炉出力

表 3.1.3-9

表 3.1.3-10

鉛ビスマス冷却中型炉の代表炉心（導入期炉心）の制御棒反応度収支［単位：%Δk/kk'］

項

目

主炉停止系

後備炉停止系(１ﾛｯﾄﾞｽﾀｯｸ)

１ﾛｯﾄﾞｽﾀｯｸ

全数挿入(1) 計画余剰反応度

2.50

0.30

0.30

a. 出力補償 *1

0.30

0.30

0.30

b. 燃焼補償

2.00

−

−

c. 運転余裕

0.20

−

−

0.60

0.10

0.10

(2) 余剰反応度の不確かさ（２σ）
a. 臨界性予測誤差

0.00

‑

‑

＊2

‑

0.06

0.06

＊2

c. 燃焼補償予測誤差

0.40

d. 燃料製作公差

0.39

‑

‑

e. 燃料交換余裕

0.20

‑

‑

(3) 事故時投入反応度 ＊3

−

0.15

0.15

(4) 必要制御反応度［(1)+(2)+(3)］

3.10

0.55

0.55

(5) 制御棒価値

4.60

1.30

1.60

(6) 反応度停止余裕［(5)‑(4)］

1.50

0.75

1.05

b. 出力補償予測誤差＊1

定格出力状態から低温停止までの反応度変化であり、膨張係数とドップラ係数より評価＊2

出力補償及び燃焼補償に対して各々20%の予測誤差を考慮＊3

制御棒中途挿入（定格）状態から最大価値制御棒が１本誤引抜されたときの投入反応度

968

969

443 cm9.75 mm

燃料ピン配列ピッチ

1.51 %Δk/kk

燃焼反応度

複合システム倍増時間

ボイド反応度 (平衡末期)*4ドップラ係数 [Tdk/dT] (平衡末期)*4

76 年

75 年

*6

4.5 $
*6

4.5 $

*5

‑2.8×10‑3*5‑2.8×10‑3

6.3×1023 n/cm2

6.0 t/GWe

5.9 t/GWe

装荷時 Puf 重量

6.4×1023 n/cm2

165 W/cm3

168 W/cm3

最大高速中性子照射量*3284 / 250 W/cm

281 / 248 W/cm

0.82 / 0.28 / ‑ / 1.10

1.80 %Δk/kk

155 / 95 GWd/t

18.1 / 20.2 wt.%

37.0 / 22.3 / 40.7 %←196.7 mm←←

9.92 mm

←

←

←

←

約 543 cm

450 cm0/45 cm←←

18 ヶ月 (548.5 日)←

炉心平均出力密度

最大線出力 (内側/外側)（ミスマッチファクタ考慮）（2 次元 RZ 計算結果）

0.82 / 0.28 / ‑ / 1.10

154 / 105 GWd/t

取出平均燃焼度 (炉心部/全炉心*2)

増殖比 (炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/全体)

17.5 / 19.9 wt.%

38.2 / 22.8 / 39.0 %331 本

193.7 mm

グリッド支持Pu 富化度 (内側/外側)*1

体積比（燃料/構造材/冷却材）

集合体当たり燃料ピン本数

集合体配列ピッチ

スペーサ形式75 / 90 / ‑ %TD

0.545 mm

被覆管肉厚

燃料スミア密度 (炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

8.0 mm

ODS 鋼/PNC‑FMS 鋼

窒化物

燃料ピン外径

炉心材料 (被覆管/ラッパ管)

燃料形態

約 535 cm

炉心等価直径遮へい体外接円径

0/35 cm

70 cm

軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ厚さ (上部/下部)

炉心高さ

6/‑バッチ

18 ヶ月 (548 日)

運転サイクル長さ

燃料交換バッチ数 (炉心/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

均質 2 領域炉心

炉心型式

←

鉛ビスマス

鉛ビスマスボンド炉心*6：燃料炉外滞在期間 5 年、燃交・定検期間 39 日、炉外滞在中の Pu‑241 崩壊を考慮*1：Pu/HM、*2：ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ燃料を含む全体の平均燃焼度、*3：E > 0.1 MeV、*4：集合体内非均質効果考慮、*5：実効遅発中性子割合 0.00343 (代表炉心、導入期炉心) 、 0.00339(鉛ビスマスボンド炉心)、0.00339(ナトリウムボンド炉心)、

炉
心
主
要
特
性

炉
心
燃
料
仕
様

基
本
仕
様

1980 MWt (750 MWe)ヘリウム

代表炉心（導入期炉心）

鉛ビスマス冷却中型炉の代表炉心のボンド材の相異による主要目の比較

原子炉出力

ボンド材

設計条件

表 3.1.3-11■：変更条件74 年*6

4.6 $*5‑3.1×10‑3

6.2×1023 n/cm2

6.1 t/GWe

166 W/cm3

283 / 249 W/cm

0.81 / 0.29 / ‑ / 1.10

1.85 %Δk/kk

156 / 90 GWd/t

18.4 / 20.4 wt.%

←

←

←

←

←

←

←

←

←

←

←

←

0/50 cm

←

←

←

←

←

ナトリウム

ナトリウムボンド炉心表 3.1.3-12 鉛 ビ ス マ ス 冷 却 中 型 炉 の 代 表 炉 心 （ 導 入 期 炉 心 ） の燃料集合体仕様項目

炉心燃料
ウラン235含有率
燃料スミア密度軸ブランケット燃料
ウラン235含有率
燃料スミア密度
炉心高さ
軸方向ブランケット厚さ(上/下）
ガスプレナム長さ（上/下）
集合体内燃料ピン数
被覆管外径
被覆管肉厚
被覆管内径
燃料ペレット外径
要素配列ピッチ
p/d比
ラッパ管内対面距離
ラッパ管肉厚ラッパ管外対面距離
集合体配列ピッチ
組成体積比
燃料体積比
構造材体積比冷却材体積比

970

単位

仕様

w/o
%

0.3
75

w/o
%
mm
mm
mm
‑
mm
mm
mm
mm
mm
‑
mm
mm
mm
mm

0.3
90
700
0 / 350390 // 600
800
100
331
8.0
0.545
6.91
6.75
9.75
1.219
179.2
5.0
189.2
193.7

%
%
%

38.2
22.8
39

表 3.1.3-13

処理方法

鉛ビスマス冷却中型炉の被覆管温度評価用工学的安全係数

項目

出力分布誤差炉心熱出力較正誤差
乗算項 流路変形効果
集合体間流量配分誤差
原子炉出入口温度誤差
炉内流量配分誤差
物性値誤差
統計項
各部製造誤差ペレット偏心効果
注：−の欄は1971

工学的安全係数
ΔTcool
ΔTfilm
ΔTclad
1.05
1.05
1.05
―
1.02
1.02
1.02
―
―
1.05
―
―
1.02
―
―
1.03
―
―
1.02
1.10
1.03
1.03
1.04
1.05
―
1.47
1.52

972

60

18

5

6

54

3

60

123

2

4

129

1

116

133

167

188

185

205

79440

2088

7980

10020

10152

22755

26445

387

386

452

382

209

5

499

499

496

495

493

491

（１次系全流量の93.7%)

10.5

12.0

14.8

16.6

16.2

17.8

543

542

539

538

535

533

514

515

515

516

515

514

561

563

563

565

564

564

被覆管最高温度
ノミナル値
HS値
(℃）
(℃）

代表炉心の各流量領域ごとの温度特性

最大集合体
冷却材最高温度
領域流量
集合体
ピン出力
流量
HS値
(kg/s)
番号* ノミナル値(kW)(kg/s)(℃）(℃）

炉心流量合計集合体
本数(*)集合体番号は、図4.3.2.2-1を参照のこと。

外
側
炉
心

内
側
炉
心

流量領域
番号

表 3.1.3-14

−

−

−

885

−

880

−

−

−

1004

−

999

燃料最高温度
ノミナル値
HS値
(℃）
(℃）

1.0

1.2

1.5

1.7

1.6

1.8

冷却材
流速
(m/s)

0.07

0.09

0.14

0.17

0.17

0.20

バンドル
圧損
(MPa)

973

1cy.-BOC
1cy.-EOC
2cy.-BOC
2cy.-EOC
3cy.-BOC
3cy.-EOC
4cy.-BOC
4cy.-EOC
5cy.-BOC
5cy.-EOC
6cy.-BOC
6cy.-EOC

時期

流量領域１

表 3.1.3-15

最高温度･最大燃焼度ピン
冷却材温度
被覆管肉厚中心温度
ピン出力
ノミナル値
HS値
ノミナル値
HS値
(kW)
(℃）
(℃）
(℃）
(℃）
16.5
477
515
499
545
17.7
490
531
513
562
16.7
479
518
502
549
17.8
491
533
514
564
16.8
480
519
503
550
17.7
491
532
514
563
16.8
480
519
502
549
17.6
489
530
512
561
16.6
478
516
500
547
17.4
487
528
510
558
16.4
475
514
497
543
17.2
484
524
506
554

代表炉心の冷却材および被覆管の温度履歴（第 1 流量領域）

974

1cy.-BOC
1cy.-EOC
2cy.-BOC
2cy.-EOC
3cy.-BOC
3cy.-EOC
4cy.-BOC
4cy.-EOC
5cy.-BOC
5cy.-EOC
6cy.-BOC
6cy.-EOC

時期

流量領域3

代表炉心の冷却材および被覆管の温度履歴（第 3 流量領域）

最高温度ピン
最大燃焼度ピン
冷却材温度
被覆管肉厚中心温度
冷却材温度
被覆管肉厚中心温度
ピン出力
ピン出力
ノミナル値
HS値
ノミナル値
HS値
ノミナル値
HS値
ノミナル値
HS値
(kW)
(kW)
(℃）
(℃）
(℃）
(℃）
(℃）
(℃）
(℃）
(℃）
16.6
495
538
516
565
16.5
494
536
515
563
14.9
474
512
492
535
15.5
481
521
500
545
16.3
492
533
512
560
16.3
491
532
511
559
14.6
470
508
488
531
15.2
478
517
496
541
16.0
488
529
508
555
16.0
487
528
507
554
14.4
467
504
485
527
15.0
475
513
493
537
15.7
484
524
503
550
15.7
484
524
503
549
14.1
464
500
481
522
14.7
472
509
489
533
15.4
480
520
499
545
15.4
481
520
499
545
13.9
461
496
478
518
14.5
468
505
486
529
15.1
477
515
495
540
15.2
477
515
495
540
13.6
457
492
474
514
14.2
465
501
482
524

表 3.1.3-16

975

線出力
(W/cm)
275
265
269
257
261
249
253
241
244
233
237
226

408
423
403
417
398
412
394
407
390
403
386
399

冷却材温度
ノミナル値
（℃）

406
418
404
414
400
410
397
406
393
395
390
392

冷却材温度
ノミナル値
（℃）

外面
(℃）
447
456
440
449
434
442
428
436
423
431
418
427

外面
(℃）
444
453
440
448
436
443
431
438
426
427
422
423

肉厚中心
(℃）
458
465
450
457
443
451
437
444
432
439
427
434

被覆管温度ノミナル値

肉厚中心
(℃）
454
463
451
458
446
453
441
447
436
436
431
432

被覆管温度ノミナル値

内面
(℃）
468
474
460
466
453
459
447
452
441
447
435
442

内面
(℃）
465
473
461
468
456
462
451
456
445
445
440
441

表面ﾉﾐﾅﾙ
(℃）
715
697
699
682
685
669
672
656
662
646
650
635

表面ﾉﾐﾅﾙ
(℃）
711
710
703
700
693
689
683
678
671
665
662
655

代表炉心の燃料の温度履歴*1)燃料中心温度に対するHSFとして、1.20を暫定。

1cy.‑BOC
1cy.‑EOC
2cy.‑BOC
2cy.‑EOC
3cy.‑BOC
3cy.‑EOC
4cy.‑BOC
4cy.‑EOC
5cy.‑BOC
5cy.‑EOC
6cy.‑BOC
6cy.‑EOC
外側炉心
集合体No.262
線出力
時期(W/cm)
1cy.‑BOC
276
1cy.‑EOC
246
2cy.‑BOC
264
2cy.‑EOC
235
3cy.‑BOC
253
3cy.‑EOC
226
4cy.‑BOC
243
4cy.‑EOC
217
5cy.‑BOC
235
5cy.‑EOC
210
6cy.‑BOC
226
6cy.‑EOC
203

時期

内側炉心
集合体No.87

表 3.1.3-17

中心ﾉﾐﾅﾙ
(℃）
885
845
863
824
843
806
824
788
809
774
792
760

ペレット温度

中心ﾉﾐﾅﾙ
(℃）
880
852
869
837
854
823
840
808
823
793
810
781

ペレット温度

中心HS*1
(℃）
1004
957
978
931
954
910
932
889
914
872
894
855

中心HS*1
(℃）
999
965
986
948
968
930
951
913
931
895
915
880

表 3.1.3-18

鉛ビスマス冷却中型炉の代表概念の炉内構造物の累積高速中性子照射量の評価

評価対象位置計算ノミナル値（n/cm2）

補正係数

評価値（n/cm2）

制限目安値

設計余裕
（制限/評価）炉心上部機構3.18E+21

6.2

2.0E+22

4.0E+22

2.0

炉心支持板

5.16E+21

2.7

1.4E+22

3.6E+222.6

炉心槽

4.01E+21

2.4

9.6E+21

3.6E+22

3.7

蒸気発生器

5.23E+19

8.9

4.7E+20

1.7E+2236976

表 3.1.3-19 LLFP 核種に対する核変換率の非均質効果補正係数(鉛ビスマス冷却強制循環炉心(低温化オプション))
LLFP 集合体装荷位置

99Tc

129I

内側炉心

0.89

1.00

第 10 列0.89

1.00

第 11 列

0.89

1.00

外側炉心

表 3.1.3-20 LLFP ピン・減速材ピン・LLFP 集合体の制限条件(鉛ビスマス冷却強制循環炉心(低温化オプション))
制限条件

項目

条件
Tc

2,170 ºC

融点

YI3997 ºC

融点

減速材

Zr-H

900 ºC

相安定性

被覆管

ODS

570 ºC

Pb-Bi 腐食LLFP ターゲット
温度

制限因子

隣接集合体出口温度差

120 ºC(目安値) サーマルストライピング

Zr-H 水素割合 (H/Zr 比)

1.53

CDF

0.5

照射末期ガス内圧11.8 MPa

相安定性
構造健全性

表 3.1.3-21 LLFP 集合体・ピンの仕様(鉛ビスマス冷却強制循環炉心(低温化オプション))
項目

Tc ピン

I ピン

減速材ピン

要素材質

Tc (金属)YI3

ZrH1.65

集合体中のピン本数

154 本

378 本

99 本

ピン本数の割合

24.4 %

59.9 %

15.7 %

被覆材

ODS 鋼

ODS 鋼

ODS 鋼

ピン外径

5.3 mm

5.3 mm

5.3 mm

被覆管肉厚

0.3 mm

0.3 mm

0.3 mm

スミア密度

80 %TD

50 %TD

90 %TD

ボンド材

He

He

Na

ピン配列ピッチ

6.46 mm

6.46 mm

6.46 mm

要素長

70 cm

70 cm

70 cm

ガスプレナム長 (上/下)−

38 / 101 cm−

977

表 3.1.3‑22 核特性・核変換特性(鉛ビスマス冷却強制循環炉心(低温化オプション))
項目

基準炉心

LLFP 核変換炉心(2 次元 RZ 計算簡易評価)

炉心高さ (cm)70+

燃料集合体数 (体) (内側炉心/外側炉心)444 (252 / 192)

444 (231 / 213)

径方向ブランケット集合体体数 (体)0+

LLFP 集合体数 (体)‑27

軸方向ブランケット厚さ (cm) (上部/下部)

35 (0 / 35)

60 (0/60)

炉心等価直径 (cm)

4.43

4.56

Pu 富化度 (wt.%) (内側炉心/外側炉心)17.5 / 19.9

21.7 / 22.0

燃焼反応度 (%/k/kk’)

1.51

2.7

取出平均燃焼度 (MWd/t) (炉心/全炉心平均)

154 / 105

156 / 83

増殖比 (-)

1.10

1.03

最大線出力 (W/cm) (内側炉心/外側炉心)281 / 248

286 / 287*

最大高速中性子フルエンス (E>0.1MeV) (n/cm2)

6.4×1023

5.4×1023

炉心部平均中性子束 (ｻｲｸﾙ平均) (n/cm2s)

2.3×1015

1.9×1015

‑

99Tc

129I

(サイクル)

‑

5

(年)

‑

7.5

サイクル当たり(%)

‑

5.0

4.3

取出時 (%)

‑

22.8

19.5

(kg)

‑

562

229

(kg/GWt)

‑

284

115

サポートファクタ (-)

‑

1.02

1.10

LLFP ターゲット集合体必要流量 (kg/s)

‑

照射期間
核変換率
LLFP インベントリ

62.7

LLFP ターゲット集合体必要流量 (kg/s)
62.7*：3 次元補正考慮。補正係数として、基準炉心における 2 次元・3 次元計算の最大線出力の比を適用

978

表 3.1.3-23

炉心中心

鉛ビスマス冷却炉 プラントの概要

回転プラグ駆動部外径

PRACS

ポンプ

蒸気発生器

6050

炉心
原子炉容器
（上面）

No

項

目

1

原子炉型式

（２次系削除）強制循環冷却タンク型

2

電気出力（発電端）

750ＭＷｅ3

熱出力

1980ＭＷt

45

ループ数
１次系 PbBi 温度−
445℃／285℃

6

１次系流量

7

主蒸気温度／圧力

400 ℃ / 6.0 MPa

8

給水温度／流量

210 ℃／3126 ton/h

9

タービン発電機蒸気タービン10

プラント熱効率38％

11

プラント稼動率

93.3％

12

炉心・燃料

混合窒化物

13

炉心槽外径

5520 mm

14

燃焼度

15 万 MWd/t（取出平均）

15

増殖比

1.19

16

原子炉停止系

主炉停止系及び後備炉停止系

17

炉心安全性

18

炉心支持方式

19

炉壁保護構造炉壁冷却構造方式

20

炉心上部機構単回転プラグ+切込み付コラム型 UIS

21

１次系配管方式− （タンク型炉）

22

１次主循環ポンプ

縦置き機械式遠心ポンプ（３基）

23

蒸気発生器

一体貫流ヘリカルコイル型（６基）

24

崩壊熱除去系

DRACS（３系統：完全自然循環方式）

25

漏えい対策

ライナ型ガードベッセル（断熱ブロック+ライナ）

26

原子炉格納施設

27

ﾌﾟﾗﾝﾄ運転ｻｲｸﾙ

ライナ内張一体型コンクリート製格納容器（炉上部矩形室ライナ + 生体遮へいコンクリートライナ）
約 1８ヶ月（EFPM）
、６バッチ

28

①燃料減衰待貯蔵

水プール貯蔵（IVS 及び EVST での減衰なし）

29②炉内燃料交換

単回転プラグ＋コラム型 UIS＋パンタグラフ式 FHM

30③炉内/外燃料移送

炉内貯蔵なし／直接取出し水プール保管

31

免震

3 次元免震32

プラント寿命40 年以上33

モジュール構成

34

原子炉建屋

複数モジュール方式（150 万 kWe×２ﾕﾆｯﾄ：2 ﾓｼﾞｭｰﾙ／ﾕﾆｯﾄ×２ﾕﾆｯﾄ）
約 16.9 万 m3 / 150 万 kWe×1 ﾕﾆｯﾄ（約 8.5 万 m3／１ﾓｼﾞｭｰﾙ）（立面）
原子炉構造（１モジュール）

建屋内原子炉モジュール配置
979

基本仕様

3.06×10５

ton/h（約 29520m3/h）①受動的炉停止方策 : SASS 設置②CDA 防止強化型；
高熱伝導窒化物燃料＋高沸点 PbBi＋受動安全性
炉心下部支持方式

表 3.1.3-24 原子炉構造関連 主要仕様
炉心、冷却系設備除く

項 目

仕 様

＜全般＞
型式
冷却材循環方式
冷却材温度
冷却材流量
支持方式

蒸気発生器内蔵タンク型
機械式ポンプ駆動
445℃／285℃
3.06×10５ton／h
原子炉容器：側部支持、炉心：下部支持方式＜原子炉容器＞
支持方式
炉壁保護方式
材質
主要寸法

側部胴支持方式
低温冷却材側部循環方式
12Cr 系鋼
内径：14.5m、高さ：18.5m、板厚：60mm＜炉内構造物＞
炉心槽
炉心支持構造物

材質：9Cr 系鋼（耐中性子照射性を考慮）
原子炉容器底部支持方式＜炉心上部機構＞
炉内上部機構計測系設備

ルーフデッキ吊り下げ型
セレクターバルブ、温度計等＜ルーフデッキ構造＞
固定プラグ
回転プラグ

＜燃料交換系＞
燃料交換方式

水・蒸気ヘッダ、機械式ポンプ搭載
単回転プラグ型
搭載装置：炉内中継機構、制御棒駆動機構、炉心上部機構、冷却材純化装置等「単回転プラグ+コラム型 UIS+パンタグラフ式 FHM」方式＜ガードベッセル等＞
ガードベッセル
コンクリート冷却系
炉容器加熱設備

ライナ型（断熱ブロック付き）
冷却コイル（コンクリート内に設置）
補助蒸気加熱パネル方式（炉容器室下部に設置）

980

表 3.1.3-25

項目

1.伝熱管腐食代

蒸気発生器伝熱計算条件

条

条件設定の考え方件①鉛ビスマス腐食代*1①*1 は H16.9 JNC 殿提示

Φ = Aｔ1/2の燃料被覆管の評価

A = A0exp(‑Q／RT)と同じ評価式とした。

Φ：腐食量（酸化皮膜厚）［μm］

t：時間［hr］②火力ボイラの社内デー
タから類推

A0：定数（=8.906×104［‑］）③「もんじゅ」での製作

Q：見かけの活性化エネルギー実績（=1.8736×104［cal・mol‑1］）‑1 ‑1

R：気体定数（=1.986［cal・mol K ］）

④2･1/4 鋼及び Mod.9Cr
鋼のデータから類推

T：温度［K］②水側腐食量0.11mm③伝熱管曲げ減肉代
肉厚の２％④伝熱管支持部摩耗代
0.45mm2.使用熱伝達式①鉛ビスマス側：Hoe の式

もんじゅのヘリカルコ②水・蒸気側イル採用式

予熱域：森・中山の液相の式
核沸騰域：修正 Schrock and Grossman の式
膜沸騰域：クオリティによる比例配分
過熱域：森・中山の気相の式
3.材料強度*2：H13‑9‑21 改訂版

設計許容値
JNC‑SMS‑01‑001「実用化戦略調査研究のための高温構造設計方針（暫定値）」*2 で HCM12A の伝熱管の S0 値を用いる。

4.伝熱面積余裕①伝熱面積余裕：10％

伝熱特性の不確定性を②プラグ余裕：なし

考慮してプラグ余裕なしで 10%とした。

981

表 3.1.3-26
項目

単ポンプ主要目

位

仕

様

形式

‑

縦置き機械式遠心ポンプ

基数

基

3

運転温度／運転流量℃

285℃／1.02×105 t/h

m3/min

164

揚程

m

4.82

NPSHav

m

5

回転数

rpm

310

ﾎﾟﾝﾌﾟ本体径／ｽﾀﾝﾄﾞﾊﾟｲﾌﾟ径m

1.19m／1.62m

出口配管径

B

40

t/基

30

ポンプ流量

重量

982

表 3.1.3-27
項

主要物量表（タービン設備）

目

単

1.

定格電気出力（復水器上部圧力 -96.0kPa[gage]）

2.

タービン

位

仕

様

kW

1,500,000

(1)

型式

−

TC6F-49

(2)

数量

台

１

m

66(＊)×10(3) 概略寸法（長さ×幅）＊：発電機・励磁機を含む
3.

発電機

台

１

4.

復水器

基(胴)

３

5.

低圧第１給水加熱器

基

３

6.

低圧第２給水加熱器

基

３

7.

低圧第３給水加熱器

基

３

8.

低圧第４給水加熱器

基

３

9.

高圧第６給水加熱器

基

２

10.

高圧第７給水加熱器

基

２

11.

脱気器

基

１

12．湿分分離加熱器

基２13．主給水ポンプ

台

３

983

表 3.1.3-28

放射性廃棄物処理系の設備容量

強制循環炉（750MWe）

処理設備

4 モジュール炉

種類(2 ユニット）分

気体廃棄物

液体廃棄物

固体廃棄物

連続処理ガス容量 [m3/h]

6

最大受入容量[m3/h]

7

廃液処理容量[m3/h]

1.2

洗濯廃液受入容量 [m3/h]

2.6

濃縮廃液処理容量 [m3/y]

2.0[m3/y]

4.8

廃樹脂処理容量984

表 3.1.3-29

空調設備を必要とする系統

対象エリア

設備名

原子炉建屋

原子炉格納容器空調系（設計風量 単位 m3/h）
強制循環炉(750MWe)
2 ﾓｼﾞｭｰﾙ炉(1 ﾕﾆｯﾄ分)(***)

280,000

原子炉格納容器
制御建屋

中央制御室空調系

30,000 (**)

制御建屋

非常用電気設備空調系

27,000 (**)

合

337,000

計

[注記]
(*)
ナトリウム中型モジュール炉設計例（500MWe：3 モジュール炉）による。
(**) モジュール炉の設置基数に比例。
(***) ナトリウム中型炉(500MWe)ﾃﾞｰﾀより炉容器の放熱表面積及びﾓｼﾞｭｰﾙ炉の設置基数に比例。

表 3.1.3-30

換気設備のみでよい系統
（設計風量

対象エリア

設備名

原子炉建屋コンファインメント 原子炉建屋コンファインメント
エリア

エリア換気系

原子炉建屋コンファインメント 非常用ガス処理系
エリア

単位 m3/h）

強制循環炉(M750)
2 ﾓｼﾞｭｰﾙ炉(1 ﾕﾆｯﾄ分)
25,000 (**)
2,000 (**)

原子炉建屋及び制御建屋

原子炉建屋一般換気系

200,000 (****)

原子炉補助建屋

原子炉建屋管理区域

40,000 (**)

換気系
ガスタービン発電機室

制御建屋

換気系

115,000 (*)

タービン建屋

タービン建屋換気系

160,000 (*)

焼却炉建屋

焼却炉建屋換気系

13,000 (*)

合555,000

計

[注記]
(*)

ナトリウム冷却中型モジュール炉設計例（500MWe：3 モジュール炉）による。

(**)

モジュール炉の設置基数に比例。

(***)

ナトリウム冷却中型炉(500MWe)データから、SG 室自然通風換気系を除外。

(****)

上記数値を基に、モジュール炉の設置基数に比例。

985

表 3.1.3-31

プラント形式

モジュール出力

建屋容積一覧

１ユニット

１ユニット当た １モジュール当りの建屋容積強制循環炉
150 万 kWe

75 万 kWe2 モジュール
150 万 kWe

986

16.9 万 m３たりの建屋容積8.5 万 m３

5.11.2‑9987

日数

補機冷却設備

タービン系

蒸気発生器

１次主循環
ポンプ

原子炉構造

プラント全般

項目

2

3

4

5

6

7

準備

ポンプ点検準備、解線
カップリング切離
モータ取外

発電機併入

非常用B系

タービン開放点検

非常用A系

後始末
SG伝熱管ISI（検査装置４台）

電気品点検
漏洩確認
カップリング結合試験
モータ取付
モータ軸受分解点検(軸封部交換)
片付け、清掃計装品点検、交換(全期間中に常用系点検)

タービン組立・調整・洗浄[備考]
・太線は、クリティカルパスを示す。

起動試験
タービン起動試験

冷却材純化
燃料交換
昇温
燃交後始末
炉物理試験
格納容器ハッチ閉
CRDスクラム試験
格納容器ハッチ漏洩試験
非常用ガスタービン自動起動試験
CRD常駆動試験
総合インタロック試験
C/V隔離弁機能検査
炉心支持構造等ISI

制御棒交換
燃交準備

格納容器局部漏洩率試験

9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 31 32 33 34 35 36 37 38 39 40 41 42 43 44 45 46 47 48 49 50

CRD駆動部点検
CRD漏洩試験
原子炉容器ISI8

表 3.1.3‑32 定期検査工程表（案）（ﾎﾟﾝﾌﾟ専用ﾒﾝﾃﾅﾝｽｸﾚｰﾝ設置）

鉛ビスマス冷却強制循環型中型炉 定期検査工程表（案）[ポンプ専用メンテナンスクレーン設置案]

ターニング、真空破壊

降温

降温

格納容器ハッチ開発電機解列

1

表5.11.2‑2

表3.1.3‑33
大分類

仕

設備・機器

単位

電気出力

万kWe

熱出力
ループ数
ユニット数
冷却材

万kWt
ﾙｰﾌﾟ
ﾓｼﾞｭｰﾙ
−

強制循環炉
強制循環炉
(75万kWe×4）
75
198

原子炉容器

ton

炉内構造物

ton

炉上部構造

ton

炉心構成要素ton3（ポンプ数）
4
鉛ビスマス
510
318
442
30

ガードベッセル

ton

106

原子炉構造合計

ton

蒸気発生器

ton

１次ポンプ

ton

１次系配管

ton

１次系合計

ton

中間熱交換器

ton

２次系ポンプ

ton

２次系配管

ton

２次系合計

ton

1376
474
90
12.2
576.2
−
−
−
−

ＮＳＳＳ物量合計

ton

崩壊熱除去系

MWt

ﾀｰﾋﾞﾝ発電機設備

ton/h

電

ケーブル

km

気
計

非常用Ｇ／Ｔ

kW

計装設備

点

装

盤設備

ｍ

様
原
子
炉
構
造
1
次
系
2
次
系

諸
設
備

建
物
構
築
物

補機冷却系

kW

換気空調系

３

m /h
３

気体廃棄物処理系

Nm /h

液体廃棄物処理系

m /h

固体廃棄物処理系

３

m /y

冷却材重量

ton

原子炉建屋

m

３

３
３

タービン建屋m

固体廃棄物貯蔵庫

m

1,952
25.5
(8.5MWt×3系統)
6252（2ﾓｼﾞｭｰﾙ分）
290
1,580
1,600
325
7,500
662,000
3.9
1.45
2.55
21,50084,50095,000

土木工事

m

建設期間

月

7,000
12,800
36.5

定検期間

日

36.5

３
３

988

物量データ
備考

炉心支持構造物,上部機構等
ルーフデッキ,回転プラグ,CRDM等
遮へい体、CR等
炉心構成要素を除く
6基分
3基分
炉内配管

１モジュール分１モジュール分１モジュール分１モジュール分１モジュール分１モジュール分１モジュール分１モジュール分１モジュール分１モジュール分１モジュール分１モジュール分１モジュール分１モジュール分

表3.1.3-34 強制循環炉の所内負荷率推定（75万ｋWe×2ﾓｼﾞｭｰﾙとして負荷を算出；100%出力運転時）（単位:kWe）

No

系

1

統

名

強制循環炉

所内負荷率推定根拠

原子炉構造

53

2

１次主冷却系

11,636

制御棒本数比率で推定（36*2/30＝2.4）
制御棒が１ﾓｼﾞｭｰﾙ36本あり、2ﾓｼﾞｭｰﾙ分とするポンプ（11400kWe)は流量比、比重比、揚程比から推定

3

２次主冷却系

0

２次系削除によりなし

4

１次純化系

38

2ﾓｼﾞｭｰﾙの出力との比2.24倍

5

１次Ａｒガス系

72ﾓｼﾞｭｰﾙの出力との比2.24倍

6

２次Ａｒガス系

0

２次系削除によりなし

7

２次補助系

0

２次系削除によりなし

8

水漏えい検出系

0

固体電解質型水素系、酸素系の採用により削除

9

補機冷却系

2,822

2ﾓｼﾞｭｰﾙの出力との比2.24倍

10タービン発電機設備

19,5002ﾓｼﾞｭｰﾙの出力との比2.24倍

11

換気空調設備7,618

原子炉建屋体積比率と2ﾓｼﾞｭｰﾙ出力比率で推定
0.65×2.24=1.46倍

12

廃棄物処理系

231

2ﾓｼﾞｭｰﾙの出力との比2.24倍

13

燃料取扱設備280

出力比率で推定、１炉分で共用
1ﾓｼﾞｭｰﾙの出力との比1.12倍

14

炉外燃料貯蔵設備

0

EVST削除合理化により負荷削除

15

機器洗浄設備

1,187

16

使用済燃料プール68

出力比率で推定、１炉分で共用
1ﾓｼﾞｭｰﾙの出力との比1.12倍
出力比率で推定、１炉分で共用
1ﾓｼﾞｭｰﾙの出力との比1.12倍

17

圧縮空気供給設備

526

2ﾓｼﾞｭｰﾙの出力との比2.24倍18

直接炉心冷却系

0

ダンパのみ

19

予熱設備

609

2ﾓｼﾞｭｰﾙの出力との比2.24倍

20計測制御電源2,262

2ﾓｼﾞｭｰﾙの出力との比2.24倍

21

照明設備

803

原子炉建屋体積比率と2ﾓｼﾞｭｰﾙ出力比率で推定
0.65×2.24=1.46倍

22

総合管理建物電源

403

2ﾓｼﾞｭｰﾙ出力比率の2.24倍した値を1/2倍した。

23

電源損失

961

24

発電機励磁用電源0

所内負荷合計（kWe）

49,004定格電気出力（MWe）

1,500

所内負荷率（％）

3.3

ブラシレス励磁機の採用により送電端出力から
容量を除外

989

表 3.1.3-35

プラント稼働率

検討条件と稼働率項目

強制循環冷却方式

モジュール数４ モジュール

タービン数

２ タービン

燃料サイクル

18 ヶ月

定検期間

36.5 日

燃料交換期間10.5 日タービン定検期間

３１ 日

プラント稼働率

93.3 ％

990

備考*)燃料プールに最遠のモジュールの場合

991

強制循環炉 発電量評価（タービン定検31日 並行ベース）

TG2：150万ｋWe

RV3 RV4

燃料交換機

RV1 RV2

TG1：150万ｋWe

配置

単基出力：75万ｋWe

○：運転中
×：停止中
…タービン定検(31日）…原子炉定検…燃料交換…タービン定検に引きずられることによるロス

18 ヶ月
36.5 日4基
75 万ｋWe
出力 日数 発電量（万ｋWh)
172,800
1基停止
225
32
223,200
2基停止
150
62
0
3基停止
75
0
0
4基停止
0
0
3,528,000
100%出力300 490
204,375
発電量(万kWh/月）
93.3
稼働率（％）

燃料ｻｲｸﾙ
定検日数
RV基数
単基出力

日数 51 52 53 54 55 56 57 58 59 60 61 62 63 64 65 66 67 68 69 70 71 72 73 74 75 76 77 78 79 80 81 82 83 84 85 86 87 88 89 90 91 92 93 94 95 96 97 98 99 100
RV3 × × × × × × × × × × × × × × × × × × × × × × × × × × × × × × × × × × × ×○○○○○○○○
RV4 ○ ○ ○ ○ ○ ○ ○ ○ ○ ○ ×× × × × × × × × × × × × × × × × × × × × × × × × × × × × × × × × × × × × ○ ○ ○TG2
稼動数 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 0.5 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0.5 1 1 1 1 1 2 2 2

日数 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 31 32 33 34 35 36 37 38 39 40 41 42 43 44 45 46 47 48 49 50
RV1 × × × × × × × × × × × × × × × × × × × × × × × × × × × × × × × × × × × ×○○○○○○○○
RV2 ○ ○ ○ ○ ○ ○ ○ ○ ○ ○ ×× × × × × × × × × × × × × × × × × × × × × × × × × × × × × × × × × × × × ○ ○ ○TG1
稼動数 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 0.5 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0.5 1 1 1 1 1 2 2 2

定検日数：36.5日／モジュール、31日／タービン

表3.1.3-36

図 3.1.3-1

鉛ビスマス冷却中型炉の代表炉心の炉心構成図

992

993

3915

350

3565

350

385

1800

集合体全長 : 3915 mm
燃料要素長 : 1800 mm

図 3.1.3-2

3915

350

3565

350

385

1800

集合体全長 : 3565 mm
燃料要素長 : 1800 mm

端栓(単位 : mm)800

ガスプレナム

700

120

180

炉心燃料

端栓
スプリング

軸方向ブランケット（平衡期炉心）エントランスノズル

下部SUS遮へい体

燃料ピンバンドル部

1160

220

鉛ビスマス冷却中型炉の代表炉心の炉心燃料集合体軸方向概念図(単位 : mm)630

ガスプレナム

端栓

350

700

軸方向ブランケット（導入期炉心）エントランスノズル

下部SUS遮へい体

燃料ピンバンドル部

炉心燃料

120

上部鉛ビスマス遮へい体1160

上部鉛ビスマス遮へい体

端栓
スプリング

ハンドリングヘッド

220

ハンドリングヘッド

図 3.1.3-3

鉛ビスマス冷却中型炉の代表炉心（導入期炉心）の最大ピン出力分布（平衡初期・末期の最大値）

994

図 3.1.3-4 鉛 ビ ス マ ス 冷 却 中 型 炉 の 代 表 炉 心 （ 導 入 期 炉 心 ） の流量領域区分図

995

996

温度(℃）

400

450

500

550

600

548

1096

1644

炉内滞在日数〔日）
炉内滞在日数（日）

2192

2740

3288

図 3.1.3-5 代表炉心の被覆管肉厚中心ホットスポット温度の履歴（内側炉心, 第 1 流量領域）
図4.3.2.4-4 被覆管肉厚中心ホットスポット温度の履歴〔内側炉心、第１流量領域）

0

最高温度・最大燃焼度ピン

997

温度（℃）

0

548

1096

1644
炉内滞在日数（日）
炉内滞在日数〔日）2192

最高温度ピン

最大燃焼度ピン

2740

3288

図 3.1.3-6 図4.3.2.4-6
代表炉心の被覆管肉厚中心ホットスポット温度の履歴（
外側炉心, 第 3 流量領域）
被覆管肉厚中心ホットスポット温度の履歴（外側炉心、第３流量領域）

400

450

500

550

600

998

温度（℃）

700

750

800

850

900

950

1000

1050

0

1096

1644

炉内滞在日数（日）
炉内滞在日数〔日）

2192

2740

内側炉心

図 3.1.3-7 代表炉心の最大線出力ピンの燃料中心ホットスポット温度の履歴
図4.3.2.4-10 最大線出力ピンの燃料中心ホットスポット温度の履歴

548

外側炉心

3288

上部ガスプレナム長さを10cmとしたときの下部ガスプレナム長さとピン内圧の関係
1614ピン内圧 [MPa]

12
10
8
6
4
2
0
30

40

50

60

70

80

90

下部ガスプレナム長さ [cm]

上部ガスプレナム長さを10cmとしたときの下部ガスプレナム長さと被覆管フープ応力の関係
200

被覆管フープ応力 [MPa]

180
160
140
120
100
80
60
40
20
0
30

40

50

60

70

80

下部ガスプレナム長さ [cm]図 3.1.3-8 代 表 炉 心 の 下 部 ガ ス プ レ ナ ム 長 さ と ピ ン 内 圧 お よ び
被 覆 管 フ ー プ 応 力 の 関 係 （ 上 部 ガ ス プ レ ナ ム 長 さ 10cm）

999

90

図 3.1.3-9

鉛ビスマス冷却中型炉の代表概念の機器配置図

1000

1013

6

10 7
10

12

10 8

13

10

10 14

1100.0101200.0

10 9

1015
10 1

1000.0

0

16

14

11

10

Pb‑Bi冷却材

10

10

10 17

900.0

炉心上部機構（UIS）

1018
10

15

800.0

10 19

ＳＧ

10

700.0

10 13
17

10

10 1 61 0 21600.0

ﾎｰﾙﾄﾞﾀﾞｳﾝﾌﾟﾚｰﾄ

10 1

1022

ﾊﾝﾄﾞﾘﾝｸﾞﾍｯﾄﾞ

4

軸方向遮へい体

軸ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ

23

10

SUS遮へい体

1015

1019

1020

1021

6

22

10

炉心支持板
21

10

10 1

ｶﾞｽﾌﾟﾚﾅﾑ

1017

300.0

Pb‑Bi冷却材

外側炉心

400.0

Pb‑Bi冷却材
18

内側炉心

24

内側炉心

10

内側炉心

Pb‑Bi冷却材

ｶﾞｽﾌﾟﾚﾅﾑ

10

Pb‑Bi遮へい体

500.0（Pb‑Bi）

炉 心 槽

1023

ZrH遮へい体 1022

軸方向距離（㎝）10 12
20

E/N ＋ 連結管

200.0

1020
19

10

炉心支持板

14

10

18

10

13

100.0

10

15

10

Pb‑Bi冷却材

1017

12

10

11

10

16

10

0.0
0.0

100.0

200.0

300.0

400.0

500.0

600.0

10

10

700.0

径方向距離（㎝）

H16‑中型タンク式鉛ビスマス冷却炉心
図 14 鉛ビスマス冷却中型炉の遮へい性能確認計算の高速中性子照射量[径方向(PbBi‑1層,ZrH‑1層),軸方向(上部Pb‑Bi,下部 SUS),ZrH遮へい体高さ 198㎝]
図 3.1.3-10 鉛ビスマス冷却中型炉の代表概念の高速中性子照射量の等高線図（60年照射時）
ZrH遮へい体領域
軸・径方向 1.0㎝ﾒｯｼｭ+軸2.5㎝ﾒｯｼｭ
等高線図（60 年照射時）―ケース
e とｆの比較―
高速中性子照射量等高線図（60年照射時）(SG内水の密度：0.023 g/cc) ‑DORT計算結果‑

1001

1.3

補正因子

1.2

1.1

最隣接ピン位置1.0

0.9← LLFP集合体隣接側

0.8
0.0

0.2
0.4
0.6
0.8
隣接ドライバ燃料集合体内位置（相対値）

図 3.1.3-11
隣接ドライバ燃料集合体内出力分布（鉛ビスマス冷却強制循環炉心(低温化オプション)）

図 3.1.3-12
LLFP 集合体概念図（鉛ビスマス冷却強制循環炉心(低温化オプション)）

1002

1.0

図 3.1.3-13 LLFP 核変換炉心の炉心配置図(鉛ビスマス冷却強制循環炉心(低温化オプション))

1003

1.6
ﾀｰｹﾞｯﾄ最高温度(Tcﾋﾟﾝ)
被覆管最高温度(Tcﾋﾟﾝ)
ﾀｰｹﾞｯﾄ最高温度(Iﾋﾟﾝ)
被覆管最高温度(Iﾋﾟﾝ)
減速材最高温度(Zr-Hﾋﾟﾝ)
被覆管最高温度(Zr-Hﾋﾟﾝ)
隣接集合体出口温度差

制限条件に対する相対値 (-)

1.4
1.2
1.0
0.8
0.6
0.4
0.2

38.0 kg/s

105.0 kg/s

0.0
0.0

20.0

40.0
60.0
80.0
LLFP集合体流量 (kg/s)

100.0

120.0

図 3.1.3-14 集合体流量と LLFP ピン・減速材ピン・集合体の温度に関する
制限値の関係 (鉛ビスマス冷却強制循環炉心(低温化オプション))

H/Zr比(LLFP集合体流量70kg/s)
H/Zr比(LLFP集合体流量60kg/s)
H/Zr比(LLFP集合体流量50kg/s)
ｶﾞｽ内圧(LLFP集合体流量50kg/s)
ｶﾞｽ内圧(LLFP集合体流量40kg/s)
CDF(LLFP集合体流量50kg/s)
CDF(LLFP集合体流量40kg/s)

制限条件に対する相対値 (-)[H/Zr比、ｶﾞｽ内圧]

1.4
1.2

1.0E+01
1.0E+00
1.0E-011.0

1.0E-020.8

1.0E-030.6

1.0E-040.4

1.0E-050.2

1.0E-06

0.0

1.0E-07
0.0

1.5

3.0

4.5
6.0
照射期間 (年)

7.5

9.0

10.5

照射期間と Zr-H 水素割合・ガス内圧・CDF の関係(鉛ビスマス冷却強制循環炉心(低温化オプション))

図 3.1.3-151004

制限条件に対する相対値 (-) [CDF]1.6

図 3.1.3-16 プラント系統図

図 3.1.3-17 プロットプラン

1005

1006

図 3.1.3-18

原子炉構造概念図（平面図）

図 3.1.3-19

回転プラグジャッキアップ構造とUIS 下部ランツエ構造

1007

1008

図 3.1.3-20
強制循環炉 主炉停止系・後備炉停止系(SASS)の概念

図 3.1.3-21
後備炉停止系(SASS)の動作説明図

図 3.1.3-22
後備炉停止系(SASS)の概略寸法図

図 3.1.3-23 蒸気発生器概念図1009

図 3.1.3-24

１次系ポンプ概念図

1010

1011

図 3.1.3-25 崩壊熱除去系 系統概念図
図 3.1.3-26 機器サイジングヒートバランス

528
9530

8.5

550
9530

505
9120

528
9120

514
980

300
980

50
84.9

8.5

84.9

図 3.1.3-27

崩壊熱除去系 熱交換器 構造概念図（強制循環炉）

1012

1013

図 3.1.3-28 崩壊熱除去系 空気冷却器 構造概念図

図 3.1.3-29
鉛ビスマス純化系統
系統概念図

図 3.1.3-30
蒸気発生器伝熱管
破損対策設備系統図1014

圧力：15.20MPa[abs]
温度：450℃
流量：6.242×103t/h
再熱蒸気止め弁
主蒸気止め弁インターセプト弁
気水分離器＆
ﾄﾞﾚﾝﾀﾝｸ
(2 組)

蒸気発生器
2基

給水調節弁

蒸気加減弁

湿分分離加熱器(50%×2)

高圧タービン（１車室）

低圧タービン
（３車室）

タービン
バイパス弁

蒸気発生器
再循環ﾎﾟﾝﾌﾟ

第3

温度：240℃

第4

第7

第6

低圧給水加熱器(各 33%×3)

湿分分離器
ドレンポンプ(50%×2)

第1

高圧給水加熱器(各 50%×2)

第2脱気器
復水器上部圧力‑96.0kPa[gage]
脱気器貯水タンク

復水器
3基

復水ブースタポンプ(50%×2)

主給水ポンプ（33%×3）

循環水ポンプ(50%×2)

復水脱塩装置

主給水ポンプ用
ブースタポンプ（33%×3）グランド蒸気復水器(100%×1)
起動用給水ポンプ（20%×2）低圧給水加熱器
ドレンポンプ(33%×3)

起動用給水ポンプ用ブースタポンプ（20%×2）1015

図 3.1.3‑31 タービン発電機設備概念系統図

復水ポンプ(50%×2)

放水ピット(注)：流量は１ﾌﾟﾗﾝﾄ分を示す。

図 3.1.3-32

蒸気タービン発電機 機器外形図

1016

1017

燃料交換機 分離構造
図 3.1.3-33

燃料交換機分割方式（分離型）

燃料出入設備構造

1018

図 3.1.3-34

燃料交換手順 計画概念図（前準備作業）

1019

図 3.1.3-35

燃料交換手順 計画概念図（燃料交換作業）

1020

図 3.1.3-36 燃料取り扱い設備 燃料移送フロー図 3.1.3-37

気体廃棄物処理設備 系統概念図

図 3.1.3-38

液体廃棄物処理設備 系統概念図

図 3.1.3-39

固体廃棄物処理設備 系統概念図1021

図 3.1.3-40
原子炉格納容器空調系、原子炉建物コンファインメント
エリア換気系及び非常用
ガス処理系 系統図
（１モジュール分を示す。
）

図 3.1.3-41
原子炉建物管理区域 系統図（各モジュール共有）1022

図 3.1.3-42 強制循環炉 配置図1023

3.2 性能および技術的成立性の評価
3.2.1 設計要求への適合性評価
3.2.1.1 安全性
本プラントは、わが国では開発経験のない冷却材と燃料を組み合わせた検討途上の概念であり、プラント概念については成立性に関わる主要部分についてのみ検討が行われており、安全性に関する評価も予備的なものである。このため、現段階においては、今後の研究開発による成果への期待も含めた上で適合可能性を評価した。評価の根拠となる安全評価の内容については、「3.2.2.4
安全評価」に記載した。
個別の安全設計要求に対する適合性評価は以下に示すとおりであり、設計要求に適合した概念が構築できる可能性があると判断した。但し、鉛ビスマス環境下での防食技術の獲得とそれに関連する燃料被覆管および原子炉構造の健全性確保を実現することが不可欠であり、ここでの安全性の議論は、それを前提としていることに注意を要する。また、再臨界回避方策の検討には、鉛
ビスマス冷却条件における窒化物燃料破損挙動に関するデータ取得が不可欠である。
(1) 安全要求(i)

決定論的安全要求
主要な系統、機器については、ナトリウム炉の設計と同様に多重化するとともに、受動的安全機能を導入するなど、決定論的安全要求にそって安全設備の系統設計を具体化していくことは可能であると考える。
炉心燃料の健全性確保の観点から代表的な設計基準事象を摘出し予備評価を実施し、外部電源喪失と単一故障を想定した条件においても炉心燃料の健全性が確保される見通しを得た。また、事故時ひばく評価についても、予備的な評価により成立性見通しを得た。

(ii) 確率論的安全要求
簡易な確率論的安全評価を実施することにより、炉心損傷発生頻度を概算した結果、10‑6／炉年未満を達成できる見通しを得た。
(2) 安全設計の基本的原則の遵守「発電用軽水型原子炉施設に関する安全設計審査指針」（平成 2 年 8 月 30 日原子力安全委員会決定）、「発電用軽水型原子炉施設の安全評価に関する審査指針」（平成 2 年 8 月 30 日原子力安全委員会決定）、「高速増殖炉の安全性の評価の考え方」（昭和 55 年 11 月 6 日原子力安全委
員会決定）およびこれらに基づいて安全審査が実施された国内の既存軽水炉および先行ナトリ
ウム冷却炉の設置許可申請書、さらには、高速増殖実証炉向けに検討された安全設計・評価方
針を参考として、設計方針を暫定した。
(3) 原子炉停止機能への要求
主系と後備系の独立した２系統の制御棒による原子炉停止系を設置すると共に、後備系の切り離し部に、冷却材の温度上昇を感知して制御棒を切り離す自己作動型炉停止機構（SASS）を設置することとした。

1024

(4) 崩壊熱除去機能への要求
多重化を図った系統構成とした。各系統の２次系と空気冷却器は動的機器に期待しない自然循環による除熱が可能な設計とした。このような設計により、崩壊熱除去機能喪失による炉心損傷発生頻度を低減すると共に、全交流電源喪失を仮定しても、冷却材の自然循環による崩壊熱除去が可能な見通しを得た。
崩壊熱除去系に異常が発生し除熱不足に陥った場合の事故管理方策については、有効な方策として、崩壊熱除去系空気冷却器ダンパーにバックアップを設ける方法を摘出した。
(5) 炉心損傷に対する格納機能の確保
本概念においては、冷却材沸点は構造材融点よりも高い。このため、冷却材ボイド反応度が投入される以前に構造材および燃料の移動反応度が投入されることとなり、炉心損傷を想定した場合の即発臨界回避の観点からボイド反応度のみを制限しても意味をなさない。異常状態における炉停止失敗事象において炉心全体が高温化し被覆管がクリープ破損する場合に FP ガス
放出によってボイド反応度が挿入されうるが、評価対象とした炉心では、放出されたＦＰガス
は、主としてボイド反応度が負となる炉心上端から上側に拡がるため、これによる即発臨界は回避できる見通しである。炉心崩壊過程において、最初の正反応度投入要因となるのは溶融ス
チールの浮力による移動であるが、これによって即発臨界に至ることはない見通しである。その後の構造材による拘束を失った状態での出力挙動は、冷却材沸騰等の影響を受ける崩壊燃料
粒子の運動に支配される。この状況では、冷却材と燃料の比重が拮抗しており、FP ガス放出
による固体燃料スエリング挙動如何によっては、厳しい再臨界事象が発生する恐れがあるが、照射窒化物燃料の過熱時のスエリング挙動に関する予備的知見を考慮した事象推移解析の結果、過熱時の燃料スエリングによって燃料が浮上して上部プレナムへ流出することによって、厳しい再臨界が回避される可能性が示された。このことから、窒化物燃料の過熱時のスエリング挙動を含めた破損および破損後挙動に関するデータ取得を図ると共に、浮力による燃料流出を促進し、かつ、炉上部プレナムでの保持冷却を可能とする設備対策を具体化していくことにより、炉心損傷のプラント内終息が達成できる可能性を示した。
(6) 鉛ビスマス漏洩対策と蒸気発生器伝熱管漏洩対策
鉛ビスマス漏洩の原因となるバウンダリ破損については、バウンダリとなる配管構造を持たないタンク型とすることによって発生可能性が低減できると考えられるが、バウンダリとなる
原子炉容器は信頼性の高い構造設計とし、さらに、確度の高い ISI 検査技術を適用することによって、漏洩が発生しがたい設計とすることが重要である。万一の漏洩に対しては、原子炉容器内の冷却材液位確保が可能なように、原子炉キャビティにライナを内張りし、断熱ブロックを詰めることによって容積制限する設計とした。
蒸気発生器伝熱管破損時の水漏洩については、信頼性向上を追求した構造設計や検査技術の適用によって発生頻度を低減することが重要である。万一の漏洩に対しては、炉心への蒸気流入を防止または抑制する観点から、蒸気発生器伝熱管から出口部までの距離を確保して、浮力による水蒸気泡の分離を図るとともに、蒸気ジェットを破砕するための構造を設けることとした。また、蒸気進入によるカバーガス圧力上昇を検知して炉停止するとともに、1 次系の圧力を開放して蒸気を格納容器内で凝集させるための設備を設置した。

1025

これらの概念の実現により、鉛ビスマス漏洩および蒸気発生器伝熱管漏洩が安全上問題とならない見通しである。ただし、蒸気発生器伝熱管漏洩については、これを検知して炉停止することは可能な見通しであるものの、1 次系内に侵入した蒸気が炉心に流入する可能性が否定できないので、炉心燃料および原子炉構造材料の健全性への影響が問題とならないことについて確認する必要がある。
3.2.1.2 経済性
経済性については、3.1.3.1 項で述べた中型モジュール 300 万 kWe プラントの鉛ビスマス冷
却強制循環型炉の物量データをもとに建設単価を算出した。その結果、目標値に対して約９６％と下回り将来軽水炉と比肩しうる見通しが得られた。他プラントの比較と併せ鉛ビスマス冷却炉の経済性評価の概要を 6.2.2 項に、詳細は付録 B にまとめる。
3.2.1.3 資源有効利用性
高速炉の優れた中性子経済により、増殖（内部転換）性能が優れているため、TRU 燃料を含む
低除染燃料の受け入れ対応が可能である。表 3.1.3-9 に 3 種類の軽水炉回収 TRU 組成を用いた時の主要な炉心特性を FBR 多重リサイクル時の燃料組成の結果と比較して示している。各ケースの炉心ではサイクル長さ 18 ヶ月、燃焼度 155 GWd/t 程度、増殖比 1.10〜1.14、初装荷核分裂
Pu インベントリ 5.3〜5.9t/GWe であり、燃料組成の影響が比較的小さいことが分かる。これより、鉛ビスマス冷却炉は想定される何れの軽水炉使用済燃料再処理シナリオケースの TRU 組成においても、炉心性能は設計目標（サイクル長さ 18 ヶ月以上、燃焼度 150 GWd/t 程度、増殖比
1.1〜1.2、初装荷核分裂 Pu インベントリ 7t/GWe 程度以下）を達成しており、TRU の受入性に対して柔軟性を有している。
3.2.1.4 環境負荷低減性
MA 含有燃料の受容・燃焼の観点から、上述のように軽水炉使用済み燃料から回収された TRU
組成を用いた場合には MA が燃焼され、炉心特性に及ぼす影響が少なく、低除染燃料の受け入れ対応が可能である。
また、LLFP 核変換特性に関しては、LLFP 炉外装荷、炉内装荷のいずれについても平衡期炉心として要求される 1 以上の増殖比を維持しながら自己生成分の 129I 及び 99Tc を核変換（サポートファクタ 1.0）できる見通しである。LLFP 装荷インベトリが少ないため有望概念である LLFP
炉内装荷炉心の場合には、増殖比 1.03、サポートファクタ 1.0 の条件で、LLFP 取出時の核変換率は、129I で 19.5％、99Tc で 22.8％であり、LLFP 装荷インベトリは 129I で 115kg/GWt、99Tc
で 284kg/GWt である（表 3.1.3-22 参照）。
3.2.1.5 核拡散抵抗性
炉心・燃料設計では、炉心燃料として FP が混入した TRU 燃料を含む低除染燃料の使用を前提としており、Pu 純度が低く、表面線量率の高いことが技術上の障害となり新燃料についても意図しない接近を制限できる。
また、燃料取り扱い設備に関しては燃料出し入れ設備以降の設計はナトリウム冷却炉と同等であり、核物質防護及び保障措置の対応が可能である。

1026

3.2.1.6 運転、保守・補修性
運転性及び保守補修性に関して以下に評価結果を示す。
(1) 運転性
本概念は強制循環炉であり、ナトリウム炉と同様に運転制御設備に適切な制御系を構成することが可能であり、ナトリウム炉と同等の運転制御性が確保可能な見通しである。
(2) 保守補修性(i)

定期検査
定期検査の工程については、3.1.3 節で詳細な検討を実施した。検討の結果をまとめて表
3.2.1‑1 に示す。結果より、プラント稼働率としては目標値の 93%を上回る見通しを得た。

(ii) 非定常保守及び補修性
ここでは毎定検時には実施しない冷却材バウンダリ内の炉内構造及び機器の検査性及び補修性について評価する。本検討では主要機器の引き抜き検査及びより詳細な炉内構造検査が可能なことを条件として概念検討を行った。表 3.2.1‑2 に各概念の保守補修性を整理するとともに、以下に各概念について評価を加える。
なお、評価の中で冷却材中遠隔検査機器（表 3.2.1‑2 では遠隔検査機器と表記）とあるのは、冷却材中に浸漬したセンサから発する音波（超音波を含む）により構造の形状及び表面状態を検査する機器を想定している。また冷却材中直接検査機器（表 3.2.1‑2 では直接検査
機器と表記）とあるのは、冷却材中に浸漬したセンサを構造材料に直接接触させ、構造材料の表面状態及び欠陥を検出可能な機器を想定している。これらの検査機器についてはナトリ
ウム炉の検査機器として概念検討が進められており、原理としては同様のものを鉛ビスマス
冷却材にも使用可能（冷却材密度は異なるが、構造材料と冷却材の音響インピーダンスの差
はともに大きいため同一原理の適用が可能）と考えている。
炉内全機器（ポンプ、SG、UIS）の引き抜き保守補修、及び冷却材ドレンとルーフデッキ
開放による補修可能性、と液体金属冷却炉としては最大限の保守補修性を有すると評価できる。これは、鉛ビスマス冷却材が空気及び水分との反応性が低いため、原子炉容器の開放が可能になったためであり、鉛ビスマス冷却材の特徴を活かした設計となっている。

1027

表 3.2.1-1
項目

評価

モジュール数

4

タービン数

2

燃料サイクル

18 ヶ月

定検期間

36.5 日

燃料交換期間10.5 日タービン定検期間

31 日

プラント稼働率93.3%

定期検査期間備考*燃料プールに最遠のモジュールの場合。それ以外は 31.5 日

稼働率にはタービン定検中に1 モジュールがスタンバイ状態になる効果を含む

1028

表 3.2.1-2

冷却材バウンダリ内各部の検査及び補修性の整理

対象部位

評価
・ 遠隔検査機器による外面検査が可能
炉上部構造（UIS）
・ 計装品については電気的な検査に加え、外面の検査が可能
・ 補修ピットに移送の上、補修が可能
・ 引き抜きが可能で、補修ピットに移送しポンプ
詳細な分解検査が可能
・ 補修ピットに移送の上、補修が可能
・ ヘリカルコイル型の伝熱管で実績のあ蒸気発生器（SG）る形状のため、現状技術で伝熱管検査が可能
・ 伝熱管施栓は可能
・ 引き抜きが可能で、補修ピットに移送し詳細な分解検査も可能
・ 引き抜き補修が可能
・ 交換も容易・ 遠隔検査機器による上面の外観検査は
炉心支持構造可能
・ 内部についてはポンプを引き抜いた位
置から遠隔検査機器の挿入は可能
・ 冷却材をドレンし、炉心荷重伝達構造全体を詳細に直接検査可能（ただし、冷却材ドレン操作のみで 7 日以上が見込まれるため、長期停止は避けられない）
・ 冷却材をドレンし、炉心支持構造のインプレース補修が可能
・ 冷却材ドレンとルーフデッキ開放により、炉心支持構造の交換が可能
・ 全ての部位の遠隔検査が可能（ポンプ
その他の炉内構造
孔、または SG 孔からのアプローチが可能なため、検査装置移動の自由度が高い）
・ 冷却材ドレンによる詳細な直接検査が可能
・ 冷却材をドレンし、炉心支持構造のインプレース補修が可能
・ 冷却材ドレンとルーフデッキ開放により、炉心支持構造の交換が可能
各項目、上段は検査性、下段は補修性を整理した

1029

3.2.2 技術的成立性の評価と今後の課題
3.2.2.1 炉心設計
(1) 炉心燃料材料
(i)

窒化物燃料
鉛ビスマス冷却材と組み合せることにより、良好な炉心特性となる見通しは得られたが、高燃焼度における FP 放出率、スエリングなどの特性に関するデータが不足しており、その特性如何によっては炉心特性への影響も大きく、炉心燃料仕様変更および鉛ビスマス冷却炉の炉心特性評価の変更もありうる。窒化物燃料の照射実績は、ＭＯＸ燃料に比べて圧倒的に少なく、金属燃料に比べても非常に少なく、1000 本のオーダである。ロシアの BR-10 がＵ
Ｎ（90%濃縮）をドライバ燃料として全炉心に装荷している例（最大 9at%BU）[42] を除き、
少数燃料ピンでの照射試験であり、高速炉で 10at%BU 程度、熱中性子炉で 20at%BU 程度であり、今後、高燃焼度における照射試験データの拡充が必要である。
また、本設計ではＮ-15 濃縮（炉心設計では 100％濃縮を想定）を前提としており、現状のＮ-15 濃縮技術はコスト高であり、今後は、窒化物燃料サイクルに適合できる低コストの濃縮技術の開発が必要である。

(ii) 被覆管
被覆管材として ODS 鋼被覆材、FMS ラッパ管などを想定しているが、鉛ビスマス冷却材との共存性の把握が必要である。腐食量、腐食のメカニズム如何によっては、良好なる炉心特性を得ることが困難となる可能性もある。被覆管材に関する鉛ビスマス冷却材中の腐食試
験の知見は蓄積されつつあるものの、まだ不十分であり被覆管材の鉛ビスマスによる腐食メ
カニズム（腐食速度等）の把握が急務である。
本設計では現状の知見から被覆管内面温度を 570℃以下に制限しているが、炉心の高温化を図るためには、鉛ビスマス冷却材環境下における高耐食性材料および防食技術の開発が必要である。
(2) 燃料集合体
鉛ビスマス冷却炉における良好な炉心特性の一因として、グリッドスペーサの採用がある。
グリッドスペーサは、工学的安全係数・周辺流れ効果の低減等の長所があるため、ワイヤス
ペーサと比較して熱特性を改善させる。ただし、製造の容易性、コストなどの評価および実績が不足しているので詳細評価が必要である。
(3) LLFP ターゲット集合体
LLFP 集合体装荷炉心についての現状の検討では、ナトリウム冷却 MOX 燃料炉心と同様に、物性値整備状況等から LLFP 化合物として CuI や YI3 と Tc 金属を暫定的に想定しているが、今後は基礎物性、化学的安定性、核的特性、製造性そしてリサイクル性等の視点から、高速炉向けの LLFP 化合物形態として適切な物質を選定し、照射実験を含めた検討を行っていくことが必要である。
LLFP の核変換効率を改善するために必要な減速材物質については、高性能遮へい体として開発されている Zr-H が核的性能面を含め総合的に有望な物質と考えられるが、LLFP 集合体
照射期間中の水素解離および被覆管からの透過による減損抑制が熱設計上の重要な因子となる。

1030

被覆管内面ライナー等の適用による水素透過抑制策の開発が、LLFP 核変換を実施する上で重要な課題である。
3.2.2.2 プラントシステム
鉛ビスマス冷却炉概念特有の設計課題について、各概念の成立性について検討する。
(1) 蒸気発生器伝熱管破損事象（Steam Generator Tube Rupture；SGTR）(i)

課題
2 次系の無いシステム構成であることから、SG 伝熱管破損時に水蒸気気泡が炉心を通過する可能性がある。炉心への気泡流入を抑制すると共に、万一流入した場合にも炉心健全性が確保できる概念とする必要がある。炉心への気泡流入量の制限やめすとして、即発臨界防止の観点から、投入反応度１＄相当未満とする。

(ii) 設計の現状
前節の検討により、SG 底部の伝熱管束の底部に伝熱管破損時の水蒸気ジェットのコア部分が下部プレナムに到達することを防止するために、邪魔板を設置することとなった。この設計対応により伝熱管破損時に１＄以上の反応度投入を回避可能な見通しである。
(iii) 今後の課題
鉛ビスマス中の水蒸気挙動把握、各種相関式の確立、解析手法の開発による、SGTR 発生時の水蒸気の冷却材への連行挙動を確認する必要がある。
(2) 免震装置の耐荷重(i)

課題
現在 R&D が進められている 3 次元免震装置の耐荷重を元に、メンテナンススペースを確保しつつ建家下面に最大限配置することを想定して、75 万 kWe 強制循環炉設計で約 15％面
積が不足する。他の概念に関しても同様の傾向であると推測できる。

(ii) 設計の現状
重金属冷却炉では、原子炉容器と炉内構造物の耐震性確保のため３次元免震が必須の技術である。現状では、重金属炉建屋の面積あたりの重量に耐える免震素子はないものの、15%程度の容量増加は将来の R&D により成立可能と仮定し検討を行った。
(iii) 今後の課題
耐荷重の大きい 3 次元免震装置の開発。
(3) UIS の耐震性(i)

課題
コラム型 UIS で耐震性を得るため軸長を短くする方策を採用した結果、コラム型 UIS 単
独で耐震性が確保された。一方、UIS 軸長短縮化により、DHX と炉心の間の伝熱中心差が縮小している。

(ii) 設計の現状
現状で耐震性については成立している。

1031

(iii) 今後の課題
設計対応により課題は解決された。
(4) 燃料交換機の耐震性(i)

課題
燃料交換機は軸長手構造であること、断面積が小さく地震による変位が大きくなること、
燃料交換時に狭隘な UIS スリット内へ進入するため接触防止のための余裕が少ないこと、から耐震上最も注意を要する構造物である。

(ii) 設計の現状
現状で設計は成立している。
(iii) 今後の課題
機器の肉厚低減のために炉上部の配置を見直して短アーム長とすることが可能な構造を検討する必要がある。
(5) 原子炉容器炉壁冷却構造(i)

課題
炉壁を冷却して原子炉容器を低温に保つことは、制御棒軸伸びによる事故時の出力低下と腐食速度の抑制に効果があるため、現状の強制循環 2 概念では採用されている。サーマルラ
イナと原子炉容器の間隙は冷却と腐食制御のために高圧プレナムをリークさせた冷却材を上昇させ、上部プレナムに流出させる構造となっているが、面積が大きい流路であること、
上部プレナムからの熱伝導による入熱があること、から 3 次元の複雑な流動が生じる可能性があり、安定した流速を確保できるかが課題である。

(ii) 設計の現状
設計は現状のままとし、評価は将来の課題とする。サーマルライナ削除も選択肢にはあるが、原子炉容器の腐食に対する信頼性向上の観点からは低温環境を保つべきと考える。
(iii) 今後の課題
アニュラス部の流況を評価し最適構造を検討する必要がある。ただし、本アニュラス部は下部プレナムでの気液分離構造に付随するガス流出経路として利用する可能性もあり、併せて検討する必要がある。
(6) 側部支持原子炉容器(i)

課題
原子炉容器耐震性向上の観点で、重心近傍で支持した方が地震時の応答が少なくなることから、原子炉容器側部支持を選択している（UIS の耐震性がクリティカル）。側部支持では Y
ピースが容器側部にあること、ガードベッセルが通常の連続容器とできないこと、据え付けのためのピット直径が大きくなることがデメリットとなる。その内、ガードベッセルの健全性確保と ISI 方法の開発が課題となる。

(ii) 設計の現状
設計は現状のままとし、開発課題とする。

1032

(7) 保守・補修性(i)

課題
3 概念全てで冷却材中ビューワを活用した保守を計画しているが、センサーそのものの成立性について現状では見通しは無い。

(ii) 設計の現状
検査機器についてはナトリウム炉の検査機器として概念検討が進められており、原理としては同様のものを鉛ビスマス冷却材にも使用可能（冷却材密度は異なるが、構造材料と冷却材の音響インピーダンスの差はともに大きいため同一原理の適用が可能）と考え、見通しはあると判断する。
(iii) 今後の課題
今後の開発課題とする。
3.2.2.3 構造健全性(1) 耐震性の検討
原子炉構造の耐震性について、2.2.2.3(2)項に示される耐震評価用入力条件で検討を行った。
特に、入力条件が厳しくなる場合を想定した検討用強地震条件と３次元免震装置（上下 1.5Hz）の適用を基本として検討を行った。検討対象は、原子炉構造の座屈、炉心の耐震性、炉内の各機器の耐震性である。
(i)

原子炉構造の評価
原子炉構造の耐震評価に用いた床応答曲線（強地震評価用）を図 3.2.2-1 に、解析モデル
を図 3.2.2-2 に示す。解析は、水平と上下について行った。原子炉構造の固有振動数は、上下方向が 4.35Hz、水平方向が 4.15Hz であった。
炉心支持部の評価に必要な上下の応答結果を表 3.2.2-1 に、この評価結果を表 3.2.2-2 に示す。炉心支持板中心の上下応答加速度、反応度投入量とも制限値よりも十分小さいことが確認された。
原子炉容器の座屈評価は「高速増殖実証炉高温構造設計方針(案)」で定められている座屈評価式を適用した。原子炉容器の座屈評価を表 3.2.2-2 に示すが、制限値に対して余裕をもって成立することが示された。
これにより、原子炉容器の厚さは 60mm であればよいことが分かった。

(ii) 炉内機器の耐震性
炉上部機構は制御棒挿入性の観点から下端部変位の評価を、燃料交換機については S1 地震時での炉上部機構との衝突回避の観点から検討を行った。
炉上部機構の構造と解析モデルを図 3.2.2-3 に、下端部変位量を図 3.2.2-4 に示す。炉上部機能の CRD 案内管の厚さを 15mm にすれば、相対変位は許容値を満足することが分かり、案内管の厚さを 15mm で計画することとした。
燃料交換機の構造と解析モデルを図 3.2.2-5 に、炉上部機構との相対変位を図 3.2.2-6 に示す。燃料交換機のアーム一般部の厚さを 50mm、本体胴の板厚を 90mm とすれば、相対変位は許容値を満足すること、すなわち燃料交換機と炉上部機構との衝突が避けられることが分かり、構造設計へ反映した。

1033

上記の評価から、炉上部機構について、特に下端部を支持しなくても耐震条件を満足した。
なお、耐震性については、入力地震条件と３次元免震装置の性能に依存するところが大きく、今後ともこれらの検討の進展に合わせて評価を見直してゆく。
3.2.2.4 安全評価
(1) 安全設計方針の検討
炉の安全設計は、基本的には第１章に示されている設計要求とその対応方針に基づいて検討されており、それぞれの冷却材と燃料形態の組み合わせに応じた特長を活かすよう配慮されている。安全設計方針の根幹となるのは、深層防護の考え方であり、その段階ごとに適切な手立てを講じることにより、炉心損傷事象を設計基準外に位置づけ、さらに、設計基準を超える領域の事象についても、設計拡張条件を設定し、炉心損傷防止と影響緩和の両面から対策を講じることとしている。この考え方は、各概念に共通して適用されている。（2.2.2.4 参照）
鉛ビスマス冷却炉において特徴的な事項を以下に列挙する。
①

受動的炉停止能力の付与
本原子炉では、材料の腐食抑制の観点から燃料被覆管最高温度と冷却材流速をナトリウ
ム冷却 MOX 燃料炉と比較して低く抑える必要がある。このため、炉心の出力密度が低く設定されており、熱伝導に優れた窒化物燃料が採用されていることとあいまって、通常運転時の燃料及び被覆管温度が低く、スクラム失敗を伴う異常時の過渡挙動を緩慢にできる可能性を有している。ドップラー反応度に加えて、従来安全評価では考慮していなかった燃料軸方向膨張反応度、制御棒駆動軸の熱膨張による制御棒挿入効果等の負の反応度効果の取り入れを検討するとともに、UTOP 事象に対して想定される反応度挿入率と挿入量を抑制すべく、運転制御に支障をきたさない範囲で制御棒駆動速度を制限するとともに制御棒一体あたりの反応度価値を可能な限り低減する。これらの方策によって、ATWS に対する炉心損傷防止能力の向上を図る。
上記のような特徴から、代表的 ATWS 事象（ULOF、UTOP および ULOHS）に対しても炉心損傷が回避できる可能性があるが、現状では、制御棒駆動軸の熱膨張反応度等の不確かさが大きいことから、制御棒による独立 2 系統の原子炉停止系に加えて、後備
炉停止系の切り離し部に自己作動型炉停止機構（SASS）を設け、仮に安全保護系信号の不作動により原子炉停止に失敗するような事態を仮定しても、冷却材温度上昇によって受動的に後備炉停止系の制御棒が落下する設計を検討する。

②

バウンダリ破損時の炉心冷却能力の確保
本原子炉は、１次系機器を原子炉容器内に収納したタンク型であり、バウンダリ機能を有する１次系配管はなく、冷却材漏洩可能性の低減に寄与している。原子炉容器を設置する原子炉キャビティ内には、ライナーを内張りするとともに断熱ブロックを敷設して自由空間容積を制限し、仮に原子炉容器からの冷却材漏洩が生じた場合にも炉心冷却に必要な冷却材液位を確保し、崩壊熱除去系の機能とあいまって、炉心冷却を達成できる設計とする。

1034

③

崩壊熱除去能力
炉心と熱交換器の伝熱中心差を確保し、系統圧力損失を抑えた設計とすることにより、液体金属冷却の特徴を活かした完全自然循環型の崩壊熱除去系とする。本原子炉では、ポンプや送風機による冷却材の強制循環を必要とせず、想定される全ての運転モードに対して自然循環のみにより必要な除熱量を確保する。系統構成の多重化あるいは多様化を図り、送風機のベーン・ダンパーを多重化・多様化して、単一故障ではその機能を喪失しない設計とすることにより、信頼性の向上を図る。
本原子炉で冷却材として使用する鉛ビスマス合金の融点は 125℃であり、鉛の 327℃よりも低く、ナトリウムの 98℃と同程度といえる。鉛ビスマスを冷却材として用いることとあいまって、冷却材凍結による崩壊熱除去系機能喪失が生じがたい設計とする。

④

再臨界回避方策
本原子炉の冷却材である鉛ビスマスは、沸点が構造材であるスチールの融点を上回り、かつ、比重が窒化物燃料と同程度であり、これらの冷却材の特徴が炉心損傷時の事象推移をナトリウム冷却炉のそれから大きく異なるものにすると考えられる。これまでの検討によれば、強制循環型の概念において ULOF を想定すると、正の反応度投入要因としては、炉心全体が過熱された状態での燃料ピンのクリープ破損に伴うプレナムガス放出
によるボイド反応度挿入、燃料被覆管の大規模溶融浮上、燃料溶融時の FP ガス放出と冷却材沸騰によるボイド発生、燃料沈降による燃料集中が考えられる。この内、プレナ
ムガス放出は、被覆管の破損位置が炉心上端近傍となり、また強制冷却炉ではボイドの拡大が主に上方向に生じることから、その影響は問題とならない。炉心崩壊過程において、最初の正反応度投入要因となるのは溶融スチールの浮力による移動であるが、これによって即発臨界に至ることはない見通しである。その後の構造材による拘束を失った状態での出力挙動は、冷却材沸騰等の影響を受ける崩壊燃料粒子の運動に支配される。
この状況では、冷却材と燃料の比重が拮抗しており、FP ガス放出による固体燃料スエリング挙動如何によっては、厳しい再臨界事象が発生する恐れがあるが、照射窒化物燃
料の過熱時のスエリング挙動に関する予備的知見を考慮した事象推移解析の結果、過熱時の燃料スエリングによって燃料が浮上して上部プレナムへ流出することによって、厳しい再臨界が回避される可能性が示された。このため、再臨界回避方策としては、以下を考慮し設計を具体化していく必要がある。
・

燃料流出を阻害しないよう燃料集合体上部遮蔽体を削減

・

上部プレナムに浮上した燃料からの崩壊熱除去を可能とする燃料トラップ機構と除熱機構の設置⑤

格納施設
本原子炉の格納施設は、所定の耐圧・気密性能を有する格納容器と、これを囲み事故時に負圧を維持するコンファインメントエリアから構成する。
１次冷却材として用いる鉛ビスマスは炉内の中性子場において放射化され、半減期 138日のα放射核であるポロニウムが生成される。ポロニウムがひばく評価上有意な寄与とならないように、蒸気発生器伝熱管破損を含めた異常状態においても、ポロニウムの１1035

次冷却材からカバーガスへの移行、格納容器内への漏洩、１次冷却材自身の格納容器内への漏洩が適切に抑制される設計とする。また、蒸気発生器伝熱管破損時には、１次系内へ流入する蒸気量を抑制するために、水・蒸気系側の減圧操作が必要となるが、この際にもポロニウムの環境放出を適切に抑制する設計とする。
⑥

蒸気発生器伝熱管破損対策
本原子炉で冷却材として用いる鉛ビスマスは水、空気との反応性が低く、ナトリウム冷却炉に比べて１次冷却材漏洩対策設備を大幅に簡素化できる可能性を有している。この特長を活かすべく、本原子炉では２次主冷却系を設けず、原子炉容器内に蒸気発生器を設置した設計としている。
蒸気発生器伝熱管破損については、流力振動対策や伝熱管の腐食代を適切に考慮した設計として、その多数本同時破損を想定外とするとともに、高温環境下での検査、補修技術を開発、適用し、破損発生可能性を可能な限り低減する。水漏洩が生じた場合にも、発熱を伴う急激な化学反応が生じることはないので、破損が伝播、拡大する可能性は小さいが、微小漏洩段階より早期検出し、原子炉スクラムや水蒸気系の急速ブロー等の適切なプラント保護動作をとることによって事故影響の局限化を図ることとする。設計基
準漏洩率としては、破損伝播が生じがたいことから伝熱管１本破断相当を暫定する。設計基準漏洩時に生じる圧力と１次冷却材流動状況への外乱に対し炉心燃料および原子炉構造の健全性が確保可能な設計とする。炉心中心部での冷却材ボイド反応度は正であることから、蒸気発生器伝熱管破損時に１次系内に流入する蒸気が炉心に流入しがたい設計とする。また、１次系内への継続的な蒸気流入による昇圧を緩和するため 1 次系から格納容器内への圧力開放機構を設けるとともに、格納容器内にて放出される蒸気を凝縮させるための設備を設ける。

3.1.3 節に示す強制循環型炉および自然循環型炉の概念は、この設計方針に沿った形で設備概念の具体化が図られている。
(2) 評価事象、判断基準の検討
ここでは、「発電用軽水型原子炉施設の安全評価に関する審査指針」（平成 2 年 8 月 30 日原
子力安全委員会決定）、「高速増殖炉の安全性の評価の考え方」（昭和 55 年 11 月 6 日原子力安全委員会決定）およびこれらに基づいて安全審査が実施された国内の既存軽水炉および先行ナ
トリウム冷却炉の設置許可申請書、さらには、高速増殖実証炉向けに検討された安全設計・評
価方針を参考として、本概念の安全性を評価するための事象を摘出、分類するとともに、合否判定の目安とすべき判断基準を設定した。
事象の摘出・分類、判断基準の設定の考え方は、2.2.2.4 節に記載されているナトリウム冷却炉の安全評価と同様である。選定された代表事象を表 3.2.2-3 に、判断基準を表 3.2.2-4 に示す。
これらの事象のうち代表的なものについて解析、評価を実施する。
DEC（設計拡張条件）に対する評価については、長時間の全交流電源喪失時の炉心冷却性を評価する崩壊熱除去系の自然循環除熱解析を実施する。自己作動型炉停止機構（SASS）の有効性については、代表的な事象評価の結果等を踏まえて推察する。また、炉心損傷時の再臨界1036

回避方策について検討する。
(3) 安全特性評価
ここで評価対象とするのは、フェーズ２の最終概念として選定された保守補修性を重視した
強制循環型であり、鉛ビスマスによる構造材の耐食性を考慮して、冷却材原子炉冷却材出口温度が 445℃に設定されている概念である。ただし、フェーズ２中間まとめの段階で評価対象としていた経済性最適化強制循環型炉の評価結果から成立性が見通せると判断した事象について
は、新たな解析は実施していない。このような事情から、以下では、フェーズ２中間段階での経済性最適化強制循環型概念（以下「中間段階概念」と称する）の結果を交えながら、最終概念に対する評価を記述する[2]。
最終概念と中間段階概念の主要プラントパラメータを表 3.2.2-5 に示す。両者の大きな違い
は、冷却材の炉心出入口温度にあり、出口温度が 445℃と低い最終概念では、被覆管最高温度
が中間段階概念より 80℃近く低下している。燃料最高温度については、中間段階概念において低くなっているが、これは両者の解析設定条件の違いによる。すなわち、中間段階概念では、
燃料と被覆管の間のギャップコンダクタンスが考慮されていない。いずれの場合も燃料温度はその融点に対して十分低く、その差が結果に与える影響は小さいと判断する。冷却系構成としては、中間段階概念では、原子炉容器径の縮小を指向し、コンパクトかつ縦長の原子炉容器となっているのに対し、最終概念では、メンテナンス性向上の観点から原子炉容器径を大きくとり、炉上部プレナム高さを抑えた設計となっている。また、崩壊熱除去系は、中間段階概念では、SG 上部に熱交換器を設置した PRACS であるのに対し、最終概念では、熱交換器を SG とは別置きにした DRACS 概念となっている。
以上のプラント仕様の比較から、冷却系の仕様の影響が少ない短時間挙動に着目する事象については、被覆管温度が低いことから、最終概念は中間段階概念に比べて結果が楽になると予測できる。このため、これらの事象については、最終概念に対する解析は実施していない。以下の(a) 流量減少型事象と(b)過出力型事象（制御棒誤引抜）がこれに該当する。これに対して、長時間の挙動に着目する事象については、冷却系の仕様の違いが影響するため、最終概念に対する解析を実施している。以下の(ii)受動的炉停止能力評価と(iii) 全交流電源喪失時の除熱能力評価がこれに該当する。また、短時間でも想定が冷却系の仕様に依存する事象についても解析を実施している。以下の(c) 蒸気発生器伝熱管破損がこれに該当する。
(i)

代表的な事象評価
本概念の安全設計上の成立性を見通す観点から、選定された安全評価事象のうち、システ
ムの特徴や先行概念での検討結果を踏まえて、結果が比較的厳しくなると予想されるか、あるいは、本概念において特徴的な事象について、解析、評価を実施した。
炉心燃料の健全性確保の観点から結果が厳しくなりうるのは、炉心に流入する 1 次冷却材
流量が減少する流量減少型事象および炉心出力が上昇する過出力型事象であり、これらのカ
テゴリのうち、代表的な事象について解析を実施した。また、本概念において特徴的な事象
として蒸気発生器伝熱管破損事象を評価した。
(a) 流量減少型事象1037

強制循環型では、１次ポンプ軸固着が代表的である。本事象では、原子炉の出力運転中に１ループの１次ポンプの軸が固着して瞬時停止し炉心流量が急激に減少することによって、炉心燃料の被覆管温度および冷却材温度上昇に至る。中間段階概念に対する主要な解析条件と解析結果を表 3.2.2-5 および表 3.2.2-6 に示す。燃料被覆管の温度上昇は、40℃
弱とわずかであり、判断条件を十分満足する結果となっている。
最終概念では、１次冷却材インベントリや蒸気発生器仕様が異なるため、炉心冷却材流量減少特性に多少違いが表れる可能性があるが、その影響は大きくないと考えられる。最終概
念では、中間段階概念から通常運転時の被覆管最高温度が約 80℃低下していることから、結果はさらに緩和されると判断できる。
(b) 過出力型事象（制御棒誤引抜）
本事象では、原子炉の出力運転中に制御棒駆動機構の故障や運転員の誤操作により制御
棒１本が連続して引き抜かれ、炉心に異常な正の反応度が挿入され、原子炉出力が上昇する。中間段階概念に対する主要な解析条件と解析結果を表 3.2.2-5 および表 3.2.2-6 に示す。
本概念では、制御棒駆動速度を制限した設計としていることから、異常な過渡として想定される反応度挿入率は、0.02 セント／秒と小さく、事象推移は緩慢である。また、窒化物燃料を採用している本概念では燃料温度の上昇は大きくなく、燃料最高温度は厳しくならない。反応度係数の不確かさを出力が上がりにくくする方向に考慮した場合、スクラムするまでに要する時間が長くなり、その間にホッテストピンでは被覆管のクリープ損傷が大きくなる傾向にある。今回実施した解析では、スクラム条件を広域中性子束高とし、その設定値を 130％と高めに設定したことから、異常な過渡の判断条件を満足できない結果となっているが、広域中性子束高の設定値の引き下げや、代表集合体出口温度高信号等を考慮することにより、十分対応可能と判断する。事故ではより大きな反応度挿入率を想定することになるが、ナトリウム冷却炉の解析経験から厳しい結果にはならないと判断できる。
最終概念については、今後検討が必要であるが、安全保護系信号を適切に設定することにより、判断基準を満足させる設計は可能と判断する。
(c) 蒸気発生器伝熱管破損
本事象では、原子炉出力運転中に、蒸気発生器伝熱管 1 本が破断することにより、２次冷却材である水−蒸気が１次冷却材中へ漏洩することを想定する。伝熱管１本破断時の水リーク率は、最終概念で 7kg/s 程度である。リーク発生時の１次系内の圧力上昇は、0.2MPa
程度に止まり、原子炉冷却材バウンダリ機能への影響は問題ない見通しである。簡易的な
1 次元非圧縮性流動モデルでの評価によれば、破断点から下方への蒸気侵入深さは 1m 未満であり、事故チャンネルではリーク発生後数秒で逆流に転じる結果となり、大部分の蒸気は、炉心に到達することなくカバーガス空間へ抜けることが予想される。一方、蒸気発生器最下端部において、伝熱管 1 本が破断して、水と蒸気が下向きにジェット状に放出される状況を想定した場合、ジェット先端が原子炉下部プレナムに到達して、そのまま冷却材の流れにのって炉心に流入する可能性がある。このジェット進入距離を半実験式を含めた理論モデルによって評価した[43]。このモデルは、ナトリウム炉における蒸気発生器伝熱管破損時のジェット挙動を評価するめに構築されたモデルをベースとしている。評価の結1038

果、伝熱管の最下端部での下向きジェットを想定すると、ジェットの到達距離は、蒸気発生器下端を越える可能性があることが分った。このため、蒸気発生器下端部に蒸気ジェッ
トをブレークさせるためのバッフル板を設置することとした。バッフル板はジェットの崩壊を促進して、その進入距離を低減する効果がある。この効果により、ジェットが蒸気発
生器出口ノズルから流出できない範囲にその進入距離を抑制することによって、炉心への蒸気流入を抑制する。このバッフル板の効果を含めて、リーク発生時の鉛-ビスマス中での蒸気泡挙動に関する知見を獲得して、それに基づき蒸気流入量の定量化を図りつつ、対策概念の具体化を図る必要がある。
水リーク時の炉心保護動作については、気泡通過による反応度投入が問題となるレベルのリーク率に対しては、カバーガスの圧力上昇検出を安全保護系信号とすることにより、蒸気泡が炉心を通過する前にスクラム可能な見通しである。
以上の対策にもかかわらず、炉心への大規模な蒸気侵入が発生し反応度投入事象となった場合の炉心挙動について評価した。保守的に伝熱管 1 本破断時に放出される蒸気の全量が一斉に炉心に流入してステップ状の正反応度が挿入されることを想定した。蒸気泡は炉心全体で一様に分布するとした場合、投入反応度は 60 セント弱であり、急峻な出力上昇を示すが、中性子束高信号により安全に炉停止できる結果となっている。最終概念に対する主要な解析条件と解析結果を表 3.2.2-5 および表 3.2.2-6 に示す。
以上のごとく、蒸気泡の炉心への侵入を抑制するための方策と蒸気進入時の炉心保護対策によって蒸気発生器伝熱管破損に対する安全設計概念が構築しうることが示された。この概念を具体化するためには、鉛ビスマス中での蒸気泡挙動に関する定量的データを取得する必要がある。
(ii) 受動的炉停止能力評価
本概念においては、制御棒駆動軸の熱膨張による受動的な制御棒挿入効果を考慮した受動的炉停止達成の可能性と、受動的炉停止機構である SASS（ここではナトリウム炉と同様のキュリー点電磁石方式を想定）による炉停止能力の両面について検討を行った。本評価は設計拡張条件に対する適合性評価に位置づけられるため、ノミナルベースでの評価とした。主要な解析条件と解析結果を表 3.2.2-7 および表 3.2.2-8 に示す。
UTOP については、最終概念に対する解析を実施し、SASS を考慮しない場合、ドップラ
ー反応度、制御棒軸伸び反応度および炉心支持板膨張反応度の効果により、110%程度の過出力状態で静定する結果となった。実際には、110%の過出力状態で運転が継続されるとは考えにくく、ヒートバランスの異常を検出してスクラムすることになると考えられる。また、時間的余裕は十分にあるので、運転員操作による炉停止も可能である。SASS を考慮した場合の解析は実施していないが、切り離し温度を 600℃弱と想定すれば、有効な受動的炉停止機
構として動作すると判断できる。
ULOF については、SASS を考慮しない場合について最終概念に対する解析を行った。この結果、ドップラー反応度の他に制御棒軸伸び反応度と炉心支持板反応度を考慮しても、被覆管最高温度は 1200℃を越え燃料破損することとなった。中間段階概念では、同様の条件で燃料破損を回避できる結果となっていたが、最終概念では上部プレナム高さが 6m 程度（中間段階概念では約 13m）に抑えられており、かつ、上部プレナム冷却材インベントリが中間1039

段階概念より増加していることが両者の違いの原因である。上部プレナム高さを低減した結果、炉心と蒸気発生器の伝熱中心差が小さく自然循環流量が低下すると共に制御棒駆動軸長さが短くなり、膨張量が小さくなっている。また、上部プレナム冷却材インベントリが大き
く、冷却材の上部プレナム通過時間が長いことが、制御棒駆動軸の熱膨張を遅らせる要因となっている。以上のことから、最終概念は、SASS を考慮しない場合の受動的炉停止機能については、特に優れているとは言えない。最終概念に対しては、SASS を考慮した解析は実施していないが、中間段階概念に対して実施した結果から推定すれば、切り離し温度を 600℃
弱に設定することにより燃料破損が防止できると判断できる。
ULOHS（蒸気発生器除熱喪失時炉停止失敗）については、解析は実施していないが、炉心入口冷却材温度が除々に上昇していく状況での緩慢な事象推移となることが予想される。
ULOF のように初期の急激な炉心冷却材流量の減少を伴わないので、制御棒軸伸び反応度と炉心支持板膨張反応度を考慮することによって低出力ないし炉停止状態へ受動的に移行できる可能性がある。出力状態が維持される場合には、SASS が有効に機能することが予想される。
(iii) 全交流電源喪失時の除熱能力評価
全交流電源喪失時には自動スクラムするとともに全系統３台の１次ポンプがトリップし、３系統の崩壊熱除去系による自然循環除熱へと切り替わる。最終概念に対する主要な解析結果を表 3.2.2-9 示す。燃料、冷却材バウンダリ共に健全性が確保される結果となっている。
なお、原子炉停止後の崩壊熱除去過程に移行する段階において、一時的に１次冷却系の逆流が生じる結果となっている。これは、原子炉を停止直後に、安全系としての除熱機能のな
い SG を瞬時に断熱として取り扱った結果、一時的に自然循環駆動力が失われるために生じているものである。ここで用いた解析モデルは簡易なものであり、このような現象を正確に表現することはできていないが、その発生可能性を予測する結果となった。実際には、SGが瞬時断熱となることはあり得ないので、この逆流現象は、安全解析上の仮想的なものである可能性はあるが、水蒸気系の異常の影響が炉心におよびやすいという 2 次系を削除した本
概念特有の課題である可能性があるので、安全解析上の取扱いを含めて今後の検討課題となる。
(iv) ひばく評価(a) 事故評価
ひばく評価上結果が厳しくなるのは、異常状態において燃料破損が生じ、なおかつ１次系のバウンダリ破損が生じる事象であるが、本概念においては燃料健全性にとって厳しい結果を与えると考えられる１次ポンプ軸固着あるいは制御棒誤引抜においても燃料健全性は維持される。このため、格納容器内への有意な放射物質放出をもたらす事象は、設計
基準事象の範囲では想定しがたい。このため、ここでは通常運転状態において偶発的要因
によって一部燃料の破損がありうることを考慮して、１次冷却材中にソースタームを想定してひばく評価を実施した。対象としたのは原子炉カバーガス漏洩である。中間段階概念に対する主な解析条件と結果を表 3.2.2-10 に示す。ここでは、通例ひばく評価の対象となるよう素と希ガスに加えて、冷却材中で生成されるポロニウムを放射線源として考慮した。

1040

鉛ビスマス中のよう素およびポロニウムの移行挙動についてはデータが乏しく、ここでは、よう素の移行率についてはパラメータとし、ポロニウムについては、現状得られる情報に基づき保守側の想定をした条件で評価した。結果は判断基準を十分下回っている。
(b) 立地評価
軽水炉や先行ナトリウム炉の立地評価にならい仮想事故相当の評価を行った。中間段階概念に対する主な解析条件と結果を表 3.2.2-10 に示す。判断基準を満足する結果が得られている。
最終概念については、以下の理由により、(a)(b)いずれの評価も中間段階概念の結果と同程度と判断できる。
①

評価対象となる希ガス、よう素およびポロニウムの炉内存在量は、原子炉熱出力によって決定付けられる。中間段階概念の出力 1875MW に対して最終概念は 1980MW とやや大きいが、その差は大きくない。

②

最終概念では、中間段階概念と比較してカバーガス体積が大きく、同じ冷却材からカバーガスへの移行量を想定した場合、カバーガス中のよう素及びポロニウムの濃度が低下するため、放出量が低減される可能性がある。

(4) 再臨界回避特性評価
リスク評価の観点からは、PSA 手法を適用し、発生頻度および事故影響の両面から系統的にリスク支配因子となる事象シーケンスを洗い出し、その事象推移の分析しつつ合理的に適用可能な影響緩和方策を検討することが望ましいが、本概念については、その概念構築段階にあり、かつ、採用している窒化物燃料の鉛ビスマス中での破損および破損後挙動に関する知見が乏しい。このため、ここでは、上記にて検討した炉心およびプラント特性を考慮して、炉心損傷の事象推移を定性的に推定し、炉心損傷影響緩和対策設備概念について検討した。
鉛ビスマス冷却炉においては、冷却材の沸点が被覆管の融点よりも高く、炉心損傷事象の初期の段階で被覆管の破損と溶融浮上が冷却材の沸騰に先行する。まず、最も被覆管温度の高くなる炉心出口近傍で被覆管強度の低下によって被覆管が破損し、破損と同時にガスプレナム内の FP ガスが破損孔から放出されるが、強制循環炉では、放出されたガス気泡が主に上方向へ成長するため、ボイド反応度が挿入されることは無い。その後、事象進展に伴って燃料ペレッ
ト温度が上昇する結果、スウェリングによって燃料ペレットが膨張し、冷却材中を浮上すると考えられる。現在原子力機構で実施中の Nifti 試験の予備的知見を考慮した事象進展解析によると、燃料ペレットのスウェリングが生じる時点までに炉心上方の構造材は高温の冷却材流れによって溶融するか、機械的支持を失って浮上すると考えられるため、燃料ペレットは炉心から上部プレナム領域へ移行する[44]-[46]。この過程で燃料ペレットが炉心上部構造物に集積して臨界形状となることを防ぐために、炉心上部構造物の水平補強板の位置と形状を考慮する必要がある。一方、燃料ペレットが冷却材液面まで浮上すると燃料ペレットが蓄積した層を下面からしか冷却できない状況となり、DHX との伝熱中心差が確保できなくなるため、燃料層の厚さによっては崩壊熱除去が困難となって炉容器の液面近傍が破損する。したがって、炉心損傷事故の炉内終息を実現するには、炉容器の冷却材出口位置よりも低いレベルで燃料ペレットを受け止め、未臨界形状を維持しつつ冷却できることが必要となる。

1041

(5) 確率論的安全評価（PSA）(i)

評価手法と判断基準
同じ液体金属を冷却材とするナトリウム冷却高速炉の PSA に関する既往研究を参考に、原子炉出力運転時における内的起因事象を引き金とする炉心損傷の発生頻度の点推定値を簡易なイベントツリーおよびフォールトツリーモデルを用いて見積もり、同点推定値が 10-6
／炉年未満であることを判断基準とした。
特に、炉心損傷事象は多重化された機器・配管の多重故障を想定しなければ発生し得ないため、多重故障確率を適切に評価することが不可欠である。本評価では同一設計仕様で同一の使用形態をとる動的機器については共通原因故障の発生を適切に考慮した。さらに、静的機器も含めて同種の多重化された機器・配管については、多重故障確率の評価において重要な故障確率の不確かさの同種機器間における相関性を考慮して点推定値を評価した。
評価対象の鉛ビスマス冷却炉は原子炉容器内に蒸気発生器が配置され、1 次系圧力よりも2 次系圧力が高いことから伝熱管破損時には 1 次系内へ蒸気が進入する。設計対策によって1 本の蒸気発生器伝熱管破損時に大量の気泡が炉心へ流入することを防止すること、ナトリ
ウム冷却炉に見られるような 1 次冷却材と 2 次冷却材が接触した際の激しい化学反応は無い
ことから 1 本の伝熱管破損が生じてから原子炉が緊急停止するまでの短時間の間に従属的に多数本の伝熱管が破損することは考えられない。したがって、本評価においては即発臨界となるような大量の気泡の炉心への流入事象は生じないものと想定した。

(ii) 原子炉停止失敗に伴う炉心損傷
原子炉停止失敗に伴う炉心損傷（ATWS&AWS：Anticipated Transient Without Scram &Accident Without Scram）の発生頻度を評価するにあたって重要な安全設計の特徴はつぎのとおりである。
制御棒で構成される主系および後備系の独立２系統の炉停止系のいずれか１系統の作動で原子炉は安全に停止する。また、主系および後備系ともにワンロッドスタック条件が成立する。さらに、共通原因故障排除の観点から、主系と後備系の間では炉心への制御棒急速挿入機構について多様化が図られる。
一方、発生頻度および影響の観点から重要な起因事象に対しては、主系および後備系の各々に最低１種類ずつ原子炉トリップ信号が入力される。原子炉トリップ信号回路を構成す
る動的機器は、共通原因故障排除の観点から主系と後備系の間で多様化が図られる。
以上を基に ATWS&AWS の発生頻度を評価した結果、点推定値は SASS の非信頼度を１と想定した場合でも約５×10-8／炉年となり、感度解析として同非信頼度に 0.1 を想定した場合には約１×10-8／炉年となった。
(iii) 原子炉液位確保失敗に伴う炉心損傷
原子炉液位確保失敗に伴う炉心損傷（LORL：Loss Of Reactor Level）の発生頻度を評価するにあたって重要な安全設計の特徴はつぎのとおりである。
原子炉の冷却に必要な１次主冷却材は、ループ型の冷却系と異なって原子炉容器内のみに存在する。このため、原子炉容器が破損しないかぎり、原子炉液位が確保される。さらに、

1042

原子炉容器について、側面や底面での万一の冷却材漏えいを想定しても原子炉容器液位が確保されるよう原子炉容器には原子炉容器室ライナー内張り方式のガードベッセルが設けられている。すなわち、評価対象炉では、原子炉容器の側面または底面で冷却材漏洩が生じ、しかも原子炉容器室ライナー内張り方式のガードベッセルが同時に破損した場合にのみ原子炉容器液位確保に失敗する。しかしながら、ガードベッセルの強度はコンクリート構造物
により維持されているため、たとえライナーに貫通亀裂が生じたとしても、冷却材が原子炉
容器室外へ漏出し続けることは考えられない。ここでは、ナトリウム冷却炉の評価において適用したガードベッセルの非信頼度を上回ることは無いと判断して、同非信頼度値を丸めた値として約 6×10-6 をアプリオリに適用して LORL 発生頻度を定量化した。その結果、LORL
発生頻度は約３×10-11／炉年となった。
(iv) 崩壊熱除去失敗に伴う炉心損傷
崩壊熱除去失敗に伴う炉心損傷（PLOHS：Protected Loss Of Heat Sink）の発生頻度を評価するにあたって重要な安全設計の特徴はつぎのとおりである。
崩壊熱除去系は PRACS３系統または DRACS３系統から構成される。本系統は、原子炉出口における冷却材の熱を２次冷却材鉛ビスマスが空気冷却器へ自然循環により輸送し、空気冷却器においては自然通風により２次冷却材の熱を大気へ輸送する役割を担う。また、任意の１系統が完全に使用不能となる起因事象に対して、残りの２系統の空気冷却器におけるダンパの単一故障を想定したとしても炉心崩壊熱を除去できる能力を有する。なお、１次系
循環ポンプの故障は原子炉スクラム頻度を増大させることを除いて、崩壊熱除去系の信頼度に何ら影響を与えない。
その結果 PLOHS 発生頻度の点推定値は約２×10-8／炉年となった。この中で支配的なシーケンスは、給水系の故障に起因する原子炉停止時に PRACS３系統（または DRACS）のダンパが共通原因開失敗となるシーケンスである。これが PLOHS 全体の約 70%を占めている。
このほかに、蒸気発生器伝熱管破損や外部電源喪失等の蒸気発生器を介した除熱を不可能にする起因事象発生時に PRACS３系統（または DRACS）のダンパが共通原因開失敗となる
シーケンスが上位を占めており、上位３個のシーケンスで PLOHS 発生頻度の約 98%を占める結果となった。
(v) 評価のまとめ
全炉心損傷発生頻度の点推定値の評価結果は SASS に期待しない場合でも約７×10-8／炉
年であり、判断基準を満足している。
(6) 研究開発課題と解決方策
ここで対象としている鉛ビスマス冷却炉は概念検討段階にあり、これを実現していくためには、設計の細部にわたって具体化していく必要があり、そのために必要となる基準類やデータベースを整備していく必要があることは論を待たない。安全設計については、設計方針の具体化と各設備への適用、広範で体系的な安全評価、さらには PSA を実施していく必要がある。
ここでは、今後実施する必要がある全ての検討項目を網羅するのではなく、概念具体化のために必要となる主要な研究開発課題とその解決方策に絞って言及する。

1043

(i)

再臨界回避方策の具体化
鉛ビスマス冷却炉における再臨界回避方策の必要性は、燃料スウェリングによる燃料浮上の可否に大きく依存する。現状では、Nifti 試験による予備的かつ限定的な知見に基づいた評価を実施した結果、燃料浮上による再臨界回避の可能性が示されているが、今後本プラントの実現に向けては実証性の高いデータに基づいた評価が必要となってくる。そのためには、
鉛ビスマス冷却下での窒化物燃料の破損および急速加熱条件下での過渡スウェリング挙動等の破損後挙動に関するデータ取得が不可欠である。

(ii) 燃料破損限界データ取得
安全評価に用いるデータベースとして、評価対象とする燃料ピンの破損限界を把握する必要がある。これは、設計基準事象評価における燃料健全性判断基準の根拠として必要であり、炉外での被覆管の急速加熱試験、高温保持試験、炉内での過出力試験等を実施しデータ取得する必要がある。これらの試験では、過渡時の腐食挙動を把握する必要がある。
(iii) 自己作動型炉停止機構信頼性確認
キュリー点感知電磁石方式の SASS については、ナトリウム炉用のものが開発されているが、鉛ビスマス中での腐食特性等の本概念への適用性を確認するための試験が必要である。
また、本概念では、冷却材炉心出口温度が 445℃と大幅に引き下げられており、この条件に対応するためには、600℃弱を作動温度にもつ感知合金の開発が必要である。制御棒および制御棒駆動機構は本概念用のものを新たに開発する必要があり、それに SASS を組み込んだ
モックアップ試験等により信頼性を確認する必要がある。
(iv) 崩壊熱除去系自然循環除熱特性の確認
自然循環を含めた鉛ビスマス冷却材の基礎的伝熱流動特性を把握するとともに、鉛ビスマ
スの取扱い、流量、温度、圧力等の計測技術の習得を図る必要がある。その上で実機の自然循環除熱特性を、模擬試験等を実施して評価する必要がある。
(v) 蒸気発生器伝熱管破損に伴う鉛ビスマス-水反応特性確認
蒸気発生器伝熱管破損時の水リーク挙動（周辺伝熱管に与える影響、鉛ビスマスとの反応の有無）、流路内での蒸気泡の移行挙動、侵入した蒸気が構造材に与える影響等について試験データを得る必要がある。これらのデータに基づき伝熱管破損時影響評価手法を開発し、模擬試験等により検証し、実機評価に適用する必要がある。
(vi) ソースターム評価用基礎データ取得
鉛ビスマス中での核分裂生成物の保持特性、ポロニウムの生成、移行特性に関するデータを取得し、データに基づきソースターム評価手法を整備し、これを実機評価に適用する必要
がある。

1044

表 3.2.2-1 原子炉構造強地震条件における上下応答解析結果

項

目

発生値
1.1 G

①炉心支持板の上下応答加速度②炉心支持板中心の上下応答変位13mm③炉心支持板の端部の上下応答変位11mm④炉心支持板の面外変形量（③―②）

2mm

燃料のコンパクションに伴う反応度投入量

20￠（10￠／mm×④）65￠

制御棒引抜きによる反応度投入量（5.8￠／mm×②）

表 3.2.2-2 原子炉構造 耐震成立性評価

項目

発生値

制限値

炉心支持板中心の上下応答加速度

1.1 G

3.2 G

反応度投入量20￠

1＄(100￠)原子炉容器の座屈

0.140

0.667

1045

表 3.2.2-3

安全評価事象リスト

No.
1

事象区分
過 渡

安全評価 事 象
未臨界状態からの制御棒の異常な
引抜き

炉
○

2
3
4
5
6
7
8
9
10
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13

過
過
過
過
過
過
過
過
過
事
事
事
事
事
事
事
事
事
事
事
事
事

出力運転中の制御棒の異常な引抜
制御棒落下
１次冷却材流量増大
１次冷却材流量減少
外部電源喪失給水流量増大給水流量喪失負荷の喪失
蒸気発生器伝熱管小漏えい
未臨界からの制御棒急速引抜き
出力運転中の制御棒急速引抜き
気泡通過
冷却材流路閉塞
１次ポンプ軸固着
主給水ポンプ軸固着
１次冷却系配管破損（炉内配管）
主給水管破断主蒸気管破断燃料取替取扱事故
気体廃棄物処理設備の破損
１次アルゴンガス漏えい
蒸気発生器伝熱管破損

○
○
○
○
○
○
○
○
○
○
○
○
○
○
○
○
○
○

渡
渡
渡
渡
渡
渡
渡
渡
渡
故
故
故
故
故
故
故
故
故
故
故
故
故

（注）解析評価項目

炉：炉心安全解析、被：被ばく評価

1046

被

○
○
○
○

表 3.2.2-4

安 全 性 評 価 に 適 用 す る 判 断 条 件 （ 鉛 -ビ ス マ ス 冷 却 炉 ）燃 料 健 全 性 (窒 化 物 燃 料 ス チ ー ル 被 覆 管 型 )異常な燃 料 最 高 温 度 ： 2750℃ 以 下

過被 覆 管 肉 厚 中 心 最 高 温 度 ： 830℃ 以 下渡

被 覆 管 ク リ ー プ 分 数 和 ： 0.1 以 下事

故燃 料 最 高 温 度 ： 2750℃ 以 下
被 覆 管 肉 厚 中 心 最 高 温 度 ： 900℃ 以 下
被 覆 管 ク リ ー プ 分 数 和 ： 0.3 以 下

バウンダリ健全性
異常な

600℃ お よ び 最 高 使 用 温 度 の 1.4 倍 の い ず れ も 超 え な い こ と過渡（ 最 高 使 用 温 度 は 530℃ で あ り 、 600℃ が 制 限 値 と な る ）事

故650℃ お よ び 最 高 使 用 温 度 の 1.6 倍 の い ず れ も 超 え な い こ と（ 最 高 使 用 温 度 は 530℃ で あ り 、 650℃ が 制 限 値 と な る ）

ひばく評価
事

故

立地評価

実 効 線 量 5mSv 以 下
甲 状 腺 （ 成 人 ） に 対 し て 3Sv 以 下
全身に対して0.25Sv 以 下1047

表 3.2.2-5

主 要 解 析 条 件 （ DBE 解 析 条 件 ）単位

中間段階概念

最終概念

熱出力

MW

1913

2020

炉心出入口冷却℃

524 / 352

449 / 285t/h

2.75×10 5

3.05×10 5材温度
炉心冷却材流量

評価対象燃料ピン（初期値）
最大線出力

W/cm

278

331

被覆管肉厚中心

℃

643

565

℃

761

1004

Tdk/dT‑2.19×10 ‑ 3‑2.41×10 ‑ 3

最高温度
燃料最高温度
反応度係数
ドップラー係数
冷却材温度係数

Δ k/kk/℃

1.87×10 ‑ 6

2.43×10 ‑ 6

被覆管温度係数

Δ k/kk/℃

9.22×10 ‑ 7

1.96×10 ‑ 6

ラッパ管温度係

Δ k/kk/℃

5.03×10 ‑ 7

8.91×10 ‑ 7

3.27×10 ‑ 3

3.43×10 ‑ 3

数
実効遅発中性子

−

割合

1048

表 3.2.2-6

代表的な事象評価結果

評価事象

評価項目

判断基準

解析結果

判定

制御棒誤引抜*被覆管最高温度

830℃ 以 下

800℃ （ 注 ）○（異常な過渡）被覆管クリープ

0.1 以 下‑（ 注 ）○

燃料最高温度

2750℃ 以 下

860℃

○

バウンダリ

600℃ 以 下

570℃○

830℃ 以 下

650℃○

0.1 以 下

4×10

‑6

○

燃料最高温度

2750℃ 以 下

770℃

○

バウンダリ

600℃ 以 下

560℃

○

損傷和

最高温度
外部電源喪失*（異常な過渡）被覆管最高温度
被覆管クリープ
損傷和

最高温度
給水流量減少*被覆管最高温度

830℃ 以 下

670℃○（異常な過渡）被覆管クリープ

0.1 以 下2×10 ‑ 4○

燃料最高温度

2750℃ 以 下

780℃

○

バウンダリ

600℃ 以 下

580℃○

900℃ 以 下

680℃○

0.3 以 下

2×10

‑6

○

燃料最高温度

2750℃ 以 下

770℃

○

バウンダリ

650℃ 以 下

560℃

○

損傷和

最高温度
1 次ポンプ軸固被覆管最高温度

着*被覆管クリープ

（事 故）

損傷和

最高温度
蒸気発生器伝熱被覆管最高温度

900℃ 以 下590℃○

管 破 損 **（ 事被覆管クリープ

0.3 以 下4×10 ‑ 5

○

故）

損傷和
燃料最高温度

2750℃ 以 下

1280℃

○

バウンダリ

650℃ 以 下

470℃

○

最高温度
＊：中間段階概念を対象とした評価。＊＊：最終概念を対象とした評価。
（ 注 ）： 設 定 値 130％ の 出 力 領 域 中 性 子 束 高 に よ る ス ク ラ ム を 想 定 し た 結 果 。 被 覆 管 ク
リープ損傷和は未評価であるが、この条件では判断条件を満足できない可能性がある。
し か し 、燃 料 集 合 体 出 口 温 度 信 号 の 導 入 や 中 性 子 束 高 信 号 の 設 定 値 を 引 き 下 げ る こ と により対応可能と判断する。

1049

表 3.2.2-7

受動的炉停止能力評価の評価条件
最終概念

中間段階概念冷却材炉心出入口温度℃

445／ 285

540／ 416

定格時燃料最高温度

℃

885

941

定格時被覆管最高温度

℃

516

597

￠ /mm

‑4.3

‑3.1

炉心上部プレナム高さ

m

6.0

12.7

定格時の冷却材炉上部プ

秒

98

23

m

2.14

3.00

炉心圧力損失

kPa

490

379

崩壊熱除去系形式

−

DRACS

PRACS

制御棒駆動軸の熱膨張による反応度

レナム通過時間
炉心と蒸気発生器の伝熱
中心差

1050

表 3.2.2-8

受動的炉停止能力評価結果

UTOP ( 1 )評価対象

ULOF ( 2 )

最終概念

最終概念

なし

なし

680℃

なし

あり

あり

なし

あり

燃料最高温度

1230℃

1340

1080℃

1090℃

被覆管最高温度

690℃

1220

860℃

880℃

冷却材バウンダリ

530℃

580

560℃

660℃

SASS の 有 無 ／中間段階概念切り離し温度
制御棒軸伸びの有
無

最高温度
(1)

制 御 棒 誤 引 き 抜 き に よ る 反 応 度 挿 入 率 0.02￠ /s
UTOP に 対 す る SASS の 有 効 性 を 評 価 す る 解 析 は 実 施 し て い な い 。 中 間段 階 概 念 を 対 象 と し た DBE 解 析 の 結 果 か ら 、 本 事 象 で は 燃 料 被 覆 管 温
度 上 昇 が 緩 慢 で あ る こ と が 分 か っ て お り 、 SASS の 切 り 離 し 温 度 を
600℃ 弱 に 設 定 す る こ と に よ り 炉 心 損 傷 が 回 避 で き る 見 通 し で あ る 。

(2)

流量半減時間10 秒 、 1 次 系 流 量 喪 失 と 同 時 に SG 除 熱 喪 失 を 想 定

SASS を 考 慮 し た ケ ー ス で は 、感 知 合 金 ま で の 冷 却 材 輸 送 遅 れ と 感 知 合
金の温度応答遅れの合計４秒を考慮。中間段階概念に対する評価結果
か ら 、最 終 概 念 に 対 し て 切 り 離 し 温 度 600℃ 弱 の SASS に よ り 炉 心 保 護
可能と判断できる。

表 3.2.2-9

全交流電源喪失事象の評価結果

評価事象

想定条件

解析結果

全交流電源喪失

１次ポンプ全数トリップ

被覆管最高温度＋スクラム成功＋崩壊熱

被覆管損傷和除去系３系統による自然冷却材バウンダリ最高温度

循環除熱

590℃
4×10 ‑ 5
470℃

1051

表 3.2.2-10

ひ ば く 評 価 結 果 (中 間 段 階 概 念 )原子炉カバーガス漏えい

事故評価

燃 料 破 損 率 ： 1.0%,燃 料 ギ ャ ッ プ FP 放 出 割
合 ： 100 ％ （ 全 核 種 ） , １ 次 冷 却 材 か ら 原 子
炉 カ バ ー ガ ス へ の FP 移 行 割 合：希 ガ ス 100%,
よ う 素 50%お よ び 100%（ ア プ リ オ リ に 設 定 ）
原 子 炉 カ バ ー ガ ス 内 の ポ ロ ニ ウ ム 量 ： 1.2×
10 1 4 Bq,隔 離 弁 閉 止 ま で の 20 秒 間 放 出 ,格 納
容 器 漏 え い 率 ： 1%/d,
先行軽水炉の平均的な気象データを想定

主要解析条件

評価項目

実効線量

判断
基準

5mSv
以下

解析結果
１次冷却
材から原
子炉カバ
ーガスへ
のよう素
移行割合

判定

50%

6×10 − 2 mSv

○

100%

7×10 − 2 mSv○

格納容器内線源：炉内存在量比で希ガス100%, よ う 素 50%, ポ ロ ニ ウ ム は 事 故 評 価 使
用 値 の 100 倍 （ ア プ リ オ リ に 設 定 ）格 納 容 器 漏 え い 率 ： 1%/d,先 行 軽 水 炉 の 平 均
的な気象データを想定

主要解析条件希ガス
よう素

原子炉カバーガス漏えい

立地評価︵仮想事故︶

ポロニウム

評価項目

判断
基準

解析結果

判定

外部γ線に
よる
全身線量

0.25Sv
以下

6×10 − 3 Sv

○

成人甲状腺
線量

3Sv
以下

2 Sv

○

成人
肺線量

3Sv
以下

8×10 − 2 Sv

○

成人
肝線量

5Sv
以下

4×10 − 3 Sv○

* 今回の評価には直接スカイシャイン線量は含まれていない。

1052

図 3.2.2-1 床応答曲線（水平）図 3.2.2-2 原子炉容器の応答解析モデル

1053

（上下）

炉上部機構

図 3.2.2-3

炉上部機構

構造とモデル化

22
強地震条件

UIS下端の水平方向変位(mm)20

レファレンスS2

18
16
14
12
10
8
6

5

図 3.2.2-4

10

15

20
25
CRD案内管板厚30

炉上部機構の下端部変位量

1054

35

図 3.2.2-5

燃料交換機

構造と解析モデル40
アーム一般部板厚50mm
FHMとUISの相対変位（mm）

アーム一般部板厚75mm
3530
採用板厚:90mm
25
暫定制限値：23mm

20
0

20

図 3.2.2-6406080
本体円筒胴板厚（mm）

100

燃料交換機と炉上部機構の相対変位

1055

120

3.3 実用化に向けた技術的実現性の評価
3.3.1 実用化技術体系の整備までの道筋
3.3.1.1 炉心燃料設計
炉心燃料設計では、燃料・材料技術と炉心設計技術開発に大別される。
炉心設計技術については本質的にナトリウム冷却炉と同様であり、共通技術として必要に応じて開発を進めていく。
燃料・材料については、下記の項目が必要である。
(1) 窒化物燃料の開発
高燃焼度における FP 放出率、スエリングなどの特性に関するデータが不足しており、「常陽」やフェニックス炉を用いた照射試験による照射データの拡充と共に窒化物燃料サイクルに適合できる低コストのＮ-15 濃縮技術の開発が必要である。
(2) 被覆管材料の開発
被覆管材料として ODS 鋼被覆材等を想定している。これらの開発計画（常陽による照射等）
は前述のナトリウム冷却炉と同様である（ナトリウム冷却炉参照）。ただし、鉛ビスマス冷却炉
特有の項目として、鉛ビスマス冷却材との共存性の把握が必要であり、図 3.3.1-1 に示すように鉛ビスマス中での被覆管材料の耐腐食性確認試験が行われてきた。これらの試験による腐食
量、腐食のメカニズムの把握と被覆管腐食評価式の見直しが行われており、炉心設計への反映も実施している。しかし、試験データとしてはまだ不十分であり、実用化に向けて更なる試験が必要と思われる。
(3) LLFP ターゲット集合体
これらの開発計画（LLFP 要素、減速材の照射試験等）は前述のナトリウム冷却炉と同様である（ナトリウム冷却炉参照）。
3.3.1.2 プラント設計
鉛ビスマス炉における技術課題を摘出し、課題解決への研究開発ステップを検討することにより、実用化技術体系の整備に至る道筋を明確化した。
この結果を、機器開発について図 3.3.1-2 に、系統とシステム開発について図 3.3.1-3 に、これらをまとめたものを図 3.3.1-4 に示す。
(1) 実用化への課題
鉛ビスマス冷却炉の実用化に向けて課題の整理を行った。鉛ビスマス冷却炉を実用化するた
めには、鉄基の炉心燃料材料及び構造材料への腐食性を制御する技術が実用化への基盤的な技術となる。
その腐食制御技術の開発状況については、我国では小規模で短期間の鉛ビスマス流動ループ
での経験しかないこと、また海外でもロシアを除く国での経験は乏しく、近年ループの建設とデータの蓄積が始まった段階である。
耐食性のある材料についての腐食については、ロシアでのデータがあるのみで、各国とも耐食材料の開発に着手した段階である。また、鉛ビスマス中の、腐食に影響のあるといわれている酸素濃度の制御技術も開発が始まった段階にある。特に、材料開発に当たっては、腐食のメ
カニズムの把握を基本に開発を進める必要がある。さらに、プラントの構成材料としては、高1056

温、高応力下で使用する事を考えた開発が必要となる。
研究開発計画は、以上を配慮し、現在までの経験（特にロシア）から、課題としてあげられている項目について、機器とシステムに分けて計画を立てた。
(2) 機器開発
機器の開発は、鉛ビスマスに対して耐食性のある材料開発の進捗に依存する。現在、国産材に対する耐腐食性確認試験が図 3.3.1.-1 の通り進められており、これらの研究開発により実用化可能性に関する見通しが得られた。
今後の研究開発では、酸素濃度検出系、酸素濃度制御系、等の腐食制御技術の基盤技術が整備された時点で、実機の機器・システムの成立性を見通せる規模の機器開発試験を開始することとなる。これらの機器開発では最終的に実機の規模の数分の一程度の規模を持つ実証試験に
より機能を確認する必要がある。実証試験に至るまでに要素技術の開発を進め、機能に関する基本データを蓄積しておく必要がある。
(3) 系統・システム開発
鉛ビスマスの基本物性については体系的に取得されておらず、不純物管理がきちんと行われた基本ループを製作し、これで体系的に必要なデータ取得を行う必要がある。
基本的な特性はナトリウム等のこれまで経験のある液体金属と同じと考えられるが、プラント設計で使用する解析コードについて検証用の試験も必要となる。各種解析手法は、これらのデータを基本に、所定の精度を持ったものを開発する。安全評価も同様に進める。
システムは、特に鉛ビスマス冷却材の腐食制御システムの開発が、腐食特性との関係から重要で、材料開発と連携して進めることとなる。実際のプラント規模で適用できる環境制御技術がなければ、腐食の問題は解決しない。これまで経験のない材料であることから、冷却材に接する全ての計測機器の開発や確認を行う必要となる。
また、鉛ビスマス炉の冷却系は重量が大きいことと、その重量により耐震応答が比較的大きい。現在までに開発されている 3 次元免震素子ではその耐荷重が不足していることが明らかとなり、耐荷重が大きい 3 次元免震素子が開発課題となる。
(4) 全体計画
機器、系統・システムについての計画を図 3.3.1-4 にまとめる。鉛ビスマス冷却炉の開発では、その技術基盤となる燃料材料及び構造材料の腐食特性の把握と腐食制御技術の開発を優先してすすめ、その知見を活かした機器・システム開発を実施する必要がある。

1057

3.3.2 必要な開発資源・開発期間(1) 開発期間
鉛ビスマス炉の場合、腐食に対する材料の開発と、冷却材環境の制御が最も重要な課題である。他の開発テーマは、材料開発と同時並行的に進めるが、設計は材料の見通しが出来た段階
でなければ進められない。
以上を踏まえ、実験炉の概念設計開始は耐腐食性の有る材料の見通しと、環境制御技術の見通しが出来た 2018 年頃と設定した。これに引き続き、材料と環境制御技術が確立した段階で基本設計へと進む。他の開発項目は、材料開発や環境制御開発と同時に進めることとなり難しい面があるが、鉛ビスマスの化学的安定性から機器開発は進めやすいという面もあり、同時に機器開発を実施できるという前提で開発工程を検討した。検討した工程を図 3.3.2-1 に示す。
なお、以上の工程は材料開発と環境制御技術が順調に進む場合を想定しているが、これが遅れる場合は実験炉の工程も遅れる。
(2) 開発資源
プラント関連の機器、系統システムに関する開発費用を図 3.3.2-1 に示す項目を基本として検討した。この結果、全体として約 3400〜3700 億円のレベルと考えられる。
費用的に大きな割合を占めるのは、主要機器の開発で、ここで機器の大型化、長時間耐久試
験等を行う。鉛ビスマスの化学的安定性から、試験設備はナトリウムに比較すると大幅に安価に済むと考えられるが、大型の施設や機器を使用した試験となることから費用的にも大きくなる。
なお、ナトリウム炉と共通する開発テーマ（免震、建屋等）については、ナトリウム炉の開発費用を参考にした。

1058

1059

図 3.3.1-1 国産 FBR 材の鉛ビスマス中 耐腐食性確認試験

1060＜主要な機器とシステム＞
・燃料交換ｼｽﾃﾑ・制御棒駆動機構
・炉上部構造・炉容器壁保護構造
・取循環ﾎﾟﾝﾌﾟ
・受動的炉停止機構
・蒸気発生器

各機器の開発と確証試験

高耐食材料／
腐食抑制技術開発＜機器開発＞

要素技術開発実験炉

システム設計研究

項 目

幅広い
概念の
検討

2005

2006

概念の評価

Pb-B基本的i固有課
題の技術的成立性見通し・材料腐食特性・腐食防護技術・冷却材酸素ポテン
シャル制御技術
等のPb-Bi固有技術
開発成果（中間結果）

国産材での腐食特性、防食技術の把握実用化戦略調査研究
Ｐｈａｓｅ３
2007
2008
2009
2011

2012

2014

原型炉の基本計画

Ｐｈａｓｅ４2013

大型Pb-Bi試験ループの建設

・燃料交換機
・制御棒駆動機構
・炉上部構造・炉容器壁保護構造
・受動的炉停止装置

2015

設計用
基礎データ

・長時間耐久性試験（運転性、耐環境性等含む）
・耐震試験（大比重流体効果含む）
必要に応じ、試験設備の建設を行う。

確証試験

・プラント詳細設計を反映した確証試験
・性能、動作改良試験
・最終確証試験

機器への詳細設計反映

建
設へ

2026-2030

詳細設計

詳細設計
データ

基本設計

2021-2025

設計用
データ

概念設計

2016-2020

高耐食材長時間／特性試験、防食システムの改良と実証

・主循環ポンプ
・蒸気発生器機器開発試験

耐食材の試作と特性確認、防食システム開発と試験

大型施設総合試験の役割も含んだ実験炉の建設・運転＜基礎データ取得試験＞
・Pb-Bi伝熱流動基礎試験＜機器基礎試験＞・小型ポンプ試験・Pb-Bi中摺動、摩耗基礎試験・小型熱交換器試験

機器要素開発2010

鉛ビスマス炉の要素技術開発（機器）

腐食特性評価、腐食防護技術の安定性評価

総合的判断から主、従を選定

成立性の見通しから検討継続可否を判断

予備的
概念
設計

有望概念の抽出

Ｐｈａｓｅ１
Ｐｈａｓｅ２99〜 00 01〜 03
2004

図3.3.1‑2

＜系統システム＞

要素技術開発実験炉

システム設計研究

項 目＜評価手法＞

自然循環崩壊熱除去

免震装置

原子炉計装・ISIシステム開発

1061

幅広い概
念の検討

2006

既存ﾃﾞｰﾀでの評価

実用化戦略調査研究
Ｐｈａｓｅ３
2007
2008
2009
2014

原型炉の基本計画

Ｐｈａｓｅ４2013

大型試験ループへ
コード検証

自然循環崩壊熱除去特性確証試験

炉内計装（広域中性子検出器等）確証試験、ISI技術確証試験

2015

多次元流動、システム動特性、ソースターム、事故時反応度評価手法等開発及び高精度化

コード検証

2012

大型施設総合試験の役割も含んだ実験炉の建設・運転

2011

伝熱・流動基礎データ取得、自然循環崩壊熱除去特性評価（自然循環崩壊熱除去試験計画含む）

原子炉計装装置（温度／流量、酸素／水素等濃度計
測、漏洩検出、FFDL 等）、ＩＳＩ装置開発

2010

鉛ビスマス炉の要素技術開発（系統・システム）

計装技術確証試験計画

総合的判断から主、従を選定

2005

調整設計
総合評価

成立性の見通しから検討継続可否を判断

予備的
概念
設計

有望概念の抽出

Ｐｈａｓｅ１
Ｐｈａｓｅ２99〜 00 01〜 03
2004

図3.3.1‑3

基本設計

2021-2025

免震装置
確証試験

計装及びISI装置の小型化、高感度化、長寿命化概念設計

2016-2020

詳細設計

建
設
へ

2026-2030

1062

要素技術開発大型試験施設の役割含む

実用化プラント実験炉

工学試験施設による要素技術開発実用化プラント初号機

システム設計研究

項 目

工 程

幅広い
概念の
検討

調整設計
総合評価

Ｐｈａｓｅ４2013 2014

工学試験（Ｉ）
数MW程度のループ（新規）2012＜Pb-Bi炉設計方針の策定＞
・防食技術、主要材料選定方針
・燃料、しゃへい等炉心設計方針
・耐震設計方針・安全設計方針・供用期間中検査方針 等

2016

2017

2019

2020

2021

2022

2023

2024

2025

2026

2027

2028

基本設計

試験炉設計基準

詳細設計位）

・重金属炉用維持基準
・実用炉燃料の照射実績による燃料設計基準データ
・監視制御システム高度化
・オンラインメンテナンス＜革新技術＞
・耐食性新材料
・３次元免震装置
・窒化物燃料開発
・再臨界回避 等Sample（まとまり単試験炉設計方針確証試験(Ｂ)：
個々のシステム確証＜Pb-Bi固有技術＞＜炉心・燃料＞
・Pb-Bi中鋼材防食システム ・高比重制御棒耐久性試験
・冷却材純化システム
・高燃焼度窒化物燃料加速照射試験
・Pb-Bi洗浄システム
・窒化物燃料ピン破壊限界照射試験
・Po除去システム 等＜機器開発＞
・燃料交換システム・制御棒駆動機構
・炉上部構造・炉容器壁保護構造
・主循環ポンプ
・受動的炉停止系（SASS）
・主要機器耐震試験
・ＳＧ安全 等＜系統システム＞
・炉内計装（中性子検出装置等）
・ISI装置（Pb-Bi中構造物検査装置等）
・自然循環崩壊熱除去
・水平免震装置 等＜評価手法＞
・多次元流動、システム動特性、ソースターム、
事故時反応度評価手法 等

概念設計

2029

建設
へ

2030

実験炉：大型試験施設の役割含む
・出力：10〜15万kWe（〜400MWt）
・試験ループ：ポンプ、蒸気発生器
・建物支持：免震（水平）・構造材温度：５７０℃以下（燃料被覆管含む）
実炉体系での実証試験（Ｃ）
・Pb-Bi固有技術実証
・機器実証（原型炉用機器開発：
1/2˜1/3規模SG、ポンプ等）
・系統システム実証
・上記を含む総合機能の実証
・照射、運転実績
・評価用データ取得 等

原型炉（３０〜４５万kWe） 詳細設計＆設計認証＆建設への検討

原型炉：大型試験施設の役割含む
・構造材温度：５７０℃以上（実用炉温度条件でのシステム実証、燃料被覆管含む）
・タンク炉体系での実用炉機器開発、実証（実用炉の1/2˜1/3スケール 規模、大型蒸気発生器、大出力ポンプ、３次元免震等）

2018

工学試験（IＩ）
工学試験(I)の施設改良（既存）、数十MW規模試験ループ（新規）2015＜設計基準・指針策定用データ整備＞
・構造材料及び炉心材料の構造設計規格、基準類整備・許認可対応用長時間腐食データ（含暫定値）
・耐震設計方針充足性データ（含暫定値）
・安全設計方針充足性データ（含暫定値）
・供用期間中検査方針充足性データ（含暫定値） 等

試験炉・原型炉・実用炉の許認可対応、革新技術開発(D)

基礎試験２(A):
要素技術の成立性確認＜Pb-Bi固有技術＞
・酸化皮膜形成・純度管理技術
・Pb-Bi洗浄、保守等取扱技術
・ソースターム評価用基礎データ取得
・Po除去技術 等＜炉心・燃料＞
・高比重構造制御棒、燃料集合体流動試験
・高燃焼度窒化物燃料仕様ｽｸﾘｰﾆﾝｸﾞ照射・異常時,事故時燃料被覆管耐食性評価等＜機器開発要素試験＞
・Pb-Bi伝熱流動基礎特性
・制御棒駆動機構
・集合体浮き上がり防止構造
・炉容器壁保護構造
・Pb-Bi用機械式ポンプ 等＜系統システム＞
・既存原子炉計装技術適用性確認（温度/流量、
酸素・水素等固体電解質,漏洩検出,FFDL等）＜評価手法＞
・多次元流動、システム動特性、ソースターム、
事故時反応度評価手法 等

基礎開発（材料開発、PbBi純化等）

原型炉基本計画、
実験炉概念設計

総合的判断から主、従を選定

2011

鉛ビスマス炉の開発計画（まとめ）実用化戦略調査研究
Ｐｈａｓｅ３2006 2007 2008 2009 2010

基礎試験１(A):Pb-Bi固有の課題（材料腐食）の技術的成立性見通し＜Pb-Bi固有技術＞
・国内実機材料の腐食特性評価（12Cr鋼、ODS鋼等）
・腐食防護技術の安定性評価
・酸素ポテンシャル制御に関する基礎技術開発・耐食性新材料の開発

予備的
概念
設計

有望概念の抽出

Ｐｈａｓｅ１
Ｐｈａｓｅ２99〜 00 01〜 03 2004 2005

図3.3.1‑4

1063

窒化物燃料の開発

燃料

主要機器確証試験

自然循環崩壊熱除去

原子炉計装の開発

高温構造設計方針

PbBi中構造物の検査・補修

矩形SCCV設計基準整備

伝熱流動・崩
壊熱除去系

計測・制御

材料/高温
構造設計

供用期間中
検査と補修

建屋

主要機器の設計開発

機器開発
(炉構造、
冷却系機器、
燃取設備)

制御棒駆動機構、SASS

高比重制御棒開発

3次元免震確証試験

免震設計

原子炉停止系/
制御棒駆動機構

高性能遮へい体の開発

ＳＧ安全

燃料安全性評価技術

炉心損傷評価技術

Po除去技術開発

PbBi冷却系保守技術整備

PbBi洗浄技術開発

高耐食性材料/
腐食抑制技術開発
流動PbBi計測制御技術開発

遮へい

安全

鉛ビスマス
固有技術

実験炉

破損限界・破損後挙動試験(TREATorIGR)

デブリ冷却保持 炉外試験

再臨界回避技術開発

基礎データ
取得

基礎データ
取得

主要機器予備・調整設計、型式の選択

概念設計、構造材
料試験、製作

短尺ピン照射、照射試験準備Zr-H遮へい体開発

ＩＳＩ方針・装置
試作

方針暫定案

ＩＳＩ装置確証

矩形ＳＣＣＶ設計基準整備

炉内補修技術の開発・確証

2030

詳細設計

▽▽
▽

燃料装荷

建設/試運転設置許可 工事認可

ﾌﾟﾗﾝﾄ設計用ﾃﾞｰﾀ取得/評価手法長時間妥当性評価ﾃﾞｰﾀ取得/交換補修手法整備

基準要素技術開発設計／方針策定／適用性確認試験

炉内計装、ＦＦＤＬ、気泡検出、ＮＩＳ付属機器の開発・確証

長時間耐久性、耐震試験等、主要機器確証試験

実験炉主要機器の詳細計画

高比重制御棒耐久試験

自然循環崩壊熱除去特性把握、崩壊熱除去システム確証試験

主要機器要素技
術開発

実験炉主要機器の基本計画

要素試験、耐久試験

高比重制御棒流動試験

基本設計

▽

設置許可申請

燃料集合体バンドル照射、低除染、TRU等(JOYO)

燃料ピン照射(JOYO)

免震構造確証試験

ＳＧＴＲ評価手法開発、モデル ＳＧＴＲ評価手法
試験による妥当性確認
高度化

窒素解離、
FCI挙動把握

ソースターム評価手法開発及び妥当性確認、工学試験施設によるシステム確証

PbBi冷却系保守・維持技術開発、
整備

流動PbBi計測制御
耐久性評価・改良

高耐食性材料長時間域
材料特性確認

洗浄・廃液処理技術改良、実用化

流動PbBi計測制御
システム開発耐食材試作、
基礎特性確認

基礎データ
取得

Po物性、移行
特性把握

生成物質基
礎特性把握

基礎デー
タ取得

情報収集、基礎データ
取得、試作、技術評価

基礎データ取得、設計、試作、性能評価

腐食特性評価、腐食防護技術の安定性評価

概念設計

2020

図3.3.2-1 鉛ビスマス冷却炉の研究開発 ー工程と費用ー
2010

照射、運転実績、
PP用大型機器開発

2040

3.4 鉛ビスマス冷却炉の技術的総括
3.4.1 鉛ビスマス冷却炉の仕様とその根拠の整理
3.4.1.1 炉心燃料設計
表 3.4.1-1 にフェーズⅡまとめの代表炉心（強制循環冷却炉）の炉心基本仕様と設計根拠を示す。これらの炉心は前述の表 3.1.1-12 に示した設計条件を満足するが、炉心部取出平均燃焼度
150GWd/t を達成するためには、高速中性子照射量が ODS 鋼及び PNC-FMS 鋼の開発目標の制
限目安値（5×1023n/cm2）を上回ることになり、今後の材料開発を前提としている。
なお、中性子照射量を現行の開発目標の制限目安値に制約すると、炉心部取出平均燃焼度は130GWd/t 程度に止まることになる。
3.4.1.2 プラント設計
表 3.4.1-2 に各炉型の仕様及びその設定根拠示す。

3.4.2 鉛ビスマス冷却炉のセールスポイントの整理
3.4.2.1 設計要求への高い適合性
設計要求に対する充足性を以下に要求事項と対比しながら評価する。
(1) 安全性(i)

安全要求［設計要求］
決定論的には、十分な多重・多様性を有した能動的安全設備に加え、必要に応じて受動的安全機能を導入するとともに、仮想的な炉心損傷時の影響を原子炉容器内あるいは格納施設内で終息させる設計とする。
さらに確率論的には、決定論的安全要求を補完する目的で、炉心損傷発生頻度の要求値として 10‐６/炉年未満を達成できる見通しを示すとともに、炉心損傷あたりの格納機能の非信
頼度を十分低く維持できる見通しを示す。
［評価］
工学的安全設備としては多重・多様性を有する能動的安全設備を備えている。受動的安全機能としては、自然循環崩壊熱除去系及び SASS を備え ATWS 等の設計基準外事象条件でも受動的な炉停止と炉心冷却が可能である。また、格納容器も備えており、炉心損傷後の冷却性については未評価ではあるが、冷却材の沸点がナトリウム炉よりも高いことを考慮すると、ナトリウム炉と同等以上の格納性能を持つと推測できる。
3.2.2.4 節で実施した確率論的な評価より、目標の炉心損傷発生頻度を下回るポテンシャ
ルは十分に有すると判断した。
3.3.2.2 項で示す課題は有するものの将来の研究開発により解決可能と考え、安全要求を達成可能と判断した。
(ii) 安全設計の基本的原則の遵守［設計要求］
原則として、現行軽水炉に適用される基準、指針類及び｢もんじゅ｣の安全審査で適用され1064

た基準、指針類、高速増殖実証炉の設計研究における考え方を参考にし、選定した冷却材、燃料及びプラント概念の特徴を考慮した設計とする。
［評価］
軽水炉及びナトリウム炉で整備されている基準・指針に準じて概念検討を実施している。
また、鉛ビスマス冷却材特有の課題としては鉛の毒性、Po‑210 等があるものの、検討の結果、プラント概念は成立すると判断した。
(iii) 原子炉停止機能への要求［設計要求］
原子炉停止系には受動的な炉停止能力(例えば、自己作動型炉停止機構 Self Actuated
Shut‑down System、以下 SASS と記載)を付加するか、あるいは、事象進展緩和を可能とする
受動的機構(例えば、ガス膨張モジュール Gas Expansion Module、GEM)を付加するとともに運転員の介在による事象終息が可能な設計とする。なお、軽水炉のように 1 時間程度の短時間で炉心損傷に至らないｼｽﾃﾑの場合には、運転員の介在により炉心損傷が防止できることを示すことにより、受動的な炉停止機能を不要とすることができる。
［評価］
SASS を付加し、受動的な炉停止能力を確保した。また、その有効性について解析を実施し、成立性を見通した。
(iv) 崩壊熱除去機能への要求［設計要求］
炉停止後の崩壊熱除去機能について、多重性あるいは多様性をもたせるとともに、全交流
動力電源の喪失を想定しても炉心冷却が可能な設計とする。また、事故管理方策により、その機能回復が図れる設計とする。
［評価］
多重な崩壊熱除去系統を構成するとともに、完全自然循環により崩壊熱を除去可能なシステムを構成した。自然循環への過渡時に炉心流量が不均一となる現象が解析されており今後の課題とはなっているが、水・蒸気系の運用方法の工夫等で解決可能と考える。検討の結果、プラント概念は成立すると判断した。
(iv) 炉心損傷に対する格納機能の確保［設計要求］
代表的な炉心損傷事象に対し、選定したプラント概念及び着目する事象の特徴を考慮して、以下の事項を含め、リスク低減の観点から期待できる合理的対策を講じることによって事故
影響の局限化を図る。
①

高速炉の炉心燃料の特徴を踏まえて、炉心損傷の事象推移過程において再臨界に伴う有意な機械的エネルギー発生が防止できる対策を講ずる(再臨界回避)。

②

さらに事故後の融体静定、熱除去、放射性物質の閉じ込めを可能な限り炉容器内で達成し、格納容器への熱・機械的負荷を大幅に緩和して放射性物質の閉じこめ能力を確保することで、炉心損傷の影響を周辺環境に有意に及ぼさない設計とする。

1065

［評価］
再臨界回避については詳細な評価は行っておらず、今後の R&D 課題である。定性的には、沸点が高く炉心損傷過程でボイド反応度が入りにくいこと、冷却材密度が高く燃料分散がしやすいこと、炉心燃料のピン間ギャップが大きく燃料流出が比較的起こりやすいこと、から再臨界回避可能な設計が成立する可能性を有すると考えている。
また、事故後の放射性物質の閉じこめに関しても今後の R&D 課題ではあるが、冷却材沸点と熱容量が高いことから、成立可能と考える。
(2) 経済性［設計要求］
設計目標値は以下のとおり。
①

建設コスト：20 万円/kWe②

建設工期：モジュール型炉の場合 36 ヶ月③

プラント寿命：60 年④

稼働率：93%［評価］
全ての項目で設計目標値を満足している。ただし、稼働率に関しては冷却材バウンダリ内構
造の ISI の内容によっては目標値を下回る可能性もあるため、今後の R&D により可能な限り
ISI 項目・内容を合理化する必要がある。
(3) 環境負荷低減［設計要求］
環境負荷低減の観点から、通常のプラント運転で発生する廃棄物及び廃炉時に発生する廃炉
廃棄物については、冷却材を含め可能な限り再利用が図れる設計とする。運転・保守における放射性固体廃棄物の発生量の目標値を現行軽水炉の 1/10 以下とする。また、運転に伴う放射性
気体及び液体廃棄物の環境への放出放射能に関する要求値を、単位発電量当たりの放出量を現
行軽水炉の設置許可申請書記載値に対して同等以下とするとともに、これを更に低減する設計を目指す。廃止措置に伴い発生する放射性固体廃棄物発生量(体積)を極力低減する設計を目指す。なお、廃棄物発生量の評価については、国の検討動向を勘案した区分毎に評価する。
［評価］ナトリウム炉設計研究で得られた知見を基に簡易評価をした結果、廃炉廃棄物は目標値を下回ることがわかった。また、運転に伴う放射性廃棄物量も目標値を下回ると評価された。
(4) 核不拡散［設計要求］
核拡散抵抗性向上の観点から、以下の項目について設計上配慮すること。
①

燃料取扱設備は、核物質防護及び保障措置の対応を考慮した設計とすること。

②

プルトニウムを含む新燃料及び使用済燃料については、意図しない接近を制限できるこ
と。

［評価］

1066

設計要求を反映した燃料取り扱い設備設計を実施しており、要求を満たしていると考える。
(5) 運転・保守補修性［設計要求］
次の 3 項目を満足する設計とする。
①

日負荷追従運転が可能であること。

②

運転の簡素化、自動化、運転制御系の高度化、検査及びメンテナンスし易い設計等により、運転・保守作業におけるヒューマンエラーの防止、保守作業量の低減、運転員・保守員の省力化、保守作業員の被ばく低減を図ること。

③

化学的活性や毒性、放射化等、冷却材の有する特性を考慮し、運転性、保守補修性の向上を図ったプラント設計とすること。

［評価］
以下のとおり検討し、設計要求を満たす可能性を有すると評価した。
①

日負荷追従について、強制循環炉については制御系により負荷追従可能と判断できる。

②

鉛ビスマス冷却材特有の条件を考慮し、保守・補修に対する設計対応を図った。これにより、信頼性を確保可能な保守・補修性を有すると判断した。

3.4.3 高度化の可能性
鉛ビスマスを冷却材として使用した場合の、更なる高度化の可能性について検討した。検討は、冷却材の特徴を把握し、この特長を生かす方策を考え評価した。この特性は、FBR 発電プラントとして鉛ビスマスを候補の一つとして選択した場合と同じであるが、さらに将来を見通して、この特長を生かす方法を検討した。
(1) 鉛ビスマスの特徴
鉛ビスマスの冷却材としての特徴を、参考文献[18]を参考に他の冷却材との対比で表 3.4.3-1に示す。
ここから分かることは、液体冷却材としては、融点が低く沸点が高いことが分かる。他の特性は既にこれまで検討した自然循環炉、強制循環炉、保守補修性を向上した炉に採用されている。
なお、鉛ビスマスを高温で使用する場合は、材料との共存性が厳しくなる。
(2) 鉛ビスマスの高度化利用方策
鉛ビスマスの特徴である高沸点を生かす方策として、高温化プラントへの利用がある。大規
模な高温発電プラントへの適用は、発電系を含む耐腐食材料を開発する必要があり、熱源としての高温利用が有効な利用方法と考えられる。
高温熱源として有効な利用方法として、水素製造プラントへの適用が有力視され、GENE-IV
等に STAR-H2[19]として提案されたり、米国内での水素製造プラントの候補概念[18]に上げられている。
これ以外の高温熱源としての利用は、近年は提案されていない。これは、原子力プラントであることによる初期コストの高さや、立地の難しさによると思われる。

1067

(3) 高度化の可能性
鉛ビスマス冷却材の高温利用の可能性から、水素製造プラントの熱源としての候補にあげられ、参考文献[18]で評価が行われ、鉛ビスマス炉が有望な候補の一つであることが示されている。
課題とされた材料適合性と使用経験は、材料開発を進めることで得る事ができ、米国において高温で耐食性のあるセラミック材料の開発にも着手している。ただし、セラミック材料を含めた開発は時間と費用がかかるため、実用化までには相当の時間を必要とする。

1068

1069

11
12
13
14
15
16

10

高燃焼度化のため低スエリング材を適用

鉛ビスマス炉で炉心高性能化を達成できること、先行例を参考にして設定（経済性の観点より径ブランケットは削除）

直径10m台の原子炉容器に収まるプラント設計より設定

増殖比
FBR導入シナリオより 1.1程度（導入期）、1.03程度（平衡期）
複合システム倍増時間（年）
炉心部
経済性などの観点より他の基幹電源と共通の設定
取出平均燃焼度
取出平均燃焼度 ： 炉心部 150GWd/t 程度、全炉心 60GWd/t 程度以上
（GWd/t）
全炉心*1
運転サイクル長さ ： 18ヶ月以上運転サイクル長さ（ヶ月）
ボイド反応度（$）
安全性からの目安として 10$ 程度以下
2 *2
高速中性子照射量（n/cm ）（ODS鋼などの開発目標として 5×1023n/cm2以下）*2
被覆管外面最高温度（℃）
鉛ビスマスとの共存性より外面で570℃以下
燃料バンドル部流速（m/s）
被覆管、構造材などの腐食抑制の観点より 2m/s以下
遮へい体外接円径（m）
直径10m台の原子炉容器より 5.5m程度以下*1 ブランケット燃料を含む全炉心取出平均燃焼度*2 E > 0.1 MeV、基準炉心では炉心部取出平均燃焼度 150GWd/t を目指し、照射量制限は設けない。

根拠

8
9

7

750
1980
445 / 285
305,200
窒化物
均質２領域（径ブラなし）
ODS鋼
PNC-FMS鋼
導入期
平衡期
1.10
1.04
76
154
155
105
128
18
←
4.5
4.7
6.43×1023
6.56×1023
570
←
1.8
←
5.35
←

項目
電気出力（MWe）
原子炉熱出力（MWt）
原子炉出口/入口温度（℃）
1次系流量（t/h）
燃料形態
炉心型式
被覆管
炉心材料
ラッパ管

鉛ビスマス冷却炉の炉心基本仕様と設計根拠

No.
1
2
3
4
5
6

表 3.4.1-1

1070

熱出力

モジュール数

ループ数

１次系Ｎａ温度
１次系流量
主蒸気温度／圧力
給水温度／流量
プラント熱効率
プラント稼働率
炉心径(炉心槽外径)

3

4

5

6
7
8
9
10
11

16

15

14

13

・伝熱面積
・材質
崩壊熱除去系

蒸気発生器

炉心上部機構・炉壁保護構造・炉心支持方式

原子炉容器（寸法）

電気出力

2

12

原子炉型式

1

目

項

No.

根 拠

炉心設計との取り合い条件

定検期間 36.5 日、それを基にタービン設備の運用を考慮して稼働率を設定した。なお、

コールド冷却材による冷却流路を形成し原子炉容器の温度を下げる

単回転プラグ+切込み付
・ Na 炉と同形式
コラム型 UIS
一体貫流ヘリカルコイル・ 引き抜き・交換性を確保するために円形断面のヘリカルコイル型を選択した。
型（6 基）
・ 伝熱管材料については、伝熱性能、強度の観点から 12Cr 鋼を選定している。
8040 m2
12Cr 鋼DRACS（３系統：完全自然 ・ SG の引き抜き交換性確保のため DHX との合体はできないため、DRACS を選択。

炉壁冷却構造1

R&D 成果により炉心の被覆管最高温度 570℃以下とした。その条件で最も高い原子炉出口温度を設定した。

円形断面の SG を 6 基配置するため 3 ループとなっている。

原子炉容器の構造健全性の限界から原子炉容器が決まり、それに納まる最大の出力である。また、経済性向上のためモジュール効果・スケール効果を考慮し設定した。

縦置円筒容器側部支持有・ 原子炉容器径は耐震性と高温構造健全性（板厚 60mm 程度）により制限。
液面式
・ 耐震性向上のため原子炉容器軸長短縮を指向。
(φ14.5m／h18.5m）
下部支持方式ナトリウム炉と同様

5520 mm

3 ループ（2 次系１ループ）
445℃／285℃
29520 ㎥/h
403.5 ℃／6.5 MPa
210 ℃／約 3126 ton/h
38%
93.3％

4 モジュール(300 万 kWe)

1980MWt

750MWe定

高密度冷却材のため構造健全性が厳しくなる配管が無いタンク型形式とした。

設

鉛ビスマス冷却炉のプラント基本仕様とその設計根拠（1/2）

タンク型鉛ビスマス冷却
強制循環炉

表 3.4.1-2

1071

免震

プラント寿命

原子炉建屋

21

22

23

・燃料減衰待貯蔵・炉内燃料交換

プラント運転サイ
クル
燃料取扱設備1920

原子炉格納施設

18

目

17

項

１次系冷却材漏え
い対策

No.

設

定

根 拠

鉛ビスマス冷却炉のプラント基本仕様とその設計根拠（2/2）

水との反応性が低い鉛ビスマス冷却材の特徴を活用し、直接水プール貯蔵方式を採用する。

2

建家 3 次元免震・ 重金属冷却の中型以上の出力を持った炉では、原子炉容器の座屈防止の観点から 3 次元免震が必須とな(免震装置鉛直固有振動る。
数：1Hz 以下)
・ 建設コスト低減の観点から、3 炉型とも建家 3 次元免震を選択した。
６０年
設計要求
原子炉建家容積
設計結果
8.5 万 m3

直接水プール貯蔵方式

UIS とｹｰｼﾝｸﾞの結合、または UIS によるアーム支
持構造により耐震性確保

単回転プラグ＋切込み付
・ 軸長を短縮し耐震性を確保。ケーシングを厚肉構造(約 90mm）にすることにより UIS によるサポート無
コラム型ＵＩＳ
しで耐震性を確保できる見込み。
＋パンタグラフ式燃料交換機（①及び②は UIS による支持付き）循環方式）
ライナ型ガードベッセル 原子炉容器が側部支持方式のため一体型のガードベッセル構造とできない。原子炉支持構造より下側はラ（断熱ブロック+ライナ） イナ張りの断熱ブロック、上側は鋼製の円筒構造とした。
ライナ内張一体型コンク
リート製格納容器
格納容器は免震装置の採用とコンパクト化による経済性向上をねらい、建屋一体型矩形ライナ内張り鉄筋（炉上部矩形室ライナ +コンクリート製とした。
生体遮へいコンクリート
ライナ）
約 1８ヶ月（EFPM）、6
稼働率向上のため、18 ヶ月運転とした。
バッチ

表 3.4.1-2

1072

〜2

ー

ー
ー
ー

液体炉心
水溶液
液体金属
溶融塩

〜1
〜10
〜2.5

0.53
0.82
0.74
0.7

7
23
ー
39

0.00009
0.000180.00130.00180.00150.00130.00056

0.86

154

2
4
14
40
44
ー
18

1.1

6.5
13.6
11.4
9.75
〜10

20

D2O

1

118
200
207
209
ー

18

水・重水
H2O

密度
(g/cc)

有機材
ジフェニル
アルカリ金属
Li
Na
NaK
K
重金属
Sn
Hg
Pb
Bi
PbBi
気体
H2
He
N2
Ar
CO2
空気
蒸気
溶融塩
2LiF-BeF2

分子量

冷却材

ー
ー
ー

ー

0.332
0.007
1.88
0.66
0.0038
〜1.3
0.66

0.625
380
0.17
0.034
〜0.1

71
0.525
〜5
2.07

0.33

0.001

0.66

断面積
(b)

核分裂
生成物
高

有り

低
無し
無し
有り
中
有り
中

Po生成

高

高

低

中

中
安定
安定

安定

中

安定
安定
安定
安定

安定

安定

低

中

有り
有り
有り

無し
有り
無し

無し

無し

無し

有り

高

無し

有り

無し

無し

無し
有り
無し

無し

無し

高

無し

有り

無し

無し

危険性
燃焼性 反応性

無し

無し
高
有り
無し
有り

有り

無し

無し

毒性

ー
〜1500

1397

457
ー
〜300
497

ー
ー
ー
ー
ー
ー
100

2270
358
1740
1570
1670

1331
881
784
761

255

101

100

沸点
(℃)

ー
ー
ー
ー
ー
ー
0

232
-38.5
327
271
125

181
98
-11
64

69

0

0

融点
(℃)

-9

〜10
低
-9
<10

<10

ー
ー
ー
ー
ー
ー
ー

優

優

劣る

優

優

<10-9
5×10-6
〜10-4

<10-9
0.07
<10-9
<10-9
-9
<10

良

良好

0.2

13.7

13.7

沈積有り
沈積有り
安定？

安定

安定
安定
安定
安定
＜850
＜850
ー

安定

安定

750

安定

安定

有り
有り
有り

中

有り
無し
有り
無し
有り
有り
高

(冷却材に
適用可能)

中

有り
(Nb合金
は安定)

有り

有り

蒸気圧力 熱的 熱的安定 共存性(MPa)
輸送性 限界(K) (@900℃)

出典：SAND2002-0513 An Assessment of Reactor Types for Thermochemical Hydrogen Production"Albert C.Marshaqll

鉛ビスマスの冷却材としての特徴

中性子 放射線
活性化 分解性表3.4.3-1

3.5 フェーズⅡ検討のまとめフェーズ I 研究とフェーズⅡ研究を通して、重金属炉の設計研究では、図 3.5-1 に示すように、
炉型、出力規模、冷却材、循環方式について、それぞれの概念についてプラントの設計研究を実施し、比較することによって重金属冷却炉として最適かつ設計要求に適合する概念検討を追求した。フェーズＩ研究での概念選択の検討内容については、文献[1]に記載している。
フェーズⅡ研究の前半では、自然循環炉と強制循環炉の比較・評価、および保守補修性に関するプラント設計の比較を実施した[2]。自然循環炉は 3.1.1.3 項に示すとおり、鉛ビスマス冷却材に対する耐腐食性、高燃焼度化への対応可能性、技術的実現性を備える炉心材料として想定している PNC-ODS 鋼では、炉心性能と冷却性能両立させる炉心設計が不可能であると判断した。
保守補修性に関する設計研究による比較のため、保守・補修性に関する設計要求をナトリウム冷却炉と同等とし、原子炉容器径の最小化と１次冷却システム最小化を目標としたプラント概念検討を実施した。本概念は建設コスト評価の結果、75 万 kWe の出力でナトリウム大型炉と同等の建設コストとなり、２次系削除可能な鉛ビスマス冷却材の特徴を活かした経済性の高いプラン
トと評価された。しかしながら、鋼材を腐食する性能を持つ鉛ビスマス冷却材を使用するにあたって、保守・補修性をナトリウムと同等にすることが可能とするためには、運転実績の蓄積が必要不可欠であり、高速炉導入初期段階では十分な保守・補修性が必要であると考える。その結果、候補概念とするプラント概念では、十分な保守・補修性を設計条件として検討した。
上記の検討から、フェーズⅡ後半での重金属冷却炉検討の対象は、「強制循環型鉛ビスマス冷却
タンク型中型モジュール炉」＋３次元免震、として設計研究を実施した。
フェーズⅡ後半の検討では、まず、プラントの基本構成を決定するために、プラント出力に関するサーベイを実施した。その結果、出力を制限する因子は原子炉容器の鉛直方向の耐震性であることがわかった。３次元免震素子の鉛直方向固有振動数を１Hz と想定すると、振動吸収のためのダンパーの剛性及び免震のための固有振動数差を考慮し原子炉容器の固有振動数は３Hz 以上を確保する必要がある。タンク型炉の原子炉容器は、これまでのナトリウム冷却炉の原子炉容器設計知見から熱設計成立性を確保可能な肉厚を 60mm 以下程度と仮定すると、原子炉容器の鉛
直方向の固有振動数がφ15m で３Hz となる。よって、φ15m 程度が原子炉容器の耐震性確保の上で上限となる。φ15m のタンク型炉の炉心及び冷却システムの配置を検討すると、電気出力75 万 kWe 程度が上限となることがわかった。
次に１次冷却系の耐震性について検討した。鉛ビスマス冷却材はその自重の大きさ及び密度が大きいことから構造物への付加質量が大きくなることから、構造物の地震時の応答が大きくなる。
その結果、特に原子炉容器内の軸長手構造物である、UIS、燃料交換機、及び SG のシュラウド
については耐震性が設計制限因子となることがわかった。特に UIS に関しては腐食防止のために冷却材滞留部の無いコラム型 UIS を採る必要があることから、その軸長を耐震性確保可能な長さにすることが重要である。UIS に関する耐震性サーベイからその軸長は 10m 程度に制限されることが明らかとなり、それを設計の制限条件とした。
以上の検討により、耐震性確保の観点で原子炉容器径 15m と UIS 軸長 10m がシステム検討の上での制限因子となる。
保守・補修性については、鉛ビスマス炉特有の冷却材による鋼材腐食条件を考慮した設計条件を検討した。冷却材中で可動部を有するポンプ及び冷却部があり炉心からの質量移行が想定され

1073

るＳＧについては、引き抜いてメンテナンスピットで検査・補修が可能とした。その他の静的な構造物については遠隔保守技術による検査性を確保した上、大規模な補修を可能とするために冷却材ドレンと原子炉上蓋の開放を可能とする構造にした。
これらの条件を考慮したプラントとの取り合い条件を設定した上で、炉心設計を実施した。炉心燃料としては鉛ビスマス冷却炉特有の低燃料体積比でも十分な炉心性能を確保可能な窒化物燃料とし、材料腐食の要素技術開発成果であるホットスポット制限温度 570℃を反映し、炉心概念を構築した。
これらの検討により得られたプラント概念は表 3.1.3-23 にまとめている。
構築したプラント概念を対象として、安全性と経済性について評価した。
安全性については、軽水炉と同様、深層防護を基本とした安全設計により設計要求を満足できる見通しがある。系統を加圧する必要のない本概念では、冷却材境界の破損に対して静的機器による冷却材確保が可能であり、多重性、多様性を備えた安全設備の機能とあいまって炉心保護が可能な設計とした。鉛ビスマスと水との化学反応が問題とならないことから 2 次系を削除した概念となっており、蒸気発生器伝熱管破損時の炉心への蒸気進入対策が検討されている。炉心損傷の発生頻度は、10−6／炉・年を下回る見通しである。受動的安全性については、自己作動型炉停止機構の設置と冷却材の自然循環による崩壊熱除去が可能な設計で対応できる可能性がある。仮想的な炉心損傷事故に対しては、燃料溶融挙動に関する知見が乏しく、評価の定量化が難しい現状ではあるが、冷却材の比重が大きいことから、浮力によって損傷燃料が原子炉容器内を上昇分散する可能性があり、原子炉容器上部で損傷炉心物質を保持冷却する方策を今後具体化していく
ことによって原子炉容器内終息が達成できる可能性がある。
経済性については、建設費の目標（20 万円/kWe）をほぼ達成できる可能性があると評価された。
本プラント概念について、開発課題を検討した。鉛ビスマスに対する腐食制御技術と窒化物燃料の開発の実現性を見通すためには、基礎的課題の解決が必要である。特に、温度分布のある流動環境条件下での質量移行や腐食メカニズムの解明、鉛ビスマスと接触する材料表面に安定な保護膜を生成・維持するための酸素濃度制御技術及び不純物除去技術の開発、鉛ビスマス環境下での窒化物燃料の破損限界、破損後挙動試験など、概念成立性を左右する基礎的な研究開発が必要である。鉛ビスマス冷却炉の技術的実現性を見通すには、基礎的な概念成立性に関する腐食特性、腐食制御技術に関する研究開発を先行して実施し、それらの技術に関するブレークスルーを図る
必要があると考える。

1074

重金属炉
タンク型

自然循環冷却
タンク型中型

配管支持構造の問題

大型タンク型

中・小型タンク型

Pb-Bi coolant

ループ型

Pb coolant

強制循環冷却
タンク型中型M

構造健全性確保のために重量過大
高温ﾒﾝﾃﾅﾝｽに課題

保守補修性最適化

フェーズ I 検討

経済性最適化

ﾎｯﾄｽﾎﾟｯﾄ温
度570℃•自然循環ヘッド確保のための長軸構造と耐震性の•小R／V径を指向した長軸

両立が困難

構造は耐震成立性が低い•ホ ッ ト ス ポ ッ ト 温 度•腐食能を有する冷却材環

570℃では成立性がない

境ではISI＆R性が必要

候補概念：

図 3.5-1 重金属冷却炉概念選定の流れ
1075

第3章
[1]

参考文献

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1078

4.

ヘリウムガス冷却炉

4.1 ヘリウムガス冷却炉の概念の構築
4.1.1 ヘリウムガス冷却炉の持つ優れた性能とその追求
4.1.1.1 ガス冷却炉の一般的特性
ガス冷却炉の冷却材は、高温における安定性、取扱い性の観点から、熱中性子炉において実績がある炭酸ガス、ヘリウムガスが選定されている。その他のガスについて、一酸化炭素、水素、空気は化学的活性から、窒素は中性子反応断面積から、アルゴンは熱伝達性能から、ネオンは入手コストから、水蒸気は高温での腐食性から不適当と考えられる。冷却材としてガスを使用することによるガス冷却炉の特徴をナトリウム冷却炉と比較し、表 4.1.1-1 に示す。
(1) 核的性能
表 4.1.1-1 に示すように、原子炉の炉心部分におけるガスの密度は、炭酸ガスが約 26kg/m3（4.2MPa）、ヘリウムガスが約 2.6kg/m3（6MPa）であり、ナトリウムの約 820kg/m3（0.2MPa）に比較して小さいため、冷却材ガスの中性子減速効果が小さくなり、増殖性が向上するポテン
シャルがある。また、ガスの沸点は炭酸ガスが約７℃（4.2MPa）、ヘリウムガスが-268℃（6MPa）と通常運転温度よりはるかに低く、事故時においても相変化がないことから、ナトリウムのよ
うなボイド形成による炉心溶融に至るような過大な正の反応度印加要因がなく、事故時の事象
推移が穏やかである。
(2) 熱的性能
ナトリウムと比較してガスの熱伝達率は小さく、熱輸送力（ρCp；ρ：密度kg/m3、Cp：定圧比熱kJ/kgK）も小さいという短所から、熱輸送力の向上及び除熱性能確保のためには圧力を上げて密度を高める必要があり、高圧システムとなる。具体的には、炭酸ガスの熱輸送力は
31kJ/m3K（4.2MPa）、ヘリウムガスは 13kJ/m3K（6MPa）であり、ナトリウムの 1066kJ/m3K（0.2MPa）と比べると、ガスの熱輸送力は 100 分の 1 程度であることがわかる。このため、炭酸ガス冷却炉は原子炉出口圧力が 4.2MPa、ヘリウムガス冷却炉が６MPaとなり、ナトリウ
ム冷却炉の 0.2MPaより高圧システムとなっている。
また、除熱性能が低いことから、燃料被覆管の健全性を確保するため、出力密度を小さくする必要があり、同じ出力を確保するためには炉心サイズが大型化する。
除熱性能向上のために、ピン型燃料では伝熱促進体（粗面、フィン、リブ等）の採用が考えられるが、この場合は系統の圧力損失が大きくなりポンプ動力が増大する。
ただし、ガスは高温になっても相変化がないため、２相流などの流動の複雑さを考慮することなく、原子炉出口温度の高温化が可能であり、ヘリウムガス冷却炉は 850℃に設定している。
このヘリウムガス冷却炉は原子炉出口温度の高温化に加え、高温化を阻む主たる要因である金属被覆の代わりにセラミックス等の耐熱材料を使用すること、及び原子炉出口から直接ガスタ
ービン発電を行うことにより、熱効率の向上が期待できる。一方、炭酸ガス冷却炉の原子炉出口温度は高温腐食を考慮して 530℃（ETGBR の設計例）であり、ナトリウム冷却炉の約 550℃と同程度に設定している。

1079

(3) 構造健全性
ガス冷却材、特にヘリウムガスは高温でも化学的に安定であるため、構造材料との腐食などの化学反応がない。炭酸ガスの場合は、英国の商用炉である改良型ガス冷却炉（AGR: Advanced
Gas Cooled Reactor）1), 2)で原子炉出口温度 650℃までは実績があるが、それ以上の温度では腐食の点で材料との共存性に問題がある可能性がある。また、ガスは熱伝達率と熱容量が小さいことにより、サーマルストライピングや過渡変化事象等による構造物への熱荷重が小さい。
しかし、ガス冷却炉は熱的性能の向上を図るために、冷却材圧力を高くし、原子炉のコンクリート構造物あるいは鋼製容器を大型化しなければならない。
(4) 保守・補修性
ガスは透明であるため、保守の際の点検や検査、補修及び監視が容易である。また、純度管理を行えば冷却材が放射化されないため、冷却系機器などの保守・補修時の遮へい等が合理化できるが、ストリーミング対策が必要となる。
(5) 安全性
ガスは相変化がないため冷却材密度の変化による反応度変化が小さく、事故時に急激な出力の上昇には至らない。また、化学的に不活性であるため水や構造物、格納容器雰囲気との反応が小さいことから、事故時に急激な化学反応によるエネルギー放出はなく安全性が高い。炭酸ガス冷却炉の場合、ボイラ伝熱管破損事故時に原子炉系圧力がタービン系蒸気圧力より低いため蒸気流入事象となるが、この場合も負の反応度が投入されることから反応度事故にはならない。
ガス冷却炉はナトリウム冷却炉と比べ自然循環による除熱能力が小さく、特に「減圧事故+
全交流電源喪失事故」に対しては炉心冷却性能が低いため、燃料体積比を制限するなどの炉心設計の工夫が必要である。なお、同じ冷却材でもガス冷却熱中性子炉の場合は、炉心は黒鉛材
料で構成され熱容量が大きく、低出力密度炉心と相まって固有安全性を有している。
炉心損傷事故（CDA）時に再臨界が発生したとしても、冷却材がガスであるため、ナトリウ
ムのように発生した熱を機械的エネルギーに変換する流体がなく、原子炉容器に対する機械的
負荷はナトリウム冷却炉に比べ相対的に小さい。しかし、炉心溶融時における溶融燃料の冷却について、ガス冷却材の除熱能力が小さいことから、コアキャッチャー等の付帯設備が必要となり加圧水等による強制循環冷却機能を確保する必要がある。
(6) 経済性
ヘリウムガス冷却炉の場合、ナトリウム冷却炉と異なり、中間熱輸送系である２次系がない
ためシステムが簡素化されており、さらに予熱系や燃料取扱系の洗浄系も削除できる。制御棒
を下部からの挿入とし、パンタグラフ式燃料交換機を採用することにより、回転プラグ等の上部構造物が削除できるため、経済性の向上が期待できる。
しかし、炭酸ガス冷却炉の場合、ガス循環機の所内負荷が大きいこと、伝熱性能が悪いため
熱交換器が大型化するというデメリットを評価する必要がある。
また、開発コストの観点から、炭酸ガス冷却炉はプラントシステムに AGR 技術が利用できるため、開発要素は比較的少ないが、ヘリウムガス冷却炉は経験や知見の蓄積が少ないことか

1080

ら、燃料・炉心構造や安全設備など概念の成立に係わる開発要素が多い。
(7) 環境負荷特性
ヘリウムや炭酸ガスは放射化されないので、燃料からの FP 放出がない限り、放射化するナトリウムのように冷却系周りに遮へい体が必要なく、ガス冷却材が保管管理の必要がある固体
廃棄物となることもない。しかし、ナトリウムに比較して中性子反応断面積が小さいため、炉心周囲の高速中性子フルエンスが大きくなる可能性があるので、炉心周囲構造物の照射損傷を考慮した遮へい体の設置が必要となる。
4.1.1.2 フェーズⅠ成果の概要とフェーズⅡ検討の展開(1) 炉心燃料設計(i)

フェーズⅠ成果の概要
炉心燃料設計では、過去のガス冷却炉設計研究（高速炉及び熱中性子炉）、及び既存のガス冷却炉（熱中性子炉）の設計を踏まえ、ガス冷却炉形態をヘリウムガス冷却炉と炭酸ガス
冷却炉に大きく分類し、それぞれについて炉心設計及び特性評価を実施して、燃料種類・形態を選択した。
ヘリウムガス冷却炉心の概念の検討経緯5)を、図 4.1.1-1 に示す。ヘリウム使用温度域としては、熱効率を 40%以上にする場合、炉心出口温度で 850℃以上とする必要がある。この時ホットスポットにおけるヘリウム温度は最高 1000℃程度になると予想される。金属燃料を用いた場合、その変態点・融点が 900～1100℃程度であることから実質上採用は不可であり、
設計自由度の観点から酸化物燃料及び窒化物燃料が候補として選定された4)。また、異常な過渡事故時の高温に耐えることが必要であり、セラミック製被覆を用いる被覆粒子型もしく
は耐熱合金材料を用いるピン型を、有望な燃料形態として選択した。なお、酸化物燃料は重金属密度が低く、燃料体積比が限定される被覆粒子燃料形態では、実用化戦略調査研究で要求する炉心性能を得ることが難しく、対象外とされた。
炭酸ガス冷却炉心の概念の検討経緯を図 4.1.1-2 に示す。炭酸ガス冷却炉の被覆管温度域
は高々730℃程度であり、ヘリウムガスの場合より低く成らざるを得ない。そのため、炭酸ガス冷却を選択する利点は、開発課題の少ない燃料・燃料形態で、高速炉の早期導入を図る
場合に限られる。よって設計の選択としては、開発課題の多い被覆粒子型燃料ではなく、AGR
等で実績のあるピン型燃料を候補とした。ピン型燃料について、酸化物燃料、金属燃料、窒化物燃料を比較した場合、使用温度域から金属燃料は設計範囲が狭く候補外となる。酸化物
燃料、窒化物燃料に対し炉心設計を行い、増殖性、システム倍増時間などの炉心性能の観点から、窒化物燃料が優れると判断した。一方、酸化物燃料は窒化物燃料に対し、核特性上は不利であるが、炭酸ガス冷却炉における使用実績が多く開発課題が少ないことから、窒化物
燃料の実用化が見通せるまでの代替案とされた4)。

(ii) フェーズⅡの検討の展開
フェーズⅡ開始にあたり、高い熱効率の達成やプラントシステムの簡素化、水素製造プラ
ントシステムへの応用展開が図れる可能性といったガス炉として魅力ある特徴が活かせ、経1081

済的に有利となり得るヘリウム冷却直接サイクル・ガスタービン方式が炉システムとして選択された。
図 4.1.1-3 にフェーズⅡにおける設計検討の流れを示す。同一のプラントシステム設計条
件（１次冷却材圧力、炉心出入口温度、原子炉圧力容器径、補助炉心冷却系）の下で、優れた炉心特性・安全特性を引き出す炉心・燃料形態を見出す、という観点から、燃料、燃料集合体形状、冷却材流路形態等の適切な組み合わせを評価・選定している。炉心特性について
は、燃焼度、増殖比及び重金属インベントリに着目し、安全性については、減圧事故時にスクラムが作動せず動的崩壊熱除去系も不作動となる状況（本検討では AWS：Accident
Without Scram と称す。）においても炉心冷却性が確保される、という堅牢な特性を追求することとした。
燃料形態としては、被覆粒子型燃料と耐熱被覆ピン型燃料の二つに分類して検討した。被覆粒子型を用いた場合、燃料はフェーズⅠ成果を踏まえて、窒化物燃料となる。一方、耐熱被覆ピン型を用いた場合、窒化物燃料と酸化物燃料の概念が想定される。酸化物燃料は燃料
開発期間を短縮化できると考えられることから、窒化物燃料と炉心性能、安全特性を定量的に比較した。その結果、炉心特性上は窒化物燃料が有利であること、安全上は共通の開発課
題を有することから、ピン型燃料の概念設計を進める上では窒化物燃料を優先させることとした。
被覆粒子型燃料に対しては、冷却材流れ方向、燃料体形状に関する概念の比較・検討を行い、また、ピン型燃料に対しては、被覆管材料に関する概念の比較・検討を実施した。詳細説明は次節以降に委ねる。
フェーズⅡ中間評価時点での概念比較・選定では、被覆粒子型窒化物燃料を用いた横方向
流冷却コンパートメント型燃料体及びブロック型燃料体、また、金属間化合物被覆管を用いた耐熱被覆ピン型窒化物燃料概念を選定した。３概念の比較では、横方向流冷却コンパート
メント型被覆粒子窒化物燃料概念は炉心性能と安全性を両立し得ること、ブロック型被覆粒
子窒化物燃料概念は炉心性能と安全性を両立した上で初装荷 Pu 重量が比較的小さく、間接
冷却のため被覆層破損に対する燃料及び FP の閉じ込め性が高いと考えられること、耐熱被覆ピン型窒化物燃料概念は優れた炉心燃焼特性を示すものの減圧事故後の除熱猶予時間がほとんど無く安全性確保に多くの課題を有することが分かった。よって、フェーズⅡ最終評
価におけるリファレンス概念としてブロック型被覆粒子窒化物燃料概念を選定した。
(iii) ピン型燃料炉心
高融点特性の観点から、金属間化合物の材料スクリーニングを行い、Si3Zr5被覆管及び高融点ニオブ合金被覆管を対象として炉心設計を実施した。ピン型燃料の概念図を図 4.1.1-4
最上段に示した。
Si3Zr5被覆管を用いたピン型燃料炉心は増殖比 1.27 程度と増殖性が良好である。これはピン型燃料での重金属密度が高いこと、中性子吸収物質、減速材物質が少なく中性子スペクト
ルが硬い特性によるものである。一方、冷却材体積比が高く、かつ、除熱性に劣ることから、安全上は課題の多い概念である。すなわち、冷却材体積比が高いことから減圧反応度が大き
いこと、ピン型燃料のため熱容量が低いこと、ガスの熱伝達が低いことがその要因となっている。さらに、被覆管材料・製造技術の開発も技術課題としてあげられる。

1082

高融点ニオブ合金を用いた場合、炉心性能はSi3Zr5炉心と比べて劣り、安全特性・材料特性においても有利な点を見出すことはできなかった。
なお、ピン型燃料炉心概念では、燃料体自体の熱容量が低いため、異常な過渡時、事故時の炉心損傷防止機能を強化する必要があり、鉛ビスマス反射体や GEM など即応性のある受動的炉停止機構の設置が必要となる。
(iv) 被覆粒子型燃料炉心被覆粒子型燃料炉心は、横方向流冷却型と縦方向流冷却型に大別される。前者は、被覆粒子の充填層を直接的に冷却する概念であり、この場合、被覆粒子の二重の被覆層に燃料物質
及び FP の閉じ込め性を担保させる。後者は、被覆粒子は一重被覆とし、保護性を有する固相材内部に粒子を分散内蔵させ、冷却管及びラッパ管により燃料及び FP の閉じ込め性を担保する。
(a) 横方向流冷却概念
本概念は、被覆粒子をアニュラー状セラミック管に充填した構造でヘリウムが横方向に流れ冷却する形態であり、横方向流冷却コンパートメント型燃料体と称することとする。
概念図を図 4.1.1-4 中段に示した。AWS においても、自然循環除熱特性により、炉心冷却を可能とする概念となり得る。受動的炉停止機構（SASS）等の作動を想定した場合、より一層の炉心温度低減が期待できる。増殖比は 1.17 で、炉心部取出平均燃焼度は 119GWd/tである。初装荷核分裂性 Pu 重量は 9.8ton/GWe 程度となる。被覆粒子やコンパートメントによる燃料体の構造的成立性、製造・再処理技術などが開発課題となる。実用化戦略調査研究の開発目標に適合する炉心性能と炉心安全性を両立し得る概念の 1 つであり、他の概念との比較を通じ特に優れた特性を有する場合には、更なる設計高度化を目指すべき概念となる。
(b) 縦方向流冷却概念
ヘリウムが縦方向に流れ、燃料を冷却する形態であり、六角ブロック型、板状要素型、球状要素（ペブルベッド）型燃料体に分類される。なお仏国 CEA では、単層の被覆粒子
燃料を SiC 固相マトリクス中に分散させたブロック概念や、ペレットを板状要素中に内包設置させた概念が検討されており、海外での開発動向を継続的に調査する必要がある。
1)

六角ブロック型
SiC の固相マトリクス内に被覆粒子を分散させた六角ブロック状の燃料体で、多数の冷却管が内部を貫通する構造である。図 4.1.1-4 最下段に概念図を示した。増殖比 1.11を達成し、炉心部取出平均燃焼度は 121GWd/t である。初装荷核分裂性 Pu 重量は7.0ton/GWe と比較的低く抑えられている。減圧反応度が小さく炉心熱容量が大きいた
め、AWS 直後のピーク温度が抑えられ、長期除熱特性も優れた概念となる。受動的炉停止機構(SASS)の作動により、より一層の炉心温度低減が期待できる。ブロック型燃料体の構造的な成立性、製造・再処理技術などが開発課題となる。燃料及び FP の閉じ込め性に優れると考えられ、炉心性能と安全性のバランス、さらに高速炉導入シナリオへの適応性も図り得る概念であることから、リファレンス概念と位置づけることができる。

1083

2)

板状要素型
本概念で用いる燃料形態の概念図を図 4.1.1-5 左側に示した。炉心燃料制限目安
1600℃、事故時を想定した自然循環時の圧力損失特性として 60Pa を設計制約とした条件で、炉心除熱性及び圧力損失特性をブロック型燃料体の場合と比較した。その結果、圧損特性に優れるものの除熱性が劣るため、縦方向概念としては検討を継続しないこと
とした。

3)

球状要素（ペブルベッド）型
本概念で用いる燃料形態の概念図を図 4.1.1-5 右側に示した。炉心燃料制限目安
1600℃、自然循環時の圧力損失特性として 60Pa を設計制約として課した場合の炉心除
熱性及び圧力損失特性を、ブロック型燃料体の場合と比較した。その結果、伝熱特性は同等ながら圧力損失が高くなり除熱性に劣ることから、縦方向概念の検討概念としては採用しないこととした。

(2) プラント設計(i)

フェーズⅠ成果の概要
ガス冷却炉の候補概念について、冷却材は炭酸ガスとヘリウムガス、燃料はピン型燃料と被覆粒子燃料、発電方式として蒸気タービン発電とガスタービン発電が考えられる。ガス冷
却炉の候補と検討の進め方を図 4.1.1-6 に示す。
フェーズⅠでは、①ピン型燃料炭酸ガス冷却炉（蒸気タービン発電）、②ピン型燃料ヘリ
ウムガス冷却炉（蒸気タービン発電、ガスタービン発電）、③被覆粒子燃料ヘリウムガス冷却炉（ガスタービン発電）の３種類の候補概念を検討した。このうち、ヘリウムガスとピン型燃料（耐熱被覆管燃料）あるいは被覆粒子燃料との組合せは、冷却材と燃料の温度制限がともに従来の冷却材と燃料に比べ高くできることから、ヘリウムガスタービン直接サイクルの採用による高効率化の可能性が期待できる。
なお、候補概念にあげなかった炭酸ガスと直接ガスタービン発電の組合せについての検討
は、4.1.1.3(3)項にて記載する。
本研究対象の炉型それぞれに以下のような着眼点がある 5)。
(a) ピン型燃料炭酸ガス冷却炉
本炉型は、ガス冷却炉の特徴を活かし、AGR のプラント技術を利用することにより、新
たな開発要素を少なくして現有技術の延長線上での性能向上と経済性の追求を目指した概念である。
基本仕様を表 4.1.1-2 に、原子炉構造概念図及びプラント配置図を図 4.1.1-7、図 4.1.1-8に示す。
冷却材に炭酸ガスを使用する利点は、炭酸ガスは低価格であり、無限に製造が可能であり、貯蔵が容易である点があげられる。一方、短所としては、高温での炭酸ガスによる材料腐食の観点から、冷却材温度を 500℃程度にしか上げられず、ガスタービン発電に適さない点があげられる（4.1.1.3(3)項参照）。
本炉型の新たな着眼点は、炉心性能（高増殖率、高燃焼度）を向上した点、炉心崩壊事
故（CDA：Core Disruptive Accident）対策としてコアキャッチャーを設置した点、電気1084

出力を高めることによるスケールメリットや、プレストレストコンクリート製原子炉容器（PCRV：Prestressed Concrete Reactor Vessel）のコンパクト化などプラント物量の低減により経済性の向上を目指した点にある。
(b) ピン型燃料ヘリウムガス冷却炉
本炉型は、ピン型燃料を使用した蒸気タービン発電と、耐熱合金を燃料被覆管として使用し、ヘリウムガスの特徴を活かして原子炉出口温度を高温にしたガスタービン発電の２種類に分類される。
1)

蒸気タービン発電
蒸気タービン発電のピン型燃料ヘリウムガス冷却炉は、欧州で検討されたガス増殖炉（GBR-4：Gas Breeder Reactor-4）6), 7) の技術を利用することにより新たな開発要素を少なくし、ヘリウムガスを冷却材とすることによる性能向上と経済性の追求を目指した概念である。
この概念の新たな着眼点は、炭酸ガス冷却炉より冷却材を高圧化して冷却系機器をコンパクト化した点、電気出力規模を高めスケールメリットを図った点、及びヘリカルコ
イル型蒸気発生器の採用により物量を低減し経済性の向上を目指した点にある。

2)

ガスタービン発電
ガスタービン発電の耐熱合金被覆管ヘリウムガス冷却炉は、受動的な安全特性を強化
して AWS 時にも CDA に至らない概念である CDA 防止機能強化型、及び炉心性能を向上させ、受動安全性は他の高速炉と同様として CDA 時の再臨界回避のための影響緩和
対策を講じる概念である CDA 影響緩和型の概念に着目し、検討した。いずれの概念も、燃料をヘリウムガスで冷却し、中間熱輸送系を介さずに原子炉出口から直接ガスタービ
ン発電を行い、高いプラント熱効率とプラントシステムの簡素化による経済性追求を目指した概念である。
CDA 影響緩和型の基本仕様を表 4.1.1-3 に、原子炉構造概念図及びプラント配置図を
図 4.1.1-9、図 4.1.1-10 に示す。
本炉型の新たな着眼点は、高温まで化学的に安定なヘリウムガスの特性及び耐熱合金
被覆管の耐熱性を活かして、原子炉出口温度を高温化し、直接サイクルガスタービンを採用してプラント熱効率の向上を図る点である。また、直接ガスタービン発電により、中間熱輸送系やタービン建屋を削減することができ、プラント物量を低減することにより経済性の向上を図っている。

(c) 被覆粒子燃料ヘリウムガス冷却炉
本炉型は被覆粒子燃料をヘリウムガスで冷却し、中間熱輸送系を介さずに、原子炉出口から直接ガスタービン発電を行い、高いプラント熱効率とプラントシステムの簡素化による経済性追求を目指した概念である。
フェーズⅠ検討終了時の基本仕様を表 4.1.1-4 に、原子炉構造概念図及びプラント配置
図を図 4.1.1-11、図 4.1.1-12 に示す。
本炉型の新たな着眼点は、高温まで化学的に安定なヘリウムガスの特性及び被覆粒子燃料とセラミック複合材料で構成される燃料集合体の耐熱性を活かして、原子炉出口温度を1085

高温化し、直接サイクルガスタービンを採用してプラント熱効率の向上を図ることである。
また、被覆粒子燃料の優れた耐熱性や炉心の低圧損化による自然循環除熱特性を向上するとともに、受動的な炉停止機能及び崩壊熱除去機能を強化するため炉心の出力密度を制限することにより、CDA 防止機能強化型概念を目指している。
さらに、直接ガスタービン発電により、中間熱輸送系やタービン建屋を削減することができ、プラント物量を低減することにより経済性の向上を図っている。
上述の３種類の候補概念を比較検討した結果、経済性、炉心性能、安全性等の観点から、“被覆粒子燃料ヘリウムガス冷却炉”をガス冷却炉の有望な候補概念として選定した。詳細は 4.1.1.3 項に記載する。
(ii) フェーズⅡ検討の展開
フェーズⅡでは、フェーズⅠにおいてガス冷却炉の有望な概念として抽出した被覆粒子燃料ヘリウムガス冷却炉の技術的成立性の見通しを明らかにするために、次のようなプラント
概念設計を実施した。
プラント全般の概略設計検討として、原子炉構造、SASS、コアキャッチャーなどの原子炉構造等の構造概念の検討、及び原子炉建屋配置検討を行った。あわせて、プラント耐震検討、高温構造設計検討などの構造健全性に係わる検討を行った。
統合評価用データの整備として、保守補修性評価（ISI・補修方法、定検工程）、プラント
運転・制御性評価及び廃棄物発生量評価などを行った。
経済性検討の一環として、ガス冷却炉の 300MWe 級小型炉から 1500MWe 級大型炉までの建設コストを推定するためのコストの出力依存性の概略検討を行った。
また、ガス冷却炉特有の開発課題を抽出し、開発計画の検討を行った。
4.1.1.3 ヘリウムガス冷却炉と炭酸ガス冷却炉の比較(1) 炉心燃料設計
ガス冷却大型炉の選定では、当初、冷却材としてヘリウムもしくは炭酸ガス、熱サイクルとしてブレイトンもしくはランキン、燃料形態として被覆粒子型もしくはピン型、燃料種類として窒化物、酸化物もしくは金属と、多種多様な炉心概念（2×2×2×3=24 通りの選択）を対象とした。実用化戦略調査研究では、実用化・商業化を踏まえた検討を行う観点から、フェーズ
Ⅰに先立つ既存ガス炉での経験、過去の設計研究例の調査、フェーズⅠにおける炉心性能評価と相互比較及び概念選定を行い、それに続くフェーズⅡでは新規炉心概念の構築・詳細検討を進めた。
炭酸ガス冷却による大型高速炉の検討はフェーズⅠで終了し、フェーズⅡでは、ヘリウムガ
ス冷却炉の炉心概念検討を進めた。炭酸ガス冷却・ピン型窒化物燃料炉心はヘリウムガス冷却炉と比較して、炉心性能の観点では成立性上不利となる点は見当たらないものの、高出口温度
条件による高熱効率、多目的熱利用等のナトリウム冷却炉に替わる魅力に欠けると判断したことによるものである。
次項以降では、ヘリウムガス冷却炉心及び炭酸ガス冷却炉心として検討された各種概念について、順に説明する。なお炉心設計においては、プラントシステム・安全システムに対し、同

1086

等の設計条件（ヘリウムガスの使用温度・圧力、原子炉容器のサイズ、システム構成など）の下で、より優れた特性が引き出される概念を見出す、という方針を掲げ、炉心・燃料構成の検討・評価を進めた。
(i)

ヘリウムガス冷却炉心(a) 横方向流冷却コンパートメント型被覆粒子燃料炉心
1)［フェーズⅠ］炉心8)フェーズⅠでは、被覆粒子の燃料核として窒化物と酸化物を選定し、窒化物と酸化物で同じ構成の炉心を用いた炉心性能比較により燃料を選定した。比較対照となった炉心の構成を図 4.1.1-13 に示す。横方向流冷却コンパートメント型燃料体及び燃料の概念を
図 4.1.1-14 に示す。均質２領域炉心であり、主・後備炉停止系に加え、受動的炉停止機
構を設置している。
横方向流冷却コンパートメント型燃料体では、内側管をヘリウムが上昇し、円筒状の燃料層内をヘリウムは横方向に流れ、その後、外側管をヘリウムが上昇して炉心出口にいたる。窒化物燃料炉心と酸化物燃料炉心の炉心性能比較を表 4.1.1-5 に示す。熱出力は 2400MWt、運転サイクル長さは窒化物燃料で 18.7 ヶ月、酸化物燃料で 18.0 ヶ月の７バッチ構成である。Pu 富化度を主たるパラメータとして同程度の特性を示す仕様を求めた結果、両者で燃焼度はほぼ同じとなるが、増殖比・複合倍増時間で窒化物が優れた特性を示す。ドップラ係数は同程度であり、減圧反応度も同程度となる。すなわち、被覆粒子燃料では窒化物燃料を用いることが、炉心特性上は望ましい。

2)［フェーズⅡ］炉心9)被覆粒子窒化物燃料を用いた炉心設計を進めた。炉心構成を図 4.1.1-15 に示す。取出
平均燃焼度は約 120GWd/t (119GWd/t)としているが、これは燃料サイクル費の低減は“熱効率と取出平均燃焼度”の向上により達成されることを反映している。すなわち他冷却材炉心概念(ナトリウム冷却炉や鉛ビスマス冷却炉で熱効率約 40%)の 150GWd/t に相当する実質的な電気出力を、ヘリウムガス冷却炉（熱効率約 47%）では 120GWd/tで達成することを意味している。
炉心設計では、AWSで固有安全性により炉心の高温静定を実現する炉心を目指した。
炉心性能を表 4.1.1-6 に示す。炉心平均出力密度は 51W/cm3とナトリウム冷却炉の約 150～200 W/cm3と比べて低く、炉心寸法は等価直径で 564cmと大きい。増殖比は 1.17 を確保し、複合システム倍増時間は 73 年となる。ドップラ係数は-10×10-3 TΔk/ΔTと大きく（負値）、減圧反応度は 1$を超えるが、良好な過渡挙動を示すことが期待できる。
安全解析例として AWS の結果を図 4.1.1-16 に示す。事象発生後の一次ピークは約2100℃、2 次ピークは約 2050℃と制限目安温度 2200℃以内に抑えられている。

(b) ブロック型被覆粒子燃料炉心9)フェーズⅡにて検討を開始した縦方向流冷却を用いた炉心・燃料形態である。SiC を固相マトリクスとして、その内部に TiN 被覆による被覆燃料粒子を分散・格納した燃料形態である。このように TiN 被覆層と SiC マトリクス及び SiC ラッパ管を用いた密封構造とすることにより、二重の障壁による燃料及び FP の閉じ込め性を確保できる。炉心設計上

1087

のねらいは、SiC ブロックによる熱容量の確保と、TiN 被覆層厚低減に伴う燃料体積比の向上にあり、AWS に対し、固有安全性により炉心の高温静定を実現できる炉心を目指した。
炉心構成を図 4.1.1-17 に示す。同図に示されるように本炉心は、均質２領域炉心であり、運転サイクル長さは 18.0 ヶ月、取出平均燃焼度は 121GWd/tである。ブロック型燃料の概念を図 4.1.1-18 に示す。炉心性能を表 4.1.1-7 に示す。炉心出力密度は 89W/cm3と横方向
流冷却コンパートメント型の 51W/cm3より高い。また、炉心等価直径は 543cmとコンパートメント型に比べて約 20cm小さい。増殖比は 1.11 であり、複合システム倍増時間は 89年である。安全確保上重要なドップラ係数は-11.2×10-3 TΔk/ΔT、減圧反応度は 0.30$であり、非常に良好な値を示す。
AWS の解析結果例を図 4.1.1-19(1/2, 2/2)に示す。炉心熱容量が大きく減圧反応度も小さ
いため、事象の進展は比較的穏やかなものとなる、１次ピーク温度は 1850℃程度となる。
小さな減圧反応度と大きなドップラ効果により、２次ピーク温度は 2000℃程度になり、さらに長時間後静定温度も 1800℃程度に収まる。良好な反応度特性（小さな減圧反応度と、大きな負のドップラ反応度）により、流路長の短いコンパートメント型（内管－外管間距
離で 10cm 程度）と比較しても、総合的に優れた AWS 時炉心除熱特性を示した。
(c) 板状要素型被覆粒子燃料炉心9)フェーズⅡにおいて、縦方向流冷却を用いた被覆粒子型燃料検討の一環として実施した概念である。
燃料構造概念は図 4.1.1-5 に示した。板状燃料体は被覆粒子燃料を分散させた SiC 製の板状燃料を組み合わせた構造となっている。検討では、板状燃料、球状燃料、ブロック型
燃料の各燃料概念における圧力損失・燃料温度を比較した。前者は減圧・自然循環時での除熱必要流量を確保する観点、後者はその条件での異常な過渡時、事故時における燃料温度の観点であり、定格時の燃料最高温度を基に評価した。
パラメータサーベイ結果を図 4.1.1-20 に示す。特性評価結果を比較したものを表 4.1.1-8に示す。同等な実効燃料体積率条件で板状燃料とブロック型燃料を比較してみる。例えば
図中、実効燃料体積比が 8%となる条件では、板状燃料の炉心圧力損失～10Pa に対してブロック型燃料は～30Pa となり、成立範囲はグラフ左側となる。一方燃料温度は、板状の約 1880℃はブロック型の約 1300℃より高くなり、成立範囲はグラフ右側となる。すなわ
ち、板状燃料は、圧力損失は低いものの伝熱面密度の低い特性を持った構造であり、熱的な成立性を確保するためには燃料体積比を適切に定める必要がある。他方ブロック型燃料は、炉心圧力損失はある程度に留めた上で除熱性を確保でき、燃料体積比を低く設定すれば熱的な成立性を確保できる特長を持つ。
(d) 球状要素（ペブルベッド）型被覆粒子燃料炉心9)フェーズⅡにおいて、縦方向流冷却を用いた被覆粒子燃料型の検討の一環として実施した概念である。
燃料構造概念は図 4.1.1-5 に示した。
球状燃料体はいわゆるペブルベッドの形態である。
検討では、球状燃料及びブロック型燃料概念における圧力損失、燃料温度を比較した。前者は減圧・自然循環時での除熱必要流量を確保する観点、後者はその条件での異常な過渡1088

時、事故時における燃料温度の観点であり、定格時の燃料最高温度を基に評価した。
パラメータサーベイ結果を図 4.1.1-21 に示す。特性評価結果を比較したものを表 4.1.1-8に示した。同等な実効燃料体積率条件で球状燃料とブロック型燃料を比較する。同図に示されるように、実効燃料体積比 8%以上の条件では、板状燃料の炉心圧力損失は 50Pa を超え、成立範囲を外れる。ブロック型燃料では 11%程度まで成立範囲にある。一方燃料温度については、球状燃料では実効燃料体積比 8%で約 1480℃であり、ブロック型燃料の約1300℃より若干高いが、成立範囲にある。すなわち、球状燃料は、圧力損失は高いが伝熱面積が高い特性を持った構造であり、熱的な成立性を確保するためには燃料体積比をある
一定値以下に定める必要がある。
球状燃料をブロック型燃料と比較した場合、除熱性は良好なものの炉心圧力損失が高くなっている。これは、ペブルベッド層内部での伝熱面積が大きくとれるものの、流路構成が複雑になりすぎることが要因である。
(e) 耐熱燃料ピン型炉心1)

対象概念
フェーズⅠでは、ピン型燃料概念における被覆管材料選定を目的として、高融点金属と金属間化合物を対象に核特性の比較を行った。被覆管材料としては、高融点金属群に対して融点、中性子吸収断面積、資源量の観点からニオブ合金を選定した。また金属間化合物群に対しては中性子吸収断面積、実現性の観点からSi3Zr5を選定した。なおピン型燃料集合体及び窒化物燃料（中空ペレット）の概念図を図 4.1.1-22 に示す。
被覆管材料をニオブ合金、Si3Zr5 のどちらに選定するかを検討する炉心として、図4.1.1-23 の炉心構成を設定した。ここで、ピン型燃料炉心は燃料体積比を高く取ることができる可能性があり、実効燃料体積比を 30.8%に設定している。
表 4.1.1-9 にニオブ合金及びSi3Zr5を用いた場合の炉心仕様比較を示す。運転サイクル
長さ 23.2 ヶ月、炉心高さ 120cm、上下ブランケット厚さ 40cm、窒化物燃料、燃料被覆
管外径等を共通仕様としている。必要Pu富化度(内側炉心/外側炉心)は、ニオブ合金被覆
管、Si3Zr5被覆管の順に 17.0/21.0wt%、11.1/15.5wt%であり、Si3Zr5被覆管が低くなる。
燃焼度は共に約 130GWd/tである。増殖比は、順に 1.20 と 1.53 であり、Si3Zr5が優れた特性を示す。また減圧反応度は、順に 3.0$、2.3$と共に高い値を示す。全体としてニオブ合金被覆はSi3Zr5被覆と比較し、炉心性能が劣っているが、これはニオブによる中性子吸収によるものである。
以上の比較検討から、ピン燃料の被覆材としてSi3Zr5を選定する。なお本炉心の特性
値は比較のための炉心構成・燃料構造を用いた結果である。安全特性上の要求性能を満足するようパラメータサーベイにより得られた炉心構成は、次項の“ピン型選定炉心”
にて述べられる。

２) ピン型選定炉心（Si3Zr5被覆）9)
ピン型炉心として選定されたSi3Zr5被覆管・窒化物燃料炉心に対し、安全上の特性を改善するため、外側炉心と径方向ブランケット間に受動炉停止装置とする鉛ビスマス(Pb-Bi)遮へい体を設置した概念を検討した。図 4.1.1-24 に炉心構成図を示す。表 4.1.1-101089

に炉心特性を示す。均質２領域炉心であり、炉心平均出力密度は 84W/cm3、等価炉心直径は 504cmであり、被覆粒子燃料型概念よりは小型化されている。炉心高さは 120cmと、横方向流冷却コンパートメント型被覆粒子燃料炉心とブロック型被覆粒子燃料炉心の中間となる。運転サイクル長さは 20.0 ヶ月の 6 バッチ交換である。窒化物燃料は中空ペレットを用いており、ピンは直径 9.9mmとなっている。Pu富化度は内側／外側炉
心で順に 16.6／23.0wt%であり、炉心取出平均燃焼度は 141GWd/tとなる。増殖比は 1.27を達成し、複合システム倍増時間は 31 年となる。被覆粒子燃料を用いる炉心概念より
良好な炉心特性を示すのみならず、他の冷却材を用いた高速炉概念（ナトリウム冷却炉や鉛ビスマス冷却炉）より優れた炉心燃焼特性を獲得できる高速炉としての可能性を有していると考えられる。一方、安全上重要なドップラ係数は-1.7×10-3 TΔk/ΔT、減圧
反応度は 1.7$であり、被覆粒子燃料型概念と比較して大幅に劣った特性を示す。前者は、構造材が少ないので中性子束スペクトルが硬化していること、中性子吸収が小さいことによるものであり、後者は、スペクトル硬化に加えヘリウム冷却材体積比が大きいことによる。
安全解析の結果を図 4.1.1-25 に示す。ピン型のため熱容量が小さいこと、減圧反応度が大きいこと、ヘリウムガスの除熱性能が低いことにより、除熱猶予期間が非常に短くなっている。そのため強制循環型崩壊熱除去系の設置が必須であり、かつ、その起動・作動に対しては超高温条件という厳しい環境下で高い信頼性が要求されることとなる。
さらに長期間にわたる除熱を考えた場合、ドップラ係数が小さいことから、静定時の燃
料温度及び被覆管温度が高温となり、炉心・燃料部材料の長時間に渡る高温耐性を必要とする概念である。
(ii) 炭酸ガス冷却炉心フェーズⅠにおける炭酸ガス冷却炉心の検討では、冷却材使用温度・圧力域は、既存の熱中性子炉（AGR）を参考に設定された。すなわち温度 650℃以下、圧力 4.2MPa である。また燃料ピン材料としては、ステンレス鋼及びニッケルベース合金（PE16）などを選定している。
フェーズⅠにおける炭酸ガス冷却炉心の検討では、ピン型燃料を用いた炉心に対し、燃料を酸化物及び窒化物とした場合の炉心性能評価を実施している。対象炉心は均質 2 領域炉心であり、炉心高さ 1.2m、等価直径 590cm、制御棒は主／後備炉停止系から構成されたものである。炉心出口温度は 530℃を制限とし、PE16 被覆管の温度制限としては 730℃を用いている。
下記に酸化物／窒化物燃料炉心の概要を述べる。
(a) ピン型酸化物燃料炉心
酸化物燃料を用いたピン型燃料炉心についてフェーズⅠでは、径ブランケットを有する
炉心構成（導入期[資源重視型]炉心）及び径ブランケットを有しない炉心構成（平衡期[経済性重視型]炉心）の 2 種類について比較・検討を行った。
1)

導入期（資源重視型）炉心
資源有効利用の観点から増殖比 1.1 以上を目指した炉心設計を実施した。炉心構成を1090

図 4.1.1-26 に、炉心特性を表 4.1.1-11 に示す。径ブランケットを有する構成の場合、炉心等価直径 590cm、炉心高さ 120cm となる。また炉心部のみの平均取出燃焼度
155GWd/t に 対し、 全炉 心平均 取出 燃焼 度 66GWd/t と な る。また Pu 富 化 度 は
19.8/28.0wt%で、燃焼欠損反応度 2.7%Δk/kk’、運転サイクル長さは 24.0 ヶ月で 5 バッ
チ構成となる。増殖比は 1.20 を達成し、複合システム倍増時間 53 年となる。
2)

平衡期（経済性重視型）炉心
経済性重視型炉心として、径ブランケットを削除して炉心径を縮小するともに、炉心平均燃焼度を高めた概念を構築した。炉心構成を図 4.1.1-27 に、炉心特性を表 4.1.1-11に示す。この場合、炉心等価直径 516cm、炉心高さ 120cm となる。炉心部平均取出燃
焼度 160GWd/t に対し、全炉心平均取出燃焼度 102GWd/t となる。Pu 富化度は19.9/29.3wt%とほとんど変化せず、燃焼欠損反応度 3.0%Δk/kk’、運転サイクル長さ 24.0
ヶ月/5 バッチ構成とこれらも同等である。なお増殖比は 1.03 である。

(b) ピン型窒化物燃料炉心窒化物燃料を用いたピン型燃料炉心について、フェーズⅠで検討された炉心構成を図4.1.1-28 に示す。炉心構成は酸化物燃料炉心と同一とし、燃料ペレットのみを酸化物から窒化物に変更している。本概念では15N同位対比の炉心特性に対する影響を評価するため、
15N100%及び14N100%に対して比較を行った。

1)

窒化物燃料（窒素同位体組成：15N100%）炉心評価された炉心特性を表 4.1.1-12 に示す。燃焼度 159GWd/t、Pu 富化度 13.3/21.0wt％、
燃焼欠損反応度 0.7%Δk/kk’、増殖比 1.38、炉倍増時間 22 年と良好な特性を示す。

2)

窒化物燃料（窒素同位体組成：14N100%）炉心評価された炉心特性を表 4.1.1-12 に示す。燃焼度 161GWd/t、Pu 富化度 15.9/23.7wt%、
燃焼欠損反応度 2.1%、増殖比 1.28、炉倍増時間 38 年へと炉特性低下が見られるものの、前項にて示されている酸化物燃料炉心との比較においては依然良好な特性を示している。
以上の比較の結果、増殖性に優れること、また必要となる重金属インベントリが節約されることから、フェーズⅠでは窒化物燃料が炭酸ガス冷却炉の代表概念として選択された。
(2) プラント設計
フェーズⅠにおいて、4.1.1.2 項で述べた３種類のガス冷却炉概念（①ピン型燃料炭酸ガス冷
却炉（蒸気タービン発電）、②ピン型燃料ヘリウムガス冷却炉（蒸気タービン発電、ガスタービン発電）、③被覆粒子燃料ヘリウムガス冷却炉（ガスタービン発電））の中から有望な候補概念を選定するため、各炉型の比較検討を行った。ガス冷却炉抽出工程を図 4.1.1-29 に示す。ここで、ピン型燃料ヘリウムガス冷却炉（蒸気タービン発電）は、ピン型燃料炭酸ガス冷却炉と比べ、PCRV 物量が大きくなることや高耐圧格納容器の物量が大きくなると考えられることから、建設コストが増加すると考えられる。経済性においてピン型燃料炭酸ガス冷却炉を上回ることができないと考えられるため、候補概念から外した。

1091

(i)

開発目標への適合性
炉心性能（増殖性、複利システム倍増時間、重金属装荷量、TRU、LLFP 燃焼特性）、安
全性（減圧事故対策、受動安全機能と CDA 対応方策）については、目標適合性の観点からはヘリウムガス冷却炉、炭酸ガス冷却炉両者同等の見込みである。
経済性については、建設単価は炭酸ガス冷却炉、ヘリウムガス冷却炉共に目標値の 110%程度で同等であるが、所内負荷率（炭酸ガス冷却炉で約 14%、ヘリウムガスで約 3%）、熱効率（炭酸ガス冷却炉で約 42%、ヘリウムガスで約 47%）の点からはヘリウムガス冷却方式の方が有利である。

(ii) 炉型に特有な魅力・特長
ヘリウムガス冷却炉は、冷却材出口温度を 850℃と高温にし、高温化ポテンシャルを追及可能とした。具体的には、ガスタービン発電の採用による高熱効率の達成とシステムの簡素化である。また、水素製造などの高温ガスの多目的利用の可能性もある。なお、高温ガスの多目的利用については、4.1.1.3(3)項に具体例等を記載している。
(iii) 開発リスク
ヘリウムガス冷却炉は、炉心燃料材料、ガスタービン技術等、長期の開発計画を必要とするものの、開発目標達成の見通しがある。
炭酸ガス冷却炉は、大容量ガス循環機、PCRV と SCCV の適用性等の開発課題があるものの、AGR のプラント技術を利用することで技術的成立性の見通しはヘリウムガス冷却炉よりも相対的に高い。
(iv) 国際協力
この有望概念選定の当時、フランス原子力庁（CEA）がヘリウムガス冷却高温ガス炉及びヘリウムガス冷却高速炉の研究開発を進めており、被覆粒子燃料ヘリウムガス冷却炉では、国際協力による研究開発の効率的推進の可能性があった。特に被覆粒子型燃料は、燃料核を用いる点で、当時 CEA にて検討対象候補に挙げられていた CERCER（Ceramic-Ceramic）、CERMET（Ceramic-Metal）燃料等の分散型燃料との類似性も有り、情報交換等を含め、研究開発の効率的推進の可能性が認識されていた。
ガス冷却炉の有望概念の選定について、ヘリウムガス冷却炉、炭酸ガス冷却炉のプラント設計に着目してまとめると、以下のとおりである。
①

炭酸ガス冷却炉、ヘリウムガス冷却炉共に一部を除き開発目標を達成できる可能性がある。

②

建設単価は同程度であるが、所内負荷率、熱効率の点からはヘリウムガス冷却炉（ガスタービン発電方式）の方が炭酸ガス冷却炉（蒸気発電方式）に比べ有利と考えられる。さらに、ヘリウムガス冷却炉には高温熱利用という特長を活用できる利点がある。

以上より、ヘリウムガス冷却炉を選定した6)。
(3) 炭酸ガス冷却炉・直接ガスタービンサイクルの検討
上述の冷却材と発電方式の選択では、炭酸ガス冷却炉・直接ガスタービン発電という組合せも考えられる。
炭酸ガスは、ヘリウムガスと比べて冷却性能（熱輸送能力）が高い、価格が安価などの利点がある。そこで、炭酸ガス大型炉と炭酸ガスタービンを組み合わせた場合のヒートマスバラン

1092

スを検討した。
目標の系統概念として、原子炉熱出力 3600MWt、直接発電の一次系は 4 ループ、原子炉出口条件 6MPa、530℃を基本に系統の圧力比を３としてヒートマスバランスを設定した。解析
コードで実在気体として状態量の計算に圧力、温度依存性を考慮した結果、特に高圧圧縮機前後の状態がCO2の臨界点に比較的近く、比熱比が大きくなるため、圧縮機に必要な動力が大きくなり、理想気体近似を用いて算出した当初の計画値ほどの効率が出なかった。
高圧圧縮機前の状態が臨界点よりも低圧側にシフトするように、原子炉出口条件を 4MPa、530℃とし、系統各部圧力は 6MPa のヒートマスバランスの設定と同じになるように配分、温度初期値は 6MPa のヒートマスバランスと同じと暫定的に定常計算を実施した結果、発電端効率は 25%程度に改善される見通しである。
炭酸ガスをガスタービン発電の作動流体として用いた場合には、その物性値の温度依存性により、低温側で比熱比が大きくなり、結果として圧縮機の動力消費量が増大し、発電効率の低下を招くことがわかった。上述のような圧力条件では、炭酸ガス冷却炉・直接ガスタービンサ
イクルは発電効率が低く、開発目標のひとつである経済性の目標達成は困難であろうと判断した。
なお、フェーズII研究実施の間、国内外の他機関において、炭酸ガスを作動流体とした直接サイクルガスタービン方式の基礎的検討が進められた（東工大、米国MIT等）11), 12)。直接サイ
クルガスタービン方式のようなブレイトンサイクルの熱効率を向上させるには、タービン入り
口温度をできるだけ高温化することが望ましいが、作動流体として炭酸ガスを採用した場合には材料腐食の点から高温化の実現が困難である。しかしながら、これらの諸研究によればター
ビン入口圧力を 10～20MPaへ高め（ヘリウム炉では約 6MPa）、再熱器分割型＋再生圧縮機の導入または部分凝縮方式等の熱サイクル設計上の工夫を導入して炭酸ガスの超臨界領域での特性を活かしたシステムとすることにより、タービン入口温度：550℃～650℃程度であってもヘリウムガス冷却炉と同等の高熱効率が達成できる可能性があると報告されている。このようなシステムを導入し、炭酸ガス冷却炉・直接ガスタービン発電を構成することにより、以下のよ
うなメリットが期待される。
①

ヘリウムガス炉のような出口温度 850℃に伴う高温構造設計上の課題を回避②

ヘリウムガス冷却方式に比してタービン機器のコンパクト化が可能

他方、以下のような解決すべき課題もあることから、関連する研究の進展をフォローすることとした。
①

圧力バウンダリ構造の肉厚増大（物量増）による建設単価への影響評価②

超臨界炭酸ガスの基礎特性把握（構造材料との共存性の確認等）③

プラント動特性解析による減圧事故時の炉心除熱性評価④

ガスタービンシステムの成立性確認（部分凝縮方式等の新概念の成立性、動特性等の技
術的成立性の確認

4.1.1.4 炉心性能の追求
フェーズⅡの候補概念として選定された横方向流冷却コンパートメント型被覆粒子燃料炉心、ブロック型被覆粒子燃料炉心、耐熱被覆ピン型燃料炉心の 3 種類の炉心概念に対し、窒化物燃料を用いた設計を実施し、設計要求に対する満足度の観点から相対的な比較を行った。

1093

ガス冷却炉における設計要求及び対応方針は、第１章の 1.1 にて述べた。炉心検討に際し設定した条件一覧を表 4.1.1.13 にまとめた。また、検討の結果、フェーズIIのリファレンス炉心概念に選定されたブロック型被覆粒子燃料炉心については、導入期(資源重視)炉心、平衡期(経済性重視)炉心及びLLFP核変換炉心について、その特徴を表 4.1.1-14 にまとめた。 ∗(1) 横方向流冷却コンパートメント型被覆粒子燃料炉心(i)

設計方針・目標
ガス冷却炉の炉心設計を進める上では、設計要求事項ではないものの、AWS時の除熱特性に着目し、高温静定が期待できる炉心構成・特性を目差す。安全確保上特に重要な炉心パラメータに関し、減圧反応度として～1$以下、ドップラ係数として-10×10-3 Tdk/dT程度を目標とする。
異常な過渡変化時及び事故時において炉心への正の反応度添加を抑制し、ドップラ反応度による負のフィードバック効果により、起因過程における炉心の全反応度を即発臨界に至らないレベルに抑え再臨界を回避することとする。具体的には、制御棒誤引抜による反応度添
加量を制限し、また減圧事故時におけるヘリウムの密度低下による正の反応度添加量を制限する。
また、上述の設計目標を確保した上で、冷却材体積比と燃料熱容量の向上、炉心内流路圧
力損失の低減により、異常な過渡時、事故時における冷却性改善を図った炉心構成・燃料設計を指向する。
燃料集合体下部及び原子炉容器下部に、破損燃料の流出を促進する機構を設置するとともに、炉心燃料の分散を促進する形状設計を行う。また流出した損傷炉心を保持するため原子炉容器の下部にコアキャッチャーを設置し、崩壊熱除去系の冷却水により冷却できる系統を設ける。
資源有効利用と経済性向上を両立させる炉心としては、増殖比 1.1 以上、重金属インベン
トリの削減(初装荷核分裂性 Pu 重量：5～7ton/GWe)を目標とする。経済性向上を追求した
炉心概念については、増殖比 1.0 以上とした上で、径ブランケットなどを削減した炉心構成とする。安全特性としては、AWS でも自然循環による十分な除熱が確保されることを目指す。
核拡散抵抗性に関しては、TiN 被覆層による被覆粒子燃料は、高温においても化学的に安定な物質であり、核拡散抵抗性が高いという前提のもと、炉心設計に対しては特に要求を課さないこととした。

(ii) 設計条件
炉心設計上の各種仕様・制約条件（プラント仕様、炉心性能要求、炉心・燃料基本仕様、
制限条件、取合条件）を以下で説明する。また条件一覧を表 4.1.1-13 左欄にまとめた。
(a) プラント仕様
原子炉熱出力は 2400MWt、電気出力は 1120MWe で、熱効率は 48%である。原子炉運転圧力は 6MPa で、原子炉出入口温度は 460℃／850℃である。
∗

本章に記載する増殖性能が要求されるFBR導入期での投入を想定した炉心（導入期炉心）は資源の有効利用に通ずることから「資源重視型」、増殖が不要となるFBR平衡期での投入を想定した炉心（平衡期炉心）は全炉心取
出平均燃焼度が高く経済性に優れていることから「経済性重視型」、とも呼ばれる。

1094

(b) 炉心性能要求
増殖比は 1.1 以上を要求値、1.2 以上を目標値とする。炉心取出平均燃焼度は～120GWd／t 以上、運転サイクル長さは 18.0 ヶ月以上とする。
(c) 炉心・燃料基本仕様
炉心材料として、窒化物燃料核に TiN 被覆をバッファ内層及び強度外層とした被覆粒子
燃料を、円筒形状の SiC 製フリットからなるコンパートメント内に充填した燃料体を用いる。外管フリットは SiC 製支柱により支持される。（コンパートメント状燃料構造の概略
図は図 4.1.1-14 を参照）
(d) 制限条件
燃料健全性確保の観点から、燃料温度を異常な過渡時、事故時について、1600℃以下に制限する。設計基準事象を超える事象に対しては、燃料温度 2200℃以下を成立目安とする。
これらは炉心性能比較のために暫定した値であり、今後の燃料・材料に対する知見及び製造技術の進展に応じ、随時適切なものに見直してゆくべきものである。
対象となるプラント概念は、ガスタービン直接サイクル型プラントであり、一次系内部、
特に炉心燃料集合体内部をヘリウムガスが高速で流れる概念であることから、炉心設計上はヘリウム流速に対して上限目安を設ける。既往のガス炉設計では流速 0.5～0.7x102m/s
程度のものがあり、本検討では～1x102m/sを設計検討上の上限目安として暫定する。この速度は、炉心部のヘリウム圧力・温度に対応した音速（1000～2000m/s）より十分低く、動圧も水（大気圧・常温）の～6m/s相当のため、既存の炉心・プラント設計の範囲内にあると考えられる。本目安は、炉心・プラント構成の具体的検討が進んだ段階で、浮遊物の考慮等、総合的な工学的判断に基づく制限値の見直し等がなされるべき事項である。
安全性に強く関係する減圧反応度は、炉心設計上の目標として～1$（減圧条件：定格
6MPa→0MPa）を大きく超えないこととする。炉心設計上は、冷却材体積比を減ずることにより改善が図れる。ドップラ係数は大きな値（負値）となることが望ましいが、燃料の組成・構成の影響が大きいことから設計上の自由度は限定される。
(e) 取合条件
燃料製造との取り合いでは、窒化物燃料の密度として 95％TD を設定する。TiN 製被覆
層としては、内部バッファ層／外部強度層それぞれの密度として、50%TD 及び 100%TDを設定する。被覆粒子充填率は 60％に設定としているものの、球状体理論充填率（対心立
方格子で 68%、面心立方格子で 74%）に対して余裕を持った値としている。また燃料核の直径としては、製造実績が少ないことから炉心設計上は特に制限を設けないものの、熱中性子炉燃料における実績（直径～1mm）から、mm オーダーを最大値の目安とする。TiN
層の厚さは、SiC 被覆程度の強度を有するべきとした暫定値：～0.1mm を目安とする。フ
リットを構成する SiC の開孔率・ポロシティは、横方向流路形成のために必要となる内管・外管毎の圧力損失に応じて設定する。
なお高速中性子（E>0.1MeV）に対する照射制限値及び健全性限界条件（例：ナトリウ
ム冷却炉におけるCDF値相当の指標）は、被覆材：TiN、構造材：SiCに対する使用実績が少ないことから、炉心設計に対して現時点では設定しない。また窒化物燃料におけるPu
富化度制限についても、製造実績が少ないことから、炉心設計に対しては設定しない。燃1095

料のTRU組成はナトリウム冷却炉・鉛ビスマス冷却炉概念と同等の高速炉多重リサイクル
組成（設計標準）とし、新燃料へのFP混入率は 2vol%（1.1wt%）に設定した。燃料核及びTiN被膜の窒素は15N 100%とした。
プラント設計との取合条件としては、径遮蔽体を含む外接円径として 8m、軸方向ブランケットを含む炉心高さとして 5m、運転時／自然循環除熱時の炉心圧損として 0.06MPa／50Pa，減圧事故時背圧として 0.65MPa を用いた。
(iii) 設計結果
(a) 炉心概念の検討
炉心形式は均質炉心とし、軸・径ブランケットを用いる。取出平均燃焼度は 120GWd/tとする。また AWS 時の判断基準を満たす炉心設計条件を見出すため、減圧反応度に影響を与える冷却材体積比、増殖比とドップラ係数に影響を与える燃料体積比、炉心圧力損失に影響を与える炉心高さ・冷却材体積比・内管フリット開口率及びポロシティを主変数としたサーベイ検討を実施した。
(b) 導入期（資源重視型）炉心の構築
FBR 導入期における Pu 増殖性能に比重を置いた炉心の構築を図った。炉心構成を図4.1.1-30 に、燃料体概念図を図 4.1.1-31 に示す。炉心高さは 180cm であり、上下ブランケット長さは 35cm となる。炉心等価直径は 564cm となる。燃料体積比は 16.2%である。
炉心特性を表 4.1.1-15(1/3, 2/3, 3/3)に示す。炉心部中性子スペクトルを図 4.1.1-32 に示す。径・軸方向出力分布を図 4.1.1-33(1/2, 2/2)に示す。増殖比は 1.17、初装荷核分裂性
Pu 重量は 9.6t/GWe、複合システム倍増時間は 73 年となっている。
本炉心に対しては、想定される異常な過渡・事故事象から、重要と考えられる代表的な事象（制御棒誤引抜き、タービン発電機負荷喪失、全電源喪失、減圧事故）を選定し、それらの事象に対して、各種反応度係数の不確かさを考慮した上で、燃料温度制限 1600℃以下を満足することを確認している。また ATWS 及び AWS に対し、核的不確かさに関する
感度解析を含めた解析を行い、SASS を用いずに温度制限を満たす炉心構成が可能なことを確認した。なお感度解析では、SASS 作動時間遅れ、減圧反応度投入モデル、DHX 及び空気冷却器の伝熱面積・容量、崩壊熱評価値、制御棒誤引抜反応度投入速度等をパラメータとした。
(c) 平衡期（経済性重視型）炉心の構築
FBR 平衡期における経済性獲得を視野に入れた炉心構築をはかった。炉心構成を図4.1.1-34 に示す。導入期（資源重視型）炉心（図 4.1.1-30）から径方向ブランケットを除いた構成となっている。炉心特性を表 4.1.1-16 に示す。増殖比は 1.03 と 1.17 から低下するものの 1 以上を達成している。全炉心取出平均燃焼度は 80GWd/t と、58GWd/t から大幅に改善されている。

1096

(2) ブロック型被覆粒子燃料炉心(i)

設計方針・目標
炉心設計方針・目標は、横方向流冷却コンパートメント型被覆燃料炉心概念と同様である。
すなわち、資源有効利用と経済性向上を両立させるため、増殖比 1.1 以上及び重金属インベ
ントリ、特にブランケット部分での重金属インベントリ削減を目標とするとともに、安全性では AWS での炉心除熱性確保を目差す。資源有効利用性、環境負荷低減性、核拡散抵抗性に対する目標も横方向流冷却コンパートメント型被覆燃料炉心概念と同様とする。
リファレンス炉心となるブロック型被覆粒子燃料炉心に対しては、環境負荷低減を目指し
たLLFP核変換型炉心概念を構築する。ここでは、発電用原子炉として求められる安全要求及び性能要求を満たしつつ、変換対象となるFP核種、具体的には、生成量、半減期、移行性等の観点で環境負荷ポテンシャルが高いとされる129I（半減期：1600 万年）及び99Tc（21 万年）について、核変換対応能力を検討する。各LLFPの化学形態は、炉心燃料設計の観点か
ら現在の知見を基に適切なものを選択する。使用済み燃料中のLLFPや、核変換照射後も残存するLLFPは、元素分離によって回収した後、LLFP集合体として原子炉へ装荷するマルチ
リサイクルにより、LLFPを低減するシナリオを想定する。自己生成分のLLFPを変換すること、及びLLFP集合体取出時に変換率 30%達成を目標とする。

(ii) 設計条件
炉心設計上の各種仕様・制約条件（プラント仕様、炉心性能要求、炉心・燃料基本仕様、
制限条件、取合条件）を以下で説明する。また条件一覧を表 4.1.1-13 中欄にまとめた。
(a) プラント仕様
原子炉熱出力：2400MWt、電気出力：1120MWe で、熱効率 48%である。原子炉運転
圧力は 6MPa で、原子炉出入口温度は 460℃／850℃である。
(b) 炉心性能要求
増殖比は 1.1 以上を目標とする。炉心取出平均燃焼度は 120GWd/t 以上とする。運転サ
イクル長さは 18.0 ヶ月以上とする。
(c) 炉心・燃料基本仕様
窒化物燃料核に TiN 層を被覆した被覆粒子燃料を、SiC 固相マトリクスからなる六角ブ
ロックに分散させた燃料体を用いる。六角ブロック状燃料構造を図 4.1.1-18 に示した。
(d) 制限条件
燃料健全性確保の観点から、SiC 製の冷却管及びラッパ管温度(肉厚中心)に対しては、
通常時、異常な過渡時及び事故時に 1600℃以下を制約とする。これは、被覆燃料粒子からの重金属・FP 拡散の防止機能を担保するためである。また窒化物燃料核に対しては、溶融防止の観点から 2750℃（通常運転時及び異常な過渡・事故時）を制限とする。なお冷却管及びラッパ管について制約とした肉厚中心温度（1600℃）については、今後の燃料・材料に関する知見・製造技術の進展に応じ、随時適切に見直すべきものである。
ヘリウム流速、減圧反応度、ドップラ係数に対する設計目安値・目標値は、横方向流冷
却コンパートメント型被覆粒子燃料炉心概念と同等とする。

1097

(e) 取合条件
燃料製造との取り合いでは、窒化物燃料及びTiN密度として 95％TD／50%TDを設定する。被覆燃料粒子充填率は、SiC固相マトリクスとの容積上の取合を考慮し、横方向流冷
却コンパートメント型：60～63%より低い 50%を暫定する。SiC固相マトリクスとSiC/SiC
複合材料の冷却管及びラッパ管はスミア密度としてそれぞれ 100%TD、100%TDとする。
燃料のTRU組成はナトリウム冷却炉・鉛ビスマス冷却炉概念と同等の高速炉多重リサイク
ル組成（設計標準）とし、新燃料へのFP混入率は同様に 0.2vol%（0.11wt%）に設定した。
燃料核及びTiN被膜の窒素は15N 100%とした。
プラント設計上の取合条件としては、径遮蔽体を含む外接円径として 8m、軸方向ブランケットを含む炉心高さとして 3m、炉心圧損[運転／自然循環除熱時]として 0.06MPa／
50Pa，減圧事故時背圧として 0.65MPa を用いた。
(iii) 設計結果
(a) 炉心概念の検討
炉心形式は均質 2 領域炉心とし、軸・径ブランケットを用いた設計とする。AWS での
炉心冷却特性を考慮し、減圧反応度に影響を与える冷却材体積比、増殖比とドップラ係数に影響を与える燃料体積比、炉心圧力損失に影響を与える炉心高さ・冷却材体積比等を主変数にサーベイ検討を実施した。検討を行った導入期(資源)型炉心、平衡期(経済)型炉心、
LLFP 核変換炉心の特徴を、表 4.1.1-14 にまとめた。
(b) 導入期（資源重視型）炉心の構築
炉心構成を図 4.1.1-35 に示す。炉心高さは 100cm と低く、軸方向ブランケット長は上下 25cm となる。燃料体積比が 20%と横方向流冷却コンパートメント型より高く取れる特長がある。炉心等価直径は 5.4m であり、設計要件を満足する。
炉心特性を表 4.1.1-17 に示す。取出平均燃焼度は炉心部で 121GWd/t、全炉心で 69GWd/tに達する。増殖比は 1.11 で、初装荷核分裂性 Pu 重量は 7.0t/GWe、複合システム倍増時
間は 89 年となる。横方向流冷却コンパートメント型と比較し、全炉心取出平均燃焼度で勝り増殖比で劣るが、これらの差は径方向ブランケット物量によるところが大きく、炉心特性上は両者でほぼ同等と認識される。炉心高さが低く、燃料体積比が比較的大きいため、
Pu インベントリが比較的抑制されたコンパクトな概念となっている。
減圧反応度は 0.30$と低減されているが、これは冷却材体積比が小さいことによる。運転サイクル長さは 18.0 ヶ月であり、目標を満足する。炉心部中性子スペクトルを図 4.1.1-36に、径・軸方向出力分布を図 4.1.1-37(1/2, 2/2)に示す。大型炉心であるが、出力ピーキン
グ係数は集合体単位で 1.3、軸方向で 1.17、集合体内部（局所）で 1.03 と低く、平坦化が達成されている。軸方向温度分布を図 4.1.1-38 に示す。
燃料ブロック体内部の 3 次元詳細温度解析条件及び体系を、表 4.1.1-18 及び図 4.1.1-39に示す。解析結果を表 4.1.1-19 及び図 4.1.1-40 に示す。内部燃料層及び周辺燃料層それぞれの燃料最高温度と冷却管表面温度について、円筒体系を用いた 1 次元解析と実際の六角ブロック形状をモデル化した解析との差が求められた。
本炉心に対しては、代表的な事故事象として減圧事故を選定し、各種反応度係数の不確

1098

かさを考慮した上で冷却管温度制限 1600℃以下を満足することを確認している。また
ATWS 及び AWS に対しても、核的不確かさを考慮した解析を行い、UTOP 及び ULOF
では SASS を用いずに冷却管温度制限目安 2200℃以下を満たす炉心・安全系設計が可能であることを確認した。また AWS では、SASS を用いずとも 1 次ピーク温度～1870℃、2次ピーク温度～2000℃、長時間後静定時～1800℃となっており、横方向流冷却コンパート
メント型被覆粒子燃料炉心と比べて炉心温度、特に 1 次ピーク温度を抑制できる概念となっている。
(c) 平衡期（経済性重視型）炉心の構築
FBR 平衡期における経済性獲得を視野に入れた炉心構築をはかった。炉心構成を図4.1.1-41 に示す。導入期（資源有効利用型）炉心（図 4.1.1-35）から径方向ブランケットを除いた構成となっている。炉心特性を表 4.1.1-20 に示す。増殖比は 1.03 と 1.11 から低下するものの 1 以上を達成している。全炉心平均取出燃焼度は 89GWd/t と、69GWd/t から大幅に改善されている。
(d) LLFP 核変換型炉心
1)

評価内容
ブロック型被覆粒子燃料炉心を基準炉心として、LLFP 集合体を装荷した核変換炉心の設計検討を行い、本炉型に関する LLFP 核変換特性の評価を行う。ここで、LLFP 集
合体の装荷法としては、2.1.1.3(1)項の検討結果に基づき、LLFP インベントリ低減を指向した「炉内装荷方式」を採用する。

2)

評価手法・条件[LLFP 集合体基本構造]
ドライバ燃料集合体は、ブロック型を採用しているが、LLFP集合体については、他
炉型の検討で実績を有するLLFPピンと減速材ピンで構成されるバンドル型を採用することとした。LLFPターゲット核種としては129Iと99Tcを対象とし、元素分離を前提とした。装荷には、ターゲットの化学形態が重要であり、ヨウ素については、炉内装荷で発熱量が大きくなることから高融点 (997℃) を有するYI3 、テクネチウムについては、
Tc(金属)を採用した。ただし、YI3の適用性については、炉外試験により、吸湿性による製造時の扱いにくさ等の課題が得られており、今後、適用性の見極めを行うことが必要である。減速材としては、高温特性に優れるY-H を採用した。また、LLFP集合体の装荷法としては、LLFPインベントリ低減を指向し、炉内装荷方式を採用した。
[評価条件]LLFP 核変換炉心は、FBR シナリオに応じて柔軟に対応できるよう、基準炉心から置換可能であることを条件とした。具体的には、プラント取合条件を満足すべく集合体総数・制御棒配置等を保存するとともに、安全要求等の制限条件も保存することとした。
また、核特性について、基準炉心の主要な性能目標を維持することとし、特に、FBR 平
衡期での導入が予測されることから、1.03 程度の増殖比を満足することとした。LLFP
核変換特性については、2.1.1.3(1)項の設計方針・目標で説明したよう、各核種について
サポートファクタ (変換量/生成量比) が 1.0 以上を満足することを条件とし、取出時変1099

換率 30 %を暫定的な目標とした。
[評価手法]
核計算について、2.1.3.1(1)(ⅳ)項の大型ナトリウム冷却 MOX 燃料炉における LLFP
核変換炉心の検討の結果、3 次元計算と 2 次元計算に基づく簡易評価手法で概ね同等の結果が得られたことから、ここでは、2 次元計算基づく簡易評価手法を適用することとした。群定数セットについては、JENDL-3.2 ベースの 70 群統合炉定数 ADJ2000 を縮約して用いた。また、核変換率の評価については、LLFP 集合体内の非均質効果を考慮することとし、表 4.1.1-21(1/2)に示す連続エネルギーモンテカルロ計算から評価した
非均質係数を適用した。
LLFPピン・減速材ピンの健全性については、表 4.1.1-21(2/2)の各項目について評価を行った。そのうち、熱特性については、3 本の要素に囲まれたチャンネルを想定し、このチャンネルを形成する各要素からの入熱を考慮して評価を行った。隣接集合体出口
温度差については、隣接ドライバ燃料集合体の出口温度を炉心出口温度 850℃と仮定して評価を行った。H/Y比は、SiC/SiC被覆管の水素透過率として、暫定的にオーステナイ
ト鋼の 10-5の値を想定し評価した。ヨウ素ピンの機械特性については、照射末期ガス内圧のみを対象とすることとし、核変換で発生するXeガスの放出率 100 %とした。
3)

評価結果[LLFP 集合体仕様]
LLFP ピン仕様については、LLFP ターゲットで溶融を起こさないよう、線出力を制限すべく、ピン径、スミア密度等についてサーベイを行い設定した。結果として、炉内装荷で出力が大きくなる傾向があるとともに、ヨウ素化合物の融点・熱伝導度が低いことから、ヨウ素ピンの仕様設定が最も厳しく、ピン径を細径化し 7.5 mm とするとともに、スミア密度は低く抑え 50 %と設定した。テクネチウムピン・減速材ピンについても、装荷性の観点から、ヨウ素ピンと同様のピン径を採用した。
減速材ピン割合については、他の炉型と異なり、ドライバ燃料に構造材として SiC が多量に含まれていることから、減速特性が異なり、隣接ドライバ燃料集合体への影響 (中性子減速ピーク) が大きい傾向が得られた。そこで、減速材割合についてパラメータサ
ーベイを行い、核変換率と隣接ドライバ燃料集合体出力への影響のバランスから 5 %に設定することとした。図 4.1.1-42(1/5)に、減速材割合 5 %の場合の隣接ドライバ燃料集
合体内の出力分布を評価した結果を示すが、周辺部に中性子減速による出力ピークは発生しているものの、影響は小さく抑制できることが確認された。また、基準炉心はドラ
イバ燃料集合体としてブロック型を採用しており、通常のピン型燃料のガスプレナムに相当する領域が無い構造となっている。そのため、キセノンガスを発生するヨウ素ピンについては、
軸方向ブランケット領域、および、
ターゲットカラム長を炉心高さの 100 cm
から低減し、その領域をガスプレナムに配分する構造とした。ターゲットカラム長については、変換量とのバランスから 70 cm と設定した。
以上、サーベイの結果得られた LLFP ピン・集合体の仕様を表 4.1.1-22 にまとめるとともに、集合体の断面を図 4.1.1-42(2/5)に示す。

1100

[核変換特性]
核変換特性として、サポートファクタが 1.0 を満足する LLFP 集合体の体数・構成の評価を行った。評価の結果得られた炉心の配置図を図 4.1.1-42(3/5)に示すとともに、主要な核変換特性を表 4.1.1-23 に示す。
核計算の結果、本炉心では、36 体のLLFP集合体を装荷する必要があることがわかった。1 サイクル当たりの変換率は、129I：2.6 %、99Tc：3.3 %と他の炉型より小さい結果となった。これは、本炉心の中性子束が他の炉型と比べ小さいことによるものである。
また、取出時の変換率は、ヨウ素ピンのガスプレナム領域が十分に確保できず、かつ、
ガス内圧制限も 6 MPaと小さいことから、照射期間が 1 サイクルに制限されるため、上記の通り 3 %程度と大幅に制限される結果となった。
[核特性]
LLFP 核変換炉心の主要な核特性の評価結果を、表 4.1.1-23 に基準炉心の核特性と比較して示した。
LLFP 核変換炉心では、LLFP 集合体を装荷した分、(集合体総数保存の条件から) 径
方向ブランケット集合体が削除されるため、軸方向ブランケットを増加する必要がある
ことがわかった。軸方向ブランケットの厚さ (上下含む) を 50 cm → 60 cm まで、10 cm
増加させれば、本 LLFP 核変換炉心は、増殖比 1.03 を満足する結果であった。また、
LLFP 集合体の炉内装荷により、Pu 富化度は 2～4 %程度増加し、それに伴い、燃焼反
応度は増加するため、燃焼ミスマッチの効果から、熱設計に影響を与えるものと考えられる。
[LLFP 健全性]
LLFP ピン健全性の観点から、LLFP 集合体の流量、照射期間の設定を行った。健全性の評価項目については、表 4.1.1-21(2/2)に示した通りである。
評価結果として、図 4.1.1-42(4/5)に集合体流量と LLFP ピン・減速材ピン・集合体の温度に関する制限値の関係を、図 4.1.1-42(5/5) に照射期間と H/Y 比・ガス内圧の関係を示した。本 LLFP 集合体では、下限流量は、減速材 Y-H の温度が制限となり、0.53 kg/sと評価された。一方、上限流量については、隣接集合体出口温度差 150℃とした場合、上限流量が 0.36 kg/s となり、上記の下限流量を下回り、解が存在しない結果となった。
ここで設定している隣接集合体出口温度差 150℃は、ナトリウム冷却炉の条件 (120℃)をベースに暫定した値であり、炉上部構造物が存在しないガス炉のサーマルストライピ
ングによる制限条件については検討の余地を有することから、本検討では下限流量 0.53
kg/s を集合体流量として暫定した (その場合、隣接集合体出口温度差は 230℃程度と見積もられる)。
上記の集合体流量を想定した場合、ガス内圧の制限から照射期間は、ドライバ燃料の照射期間 6 サイクルに対し 1 サイクルと極めて短い期間に制限される結果であった。これは、LLFP ピンのガス内圧制限が外圧支配の圧縮力条件で運用することを想定しており、系統圧 6 MPa 以下に制限されること、および、現状の LLFP 集合体構造を想定した場合、ヨウ素ピンのガスプレナム領域が十分に確保できないことによるものである。
以上、本代表炉心は、炉内装荷方式を採用し LLFP 核変換炉心に置換することにより、プラント取合条件を満たしつつ、増殖比 1.03、サポートファクタ 1.0 以上を達成できる1101

可能性を有することが示された。
ただし、本ヘリウムガス冷却ブロック型炉の LLFP 核変換炉心については、他炉型と比較し、照射期間が極めて短く制限されることから、取出時核変換率は大幅に制限される結果となった。LLFP 集合体構造については、現状暫定的に、他の炉型と同様にバン
ドル型を採用しているが、今後、LLFP 集合体構造、装荷法を含め、抜本的な見直しを含む、更なる検討が必要と考えられる。

1102

(3) 耐熱被覆ピン型燃料炉心(i)

設計方針・目標
炉心設計方針・目標は、横方向流冷却コンパートメント型被覆燃料炉心概念と同様である。
すなわち、資源有効利用と経済性向上を両立させるため、増殖比 1.1 以上及び重金属インベ
ントリ、特にブランケット部分での重金属インベントリ削減を目標とする。一方、安全特性
としては、減圧事故などの設計基準事象時における過渡特性と共に、ATWS や AWS でも
SASS や各種受動的炉停止機構の適用により、炉心の除熱性が期待できる概念を目差す。資源有効利用性、環境負荷低減性に対する目標も横方向流冷却コンパートメント型被覆燃料炉
心概念と同様とする。核拡散抵抗性に対しては、炉心設計に対して特に要求を課していない。

(ii) 設計条件
炉心設計上の各種仕様・制約条件（プラント仕様、炉心性能要求、炉心・燃料基本仕様、
制限条件、取合条件）を以下で説明する。また条件一覧を表 4.1.1-13 右欄にまとめた。
(a) プラント仕様
原子炉熱出力：2400MWt、電気出力：1120MWe で、熱効率 48%である。原子炉運転
圧力は 6MP で、原子炉出入口温度は 460℃／850℃である。
(b) 炉心性能要求
増殖比は 1.1 以上を目標とする。炉心取出平均燃焼度は 120GWd/t 以上とする。運転サ
イクル長さは 18.0 ヶ月以上とする。
(c) 炉心・燃料基本仕様
耐熱被覆ピン型燃料であり、窒化物の燃料ペレット（中空ペレット形状を想定）、金属間化合物（Si3Zr5）製の被覆管及び耐熱合金製のラッパー管より構成される。燃料集合体
概念図を図 4.1.1-22 に示した。
(d) 制限条件
燃料健全性確保の観点から、燃料温度、被覆管温度に制限を設ける。燃料温度としては、
通常運転時、異常な過渡及び事故時に対し、2750℃を制限とする。被覆管温度としては、
通常運転時は 1200℃以下を設計目安とし、異常な過渡及び事故時には 1500℃（ただし炉内圧力維持の場合は 1730℃）以下とした。設計基準を超える事象に対しては、Si3Zr5の変態点約 2180℃、融点約 2230℃に対応する値として、2000℃以下を成立性の目安とした。
これらの温度は、今後の燃料・材料に関する知見・製造技術の進展に応じ、随時適切なものに見直してゆくべきものである。
ヘリウム流速、減圧反応度、ドップラ係数に対する設計目安値・目標値は、横方向流冷
却コンパートメント型被覆燃料炉心概念と同等とする。
(e) 取合条件
燃料製造上の取合条件としては、窒化物燃料及び耐熱被覆材（Si3Zr5）の密度として、95％TD及び 100%TDを想定した。燃料のTRU組成はナトリウム冷却炉・鉛ビスマス冷却炉概念と同等の高速炉多重リサイクル組成（設計標準）とし、新燃料へのFP混入率は 2vol%（1.1wt%）に設定した。燃料の窒素は15N 100%とした。
プラント設計上の取合条件としては、径方向遮蔽体を含む外接円径として 6m、軸方向
ブランケットを含む炉心高さとして 3m、通常時／自然循環除熱時の炉心圧損として

1103

0.06MPa／50Pa，減圧事故時背圧として 0.65MPa を用いた。
(iii) 設計結果
(a) 炉心概念の検討
炉心型式は均質炉心で、軸・径ブランケットを用いた設計とする。取出平均燃焼度は 120～150GWd/t を目標とするが、これは、ピン型燃料炉心では横方向流冷却コンパートメン
ト型やブロック型と比べて燃料体積比が高くとれ、安全確保への技術的課題は多いものの、
取出平均燃焼度等の核特性を高めることが概念としての魅力追求になると考えたからである。基準炉心では ATWS の安全クライテリアを満たす炉心設計条件を見出すため、減圧
反応度に影響する冷却材体積比、増殖比・ドップラ係数に影響する燃料体積比、炉心圧損に影響する炉心高さ・冷却材体積比を主変数としたサーベイ検討を実施した。
(b) 導入期（資源重視型）炉心の構築
炉心構成を図 4.1.1-43 に示す。炉心燃料集合体概念図を図 4.1.1-44 に、ブランケット燃料集合体概念図を図 4.1.1-45 に示す。炉心高さは 120cm で、軸方向ブランケット長は上下 40cm である。燃料体積比は 24.3%と被覆粒子型燃料より高く取れる特長がある。炉心等価直径は 5.04m とヘリウムガス冷却炉の中では最も小さくなる。
炉心特性を表 4.1.1-24 に示す。炉心部中性子スペクトルを図 4.1.1-46 に示す。取出平均
燃焼度は炉心部で 141GWd/tと高く、全炉心でも 73GWd/tと良好である。運転サイクル長
さは 20.0 ヶ月と 18.0 ヶ月を上回る。増殖比は 1.27 に達し、初装荷核分裂性Pu重量は5.4t/GWe、複合システム倍増時間は 31 年と短くなる。これらの良好な核特性は、ヘリウ
ムガス冷却で窒化物燃料をSi3Zr5被覆で用いるという、良好な中性子経済に由来するものである。
軸・径方向熱伝達による炉心冷却効果を定量的に評価するため、多次元解析体系を模擬した燃料集合体内対流・輻射・熱伝導複合解析を実施した。これは、本炉心が高温で用いられ、ガス冷却では輻射による熱移行が炉心温度の平坦化・低減化に寄与すると考えられるためである。解析体系・モデルを図 4.1.1-47 に、解析結果例として軸方向及び径方向温度分布を図 4.1.1-48 に示す。多次元解析体系により径方向熱伝達を解析・評価した結果、最大 50℃程度の温度低下が期待できるものの、径方向・軸方向の出力分布平坦化にはほとんど寄与しないことが判明した。
減圧反応度は 1.7$と大きいが、これは冷却材体積比が大きいためである。ドップラ係数
も-1.7×10-3 TΔk/ΔTと横方向流冷却コンパートメント型やブロック型の 1/5 程度になっている。これらの特性はそれ自体安全上厳しいことを示唆している。また、ピン型である
ため燃料の熱容量が小さく、これも安全上厳しい特性となる。実際、ATWS及びAWSにおいては、燃料温度制限を満足するために、強制循環型崩壊熱除去系起動や事象発生後直後(1 分程度以内)での即応型SASSの起動が必須となる結果が得られており、安全上課題の多いことがわかった。

1104

4.1.1.5 システム性能の追求
ヘリウムガス冷却炉に関連するフェーズⅡにおけるシステム側への設計要求[1.2 節参照]及びそれに対する対応方針を以下にまとめる。設計要求を満たすシステム性能が得られるように設計仕様を策定し、設計を進め、成立性及び経済性を評価する。設計及び評価結果については、後述の 4.2.1 項に記載している。
また、プラントシステムにおいて、ヘリウムガス冷却炉がナトリウム冷却炉などと比較して有利な点について説明する。
(1) 設計要求(i)

安全性(a) 安全要求
1)

決定論的安全要求開発目標で掲げる高い安全性を実現するために、十分な多重・多様性を有した能動的安全設備に加え、必要に応じて受動的安全機能を導入するとともに、仮想的な炉心損傷時の影響を原子炉容器内あるいは格納施設内で終息させる設計とする。

2)

確率論的安全要求
決定論的安全要求を補完する目的で、炉心損傷発生頻度の要求値として 10-6／炉年未満を達成できる見通しを示すこと。さらに、炉心損傷あたりの格納機能の非信頼度を十分低く維持できる見通しを示すこと。

(b) 安全設計の基本的原則の遵守
原則として、現行軽水炉に適用される基準、指針類及び｢もんじゅ｣の安全審査で適用された基準、指針類、高速増殖実証炉の設計研究における考え方を参考にし、選定した冷却材、燃料及びプラント概念の特徴を考慮した設計とする。
(c) 原子炉停止機能への要求
原子炉停止系には受動的な炉停止能力（例えば、自己作動型炉停止機構（SASS））を付加するか、あるいは、事象進展緩和を可能とする受動的機構（例えば、ガス膨張機構（GEM））
を付加するとともに運転員の介在による事象終息が可能な設計とする。なお、軽水炉のよ
うに 1 時間程度の短時間（基準値）で炉心損傷に至らないシステムの場合には、運転員の介在により炉心損傷が防止できることを示すことにより、受動的な炉停止機能を不要とすることができる。
(d) 崩壊熱除去機能への要求
炉停止後の崩壊熱除去機能について、多重性あるいは多様性をもたせるとともに、全交
流動力電源の喪失を想定しても炉心冷却が可能な設計とする。また、事故管理方策により、その機能回復が図れる設計とする。
(e) 炉心損傷に対する格納機能の確保
代表的な炉心損傷事象に対し、選定したプラント概念及び着目する事象の特徴を考慮して、以下の事項を含め、リスク低減の観点から期待できる合理的な対策を講じることによって事故影響の局限化を図る。
①

高速炉の炉心燃料の特徴を踏まえて、炉心損傷の事象推移過程において再臨界に伴う有意な機械的エネルギー発生が防止できる対策を講ずる（再臨界回避）。

1105

②

さらに事故後の融体静定、熱除去、放射性物質の閉じ込めを可能な限り炉容器内で達成し、格納施設への熱・機械的負荷を大幅に緩和して放射性物質の閉じこめ能力を確保することで、炉心損傷の影響を周辺環境に有意に及ぼさない設計とする。

(f)

個別要求
上記の要求に加えて、検討対象とする各概念の特徴に応じて以下の事項に留意した設計とする。
①

相変化に伴う急激な反応度投入が生じないガスの特長を生かし、出力密度低減あるいは高温耐性確保に配慮した炉心設計ならびに、十分な冷却材循環能力と除熱源の確保
により、安全設備の機能とあいまって、減圧事故を含む事故時にも炉心冷却材性を確保出来る設計とすること。

②

炉心損傷時は、再臨界回避と損傷炉心の保持・冷却に加えて、冷却材による放射性物
質の保持効果に期待出来ないことを考慮しても十分な格納機能が確保できる設計とすること。

(ii) 経済性
FBR 本格実用化段階における経済性については、第一段階として発電単価の要求値である
4 円/kWh を達成できる見込みを有すること。また、第二段階として、海外における発電単価の動向を視野に入れ、経済性に関する国際的水準を達成する見通しを得ること。ただし、発電単価は、建設費、運転維持費、燃料費、廃止措置費の区分で検討すること。なお、燃料費については、適合する再処理及び燃料製造システムの検討結果との整合性を図ること。
以下に、経済性に関する要求値、目標値及び基準値を示す。
(a) 要求値[発電単価]

将来の軽水炉サイクルによる発電単価の試算値（4.3 円/kWh）を視野に入れ、発電単価の要求値を 4 円/kWh とする。

[プラント寿命]

プラント寿命に関する国際的動向を勘案し、プラント寿命の要求値を60 年とする。

(2) 目標値[建設工期]

軽水炉における建設工期短縮の動向を勘案し、大型炉の建設工期の目
標値を 42 ヶ月とする。
また、建設工期の短縮が期待できる中型モジュール炉の建設工期の目
標値を 36 ヶ月とする。

(c) 基準値[建設単価]

軽水炉における建設コスト低減を勘案し、建設単価の基準値を 20 万円/kWe とする。

[燃焼度]

サイクルコスト及びバックエンド負荷軽減を図るため、ブランケット
燃料を含む全炉心取出平均燃焼度の基準値を 6 万 MWd/t とする。また、炉心性能における燃焼度の目安として、炉心取出燃料平均燃焼度の基準値を 15 万 MWd/t とする。

[稼働率]

将来型軽水炉における検討状況を勘案し、稼働率の基準値を 93％とす
る。

1106

(iii) 環境負荷低減性
環境負荷低減の観点から、通常のプラント運転で発生する廃棄物及び廃炉時に発生する廃炉廃棄物については、冷却材を含め可能な限り再利用が図れる設計とすること。
運転・保守における放射性固体廃棄物の発生量の目標値を現行軽水炉の 1/10 以下とする。
また、運転に伴う放射性気体及び液体廃棄物の環境への放出放射能に関する要求値を、単位発電量当たりの放出量を現行軽水炉の設置許可申請書記載値に対して同等以下とするとともに、これを更に低減する設計目指すこと。
廃止措置に伴い発生する放射性固体廃棄物発生量（体積）を極力低減する設計を目指すこと。
なお、廃棄物発生量の評価については、国の検討動向を勘案した区分毎に評価すること。
(iv) 核拡散抵抗性①

燃料取扱設備は、核物質防護及び保障措置の対応を考慮した設計とすること。

②

プルトニウムを含む新燃料及び使用済燃料については、意図しない接近を制限できること。

(v) 運転、保守・補修性①

日負荷追従運転が可能であること。

②

運転の簡素化、自動化、運転制御系の高度化、検査及びメンテナンスし易い設計等により、運転・保守作業におけるヒューマンエラーの防止、保守作業量の低減、運転員・保守員の省力化、保守作業員の被ばく低減を図ること。

③

化学的活性や毒性、放射化等、冷却材の有する特性を考慮し、運転性、保守補修性の向上を図ったプラント設計とすること。

(2) 設計要求に対する対応方針
前項(1)の設計要求を満たすシステム性能が得られるようにプラント概念を構築し、概念の成立性及び設計要求への適合性を確認する。
以下に、プラント設計における設計要求に対する対応方針をまとめる。
(i)

安全性に関する対応方針(a) 安全要求
1)

決定論的安全要求
十分な多重・多様性を有する能動的安全設備に加え、必要に応じて受動的安全機能を導入するとともに、仮想的な炉心損傷時の影響をプラント内で終息させる設計とする。

2)

確率論的安全要求
炉心損傷発生頻度を 10-6/炉年未満に低減する。

(b) 安全設計の基本的原則の遵守
基本的に既往の基準、指針類、高速増殖実証炉の設計研究における考え方を参考に安全設計を進める。
(c) 原子炉停止機能への要求
独立２系統の能動的炉停止系を設置するとともに SASS を採用して受動的炉停止機能を1107

確保する。
(d) 崩壊熱除去機能への要求
崩壊熱除去系は冗長性もしくは多様性を有する系統構成とし、送風機のベーン・ダンパ
ーを多重化・多様化して、単一故障ではその機能を喪失しない設計とすることにより、信頼性の向上を図る。また、１次系内の流路切り替えのためのグラビティダンパには、受動的機構を取り入れるなど信頼性向上を図る。
強制循環による除熱に加えて、減圧状態において自然循環による除熱が可能な設計とする。このため、炉心を含めた系統圧損を小さくするとともに、炉心と熱交換器との間の伝熱中心差を大きくとった設計とする。
(e) 炉心損傷に対する格納機能の確保
本概念は、減圧事故時にスクラムを伴わずに自然循環除熱へ移行するという極めて苛酷な想定下においても著しい炉心損傷が回避される可能性を有している。したがって、スクラム失敗事象は炉心損傷の代表事象とならない可能性がある。一方で、炉停止後の除熱が失われた状態を想定すると、比較的短時間で炉心損傷に至る可能性を有している。このため、ここでは崩壊熱あるいは低出力レベルでの除熱喪失に伴う炉心溶融を対象として、定性的に事象推移を推定し、再臨界回避方策を含めた影響緩和方策のフィージビリティを検討する。
(ii) 経済性に関する対応方針(a) 要求値[発電単価]

建設単価、熱効率、稼働率、建設工期等の指標を満足させることにより、目標値達成を目指す。

[プラント寿命]

設計寿命を 60 年として設計する。

(b) 目標値[建設工期]

フェーズⅠの時点で 46.5 ヶ月（大型炉）であったため、フェーズⅡにおいては、建設工法の簡素化検討等を進め、さらなる建設工期短縮を目指す。

(c) 基準値[建設単価]

20 万円/kWe 以下の建設単価達成を目指す。

[燃焼度]

高燃焼度化に伴い、使用済み燃料の崩壊熱量が増加するため、これを考慮した燃料取扱い系とする。

[稼働率]

フェーズⅠの時点で基準値 93％を達成可能な見通しを得ている。フェーズⅡにおいて、さらなる高稼働率を目指す。

(iii) 環境負荷低減性に関する対応方針
廃炉廃棄物については、炉容器室内に、高β、γ線が発生する元素を含む材料を使用しないように管理することで解体性を確保する。また、廃棄物の再利用に関しても、その可能性を追求する。

1108

運転に伴う放射性気体及び液体廃棄物の環境への放出放射能については、通常運転時の周辺公衆の線量当量を「発電用軽水型原子炉施設周辺の線量目標値に関する指針」に示される
線量目標値の 50μSv/y を下回り、さらに現行軽水炉と同等以下とできる見通しを得る。
(iv) 核拡散抵抗性に関する対応方針① 燃料取扱設備は管理区域とし、容易に外部から侵入できないよう考慮した設計とする。
②

燃料は常に燃料取扱機器内で扱われ、容易に接近できない設計とする。

(v) 運転、保守・補修性に関する対応方針①

日負荷追従運転が可能となるようプラント制御系の設計を検討する。

②

遮へい強化によるメンテナンスエリアの線量率低減化、保守作業の遠隔自動化などにより、保守作業員の被ばく低減を図る③

ISI については、JEAC4205「軽水型原子力発電所用機器の供用期間中検査」に合わせることを基本方針とし、ヘリウムガス炉特有の機器については個別に適合ロジックを設定する。

④

保守補修については、炉内構造物などに破損が発生し、全炉内機器の引き抜きが必要になった場合も想定した原子炉構造設計を行う。

(3) システム性能の追求
ガス冷却炉の設計は、当初のフェーズⅠ終了時点（2000 年度）では建設コストに主眼をおいたために炉心特性は必ずしも最適なものになっていなかった。よって、フェーズⅠを１年延長し、炉心特性を追求した上でガス冷却炉の有望概念を選定した。フェーズⅡではフェーズⅠで検討した横方向流冷却コンパートメント型燃料集合体概念に加えて六角ブロック型のような新燃料集合体概念の検討も行った。
ここで、炉心燃料設計とプラント設計の主な取合い点は、以下の２点である。
①

2400MWt（1124MWe）プラント概念の検討では、炉心出入口温度及び冷却材圧力、炉心（遮へいを含む）外接円半径に変更を加えることがない。

②

被覆粒子燃料の統計的破損等に起因する燃料ミート（Pu）１次系汚染に関する課題については、製造経験蓄積に伴う製造時欠陥信頼度の向上を見込めるものとし、炉心燃料、燃料製造側の課題として捉え、対応していく。

ヘリウムガス冷却炉は、ナトリウム冷却炉の炉心出口温度 550℃程度に対して、850℃であることから、ナトリウム冷却炉では実現できないような直接ガスタービン発電採用による高熱効率化、高温ガス多目的利用などの観点で有利であると考えられる。
一方、高温ガス熱中性子炉分野では、小型炉（モジュール炉）の設計研究が盛んであることから、ヘリウムガス冷却炉の小型炉について安全性、経済性などに視点をおいた予備的な検討を行った。また、ヘリウムガス冷却炉の建設単価を低減するために、これまで検討してきた電気出力 1124MWe のヘリウムガス冷却炉プラントに対し、電気出力をナトリウム冷却大型炉と同様の 1500MWe まで増大できると仮定して、経済性効果の程度を推定することを目的に予備的な検討も行った。
以下に詳細を示す。

1109

(i)

高熱効率の追求
発電効率については、ヘリウムガス冷却炉は炉心出口温度 850℃という高温ガスを利用して、直接ガスタービン発電を採用し、高い熱効率（約 47%）を得た。ナトリウム冷却炉・蒸気タービン発電の熱効率 43%程度と比べて、高熱効率となっている。
また、水素製造などの高温ガス多目的利用（高温熱利用）のポテンシャルもある。高温ガス多目的利用については、原子炉から得られた 850℃近傍の高温の熱を必要温度の高いプロ
セスから段階的に利用することにより、極めて効率の良い熱の使い方を可能とすることができる。例えば、水素製造等の高温プロセスに利用した後、一般工業、海水淡水化、地域暖房などに利用し、さらに温度が下がったところで農業、漁業などに利用するなど、段階的に利用すると熱効率が飛躍的に高められる可能性がある。省資源、省エネルギーに役立ち、二酸
化炭素排出削減にも貢献できると考えられる。

(ii) 中・小型プラントの検討
フェーズⅠのガス冷却炉設計では大型炉の検討を行ってきた。一方で、高温ガス熱中性子炉分野では、GTHTR300 や南アフリカで導入が検討されている PBMR など、小型炉（モジュール炉）の設計研究が盛んである。フェーズⅡでは、ヘリウムガス冷却炉の 300WMe ク
ラス小型炉について、安全性、経済性などに視点をおいた予備的な検討を行った。
(a) 炉心燃料設計
４ループ型大型炉に対し１ループ構成の小出力炉（300MWe）とした炉心概念であり、
横方向流冷却コンパートメント型被覆粒子燃料を採用している。炉心構成を図 4.1.1-49 に示す。取出平均燃焼度 100GWd/t の均質２領域炉心となっている。燃料体構造の概要を図4.1.1-50 に示す。寸法自体は大型炉とほぼ同等である。炉心高さ 1.2m、等価直径 329cmと、炉心容積は大型炉の約 23%であり、出力に比例して小型化している。
炉心特性を表 4.1.1-25 に示す。反応度係数を大型炉と比較して表 4.1.1-26 に示す。炉特性上は大型炉と比較して、Pu 富化度、燃焼反応度、出力ピーキング係数が上昇している。
増殖比は 1.236 と大型炉と同等を確保している。
(b) プラント設計
ヘリウムガス冷却中型・小型炉の経済性における可能性を推定することを目的として、下のようにプラント出力を現状の大型炉からガスタービン１基当りの出力を変えずに基数を削減し、対応する原子炉出力に応じて炉心の等価直径を小さくして原子炉構造を定め、原子炉容器とガスタービン容器を配置可能な格納容器を設定する[図 4.1.1-51 参照]等の簡易的な方法により評価を行った13)。
2400MWt

ガスタービン４基（リファレンスケース）

1800MWt

ガスタービン３基（ケース１）

1200MWt

ガスタービン２基（ケース２）

600MWt

ガスタービン１基（ケース３）

建設単価の検討結果を表 4.1.1-27 に示す。300MWe クラス小型炉の建設単価は、大型炉建設単価の 2.2 倍となった。大型炉建設単価目標値を 100 とした場合、小型炉建設単価目
標値は 175 が目安とされているので、ガス冷却小型炉の概略建設単価は小型炉建設単価目

1110

標値を少なくとも２割程度上回ることがわかった。
一方で、GTHTR300、PBMRなどのガス冷却小型熱中性子炉では、建設単価が大型炉建設単価目標値と同程度か、それ以下14), 15)と言われており、本検討の建設単価と差が出ている。これには以下のような理由が考えられる。
①

格納容器設置不要
GTHTR300、PBMR では、固有安全性の確実化（シビアアクシデントフリーの設計思想）により格納容器不要としている。ガス冷却小型炉では、0.69MPa 耐圧、内径23.5m、高さ 54.5m、板厚 35mm 程度の格納容器、及びそれに付属する機器を設置する必要がある。

②

量産効果の考慮GTHTR300 では、経済性評価にあたって量産効果を期待（GTHTR300 では、同サイ
トに４モジュール建設することを前提）している。
ガス冷却小型炉では、FOAK（First of a kind cost：初号機コスト）で算出しており、量産効果を考慮していない。なお、PBMR は FOAK で評価している。
PBMR では、上記の他に③

燃料以外の機器、部材の非原子力級化（火力プラント並）
また、南アフリカ特有の要因として、④

人件費（開発費、エンジニアリング費等）が安い。

⑤

建設費等に税金や金利は含めていない（コスト算出方法に相違がある）。

というコストダウン方策をとっている。上の項目に加え、原子炉建屋も耐震性を考慮したものとは考えにくい。
これらは、本検討の前提条件として考慮していないコストダウン方策であり、建設コス
トの差に影響を与えている要因と考えられる。ガス冷却小型炉とガス冷却小型熱中性子炉との建設単価には、上述のような設計仕様、前提条件の相違などを考慮すれば、大きな差はないと考えられる。
(iii) 大型プラント（1500MWe プラント）の検討
ヘリウムガス冷却炉設計では、フェーズⅠからフェーズⅡにかけて、熱出力 2400MWt（電気出力 1124MWe）の大型炉の検討を行ってきた。この出力値は、ガスタービンユニット出力規模の実現性と原子炉容器の製作性の観点から設定したものである。2004 年度に本プラン
トの経済性検討を行った結果、その建設単価は基準値を 7%程度上回る結果となった16）。
コスト高の要因としては、以下のようなことが考えられた16), 17）。
①

原子炉設備において、直接発電であることから BOP 関連設備の物量は少ないものの、
このメリットを打ち消してしまう程の一次系物量の多さにより、建設単価が大きくな
っている。

②

直接ガスタービン設備を原子炉建屋内に収納しているために、単価の高い原子炉建屋
容積が大であり、他炉型に比べて建屋構築物の建設単価が高くなっている。

③

ヘリウムガス冷却炉では、燃料集合体等の浮き上がり防止等の観点から３次元免震装置を採用する必要がある。ナトリウム冷却炉で採用している水平免震装置（鉛直要素付き）と比べ、３次元免震装置は単価が高くなっている。

1111

④

建設単価全体において、特にガスタービン発電機の電気出力が小さいことから割高となってしまい、結果として経済的に有利と考えられる直接発電にも係わらず、建設単価が高くなっている。

上に示す考察を受け、ヘリウムガス冷却炉の建設単価を低減するために、特に④項に着目し、これまで検討してきた電気出力 1124MWe のヘリウムガス冷却炉プラントに対し、電気出力をナトリウム大型炉と同様の 1500MWe まで増大できると仮定して、経済性効果の程度を推定することを目的に検討を行った。
前提条件は、従来の電気出力 1124MWe（熱出力 2400MWt）のプラントと同じ熱効率約47%を想定し、プラント熱出力を 3200MWtとした。プラント出力の増大を仮定するに際し、ガスタービンの容量を増やすことで対応し、従来のプラントと同様に原子炉容器１基に対し４基の縦置き型ガスタービンを設置した（800MWt/基×4 ループ）。なお、主要機器等の寸法、物量、建屋配置は、2003 年度最終設計プラント12）を基準とした。本検討においては、
炉心燃料設計、安全設計及びプラント成立性等の技術的課題については評価せず、出力増大に対する建設単価の概略評価のみ行った。
検討方法は、原子炉出力の増加に応じて、炉心等価直径を大きくして原子炉構造を定め、タービンブレード径及び発電機長さを大きくしてタービン構造を定め、原子炉格納容器内部の配置性を考慮して原子炉格納容器サイズ、さらに原子炉建屋サイズを外挿した。これらの検討を元に、
電気出力を 1500MWe に増大させた場合のプラント主要機器物量等を概算し（表4.1.1-28 参照）、コマンド・コスト・コード（CCC）にて建設単価を算出して、出力増大による経済性効果の可能性を評価した。
検討の結果を表 4.1.1-29 に示す。電気出力を 1500MWeまで増大させたプラントは、1124MWeプラント（2003 年度最終設計）に対する建設単価比では 0.93 となった。炉心燃料設計、安全設計、プラント成立性等の技術的課題は評価していないという条件付きではあるが、1500MWeに出力を増大させることにより建設単価が 7%程度低減される可能性を示す結果を得た18)。
本検討結果を受け、ヘリウムガス冷却炉のフェーズⅡ最終まとめについては、電気出力1500MWe を選定した。統合評価についても 1500MWe プラントを想定した評価を行っている。
(iv) 多目的利用の活用
ヘリウムガス冷却炉は、850℃近傍の熱エネルギーを炉外に取り出すことが出来る。850℃
もの高温の熱を取り出せると、高温ガスタービン発電以外に多くの分野での利用が可能になり、二酸化炭素排出削減にも貢献できると考えられる。さらに、原子炉から得られた高温の熱を必要温度の高いプロセスから段階的に利用することにより、極めて効率の良い熱の使い方を可能とすることができる。
熱供給が必要な産業及びその主要製品の代表的製造プロセスを表 4.1.1-30 に、各種工業プ
ロセスの温度条件を図 4.1.1-52 に示す19)。ヘリウムガス冷却炉から供給される核熱は 850℃
近傍であるため、核熱利用の対象となる工業プロセスは 850℃以下の熱エネルギーを利用するプロセスとなるが、核熱利用効率の観点からは、850℃に近い温度を利用するのが望ましい。温度下限を 600℃程度と仮定すると、ヘリウムガス冷却炉からの核熱を有効に利用可能

1112

なプロセスは表 4.1.1-31 のようになる。石油・石炭製品製造業では水素製造（石炭ガス化法、水蒸気改質法）。化学工業ではスチレン、塩化ビニル、ホルムアルデヒド、無水酢酸、水素製造（熱化学法）。鉄鋼業では銑鉄などがあげられる。
表 4.1.1.28 にあがっている候補プロセスで必要熱量も考慮すると、ヘリウムガス冷却炉に接続するシステムとしては、水素製造、銑鉄が適していると考えられる。

1113

参考文献
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Sea, and Air, June 14-17, 2004, Vienna, Austria13) 森部剛志，他：“ガス炉のプラント概念に関する研究”，JNC TY9400 2003-007，P.151～159，(2003)
14) 国富一彦，他：“高温ガス炉ガスタービン発電システム（GTHTR300）の設計研究”，日本原子力学会和文論文誌

Vol.1，No.4，(2002)15) 土江保男：“高温ガス炉ガスタービンシステムの概要と予備的経済性評価”，日本原子力学会
誌

Vol.42，No.10，(2000)

16) 森部剛志，他："ガス炉のプラント概念に関する研究"，JNC TY9400 2004-007，P.351～356，(2004)
17) 一宮正和，他："FBR システム技術検討書－平成 12 年度報告－"，JNC TY9400 2001-012，
p.878～881，（2001）18) 森部剛志，他：“ガス炉の概念に関する研究”，JNC TY9400 2005-006，(2005)19) 西原哲夫，他：“実用高温ガス炉水素製造システムの検討”，JAERI-Tech2000-046，P.14～
15，(2000)1114

表 4.1.1-1 ガス炉の特徴
冷却材状態
冷却材の特徴

融 点*1
沸 点*1

ナトリウム冷却炉

炭酸ガス冷却炉

ヘリウムガス冷却炉

液体単相

気体単相

気体単相

・化学的に活性、２次系 ・化学的に安定、２次系 ・化学的に安定、２次系
設置
不要
不要
・低圧による構造薄肉化、 ・除熱性能向上のため加 ・除熱性能向上のため加静的機器による冷却材
圧設備が必要圧設備が必要・高温腐食に留意が必要 ・高温腐食がないため高確保可能
・予熱設備が必要
温高効率発電、すなわ
ちガスタービン直接発電が可能
約 100℃
約 1020℃

核的特性

マクロ吸収断面積
減速能＊2
原子炉出口圧力原子炉出口温度－
約 7℃－
約-268℃

・ボイド反応度正・減圧反応度小・減圧反応度小（中、大型炉）・中性子吸収小、減速効 ・中性子吸収小、減速効 ・中性子吸収小、減速効
果小
果小
果小
-5
-1
-6
-1
4×10 cm
1×10 cm～0cm-1
9×10-3 cm-1
8×10-4 cm-1
3×10-4 cm-1
約 0.2MPa

約 4.2MPa

約 6MPa

約 550℃

約 530℃

約 850℃*1P

1.3kJ/kg･K

1.2kJ/kg･K

5.2kJ/kg･K*1820kg/m3

26kg/m3

2.6kg/m3

相対的熱輸送力*1 *3

1（1066kJ/m3･K）

0.030（31kJ/m3･K）

0.013（13kJ/m3･K）

相対的熱伝達率＊410.00190.0014

冷却材比熱C

冷却材密度ρ

自然循環除熱能力
体積膨張率β（1/K）
1.3×10-3
9.1×10-4
2.9×10-4
0.24
0.034
0.0024
密度変化率 ρβ*1：各プラント条件（原子炉出口圧力、原子炉出口温度）による物性値等の数値を示す。
*2：Σｓ・ξ：減速材の特性を表す量。ここで、Σｓはマクロ散乱断面積、ξは対数エネルギー損失を示す。
*3：ρ・CP：単位体積、単位温度の冷却材が運ぶ熱量。ここで、ρは密度、CPは定圧比熱を示す。
*4：λ0.6・ρ0.8・（CP／η）0.4：同一配管、同一流速での熱伝達率。ここで、λは熱伝導率、ηは粘性係数
を示す。

1115

表 4.1.1-2 基本仕様 ピン型燃料炭酸ガス炉（フェーズⅠ終了時）
No
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
21
22
23
24
25
26
27
28

項
目
原子炉形式
電気出力（発電端）
熱出力
ループ数
１次系CO2温度
１次系流量
１次系圧力
主蒸気条件
給水流量
タービン発電機プラント熱効率
所内負荷率
プラント稼働率
炉心・燃料
炉心の径／高さ
軸／径ブランケット
燃料形態
燃焼度
増殖比
炉心平均出力密度
燃料集合体形式
原子炉容器形式
炉壁保護構造１次系配管方式
１次主循環ポンプ
蒸気発生器
原子炉停止系
炉心安全

29
30
31
32
33
34
35
36
37
38

炉心上部機構崩壊熱除去系
原子炉格納施設
燃料取扱方式
・燃料減衰待貯蔵・炉内燃料交換
・炉内／外燃料移送・燃料搬出入形態
免震
プラント寿命仕様
ピン型燃料炭酸ガス冷却高速増殖炉
1509 MWe
3600 MWt
4 ループ
266℃/530℃（入口/出口温度）
11956 kg/s
4.2 MPa
140℃/490℃/18.5 MPa（入口/出口温度/圧力）
1415 kg/s
蒸気タービン
約 42 %
205 MW (13.6%)94 %
均質炉心、混合酸化物燃料
5.9m/1.2m
上下 0.4m/左右 0.45m
被覆管型
155 GWd/t
1.20
110 W/cc(制御カラムを含む炉心体積当たり)ラッパ管付密封型三角格子ピン燃料
PCRV
断熱材＋ライナ設置＋水冷なし（シングルキャビティ方式）
8 基（ガス循環機）
12 基（蛇行コイル貫流型／矩形ケーシング）
主炉停止系＋後備炉停止系（制御棒 33 本）(1)受動的炉停止方策：
SASS（ガス循環機電源からの制御棒給電方式）(2)全電源喪失対応方策：ボイラへの重力落下給水(3)再臨界回避方策：下部軸ブランケット一部削除なし（制御棒下部駆動、上部燃料交換）
独立 4 系統
一次格納：SCCV 二次格納：矩形コンクリート建屋
プラント運転サイクル約 24 ヶ月 5 バッチ方式
水中貯蔵
マニプレータ式燃料交換機
オペレーションフロア走行式燃料出入機によるガス中移送
水キャスク搬出不要
60 年以上1116

表 4.1.1-3 基本仕様 ピン型燃料ヘリウムガス炉（フェーズⅠ終了時）
No
項
目
1 原子炉型式
2 電気出力（発電端）
3 熱出力

仕
様
耐熱合金ピン型燃料ヘリウムガス冷却高速増殖炉1169 MWe2400 MWt

4 ループ数5 １次系 He 温度
6 １次系流量
7 １次系圧力8 ２次系温度、流量
9 水／蒸気温度
10 タービン発電機
11 プラント熱効率
12 所内負荷率
13 プラント稼動率
14 炉心・燃料15 炉心の径/高さ
16 軸/径ブランケット
17 燃料形態
18 燃焼度
19 増殖比20 炉心平均出力密度
21 燃料集合体型式
22 原子炉容器型式
23 原子炉停止系

4 ループ
460℃/850℃（入口/出口温度）
4267 ton/h
6 MPa
―
―
ヘリウムガスタービン：4 基/プラント
約 49%
27 MW (2.3%)93%
窒化物燃料/Si3Zr5被覆管
5.04m/1.2m
軸上下：0.4m/0.4m、径ブランケット集合体 162 体
耐熱合金（Si3Zr5）被覆管ピン型燃料
150 GWd/t
1.06
100 W/cc(制御カラムを含む炉心体積当たり)
ピン型燃料収納耐熱合金（Si3Zr5）製ラッパ管
鋼製原子炉容器
制御棒駆動装置下部設置
主炉停止系、後備炉停止系（SASS を兼ねる）／
炉心燃料外側に鉛反射体１層（72 体）
鋼製容器内にポット型コアキャッチャー設置
無し(制御棒下部駆動､上部燃料交換)
二重管方式
原子炉本体上部設置型直接炉心冷却:50%×4 系統
高圧鋼製原子炉格納容器
プラント運転サイクル 20 ヶ月 6 バッチ方式
炉外燃料貯蔵方式(水冷却)マニプレータ式燃料交換機
台車方式
―
２次元免震
40 年

24 炉心安全25 炉心上部機構
26 １次系接続容器
27 補助炉心冷却系
28 原子炉格納施設
29 燃料取扱方式
30 ・燃料減衰待貯蔵
31 ・炉内燃料交換
32 ・炉外燃料移送
33 ・燃料搬出入形態
34 免震
35 プラント寿命1117

表 4.1.1-4 基本仕様 被覆粒子燃料ヘリウムガス炉（フェーズⅠ終了時）
No

項

目

仕

1

原子炉型式

2

電気出力（発電端）

1124 MWe3

熱出力2400 MWt

4

ループ数

4 ループ

5

１次系 He 温度

6

１次系流量

4262 ton/h

7

１次系圧力

6 MPa

8

２次系温度、流量―

9

水／蒸気温度―

10 タービン発電機

ヘリウムガスタービン：4 基/プラント

11 プラント熱効率

約 47%

被覆粒子型燃料ヘリウムガス冷却高速増殖炉

460℃/850℃（入口/出口温度）

12 所内負荷率

27 MW (2.4%)

13 プラント稼動率93%

14 炉心・燃料被覆粒子型窒化物燃料

15 炉心の径/高さ
16 軸/径ブランケット様

5.64m/1.8m

18 燃焼度

上下各 0.4m/0.42m
外径 1.94mm，燃料核径 1.5mm､第１層低密度 TiN:120μm，第２層高密度 TiN:100μm
96 GWd/t

19 増殖比1.21

17 被覆粒子燃料

20 炉心平均出力密度

53 W/cc(制御カラムを含む炉心体積当たり)

21 燃料集合体型式

被覆粒子燃料内蔵集合体

22 原子炉容器型式

鋼製原子炉容器

23 原子炉停止系

25 炉心上部機構

制御棒駆動装置下部設置
AWS
時にSASSなしで 2200℃以下の可能性有り
漏洩流量制限機構設置（50cm2以下の漏洩面積制限）無し（制御棒下部駆動，上部燃料交換）

26 １次系接続容器

二重管方式

27 補助炉心冷却系

原子炉本体上部設置型直接炉心冷却：50%×4 系統

28 原子炉格納施設

鋼製原子炉格納容器

29 燃料取扱方式

プラント運転サイクル約 19 ヶ月 7 バッチ方式（＊１）

24 炉心安全30 ・燃料減衰待貯蔵

炉外燃料貯蔵方式（水冷却）31 ・炉内燃料交換

パンタグラフ式燃料交換機

32 ・炉外燃料移送

台車方式

33 ・燃料搬出入形態

―

34 免震

２次元免震

35 プラント寿命

40 年＊１：減圧事故時にスクラムを伴わずに自然循環除熱となるような苛酷事象

1118

1119

←
←

燃料密度 (炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

102 GWd/t
1.6 %Δk/kk’

95 GWd/t
1.1 %Δk/kk’

2.5×1023 n/cm2

1.8 $*4
875 年*5

2.5 $*3
117 年*5

複合システム倍増時間-12.8×10-3←
1.8×1023 n/cm2

28.2 W/cm3-9.2×10-3

0.64 / 0.22 / 0.13 / 1.00

0.68 / 0.28 / 0.14 / 1.09

減圧反応度 (平衡末期)

ドップラ係数 [TΔk/ΔT] (平衡末期)

最大高速中性子照射量*2

炉心平均出力密度増殖比 (炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/全体)

燃焼反応度

取出平均燃焼度 (炉心部)

23.4 / 30.7 wt%

60 / 60 / 60 %20.3 / 26.7 wt%

被覆粒子充填率

Pu富化度 (内側/外側)*1

0.29 / 0.15 / 0.15

0.22 / 0.14 / 0.14
95 / 95 / 95 %TD

被覆層肉厚 (炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

2.08 / 2.00 / 2.00←

PyC-SiC 被覆層 / SiC

1.94 / 1.98 / 1.98

1.5 / 1.7 / 1.7

TiN 被覆層 / SiC

被覆粒子外径 (炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

被覆粒子燃料核外径 (炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

炉心材料 (被覆層/ラッパ管)

被覆粒子(MOX 燃料核)←約 7.7 m

遮へい体外接円径
被覆粒子(MN 燃料核)

←

燃料形態

←

562 cm←40 / 40 cm←

320 cm

炉心等価直径軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ厚さ (上部/下部)

炉心高さ

燃料交換バッチ数 (炉心/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

7/7 バッチ←
18.0 ヶ月 (540 日)

均質２領域炉心18.7 ヶ月 (561 日)

炉心型式*1：Pu/HM、*2：E > 0.1 MeV、*3：実効遅発中性子割合 0.0033、*4：実効遅発中性子割合 0.0035*5：燃料炉外滞在期間 5 年、燃交・定検期間 45 日、炉外核分裂物質損失率 2%

炉
心
主
要
特
性

炉
心
燃
料
仕
様

基
本
仕
様

←

2400 MWt (1124 MWe)

原子炉出力

運転サイクル長さ

酸化物燃料炉心

窒化物燃料炉心項目

表 4.1.1-5 フェーズⅠ設計：ヘリウムガス冷却炉・被覆粒子型窒化物燃料および酸化物燃料・横方向流冷却コンパートメント燃料体概念炉心の主要特性の比較

1120

1.15 $*5－

73 年*6

減圧反応度 (平衡末期)

複合システム倍増時間

3.5×1023 n/cm2-10×10-3

52 W/cm3
3.5×1023 n/cm2
1.15 $*4

0.78 / 0.25 / － / 1.03
51 W/cm3←

119 / 80 GWd/t

0.78 / 0.22 / 0.17 / 1.17

0.8 %Δk/kk’-10.0×10-3

ドップラ係数 [TΔk/ΔT] (平衡末期)

最大高速中性子照射量*3

炉心平均出力密度増殖比 (炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/全体)

燃焼反応度

←

16.9 / 22.4 wt%
21.1 / 27.6 wt%
119 / 58 GWd/t

Pu富化度*1 (内側：中央部 / 上下部)
(外側：中央部 / 上下部)
取出平均燃焼度 (炉心部/全炉心*2)

←

←

←

60 / 60 / 60 %

燃料密度 (炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)←

被覆粒子充填率0.22 / 0.14 / 0.14

被覆層肉厚 (炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)←

95 / 95 / 95 %TD

1.94 / 1.98 / 1.98

1.5 / 1.7 / 1.7

TiN 被覆層 / SiC

被覆粒子外径 (炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

被覆粒子燃料核外径 (炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

炉心材料 (被覆層/ラッパ管)←←←

遮へい体外接円径
被覆粒子(MN 燃料核)←564 cm
約 7.2 m

炉心等価直径

燃料形態←←

180 cm35 / 35 cm

軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ厚さ (上部/下部)

炉心高さ

←

19.3 ヶ月 (579 日)

20.0 ヶ月 (600 日)

燃料交換バッチ数 (炉心/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

8/8 バッチ←

均質４領域炉心

炉心型式

運転サイクル長さ←

2400 MWt (1124 MWe)

原子炉出力*1：Pu/HM、*2：ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ燃料を含む全体の平均燃焼度、*3：E > 0.1 MeV、*4：実効遅発中性子割合 0.00344*5：導入期・資源有効炉心と同等と仮定、*6：燃料炉外滞在期間 5 年、燃交・定検期間 45 日、炉外核分裂物質損失率 2%

炉
心
主
要
特
性

炉
心
燃
料
仕
様

基
本
仕
様

平衡期・経済性重視炉心

導入期・資源有効利用炉心項目

表 4.1.1-6 フェーズⅡ設計：ヘリウムガス冷却炉・被覆粒子型窒化物燃料・横方向流冷却コンパートメント型燃料体概念炉心の主要特性

1121
95 / 95 / 95 %TD
50 / 50 / 50 %

燃料密度 (炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)-11.5×10-3
0.30 $*3－

0.30 $*3
89 年*4

減圧反応度 (平衡末期)

複合システム倍増時間

ドップラ係数 [TΔk/ΔT] (平衡末期)-11.2×10-3

91 W/cm3

89 W/cm3

炉心平均出力密度

1.5 %Δk/kk’
0.723 / 0.310 / 0.- / 1.033

1.4 %Δk/kk’
0.709 / 0.326 / 0.072 / 1.107

燃焼反応度

増殖比 (炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/全体)

123 GWd/t

121 GWd/t

22.1 / 23.6 wt%←

取出平均燃焼度 (炉心部)

Pu富化度(内側/外側)*1

22.2 / 24.0 wt%←

0.07 / 0.035 / 0.035

被覆層肉厚 (炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

被覆粒子充填率←

1.00 / 1.00 / 1.00←

0.86 / 0.93 / 0.93

被覆粒子外径 (炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)←←←

被覆粒子燃料核外径 (炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

被覆粒子(MN 燃料核)
TiN 被覆層 / SiC / SiC←

約 7.6 m

遮へい体外接円径

炉心材料 (被覆層/固相マトリクス/ラッパ管)

←

燃料形態

20 / 25 cm

543 cm←25 / 25 cm←

炉心等価直径軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ厚さ (上部/下部)

炉心高さ

燃料交換バッチ数 (炉心/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)
100 cm18.0 ヶ月 (548 日)
6/6 バッチ←
18.0 ヶ月 (548 日)

ブロック型均質 2 領域炉心

炉心型式

*1：Pu//HM、*2：E > 0.1 MeV、*3：実効遅発中性子割合 0.003275*4：燃料炉外滞在期間 5 年、燃交・定検期間 45 日、炉外核分裂物質損失率 2%

炉
心
主
要
特
性

炉
心
燃
料
仕
様

基
本
仕
様

←

2400 MWt (1124 MWe)

原子炉出力

運転サイクル長さ

平衡期・経済性重視炉心

導入期・資源有効利用炉心項目

表 4.1.1-7 フェーズⅡ設計：ヘリウムガス冷却炉・被覆粒子型窒化物燃料・縦方向流冷却ブロック燃料体概念炉心の主要特性

表 4.1.1-8 フェーズⅡ設計：ヘリウムガス冷却炉・被覆粒子型
窒化物燃料・縦方向流冷却 新概念燃料体の特性比較

圧損特性

除熱性

・板状要素型

優劣・ブロック型

良良・球状要素型劣良

冷却材の流路構成が複雑で、体積あたりの伝熱面積が小さ

冷却材の速度ベクトル変化がい（熱伝達率が相対的に低い）

大きく、圧力損失が増加。

ため、冷却材－燃料表面間の温度差が大。

設計制約条件を概念間で同一とした条件で、炉心除熱性を満足する燃料体積比の最大値を評価
設計制約（暫定・目安条件）- 燃料制限温度（暫定） ： 1,600℃ (定格時)60Pa (自然循環時)- 炉心圧力損失（目安） ：

球状要素型

＜

板状要素型

1122

＜

ブロック型

1123

←
←

ピンバンドル型均質 2 領域炉心23.2 ヶ月 (696 日)

炉心型式

←
←
←

489 cm
約 6.9 mMN (15N 100%濃縮)

炉心等価直径遮へい体外接円径

最大高速中性子照射量*3
ドップラ係数 [TΔk/ΔT] (平衡末期) *4
減圧反応度 (平衡末期) *5
複合システム倍増時間

最大線出力

増殖比 (炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/全体)

0.92 / 0.39 / 0.21 / 1.53
384 W/cm
5.1×1023 n/cm2-2.9×10-3
2.3 $*6-

434 W/cm
5.5×1023 n/cm2-1.2×10-3
3.0 $*6
50 年*7-1.3 %Δk/kk’

128 / 55 GWd/t

11.0 / 15.4 wt%

0.76 / 0.30 / 0.14 / 1.20

-1.9 %Δk/kk’

136 / 60 GWd/t

燃焼反応度16.9 / 20.8 wt%

←

214 本

取出平均燃焼度 (炉心部/全炉心*2)

Pu富化度

←

←

グリッドスペーサ(内側/外側)*1

集合体当たり燃料ピン本数

燃料ピン支持方式

1200 / 0.15 / 0.30 / 1.5 mm←

75 / 90 / 90 %TD

燃料ピンリブ領域長さ / 高さ / 幅 / 間隔←

94 / 94 / 94 %TD←

0.50 mm

燃料スミア密度←11.0 / 13.31 mm

燃料密度 (炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

被覆管肉厚

燃料ピン外径 / 燃料ピンピッチ

炉心材料 (被覆管)

Si3Zr5←40/40 cm

軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ厚さ (上部/下部)

ニオブ合金 (Nb-1%Zr-C)←

120 cm

燃料形態←

6/6 バッチ

炉心高さ

燃料交換バッチ数 (炉心/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)*1：Pu/HM、*2：ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ燃料を含む全体の平均燃焼度、*3：E > 0.1 MeV、*4：ADJ2000 核定数使用の場合、*5：実効遅発中性子割合 0.0035 を仮定*6：制御棒フォロアー効果相当分(3.26$)を加算した推算値、*7：燃料炉外滞在期間 5 年、燃交・定検期間 45 日、炉外核分裂物質損失率 2%

炉
心
主
要
特
性

炉
心
燃
料
仕
様

基
本
仕
様

←

運転サイクル長さ

Si3Zr5被覆管

ニオブ合金被覆管
2400 MWt (1124 MWe)

項目

原子炉出力

表 4.1.1-9 フェーズⅠ設計：ヘリウムガス冷却炉・耐熱ピン型窒化物燃料（ニオブ合金被覆管／Si3Zr5被覆管型燃料集合体）概念炉心の主要特性

1124

504 cm
約 7.9 m

炉心等価直径遮へい体外接円径

ドップラ係数 [TΔk/ΔT] (平衡末期)
減圧反応度 (平衡末期)
複合システム倍増時間

最大高速中性子照射量*3

炉心平均出力密度

最大線出力 (内側/外側)

取出平均燃焼度
燃焼反応度
増殖比 (炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/全体)(炉心部/全炉心*2)

6.1×1023 n/cm2-1.7×10-3
1.7 $*4
31 年*584 W/cm3

371 / 345 W/cm

141 / 73 GWd/t
1.2 %Δk/kk’
0.70 / 0.39 / 0.18 / 1.27

16.5 / 22.8 wt%

214 本

Pu富化度 (内側/外側)*1

0.10 / 12

集合体当たり燃料ピン本数

75 / 90 / 90 %TD

グリッドスペーサ (流路閉塞率 / 段数)

燃料密度 (炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

9.9 mm0.45 mm

被覆管肉厚

Si3Zr5 / Si3Zr5

燃料ピン外径

炉心材料 (被覆管/ラッパ管)

窒化物中空ペレット(15N 100%濃縮)

40/40 cm

軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ厚さ (上部/下部)

燃料形態

120 cm

6/6 バッチ

20.0 ヶ月 (600 日)

炉心高さ

燃料交換バッチ数 (炉心/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

運転サイクル長さ*1：Pu/HM、*2：ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ燃料を含む全体の平均燃焼度、*3：E > 0.1 MeV、*4：実効遅発中性子割合 0.0035 を想定して算出*5：燃料炉外滞在期間 5 年、燃交・定検期間 45 日、炉外核分裂物質損失率 2%

炉
心
主
要
特
性

炉
心
燃
料
仕
様

基
本
仕
様

2400 MWt (1124 MWe)
ピンバンドル型均質 2 領域炉心

炉心型式

導入期炉心

原子炉出力

項目

表 4.1.1-10 フェーズⅡ設計：ヘリウムガス冷却炉・耐熱ピン型窒化物燃料（Si3Zr5被覆管燃料集合体）概念・導入期炉心の主要特性

1125

炉心材料 (被覆管)集合体当たり燃料ピン本数←

101 W/cm3
5.4×1023 n/cm2

5.1×1023 n/cm2
1.2 $*4
53 年*5複合システム倍増時間-5.0×10-3

135 / 146 W/cm

98 W/cm3

0.73 / 0.30 / － / 1.03

130 / 137 W/cm

0.72 / 0.30 / 0.18 / 1.20

%TD

19.7 / 28.9 wt%
160 / 102 GWd/t
3.0 %Δk/kk’

397
19.6 / 27.6 wt%
155 / 66 GWd/t
2.7 %Δk/kk’

減圧反応度 (平衡末期)

ドップラ係数 [TΔk/ΔT] (平衡末期)

最大高速中性子照射量*3

炉心平均出力密度

最大線出力 (内側/外側)

増殖比 (炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/全体)

Pu富化度 (内側/外側)*1
取出平均燃焼度 (炉心部/全炉心*2)
燃焼反応度

82 / 91 / －←82 / 91 / 91 %TD

7.3 / 7.3 / － mm
0.42 / 0.42 / － mm

グリッド型/粗表面型

燃料密度 (炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

スペーサ/被覆管形態

0.42 / 0.42 / 0.50mm

被覆管肉厚 (炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

7.3 / 7.3 / 9.0 mm

燃料形態(炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

←

MOX
PE16

遮へい体外接円径

燃料ピン外径←
約 7.7 m590 cm
約 8.7 m

炉心等価直径←←←120 cm40/40 cm

軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ厚さ (上部/下部)

5 / － バッチ←←←

3600 MWt (1440 MWe)
ピンバンドル型均質 2 領域炉心24.3 ヶ月 (730 日)
5 / 5 バッチ

平衡期経済性重視型炉心導入期資源有効利用型炉心

炉心高さ

燃料交換バッチ数 (炉心/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

項目*1：Pu/HM、*2：ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ燃料を含む全体の平均燃焼度、*3：E > 0.1 MeV、*4：実効遅発中性子割合 0.00355*5：燃料炉外滞在期間 5 年、燃交・定検期間 45 日、炉外核分裂物質損失率 2%

炉
心
主
要
特
性

炉
心
燃
料
仕
様

基
本
仕
様

原子炉出力
炉心型式
運転サイクル長さ

表 4.1.1-11 フェーズⅠ設計：炭酸ガス冷却炉・
ピン型酸化物燃料炉心(導入期資源有効利用型炉心・平衡期経済性重視型炉心)の主要特性比較

1126

←
←

ピンバンドル型均質 2 領域炉心34.5 ヶ月 (1034 日)

炉心型式

←
←

MN
PE16

遮へい体外接円径

燃料形態

炉心材料 (被覆管)複合システム倍増時間

減圧反応度

ドップラ係数 [TΔk/ΔT]

最大高速中性子照射量*3

炉心平均出力密度

最大線出力 (内側/外側)

22 年*4

38 年*4

97 W/cm3

98 W/cm3
6.7×1023 n/cm2

133 / 157 W/cm

133 / 161 W/cm

0.79 / 0.31 / 0.18 / 1.28

2.1 %Δk/kk’

0.85 / 0.33 / 0.20 / 1.38

0.7 %Δk/kk’

増殖比 (炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/全体)

燃焼反応度

161 / 69 GWd/t

159 / 69 GWd/t

15.8 / 23.4 wt%

13.2 / 20.8 wt%←

397

取出平均燃焼度 (炉心部/全炉心*2)

Pu富化度

←

←

←

←

グリッド型/粗表面型

80 / 90 / 90 %TD

0.42 / 0.42 / 0.50 mm(内側/外側)*1

集合体当たり燃料ピン本数

スペーサ/被覆管形態

燃料密度 (炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

被覆管肉厚 (炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

7.3 / 7.3 / 9.0 mm←

590 cm
約 8.7 m

炉心等価直径(炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)←

40/40 cm

軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ厚さ (上部/下部)

燃料ピン外径←120 cm←←5 / 5 バッチ

炉心高さ

燃料交換バッチ数 (炉心/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)*1：Pu/HM、*2：ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ燃料を含む全体の平均燃焼度、*3：E > 0.1 MeV*4：燃料炉外滞在期間 5 年、燃交・定検期間 45 日、炉外核分裂物質損失率 2%

炉
心
主
要
特
性

炉
心
燃
料
仕
様

基
本
仕
様

←

3600 MWt (1440 MWe)

原子炉出力

運転サイクル長さ

窒化物(14N100%)燃料炉心項目

窒化物(15N100%)燃料炉心

表 4.1.1-12 フェーズⅠ設計：炭酸ガス冷却炉・ピン型窒化物燃料(15N100%および14N100%)炉心の主要特性

表 4.1.1-13 フェーズⅡ設計：ヘリウムガス冷却炉
炉心設計上の各種仕様・制約条件 一覧表
被覆粒子型燃料炉心
炉心・燃料・冷却形態分類
プラント仕様炉心・燃料基本仕様

コンパートメント型
横方向流冷却概念
1124MWe

1124MWe/1500MWe

1124MWe

原子炉熱出力2400MWth

2400MWth/3203MWth

2400MWth

原子炉出口/入口温度850 / 460 ℃

←

←

１次系流量

1185kg/s

1185kg/s / 1581kg/s

1185kg/s

燃料形態

窒化物燃料核←窒化物ペレット

炉心型式

均質４領域

均質２領域

←

組成

炉心材料

←

←
2Vol% (1.1wt%)

被覆材：TiN←

被覆管：Si3Zr5

ﾌﾘｯﾄ・支柱：SiC

固相ﾏﾄﾘｸｽ・冷却管：SiC

ﾗｯﾊﾟ管：Si3Zr5

＊３

←

←

＊３

←

←

2Vol% (1.1wt%)

被覆材／被覆管
構造材

減圧反応度

～１＄以下

炉心高さ(上下軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄを含
燃料健全性 高速中性子照射量＊２＊１0.2Vol% (0.11wt%)

高速炉多重ﾘｻｲｸﾙ組成

FP混入率

取合条件

～5m以下

現時点で制限設けず←←＊４

燃料核：1600℃ 以下

CDF（通常運転時）

現時点で制限設けず←←

炉心燃料ｽﾐｱ密度

95%TD

←

75%TD

遮へい体外接円径～8mを超えないこと

←

←

←

←

←

←

←

←

配置間隔：２S/A

冷却管

＊５

以上

2

ヘリウム流速（燃料集合体部分） ～1x10 m/sを超えないこと
炉心圧力損失（運転時／過渡時）
格納容器背圧（減圧事故時）
増殖比

導入期炉心
平衡期炉心

～0.06MPa/～50Pa以下＊３＊３：1600℃ 以下

被覆管：1200℃ 以下

0.65MPa(絶対圧)

←

←

1.1以上

←

←

1.03 程度←

複合ｼｽﾃﾑ倍増時間(導入期炉心)50～100年程度

←

←

取出平均
燃焼度

120GWd/t程度←←～50GWd/t以上←←

18ヶ月 以上

←

←

炉心部
全炉心

＊６

運転ｻｲｸﾙ長さ＊１＊４

燃料／被覆管最高温度

制御棒、SASS配置

炉心性能目標ピン型縦方向流冷却概念
Si3Zr5被覆管

電気出力

燃料

制限条件 安全要求

耐熱被覆ピン型燃料炉心

六角ブロック型
縦方向流冷却概念

高速炉多重ﾘｻｲｸﾙ組成 (wt%)
Pu238/Pu239/Pu240/Pu241/Pu242/Np237/Am241/Am243/Cm244/Cm245= 1.1/54.1/32.1/ 4.3/ 3.9/ 0.5/ 2.0/ 1.0/ 1.0/ 0.0＊２

E ＞ 0.1MeV＊３

設計検討を進める上での目安値

＊４

肉厚中心

＊５

S/A : Sub-assembly（燃料集合体）＊６

ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ燃料を含む全炉心取出平均燃焼度

1127

1128

環境負荷
低減

(注記) ＊1 Pu/重金属; ﾌﾞﾗ=ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ

・高速炉MA均質ﾘｻｲｸﾙ平衡期のTRU組成に基づく燃料(MA含有率1wt%程度)による炉心設計
・LWR使用済燃料から回収したTRU組成に基づく燃料(MA含有率最大4wt%程度)でも炉心特性への影響は小さく適用可能

資源有効
利用

1.03
－
7.0t/GWe

増殖比
複合ｼｽﾃﾑ倍増時間
初装荷Pu-f量増殖比
複合ｼｽﾃﾑ倍増時間
初装荷Pu-f量

主要仕様

1.11
99年
7.0t/GWe(炉出力～燃料粒子径は資源型炉心に同じ)

原子炉熱出力2,400MWt
原子炉熱出力原子炉出入口温度
850/460℃
原子炉出入口温度
熱効率
47%
熱効率
炉心等価直径5.43m
炉心等価直径炉心材料[ﾏﾄﾘｸｽ/冷却管]
SiC
炉心材料[ﾏﾄﾘｸｽ/冷却管]
被覆粒子燃料外径1.0mm
被覆粒子燃料外径
運転ｻｲｸﾙ長さ/ﾊﾞｯﾁ数
18ヶ月/6ﾊﾞｯﾁ
22.1/23.6wt%
Pu富化度*1[内側/外側]
取出平均燃焼度[ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ含む]89GWd/t
ﾄﾞｯﾌﾟﾗ係数[Tdk/dT]-12×10-3

1.00－
8t/GWe・自己生成分LLFP(129Iと99Tc)の核変換可能性あり。
・MA燃焼については左記に同じ

増殖比
複合ｼｽﾃﾑ倍増時間
初装荷Pu-f量I集合体構成 ：YI3ﾋﾟﾝ+Y-H(減速材)ﾋﾟﾝTc集合体構成 ：Tc金属ﾋﾟﾝ+Y-H(減速材)ﾋﾟﾝ
集合体滞在期間(I/Tc)
11ｻｲｸﾙ/30ｻｲｸﾙ
取り出し時核変換率(I/Tc) 17%/30%
運転ｻｲｸﾙ長さ/ﾊﾞｯﾁ数
18ヶ月/6ﾊﾞｯﾁ
22.8/29.6wt%
Pu富化度*1[内側/外側]
取出平均燃焼度[ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ含む]87GWd/t
ﾄﾞｯﾌﾟﾗ係数[Tdk/dT]-11×10-3

径遮蔽体
後備系制御棒原子炉熱出力2,400MWt
原子炉出入口温度
850/460℃
熱効率47%
炉心等価直径5.43m
炉心材料[ﾏﾄﾘｸｽ/冷却管]
SiC
被覆粒子燃料外径1.0mm
運転ｻｲｸﾙ長さ/ﾊﾞｯﾁ数
18ヶ月/6ﾊﾞｯﾁ
22.2/24.0wt%
Pu富化度*1[内側/外側]
取出平均燃焼度[ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ含む]69GWd/t
ﾄﾞｯﾌﾟﾗ係数[Tdk/dT]-11×10-3I集合体/Tc集合体（炉心周辺に装荷）

Tc
100
cm

主炉停止
系制御棒

軸ﾌﾞﾗ
(25cm)

軸ﾌﾞﾗ(25cm)

I
54cm

内側炉心燃料 外側炉心燃料
LLFP集合体

主炉停止
径遮蔽体 燃料集合体
系制御棒 後備系制御棒（六角ﾌﾞﾛｯｸ型）

主炉停止
系制御棒

炉心
(100cm)

炉心(100cm)LLFP核変換炉心
資源型炉心をベースとした核変換対応炉心(対象LLFPはIとTcの2元素)

径遮蔽体 燃料集合体（六角ﾌﾞﾛｯｸ型）
後備系制御棒炉心概念図

軸ﾌﾞﾗ(23cm)

外側炉心燃料軸ﾌﾞﾗ(25cm)

内側炉心燃料

燃料サイクル費の低減を追及した炉心燃焼度の基準値を満足しつつ、増殖性能を追及した炉心

内側炉心燃料 外側炉心燃料
径ﾌﾞﾗ燃料

経済型炉心

資源型炉心

表 4.1.1-14 ヘリウムガス冷却炉心の検討結果 (窒化物被覆粒子燃料大型炉）

表 4.1.1-15(1/3) フェーズⅡ設計：ヘリウムガス冷却炉・被覆粒子型窒化物燃料・
横方向流冷却コンパートメント燃料体概念炉心(導入期資源重視型炉心)の主要特性
項目

基
本
仕
様
・
炉
心
構
成

仕様

原子炉熱出力2400 MWt

電気出力1124 MWe

炉心型式

均質４領域炉心運転サイクル長さ

20.0 ヶ月 (600 日)

燃料交換バッチ数 (炉心/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

8/8 バッチ

炉心高さ

180 cm

軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ厚さ (上部/下部)

35/35 cm

炉心等価直径564 cm
約 7.2 m

遮へい体外接円径
炉心燃料集合体数 (内側/外側/合計)

303 / 240 / 543 体

径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ体数186 体 (2 層)

制御棒本数 (主系/後備系/受動的 炉停止系)

27 / 7 / 6 体

径方向遮へい体数 (SiC/B4C遮へい体)

102/108 体 (各 1 層)
MN核 (15N 100%濃縮)
TiNバッファ層(15N 100%濃縮)
TiN強度層(15N 100%濃縮)

被覆粒子燃料形態
炉
心
燃
料
仕
様

炉心材料 (フリット円筒管および支持柱)

SiC/SiC 複合材料

被覆粒子直径 (核 / バッファ層 / 強度層)

1.50 / 1.74 / 1.94 mm
60 %被覆粒子充填率
密度(燃料核 / ﾊﾞｯﾌｧ層 / 強度層 / 支持柱)
フリット内管 (内径 / 外径 / 肉厚)84 / 92 / 4 mm

フリット外管 (内径 / 外径 / 肉厚)

201 / 209 / 4 mm

ポロシティー (フリット内管 / フリット外管)

5.0 / 40.0

燃料コンパートメント配列ピッチ

222.3 mm

Pu富化度*1(内側：中央部 / 上下部)
(外側：中央部 / 上下部)

16.9 / 22.4 wt%
21.1 / 27.6 wt%
119 GWd/t

炉心部取出平均燃焼度
炉
心
主
要
特
性

95 / 50 / 100 / 100 %TD

全炉心取出平均燃焼度*2

58 GWd/t

燃焼反応度0.8 %Δk/kk’

コンパートメント出力 (最大/平均)

5.26 / 4.23 MWt

炉心平均比出力

24.9 kW/kg-MN

炉心平均出力密度

51 W/cm3

最大高速中性子束*30.85×1015 n/cm2 s

最大高速中性子照射量*33.5×1023 n/cm2
1.17

増殖比
ドップラ係数[TΔk/ΔT] (平衡末期)-10.0×10-3

減圧反応度 (平衡末期)

1.15 $*４*1：Pu/HM、炉心燃料部分、*2：ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ燃料を含む全体の平均燃焼度、*3：E > 0.1 MeV*4：実効遅発中性子割合 0.00344

1129

表 4.1.1-15(2/3) フェーズⅡ設計：ヘリウムガス冷却炉・被覆粒子型窒化物燃料・横方
向流冷却コンパートメント燃料体概念炉心(導入期資源重視型炉心)の主要な燃料仕様
仕様

項目
炉心

軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ

径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ*1(U,TRU)N 核
TiN ﾊﾞｯﾌｧ層
TiN 強度層

UN 核
←
←

←
←
←

燃料核外径

1.50 mm1.70 mm←

バッファ層外径1.74 mm1.82 mm←

バッファ層肉厚

0.012 mm0.006 mm←

強度層外径1.94 mm1.98 mm←

強度層肉厚0.010 mm0.008 mm

←

60%

←

←

95 / 50 /100 %TD←←

被覆粒子燃料形態

燃
料
要
素

被覆粒子充填率
密度(燃料核/ﾊﾞｯﾌｧ層/強度層)2500 mm

燃料要素全長1800mm

燃料スタック長

350 / 350mm(上部/下部)

2500mm4830 mm←

コンパートメント燃料体形態

SiC 内管・外管フリット
SiC 支持柱←←

フリット内管 (内径/外径/肉厚)

84 / 92 / 4 mm

58 / 66 / 4 mm

フリット外管 (内径/外径/肉厚)

201 / 209 / 4 mm

206 / 214 / 4 mm

集合体全長

集
合
体

←

ポロシティ (内管/外管)5.0/ 40%(上部) 4.0/60%(下部) 4.0/40%←

密度 (支持柱)

100 %TD←

集合体配列ピッチ222.3 mm

←

体積比

燃料
(実効)

16.3%
(15.4%)

22.3%(21.1%)

26.6%(25.3%)

構造材

27.5%

21.5%

23.4%

冷却材

56.2%

56.2%

50.0%

*1 暫定設定値1130

表 4.1.1-15(3/3) フェーズⅡ設計：ヘリウムガス冷却炉・被覆粒子型窒化物燃料・横方
向流冷却コンパートメント燃料体概念炉心(導入期資源重視型炉心)の主要な炉心特性項目

設計値
20.0 ヶ月 (600 日)

運転サイクル長さ
燃料交換バッチ数 (炉心/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)
Pu富化度*1

8/8 バッチ(内側：中央部 / 上下部)
(外側：中央部 / 上下部)

16.9 / 22.4 wt%
21.1 / 27.6 wt%

取出平均燃焼度(炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

119 / 18 / 7 GWd/t

全炉心取出平均燃焼度*2

58 GWd/t

燃焼反応度0.8 %Δk/kk’

増殖比 (全体)(炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

1.17
0.78 / 0.22 / 0.17

炉心平均比出力

24.9 kW/kg-MN

コンパートメント出力 (最大/平均)

5.26 / 4.23 MWt
51 W/cm3

炉心平均出力密度
出力分担率 (炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

0.88 / 0.07 / 0.05

最大高速中性子束*30.85×1015 n/cm2 s

最大高速中性子照射量*33.5×1023 n/cm2

初装荷重金属インベントリ(炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

85.5 / 46.5 / 67.9 t
約 1.4

ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/炉心重金属重量比
初装荷核分裂性 Pu 重量 (出力当たり)

9.6 t/GWe

原子炉倍増時間71 年

複合システム倍増時間*473 年

減圧反応度 (平衡末期)

1.15 $*5

ドップラ係数[TΔk/ΔT] (平衡末期)-10.0×10-3*1：Pu/HM、炉心燃料部分*2：ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ燃料を含む全体の平均燃焼度*3：E > 0.1 MeV*4：燃料炉外滞在期間 5 年、燃交・定検期間 45 日、炉外核分裂物質損失率 2%*5：実効遅発中性子割合 0.00344

1131

表 4.1.1-16(1/3) フェーズⅡ設計：ヘリウムガス冷却炉・被覆粒子型窒化物燃料・
横方向流冷却コンパートメント燃料体概念炉心(平衡期経済性重視型炉心)の主要特性
項目

基
本
仕
様
・
炉
心
構
成

仕様

原子炉熱出力2400 MWt

電気出力1124 MWe

炉心型式

均質４領域炉心運転サイクル長さ

19.3 ヶ月 (579 日)

燃料交換バッチ数 (炉心/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

8/8 バッチ

炉心高さ

180 cm

軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ厚さ (上部/下部)

40/40 cm

炉心等価直径564 cm

遮へい体外接円径

約 7.2 m

炉心燃料集合体数 (内側/外側/合計)

303 / 240 / 543 体

径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ体数－

制御棒本数 (主系/後備系/受動的 炉停止系)
径方向遮へい体数 (SiC/B4C遮へい体)

288 体(3 層) / 108 体(1 層)
MN核 (15N 100%濃縮)
TiNバッファ層(15N 100%濃縮)
TiN強度層(15N 100%濃縮)

被覆粒子燃料形態
炉
心
燃
料
仕
様

炉心材料 (フリット円筒管および支持柱)
被覆粒子直径 (核 / バッファ層 / 強度層)

SiC/SiC 複合材料
1.50 / 1.74 / 1.94 mm
60 %被覆粒子充填率
密度(燃料核 / ﾊﾞｯﾌｧ層 / 強度層 / 支持柱)

95 / 50 / 100 / 100 %TD

フリット内管 (内径 / 外径 / 肉厚)84 / 92 / 4 mm

フリット外管 (内径 / 外径 / 肉厚)

201 / 209 / 4 mm

ポロシティー (フリット内管 / フリット外管)

5.0 / 40.0

燃料コンパートメント配列ピッチ

222.3 mm

Pu富化度*1(内側：中央部 / 上下部)
(外側：中央部 / 上下部)
炉心部取出平均燃焼度

炉
心
主
要
特
性

27 / 7 / 6 体

16.9 / 22.4 wt%
21.1 / 27.6 wt%
119 GWd/t

全炉心取出平均燃焼度*2

80 GWd/t

燃焼反応度0.8 %Δk/kk’

コンパートメント出力 (最大/平均)

5.5 / 4.4 MWt

炉心平均比出力26 kW/kg-MN

炉心平均出力密度

52 W/cm3

最大高速中性子束*30.88×1015 n/cm2 s

最大高速中性子照射量*33.5×1023 n/cm2
1.03

増殖比
ドップラ係数[TΔk/ΔT] (平衡末期)-10×10-3 *４

減圧反応度 (平衡末期)

1.15 $ *４*1：Pu/HM、炉心燃料部分、*2：ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ燃料を含む全体の平均燃焼度、*3：E > 0.1 MeV*4：資源重視型炉心と同等と仮定

1132

表 4.1.1-16(2/3) フェーズⅡ設計：ヘリウムガス冷却炉・被覆粒子型窒化物燃料・
横方向流冷却コンパートメント燃料体概念炉心(平衡期経済性重視型炉心)の
主要な燃料仕様
仕様項目
炉心軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ(U,TRU)N 核
TiN ﾊﾞｯﾌｧ層
TiN 強度層

UN 核
←
←

燃料核外径

1.50 mm1.70 mm

バッファ層外径1.74 mm1.82 mm

バッファ層肉厚

0.012 mm0.006 mm

強度層外径1.94 mm1.98 mm

強度層肉厚0.010 mm0.008 mm60%←

95 / 50 /100%TD←

被覆粒子燃料形態

燃
料
要
素

被覆粒子充填率
密度(燃料核/ﾊﾞｯﾌｧ層/強度層)

2600mm

燃料要素全長1800mm

燃料スタック長4930mm

集合体全長

集
合
体

400 / 400mm(上部/下部)

コンパートメント燃料体形態

SiC 内管・外管フリット
SiC 支持柱

フリット内管 (内径/外径/肉厚)

84 / 92 / 4 mm

フリット外管 (内径/外径/肉厚)

201 / 209 / 4 mm

ポロシティ (内管/外管)5.0/ 40.0%(上部) 4.0/60%(下部) 4.0/40%

密度 (支持柱)

100%TD

集合体配列ピッチ223.0 mm

体積比

燃料
(実効)

16.3%
(15.4%)

22.3%(21.1%)

構造材

27.5%

21.5%

冷却材

56.2%

56.2%

1133

径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ表 4.1.1-16(3/3) フェーズⅡ設計：ヘリウムガス冷却炉・被覆粒子型窒化物燃料・
横方向流冷却コンパートメント燃料体概念炉心(平衡期経済性重視型炉心)の
主要な炉心特性項目

設計値
19.3 ヶ月 (579 日)

運転サイクル長さ
燃料交換バッチ数 (炉心/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)
Pu富化度*1

8/8 バッチ(内側：中央部 / 上下部)
(外側：中央部 / 上下部)

16.9 / 22.4 wt%
21.1 / 27.6 wt%

取出平均燃焼度(炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

119 / 18 / － GWd/t

全炉心取出平均燃焼度*2

80 GWd/t

燃焼反応度0.8 %Δk/kk’

増殖比 (全体)(炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

1.03
0.78 / 0.25 / －

炉心平均比出力26 kW/kg-MN

コンパートメント出力 (最大/平均)

5.5 / 4.4 MWt
52 W/cm3

炉心平均出力密度
出力分担率 (炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

0.92 / 0.08 / －

最大高速中性子束*30.88×1015 n/cm2 s

最大高速中性子照射量*33.5×1023 n/cm2

初装荷重金属インベントリ(炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

85.5 / 53.1 / － t

ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/炉心重金属重量比

約 0.62

初装荷核分裂性 Pu 重量 (出力当たり)

9.6 t/GWe

原子炉倍増時間－

複合システム倍増時間－

減圧反応度 (平衡末期)

1.15 $*4

ドップラ係数[TΔk/ΔT] (平衡末期)-10×10-3 *4*1：Pu/HM、炉心燃料部分*2：ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ燃料を含む全体の平均燃焼度*3：E > 0.1 MeV*4：資源重視型炉心と同等と仮定

1134

表 4.1.1-17(1/3) フェーズⅡ設計：ヘリウムガス冷却炉・被覆粒子型窒化物燃料・
縦方向流冷却ブロック燃料体概念炉心(導入期資源重視型炉心)の主要特性
項目

基
本
仕
様
・
炉
心
構
成

仕様

原子炉熱出力2400 MWt

電気出力1124 MWe

炉心型式

ブロック型均質 2 領域炉心18.0 ヶ月 (548 日)

運転サイクル長さ
燃料交換バッチ数 (炉心/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

6/6 バッチ

炉心高さ

100 cm

軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ厚さ (上部/下部)

25/25 cm

炉心等価直径543 cm

遮へい体外接円径

約 7.6 m

炉心燃料集合体数 (内側/外側/合計)

222 / 192 / 414 体

径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ体数84 体 (1 層)

制御棒本数 (主炉停止系/後備炉停止系)

30 / 13 体

径方向遮へい体数 (SiC 遮へい体)

288 体 (3 層)
MN核 (15N 100%濃縮)
TiNバッファ層(15N 100%濃縮)

被覆粒子燃料形態
炉心材料 (固相マトリクス/冷却管)

SiC / SiC

被覆粒子径 (核 / バッファ層)
炉
心
燃
料
仕
様

炉
心
主
要
特
性

0.86 / 1.0 mm
50 %被覆粒子充填率
ｽﾐｱ密度(燃料核/ﾊﾞｯﾌｧ層/固相ﾏﾄﾘｸｽ/冷却管)

95 / 50 / 100 / 100 %TD

冷却管内径15.17 mm

冷却管肉厚0.76 mm

冷却管配列/冷却管内径 (P/D)

1.96

集合体当たり冷却管本数

61 本

ラッパ管外対面間距離237.9 mm

ラッパ管肉厚3.0 mm

燃料ブロック配列ピッチ

241.9 mm

Pu富化度*1 (内側/外側)22.2 / 24.0 wt%

炉心部取出平均燃焼度

121 GWd/t

全炉心取出平均燃焼度*2

69 GWd/t

燃焼反応度1.4 %Δk/kk’

集合体最大出力 (平衡ｻｲｸﾙ包絡値)

7.3 MWth

炉心平均出力密度

89 W/cm3

最大高速中性子束*30.9×1015 n/cm2 s
3×1023 n/cm2

最大高速中性子照射量*3

1.107

増殖比

−11.2×10-3

ドップラ係数[TΔk/ΔT] (平衡末期)
減圧反応度 (平衡末期)

0.30 $*４*1：Pu/HM、*2：ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ燃料を含む全体の平均燃焼度、*3：E > 0.1 MeV*4：実効遅発中性子割合 0.003275

1135

表 4.1.1-17(2/3) フェーズⅡ設計：ヘリウムガス冷却炉・被覆粒子型窒化物燃料・
縦方向流冷却ブロック燃料体概念炉心(導入期資源重視型炉心)の主要な燃料仕様
仕様

項目
被覆粒子燃料形態

炉心軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ

径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ*1(U, TRU)N 核
TiN ﾊﾞｯﾌｧ層

UN 核
←

←
←

0.86 mm0.93 mm←

燃料核外径

1.0 mmバッファ層外径0.07 mm

バッファ層肉厚
被覆粒子充填率 (%)
燃
料
要素0.035 mm

←

50 %

←

95 / 50 %TD←

SiC 固相ﾏﾄﾘｸｽ / SiC 冷却管

←

50 %

←

冷却管内径

15.17 mm←

冷却管外径16.69 mm←

冷却管肉厚0.76 mm←

100 / 100 % TD←

1500 mm←

スミア密度 (燃料核/ﾊﾞｯﾌｧ層)
ブロック燃料体形態
固相ﾏﾄﾘｸｽ充填率

スミア密度 (固相ﾏﾄﾘｸｽ/冷却管)
燃料要素全長250 / 250 mm(上部/下部)

1000 mm

燃料スタック長1500 mm

集合体全長4670 mm

←

冷却管本数

61 本

←

29.75 mm←

燃料ピン配列ピッチ/ピン径比 (P/D)

1.96

←

ラッパ管材料SiC←

ラッパ管外対面間距離237.9 mm←ラッパ管内対面間距離231.9 mm←

ラッパ管肉厚3.0 mm←

ラッパ管間ギャップ

4.0 mm←集合体配列ピッチ241.9 mm←

冷却管配列ピッチ

集
合
体

←

体積比

燃料
(実効)

21.0 %(20.0 %)

26.7 %(25.4 %)

←
(←)

被覆材

11.8 %

6.1 %

←

構造材

42.2 %←←

冷却材(内、流路分)25.0 %(21.8%)

←
(←)

←
(←)

1136

表 4.1.1-17(3/3) フェーズⅡ設計：ヘリウムガス冷却炉・被覆粒子型窒化物燃料・
縦方向流冷却ブロック燃料体概念炉心(導入期資源重視型炉心)の主要な炉心特性項目

設計値
18.0 ヶ月 (548 日)

運転サイクル長さ
燃料交換バッチ数 (炉心/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

6/6 バッチ

Pu富化度*1 (内側/外側)22.2 / 24.0 wt%

取出平均燃焼度(炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

121 / 27 / 6 GWd/t

全炉心取出平均燃焼度*2

69 GWd/t

燃焼反応度1.4 %Δk/kk’

増殖比 (全体)(炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

1.107
0.709 / 0.326 / 0.072

集合体最大出力 (平衡ｻｲｸﾙ包絡値)

7.3 MWth

炉心平均出力密度

89 W/cm3

出力分担率 (炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

0.862 / 0.121 / 0.017
0.9×1015 n/cm2 s

最大高速中性子束*33×1023 n/cm2

最大高速中性子照射量*3
初装荷重金属インベントリ(炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

56.2 / 35.8 / 21.8 t
約 1.0

ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/炉心重金属重量比
初装荷核分裂性 Pu 重量 (出力当たり)

7.0 t/GWe

原子炉倍増時間77 年

複合システム倍増時間*4

89 年

減圧反応度 (平衡末期)

0.30 $*5

ドップラ係数[TΔk/ΔT] (平衡末期)-11.2×10-3*1：Pu/HM*2：ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ燃料を含む全体の平均燃焼度*3：E > 0.1 MeV*4：燃料炉外滞在期間 5 年、燃交・定検期間 45 日、炉外核分裂物質損失率 2%*5：実効遅発中性子割合 0.003275

1137

表 4.1.1-18 フェーズⅡ設計：ヘリウムガス冷却炉・被覆粒子型
窒化物燃料・縦方向流冷却ブロック燃料体概念炉心
燃料集合体内部温度分布 詳細解析条件1138

表 4.1.1-19 フェーズⅡ設計：ヘリウムガス冷却炉・被覆粒子型
窒化物燃料・縦方向流冷却ブロック燃料体概念炉心
燃料集合体内部温度分布 詳細解析結果1139

表 4.1.1-20(1/3) フェーズⅡ設計：ヘリウムガス冷却炉・被覆粒子型窒化物燃料・
縦方向流冷却ﾌﾞﾛｯｸ燃料体概念炉心(平衡期経済性重視型炉心)の主要特性
項目

基
本
仕
様
・
炉
心
構
成

仕様

原子炉熱出力2400 MWt

電気出力1124 MWe

炉心型式

ブロック型均質 2 領域炉心18.0 ヶ月 (548 日)

運転サイクル長さ
燃料交換バッチ数 (炉心/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

6/6 バッチ

炉心高さ

100 cm

軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ厚さ (上部/下部)

20/25 cm

炉心等価直径543 cm

遮へい体外接円径

約 7.6 m

炉心燃料集合体数 (内側/外側/合計)

222 / 192 / 414 体-

径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ体数
制御棒本数 (主炉停止系/後備炉停止系)

30 / 13 体

径方向遮へい体数 (SiC 遮へい体)

372 体 (4 層)
MN核 (15N 100%濃縮)
TiNバッファ層(15N 100%濃縮)

被覆粒子燃料形態
炉心材料 (固相マトリクス/冷却管)

SiC / SiC

被覆粒子径 (核 / バッファ層)
炉
心
燃
料
仕
様

炉
心
主
要
特
性

0.86 / 1.0 mm
50 %被覆粒子充填率
ｽﾐｱ密度(燃料核/ﾊﾞｯﾌｧ層/固相ﾏﾄﾘｸｽ/冷却管)

95 / 50 / 100 / 100 %TD

冷却管内径15.17 mm

冷却管肉厚0.76 mm

冷却管配列/冷却管内径 (P/D)

1.96

集合体当たり冷却管本数

61 本

ラッパ管外対面間距離237.9 mm

ラッパ管肉厚3.0 mm

燃料ブロック配列ピッチ

241.9 mm

Pu富化度*1 (内側/外側)22.1 / 23.6 wt%

炉心部取出平均燃焼度

123 GWd/t

全炉心取出平均燃焼度*2

89 GWd/t

燃焼反応度1.5 %Δk/kk’

集合体最大出力 (平衡ｻｲｸﾙ包絡値)

7.6 MWth

炉心平均出力密度

91 W/cm3

最大高速中性子束*30.9×1015 n/cm2 s
3×1023 n/cm2

最大高速中性子照射量*3

1.033

増殖比

−11.5×10-3

ドップラ係数[TΔk/ΔT] (平衡末期)
減圧反応度 (平衡末期)

0.30 $*４*1：Pu/HM、*2：ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ燃料を含む全体の平均燃焼度、*3：E > 0.1 MeV*4：実効遅発中性子割合は導入期炉心と同等の 0.003275 で導出1140

表 4.1.1-20(2/3) フェーズⅡ設計：ヘリウムガス冷却炉・被覆粒子型窒化物燃料・
縦方向流冷却ﾌﾞﾛｯｸ燃料体概念炉心(平衡期経済性重視型炉心)の主要な燃料仕様
仕様

項目
被覆粒子燃料形態

炉心軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ(U, TRU)N 核
TiN ﾊﾞｯﾌｧ層

UN 核←

0.86 mm0.93 mm

燃料核外径

1.0 mmバッファ層外径0.07 mm

バッファ層肉厚
被覆粒子充填率 (%)
燃
料
要
素

50 %

スミア密度 (燃料核/ﾊﾞｯﾌｧ層)

95 / 50 %TD
SiC 固相ﾏﾄﾘｸｽ / SiC 冷却管

ブロック燃料体形態

50 %固相ﾏﾄﾘｸｽ充填率
冷却管内径15.17 mm

冷却管外径16.69 mm

冷却管肉厚0.76 mm

スミア密度 (固相ﾏﾄﾘｸｽ/冷却管)

100 / 100 % TD
1450 mm

燃料要素全長200 / 250 mm(上部/下部)

1000 mm

燃料スタック長
集合体全長4620 mm

冷却管本数

61 本
29.75 mm

冷却管配列ピッチ集
合体0.035 mm

燃料ピン配列ピッチ/ピン径比 (P/D)

1.96

ラッパ管材料SiC

ラッパ管外対面間距離237.9 mmラッパ管内対面間距離231.9 mm

ラッパ管肉厚3.0 mm

ラッパ管間ギャップ

4.0 mm集合体配列ピッチ241.9 mm

体積比

燃料
(実効)

21.0 %(20.0 %)

26.7 %(25.4 %)

被覆材

11.8 %

6.1 %

構造材

42.2 %←

冷却材(内、流路分)25.0 %(21.8%)

←
(←)

1141

径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ表 4.1.1-20(3/3) フェーズⅡ設計：ヘリウムガス冷却炉・被覆粒子型窒化物燃料・
縦方向流冷却ﾌﾞﾛｯｸ燃料体概念炉心(平衡期経済性重視型炉心)の主要な炉心特性項目

設計値
18.0 ヶ月 (548 日)

運転サイクル長さ
燃料交換バッチ数 (炉心/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

6/6 バッチ

Pu富化度*1 (内側/外側)22.1 / 23.6 wt%

取出平均燃焼度(炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

123 / 30 / - GWd/t

全炉心取出平均燃焼度*2

89 GWd/t

燃焼反応度1.5 %Δk/kk’

増殖比 (全体)(炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

1.033
0.723 / 0.310 / -集合体最大出力 (BOC/EOC)

7.6 MWth

炉心平均出力密度

91 W/cm3

出力分担率 (炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

0.878 / 0.122 / -

最大高速中性子束*30.9×1015 n/cm2 s

最大高速中性子照射量*33×1023 n/cm2

初装荷重金属インベントリ(炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

56.2 / 32.2 / - t
約 0.6

ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/炉心重金属重量比
初装荷核分裂性 Pu 重量 (出力当たり)

7.0 t/GWe

原子炉倍増時間-

複合システム倍増時間*4-

減圧反応度 (平衡末期)

0.30 $*5

ドップラ係数[TΔk/ΔT] (平衡末期)-11.5×10-3*1：Pu/HM*2：ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ燃料を含む全体の平均燃焼度*3：E > 0.1 MeV*4：燃料炉外滞在期間 5 年、燃交・定検期間 45 日、炉外核分裂物質損失率 2%*5：実効遅発中性子割合は導入期炉心と同等の 0.003275 で導出

1142

表 4.1.1-21(1/2)

LLFP 核種に対する核変換率の非均質効果補正係数(ヘリウムガス冷却ブロック型炉心)

LLFP 集合体装荷位置

99Tc

129I

内側炉心

0.95

1.02

第 10 列0.96

1.03

第 11 列

0.92

0.98

外側炉心

表 4.1.1-21(2/2)

LLFP ピン・減速材ピン・LLFP 集合体の制限条件(ヘリウムガス冷却ブロック型炉心)
制限条件

項目

制限因子

Tc

2,170 ºC

融点

YI3997 ºC

融点

減速材

Y-H

1,000 ºC

相安定性

被覆管

SiC

2,200 ºC

構造健全性

LLFP ターゲット温度

条件

隣接集合体出口温度差

150 ºC(目安値) サーマルストライピング

Y-H の水素割合 (H/Y 比)

1.67

照射末期ガス内圧

5.9 MPa1143

相安定性
SiC 被覆管について圧縮力条件で運用するため(外圧支配)表 4.1.1-22

LLFP 集合体・ピンの仕様 (ヘリウムガス冷却ブロック型炉心)
項目

Tc ピン

I ピン

減速材ピン

要素材質

Tc (金属)

YI3

YH1.8

集合体中のピン本数

125 本

472 本

31 本

ピン本数の割合

19.9 %

75.2 %

4.9 %被覆材

SiC/SiC

SiC/SiC

SiC/SiC

ピン外径

7.5 mm

7.5 mm

7.5 mm

被覆管肉厚

1.0 mm

1.0 mm

1.0 mm

スミア密度

80 %TD

50 %TD

90 %TD

ボンド材

He

He

He

ピン配列ピッチ

9.10 mm9.10 mm9.10 mm

要素長

100 cm70 cm

100 cm

ガスプレナム長 (上/下)－

45 / 45 cm

－

1144

表 4.1.1-23

核特性・核変換特性 (ヘリウムガス冷却ブロック型炉心)
項目

基準炉心

LLFP 核変換炉心(2 次元 RZ 計算簡易評価)

炉心高さ (cm)100←

燃料集合体数 (体) (内側炉心/外側炉心)414 (222 / 192)

414 (201 / 213)

径方向ブランケット集合体体数 (体)8448

LLFP 集合体数 (体)036

軸方向ブランケット厚さ (cm) (上部/下部)

50 (25 / 25)

60 (30 / 30)

炉心等価直径 (cm)

5.43

5.64

Pu 富化度 (wt.%)

22.2 / 24.0

26.8 / 26.1

燃焼反応度 (%Δk/kk’)

1.4

2.0

取出平均燃焼度 (MWd/t) (炉心/全炉心平均)

121 / 69

120 / 70

増殖比 (-)

1.11

1.04

最大出力密度 (W/cm3) (内側炉心/外側炉心)

166 / 161

167 / 161*

最大高速中性子フルエンス (E>0.1MeV) (n/cm2)

3×1023

2.7×1023

炉心部平均中性子束 (ｻｲｸﾙ平均) (n/cm2s)

0.9×1015

0.9×1015

照射期間
核変換率
LLFP インベントリ

99Tc

129I

(サイクル)

-

1

(年)

-

1.5

サイクル当たり(%)

-

3.3

2.6

取出時 (%)

-

3.3

2.6

(kg)

-

984

431

(kg/GWt)

-

410

179

-

1.05

1.11

サポートファクタ (-)

LLFP ターゲット集合体必要流量 (kg/s)
0.53*：3 次元補正考慮。補正係数として、基準炉心における 2 次元・3 次元計算の最大線出力の比を適用。

1145

表 4.1.1-24(1/3) フェーズⅡ設計：ヘリウムガス冷却炉・耐熱ピン(Si3Zr5)型窒化物燃料・縦方向冷却概念炉心（資源有効利用型炉心）の主要特性項目

仕様

原子炉熱出力2400 MWt

電気出力1124 MWe

炉心型式

ピンバンドル型均質 2 領域炉心20.0 ヶ月 (600 日)

運転サイクル長さ
基
本
仕
様
・
炉
心
構
成

燃料交換バッチ数 (炉心/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

6/6 バッチ

炉心高さ

120 cm

軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ厚さ (上部/下部)

40/40 cm

炉心等価直径504 cm

遮へい体外接円径

約 7.9 m

炉心燃料集合体数 (内側/外側/合計)

192 / 126 / 318 体

径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ体数

162 体 (2 層)

制御棒本数 (主炉停止系/後備炉停止系)
径方向遮へい体数 (GEM 機能付 PbBi 反射体)
(SUS 遮へい体)(ZrH 遮へい体)

30 / 7 体
72 体 (1 層)
90 体 (1 層)
96 体 (1 層)
MN (15N 100%濃縮)

燃料形態
炉心材料 (被覆管/ラッパ管)

炉
心
燃
料
仕
様

炉
心
主
要
特
性

Si3Zr5 / Si3Zr5

燃料ピン外径

9.9 mm

被覆管肉厚0.45 mm

燃料密度 (炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

75 / 90/ 90 %TD

グリッドスペーサ 流路閉塞比0.1

グリッドスペーサ 段数

12燃料ピン配列/燃料ピン外径 (P/D)

1.65

集合体当たり燃料ピン本数

214 本

ラッパ管外対面間距離248.6 mm

ラッパ管肉厚2.0 mm集合体配列ピッチ254.6 mm

Pu富化度*1 (内側/外側)16.5 / 22.8 wt%

炉心部取出平均燃焼度

141 GWd/t

全炉心取出平均燃焼度*2

73 GWd/t

燃焼反応度1.2 %Δk/kk’

最大線出力 (内側/外側)

371 / 345 W/cm

炉心平均比出力

41.5 kW/kg-MN

炉心平均出力密度

84 W/cm3

最大高速中性子束*3

1.9×1015 n/cm2 s

最大高速中性子照射量*36.1×1023 n/cm2
1.27

増殖比
ドップラ係数[TΔk/ΔT] (平衡末期)-1.7×10-3

減圧反応度 (平衡末期)

1.7 $*４*1：Pu/HM、*2：ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ燃料を含む全体の平均燃焼度、*3：E > 0.1 MeV*4：実効遅発中性子割合 0.0035 として算出

1146

表 4.1.1-24(2/3) フェーズⅡ設計：ヘリウムガス冷却炉・耐熱ピン(Si3Zr5)型窒化物燃料・縦方向冷却概念炉心（資源有効利用型炉心）の
主要な燃料仕様
仕様

項目
燃料形態

燃
料
要
素

炉心

軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ

径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ(U,TRU)N

UN

←

被覆管材料

Si3Zr5←被覆管外径 (mm)9.9←

被覆管内径 (mm)9.0←

被覆管肉厚 (mm)

0.45

←

燃料要素全長 (mm)

3200

－

燃料スタック長 (mm)
ガスプレナム長さ (上/下) (mm)
ボンド材
燃料密度 (%TD)

集合体

400 / 400
(上部/下部)

1200

2000

0 / 1050

0 / 1050

He

He

75

90

90

集合体全長 (mm)

6000

←

燃料ピン本数 (本) (合計)
タイロッド (本)

214
3

214
3

燃料ピン配列ピッチ (mm)

1.63

←

燃料ピン配列ピッチ/ピン径比 (P/D)

1.65

←

ラッパ管材料

Si3Zr5←

ラッパ管外対面間距離 (mm)

248.6

←

ラッパ管内対面間距離 (mm)

244.6

←

ラッパ管肉厚 (mm)2.0←

ラッパ管間ギャップ (mm)6.0←

集合体配列ピッチ (mm)

254.6

←

グリッドスペーサ 流路閉塞比0.1←

グリッドスペーサ 段数

12←

体積比 (%)

燃料
(実効)

24.3
(18.2)←(←)←(21.8)

構造材

9.1

←

←

冷却材

66.6

←

←

1147

表 4.1-24(3/3) フェーズⅡ設計：ヘリウムガス冷却炉・耐熱ピン(Si3Zr5)型窒化物燃料・縦方向冷却概念炉心（資源有効利用型炉心）の
主要な炉心特性項目

設計値
20.0 ヶ月 (600 日)

運転サイクル長さ
燃料交換バッチ数 (炉心/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

6/6 バッチ

Pu富化度*1 (内側/外側)16.5 / 22.8 wt%

取出平均燃焼度(炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

141 / 31 / 4 GWd/t

全炉心取出平均燃焼度*2

73 GWd/t

燃焼反応度1.2 %Δk/kk’

増殖比 (全体)(炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

1.27
0.70 / 0.39 / 0.18

炉心平均比出力

41.5 kW/kg-MN

最大線出力 (内側/外側)

371 / 345 W/cm
84 W/cm3

炉心平均出力密度
出力分担率 (炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

0.84 / 0.14 / 0.02

最大高速中性子束*3

1.9×1015 n/cm2 s

最大高速中性子照射量*36.1×1023 n/cm2

初装荷重金属インベントリ(炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

50.8 / 42.0 / 5.4 t
約 1.9

ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/炉心重金属重量比
初装荷核分裂性 Pu 重量 (出力当たり)

5.4 t/GWe

原子炉倍増時間

28 年

複合システム倍増時間*431 年

減圧反応度 (平衡末期)

1.7 $*6

ドップラ係数[TΔk/ΔT] (平衡末期)-1.7×10-3*1：Pu/HM*2：ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ燃料を含む全体の平均燃焼度*3：E > 0.1 MeV*4：燃料炉外滞在期間 5 年、燃交・定検期間 45 日、炉外核分裂物質損失率 2%*5：実効遅発中性子割合 0.0035 を想定して算出

1148

1149

←
←

均質４領域炉心18.7 ヶ月 (560 日)

炉心型式

約 5.2 m

遮へい体外接円径

52.0 W/cm3
3.2×1023 n/cm2

55.5 W/cm3
2.8×1023 n/cm2

炉心平均出力密度-9.4×10-3
1.07 $*6
57 年*7-6.9×10-3
0.9 $*5
73 年*7

減圧反応度 (平衡末期)

複合システム倍増時間

ドップラ係数 [TΔk/ΔT] (平衡末期)

最大高速中性子照射量*424.8 W/kg-MN

26.3 kW/kg-MN

炉心平均比出力

0.87 %Δk/kk’
0.82 / 0.17 / 0.22 / 1.21

1.30 %Δk/kk’
0.64 / 0.30 / 0.30 / 1.24

燃焼反応度

増殖比 (炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/全体)

101 / 48 GWd/t

96 / 32 GWd/t

取出平均燃焼度 (炉心部/全炉心*3)

17.8 / 22.1 wt%
10.3 t21.2 / 29.6 wt%
3.3 t

18.24 / 21.16 / 8.0 / 52.6 %Pu富化度 (内側/外側)*2
初装荷 Puf インベントリ

組成体積比 (燃料/被覆材/構造材/ヘリウム冷却材)

コンパートメント形状 (外管外径 / 内管内径)16.24 / 18.85 / 8.0 / 56.95 %←20.9 / 8.20 cm

60 %21.4 / 7.45 cm←

1.50 / 1.94 mm

被覆粒子外径 (燃料核/被覆強度層)

被覆粒子充填率

TiN 被覆層 / SiC

炉心材料 (被覆層/ラッパ管)←←

約 7.7 m329 cm

炉心等価直径被覆粒子(MN 燃料核)564 cm120 cm40 / 40 cm

炉心高さ
軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ厚さ (上部/下部)

燃料形態←
180 cm40 / 40 cm

7 / 7 バッチ

燃料交換バッチ数 (炉心/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)*1：核データ[ADJ2000]による計算値、*2：Pu/HM、*3：ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ燃料を含む全体の平均燃焼度、*4：E > 0.1 MeV、*5：実効遅発中性子割合 0.00340、*6：
実効遅発中性子割合 0.00331、*7：燃料炉外滞在期間 5 年、燃交・定検期間 45 日、炉外核分裂物質損失率 2%

[*1]

炉
心
主
要
特
性

炉
心
燃
料
仕
様

基
本
仕
様

2400 MWt (1124 MWe)

600 MWt (280 MWe)

原子炉出力

運転サイクル長さ

1100MWe クラス大型炉（1 ループ／炉心取出燃焼度 100GWd/t）

項目

300MWe クラス小型炉（1 ループ／炉心取出燃焼度 100GWd/t）

表 4.1.1-25 フェーズⅡ設計：１ループ型 300MWe 級ヘリウムガス冷却炉・被覆粒子型窒化物燃料・
横方向流冷却 コンパートメント燃料体概念炉心の主要特性および大型炉（４ループ・1124MWe）との比較

1150

被覆粒子(窒化物燃料核)

燃料形態

→

≒

(同等)

温度係数
(平衡末期・
定格時)

形状係数(平衡末期)

密度係数(平衡末期)＞≒＞＜＜

3.3×10-1-6.6×10-2-2.6×10-3
1.2×10-1
6.3×10-2-6.7×10-6-1.9×10-6
2.8×10-6
0.66×10-6-8.5×10-6

燃料 [Δk/kk’/(Δρ/ρ)]

構造材 [Δk/kk’/(Δρ/ρ)]

冷却材 [Δk/kk’/(Δρ/ρ)]

軸方向 [Δk/kk’/(Δz/z)]

径方向 [Δk/kk’/ (Δr/r)]

ドップラ効果 [Δk/℃]

燃料膨張係数 [Δk/℃]

冷却材膨張係数 [Δk/℃]

構造材膨張係数 [Δk/℃]

炉心支持板膨張係数 [Δk/℃]

＜

＜

＞

＞

＞

＜

0.87

減圧反応度 (平衡末期) *4 [$]0.88×10-6-5.2×10-6(絶対値で大)3.6×10-6-1.3×10-6-10.×10-6

5.7×10-2

1.2×10-1-3.6×10-3-8.8×10-2

2.6×10-1

1.2

(小)

(小)

(絶対値で大)(絶対値で小)(ほぼ同程度)(同等)(絶対値で小)(絶対値で小)(大)(小)-11.×10-3-6.9×10-3

ドップラ係数 (平衡末期) [TΔk/ΔT](絶対値で小)-3.46×10-3

実効遅発中性子割合 (平衡末期)＞

0.87 %Δk/kk’-3.43×10-3

燃焼反応度1.30 %Δk/kk’

101 / 48 GWd/t

96 / 32 GWd/t

17.8 / 22.1 wt%

21.2 / 29.6 wt%

16.24 / 18.85 / 8.0 / 56.95 %20.9 / 8.20 cm←←←

2400 MWt (1124 MWe)

大型炉
（４ループ／1100MWe クラス）
（炉心取出燃焼度 100GWd/t）

取出平均燃焼度 (炉心部/全炉心*3)

Pu富化度

18.24 / 21.16 / 8.0 / 52.6 %21.4 / 7.45 cm

相対比較(小型炉の大型炉に対する大小)←(内側/外側)*2

組成体積比 (燃料/被覆材/構造材/冷却材)

コンパートメント形状 (外管外径 / 内管内径)TiN 被覆層 / SiC

均質４領域炉心

炉心型式

炉心材料 (被覆層/ラッパ管)

600 MWt (280 MWe)

原子炉出力

小型炉
（1 ループ／300MWe クラス)
(炉心取出燃焼度 100GWd/t 相当）*1：核データ[ADJ2000]による計算値、*2：Pu/HM、*3：ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ燃料を含む全体の平均燃焼度、*4：輸送補正係数として 1.1 倍を用いた値

[*1]

炉
心
反
応
度
主
要
特
性

[*1]

基
本
・
炉
心
燃
料
仕
様

項目

表 4.1.1-26 フェーズⅡ設計:１ループ型 300MWe 級ヘリウムガス冷却炉・被覆粒子型窒化物燃料・横方向流冷却
コンパートメント燃料体概念炉心の主要な炉心反応度特性および大型炉（４ループ・1124MWe）との比較

表 4.1.1-27

建設単価比（中・小型プラント）

1124MWe プラント
(フェーズⅡ
中間まとめ)

ケース１

ケース２

ケース３

原子炉出力
(MWt)

2400

1800

1200

600

発電出力
(MWe)

1120

840

560

280

建設単価比
(―)

1

1.2

1.5

2.2

1151

表 4.1.1-28
設備・機器

主要機器の物量データ
物

単位

量

1500MWeプラント（想 定）

1124MWe
プラント(2003 年度最終)

備

考

電気出力

MWe

1500

1124

熱出力

MWt

3200

2400

ループ数

ループ

4

4

ユニット数

プラント

2

2

冷却材

－

ヘリウムガス

ヘリウムガス

原子炉容器

ton

1381

1087

径と板厚に比例

炉内構造物

ton

633

503

径の 2 乗に比例

1 次系配管

ton

147

110

出力に比例

動力変換容器ton

1082×4790×4

径と板厚と高さに比例

GT 発電機設備

MWt

800×4

600×4

出力に比例

原子炉格納容器

ton

5300

3830

径と板厚と高さに比例

原子炉建屋容積m3

260000218000従来設計を基に出力比より算定

表 4.1.1-29

建設単価比

1500MWe プラント
（想定）1124MWe プラント
(2003 年度最終)

原子炉出力 (MWt)

3200

2400

電気出力 (MWe)

1500

1120

建設単価比 (―)

0.93

1

1152

表 4.1.1-30
産熱供給が必要な産業および主な製造プロセス業

主な製造プロセス

石油・石炭製品製造業

水素（合成ガス）、石炭の乾留、石炭の液化、石油精製（脱硫）

化学工業

エチレン、プロピレン、ブテン、エタノール、
スチレン、ブタジエン、塩化ビニル、
ホルムアルデヒド、無水酢酸、水素

窯業・土石製品製造業

ガラス、生石灰、セメント、カーボンブラック

鉄鋼業

銑鉄

非鉄金属製造業

酸化アルミニウム

その他

海水の淡水化、地域暖房

表 4.1.1-31
産

高温核熱利用可能プロセス

業

高温核熱利用可能プロセス

石油・石炭製品製造業

・水素（合成ガス）：石炭ガス化法
・水素（合成ガス）：水蒸気改質法

化学工業

・スチレン：脱水素法
・塩化ビニル：熱分解（脱塩化水素）法
・ホルムアルデヒド：脱水素法
・無水酢酸：Wacker 法 酢酸分解
・水素：熱化学法

窯業・土石製品製造業
鉄鋼業

なし
・銑鉄：直接還元法

非鉄金属製造業

なし

その他

なし

注）ここで、石炭の低温乾留および脱水素法によるブタジエンの製造については、温度条件的には核熱の適用が可能であるが、現在工業的にはほとんど行われていないので除外した。また、硝酸および硫酸の製造は発熱反応であり、熱供給の必要性がないことから除外。

1153

1154

図 4.1.1-1 フェーズⅠ検討の成果：ヘリウムガス冷却炉心・燃料形態の選択

[2]

1155

図 4.1.1-2

フェーズⅠ検討の成果：炭酸ガス冷却炉心・燃料形態の選択

[1]

1156

フェーズⅡ
最終評価

フェーズⅡ
開始

フェーズⅠ

六角ブロック

球状要素 (ペブルベット)

圧損は低いものの除熱性に劣り、総合的にはブロック状燃料体より劣る

オプション炉心概念
・重金属インベントリ減容と増殖比>1.1の両立
・初装荷核分裂性Pu重量が若干過大
・固有安全・自然循環特性による安全性

フェーズII
炉心燃料設計検討結果

除熱性は良いものの圧損が高く、総合的にはブロック状
燃料体より劣る

中性子吸収断面積が大→
増殖性能要件達成が困難

オプション炉心概念
・高い増殖比と燃焼特性を有する概念
・即応性受動的炉停止機構などを用いた安全対応設備が不可欠
・共同研究開発等による効率的な被覆材料開発が可能な有望概念

窒化物耐熱ピン型燃料炉
心の有望概念MEXT公募型研究において、今後も炉心・燃料概念設計研究を継続する

SiC/SiC複合材料

高融点・高強度材料による
超高温炉心の追求

セラミック複合材料

・窒化物と同じ安全課題
・炉心性能が劣る→窒化物概念を優先

酸化物燃料

図 4.1.1-3 フェーズⅡ検討の展開：ヘリウムガス冷却炉心概念の設計検討の流れ

リファレンス炉心概念
・ブランケットインベントリ減容と増殖比>1.1の両立
・高速炉導入シナリオへの適応性が比較的良好
・固有安全・自然循環除熱特性による安全性

除熱性を有しつつ、圧損を低く抑えることが可能で、縦方向流れの有望概念

材料スクリーニング→Nb合金を選出

減圧事故時の圧損が低く冷却性に優れる。被覆粒子燃料型の有望概念

材料スクリーニング→Si 3Zr5を選出

特性評価結果形状最適化 → 除熱向上・低圧損の両立形状最適化 → 除熱向
上・低圧損の両立

形状最適化 → 除熱向
上・低圧損の両立

設計検討の
経緯と概要

形状最適化 → 除熱向
上・低圧損の両立

高融点材料を用いた高熱出力密度炉心の追求

燃料部流路の短尺化による圧力損失低減高融点金属

縦方向流冷却概念

窒化物燃料

耐熱ピン型

炉心設計の
狙い
縦方向流れを用いた炉心概念における高い除熱特性と低い圧力損失特性を両立する最適燃料形態の把握

板状要素

経済性・設計適合性
比較評価

金属間化合物

コンパートメント

燃料体形状

縦方向流冷却概念[3]

プラント形態の選定
ヘリウムガス冷却・ガスタービン型

被覆管材料

横方向流冷却概念

冷却材
流れ方向

窒化物燃料

燃料ピン型

燃料

蒸気タービン型

耐熱ピン型

被覆粒子型

酸化物
窒化物
酸化物

燃料形態

炭酸ガス冷却

ヘリウムガス冷却プラント形態
ガスタービン型
蒸気タービン型

被覆粒子型

炉心・燃料形態
窒化物

1157

図 4.1.1-4 フェーズⅡ検討の展開：ヘリウムガス冷却炉の炉心燃料形態（概略図）

[4]

1158

冷却材流路

板状構造体
(燃料充填部)
ブロック型構造体(燃料充填部)[14]

冷却管

ブロック型燃料集合体

ペブル球(燃料充填部)

ラッパ管

冷却材流路

球状燃料要素(ﾍﾟﾌﾞﾙﾍﾞｯﾄﾞ)集合体

図 4.1.1-5 フェーズⅡ検討の展開：
ヘリウムガス冷却炉・被覆粒子型窒化物燃料・縦方向流冷却概念における各種燃料体概念図

ラッパ管

板状燃料要素集合体

1159
被覆粒子燃料

総合的に評価し、有望な実用化候補概念を抽出する

開発項目
時間的、経済的な実現性評価

図4.1.1-6
ガス冷却炉の候補と検討の進め方

物量評価

炉心の基本設計

プラントシステム，（110 万 kW）⑥ヘリウムガス・被覆粒子ＣＤＡ防止機能強化設計の可能性追求ＣＤＡ防止機能強化概念（110 万 kW）⑤ヘリウムガス・ピン型

被覆粒子燃料

物量評価○再臨界回避概念○再臨界回避概念○ガスタービン直接発電［プラント概念］（110 万 kW）

燃料形態

ＣＤＡ防止機能強化概念

無耐熱ピン型燃料

CDAの可能性

コアキャッチャ設計

設計要求項目
技術的な適合性評価

110 万 kW, 被覆粒子燃料

ヘリウムガス冷却（炭酸ガスは高温時に腐食問題がある）

160 万 kW, ピン型燃料

135 万 kW, ピン型燃料

ヘリウムガス冷却

炭酸ガス冷却・HTGR（原研他）→Ｈｅ技術、窒化物燃料

ガスタービン発電方式（ヘリウムガス）

高熱効率・コンパクト化

コアキャッチャ設計

炉心の基本設計

・英国のＡＧＲ → 炭酸ガス冷却
・英国のＮａ炉 → 被覆管材への適用

850℃以上（高熱効率指向）

検討案④ヘリウムガス・被覆粒子

燃料形態③ヘリウムガス・ピン型

耐熱ピン型燃料（110 万 kW）

有

再臨界回避概念

原子炉出口温度験（調査対象）

経

ケールメリットの追求○現有技術に立脚したス

炉心の基本設計（160 万 kW）（135 万 kW）［プラント概念］②ヘリウムガス・ピン型①炭酸ガス・ピン型

プラントシステム

ピン型燃料

再臨界回避概念

ヘリウムガス

550℃程度

ピン型燃料

炭酸ガス

冷却材

蒸気タービン発電方式

・ 熱輸送能力が低い → 大型化、高圧化

クト化の可能性・ 直接サイクルによる系統の簡素化及び高効率、コンパ・ 透明で不活性である → ２次系削除、ＩＳＩが容易

・ 熱中性子炉として実際に稼動したプラント技術の利用

主な特徴（Na 炉との比較）

φ26.2m

マンアクセス貫通部

図 4.1.1-7

原子炉構造図1160

ピン型燃料炭酸ガス炉（フェーズⅠ終了時）

1161

図 4.1.1-8

プラント配置概念図（立面）

111400

格納容器内容積＝5.2 万m3×2 基

原子炉建屋容積＝12 万m3 （１プラントあたり）（平面）

ピン型燃料炭酸ガス炉（フェーズⅠ終了時）

58200

76500

1162

図 4.1.1-9原子炉構造図ピン型燃料ヘリウムガス炉（フェーズⅠ終了時）

1163

FL.106000

図 4.1.1-10

プラント配置概念図

59500

ピン型燃料ヘリウムガス炉（フェーズⅠ終了時）

格納容器内容積＝6.4 万m3×2 基

原子炉建屋容積＝30 万m3 （１プラントあたり）

10100095900

He

図 4.1.1-11

原子炉構造図

被覆粒子燃料ヘリウムガス炉（フェーズⅠ終了時）
1164

図 4.1.1-12

プラント配置概念図

（立 面）

100m

FL 0.0M

被覆粒子燃料ヘリウムガス炉（フェーズⅠ終了時）

格納容器内容積＝5.8 万m3×2 基

原子炉建屋容積＝22 万m3 （１プラントあたり)

28.4m
（平 面）

100m

55m
34.2m

FL 79.5M

79.5m
9m

1165

[5]

図 4.1.1-13 フェーズⅠ設計：ヘリウムガス冷却炉・被覆粒子型窒化物燃料および酸化物燃料・
横方向流冷却コンパートメント燃料体概念炉心1166

[8-1]

図 4.1.1-14 フェーズⅠ設計：ヘリウムガス冷却炉・被覆粒子型・横方向流冷却コンパートメント燃料体・燃料構成要素および燃料概念図

1167

[8]
（H）

図 4.1.1-15 フェーズⅡ設計：ヘリウムガス冷却炉・被覆粒子型窒化物燃料・横方向流冷却コンパートメント燃料体概念炉心1168

[10]（H）（ＭＨＩ－Ｈ１５）

図 4.1.1-16 フェーズⅡ設計：ヘリウムガス冷却炉・被覆粒子型窒化物燃料・横方向流冷却コンパートメント型燃料体概念炉心
安全解析結果（AWS）

1169

図 4.1.1-17 フェーズⅡ設計：ヘリウムガス冷却炉・被覆粒子窒化物燃料・縦方向冷却ブロック燃料体概念炉心
1170

[12]

図 4.1.1-18 フェーズⅡ設計：ヘリウムガス冷却炉・被覆粒子窒化物燃料・縦方向流冷却ブロック燃料体・燃料構成要素および燃料概念図1171

図 4.1.1-19(1/2) フェーズⅡ設計：ヘリウムガス冷却炉・ブロック型被覆粒子（窒化物）燃料炉心
安全解析結果（AWS＋SASS 作動無し）

1172

図 4.1.1-19(2/2) フェーズⅡ設計：ヘリウムガス冷却炉・ブロック型被覆粒子（窒化物）燃料炉心
安全解析結果（AWS＋SASS 作動無し）
1173

図 4.1.1-20 フェーズⅡ設計：ヘリウムガス冷却炉・被覆粒子型
窒化物燃料・縦方向流冷却 各種燃料体概念炉心設計可能範囲の検討結果（その１）1174

図 4.1.1-21 フェーズⅡ設計：ヘリウムガス冷却炉・被覆粒子型
窒化物燃料・縦方向流冷却 各種燃料体概念炉心設計可能範囲の検討結果（その２）

1175

（１９）

図 4.1.1-22 フェーズⅡ設計：ヘリウムガス冷却炉・耐熱ピン型燃料縦方向冷却燃料集合体・燃料構成要素および燃料概念図

1176

（１６）

図 4.1.1-23 フェーズⅠ設計：ヘリウムガス冷却炉・耐熱ピン型窒化物燃料（ニオブ合金被覆管／Si3Zr5被覆管型燃料集合体）
概念炉心

1177

（１８）

図 4.1.1-24 フェーズⅡ設計：ヘリウムガス冷却炉・耐熱ピン型窒化物燃料（Si3Zr5被覆管型燃料集合体）概念炉心1178

図 4.1.1-25 フェーズⅡ設計：ヘリウムガス冷却炉・耐熱ピン型
窒化物燃料（Si3Zr5被覆管型燃料集合体）概念炉心
安全解析結果（ULOF＋即応型 SASS 作動有り）

1179

（２０）

図 4.1.1-26 フェーズⅠ設計：炭酸ガス冷却炉・
ピン型酸化物燃料・導入期資源有効利用型炉心

1180

（２０）

図 4.1.1-27 フェーズⅠ設計：炭酸ガス冷却炉・
ピン型酸化物燃料・平衡期経済性重視型炉心

1181

（２０）

図 4.1.1-28 フェーズⅠ設計：炭酸ガス冷却炉・ピン型窒化物燃料（15N100%および14N100%）
平衡期経済性重視型炉心

1182

1183

フェーズⅠ
（2001年度）

・建設コストの見通し

フェーズⅠ（1999，2000年度）

・コアキャッチャーの概略見通し
・炉心性能 増殖比（MOX:1.2程度，
MN:1.4程度）
・建設コストCO2
He

図 4.1.1-29

ガス冷却炉の抽出

コスト比較
炉心性能＊２

検討終了

コスト比較
炉心性能＊

・被覆材料
・AWS＊１に対する安全評価（SASSの成立性）
・炉心性能
・建設コストの見通し

AWS＊１に対する安全評価の概略見
通し＊１：AWS
減圧事故時にスクラムを伴わずに自然循環除熱となるような事象＊２：炉心性能
増殖性、環境負荷低減性

・コアキャッチャーの成立性
・AWS＊１に対する安全評価
・炉心性能
・建設コストの見通し

AWS＊１に対する安全評価の概略見
通し

被覆粒子型
・被覆材料
・炉心性能 増殖比（MOX:1.0程度，
MN:1.1程度）
・建設コストガスタービン・コアキャッチャーの概略見通し
・鋼製RVの概略見通し
・炉心性能 増殖比（MN:1.1～1.2）
・建設コスト

耐熱ピン型

ガス冷却炉抽出工程

・CO2に比べてコスト高
・CO2に比べると開発課題が多い

蒸気タービン

図 4.1.1-30 フェーズⅡ設計：ヘリウムガス冷却炉・被覆粒子型窒化物燃料・横方向流冷却コンパートメント燃料体・導入期資源有効利用型炉心

1184

1185

図 4.1.1-31 フェーズⅡ設計：ヘリウムガス冷却炉・被覆粒子型窒化物燃料・横方向流冷却
コンパートメント燃料体概念図（非実尺縮図）

H-MHI（２６）
H15 年度－年度内差替予定

図 4.1.1-32 フェーズⅡ設計：ヘリウムガス冷却炉・被覆粒子型
窒化物燃料・横方向流冷却 コンパートメント燃料体概念炉心
炉心部中性子エネルギースペクトル

1186

（２４）

H-MHI

H15 年度－年度内差替予定

図 4.1.1-33（1/2）フェーズⅡ設計：ヘリウムガス冷却炉・被覆粒子型
窒化物燃料・横方向流冷却コンパートメント燃料体概念炉心
径方向出力分布（２４）
H-MHI H15 年度

図 4.1.1-33（2/2）フェーズⅡ設計：ヘリウムガス冷却炉・被覆粒子型窒化物燃料・横方向流冷却コンパートメント燃料体概念炉心 軸方向出力分
布1187

図 4.1.1-34 フェーズⅡ設計：ヘリウムガス冷却炉・被覆粒子型
窒化物燃料・横方向流冷却コンパートメント燃料体概念炉心（平衡期経済性重視型炉心）1188

約 7.6m

図 4.1.1-35 フェーズⅡ設計：ヘリウムガス冷却炉・被覆粒子型
窒化物燃料・縦方向流冷却ブロック燃料体概念炉心（導入期資源有効利用型炉心）1189

（２９－１）E

図 4.1.1-36 フェーズⅡ設計：ヘリウムガス冷却炉・被覆粒子型
窒化物燃料・縦方向流冷却ブロック燃料体概念炉心
中性子エネルギースペクトル例

1190

（３０）
E

図 4.1.1-37(1/2) フェーズⅡ設計：ヘリウムガス冷却炉・被覆粒子型
窒化物燃料・縦方向流冷却ブロック燃料体概念炉心
径方向出力分布例
160
相対出力
軸方向高さ
(cm)
内側炉心 外側炉心
147.5
0.069
0.045
142.5
0.086
0.055
137.5
0.098
0.065
132.5
0.116
0.083
127.5
0.143
0.110
120.0
0.993
0.877
110.0
1.206
1.151
100.0
1.391
1.398
90.0
1.535
1.593
80.0
1.630
1.719
70.0
1.672
1.769
60.0
1.658
1.742
50.0
1.584
1.635
40.0
1.449
1.450
30.0
1.261
1.198
22.5
0.187
0.158
17.5
0.156
0.125
12.5
0.139
0.107
7.5
0.131
0.098
2.5
0.116
0.087

最大発熱集合体140120

高さ位置（cm)10080

内側炉心(BOL)
外側炉心(BOL)

60

40

20

0
0.00

0.50

1.00
相対出力（-）

1.50

2.00

図 4.1.1-37(2/2)フェーズⅡ設計：ヘリウムガス冷却炉・被覆粒子型
窒化物燃料・縦方向流冷却ブロック燃料体概念炉心
軸方向出力分布例

1191

160
内側炉心最大発熱集合体（ 流 量 領 域1）

140

120
燃料
冷却管肉厚中心
冷却材

高さ位置（cm)

100

80

60

40

20

0
0

200

400

600

800

1000

1200

1400

1600

温 度 （℃ ）図 4.1.1-38 フェーズⅡ設計：ヘリウムガス冷却炉・被覆粒子型
窒化物燃料・縦方向流冷却ブロック燃料体概念炉心
軸方向温度分布1192

図 4.1.1-39 フェーズⅡ設計：ヘリウムガス冷却炉・被覆粒子型
窒化物燃料・縦方向流冷却ブロック燃料体概念炉心
燃料集合体内部温度分布 詳細解析体系

1193

（３５）
E

図 4.1.1-40 フェーズⅡ設計：ヘリウムガス冷却炉・被覆粒子型
窒化物燃料・縦方向流冷却ブロック燃料体概念炉心
燃料集合体内部温度分布 詳細解析結果（内部温度分布／周辺温度分布）1194

約 7.6m

図 4.1.1-41 フェーズⅡ設計：ヘリウムガス冷却炉・被覆粒子型
窒化物燃料・縦方向流冷却ブロック燃料体概念炉心（平衡期経済性重視型炉心）
1195

1.3

補正因子

1.2

1.1
最隣接燃料粒子位置

1.0

0.9← LLFP集合体隣接側

0.8
0.0

0.2

0.4
0.6
集合体内位置（相対値）

0.8

図 4.1.1-42(1/5)
隣接ドライバ燃料集合体内出力分布（ヘリウムガス冷却炉・被覆粒子型窒化物燃料・
縦方向流冷却ブロック燃料体概念炉心）

Tc
Y-H
YI3
タイロッド

図 4.1.1-42(2/5)
LLFP 集合体概念図（ヘリウムガス冷却炉・被覆粒子型窒化物燃料・
縦方向流冷却ブロック燃料体概念炉心）
1196

1.0

図 4.1.1-42(3/5)
LLFP 核変換炉心の炉心配置図(ヘリウムガス冷却炉・被覆粒子型窒化物燃料・
縦方向流冷却ブロック燃料体概念炉心)

1197

1.6
ﾀｰｹﾞｯﾄ最高温度(Tcﾋﾟﾝ)
被覆管最高温度(Tcﾋﾟﾝ)
ﾀｰｹﾞｯﾄ最高温度(Iﾋﾟﾝ)
被覆管最高温度(Iﾋﾟﾝ)
減速材最高温度(Y-Hﾋﾟﾝ)
被覆管最高温度(Y-Hﾋﾟﾝ)
隣接集合体出口温度差

制限条件に対する相対値 (-)

1.4
1.2
1.0
0.8
0.6
0.4
0.2

0.36 kg/s
0.53 kg/s

0.0
0.0

0.2

0.4
0.6
0.8
LLFP集合体流量 (kg/s)

1.0

1.2

図 4.1.1-42(4/5) LLFP 集合体流量と LLFP ピン・減速材ピン・集合体の温度に関する制限値の関係 (ヘリウムガス冷却炉・被覆粒子型窒化物燃料・縦方向流冷却ブロック燃料体概念炉心)
1.6
H/Y比(LLFP集合体流量1.00kg/s)
H/Y比(LLFP集合体流量0.53kg/s)

制限条件に対する相対値 (-)[H/Y比、ｶﾞｽ内圧]

1.4

ｶﾞｽ内圧(LLFP集合体流量1.00kg/s)
ｶﾞｽ内圧(LLFP集合体流量0.53kg/s)

1.2
1.0
0.8
0.6
0.4
0.2
0.0
0.0

1.5

3.0

4.5
照射期間 (年)

6.0

7.5

9.0

図 4.1.1-42(5/5) 照射期間と H/Y 比・ガス内圧の関係(ヘリウムガス冷却炉・被覆粒子型窒化物燃料・
縦方向流冷却ブロック燃料体概念炉心)1198

図 4.1.1-43 フェーズⅡ設計：ヘリウムガス冷却炉・耐熱ピン(Si3Zr5被覆管)型窒化物燃料・縦方向冷却概念炉心（導入期資源有効利用型炉心）構成図

1199

1200

図 4.1.1-44 フェーズⅡ設計：ヘリウムガス冷却炉・耐熱ピン(Si3Zr5被覆管)型窒化物燃料・
縦方向冷却概念炉心 燃料集合体

6000

（３６）
G

1201

図 4.1.1-45 フェーズⅡ設計：ヘリウムガス冷却炉・耐熱ピン(Si3Zr5被覆管)型窒化物燃料・
縦方向冷却概念炉心 ブランケット燃料集合体

6000

（３７）
G

（４０）
G

図 4.1.1-46 フェーズⅡ設計：ヘリウムガス冷却炉・耐熱ピン(Si3Zr5)型窒化物燃料・縦方向冷却概念炉心
中性子エネルギースペクトル

1202

（４１）
G

図 4.1.1-47

フェーズⅡ設計：ヘリウムガス冷却炉・耐熱ピン(Si3Zr5)型
窒化物燃料・縦方向冷却概念炉心
燃料集合体内部輻射・対流伝熱特性解析体系

1203

（４２）
G

図 4.1.1-48

フェーズⅡ設計：ヘリウムガス冷却炉・耐熱ピン(Si3Zr5)型
窒化物燃料・縦方向冷却概念炉心
燃料集合体内部輻射・対流伝熱特性解析結果
1204

図 4.1.1-49 フェーズⅡ設計：１ループ型 300MWe 級
ヘリウムガス冷却炉・被覆粒子型窒化物燃料・横方向流冷却
コンパートメント燃料体概念炉心構成図1205

図 4.1.1-50 フェーズⅡ設計：１ループ型 300MWe 級
ヘリウムガス冷却炉・被覆粒子型窒化物燃料・横方向流冷却
コンパートメント燃料体概念図1206

図 4.1.1-51

原子炉容器とガスタービン容器の配置の考え方

1207

図 4.1.1-52

各種産業で利用される熱エネルギーの温度条件

1208

4.1.2

ヘリウムガス冷却炉固有の課題への対応方策の検討

被覆粒子燃料ヘリウムガス冷却炉は、高温の原子炉出口温度、固有の安全性など他炉にはない特長をもっているが、それらを達成するための課題を有している。その課題と対策について、以下に示す。
4.1.2.1 減圧事故対策
ヘリウムガス冷却炉の特徴として、ヘリウムガス密度が小さいため、熱輸送性能が低くなることから、システムを高圧にして冷却材としての密度を高めている。したがって、ヘリウムガス冷
却炉の安全性においては、減圧事故による炉心冷却性能の低下が問題となる。
被覆粒子燃料ヘリウムガス冷却炉では、安全性についての設計要求を満足することに加えて、AWSに対してもCDAに至らない安全性を目指している。このような苛酷な事象を想定し、冷却性能について安全解析した結果、一次系配管破断時の漏洩面積を 50cm2以下に制限することにより、受動的炉停止機構を考慮せず、補助炉心冷却系による自然循環除熱のみで炉心溶融を回避できる可能性があることがわかった。
漏洩流量制限機構は、安全解析の条件である一次系配管破断時の漏洩面積 50cm2以下の要求を満たすための構造である。断面積 50cm2以上の一次系配管は、原子炉容器と動力変換容器を接続する主配管（二重管）及び動力変換容器に接続するバイパス制御用配管の２箇所である。その他の配管は断面積 50cm2以下の小口径配管としている。ここでは、代表部位として主配管について記述する。
主配管部の漏洩流量制限機構の構造概念を図 4.1.2-1 に示す。漏洩流量制限機構は、主配管の外側にカバー構造としてガードパイプを設置する構造とした。ガードパイプは、軸方向の熱変形に追従が可能なようにベローズ構造を設け、容器ノズル部に溶接してリークタイト構造とし、冷却材の漏洩を防止するものとしている。万が一、主配管外管にき裂あるいは破断が生じた場合にも、ガードパイプと主配管外管との隙間を十分に開ける（40cm 程度）ことにより、ガードパイ
プが外管と干渉して破損することがないようにしている。なお、ガードパイプは原子炉容器支持部を兼ねている。また、ガードパイプ内目視検査用の点検口を設けている。
バイパス制御用配管についても同様の構造とする予定である。
4.1.2.2 事故時の炉心冷却対策
減圧事故対策で述べたように、本概念では AWS に対しても CDA に至らない、高い炉心損傷防止能力を追求している。一方で、安全設計要求への適合性の観点から炉心損傷時の影響緩和についても、設備負担が過大とならない合理的な方策を検討する必要がある。本概念において使用を想定している窒化物燃料については、燃料破損及び破損後挙動に関する情報が乏しく、炉心損傷の事象推移を定量的に分析評価することは現状ではできないが、既存の情報を頼りに概念の特徴を考慮して可能性のある事象推移の推定を行うとともに、厳しい再臨界を回避しつつ損傷炉心の長期的な保持冷却を達成するための設備概念について検討した。
本概念では、高温耐性に優れた被覆粒子燃料を想定していることから、比較的大きなドップラ
ー反応度とあいまって、異常時のスクラム失敗を想定しても短時間のうちに炉停止できる可能性が高い。一方で、冷却材としてガスを用いていることから、その流量喪失あるいは圧力の著しい減少は、短時間のうちに炉心損傷に至りうる。このような概念の特徴を踏まえて、炉停止状態か

1209

らの崩壊熱除去機能喪失（あるいは低下）による炉心損傷に着目し、可能性のある炉心損傷事象推移の概要を検討した。
崩壊熱レベルでは、燃料核のみが極端に過熱されることはなく、被覆材及び構造材もほぼ同じ
温度で上昇するものと考えられる。燃料融点（窒化物: 約 2750℃）及び被覆材融点（TiN: 約
2950℃）と比較して構造材 SiC の分解温度は 2300～2700℃と低いので、燃料集合体温度が2300℃程度となった時点から構造材が強度を失い始め集合体の崩壊が進行するものと推定される。現状では、本概念についての炉心崩壊挙動を推定するための根拠となる実験データはほとん
どなく、崩壊過程における再臨界を否定することは難しいが、除熱が確保できないガス雰囲気下
では再臨界の有無に関わらず炉心の溶融は進行し、溶融して可動化した燃料は、早晩炉心外へ流出すると考えられる。
炉心から流出した燃料は、原子炉容器底部に堆積する可能性がある。ここで、燃料を保持冷却するためには原子炉容器底部にコアキャッチャー構造を設置する必要があるが、燃料を未臨界形状に維持しつつ保持冷却するためには複雑な構造を原子炉容器内に設置する必要があり、原子炉
構造設計への影響が大きく、かつ、運転、保守性への影響も懸念される。ガス炉では、冷却材による FP の保持効果に期待できず、かつ、高圧系であるが故にバウンダリ破損に伴う格納容器内への冷却材漏洩を想定する必要があることから、炉心損傷の原子炉容器内終息には格納機能上のメリットはあまりないと考えられる。また、ナトリウム冷却炉のような冷却材とコンクリートとの化学反応が生じることはない。よって、ここでは損傷炉心の保持冷却手段として炉外コアキャッチャーを選択した。
4.1.2.3 燃料被覆層の破損に対する対策
被覆粒子燃料に対しては、機能の異なる被覆層を多層構造で用いる手法を採用し、破損に対する多重の防護策を講じることとする。窒化物核の周囲には、TiN バッファ層を設け、これを FP
ガス溜とするとともに、燃料核のスウェリング膨張を吸収する。また SiC からなる固相マトリクス及び SiC/SiC 複合材料からなる冷却管とラッパ管により、構造保持・機械的保護、バッファ層の応力緩和・破損防止、FP 閉じ込めを担うこととする。
燃料被覆層の厚さ・層数に関しては、材料強度・照射特性試験の進展とあわせ、炉心特性を損じない範囲で厚肉化・多層化することが必要である。
4.1.2.4 燃料製造性・再処理性
窒化物被覆粒子燃料の製造性については、技術検討書第 2 分冊燃料サイクルシステムの第１編
燃料製造システムにおいて詳しく説明され、再処理性に関しては、同第２編再処理システムにおいて詳しく説明されるため、本節においては技術的課題例を簡単に述べるに止めることとする。
被覆粒子燃料の製造は、Pu 富化度調整済溶液を湿式ゲル化法により燃料核粒子を生成し、洗浄・乾燥・焙焼・還元工程を経て出来た酸化物燃料を、炭素熱還元法により窒化物燃料に転換し、更に再還元、焼結工程の後、燃料核周囲に TiN 被覆層を蒸着等により生成させて行うものである。
この際、製造工程中途で様々な廃棄物が生じ、その同定は現時点では困難であるとともに、ゲル化工程でのシリコンオイル廃棄物の発生など、従来の知見では見通し難い事項もあり、新たな廃棄物処理技術の構築が必要となる。
再処理性については、高硬度で耐衝撃性、化学的安定性にも優れたTiNに関し、フッ化による

1210

脱被覆が原理的には可能であり、その後の再処理についてはこれまで開発された、あるいは開発中の再処理技術が適用可能と考えられる。なお被覆粒子の中心核には窒化物燃料が用いられることから、経済性を有する15N回収技術の開発が必要となる。
また、被覆粒子型燃料のTiN被覆については、強度・高温挙動を含めた基礎特性を把握するための基礎特性試験を実施している。試験項目としては、製造性に関する圧膜蒸着特性試験、被覆強度に関する曲げ強度試験、高温挙動に関する高温加熱試験、再処理性に関するフッ化挙動特性試験を実施し、現状想定している仕様・条件に関し可能性について検討を行った。これらの結果
は、六角ブロック型燃料の製造性・再処理性についても一部適用可能であるため、TiN被覆の基礎特性試験の概略を図 4.1.2-2 にまとめるとともに、以下に紹介する1) 2)。結論としては、基礎特性を把握するための基礎特性試験の結果ではあるが、第 1 次的な評価として、TiN被覆は、現状想定している仕様・条件に関し可能性を有し、検討を継続する価値のある材料であることがわかった。
(1) 圧膜蒸着特性試験
現設計で想定している～100μm 程度の厚膜化の可能性を把握するため、厚膜蒸着特性試験を行い、蒸着法(PVD：物理気相蒸着法、CVD：化学気相蒸着法)の適用性について検討した。
結果として、
PVD 被覆については、厚膜蒸着時に内部応力による破損が課題であったが、TiN(セラミックス)層の間に僅かな Ti(金属)層を付加することで、30μm 程度の膜厚まで健全な状態で形成できることが確認され、更なる厚膜形成の可能性も期待できると考えられる。CVD 被覆については、蒸着速度が遅いことが課題であったが、暫定的に実施した TiN/TiCN/TiC 3 層蒸着による結果では、長期間の蒸着を経験することで、100μm 程度の厚膜が顕著な異常もなく形成されることが示され、TiN 積層蒸着においても同様の健全性が期待できるものと考えられる。
(2) 曲げ強度試験
現設計検討では、TiN被覆について、暫定的にSiC被覆相当の強度(40 kgf/mm2)を想定している。TiN被覆の強度について、現状の暫定値を達成する可能性を確認するため、曲げ強度試験を行い、ワイブル係数(強度のバラツキに関する係数、値が大きい程、バラツキは小さい)を求めるとともに、設計強度の評価を行った。結果として、TiN被覆は、従来のSiC被覆のワイブル
係数 8 程度と比べ、20 程度と評価され大きな値を有することがわかった。また、設計強度として、破損確率 10-4程度を想定し評価を行ったところ、室温・薄膜条件の試験結果に基づく評価値ではあるが、想定しているレベル(40 kgf/mm2)と同程度以上の強度が期待できることが示された。ただし、一般にセラミックスは寸法効果があり、寸法が増加すると破断強度が低下するとともに、被覆形成条件も破断強度に影響することから、実用化に向けては厚膜条件での強度試験が必要となるものと考えられる。
(3) 高温加熱試験
過酷事象時には、被覆温度は 2000℃程度まで上昇する。その際、TiN 被覆について、流路閉塞を引き起こす顕著な形状変化が生じると、除熱性に影響し、局所的な温度上昇をもたらすことになり望ましくない。そこで、高温加熱時の被覆挙動に関する知見を得るため、高温加熱試
験を行い、～2000℃までの高温状態下における被覆状態の観測及び評価を行った。結果として、CVD 被覆については、良好な高温安定性を有し、2000℃まで顕著な形状変化は生じない見通

1211

しが得られた。PVD 被覆では、1600℃までは製造時から顕著な変化は生じなかったが、2000℃
近傍で被覆状態に変化が認められ、継続的な検討が必要と考えられる。
(4) フッ化挙動特性試験
フッ化物揮発法が再処理時の TiN 脱被覆法として適用可能かどうかを確認するため、TiN フッ化挙動に関する基礎特性試験を行った。結果として、TiN は 300～400℃の温度でフッ化反応が進み、反応速度も速いことが確認された。このことから、フッ化物揮発法は、TiN の脱被覆に関し可能性を有する方法であることが示された。

1212

参考文献
1)

永沼正行，水野朋保：“高速炉用被覆粒子型燃料の被覆層材特性に関する検討（その１）”，JNC TN9400 2002-032，(2002)2)

永沼正行，水野朋保：“高速炉用被覆粒子型燃料の被覆層材特性に関する検討（その２）―
TiN の高温特性・厚膜化検討―”，JNC TN9400 2002-051，(2002)

1213

調整リングA 部詳細

中性子遮へい原子炉容器
動力変換容器

A部

点検口

配管(外管)

配管(内管)
原子炉容器側

動力変換容器側
断熱材

RV支持台
スペ-ス

ガ-ドパイプ

図 4.1.2-1

漏洩流量制限機構 構造概念図1214

本方法により、更なる厚膜形成の可能性有する[測定装置概略]

曲げ内側

蒸着試料

曲げ外側
(蒸着面)

CCDｶﾒﾗ

-3.0
4.4

-2.0

-1.0

0.0

1.0

2.0

4.5

4.7

4.8

Lnσ

4.9

5.0

[ワイブルプロット]

4.6

m 23.0ξ 151.3

5.1

5.2

高ワイブル係数を有し、優れた強度特性が期待できるワイブル係数 ： ～23、破損確率10-4強度 ： ～100 kgf/mm2

荷重- 測定結果について確率論的評価法を適用しワイブル係数を評価

・曲げ強度試験- PVDによる薄膜被覆(10μm)について、室温条件で強度を測定

100μm

30μm程度の膜厚まで健全な状態で被覆形成

TiN被覆・厚膜蒸着試験- PVD ： 内部応力緩和のためTiNに僅かなTi(金属)を付加し積層蒸着することで被覆を形成[代表的な試験結果(例)]図 4.1.2-2 ヘリウムガス冷却炉の開発課題
被覆材 [TiN]・伝熱流動 [粒子充填層等]に関する調査

・粒子充填層等の圧力損失特性試験[目的] 現設計で想定しているErgun式について適用性の把握[着眼点] 粒子充填層・(ｺﾝﾊﾟｰﾄﾒﾝﾄ内外筒用の)低ﾎﾟﾛｼﾃｨ多孔質層の圧力損失相関式等●熱流動特性試験*PVD：物理気相蒸着法、CVD：化学気相蒸着法

・TiNフッ化挙動特性試験[目的] 再処理時のTiN被覆の脱被覆法として、フッ化物揮発法の適用可能性の把握[着眼点] フッ化反応が有意に進む温度条件、反応の同定等

・高温加熱試験[目的] ～2,200℃(暫定目標値)までの被覆状態の把握[着眼点] 過酷事象時に流路閉塞を導く顕著な形状変化の有無

・曲げ強度試験[目的] 現設計検討で想定しているSiC被覆相当の強度レベ
ル(40 kgf/mm2)について可能性把握[着眼点] ワイブル係数(強度のﾊﾞﾗﾂｷに関する係数)の評価等

・厚膜蒸着特性試験[目的] 現設計で想定している～100μm程度までの厚膜化の可能性把握[着眼点] 蒸着法(PVD・CVD*)の適用性、柱状晶形成の有無等[試験項目]●TiN被覆特性試験

目的：ヘリウムガス冷却炉検討のうち被覆粒子型燃料炉については、TiN被覆や粒子充填層の熱流動に関し多くの開発課題を有している 。これらの課題のうち、TiN被覆について蒸着・強度・高温・再処理に関する特性、熱流動について粒子充填層等の圧力損失について基礎試験を実施し、現状想定している仕様・条件の成立見通しに関する第1次的な評価を行った。

LnLn(1-F)-11215

4.1.3 代表概念の構築
4.1.3.1 炉心燃料設計(1) 代表概念の概要
フェーズⅡにて主に検討を行った 3 種類の炉心概念の比較検討結果を表 4.1.3-1 に示す。各
炉心概念の設計位置付けと、今後の技術的検討課題については図 4.1.3-1(1/3)に、また横方向流
冷却概念の検討経緯及び結果を図 4.1.3-1(2/3)に、縦方向流冷却概念の検討経緯及び結果を図4.1.3-1(3/3)にまとめた。
4.1.1.2 節に示したように、ブロック型被覆粒子窒化物燃料炉心をレファレンス概念として選定した。本炉心の増殖比は 1.11 で、ブランケットを含む全炉心取出平均燃焼度は 69GWd/t に達する。また初装荷核分裂性 Pu 重量は 7.0t/GWe と、比較的低く抑えられており、高速炉導入シナリオへの適合性が高いと判断される。また AWS 時の燃料・被覆管温度は、1 次ピーク、
２次ピーク、長期除熱時共に 2000℃以下に抑制されている。
設計検討を行った 3 種類のヘリウムガス冷却炉心の中性子エネルギースペクトルを図4.1.3-2(1/2, 2/2)に示す。図中、ナトリウム冷却大型 MOX 炉及び炭酸ガス冷却ピン型 MOX 炉との比較も記載している。
(2) 代表概念炉心の仕様と特性
レファレンス概念として選定したブロック型被覆粒子窒化物燃料炉心について、以下に詳細を記す。
電気出力 1120MWe級(熱出力 2400MWt)の導入期炉心及び平衡期炉心は 4.1.1.2 節にて説明した。導入期炉心構成は図 4.1.1-37 であり、内側炉心 222 体、外側炉心 192 体からなる均質
２領域炉心である。周囲は径ブランケット 84 体、SiC製及びB4C製可動反射体 288 体が取り巻Bく。制御棒は主炉停止系が 30 体、受動的炉停止機構付き後備炉停止系が 13 体からなる。炉心高さ／等価直径は 100cm／543cmで平均出力密度は 89W/ccである。炉心主要目を表 4.1.1-17に示した。運転サイクル長さ 18.0 ヶ月、燃料交換バッチ数 6 である。Pu富化度は内側炉心が22.2wt%、外側炉心が 24.0wt%で、燃焼反応度欠損は 1.4%Δk/kで、増殖比は 1.11 を確保している。炉心取出平均燃焼度は炉心部で 121GWd/t、全炉心で 69GWd/tである。動特性パラメー
タは、ドップラ係数-11.2x10-3 Tdk/dT、減圧反応度 0.30$である。
上 記 炉 心 に 対 し 、 大 出 力 化 を 図 っ た 炉 心 概 念 と し て 、 電 気 出 力 1500MWe 級 ( 熱 出 力
3203MWt)の導入期炉心及び平衡期炉心を構築した ∗ 。1500MWe級導入期資源有効利用型炉心構成を図 4.1.3-3 に、炉心特性を表 4.1.3-2 に示す。内側炉心 294 体、外側炉心 258 体からなる均質２領域炉心である。周囲は径ブランケット 96 体、SiC製及びB4C製可動反射体 324 体がB2 層ずつ取り巻く。制御棒は主炉停止系が 42 体、受動的炉停止機構付き後備炉停止系が 19 体からなる。炉心高さ／等価直径は 100cm／629cmであり、この時、遮へい体外接円径は～8m∗

技術検討書第Ⅱ分冊：燃料システム技術、第Ⅲ分冊：統合評価技術において、窒化物被覆粒子燃料を用いたヘリウムガス大型炉：ケース 9-1「資源重視型炉心」、ケース 9-2「経済性重視型炉心」と記載。

1216

に収まる。増殖比は 1.10 を確保している。動特性パラメータは、ドップラ係数-12.0x10-3 Tdk/dT、減圧反応度 0.29$となる。
また初装荷炉心及び平衡サイクル初期・末期の重金属重量、1 バッチ当りの取替・取出燃料
中の重金属重量を表 4.1.3-3(1/3)～(3/3)に示す。全炉心重金属重量は 148t と、ナトリウム冷却炉・鉛ビスマス冷却炉と比較して大きいが、これは燃料体積比が低くかつ炉心出力密度が低い
ことに要因がある。前者は、燃料が高温に耐えるよう被覆材を多く用いる必要が有るためであり、後者は、炉心除熱性能が低いため炉心体積が大きくなることによる。
1500MWe 級平衡期経済性重視型炉心構成を図 4.1.3-4 に、炉心特性を表 4.1.3-4 に示す。導
入期炉心に対して、径ブランケットを SiC 製遮へい体に置換した構成で、増殖比は 1.03 を確保している。
4.1.3.2 プラント設計
被覆粒子燃料ヘリウムガス冷却炉は、次の観点から経済性及び安全性を追求したプラント概念である。
①

被覆粒子燃料、セラミックス炉心構成要素による高温化で、高効率の直接ガスタービン発電を可能として経済性を追求する。

②

ドップラ効果の改善及び自然循環冷却能力の強化により、AWS 時にも CDA を回避することを追求する。さらに、コアキャッチャーの設置により、CDA 想定時の影響（損傷炉心燃料及び FP の分散、放出）を原子炉格納容器内に収納することを追及する。

③

モジュール化、ツインプラント化等の合理的なプラント設計及び大型化により経済性を追求する。

以下にプラント概念について説明する。なお、ヘリウムガス冷却炉のフェーズⅡ最終まとめに
おいては電気出力 1500MWe が選定されたが、本項のプラント説明では実際に概念設計を行ってきた 1124MWe プラント仕様、構造説明を示すこととする。出力の差により設備寸法等の仕様に違いはあるが、基本構造、機能は同様である。
(1) プラント概要
プラント概念配置図、系統概念図及び基本仕様をそれぞれ図 4.1.3-5、図 4.1.3-6、表 4.1.3-5に示す。被覆粒子燃料ヘリウムガス冷却炉は、熱出力 2400MWt、電気出力 1124MWe（発電端）のプラントである。プラントは、鋼製耐圧格納容器中に原子炉容器、動力変換容器等を収納したものである。
炉心燃料は窒化物被覆粒子燃料で、これをヘリウムガスで冷却して、中間熱輸送系を介さずに、直接ガスタービン発電を行う直接サイクル発電プラントである。炉心出入口温度の高温化（850℃／460℃）により、直接ガスタービン発電との組み合わせ、プラント熱効率を向上させた。ヘリウムガスは化学的に不活性であり、他の冷却材では達成できない高温領域まで燃料、構造材との共存性が良く、放射化されない。また、ナトリウムと水との反応を排除できるとともに、冷却材は透明であるため目視検査・監視が可能である。
本プラントは、ナトリウム冷却炉と比較すると一次系のみの系統とすることにより中間熱輸
送系を、パンタグラフ式燃料交換機の採用により回転プラグ等の複雑な上部構造物を不要とし、設備物量を低減した。また、ガスタービン設備を動力変換容器に内蔵してモジュール・ユニッ

1217

ト化することにより、工場製作、現地据付性を向上させた。さらに、ツインプラント化することにより、天井クレーン、燃料取扱設備等を共用させて経済性を向上させた。
被覆粒子燃料は、SiC 製燃料集合体に保持されており、一般のピン型燃料の金属被覆と比較して許容温度が非常に高い。また、ナトリウムのように大きなボイド反応度がないこと、ドップラ効果による負の反応度フィードバックとあいまって、AWS 時にも自然循環除熱により炉心冷却可能形状を確保し、大規模な炉心損傷を防止する可能性を追求した設計である。
(2) 原子炉構造
(i)

原子炉構造
原子炉構造概念図を図 4.1.3-7 に示す。原子炉構造は、一次冷却材圧力バウンダリを構成する原子炉容器と、その内側に炉心出入口冷却材流路を形成する内容器との二重構造となっている。冷却材は主配管外管と内管の間から流入し、原子炉容器と内容器との間の流路を通って下降し、炉心下部から炉心を通って、主配管内管からガスタービンへ流出する。ヘリウ
ムガス冷却炉は、AWS 時に補助炉心冷却系の自然循環除熱のみで炉心溶融を回避できる安全性を目指した概念であるが、その自然循環力の確保のため、かつ、炉心下部の鋼製炉心支持
構造物の低温化を図るため、炉心の冷却材流れ方向を下から上へと設定している。
原子炉容器の上鏡部には補助炉心冷却系熱交換器、燃料出入用孔及び燃料取替用孔が、下鏡部には制御棒駆動装置が設置されている。原子炉容器は、ガスタービン等を内蔵する動力変換容器と主配管（二重管）で接続され、主配管レベルで 90°対象の４箇所で原子炉容器から張り出したノズル部により支持されている。原子炉容器材料には、軽水炉で使用実績のある Mn-Mo 鋼（SQV 材）を使用している。原子炉容器内面には断熱材を設置し、外面を空調施設により冷却している。原子炉容器は、開発要素を排除し、現有設備をわずかに改良して製作、輸送が可能な軽水炉より多少大きな寸法（内径約 10m）を制限目安として設計した。
内容器材料には、改良 9Cr鋼を採用している。内容器内側には内容器温度低減のために断熱材を設置している。断熱材には、HTTRで使用実績がある繊維状断熱材・カオウール（Al2O3とSiO2等の繊維）を検討している。断熱材は、断熱材ライナとともにスタッドボルトにより内容器内側に取り付ける。
炉内構造物は、引抜き補修を行う場合の引抜き性、再組立て性などを考慮し、原子炉容器
フランジ部から内容器を介して吊り下げる構造とした。炉心支持構造物の下部にあるスカー
トは、炉内構造物振れ止めの役割を果たす。

(ii) 遮へい構造
ヘリウムガス冷却炉の構造材には、経済性、信頼性を考慮し、従来から使用されている材料を採用した。ヘリウムガス冷却炉の高温雰囲気、高速炉環境でこのような材料を使用するために、原子炉容器内面及び内容器内面に断熱材を設置することにより耐高温性を、燃料集合体内の遮へい体を強化することにより耐照射性を確保した。
炉内構造物の累積高速中性子照射量低減及び炉停止時に立ち入る場所の放射化による線量率低減の観点から、導入期炉心の場合、炉心周囲の径方向は、径方向ブランケット１層の外側に径方向遮へい体３層（SiC１層＋B4C２層）と炉心槽との隙間にB4C遮へい体を設置しBBた。上部軸方向は、補助炉心冷却系等のメンテナンスを考慮して、上部軸ブランケットの上

1218

側に上部軸遮へい体（SiC及びB4C）を設置した。下部軸方向は、制御棒駆動装置のメンテナ
ンスを考慮して、下部軸ブランケットの下側に下部軸遮へい体（SiC及びB4C）、さらに原子B

炉容器内側遮へい体（B4C）を設置した。
B

累積高速中性子照射量については、中性子束の計算ノミナル値に補正係数を乗じ、照射時
間 60 年、稼働率 93％を考慮したが、原子炉容器、炉心槽、炉心支持板での構造健全性から設定される高速中性子累積照射量制限目安値を下回る結果となった。
制御棒駆動装置や補助炉心冷却系熱交換器の炉容器室内、１次系機器室入口のメンテナン
スで立ち入るエリアの中性子束についても、全中性子束及び熱中性子束の制限目安値を下回る結果となった。ただし、ここで評価した放射化による線量率以外に FP の拡散による機器への沈着を考慮すると無視できない量になると推測され、メンテナンス性に影響を与える可能性がある。さらなる炉心周りの遮へい強化、あるいは、メンテナンス手法の見直しが必要になる可能性がある。
(iii) 漏洩流量制限機構
漏洩流量制限機構は、安全解析の条件である一次系配管破断時の漏洩面積 50cm2以下の要求を満たすための構造である。断面積 50cm2以上の一次系配管は、原子炉容器と動力変換容器を接続する主配管及び動力変換容器に接続するバイパス制御用配管の２箇所である。
主配管部の漏洩流量制限機構構造概念を図 4.1.2.1 に示す。漏洩流量制限機構は、主配管の外側にカバー構造としてガードパイプを設置する構造とした。ガードパイプは、軸方向の熱変形に追従が可能なようにベローズ構造を設け、容器ノズル部に溶接してリークタイト構
造とし、冷却材の漏洩を防止するものとしている。万が一、主配管外管にき裂あるいは破断が生じた場合にも、ガードパイプと主配管外管との隙間を十分に開ける（40cm 程度）こと
により、ガードパイプが外管と干渉して破損することがないようにしている。なお、ガード
パイプは、原子炉容器支持部を兼ねており、また、ガードパイプ内目視検査用の点検口を設けている。
バイパス制御用配管についても同様の構造とする予定である。
(3) 炉停止系
炉停止系は、主炉停止系と後備炉停止系で構成されている。後備炉停止系の一部には受動的
炉停止装置が設置されている。
(i)

主炉停止系、後備炉停止系
炉心出口側は高温になるため構造物を極力設置しない、原子炉容器上部には補助炉心冷却系熱交換器や燃料出入用孔があり制御棒設置スペースが上鏡部にない、の２つの観点から、制御棒駆動軸は原子炉容器下部から挿入することとした。なお、フェールセーフの観点から、制御棒は炉心上方から重力落下させる方式とした。
主炉停止系の作動概念を図 4.1.3-8 に示す。制御棒は、通常運転時にはモータ駆動のボールねじにより挿入度調整が行われる。スクラム時には、主炉停止系は、駆動部において分割型ボールナットを用いた制御棒駆動軸切り離し操作により制御棒を重力落下させる。後備炉
停止系は、後述する受動的炉停止系と構造原理はほぼ同一であり、制御棒駆動軸と制御棒が1219

電磁石で接続されており、スクラム時には電流を遮断することにより電磁石の磁力がなくな
り制御棒を重力落下させるものである。炉停止系はスクラムに関して多様性を有している。
なお、制御棒の交換は、制御棒駆動軸のグリッパを開放することにより制御棒駆動軸と分離され、燃料交換機等により炉上部側から交換される。
(ii) 受動的炉停止装置
本ヘリウムガス冷却炉では、AWS時にも漏洩面積 50cm2の条件では自己作動型炉停止機構（SASS：Self Actuated Shutdown System）なしで、安全性判断目安温度 2200℃を下回り、安全性が成立する結果となっている。しかし、目安温度の 2200℃はSiC製燃料集合体冷却管の形状が維持でき、構造を冷却出来うる温度として、文献調査を基に設定した暫定値であり、不確定幅が大きい可能性もある。そのため、受動的炉停止装置の検討を進めておく必要があると判断した。
本ヘリウムガス冷却炉に適した SASS 方式について、作動後のリセット性、スクラム検査
性、フェールセーフ、通常スクラム（通常炉停止系と共用）、対象事象、応答性の観点から比較検討した。SASS 方式の選定検討結果を表 4.1.3-6 に示す。検討の結果、高温域での温度感知合金の材料磁気特性の成立性について課題はあるものの、作動後のリセット性、スクラ
ム検査性、等の選定条件の対応状況からキュリー点電磁石方式を第１候補として選定した。
なお、SASS 作動温度は暫定的に 950℃としている。
キュリー点電磁石方式 SASS 作動概念図を図 4.1.3-9 に示す。通常運転時には、制御棒重量は電磁石コアと温度感知合金との間で電磁石の磁力によって保持される。感温部が作動温度になると、温度感知合金の磁力が失われ、電流の遮断によらず、電磁石コアと温度感知合
金との間で切り離れ、制御棒は重力落下する。
温度感知合金は三元合金（Fe，Ni，Co）である。文献上では、暫定したSASS作動温度近傍であれば、磁気特性条件を満足する組成は存在する可能性はあるが、Coが 80～90%組成の合金で成立組成範囲はごく狭い領域に限られており1)、成立性を見極めるためにはR&Dが必要である。その他に、上部プレナムに突き出ている温度感知合金部の周囲燃料チャンネルによる伝熱挙動、電磁石への給電方法などについて検討する必要がある。
(4) 主冷却系（ガスタービン）
ガスタービン発電設備とヒートマスバランスを図 4.1.3-10 に示す。ガスタービン発電設備は、発電機、タービン、低圧圧縮機、高圧圧縮機、再生熱交換器、前置冷却器、中間冷却器で構成され、直径 8m、高さ 43m の動力変換容器内に収納されている。ガスタービン設備は、上から順に、発電機、ガスタービン、圧縮機が一軸で連結された縦置き型である。ターボ系軸受はヘリウム雰囲気であることを考慮し、磁気軸受とし、再生熱交換器はプレートフィン型の高効率
コンパクト熱交換器とした。ガスタービンでは、炉心を流れ出た高温冷却材により、直接ター
ビンを回転して発電を行う。タービンを出て、減圧、温度低下した冷却材ヘリウムは、再生熱交換器で熱交換され、さらに前置冷却器で冷却されて低圧圧縮機に入り、そこで昇圧される。
昇圧により昇温したヘリウムは、中間冷却器で冷却され、高圧圧縮機により所定の圧力まで昇圧され、さらに再生熱交換器で所定の温度まで昇温されて原子炉入口へ送られる。プラント熱
効率は約 47％を達成した。

1220

４つの動力変換容器は、主配管により原子炉容器と接続されている。各動力変換容器は、熱膨張に対して水平方向にスライドして変位を吸収する構造としており、動力変換容器側はフローティングサポートで支持している。
なお、タービンミサイルが発生した場合の対策として、既存の評価例などを参考に概算評価した結果、回転機器の外側に位置するケーシング厚さをコンプレッサ部で約 150mm、タービ
ン部で約 200mm にすることで、ミサイル貫通を防止することができる見通しを得た。本寸法
はケーシング構造に反映可能である。
(5) 補助炉心冷却系
補助炉心冷却系の系統概念、熱交換器概念及びグラビティダンパの構造概念を図 4.1.3-11 に、系統仕様を表 4.1.3-7 に示す。補助炉心冷却系は、原子炉トリップ後の崩壊熱除去と、低温停止時、燃料交換時等の通常運転時及び事故時に強制循環除熱を行う。また、設計基準外事象時、外部電源喪失時のすべての非常用ガスタービン発電設備起動失敗による強制循環喪失時には、自然循環により除熱を行う。
補助炉心冷却系運転時には、タービン側のトリップによって、補助炉心冷却系流路の入口側に設置された差圧自動駆動のグラビティダンパが差圧の低下によって開となり、炉心上部から
補助炉心冷却系熱交換器を通って、原子炉容器と内容器間の間を下降し、下部プレナムより炉心に流入する流路が形成される。
原子炉容器上鏡部に設置された補助炉心冷却系熱交換器の２次側流体は加圧水である。２次側伝熱管は、原子炉格納施設を貫通して、格納施設外に設置された空気冷却器で冷却される。
ポンプによる強制循環及び自然循環冷却が可能である。
補助炉心冷却系は４系統から構成され、２系統の非常用ガスタービン発電設備からサポート
されている。また、補助炉心冷却系１系統の冷却能力は 0.65MPa までの一次系減圧を想定した条件下で 50%の強制循環冷却容量を有している一方で、5MPa への一次系微減圧を伴い補助
炉心冷却系の１系統が使用不能になるような DHX 伝熱管破損を想定した場合では、補助炉心冷却系１系統のみによる強制循環冷却で十分に炉心冷却できる見通しが得られている。このため、設計基準事象に対しては、外部電源喪失及び非常用ガスタービン発電設備の単一故障を想定しても、補助炉心冷却系の強制循環冷却によって十分な炉心冷却が行われる見込みである。
(6) コアキャッチャー
炉心崩壊の想定シナリオ［4.1.2.2 項参照］に基づく、コアキャッチャー冷却系の基本概念は次のとおりである｡①

再臨界を防止するキャッチパン構造とする。

②

CRDM 容器の下にコアキャッチャー容器を設け、燃料堆積物を分散して収納して再臨界を防止し、容器胴の外側から冷却を行う。

外置容器外部冷却方式のコアキャッチャー概念図及びコアキャッチャー冷却系概念図を図4.1.3-12 に示す。
コアキャッチャーの構造概念の一例として、耐熱材（グラファイト）、B4C層を設けた鋼製容
B

器内に、熱媒体としてグラファイトを使用し、グラファイト中に冷却水管を埋め込む案を検討
した。

1221

溶融燃料の保有熱を冷却水に伝える熱媒体としての役割を果たすグラファイトは、比較的熱伝導率が大きく、鋼材との共存性も良い。溶融燃料は、耐熱材の上に落下し、グラファイト中に設けられた冷却水管を通る冷却水にて冷却される。
冷却水は補助炉心冷却系と共用とし、炉心溶融が生じた場合に遠隔手動操作によりコアキャッチャー冷却系に通水する。なお、炉容器内に残留した燃料の冷却のため、炉容器下部の外表面に冷却水ジャケットを敷設するものとする。
(7) 原子炉格納容器
本プラントにおいては、円筒小型プレストレストコンクリート製格納容器（ PCCV：
Prestressed Concrete Containment Vessel）は強度的に厳しく、円筒ドーム型 PCCV は物量の増加につながることから、円筒鋼製格納容器を採用した。
ヘリウムガス冷却炉の原子炉格納容器については、AWS 時にあっても、深層防護の立場から、その耐圧格納機能を要求するものとした。原子炉格納容器バウンダリ図を図 4.1.3-13 に示す。
仕様は、炉心流出冷却材と原子炉格納容器雰囲気とが混合するという簡易解析（ただし、炉心流出冷却材の保有熱のコンクリート壁などへの吸収は考慮する）に基づき、最高使用温度
150℃、最高使用圧力 0.69MPa とした。
上部鏡板は、皿型鏡板・鋼製格納容器形式の耐圧力性の改善、内径縮小の観点から、半だ円型を採用し、原子炉格納容器肉厚を概算した結果、胴部（内径 39m）が約 55mm、上部半だ円
鏡板が約 51mm、下部平板が 6mm（ライナ構造）となった。なお、材料は、物量削減の観点
から高張力鋼に近い強度を持ち、溶接性が良い溶接構造用高降伏点鋼板 SHY685N（JISG3128）とした。
鋼製原子炉格納容器の場合、溶接部の厚さが 38mm を超える場合には、「電気工作物の溶接に関する技術基準を定める省令」（省令 81 号）の規定により溶接後熱処理が必要となる。ヘリ
ウムガス冷却炉の原子炉格納容器の溶接部厚さは 38mm を超えるが、現地にて溶接後熱処理を実施することは実際上困難であることから、溶接後熱処理の免除に関する特別認可申請を行う必要がある。この申請を行うには、靭性、溶接性の双方を向上させた SHY685N 材の開発、改良した SHY685N 材の材料データ取得、及び板厚 55mm 程度で溶接後熱処理が省略可能な溶接施工法の確立などが必要である。
なお、軽水炉ではヘリウムガス冷却炉の使用材料とは異なるが、SGV480 鋼板で肉厚 44.5mmまで溶接後熱処理を実施しない特殊な方法による溶接に対して認可がなされており、現在
55mmまで溶接後熱処理の免除に関する開発が進められている 2)。
(8) 燃料取扱設備
燃料交換時の原子炉断面図及び昇降型炉内中継用案内管を図 4.1.3-14 に、燃料取扱設備全体
概念図を図 4.1.3-15 に示す。
使用済み燃料は、原子炉容器上鏡部の燃料出入用孔から挿入されるパンタグラフ式燃料交換機により炉内中継槽（燃料移送ポット）に移送される。炉内中継槽に移送された使用済み燃料
は、燃料取替用孔から挿入される昇降型炉内中継用案内管を通って、燃料出入機により炉外に取り出され、燃料出入機の収納筒内部に収納される。燃料出入機は天井クレーンにより炉上部から使用済燃料貯蔵プールの貯蔵ラック（ヘリウム雰囲気で密封した容器）まで移動される。

1222

使用済み燃料は貯蔵ラック内に保管される。
新燃料は、新燃料貯蔵ラックから燃料出入機及び天井クレーンにより炉上部へ移送され、この後使用済み燃料取り出しと逆の手順で炉内に装荷される。
使用済み燃料の冷却は、炉内では補助炉心冷却系、燃料出入機内では収納筒外部の大気強制循環、使用済燃料貯蔵プールでは貯蔵ラック周囲のプール水により行われる。使用済み燃料の移送時に全電源喪失事象が発生しても、自然循環除熱により燃料の最高温度は熱的制限目安値（1600℃と暫定）以下となり、使用済み燃料の熱的健全性は確保される見通しである。
核拡散抵抗性向上の観点から、原子炉建屋内での新燃料及び使用済み燃料の取扱いは、常に燃料取扱設備内（新燃料保管は新燃料貯蔵ピット、使用済み燃料保管は使用済燃料貯蔵プール、各燃料移送は燃料出入機）で扱われ、容易に接近できない設計としている。
(9) ヘリウム純化設備
ヘリウム純化設備は、原子炉冷却材であるヘリウム中の不純物の除去を行うことを目的とした設備で、以下のような機能を持つものである。
①

原子炉の燃料集合体及び原子炉冷却系金属物の腐食を低減するとともに、原子炉冷却系
内の循環放射能を低減するために、ヘリウム中の不純物を除去する。考慮する不純物は、
通常運転時に原子炉冷却系内の断熱材等から放出される水分等の化学的不純物及び希ガス等の放射性物質とする。

② ヘリウム貯蔵・供給設備による原子炉冷却材の供給及び回収時のヘリウムの移送を行う。
③

トラップで捕集された不純物を吸着材から分離し、トラップを再生する。

ヘリウム純化設備の系統概念図を図 4.1.3-16 に示す。純化系は、１次系のヘリウムガスを連続的に取り入れ、不純物を除去後、１次系に戻す系統で、入口加熱器、酸化銅反応筒、冷却器、モレキュラーシーブトラップ、コールドチャコールトラップ、ガス循環機、隔離弁等から構成される。純化系は、１次系の圧力調整のため、ヘリウム貯蔵・供給系と接続されており、ヘリウムガスの供給及び排出ができる。再生系は、純化系の機器のうちで再生を必要とする機器を再生するための系統で、再生系冷却器、再生系ガス循環機、再生系加熱器等から構成される。
本系統は１系統とし、系統流量は HTTR を参考に純化率 0.1 回/hr と設定し、2320kg/hr とした。
(10) 放射性廃棄物処理設備
放射性廃棄物処理施設は、気体廃棄物処理設備、液体廃棄物処理設備及び固体廃棄物処理設
備に大別される。
(i)

気体廃棄物処理設備
気体廃棄物処理設備の系統概念図を図 4.1.3-17 に示す。気体廃棄物処理設備は、排ガス圧
縮機、減衰タンク、フィルタユニット等から構成される。
気体廃棄物処理設備は、設備機器の廃ガス及び換気空調設備の排気を処理する設備である。
設備機器の廃ガスは、高放射性気体廃棄物と低放射性気体廃棄物に区別して回収する。ヘリ
ウム純化設備の再生オフガスなどの高放射性気体廃棄物は、減衰タンクに貯留して放射能を減衰させた後、低放射性気体廃棄物を処理する系統の活性炭フィルタを通して放射性物質の1223

濃度を監視しながら排気筒から放出する。低放射性気体廃棄物は、活性炭フィルタを通して、
放射性物質の濃度を監視しながら排気筒から放出する。換気空調設備の排気はフィルタを通して排気筒に放出する。
(ii) 液体廃棄物処理設備
液体廃棄物処理設備の系統概念図を図 4.1.3-18 に示す。液体廃棄物処理設備は、廃液受入タンク、廃液蒸発濃縮装置、脱塩搭、廃液モニタタンク、洗濯排水受入タンク、洗濯排水処
理装置、洗濯排水モニタタンク、廃液移送ポンプ等から構成される。
液体廃棄物処理設備は、液体廃棄物の回収及び一時貯留を行う設備である。貯留した液体
廃棄物は、放射性物質の濃度が濃度限度以下である場合は一般排水溝へ放出し、濃度限度を超える場合は蒸発濃縮処理によって放射性物質の濃度を下げた後、放出する。
(iii) 固体廃棄物処理設備
固体廃棄物処理設備の系統概念図を図 4.1.3-19 に示す。固体廃棄物処理設備は、廃樹脂タ
ンク、濃縮液タンク、洗濯排水受入タンク、アスファルト固化装置、ベイラ、固体廃棄物貯
蔵庫等から構成される。
固体廃棄物処理設備は、固体廃棄物の回収、分類、ドラム缶などの容器への収納及び一時保管を行う。ドラム缶などの容器への収納及び操作に際しては、放射性物質の散逸などを防止する。また、使用済みの可動反射体ブロック、制御棒などの高レベルβγ固体廃棄物については貯蔵保管する。
(11) 計装設備
(i)

中性子計装
中性子計装は、事象Ⅱの出力運転時の制御棒１本誤引抜きを除く出力上昇事象を評価基準
内に終息させることのできる機能を独立かつ多様に設ける（制御棒１本誤引抜きには、主炉停止系作動設備、後備炉停止系作動設備ともに制御棒位置偏差大で対応する方針とする）。
中性子計装用検出器は、原子炉停止状態（原子炉定格出力の 10-8%）から原子炉定格出力の 125%までの中性子束を測定する広領域系と、原子炉定格出力の 1%から 125％までの中性子束を測定する出力領域系の２系統からなる。出力領域及び広領域中性子検出器の仕様をそれぞれ表 4.1.3-8、表 4.1.3-9 に示す。
定格原子炉出力時の中性子束分布、ガンマ線束分布に基づき、広領域系及び出力領域系中性子検出器は、原子炉容器外の炉心側部に各４個ずつ設置する。中性子検出器の取付位置を
図 4.1.3-20 に示す。

(ii) 安全保護計装
原子炉トリップ信号検出器の概略仕様と開発要否評価結果を表 4.1.3-10 に、工学的安全施
設作動信号検出器の概略仕様と開発要否評価結果を表 4.1.3-11 に示す。
各検出器について、出力領域中性子検出器、広領域中性子検出器及び原子炉冷却材流量計
装検出器を除き、軽水炉、もんじゅ、HTTR 等の適用品が使用できると考えられる。

1224

(12) 全体配置
プラント概念配置図を図 4.1.3-5 に、プロットプランを図 4.1.3-21 に示す。
ツインプラントでの原子炉建屋寸法は、108m×57m×高さ 83.5mであり、建屋容積としては 43.6 万ｍ3で、１プラント容積に換算すると 21.8 万ｍ3である。
本ヘリウムガス冷却炉プラントの特徴は、次の項目である。
①

ツインプラント化
ツインプラントとして、天井クレーン、燃料取扱設備等の共用化により物量の削減を図
っている。

②

タービン建屋が不要
ヘリウムガス冷却炉プラントは、ガスタービン発電ユニットを直接原子炉に接続して発電するシステムであり、蒸気タービンサイクルのようなタービン建屋は不要である。

③

建屋免震
ヘリウムガス冷却炉では、建設時の土木掘削量の削減、建屋物量の削減、機械設備に対する耐震荷重条件の緩和等の観点から、免震建屋構造としている。
水平免震のみでは、強地震時の上下加速度が 1Gを超え（詳細は 4.2.2.3 の(3)参照）、燃料集合体や原子炉容器の浮き上がり及び落下によって破損を生じる可能性があるため、上下免震要素が必須で、３次元免震装置3) を設置することとした。これ以外に建屋水平
免震と機器上下免震の組み合わせという選択肢もあるが、機器上下免震装置の設置には、
コモンデッキ、補助遮へい体等の追加設備が必要になり、さらに原子炉格納容器径も増大するため、大きな物量増加が見込まれる。よって選定より外した。本プラントでは、基礎一体とした建屋全体３次元免震としている。

なお、補助建屋には、補助炉心冷却系二次側冷却塔、燃料貯蔵取扱設備、廃棄物処理設備、
メンテナンス設備、中央制御室を含む電気計測制御設備、換気空調設備、その他共用化の可能な補機設備関係及び放射線管理関係設備等が配置されている。
(13) 定期点検
１回の定期検査（定検）での交換燃料集合体数は、126 体（燃料 69 体、ブランケット 14 体、制御棒 43 体）であり、燃料取扱い時間を１体につき 60 分とした場合の定検期間は 43 日となった。なお、格納容器全体漏洩率試験を実施する標準外点検（48 日）は、標準点検（43 日）
２回に対して１回のサイクルで実施されるため、平均の定検日数は 45 日である。
定期検査のクリティカルパスでは、ガスタービン、補助炉心冷却系による一次系の除熱を実施しながら、一次系内部を減圧し、所定の圧力に達したところで、動力変換容器の蓋を開放して、点検のためガスタービンのターボ系の交換が行われる。その後、十分に燃料の崩壊熱が減衰した後、燃料交換を実施し、格納容器ハッチ漏洩試験、制御棒性能試験、炉物理試験の後に昇温を開始する。なお、ガスタービンのターボ系の交換では、定検期間短縮のため、タービン
予備機を１基用意しておいて予備機と交換する方式を採用した。
ガスタービンの点検では、タービン翼の目視及び浸透探傷試験、軸受の目視点検を実施する。
ガスタービンは、現在の軽水炉の蒸気タービンでは、25 ヶ月に 1 回の点検が義務化されているが、本検討では将来の規制緩和をにらみ、１定検あたり４基のうち１基の点検を実施すること

1225

としている。
(14) 建設工程
建設工期は 46.5 ヶ月となった。クリティカルパスでは、土木工事に続いて、原子炉格納容器
建設、ガスタービン・原子炉本体等の据付、単体機能試験、総合機能試験を経て性能試験が実施される。このクリティカルパスのほとんどの期間が、原子炉格納容器建設に要する期間であ
る。

1226

参考文献
1)

森部剛志，他：“ガス炉の概念に関する研究”，JNC TY9400 2002-008，P.88，(2002)2)

渡邊望，他：“原子炉格納容器用 SGV480 鋼の溶接後熱処理及び余熱省略施工工法の確立”，
三菱重工技報3)

Vol.37，No.4，(2000)

森下正樹，他：“３次元免震構造に関する研究［平成 14 年度共同研究報告書］”，JNC TY9400
2003-009，(2003)1227

表 4.1.3-1 フェーズⅡ設計：ヘリウムガス冷却炉の炉心形態相互比較（コンパートメント型／ブロック型／耐熱被覆ピン型
窒化物燃料炉心）

主
要
炉
心
特
性

燃料体積比
冷却材体積比炉心出力密度
炉心高さ
等価炉心径
燃焼反応度
増殖比
取出平均燃焼度
初装荷 Pu複合ｼｽﾃﾑ倍増時間

ﾄﾞｯﾌﾟﾗ係数
減圧反応度

被覆粒子型燃料炉心
コンパートメント型
ブロック型
横方向流冷却概念
縦方向流冷却概念
16.3％
21.0％
57.0％
25.0％
約 51W/cm3
約 89W/cm3
炉心 180cm + 軸ブラ 35cm×2
炉心 100cm + 軸ブラ 25cm×2
5.64m
5.43m
0.80％Δk/kk’
1.4％Δk/kk’
1.17
1.11
119GWd/t
121GWd/t
9.6 t/GWe
7.0 t/GWe
73 年
99 年-10.0x10-3 TΔk/ΔT-11.2 x10-3 TΔk/ΔT
1.15$
0.30$

資源有効利用性・増殖比：1.17 程度
・実効平均燃焼度：約 58GWd/t

前提条件
課題

・被覆粒子・燃料体製造技術
・熱設計適正化(燃料最高温度と ・Si3Zr5被覆管製造技術
・高温・照射下の燃料健全性・高温・照射下の燃料健全性
固相ﾏﾄﾘｸｽ内熱応力低減)
・燃料充填層内温度勾配下での対 ・六角ﾌﾞﾛｯｸ内温度勾配下での対MN ｱﾒｰﾊﾞ効果健全性
MN ｱﾒｰﾊﾞ効果健全性

安全性

前提条件
課題

・増殖比：1.11 程度
・実効平均燃焼度：約 69GWd/t

耐熱被覆ピン型燃料炉心
ピン型縦方向流冷却概念
Si3Zr5被覆管
18.2％
66.6％
約 84W/cm3
炉心 120cm + 軸ブラ 40cm×2
5.04m
1.2％Δk/kk’
1.27
141GWd/t
5.4 t/GWe
31 年-1.7 x10-3 TΔk/ΔT
約 1.7$
・増殖比：1.27 程度
・実効平均燃焼度：約 73GWd/t

・DBE（含減圧事故）
・DBE：（含減圧事故）・DBE（含減圧事故）
燃料最高温度＜約 1600℃
燃料最高温度＜約 1600℃
燃料被覆最高温度＜約 1700℃
・ATWS（異常な過渡事象に原子炉 ・ATWS（異常な過渡事象に原子炉 ・ATWS（異常な過渡事象に原子炉スクラムが伴わない事象）及びスクラムが伴わない事象）及び スクラムが伴わない事象）及びAWS（減圧事故時にスクラムをAWS（減圧事故時にスクラムを AWS（減圧事故時にスクラムを伴伴わずに自然循環除熱となる
伴わずに自然循環除熱となる わ ずに 自然 循環 除熱 とな る事事象) で固有安全＆自然循環
事象)で固有安全＆自然循環除 象)では、炉心熱容量が相対的に除熱により炉心最高温度＜
熱 に よ り 冷 却 管 最 高 温 度 ＜ 小さく、固有安全＆自然循環除
2200℃
2200℃
熱のみでは冷却形態維持が困難
・反応度係数不確かさの定量的裏
燃料最高温度＜2750℃であり、即応型受動的炉停止機付、圧力損失・流動特性適正化 ・縦方向流冷却概念であるが、He 構等の設計対応策が不可欠
方策による更なる除熱性確保、
高温（粘性増加）時の長期的な ・縦方向流冷却概念のため、He 高
ガスタービン－炉心連動特性
除熱性が維持される見込み
温（粘性増加）時の長期的な除モデルの適正化が今後必要
熱確保の確認が必要
・被覆粒子・ｺﾝﾊﾟｰﾄﾒﾝﾄ型燃料体 ・被覆粒子・ﾌﾞﾛｯｸ型燃料体の・被覆管材料の耐高温・耐照射性の耐高温・耐照射性
耐高温・耐照射性・即応型受動的炉停止機構等の・ｺﾝﾊﾟｰﾄﾒﾝﾄ多孔板製造技術
・緩慢応答型受動的炉停止
信頼性・主配管三重管ﾍﾞﾛｰｽﾞ方式による機構等の信頼性・主配管三重管ﾍﾞﾛｰｽﾞ方式による配管ｷﾞﾛﾁﾝ破断時の漏洩率制限 ・主配管三重管ﾍﾞﾛｰｽﾞ方式に
配管ｷﾞﾛﾁﾝ破断時の漏洩率制限の(開口面積 50cm2 相当)有効性
よる配管ｷﾞﾛﾁﾝ破断時の有効性
・破損被覆層からの FP・燃料ﾐｰﾄ
漏洩率制限の有効性
放出挙動評価法確立、系統汚染 ・固相ﾏﾄﾘｸｽによる FP 密封性への影響評価

環境負荷低減・廃棄物：残留 TRU を伴う低ﾚﾍﾞﾙ ・廃棄物：残留 TRU を伴う低ﾚﾍﾞﾙ ・廃棄物：残留 TRU を伴う低ﾚﾍﾞﾙ
廃棄物削減のため、被覆層ﾘｻ廃棄物削減のため、被覆層ﾘｻｲｸ
廃棄物削減のため、被覆層ﾘｻｲｸ
ｲｸﾙが不可欠
ﾙが不可欠
ﾙが不可欠
・TRU 燃焼：核的には問題なし
・TRU 燃焼：核的には問題なし
・TRU 燃焼：核的には問題なし
・LLFP 核変換：減速材との混載、 ・ LLFP 核変換：減速材との混載、 ・ LLFP 核変換：減速材との混載、炉心部への局所的装荷により炉心部への局所的装荷により炉心部への局所的装荷により可能。核的に問題なし可能。核的に問題なし可能。核的に問題なし

前提条件、課題

・被覆層・被覆管再処理技術
・TRU 含有被覆粒子燃料製造技術
・耐高温性 LLFP 照射用燃料体

核拡散抵抗性・核拡散上、特に問題となるガス炉特有の課題は無い

1228

表 4.1.3-2 1500MWe 級ヘリウムガス冷却炉・被覆粒子型窒化物燃料・
縦方向流冷却ブロック燃料体概念炉心(導入期資源重視型炉心)の
主要特性
項目

仕様
3203 MWt

原子炉熱出力

基
本
仕
様
・
炉
心
構
成

電気出力

1500 MWe

炉心型式

ブロック型均質 2 領域炉心18.0 ヶ月 (548 日)

運転サイクル長さ
燃料交換バッチ数 (炉心/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

6/6 バッチ

炉心高さ

100 cm

軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ厚さ (上部/下部)

25/25 cm

炉心等価直径629 cm

遮へい体外接円径

約 8.48 m

炉心燃料集合体数 (内側/外側/合計)

294 / 258 / 552 体

径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ体数

96 体 (1 層)

制御棒本数 (主炉停止系/後備炉停止系)

42 / 19 体

径方向遮へい体数 (SiC/B4C遮へい体)

324 体 (3 層)
MN核 (15N 100%濃縮)
TiNバッファ層(15N 100%濃縮)

被覆粒子燃料形態
炉心材料 (固相マトリクス/冷却管)

SiC / SiC

被覆粒子径 (核 / バッファ層)
炉
心
燃
料
仕
様

炉
心
主
要
特
性

0.86 / 1.0 mm
50 %被覆粒子充填率
ｽﾐｱ密度(燃料核/ﾊﾞｯﾌｧ層/固相ﾏﾄﾘｸｽ/冷却管)

95 / 50 / 100 / 100 %TD

冷却管内径15.17 mm

冷却管肉厚0.76 mm

冷却管配列/冷却管内径 (P/D)

1.96

集合体当たり冷却管本数

61 本

ラッパ管外対面間距離237.9 mm

ラッパ管肉厚3.0 mm

燃料ブロック配列ピッチ

241.9 mm

Pu富化度*1 (内側/外側)22.2 / 24.0 wt%

炉心部取出平均燃焼度

121 GWd/t

全炉心取出平均燃焼度*2

69 GWd/t

燃焼反応度1.4 %Δk/kk’
90 W/cm3

炉心平均出力密度1.11

増殖比
ドップラ係数[TΔk/ΔT] (平衡末期)−12×10-3

減圧反応度 (平衡末期)

0.29 $*3*1：Pu/HM、*2：ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ燃料を含む全体の平均燃焼度、*3：実効遅発中性子割合 0.00335

1229

表 4.1.3-3(1/3) 物質収支：ヘリウムガス冷却炉・被覆粒子型窒化物燃料・
縦方向流冷却ブロック型燃料体概念炉心［導入期資源有効利用型炉心］[初装荷炉心 : 単位 kg]1230

表 4.1.3-3(2/3) 物質収支：ヘリウムガス冷却炉・被覆粒子型窒化物燃料・
縦方向流冷却ブロック型燃料体概念炉心［導入期資源有効利用型炉心］[平衡サイクル取替燃料（1 バッチ）]1231

表 4.1.3-3(3/3) 物質収支：ヘリウムガス冷却炉・被覆粒子型窒化物燃料・
縦方向流冷却ブロック型燃料体概念炉心［導入期資源有効利用型炉心］[平衡サイクル取出燃料（1 バッチ）]1232

表 4.1.3-4 1500MWe 級ヘリウムガス冷却炉・被覆粒子型窒化物燃料・
縦方向流冷却ﾌﾞﾛｯｸ燃料体概念炉心(平衡期経済性重視型炉心)の
主要特性
項目

仕様
3203 MWt

原子炉熱出力

基
本
仕
様
・
炉
心
構
成

電気出力

1500 MWe

炉心型式

ブロック型均質 2 領域炉心18.0 ヶ月 (548 日)

運転サイクル長さ
燃料交換バッチ数 (炉心/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

6/6 バッチ

炉心高さ

100 cm

軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ厚さ (上部/下部)

20/25 cm

炉心等価直径629 cm

遮へい体外接円径

約 8.48 m

炉心燃料集合体数 (内側/外側/合計)

294 / 258 / 552 体-

径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ体数
制御棒本数 (主炉停止系/後備炉停止系)

42 / 19 体

径方向遮へい体数 (SiC/B4C遮へい体)

420 体 (4 層)
MN核 (15N 100%濃縮)
TiNバッファ層(15N 100%濃縮)

被覆粒子燃料形態
炉心材料 (固相マトリクス/冷却管)

SiC / SiC

被覆粒子径 (核 / バッファ層)
炉
心
燃
料
仕
様

炉
心
主
要
特
性

0.86 / 1.0 mm
50 %被覆粒子充填率
ｽﾐｱ密度(燃料核/ﾊﾞｯﾌｧ層/固相ﾏﾄﾘｸｽ/冷却管)

95 / 50 / 100 / 100 %TD

冷却管内径15.17 mm

冷却管肉厚0.76 mm

冷却管配列/冷却管内径 (P/D)

1.96

集合体当たり冷却管本数

61 本

ラッパ管外対面間距離237.9 mm

ラッパ管肉厚3.0 mm

燃料ブロック配列ピッチ

241.9 mm

Pu富化度*1 (内側/外側)22.1 / 23.6 wt%

炉心部取出平均燃焼度

123 GWd/t

全炉心取出平均燃焼度*2

89 GWd/t

燃焼反応度1.5 %Δk/kk’

集合体最大出力 (平衡ｻｲｸﾙ包絡値)

7.6 MWth

炉心平均出力密度

91 W/cm31.03

増殖比
ドップラ係数[TΔk/ΔT] (平衡末期)−12×10-3

減圧反応度 (平衡末期)

0.29 $*3*1：Pu/HM、*2：ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ燃料を含む全体の平均燃焼度、*3：導入期炉心と同等を想定

1233

表 4.1.3-5

基本仕様 被覆粒子燃料ヘリウムガス炉（1124MWe プラント）

No

項

目

仕

様

1

原子炉型式

2

電気出力（発電端）

1124 MWe3

熱出力2400 MWt

4

ループ数

4 ループ

5

１次系 He 温度

6

１次系流量

4262 ton/h

7

１次系圧力

6 MPa

8

２次系温度、流量―

9

水／蒸気温度―10

タービン発電機4 基/プラント11

プラント熱効率

約 47%

12

所内負荷率

13

プラント稼動率

14

炉心・燃料

15

炉心の径/高さ

16

軸/径ブランケット

17

被覆粒子燃料18

燃焼度

121 GWd/t

19

増殖比

1.11

20

炉心平均出力密度

89 W/cc21

燃料集合体型式

被覆粒子燃料内蔵集合体（六角ブロック型燃料集合体）

22

原子炉容器型式

鋼製原子炉容器23

原子炉停止系

制御棒駆動装置下部設置

24

炉心安全

25

炉心上部機構無し（制御棒下部駆動，上部燃料交換）

26

１次系接続容器二重管方式

27

補助炉心冷却系

原子炉本体上部設置型直接炉心冷却：50%×4 系統

28

原子炉格納施設

鋼製原子炉格納容器

29

燃料取扱方式

プラント運転サイクル 18 ヶ月 6 バッチ方式

30・燃料減衰待貯蔵

炉外燃料貯蔵方式（水冷却）31

・炉内燃料交換

パンタグラフ式燃料交換機

32

・炉外燃料移送

燃料出入機＋天井クレーン

33

・燃料搬出入形態

―

34

免震

35

プラント寿命

被覆粒子型燃料ヘリウムガス冷却高速増殖炉

460℃/850℃（入口/出口温度）

31.6 MW (2.8 %)92 %被覆粒子型窒化物燃料
5.43 m / 1.00 m
上下各 0.25 m / 0.24 m
外径 1.00 mm，燃料核径 0.86 mm､
低密度 TiN（バッファ層）：70μm

AWS 時に SASS なしで 2200℃以下の可能性有り
漏洩流量制限機構設置（50cm2以下の漏洩面積制限）

３次元免震
60 年

＊１：炉心燃料仕様は、六角ブロック燃料集合体概念・導入期炉心のものである。

1234

1235

式

熱イオン方式

液体圧方式

溶融金属方式

圧力検知方式

有

有

○

可 能

ULOF、UTOP

○

○

作動後の
リセット性

スクラム検査性

フェールセーフ通常スクラム(通常炉停止系と共用)

対象事象

応答性

評

×

△

ULOF、UTOP

不 可

×

(有)

(有)

温 度

ムする。

×

○

ULOF、UTOP

可 能

×

○

ULOF

不 可

○

×
(迂回回路の断線)

有

圧 力

有

有

温 度

有

せる。

×

○

ULOF、UTOP

不 可

○

無

無

温 度

可 能

○

有

有

圧 力

△
対象事象が
限定される

○

ULOF（減圧事故）する。

遮 断 し てスク ラ ム

せる。

る。

機構によりスクラ 供給電流を迂回さし 吸 収 材 を 落 下 さ き、圧力減で電流を断 し て ス ク ラ ム す を 利 用 し た 切 離 し に よ り 電 磁 石 へ の りスクラムする。

昇 に よ り 磁 路 を 遮 昇 に よ る 熱 膨 張 差 を用いて、温度上昇 減少（圧力小）によ 度 上 昇 に よ り 溶 融 ッ チ を 組込ん で お材を用いて、温度上 料を用いて、温度上 現 す る ダ イ オ ー ド 御棒を浮かせ、流量 を保持しておき、温 の 回 路 に圧力 ス イ

温 度

価

熱膨張差方式SASS 方式の比較

磁 路 に キ ュ リ ー 点 熱 膨 張 の 異 な る 材 高 温 で 導 通 性 を 発 流 体 圧 力によ り 制 溶 融 金 属 で 吸 収 材 ス ク ラ ム用電 磁 石

キュリー点
電磁石方式

作動信号

作動原理

方

表 4.1.3-6

1236

圧 力
（MPa[gauge]）

入口／出口温度
（℃）
0.5
8.5

ヘリウム
冷却水

1250／460

ヘリウム
150／250

235

冷却水

冷却水

24

ヘリウム

48

1 系統当たりヘリウム流量（ton/h）

流 量（ton/h）

27.3

2

54.6

減圧事故時
強制循環

ＤＨＸ１基当たり交換熱量（MW）

ＤＨＸ運転基数

1 系統当たり交換熱量（MW）

項 目

表 4.1.3-7 補助炉心冷却系仕様（1124MWe プラント）

8.5

0.5

150／250

1750／320

71

4

16

8.25

4

33.0

減圧事故時
自然循環

表 4.1.3-8 出力領域検出器の開発仕様
項

目

検出器型式

要 求 仕 様ガンマ線補償型電
離箱

根

拠

等

核分裂計数管・電離箱とは原理の異なるもので主に黒鉛反射体によるガンマ線の影響を排除でき、かつ、出力領域に使用できる検出器とする。

計測範囲

定格原子炉出力の約１～125％

下限値は可能な限り0近傍、計測範囲上限は少な
くとも出力領域中性子束高（高設定）設定値までとする。
上限を例えば定格原子炉出力の200％にしないで
出力領域中性子束高（高設定）設定値とするのは、計測上限を必要最小限として計測精度を高く維持するためである。

9×10-14 A/nv

中性子感度

出力領域系に用いるガンマ線補償型電離箱の感度面での一つの開発限界である。

直線及び再現性

定格原子炉出力の(含､ガンマ線の±1.5％以下

影響)

原子炉の安全が確保できるよう、ハードウェアの性能の限界値とする。
ただし、ガンマ線の影響が無視できること(ガンマ線による電流と中性子による電流の比が0.1％以内)であること。また、定格原子炉出力時の中性子束による電流が1μA以上得られることを条件とする。

温度条件、寿命

65℃、４年

温度条件には、コンクリートの設計温度を適用する。寿命は運転費抑制、廃棄物発生量抑制を狙い、実現可能な上限と考えられる４年とする。

1237

表 4.1.3-9 広領域検出器の開発仕様
項

目

検出器型式

要 求 仕 様核分裂計数管・電離箱

計測範囲

定格原子炉出力の約10-8～125％

根

拠

等

10桁の計測範囲を持ち、かつ、出力領域に使用できる検出器とする。
可能ならば第１サイクル起動時から少なくとも広領域中性子束高（高設定）設定値まで計測できるようにする。
ただし、定格原子炉出力の10-8出力時の中性子レベルがSN比2以上で1nv以上確保できることを条件とする。
計測範囲上限を例えば定格原子炉出力の200％にしないで広領域中性子束高（高設定）設定値とするのは、計測上限値を必要最小限の値として計測精度を高く維持するためである。

パルスモード

0.5cps／nv

広領域系に用いる高温用核分裂計数管・電離箱の感度面での一つの開発限界である。

中性子感度

電流モード直線及定格原子炉出力のび再現性±4%以下（但し、 の性能の限界値とする。

(含､ガンマ線の定格原子炉出力の影響) 近傍）温度条件、寿命

原子炉の安全が確保できるよう、ハードウェア
ただし、ガンマ線による電流と中性子による電流の比は2％以内であることを条件とする。

通常時

温度条件は過去の知見より暫定。

：590℃、4年間

寿命は運転費抑制、廃棄物発生量抑制、共通要事故時

因故障への耐性強化を狙い、実現可能な上限と考：650℃、24時間

えられる４年とする。
事故時の使命期間は「短期」とする。

1238

1239

4
4
4×30×2 炉
停止系

44×4 ループ

核分裂計数管電離箱

ガンマ線補償型
電離箱

電磁ピックアップ／エンコーダ

電離箱

差圧伝送器

オリフィス、差圧
伝送器、圧力伝送
器、Ｋ熱電対

圧力伝送器

Ｋ熱電対

Ｋ熱電対

差圧伝送器

差圧伝送器

差圧伝送器

リミットスイッチ

制御用地震計(操作スイッチ)

制御棒位置偏差大原子炉冷却材放射能高

炉心差圧低

原子炉冷却材流量低原子炉冷却材圧力高／低

原子炉出口冷却材温度高原子炉入口冷却材温度高原子炉冷却材・補助炉心冷
却器冷却水差圧低

原子炉冷却材・前置冷却器
冷却水差圧低原子炉冷却材・中間冷却器
冷却水差圧低タービンバイパス弁開地震加速度大
・水平方向
・垂直方向

手動

側部

側部

側部

補助建物内
中央制御盤（２カ所に２個ずつ設置）

2×2 組×2 炉
停止系

タービンバイパス弁

原子炉格納容器内、原子炉冷却材純化系
導圧管開口部：原子炉圧力容器内、炉心入口及び出口
差圧伝送器：原子炉格納容器内
オリフィス、Ｋ熱電対、導圧管開口部：
動力変換容器内再生熱交換器高圧側
出口リングヘッダ出口配管
差圧伝送器、圧力伝送器：原子炉格納容器内
導圧管開口部：原子炉圧力容器内
圧力伝送器：原子炉格納容器内
原子炉出口配管（内管）
動力容器内再生熱交換器高圧側出口リングヘッダ出口配管
導圧管開口部：原子炉圧力容器内及び補助炉心冷
却器冷却水配管内
差圧伝送器：原子炉格納容器内
導圧管開口部：動力容器内及び前置冷却器冷却水
配管内
差圧伝送器：原子炉格納容器内
導圧管開口部：動力容器内及び中間冷却器冷却水
配管内
差圧伝送器：原子炉格納容器内

制御棒駆動装置内

原子炉圧力容器原子炉圧力容器原子炉圧力容器

取付場所

4×2 方向×2
炉停止系

4

4

4

4×4

4×4 ループ(4 × 4 ル ー
プ)

4

4

4

数量

BF3 比例計数管

タイプ

検出器

不要

不要

不要

不要

不要

不要

不要

不要

不要

要

不要

不要

不要

要

要

不要

開発

備 考

軽水炉適用品が使用できるものと想定。操作スイッチ１個で４チャンネルを構成。

主炉停止系及び後備炉停止系に設置。軽水炉適用品が使用できるものと想定。

HTTR 原子炉格納容器隔離弁適用品が使用できる
ものと想定

HTTR 適用品が使用できるものと想定

HTTR 適用品が使用できるものと想定

HTTR 適用品が使用できるものと想定

原子炉冷却材流量温度補正信号用と共用を想定

HTTR 適用品が使用できるものと想定

HTTR 適用品が使用できるものと想定前後の直管長さを十分確保できない場合、実流校正が必要。極端に前後の直管長さが短い場合には偏流を抑制するために配管内に整流板を設置する必要がある。

HTTR 適用品が使用できるものと想定

主炉停止系、後備炉停止系間で多様性を持つものとする。HTTR 適用品及び実証炉向け開発品が使用できるものと想定。
HTTR 適用品が使用できるものと想定

炉心長寿命化に対応して特に長寿命化を狙いとした改良開発が望まれる。

炉心長寿命化に対応して特に長寿命化を狙いとした改良開発が望まれる。

もんじゅ適用品が使用できるものと想定

原子炉トリップ信号検出器の概略仕様と開発要否評価結果

線源領域中性子束高広領域中性子束高・低設定・高設定
出力領域中性子束高
・低設定
・高設定

信号名称

表 4.1.3-10

種 類

補助炉心冷却

原子炉格納容器

設備起動

隔離

1240

補助冷却器冷却水隔離

前 置 ／中 間 冷 却 器 冷
却水隔離
2×2×2

操作スイッチ

手動隔離

2×2×4

4/冷却器

2×2

4

4

4/冷却器

操作スイッチ

差圧伝送器

操作スイッチ

GM 管

差圧伝送器

冷却水・原子炉冷却材 差圧伝送器
差圧低

前置／中間冷却器

手動隔離

原子炉冷却材差圧低

補助冷却器冷却水・

手動隔離

放射線量率高原子炉格納容器エリア

原子炉格納容器圧力高(１カ所に４個(2 out of 2×2)設置)

中央制御盤

差圧伝送器：原子炉格納容器内

導圧管開口部：動力変換容器内及び前置／中間冷却器
出口冷却水配管(１カ所に４個(2 out of 2×2)設置)

中央制御盤

差圧伝送器：原子炉格納容器内

導圧管開口部：原子炉圧力容器内及び補助炉心冷却器
出口冷却水配管(１カ所に４個(2 out of 2×2)設置)

中央制御盤

原子炉格納容器内

原子炉格納容器外、原子炉格納容器
近傍(１カ所に４個(2 out of 2×2)設置)

中央制御盤

操作スイッチ

手動起動

トリップしゃ断器開2×2

後備炉停止系原子炉トリップしゃ
断器盤内

トリップしゃ断器開気中しゃ断器(電磁接触器)補助接 1/しゃ断器点

取付場所

後備炉停止系原子炉数量
主炉停止系原子炉トリップしゃ断
器盤内

タイプ

検出器

不要

不要

不要

不要

不要

不要

不要

不要

不要

不要

開発

備 考

軽水炉適用品が使用できるものと想定。
操作スイッチ１個で４トレンを構成。

HTTR 適用品が使用できるものと想定。

軽水炉適用品が使用できるものと想定。
操作スイッチ１個で４トレンを構成。

HTTR 適用品が使用できるものと想定。

軽水炉適用品が使用できるものと想定。
操作スイッチ１個で４トレンを構成。

HTTR 適用品が使用できるものと想定

HTTR 適用品が使用できるものと想定。

軽水炉適用品が使用できるものと想定。
操作スイッチ１個で４トレンを構成。

軽水炉適用品が使用できるものと想定。

軽水炉適用品が使用できるものと想定。

工学的安全施設作動信号検出器の概略仕様と開発要否評価結果

気中しゃ断器補助
1/しゃ断器接点

主炉停止系原子炉

信号名称

表 4.1.3-11

1241●過酷事故時の炉心損傷防止には即応型受動的炉停止機構が必要○BR：～1.27 （～150GWd/t）●被覆管材料・製造技術開発が課題○過酷事故時でも、優れた固有安全特性と自然循環除熱特性による炉心損傷防止対策が図れる○BR：～1.11（～120GWd/t）○初装荷核分裂性Pu重量：7ton/GWeと良好●燃料成立性、ﾌﾞﾛｯｸ型燃料体製造性が課題☆核燃料物質に対する二重包蔵壁構造を確保することが可能☆炉心性能と安全性を両立させた実用化
戦略調査研究の開発目標に適合する概念を構築できる可能性がある。
☆燃料形態特有の開発課題に対しては、仏国CEA等との国際協力を含めた中長期的な要素技術開発により対応していく。
☆ガス冷却炉のポテンシャル評価のため、炉心形態の代表概念として選定し、今後も設計検討を継続する。

被覆粒子型燃料炉心-六角ﾌﾞﾛｯｸ型縦方向流概念☆炉心性能と安全性を両立させた実用化
戦略調査研究の開発目標に適合する概念を構築できる可能性がある。
☆燃料形態特有の開発課題に対しては、国際協力を含めた中長期的な要素技術
開発により対応していく。
☆燃料形態特有の開発課題に対しては、☆ガス冷却高速炉の可能性の 1 つとしての位置付けでオプション概念とする。
国際協力を含めた中長期的な要素技術
開発により対応していく。
☆ガス冷却高速炉の可能性の１つとしての位置付けでオプション概念とする。

被覆粒子型燃料炉心-ｺﾝﾊﾟｰﾄﾒﾝﾄ型横方向流冷却概念☆ MEXT公募型研究の中で今後とも推進［JNCは炉心燃料概念検討を担当］

複合材料耐熱被覆ピン燃料炉心☆オプションの位置付け
国内外の材料開発動向を今後とも注視する

金属間化合物耐熱被覆ピン燃料炉心フェーズⅡにおける成果

フェーズⅡ：ヘリウムガス冷却炉 代表炉心選定の流れと成果の概要

他候補概念
仏CEA型分散燃料
粒子燃料（ﾊﾞｯﾌｧ層無）固相ﾏﾄﾘｯｸｽ（SiC）

選定概念
TiNﾊﾞｯﾌｧ層付粒子燃料
固相ﾏﾄﾘｯｸｽ（SiC）○過酷事故時でも、優れた固有安全特性と自然循環除熱特性による炉心損傷防止対策が図れる○BR：～1.17（～120GWd/t）△初装荷核分裂性Pu重量：10ton/GWeと若干過大●被覆粒子燃料・ｺﾝﾊﾟｰﾄﾒﾝﾄ燃料体製造技術が課題

MEXT公募型研究 「高効率・環境調和型超高温ガス冷却高速炉
炉心構造体の複合技術開発」

SiC/SiC複合材料被覆管

Si3Zr5金属間化合物被覆管横方向流れによる被覆粒子の直接冷却概念

コンパートメント型
燃料体

被覆多層化・燃料製造技術改善による対応

六角ブロック型
燃料体

図 4.1.3-1(1/3)

耐熱被覆ピン型

炉心形態の検討
・炉心性能
・過酷事故時の炉心安全性

ブロック内部の縦方向流れによる
燃料冷却概念もう1つの防護障壁を有す
る燃料構造による対応

定常運転時の燃料被覆層
破損により１次冷却系
重金属汚染を生じる可能性

被覆粒子型

プラント概念は、炉心形態に依存させない◇システムの特徴・魅力
・ガスタービン直接サイクル方式
・冷却材圧力：約60atm
・炉心出口温度：850℃
・熱効率：約47％◎高温熱利用のポテンシャル●中長期的な炉心燃料・材料開発が必須（耐高温・耐照射性、製造・再処理性）

ヘリウムガス冷却炉

フェーズⅠおよびフェーズⅡ中間評価までの成果

1242◇高温熱利用のポテンシャル◆炉心燃料・材料開発に中長期R&Dが必須（耐高温性、耐照射性、製造性、再処理性）

・燃料体積比 高 ⇒炉心性能の追求
・耐熱性被覆管材料(Si3Zr5, SiC/SiC)

耐熱被覆ピン型

・燃料被覆層外側にもう１種の障壁設置

被覆粒子燃料

1.94 mm

223 mm

燃料核(窒化物燃料)

バッファ層(低密度TiN)

強度層(高密度TiN)

外側ﾌﾘｯﾄ（円筒状）
支柱

内側ﾌﾘｯﾄ（円筒状）

被覆粒子燃料
充填層

燃料集合体

軸方向
遮へい材

下部軸方向
ブランケット

上部軸方向
ブランケット

図 4.1.3-1(2/3)

ヘリウム冷却炉・横方向流冷却集合体概念の検討経緯および結果

・横方向流冷却集合体概念炉心はヘリウムガス冷却炉の有望概念
炉心部の取出平均燃焼度119GWd/t、運転ｻｲｸﾙ長さ20ヶ月、増殖比1.17（内部転換比0.78）を達成できる見通し。
・過酷事象（減圧事故で制御棒が挿入されず炉心が自然循環除熱される状態）でも、制限目安2,200℃を超過しない見通し

改良型炉心・燃料概念

・破損可能性への対応 ： 燃料製造技術改善（二層化）など
・冷却方式：横方向流による直接冷却・中空円筒形状の燃料充填層 ＝ 圧力損失の低減
低・高温ヘリウムの分離、燃料部分の流路長短尺化など、

横方向流冷却集合体概念◆燃料被覆層破損⇒１次冷却系重金属汚染の可能性

・炉心・燃料熱容量 高, 粒子単体発熱量 低⇒ 安全性能（除熱特性）の追求
・耐熱被覆層(TiN)：重金属・FPガスの保持

被覆粒子型◇炉心・燃料形態の検討
・炉心性能（増殖比、Pu富化度、初装荷Pu-f量）
・安全性（過酷事故への耐性、ドップラ係数、減圧反応度）

・ガスタービン直接サイクル
・ヘリウム圧力：6MPa・炉心出口温度：850℃◇ システムの特徴・魅力［燃料集合体構造概念決定の論理チャート］

目的：被覆粒子燃料を直接冷却することにより、ガス冷却の弱点である低い熱伝達特性を補い、かつ、流路長の短い横方向流れにより圧力損失を低減させ、自然循環特性と除熱特性を向上させることをねらいとした「横方向流冷却」集合体概念を検討し、炉心性能や安全特性の観点から低減させ、自然循環特性と除熱特性を向上させることをねらいとした「横方向流冷却」集合体概念を検討し、炉心性能や安全特性の観点から技術的成立性を整理する。ここでは、横方向流冷却集合体概念における除熱性・圧力損失の概要と、設計検討の流れとの関係をまとめる。

1243•充填層ﾋﾟｯﾁ(流路幅)縮小 → 燃料体積比・表面
熱伝達率向上。一方で、炉心圧力損失増大。
•燃料層の等価熱伝導率:ﾍﾟﾚｯﾄの1/3以下と小•実効燃料体積比：10.5%程度*(燃料層厚9mm程度)

ﾊﾞｯﾌｧ層(低密度TiN)

燃料核(窒化物燃料)

固相ﾏﾄﾘｯｸｽ(SiC)

ﾊﾞｯﾌｧ付粒子

ﾊﾞｯﾌｧ無粒子(参考)・ﾌﾞﾛｯｸ型では、冷却材流速・炉心等価直径の目標を達成可能。

・ 2次粒子型より熱伝導度に優れ、被覆粒子より高燃料体積比が望める。ﾌﾞﾛｯｸ型では、実効燃料体積比(20 %程度)を達成可能。

・ ﾊﾞｯﾌｧ層でFPガスを蓄積し、固相ﾏﾄﾘｯｸｽ、及び、外殻(ラッパ管等)が核燃料物質に対する二重のバウンダリを形成。

ﾊﾞｯﾌｧ付粒子＋固相ﾏﾄﾘｯｸｽ

2次粒子(SiC)

強度層(高密度TiN)

被覆粒子

燃料層

図 4.1.3-1(3/3)

ヘリウムガス冷却炉の改良型炉心概念の検討経緯および結果

・ブロック型燃料（ﾊﾞｯﾌｧ付粒子＋固相ﾏﾄﾘｯｸｽ）集合体を有望改良概念に選定
・ﾌﾞﾛｯｸ型燃料(ﾊﾞｯﾌｧ付粒子＋固相ﾏﾄﾘｯｸｽ)集合体を有望改良概念に選定
改良型炉心では、炉心部の取出平均燃焼度
121GWd/t、運転ｻｲｸﾙ長さ 18 ヶ月、増殖比 1.11 を達成できる見通し
改良型炉心では、炉心部の取出平均燃焼度120GWd/t、運転ｻｲｸﾙ長さ20ヶ月、増殖比1.14を達成できる見通し
横方向流冷却炉心と比べ、内部転換比0.71 と小さいが、炉心・軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄが短尺で初装荷 Pu-f 量を 7.0t/GWe に抑制可能
横方向流冷却炉心と比べ、内部転換比0.71と小さいが、炉心・軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄが短尺で初装荷Pu-f量を7.8t/GWeに抑制可能
・過酷事象（減圧事故で制御棒が挿入されず、炉心が自然循環除熱される状態）でも、燃料・被覆管温度は、1次ピーク、２次ピー
・過酷事象（減圧事故で制御棒が挿入されず、炉心が自然循環除熱される状態）でも、制限目安2,200℃の超過までに5時間程
ク、長期除熱時共に2,000℃以下に抑制される見通し
度の時間的猶予を有し、緩慢応答型受動的安全機器（SASS等）の作動により事象終息が可能となる見通し*：燃料層形態について、被覆粒子＋2次粒子型想定

ﾌﾞﾛｯｸ型 •冷却管配列ﾋﾟｯﾁ拡大 → 被覆粒子燃料充填層の厚み増 → 燃料体積比向上•一方で、燃料最高温度上昇、冷却管総本数(流路面積)減少 → 圧力損失増大•実効燃料体積比：11.5%程度* (候補概念中最高)
球状 •球殻充填率上昇 → 燃料体積比向上•流れ分布が複雑 → 他の概念より圧力損失高•圧力損失が律速因子 → 高充填率達成は困難。
•実効燃料体積比：8.5%程度以下*

板状

ピン型 •ﾋﾟﾝ配列ﾋﾟｯﾁ縮小 → 燃料体積比・表面熱伝達率向（参考） 上。一方で、炉心圧力損失増大。
•焼結ﾍﾟﾚｯﾄ採用 → 燃料内熱伝導良好•実効燃料体積比：17～20%程度

燃料集合体

目的：「横方向流冷却集合体」において、製造時の被覆欠陥等により核燃料物質が1次系へ放出されやすい問題が指摘されている。そのため、核燃
料物質の内包性を改善すべく、被覆の外側に第2のバウンダリを有し、間接的に冷却を行う「改良型集合体」について検討を行う。ここでは、主要な集合体概念について除熱性・圧力損失に関する特性を整理し、核特性上、燃料体積比を大きく取れる有望概念を選定する。

図 4.1.3-2(1/2) 各種ガス冷却炉の中性子束エネルギースペクトル比較図（その１：線形スケール）

図 4.1.3-2(2/2) 各種ガス冷却炉の中性子束エネルギースペクトル比較図（その２：対数スケール）1244

約 8.5m

図 4.1.3-3 1500MWe 級ヘリウムガス冷却炉・被覆粒子型窒化物燃料・縦方向流冷却ブロック燃料体概念炉心（導入期資源有効利用型炉心）1245

約 8.5m

図 4.1.3-4 1500MWe 級ヘリウムガス冷却炉・被覆粒子型窒化物燃料・縦方向流冷却ブロック燃料体概念炉心（平衡期経済性重視型炉心）1246

（立 面）

108m

図 4.1.3-5

FL 80.0M

FL 0.0M

80m

（平 面）

108m

格納容器内容積＝5.3 万ｍ３×２基

原子炉建屋容積＝21.8 万ｍ３（１プラントあたり）

プラント概念配置図（1124MWe プラント）

3m

1247

57m

1248

海水

海水冷却系

冷却水系

低圧
コンプレサー

中間冷却器

高圧
コンプレサー

漏洩流量制限機構

図 4.1.3-6

原子炉格納容器

原子炉容器

自己作動型炉停止機構（SASS）

コアキャッチャー炉心

ブランケット

制御棒
駆動装置

プラント系統概念図

ガスタービン発電ユニット×４

前置冷却器

再生熱交換器

ガスタービン

発電機

補助炉心冷却系熱交換器

補助炉心冷却系
×４系統

燃料取替用孔
補助炉心冷却器

モーター
インペラ
グラビティダンパ
伝熱管

内容器

炉内中継用
断熱材
22890

He

9260

炉内中継槽

4000

中性子遮へい炉心槽
原子炉容器
中性子遮へい

炉心支持構造制御棒駆動装置

図 4.1.3-7

原子炉構造概念図（1124MWe プラント）

1249

制御棒

グリッパ

緩衝機構

制御棒
駆動軸

緩衝機構

ビルドイン
モータ

スクラム時

図 4.1.3-8

主炉停止系の作動概念

1250

1251

CRDM 駆動軸

図 4.1.3-9

CRDM 駆動軸

制御棒切離状態（スクラム時）制御棒
落下

キュリー点電磁石方式 SASS 概念図

制御棒案内管

制御棒

制御棒
連結軸

温度感知合金スリット
アーマチュアグリッパ

電磁石コア
電磁石コイル

吸着面

制御棒保持状態

CRDM 駆動軸
退避

CRDM 駆動軸
退避

電磁石コアと電磁石コイル
は制御棒と共に取替え

制御棒切離状態
（燃交時）

1252

図 4.1.3-10

一次系冷却器とヒートマスバランス図（1124MWe プラント）

一次系ヒートマスバランス図

発電機出力：
281MWe×4 = 1124MWe

動力変換容器縦断面図（ヘリウムガスタービン発電設備）

130

1253

補助炉心冷却系
熱交換器
送風器

図 4.1.3-11

補助炉心冷却系熱交換器

補助炉心冷却系概念図（1124MWe プラント）

グラビティダンパー

補助炉心冷却系系統概念図

循環ポンプ

膨張タンク

原子炉格納容器

1254

図 4.1.3-12

コアキャッチャー冷却系概念図

E

E

C

鋼板

縦リブ

B

胴部冷却管

A-A矢視

コアキャッチャー構造概念図

コアキャッチャー概念図

E-E矢視

B

C

冷却水伝熱管B-B矢視

冷却水戻りB,D

冷却水戻りA,C

熱媒体(ｸﾞﾗﾌｧｲﾄ)冷却水入口C

鋼板ライナ

冷却水入口D

B4 C

冷却水入口A

溶融燃料

冷却水入口B

グラファイトA

1255

液体廃棄物処理設備

補機冷却水設備

所内用圧縮空気設備

制御用圧縮空気設備

冷却水設備

気体廃棄物処理設備（原子炉冷却設備補修用）

ヘリウム純化
設備再生系

ヘリウム貯蔵供給タンク

格納容器漏えい率試験用

空調用冷水装置

格納容器換気装置（給気系）
M

炉心

M

コアキャッチャ冷却系

原子炉圧力容器

低圧圧縮機

高圧圧縮機

ガスタービン

CC

燃料交換ノズル

燃料交換ハッチ

原子炉格納容器バウンダリ図： 原子炉格納容器バウンダリ

ガスタービン発電ユニット（×４基）

図 4.1.3-13

ヘリウム
純化設備

発電機

メンテナンスハッチ

放射線管理設備

ヘリウム
サンプリング設備

格納容器減圧装置

格納容器換気装置（排気系）

補助炉心冷却系
冷却水系

補助炉心冷却器1256

炉心

図 4.1.3-14

22500

700

10

10

燃料交換概念図（1124MWe プラント）

φ400

φ500

φ300

1257
トレーラ

再処理設備へ搬出

トレーラ

固体廃棄物貯蔵設備へ搬出燃料製造施設から搬入

天井クレーン

使用済燃料貯蔵プール

トラック

新燃料貯蔵ピット

使用済燃料等
キャスク

トラック
ヤード

燃料取扱概念図

図4.2.9.2-1

使用済燃料貯蔵プール

燃料取扱システム設備概念図

新燃料貯蔵ピット
輸送キャスク

使用済燃料移送ルート

新燃料移送ルート

図 4.1.3-15

新燃料取扱いルート
使用済燃料取扱いルート
炉心廃棄物取扱いルート

燃料出入機＋天井クレーン

炉内中継装置

燃料交換機

炉 心

炉内中継槽

炉内中継用
案内管

燃料出入機

炉心

炉心上部取扱時

燃料交換機

天井クレーン

1258

図 4.1.3-16

ヘリウム純化設備

系統概念図

排気塔
Ｒ
モニタ

1. 気体廃棄物処理設備からの排気

排気塔

高放射性
気体廃棄物
廃ガス圧縮機

フィルタ
ユニット

減衰タンク

排風機

低放射性
気体廃棄物
2. 換気空調設備からの排気(1) 原子炉建家の排気Ｒ

管 理 区 域ガスモニタ
室外

非 管 理 区 域

フィルタ
ユニット

原子炉建家
排気装置

(2) 原子炉格納施設の排気Ｒ

原子炉格納容器

ガスモニタ
フィルタ
ユニット

図 4.1.3-17

気体廃棄物処理設備

格納容器
減圧装置

系統概念図（換気系を含む）

機器洗浄用等（再使用）

燃料取扱及び
貯蔵設備廃液

廃液
蒸発濃縮
装置

廃液受入
タンク

建物ドレン
放射性廃棄物
廃棄施設廃液

廃液
モニタ
タンク

脱塩塔

再処理

再処理

洗濯排水

洗濯排水
受入
タンク

洗濯排水
モニタ
タンク

処理装置

ガスタービン
冷却海水放出管
（放出）

固体廃棄物
処理設備

図 4.1.3-18

液体廃棄物処理設備

1259

系統概念図

蒸発
濃縮廃液
濃縮液タンク

使用済樹脂
廃樹脂タンクアスファルト
固化装置（含ドラム詰）固体廃棄物貯蔵庫

雑固体廃棄物ベイラ（含ドラム詰）
使用済排気用フィルタ

梱 包

使用済燃料貯蔵プール

使用済制御棒等

図 4.1.3-19 固体廃棄物処理設備

1260

系統概念図

中性子検出器（線源領域、広領域出力領域：各４個）

図 4.1.3-20

中性子検出器の設置位置

1261

格納容器

中央制御室

格納容器

ガスタ－ビン ガスタ－ビン
発電ユニット 発電ユニット

ガスタ－ビン ガスタ－ビン
発電ユニット 発電ユニット

R/V

R/V

ガスタ－ビン ガスタ－ビン
発電ユニット 発電ユニット

ガスタ－ビン ガスタ－ビン
発電ユニット 発電ユニット

海

使用済燃料
貯蔵エリア
トランス

トランス

海水ポンプヤード

開閉所

図 4.1.3-21

プロットプラン

1262

4.2 性能および技術的成立性の評価
4.2.1 設計要求への適合性評価
1.2 節に記載されている設計要求に対し、設計要求への適合性を整理した。プラント設計における設計結果のまとめを表 4.2.1-1 に示す。以下に適合性評価結果をまとめる。
プラント設計関連のデータについては、フェーズⅡ最終まとめ統合評価のための 1500MWe プ
ラントのデータ（外挿データ）を記載した。また、実際に概念設計を行ってきた 1124MWe プラ
ントのデータも併記した。
4.2.1.1 安全性
本プラントは、世界的に見て先行例のない検討途上の概念であり、プラント概念については成立性に関わる主要部分についてのみ検討が行われており、安全性に関する評価も予備的なものである。このため、現段階においては、今後の研究開発による成果への期待も含めた上で適合可能性を評価した。評価の根拠となる安全評価の内容については、「4.2.2.4 安全評価」に記載した。
個別の安全設計要求に対する適合性評価は以下に示すとおりであり、設計要求に適合した概念が構築できる可能性があると判断した。
但し、本概念で想定している被覆粒子窒化物燃料を充填した燃料集合体は、先行例のない革新的概念である。また、原子炉をガスタービンと直結しており、ガスタービンユニットそのものも開発経験のない大型かつコンプレッサと同軸の縦置きタイプである。これらの革新的概念を具体化するためには相応の開発努力が必要となるが、ここでの安全性の議論は、これらの成立性を前提としていることに注意を要する。また、再臨界回避方策の検討には、ヘリウムガス冷却条件における被覆粒子窒化物燃料破損挙動に関するデータ取得が不可欠である。
(1) 安全要求(i)

決定論的安全要求
主要な系統、機器については、ナトリウム炉の設計と同様に多重化するとともに、受動的安全機能を導入するなど、決定論的安全要求にそって安全設備の系統設計を具体化していくことは可能であると考える。
炉心燃料の健全性確保の観点から代表的な設計基準事象を摘出し予備評価を実施し、炉心燃料の健全性が確保される見通しを得た。また、事故時ひばく評価についても、予備的な評価により成立性見通しを得た。

(ii) 確率論的安全要求
簡易な確率論的安全評価の実施により炉心損傷発生頻度を概算した結果、10-6／炉年未満を達成するためには、補助炉心冷却系のグラビティダンパの設計多様化により共通原因故障を排除することが必須であり、加えて、自然循環除熱の信頼性向上（減圧状態での４系統による自然循環除熱及び加圧状態での３系統による自然循環除熱で炉心損傷を防止できること）、あるいは、強制循環除熱の信頼性向上（ガスタービンによる崩壊熱除去を積極的に行うような設計とすること、あるいは、高温環境でのヘリウム循環機の運転実績を蓄積すること等により同機器が国内軽水炉のポンプ並みの信頼度を有することを示すこと）のいずれか一方が必要である。

1263

(2) 安全設計の基本的原則の遵守「発電用軽水型原子炉施設に関する安全設計審査指針」（平成 2 年 8 月 30 日原子力安全委員会決定）、「発電用軽水型原子炉施設の安全評価に関する審査指針」（平成 2 年 8 月 30 日原子力安全委員会決定）、及びこれらに基づいて安全審査が実施された国内の既存軽水炉及び先行ヘリ
ウムガス冷却炉の設置許可申請書等を参考として、設計方針を暫定した。
(3) 原子炉停止機能への要求
主系と後備系の独立した２系統の制御棒による原子炉停止系を設置するとともに、後備系の切り離し部に、冷却材の温度上昇を感知して制御棒を切り離す自己作動型炉停止機構（SASS）を設置することを検討している。その有効性については予備的な評価により見通しを得ている。
(4) 崩壊熱除去機能への要求
多重化を図った系統構成とした。各系統の２次系と空気冷却器には循環ポンプとブロアを装備するが、これら動的機器に期待しない場合にも自然循環による除熱が可能な設計とした。このような設計により、崩壊熱除去機能喪失による炉心損傷確率を低減するとともに、全交流電源喪失を仮定しても、冷却材の自然循環による崩壊熱除去が可能な見通しを得た。さらに、減圧事故時の自然循環による崩壊熱除去を想定しても、炉心損傷回避できる可能性を示した。
本概念では、補助炉心冷却系以外の代替除熱手段が確保されないので、４系統の補助炉心冷却系の共通要因故障等による機能喪失確率を低減するための設計上の工夫を設計具体化の中で検討する必要がある。
事故管理方策による機能回復可能性については現状では未検討であり、設計具体化のなかで検討していく必要がある。
(5) 炉心損傷に対する格納機能の確保
本概念については、炉心損傷挙動に関する実験的知見がなく、限られた情報を頼りに推測も交えて可能性のあるサクセスシナリオを検討し、これに適用可能な原子炉構造上の工夫と炉外
コアキャッチャー概念の検討を行っている。炉外コアキャッチャーを選択しており原子炉容器
内終息は達成できないが、この炉外コアキャッチャーによって損傷炉心を有効に保持・冷却可能であれば格納機能は確保されるので、放射性物質の大規模放出は防止できる可能性がある。
いずれにしても、現状ではヘリウム冷却材内における被覆粒子窒化物燃料の破損及び破損後挙動に関する実験データはなく、定量的な評価を実施するためには、その取得が不可欠である。
事故後の冷却に関しても同様である。
(6) 炉心冷却性の確保
ガス冷却高速炉においては、体系の減圧によって、冷却材の除熱能力が低下するとともに、冷却材の密度低下による正の反応度が投入されるため、炉心燃料の健全性にとって苛酷な条件となる。本概念では、このような苛酷条件においても炉心冷却が確保されるよう配慮した設計としている。

1264

4.2.1.2 経済性(1) 発電単価
建設単価、熱効率、稼働率、建設工期等の指標を満足させることにより、発電単価要求値達成を目指している。
後述の通り、建設単価については指標を満足しており、稼働率も指標をほぼ満たした。また、
熱効率についても約 47%と高効率と達成した。一方、建設工期については指標を満足しておらず、課題として残った。
(2) プラント寿命
動的機器、計装機器、制御盤などについて、その機器毎に設計寿命を設定し、適宜交換する
ことにより、プラント寿命の要求値 60 年を達成可能な見込みがある。
(3) 建設工期
建設工期目標値 42 ヶ月（大型炉）に対し、建設工期は 51 ヶ月となった。
（1124MWe プラントの建設工期 46.5 ヶ月を基に、CV コンクリート工事などの工程を原子炉
建屋体積比例として外挿した。）(4) 建設単価
ヘリウムガス冷却炉プラントの主要物量及び建屋容積を表 4.2.1-2 に示す。NSSSの主要鋼材
重量約 8933 ton（炉心構成要素を除く）、原子炉建屋容積は約 26 万m3/基となった。これらの物量などから算出したヘリウムガス冷却炉の建設単価評価値は 99.5（建設単価基準値を 100 とした場合の相対値）となった。また、所内負荷率は 2.95%となった。
（1124MWeプラントでは、NSSSの主要鋼材重量は約 6653 ton（炉心構成要素を除く）となり、原子炉建屋容積は約 21.8 万m3/基となった。建設単価評価値は 105 となった。所内負荷率は、ナトリウム実証炉の所内負荷率を元に、出力比率、原子炉建屋容積比率などを用いて、ヘリ
ウムガス冷却炉のそれを算出し、2.8%（所内負荷合計 31550 kW）となった。ガスタービン
発電機設備及び換気空調設備の負荷が所内負荷合計の７割以上を占める。）(5) 燃焼度
高燃焼度化に伴い、使用済み燃料の崩壊熱量が増加する。燃料交換時の使用済み燃料の冷却は、炉内では補助炉心冷却系、燃料出入機内では外部から空気の強制循環、使用済燃料貯蔵プール内では貯蔵ラック周囲のプール水により行われ、使用済み燃料の冷却性を確保する。
(6) 稼働率
平均定検日数 50 日（標準点検 48 日を２回に対して、標準外点検 53 日を１回のサイクルの平均日数）、プラント運転サイクル 18 ヶ月より稼働率は 91%となった。稼働率の基準値 93％をほぼ達成可能な見通しを得た。
（1124MWe プラントの標準点検 43 日を基に、崩壊熱除去運転、燃料交換、CRD 性能試験の工程を出力比例として標準点検工程を外挿した。）

1265

4.2.1.3 資源有効利用性
増殖性能、実効燃焼度、炉内インベントリ、技術的課題について、フェーズ II で検討したブロック型被覆粒子窒化物燃料炉心について評価する。同炉心は、増殖比 1.11、炉心取出燃焼度
69GWd/t、複合システム倍増時間 89 年と、核特性上総合的には横方向流冷却コンパートメント型とほぼ同等の特性を示す。また安全性の観点からは減圧反応度が 0.30$と小さく、炉心熱容量も比較的大きいことから、AWS 状況（減圧事故時にスクラムが作動せず動的崩壊熱除去系も不作動となる状況）においても受動的炉停止機構を有せずに成立し得る概念となっている。また被覆
粒子が固相マトリクスに内蔵され間接的に冷却される形態のため、１次系重金属・FP 汚染の懸念が少ないこと、初装荷核分裂性 Pu 重量が 7.0t/GWe と良好で高速炉導入シナリオ上の適応性に優れることから、レファレンス概念とした。この概念では、被覆粒子燃料や燃料体の製作技術、
高温・照射条件下での燃料・材料の健全性確保、SiC 製固相マトリクスや SiC/SiC 複合材料製冷却管等の製造性等が課題となる。
4.2.1.4 環境負荷低減性(1) TRU 燃焼
多様な TRU 受け入れ可能性について検討した。代表炉心の構築においては、高速炉多重リサイクルを想定した Pu 同位体組成比で MA 混入量 1.1%となる燃料組成に対し、炉心・燃料設計を行った(基準組成：MA 混入率 1.1%)。これに対し、30 年間貯蔵した軽水炉(平均取出燃焼
度：45~49GWd/t)使用済ウラン燃料から回収した TRU と、20 年間貯蔵した改良型軽水炉使用
済ウラン燃料から回収した TRU を 9:1 で混合した組成(組成 A：MA 混入量 4.9%)、40 年間貯蔵した Pu サーマル使用済燃料と FBR 使用済燃料から回収した TRU を 5:5 で混合した組成(組成 B：MA 混入量 3.6%)、110 年間貯蔵した Pu サーマル使用済燃料と 90 年間貯蔵した軽水炉
ウラン燃料及び 40 年間貯蔵した改良型軽水炉使用済ウラン燃料を 0.5:1.9:7.6 で混合した組成(組成 C：MA 混入量 6.4%)を用いた場合の炉心特性変化を評価した。特性評価では、基準組成を用いた炉心と同じ熱出力、炉心構成、運転サイクル長、炉心部平均取出燃焼度(120GWd/t)となるよう Pu 富化度等を調整した。
表 4.2.1-3 に、組成 A, B, C 各ケースを基準組成と比較した結果を示す。Pu 富化度、初装化
核分裂性 Pu 重量で大きな変化は見られないものの、増殖比、燃焼反応度、複合システム倍増
時間については、組成 A は基準ケースとほぼ同等だが、組成 B, C では向上する傾向がある。
燃焼欠損反応度は、基準組成と比較し、組成 A, B, C で大きな低減効果が見られる。一方、MA混入率の増加と共に減圧反応度は増加、ドップラ係数は(絶対値で)減少しているが、これらの反応度特性に応じた安全性確保は可能と考えられる。
以上のように、TRU 組成変動に対しては、若干の仕様・特性変更は生じるものの Pu 富化度
調整、炉心・燃料構成の変更等により、基準組成と同程度の特性を有する炉心とすることが可能と考えられ、高速炉導入シナリオ上想定される TRU 組成変動を、ガス炉炉心は許容できると考えられる。
(2) LLFP 核変換
ヘリウムガス冷却炉は、炉内装荷方式を採用し LLFP 核変換炉心に置換することにより、プ
ラント取合条件を満たしつつ、増殖比 1.03、サポートファクタ 1.0 以上を達成できる可能性を1266

有することが示された。ただし、高温に耐える SiC 被覆管や、融点の高い Y-H 減速材等、ガス炉特有の革新材料開発の課題がある。
ガス炉では、ガス内圧制限が 6 MPa と他炉型より低いことから、LLFP 集合体の照射期間が大きく制限され、取出時核変換率が大幅に小さいこと、隣接集合体の中性子減速ピークの効果が大きく熱設計が厳しくなる等の特徴を有することがわかった。なおガス炉の LLFP 集合体構
造として暫定的にバンドル型を採用したが、今後、更なる検討が必要と考えられる。
(3) 廃棄物
環境負荷に関するガス炉特有の事項として、被覆粒子燃料及び燃料集合体の構成部材が廃棄物となり得ることを考慮する必要がある。ガス炉においては、高温条件での使用を前提とし、化学的に安定な耐高温性セラミック材料：SiC、TiN を部材として想定している。これは同時に、再処理あるいは部材再利用を行う場合には技術的課題を内包することを意味しており、金属製被覆管を用いたナトリウム冷却炉、鉛ビスマス冷却炉、水炉における再処理・再利用方策とは異なったものである。
縦向流冷却ブロック型燃料集合体には、１体当たりSiCが 110kg、TiNが 14kg、B4Cが 100kg
含まれており、1 バッチ(18 ヶ月)当りではSiC 9t、TiN 1t、B4C 8tになる。これらの再処理もB

しくは貯蔵・処分について、今後の検討が必要と考えられる。
(4) 運転廃棄物／廃炉廃棄物(i)

廃棄物物量の算定
廃炉廃棄物発生量の算定手順を図 4.2.1-1 に示す。ヘリウムガス冷却炉の原子炉周りの機器・コンクリートの放射化評価を行い、放射能レベル区分（高βγ廃棄物、低レベル廃棄物、
極低レベル廃棄物）毎に廃棄物物量を算出した。廃棄物物量の算定は、基本的に 2001 年度の物量データ（質量）に依拠しつつ、密度を考慮して体積を求めた。算定が困難な機器については、HTTR、軽水炉などの例を参考に推定した。さらに除染効果を推定し、除染後の廃棄物物量を算出し、まとめた。
ヘリウムガス冷却炉の廃炉廃棄物発生量及び参考として軽水炉の廃炉廃棄物発生量をあわせて表 4.2.1-4 に示す。また、廃棄物量データ（1124MWe プラントのもの）のまとめを表
4.2.1-5、表 4.2.1-6 に示す。
固体廃棄物発生量は、高βγ廃棄物で 8.4 m3/y、低レベル廃棄物で 98.4 m3/yとなった。

（1124MWeプラントの廃棄物物量、高βγ廃棄物 7 m3/y、低レベル廃棄物 82 m3/yを基に、原子炉建屋容積比例として外挿した。
）(ii) 廃棄物発生量の評価
ヘリウムガス冷却炉の廃炉廃棄物発生量は、廃棄物全体物量では軽水炉よりヘリウムガス
冷却炉の方が少ない。その一方で、ヘリウムガス冷却炉は一次系に GT を含むことから高β・γ廃棄物量が多くなった。
4.2.1.5 核拡散抵抗性
核拡散抵抗性については、Pu の純度が低く、低除染で表面線量率の高い TRU 燃料の使用を前提としており、表面線量率の高いことが技術上の障壁となり新燃料についても意図しない接近を1267

制限できる。また、径方向ブランケット燃料は、使用後に Pu が蓄積されているが、使用中の核分裂により生成された FP 等による高い表面線量率を有しており、炉心燃料と同様に意図しない
接近を制限できる。これらは他の炉型と同様の特徴である。
4.2.1.6 運転、保守・補修性(1) 運転日負荷追従運転については、ヘリウムガス冷却炉ではタービンバイパス弁で出力制御することになるが、タービンバイパス弁制御による出力の追随性は良好であり、日負荷追従運転は対応可能な見通しがあると考えられる。
プラント起動・停止については、タービン軸振動等を回避するためタービン回転数の昇速・降速速度を制限することにより、特に問題ない見通しを得た。なお、原子炉出口温度の昇温・降温速度を先行軽水炉と同等程度とすると、それぞれ約 30hで完了可能である 1)。
(2) 供用期間中検査（ISI）
本項及び以下(3)項にて、ISI 及び保守・補修方法を検討した結果、ヘリウムガス冷却炉において、軽水炉に近いレベルの ISI、保守・補修性を得られる可能性があることがわかった。
(i)

供用期間中検査（ISI）方針
ヘリウムガス冷却炉では、軽水炉の ISI 基準であった JEAC-4205(2000)「軽水型原子力発
電所用機器の供用期間中検査」（日本電気協会）に合わせることを基本方針とし、ヘリウム
ガス冷却炉の特徴を考慮した ISI 方針を策定した。ヘリウムガス冷却炉１次系まわり機器に対する試験方法を表 4.2.1-7 に示す。
試験方法設定の考え方は以下の通りである。
①

耐圧設計を主体とする点では軽水炉とヘリウムガス冷却炉は同じであるので、JEACに合わせることを基本方針とした。

②

軽水炉では、破損しても冷却材の補充が効く小口径管は、１次系の耐圧部であっても第１種機器の範囲から外している。これは、バックアップがある場合は破損を許容す
る（検査を要求しない）考え方によるものと考えられる。
ヘリウムガス炉でバックアップを設けているのは１次系主配管のガードパイプとCRDM 群の覆い構造である。したがって、バックアップ構造でカバーされている構造については JEAC より低い内容の試験内容とした。なお、これらのバックアップ構造
は第３種機器となるので、JEAC に定める第３種機器の試験内容を適用する。

③

非バウンダリの炉内機器で軽水炉には存在しないヘリウムガス冷却炉固有の機器（主配管の内管など）については、軽水炉の炉心支持構造（炉心領域外の内部取付物）の試験方法に合わせて目視試験VT-3 試験 *1 を行うものとした。また、バウンダリ内の断熱構造についてもVT-3 試験を行うものとした。

これらの非バウンダリ機器は、比較的大きなき裂や少数の取り付けボルトの脱落などが生じても、機能喪失までに余裕を有する設計（例えば、取付ボルトの本数に余裕を確保するなど）とするため、VT-1 試験 *2 は必要なく、VT-3 試験でも安全性は保たれるものとした。
*1：VT-3 試験は、機器の変形、心合せ不良、傾き、隙間の異常、ボルト締め付け部の緩み、

1268

部品の破損、脱落及び機器表面における異常を検出するために行う目視試験。
*2：VT-1 試験は、機器表面について、磨耗、き裂、腐食、浸食等の強度に影響を与える恐れのある異常を検出するために行う目視試験。
(ii) 供用期間中検査（ISI）手法
各機器（部位）へのアクセス方法を検討した結果、炉内アクセスを可能とするため、あるいは検査性の向上を図るために、原子炉容器上鏡部及び下鏡部に検査孔を設けることとした。
検査性・補修性向上のための原子炉構造見直しの結果を図 4.2.1-2 に示す。また、見直した
原子炉構造における ISI アクセスルートの検討結果を図 4.2.1-3 に示す。
検討の結果、全領域へのアクセス性が確保できる見通しがあることがわかった。この中で炉心槽内面、炉心支持構造の側部内面へのアクセスは、検査部の燃料を抜くことが前提条件となる。
なお、ISI 装置については、軽水炉及びナトリウム冷却炉（もんじゅ等）で開発されたものが使用できる見込みである。だたし、ガス雰囲気の広い空間を任意に移動できる搬送装置（検査対象箇所へアクセスするための装置）の開発は今後の課題である。
(3) 保守・補修性
炉内構造物などに破損が発生し、全炉内機器の引き抜きが必要になった場合を想定して、その手順を検討した。図 4.2.1-4 に示す。取付けは、引抜き手順の逆で実施する。
＜炉内構造引抜き手順＞①

炉心退避、ダミー集合体装荷後に、補助炉心冷却器モータを取り外す。

②

補助炉心冷却器を取り外す。

③

原子炉容器上鏡を取り外す。

④

ガスタービン容器側から主配管内管を取り外す（注）。
補助炉心冷却器流路管及び燃料交換機用案内管を取り外す。

⑤

内容器及び炉心支持構造を一体で取り外す。
(注)

事前にガスタービン４基全てのタービン軸を引抜く必要がある。

ガスタービン引抜き手順を図 4.2.1-5 に示す。取付けは、引抜き手順の逆で実施する。
＜タービン内部構造引抜き手順＞①

動力変換容器上鏡を取外し、発電機上部の支持構造物を取り外す。動力変換容器のフランジを開放して、動力変換容器上部胴（発電機収納部）を上方へ取り出す。

②

発電機下部のケーシングを開き、発電機軸とタービン軸との間のカップリングを開放して、発電機をケーシングごと上方へ取り出す。

③

ターボマシンをケーシングごと上方へ引抜き、取り出す。
(注)

タービン引抜き保守に関しては、系統内の放射能の影響が考えられるため、ヘリウ
ムガスの流出を防止するための簡易キャスクなどが必要となる可能性がある。

なお、機器放射化による線量及び FP の拡散による機器への沈着の寄与により、各メンテナ
ンスエリアの線量率が高くなる可能性がある［4.2.2.3(4)項参照］。炉心周りの遮へい強化や保守作業遠隔自動化などによる保守作業員の被ばく低減対策が必要になる可能性がある。

1269

参考文献
1)

森部剛志，他：“ガス炉のプラント概念に関する研究”，JNC TY9400 2004-007，P.270～275，(2004)1270

表 4.2.1-1 プラント設計の設計要求に対する対応方針と設計結果のまとめ（1/2）
設計要求に対する対応方針(a) 安全要求
決定論的には、十分な多重・多様性を有する能動的安全設備に加え、必要に応じて受動的安全機能を導入するとともに、仮想的な炉心損傷時の影響をプラント内で終息させる設計とする。
確率論的には、炉心損傷発生頻度を 10-6/
炉年未満に低減する。

(b) 安全設計の基本的原則の遵守
基本的に既往の基準、指針類、高速増殖実証炉の設計研究における考え方を参考に安全設計を進める。
(c) 原子炉停止機能への要求
独立２系統の能動的炉停止系を設置するとともに SASS を採用して受動的炉停止機能を確保する。

安全性(d) 崩壊熱除去機能への要求
崩壊熱除去系は冗長性もしくは多様性を有する系統構成とし、送風機のベーン・ダンパーを多重化・多様化して、単一故障
ではその機能を喪失しない設計とすること
により、信頼性の向上を図る。また、１次系内の流路切り替えのためのグラビティダ
ンパには、受動的機構を取り入れるなど信頼性向上を図る。
強制循環による除熱に加えて、減圧状態
において自然循環による除熱が可能な設計とする。このため、炉心を含めた系統圧損を小さくするとともに、炉心と熱交換器との間の伝熱中心差を大きくとった設計とする。
(e) 炉心損傷に対する格納機能の確保
本概念は、減圧事故時にスクラムを伴わずに自然循環除熱へ移行するという極めて苛酷な想定下においても著しい炉心損傷が回避される可能性を有している。したがって、スクラム失敗事象は炉心損傷の代表事
象とならない可能性がある。一方で、炉停止後の除熱が失われた状態を想定すると、比較的短時間で炉心損傷に至る可能性を有している。このため、ここでは崩壊熱ある
いは低出力レベルでの除熱喪失に伴う炉心溶融を対象として、定性的に事象推移を推定し、再臨界回避方策を含めた影響緩和方
策のフィージビリティを検討する。

設計結果
・主要な系統、機器については、ナトリウム炉の設計にならい多重化が図られており、この設計要求に沿って安全設備の系統設計を具体化していくことは十分可能であると考えられる。
・炉心燃料の健全性確保の観点から代表的な設計基準事象を摘出し予備評価を実施し、炉心燃料の健全性が確保される見通しを得た。また、事故時ひばく評価についても、予備的な評価により成立性見通しを得た。
・炉心損傷発生頻度を概算し、崩壊熱除去系の共通要因故障排除等を前提として、10-6/炉年未満の達成見通しを得ている。
既往の設計基準類を基に設計基準・方針類を暫定し、安全設計を実施している。成立性上の問題点は特に見出されていない。

主系と後備系の独立した２系統の制御棒による原子炉停止系を設置するとともに、後備系の切り離し部に、冷却材の温度上昇を感知して制御棒を切り離す自己作動型炉停止機構（SASS）を設置することを検討している。その有効性については予備的な評価により見通しを得ている。
・多重化を図った系統構成としている。各系統の２次系と空気冷却器には循環ポンプとブロアを装備するが、これら動的機器に期待しない場
合にも自然循環による除熱が可能な設計としている。このような設計により、崩壊熱除去機能喪失による炉心損傷確率の低減が図られるとともに、全交流電源喪失を仮定しても、冷却材の自然循環による崩壊熱除去が可能な見通しである。さらに、減圧事故時の自然循環による崩壊熱除去を想定しても、炉心損傷回避できる可能性を有する。
・本概念では、崩壊熱除去系以外の代替除熱手段が確保されないので、４系統の崩壊熱除去系の共通要因故障等による機能喪失確率を低減するための設計上の工夫を設計具体化の中で検討する必要がある。
・事故管理方策による機能回復可能性については現状では未検討であり、設計具体化のなかで検討していく必要がある。

・本概念については、炉心損傷挙動に関する実験的知見がなく、限られた情報を頼りに推測も交えて可能性のあるサクセスシナリオを検討し、これに適用可能な原子炉構造上の工夫と炉外コアキャッチャー概念の検討を行っている。炉外コアキャッチャーを選択しており原子炉
容器内終息は達成できないが、この炉外コアキャッチャーによって損
傷炉心を有効に保持・冷却可能であれば格納機能は確保されるので、放射性物質の大規模放出は防止できる可能性がある。
・いずれにしても、現状ではヘリウム冷却材内における被覆粒子窒化物
燃料の破損および破損後挙動に関する実験データは皆無であり、定量的な評価を実施するためには、その取得が不可欠である。事故後の冷却に関しても同様である。

1271

表 4.2.1-1 プラント設計の設計要求に対する対応方針と設計結果のまとめ（2/2）
設計要求に対する対応方針(a) 要求値[発電単価]：建設単価、熱効率、稼働率、建設
工期等の指標を満足させることにより、目標値達成を目指す。
[プラント寿命]：設計寿命を 60 年として設計する。

経済性
環境負荷低減性
核拡散抵抗性(b) 目標値[建設工期]：フェーズⅠの時点で 46.5 ヶ月（大型炉）であったため、フェーズⅡにおいては、建設工法の簡素化検討等を進め、さらなる建設工期短縮を目指す。
(c) 基準値[建設単価]：20 万円/kWe 以下の建設単価達成を目指す。
[燃焼度]：高燃焼度化に伴い、使用済み燃料の崩壊熱量が増加するため、これを考慮した燃料取扱い系とする。
[稼働率]：フェーズⅠの時点で基準値 93％を達成可能な見通しを得ている。フェーズⅡにおいて、さらなる高稼働率を目指す。
(a) 運転廃棄物／廃炉廃棄物
・廃炉廃棄物については、炉容器室内に、高β、γ線が発生する元素を含む材料を使用しないよ
うに管理することで解体性を確保する。また、廃棄物の再利用に関しても、その可能性を追求する。
・運転に伴う放射性気体及び液体廃棄物の環境への放出放射能については、通常運転時の周辺公衆の線量当量を「発電用軽水型原子炉施
設周辺の線量目標値に関する指針」に示される線量目標値の 50μSv/y を下回り、さらに
現行軽水炉と同等以下とできる見通しを得る。
・燃料取扱設備は管理区域とし、容易に外部から侵入できないよう考慮した設計とする。
・燃料は常に燃料取扱機器内で扱われ、容易に接近できない設計とする。

・日負荷追従運転が可能となるようプラント制御系の設計を検討する。

運転・保守補修 性・遮へい強化によるメンテナンスエリアの線量率低減化、保守作業の遠隔自動化などにより、保守作業員の被ばく低減を図る。

・ISI については、JEAC4205「軽水型原子力発
電所用機器の供用期間中検査」に合わせることを基本方針とし、ヘリウムガス炉特有の機器については個別に適合ロジックを設定する。
・保守補修については、炉内構造物などに破損が発生し、全炉内機器の引き抜きが必要になった場合も想定した原子炉構造設計を行う。

設計結果
・建設単価については指標を満足しており、稼働率も指標をほぼ満たした。また、熱効率についても約 47%と高効率と達成した。一方、建設
工期については指標を満足しておらず、課題として残った。
・動的機器、計装機器、制御盤などについて、その機器毎に設計寿命を設定し、適宜交換することにより、プラント寿命の要求値 60 年を達成
可能な見込みがある。
・建設工期は 51 ヶ月となった。

・建設単価評価値は 99.5（建設単価基準値を 100 とした場合の相対値）となった。
・高燃焼度化に対応した燃料取扱系を設計した。

・稼働率は 91％を達成可能な見通しを得た。

・ヘリウムガス冷却炉の廃炉廃棄物発生量は、廃棄物全体物量では軽水炉よりヘリウムガス冷却炉の方が少ない。その一方で、ヘリウムガス
冷却炉は一次系に GT を含むことから高β・γ廃棄物量が多くなった。

・放射性気体廃棄物による線量当量については、先行炉の評価例を参考とした予備評価により、現行軽水炉並とできる見通しを得た。液体廃棄物については、現状では発生量を見積もることはできないが、軽水
炉以下に低減することは可能と判断している。

・燃料取扱設備は管理区域とし、原子炉建屋内での新燃料および使用済
み燃料の取扱いは、常に燃料取扱設備内（新燃料保管は新燃料貯蔵ピット、使用済み燃料保管は使用済燃料貯蔵プール、各燃料移送は燃料出入機）で扱われ、容易に接近できない設計とした。

・ヘリウムガス冷却炉ではタービンバイパス弁で出力制御することにな
るが、タービンバイパス弁制御による出力の追随性は良好であり、日負荷追従運転は対応可能な見通しがあると考えられる。
・機器放射化による線量及び機器が内包する線源（FP など）の寄与により、各メンテナンスエリアの線量率が高く、保守作業員の被ばく低減
性、メンテナンス性に影響を与える可能性がある。炉心周りの遮へい
強化や保守作業遠隔自動化などによる保守作業員の被ばく低減対策が必要になる可能性もある。
・ISI については、JEAC4205 に合わせることを基本方針とし、ヘリウム
ガス炉特有の機器（断熱材の内側、バックアップ機能がある溶接継手）については個別に適合ロジックを設定した。
・保守補修については、全炉内機器の引き抜きが出来るように、原子炉構造設計の見直しを行った。
・これらの対応により、軽水炉に近いレベルの ISI、保守補修性が得られる可能性があると考えられる。

1272

表 4.2.1-2 経済性評価用物量データ
設備・機器

単位

1500MWeプラント*(フェーズ２最終)

1124MWe プラント

備

電気出力

万 kWe

150

112

プラント効率 約 47%

熱出力

万 kWt

320

240

ループ数

ループ

4

4

ユニット数

プラント

2

2

冷却材

―

He ガス

He ガス

原子炉構造

ton

2122

1675

炉心構成要素を除く

１次系

ton

6811

4978

動力変換容器及び動力変換容器内臓物含む

２次系

ton

―

―

NSSS 物量合計

ton

8933

6653

原子炉建屋

m3

260000218000タービン建屋m3――

標準定検日数

日

48

43

建設期間

月

51

46.5

考

*：1500MWe プラント物量は、1124MWe プラントの物量、建屋配置を基準とし、原子炉出力の増加に応じて物量等を外挿したものである。

1273

1274

基準組成
(導入期炉心)2,400 / 1,124
均質 2 領域炉心18 ヵ月(548 日)
6/6 バッチ
100 cm414(222/192)体
84 体(1 層)
43 体
288 体(3 層)
25/25cm
21.0/11.8/42.2/25.0%
26. II 6.1/42.2/25.0%
5.43m / 7.59m
22.2 / 24.0
1.1
86.1

組成 A
←
←
←
←
←
←
←
←
←
←
←
←
←
22.2 / 24.4
4.9
85.8

TRU 組成変更ｹｰｽ
組成 B
←
←
←
←
←
←
←
←
←
←
←
←
←
24.4 / 26.8
3.6
86.7

原子炉熱出力／電気出力 (MWt/MWe)
炉心形式
運転サイクル長さ
基 燃料交換バッチ数(炉心/径ﾌﾞﾗ)
本
炉心高さ条
炉心総和･集合体数(内側/外側)件
径方向ブランケット総和･集合体数
・
制御棒本数
炉
心 径方向遮へい体数(SiC)
構 軸方向ブランケット厚(上/下)
成 体積比(燃料/被覆材/構造材/冷却材) 炉心
ブランケット
炉心等価直径/遮へい体外接円径
Pu富化度*1(wt%)(内側/外側)
MA混入率*1(wt%)
Fertile含有率*1 (wt%)
炉心取出平均燃焼度(GWd/t)
炉心/軸ｹﾞﾗ/径ﾌﾞﾗ121.0/26.7/6.2
121.6/25.9/5.9
121.4/26.3/5.9
主ブランケット込み全炉心平均燃焼度
69.3
69.3
69.3
要
燃焼欠損反応度(%△k/kk')
1.44
0.6
0.55
炉
増殖比
平衡平均
1.107
1.112
1. 152心
炉心/軸ﾌﾞﾗ/径ﾌﾞﾗ0.709/0.326/0.072
0.694/0.343/0.075
0.730/0.347/0.075
特*2166 / 161
165 / 160
164 / 158
性 最大出力密度 (W/cc) (内側/外側)
初装荷核分裂性 Pu 重量(t/GWe)
7.0
7.0
6.5
遅発中性子割合(beta)
0.003275
0.00320.00323
減圧反応度*3($)
平衡末期
0.3
0.36
0.35
炉心部ドップラ係数(-1×103Tdk/dT)平衡末期
11.2
8.3
8.8
複合ｼｽﾃﾑ倍増時間*4(年)
101
116
73
*1 Pu 富化度:Pu/HM､MA 混入率:HA/HM､Fertile 含有率:Fertile/HM, *2 燃焼ﾐｽﾏｯﾁﾌｧｸﾀ及び 3 次元効果を考慮*3 制御捧領域(ﾌｵﾛｱ､吸収体)を除く全ての領域をﾎﾞｲﾄﾞ化､TRU 組成 A は組成 B と C からの換算値*4 炉外滞在期間 5 年､燃料交換・定期点検期間 45 日を想定

項 目

121.8/25.7/5.7
69.3
0.12
1.135
0.705/0.354/0.076
164 / 158
6.8
0.00311
0.40
7.4
117

組成 C
←
←
←
←
←
←
←
←
←
←
←
←
←
22.9 / 25.4
6.4
86.2

表 4.2.1-3 各 TRU シナリオケースにおける主要な炉心特性の比較(大型・窒化物被覆粒子燃料・縦方向流冷却ブロック型概念)(導入期炉心)

1275

極低レベル廃棄物
放射性廃棄物として扱う必要のない
廃棄物

3

42

41

2

0.1

0.08

質量(万ﾄﾝ)

100

96

4

0.3

0.2

概略％

54

53

1

0.2

0.01

質量(万ﾄﾝ)

100

98

2

0.4

0.02

概略％

BWR
（1100ＭＷ級）

50

49

0.3

0.3

0.02

質量(万ﾄﾝ)

100

99

1

1

0.04

概略％

PWR
（1100ＭＷ級）

15

13

1

1.2

0.3

5

8

2

100

85

概略％

炭酸ガス炉
（160ＭＷ級）
質量(万ﾄﾝ)原 子 力 環 境 整 備 セ ン タ ー 「 放 射 性 廃 棄 物 デ ー タ ブ ッ ク 」（ 原 子 力 発 電 所 の 解 体 廃 棄 物 の 発 生 量 の 試 算 例 ）

参考資料

合 計

低レベル廃棄物

2

4

高β・γ廃棄物

廃棄物区分

ヘリウムガス冷却炉
ガス炉-1100（ 1124MWe）廃 炉 廃 棄 物 発 生 量 の 軽 水 炉 な ど と の 比 較 （ 1124MWe プ ラ ン ト ）1№

表 4.2.1-4

1276

使用済みフィルタ

使用済み制御棒

4

5

（注）

2

5

50

20

2

10

発 生 量 (m 3 )

高

高

低

低

低

低

放射能レベル備考

放 射 能 レ ベ ル は 、「 原 子 力 発 電 施 設 か ら 発 生 す る 放 射 性 廃 棄 物 の 処 分
方針等について（総合エネルギー調査会原子力部会中間報告 －商業用
原 子 力 発 電 施 設 解 体 廃 棄 物 の 処 理 処 分 に 向 け て － 平 成 11 年 5 月 18 日
資 料 2）」 に 基 づ く 定 性 的 な 区 分 と し た 。

可動反射体

雑固体廃棄物

3

6

濃縮廃液

2

類

使用済み樹脂種

運 転 廃 棄 物 量 デ ー タ の ま と め （ 1124MWe プ ラ ン ト ）1

No.

表 4.2.1-5

1277

題

低レベル廃棄物（金属）

低レベル廃棄物（コンクリート）

極低レベル廃棄物（金属）

極低レベル廃棄物（コンクリート）

非放射性廃棄物（金属、タービン建屋除く）

非放射性廃棄物（金属、タービン建屋）

非 放 射 性 廃 棄 物（ コ ン ク リ ー ト 、タ ー ビ ン 建 屋 除 く ）非放射性廃棄物（コンクリート、タービン建屋）

(2)

(3)

(4)

(5)

(6)

(7)

(8)

(9)

低レベル廃棄物

極低レベル廃棄物

(11)

(12)

53,54

非放射性廃棄物

(14)

1,957
1,488
14,005
17,45094,98065,477
160,457

3
3
3

m3
3
3

82
3

低レベル廃棄物

極低レベル廃棄物

m /y

m /y

7

高βγ廃棄物

3

m

m

m

m

m

m

－

21,1973m422,9213－

347,463－

60,804

5,161

7,297

515

870

811

5

データ

t

t

t

t

t

t

t

t

t

t

y

単位

m 3 /yFBR プ ラ ン ト 固 体 廃 棄 物 発 生 量 テ ー ブ ルNo.(13)及 び (14)小 計

クリアランスレベル以下(13)

No.(10)～ (12)小 計

高βγ廃棄物(10)

放射性廃棄物（除染前）

No.(1)～ (9)小 計

高βγ廃棄物（金属）

安全貯蔵期間FBR プ ラ ン ト 廃 止 措 置 費 詳 細 計 算 テ ー ブ ル

標

備

考

運転廃棄物

運転廃棄物

運転廃棄物

同上

同上

同上

同上

処分体の体積同上

同上

同上同上。クリアランスレベル含む。

同上

同上

同上

同上

廃棄物自体の重さ

廃 棄 物 量 デ ー タ の ま と め （ 1124MWe プ ラ ン ト ）

(1)

41,42

No.

表 4.2.1-6

1278

器

原子炉容器

機

1V

機器区分

その他の管台とセーフエン
ドの溶接継手（呼び径 100A
以上）
補助炉心冷却器の管板と容器との溶接継手
補助炉心冷却器蓋伝熱管

主配管の管台とセーフエン
ドの溶接継手

体積
体積

体積
体積

100%/10 年

25%/10 年

100%/10 年

100%/10 年

VT-1
連続漏えい監視
体積100%/10 年

100%/10 年

体積

体積

体積

体積または表面（完全溶け込み
溶接でない場合
は目視）

体積または表面（完全溶け込み
溶接でない場合
は目視）

CRDM 取付け部の管台内面の丸みの部分

その他（補助炉心冷却器取
付部の円筒胴、燃料交換機
取付部の円筒胴、補助炉心冷却器管板取付部、炉内中継用案内管取付部、ISI 点検口）の管台内面の丸みの部分100%/10 年

VT-1（外面）
連続漏えい監視

体積または表面

主配管の管台内面の丸み部
分

VT-1（外面）
連続漏えい監視

100%/10 年

体積

体積100%/10 年

体積7.5%/10 年

検査期間中
の検査頻度

体積

ヘリウムガス炉の試験方法
体積

JEAC-4205 に定める試験方法
体積位

胴及び鏡の耐圧部分の溶接
継手
胴とフランジとの溶接継手（耐圧部分）
管台と容器との溶接継手部

考外側がガードパイプで覆われている（バックアップがある）
ため破損しても安全性を維持できることから VT-1 及び連続漏えい監視とした。

内圧の繰返しによる管台内面の疲労き裂に着目した検査である。外側がガードパイプで覆われている（バックアップがある）ため管台が破損しても安全性を維持できる（さらに管台のすぐ近くに厚肉のガードパイプが取付けられるため内圧による応力が小さく抑えられる見通しがある）ことから外側からの VT-1 及び連続漏えい監視とした。
内圧の繰返しによる管台内面の疲労き裂に着目した検査である。外側にバックアップがあるため管台が破損しても安全性を維持できることから外側からの VT-1 及び連続漏えい監
視とした。

備

表4.2.1-7（1/4） JEAC-4205 の考え方に基づいて設定したヘリウムガス炉の原子炉構造、1 次系主配管及びガスタービン容器のISI 方法（案）1279

炉心支持構造本
体
スカート構造炉心槽

燃料交換機用案
内管（炉内部分）

補助炉心冷却系
流路管

内容器上鏡

内容器円筒胴

－

炉心支持
構造物
炉心支持
構造物

－

－

－

炉心支持
構造物

－

原子炉容器内面
の断熱材

機器区分

1V

器

原子炉容器

機

位

溶接継手

溶接継手
上下の取付ボルト
側面及び下面の溶接継手（接近可能範囲）

溶接継手

溶接継手
内面の断熱材

溶接継手
内容器の断熱材

取付ボルト
内面の断熱材

ナット
ボルト
フランジネジ穴のネジ部
ワッシャ、ブッシング
その他のバウンダリ部のボ
ルト締付部のボルト及びナット
断熱材表面（特にボルト取付部）
溶接継手（外面）

原子炉容器上鏡用ボルト締
付部

部

－

VT-3

VT-1
－

－

－

－

－

－

－

VT-3

VT-3

VT-1
VT-3

VT-3

VT-3

VT-3

VT-3

VT-3

VT-3

VT-3

VT-3

VT-3*
－

VT-3

VT-1

VT-1
－

VT-1
体積
体積
VT-1

ヘリウムガス炉
の試験方法

VT-1
体積
体積
VT-1

JEAC-4205 に定める試験方法

7.5%/10 年

100%/10 年

100%/10 年
25%/10 年

25%/10 年

100%/10 年

7.5%/10 年

100%/10 年

100%/10 年

100%/10 年

25%/10 年

100%/10 年

100%/10 年

25%/10 年

25%/10 年
25%/10 年
25%/10 年
25%/10 年

検査期間中
の検査頻度
考

自主検査として実施

自主検査として実施

目視検査によりボルトの脱落などの異常の有無を自主検査をして確認するものとする。
*：B13.30 の炉心領域外の内部構造物とみなした。相当に大きい貫通き裂が生じても流路構成機能は維持できるのでVT-3 で十分と考えられる。
自主検査として実施
自主検査として実施（断熱材表面のライナの変形（浮上り）、
ライナの脱落に至るような大きなき裂やボルトの脱落が無ければ断熱機能は維持できていると考えられる。そのためVT-3 で十分と判断した。
）
自主検査として実施
自主検査として実施（断熱材表面のライナの変形（浮上り）、
ライナの脱落に至るような大きなき裂やボルトの脱落が無ければ断熱機能は維持できていると考えられる。そのためVT-3 で十分と判断した。
）
自主検査として実施
自主検査として実施（断熱材表面のライナの変形（浮上り）、
ライナの脱落に至るような大きなき裂やボルトの脱落が無ければ断熱機能は維持できていると考えられる。そのためVT-3 で十分と判断した。
）

炉内構造物の補修等の必要が無い限り上鏡を開ける計画になっていない。そのため、上鏡を開けた時に試験するものとする。

備表4.2.1-7（2/4） JEAC-4205 の考え方に基づいて設定したヘリウムガス炉の原子炉構造、1 次系主配管及びガスタービン容器のISI 方法（案）

1280

3V

－

1P

補助炉心冷却系
水室部

主配管（内管）主配管（外管）3P

3V

原子炉容器下端の CRDM 群覆い構
造

ガードパイプ1V

CRDM ハウジング

機器区分

－

器

CRDM 案内管機

位－

検査孔のプラグ用ボルト

VT-3

－

体積

体積又は表面
－

VT-3

－
VT-3
VT-3
VT-1
漏えい連続監視体積

ヘリウムガス炉
の試験方法
VT-3
VT-1
漏えい連続監視
体積
体積
体積
体積
体積

－

体積又は表面－－－体積及び表面

体積
体積
体積
体積
体積

体積または表面

JEAC-4205 に定める試験方法－

ベローズ

内面の断熱材（接近可能範囲）
耐圧部分の溶接継手

溶接継手

蓋の取付ボルト
溶接継手
内面の断熱材

管台と胴との溶接継手

胴とフランジとの周継手
胴と鏡の周継手
ボルト
胴と鏡との周継手
胴と管台との周継手

溶接継手

溶接継手

部

7.5%/10 年

7.5%/10 年

100%/10 年

25%/10 年

7.5%/10 年
100%/10 年

7.5%/10 年

7.5%/10 年
7.5%/10 年
7.5%/10 年
7.5%/10 年
7.5%/10 年

25%/10 年

検査期間中
の検査頻度
25%/10 年
考

ベローズカバーがあるためアクセス困難である。十分余裕を確保したベローズ設計とする。
自主検査として実施

自主検査として実施

自主検査として実施
自主検査として実施
ガードパイプに設けている（バックアップがある）ため VT-1
及び連続漏えい監視とする。

遠隔での表面検査の実施は困難である。 体積検査で十分と考えられる。

自主検査として実施
外側を覆う機能を設けている（バックアップ機能があるためVT-1 及び漏えい連続監視とする。

備表4.2.1-7（3/4） JEAC-4205 の考え方に基づいて設定したヘリウムガス炉の原子炉構造、1 次系主配管及びガスタービン容器のISI 方法（案）

1281

－

1V,1P

1 次系の圧力保持範囲

1V

ガスタービン容器

ガスタービン容器内面の断熱材

機器区分

機器

25%/10 年

VT-1（外面）
連続漏えい監視

体積または表面体積または表面体積

主配管の管台内面の丸み部
分

その他の各冷却機器等の容器貫通部の管台内面の丸みの部分

主配管の管台とセーフエン
ドの溶接継手圧力保持範囲ワッシャ、ブッシング
その他のバウンダリ部のボ
ルト締付部のボルト及びナット
断熱材表面（特にボルト取
付部）

部

ナット
ボルト
フランジネジ穴のネジ

その他の管台とセーフエン
ドの溶接継手（呼び径 100A
以上）
各冷却器の管板と容器との溶接継手
冷却器蓋伝熱管容器上鏡及び円筒胴のボル
ト締付部

25%/10 年

体積

体積

体積
－

体積
－

VT-3
系への漏えい率試験

系への漏えい試験
VT-2

VT-1
VT-1

－

VT-1
VT-1

VT-1
体積
体積

体積

体積

VT-1
体積
体積

体積

目視検査によりボルトの脱落などの異常の有無を自主検査をして確認するものとする。
He ガス漏えいを目視で検知する VT-2 は意味が無いため、漏えい率試験に置き換えるものとした。

系の漏えい試験は、各定期検査期間中の原
子炉起動前に行う。

炉内構造物の補修等の必要が無い限り上鏡を開ける計画になっていない。そのため、上鏡を開けた時に試験するものとする。

外側がガードパイプで覆われている（バックアップがある）ため破損しても安全性を維持できることから VT-1 及び連続漏えい監視とした。

内圧の繰返しによる管台内面の疲労き裂に着目した検査である。外側がガードパイプで覆われている（バックアップがある）ため管台が破損しても安全性を維持できる。さらに管台のすぐ近くに厚肉のガードパイプが取付けられるため内圧による応力が小さく抑えられる見通しがある
ことから外側からの VT-1 及び連続漏えい監視とした。

備考

100%/10 年

25%/10 年

25%/10 年

25%/10 年

25%/10 年
25%/10 年

100%/10 年

25%/10 年

25%/10 年

25%/10 年

VT-1（外面）
連続漏えい監視

体積25%/10 年

体積100%/10 年

体積

体積7.5%/10 年

検査期間中の検査頻度

体積ヘリウムガス
炉の試験方法体積

JEAC-4205 に定める試
験方法

胴及び鏡の耐圧部分の溶接
継手
胴とフランジとの溶接継手（耐圧部分）
管台と容器との溶接継手

部位

表4.2.1-7（4/4） JEAC-4205 の考え方に基づいて設定したヘリウムガス炉の原子炉構造、1 次系主配管及びガスタービン容器のISI 方法（案）(1)廃炉廃棄物物量算定
・質量が算定されていないもの
体積算定→×密度→質量(t)・質量が算定されているもの
質量／密度→体積(m3)・データのないもの
HTTR、LWRなどの例から質量・体積を推定(2)原子炉回り放射化評価
・燃料から原子炉容器外側遮へいｺﾝｸﾘｰﾄまでの放射化による放射能ｲﾝﾍﾞﾝﾄﾘ（Ｂq又はＢq/t）を評価する。
・遮へいｺﾝｸﾘｰﾄ外側の機器の放射化放射能については推定する。
・運転期間は60年間とする。

(4)廃棄物質量ﾃﾞｰﾀを放射能ﾚﾍﾞﾙ･種類で整理〔放射化及びCPによる汚染の評価結果を基に放射能ﾚﾍﾞﾙで区分。貯蔵（放射能減衰）期間は5年間とする。〕①高βγ廃棄物（金属）（t）②低レベル廃棄物（金属）(t)(L1t)③低レベル廃棄物（コンクリート）(t)④極低レベル廃棄物（金属）(t)(LL1t)⑤極低レベル廃棄物（コンクリート）(t)⑥非放射性廃棄物(金属)(N1t)⑦非放射性廃棄物(ｺﾝｸﾘｰﾄ) (t)(5)廃棄物除染前体積ﾃﾞｰﾀを放射能ﾚﾍﾞﾙで区分①高βγ廃棄物（m3）②低レベル廃棄物(m3)（L2m3）③極低レベル廃棄物（m3)（LL2m3）(3)機器の汚染の推定
・ﾍﾘｳﾑｶﾞｽ中のCP,FPによる機器の汚染及び汚染範囲を推定する。

(8)廃棄物の除染後質量ﾃﾞｰﾀを放射能ﾚﾍﾞﾙ･種類で整理〔左記質量ﾃﾞｰﾀを基に除染による区分変化を反映して整理する。〕①高βγ廃棄物（金属）（t）②低レベル廃棄物（金属）(t)(L1t-LLLt)③低レベル廃棄物（コンクリート）(t)④極低レベル廃棄物（金属）(t)(LL1t+LLLt-LLNt)⑤極低レベル廃棄物（コンクリート）(t)⑥非放射性廃棄物（金属）(N1t+LLNt)⑦非放射性廃棄物（ｺﾝｸﾘｰﾄ）(t)(6)廃棄物除染前体積ﾃﾞｰﾀを処分体体積に換算〔充填率は不燃性のもの11％、ｺﾝｸﾘｰﾄ51％とする。〕①高βγ廃棄物（m3）②低レベル廃棄物(m3)③極低レベル廃棄物（m3)(7)廃棄物の除染効果の推定〔表面が汚染された金属廃棄物（放射化廃棄物除く）のうち、除染により廃棄物区分が変化するものの量を推定する〕①低ﾚﾍﾞﾙ廃棄物のうち、除染により放射能が100分の1以下になり、極低レベル廃棄物に移行できる量（LLLm3,LLLt）を推定②極低ﾚﾍﾞﾙ廃棄物のうち、除染により放射能が100分の1以下になり、ｸﾘｱﾗﾝｽﾚﾍﾞﾙ以下に移行できる量（LLNm3,LLNt）を推定③上記①②の除染時に発生する二次廃棄物量（Sm3）を推定(10)廃棄物除染後体積ﾃﾞｰﾀを処分体体積に換算〔充填率は不燃性のもの11％、ｺﾝｸﾘｰﾄ51％とする。〕①高βγ廃棄物（m3）②低レベル廃棄物(m3)③極低レベル廃棄物（m3)(9)廃棄物除染後体積ﾃﾞｰﾀを放射能レベルで区分①高βγ廃棄物（m3）②低レベル廃棄物(m3)（L2m3-LLLm3+Sm3）③極低レベル廃棄物（m3)（LL2m3+LLLm3-LLNm3）

図 4.2.1-1

廃炉廃棄物発生量算定手順

1282

1283

図 4.2.1-2

検査性・補修性向上のための原子炉構造の見直し

1284

ガスター
ビン容器

主配管

炉内機器

原子炉
容器

面

器

管

管

外 面
内 面
（断熱材表面）
伝熱管

内

外（補助炉心冷却器）
流路管

炉心槽
炉心支持構造（連結管群の外面の皿構造部）
補助炉心冷却器

内容器

内 面（断熱材表面）外機

検査孔①からアクセス

検査孔②からアクセス
検査孔③からアクセス

アクセス方法外面からアクセス
CRDM 群の下の鏡蓋を外してアクセス
検査孔①からアクセス
耐圧部ごと取外して検査

検査孔③からアクセス

水室の蓋を外してアクセス－

図 4.2.1-3 ISI アクセスルート

内部構造物を引抜いてアクセス－

水室⑥の蓋を外してアクセス
補助炉心冷却器とその廻りの耐圧部を取り外して外面
アクセス
補助炉心冷却器とその廻りの耐圧部を取り外して内面（断熱材表面）
アクセス
外面
検査孔⑦からアクセス
検査孔②又はガスタービン容器側（内部構造物を引内面（断熱材表面） 抜いた後）からアクセス（内管をガスタービン容器
側から引抜く方法もある）
検査孔②又はガスタービン容器側（内部構造物を引外面抜いた後）からアクセス（内管をガスタービン容器
側から引抜く方法もある）④、⑤又はガスタービン容器側（内部構造物を引抜
内面（断熱材表面） いた後）からアクセス（内管をガスタービン側から引抜く方法もある）－
外面からアクセス

伝熱管

下面

検査孔②からアクセス
燃料交換器用案内管④又は炉内中継槽用案内管⑤
内面（断熱材表面）
からアクセス
外面
検査孔②からアクセス
側部外面
検査孔②からアクセス

一般部
CRDM 取付部まわり
上鏡部
補助炉心冷却器周
り
円筒胴部
下部鏡部
上面・上部フランジ
円筒胴外面

1 次系機器まわりの主な ISI 用アクセスルート

1285

図 4.2.1-4(1/2) 炉内構造引抜き手順図(1/2)

1286

図 4.2.1-4(2/2) 炉内構造引抜き手順図(2/2)

1287

図 4.2.1-5

タービン内部構造引抜き手順

4.2.2 技術的成立性の評価と今後の課題
4.2.2.1 炉心設計
(1) 選定炉心の設計値と制約及び限界
炉心性能を向上させるためには燃料体積比を大きくすることが望ましいが、被覆粒子燃料においては多重構造により燃料及び FP の閉じ込め性を確保する燃料構造としているため、構造材体積比が大きくなる傾向にある。燃料体積比は 15～25%となっており、ナトリウム冷却炉・
鉛ビスマス冷却炉概念（例：ナトリウム冷却小型炉 34%）と比べて低い。なおこれは炉心での熱容量を大きくする結果につながっており、崩壊熱除去運転移行時等には安全上好ましい特性にも結びついている。
安全性を向上させるには、減圧事故時の自然循環特性を向上させることが必要となる。ガス炉の設計においては、定常運転時の除熱限界から炉心熱出力密度・比出力の限界が定まるというよりむしろ、減圧事故時の除熱限界により達成しうる熱出力及び出力密度が決定される。
(2) 設計制約に関する今後の検討課題(i)

設計上着目する異常事象選定に関する合理化
炉心設計を進める上では、AWS(減圧事故において原子炉スクラムが作動せず自然循環のみで除熱される状況)における炉心冷却に着目しており、炉心出力密度は低い方が好ましい特性となる。一方、経済性の観点からは、出力密度を高めることが、炉容器、格納容器など全体容積の削減を通じて経済性の向上に繋がる。また、インベントリを低減することから燃料サイクル費の向上にも繋がる。
他方、ナトリウム冷却及び鉛ビスマス冷却高速炉では、設計基準を超える事象としてATWS（Anticipated Transient Without Scram：異常な過渡事象に原子炉スクラムが伴わない事象）が想定され、具体的には UTOP（出力上昇型スクラム失敗事象）、ULOF（流量喪失型スクラム失敗事象）、ULOHS（除熱喪失型スクラム失敗事象）における原子炉・プラン
ト挙動が評価されている。

(ii) 異常時の温度制限
異常な過渡変化及び事故時の燃料健全性を保つ熱的制限値として、現在は燃料温度 1600℃を採用している。これは先行炉での設定値をいわばそのまま用いた値であるが、炉心燃料・材料が異なることから、熱物性試験、機械特性試験、照射試験を通じた物性データ蓄積を通じ、今後改善できる可能性が残されている。
(iii) 高温ガスの伝熱流動特性
ヘリウムの高温条件下における熱物性、伝熱特性（Flow Regime：伝熱・圧力損失特性）については、伝熱相関式、流動マップ等、不明な点も多く、流動試験を通じた基礎試験・流通試験が必要である。
(iv) 核設計不確かさ
異常な過渡変化及び事故さらには設計基準を超える事象を対象とした安全解析時に、保守性をもって見込む核的な不確かさについては、現状、知見が非常に少ない。炉心領域内部に

1288

ガス領域（制御棒フォロワ部など）を多数有する体系での核計算精度の検証を、ベンチマー
ク計算などを通じて行う必要がある。
(v) 材料開発
SiC、TiN など高温条件下で用いる材料の熱物性、照射特性については、不明な点が多い。
照射場の確保、試験施設の維持などを含め、長期的な展望に立った継続的な検討が必要となる。
SiCは近年、核融合炉壁材料の候補材として有力視されており、海外では製品化されている例があり、また大学等では精力的に照射試験が行われている。英国においては高温ガス炉への適用を意図して燃料・燃料集合体構造物が試作された実績があり、各種形状・大きさの被覆管、リブ付管、グリッドスペーサ等が、精密な加工精度を有して製造されている1)。米国においては、Bayside Material社によりSiC製の配管やファンが製造・商品化されている例がある2)。国内でも、日本カーボン社において異型円筒形状を有するカラム型容器が製作されている3)。また、SiCを固相マトリクスとし、多数の貫通管を有するブロック形状に成型した上で多数接合する技術について、試作・基礎性能試験結果が原研により報告されている
7)。これら国内外の開発動向を今後とも注視していくべきである。

(vi) LLFP ターゲット集合体
ヘリウムガス炉は冷却材出入り口温度が高いために、LLFPターゲット集合体材料として、被覆管にはSiC/SiCコンポジット、LLFP化合物としてYI3、そして減速材にY-Hを用いることを想定して検討を行っている。
SiC/SiCコンポジット被覆管については、まず製造性の可能性を見極め、物性、水素透過率等の測定を行う必要がある。ヨウ素化合物YI3については、物性値取得、製造性・再処理性の確認、そして照射挙動の確認が必要である。減速材Y-Hは、融点が高く、中性子減速能に優れかつ放射化生成物もない特徴を有するため、高性能遮蔽体としての期待もあるが、Yが高価であるためリサイクル使用が必須と考えられる。Y-Hの製造性・再処理性を確認した上で、その照射挙動を調べていく必要がある。
4.2.2.2 プラントシステム(1) 耐高温材料(i)

断熱材ライナ
断熱材ライナ材には、事故時を含む温度に耐え、比較的高い強度を有し、工業ベースでの生産が可能な材料として SiC を選定した。燃料集合体構造材に SiC を用いるため、そこで開発される多くの成果が適用できると期待している。
断熱材ライナ材として SiC を用いる場合、プラント寿命 60 年間無交換に対応する SiC はないため、（燃料集合体構造材としての SiC 材料データとは別に）必要な経年変化特性を有する SiC の開発及びその製作性の確認とともに、断熱構造システムとしての成立性を確認する必要がある。

1289

(ii) 制御棒
制御棒には、構造材にSiC、中性子吸収材にナトリウム冷却炉で実績のあるB4Cを用いるBこととした。前項の断熱材ライナと同様に、燃料集合体構造材SiCで開発される多くの成果が適用できると期待している。
制御棒は動的機器であることから、燃料集合体と異なる構造となっており、高温での耐衝撃性などの構造健全性を確認しておく必要がある。また、制御棒寿命を１サイクル以上確保する必要があり、B4Cペレットのリロケーションを抑制するための高温用シュラウド管を開B発する必要がある。
(2) 補助炉心冷却系
補助炉心冷却系は直接炉心冷却方式であり、原子炉容器上部に４基設置され、炉停止時及び事故時の冷却を行う。電源喪失時にも自然循環にて冷却可能な必要がある。この炉心冷却方式
はガス冷却炉では実績がない。
補助炉心冷却系作動時の１次系除熱特性をスケールモデル試験及び解析の両面から確認していく必要がある。また、補助炉心冷却系熱交換器の要素技術開発としてグラビティダンパの開発が必要である。
(3) ガスタービン
クローズサイクル・１軸縦置き型ヘリウムガスタービン方式は、これまでに GT-MHR の概念設計例はあるが、製作実績はない。
よって、ガスタービン発電設備を構成する各機器（磁気軸受、コンプレッサ等）の開発から着手する必要がある。最終的にはガスタービン発電システムとしての実機スケールの総合機能試験が必要である。
現在、国内外で設計開発が進められているガス冷却熱中性子炉におけるガスタービンの開発
成果が部分的に反映できる余地はある。
(4) コアキャッチャー
溶融燃料を原子炉容器の外部（下方）に設けた容器で受けて冷却する方式（キャッチパン方式）のコアキャッチャーを検討した。炉心損傷の事象推移評価上重要となる原子炉下部での燃料挙動に関する検討などを行った結果、再臨界を回避しつつ損傷炉心の長期安定冷却達成が可能なシナリオが描ける見通しを得たが、原子炉容器内下部構造の概念具体化は今後の課題である。
コアキャッチャーを開発するにあたり、まず被覆粒子燃料の炉心内での溶融、コアキャッチ
ャーまでの移行過程を試験的に把握し、溶融燃料の挙動を確認する必要がある。次に、コアキャッチャーに燃料が流入した場合の構造健全性、冷却性能、再臨界回避性能等を確認するために実機コアキャッチャーを模擬した試験装置によりコアキャッチャーの機能確認を行う必要がある。
(5)

流量調節機構
炉心の熱特性評価に基づき、燃料集合体の冷却材計画流量が定められ、計画流量通りの冷却

1290

材を供給するための流量調節機構として、炉心入口側流路に連結管スリットと集合体エントラ
ンスノズルに設けたオリフィスとの組合せによる横流入方式の流量調節機構を設置する設計とした。
精度良い流量配分を達成するために、流量調節機構の仕様設定には流動試験で流動特性を確認する必要がある。
(6) 受動的炉停止機構
キュリー点電磁石方式 SASS に用いる温度感知合金は三元合金（Fe，Ni，Co）で、文献上では SASS 作動温度（950℃・暫定）近傍であれば磁気特性条件を満足する組成は存在する見通しを得た。しかし、成立組成範囲は狭い領域に限られているため、成立性を見極める R&Dが必要である。
高温の温度感知合金を開発し成立性が確認できた後、SASS 要素の基本特性（保持力、応答特性等）を試験により把握し、SASS の成立性を確証する必要がある。
(7) 下部挿入型制御棒駆動装置
制御棒駆動装置（CRDM）は原子炉下部に設置し、制御棒はフェールセーフの観点から炉心上方から重力落下させる方式とした。したがって、CRDM 駆動軸は下方から炉心部を貫通し制御棒に接続されている。
挿入路変形時の制御棒挿入特性、繰り返し作動特性の他に、CRDM 駆動軸が炉心部を貫通す
るため高温健全性確認試験が必要である。
(8) 供用期間中検査装置（ISI 装置）
本炉では冷却材が透明なガスであるため、冷却材バウンダリの目視検査はナトリウム冷却炉等に比べて比較的容易であると考えられる。また、各検査部位へのアクセス性は ISI 検査孔などを設置することにより確保できる見通しを得た。
ISI の検査装置は、軽水炉、もんじゅなどの既設炉で開発された装置が使用できる（あるいは部分的な改良で使用できる）見込みである。ただし、本炉では、ガス雰囲気のため検査装置
を任意に移動させるマニプレータ方式などの搬送装置の開発が必要である。
(9) 原子炉格納容器
本炉では円筒鋼製格納容器を採用し、板厚は 55mm 程度である。鋼製原子炉格納容器の場合、溶接部厚さが 38mm を超える場合には、「電気工作物の溶接に関する技術基準を定める省令」（省令 81 号）の規定により溶接後熱処理が必要となる。一方で、本炉では現地にて溶接後熱処理を実施することは実際上困難であることから、溶接後熱処理の免除に関する特別認可申請を行う必要がある。また、原子炉格納容器の貫通部設計についても、実績のないものとなる。
これらの問題を解決するために、原子炉格納容器に使用予定の材料での材料確認試験などを実施して適用性を確認し、原子炉格納容器貫通部の高耐圧性の確認を行う。
なお、先行軽水炉では SGV480 鋼鈑で板厚 44.5mm まで特別認可申請し、実用化した実績があり、現在 55mm まで溶接後熱処理の免除に関する開発が進められている。

1291

(10) 中性子計装
本炉では広領域及び出力領域の中性子検出器とも原子炉容器外・炉心側部に設置することとした。
広領域、出力領域ともに従来以上の高感度及び長寿命要求があると想定されるため、これらの要求に対して具体的な開発目標を設定し、安全保護系計装及び事故後監視計器（PAM）に適合する高温高感度長寿命型核分裂計数管電離箱及び高感度長寿命型γ線補償型電離箱を開発する必要がある。
(11) １次主冷却系流量計装
本炉の場合、動力変換容器内再生熱交換器高圧側出口のリングヘッダと水平２重管を接続する単管部が計測位置の第一候補と考えられる。単管であることから流量検出器として一般的なオリフィス、差圧伝送器タイプを使用できるが、この配管はタービンシステムの構造上の制約からオリフィスの前後に十分な直管長さを持つことができず、較正試験が必要となる可能性がある。また、安全保護系４チャンネルの差圧計測値特性を一致させるために整流機構を設けることが必要になる可能性がある。さらに導圧管の周囲は再生熱交換器低圧側出口の雰囲気（定格時約 146℃）であり、かつ動力変換容器を貫通させる必要があることから、導圧管部での精度低下をおこさない工夫が必要になる可能性がある。
そこで精度の維持・向上対策の効果確認、安全保護系としての耐環境実証を耐環境試験装置
にて、流量較正・検定を試験により確認する必要がある。
(12) 中央制御盤
運転制御等については、最新軽水炉プラントの動向を踏まえ、中央監視設備にデジタル技術を適用し、運転支援システムや警報表示システムの改善、運転ガイダンスの適用、プラント起動・停止の自動化、監視操作の統合等によりヒューマンインタフェースを改善し、運転員のワークロード低減の実現を目指すこととした。
このためにタービン・発電機系と原子炉系統の運転・監視を同時に行う高度監視制御システ
ムを開発する必要がある。
(13) 電気施設(i)

ガスタービン発電機
本炉では動力変換容器中にタービン発電機を縦置きに配置した。また、閉サイクルのヘリウム冷却によるガスタービン発電機を採用した。通常、タービン発電機は水平に配置されており、縦置きでの適用実績はない。また、水冷却／水素冷却／空気冷却のタービン発電機技術は確立されているが、冷却媒体にヘリウムガスを用いた発電機については技術開発の実績もない。
縦置型及びヘリウムガス冷却型のタービン発電機、それぞれの開発が必要である。

(ii) 電気ペネトレーション
発電機主回路は動力変換容器及び原子炉格納容器を貫通することになる。それぞれの貫通部については、バウンダリ機能を持ち、かつ大電流／高電圧仕様の電気ペネトレーションが1292

必要となる。このような大容量電気ペネトレーションは従来 PWR では実績がない。
本炉の電気ペネトレーションは従来 PWR と比べて電気（電圧／電流）、圧力、雰囲気条
件、線量について実績のない仕様となるため、新規開発する必要がある。
(14) 漏洩流量制限機構
配管断面積 50cm2以上の配管の外側に設置する必要のある漏洩流量制限機構については、実機プラントでの据付スペース確保に留意する必要があるが、製作上の特段の課題はないと考える。
(15) ３次元免震装置
ローリングシール型空気ばねを用いた３次元免震装置の 2003 年度仕様から配置性を検討した結果、建屋面積内に３次元免震装置の配置が納まらず、基礎版を建屋外側に数ｍ～10m 程度
広げる必要がある、あるいは３次元免震装置の支持荷重を２～３割程度増強する必要があることがわかった。
今後、３次元免震装置以外に配置の必要がある装置（ロッキング抑制装置、上下方向減衰装
置など）を考慮した詳細な配置性の検討を行い、上述の配置性の対応方針を策定するとともに、３次元免震装置単品の特性データ取得によるシステム成立性の確認、大型振動台による確証試
験などが必要である。あわせて、３次元免震装置の支持荷重増強を期待する。
(16) 燃料取扱設備
燃料取扱設備は、再処理施設へ搬出するまで全てヘリウムガス雰囲気中で取扱う。崩壊熱が高い段階では移送中の冷却が必要となるが、移送中の冷却に関してはナトリウム冷却炉で検討されているガス中移送設備概念などの技術での対応が可能と考えられ、概念構築に係わる特段の開発課題はないと考える。
また、燃料取扱機器（グリッパ、昇降機、支持装置）についても、パンタグラフ方式は既設HTTR 燃料交換機等の技術が流用可能と考えられ、燃料取扱設備側での取扱いに充分耐え得る
燃料集合体構造とすることで、特段の開発課題はないと考える。
4.2.2.3 構造健全性(1) 高温構造設計
ヘリウムガス冷却炉は、通常運転時に原子炉出口ガス温度 850℃、減圧事故時（自然循環冷
却）にガス温度 1550℃程度の高温雰囲気となる。一方で、ヘリウムガス冷却炉の構造材には、経済性、信頼性を考慮し、従来から使用されている材料を採用しているため、内容器、主配管
内管などの高温ガスと接する領域では、構造材を保護するために断熱材を設置する必要がある。
断熱材には、HTTR で使用実績があり、ヘリウムとの共存性の良いカオウールの採用を検討している。
断熱材表面をライナで覆い、それらを構造材に固定する必要があるが、ライナや取付部材は高温ヘリウムガスと直に接するため、耐熱性の優れた材料を用いる必要がある。減圧事故時を含む高温に耐え、比較的高い強度を有し、工業ベースでの生産が可能な材料として SiC を選定した。SiC は燃料集合体構造材に用いるため、そこで開発される多くの成果が断熱材ライナに1293

も適用できると考えている。
断熱材ライナの構造概念を図 4.1.3.8 に示す。異種材溶接を避けるため、構造材（内容器、主配管内管など）内面に構造材と同材質の改良 9Cr 鋼製スタッド取付け座を溶接で取付け、それに SiC 製スタッドボルトをねじ込んで設置し、その後に断熱材及び断熱材ライナを取付け、ナットで固定する構造とした。また、内容器や主配管内管とライナとの熱膨張差を吸収するため、ライナの端部に重なりを持たせ、ライナ同士がスライド可能な構造とした。
(2) 熱過渡設計
ヘリウムガス冷却炉では、熱過渡緩和方策として前項で設定した断熱材構造を設けている。
本断熱材構造について、運転状態Ⅲ及び運転状態Ⅳの熱過渡事象時の有効性検討を行った結果、断熱材で重要な部位である上部プレナム部（内容器内側）では、断熱材（カオウール）の厚さが 200mm あれば、熱過渡条件に対して十分に制限値を満足できる見通しのあることがわかった。詳細を以下に示す。
断熱材で重要な部位は、炉心出口側ガス温度（定格出力時 850℃）にさらされている部分である。この部分は原子炉の上部プレナム部（内容器内側）の断熱材と上部プレナム部よりガスタービンに通じる主配管内管の断熱材である。ただし、主配管内管はタービントリップをすればヘリウムガスの流動が停止してしまうため、検討対象部位は上部プレナム部の断熱材とする。
熱過渡条件は、断熱材の温度が上昇するのは炉心出口のガス温度が高くなる場合、あるいは構造材表面の低温側のガス流量が小さくなる場合である。したがって、ここでは運転状態Ⅲと運転状態Ⅳの高温側の炉心出口のガス温度が高くなる事象及び低温側のガス流量が小さくなる
事象を対象とした。選定した条件は以下とした。
（対象事象）①

運転状態Ⅲ：原子炉トリップまたはタービントリップ（→ 50%×2 系統 ACCS・強制循環除熱）②

運転状態Ⅳ：全電源喪失③

運転状態Ⅳ：減圧事故＋50%×２系統 ACCS・強制循環除熱解析モデルを図 4.2.2-1 に示す。図に示すように内側から外側に向かってヘリウムガス、ライナ、カオウール、内容器、ヘリウムガスが並んだ１次元モデルを用いた。解析には汎用 FEM
解析コード FINAS を用いた。
設計検討用の目安制限値は以下とした。
①

定格出力時：内容器の温度が 470℃以下（改良 9Cr 鋼の内容器が十分に健全性を保つことができる温度）②

運転状態Ⅲ：550℃以下（比較的短時間であれば顕著なクリープ損傷を生じない温度）③

運転状態Ⅳ：800℃以下（流路を維持するための目安制限値）

解析結果を図 4.2.2-2 と図 4.2.2-3 に示す。各事象における内容器の最大温度は、定格出力時で 463℃、運転状態Ⅲで 479℃、運転状態Ⅳで 527℃となり、解析の結果、内容器の温度上昇は少なく、各事象において制限値を十分に満足しており、熱過渡事象時における断熱材の有効性が確認できた。

1294

本解析で、断熱材で重要な部位である上部プレナム部（内容器内側）では、カオウール厚さが 200mm あれば、熱過渡条件に対して十分に制限値を満足できる見通しのあることがわかった。カオウールとしては 200mm 厚さであれば成立するが、スタッドボルト等を通しての熱伝導効果を考慮して断熱材構造としての厚さは 300mm とした。
(3) 耐震設計
ヘリウムガス冷却炉は、高圧システムのため一次冷却材圧力バウンダリ（原子炉圧力容器、
動力変換容器など）は厚肉構造となっている。そのため、一次冷却材圧力バウンダリで耐震強度上問題となる点はほとんどないと考えられる。一方で、一次冷却材圧力バウンダリ支持構造
や炉内構造などについては、耐震強度検討が必要である。ヘリウムガス冷却炉の耐震上の課題を表 4.2.2-1 に示す。
地震条件は、将来的に従来よりも厳しい地震条件を適用しなければならない可能性を考慮し、
強地震動（従来条件であるリファレンスS2 地震動に対し、水平方向地震動を 1.5 倍、上下方向地震動を 1.25 倍した地震動）4) として耐震検討を行った。
検討手法は、原子炉容器、炉内構造物等をバネマスモデル化し、簡易的な耐震解析を実施し5)、耐震上課題となる部位の強度を確認し、耐震性の見通しを立てた。結果を表 4.2.2-2 に、結果内容を以下に示す。
(i)

原子炉容器
ヘリウムガス冷却炉は高圧システムのため、一次冷却材圧力バウンダリは厚肉構造となっている。一次冷却材圧力バウンダリの必要強度は内圧強度が支配的であり、原子炉容器本体
で耐震強度上問題となる点はないと考えられる。
原子炉容器の支持については、PWR と同様に自重支持方式としているため、原子炉容器の飛び上がりや回転（転倒）が生じると、その落下時の衝撃力による破損あるいは強制変位による主配管外管の破断が懸念される。これらに関しては、建屋３次元免震の採用によって
上下応答加速度を１G 以下にし、原子炉容器の飛び上がりや回転などを防止することで耐震性は確保できる見通しである。
なお、補助炉心冷却器が入る細径容器は、長尺構造であるが軽量なので座屈変形などの問題はないと考えられる。

(ii) 炉内構造物(a) 燃料集合体
燃料集合体の飛び上がりによる破損については、建屋３次元免震の採用によって上下応
答加速度を１G 以下にすることで、燃料集合体の飛び上がりは生じず、飛び上がりによる破損はない見通しである。
燃料集合体の群振動については、建屋３次元免震の採用により水平応答加速度も小さい
が、衝突時には SiC の破壊靱性値が不明であり、成立性の見通しは得られていないので、試験により確認が必要であると考えられる。圧縮時には燃料集合体上端の剛性が高いハンドリングヘッド近傍にパッドを設け、圧縮力を受ける構造物を設けることにより、健全性を保つことが出来ると考えている。
(b)

制御棒
炉心部の水平変位による制御棒挿入性への影響については、構造の剛性が高いため相対1295

変位は小さく（5mm 程度以下に収まると推定）、制御棒挿入性への障害は生じない見通しである。ただし、制御棒の構造材は SiC としているため、制御棒の衝撃の緩和、吸収方法の検討が必要である。
(c) 内容器・主配管内管
内容器は、炉心及び炉心支持構造物の重量を原子炉容器フランジ部から吊り下げている
強度部材であるが、板厚 50mm という厚肉であるので、耐震強度上、特に問題はない見通しである。
内容器の水平変位による主配管内管の座屈変形は、内容器の板厚、支持方法から内容器
変位は十分小さいと考えられ、主配管内管の座屈は問題ないと考えられる。
(iii) 動力変換容器
動力変換容器本体については、原子炉容器本体と同様の理由で耐震性は確保される見通しである。動力変換容器の水平・回転変位については、主配管に対する変位制限のため、容器の上下２箇所に各 1.5×106N程度の振止めを設置する必要がある。
フローティング用支持ロッドの座屈変形については、建屋３次元免震の採用により上下加速度が小さいため、生じない見通しである。
(iv) ガスタービン
建屋３次元免震の採用によって地震加速度条件が軽減されるため、耐震上の課題（地震時のガスタービン回転維持など）は特に無いと推測するが、今後、ガスタービン詳細設計時に解析による耐震検討、磁気軸受などの要素開発時に耐震強度を確認していく必要がある。
(v) 建屋免震
建設時の土木掘削量の削減、建屋物量の削減、機械設備に対する耐震荷重条件の緩和等の観点から、免震建屋構造としている。
水平免震のみでは、強地震時の上下加速度が 1G を超え、燃料集合体や原子炉容器の浮き上がり及び落下によって破損を生じる可能性があるため、上下免震要素が必須で、３次元免震装置を設置することとした。
平成 15 年度３次元免震装置仕様（ローリングシール型空気ばねを用いた３次元免震装置）
において配置性を確認すると、建屋面積内に３次元免震装置の配置が納まらず、基礎版を建屋外側に数ｍ～10m 程度広げる、あるいは、３次元免震装置の支持荷重を平成 15 年度仕様からさらに２～３割程度増強するなどの対策が必要である。
(4) 遮へい設計
ヘリウムガス冷却炉の構造材には、経済性、信頼性を考慮し、従来から使用されている材料を採用している。ヘリウムガス冷却炉の高温、高速炉環境でこのような材料を使用するため、原子炉容器内面に断熱材及び中性子遮へい体、内容器内面に断熱材を設置することで、耐高温性、耐照射性を確保している。
炉内構造物の累積高速中性子照射量低減及び炉停止時に立ち入る場所の放射化による線量率低減の観点から、導入期炉心の場合、炉心周囲には次のような遮へい体を設置した。
①

径方向の遮へい
径方向ブランケット１層の外側に、径方向遮へい体３層（SiC：１層、B4C：２層）と、

1296

その外側の炉心槽との隙間に 26cm厚のB4C遮へい体を設置した。
B（なお、平衡期炉心の場合は、導入期炉心に対してブランケット燃料をSiC製可動反射体に置き換え、SiC製可動反射体２層、B4C製可動反射体２層の構成とする。）
B②

上部軸方向の遮へい
補助炉心冷却系、１次系機器室のメンテナンスでの立ち入りを考慮して、原子炉容器、
補助炉心冷却器内モータ等の機器の放射化を抑える目的で、上部軸ブランケット（25cm）＋上部軸遮へい体（SiC 20 cm＋B4C 125 cm）を設置した。

③

下部軸方向の遮へい制御棒駆動装置のメンテナンスでの立ち入りを考慮して、原子炉容器、制御棒駆動装
置の放射化を抑える目的で、下部軸ブランケット（25 cm）＋下部軸遮へい体（SiC 20 cm＋B4C 60 cm）を設置した。

累積高速中性子照射量については、中性子束の計算ノミナル値に補正係数を乗じ、照射時間
60 年、稼働率 93％を考慮したものとする。この数値は、原子炉容器、炉心槽、炉心支持板での構造健全性から設定される高速中性子累積照射量制限目安値を下回る結果となった。
制御棒駆動装置や補助炉心冷却系熱交換器の炉容器室内、１次系機器室入口のメンテナンス
で立ち入るエリアの中性子束についても、全中性子束及び熱中性子束の制限目安値を下回る結果となった。ただし、１次系機器室及び炉容器室内の炉停止時における空間線量率は、ここで評価した放射化による線量率以外に、FP の拡散による機器への沈着を考慮すると無視できない量になると推測される。今後の設計進捗に伴い、FP 沈着による詳細な線源評価を実施する必要がある。この影響により、各メンテナンスエリアの線量率が高くなる可能性があり、さらなる炉心周りの遮へい強化（上下軸遮へい体厚さの増加など）、あるいはメンテナンス手法の見直し（保守作業の遠隔自動化など）が必要になる可能性もある。
その他に、炉心周りの遮へいを強化したことで、中性子計装設計に影響が生じる。炉外 NISの設置位置に相当する径方向遮へい体の一部にスリットを設け、原子炉構造に大きな影響を与えることなく、NIS 側で必要とする中性子束を確保するなどの対策が必要である。
(5) ヘリウムガス漏えい検出
ヘリウムガスは、水や炭酸ガス等に比べ分子が小さいため一般的に漏えいの可能性が高く、無色透明の気体であるため、微小な漏えいが発生した場合に漏えい箇所を特定するのが難しい。
一方で、プラントの安全・安定運転及び高温ヘリウム配管に対する破断前漏えい（LBB）概念
を将来的に適用するために、早期にヘリウムガス漏えいを検知する方式について調査した。
冷却材の漏えい箇所は既設炉の実績からフランジや弁などのシール部が多い6)。漏えい検出箇所はある程度限定できることから、HTTR向けに設計、開発が進められている、原子炉系外で漏えいを検出する方式の「放射線センサにより通常時空気とそれがヘリウムに置き換わった場合の放射線阻止能の違いを検知する方法（以下「アクティブ法」という）」7), 8) が、漏えいヘ
リウムガスの温度、放射能レベルに依存せず、基本的な感度も高いので有望であり、本プラン
トにも適用することができるものと考える。
アクティブ法検出装置の構造概念を図 4.2.2-4 に示す。アクティブ法検出装置は、漏えいヘ
リウムガス捕集容器とその内部に対向配置する放射線源と放射線レベルを測定する検出器で構1297

成される。検出装置は、検出性能に影響が出ないように放射線レベルが十分に低い場所あるいは必要な遮へいを行って設置し、漏えいの可能性が高いシール部や主配管外管などのある程度
細かく区分けした区画から漏えいしたヘリウムガスを検出装置の捕集容器内に導く（例えば、主配管部であれば、主配管外管から漏えいしたヘリウムガスを外管とガードパイプの間から検出装置に導く）。空気に満たされた捕集容器内にヘリウムガスが入り、その濃度が高まると空気による放射線レベルの減衰が減少するため、検出器の測定値が上昇する。これにより漏えいを検出する。本検出方法により、0.1cm3/sの漏えいを 1 時間以内に検知できる可能性がある。
4.2.2.4 安全評価
本節では、最初にヘリウムガス冷却炉の安全性を確保するための安全設計方針について述べた
後、同炉が十分な安全性を有するかどうかの評価を決定論的安全評価の視点から第 2 項及び第 3項で説明するとともに、第 4 項において炉心損傷時の再臨界回避方策の検討について述べる。さらに、第 5 項で確率論的安全評価に触れた後、第 6 項で概念具体化のために必要となる主要な研
究開発課題とその解決方策に言及する。
(1) 安全設計方針の検討
炉の安全設計は、基本的には第１章に示されている設計要求とその対応方針に基づいて検討されており、それぞれの冷却材と燃料形態の組み合わせに応じた特長を活かすよう配慮されている。安全設計方針の根幹となるのは、深層防護の考え方であり、その段階ごとに適切な手立てを講じることにより、炉心損傷事象を設計基準外に位置づけ、さらに、設計基準を超える領域の事象についても、設計拡張条件を設定し、炉心損傷防止と影響緩和の両面から対策を講じることとしている。この考え方は、各概念に共通して適用されている。（2.2.2.4 参照）
ヘリウムガス冷却炉において特徴的な事項を以下に列挙する。
①

炉心特性
本概念では、冷却媒体としてのガスの弱点を克服すべく、高温耐性に優れた被覆粒子燃料を低出力密度で使用するとともに、冷却材の流動圧力損失を抑えた炉心設計とする。
さらに、炉心内の冷却材体積割合を低減することによって減圧に伴って投入される正の反応度を抑制する。このような設計対応に加えて、本炉心では燃料被覆層及び炉心構造
材の中性子減速効果によってドップラー係数が比較的大きくなっている。このような炉心設計上の特徴から、本原子炉では減圧事故を含めた異常時の過渡挙動が比較的緩慢である。
原子炉を、同軸のガスタービン発電機とコンプレッサに直結させた本概念では、ガスタ
ービンやコンプレッサの異常に伴う外乱が直接炉心冷却に影響することになるが、上記のごとくの炉心特性とすることによって異常時の燃料健全性を確保する。

②

受動的炉停止能力の付与
上記のような特徴から、代表的な ATWS 事象（ULOF、UTOP）に対しても炉心損傷が回避できる可能性があるが、現状では、ここで想定している被覆粒子燃料概念の高温での破損限界の不確かさが大きい。このため、制御棒による独立 2 系統の原子炉停止系に加えて、後備炉停止系の切り離し部に自己作動型炉停止機構（SASS）を設け、仮に安全保護系信号の不作動により原子炉スクラムに失敗するような事態を仮定しても、冷却

1298

材温度上昇によって受動的に後備炉停止系の制御棒が落下する設計を検討する。
③

バウンダリ破損時の炉心冷却能力の確保
冷却材圧力バウンダリ破損後短時間での冷却能力の低減を抑制するため、冷却材圧力バ
ウンダリ破損時の破損面積を制限する（50cm2 以下とする）。このため、大口径配管（50cm2以上）に対しては外管を設置し、万一破損が生じた場合にも冷却材の格納容器
内への流出を抑制する。
長時間に亘る炉心冷却能力を確保する観点から、格納容器に背圧維持機能を持たせる。

④

崩壊熱除去（補助炉心冷却系）
補助炉心冷却系は冗長性もしくは多様性を有する系統構成とし、空気冷却器にベーン・ダンパーを設ける場合、これらを多重化・多様化して、単一故障ではその機能を喪失しない設計とすることにより、信頼性の向上を図る。また、１次系内の流路切り替えのためのダンパには、受動的機構を取り入れるなど信頼性向上を図る。
強制循環による除熱に加えて、減圧状態において自然循環による除熱が可能な設計とする。このため、炉心を含めた系統圧損を小さくするとともに、炉心と熱交換器との間の伝熱中心差を大きくとった設計とする。

⑤

再臨界回避方策本概念は、減圧事故時にスクラムを伴わずに自然循環除熱へ移行するという極めて苛酷な想定下においても著しい炉心損傷が回避される可能性を有している。したがって、ス
クラム失敗事象は炉心損傷の代表事象とならない可能性がある。一方で、炉停止後の除熱が失われた状態を想定すると、比較的短時間で炉心損傷に至る可能性を有している。
このため、ここでは崩壊熱あるいは低出力レベルでの除熱喪失に伴う炉心溶融を対象として、定性的に事象推移を推定し、再臨界回避方策を含めた影響緩和方策のフィージビ
リティを検討する。

⑥

格納施設
本原子炉の格納施設は、所定の耐圧・機密性能を有する格納容器と、これを囲み事故時に負圧を維持するコンファインメントエリアから構成する。
冷却材圧力バウンダリ破損事故時に格納容器に漏出するヘリウムガス等を閉じ込めるとともに、減圧事故時の炉心冷却性を確保するため、所定の圧力を維持する設計とする。

4.1.3.1 節に示す炉心概念及び 4.1.3.2 節に示すプラントシステム概念は、この設計方針に沿った形で設備概念の具体化が図られている。
(2) 評価事象、判断基準の検討
ここでは、「発電用軽水型原子炉施設の安全評価に関する審査指針」（平成 2 年 8 月 30 日原
子力安全委員会決定）、「高速増殖炉の安全性の評価の考え方」（昭和 55 年 11 月 6 日原子力安全委員会決定）及びこれらに基づいて安全審査が実施された国内の既存軽水炉、先行ナトリウ
ム冷却炉及び HTTR（高温工学試験研究炉）の設置許可申請書、さらには、高速増殖実証炉向けに検討された安全設計・評価方針を参考として、本概念の安全設計の妥当性を評価するための安全設計評価において想定すべき設計基準事象の候補を摘出し、分類するとともに、合否判定のめやすにすべき判断基準を設定した。

1299

事象の摘出・分類、判断基準の設定の考え方は、2.2.2.4 節に記載されているナトリウム炉の安全評価と同様である。選定された設計基準事象を表 4.2.2-3 に示し、安全設計評価の判断基
準を表 4.2.2-4 に示す。なお、燃料健全性の判断基準として暫定している燃料あるいは冷却管
最高温度 1600℃は、本概念とは異なる被覆材料を使用した HTTR に適用されているものを参照しており、今後の開発努力によって、HTTR 燃料と同等の高温耐性が確保されることに期待している。安全設計評価にあたっては、ナトリウム炉と同様に、各種の解析条件について結果を厳しくするように不確かさを考慮した。
DEC（設計拡張条件）に対する評価については、評価対象炉が高い炉心損傷回避能力を有することを確認する目的で、自己作動型炉停止機構（SASS）の有効性を評価する ATWS 解析、
長時間の全交流電源喪失時の炉心冷却性を評価する崩壊熱除去系の自然循環除熱解析、及び減圧事故にスクラム失敗と崩壊熱除去系の強制循環機能喪失を重ねた苛酷な事象(AWS)についての過渡解析を実施した。
解析の目的に照らして、評価の判断基準を著しい炉心損傷の回避とし、そのめやすとして燃料最高温度あるいは冷却管最高温度を暫定した(表 4.2.2-4 参照)。また、立地評価についても仮想事故相当の評価のみ実施した。判断基準については、表 4.2.2-4 に示している。
(3) 安全特性評価9)
ここで評価対象とするのは、熱出力 2400MWt（電気出力 1124MWe）の窒化物燃料炉心をヘリウムガスにより冷却し、1 次冷却材であるヘリウムガスによってガスタービンを駆動して得られる動力によって発電と冷却材の昇圧を行う概念である。炉心概念としては、フェーズ２
中間まとめ段階では、被覆粒子燃料を SiC 製の透過性 2 重円筒内に充填し、水平方向の冷却材の流れによって被覆粒子燃料を直接冷却するコンパートメント型が候補概念として暫定されていた。このコンパートメント型では、被覆粒子燃料が冷却材に直接さらされていることから、放射性物質閉じこめの観点の課題が生じる恐れがあることから、燃料粒子を固相マトリックス
内に充填し、充填層内に SiC 製の冷却管を垂直方向に設置したブロック型概念が提案された。
その後の検討により、ブロック型では、安全性を確保しつつ取り出し平均燃焼度の向上等コン
パートメント型を上回る炉心特性が得られた。よって、ここでは、ブロック型の炉心概念を対象とした評価を中心に記述すると共に、コンパートメント型についても評価結果の概要を示す。
なお、熱出力 3200MWt（電気出力 1500MWe）のプラントについては解析的な評価は実施していないため、定量的な言及はできないが、ナトリウム冷却炉では、中型（熱出力 1785MWt）と大型（熱出力 3570MWt）でほぼ同じ安全特性となっていることから類推すれば、同様の安全概念を構築することは可能と思われる。
(i)

設計基準事象評価
本概念の安全設計上の成立性を見通す観点から、選定された設計基準事象のうち、システ
ムの特徴や先行概念での検討結果を踏まえて、結果が比較的厳しくなると予想される事象について、解析、評価を実施した。炉心燃料の健全性確保の観点からクリティカルとなりうるのは、炉心に流入する 1 次冷却材流量が減少する流量減少型事象及び炉心出力が上昇する過出力型事象及び流量の減少と系統圧力の減少が重畳する減圧型事象であり、これらのカテゴ
リのうち、代表的な事象について解析を実施した。流量減少型事象については、選定された

1300

事象のうち、最も流量減少が急激なタービン発電機負荷喪失を対象とした。過出力型事象では、制御棒誤引抜事象を、減圧型事象についてはバウンダリ破損に伴う 1 次冷却材漏洩を対象とした。
(a) 流量減少型事象（タービン発電機負荷喪失）
本事象では、原子炉の出力運転中に送電系統の故障によりタービン発電機の負荷が喪失
し全系統 4 ループのターボシステムがトリップすることを想定する。ターボシステムトリップによりタービンバイパス弁が急開して圧縮機回りにショートサーキットが形成され、炉心流量及び圧力が急減する。この結果、除熱が不足し、かつ、減圧に伴う正の冷却材反応度が投入されて燃料温度が上昇する。コンパートメント型に対する主要な解析条件と解
析結果を表 4.2.2-6 及び表 4.2.2-8 に示す。解析は事象発生４秒後にスクラムする条件で行っており、この場合燃料最高温度は、判断条件を下回る。本概念についての安全保護系の設計は検討の途上にあるが、事象発生時点で原子炉出力を始めとして種々のプロセス量に異常が現れるので十分設計対応可能と判断される。
本事象に対しては、ブロック型を対象とした解析は実施していないが、ブロック型ではコンパートメント型と比較して減圧反応度が低減されていることから成立性はあると判断する。
(b) 過出力型事象（制御棒誤引抜）
本事象では、原子炉の出力運転中に制御棒駆動機構の故障や運転員の誤操作により制御
棒 1 本が連続して引き抜かれるか、あるいは、複数の制御棒がシーケンシャルに誤引抜されることによって、炉心に異常な正の反応度が挿入され、原子炉出力及び燃料温度等が上昇する。
ブロック型に対する主要な解析条件と解析結果を表 4.2.2-5 及び表 4.2.2-7 に示す。制御
棒誤引き抜きによる反応度挿入率として 0.1￠/s と 3￠/s を想定し、挿入反応度は約 30￠として解析を行った。0.1￠/s の場合、誤引き抜き制御棒の他の制御棒に対する位置偏差50mm 程度を検出信号とすることによって、3￠/s の場合、出力領域中性子束高（設定点
約 130%）によって炉心保護可能となる見通しを得た。これらの検出変量を安全保護系信号として設定することは今後の設計対応で十分可能と考えられる。
コンパートメント型に対する主要な解析条件と解析結果を表 4.2.2-6 及び表 4.2.2-8 に示す。制御棒誤引き抜きによる反応度挿入率として 0.1￠/s と 3￠/s を想定し、挿入反応度は
約 70￠として解析を行った。原子炉平均出力が約 130％到達時点までにスクラムすれば判
断基準を満足できる結果となった。
(c) 減圧型事象（１次冷却材漏洩）
本事象では、原子炉出力運転中に、冷却材圧力バウンダリが破損することにより 1 次冷却材が格納容器内へ漏洩して 1 次系が減圧されることを想定する。ブロック型に対する主要な解析条件と解析結果を表 4.2.2-5 及び表 4.2.2-7 に示す。事象発生に伴い、正の減圧反1301

応度が投入されるが、燃料温度上昇に伴うドップラー反応度とほぼ拮抗し、1 次系の圧力低下を検知してスクラムされるまで、出力はほぼ定格状態に維持される。冷却管最高温度
は 1300℃未満に止まり、判断基準を満足する。
表 4.2.2-8 に示すとおり、コンパートメント型についても判断基準を満足する結果を得ている。
(ii) 設計拡張条件に対する適合性評価(a) 自己作動型炉停止機構（SASS）有効性評価
受動的炉停止機構である SASS の有効性見通しを確認する観点から、２タイプの ATWS、すなわち UTOP、ULOF それぞれについて典型的な異常状態を想定して解析を行った。ブロック型に対する主な解析条件と結果を表 4.2.2-5 及び表 4.2.2-9 示す。本評価は設計拡張条件に対する評価に位置づけられるため、ノミナルベースでの評価とした。解析結果は
UTOP、ULOF のいずれの事象に対しても SASS を考慮しなくても出力静定する結果となった。冷却管の最高温度は、判断めやすを下回り、炉心損傷が防止できる。本概念を対象とした SASS については、今後開発を進める必要があるが、暫定的に設定した切り離し温度 950℃とナトリウム炉用 SASS の伝熱応答特性から類推される応答遅れをもつ SASS の適用を想定した場合、これらの事象開始後 100 秒程度以内に SASS によって保持されている制御棒の挿入が生じ、燃料及び冷却管の最高到達温度が低減されると共に、早期の炉停止状態への移行を可能とするものと判断される。
表 4.2.2-10 に示すとおり、コンパートメント型については、上記と同じ条件で SASS を考慮した解析を実施しており、判断基準を満足する結果を得ている。
(b) 全交流電源喪失時の除熱能力評価
全交流電源喪失時には自動スクラムするとともに全系統４ループのタービンがトリッ
プし、４系統の崩壊熱除去系による自然循環除熱へと切り替わる。ブロック型に対する主な解析条件と結果を表 4.2.2-5 及び表 4.2.2-11 に示す。本事象においては、タービントリ
ップ時に 1 次系内が均圧化するため、炉心部での冷却材圧力は、約 3.7MPa に低下するが、この圧力状態にて自然循環による除熱機能が維持され安全な崩壊熱除去が可能な結果となっている。冷却管最高温度は 1600℃を下回る結果となり、設計基準事象に対する判断基
準をも満足している。
コンパートメント型に対する主な解析条件と結果を表 4.2.2-6 及び表 4.2.2-12 に示す。
燃料最高温度は 1600℃を下回る結果となり、設計基準事象に対する判断基準をも満足している。
(c) 苛酷事象（AWS）の評価
本概念においては冷却材漏洩によって冷却不全と正反応度投入が重畳し、かつ、その程度が最も大きい減圧型事象（1 次冷却材漏洩）が炉心燃料健全性に与える影響が大きく、本概念の代表的安全評価事象と見なせる。本概念の炉心損傷に対する安全裕度を評価する観点から、１次冷却材漏洩にスクラム失敗と崩壊熱除去系の強制循環機能喪失を重畳した苛酷事象(AWS)を想定し評価した。ブロック型に対する主な解析条件と結果を表 4.2.2-51302

及び表 4.2.2-11 に示す。炉心冷却形状維持のめやすを冷却管最高温度 2200℃とすれば、このような苛酷な条件下でも炉心損傷は防止されることとなる。ただし、冷却管最高温度の 2200℃は燃料集合体の構造材料である SiC の高温健全性確保の観点から暫定している値であり、燃料被覆層を含めた健全性あるいは冷却性が確保されるかどうかについて判断するためには今後試験データ取得を含めた検討が必要である。また、本評価に関連する解析評価の結果として、冷却管温度が 2000℃を大きく越える領域において、冷却材の粘性係数が増加して冷却材流量が低下し、さらなる温度上昇を招く正の温度フィードバック現象の発生が予測されている。ここでの解析結果では、その正の温度フィードバック現象の発生が回避できることを示しているが、今後の研究によってその裏づけを得ていく必要がある。
１次冷却材漏洩は発生頻度としては「事故」の範疇であり、確率的にはスクラム失敗の重ね合せを考慮する必要はないと考えられ、SASS に対する設計要求として本事象を考慮する必要は必ずしもない。ただし、本節(ii)(a)で想定した応答特性を有する SASS であれ
ば、本事象に対しても結果を緩和する効果を有する。
一方、崩壊熱除去機能については、本概念では、蒸気タービン発電方式とは異なり、代替除熱手段として水蒸気系を活用することができないため、原子炉停止後の崩壊熱除去失
敗に起因する炉心損傷発生頻度低減の観点から崩壊熱除去系の信頼度を高める必要がある。除熱容量については、減圧状態での自然循環除熱が可能であることが炉心損傷発生頻度についての目標達成見通しを得るために必須であることが、本節(5)の予備的 PSA 評価の結果示されている。本事象ではスクラム失敗をも課していることから、崩壊熱除去系の除熱容量を設定する上ではやや保守的な条件ではあるが、本事象において炉心損傷防止可能性を見通すことによって、崩壊熱除去系除熱容量が妥当であることのめやすにできる。
表 4.2.2-12 に示すとおり、コンパートメント型についても判断基準を満足する結果を得ている。
(iii) 被ばく評価
ここでは、熱出力 2400MWt（電気出力 1124MWe）のプラントを対象に評価を行っている。プラント概念が同一の場合、評価結果は、炉内の放射物質の存在量、すなわち熱出力に比例する。熱出力 3200MWt（電気出力 1500MWe）のプラントの場合は、2400MWt の評価
結果に出力比を乗じることによって外挿可能である。
(a) 事故評価
被ばく評価上結果が厳しくなるのは、異常状態において燃料破損が生じ、なおかつ１次系のバウンダリ破損が生じる事象であるが、本概念においては燃料健全性にとって厳しい結果を与えると考えられる１次冷却材漏洩においても燃料健全性は維持される。このため、格納容器内への有意な放射物質放出をもたらす事象は、設計基準事象の範囲では想定しがたい。このため、ここでは通常運転状態において偶発的要因によって一部燃料の破損がありうることを考慮して、１次冷却材中にソースタームを想定して被ばく評価を実施した。
対象としたのは１次冷却材漏洩である。主な解析条件と結果を表 4.2.2-13 に示す。判断基
準を十分満足できる見通しである。

1303

(b) 仮想事故評価
軽水炉や先行ガス炉の立地評価にならい仮想事故相当の評価を行った。主な解析条件と結果を表 4.2.2-13 に示す。判断基準を十分満足できる見通しである。

(4) 再臨界回避特性の検討 10), 11), 12)
リスク評価の観点からは、PSA 手法を適用し、発生頻度及び事故影響の両面から系統的にリ
スク支配因子となる事象シーケンスを洗い出し、その事象推移の分析しつつ合理的に適用可能な影響緩和方策を検討することが望ましいが、本概念については、その概念構築段階にあり、かつ、採用している被覆粒子型窒化物燃料の破損及び破損後挙動に関する知見が乏しい。このため、ここでは、上記にて検討した炉心及びプラント特性を考慮して、炉心損傷の事象推移を定性的に推定し、コアキャッチャーに代表される炉心損傷影響緩和対策設備概念について検討した。
炉心損傷の起因となる事象としては様々なものが考えられるが、ここでは、それを特定せず、異常状態において核的停止しやすい本概念の特徴を踏まえて、炉停止状態での除熱喪失を想定した崩壊熱による炉心損傷過程を取り上げ検討した。炉心部、原子炉容器下部及び格納容器内
原子炉キャビティのそれぞれの場所について、燃料が溶融し移行する過程における臨界性と冷却性について検討し、再臨界を回避しつつ損傷炉心の長期安定冷却達成が可能なサクセスシナ
リオが描ける見通しの有無とコアキャッチャー等の対策設備概念について検討した。（図4.2.2-6 参照）(i)

炉心崩壊過程の検討（炉心部での燃料移行）①

崩壊熱レベルでは、燃料核のみが極端に過熱されることはなく、被覆材及び構造材もほぼ同じ温度で上昇するものと考えられる。簡易的な熱計算によれば、崩壊熱レベル
では、燃料と被覆材、構造材はほぼ同じ温度で上昇し、約 1 時間で炉心の 40％が溶融する。集合体列ごとの溶融時間差は 10 分程度ある。

②

燃料融点（窒化物: 約 2750℃）及び被覆材融点（TiN: 約 2950℃）と比較して構造材
SiCの分解温度は 2300～2700℃と低いので、燃料集合体温度が 2300℃程度となった時点から構造材が強度を失い始め集合体の崩壊が進行すると考えられる。また、窒化物燃料は、平成 16 年度に実施されたNifti試験によれば、1900℃以上で解離が始まり、過熱過程において、ガス放出による燃料のスエリングが生じる 13)。従って、過熱過程
ではSiCの熱分解と燃料の解離が同時進行する可能性がある。

③

このような炉心崩壊過程において再臨界事象の発生を否定することは現状では難し
いが、コンパートメント型については、内管が有効な燃料排出経路として期待できることから、厳しい再臨界は回避できる可能性がある。

④

ブロック型については、軸方向ブランケットと軸方向遮蔽体が流出の障害となる可能性があり、炉心部において、燃料核が沈降して再臨界となる可能性がある。この場合、崩壊熱レベルでの緩慢な燃料のコンパクションによりゆっくり臨界に近接していく
状況なので、再臨界になったとしてもマイルドな出力バーストであることが予想される。このマイルドな再臨界により投入されるエネルギーにより燃料の解離が進行し、1304

金属燃料が生成され、これが、軸ブランケット及び遮蔽体を通過することにより炉心が未臨界となるシナリオが考えられる。
⑤

一方、燃料集合体の崩壊挙動によっては、燃料核やバッファ層からの FP ガスの放出、窒化物燃料の乖離によって放出される窒素ガスによって、燃料の分散や燃料集合体の膨張が生じ、再臨界抑制効果として働く可能性もある。しかし、その場合にも、除熱手段が確保できないため炉心溶融は進行することとなると考えられる。

⑥

本概念では、制御棒は下方から支持されており、炉心内を制御棒を支持する駆動軸が貫通している。炉心が大規模に損傷する段階では、この駆動軸が破損し、支持を失った制御棒が炉心に挿入される可能性があり、再臨界抑制効果として期待できる。想定条件として制御棒挿入に成功した場合の除熱喪失を考える場合にも、制御棒の挿入効
果が考慮できる。

⑦

全燃料が解離した場合にも、原子炉冷却材バウンダリ健全とした場合の原子炉容器の内圧上昇は約 0.25MPa(原子炉容器最高使用圧力約 7MPa)、バウンダリ破損時の格納容器内圧上昇は約 0.02MPa(格納容器最高使用圧力約 0.7MPa)であり、バウンダリの健全性評価上問題となることはないと考えられる。

(ii) 原子炉容器下部での臨界性と流出性の検討①

原子炉容器下部への溶融燃料落下を想定し臨界性を検討したところ、溶融した金属燃料(フィッサイル富化度 12.6wt%、重金属 72.0wt%、Ti 22.5wt%、FP 5.5wt%)が 100%の充填率で溜まることを想定すると、炉心インベントリの 60%を超えると臨界となる
ことが分った。

②

炉心から落下してくる燃料は、被覆材を伴っており、直ちに燃料のみが凝集することは考えにくいが、長時間経過後には全燃料が落下するため、原子炉容器下部において除熱手段が確保されなければ燃料が溶融しプール状態となって原子炉容器下部鏡に堆積する可能性を否定できない。したがって、設計対策なしでは原子炉容器下部で再臨界を回避しつつ長期間安定に保持冷却することは困難な見通しである。後述のごとく、原子炉容器内にコアキャッチャーを設置することは、合理的な設計とならないと考えられることから、ここでは、原子炉容器内での損傷炉心保持には期待しない方策を検討した。

③

原子炉容器底部に堆積した燃料は除熱ができないためやがて溶融して昇温し、原子炉容器底部の熱的に弱い部分を破って原子炉容器下部に落下することになる。原子炉容器底部には、ISI 検査口を設置することが検討されており、予備的な計算結果によれ
ば、溶融燃料が当該部分に接触してから 30 分程度で溶融貫通する可能性がある。溶融貫通後の流出挙動は、燃料の性状特に窒化物燃料のままなのか解離して金属となるかに依存するため、試験を実施して、その挙動を把握する必要がある。

④

燃料が原子炉容器底部に堆積してから流出するまでの間、溶融燃料の凝集による再臨界を防止する必要がある。このための方策としては、燃料溶融が生じた場合に、燃料プール高さが臨界厚さを超えることがないように、多段構造の耐熱構造材を原子炉容器底部に設置すること等が考えられる。その材料選定、構造具体化は今後の課題である。そのような設計対策を採らない場合、再臨界発生の可能性があるが、作動流体と

1305

なる液体冷却材が存在しないため、周囲の構造材に作用する機械的エネルギーは問題とならず、むしろ効果的な燃料流出を促進する可能性がある。ただし、放射性物質の格納容器内への移行量が増加する可能性があり、留意する必要がある。
(iii) 格納容器内コアキャッチャー概念の検討
ガス炉では、もともと冷却材にFP保持効果がなく、かつ、高圧系であるために 1 次冷却系
バウンダリ破損を起因とする冷却喪失による炉心損傷が重要となる。このため、炉心の大規
模溶融を想定する場合、放射性物質の格納機能は基本的には格納容器が負うところとなる。
また、前述のごとく冷却材の持つ除熱能力に乏しいガス炉では、原子炉容器下部での損傷炉
心の保持冷却はナトリウム炉と比較して難しい。このため、設備合理化の観点から原子炉構造と切り離して検討可能であること、格納容器機能の強化につながることから、炉外コアキ
ャッチャー概念を検討した。ここで検討した概念はドイツKWU設計によるGCFRのものと同様の周囲に冷却水コイルを敷設した円筒形状のキャッチパン状のものである（図 4.1.3-14 参照）。GCFRでは金属被覆管とPCRVを採用している関係上、炉停止後比較的短時間でのコアキャッチャーへの燃料落下が想定されている。このため、コアキャッチャーからの輻射による熱放出抑制と核的希釈の観点からコアキャッチャー内にサクリフィス材を敷き詰める設計としていた。本概念では、燃料がコアキャッチャー上に移行するまでに原子炉容器貫通過程を経るため崩壊熱減衰に期待でき、サクリフィス材を不要とできる可能性がある。収納可能とする燃料体積、除熱に必要な伝熱面積、未臨界確保を考慮して必要寸法を内直径 10m、深さ 1m程度に設定した。この場合、コアキャッチャー容積は約 140m3、内表面積は約 110m2となる。軸方向ブランケットを含めた炉心体積は、ブロック型で約 35m3、コンパートメン
ト型で約 65m3であり、十分な容積である。コアキャッチャーに燃料が到達するには炉停止
後 1 時間以上かかると考えられる。炉停止後 1 時間に対応する崩壊熱は約 37MWであり、これを加圧水で冷却するために必要な伝熱面積は約 70m2と見積もられ、上記寸法設定によって十分な伝熱面積が確保できる。臨界性については、炉心燃料のみを一様に堆積させた場合の高さは、ブロック型（炉心平均核分裂Pu富化度約 14 重量％）で 6cm程度、コンパートメ
ント型（炉心平均核分裂Pu富化度約 13 重量％）で 9cm程度であるのに対し、対応する臨界高さ（コアキャッチャー内面に中性子吸収材であるB4Cを充填した条件）は、10cm以上あるBと推定され、未臨界性を確保することができると判断される。
(5) 確率論的安全評価（PSA）
原子炉出力運転時における内的起因事象に焦点を当てた確率論的安全評価を実施した 14)。
(i)

評価手法と判断基準
この評価においては、炉心損傷の発生頻度の点推定値を簡易なイベントツリー及びフォー
ルトツリーモデルを用いて見積もり、同点推定値が 10-6/炉年未満であることを判断基準として、設計要求への充足性を評価した。
特に、炉心損傷事象は多重化された機器・配管の多重故障を想定しなければ発生し得ないため、多重故障確率を適切に評価することが不可欠である。本評価では同一設計仕様で同一の使用形態をとる動的機器については共通原因故障の発生を適切に考慮した。

1306

(ii) 原子炉スクラム失敗に伴う炉心損傷
原子炉スクラム失敗に伴う炉心損傷（ATWS&AWS：Anticipated Transient Without
Scram & Accident Without Scram）の発生頻度を評価するにあたって重要な安全設計の特徴は次のとおりである。
制御棒で構成される主及び後備の独立２系統の炉停止系のいずれか１系統の作動で原子炉は安全に停止する。また、主系及び後備系ともにワンロッドスタック条件が成立する。さらに、共通原因故障排除の観点から、主系と後備系の間では炉心への制御棒急速挿入機構について多様化が図られる。なお、制御棒駆動機構は、原子炉の下部に設置され、原子炉スク
ラムにあたっては、炉心上部から炉心へ制御棒を落下挿入することにより原子炉を未臨界にする方式であるため、制御棒の挿入にあたって駆動装置が干渉しないように設計されるものとした。
一方、発生頻度及び影響の観点から重要な起因事象に対しては、主系及び後備系の各々に最低１種類ずつ原子炉トリップ信号が入力される。原子炉トリップ信号回路を構成する動的機器は、共通原因故障排除の観点から主系と後備系の間で多様化が図られる。
以上を基にATWS&AWSの発生頻度を評価したところ、SASSに期待しない場合の評価値
は、約 7×10-8/炉年であり、SASSの非信頼度として一律約 0.1 を見込んだ評価値は約 3×10-8/
炉年である。
(iii) 原子炉冷却材密度維持失敗に伴う炉心損傷
原子炉冷却材密度維持失敗に伴う炉心損傷（LOCD：Loss Of Coolant Density）の発生頻度を評価するにあたって重要な安全設計の特徴はつぎのとおりである。
1 次冷却系における冷却材漏洩（減圧事故）時に原子炉停止後の炉心崩壊熱を適切に除去するためには、所定の原子炉冷却材密度を維持することが必要である。このために原子炉格納容器で背圧を維持するよう設計されている。また、1 次冷却系配管でのギロチン破断を想定した場合、炉心部における急激な炉心冷却材密度減少に起因する炉心流量減少によって炉心が著しく損傷する恐れがあるため、炉心損傷防止対策として大口径の配管については冷却材漏洩流量制限機構としてベローズ付の外管を設けている。
さらに、設計の詳細検討において確認が必要であるが、1 次冷却材漏洩時における原子炉
冷却材密度確保対策として、以下が実施されるものと想定した。
①

補助炉心冷却系 DHX 伝熱管の破損時には、当該 DHX の水側を自動的に隔離すること。仮に隔離に失敗しても、加圧水のバウンダリが破損しない限り、原子炉冷却系内
圧を崩壊熱除去が可能な圧力に維持すること。

②

ガスタービン発電ユニットにおける前置冷却器及び中間冷却器の伝熱管破損時には冷却水系を自動的に隔離すること。仮に隔離に失敗しても、冷却水系のバウンダリが破損しない限り、原子炉冷却系内圧を崩壊熱除去が可能な圧力に維持すること。

以上を基にLOCDの発生頻度の点推定値を評価した結果、約 1×10-7/炉年となった。内訳としては、原子炉格納容器内に配置された原子炉冷却材ヘリウムを内包する小口径（50cm2以下）配管（例：ヘリウム純化系、補給系などの補助系配管）の破損発生時に、原子炉格納容器の内圧維持機能喪失が偶発的に重なる事象シーケンスが、発生頻度全体の 99.9％以上を占1307

めている。
(iv) 崩壊熱除去失敗に伴う炉心損傷
崩壊熱除去失敗に伴う炉心損傷（PLOHS：Protected Loss Of Heat Sink）の発生頻度を評価するにあたって重要な安全設計の特徴は次のとおりである。
原子停止後の崩壊熱は原子炉容器上部に設置されたガス循環機及び熱交換器を含む４系
統の補助炉心冷却系によって大気へ除去される。図 4.1.3-13 に補助炉心冷却系の概念図を示す。原子炉の定格運転時には、原子炉出入口圧力差相当の圧力がグラビティダンパの上から加わっているため、グラビティダンパは完全に閉止状態を維持する。しかし、コンプレッサが停止するか、あるいは原子炉冷却材の漏洩により原子炉冷却系内の圧力が減少すると、原
子炉出入口圧力差が減少するため、グラビティダンパのカウンタウェイトの力によって全開状態へ移行する。このとき、加圧下（例：補助炉心冷却系 DHX 伝熱管破損時）では４系統
中１系統以上、減圧下（例：主配管の破損による冷却材漏洩時）では２系統以上のヘリウム循環機が起動されると、ヘリウムの強制循環流により炉心が冷却される。さらに、加圧下ではヘリウム循環機が全く起動しなくても４系統のヘリウムの自然循環流により炉心が冷却される。なお、原子炉トリップ時にタービントリップのために開かれるタービンバイパス弁の再閉機能は、設計の中で特に安全機能と位置づけられていないため、本評価にあたっては再閉せずとも強制循環及び自然循環除熱能力が確保できるものと想定した。
PSA 解析を行った結果、まず、炉心入口流路の冠水による閉塞が崩壊熱除去機能を喪失させる共通要因として同定された。具体的には、原子炉圧力容器上部に設置された補助炉心冷
却系 DHX の伝熱管が破損した場合に、加圧水が原子炉圧力容器底部に位置する炉心入口流路近傍へ侵入するとともに、加圧下で沸騰せずに同部位へ貯留すると考えられるため、系統内の加圧水保有量によっては、炉心入口における冷却材ヘリウムガス流路の全てが同時に冠水により塞がる可能性である。炉心入口冠水防止のためには、以下のいずれかの実施が重要であると言える。
①

破損部位の加圧水系からの隔離に失敗した場合に水侵入により原子炉冷却材ヘリウ
ム流路の冠水が生じないように補助炉心冷却系加圧水の１系統当たりの保有量を制限すること。

②

補助炉心冷却系 DHX 隔離弁を２重化すること。

次に，自然循環除熱についての能力（成功基準）の不確定性が大きいことを考慮に入れた
PLOHS 発生頻度の感度解析及び強制循環除熱の信頼度向上につながる要素を考慮した同感
度解析を行い、得られた PLOHS 発生頻度の点推定値を図 4.2.2-6 にまとめた。
結論として炉心損傷頻度を 10-6/炉年未満とするには以下の 2 点が必要であると言える。
・

グラビティダンパの共通原因故障防止対策・

自然循環除熱または強制循環除熱の何れか一方の信頼度向上

ここで，自然循環除熱の信頼度向上とは次の２点ともに満足することを意味する。

1308

a.

原子炉緊急停止成功時、加圧状態（DHX 伝熱管破損程度の冷却材喪失を許容）において、補助炉心冷却系３系統以上による自然循環除熱によって炉心健全性の維持が可能であること。

b.

原子炉緊急停止成功時、減圧状態（0.5MPa 以上）において、補助炉心冷却系４系統
による自然循環除熱によって炉心健全性の維持が可能であること。

また、強制循環除熱の信頼度向上とは次のいずれか一方を満足することを意味する。
c.

ガスタービン発電ユニット及び冷却水系が起因事象により従属的に機能喪失していない場合には、同設備による崩壊熱除去を積極的に行うような設計とすること。

d.

ヘリウム循環機の起動及び継続運転について、軽水炉の水用ポンプ並みの信頼度を確保する。また、この信頼度を示すべく、例えば、高温環境下での類似機器の大量の使用実績を蓄積・収集すること。

(v) 評価のまとめ
全炉心損傷発生頻度の点推定値が判断基準を満たすか否かは、崩壊熱除去機能に関する詳細な設計に依存することが明らかとなった。
(6) 研究開発課題と解決方策
ここで対象としているヘリウムガス冷却炉は概念検討段階にあり、これを実現していくためには、設計の細部にわたって具体化していく必要があり、そのために必要となる基準類やデー
タベースを整備していく必要があることは論を待たない。安全設計については、設計方針の具体化と各設備への適用、広範で体系的な安全評価、さらには PSA を実施していく必要がある。
ここでは、今後実施する必要がある全ての検討項目を網羅するのではなく、概念具体化のために必要となる主要な研究開発課題とその解決方策に絞って言及する。
(i） 再臨界回避方策の具体化
現状では、サクセスパスの可能性を、推測を交えて検討している段階であり、今後本プラントの実現に向けてはデータに基づいた定量的な評価が必要となってくる。そのためには、
ヘリウムガス冷却下での被覆粒子窒化物燃料の破損及び破損後挙動に関するデータ取得が不可欠である。コアチャッチャー上に堆積した燃料の除熱特性について模擬試験等により確認する必要がある。
(ii) 燃料破損限界データ取得
安全評価に用いるデータベースとして、評価対象とする燃料の破損限界を把握する必要がある。これは、設計基準事象評価における燃料健全性判断基準の根拠として必要であり、炉外での急速過熱試験、高温保持試験、炉内での過出力試験等を実施し、データ取得する必要がある。
(iii) 自己作動型炉停止機構信頼性確認
キュリー点感知電磁石方式の SASS については、ナトリウム炉のものが開発されているが、本概念への適用性を確認するための試験が必要である。ナトリウム炉と比較して通常運転状
態及び切り離し温度は共にはるかに高いので、本概念用として合金の選定を含めて新たに検1309

討する必要がある。制御棒及び制御棒駆動機構は本概念用のものを新たに開発する必要があり、それに SASS を組み込んだモックアップ試験等により信頼性を確認する必要がある。
(iv) 補助炉心冷却系自然循環除熱特性の確認
高温域における自然循環を含めたヘリウム冷却材の基礎的伝熱流動特性を把握する必要がある。その上で実機の自然循環除熱特性を、模擬試験等を実施して評価する必要がある。

1310

参考文献
1)

P. Kennedy and J. V. Shennan："Engineering Application of REFEL Silicon Carbide"，International Conference on Silicon Carbide, Miami Beach, U.S.A.，(1973)2)

米国 Bayside Materials 社パンフレット，(2002)3)

日本カーボン社パンフレット："炭素繊維強化炭素材料"，（2002）4)

森部剛志，他：“ガス炉のプラント概念に関する研究”，JNC TY9400 2003-007，P.57～58，(2003)

5)

森部剛志，他：“ガス炉のプラント概念に関する研究”，JNC TY9400 2003-007，P.59～110，(2003)

6)

坂場成昭，他："高温ヘリウム漏えい箇所特定システムの開発（共同研究）第１報 漏えい事
故事例およびガス漏えい検知技術の調査"，JAERI-Review-2002-041，（2002）

7)

坂場成昭，他："高温ヘリウム漏えい箇所特定システムの開発（共同研究）第２報 光ファイ
バ温度センサの HTTR への適応性の検討"，JAERI-Tech2003-041，（2003）

8)

坂場成昭，他："高温ヘリウム漏えい箇所特定システムの開発（共同研究）第３報 放射線センサの開発"，JAERI-Research2003-006，（2003）

9)

此村守他，「高速増殖炉サイクルの実用化戦略調査研究フェーズ II 中間報告(2/2)－原子炉

プラントシステム技術検討書－（研究報告）」，JNC TN9400 2004-035，（2004）
10) 森部剛志他，「ガス炉のプラント概念に関する研究（研究報告）」，JNC TY9400 2003-007，（2003）
11) 森部剛志他，「ガス炉のプラント概念に関する研究（研究報告）」，JNC TY9400 2004-007，（2004）
12) 久保重信他，「FBR サイクルの安全性総合評価 －平成 16 年度報告－（研究報告）」，JNC
TN9400 2005-025，（2005）13) 佐藤勇他，「照射済窒化物燃料の熱安定性評価- Nifti-1 試験結果とその評価 -」，TN9400

2005-007，（2005）14) 栗坂健一，「被覆粒子型窒化物燃料ヘリウム冷却大型高速炉のレベル１ＰＳＡ－出力運転時における内的事象に対する予備評価－（研究報告書）」，JNC TN9400 2003-051，（2003）1311

表 4.2.2-1

耐震上の課題課題となるモード
１.

成立性見通し原子炉構造

1) 原子炉容器の飛び上がり→落下時の衝撃力による破損→強制変位による配管の破損
2) 原子炉容器の回転変位→原子炉容器の転倒→強制変位による配管の破損
3) 燃料集合体の飛び上がり→落下時の衝撃力による破損→パッド外れによる CR 挿入性への障害
4) 燃料集合体の群振動時に生じる
圧縮力・衝突力
5) 炉心部の上下変位及びコンパク
ションによる反応度投入
6) 炉心部の水平変位による CR 挿入性への障害

上下免震により上下の応答加速度を 1G 以
下とすれば、飛び上がりは生じない。

○

回転は生じないと予想するが確認は必要○

上下免震により上下の応答加速度が 1G 以
下になる見通しなので飛び上がりは生じない

水平免震により加速度は小さいが、衝突及び圧縮時の SiC の強度の確認が必要
構造の剛性が高いため変位や変形が小さく反応度投入量は十分に 1＄以下に収まる構造の剛性が高いため相対変位は小さく（5mm 程度以下に収まると推定）CR 挿入性への障害は生じない見通し（Na 炉の制限値
15mm を準用）
7) 補助炉心冷却器が入る細径容器 長尺構造であるが軽量なので成立する見の座屈変形
通し8) コアキャッチャノズル部の座屈 長尺構造であるが軽量なので成立する見
変形
通し

２.

○

配管・ノズル1) 原子炉容器と動力変換容器の相 動力変換容器に振止めが必要。配管の変位
対変位による外管・ノズルの座屈 吸収能力も小さいため健全性確認が必要
変形
３.

検討
項目

○

動力変換容器およびガスタービン

1) 動力変換容器の水平・回転変位

配管に対する変位制限のため振止めを設○置する必要あり
2) フローティング用支持ロッドの 上下免震により加速度が小さいため成立
座屈変形
する見通し
3) 磁気軸受の耐震性
地震力に耐えられる軸受の設計が必要
○(*1)
４.

建

屋

1) 免震装置の配置性

２次系が無く建屋面積が小さいため配置に支障が生じる可能性あり*1：詳細設計未検討のため、今後の課題である。解析、耐震試験などを実施し、耐震性を確認する必要がある。

1312

○

1313

目

強地震

強地震

1.1 mm

0.9 mm

1.1×108 N･m

5.0 mm（復元モーメント）ローリングシール型空気ばねを用いた３次元免震装置（建屋全体３次元免震）

建屋面積6156m3

必要面積7525m3

重を２～３割程度増強する必要がある。

る、あるいは、３次元免震装置の支持荷基礎版を建屋外側に数 m～10m 程度広げ

→ 上下２箇所に振止めを設ける。１レベル当たり 1.5×106 N 以上の容量の振止めが必要

全性については試験による確認が必要。

SiC の破壊靭性値が不明であることから成立性の見通しは不明。衝突時の健により健全性を保つことができると考えられる。

振止め構造の容量

免震装置の配置性

○

○

○

○

1.2×108 N･m

7.3×107 N･m○○

9.8 m/s2

成立性

1.7 m/s2

1.4 m/s2

制限条件

集合体の上端の剛性の高いハンドリングヘッド近傍にパッドを設けること

強地震

発生値

レファレンスS2 時の水平力：約 3.0×106 N

群振動時の衝突

群振動時の圧縮間に発生する上下変位

原子炉容器と動力変換容器 レファレンス S2

ト

原子炉容器の転倒モーメン レファレンス S2下応答加速度原子炉容器据付位置での上 レファレンス S2

評価指標

耐震性検討結果

動力変換容器の群振動時の健全性

燃料集合体のの座屈防止

相対変位による外管、ノズル

原子炉容器と動力変換容器の原子炉容器の回転変位

原子炉容器の飛び上がり項

表 4.2.2-2

表 4.2.2-3
設

計基

ヘリウムガス冷却炉の設計基準事象
準事

象

評価上の着眼点解析
対象

１．

異常な過渡変化(1)正 又 は 負 の 反 応 度 挿 入（炉心内の反応度又は出力分布の異常な変化）
ａ．未臨界からの制御棒の異常な引抜き

正の反応度挿入ｂ．出力運転中の制御棒の異常な引抜き

正の反応度挿入ｃ．制御棒の落下又は不整合

正又は負の反応度挿入○(2)炉 心 流 量 の 減 少 又 は 増 大（炉心内の熱発生又は熱除去の異常な変化）
ａ．タービン発電機負荷喪失

炉心流量減少ｂ．前置／中間冷却器冷却機能喪失

炉心入口温度上昇

ｃ．前置／中間冷却器過冷却

炉心入口温度低下○(3)炉 心 圧 力 の 減 少 又 は 増 大
ａ．ヘリウム貯蔵・供給設備制御失敗
２．

冷 却 材 ｲﾝﾍﾞﾝﾄﾘ異 常事故(1)正 又 は 負 の 反 応 度 挿 入（炉心内の反応度又は出力分布の変化）
ａ．未臨界からの制御棒の急速引抜事故正の反応度挿入ｂ．出力運転中の制御棒の急速引抜事故正の反応度挿入(2)炉 心 流 量 の 減 少 又 は 増 大（炉心内の熱発生又は熱除去の変化）
ａ．炉心領域流路閉塞事故

炉心流量減少(3)炉 心 圧 力 の 減 少 又 は 増 大
ａ．ヘリウムバウンダリ漏洩事故

冷 却 材 ｲﾝﾍﾞﾝﾄﾘ喪 失(4)炉 心 周 囲 へ の 酸 素 侵 入ａ．ヘリウムバウンダリ漏洩事故

炉心領域酸化(5)炉 心 周 囲 へ の 水 蒸 気 侵 入
ａ．ＤＨＸ伝熱管破損事故

炉心領域酸化ｂ．前置／中間冷却器伝熱管破損事故

炉心領域酸化

1314

○

1315

評
価
の
項
目

コンパ
ートメ
ント型

周辺公衆の放射線被ばく

原子炉冷却材圧力
バウンダリ健全性

燃料
健全性

原子炉冷却材圧
力バウンダリにかかる圧力が最高 使 用 圧 力 の 1.1倍以下であること。

実 効 線 量 当
量 ： 5mSv 以 下

原子炉冷却材
圧力バウンダ
リにかかる圧力が最高使用
圧 力 の 1.2 倍以下であること。

燃 料 最 高 温 度 ： 1600℃ 以 下

燃 料 最 高 温
度 ： 2200℃ 以 下

冷却管最高温
度 ： 2200℃ 以 下

設計拡張条件

設計基準事象
異常な過渡事故
冷却管最高温燃料最高温度：
度 ： 1600 ℃ 以
1600℃ 以 下下

想定事象の分類
ブロッ
ク型

安全設計の深
みの評価

安全設計評価0.25Sv 以 下

全 身 線 量 ：甲 状 腺（ 成 人 ）に 対 す る 線
量 ： 3Sv 以 下

仮想事故

立地評価

評価の種類および項目別に整理した安全性評価の判断基準一覧（暫定値）

評価の種類

表 4.2.2-4

表 4.2.2-5

主要解析条件（ブロック型炉心）プラント主要目

熱出力

MW

2400

炉心出入口冷却材温度℃

850 / 460

炉心冷却材流量kg/s

1.2×10 3

炉心出口冷却材圧力

MPa6
設計基準事象設計拡張条件適評価用条件

用性評価用条件

評価対象燃料ピン（初期値）
燃料最高温度

℃

1450

1290

冷却管最高温度

℃

1210

1080

最大発熱集合体出力

MW

7.3

7.3

最大発熱集合体流量

kg/s

3.1

3.1

Δ k/kk’／-9.5×10 - 3-1.1×10 - 2

反 応 度 係 数 (EOEC)
ドップラー係数(Δ T/T)
減圧反応度

￠

80

40

実効遅発中性子割合－

3.3×10 - 3

3.3×10 - 31316

表 4.2.2-6

主要解析条件（コンパートメント型炉心）プラント主要目

熱出力

MW

2400

炉心出入口冷却材温度℃

850 / 460

炉心冷却材流量kg/s

1.2×10 3

炉心出口冷却材圧力

MPa6
設計基準事象設計拡張条件適評価用条件

用性評価用条件

評価対象燃料ピン（初期値）
被覆層最高温度

℃

1290

1130

最大発熱集合体出力

MW

6.2

5.3

最大発熱集合体流量

kg/s

2.2

2.2

Δ k/kk’／-8.5×10 - 3-1.0×10 - 2-2.3×10 - 3-1.5×10 - 3-2.4×10 - 3-1.6×10 - 3

3.4×10 - 3

3.4×10 - 3

反 応 度 係 数 (EOEC)
ドップラー係数(Δ T/T)
冷却材密度係数

Δ k/kk’／（ 減 圧 な し 、燃 料 層 部 ）(Δ ρ /ρ )

冷却材密度係数

Δ k/kk’／（減圧時、燃料層部）(Δ ρ /ρ )実効遅発中性子割合－1317

表 4.2.2-7

代表的な設計基準事象の評価結果（ブロック型炉心）

評価事象

評価項目

判断基準

解析結果

判定

制御棒誤引抜

燃料最高温度

1600℃ 以 下

1550℃

○

バウンダリ最高7.5MPa 以 下

6MPa

○

冷却管最高温度

1600℃ 以 下

1270℃

○

バウンダリ最高

8.18MPa 以 下

6MPa

○

（ 1 本 引 抜 、異 常
な過渡）

圧力
1 次冷却材漏洩（事故）

圧力

表 4.2.2-8

代 表 的 な 設 計 基 準 事 象 の 評 価 結 果（ コ ン パ ー ト メ ン ト 型 炉 心 ）

評価事象

評価項目

判断基準

解析結果

判定

タービン発電機燃料最高温度

1600℃ 以 下

1520℃

○

負荷喪失

バウンダリ最高7.5MPa 以 下

6MPa

○

（異常な過渡）圧力

制御棒誤引抜

燃料最高温度

1600℃ 以 下

1530℃

○

（ 1 本 引 抜 、異 常

バウンダリ最高7.5MPa 以 下

6MPa

○

な過渡）

圧力

1 次冷却材漏洩

燃料最高温度

1600℃ 以 下

1560℃

○

（事故）

バウンダリ最高

8.18MPa 以 下

6MPa

○

圧力

1318

表 4.2.2-9

自 己 作 動 型 炉 停 止 機 構 （ SASS） 有 効 性 評 価 結 果（ブロック型炉心）

SASS 考

評価項目

判断基準

解析結果

判定

慮の有無
UTOP

なし

冷却管最高温度

2200℃ 以 下

1490℃

○

ULOF

なし

冷却管最高温度

2200℃ 以 下

1880℃

○

上 記 解 析 で は 、 SASS を 考 慮 し て い な い が 、 判 断 基 準 を 十 分 満 足 す る こ と か ら 、 切
り 離 し 温 度 950℃ を 想 定 し た SASS は 、 炉 心 損 傷 防 止 対 策 と し て 有 効 で あ る と 判 断できる。

表 4.2.2-10 自 己 作 動 型 炉 停 止 機 構 （ SASS） 有 効 性 評 価 結 果（コンパートメント型炉心）SASS 切 り 離判断基準

燃料最高温度

判定

し温度
UTOP

950℃

2200℃ 以 下

1450℃

○

ULOF

950℃

2200℃ 以 下

1860℃

○

SASS 感 知 合 金 の 温 度 応 答 遅 れ と し て 、UTOP で は 5 秒 、ULOF で は 90 秒 を 考 慮 。

1319

表 4.2.2-11 設 計 拡 張 条 件 に 対 す る 評 価 結 果 （ ブ ロ ッ ク 型 炉 心 ）
評価

想定条件

評価項目

判断基準

解析結果

判
定

事象
タービン発電機全数
全交流

トリップ＋スクラム

電源

成功＋崩壊熱除去系

喪失

４系統による自然循

冷却管最高
温度

2200℃ 以 下

1550℃

○

2200℃ 以 下

2020℃

○

環除熱
減 圧 事 故（ 相 当 開 口 面
積 50cm 2 ） +ス ク ラ ム
苛酷

失敗＋崩壊熱除去系 4

冷却管最高

事象

系統による自然循環

温度

除熱（循環器、ブロア
起動失敗）

表 4.2.2-12
評価事象

設計拡張条件に対する評価結果（コンパートメント型炉心）
想定条件

判断基準

解析結果

判定

タービン発電機全数
全交流
電源喪失

トリップ＋スクラム
成功＋崩壊熱除去系

2200℃ 以 下

４系統による自然循

燃料最高温度
1520℃

○

環除熱
減圧事故（相当開口面 積 50cm 2 ） + ス ク
苛酷事象

ラム失敗＋崩壊熱除去系 4 系統による自2200℃ 以 下

然 循 環 除 熱（ 循 環 器 、
ブロア起動失敗）1320

燃料最高温度
2100℃ 程 度○

表 4.2.2-13

被ばく評価結果
燃 料 破 損 率：1.0%（ 破 損 燃 料 中 の Ｆ Ｐ は主要解析条件
1

次

冷却材
漏洩事故

100% 冷 却 材 中 へ 放 出 ）、 格 納 容 器 漏 洩
率： 0.2%/d、先 行 軽 水 炉 の 平 均 的 な 気 象
データを想定

評価
項目
実効
線量

判断基準

解析結果
3×10 - 1 mSv

5mSv 以 下(4×10 - 1 )判定○

格 納 容 器 内 線 源 ： 希 ガ ス 100%、 よ う 素
主要解析条件100% 、 格 納 容 器 漏 洩 率 ： 0.2%/d 、 先 行
軽水炉の平均的な気象データを想定

評価
項目
立地評価

外部γ

(仮 想 事 故 ）

線によ
る全身

判断基準

解析結果

2×10 - 3 Sv

0.25Sv 以 下(2×10 - 3 )

判定

○

線量
成人
甲状腺

6×10 - 1 Sv

3Sv 以 下(8×10 - 1 )

線量
出 力

○

2,400MWt(1,124MWe) の 炉 心 を 対 象 と し た 評 価 。 括 弧 内 は 、 出 力

3,200MWt(1,500MWe)の 炉 心 に 対 し て 、ひ ば く 量 が 出 力 に 比 例 す る と し て 求 め た 推
定値。

1321

1322

解析対象範囲図 4.2.2-1

断熱

熱過渡解析モデル

RV

断熱

ライナ（SiC） 板厚：t10

断熱材（カオウール） 厚さ：200mm

内容器（改良9Cr-1Mo鋼) 板厚：t50

1200
内容器温度
炉心側ガス温度
RV側ガス温度

1000

温度（℃）

800
炉心側ガス温度
600
内容器温度

400

200
RV側ガス温度

0
0

1 104

2 104

3 104

4 104

5 104

6 104

7 104

時間（秒）

（原子炉トリップ又はタービントリップ）

図 4.2.2-2

熱過渡解析結果（運転状態Ⅲ）

1323

8 104

1200
炉心側ガス温度
カオウール200mm
内容器温度

1000

炉心側ガス温度
RV側ガス温度

温度（℃）

800

600
内容器温度

400

RV側ガス温度
200
0

500

1000
時間（秒）

1500

2000

（全電源喪失）1200
炉心側ガス温度
RV側ガス温度
内容器温度

1000

炉心側ガス温度

温度（℃）

800

600
内容器温度
400
RV側ガス温度

200

0
0

1 104

2 104

3 104

4 104
5 104
時間（秒）

6 104

7 104

（減圧事故＋50%×２系統 ACCS・強制循環除熱）

図 4.2.2-3

熱過渡解析結果（運転状態Ⅳ）

1324

8 104

図 4.2.2-4 アクティブ法検出装置概念図

1325

1326

図 4.2.2-5

コアキャッチャー概念検討の概要

コアキャッチャー仕様検討（臨界性、冷却性）

原子炉容器下部での臨界性と流出促進方策

炉心部での臨界性と燃料溶融進展

PLOHS発生頻度(/炉年)

1.E-05

1.E-06

1.E-07

1.E-08無し⑤のみ ①＋⑤ ②＋⑤ ①②③ ①②⑤ ③＋⑤ ④＋⑤対策の組合せ①加圧状態での３系統による自然循環除熱で炉心損傷防止を可能とする②減圧状態での自然循環除熱で炉心損傷防止を可能とする③ガスタービン発電ユニットによる崩壊熱除去を可能とする④ヘリウム循環機の信頼度を国内軽水炉のポンプ並みに向上⑤グラビティダンパーの共通原因故障排除

図 4.2.2-6

ヘ リ ウ ム ガ ス 冷 却 炉 に お け る PLOHS の 発 生 頻 度 の 点 推
定値の比較

1327

4.3 実用化に向けた技術的実現性の評価
4.3.1 実用化技術体系の整備までの道筋
4.3.1.1 炉心燃料設計
炉心燃料設計では、燃料・材料技術開発と炉心設計技術開発に大別される。燃料・材料技術開発は、燃料の製造技術に密接に関連しており、これらは技術検討書・分冊２「燃料サイクルシス
テム技術検討書」に記載される。よって本節では、燃料・材料設計上の課題を簡単に述べるにとどめる。炉心設計技術開発については、燃料・材料開発での進展が、設計限界の更新や炉心設計手法の高度化に反映されてゆく、という観点から実用化技術体系化への道筋を示す。
(1) 燃料・材料技術開発
燃料・材料に関する技術課題として、まず被覆粒子を用いるブロック型被覆粒子窒化物燃料
概念では、SiC 製の固相マトリクス、もしくは SiC/SiC 複合材料の冷却管やラッパ管などの革新的燃料構成部材の開発が挙げられる。また減圧・自然循環時での伝熱流動特性など、今後実験を通じて評価・確認すべき基礎的課題が多い。
実用化までに必要となる燃料、材料、各種試験を以下簡単にまとめる。
(i)

燃料開発
高温耐性、耐照射性を有する被覆材料を選定する必要が有り、これには物性試験、照射実
験を通じた材料スクリーニングが必要となる。また構造安定性を確保でき、かつ、均一で製造誤差の少ない被覆層生成技術の確立が必要である。

(ii) 材料開発
高温耐性、耐照射性を有する構造材料を選定する必要が有り、これには材料物性試験、照射実験を行う必要が有る。また溶接技術を含む製造技術を開発する必要が有る。また部材に対する熱水力基礎試験や燃料体部分流動試験を行う必要が有る。
(iii) 照射試験・燃料体試験
燃料・材料開発の後、模擬粒子燃料の製造及び照射を実施し、その後、被覆粒子燃料の照射及び照射後試験を順に実施する。同時に、燃料体の製造試験、燃料体の流動試験を順に行う。その後、燃料体の部分照射試験、全照射試験を順に実施する。
(iv) 燃料・材料の設計用物性データ収集
本炉心は窒化物燃料に加え、SiC や TiN などの新材料を用いており、それらの照射場における特性変化について、基礎的な照射試験を重ねることにより照射挙動を定量的に把握する必要が有る。特に高温な高速中性子照射場であることから、窒化物燃料のスウェリング挙動
及びリロケーション、TiN 被覆と窒化物燃料界面での固体相互拡散、核分裂生成ガスの被覆
層内拡散挙動、球状 TiN の耐変形限界について、定量的な評価式を得る必要が有る。
(2) 炉心設計技術開発
燃料・材料開発を通じて明らかとなる熱物性、構造特性や照射量制限、強制対流除熱限界に関する設計制約因子を反映しつつ、炉心概念設計及び最適化、詳細設計を順に実施してゆく必
要が有る。
またガス冷却高速炉は、ナトリウム冷却炉と比較し、設計技術上の知見が限られており、設計を進めると同時に各種計算手法や評価手法の整備及び改良を継続的に実施してゆく必要が有

1328

る。技術開発課題を列挙すれば、核計算手法、安全性・制御性解析手法などがある。
以下に技術開発を有する各分野について、その内容項目を説明する。
(i)

核計算手法
本炉心は中性子に対する吸収・散乱性が少ないヘリウムガスを用いている。これは、制御棒フォロアー(制御棒が引抜後に残される冷却材バルク空間)での中性子ストリーミングが大きくなることを意味しており、輸送補正などに対して誤差を生じさせる要因となる。すなわ
ち、原子炉の臨界性、減圧反応度の評価精度を検証する必要があり、ベンチマーク評価等が重要である。

(ii) 安全性・制御性解析手法
本プラントは、高温でガスタービンを用いる高速炉である。本原子炉の安全性・制御性を評価する場合、高温であること自体は HTTR などの先行熱中性子炉と同等である。しかし熱中性子炉と比較し出力密度が高いことから、減圧事故で自然循環となった状況等で加速層流化や混合対流化が生じないよう、あるいはそれらに対応できる炉心設計を行う必要があり、ヘリウムガスの流動様式評価を含む基礎・基盤研究が必要となる。
これら加速層流化や混合対流化などの現象の発生有無の判別には、高温ヘリウムガスを用いた熱流動伝熱試験を着実に実施していくことが望まれる。ガスタービンの定格・過渡状態
での流量・揚程特性、圧縮性能などについても、流動モデル試験を通じた実データ取得が必要である。
4.3.1.2 プラント設計
本プラント概念の研究開発計画を策定するにあたり、既設炉の実績等を踏まえた上で開発の要否を判断する必要がある。ここで、ヘリウムガス冷却炉と比較的近い機器、技術が使われていると考えられる HTTR と比較検討した。具体的には、HTTR の設置許可申請書・添付八に記載されている機器項目を参考に、検討項目漏れがないかの確認をしつつ、開発計画項目の抽出を行った。HTTR 機器との比較及び開発要否を表 4.3.1-1 に示す。
検討の結果、ヘリウムガス冷却炉プラントでは以下のような開発項目を抽出した。
(1) 耐高温材料①

断熱材ライナ②

制御棒(2) 補助炉心冷却系(3) ガスタービン(4) コアキャッチャー（溶融燃料挙動）(5) 流量調整機構(6) 受動的炉停止機構(7) 下部挿入型制御棒駆動装置(8) 供用期間中検査装置(9) 原子炉格納容器(10) 中性子検出計(11) 流量計(12) 中央制御盤

1329

(13) 電気施設①

ガスタービン発電機②

電気ペネトレーション(14) ３次元免震装置(1) 耐高温材料(i)

断熱材ライナ(a) 目的
ヘリウムガス冷却炉は、通常運転時に原子炉出口ガス温度 850℃、減圧事故時（自然循環冷却）にガス温度 1550℃程度の高温雰囲気となる。一方で、ヘリウムガス冷却炉の構造
材には、経済性、信頼性を考慮し、従来から使用されている材料を採用している。そのため、内容器、主配管内管などの高温ガスと接する領域では、構造材を保護するために断熱材を設置する。断熱材には、HTTR で使用実績があり、ヘリウムとの共存性の良いカオウールの採用を検討している。
断熱材表面をライナで覆い、それらを構造材に固定する必要があるが、ライナや取付部
材は高温ヘリウムガスと直に接するため、耐熱性の優れた材料を用いる必要がある。減圧
事故時を含む温度に耐え、比較的高い強度を有し、工業ベースでの生産が可能な材料として SiC を選定した。SiC は燃料集合体構造材に用いるため、そこで開発される多くの成果
が断熱材ライナにも適用できると考えている。ただし、60 年の寿命のライナ材として SiCを用いた例はないため、ここでは必要な経年変化特性を有する SiC 材の開発、製作性の確認、及び断熱構造システムとしての成立性を確認することを目的とした試験を実施する必要がある。
なお、本開発計画は、必要な強度と耐熱性を有する SiC の開発及びその耐放射線特性の確認は燃料集合体の開発計画の過程で行われることを前提としている。
(b) 期待される成果①

長寿命に耐える経年変化特性の小さい SiC 材の開発②

1m×1m 角程度のライナ材の製作技術の開発③

断熱構造システムとしての断熱性能及び耐久性の確認(c) 試験内容1)

予備試験
燃料集合体用に開発された SiC を基に、経年変化特性に優れる（経年変化が小さい）
SiC 材開発計画の具体化、予備試験を行い、開発の方向性の見通しを得る。

2)構造用材料開発
燃料集合体用に開発された SiC 材を永久構造物に適用できるように経年変化特性の向上を図る。材料含有成分などの見直しを行って試験片を製作し、数ヶ月から１年程度の加速試験を行って見通しのある材料を開発する。
1m×1m 角サイズの SiC（焼結体）は、現状では製作実績はないが、技術的には製作可能な見通しはある。開発された材料での製作性の確認は、断熱性確認試験用の試験体製作の中で行うものとする。

1330

3)

断熱性能確認試験
内容器用の断熱構造の部分試験を行うための試験装置を製作し、この過程において
SiC 製ライナの製作性を合わせて確認する。ライナや断熱材（カオウール）の切れ目の効果を確認する必要があるため、ライナを縦及び横に少なくとも２枚ずつ並べた構造とする。
試験は、ヒータ加熱したヘリウムガス中で行い、裏面からは空気で冷却する。内容器
模擬体の温度分布を測定し、断熱構造としての性能を確認する。

4)

高温耐久性試験
断熱構造としての高温耐久試験を行う。一方で、材料の経年変化を確認するため、開発した材料を対象に３年間程度の経年変化確認試験を行う。

(ii) 制御棒(a) 目的
ヘリウムガス冷却炉の制御棒には、構造材にSiC、中性子吸収材にナトリウム冷却炉で実績のあるB4Cを用いることとしている。
B

断熱材ライナと同様に、燃料集合体構造材 SiC 材で開発される多くの成果が適用できると考えているが、制御棒が動的機器であることから、燃料集合体と異なる構造となっており、製作性、高温での耐衝撃性などの構造健全性を確認しておく必要がある。
また、制御棒寿命を１サイクル以上確保する必要があり、このためにはB4CペレットのB

リロケーションを抑制するための高温用シュラウド管を開発する必要がある。
(b) 期待される成果①

制御棒（主及び後備炉停止系）製作性②

構造材料（SiC）特性③

下部挿入型 CRDM 機能確証試験用制御棒試験体の供給④

制御棒詳細仕様⑤

高温シュラウド管の開発(c) 試験内容
1)

製作性検討
燃料集合体と異なる制御棒構造（案内管、保護管、被覆管、ダッシュラム等）を対象
として、部品加工を行い、加工性を確認する。また、これら部品を用いて部分組立（接合、接着等）を行い、組立性を確認する。

2)

構造材料試験
制御棒構造を考慮した材料試験片を製作し、実機環境条件を模擬した条件で引張試験、衝撃試験等を実施し、機械的性質、耐衝撃性を確認する。

3)

制御棒試作
主及び後備炉停止系制御棒の製作性実証、及び下部挿入型 CRDM 機能確証試験に供する目的で、制御棒各１体を実尺で試作する。制御棒の耐熱試験等は、後述の下部挿入型制御棒駆動装置と組み合わせて行う。

4)

高温シュラウド管の開発
材料の選定（場合によっては開発）を行い、実機環境条件を模擬した条件での機械的1331

性質を確認する。
(2) 補助炉心冷却系(i)

目的
補助炉心冷却系は直接炉心冷却方式であり、原子炉容器上部に４基設置され、炉停止時及び事故時の冷却を行う。この炉心冷却方式は、ガス冷却炉では実績がないため、補助炉心冷却系作動時の１次系の冷却特性を確認する必要がある。炉心燃料の流動特性は、炉心・燃料試験で確認し、流動特性相関式を得ることとする。本試験では、原子炉内の補助炉心冷却系
作動時の流路を構成する各要素の特性試験と、システムのスケールモデルにより全体特性を把握する。この結果は各部の伝熱流動相関式を組み込んだ解析コードに反映し、実機条件での全炉心の流量配分、冷却特性を確認する。

(ii) 期待される成果①

補助炉心冷却系除熱特性の把握②

実機条件を模擬する原子炉内強制循環、自然循環解析モデルの作成③

解析による補助冷却系作動時の炉内流量配分、冷却特性の確認(iii) 試験内容(a) 要素試験
以下に示す項目については要素試験を実施し、成立の見通しを得る。
1)

グラビティダンパ軸受・シール材の開発
グラビティダンパ軸受及びシール材として選定された材料を高温雰囲気で使用し、単体としての耐熱性を確認する。軸受については高温雰囲気での回転繰り返し試験を行う。

2)

グラビティダンパの試作・試験
グラビティダンパの設計結果に基づき、試作する。グラビティダンパは補助炉心冷却系において重要な部位であることから、高温のガスによる長時間の作動試験を実施し、グラビティダンパ単体機能の健全性を確認する。

(b) 伝熱流動試験
補助冷却系の冷却特性を確認するため、ヘリウムループを用い、自然循環時及び強制循
環時の伝熱流動試験を実施する。試験ループは１／３スケール程度とする。試験部に設置したヒータによりヘリウムを加熱し、自然循環（強制循環試験の場合は、補助炉心冷却系
インペラによりヘリウムを循環）させ、冷却特性の確認を行う。また、グラビティダンパ等が問題なく作動することを確認する。
(c) 解析・評価
原子炉内の補助炉心冷却系作動時の流路を構成する各要素の特性試験とシステムのス
ケールモデルにより全体特性を把握する。この結果は各部の伝熱流動相関式を組み込んだ解析コードに反映し、実機条件での全炉心の流量配分、冷却特性を確認する。
(3) ガスタービン(i)

目的
ヘリウムガス冷却炉では、ヘリウムガスタービンによる直接発電方式を採用している。さらに原子炉格納容器容積低減による物量低減を狙って発電機、ガスタービン、コンプレッサ

1332

ーを１軸で結んだ１軸縦置きガスタービンとしている。これまでに、火力での開放サイクルの空気燃焼ガスタービン技術は確立されているが、このような閉サイクルヘリウムガスター
ビンの実績はない｡南アフリカ（PBMR）、ロシア（GT-MHR）、日本（GTHTR300）等で同様の閉サイクルヘリウムガスタービン概念設計が進行中であるが、いずれも実機開発が実施されるという保証はなく、現設計の１軸縦置きの構造に合致するのは GT-MHR のみである
ことも考慮し、開発計画が必要である。
(ii) 期待される成果①

ガスタービン発電設備を構成する各機器の開発（再生熱交換器、タービン、コンプレッサー、磁気軸受、バックアップ軸受、ローター引抜き用シール等）、耐震応答性②

ガスタービン発電システムの開発③

ガスタービン制御方法の確立④

ガスタービン保守・補修法の確立(iii) 試験内容(a) 各機器の開発・試験
表 4.3.1-2 に各機器の試験内容を示す。
(b) 小規模総合試験
試験装置は１／３スケール程度のスケールモデルとし、タービンシステムの運転特性及び機器性能を把握する。冷却器及び再生熱交換器は従来から使用されており、低圧の機器とする。
(c) 大規模総合試験
試験装置は実機スケールとし、高温運転での耐熱性を確認する（圧力はできるだけ低くする）。LPC（低圧圧縮機）、HPC（高圧圧縮機）、タービンは実規模相当として、冷却器、再生熱交換器等は従来から使用されており、低圧の機器とする。
(4) コアキャッチャー（溶融燃料挙動確認）(i)

目的
ヘリウムガス冷却炉では、万が一の炉心溶融事故に対する設備対策としてコアキャッチャ
ーを設けている。コアキャッチャーは、溶融燃料を原子炉容器の外部に設けた容器（キャッチパン）で受けて冷却する設備である。
コアキャッチャーを設計するにあたり、溶融燃料の挙動を確認する必要がある。被覆粒子
燃料の炉心内での溶融、コアキャッチャーまでの移行過程詳細を試験的に把握する。また、
炉外コアキャッチャーに燃料が流入した場合の構造健全性、冷却性能、再臨界回避性能等を確認するために、実機コアキャッチャーを模擬した試験装置によって、コアキャッチャーの機能確認を行う(ii) 期待される成果①

被覆粒子燃料破損後の燃料挙動評価②

炉心崩壊過程評価③

炉心下部での容器貫通を含む燃料移行挙動及びコアキャッチャーでの保持・冷却性評
価④

コアキャッチャーの耐熱性の確認

1333

⑤

コアキャッチャー内に高温燃料が流入した場合の熱応力、熱衝撃に対する健全性の確認⑥

コアキャッチャーでの溶融燃料冷却性能の確認⑦

原子炉容器からの溶融燃料排出挙動の把握及び実機適用性の確認(iii) 試験内容(a) 燃料要素破損挙動試験
被覆粒子燃料破損後の燃料挙動を試験的に把握する。
(b) 燃料集合体損傷挙動試験
崩壊熱レベル相当の低出力状態を模擬し、炉心崩壊過程を試験的に把握する。
(c) コアキャッチャー部分機能確認試験
崩壊熱レベル相当の低出力状態を模擬し、円筒空間の中に溶融燃料、サクリフィス材（必要に応じ）、断熱材、構造材、冷却管とコアキャッチャーの縦断面を模擬した状態を作り出し、コアキャッチャーでの保持・冷却挙動を試験的に把握する。炉心下部での容器貫通を含む移行挙動についても同様に模擬して試験を行う。
(d) 炉外コアキャッチャー機能確認試験
試験装置はスケールモデルとし、コアキャッチャーシステムの機器性能を把握する。機器は 1／10 スケール程度で、原子炉容器下部、コアキャッチャーのキャッチパン、冷却シ
ステムなどを模擬する。模擬溶融燃料温度は約 3000℃、模擬溶融燃料は溶融燃料の粘性、密度などを可能な限り模擬できる材料とする。
(5) 流量調節機構(i)

目的
炉心支持構造物の主要機能は、反応度体系の維持及び冷却体系の維持であり、冷却体系を維持するために、燃料集合体には流量調節機構を設ける必要がある。
炉心の熱特性評価に基づき、燃料集合体の冷却材計画流量が定められ、計画流量通りの冷却材を供給するための流量調節機構として、炉心入口側流路に、連結管スリットと集合体エントランスノズルに設けたオリフィスとの組合せによる横流入方式の流量調節機構を設置する設計としている。
精度良い流量配分を達成するために、流量調節機構の仕様設定には、流動試験で流動特性を確認する必要がある。

(ii) 期待される成果①

基本流動特性②

高温流動特性、耐久性③

許認可データ④

エントランスノズル、連結管仕様(iii) 試験内容(a) 基本流動特性試験
実機の流量調節機構部は直径 200mm 以下、長さ 1m 以下と小型であり、局部の流況を1334

見ることを考えれば試験体を縮尺モデルとする利点はないことから実尺アクリル製とする。冷却材流量（Re 数）をパラメータとして流量領域の圧力損失特性と流況を調べる。
(b) 高温流動特性試験
実機条件を忠実に模擬し、Re 数と各部流速を実機に合わせる観点から、試験体は実尺ス
テンレス製とする。試験体（装置）は、ヘリウムループに接続する。エントランスノズル
オリフィス仕様、冷却材流量（Re 数）をパラメータとして、圧力損失特性を把握し、炉内
流量配分上最適なエントランスノズルオリフィス仕様を定める。
(6) 受動的炉停止装置(i)

目的
受動的炉停止装置としては、ナトリウム冷却炉で採用が計画されているキュリー点電磁石
方式 SASS を高温のヘリウムガス冷却炉にも適用できる可能性がある。
この適用性を評価するためには、まず高温用の温度感知合金（キュリー点材）の磁気特性を把握する必要がある。温度感知合金の成立性が確認できた後、SASS 要素の基本特性（保持力、応答特性等）を試験により把握し、SASS の成立性を確証する。

(ii) 期待される成果①

高温用温度感知合金の開発②

材料試験（温度感知合金、コイル）③

SASS 保持力、応答特性、耐熱・耐久性の確認④

許認可データ⑤

SASS 仕様(iii) 試験内容(a) 温度感知合金の開発
３元合金（Co，Ni，Fe）の成分をパラメータとして温度感知合金を試作し、磁気特性（キュリー点、B-H 特性）を計測し、ヘリウムガス冷却炉の条件（誤落下防止温度 900℃、
切り離れ温度 950℃：共に暫定値）に適合する温度感知合金成分を定める。B-H 特性を調べるために必要となる試験用耐熱コイルの開発も合わせて実施する。
(b) 材料特性試験（温度感知合金、コイル）
1)

B-H、VSM 試験
前項で定めた温度感知合金を対象として、温度をパラメータとして B-H、VSM 試験を実施し、磁気特性を把握する。

2)

強度試験
前項で定めた温度感知合金を対象として、常温、高温で引張試験を実施し、機械的特性を把握する。

3)

感知合金熱時効試験
前項で定めた温度感知合金を対象として、高温で約 20000 時間まで保持し、保持時間をパラメータとして B-H 試験を実施し、熱時効による磁気特性への影響を把握する。

4)

コイル耐熱試験
電磁石用コイル（MI ケーブル）を対象として、高温で約 20000 時間まで保持し、保持時間をパラメータにコイルの素線抵抗、絶縁抵抗を測定して、耐熱性を評価する。

1335

(c) SASS 要素試験
実機の SASS は直径約 150mm、長さ約 300mm と小型であり、実証性を考えれば試験体を縮尺モデルとする利点は無いことから実尺とする。なお、SASS 試験体（装置）はヘ
リウムループに接続して使用する。
保持力特性試験として、雰囲気温度をパラメータに電磁石の保持力を測定し、保持力特性を評価する。応答特性試験として冷却材温度を上昇させ、切り離れまでの応答時間を測定し、応答特性を評価する。耐熱試験として高温での約 20000 時間保持前後で保持力、応答特性試験を実施し、特性変化がないこと（耐熱性があること）を確認する。
(7) 下部挿入型制御棒駆動装置(i)

目的
本プラントでは、炉心出口側は高温になるため構造物を極力設置しないこと、原子炉容器
上部には補助炉心冷却系熱交換器や燃料出入用孔があり、制御棒設置スペースが上鏡部にな
いこと、の２つの観点から、制御棒駆動装置（CRDM）駆動軸が原子炉下部から挿入される方式としている。
挿入路変形時の制御棒挿入特性、繰り返し作動特性の他に CRDM 駆動軸が炉心部を貫通するので高温健全性確認試験が必要である。

(ii) 期待される成果①

制御棒の挿入性、高温耐久性の確認②

許認可データ(iii) 試験内容
(a) CRDM 試験体、試験装置の製作
主及び後備炉停止系 CRDM 試験体、及び、これら試験体を組込む試験装置を製作する。
なお、本試験装置はヘリウムループに接続して使用する。
(b) 機能試験
CRDM（炉停止系）は安全上の最重要機器の一つであり、かつ多数の機械、電気部品で構成される長尺の集合体で、しかも動的機器である。このため、CRDM の機能確認、実証を行うためには各部品は実機を忠実に模擬する必要があり、CRDM 試験体は実尺で製作する。CRDM の基本動作である制御棒の常駆動（引抜き、挿入）、スクラム、燃料交換時（制御棒切離し、つかみ）動作等を行い、動作時間、動作時荷重等を計測して基本機能を確認する。
(c) 加振試験
基本機能確認後、加振機により制御棒案内管、模擬炉心支持板、案内管、CRDM 駆動部
据付部を実機加振条件で加振し、許認可に用いるスクラム時間データを取得する。加振後
再度機能試験を実施し、異常の有無を確認する。
(d) 高温耐久試験
CRDM の基本動作である制御棒の常駆動、スクラム、燃料交換時動作等を行い、実機と同等の高温ヘリウム中環境下での基本機能を実証するとともに、実機作動予想回数の２倍以上の動作を行い、耐久性も確認する。また、許認可に用いるスクラム時間データを取得
する。

1336

(8) 供用期間中検査設備(i)

目的
ヘリウムガス冷却炉で計画している供用期間中検査（ISI）方針は、基本的には軽水炉のISI 方針である JEAC-4205 に準拠した内容となっている。
ヘリウムガス冷却炉の ISI の条件に関する特徴を以下に示す。
①

容器の外側は低温であるが、容器内は高温（炉心出口約 200℃、炉心入口約 100℃）
雰囲気で ISI を行う。

②

検査員が直に近付くのは難しいため遠隔で ISI を行う。

③

ガス雰囲気なので目視検査は行いやすい（見えやすい）。一方で、体積検査は液体が無く高温雰囲気であるためカプラントを用いない方法（EMAT）となる。

④

ガス雰囲気なのでマニプレータ方式の搬送装置となる。

以上からヘリウムガス冷却炉の ISI 装置は以下のようになると考えられる。
①

目視検査装置：ナトリウム炉で採用している冷却装置付き CCD カメラ②

容器などの体積検査装置：ナトリウム炉で採用している EMAT 装置③

伝熱管の体積検査装置④

搬送装置：アニュラス部：ナトリウム炉で採用している自走式
容器外面：ナトリウム炉で採用している ECT 装置：レール式

広い空間、配管内：マニプレータ式など
これらの多くは、ナトリウム炉（もんじゅ）で開発済み、あるいはもんじゅと同程度の仕様であり、ガス炉の装置の設計はもんじゅの装置の部分的な改良で済むと考えられ、特に大きな開発課題は無いと予想される。
一方、従来の軽水炉やナトリウム炉で開発されていないのは、内容器内の空間、原子炉容器下部鏡内の空間、配管（内管）内、ガスタービン容器内の空間のように、ガス雰囲気の広い空間を任意に移動できるマニプレータ式などの搬送装置である。これを開発することがヘリウムガス冷却炉の ISI 装置開発の目的となる。
(ii) 期待される成果①

広い高温ガス空間を自由に移動できて場所の認識が可能なマニプレータ式などの搬送装置(iii) 試験内容
(a) 搬送装置の試作・改良・試験
容器・配管内の目視検査用の搬送装置は次の４パターンに分類される。
1)

広い空間に上からアクセス（原子炉容器と内容器の間の空間、内容器内の空間、ガス
タービン容器内の空間）

2)

パイプが林立する広い空間に下からアクセス（原子炉容器下部鏡内の空間）

3)

上から入ってから横に曲がってアクセス（1 次系配管内管の中）4)

アニュラスを下ってから横の狭いアニュラスに曲がってアクセス（１次系配管の内管と外管の隙間）
これら４パターンの搬送装置の主要部分を設計・試作し、室温の空気中での作動性や位1337

置認識などの基本機能確認試験を行う。また、試験結果により必要に応じ改良を図る。
(b) 実機模擬試験
試作・改良結果を反映して上記４パターンの ISI 装置（目視装置＋搬送装置）の詳細設計を行い、装置全体の模擬体を製作する。また、実機の容器配管形状を模擬した試験装置を製作する。高温雰囲気でこれらを用いて検査装置と組合せた４パターンの ISI 装置の総合機能試験を行い、必要に応じ改良を図る。
(9) 原子炉格納容器(i)

目的
ヘリウムガス冷却炉では、万が一の減圧事故時に放出される原子炉冷却材（ヘリウムガス）中に含まれる放射性物質を環境中に放出させないこと、及び減圧事故時に崩壊熱除去系の強制循環機能が喪失した場合でもヘリウムガスの自然循環での炉心冷却能力を確保するために、原子炉冷却材の圧力を確保することを目的として、軽水炉と同様の耐圧式の原子炉格納容器を設ける設計としている。
軽水炉の原子炉格納容器の事故時内圧が約 0.4MPa であるのに対し、本ガス炉においては、
減圧事故時の原子炉格納容器の内圧は 0.65MPa 程度と大きくなり、この圧力での原子炉格
納容器の板厚は、高張力鋼（SHY685N）を使用した場合でも 55mm 程度となる。鋼製原子炉格納容器の場合、溶接部の厚さが 38mm を超える場合には、「電気工作物の溶接に関する技術基準を定める省令」（省令 81 号）の規定により溶接後熱処理が必要となるが、本ガス炉
では現地にて溶接後熱処理を実施することは実際上困難であることから、溶接後熱処理の免除に関する特別認可申請を行う必要がある。この申請を行うには、靭性、溶接性の双方を向上させた SHY685N 材の開発、改良した SHY685N 材の材料データ取得、及び板厚 55mm程度で溶接後熱処理が省略可能な溶接施工法の確立などが必要である。
また、原子炉格納容器の貫通部設計についても、実績のないものとなる。
本開発計画の目的は、これらの問題を解決するために、原子炉格納容器に使用予定の材料
での材料確認試験などを実施して適用性を確認し、また、原子炉格納容器貫通部の高耐圧性の確認を行うものである。

(ii) 期待される成果①

高張力鋼の機械的性質の取得②

高張力鋼での溶接性確認③

原子炉格納容器貫通部の耐圧機能確認(iii) 試験内容(a) 原子炉格納容器に要求される機能の摘出
減圧事故時における原子炉格納容器内の圧力及び温度について、解析・評価を行う。
(b) 材料適用性評価試験
靭性、溶接性の双方を向上させた SHY685N 材を開発し、改良した SHY685N 材の材料
データ（母材の機械的性質、溶接割れ特性、溶接継手部の機械的性質、溶接継手部の靭性など）を取得する。また、溶接後熱処理あり／なしの条件で材料データを取得することにより、板厚 55mm 程度で溶接後熱処理が省略可能な溶接施工法を確立する。

1338

(c) 原子炉格納容器貫通部耐圧性確認試験
減圧事故時の原子炉格納容器内圧に対して、原子炉格納容器貫通部の健全性が確保できることを確認する。貫通部を模擬した試験装置により、耐圧性を確認する。
(10) 中性子検出計(i)

目的
通常運転時、運転時の異常な過渡変化時及び事故時において、予想される範囲の炉心中性
子束レベルを監視するため、広領域及び出力領域の中性子検出器を設置する必要がある。
広領域、出力領域ともに従来以上の高感度及び長寿命要求があると想定されるため、これらの要求に対して具体的な開発目標を設定し、安全保護系計装及び事故後監視計器（PAM）に適合する高温高感度長寿命型核分裂計数管電離箱及び高感度長寿命型γ線補償型電離箱を開発する。

(ii) 期待される成果①

高温高感度長寿命型核分裂計数管電離箱及び高感度長寿命型γ線補償型電離箱の開発②

安全保護系計装、事故後監視計器として要求される中性子検出性能の実証③

炉心、安全、原子炉構造等の成立性とあいまってガス冷却炉プラント概念の妥当性が示される。

(iii) 試験内容(a) 検出器試験体の設計・製作、基本性能確認試験
1)

検出器試験体の設計・製作
従来以上の高温、高感度及び長寿命要求を満足する核分裂計数管電離箱及びγ線補償型電離箱検出器試験体の設計、製作を、高温熱膨張対策、電離ガス消耗対策、高温条件における構造材の機械的強度向上対策、中性子検出感度向上対策、S／N 比向上対策を念頭において実施する。

2)

基本性能確認試験
試作した検出器試験体が、開発目標に定められた基本性能を有し、次に実施する長期
高温耐久性試験に適合し得るものであることを確認するため、電気特性（信号電極、高圧電極、シールド間の絶縁抵抗、静電容量、リーク電流、PBN 特性等）の温度依存性特性及び中性子感度測定試験を実施する。
また、実機相当規模の試験装置を用いて、検出器の案内管への挿入・引抜特性を確認する。

(b) 高温耐久性試験
試作した検出器試験体が長期高温耐久性能を有することを確認するために、高温耐久性試験を実施し、電気特性（信号電極、高圧電極、シールド間の絶縁抵抗、静電容量、リー
ク電流、PBN 特性等）及び中性子感度の変化を測定する。高温耐久性試験では、事故時の温度条件における高温耐久性能を、温度加速試験により確認する。
(c) 照射実証試験
照射炉において、実機プラントでの試用期間に相当する照射量を照射し、検出性能に有意な変化が見られないことを確認する。

1339

(11) 流量計
(i)

目的
安全保護系へ信号を送るプロセス計装として、原子炉冷却材の流量低下事象の検出ならびにプラントの主要制御及び監視のため、炉心流量に相当する流量を計測する必要がある。ヘ
リウムガス冷却炉の場合、動力変換容器内再生熱交換器高圧側出口のリングヘッダと水平２重管を接続する単管部が計測位置の第一候補と考えられる。単管であることから流量検出器
として一般的なオリフィス、差圧伝送器タイプを使用できるが、この配管はタービンシステ
ムの構造上の制約からオリフィスの前後に十分な直管長さ持つことができず、較正試験が必要となる可能性がある。また、安全保護系４チャンネルの差圧計測値特性を一致させるために整流機構を設けることが必要になる可能性がある。更に導圧管の周囲は再生熱交換器低圧側出口の雰囲気（定格時 146℃）であり、かつ、動力変換容器を貫通させる必要があることから、導圧管部での精度低下を来さない工夫が必要になる可能性がある。
そこで、精度の維持、向上対策の効果の確認を小規模総合試験装置、安全保護系として耐環境実証を耐環境試験装置、流量較正・検定を大規模総合試験装置により行う計画とする。
これにより、安全保護系のプロセス計装に要求される冷却材流量の計測精度を確保するとともにプラントの監視・制御に用いる場合の計測精度を合わせて確認する。

(ii) 期待される成果①

ガス冷却大型炉のシステムに適合する原子炉冷却材流量計の開発②

安全保護系のプロセス計装に要求される原子炉冷却材流量計の計測精度の確保③

プラント監視・制御として要求される計測精度の確保(iii) 試験内容(a) 小規模総合試験での流量計開発試験
小規模総合試験装置に基準流量計オリフィス、基準流量計配管並びに開発流量計及び精度向上対策装置を取り付け、両者の流量指示を比較することにより動力変換容器内で要求精度にて計測できる見通しを得る。また、耐環境試験等を実施し、安全保護系としての成立性を確認する。
(b) 耐環境試験
差圧伝送器について安全保護系として備えるべき耐温度、耐放射線、耐震性能について確認する。
(c) 大規模総合試験での流量計較正試験
小規模総合試験装置（スケールモデル）により開発した流量計の較正・検定試験を大規模総合試験装置により行う。また、過渡流動状態における流量計測の影響についても試験を実施し、評価する。
(12) 中央制御盤(i)

目的
軽水炉最新プラントでは、中央監視設備（新型中央制御盤）は当直長１名、運転員１名での運転管理体制にて行う計画としている。これはデジタル技術を適用し、運転支援システム、
警報表示システムの改善、運転ガイダンスの適用、プラント起動・停止の自動化、監視操作の統合等によりヒューマンインタフェースを改善し、運転員のワークロードを低減すること

1340

により実現することが可能である。軽水炉最新プラントの動向を踏まえ、ヘリウムガス冷却炉のプラント（タービン・発電機系と原子炉系統の運転・監視を同時に行う）に合致した高度監視制御システムを開発する。また、デジタル技術の特徴を活かしたガス冷却炉の保全方法を最適化した保守支援システムを構築する。
これまでガス炉での最新デジタル技術を用いた監視制御システムはなく、ガス冷却炉プラント実機への適用にあたっては以下のような技術開発が必要である。
①

静的及び動的検証用プロトタイプ中央制御設備（プラントシミュレータ機能を含む）の開発②

静的及び動的警報抑制ロジックシステムの構築③

監視操作統合画面の構築④

大型表示画面の構築⑤

運転支援システムの構築⑥

上記に示す監視制御システム機能検証⑦

HTTR 保全内容の調査、保全高度化ニーズの調査を踏まえた保守支援システムの構築(ii) 期待される成果①

当直長１名、運転員１名での運転体制で可能な運転監視制御システムの実証②

ガス冷却炉プラントでの運転操作の特徴であるタービン・発電機系統と原子炉冷却系統の同時監視操作性の実証③

プラント運転訓練用シミュレータへの展開(iii) 試験内容(a) 検証用中央制御監視システムの設計・製作
1)

静的及び動的検証用プロトタイプ中央制御設備の製作
中央制御盤検証に系統システム、プラント動特性を処理可能なシミュレータを開発する（本ソフトウエアは将来のプラント運転訓練用シミュレータに展開する）。

2)

監視操作統合画面、大型画面の構築整備した通常運転時操作手順書、異常時操作手順書とプラント設計資料により検証用
監視操作統合画面、大型画面を構築する。

3)

運転支援システムの構築
上記 2)項の情報により運転支援システムロジックと情報提供形態を構築する。

4)

保守支援システムの構築
HTTR 保守情報の調査、保守に関する設計情報を調査し、保守支援システムを構築する。

(b) 監視制御システムの検証
HTTR／FBR／軽水炉運転員、安全設計者、システム設計者によりプロトタイプ中央制御盤による動的検証（ワークロードの計測を含む）。課題抽出、仕様確定の検証サイクルを実行し、監視制御システム仕様を確定させる。
(13) 電気施設(i)

ガスタービン発電機(a) 目的1341

本プラントでは閉サイクルのヘリウム冷却によるガスタービン発電機を採用している。
タービン発電機は、コンプレッサー、タービン、熱交換器と共に動力変換容器中に縦置きに配置されている。通常、タービン発電機は水平に配置されており、縦置きでの適用実績はない。また、水冷却／水素冷却／空気冷却のタービン発電機技術は確立されているが、冷却媒体にヘリウムガスを用いた発電機については技術開発の実績もない。縦置型ヘリウ
ムガス冷却タービン発電機の開発が必要である。
(b) 期待される成果①

縦置型タービン発電機の開発と設計技術の確立②

ヘリウム冷却タービン発電機の開発と設計技術の確立(c) 試験内容
1)

部分モデル検証試験
縦置型ヘリウムガス冷却タービン発電機の設計を行い、懸念される部位については、
部分モデル検証を行う。
①

固定子コアの支持構造用部分モデルによる製作検証②

高気圧ヘリウムガス雰囲気下での絶縁特性検証

2)

横置型実物大モデルによるヘリウム冷却発電機の検証試験
横置型のヘリウム冷却発電機の実物大モデルを製作して、発電機の性能、運転特性を
検証する。

3)

縦置型実物大モデル発電機による検証試験
上記(b)項の横置型実物大モデル機を縦置型に改造し、大規模総合試験で使用するター
ビンと直結・駆動させて、軸系全体の軸振動特性を検証する。

(ii) 電気ペネトレーション(a) 目的本プラントでは、動力変換器容器に設置されたガスタービン発電機により発電を行う設計である。このため、発電機主回路は動力変換器容器及び原子炉格納容器を貫通することになる。それぞれの貫通部については、バウンダリ機能を持ち、かつ、大電流／高電圧仕様の電気ペネトレーションが必要となる。表 4.3.1-3 に示すように、これらの電気ペネト
レーションは従来 PWR の電気ペネトレーション（表 4.3.1-4 参照）と比べて電気（電圧／電流）、圧力、雰囲気条件、線量について実績のない仕様となるため、当該設備を新規開発する必要がある。
(b) 期待される成果①

鋼製の動力変換器容器及び原子炉格納容器を構成する電気ペネトレーションの開発(c) 試験内容
今回開発するヘリウムガス冷却炉用電気ペネトレーションは、従来の PWR の電気ペネ
トレーションと比べて電気（電圧／電流）、圧力、線量について実績のない仕様となる。
しかし，高電圧／大電流の仕様に対しては、例えば、タービン発電機の出力端子で約 30kV
／30kA の実績がある。これら実績のある既存の技術をベースに電気ペネトレーションの設計・試作を行うことができると考えられる。また、試験としては単体での特性試験、寿命試験及び実機相当の総合試験を行うことで電気ペネトレーションの健全性を確認する。

1342

1)

単体試験
特性試験（電圧に対する絶縁特性、大電流に対する温度上昇試験、耐圧力試験、放射線照射試験、等）及び寿命試験を行い、設計値に対する評価、健全性の確認を行う。

2)

総合試験
実機相当の電気ペネトレーションを製作し、大規模システムに組み込んでの実環境での性能確認試験を行う。

(14) ３次元免震装置(i)

目的
ヘリウムガス冷却炉では、建設時の土木掘削量の削減、建屋物量の削減、機械設備に対する耐震荷重条件の緩和等の観点から、免震建屋構造としている。ヘリウムガス冷却炉の燃料集合体構造材 SiC は耐衝撃性に劣るといわれているので、地震時の燃料集合体浮き上がりによる破損を防止する必要がある。その対策として上下免震要素が必須であり、３次元免震装置を設置することとした。
３次元免震装置の特性データ取得によるシステム成立性の確認、大型振動台による確証試
験などが必要である。

(ii) 期待される成果①

３次元免震装置要素特性データの取得②

システム成立性、信頼性の確認③

３次元免震装置技術体系の確立④

３次元免震設計方針の整備(iii) 試験内容(a) 要素開発試験
３次元免震装置の設計、製作を行い、各要素特性データを取得する。また、性能及び各種信頼性を確認する。
(b) 大型振動台による確証試験
大型振動台を用い、３次元免震装置群の技術確証を行う。
(c) ３次元免震設計方針の整備
上記(a)項，(b)項の試験と並行して、３次元免震設計方針の整備を行う。

1343

表 4.3.1-1(1/3)

被覆粒子燃料ヘリウムガス冷却炉の開発項目および開発要否(1/3)

燃料

被覆粒子燃料
ヘリウムガス冷却炉
燃料

制御棒案内ブロック
可動反射体ブロック

制御棒案内管
径方向遮へい体

炉内構造物

炉内構造物

反応度制御設備

制御棒集合体

参考：HTTR（添八より）
原
子
炉
及
び
炉
心

制御棒駆動機構

１
次
冷
却
設
備

２
次
冷
却
設
備

原子炉圧力容器原子炉圧力容器

１次ヘリウム循環機
中間熱交換器
１次加圧水冷却器

ガスタービン設備

１次ヘリウム配管

主配管

弁類

弁類

スタンドパイプ

燃料出入孔

支持構造物

支持構造物

２次ヘリウム循環機
２次加圧水冷却器
２次ヘリウム配管
弁類
支持構造物

なし

開発の要否
[要]
被覆粒子燃料、SiC 製燃料集合体の開発が必要。
反応度制御設備の欄に記載。
[否]
SiC 遮へい体を想定している。SiC については製作性及び照射特性の把握という課題があるが、燃料集合体における開発要素と同一であり、径方向遮へい体として特有の開発課題はない。
[要]
ヘリウムガス冷却材の流量調節機構については、これまでに実績経験がなく、試験体による流動特性試験を実施し、流量配分特性を把握する必要がある。
[要]
従来にない SiC 製制御棒集合体であり、試作試験が必要である。また、B4C 吸収材と被覆管との干渉を緩和させるシュラウド管についてガス炉では温度レベルが高いため、高温シュラウド管の開発が必要となる。
本ガス炉では受動的炉停止装置としてキュリー点電磁石方式のSASS を後備系制御棒の一部に採用する。温度感知合金の高温雰囲気下での性能確認等を含む材料開発、SASS 作動システムの機能確認等の開発試験が必要である。
[要]
既存のガス炉では実績のない下部挿入型 CRDM を採用しており、機能確認試験が必要。
[要]
高温のヘリウムガスから原子炉容器を保護するための断熱材ライナーの開発が必要である。断熱材ライナーの材質として SiC を想定しており、その高温耐久試験､機能確認試験が必要となる。
また、所定の定検期間内で炉内構造物等の ISI を可能にすべく、ガス炉用の ISI 装置を開発する必要がある。
[要]
ヘリウムガスタービンによる直接発電方式を採用している。さらに
建屋容積低減を狙って１軸縦置きガスタービンとしており、これま
でに実績のない概念である。よって、ガスタービン発電設備を構成する各機器の開発､並びにガスタービン発電システムとしての総合機能試験が必要である。
なお、開発中のガス炉（高温ガス炉、PBMR 等）におけるガスタービ
ンの開発成果が一部反映できる余地はある。
発電機については電気系統施設の欄に別途記載。
[否]
原子炉容器と動力変換容器を結ぶ主配管は二重管となっており、さらにヘリウムの漏洩を抑制するためガードパイプ（漏洩流量制限構造）を設けている。二重管そのものについては特段の開発項目はな
く、また漏洩流量制限構造についても、実機プラントでの据付スペース確保に留意する必要があるが、開発項目とするには及ばない。
[否]
特段の開発要素はない。
[否]
特段の開発要素はない。
[否]
特段の開発要素はない。

1344

表 4.3.1-1(2/3)

被覆粒子燃料ヘリウムガス冷却炉の開発項目および開発要否(2/3)

参考：HTTR（添八より）
加
圧
水
冷
却
設
備
工
学
的
安
全
施
設

加圧水循環ポンプ
加圧水空気冷却器
加圧水加圧器
加圧水配管
弁類

被覆粒子燃料
ヘリウムガス冷却炉なし

補助冷却設備

補助炉心冷却設備

炉容器冷却設備

空調設備

原子炉格納施設

原子炉格納容器

非常用空気浄化設備

非常用空気浄化設備
コアキャッチャ

原
子
炉
補
助
施
設

残留熱除去設備
１次ヘリウム純化設
備
１次ヘリウム貯蔵供給設備
２次ヘリウム純化設
備
２次ヘリウム貯蔵供給設備
燃料取扱及び貯蔵設
備

試料採取設備ガスタービン及び補助炉心冷却設備
ヘリウム純化設備
ヘリウム貯蔵供給設備

開発の要否

[要]
補助炉心冷却系は冷却器を炉容器に挿入した直接炉心冷却方式であり、これまでのガス炉では実績のない冷却方式である。したがって、試験装置を用いて、補助炉心冷却系作動時の炉内流動特性を把握する必要がある。また、要素技術としてグラビティダンパーの開発が必要である。
[否]
特段の開発要素はない。
[要]
本ガス炉では、鋼製格納容器を採用している。原子炉格納容器の溶接部の厚さが 38 mm を超える場合は、省令 81 号の規定により溶接後熱処理（SR）が必要となるが、現地にて溶接後熱処理を実施す
ることは実際上困難であるので、溶接後熱処理の免除に関する特別認可申請を行う必要がある。特認申請に際して、材料試験、溶接性試験などを実施して適用性を確認する必要がある。
[否]
特段の開発要素はない。
[要]
本ガス炉では万が一の炉心溶融事故に対する設備対策としてコア
キャッチャを設けている。溶融燃料を炉容器の外に設けた炉外コア
キャッチャで受けて冷却する概念を採用しており、その冷却性能を
模擬試験装置により確認する必要がある。
ガスタービン設備及び補助炉心冷却設備の欄に記載する。
[否]
HTTR での実績が反映可能であり、特段の開発要素はない。
[否]
特段の開発要素はない。

なし
なし
燃料取扱及び貯蔵設備

サンプリング装置[否]
ガス炉の使用済燃料取扱設備は再処理施設へ搬出するまで、全てガス雰囲気中で取扱い、崩壊熱が高い段階では移送中の冷却が必要となる。移送中の冷却に関してはナトリウム炉で検討されているガス
中移送設備概念と同様に既存技術での対応が可能と考えられ、冷却機能の確証試験が必要ではあるが、概念構築に係わる特段の開発課
題はないと考える。
また、燃料取扱機器（グリッパ、昇降機、支持装置）に関しても、燃取設備側での取扱いに充分耐え得る燃料集合体構造とすること
で、特段の開発課題はないと考える。
[否]
特段の開発要素はない。

1345

表 4.3.1-1(3/3)

被覆粒子燃料ヘリウムガス冷却炉の開発項目および開発要否(3/3)

参考：HTTR（添八より）
計
測
制
御
系
統
設
備

原子炉計装

被覆粒子燃料
ヘリウムガス冷却炉
中性子計装

制御棒位置計装

炉心差圧計装高温プレナム部温度計
装

燃料破損検出計装

プロセス計装１次主冷却系流量計装

その他の計装原子炉制御設備

原子炉制御設備

原子炉保護設備

原子炉保護設備

工学的安全施設
作動設備
制御室

工学的安全施設作動設
備
中央制御盤

電
気
設
備

電気施設

中央制御室外原子炉停止装置
電気施設

廃
棄
物
処
理
設
備

気体廃棄物処理施設

気体廃棄物処理施設

液体廃棄物処理施設

液体廃棄物処理施設

固体廃棄物処理施設

固体廃棄物処理施設

開発の要否
[要]
従来以上の高感度長寿命γ線補償型電離箱及び核分裂計数管・電離箱の開発が必要なものと想定する。
[否]
検出器は、制御棒駆動機構ハウジングの中に納める計画で、設計上厳しい雰囲気条件は温度である。検出器には一般的な電磁ピックア
ップ、シャフトエンコーダ等、一般的なものが使用でき、検出器設
計温度条件を満足するよう必要があれば適宜熱遮へいを設けることで対応する。
[否]
温度、耐放射線面で制約のある検出器（差圧伝送器）は、HTTR と同様に原子炉容器の外、原子炉格納容器内の条件の比較的良いところに設置する計画である。原子炉容器内の圧力取り出し管開口部位置の設定及びパイプの引き回しが課題であると考えている。
[否]
高温プレナム部温度計装そのものの要否についての判断が必要であるが、Ｋ熱電対又はＮ熱電対が使用できる。原子炉容器内ウェルの引き回しが課題である。
[否]
検出破損規模（感度）要求、応答要求によっては種々の工夫が必要になるものと考えているが、開発を要する課題ではないと考えている。
安全保護系以外の燃料破損検出装置は、要否についての判断が必要であるが、安全保護系の燃料破損検出システムと同様、HTTR のシス
テムが活用できるものと考えている。原子炉容器内サンプリング管の引き回しが課題であると考えている。
[要]
主冷却系流量計（ピトー管を想定）について前後に十分な直管長さが確保できないため、実規模での流量校正、検定が必要であるものと想定する。他の計装については軽水炉用が活用できるものと想定する。
[否]
タービン・発電機まわり計装については、必要に応じてタービン及び発電機補機冷却機能を活用することで対応できるものと想定している。
[否] 特段の高機能、高精度、高速応答、高信頼度要求はないと考えられるので、開発項目はないと判断する。
[否] 特段の高機能、高精度、高速応答、高信頼度要求はないと考えられるので、開発項目はないと判断する。
[否] 特段の高機能、高精度、高速応答、高信頼度要求はないと考えられるので、開発項目はないと判断する。
[要] 運転実績がないことから、制御盤を中心とする運転監視制御シ
ステムの操作性検証、高度化開発が必要である。
[否] 運転操作性の検証は、中央制御盤の検証の成果を活用して設計の中で行えるものと考えている。
[要]（実績のない下記設備について必要）
１．発電機設備
ガス冷却 FBR に適合する発電機設備を実現するため、実績がないことから次のシステムを開発する必要がある。
① 大容量縦型磁気軸受システム② 発電機ヘリウム冷却システム③ 大容量発電機起動システム
２．発電機回路用動力容器ペネ及び原子炉格納容器ペネ
実績がないことから高電圧、大電流用を開発する必要がある。
[否]
特段の開発要素はない。
[否]
特段の開発要素はない。
[否]
特段の開発要素はない。

1346

1347

(7) ピストンリングシールの開発(6) 軸系振動の確認(5) 前置冷却器・中間冷却器の開発

実規模ピストンリングの製作
単体性能試験

実機寸法のフィン付ヘリカルコイルの試作（複数体の試作）実機条件での差圧を考える。

実機と同じ回転数―

・ピストンリングの試作・シールリーク性能試験

・軸系総合振動特性試験
・磁気軸受の振動制御試験(3) 磁気軸受の開発

・大容量磁気軸受の試作（実機規模）
・単体の性能試験

固定子支持構造、通風冷却方法について試
験を行う想定1/3 スケールでの模擬荷重を用いた軸系総合試験

実機のスラスト荷重と回転数条件

実規模のスラスト磁気軸受を操作して単体性能試験を行う。

(2) 縦置き発電機の開発(4) 再生熱交換器の開発

縦置発電機の設計結果から設定する。

縦置発電機の設計を行い、クリティカ
ルとなる点を洗い出して、部分モデル試験を行う。

コンプレッサーの性能曲線、サージマージ
ン等の試験を行う。

・プレートフィン構造の試作（切断・ろう付け状態の確認用、耐圧試験用に最低各２ブロック必要）・温度差と圧力差を与えたプレートフィン
構造健全性試験・製造方法を変えたヘリカルコイル試作
・製品の耐圧，漏洩及び寸法検査

コンプレッサー 入口圧力:2.0MPa
コンプレッサー 入口温度:35℃

コンプレッサーに重点をおいた試験として、1/3 スケールで段数は、10 段程度の部分モデルとする。

(1) 縦置タービン・圧縮器
の開発

試験内容

実機で操作する際の１ブロック寸法 高圧側と低圧側の実機条件の温度（幅×奥行×高さ：1ｍ×1ｍ×0.2ｍ） 差，圧力差を与える。
程度で試作

試験条件

各機器の要素試験

試験規模

ガスタービン

開発項目

表 4.3.1-2

1348

15kV

原子炉格納容器貫通部

6.6kV＊2.事故時１回を含む 40 年間の総線量。

(注)＊1.事故時の値を示す。

原子炉格納容器貫通部

電 圧

表 4.3.1-4

12kA

12kA

電 流
35℃（He ガス）

55℃（空気）

0.65MPa＊１

雰囲気温度

6.0MPa

圧 力

約 210A

電 流

雰囲気温度
55℃（空気）圧 力
0.41MPa＊１

PWR：電気ペネトレーション仕様＊2.事故時の線量率。総線量は×30 日とする。

(注)＊1.事故時の値を示す。

15kV

電 圧

ヘリウムガス冷却炉：電気ペネトレーション仕様

動力変換器容器貫通部

表 4.3.1-3

2.0E+8 Rad＊２

線量率

7.2E+7 Rad/h＊２

0.4 Rad/h

線量率

4.3.2 必要な開発資源・開発期間
ヘリウムガス冷却炉全体の研究開発計画の概要を図 4.3.2-1 に示す。
窒化物被覆粒子燃料及び六角ブロック型燃料集合体の実現性を見通すためには、高温耐性を有する被覆材料の選定、被覆製造技術、窒化物燃料の開発など、開発リスクが高く、長期を要する
基礎的な研究開発課題がある。しかし、フランスを中心に Generation-IV プロジェクトにおける開発対象としての実験炉の建設計画や燃料の研究開発計画が検討されており、国際協力の活用に
よって基礎的な開発課題を解決できる可能性がある。
プラントの実現性については、上述の被覆粒子燃料及び燃料集合体の材料開発に目途が立っていることを前提に、断熱材ライナや制御棒に使用する SiC、キュリー点電磁石方式 SASS に使用する温度感知合金などの材料開発を行い、これらの課題に解決の見込みがついた後に、ガスター
ビン、補助炉心冷却系などの重要度の高い要素技術開発に取り組むシナリオを考えている。
詳細を次項以降に示す。
4.3.2.1 炉心燃料設計
前節と同様に炉心燃料設計は、燃料・材料技術開発と炉心設計技術開発に大別される。燃料・材料技術開発は、燃料製造技術そのものであり、これらは技術検討書・分冊２「燃料サイクルシ
ステム技術検討書」に記載される。本節では、開発課題として考えられる項目を列挙し、必要な資源・期間について簡単に述べるにとどめる。
なお、現状においては、必要な開発資源・開発期間を見通せるだけの技術的知見に乏しい状況にある。今後、開発計画を策定するための研究が必要である。
(1) 燃料・材料技術開発
ヘリウムガス冷却炉のレファレンス概念であるブロック型被覆粒子窒化物燃料概念を対象とした、燃料・材料技術開発に要する資源・期間について、以下簡単に述べる。
(i)

燃料開発
高温耐性・耐照射性を有する被覆材料の選定、被覆層生成技術開発、被覆粒子の SiC マト
リクスへの分散・成形技術開発、密封性検査技術開発、その他、混合窒化物燃料製造技術開発、再処理時前処理技術開発等が必要である。これらの技術開発には 5～10 年程度の期間が必要と考えられる。

(ii) 材料開発
高温耐性、耐照射性を有する構造材料の選定、SiC-SiC 冷却管及びラッパ管の製造技術開発、SiC マトリクスと SiC-SiC 冷却管・ラッパ管の溶接技術開発、部材に対する熱水力基礎
試験や燃料体部分流動試験等が必要となる。これらの技術開発や試験実施には 5～10 年程度の期間が必要と考えられる。
(iii) 照射試験・燃料体試験
燃料・材料開発の後、被覆粒子燃料の照射試験を、模擬粒子燃料、被覆粒子燃料、燃料体の順に段階をおって実施する。高速中性子照射場としては、「常陽」、将来的に「もんじゅ」を想定する。
①

模擬粒子燃料の照射試験 ･･･ 燃料核に重金属窒化物の模擬材料を使用。一定照射量までの TiN 被覆層の健全性あるいは限界を確認。

1349

②

被覆粒子燃料の照射試験 ･･･ FP ガス発生に対する被覆層健全性の確認、燃料の健全性確認。

③

燃料体照射試験 ･･･ SiC 材料の照射特性、SiC-SiC 及び SiC-金属溶接部の照射健全性
及び限界の確認。

照射期間としては、これまでの材料照射実績を踏まえて、各照射試験について 5～10 年程度が必要となる。照射後試験として、各々5 年間程度が見込まれる。なお、照射のための許認可が必要となる場合には、許認可に要する期間（計画開始から 3～5 年）を別途考慮する必要がある。
(iv) 燃料・材料の設計用物性データ収集
設計用物性データの収集・評価を、被覆粒子燃料などの照射後試験結果を反映しつつ実施する必要がある。
(2) 炉心設計技術開発
炉心設計技術開発に要する資源・期間は次のとおりである。なお、炉心設計技術は前述の燃料・材料開発の進展を反映し、平衡して進展する形態のため、燃料・材料開発の期間にわたり
炉心設計技術開発は必要となる。
(i)

核計算手法
既存の核計算コード・核データをベンチマーク解析により検証する必要がある。そのための実験を、高速臨界実験施設を用いて行う場合、試験計画・実施を含め５年程度が必要と考えられる。

(ii) 安全性・制御性解析手法
安全性・制御性解析手法の開発には、高温ヘリウムガスを用いた熱流動伝熱試験による実データ取得が必要である。施設計画・着工・試験・評価を含めて 10 年程度を要する。
4.3.2.2 プラント設計
プラント関連の研究開発計画を図 4.3.2-2 に示す。プラント関連の研究開発工程においては、
各開発課題の重要度に配慮した段階的な開発計画とし、”基本的な概念成立性を左右する課題の解決”及び”実用炉として求められる性能を発揮するための技術開発”に大別した。
具体的には、最も重要性が高いと考えられる被覆粒子燃料及び燃料集合体の材料開発に目途が立っていることを前提に、まず断熱材ライナや制御棒に使用する SiC 及びキュリー点電磁石方式
SASS に使用する温度感知合金の材料開発・材料試験に着手する工程とした。これらの課題の解決に見込みがついた後に、次の開発段階に移行し、ガスタービン、補助炉心冷却系などの重要度の高い要素技術開発に取り組んでいく工程とした。なお、本工程には各年度の予算配分は考慮していない。
図 4.3.2-2 に示すプラント関連の研究開発の総額は 650 億円程度（燃料・再処理の研究開発費
及び実験炉建設費含まず）となった。

1350

1351

図 4.3.2-1 ヘリウムガス冷却炉

研究開発計画（案）*：照射試験を実施する候補施設としては、常陽＋HTTR または仏国 He 冷却実験炉が考えられる。
*：本工程は、材料開発が完了していることを前提に作成したものである。

図 4.3.2-2 プラント関連の研究開発計画（案）1352

4.4 ヘリウムガス冷却炉の技術的総括
ヘリウムガス冷却炉は、ナトリウム冷却炉など他炉型にはない高い冷却材出口温度、高い熱効率、固有の安全特性による炉心損傷防止能力の向上、などの特有な特長があり、炉心性能と安全性とのバランスを追求した概念の検討を行ってきた。
また、本研究では、実用化戦略調査研究以前の従来のヘリウムガス冷却炉に対して、次のような特色のある設計検討を行った。
炉心燃料設計においては、①

窒化物被覆粒子燃料の採用
高炉心出口温度条件で用いる高速炉燃料として、炉心特性が良好な窒化物燃料を粒子核とし、物理・化学的特性（耐高温特性、窒化物燃料との共存性）及び核特性（中性子吸収・減速が少ない）に優れる窒化物系セラッミクス：TiN を被覆層として用いた被覆粒子燃料
を用いる。

②

縦方向流冷却（ブロック型）燃料集合体の採用
被覆粒子を固相マトリクスに内蔵し、縦方向に貫通する冷却管内を流れるヘリウムにより、燃料を間接冷却する形態とすることにより、重金属・FP の密封性を高め 1 次系汚染の懸念をさけると共に、炉心熱容量の増大、減圧反動度の減少、ドップラ効果の向上を図
り、安全特性の向上も図られる。

③

黒鉛材料の排除
従来の熱中性子ガス炉において、燃料被覆層、燃料コンパクト、減速材及び遮へい材として多用されている黒鉛材料を、構成材料として排除することにより、高速中性子の減速、ひいては炉心特性の劣化を防止すると共に、空気進入事故などにおける火災発生の可能性を排除する。

プラント設計においては、①

高温構造設計としてライナ構造の採用
高温ガスと接する構造材を保護するために断熱材を設置し、それを SiC 製断熱材ライナ
及びスタッドボルトで固定する構造とする。

②

減圧事故時の開口面積の制限
断面積 50cm2以上の一次系配管の外側にガードパイプを設置し、リークタイト構造とすることにより、仮に当該配管が破断した場合にも冷却材漏えいを防止する。

③

流路切り替えにグラビティダンパーの採用
事故時などに原子炉出入口圧力差が減少すると、補助炉心冷却系流路の入口側に設置された差圧自動駆動グラビティダンパーが全開状態となり、冷却流路が形成される。

4.4.1 ヘリウムガス冷却炉の仕様とその根拠
被覆粒子燃料ヘリウムガス冷却炉のプラント基本仕様、系統構成図、原子炉建屋概念図等を図
4.4.1-1 に示す。また、その根拠を表 4.4.1-1 に示す。

1353

表 4.4.1-1(1/4)
No.

項

目

基本仕様根拠
仕

様

1

原子炉型式

被覆粒子型燃料
ヘリウムガス冷却
高速増殖炉

2

電気出力
（発電端）

1500 MWe3

熱出力3203 MWt

4

ループ数

4 ループ

5

１次系
He 温度

460℃/850℃（入口/出口温度）

6

１次系流量

5688 ton/h

7

１次系圧力

6 MPa

8
9

10

２次系
温度、流量
水／蒸気
温度

タービン
発電機

被覆粒子燃料ヘリウムガス炉（1500MWe プラント）
根拠

ヘリウムガス冷却高速増殖炉の燃料形態として、被覆粒子型とピン型を比較し、炉心特性と厳しい事象時の炉心除熱性の両立に優れる被覆粒子型をレファレンス設計に選定した。ピン型は燃料体積比を高くできるため、優れた炉心特性とすることが可能であるが、金属もしくは耐熱材料被覆管を用いた設計検討から、厳しい事象での除熱性確保には高信頼性を有する即応型受動的炉停止機構が必須となる結論を得ており、オプション設計に位置付けることとした。
下記の条件でヒートバランスを評価した結果。
ガス炉は高圧システムであり、バウンダリ部材は厚肉で物量増加が懸念される。大型炉にすることでその影響を小さくし、経済性を向上させる。一方、原子炉の出力規模を決める要素のひとつとして、
ガスタービンユニットの出力規模が重要となる。現行技術延長上で実現可能な最大容量は 600MWt/基（高温ガス熱中性子炉にて開発中のものと同規模）と考えられており、これに基づいて 2400MWt（1100MWe級）を設定した。一方、経済性の比較にはスケール効果の影響を考える必要があり、この目的のために技術的難易度は増加するが、800MWt/基とした場合も検討した。また、大型炉においてはガスター
ビンユニット基数＝ループ数の増加により、その出力規模を実現す
ることとする。
以上より、電気出力 1500MWe 級となる熱出力 3203MWt、４ループを設定した。
高温化によるガスタービンの熱効率向上を目指し、あわせて安全上、原子炉構造上問題とならない範囲で１次系出口温度を高温化する観点から、既存ヘリウム高温ガス炉で達成されている 850℃と設定した。
なお熱中性子炉では炉心出力分布平坦化等により、出口最高温度増加の抑制と出口平均高温化 950～1000℃の両立を目指している。一方、高速炉では出力平坦化と増殖性能維持を両立する必要があり、
炉心・燃料設計上の開発課題を増加させる要因となる。大型高速炉
では、単なる高温化より、高速炉特性を活かした長期運転・高燃焼
度により、（ワンス・スルーではなく）燃料サイクル中での総合的な技術開発を主眼とし、850℃に選定する。
炉心熱出力 3203MWt を、炉心入口・出口におけるヘリウムガス平
均温度・圧力により決まる炉心出入口エンタルピ差で割ることにより求められる。
ヘリウムガスは、熱伝達率は小さく、熱輸送力が小さいという短所から、熱輸送力の向上および除熱性能確保のためには１次系冷却材の圧力を上げて密度を高める必要がある。その一方で、減圧事故
時の正の反応度投入をできるだけ抑制する観点から、圧力は低めの設定にするのが好ましい。これらにプラント熱効率を考慮に入れ、
本プラントでは海外プラント設計例より少し低めの 6MPa と設定している。ちなみに、海外のプラント設計例では、GT-MHR が 7.1MPa、PBMRが 7MPa としている。

―

―

―

―

4 基/プラント

熱中性子炉の高温ガス炉で出力規模 600MWt/基のガスタービンユ
ニットが開発されようとしている。また、既存の開放サイクル・横置きガスタービンでは、300MWe/基程度の実績がある。本概念では、
閉サイクルかつ配置性の観点から縦置きを志向しており、各部の要
素開発、発電システムの確証が必要だが、開発できる可能性はあると考えられる。

1354

表 4.4.1-1(2/4)
No.

項

目

基本仕様根拠仕

被覆粒子燃料ヘリウムガス炉（1500MWe プラント）

様

11

プラント
熱効率

約 47%

12

所内負荷率

44.3 MW (2.95%)

13

プラント
稼動率

91.5 %

被覆粒子型窒化物
燃料

14

炉心・燃料

15

炉心の
径/高さ

6.29m / 1.0m

16軸/径ブランケット

上下各 0.25m /
0.24m

17

被覆粒子
燃料

外径 1.0mm
燃料核径 0.86mm
低密度 TiN:70μm

根拠

ガスタービンサイクル効率は、原子炉出入口温度、原子炉出口圧
力、コンプレッサーの断熱効率等で決まる。原子炉出入口温度及び原子炉出口圧力を上記の値とし、・タービン断熱効率 93.5%
・コンプレッサー断熱効率 90%
・再生熱交換機温度効率 95%・発電機効率 98.5%としたときのヒートバランスから、タービンサイクル効率 46.8%を得ている。また、原子炉入口温度および原子炉出口圧力がガスタービ
ンサイクル効率へ与える影響についてサーベイしており、原子炉入口温度を 500℃まで上げた場合でも 0.3%の効率向上にとどまること、
一方、原子炉出口圧力を 1MPa 下げると 1%程度効率低下となることか
ら、安全上成立するならば圧力は高い方が良いということで、レファレンス条件として設定している原子炉出入口温度、原子炉出口圧力、タービンサイクル効率がほぼ妥当なものと判断している。
ナトリウム実証炉（フェーズ２）の所内負荷率を元に、出力比率、
原子炉建屋容積比率などを用いて、ヘリウムガス冷却炉を算出した。
ガスタービン発電機設備および換気空調設備の負荷が、所内負荷合計の７割以上を占める。
プラント運転サイクル 18 ヶ月、平均定検日数 50 日より算出。
燃料形状：上記 1 項内の被覆粒子型燃料に関する記述を参照。
燃料組成：窒化物燃料、酸化物燃料、金属燃料を比較し、窒化物燃料を選定。窒化物燃料は、酸化物燃料に比較して炉心特性に優れる。酸化物燃料は、実現性は高いが増殖性など
必要炉特性確保が難しい。金属燃料は、物性上の観点か
ら高温ヘリウム条件では使用し難い。
燃料・材料密度：窒化物燃料は現状技術で実現可能な最大値として95％理論密度を設定。TiN 製被覆層は、FP ガス溜としての機能を持つ内部バッファ層は 50%理論密度、固相マトリ
クスは 100%理論密度を設定。
Pu 燃料組成：高速炉マルチリサイクルを想定した MA・FP 混入率に設定。
炉心の径：遮蔽体を含む炉心外接円が 8m を超えないこと、遮蔽体層が必要なこと、増殖比 1.1 以上を満たすため径方向ブランケットが必要なこと、制御棒が延べ断面積で炉心の１割弱必要なことから、炉心直径は 6m 程度になる。
炉心高さ：定格運転条件において炉心燃料温度が制限 1600℃を満たすこと、AWS において自然循環による圧力損失特性と出力密度および炉心特性（減圧反応度など）を有すること、なる要件を満たす炉心設計サーベイから炉心高さ 100cmとなる。
除熱性確保のため炉心容積が大きく中性子漏えいが少ないこと、
燃料体積比が低く、また燃料体積比に比べて構造材体積比が高い被覆粒子型炉心では中性子吸収量が増加すること、からブランケット
容量は大きくなる。増殖比 1.1 以上を目標とした場合、上下軸方向
ブランケットは 25cm 程度、径方向ブランケットは 1 層以上必要となる。
被覆粒子は固相マトリクス材料である SiC 粉と混合され、冷却管の間(13～20mm)に内蔵される。その均質的な配置性を図る観点から、被覆粒子 10 個程度が冷却管間に配置される程度の粒径に設定。TiN
材は、高温安定性、窒化物燃料との共存性、再処理前処理技術の可能性から選択。被覆層厚さは、FP ガス留め機能を考慮し暫定した。

1355

表 4.4.1-1(3/4)
No.

項

目

基本仕様根拠
仕

様

18

燃焼度

121 GWd/t

19

増殖比

1.11

20

炉心平均
出力密度

89 W/cm3

21

燃料集合体
型式

被覆粒子燃料
内蔵集合体

22

原子炉容器
型式

鋼製原子炉容器

23

原子炉
停止系

制御棒駆動装置
下部設置

炉心安全

AWS時にSASS無し
で 2200℃以下の可能性有り。漏洩流量制限機構設置（50cm2以下の漏洩
面積制限）

24

被覆粒子燃料ヘリウムガス炉（1500MWe プラント）
根拠

取出燃焼度は、燃料・材料の健全性および安全性確保の下で高めることが望ましい。これまでの設計検討から、炉心平均燃焼度 100GWd/tとなる概念では、炉心特性と AWS 時除熱性確保を両立し得る見通しが得られたが、150GWd/t となる概念では、燃料形態や除熱性の点で課
題をより多く含む結果となった。よって取出燃焼度 120GWd/t を目標とし、炉心設計・除熱性検討を行うこととした。
ヘリウム冷却炉での燃焼度 120GWd/t に関する燃料サイクル上の意
味づけを、熱効率及び燃焼度の観点で、他の冷却材概念と比較して考えることができる。すなわち、ヘリウムガス冷却炉は熱効率 47%と他
冷却材概念の 40%と比較し約 2 割高い。燃料サイクル費上重要となる“熱効率×燃焼度”を考えた場合、ヘリウムガス冷却炉の 120GWd/t
は、他冷却材概念の 150GWd/t 相当となる。
増殖比 1.1 以上を目安とすることにより、複合システム倍増時間で50～100 年程度を実現する。
炉心平均出力密度は、AWS（減圧事故時にスクラムを伴わずに自然
循環除熱となる状況）でも炉心冷却特性が示されるよう、燃料・炉心構成を検討した結果である。
被覆粒子燃料の内蔵形状に応じて、横方向流冷却コンパートメント
型、六角ブロック型、板状型、球状（ペブルベッド）型の集合体概念を比較した。六角ブロック型は被覆粒子燃料を間接的に冷却するが、熱容量高・減圧反応度低により安全上の特徴に優れ、リファレンス概念となる。横方向流冷却型は、直接冷却で除熱性能に優れるが、1 次系汚染の可能性がある。板状型・球状（ペブルベット）型は形状安定性や圧力損失特性などの観点で除熱性に劣るため、選定外とされる。
原子炉容器材料は、経済性を考慮して、軽水炉で使用実績のある
Mn-Mo 鋼（SQV 材）を使用。原子炉容器は、内面に断熱材を設置し、外面を空調設備により冷却している。
炉心出口側は高温になるため構造物を極力設置しない、原子炉容器
上部には補助炉心冷却系熱交換器や燃料出入用孔があり、制御棒設置
スペースが上鏡部にない、の２つの観点から、制御棒駆動軸は原子炉容器下部から挿入する。
なお、フェイルセーフの観点から制御棒は炉心上方から重力落下させる方式とした。
漏洩流量制限機構設置（50cm2 以下の漏洩面積制限）に関しては、炉心損傷防止の観点から極めて卓越した安全性を確保するために、減圧事故時にスクラムを伴わずに自然循環除熱となるような状況（AWS：Accident
Without Scram）に受動的安全機能である自己作動型炉停止機構（SASS）の不作動を重畳しても、炉心の著しい損傷に至らないような炉心設計を追求した。これを実現すべく、炉心特性として、ドップラ効果の改善を図る
とともに、炉心圧損の低減を図った。
一方、炉心流量が短時間に著しく減少する場合、原子炉スクラムを伴わなければ除熱不足により炉心が著しく損傷する。これを防止する目的で、配管のギロチン破断を想定しても、炉心流量が短時間に著しく減少しない
ように漏洩面積を 50cm2 以下に制限することとした。そのための具体的手段として、大口径配管に漏洩流量制限機構を設置することとした。以上の設計の結果、炉心部の燃料・冷却管最高温度はノミナル条件で 2750℃・
2200℃以下となる見込みがあることを過渡解析により確認した。
なお炉心冷却形状維持の観点から、著しい炉心損傷の防止の判断の目安として、窒化物燃料温度制限として 2750℃を適用すると共に、冷却管
2200℃という値を設定した。後者は、燃料集合体の構造材料である SiC の
高温健全性確保の観点から暫定した値であり、燃料被覆層を含めた健全性
あるいは冷却性が確保されるか否かについて判断するためには今後試験
データ取得を含めた検討が必要である。

1356

表 4.4.1-1(4/4)
目

基本仕様根拠

No.

項

25

炉心
上部機構

無し(制御棒下部駆動,上部燃料交換)

26

１次系
接続容器

２重管方式

27

補助炉心
冷却系

原子炉本体
上部設置型
直接炉心冷却：50%×4 系統

28

原子炉
格納施設

29

燃料取扱
方式

30

燃料減衰待
貯蔵

プラント運転サイ
クル 18 ヶ月 6 バッ
チ方式
炉外燃料貯蔵方式
（水冷却）

31

炉内
燃料交換

パンタグラフ式
燃料交換機

32

炉外
燃料移送

燃料出入機＋天井
クレーン

33

燃料
搬出入形態

―

34

免震

35

プラント
寿命

仕

被覆粒子燃料ヘリウムガス炉（1500MWe プラント）

様

鋼製
原子炉格納容器

３次元免震

60 年

根

拠

炉心上部は炉心出口側にあたり、冷却材が高温（出口温度 850℃）となるため、極力構造物を設置しないこととしている。
冷却材は二重管外管から流入し、原子炉容器－内容器間の流路を下降し、炉心下部より炉心に流入して、二重管内管からガスタービ
ンへ流出する。
補助炉心冷却系は、原子炉トリップ後の崩壊熱除去、低温停止時、燃料交換時等の通常運転時および事故時の除熱を行う。また、設計基準外事象時、外部電源喪失時の、すべての非常用ガスタービン発電設備起動失敗による強制循環喪失時には、自然循環により除熱を行う。
補助炉心冷却系は 4 系統から構成され、2 系統の非常用ガスタービ
ン発電設備からサポートされている。また、補助炉心冷却系 1 系統の冷却能力は 0.65MPa までの一次系減圧を想定した条件下で 50%の強制循環冷却容量を有している一方で、5MPa への一次系微減圧を伴い
補助炉心冷却系の 1 系統が使用不能になるような DHX 伝熱管破損を想定した場合では、補助炉心冷却系 1 系統のみによる強制循環冷却で十分に炉心冷却できる見通しが得られている。このため、設計基
準事象に対しては、外部電源喪失および非常用ガスタービン発電設備の単一故障を想定しても、補助炉心冷却系の強制循環冷却によって十分な炉心冷却が行われる見込みである。
円筒小型 PCCV は強度的に厳しく、円筒ドーム型 PCCV は物量の増加につながることから、円筒鋼製格納容器を採用した。格納容器については、深層防護の立場から耐圧格納機能を要求するものとし、最高使用温度 150℃、最高使用圧力 0.69MPa(abs)とした。上部鏡板
は、皿型鏡板・鋼製格納容器形式の耐圧力性の改善、内径縮小の観点から、半楕円型を採用した。
運転サイクル長さ 18 ヶ月以上を目標に、取出燃焼度 120GWd/t を満たす Pu 富化度調整・バッチ数増減サーベイを実施し、燃焼反応度
1.4%Δk/kk’、6 バッチ方式にて設計条件を見出す。
HTTR と同様に、使用済み燃料は収納管（貯蔵ラック）の中にヘリウム雰囲気で貯蔵され、その収納管の外側を水冷却する方式とする。
使用済み燃料は、燃料出し入れ用孔から挿入されるパンタグラフ
式燃料交換機により炉内中継槽（燃料移送ポット）に移送される。
炉内中継槽に移送された燃料は、燃料出入機用孔から挿入される昇降型炉内中継用案内管を通って、燃料出入機により炉外に取り出される。
燃料交換機にマニプレータを採用することにより、回転プラグ等の上部構造物が削除できる。
原子炉からの使用済み燃料は、燃料出入機を介して使用済燃料貯蔵プールの各貯蔵ラックへ直接移送するため、ナトリウム炉のような台車方式では対応が困難である。したがって、HTTR と同様に天井クレーンを用いて燃料出入機を移動させる方式とする。
―
ヘリウムガス冷却炉では、建設時の土木掘削量の削減、建屋物量の削減、機械設備に対する耐震荷重条件の緩和等の観点から、免震建屋構造としている。
水平免震のみでは、強地震時の上下加速度が 1G を超え、燃料集合体や原子炉容器の浮き上がり及び落下によって破損を生じる可能性があるため、上下免震要素が必須で、３次元免震装置を設置し、建屋全体３次元免震を採用することとした。
軽水炉の将来目標値である 60 年を採用。なお、動的機器、計装機
器、制御盤などについては、その機器毎に設計寿命を設定し、適宜交換するものとする。

1357

プラント基本コンセプト
・冷却材ヘリウムガスの化学的安定性及び被覆粒子燃料の耐熱性を活かして、炉心出口温度を高温にし、原子炉出口から直接ガスタービン発電を行うこと
により、高いプラント熱効率とシステム簡素化による経済性を追求した概念。
・小さな減圧反応度（1$程度）、大きなドップラー効
果、自然循環冷却により、仮想的な苛酷な事象でも炉心溶融を原理的に排除しうる安全性を追求。

補助炉心冷却器

自己作動型炉停止機構（SASS）

原子炉容器

プラント基本仕様
項目

基本仕様

電気出力/熱出力
ループ数

被覆粒子型燃料ヘリウムガス冷却炉
ツインプラント
1500 MWe／3203 MWt（プラント効率：47％）
4 ループ

１次系温度

460℃/850℃（入口/出口温度）

１次系圧力

6 MPa

プラント稼働率

91.5％

運転サイクル期間

炉心形式

18 ヶ月 6 バッチ
被覆粒子型窒化物燃料／
六角ブロック型燃料集合体
均質２領域炉心

燃焼度/増殖比121 GWd/t ／ 1.11

中間熱交換器なし

1 次主循環ポンプ

高圧／低圧コンプレッサー

蒸気発生器

燃料貯蔵方式なし
原子炉本体上部設置型直接炉心冷却：50%×4 系統
炉外燃料貯蔵方式（水冷却）原子炉建屋

3 次元免震建屋

プラント寿命60 年

崩壊熱除去方式

コアキャッチャー

系統構成図
炉心構成

FL.86.5M

116
48.0

48.0

φ43.0

18.5

FL.53.0M

61

炉心燃料

×４

48.0

原子炉型式

使用済燃料貯蔵室

原子炉構造

2227 t（１プラント分）
原子炉建屋
26.0 万 m3

1 次系(*1)2 次系
NSSS 物量合計

6811 tなし
9038 tタービン建屋
建設期間
定検期間

なし
51 日
48 日

12.0

物量データ
平

面
立

*1：動力変換容器および動力変換容器内蔵物含む

原子炉建屋概念注）建屋寸法は、1124MWe プラントから推定。

図 4.4.1-1 被覆粒子燃料ヘリウムガス冷却炉（1500MWe プラント）
1358

面

4.4.2 ヘリウムガス冷却炉のセールスポイントの整理
4.4.2.1 高い熱効率発電効率については、ヘリウムガス冷却炉は炉心出口温度 850℃という高温ガスを利用して、直接ガスタービン発電を採用し、高い熱効率（約 47%）を得た。ナトリウム冷却炉・蒸気タービ
ン発電の熱効率 43%程度と比べて、高熱効率となっている。
また、水素製造などの高温ガス多目的利用（高温熱利用）のポテンシャルもある。高温ガス多目的利用については、原子炉から得られた 850℃近傍の高温の熱を必要温度の高いプロセスから段階的に利用することにより、極めて効率の良い熱の使い方を可能とすることができる。例えば、水素製造等の高温プロセスに利用した後、一般工業、海水淡水化、地域暖房などに利用し、さらに下がったところで農業、漁業などに利用するなど、段階的に利用すると熱効率が飛躍的に高められる可能性がある。省資源、省エネルギーに役立ち、二酸化炭素排出削減にも貢献できると考えられる。
4.4.2.2 固有の安全特性による炉心損傷防止能力の向上(1) 炉心燃料設計
本概念では、冷却媒体としてのガスの弱点を克服すべく、高温耐性に優れた被覆粒子燃料を
低出力密度で使用するとともに、冷却材の流動圧力損失を抑えた炉心設計としている。さらに、炉心内の冷却材体積割合を低減することによって減圧に伴って投入される正反応度の抑制を図っている。このような設計対応に加えて、本炉心では燃料被覆層及び炉心構造材の中性子減速
効果によってドップラー係数が比較的大きくなっている。このような炉心設計上の特徴から、代表的事故事象である減圧事故を含む異常状態においてもドップラー反応度フィードバックによる出力抑制効果が有効に働くとともに、炉心冷却に必要な冷却材の流れが確保される。
このような炉心設計によって、減圧事故にスクラム失敗と崩壊熱除去系の強制循環機能喪失を重畳した条件においても、炉心冷却が図り得る特性を有している。
(2) プラント設計(i)

自己作動型炉停止機構の採用
異常時の原子炉停止機能を可能な限り高める。このため、主系及び後備系からなる独立２系統の制御棒による原子炉停止系を設置し、さらに、後備炉停止系の切り離し部には自己作動型炉停止機構（SASS）を採用する。ここで採用する SASS は、高温での温度感知合金の磁気特性変化によって、電磁石によって保持されている制御棒を受動的に切り離し炉心に挿入するものである。多様な検出信号を備え、かつ、多重化された安全保護系による作動信号に加えて、SASS の採用によって作動機構の多様化が図られるので、炉停止機能の信頼性が一層向上する。

(ii) 完全自然循環による崩壊熱除去
ヘリウムガス冷却炉では、バウンダリ破損を想定した場合、冷却材漏洩により１次系の圧力が低下し炉心冷却能力が大きく低下する。このような状況を想定しても安全な炉心冷却が可能となるよう崩壊熱除去系の信頼性を高める。本原子炉の崩壊熱除去系は、動的機器であるポンプやブロアーを駆動させた強制循環による除熱機能に加えて、減圧状態において動的

1359

機器不作動を想定しても冷却材の自然循環によって炉心冷却できるよう設計しており、冗長性のある系統構成に受動的な流路切り替え機構であるグラビティダンパを採用することと併せて高い信頼性確保を目指している。

1360

4.5 フェーズⅡのまとめ
4.5.1 設計研究の概要
ガス冷却炉の設計研究では、設計要求を満たしうる設計概念に到達するまでに広範な設計研究を実施してきた。冷却材として炭酸ガスとヘリウム、発電方式として水－蒸気発電方式と直接ガ
スタービン方式、そして燃料形態として被覆管燃料ピン型、耐熱ピン型、被覆粒子燃料型、について検討した。
建設コスト及び設計要求の適合性の観点から比較検討した結果、被覆粒子燃料を採用して高温熱源としガスタービン直接発電が可能なヘリウムガス冷却炉概念が、ガス冷却炉の中で設計要求を満たしうる概念との結論を得た。
その後、ヘリウムガス冷却炉の燃料集合体概念として、被覆粒子を多孔コンパートメント型燃料集合体に装荷する方式（横方向流冷却コンパートメント型）と、被覆粒子を SiC 母材に埋め込んだ六角ブロック型燃料集合体を用いる方式（縦方向流冷却六角ブロック型）について、炉心性能などの観点から検討を行った。
この結果、六角ブロック型燃料集合体は、炉心性能の向上及び被覆粒子燃料の破損に対する FP
バリアが見込めることから、ヘリウムガス冷却炉の中で最も有望な概念とした。
4.5.2 システムの特徴(1) プラントシステム
伝熱特性の低いガスを冷却材として用いるため、原子炉及び熱交換器が大型化するとともに、運転圧力が 6MPa と高圧システムとなる。しかし、高温熱源の特長を活かしうる炉心燃料概念と、簡素なシステム構成にすることによって、経済性の向上を図った。具体的には、原子炉容器の周りに縦型単軸ガスタービン（約 380MWe）を 4 基配置した直接サイクル発電方式（電気出力 150 万 kWe）にするとともに、原子炉容器とガスタービン等を内蔵する動力変換容器をつなぐ一次系主配管には二重管構造（内側配管をホットレグ、外側配管をコールドレグ）を採用した。
ヘリウムガス冷却炉における代表的な事故である減圧事故時の影響を緩和するために、主配管（二重管）の外側を更にガードパイプで覆ったカバー構造を設置するとともに、原子炉容器からガスタービンまでを内包できる大型格納容器を採用した。また、炉心損傷時の溶融燃料を保持冷却可能な、長期的に自然循環冷却を実現できるコアキャッチャー設備を原子炉容器の下方に設置した。なお、機器（燃料集合体、原子炉容器など）の耐震荷重条件の緩和等の観点か
ら、建屋３次元免震を採用した。
(2) 炉心燃料
炉心設計では、ナトリウム炉と同様に「資源重視型炉心」及び「経済性重視炉心」の両者について検討を行った。
ヘリウムガスは、ナトリウムに比べて伝熱性能が相対的に劣ることから、安全性を担保しつつ（出力密度と燃料体積比の低減）、高速増殖炉としての十分な性能を確保することが可能な窒化物燃料を採用した。
窒化物燃料は、高温熱利用の特長を活かせるよう高温耐性に優れる TiN 被覆の粒子燃料とし、

1361

この燃料粒子を SiC 母材に埋め込んだ六角ブロック型燃料集合体とした。これにより、原子炉
出口温度 850℃、熱効率 47%を達成できる可能性がある。
本設計では、炉心燃料の高温耐性、低い炉心出力密度（約 90W/cc）、減圧反応度の抑制、炉心圧力損出の低減等により、減圧事故時に原子炉スクラム失敗と強制循環除熱機能の喪失を重畳した現象を想定しても、炉心損傷に至らない可能性を示した。あわせて、ATWS に対しても炉心損傷を防止できる見通しである。ただし、ATWS 時の炉心損傷防止能力を確実にし、炉心燃料への影響を緩和するために、高温キュリー点を有する電磁石による自己作動型炉停止機構を採用し、早期に事象終息できる設計とした。
4.5.3 要素技術開発の主要な成果(1) 被覆粒子燃料の被覆層材の開発
被覆粒子燃料で想定される TiN 被覆層材について、燃料製造に係わる蒸着特性（～100μm程度までの厚膜化の可能性把握）と SiC 被覆相当の強度レベルの可能性把握などのために、予備的な試験を実施した。この結果、30μm 程度の膜厚まで健全な状態で形成でき、設計で想定している厚膜形成の可能性が期待できること、SiC に比較して優れた強度特性が期待できることがわかった。
以上の結果より、現状の設計で想定している仕様に対して、基本的に適合できる可能性があり、今後も検討を継続していく価値のある材料であることがわかった。
4.5.4 設計要求への適合可能性、技術実現性(1) 設計要求への適合可能性(i)

経済性
建設費の目標（20 万円/kWe）をほぼ達成できる可能性がある。また、炉心燃料の平均燃焼度が現行軽水炉の 1.5 倍程度（ブランケットを含む炉心全体の平均燃焼度が 7 万 MWd/t（増殖比 1.1）～9 万 MWd/t（増殖比 1.03））の炉心概念を構築し、燃料費を低減できる可能性がある。さらに、運転サイクル期間の長期化（18 ヶ月）により稼働率の向上を図った。
これらにより、発電単価目標を達成できる可能性がある。

(ii) その他の設計要求への適合可能性
炉心性能の限界に関する把握は必ずしも十分ではないが、窒化物被覆粒子燃料を用いた場
合には、上述の経済性に対する適合可能性に加え、安全要求及び炉心性能についての設計要
求（資源有効利用性に係わる増殖比、環境負荷低減性に係わる MA 含有率 5%程度の受入能
力と LLFP の核変換能力など）も満たす可能性がある。MA 消滅率は、ナトリウム冷却酸化物燃料炉心と同じ 0.30%/GWd/t となった。
高速炉に全てリプレースするために必要となる期間は、110 年程度である。なお、ブロック型燃料での高増殖能力の評価は未実施であるが、炉心燃料全体の燃焼度を 5.5 万 MWd/t、連続運転期間 20 ヶ月の条件で、増殖比 1.14 は達成できる見通しである。
この他に、850℃という高温熱源としての特長から、多様な水素製造方法に適用できる等の多目的利用が望めるとともに高熱効率達成（47%）の可能性がある。
(iii) 技術的実現性
窒化物被覆粒子燃料及び六角ブロック型燃料集合体の実現性を見通すためには、高温耐性

1362を有する被覆材料の選定、被覆製造技術、窒化物燃料の開発（照射試験、C-14 の生成を抑制するための N-15 濃縮技術開発、燃料安全性試験などを含む）など、開発リスクが高く、長期を要する基礎的な研究開発課題がある。しかし、フランスを中心に Generation-IV プロジ
ェクトにおける開発対象としての実験炉の建設計画や燃料の研究開発計画が検討されており、国際協力の活用によって基礎的な開発課題を解決できる可能性がある。
プラントの実現性については、上述の被覆粒子燃料及び燃料集合体の材料開発に目途が立っていることを前提に、断熱材ライナや制御棒に使用する SiC、キュリー点電磁石方式 SASSに使用する温度感知合金などの材料開発を行い、これらの課題に解決の見込みがついた後に、ガスタービン、補助炉心冷却系などの重要度の高い要素技術開発に取り組むシナリオを考えている。
4.5.5 ヘリウムガス冷却炉のまとめ
ヘリウムガス冷却炉は、全ての設計要求に適合する可能性があり、また高温熱源としての特長
から多目的利用・熱効率向上の魅力がある。技術的実現性に関しては、窒化物燃料などに関する概念成立性に係わる基本課題を解決することが必要になる。国際的な開発環境については、
Generation-IV プロジェクトでの活動により、国際標準の概念に発展していく可能性がある。概念成立性に係わる基礎的課題が解決されれば、技術的実現性をより向上させることができる。

1363

5.

水冷却炉

5.1 水冷却炉の概念の構築
5.1.1 水冷却炉の優れた性能とその追求
5.1.1.1 水冷却炉の一般的特性
水冷却炉の最大の特徴は、水が原子炉の冷却材として非常に取り扱いやすい物質であるとともに、その使用実績が他の冷却材に比べて格段に多いことである。軽水炉による原子力発電は我が国において 40 年程度の運転実績を有し、総発電量の３割強を担うまでなっている。軽水炉は、
現在の原子力発電の主流であり、その経済性と信頼性が十分実証された技術であるといえる。
水冷却炉は、現行軽水炉プラントをベースに、炉心部分に混合酸化物(MOX)を燃料とした高速炉心を導入して U-238 から Pu-239 への転換を促進して、増殖性を得ようとするものである。炉心部分以外は、基本的に現行軽水炉と同じシステムの構成および機器が利用できるのが特徴であり、軽水炉の知見を十分に活用できるため、実用化のための開発コストおよび開発リスクは他の冷却材を用いる炉型に比べて小さいと考えられ、早期に実用化できる点が大きなメリットである。
また、軽水炉は今後とも相当長期に亘って使用されると見込まれ、今後継続的に実施される改良・改善等の成果を活用可能な点もメリットである。
一方、水は中性子を減速させる効果が大きく、また、軽水では、中性子の吸収も少なくないことから、U-238 を Pu-239 に効率よく転換する観点からは、これらの効果を低減する必要がある。
即ち、このためには、炉心における水の存在割合をできる限り少なくすることが不可欠となる。
したがって、軽水炉においては、冷却材である軽水は、核分裂で発生した高速中性子を熱中性子に減速させる減速材の役目も同時に果たしているが、水冷却増殖炉では、軽水炉に比べ燃料棒を稠密に配置するなどして、中性子を減速させる水の割合を燃料棒の除熱が可能な限界まで減らす
ことによって、高速炉に近い中性子スペクトルを実現させ、U-238 から Pu-239 への転換を増大させることを基本的な考え方としている。
ところで、水冷却炉の経済性を高めるためには、高燃焼度の達成が重要な課題であるが、高燃焼度化のために核分裂性プルトニウムの富化度を高めると、転換比（増殖比）、冷却材ボイド反応
度係数は悪化するという稠密炉心特有の傾向がある。また、安全上の観点から現行軽水炉と同様に負の冷却材ボイド反応度係数を達成することが求められるが、転換比向上のために水の割合を減らしていくと、中性子の共鳴吸収の増大により、核分裂性プルトニウムの富化度を高める必要があり、その結果ボイド反応度係数が悪化することになる。
この様に水冷却炉の設計においては、
燃焼度，転換比およびボイド反応度係数の間にはトレードオフの関係が存在する。
以上のように、水冷却炉は、現行軽水炉の成熟した技術基盤の延長上にあるものであるが、その炉心性能は燃焼度、転換比、ボイド反応度係数、除熱性能などのバランスへの対応により影響されるため、炉心核熱特性を見極めて炉心の設計を行うことが重要なポイントである。
フェーズ I の調査 1)では、日本原子力研究所（以下、原研という。）、東京大学などで積極的に行われていた将来型水冷却炉の研究 2,3)を中心に、水冷却増殖炉概念として、沸騰水型炉（BWR）、
加圧水型炉（PWR）および超臨界圧水炉（SCWR）からの発展型（SCFBR）を取り上げている。
これらの炉型では、増殖性を得るため、すなわち、中性子エネルギーを現行軽水炉より高くする（中性子スペクトルを硬くする）ために、炉心の減速材（水）対燃料体積比（Vm/Vf）を小さくする等して中性子の減速を抑制している。これらの炉型で採られている中性子スペクトル硬化の1364

手段を以下にまとめる。
①

全ての炉型に共通の対策として、三角格子の採用により、燃料ピンの間隔を詰め、狭ピッ
チの燃料集合体とすることにより、水対燃料体積比を減少させ、炉心部の燃料体積を増加させる。

②

BWR 型炉では、気相領域（ボイド領域）を増やし、単位体積あたりに含まれる水分子中の水素と酸素原子の数を減少させ、高速中性子が減速される機会を減少させる。

③

PWR 型炉では、軽水ではなく重水を冷却材とし、重水が軽水に比べ中性子の減速能が低いことを利用する。

④

SCFBR 型炉では、水を超臨界状態（高温高圧）として液体と気体の双方の性質を併せ持つ状態で使用することにより、単位体積あたりに含まれる水素原子の数を減少させ、熱中性子への減速を回避する。

以下には、フェーズ I で取り上げた炉型について、設計上の工夫および代表的炉心について、
炉心核熱特性を中心に紹介する。なお、水冷却炉については、旧原研において各種の詳細な検討が進められていたことから、それらの情報を共通のベースとして活用し、実用化戦略調査研究の枠組みの中で旧原研と旧サイクル機構が協力して検討・評価を実施した。さらに、旧原研での検討と並行して、旧原研からの設計情報を基に、旧サイクル機構においても、低除染再処理条件を想定した炉心特性，炉心損傷事故時挙動，導入シナリオ，経済性等の検討も実施した。また以下
においては、水冷却増殖炉として、PWR 型炉心に比べて有望であると判断された BWR 型炉心については、その詳細を記述し、PWR 型炉心と SCFBR 型炉心に関しては、その設計上の工夫の特徴のみを述べるにとどめた。

(1) BWR 型炉概念
BWR をベースにした水冷却増殖炉（BWR 型水冷却高速炉）は、燃料集合体を従来軽水炉の正方格子から三角格子に変更し、燃料棒を稠密に配置させると同時に、平均ボイド率を高くすることにより、単位体積あたりの減速材の量をさらに減少させ、実効的な水対燃料体積比（Vm/Vf）を 0.2 以下とすることを可能とし、1.0 を上回る転換比（増殖）を実現している。また、負のボイド反応度係数を達成するために、二重扁平炉心と呼ばれる軸方向非均質炉心を採用している。この概念は、約 20cm 厚の扁平な上下 MOX 燃料部の間に劣化ウランの内部ブラ
ンケット部を挟み、さらにその上下に上下ブランケットを配置しており、軸方向５領域からなる非均質構造を有している。本概念では、出力上昇に伴うボイド増加時において、MOX 燃料部から軸方向へ中性子を逃しやすい構造になっており、軸方向に漏れた中性子を内部ブランケットあるいは上下ブランケットに吸収させること、さらには炉外へ中性子を逃すことにより、ボイド反応度係数の悪化を防止している。また、内部および上下ブランケットは、通常運転時においては MOX 燃料部から漏れてきた中性子を吸収してプルトニウムを生成しており、増殖性能を高めるのに重要な役割を果たしている。なお、炉心は、内部ブランケットおよび上下ブ
ランケットを有した単一の燃料集合体から構成されており、径ブランケットは有していない。
フェーズ I においては、当時原研において検討が進められていた BWR 型水冷却高速炉に対1365する設計研究の成果 2)に基づいて検討を実施した。具体的には、まず、現行軽水炉以上を当初の目標として、電気出力、連続運転期間、取出平均燃焼度について、それぞれ、1,100MWe、
14 ヶ月、45GWd/t とした 1,100MWe の炉心概念 2)が構築されていた。これを基にした上でさらに経済性の向上を目指して、ABWR のプラント設計相当の 1,356MWe の電気出力への増大を図るとともに、燃焼度、連続運転期間の増大を図った炉心概念 4)を構築した。本概念は ABWRとのコスト比較を考え、熱出力 3,926MWt、電気出力 1,356MWe とし、燃焼度 60GWd/t、連続運転期間 24 ヶ月を達成している。ループ構成は同出力の ABWR と同じ主蒸気 4 ループ、給水 2 ループとしている。プラントシステムは ABWR とほぼ同一のシステムを使用するため、原子炉出口温度、原子炉運転圧力とも ABWR と同一の 560K および 7.2MPa であり、発電効率も約 35%程度である。本概念は後述のように、負のボイド反応度係数を維持したまま、1.05程度の増殖性を有するとともに、94%程度の高いプラント稼働率を有することに特徴がある。
これらの炉心の主要諸元と炉心特性を、ABWR 炉心のそれらと比較して、表 5.1.1-1 にまとめた。ここでは、現在広く用いられている再処理方式による高除染燃料を用いて炉心を構成した場合（以下「高除染炉心」という）の炉心特性を記している。本炉心は、燃料ピン間隔を 1.3mmと狭くし、平均ボイド率を 70%と大きくすることによって燃料/冷却材密度比を上げ、増殖性能を持たせた炉心である。
燃料棒径を 1,100MWe 炉心概念における 14.5mm から、1,356MWe 炉心概念においては13.7mm と細径化するとともに、本炉心概念は、炉心圧力損失が 0.03～0.04MPa と自然循環
でも炉心冷却が可能となる特性を有することから、1,356MWe 炉心ではインターナルポンプを排し、それが占有していた空間を利用することにより炉心出力を増大した。燃焼度および連続運転期間に関しては、1,100MWe 炉心における 45GWd/t および 14 ヶ月から、1,356MWe 炉
心においては、それぞれ 60GWd/t および 24 ヶ月へと増大が可能であることが明らかになった。
ここでは、燃焼度を増加させる方策として、燃料部の Pu 富化度を増大させずに、燃料部の高さを増加させた。燃料部の高さの増加により、ボイド反応度係数は悪化するが、上部ブランケ
ットの高さを 10cm 程度短くして、ボイド増加時の炉外への中性子漏れを増加させることにより、負のボイド反応度係数を達成している。上部ブランケットの短尺化に伴う転換比（Pu 残存比）の低下は、0.01 とごく小さいものに留まり、転換比は 1.05 を確保している。被覆管は肉厚 0.87mm のジルカロイとしている。
以下に、1,356MWe 炉心の炉心および集合体構成の概略について述べる。図 5.1.1-1 に、炉心断面を示す。燃料集合体数は ABWR とほぼ等しい 900 体であり、燃料集合体３体に１本の割合で燃料集合体の間隙に 283 本のＹ字型制御棒が挿入される。図 5.1.1-2 に燃料集合体と制御棒の軸方向位置関係を示す。制御棒は下方から挿入され、その先端部には、制御棒を引き抜いたときに水を排除できるようにフォロアを設けている。図 5.1.1-3 に、燃料集合体断面を示す。燃料集合体のピッチは、制御棒がある方向で 236.9mm、制御棒がない方向で 228.4mm である。
(2) PWR 型炉概念
加圧水型軽水炉をベースにした水冷却増殖炉（PWR 型水冷却高速炉）2)は、燃料集合体を
PWR の正方格子から三角格子に変更し、燃料棒を稠密に配置させると同時に、冷却材として軽水より吸収が少なく、減速能が低い重水を用いることにより、減速効果を低減させ、1.0 を1366

上回る転換比（増殖）を実現している。また、負の冷却材ボイド反応度係数を達成するために、
内部ブランケットを有する燃料集合体、内部ブランケットの無い燃料集合体、これら両者に比べ短尺化した径ブランケット集合体を互い違いに配置している。炉心概念の概略を図 5.1.1-4に示す。本概念では、出力上昇に伴うボイド増加時において、燃料部から漏れる中性子を内部ブランケットや隣接する径ブランケット集合体に吸収させること、さらには内部ブランケット
あり燃料集合体や内部ブランケットなし燃料集合体の燃料部と短尺化したブランケット集合体の軸方向長さの差から炉外へ中性子を逃すことにより、ボイド反応度係数の悪化を防止した概念としている。
(3) SCFBR 型炉概念
超臨界圧軽水冷却高速増殖炉（SCFBR）は、東京大学を中心として検討されてきた概念である 3,11)。冷却水を臨界圧力（22.1MPa）以上の超臨界圧力にて使用することで、気相と液相の明確な区別がなくなり沸騰点が存在しない。このため炉心出口温度の高温化が可能となり、これにより現行軽水炉では到達が難しい 40%以上の熱効率を達成する。炉心設計では、稠密三角
格子炉心とすることに加えて超臨界圧水の採用により減速材としての水の密度が小さくなることを活かし、転換比１を超える増殖炉心を目指している。炉心設計例 11)では、燃料棒を太径化するとともに径ブランケットを練炭型とすることで増殖性能を向上させており、残存比 1.034が達成されている。

1367

5.1.1.2 フェーズ I 成果の概要とフェーズ II 検討の展開(1) 水冷却炉概念
フェーズ I においては、当時原研で検討を進めていた水冷却炉に対する設計研究の成果を得て、それに基づいた検討を実施した。具体的には、後述する様に、原研で検討を進めていた水冷却炉概念の中で、BWR 型および PWR 型炉に対して最も高い増殖比が期待できる炉心概念を選択し、その設計情報に基づいて低除染燃料に対する炉心特性，安全性，プラントシステム、導入シナリオ等に関する検討を進めた 1)。
原研においては、1980 年代を中心に実施した高転換軽水炉の研究経験を活かして、平成９年度以降、水冷却炉でありながら増殖が可能な水冷却炉心概念の構築に着手するとともに、それらの概念に対する検討の詳細化を進めていた 2) 。炉心概念の構築にあたっては、原子炉として多くの実績を有する軽水炉の経験を十分に活用するとの基本方針の下に、BWR および PWRの概念をベースとして、炉心を稠密化することにより U-238 から Pu-239 への転換比を高める方策とした。また、現行軽水炉ではボイド反応度係数を負とする設計となっており、この炉心特性が軽水炉の安全性の考え方において重要な役割を持っていることから、軽水炉の延長線上に位置づけられる水冷却炉心の構築においても、これを基本的な設計目標として設定した。すなわち、1.0 を超える転換比と負のボイド反応度係数を同時に達成することを２大設計目標として炉心概念の構築を実施し、他の炉心特性である燃焼度，連続運転期間等については、その２大設計目標を満たした上で可能な限り良い特性を目指す方針とした。
当時原研では３種類の BWR 型炉心概念と２種類の PWR 型炉心概念の設計研究を行っていた。実用化戦略調査研究は増殖比 1.2 を目標の一つとして概念設計を進めており、本水冷却炉においても増殖比をできるだけ大きくすることが目的となった。そのため、原研において設計研究されていた上記炉心の中から、BWR 型炉心としては、上述の扁平二重炉心構成を特徴とする高転換比の炉心概念を検討対象に選択し、PWR 型炉心としては、重水冷却を特徴とする
高転換比の炉心概念を選択した。選択した BWR 型水冷却高速炉心の増殖比は、核分裂性 Pu（Puf）残存比で 1.05 であり、PWR 型水冷却高速炉心では、1.07 と評価した。
フェーズⅠにおける検討の内容は、（ⅰ）低除染燃料に対する炉心特性、（ⅱ）安全性、（ⅲ）
プラントシステム、（ⅳ）導入シナリオの４つの大きな項目に分かれる。以下に、それらの検討
内容について、BWR 型水冷却高速炉心を例にその概略を示す。
(i)

低除染燃料に対する炉心特性
燃料のリサイクルにおいては、簡素化された再処理法の導入や環境負荷低減の目的により、燃料にマイナー・アクチニド（MA）や核分裂生成物（FP）が含まれる低除染燃料の使用が想定されているため、それらが炉心性能に与える影響を評価する必要がある。本評価にあたっては、MA や FP が含まれる５ケースの低除染燃料を使用した場合の検討を実施したが、その内容については、5.1.1.3(2)で述べているため、ここではその主要な結果を述べるに留める。
MA や FP の混入により、炉心特性においては、反応度の低下，増殖比の低下およびボイド
反応度係数の悪化を余儀なくされる。特に MA の存在により、ボイド反応度係数が悪化する
影響が大きい。このため、上下軸ブランケットの長さを短くすることで炉心からの中性子漏洩を増大させ、ボイド反応度係数を負に保つように設計の調整を行ったが、一方、上下軸ブ
ランケット長さを短くすることによって、増殖性の低下を余儀なくされた。その結果、BWR

1368

型水冷却高速炉心においては、想定したどのケースにおいても、軸方向の各領域の長さを変更することにより、設計目標として設定した負のボイド反応度係数を確保しつつ、1.0 を超える転換比を達成可能ではあるものの、その最大値は 1.05 程度となることを確認した。
(ii) 安全性
安全性に関しては、設計基準事象の評価、BWR 型炉心安定性および設計基準外事象の評価を行った。
設計基準事象の評価に関しては、評価に用いる稠密炉心用限界出力相関式の保守性について確認するとともに、異常な過渡変化および事故の事象のうちの主要なものに関する評価を実施した。これらの内容に関しては、5.1.2.1 において詳しく記述されるので、ここでは、その結果のみを述べるに止める。
まず、BWR 型水冷却高速炉の最小限界出力比（MCPR）評価には、稠密格子炉心用に改良された修正 CISE 式を用いているが、その妥当性をベティス原子力研究所（BAPL）の稠密格子実験と比較することで確認した。また、代表的な異常な過渡変化および事故の事象に関して
は、5.1.1.4 においても述べる様に、原研で評価が実施されていた 5)ので、その結果に基づいて評価し、設計基準事象である運転時の異常な過渡変化および事故の事象に対して十分な安全性を有する見通しを得た。
次に、炉心安定性の評価について述べる。
ＢＷＲの冷却水は炉心入口で水単相状態であるが、炉心中で沸騰を開始し、二相状態で炉心を出る。このような系に外乱が入ると、単相流部では外乱の伝播に位相遅れがないのに対して二相流部はボイドの生成、消滅などによって位相が遅れて振動的な状況が発生する可能性がある。このため、密度波振動の一種であるチャンネル安定性事象を評価する必要がある。
これらに関して、5.1.2.1 に記述する様に、原研で評価を実施し 5)、定格運転時のチャン
ネル安定性減幅比を評価した結果、ABWR と同程度であるとともに安定性上の問題はないことを確認した。炉心安定性減幅比を評価した結果は、炉心安定性に与える影響の大きいボイド
反応度係数の絶対値が ABWR と比べて遙かに小さく、核的フィードバックの効果が小さいた
め大きな安定性を示し、同様な理由から領域安定性も問題とならないと判断された。
設計基準外事象の評価に関しては、水冷却炉ではあっても、Na 冷却 FBR と同程度の Pu 富化度の高い MOX 燃料を使用する場合には、設計基準外事象によって炉心損傷が生じたと仮定した場合の再臨界性の検討が必要であると考えられる。このため、まず簡単な再臨界マップを作成してその特性を検討した。その結果、炉心長の大きな PWR 型炉心では、炉心損傷時に臨界高さを大きく超えるとの結果を得たが、炉心長の短い扁平二重炉心構成の BWR 型炉心では、損傷炉心高さが臨界高さと同程度となるとの結果を得た。
次に、上の BWR 型炉心を対象として、再臨界に至る炉心損傷事象の進展を検討した。この
結果、起因事象としては、炉心の冷却材が喪失して炉心が長時間露出し、徐々に炉心の崩壊に進展することが想定された。具体的に、過渡時の ATWS を対象として、事象の進展を評価し、炉心損傷に至るまでには 5,000 秒以上の長時間を要することを示した。また、この状況で炉心損傷に至り再臨界が生じたとしても、炉心内には作動流体が存在しないことから大きな機械的エネルギー発生の可能性が小さいと推定された。さらに、事象が進展して、原子炉
圧力容器下部さらにはその外部のドライウエルで再臨界を発生する可能性も定性的なレベ

1369

ルで検討し、時間的な観点から有効なアクシデント・マネージメント（AM）の可能性についても検討した。
(iii) プラントシステム
プラント構成および仕様に関しては、基本的に軽水炉と同様なものとして考えることが可能であり、それが水冷却炉の利点にもなっている。変更となる点については、BWR 型炉では
原子炉圧力容器の直径の増加や制御棒本数の増加が主要な点となる。また、PWR 型炉においては、重水，ホウ酸およびトリチウム取扱装置に関する追加や削除に加え、冷却材ポンプの揚程の増加が主要な点となる。
BWR 型炉を対象として検討した場合の結果としては、原子炉圧力容器の直径は 1.8m 増加するものの、高さ方向には 1.6m 短尺化でき、インターナル・ポンプの削除により、格納容器
は横方向に 0.5m の増加に留まるとともに、縦方向には 1.7m 削減した設計が可能である事を示した。また、制御棒本数は、ABWR の場合の 205 本に対して、283 本に増加したが、定格運転時には全引抜き状態で使用される制御棒を水圧駆動方式のものとすることにより、コストの抑制を図ることが可能である。これらの点を含めてプラントの建設費を評価したところ、
ABWR ツインプラントに比べ約３％低下できるとの評価結果を得た。
(iv) 導入シナリオ
実用化戦略調査研究では増殖比 1.2 程度が目標となっているが、検討した水冷却炉の増殖
比は高除染燃料を使用した場合において 1.05～1.07 程度であり、このような増殖比の炉について、導入条件を探ることを目的に水冷却炉の導入シナリオの検討を実施した。本検討では、電力需要が低位（最大 70GWe 一定）および高位（最大 120GWe 一定）それぞれの場合について、①

水冷却増殖炉のみを導入する場合②

水冷却増殖炉、ナトリウム冷却増殖炉を併用し、水冷却増殖炉を主体的に、ナトリウ
ム冷却炉を補完的に使う場合③

水冷却増殖炉、ナトリウム冷却増殖炉を併用し、ナトリウム冷却炉主体的に、水冷却炉増殖炉を補完的に使う場合の合計６種類について行った。
①の水冷却増殖炉のみを導入する場合に対しては、炉心に装荷される核分裂性 Pu の量が、ナトリウム冷却炉に比べて３倍程度多く、一方、炉の導入の速さは、炉心の核分裂性 Pu 装
荷量と増殖比によって制限されるため、現行軽水炉が水冷却増殖炉と完全に置換されるのは、
2200 年頃となる。したがって、天然ウランの累積使用量は増加し続け、電力需要が低位の場合でウランの究極資源量の 6%程度、高位の場合で 10%程度となる。また、炉心の核分裂性 Pu
装荷量が多いことから、発電量あたりの再処理量や燃料加工量が多くなる。
②および③の水冷却増殖炉とナトリウム冷却増殖炉を併用した場合には、炉心に装荷される核分裂性 Pu 量が少なく高増殖比のナトリウム冷却炉を用いることによって、導入の速さを上げることができ、①の場合より軽水炉から増殖炉への置換を早期に完了することが可能である。したがって、天然ウランの累積使用量を①の場合より低く押さえることができ、電力需要が低位の場合、高位の場合とも約 5%程度に抑えることが可能である。

1370

これらの検討結果により、以下の様にフェーズ I での評価を行った 1)。すなわち、検討した炉心概念により、増殖比は最大でも 1.05 程度であることがわかった。燃焼度においては開発目標に比べて小さく、開発目標を達成している他の炉心概念に比べ燃料サイクルコストの増加が見込まれる。また、プラントシステムの観点からは、軽水炉と同等の経済性が期待できるとともに、保守・補修性についても軽水炉と同等と見込まれる。安全性については、
既存の軽水炉と同程度の確保ができると考えられるが、稠密炉心での除熱特性の確認と炉心損傷時の再臨界に関する検討の継続が必要である。
上記の結果を受け、フェーズ II においては、炉心性能の向上，稠密炉心での除熱特性の確認、炉心損傷時の再臨界に関する検討等を中心として検討を展開して来た。加えて、導入
シナリオ・戦略の検討を進めるとともに、高速中性子照射環境での燃料被覆管材料の健全性にも重要な課題として着目した。
並行して、旧原研では、炉心概念に関する検討を進め、高燃焼度化を中心とした炉心性能の向上を図るとともに、扁平二重炉心における制御棒計画や起動シーケンスおよび低除染湿式再処理条件下におけるリサイクル炉心特性等の詳細な検討を進めた 7,8)。前者に関しては、引き続く 5.1.1.3(1)に述べるとともに、後者に関しては、各々5.1.3.1、5.1.2.4 および5.1.1.3(2)に述べる。また、稠密炉心での除熱特性の確認に関して、７本ロッドテスト部を用いた限界出力実験を含めた検討 9)を進めるとともに、炉心損傷時の再臨界に関する検討や高速中性子照射環境での使用が見込まれている燃料被覆管材料の健全性に関する検討 10)を実施した。これらに関しては、5.1.2.1，5.1.2.2 および 5.1.2.3 において各々具体的に述べる。
なお、旧原研では、MA の混入率が低く、FP の除染係数も 105 程度と比較的高い独自の簡素化した Purex 法を提案しており、それを用いたプルトニウムの多重リサイクルが水冷却炉の導入に適したものとして提案している。本再処理をベースとした水冷却炉の検討については、
本報告書の付録においてまとめて述べることとした。
(2) 超臨界圧軽水冷却高速増殖炉概念
超臨界圧軽水冷却高速増殖炉（SCFBR）は、超臨界圧水の利用によって、減速材としての水の密度を小さくし転換比１を超える増殖炉心とするともに、現行軽水炉の発展型では到達が難しい 40%以上の熱効率を達成する概念である。
フェーズⅠの検討 1)では、まず第一に、転換比１を上回る増殖炉を達成することである。ただし、原子炉システムは現行炉のものを用いることを基本とするため、安全上の観点から現行
軽水炉と同様に負のボイド係数・反応度の達成を前提とする。取出平均燃焼度、連続運転期間、電気出力等については、現行軽水炉以上を目標とする。
水冷却により増殖性を確保するには、冷却材としての役割を持つ水を炉心から極力排除する必要があることから、核的に増殖炉心が成立するだけでなく、過渡・事故時においても炉心冷却性が確保されている必要がある。また、高速中性子を用いることになるため、ナトリウム冷却炉と同様に炉心体系が最大臨界形状にない。このため、設計基準事象を超えた炉心損傷事故の影響についても注意が必要である。

1371

このような観点を踏まえ、実用化目標の４視点（安全性を前提に、軽水炉と比肩する経済性、資源の有効利用、環境負荷低減、核不拡散性強化）および技術的成立性（構造健全性（含耐震性）、安全性、製作建設性、運転保守性、特有の開発課題）についての評価検討を行った。その結果、1.2 を超える高増殖比の達成は困難であるものの、その他の項目については炉心除熱性の確認を除くと、大きな問題点を見出さなかった。
なお、検討に際しては、SCFBR についてはサイクル機構には研究実績はなく、東京大学での研究実績に基づく必要があることから、公開文献を基に情報を収集し、可能な限り評価を行った。並行して、公募型研究において高速炉としての大出力化の検討を実施し 11)、超臨界圧水
冷却においては、出力密度の高い高速炉の方が熱中性子炉に比べて出力増大という面からは有利で、経済性向上の可能性があることがわかった。
(i)

低除染燃料の利用について
使用済燃料の再処理・燃料製造方法について多様な検討がなされているため、特に、低除染燃料の利用に対する核特性への影響を把握しておく必要がある。ただし、再処理して装荷される燃料への MA・FP の混入率および組成については、出所の炉心特性や再処理方法等に依存するため、一元的に定義することはできない。したがって、ここでの検討は MA を 5wt%、
FP を 3.2wt%（4vol%）それぞれ混入させ、増殖比（残存比）、ボイド反応度、燃焼反応度の変化を把握するに止める。
検討の結果、増殖比の低減は混入比にほぼ比例していることが分かった。よって、設計要
求である MA(5 wt%)、FP(2 wt%)が例え同時に混入したとしても、増殖性を維持できる可能性を有することが分かった。ただし、ボイド反応度は正になることから、増殖性を確保しつつ、ボイド反応度を負とする炉心設計の最適化が必要である。

(ii) 設計基準事象における過渡特性 12,13,14)
超臨界圧軽水冷却高速炉（SCFR）において、代表的な過渡事象および事故事象解析が実施されており、それらを参考に SCFBR の設計基準事象に対する成立性を評価した。
SCFR の解析結果では、貫流システムの特色として流量減少事象に対する結果が厳しいが、全て判断基準を満たしている。流量減少事象の結果に対して感度が大きいのは、冷却材密度係数、炉心流路断面積、ポンプのコーストダウン時間、補助給水系の容量および主給水ポン
プトリップ時間遅れである。冷却材密度係数は、高速増殖炉とした場合でも同程度である。
炉心流路断面積については、燃料棒径の太径化によって 1.2 倍程度増加しているが、当然、設計上の制約条件を満たすよう炉心流量も変更されている。つまり、過渡・事故の基準も満たす可能性はある。また、ポンプのコーストダウン時間、補助給水系の容量および主給水ポ
ンプトリップ時間遅れといったシステム仕様の対応によっても基準を満たすことは可能と考えられる。よって、最終的には解析によって確認しなければならないものの、SCFBR は超臨界圧炉として新たに設定した過渡・事故基準を満たすことが可能と判断できる。また、熱中性子炉を対象とした冷却材喪失事故（LOCA）解析が実施され、基準を満たすことが示されているが 15)、出力密度の増加する高速炉での解析も実施し、成立性を確認することは必要で
ある。

1372

(iii) プラントシステムの検討 11)
SCFBR は貫流型システムであり、制御棒を上部挿入とするため、原子炉圧力容器の形状は２ループ PWR のものに類似したものとなる。垂直断面を図 5.1.1-5 に、水平断面を図 5.1.1-6に示す。
炉容器内面は全て給水冷却材にて冷却され、炉容器上蓋もダウンカマからの冷却材の噴出によって冷却される。ただし、出口配管接合部にはサーマルスリーブを設ける。材料は現行
軽水炉と同じ原子炉用低合金鋼 SFVQ1A を使用できると考えられる。炉容器は厚さの異なる
下部胴体部、胴体部、上蓋フランジより構成される。
一次系仕様については、現行の PWR に比べて必要炉心流量が少ないことから、給水系を 2系統で構成することができる。これは、超臨界流体を用いた貫流型直接サイクルのプラントであるため、単位質量あたりの炉内での冷却材エンタルピ上昇量を大きくできるためである。
非常用炉心冷却システム（ECCS）は、自動減圧および蓄圧注水系と低圧注水系を１区分とした３区分の注水系で構成する。冷却材喪失事故時には、圧力／流量の異常低下あるいは格納容器の圧力上昇を起動信号として、自動減圧弁開放による圧力低下とそれに対応した蓄圧
注水系およびモータ駆動の低圧注水系からの冷却水注入によって炉心損傷を防止する。なお、
この低圧注水系は、長期的に崩壊熱を除去する機能を合わせ持つ。残留熱除去系は、３基の熱交換器、３台のポンプによる３系統構成である。熱交換容量は、事故時冷却機能と原子炉停止時冷却機能の両者を満たすよう設定する。さらに、事故時は、単一故障を想定することから、２系統で事故時冷却を行う能力が必要とされる。ポンプは、非常用炉心冷却系の低圧
注水ポンプを共用する。
原子炉格納容器および原子炉建屋の検討においては、超臨界圧軽水冷却型の特色である貫流型直接サイクルを最大限に活かし、システムの簡素化、コンパクト化を図り、可能な限り物量を削減することを基本方針とし、ABWR プラントをベースとして検討を行った。検討の結果、原子炉建屋容積を現行 ABWR に対して 13 万 m3／プラント削減できる見通しが得られた。
以上検討した概念について、経済性、安全性、構造健全性、製作健全性、運転保守補修性について予備評価を行った。
建設費については、ABWR の各系統のコスト比率を考慮すると、SCFBR ツインプラントの単位電気出力あたりの建設費は、出力 135 万 KWe 級の ABWR ツインプラントの約 76%となる見込みであり、経済性目標を達成できる可能性を有すると考えられる。
安全性については、安全要求を満足できる見通しがあるが、炉心除熱性や再冠水挙動についての試験データの充実が望まれる。
構造健全性については、基本的には問題はない。機器の耐高圧化、熱応力を考慮した湿分分離加熱器の開発、超臨界圧水の放射線環境下での化学的挙動および水質管理技術の確立等は今後の課題である。
製作建設性についても、現行軽水炉プラント技術の延長上で検討しており、基本的に問題はないと考えられる。
運転・保守補修性についても、現行軽水炉プラント技術の延長上で検討しており、基本的に問題はないと考えられる。貫流型直接サイクルのため、16N および炉内での放射化腐食生成物がタービン系へ移行し、これらが通常運転時および定検時の被ばく増加要因となる可能性

1373

はあるが、対応することも可能と考えられる。
以上の評価において、特に今後の研究開発に依存する項目について、以下にまとめる。
①

放射線環境下での超臨界水の化学的挙動の把握および原子炉条件に適した防食技術の確立②

設計基準外事象に対する事故シーケンスの詳細評価および、炉心損傷時の溶融物質移
動と反応度挿入、格納容器への負荷についての定量的検討

5.1.1.3 炉心性能の追求(1) 高燃焼度化の追求
フェーズⅡに入って、原研において、さらなる経済性の向上を目指して、上述のフェーズⅠにおける 1,356MWe 炉心（以下「高除染炉心」という。）を基にさらなる高燃焼度化を図った。
この際には、付録に記載した原研で検討を進めている、抜本的にプロセスの簡素化を図って経済性の向上を目指した簡素化湿式再処理を用いた多重リサイクル平衡状態において、炉心概念を構築している。ここでは、炉心から排出される使用済燃料中の MA は、Np のみ除染係数 100で混入し、FP は、約 105 の除染係数（Tc は 103、Ru と Rh は 104 の除染係数）で混入するものとしている。なお、本再処理については、除染係数がまだかなり高く、高除染炉心と類似のTRU 組成となっている。
高燃焼度化にあたっては、フェーズ I で検討した高除染炉心の炉心仕様をほぼそのまま用いて、各部の軸方向高さの調整のみで高燃焼度化の対応を図った。炉心および集合体形状は、図5.1.1-1 および図 5.1.1-3 に既に示されたとおりである。図 5.1.1-7 に燃料集合体と制御棒の軸方向位置関係を示す。高燃焼度化炉心の主要諸元と炉心特性を、高除染炉心のそれらと比較して、表 5.1.1-2 にまとめた。燃焼度を増加させるために、燃料部の高さを約 15%増加させた結果、上下ブランケットを除く炉心部の平均取出燃焼度に関しては、高除染炉心における60GWd/t から 65GWd/t へと増大し、また、上下ブランケットを含む全炉心の平均取出燃焼度に関しては、高除染炉心における 45GWd/t から 50GWd/t へと増大した。
燃料部高さ増大に伴う転換比（Puf 残存比）の低下については、内部ブランケットを約 30%（約 10cm）増加させて対応し、転換比の低下を約 0.01 とごく小さいものに留め、転換比 1.04を確保することが可能であった。また、内部ブランケット増加に伴い、燃料部高さ増大に伴うボイド反応度係数の悪化はほぼ緩和されるが、さらに下部ブランケットを 1cm 短くすることにより、負のボイド反応度係数を達成した。なお、高燃焼度化のために、燃料取り替えバッチ数を、高除染炉心における 3.4 から 6.8 と増加させているため、連続運転期間は 9 ヶ月減少して15 ヶ月となった。
以上のように、本炉心概念は、各部分の軸方向高さの調整により、炉心性能を調整することが可能な概念であることがわかる。
(2) 環境負荷低減性の追求
実用化戦略調査研究においては、経済性の向上や環境負荷の低減のため低除染再処理を対象として検討を行っている。この場合、マイナー・アクチニド（MA）や核分裂生成物（FP）を含む燃料となる。本節においては、まずフェーズ I で実施した BWR 型炉心の低除染燃料への適応性の検討結果について概略を示す。また、フェーズ II において、低除染湿式再処理を用い

1374

た場合の BWR 型炉心の多重リサイクル平衡時における炉心特性に対する詳細な検討を原研で実施したので、その結果について述べる。さらに、フェーズ II で新たに検討対象とされた軽水
炉取出燃料の中間貯蔵を考慮した導入シナリオに基づく TRU 組成に対して解析計算等により炉心特性への影響を詳細に評価検討した結果について述べる。
フェーズ I においては、高除染燃料を用いた場合の高除染炉心を基に、低除染燃料を用いた
場合の炉心特性の検討を行った。本検討にあたっては、図 5.1.1-8 に示す燃料の流れ・再処理
方法と MA および FP の取扱い方法を想定した。ここでは、BWR 型水冷却高速炉の導入時期に使用される燃料は、現行軽水炉の使用済燃料を再処理したもので、導入後は自らの使用済燃料を再処理する多重リサイクルに移行して行くと考えた。
図中の各ケースの説明を以下に記す。
高除染ケースは、BWR の UO2 使用済燃料を現行の Purex 再処理法により高除染再処理したもので、上述した高除染炉心の組成である。MA ケースは、再処理時に MA を除去せず 100%Puに同伴させるという想定である。ここでは、通常の UO2 燃料と将来のプルサーマル炉から出される MOX 燃料の両者を検討対象とした。これらの組成を表 5.1.1-3 に示す。それぞれ、MA１
組成、MA２組成と称することとする。なお、MA の効果を独立に評価するため、このケース
では FP の混入はないものとした。FP ケースは、低除染再処理を想定したもので、再処理方式
は、湿式再処理と乾式再処理の中から、それぞれ最も FP の含まれる量の多い Purex+Setfics+IE
法［FP１ケース］と酸化物電解法（RIAR 法）［FP２ケース］を選定した。なお、FP の効果のみを独立に評価するため、このケースでは MA の混入はないものとした。最後の多重リサイ
クルケースは、BWR 型水冷却高速炉による自己リサイクルで、再処理法は最も多く FP が混入する酸化物電解法（RIAR 法）を想定する。このケースでは、MA と FP 両方の混入を想定した。さらに、フェーズⅡにおいて、低除染湿式再処理法（NEXT 法）を想定した多重リサイ
クルケースについても検討が追加されている。
全てのケースにおいて、転換比 1.0 を超える増殖性と負のボイド反応度係数の両立を達成するために炉心の設計調整を行ったが、炉心形状・寸法および燃料集合体の横方向の形状は、高除染炉心から変えずに対応することとした。各ケースについての概要を以下に述べるとともに、得られた炉心仕様を表 5.1.1-4 にまとめて示す。炉心および集合体形状は、高除染炉心から変更せずに、図 5.1.1-1 および図 5.1.1-3 に既に示されたとおりである。MA２ケースに関しては、
MOX 部の Puf 富化度の変更を加えるが、MOX 燃料部、ブランケット部の軸方向高さ、燃料装
荷パターンの調整変更のみにより、炉心の構築を図っている。MA、FP の混入により、反応度
低下、増殖比の低下およびボイド反応度係数の悪化を余儀なくされる。各ケースに関する検討
内容は、概略以下の通りである。
(i)

MA を含む低除染燃料を使用した場合
高除染炉心の構成にそのまま MA を含む燃料を装荷すると、一般的に冷却材ボイド反応度は正側に大きくなる傾向を持つ。そこで、上下軸ブランケット長さを短くすることで炉心からの中性子漏洩を増大させ、冷却材ボイド反応度係数を負に保てるように設計の調整を行った。また、上下軸ブランケット長さを短くすることで低下する増殖性を補うために、内部ブランケット長さを増加させる調整を行った。これらの設計調整により、MA１組成（BWR UO2燃料）および MA２組成（BWR MOX 燃料）ともに、1.0 を超える増殖比を確保可能であるとの結果を得た。MA１組成では、燃料に含まれる MA の量は 3.9wt%であり、MA２組成では、4.5wt%

1375

であった。なお、MA２ケースにおいては、現行軽水炉の MOX 燃料の再処理を想定しており、Pu 中の核分裂性プルトニウムの割合は、高除染炉心での 58.1wt%に較べて 41.4wt%と小さい
ため、MOX 燃料中の Pu 富化度は高除染炉心での 31wt%に較べて逆に 39wt%と高くなる。
(ii) FP を含む低除染燃料を使用した場合
FP を含む低除染燃料を装荷すると、一般的に実効増倍率が低下することから、MOX 長さを増加させる必要が生じる。Purex+Setfics+IE 法を用いて再処理した燃料［FP１ケース］を用いた場合、燃料に含まれる FP の量が 0.5wt%であるため、高除染炉心とほぼ同等の特性を有する設計が可能である。一方、実用化戦略調査研究で検討されている低除染再処理の中で、最も FP が混入する RIAR 法を用いて再処理した燃料［FP２ケース］を用いた場合、燃料に含まれる FP の量は 1.1wt%であり、ボイド反応度係数を若干正に導く傾向を持つため、上下軸
ブランケット長さを短くする必要がある。そのため、増殖性は確保しているが、FP１ケースに比べて増殖比が若干低下した。
(iii) 低除染乾式再処理下で多重リサイクルした場合
MA を除去せず、RIAR 法で再処理をした燃料が供給されると想定し、多重リサイクルが可能かどうか評価した。多重リサイクル時の燃料組成は、高除染 Pu 組成に比べて核分裂性 Puの割合が減少するとともに、MA、FP が同伴するため、ボイド反応度係数を正にする傾向を持つ。そこで、MA ケースと同様に上下軸ブランケット長さを短くするとともに、内部ブランケット長さと MOX 長さを増加させる設計調整を行って、1.0 を超える増殖比を達成することが可能であった。なお、燃料に含まれる MA および FP の量は、各々2.2wt%および 1.3wt%であった。
(iv) 低除染湿式再処理下で多重リサイクルした場合
また、現在 FBR サイクルにおいて有望なオプションの一つとして検討している低除染湿式
再処理を用いて、MA や FP を含む燃料組成による多重リサイクル平衡時に対する炉心が、
5.1.3.1 で詳述するように原研において構築された。ここでは、炉心から排出される使用済
燃料中の MA は Pu に 100%同伴すると仮定するとともに、FP の混入は、表 5.1.1-5 に与えられる除染係数に基づくものとし、上述の FP１ケースと同じである。燃料部の Pu 富化度は変更せず、各部の軸方向高さの調整により、炉心概念の構築が図られた。
混入した MA および FP の量は、湿式再処理を用いたリサイクル炉心では、2.1wt%および0.04wt%であり、RIAR 法を用いたリサイクル炉心では、2.2wt%および 1.3wt%であった。混入した MA、FP などによる反応度の低下を補償するため燃料部は高除染炉心より 3.5cm 長くなっているが、RIAR 法を用いた場合のリサイクル炉心に比べると、FP の量が少ないため、2cm短くなった。混入した MA、FP などによるボイド反応度係数の悪化を改善するため、炉心上部から中性子を逃す方策として上部ブランケットの短尺化を図るが、RIAR 法を用いた場合のリサイクル炉心では、高除染炉心に比べて上部ブランケットを 14cm 短くしているが、湿式再処理を用いたリサイクル炉心では、MOX 部が短尺化されていることから、高除染炉心に比べると、上部ブランケットを 7cm 短くするのみにとどめることができ、結果的に RIAR 法を用いた場合のリサイクル炉心に比べて、同等の炉心部燃焼度に対して転換比を 0.02 増加さ

1376

せることができている。連続運転期間は、本実用化戦略調査研究での標準設定である 18 ヶ月であり、燃焼度は高除染炉心に比べ若干低下するものの 54GWd/t であり、転換比（Puf 残存比）は 1.03 である。
(v) 軽水炉取出燃料の中間貯蔵を考慮した低除染燃料を使用した場合
上述の様に、フェーズ II では、新たに軽水炉取出燃料の中間貯蔵を考慮した導入シナリ
オに基づく４種類の TRU 組成を各炉型において共通に検討すべき評価条件として設定し、それについての検討が進められた。すなわち、①

30 年貯蔵した LWR 取出ウラン燃料（45～49GWd/t 燃焼）から回収した TRU と 20 年貯蔵した ALWR 取出ウラン燃料（60GWd/t 燃焼）から回収した TRU を９：１で混合した組
成、②70 年貯蔵した LWR 取出ウラン燃料（45～49GWd/t 燃焼）から回収した TRU と 40 年貯蔵
した ALWR 取出ウラン燃料（60GWd/t 燃焼）から回収した TRU を３：７で混合した組成、③

40 年貯蔵したプルサーマル取出燃料（45～49GWd/t 燃焼）から回収した TRU と FBR 取
出燃料から回収した TRU を５：５で混合した組成、④

110 年貯蔵したプルサーマル取出燃料（45～49GWd/t 燃焼）から回収した TRU と 90 年貯蔵した LWR 取出ウラン燃料（45～49GWd/t 燃焼）から回収した TRU と ALWR 取出ウ
ラン燃料（60GWd/t 燃焼）から回収した TRU を 0.5：1.9：7.6 で混合した組成、の４種類の TRU 組成が設定されており、さらに FP の添加率として 0.2vol%（0.13wt％相当）の混入を考慮するとしている。表 5.1.1-6 に上記４種類の TRU 組成と水冷却炉で考慮したそれ以外の TRU 組成をまとめて示す。
これらの TRU 組成は、それぞれ別の導入シナリオに基づいて得られたものであるが、結果的には組成②と④は殆ど同じ組成であるとともに①とも類似であることから、①をこれらの代表組成として扱うこととした。一方、組成③は、Np の割合が低くその分 MA 全体の割合が低い組成という特徴を有している。そこで、組成①および③に対して原研において検討を実施し、その結果を以下に述べる。
組成①および③の特徴は、TRU 中の MA の割合が各々17.5 及び 12.5％と極端に高く、また長期間貯蔵に因る Pu-241 の減少によって Puf 割合も各々49.6 および 44.8％と低い点である。
これらの点から、Pu 富化度の増加とそれおよび MA 割合の増加に因るボイド係数の悪化が生じると予想され、炉心の設計においては、ボイド係数を負にするために燃焼度あるいは転換
比の大幅な減少を招くことが予想される。そこで、今回の設計に対する基本的な考え方として、燃焼度を 45GWd/t 程度以上の値にすることを優先させ、その条件において増殖比が低下する程度を明らかにする事とした。
まず、組成①に対しては、MA の割合が大きいことにより、ボイド係数対策として上下ブランケットを 7.0 および 10.0cm と非常に短くして炉心を構築した。上下ブランケットも含めた燃焼度を優先的に 45GWd/t とする設計を目指し、Puf 富化度は 19wt%となり、結果としてPuf 残存比は 0.96 となって 1.0 を超えることができない。なお、連続運転期間は 16 ヶ月である。また、燃料中の MA および FP の量は、それぞれ 6.7wt%および 0.1wt%であり、特に前者については、5.0wt%を超える結果となった。
次に、組成③に対しては、やはり MA の割合が大きいことにより、上下ブランケットを 9.0

1377および 10.0cm と非常に短くして炉心を構築した。このため、上下ブランケットも含めた燃焼度を優先的に 45GWd/t とする設計を目指し、結果として Puf 残存比は 1.0 となった。連続運転期間は、16 ヶ月である。また、燃料中の MA および FP の量は、それぞれ 5.0wt%および0.1wt%であり、この場合も大きな MA 割合を有する結果となった。
上述の様に、組成①～④において特徴的な Pu-241 が大きく減衰してその分 Am が多量に含まれる燃料組成は、水冷却炉の炉心性能を大きく低下させることから、逆に水冷却炉を有効に使うための燃料組成を上述の観点から考慮した上でその利用シナリオを適切に構築することが重要である。即ち、中間貯蔵燃料の使用のシナリオにおいては、Pu-241 の減衰の観点から、貯蔵期間の短いものから再処理を行って水冷却炉での使用に供給するとともに、他の使用済燃料分との混合の割合も勘案して、MA の混入が必要以上に過大にならない様に適切に考慮することが重要である。なお、この様な水冷却炉に適切な利用シナリオは、十分に現実的な範囲内でありこれによる問題はない。

1378

5.1.1.4 システム性能の追求
水冷却炉においては、炉心以外のシステムに関して、軽水炉システムに準拠したものとしている。これは、水冷却炉心を用いる場合においても、従来の軽水炉システムで十分に整合性を保つことが可能であると見込まれるとともに、これまで蓄積されてきた軽水炉技術を最大限に活用することが可能になると期待出来ることに依っている。これによる開発上の負担の軽減効果は大きく、早期実現にも貢献することが期待できる。また、特に、運転・保守性における利点は、具体的な数値等の形では現れにくいものの、実際の原子炉の運転上では非常に大きな利点となると見込まれる重要なポイントである。加えて、水冷却炉が導入される状況においても、100 年オーダーの長期間に亘って軽水炉と共存しながら徐々に移行して行く見込みであることから、今後も継続して使用されると予想される軽水炉における将来のさらなる改良等を反映させることも期待できる。
以下に、扁平二重炉心構成の BWR 型炉心を対象として、異常な過渡変化および事故の主要な事象に対して、現行の ABWR システムに準拠したシステムで安全性が十分に満足できることを
原研での強制循環冷却炉検討 2)も含めて示す。本炉心では、ボイド率の高い条件を設定していることから、冷却水流量を除熱可能な限界近くまで減少させている。このため、炉心の圧力損失が0.04MPa 程度となり、自然循環冷却も可能な設計値となっている。そこで、ABWR と同様にインターナルポンプを用いる強制循環冷却の設計と、インターナルポンプを用いずに自然循環冷却を行う設計の両方に関して、主要な過渡変化および事故時の挙動を解析した。ここで、圧力容器
外のシステム部分に関しては、ABWR と同様の構成を仮定したが、検討の時期の違いから、前者においては、出力 1,100MWe のシステムを対象とし、後者においては、出力 1,356MWe のシス
テムを対象とした（表 5.1.1-1 参照）。
強制循環冷却の設計に対する解析結果 2)を表 5.1.1-7 および表 5.1.1-8 に示す。選択した主要な過渡事象は、ボイド反応度係数の絶対値が小さいことから本炉心で最も厳しい事象となると予想される①再循環ポンプの故障、ABWR では最も厳しい事象と予想されている②給水加熱喪失、圧力の増加および減少事象となる③負荷の喪失および④圧力制御装置の故障、水位の増加および減少事象となる⑤給水制御系の故障および⑥全給水流量の喪失である。また、事故事象としては、①再循環ポンプ全台トリップ、②高圧炉心給水系配管破断および③主蒸気管破断を選定した。解析結果は、出力 1,356MWe の ABWR の場合と比較して示してあるが、過渡事象では、予想されたとおり、給水加熱喪失に代わって再循環ポンプの故障が最も厳しい結果を与えている。また、厳しさの程度を表すΔMCPR の値では、ABWR の場合よりやや小さい値を与えている。事故事
象においては、いずれの場合でも、事故直後の再循環ポンプトリップによって炉心流量が急減し、燃料棒表面最高温度が上昇する結果を与えているが、その差は最大で 151K であるとともに、安
全上の許容温度である 1473K（1200℃）に比べて十分な余裕を有している。なお、高温となる期
間中でも 873 K（600℃）以上となる時間は５秒以内である。
自然循環冷却の設計に対する解析結果 5)を表 5.1.1-9 に示す。選択した主要な過渡事象としては、
強制循環冷却の場合に最も厳しい事象であった再循環ポンプの故障が存在しないためそれを除外
し、①給水加熱喪失、②負荷の喪失および③圧力制御装置の故障、④給水制御系の故障、⑤全給
水流量の喪失に加え、反応度事故のうち⑥出力運転中の制御棒の異常な引き抜きを選定した。また、事故事象としては、再循環ポンプ全台トリップを除外して、①高圧炉心給水系配管破断および②主蒸気管破断を選定した。過渡解析の結果は、出力 1,356MWe の ABWR の場合と比較して1379

示してあるが、過渡事象では、再循環ポンプの故障が存在しないことから、出力運転中の制御棒の異常な引き抜きが最も厳しい結果を与えて結果となっているが、ΔMCPR の値で 0.11 という小さな値に留まっている。事故事象においては、再循環ポンプを有する強制循環方式では、事故直後の再循環ポンプトリップ時に炉心流量が急減して燃料棒温度が上昇したが、自然循環冷却炉
では事故直後の炉心流量の減少が穏やかで、炉心出力もスクラムによって低下したためヒートア
ップせず、いずれの場合でも燃料棒表面温度は初期値を上回らなかった。

参考文献
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平成１２年度報告”，JNC TY9400 2001-012(2001).

2) 将来型炉研究グループ，他：“低減速スペクトル炉心の研究

平成１０～１１年度報告書”，

JAERI-Research 2000-035(2000).
3) Y.Oka,: "Physics of Supercritical-Pressure Light Water Cooled Reactors", Frederic Joint
Summer School, CEA, Cadarache, France, Aug.17-26, 1998(FJSS’98).
4) 中塚亨，石川信行，岩村公道（編）：“第４回低減速スペクトル炉に関する研究会報告書”，
JAERI-Conf 2001-013(2001).
5) 大久保 努，竹田練三，岩村公道：“高転換比BWR型低減速スペクトル炉の安全性および炉心改良の検討”，JAERI-Research 2001-021(2001).
6) 立 松 研 二 ， 他 ：“ 低 減 速 ス ペ ク ト ル 炉 の 導 入 効 果 に 関 す る 分 析 ”， JAERI-Research
2000-025(2000).
7) 中野佳洋，他（編）：“第５回低減速スペクトル炉に関する研究会報告書”，JAERI-Conf
2002-012(2002).
8) T,Okubo, et al.: “Design Study on Reduced-Moderation Water Reactor (RMWR) Core for
Plutonium Multiple Recycling”, Proc. GENES4/ANP2003, #1145, Sept.15-19, 2003, Kyoto,
Japan(2003).
9) W. Liu, et al.: “Critical Power Characteristics of Tight Lattice Bundles”, Proc. ICONE-11,
ICONE11-36099(2003).
10) 木内清，他：“高性能燃料被覆管材質の研究”，JAERI-Research 2002-008(2002)
11) 越塚誠一：“超臨界圧軽水冷却高速炉の大出力化の検討”，JNC TJ9400 2000-011（2000）．
12) 木藤和明：“超臨界圧軽水冷却炉の安全解析”，PhD thesis，東京大学（1998）．
13) K. Kitoh, et. al.: “Refinement of Transient Criteria and Safty Analysis for a High
Temperature Reactor by Supercritical Water”, Proc. of 7th Int. Conf. on Nuclear
Engineering (ICON-7), Tokyo, Japan, April 19-23, 1999.
14) 木藤和明，他：“超臨界圧軽水炉における過渡事象判断基準の高度化と安全解析”，
UTNL-R-0391，新型炉研究会第 9 回報告書（2000）
15) J. H. Lee, et al.: “Development of a LOCA Analysis Code for the Surpercritical-PressureLight Water Reactors”, Ann. Nucl. Energy, Vol. 25, No. 16, pp. 1314 - 1361(1998).

1380

表 5.1.1-1 BWR 型水冷却高速炉心の主要諸元と炉心特性
項
電気出力
熱出力
原子炉圧力
炉心外接半径
燃料集合体数
炉心部取出燃焼度
炉心部高さ
炉心流量
出口クォリティ
平均ボイド率
燃料スミア密度
MOX 部 Pu 富化度
炉心部 Puf 富化度
Puf 装荷量Puf 残存比
最大線出力密度MCPR
ﾎﾞｲﾄﾞ反応度係数
連続運転期間
軸方向５領域のPuf 富化度分布および高さ（DU：劣化ウラン）

目
MWe
MWt
MPa
m
GWd/t
m
104t/h%%％TD
ｗt%/HM
wt%/HMt
kW/ft
10-4Δk/k/%void
MonthBlanketMOX
BlanketMOX
Blanket1,100MWe 炉心
1,100
3,188
7.2
3.6
924
45
0.68
1.3
55
70
91/92
31.3
10.2
12.1
1.06
17
1.3
-1.0
14

1,356MWe 炉心
1,356
3,926
7.2
3.8
900
60
0.695
1.7
53
70
91/92
31.3
10.4
14.1
1.05
17
1.3
-0.5
24

Puf
wt%
DU
18
DU
18
DU

Puf
wt%
DU
18
DU
18
DU

cm
33.0
18.5
29.5
20.0
20.0

1381

cm
22.0
19.5
29.5
20.5
19.0

ABWR
1,356
3,926
7.2
2.7
872
45
3.71
5.2
14.5
43

3.8(ウラン濃縮度)
－
－
12
1.3
-8
13

表 5.1.1-2 BWR 型水冷却高速炉心の高燃焼度化炉心の主要諸元と炉心特性
項
電気出力
熱出力
原子炉圧力
炉心外接半径
燃料集合体数
炉心部取出燃焼度
炉心部高さ
炉心流量
出口クォリティ
平均ボイド率
燃料スミア密度
MOX 部 Pu 富化度
炉心部 Puf 富化度
Puf 装荷量Puf 残存比
最大線出力密度MCPR
ﾎﾞｲﾄﾞ反応度係数
連続運転期間
軸方向５領域のPuf 富化度分布および高さ（DU：劣化ウラン）

目

高除染炉心
1,356
3,926
7.2
3.8
900
60
0.695
1.7
53
70
91/92
31.3
10.4
14.1
1.05
17
1.3
-0.5
24

MWe
MWt
MPa
m
GWd/t
m
104t/h%%％TD
ｗt%/HM
wt%/HMt
kW/ft
10-4Δk/k/%void
Month

Puf
wt%
DU
18
DU
18
DU

BlanketMOX
BlanketMOX
Blanket

1382

cm
22.0
19.5
29.5
20.5
19.0

高燃焼度化炉心
1,356
3,926
7.2
3.8
900
65
0.855
1.8
51
70
91/92
31.3
9.6
16.1
1.04
16
1.3
-0.5
15
Puf
wt%
DU
18
DU
18
DU

cm
22.0
22.5
40.0
23.0
18.0

表 5.1.1-3 軽水炉燃料の再処理の際に MA を除去しなかった場合の燃料組成
UO2 燃料の場合

MOX 燃料の場合（ＭＡ１組成）（ＭＡ２組成）

237

5.6

0.6

238

2.4

3.6

239

42.9

27.1

240

27.2

34.2

241

8.6

9.9

242

7.6

14.6

241

3.9

5.9

242m

Am

0.1

0.3

243

Am

1.3

2.7

244

0.4

1.0

245

Cm

0.0

0.1

合計

100.0

100.0

ＴＲＵ核種
Np
Pu
Pu
Pu
Pu
Pu
Am

Cm

［単位：wt%］

1383

1384

目

ＭＡ混入量
ＦＰ混入量

軸方向５領域のPuf 富化度分布および高さ（DU：劣化ウラン）

連続運転期間

電気出力
熱出力
原子炉圧力
炉心外接半径
燃料集合体数
炉心部取出燃焼度
炉心流量
出口クォリティ
平均ボイド率
燃料スミア密度
MOX 部 Pu 富化度
Puf 残存比
最大線出力密度MCPR
ボイド反応度係数

項

wt%
wt%

BlanketMOX
BlanketMOX
Blanket10-4Δk/k/%void
Month

kW/ft

GWd/t
104t/h%%％TD
ｗt%/HM

MWe
MWt
MPa
m

Puf
cm
22.0
19.5
29.5
20.5
19.0

0.3
0.0

DU
18
DU
18
DU

wt%

24

1,356
3,926
7.2
3.8
900
60
1.7
53
70
91/92
31.3
1.05
17
1.3
-0.5

Puf
DU
18
DU
18
DU

wt%

cm

3.9
0.0

11.0
21.5
40.0
22.5
14.0

16

1,356
3,926
7.2
3.8
900
45
1.7
51
70
91/92
31.0
1.01
17
1.3
-0.5

Puf
DU
16
DU
16
DU

wt%

cm
5.0
21.5
40.0
21.5
14.0

4.5
0.0

19

1,356
3,926
7.2
3.8
900
55
1.9
51
70
91/92
38.7
1.03
17
1.3
-0.5

Puf

cm
21.0
21.0
40.0
23.0
17.0

0.3
0.5

DU
18
DU
18
DU

wt%

21

1,356
3,926
7.2
3.8
900
60
1.7
55
71
91/92
31.3
1.04
16
1.3
-0.5

Puf
DU
18
DU
18
DU

wt%

cm

0.1
1.1

16.0
23.0
40.0
24.0
16.0

21

1,356
3,926
7.2
3.8
900
60
1.7
51
69
91/92
31.0
1.02
15
1.3
-0.5

表 5.1.1-4 低除染燃料を用いた場合の BWR 型炉心性能
高除染炉心 MA1 炉心
MA2 炉心FP1 炉心
FP2 炉心

Puf
DU
18
DU
18
DU

wt%

cm

2.2
1.3

8.0
22.5
40.0
23.0
14.0

19

1,356
3,926
7.2
3.8
900
55
1.7
53
70
91/92
32.9
1.01
17
1.3
-0.5

RIAR 法
多重リサイ
クル炉心

Puf

15.0
21.5
41.0
22.0
15.0

cm

2.1
0.04

DU
18
DU
18
DU

wt%

18

1,356
3,926
7.2
3.8
900
54
1.8
51
69
91/92
32.0
1.03
16
1.3
-0.5

低除染湿式
多重リサイ
クル炉心

Puf

cm
22.0
22.5
40.0
23.0
18.0

0.1
0.0

DU
18
DU
18
DU

wt%

15

簡素化湿式
多重リサイ
クル炉心
(高燃焼度化)
1,356
3,926
7.2
3.8
900
65
1.8
51
70
91/92
31.3
1.04
16
1.3
-0.5

表 5.1.1-5 低除染湿式再処理における FP の除染係数
元素
Cs
Rb
Sr
Ba
Y
La
Ce
Pr
Nd
Pm
Sm
Eu
Gd
Tb
Dy
Ho
Er
Se
Te
I
Br
Zr
Cd
Ge
As
Nb
Mo
Tc
Ru
Rh
Pd
Ag
In
Sn
Sb
Kr
Xe

除染係数
1000
1000
1000
1000
10
1000
1000
1000
1000
100
33
14
10
10
10
10
10
1000
1000
1000
1000
1000
1000
1000
1000
∞
1000
1000
1000
1000
1000
1000
1000
1000
1000
∞
∞

1385

1386

1.1
54.1
32.1
4.3
3.9
0.5
2.0
0
0
1.0
0
0
1.0
0

95.5
58.4
4.5

－
－
－
－
7.4

Pu/TRU
Puf/TRU
MA/TRU

Pu/HM
Puf/HM
TRU/HM
MA/HM
Pu-241/Puf

高速炉
多重リサ
イクル

Pu-238
Pu-239Pu-240Pu-241
Pu-242
Np-237
Am-241
Am-242m
Am-242
Am-243
Cm-242
Cm-243
Cm-244
Cm-245

組成比

ケース名

31.6
19.0
38.3
6.7
4.8

82.5
49.6
17.5

1.9
47.2
24.0
2.4
7.0
6.4
9.4
0
0
1.5
0
0
0.2
0

組成①

－
－
－
－
2.6

79.3
45.8
20.7

2.1
44.5
23.8
1.2
7.7
7.5
11.3
0
0
1.8
0
0
0.1
0

組成②

35.2
18.0
40.2
5.0
7.1

87.5
44.8
12.5

1.8
41.6
32.4
3.2
8.5
0.9
8.4
0
0
2.5
0
0
0.7
0.

組成③

－
－
－
－
2.7

79.1
44.7
20.9

2.1
43.4
24.3
1.2
8.1
7.4
11.4
0
0
2.0
0
0
0.1
0

組成④

31.0
18.0
31.3
0.3
16.7

99.0
57.5
1.0

2.7
47.9
30.3
9.6
8.5
0
1.0
0
0
0
0
0
0
0

水炉
高除染

31.0
18.0
35.0
3.9
16.7

88.7
51.5
11.3

2.4
42.9
27.2
8.6
7.6
5.6
3.9
0.1
0
1.3
0
0
0.4
0

MA1

38.7
16.0
43.2
4.6
26.8

89.4
37
10.6

3.6
27.1
34.2
9.9
14.6
0.6
5.9
0.3
0
2.7
0
0
1.0
0.1

MA2

31.0
18.0
31.3
0.3
16.7

99.0
57.5
1.0

2.7
47.9
30.3
9.6
8.5
0
1.0
0
0
0
0
0
0
0

FP1

表 5.1.1-6 低除染再処理で用いた TRU 組成および燃料に関する評価結果

30.9
18.0
31.0
0.1
10.2

99.7
58.1
0.3

32.9
18.0
35.1
2.2
8.4

93.8
51.3
6.2

32.0
18.0
34.2
2.1
8.2

93.8
52.7
6.2

31.2
18.0
31.3
0.1
8.7

99.7
57.5
0.3

水炉
水炉
水炉
多重リサ
多重リサ 多重リサ
FP2
イクル
イクル
イクル
（簡素化
（乾式）
（湿式）
湿式）
2.2
2.7
2.6
0.9
52.2
47.0
48.4
52.5
31.5
35.7
34.5
37.8
5.9
4.3
4.3
5.0
7.9
4.1
4.0
3.5
0
0.4
0.5
0
0.3
3.7
3.6
0.3
0
0.2
0.2
0
0
0
0
0
0
1.0
1.0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0.7
0.7
0
0
0.2
0.2
0

表 5.1.1-7 強制循環冷却炉の主要な過渡事象に於けるΔMCPR 評価結果
過渡事象

BWR 型水冷却高速炉

ABWR

再循環ポンプの故障

0.12

0.08

給水加熱喪失

0.04

0.15

負荷の喪失

0.01

0.11

圧力制御装置の故障

0.08

0.00

給水制御系の故障

0.01

0.07

全給水流量の喪失

0.00

0.00

表 5.1.1-8 強制循環冷却炉の主要な事故事象に於ける燃料棒表面最高温度評価結果
過渡事象

BWR 型水冷却高速炉

ABWR

再循環ポンプ全台トリップ

963 K

812 K

HPCF 配管破断

935 K

828 K

主蒸気管破断

951 K

782 K

表 5.1.1-9 自然循環冷却炉の主要な過渡事象に於けるΔMCPR 評価結果
過渡事象

BWR 型水冷却高速炉

ABWR

給水加熱喪失

0.0

0.15

負荷の喪失

0.0

0.11

圧力制御装置の故障

0.01

0.00

給水制御系の故障

0.01

0.07

全給水流量の喪失

0.04

0.00

出力運転中の制御棒の異常な引き抜き

0.11

0.13

1387

図 5.1.1-1 BWR 型炉心の断面図1388

図 5.1.1-2 BWR 型炉心の制御棒と集合体の軸方向の関係

1389

図 5.1.1-3 BWR 型炉心の集合体断面図

1390

中間ブランケットありシード燃料集合体（174体）
中間ブランケットなしシード燃料集合体（36体）
ブランケット燃料集合体（103体）

下部
ブランケット(a) 中間ブランケットあり
シード燃料集合体

下部
ブランケット

構造材＋冷却材

ブランケット

構造材＋冷却材(b) 中間ブランケットなし
シード燃料集合体(mm)(c) ブランケット燃料集合体

炉心立面図
図 5.1.1-4 重水冷却 PWR 型炉心の概念図

1391

1100

350

シード

1600

500

シード

上部
ブランケット

350

550

中間
ブランケット

350

シード

550

上部
ブランケット350

炉心断面図

図 5.1.1-5 原子炉圧力容器垂直断面図

図 5.1.1-6 原子炉圧力容器水平断面図1392

図 5.1.1-7 高燃焼度化炉心の制御棒と集合体の軸方向の関係

1393

BWR(45GWd/t)

基準ケース

ＭＡケース

ＦＰ１ケース（高除染ケース）（MA 混入ケース）（低除染湿式 FP 混入ケース）

BWR 型水冷
却高速炉

BWR 型水冷却高速炉

BWR 型水冷却高速炉

BWR 型水冷
却高速炉

多重リサイクルケース

ＦＰ２ケース（RIAR 法 FP 混入ケース）

BWR 型水冷
却高速炉（自己マルチリサイクル、
FP+MA 混入ケース）

図 5.1.1-8 解析ケースと燃料の取扱条件の関係

1394

5.1.2 水冷却炉固有の課題への対応方策の検討
5.1.2.1 通常時・異常時の稠密炉心冷却水冷却炉では核分裂で発生する高速中性子の「減速」を抑えるため、減速効果を有する「軽水」の割合を燃料棒の除熱が達成可能な限界まで少なくした稠密炉心概念を設計の基本としている。
そのため、通常時並びに事故時の除熱性能の確証が大きな課題の一つであり、実験的並びに解析的な検討を早くから行ってきた。1-5)

本節では除熱性能に関する現在までの研究をまとめるとともに、今後の対応方策について述べる。
(1) 熱的成立性の評価と限界出力相関式の開発
現行 BWR では限界出力相関式として GEXL 相関式を用いて、最小限界出力比 MCPR
（Minimum Critical Power Ratio：冷却限界出力／設計出力）を制限している。GEXL 相関式
は、従来、実規模試験データに基づいて作成されており、その予測精度は実規模試験の試験条
件範囲に対して限定的に確認されている。そのため、水冷却炉は表 5.1.2-1 に示すように現行
BWR と炉心形状等にいくつか相違があり、GEXL 相関式を検証なしに適用することはできない。
限界出力相関式の開発は上述したように、従来、実規模試験データの取得により行われているが、水冷却炉に対しても同様の手法を取ることは二つの理由により困難であった。一つは現行 BWR の炉心体系を大きく変更するため、熱的成立性自体がはっきりせず、最初から大きな投資を行うことが困難であること、もう一つは水冷却炉の燃料集合体一体が 200 本程度の燃料棒を束ねており、フルスケールの限界出力試験を行える電源容量を容易には確保できないからであった。そのため、投資規模を抑え、熱的成立性に見通しを得るための 7 本規模の基礎的な限界出力試験を計画した。さらに、7 本規模の試験結果を実規模体系へ拡張する場合、流路壁の影響を別途評価する必要がある。そこで、37 本規模の大型限界出力試験とサブチャンネル解析手法とを組み合せて流路壁の影響の定量的評価やスケール効果の評価を行い、7 本限界出力試験の実規模への拡張性評価と実規模体系での限界出力評価を行うこととした 6)。
2001 年度より行った 7 本限界出力試験により、①水冷却炉概念設計の熱的成立性に問題のないこと、②予測精度の高い限界出力相関式を得るためには、流量依存性、シュラウド壁近傍の流路面積の影響、軸方向出力分布の影響を適切に評価する必要のあることがわかった。これ
らの課題は次に述べる大規模限界出力試験とサブチャンネル解析手法の開発の中で引き続き取り組んで解明を目指していく。
集合体１体あたり 200 本程度の燃料棒を束ねる実炉の設計を行う上では、先に述べたように
37 本規模の限界出力試験とサブチャンネル解析手法とを組み合せたスケール効果の評価が不可欠である。原研では 37 本限界出力試験については 2003 年度から試験データの取得を開始した 6)。サブチャンネル解析手法の開発では物理モデルの評価／改良／検証が最も重要であり、沸騰遷移に影響を与える環状噴霧流、流路間流体混合、スペーサ効果に対する物理モデルの妥当性を基礎的なモデル実験と 3 次元二相流解析の機構論的な検討も交えながら、7 本や 37 本の限界出力試験データにより検証していく予定である。
37 本限界出力試験では、燃料棒間ギャップ幅 1mm 程度の高稠密格子炉心での熱工学的な特性を把握するため、限界出力や流動損失、ボイド率といった伝熱的、流動的特性データを取得
する。

1395

図 5.1.2-1 に 37 本限界出力試験装置の概要を示す。試験体としては表 5.1.2-2 に示す 3 体を製作し、2004 年度までに基準試験体並びに燃料棒間ギャップ幅効果試験体による試験を終了した。
試験では、質量速度、入口水温、出口圧力、径方向出力分布をパラメータとして定常限界出力試験を行い、従来の小規模体系（7 本バンドル）と同様な冷却特性を確認した。また、運転時の異常な過渡変化の状況を包含する範囲で過渡限界出力試験を行い、高稠密格子炉心の過渡時冷却特性に問題のないことを確認した。
図 5.1.2-2 に定常限界出力試験で得られた代表的なパラメータ依存性を示す。流量の増加、
または入口水温の低下に伴い、限界出力は単調に増加し、従来の小規模体系（7 本バンドル）で得られた結果と定性的に同様であった。水冷却炉の設計出力に対し 30%以上の余裕があり、熱的な成立性に問題のないことがわかる。図 5.1.2-3 にギャップ幅の影響を限界クオリティの比較により示す。限界クオリティはギャップ幅の影響をほとんど受けていない。限界クオリテ
ィが除熱能力と等価な量であることから、ギャップ幅が 1.3mm から 1.0mm へと減少しても除熱能力の低下はほとんどないことがわかる。
次に、今回のデータベースを含めて、限界出力を予測する相関式を開発した。7)

新相関式と基準試験体での試験データとの比較を図 5.1.2-4 に示す。原研で取得した全データベース（836 点、7 本体系を含む）に対する精度は平均 ECPR=0.988（計算値/実験値：ECPR）、標準
偏差σ=6.18%であった。
今後、曲がり効果試験体による試験結果と基準試験体でのそれとを比較することにより、燃料棒曲がりと限界出力（限界クオリティ）の関係を評価する予定である。
(2) 異常な過渡変化および事故事象評価
水冷却炉は、ABWR と同様に負のボイド反応度係数を有するとともに、システムのほとんど
は ABWR と同一のものを採用することとしている。しかしながら、①負のボイド反応度係数の絶対値が ABWR に比して小さい、②再循環ポンプを有していない、という ABWR と異なった特徴も有している。
現在までのところ、ABWR の設計基準事象を参考に、水冷却炉の特徴および事象の包絡性を考慮した上で、対象とする設計基準事象を選定し評価を行ってきた 1,2)。なお、水冷却炉においては、MOX 燃料の使用に起因して実効遅発中性子割合βeff や中性子寿命等の動特性パラメー
タが軽水炉の場合と異なるものが有り、具体的にβeff および即発中性子寿命は、各々0.0037
および 1μs である。熱流動挙動の予測は ABWR に適用されている REDY コードで行った。
判断基準は現行軽水炉の指針類を用いた。その結果、下記にまとめるように、設計基準事象に対して十分な安全性を有する見通しを得ている。今後、前節で述べたようなスケール効果に対しても検証された新限界出力相関式により、再度過渡変化および事故事象評価を行う予定である。また、圧力損失やボイド率に対する相関式の妥当性も試験データにより検証していく予定である。
(i) 運転時の異常な過渡変化
表 5.1.2-3 に示すような考え方に基づき、①出力運転時の制御棒の異常な引き抜き、②給水加熱喪失、③負荷の喪失、④給水制御系の故障、⑤原子炉圧力制御系の故障、⑥給水流量1396

の全喪失、について評価した。解析結果を表 5.1.2-4 に示す。これらの結果から、水冷却炉が運転時の異常な過渡変化に対して十分な安全性を有する見通しを得た。
(ii) 事故
表 5.1.2-5 に示すような考え方に基づき、①原子炉冷却材喪失、②主蒸気管破断、について評価することとした。評価結果を表 5.1.2-6 に示す。再循環ポンプを有しない自然循環炉のため、事故直後の再循環ポンプトリップの想定による炉心流量低下の影響を受けにくく、被覆管温度の上昇は見られない。この結果から、水冷却炉が事故事象に対して十分な安全性を有する見通しを得た。
(iii) 仮想事故（立地評価における被ばく線量に対する Pu の寄与）
立地評価において、被ばく線量に対する Pu の寄与が現行の LWR とは大きく異なることがひとつの懸念材料として考えられる。現行の被曝線量評価方法を適用すると、いわゆる「プルトニウムめやす線量」を超えるため、仮想事故解析において、1%インベントリーのプルトニウムが格納容器へ瞬時に放出されることを仮定する必要がある。この場合の環境への放出量（ソースターム）の評価手法は、もんじゅやふげんに適用された現行の評価手法が適用できると考えられる。もんじゅ等での検討結果を見れば、全被曝線量に対するプルトニウムの寄与は小さく、このことが立地を制限する支配因子になるとは考え難い。
(3) 安定性について
水冷却炉は、現行 BWR と同様に密度波振動に起因する安定性事象を評価する必要がある。
現在までのところ、BWR に対し適用性が検証されている周波数領域解析手法により評価した。
その結果、下記に述べるように安定性上の問題はないことが示された 1)。
定格運転時のチャンネル安定性減幅比を評価した結果、水冷却炉心は 0.07 であり、ABWRと同程度であるとともにその制限値 0.5 より遙かに小さく、安定性上の問題はなかった。炉心安定性減幅比を評価した結果は、0.01 未満と小さな値となった。これは、炉心安定性に与える影響の大きいボイド反応度係数の絶対値が ABWR と比べて小さく、核的フィードバックの効
果が小さいためである。領域安定性も炉心安定性と同じく核フィードバックの影響が大きいが、炉心安定性が 0.01 未満であるので問題ないと判断される。
今後、時間領域での解析を行い、安定性上の課題のないことを再度確認するが、自然循環炉
では駆動力を増すために上部プレナムチムニーが存在する。チムニー部の等価直径は大きく、既存のボイド率相関式の適用性を検証する必要があるため、検証データを 5.1.2.1(1) 節で述べた 37 本限界出力試験において模擬炉心上部に大口径管を設け取得する予定である。

1397

参考文献
1) 大久保 努，竹田練三，岩村公道：“高転換比 BWR 型低減速スペクトル炉の安全性および炉心改良の検討”，JAERI-Research 2001-021(2001).
2) 水炉検討会：“水炉検討会 2000 年度報告書”，JNC TY9400 2001-018(2001).
3) T. Iwamura et al.: “Development of Reduced-Moderation Water Reactor (RMWR) for
Sustainable Energy Supply”, Proc. of the 13th Pacific Basin Nuclear Conference(2002).
4) 呉田昌俊，秋本 肇：“軸方向一様発熱稠密バンドルの限界出力”，日本機械学会論文集(B 編)，
69，682，1469-1476(2003).
5) W. Liu et al.: “Critical Power Characteristics of Tight Lattice Bundles”, Proc. of the 11th
International Conference on Nuclear Engineering, ICONE11-36099(2003).
6) A. Ohnuki et al.: “Advances of Study on Thermal/Hydraulic Performance in Tight-Lattice
Rod Bundles for Reduced-Moderation Water Reactors”, Proc. of the 13th International
Conference on Nuclear Engineering, ICONE13-50100(2005).
7) W. Liu et al.: “Critical Power Correlation for Tight-Lattice Rod Bundles”, J. Nucl. Sci.
Technol., 42[1], 40-49 (2005).

1398

表 5.1.2-1
項

水冷却炉

ABWR

三角格子稠密配列

四角格子正方配列

1.3

3.2

約 1.1

約 3.7

目

燃料棒配列

水冷却炉と ABWR との主な違い

燃料棒間隔
(mm)
加熱長
(m)

２領域
（軸方向ﾋﾟｰｷﾝｸﾞ係数 2 程

軸方向出力分布

１領域コサイン分布度）
炉心流量(104t/h)
炉心出口ｸｵﾘﾃｨ(%)
炉心平均ﾎﾞｲﾄﾞ率(%)
表 5.1.2-2（1.4 程度）

1.7

5.2

53

14.5

70

38

37 本限界出力試験の試験体仕様
模擬燃料集合体仕様

備考

燃料棒外径:13mm
基準試験体

燃料棒間ｷﾞｬｯﾌﾟ幅:1.3mm
ｼｭﾗｳﾄﾞとの間隙幅:1.05mm
ｼｭﾗｳﾄﾞとの間隙幅は集合体

燃料棒間ｷﾞｬｯﾌﾟ幅効果
試験体

燃料棒外径:13mm

内の水力等価直径とｼｭﾗｳﾄﾞ

燃料棒間ｷﾞｬｯﾌﾟ幅:1.0mm

隣接領域でのそれとの比をｼｭﾗｳﾄﾞとの間隙幅:0.75mm

基準試験体と同一にするよう設定
上部高発熱域中央におい曲がり効果試験体

右記備考を除き、基準試験体と同一て、中心燃料棒 1 本を曲げ、隣接燃料棒 2 本と接触

1399

表 5.1.2-3

水冷却炉における安全評価対象事象・異常な過渡変化

表 5.1.2-4

水冷却炉における異常な過渡変化評価結果

1400

表 5.1.2-5

水冷却炉における安全評価対象事象・事故

表 5.1.2-6

水冷却炉における事故評価結果

1401

Rod Diameter:
Heater Rod
13.0mm
Separator

Test Loop

Pressurizer

Pmax : 9.5 MPa
Tmax : 308 oC
Qmax : 3 MWSpacer4
z=1.03m

37-rod bundle

0.5

Spacer1
z=0.21m

HeaterF

Test Section

F

図 5.1.2-1

限界出力 (kW)

1500

入口水温

310mm

Spacer2
z=0.51m

215mm

CoolerSpacer3
z=0.73m

255mm

Elevation, z [m](1260 mm)Heated Length

GridSpacer210mm

1Cooler

2000

270mm

1.26

Gap Width:
1.0,1.3mm

01
2
3
Axial Power Ratio, Fz [-]P

37 本限界出力試験装置の概要

出口圧力 7.2MPa

238
248
258
268
278
283（設計条件）
286

基準試験部
ギャップ幅1.3mm

30%

1000
30%

熱余裕

500
設計流量範囲設計出力範囲

0

200

400

600

800

質量速度 (kg/m2s)
図 5.1.2-2

限界出力の試験結果

1402

1000

1200

1

圧力 7.2MPa

限界クオリティ0.8

炉心入口水温 283℃
0.6

0.4

ギャップ幅 1.3mm
ギャップ幅 1.0mm

0.2

0

400

800

1200

1600

質量速度 (kg/m2s)
図 5.1.2-3

燃料棒間ギャップ幅の影響

限界出力 (kW)

1500
800

800

600

600

400

400

200
GG
[kg/(m2s)]

200 G

P:7.2MPa
PexT:283℃= 7.2 [MPa]Tin = 283 [℃]

P:7.2MPaPex = 7.2 [MPa]

入口クオリティ-0.018500

240 260 280

0 2 4 6 8 10

実験
実験1000 データ
データ
新相関式
500

0
0

1000

質量速度,G(kg/m2s)
図 5.1.2-4

入口水温 T(℃) 出口圧力,P(MPa)限界出力相関式の開発

1403

5.1.2.2 炉心崩壊事故対策(1) 現行軽水炉と比較した水冷却炉の炉心崩壊事故挙動の特徴
現行軽水炉の炉心崩壊事故（CDA）に関する研究は、８０年代以降各国で精力的に進められた。その成果を用いて、米国等では、安全審査においてリスク評価等の観点から CDA の影響評価が実施されている。我が国においても近年、CDA 対応を含むアクシデントマネジメント策の有効性の判断のために全発電所のリスク評価が産業界により実施され、国も結果の妥当性評
価のための解析を実施している。これらに示されるように、少なくとも現行軽水炉の安全性を評価する上では、CDA の影響評価技術は実用レベルにあり、それに基づき、CDA に対する対策が整備されていると言える。
CDA に関し本炉が現行軽水炉と異なる最大の特徴は、高速中性子炉心であることから大量の高富化度 Pu を使用することにある。このため、ナトリウム冷却 FBR がそうであるように、再臨界の可能性を検討する必要があると考えられる。また、再臨界により大量の熱が発生し温度条件が過酷になる可能性のある蒸気爆発等 CDA 挙動に対する影響も検討する必要がある。さ
らに、現在の軽水炉の CDA に関する知見の大部分は、ジルコニウム合金被覆燃料に対するものであることから、必要に応じて、ステンレス鋼被覆燃料の CDA 時の挙動に関する知見を深めることが重要である。
以下では CDA に関する主要な技術課題を抽出し、対応方策をまとめる。
(2) CDA 時の事象推移シナリオと技術課題
CDA 時に破損した燃料は、炉心、下部プレナム、格納容器底部の順に移行していく可能性があることから、以下では、これまでの検討成果を用いてそれぞれの場所での事象推移シナリオを概観し対応方策を簡単にまとめる。
(i) 炉心炉心において、評価すべき項目は、（ａ）再臨界性、（ｂ）再臨界時に発生する衝撃力と構造体への影響、（ｃ）下部プレナムでの挙動検討のために必要な生成される溶融物質の状態（温度、混合状態、酸化度等）である。
(a) 再臨界性
燃料が崩壊する前に制御棒や被覆管が溶融落下することにより、燃料と被覆管が分離し再臨界状態になる可能性が考えられている 1)。再臨界性の検討には、被覆管が落下した燃料領域の空間的および時間的変化を把握する必要がある。挙動に影響する因子は、出力分
布、溶融被覆管の落下挙動（キャンドリング）、輻射や対流による冷却効果、融点に強く影響する被覆管酸化度、酸化度に影響する水蒸気量の分布等である。特にステンレス被覆を使用する場合、被覆管融点が燃料融点よりかなり低いことから、再臨界が生じる可能性はジルコニウム合金被覆燃料と比較し高い。この検討のためには、現行軽水炉用に整備された解析コードが適用可能であるが、ステンレス鋼被覆燃料の溶融挙動に関する知見は少な
いため、必要に応じて、データや解析手法を整備する必要がある。
これまでジルコニウム合金被覆の場合の炉心再臨界性を、SIMMER コードを用いて検討している 1)。この解析ではジルコニウム合金の酸化による融点上昇の効果は含まれていない

1404

ため、ジルコニウム合金は燃料が健全な段階で溶融落下し、中央部炉心の 3/4 の被覆管が溶融落下すると、再臨界が生じることが示された。一方、被覆管の酸化を考慮できる MELCOR
コードを用いた検討では、少なくとも中央領域では被覆管はその表面が一部溶融落下する
ものの、崩壊するまでに燃料と被覆管が完全に分離することは計算されなかった 2)。
以上の燃料と被覆管の分離による再臨界の検討に加えて、ボイド反応度係数の絶対値が現行炉より小さな本炉概念では、燃料と被覆管が分離しなくとも、制御棒の溶融落下により再臨界が生じる可能性があり、その検討も必要である。ここでは、制御棒の溶融落下挙動や、落下による反応度の印加量の検討が重要である。検討により、炉心損傷あたりの再臨界発生確率が高いと判断される場合には、信頼性の高いメカニズムにより再臨界を防止する方法・機器の検討が重要になる。
(b) 再臨界時に発生する衝撃力の構造体への影響と対策
再臨界により発生する衝撃力の炉容器や格納容器健全性に対する影響を評価するためには、発生した熱が機械エネルギーに変換される過程を検討することが重要である。このため変換効率の支配因子である水の分布を把握することが必要である。崩壊熱レベルでは、水に覆われた燃料の冷却は維持されることから、燃料が溶融する際、その場所より高い位
置には水は存在しない。扁平炉心を使用するため下部炉心より下側に流体が存在できる体
積が小さいこと、再臨界が生じる前に被覆管が溶融落下し下部に蓄積した水を蒸発させる
こと、過熱部から輻射熱伝達があること、等を考慮し、再臨界が生じるときの炉内の水存在量を把握することが変換効率を評価する上で重要な課題となる。
これまでの検討では、炉心中央部が溶融崩壊する段階では、炉心内に水が存在しないこと、および、被覆管の溶融落下による再臨界時に発生するエネルギー密度は、現行軽水炉の反応度事故時の場合の値を大きく上回るものではないことが示されており、このような場合、構造物健全性に対する影響は大きくないことが推測される 1,2) 。
(c) 生成される溶融物質の熱的条件、混合状態、酸化度
水冷却炉特有の現象の検討という観点から、下部プレナムでの蒸気爆発現象や溶融デブ
リ混合挙動に対する炉心での再臨界の影響を検討することが重要である。この検討では、
再臨界時の熱発生量、溶融燃料の移動による負のフィードバック効果、冷却効果、酸化挙
動、支持構造物との熱的な作用等を考慮する必要がある。一般に現象が複雑であることから、MELCOR 等システムコードによる全体的な解析と一部重要挙動に関する個別計算を組み合せ、状態量の範囲を設定することが必要である。
これまで行なった検討では、ジルコニウム合金被覆がジルコニウム金属単体の融点で溶融落下すると仮定し、燃料温度が比較的低い状態で再臨界状態になるため、出力ピーク発
生直後に燃料平均温度は融点以下の 1900K 程度であり、以後、継続する核発熱のため燃料は融点に達し、その後、燃料の落下による負のフィードバックにより発熱量が低下した 1)。
今後、NSRR 等を用いた実験的検討も含め、再臨界時の溶融物質の状態の検討を行なう。
(ii) 下部プレナム
溶融物が下部プレナムに移行した場合に評価すべき事象は、（ａ）下部プレナム落下直後の1405

再臨界性、（ｂ）水蒸気爆発、（ｃ）溶融物の炉容器内保持の可能性、（ｄ）デブリベッド溶融後の再臨界性である。
(a) 下部プレナム落下直後の再臨界性
下部プレナムでの再臨界性の検討では、燃料デブリとその他物質特に被覆管デブリの混合挙動の検討が重要である。炉心での溶融物質の混合状態に関して十分な精度での検討が難しい場合には、完全に分離して落下するといった保守的仮定を用いる必要がある。一般に、現行 BWR では、炉心から下部プレナムに溶融物が移行する際は、複数の位置からジェット状に落下することが考えられている。このジェットが下部プレナムに蓄積した水中に落下する際の粒形デブリ生成挙動、水流による粒形デブリの攪拌挙動、下部プレナム底部へのデブリの蓄積挙動等は、再臨界性に強く影響する。落下開始直後においては、BWR 型
システムでは制御棒駆動機構ハウジング等の構造体が存在するため、核的検討ではこの効果を考慮する必要がある。
粒状デブリの生成の際の混合効果により再臨界が防止できることを確証することが困
難な場合には、再臨界を防止する手段を検討する必要がある。対策は炉心の場合より簡単
で、制御棒駆動機構ハウジング等を利用し、その周辺に中性子吸収材を設置することが考えられる。
これまでの検討では、デブリベッド生成時に燃料と被覆管材料が良く混合する場合、再臨界状態にならないことを MVP コードによる核計算で確認している 2)。又、中性子吸収材設置の有効性については、ハフニウム等の材料を用いて、制御棒駆動機構ハウジングの周囲に、現実的な厚みの中性子吸収材を設置することにより、再臨界を防止できることを確認している 2)。
(b) 水蒸気爆発
現行軽水炉では、下部プレナムでの水蒸気爆発はほとんどリスクに影響しないとされているが、その理由のひとつは溶融燃料の過熱度が小さくデブリが固化し易いことにある。
再臨界により溶融燃料の温度が高くなる場合、水蒸気爆発がより過酷なものになる可能性がある。溶融燃料の熱的条件をパラメータにし水蒸気爆発で発生する機械エネルギー量を評価し、炉容器や格納容器構造材強度の健全性を評価する必要がある。
水蒸気爆発の機械エネルギー発生量の検討に関し、実験的検討が従来より多くあること、溶融燃料の量が水に対して過大な場合水欠乏により変換効率が下がること、溶融燃料の移行に時間がかかるため粗混合状態の溶融物量が制限されること、下部プレナムへの溶融燃料の移行量は炉心の出力分布や冷却分布に影響を受けること等の議論が現行軽水炉に対して実施されている。これら議論を参考にし、圧力容器および格納容器に対する衝撃力を今後評価する。
(c) 溶融物の炉容器内保持の可能性
近年、特に中小型炉においては、炉容器外面冷却等による溶融物質の炉容器内保持に関する検討が進み、米国では AP600 炉の安全審査の際に、有効性の判断がなされるほどに、
解析評価技術や実験データベースは整備されている。我が国でも、解析手法の検討は進み、

1406

NUPEC では大型軽水炉について詳細な検討が行なわれた。溶融物の炉容器内保持が実現す
れば、格納容器底部での溶融燃料・コンクリート反応のような複雑な現象の重要性が低下することから、リスクを低減するとともにリスク解析の信頼度を高めることができる。したがって、水冷却炉においても、再臨界の問題が無い場合には、採用することが適切と考えられる。
(d) デブリベッド溶融後の再臨界性
下部プレナムに蓄積した粒状デブリの蓄積物（デブリベッド）において、十分に燃料デブリと被覆管デブリが混合して再臨界が防止される場合でも、冷却が不十分で再溶融すると、比重の違いから金属相と酸化物相が分離することが知られている。これにより燃料成分の密度が高まり再臨界が生じる可能性がある。
このような再臨界性の検討には、炉容器内壁周囲に生成されるデブリが固化した領域（クラスタ領域）の大きさ等の検討が必要である。又、再臨界防止対策としては、中性子吸収材として、溶融した状態でも、溶融燃料と良く混ざる物質を選定することが重要である。
再溶融後の燃料挙動に関しては、これまで検討は行なっていないが、現行軽水炉に関して整備された解析ツールを用いることが可能である。中性子吸収材の候補としては、ハフ
ニウムが有力である。ハフニウムは化学的性質がジルコニウムと極めて近いということが知られている。酸化ハフニウムも酸化ジルコニウムと同様な性質ならば、酸化ジルコニウ
ムの場合と同様に、溶融燃料と良好な混合が期待でき、溶融後も未臨界状態を継続して維持できる。中性子吸収材の材料の選定、取り付け方法等については、実証的な試験も含め検討を実施していく。
(iii) 格納容器
格納容器底部に溶融物質が移行した後の水冷却炉特有の評価すべき事象は（ａ）水蒸気爆
発と（ｂ）再臨界性である。
(a) 水蒸気爆発
先述の炉心での再臨界に関連した下部プレナムでの水蒸気爆発の可能性と同様に、下部
プレナムで再臨界が生じた後に、溶融物質が格納容器底部の蓄積水に落下し蒸気爆発が生じる場合には、現行軽水炉より激しい蒸気爆発が生じる可能性がある。機械的衝撃力の評価を行い必要に応じて構造材強度の増強等の対応策を検討する。
(b) 再臨界性
下部プレナムの場合と同様に、再臨界が生じる可能性があるが、下部プレナムの場合よりも、水源が豊富にあり、デブリベッドの再溶融は生じ難いことやアクシデントマネジメ
ント（AM）策が取りやすいなどの特徴がある。再溶融が生じ無い状態では、中性子吸収材
としてはボロン水等も有効である可能性がある。今後このような AM 策の有効性の検討を実
施する。

1407

(3) まとめ以上の議論を図 5.1.2-5 にまとめて示す。図では、炉心での再臨界性の検討から始めて、それぞれの項目で事故進展状況を分岐させ、状況が現行軽水炉と同様になる場合にそれ以上の検討は不要ということで、検討の分岐を止めている。現行軽水炉と比べて、再臨界の可能性およびその影響の検討が重要であることが水冷却炉の特徴であるが、再臨界の影響評価の不確定性を小さくするもっとも確実と考えられる対策は、溶融状態で燃料と良く混合する性質を有する
中性子吸収材を下部プレナムに設置することである。この対策が有効な場合は、下部プレナムでの蒸気爆発の問題を除いて、水冷却炉の CDA は現行軽水炉の場合とほぼ同様になる。しかし、この対策はコストに影響することから、下部プレナムでデブリベッドが生成する際の受動的な物質の混合メカニズムにより、下部プレナムでの再臨界性を否定できる可能性の検討も極めて重要である。

参考文献
1)

三原隆嗣，他：“ＦＢＲシステム技術検討書－平成１２年度報告－”，JNC TY9400 2001-012，
1442-1445 (2001).

2)

岩村公道，他：“受動的安全性を具備した低減速軽水炉に関する技術開発（受託研究）”，JAERI－Research 2004-008(2004).

1408

1409

炉心

Yes
Yes

炉容器下部ヘッド3.
蒸気爆発時
格納容器健全No対策検討２（構造材強度
の増強等）

No

8.
再臨界性

Yes

No

No

Yes
このパスは対策
４をとらない場
合に相当。

現行炉
と同様

現行炉と同様下部ヘッドでの再臨界に
より、現行炉より、激しい蒸気爆発が格納容器で発生する場合に相当。この後、再臨界の可能性もある。このような状況は許容できないので、対策3,4を実施する。

問題になる順序が逆になる可能性7.
蒸気爆発時
格納容器健全No

Yes

6.
デブリベッド No
溶融後の
再臨界性

Yes

対策検討4（下部ヘッドへの溶融後も有効な中性子吸収材の設置等）

5.
外部冷却による溶融燃料の炉内保持

図 5.1.2-5 炉心損傷事故シナリオと技術検討課題

対策検討5（有効なアクシデントマネジメン
ト策の検討、構造材強度の増強等）

Yes

格納容器

4.
早期再臨界性
（溶融燃料
移動直後）

Yes

対策検討3（下部ヘッドへの中性子吸収材の設置等）

コメント
１．CDA時炉心再臨界性の検討から始めて、挙動検討を１から８まで実施する。
対策は１から５までの検討が必要。
２．保守的で確実な対策は、溶融後も有効な中性子吸収材を下部ヘッドと格納容器底部に設置すること（対策検討４）。この結果、炉心損傷の影響は、蒸気爆発の問題を除いて現行炉と同様になる。

開始

2.
格納容器
健全

1.
再臨界性

Yes

No

対策検討１
（構造材強
度の増強等）

No

現行炉と同様（ただし、ステン
レス鋼被覆管燃料の場合、ステンレス鋼の特徴を確認）

5.1.2.3 燃料被覆管(1) 被覆管材料の要求特性
水冷却炉は、核燃料サイクルに対応した増殖炉としての性能を低減速スペクトル化により達成するため、従来軽水炉と異なり稠密な扁平炉心構造を有する。燃料棒は、高 Pu 富化度
MOX/UO2 ブランケット積層構造を有し、軸方向の非均質度が大きい。水冷却炉用被覆管材料
への要求仕様および課題を以下に示す。
①

被覆管間隙が狭い条件（1.3mm）での除熱性能
燃料中心温度の低減および限界熱流束確保のために伝熱阻害要因の排除が必要。

②

a.

低熱伝導性の酸化膜成長抑制；高耐食性材

b.

放射性クラッドの堆積防止；水管理の最適化と共に高耐食性材

c.

局所塑性変形の抑制； MOX 部の熱疲労−クリープ変形抵抗性の高い高強度材

LMFBR と同等の高速中性子照射条件a.

耐照射性；MOX 部の弾き出し損傷速度が ABWR の約５倍となるため、照射成長、
照射クリープ、ボイドスウエリング等による変形や体積変化が生じにくい材料③

高ボイド率および間隙の狭い条件でのチャンネルボックスおよびスペーサーとの両立性
a.

照射クリープや照射成長等の照射誘起変形が生じにくいと共に、フレッティング腐
食やエロージョン、コロージョンに対する抵抗性の優れた高強度材④

b.

デブリの除去対策と併せて摩耗や局所的損傷を受けにくい耐摩耗性材

c.

流体振動および拘束条件に関わる機械的振動の観点から高疲労強度材

MOX 部の最高燃焼度 100GWd/t 以上に対応
a.

有効肉厚低下；酸化膜成長と共に酸素・水素吸蔵に伴う延性低下、水素化物析出や内部酸化等の材質変化部を含む全減肉が許容腐食代以下b.

PCCI；I、Cs に対する SCC 感受性が低く、ライナー性能の長期間保持、必要により、ライナーに燃料側トリチウムのトラップ機能を付加

c.

PCMI；高燃焼度側のボイドスウエリングによる燃料膨張や割れ破砕片による局所的変形や割れ抵抗性に優れた母材およびライナー材

d.
⑤

切り欠き係数が小さく、経年材質変化が生じにくい高破壊靱性材

扁平二重炉心の制御条件や自然循環の熱流動条件での過渡時安全性a.

TOP 型の制御の過渡変化に伴う高出力時健全性（割れ抵抗性）；
経年材質変化が生じにくく、疲労—クリープ抵抗性および破壊靱性の優れた材料⑥ 事故時の安全性a.

RIA 時の安全裕度；高燃焼度側でも酸素・水素吸蔵等による材質変化および脆化が生じにくく、破損しきいエンタルピーの高い、破壊抵抗性の高い材料

b.

LOCA 時の安全裕度；高温水蒸気との化学反応性の低い被覆材およびライナー材。
中高温急速変形時の延性・割れ抵抗性の高い材料(2) 被覆管材料の現状と課題
水冷却炉燃料のふるまいを評価検討するために、解析コード FEMAXI–RM1)の開発を原研で進めている。FEMAXI–RM は、軽水炉燃料解析コード FEMAXI–V2)をベースとしてそのモデ
ル改良等により水冷却炉の MOX 燃料解析用コードとして開発を進めているものである。本コ1410

ードを用いて現在の炉心設計で設定しているジルカロイ２被覆管を使用した燃料のふるまいを解析した結果の一例について以下に概略を示す 1)。
本解析においては、FEMAXI-RM コードの入力として燃料の仕様、線出力履歴などを与えて、通常運転時における MOX 燃料の熱的および力学的ふるまいである燃料の温度上昇に起因する現象、すなわちペレットからの FP ガス放出とそれによる燃料棒内圧の上昇、ペレットスエリ
ングと熱膨張による被覆管の変形（PCMI）を中心に解析した。変形解析は、①燃料棒全長、②１ペレット長の局所 PCMI および③MOX 燃料とブランケットの境界部の被覆管の変形の３種を解析対象に含めた。なお、従来の物性値やモデルが燃焼度や Pu 濃度などの点で適用範囲外にある場合でも、基本的に従来モデルを適用し、必要な場合は外挿を行った。
具体的には、炉心中で End-of-Life において最高燃焼度となる１本の燃料棒を対象とし、軸方向の出力分布，Pu 富化度分布，ペレット種類，軸方向の線出力分布などを入力してその全照射履歴をたどった。E>1MeV の高速中性子束と中性子照射量は、それぞれ最大 2.1×1018 m-2s-1、3.9×1026 m-2 である。被覆管外表面（酸化膜表面）温度は、冷却水の飽和温度（288℃）+21℃=309℃に固定した。また、MOX 燃料においても UO2 燃料と同様に、燃焼度の伸長に伴い燃料伝導率が低下すると予想されることから、本解析では、熱伝導率低下に関与する諸要素を詳しく考慮している Baron モデル 3)と熱伝導率低下を考慮していない MATPRO-11 モデル 4)での計算結果を比較検討した。FP ガス放出については、FEMAXI-V のモデルをそのまま用い、ペレットスエリングには、Studsvik モデル 5)を用いた。以下に主要な解析結果と考察を示す。
(i) 燃料温度
図 5.1.2-6 にペレット中心温度を示す。○と△印は、MOX 燃料最高出力部の温度であり、●印はブランケット部の中心温度である。Baron モデルの熱伝導率が燃焼度とともに急速に低下するのに伴い、MATPRO-11 モデルでの温度との差は急速に増大していく。ただし、最高でも 2130℃（2400K）程度であり、融点に対しては大きな余裕がある。また、一方、Pu 富化
度が 30%程度の MOX 燃料では、燃焼度伸長による熱伝導率の低下に関する実測データがない
ことをふまえ、Baron モデルの保守性を UO2 燃料のデータと比較することにより確認している。
(ii) FP ガス放出と内圧上昇
FP ガスの放出による内圧の上昇を図 5.1.2-7 に示す。Baron モデルによって計算された FP
ガス放出(FGR)は最大で 50%弱という高い値であるが、内圧値は最大 6.2MPa 程度であり、冷却材圧力 7.2MPa を超えない。これは、被覆管が内圧によってクリープアウトする、いわゆるLift-Off は生ぜず、被覆管の健全性は保たれることを意味する。
(iii) 燃料棒の直径変化
被覆管は、照射初期にはペレットの焼きしまりで生じたギャップに対してクリープダウン
するが、その後ペレットのスエリングに押されてクリープアウトに転じる。この変形は燃料棒の健全性にとり重要であるので、変形解析は以下の３通りで実施した。即ち、図 5.1.2-8に結果を示す全長解析による被覆管直径変化，図 5.1.2-9 に結果を示す局所解析 A による MOX
燃料部の被覆管リッジング部の変形解析および図 5.1.2-10 に結果を示す MOX－ブランケット
境界部をまたぐ局所解析 B による変形解析（燃焼度が進むと MOX 燃料とブランケットペレッ

1411

トの発熱やスエリングの差による段差が増大する）である。これらの結果を比較すると、解析モデルによる被覆管の直径増加（歪み）の計算値に有意差はなく、また歪み値は最大 1%程度であり、このとき算出された相当応力は 40～80MPa 程度であって、照射ジルカロイの 300℃
付近における降伏応力 400～600MPa4)に比較して十分に低い。したがって、このような変形によっても燃料健全性は保持されると期待される。
一方、局所解析 B の結果、境界部のペレット段差をまたぐ部分の被覆管の軸方向歪みは 4%程度に達する。この時の当該部における応力は 80MPa である。ジルカロイの場合、水側酸化膜にも母相金属の歪みが伝わるので、酸化膜の保護性は低下する可能性がある。その場合、局所的な水素吸収や酸化速度の増加と、これによる被覆管の局所的延性低下につながり、燃料健全性への懸念要因となる。この被覆管の歪みは、境界部の MOX 燃料に接する 1 個の UO2
ブランケットペレットの直径を少し大きくする等の工夫により減少すると考えられるが、健全性に影響のないレベルまで歪みを減少させる可能性は未確認であり、照射試験による実証を待つ必要がある。また、解析に用いた MOX ペレットのクリープ速度は UO2 ペレットより 1.6
倍ほど大きく 4)、リッジングのような局所 PCMI は UO2 燃料の場合よりは緩和されていると言える。さらに、被覆管のクリープ速度は高速中性子束への依存性が強いことから、中性子スペクトルが軽水炉より硬い本水冷却炉環境は、リッジングのような局所 PCMI に関しては、それを緩和する要因の一つとなると言える。
(iv) 被覆管の水側酸化計算された酸化膜厚みは最大 70μm に達したが、被覆管の健全性に直ちに影響する程度ではない。しかし、解析に用いた EPRI の酸化モデル 6)は水冷却炉条件では未検証であり、また、
高速中性子の照射量の増加による酸化促進の可能性も懸念されることから、ジルカロイの健全性が保たれる可能性は未確認である。さらにジルカロイの酸化に伴う水素吸蔵などによる延性低下を考えると、今後は急速な過渡時の PCMI における被覆管健全性の評価が必要となる。
以上の様に、FEMAXI–RM の解析では、ジルカロイ２被覆管を使用した燃料でも高燃焼度において健全性を有するという予測結果を与えている 1)。また一方、改良ステンレス鋼被覆管
燃料に対する同様な解析も実施し、高燃焼度における健全性を示す予測結果を得ている。しかしながら、現時点では水冷却炉条件下での照射データは乏しく、特に燃焼度の増加に対して従来の知見の外挿性が検証されてはおらず、今後確認すべき種々の懸念事項も指摘されている。以下に、現行軽水炉で通常使用されているジルカロイ等の Zr 系合金および一部使用されたステンレス鋼等の実用被覆管材料に関して、現状と課題を整理する。
(a) 耐照射性
ジルカロイは結晶学的異方性の大きな稠密六方晶を持ち、低照射量でも異方性変形が生じ、被覆管の長手方向に伸びる特性を持つ。軽水炉条件での照射成長は、従来は 1026 m-2までの照射量で評価されている。「のび」に関しては、E>1MeV の高速中性子に対して 1.2
×1026 m-2 の照射量で、0.4～１％ΔL/L 程度となっており、その場合はあまり大きな値ではなく、軸方向の成長に伴う半径方向の寸法変化は PCMI や外圧クリープダウンに比べて無視できるほどであった。また、フランスの高速実験炉フェニックス炉によるジルカロイ照射試験では、最大 20dpa（4×1026 m-2、E＞0.1MeV、水冷却炉の目標値の約 1/3）まで照射

1412

され、安定性に優れるβ焼入れ材では長手方向の伸びは 0.5%程度となっている。しかし、高速中性子照射量が 1026 m-2 以上になると、照射成長が急速に増加するという Mahmood らのデータ 7)が出されており（図 5.1.2-11）、高照射量となるとさらに伸びが増加すること、照射量の増加によってブレイクアウェイに至り、伸びが急速になる可能性もある。
以上のように、ジルカロイ等の Zr 系合金では、現行軽水炉用材料であるために、高速中性子束が高い高照射量における評価データおよび使用経験が殆どないため、100GWd/t を想定した場合、後述の酸化膜成長、水素吸蔵も含めて、高照射条件での照射データの取得が必要である。
ステンレス鋼製燃料被覆管材は、350℃以上の高温条件ではボイドスウエリングが生じ易くなり、照射クリープが重要な評価因子となるが、それ以下となる軽水炉の温度条件ではブラックドットやフランクループ等の２次欠陥の生成が主体であり、照射クリープが生じにくい一方照射硬化による延性低下が重要となる。オーステナイト相安定性の優れた合金設計材では、それらの抑制が可能である。
なお、ステンレス鋼（SUS316）の既存データを用いた燃料棒の軸方向に沿った周方向歪み分布の数値解析では、MOX 燃料のボイドスエリングによる体積変化が生じても、クリー
プ強度の優れたステンレス鋼では、燃料健全性が担保される 1%の範囲内に周方向歪みが維持できる結果となっている。
(b) 一次冷却材との両立性
長期健全性の確保として、金属の溶解や酸化膜成長等の腐食による有効肉厚の低下および水素・酸素の吸蔵に起因した延性低下、水素脆性や SCC 等の環境割れに関わる感受性増大等の経年材質変化の抑制が必要である。表面材質変化は、高速中性子照射量と金属表面温度および被覆管材料特性に依存する。
図 5.1.2-12 にジルカロイ-2 の酸化膜厚さに関して NUPEC の高燃焼度化確証試験で得られているデータを示す。燃料棒平均で 51GWd/t（ペレット最高で 61GWd/t；５サイクル；１（α＋β）焼き入
MeV を超える高速中性子照射量で最大 1.2×1026 m-2 までの照射結果では、れ処理による Fe や Ni の金属間化合物の分散化の効果により、ノジュラー腐食が抑制されるとともに一様腐食の酸化膜厚さも 20μm 程度以下に抑制されている。Zr 系合金は、酸素
キャリアー型固体電解質の N 型半導体酸化膜を形成すること、金属中の水素・酸素の溶解度が大きく、低温で水素化物を形成し易い等の本質的性質を有するため、水冷却炉で想定する高照射条件下でのデータの蓄積が必要である。
また、BWR、PWR のジルカロイ被覆管の腐食傾向や低速電子励起酸素による腐食試験から、励起酸素が作用する重照射場の沸騰伝熱面では、照射量に依存して酸化膜成長が促進されるという傾向が指摘されており、高照射量および高燃焼度においてこれまでのデータ範囲
より大きな領域で急激な上昇に転じる可能性も否定できず、データによる確認が必要である。
ステンレス鋼では、蒸気および高温水の各条件共に Cr 添加量に依存した酸化被膜の保護性が得られ、照射効果も小さく、低速電子励起酸素による基礎試験では腐食促進効果が殆ど見られず、耐食性上の課題は少ない。
水冷却炉に使用する改良ステンレス鋼には、十分な IASCC（照射誘起応力腐食割れ）防1413

止対策を採用しており、イオン照射試験により、その有効性を確認しているが、さらに、水冷却研究炉を用いた中性子照射下試験および高速中性子炉を用いた照射後試験により、重照射後の健全性を確認する。
(c) MOX 燃料との両立性
PCCI では燃料側からの I、Cs による応力腐食割れ等の環境割れ抑制対策が重要となる。
現用ジルカロイ被覆管の PCCI 抑制対策には、金属 Zr ライナーが使用されている。水冷却
炉では線出力密度や高速中性子束が高いので、現行材より以上に高燃焼度側におけるライナー材の有効性の評価が重要となる。
ステンレス鋼の場合、軽水炉条件では、LMFBR のように高温にならないので、それらの環境割れに対する抵抗性は高く、PCCI 対策としてのライナーの必要性は低い。一方で環境安全基準に依存するが、燃料側のトリチウム透過による一次冷却系への放射性ガス放出の課題がある。水素化物生成型の Zr 系合金と比較して、水素固溶型のステンレス鋼では実用
温度でも水素透過能が大きい。その抑制には、PCMI 対策を兼ねた適切な水素ゲッター用ライナーが必要となる。
(d) 過渡時を含む定常運転での安全裕度定常運転における出力変動は、燃料温度の過渡的な上昇に伴う FP ガスの放出・体積変化やペレットの細片化により局所応力を発生させる。被覆管には経年材質変化後も破壊に対する吸収エネルギーが十分に高く脆性割れを生じにくいことや、環境割れ抵抗性の高いことが要求される。特に、水冷却炉では、定常運転における負荷変動が積層燃料特有の拘束条件等に大きく関係するので、熱流動・熱応力の変動条件下の疲労－クリープ相互作用に伴う力学的特性を定量的に評価することが必要である。
ジルカロイ等 Zr 系合金では、水素・酸素の吸蔵が生じ、吸蔵量の高まる高燃焼度側や溶解度の低下する低温側で水素化物が生成して、破壊に対する吸収エネルギーが低下する
ほか、環境割れに対する感受性が増大する可能性がある。図 5.1.2-13 に示す被覆管中の水素濃度に関するデータの傾向では、高燃焼度の領域で水素吸収率が急激に増加する懸念が存 在 す る 。こ の 増 加 は酸 化 量 が 大き く 変 化 しな い の に もか か わ ら ず生 じ て い る。 図
5.1.2-14 には、周方向伸びの照射量依存性を示す。最新のジルカロイ材料においても、水素吸蔵量の多い高燃焼度側で周伸びが大きく減少している。中性子照射量の増大と共に水素吸収量が増大し、被覆管脆化の主因となることから、高燃焼度条件での水素吸蔵－脆化の詳細な機構解明をおこない、安全性上の敷居条件を明確にする必要がある。
SUS304L や SUS316L 等の準安定オーステナイトステンレス鋼は、オーステナイト相安定性が低下する運転温度の中低温域で２次照射欠陥の成長や粗大すべり変形が生じ易く、破壊に対する抵抗性、延性および耐食性が大きく低下する領域が存在する（図 5.1.2-15）。
水冷却炉の実照射条件では、照射脆化に対してより厳しい温度域となるために、合金成分調整、超高純度化や微細粒化等の金属組織制御を適切に図り、オーステナイト相安定性を高めることが、耐照射性、機械的性質および IASCC 抵抗性等の改善に不可欠である。
(e) 環境割れ抵抗性1414

ジルカロイ等 Zr 系合金では、高速中性子束および燃焼度の高い条件では酸化膜自体の保護性が低下し、水素・酸素の吸蔵脆化や水素化物を生じた表面での環境割れに対する抵抗性の低下に対する対応が課題となる。燃料側でも、リコイルによる酸素やトリチウムの侵入や I、Cs 等による応力腐食割れ抵抗性の低下が金属 Zr ライナーの健全性と関連して重要となる。
ステンレス鋼の経年材質変化では、照射硬化による延性低下と IASCC に関わる結晶粒界における Cr 欠乏や不純物の濃縮が重要となる。しかし、それらの傾向は 10dpa 程度で飽和する傾向にあり、合金成分調整、高純度鋼溶製および金属組織制御等の材料対策により抑制が可能であると考えられる。また、低炭素の原子力仕様の SUS304L や SUS316L 鋼の制御
棒等に、IGSCC や IASCC が経験されてきている。それには、浸漬の高温水腐食条件にある
炉心材料と伝熱沸騰の蒸気条件にある被覆管の水環境条件の違いも関係しているが、適切な材料対策を講じることが必要となる。SUS304 や SUS316 鋼では、約 1×1025 m-2 から IASCC
感受性が現れる（図 5.1.2-16）。また、近年に経験されてきた SUS304L や SUS316L 鋼の低炭素ステンレス鋼製の再循環系配管やシュラウドの割れでは、熱時効を受けた材料表面加工層に IGSCC および、割れ内部で IGSCC の分岐成長が見出されている。それらの傾向は、
前述の準安定オーステナイトステンレス鋼の使用温度におけるオーステナイト自体の相安定性低下に起因した材質変化と励起酸素等を生じる放射線場の隙間界面における酸化剤の生成を伴う高酸化電位の腐食等の機構が関係していると推察される。そのために、被覆管材料対策では、不働態－過不働態の高酸化電位域での IGSCC にも対応できる材料対策が必要であり、高 Cr 化による酸化皮膜形成能の増大と照射誘起偏析の防止対策が重要となる。
(f) 過渡時、事故時の健全性
過渡時出力変動 TOP や反応度事故 RIA に対する被覆管側の健全性では、短時間の高出力変動に伴う FP ガス放出による内圧変変化および燃料ペレットスエリングに対応した、大きな歪み速度を生じる負荷への十分な変形抵抗と延性が要求される。
ジルカロイ等 Zr 系合金では腐食に伴う水素・酸素吸蔵を生じた表面層および燃料側の破壊靱性の低下が重要となるほか、高温側では急速な機械的強度の低下により、低応力で変形が促進されることへの対応も課題となる。
ステンレス鋼では照射硬化に伴う延性低下域が運転温度から 500℃の領域に存在するので、延性低下度と照射誘起偏析による結晶粒界の変形抵抗の低下度が重要となる。ステン
レス鋼は、Zr 系合金よりも中高温の機械的強度が大きいので、変形抵抗性が高い。ステン
レス鋼に関しては材質変化と関連した SCC の課題があるが、その発生は水処理とも関係するが、運転温度を含む中低温側に発生領域があると考えられ、鋭敏化のような大きな材質変化が生じていない限り、過渡時・事故時の燃料安全裕度への影響は小さいものと考えられる。
(3) 被覆管材料の課題に対する対応方針(i) ジルカロイ－２等の Zr 系合金
ジルカロイ－２等の Zr 系合金は、現行軽水炉の燃料被覆材料として多年の実績があり、この間数々の課題を克服してきた結果、工学的に信頼性の高い被覆管材料となっているが、高1415

速中性子環境下での照射知見は乏しい状況にある。水冷却炉特有の高速中性子照射量の増加や実用化段階で要求される高燃焼度 MOX 条件での適応性について今後実績データで確認していく必要はあるものの、現在までのデータからは、水冷却炉の被覆管材料として不適切と判断する直接的なデータは見出せない。また、取出平均燃焼度 70GWd/t を想定した現行軽水炉の高燃焼度燃料用材料として、高 Fe ジルカロイ等の改良 Zr 合金の開発が進められており 8)、
今後とも燃焼度、照射量に関する適用範囲についての拡大と照射実績データの蓄積が期待できる。さらに、水冷却炉の早期導入という観点からは、ジルカロイ被覆管に対する燃料安全の設計基準がすでに確立している点も考慮する必要がある。
以上の観点から、ジルカロイ－２等の Zr 系合金については、水冷却炉の導入段階において、今後の改良 Zr 合金開発の進展や照射実績データをもとにその採否を判断することとし、今後とも水冷却炉被覆管材料の候補として考えることとする。
(ii) ステンレス鋼
被覆管用ステンレス鋼の開発では、実用温度における照射効果として IASCC と延性低下を最重要課題として、それらの抑制対策として、複合的手段を採用した技術開発（図 5.1.2-17）を推進していく。
①

被覆管材料
主要成分調整；オーステナイト相安定性と耐食性の確保に十分な Cr および Ni 量と微量の固溶不純物の固定化用スカベンジャー元素に Ti を添加。改良 SUS 候
補組成に 25Cr-35Ni-0.2Ti 鋼を選定。
超高純度鋼塊(UHP)溶製法；真空溶解（VAR）とコールドハース電子ビーム溶解（EB-CHR）の複合溶製法によりインゴットの組成均一度、清浄化度を大幅改善。O,C,N の主要不純物量を 100appm 以下に制御。
金属組織の改良；SAR 処理と称する歪時効および中高温再結晶からなる加工熱処理法
により微細析出物が均一分散した微細粒焼鈍組織に改善。

②

PCI 抑制ライナー材
ライナー材は、Zr 系合金のような PCCI 感受性を持たないステンレス鋼被覆管に対しても、PCMI 対策とトリチウム透過の抑制用として高燃焼度化を図る上で重要である。
ステンレス鋼被覆管用ライナーの候補材には、過去に検討されている Ti、Cu のほかに Nb が考えられる。その中で、燃料との両立性に優れた高融点金属であり、低温でも水素化物を形成せずに多量の水素を固溶状態で保持できること、ステンレス鋼との動的拡散接合性能に優れていること、最新の材料製造技術による材料特性等を総合的に検討・評価して、Nb を選定した。さらに、高温水や水蒸気に対する耐食性改善のための二元合金を検討して、延性と耐食性の双方の観点から最適な Nb-Mo 合金を選定した。

今後の被覆管材料の長期健全性担保のために確認すべき項目は、以下の通りである。
a.

熱膨張率などの熱的特性、引張強度・延性等の機械的特性という基本的特性の拡充。

b.

耐 PCMI 性：照射クリープ強度の把握、急激な内圧と温度上昇（高歪み速度）に対する耐破損性（RIA や過渡出力上昇での耐破損性）。

1416

c.

燃料棒端栓溶接箇所の強度と耐食性。

d.

高温高圧水中の引張応力下での耐 SCC 性、クラッド付着挙動。

e. 繰り返し出力変動に対する疲労強度。
f.

MOX ペレットの水分による過酸化反応・体積膨張速度。

g.

RIA 時における投入エンタルピーに対する被覆管健全性の維持。

が必要である。
このために被覆管独自の照射試験、照射済被覆管を用いた NSRR パルス照射試験とともに、燃料棒に組み立てた状態での照射試験および炉外試験を行い、燃料ペレットとの相互作用を通じた特性を観察測定し、照射済材料の耐破損性を確認する。特に過渡出力時に被覆管の健全性が維持される周方向歪みの限界値が１％以上あること、またペレットのスエリングによる被覆管の漸進的直径歪みにおいて燃料健全性が維持される限界値を見極めること、ペレットのスエリングによる被覆管との PCMI の程度、高歪み速度条件での破断歪み、ボンディング層の発達程度を十分観測し、設計に反映させることが必要である。これらは燃料照射試験によって確認される。
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Fuel

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Ultra-High-Fluence Zircaloy-2 Plate”, ASTM STP 1354, 139-169(2000).
8) 久保田修，他：“高燃焼度 BWR 燃料用材料の開発(1)～(4)”，日本原子力学会「2003 年秋の大会」予稿集，J11～14，2003 年 9 月 24～26 日，静岡大学(2003).

1417

PelletCenterTemperature(℃) (C)
PelletCenterTemperature

2400

Baron model

2000
1600
1200

MATPRO-11 model

800
400
0

20

40

60

80

100

MOX Fuel Burnup (GWd/tHM)
図 5.1.2-6 燃料棒中心温度（MOX 燃料部の最高出力点の温度を○及び△で示す。）

Rod Internal Pressure (MPa)76Baron model
5
4
3

MATPRO-11 model
2

0

20

40

60

80

MOX Fuel Burnup (GWd/tHM)
図 5.1.2-7

燃料棒内部のガス圧力変化

1418

100

被覆管外径変化(μm)
被覆
管外 径変 化μ(m)

150
100

１％歪み

MATPRO
model

50

Blanket0Baron model
-50
0
20
40
60
MOX燃 料ピー ク燃焼 度

80100（GWd/tHM)

図 5.1.2-8 全長力学解析による被覆管の外径変化量（MOX 燃料部の最高出力点での値を○及び△で示す。）

MOX pellet

Cladding

Ridging
FEM
analysiszone

被覆管リッジ部外径変化量 ( μm)

150
100
50

MATPRO-model
Baron model

0
-50
0

20

40

60

80

100

MOX燃料ピーク燃焼度 (GWd/tHM)

図 5.1.2-9

局所力学解析 A の解析体系（左）と被覆管のリッジング変形量（右）

1419

FEM
analysiszone

StrainBlanket pellet(degraded Uranium)

被覆管変形プロファイル (μm)

Cladding

MOX pellet

80
MATPRO モデル

60
ブランケットペレット

40（１ペレット長）
MOXペレット（半ペレット長）

20
0

0.0

Baronモデル
0.2

0.4

0.6

0.8

軸方向相対座標

図 5.1.2-10

境界部局所力学解析 B の解析体系（左）と被覆管の変形

プロファイル（右）図 5.1.2-11

高照射量の領域における Zircaloy-2 板材の照射成長データ 7)

S.Mahmood(GE); ASTM STP 1354

1420

(2000) 139-169

1.0

図 5.1.2-12

酸化膜厚さの燃焼度依存性

出典；NUPEC データ；（財）原子力発電技術機構；平成１３年度高燃焼度等燃料安全試験に関する報告書（BWR 高燃焼度燃料

図 5.1.2-13

総合報告編）

平成１４年３月

Zry-2 の被覆管中水素濃度の燃焼度変化（ガス分析）

出典；NUPEC データ；（財）原子力発電技術機構；平成１３年度高燃焼度等燃料安全試験に関する報告書（BWR 高燃焼度燃料

総合報告編）

1421

平成１４年３月

図 5.1.2-14

Zry-2 の周方向伸びの照射量依存性（300℃）【内圧破裂試験】

出典；NUPEC データ；（財）原子力発電技術機構；平成１３年度高燃焼度等燃料安全試験に関する報告書

Irradiation & test temperature, ℃（BWR 高燃焼度燃料

総合報告編）

平成１４年３月

600

400
εu <1%

200

1%<εu <5%
5%>εu

0

10

20

30

40

50

Neutron dose, dpa
図 5.1.2-15

SUS300 系準安定オーステナイトステンレス鋼の延性低下度と中性子照射量及び試
験温度の相関性1422

図 5.1.2-16

図 5.1.2-17

IASCC 感受性と中性子照射量の関係

従来材ステンレス鋼被覆材の課題の比較と改良 SUS に採用した材料対策

1423

5.1.2.4 起動時の運転制御性
本検討で対象としている水冷却炉心は、扁平二重型の炉心構成をしており、現行 BWR 炉心と比較して低質量流速、高ボイド率で運転されるという特徴を有する。また、炉心 MOX 部が中間
ブランケットを介して分離されているため、二重ピークの軸方向出力分布をしていることも、この炉心のひとつの特徴である。扁平構成のため、炉心形状としては外接径が 7.6m と ABWR より

2m ほど大きくなっている。対象炉心の電気出力は ABWR と同等の 1,356MWe であるが、炉心流量は ABWR の 1/3 程度であり、そのため、炉心の平均ボイド率は ABWR より高い 70%となっている。炉心流量が低いため、炉心圧損は低く 0.043MPa と評価されている。そのため、燃料棒が稠密に配置された炉心であるが、自然循環の達成を可能とする要件を備えた炉心となっている。
本節ではこのような特徴をもつ水冷却炉について、自然循環方式による運転制御に関して、これまでに検討してきた事項とともに、課題として想定される事柄とその解決の見通しについて述べる。
水冷却炉の起動時の運転制御性の検討として、5.1.1 に記載されている電気出力 1,100MWe の炉心を対象にして、冷温停止状態から全出力状態に至る起動シーケンスを立案した 1)。そして、
詳細な３次元核熱結合解析の結果、適切な制御棒の操作を施すことで出力分布を平坦に保ちつつ、限界出力比などの制約条件を満足した起動が達成できることを確認した。制御棒の引き抜きの過程で、MOX 部が中間ブランケットで分離されていることに起因した核的デカップリングを生ずることなく、起動が可能なことを示した 1,2) 。立案した起動シーケンスによる起動曲線を図5.1.2-18 に示す。約 20 時間かけて冷温停止状態から全出力状態まで移行させる。図 5.1.2-18 において、a 点は臨界達成点、b 点は定格圧力到達点、c 点は運転制御棒の操作開始点、d 点は定格
出力到達点をそれぞれ表している。自然循環方式を採用する水冷却炉の起動手順は、基本的には、すでに実用化されたオランダの Dodewaard3)やこれまで米国、日本等で検討されてきた SBWRと同様の方法により達成できると考えており、ここで述べる起動シーケンスもそれに基づくものである。具体的には、以下の手順に従う。
①

真空ポンプを起動して脱気する。

②

電気ヒータ、または、崩壊熱除去系を停止して炉水を加熱する。

③

下部プレナムの温度成層化を防止するため、冷却材浄化系を起動する。

④

制御棒を引き抜き臨界にする。

⑤

炉水温度変化率一定条件で制御棒を引き抜き定格圧力にする。

⑥

さらに制御棒を引き抜いて出力を増加させ、タービンを併入する。

⑦

出力変化率一定条件で制御棒を引き抜き、定格出力にする。

起動の過程における炉心流量と原子炉出力の関係を図 5.1.2-19 に、また、炉心流量と炉心部平均ボイド率の関係を図 5.1.2-20 に示す。臨界達成時の出力は極めて小さいため、その時点での炉心平均ボイド率は、ほとんどゼロの状態にある。
次に、前述した起動の過程における制御棒の引き抜き操作について述べる。起動シーケンスの検討対象とした電気出力 1,100MWe の炉心には、295 本の制御棒があり、燃料集合体 3 体にほぼ1 体の割合で制御棒が配置された構成となっている。295 本の制御棒のうち、234 本を起動に用い、残りの 61 本は起動における原子炉出力約 40%以降の出力上昇および全出力運転中の操作を1424

行う運転用制御棒として使用する。起動用の 234 本の制御棒は、全出力状態に達する前に全引き抜き状態となる。炉心における制御棒の配置を図 5.1.2-21 に示す。制御棒は３つのグループに分割している。第１グループから第３グループの配置を図 5.1.2-22～図 5.1.2-24 に示す。第１グループは、さらに 1A、1B、1C のサブグループに分割している。第２グループも同様に、３つのサブグループ（2A、2B、2C）に分割している。第３グループは、運転用制御棒を含んでおり、起動用の制御棒については、同様に３つのサブグループ（3A、3B、3C）に分割している。起動時の制御棒の操作は、先ず、第１グループから行い、1A、1B、および１C の順に順次全引き抜きとする。続く第２グループについては、先ず、２A を途中まで引き抜き、次に２B、その後２Cを同じ位置まで引き抜き、再び、２A を引き抜くという要領で、比較的均質に制御棒を引き抜く
手順として、できるだけ出力分布が変化しないようにした。
冷温臨界（a 点）は、1B の引き抜きの途中で達成された。図 5.1.2-25 は、そのときの制御棒
挿入パターンを示す。各制御棒の位置に示されている数字は、各々の制御棒の挿入状態を示している。全挿入状態を 48 ステップとし、各制御棒のそれに対する挿入ステップ数を示している。
冷温臨界達成後は、炉水温度変化率が一定となるような条件で制御棒を引き抜き、定格圧力までの上昇を図る。図 5.1.2-26 に定格圧力達成時の制御棒挿入パターンを示す。引き続きさらに制御棒を引き抜き、原子炉出力を上昇させる。起動用の制御棒が全て引き抜かれ、運転用制御棒のみが全挿入された点が、図 5.1.2-18 における c 点である。この点での原子炉出力は約 40％となっている。さらにその後、運転用制御棒の引き抜き操作を行い、原子炉出力を定格値まで増加させる。
図 5.1.2-27 に定格出力到達点における運転制御棒挿入パターンを示す。出力分布の様子を見るため、図 5.1.2-28 に点 c（起動用制御棒全引き抜き状態）および点 d（全出力状態）での径方向出力分布、図 5.1.2-29 に同じ点における軸方向出力分布を示す。図 5.1.2-29 において、c 点と d 点での軸方向出力分布は同等であり、中間ブランケットの存在により核的デカップリングが生じていないことを示しているといえる。
起動の過程において、冷却材は単相状態から炉心平均ボイド率 70％の二相状態へ移行していくので、それに伴い、核的特性も徐々にではあるが変化していく。そのため、起動時の制御棒操作における反応度価値も、その過程で徐々に変化していくものと考えられるが、現行軽水炉と同様に原子炉出力上昇率（炉周期）を監視して適正な反応度が添加されるような運転をする。

BWR は炉心冷却材が二相流の状態で運転されるため、二相流の密度波振動に関わる安定性として、燃料集合体流量の安定性（チャンネル安定性）、流量振動に起因するボイド率振動と核動特性がカップリングしたときの原子炉出力の安定性（炉心安定性）が評価事項となっている。そのため現行 BWR では、安定性の解析評価（5.1.2.1(3)参照のこと）を行うとともに、安定性試験を実施している。安定性試験では、BWR 運転特性図における自然循環曲線上の特性を把握するため、再循環ポンプを停止させた自然循環状態で出力を上昇させる試験を行っている。これまでの試験、運転、解析を通して得られた BWR の知見によれば、上述の安定性は自然循環曲線上の出力が最も大きい点で一番厳しくなることがわかっている。したがって、自然循環方式を採用した
水冷却炉においては、チャンネル安定性および炉心安定性が最も厳しくなるのは、定格運転時であるといえる。5.1.2.1(3)の安定性についての項で述べられている周波数領域解析手法による評価
では、定格運転時のチャンネル安定性減幅比、炉心安定性減幅比は共に制限値より遥かに小さく、十分な安定性をもつことが確認されており、起動時において密度波振動に関する安定性が問題となる可能性は低いと考えている。また別途、時間領域解析として、熱流動解析コード TRAC-BF14)1425

と ３ 次 元 核 動 特 性 コ ー ド MOSRA-LIGHT5) を 結 合 し た コ ー ド シ ス テ ム で あ る

TRAC-BF1/MLK3D を用いて、定格運転状態近傍における応答特性解析を実施しており、十分な安定性が確保されていることを確認している 6)。
自然循環炉については、密度波振動に関する安定性の他に、起動初期の低出力・低圧力状態で問題となるチムニー部でのフラッシングに起因する流動安定性やサブクール水中での気泡の凝縮に起因する流動振動現象であるガイセリングの検討がなされている。SBWR 等の自然循環炉の設計検討においては、TRACG コードにより起動時の解析評価を実施しており、起動の過程でフラッシングやガイセリングによる不安定性が生じないことを示している 7,8)。また、自然循環炉であるオランダの Dodewaard では、30 年間に亘る運転を通して起動時に不安定現象が生じていないことからも、起動時に安定性上の問題が生じる可能性が極めて低いといえる。フラッシングに起因する不安定性に関しては、自然循環方式の水冷却炉では、Dodewaard や SBWR に比べてボイド率が高いことにより循環駆動力を稼ぐためのチムニー高さが短くてすむため、その発生可能性は低くなるといえる。起動時におけるガイセリング発生の防止策の検討は、電気出力が 330MWe
で炉心径が約 4m の小型水冷却炉を対象とした一連の設計検討において実施している 6)。そこで提案している方法は、起動においては先ず出力を抑えた状態で系圧力を上昇させ、その後に出力上昇操作を行うというものであり、ここで述べた起動方式もこれに即したものとなっている。自然循環方式を採用した水冷却炉の設計では、これらの知見を有効に活用できるものと考えている。
水冷却炉の特徴として、炉心が径方向に大きな形状になっていることは前述したが、そのこと
が、各燃料集合体の流量配分に影響を与えるものではないと考えている。これは、水冷却炉は前述したように、炉心の質量流速が現行 BWR に比べて低く、且つ、自然循環方式においては、下部プレナム部での流れの偏りが生じにくいため、全集合体で入口圧力、出口圧力が共通であると見なし得るということに基づくものである。上述の安定性も含め、炉心径が大きいことにより、流動の観点で運転上何らかの問題が生じる可能性は小さいといえる。

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1427

図 5.1.2-18

図 5.1.2-19

自然循環運転方式の起動曲線

図 5.1.2-20

流量－出力曲線1428

流量－ボイド率曲線

1429

図 5.1.2-21

制御棒の配置

図 5.1.2-22

制御棒（第１グループ）

1430

図 5.1.2-23

制御棒（第２グループ）

図 5.1.2-24

制御棒（第３グループ）

1431

図 5.1.2-25

制御棒挿入パターン（冷温臨界：a）

図 5.1.2-26

制御棒挿入パターン（定格圧力：b）

図 5.1.2-27

制 御 棒 挿 入 パ タ ー ン （ 定 格 出 力 ： d）

1432

図 5.1.2-28

径方向出力分布1433

図 5.1.2-29

軸方向出力分布1434

5.1.3 代表概念の構築
5.1.3.1 水冷却炉
5.1.1 で述べた様に、水冷却炉の炉心概念の検討では、1.0 を超える転換比と負のボイド反応度係数を同時に達成するという２大設計目標を同時に満足する炉心概念として、３種類の BWR 型
炉心概念と２種類の PWR 型炉心概念を構築し、さらにそれらの燃焼度等の炉心特性の検討を実施した。これらの H13 年度までの検討結果に基づいて、それら５種類の概念の中から基準炉型を絞り、扁平二重炉心構成の BWR 型水冷却高速炉心を選択した 1)。
その経緯を簡単に述べると、先ず炉心性能としては、BWR 型炉心も PWR 型炉心も、上記２大設計目標を満足する炉心性能の達成が可能との結果を与えた。ただし、PWR 型炉心では、冷却水中にボイドが存在しない事から転換比を高めるために燃料棒間隔を 1mm とする稠密度の高い設計とせざるを得ず、それと関連してボイド係数対策が設計上の最大の課題であり、そのために大量の軸および径方向のブランケットを複雑に使用することによりボイド係数を負としている。
その結果、高燃焼度化の達成が難しく、ブランケットのインベントリも大きな設計となっている。
また、転換比の観点からは、重水を使用する必要があり、この場合 1.07 程度の達成は可能となる
ものの、重水の使用に関連する設備の追加等が必要となる。さらに、稠密度の高い炉心における再冠水時の冷却も大きな課題として懸念される。これらの点から、まず BWR 型炉心概念を選択した。
次に、BWR 型炉心においては、構築された３種類の炉心概念の中で、扁平二重炉心構成の BWR
型水冷却高速炉心概念が基準炉型として選択された。その理由としては、転換比の観点からは低除染再処理を使用したプルトニウムの多重リサイクルに対応可能な設計であるとともに 、

60GWd/t 程度の炉心部燃焼度も達成可能であり、また、ボイド反応度係数対策も炉心の扁平化のみで達成していることから炉心の構成が他の概念に比べて単純で、注目する炉心性能をバランス良く達成でき、開発要素も他の概念に比較して少ないと考えられるからである。
代表とする概念については、既に 5.1.1.3(2)においてその炉心に関して一部触れているが、以下に具体的にその概念に関して記述する。本概念は、5.1.1.1 で述べた 1,356MWe 炉心をベースに検討して構築したもので、低除染湿式再処理を想定した多重リサイクル平衡時において、増殖が可能でかつ負のボイド反応度係数を達成可能な炉心を有する概念として設計したものである。
また、設計にあたっては、できるだけ燃焼度を高くすることとしたが、燃焼度は転換比とトレードオフの関係にあるため、本設計においては 1.03 以上の Puf 残存比を実現する範囲で炉心を設計し、Pu-241 の崩壊やサイクル工程ロス等が存在しても十分に持続可能な多重リサイクルが実現可能であると考えた。
想定した低除染湿式再処理では、炉心から排出される使用済燃料中の MA は 100%回収されて燃料にリサイクルされると仮定するとともに、FP の混入は、表 5.1.1-5 に与えられる除染係数に基づくものとした。炉心の設計においては、これまでの設計をベースとして、新たに考慮するリサイクル燃料組成に対応した炉心とするために、MOX 部の平均 Pu 富化度は変更せず、軸方向高さの調整を図って、多重リサイクル平衡時の炉心概念の構築を行った。表 5.1.3-1 に三次元炉心解析によってリサイクルを繰り返して平衡状態に達するまで評価した本炉心の多重リサイクル平衡時の主要諸元と核特性をまとめた。また、その時の燃料の TRU 組成を表 5.1.3-2 に示す。多重リサイクルにより、Pu の組成としては、Pu-239 および Pu-240 が増加し、Pu-241 および Pu-242
1435

が減少するという一般的な傾向を有するが、Pu 中の核分裂性 Pu の割合は 56.2％で、TRU 中の核分裂性 Pu の割合としては 52.7％である。MA に関しては、Np-237 が 0.5％，Am および Cm
が各々全体で 4.8 および 0.9％含まれており、MOX 燃料中の含有率としては、全体で 2.1wt％であり、FP の含有率は 0.04 wt％である。主として、これらの混入した MA によるボイド反応度係
数の悪化のため、上下ブランケットを短尺化するとともに、それによる転換比の低下を補償する
ため中間ブランケットを長くする設計調整を行った。
この結果、増殖比は 1.05 であり、負のボイド反応度係数を有する炉心を構築できた。内部ブランケットを含めた炉心部燃焼度は 54GWd/t で、上下ブランケットを含めた全炉心燃焼度は

45GWd/t である。連続運転期間は 18 ヶ月で、核分裂性 Pu 装荷量は 15.4ｔである。
炉心の全体構成を図 5.1.3-1 に示す。六角形の燃料集合体 900 体から構成され、炉心外接半径は 3.8m である。また、燃料集合体の間には、燃料集合体３体にほぼ１体の割合で Y 字型の制御棒が配置されており、全部で 283 体である。制御棒は、制御材として濃縮 B4C を用いたもので、BWR と同様に下方から挿入される。本炉心では中性子スペクトルが硬くなるため、B-10 による反応度制御効果が減少する。その対応策として、90％濃縮ボロンを用いることとし、余剰反応度が最も大きいサイクル初期においても炉停止余裕は 1.0％Δk 以上を確保している。制御棒の上部には、制御棒を引き抜いた時に水を排除できるようフォロア部を設けている。フォロアは、破損時の水侵入抑制と中性子吸収減少のため黒鉛を SUS で被覆した構成とした。燃料集合体と制御
棒の軸方向の位置関係を図 5.1.3-2 に示す。燃料集合体の炉心高さ方向の構成は、劣化ウランの内部ブランケット 41cm の上下に、平均核分裂性 Pu 富化度 18wt％で厚さがそれぞれ 21.5cm お
よび 22cm の MOX 燃料部を設けた炉心部と、さらにその上下にそれぞれ 15cm の劣化ウランのブランケットが付設された軸方向非均質となっており、炉心全体の高さは 114.5cm である。
燃料集合体断面を図 5.1.3-3 に示す。燃料集合体の格子間隔は、制御棒がある方向が 236.9mm
で、制御棒がない側が 228.4mm である。燃料集合体の外周を構成するチャンネルボックスの外辺間距離は 227.6mm で、肉厚は２mm である。制御棒翼の厚さは 14.4mm で、制御棒翼とチャ
ンネルボックスの間隙は 1.6mm であり、制御棒のないところのチャンネルボックス間隙は0.8mm である。増殖性を達成するためには水対燃料実効体積比を大幅に低減する必要があり、約0.17 になるよう設計した。燃料棒間隙は実炉運転時の影響（初期曲がりおよびクリープ、流力振動、PCMI 等による照射期間中の曲がり）と除熱能力とを考慮して 1.3mm とし、外径 13.7mmの太径燃料棒とし、被覆管は肉厚 0.87mm のジルカロイとした。燃料集合体あたり 217 本の燃料棒を三角格子状に配列した燃料集合体構成である。チャンネルボックスと外周部の燃料棒の間隙
は 1.05mm とした。
図 5.1.3-4 に燃料集合体内のプルトニウム富化度分布を示す。フォロアにより局所的に減速材が集中しないようにしており、５種類のプルトニウム富化度を用いて燃焼中の局所出力ピーキン
グを 1.05 以下にできた。最大の核分裂性 Pu 富化度は 18.8wt％であり、表 5.1.3-2 に示す TRU
組成から、最大 Pu 富化度は 33.5wt％となる。図 5.1.3-5 に炉内燃料装荷パターンを示す。炉心全体として 1/3 対称性を有している。バッチ数は 4.76 で、炉心外縁部には、５サイクル目の燃料集合体を配置するとともに、新燃料は、その内側の２層に渡って配置した。さらに、２～４サイ
クル目の燃料集合体を適切に配置することにより、径方向の出力分布の平坦化を図った。その結果、図 5.1.3-6 に示す様に、炉心径方向の燃料集合体出力分布は、1.2 程度の出力ピーキングで平坦化されている。それに対応する炉心径方向の燃料集合体流量分布を図 5.1.3-7 に示す。前図に1436

示された様に、最外周部の集合体の出力は平均の 1/3 程度になることから、最外周部の流量のみ
を 1/2 程度に絞る設計としている。
図 5.1.3-8 にサイクル末期の炉心部軸方向の出力およびボイド率の分布を示す。サイクル末期
で制御棒が完全に引き抜かれているため、冷却水ボイド率の低い下部 MOX 部の出力が高目になっているものの、炉心部でのピーキングは 1.7 程度である。また、中間ブランケットにおいても出力が比較的大きく、0.4 程度の出力となっている。炉心冷却水流量は ABWR の約 1/3 であるため、若干サブクールの状態で炉心入口に入り、出口では 54％のクオリテイになっている。炉心平均ボイド率は 70％であるが、MOX 部下端で既にボイド率は 30％程度になっており、下部 MOX部の上端で 65 ％程度まで上昇している。冷却水流量が小さいことから、炉心部の圧力損失は0.043MPa と評価される低い値であり、自然循環冷却が可能である。図 5.1.3-9 に取出燃料体平均および炉心平均の軸方向燃焼度分布を示す。炉心から取り出される燃料集合体の最高燃焼度は90 GWd/t を超えるが、中間ブランケットを含めた炉心部の平均燃焼度は 54GWd/t である。
本炉においては、炉心以外は基本的に ABWR と同じシステムが利用可能であるが、再循環ポンプを用いない自然循環冷却の設計としているため、十分な自然循環力を確保するための圧力容器の高さを適切に設定する必要がある。本炉の場合は、ダウンカマ水位として 8.6ｍ程度必要であり、その結果、圧力容器高さが 19.5ｍ程度になると見込まれる。
最後に、「設計要求」への本炉の達成度に関して述べる。
①

発電単価：設計要求値は４円/kWh であるが、定量的な検討はまだ終了していない。資本費に関しては、今後の建設費の 30％低減等を考慮して 1.5 円/kWh 程度への削減が期待される。また、国の総合エネルギー調査会電気事業分科会のコスト等小委員会の報告書において、80％設備利用率での軽水炉の発電単価として 5.3 円/kWh という数値が報告されているが、設備利用率は発電単価に大きな影響を与え、本炉で想定している 93％設備利用率の場合には 4.6 円/kWh 程度まで下がる。2001 年および 2002 年の米国での平均設備利用率は、各々90.7 および 91.5%であり、我が国でも近い将来においてこの程度の値を達成可能であると考えられる。また、同じく米国の実績データとして、燃料コストを含めた運転・保守コストが、2001 年および 2002 年で各々1.70 および 1.71 セント/kWh という値が達成されており、これらの実績や経験は軽水炉技術をベースとする本炉においても有効に反
映できる。

②

連続運転期間：設計要求値である 18 ヶ月を達成している。

③

建設工期：設計要求値は 42 ヶ月であるが、少なくとも次世代軽水炉並の 48 ヶ月以下の達成が期待される。

④

増殖性能：低除染燃料を想定した場合の増殖比は、設計要求値 1.0 以上となり増殖比 1.05を達成している。また、複利システム倍増時間については、要求値である 30 年以下は達成できず、100 年以上となる。

⑤

TRU 燃焼：低除染 TRU 燃料を想定したリサイクルは可能であると考えられるが、MA やFP の含有量の増加に対して転換比や燃焼度の低下が生ずる。MOX 燃料中の MA 含有量が4wt%程度までの場合には、増殖比 1.0 以上の確保は可能である。

1437

⑥

放出放射能：基本的に現行軽水炉システムを使用できるので、現行軽水炉と同等以下の達成が可能と考えられる。

⑦

安全性：基本的に現行軽水炉システムを使用できるので、炉心損傷頻度に関しては現行軽水炉と同等以下で 10-6/炉年未満の達成が可能と考えられる。また、再臨界回避に関しては、
これまでの検討から可能と予想されるものの、まだ全ての検討は終了していない段階であ
る。

参考文献

1) 岩村公道，大久保 努：“低減速スペクトル炉の研究(33) －研究の現状－”，日本原子力学会「2002 年秋の大会」予稿集，M25，p.401(2002).

1438

表 5.1.3-1
項
電気出力
熱出力
原子炉圧力
炉心外接半径
燃料集合体数
炉心部取出燃焼度＊
炉心取出燃焼度＊＊
炉心部高さ
炉心流量
出口クォリティ
炉心部平均ボイド率
炉心圧損
MOX 部 Pu 富化度
炉心部 Puf 富化度
Puf 装荷量
増殖比
最大線出力密度MCPR
ボイド反応度係数
連続運転期間
MOX 部 MA 含有率
MOX 部 FP 含有率
軸方向５領域のPuf 富化度分布および高さ（DU：劣化ウラン）

代表炉心概念の主要な諸元と炉心特性

目
MWe
MWt
MPa
m
GWd/t
GWd/t
m
104t/h%%MPa
wt%/HM
wt%/HMt
kW/ft
10-4Δk/k/%void
Monthwt%/HM
wt%/HM

低除染先進湿式多重
リサイクル平衡炉心
1,356
3,926
7.2
3.8
900
54
45
0.845
1.8
51
69
0.043
32.0
9.3
15.4
1.05
16
1.3
-0.5
18
2.1
0.04
Puf
wt%
DU
18
DU
18
DU

BlanketMOX
BlanketMOX
Blanket＊：MOX 部＋内部ﾌﾞランケットの平均燃焼度＊＊：MOX 部＋全ﾌﾞランケットの平均燃焼度

1439

cm
15.0
21.5
41.0
22.0
15.0

ABWR
1,356
3,926
7.2
2.7
872
45
45
3.71
5.2
14.5
43
0.18
－
3.8(ウラン濃縮度)
－
－
12
1.3
-8
13
－
－

表 5.1.3-2

多重リサイクル平衡時の TRU 組成

1440

図 5.1.3-1

炉心全体構成（断面図）

1441

図 5.1.3-2

燃料集合体と制御棒の軸方向位置の関係

1442

図 5.1.3-3

燃料集合体構成（断面図）

1443

図 5.1.3-4

燃料集合体 MOX 部の Pu 富化度分布1444

図 5.1.3-5

燃料装荷パターン1445

図 5.1.3-6

炉心径方向の燃料集合体出力分布1446

図 5.1.3-7

炉心径方向の燃料集合体流量分布1447

図 5.1.3-8炉心部軸方向の出力及びボイド率分布1448

図 5.1.3-9

取出し燃料体平均及び炉心平均の軸方向燃焼度分布1449

5.2 性能および技術的成立性の評価
5.2.1 設計要求への適合性評価の整理
5.2.1.1 安全性(1) 安全要求(i) 決定論的安全要求
本要求を満足させるために、現行軽水炉における実績並びに受動的安全系やシビアアクシ
デントに関連する研究成果に基づく設計を行なう。現行軽水炉においては、ポンプ等を用いた能動的安全設備に関する設計、製作、設置、維持、管理等についての十分な実績があり、その性能を評価する手法も大規模な実験等により実証されている。又、蓄圧注入系、隔離時
冷却系等の受動的安全機器についても、能動的安全設備と同様な経験がある。これらの実績に加えて、近年、受動的安全設備やシビアアクシデントに関する研究が進み、システムを合理的に設計するとともに事故時の影響を評価する手法が確立されている。
このような実績に基づくため、本炉の安全性に関する検討項目は、再臨界性など、現行軽水炉と異なる本炉の特徴的な挙動の検討に限定され、かつ、現行軽水炉解析用に開発されたツールの大部分がこの検討に使用可能である。これまでの検討では、炉心で再臨界状態になる可能性は否定されていないが、万一炉心で再臨界状態になっても、構造物の健全性に影響するような機械エネルギーは発生しないと考えられている。又、その後、溶融燃料が下方に移行し下部プレナム等で再臨界になる可能性については、デブリベッドが生成される際の混合効果など、再臨界を固有のメカニズムで防止できる可能性がある。この効果が確証できな
い場合は、下部プレナムに中性子吸収物質を設置することにより、再臨界の防止が基本的に可能であることを確認している。中性子吸収材としては、ジルコニウムと化学的性質が同様のハフニウムを第１候補としている。従って、シビアアクシデント挙動は現行軽水炉とほぼ同様ということができ、仮想的な炉心損傷時の影響を原子炉容器内あるいは格納施設内で終息させる設計は可能である。

(ii) 確率論的安全要求
近年、原子力安全委員会の推奨により国内全プラントに対し、アクシデントマネジメント（AM）策の整備がなされたが、その際、AM 策の有効性を評価するために、確率論的安全評価
が、産業界および国により実施された。安全解析所の ABWR に対する炉心損傷発生頻度の評価
結果は、AM 実施前で 1.5×10-7/炉年で、AM 実施により 2.5×10-8/炉年であった 1)。炉心溶融が生じる以前の挙動は本炉と ABWR で同様であることから、炉心損傷発生頻度を 10-6/炉年未
満とすることは可能と考えられる。
また、本炉特有の炉心損傷時の再臨界に係る現象の格納容器健全性に対する影響が相対的に大きくないことから、炉心損傷あたりの格納機能の非信頼度を現行軽水炉と同様に十分低く維持できると考えている。

(2) 安全設計の基本的原則の遵守
水冷却炉は現行軽水炉と同様な特徴を有するために、現行軽水炉と同様な基準、指針類を参考にすることが可能である。再臨界等については、「もんじゅ」に対して行なわれた規制、指針を参考にする。さらに、安全委員会が検討を進めている安全目標、および、これを評価する

1450

ために必要な確率論的安全評価手法に関連し整備されるであろう基準や指針類についても、状況に応じて柔軟に参考にする。これらを参考にし水炉の特徴を考慮した安全設計とする。

(3) 原子炉停止機能への要求
水冷却炉の原子炉停止機能は現行軽水炉の制御棒駆動機構による炉停止機能の優れた実績に基づいている。現行軽水炉では、制御棒駆動機構の信頼性は極めて高く、そのため、炉停止失敗に起因するリスクは、全リスクと比べて極めて小さい。又、ボロン水注入による原理の異なる停止機構についても、性能評価、設計、製作、維持管理に関して十分な実績がある。異常発生から１時間程度の時間余裕があり、運転員の介在により炉心損傷が防止できるため、安全確保だけの目的のためには、受動的な炉停止機能は不要といえる。

(4) 崩壊熱除去機能への要求
現行軽水炉における多重性あるいは多様性を有する崩壊熱除去系の実績を利用する。格納容器のみならず、PWR では蓄圧注入系、BWR では、一部、Emergency Condenser（緊急凝縮系）等が使用されるなど、受動的（要素が強い）システムについての実績が十分にある。これとともに 80 年代以降広く世界で実施された受動安全炉に関する研究開発成果を利用することも可能であることから、全交流動力電源の喪失を想定しても炉心冷却が可能な設計とすることは容易である。さらに、現行軽水炉に対して行なわれた AM 策の検討をベースに、適切な事故管理方策を整備し崩壊熱除去系の機能回復を図ることは容易と考えられる。

(5) 炉心損傷に対する格納機能の確保
軽水炉特有のメカニズムにより、炉心で再臨界が生じる場合には水が存在しないことから、構造物の健全性に影響するような機械的エネルギー発生は生じ難いことがこれまでの検討で示されている。溶融燃料が下部プレナムに移行する場合、デブリベッドが生成される過程で、燃料と他物質がよく混合され、かつ、平坦に蓄積する場合には、下部プレナムでは再臨界は生じない。より長期的には、デブリベッドの再溶融が生じ、圧力容器が破損する前に溶融金属と燃料が分離し十分な量の溶融燃料が集まることになれば、再臨界が生じる可能性はあるものの制御棒駆動機構からの水注入等、デブリベッドの再溶融を防ぐ AM が可能である。デブリベッ
ド生成時の混合による再臨界の防止が確証できない場合には、下部プレナムに中性子吸収材を設置し、再臨界を防止する。
格納容器底部における再臨界性については、ホウ酸水注入、デブリが広がりやすい形状の採用、デブリ落下以前に水を張っておく等のさまざま AM 対応により、格納容器内で再臨界を防止することが可能である。
現行軽水炉 AM 策をベースにし、事故後の融体静定､熱除去、放射性物質の閉じ込めを可能
な限り炉容器内で達成し、格納施設への熱・機械的負荷を大幅に緩和して放射性物質の閉じ込め能力を確保することで、炉心損傷の影響を周辺環境に有意に及ぼさない設計が可能である。

1451

(6) 個別要求
シビアアクシデントに対して蓄積された豊富な知見を活用して効果的に拡大防止と影響緩和を図れる設計とする。
炉心燃料の富化度が高いことを考慮し、炉心損傷時の再臨界性について、その発生要因と影響分析を踏まえて、これらの発生防止あるいは影響を軽減できる設計とする。
事故時および炉心損傷時の炉心冷却能力については、簡素で高い信頼性を確保するために、
受動的機構の導入方策について検討を行なう。

参考文献

1) 原子力発電技術機構原子力安全解析所：“BWR プラントのレベル１PSA 手法の整備 =AM 策を反映したレベル１PSA(BWR4,3 型および ABWR 型プラント)=”，IMS/M00-10，平成１３
年３月(2001).

1452

5.2.1.2 経済性炉システムの経済性に関係する主要な因子は建設費、運転維持費、設備利用率に大別される。
建設費については、実用化戦略調査研究フェーズⅠにおいて、プラントの基本仕様と機器構成の違いをベースに、同一出力規模の ABWR プラントとの比較検討を行い、プラントの建設単価はABWR プラントの約 97％になると評価した。
なお、この検討は建設費の中でサイト工事と機器の製造等に係る直接費を比較したものである。
間接経費と、建中利子に関する検討は行っていないが、両プラントが同一出力規模で、且つ構造的に類似していることから、プラントの建設管理サービスの所要量に有意な違いが発生するとは考えがたいので、直接費に比例すると仮定して差し支えないと判断される。その後、フェーズⅡにおいては建設費に関する追加的な検討は行っていないが、上記フェーズⅠの検討で得られた結果を現時点の評価値とすることが妥当であるが、現在国内電力会社の目標として進められている

30%程度の建設コスト低減効果を将来的には反映可能と判断される。
運転維持費は、運転、点検、補修等に係る人件費とユーティリティ、補修用資材の費用等で構成される。本プラント を ABWR プラントと比較した場合に、原子炉プラントの運転、点検、補修等のための所要人員、ユーティリティ（水、補助燃料、その他消耗品等）および補修用資材の所要量に有意な違いが生じる要因は特に見あたらない。したがって、同一出力規模の ABWR プ
ラントと比較して同等の運転維持費になるものと判断されるが、建設費と同様に今後の軽水炉における低減効果を反映可能と期待できる。尚、米国の実績データとして、燃料コストを含めた運転・保守コストが、2001 年および 2002 年で各々1.70 および 1.71 セント/kWh という値が達成されており、これらの実績や経験は軽水炉技術をベースとする本炉においても有効に反映できる。
設備利用率は定格出力で一定期間内に運転した場合の供給電力量に対して、実際に供給した電力量の割合で表される。原子力発電所の操業においては、燃料の交換と機器の定期点検のために一定の連続運転期間ごとにプラントを停止（計画停止）させるので、運転期間の長さと検査停止
期間の長さに応じて年平均の設備利用率が決まる。現在、ABWR では 13 ヶ月運転＋定期検査期
間（2 ヶ月弱）を標準的な操業モードとしている。将来的には、連続運転期間を延長し、検査停止期間を短縮して設備利用率をさらに上昇させることが計画されている。
これに対して、本炉では現在の設計において 18 ヶ月の連続運転と検査停止期間 41 日を想定し、約 93％の設備利用率が確保されることを目指している。したがって、将来的に濃縮ウラン軽水炉の設備利用率が現在よりも上昇した場合においても、少なくともプラント設計値の上では、本炉はこれにまったく遜色ない設備利用率を確保できるものと見込まれる。現実的に、2001 年および2002 年の米国での平均設備利用率は、各々90.7 および 91.5%であり、我が国でも近い将来においてこの程度の値を達成可能であると考えられる。

5.2.1.3 資源有効利用性
既に 5.1.1.3(2)に述べた様に、本炉概念は、低除染湿式再処理条件を想定した TRU 多重リサイ
クルに対応可能であり、また、低除染乾式再処理条件を想定した TRU 多重リサイクルに対しても、軸方向の燃料領域長さを多少調整することによって、ブランケットも含めた平均燃焼度

45GWd/t を確保しつつ設計目標とする 1.0 を超える転換比と負のボイド反応度係数を達成できる炉心が構築可能である見通しを得た。また、軽水炉あるいはプルサーマル炉の使用済燃料に含まれる MA を付加的に混入させた燃料組成を想定した TRU 資源有効利用性に対しても検討し、1.01453

を上回る転換比を有する炉心の構築が可能である見通しを得た。

5.2.1.4 環境負荷低減性
本節では、環境負荷低減性の検討として、主として MA の低減の観点から実施した検討結果と長寿命 FP（LLFP）低減の観点から実施した検討結果について述べる。
まず、MA に関しては、5.1.1.3(2)で述べたとおり、環境負荷低減性の観点から有効な乾式（RIAR法）および先進湿式再処理条件下に対する多重リサイクル炉心概念が構築可能である。本炉心概念では、軸方向高さの調整のみにより負のボイド係数を確保しつつ 1.01～1.03 の転換比（Puf 残存比）を達成できる能力を有することが確認できたが、乾式および先進湿式再処理に対する多重リサイクル平衡時の燃料組成においては、各々2.2 および 2.1wt%の MA と 1.3 および 0.04wt%の FP の混入が見込まれている。また、軽水炉の使用済燃料に含まれる MA や FP を添加した燃料組成に対してもフェーズⅠにおいて検討し、MA については最大 4.5wt%まで、FP については
最大 1.1wt%まで混入した条件においても、負のボイド反応度係数と 1.0 を上回る転換比を有する炉心の構築が可能である見通しを得た。以上のように、本炉概念では、4.5wt%までの MA の混入に対して対応可能であるとともに、2.2wt%の MA と 1.3wt%の FP の同時混入状態での多重リサイクルに対して対応可能であることが明らかにされた。
さらに、フェーズⅡにおいて検討対象として設定された４ケースに対しては、軽水炉取出燃料の中間貯蔵を考慮した低除染燃料を使用した場合を想定した条件の一例として、Pu-241 の大幅な減衰と Am を中心とした MA の 10%を遙かに上回る大量の混入を仮定した燃料組成となっており、環境負荷低減性の観点から着目される条件となっている。5.1.1.3(2)で述べたとおり、それら４ケースの組成のうち、組成①および③について検討を実施したが、それらの特徴は、TRU 中の

MA の割合が各々17.5 及び 12.5％と極端に高く、また長期間貯蔵に因る Pu-241 の減少によってPuf 割合も各々49.6 および 44.8％と低い点である。
組成①に対しては、TRU 中の MA の割合が 17.5％と大きいことにより、ボイド係数対策として上下ブランケットを 7.0 および 10.0cm と非常に短くして炉心を構築した。上下ブランケットも含めた燃焼度を優先的に 45GWd/t とする設計を目指した場合、Puf 富化度は 19wt%となり、結果として転換比（Puf 残存比）は 0.96 となって 1.0 を超えることができない。この場合の燃料中の MA および FP の量は、それぞれ 6.7wt%および 0.1wt%であり、特に前者については、5.0wt%
を超える結果となった。また、組成③に対しては、やはり TRU 中の MA の割合が 12.5％と大きいことにより、上下ブランケットを 9.0 および 10.0cm と非常に短くして炉心を構築した。このため、上下ブランケットも含めた燃焼度を優先的に 45GWd/t とする設計を目指した場合、結果として転換比（Puf 残存比）は 1.0 となった。また、燃料中の MA および FP の量は、それぞれ

5.0wt%および 0.1wt%であり、この場合も大きな MA 割合を有する結果となった。
以上のように、本炉概念では、5wt%までの MA の混入に対して対応可能であると言えるが、Am が多量に含まれる燃料組成は、水冷却炉の炉心性能を大きく低下させることから、逆に水冷却炉を有効に使うための燃料組成を上述の観点から考慮した上でその利用シナリオを適切に構築することが重要である。即ち、中間貯蔵燃料の使用のシナリオにおいては、Pu-241 の減衰の観点から、貯蔵期間の短いものから再処理を行って水冷却炉での使用に供給するとともに、他の使用済燃料分との混合の割合も勘案して、MA の混入が過大にならない様に適切に考慮することが重要である。なお、この様な水冷却炉に適切な利用シナリオは、十分に現実的な範囲内でありこ

1454

れによる問題はない。
次に LLFP に関しては、表 5.1.1-6 の「水炉多重リサイクル（湿式）」の燃料組成を持つ炉心で、Tc と I の消滅性能を評価した。通常の燃料集合体の燃料ペレットのみを LLFP に置換したものを
LLFP 集合体とし、炉心最外周に接して 1 層分追加して装荷した。燃料集合体 900 体に対して
LLFP 集合体の装荷体数は 111 体となる。炉心燃焼計算を 10 サイクル（15 年間）行い、Tc と Iの炉心での生成量と、LLFP 集合体での消滅量を評価した。その結果、Tc の LLFP 集合体を 111
体装荷した場合は、Tc 初期装荷量は 17.6t となり、10 サイクルで消滅する Tc は 121kg で、初期装荷量の 0.69%であった。また、10 サイクルの間に取り出された燃料集合体中に生成された Tc
は 514kg で、LLFP 集合体での消滅量は、生成量の 23.5%であった。次に I は、CuI の化学形態
で、スミア密度は 50%とした。LLFP 集合体 111 体での I の初期装荷量は 5.9t となる。10 サイ
クルでの I 消滅量は 83.7kg で、初期装荷量の 1.4%であった。また取出し燃料集合体内での生成量は 138kg で、消滅量は生成量の 60.7%であった。
最後に、運転・保守および廃止措置に伴う廃棄物量は、現行軽水炉並みと考えられる。

5.2.1.5 核拡散抵抗性
水冷却炉は、径方向ブランケットを有しないため、集合体単位ではブランケット単独再処理による高品位プルトニウムの生産はできず、核不拡散抵抗性に優れている。
また、水冷却炉では低除染燃料のマルチリサイクルが可能であり、この場合、核分裂性プルト
ニウムの同位体組成割合が減少し、さらに MA・FP が混入するため、抵抗性を増大させることができる。

5.2.1.6 運転・保守補修性
水冷却炉は、現行軽水炉プラントをベースとしているため、現行軽水炉と同等の高い運転・保守性を実現可能である。
以上の評価の結果を纏めると以下の通りである。

(1) 安全性a.

炉心損傷事故時の炉心での再臨界性は明確ではないものの再臨界が生じるとした場合でも、冷却水が存在しないため、その機械的エネルギーへの変換量は小さく、その影響を
炉容器内に限定することは容易。崩壊炉心物質が下部プレナムに落下した後の再臨界は固有のメカニズムにより防止できる可能性があるが、その効果が確証できない場合でも、
下部プレナムに中性子吸収物質を設置することにより、再臨界の発生防止が基本的に可能。これらより、仮想的な炉心損傷時の影響を原子炉容器内あるいは格納施設内で終息させる設計が可能。

b.

炉心溶融が生じる以前の挙動は水冷却炉と ABWR で同様であり、また、ABWR で推定されている炉心損傷発生頻度が 10-7 乗オーダーであることから、炉心損傷発生頻度を10-6/炉年未満にすることは容易である。
c.

原子炉停止機能は優れた実績のある現行軽水炉と同等なシステムを用いることで、安全目標に対応可能。

1455

d.

崩壊熱除去機能については、現行軽水炉における多重性あるいは多様性を有する崩壊熱除去系で対応が可能。

e.

現行軽水炉の AM 策の検討に基づき、事故後の融体静止、熱除去、放射性物質の閉じ込めを可能な限り炉容器内で達成し、格納施設への熱・機械的負荷を大幅に緩和すること
により、炉心損傷の影響を周辺環境に有意に及ぼさない設計が可能。

(2) 経済性a.

プラントの建設単価は ABWR プラントの約 97％になると評価しており、現在国内電力会社の目標として進められている 30％程度の将来の建設コスト低減効果を反映すれば、建設単価は 18 万円/kWe の見込みとなり、20 万円/kWe の達成は可能であると考えられる。さらに、セパレータ・ドライアーの簡素化・削除等の効果も期待できる。

b.

連続運転期間 18 ヶ月を実現する炉心設計が実現されており、検査停止期間 41 日を想定
すれば、約 93%の設備利用率が確保される。

(3) 資源有効利用性a.

低除染湿式再処理下で多重リサイクルした場合、増殖比 1.05 を達成。

b.

軽水炉取出燃料の中間貯蔵を考慮したシナリオに基づく TRU 組成も含め、MA 含有量

4wt%程度までの範囲においては、全ブランケットを含めた燃焼度 45GWd/t の場合において、1.0 以上の転換比の達成が可能である。

(4) 環境負荷低減性a.

MA の低減性に関しては、MA 含有量 5wt%までの受け入れが可能である。

b.

LLFP の低減性に関しては、炉心燃料中での Tc 生成量の 24%を、I については生成量の61%を、消滅することができる。

c.

運転、保守および廃止措置に伴う廃棄物量は、現行軽水炉プラントをベースとしている
ため、現行軽水炉並みと考えられる。

(5) 核拡散抵抗性
a. 燃料集合体単位ではブランケット単独再処理による高品位プルトニウムの生産はできず、
核拡散抵抗性に優れている。

1456

5.2.2

技術的成立性の評価と今後の課題

5.2.2.1 炉心設計
(1) 燃料被覆管 1~4)
前述の材料技術的課題に対応した対策を施した被覆管候補材の 25Cr-35Ni-0.2Ti 系安定オー
ステナイトステンレス鋼（改良 SUS）に関しては、被覆管、端栓溶接、ライナー等の実用被覆管製造に必要な技術開発と、被覆管の機械的特性、耐久性、耐食性、環境割れ抵抗性、摩耗腐
食抵抗性および、それらに関係する耐照射性等、許認可に必要な材料特性の評価試験を進めている。併せて、燃料安全の観点から水冷却炉の燃料ふるまい評価用計算コード FEMAXI-RMの開発・改良、環境割れの観点からの耐久性評価システムの構築等を念頭において、高温水蒸
気下の耐食性評価試験、高燃焼度化に伴う燃料の体積膨張が関係した形状変化等の燃料ふるまいの特性評価による技術的成立性評価を実施してきている。
稠密炉心に対応した燃料集合体に関しては、詳細設計に必要な技術情報として、扁平二重炉
心特有の積層型燃料に関わる健全性評価試験、および、高照射量での環境割れが課題となる耐摩耗性部材の材料技術的検討を進めてきている。そのために、最も重要となる MOX 燃料部/UO2
ブランケット部の積層境界部の変形挙動評価用のクリープ疲労試験装置および高温水中摩耗試験装置を整備し、それらの評価データを取得中である。最大均一歪みに関する数値解析結果
から、現用ジルカロイと比較して、クリープ強度の優れたステンレス鋼では、燃料とのボンデ
ィングが生じにくく、現行の燃料設計条件である塑性歪み 注）1%を満足できる燃焼度限界や設計裕度の高いことを評価している。（注：以下、水冷却炉の記述においては、“塑性歪み”の用語は、応力歪変形のほかに、照射クリープや熱クリープによる歪成分も含むものとして使用。）
被覆管の製造技術では、BWR の実用被覆管の現行製造工程に、改良 SUS の特殊仕様を組み入れた製管技術開発を行い、現用ジルカロイ被覆管と同等以上の受け入れ検査性能を持つ実用被覆管が十分に製造可能なことを確認し、実尺被覆管の製造技術を確立している（図 5.2.2-1）。
端栓溶接に関しては TIG、レーザー溶接、電子ビーム溶接のいずれを用いても安定オーステナ
イトステンレス鋼の課題であった溶接割れ感受性が、超高純度化を図った改良 SUS では大幅に改善されていることを確認しており、溶接継手を含む試験片の一部については、研究炉照射試験を実施している。また、原子力船「むつ」を含めて軽水炉用ステンレス鋼被覆管では照射量が低く薄肉で残留歪みの小さい端栓溶接部で環境割れが生じたとする報告は見当たらないが、耐 IASCC 性を一層高める観点から、溶接熱影響部を狭くするために、現行の TIG のほかに、レーザー溶接、電子ビーム溶接を含めた溶接施工技術の評価選定試験を実施し、レーザー溶接の優位性を示した。ライナー技術に関しては、高温水や高温水蒸気との両立性を評価して選定した Nb-Mo 系合金の候補材について、被覆管の製管工程への組み込みが容易で実用性の高い動的拡散法を用いた最適な接合条件の選定を進めている。
開発した被覆管材料の特性評価試験から、全ての溶体化処理した実用ステンレス鋼が粒界腐食を示す Coriou 試験においても、改良 SUS 開発管には粒界腐食が生じず、また、酸素飽和高温水の SSRT 法を用いた SCC 感受性評価試験により熱履歴をうけても IGSCC 感受性が示さないことを、確認している。開発材の機械的特性は、微細粒焼鈍組織化による Hall-Petch 効果と真直度を得るための冷間加工度の調整により、超高純度材でありながら高炭素ステンレス鋼と同程度の 0.2%耐力および UTS を保持できること、同一応力でジルカロイよりも一桁低い定常
クリープ歪速度を示し、従来のステンレス鋼被覆管の機械的特性が満足出来ること等を確認し1457

た（図 5.2.2-2）。
耐照射性では、軽水炉 ABWR の中性子スペクトル照射条件を模擬して Ni イオンによる弾き出し損傷、核変換生成元素の He および H の効果をイオン注入により模擬した３重イオンビー
ム照射試験により 50dpa 迄の照射特性（50dpa、核変換水素（1500appm）、He（150appm）
迄の条件）を評価した。照射材の損傷組織の STEM 観察から、従来被覆管材の SUS304 ステ
ンレス鋼では、２次照射欠陥のフランクループが照射量と共に成長するが、改良 SUS では数
密度は同程度でも、その成長が起こらないことを見出した。特に、延性低下に関わる照射硬化
は照射欠陥分布と密接に関係しており、２次照射欠陥が成長しにくい改良 SUS では照射量に依存した照射硬化の増大傾向が見られなかった（図 5.2.2-3）。併せて、IASCC 抑制効果の観点から、照射材の測定方向に垂直な大傾角結晶粒界における合金成分分析を STEM/EDX を用いて行い、照射誘起偏析（RIS）に伴う結晶粒界の Cr 濃度の低下度が、約 10dpa 以上では照射量やステンレス鋼の組成に依存せず母材中の Cr 濃度に対して 7～8%の Cr 濃度低下率で飽和し、開発材では RIS を生じても 15%以上の Cr 量が結晶粒界に保持できることが明らかになった（図 5.2.2-4）。また、原子力機構高崎研 TIARA を用いたトリプルイオンビーム照射試験から、高 Cr 系安定オーステナイトの成分調整、電子ビーム(EB)溶製法による超高純度化およびSAR 加工熱処理が、結晶粒界への Si,B,P,S 等の偏析防止、耐食性に必要な結晶粒界 Cr 濃度の確保、および二次照射欠陥の成長抑制に有効であり、延性低下や IASCC 感受性の抑制目的が達成可能なことを確認した。今後は、さらに高速中性子スペクトル照射試験による耐照射性の段階的評価が必要である。そのために、適切な被覆管温度での高速中性子照射が可能な国内外の照射炉を用いて、被覆管材の照射クリープやスウエリング等の評価試験、照射後試験による機械的特性や環境割れ抵抗性の評価データを取得する。

(2) 燃料棒と燃料安全
ブランケット（UO2）/MOX 部の境界における被覆管の PCMI 変形や力学的負荷の集中の可能性については、解析コード FEMAXI-RM を用いた PCMI 解析、および ARGUS を用いた応力歪み解析がなされ、それぞれ、境界部におけるペレットの形状の工夫による負荷集中の回避
方法が検討されている。
燃料照射試験については、通常運転を模擬した高燃焼度までの燃料の定常照射試験と、RIAを模擬した NSRR パルス照射試験の両者を実施する。定常照射試験は、国内外の照射炉の水ループを用いて小規模バンドル燃料体での試験を実施する方向で検討中であり、照射済試験燃料の PIE も行う予定である。
また NSRR でのパルス照射を用いて照射済被覆管の RIA 破損抵抗性を調べる試験を行う計画であり、許認可に必要な基盤データを整備する計画である。
また、集合体中の燃料棒の間隔をパラメータとして燃料設計の成立性を検討評価することは重要なプロセスである。しかし、燃料棒間隔は、集合体の機械設計（強度、構造）、熱水力、および炉物理設計とも密接に関係するため、以下に示す集合体設計、熱水力および炉物理設計の成果を前提とせざるを得ず、このため、当面の解析・評価は特定の間隔を前提とした場合の燃料棒の構造とサイズについてなされる。

1458

(3) 稠密炉心の熱流動
5.1.2.1 において除熱性能に関する現在までの研究のまとめと今後の対応方策を述べた。本節
では、それをベースに、通常時の熱的成立性、および異常な過渡および事故事象における安全性に関する要点／課題を抽出して、炉心設計の最適化に反映させる。

(i) 通常時の熱的成立性評価
最小限界出力比 MCPR（Minimum Critical Power Ratio：冷却限界出力／設計出力）により通常時の熱的成立性を評価するために、新たに、水冷却炉の稠密炉心体系を模擬した 7 本ロッドバンドルの限界出力試験を行い、限界出力設計式の妥当性を評価した。その結果、定格運転条件での成立性に問題のないことを確認した。実験値と対応させるには、流量依存性、
シュラウド壁近傍の流路面積や軸方向出力分布の影響等を適切に評価することが必要である。
それらの課題は、以下の大規模限界出力試験とサブチャンネル解析手法開発の中で実施する。
200 本程度の燃料棒を束ねた実炉の燃料集合体の詳細設計を行うには、集合体のスケール効果を定量的に評価することが必要となる。このために、37 本規模の限界出力試験とサブチ
ャンネル解析手法を組み合せて、スケール効果の評価を実施する。37 本の限界出力試験については 2003 年度から試験データの取得を開始した。燃料棒間隙 1.3mm 及び 1.0mm の試験部による定常／過渡時の限界出力、圧力損失等の熱特性データの取得を進め、水冷却炉の熱的成立性に問題のないことを確認した。サブチャンネル解析手法の開発では物理モデルの評価／
改良／検証が最も重要であり、沸騰遷移に影響を与える環状噴霧流、流路間流体混合、スペーサー効果等に対する物理モデルの妥当性に関して、基礎的モデル実験による 7 本や 37 本の限界出力試験データと 3 次元二相流解析の機構論的な検討を行い、検証する。

(ii) 異常な過渡および事故時の安全性評価
ABWR の設計基準事象を参考に、水冷却炉の特徴および事象の包絡性を考慮して、対象とする設計基準事象を選定・評価した。判断基準は現行軽水炉の指針類を用いた。その結果、被覆管の温度上昇はわずかで、設計基準事象に対して十分な安全性を有する見通しが得られた。
今後、上述した燃料集合体のスケール効果に対しても検証された新限界出力相関式により、再度過渡変化および事故事象評価を行う予定である。また、圧力損失やボイド率に対する相関式の妥当性も試験データにより検証する。

(4) 燃料集合体、制御棒
燃料集合体の燃料棒間、燃料－チャンネルボックス間、チャンネルボックス間の各間隙およびスペーサーの拘束条件等は、扁平二重炉心の定常運転や想定される TOP 等の過渡変化における熱流動や出力変動を想定しても、燃料中心温度や塑性歪の制限条件に対して十分な安全余裕を確保できることが必要である。また、重照射に伴う照射クリープおよび積層燃料の温度変化に伴う熱疲労等により、線出力密度の高い MOX 燃料部および固定端における局所変形や全体的なボウイングの変形の観点から、材料間の局所的接触を生じないことが必要である。許認
可においては、実寸大集合体による流動試験等の構造試験が必要と考えられる。
スクラム条件等の制御性能を評価するため、高温水ループ中の制御棒挿入試験により、許認可申請の実績データを取得する必要がある。

1459

燃料棒および集合体の成立性については、上記の課題に対応した開発要素があるが、以下の評価試験およびコード解析の結果を設計および運転方式に反映させることにより技術的成立性を評価する。

(i) 燃料要素拘束試験
MOX/UO2 ブランケットの積層構造をもつ燃料棒に関して、熱膨張、熱流体による振動等を考慮したスペーサーの拘束のための最適な圧下力条件や形状を、数値解析および模擬試験等により評価する。燃料棒の軸方向の熱膨張や塑性歪等の変形挙動を、材料の機械的性質や物性
値、熱流動条件および照射効果（燃料のスエリング特性や、被覆管直径増加による燃料棒間ギャップ減少、すなわち、高燃焼度では燃料ペレットのスウエリング（FP ガスバブル成長に伴う体積膨張により被覆管が外向きにクリープ変形し、直径が増大する可能性がある。）熱流
体側のボイド率等に依存した振動条件を解析して、適切な圧下力およびクラッド堆積等の生じにくい形状等を数値解析により評価する。模擬試験では、MOX/UO2 ブランケットの積層構造
およびスペーサーの位置や圧下力をパラメータとして、想定熱負荷条件での熱疲労挙動を評価して、局所的な変形が生じにくい最適なスペーサーの位置および圧下力等を選定して、詳細仕様を確定し、許認可に必要なデータを整備する。

(ii) ボウイング解析・評価
ボウイングは炉内で燃料棒に曲げモーメントが加わり、これがクリープにより永久変形されたものである。曲げモーメントの発生原因としては、下記のものが主である。
①

被覆管の不均一温度分布②

PCI に基づく不均一応力③

グリッドの拘束力に基づく圧縮応力と初期の湾曲④

被覆管の偏肉および偏心現行軽水炉では、初期の湾曲とスペーサースプリングの拘束力の相乗効果が変形の主要因と考えている。燃料集合体の構造（初期湾曲、スペーサー拘束力）、冷却材流動条件、温度分
布および高速中性子束分布等の諸条件を勘案して、照射クリープを有限要素法解析コードに組み込み、燃焼度 100GWd/t における燃料集合体および燃料棒の形状変化を評価する。併せて、小型模擬燃料集合体を用いた高温水ループ中照射試験で得られる形状変化情報により検証および評価コード改良を行い、許認可に必要なデータを整備する。

(iii) クリープ疲労試験
集合体の燃料被覆管は寿命期間中に、炉の起動停止や負荷変動による応力サイクルがかかり、熱応力、内圧差、接触圧が変化し、これらの繰り返し応力によって疲労が蓄積される。
燃料棒のヘリウム加圧は、外圧の一部を相殺するが、ペレット膨張やペレットのスエリング
により、運転時には被覆管は照射クリープ変形を生じる。燃料棒の MOX 部とブランケット部の境界では燃焼が進むにつれ、ペレットのスエリングや熱膨張の差により外径の差が大きくなるので、軸方向に段差が生じる可能性がある。この段差に対し、ペレットスタックに密着

1460

している被覆管においては、クリープによって段差を跨ぐ軸方向歪みが局所的に大きくなる。
そのために、線形累積損傷則にもとづく燃料被覆管の疲労評価に用いられている Langer-O’
Donnell によるジルカロイ設計疲労曲線と同等の疲労データを取得する。水冷却炉の燃料棒のように軸方向での燃焼度や燃焼温度が大きく異なる事例に関する評価データはなく、運転条件を仮定したクリープ疲労試験を実施して評価する。

(iv) 耐磨耗性評価試験
被覆管とスペーサーの間にはフレッティング腐食を起こす可能性がある。当該腐食は、ス
ペーサースプリングの拘束力および変動幅による運動量に依存する。スペーサーの拘束力は、
その材料自体のクリープによる緩和現象により照射が進むにつれ低下するが、クリープ速度は発生応力に依存するので、ある程度の応力以下になるとクリープがほぼ停止して変形量が飽和する。このような拘束力の飽和は、現行軽水炉で照射された集合体からの燃料棒引き抜
き力（スペーサーと燃料棒の摩擦力）の測定結果により確認されている。一般に、照射 1 サ
イクルで半減し、2 サイクル以降は殆ど変化しない。それらの観点から、改良 SUS 製燃料被覆管と Ni 基合金製スペーサーおよびチャンネルボックス等の相互間の接触摩耗抵抗を評価
して、燃料集合体の寿命末期においてもフレッティング腐食が安全上問題ないことを確認する。なお、冷却材の流れによる燃料棒の流力振動については、実物大の模擬燃料集合体を用いた評価試験を行い、燃料棒の振幅が現行軽水炉のそれの同等以下であることを確認する。

(v) 集合体流動試験
燃料集合体内の冷却材の流れは、沸騰による乱れを生じており、それによる複雑な流れに
より燃料棒に振動が誘起される。また、スペーサーとの接点での摩耗も考慮すべき項目である。単相流でも、グリッド支持構造の形状や実験装置の形状により共通性の高い結果を得ることが困難であり、ボイド率の高い二相流の BWR では流力実験により設計式を導出して、この問題に対処している。GE 社で行われた流力振動振幅の直接実験の結果から導出した設計式を用いると、流力振動の振動数、最大振幅が評価できる。そのために、設計で絞り込んだ模擬集合体の流動試験を実施して、揚力、ポンプ起動／停止の影響、圧力損失、振動および振巾、スプリング力の影響を調査する。また、実炉の流速を模擬した流動試験と実炉を模擬した高温高圧のループ試験を実施して、振動および振巾、タイプレートやスペーサースプリン
グ、燃料棒の摩耗損傷および各種材料の耐食性等を調べて、健全性を評価する。模擬燃料棒、
タイプレートおよびグリッドスペーサーの形状、スプリングの形状と強度等について組み合
わせた模擬集合体を用いた流動試験を実施する。得られた結果をもとに現行軽水炉と同様な安全評価を実施する。
さらに、複数の燃料集合体で模擬した小型炉心に制御棒を挿入した場合の流動試験を実施する。流動試験は実炉の流速を模擬して行う。流動解析手法を用いた設計および流動試験で形状や取り付け条件を絞り込み、１種類の模擬集合体について高温高圧ループ流動試験を実施する。

(vi) 集合体落下試験
現行軽水炉では、燃料集合体取り扱い中および輸送中に発生する荷重または加速度（軸方1461

向と横方向）を考慮して強度評価を実施している。すなわち、各部材について、これらの荷重を考慮した強度試験を実施して健全性を確認している。なお、PWR の強度評価結果の例では、ウラン燃料に比べ発熱量が大きい MOX 燃料集合体では、使用温度を考慮した評価が不可欠となる。当該観点から、燃料集合体の各構成部材について、温度を考慮した基準値を取得するとともに詳細な応力解析を実施して、健全性を確認する。
また、燃料集合体を取扱装置の故障、破損等により、操作上の最高位置から落下するもの
として、落下時の最大破損本数を推定する。さらに、破損状態を評価して、放射性物質放出量の解析に反映させる。

(vii) 制御棒挿入試験
当該炉では、現行 BWR と比較してＹ字型の制御棒および狭いチャンネルボックス間隔であることから、燃料集合体の上部支持構造を含め制御棒引き上げ部の構造が現行 BWR と大きく異なっている。そのために、プロトタイプの燃料集合体を用いて、運転時の変形、照射クリープによるチャンネルボックスの膨れ等、チャンネルボックス間隔を考慮して、制御棒の挿入試験を実施する。これにより制御棒－チャンネルボックス間の摩擦係数を含む挿入抵抗を求め、スクラム等の緊急炉停止に対して十分な裕度のあることを確認する。

(5) Pu 富化度
本炉心の設計においては、Pu 富化度が比較的高い設計となっており、MOX 燃料部での核分
裂性 Pu の富化度を平均で 18wt%としている。集合体内では局所出力分布を抑制するために富化度分布をつけているが、本炉心の高除染炉心設計での最大の核分裂性 Pu の富化度は 19wt％
程度である。したがって、Pu 中の核分裂性割合が 58.1％の高除染燃料組成においては、MOX
燃料の Pu 富化度は 33wt％程度となる。一方、再処理における MOX ペレットの溶解性の観点から、富化度 36wt％までの完全溶解性は期待できるものの、32wt％以上の富化度では、溶解性が低下して行くとの検討結果があり、溶解時間が増加する懸念も生じる。
一方、低除染再処理条件下で MA の混入によって核分裂性 Pu 割合が低下した燃料組成においては、所定の核分裂性 Pu の富化度を得るためには、Pu 富化度を高除染炉心設計の場合より増加させなければならなくなる。5.1.1.3(2)に示したケースにおいては、プルサーマル MOX 使
用済燃料をベースとして MA の混入を想定した場合が最大の Pu 富化度を与え、その値は、Pu中の核分裂性 Pu 割合が 41.4wt％まで低下したことにより、39％であった。したがって、この富化度に対する再処理時の溶解性に対しては、その技術的難易度に関して今後の検討による確認が必要である。また、5.1.3.1 に示した様に、低除染湿式再処理条件下での多重リサイクルを想定した場合には、Pu 中の核分裂性 Pu 割合が 56.2wt％であることにより、最大 Pu 富化度は33.5％であり、大きな技術的な問題は生じない程度であると考えられる。
(6) 水冷却炉心の炉物理特性
水冷却炉心の炉物理特性を詳細に検討するため、原子力機構の高速炉臨界実験装置（FCA）
を用いて、MOX 燃料体系で水冷却増殖炉の炉心中性子スペクトルを摸擬した体系での臨界実験を実施し、臨界性、増殖性、反応度係数など主要核特性に関する実験データを取得した。2004
年度までに、ボイド率を系統的に変えた３種類の体系での実験を実施した。実験の実施に引き

1462

続き、各体系の実験解析を進めるとともに、上記臨界実験の実機適用性評価および設計誤差評
価を行うために感度解析コードを整備し、炉心模擬性指標の理論的検討を実施している。
参考文献
1) K.kiuchi, I.Ioka, M.Takizawa and S.Wada: “Development of Advanced Cladding Material
for Burnup Extension”, IAEA-TECDOC-1299, 112-125(2002).
2) K.Kiuchi, H.Ogawa, I.Ioka, Y.Kuroda and T.Anegawa: " Development of new cladding
materials applied for advanced LWR aiming at ultra-high burn-up and fast neutron
spectrum", International Congress on Advanced Nuclear Power Plants, June 9-13,
Florida, paper1065(2002).
3) I.Ioka, K.Kiuchi, Y.Kuroda and T.Anegawa: "Evaluation of new Fe-Cr-Ni alloy for ultrahigh burnup fuel cladding tube", International Congress on Advanced Nuclear Power
Plants, June 9-13, Florida, paper1066(2002).
4) 木内，井岡，他：“高性能燃料被覆管材質の研究”，JAERI-Research 2002-008(2002).

1463

図 5.2.2-1

改良 SUS 製被覆管の構成図及び試作管の表面性状と金属組織の違い

図 5.2.2-2

改良 SUS 及び SUS304 の熱鋭敏化材と ST 材の酸素飽和高温水中での SSRT 試験結果1464

図 5.2.2-3

トリプルイオン照射材の２次照射欠陥成長の照射量依存性と照射硬化度

図 5.2.2-4

改良 SUS を含むステンレス鋼の結晶粒界での Cr 濃度変動量の照射量依存性

1465

5.2.2.2 プラントシステム(1) 水冷却炉
まず、自然循環方式の水冷却炉の成立性について述べる。水冷却炉では炉心を高ボイド率状態にするため低い質量流速で運転される。そのため、炉心圧損は 40kPa 程度であり現行 BWR
炉心に比べて極めて低い炉心圧損になっている。また、ボイド率が高いため、自然循環駆動力
も稼ぎやすい、という利点もある。よって、既存技術による自然循環は可能であると考える。
ただし、大きな口径を有するチムニー部でのボイド率評価や起動時を含む状態における自然循
環特性の解析の必要性はある。
原子炉水位制御については、水位がチムニー上端よりも上にくるような運転を想定している
ため、ダウンカマ上下部間の差圧（単相部の差圧）計測によりダウンカマ水位を測定して水位制御を行うことが可能である。制御方式は、現行 BWR で採用されている三要素制御（水位、
主蒸気流量、給水流量の測定値を用いた制御）採用する。
ちなみに、本炉の炉心出口の蒸気重量割合（クオリティ）は 50%程度（現行 BWR では 14％）と高いため、セパレータ・ドライヤの気水分離性の点で優れている。また、同出力の現行 BWRに比べて炉心流量が 1/4 程度であり、それに伴い流速が低くなるのでキャリーオーバーは抑制される。
負荷追従運転を行う際には、自然循環特性から決まる“炉出力－流量”曲線上で運転を行うことになる。そのため、部分負荷運転においては、ボイド率が低下して中性子スペクトルが軟化する。部分負荷運転において安全上の問題が生じることはないが、実際の運用においては増殖性等の炉心性能との関連で部分負荷運転を行うか否かが決められることになる。
以上のように、水冷却炉のプラントシステムは大きな変更なしに LWR のそれを適用できると考える。

5.2.2.3 構造健全性
水冷却炉では、実証済の軽水炉プラント技術が活用でき、5.2.2.1 の炉心設計の項で言及した燃料、燃料集合体や制御棒等の水冷却炉特有の部分以外では構造健全性の検討を要する点はない。

5.2.2.4 安全評価
ここでは、水冷却炉の安全評価に関連した検討のうち、CDA 時の安全評価に関する検討結果をまとめる。運転時の異常過渡や設計基準事故に対する評価については、5.2.2.1 の炉心設計に関するところにまとめている。CDA の検討に際しては、再臨界性の検討が現行軽水炉の CDA 挙動と比較し、もっとも重要である。これまで水冷却炉の再臨界の可能性に関して、SIMMER コードを用いた検討を行い、①

シビアアクシデント時に被覆管が溶融落下する際、炉心において再臨界が生じる可能性がある。

②

その際、炉心には水が存在しないため構造体の健全性に影響するような機械エネルギーは発生しない。

点を示した 1)。この解析では、多くの簡易的なモデルが使用されており、さらに検討する余地はあるものの、水冷却炉の再臨界に関するはじめての重要な検討といえる。以下では、この検討以降に行なわれた下記項目の検討結果の概要を示す 2,3)。

1466

a

事故時冷却材分布b.

炉心溶融挙動c.

下部プレナムでの再臨界挙動に関する熱的および核的検討

上記 a．では、炉心での再臨界では顕著な機械エネルギーが発生しないという上記の結果の確認を行なった。b.では、炉心および下部プレナムでの再臨界挙動の検討に関して重要な被覆管溶
融落下挙動の把握を行なった。c.では、b.の結果と従来の知見を用いたデブリベッド生成挙動の検討と核計算コードを用いた下部プレナムでの再臨界性の検討を行なった。

(1) 事故時の炉心内冷却材分布
SIMMER コードは主に FBR 用に開発されたコードであることから、軽水炉の熱水力解析で実績のあるコードを用いて、上記②の「再臨界が生じるとしても、その際には水が炉内には存在しないため、機械的エネルギーへの変換効率は低い」という結論の確認を行うことは重要である。RELAP5 コード 4)を用いて、複数の典型的な事故シナリオにおいて、炉心が溶融する直前の冷却材分布を検討した結果、いずれのシナリオにおいても、炉心崩壊が生じる以前に、炉心から水が無くなることが示され、上記②の結論を確認することができた３）。

(2) MELCOR コードを用いた炉心損傷挙動解析
NRC で開発された軽水炉シビアアクシデント解析用コード MELCOR5）を用いて、全安全注
入系の不作動を仮定する主蒸気管破断事故における炉心溶融挙動を解析した。解析に使用した炉心ノード分割図を図 5.2.2-5 に示す。炉心は、縦方向に５分割、半径方向に６分割している。
ここでは、半径方向に分割された炉心領域をリングと呼ぶ。図 5.2.2-5 に示すように各リング
では、熱出力ピーキングファクターが 0.439 から 1.38 の範囲に分布している。
図 5.2.2-6 にリング１（中央領域）における、炉心及びブランケット燃料ペレットの平均温度の時間変化を示す。時刻ゼロの破断後、水位の低下とともに温度上昇が開始する。燃料被覆
管温度が 1100K 以上になると水蒸気・ジルコニウム反応により温度上昇が加速されるが、1600
秒付近では、上部炉心において、蒸気が無くなるため、温度上昇率が低下する（図 5.2.2-7 参照）。

1,800 秒ごろから燃料棒被覆管は溶融を開始し、溶融ジルコニウムが燃料棒にそって落下す
るキャンドリングと呼ばれる現象が計算されている。同様に約 2,000 秒ごろから制御棒被覆管
で溶融が開始し、2,200 秒頃には下部炉心下端高さより上の制御棒が崩壊する。約 2,700 秒には、下部炉心高さより上のチャンネルボックスが崩壊しデブリとなっている。
下部炉心温度が 2500K に達すると、温度が急激に低下しているのは、燃料棒が崩壊したことを意味している。2500K という崩壊温度は新燃料被覆管温度に対する実験値に基づくコードのデフォルトの値である。一般にこの温度は燃焼度の増大とともに増加すると言われている。燃料が崩壊した段階で、キャンドリングにより溶融落下したジルコニウムは被覆管重量の 10%以下であった。これは、酸化による融点の上昇等の効果による。
図 5.2.2-8 に各リングの下部炉心温度の時間変化を比較している。図に示されるように、炉心崩壊は中央部から開始し、周辺に伝播している。解析を行なった 4000 秒までの範囲ではリング３までが崩壊しているが、周辺部は崩壊していない。このような燃料の崩壊挙動は、炉心1467

崩壊事故時の再臨界性の検討にきわめて重要である。分離された裸の燃料領域が小さい場合には、被覆管の溶融落下による燃料からの分離を仮定する場合でも、再臨界状態にならない場合も考えられる。計算結果は、熱出力の違いや、被覆管の酸化の違いにより、炉心崩壊は、領域間で非同時的に生じることを示した。また、計算では考慮されていないが、前述のように燃焼度の違いによっても崩壊温度が変わることがいわれている。さらに、崩壊した時点で、燃料から分離した被覆管重量は初期量の 10%程度であった。これらより、被覆管と燃料の分離による再臨界は、ジルコニウム被覆炉心では生じにくいことを本解析結果は示している。

(3) 下部プレナムでの再臨界挙動に関する熱的および核的検討(i) 炉心から下部プレナムへの熔融物移行及び蓄積挙動
炉心から下部プレナムへのデブリの移行挙動については、従来２通りのパスが考えられている。TMI 事故では、炉心中央部より上の領域に溶融燃料プールが生成し、炉心バレルを溶融貫通し、ダウンカマから下部プレナムに急激に排出されたと推定されている。このパスの場合、一旦プールに大量に蓄積された溶融物が排出されることから、その流量は比較的大きいと考えられている。一方、BWR では燃料集合体周囲にバイパス領域があり、かつ、制御棒が溶融落下しやすいことから、溶融燃料はチャンネルボックスを溶かした後、バンドル間のバイパス領域を落下し、炉心支持板に蓄積し、支持板を破壊し下部プレナムに落下するというパスが生じ易いことが言われている。このようなプロセスでは、出力密度の高い中央部から径方向に順に溶融燃料の落下が生じることになるので、比較的緩やかに溶融燃料が排出される。ただし、現行 BWR でも、初めは、シュラウドを貫通し溶融燃料の一部が落下した後、炉心下部支持板からの落下が始まるという考え方が多いようである 6)。
さて、本炉心の場合、扁平であることから、出力最大の下部炉心部と炉心支持板の距離は短く、下部炉心が溶融する場合、溶融燃料は支持板から極めて近い位置に存在することになる。MELCOR を用いた本解析においても、炉心中央部が溶融した段階で、周辺部は健全であった。したがって、図 5.2.2-9 に示されるように、炉心支持板の局所的崩壊が半径方向に伝播するような形態で、溶融燃料は下部プレナムに移行することが考えられる。
デブリが下部プレナムに落下し蓄積する挙動については、従来蒸気爆発の影響評価や溶融燃料の炉容器内保持可能性に関して、多くの研究がなされている 7)。一般にデブリジェットの温度は、水の最小膜沸騰維持温度よりはるかに高いため、デブリジェットが水中に流入す
ると、ジェットの周囲にはただちに蒸気膜が生成され、膜沸騰状態になると考えられている。
蒸気膜では毎秒数 m オーダーの速度で蒸気が流れ、このため、ジェット表面が波立ち小径の粒子状のデブリが生成する。従来の実験では 2mm から 4mm 口径の粒子が観測されている 7)。
溶融粒子が小径であること、ジェット周囲の蒸気流速が早いこと、下部プレナムには当初下部炉心板上端付近にまで５メートル程度の水深があること、図 5.2.2-9 のような移行形態の場合、デブリジェットの流入は一箇所で起こらず複数の場所で起こること等の理由から、デブリは下部ヘッドに蓄積する前に攪拌され、比較的一様に下部ヘッドに蓄積すると考えられる。下部プレナムおよび制御棒案内管内の水が無くなり、制御棒駆動機構ハウジングが崩壊するとデブリ粒子の温度は増大し、蓄積したデブリの中央部で再度溶融が開始する。この再溶融の過程では、融点が低く密度の軽い金属類の層が酸化物デブリの上に生成されていく。
やがて下部ヘッドは溶融し溶融物が格納容器下部ドライウェルに放出される。以上の推定さ

1468

れる挙動からデブリベッドでの再臨界性の検討では、デブリベッドが再溶融する前と再溶融後の挙動を分けて考えることが必要であることが分かる。

(ii) MVP コードを用いたデブリベッドの再臨界性の検討
核計算コード MVP8)を用いて、下部プレナムでの再臨界の可能性について検討した。本検討では、前述の下部プレナム内デブリベッド生成挙動のうち、再溶融以前の状態、すなわち、固化したデブリが下部プレナムに蓄積し、制御棒駆動機構ハウジング等の下部プレナム内構
造物が健全である段階での再臨界性を検討した。溶融デブリの形状としては、下部ヘッド形状の底面に沿って高さ一様にデブリが蓄積したレンズ形状と、シュラウドと等しい径を有する円盤形状の２つの場合を検討した。図 5.2.2-10 に解析体系の垂直方向および水平方向の断面図を示す。この図では、レンズ形状の解析体系を示している。
溶融燃料の量は、炉心全体が溶融した場合に相当し、体積は、制御棒駆動機構ハウジングの影響を考慮している。さらに、粒状デブリが蓄積する場合の空孔率およびその中の水ボイ
ド率は、従来の実験値を参考にパラメトリックに設定した 6)。デブリ構成物質は、上部炉心、
下部炉心、中間ブランケット、下部ブランケットの燃料と ZrO2 が均一に混合したものを検討した。この場合のフィッサイル富化度は、7.8%である。これは、下部炉心より上の部分が崩
壊し炉心支持板の上に蓄積し、崩壊時に未溶融であったブランケットも溶融した後、支持板を貫通し、下部プレナムにジェット状に流入する場合に対応している。ここで制御棒構成物
質の混合に関しては、溶融後、燃料棒案内管に落下する可能性が高いため考慮していない。
計算ケースを表 5.2.2-1 に示す。ケース２は、デブリベッド中の空孔率および空孔内のボ
イド率の影響を見るもので、空孔率を 0.26 から 0.53 の範囲で、又、ボイド率を 0 から 100%の範囲で変化させた。
表 5.2.2-2 に前述のケース１の場合の実効増倍率を示す。円盤､レンズ両形状において未臨界状態が保たれている。
表 5.2.2-3 に前述のケース２の場合の実効増倍率を示す。いずれの場合も未臨界が保たれている。全体にボイド率が小さいほど増倍率は大きく、空孔率が少ないほど増倍率は大きい（空孔率 0.53､ボイド率 0%は例外）が、ボイド率が小さくなると増倍率の空孔率依存性は小さくなるという傾向が見られた。
これらの結果は、少なくとも、デブリベッドが再溶融する以前においては、下部プレナム
で再臨界が生じにくいことを示している。
これらの検討に加えて、中性子吸収材設置による対策可能性の検討を行なった。この検討では、デブリ成分として被覆管を含まない、上下炉心と中間および下部ブランケットの混合物を考え、形状は球とレンズ形状を想定した。球形状は前述の検討により技術的にありえな
い条件であるが、極めて厳しい条件でもなにがしかの対策は可能であることを示すために条件として設定した。中性子吸収材の設置方法は、制御棒駆動機構ハウジングに吸収材を巻く
場合を検討した。計算では実効増倍率を 0.95 にするために必要な吸収材厚みを求めた。
結果は表 5.2.2-4 のとおりであり非現実的な厚みになることなく未臨界を保つことが可能であることが示された。尚、この検討は原理的に未臨界に保つことが可能であることを示すものであり、その必要性や、このような場所での取り付け可能性、交換可能性等については
今後検討する必要がある。

1469

(4) 今後の課題
技術課題は現行軽水炉と比べた水冷却炉特有の現象である、１）再臨界（炉心、下部プレナ
ム、格納容器）、２）ステンレス鋼被覆管の溶融挙動、３）再臨界が生じることにより現行炉と異なる条件で生じる蒸気爆発等シビアアクシデント挙動、に関する課題に限定される。
より具体的な課題は下記のようにまとめられる。
①

シビアアクシデント時の全体的な挙動解析手法の整備②

炉心での再臨界性③

ステンレス鋼被覆燃料の崩壊挙動の把握④

デブリベッド生成挙動⑤

炉心での再臨界後の溶融燃料温度の評価および蒸気爆発の影響評価⑥

下部ヘッドでのデブリベッド再溶融および炉容器外部冷却による溶融燃料保持⑦

再臨界防止のための下部ヘッド中性子吸収材の検討⑧

確率論的安全解析のためのモデル

ここで①の「全体挙動の把握」は、全体挙動を把握し、確率論的評価や AM 策の検討に用いるためのものである。②の「炉心での再臨界性」は、シビアアクシデント解析コードを用いて炉心崩壊挙動の解析を行ない、その結果を用いて核計算コードで炉心での再臨界性を検討するものである。③の「ステンレス鋼被覆燃料の崩壊挙動の確認」は、これまで実験データはあまりないことから水蒸気雰囲気下で燃料を溶かし、特徴的な現象の把握を目的とする。④の「デブリベッドの生成挙動」は、溶融燃料とその他物質デブリの混合挙動を把握することを狙いとしている。同様な検討は蒸気爆発の前段階としての粗混合に関する研究として従来広く行なわれていることから、これらの研究成果も参照することができる。⑤は、現行軽水炉で想定される場合よりも蒸気爆発が過酷な状況で生じるかどうか、また、生じる場合の影響を検討するものである。⑥は、デブリベッド再溶融後の再臨界の可能性を考慮し溶融燃料の炉容器内保持を検討する。⑦では、特に、溶融した場合でも溶融燃料とよく混合する中性子吸収材とその設置方法の検討に関するもので、主に化学的な検討を行なう。⑧は、特に、再臨界性を考慮した格納容器イベントツリーの分岐確率、および、ソースターム解析手法の整備を狙うものである。
また、実験データベースの整備のためには、下記装置を用いた検討を計画している。
①

NSRR
急激に反応度が投入される際の燃料挙動
ステンレス鋼被覆燃料の溶融挙動②

ALPHA-FCI
溶融ジェット落下時粒状デブリ生成および蓄積挙動③

各種ホット取扱い施設
中性子吸収材とウランの混合挙動

参考文献

1470

“ＦＢＲシステム技術検討書－平成１２年度報告－”，JNC TY9400 2001-012，
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1442-1445(2001).
2) 岩村公道、他：“受動的安全性を具備した低減速軽水炉に関する技術開発（受託研究）、”
JAERI-Research 2004-008.
3) T.

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N.

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Team:“RELAP5/MOD3

Code

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Severe Accident II. Integral analysis”, Nucl. Eng. Des. 166, 165-178(1996).
8) 森貴正，他：“MVP/GMVP 連続エネルギー法および多群法に基づく汎用中性子/光子輸送計
算モンテカルロコード”, JAERI-Data/Code 94-007(1994).

1471

表 5.2.2-1

解析条件

ケース 1

ケース 2

空孔率
円盤（高さ）
レンズ

0.26

0.4

0.53

0.69m

-

-

-

0.91m

1.06m

1.18m

1.34m

＊

(蓄積高さ)

1.円盤：シュラウド径と同じ直径の円柱。
2.レンズ：下部が下部ヘッダーに沿い上面が水平な形状
表 5.2.2-2

形状

条件ケース１における実効増倍率
体系

実効増倍率(k-eff)

円盤0.9013±0.03%

レンズ

0.9061±0.04%

表 5.2.2-3

条件ケース２における実効増倍率
ボイド率

空孔体積割合
0.26

レンズ

0.4
0.53

表 5.2.2-4

0%

50%

100%

0.9306

0.92800.8637±0.03%±0.03%±0.04%

0.92870.91120.8330±0.03%±0.03%±0.05%

0.95340.9031

0.7986±0.03%±0.03%±0.05%

中性子吸収材を CRD ハウジングに取り付ける場合に未臨界維持に必要な厚み

吸収材

球
厚み (mm)B4C(天然)*

14.0

B4C(90%B-10)*

6.0

Hf

21.0

レンズ状
実効増倍率
0.9488±0.04%
0.9462±0.04%
0.9468±0.05%厚み (mm)
6.0
2.0
10.0

実効増倍率
0.9448±0.06%
0.9418±0.06%
0.9463±0.06%*：B4C の場合は吸収材の外側にさらに厚さ 1.5mm のステンレススチール被覆有り

1472

Ring 6
Ring 5
Ring 4
Ring 3
Ring 2
Ring 1

ピーキングファクター

集合体数

RING1

1.38

3

RING2

1.335

24

RING3

1.301

48

RING4

1.164

84

RING5

0.919

66

RING6

0.439

57

図 5.2.2-5

MELCOR 解析のための炉心分割図（全炉心の 1/3 を表示している）

1473

図 5.2.2-6

炉心リング１領域

図 5.2.2-7

燃料ペレット温度

炉心気相部中の水蒸気モル分率1474

図 5.2.2-8

下部炉心燃料ペレット温度② Melt propagation &Liquid level drop

① Onset of debris jet fall
Core support plate③ Dryout & onset of remelting

図 5.2.2-9④ Molten pool formation &Metal layer separation

下部プレナムへの溶融炉心移行挙動1475

図 5.2.2-10

(a)

水平断面

(b)

垂直断面

MVP 解析のための下部プレナムモデル

1476

5.3 実用化に向けた技術的実現性の評価
5.3.1 実用化技術体系の整備までの道筋
2020 年代の実用化に向けた水冷却炉のロードマップを表 5.3.1-1 に示す。開発計画全体の基本的考え方は、先行導入炉の構築・運転による水冷却炉技術の早期実証と、先行使用燃料体照射による段階的高燃焼度化である。
水冷却炉は軽水炉技術に立脚しているものの、高富化度プルトニウムを使用した MOX 燃料棒を稠密に配列した燃料集合体から構成されるこれまでに経験のない炉心構成であり、実炉で想定される高速中性子スペクトルおよび中性子束密度でかつ高温高圧沸騰水環境を同時に模擬した条件下での燃料棒および燃料集合体の照射経験はこれまでに存在しない。このため、水冷却炉の実用化の道筋として、既存の軽水炉技術とこれまでの運転実績データに基づいて、水冷却炉技術の実証と燃料照射が可能な原子炉施設を早期に構築し、水冷却炉固有の中性子照射場･熱水力環境を実現して、稠密格子炉心における高ボイド率運転や稠密燃料集合体の総合的な健全性を確認するとともに、先行使用燃料体照射による燃料の段階的高燃焼度化を進めるというシナリオを考えている。また、構築する原子炉施設は、発電プラントとして水冷却炉の先行導入プラントの役割を果たすことができるものをする。
水冷却炉の先行導入炉の役割をもつ原子炉プラント（以下、先行導入炉と表記）の構築にあたっては、原子炉設備やプラント設備は現行軽水炉の設計を踏襲するとともに、炉心については、
三角格子燃料棒配列、六角断面燃料集合体、Y 字型制御棒という水冷却炉の基本構造のもとで、
現行軽水炉の実績データにもとづいて構築が可能な、転換比 0.9 程度の高転換型炉心とする。燃料被覆管は実績のあるジルカロイ－２被覆管とするとともに、取出燃焼度や中性子照射量を現在までの軽水炉における実績ベースで許認可を取得できる範囲に設定する。また、MOX 燃料の Pu
富化度も、現行燃料サイクル技術の利用の観点から、現在計画が進められている六ヶ所再処理および MOX 燃料製造加工施設で製造可能な範囲とする。
先行導入炉の運転では、稠密格子炉心における高ボイド率運転、稠密燃料集合体の総合的な健全性という水冷却炉の基本技術を確立した後、同一炉心構成のもとで燃料集合体設計を順次変更
して増殖型炉心に移行し、水冷却増殖炉としての運転を行う。
一方、水冷却炉の経済性向上の観点から、先行導入炉を先行使用燃料体の照射炉として活用して照射実績データを取得し、高燃焼度化技術を確立する。具体的には、運転開始当初から燃焼度伸長のための先行使用燃料集合体を少数体装荷し、約 5 年ないし 8 年間炉内に滞在させて、MOX
部平均燃焼度で各々45GWd/t、70GWd/t まで照射し、燃料棒および燃料集合体各部の健全性を確認する。この時点で MOX 部平均燃焼度 45GWd/t、70GWd/t の増殖型炉心燃料の基本技術を確立できるとともに、先行使用燃料体と同一設計の燃料を先行導入炉の取替燃料として装荷利用することが可能となる。先行導入炉に先行使用燃料集合体を装荷するための許認可用データは、先行導入炉の運転に先行して、国内外の照射炉にて水冷却炉環境を模擬した燃料棒少数本照射で取得する計画である。
また、先行使用燃料体の照射と並行して、高富化度 MOX 燃料棒について燃焼度 100GWd/t までの照射をおこない、健全性を確認するとともに、MOX 部平均燃焼度 90GWd/t の本格導入炉の高燃焼度燃料の許認可用データを取得する。表 5.3.1-1 に示した計画では、2025 年までに高燃焼度燃料の開発と照射データの取得を完了する予定である。
水冷却炉を実用化するための技術開発として、①稠密格子炉心燃料の機械的・熱水力的成立性

1477

の確認、②炉心損傷事故対応を含む安全性の検討と先行導入炉の安全審査に向けた準備、③先行使用燃料照射のための高富化度 MOX 燃料および改良 SUS 被覆管の照射挙動等のデータの取得とそれらによる安全性の確認、等が必要となる。表 5.3.1-2 に実用化のための研究開発計画の概要をまとめた。

5.3.2 必要な開発資源・開発期間(1) 要素技術開発
要素技術開発は 2010 年の先行導入炉の許認可申請を目標に進めることにしている。燃料要
素・材料開発については、先行導入炉の許認可対応の技術開発・データ取得のほかに、先行導入炉への先行使用燃料装荷のための照射データの取得もおこなうため、2014 年までの計画となっている。要素技術開発のための費用は約６０億円を想定している。

(2) 先行導入原子炉プラントの建設
電気出力 40 万 kW 規模の先行導入原子炉プラントの建設を想定した場合の機器実証確認試
験を含む詳細設計および建設の総費用は、約１３００億円と見積もっている。

(3) 高燃焼度燃料技術開発
先行使用燃料集合体および燃料棒の照射試験は、先行導入炉の運転開始予定の 2015 年から2025 年までを想定しており、技術開発に要する費用は約 33 億円と見積もっている。

1478

1479

概念設計

基本設計

2005

④炉心損傷時
の影響緩和
対策

③稠密炉心
熱流動特性
の評価

②燃料集合体
機械的特性
の評価

①燃料要素
技術の開発

要素技術
開発

水冷却炉用
燃料開発

中間
PIE
データ

建設／試運転

中間
PIE
データ

先行使用
燃料許認可

既存コード、簡易モデルを用いた 安全審査用
予備的解析、コード改良、実験 解析実証試験

運開
運転／照射試験

中間
PIE
データ

先行導入炉での燃料集合体・燃料棒照射による高燃焼度化技術開発と照射実績データの取得

中間
PIE
データ

PIE
データ

燃料棒照射試験

高燃焼度燃料集合体先行照射（２）補足説明・燃料集合体先行照射の許認可取得のための燃料棒
および改良SUS等の被覆管候補材照射データは国内外の照射炉および先行導入炉にて取得。
・MOX燃料棒の照射試験、被覆管照射試験は改良SUS材
ベースで実施。

先行使用
燃料許認可

2025

PIE
データ

PIE
データ

水冷却高速増殖炉としての運転実用炉対応高燃焼度燃料開発
および照射データ取得完了

先行使用燃料集合体照射による高燃焼度化技術の確立

高転換型炉としての運転（水冷却炉技術の段階的実証）

2020

高燃焼度燃料集合体先行照射（１）

PIE
データ

解析手法の高度化
ステンレス被覆高燃焼度燃料炉心安全性の検討

燃料集合体・炉心構造物の詳細設計および実証試験

稠密格子大規模限界出力実験

燃料装荷

高転換型実規模プラント

詳細設計

工事
認可

2015

水冷却炉の実用化ロードマップ

MOX燃料・被覆管照射試験･反応度事故実験およびコード解析・評価

安全評価

要素技術開発・許認可用データの取得

MOX燃料棒・燃料集合体・
炉内構造の
概念および
コード開発

2010
設置許可 設置
許可
申請
安審準備
実証試験

１）原子炉設備、プラント設備は現行軽水炉に準拠
２）軽水炉の実績データにもとづく炉心･燃料設計の採用

先行導入炉の構築方針

先行導入炉
の構築運転

炉システム
開発

項 目

表 5.3.1-1
2030

1480

炉施設建設

安全技術開発燃料集合体・炉内構造の機械的健全性

先行導入炉の設計・建設

炉心損傷時の影響緩和対策炉心損傷事象・素過程の解明

評価技術

概念設計

基本設計

安全解析・
実証試験

中性子吸収材設置・投入による再臨界防止策・実証試験
アクシデントマネジメント策

再臨界性・炉心損傷事象推移解析
事象解明実験

安全審査用
解析・試験

制御棒挿入試験

モックアップ炉心
熱流動・構造試験

燃料集合体落下試験

クリープ疲労試験・耐磨耗評価試験

燃料要素拘束力試験
ボーイング評価解析

システム解析・事故解析コードの整備・改良、確率論的安全評価

燃料集合体・炉内構造
総合健全性試験

燃料棒・燃料集合体
機械特性評価高燃焼度燃料
開発

詳細設計

建設

高燃焼度改良ステンレス被覆管
燃料炉心の安全性検討

燃料棒の低減速軽水炉模擬照射試験・RIA試験

燃料ふるまい解析コード改良、燃料集合体／炉心材料の長期耐久性評価コード整備

高照射量特性評価

燃料被覆材＆炉心材料の高速炉条件下照射試験

機械的特性・耐照射性データ取得試験
クリープ疲労相互作用・耐摩耗性評価

評価コード整備

基礎特性
評価

基礎照射
試験

材料特性評価

燃料要素・材料
開発

FCA臨界実験によるデータ取得と設計手法検証ｻﾌﾞﾁｬﾝﾈﾙ解析手法の検証

限界出力設計式開発

熱流動基礎試験

大規模バンドル限界出力試験

2010

2015

2020

燃料棒照射試験・RIA試験

運転

高燃焼度燃料集合体先行照射試験

水冷却炉実用化の研究開発計画

炉内照射試験

核設計手法の評価

熱流動設計手法の開発

検証データの取得

低減速炉心の炉物理特性

稠密格子炉心の
熱水力特性

2005

表 5.3.1-2
2025

2030

5.4 水 冷 却 炉 の 技 術 的 総 括
5.4.1 水 冷 却 炉 の 仕 様 と そ の 根 拠
5.1.3.1 の 項 で 述 べ た よ う に 、水 冷 却 炉 の 代 表 概 念 と し て 、高 い 炉 心 性 能 の 達 成 が 可
能 な 扁 平 二 重 炉 心 構 成 の BWR 型 水 冷 却 高 速 炉 心 を 選 択 し た 。 そ の 理 由 は 、 転 換 比 の観点からは低除染再処理を使用したプルトニウムの多重リサイクルに対応可能な設計で あ る と と も に 、 60GWd/t 程 度 の 炉 心 部 燃 焼 度 も 達 成 可 能 で あ り 、ま た 、ボ イ ド 反 応度係数対策も炉心の超扁平化のみで達成していることから炉心の構成が単純で、開発要素が他の炉心概念と比較して少ないと考えられることである。本概念では、電気出力 を ABWR と 同 等 の 1,356MWe と し 、 低 圧 損 炉 心 で あ る た め 、 再 循 環 ポ ン プ を 用 い
な い 自 然 循 環 冷 却 の 設 計 と し て い る 。フ ェ ー ズ Ⅱ で は 、FBR サ イ ク ル に お い て 検 討 され て い る 低 除 染 湿 式 再 処 理 を 想 定 し た 多 重 リ サ イ ク ル 平 衡 時 に お い て 、増 殖 比 が 1.05 、
負 の ボ イ ド 反 応 度 係 数 、内 部 ブ ラ ン ケ ッ ト を 含 め た 炉 心 部 燃 焼 度 が 54GWd/t 、連 続 運
転 期 間 が 18 ヶ 月 、 を 実 現 す る 炉 心 概 念 を 構 築 し た 。
本 炉 に お い て は 、 炉 心 以 外 は 基 本 的 に ABWR と 同 じ シ ス テ ム が 利 用 可 能 で あ る 。

5.4.2 水 冷 却 炉 の セ ー ル ス ポ イ ン ト の 整 理
水冷却炉の最大の特徴は、原子炉の冷却材としてその使用実績が他の冷却材に比べて 格 段 に 多 い こ と で あ る 。 軽 水 炉 に よ る 原 子 力 発 電 は 我 が 国 に お い て 40 年 程 度 の 運
転実績を有し、総発電量の３割強を担うまでなっており、その経済性と信頼性は十分実証された技術であるといえる。
水冷却炉は、この実証済の軽水炉プラント技術が活用でき、新たに行うべき研究開発は水冷却炉の特徴部分である炉心・燃料分野に絞られるため、早期に導入できる可能性を有しており、少ない投資で所期の目標を達成することが期待できる。
研究開発課題である稠密格子炉心の除熱性能の確認や安全技術開発については早期に技術成立性の見通しを立てることが可能であり、また、高燃焼度燃料の開発については、燃料棒の照射試験や先行使用燃料照射等、期間を要する面があるが、現行軽水炉での高燃焼度燃料の開発と同様に段階的に高燃焼度化を進めていくことができる。
先行導入炉原子炉プラントによる水冷却炉技術の総合的実証は、運転開始から 5 年
後 の 2010 年 代 後 半 に は 実 現 可 能 で あ る 。 ま た 、 先 行 使 用 燃 料 集 合 体 照 射 に よ る 増 殖型炉心用燃料開発の見通しが得られた時点で増殖型炉心への移行は可能となるため、2020 年 代 か ら 水 冷 却 炉 の 本 格 導 入 が 実 現 で き る 。
また、水冷却炉では、制御棒配置や集合体ピッチ等の炉心構成は同一のままで、燃料集合体の仕様を変更することにより、プルサーマル利用のための産業基盤にもとづ
く 小 数 基 で の プ ル ト ニ ウ ム 利 用 か ら 出 発 し て 、 MOX 燃 料 再 処 理 技 術 の 実 用 化 や 天 然
ウラン需給環境の変化等の今後の核燃料サイクルを巡る環境の変化に対応して、プルト ニ ウ ム の 多 重 リ サ イ ク ル 利 用 、 増 殖 を 伴 う 持 続 可 能 な TRU リ サ イ ク ル 利 用 を 段 階的に実現していくことができる。このような特徴から、水冷却炉は、軽水炉技術にもとづくプルトニウム利用の高度化を進めつつ、軽水炉サイクルから高速増殖炉サイクルへの柔軟かつ円滑な移行を実現することが可能な炉概念である。
1481

さらに、水冷却炉の炉心・燃料技術は、現行軽水炉での技術の延長線上にあり、現
行軽水炉での技術蓄積や高燃焼度化技術等の開発成果が活用できるとともに、今後とも原子力発電の主流となる軽水炉に関する技術全般の高度化にも寄与することができ
る。

1482

5.5 フ ェ ー ズ Ⅱ の ま と め(1) 研 究 開 発 の 概 要
水冷却炉の代表概念として、フェーズⅠで検討された数種類の候補概念の中から
高 い 炉 心 性 能 の 達 成 が 可 能 な BWR 型 水 冷 却 高 速 炉 を 選 択 し た 。BWR 型 水 冷 却 高 速
炉では、これまでの豊富な運転実績と経験を有する軽水炉のプラントシステムをベー ス と し 、 燃 料 棒 間 隔 を 1.3mm と 稠 密 に 配 置 す る こ と で 炉 心 燃 料 体 積 比 を 大 き く
し、さらに冷却材ボイド率を高くして、高速炉の特性を実現している。また、安全性に関しては、炉心の超扁平化により負のボイド反応度係数を確保している。
フ ェ ー ズ Ⅱ の 設 計 研 究 で は 、 本 概 念 に も と づ き 、 電 気 出 力 を ABWR と 同 等 の1356MWe と し た 大 型 炉 を 対 象 に 、 低 除 染 湿 式 再 処 理 を 想 定 し た 多 重 リ サ イ ク ル 条
件 の も と で MA の 全 量 リ サ イ ク ル を 行 い つ つ 増 殖 性 と 負 の ボ イ ド 反 応 度 係 数 を 達 成
す る 扁 平 二 重 炉 心 概 念 を 構 築 し 、安 全 / 過 渡 特 性 、資 源 有 効 利 用 性 等 の 各 種 特 性 を 評
価 し た 。本 炉 に お い て は 、炉 心 以 外 は 基 本 的 に ABWR と 同 じ シ ス テ ム が 利 用 可 能 である。
また、関連する要素技術開発として、稠密炉心の熱流動特性を把握するため、燃料 棒 間 隔 1mm 程 度 の 37 バ ン ド ル を 用 い た 大 型 熱 特 性 試 験 に よ り 定 常 ／ 過 渡 時 の 熱特性データを取得し、除熱限界、燃料棒間ギャップの効果を明確にして技術的見通しを得た。さらに、燃料被覆管候補材として、改良ステンレス鋼とジルコニウム合金を選定するとともに、改良ステンレス鋼について、イオンビーム照射試験や材料
評 価 試 験 に よ り 耐 IASCC 性 等 の 材 料 改 良 技 術 の 有 効 性 を 確 認 す る と と も に 、 機 械的特性等の材料特性データを取得した。

(2) 設 計 要 求 へ の 適 合 性
プ ラ ン ト の 建 設 単 価 は ABWR プ ラ ン ト の 約 97 ％ に な る と 評 価 し て お り 、 現 在 国
内 電 力 会 社 の 目 標 と し て 進 め ら れ て い る 30 ％ 程 度 の 将 来 の 建 設 コ ス ト 低 減 効 果 を
反 映 す れ ば 、 建 設 単 価 は 18 万 円 /kWe の 見 込 み と な り 、 20 万 円 /kWe の 達 成 は 可 能であると考えられる。
炉 心 性 能 に つ い て は 、酸 化 物 燃 料 で 、増 殖 比 1.05 程 度（ 設 計 要 求： 1.0 以 上 ）、ブ
ラ ン ケ ッ ト を 含 め た 平 均 燃 焼 度 45GWd/t( 設 計 目 標 ： 60GWd/t) 、 連 続 運 転 期 間 18
ヶ 月 （ 設 計 要 求 18 ヶ 月 ） の 炉 心 性 能 を 確 保 で き る 。 た だ し 、 軽 水 炉 と の リ プ レ ー
ス 完 了 ま で に 200 年 以 上 の 期 間 が 必 要 で あ り 、他 炉 型 と 比 較 し て 資 源 有 効 利 用 性 での設計要求への適合性では劣る。

(3) 技 術 実 現 性
水冷却炉は、軽水炉における豊富な開発および商用炉運転の経験が利用でき、概念成立性を左右する課題はない。また、新たに行うべき研究開発は炉心・燃料分野に 絞 ら れ 、そ の 課 題 と 開 発 方 策 は 明 確 と な っ て お り 、技 術 実 現 性 の 高 い 概 念 で あ る 。
主 要 研 究 開 発 課 題 の 一 つ で あ る 稠 密 格 子 体 系 で の 除 熱 性 能 に つ い て は 、37 本 バ ン
ドルの実機高温・高圧条件での限界出力試験により成立性の見通しが得られている。
1483

また、高速中性子場および水環境で利用可能な高燃焼度用被覆管材料の候補材を既に有しており、照射試験等による性能確認を準備する段階に来ている。高燃焼度用被覆管材料の開発も含めた高燃焼度燃料の開発については、燃料棒の照射試験や先行使
用燃料照射等、期間を要する面があるが、現行軽水炉での高燃焼度燃料の開発と同様に段階的に高燃焼度化を進めていくことができる。

(4) ま と め
水冷却炉は、これまで数十年の商業発電の実績において培われてきた軽水炉技術を ベ ー ス に 、 高 速 増 殖 炉 サ イ ク ル で の 主 要 目 標 で あ る 持 続 的 な TRU 多 重 リ サ イ ク
ル利用を実現する炉概念である。中性子減速材でもある水を冷却材としていること
により他炉型と比較して高い増殖比の達成という点では限界があるものの、運転・保守性に優れ、商用炉としての技術的実現性が高いことが水冷却炉の最大の特長である。新たに行うべき開発課題も炉心・燃料分野に限定され明確になっていることから、少ない投資で早期に導入できる可能性を有している。

1484

6.

各冷却材システムの比較評価
フェーズⅡのまとめとして、FBR システムの候補概念について、安全性、経済性、資源有効利

用性、環境負荷低減等の主要な設計要求に対する達成度を表 6-1 に示す。
ここで、ナトリウム冷却炉については 2.1.3 項および 2.1.4 項で説明した MOX 燃料炉心の「高内部転換型炉心」と金属燃料炉心の「高出口温度型高燃焼度化炉心」の比較を行うこととした。
6.1 安全性
安全性確保はプラント概念検討上の大前提であるため、各概念について、安全性について掲げた設計要求を満足できる見通しの有無を評価の視点とし、安全解析等の評価結果に基づいた概念
間の相対比較は行わない。
安全性に係わる評価項目は表 6.1 に示すように設計基準事象（安全設計方針を含む）、設計拡張
条件、リスク評価の３つに大別され、さらに設計拡張条件については、炉心損傷の防止、影響緩和（機械的エネルギー発生防止、安定冷却と閉じ込め）に分類される。
いずれの概念についても、開発目標に掲げるとおり、深層防護の考え方を基本とし、異常の発生と拡大の防止を最優先とした方針に則った設計としており、今後の研究開発による成果の活用を前提として、設計要求への適合見通しがある。
以下では評価項目毎に各概念の要求達成度の概略を述べる。
(1) 設計基準事象
いずれの概念においても、深層防護の考え方を基本として、安全設計要求に沿った安全設計
設備方針案を作成した。さらに、システムの特徴を考慮して選定された異常事象のうち代表的なものについて予備的な安全解析を実施し、主要な安全設備設計実現の見通しを得た。
(2) 設計拡張条件：炉心損傷の防止
ナトリウム冷却炉、ヘリウムガス冷却炉、鉛ビスマス冷却炉については、炉心損傷の防止のため、受動的な炉心冷却方策として自然循環による崩壊熱除去を可能とし、また受動的な炉停止方策として SASS を備えている。水冷却炉については自然循環による崩壊熱除去を可能としているが、炉停止方策については、アクシデントマネジメント（AM）のための十分な時間余裕があることから SASS は不要としている。
(3) 設計拡張条件：炉心損傷の影響緩和
ナトリウム冷却炉では燃料形態に応じて適切な値にボイド反応度を制限するとともに、溶融
燃料の早期流出が可能な集合体形状を採用することによって、機械的エネルギー発生を伴う厳しい再臨界が発生しないようにしている。
（再臨界の回避）また冷却と閉じ込めのために炉容器
下部プレナム体積を増加し、多段の受け皿によるコアキャッチャを設置している。
ヘリウムガス冷却炉では、被覆粒子窒化物燃料の破損挙動に関するデータが欠如しているが、損傷炉心の昇温・昇圧に伴って燃料が炉心外に流出し、厳しい再臨界が回避される可能性がある。また、炉外コアキャッチャを設置して格納容器内で冷却と閉じ込めを図っている。
鉛ビスマス冷却炉では炉心損傷時の燃料挙動については不明な点が多いが、燃料が冷却材中を浮上するものと考えられ、再臨界を回避できるものと推定した。炉容器液面近傍の昇温、破損が想定されるが、炉容器室壁面の冷却機能強化により保持可能性ありと推定している。
水冷却炉については炉容器底部での再臨界を回避するために中性子吸収材の設置が検討さ1485

れている。再臨界が回避されれば、適切な AM によって、炉容器内、もしくは炉容器破損時にも格納容器内で燃料デブリの冷却・閉じ込めが可能であると推定される。
(4) リスク評価
概念設計の段階ではあるが、ナトリウム冷却炉、ヘリウムガス冷却炉、鉛ビスマス冷却炉に対してレベル１PSA（炉心損傷発生頻度の評価）を行うことにより、目標値である 10-6/炉年未満を達成できるとの見通しを得るとともに、そのために必要な設計上の留意点を整理した。
ヘリウムガス冷却炉では崩壊熱除去系以外の代替除熱手段が確保されないので、４系統の崩壊熱除去系の共通要因故障等による機能喪失確率を低減するための設計上の工夫を設計具体化の中で検討する必要がある。
水冷却炉についてはレベル１PSA を実施してはいないが、ABWR と類似のシステムであることから、ABWR と同様に炉心損傷発生頻度 10-6／炉年未満を達成できる見通しである
なお、いずれの概念においても、炉心損傷あたりの格納容器破損確率については、事象推移の明確化とともに、今後評価していく必要がある。

1486

6.2 経済性
6.2.1 炉心燃料設計
炉心燃料の経済性は、炉心燃料設計の観点からは高燃焼度化と長期運転サイクルによる高稼働率目標の達成とさらなる改善を図っている。燃焼度については、実用化戦略調査研究フェーズⅠの結果などに基づき、炉心取出平均燃焼度として 150GWd/t を目標とするとともにブランケットも含めた取出平均燃焼度（以下、全炉心取出平均燃焼度と呼ぶ）を 60GWd/t 程度とすることで燃料サイクル側の処理・製造単価目標の達成と合わせて燃料サイクル費の目標を達成できるように条件設定を行っている。
ここに挙げた目標値である炉心取出平均燃焼度の 150GWd/t、全炉心取出平均燃焼度の60GWd/t 程度は、熱効率 40%程度のナトリウム冷却炉について設定した値であり、熱効率に優れるヘリウム冷却ガスタービン直接発電炉ではより低い燃焼度で同じ経済性を得ることができることになる。一方、水冷却炉のように熱効率が低い概念で同等の経済性を得るためには、より高い燃焼度が必要となる。
表 6-1 に各冷却材選択肢の代表的な炉心概念について設計研究の結果から得られている燃焼特性を示した。表 6-1 において、全炉心取出平均燃焼度は水冷却炉を除いて目標を達成している。
ナトリウム冷却炉について相互の比較を行うと、目標が達成できている中で以下のようなことが分かる。すなわち、①「導入期炉心」（資源重視）と標記している炉心より「平衡期炉心」（経済性重視）と標記
している炉心の方が全炉心取出平均燃焼度が高く経済性上は有利となっている。

②

MOX 燃料の大型炉「平衡期炉心」は、全炉心取出平均燃焼度が上述の目標値の約２倍となっており、単純な概算では燃料サイクル費を目標のさらに半分程度まで低減できる可能性を示唆している。「導入期炉心」は高速炉の導入期に利用し天然 U 資源需要量の抑制を図って U 資源の有効利用により貢献することをねらった概念であり、「平衡期炉心」は高速炉の導入が進み、高い増殖比の必要がなくなる時期に燃料サイクル費を抑制することをねらった概念であるが、この結果から、「平衡期炉心」炉心が適用できる状況となれば経済性上著しく有利となると考えられる。また、運転サイクル長さは 26～27 ヶ月を達成している。

②

金属燃料炉心は、MOX 燃料炉心に比較して全炉心取出平均燃焼度が高い。これは、この
表では炉心取出平均燃焼度を両者で同等とする設計例を挙げており、金属燃料は重金属元素の充填密度が高いため炉心の内部転換比を高くできること、また、同程度の増殖比を達成するのに必要なブランケット量を MOX 燃料炉心より少なくできること、が全炉心取出
平均燃焼度の差として現れたものである。ただし、金属燃料炉心は高速中性子照射量が高くなるので、同一の炉心取出平均燃焼度を達成するためには MOX 燃料炉心より 7 割程度
高い照射量に耐える炉心材料の開発が必要であり、その負荷およびリスクが MOX 燃料炉心に比較して大きい。従って、燃焼度の観点から経済性を論ずる場合、将来の開発リスクや開発期間の長期化などを容認するのであれば金属燃料炉心の方がより有利なポテンシ
ャルを有すると言える。なお、運転サイクル長さは 22 ヶ月を達成している。

ヘリウム冷却炉は、全炉心取出平均燃焼度がナトリウム冷却炉に比較して低いが、熱効率は 5%
高い値となている。

1487

鉛ビスマス冷却炉心では、窒化物燃料を適用した燃料ピン概念を採用して、全炉心取出平均燃
焼度が高く、増殖比も高い設計結果を得ている。窒化物燃料炉心はナトリウム冷却金属燃料炉心に類似しており、同一の炉心燃料取出平均燃焼度を達成するためにはナトリウム冷却 MOX 燃料
炉心より 30%程度高い照射量に耐える炉心材料を開発する必要がある。
更に、核熱設計結果で得られている性能を実現するためには、経済的な 15N 濃縮技術の開発、ピーク燃焼度 200～250GWd/t を達成できる窒化物燃料ピン概念の開発、鉛ビスマスと被覆管・グリッドスペーサとの化学的相互作用に関連する健全性の確認など、開発負荷・開発リスクが大きな課題である。
以上に述べたように、水冷却炉以外はいずれの概念も全炉心取出平均燃焼度の目標を達成しており、経済性の目標を満足している。これらの中では、ナトリウム冷却炉の MOX 燃料炉心が開
発課題の解決見通しに優れる概念であり、従来の検討結果より高い性能も期待できる。
また、ナトリウム冷却炉の金属燃料炉心は、将来の開発リスクや開発期間の長期化などを容認するのであれば MOX 燃料炉心より有利なポテンシャルを有すると言える。

1488

6.2.2

プラント設計(1) コマンドコストコードを用いた経済性評価
炉プラントの経済性評価については、各高速炉概念設計の研究成果を基に、付録で示す経済性評価手法（コマンドコストコード）を用いて評価を実施した。以下にその評価内容と結果を
記載する。
(i)

検討内容
評価にあたっては、各冷却方式の代表概念である下記プラントの研究成果をもとに実施した。
①

ＭＯＸ燃料高内部転換炉心大型ナトリウム冷却炉：

LNaH

②

ＭＯＸ燃料コンパクト型炉心大型ナトリウム冷却炉：

LNaC

③

ＭＯＸ燃料高内部転換炉心中型モジュールナトリウム冷却炉：MMNaH④

金属燃料炉心大型ナトリウム冷却炉：

LNaM

⑤

大型ヘリウムガス冷却炉：

LHe⑥

中型モジュール鉛ビスマス冷却強制循環型炉：

MMPB

コスト評価に使用した物量については、①～④は 2005 年度の検討を反映した概念設計、⑥は 2004 年度の概念設計成果を用いている。なお、⑤については、電気出力 112 万 kWe から 150 万 kWe へ出力を増大させた場合の建物容積比例等により外挿した物量を採用している。
経済性評価にあたっては、目標建設単価 20 万円/kWe に対する比較評価で実施した。
(ii) 検討結果
各代表概念プラントについての経済性評価を図 6.2-1 にまとめて示す。この結果から金属
燃料炉心大型ナトリウム冷却炉が約 85％と建設単価が最も低く経済性に優れ、次いでＭＯＸ
燃料コンパクト型炉心大型ナトリウム冷却炉が約 87％、ＭＯＸ燃料高内部転換炉心大型ナト
リウム冷却炉が約 88％、ＭＯＸ燃料高内部転換炉心中型モジュールナトリウム冷却炉が約93％の順で、いずれも目標建設単価を下回り優れた経済性を示す結果となった。また、中型モジュール鉛ビスマス冷却強制循環型炉（MMPB）が約 96％及び大型ヘリウムガス冷却炉（LHe）は約 98％とこれも目標建設単価を下回る結果となり、実用化戦略調査研究の経済性
目標を達成できる見通しが得られた。
(2) 各冷却材プラントの運転維持費（修繕費等）
各冷却材プラントの経済性は、最終的に発電コストで比較・評価される。発電コストは、資本費、運転維持費および燃料サイクルコストで構成されており、修繕費は運転維持費の主要な構成要素のひとつである。
実用化戦略調査研究フェーズ II 最終評価の発電コスト評価のデータを得ることを目的に、中間評価と同様に各プラントの定検工程データから修繕費を評価した。
(i)

修繕費率
標準軽水炉の発電コストデータなどから、原子力機構が標準軽水炉の修繕費を分析し、このデータを基に、標準軽水炉と各冷却材プラントの平均定期点検日数とを比較することにより各冷却材プラントの修繕費を評価し、修繕費率として整理した。

1489

修繕費率の算出結果を表 6.2-1 に示す。
表中、被覆粒子燃料 He 冷却炉の修繕費率が他と比べて小さいのは、このプラントが原子炉 1 基に対し、ガスタービン発電設備を 4 系統有し、1 定検に 1 系統のガスタービン設備を予備機と交換・点検することとしているため、タービン設備の点検費用が少ないこと、及び修繕費率を算出するための分母となる建設コストが相対的に高いためである。
モジュール炉に関しては、大型炉に比べてモジュールが多い分原子炉関連設備定検費用が増加する。原子炉関連設備の運転パターン 1 サイクル内での原子炉関連設備の定検回数は、
モジュールの運転サイクル長さとタービン関連設備の定検周期の関連で決まる。ナトリウム冷却大型ループ型炉の年間修繕費を基準にすると、これより運転サイクル長が短いことも影
響し、重金属冷却炉で約 1.8 倍の結果となっている。
(ii) 人員数
人件費率に関しては、標準軽水炉に対する原子力機構分析では、人員数 140 人と推定されるため、これを基準に算定した。ナトリウム冷却大型炉の場合、標準軽水炉と同人数とし、モジュール型炉では原子炉 1 モジュールにつき原子炉運転要員 1 名、補機関係 2 モジュールにつき補機運転要員 1 名が各直毎に余分に必要として人員数を推定した。
算出結果を表 6.2-1 に示す。
(iii) 諸費率
諸費率については、実用化戦略調査研究フェーズ I の評価の場合と同様に、各プラントとも標準軽水炉と同率とした。諸費率の値は 1.3%としている

1490

6. 3 環境 負荷 低減 性
6. 3. 1 炉心 燃料 設計
炉心燃料検討における環境負荷低減については、MA 含有燃料の受容・燃焼特性の観点と LLFP
核変換特性の観点の２つから論じられることが多いので、ここではこの２つについて述べる。
(1) MA 燃焼特性
MA 含有燃料の燃焼特性については、軽水炉使用済燃料から Pu と MA を均質リサイクルすることを前提として炉心特性への影響を評価した結果、いずれの冷却材選択肢についても炉心特性上許容できない大きな変化はなく、4〜5wt%（MA/HM）程度までの MA を含有する燃料を受け入れ燃焼することは核熱特性上可能と考えられる。
また、その燃焼特性は冷却材が変わっても大きな変化がないことはフェーズⅠにおける核特性解析により示された。これは、MA 核種がより核分裂し易い傾向にある中性子スペクトルを有する炉心では Pu 富化度と MA 装荷量が少なくても臨界となるため、均質リサイクルを想定する場合には、結果として炉心内で燃焼する MA の量は中性子スペクトルによって大きくは変わらないと説明できる。従って、環境負荷低減の観点から MA 燃焼量の大小を比較しても、ここで検討している範囲では冷却材選択肢・燃料種別による顕著な差は生じないと言える。
なお、ナトリウム冷却炉において、MOX 燃料炉心では、装荷時の MA 重量を取出時には 50%程度、金属燃料炉心では約 60%減少させることができる。
(2) LLFP 核変換特性
LLFP 核変換特性については、水冷却概念以外で炉心径方向周辺(径方向ブランケット位置)
及び炉心内位置に LLFP 核種である 129I と 99 Tc を搭載した LLFP 核変換集合体を配置し核変換特性を評価した。今回の検討では、従来と異なり、現状技術で評価できる範囲で LLFP 核変
換要素や集合体の健全性を簡易評価し、また、炉心燃料と組み合わせた熱設計の成立性を考慮した上で核変換特性を評価した。評価の結果、いずれの冷却材選択肢においても炉心燃料やブランケット部分で燃焼に伴い生成される量と同量程度の 129I と 99 Tc を核変換集合体内で核変換できる可能性があることが分かった。今後、より最適な LLFP 核変換集合体の仕様（材料、化学形態等）や炉内配置の検討の余地はあるが、冷却材選択肢間の LLFP 核変換性能の差に大きな差は見られなかった。
6. 3. 2 プラ ント 設計
ナトリウム冷却炉、鉛ビスマス冷却炉、ヘリウムガス冷却炉について、実証炉での検討結果を基にした運転廃棄物の評価、及び経済性評価用物量や原子炉周り放射化評価に基づく廃炉廃棄物量の推定を行った。各冷却材プラントの評価結果は 2 章から 4 章にそれぞれ報告されているが、比較のために廃炉廃棄物量の比較を表 6.3-1 に、運転廃棄物（固体廃棄物）の比較を表 6.3-2 に示す。表中にデータを示していないが、水冷却 MOX 大型炉については廃炉廃棄物及び運転廃棄物とも次世代軽水炉と同程度と評価されている。
廃炉廃棄物に関しては、単位出力当たりの総廃棄物量の比較で表 6.3-1 に示した BWR や PWRの例に比べて各冷却材プラントとも少ない結果となっている。ヘリウムガス炉で極低レベル廃棄物が他より多いのは、１次系にガスタービン発電機を含んでいるためと考えられる。

1491

表 6.3-2 に示した運転廃棄物については、各冷却材プラントで大きな差異はない。ナトリウム冷却大型炉の高βγ廃棄物（固体）の発生量が他に比べて少ないのは、運転サイクルが他の冷却材プラントより長いため使用済み制御棒の年当たりの発生量が少なくなること、また、中型モジ
ュール炉に対しては、運転サイクル長さは同程度であるが、モジュール炉の方が制御棒数が大型炉より多いことが要因と考えられる。低レベル廃棄物（固体）に関しては、各冷却材プラントとも、検討の基になった実証炉設計に対して換気空調系などの設備の合理化が図られており、これに伴い運転廃棄物の発生量も少なくできる見通しである。

1492

6.4 資源有効利用性
実用化戦略調査研究フェーズⅠの総合評価の結果に基づくと、炉心については日本の原子力発
電体系における天然ウランの需要量を適切なレベルに抑えることができることをもって資源有効利用性を判断できる。フェーズⅠでの種々の炉心についての導入シナリオ解析結果に基づくと、初装荷炉心の核分裂性 Pu インベントリが 7t/GWe 程度以下であれば天然ウランの需要量を適切なレベルに留めることができると判断される。
表 6-1 には核分裂性 Pu インベントリを記載しているが、水冷却炉以外では核分裂性 Pu インベ
ントリは 7t/GWe を下回っており、水冷却炉を除く冷却材選択肢ではいずれも資源有効利用性に優れる炉心概念が構築できると判断される。

1493

6.5 核拡散抵抗性
核拡散抵抗性については、実用化戦略調査研究のフェーズⅠにおいて以下の判断をしている。
すなわち、①

実用化戦略調査研究で検討対象としている低除染 MA 均質リサイクル燃料を用いる場合には、製造工程から炉内装荷に至るまで燃料は十分な核拡散抵抗性を有する。

②

ブランケット燃料には純度の高い Pu が生成するが、同時に FP による非常に高い放射能を有しており、使用済ブランケット燃料集合体への接近は困難である。

炉心燃料設計検討では、フェーズⅡにおいてもこの判断を踏襲した。検討した炉心燃料概念間に核拡散抵抗性上の相違はない。

1494

6.6 運転、保守・補修性
ナトリウム冷却炉、鉛ビスマス冷却炉、ヘリウムガス冷却炉、水冷却炉について、連続運転期
間、日負荷追従運転、定期検査等の運転、保守・補修性を概略評価した。各炉の運転、保守・補修性に関するデータを表 6.6-1 に示す。
6.6.1 ナトリウム冷却炉の運転、保守・補修性(1) 運転ナトリウム大型炉（MOX 燃料高内部転換型）は、電気出力 1,500MWe、原子炉熱出力
3,530MWt、プラント熱効率約 42％のツインプラントでプラント電気出力は 3,000MWe と設計されている。また、中型モジュール炉（高内部転換型）は、電気出力 750MWe、原子炉熱出
力 1,765MWt、プラント熱効率約 42％の 4 モジュールプラントでプラント全体電気出力は大型炉と同じ 3,000MWe である。
設計要求の連続運転期間については、ナトリウム大型炉が 26 ヶ月、中型モジュール炉が 26ヶ月となり、両炉とも設計要求基準値の 18 ヶ月を満足する見通しを得た。また、定期検査期間については、大型炉が 47.5 日、中型モジュール炉が 37.5 日となり、運転期間と定期検査期間から算定されるプラント稼働率は、大型炉が約 94%、中型モジュール炉が約 96%となり、設計要求基準値の 93%を満足する見通しを得た。
設計要求の日負荷追従運転については、ナトリウム大型炉および中型モジュール炉とも、タービン主、原子炉従のプラント制御系の構成により、日負荷追従運転が可能な見通しを得た。
また、中型モジュール炉の厳しい事象に対する運転性として、定格運転時における 95%の大幅な負荷喪失後の所内単独運転移行と原子炉１基のトリップ事象時の健全モジュール側運転継
続に関しても運転が維持できる見通しである。なお、大型炉は大幅な負荷喪失事象が対象となるが、過渡特性は中型モジュール炉と系統、制御系構成が同等であることから、負荷喪失事象の運転性に特段の問題はない。
(2) 保守・補修性
(i)

定期検査
大型炉の標準定期検査では、1 次系主循環ポンプの分解点検、燃料交換作業およびＣＲＤ
性能試験等がクリティカル工程となり定期検査期間は 41 日となる。また、２回に 1 度の標
準外定期検査では、回転プラグ分解点検期間 10 日と格納容器全体漏えい試験 5 日を考慮して 54 日となる。これらより、２回の平均定期検査期間は 47.5 日となる。
また、中型モジュール炉の標準定期検査では、タービン点検がクリティカル工程となり、定期検査期間は 31 日となる。標準外定期検査では、回転プラグ分解点検、燃料交換作業、格納容器全体漏えい試験等がクリティカル工程となり、定期検査期間は 44 日となる。中型モジュール炉ではタービン 1 基に対して原子炉 2 基の構成となっているため、原子炉が 1 基
定期検査中であっても他の原子炉での出力 50％運転が可能である。タービン 1 基と原子炉 2基をシリーズで定期検査するケースにおいて、プラントの出力停止期間が最短となり、平均
定期検査期間は 37.5 日となる。

(ii) ISIナトリウム冷却炉では、軽水炉と同等の安全性を確保したうえで、ナトリウムの特徴（冷1495

却材：低圧、低腐食性等、設計：２重管、ガードベッセル等）を考慮した検査方針としている。
冷却材として使用するナトリウムは広範囲の運転温度に対して飽和蒸気圧が非常に低い
ため、システムは比較的低い圧力で運転される。また、ナトリウムを保持するシステムのバ
ウンダリの構造材料は、使用する温度領域において十分に高い破壊強度に設計され、ナトリ
ウムが系外に出た場合は、空気と反応するため微量であっても検出することができる。これらから、ナトリウムを保持するシステムバウンダリの ISI は、ナトリウム漏えいの連続監視を基本とした。
大型炉および中型モジュール炉の検査対象は、軽水炉と同様に、第 1 種機器、第 2 種容器、第 3 種機器、第 4 種機器およびその支持構造物、炉心支持構造物とし、検査間隔は 10 年に設定した。
(iii) 保守
保守方針としては、予防保全と事後保全を適切に組み合わせることや運転中保守（オンラインメンテナンス）の導入による定期検査期間の短縮により、費用の極小化を図った。この方針に基づき、大型炉および中型モジュール炉について、電気事業法やそれ以外の法規による定期検査項目、自主点検項目を整理し、保全周期や保全内容を設定した。
(iv) 補修
すべての機器が補修できることを前提とし、機器の機能や破損形態を考慮して、引き抜き補修が容易な設計、引き抜き補修が可能な設計、万一対応として引き抜き補修を位置づける
設計の３段階の設計対応とすることにより、最も経済性向上に資する補修方法を策定した。
(v) プラント設計への反映方策
ISI、保守、補修計画を実現するためには、原子炉容器、ポンプ組込型 IHX、蒸気発生器の検査用アクセス孔および炉内構造物の検査装置アクセス孔や引抜補修対応等の設計対応が必要である。また、軽水炉で導入されつつある Risk Informed ISI およびき裂進展解析に基づく検査手法の高度化や冷却材中遠隔検査機器や冷却材中直接検査機器の開発を検討する必要がある。
6.6.2 鉛ビスマス冷却炉の運転、保守・補修性(1) 運転鉛ビスマス冷却炉（保守補修性向上型強制循環炉低温化オプション）は、電気出力 750MWe、
原子炉熱出力 1,980MWt、プラント熱効率約 38％の４モジュールプラントでプラント全体電気
出力は 3,000MWe である。
本概念の連続運転期間は約 18 ヶ月となり、設計要求の基準値 18 ヶ月を満足する見通しを得た。また、定期検査期間は 37 日となり、運転期間と定期検査期間からプラント稼働率は約 93%となり設計要求の基準値 93%を満足する見通しを得た。日負荷追従運転については、強制循環炉であることおよび通常運転時は適切な制御系を構成していることにより、日負荷追従運転が可能な見通しを得た。
(2) 保守・補修性
(i)

定期検査

1496

タービン１基に対して原子炉２基の構成となっており、原子炉とタービンを同時に定期検査する場合、1 次系主循環ポンプの分解点検、燃料交換作業およびＣＲＤ性能試験等がクリ
ティカル工程となり定期検査期間は 36.5 日となる。
(ii) 保守・補修性
本概念は、鉛ビスマスの腐食性が強いことを考慮し保守補修性を向上させている。
(a) 対応方針①

機器を引き抜き、外部に搬送可能な機器（ポンプ、熱交換器）は、必要に応じて引き抜いた上で外部に搬送し、検査を実施できるようにしている。なお、引き抜き搬送し外部で検査が可能なポンプ、蒸気発生器に対しては十分な腐食代の確保と ISI等を行うことにより、引き抜き検査は毎定検行う必要はない。

②

機器を引き抜き、外部に搬送ができない機器は、鉛ビスマス中ビューワーによる検査を基本とする。ただし、クラック等の材料欠陥を検査の対象とするナトリウムビ
ューワーに対して、鉛ビスマス炉では表面腐食と材料欠陥が対象となるため、鉛ビ
スマス中ビューワーだけでは十分な検査ができない可能性があり、この場合は以下の直接検査で対応する。

③

直接検査は冷却材をドレンしたあと検査機器を挿入することにより、原子炉構造および安全上重要な機器の構造材を直接検査する。この直接検査が必要な機器は、炉心支持構造（集合体保持部および原子炉容器への荷重支持構造部）、炉上部機構、
炉内配管、（ポンプと高圧プレナム間の配管）とする。原子炉容器は安全上重要な機器ではあるが、炉壁冷却構造を設け低温に保持されており外面からの非破壊検査が可能であることから、内面からの直接検査は行わない。また、検査頻度について
は、設計で十分な腐食代を確保することにより、10 年以上 30 年以内程度の間隔で
実施する。

④

検査対象とする機器・部位は、腐食が発生しやすいと考えられる高温・高流速部位
および安全上重要な機能を有する部位とする。

(b) 直接検査の対応①

炉心燃料は全数を冷却池に退避させる。

②

冷却材のドレンはポンプを引き抜いたあとドレンポンプを液位に応じて降下させながら冷却材をポンプアップする。

③

鉛ビスマスドレンに対応して、移送配管、保管用ドレンタンクを準備する。ドレン
タンクは原子炉容器１基分の容量を準備し、補助建物に隣接（又は同じ建物）に設置する。

④

炉上部機構については構造が複雑であることから、引き抜いたあとメンテナンスピ
ットで検査を行う。このために必要なメンテナンスピット、キャスクを補助建物に
準備する。

⑤

炉心支持構造等については、炉上部機構孔から検査機器を挿入し直接検査を行う。

6.6.3 ヘリウムガス冷却炉の運転、保守・補修性(1) 運転ヘリウムガス冷却炉（被覆粒子燃料型）は、電気出力 1,500MWe、原子炉熱出力 3,203MWt、1497

プラント熱効率約 47％のツインプラントでプラント全体電気出力は 3,000MWe である。
本概念の連続運転期間は約 18 ヶ月となり、設計要求の基準値 18 ヶ月を満足している。また、定期検査期間は 50 日となり、運転期間と定期検査期間からプラント稼働率は 91%となり設計要求の基準値 93%をほぼ満足する見通しを得た。
日負荷追従運転については、タービンバイパス弁で出力制御することにより出力の追随性が可能であり、日負荷追従運転は対応可能な見通しである。
運転制御等については、最新軽水炉プラントの動向を踏まえ、中央監視設備にデジタル技術を適用し、運転支援システムや警報表示システムの改善、運転ガイダンスの適用、プラント起動・停止の自動化、監視操作の統合等によりヒューマンインタフェースを改善し、運転員のワークロード低減の実現を目指す。このためにタービン・発電機系と原子炉系統の運転・監視を同時に行う高度監視制御システムを開発する必要がある。
(2) 保守･補修(i)

定期検査
本概念のクリティカル工程は、主冷却系の点検（タービン交換含む）、燃料交換、格納容器ハッチ漏洩試験、制御棒性能試験、炉物理試験であり、標準点検の定期検査期間は 48 日となった。また、格納容器全体漏洩率試験を実施する標準外点検の定期検査期間は 53 日となり、標準点検 2 回に対して標準外点検１回のサイクルで実施されるため、3 回の平均定期検査日数は 50 日となる。
なお、定期検査期間短縮のため、タービン予備機を１基準備して点検時に予備機と交換する方式を採用している。また、ガスタービンは、現在の軽水炉の蒸気タービンでは、25 ヶ月に 1 回の点検が義務化されているが、本検討では将来の規制緩和により定期検査あたり 4 基のガスタービンうち１基の点検を実施することとしている。

(ii) 保守・補修性
本概念の特徴を考慮した ISI 試験方法等により、軽水炉に近いレベルの保守・補修性が得られる可能性がある。
(a) 耐圧設計を主体とする点では軽水炉とヘリウムガス冷却炉は同じであるので、JEAC-4205（2000）「軽水型原子力発電所用機器の供用期間中検査」を基本としている。
(b) １次系バウンダリの１次系主配管と CRDM 取付部は、ガードパイプやバックアップ
構造でカバーしているため第１種機器の範囲から除外した。なお、バックアップ構造
は、第３種機器の検査を適用する。
(c) 軽水炉には存在しない非バウンダリの炉内機器（主配管の内管など）については、軽水炉の炉心支持構造（炉心領域外の内部取付物）と同等の検査を行う。
(d) 炉内アクセスと検査性の向上を図るために、原子炉容器上鏡部および下鏡部に検査孔を設けた。炉心槽内面、炉心支持構造の側部内面へのアクセスは、一部の燃料を抜くことが必要となる。なお、ISI 装置は既設炉で開発されたものが使用できる見込みであるが、ガス雰囲気の広い空間を任意に移動できる搬送装置の開発は今後の課題であ
る。

1498

(e) 炉内機器やタービンに万一破損が発生した場合、炉内構造およびガスタービンの引抜き補修が可能である。
6.6.4 水冷却炉の運転、保守・補修性(1) 運転水冷却炉は低減速軽水炉（高転換比 BWR 型炉）であり、電気出力 1,356MWe、原子炉熱出
力 3,926MWt、プラント熱効率約 35％のツインプラントでプラント全体電気出力は 2,700MWeである。
本概念の連続運転期間は 18 ヶ月となり、設計要求の基準値 18 ヶ月を満足する見通しである。
また、定期検査期間は 41 日となり、運転期間と定期検査期間からプラント稼働率は約 93%となり設計要求の基準値 93%を満足する見通しである。日負荷追従運転については、現行軽水炉プラントと同等の運転性を有している。
(2) 保守･補修
本概念は、現行軽水炉プラントをベースとしているため、現行軽水炉と同等の保守・補修性を実現可能である。
6.6.5 冷却材の特性
6.6.5.1 構造材料との共存性
ナトリウムは、鉄基材に対して還元雰囲気にあること、Ni 等の微量元素の溶解度が極めて小さ
く 60 年という供用期間では問題にならないことから、エロージョン・コロージョンを考える必要がない。また、酸素濃度の管理も上限管理でよく、設定した酸素濃度以下に管理すれば、還元雰囲気であるために腐食は問題とならない。ただし、高温ナトリウムと低温ナトリウムとが合流する部位については、熱疲労による構造材の割れに注意する必要がある。これについては、十分な経験があり設計対応することが可能であり、また割れが発生しても、ISI あるいは多重構造の採用等により、大規模破損に至る前に修復可能であることから、大きな問題ではない。
ヘリウムガスも充填ガスの純度管理を行うことにより構造材料との共存性は良好であると予想される。ただし、実際の運転では 100％純度管理は不可能であり、微量の酸素等の不純物の混入は避けられない。高温化での構造材料へのこれら不純物の影響を検討する必要はある。また、
850℃という高温に耐え得る材料の開発が必要である。
鉛ビスマスはエロージョン・コロージョンの問題がある。特に Ni 等の金属元素の溶解度が大
きく、構造材料成分が冷却材中に溶融することが懸念されるため、構造材料表面に防護酸化皮膜を形成することで耐腐食性を改善していく必要がある。ただし、冷却材中の酸素濃度が高くなると冷却材中に酸化物が生成され流路閉塞の要因となるため、酸化皮膜が形成可能な酸素濃度を下限とし、冷却材中の酸化物が生成しない酸素濃度を上限とした繊細な酸素濃度制御が必要である。
現状、鉛ビスマスの腐食に耐性を持った鉄基構造材料は未開発である。
また、酸素濃度の上限と下限とを適切に制御する技術も未開発である。特に、高温冷却材が循環する上部プレナムおよび蒸気発生器入口までの複雑な構造物全体にわたり、酸素濃度の上下限を制御する技術、万一腐食生成物が発生した場合にはそれを除去する技術、系統の腐食の程度を把握する技術はいずれも未開発である。これらの技術の進捗度によっては、鉛ビスマス冷却材で1499

はある程度「成り行き」制御を許容せざるを得ないということになる。
水はコロージョンの問題がある。水質管理が確立されてきてはいるものの、微量の不純物の影
響は無視できず、このような環境下でのピン間ギャップ 1mm の運転経験はない。ふげんで、一部のピン間ギャップが 1mm となる燃料バンドルを使用している。しかし、三角配列ではなく、
またすべてのピン間ギャップが 1 mm でもなく、燃料棒の外径も 14.4mm あり、冷却材サブチャ
ンネル流路断面積が大きく、この知見を持ってコロージョンの問題を解決できたとは言えない。
さらに、ステンレス鋼の応力腐食割れ（SCC）の問題もある。
構造材料との共存性という観点からは、ナトリウムそしておそらくヘリウムが良好であり、水、
鉛ビスマスは劣るということになる。
6.6.5.2 ISIナトリウムの欠点の一つは冷却材そのものが不可視であることである。この点は鉛ビスマスも同様であり、密度が 10 倍あることからナトリウムよりもさらに可視化技術は難しいと言える。
一方、ヘリウムガスや水は冷却材そのものが透明であり、ナトリウムに比べて ISI ははるかに容易である。
問題は供用期間中に本当に必要な ISI がどの程度発生するかということになる。前節で述べた
ように、ナトリウムは鉄基材に対して還元雰囲気にあるため、化学的な反応あるいは溶解により欠陥が発生することは少ない。また、常圧に近い所で使用するため、圧力による欠陥の発生も少ない。つまり、供用期間中に必要な ISI の機会は高圧系の冷却材に比べて少なくなることが期待できる。この点について、「常陽」の 1 次系機器交換作業により取出された機器等の材料検査を行うことで明確な事実を得られるものと考えている。
さらに、可視光線ではないが超音波を利用して可視化する技術、あるいは内部線源を利用して可視化する技術も開発が進んでいる。このような点から、ISI が決定的にナトリウムの経済性を悪化させる要因とはならないと考えられる。
6.6.5.3 冷却材の化学的活性(1) 冷却材の漏えい
水、ヘリウムは空気雰囲気中に漏えいしても酸素と化学反応を起こさない。また、鉛ビスマ
スはゆっくりと酸素と反応するため、反応自体は問題とはならない。さらに、鉛ビスマスでは中間系を持たず蒸気発生器を原子炉容器内に設置できるため、漏えい部位を原子炉容器に限定することが可能である。ナトリウムは空気雰囲気中に漏えいすると、酸素と化学反応を起こして白煙を生じる。
冷却材漏えいの原因の一つとなる冷却材圧力の点からは、ナトリウムは常圧で使用され構造材との共存性も良いため、高圧系の配管で考えるような配管のギロチン破断を考える必要がな
い。さらに、LBB を期待できる材料を採用している点からもカタストロフィックな破断を想定する必要がない。したがって、慎重に設計されていれば、ナトリウムの漏洩は短時間で終息させることができる。また、空気雰囲気での反応は急激には起こらないので、漏洩の検出の点でも有利である。
高圧系の冷却材であるヘリウムの場合には、完全に系統内に閉じ込めることは工学的に不可能である。系統からある程度の微小リークを許容する「常時リーク」を前提とした設計となっ1500

ており、このリークと機器等の損傷から生じたリークとを明確に弁別する方策が必要である。
微小リークの拡大の検知という予防保全の観点から重要な点であるがこれは容易ではない。
一方、漏洩後の修復は漏洩の規模にもよるがガスや水は容易であるのに対し、ナトリウムおよび鉛ビスマスはこれらほど容易ではない。これは高圧系のガスや水に比べて、低圧系である
ものの空気との化学反応に対する対策を必要とするからである。しかし、低圧系のため急激な漏洩は起らず、漏洩挙動そのものは穏やかであるため、対策を取ることができる。この対策としては配管をカセット方式で換える方法、漏洩が拡大する前に検知し修復部位を局限する方法、
内管と外管との間隙を区画化する方法等があり、これらを導入する必要がある。この結果、配管漏洩に対し、事故原因・材料手配・許認可対応に要する時間を無視すると、軽水炉配管では3 週間程度、ナトリウム炉配管でも上記区画化で漏洩影響部位を限定できるため軽水炉配管と同程度となる。したがって、冷却材の漏洩に関しては軽水炉並とすることができる。
(2) 冷却材・水反応
鉛ビスマスは水とは反応せず、水中の溶存酸素と反応して酸化物を生成する。しかし、この生成量を概算してみると、系統に影響を与えるほどの反応生成物は生成しない見通しが得られている。
ナトリウムでは蒸気発生器における冷却材・水反応がある。これは、鉛ビスマス、ガス、水では考慮する必要のない事項である。
ナトリウムでは、まず、ナトリウム・水反応の原因となる伝熱管の損傷を防止する必要がある。このためには、伝熱管を 2 重管化することにより、ナトリウムあるいは水それぞれの漏洩の早期検出を行い、ナトリウム・水反応を生じないようにすることができる。
一方、万一ナトリウム・水反応が生じた場合には、特に反応生成物による伝熱管の損傷が問題となる。ナトリウム炉を運用面で他の炉と近付けるためには、ナトリウム・水反応を破損伝熱管 1 本に局限できることが重要である。これは、多数本の伝熱管が破損することで、事故そのものの影響が大きくなることと、事故後の修復の手間が大きくなることとを避けるためである。このためには、高感度の水素計による破損の早期検出や水側の早期ブローダウン方策が重要であり、一部研究開発が必要なものの、現状技術で可能な範囲である。ナトリウムの場合、他の冷却材と異なり化学反応のある分修復にも時間がかかる。例えば、蒸気発生器での水リークに対して、事故原因・材料手配・許認可対応に要する時間を無視すると、軽水炉の蒸気発生器では 10 週間程度、ナトリウム炉の蒸気発生器では２次系ナトリウムの純化を除くと 17 週間程度となる。したがって、蒸気発生器での水漏洩に対しては、軽水炉の 2 倍弱の時間を要することになるが、先に述べた水漏洩防止方策を施すことにより、軽水炉並以上の稼働率を挙げる
ことができるものと考えている。

1501

1502

経

資
・
環

42% / 4%1.03

42% / 4%

1.10

－

＊＊

＊

***

***

運転・保守補修性

平均定期検
査日数

37日(中)～47日(大)

37日

41日
（次世代軽水炉と同等）
経：経済性 資：資源有効利用 環：環境負荷低減 運：運転･保守補修性(大)：大型炉 (中)：中型炉

50日

次世代軽水炉と同等

相対値:100%程度（次世代軽水炉と同等）

未検討

可 **

次世代軽水炉と同等

36.5ヶ月

相対値：96％

可能性あり

可*

－

51ヶ月

相対値：98％可能性あり

可*

11.4t/GWe

1.05

35% / 3%287℃

日負荷追従運転が可能
日負荷追従運転が可能である見通し日負荷追従運転が可能である見通しである見通し低圧システムの特長を活かし、Naの化学的反応を考慮して二重管、 Heガスが透明である特Pb-Biの腐食性が強いこ
長や高圧システムを考
ガードベッセル等多重化した設計とを考慮した設計
慮した設計

***

5.9t/GWe

1.10

38% / 3%

445℃

93%程度

18ヶ月

45 GWd/t

88 GWd/t

MOX燃料(1,356MWe)

次世代軽水炉と同等

可能性あり

可*

7.0t/GWe

1.11

47% / 3%

850℃

93%程度

18ヶ月

105 GWd/t

154 GWd/t

窒化物燃料(750MWe)

現行軽水炉の設置許可申請書と同程度である見通し

38ヶ月(中)～46ヶ月(大)相対値：88％(大)～93％(中)

可能性あり

可*

5.1t/GWe(大)1.03(大)42% / 4%

550℃

91%程度

18ヶ月

69 GWd/t

121 GWd/t

窒化物燃料(1,500MWe)

水冷却炉

－

－

***

4.9t/GWe(大)1.11(大)42% / 4%550℃

93%程度(大)22ヶ月(大)153GWd/t(大)153GWd/t(大)平衡期炉心［経済性重視］鉛ビスマス冷却炉

運転・廃炉廃棄物

20万円/kWe

建設単価

550℃

550℃

93%程度

22ヶ月(大)134GWd/t(大)149GWd/t(大)導入期炉心［資源重視］

ヘリウム冷却炉目標
36ヶ月(中)42ヶ月(大)

－

FP核変換

95%程度

95%程度

可*

26ヶ月

27ヶ月(中)26ヶ月(大)可*104GWd/t(中)115GWd/t(大)86GWd/t(中)90GWd/t(大)6.2t/GWe(中)5.8t/GWe(大)146GWd/t(中)150GWd/t(大)150GWd/t(中)147GWd/t(大)6.3t/GWe(中)5.7t/GWe(大)平衡期炉心［経済性重視］導入期炉心［資源重視］

金属燃料（高出口温度型）

(1/2)

建設工期

－

目標 1.2

増殖比

MA燃焼

-

熱効率/所内負荷率

目標
7t/GWe-

出口温度

初装荷Pu-f量93%

稼働率

60GWd/t

全炉心平均(ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ含む)

18ヶ月

150GWd/t

炉心平均

連続運転期間基準値

目

MOX燃料（高内部転換型）

ナトリウム冷却炉 / 中型ﾓｼﾞｭｰﾙ(750MWe)～大型(1,500MWe)

各炉の設計要求達成度

高速炉MA均質ﾘｻｲｸﾙ平衡期組成(MA含有率1wt%程度)、LWR使用済燃料組成(MA含有率最大5wt%程度)のいずれにも対応可能。
高速炉MA均質ﾘｻｲｸﾙ平衡期組成(MA含有率2wt%程度)、LWR使用済燃料組成(MA含有率最大4wt%程度)のいずれにも対応可能。
＊＊＊ 自己生成分のLLFP(I-129とTc-99)の核変換は可能性あり。

炉
心
に 環
よ
ら
ず
共
通 運

炉
心
毎

経

燃
焼
度

項

設計要求

表６-１

1503

炉
心
に
よ
ら
ず
共
通

核拡散抵抗性

主な開発課題

技

炉心損傷発
生頻度

不

リス
ク評
価

－

基準値

－

－

10-6／炉年未満－－

炉心損傷防 受動的安全
止
方策

安全評価

目

機械エネ
ルギー発
条件 影 生防止
響緩和 安定冷却
と閉じ込
め

安 拡張

設計

設計
基準
事象

項

設計要求

各炉の設計要求達成度

導入期炉心［資源重視］

平衡期炉心［経済性重視］窒化物燃料(1,500MWe)

ヘリウム冷却炉

(2/2)

窒化物燃料

(750MWe)

鉛ビスマス冷却炉

自然循環崩壊熱除去＋SASS

自然循環崩壊熱除去
SASSは不要(時定数が大きくAM
期待可能)

MOX燃料

(1,356MWe)

水冷却炉

ナトリウム原型炉等での経験が活用可能
炉固有の問題は特に無い

・ＯＤＳ鋼
・１２Cr系鋼
・蒸気発生器・ＩＳＩ＆Ｒ

炉容器室壁面の冷却機能強化により保持可能性あり

炉容器内で保持可能。
炉容器破損時にも格納容器内AMで対応
可能。

安：安全性

不：核拡散抵抗性

技：技術的実現性

先行熱中性子炉の経験 ナトリウム炉の経験が 次世代軽水炉と同等が活用可能、活用可能、
炉固有の問題は特に炉固有の問題は特に炉固有の問題は特に
無い
無い
無い
・防食技術
・被覆粒子燃料(耐食性材料含)(再処理/製造技術含) ・保守補修技術
・被覆管材料・単軸縦型タービン・窒化物燃料・安全技術開発
・３次元免震・３次元免震(燃料挙動等)・安全技術開発
・安全技術開発(ｺｱｷｬｯﾁｬ等)(燃料挙動等)

炉心損傷発生頻度10-6／炉年未満を達成できる見通しを得た。

炉容器下部プレナム体積増加、多段の受け皿によるコアキャッチャの 炉外コアキャッチャ
設置の設置

損傷炉心の昇温・昇ボイド反応度を６ドル程度に制限 ボイド反応度を８ドル程度に制限
燃料損傷時に燃料が浮 下部プレナム部には圧に伴い燃料流出し、溶融燃料の早期流出が可能な集合 溶融燃料の早期流出を可能とする
上し再臨界を回避でき 中性子吸収材設置を
再臨界を回避できる体(炉外・炉内試験実施中)
ために下部軸ブラの短尺化る可能性ありと推定
検討中可能性ありと推定

自然循環崩壊熱除去＋
高温型SASS

各システムに代表的な事象について、安全解析により主要な安全設備設計実現の見通しを得た。

平衡期炉心［経済性重視］金属燃料（高出口温度型）

自然循環崩壊熱除去＋SASS(炉外・炉内試験実施中)

導入期炉心［資源重視］

MOX燃料（高内部転換型）

ナトリウム冷却炉 / 中型ﾓｼﾞｭｰﾙ(750MWe)～大型(1,500MWe)

表６-１

1504

42
36
48
36.5

23.4
27.2
19.6
19.2
18.0

水冷却大型 MOX 炉

44

45.5

27.8

Na 冷却大型ﾙｰﾌﾟ型炉
MOX 燃料炉心プラント
Na 冷却大型ﾙｰﾌﾟ型炉
金属燃料炉心プラント
Na 冷却中型ﾓｼﾞｭｰﾙﾙｰﾌﾟ炉
MOX 燃料炉心プラント
He 冷却炉
被覆粒子燃料炉心プラント
Pb-Bi 冷却炉(ﾓｼﾞｭｰﾙ)強制循環
窒化物燃料炉心プラント

定検期間
（日）

運転ﾊﾟﾀｰﾝ長
（月）

1

2

1

2

1

1

原子炉設備
定検回数

1.54

2.03

0.93

1.47

1.35

1.17

修繕費率
(%/年)

140

146

140

146

140

140

運転要員数
（人）

各冷却材プラントの運転維持費関連データ

プラント名

表 6.2-1

1.3

1.3

1.3

1.3

1.3

1.3

諸費率
（%）

1505

低レベル廃棄物

極低レベル廃棄物

2

3

309.3

46

0.4

0.1

0.05

1500MWe

372.2

55

0.5

0.13

0.08

ュール炉
1500MWe

Na 中 型 モ ジ

416.8

62

0.4

0.3

0.02

1500MWe

重金属炉

376.3

41

1.2

0.1

0.08

1124MWe

ガス炉

ヘリウム

廃炉廃棄物発生量の比較

492.8

53

1

0.2

0.01

1100MWe 級

BWR

451.1

49

0.3

0.3

0.02

1100MWe 級

PWR

968.8

13

1

1.2

0.3

160MWe 級

ガス炉

炭酸（単位：万トン）＊各冷却材プラントとも、冷却材そのもの、あるいは冷却材の処理に伴い発生する廃棄物は、廃棄物として考慮していない。

物の発生量の試算例）による。

＊ BWR 、PWR 、炭 酸 ガ ス 炉 の 廃 棄 物 量 は 、原 子 力 環 境 整 備 セ ン タ ー「 放 射 性 廃 棄 物 デ ー タ ブ ッ ク 」（原子力発電所の解体廃棄

発 生 量 （ t /MWe ）単位出力当たりの合計廃棄物

う必要のない廃棄物

放射性廃棄物として扱

高β・γ廃棄物

1

4

廃棄物区分

No.

Na 大 型 炉

表 6.3-1

1506

75

低 レ ベ ル 廃 棄 物 （ m 3 /y）100

8

ヘ リ ウ ム ガ ス 炉 の 固 体 廃 棄 物 発 生 量 は 、 1500M We へ の 換 算 値

5高 β γ 廃 棄 物 （ m 3 /y）

固体廃棄物発生量

ール炉

Na 中 型 モ ジ ュ

運転廃棄物発生量の比較

Na 大 型 炉

表 6.3-2

112

6

重金属炉

98

8

ヘリウム
ガス炉

表 6.6-1 運転、保守・補修性

ナトリウム
冷却大型炉

ナトリウム
冷却中型モ
ジュール炉

MOX 燃料高MOX 燃料高

内部転換型

内部転換型

1,500

750

3,530

モジュール数
タービン数

鉛ビスマス

ヘリウム

冷却炉

ガス冷却炉

保守補修性向上

水冷却炉
（低減速
軽水炉）

被覆粒子

高転換比

燃料型

BWR 型

710

1,500

1,356

1,765

1875

3,203

3,926

2

4

4

2

2

2

2

2

8

2

3,000

3,000

2,840

3,000

2,700

プラント熱効率

約 42％

約 42％

約 38％

約 47％

約 35％

プラント運転

26 ヶ月

26 ヶ月

18 ヶ月

18 ヶ月

18 ヶ月

サイクル

4 バッチ

4 バッチ

7 バッチ

6 バッチ

定期検査期間47.5 日37.5 日

37 日

50 日

41 日

プラント稼働率

約 94％

約 96％

約 93％

約 91％

約 93％

型

式

電気出力
（MWe）
原子炉熱出力
（MWt）

プラント電気出力
（MWe）

1507

型強制循環炉低温化オプション

120
目
標
値

建中利子
総係費
現場経費

100

80

4.19
7.61

4.14
7.52

23.37

23.18

2.99
8.19

）

0

23.74

23.87

22.80

11.67

11.65

11.65

12.28
11.67

22.21

21.66

24.25

5.78

5.54

6.19

6.32

LNaH炉

LNaC炉

MMNaH炉

LNaM炉

19.78

32.44
23.95
11.12

8.28

LHe炉

MMPB炉

図6.2-1 各プラントの経済性評価結果

1508

エンジニアリング費
建設用資材
冷却材等
その他設備
電気設備
ﾀｰﾋﾞﾝ発電機設備
原子炉設備
構築物等

1.22

（

相
対
値 20

3.83
8.37

4.06
7.38

23.97
建 60
設
単
価
40

5.33
8.38

7.

小型炉

7.1 小型炉に対するニーズと設計要求および対応方針
実用化戦略調査研究では、経済性、安全性など開発目標達成の見通しを有する高速増殖炉概念の構築に向けて、冷却材種類（ナトリウム、重金属、ガス、水など）や、出力規模（大型炉、中型炉、小型炉）をパラメータに、各炉型の特徴を最大限活用することを目指した検討を行っている。［1－15］基幹電源として使用する大型炉および中型炉では、2.章「ナトリウム冷却炉」などに示すように、革新技術の導入、スケールメリット効果および共用化・量産効果の活用により、経済性の目標である建設単価 20 万円/kWe（発電単価 4 円/kWh）を達成できる見通しを得た。
一方、小型炉（一般に 300MWe 以下）では、スケールデメリットにより建設単価が増加する
が、上記のように電力需要への柔軟な対応や、投資リスクが小さいなどの特徴を有している。このため分散電源および電源以外の多目的利用を想定して、固有の安全特性、受動的安全性などの特徴を活用した概念検討を行う必要がある。
フェーズⅠ（平成 12 年度）では、小型炉の導入ニーズなどの検討をもとに、経済性、安全性、
炉心寿命などに係る基本方針を設定するとともに、安全性および長寿命炉心などの要求条件を達成できる小型炉概念として、図 7.1-1 に示すようにナトリウムおよび鉛ビスマス冷却小型炉を摘出した。
本項では、フェーズⅠでのマーケットニーズに係る調査結果をもとに、小型炉の設計要求および対応方針や、マーケットニーズ対応の具体化方策をとりまとめた。
7.1.1 マーケットニーズ調査
近年、電力自由化への対応や、エネルギー需要との整合性の観点より、電力需要に柔軟に対応
でき、投資リスクの小さい分散電源の導入が重要視されている。また、原子力シェアの維持、拡大をねらって、原子力による水素製造、熱供給などの多目的利用が注目されており、スケールメ
リットを指向した大型炉に代えて、小型炉の検討が進められている。
フェーズⅠでは、小型炉の建設実績、
TMI－2 および Chernobyl 事故以降の小型炉分野の状況、
米国で実施中の 21 世紀における原子力利用のあるべき姿を模索する NERI 計画などの調査を行い、以下のように小型炉の導入ニーズをとりまとめた。
①

今後、導入されるべき新エネルギーシステムは、環境保全に配慮するとともに、高効率（省エネルギー）および既存の発電システムと競合できる経済性を達成する必要がある。

②

発電のみでなく、蒸気および熱を積極的に利用して、高効率を達成するコジェネレーションの分野が拡大すると予想される。その動力システムとして有力な燃料電池およびガスタービン（天然ガス）と比較すると、原子炉は、少ない燃料で長期間運転可能な特徴を主張すべきである。また、大型炉と比較して、設置数の増加が予測されるため、定期検査時における運転員負担の軽減や、燃料サイクル設備との間の燃料輸送回数の低減などの観点より、燃料交換頻度を低くすることが望ましい。この観点では、熱中性子炉よりも液体金属
冷却高速炉のほうが燃料交換サイクルの長期化に適合している。

③

発電と異なり、熱供給は長距離輸送への対応が困難であるため、需要地に近接して供給源を設置する必要がある。また、日常生活で必要な供給温度は 100℃程度であるが、産業分
野で使用する場合には、高温ほど使用範囲が拡大する傾向にある。よって、軽水炉よりも、

1509

液体金属冷却炉、更には高温ガス炉の方が高温の蒸気および熱を供給することが可能で、適用範囲が拡大する。
④

需要地に近接して原子炉を設置する場合には、固有の安全特性、受動的安全性を備えて、自然現象によるプロセスで異常事象が終息することが実証され、社会に広く受容されることが必要である。

⑤

燃料交換サイクル長期化の必要性について、設置場所へのアクセス条件によって様々なパターンが考えられる。毎年の燃料交換から、寿命中燃料交換不要までを選択肢として、経済性、安全性、核不拡散性などの観点より検討する必要がある。

これらの調査結果を参考にすると、小型炉の導入ニーズとして、以下の項目が考えられる。
（国内向け）a.

送電ロス、送電コストの低減（島しょう部、電力需要都市への近接立地）b.

投資リスクの縮小c.

多目的利用（燃料電池自動車への高純度水素の供給、発電と合せた熱供給）（輸出向け）
a.

分散電源

b.

投資リスクの縮小c.

多目的利用（海水淡水化、寒冷地の熱供給など）

7.1.2 設計要求と対応方針
上記のマーケットニーズ調査を受けて、分散電源への使用（発電）を前提に、安全性、経済性、
環境負荷低減、資源有効利用、核不拡散性、運転・保守補修性の観点より、以下に示す小型炉の設計要求と対応方針を設定した。このうち、安全性について、(a)項「基本方針」以外は、基幹電源（大型炉および中型炉）と同じである。平成 15 年度までの検討についてはここに記載する設計要求と対応方針に従った検討を行った。平成 16、17 年度の検討については目的および需要に応じて特定の魅力に特化した概念の検討を行うため、設計要求を目的別に設定した検討を実施した。平成 16、17 年度に検討を行った概念の検討方針については各概念の設計検討の部分において説明する。
(1) 安全性(i)

設計要求(a) 基本方針
小型炉の有する固有の安全特性、受動的安全性を極力活用し、事故の防止、影響緩和方策を図った設計とする。
(b) 安全要求（決定論的安全要求）
開発目標で掲げる高い安全性を実現するために、多重・多様化を強化した能動的安全設
備に加え、必要に応じて受動的安全機能を導入するとともに、仮想的な炉心損傷時の影響を原子炉容器内あるいは格納容器内で終息させる設計とする。
（確率論的安全要求）
決定論的安全要求を補完する目的で、炉心損傷発生頻度の要求値である 10-6/炉年未満を達成できる見通しを示す。更に、炉心損傷あたりの格納機能の非信頼度を十分低く維持で1510

きる見通しを示す。
(c) 安全設計の原則
原則として、現行軽水炉に適用される基準、指針類および高速増殖原型炉「もんじゅ」の安全審査で適用された基準、指針類、高速増殖実証炉の設計研究における考え方を参考にして、選定した冷却材、燃料およびプラント概念の特徴を考慮した設計とする。
(d) 原子炉停止機能への要求
原子炉停止系には受動的な炉停止能力（SASS など）、または、事象進展緩和を可能とす
る受動的機構（GEM など）を付加するとともに、運転員の介在による事象終息が可能な設計とする。なお、1 時間程度の短時間（基準値）で炉心損傷に至らないシステムの場合には、受動的な炉停止機能を不要とすることが可能である。
(e) 崩壊熱除去機能への要求
炉停止後の崩壊熱除去機能について、多重性あるいは多様性を持たせるとともに、全交
流電源の喪失を想定しても炉心冷却が可能な設計とする。また、事故管理方策により、機能回復が図れる設計とする。
(f) 炉心損傷に対する格納機能の確保
代表的な炉心損傷事象に対し、選定したプラント概念および着目する事象の特徴を考慮して、合理的にリスク低減を図れるように以下の対策を講じることにより事故影響を局限化する。
①

炉心損傷の事象推移過程において再臨界に伴う有意な機械的エネルギー発生を防止可能な対策を講じる。
（再臨界防止）②

更に、事故後の融体整定、熱除去、放射性物質の閉じ込めを可能な限り原子炉容器内で達成し、格納施設への熱・機械的負荷を大幅に緩和して放射性物質の閉じ込め能力を確保することにより、炉心損傷の有意な影響を周辺環境に及ぼさない設計とする。

(g) 個別要求
ナトリウムおよび鉛ビスマス冷却炉の冷却材の差異に基づく、個別要求は以下のとおりである。
（ナトリウム冷却小型炉）①

低圧系の特徴を活かして、漏えいの原因となる異常を極力排除する。漏えいを仮定
しても静的機器により冷却材を確保して炉心冷却が可能な設計にするとともに、漏えいの影響を局限化する。

②

SG では、伝熱管破損に伴う水リークが炉心の安全性を損なわないように、発生防止および発生時の拡大防止の両面から十分な対策を施す。また、異常の早期検出と水系の減圧操作により異常の拡大を防止する。

③

炉心損傷の影響について、ナトリウムの高い伝熱特性を活かして原子炉容器内で終息を図る。

（鉛ビスマス冷却小型炉）①

低圧系の特徴を活かして、漏えいの原因となる異常を極力排除する。漏えいを仮定
しても静的機器により冷却材を確保して炉心冷却が可能な設計にする。

②

腐食性が高く、比重が大きい重金属の特徴に配慮した構造設計、耐震設計を行う。

1511

③

SG 伝熱管破損時にも 1 次系への蒸気侵入の影響が炉心の安全特性を損なわない設計とする。

④

炉心損傷の影響について、重金属の高い伝熱特性を活かして原子炉容器内で終息を図る。

(ii) 対応方針(a) 基本方針
低線出力密度、低冷却材密度係数、ドップラー反応度および制御棒軸伸び反応度など負の反応度フィードバック、冷却材の自然循環性能などを活用する。ただし、炉心小型化の観点より、基幹電源と同程度の冷却材密度係数を許容する選択肢もあり得る。
(b) 安全要求（決定論的安全要求）
多重・多様性を考慮した能動的安全設備に加えて、受動的安全機能（SASS、RVACS など）を導入するとともに、コアキャッチャーなどを設置して、仮想的な炉心損傷時の影響をプラント内で終息させる設計とする。
（確率論的安全要求）
基幹電源の設計対応を視野に入れて、炉心損傷発生頻度の低減や、炉心損傷あたりの格
納機能の非信頼度を低く抑えるために、プラント設計の中で適切な設計対応を取込む。
(c) 安全設計の原則
基幹電源と同じである。
(d) 原子炉停止機能への要求
独立 2 系統の能動的炉停止系により 10-6/炉年未満の炉心損傷頻度を達成する。さらにSASS または緩慢な事象推移の特徴を利用したシステムにより炉心損傷を防止する。
(e) 崩壊熱除去機能への要求
能動的冷却機能および安全系局限化をねらって、全交流動力電源の喪失に対応可能な完
全自然循環の崩壊熱除去系の構成を検討する。特に、自然循環性能に関連して、低線出力および低圧力損失の炉心とする。
崩壊熱除去系は、10-6/炉年未満の炉心損傷頻度を達成するために、必要に応じて、ナトリウム配管が不要で、原子炉を直接冷却する RVACS を有効利用する。
(f) 炉心損傷に対する格納機能の確保
炉心構造の工夫などにより炉心損傷の発生を想定しても、再臨界を回避し、原子炉容器
内にて炉心損傷の影響を終息できる設計対応とする。
(g) 個別要求（ナトリウム冷却小型炉）①

基幹電源と同様に、すべてのナトリウムバウンダリをガードベッセル、外管などで格納し、漏えいを仮定しても上記の静的機器により冷却材を保持して炉心冷却や、漏えい影響の局限化が可能な設計とする。

②

SG 伝熱管破損について、基幹電源と同様に 2 重管 SG（2 次系設置）により DBE における水リーク発生防止、または小型炉おいてナトリウムインベントリが小さい特徴を生かし早期検知により水リークの影響拡大防止を行う。

1512

③

炉心損傷の影響について、軸方向ブランケットのない燃料の特徴を活用して、炉心槽下端のコアキャッチャーにより溶融燃料を保持・冷却できるようにする。

（鉛ビスマス冷却小型炉）④

原子炉容器内に冷却系機器を集約することにより、冷却材バウンダリ面積を縮小する。

⑤

原子炉容器内に鉛ビスマス純化系などを設置し、腐食対応を図る。

⑥

SG は炉心槽上部に設置し、伝熱管破損時の水蒸気の廻り込みを防止する。

(2) 経済性(i)

設計要求
各利用分野における他のエネルギー源と競合可能な経済性を確保する。分散電源として利用する場合には、送電経費など削除可能なコストを考慮して、要求値を設定する。また、電熱供給など多目的利用を促進することにより、エネルギー効率を向上したシステムを構築する。
経済性に係る要求値、目標値、基準値は、以下のとおりである。
(a) 要求値
・

発電単価：5.5 円/kWh（分散電源として利用）

・・

燃料交換間隔：10 年以上
プラント寿命：60 年(b) 目標値
・

建設工期：20 か月以内

・

燃料交換間隔：30 年以上(c) 基準値
・

建設単価：35 万円/kWe

・

稼働率：95%以上(ii) 対応方針(a) 要求値
1)

発電単価
建設単価、燃料交換間隔、稼働率などの指標を満足させることにより、達成する。

2)

燃料交換間隔高速炉特有の高い内部転換性能を活用して、10 年以上の長寿命炉心を構築する。

3)

プラント寿命基幹電源と同様に、炉心槽および原子炉容器の中性子照射量、熱交換器伝熱管の腐食
しろ、熱過渡事象の想定回数など、60 年寿命に相当する数値を使用する。

(b) 目標値
1)

建設工期
建設単価低減に関連して、出力規模の小さい特徴を活用することにより、機器数の低減および機器の小型化などの設計対応を取込む。また、工場製作範囲の拡大、大型ユニット工法および船殻構造の適用により、建設工期の短縮を図る。

1513

2)

燃料交換間隔10 年以上の要求値に対して、炉心性能、経済性などとのバランスを考慮して、適切な燃料交換間隔を設定する。

(c) 基準値
1)

建設単価
炉心性能の向上や、システム簡素化（ループ数低減、機器合体、BOP 簡素化）などを取込むとともに、安全性および長寿命炉心の許容する範囲で、出力を増加し、スケール
メリット効果を利用する。また、多数基設置に伴う BOP 設備の共用化および習熟効果
により、更なる建設単価の低減を追求する。

2)

稼働率
機器数の低減および機器の小型化、燃料交換頻度の低減、機械式ポンプに代えて電磁ポンプを採用するなどの対応により、定期検査工程を短縮し、95%以上の稼働率を達成する。

(3) 環境負荷低減
(i)

設計要求
低除染燃料を装荷可能として、サイクルを通じて環境負荷低減を図るが、FP 核変換までは要求しない。
また、運転廃棄物および廃炉廃棄物は、冷却材を含めて、可能な限り再利用できる設計とする。（具体的な設計要求は、基幹電源と同じ）(ii) 対応方針
燃料体積比や、炉心構成の調整などにより、低除染燃料を使用して、所定の安全性を確保
し、10 年以上の長寿命炉心を構築する。
また、運転廃棄物は、燃料交換頻度の低減に加えて、基幹電源を参考に、廃棄物量を低減する。廃炉廃棄物は、基幹電源と同様に、原子炉容器室内に、高β、γ線が発生する元素を含む材料を使用しないように管理することで、解体性の確保を目指す。
(4) 資源有効利用
(i)

設計要求
増殖比よりも、高速中性子炉心の有する高い内部転換機能を利用して、炉心の長寿命化を優先する。また、(3)項に記載したように、MA 核種を混入した低除染燃料を経済的に燃焼可能とする。

(ii) 対応方針(3)項に記載したように、燃料体積比や、炉心構成の調整などにより、低除染燃料を使用して、10 年以上の長寿命炉心を構築する。
(5) 核拡散抵抗性
(i)

設計要求
燃料取扱設備は、核物質防護および保障措置の対応を考慮した設計とする。特に、新燃料および使用済燃料に対して、意図しない接近を制限可能なように設計対応を行う。

1514

また、プラント概念に応じて、長寿命炉心の利点を活用した燃料交換間隔の長期化、炉心燃料一括方式、炉容器/燃料のパッケージ交換方式など燃料への接近機会の制限方策の適用性も検討対象とする。
(ii) 対応方針
基幹電源と同様の対応方針に加え、長寿命炉心の特徴を活用して、10 年以上の燃料無交換を目指す。具体的には、新燃料および使用済燃料は、UIS を引抜かない、または、燃料出入機などを設置しない限り、原子炉容器から取り出せないように設計する。また、原子炉容器
外では、キャスクなどを利用して、作業員が直接アクセスできないようにする。
燃料サイクル設備（サイト外設置）との燃料輸送は、検討対象外とする。
(6) 運転・保守補修性
(i)

設計要求
幅広い利用と多様なユーザの導入意識を向上するために、以下の目標に向けたシステム概念の構築を目指す。
・

運転の簡素化、自動化、運転制御系の高度化、検査および保守補修が容易な設計を取込むことにより、ヒューマンエラーの防止、保守補修作業量の低減、保守補修作業員の被ばく低減を図る。

・

化学的活性および毒性、放射化など冷却材の個別特徴を考慮して、運転・保守補修性を向上したプラント設計とすること。

(ii) 対応方針
基幹電源と比較して、単位出力あたりの運転・保守補修作業量が増加する傾向にあるが、系統機器の簡素化が可能な小型炉の特徴を活用して、運転・保守補修対象機器数の低減、定期検査期間の短縮による稼働率の向上（95%以上）、作業簡素化により、基幹電源と同程度の運転費を目指す。プラント概念の検討と並行して、小型炉の運転・保守補修の考え方を明示するとともに、それに適合する概念を検討する。
冷却材の個別特徴に関連して、ナトリウム冷却炉では、ナトリウム漏えい対策およびナト
リウム－水反応対策を強化し、事故影響の局限化や、事故後の早期復旧および再起動を可能とする。また、鉛ビスマス冷却炉は、鉛およびポロニウム毒性の調査結果を反映し、かつ、
化学的に不活性な冷却材の特徴を活用して、運転・保守補修性を向上した概念を構築する。
また、発電以外のニーズとして、水素製造、海水淡水化、熱供給などの多目的利用が考えられ、分散電源の設計要求および対応方針と異なる場合があり得る。このうち、水素製造は、
燃料電池自動車向けの高純度水素の供給を目指して、17 円/Nm3 以下の水素製造単価（設定根拠は、7.6 項「FBR 小型炉の多目的利用」参照）を達成する。
7.1.3 マーケットニーズ対応の具体化
7.1.2 項「設計要求と対応方針」に基づき、小型炉の有望なマーケットニーズである発電および多目的利用について、フェーズⅡ開始時における検討方針をとりまとめた。フェーズⅡ検討中における検討方針の変更については 7.2.1 項「フェーズⅡの検討経緯」において説明する。

1515

(1) マーケットニーズ分析(i)

発電（分散電源）「都市近郊での発電」および「島しょう部などの限定された地域での発電（特定規模電気事業）」に分けて、マーケットニーズに対する考え方を整理した結果を表 7.1.3-1 に示す。
［18］
「都市近郊での発電」は、中小規模の基幹電源に類似した概念であり、電力自由化の影響で投資リスクの小さいことが重要視されつつあるが、基幹電源として売り込むためには、発電単価の低減が最も重要で、これの達成度により出力規模が決定される。
一方、「島しょう部などの限定された地域での発電」は、発電ニーズによって出力規模が決定される。島しょう部などの遠隔地に建設するため、発電単価の低減よりも、少ない運転員でも対応できるように、安全対応の容易化、核拡散抵抗性の向上（燃料供給頻度少）、運転・保守補修性の簡素化が重要と考えられる。
各概念で重要度の選定理由が相違するが、安全対応の容易化、核不拡散性の向上、運転・保守補修の簡素化など対応方針は類似しており、マーケットニーズごとに概念を区別する必要性は小さい。

(ii) 多目的利用
燃料電池自動車への高純度水素の供給（国内）、限定地域への低温熱供給（国内外）、水不足地域での淡水生産（国外）を想定して、マーケットニーズに対する考え方を整理した結果を表 7.1.3-2 に示す。ただし、上記のうち、熱供給と海水淡水化は、プラントの BOP 設備に追加する程度で対応でき、プラント仕様への影響は小さい。熱供給および海水淡水化は、多目的利用部分を通常の発電炉の BOP 設備に付加することにより対応可能であるため、これにより原子炉設備に設計要求が追加されることはないと考えられる。
水素製造では、水素製造単価の達成度とニーズにより熱出力規模が決定される。競合相手が多く、水素製造単価（資本費、運転費など）の低減が重要である一方、全国各地に建設するため、少ない運転員でも対応できるように、安全対応の容易化、運転・保守補修の簡素化、
核不拡散性の向上（燃料供給頻度少）が重要と考えられる。すなわち、発電と同様のマーケ
ットニーズが要求される。

(2) フェーズⅡ開始時の検討方針(i)

発電（分散電源）「都市近郊での発電」、「島しょう部などの限定された地域での発電」のいずれも、魅力ある概念を追求し、かつ、早期に建設を開始できることを目標とする。
出力について、150MWe 以上のケースで 5.5 円/kWh 以下の発電単価を達成できる見通しを有することや、現状の特定規模電気事業者の電気容量（20～100MWe）をもとに、フェーズⅡでは、150MWe までの小型炉概念を検討対象とする。
炉心およびプラント概念の検討では、資本費低減以外に、安全性、運転・保守補修性、核拡散抵抗性などの向上も重要視する。

(ii) 多目的利用
水素製造、熱供給、海水淡水化のいずれも、発電と同様に、出力が小さい原子炉において対応可能なため早期に建設を開始できることを目標とする。

1516

また、表 7.1.3-2 に記載のように、マーケットニーズに対する考え方は、いずれの多目的利用も同じであるが、このうち、熱供給および海水淡水化プラントは、既に実用化済みで、BOP 設備に追設するのみで対応できるため、プラント仕様への影響は小さい。
よって、フェーズⅡでは、多目的利用の代表概念の位置付けで、水素製造を取込んだ小型
炉概念を検討対象とする。出力規模は、将来の燃料電池自動車のニーズ、水素製造単価の達成度、水蒸気改質器の物量などの観点より、395MWt（150MWe 相当）を検討対象とする。［7］また、水素製造を効率的に行うために、金属燃料炉心でも MOX 燃料と同程度の炉心出口温度（550℃）を目指すとともに、ナトリウム温度の有効利用や、プラント基本構成の容易性（炉心出口温度を含めて、既往知見ベースのヒートマスバランスで対応可能）を考慮して、発電と併用とする。
(iii) 検討方針のまとめ
マーケットニーズの検討に基づく、フェーズⅡでの検討対象は、以下のとおりである。
（発電）・

用途 ： 都市近郊や、島しょう部など限定された地域での発電

・

出力 ： 150MWe 級および 50MWe 級

・燃料種類 ： 金属燃料、窒化物燃料

・

建設時期 ： 2010 年以降に建設開始（火力代替需要は主に 2020 年以降に発生）（多目的利用）・

用途 ： 水素分離膜を使用した水蒸気改質法や、低温熱化学法による水素製造

・

出力 ： 395MWt（発電と併用）

・

燃料種類 ： 金属燃料

・

建設時期 ： 2010 年以降に建設開始

1517

1518

◎

△1)

・いずれのマーケットニーズも、重要度の選定理由は相違するが、安全対応の容易化、核不拡散性の向上、運転・保守補修の簡素化などの対応方針は類似しており、マーケットニーズごとに概念を区別する
必要性は小さい

◎

◎

△

△

◎

○

離島などの限定された地域での発電（特定規模電気事業を想定）
・系統連結を想定するが、基幹電源よりも重要度大（負 ◎1)
荷変動対応を含む）○
・ニーズに対して、融通性をもって対応できれば良い（ニーズがあれば投資リスクなし。特定規模電気事業
用発電として、20〜100MWeが届け出済み。また、人口30万人以上の中核都市で250MWeが適切と推定）
・低資本費が望ましいが、ニーズによって出力決定○

・35万円/kWe（5.5円/kWhに対応）の要求に対して、◎150MWe以上の出力必要
・50MWeの出力では、共用化および習熟効果により、上記要求達成の可能性有り
運転費低・大型、中型炉と同程度の単位出力あたりの運転費を ◎ ・少ない運転員対応（低燃焼反応度による運転維持作
業の簡素化など）が運転費の低減につながれば良い達成するには運転簡素化（低燃焼反応度による運転維持作業の簡素化など）必要
安全性
・運転費低減以外に、需要地近接に伴い、固有の安全 ○ ・都市近郊立地や、運転員の少ない僻地などでは、固特性、受動的安全性を活用して、安全に炉停止や、崩有の安全特性、受動的安全性を活用して、安全に炉停壊熱除去できる特性のアピールは重要
止や、崩壊熱除去できる特性は重要
環境負荷低減・大型、中型炉と同程度の環境負荷低減を達成すれば △ ・同左
良い（FP消滅などは、受注者側の要求により採用）
・大型、中型炉と同程度の資源有効利用を達成すれば △ ・同左
資源有効利用良い（増殖比などは受注者側の要求により採用）
核拡散抵抗性・大型、中型炉と同程度の核拡散抵抗性を達成すれば ○ ・各地に建設するのであれば重要
良い・ただし、長寿命炉心の採用に伴い、資本費、または、
・核拡散抵抗性の向上（長寿命炉心）により、燃交不要
運転費の低減が核拡散抵抗性につながることが望まを目指す（火力は燃料供給が大変）しい
運転・保守補・運転・保守補修性の向上（簡素化）により、運転費低○ ・運転・保守補修性の向上（簡素化）により、少ない運修性減を目指す
転員による対応を目指す
注1）記号の意味は以下のとおりである。◎：特に重要なニーズ、○：重要であるが2次的なニーズ、△：受注者側の要求で決定すれば良い項目

・電力自由化に合せて重要視されており、基本的に低出力が望ましい（出力規模は、発電単価の達成度によって決定）

投資リスク小発電単価低 資本費（建設単価など）低・ネットワーク間の電力融通によって、重要度小安定した電力供給

経営

経済性

都市近郊での発電発電用小型炉のマーケットニーズに対する考え方

項目

表 7.1.3-1

1519
◎

◎

△

○

◎

◎

◎

◎

○1)

・運転・保守補修性の向上（簡素化）により、供給熱単価低減を目指す

・同左

・原子炉側で達成すれば良く、多目的利用と直接関係せず◎・運転・保守補修性の向上（簡素化）により、淡水単価低減や、少ない（未教育）運転員による対応を目指す・同左(◎) ・同左(△) ・同左

・上記の多目的利用単価を満足できる運転費 (◎) ・同左を達成するには運転簡素化が必要
・ただし、原子炉側で達成すれば良く、多目的利用の影響小・各地に建設するため、安全に炉停止や、崩 (◎) ・同左
壊熱除去できる特性は重要
・ただし、原子炉側で達成すれば良く、多目的利用と直接関係せず
・原子炉側で達成すれば良く、多目的利用と (△) ・同左
直接関係せず・いずれも、多目的利用単価の達成とマーケットニーズ対応が重要

・いずれも実用化済みの技術で、多目的利用を追加しても、プラント仕様への影響小・要求条件の達成度は原子炉側で決定・発電との併用により、ナトリウム温度範囲を有効に利用で・プラント仕様を変更せずに、他利用との組みき、プラント構成が比較的容易（現状知見ベースのヒートマス
合せ容易
バランスで対応可能）
・熱供給、海水淡水化との組み合せも可能
注1）記号の意味は以下のとおりである。◎：特に重要なニーズ、○：重要であるが2次的なニーズ、△：受注者側の要求で決定すれば良い項目。 主に原子炉側への要求条件となり得る項目はかっこ内に記載
注2）多目的利用単価は、水素製造単価、供給熱単価、淡水単価を示す。

他用途との
組み合せ

運転・保守
補修性

核拡散抵抗性

資源有効利用・CO2発生の欠点を有するが、メタンガス燃焼より発生量小（本来、CO2を放出しないことが重要）
・上記以外は、原子炉側で達成すれば良く、水素製造と直接関係せず
・水素エネルギー利用の可能性拡大（水素製造効率増加）
・上記以外は、原子炉側で達成すれば良く、多目的利用と直接関係せず・各地に建設するため、核拡散抵抗性（長寿命炉心）は重要
・上記の対応に伴い、運転費の低減が核拡散抵抗性につながることが望ましい・運転・保守補修性の向上（簡素化）により、水素製造単価低減を目指す

環境負荷低減・上記の多目的利用単価を満足できる運転費を達成するには運転簡素化、水蒸気改質器の保修頻度低減など必要（水素単独で20MWt以上、発電併用で130MWt以上の熱出力により、ガソリンと競合できる多目的利用単価（17円/Nm3）達成の可能性有り）

・競合相手が多いため、出力増加や、水素製造の効率化（高温）などによる資本費低減は重要

・ただし、熱出力は、多目的利用単価2)の達成度とニーズ（全国規模の設置を想定して水素単独で140〜510MWt、発電併用で350〜1300MWtと推定）より決定

・水素ガス輸送を考慮すると、限定地域への供給形態となり得るため重要度大（安定供給できないと車の使用不可）
・電力自由化と同様に投資リスクの小さい低出力が望ましい

海水淡水化

◎

(◎)

(△)

(△)

(◎)

(◎)

水不足地域での海水淡水化（国外） → プラントのBOPに追設するのみ。電気を使用する方法（逆浸透膜法）では、影響なし
・限定地域への供給となるが、供給停止時に △1) ・限定地域への供給となるが、水素、熱と異な △1)も別途の手段有り
り備蓄可能
・同左◎ ・ニーズに対して、融通性を持って対応できれ ◎ば良い・ただし、熱出力は、多目的利用単価の達成
・ただし、熱出力は、多目的利用単価の達成度とニーズ（現状の熱供給事業では最大25万度とニーズ（現状の国外淡水化プラントでは、kWt）より決定
最大10万m3/day、逆浸透膜法で35MWeの電気出力に相当）より決定(◎)
・競合相手が多いため、出力増加などによる (◎) ・同左
資本費低減は重要・ただし、原子炉側で達成すれば良く、多目的利用の影響小熱供給

ガソリンに代えて、燃料電池自動車への高純度水素の供給（国内） 限定地域への低温熱供給（国内外） → プラントの→ 水素製造によって、プラント全体像が変更
BOPに追設するのみ

・各地に建設するため、安全に炉停止や、崩壊熱除去できる特性は重要（水素に対して、原子力の潜在的危険性を目立
たせない）

運転費低

供給単価低 資本費（建設単価など）低投資リスク小安定した供給（具体的利用形態）

水素製造（水素分離膜を使用した水蒸気改質法、低温熱化学法）

多目的利用小型炉のマーケットニーズに対する考え方

安全性

経済性

経営

項目

表 7.1.3-2

MOX燃料・重金属密度が低く、炉心長寿命化に不向き
・融点は高いが、熱伝導率が低いため、運転中の温度は高く、安全
上の裕度小

1520

自然循環方式タンク型炉（2次系あり）（金属燃料）

自然循環方式タンク型炉（2次系あり）

鉛ビスマス冷却炉 （窒化物燃料）

炉心の長寿命化、高い受動的安全性の目標達成が期待できる概念を抽出

強制循環方式
ループ型炉（2次系簡素化導入）ナトリウム冷却炉

窒化物燃料

実用化戦略調査研究（フェーズⅠ）での小型炉概念の摘出フロー

・基幹電源では、安全性が高いと想定される被覆燃料粒子・窒化物
燃料を対象として、システム成立性を追求
・被覆材が多く、内部転換性能が低いため、炉心の長寿命化が困
難・燃料-冷却材の共存性確保、早期導入の観点より、MOX燃料を選
択・MOX燃料は重金属密度が低く、水との組み合せでは内部転換性能も低いため、炉心の長寿命化が困難

図 7.1-1

ガス冷却炉

水冷却炉

金属燃料

設計の基本的な考え方○安全性 ： 炉心損傷の影響を考慮する必要のない高い受動安全性○炉心寿命 ： 目標30年（最低10年）○経済性 ： 他電源と競合可能であること（送電経費を含む）○資源有効性 ： 炉心の長寿命化を優先（高増殖は期待しない）○環境負荷低減 ： 高い燃焼度および低頻度の燃料交換により廃棄物量の低減を目指す○核拡散抵抗性 ： 炉心の長寿命化による封入炉

7.2 小型炉の特性追求
7.2.1 フェーズⅡの検討経緯
フェーズⅠおよびⅡ（平成 12 から 15 年度）では、分散電源および電源以外の多目的利用を想定して、他電源と経済性の競合が可能で、高い受動安全性と長寿命炉心の特徴を有する小型炉概念の検討を行った。
このうち、フェーズⅠでは、電力中央研究所の 4S 炉をスタート条件（出力、温度条件、炉心長寿命化の考え方など）として[21、22]、出力 50MWe 級、金属燃料のナトリウム冷却小型炉および窒化物燃料の鉛ビスマス冷却小型炉の概念検討を行った。ただし、4S 炉の細長形状炉心と異なり、炉心等価直径と高さを同程度として、4S 炉の欠点（長尺燃料、反射体制御の成立性や炉心わん曲挙動の不確かさなど）を解消するとともに、正の冷却材ボイド反応度を有するが、低線出力密度、負の反応度フィードバック、自然循環性能など固有の安全特性および受動的安全性を活用することにより、高い安全性を追求した。また、プルトニウム高富化度差 2 領域炉心を採用して、炉心外側から中央に順次燃焼させることにより、炉心の長寿命化を図った。
ただし、ナトリウム、鉛ビスマス冷却小型炉のいずれも、長寿命炉心および安全性の要求条件を満足できる見通しであるが、50MWe 級の低出力では、スケールデメリットを克服できず、経済性の要求条件（建設単価の目標値：35 万円/kWe）を達成できなかった。[1、6]
よって、フェーズⅡ開始時においては、長寿命炉心と高い受動安全性を確保することを前提として、以下のように検討を進めることにした。また、電源以外に、ナトリウム冷却小型炉を使用した水素製造プラントの概念検討を行った。平成 15 年度までの全体検討フローを図 7.2.1-1 に示す。
①

ナトリウム冷却小型炉：出力増加による経済性向上、魅力ある小型炉の追求②

鉛ビスマス冷却小型炉：中型炉の進捗を視野に入れて、同一の出力条件（50MWe 級）で炉心設計の充実③

多目的利用：ナトリウム冷却小型炉を使用した水素製造プラント概念の明示

平成 15 年度までの検討条件の推移を表 7.2.1-1 に示す。
ナトリウム冷却小型炉については平成 15 年度までの検討において長寿命炉心と経済性の同時追求は限界があることが明らかになったため、平成 15 年度に検討した概念を需要地近接型と位置づけ、用途別に魅力を追求した概念として遠隔地電源型と経済性追求型を並行して検討した。
平成 16 年度以降のナトリウム冷却小型炉の主要な検討条件を表 7.2.1-2 に示す。
鉛ビスマス冷却小型炉については平成 15 年度までは被覆管最高温度を暫定的に 650℃と設定した検討を行ったが、平成 16 年度以降は材料腐食試験の結果を反映して被覆管最高温度を 570℃まで低下させた検討を行った。
(1) ナトリウム冷却小型炉（7.4 項）
フェーズⅡの 5 年間では、「経済性改善の検討（フェーズⅡ－1、平成 13 年度）」、「冷却・制
御方式等の比較検討（フェーズⅡ－2、平成 14 年度）」、「更なる魅力を追求した炉心およびプラントの検討（フェーズⅡ－3、平成 15 年度）」、「用途別に魅力を追求した概念の検討（フェーズⅡ－4、平成 16～17 年度）」の検討を実施した。
フェーズⅡ－1（平成 13 年度）には、出力を 50MWe 級から 150MWe 級に増加して、経済性の向上を目指した。炉心側では、回字型炉心の採用や、線出力密度の増加などにより、燃料

1521

ピン径 9.5mm、10 年寿命の小型炉心を構築した。プラント側では、4S 炉と同じヒートマスバ
ランス、反射体制御・強制循環方式の条件で、タンク型炉（環状型 IHX および電磁ポンプの直列配置）およびループ型炉（炉外の冷却系容器内に冷却系機器を集約）の概念検討を行った。
上記の検討をもとに、タンク型炉は原子炉容器の小型化が可能で、建設単価最小の可能性を有することや、反射体制御方式は不明確な部分が多く、成立性の詳細評価を行う必要があることを明らかにした。[2、7]フェーズⅡ－2（平成 14 年度）には、冷却材循環方式や、反応度制御方式などの主要仕様を選定するために、反射体制御・強制循環方式、制御棒制御・強制循環方式、制御棒制御・自然循環方式の 3 種類の小型炉概念を検討した。炉心側では、照射実績の豊富な範囲の燃料ピン径を用いた金属燃料炉心を採用して、ATWS 発生時に SASS に期待しないで高温整定するために、冷却材ボイド反応度および炉心圧力損失を制限した扁平炉心（径方向 2 領域炉心）を構築した。
プラント側では、いずれの概念も、経済性向上や、安全性確保の観点より、4S 炉のヒートマス
バランスのうち、1 次ナトリウム温度を変更した。また、ISI 向上をねらって、環状型 IHX お
よび電磁ポンプを径方向にオフセット配置したタンク型炉の概念検討を行ったが、電磁ポンプ
取出しの必要性が小さいことや、物量への影響を考慮して、最終的に、環状型 IHX および電磁ポンプの直列配置を選定した。炉内機器構成以外に、経済性や、研究開発のハードル高さなどの観点より、制御棒制御・強制循環方式を採用した。
（主要仕様の選定結果は、7.3 節「小型炉固有の課題への対応方策の検討」参照）[3、8]フェーズⅡ－3（平成 15 年度）には、更なる経済性向上を目指して、冷却材ボイド反応度制
限の緩和により、炉心を小型化するとともに、ATWS 時の高温整定や、20 年の長寿命炉心を満足する小型炉概念を検討した。炉心側では、燃料ピン径 15mm の条件で、出力変動の小さい
重金属密度 3 領域単一 Pu 富化度炉心の採用により、金属燃料で 550℃の炉心出口温度を達成した。プラント側では、上記の炉心を内包するタンク型炉の概念構築を行い、安全上、制御棒
軸伸び反応度を有効活用するために、RVACS 削除などの設計工夫を取込むとともに、小型炉の特徴を活用した ISI 方針を検討した。
フェーズⅡ－4（平成 16～17 年度）には、平成 15 年度までに実施した検討結果を元に、小型炉の魅力を長寿命炉心と経済性追求に用途別に分離してそれぞれ魅力を追求した。長寿命炉を採用した遠隔地電源型の検討では出力 50MWe において重金属密度 3 領域単一 Pu 富化度炉心を採用し 30 年間燃料無交換の炉心を検討した。経済性追求型では大量生産時に基幹電源に匹敵する経済性を追求するため出力 300MWe において重金属密度２領域単一 Pu 富化度の運転
サイクル 2 年のコンパクトな炉心概念を検討した。プラントは遠隔地電源型では燃料 30 年間
無交換の特徴を活かして原子炉容器を簡素化し、冷却系は電磁ポンプ直列 2 基配置による 1 ループ化を採用した。経済性追求型では小型炉において相対的に原子炉容器の空き空間および燃料取扱設備の建設費に占める割合が大きいことを考慮して、IVS を採用により原子炉容器の空き空間を有効活用するとともに炉外の燃料取扱設備を大幅に簡素化した。また、冷却系は遠隔地電源型同様に電磁ポンプ直列 2 基配置による 1 ループ化を採用した。
(2) 鉛ビスマス冷却小型炉（7.5 項）
フェーズⅡの 5 年間では、「経済性改善の検討（フェーズⅡ－1、平成 13、14 年度）」、「更なる経済性改善の検討（フェーズⅡ－2、平成 15 年度）」、「腐食条件変更による影響評価（フェ1522

ーズⅡ－3、平成 16、17 年度）」の検討を実施した。
フェーズⅡ－1（平成 13、14 年度）には、原子炉構造の物量を低減するために、フェーズⅠと同じ出力 50MWe 級、自然循環方式の条件で、燃料一体型炉心に代えて、燃料集合体構造による小型炉概念を検討した。炉心側では、燃料体積比の低減を抑制するために、燃料ピン径15mm、ダクトレス構造、30 年寿命の制御棒内包型燃料を使用した炉心を構築した。プラント
側では、炉心出入口温度などをパラメータとする物量検討をもとに、建設単価最小のヒートマ
スバランスを選定し、原子炉容器などの概念構築を行った。上記の検討より、燃料集合体構造への変更に伴い、炉心槽径が若干増加するが、長寿命炉心および安全性の要求条件を満足できることや、炉上部構造の簡素化など物量低減効果を明らかにした。[2、11、12]
フェーズⅡ－2（平成 15 年度）には、制御棒仕様を重視して、炉心等価直径は若干増加するが、制御棒本数を最適化した 20 年および 30 年寿命の炉心概念を構築するとともに、鉛ビスマ
ス中でも落下可能なように制御棒構造を具体化した。プラント側では、上記の炉心を内包する
原子炉容器などの概念構築を行った。[13]フェーズⅡ－3（平成 16、17 年度）には、最近の鉛ビスマス中の材料腐食試験の実験結果を反映して、フェーズⅡ－2 で検討した 30 年炉心について炉心設計の見直しを実施した。本見直
しでは、炉心出口／入口温度や NSSS 物量が変更されるので、これに伴うプラント設計の影響評価を実施した。
(3) FBR 小型炉の多目的利用（7.6 項）
フェーズⅡの 5 年間では、電力以外の多目的利用のうち、高速炉に特有な技術開発が必要な水素製造について、ナトリウム冷却小型炉を使用した水蒸気改質法およびハイブリッド熱化学法による水素製造プラントの概念検討を実施した。いずれも、約 500℃のナトリウムを使用する方式で、このうち、低温熱化学法は、水素製造量が若干低いが、二酸化炭素の発生を排除可
能なプロセスである。[7、14-15]
7.2.2 炉心性能
7.2.2.1 長期運転サイクルの追求(1) 設計方針・目標
高速炉特有の性質を活かした小型炉とするため、高速炉の高い内部転換性能（燃焼による反応度劣化小）を活用して長期間燃料無交換で運転でき、かつその期間の燃焼反応度を小さく抑え反応度制御を簡素化できる炉心概念を追求する。高い内部転換性能を得るため、ナトリウム
冷却金属燃料炉心と鉛ビスマス冷却窒化物燃料炉心を主な検討対象とする。基本的には、両炉心概念の設計方針・目標は同じであるので、ナトリウム冷却炉心についてより詳細に検討する。
本検討では燃料無交換運転期間は 10 年から 30 年を目標として、小型高速炉の有望炉心概念の知見を得るため、炉出力、冷却材循環方式、反応度制御方式、冷却材ボイド反応度等をパラメータとして検討を進める。
(2) 設計対応の方向性
小型高速炉については、約 10 年前から電力中央研究所で検討が進められてきた 4S 炉（ナト
リウム冷却炉）があるが[21、22]、長尺燃料を用いているため、その成立性に多くの課題があ1523

る。4S 炉では長尺炉心の周囲を取り巻く反射体を下から上に移動させることにより、出力分布の中心高さを変えながら長期間の反応度を維持する概念である。これに対して、フェーズⅠで検討した長寿命炉心は、外部からの制御によらず、炉心外側から内側へ自然に出力分布が移動することで長寿命化と燃焼反応度の極小化を図る概念である[23]。同時に、炉心平均燃焼度の向上と燃焼の均質化を図る炉心概念となることも特徴である。図 7.2.2-1 に 4S 炉との比較による本検討の炉心の特徴と長期燃焼方式の考え方を示す。
フェーズⅡの検討でも、フェーズⅡ－1、2 ではこの考え方に従って炉心設計を進める。フェーズⅡ－3 では多目的利用への活用のための高温プラント適合型の出口温度高温化炉心について、Zr 含有率 3 領域単一 Pu 富化度炉心概念を検討する（鉛ビスマス炉では未検討）。この概念は、高速炉の高い内部転換性能（燃焼による反応度劣化小）を活用して、低 Pu 富化度１種類で径方向（例えば 3 領域）に燃料重量割合を変えて出力分布の空間的・時間的変化を小さくして、大型炉および中型炉のナトリウム MOX 燃料炉心並みの高温条件に適合する炉心概念である。この炉心概念について当初はピン径を領域ごとの 3 種類としてナトリウム冷却中型炉金
属燃料炉心でその実現の可能性を示したが[24]、本検討ではピン径・Pu 富化度１種類で領域ごとに金属燃料（U－Pu－Zr3 元合金）の Zr 含有率を変えることにより、同様の効果をねらったものである。フェーズⅡ－4 では、魅力ある小型炉の追求の一環として、用途別に魅力を追求
した 2 概念を検討した。すなわち、遠隔地や島しょう部での立地を想定してプラント寿命中燃料無交換とコンパクト化を目指す「長寿命追求型概念」（遠隔地電源型）と、炉心寿命は追求せずコンパクト化を目指す「経済性追求型概念」（経済性追求型）である。
ナトリウム冷却小型炉と鉛ビスマス冷却小型炉の各フェーズの主要な炉心設計条件を表
7.2.2-1 にまとめて示す。ナトリウム冷却小型炉の金属燃料炉心は幅広く検討したが、鉛ビスマ
ス冷却小型炉の窒化物燃料炉心は 50MWe 級自然循環炉（ダクトレス燃料集合体）に絞って検討を進めた。
ナトリウム冷却小型炉の炉心設計条件とその考え方を以下に示す。
①

出力：熱出力 120MWt（50MWe 級）～395MWt（150MWe 級）
なお、フェーズⅡ－4 では経済性向上の観点から 300 MWe 級も検討②

炉心燃料： TRU－U－Zr3 元合金燃料（通常 Zr 含有率は 10wt%であるが、フェーズⅡ－3、4 では Zr 含有率の異なる燃料も検討）③

ピン径：8.5～15mm（8.5mm 程度は照射実績が豊富であり、15mm 程度までは製造実績があり今後の照射試験で達成見通しがある）④

冷却材循環方式：自然循環、強制循環(低圧損型)（強制循環型は異常時の固有安全性の強化のために低圧損型炉(ポンプ停止時にも自然循環により 20～30%の流量確保に期待)を検討）⑤

反応度制御方式：反射体制御、制御棒制御（反射体制御は小型炉の大きな中性子漏えい特性を活用）⑥

炉心型式：高富化度差 2 領域均質炉心、高富化度差回字型炉心（径・軸方向 2 領域炉心）、
Zr 含有率多領域単一 Pu 富化度炉心（出力変動が小さく出口温度高温化を指向した炉心（高温化炉心））1524

なお、フェーズⅡ－4 では、前記高温化炉心について、炉心領域で燃料スミア密度を変えた単一 Pu 富化度炉心も検討⑦

炉心寿命：10 年～30 年（1 バッチ）
なお、フェーズⅡ－4 の経済性追求型炉心では 2 年程度も検討⑧

取出平均燃焼度：ブランケット燃料を含む全炉心取出平均燃焼度は基幹電源候補炉心の基準値並の 60 GWd/t 程度を目安⑨

燃料集合体型式：ダクト付き燃料集合体（ワイヤスペーサ型）
なお、フェーズⅡ－4 の長寿命追求型炉心ではダクトレス燃料集合体も検討⑩

原子炉出口温度：510℃～550℃ (550℃は MOX 燃料並みの高温条件で多目的利用への活用を期待)⑪

炉心部圧力損失：自然循環 0.001MPa、強制循環 0.05MPa、0.075MPa（低圧損型炉はポンプ停止時に自然循環によって 20～30%の流量の確保を期待）⑫

冷却材ボイド反応度：2$以下、又は 8$以下（強制循環炉は安全性向上の観点から 2$以下を基本とするが、ボイド反応度制限の緩和（安全性の観点から要対策）による経済性向上（炉容器の小型化）を狙う場合には基幹電源と同程度の 8$以下、自然循環炉は安全上のポテンシャルが高いので 8$以下）⑬

燃焼反応度：1～2%⊿k/kk’程度以下（燃焼期間中の最大と最少の差）⑭

燃料組成：239Pu/240Pu/241Pu/242Pu= 66.0/27.0/2.0/5.0wt%(軽水炉取出し 30 年冷却後の組成)、又は 238Pu/239Pu/240Pu/241Pu/242Pu/237Np/241Am/243Am/244Cm=1.1/54.1/32.1/4.3/3.9/0.5/2.0/1.0/1.0wt%(高速炉多重サイクルの組成)

7.2.2.2 サイクルコストの低減(1) 設計方針・目標
ブランケット燃料を含む全炉心取出平均燃焼度は基幹電源候補炉心の基準値並の 60 GWd/t
程度を目安とする。
(2) 設計対応の方向性
本検討の小型炉では長期運転サイクルの追求により、炉心部ではある程度高い取出燃焼度が得られる。そこで、内部転換比は 1 程度としてブランケットを削除した炉心概念を構築して、全炉心取出平均燃焼度を高める。
7.2.2.3 固有の安全性の追求(1) 設計方針・目標
ATWS 時に、固有の安全特性および受動的安全性を極力活用し、事故の防止、影響緩和対策を図った設計とする。具体的には、ATWS 時に SASS を用いないで事象整定が成立することを目標とする。

1525

(2) 設計対応の方向性
小型炉の特徴である低線出力密度、低冷却材密度係数、ドップラ反応度および制御棒軸伸び
反応度などの負の反応度フィードバック、自然循環性能などを活用する。ただし、経済性向上（炉心小径化）の観点より、基幹電源と同程度の冷却材密度係数を許容する選択肢も検討する。
なお、制御棒軸伸び反応度は炉容器が長尺の小型炉特有の受動的安全性である。また、自然循環冷却方式では LOF 事象が原理的に排除できる。強制循環冷却方式では異常時の固有安全性が見込める低圧損型炉心（ポンプ停止時に自然循環によって 20～30%の流量を確保）を検討対象とする。

7.2.3 システム性能
7.2.3.1 システムの簡素化(1) 設計方針・目標
平成 15 年度までの検討においては、経済性の指標である発電単価について、基幹電源（大型炉および中型炉）の 4 円/kWh に対し、小型炉では、近接立地などに伴い送電経費などを削減できるため、基幹電源よりも若干高い 5.5 円/kWh を許容している。平成 16 年度以降に関してはフェーズⅡ開始時に設定された小型炉の要求条件を緩和し、用途別に目標を設定したため、各概念のところで目標および対応方針を説明することとし、以下では平成 15 年度までの検討におけるシステム簡素化の方針について記載した。
発電単価のうち、資本費（建設単価）はスケールデメリットを考慮して、基幹電源の約 1.75
倍に相当する 35 万円/kWe を目標とするが、運転費および燃料費は基幹電源と同程度とすることにより、上記の発電単価を達成する。
発電単価のうち、資本費（建設単価）を低減するために、出力規模の小さい特徴を活用して、
以下に示す「ループ数低減」、「機器合体」、「BOP 簡素化」を追求する[7]。資本費以外の項目のうち、運転費は 7.2.3.2 項「運転・保守補修の簡素化」、燃料費は 7.2.2.2 項「サイクルコス
トの低減」に設計対応を記載した。
また、本項では、ナトリウム冷却炉をベースに記載するが、鉛ビスマス冷却炉も基本的に共通な部分が多い。
(i)

ループ数低減安全系を原子炉容器廻りに限定し、主冷却系機器およびループ数を 1 系統化（必要に応じて動的機器は多重化）する。ただし、崩壊熱除去系熱交換器の設置に伴い、原子炉容器が大きくなる場合には、その限りでない。

(ii) 機器合体
ループ数低減を含めて、原子炉構造および冷却系簡素化の考え方を図 7.2.3-1 に示す。タ
ンク型炉では、2 次系のループ数および SG 基数を低減するとともに、炉内空間利用率の向上をねらって、環状型 IHX および電磁ポンプの合体機器を採用する。この環状型 IHX および電磁ポンプの合体機器は、IHX 伝熱管配列や、電磁ポンプ製作性などの観点より小径の原子炉容器に適用可能な小型炉特有の概念である。

1526

ループ型炉では、1 次系のループ数を低減して、炉外設置の冷却系容器内に IHX、SG、1 次および 2 次電磁ポンプを集約する。冷却系容器が過大となり、合理化に期待できない場合には、別途の方法を取込むこととする。また、フェーズⅠでは、鉛ビスマス中間熱媒体を使用
した 2 次系簡素化概念を検討したが、2.5.3.2(2)項「2 次系簡素化」に記載したように、伝熱管破損時の鉛ビスマスリーク対応など研究開発課題が多く、必ずしも安全上の優位性を主張できないことや、伝熱面積が大きく、コスト低減が困難な見通しを有するため、フェーズ
Ⅱでは採用しないことにした。
RVACS はガードベッセル外面の空気自然冷却を利用した崩壊熱除去系であり、格納容積を縮小可能で、2 次ナトリウム冷却系を必要としないため、システム簡素化に期待できる。
「冷
却・制御方式等の比較検討（フェーズⅡ－2）」まで PRACS と RVACS を組み合せて崩壊熱除去系を構成したが、図 7.2.3-2 に示すように出力 150MWe 級のプラントでは、RVACS 単独で必要な除熱量（事象Ⅳの制限温度であるホットレグ 650℃以下）を確保できないこと、RVACS 採
用時には原子炉容器温度が上昇し、これの熱膨張により制御棒軸伸び反応度が減少する傾向にあること、金属燃料の溶融挙動が不明確で、許認可上、原子炉容器に近接する格納容器（ガードベッセル）への影響を否定できないことから、「更なる魅力を追求したプラントの検討（フェーズⅡ－3）」では RVACS を採用しないこととした。
(iii) BOP 簡素化
小出力規模に伴う系統機器数の低減、安全系局限化、長寿命炉心の採用などを活用して、
以下のように BOP 簡素化を目指す。
①

冷却材補助設備：冷却材インベントリ低減、運転・監視の省力化（純度監視の容易化）②

原子炉格納施設：格納容積の低減③

タービン設備：軽水炉技術の取込み④

計測制御設備：対象機器数の低減、安全系局限化に伴う簡素化⑤

電気設備：安全系局限化（非常用ガスタービンの削除、または、大幅な容量低減）⑥

燃料取扱設備：長寿命炉心（低燃料交換頻度）に伴う簡素化⑦

換気空調系：系統機器数の低減（合体を含む）、安全系局限化に伴う容量低減(2) 設計対応の方向性
フェーズⅡでは、出力、炉心燃料種類、炉心出口温度、冷却材循環方式、反応度制御方式、
炉心寿命などをパラメータとして、小型炉概念を構築してきたが、本項では、以下に示す「更なる魅力を追求したプラントの検討（フェーズⅡ－3）」の設計条件をもとに、システムの基本構成や、経済性達成の考え方を検討した。
①

出力：パラメータ（50～300MWe）②

冷却材種類：ナトリウム③

炉心燃料種類：U-Pu-Zr 合金燃料、Zr 含有率 3 領域単一 Pu 富化度炉心④

原子炉型式：パラメータ（表 7.2.3-1 参照）⑤

冷却材循環方式：強制循環方式⑥

反応度制御方式：制御棒制御方式

⑦

系統条件

1 次ナトリウム温度（炉心出口/入口、以下省略）：550℃/395℃、2 次ナトリ

1527

ウム温度（IHX 出口/入口、以下省略）：520℃/335℃、給水/蒸気温度：240℃/498℃、
蒸気圧力：17.2MPa⑧(i)

炉心寿命：20 年
システムの基本構成
検討対象のシステム構成案を表 7.2.3-1 に示す。各システム構成案は図 7.2.3-1 に基づき、タンク型炉、ループ型炉に分けて摘出した。タンク型炉 1 および 2 は環状型 IHX および電磁ポンプの合体機器を採用した概念で、このうち、図 7.2.3-3 に示すようにタンク型炉 1 では
環状型 IHX および電磁ポンプを直列配置、タンク型炉 2 では保守補修性の向上をねらって、径方向にオフセット配置した。また、ループ型炉 1 は冷却系容器内に主要な機器を集約、ループ型炉 2 および 3 は電磁ポンプを使用したポンプ組込型 IHX と SG を組み合せた概念で、このうち、ループ型炉 2 ではポンプ組込型 IHX を 1 基（ただし、電磁ポンプは直列に 2 基設
置）、ループ型炉 3 ではナトリウム冷却中型炉と同様に 2 基設置した。
出力 150MWe 級（165MWe）における概念検討および経済性評価結果を表 7.2.3-2 に示す。
タンク型炉 1 の原子炉容器（φ5.32m×h25.35m）に対して、タンク型炉 2 では、環状型 IHXおよび電磁ポンプのオフセット配置に伴い、原子炉容器の上方を約 1m 拡大しなければならず、物量が約 175ton 増加する。また、タンク型炉 3 では楕円型 IHX の採用、ループ型炉 1～3 では冷却系の炉外設置により、原子炉容器軸長の低減が可能である。ただし、原子炉容器径が 0.57～1.57m 拡大することに加えて、ループ型炉では格納容積が増加する短所を有している。
表中、建設単価の評価結果も記載した。BOP 設備のコスト比率が約 60%と高いため（表7.2.3-2 参照）、システム構成の相違が建設単価に及ぼす影響は小さいが、タンク型炉では、
環状型 IHX および電磁ポンプを直列配置したタンク型炉 1 の建設単価が最小である。ループ型炉では、炉外冷却系を合体したループ型炉 1 よりも、1 基のポンプ組込型 IHX と SG を組み合せたループ型炉 2 の建設単価が小さいが、タンク型炉 1 と同程度の自然循環性能を確保する場合には、建設単価が増加する。
以上より、タンク型炉 1 は原子炉容器の小型化が可能であり、長尺容器に係る技術課題を解決すれば、建設単価最小の可能性を有している。また、7.4.1.1(5)項に記載するように、
長尺容器の採用に伴い、安全上、制御棒軸伸び反応度の有効活用に期待できることなどを考慮して、環状型 IHX および電磁ポンプの合体機器を直列配置したタンク型炉 1 を選定した。
(ii) 出力と経済性
タンク型炉 1 を対象とする出力と建設単価の関係を図 7.2.3-4 に示す。建設単価は FOAK
（初号機）および NOAK（N 基め）を対象として、35 万円/kWe の基準値に対する相対値とした。（経済性評価手法や、分析評価は、7.5.3 項「設計要求への適合性評価の整理」参照）
出力増加に伴い、建設単価は低減する傾向にある。小型炉では、ループ数低減や、機器合体などの設計工夫を取り込んだが、50～300MWe の出力範囲では、FOAK の建設単価は高く、目標値を満足していない。
一方、量産効果に期待できる小型炉の建設単価は、本来、NOAK で評価すべきである。NOAK
では、設計標準化や、習熟効果などにより建設単価が FOAK の 60%以下と大幅に低減でき、

1528

150MWe 以上の出力で基準値を満足することが可能である。
7.2.3.2 運転・保守補修の簡素化(1) 設計方針・目標
運転費は直接費（人件費、修繕費など）および間接費（業務分担費、事業税）の合計で、資本費および燃料費と合せて電気出力、稼働率などの積で除することにより、発電単価に換算される。
運転自動化の進められている基幹電源よりも単位出力あたりの作業員数を低減することは困難と考えられるため、小型炉の特徴を活用した運転員の負担低減および保守補修作業の簡素化を追求する。
稼働率の向上は資本費および燃料費の低減にも関連するが、本項では、95%以上の稼働率達成をねらって、保守補修作業の簡素化に伴う定期検査期間短縮の可能性を検討した。
また、基幹電源では、2.1.2.3 項「供用期間中検査と補修」などに記載のように、定期検査ごとに炉内 ISI を行う計画である。一方、小型炉では、燃料交換頻度の低減に伴い、原子炉容器を長期間開放しなくて良い特徴を有している。よって、基幹電源の ISI 方針に適合し、かつ、
小型炉の特徴を活用した ISI 方針を検討した。
上記いずれの検討も、「更なる魅力を追求したプラントの検討（フェーズⅡ－3）」でのプラント概念を対象とした。
(2) 設計対応の方向性(i)

事故対応を含む運転員の負担低減
基幹電源と同様に、運転自動化による運転員数の低減を図ることに加えて、以下のように
通常運転および事故対応を簡素化することにより、運転員の負担を軽減する。特に、事故時には運転員による緊急な対応がなくても、事象終息するような設計を目指す。
（通常運転対応）
・

低燃焼反応度の特徴を活用した制御棒作動回数の低減（事故対応）
・

ATWS 時に、固有の安全特性および受動的安全性を有効活用して、SASS 挿入に期待しなくても炉心損傷を防止

・

非常用ガスタービンの削除

・ナトリウム漏えいおよび SG 伝熱管破損時のナトリウム－水反応の排除、または、影響緩和

上記のうち、制御棒作動回数の低減は、7.4.2.1 項「性能評価」に記載する。
ATWS 対応は小型炉のアピールポイントのひとつで、低線出力密度、自然循環性能、ドップ
ラー反応度および制御棒軸伸び反応度など固有の負の反応度フィードバックなどを有効活用できるプラント概念を検討した。7.4.1.1 項「炉心燃料設計」に具体的な検討内容を記載するが、冷却材ボイド反応度について、「冷却・制御方式等の比較検討（フェーズⅡ－2）」までは最大 2$程度（炉心部のみ）に制限していたが、「更なる魅力を追求したプラントの検討（フェーズⅡ－3）」では基幹電源と同様の 6～8$を許容し、他の反応度フィードバックと1529

の組み合せにより所定の安全性を確保し、かつ、原子炉容器の小型化を図ることとした。
また、ナトリウム漏えいおよびナトリウム－水反応対応は基幹電源の設計方針と同じであるが、以下のように可能な限り運転員によるリーク監視や、リーク後の緊急対応の必要性を排除可能な設計とした。
（ナトリウム漏えい対応）
・タンク型炉の採用に加えて、ループ数低減、機器合体などの設計対応により、ナトリ
ウムバウンダリ面積を縮小する。

・

ポンプ圧力計の削除、配管外面での温度測定、ナトリウム配管の枝管は膨張タンクおよびドレンタンクへの接続系に限定するなど、漏えいの可能性を有する小口径枝管および計装ウェルを削除する。

・

2 重構造のナトリウム容器および配管を採用することにより、早期にナトリウム漏えいを検知しなくても、ナトリウム燃焼火災範囲をエンクロージャ内などに限定し、事象終息を図る。

・

崩壊熱除去系・空気冷却器では、2 重伝熱管を採用して、片側伝熱管破損時のナトリ
ウム燃焼火災を抑制する。

（ナトリウム-水反応対応）
・

溝なし密着 2 重管は内外管の同時リークを想定しても、破損箇所が離れていれば、間隙部の圧力損失により水リーク率を限定できる特徴を有している。ナトリウム冷却中型炉と同様に、直管型密着 2 重管 SG（溝なし）を採用することにより、運転時の内外管リーク監視でなく、定期検査時の ISI により伝熱管の健全性を確保する。

(ii) 保守補修の簡素化(a) 定期検査期間の短縮
基幹電源では、ポンプ分解点検、燃料交換、タービン点検などが定期検査工程のクリティカルパスを構成し、所要日数はナトリウム冷却大型炉で 37 日、ナトリウム冷却中型炉で 31 日（いずれも標準工程）と評価されている。
一方、小型炉では、以下の設計対応により、通常の定期検査工程を大幅に短縮できる可能性を有している。
・

長寿命炉心の採用に伴い、燃料交換は 10～30 年に 1 回の頻度で実施すれば良い。

・

機械式ポンプに代えて、電磁ポンプの採用により、モータ本体および軸封部の分解点検を削除でき、ポンプ点検日数を 20 日から 5 日に短縮可能な見通しである。

・

設備の小型化により、格納容器局部漏えい率試験、制御棒駆動機構点検、SG 伝熱管検査に必要な期間を短縮することが可能である。

・

炉内 ISI について、設備が小型で、原子炉構造が簡素な特徴を活用して、10～30 年に 1 回の燃料交換時にまとめて実施する。（(ⅲ)項「ISI 対応」参照）

ナトリウム冷却小型炉の定期検査工程を図 7.2.3-5 に示す。上記の設計対応を取込むことにより、通常の定期検査（タービン点検を除く）を約 15 日で完了できる見通しである。
また、燃料取扱設備の簡素化に伴い、新燃料と使用済燃料の効率的な受渡し作業が困難
で、燃料交換期間が増加する傾向にあるが、燃料交換頻度が 10～30 年に 1 回と低いため、

1530

以下のように稼働率は約 96.2%と、目標値を達成することが可能である。
・

通常の定期検査：15 日（タービン点検時は 25 日）×27 回

・

燃料交換：100 日×3 回（20 年に 1 回の燃料交換）

・

60 年のうち、検査日数の合計：840 日

・

稼働率：96.2%(b) 機器別の保守補修対応
ナトリウム冷却小型炉では、環状型 IHX とポンプの直列配置など機器合体および原子炉
容器の小型化により、逆に炉内機器のインプレース補修や、取出しが困難となる恐れを有している。
基幹電源と同様に、炉内設置の IHX および PRACS 熱交換器は、2 次系圧力を高くするな
どの工夫により、伝熱管破損時にも緊急の対応を不要とする。また、万一の故障発生などを想定して、容易に炉外取出し可能な構造とすることにより、炉外で伝熱管検査および補修作業を実施する。
電磁ポンプは電圧、電流、絶縁抵抗などの測定により、ポンプ性能の確認や、運転状態の監視を行うことを基本とする。寿命中、熱および照射により絶縁抵抗の低下は発生しな
いと考えられるが、IHX などと同様に炉外取出しが容易な構造とする。
(c) ISI 対応
基幹電源では、冷却材の特質や、軽水炉の最新動向を考慮することにより、2.1.2.3 項「供用期間中検査と補修」、2.1.3.1(2)(ⅱ)項および 2.1.3.2(2)(ⅳ)項「運転、保守・補修性」に示す ISI 方針に基づき、定期検査時に炉内 ISI を順次実施する計画である。
一方、小型炉では、低燃料交換頻度の特徴をアピールするためにも、原子炉容器の開放につながる炉内 ISI の実施頻度を可能な限り低減した方が望ましく、
以下のように炉内 ISIを行うことにした。
・

設備が小型で、かつ、原子炉構造が簡素である特徴を活用して、20 年に 1 回の燃料交換時に全炉内 ISI を行う。（定期検査時に順次実施する方式は採用しない）

・

ISI 実施時には、環状型 IHX および電磁ポンプを炉外に引抜き、検査が容易な状態とする。

・

現状、10 年に 1 回の頻度で標準検査を行う必要があるが、炉壁の低温化による原子炉容器発生応力の低減、炉心支持に係る荷重伝達経路の多重化、定期的な原子炉容器外面からの体積検査により、原子炉容器近傍の支持構造物の健全性を確認して、20 年に 1 回の炉内 ISI 頻度を許容する。

・

また、長尺な原子炉容器では、炉心槽などから UIS を支持することにより、制御棒
挿入性を確保する計画である。この特徴を利用して、原子炉容器外側からの検査が困難な炉心槽および炉心槽近傍の支持構造物は、UIS 変位を測定するなどの方法により、大規模な変形のないことを確認する。

1531

ナトリウム冷却小型炉

プラント

炉心型式

炉心燃料

PbBi温度
蒸気条件
給水温度

燃料一体型炉心

経済性改善の検討
長寿命炉心およびプラ（フェーズⅡ-1）
ントの基礎検討（フェーズⅠ）
50MWe/132MWt
同左
492℃/312℃
505℃/335℃
400℃、5.98MPa
403.5℃/6.5MPa
220℃
同左
Pu高富化度差2領域（径 同左
方向2領域均質炉心）
同左
同左
同左
同左
同左

同左
同左
同左
同左
同左

同左
425℃/285℃
同左
同左
同左

材料腐食試験の反映（フェーズⅡ-3）

同左
同左
φ9.5mm同左
10年（1バッチ）
同左
1.5$
同左
タンク型炉
ループ型炉
（2次Na系有り）（2次Na系有り）
同左
同左
反射体制御方式
同左
環状型IHXと電磁ポンプ 冷却系容器内に集約
の直列配置
（炉外）
PRACS×2系統
同左＋RVACS

更なる経済性改善の検討（フェーズⅡ-2）

金属燃料（U-Pu-10%Zr) 同左
同左
φ15mm
同左
同左
30年（1バッチ）
同左
同左
3.7$
4.7$
1.9$
タンク型炉
ループ型炉
タンク型炉
（2次Na系有り）（2次系簡素化）（2次Na系有り）
自然循環方式
強制循環方式
同左
制御棒制御方式
反射体制御方式
制御棒制御方式
環状型IHX
鉛ビスマスを使用した2 （炉心設計のみ実施）
次系簡素化概念（炉外）
PRACS+RVACS
同左（炉心設計のみ実施）

同左
同左
φ8.5mm
同左
同左
同左
1.6$
1.2$
タンク型炉
同左
（2次Na系有り）
同左
同左
同左
制御棒制御方式
環状型IHXと電磁ポンプ 同左のオフセット配置
同左
同左

同左
同左
同左
同左
Pu高富化度差 径方向2 同左
領域均質炉心同左

自然循環方式
同左
環状型IHX

同左
同左
同左
8$
同左

同左
同左
同左

同左
同左
同左
7.9$
同左

同左
同左
同左

強制循環方式
同左
同左
同左
環状型IHXと電磁ポンプ 同左の直列配置
PRACS×2系統
同左＋IRACS

同左
φ15mm
20年（1バッチ）
6.1$
同左

498℃、17.2MPa
240℃
Zr含有率3領域単一Pu
富化度炉心

冷却・制御方式等の比較検討
更なる魅力を追求した炉心およびプラントの検討（フェーズⅡ-2）（フェーズⅡ-3）
反射体制御・強制循環 制御棒制御・強制循環 制御棒制御・自然循環 制御棒制御・強制循環 制御棒制御・強制循環方式タンク型プラント（炉 方式タンク型プラント（炉 方式タンク型プラント（炉 方式タンク型プラント（炉 方式タンク型プラント（炉
心9）
心10）
心5）
心6）
心7）
同左
同左
同左
165MWe/395MWt
同左
510℃/375℃
同左
515℃/365℃
550℃/395℃
同左
475℃/320℃
同左
同左
520℃/335℃
同左

実用化戦略調査研究における主要な検討条件の推移

長寿命・高安全性炉心およびプラントの基礎検討
経済性改善の検討（フェーズⅠ）（フェーズⅡ-1）
制御棒制御・自然循環 反射体制御・強制循環 制御棒制御・強制循環 反射体制御・強制循環 反射体制御・強制循環方式タンク型プラント（炉 方式ループ型プラント方式タンク型プラント（炉 方式タンク型プラント（炉 方式ループ型プラント
心1）
（炉心2）
心3）
心4）
（炉心4）
50MWe/125MWt
同左
同左
150MWe/375MWt
同左
510℃/355℃
同左
同左
同左
同左
475℃/310℃
475℃/310℃（鉛ビスマ 475℃/310℃
同左
同左
ス）
453℃、10.5MPa
同左
同左
同左
同左
210℃
同左
同左
同左
同左
Pu高富化度差2領域（径 同左
同左
Pu高富化度差2領域（回 同左
方向2領域均質炉心）
字型炉心）

表 7.2.1-1

燃料集合体構造の炉心 燃料集合体構造の炉心 同左
同左（各燃料は制御棒内包） （各燃料は制御棒内包
せず）
燃料種類
窒化物燃料（Pu・U混合 同左
同左
同左
同左
窒化物）
燃料ピン径
φ15mm
同左
同左
同左
同左
燃焼期間
30年（1バッチ）
同左
同左
20年（1バッチ）
30年（1バッチ）
プラント
炉型
タンク型炉
同左
同左
同左
同左
冷却材循環方式
自然循環方式
同左
同左
同左
同左
反応度制御方式
制御棒制御方式
同左
同左
同左
同左
崩壊熱除去系構成
PRACS×2系統
PRACS＋RVACS
同左
同左
同左+RVACS
注1）冷却材ボイド反応度のうち、「更なる魅力を追求した炉心およびプラント概念の検討（フェーズⅡ-3）」のみは炉心部のみの数値。他の概念は上部ガスプレナムを含んだ数値。
注2)網掛けは代表概念

出力
系統条件

基本仕様

項目

鉛ビスマス冷却小型炉

崩壊熱除去系構成

冷却材循環方式
反応度制御方式
冷却系機器配置

燃料種類
燃料ピン径
燃焼期間
1)
冷却材ボイド反応度
炉型

蒸気条件
給水温度

炉心型式

炉心燃料

1次Na温度
2次Na温度

出力
系統条件

基本仕様

項目

1532

1533

炉心型式

燃料種類
燃料ピン径
燃焼期間
炉型

炉心燃料

プラント

崩壊熱除去系構成

冷却材循環方式
反応度制御方式
冷却系機器配置

出力
系統条件

基本仕様

項目

1次Na温度
2次Na温度
蒸気条件
給水温度

用途別に魅力を追求した概念の検討（フェーズⅡ-4）
僻地電源型
需要地立地型
経済性追求型
50MWe/120MWt
165MWe/395MWt
300MWe/714MWt
550℃/395℃
同左
同左
520℃/335℃
同左
同左
498℃、17.2MPa
同左
同左
同左
同左
同左
重金属密度3領域単一 同左
重金属密度2領域単一
Pu富化度炉心
Pu富化度炉心
金属燃料
同左
同左
15mm
同左
8.5mm
20年
30年
2年
タンク型炉
ループ型
ループ型
（2次Na系有り）
強制循環方式
同左
同左
制御棒制御方式
同左
同左
環状型IHXと電磁ポンプ 電磁ポンプ組込IHX
同左のオフセット配置
PRACS2系統
貫通型DRACS2系統
同左＋IRACS1系統＋IRACS1系統

表7.2.1-2 平成16年度以降のナトリウム冷却小型炉検討条件

1534

*1
*3

〜30
〜60
≦〜1
≦8
又は≦2
≦2

〜10
←
←

←

←
←
←
≦8(NC)≦2(FC)

←

←

FBR多重

←
≦15
≧1
FBR多重

←
←
←
FBR多重

←
≦8.5
←

←

←

300/714NC

492/31250/132

Ⅰ
H12

LWR取出

窒化物燃料
≦〜15
―

〜30
←
←
←

〜20
←
≦〜2
≦8

←

〜2
〜100
←

NC：自然循環方式、FC：強制循環方式 *2 LWR取出：LWR取出30年冷却TRU、FBR多重：FBR多重リサイクルTRU
最近の鉛ビスマス中の材料腐食試験の実験結果を反映した炉心設計を実施（新腐食評価式、被覆管外表面最高温度

・ボイド反応度($)

炉心性能目標・炉心寿命（年）・取出平均燃焼度（MWd/t）
・燃焼反応度(%Δk/kk')

・炉心部圧損(MPa)・制御方式

・軸・径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ

・炉心型式

ダクト付

・集合体型式

←

←
←
―

←

←

550/395
FC

50/120165/395

50/132
150/395
510/375(FC)515/365(NC)
NC、FC

Ⅱ-4
H16,17(長寿命追求） (経済性追求）

Ⅱ-3
H15

Ⅱ-2
H14

←

←

←

←

20〜30
←
←

←

←

←
←
←

←

←

←

FBR多重

←
←
―

←

←

←

Ⅱ-2
H15

←

←

←
←
―
FBR多重
LWR取出
←

←

505/335←

Ⅱ-1
H13、14

鉛ビスマス冷却小型炉

570℃以下）

≦10

〜30
〜60
≦〜1

←
←
←
ダクトレス
Zr含有率3領域 重金属密度3領 重金属密度2領
高富化度差
高富化度差
高富化度差
高富化度差
単一Pu富化度 域単一Pu富化 域単一Pu富化
2領域均質炉心2領域均質炉心 回字型炉心 2領域均質炉心
度均質炉心
度均質炉心
均質炉心
なし
←
←
←
←
←
←
制御棒制御
制御棒制御
制御棒制御
制御棒制御
制御棒制御
←
反射体制御
反射体制御
反射体制御
≦0.001(NC)≦0.001(NC)≦0.075
←
≦〜0.2
≦0.01
≦0.075≦0.075(FC)≦0.05(FC)

LWR取出

←
≦10
―

金属燃料
≦15
―

・燃料組成*2

FC

NC、FC・冷却方式*1
炉心・燃料仕様
・燃料形態
・燃料ピン径（mm)・燃料ピン間ギャップ（mm)←510/335

・原子炉出入口温度(℃)

150/375Ⅱ-1
H13

50/125Ⅰ
H12ナトリウム冷却小型炉

ナトリウム冷却小型炉と鉛ビスマス冷却小型炉の主要な炉心設計条件

・原子炉出力（MWe/MWt）

炉型
実用化戦略フェーズ
検討年度
プラント仕様表7.2.2-1

←

〜30
←
←

←

←

←

←

←

FBR多重

←
←
―

←

425/285←*3

Ⅱ-3
H16、17

1535

概念図

機器構成

名称
原子炉容器内 機器構成
保守補修方式
原子炉容器外 ループ数

概念図

原子炉

1次EMP

SG

2次EMP

環状型IHX

原子炉

1次EMP

SG

2次EMP

楕円型IHX

・同左
・同左
・同左

原子炉

1次EMP

タンク型炉3・楕円型IHX
・円筒型1次EMP
・PRACS熱交換器

SG

2次EMP

原子炉
2次EMP

SG

1次EMP

冷却系容器

環状型IHX

原子炉

1次EMP

IHX

SG

2次EMP

原子炉

1次EMP

IHX

SG

2次EMP

ループ型炉1ループ型炉2ループ型炉3
・DRACS熱交換器
・同左
・同左
・機器単体取出し・同左
・同左
・1次Na系×1ループ＋2次Na系×1ルー ・1次Na系×1ループ＋2次Na系×1ルー ・1次Na系×2ループ＋2次Na系×1ループ
プ（冷却系容器内設置）
プ
・IHX、ヘリカルコイル2重管型SG、1次お ・IHXおよび1次EMPの合体機器
・同左2)
よび2次EMP、PRACS熱交換器の合体 ・直管2重管型SG
機器（同一冷却系容器内に収納）・2次EMP（SGと別置）・PRACS熱交換器

環状型IHX

タンク型炉1
タンク型炉2・環状型IHX・環状型IHX
・環状型1次EMP（IHX下方に直列配置） ・環状型1次EMP（IHX下方に径方向位・PRACS熱交換器
置を変えてオフセット配置）
・PRACS熱交換器
・一括取出し・機器単体取出し・2次Na系×1ループ・同左・直管2重管型SG・同左
・2次EMP（SGと別置）1)
・IRACS熱交換器

注1）図7.2.3.1-1では、SGと合体しているが、本検討では直管型二重管SGの採用に伴い、別置き
注2）ポンプ型式は相違するが、ナトリウム冷却中型炉と同一の構成

ループ型炉

タンク型炉

保守補修方式
原子炉容器外 ループ数
機器構成

名称
原子炉容器内 機器構成

表 7.2.3-1 平成 15 年度までの検討対象のナトリウム冷却小型炉のシステム構成

1536

原子炉容器形状1)
原子炉容器内物量2)
自然循環ヘッド（炉心-IHXの伝熱中心差）
ループ数
IHX
型式

タンク型炉1
タンク型炉2タンク型炉3
φ5.32m×h25.35m
φ6.32m/φ5.32m×h25.35m φ6.89m×h19.1m
630ton805ton690ton9m
同左
4.15m
1次主冷却系
タンク内流動同左
同左
環状・縦置シェルアンドチュー 環状・縦置シェルアンドチュー 楕円・縦置シェルアンドチュー
ブ・直管型
ブ・直管型（電磁ポンプと径方 ブ・直管型
向にオフセット配置）
基数
1基
同左
2基
設置位置
原子炉容器内同左
同左
2次主冷却系
ループ数
1ループ
同左
同左
SG
型式
直管2重管型
同左
同左
基数
1基
同左
同左
設置位置
原子炉容器外
同左
同左
3
3
建屋
格納容積
1410m
1410m3
1200m
100
103.7
100.5
建設単価（相対値）3)
名称
ループ型炉1ループ型炉2ループ型炉3原子炉構造
φ5.89m×h19.1m
同左
同左
原子炉容器形状1)
原子炉容器内物量
415ton同左
同左
自然循環ヘッド（炉心-IHXの伝熱中心差） 4.15m
同左
同左
1次主冷却系
ループ数
1ループ
同左
2ループ
IHX
型式
縦置シェルアンドチューブ・直 縦置シェルアンドチューブ・直 縦置シェルアンドチューブ・直管型
管型（内部に2基の電磁ポン 管型（内部に1基の電磁ポンプを組込み）
プを組込み）
基数
1基
1基
2基
設置位置
冷却系容器内原子炉容器外同左
2次主冷却系
ループ数
タンク内流動
1ループ
同左
SG
型式
ヘリカルコイル2重管型
直管2重管型
同左
基数
1基
1基
同左
設置位置
冷却系容器内原子炉容器外同左
建屋
格納容積2990m34270m34480m33)
102.3
100.2（101.4）
102.9
建設単価（相対値）
注1）原子炉容器高さは、ルーフデッキ上面から原子炉容器下端までの長さ 注2）タンク型炉は、炉内設置のIHXなどの機器を含む
注3）タンク型炉1を基準とする相対値。かっこ内はタンク型炉1と同程度の1次系自然循環性能を確保するために、原子炉容器軸長を伸ばした場合の数値

名称
原子炉構造

表 7.2.3-2 平成 15 年度までの検討対象のナトリウム冷却小型炉の概念検討および経済性評価

1537（検討のスタート条件）

出力増加○出力：50MWe○炉心・燃料ﾋﾟﾝ径 15mm
・Pu 高富化度差 2 領域炉心（径方向 2 領域均質炉心）○ﾌﾟﾗﾝﾄ・自然循環
・制御棒制御・ﾀﾝｸ型炉（一定条件）○炉心・30 年寿命
・燃料一体型炉心

炉心設計の
充実（燃料
仕様の変
更）

鉛ビスマス冷却小型炉（窒化物燃料）○出力：50MWe○炉心・30 年寿命
・燃料ﾋﾟﾝ径 15mm
・Pu 高富化度差 2 領域炉心（径方向 2 領域均質炉心）○ﾌﾟﾗﾝﾄ・強制循環、自然循環
・反射体制御、制御棒制御・ﾀﾝｸ型炉、ﾙｰﾌﾟ型炉

ナトリウム冷却小型炉（金属燃料）

4S 炉

フェーズⅠ
平成 12 年度

図 7.2.1-1ﾅﾄﾘｳﾑ冷却小型炉による
水素製造

FBR 小型炉の多目的利用○炉心・30 年寿命
・燃料集合体構造炉心（制御棒内包型）○出力：150MWe○炉心・10 年寿命
・燃料ﾋﾟﾝ径 9.5mm
・Pu 高富化度差 2 領域炉心（回字型炉心）○ﾌﾟﾗﾝﾄ・強制循環
・反射体制御・ﾀﾝｸ型炉（環状型 IHX とﾎﾟ
ﾝﾌﾟ直列配置）、ﾙｰﾌﾟ型炉○出力：150MWe○炉心・10 年寿命
・燃料ﾋﾟﾝ径 8.5mm
・Pu 高富化度差 2 領域炉心（径方向 2 領域均質炉心）○ﾌﾟﾗﾝﾄ・強制循環、自然循環
・反射体制御、制御棒制御・ﾀﾝｸ型炉(環状型 IHX とﾎﾟﾝ
ﾌﾟｵﾌｾｯﾄ配置)○水蒸気改質法による水素製造ﾌﾟﾗﾝﾄ

炉心設計の
充実（制御
棒本数の低
減）

ﾀﾝｸ型炉の採用

平成 14 年度

冷却材ﾎﾞｲﾄﾞ反
応度制限緩和、
炉心出口温度の高温化、更なる長寿命追求○ハイブリッド熱化学法による水素製造ﾌﾟﾗﾝﾄ○出力：165MWe○炉心・20 年寿命
・燃料ﾋﾟﾝ径 15mm
・Zr 含有率 3 領域単一 Pu
富化度炉心○ﾌﾟﾗﾝﾄ・強制循環・制御棒制御・ﾀﾝｸ型炉(環状型 IHX とﾎﾟﾝ
ﾌ直列配置)

平成 15 年度

更なる魅力の追求○炉心・30 年、20 年寿命
・燃料集合体構造炉心（制御棒内包せず）

強制循環、
制御棒制
御、環状型
IHX と ﾎ ﾟ ﾝ
ﾌﾟ直列配置の採用

平成 15 年度までの小型炉の検討フロー

平成 13 年度

フェーズⅡ

1538

球体に近い形細長（炉周辺から中央へ）

高富化度差二領域炉心の出力分布変化

燃焼末期

燃焼初期

図 7.2.2-1 ナトリウム冷却小型炉 炉心の特徴と長期燃焼方式の考え方（フェーズ I）

4S炉のウィークポイント：
・長尺燃料の成立性
・長尺炉心の炉心湾曲挙動
・スクラム後の再起動（反射体移動に時間）

JNC版小型炉
フェーズ
I 検討炉心4S

・長寿命（30年間燃料無交換）
・受動的安全性

JNC小型炉の目標
小型炉炉心の目標

原子炉

大型炉（約1500MWe）

・楕円型IHX・SG2基（2次系ポンプ合
体）

IHX

1次ポンプ

SG

2次ポンプ

RVACS

中型炉（約500MWe）

小型炉（300MWe以下）

・楕円型IHX・SG1基に集約（2次系
ポンプ合体）

・環状型IHXおよび1次系ポンプ
・SG1基に集約（2次系
ポンプ合体）

タンク型炉

大型炉（約1500MWe）

・2ループ
・IHXおよび1次系ポンプ
合体

中型炉（約500MWe）

小型炉（300MWe以下）

・2ループ
・IHXおよび1次系ポンプ
合体・ただし、SG1基に集約

・1ループ
・冷却系容器内にIHX、SG、ポンプを集約

ループ型炉

図 7.2.3-1ナトリウム冷却小型炉の原子炉構造および冷却系簡素化の考え方

1539

16.0

炉心等価直径

除熱要求
φ3.3m
φ2.45m
φ2m
φ1.5m

14.0

原子炉容器径（m）

12.0
10.0
8.0
6.0
4.0
2.0
0.0
50

100

150

200

250

300

電気出力（MWe）

・ 崩 壊 熱 除 去 系 で の 除 熱 容 量 （ 定 格 熱 出 力 の 0.8%）＝ RVACS の 伝 熱 面 積 ×9.6kW/m 2
・ RVACS 伝 熱 面 積＝ π ×ガ ー ド ベ ッ セ ル 外 径 ×13.75m（ ガ ー ド ベ ッ セ ル 外 径 は 炉 心 等
価 直 径 ＋ 2.36m）
・ 数 値 は い ず れ も 「 経 済 性 改 善 の 検 討 （ フ ェ ー ズ Ⅱ -1）」 に 基 づ く

図 7.2.3-2

RVACS 除 熱 要 求

1540

ルーフデッキ

ルーフデッキ・環状型IHXと電磁ポンプを径方向にオフセッ
ト配置・IHXと電磁ポン
プを別々に炉外に引抜くことが可能

・環状型IHXと電磁ポンプを直列に配置
・原子炉容器のコンパクト化に
有効

IHX

IHX

電磁ポ
ンプ

電磁ポ
ンプ

炉心

炉心

原子炉容器

原子炉容器

環状型 IHX と電磁ポンプの直列配置

環状型 IHX と電磁ポンプのオフセット（タンク型炉 1）

配置（タンク型炉 2）

図 7.2.3-3

タンク型炉の原子炉容器内構成（環状型 IHX と電磁ポンプの直列配置、オフセット配置）
1541

350
FOAK
NOAK

300

建設単価（相対値）

250
200
150
100
50
0
50

100

150
200
電気出力（MWe）

250

・ 建 設 単 価 は 目 標 値 （ 100） に 対 す る 相 対 値 で 示 す

図 7.2.3-4ナトリウム冷却小型炉の出力と建設単価の関係

1542

300

1

2

3

4

5

6

7

8

9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 31
31日
▽
発電機併入

▽
発電機解列
CVﾊｯﾁ閉降温、CVﾊｯﾁ開

昇温

各種試験

CV局部漏えい率試験

準備

燃料交換

後始末

CRDM駆動部点検、漏えい試験

機械式ポンプ分解点検（A系：分解点検、B系：電気品点検）

SG伝熱管検査（1基）

準備

後始末

タービン点検基幹電源（ナトリウム冷却中型炉）

1

2

3

4

5

6

7

8

9 10 11 12 13 14 15 16

16日
▽
発電機解列
降温、CVﾊｯﾁ開・ 燃 料 交 換 お よ び 炉 内 ISI は 、 20
年に 1 回の頻度で実施

▽
発電機併入

・小 型 炉 で は 、電 磁 ポ ン プ の 採 用 に

昇温

伴い、電気品検査が中心で軸封分

CVﾊｯﾁ閉解点検などは不要。また、小交換CV局部漏えい率試験

各種試験

熱 量 の た め 、SG 伝 熱 管 本 数 は 少 なく、定期検査工程内で実施可能な

CRDM駆動部点検

CRDM漏えい試験

見通し・左 記 の 定 期 検 査 工 程 は 、タ ー ビ ン

電磁ポンプ点検（電気品点検）

準備

点検をしない標準的なケースに相SG伝熱管検査（1基）

当 。タ ー ビ ン 定 検（ 25 日 ）は 2 定

後始末

期検査に 1 回の頻度で実施

小型炉（ナトリウム冷却小型炉）

図 7.2.3-5ナトリウム冷却小型炉の定期検査工程1543

7.3 小型炉固有の課題への対応方策の検討
小型炉の経済性、安全性、長寿命炉心に係る要求条件のうち、7.2 項「小型炉の特性追求」にて、固有の安全特性および受動的安全性を活用した長寿命炉心や、システム簡素化によるスケー
ルデメリット克服方策などの検討結果を記載した。
一方、既往設計では、反射体制御方式や、自然循環方式を採用した小型炉など多くの概念が提案されている。本項では、ナトリウム冷却小型炉を対象として、概念絞込みのポイントとなる冷却材循環方式（強制循環と自然循環）、反応度制御方式（反射体制御と制御棒制御）、炉内電磁ポンプ配置方式（直列配置とオフセット配置）に係る比較評価結果をとりまとめた。[8]7.3.1 冷却材循環方式「冷却・制御方式等の比較検討（フェーズⅡ－2）」で構築した小型炉概念（環状型 IHX と電磁ポンプのオフセット配置）を対象として、物量、安全性、運転性、保守補修性などの観点より、
1 次系の冷却材循環方式の比較評価を行った。
強制循環方式と自然循環方式の比較評価を表 7.3.1-1 に示す。
いずれの小型炉概念も、制御棒制御方式を前提とした。また、自然循環方式では、2 次系電磁ポンプも削除する方式が考えられる。ただし、1 次系、2 次系のいずれも自然循環方式とするには、プラント制御が極めて困難と考えられることや、1 次系電磁ポンプの削除のみでも、保守補
修上、十分に長所を有していると判断して、本項では、1 次系に限定して自然循環方式を採用した。
(1) 経済性
自然循環方式は圧力損失低減のために燃料ピンの P/D（燃料ピンピッチ/燃料ピン外径）を増加する必要があり、炉心等価直径がφ3.78m と大きい。その結果、原子炉容器径はφ6.66m と増加するが、電磁ポンプが不要で上方の原子炉容器径を膨らませる必要がないなどの長所を有しており、物量は環状 IHX と電磁ポンプのオフセット配置を採用した強制循環方式の約 0.82
倍と小さい。
一方、強制循環方式では、冷却材ボイド反応度の緩和および電磁ポンプ流量半減時間延長による炉心の小型化や、IHX および電磁ポンプの直列配置の取込みにより、更なる合理化が可能
で、自然循環方式よりも物量を小さくすることが可能（直列配置の取込みのみで 0.93 倍）である。
(2) 安全性ATWS 対応について、自然循環方式では、原理的に ULOF を排除している。
一方、強制循環方式では、信頼性の高い電磁ポンプ電源構成を使用して、原子炉トリップの有無に係らず、同一の流量半減時間を適用することにより、流量喪失時の炉心安全および構造健全性を満足することが可能と考えられる。また、強制循環方式でも、電磁ポンプ停止時に定格流量の約 20%を確保するなどの ULOF 対応により、安全上、大きな差異が生じると考えにくい。
上記以外の留意事項として、自然循環方式では、保守性の取込みにより必ずしも実際の自然循環流動を模擬できなくなるため、設計裕度の考え方を明らかにする必要がある。

1544

(3) 運転性
強制循環方式では、基幹電源と同様に、「タービン主、原子炉従」の制御方式を採用することにより、発電出力を自動的に制御することが可能である。一方、自然循環方式では、冷却材流量の応答遅れが大きいことを考慮して、「原子炉主、タービン従」の制御方式を採用することにより、基本的に負荷追従運転を実施しないこととした。
また、起動および停止対応について、自然循環方式では、炉内に起動用電磁ポンプを設置しなくても、強制循環方式と同等の時間（起動 22 時間、停止 16 時間）で運転することが可能である。ただし、運転初期および燃料交換後には、炉心に崩壊熱がない状態で 1 次系流量を確保するために、原子炉容器とガードベッセル間に高温窒素ガスを循環するなどの設備を追加する必要がある。
(4) 保守補修性
強制循環方式と自然循環方式では、1 次系ポンプ（電磁ポンプ）の有無のみが相違する。電磁ポンプは回転部分のない誘導モータと同じで、保守点検のために定期的に炉外に取出す必要性は小さく、異常時にのみ取出し可能であれば良い。
ただし、燃料交換時（「更なる魅力を追求したプラントの検討（フェーズⅡ－3）」では 20 年に 1 回）には、炉内機器を炉外に取出して、炉内 ISI を行う計画である。自然循環方式でも、IHX を取出す必要があるため、電磁ポンプ有無の影響は小さい。（7.2.3.2 項「運転・保守補修
性の簡素化」、7.3.3 項「炉内電磁ポンプ配置方式」参照）(5) 冷却材循環方式の選定
自然循環方式に対して、強制循環方式は、更なる炉心の小型化や、炉内構成の工夫により経済性向上が可能である。また、電磁ポンプ流量半減時間延長などにより ULOF 対応が比較的容易であると考えられるため、強制循環方式を選定した。自然循環方式は起動時および定常時の流量の正確な予測の困難等の開発課題の解決方策を今後具体化する必要があると考えられる。
7.3.2 反応度制御方式
冷却材循環方式と同様に、「冷却・制御方式等の比較検討（フェーズⅡ－2）」で構築した小型炉概念（環状型 IHX と電磁ポンプのオフセット配置）を対象として、出力 150MWe 級、固有の安全特性および受動的安全性を重視した扁平炉心への適用を前提に、炉心性能、安全性、原子炉構造への影響、長寿命対応などの観点より、反応度制御方式の比較評価を行った。
反射体制御方式と制御棒制御方式の比較評価を表 7.3.2-1 に示す。いずれの小型炉概念も、強制循環方式を前提とした。
(1) 炉心性能
反射体制御方式では、燃料体積比の確保や、UIS 簡素化などの観点より、反射体のみの構成が最も望ましい。出力 150MWe 級、固有の安全特性および受動的安全性を重視した扁平炉心（冷却材ボイド反応度 2$以下）では、炉心等価直径がφ3.3m と大きく、表 7.3.2-2 に示すように必要な反射体価値を確保できないため、反射体と制御棒を組み合せて、反射体で燃焼補償、制御棒で出力制御を行う方式を採用した。
すなわち、本検討条件では、反射体の長所を追求した炉心を構築できず、魅力のアピールに1545

乏しいと考えられる。
(2) 安全性
フェーズⅡ－2 の炉心では、反応度制御方式によって、安全性に大きな差異がない。
一方、小型炉では、ATWS 発生時に、ドップラー反応度、制御棒軸伸び反応度などの負の反応度フィードバックにより、SASS に期待せずに高温整定することを目指している。このうち、
制御棒軸伸び反応度は、制御棒固有の現象で、反射体制御方式には本来期待できない。
よって、固有の安全特性および受動的安全性の観点より、制御棒軸伸び反応度フィードバッ
クに期待する場合には、制御棒制御方式の方が適合すると判断できる。
(3) 原子炉構造への影響
原子炉容器形状について、反射体制御方式では、反射体の設置および炉心槽取付けスペースの確保（中性子照射量の高い炉心槽の交換対応）に伴い、原子炉容器径が増加する傾向にある。
一方、制御棒制御方式では、遮へい体上方への電磁ポンプのオーバラップ配置により、同一の炉心等価直径に対して、原子炉容器径で約 0.82m、原子炉容器廻り物量で約 80ton の低減が可能である。
また、反射体制御方式では、炉心槽（炉心燃料の中間パッド部）の中性子照射量が制限目安を超えるため、中間支持枠を削除して、燃料頂部位置で燃料から炉心槽を介して原子炉容器に荷重を伝達する方式とした。この炉心支持方式は、炉心拘束条件の単純化に伴い、変形解析を簡素化できる可能性を有する一方、高温状態にて熱および照射変形した燃料個別の挙動に不明
確な部分が多く、今後、詳細な解析および実験により、過渡時などの炉心変形挙動を明確にすることが重要である。
(4) 長寿命対応
上記のように反射体制御方式では、炉心槽の中性子照射量が高い課題を有するが、反射体自体（改良 9Cr－1Mo 鋼を使用）は長寿命対応が容易である。制御棒制御方式では、一般に ACMIによる制御棒寿命の低下が懸念されるが、燃焼度が低いため、10B 濃縮度の低減や、制御棒運用の工夫などにより、長寿命対応は可能と考えられる。
(5) 反射体の構造成立性
反射体制御方式では、炉心槽周囲に多重積層板型の反射体を設置しており、反射体－内外側ガイド間での必要隙間の確保や、反射体冷却方法の工夫などにより、プラント寿命中、内外側ガイドへの接触回避や、構造成立性を確保できる可能性を有する。ただし、炉心支持方式と同様に、反射体構造が複雑であるため、今後、詳細な解析および実験により、高温および高中性
子照射量の条件での構造健全性を確証する必要がある。
また、10ton/基の重量物を昇降しなければならず、円滑な作動性を確保可能なように駆動機
構などの設計に留意する必要がある。
(6) 反応度制御方式の選択
反射体制御方式では、小型炉心に対して、反射体のみによる反応度制御が成立し、魅力ある概念を提案できる可能性を有する。ただし、中間支持枠の削除を許容する必要性に加えて、出1546

力 150MWe 級、固有の安全特性および受動的安全性を重視した炉心では、炉心等価直径がφ3.3m と大きいため、必要な反射体価値を確保できず、制御棒と組み合せる方式を選択した。
以上より、経済性、ATWS 対応（制御棒軸伸び反応度の有効活用）、炉心変形挙動および反射体構造健全性に係る研究開発のハードル高さなどの観点より、制御棒制御方式を選定した。
7.3.3 炉内電磁ポンプ配置方式「更なる魅力を追求したプラント概念の検討（フェーズⅡ－3）」で構築した小型炉概念（環状型 IHX と電磁ポンプの直列配置）をベースに、経済性、取出し作業性、保守点検の必要性の観点
より、炉内電磁ポンプの配置方式の比較評価を行った。
環状型 IHX と電磁ポンプの直列配置とオフセット配置の比較評価を表 7.3.3-1 に示す。いずれの小型炉概念も、制御棒制御・強制循環方式を前提とした。
(1) 経済性
環状型 IHX と電磁ポンプの直列配置は上方の原子炉容器径の低減や、電磁ポンプ支持構造物の削除により、オフセット配置と比較して、物量が約 175ton 小さい。
(2) 電磁ポンプ取出しの作業性
環状型 IHX と電磁ポンプのオフセット配置では、IHX、電磁ポンプを別々に取扱うが、電磁ポンプ支持構造物の重量が大きいこともあって、直列配置の取扱重量よりも大幅に小さくならない。また、取扱対象の軸長は同程度であるため、機器の取扱性に大きな差異はない。
ただし、電磁ポンプ取出し時に 2 次ナトリウム配管を切断する必要がないため、電磁ポンプ
を単独で取出す作業では、準備および後始末作業の大幅な短縮が可能で、かつ、2 次ナトリウ
ム配管切断に伴う設工認を受けなくて良い長所を有している。
(3) 電磁ポンプ保守点検の必要性
電磁ポンプの使用実績は少ないが、アレーニウス則に基づく評価では、プラント寿命中、熱および照射によりコイル絶縁抵抗が劣化しないため、設計上、定期的な交換は不要である。また、コイル絶縁抵抗の劣化診断など電磁ポンプ運転状況の常時監視や、ファイバースコープを使用したステータ外観検査により、炉外引抜きの可能性は小さい。
ただし、7.3.1 項「冷却材循環方式」に記載したように、燃料交換時（20 年に 1 回）には、炉内機器を炉外に取出して、炉内 ISI を行う計画である。環状型 IHX と電磁ポンプのオフセット配置でも、2 次ナトリウム配管を切断して、IHX の炉外引抜きを実施する必要がある。
(4) 炉内電磁ポンプ配置方式の選択
電磁ポンプは、静的機器の特徴を活用して、万一の故障時にのみ炉外取出しが可能であれば十分であり、経済性を大きく犠牲にして電磁ポンプ保守点検のために単独取出しを追求する必要性は小さい。また、炉内 ISI は、20 年に 1 回の燃料交換時に、IHX および電磁ポンプを引抜いた後、効率的に行う方式を計画しているため、電磁ポンプ単独で取出し可能な構造とする
必要性は小さい。よって、経済性、炉内 ISI 方針との整合性の観点より、環状型 IHX と電磁ポンプの直列配置を選定した。

1547

運転性

安全性

経済性

項目

起動時間
停止時間

（比較の基準）

1008℃
887℃
0.36
845℃
810℃
0.051
（電磁ポンプ停止時の自然循環性能が高く、自然循環方式との差異は小。ただし、安全上、電磁ポンプ流量
半減時間を担保することが重要）
・「タービン主、原子炉従」の制御方式を採用することにより、負荷変動対応可能

起動および停止対応

燃料中心温度（ピーク）
燃料被覆管温度（ピーク）
CDF
燃料中心温度（ピーク）
燃料被覆管温度（ピーク）
CDF
備考・電磁ポンプの電圧・電流監視や、流量計装を実施

設備対応（負荷変動対応）ULOF5)UTOP3)

原子炉容器形状
原子炉容器内物量
原子炉容器形状
原子炉容器内物量計装制御

運転制御の考え方

ATWS対応自然循環性能の確保

設計裕度の考え方

直列配置に変更2)

比較の基準

強制循環方式1)（図7.4.1.21参照）
φ5.56m（下方）/φ6.54m(上方）×h30.7m
905 ton
φ5.56m×h30.7m
685 ton・事故時およびBDBE時にて、自然循環に期待する程度であり、事象を特定することによりノミナルベースで評価可能
・通常時は電磁ポンプにより流量を保証するため、自然循環に期待すべき異常事象を限定可能

○

○

○

○

△

○

○

◎

△

・冷却材流量の応答遅れが大きいことや、安全上、原子炉出力の変化率を制限している特徴を考慮して、「原子炉主、タービン従」の制御方式を採用することにより、負荷変動対応せず
・電磁ポンプの電圧・電流監視は不要であるが、運転状態監視のために、流量計装を実施する計画
・運転初期および燃交後には、炉心に崩壊熱がない状態で一次ナトリウム流量を確保するために、原子炉
容器-ガードベッセル間に高温窒素ガスを循環するな
どの追加設備対応必要
約22時間（起動ポンプなし）
約１6時間（起動ポンプなし）
・原子炉容器内に電磁ポンプが存在せず、保守補修
不要

・通常時にも自然循環を利用するが、保守性の取込みにより、必ずしも実際の自然循環流動を模擬していないことが懸念・炉上部プレナム流動などに起因して、通常時に所定の除熱性能が低下する恐れ有り
・あらゆる異常事象に対して、所定の自然循環性能が確保されていることを示す必要有り
1017℃
912℃
0.74
・原理的に排除自然循環方式1)（図7.4.1.22参照）
φ6.66m×h28.2m（10%の圧力損失誤差を考慮）
740 ton-表 7.3.1-1 強制循環方式と自然循環方式の比較評価

△

○

△

◎

4)

△

△

△

-

○

約22時間
○
○
約16時間
○
◎
保守補修性
炉内電磁ポンプの保守
・実績は少ないが、静的機器のため、定期的に炉外に補修対応取出して保守補修する必要性は小さく、異常時にのみ取出し可能であれば良い
炉内ISI対応
・燃料交換時にはIHXと電磁ポンプを引抜いて炉内ISI○・燃料交換時にはIHXを引抜いて炉内ISIを行うため、○を実施
電磁ポンプ取出し不要のメリットは小さい
採用 ・フェーズⅡ-2では、強制循環方式よりも物量が小さまとめ・フェーズⅡ-2では、自然循環方式よりも物量が大き
いが、経済性向上の可能性は少ない。
いが、炉心コンパクト化や、炉内構成の工夫により、・原理的にULOFを排除でき、炉内起動用ポンプなしで経済性向上は可能である。また、電磁ポンプ停止時
起動および停止対応が可能で（追加設備必要）、保守の高自然循環性能や、電磁ポンプ流量半減時間延長
補修上のメリットを有する一方、負荷変動対応が困難などの活用によりULOF対応も可能である。
で、研究開発課題が多い。
・以上より、経済性向上の可能性、ATWS対応、研究開発ハードルの高さなどの観点より、強制循環方式を選定する。
注1）記号の説明は以下のとおりである。 ○：良い、または、技術的に成立、△：技術的に成立すると考えられるが、研究開発必要、×：悪い、または、技術的に成立せず
注2）強制循環方式は、冷却材ボイド反応度の緩和や、流量半減時間の延長などにより、炉心等価直径を低減できる可能性を有する
注3）いずれの方式も、反応度投入量40￠、反応度投入率0.4￠/sec、反応度はノミナル値を使用。炉心径方向膨張反応度および炉心支持板反応度は考慮せず。原子炉容器の熱膨張を含まない制御棒軸伸び反応度を想定（出力歪みは、強制循環方式で1.1、自然循環方式で1.2）
注4）上記条件ではCDFが0.5以上で、炉心損傷発生。ただし、反応度投入率0.1￠/secの条件で成立
注5）電磁ポンプ流量半減時間は15秒で、反応度はノミナル値を使用。炉心径方向膨張反応度および炉心支持板反応度は考慮せず。制御棒軸伸び反応度は原子炉容器の熱膨張を考慮。

1548

1549

炉心形状
取出平均燃焼度
燃焼反応度
冷却材ボイド反応度（炉心＋上部プレナム）
反応度制御系構成
燃料中心温度（ピーク）UTOP2)
燃料被覆管温度（ピーク）CDF
4)
燃料中心温度（ピーク）
ULOF
燃料被覆管温度（ピーク）
CDF
炉心-制御棒相対変位反応度の利用
当初の検討結果
原子炉容器形状
原子炉容器内物量5)
原子炉容器形状
構造の見直し結果
原子炉容器内物量
炉心支持方法

反射体制御方式1)（図7.4.1.18参照）

反射体制御方式と制御棒制御方式の比較評価
制御棒制御方式1)（図7.4.1.21参照）

φ3.3m×h0.62m○
φ3.3m×h0.6m○
48GWd/t
51GWd/t
0.32%△k/kk̀
1.04%△k/kk̀
約1.6$
約1.2$
反射体（6分割）＋制御棒（4体）
制御棒（13体）
3)
安全性
902℃
○
1008℃
△
806℃
887℃
0.02
0.36
880℃
○
845℃
○
865℃
810℃
0.086
0.051
・利用可能（ただし、全反射体方式では、利用不可）
○
・利用可能
○
原子炉容器構造
φ6.05m（下方）/φ7m（上方）×h23.7m○
φ5.56m（下方）/φ6.54m（上方）×h30.7m
×への影響
575 ton
905 ton
φ6.05m（下方）/φ7m（上方）×h23.7m○
φ5.23m（下方）/6.18m（上方）×h23.7m◎
575 ton
495 ton△・従来のナトリウム冷却炉と同様に、燃料頂部および中間位置○
・炉心槽の中性子照射量が制限値を超えるため、中間支持枠
で炉心を拘束し、原子炉容器に荷重伝達を削除して、燃料頂部位置で燃料から炉心槽を介して原子炉容器に荷重伝達・炉心燃料部が拘束されていないため、高温状態にて熱および照射変形した燃料個別の挙動に不明確な部分が多く、今後、
詳細な解析および実験により炉心変形挙動を明確にする必要有り
長寿命対応（反射体と制御棒）○
・ACMIによる制御棒寿命の低下が懸念されるが、燃焼度が低○・反射体は改良9Cr-1Ｍo鋼の使用に伴い、長寿命対応が容易
く、長寿命対応は可能
・出力制御用の制御棒を使用するが、燃焼度が低く、長寿命対応は可能（全反射体方式では問題なし）
反射体、または、制御棒自体の構造成立性△
・従来のナトリウム冷却炉と同じで、課題なし○
構造健全性
・炉心槽周囲に多重積層板型の反射体を設置するが、内外側ガイドとの必要隙間の確保や、反射体冷却方法の工夫により、円滑な作動性や、構造成立性を確保できる見通し
・ただし、構造が複雑のため、今度、詳細な解析および実験により成立性を確証する必要有り△
キャビティ破損対応
・キャビティ破損時には5セントの反応度投入が発生するが、安全要求条件を満足・キャビティ内に希ガスを封入するなど破損検知を行うとともに、万一の破損時には破損キャビティの同定や、交換する必要有り
・長寿命化対応の課題を有するが、同一形状の炉心に対して、 採用
まとめ・出力150MWe、固有の安全特性および受動的安全性を重視し原子炉容器内物量で約80tonの低減が可能で、また、ATWS発た扁平炉心では、反射体のみで必要な反射体価値を満足でき
生時に比較的検証容易な制御棒・炉心相対変位反応度を利用ず、制御棒と組み合せざるを得ない。
できるメリットを有している。
・低出力で、炉心径方向膨張反応度を取り込んだ条件では、反・以上より、経済性、ATWS対応、研究開発ハードルの高さなど
射体のみによる反応度制御方式が成立し、特徴ある概念を提の観点より、制御棒制御方式を選定する。
案できる可能性を有するが、中間支持枠を削除した炉心支持方式や、多重積層板型の反射体について、今後、詳細な解析
および実験により、成立性を確証する必要がある。
注1）記号の説明は以下のとおりである。 ○：良い、または、技術的に成立、△：技術的に成立すると考えられるが、研究開発など必要、×：悪い、または、技術的に成立せず
注2）反射体制御方式では、反応度投入量15￠、反応度投入率0.2￠/sec、出力歪み1.3で、原子炉容器軸伸びを含めた制御棒・炉心相対変位反応度を想定。制御棒制御方式では、反応度投入量40￠、反応度投入率0.4￠/sec、出力歪み1.1で、原子炉容器軸伸びを含まない制御棒・炉心相対変位反応度を想定。ただし、いずれの方式も、反応度はノミナル値を使用。炉心径方向膨張反応度および炉心支持板反応度は考慮せず。
注3）制御棒制御方式の方が、反応度投入量および反応度投入率が大きいため、UTOP解析結果が厳しい傾向にある。制御棒設計や、運用方法は、未確定の状況で、今後の検討によっては、大きな差異は発生しないとも考えられる。
注4）いずれの方式も、電磁ポンプ流量半減時間は15秒で、反応度はノミナル値を使用。炉心径方向膨張反応度および炉心支持板反応度は考慮せず。制御棒・炉心相対変位反応度は原子炉容器側の軸伸び考慮。
注5）反射体制御棒方式を基準とする数値

炉心性能

項目

表 7.3.2-1

1550

反
応
度
収
支

不
確
か
さ

計
画
余
剰
反
応
度

反射体反応度収支（系統合計）（4）反射体反応度価値（系統合計）

系統合計

系統別

（3）必要反射体反応度価値

合計

6.事故時投入反応度

2.01
不成立

0.54

0.34

0.45
1.47

0.30

‐

1.26

1.47

0.45

‐

0.20

‐

0.20

③燃料交換余裕（2σ）

0.40

0.45

1.02

0.20

0.30
0.32
0.20
0.20

主炉停止系

0.06

0.06

②出力補償予測誤差（2σ）

0.04
‐

0.20
‐
‐
‐
‐
0.20

後備炉停止系

0.24

0.04

‐

‐

0.04

0.04
‐

0.20
‐
‐
‐
‐
0.20

出力制御
（緊急時炉停止
機能不要）

不成立

1.71

2

反射体+炉停止棒1本

0.04

0.40

0.45

1.02

0.20

0.30
0.32
0.20
0.20

①燃料製作公差（2σ）

5.不確かさ（統計処理）（2）余剰反応度不確かさ

合計①燃焼補償予測誤差

4.核計算不確かさ補償（統計処理）

3.運転余裕（1）計画余剰反応度1.出力補償2.燃焼補償

主炉停止系

2反射体系統数各反射体系統機能

反射体のみ

反射体制御方式の反射体反応度収支

制御方式

表 7.3.2-2

成立

1.17

1.17

0.45

‐

0.20

‐

0.40

0.45

0.72

0.20

‐
0.32
0.20
0.20

燃焼補償
（緊急時炉停止
機能不要）

1

反射体+制御棒（単位：％Δk/kkʼ）

1551

まとめ

電磁ポンプ保守点検

電磁ポンプ取出し

経済性

項目

炉内ISI対応

定期的な保守点検作業

・電磁ポンプは、炉内据付状態での監視および保守点検が可能であり、静的機器の特徴を利用して、万一の故障時や、炉内ISI実
施時にのみ取出しが可能であれば良い。
・よって、取出し頻度の低い特徴を活用して、経済性向上のメリットを有するIHXおよび電磁ポンプの直列配置概念を選定する。

・2次ナトリウム配管の切断に伴い、準備および後始末期間が大幅に増加する恐れ有り・実績は少ないが、プラント寿命中、熱およ
び照射による絶縁抵抗の劣化は発生せず、
設計上、定期的な交換不要
・原子炉運転中、炉外別置の端子ボックス
で絶縁抵抗および耐電圧を測定することにより、絶縁抵抗の劣化状況を診断でき、炉外に取出して判断する必要性なし
・炉外設置の端子ボックスや、ファイバース
コープにより、炉内据付状態での保守点検作業が可能で、定期的に炉外に取出す必
要性なし
・燃料交換時にはIHXと電磁ポンプを引抜いて、炉内ISIを実施

取出し手順

コイル絶縁劣化の監視

・IHXと電磁ポンプの直列配置
φ5.32m×h25.35m
630ton・IHXと電磁ポンプを一体で取扱うが、取扱形状は右記と同程度で、重量は230tonと大きな差異なし炉内構成
原子炉容器形状
原子炉容器内物量機器の取扱性・燃料交換時にはIHXを引抜いて炉内ISIを行うため、電磁ポンプ単独取出しのメリット
は小さい
・電磁ポンプ取出し時に、2次ナトリウム配管を切断不要のメリットを有するが、中間熱交換器および電磁ポンプのオフセット配置に伴い、物量、建設単価が増加する。
・また、電磁ポンプの特性や、炉内ISI対応を考慮すると、電磁ポンプ単独取出しのメリッ
トは小さい。

○
採用

・炉外取出し後、絶縁抵抗および耐電圧の測定、ステータ外観検査を実施

・IHXと電磁ポンプの径方向オフセット配置
φ5.32m（下方）/φ6.32m（上方）×h25.35m
805 ton
・IHX器と電磁ポンプは別々に取扱うことが可能であるが、支持構造物の重量が大き
く、IHX220ton、電磁ポンプ140tonと左記より若干小さい程度・2次ナトリウム配管の切断不要で、準備および後始末期間の大幅な短縮可能
・2次ナトリウム切断に伴う設工認不要
・絶縁抵抗劣化時に、コイル交換容易

環状型IHXと電磁ポンプのオフセット配置

○

○

△

○

○

炉内電磁ポンプ配置方式の比較評価

環状型IHXと電磁ポンプの直列配置

表 7.3.3-1

-

○

○

○

○

○

△

7.4 ナトリウム冷却小型炉システム概念の提示
7.4.1 システム設計概念とその特長
ナトリウム冷却小型炉心の平成 12 年度（フェーズ I）から平成 15 年度（フェーズⅡ－1～Ⅱ－3）に至るまでの検討経緯を図 7.4.1-1 に示す。
平成 15 年度までの小型炉の研究では、小型炉の特徴として期待される①優れた安全性、②コンパクトなシステム、③炉心長寿命化を同時に追求する概念を検討し、出力増加による経済性向
上も視野に入れて、平成 15 年度までの研究の代表概念を提示した。平成 16 および 17 年度（フェーズⅡ―4）は、魅力ある小型炉の追求の一環として、用途別に魅力を追求した 2 概念を検討対象とした。すなわち、遠隔地や島しょう部での立地を想定してプラント寿命中の燃料無交換を目指す「長寿命追求型概念」（遠隔地電源型）と、炉心寿命は追求せずコンパクト化などによりできる限り経済性向上を目指す「経済性追求型概念」（経済性追求型）である。
平成 15 年度までの代表概念を需要地立地型と位置づけると、フェーズⅡ―4 の遠隔地電源型と経済性追求型と合わせて３つの候補概念を提示した。各フェーズでの研究の概要と３つの候補概念の設計について以下に記載する。
7.4.1.1 炉心燃料設計
フェーズ I では、電力中央研究所で検討が進められてきた 4S 炉の考え方を参考にして、長寿命・受動安全を目標として、出力 50MWe 級の 30 年燃料無交換の自然循環および強制循環炉心を検討した。フェーズⅡ－1 では、経済性向上を視野に入れて、出力を 150MWe 級に増大して10 年燃料無交換炉心を検討した。フェーズⅡ－2 では、冷却・制御・安全確保等について種々の方法を比較して、各種概念の利害得失を比較した。フェーズⅡ－3 では、これまでの検討結果を踏まえて小型炉の魅力を更に追求して、燃料無交換期間を 20 年に延長し、多目的利用も視野に入れて出口温度高温化を指向した 150MWe 級強制循環炉心（Zr 含有率 3 領域単一 Pu 富化度炉心概念）を検討し、平成 15 年度までの研究の代表炉心（需要地立地型）として提示した。
平成 16 および 17 年度（フェーズⅡ―4）は、魅力ある小型炉の追求の一環として、小型炉の特徴として期待される①優れた安全性、②コンパクトなシステム、③炉心長寿命化を同時に追求するのでなく、用途別に魅力を追求した 2 概念を検討対象とした。すなわち、遠隔地や島しょう
部での立地を想定してプラント寿命中の燃料無交換を目指す「長寿命追求型概念」（遠隔地電源型）と、炉心寿命は追求せずコンパクト化などによりできる限り経済性向上を目指す「経済性追求型概念」（経済性追求型）の２つの候補概念を提示した。
(1) 長寿命・高安全性炉心の基礎検討（フェーズ I）[1](i)

目標
30 年間燃料無交換長期運転と高い受動的安全性の同時達成を目標とする。

(ii) 炉心設計の考え方
上述のように電力中央研究所で検討されてきた 4S 炉の考え方を参考にして、Pu 富化度が極端に異なる径方向 2 領域炉心とし、燃焼に伴い富化度の高い外側炉心から低い内側炉心へ出力分布が自然に移動することで長期運転を可能にする。
(iii) 検討結果
制御方式・冷却方式の異なる下記の 3 炉心を対象として検討した。

1552

①

50MWe 級の制御棒制御型・自然循環炉②

50MWe 級の反射体制御型・強制循環炉③

50MWe 級の制御棒制御型・強制循環炉

主要な設計条件を表 7.2.2-1 に示したが、本炉心の強制循環炉は低圧損型の仕様とし、ポンプ停止時には自然循環によって 20～30%の流量を確保し、安全特性を高める方針で設計した。また、図 7.4.1-2 に 3 炉心の検討フローを示す。
検討した 3 炉心の炉心構成図を図 7.4.1-3 に示し、その主要目のまとめを他のフェーズの検討炉心と合わせて表 7.4.1-1 に示す。
本検討により得られた主な知見は以下のとおりである。
①

いずれの炉心も内部転換比はほぼ 1 であり、30 年間燃料無交換運転可能である。

②

ATWS 時に SASS を用いないで事象整定できるとともに、AWS 時にも炉心損傷を回避できる受動安全強化型炉心として成立する可能性がある。

③

プラント建設単価は、スケールデメリットを克服できず、小型軽水炉などの競合相手を大幅に超える見通しである。

以上の結果、次のフェーズⅡの第 1 ステップ（フェーズⅡ－１）として、炉心サイズを大きくせずに経済性を向上するため、炉心寿命を 1/3（10 年）、出力を 3 倍（150MWe 級）とした炉心を検討することにした。
(2) 経済性改善の検討（フェーズⅡ－１）[2](i)目標
フェーズ I 検討炉心に対して経済性改善を視野に入れて、150MWe 級炉心で 10 年間燃料無交換長期運転と高い受動的安全性の同時達成を目標とする。

(ii) 炉心設計の考え方
フェーズ I 検討炉心と同じ考え方であるが、経済性改善を視野に入れた設計(炉心寿命を1/3（10 年）、出力を 3 倍（150MWe 級）とする。
(iii) 検討結果
150MWe 級の反射体制御型・強制循環炉心を対象として検討した。
主要な設計条件を表 7.2.2-1 に示したが、フェーズ I の検討炉心に対して出力（50→150MWe）、炉心寿命（30→10 年）、ピン径（15→10mm）等を変更している。
検討した炉心の炉心構成図を図 7.4.1-4 に示し、その主要目のまとめを他のフェーズの検討炉心と合わせて表 7.4.1-1 に示す。
本検討により得られた主な知見は以下のとおりである。
①

10 年間以上燃料無交換運転が可能である。

②

電磁ポンプの流量半減時間を適切に確保する工夫を施すことで、制御棒軸伸び反応度
等の反応度フィードバック効果が有効に機能し、ULOF、UTOP 時において事象整定に至る見通しである。

③

燃焼補償、出力補償を機能分離した反射体制御方式（中心制御棒併用）を考案し、反応度収支が成立する見通しである。

1553

以上の結果、150MWe 級の反射体制御型・強制循環炉の炉心成立の見通しが得られたが、中心制御棒を併用する必要があり、かつ反射体構造健全性に関わる課題が多いなどの観点より、次のフェーズⅡの第 2 ステップ（フェーズⅡ－2）として、本炉心に対して更に幅広く方式の異なる各種概念を検討して、これらを比較することにした。
(3) 冷却・制御方式等の比較検討（フェーズⅡ－2）[3](i)目標
10 年間燃料無交換長期運転と高い受動的安全性の同時達成を目標として、フェーズⅡ－1
検討炉心に対して更に幅広く方式の異なる各種概念を検討して、これらの利害得失を比較する。

(ii) 炉心設計の考え方
フェーズⅡ－1 検討炉心と同じ考え方であるが、冷却・制御・安全確保等について種々の方法を比較する。なお、金属燃料のピン径は照射実績の豊富な 8.5mm 程度以下とする。
(iii) 検討結果
制御方式・冷却方式および炉出力の異なる下記の４炉心を対象として検討した。
①

150MWe 級の反射体制御型・強制循環炉心②

150MWe 級の制御棒制御型・強制循環炉心③

150MWe 級の制御棒制御型・自然循環炉心④

50MWe 級の制御棒制御型・強制循環炉心

主要な設計条件を表 7.2.2-1 に示したが、フェーズ I の検討炉心に対して出力（50→150MWe）、炉心寿命（30→10 年）、ピン径（15→8.5mm）等を変更している。
検討した炉心の炉心構成図を図 7.4.1-5 に示し、その主要目のまとめを他のフェーズの検討炉心と合わせて表 7.4.1-1 に示す。
本検討により得られた主な知見は以下のとおりである。
(a) 150MWe 級の強制循環炉心①

炉心が扁平化して、等価直径が 3.3m と大きくなり、原子炉容器廻りの物量が増大する。

②

燃料ピン間ギャップは 0.64mm と小さくなり製造性に課題がある。

③

制御棒制御炉心と反射体制御炉心は、等価直径および炉心特性は同程度であるが、反射体制御炉心は反射体構造などに課題が多い。

④

安全性については、反射体制御（制御棒併用）炉心と制御棒制御炉心で同等の受動的安全性を確保できる可能性がある。

⑤

制御棒制御炉心は、吸収ペレットと被覆管の機械的相互作用（ACMI）を考慮しなくても、制御棒を 10 年間の運転期間中無交換で利用できる見通しがある。

(b) 150MWe 級の自然循環炉心①

炉心圧損低減のために炉心等価径が 3.8m 程度と更に大きくなり、原子炉容器廻りの物量が増大する。

②

燃焼度は 36GWd/t 程度と低い。

1554

③

安全特性については、自然循環冷却のため ULOF 事象がないことが特徴であり、他の ATWS 時挙動は強制循環炉とほぼ同等である。

④

増殖比が 1.05(サイクル中期)と高いため、運転期間を 15 年に延長し、燃焼度を54GWd/t 程度とできる見通しである。

(c) 50MWe 級の制御棒制御型・強制循環炉心①

ピン間ギャップ 1mm 以上を確保しながらも冷却材ボイド反応度制限（2$以下）を満たす見通しがある。

②

燃焼度は約 35GWd/t と低い。

③

小型炉心構成が可能である。

以上の結果、次のフェーズⅡの第 3 ステップ（フェーズⅡ－3）では、候補炉心として実現性が高く、経済性の見通しもある 150MWe 級の制御棒制御型・強制循環炉心について、炉心を出来るだけ小径化して、小型炉の魅力を更に追求した炉心を検討することにした。
(4) 更なる魅力を追求した炉心の検討（フェーズⅡ－3）[4](i)目標
20 年間燃料無交換長期運転と高い受動的安全性の同時達成を目標として、フェーズⅡ－2
検討炉心を参考に魅力ある小型炉心として有望な候補炉心を提示する。

(ii) 炉心設計の考え方
これまでの検討結果を踏まえて小型炉の魅力を更に追求して、燃料無交換期間を 20 年に延長し、多目的利用も視野に入れて出口温度高温化を指向する。経済性向上の観点から150MWe 級の制御棒制御型・強制循環炉で小型炉心を検討する。なお、金属燃料のピン径は太径化し、製造実績があり今後の照射試験で成立性が見出し得る 15mm 以下とする。
(iii) 検討結果
150MWe 級の制御棒制御型・強制循環炉心を対象として検討した。
主要な設計条件を表 7.2.2-1 に示したが、フェーズⅡ－1 および 2 の検討炉心に対して炉心寿命を 20 年に延長し、出口温度高温化を指向するとともに、炉心の小径化（炉心高さを増大、等価直径を減少）を可能とするため冷却材ボイド反応度条件を緩和した。
なお、金属燃料を用いて出口温度高温化を指向するため、中型金属燃料炉心の検討からその実現の可能性が見通せる Zr 含有率 3 領域単一 Pu 富化度炉心概念を採用する。
また、燃料組成として、基幹電源炉心での基準の高速炉多重サイクルの TRU 組成を用いたが、基幹電源炉心の検討結果から軽水炉取り出し 30 年冷却後の組成を用いた場合と比較す
ると両者の核特性に大きな差はないと考える。
検討した 150MWe 級の制御棒制御型・強制循環炉の高温化炉心（冷却材ボイド反応度 6$程度）と高温小径化炉心（冷却材ボイド反応度 8$程度））の炉心構成図および主要目のまとめを図 7.4.1-6 および表 7.4.1-2 に示す。
得られた主な知見は以下のとおりである。
①

炉心は小径化して、等価直径が高温化炉心で 2.9m、高温小径化炉心でより小径の 2.6m
となる。

1555

②

燃料ピン間ギャップは 1mm 以上となり製造上の課題はない。

③

燃焼反応度は比較的小さく、高温化炉心で 1.2％Δk/kk’、高温小径化炉心で 1.5％
Δk/kk’であり、取出平均燃焼度はいずれも 80GWd/t 程度である。

④

ACMI を考慮しなくても、制御棒を 20 年間の運転期間中交換なしで利用できる見通しがある。

⑤

経済性の観点からは、高温化炉心と高温小径化炉心は大差がない。

⑥

高温化炉心は、ATWS 時に SASS を用いないで事象整定する見通しを有する。一方、高温小径化炉心は、ULOF 時に 120 秒の電磁ポンプ流量半減時間を想定しても、高温整定が困難である。

以上の結果、経済性の観点から大差ないので、後述のように安全性の観点から優れている
高温化炉心（冷却材ボイド反応度 6$程度）を平成 15 年度までの研究の代表炉心（中間まとめ）に選定することにした。
(5) 平成 15 年度までの代表炉心（需要地立地型）[4]
これまで検討してきた各炉心の特徴をまとめて表 7.4.1-1 に示す。本表において、安全性評
価と経済性評価の結果を踏まえて、フェーズⅡ－3 の 150MWe 級の制御棒制御型・強制循環炉の高温化炉心を平成 15 年度までの研究の代表炉心に選定した。なお、本概念を需要地立地型と位置づけることとする。
代表炉心（需要地立地型）は、小型炉の魅力を更に追求して、燃料無交換期間を 20 年で、経済性向上の観点から 150MWe 級の制御棒制御型・強制循環冷却方式であり、多目的利用も視野に入れて出口温度高温化を指向する炉心概念である。
以下に、150MWe 級の代表炉心の炉心設計の詳細について説明する。
本炉心の設計条件は表 7.2.2-1 に示したが、フェーズⅡ－2 の設計条件と下記の点が異なる。
①

研究開発前提で達成見通しを考慮して金属燃料のピン径を太径化（15mm 以下）②

必要に応じて SASS も想定する観点から冷却材ボイド反応度を 6$程度まで許容③

高速炉の特徴を活用する観点から燃料無交換運転を 20 年間と長期化し、原子炉出口温度を 550℃まで高温化④

燃料ピン間ギャップは製造上の観点から 1mm 程度以上まで増加⑤

出口温度高温化を指向するため Zr 含有率 3 領域単一 Pu 富化度炉心概念を採用

本検討では 20 年間燃料無交換運転の達成を目標として、上記の設計条件の下で炉心の小径化の観点から幅広くサーベイ計算を実施した。なお、フェーズⅡ－2 の検討から、制御棒反応
度収支を満足させるため、燃焼反応度は 2％Δk/kk’程度以下を目安とした。
サーベイ計算に基づいて燃料仕様を設定し、代表炉心の炉心設計を実施した。代表炉心の炉心配置図を図 7.4.1-7、代表炉心の主要目、主要な燃料仕様、炉心特性を表 7.4.1-3～5 に示す。
本炉心は 20 年間燃料無交換運転を達成し、炉心等価直径は約 2.9m である。
制御棒反応度収支は表 7.4.1-6 に示すように満足している。本表において、燃焼補償分は、燃焼反応度不確かさ（0.2%Δk/kk’）と燃料照射スエリングによる軸方向伸長（7%ΔL/L）の効果を考慮している。代表炉心の燃料照射スエリングを考慮（ANL の照射実績に基づき 4 およ1556

び 7%ΔL/L を設定）した場合の反応度（①（燃焼による反応度変化）＋②（燃料スエリングによる軸方向伸びによる反応度変化））の燃焼度依存性を図 7.4.1-8 に示す。また、主炉停止系の吸収体は天然ボロンを使用して軸方向の 10B 濃縮度を均一とした仕様を想定しており、制御棒の寿命を支配する ACMI 発生に対する制限に関して評価した。評価では運転中の制御棒の挿入位置を詳細に考慮して、ACMI の観点から制御棒寿命 20 年を達成（制限目安：10B の中性子吸収量 2×1022n/cm3 以下）の見通しを得た。
次に、代表炉心（ガスプレナム長は 141cm に設定）の熱・燃料設計（流量配分、CDF、照射末期フープ応力）を実施した。流量配分計画では内側炉心、中間炉心、外側炉心について各
リング毎に流量領域を設定し、各流量領域における被覆管内面最高温度評価して、いずれの領域も制限目安の 650℃以下を満足して、流量配分計画が成立することを確認した。また、出力履歴・被覆管温度履歴から被覆管 CDF を評価した結果、その最大値は 0.34 であり、制限目安の 0.5 以下を満足していることを確認した。照射末期フープ応力は CDF よりは健全性上厳しい傾向を示すが、最大値が 120MPa となり制限目安の 120MPa 以下を満足していることを確認した。
次に、代表炉心（炉心に隣接して径方向遮へい体 SUS 遮へい体１層、Zr－H 遮へい体１層を装荷）の遮へい設計として、遮へい設計上最も厳しい炉心槽での成立性を概略検討した。炉心軸方向中心面でのプラント寿命 60 年に対応する高速中性子照射量（E≧0.1MeV）の径方向分布を図 7.4.1-9 に示す。炉心槽はフェライト材料を想定しており、その照射量制限目安(4×1022n/cm2)[8]を十分下回り、遮へい設計成立の見通しを得た。
本炉心概念は、図 7.4.1-8 に示したように、炉心反応度は燃焼による時間的変化が小さい。
この特性を活かして、「制御棒の微調整を要しない長期運転」が可能となる運用概念が構築できれば、ナトリウム冷却小型炉の魅力の１つとなる。そこで、炉出力 90％低下まで許容した場合の制御棒微調整なしでの連続運転可能期間を概略評価した。図 7.4.1-8 から分かるように、反応度変化率は運転開始 20 年後（平均燃焼度 77GWd/t）に最大となり、この時の反応度変化率
から見積もると制御棒微調整なしでの連続運転期間は約 47 日（炉心流量は炉出力比例を想定）以上となる。なお、運転開始 4～９年後（平均燃焼度 15～35GWd/t）は、制御棒微調整なしでは炉出力が上昇する期間であり、この場合には炉出力を一度 90％まで低下させた後に制御棒微調整なしの連続運転を開始すると想定する。この時には、反応度変化率は運転開始 5.5 年後（平均燃焼度 20GWd/t）で最大となり、この時の反応度変化率から見積もると制御棒微調整なしでの連続運転期間は約 90 日（炉心流量は炉出力比例を想定）以上となる。
今後、炉出力変動の許容範囲や数々の炉運転制御方式を考察してこの運用概念の可能性を更に検討する必要がある。
(6) 用途別に魅力を追求した炉心の検討（フェーズⅡ－4）[5]
魅力ある小型炉の追求の一環として、用途別に魅力を追求した 2 概念を検討した。
すなわち、遠隔地や島しょう部での立地を想定してプラント寿命中の燃料無交換を目指す遠隔地電源型概念の長寿命追求型炉心と、炉心寿命は追求せずコンパクト化などによりできる限り経済性向上を目指す経済性追求型概念の経済性追求型炉心である。

1557

(i)

目標
長寿命追求型炉心（遠隔地電源型）
電気出力は 50MWe 程度、燃料交換間隔は 30 年～60 年、炉心出口温度 550℃（水素製造の観点）を目標とする。また、安全性については、受動的炉停止機構（SASS）により炉心・燃料の健全性が確保できることを目標とする。
経済性追求型炉心（経済性追求型）
電気出力は 300MWe 程度、燃料交換間隔は 2 年程度、炉心出口温度 550℃（経済性向上と水素製造の観点）を目標とする。なお、経済性については、できる限り中型/大型炉並に近づけることを目指す。また、安全性については、受動的炉停止機構（SASS）により炉心・燃料の健全性が確保できることを目標とする。

(ii) 炉心設計の考え方
長寿命追求型炉心（遠隔地電源型）
遠隔地及び島しょう部への立地を想定し、プラント寿命中は燃料交換しないことを目標とするが、経済性向上も念頭に置いて炉心はできる限りコンパクト化する。設計では中間まとめでの高出口温度対応金属燃料炉心をベースに検討する。プラント寿命中の燃料無交換の特徴をできるだけ活用した仕様とすると共に今後の開発も見込んだ検討条件を設定して、できる限り炉心コンパクト化も目指す。
経済性追求型炉心（経済性追求型）
都市近接立地を想定し、炉心長寿命化は追求せず、炉心はコンパクト化を目指し、プラントはできるだけ新しい概念の採用により、可能な限り経済性を向上する。設計では中間まとめでの高出口温度対応金属燃料炉心をベースに検討する。中型/大型炉の高出口温度型金属
燃料炉心と同等の、燃料仕様が現状の実績から見込める条件として、できる限り炉心コンパ
クト化を目指す。
(iii) 検討結果
(a) 長寿命追求型炉心（遠隔地電源型）
1)

設計条件
長寿命追求型小型炉の炉心の設計条件は、プラント寿命中燃料無交換を目標とするので、この特徴をできるだけ活用した仕様とすると共に、今後の開発も見込んだ検討条件を設定してできる限り炉心コンパクト化も目指す。中型及び大型の高出口温度対応金属
燃料炉心の設計例を参考としつつ、燃料無交換の特徴を活用し今後の開発も見込んで下記の条件とする（表 7.4.1-7 参照）。
但し、8)に記載する記載する改良炉心については、下記の条件の 1 部（燃料スミア密度など）を変更している。
・

原子炉出力（電気／熱）： 50MWe／120MWt

・

原子炉出力／入口温度：

550℃／395℃

・

運転サイクル長さ：

30 年程度

1558

・

炉心高さ：

100cm 程度以下

・

燃焼反応度：

2%Δk/kk’程度以下

・取出平均燃焼度：

100 GWd/t 程度

・高速中性子照射量：

5×1023n/cm2 以下

・

燃料形態：

U-Pu(TRU)-Zr （ボンド材：ナトリウム）・

原子炉材料：

スミア密度 70～85％、Zr 含有率 6～10wt%
ODS 鋼、PNC-FMS 鋼・集合体仕様：

ラッパ管付、肉厚 2mm、ラッパ管間ギャップ1mm[プラント寿命中燃料無交換のため通常の燃料交換機による燃料引抜性の要・求を緩和]
スペーサ型式：

ワイヤ

・

燃料ピン間ギャップ：

1mm 以上・プルトニウム富化度：

全領域同一（1 種類）

・

燃料ピン径：

15mm 程度（1 種類）

・

炉心領域数：

3 領域

・

核定数：

統合炉定数

・

燃料組成：

高速炉多重リサイクル組成*

ADJ2000R

238Pu/239Pu/240Pu/241Pu/242Pu/237Np/241Am/243Am/244Cm=1.1/54.1/32.1/4.3/3.9/0.5/2.0/1.0/1.0wt%*FP 混入率は 0.6vol%(HM0.3wt%)
2)

サーベイ計算長寿命追求型小型炉の特徴を踏まえて、種々の仕様を変更した場合の炉心コンパクト化への効果を検討した。
ここでは、炉心コンパクト化のために、フェーズⅡ―3(平成 15 年度)の小型炉心（H15小型炉心と略記）の設計仕様（燃料スミア密度 75wt％、燃料ピン径 15mm、被覆管肉
厚 0.89mm、ラッパ管の肉厚 5mm、ラッパ管間ギャップ 3.8mm、径方向遮へい体構成
SUS1 層＋Zr-H1 層）を出発点として、長寿命追求小型炉の特徴を踏まえながら仕様を変更して検討した。
本検討のスタートとなる H15 小型炉心（平成 15 年度設定値）から仕様を変更した場
合のサーベイ計算結果をまとめて図 7.4.1-10 に示す。本図は、横軸が仕様変更項目で、
平成 15 年度設定値から右に進むに従い仕様が徐々に変更されていくことを示している。
縦軸左側は実効重金属（HM）体積率であり、仕様変更と共に徐々に増加しており、縦軸右側は遮へい体外接円径/炉心等価直径であり、仕様変更と共に徐々に減少しており、炉心がコンパクトになっていくことが分かる。

3)

炉心設計と炉心核特性評価
上記のサーベイ計算結果に基づいて、長寿命追求型炉心の炉心設計を実施した。

1559

炉心設計により得られた長寿命追求型小型炉心の炉心配置図と 2 次元 RZ 体系図を図7.4.1-11 に、その主要目、主要な燃料仕様、炉心特性を表 7.4.1-8 に示し、装荷時と取出し時の物量収支を表 7.4.1-9 に示す。本炉心はブランケット領域を設けておらず、炉心高さ／等価直径は 101cm/182cm、取出平均燃焼度は 77GWd/t、燃焼反応度は 1.1%Δ
k/kk’、増殖比は 1.07 であり、30 年間燃料無交換運転を達成している。本設計炉心の炉
心高さ／炉心等価直径／遮へい体外接円径は 1.0 m/1.8 m /2.3m であり、平成 12 年度（フェ ーズ I） の 検 討の 50MWe 反 射 体 制 御強 制循 環 炉心 （炉 心 寿命 30 年 ） [1] の0.9m/2.4m/5.0m や、平成 14 年度（フェーズⅡ-2）検討の 50MWe 制御棒制御強制循環
炉心（炉心寿命 10 年）[3] の 0.7m/2.4m/2.8m に比べてコンパクト化が実現できている。
実効増倍率及び最大線出力（内側/中間/外側）の経時変化を図 7.4.1-12 に示し、燃焼初期、中期、末期の径方向出力分布を図 7.4.1-13 に示す。出力分布の時間的変化が小さ
く、出口温度高温化に適していることが分かる。
制御棒反応度収支は表 7.4.1-10 に示すように満足している。本表において、燃焼補償
分は、燃焼反応度不確かさと燃料照射スエリングによる軸方向伸長の効果を考慮している。
4)

燃料ピン健全性評価
サーベイ計算に基づき、設計炉心のガスプレナム長さを設定し、燃料ピン健全性を評価した。ガスプレナム長さの設定に先立ち、設計炉心に比較的近い(1)炉心高さ 95cm、(2)スミア密度 70％、(3)ピン平均燃焼度 130GWd/t の条件で、燃料健全性を確保できる
ガスプレナム長さと被覆管肉厚の関係を整理した。その結果を図 7.4.1-14 に示す。本図
より設計炉心の被覆管肉厚 0.78 mm では、ガスプレナム長さは炉心高さの約 1.6 倍となることが分かる。そこで、設計炉心の高さ 101cm を考慮して、
ガスプレナム長さを 157cmに設定した。
設計炉心について、サーベイ計算と同様の方法で、内側炉心、中間炉心、外側炉心のCDF、照射末期フープ応力、照射末期ガス内圧を評価した。
評価の結果、下記のようにいずれも制限条件を満たし、燃料ピンの健全性を確認できた。
・

CDF（制限条件 0.5 以下）：
0.38（内側炉心）、0.48（中間炉心）、0.04（外側炉心）

・

照射末期フープ応力（制限条件 120 MPa (目安値)以下）：
109 MPa（内側炉心）、109 MPa（中間炉心）、85 MPa（外側炉心）

・

照射末期ガス内圧（制限条件 11.8 MPa (目安値)以下）：
9.4 MPa（内側炉心）、9.4MPa（中間炉心）、7.5 MPa（外側炉心）

5)

流量配分計画
本炉心の集合体毎の必要流量と設定した流量区分を図 7.4.1-15 に示し、炉内集合体番号を図 7.4.1-16 に示す。必要流量の大きさに応じて流量領域を 5 区分とした。このとき
必要流量の総和は 572kg/s となり、612kg/s（総設計流量）×96% = 588kg/s に対し約3%の余裕を有した。この余剰流量を上記流量区分で再配分する流量配分設計を行った。

1560

余剰流量配分後の設計流量を用いて、被覆管内面最高温度（ノミナル値及びホットスポット値）を算出した（図 7.4.1-15 参照）。いずれの集合体においても、被覆管内面最高温度（ホットスポット）は制限値 650℃以下となっていることが確認できた。
6)

制御棒調整不要な運転期間に関する検討
長寿命追求型小型炉心においては、その炉心反応度変化から、運転期間 30 年間中の初期 8 年程度（炉心平均燃焼度 2GWd/t）までは、燃料組成変化による反応度増加と、燃料形状変化（スエリング）による反応度低下が相反する効果を生じ、結果として炉心の反応度変化が抑制される結果が得られた。
炉心流量を熱出力と比例させる制御方式を用いた場合、部分負荷運転 90%を許容する
場合には最も制御棒調整の頻度の高い条件で 41 日毎、80%を許容する場合で 82 日毎となる結果が得られた。一方、炉心流量を定格 100%条件で固定とする方式では、部分負荷運転 90%で 33 日毎、80%で 77 日毎という結果が得られ、出力比例制御と比較し調整
間隔が短くなる結果が得られた。
炉心流量に対し出力比例制御／定格値固定方式のどちらを用いる場合でも、制御棒調
整間隔は最短のものでも 33～41 日（部分負荷出力 90%以上）、77～82 日（部分負荷出
力 80%以上）と評価され、長寿命追求型小型炉は“炉心制御（制御棒調整）を要せずに長期運転”する可能性を有すると判断される。

7)

遮へい設計
本長寿命追求型小型炉の検討では、30 年間連続運転後に炉心燃料を一括して入れ替え
る燃料無交換特性の追求、低線出力・中燃焼度に応じた燃料・集合体構成合理化による
燃料体積比向上、遮へい体構成の合理化などにより、炉心等価直径及び遮へい体外接円径の小径化による炉心コンパクト化を図っている。
一方、プラント概念としては、従来検討してきたタンク型での容積・径削減方策が追求されると同時に、ループ型概念を採用した場合のプラント合理化方策も検討されている。
ループ型概念案を図 7.4.1-17 に示す。１ループ型で、入口配管を原子炉容器の側面下部に配置し、さらに炉心槽の削除と炉心槽－原子炉容器間のナトリウム層幅を削減する方策が検討されている。この炉心槽削除案は、炉心が小型で、かつ、燃料一括交換のため燃料貯留槽を必要としない特徴を踏まえた方策案である。なお、従来の大型／中型炉
概念では、炉心遮へい体の外側に炉心槽、さらにナトリウム層を挟んで原子炉容器が位置している。
炉心径方向の遮へい構成を考えた場合、原子炉容器に対する高速中性子照射量制限を踏まえた炉心槽・ナトリウム層幅の合理化を図っていく必要がある。本検討による原子炉容器照射制限を満足する遮へい層数・厚さのサーベイ結果をまとめて以下に記載する。
ループ型の長寿命追求型小型炉における炉心槽削除方策に対し、SUS 製原子炉容器での高速中性子照射制限を満足する遮へい体層数・厚さをサーベイした結果は以下の通り

1561

である。
①

遮へい厚さ 35cm 相当（SUS 遮へい体１層、ZrH 遮へい体１層）の構成により、原子炉容器（直径 280cm）に対する照射制限目安値（4×1021n/cm2）は満足される見通しである。

②

ナトリウム流路幅を削除により、原子炉容器径を 268cm 程度まで合理化できる可能
性がある。

③

原子炉容器にフェライト系材料[Mod.9Cr]を用いた場合には、遮へい厚さ 18cm
（SUS0.5 層＋ZrH0.5 層構成）で照射制限目安値（4×1022n/cm2）を下回る見通しである。
次に、炉心槽を有する小型炉について、SUS0.5 層＋ZrH0.5 層の遮へい構成で遮へい計算を実施した。本評価の 2 次元 RZ モデル図とプラント寿命 60 年に対応する高速中性子照射量の径方向分布（補正前のノミナル値）を図 7.4.1-18 に示す。炉心槽にフェライト系材料[Mod.9Cr]を用いた場合には、炉心槽内側境界位置における高速中性子照射量は 2.0×1022n/cm2（JASPER 実験解析に基づく補正値 1.6）であり、照射制限目安値（4×1022n/cm2）を下回る見通しである。
8)

改良炉心の検討
上記の 2)～7)で検討した炉心（初期炉心）について、下記の観点から改良を図った改良炉心を検討した。
①

実績の多い燃料仕様の採用：ｽﾐｱ密度 70～75%, Zr 含有率 6～10wt%②

550℃達成可能とする燃料仕様の具体化：スペーサ構成、ピン径など③

被覆管肉厚・ガスプレナム長の合理化：低圧力損失特性を活用した燃料仕様④

集合体配置の合理化：集合体出力の 3 次元ピーク効果を抑制した配置⑤

炉心等価直径：上述の検討炉心と同等の 1.82m 程度
燃料・炉心仕様サーベイでは、周辺流れ効果係数(≦1.1)、規格化包絡出力(≦1.14)、

炉心高さ(≦～1.15m)、最大高速中性子照射量(≦5×1023n/cm2)の目標値・制限値を満たす仕様を探索した。上記条件の下で、ガスプレナムを延長することにより、燃料健全性確保の上で被覆管肉厚を合理化（燃料体積比向上）して、出口温度 550℃達成可能なグリッド構成・ピン径・ギャップ幅、被覆管肉厚などの仕様を設定した。
サーベイ計算に基づいて設定された長寿命追求型小型炉の改良炉心の炉心燃料仕様と主要特性を表 7.4.1-11 に示し、炉心配置図を図 7.4.1-19 に示す。なお、流量配分（流量領域数 7）を設定し、燃料寿命中の被覆管内面温度が 650℃以下であることを確認すると共に、燃料ピンの健全性（CDF 値 0.38、ガス内圧 6.8MPa、フープ応力 116MPa）も確認している。
(b) 経済性追求型炉心（経済性追求型）

1562

1)

設計条件
経済性追求型小型炉の炉心の設計条件は、中型及び大型の高出口温度対応金属燃料炉
心と同様の設計方針に基づいて、下記の条件とする（表 7.4.1-7 参照）。
・

原子炉出力（電気／熱）： 300MWe／714MWt

・

原子炉出力／入口温度：

550℃／395℃

・

運転サイクル長さ：

2 年程度

・

炉心高さ：

100cm 程度以下

・

燃焼反応度：

2%Δk/kk’程度以下

・取出平均燃焼度：

100 GWd/t 程度

・高速中性子照射量：

5×1023n/cm2 以下

・

燃料形態：

U-Pu(TRU)-Zr （ボンド材：ナトリウム）・

原子炉材料：

スミア密度 70～75％、Zr 含有率 6～10wt%
ODS 鋼、PNC-FMS 鋼・集合体仕様：

ラッパ管付、肉厚 5mm[ラッパ管間ギャップは DDI 回避の観点から設定]
・スペーサ型式：

ワイヤ

・

燃料ピン間ギャップ：

1mm 以上・プルトニウム富化度：

全領域同一（1 種類）

・

燃料ピン径：

8.5mm（1 種類）

・

炉心領域数：

2 領域、又は 3 領域

・

核定数：

統合炉定数

・

燃料組成：

金属燃料多重リサイクル組成*

ADJ2000R

238Pu/239Pu/240Pu/241Pu/242Pu/237Np/241Am/243Am/244Cm/245Cm=1.1/66.0/25.2/2.4/2.4/0.4/1.6/0.5/0.4/0.1wt%*FP 混入率は 0.6vol%(HM0.3wt%)
2)

炉心核特性
前記の設計条件の下で各領域の Zr 含有率（Zr 重量密度）、スミア密度、集合体数をパラメータとした 3 領域均質炉心のサーベイ計算を実施して、最大線出力の低減などの観点から、最適な 3 領域均質炉心を選定した。次に、その 3 領域均質炉心を基にして 2 領域均質炉心をサーベイ計算から選定したが、本炉心は 3 領域均質炉心より増殖比などの炉心性能がやや劣るが、ほぼ同程度の核特性が得られることが分かった。
更に、出口温度高温化の観点から規格化包絡熱出力1を概算した結果、3 領域均質炉心と 2 領域均質炉心は大差がなく、いずれも工学的安全係数合理化などにより出口温度
550℃達成の可能性がある見通しが得られた。

1

包絡熱出力は、流量領域区分を設定することを念頭において、集合体内の燃焼を通じて最大の出力密度を抽出・積算して集合体出力を算出して、それを積算した熱出力ある。この包絡熱出力と通常の熱出力の比を規格化包絡熱出力と定義する。

1563

上記のサーベイ計算に基づいて、最大線出力の低減などの観点から最適な 2 領域均質
炉心を設計した。その炉心配置図を図 7.4.1-20 に示し、2 次元 RZ モデル図を図 7.4.1-21に示す。燃料集合体 243 体、制御棒 10 体、SUS 遮へい体 1 層、Zr-H 遮へい体 1 層であり、遮へい体外接円径は 336.2cm である。
炉心燃料集合体概略構成図を図 7.4.1-22 に示す。ここで、軸方向遮へい体、ハンドリ
ングヘッド、エントランスノズルの長さは、平成 15 年度の大型のナトリウム冷却 MOX
燃料コンパクト型炉心の寸法を参照した。上部ガスプレナム長さは、被覆管の CDF、フープ応力の評価より設定した平成 15 年度の中型の高出口温度対応型金属燃料炉心（最大高速中性子照射量は本小型炉心と同程度）の検討結果を参照して、炉心高さ(100cm)の 1.7 倍を設定した。なお、炉心計算では暫定的に 120cm（炉心高さの 1.2 倍）を設定している（図 7.4.1-21 参照）。
設計炉心の炉心仕様と核特性結果をまとめて表 7.4.1-12 に示す。主な解析結果は、24ヶ月×4 バッチ、増殖比 1.03、燃焼反応度 0.46％Δk/kk’、取出平均燃焼度 80GWｄ/
ｔ、最大高速中性子照射量 5.2×1023n/cm2 であり、設計目標を満足している。本設計炉
心の装荷時と取出し時の物量収支を表 7.4.1-13 に示す。また、制御棒反応度収支は、表
7.4.1.14 に示すように成立することを確認した。
本検討では、中型及び大型の高出口温度対応金属燃料炉心と同様の核特性が得られ、規格化包絡熱出力の比較から出口温度 550℃達成の見通しが示された。但し、小型炉では中型炉に比べて規格化包絡熱出力が 1%程度大きいので、出口温度 550℃達成のためには工学的安全係数合理化なども含む詳細な検討が今後必要である。
3)

遮へい設計
経済性追求型小型炉の炉心周りの遮へい体を設定し、遮へい計算により炉内構造物の遮へい性能を確認した。
i)

評価手法・条件
輸送計算コードにより炉内構造物の 60 年間累積高速中性子照射量（nvt）を評価した。主要な評価条件を以下に示す。
・

対象炉心：

平衡期炉心（平衡末期）・計算モデル：

2 次元輸送計算 (RZ 体系)

・核データライブラリ：

JENDLE-3.2 から作成の JSSTDL ライブラリ[16]

・

補正係数：

JASPER 遮へい実験解析に基づく E/C 値[17]・評価対象炉内構造物：

炉心上部機構、炉心支持板、炉心槽、蒸気発生器

なお、材料として大中型炉と同様のオーステナイト系材料を想定
ii)

評価結果
遮へい性能を満足する炉心周りの遮へい構成を設定するため、遮へい構成をパラメータとして炉内構造物の 60 年間累積高速中性子照射量（nvt）を評価した。サーベイ
計算の結果、下記の遮へい構成を設定した。
・軸方向遮へい体（上部 B4C/下部 SUS+B4C）：

20cm/(60cm+40cm)

・

径方向遮へい体（SUS 遮へい体/Zr-H 遮へい体）
：

2層

1564

但し、炉心と炉心槽の隙間に厚さ 10cm の Zr-H 遮へい体を設置
累積高速中性子照射量（nvt）の評価結果を照射制限目安値と共に表 7.4.1-15 に示し、高速中性子束（補正前のノミナル値）の等高線図を図 7.4.1-23 に示す。本評価
より、炉心槽が最も設計条件に対して余裕が少ないが、炉心上部機構、炉心支持板、
炉心槽の何れも照射制限目安値を下回る見通しである。
(7) まとめ
平成 15 年度までのナトリウム冷却小型炉の研究では、小型炉の特徴として期待される①優れた安全性、②コンパクトなシステム、③炉心長寿命化を同時に追求する概念を検討してきた。
平成 16 および 17 年度（フェーズⅡ―4）では、魅力ある小型炉の追求の一環として、用途別に魅力を追求した 2 概念を検討した。すなわち、遠隔地や島しょう部での立地を想定してプラント寿命中の燃料無交換を目指す遠隔地電源型（長寿命追求型概念）と、炉心寿命は追求せず
コンパクト化などによりできる限り経済性向上を目指す経済性追求型（経済性追求型概念）である。平成 15 年度までの研究の代表概念（中間まとめ）を需要地立地型と位置づけると、遠隔地電源型と経済性追求型と合わせて３つの候補概念を提示した。
３つの候補概念の炉心設計で得られた設計仕様と主要炉心特性をまとめて表 7.4.1-16 に示す。
いずれも出力分布変動が少なく出口温度高温化のポテンシャルの高い重金属密度多領域単一
Pu 富化度の高出口温度対応金属燃料炉心を採用している。
今後、実用化に向けて本炉心が成立する上での技術的課題としては、太径金属燃料ピンの開発、高性能炉心燃料材料の開発、重金属密度多領域単一 Pu 富化度炉心概念の実証、高性能遮へい体（Zr-H）の開発、長寿命制御棒の開発などが挙げられる。

7.4.1.2 プラント設計
7.2.3.1 項「システムの簡素化」に示したように、低出力条件で炉内に環状型 IHX および電磁ポンプを設置したタンク型炉は、原子炉容器の小型化が可能であり、他概念と比較して、建設単価を低減できる見通しを有している。本プラント概念は原子炉容器軸長が増加し、地震時の制御
棒挿入性、燃料取扱性などの技術課題を解決しなければならない一方、制御棒軸伸び反応度の有効活用や、炉上部のナトリウムインベントリが大きく、電磁ポンプ流量半減時間を延長してもIHX 管板部の熱過渡応力を緩和できる長所を有している。
フェーズⅡ前半の平成 15 年度までの検討では、炉心燃料設計の進捗に合せて、上記のタンク型炉を中心に、プラント概念の設計研究を行った。平成 12 年度（フェーズⅠ）を含めて平成 15年度までのの検討経緯を図 7.4.1-24 に示す。
以下では、炉心燃料設計と同様に、長寿命・高安全性プラントの基礎検討（平成 12 年度、フェーズⅠ）、経済性改善の検討（平成 13 年度、フェーズⅡ－1）、冷却・制御方式等の比較検討（平成 14 年度、フェーズⅡ－2）、更なる魅力を追求したプラントの検討（平成 15 年度、フェーズⅡ－3）、用途別に魅力を追求したプラントの検討（平成 16～17 年度、フェーズⅡ－4）に分けて、技術課題の検討や、主要なプラント概念の構築結果を記載した。

1565

(1) 長寿命・高安全性炉心に対応するプラントの基礎検討（フェーズⅠ）[4](i)目標
30 年間の長寿命炉心（燃料無交換）と高い受動的安全性を同時に達成するプラント概念の構築を目標とする。

(ii) プラント設計の考え方
電力中央研究所で検討されてきた 4S 炉をもとに、冷却材循環方式や、反応度制御方式をパラメータとして、30 年の長寿命および高安全性炉心を内包する電気出力 50MWe 級のプラン
ト概念を検討する。
(iii) 検討結果
炉心燃料設計に合せて、以下のプラント概念を検討対象とする。制御棒制御・強制循環炉
心は炉心燃料設計のみに限定し、プラント設計は対象外とした。
①

50MWe 級 制御棒制御・自然循環方式タンク型プラント②

50MWe 級 反射体制御・強制循環方式ループ型プラント

主要な検討条件は、以下のとおりである。
a.

出力：50MWe/125MWtb.

炉心燃料：U-Pu-Zr 合金燃料、Pu 高富化度差 2 領域炉心（径方向 2 領域均質炉心）

c.

原子炉型式：タンク型炉およびループ型炉d.

冷却材循環方式：自然循環方式（タンク型炉）および強制循環方式（ループ型炉）

e.

反応度制御方式：制御棒制御方式（タンク型炉）および反射体制御方式（ループ型炉）

f.

系統条件 1 次ナトリウム温度：510℃/355℃、2 次ナトリウム温度、または、鉛ビス
マス温度：475℃/310℃、給水/蒸気温度：210℃/453℃、蒸気圧力：10.5MPa

プラント概念の主要仕様を表 7.4.1-17、原子炉容器の構造図を図 7.4.1-25 に示す。
制御棒制御・自然循環方式タンク型プラントでは、原子炉容器内に環状型 IHX および起動用電磁ポンプを設置した。反射体制御・強制循環方式ループ型炉では、炉外に鉛ビスマス中
間熱媒体を使用した 2 次系簡素化概念を設置し（電磁ポンプのみ炉内設置）、1 系統の 1 次ナ
トリウム配管と接続した。いずれのプラント概念も、PRACS と RVACS を組み合せた崩壊熱除去系を採用した。
上記のプラント概念は、長寿命炉心および安全性の要求条件を満足できる見通しであるが、50MWe 級の低出力では、スケールデメリットを克服できず、小型軽水炉など競合相手の建設
単価を大幅に超える恐れを有することを明らかにした。
(2) 経済性改善の検討（フェーズⅡ－1）[7](i)目標
フェーズⅠの検討結果をもとに、電気出力および炉心寿命条件を変更することにより、長寿命炉心と高い受動的安全性以外に、建設単価の低減に有効なプラント概念の構築を目標とする。

(ii) プラント設計の考え方
建設単価の低減をねらって、10 年の長寿命および高安全性炉心を内包する電気出力 150MWe

1566

級のプラント概念（フェーズⅠに対して、炉心寿命 1/3、出力 3 倍）を検討する。
(iii) 検討結果
炉心燃料設計に合せて、以下のプラント概念を検討対象とする。
①

150MWe 級 反射体制御・強制循環方式タンク型プラント②

150MWe 級 反射体制御・強制循環方式ループ型プラント

同一の炉心燃料仕様に対して、冷却系機器を原子炉容器内（タンク型炉）、または、炉外の冷却系容器内（ループ型炉）に集約した 2 種類のプラント概念を検討した。また、いずれのプラント概念も原子炉容器の小型化に有効な強制循環方式を採用した。
主要な検討条件は、以下のとおりである。
a.

出力：150MWe/ 375MWtb.

炉心燃料：U-Pu-Zr 合金燃料、Pu 高富化度差 2 領域炉心（回字型炉心）c.

原子炉型式：タンク型炉およびループ型炉d.

冷却材循環方式：強制循環方式

e.

反応度制御方式：反射体制御方式

f.

系統条件

1 次ナトリウム温度：510℃/355℃、2 次ナトリウム温度：475℃/310℃、

給水/蒸気温度：210℃/453℃、蒸気圧力：10.5MPa(a) 反射体制御・強制循環方式タンク型プラント
プラント概念の主要仕様を表 7.4.1-18、原子炉容器の構造図を図 7.4.1-26 に示す。表中、ループ型プラントの主要仕様も示した。
原子炉容器内への環状型 IHX および電磁ポンプの直列配置や、回転プラグを削除した UIS
引抜きによる燃料交換システムの採用により軸長が若干増加するが、小型の原子炉容器（φ4m×h22m）を構築した。
SG は 10MPa の蒸気圧力で水側流動安定性を確保するために、ヘリカルコイル型 2 重管
SG を採用し、原子炉容器と 1 系統の 2 次ナトリウム配管で接続した。
崩壊熱除去系は原子炉容器廻りに安全系を集中可能な PRACS および RVACS を組み合せた
自然循環方式を採用した。崩壊熱除去系構成の検討結果を表 7.4.1-19 に示す。RVACS の除熱性能により構成は相違するが、7.2.3.1(1)項「設計方針・目標」に記載したように RVACS
のみで必要な除熱条件を満足できないため、PRACS×2 系統＋RVACS の組み合せ方式（自然循環）を選択した。また、RVACS 作動時における原子炉容器内流動パスを図 7.4.1-27 に示す。原子炉容器壁部には、通常運転時に上向き、RVACS 作動時に下向きにナトリウムが流れるようにフローダイオード（通常運転時に 10%の流量が壁面を上昇するように圧力損失を設定）を取り付けた。事故時には、原子炉容器壁部のナトリウム流れが逆転するが、除熱上、問題のない見通しである。
(b) 反射体制御・強制循環方式ループ型プラント
原子炉容器および冷却系容器の構造図を図 7.4.1-28、29 に示す。主要仕様は表 7.4.1-18
中に示した。
冷却系容器の設置や、回転プラグを削除した UIS 引抜きによる燃料交換システムの採用により、格納容積が増加するが、タンク型プラントよりも小型の原子炉容器（φ4m×1567

h18.8m）を構築した。
冷却系容器は中央下方に IHX、周辺上方に SG を設置し、1 次ナトリウム、水蒸気のいず
れも容器上端でアクセス可能なようにした。ただし、電磁ポンプを含めて、冷却系機器を集約したため、原子炉容器と同程度の冷却系容器（φ3.48m×h22m）を設置する必要がある。
崩壊熱除去系はタンク型プラントと同様に PRACS×2 系統＋RVACS の組み合せ方式（自然循環）を選択した。崩壊熱除去系の起動時には、原子炉容器内で一巡の冷却パスを確保できるように、原子炉容器壁構造や、フローダイオード設置などの工夫を取り込んだ。
(c) 検討のまとめ
タンク型炉では、電気出力 150MWe 級、反射体制御方式の条件で、回字型炉心の採用や、線出力密度の増加などにより炉心を小型化して、フェーズⅠの制御棒制御・自然循環方式
タンク型プラントと同じ原子炉容器径で、3 倍の出力を確保可能な見通しを得た。ただし、反射体の反応度収支および構造健全性に不明確な部分が多く、成立性の詳細評価を行う必要がある。
また、ループ型炉では、炉外の冷却系容器に主要な機器を集約した概念を検討したが、原子炉容器と同程度の冷却系容器が必要なことや、格納容積の増大により、タンク型炉と比較して、建設単価が約 3%増加する。以上より、環状型 IHX と電磁ポンプを直列配置したタンク型炉は、原子炉容器を小型にでき、建設単価最小の可能性を有することを明らかにした。（7.2.3.1(2)(ⅰ)項「システムの基本構成」参照）(3) 冷却・制御方式等の比較検討（フェーズⅡ－2）[8](i)目標
冷却材循環方式、反応度制御方式など概念絞込みのポイントとなる技術課題の検討を行うとともに、フェーズⅡ－1 と同一の電気出力および炉心寿命条件で、固有の安全特性および受動的安全性を重視したプラント概念の構築を目標とする。

(ii) プラント設計の考え方
原子炉容器の小型化や、制御棒軸伸び反応度などの有効活用に期待できるタンク型プラン
トを対象とする。冷却材循環方式や、反応度制御方式をパラメータとして、10 年の長寿命および扁平形状の高安全性炉心を内包する電気出力 150MWe 級のプラント概念を検討する。特に、安全性に関連して、冷却材ボイド反応度、炉心圧力損失などを定量的に制限した固有の安全特性および受動的安全性の強化概念の構築を目指す。
(iii) 検討結果
炉心燃料設計に合せて、冷却材循環方式、反応度制御方式をパラメータとする以下のプラント概念を検討対象とする。
①

150MWe 級 反射体制御・強制循環方式タンク型プラント②

150MWe 級 制御棒制御・強制循環方式タンク型プラント③

150MWe 級 制御棒制御・自然循環方式タンク型プラント

冷却材循環方式、反応度制御方式に対応した扁平形状の炉心概念ごとにプラント概念を検討した。プラント概念の構築では、炉内電磁ポンプを単独で引抜けるように、環状型 IHX お

1568

よび電磁ポンプを径方向にオフセット配置する方式を対象とした。
（最終的には、7.3.3 項「炉内電磁ポンプ配置方式」に記載したように、経済性、保守補修性の観点より、環状型 IHX お
よび電磁ポンプの直列配置を選定）
主要な検討条件は、以下のとおりである。
a.

出力：150MWe/395MWtb.

炉心燃料：U-Pu-Zr 合金燃料、Pu 高富化度差 2 領域炉心（径方向 2 領域均質炉心）

c.

原子炉型式：タンク型炉d.

冷却材循環方式：強制循環方式および自然循環方式

e.

反応度制御方式：反射体制御方式および制御棒制御方式

f.

系統条件
強制循環 1 次ナトリウム温度：510℃/375℃、2 次ナトリウム温度：475℃/320℃、
給水/蒸気温度：210℃/453℃、蒸気圧力：10.5MPa
自然循環 1 次ナトリウム温度：515℃/365℃、2 次ナトリウム温度：475℃/320℃、
給水/蒸気温度：210℃/453℃、蒸気圧力：10.5MPa

系統条件について、強制循環、自然循環のいずれの方式も、経済性への影響や、ULOF 時の安全性確保（強制循環方式のみ）を考慮することにより、4S 炉のヒートマスバランスから 1
次ナトリウム温度などを変更した。また、熱効率の見直しに伴い、同一の電気出力に対して、熱出力を 375MWt から 395MWt に増加した。
(a) 反射体制御・強制循環方式タンク型プラント
1)

原子炉構造
原子炉容器の構造図を図 7.4.1-30 に示す。原子炉容器内には、炉心槽周囲に反射体、更にその周囲上方に環状型 IHX および電磁ポンプを設置した。IHX および電磁ポンプのオフセット配置により、原子炉容器はφ6.05m（下方）/φ7m（上方）×h23.7m と、上方の原子炉容器径が増加するが、2 次ナトリウム配管を切断せずに電磁ポンプ単独で取出すことが可能である。
反応度制御方式は反射体（周方向 6 分割）と制御棒（4 体）の組み合せにより対応する。制御棒設置に伴い、炉心槽上部にコラム型 UIS を設置し、10 年に 1 回の燃料交換
時には、UIS を引抜き、代わりに燃料交換機を据付け可能な構造とした。
また、炉心槽下方に 2 段のコアキャッチャーを設置して、万一の炉心損傷時にも炉内収束することが可能である。

2)

反射体構造
反応度制御方式のうち、炉心槽周囲に設置する反射体は、図 7.4.1-31 に示すように、
反射体価値が高く、構造成立性の見通しを有する縦積方式の多重積層板型を採用した。
多重積層板上方には、反射体駆動に伴い中性子漏えい量が変化するようにアルゴンガスを充填した鋼製の構造物（以下、キャビティと称する）を設置した。反射体駆動装置はルーフデッキ上に設置する。起動時には油圧シリンダおよびホイスティングロッドを使用して、駆動軸に連結したホイスティングプレートを上昇する。通常運転時（燃焼補償時）には多段サイクロ減速機を使用して、0.25mm/日の微速度で徐々に引抜き作業を行うようにした。

1569

反射体制御方式の採用に伴い、反射体ガイドを兼用する炉心槽の中性子照射量が高くなる傾向にある。反射体制御方式における炉心支持方法の検討結果を図 7.4.1-32 に示す。
炉心槽は耐中性子照射特性の有効な改良 9Cr－1Mo 鋼を使用するが、炉心燃料の中間パッド部での中性子照射量は 2.3×1023n/cm2 と制限目安を超える。よって、中間支持枠を削除することにより、中性子照射量の低い炉心燃料頂部位置で、水平方向の荷重伝達を行うとともに、万一の交換が可能なように炉心槽にフランジを取付け、ボルトで吊り下げる構造とした。炉心頂部位置で荷重伝達する炉心支持方式は、欧州、ロシアなどの高速炉で類似概念を採用しており、炉心拘束条件の単純化に伴い、変形解析を簡素化できる可能性を有する。一方、炉内湾曲量の増加に伴い、高温状態にて熱および照射変形した燃料個別の挙動を精度良く予測する必要があり、今後、詳細な解析および実験により、過渡時などの炉心変形挙動を明確にすることが重要である。
製作据付誤差の検討や、熱および照射変形解析に基づく反射体－内外側ガイドの必要
隙間を表 7.4.1-20 に示す。反射体は炉心中心側に 10mm、原子炉容器側に 6mm の隙間を確保すれば、寿命中、内外側ガイドとの干渉を回避可能である。また、反射体本体はナトリウムにより冷却するが、径方向に冷却孔ピッチを変更するなどの工夫により、ナトリウム温度差を低減することが可能で、構造健全性を確保できる見通しである。ただし、反射体構造が複雑であるため、炉心支持方式と同様に、詳細な解析および実験により、構造成立性を確証する必要がある。
また、反射体上部のキャビティ破損時には 5￠の反応度投入が発生する。上記の数値
は安全要求条件を満足するが、キャビティ内に希ガスを封入するなどして破損検知をとともに、万一の破損時には 1 分割分の反射体を引抜き、破損キャビティの同定や、キャ
ビティの交換を行う必要がある。
3)

冷却系
原子炉容器内に環状型 IHX と 1 次系電磁ポンプ、原子炉容器外に SG と 2 次電磁ポンプを設置し、原子炉容器と SG は 1 系統の 2 次ナトリウム配管により接続した。
1 次系電磁ポンプは、環状のシングルステータ ALIP 型で、IHX 下方に直列に 2 基設置した。オフセット配置の採用に伴い、2 次ナトリウム配管を切断せずに炉外へ単独取出しできるが、アレーニウス則による絶縁破壊時間は 1000 年以上と、プラント寿命中、熱および照射によるコイル絶縁抵抗の劣化を無視することが可能で、設計上、定期的な交換は不要である。電磁ポンプは回転部分のない誘導モータと同じで、炉外別置の端子ボックスで絶縁抵抗および耐電圧を測定し、交流漏れ電流の経時変化データにより絶縁抵抗の劣化状況を診断することが可能である[25]。また、電磁ポンプのコイルは窒素ガ
ス雰囲気の容器内に組み込まれているため、内部に異物が混入する可能性は小さく、炉内据付状態でファイバースコープを使用したステータ外観検査を行うことにより、炉外取出しと同等の保守点検作業を実施できるなど炉外引抜きに対する要求は小さい。
SG は 10MPa の蒸気圧力で水側流動安定性を確保するために、ヘリカルコイル型 2
重管 SG を採用した。
また、崩壊熱除去系は RVACS 単独で所定の除熱条件を満足できないため、フェーズ
Ⅱ－1 と同様に、PRACS×2 系統＋RVACS の組み合せ方式（自然循環）を選択した。

4)

プラント全体1570

プラント概念の主要仕様を表 7.4.1-21 に示す。格納容器は RVACS の使用に伴い、トップドームおよびガードベッセルにより構成する。長尺の原子炉容器に対して、岩盤内に炉容器室のみを埋込む構造を採用した。また、UIS 引抜き時には、建屋を開放することにより、建屋高さを低減した。
(b) 制御棒制御・強制循環方式タンク型プラント
1)

原子炉構造
原子炉容器の構造図を図 7.4.1-33 に示す。原子炉容器内には、反応度制御用の反射体を設置しないが、反射体制御・強制循環方式と同様に、炉心槽周囲上方に環状型 IHX お
よび電磁ポンプを設置した。IHX および電磁ポンプのオフセット配置により、原子炉容器はφ5.56m（下方）/φ6.54m（上方）×h30.7m と、上方の原子炉容器径が増加する
が、2 次ナトリウム配管を切断せずに電磁ポンプ単独で取出すことが可能である。
反応度制御方式は 13 体の制御棒により対応し、炉心槽上部には引抜き可能なコラム
型 UIS を設置した。また、炉心槽下方に 2 段のコアキャッチャーを設置して、万一の炉心損傷時にも再臨界を防止可能な構造とした。

2)

冷却系
原子炉容器内に環状型 IHX と 1 次系電磁ポンプ、原子炉容器外に SG などを設置し、原子炉容器と SG は、1 系統の 2 次ナトリウム配管により接続した。
SG は 10MPa の蒸気圧力で水側流動安定性を確保するために、ヘリカルコイル型 2
重管 SG を採用した。
また、崩壊熱除去系は RVACS 単独で所定の除熱条件を満足できないため、フェーズ
Ⅱ－1 と同様に、PRACS×2 系統＋RVACS の組み合せ方式（自然循環）を選択した。

3)

プラント全体主要仕様を表 7.4.1-22 に示す。反射体制御・強制循環方式タンク型プラントと同様に、格納容器はトップドームおよびガードベッセルから構成し、かつ、岩盤内に炉容器室を埋込む構造とした。ただし、建屋内で UIS 引抜き作業を行うため、約 53m（グランドレベル）の原子炉建屋高さを確保した。

(c) 制御棒制御・自然循環方式タンク型プラント
1)

原子炉構造
原子炉容器の構造図を図 7.4.1-34 に示す。自然循環方式の採用に伴い電磁ポンプが不要なため、炉心槽周囲上方に環状型 IHX のみを設置した。原子炉容器はφ6.66m×
h28.2m の単純な円筒構造で、炉心槽上方に引抜き可能なコラム型 UIS（制御棒 13 体）、下方に 2 段のコアキャッチャーを取付けている。

2

冷却系
原子炉容器内に環状型 IHX、原子炉容器外に SG などを設置し、原子炉容器と SG は
1 系統の 2 次ナトリウム配管により接続した。1 次系は自然循環方式を採用するが、プラント制御上、2 次系は強制循環方式とした。
IHX は伝熱管を短尺化することにより（強制循環方式で 4.5m、自然循環方式で 1.95m）、伝熱面積は増加するが、圧力損失の低減を図った。

1571

SG は 10MPa の蒸気圧力で水側流動安定性を確保するために、ヘリカルコイル型 2
重管 SG を採用した。
また、崩壊熱除去系は RVACS 単独で所定の除熱条件を満足できないため、フェーズ
Ⅱ－1 と同様に、PRACS×2 系統＋RVACS の組み合せ方式（自然循環）を選択した。
3)運転制御
冷却材流量の応答遅れが大きいことや、安全上、原子炉出力の変化率を制限している
自然循環方式の特徴を考慮して、「原子炉主、タービン従」の制御方式を選択した。
また、起動および停止時間は強制循環方式と同じである。炉内起動ポンプは不要であるが、初期および燃料交換後には崩壊熱がないため、原子炉容器-ガードベッセル間で高温窒素ガスを循環するなどの設備対応を取込むこととした。

4

プラント全体主要仕様を表 7.4.1-23 に示す。制御棒制御・強制循環方式タンク型プラントと同様に、格納容器はトップドームおよびガードベッセルから構成し、かつ、岩盤内に炉容器室を埋込む構造とした。

(d) 検討のまとめ
電気出力 150MWe 級の条件で、冷却材循環方式、反応度制御方式の異なる合計 3 種類のプラント概念を構築した。冷却材ボイド反応度および炉心圧力損失を制限した扁平炉心の採用に伴い、フェーズⅡ－1 と比較して、炉心等価直径および原子炉容器径が増加した。
特に、強制循環方式のプラント概念では、環状型 IHX と電磁ポンプのオフセット配置に伴い、上方の原子炉容器径が約 1m 増加し、物量に大きく影響した。電磁ポンプは使用実績が少ないが、設計上、コイル絶縁劣化などに起因する定期的な交換は不要である。よって、経済性や、炉内 ISI 対応などの観点より、環状型 IHX と電磁ポンプを直列配置するほうが望ましい。また、各プラントで炉内機器補修の考え方などが異なるため、物量を直接比較できないが、経済性や、研究開発のハードル高さなどの観点より、以下のように冷却材循
環方式および反応度制御方式を選定した。
（7.3 項「小型炉固有の課題への対応方策の検討」
参照）①

冷却材循環方式：強制循環方式②

反応度制御方式：制御棒制御方式(4) 更なる魅力を追求したプラントの検討（フェーズⅡ－3）(i)

目標
炉心燃料と合せて、中間とりまとめの魅力あるプラント候補概念を提示する。具体的には、冷却材ボイド反応度制限を緩和して、原子炉容器の小型化により建設単価を低減するとともに、競合相手の小型軽水炉を凌駕する 20 年間の長寿命炉心と高い受動的安全性を同時に達成するプラント概念を構築する。

(ii) プラント設計の考え方
原子炉容器の小型化や、制御棒軸伸び反応度などの有効活用に期待できるタンク型プラン
トを対象とする。20 年の長寿命および冷却材ボイド反応度制限を緩和した小型の高安全性炉心を内包する電気出力 150MWe 級（電気出力は 165MWe とフェーズⅡ－2 より若干大きいが、1572

熱出力は 395MWt と同じ）のプラント概念を検討する。冷却材循環方式、反射体制御方式な
どの主要仕様はフェーズⅡ－2 の検討結果を反映するが、炉心出口温度は、熱効率の向上や、水素製造プラントへの適用性を考慮して、MOX 燃料と同じ 550℃とする。
(iii) 検討結果
炉心燃料設計に合せて、高温化炉心（SASS 挿入に期待しなくても高温整定可能な冷却材ボ
イド反応度 6$の炉心）を内包する以下のプラント概念を検討対象とする。
①

150MWe 級（165MWe） 制御棒制御・強制循環方式タンク型プラント

また、フェーズⅡ－2 の検討結果をもとに、経済性向上の長所を有する環状型 IHX および
電磁ポンプの直列配置を採用した。
主要な検討条件は、以下のとおりである。
a.

出力：150MWe 級（165MWe）/395MWt（フェーズⅡ－2 と炉心および原子炉容器形状を比較するために、熱出力は変更せず、150MWe から 165MWe へ電気出力を見直し）b.

炉心燃料：U-Pu-Zr 合金燃料、Zr 含有率 3 領域単一 Pu 富化度炉心c.

原子炉型式：タンク型炉d.

冷却材循環方式：強制循環方式

e.

反応度制御方式：制御棒制御方式

f.

系統条件

1 次ナトリウム温度：550℃/395℃、2 次ナトリウム温度：520℃/335℃、給水/蒸気温度：240℃/498℃、蒸気圧力：17.2MPa（MOX 燃料を使用した基幹電源と同一）

プラント概念の主要仕様を表 7.4.1-24、原子炉容器の構造図、プラント系統概念図、建屋配置図を図 7.4.1.35～37 に示す。以下では概要のみを示すこととし、系統機器の具体的な検討は(5)項「平成 15 年度までの代表プラント概念」に記載した。
原子炉容器内への環状型 IHX および電磁ポンプの直列配置や、回転プラグを削除した UIS
引抜きによる燃料交換システムの採用により軸長は若干増加するが、20 年の長寿命炉心であるにもかかわらず、小型の原子炉容器（φ5.32m×h25.2m）を構築した。
SG は蒸気圧力の増加に対して、ナトリウム冷却中型炉で検討した直管型密着 2 重管 SG を採用し、原子炉容器と 1 系統の 2 次ナトリウム配管で接続した。
崩壊熱除去系について、RVACS では単独で必要な除熱量を確保できないことに加えて、原子炉容器が高温となり、熱膨張するため、安全上、制御棒軸伸び反応度を有効活用できない
ことや、金属燃料の溶融挙動が不明確で、許認可上、原子炉容器に近接する格納容器への影
響を否定できないなどの短所を有している。よって、RVACS を使用せずに、PRACS×2 系統＋
IRACS の組み合せ方式（自然循環）を採用した。
また、高温小径化炉心（冷却材ボイド反応度 8$の炉心）に対応したプラント概念では、更なる原子炉容器の小型化（φ4.85m×h26.45m）が可能で、原子炉容器内の物量を約 9%低減できる見通しである。
(5) 平成 15 年度における代表プラント概念（需要地立地型）
平成 15 年度までに検討したプラント概念の特徴を表 7.4.1-25 に示す。炉心燃料設計と合せて、(4)項「更なる魅力を追求したプラントの検討（フェーズⅡ－3）」に記載した 150MWe 級（165MWe）制御棒制御・強制循環方式タンク型プラント（高温化炉心）を平成 15 年度まで

1573

の代表プラント概念に選定した。
上記のプラント概念では、ナトリウム冷却小型炉の魅力を追求するため、長寿命炉心の採用や、炉心出口温度の高温化以外に、フェーズⅡ－2 から以下の設計変更を行った。
①

経済性および安全性の追求：炉心の小型化に有効な冷却材ボイド反応度制限の緩和に対して、ドップラー反応度および制御棒軸伸び反応度の利用や、電磁ポンプ流量半減時間の延長により、ATWS 発生時にも SASS 挿入に期待しなくても高温整定を目指す。

②

長尺な原子炉容器の課題克服：制御棒挿入性や、燃料取扱性など長尺な原子炉容器の技術課題を摘出し、課題解決を図る。

③

検証の容易な固有安全特性の利用：制御棒軸伸び反応度について、原子炉容器の長尺化以外に、UIS 構造の工夫や、RVACS を使用しない崩壊熱除去系構成の見直しにより、
有効利用可能なようにする。
ISI 方針への適合性：ナトリウム冷却中型炉の検討結果をもとに、低燃料交換頻度の小④型炉概念に適合する ISI 方針を構築する。
また、系統機器の主要な検討結果は、以下のとおりである。
(i)

原子炉構造
図 7.4.1-35 に示したように、環状型 IHX および電磁ポンプの直列配置や、UIS 引抜き方式の採用により、φ5.32m×h25.2m の小型の原子炉容器を構築した。
原子炉容器壁近傍の構造図を図 7.4.1-38 に示す。RVACS を採用しない特徴を活用して、2液面制御となるが、原子炉容器－IHX 外胴の隙間にアルゴンガスを封入することにより、IHX
胴フランジ位置を下げて、原子炉容器軸長を低減した。原子炉容器－IHX 外胴間のアルゴン
ガス空間は、締め切り状態で運用するが、万一、IHX 胴フランジからガスリークが発生した
場合も、ナトリウム液面異常を検知することにより、IHX 胴フランジがナトリウムに浸漬す
る恐れはない。
炉心槽上方には、25 体の制御棒案内管などを支持するコラム型 UIS を設置した。(ⅲ)項に記載するように、長尺の UIS（φ3.69m×h18m）を引抜いて、燃料交換を実施する。制御棒挿入性を担保するために、UIS の水平バッフル板（下端から 2 枚めのみ）を拡大して上部プレナム内筒により変位を制限した。また、水平バッフル板には、制御棒設置領域を中心に流路穴を拡大して、炉心からのナトリウムが主に制御棒案内管廻りを流れるように工夫すること
により、炉心温度上昇時に制御棒駆動軸が短い応答時間で熱膨張するようにした。
炉心槽はタンク型炉の採用に伴い、圧力損失の低減に有効な縦方向リブ形状の炉心支持構造を採用した。また、20 年寿命に伴い、炉内の燃料インベントリは増加するが、フェーズⅡ－2 と同様に、炉心槽下方に 2 段のコアキャッチャーを設置して、万一の炉心損傷時にも再臨界を防止可能な構造とした。
ISI について、設備が小型で、かつ、原子炉構造が簡素である特徴を活用して、20 年に 1回の燃料交換時に、IHX および電磁ポンプを炉外に引抜き、検査が容易な状態で全炉内 ISIを行う。
現状、10 年に 1 回の頻度で標準検査を実施する必要があるが、以下の設計対応を取込むことにより、20 年に 1 回の炉内 ISI 頻度を許容する。
・

炉壁の低温化に伴い、原子炉容器の発生応力を低減する。

1574

・

縦方向リブ形状の炉心支持方式の採用により、一部のリブ破損時にも炉心支持機能の喪失を防止する。また、炉心支持部の検査箇所を原子炉容器近傍に設置して、原子炉
容器外面からの体積検査により構造健全性をある程度確認できるようにする。

・

原子炉容器外面からの体積検査が困難な炉心槽および炉心槽近傍の支持構造物について、UIS 変位を測定するなどの方法により大規模な変形のないことを確認する。

(ii) 冷却系
図 7.4.1-36 に示したように、原子炉容器内に環状型 IHX と 1 次系電磁ポンプ、原子炉容
器外に SG と 2 次系電磁ポンプなどを設置し、原子炉容器と SG は 1 系統の 2 次ナトリウム配管により接続した。
環状型 IHX の構造図を図 7.4.1-39 に示す。IHX は管内 1 次のシェルアンドチューブ直管型（φ21.7mm×L4.12m×4500 本）で、原子炉容器上部から 2 次ナトリウム流路を構成するコー
ン状支持構造物により吊り下げられる。IHX 伝熱面積が過大に増加しない範囲で、伝熱管長を低減した。
1 次系電磁ポンプは環状のシングルステータ ALIP 型で、IHX 下方に直列に 2 基設置した。
電磁ポンプの内外側に、非接触構造シールを取り付けることにより、炉外取出しが可能な構造としている。電磁ポンプの電源構成を図 7.4.1-40 に示す。外部電源に対して、電磁ポンプとフライホイール付き同期モータを並列に設置した。外部電源喪失などの異常時には、上方のしゃ断器を開放して、同期モータの慣性力により電磁ポンプに電力を供給し、安全上必要な約 40 秒の流量半減時間を確保する。
SG の構造図を図 7.4.1-41 に示す。蒸気圧力の増加に伴い、ナトリウム冷却中型炉と同様に、直管型密着 2 重管 SG（φ19mm/φ16.2mm×L21.32m×2293 本、溝なし）を採用した。溝
なし密着 2 重管は内外管の同時リークを想定しても、破損箇所が 0.12m 程度離れていれば、間隙部の圧力損失により 0.1g/sec 以下の水リーク率に限定可能な特徴を有している。要素
技術開発や、安全ロジックの確立が必要であるが、この 2 重管の採用により、運転時の内外管リーク検知でなく、定期検査時の ISI により伝熱管の健全性を確保することにした。
(iii) 燃料取扱系
原子炉容器の小型化に伴い、回転プラグがなく、かつ、炉心槽周囲に燃料受渡し位置を確保することが困難なため、UIS 引抜き後、燃料交換を行う方式を選定した。燃料取扱設備の概念図を図 7.4.1-42 に示す。使用済燃料は UIS 引抜き後、燃料交換機、炉内中継装置、燃料出入機を介して、キャスクに装荷し、サイト内の使用済燃料貯蔵建屋に移送する計画である。燃料取扱設備のうち、燃料交換機および炉内中継装置の構造図を図 7.4.1-43 に示す。
UIS は、専用キャスクに収納して引抜き、原子炉建屋外の貯蔵スペースに保管する。長尺・大重量の構造物（キャスクを含めて約 380ton）であるが、建屋外設置のクレーンにより吊り下げることが可能である。また、UIS 表面に最大 250kg のナトリウムが付着するが、アルゴ
ンガスブローや、清浄なガス雰囲気で保管するなどの対応により、再装荷にも、ナトリウム
純度や、制御棒作動性などにインパクトを与えないと考えられる。
(iv) プラント全体
プラント概念の主要仕様を表 7.4.1-24、建屋配置図を図 7.4.1-37 に示した。格納容器は

1575

RVACS の削除に伴い、トップドームおよびライナー張り矩形コンクリートにより構成する。
長尺の原子炉容器に対して、岩盤内に炉容器室のみを埋込むとともに、UIS 引抜き時には、建屋を開放することにより、建屋高さを約 14.5m 低減し、約 24300m3 の建屋体積を達成した。
(6) 用途別に魅力を追求したプラントの検討（フェーズⅡ－4）[10](i)目標
フェーズⅡの初期の段階においては長寿命炉心と経済性それぞれに要求条件を設定し同時に追求する概念の検討が実施された。平成 15 年度までの代表概念はフェーズⅡにおける要求条件は満たすことが示されたが、長寿命炉心は炉心径が増加するため経済性向上を同時に達成することが困難であることが明らかになった。このため以降の検討においては平成 15
年度の代表概念を需要地立地型と位置づけ、これを出発点として要求条件を緩和し長寿命炉
心を追求した概念と、コンパクトな炉心を採用して経済性を追求した概念の 2 つを並行して検討することとした。平成 16～17 年度の検討では、用途に応じて魅力を追求するため、遠隔地電源型として長期運転サイクル炉心を採用し燃料無交換によるプラント簡素化を追求した概念と、大量生産基幹電源型として、コンパクトな炉心を採用し経済性を追求した概念、それぞれを別途検討することとした。

(ii) プラント設計の考え方
遠隔地電源を想定して電気出力を 50MWe とし長寿命炉心を採用する。長期運転サイクルを前提としてプラント内に燃料取扱設備を設置せず、原子炉構造は回転プラグ、燃料交換機、
炉内中継槽を削除して簡素化および物量低減を追求する。上記の燃料交換を行わない原子炉
容器簡素化の観点から型式としてはループ型炉を採用した。冷却系に関しては可能な限り物量を低減し 1 ループ化概念の検討を行うこととした。
経済性追求型に関しては大量生産による基幹電源と同等の経済性を追求する。電気出力は経済性を考慮して 300MWe とする。炉心等価直径を可能な限り小さくするため、運転サイク
ル 2 年程度を前提とした検討を行う。小規模な原子炉においては発電容量に対する燃料取扱
設備の負担が大きいため、燃料取扱設備の簡素化を追求した概念の検討を行うこととした。
(iii) 検討結果
(a) 遠隔地電源型プラント
1)

基本仕様
主要な検討条件は、以下のとおりである。プラント概念の主要仕様を表 7.4.1-26 に示す。
・

出力：50MWe/120MWt

・

炉心燃料：

U-Pu-Zr 合金燃料、重金属密度 3 領域単一 Pu 富化度炉心

・

原子炉型式：

ループ型炉

・

冷却材循環方式：強制循環方式

・

反応度制御方式：制御棒制御方式

・

系統条件

1 次ナトリウム温度：550℃/395℃、2 次ナトリウム温度：520℃/335℃、給水/蒸気温度：233℃/498℃、蒸気圧力：17.2MPa（MOX
燃料を使用した基幹電源と同一）

1576

2)

原子炉構造
燃料無交換であることを前提に簡素化を追求したループ型炉の原子炉構造を検討した。原子炉構造概念図および断面図を図 7.4.1-44、図 7.4.1-45 に示す。原子炉容器内径は 2.8m、高さは 13.4m となった。板厚は耐震性を考慮して設定する必要があるが暫定的に 30mm とした。
燃料無交換とすると燃料交換時にナトリウム液位を確保する必要がないため、原子炉
容器軸長が大幅に削減可能である。また、回転プラグを削除可能なため、炉容器上部蓋を鏡構造とし容器の冷却の必要性がない。これにより炉上部蓋の物量および炉上部蓋の冷却系を合理化した。
1 次主冷却系配管は原子炉容器とノズルで結合し、原子炉容器内に配管を配置する空間を合理化した。また、原子炉容器と配管の材質を両者とも 316FR とすることにより、異材継手は排除する。
炉内の燃料中継装置および上記のノズル方式の採用のため炉心の遮へい体外接部と炉容器の距離は短縮化可能であり、炉心槽を削除して炉容器に直接炉心拘束枠を設置して集合体の水平方向の位置を固定する。
燃料交換による原子炉容器内部への不純物の持込がないため、1 次系ナトリウムは初期純化の実施後は純化が不要である可能性がある。このため常設のナトリウム純化系は設置しないこととする。
原子炉容器寸法が 2.8m と小さいため信頼性の高い製作を行える可能性があり、原子炉容器からのナトリウム漏えい検知により安全は確保可能なため、原子炉容器の外面からの ISI は行わないこととし、原子炉容器とガードベッセルの隙間を 50mm とした（ナトリウム冷却大型炉は 150mm）。これによりナトリウム漏えい時の液位低下が抑制され原子炉容器軸長を低減した。
崩壊熱除去系については、2 系統の貫通型 DRACS を採用しており、炉内熱交換器を
原子炉容器カバーガス中に設置することで、原子炉容器軸長を低減している。

3)

冷却系
主冷却系の系統概念図を図 7.4.1-46 に示す。1 次主冷却系の系統数は 1 ループとした。
主循環ポンプは 2 基直列に配置した電磁ポンプを採用して、1 基が故障した場合でも、安全に炉停止可能な流量を確保する。配管は内管と外管は独立した冷却材バウンダリとして、内管が破断しても外管により確実にナトリウム液位が確保されるように設計する方針とする。容器数および配置容積を低減するため、主循環ポンプと中間熱交換器の合体機器を採用している。電磁ポンプ組込型中間熱交換器の概念図を図 7.4.1-47 に示す。
1 次系に異材継手を設けないために、材質に原子炉容器および 1 次系配管と同じ 316FR
鋼を用いている。1 次主冷却系は中間熱交換器を含めて材質は全て 316FR 鋼として異材継手がない構成としている。配管は主循環ポンプの揚程を低減する観点からナトリウム
流速を 6m/s 以下とし、口径をホットレグ 18B、コールドレグ 16B とした。
2 次主冷却系の系統数は 1 ループとした。主循環ポンプは、2 基直列に配置した電磁ポンプを採用して、1 基が故障した場合でも、1 次冷却系に与える影響を低減する構成としている。蒸気発生器についてはナトリウム冷却中型炉では信頼性向上を目的として直管 2 重管型が採用されているが、小型炉では 2 次冷却系のナトリウムインベントリが1577

少なく、伝熱管破損によるナトリウム-水反応を水素検出計により早期に発見できる可能性が高いため、単管のヘリカルコイル管型を採用している。2 次主冷却系は中間熱交換器、配管、蒸気発生器胴体は材質を 316FR 鋼としているが、蒸気発生器伝熱管に関しては熱伝達性能を向上する観点から 12Cr 鋼を利用している。蒸気発生器における異材継手位置については(4)主要機器で詳述する。配管は流速を 8m/s 以下とし、口径をホッ
トレグ 12B、コールドレグ 12B とした。蒸気発生器の概念図を図 7.4.1-48 に示す。2 次系配管および蒸気発生器胴の材質は 1 次系と同様 316FR 鋼、蒸気発生器伝熱管については熱伝達性能の向上の観点から 12Cr 鋼を採用した。316FR 鋼と 12Cr 鋼の異材継手については、ダウンカマを設けることにより給水および主蒸気のヘッダをナトリウム液面より上部のガス中に設置し、運転期間中の監視が容易な構成とした。主要な仕様を以下に示す。
崩壊熱除去系の系統数は独立 3 系統とし、ナトリウム漏えいの防止の観点から主循環系に枝管は設置せず、崩壊熱除去系の 2 次系との熱交換は主循環系内部に設置される熱交換器で行う方針とする。また、ナトリウム冷却中型炉における崩壊熱除去系の検討を参考に、相互の干渉による冷却系の不安定化を防止する観点から PRACS と IRACS の組合せは採用せず、PRACS または IRACS と DRACS の組合せにより系統構成を行うこととした。
DRACS については、原子炉容器の炉上部と下部プレナムに貫通部を有する貫通型
DRACS を採用した。貫通部には(4)で詳述するフローダイオードを設置して、通常運転時にはフローダイオードを通過して崩壊熱除去系を逆流する流量を低減し、崩壊熱除去
運転時には自然循環で炉上部から下部プレナムへ流路を構成する。DRACS の系統概念
図を図 7.4.1-49 に示す。PRACS および IRACS を比較すると中間熱交換器上部は空間が小さく、PRACS 熱交換器を配置した場合は中間熱交換器寸法に影響が出る可能性があるのに対し、蒸気発生器上部は寸法に影響なく IRACS 熱交換器の配置を確保可能なため IRACS を選定し、DRACS と組み合わせることで系統構成を行うこととした。
IRACS の系統概念図を図 7.4.1-50 に示す。循環方式はナトリウム、空気ともに完全循
環、除熱容量は平成 15 年度のナトリウム冷却炉の崩壊熱除去系の各系統の除熱容量
3MW を参考に、原子炉熱出力に比例すると仮定して各系統 1MW として設定した。系
統数は 2 次ナトリウム漏えいおよび伝熱管破損によるナトリウム-水反応の影響を受ける可能性があるため、IRACS は 1 系統とし残りの 2 系統は DRACS で構成することと
した。
4)

建屋配置
ループ型炉の建屋配置立面図を図 7.4.1-51、平面図を図 7.4.1-52 に示す。格納容器は鋼板コンクリート製（SC 造）とし、原子炉容器および中間熱交換器を収納する。寸法は 12.6m×10m×H21.5m、容積 2530m3 と評価された。
本概念は主冷却系を 1 ループとしている。配管は完全 2 重管方式を採用してナトリウ
ムの建屋への漏えいは防止しているが、PSA 上は内管および外管の同時破損を考慮する必要がある。この対策として図 7.4.1-53 に示すような配管を防護するためのガードパイ
プの設置を検討した。ガードパイプの設置により配管の外的要因による破損を防止および万一の破損の場合のナトリウム液位に対して効果が期待できると考えられる。

1578

建屋は原子炉容器と冷却系が極力コンパクトに収納する方針とし、寸法は 28.1m×24m×H39.5m、容積 21000m3 と評価された。
(b) 経済性追求型プラント
1)

基本仕様
主要な検討条件は、以下のとおりである。プラント概念の主要仕様を表 7.4.1-27 に示す。
・

出力： 300MWe/714MWt

・

炉心燃料：

U-Pu-Zr 合金燃料、重金属密度 2 領域単一 Pu 富化度炉心

・

原子炉型式：

ループ型炉

・

冷却材循環方式：強制循環方式

・

反応度制御方式：制御棒制御方式

・

系統条件：

1 次ナトリウム温度：550℃/395℃、2 次ナトリウム温度：520℃/335℃、給水/蒸気温度：233℃/498℃、蒸気圧力：17.2MPa（MOX
燃料を使用した基幹電源と同一）

2)

原子炉構造
経済性追求型に適合したループ型の原子炉構造を検討した。本概念では炉心をコンパクト化するため運転サイクル長を 2 年としているため燃料交換を前提とした。原子炉構
造概念図を図 7.4.1-54、平面図を図 7.4.1-55 に示す。
燃料交換を前提としているためナトリウム冷却大中型炉と同様に炉容器上部は回転プラグと冷却系を設置する。
原子炉容器の軸長は、燃料交換時のナトリウム液位から設定され、燃料交換機で集合体を取扱う際に集合体がナトリウムに浸漬した状態が維持する観点から 17.6m となった。
径方向配置では炉心槽の外側に燃料中継装置（外径 375mm）および燃料出入機案内
管（405mm）を配置する必要があるため、遠隔地電源型で検討したノズル方式を採用ししても原子炉容器径を低減する効果が小さいと考えられ、ナトリウム冷却大中型炉と同様に熱膨張の小さい 12Cr 鋼を利用した逆 L 字型形状の配管を炉容器上部から挿入し中間熱交換器と接続する方式を採用した。原子炉容器材質は 316FR 鋼のため異材継手は
炉容器上部の冷却が実施されている低温部に設置することとした。主冷却系に 1 ループを採用しているため、ホットレグ配管は 1 本として、ナトリウム流速を 10m/s に制限する観点から、配管径は 32B、流速 9.1m/s とした。コールドレグ配管は中間熱交換器から引き回して炉容器上部から挿入する方式を採用し 2 本に分割し配管径 22B、流速
9.3m/s とした。
炉心の支持方式はナトリウム冷却大中型炉と同様の原子炉容器からのスカート支持とし、連結管、支持管、水平支持板、補強リブで構成する。集合体は横流入方式のエントランスノズルを採用しており、連結管に挿入することにより支持構造と接続する。
炉上部から挿入する方式の配管を採用した場合、炉心槽と原子炉容器の間に配管配置のための寸法を確保する必要がある。この時、小型炉では大型炉と比較すると出力に対して相対的に炉心槽と原子炉容器の間の空間が大きくなる。本概念では原子炉容器内部

1579

の空間の活用と炉外の燃料貯蔵設備の合理化を目的として、炉心槽と原子炉容器の間の空間を利用した IVS による使用済燃料の貯蔵を検討した（図 7.4.1-55、図 7.4.1.25-56参照）。本概念の炉心は集合体数 243 体、バッチ数 4、運転サイクル 2 年である。再処理側との取り合い条件としてプラント側における搬出待ち貯蔵期間は 4 年であるため、必要貯蔵容量は以下の式で求められる。
貯蔵容量＝243 体／バッチ数 4×搬出待ち期間 4 年／運転サイクル 2 年＝122 体
現状の炉容器の寸法では IVS において 140 体の収納が可能なため、搬出待ち貯蔵期間
4 年分の貯蔵容量全てを IVS で確保可能であり、炉外の燃料貯蔵設備を大幅に削減する可能性があることが明らかになった。
ISI 対策として原子炉容器の検査性を考慮して原子炉容器とガードベッセルの隙間は150mm としたが、原子炉容器径の大幅増加の原因となるため原子炉容器上部に ISI 装
置挿入孔は設置しない方針とした。
その他、2 基の DRACS 炉内熱交換器、炉内 NIS、液位計、コールドトラップ（1 基は燃料交換機挿入位置に設置）の配置を考慮して、最終的に原子炉容器径は 6.1m、軸長は 17.6m となった。原子炉容器の材質は 316FR 鋼、板厚は耐震設計を考慮して設定する必要があるが、現状はナトリウム冷却大中型炉を参考に 30mm とした。
3)

冷却系
主冷却系の系統概念図を図 7.4.1-57 に示す。1 次主冷却系の系統数は遠隔地電源型炉
同様に 1 ループとした。主循環ポンプは 2 基直列に配置した電磁ポンプを採用して、1基が故障した場合でも、安全に炉停止可能な流量を確保する。配管は内管と外管は独立した冷却材バウンダリとして、内管が破断しても外管により確実にナトリウム液位が確保されるように設計する方針とする。
容器数および配置容積を低減するため、主循環ポンプと中間熱交換器の合体機器を採用している。電磁ポンプ組込型中間熱交換器の概念図を図 7.4.1-58 に示す。材質は 1 次系配管と同じ 12Cr 鋼を用いる。主要な仕様を以下に示す。配管はナトリウム冷却大中型炉と同様に熱膨張率の小さい 12Cr 鋼を採用して、配管引き回しの簡素化を図った。
配管のナトリウム流速は 10m/s 以下とし、口径をホットレグ 32B（9.1m/s）、コールドレグ 22B×2 本（9.3m/s）とした。
2 次主冷却系の系統数は 1 ループとした。主循環ポンプは機械式ポンプを採用した。
蒸気発生器についてはナトリウム冷却中型炉では信頼性向上を目的として直管 2 重管型が採用されているが、小型炉では 2 次冷却系のナトリウムインベントリが少なく、伝熱管破損によるナトリウム-水反応を水素検出計により早期に発見できる可能性が高いた
め、単管のヘリカルコイル管型を採用している。概念図を図 7.4.1-59 に示す。材質は配管と同様に 12Cr 鋼を用いる。主要な仕様を以下に示す。配管は流速を 10m/s 以下とし、口径をホットレグ 28B（9.7m/s）、ミドルレグ 28B（9.2m/s）、コールドレグ 28B（9.2m/s）とした。
崩壊熱除去系については遠隔地電源型と同様の考え方により、貫通型 DRACS2 系統と IRACS1 系統の構成を採用した。DRACS の系統概念図を図 7.4.1-60、IRACS の系統

1580

概念図を図 7.4.1-61 に示す。循環方式はナトリウム、空気ともに完全循環を採用した。
ただし、IRACS の空気冷却器に関しては、早期にナトリウム温度を低下させる運用上の観点から、常用系のブロワを設置する。除熱容量は平成 15 年度のナトリウム冷却炉の崩壊熱除去系を参考に、原子炉熱出力に必要除熱量が比例すると仮定して各系統 50%の除熱容量を想定して 4.5MW とした。
4)建屋配置
経済性追求型に適合する建屋配置を検討した。経済性を追求するため建屋容積を最小化する配置を追求した。また、機器合理化のため建屋免震構造を採用した。
建屋配置立面図を図 7.4.1-62、平面図を図 7.4.1-63 に示す。
格納容器は鋼板コンクリート製（SC 造）とし原子炉容器、中間熱交換器、1 次系ドレンタンクを収納する。寸法は 18.5m×14m×H31.5m、容積 8160m3 と評価された。
本概念は小型炉であることを考慮し、燃料取扱設備については可能な限り合理化を追求している。使用済燃料貯蔵設備は燃料再処理設備への搬出待ち貯蔵期間である 4 年間分の貯蔵容量は原子炉容器内部の IVS により確保可能である。このため炉外には燃料貯蔵設備を持たない構成として建屋配置を合理化した。
建屋は原子炉容器と冷却系が極力コンパクトに収納する方針とし、寸法は 54m×29m
×H60m、容積 66000m3 と評価された。現状は、燃料貯蔵設備以外の燃料取扱設備および BOP 設備を具体化していないため、これらの配置についてはナトリウム冷却中型炉を参考にある程度の配置寸法を確保している。今後これらを具体化することにより更なる配置の合理化ができる可能性がある。

(7) まとめフェーズⅡの検討により、小型炉は用途別に応じてプラント概念が大きく異なるために、用途別に魅力を追求するべきであることが明らかになり、平成 16 年度以降は用途別に電気出力を設定した検討が行われた。平成 15 年度に実施した平成 15 年度までの代表概念を
需要地立地型として位置づけると、平成 16～17 年度の遠隔地電源型と経済性追求型と合わせて以下の 3 つの候補概念が整理された。
用途

電気出力

型式

運転サイクル

検討年度①

遠隔地電源型

50MWe

ループ

30 年

H16 年

②

需要地立地型

165MWe

タンク

20 年

H15 年

③

経済性追求型

300MWe

ループ

2年

H16 年

遠隔地電源型は遠隔地の電力需要を考慮して電気出力は 50MWe とした、運転サイクルは遠隔地において燃料輸送費が効果であることを考慮し 30 年とし、30 年間燃料無交換を前
提に原子炉容器を簡素化した。需要地立地型は送電網が未発達の海外の都市への電力供給を想定して電気出力は 150MWe 級とした。稼働率、保守性、核拡散抵抗性向上の観点から運転サイクルは 20 年とした。経済性追求型は大量生産時には基幹電源に相当する経済性を達成することを目標とし、電気出力は 300MWe、経済性を優先し運転サイクルを 2 年としたコンパクトな炉心を採用した。いずれの概念も炉心燃料は金属燃料、炉心型式は重金属

1581

密度 2 領域または重金属密度 3 領域単一 Pu 富化度炉心を採用し、1 次系主循環ポンプには2 基直列の電磁ポンプを採用してループ数（タンク型炉の場合はタンク内部の流路構成）
を 1 ループとしている点では共通点を有する。このため以降の技術的成立性評価および設計要求への適合性評価は平成 13～15 年度に長期間検討した需要地立地型を中心に検討し、遠隔地立地型および経済性追求型については相違点のみを記述した。

1582

1583

←

高富化度差
2領域均質炉心3.7$

炉心等価直径

炉心部ボイド反応度*

主要成果

取出平均燃焼度0.9%∆k/kk'

4.7$

142cm

150cm

0.5%∆k/kk'

1.9$

238cm

90cm

←

←

←

* 炉心1〜8：上部ガスプレナム部含む

0.3%∆k/kk'

1.6$

330cm

62cm

8.5mm

高富化度差
2領域均質炉心

←

←

反射体制御
(停止棒有)

395MWt←←←8.5mm以下←150MWe級
反射体制御（φ8.5）

炉心51.0%∆k/kk'

1.2$

330cm

60cm

←

←

←

強制循環
(低圧損)

制御棒制御

←

←

←

←

←

←

150MWe級
強制循環（φ8.5）

炉心60.2%∆k/kk'

8$

378cm

83cm

←

←

←

自然循環

←

←

515℃

≦0.001MPa

8$以下

←

←

150MWe級
自然循環（φ8.5）

炉心7・フェーズII中間まとめに必要な特性・設計データ取得（各種概念の比較）

1.3%∆k/kk'

1.4$

214cm

73cm

←

←

←

強制循環
(低圧損)

←

125MWt510℃≦0.075MPa

2$以下

←

←

50MWe級
強制循環（φ8.5）

炉心8

80GWd/t
48GWd/t
51GWd/t
36GWd/t
35GWd/t・プラント建設コスト ・各種概念の利害得失の比較
目標達成の見通し
・炉心6[150MWe級・強制循環・制御棒制御] が有望概念候補
・反射体制御は課題多1.2%∆k/kk'

1.5$

214cm

80cm

9.5mm

高富化度差
回字型炉心

10年
(1バッチ)←

反射体制御（停止棒有）

375MWt←≦0.075MPa

2$以下

10mm以下

10年以上150MWe級
10年寿命
反射体制御

炉心4

フェーズⅡ
平成14年度(フェーズⅡ-2)

炉心9、10において上部ガスプレナム部含むと各々5.8$、7.7$

58GWd/t
87GWd/t
60GWd/t
・いずれも安全性・寿命の目標を満足
・プラント建設コスト高→ 次フェーズより高出力化の検討

0.4%∆k/kk'

252cm

炉心高さ

燃焼反応度

15mm

100cm

燃料ピン径

炉心型式

←

←

運転サイクル長さ30年(1バッチ）

←

強制循環
(低圧損)

自然循環

制御棒制御

冷却方式

←

←

←

←

←

←

←

50MWe級
30年寿命
強制循環

炉心3

反射体制御
(停止棒有)

制御棒制御

125MWt←≦0.05MPa≦0.001MPa

510℃←

8〜10$以下←←

50MWe級
30年寿命
反射体制御

炉心2

制御方式

熱出力

・炉心出口温度・炉心部圧損・ボイド反応度

30年以上15mm以下・寿命

50MWe級
30年寿命
自然循環

炉心1

・燃料ピン径

設計条件

炉心名（主な特徴）

平成13年度(フェーズⅡ-1)

・高速炉の特性を活かした小型炉概念のポテン ・経済性を高めた概念
提示
シャル提示（超長寿命・固有安全性）

平成12年度

検討年度

年度目標と設計のねらい

フェーズⅠ

実用化戦略

平成15年度(フェーズⅡ-3)

1.5%∆k/kk'

7.9$

260cm

164cm

15mm

←

←

←

←

←

←

←

8$以下

←

←

150MWe級
20年寿命
高温小径化

炉心10

77GWd/t
80GWd/t
・基準炉心絞込、具体化及び課題摘出(多目的利用のため出口温度高温化)
・炉心9を代表炉心に選定

1.2%∆k/kk'

6.1$

293cm

127cm

15mm

Zr含有率3領域単一
Pu富化度均質炉心

20年(1バッチ）←←

395MWt

550℃

←

〜6$

15mm以下

20年以上150MWe級
20年寿命
高温化

炉心9

・有望概念絞込みと具体化像提示

表 7.4.1-1 ナトリウム冷却小型炉 炉心主要目のまとめ（フェーズⅠ〜Ⅱ−3）

1584

←

３元合金燃料*3

炉心部ボイド反応度 (平衡末期)*4ドップラ係数 [Tdk/dT] (平衡末期)*4

最大高速中性子照射量

炉心平均出力密度

6.1 $

2

n/cm
*5

-3.7×10-3

4.9×1023

46.2W/cm

3

220/212/202 W/cm

1.06/−/−/

最大線出力（内側／中間／外側）

1.2 %Δk/kkʼ

増殖比 (炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/全体)

13.3 wt.%
18.2／14.3／10.0 wt.%
77 /77 GWd/t

燃焼反応度

Pu 富化度 (3 領域一定) 、
Zr 含有率（内側／中間／外側）
取出平均燃焼度 (炉心部/全炉心*2)

7.9 $*5-3.8×10-3

5.5×1023 n/cm2

45.5W/cm3

253/244/214 W/cm

1.07/−/−/

1.5 %Δk/kkʼ

13.3 wt.%
18.2／14.3／10.0 wt.%
80/ 80 GWd/t

61 本

91 本

*1

1.36 mm0.95 mm

ワイア径

集合体当たり燃料ピン本数←←←

0.89 mm←←

75 /−/− %TD

被覆管肉厚

燃料スミア密度 (炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

15 mm

ODS 鋼/PNC-FMS 鋼

燃料ピン外径

炉心材料 (被覆管/ラッパ管)

燃料形態

260 cm

293 cm
約 390cm

炉心等価直径遮へい体外接円径

約 334cm←

164 cm127 cm0/0 cm←

軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ厚さ (上部/下部)

1/−バッチ

20 年 (7300 日)←←

高温小径化炉心

炉心高さ

燃料交換バッチ数 (炉心/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

運転サイクル長さ*1：Pu/(HM)、*2：ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ燃料を含む全体の平均燃焼度、*3：E > 0.1 MeV、
*4：集合体内非均質効果考慮、ボイド反応度は上部ガスプレナム部を含むと、6$炉心と 8$炉心は夫々5.8 $と 7.7 $、*5：実効遅発中性子割合 β=0.00342(6$炉心)、0.00338(8$炉心)

炉
心
主
要
特
性

炉
心
燃
料
仕
様

基
本
仕
様

395 MWt (165 MWe)Zr 密度 3 領域単一 Pu 富化度均質炉心

炉心形式

高温化炉心

原子炉出力

項目

表 7.4.1-2 ナトリウム冷却小型炉 炉心主要目（フェーズⅡ-3）

表 7.4.1-3ナトリウム冷却小型炉
項目

基
本
仕
様
・
炉
心
構
成

仕様

原子炉熱出力395 MWt

電気出力

165 MWe

炉心型式

Zr 含有率 3 領域単一 Pu 富化度均質炉心

運転サイクル長さ

20 年 (7300 日)

燃料交換バッチ数 (炉心/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

127 cm

軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ厚さ (上部/下部)

0/0 cm

炉心等価直径293 cm

遮へい体外接円径

約 390cm

炉心燃料集合体数 (内側/中間/外側/合計)

66 /66 /114/ 246 体なし

制御棒本数 (主炉停止系/後備炉停止系)
径方向遮へい体数 (SUS 遮へい体)(ZrH 遮へい体)

18 / 7 体
60 体 (1 層)
66 体 (1 層)

燃料形態

３元合金燃料

炉心材料 (被覆管/ラッパ管)

ODS 鋼/PNC-FMS 鋼

燃料ピン外径

15 mm

被覆管肉厚
燃料スミア密度(炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)
ワイア径0.89 mm
75 /−/− %TD
0.95 mm

燃料ピン配列/燃料ピン外径 (P/D)

1.07

集合体当たり燃料ピン本数

91 本

ラッパ管外対面間距離165.6 mm

ラッパ管肉厚5.0 mm集合体配列ピッチ

169.4 mm

Pu 富化度 (3 領域一定)*1 、
Zr 含有率（内側／中間／外側）13.3 wt.%
18.2／14.3／10.0 wt.%

炉心部取出平均燃焼度
全炉心取出平均燃焼度
炉
心
主
要
特
性

1/−バッチ

炉心高さ

径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ体数

炉
心
燃
料
仕
様

代表炉心(需要地立地型)の主要目

77 GWd/t*2

77 GWd/t

燃焼反応度1.2 %Δk/kkʼ

最大線出力

212 W/cm

炉心平均出力密度46.2W/cm3

最大高速中性子束*30.77×1015 n/cm2 s

最大高速中性子照射量*34.9×1023 n/cm2

増殖比
ドップラ係数[Tdk/dT]

1.06
*4

-3.7×10-3(平衡末期)

炉心部ボイド反応度*4 (平衡末期)

6.1 $*5*1：Pu/HM、*2：ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ燃料を含む全体の平均燃焼度、*3：E > 0.1 MeV、
*4：集合体内非均質効果考慮、ボイド反応度は上部ガスプレナム部を含むと 5.8 $、*5：実効遅発中性子割合β=0.00342

1585表 7.4.1-4 ナトリウム冷却小型炉

代表炉心(需要地立地型)の主要な燃料仕様
仕様

項目

炉心（内側、中間、外側）

燃
料
要
素

燃料形態

Pu-U-Zr

被覆管材料

ODS 鋼

被覆管外径 (mm)15.0

被覆管内径 (mm)13.22

被覆管肉厚 (mm)0.89

燃料要素全長 (mm)2640

燃料スタック長 (mm)1270

ガスプレナム長さ(上/下) (mm)1410/0

ボンド材

Na

燃料スミア密度 (%TD)

75

集合体全長 (mm)5030*

燃料ピン本数 (本) (合計)91

燃料ピン配列ピッチ (mm)16.0

燃料ピン配列ピッチ/ピン径比 (P/D)

1.07

ラッパ管材料集
合体

PNC-FMS 鋼

ラッパ管外対面間距離 (mm)165.6

ラッパ管内対面間距離 (mm)155.6

ラッパ管肉厚 (mm)5.0

ラッパ管間ギャップ (mm)3.8集合体配列ピッチ (mm)169.4

ワイヤ径 (mm)0.95

ワイヤ巻き付けピッチ (mm)

200.0

燃料
(実効)

50.3
(37.7)

構造材

25.6

冷却材

24.1

体積比 (%)*上部遮へい体（ハンドリングヘッド含む）750mm、下部遮へい体 1150mm
エントランスノズル 350mm を想定

1586

表 7.4.1-5 ナトリウム冷却小型炉

代表炉心(需要地立地型)の主要な炉心特性

項目

設計値

運転サイクル長さ

20 年 (7300 日)

燃料交換バッチ数 (炉心/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

1/− バッチ
13.3 wt.%

Pu 富化度 (3 領域一定)*1 、
Zr 含有率（内側／中間／外側）

18.2／14.3／10.0 wt.%

取出平均燃焼度(炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

77 /−/− GWd/t

全炉心取出平均燃焼度*2

77GWd/t

燃焼反応度1.2 %Δk/kkʼ

増殖比 (全体)(炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

1.06
1.06/−/−

炉心平均比出力

10.5kW/kg-HM

最大線出力（内側／中間／外側）

220/212/202W/cm

炉心平均出力密度46.2W/cm3

出力分担率 (炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

1/−/−

最大高速中性子束*30.77×1015 n/cm2 s

最大高速中性子照射量*34.9×1023 n/cm2

装荷時重金属インベントリ(炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

37.4/−/−tﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/炉心重金属重量比−

装荷時核分裂性 Pu 重量 (出力当たり)*4

ボイド反応度

20.3t/GWe
6.1 $*5(平衡末期)

ドップラ係数[Tdk/dT]*4 (平衡末期)-3.7×10-3*1：Pu/(HM)*2：ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ燃料を含む全体の平均燃焼度*3：E > 0.1 MeV*4：集合体内非均質効果考慮*5：実効遅発中性子割合 β=0.00342

1587

1588

ワンロッドスタック

0.3
(0.3)
‐
‐
0.1
‐
(0.06)
‐
‐
0.3
0.7
2.0
1.3

2.0
(0.4)
(1.4)
(0.2)
0.5
(0)
(0.09)(0.38)
‐
‐
2.5
5.5
3.0

後備炉停止系

主炉停止系（ワンロッドスタック）*1： 平成14年度「高温出口温度対応金属燃料Ｎａ冷却中型炉心」の解析に基づき暫定*2： 燃焼反応度不確かさ（0.2%Δk/kk'） および 燃料照射による軸方向伸長（7%∆L/L） の影響を考慮*3： 金属燃料・Pu富化度製造公差(±1wt%HM＝3σ相当)から、Pu富化度(+0.66wt%HM＝2σ相当)時の反応度増加から導出（6）反応度停止余裕[（5）-（4）]（5）制御棒価値（4）必要制御反応度[（1）+（2）+（3）]（3）事故時投入反応度

c.燃料製作公差*3
d.燃料交換余裕

a.臨界性予測誤差
b.出力補償予測誤差（2）余剰反応度の不確かさ（2σ）

a.出力補償*1
b.燃焼補償*2c.運転余裕（1）計画余剰反応度

項目

0.8
2.7
1.9

0.4
(0.4)
‐
‐
0.1
‐
(0.09)
‐
‐
0.3

全数挿入

7.4.1.1-13 ナトリウム冷却小型炉
代表炉心の制御反応度収支 (単位：%Δk/kkʼ)
表 7.4.1-6表 ナトリウム冷却小型炉
代表炉心(需要地立地型)の制御反応度収支(単位：%Δk/kkʼ)表7.4.1-7 ナトリウム冷却小型炉
項目

フェーズⅡ-4の炉心設計の主要検討条件

長寿命追求型*1

経済性追求型

燃料密度を高める観点から燃料 中型/大型炉と同等の燃料仕様
無交換の特徴を活用した条件 現状の実績から見込める条件

基本方針
原子炉出力（MWt/MWe）
制御・冷却方式
原子炉出口（℃）
運転サイクル長さ（年）
燃料交換バッチ数
炉心型式
燃料形態

120/50制御棒制御・強制循環冷却
550
30
1

714/300←←2
3〜5

単一Ｐｕ富化度3領域均質＊2３元合金燃料（U-TRU-Zr）

単一Ｐｕ富化度2領域均質←

燃料ピン外径（mm）

15以下
*3

スミア密度（%）
Zr充填率%*3

70〜85 （改良炉心：同右）
*4
6〜10

＊2

8.5*4
70〜75*4←

ダクト付き燃料集合体（燃料無 ダクト付き燃料集合体（ＤＤＩ回避
交換の観点からラッパ管肉厚、 の観点からラッパ管肉厚、集合集合体間ギャップ合理化）
体間ギャップ設定）

燃料集合体
2

23

←
5×10 (E>0.1MeV)以下
最大高速中性子照射量(n/cm )*1初期検討炉心と検討条件を変更した改良炉心の２炉心を検討*2低Pu富化度1種類で、径方向にZr含有率とスミア密度の違いにより燃料重量比を変えて出力分布の空間的・時間的変化を低減して、出口温度高温化のポテンシャルを有する炉心概念*3製造実績があり今後の照射試験で達成見通しあり*4製造/照射実績があり今後の試験で達成見通し大1589

表 7.4.1-8 ナトリウム冷却小型炉

長寿命追求型炉心の主要目

項目

基
本
仕
様
・
炉
心
構
成

仕様

原子炉熱出力120 MWt

電気出力50 MWe

炉心型式

単一 Pu 富化度 3 領域均質炉心

運転サイクル長さ

30 年 (10950 日)

燃料交換バッチ数 (炉心/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)
炉心高さ

101 cm

軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ厚さ (上部/下部)

0/0 cm

炉心等価直径182 cm

遮へい体外接円径

約 231cm

炉心燃料集合体数 (内側/中間/外側/合計)
径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ体数
制御棒本数 (主炉停止系/後備炉停止系)
径方向遮へい体数 (SUS 遮へい体、Zr-H 遮へい体)(SUS・Zr-H 混在遮へい体)

5 / 2体6 体 、6 体
30 体

燃料形態

３元合金燃料ODS 鋼/PNC-FMS 鋼

燃料ピン外径

15 mm

被覆管肉厚
燃料スミア密度(内側/中間/外側炉心)
ワイア径0.78 mm70/79/85 %TD
0.95 mm

燃料ピン配列/燃料ピン外径 (P/D)

1.07

集合体当たり燃料ピン本数

127 本

集合体間ギャップ

1.0 mm

ラッパ管肉厚2.0 mm集合体配列ピッチ188.3 mm

Pu 富化度 (3 領域一定)*1 、
Zr 含有率（内側／中間／外側）

12.1 wt.%
10／10／6 wt.%

炉心部取出平均燃焼度
全炉心取出平均燃焼度
炉
心
主
要
特
性

15 /21 /42/ 78 体
なし

炉心材料 (被覆管/ラッパ管)

炉
心
燃
料
仕
様

1/−バッチ77 GWd/t*2

77 GWd/t

燃焼反応度1.11 %Δk/kkʼ

最大線出力

193 W/cm

炉心平均出力密度45.7W/cm3

最大高速中性子束*30.56×1015 n/cm2 s

最大高速中性子照射量*35.3×1023 n/cm2

増殖比
ドップラ係数[Tdk/dT]

1.06
*4

-2.6×10-3(平衡末期)

炉心部ボイド反応度*4 (平衡末期)

4.3 $*5*1：Pu/HM、*2：ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ燃料を含む全体の平均燃焼度、*3：E > 0.1 MeV、
*4：集合体内非均質効果考慮、ボイド反応度は上部ガスプレナム部を含むと 3.3 $、*5：実効遅発中性子割合β=0.00363

1590

表 7.4.1-9 ナトリウム冷却小型炉

長寿命追求型炉心の装荷・取出時の物量収支

装荷時 (BOEC：0年時) の燃料重量 [kg]ELEMENT
内側炉心
中間炉心
外側炉心
U235
7.0
11.1
26.5
U236
0.0
0.0
0.0
U238
2317.83676.18798.32324.83687.18824.8
Ｕ合計
Pu238
3.7
5.9
14.1
Pu239
182.8
290.0
694.0
Pu240
108.5
172.0
411.8
Pu241
14.5
23.0
55.2
Pu242
13.2
20.9
50.0
Pu合計
322.7
511.8
1225.0
Np237
1.7
2.7
6.4
Np合計
1.7
2.7
6.4
Am241
6.8
10.7
25.7
Am242m
0.0
0.0
0.0
Am243
3.4
5.4
12.8
Am合計
10.1
16.1
38.5
Cm242
0.0
0.0
0.0
Cm243
0.0
0.0
0.0
Cm244
3.4
5.4
12.8
Cm245
0.0
0.0
0.0
Cm合計
3.4
5.4
12.8
2662.74223.1
10107.5
合計
0.0
0.0
0.0
ﾗﾝﾌﾟ化FP
17.8
28.3
67.7
随伴FP
FP 合計
17.8
28.3
67.7

炉心合計
44.5
0.0
14792.2
14836.7
23.7
1166.7
692.3
92.7
84.1
2059.6
10.8
10.8
43.1
0.0
21.6
64.7
0.0
0.0
21.6
0.0
21.6
16993.4
0.0
113.8
113.8

取出時 (EOEC：30年時) の燃料重量 [kg]ELEMENT
内側炉心
中間炉心
外側炉心
U235
2.0
4.0
14.3
U236
0.9
1.3
2.3
U238
1981.63232.28152.01984.53237.48168.5
Ｕ合計
Pu238
6.3
9.8
21.1
Pu239
208.5
327.9
754.8
Pu240
99.3
158.2
384.9
Pu241
8.6
12.6
24.8
Pu242
10.9
17.7
44.8
Pu合計
333.7
526.2
1230.4
Np237
1.9
3.1
7.4
Np合計
1.9
3.1
7.4
Am241
11.9
20.2
55.0
Am242m
0.8
1.2
2.3
Am243
3.3
5.2
12.6
Am合計
15.9
26.6
69.9
Cm242
0.2
0.2
0.4
Cm243
0.0
0.0
0.0
Cm244
3.7
5.8
13.3
Cm245
0.6
0.8
1.4
Cm合計
4.4
6.8
15.1
2340.43800.1
9491.3
合計
319.4
421.2
620.3
ﾗﾝﾌﾟ化FP
17.8
28.3
67.7
随伴FP
FP 合計
337.2
449.5
688.0

炉心合計
20.2
4.4
13365.713390.4
37.2
1291.2
642.4
46.0
73.4
2090.2
12.4
12.4
87.1
4.2
21.1
112.4
0.7
0.1
22.8
2.7
26.3
15631.8
1360.9113.8
1474.7

1591

1592

0 .7 1（6）反応度停止余裕[（5）-（4）]*30 .1 90 .6 7

0 .4 80 .2 4

‐

‐

0.04

‐

0 .0 4

‐

‐

0.2

0 .2

ワンロッドスタック

後備炉停止系*1： 燃料[600℃相当]、構造材・冷却材[500℃相当]の冷態停止[180℃]、温態待機[300℃]に要するドップラ及び温度反応度から導出*2： 燃焼反応度不確かさ(0.2%∆k/kk')および燃料照射による軸方向伸長(7%∆L/L)の影響を考慮*3： H15年度・Na小型炉（高出口温度型炉心）の検討に基づき暫定

2 .9 62 .2 5（5）制御棒価値（4）必要制御反応度[（1）+（2）+（3）]‐‐d.燃料交換余裕（3）事故時投入反応度

0.38

c.燃料製作公差

0.06

b.出力補償予測誤差*3

00 .4 4a.臨界性予測誤差（2）余剰反応度の不確かさ（2σ）

0.2

1.31

b.燃焼補償c.運転余裕0.3*2a.出力補償

1 .8 1

主炉停止系（ワンロッドスタック）*1

項目

0 .9 8

1 .5 8

0 .6 00 .2 4 *3

‐

‐

0.06

‐

0 .0 6

‐

‐

0.3

0 .3

全数挿入

ナトリウム冷却小型炉 長寿命追求型炉心の制御棒反応度収支 （単位：%・k/kkʼ）（1）計画余剰反応度

表 7.4.1-10

表 7.4.1-11ナトリウム冷却小型炉

長寿命追求型改良炉心の主要目

項目

基
本
仕
様
・
炉
心
構
成

仕様

原子炉熱出力120 MWt

電気出力50 MWe

炉心型式

単一 Pu 富化度 3 領域均質炉心

運転サイクル長さ

30 年 (10950 日)

燃料交換バッチ数 (炉心/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)
炉心高さ

118 cm

軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ厚さ (上部/下部)

0/0 cm

炉心等価直径182 cm

遮へい体外接円径

約 231cm

炉心燃料集合体数 (内側/中間/外側/合計)
径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ体数
制御棒本数 (主炉停止系/後備炉停止系)
径方向遮へい体数 (SUS 遮へい体、Zr-H 遮へい体)(SUS・Zr-H 混在遮へい体)

5 / 2体6 体 、6 体
30 体

燃料形態

３元合金燃料ODS 鋼/PNC-FMS 鋼

燃料ピン外径14.4 mm0.55

被覆管肉厚
燃料スミア密度(内側/中間/外側炉心)
スペーサ形式70/75/75 %TD
グリッド支持燃料ピン配列/燃料ピン外径 (P/D)

1.11

集合体当たり燃料ピン本数

127 本

集合体間ギャップ

1.0 mm

ラッパ管肉厚2.0 mm集合体配列ピッチ187.7 mm

Pu 富化度 (3 領域一定)*1 、
Zr 含有率（内側／中間／外側）

12.0 wt.%
10／10／6 wt.%

炉心部取出平均燃焼度
全炉心取出平均燃焼度
炉
心
主
要
特
性

6 /24 /48/ 78 体
なし

炉心材料 (被覆管/ラッパ管)

炉
心
燃
料
仕
様

1/−バッチ74 GWd/t*2

74 GWd/t

燃焼反応度1.24%Δk/kkʼ

最大線出力

200 W/cm

炉心平均出力密度39.1W/cm3

最大高速中性子束*30.58×1015 n/cm2 s

最大高速中性子照射量*35.5×1023 n/cm2

増殖比
ドップラ係数[Tdk/dT]

1.08
*4

-2.7×10-3(平衡末期)

炉心部ボイド反応度*4 (平衡末期)

5.3 $*5*1：Pu/HM、*2：ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ燃料を含む全体の平均燃焼度、*3：E > 0.1 MeV、
*4：集合体内非均質効果考慮、ボイド反応度は上部ガスプレナム部を含むと 4.3 $、*5：実効遅発中性子割合β=0.00363

1593

表 7.4.1-12ナトリウム冷却小型炉
項目

基
本
仕
様
・
炉
心
構
成

仕様

原子炉熱出力730 MWt

電気出力

300 MWe

炉心型式

単一 Pu 富化度 2 領域均質炉心

運転サイクル長さ

2 年 (730 日)

燃料交換バッチ数 (炉心/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

4/4 バッチ

炉心高さ

100 cm

軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ厚さ (上部/下部)

0/0 cm

炉心等価直径263 cm

遮へい体外接円径

約 336cm

炉心燃料集合体数 (内側/外側/合計)

81 /162/ 243 体

径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ体数なし

制御棒本数 (主炉停止系/後備炉停止系)
径方向遮へい体数 (SUS 遮へい体)(ZrH 遮へい体)

7 / 3体60 体 (1 層)
66 体 (1 層)

燃料形態

３元合金燃料

炉心材料 (被覆管/ラッパ管)

炉
心
燃
料
仕
様

ODS 鋼/PNC-FMS 鋼

燃料ピン外径8.5 mm

被覆管肉厚
燃料スミア密度(内側/外側炉心)
ワイア径0.50 mm
70 /75 %TD
0.95 mm

燃料ピン配列/燃料ピン外径 (P/D)

1.12

集合体当たり燃料ピン本数

217 本

集合体間ギャップ

4.2 mm

ラッパ管肉厚5.0 mm集合体配列ピッチ157.2 mm

Pu 富化度 (2 領域一定)*1 、
Zr 含有率（内側／外側）12.3 wt.%
10／6 wt.%

炉心部取出平均燃焼度

80 GWd/t

全炉心取出平均燃焼度
炉
心
主
要
特
性

経済性追求型炉心の主要目*2

80 GWd/t

燃焼反応度0.46 %Δk/kkʼ

最大線出力

226 W/cm

炉心平均出力密度131.4 W/cm3

最大高速中性子束*3

2.1×1015 n/cm2 s

最大高速中性子照射量*35.2×1023 n/cm2

増殖比
ドップラ係数[Tdk/dT]

1.03
*4

-4.0×10-3(平衡末期)

炉心部ボイド反応度*4 (平衡末期)

5.5 $*5*1：Pu/HM、*2：ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ燃料を含む全体の平均燃焼度、*3：E > 0.1 MeV、
*4：集合体内非均質効果考慮、ボイド反応度は上部ガスプレナム部を含むと 4.6 $、*5：実効遅発中性子割合β=0.00362

1594

表7.4.1-13ナトリウム冷却小型炉

経済性追求型炉心の装荷・取出時の物量収支

装荷燃料、１バッチ当たりの燃料重量 [kg]取出燃料、１バッチ当たりの燃料重量 [kg]ELEMENT
内側炉心
外側炉心
炉心合計 ELEMENT
内側炉心
外側炉心
炉心合計
U235
5.03
12.03
17.06 U235
1.57
6.13
7.70
U236
0.00
0.00
0.00 U236
0.62
1.11
1.73
U238
1671.55
3999.01
5670.56 U238
1442.523668.645111.16
U合計
1676.58
4011.04
5687.62 U合計
1444.713675.885120.59
Pu238
2.68
6.42
9.10 Pu238
2.90
6.90
9.80
Pu239
160.97385.11546.08 Pu239
164.43389.61554.04Pu240
61.46
147.04208.50 Pu240
66.92
151.79218.71
Pu241
5.85
14.01
19.86 Pu241
8.18
15.90
24.08
Pu242
5.85
14.01
19.86 Pu242
5.47
13.07
18.54
Pu合計
236.81566.59803.40 Pu合計
247.90577.27825.17
Np237
0.97
2.33
3.30 Np237
1.18
2.84
4.02
Np239
0.00
0.00
0.00 Np239
0.21
0.31
0.52
Np合計
0.97
2.33
3.30 Np合計
1.39
3.15
4.54
Am241
3.90
9.34
13.24 Am241
3.43
10.03
13.46
Am242m0.00
0.00
0.00 Am242m
0.24
0.51
0.75
Am243
1.22
2.93
4.15 Am243
1.39
3.17
4.56
Am合計
5.12
12.27
17.39 Am合計
5.06
13.71
18.77
Cm242
0.00
0.00
0.00 Cm242
0.16
0.27
0.43
Cm243
0.00
0.00
0.00 Cm243
0.02
0.02
0.04
Cm244
0.97
2.33
3.30 Cm244
1.29
2.74
4.03
Cm245
0.24
0.58
0.82 Cm245
0.24
0.54
0.78
Cm合計
1.21
2.91
4.12 Cm合計
1.71
3.57
5.28
合計
1920.694595.146515.83 合計
1700.774273.585974.35
ﾗﾝﾌﾟ化FP
0.00
0.00
0.00 ﾗﾝﾌﾟ化FP
219.57321.79541.36
随伴FP
5.71
13.66
19.37 随伴FP
5.71
13.66
19.37
FP合計
5.71
13.66
19.37 FP合計
225.28335.45560.73平衡初期（BOEC）の燃料重量 [kg]ELEMENT
内側炉心
外側炉心
U235
13.65
37.89
U236
1.26
2.01
U238
6331.01
15491.17
U合計6345.92
15531.07
Pu238
10.96
26.05
Pu239
659.381556.07Pu240
254.90595.77
Pu241
27.90
59.51
Pu242
22.66
54.48
Pu合計
975.802291.88
Np237
4.28
10.20
Np239
0.69
0.97
Np合計
4.97
11.17
Am241
14.50
38.24
Am242m
0.53
0.92
Am243
5.20
12.12
Am合計
20.23
51.28
Cm242
0.51
0.78
Cm243
0.03
0.04
Cm244
4.39
9.94
Cm245
0.94
2.23
Cm合計
5.87
12.99
合計
7352.79
17898.39
ﾗﾝﾌﾟ化FP329.26482.36
随伴FP
22.83
54.62
FP合計
352.09536.98平衡末期（EOEC）の燃料重量 [kg]炉心合計 ELEMENT
内側炉心
外側炉心
51.54 U235
10.19
31.99
3.27 U236
1.88
3.12
21822.18 U238
6101.9815160.80
21876.99 U合計
6114.05
15195.91
37.01 Pu238
11.18
26.53
2215.45 Pu239
662.841560.57
850.67 Pu240
260.36600.5287.41 Pu241
30.23
61.40
77.14 Pu242
22.28
53.54
3267.68 Pu合計
986.892302.56
14.48 Np237
4.49
10.71
1.66 Np239
0.90
1.28
16.14 Np合計
5.39
11.99
52.74 Am241
14.03
38.93
1.45 Am242m
0.77
1.43
17.32 Am243
5.37
12.36
71.51 Am合計
20.17
52.72
1.29 Cm242
0.67
1.05
0.07 Cm243
0.05
0.06
14.33 Cm244
4.71
10.35
3.17 Cm245
0.94
2.19
18.86 Cm合計
6.37
13.65
25251.18 合計
7132.87
17576.83
811.62 ﾗﾝﾌﾟ化FP
548.83804.1577.45 随伴FP
22.83
54.62
889.07 FP合計
571.66858.77

1595

炉心合計
42.18
5.00
21262.78
21309.96
37.71
2223.41860.8891.63
75.82
3289.45
15.20
2.18
17.38
52.96
2.20
17.73
72.89
1.72
0.11
15.06
3.13
20.02
24709.70
1352.9877.45
1430.43表7.4.1-14ナトリウム冷却小型炉

経済性追求型炉心の制御反応度収支(平衡炉心)［単位：%Δk/kk'］

項

目

主炉停止系

後備炉停止系(１ﾛｯﾄﾞｽﾀｯｸ)

１ﾛｯﾄﾞｽﾀｯｸ

全数挿入(1) 計画余剰反応度

1.7

0.3

0.4

a. 出力補償 *1

(0.4)

(0.3)

(0.4)

＊2

(0.8)

−

−

(0.2)

−

−

(0.3)

−

−

(2) 余剰反応度の不確かさ（２σ）

0.5

0.06

0.1

a. 臨界性予測誤差

(0)

-

-

b. 出力補償予測誤差-(0.06)(0.08)

c. 燃料製作公差(0.39)--

d. 燃料交換余裕(0.20)--(3) 事故時投入反応度

−

0.1

0.1

(4) 必要制御反応度［(1)+(2)+(3)］

2.2

0.5

0.6

(5) 制御棒価値

3.5

1.2

1.9

(6) 反応度停止余裕［(5)-(4)］

1.3

0.7

1.3

b. 燃焼補償
c. 運転余裕

d. スエリングによる影響＊1＊3

炉心領域温度600℃から180℃（低温停止）、300℃（温態待機）に変化した場合のドップラ反応度に膨張反応度0.1%Δk/kk'を見込んだ値＊2

燃焼反応度の不確かさとして0.3%Δk/kk'を考慮＊3

軸方向伸び7％時（インベントリ保存）の反応度変化1.36%Δk/kk'に4バッチであることを考慮

1596

表 7.4.1-15ナトリウム冷却小型炉

経済性追求型炉心の累積高速中性子照射量評価

高速中性子束*1 運転期間 稼働率(年)(%)(n/cm2s)
炉心槽

4.9×1011

上部炉心支持板

1.1×1011

炉上部機構

3.6×101060

93*1：E > 0.1 MeV*2：JASPER 実験解析結果に基づく

1597

nvt
計算ﾉﾐﾅﾙ値(n/cm2)補正*2 nvt 設計値
係数(n/cm2)

制限値(n/cm2)

8.5×1020

2.1

1.8×1021

2×1021

2.0×1020

6.4

1.3×1021

5×1021

6.3×1019

9.3

5.8×1020

1×1021

1598

需要地立地型
395/165550
201
単一Ｐｕ富化度
3領域均質
127
293
390
0.041
３元合金燃料
141
15.0
0.89
169.4
3.8
5.0
13.3/13.3/13.3
18.2/14.3/10.075/75/75
77
1.2
1.06
4.9×1023
6.1

原子炉出力（MWt/MWe）
原子炉出口温度（℃）
基 運転サイクル長さ（年）
本 燃料交換バッチ数
仕
炉心型式
様
炉心高さ（cm）
炉心等価直径（cm）
遮へい体外接円径（cm）
炉心部圧損（MPa）
燃料形態
ガスプレナム長(cm)
燃 燃料ピン外径（mm）
料 被覆管肉厚（mm）
仕 集合体ピッチ（mm）
様 集合体間ギャップ（mm）
集合体ラッパ管肉厚（mm）
Pu富化度（wt%）（内側/中間/外側）
炉 Ｚｒ含有率（wt%）（同上）
心 燃料スミア密度（%）（同上）
主 取出平均燃焼度（GWd/t）
要 燃焼反応度（%Δk/kk'）
特 増殖比（平衡中期）
性 最大高速中性子照射量(n/cm2)(E>0.1MeV)ナトリウムボイド反応度（平衡末期）（＄）
←
118
←
←
←
←
245
14.4
0.55
187.7
1.6
1.0
120/12.0/12.0←
70/75/75
74
1.24
1.08
5.5×1023
5.3

←
101
182
231
0.033
←
157
←
0.78
188.3
2.0
1.0
12.1/12.1/12.1
10/10/6
70/79/85
77
1.11
1.07
5.3×1023
4.3

遠隔地電源型
初期炉心
改良炉心
120/50
←
←
←
30
←
1
←
714/300←
2
4
単一Ｐｕ富化度
2領域均質
100
263
336
0.14
←
170
8.5
0.50
157.2
5.0
4.2
12.3/-/12.3
10/-/6
70/-/75
80
0.46
1.03
5.2×1023
5.5

経済性追求型ナトリウム冷却小型炉 候補概念の設計仕様と主要炉心特性

項目表7.4.1-16

表 7.4.1-17ナトリウム冷却小型炉

プラント概念の主要仕様（フェーズⅠ）
項目
基本仕様

炉心燃料

型式
出力
系統条件

1次Na温度
2次Na温度
蒸気条件
給水温度

炉心型式

燃料種類
燃焼期間
取出平均燃焼度
原子炉停止系 型式
原子炉構造型式
原子炉容器形状

1次主冷却系

2次主冷却系

炉壁保護構造炉心上部機構再臨界防止対応
冷却方式
IHX

型式

1次主循環ポンプ

基数
交換熱量
伝熱面積
型式

SG

2次主循環ポンプ

崩壊熱除去系 型式
冷却方式
燃料取扱系
型式
格納容器
型式
免震
プラント寿命

型式

基数
流量
型式
基数
交換熱量
伝熱面積
型式
基数
流量

制御棒制御・自然循環方式タン 反射体制御・強制循環方式ルー
ク型プラントプ型プラントタンク型炉（2次Na系有り）
ループ型炉（2次系簡素化）
50MWe/125MWt
同左
510℃/355℃
同左
475℃/310℃
同左（鉛ビスマス）
453℃、10.5MPa
同左
210℃
同左
Pu高富化度差2領域（径方向2領 同左
域均質炉心）
金属燃料（U-Pu-10%Zr)
同左
30年（1バッチ）
同左
58GWd/t
87GWd/t
制御棒（7本）反射体（6分割）＋制御棒（1本）
原子炉容器上部支持、円筒胴型 同左
φ4.0m×h18.2m（原子炉容器下 φ3.34m×h17.5m（原子炉容器
端からルーフデッキ上面まで）
下端からルーフデッキ上面まで）
炉壁側の冷却材はコールド
同左
コラム型
同左
（コアキャッチャー設置せず）
同左
自然循環方式
強制循環方式
環状縦置シェルアンドチューブ直 ヘリカルコイル型（管内1次）
管型（管内１次）
1基
1基（IHX-SG一体）
125MWt125MWt470m2
747m2（完全自然循環、起動電磁ポン ALIP（ダブルステータ、炉内設
プ有り）
置）
1基
48m3/min
ヘリカルコイル型2重管
ヘリカルコイル型
1基
1基（IHX-SG一体）
125MWt125MWt665m2
580m2
ALIP（ダブルステータ、SG内蔵） SG内蔵リフトポンプ
1基
1基
30m3/min40m3/minPRACS＋RVACS
同左
自然循環方式同左
UIS引抜き方式
同左
トップドーム＋ガードベッセル
上部建屋矩形ライナー＋ガード
ベッセル
3次元免震
同左
40年以上
同左

1599

表 7.4.1-18ナトリウム冷却小型炉

プラント概念の主要仕様（ フ ェ ー ズ Ⅱ -1）
項目
基本仕様

炉心燃料

型式
出力
系統条件

1次Na温度
2次Na温度
蒸気条件
給水温度

炉心型式

燃料種類
燃焼期間
取出平均燃焼度
原子炉停止系 型式
原子炉構造型式
原子炉容器形状

1次主冷却系

2次主冷却系

炉壁保護構造炉心上部機構再臨界防止対応
冷却方式
IHX

型式

1次主循環ポンプ

基数
交換熱量
伝熱面積
型式

SG

2次主循環ポンプ

基数
流量
型式
基数
交換熱量
伝熱面積
型式
基数
流量

崩壊熱除去系 型式
冷却方式
燃料取扱系
型式
格納容器
型式
免震
型式
プラント寿命反射体制御・強制循環方式タン 反射体制御・強制循環方式ルー
ク型プラントプ型炉
タンク型炉（2次Na系有り）
ループ型炉（2次Na系有り）
150MWe/375MWt
同左
510℃/355℃
同左
475℃/310℃
同左
453℃、10.5MPa
同左
210℃
同左
Pu高富化度差2領域（回字型炉 同左
心）
金属燃料（U-Pu-10%Zr)
同左
10年（1バッチ）
同左
80GWd/t
同左
反射体（8分割）＋制御棒（1本） 同左
原子炉容器上部支持、円筒胴型 同左
φ4.0m×h22.0m（原子炉容器下 φ4.0m×h18.8m（原子炉容器下端からルーフデッキ上面まで）
端からルーフデッキ上面まで）
炉壁側の冷却材はコールド
同左
コラム型
同左
（コアキャッチャー設置せず）
同左
強制循環方式同左
環状縦置シェルアンドチューブ直 縦置シェルアンドチューブ直管型
管型（管内1次）（管内1次）
1基
1基（冷却系容器内）
375MWt同左
1080m21050m2
ALIP（シングルステータ、炉内設 ALIP（ダブルステータ）
置）
2基（直列配置）
同左
同左
132m3/min
ヘリカルコイル型2重管
同左
1基1基（冷却系容器内）
375MWt
同左
1985m2
1990m2
ALIP（ダブルステータ、SG内蔵） ALIP（ダブルステータ、冷却系容
器内）
1基
同左
123m3/min
130m3/min
PRACS×2系統＋RVACS
同左
自然循環方式同左
UIS引抜き方式
同左
トップドーム＋ガードベッセル
同左
3次元免震
同左
60年
同左

1600

1601

RVACSﾒﾝﾃﾅﾝｽ中＋PRACS1系統
機能喪失＋RVACSﾀﾞﾝﾊﾟ1基誤動作△

PRACS B系
○
○
×
×
×

×

PRACS A系1)
○
△
×
×
×

△**

△*

RVACS
○
○
○

×

1)

△
×

×
×

1)

RVACS1)○○PRACS B系1)○○

PRACS A系1)
○
△
○
△

△

△

×

×

RVACS1)○○△PRACS1)○△
×

崩壊熱ﾚﾍﾞﾙが低下していることを考慮しても良い（*：RVACSはﾀﾞﾝﾊﾟ2重化が必要）
崩壊熱ﾚﾍﾞﾙが低下していることを考慮しても良い（**：RVACSはﾒﾝﾃﾅﾝｽ中でも異常時に使用可能とできることが必要）

備考

崩壊熱ﾚﾍﾞﾙが低下していることを考慮しても良い

崩壊熱ﾚﾍﾞﾙが低下していることを考慮しても良い

備考

RVACSﾀﾞﾝﾊﾟ2基の誤動作でも、空気系を2重化してRVACSの除熱性を確保する（ﾀﾞﾝﾊﾟ2基/系統×空気系2系統）などの設計対応必要。崩壊熱ﾚﾍﾞﾙが低下していることを考慮しても良い
RVACSがﾒﾝﾃﾅﾝｽ中にﾀﾞﾝﾊﾟ1基の誤動作が発生しても、RVACS単独で除熱性を確保できること。崩壊
熱ﾚﾍﾞﾙが低下していることを考慮しても良い

備考

ナトリウム冷却小型炉の崩壊熱除去系構成

注1）記号の意味は以下のとおりである。 ○：使用可能、△：条件付きで使用可能、×：使用不可

ｹｰｽ3 ： 2×PRACS＋RVACS（ﾀﾞﾝﾊﾟ1重）
Ⅱ
Ⅱ-1
外電喪失
Ⅲ
Ⅲ-1
外電喪失＋ﾀﾞﾝﾊﾟ1基誤動作
Ⅳ
Ⅳ-1
PRACS1系統機能喪失＋外電喪失＋ﾀﾞﾝﾊﾟ1基誤動作
Ⅳ-2
PRACSﾒﾝﾃﾅﾝｽ中＋PRACS1系統
機能失敗＋RVACSﾀﾞﾝﾊﾟ1基誤動作
Ⅳ-3
RVACSﾒﾝﾃﾅﾝｽ中＋PRACS1系統
機能喪失＋PRACSﾀﾞﾝﾊﾟ1基誤動作

ｹｰｽ2 ： 2×PRACS＋RVACS（ﾀﾞﾝﾊﾟ2重）
Ⅱ
Ⅱ-1
外電喪失
Ⅲ
Ⅲ-1
外電喪失＋ﾀﾞﾝﾊﾟ1基誤動作
Ⅳ
Ⅳ-1
PRACS1系統機能喪失＋外電喪失＋ﾀﾞﾝﾊﾟ1基誤動作
Ⅳ-2
PRACSﾒﾝﾃﾅﾝｽ中＋PRACS1系統
機能失敗＋RVACSﾀﾞﾝﾊﾟ1基誤動作
Ⅳ-3
RVACSﾒﾝﾃﾅﾝｽ中＋PRACS1系統
機能喪失＋PRACSﾀﾞﾝﾊﾟ1基誤動作

Ⅳ-3

ｹｰｽ1 ： 1×PRACS＋RVACS
Ⅱ
Ⅱ-1
外電喪失
Ⅲ
Ⅲ-1
外電喪失＋ﾀﾞﾝﾊﾟ1基誤動作
Ⅳ
Ⅳ-1
PRACS1系統機能喪失＋外電喪失＋ﾀﾞﾝﾊﾟ1基誤動作
Ⅳ-2
PRACSﾒﾝﾃﾅﾝｽ中＋RVACSﾀﾞﾝﾊﾟ2
基誤動作

表 7.4.1-19

1602

確保すべき反射体と内外側ガイドの隙間（反射体の径方向隙間）

項目

反射体と内外側ガイドの隙間 (mm) 備考
炉心中心側
原子炉容器側
製作・据付誤差
反射体と内外側ガイド 反射体駆動軸と炉上部
0.20
0.00 ・機械仕上げで±0.2mmの精度可能の芯ずれ
プラグ中心間の公差
炉上部プラグと炉心支
1.00
0.00
持板中心間の公差
炉心支持板と内外側ガ
0.20
0.00
イド中心間の公差
熱膨張評価誤差1.00
0.00 ・ノミナル値の20%、炉上部プラグの温度換算で100℃を想定（反射体と内外側ガイドは定格運
転時に中心が一致するように、定格運転までの温度上昇より、5.2mmオフセット）
反射体初期曲がり反射体駆動軸2.00
0.00 ・φ0.3m×h8mの配管で初期曲がり1mm以下。
反射体駆動軸長15mより外挿
反射体本体
0.50
0.00 ・上記データをもとに、反射体長4mより外挿
内外側ガイド幅の公差
0.50
0.50
小計
5.40
0.50
反射体の熱および照 熱および照射変形（径3.002.50 ・反射体の径方向温度差30℃の条件での解析
射変形
方向）
結果
反射体の熱および照 熱膨張（径方向）0.32
0.29 ・反射体の熱膨張解析結果
射膨張
照射膨張（径方向）
0.40
0.40 ・ピークスエリング温度(414℃)での照射ひずみ
0.17%より算出
小計
0.72
0.69
内外側ガイドの熱お 熱変形
0.13
0.00 ・内側ガイドの熱変形解析結果、熱ひずみ0.18%
よび照射変形
照射変形
0.13
0.00 ・ピークスエリング温度(414℃)での照射ひずみ
0.17%より算出
小計
0.26
0.00
合計
9.38
3.69
設計値
10
6

表 7.4.1-20

表 7.4.1-21ナトリウム冷却小型炉冷却反射体制御・強制循環方式タンク型 プ ラ ン ト 概 念 の 主 要 仕 様 （ フ ェ ー ズ Ⅱ -2）
項目
基本仕様

炉心燃料

型式
出力
系統条件

1次ナトリウム温度
2次ナトリウム温度
蒸気条件
給水温度

炉心型式

燃料種類
燃焼期間
取出平均燃焼度
原子炉停止系 型式
原子炉構造型式
原子炉容器形状

1次主冷却系

炉壁保護構造炉心上部機構再臨界防止対応
冷却方式
IHX

1次主循環ポンプ

2次主冷却系

SG

2次主循環ポンプ

型式
基数
交換熱量
伝熱面積
型式
基数
流量
型式
基数
交換熱量
伝熱面積
型式
基数
流量

崩壊熱除去系 型式
冷却方式
PRACS 炉内熱交換器 型式
交換熱量
伝熱面積
PRACS 空気冷却器
型式
交換熱量
伝熱面積
RVACS
型式
交換熱量
燃料取扱系
型式
格納容器
型式
免震
型式
プラント寿命

1603

内容
タンク型炉
150MWe/395MWt
510℃/375℃
475℃/320℃
453℃、10.5MPa
210℃
Pu高富化度差 径方向2領域均質炉心
金属燃料（U-Pu-10%Zr)
10年（1バッチ）
48GWd/t
反射体（6分割）＋制御棒（4本）
原子炉容器上部支持、IHX/電磁ポンプオフセット配置
φ6.05m（下方）/φ7m（上方）×h23.7m
炉壁側の冷却材はコールド
コラム型
コアキャッチャー設置
強制循環方式
縦置シェルアンドチューブ直管型（管内1次）
1基
395MWt1005m2
ALIP（シングルステータ、炉内設置）
2基（直列）
165m3/min
ヘリカルコイル型2重管
1基
395MWt1875m2
ALIP（ダブルステータ、SG内蔵）1基
140m3/min
PRACS×2系統＋RVACS
自然循環方式ヘリカルコイル型
4.5MW×2系統
22m2×2系統
ヘリカルコイル型2重管
4.5MW×2系統
898m2
ガードベッセル外面空冷方式
2.7MW
UIS引抜き方式
トップドーム＋ガードベッセル
3次元免震
60年

表 7.4.1-22ナトリウム冷却小型炉

制 御 棒 制 御・強 制 循 環 方 式 タ ン ク 型

プ ラ ン ト 概 念 の 主 要 仕 様 （ フ ェ ー ズ Ⅱ -2）
項目
基本仕様

炉心燃料

型式
出力
系統条件

1次ナトリウム温度
2次ナトリウム温度
蒸気条件
給水温度

炉心型式

燃料種類
燃焼期間
取出平均燃焼度
原子炉停止系 型式
原子炉構造型式
原子炉容器形状

1次主冷却系

炉壁保護構造炉心上部機構再臨界防止対応
冷却方式
IHX

1次主循環ポンプ

2次主冷却系

SG

2次主循環ポンプ

型式
基数
交換熱量
伝熱面積
型式
基数
流量
型式
基数
交換熱量
伝熱面積
型式
基数
流量

崩壊熱除去系 型式
冷却方式
PRACS 炉内熱交換器 型式
交換熱量
伝熱面積
PRACS 空気冷却器
型式
交換熱量
RVACS
型式
燃料取扱系
型式
格納容器
型式
免震
型式
プラント寿命

1604

内容
タンク型炉
150MWe/395MWt
510℃/375℃
475℃/320℃
453℃、10.5MPa
210℃
Pu高富化度差 径方向2領域均質炉心
金属燃料（U-Pu-10%Zr)
10年（1バッチ）
51GWd/t
制御棒（主炉停止系9本、後備炉停
止系4本の合計13本）
原子炉容器上部支持、IHX/電磁ポンプオフセット配置
φ5.56m（下方）/φ6.54m（上方）×h30.7m
炉壁側の冷却材はコールド
コラム型
コアキャッチャー設置
強制循環方式
縦置シェルアンドチューブ直管型（管内1次）
1基
395MWt1010m2
ALIP（シングルステータ、炉内設置）
2基（直列）
165m3/min
ヘリカルコイル型2重管
1基
395MWt2440m2
機械式ポンプ1基
140m3/min
PRACS×2系統＋RVACS
自然循環方式ヘリカルコイル型
4.5MW×2系統
20m2×2系統
ヘリカルコイル型2重管
4.5MW×2系統
ガードベッセル外面空冷方式
UIS引抜き方式
トップドーム＋ガードベッセル
3次元免震
60年

表 7.4.1-23ナトリウム冷却小型炉

制 御 棒 制 御・自 然 循 環 方 式 タ ン ク 型

プ ラ ン ト 概 念 の 主 要 仕 様 （ フ ェ ー ズ Ⅱ -2）
項目
基本仕様

炉心燃料

型式
出力
系統条件

1次ナトリウム温度
2次ナトリウム温度
蒸気条件
給水温度

炉心型式

燃料種類
燃焼期間
取出平均燃焼度
原子炉停止系 型式
原子炉構造

1次主冷却系

2次主冷却系型式
原子炉容器形状
炉壁保護構造炉心上部機構再臨界防止対応
冷却方式
IHX

1次主循環ポンプ
SG

2次主循環ポンプ

型式
基数
交換熱量
伝熱面積
型式
型式
基数
交換熱量
伝熱面積
型式
基数
流量

崩壊熱除去系 型式
冷却方式
PRACS 炉内熱交換器 型式
交換熱量
伝熱面積
PRACS 空気冷却器
型式
交換熱量
RVACS
型式
燃料取扱系
型式
格納容器
型式
免震
型式
プラント寿命

1605

内容
タンク型炉
150MWe/395MWt
515℃/365℃
475℃/320℃
453℃、10.5MPa
210℃
Pu高富化度差 径方向2領域均質炉心
金属燃料（U-Pu-10%Zr)
10年（1バッチ）
36GWd/t
制御棒（主炉停止系9本、後備炉停
止系4本の合計13本）
原子炉容器上部支持、円筒胴型
φ6.66×h28.2m
炉壁側の冷却材はコールド
コラム型
コアキャッチャー設置
自然循環方式
縦置シェルアンドチューブ直管型（管内1次）
1基
395MWt1560m2なし（自然循環方式の採用）
ヘリカルコイル型2重管
1基
395MWt2440m2
機械式ポンプ1基
140m3/min
PRACS×2系統＋RVACS
自然循環方式ヘリカルコイル型
4.5MW×2系統
27m2×2系統
ヘリカルコイル型2重管
4.5MW×2系統
ガードベッセル外面空冷方式
UIS引抜き方式
トップドーム＋ガードベッセル
3次元免震
60年

表 7.4.1-24ナトリウム冷却小型炉

制 御 棒 制 御・強 制 循 環 方 式 タ ン ク 型

プ ラ ン ト 概 念 の 主 要 仕 様 （ フ ェ ー ズ Ⅱ -3）

項目
基本仕様

型式
出力
系統条件

1次ナトリウム温度
2次ナトリウム温度
蒸気条件
給水温度

炉心燃料

炉心型式
燃料種類
燃焼期間
取出平均燃焼度
原子炉停止系 型式
原子炉構造型式
原子炉容器形状
炉壁保護構造炉心上部機構

1次主冷却系

再臨界防止対応
冷却方式
IHX

1次主循環ポンプ

2次主冷却系

蒸気発生器

2次主循環ポンプ

型式
基数
交換熱量
伝熱面積
型式
基数
流量
型式
基数
交換熱量
伝熱面積
型式
基数
流量

崩壊熱除去系 型式
冷却方式
PRACS 炉内熱交換器 型式
交換熱量
伝熱面積
PRACS 空気冷却器
型式
交換熱量
IRACS SG内熱交換器 型式
交換熱量
IRACS 空気冷却器
型式
交換熱量
燃料取扱系
型式
格納容器
型式
免震
プラント寿命

型式

1606

内容
タンク型炉
165MWe/395MWt
550℃/395℃
520℃/335℃
498℃、17.2MPa
240℃
Zr含有率3領域単一Pu富化度炉心
金属燃料（U-Pu-Zr)
20年（1バッチ）
77GWd/t
制御棒（主炉停止系18本、後備炉停止系7本の合計25本）
原子炉容器上部支持、円筒胴型
φ5.32m×h25.35m
炉壁側の冷却材は常時コールド（RVACS使用せず）
コラム型（上部プレナム内筒により変位制限）
コアキャッチャー設置
強制循環方式
縦置シェルアンドチューブ直管型（管内1次）
1基
395MWt2
1260m
ALIP（シングルステータ、炉内設置）
2基（直列）
141m3/min
直管密着2重管（溝なし）
1基
395MWt2919m2
ALIP（ダブルステータ、SG別置）
1基
3115m /min
PRACS×2系統＋IRACS
自然循環方式ヘリカルコイル型
3MW×2系統
14m2×2系統
ヘリカルコイル型2重管
3MW×2系統
ヘリカルコイル型
3WM
ヘリカルコイル型2重管
3MW
UIS引抜き方式
トップドーム＋ライナー張り矩形コン
クリート
3次元免震
60年

1607

炉心型式

炉心燃料

型式

1次主循環ポンプ

2次主循環ポンプ

SG

基数
交換熱量
伝熱面積
型式

免震
プラント寿命

型式

基数
流量

基数
流量
型式
基数
交換熱量
伝熱面積
型式

型式

1次Na温度
2次Na温度
蒸気条件
給水温度

再臨界防止対応
冷却方式
IHX

炉心上部機構

炉壁保護構造原子炉容器形状

崩壊熱除去系 型式
冷却方式
燃料取扱系
型式
格納容器
型式

2次主冷却系

1次主冷却系

原子炉構造

燃料種類
燃焼期間
取出平均燃焼度
原子炉停止系 型式

型式
出力
系統条件

基本仕様

項目

経済性改善の検討（フェーズⅡ-1）

冷却・制御方式等の比較検討（フェーズⅡ-2）

平成15年度までのナトリウム冷却小型炉

更なる魅力を追求したプラン
トの検討（フェーズⅡ-3）
制御棒制御・自然循環方式 反射体制御・強制循環方式 反射体制御・強制循環方式 反射体制御・強制循環方式 反射体制御・強制循環方式 制御棒制御・強制循環方式 制御棒制御・自然循環方式 制御棒制御・強制循環方式
タンク型プラント
ループ型プラント
タンク型プラント
ループ型プラント
タンク型プラント
タンク型プラント
タンク型プラント
タンク型プラント
タンク型炉（2次Na系有り）
ループ型炉（2次系簡素化） タンク型炉（2次Na系有り）
ループ型炉（2次Na系有り） タンク型炉
タンク型炉
タンク型炉
タンク型炉
50MWe/125MWt
同左
150MWe/375MWt
同左
同左
同左
同左
165MWe/395MWt
510℃/355℃
同左
同左
同左
510℃/375℃
同左
515℃/365℃
550℃/395℃
475℃/310℃
475℃/310℃（鉛ビスマス） 475℃/310℃
同左
475℃/320℃
同左
同左
520℃/335℃
453℃、10.5MPa
同左
同左
同左
同左
同左
同左
498℃、17.2MPa
210℃
同左
同左
同左
同左
同左
同左
240℃
Pu高富化度差2領域（径方 同左
Pu高富化度差2領域（回字 同左
Pu高富化度差 径方向2領 同左
同左
Zr含有率3領域単一Pu富化
向2領域均質炉心）
型炉心）
域均質炉心
度炉心
金属燃料（U-Pu-10%Zr)
同左
同左
同左
同左
同左
同左
同左
30年（1バッチ）
同左
10年（1バッチ）
同左
同左
同左
同左
20年（1バッチ）
58GWd/t
87GWd/t
80GWd/t
同左
48GWd/t
51GWd/t
36GWd/t
77GWd/t
制御棒（7本）反射体（6分割）＋制御棒（1 反射体（8分割）＋制御棒（1 同左
反射体（6分割）＋制御棒（4 制御棒（13本）
制御棒（13本）
制御棒（25本）
本）
本）
本）
原子炉容器上部支持、円筒 同左
同左
同左
原子炉容器上部支持、IHX/ 同左
原子炉容器上部支持、円筒 原子炉容器上部支持、円筒胴型
電磁ポンプオフセット配置
胴型
胴型
φ4.0m×h18.2m
φ3.34m×h17.5m
φ4.0m×h22.0m
φ4.0m×h18.8m
φ6.05m（下方）/φ7m（上φ5.56m（下方）/φ6.54m（上 φ6.66×h28.2m
φ5.32m×h25.35m方）方）
×h23.7m
×h30.7m
炉壁側の冷却材はコールド 同左
同左
同左
同左
同左
同左
炉壁側の冷却材はコールド（RVACS使用せず）
コラム型
同左
同左
同左
同左
同左
同左
コラム型（上部プレナム内筒により変位制限）（コアキャッチャー設置せず） 同左
同左
同左
コアキャッチャー設置
同左
同左
同左
自然循環方式
強制循環方式
同左
同左
同左
同左
自然循環方式
強制循環方式
環状縦置シェルアンドチュー ヘリカルコイル型（管内1次） 環状縦置シェルアンドチュー 同左
同左
同左
同左
同左
ブ直管型（管内１次）
ブ直管型（管内1次）
1基
1基（IHX-SG一体）
1基
1基（冷却系容器内）
1基
同左
同左
同左
125MWt
同左
375MWt
同左
395MWt
同左
同左
同左
2
747m2
1050m21080m21005m21010m21560m21260m2470m（完全自然循環、起動電磁 ALIP（ダブルステータ、炉内 ALIP（シングルステータ、炉 ALIP（ダブルステータ）
ALIP（シングルステータ、炉 同左
なし（自然循環方式の採用） ALIP（シングルステータ、炉ポンプ有り）
設置）
内設置）
内設置）
内設置）
1基
2基（直列）
同左
同左
同左
2基（直列）
同左
同左
48m3/min132m3/min
165m3/min
141m3/min
ヘリカルコイル型2重管
ヘリカルコイル型
ヘリカルコイル型2重管
同左
同左
同左
同左
直管密着2重管（溝なし）
1基
1基（IHX-SG一体）
1基
1基（冷却系容器内）
1基
同左
同左
同左
125MWt
同左
375MWt
同左
同左
同左
同左
同左
同左
665m2
580m2
1985m2
1990m2
1875m22440m22919m2
ALIP（ダブルステータ、SG内 SG内蔵リフトポンプ
ALIP（ダブルステータ、SG内 ALIP（ダブルステータ、冷却 ALIP（ダブルステータ、SG内 機械式ポンプ
同左
ALIP（ダブルステータ、SG別
蔵）
蔵）
系容器内）
蔵）
置）
1基
同左
同左
同左
同左
同左
同左
同左
同左
同左
40m3/min30m3/min123m3/min
130m3/min
140m3/min
115m3/min
PRACS＋RVACS
同左
PRACS×2系統＋RVACS
同左
同左
同左
同左
PRACS×2系統＋IRACS
自然循環方式
同左
同左
同左
同左
同左
同左
同左
UIS引抜き方式
同左
同左
同左
同左
同左
同左
同左
トップドーム＋ガードベッセル 上部建屋矩形ライナー＋
トップドーム＋ガードベッセル 同左
同左
同左
同左
トップドーム＋ライナー張り
ガードベッセル
矩形コンクリート
3次元免震
同左
同左
同左
同左
同左
同左
同左
40年以上
同左
60年
同左
60年
同左
同左
同左

長寿命・高安全性プラントの基礎検討（フェーズⅠ）

表 7.4.1-25

表 7.4.1-26

遠隔地電源型の基本仕様

項目

仕様

原子炉型式

ナトリウム冷却ループ型

電気出力

50MW

熱出力

120MW

ループ数

1 ループ

1 次系ナトリウム温度

550／395℃

1 次系流量2.2×106kg/h（43m3/min）

2 次系ナトリウム温度

520／335℃

2 次系流量1.8×106kg/h（35 m3/min）

主蒸気温度／給水温度497／233℃

主蒸気圧力／流量

17.2MPa／1.910×105kg/h

タービン効率42%

燃料型式

ナトリウムボンド金属燃料

炉心型式

Zr 含有率 3 領域単一 Pu 富化度

炉心等価直径1.82m

遮へい体外接円形

2.31m

炉心高さ

1.01m

燃焼度

77GWd/t

増殖比

1.07

運転サイクル

30 年

原子炉停止系

主炉停止 5 本／後備炉停止 2 本

炉心安全

SASS、プレナム部込みボイド反応度$3

炉心支持方式

下部支持方式

原子炉容器径2.8m

1 次系配管方式

ノズル方式

中間熱交換器

電磁ポンプ組込型

1 次系主循環ポンプ

電磁ポンプ（2 基直列）

蒸気発生器

ヘリカルコイル管型

2 次系主循環ポンプ

電磁ポンプ

崩壊熱除去系

貫通型 DRACS×2 系統＋IRACS

ナトリウム漏えい対策

2 重管＋ガードベッセル

原子炉格納施設

鋼板コンクリート（2530m3）

燃料取扱設備常設設備なし建屋

水平免震（21000m3）

1608

表 7.4.1-27

経済性追及型の基本仕様

項目

仕様

原子炉型式

ナトリウム冷却ループ型

電気出力

300MW

熱出力

714MW

ループ数

1 ループ

1 次系ナトリウム温度

550／395℃

1 次系流量1.309×107kg/h（254.5m3/min）

2 次系ナトリウム温度

520／335℃

2 次系流量1.090×107kg/h（208.4 m3/min）

主蒸気温度／給水温度

497℃／233℃

主蒸気圧力／流量

17.2MPa／1.135×106kg/h

タービン効率42%

燃料型式

ナトリウムボンド金属燃料

炉心型式

Zr 含有率 2 領域単一 Pu 富化度

炉心等価直径2.63m

遮へい体外接円形

3.36m

炉心高さ

1.00m

燃焼度

80GWd/t

増殖比

1.03

運転サイクル

24 ヶ月（730 日）

原子炉停止系

主炉停止 7 本／後備炉停止 3 本

炉心安全

SASS、プレナム部込みボイド反応度$4.6

炉心支持方式

下部支持方式

原子炉容器径6.1m

1 次系配管方式

逆 L 字型

中間熱交換器

電磁ポンプ組込型

1 次系主循環ポンプ

電磁ポンプ（2 基直列）

蒸気発生器

ヘリカルコイル管型

2 次系主循環ポンプ

機械式ポンプ

崩壊熱除去系

貫通型 DRACS×2 系統＋IRACS

ナトリウム漏えい対策

2 重管＋ガードベッセル

原子炉格納施設

鋼板コンクリート（8160m3）

燃料取扱設備IVS 搬出待ち貯蔵（4 年間）

建屋

水平免震（65100m3）

1609

1610

出力150MWe級では、経済性の目標を達成
見込みはあるが、反射体制御は課題多フェーズII-1（ H13年度）

フェーズI（ H12年度）

目標
○長寿命
○受動安全
○経済性を改善

出力50MWe級では、いずれの検討概念も建設コストは目標を大幅超過の見込み

強制循環型
反射体制御

自然循環型
制御棒制御

出力：50MWe級
寿命：30年

目標
○長寿命
○受動安全

出力係数：負（ボイド反応度正を容認）
出力係数：負（ボイド反応度正を容認）
固有特性で安全追求（低線出力・ドップラ等）
固有特性で安全追求（低線出力・ドップラ等）
低圧損・自然循環活用→LOF事象緩和
低圧損・自然循環活用→LOF事象緩和
燃焼反応度極小化→TOP時挿入反応度：小燃焼反応度極小化→TOP時挿入反応度：小内部転換比〜1.0で長寿命化
内部転換比〜1.0で長寿命化○有望概念の抽出

フェーズII-2（ H14年度）

フェーズII-3（ H15年度）

出力：150MWe級
寿命：20年
出口温度：550℃○魅力ある小型炉
概念の具体化・絞り込み

目標

冷却方式：自然／強制
制御方式：反射体／制御棒等
安全確保：固有特性／GEM等
用途：発電／熱／水素／淡水等

出力：150MWe級
寿命：10年

制御棒制御型・強制循環炉心が有望

2140mm

目標○冷却・制御・安全確保等についての種々方法を比較・評価

図 7.4.1-1 ナトリウム冷却小型炉 炉心検討の経緯（フェーズⅡ前半まで）

細長

4S

4S炉のウィークポイント
・設計出力に上限あり
・長尺燃料の成立性
・長尺炉心の炉心湾曲挙動

反射体

ボイド反応度：負
反射体移動で長寿命化

出力：150MWe級
寿命：10年
反射体制御

800mm

1611

基本要件
・長寿命：30年
・受動安全
・燃焼反応度：< 0.5 %Δk/kk'程度
・炉容器径<3.5 m, 炉心径<2m
・H/D=1程度

準強制循環仕様２ （扁平型）（扁平型
準強・低ボイド反応度の扁平化炉心・低ボイド反応度の扁平化炉心・サイズ：H=90cm,
D=238cm
・サイズ：H=90cm,
D=238cm(H/D=0.
3 8)(H/D=0.3 8)・可動反射体でなく制御棒制御
・可動反射体でなく制御棒制御

図 7.4.1-2 ナトリウム冷却小型炉 炉心検討フロー（フェーズＩ）

準強制循環仕様１ （反射体制御型）
準強制循環仕様１ （反射体制御型）
・集合体数が少なく信頼性ある径方向膨・集合体数が少なく信頼性ある径方向膨張効果を活用した細身炉心
張効果を活用した細身炉心・サイズ：H=150cm,
D=142cm
・サイズ：H=150cm,
D=142cm(H/D=1.
0 6)(H/D=1.
06)・可動反射体で燃焼補償
・可動反射体で燃焼補償

自然循環炉仕様
自然循環炉仕様・自然循環条件を満足する範囲で燃焼反応度の・自然循環条件を満足する範囲で燃焼反応度の極少化を図った扁平炉心極少化を図った扁平炉心・サイズ：H=100cm,
D=252cm
・サイズ：H=100cm,
D=252cm(H/D=0.
4 0)(H/D=0.
40)・制御棒制御・制御棒制御炉心高さを極力低減し、ボイド反応度を最小化することで受動安全性
圧損条件を満たす範囲で燃料稠密化を図り、内部転換性能確保。

← p/d大、炉心高さ低減← 高富化度差二領域炉心← 炉心高さ低減＆冷却材体積比低減← 低Pu富化度← 高富化度差二領域炉
心径方向膨張効果を積極活用して受動安全性を強化。
反射体制御のできる炉心高さを確保し、UTOP
印加反応度低減。

・低圧損
・出力ピーク緩和・ボイド反応度小・ドップラー効果大・余剰反応度低減

自然循環の成立する自然循環炉心として受動安全性を強化。
内部転換性能確保のため、炉心・燃料仕様適正化（p/d、炉心高さ）

・燃料体積比増← 太径ピン、燃料稠密化
・内部転換性能向上 ← 低Pu富化度
・燃焼反応度極少化 ← 高富化度差二領域炉心要求条件：
・低圧損 for 20%自然循環(<0.05MPa)・低線出力
・低ボイド反応度 <8$ （できる限り小さく）・燃焼度 8万MWd/t程度

強制循環冷却炉
準強制循環冷却炉

受動安全強化方策：

炉心設計の方向性 （自然循環、準強制循環共通）

炉心設計の方向性（自然循環、強制循環共通）

長寿命化方策：要求条件：
・低圧損 for 自然循環(0.0 01MPa)
・低線出力 (150W/cm程度)
・低ボイド反応度 <8$・燃焼度： >5MWd/t （8万MWd/t程度）

自然循環冷却炉〇Na冷却小型炉の検討フロー1612(a) 自然循環型炉心（扁平化炉心）（反射体制御炉心）図 7.4.1-3 ナトリウム冷却小型炉 炉心構成図（フェーズＩ）(c) 低圧損型強制循環炉心-2(b) 低圧損型強制循環炉心-1

約 1950約 156０約 142０内 側燃料集合 体： ６
外側燃 料集合体： １２
反 射体： ６
中心炉停 止棒 ： １

1500.0900

図 7.4.1-4 ナトリウム冷却小型炉

1613

炉心構成図（フェーズⅡ-1）

反射体

6.5

1

1.5

40

（㎝）
B4C遮蔽体

30

ﾎﾞｲﾄﾞ
ﾁｭｰﾌﾞ

90

Na

反射体

Na

炉 心

内側隔壁

Naﾌｫﾛﾜ62

ガスプレナム122*

スチール遮蔽体

90Na* 単位：㎝

図2.2-6

内側炉心：

213

体

外側炉心：

108

体

炉心高さ：

62.0

㎝

制御棒チャンネル：

4体

炉心等価直径：

330.0

㎝

合 計 ：

325

体

150MWeナトリウム冷却小型炉（強制循環冷却・反射体制御方式）炉心構成(a) 150MWe 級反射体制御型・強制循環炉心

B4C遮蔽体90

ガスプレナムガスプレナムガスプレナム

60

90

内側炉心

スチール遮へい体

内側炉心

スチール遮へい体

制御棒

B4C遮蔽体

制御棒

B4C遮蔽体

制御棒

30

外側炉心

スチール遮へい体（㎝）

スチール遮へい体* 単位：㎝(b) 150MWe 級 制御棒制御型・強制循環炉心

図 7.4.1-5(1/2)

ナトリウム冷却小型炉

1614

炉心構成図（フェーズⅡ-2）

B4C 遮へい体

90

ガスプレナムNa フォロワ

30

83.2

炉

90

炉心等価直径

36

反射体

189

(cm)

心

SUS 遮へい体

378cm

内側炉心

：

156

体

外側炉心

：

162

体

制御棒（後備炉停止系）

：

4

体

制御棒（主炉停止系）

：

9

体

反射体

：

138

体

：

469

体

合

計

(c) 150MWe 級 制御棒制御型・自然循環炉心

107

(cm)

80

ガスプレナム

72.8

炉

90

心

制御棒

B4C 遮へい体
制御棒

30

33

SUS
反
射
体

SUS 反射体

内側炉心

：

87

体

外側炉心

：

36

体

制御棒（後備炉停止系）

：

1

体

制御棒（主炉停止系）

：

3

体

反射体

：

90

体

：

217

体

合

計

(d) 50MWe 級 制御棒制御型・強制循環炉心

図 7.4.1-5(2/2)

ナトリウム冷却小型炉

1615

炉心構成図（フェーズⅡ-2）

146

集合体ピッチ＝16.94cm
炉心直径＝293cm
ピン本数=91本

31

（cm）
40

軸方向
遮へい体

軸方向
遮へい体

軸方向
遮へい体

軸方向
遮へい体

127

ガスプレナムガスプレナムガスプレナムガスプレナム

制
御
棒

制
御
棒

制
御
棒

径
方
向
遮
へ
い
体

制
御
棒

127

内側炉心

内側炉心

中間炉心

外側炉心

90

軸方向
遮へい体

軸方向
遮へい体

軸方向
遮へい体

軸方向
遮へい体

内

側

炉

心

：

中

間

炉

心

外

側

炉

心

66

体

：

66

体

：

114

体

制御棒(主炉停止系)

：

18

体

制御棒(後備炉停止系)

：

7

体

径方向SUS遮へい体

：

60

体

径方向Zr-H遮へい体

：

66

体

：

397

体

合

計

(a) 高温化炉心
集合体ピッチ＝14.54cm
炉心等価直径＝260cm
集合体ピン本数=61本

30

130

(cm)
40

軸方向遮へい体

軸方向遮へい体

軸方向遮へい体

軸方向遮へい体

172

ガスプレナムガスプレナムガスプレナムガスプレナム

制
御
棒

制
御
棒

制
御
棒

制
御
棒

径
方
向
遮
へ
い
体

164

内側炉心

内側炉心

中間炉心

外側炉心

90

軸方向
遮へい体

軸方向
遮へい体

軸方向
遮へい体

軸方向
遮へい体

66

体

内

側

炉

心

：

中

間

炉

心

：

66

体

外

側

炉

心

：

138

体

制御棒(主炉停止系)

：

15

体

制御棒(後備炉停止系)

：

4

体

径方向SUS遮蔽体

：

66

体

径方向Zr-H遮蔽体

：

72

体

：

427

体

合

計

(b) 高温小径化炉心

図 7.4.1-6 ナトリウム冷却小型炉

1616

炉心構成図（フェーズⅡ-3）

約 342cm

＋
＋
＋
＋
＋
＋
＋
＋
＋
＋

＋
＋
＋
＋
＋
＋
＋
＋
＋
＋
＋

＋
＋
＋
―
―
―
―
＋

＋
＋

＋
＋
＋
―
―
―

＋
＋
―
―
―

＋
＋
―

＋
＋
―
―

＋
＋
―
―

＋
＋
＋
―
Ｂ

―
＋
＋
＋

＋

―
―

＋
＋
＋
―

＋
＋
―

―

＋
＋
―
―

＋
＋
―
―
Ｂ

―

＋
＋
―
―
―
―

Ｂ
Ｂ

―
―

＋

―
―
＋
＋

Ｂ
―

Ｂ
―
―
＋
＋

―
―
＋
＋

―
―
＋
＋

―
＋
＋
＋

―
―
＋
＋

＋
＋
―
―
―

―
―

＋

Ｂ
―
＋
＋
＋

―
―
＋
＋

―
―
＋
＋

―
＋
＋

―
―
―
＋
＋

―
―
―
＋
＋
＋

＋
＋

＋
ー
―
―
―
＋
＋
＋

内側炉心燃料集合体

66 体

ー

中間炉心燃料集合体

66 体＋

外側炉心燃料集合体

114 体

ＳＵＳ遮へい体

60 体

Ｚr-Ｈ遮へい体

66 体

主炉停止制御棒18 体

後備炉停止制御棒

7体

Ｂ

図 7.4.1-7 ナトリウム冷却小型炉

＋
＋
＋
＋
＋
＋
＋
＋
＋
＋
＋

＋
＋
＋
＋
＋
＋
＋
＋
＋
＋

代表炉心(需要地立地型)の炉心配置図

1617

1.5
(①＋②)

全炉心反応度変化
７％伸び時
４％伸び時

反応度 [%dk/kk']

1(①)

燃焼反応度 *
0.5(②)

金属燃料スエリング
７％伸び時
４％伸び時
0
10 年

20 年
*不確かさ(0.2%k/kkʼ)を考慮

-0.5
0

10

20

30

40

50

60

70

80

炉心平均燃焼度 [GWd/t]
図 7.4.1-8 ﾅﾄﾘｳﾑ冷却小型炉 代表炉心(需要地立地型)の反応度の燃焼度依存性

1618

1619

高速中性子照射量(n/cm2)2 )[≧0.1MeV]
高速中性子照射量（n/㎝[≧0.1Mev]

20.0

40.0

60.0

80.0

120.0

140.0

160.0

180.0

中心からの径方向距離（㎝）100.0

炉心層内側境界位置における高速中性子照射量制限ライン(4E+22 n/㎝ 2 )軸 方 向 位 置 ： 炉 心 下 端 か ら 61㎝

200.0

220.0

240.0

1.66E+21

炉心層内側境界位置(径 方 向 ： 196.2㎝ )260.0

径 方 向 SUS遮 蔽 体 １ 層 ＋ ZrH遮 蔽 体 １ 層 時 の 高 速 中 性 子 照 射 量 分 布 （ 60年 照 射 ）280.0

図 7.4.1-9 ナトリウム冷却小型炉 代表炉心(需要地立地型)の高速中性子照射量の径方向分布

1.0E+200.0

1.0E+211.0E+22

1.0E+23

1.0E+24

1.0E+25

4S

30

図 7.4.1-10＊燃料仕様
スミア密度：75% →70〜85%
Zr濃度： 10%以上→6%〜10%
燃料本数： 91本 →127本＊燃料無交換の特性追求
ラッパ管肉厚：5mm→2mm
ラッパ管間ギャップ：3.8mm→1mm(スエリング／初装荷性考慮)＊燃料ピン構成
被覆肉厚：0.89mm→0.78mm
低線出力・低燃焼度特性を活用
ガスプレナム長：炉心高の1倍→1.5倍(フープ応力・ガス内圧・CDF考慮)＊遮へい体構成
SUS1層+ZrH1層→SUS0.5層+ZrH0.5層複合構成／非六角構造の適用

ナトリウム冷却小型炉 長寿命追求型炉心のサーベイ計算結果

0

JNC 4S
炉心高さ:1.01m/2.5m

1

JNC

4

10

燃料ピン構成1620

遮へい体

実効HM体積率 (%)

52

金属燃料・集合体仕様

20

30

JNC

平成15年度設定値

40

燃料無交換

50
遮へい体外接円径／炉心等価直径 (m)

1621

101cm

炉心高さ：

軸方向
遮蔽体

軸方向
遮蔽体

*2 原子炉供用期間中（60年間）無交換

軸方向遮蔽体

外側炉心

ガスプレナム

軸方向遮蔽体図 7.4.1-11 ナトリウム冷却小型炉 長寿命追求型炉心の炉心配置と 2 次元 RZ 体系図

遮へい体外接円径： 231cm

182cm

炉心等価直径：

軸方向遮蔽体[90]*1

中間炉心

中間炉心

ガス
プレナム

ガス
プレナム

制
御
棒

軸方向遮蔽体

軸方向遮蔽
体

91.1

*1 核計算上の設定値。今後の燃料集合体詳細設計に応じ変更予定

内側炉心

101.0

ガスプレナム

151.5

制
御
棒

軸方向遮蔽体[25]*1

(cm)

径方向
遮蔽体*2

1層

1.020

30.0

1.018

Keff

1.014

20.0

1.012
1.010
1.008
1.006

10.0

Keff
線出力（内側）線出力（中間）線出力（外側）

1.004
1.002
1.000

0.0
0

5

10

15

20

25

30

燃焼期間（年）
図 7.4.1-12ナトリウム冷却小型炉 長寿命追求型炉心の実効増倍率
および最大線出力の経時変化

1622

線出力（kW/m）

1.016

90.0
80.0
出力密度（W/cc）

70.0
60.0
50.0
40.0
30.0

BOC
MOC
EOC

20.0
10.0
0.0
0.0

図 7.4.1-13

20.0

40.0
60.0
径方向距離（㎝）

80.0

100.0

ナトリウム冷却小型炉 長寿命追求型小型炉の径方向出力分布

1623

1624

上部ガスプレナム長（㎝）

0.30

0.40

0.50
0.60
0.70
被覆管肉厚（mm）

想定条件
・炉心高さ：95cm
・スミア密度：70%TD
・ピン平均燃焼度：130GWd/t

0.80

0.90

EOL時
・フープ応力＜120MPa
・CDF＜0.5・ガス内圧＜12MPa

図 7.4.1-14 ナトリウム冷却小型炉 長寿命追求型炉心のガスプレナム長の設定に用いた関係図

0.0
0.20

50.0

100.0

150.0

200.0

250.0

300.0

350.0

400.0

450.0

設計条件相当

1.00

1625

被覆管内面最高温度 [℃]0

図 7.4.1-15

550

560

570

580

590

600

610

620

630

640

650

20

40

3

50

集合体数 [必要流量順]

30

流量領域2

60

流量領域4

70

5

ナトリウム冷却小型炉 長寿命追求型炉心の流量配分計画および被覆管内面最高温度

10

ホットスポット
ノミナル

流量領域1

1626

110

111

112

113

114

115

116

109

77

78

79

80

81

82

117

107

75

49

29

30

31

32

55

84

図 7.4.1-16

108

76

50

51

52

53

54

83

118

119

105

73

47

27

13

5

6

17

34

57

86

121

104

72

46

26

12

4

1

7

18

35

58

87

103

71

45

25

11

3

2

19

36

59

88

123

102

70

44

24

10

9

8

37

60

89

124

101

69

43

23

22

21

20

61

90

125

100

68

42

41

40

39

38

91

126

99

67

66

65

64

63

62

127

98

97

96

95

94

93

92

62

22

1

11

10

2

遮へい体集合体

後備炉停止系

主炉停止系

外側炉心集合体

中間炉心集合体

内側炉心集合体

ナトリウム冷却小型炉 長寿命追求型炉心の炉心内集合体番号

106

74

48

28

14

15

16

33

56

85

120

122

図 7.4.1-17ナトリウム冷却小型炉 長寿命追求型炉（ループ型概念）の
原子炉容器構成図および遮へい計算体系領域

1627

1628

20.0

60.0

100.0

120.0

140.0

中心からの径方向距離（㎝）

80.0

160.0

180.0

1.28E+22（ノミナル値）(評価値：2.0E+22[補正]）

200.0

90

101.0

151.5

25

26.3

上部SUS遮蔽体

10.6 8.3 5.4 5（2 次元 RZ モデル図）

下部SUS遮蔽体

ガスプレナム上部SUS遮蔽体

25.3

NaﾌｫﾛﾜNaﾌｫﾛﾜナトリウム冷却小型炉 長寿命追求型炉心の高速中性子照射量の径方向分布（炉心中央高さ）

40.0

2

照射量制限目安値(4E+22 n/㎝ )図 7.4.1-18

1.0E+210.0

1.0E+22

1.0E+23

炉心槽内側境界位置(径方向：115.5㎝)

内側炉心

1.0E+24

中間炉心（㎝）

径方向SUS遮蔽体

高速中性子照射量（n/㎝ 2) [≧0.1Mev]

91.1

中間炉心

39.5

ガスプレナム
外側炉心軸方向位置：炉心下端から50.5㎝

径方向ZrH遮蔽体

1.0E+25

Na層

炉心槽
Na層

60

＋
＋
＋
＋
＋
＋

＋
＋
＋
＋
＋
＋

＋
―
Ｂ
―

＋
―
―

＋

―

―
―

＋
＋
―
―

＋
＋

―

―

―

―

―

―
＋

＋

＋

―
―
＋
＋

＋
＋

―
―
＋

―

＋
＋

―
＋
＋

＋
＋
―
―
Ｂ
―
＋
＋

＋
＋
＋
＋
＋

＋
＋
＋
＋

＋
＋

内側炉心燃料集合体

6体―

中間炉心燃料集合体

24体+

外側炉心燃料集合体

48体

遮へい体(Zr-H/SUS複合構成)30体

遮へい体(SUS製)

6体

遮へい体(Zr-H製)

6体

主炉停止制御棒5体

後備炉停止制御棒

2体

B

図7.4.1-19＋＋ﾅﾄﾘｳﾑ冷却小型炉

長寿命追求型改良炉心の炉心配置図

1629

＋

＋
＋
＋

＋
＋

＋
＋
＋
＋
＋

＋
＋
＋
＋
＋
＋

＋
＋
＋
＋
＋
＋
＋
＋
＋
＋
＋

＋
＋
＋
＋

＋
＋
＋
＋

＋
＋
＋

＋
＋
＋
＋

＋
＋
＋

＋
＋

＋
＋

＋

＋

＋
＋
＋

＋

＋

＋

＋

＋

＋

＋

＋

＋

＋
＋
＋
＋

＋
＋
＋
＋

Ｂ

＋

＋
＋
＋
＋
＋
＋

＋

Ｂ

＋

＋

＋

＋

＋

＋

＋
＋
＋
＋

Ｂ

＋
＋
＋
＋
＋

＋

Ｂ

＋
＋
＋
＋

＋
＋
＋
＋

＋
＋
＋
＋

＋
＋
＋
＋

＋
＋
＋

＋
＋
＋

＋
＋
＋
＋

＋
＋
＋

＋
＋
＋
＋

＋
＋
＋
＋

＋
＋

＋
＋
＋
＋
＋
＋
＋
＋
＋
＋
＋

＋
＋
＋
＋
＋
＋
＋
＋

＋
＋
＋
＋
＋
＋

＋

＋

＋

内側炉心燃料集合体

81 体

外側炉心燃料集合体

162 体

ＳＵＳ遮へい体

60 体

ZrH 遮へい体

66 体

主炉停止制御棒7体

後備炉停止制御棒

3体

集合体ピッチ：15.72 ㎝
炉心等価直径：263 ㎝
炉心高さ：100.0 ㎝
外接円径：336.2 ㎝

図 7.4.1-20

ナトリウム冷却小型炉

1630

経済性追求型炉心の炉心配置図

1631

0.0

80.0

180.0

制 御 棒

ナトリウムフォロア

軸方向位置（cm）

8.3

70.6 73.5 78.7

SUS 遮へい体

外側炉心

ガスプレナムB4C 遮へい体

131.3

遮へい体

SUS

146.0

遮へい体

ZrH

＊炉心計算では炉心高さの 1.2 倍を暫定設定

ナトリウム冷却小型炉 経済性追求型炉心の 2 次元 RZ 体系図

径方向位置（cm）

SUS 遮へい体

内側炉心

ガスプレナムB4C 遮へい体

40.4 42.8

図 7.4.1-21

SUS 遮へい体

内側炉心

ガスプレナム*B4C 遮へい体

制 御 棒
ナトリウムフォロア

300.0
制 御 棒
ナトリウムフォロア

340.0

内側炉心

160.7

（炉心燃料集合体）
ハンドリングヘッド

上部遮へい体

780
（燃料棒）

嵌合部

端栓

1750
ガスプレナム
燃料ピンバンドル部

2850

4165
4515

炉心燃料
1000

下部遮へい体535
端栓等

エントランスノズル

100

350

（単位：mm）

図7.4.1-22 ﾅﾄﾘｳﾑ冷却小型炉 経済性追求型炉心の炉心燃料集合体概略構成図

1632

炉心上部機構(n/cm2s)

ハンドリングヘッド
B4C遮へい体

ガスプレナム
炉心槽

炉心

SUS遮へい体
B4C遮へい体
炉心支持板

図 7.4.1-23ナトリウム冷却小型炉

経済性追求型炉の高速中性子束等高線図

1633

1634

2 次系簡素化概念採用
せず（炉心燃料設計のみ実施）

50MWe 反 射 体 制
御・強制循環方式
ﾙｰﾌﾟ型炉（2 次系簡素化概念）

50MWe 制 御 棒 制
御・強制循環方式
ﾀﾝｸ型炉

・長寿命、安全性の要求
条件は達成の見通し
・ｽｹｰﾙﾃﾞﾒﾘｯﾄ克服できず、
建設単価大

出力増加

50MWe 制 御 棒 制
御・自然循環方式
ﾀﾝｸ型炉

長寿命・高安全性プラントの基礎検討（フェーズⅠ）

ﾀﾝｸ型炉の採用

図 7.4.1-24

更なる魅力の追求

165MWe 制 御 棒 制
御・強制循環方式
ﾀﾝｸ型炉（IHX、EMP
直列配置）

更なる魅力を追求したプラントの検討（フェーズⅡ-3）

・経済性、安全性、長寿命の要求条件は達成の見通し

・冷却材ﾎﾞｲﾄﾞ反応度制限の緩和によるｺﾝﾊﾟｸﾄ化
・炉心出口温度の高温化
・更なる長寿命の追求

制御棒制
御、強制循
環、IHX とEMP の直列配置を採用

・経済性、研究開発のﾊｰﾄﾞﾙ高さの観点より、制御棒制御・強制循環方式
を採用
・経済性、炉内 ISI との整合性の観点より、IHXと EMP の直列配置を採用

150MWe 制 御 棒 制
御・自然循環方式
ﾀﾝｸ型炉（IHX、EMP
ｵﾌｾｯﾄ配置

150MWe 制 御 棒 制
御・強制循環方式
ﾀﾝｸ型炉（IHX、EMP
ｵﾌｾｯﾄ配置

150MWe 反 射 体 制
御・強制循環方式
ﾀﾝｸ）型炉（IHX、
EMP ｵﾌｾｯﾄ配置

冷却・制御方式等の比較検討（フェーズⅡ-2）

平成 15 年度までのプラント検討の経緯

・出力 150MWe で経済性の要求条件（NOAK）を達成
可能な見通し・ﾙｰﾌﾟ型炉は建設単価大・反射体制御の成立性に不明確な部分有り

150MWe 反 射 体 制
御・強制循環方式
ﾙｰﾌﾟ型炉（冷却系
容器）

150MWe 反 射 体 制
御・強制循環方式
ﾀﾝｸ型炉（IHX、EMP
直列配置）

経済性改善の検討（フェーズⅡ-1）

1635

図 7.4.1-25

EMP

PRACS

反射体制御・強制循環方式ループ型プラント
原子炉容器の構造図（フェーズⅠ）

起動用 EMP

IHX

PRACS

ナトリウム冷却小型炉

制御棒制御・自然循環方式タンク型プラント

原子炉概念

1636

反射体制御・強制循環方式

原子炉容器の構造図（フェーズⅡ-1）ナトリウム冷却小型炉

タンク型プラント

図 7.4.1-26

反射体

EMP

環状型 IHXPRACS 炉 内
熱交換器

トップドーム

タンク型プラント）

RVACS 作動時における原子炉容器内流動
パス（反射体制御・強制循環方式

図 7.4.1-27

1637

反射体制御・強制循環方式
冷却系容器の構造図（フェーズⅡ-1）ナトリウム冷却小型炉
ループ型プラント

反射体制御・強制循環方式 図 7.4.1-29

原子炉容器の構造図（フェーズⅡ-1）ナトリウム冷却小型炉

ループ型プラント

図 7.4.1-28

反射体

1 次ナトリウム配管（コールドレグ）

1 次ナトリウム配管（ホットレグ）

PRACS 炉内熱交換器

図 7.4.1-30

ナトリウム冷却小型炉 反射体制御・強制循環方式タンク型
プ ラ ン ト 原 子 炉 容 器 の 構 造 図 （ フ ェ ー ズ Ⅱ -2）

1638

図 7.4.1-31

反射体制御方式における反射体の構造図

1639

炉 心 槽 廻 り の 中 性 子 照 射 量 （ 炉 心 寿 命 10 年 、 プ ラ ン ト 寿 命 60 年 ）備考
中性子照射量2)3) 交換間隔4)中性子束1)
2（n/cm2)（年）（n/cm s)
約6年
炉心槽（炉心中心）
約3.9×1023
約2.5×1014
14
約3.5年
約1.8×101423
約10年
中間パッド位置
炉心槽
約2.3×10
約1.4×10約5年（炉心上端より約0.1m上） 約1.1×1014
頂部パッド位置
燃料上下端
約1.4×1013以下 約2.2×1022以下 約60年以上
13
約60年以上
約1.1×10 以下
注1）上段がBOC、下段がEOCでの数値
注2）プラント寿命60年、稼働率95%
注3）炉心寿命30年のケースでは、中性子照射量は上記の約1/3注4）改良9Cr-1Mo鋼の使用に対して、上段が母材（制限目安4×1022 n/cm2）、下段が溶接部（2×1022n/cm2）の交換間隔

対象

炉心槽（内側ガイド）
炉心槽は定期
炉心槽は定期的に交換しない的に交換しないが、交換可能が、交換可能
な構造
な構造
燃料集合体
外側ガイド
≦2.3×1022n/cm2

キャビティ
荷重伝達パス

2.3×1023n/cm2≦1.0×1021n/cm2

この部分は中性子
この部分は中性子
照射量の目安を超照射量の目安を超えるため、中間支えるため、中間支
持枠を削除
持枠を削除

反射体
原子炉容器

図中の数字はプラント寿命中の中性子照射量。
また、改良9Cr-1Moの中性子照射量目安は、母材4×1022n/cm2、溶接部2×1022n/cm2

炉心支持板

図 7.4.1-32

反射体制御方式における炉心支持方法

1640

図 7.4.1-33

ナトリウム冷却小型炉 制御棒制御・強制循環方式タンク型
プ ラ ン ト 原 子 炉 容 器 の 構 造 図 （ フ ェ ー ズ Ⅱ -2）1641

図 7.4.1-34

ナトリウム冷却小型炉 制御棒制御・自然循環方式タンク型
プ ラ ン ト 原 子 炉 容 器 の 構 造 図 （ フ ェ ー ズ Ⅱ -2）1642

図 7.4.1-35

ナトリウム冷却小型炉 制御棒制御・強制循環方式タンク型
プ ラ ン ト 原 子 炉 容 器 の 構 造 図 （ フ ェ ー ズ Ⅱ -3）

1643

1644

図 7.4.1-36

ナトリウム冷却小型炉

制御棒制御・強制循環方式タンク型プラント

プラント系統概念図（フェーズⅡ-3）

1645

図 7.4.1-37

ナトリウム冷却小型炉

平面図

制御棒制御・強制循環方式タンク型プラント

建屋配置図（フェーズⅡ-3）

立面図

図 7.4.1-38 ナ ト リ ウ ム 冷 却 小 型 炉 制 御 棒 制 御 ・ 強 制 循 環 方 式 タ ン ク 型
プ ラ ン ト 原 子 炉 容 器 壁 近 傍 の 概 念 図 （ フ ェ ー ズ Ⅱ -3）1646

図 7.4.1-39

ナトリウム冷却小型炉 制御棒制御・強制循環方式タンク型
プ ラ ン ト 環 状 型 IHX の 構 造 図 （ フ ェ ー ズ Ⅱ -3）1647

図 7.4.1-40 ナ ト リ ウ ム 冷 却 小 型 炉 制 御 棒 制 御 ・ 強 制 循 環 方 式 タ ン ク 型
プ ラ ン ト 電 磁 ポ ン プ の 電 源 構 成 （ フ ェ ー ズ Ⅱ -3）

1648

1649

図 7.4.1-41

ナトリウム冷却小型炉

制御棒制御・強制循環方式タンク型プラント

直管型 2 重管 SG の構造図（フェーズⅡ-3）

1650

図 7.4.1-42ナトリウム冷却小型炉

Naポット貯蔵方式の採用による空気自然2冷却の有効活用

空気自然循環

二重容器

Naポット

Ｎａポット貯蔵設備（別建屋、必要に応じて設置）

炉内中継装置Naポットの使用によるArガス強制冷却
の排除

Naポット

注）破損燃料対応が課題であるが、20年に1回の燃交であれば、中間熱交換器及び電磁ポン
プを引抜いた後、炉心槽外側に
燃料受渡し位置を設置する方法もあり得る

長尺容器を活用して、炉心上部で燃料交換機と炉内中継装置の
燃料受渡し

マニプレータ式燃料交換機

燃料取扱設備の概念図（フェーズⅡ-3）

原子炉容器（UISを引抜いた状態）

2体収納の回転ラック式に代えて、1体収納方式の採用による炉内中継装置のコンパ
クト化

制御棒制御・強制循環方式タンク型プラント

Naキャスク（キャスクとの接続、位置決め設備必要）

燃料出入機（台車式、又は、
天井クレーンで移送）1651

図 7.4.1-43ナトリウム冷却小型炉

炉内中継装置（フェーズⅡ-3）

制御棒制御・強制循環方式タンク型プラント

燃料交換機

燃料交換機および炉内中継装置の構造図

図 7.4.1-44

遠隔地電源型

原子炉構造概念図（フェーズⅡ-4）1652

図 7.4.1-45

遠隔地電源型

原子炉構造断面図(フェーズⅡ-4)

1653

1654

図 7.4.1-46

遠隔地電源型

系統概念図（フェーズⅡ-4）

1655

図 7.4.1-47

遠隔地電源型

電磁ポンプ組込型中間熱交換器

概念図（フェーズⅡ-4）

1656

図 7.4.1-48

遠隔地電源型

蒸気発生器概念図（フェーズⅡ-4）

1657

図 7.4.1-49

遠隔地電源型DRACS 系統概念図（フェーズⅡ-4）

1658

図 7.4.1-50

遠隔地電源型IRACS 系統概念図（フェーズⅡ-4）

図 7.4.1-51

遠隔地電源型の建屋配置立面図（フェーズⅡ-4）

1659

図 7.4.1-52

遠隔地電源型の建屋配置平面図（フェーズⅡ-4）

1660

図 7.4.1-53

1 ループ対策としてのガードパイプ概念図

1661

図 7.4.1-54

経済性追求型

原子炉構造概念図（フェーズⅡ-4）

1662

1663

図 7.4.1-55

経済性追求型

原子炉構造平面図（フェーズⅡ-4）

1664

図 7.4.1-56

経済性追求型IVS 概念図（フェーズⅡ-4）

1665

図 7.4.1-57

経済性追求型

系統概念図（フェーズⅡ-4）

1666

図 7.4.1-58

経済性追求型

電磁ポンプ組込中間熱交換器概念図（フェーズⅡ-4）

1667

図 7.4.1-59

経済性追求型

蒸気発生器（フェーズⅡ-4）

1668

図 7.4.1-60

経済性追求型DRACS 系統概念図（フェーズⅡ-4）

1669

図 7.4.1-61

経済性追求型IRACS 系統概念図（フェーズⅡ-4）

1670

図 7.4.1-62

経済性追求型

建屋配置立面図（フェーズⅡ-4）

ＫＥＹ ＰＬＡＮ

1671

図 7.4.1-63

経済性追求型

建屋配置平面図（フェーズⅡ-4）

7.4.2 技術的成立性の評価
7.4.2.1 炉心性能の評価
平成 15 年度までは、小型炉の特徴として期待される①優れた安全性、②コンパクトなシステ
ム、③炉心長寿命化を同時に追求する概念を検討してきた。平成 15 年度までの代表概念を需要地立地型と位置づけると、平成 16 および 17 年度では、魅力ある小型炉の追求の一環として、用途別に魅力を追求した遠隔地電源型と経済性追求型を検討し、需要地立地型と合わせて３つの候補概念を提示した。
３つの候補概念の炉心設計で得られた設計仕様と主要炉心特性をまとめて表 7.4.2-1 に示す。
いずれも出力分布変動が少なく出口温度高温化のポテンシャルの高い重金属密度多領域単一 Pu
富化度の高出口温度対応金属燃料炉心を採用して、ナトリウム冷却 MOX 燃料並みの出口温度
550℃が達成できる見通しであり、プラント熱効率が高く多目的利用への活用も期待できる。炉
心設計では、炉心性能の目標を満足して制御棒反応度収支、燃料健全性、遮へい性能を満たすことも確認している。
電気出力 165MWe の需要地立地型炉心は、20 年間燃料無交換運転、取出平均燃焼度 77GWd/t、
燃焼反応度 1.2％Δk/kk’、増殖比 1.06（ブランケット燃料なし）で、炉心等価直径 約 2.9m、遮へい体外接円径 約 3.9m と小径化を実現している。
電気出力 50MWe の遠隔地電源型炉心は、燃料密度を高める観点から、燃料無交換の特徴を活用した燃料、集合体、遮へい体の仕様を採用すると共に、今後の開発も見込んだ燃料仕様を設定している。その炉心性能は、30 年間燃料無交換運転、取出平均燃焼度 77GWd/t、燃焼反応度 1.1%
Δk/kk’、増殖比 1.07（ブランケット燃料なし）で、炉心等価直径
径

約 1.8m 、遮へい体外接円

約 2.3m と小径化を実現している。
電気出力 300MWe の経済性追求型炉心は、FS の大型/中型炉と同様に現状の実績から見込める

燃料仕様を設定している。その炉心性能は、燃料交換間隔

2 年×4 バッチ、取出平均燃焼度

80GWd/t、燃焼反応度 0.5%Δk/kk’、増殖比：1.03（ブランケット燃料なし）で、炉心等価直径
約 2.6m 、遮へい体外接円径

約 3.4m と小径化を実現している。遮へい体外接円径は、遠隔地

電源型炉心と比較すると、電気出力が約 2 倍であるにも関わらず遮へい体外接円径が低減しており、大幅なコンパクト化を実現していることが分かる。
今後、実用化に向けて本炉心が成立する上での技術的課題としては、太径金属燃料ピンの開発、高性能炉心燃料材料の開発、重金属密度多領域単一 Pu 富化度炉心概念の実証、高性能遮へい体（Zr-H）の開発、長寿命制御棒の開発などが挙げられる。
7.4.2.2 構造健全性の評価
需要地立地型の原子炉容器は環状型 IHX および電磁ポンプの採用に伴い、小径長尺な構造であるため、耐震成立性が懸念される。また、信頼性向上の観点より、ATWS 以外に、原子炉トリッ
プ時にも、同一の電磁ポンプ流量半減時間を適用する計画であり、熱過渡に対する構造健全性を評価する必要がある。
本項では、上記のように本プラント概念で固有な項目を対象として、構造健全性の評価結果をとりまとめた。
(1) 原子炉容器の耐震性
316FR 製の原子炉容器はφ5.32m×h25.35m（ナトリウム冷却中型炉でφ8.5m×h23.55m、

1672

ルーフデッキ上面から原子炉容器下端まで）と小径の長尺容器であるが、重量が小さいため、
強地震検討用水平動に対して、原子炉容器据付け部で曲げ方向に 40.7MPa、せん断方向に
15.1MPa の応力が発生する程度である。
また、座屈限界に対する安全率も 4.03（制限値 1.5）と高く、地震時の構造健全性を満足している。
（小型炉では、3 次元免震を使用する計画であるが、暫定的にナトリウム冷却大型炉と同様に、水平免震のみで、同じ床応答スペクトルを使用）(2) 電磁ポンプ流量半減時間延長に対する熱過渡応力
ATWS 対応に関連して、ULOF 時に電磁ポンプ流量半減時間を延長して、SASS 挿入に期待しなくても高温整定することを目指している。7.4.2.3 項「安全設計・安全評価」に記載するよ
うに、電磁ポンプ流量半減時間 40 秒の条件で CDF が 0.5 以下と炉心損傷を防止できる可能性を有するが、確実な原子炉トリップの検出方法が困難であることや、電気回路の信頼性向上の観点より、原子炉トリップ時にも同じ流量半減時間を適用することが望ましい。よって、流量半減時間をパラメータとして、過大な熱応力の発生が想定される IHX 上部管板の構造健全性を評価した。
原子炉トリップ時における構造健全性の解析結果を図 7.4.2-1 に示す。流量半減時間の延長
により、ホットショックが大きくなり、IHX 上部管板で発生する熱応力は 3Sm の制限値
（294MPa）を超える恐れを有する。ただし、上部プレナム部のナトリウムインベントリが大きく（単位出力あたりのインベントリはナトリウム冷却中型炉の約 1.7 倍）、熱過渡曲線が緩和される傾向にあるため、流量半減時間が 40 秒のケースでも、クリープ疲労損傷解析に基づく
手動トリップの許容回数は 650 回以上と、ナトリウム冷却炉の想定回数（事象Ⅱの合計で 450回）以上であり、構造健全性を確保できる見通しである。
7.4.2.3 安全評価
いずれの概念においても、原子炉停止系として、既往知見より十分に適用性を見通すことの可能な SASS を設置する。また、需要地設置型の場合は原子炉容器の小型化に伴い、冷却材ボイド
反応度が 6$と大きいが、低線出力密度に加えて、負の反応度フィードバック（ドップラー反応度および制御棒軸伸び反応度）、自然循環性能（電磁ポンプ流量半減時間の延長）により、ATWS
時に、SASS 挿入に期待しなくても高温整定する高い炉心損傷防止能力を目指した。
このうち、制御棒軸伸び反応度は燃焼に伴い変化するが、UTOP 時における反応度挿入量の制限や、温度振動防止の観点より、成立範囲が制限される。また、長寿命炉心の採用に伴い、制御棒の 10B 濃縮度を制限しなければならず、制御棒本数が増加するなど炉心設計上の拘束を受ける。
本項では、7.4.1.1(5)項「平成 15 年度まので代表炉心概念」での高温化炉心（冷却材ボイド反応度 6$）を対象として、ATWS 解析を行うとともに、長尺容器に対する制御棒挿入性、電磁ポンプ電源構成の信頼性（流量半減時間延長を使用することの妥当性）に係る評価結果をとりまとめた。
(1) ATWS 対応
需要地立地型を対象として SASS が作動しなかった場合の AWTS 解析を行い、固有の安全特性および受動的安全性の有効活用による炉心損傷防止の可能性を評価した。UTOP、ULOF、

1673

ULOHS に係る ATWS 解析結果を表 7.4.2-2 に示す。いずれも設計基準外事象で、かつ、SASSを設置することもあり、反応度はノミナル値を使用した。また、崩壊熱除去系は事象開始から
3600 秒後に起動するとともに、不確かさの大きい炉心径方向膨張反応度および炉心支持板膨張
反応度を考慮しなかった。炉心損傷防止の判断条件は、以下のとおりである。

(i)①

燃料被覆管 CDF：Sr ベースで 0.5 以下（ODS 鋼の暫定評価式を使用）②

冷却材バウンダリ温度：750℃以下（100 時間以内）③

アクシデントマネージメントに必要な時間：3600 秒

UTOP
制御棒 1 本の誤引抜き（反応度挿入量 25￠、反応度挿入率 0.02￠/sec）を想定しても、出力および温度変動は発生せず、かつ、制御棒軸伸び反応度の負の反応度フィードバックにより、燃料被覆管 CDF は 7.4×10-5 と小さく、炉心損傷を防止できる見通しである。
上記のように制御棒 1 本の完全な誤引抜き時にも炉心損傷を防止可能なため、反応度挿入
量を制限する機械的ロッドストップを設置する必要はない。また、制御棒の連続誤引抜きについては、低燃焼反応度に伴う制御棒操作頻度の少ない特徴を活用して、電気回路中に機械的な手動インターロックスイッチを設置し、運転操作を行う制御棒のみの電源を接続することにより、制御系異常が発生しても他の制御棒の駆動を防止することが可能と考えられる。

(ii) ULOF
制御棒軸伸び反応度の低い条件（5.7￠/cm）でも、ドップラー反応度および制御棒軸伸び
反応度など負の反応度フィードバックや、40 秒の電磁ポンプ流量半減時間を確保することにより、燃料被覆管 CDF は 0.25 と小さく、炉心損傷を防止できる見通しである。
崩壊熱除去系が起動しないため、高温化に伴い冷却材バウンダリ温度が高くなる傾向にあるが、3600 秒後に 750℃以下と判断基準を満足する。
(iii) ULOHS
制御棒軸伸び反応度の低い条件（5.7￠/cm）でも、ドップラー反応度および制御棒軸伸び
反応度など負の反応度フィードバックにより、初期段階の温度上昇を抑制する。
崩壊熱除去系が起動しないため、高温化に伴い冷却材バウンダリ温度が高くなる傾向にあるが、3600 秒後に 750℃以下と判断基準を満足する。
(iv) フィードバック反応度の妥当性
制御棒軸伸び反応度を決定する制御棒微分反応度価値は、燃焼時期により 5.7～20￠/cmと相違するが、最小の数値でも ATWS 時に高温整定することが可能である。
（制御棒誤引抜き
反応度は制御棒挿入深度を考慮して、最大の反応度挿入量に対応する 20￠/cm を使用）
過渡時の炉心変形挙動が不明確なため、安全解析上、炉心径方向膨張反応度の精度向上は困難である。一方、制御棒軸伸び反応度は、制御棒駆動軸が下端フリーの単純構造であることや、炉壁の低温化に伴い、ATWS 時に原子炉容器の熱膨張が極めて小さいなどの特徴を有するため、定量的な検証が比較的容易と考えられる。また、制御棒案内管を介した熱伝達でも、制御棒構造を工夫すれば約 50 秒の応答時間を確保可能で、かつ、炉心からのナトリウムが1674

制御棒案内管廻りを流れるような UIS 構造を採用することにより、ATWS 時にも制御棒軸伸び効果に期待できる見通しである。
これに対して、冷却材ボイド反応度の更に大きい高温小径化炉心（冷却材ボイド反応度 8$）
では、UTOP 時に炉心損傷を回避できる見通しであるが、ULOF 時に 120 秒の電磁ポンプ流量
半減時間を想定しても、燃料被覆管 CDF は 0.5 以上と大きく、高温整定を目指すことは困難と判断した。
(2) 制御棒挿入性
需要地立地型においては原子炉容器の長尺化に伴い、地震時の UIS 下端変位が増加するため、制御棒挿入性への影響が懸念される。制御棒挿入性に係る要求条件は、以下のとおりである。
δ1＋δ2＋δ3＋δ4＜60mm
δ2＜37mm
ここで、
δ1：据付誤差（上部プレナム内筒で UIS 変位を制限する場合には 10mm 以下と小さく、本評価ではδ2 に含める）
δ2：水平地震時の炉心と UIS の相対変位
δ3：炉心総偏り（炉心燃料のパッド間ギャップ 0.7mm×23＝17mm）
δ4：UIS 熱変位（6 ㎜）
UIS 水平バッフル板と上部プレナム内筒の結合の有無をパラメータとして、固有値解析およびスペクトルモーダル解析（強地震検討用水平動）を実施した。振動モードおよび炉心－制御
棒の相対変位を図 7.4.2-2 に示す。制御棒案内管は約 18m と長いが（ナトリウム冷却中型炉で約 13.2m）、小重量で、かつ、ルーフデッキ下面から上端のバッフル板までの距離が短いため、
炉心－制御棒の相対変位は、UIS 水平バッフル板と上部プレナムを結合するケースで 8.8mm、結合しないケースで 13.4mm と小さく、20mm の据付け誤差を考慮しても、上記の要求条件を満足する。
本プラント概念では、据付け精度を保証する位置付けで、下端から 2 枚めのみの水平バッフ
ル板を拡大して、上部プレナム内筒と結合可能な構造とするが、20mm の隙間を確保すること
により、通常時には接触しないように工夫した。
(3) 電磁ポンプ電源構成の信頼性
電磁ポンプは、機械式ポンプと異なり、電気回路により所定の流量半減時間を確保するため、電気回路の故障率が高ければ、流量半減時間の延長対応に信頼をおくことができない。
電磁ポンプ電源構成の信頼度を把握するために、図 7.4.1-40 に示す電気回路の確率論的信頼性評価を行った。機器別の故障率データ[26]およびフォルトツリーによる評価結果を図 7.4.2-3に示す。図中、同期モータ 1 基の条件で「電磁ポンプ 1 基の故障＋残り 1 基のフローコースト
ダウン失敗」による炉心損傷確率（流量半減時間 120 秒を想定）を示した。
上記の電源構成では、しゃ断器を開放する必要はあるが、インバータ制御を使用せずに所定のフローコーストダウンを確保でき、同期モータを 2 重化すれば、9.58×10-10/炉年の非常に低い信頼度を達成可能な見通しである。
他の電磁ポンプの電源構成として、MG セットや、蓄電池を使用したシステムが考えられる

1675

が、同期モータと組み合せた電源構成では、インバータ制御が不要の利点を有しており、同期モータの 2 重化などの設計対応により、所定の信頼度を確保することが可能と判断した。
(4) 1 ループ成立性
1 ループ成立性評価では経済性追求型を対象に 1 ループ化により最も厳しくなる事象の抽出を行い、1 次系配管大規模破損を選定して過渡解析を実施した。配管が大規模破損した場合、一時的に炉心流量は 50%程度まで低下するが、本概念では 2 重配管を採用しており、内管と外管が漏えいナトリウムで満たされ、配管破損から 17 秒程度で炉心流量が回復する。解析結果
では反応度フィードバックの効果により原子炉出力上昇が抑えられ、原子炉トリップ失敗した
場合においても燃料最高温度、被覆管 CDF は許容値を満足することが明らかになった。また、
主 冷却 系 1 ル ー プ化に 適合した崩 壊熱除去系 としてフロ ーダイオー ドを用いた 貫通 型
DRACS2 系統と IRACS1 系統を採用している。フローダイオードについては水流動試験を実施して順逆流時の抵抗係数比が 100 倍以上であり、通常運転時の貫通部からのリークフローを
炉心流量の 1%以下に低減する見通しがあることを確認した。
7.4.2.4 枢要技術の成立性見通し(1) 炉心燃料設計
燃料、炉心、制御棒に分けて、枢要技術の成立性見通しをまとめた。
(i)

太径金属燃料ピンの開発
U－Pu－Zr3 元合金燃料は、米国 EBR－Ⅱおよび FFTF において照射試験が行われ、その照射本数は約 600 本に至っている。照射試験では、被覆管温度、線出力、スミア密度、燃料ピンの仕様や照射条件などを様々に変えて行われている。これらの試験条件のうち被覆管温度と線出力は、実用炉で期待されるよりやや低い範囲にとどまっているものの、20 万 MWd/t に近い実用上十分な高燃焼度が達成されている。
燃料ピンの仕様については、燃料要素外径 8.5mm が標準的であり、本炉心で採用した 15mmの太径燃料ピンについては、本質的な問題はなく照射試験による実証等を実施すればその成立性が見通せると考える。
合金燃料のスミア密度については 75%が標準であり、これより高める場合には、照射試験による実証が必要である。また、U－Pu－Zr3 元合金燃料の Zr 含有率は 10wt%が標準であり、本炉心では 6～10wt%を採用しており、低 Zr 含有率の合金燃料については物性値測定や照射試験も必要と考える。

(ii) 高性能炉心材料の開発
基幹電源のナトリウム冷却炉の金属燃料炉心と同様に被覆材として ODS 鋼を選定しているが、開発リスク回避のために代替材を設定する必要がある。金属燃料の場合、液相形成挙動の観点から Ni を多く含む材料の採用は困難であり、PNC－FMS 鋼・HT－9 鋼等のフェライト／マルテンサイト鋼を選定することにしている。
また、金属燃料においては、燃料スラグと被覆材の液相形成挙動により炉心出口温度が制限される。その改善の方策の１つとして、被覆材の内面にバリア機構を有するライナを付設して、U－Pu－Zr3 元合金と被覆材の接触を防ぐ方法が考えられる。ただし、ライナ付被覆管

1676

は、実用化に向けて開発課題が大きいことに留意する必要がある。
これらの詳細については、2.2.2.1(2) 項の基幹電源のナトリウム冷却炉の金属燃料の「技術的成立性の評価と今後の課題」に記載している。
(iii) 重金属密度 3 領域単一 Pu 富化度炉心概念の実証
重金属密度 3 領域単一 Pu 富化度炉心概念はナトリウム冷却中型炉で提案した概念であり、炉心概念として本質的な問題はないが、核特性について臨界実験等による実証が望ましい。
また、本設計では、MOX 燃料炉心並みの高温化の見通しを得ているが、熱設計については設
計裕度が小さく、今後熱設計手法の高度化や合理化が必要と考える。
(iv) 高性能遮へい体（Zr－H）の開発
本検討では高性能遮へい体として、Zr－H 遮へい体の導入を考えている。2.2.2.1(1)、(2)
項の基幹電源のナトリウム冷却炉の「技術的成立性の評価と今後の課題」で記載したように、
Zr－H 遮へい体は成立の見通しを有するものと考える。
今後の課題として、Zr－H の照射挙動、Zr と被覆管の共存性等の検討が必要と考える。
(v) 長寿命制御棒の開発
本検討では、炉心寿命 20 年間使用可能な長寿命制御棒の実現の可能性を示した。ただし、制御棒の寿命を支配する ACMI 発生に対する制限（制限目安値： 10B の中性子吸収量 2×1022cap/cm3 以下）を評価した結果、運転中の制御棒の挿入位置を詳細に考慮して制限値を満足していることを確認したが、設計裕度が少ない。
本設計の吸収体は軸方向の 10B 濃縮度を均一とした仕様を想定しているが、吸収体下端の燃焼度ピーク低減のために吸収体下端領域の 10B 濃縮度を下げた軸方向非均質型にすれば設計裕度を増すことができる。今後の設計に柔軟に対応するため軸方向非均質型の長寿命制御棒の開発も必要と考える。
(2) プラント設計
需要地立地型を対象に原子炉構造、冷却系機器、その他の設備に分けて、枢要技術の成立性見通しをとりまとめた。
(i)

原子炉構造
原子炉容器は小径の長尺容器であるが、耐震性に係る課題はない。地震時の制御棒下端変
位も小さいが、制御棒案内管が約 18m と長く（ナトリウム冷却中型炉で 13.2m）、据付誤差が増加するため、制御棒挿入性に係る要求条件を満足しない恐れを有している。据付け誤差を保証する位置付けで、UIS の水平バッフル板を径方向に拡大して、上部プレナム内筒で変位制限するが、約 20mm の嵌合部隙間に対して、UIS 引抜き・挿入性を確認する必要がある。
コラム型 UIS は基幹電源と比較して、ナトリウム流速が 0.36m/sec と遅く（ナトリウム冷
却中型炉の約 0.45 倍、1 次ナトリウム流量を炉心等価直径に相当する流路面積で除した数値）、
かつ、燃料交換機アクセス用の切込み部を設置しないため、上部プレナム流動に係る課題はない。制御棒軸伸び反応度の有効活用に伴い、原子炉容器に対する相対的な軸膨張量や、応答時間を把握する必要はあるが、UIS 構造が比較的単純で検証は容易と考えられる。

1677

炉内 ISI に係る技術課題は基幹電源と同じである。ただし、炉内へのアクセス頻度を低減するために、原子炉容器外側からの炉心支持構造物の体積検査や、UIS 変位などにより炉心槽の大規模な変形のないことを確認する計画であり、検査方法、検査性能などを確証する必要がある。
また、金属燃料の溶融挙動の把握や、これに伴う設備対応を明確にしなければならないが、その成立性の見通しは基幹電源の金属燃料炉心と同じである。
(ii) 冷却系機器
既往設計のタンク型炉と比較して、環状型 IHX および電磁ポンプの直列配置により原子炉
容器の小型化を図っている。環状型 IHX の 2 次ナトリウム系は一方向から炉内に流入した後、伝熱管に到達するまでに周方向流速分布を均一にする必要がある。基幹電源における IHX 入
口部の 1 次ナトリウム系でも、せきを設けるなどの設計工夫により流速分布の均一化を図っており、本概念にも適用可能である。
電磁ポンプはナトリウム浸漬型で、流量は 141 m3/min と米国 ETEC での試験流量 160m3/minと同程度である。
（経済性追求型では流量 255 m3/min と ETEC における試験によりじゃ間流量が大きい。）ただし、環状流路径が約 4.6m と大きく、電磁流動解析に基づく周方向流動均一性の確証や、製作性の確認試験などを実施することが望ましい。
直管型密着 2 重管 SG および自然循環方式の崩壊熱除去系はナトリウム冷却中型炉と同じであり、2.2.2 項「技術的成立性の評価と今後の課題」に成立性の見通しを記載した。
(iii) その他の設備
需要地立地型では UIS 引抜き方式の燃料取扱を採用している。UIS の長尺化に伴い、建屋外クレーンにより UIS（キャスクを含む）を取扱う計画である。燃料交換頻度は 20 年に 1 回と低いが、UIS 表面に付着したナトリウムの影響などを把握する必要がある。また、UIS 引
抜き後、原子炉容器内に燃料交換機および炉内中継装置を設置して燃料交換を行うが、上部
プレナム内で燃料受渡しを行うなど、基幹電源と機器構造が大幅に相違しており、新たな機器開発が必要である。
7.4.2.5 実用化に必要な開発資源・開発期間・開発リスクの評価
基幹電源と相違して、開発スケジュールなどの検討は実施されていない。ここでは、7.4.2.4 項「枢要技術の成立性見通し」に基づく、小型炉特有の主要な技術課題について記載する。
(1) 炉心燃料設計
実用化のための主な技術課題は以下のとおりである。
①

太径金属燃料ピンの開発②

高性能炉心燃料材料の開発③

重金属密度 3 領域単一 Pu 富化度炉心概念の実証④

高性能遮へい体（Zr－H）の開発⑤

長寿命制御棒の開発

これらのうち、太径金属燃料ピンの開発は、ナトリウム冷却大型・中型炉心では検討されていないが、標準的な外径 8.5mm から外挿して本炉心で採用した 15mm の太径燃料ピンについ1678

ては本質的な問題はなく、照射試験による実証等を実施すればその成立性が見通せると考える。
ただし、照射試験施設は限定されているので、早急に照射計画を立案する必要がある。その他の項目の開発はナトリウム冷却大型・中型炉心でも検討中であり、大型・中型炉心と平行して開発を進める。
(2) プラント設計
基幹電源と相違して、開発スケジュールなどの検討は実施されていない。7.4.2.4 項「枢要技術の成立性見通し」に基づく、小型炉特有の主要な技術課題は以下のとおりである。
（原子炉構造）①嵌合構造の追加に伴う UIS 引抜き・挿入性の確認②

制御棒軸伸び反応度の検証（相対的な軸膨張量や、応答時間の把握）③

ISI 手法の開発（炉心支持構造物および炉心槽の検査方法、検査手法の確証）④

再臨界防止に係る設備対応（コアキャッチャー構造など）の明確化

（冷却系）
①

環状型 IHX における流動均一性の確証②

環状型電磁ポンプにおける周方向流動均一性の確証、製作性の確認試験（その他の設備）①

燃料取扱設備機器の開発

このうち、電磁ポンプおよび燃料取扱設備以外は基幹電源の延長技術で、これらの開発期間内に成立性の評価が可能で、開発リスクも小さいと考えられる。
需要地立地型においては、電磁ポンプが米国 ETEC での試験実績を有するものと形状が相違するため、電磁流体解析によるポンプ性能の確証、または、解析による性能確証が不可能な場
合には、ナトリウム性能試験の実施が必要である。また、燃料取扱設備は基幹電源で実施する要素試験を適用可能であるが、それ以外に、UIS 引抜き・挿入による影響把握や、主要機器のモックアップ試験を実施しなければならない。

1679

1680

需要地立地型
395/165550
201
単一Ｐｕ富化度
3領域均質
127
293
390
0.041
３元合金燃料
141
15.0
0.89
169.4
3.8
5.0
13.3/13.3/13.3
18.2/14.3/10.075/75/75
77
1.2
1.06
4.9×1023
6.1

原子炉出力（MWt/MWe）
原子炉出口温度（℃）
基 運転サイクル長さ（年）
本 燃料交換バッチ数
仕
炉心型式
様
炉心高さ（cm）
炉心等価直径（cm）
遮へい体外接円径（cm）
炉心部圧損（MPa）
燃料形態
ガスプレナム長(cm)
燃 燃料ピン外径（mm）
料 被覆管肉厚（mm）
仕 集合体ピッチ（mm）
様 集合体間ギャップ（mm）
集合体ラッパ管肉厚（mm）
Pu富化度（wt%）（内側/中間/外側）
炉 Ｚｒ含有率（wt%）（同上）
心 燃料スミア密度（%）（同上）
主 取出平均燃焼度（GWd/t）
要 燃焼反応度（%Δk/kk'）
特 増殖比（平衡中期）
性 最大高速中性子照射量(n/cm2)(E>0.1MeV)ナトリウムボイド反応度（平衡末期）（＄）
←
118
←
←
←
←
245
14.4
0.55
187.7
1.6
1.0
120/12.0/12.0←
70/75/75
74
1.24
1.08
5.5×1023
5.3

←
101
182
231
0.033
←
157
←
0.78
188.3
2.0
1.0
12.1/12.1/12.1
10/10/6
70/79/85
77
1.11
1.07
5.3×1023
4.3

遠隔地電源型
初期検討炉心改良炉心120/50
←
←
←
30
←
1
←

ナトリウム冷却小型炉 候補概念の設計仕様と主要炉心特性

項目表7.4.2-1

714/300←
2
4
単一Ｐｕ富化度
2領域均質
100
263
336
0.14
←
170
8.5
0.50
157.2
5.0
4.2
12.3/-/12.3
10/-/6
70/-/75
80
0.46
1.03
5.2×1023
5.5

経済性追求型

1681

解析条件
流量半減 制御棒軸伸び反応度3)
時間
微分反応度4) 時定数
sec
￠/cm
sec
120
5.7
60
5.7
40
5.7
30
5.7

ULOHS安全解析

解析結果
評価5)
最高温度
冷却材
被覆管
燃料中心 被覆管内面 冷却材
バウンダリ CDF
℃
℃
℃
℃
50
820
762
754
673 8.5×10-3
○
50
858
810
802
675
0.12
○
50
891
842
834
681
0.25
○
50
921
875
867
683
0.83
×

ULOF安全解析

○

評価5)

解析条件
解析結果
評価5)
誤引き抜き反応度
制御棒軸伸び反応度3)
最高温度
冷却材
被覆管
2)
4)
挿入量
挿入率
微分反応度
時定数
燃料中心 被覆管内面 冷却材
バウンダリ CDF
￠
￠/sec
￠/cm
sec
℃
℃
℃
℃
25
0.02
20
50
831
676
661
587 7.4×10-5
○
-2
25
1
20
50
984
790
770
625 2.2×10
○

解析条件
解析結果
3)
蒸気発生器 崩壊熱除去
制御棒軸伸び反応度
最高温度
冷却材
被覆管
断熱開始 開始時間
微分反応度4) 時定数
燃料中心 被覆管内面 冷却材
バウンダリ CDF
sec
sec
￠/cm
sec
℃
℃
℃
℃
*
ULOHS-1
100
3600
5.7
50
793
708
707
706 3.1×10-3
注1）レファレンスケースに*の記号を付記注2）制御棒駆動速度の最大値に相当
注3）RVACS削除による炉壁の低温化や、炉心槽高さ位置での熱遮へい板設置により、原子炉容器は熱膨張しないと想定
注4）プラント寿命中の制御棒の微分反応度は5.7〜20￠/cm、各事象で制御棒挿入深度を想定して、適切な微分反応度を設定
注5）○：炉心損傷回避の見通しあり、×：なし

ケース

ULOF-1ULOF-2
ULOF-3*
ULOF-4ケース

UTOP-1*UTOP-2

ケース1)

UTOP安全解析

表 7.4.2-2 ナトリウム冷却小型炉の ATWS 解析結果

1682

図 7.4.2-1 原子炉トリップ時における構造健全性の解析結果

解析対象の IHX 上部管板部の詳細

手動トリップ許容回数に係る評価

流量半減 最大応力2)
ひずみ範囲
クリープ疲労損傷評価
許容回数3) 評価
1)
時間
Sn
発生時間
Df
Dc
Df＋Dc
sec
MPa
sec
回
30
284
278
2.0×10-3 2.13×10-5 1.08×10-3 1.10×10-3
1311
○
40
306
650
○
60
426
102
3.8×10-3 3.12×10-4 2.39×10-2 2.42×10-2
37
×
120
629
100
6.3×10-3 2.65×10-3 5.87×10-2 6.14×10-2
14×注1)流量半減時間40秒のケースは、詳細評価に基づく熱過渡条件の緩和を視野に入れて、他の解析結果から推測
注2）3Sm＝294MPa
注3）手動トリップ想定回数は450回（事象Ⅱの合計）

最大応力の発生部位

1683

変位（mm）
11.7
6.6
13.4

UIS 水平バッフル板と上部プレナム内筒を結合しないケース

部位
UIS下端
炉心槽上端
炉心-制御棒の相対変位

図 7.4.2-2 ナトリウム冷却小型炉の制御棒挿入性に係る検討結果

UIS 水平バッフル板と上部プレナム内筒を結合するケース

変位（mm）
5.7
6.7
8.8

炉心-制御棒の相対変位

炉心-制御棒の相対変位

部位
UIS下端
炉心槽上端
炉心-制御棒の相対変位

主要な振動モード

主要な振動モード

故障率データと発生確率
機器故障モード
発生確率（/d）2)
故障率（/h）1)
電磁ポンプ運転失敗
1.28E-06
4.27E-08
同期モータ故障
5.10E-06
1.70E-07
しゃ断器などの開放失敗
2.50E-08
9.00E-06
しゃ断器などの誤開
2.90E-08
9.67E-10
励磁システムなどの計装用電
7.30E-08
2.43E-09
源故障
トリップ信号不発信
3.50E-09
1.26E-06
注1)故障確率は参考文献[18]に基づく
注2)使命時間などを考慮して、機器別に故障率から発生確率に変換

電磁ポンプ 1 基の故障＋残り１基のフローコーストダウン失敗による炉心損傷確率

電磁ポンプ電源構成の非信頼度（/炉年）
同期モータ2基同期モータ１基（参考）
電磁ポンプ１基の故障＋残りの１基のフ9.58E-10
2.38E-08
ローコーストダウン失敗
外部電源喪失＋電磁ポンプ2基のフロー
1.39E-16
3.44E-15
コーストダウン失敗
事象

図 7.4.2-3電磁ポンプ電源構成に係る機器別の故障率データおよびフォルトツリーによる確率論的信頼性評価結果
1684

7.4.3 設計要求への適合性評価の整理「更なる魅力を追求した炉心およびプラントの検討（フェーズⅡ－3）」で構築した需要地立地型の小型炉概念を中心に、安全性、経済性、環境負荷低減性、資源有効利用性、核拡散抵抗性、
運転・保守補修性の観点より、設計要求への適合性評価を整理した。設計要求への対応方針と設計結果を表 7.4.3-1 に示す。また、遠隔地電源型、経済性追求型についても実施済みの項目については評価を記載した。
7.4.3.1 安全性
7.1.2 項「設計要求と対応方針」に記載した安全性の要求条件のうち、炉心およびプラント概念を構築する上で重要な ATWS 対応、崩壊熱除去機能、炉心損傷に対する格納機能、ナトリウム漏
えいおよびナトリウム-水反応対応に係る達成度を評価した。
(1) ATWS 対応
原子炉停止系として、既往知見より十分に適用性を見通すことの可能な SASS を設置した。
また、需要地立地型については炉心の冷却材ボイド反応度が 6$と高いが、ATWS 発生時にも、低線出力密度に加えて、負の反応度フィードバック（ドップラー反応度、制御棒軸伸び反応度）、自然循環性能（電磁ポンプ流量半減時間の延長）など固有の安全特性および受動的安全性の活用により、SASS 挿入に期待しなくても高温整定し、炉心損傷を防止できる見通しを明らかにした。
平成 15 年度までの検討では長尺のタンク型原子炉容器を採用していたため、制御棒軸伸び
反応度が大きく、SASS 挿入に期待しないで ATWS 時に高温整定を目指す概念として有利な形状となっていた。平成 16～17 年度の遠隔地電源型と経済性追求型については、原子炉容器のコンパクト化を優先したため、ATWS 時は SASS に期待する方針とし、受動安全の観点から原子炉容器寸法が大きくなる要因を排除した。遠隔地電源型については SASS 有効性を UTOP、
ULOF、ULOHS の過渡解析により確認した。また、遠隔地電源型のナトリウムボイド反応度は 5.3$と需要地立地型より小さいため、確認が必要だが SASS が作動しない場合においても炉心損傷が回避できる可能性が存在する。
(2) 1 ループ成立性
遠隔地電源型と経済性追求型で採用されているループ型における 1 ループ化の成立性評価としては経済性追求型を対象に 1 ループ化により最も厳しくなる事象の抽出を行い、1 次系配管
大規模破損を選定して過渡解析を実施して成立性を確認した。
(3) 崩壊熱除去機能
需要地立地型では自然循環方式の PRACS×2 系統＋IRACS×1 系統、遠隔地電源型および経済性追求型では原子炉容器下部の高圧プレナムに貫通部を有する貫通型 DRACS×2 系統＋
IRACS×1 系統の崩壊熱除去系構成を選定した。
需要地立地型では基幹電源と系統構成は類似しており、同等の信頼性や、自然循環能力に期待できると判断した。
今後、信頼性評価が必要であるが、自然循環方式の採用に伴い、動的機器は空気冷却器のダンパ程度と少ないため、1 系統機能喪失＋単一故障を想定しても、崩壊熱除去が可能である。

1685

また、タンク型炉で、PRACS 熱交換器を炉内に設置するため、炉外の主冷却系配管破断時にも、崩壊熱除去機能を喪失しない。
遠隔地電源型および経済性追求型については主冷却系 1 ループ化に適合した崩壊熱除去系としてフローダイオードを用いた貫通型 DRACS2 系統と IRACS1 系統を採用している。フローダイオードについては水流動試験を実施して順逆流時の抵抗係数比が 100 倍以上であり、通常運転時の貫通部からのリークフローを炉心流量の 1%以下に低減する見通しがあることを確認した。
(4) 炉心損傷に対する格納機能
RVACS の削除に伴い、原子炉容器上方ではトップドーム、下方ではガードベッセル外側のライナー張り矩形コンクリートにより格納容器を構成する。ガードベッセルによる構成と相違して、基幹電源と類似の構成で、許認可対応が容易と考えられる。
本概念では、SASS を含めて、固有の安全特性および受動的安全性の活用により炉心損傷を防止した。ただし、万一、炉心損傷が発生した場合にも、ナトリウム冷却大型炉（金属燃料炉
心）と同様に冷却材ボイド反応度を 8$以下に制限することにより起因過程での即発臨界を回避する。また、炉心燃料は軸方向ブランケットがなく、遷移過程での燃料流出に対応でき、かつ、
炉心槽下方に設置した 2 段のコアキャッチャーにより溶融燃料を保持して、原子炉容器内で終息する計画である。ただし、長寿命炉心の採用に伴い、出力比に対して、重金属インベントリ
がナトリウム冷却中型炉の約 0.67 倍と大きいため、全炉心燃料が上段のコアキャッチャーに堆積し、下段に流れない場合に、臨界に到達する恐れを有する。MOX 燃料と異なり、溶融した金属燃料の性状に不明確な部分が多いため、金属燃料の溶融挙動を把握して、コアキャッチャ
ー構造の妥当性や、格納容器の健全性に影響しないことの確証が必要である。
(5) ナトリウム漏えいおよびナトリウム-水反応対応
ナトリウム配管廻りへの窒素ガス雰囲気のエンクロージャ設置や、直管型 2 重管 SG の採用など、基幹電源と同様のナトリウム漏えいおよびナトリウム－水反応対応を取込んでおり、安全上の差異はない。
遠隔地電源型および経済性追求型では 2 次系ナトリウムインベントリが小さいことを利用して、水素計による早期検知に期待した単管ヘリカルコイル管型蒸気発生器を採用しているため、単管ヘリカルコイル管型上記発生器の信頼性を評価する必要がある。
7.4.3.2 経済性
基幹電源と異なり、運転費および燃料費の具体的な検討を実施していないために、7.1.2 項「設計要求と対応方針」に記載した経済性評価指標のうち、建設単価と稼働率を中心に経済性に係る達成度を評価した。
(1) 建設単価
需要地立地型の小型炉の建設単価を表 7.4.3-2 に示す。勘定項目のうち、NSSS のコストは基幹電源と同様に、付録 D.「経済性評価手法」で説明したコードにより計算した。BOP 設備
は出力の近いナトリウム冷却中型炉（シングルプラント）の評価結果をもとに、出力の 0.6 乗に比例すると想定した。表中、50MWe 級のナトリウム冷却小型炉およびナトリウム冷却中型

1686

炉（シングルプラント、6.2 項「経済性評価」参照）のコスト内訳なども記載した。
需要地立地型のナトリウム冷却小型炉の建設単価（フェーズⅡ当初に設定された需要地近接を前提とした小型炉の目標値値を 100 とした相対値）は、以下のとおりである。
FOAK

160

NOAK

87

需要地立地型では、ループ数低減や、環状型 IHX および電磁ポンプの機器合体などの採用によりシステム簡素化を目指したが、FOAK では、スケールデメリットを克服できず、建設単価の基準値を満足していない。ナトリウム冷却中型炉と比較して、原子炉構造、制御棒駆動機構、燃料取扱設備のコスト割合が高く、特に、制御棒駆動機構の出力あたりの基数が約 4 倍と、大幅に増加している。建設単価を低減するには、核熱特性への影響を考慮して、制御棒本数の低減や、低燃料交換頻度に適合した燃料取扱方式の構築が重要である。また、BOP 設備のコストは全体の約 60%を占めている。現状、具体的な検討を実施していないため、ナトリウム冷却中型炉のコストから推測したが、系統機器数の低減や、安全系局限化などの特徴を最大限に活用
すれば、コスト低減の可能性を有していると考えられる。
一方、NOAK では、設計標準化や、習熟効果などにより建設単価が FOAK の 60%以下と大幅に低減できるため、建設単価の基準値を満足することが可能である。
以上より、出力 150MWe 級（165MWe）のナトリウム冷却小型炉の建設単価は FOAK で基準値の約 1.6 倍と高いが、NOAK で約 0.87 倍と、基準値を満足できる見通しである。今後、
制御棒本数の低減を視野に入れた炉心概念の検討、低燃料交換頻度に適合した燃料取扱設備の構築、BOP 設備の具体化検討により、更なる建設単価の低減を追求して、小型軽水炉など競合相手に対する魅力を引き出すことが重要である。
遠隔地電源型と平成 15 年度までの代表概念を同等の出力としたもの NSSS 物量を比較して
表 7.4.3-3 に示す。需要地立地型は、1 次系を原子炉容器内に設置するため原子炉容器寸法が大
きく物量は 215ton、電磁ポンプおよび中間熱交換器については支持構造および流路隔壁が円筒状に多重構造を構成しているためそれぞれ 40、90ton、NSSS 合計では 484ton となっている。
これに対しループ型炉は燃料無交換に対応して原子炉液位低減、炉内中継槽削除およびノズル方式の配管を採用することにより原子炉容器寸法を最小化しているため、原子炉容器物量は105ton、NSSS 合計は 309ton とタンク型炉と比較して大幅に物量削減が可能であることが明らかになった。
物量評価をもとに建設単価を評価した結果を図 7.4.3-1 に示す。建設単価は実用化戦略調査
研究における建設単価目標値（20 万円/kWe）に対して初号基（FOAK）410、複数基生産時（NOAK）250 と評価された。発電単価については、資本費が建設費に比例、運転費および燃料費が基幹電源の目標値を達成することを仮定して概略評価を行った。その場合、発電プラン
トの資本費が FOAK410 に相当する 5.7 円/kWh のとき発電単価は 8.3 円/kWh と評価される。
寒冷地の遠隔地では冬季は凍結により燃料輸送費が増大し、発電単価が都市部の 10 倍以上という報告もあるため、本概念は 30 年間燃料無交換で運転可能な概念として寒冷地の遠隔地用電源として魅力があると考えられる。
経済性追求型の物量を表 7.4.3-4 に示す。また、物量評価をもとに建設単価を評価した結果を図 7.4.3-2 に示す。建設単価は実用化戦略調査研究の建設単価目標値 20 万円/kWe を 100 として相対評価により示した。経済性追求型炉については、小型であるため開発費用および投資1687

リスクが低減できることを利点として、複数基生産により（NOAK）大型炉と同等の建設費を目指した概念を追求している。現状では実用化戦略調査研究における建設単価目標値に対して初号基（FOAK）建設単価は約 190、複数基生産時（NOAK）約 115 と目標に近い値が得られた。本概念は炉心燃料に金属燃料を採用しているため、フェーズⅡ中間評価における金属燃料の燃料単価が 38t/y 処理規模において目標の 94%を達成していることを考慮して、再処理・燃料製造と合わせて総合的な合理化を実施した評価を実施することにより、発電単価としては、基幹電源が目標値としている 4 円/kWe を達成できる可能性はあると考えられる。
(2) 稼働率
需要地立地型では、長寿命化に伴う燃料交換頻度の低減、回転部分の分解点検が不要な電磁ポンプの採用、燃料交換に合せた炉内 ISI の実施などにより、基幹電源における定期検査工程のクリティカルパスとなる作業を排除でき、通常の定期検査を約 15 日で完了できる見通しである。（定期検査工程は図 7.2.3-5 に記載）
定期検査時には、制御棒駆動機構の点検および検査、SG 伝熱管検査などを実施するが、小出力規模の特徴を活用して、以下のように所定の期間内に実施可能である。
・制御棒駆動機構の点検および検査：予備機と交換 4 日＋漏えい試験 5 日＋性能試験 2 日＝11 日注 1）
・SG 伝熱管検査：

検査（8 分/本×2293 本）/（60 分×22 時間）/4 基＋準備および後始末 10 日＝14 日注 2）

上記の定期検査期間をもとに、タービン点検頻度をパラメータとして、稼働率の検討を行った。通常の定期検査よりも、タービン点検期間は約 25 日間と長い。通常の定期検査とタービ
ン点検を繰り返し実施すれば（4 年に 1 回タービン点検を許容）、稼働率は 96.2%まで上昇する
が、通常の定期検査時に実施しても、稼働率は 95.6%と基準値を満足している。
また、燃料交換は、UIS 引抜き方式の採用や、キャスクによる建屋外燃料貯蔵設備との取合を考慮して、100 日間（3 体/日、20 年に 1 回の頻度）で実施することを想定した。炉内 ISI との調整が必要であるが、燃料取扱設備を工夫して、50 日間の燃料交換工程を達成できれば、稼働率を 96.9%まで増加する可能性を有している。
注 1）25 本の制御棒のうち、約 1/3 に相当する 10 本を予備機と交換。また、性能試験（常駆動試験、スクラム試験）は交換した 10 本で 3 回、残りの 15 本で 1 回のみ実施
注 2）位置決めを含めた検査時間は 8 分/体で、4 本同時に探傷(3) その他の経済性評価指標
発電単価のうち、運転費および燃料費の検討は実施していない。このうち、運転費について、
運転・保守補修の簡素化対応により基幹電源と同程度を目指している。また、ブランケット燃料を使用しないため、炉心平均燃焼度はいずれの概念においても 80GWd/t 程度と比較的高く、
基幹電源より若干低い程度である。一般に燃料費は燃焼度に反比例するため、燃料仕様が相違
するが、基幹電源と同程度の数値が期待される。
以上より、NOAK の建設単価は基準値を満足しているため、基幹電源と同程度の運転費、燃料費を実現できれば、発電単価の要求条件を満足できると考えられる。

1688

7.4.3.3 資源有効利用性
高速炉の優れた中性子経済は、需要地立地型および遠隔地電源型概念については炉心の長寿命化に振り向けられおり、経済性追求型概念については炉心のコンパクト化に振り向けられているが、増殖比（内部転換比）は 1 以上（1.05 程度）を確保している。また、内部転換性能に優れているため、TRU 燃料を含めた低除染燃料の受入対応が可能である。
7.4.3.4 環境負荷低減性
内部転換性能が優れているため、TRU 燃料を含めた低除染燃料の受入対応が可能である。また、需要地立地型および遠隔地電源型概念については長期運転のため長期間廃棄物が発生しない（長期炉内保管）の長所も有している。
7.4.3.5 核拡散抵抗性
需要地立地型および遠隔地電源型概念については長期間燃料交換不要のため、核拡散抵抗性が高いと判断できる。また、TRU 燃料を含めた低除染燃料の受入対応が可能であり、ブランケット
燃料を設置していないため、純粋な Pu に対する対策が不要である。
7.4.3.6 運転・保守補修性
需要地立地型について 7.1.2 項「設計要求と対応方針」に記載した運転・保守補修性の要求条
件のうち、運転員の負担低減および保守補修の簡素化に着目して、定性的に運転・保守補修性に係る達成度を評価した。また、稼働率については、7.4.3.2 項「経済性」に記載した。
(1) 運転員の負担低減
基幹電源と同様に、運転自動化による運転員数の低減を行う。また、プラント制御方法に依存するが、低燃焼反応度の特徴を活用することにより、10%程度の出力変動を許容すれば、粗調整棒（燃焼補償用）の操作頻度は 10 日から 50 日に 1 回に低減できる可能性を有している。
炉心の冷却材ボイド反応度が約 6$と高いが、ATWS 発生時にも、固有の安全特性および受動的安全性の活用により SASS 挿入に期待しなくても高温整定し、炉心損傷を防止できる可能性を有している。ナトリウム漏えいおよびナトリウム－水反応対応について、エンクロージャの追設や、直管型密着 2 重管 SG（溝なし）の採用などにより、リーク監視の必要性を緩和し、リーク後の緊急対応が不要な設計としている。
以上より、基幹電源に対して、更なる運転員数の低減は困難であるが、通常運転および事故対応への要求緩和により、運転性簡素化への寄与度は大きいと考えられる。
(2) 保守補修の簡素化
機器別の保守補修対応を表 7.4.3-5 に示す。機械式ポンプに代えて、電磁ポンプを採用する
ことにより、定期検査工程のクリティカルパスを構成するモータ本体および軸封部の分解点検を削除した。また、小型のタンク型炉の採用に伴い、据付状態でのインプレース補修が困難であることや、小出力規模の特徴を活用して、20 年に 1 回の燃料交換時に、環状型 IHX と電磁ポンプ、PRACS 炉内熱交換器、UIS などの炉内構造物を引抜き、比較的容易に保守点検および炉内 ISI を実施できるようにした。
ナトリウム付着機器の取扱性や、2 次ナトリウム配管切断の作業性によっては、逆に保守補1689

修性の低下が懸念されるが、小型炉の保守補修方法として、妥当な選択肢と考える。

1690

表 7.4.3-1
項目
安全性

経済性

環境負荷低減

資源有効利用
核拡散抵抗性

運転・保守補修性

需要地立地型の設計要求に対する達成度

設計要求への対応方針
設計結果
・低線出力密度、低冷却材密度係数、負の反応度 ・冷却材ボイド反応度は6.1$と大きいが、左記の固有の安全特フィードバック（ドップラー反応度、制御棒軸伸び反 性、受動的安全性の活用により、ATWS時に、SASSに期待しな
応度）、自然循環性能（電磁ポンプ流量半減時間 くても高温整定可能な見通し（下記参照）
延長など）など、固有の安全特性および受動的安
全性を極力活用した事故の防止、影響緩和方策の・多重・多様化を強化した能動的安全設備に加え ・能動的安全設備として、独立2系統の原子炉停止系を設置
安全要求て、受動的安全機能（SASS、RVACSなど）を導入 ・後備炉停止系にSASSを使用（決定論的要求）
・コアキャッチャーの設置により、仮想的な炉心損 ・ただし、RVACSは、165MWeの原子炉で所定の除熱性を確保
傷時の影響をプラント内で終息できないこと、原子炉側の熱膨張抑制（制御棒軸伸び反応度の有効活用）、金属燃料の溶融挙動が不明確なことを考慮して、採用せず
・炉心槽下方にコアキャッチャーを設置（下記参照）-6・基幹電源の設計対応を視野に入れて、系統の多重性を図る（確率論的安全要求）
・炉心損傷頻度の要求値 10 /炉年未満を達成などプラント設計の中で適切に対応（決定論的安全要求の補完）
安全設計の原則
・基本的に既往の基準、指針類、高速増殖実証炉 （具体的な検討は未実施）の設計研究における考え方を参考に、安全設計を実施
・独立2系統の原子炉停止系を設置（主炉停止系18本、後備炉
原子炉停止機能への要求 ・独立2系統の能動的炉停止系を設置
・緩慢な事象推移の特徴を利用することにより、1 停止系７本）
時間程度で炉心損傷に至らないシシテムを目指し ・固有の安全特性、受動的安全性のうち、制御棒軸伸び反応て、SASSを使用しなくても運転員の介在により炉 度の有効活用や、電磁ポンプ流量半減時間の延長（約40秒）
心損傷を防止により、ATWS時に、SASSに期待しなくても高温整定可能な見通し
・特に、RVACS削除に伴う炉壁の低温化や、炉内流動の工夫
崩壊熱除去機能への要求 ・全交流電源喪失に対応可能な完全自然循環の ・自然循環方式のPRACS×2系統＋IRACSの崩壊熱除去系を
崩壊熱除去系の採用
設置
・特に、自然循環性能に関連して、低線出力および ・炉心等価直径がφ2.93mと若干大きいが、最大線出力2
低圧力損失の炉心を目指す
212W/cm、圧力損失0.75kg/cm 以下の炉心を構築
・必要に応じて、ナトリウム配管が不要で、原子炉 ・RVACSは、上記の理由により採用せず
直接冷却のRVACSを採用
炉心損傷に対する格納性 ・炉心構造の工夫などにより炉心損傷の発生を想 ・炉心分の冷却材ボイド反応度は6.1$と、即発臨界防止の制限
定しても、再臨界を防止し、原子炉容器内にて炉心 値以下の確保
損傷の影響を終息させる設計の採用
・金属燃料の溶融挙動が不明も、軸方向ブランケットがなく、燃料排出に有効・炉心槽下方に2段のコアキャッチャー設置
・トップドーム＋ライナー張り矩形コンクリート（ガードベッセル外側）による格納容器の構築
その他
・低圧系の特徴を活用して、ナトリウムバウンダリ ・タンク型炉の採用や、ループ数低減によりナトリウムバウンダ
をガードベッセル、外管などで格納し、漏えいを仮 リ面積を低減
定しても上記の静的機器より冷却材を保持して、炉 ・基幹電源と同様に、漏えいの可能性を有する小口径枝管およ心冷却や、漏えい影響を局限化
び計装ウェルを可能な範囲で削除するとともに、窒素ガス雰囲
気のガードベッセル、外管（エンクロージャ）の設置により、ナト
リウム燃焼火災の影響を緩和
・SG伝熱管破損について、基幹電源と同様に2重 ・基幹電源と同様に、直管型密着2重管SG（溝なし）を採用
管SG（2次系設置）を採用し、DBEでの水リーク発
生を目指す
要求値
発電単価
・建設単価、燃料交換間隔、稼働率などの指標を （発電単価の評価は未実施）満足させることにより、5.5円/kWhを達成
燃料交換間隔 ・高速炉特有の高い内部転換性能を活用して、10 ・金属燃料を使用したZr含有率3領域単一Pu富化度炉心の採年以上の燃料交換間隔を達成
用により、20年の燃料交換間隔を達成（30年も対応可能）
プラント寿命 ・炉心槽などの中性子照射量、熱交換器伝熱管の ・プラント設計の中で対応
腐食しろ、熱過渡事象の想定回数など、60年寿命に相当する数値を使用
目標値
建設工期・出力規模の小さい特徴を活用して、機器数の低 （建設工期の検討は未実施）
減、機器小型化などの設計対応により、20か月以内を達成
・また、工場製作範囲の拡大、大型ユニット工法及び船殻構造の適用を考慮
燃料交換間隔 ・30年以上を目標とするが、炉心性能、経済性など ・原子炉容器径増加による経済性への影響を抑制するためのバランスを考慮して、適切な数値を設定に、20年の燃料交換間隔で概念検討
基準値
建設単価
・炉心性能の向上や、システム簡素化などを取込 ・165MWeの出力で、冷却材ボイド反応度制限の緩和による炉
むとともに、安全性などの許容範囲で出力を増加 心コンパクト化に加えて、ループ数低減、機器合体、BOP簡素することにより、35万円/kWe以下を達成
化の工夫を取込み、NOAKで基準値以下（相対値86.5）の建設
・また、多数基設置の伴うBOP共用化及び習熟効 単価達成の見通し
果の利用を考慮
稼働率
・燃料交換頻度の低減や、電磁ポンプを採用して ・20年に1回の燃料交換実施などにより、96%の稼働率達成の定期検査工程を短縮することにより、95%以上を達 見通し
・燃料体積比や、炉心構成の調整により、低除染 ・高い内部転換性能を活用して、低除染燃料の受入対応が可
低除染燃料
燃料を使用して、所定の安全性を確保し、かつ、10 能なことを確認
年以上の長寿命炉心を構築
運転廃棄物及び廃炉廃棄 ・運転廃棄物は、燃料交換頻度の低減に加えて、 ・20年に1回の低燃料交換頻度を達成
基幹電源を参考に廃棄物量を低減（上記以外の具体的な検討は未実施）
物
・廃炉廃棄物は、基幹電源と同様に、適切な材料の使用による解体性確保を目指す
・燃料体積比や、炉心構成の調整などにより、10年 ・金属燃料を使用したZr含有率3領域単一Pu富化度炉心の採以上の長寿命炉心を構築（増殖比よりも長寿命炉 用により、20年の長寿命炉心を構築
心を優先）
・増殖比は要求されていないが、1.05の内部転換比を達成
基本方針
・燃料はUISを引抜かない、または、燃料出入機な ・低燃料交換頻度の特徴を活用して、UIS引抜き方式による燃どを設置しない限り、取出すことの不可能な核物質 料取扱方式を採用
防護および保障措置の対応を考慮した設計の採長寿命炉心対応
・10年以上の燃料無交換を目指すが、物量への影 響の大きい炉心燃料一括方式などは採用せず
基本方針
・小型炉の特徴を活用して、運転・保守補修対応機 ・基幹電源と同じ部分が多いが、低燃焼反応度を活用した制御器数の低減、定期検査期間の短縮、作業簡素化 棒作動回数の低減や、小型炉の炉内ISIの考え方などをとりまにより、基幹電源と同程度の運転費を目指すとめ
冷却材の特性対応
・ナトリウム漏えいおよびナトリウム-水反応対策を ・窒素ガス雰囲気のガードベッセルおよび外管、直管型密着2強化し、事故後の早期復旧、再起動を可能
重管を採用（上記参照）
基本方針

1691

1692

放射性廃棄物処
理設備
燃料取扱設備崩壊熱除去系

主冷却系

原子炉機器

蒸気発生器設備

2次主冷却設備

UIS引抜き方式、貯蔵設備なし

強制循環、炉内環状型IHXとEMP
1ﾙｰﾌﾟ強制循環、
EMP
直管型2重管SG（1PRACS×2系統+IRACS（自然循環）

制御棒使用（25本）
φ5.68m×h18.93m

制御棒駆動機構
ガードベッセル

1次主冷却設備

φ5.32m×h25.35m

原子炉構造

9.5

0.1

8.1
1.6

0.8

2.3

12.6
0.4

11.7

3.7 強制循環、炉内環状型IHXとEMP
1.3 1ﾙｰﾌﾟ強制循環、
EMP
13.0 直管型2重管SG（12.6 PRACS×2系統+IRACS（自然循環）
0.2

20.2 制御棒使用（8本）
0.6 φ4.36m×h18.93m

18.8 φ4m×h25.35m

小型炉（検討対象、150MWe級）1)
小型炉（50MWe）2)
主要仕様
コスト割合
基準値への 主要仕様
（％）4)
到達度5)
11.0
17.6

0.1

4.7
0.9

1.1

1.3

7.4
0.6

13.8

3.7 2ﾙｰﾌﾟ強制循環、ﾎﾟﾝ
ﾌﾟ組込みIHX（2基）
3.1 1ループ強制循環、機械式ﾎﾟﾝﾌﾟ13.4 直管型2重管SG（12.6 PRACS×2系統+DRACS（自然循環）
0.4

21.3 制御棒使用（28本）
1.6 φ8.86m×h19.38m

39.7 φ8.5m×h23.55m

中型炉（750MWe）3)
コスト割合
基準値への 主要仕様
（％）4)
到達度5)
15.0
43.1

需要地立地型小型炉の建設単価

0.1

13.3
1.1

1.7

5.9

5.7
0.2

9.2

コスト割合
（％）4)
14.8

15.2 UIS引抜き方式、貯蔵
17.4
50.1 回転ﾌﾟﾗｸﾞあり、EVST
6.0
設備なし＋水ﾌﾟｰﾙ
その他設備6)
7.5
11.9
6.7
19.3
7.5
計測制御設備
4.7
7.5
4.2
12.1
4.7
タービン設備
16.6
26.6
15.0
43.0
16.7
電気設備
11.1
17.7
10.0
28.6
11.1
発電用雑設備
1.6
2.6
1.4
4.1
1.6
材料
ナトリウム
0.4
0.6 ナトリウム
0.4
1.2 ナトリウム
0.4
建設単価
FOAK
100.0
160.1
100.0
287.3
100.0
NOAK
86.5
155.1
注1）出力165MWeに相当。構築物および土地改良工事、原子炉設備のうち、原子炉機器、主冷却系、崩壊熱除去系、燃料取扱設備、材料のコストは、付録D.で説明したコードにより計算。それ以外
は、中型炉コストに対して、出力の0.6乗に比例すると想定
注2）150MWe級の小型炉と同一の手法でコスト評価。ただし、原子炉機器、冷却系などの主要仕様は150MWe級の検討結果より推定
注3）中型炉（シングルプラント）のコストで、付録D.で説明したコードにより計算（6.2項「経済性評価」参照）
注4）概念ごとの直接費全体に占めるコスト割合
注5）建設単価の基準値（35万円/kWe）を100とするコスト相対値
注6）Na補助系、ガス系、補機冷却系、保守・補修設備等

構築物および土
地改良工事
原子炉設備

項目

表 7.4.3-2

表 7.4.3-3
分類

設備・機器

仕
様
原子炉構造

単 位

タンク型

ループ型

電気出力

MWe

50

50

熱出力

MWt

120

120

ループ数

ループ

1

1

冷却材

−

ナトリウム

ナトリウム

原子炉容器

ton

70

38.5

炉内構造物

ton

65

28

炉上部構造

ton

40

18

炉心構成要素ton−−

ガードベッセル

ton

40

20.5

ton

215

105

IHX

ton

90

41.5

1 次ポンプ（注１）

ton

40

13

1 次系配管

ton

−

10

蒸気発生器

ton

97

97

2 次系ポンプ

ton

35

35

2 次系配管

ton

7.1

7.1

484

309

原子炉構造合計
次系

1

次系

2

遠隔地電源型の物量評価

NSSS 物量合計

ton

崩壊熱除去系

MW

3

3

発電機設備

ton/h

190

190

原子炉建屋

m3

20,400210,000

注 1：電磁ポンプを採用重量のうちステータ分は 6.5t

1693

表 7.4.3-4
分類

設備・機器

経済性追求型の物量評価
値

電気出力

MWe

300

熱出力

MWt

714

ループ数

ループ

1

冷却材

−

ナトリウム

原子炉容器

ton

107

炉内構造物

ton

125

炉上部構造

ton

122

炉心構成要素ton−

ガードベッセル

ton

72

ton

426

IHX

ton

210

1 次ポンプ

ton

210

1 次系配管

ton

10

蒸気発生器

ton

290

2 次系ポンプ

ton25

2 次系配管ton

15

NSSS 物量合計

ton

1186

崩壊熱除去系

MW

13

発電機設備

ton/h

1137

原子炉建屋

m3

65,100

仕

単 位

様
原子炉構造

原子炉構造合計
次系

1

次系

2

注 1：電磁ポンプステータ物量 154t

1694

備考

炉心構成要素を除く
EMP（注１）

1695

2次冷却系

崩壊熱除去系

燃料取扱設備

5.

6.

1次冷却系

3.

4.

原子炉構造

2.

番号 系統機器1.
プラント全般直管2重管型

SG

空気冷却器、ダンパなど
2次冷却系配管

炉内熱交換器全体

UIS引抜き方式

PRACS×2系統＋IRACS

電磁ポンプ

2次主冷却系配管

耐圧漏えい検査
目視検査（炉内直接）

点検項目
原子炉停止余裕検査
過剰反応度測定検査
総合負荷検査漏えい連続監視
毎定期検査
20年に1回（燃交時）

常時

点検時期
毎定期検査

毎定期検査
必要に応じて実施
毎定期検査
毎定期検査
毎定期検査

毎定期検査
燃料交換頻度を考慮して、 ・燃料交換頻度低減に伴い、検査頻度 ・毎定期検査に実施
設定の低減を目指す・炉内から引抜くことは可能
・小型炉と同じ

目視および体積検査
機能検査
分解点検

・燃料交換時に、引抜いて実施

・原子炉型式が相違するが、小型炉と同じ・小型炉と同じ
常時
20年に1回（燃交時）
毎定期検査

毎定期検査

・1次主循環ポンプと同じ・伝熱管本数低減に伴う点検期間短縮 ・小型炉と同じ

・1次主循環ポンプと同じ・1次主循環ポンプを引抜いた後、ベローズなどの目視および体積検査を実施することは可能

連続漏えい監視
目視検査
開放、または、分解点検

自動起動検査SG胴などの耐圧漏えいお 毎定期検査
よび目視検査毎定期検査
ラプチャーディスク交換
目視および体積検査
毎定期検査

機能検査
目視検査
ケーブル貫通部点検
電気品検査
伝熱管の体積検査

・燃料交換時に、引抜いて実施

・電磁ポンプの採用により、モータ本体 ・機械式ポンプでは、モータおよび軸封
および軸封部の分解検査不要
部の分解点検、電気品および潤滑油系検査の実施
・小型炉と同じ

・制御棒本数低減に伴う点検期間短縮 ・小型炉と同じ・低温・低応力の特徴を活かして、定期 ・異材継手および液面近傍の溶接継手
的な体積検査の削除を目指すの体積検査
・小型炉と同じ
・燃料交換時に、IHX、電磁ポンプ、UIS ・10年で100%の頻度で実施などを引き抜いた後に実施
・目視検査頻度緩和のための対応（原 ・異材継手および液面近傍の溶接継手
子炉容器近傍の炉心支持構造）の体積検査として実施
・同上（炉心槽近傍の炉心支持構造）
・10年で100%の頻度で実施
・燃料交換時に、引抜いて実施
・回転プラグ削除に伴う点検項目の低減・小型炉と同じ小型炉での特徴
中型炉での検査内容など・中型炉と差異はないが、炉心長寿命 ・小型炉と同じ化に伴い、検査間隔の増大が望ましい

需要地立地型小型炉の機器別保守補修対応

体積検査（原子炉容器外 毎定期検査
面より）
UIS下端変位測定検査
毎定期検査
UISの目視検査
20年に1回（燃交時）
回転プラグ削除 デッキ支持構造等の目視 毎定期検査
検査
漏えい連続監視
常時
25本
機能検査
毎定期検査
電気品検査
加速ガスシール交換
機能検査
電磁ポンプ
目視検査
20年に1回（燃交時）
ケーブル貫通部点検
毎定期検査
電気品検査
毎定期検査
環状縦置シェルア 連続漏えい監視
常時
ンドチューブ直管型（炉内）
ベローズなどの目視および 20年に1回（燃交時）
体積検査

2次主循環ポンプ

IHX

1次主循環ポンプ

制御棒駆動機構

炉上部構造物

ガードベッセル
炉内構造物

原子炉容器

主要仕様

表 7.4.3-5

1696

値（FOAK）
20 土地等
1.9
21 建屋
44.2
221 原子炉構造
23.5
222 主冷却系
19.8
223 補助冷却系
1.9
224 放射性廃棄物処理設備
0.3
225 燃料取扱設備
0.0
226 その他設備
14.0
227 計装制御設備
8.8
22 原子炉設備小計
68.3
23 タービン発電設備
31.2
24 付属電気設備
20.7
25 発電用雑設備
3.0
26 冷却材等
0.8
直接費計
170.1
間接費計
239.9
建設単価
410.0
*1：実用化戦略調査研究の建設単価目標値を100とした値

項目

図7.4.3-1

450.0
400.0
350.0
300.0
250.0
200.0
150.0
100.0
50.0
0.0

遠隔地電源型の建設単価内訳

1
建設単価内訳

間接費計
冷却材等
発電用雑設備
付属電気設備
タービン発電設備
原子炉設備小計
建屋
土地等

1697

値（FOAK）
20 土地等
0.3
21 建屋
13.2
221 原子炉構造
9.3
222 主冷却系
10.5
223 補助冷却系
1.9
224 放射性廃棄物処理設備
0.1
225 燃料取扱設備
6.1
226 その他設備
6.8
227 計装制御設備
4.3
22 原子炉設備小計
39.0
23 タービン発電設備
15.2
24 付属電気設備
10.1
25 発電用雑設備
1.5
26 冷却材等
0.2
直接費計
79.6
間接費計
112.2
建設単価
191.7
*1：実用化戦略調査研究の建設単価目標値を100とした値

項目

図7.4.3-2

200
180
160
140
120
100
80
60
40
20
0

経済性追求型の建設単価内訳

1
建設単価内訳

間接費計
冷却材等
発電用雑設備
付属電気設備
タービン発電設備
原子炉設備小計
建屋
土地等

7.5 鉛ビスマス冷却小型炉システム概念の提示
平成 15 年度までの小型炉の研究（フェーズ I、フェーズⅡ－1、Ⅱ－2）では、50MWe 級小型炉を対象として検討を進め、平成 15 年度までの研究の代表概念を提示した。
フェーズⅡ－3（平成 16、17 年度）には、最近の鉛ビスマス中の材料腐食試験の実験結果を反映して、平成 15 年度までの代表概念について炉心設計の見直しを実施した。本見直しでは、炉心出口／入口温度や NSSS 物量が変更されるので、これに伴う平成 15 年度までの代表概念の影
響評価も実施した。
各フェーズでの研究の概要と腐食評価条件の変更による平成 15 年度までの代表概念の影響評
価と炉心設計の見直し（代表炉心）ついて以下に記載する。
7.5.1 システム設計概念とその特徴
7.5.1.1 炉心燃料設計
鉛ビスマス冷却小型炉は、ナトリウム冷却小型炉と同様に高い受動的安全性と長期間燃料無交換運転を目指した。これを踏まえた鉛ビスマス冷却小型炉の炉心設計条件を表 7.5.1-1 に示す。
電気出力は 50MWe（熱出力 132MWt）で、燃料は、鉛ビスマス冷却材と相性がよく、炉心性能向上が図れる窒化物燃料とした。炉心構成は、1 領域、2 領域、径・軸方向 2 領域を対象にサーベイし最適構成を選択した。また、炉心の長寿命化の観点から燃料体積比を大きく取れるように太径燃料ピン（15 ㎜程度）を採用し、高増殖性・高燃焼度は特に追求せず、経済性の観点で炉心小径化とブランケット削除を目指した。冷却材駆動方式は、小型炉の安全性目標である受動的
安全性追求の観点から自然循環方式を採用した。運転期間は、長期運転を目指して 30 年とし、燃料交換バッチ数は 1 バッチとし、サイクル中の燃料反応度変化を抑え反応度制御を簡素化できるように検討した。
なお、本検討では 1 バッチ燃料交換により集合体形状保持のためのダクトの必要性が薄れることと、沸騰によるボイドの空間的広がりの可能性が低いことによりダクトレス集合体を採用した。
鉛ビスマス冷却炉では、炉心設計の観点から鉛ビスマスの比熱、密度、熱伝導度、粘性がナトリ
ウムより劣るため、ナトリウム冷却炉と同一除熱量、同一被覆管最高温度を仮定すると必要流量は多く、バンドル圧損は大きくなり、膜温度上昇も高くなる傾向がある。このため、ナトリウム冷却炉と同一バンドル圧損を設定すると、冷却材体積比を大きく、結果として燃料体積比を小さくする必要がある。ダクトレス集合体を採用することにより燃料体積比向上が図れているが、ナトリウム冷却自然循環小型炉（フェーズⅠ）では燃料体積比が 50%以上確保されているのに対して、鉛ビスマス冷却小型炉（フェーズⅠ）においては 43%と少ない。
鉛ビスマス冷却小型炉心におけるフェーズⅠ～Ⅱの検討経緯を図 7.5.1-1 に示す。主に、フェーズⅠでは炉心基本特性の把握、フェーズⅡでは経済性向上を検討した。
なお、平成 15 年度までの設計では、鉛ビスマス中型炉と同様に鉛ビスマス中での材料腐食データが乏しい時期に暫定的に設定した腐食条件（被覆管最高温度 650℃、ロシアの文献等に基づく暫定腐食評価式[28]）で設計を進めてきた。最近の鉛ビスマス中の材料腐食試験の知見[29]では、これまでの制限目安の被覆管最高温度 650℃を 570℃にまで下げて設計する可能性が出てきており、新しい腐食評価式も提案された[30]。そこで、フェーズⅡ－3 では、フェーズⅡ－2 で設定した平成 15 年度までの研究の代表炉心の炉心・燃料の仕様を見直して炉心設計を実施した。
見直しにあたっては、被覆管外面腐食量について新たに提案された評価式を用い、被覆管腐食を1698

抑制する観点から被覆管外面最高温度を 570℃以下に制限した。
(1) 長寿命炉心の基礎検討（フェーズⅠ）[1](i)目標
30 年間燃料無交換長寿命運転と高い受動的安全性の同時達成を目標とする。

(ii) 炉心設計の考え方
ナトリウム冷却小型炉（フェーズⅠ）と同様に、高富化度差 2 領域均質炉心とし、燃焼に伴い富化度の高い外側炉心から低い内側炉心へ出力分布が自然に移動することで長期運転を可能にする。
また、燃料体積比向上、炉心の円形化および燃料交換方法の簡素化をねらって、炉心全体
を 1 つの燃料集合体とした燃料一体型炉心を想定した。制御棒は、制御棒要素 7 本を６角集合体と見なして、1 体の制御棒とし、合計 25 体を想定した。
(iii) 検討結果
表 7.5.1-1 の炉心設計条件に基づく検討結果を以下に記載する。
炉心構成を選定する上で、30 年サイクルで低燃焼反応度（1％Δk/kk’以下）と被覆管最高温度 650℃の目安として径方向ピーキング係数 1.5 以下、ボイド反応度 8～10＄以下を条件に、1 領域、2 領域、径・軸方向 2 領域炉心（回字型炉心）での特性を比較検討し、以下の知見を得た。
①

1 領域炉心では、燃焼反応度を小さく保ちながら 30 年の寿命は達成できるが、径方向
ピーキング係数が大きく、被覆管最高温度条件を満足できないと判断した。

②

径方向 2 領域炉心では、燃焼反応度を小さく保ちながら 30 年の寿命は達成でき、更に内側・外側炉心での Pu 富化度差を適切に大きく設定すれば（例えば、10％/17％（内側/外側炉心））、出力ピークを生じる集合体が外側炉心から内側炉心へ移動するため、
径方向ピーキング変化幅を抑えることができた。

③

回字型炉心（径・軸方向 2 領域炉心）は、上述の径方向 2 領域炉心の上下 30 ㎝を外側炉心と同一の Pu 富化度としたもので、径方向 2 領域炉心とほぼ同等の特性が得られた。

以上の結果、形状が単純で、燃料製造の複雑さも少ない径方向 2 領域炉心を鉛ビスマス冷却炉として選定した。
フェーズⅠにおける鉛ビスマス小型炉の主要目を表 7.5.1-2、想定した炉心構成を図7.5.1-2 に示す。
(2) 経済性改善の検討（フェーズⅡ－1）[3](i)目標
フェーズⅠにおける燃料一体型炉心は、炉心特性として十分満足できるものであったが、一括燃料交換方式のため、案内筒等の構造物が必要となり、炉内構造物の物量増加を招く評価となった。そこで、燃料集合体仕様を見直して経済性改善を目標とする。

(ii) 炉心設計の考え方
炉構造の軽量化を目指して、炉心燃料一体型から燃料集合体構造に変更した。また、制御

1699

棒集合体を設定せずに、各燃料集合体の中央の燃料ピン 19 本分を制御棒とした制御棒内包型集合体を設定した。
(iii) 検討結果
炉心の検討条件は表 7.5.1-1 に記載したフェーズⅠの条件と基本的に同じであるが、下記3 項目が異なる。
①

炉心構成：2 領域炉心（フェーズⅠ検討結果の反映）②

炉心出入口温度：最適設定を検討（炉心特性、安全特性（反応度係数）、NSSS 物量などをもとに総合的に判断）③

燃料組成：軽水炉取り出し 30 年冷却後の組成と、高速炉多重リサイクル時の TRU 燃
料組成の 2 ケース

炉心配置図を図 7.5.1-3 に示す。炉心は燃料体積比の減少、炉心外接円径の増加を極力抑えた仕様としている。
ダクトレス集合体の概念図を図 7.5.1-4 に示す。集合体に内包されている制御棒の吸収体
は鉛ビスマス（密度 10.1g/cm3）より高密度であるタンタル（密度 16.7 g/cm3）を想定し、
鉛ビスマス冷却材中でも自重落下可能としている。燃料ピンの軸方向概念図を図 7.5.1-5 に示す。燃料要素ピン数がフェーズⅠの 9290 本から 9102 本へと減少するので、重金属装荷量を同等とするために、炉心高さを 125 ㎝から 130 ㎝とし、ガスプレナム長も長くしている。
フェーズⅡ－1 における鉛ビスマス冷却小型炉心の炉心燃料仕様を表 7.5.1-3、炉心特性のまとめを表 7.5.1-4 に示す。炉心部平均取出燃焼度 85GWd/t 程度、燃料反応度 0.45%Δ
k/kk’程度となる 30 年サイクル炉心を設定できた。なお、資源有効利用の観点から、TRU 組成として軽水炉取り出し 30 年冷却後と高速炉多重リサイクル時の TRU 燃料組成を用いた結果を表 7.5.1-4 中に示したが、TRU 組成差による炉心特性の差は大きくないことが分かる。
(3) 更なる経済性改善の検討（フェーズⅡ－2）[12](i)目標
フェーズⅡ－1 検討炉心の炉心特性も十分満足できるものであり、制御棒内包型集合体としたことにより、燃料一体型炉心よりは物量が減少した。しかし、制御棒体数（37 体）が多く、制御棒駆動機構の増加によるコスト増大が懸念されるので、制御棒体数を削減して更なる経済性改善を目標とする。
なお、30 年間燃料無交換長寿命運転のみならず、ナトリウム冷却小型炉心における検討と同様に、20 年間燃料無交換長寿命運転に対する検討も実施する。

(ii) 炉心設計の考え方
コスト削減のために、出力を増加させスケールメリットを利用することが考えられるが、それらの効果は、ナトリウム冷却小型炉心や、鉛ビスマス冷却中型炉心の検討などから類推される。そこで、これまでと同一出力（50MWe）の下で燃料・炉心仕様を見直し、燃料集合
体と制御棒集合体を分離して制御棒体数を削減した炉心を検討することとした。
(iii) 検討結果
炉心の検討条件は表 7.5.1-1 に記載したフェーズⅠの条件と基本的に同じであるが、下記3 項目が異なる。

1700

①

炉心構成：2 領域炉心（フェーズⅠ検討結果の反映）②

炉心出入口温度：505℃/335℃（フェーズⅡ－1 検討結果の反映）③

燃料組成：高速炉多重リサイクル時の TRU 燃料組成

注目すべきは制御棒の体数であるが、受動的安全性確保のためには制御棒誤引抜反応度を40￠以下にする必要がある。制御棒 1 体の価値が 40￠に制限されると、主炉停止系で炉停止させるのに必要な制御棒価値 1.5％Δk/kk’以上（フェーズⅡ－１検討）を確保するには主炉停止系だけで 11 体程度は必要となる。ただし、制御棒誤引抜は、全挿入の制御棒ではな
く、部分挿入の制御棒からの誤引抜であることを考慮すると、より高い制御棒価値が許容されるので、制御棒体数は、後備炉停止系をあわせて 13 体とした。
(a) 30 年炉心燃料ピン径 15 ㎜、燃料ピンピッチ 18.4 ㎜を固定して、燃料体積比（制御棒 13 体を考慮した炉心全体での燃料体積比）が最大となる燃料集合体仕様をサーベイし、燃料集合体
数 174 体、集合体内燃料ピン数（58 本燃料ピン+3 本タイロッド）を選定した。
なお、炉心部平均取出燃焼度が低いことを考慮して、燃料スミア密度を 80%TD から 84%TDへ変更した。つまり、燃料スミア密度は、窒化物燃料のスエリングによる PCMI 量が厳しくならないように設定したものであるが、これまでは炉心部平均取出燃焼度として150GWd/t（中型炉）を想定して燃料スミア密度を設定していた。小型炉における炉心部平均取出燃焼度は 80GWd/t 程度であるので、上記の燃料スミア密度の変更が可能となる。
1)

下部プレナム長の見直し
鉛ビスマス小型炉心の出力運転時サイクル末期での CDF 値が 0.5 に対し余裕がある
こと、および過渡時の CDF 評価用の初期被覆管フープ応力 98.9MPa は中型炉心の値を利用していることを考慮し、フェーズⅡ－2 検討では下部ガスプレナム長さ短縮の方向で見直した。被覆管フープ応力について、燃料寿命中の被覆管温度を 650℃と仮定した
保守側評価を行い、下部プレナム長さ 40 ㎝までは、過渡時の CDF 評価用の初期被覆管
フープ応力設定値（98.9MPa）を超えないため、フェーズⅡ－2 の検討における下部ガ
スプレナム長さをフェーズⅠの 91 ㎝から 40 ㎝へと短縮することにした。

2)

燃料仕様の変更
サーベイ計算に基づく燃料仕様の変更後の 30 年炉心の炉心燃料仕様を表 7.5.1-5 に示す。燃料集合体断面概念図を図 7.5.1-6、炉心配置図を図 7.5.1-7、燃料集合体軸方向概念図を図 7.5.1-8 に示す。フェーズⅠおよびフェーズⅡ－1 検討炉心と比較して、本検討の 30 年炉心の炉心特性を表 7.5.1-6 に示す。なお、30 年炉心は、後述のように平成 15年度までの代表炉心とした。
本検討においては、制御棒内包型燃料集合体の構成から燃料集合体、制御棒集合体を分離した構成としたことにより、燃料体積比の減少が懸念されたが、下部プレナム長の適正化によりフェーズⅡ－１検討炉心と同等の燃料体積比となり、燃料スミア密度を増加させた分、増殖比はやや改善されている。

3)

鉛ビスマス冷却炉心用の制御棒仕様
フェーズⅡ－１での検討においては、制御棒の吸収体材料をタンタルとしたが、制御

1701

棒体数削減の観点からより吸収効果の大きい B4C（10B 濃縮度 50%）のペレットを想定した。高密度である鉛ビスマス冷却材中における自重落下型制御棒とするために、制御棒上部に高密度であるタングステン(密度 19.3 g/cm3）を使用した。制御棒集合体の縦断面概念図を図 7.5.1-9、横断面概念図を図 7.5.1-10 に示す。
(b) 20 年炉心
20 年炉心における燃料仕様を、燃料被覆管最高温度 650℃、バンドル部圧力損失一定、
炉心出入口温度一定の条件の下で 30 年炉心に対して燃料ピン径をパラメータとして検討した。
サーベイ計算に基づき設定した 20 年炉心の炉心配置図を図 7.5.1-11、炉心燃料仕様を
表 7.5.1-7 に示し、フェーズⅠ、フェーズⅡ－1 検討炉心および 30 年炉心と比較した炉心特性を表 7.5.1-6 に示す。20 年炉心においては、炉心高さはやや高くなり、燃料細径ピン（13mm）の採用により若干燃料体積比は減少している。なお、運転期間 30 年を 20 年に短縮しているため、炉心等価直径は短縮できるが、炉心部平均取出燃焼度は減少する。
(4) 平成 15 年度までの代表炉心
これまで検討してきた各炉心の特徴をまとめて表 7.5.1-6 に示す。フェーズⅠ検討炉心は物量が多く、また、フェーズⅡ－1 炉心は制御棒数が多いことを考慮して、更なる経済性改善の観点からフェーズⅡ－2 炉心を検討した。フェーズⅡ－2 の検討において、より長寿命の 30 年
炉心を平成 15 年度までの研究の代表炉心とした。
(5) 腐食条件変更による影響評価（フェーズⅡ－3）
最近の鉛ビスマス中の材料腐食試験の知見[29]では、これまでの制限目約の被覆管最高温度
650℃を 570℃にまで下げて設計する可能性が出てきており、新しい腐食評価式も提案された[30]。そこで、フェーズⅡまとめの代表炉心の設計では、上述の旧腐食条件[28]で検討した平成 15 年度までの代表炉心（30 年炉心）の炉心・燃料の仕様を見直して炉心設計を実施した。
見直しにあたっては、被覆管外面腐食量について新たに提案された評価式を用い、被覆管腐食を抑制する観点から被覆管外面最高温度を 570℃以下に制限した。
新たに提案された腐食量評価式を以下に示す。
φ = A・t1/2
A = A0exp(–Q / RT)
φ : 被覆管外面腐食量（酸化皮膜厚） [mm]t:使用時間 [hr]A0 : 定数 8.906×104 [ µm/ hr ]Q : 見かけの活性化エネルギー 1.8736×104 [cal / mol]
R : 気体定数 [cal･mol–1K–1]
T : 温度 [K]（有効温度範囲：570℃未満）
本検討では、被覆管温度制限を現状の 650℃から 570℃に変更した場合について、炉心入口

1702

温度が 285℃以上であることを目安とした。被覆管外表面温度が 570℃の条件の下で、原子炉
出入口温度差と原子炉出口/入口温度の関係を整理した。結果を図 7.5.1-12 に示す。
本図より、ΔT を 140℃程度（平成 15 年度の設計から約 30℃の低下）に下げると被覆管最高温度 570℃、原子炉入口温度 285℃、原子炉出口温度 425℃程度となる見通しであることが分かる。ただし、ΔT を下げると自然循環力が低下するため、自然循環力を確保するためには
平成 15 年度の設計の炉心中心と蒸気発生器のヘッド差を 20％程度（170/140）長くするなど
プラント設計で対応する必要がある。
(6) 代表炉心
フェーズⅡまとめの代表炉心の設計では、最近の鉛ビスマス中の材料腐食試験の知見を反映して、被覆管の腐食評価条件として、被覆管最高温度を外面 570℃とし、被覆管外面腐食式には新たに提案された評価式を用いた。
(i)

炉心燃料設計平成 15 年度までの代表炉心（30 年炉心）をベースにして、被覆管肉厚の設定に新しい腐食評価式を適用し、ΔT を 140℃としてバンドル圧損が設計条件を満足するように燃料ピン
間ピッチを調整した炉心仕様を設定して代表炉心（30 年炉心）の炉心設計を実施した。
フェーズⅡまとめの代表炉心の炉心燃料仕様と共に、主要目を整理した結果を表 7.5.1-8に示し、炉心配置図を図 7.5.1-13、燃料集合体軸方向概念図を図 7.5.1-14 に示す。
代表炉心では原子炉の出入口温度は変更（出口/入口温度：505℃/335℃→425℃/285℃）されるものの、炉心性能は平成 15 年度までの代表炉心と同程度の性能が得られる見通しが得られた。これは、腐食量評価式の見直しにより、被覆管腐食が厳しくなる方向であるが、出口温度が下がったためその影響が緩和されたためと思われる。
制御棒反応度収支を表 7.5.1-9 に示す。表に示すように、十分な炉停止余裕を確保している。なお、制御棒の寿命を支配する ACMI 発生に対する制限目安として、単位体積あたり 30
年間の 10B による中性子吸収量を評価した。その結果、サイクル中の制御棒挿入位置を考慮して評価すると、10B による中性子吸収量は ACMI 発生制限目安値（2×1022cap/cm3 程度）を下回り、制御棒寿命 30 年を確保できる見通しが示された。

(ii) 燃料健全性
３次元出力分布解析の結果をもとに出力履歴および被覆管最高温度履歴を求め、さらにこれらの履歴よりピン内圧および被覆管フープ応力を求め、燃料健全性を評価した。
評価は 30 年間運転を通じてのピン発熱総量がより大きい外側炉心について行った。ピン
出力履歴は各時刻の外側炉心の燃料について包絡値を用い、被覆管外面温度も保守的に評価した。
CDF 評価に用いるクリープ破断強度（ODS 鋼）、被覆管内外腐食評価式を以下に示す。
・

クリープ破断強度（ODS 鋼）
LMP = (T + 273.15)(21.94+log10(3･tR))×10–3= 45.93 – 9.943･log10SR

1703

SR : 設計クリープ破断応力強さ

・T : 試験温度(℃)

tR : 破断時間

(hr)

(MPa)

被覆管内外腐食評価式(外面腐食)(5)に記した新たに提案された腐食式(内面腐食)
窒化物燃料において、He ボンドの場合は内面腐食なし。

なお、CDF、ピン内圧および被覆管フープ応力のそれぞれについて、工学的安全係数および製造公差を考慮して評価した。さらに次の条件を考慮した。
・

プレナム容積：自由空間容積として上部 87％、下部 100%・

被覆管フープ応力：

設計応力強さ（St）ベース

・

FP ガス放出率：60%

評価の結果、これらの値は次のようになり、制限目安である CDF0.5 以下、ピン内圧 10MPa以下、被覆管フープ応力 120MPa 以下を達成した。
・

CDF：

2.8×10–6・

ピン内圧：

8.80 MPa・

被覆管フープ応力：

89MPa(iii) 遮へい設計
鉛ビスマス冷却小型炉は、出力密度が中型炉の 1/5 程度と低いので、中型炉と同様の遮へい構成（軸方向遮へい体（上部 PbBi/下部 SUS）、径方向遮へい体 2 層（PbBi/Zr-H 遮へい体））とすれば、炉内構造物の遮へい性能を満足すると予想される。径方向遮へい構成は第 2 層の遮へい体を Zr-H 遮へい体から B4C 遮へい体に変更可能か検討した。また、中型炉の場合には
下部軸方向ブランケットが装荷されているが、小型炉の場合には装荷されていないので、軸方向遮へい体は下部 B4C 遮へい体も検討した。
上記のように遮へい構成をパラメータとして炉内構造物の 60 年間累積高速中性子照射量（nvt）を評価して、下記の遮へい構成を設定した。
・軸方向遮へい体（上部 PbBi/下部 B4C）：

122cm/18.5cm

・径方向遮へい体（PbBi 遮へい体/B4C 遮へい体）： 2 層
本評価の 2 次元 RZ モデル図と累積高速中性子照射量の径方向分布を図 7.5.1-15 に示す。
炉心上部機構、炉心支持板、炉心槽（材料は中型炉と同様に Mod.9Cr 鋼を想定）の 60 年間
累積高速中性子照射量（nvt）の評価結果を以下に示す。なお、制限目安値は炉心上部機構
が 4.0×1022n/cm2 であり、炉心支持板、炉心槽が 3.6×1022n/cm2 である。
・炉心上部機構：1.9×1020n/cm2（JASPER 実験解析[17]に基づく補正値 9.9）
・炉心支持板：

1.8×1022n/cm2（同補正値 7.4）

・炉心槽：

1.2×1022n/cm2（同補正値 2.3）

1704

以上の結果、炉心上部機構、炉心支持板、炉心槽の何れも制限目安値を満たしていることが確認できた。
7.5.1.2 プラント設計
鉛ビスマス冷却小型炉のプラント設計では、鉛ビスマス冷却材の特徴を活かしてシステムの簡素化を指向し、2 次系を削除して SG を原子炉容器に配置するタンク型炉を検討した。
検討の経緯を図 7.5.1-16 に示す。フェーズ I では燃料体積比向上をねらった一体型炉心に対して、プラント設計ではこの炉心に適合する、一括燃料交換方式自然循環タンク型炉を検討した。
一体型燃料交換に伴い案内筒等の構造物を原子炉容器内に配置することにより、原子炉構造物量が増加することが明らかとなったため、フェーズⅡ－1 では集合体燃料交換方式を採用した検討を行った。フェーズⅡ－2 では、フェーズⅡ－1 で検討した概念を中心に、炉心仕様変更に伴う原子炉構造の見直しを行い、平成 15 年度までの代表プラント概念の設定を行った。フェーズⅡ－3（平成 16、17 年度）には、最近の鉛ビスマス中の材料腐食試験の実験結果を反映して、炉心出口の冷却材温度低下を含めた炉心仕様の変更が実施されたのを受けて、プラント側への影響評
価を実施した。
(1) 長寿命炉心に対応するプラントの基礎検討（フェーズ I）[6](i)目標
フェーズⅠでは、鉛ビスマス冷却小型炉のプラント概念として、一体型炉心に適合する原子炉容器構造概念と鉛ビスマス冷却小型炉の特徴を活かした簡素なプラント概念設計を目標とした。

(ii) プラント設計の考え方
鉛ビスマス冷却小型炉の特徴を活かした概念として、SG を原子炉容器内部に配置した自然循環タンク型炉を対象とした。また、燃料体積比向上をねらった一体型炉心に適合する燃料交換方式として、一括燃料交換方式を採用した原子炉構造を検討した。
(iii) 検討結果
プラント基本仕様を表 7.5.1-10、原子炉構造概念図を図 7.5.1-17～18、系統概念図を図7.5.1-19 に 示 す 。崩 壊熱 除 去系 とし て は小 型炉 の 特徴 を活 か して RVACS を 採 用 し 、RVACS+PRACS×2 系統を設置する構成とした。また、SG 伝熱管が破損した場合を想定して、水蒸気放出用タンク設置している。
一括燃料交換方式、SG の原子炉容器内設置、自然循環方式の採用によりシステム簡素化を目指したが、一括燃料交換に必要な構造物として案内筒等を原子炉容器内に設置するため、原子炉容器物量が増加した。
(2) 経済性改善の検討（フェーズⅡ－1）[11](i)目標
フェーズⅡ－1 では、フェーズⅠの検討結果を受けて原子炉容器物量削減を目標とした検討を実施した。

(ii) プラント設計の考え方

1705

フェーズⅠでは一括燃料交換方式を採用に伴い、原子炉容器に燃料交換用の構造物を設置したため原子炉容器物量が増大した。フェーズⅡ－1 では集合体燃料交換方式を採用して、原子炉容器の物量削減を検討した。
(iii) 検討結果
プラント基本仕様を表 7.5.1-11 に、原子炉構造概念図を図 7.5.1-20～22、系統概念図を
図 7.5.1-23 に示す。崩壊熱除去系は RVACS および PRACS の空気冷却器のダンパを多重化することにより、PRACS 系統を削減し、RVACS+PRACS×1 系統とした。
フェーズⅠとフェーズⅡ－1 における原子炉容器寸法の比較を図 7.5.1-24 に示す。フェーズⅡ－1 では、集合体燃料交換方式の採用により一括燃料交換のための案内筒等を削除したが、集合体方式の採用に伴い、炉心外接円径が増加した。また、引抜き可能なように炉心槽
内に B4C 遮へい体を設置したため炉心槽径が増加し、原子炉容器径は、フェーズ I の 3.7m から 3.85m に増加した。ただし、集合体燃料交換方式では、一括燃料交換で必要な案内筒等を削減することが可能なため、原子炉構造は簡素化し原子炉構造物量は 324ton から 259ton に低減できた。
(3) 更なる経済性改善の検討（フェーズⅡ－2）[12](i)目標
フェーズⅡ－1 で検討した集合体燃料交換方式の自然循環タンク型炉に対して、フェーズ
Ⅱ－2 では、更なる経済性改善を行うことを目標とした。

(ii) プラント設計の考え方
制御棒本数の合理化および原子炉寸法低減検討を実施し、フェーズⅡ中間評価に向けた候
補概念の抽出を行った。
(iii) 検討結果
炉心性能向上および原子炉容器軸長縮小をねらって、強制循環方式の採用を検討したが、小型炉の条件ではポンプ軸固有振動数とポンプ回転数の共振回避の観点から、ポンプ軸径が増大することが明らかとなった。自然循環と強制循環の原子炉容器径の比較を図 7.5.1-25、
原子炉容器物量の比較を表 7.5.1-12 に示す。強制循環方式では出力密度向上による炉心径低減および原子炉容器軸長縮小の効果が期待できるが、ポンプ配置のために原子炉容器径が増加し、原子炉容器物量は自然循環方式と同等となった。強制循環の場合、この他にポンプ本体およびシュラウド等の物量が増加するため、自然循環と比較して経済性の向上は期待できないことがわかった。
また、自然循環タンク型プラントに対しては、フェーズⅡ－1 で検討した概念を中心に、炉心仕様変更に伴う原子炉構造の見直しを行い平成 15 年度までの代表プラント概念の設定を行った。
(4) 平成 15 年度までの代表プラント概念
フェーズⅡまとめ評価に向けて選定した鉛ビスマス冷却小型炉の代表概念の基本仕様を表
7.5.1-13 に示す。原子炉型式は鉛ビスマス冷却自然循環タンク型炉、電気出力は 50MWe とし
ている。

1706

原子炉容器構造概念図を図 7.5.1-26、27 に示す。鉛ビスマスが化学的に不活性であることを利用して、SG は原子炉容器内に配置して 2 次系を削除した。冷却材の循環方式は自然循環を採用しているため、炉心と SG の伝熱中心差として 8.1m を確保している。また、SG 伝熱管破損対策として、原子炉容器にラプチャディスクを設置し、原子炉容器に進入した蒸気を水蒸気放出タンクに放出する。
崩壊熱除去系に関しては、原子炉出力が小さいことを利用して、RVACS を採用し、自然循
環方式の RVACS+PRACS×1 系統の構成とした。PRACS の系統概念図を図 7.5.1-28、機器高低の関係を図 7.5.1-29、PRACS の炉内熱交換器概念図を図 7.5.1-30 に示す。
BOP 設備に関しては、鉛ビスマス冷却中型炉の検討を参考に、概略設計のみを実施した。鉛
ビスマス冷却材は腐食性が高いため、酸素濃度制御による腐食抑制を行う必要があり、酸素濃度は 0.1～0.4ppm の範囲で管理する（詳細は鉛ビスマス冷却中型炉検討 3.1.12 項を参照）。鉛
ビスマス純化系の系統概念図を図 7.5.1-31、酸素濃度管理装置構造概念図および腐食生成物精製装置構造概念図を図 7.5.1-32、33 に示す。初期純化および燃料交換時には大量の酸素が混入するため、仮設の酸素トラップ、原子炉容器内の酸素濃度管理装置の酸素トラップ交換により冷却材純化を行うが、逆に、通常運転時には SG からの透過水素ガス混入により、酸素濃度が不足することが懸念される。ただし、酸素ガス供給による酸素濃度管理を行うため、酸素トラップの交換は運転期間中不要な見通しである。
原子炉格納バウンダリ概念図を図 7.5.1-34 に示す。ガードベッセルと炉容器上部のトップドームからなる簡素な構成となっている。
燃料交換時の原子炉容器概念図を図 7.5.1-35、燃料交換準備手順および燃料交換作業の概念
図を図 7.5.1-36、37 に示す。燃料交換時は炉心上部機構を引抜き、仮設のパンタグラフ式燃料交換機および燃料出入装置を設置する。使用済燃料と新燃料の交換は燃料出入装置をクレーンで移送することにより実施する。
全体配置平面図および立面図を図 7.5.1-38～40 に示す。炉容器室の一部を岩盤内に埋め込み、建屋重心を低くしている。また、燃料交換は長期運転サイクル概念であることを考慮して、仮設の建屋およびクレーンで対応する計画とした。
(5) 腐食条件変更による影響評価（フェーズⅡ－3）
腐食条件変更を考慮して原子炉容器および蒸気発生器仕様への影響を評価したものを表
7.5.1-14 に示す。代表炉心は平成 15 年度までの概念と比較して炉心槽径が 2.87m から 3.13mに増加し、この影響で原子炉容器径が 3.87m から 4.13m に増加する。また、原子炉出口温度が 505℃から 425℃、炉心出入口温度差は 170℃から 140℃に変更になっている。このため蒸気発生器における水蒸気系との対数平均温度差は 108℃から 39℃に大幅に低下し、蒸気発生器
伝熱面積が増加する。蒸気発生器伝熱管の外径および伝熱管本数を平成 15 年度までと同等として、原子炉容器径が増加した分の蒸気発生器配置断面が増加したことを考慮して蒸気発生器
伝熱部高さを評価すると、蒸気発生器伝熱部高さは平成 15 年度の 3.6m に対して約 14m に増加する。原子炉容器の軸方向寸法は炉心出入口温度差は 170℃から 140℃に変更になったため、自然循環力を保つ観点から炉心と蒸気発生器の伝熱中心差を 8.1m から約 9.8m に増加する。
また、蒸気発生器が原子炉容器内部に配置されているため、蒸気発生器の大型化は原子炉寸法
大型化につながり、原子炉容器高さは平成 15 年度の 18m から約 21m まで増加する。NSSS
物量は上記の寸法変更を考慮して平成 15 年度の 291ton から 407ton と大幅に増加する見通し

1707

であることが明らかになった。

1708

表 7.5.1-1 鉛ビスマス冷却小型炉の主要な炉心設計条件
Ⅰ
H12

Ⅱ-1
H13、14

Ⅱ-2
H15

Ⅱ-3*2
H16、17

・原子炉出力（MWe/MWt）

50/132←←←

・原子炉出入口温度(℃)

492/312505/335←425/285

自然循環方式

←

←

←

暫定式

←

←

新提案式

≦650℃
（肉厚中心）

←

←

≦570℃
（外面）

←
←
―
FBR多重
LWR取出
←

←
←
―

←
15.2
―

FBR多重

FBR多重

←

←

実用化戦略フェーズ
検討年度
プラント仕様・冷却方式
・被覆管外面腐食量評価式
・被覆管最高温度条件
炉心・燃料仕様
・燃料形態
・燃料ピン径（mm)・燃料ピン間ギャップ（mm)

窒化物燃料
15
―

・燃料組成*1

LWR取出・集合体型式

ダクトレス

・炉心型式

高富化度差
2領域均質炉心

←

←

←

なし

←

←

←

制御棒制御

←

←

←

≦0.01

←

←

←

〜30
〜60
≦〜1

〜30
←
←

20〜30
←
←

〜30
←
←

≦10

←

←

←

・軸・径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ
・制御方式
・炉心部圧損(MPa)
炉心性能目標・炉心寿命（年）・取出平均燃焼度（MWd/t）
・燃焼反応度(%Δk/kk')・ボイド反応度($)*1 LWR取出：LWR取出30年冷却TRU、FBR多重：FBR多重リサイクルTRU*2 代表炉心設計条件

1709

表 7.5.1-2 鉛ビスマス冷却小型炉の主要目（フェーズⅠ）
項目
原子炉熱出力（MWt）

仕様/特性
132

運転サイクル長さ(年）

30

燃料交換バッチ（炉心）1

Pu富化度（wt%：内側炉心/外側炉心）

9.6/17.6

炉心部取出し平均燃焼度（GWd/t）

83.3

燃焼反応度（%Δk/kk'）0.6

増殖比（内側炉心/外側炉心/合計）

燃焼初期

0.55/0.49/1.05

15年

0.59/0.41/1.00

30年

0.59/0.37/0.96

炉心平均出力密度（W/cc；燃焼30年）
W/cm

35.4

炉心部平均線出力密度（W/㎝；燃料30年）

114

3

最大線出力密度（W/㎝；内側炉心/外側炉心）

出力分担率（%；内側炉心/外側炉心）
15

燃焼初期

132/217

15年

173/18130年

210/161

燃焼初期

37/63

15年

50/50

30年

56/44

2

0.55

ピーク高速中性子束（×10 n/cm sec）
23

2

5.2

ピーク高速中性子フルエンス（×10 n/cm ）燃焼初期

543/1081/1624

核分裂性Pu重量（kg；内側炉心/外側炉心/合計） 15年

652/988/1640

30年

695/923/1618

年間核分裂性Pu利得（kg/年；燃焼初期〜15年/15年〜30年）

1.07/-0.07

原子炉増倍時間（年）-複合システム増倍時間（年）-

炉心部ボイド反応度（$：初期/30年）

6.0/7.7-3-4.26/-3.25

炉心部ドップラ係数（×10 Tdk/dT：初期/30年）
ピン径(㎜）

15

ピンピッチ(㎜）18.9

炉心高さ(㎝）125

燃料集合体形式

一体型ダクトレス燃料
燃料ピン

燃料棒本数

制御棒ピン
タイロッド

燃料体積比(%）

9290
400
43

1710

表 7.5.1-3 鉛ビスマス冷却小型炉の炉心燃料仕様（フェーズⅡ-1）
項目
炉型
炉心出力
冷却材
炉心出入口温度
炉心出入口温度差
炉心形式
燃料
内側炉心燃料
外側炉心燃料
集合体ピッチペレット密度
燃料要素数
被覆管外径
被覆管肉厚
被覆管内径
燃料ペレット径
燃料要素配列ピッチ
ｐ/ｄ
スペーサ形式
タイロッド
燃料集合体

単位

仕様
小型鉛ビスマス冷却自然循環
冷却方式モジュール炉
MWe
約50（熱出力132MWt)
Pb-Bi℃
505/335℃
170
二領域炉心
Pu・U混合窒化物
体
19
体
18
㎜
313
%
80
本/集合体
246
㎜
15
㎜
0.99
㎜
13.02
㎜

13.02

㎜
本/集合体
-

18.9
1.26
グリッド支持6
ダクトレス

ブランケット
炉心高さ㎝
炉心等価直径㎝
炉心取出し平均燃焼度 万MWd/t
運転サイクル長さ年
燃料交換バッチ数
制御棒

備考
熱効率約38%15

N ：100%濃縮

被覆管内面スミア密度
燃料要素総本数9102本

被覆管内面スミア密度80%として評価する。また、燃料のボンド材はヘリウムとする。

燃料要素6本分

なし
130
約200
約8.5
30
1

本/集合体

1

案内管外対面距離

㎜

81

案内管肉厚
案内管内対面距離
吸収体被覆管外径
吸収体被覆管肉厚
吸収体被覆管内径

㎜
㎜
㎜
㎜
㎜

2
77
58.5
3
52.5

吸収体径

㎜

52.5

吸収体材料

-

Ta

燃料体積比
構造材体積比冷却材体積比

%
%
%

41.5
16.9
41.6

1711

燃料要素19本分
グリッド内側ストラップ厚0.4㎜を考慮すると81.8㎜

被覆管内面スミア密度90%として評価する。
密度16.6g/㎝3
タイロッド、グリッド考慮表 7.5.1-4 鉛ビスマス冷却小型炉の炉心特性のまとめ（フェーズⅡ-1）

燃料組成
原子炉熱出力（MWｔ）
運転サイクル長さ(年）
燃料交換バッチ（炉心）Pu富化度（wt%：内側炉心/外側炉心）
炉心部取出し平均燃焼度（MWd/t)
燃焼反応度（%Δk/kk')
燃焼初期
増殖比
15年
(内側炉心/外側炉心/合計）
30年
炉心平均出力密度（W/㎝3：燃焼30年）
炉心部平均線出力密度（W/㎝：燃焼30年）
燃焼初期
最大線出力密度15年(W/cm：内側炉心/外側炉心）
30年
燃焼初期
出力分担率
15年
(%：内側炉心/外側炉心）
30年
ピーク高速中性子束（×1015n/cm2sec）
ピーク高速中性子束フルエンス（×1023n/cm2）
燃焼初期
核分裂性Pu重量
15年(kg：内側炉心/外側炉心/合計）
30年
年間核分裂性Pu利得（kg/年：燃焼初期から15年/15年から30年）

1712

高速炉多重
リサイクル時のTRU
132
30
1

軽水炉燃料
取出後30年後←←←10.7/21.0

9.8/19.6

8.65×1040.45
0.56/0.42/0.98
0.63/0.36/0.99
0.63/0.32/0.95

8.48×1040.45
0.59/0.44/1.02
0.63/0.36/0.99
0.63/0.32/0.94

32.3

←

111.6

←

130/227
163/178
204/155
38/62
52/48
59/41

129/228
161/183
203/158
38/62
52/48
59/41

0.52

0.52

4.9

4.9

561/1044/1605
680/925/1606
733/854/1591

583/1105/1688
710/989/1699
766/911/1677

0.07/-1.00

0.73/-1.46

表 7.5.1-5

鉛ビスマス冷却小型炉 30 年炉心（平成 15 年度までの代表炉心）の炉心燃料仕様（フェーズⅡ-2）

項目
炉型
炉心出力
冷却材
炉心出入口温度
炉心出入口温度差
炉心形式
燃料
内側炉心燃料
外側炉心燃料
集合体ピッチペレット密度
燃料要素数
被覆管外径
被覆管肉厚
被覆管内径
燃料ペレット径
燃料要素配列ピッチ
p/d
スペーサ形式
タイロッド
燃料集合体

単位

仕様
小型鉛ビスマス冷却自然循環
冷却方式モジュール炉
MWe
約50（熱出力132MWt)
Pb-Bi℃
505/335℃
170
二領域炉心
Pu・U混合窒化物
体
84
体
90
㎜
146
%
84
本/集合体
58
㎜
15.0
㎜
0.99
㎜
13.02
㎜

13.02

㎜
本/集合体
-

18.4
1.23
グリッド支持3
ダクトレス

ブランケット
炉心高さ㎝
炉心等価直径㎝
炉心取出し平均燃焼度 万MWd/t
運転サイクル長さ年
燃料交換バッチ数-

備考
熱効率約38%15

N ：100%濃縮

被覆管内面スミア密度
燃料要素総本数10092本

被覆管内面スミア密度84%として評価する。また、燃料のボンド材はヘリウムとする。

燃料要素3本分

なし
124
約210
約7.8
30
1

制御棒
制御棒要素数
吸収体材料

体
本/集合体
-

13（6/4/3）
7
B4 C

燃料体積比
構造材体積比冷却材体積比

%
%
%

41.8
14.4
43.8

1713

粗調整/微調整/後備ペレット密度比95%

タイロッド、グリッド考慮表 7.5.1-6 鉛ビスマス冷却小型炉

炉心設計結果のまとめ（フェーズⅡ-2 まで）

検討炉心

フェーズⅠ
30年炉心

フェーズⅡ-１
30年炉心フェーズⅡ-2
30年炉心＊1

フェーズⅡ-2
20年炉心

熱出力（MWt）

132

←

←

←

電気出力（MWe)

←

←

←

←

←

←

運転サイクル長さ(年）

50
高富化度差
二領域均質
炉心
30

←

←

20

燃料交換バッチ（炉心）

1

←

←

←

炉心高さ（㎝）

125

130

124

130

炉心等価直径（㎝）

195

200

210

196

燃料炉心一体型

37（19/18）

174（84/90）

186（96/90）

炉心形式

燃料集合体数（体）(内側／外側）TRU･U混合窒化物
Pu・U混合窒化物 TRU･U混合窒化物
Pu・U混合窒化物 TRU･U混合窒化物
Pu・U混合窒化物 TRU･U混合窒化物
Pu・U混合窒化物

燃料形態
制御棒体数（体）

25

37

13

13

燃料ピン径（㎜）

15

15

15

13

被覆管肉厚（㎜）

0.99

0.99

0.99

0.88

燃料スミア密度（%TD)

80

80

84

84

燃料ピンピッチ/燃料ピン外径（P/D)

1.26

1.26

1.23

1.29

集合体当たり燃料ピン本数(本）

-

246

58

58

燃料体積比（%）

43

41.5

41.8

37.9

全炉心の燃料ピン本数(本）

9290

9102

10092

10788

集合体配列ピッチ(㎜）

313

313

146

132.4

9.6/17.6

10.7/21.0

10.5/18.2

13.0/18.2

炉心部取出平均燃焼度（GWd/t)

83

87

78

63

燃焼反応度（%Δk/kk')

0.6

0.45

0.93

0.54

217

227

198

178

0.5

0.5

0.5

0.6

ピーク高速中性子フルエンス（×10 n/cm ）

5.2

4.9

4.6

3.8

増殖比（平衡中期）

1.00

0.99

1.03

0.99

炉心部ドップラ係数(×10 Tdk/dT)

-3.25

-3.18

-3.64

-3.52

炉心冷却材ボイド反応度($)（平衡末期）

7.7

5.8

6.3

5.9

＊2
*

Pu富化度（wt%）（内側炉心/外側炉心）

最大線出力密度(W/㎝）
152

ピーク高速中性子束（×10 n/cm sec）
23

2

-3

主要成果

・30年寿命炉心・燃料･制御棒を ・燃料･制御棒をの成立性確認 ・燃料集合体(制
分離して制御棒 分離して制御棒
・燃料一体型炉
御棒内包）に分
体数削減
体数削減
心による炉構造 割して物量削減(30年寿命)(20年寿命)物量大＊1：平成15年度までの代表炉心＊：制御棒を除いた場合＊2：制御棒を除いた場合

1714

表 7.5.1-7 鉛ビスマス冷却小型炉
項目
炉型
炉心出力
冷却材
炉心出入口温度
炉心出入口温度差
炉心形式
燃料
内側炉心燃料
外側炉心燃料
集合体ピッチペレット密度
燃料要素数
被覆管外径
被覆管肉厚
被覆管内径
燃料ペレット径
燃料要素配列ピッチ
ｐ/ｄ
スペーサ形式
タイロッド
燃料集合体

20 年炉心の炉心燃料仕様（フェーズⅡ-2）

単位仕様
小型鉛ビスマス冷却自然循環
冷却方式モジュール炉
MWe
約50（熱出力132MWt)
Pb-Bi℃
505/335℃
170
二領域炉心
Pu・U混合窒化物
体
96
体
90
㎜
132.4
%
84
本/集合体
58
㎜
13
㎜
0.88
㎜
11.24
㎜

11.24

㎜
本/集合体
-

16.75
1.29
グリッド支持3
ダクトレス

ブランケット
炉心高さ㎝
炉心等価直径㎝
炉心取出し平均燃焼度 万MWd/t
運転サイクル長さ年
燃料交換バッチ数-

備考
熱効率約38%15

N ：100%濃縮

被覆管内面スミア密度
燃料要素総本数10788本

被覆管内面スミア密度84%として評価する。また、燃料のボンド材はヘリウムとする。

燃料要素3本分

なし
130
約196
約6.3
30
1

制御棒
制御棒要素数
吸収体材料

体
本/集合体
-

13（6/4/3）
7
B4 C

燃料体積比
構造材体積比冷却材体積比

%
%
%

37.9
13.5
48.6

1715

粗調整/微調整/後備ペレット密度比95%

タイロッド、グリッド考慮表 7.5.1-8 鉛ビスマス冷却小型炉

代表炉心の主要目

項目

基
本
仕
様
・
炉
心
構
成

仕様

原子炉熱出力132 MWt

電気出力50 MWe

炉心型式

高富化度差 2 領域均質炉心

運転サイクル長さ

30 年 (10950 日)

燃料交換バッチ数 (炉心/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

1/−バッチ

炉心高さ

115 cm

軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ厚さ (上部/下部)

0/0 cm

炉心等価直径214 cm

遮へい体外接円径

約 313cm

炉心燃料集合体数 (内側/中間/外側/合計)

84 /− /90 /174 体

径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ体数なし

制御棒本数 (主炉停止系/後備炉停止系)
径方向遮へい体数 (Pb-Bi 遮へい体)(B4C 遮へい体)
燃料形態

炉
心
燃
料
仕
様

TRU･U 混合窒化物

炉心材料 (被覆管/ラッパ管)

ODS 鋼/ −燃料ピン外径15.18 mm

被覆管肉厚
燃料スミア密度(炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)
スペーサ形式1.08 mm
84 /−/− %TD
グリッド支持燃料ピン配列ピッチ/燃料ピン外径 (P/D)

1.24
燃料ピン
58 本
タイロッド 3 本

集合体当たり燃料ピン本数
ラッパ管外対面間距離−

ラッパ管肉厚−集合体配列ピッチ149.0 mm

Pu 富化度 (内側／外側)*110.8／18.6 wt.%

炉心部取出平均燃焼度
全炉心取出平均燃焼度
炉
心
主
要
特
性

10 / 3 体
84 体 (1 層)
60 体 (1 層)

83 GWd/t*2

83 GWd/t

燃焼反応度0.50 %Δk/kkʼ

最大線出力

210 W/cm

炉心平均出力密度31.9 W/cm3

最大高速中性子束*30.45×1015 n/cm2 s

最大高速中性子照射量*34.3×1023 n/cm2

増殖比（サイクル中期）

1.02

ドップラ係数[Tdk/dT]*4-4.1×10-3(平衡末期)

炉心部ボイド反応度*4 (平衡末期)

6.0 $*5*1：Pu/HM、*2：ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ燃料を含む全体の平均燃焼度、*3：E > 0.1 MeV、
*4：集合体内非均質効果考慮、*5：実効遅発中性子割合β=0.00341

1716

1717

0.7
0.1
1.3

（２）燃焼補償（３）運転余裕

計

0
0.2
0.2

（２）出力補償予測誤差（３）燃焼補償予測誤差（４）燃料製造予測誤差
0.3
1.6
3.9
2.3

計（2σ）

３．必要制御棒反応度合計（１．+２．）

４．制御棒価値最小値

５．反応度停止余裕（４．−３．）（５）燃料交換余裕

0（１）臨界余裕

２．余剰反応度の不確かさ（2σ）

0.45（ワンロッドスタック）（１）出力補償項目
１．計画余剰反応度

主炉停止系

0.1

0.7

0.6

0.1

0.09

0.5

0.45

後備炉停止系

もんじゅ実績

出力補償反応度の20％

先行ナトリウム例より
設定

燃焼反応度

フェーズⅡ-1と同じ（単位 ： ％Δk/kk'）
備考

表 7.5.1-9 鉛ビスマス冷却小型炉 代表炉心の制御棒反応度収支

表 7.5.1-10
No.
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
21
22
23
24
25
26
27
28
29
30
31
32
33
34
35
36
37

鉛ビスマス冷却小型炉

項
目
原子炉型式
電気出力（発電端）
熱出力
ループ数
1 次冷却材温度
2 次冷却材温度
1 次系流量2 次系流量
主蒸気温度／圧力
給水温度／流量
タービン発電機プラント効率
プラント稼働率
炉心・燃料反応度制御方式
燃焼度
増殖比
原子炉停止系
炉心安全性

プラント概念の主要仕様（フェーズⅠ）

基本仕様
タンク型（1 次系鉛ビスマス；2 次系削除）
50MWe
132MWt
水蒸気系１ループ
492／312℃−
1.71×104t/h−
400℃／5.98MPa
220℃／2.12×105kg/h
蒸気タービン
約 38%
95%以上（目標）
Pu・U 混合窒化物燃料
制御棒方式
約 8.3 万 MWd/t
0.94〜1.02
主および後備炉停止棒①受動的炉停止方策：SASS なしで高温静定②CDA 防止強化
策：高熱伝導度の窒化物燃料＋低出力密度＋自然循環力強化

炉心支持方式
炉壁保護構造炉心上部機構
1 次系配管方式
中間熱交換器1 次主循環ポンプ
蒸気発生器
2 次主循環ポンプ
崩壊熱除去方式
漏えい対策
原子炉格納施設

側部支持なし
一体型コラム方式
無（タンク型）−なし（100％自然循環）
一体貫流環状ヘリカルコイル型×１基（12Cr 鋼）−
PRACS 2 系統＋RVACS 1 系統
GV、原子炉容器貫通部無し
GV 兼用格納容器＋鋼製格納容器（非常用ガス処理系）
プラント運転サイクル
30 年、1 バッチ方式①燃料減衰待貯蔵
炉心寿命 30 年で一括交換搬出②炉内燃料交換
同上③炉内/外燃料移送
輸送キャスクに収納
免震
三次元免震
プラント寿命40 年以上原子炉建屋
免震建屋、原子炉建屋容積：約 8700m3

1718

表 7.5.1-11
No.
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
21
22
23
24
25
26
27
28
29
30
31
32
33
34
35
36
37

鉛ビスマス冷却小型炉

項
目
原子炉型式
電気出力（発電端）
熱出力
ループ数
1 次冷却材温度
2 次冷却材温度
1 次系流量2 次系流量
主蒸気温度／圧力
給水温度／流量
タービン発電機プラント効率
プラント稼働率
炉心・燃料反応度制御方式
燃焼度
増殖比
原子炉停止系
炉心安全性

プラント概念の主要仕様（フェーズⅡ-1）

基本仕様
タンク型（1 次系鉛ビスマス；2 次系削除）
50MWe
132MWt
水蒸気系１ループ
505／335℃−
1.92×104t/h−
403.5℃／6.5MPa
220℃／2.12×105kg/h
蒸気タービン
約 38%
95%以上（目標）
Pu・U 混合窒化物燃料
制御棒方式
約 8.48 万 MWd/t
0.94
主および後備炉停止棒①受動的炉停止方策：SASS なしで高温静定②CDA 防止強化
策：高熱伝導度の窒化物燃料＋低出力密度＋自然循環力強化

炉心支持方式
炉壁保護構造炉心上部機構
1 次系配管方式
中間熱交換器1 次主循環ポンプ
蒸気発生器
2 次主循環ポンプ
崩壊熱除去方式
漏えい対策
原子炉格納施設

側部支持なし
一体型コラム方式
無（タンク型）−なし（100％自然循環）
一体貫流環状ヘリカルコイル型×１基（12Cr 鋼）−
PRACS 1 系統＋RVACS 1 系統
GV、原子炉容器貫通部無し
GV 兼用格納容器＋鋼製格納容器（非常用ガス処理系）
プラント運転サイクル
30 年、1 バッチ方式①燃料減衰待貯蔵
炉心寿命 30 年で一括交換搬出②炉内燃料交換
同上③炉内/外燃料移送
輸送キャスクに収納
免震
三次元免震
プラント寿命60 年以上原子炉建屋
三次元免震建屋、原子炉建屋容積：約 9800m3

1719

表 7.5.1-12

鉛ビスマス冷却小型炉

炉容器径比較

項目

単位

自然循環

強制循環

備考

炉心等価直径m

2.000

1.136 *1

B4C 遮へい

m

0.220

0.210

鉛ビスマス遮へい

m

0.210

0.120

炉心槽内径

m

2.860

1.796

炉心槽肉厚

m

0.030

0.030

炉心槽外径

m

2.920

1.856

蒸気発生器配置スペース

m

0.465

-

ポンプ配置スペース

m

-

炉容器内径

m

3.850

4.536

炉容器高さ

m

18.50015.700 *3

炉容器重量比-11.340 *2

1.00

*1：強制循環小型炉心外接円径=強制循環中型炉炉心外接円径 4.4m×(132MWt/1875MWt)2*2：ポンプ配置スペース=スタンドパイプ径+0.4m*3：炉心から蒸気発生器の伝熱中心差、自然循環 8.1m（H13 設計）、強制循環 5.3m（中型炉と同等）

1720

表 7.5.1-13
No.
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
21
22
23
24
25
26
27
28
29
30
31
32
33
34
35
36
37

鉛ビスマス冷却小型炉

項
目
原子炉型式
電気出力（発電端）
熱出力
ループ数
1 次冷却材温度
2 次冷却材温度
1 次系流量2 次系流量
主蒸気温度／圧力
給水温度／流量
タービン発電機プラント効率
プラント稼働率
炉心・燃料反応度制御方式
燃焼度
増殖比
原子炉停止系
炉心安全性

プラント概念の主要仕様（代表プラント概念）

基本仕様
タンク型（1 次系鉛ビスマス；2 次系削除）
50MWe
132MWt
水蒸気系１ループ
503／335℃−
1.92×104t/h−
403.5℃／6.5MPa
220℃／2.12×105kg/h
蒸気タービン
約 38%
95%以上（目標）
Pu・U 混合窒化物燃料
制御棒方式
約 7.8 万 MWd/t
1.03
主および後備炉停止棒①受動的炉停止方策：SASS なしで高温静定②CDA 防止強化
策：高熱伝導度の窒化物燃料＋低出力密度＋自然循環力強化

炉心支持方式
炉壁保護構造炉心上部機構
1 次系配管方式
中間熱交換器1 次主循環ポンプ
蒸気発生器
2 次主循環ポンプ
崩壊熱除去方式
漏えい対策
原子炉格納施設

側部支持なし
一体型コラム方式
無（タンク型）−なし（100％自然循環）
一体貫流環状ヘリカルコイル型×１基（12Cr 鋼）−
PRACS 1 系統＋RVACS 1 系統
GV、原子炉容器貫通部無し
GV 兼用格納容器＋鋼製格納容器（非常用ガス処理系）
プラント運転サイクル
30 年、1 バッチ方式①燃料減衰待貯蔵
炉心寿命 30 年で一括交換搬出②炉内燃料交換
同上③炉内/外燃料移送
輸送キャスクに収納
免震
三次元免震
プラント寿命60 年以上原子炉建屋
三次元免震建屋、原子炉建屋容積：約 9800m3

1721

表7.5.1-14

鉛ビスマス冷却小型炉

分類
基本仕様

項目
熱出力
被覆管制限温度原子炉出口温度原子炉入口温度
主蒸気温度
給水温度
高温側温度差低温側温度差対数平均温度差
蒸気発生器伝熱面積
伝熱面積比
炉心〜蒸気発生器伝熱中心差
蒸気発生器伝熱部高さ
炉心上部機構高さ
原子炉容器高さ
炉心槽径
蒸気発生器配置幅
原子炉容器径蒸気発生器配置断面
伝熱管外径
肉厚
伝熱管本数
炉容器
炉内構造
炉上部
ガードベッセル
蒸気発生器
NSSS

原子炉容器
軸方向寸法
原子炉容器
径方向寸法
蒸気発生器
伝熱管仕様
NSSS物量

腐食条件変更によるプラント物量影響評価
単位
MW
℃
℃
℃
℃
℃
℃
℃
℃
m2
%
m
m
m
m
m
m
m
m2
mm
mm
ton
ton
ton
ton
ton
ton

1722

H15概念 ΔT一定 代表炉心
132
←
←
650
570
←
505
425
425
335
255
285
403.5
←
←
220
←
←
101.5
21.5
21.5
115.0
35.0
65.0
108.1
27.7
39.3
310
1210
852
100
390
275
8.10
8.10
9.80
3.62
14.13
9.24
11.34
18.12
14.15
18.00
24.78
20.81
2.87
2.87
3.13
0.50
0.50
0.50
3.87
3.87
4.13
5.29
5.29
5.70
25.4
←
←
1.6
←
←
100
←
←
96
132
111
60
96
89
53
53
60
49
67
57
33
127
90
291
476
407

1723

４S

（電力中央研究所検討）

反射体

反射体移動にて長寿命化

2 領域炉心

内側

外側

燃焼初期

(構造物減少)

経済性向上

経済性向上

制御棒内包型集合体 (制御棒体数削減)

フェーズⅡ-1(燃料体積比向上)●制御棒を内包●燃料集合体に分離

2 領域炉心図 7.5.1-1 鉛ビスマス冷却小型炉 炉心検討の経緯

一体型炉心

フェーズⅠ

(燃料体積比向上)●炉心燃料一体化

外側

燃焼末期

サイクル長さ 30 年

径方向出力分布の燃料変化にて長寿命化

＋

＋

＋

＋

＋

＋

＋

＋

＋

Ｃ

＋

＋

＋

＋

＋

＋

＋

＋

＋

＋

Ｆ

Ｂ

Ｃ

Ｆ

＋

＋

＋

＋

＋

＋

＋

＋

＋

＋

＋

＋

Ｃ

Ｆ

Ｂ

＋

＋

＋

＋

＋

＋

＋

＋

＋

＋
＋

＋

＋

＋

Ｃ

Ｂ

Ｃ

Ｃ

＋

＋

＋

＋

＋

＋

＋

＋

＋

＋

＋

＋

2 領域炉心

＋

＋

＋

＋

＋

＋

＋

＋

＋

＋

Ｆ

＋

＋

＋

＋

＋

＋

＋

＋

＋

＋

＋

＋

＋

＋

＋

燃料・制御棒集合体

フェーズⅡ-2、3(制御棒体数削減)●燃料･制御棒集合体分離

＋

＋

＋

＋

＋

＋

＋

＋

サイクル長さ 30･20 年

図 7.5.1-2 鉛ビスマス冷却小型炉（フェーズⅠ）

一体型炉心の炉心構成と燃料要素軸方向概念図

1724

約
199 cm
約190cm

Ｃ
Ｆ
Ｂ
Ｆ

Ｂ
Ｃ

Ｆ
Ｃ

Ｃ

Ｃ

Ｂ
Ｃ
Ｆ

Ｆ

Ｂ

Ｃ

Ｃ

Ｃ

Ｆ

Ｆ

Ｂ

Ｆ

Ｆ

Ｃ

Ｃ

Ｃ

Ｂ

Ｆ

Ｂ

B4C遮へい体

Ｆ

Ｃ
Ｂ

Ｆ

Ｆ
Ｂ

Ｆ
Ｃ

Pb-Bi遮へい体
内側炉心燃料集合体

19 体

外側炉心燃料集合体

18 体

計

37 体

ＣＣ

制御棒(疎調整棒）
制御棒(粗調整棒）

：：

14体
14体

ＦＦ

制御棒(微調整棒）
制御棒(微調整棒）

：：

14体
14体

ＢＢ

制御棒（後備炉停止系）
制御棒（後備炉停止系）

：：

9体
9体

図 7.5.1-3 鉛ビスマス冷却小型炉1725

炉心配置図(フェーズⅡ-1）

図 7.5.1-4 鉛ビスマス冷却小型炉

ダクトレス燃料集合体概念図（フェーズⅡ-1）

1726

4
9.5

端栓

51.5

B4Cプレナム領域

上部軸方向遮へい体

130

スプリング領域

3

炉心燃料

351.5

37 3

支持プラグ

支持プラグ

下部軸方向遮へい体
端栓

4

18.5

91

ガスプレナム領域（単位：㎝）

図 7.5.1-5 鉛ビスマス冷却小型炉

燃料集合体軸方向概念図(フェーズⅡ-1）

1727

ピッチ 146.0
HEX 144.0

3-φ15
タイロッド
18.4

（0.76）

58-φ15(61-3=58)（単位：mm）

燃料集合体ピッチ： 146.0
燃料ピン
：
58
タイロッド
：
3
図 7.5.1-6

鉛ビスマス小型冷却炉mm
本本

30 年炉心（平成 15 年度までの代表炉心）のダクトレス燃料集合体概念図（フェーズⅡ-2）
1728

約 295cm

＋
＋
＋
＋
＋
＋

＋
＋
＋
＋
＋
＋

＋
＋

＋
＋

＋
＋
＋

＋
＋
Ｆ

＋
＋

＋
＋

＋
＋

＋
＋

＋
＋

Ｃ

＋
＋
＋

Ｃ

＋
＋

＋

＋

＋

＋

＋

Ｂ

＋

Ｃ
＋
＋
＋

Ｆ
＋
＋

＋
＋

＋
＋

＋
＋

＋

Ｆ

Ｂ

＋

＋
＋

Ｆ

＋

＋
＋

＋
＋

Ｃ
＋
＋

＋
＋
＋

内側炉心： 84 体

図 7.5.1-7

＋

Ｃ

Ｃ

＋

＋

＋

Ｂ

＋

＋

＋

＋
＋

＋
＋

＋
＋
＋
＋
＋
＋

＋
＋
＋

＋
＋

＋

Pb-Bi 遮へい体

： 84 体B4C 遮へい体：126 体＋外側炉心： 90 体

●

Ｃ

粗調整棒：

6体

集合体配列ピッチ : 146.0mm

Ｆ

微調整棒：

4体

Ｂ

後備棒 ：

3体

鉛ビスマス冷却小型炉 30 年炉心（平成 15 年度までの代表炉心）の炉心配置図（フェーズⅡ-2）

1729

4
9.5

端栓

51.5

B4Cプレナム領域

上部軸方向遮へい体

124

スプリング領域

3

炉心燃料

294.5

37 3

支持プラグ

40

支持プラグ

下部軸方向遮へい体
端栓

4

18.5

ガスプレナム領域（単位：㎝）

図 7.5.1-8

鉛ビスマス冷却小型炉 30 年炉心（平成 15 年度までの代表炉心）の燃料集合体軸方向概念図(フェーズⅡ-2）

1730

連結器

W

ディフュ−ザ

B4 C

吸収体部

124cm

ダッシュラム図 7.5.1-9

鉛ビスマス冷却小型炉 30 年炉心（平成 15 年度までの代表炉心）の制御棒集合体の縦断面概念図（フェーズⅡ-2）

1731

144.0
140.0
135.1
131.2
43.7
43.4

被覆管

外側シュラウド管内側シュラウド管

保護管
下部案内管

Φ34.4
吸収材ペレット

被覆管
外側シュラウド管内側シュラウド管：43.4×41.5：38.4×36.5：36.4×34.5

単位：㎜
組成
構造材
吸収材ペレット
冷却材

体積比
0.222
0.352
0.426

制御棒引抜時（構造材体積比：0.047）

図 7.5.1-10 鉛ビスマス冷却小型炉 30 年炉心（平成 15 年度までの代表炉心）の制御棒集合体の横断面概念図（フェーズⅡ-2）

1732

約 268cm

＋
＋
＋
＋
＋
＋
＋

＋
＋
＋
＋
＋
＋
＋

＋
＋

＋
＋

＋
＋

＋
＋

＋
＋

＋
＋

＋

＋
＋

＋
＋

＋
＋
＋

Ｂ

Ｂ

＋

Ｂ

＋

＋

＋
Ｃ

Ｆ
＋
＋

＋
＋

＋
＋

＋
＋

＋

＋

Ｃ

＋

＋

Ｆ

Ｆ

＋

＋

＋

Ｃ

Ｃ

＋

＋

＋

＋

Ｃ

Ｃ

＋

＋

＋

Ｆ

＋

＋

＋

＋

＋
＋

＋
＋

＋
＋

＋
＋

内側炉心： 96 体

＋
＋

＋
＋

＋
＋
＋
＋
＋
＋
＋

＋
＋
＋
＋
＋

＋

＋

Pb-Bi 遮へい体： 72 体＋

外側炉心： 90 体

●

Ｃ

粗調整棒：

6体

集合体配列ピッチ : 132.4mm

Ｆ

微調整棒：

4体

Ｂ

後備棒 ：

3体

図 7.5.1-11 鉛ビスマス冷却小型炉

B4C 遮へい体：126 体20 年炉心の炉心配置図（フェーズⅡ-2）

1733

1734

原子炉出入口温度 [℃]

120

130

140

原子炉入口温度 : 285℃

150160
原子炉出入口温度差 [℃]

被覆管外表面最高温度 : 570℃

170

原子炉出口温度原子炉入口温度系

図 7.5.1-12 鉛ビスマス冷却小型炉の原子炉出入口温度差と出入口温度の関係

200

300

400

500

600

180

約 275cm

＋

＋
＋
＋
＋
＋

＋
＋
＋
＋
＋
＋

＋
＋

＋
＋

＋

＋

＋

＋
＋

Ｆ

＋
＋

＋
＋

＋
＋

＋
＋

＋
＋

Ｃ

＋
＋
＋

＋
＋
＋

Ｃ

Ｆ

Ｂ

＋
＋
＋
＋

＋

Ｂ

＋

Ｃ
＋
＋
＋

Ｆ
＋
＋

＋
＋

＋
＋

＋
＋

＋
＋

Ｆ

＋

＋
＋

Ｃ

Ｃ

＋

＋

＋

Ｂ

＋

＋

＋

＋
＋

＋
＋

Ｃ
＋
＋

内側炉心： 84 体

＋
＋
＋

＋
＋

＋
＋

＋
＋
＋
＋
＋
＋

＋
＋
＋

＋
＋

＋

Pb-Bi 遮へい体

： 84 体B4C 遮へい体： 60 体＋外側炉心： 90 体

●

Ｃ

粗調整棒：

6体

集合体配列ピッチ : 149.0mm

Ｆ

微調整棒：

4体

Ｂ

後備棒 ：

3体

図 7.5.1-13 鉛ビスマス冷却小型炉1735

代表炉心の炉心配置図

ハンドリングヘッド

220

上部鉛ビスマス遮へい体

1220

4160

端栓

40

スプリング

370

炉心燃料
1150
燃料ピンバンドル部

2215

30

エントランスノズル

ガスプレナム400

下部B4C遮へい体

185

端栓

40

505

(単位 : mm)
集合体全長 : 4160 mm
燃料要素長 : 2215 mm

図 7.5.1-14

鉛ビスマス冷却小型炉1736

代表炉心の燃料集合体軸方向概念図

1737

1.0E+170.0

1.0E+18

1.0E+19

1.0E+20

1.0E+211.0E+22

1.0E+23

20.0

60.0

図 7.5.1-15

40.0

PbBi 遮へい体

5.1×10 21 (ノミナル値)(評価値：1.2×10 22 )100.0 120.0 140.0 160.0 180.0 200.0 220.0 240.0

B4C 遮へい体

栓

スプリング

端

上部遮へい体（Pb-Bi)

ﾊﾝﾄﾞﾘﾝｸﾞﾍｯﾄﾞ

ﾎｰﾙﾄﾞﾀﾞｳﾝﾌﾟﾚｰﾄ

60.0

10.0

18.5
4.0
10.5
5.0
25.0

支持プラグ

下部B4C遮蔽体

ガスプレナム支持プラグ

Pb-Bi冷却材

炉心支持板

下部B4C遮蔽体
端 栓
E/N
炉心支持板
E/N

ガスプレナム

栓
スプリング

端上部遮へい体（Pb-Bi)

ﾊﾝﾄﾞﾘﾝｸﾞﾍｯﾄﾞ

32.4

60

Pb-Bi冷却材

13.5 14.4 5

21.8（2 次元 RZ モデル図）

下部B4C遮蔽体

支持プラグ

ガスプレナム

3.0

栓

スプリング

端

上部遮へい体（Pb-Bi)Pb-Bi冷却材
ﾊﾝﾄﾞﾘﾝｸﾞﾍｯﾄﾞ

炉心上部機構(UIS)

40.0

115.0

37.0

4.0

122.0

5.0
5.0
22.0

60.0

（㎝）

107.0

鉛ビスマス冷却小型炉 代表炉心の累積高速中性子照射量の径方向分布

中心からの径方向距離（㎝）80.0

炉心上部機構下部位置

1.9×10 19 (ノミナル値)(評価値：1.9×10 20 )

炉心支持板上部位置

2.4×10 21 (ノミナル値)(評価値：1.8×10 22 )

照射量制限制限目安(3.6×10 22 n/㎝ 2 )炉心層内側境界位置(径方向：156.7㎝)

内側炉心

ﾌｫﾛﾜ
制御棒
ﾌｫﾛﾜ

ﾌｫﾛﾜ
制御棒
ﾌｫﾛﾜ

74.6

内側炉心

ﾌｫﾛﾜ
制御棒
ﾌｫﾛﾜ

高速中性子照射量（n/㎝ 2) [≧0.1Mev]

1.0E+24

外側炉心

156.7
142.3

径方向Pb-Bi遮へい体

Pb-Bi冷却材

炉心中央面位置

径方向B4C遮へい体

1.0E+25

炉心層

1738

容器および蒸気発生器の寸

原子炉容器径の削減

腐食条件変更の影響評価
更なる経済性改善の検討

経済性改善の検討

長寿命炉心の基礎検討

平成 15 年度までの鉛ビスマス冷却小型炉プラント概念の検討経緯（平成 16〜17 年度）（平成 14〜15 年度）（平成 13 年度）（平成 12 年度）

図 7.5.1-16

フェーズⅡ-3
フェーズⅡ-2

法の影響評価心を採用した場合の原子炉・ 炉心寿命の最適化による・ 経済性評価方法の見直し

腐食条件を変更した代表炉・ 制御棒本数の削減

フェーズⅡ-1

集合体燃料交換方式

BOP 概略検討

フェーズⅠ

一括燃料交換方式

蒸気発生器配置

原子炉容器内に

図 7.5.1-17

鉛ビスマス冷却小型炉

原子炉構造概念立面図（フェーズⅠ）1739

図 7.5.1-18

鉛ビスマス冷却小型炉

原子炉構造概念平面図（フェーズⅠ）

1740

図 7.5.1-19

鉛ビスマス冷却小型炉1741

系統概念図（フェーズⅠ）図 7.5.1-20

鉛ビスマス冷却小型炉

原子炉構造概念立面図（フェーズⅡ-1）

1742

1743

図 7.5.1-21

鉛ビスマス冷却小型炉

原子炉構造平面図（フェーズⅡ-1）

図 7.5.1-22

鉛ビスマス冷却小型炉

炉心構成要素平面配置（フェーズⅡ-1）

1744

図 7.5.1-23

鉛ビスマス冷却小型炉

1745

系統概念図（フェーズⅡ-1）

炉
心
中
心

炉

PbBi
遮へい 150＋
炉心槽
50＋
引抜構造 75心

炉心外接円 φ1950

SG 600B4C 遮へい 350

流路 250

案内管外形 φ2500
原子炉容器内径 φ3700(a)フェーズⅠの場合

炉
心
中
心

B4C 遮へい 210
炉＋
PbBi 遮へい 120
＋
炉心槽
30

心

SG 465

燃料交換機作動範囲
炉心外接円 φ2200
炉心槽外径（＝円筒外径）φ2920
原炉容器内径

φ3850(b)フェーズⅡ-1 の場合（単位；mm）〔例〕；クリティカル寸法；ミニマム寸法

図 7.5.1-24

フェーズⅠとフェーズⅡ-1 の原子炉容器径の支配因子比較図

1746

自然循環

図 7.5.1-25

強制循環

鉛ビスマス冷却小型炉

1747

炉容器径寸法比較

図 7.5.1-26

鉛ビスマス冷却小型炉

原子炉構造概念立面図（フェーズⅡ-2）

1748

1749

図 7.5.1-27

鉛ビスマス冷却小型炉 原子炉構造概念平面図（フェーズⅡ-2）

1750

図 7.5.1-28

鉛ビスマス冷却小型炉

PRACS 系統概念図

図 7.5.1-29

鉛ビスマス冷却小型炉

1751

機器高低関係図

図 7.5.1-30

鉛ビスマス冷却小型炉

崩壊熱除去系炉内熱交換器

1752

構造概念図

1753

図 7.5.1-31

鉛ビスマス冷却小型炉

純化系系統概念図

図 7.5.1-32

鉛ビスマス冷却小型炉

酸素濃度管理装置

1754

構造概念図

図 7.5.1-33

鉛ビスマス冷却小型炉

腐食生成物精製装置

1755

構造概念図

1756

図 7.5.1-34
鉛ビスマス冷却小型炉

格納容器バウンダリ概念図

図 7.5.1-35

燃料交換時の原子炉容器内機器配置図

1757

1758

図 7.5.1-36

燃料交換手順図(手順１/前準備作業)

1759

図 7.5.1-37

燃料交換手順図(手順２/燃料交換作業)

1760

図 7.5.1-38

鉛ビスマス冷却小型炉

全体配置概念図（平面、フェーズⅡ-2）

図 7.5.1-39

鉛ビスマス冷却小型炉

1761

全体配置概念図（立面 A-A、フェーズⅡ-2）

図 7.5.1-40

鉛ビスマス冷却小型炉

全体配置概念図（立面 B-B、フェーズⅡ-2）

1762

7.5.2 技術的成立性の評価
7.5.2.1 炉心性能の評価
代表炉心として、経済性向上と受動的安全性の観点から 50MWe 級の制御棒制御型・自然循環
炉心（ナトリウム冷却小型炉と同様に燃料と制御棒を分離）を選定し、その核熱設計、遮へい設計を実施して技術的成立性を示した。本設計では、最近の鉛ビスマス中の材料腐食試験の知見を反映して、これまでの制限目安の被覆管最高温度 650℃を 570℃にまで下げると共に、新しく提案された腐食評価式も採用した。最高温度条件の変更により原子炉の出入口温度は変更（出口/入口温度：505℃/335℃→425℃/285℃）されるものの、炉心性能は腐食条件変更前の炉心と同程度の性能が得られた。
代表炉心の炉心配置図および主要目を図 7.5.2-1、表 7.5.2-1 に示す。本炉心概念では熱出力
132MWt、30 年間燃料無交換運転、取出平均燃焼度は 83GWd/t、燃焼反応度 0.50％Δk/kk’であり、設定した検討条件を満足している。また、ブランケット燃料を装荷しないで増殖比 1.02 を達成し、炉心等価直径も約 2.1m と小径化炉心である。
今後、実用化に向けて炉心が成立する上での技術的課題としては構造材腐食特性の把握、窒化物燃料特性把握、熱流動特性の把握、自重落下型制御棒の開発などが挙げられる。
7.5.2.2 構造健全性の評価
自然循環型の鉛ビスマス冷却中型炉の炉容器液面近傍の耐熱性評価では、起動時発生応力はナトリウム冷却炉と比較して 1/5～1/3、熱成層通過時の発生応力は 1/2 である。鉛ビスマス冷却小型炉では定量的な評価を実施していないが、原子炉容器および炉内機器は低熱膨張率の 12Cr 系鋼を使用しているため、自然循環型の鉛ビスマス冷却中型炉と比較して、大きな差異はないと考えられる。
自然循環型の鉛ビスマス冷却炉では、自然循環力を確保するため炉上部構造が長尺となっており、地震時に炉上部構造と炉心の相対変位が発生することによる制御棒挿入性が懸念される。ただし、鉛ビスマス中型炉の耐震性評価では、炉上部構造と炉心槽を結合することにより制御棒挿入性を確保可能な見通しである。鉛ビスマス冷却小型炉では定量的な評価は実施していないが、同等の設計対応を行うことにより制御棒挿入性を確保可能と考えられる。
7.5.2.3 安全評価
鉛ビスマス冷却小型炉は、ATWS 時の炉心の炉心損傷回避のため、後備炉停止系に SASS を設置している。更に、SASS による短時間の炉停止に失敗した場合でも、炉心の受動安全特性により高温整定することを目指した設計を行っている。
腐食条件を変更した最終的な代表概念に対しては ATWS 過渡解析は実施していないため、平成
15 年度までの代表概念に対して UTOP および ULOHS の過渡解析を行った結果について以下にまとめる。期待する反応度としてはドップラー反応度、冷却材温度反応度、燃料軸方向膨張反応
度、制御棒軸伸び反応度を考慮している。炉心径方向膨張反応度および支持板膨張反応度については、温度上昇時に負の反応度が投入されることを立証することが困難であると考え保守的に無視した。反応度不確かさについては、考慮していない。炉心損傷回避の判断条件としては、以下を想定している。
①

冷却材温度：1700℃以下

1763

②

被覆管 CDF：Sr ベース 0.5 以下③

冷却材バウンダリ温度：650℃以下（短時間は 750℃を許容）④

アクシデントマネージメント時間：3600 秒

UTOP および ULOHS に係る ATWS 解析結果を表 7.5.2.2 に示す。
このうち、UTOP では、制御棒誤引抜き反応度は炉心燃焼中最大となる 78￠、反応度印加率0.02￠/sec、制御棒軸伸び反応度は制御棒の挿入深度を考慮して 20.5￠/cm とした。燃料被覆管の CDF が 0.5 を超える時間は 3900 秒、冷却材バウンダリ温度が 750℃を超える時間が 3600 秒となり、アクシデントマネージメント行うのに十分な時間があると考えられる。
また、ULOHS では、起因事象は蒸気発生器断熱、崩壊熱除去系の起動は無いものとした。制御棒軸伸び反応度は全制御棒が炉心上端にパークされていると仮定して 6.5￠/cm とした。解析結
果は、6000 秒の時点で被覆管温度 701℃、冷却材バウンダリ温度 699℃となっており、アクシデ
ントマネージメントを行うのに十分な時間があると考えられる。
7.5.2.4 枢要技術の成立性見通し(1) 炉心燃料設計
燃料（材料を含む）、制御棒に分けて、枢要技術の成立性見通しをとりまとめた。
(i)

高耐食性材料（防食技術など）の開発
現状では、鉛ビスマス冷却材環境下における被覆管腐食が大きく、被覆管腐食量を制限するために被覆管外面最高温度を 570℃以下で炉心燃料を設計している。その結果、鉛ビスマ
スの高沸点等の利点を活用した高温設計（高炉心出口温度設計）ができていない。
炉心の高温化を図るためには、鉛ビスマス冷却材環境下における高耐食性材料および防食技術の開発が必要である。
また、被覆管材に関する鉛ビスマス冷却材中の腐食試験の知見は蓄積されつつあるものの、まだ不十分であり被覆管材の鉛ビスマスによる腐食メカニズム（腐食速度等）の把握が急務である。

(ii) 窒化物燃料の開発
窒化物燃料は、環境負荷低減の観点から 14C 発生回避と炉心性能向上のため必要な 15N 濃縮の経済性が見通せないこと、CDA 時の FCI 発生や熱解離窒素による圧力上昇の可能性がある
こと、照射実績が希少であること等、MOX、金属燃料と比べて開発課題が最も多い難点がある。窒化物燃料は基幹電源のヘリウムガス冷却炉や鉛ビスマス冷却炉でも採用の予定であり、今後、燃料の物性や安全に関わる基礎データや照射データの取得と共に、経済性に優れた 15N
濃縮技術の開発が必要である。
(iii) 自重落下型制御棒の開発
本検討では、制御棒上部にタングステンを設置することにより、制御棒が鉛ビスマス冷却材中でも自重にて落下する可能性を示したが、流動する鉛ビスマス中における落下およびス
クラム時間に関して検討を進める必要がある。また、制御棒仕様の設定にあたっては、タン
グステンの照射データの取得なども必要である。
(2) プラント設計
枢要技術の成立性について、鉛ビスマス冷却中型炉では、以下のように材料腐食、鉛の毒性

1764への対応、ポロニウム対策の検討が行われている。鉛ビスマス冷却小型炉もこれと同様な評価が得られると予想される。
(i)

材料腐食
材料腐食に関しては、550℃以下の温度では鉛ビスマス中の酸素濃度を 10-6wt%に管理することにより、酸化皮膜が形成され腐食が抑制されることが、実験的に示された。ただし、600℃
以上の温度については、酸素濃度 10-6wt%では、酸化皮膜が観察されず、今後の実験結果によって腐食が生じない条件を確認する必要がある。

(ii) 鉛の毒性への対応
鉛を扱う作業者については「鉛中毒予防規則」（労働安全衛生法）が制定されており、鉛精錬所等では防護対策が設けられている。ただし、原子炉冷却材の場合は放射性物質に対する防護があり、この防護を行えば「鉛中毒予防規則」で想定される以上の作業環境は維持されると考えられる。また、環境に対する影響について、本プラントを国内に導入したとしても、国内の鉛使用量が従来と比較して飛躍的に増大することは無いことが調査により示された。
(iii) ポロニウム対策
鉛ビスマス冷却炉では、冷却材が放射化し、ポロニウムを発生するためこれによる被ばくを防護する対策が必要である。鉛ビスマス冷却中型炉では、冷却材中からカバーガスを通して格納容器に移行するポロニウム濃度を評価した。ガス系からの漏洩率 0.1％/day とした場
合、格納容器内空気中濃度は 0.73 Bq/m3 となり、浄化等を期待しないで従業員に対する規制値を満足する見通しが得られている。
7.5.2.5 実用化に必要な開発資源・開発期間・開発リスクの評価(1) 炉心燃料設計
鉛ビスマス冷却窒化物燃料炉心の実用化に必要な開発資源・開発期間・開発リスクは中型炉心と同等である。なお、小型炉においては、ダクトレス集合体を採用しているので、自然循環方式におけるダクトレス集合体での熱流動特性の把握が必要となる。
実用化のための主な技術課題は以下のとおりであり、鉛ビスマス冷却中型炉心と平行して開発を進める。
①

高耐食性材料の開発②

窒化物燃料の開発（15N 濃縮技術の開発も含む）③

自重落下型制御棒の開発(2) プラント設計
プラント設計に関して実用化に必要な開発資源・開発期限・開発リスクの評価は自然循環型
鉛ビスマス冷却中型炉と同等である。鉛ビスマスについての経験が少ないため、要素試験で基本データを取り、それに基づいて各機器、システム開発を進める。また、腐食性を有することから、材料開発に重点が置かれた開発が必要である。

1765

表 7.5.2-1 鉛ビスマス冷却小型炉

代表炉心の主要目

項目

基
本
仕
様
・
炉
心
構
成

仕様

原子炉熱出力132 MWt

電気出力50 MWe

炉心型式

高富化度差 2 領域均質炉心

運転サイクル長さ

30 年 (10950 日)

燃料交換バッチ数 (炉心/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)

1/－バッチ

炉心高さ

115 cm

軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ厚さ (上部/下部)

0/0 cm

炉心等価直径214 cm

遮へい体外接円径

約 313cm

炉心燃料集合体数 (内側/中間/外側/合計)

84 /－ /90 /174 体

径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ体数なし

制御棒本数 (主炉停止系/後備炉停止系)
径方向遮へい体数 (Pb-Bi 遮へい体)(B4C 遮へい体)
燃料形態

炉
心
燃
料
仕
様

TRU･U 混合窒化物

炉心材料 (被覆管/ラッパ管)

ODS 鋼/ －燃料ピン外径15.18 mm

被覆管肉厚
燃料スミア密度(炉心/軸方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ/径方向ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ)
スペーサ形式1.08 mm
84 /－/－ %TD
グリッド支持燃料ピン配列ピッチ/燃料ピン外径 (P/D)

1.24
燃料ピン
58 本
タイロッド 3 本

集合体当たり燃料ピン本数
ラッパ管外対面間距離－

ラッパ管肉厚－集合体配列ピッチ149.0 mm

Pu 富化度 (内側／外側)*110.8／18.6 wt.%

炉心部取出平均燃焼度
全炉心取出平均燃焼度
炉
心
主
要
特
性

10 / 3 体
84 体 (1 層)
60 体 (1 層)

83 GWd/t*2

83 GWd/t

燃焼反応度0.50 %Δk/kk’

最大線出力

210 W/cm

炉心平均出力密度31.9 W/cm3

最大高速中性子束*30.45×1015 n/cm2 s

最大高速中性子照射量*34.3×1023 n/cm2

増殖比（サイクル中期）

1.02

ドップラ係数[Tdk/dT]*4-4.1×10-3(平衡末期)

炉心部ボイド反応度*4 (平衡末期)

6.0 $*5*1：Pu/HM、*2：ﾌﾞﾗﾝｹｯﾄ燃料を含む全体の平均燃焼度、*3：E > 0.1 MeV、
*4：集合体内非均質効果考慮、*5：実効遅発中性子割合β=0.00341

1766

表 7.5.2-2

鉛ビスマス冷却小型炉のATWS安全解析

UTOP安全解析
項目
外乱反応度印加率
外乱反応度印加量
出力歪み
制御棒軸伸び反応度
炉心支持板膨張反応度
制御棒軸伸び遅れ時定数
出力ピーク
燃料最高温度
被覆管最高温度
冷却材最高温度
ホットレグ最高温度
コールドレグ最高温度
6000秒におけるCDF
CDF0.5を超える時間
ホットレグ温度が750℃を超える時間

単位
￠/sec
￠
￠/cm
%
sec
%
℃
℃
℃
℃
℃
sec
sec

値
0.02
78
1.08
20.5
0
130
147
1127
850
832
773
541
3900
3600

ULOHS安全解析
項目
SG断熱開始時間
PRACS起動
制御棒軸伸び反応度
炉心支持板膨張反応度
制御棒軸伸び遅れ時定数
出力ピーク
燃料最高温度
被覆管最高温度
冷却材最高温度
ホットレグ最高温度
コールドレグ最高温度
6000秒におけるCDF
CDF0.5を超える時間
ホットレグ温度が750℃を超える時間

単位
￠/sec
￠
￠/cm
%
sec
%
℃
℃
℃
℃
℃
sec
sec

1767

値
100
なし
6.5
0
130
100
787
701
701
699
686
0.002
-

約 275cm

＋

＋
＋
＋
＋
＋

＋
＋
＋
＋
＋
＋

＋
＋

＋
＋

＋

＋

＋

＋
＋

Ｆ

＋
＋

＋
＋

＋
＋

＋
＋

＋
＋

Ｃ

＋
＋
＋

＋
＋
＋

Ｃ

Ｆ

Ｂ

＋
＋
＋
＋

＋

Ｂ

＋

Ｃ
＋
＋
＋

Ｆ
＋
＋

＋
＋

＋
＋

＋
＋

＋
＋

Ｆ

＋

＋
＋

Ｃ

Ｃ

＋

＋

＋

Ｂ

＋

＋

＋

＋
＋

＋
＋

Ｃ
＋
＋

内側炉心： 84 体

＋
＋
＋

＋
＋

＋
＋

＋
＋
＋
＋
＋
＋

＋
＋
＋

＋
＋

＋

Pb-Bi 遮へい体

： 84 体B4C 遮へい体： 60 体＋外側炉心： 90 体

●

Ｃ

粗調整棒：

6体

集合体配列ピッチ : 149.0mm

Ｆ

微調整棒：

4体

Ｂ

後備棒 ：

3体

図 7.5.2-1 鉛ビスマス冷却小型炉

1768

代表炉心の炉心配置図

7.5.3 設計要求への適合性評価の整理
代表概念を対象として、安全性、経済性、環境負荷低減性、資源有効利用性、核拡散抵抗性、
運転・保守補修性の観点より、設計要求への適合性評価を整理した。ただし、代表概念に対して十分な検討が行われていないものについては、平成 15 年度までの代表概念を用いた評価結果を記載した。フェーズⅡの当初に設定された設計要求への対応方針と設計結果を表 7.5.3-1 に示す。
7.5.3.1 安全性(1) ATWS 対応
鉛ビスマス冷却小型炉は自然循環を採用しているため、流量喪失事象が生じない。また、後備炉停止系に SASS を設置して、ATWS 時に受動的に炉停止することにより炉心損傷回避の可能性を向上している。更に、平成 15 年度までの代表概念に対して過渡解析を実施した結果、SASS が短時間で作動しない場合でも、UTOP および ULOHS 時に、固有の安全特性および受動的安全性により 3600 秒は炉心損傷防止および冷却材バウンダリ維持が可能な見通し（反応度係数はノミナル）である。3600 秒の時間内に SASS の作動またはアクシデントマネージメ
ントで対応できる可能性は十分大きいと考えられ、ATWS 時の炉心損傷確率は十分低減可能と考えられる。
(2) 崩壊熱除去機能
自然循環方式の RVACS+PRACS×1 系統の崩壊熱除去系構成を選定した。空気流路およびダ
ンパを多重化することにより、1 系統機能喪失+単一故障を想定しても崩壊熱除去が可能である。
ただし、RVACS の採用については 7.2.3.1(1)項「設計方針・目標」に記載したように、ガード
ベッセルによる格納容器を構成することの妥当性を今後検討する必要がある。
(3) 蒸気発生器伝熱管破損対応
鉛ビスマス冷却炉では、蒸気発生器伝熱管破損時に鉛ビスマスと水蒸気の高温の化学反応は生じない。ただし、本概念では蒸気発生器が炉容器内に設置されているため、高温高圧の蒸気が炉容器内に放出されることになり、対策設備が必要である。
蒸気発生器伝熱管破損について、水リーク率が小さいケースでは、原子炉カバーガス中の湿分濃度およびカバーガス圧の上昇で検出した後、蒸気発生器出口および入口の弁を閉止し、原子炉を停止する。水リーク率が大きいケースでは、水蒸気放出ラインに設置したラプチャディ
スクにより対応可能な見通しである。また、蒸気発生器伝熱管破損時は水蒸気気泡が炉心部に侵入することにより、反応度印加があることが懸念されるが、鉛ビスマス冷却中型炉の検討結果（3.2.2.2(1)参照）から、自然循環炉においては冷却材流速が低いため、炉心に到達する気泡は少ないと考えられ、安全性の問題はないと考えられる。
7.5.3.2 経済性
鉛ビスマス冷却小型炉はフェーズⅡ当初においては需要地立地型ナトリウム冷却小型炉と同等の経済性を目標とした検討がなされた。ただし、平成 16 年度以降のナトリウム冷却小型炉の検討において、目的に応じた概念の整理が行われ、電気出力 50MWe、炉心寿命 30 年の遠隔地電源型ナトリウム冷却小型炉の検討が行われた。鉛ビスマス冷却小型炉は電気出力 50MWe、炉心寿1769

命 30 年であり遠隔地電源型に位置づけられると考えられる。鉛ビスマス冷却小型炉の代表概念の NSSS 物量は 407ton であり、遠隔地電源型ナトリウム冷却小型炉の NSSS 物量 309ton に対して大幅に大きく評価された。これは腐食条件の変更により炉心出口温度が低下したため、原子炉容器内蔵型の蒸気発生器型大型化し、蒸気発生器と原子炉容器の物量が増大したことが要因であると考えられる。現状の腐食条件下において、遠隔地電源としてナトリウム冷却小型炉と比較した場合、経済性の観点に関してはナトリウム冷却小型炉の方が有利であると考えられる。
7.5.3.3 資源有効利用性
高速炉の優れた中性子経済は、炉心の長寿命化に振り向けられているが、増殖比（内部転換比）
は 1 以上（代表炉心で 1.02）をほぼ確保している。また、内部転換性能が優れているため、TRU
燃料を含めた低除染燃料の受入対応が可能であり、TRU 燃焼も可能である。
7.5.3.4 環境負荷低減性
内部転換性能が優れているため、TRU 燃料を含む低除染燃料の受け入れ対応が可能である。また、長期運転のため長期間廃棄物が発生しない（長期炉内保管）という長所も有している。
7.5.3.5 核拡散抵抗性
長期間燃料交換不要のため、核拡散抵抗性が高いと判断できる。また、TRU 燃料を含めた低除染燃料の受入対応が可能であり、ブランケット燃料を設置していないため、純粋な Pu に対する対策が不要である。
7.5.3.6 運転・保守補修性
運転性について、本概念は自然循環炉であり、流量を独立に制御できないという特徴がある。
自然循環型鉛ビスマス冷却中型炉において、初回起動時及び通常起動停止のプラント操作性の検討が行われたが（3.1.3.2(3)参照）、運転性について大きな問題はない見通しが得られた。鉛ビス
マス冷却小型炉についても、大きな差異はないと考えられる。
保守補修性については、本概念は長寿命炉心を採用しているため、同様に長寿命炉心を採用しているナトリウム冷却小型炉の検討を参考に平成 15 年度までの代表概念に対して稼働率の評価を行った。2 年ごとに通常の定検（15 日）とタービン定検（25 日）を交互に行い、30 年に 1 回
燃料交換（100 日）を実施すると仮定すると、稼働率として 96.5%と評価される。

1770

表 7.5.3-1
項目
安全性

経済性

環境負荷低減

資源有効利用
核拡散抵抗性

運転・保守補修性

鉛ビスマス冷却小型炉の設計要求に対する達成度

設計要求への対応方針
設計結果
・低線出力密度、低冷却材密度係数、負の反応度 ・冷却材ボイド反応度は7.0$と大きいが、左記の固有の安全特フィードバック（ドップラー反応度、制御棒軸伸び反 性、受動的安全性の活用により、ATWS時に、SASSに期待しな
応度）、自然循環性能など、固有の安全特性およ くても高温整定可能な見通し（下記参照）
び受動的安全性を極力活用した事故の防止、影響 ・特に、自然循環方式の採用により、原理的にULOFを排除
緩和方策の採用
・多重・多様化を強化した能動的安全設備に加え ・能動的安全設備として、独立2系統の原子炉停止系を設置
安全要求て、受動的安全機能（SASS、RVACSなど）を導入 ・受動的安全機能に期待して、SASS（後備炉停止系）および（決定論的要求）
・コアキャッチャーの設置により、仮想的な炉心損 RVACSを採用
傷時の影響をプラント内で終息（データが少なく、コアキャッチャーの設置など具体的な検討は未実施）-6・基幹電源の設計対応を視野に入れて、系統の多重性を図る（確率論的安全要求）
・炉心損傷頻度の要求値 10 /炉年未満を達成などプラント設計の中で適切に対応（決定論的安全要求の補完）
安全設計の原則
・基本的に既往の基準、指針類、高速増殖実証炉 （具体的な検討は未実施）の設計研究における考え方を参考に、安全設計を実施
・独立2系統の原子炉停止系を設置（主炉停止系10本、後備炉
原子炉停止機能への要求 ・独立2系統の能動的炉停止系を設置
・緩慢な事象推移の特徴を利用することにより、1 停止系3本）
時間程度で炉心損傷に至らないシステムを目指し ・UTOPおよびULOHSについて、ドップラー反応度、制御棒軸伸て、SASSを使用しなくても運転員の介在により炉 び反応度の有効活用などにより、ATWS時に、SASSに期待しな心損傷を防止くても高温整定可能な見通し。特に、ULOHS時には、炉心出口
温度の初期値が低いことや、熱出力/熱容量の比が大きい特徴を活用（ナトリウム冷却小型炉のように、制御棒軸伸び反応度を活用するための具体的な設計対応は未実施）
崩壊熱除去機能への要求 ・全交流電源喪失に対応可能な完全自然循環の ・自然循環方式のPRACS＋RVACSの崩壊熱除去系を設置
崩壊熱除去系の採用
・炉心等価直径がφ2.1mと若干大きいが、最大線出力
・特に、自然循環性能に関連して、低線出力および 198W/cm、圧力損失0.125kg/cm2以下の炉心を構築
低圧力損失の炉心を目指す
・出力が50MWeと低く、RVACSのみで事象Ⅳの制限温度を満・必要に応じて、ナトリウム配管が不要で、原子炉 足できるため、技術課題を有するが、上記のようにRVACSを採直接冷却のRVACSを採用
用
炉心損傷に対する格納性 ・炉心構造の工夫などにより炉心損傷の発生を想 ・トップドーム＋ガードベッセルによる格納容器の構築
定しても、再臨界を防止し、原子炉容器内にて炉心 （上記以外の炉心損傷時の格納性に係る対応は、データが少の確保
損傷の影響を終息させる設計の採用なく、具体的な対応は未実施）
その他
・原子炉容器内に冷却系機器を集約することによ ・崩壊熱除去系（PRACS）の2次鉛ビスマス系を設置している
り、冷却材バウンダリ面積を低減
が、原子炉容器内にSGを設置するなど、冷却系機器の集約を達成
・原子炉容器内への鉛ビスマス純化系などの設置 ・原子炉容器内に酸素濃度管理装置および腐食生成物精製装による腐食対応の実施
置を設置し、鉛ビスマス中の酸素濃度を制御
・SGは炉心槽上部に設置し、伝熱管破損時の水蒸 ・SG伝熱管破損時には原子炉容器内に水蒸気が侵入するが、気の廻り込みを防止
自然循環方式の採用に伴い、鉛ビスマス流速が遅く、比較的
対応は容易
要求値
発電単価
・建設単価、燃料交換間隔、稼働率などの指標を （発電単価の評価は未実施）僻地電源型に位置づけを変更満足させることにより、5.5円/kWhを達成
燃料交換間隔 ・高速炉特有の高い内部転換性能を活用して、10 ・窒化物燃料を使用したPu高富化度差2領域炉心の採用によ
年以上の燃料交換間隔を達成
り、30年の燃料交換間隔を達成
プラント寿命 ・炉心槽などの中性子照射量、熱交換器伝熱管の ・プラント設計の中で対応
腐食しろ、熱過渡事象の想定回数など、60年寿命に相当する数値を使用
目標値
建設工期・出力規模の小さい特徴を活用して、機器数の低 （建設工期の検討は未実施）
減、機器小型化などの設計対応により、20か月以内を達成
・また、工場製作範囲の拡大、大型ユニット工法及び船殻構造の適用を考慮
燃料交換間隔 ・30年以上を目標とするが、炉心性能、経済性など ・窒化物燃料を使用したPu高富化度差2領域炉心の採用によのバランスを考慮して、適切な数値を設定
り、30年の燃料交換間隔を達成
基準値
建設単価
・炉心性能の向上や、システム簡素化などを取込 ・原子炉容器内への冷却系集約などの設計対応を取込んでいむとともに、安全性などの許容範囲で出力を増加 るが、50MWeの低出力のため、NOAKでも基準値以下の建設することにより、35万円/kWe以下を達成
単価を達成不可（相対値163.7）
・また、多数基設置の伴うBOP共用化及び習熟効 ・ただし、150MWe以上の出力では、ナトリウム冷却小型炉と同果の利用を考慮
様に、NOAKで基準値達成の見通し
稼働率
・燃料交換頻度の低減や、電磁ポンプを採用して ・30年に1回の燃料交換実施などにより、96%の稼働率達成の定期検査工程を短縮することにより、95%以上を達 見通し
・燃料体積比や、炉心構成の調整により、低除染 ・高い内部転換性能を活用して、低除染燃料の受入対応が可
低除染燃料
燃料を使用して、所定の安全性を確保し、かつ、10 能なことを確認
年以上の長寿命炉心を構築
運転廃棄物及び廃炉廃棄 ・運転廃棄物は、燃料交換頻度の低減に加えて、 ・30年に1回の低燃料交換頻度を達成
基幹電源を参考に廃棄物量を低減（上記以外の具体的な検討は未実施）
物
・廃炉廃棄物は、基幹電源と同様に、適切な材料の使用による解体性確保を目指す
・燃料体積比や、炉心構成の調整などにより、10年 ・Pu高富化度差2領域炉心の採用により、30年の長寿命炉心を以上の長寿命炉心を構築（増殖比よりも長寿命炉 構築
心を優先）
・増殖比は要求されていないが、1.03の内部転換比を達成
基本方針
・燃料はUISを引抜かない、または、燃料出入機な ・低燃料交換頻度の特徴を活用して、UIS引抜き方式による燃どを設置しない限り、取出すことの不可能な核物質 料取扱方式を採用
防護および保障措置の対応を考慮した設計の採長寿命炉心対応
・10年以上の燃料無交換を目指すが、物量への影 響の大きい炉心燃料一括方式などは採用せず
基本方針
・小型炉の特徴を活用して、運転・保守補修対応機 （具体的な検討は未実施）
器数の低減、定期検査期間の短縮、作業簡素化
により、基幹電源と同程度の運転費を目指す
冷却材の特性対応
・鉛およびポロニウム毒性の調査結果を反映し、か （具体的な検討は未実施も、基幹電源と同様の設計対応が可
つ、化学的に不活性な冷却材の特徴を活用にて、 能）
運転・保守補修性向上の概念を構築
基本方針

1771

7.6 FBR 小型炉の多目的利用
原子力利用の拡大をねらって、電力供給以外に水素製造、熱供給、海水淡水化などの原子炉の多目的利用が重視されている。
フェーズⅠでは、FBR 小型炉の多目的利用に関して、文献調査を実施し、電力供給以外に水素製造、熱供給、海水淡水化など市場に対して比較的小型の熱源が有望であることを明らかにした[6]。
フェーズⅡでは、平成 13 年度にフェーズⅠでの調査結果をもとに高速炉による水素製造、熱供給、海水淡水化の検討を実施したが、熱供給と海水淡水化に関しては軽水炉によっても供給可
能な温度領域の熱利用であるため、高速炉に特有な技術開発が必要ないと判断し、平成 14 年度以降の検討対象から除外した[7]。
水素製造に関しては、ナトリウム冷却炉の炉心出口温度に相当する 500℃付近の温度領域を利用する水素製造法を調査し[31]、ナトリウム冷却小型炉を用いた水蒸気改質法およびハイブリッ
ド熱化学法水素製造プラントの概念検討を実施した。
7.6.1 水素分離改質法による水素製造プラントの検討
7.6.1.1 検討方針
水素製造法の一つとして以下の化学式に基づく、メタンの水蒸気による改質法がある[31]。

CH 4 + 2H 2 O = 4H 2 + CO 2 − 165kJ/mol
この反応は触媒下において 800℃で進む平衡反応である。ただし、水素分離膜を用いて反応室の水素分圧を低下させた場合は、500℃程度でも反応が進行する。水素分離膜を利用した水素分離改質器による長時間の水素製造が黒田ら[32]により成功している。
ここでは、ナトリウム冷却小型炉の 2 次冷却系を熱源として、水素分離改質器を用いた水素製造プラントの原子炉冷却系以降の概念設計を実施した。原子炉熱出力は小型炉の 395MWt、ヒー
トマスバランスを実用化戦略調査研究における発電用ナトリウム冷却炉と同等とし、原子炉出口
温度は 550℃以下を想定した。
7.6.1.2 プラント設計
ナトリウム冷却炉の 2 次冷却系に水素分離改質器を設置した場合の水素製造プラント基本仕様を検討した。水素分離膜は 500℃以下では性能が低下するため、2 次冷却系の 500℃以上の熱を水素分離改質器に供給し、残りの熱で発電を行う構成とした。
原子炉出口温度を 580℃に高温化し、原子炉出力全体で水素製造を行うことも可能であるが[23]、原子炉出口温度高温化による技術課題が多く、飛躍的な経済性向上が期待できないため、実用化戦略調査研究の発電用ナトリウム冷却炉の原子炉出口温度 550℃の範囲で、水素製造による熱利用割合が可能な範囲で大きくなる仕様を選定した[14]。選定した基本仕様を表 7.6.1-1 に示す。水素製造量は 74000Nm3/h となっており原子炉熱出力の 25%が水素製造に用いられている。
原子炉冷却系の系統概念図を図 7.6.1-1 に示す。蒸気発生器で加熱された 500℃、16.7MPa の蒸気は発電用と水素製造用に配分される。水素製造用の蒸気は、水素分離膜の圧力制限のため、
2MPa まで減圧されメタンと混合される。その後、減圧とメタン混合によって低下した温度を予備改質器により 500℃に再加熱し、水素分離改質器に供給する。
水素分離改質器構造概念図を図 7.6.1-2 に示す。直管 2 重管型の熱交換器となっており、内管1772

が水素分離管、外管がナトリウム管となっている。内管と外管の間に触媒が充填されており、生成した水素は内管を透過することで触媒層から除去される。
水素製造プラントの鳥瞰図を図 7.6.1-3 に示す。原子力に水素製造プラントにおいては原子炉と水素製造設備の隔離の問題があるが[34]、現状では詳細な検討を実施していないため、建屋隔壁によって対策することを想定して原子炉と改質器を近接して配置している。建屋体積は原子炉
建屋（改質器室を含む）が 54800m3、タービン建屋 1600m3 となっており、その他の水素製造設
備は野外に設置する構成となっている。
7.6.1.3 設計要求への適合性評価の整理(1) 安全性(i)

水素および原料ガスの漏えい対策
水素および原料ガスが漏えいして引火した場合、爆発および火災の原子炉への影響が懸念される。このため日本原子力研究所等で原子力水素プラントにおける原子炉と水素製造設備の離隔距離の検討等が行われたが[34]、原子炉に近接して水素製造設備を設置する場合の安全基準の議論は結論に達していない。現状の水素製造プラントの配置検討は原子炉と水素製造設備の近接配置が法規制上認められることを前提とした。

(ii) 改質器伝熱管破損時の影響評価[14]改質器における伝熱管破損は、発電用ナトリウム冷却炉の蒸気発生器伝熱管破損と同様に、伝熱管破損の伝播による 2 次冷却系に与える影響が懸念される。改質器において伝熱管破損が発生した場合の影響を発電用ナトリウム冷却炉の蒸気発生器伝熱管破損の従来知見を参考に概略評価した。
改質ガスの成分がすべて蒸気であると仮定した場合、隣接伝熱管はナトリウム－水反応生
成物のジェットによりウェステージされ、改質器における伝熱管破損の伝播を回避することが困難だが、音響等の検出系を設置することにより、改質器伝熱管破損時においても 1 次ナ
トリウムバウンダリ健全性、および高温ラプチャ発生防止は確保可能な見通である。ただし、実際は、改質ガスはメタンおよび二酸化炭素を含むため、伝熱管ウェステージが緩和される可能性があり、今後ナトリウム－改質ガス反応基礎試験で確認する必要がある。
(iii) 水素およびトリチウムの透過影響評価[14]2 次冷却系に改質器を設置した場合、改質器から製造水素の原子炉への移行と、製造水素
へ原子炉で発生したトリチウムが混入することが懸念される。
水素製造系から原子炉冷却系への水素移行の概略評価を行った。1 次冷却系コールドトラ
ップ流量 0.3t/h、2 次冷却系コールドトラップ流量 66.3t/h とすることにより、1 次冷却系
および 2 次冷却系のナトリウム冷却材の純度が保たれ、かつ 1 次冷却系コールドトラップに関しては交換不要と評価された。2 次冷却系のコールドトラップ容量は大きいが設計対応可能な範囲であると考えられる。
製造水素へのトリチウム移行に関しては、本概念における製造水素中のトリチウム濃度は3×10-4Bq/g となり、HTTR の場合の 10.9Bq/g[35]と比較して十分少ないと評価された。HTTR
等のヘリウムガス冷却炉では燃料 FP の他に黒鉛減速材中の Li、10B、He 冷却材中の 3He がト
リチウム源となって存在するため、製造水素中のトリチウム濃度が高くなると考えられる。

1773

(2) 経済性[14]水素分離改質法により製造した水素は、水素分離膜を通して得られるため純度が高く、燃料電池自動車の燃料として使用することが可能である。ここでは、自動車の燃料としてガソリンと価格的に競争可能な水素製造単価を 17 円/Nm3 と評価して、本概念による水素製造単価の目標値とした。
本概念における水素製造単価は二酸化炭素固定費を考慮して約 21 円/Nm3、二酸化炭素固定費を考慮しない場合は 16 円/Nm3 と評価された。水素製造単価のうち 8.3 円/Nm3 は水素製造
設備建設費が占めている。本概念は二酸化炭素の固定費を考慮しない場合は、水素製造単価の目標値を満足するが、水素分離膜の性能向上による改質器物量低減等により、二酸化炭素固定費を考慮しても目標単価を達成することを今後検討する。
(3) 運転・保守補修性
水素製造プラントでは原子炉とは別に水素製造系の保守補修性を考慮した設計が必要である。ここでは水素分離改質器の保守を考慮した定期検査工程を検討した。
水素分離膜および水蒸気改質に用いる触媒は定期的に保守する必要があり、現状の性能目標
では 3～4 年に一回の交換が想定されている。水素分離改質器の保守工程概念図を図 7.6.1-4、定期検査工程を表 7.6.1-2 に示す。原子炉に長寿命炉心を想定して燃料交換を通常の定期検査で行わない場合、通常の定期検査は水蒸気改質器保守がクリティカルパスとなり、定期検査は38 日となる。
7.6.2 ハイブリッド化学法による水素製造プラントの検討
7.6.2.1 検討方針
熱化学法を使用した水素生成プロセスは硫酸系、硫酸－ヨウ素系、硫酸－臭素系によるものがあるが、いずれも 800～1000℃の温度を必要とするプロセスである。これに対し、低温熱化学法
は熱化学法に電気分解法を組み合わせることにより 500～550℃の温度範囲で水素を生成するプ
ロセスである[31]。
ここでは、ナトリウム冷却高速炉をハイブリッド熱化学法に利用し、水素製造を行うプラントの概念設計を実施した。ただし、水素製造プロセスで使用する熱は 500℃以上の高温領域である
ため、2 次ナトリウム冷却系の 500℃以下の領域の熱で発電することにより、水素製造プロセスで利用する電気分解電力を原子炉の熱出力から生成する構成とした。
7.6.2.2 プラント設計(1) 系統構成
水素製造プラントの基本仕様を表 7.6.2-1、系統概念図を図 7.6.2-1 に示す。ハイブリッド熱化学法は硫酸を利用した閉じたプロセスであり、硫酸蒸発器で蒸発した SO3 を電気分解してSO2 を生成し、さらに SO2 溶液を電気分解して硫酸に戻す過程で水素を製造する。高速増殖炉を熱源とする場合は 2 次ナトリウム冷却系に SO3 電気分解器、硫酸蒸発装置を設置してナトリウムの熱を利用する。また、水素製造プロセスで使用する電気分解電力は 2 次ナトリウム系に設置した蒸気発生器において蒸気を生成し蒸気タービンにより本プラント内部で発電を行って供給する構成とした。以下では主要機器の構造概念および設計方針について述べる。

1774

(2) 主要機器
(i)

硫酸蒸発器
硫酸蒸発器は硫酸を加熱して蒸発させる装置である。硫酸蒸発器の構造概念図を図7.6.2-2 に示す。硫酸蒸発器については高温の硫酸環境下で使用可能な材料である高 Si 鋳鉄を用いる。高 Si 鋳鉄は加工性が悪く伝熱管に加工困難なことから、熱交換器の型式としては充填塔型を選択し、硫酸蒸発器の液体の硫酸と接する部分については高 Si 鋳鉄を用いる。
ただし、高 Si 鋳鉄は加工性が悪く耐圧容器を形成することはできないため、耐圧容器は直接液体の硫酸と接しない構造とすることによりオーステナイト系のステンレスを材料としてを使用する。伝熱面積の確保はシェル内部には高 Si 鋳鉄製の充填物を設置することによっておこない、熱源としては SO3 ガス加熱器で 500℃に加熱された蒸気および SO3 の混合ガスを使用する。

(ii) SO3 ガス加熱器
SO3 ガス加熱器は硫酸蒸発器によって生成された蒸気と SO3 混合ガスを加熱する装置である。
SO3 ガス加熱器は、硫酸が蒸気と SO3 ガスに分割された状態で存在するため硫酸と比較して腐食性が小さく、オーステナイト系のステンレスを材料として使用することが可能であると考えられる。このため、直管伝熱管を用いたシェルアンドチューブ型熱交換器とした。胴側はナトリウム室とし、管内を蒸気および SO3 の混合ガスとした。加熱した蒸気および SO3 の混合
ガスは約 1 割を SO3 ガス電気分解器に送り SO3 の電気分解を行い、残りの 9 割は硫酸蒸発器に戻し、硫酸蒸発器加熱の熱源とする。
(iii) SO3 ガス電気分解器
SO3 ガス電気分解器はナトリウム加熱によって固体酸化物電解セルを加熱し SO3 ガスを電気分解して SO2 ガスと酸素を生成する装置である。SO3 ガス電気分解器の構造概念図を図7.6.2-3 に示す。SO3 ガス電気分解器は、硫酸が蒸気と SO3 ガスに分割された状態で存在する
ため、オーステナイト系のステンレスを材料として使用することが可能であると考えられる。
このため、熱交換器の型式はシェルアンドチューブ型とした。胴側はナトリウム室とし、管内に設置する円筒型固体酸化物電解セルを加熱する。円筒型固体酸化物電解セルの外側は蒸気および SO3 の混合ガスとし、電気分解により SO3 ガスを SO2 ガスと酸素に分解する。分解された酸素については固体酸化物電解セル中を透過させ、円筒型固体酸化物電解セル内側に収集し排出する構成となっている。
(iv) SO2 溶液電気分解器
SO2 溶液電気分解器は固体高分子電解セルを用いて 50℃程度の温度において SO2 溶液を電気分解し水素を製造する装置である。固体高分子電解セルは中心の固体高分子膜を挟んで両極の電極および給電体を設置し、陽極側の SO2 溶液側から H+を固体高分子膜中を陰極に透過させることにより陰極で水素を生成する。
SO2 溶液電気分解器では固体高分子電解セルによる水電気分解を参考に 100 セットの電解セルの集合体を 1 スタックとし、スタック 2 基を 1 組として 1 ユニットとして配置する。ス
タックのユニット数は固体高分子電解セルの表面積により決定され、常温の水電解における固体高分子電解セルの実績を基に電解セル必要面積を評価すると、電流密度 0.5A/cm2 を仮定
して約 23000m2 となる。これに対応するユニット数としては余裕を考慮すると 465 ユニットである。SO2 溶液電気分解器の系統概念図を図 7.6.2-4 に示す。固体高分子電解セルは作動温

1775

度が 100℃以下のため冷却を行いながら電気分解を行う構成となっている。SO2 溶液電気分解器の物量は固体高分子電解セルの性能によって支配されているため、高電流密度において高効率の電気分解が可能な固体高分子電解セルの開発が重要であると考えられる。
(3) プラント概念まとめ
プラント鳥瞰図を図 7.6.2-5 に示す。原子炉建屋は SO3 ガス電気分解器等の硫酸の取扱設備
において硫酸漏洩があることを想定して、原子炉容器を設置する部分と SO3 ガス電解棟に分けて設置した。また、実際に水素を生成する SO2（H2O）溶液電気分解器については原子炉建屋とは別に SO2 溶液電解棟を設置するが、硫酸を輸送する配管を短縮する観点から原子炉建屋とSO2 溶液電解棟は近接配置している。原子炉設備と水素製造設備の近接配置については、水素製造設備において水素による爆発が生じた場合に原子炉設備が受ける影響が懸念され、安全性および法規制上の検討が今後必要になると考えられる。プラント消費電力等の電気および熱のロスを考慮した評価において水素製造量は約 49000Nm3/h、水素製造効率は 44%（製造水素の燃焼熱／原子炉熱出力：HHV 基準）と評価され、常温水電気分解の場合の 34%（高速増殖炉の発電効率 42%×常温水電気分解効率 80%）と比較して高い効率が得られると考えられる。
7.6.2.3 設計要求への適合性評価の整理(1) 安全性
原子炉と水素製造等の化学プラントは安全性の考え方が異なり、規制に適用される法律も異なる。原子炉設備と水素製造設備を組合わせるためには両者の考え方を融合した新たな法規制が必要となる。また、高速増殖炉により水素製造を行うことによる原子炉設備の安全性への影
響を評価する必要がある。
(2) 経済性(i)

SO2 溶液電気分解器の効率
ハイブリッド熱化学法による水素製造の効率は SO2 溶液電気分解器の効率に大きく影響される。電解セルとしては純水の電気分解のために開発が行われている固体高分子膜を利用することを想定している。現状では固体高分子膜による SO2 溶液電気分解の実績がないため、
SO2 溶液電気分解器の効率および物量を評価することは困難であるが、水素製造効率 40%以上を達成するためには SO2 溶液電気分解器の効率は 90%程度が必要とされる。

(ii) SO3 ガス電気分解器の効率
SO3 ガス電気分解器における電気分解は SO2 溶液電気分解器と比較して消費電力が少なく、ロスした熱を回収することが容易であるため水素製造効率への影響は少ないが、ここでの電解セルは高温の電気分解を想定して開発された固体酸化物電解セルを想定しており 500℃程
度における電気分解の実績がない。高効率の水素製造を達成するためには低温において目標
効率 85%程度で運転可能な固体酸化物電解セルを開発する必要がある。
(3) その他(i)

硫酸による構造材腐食
ハイブリッド熱化学法は硫酸を用いたプロセスであるため、構造材の硫酸による腐食が懸1776

念される。現状の材料調査では 95%以上の濃硫酸を使用すれば、系統構成の工夫によりハス
テロイや高 Si 鋳鉄等の鉄系の材料で水素製造系を設計することが可能な見通しであるが、この成立性の確認が必要である。
(ii) その他構成部技術
ハイブリッド熱化学法による高効率水素製造を実証するためには、上記３つの開発課題の
他に、SO2 吸収管性能最適化、SO3 蒸発装置最適化およびプロセスフロー解析によるプロセス
構成・運転条件最適化を行う必要がある。また、低コストの水素製造を行うためには、白金に代る廉価な電極物質の検討も行う必要がある。
7.6.3 水素製造プラントのまとめ
ナトリウム冷却小型炉の多目的利用について、水素分離改質法およびハイブリッド熱化学法を使用した水素製造プラントの概念検討を実施した。
水素分離改質法を使用した水素製造プラントでは、水素製造コストは 21 円/Nm3（二酸化炭素
固定費込み）と、目標値 17 円/Nm3 を約 2 割上回った。水素分離改質器の仕様は水素分離膜の水素透過性能から決定される。プラントコストのうち、水素分離改質器の占める割合は大きく、これの合理化により水素製造コストの低減が期待される。今後、高性能水素分離膜の開発が重要になると考えられる。
また、ハイブリッド熱化学法を使用した水素製造プラントでは、他の熱化学法と比較して低温であるため、硫酸腐食の課題を有するが、系統構成の工夫により鋼鉄系の材料を使用することが可能である。高効率の SO3 電気分解器および SO2 溶液電気分解器を仮定すれば、44%以上の水素製造効率を達成することが可能である。今後、高効率の SO3 電気分解器および SO2 溶液電気分解器の開発が重要になると考えられる。

1777

表 7.6.1-1 水素分離改質器を利用した水素製造・発電併用プラント基本仕様
項目
基本仕様
型式
水素製造・発電併用プラント
水素製造熱利用割合25%
水素製造量
74000Nm3
発電量120MWe
熱出力395MWtループ数
1 ループ
1 次系 Na 温度
550／395℃
2 次系 Na 温度
540／335℃
1 次系流量
7242t/h
2 次系流量5449t/h
タービン
蒸気タービン
主蒸気温度／圧力
500℃／16.7MPa
給水温度
220℃
熱効率
40%
水素製造法
水素分離改質法
改質温度／圧力
500℃／2MPa
転化率
50%

1778

区分

原子炉停止・降温作業内容

伝熱管ISI

タービン 分解点検*クリティカルパス：

SG

予備改質器触媒管ISI

水素系リークテスト

再生熱交換器設置

ﾒﾀﾝ/ｽﾁｰﾑ室ﾘｰｸﾃｽﾄ

改質器B 水素透過管管群再挿入

触媒管検査

水素透過管管群引き抜き

再生熱交換器撤去

改質器分解準備

水素系リークテスト

再生熱交換器設置

ﾒﾀﾝ/ｽﾁｰﾑ室ﾘｰｸﾃｽﾄ

改質器A 水素透過管管群再挿入

触媒管検査

水素透過管管群引き抜き

再生熱交換器撤去

改質器分解準備

原子炉 2次ナトリウムドレン
主冷却系
2次ナトリウム充填・再起動

1779

1

2

4

5

7

8

ISI準備

6

再生熱交換器ISI

ISI準備

再設置準備

試験準備

ISI準備

ISI準備

再生熱交換器ISI

再設置準備

試験準備

試験準備

引き抜いた水素透過管・成形触媒を新しいものにして次回の定検で使用新しい管群準備（テンプレート設置ま試験準備引き抜いた水素透過管・成形触媒を新しいものにして次回の定検で使用

9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 31 32 33 34 35 36 37 38 39 40

水素分離改質法による水素製造プラントの定期検査工程表

新しい管群準備（テンプレート設置まで）

3

表7.6.1-2

表 7.6.2-1 ハイブリッド熱化学法による水素製造プラント基本仕様
項目

基本仕様

熱出力

395MWt

原子炉型式

ナトリウム冷却高速炉

水素製造法

低温熱化学法

１次系温度

550／395℃

２次系温度

540／350℃

水素製造量

49000Nm3/h

電気出力

82MWe

硫酸濃度

95w%

SO3 電気分解効率85%

H2O 電気分解効率90%

水素製造効率

44%

1780

1781

<395.0>KG-MOL/HR

KG-MOL/HR

KG-MOL/HR

KG-MOL/HR

KG-MOL/HR

KG-MOL/HR

CO2

CH4

H2O

H2

Na

0
0
828
0
0

-

24
0
1680
10
358

2072

Mixed

3

828

S5

KG-MOL/HR

2

CH4転化率

S21

-

S15

-

8
155
1540
3904
931

6539

500.0
2.06

Vapor

5

14

S19

-

24
828
852
2543
358

4605

500.0
2.06

Vapor

6
S20

給 水(発電側)

水(発電側)

-

0
0
0
0
3312

3312

186.4
0.05

Vapor

7
S26

380.0

-

24
823
851
18
358

2074

48.7
1.47

Vapor

8
S27

500.0

-

0
5
0
2525
0

2530

48.7
1.47

Liquid

9

3

S9

-

0
823
0
0
0

823

40.0
0.10

Vapor

10

41.2

S23

-

24
0
851
10
358

1243

48.7
1.47

Vapor

11

気水分離
器

12

50.0

冷却
器

<52.9>

186.4

9

S24

[MPa]

-

0
0
0
8
0

8

48.7
1.47

S13

11

冷却水

[℃]

13

1

7

冷却水

Liquid8

図7.6.1-1 水素分離改質法による水素製造系ヒートマスバランス

24
0
1680
4199
358

6261

396.3
2.16

Vapor

4

50 %

2.50 --

500.0

15

41.2
2.45

-

U3

2.06
396.3

4

500.0

6

500.0

513.4

改質器 Inlet S/C <4>

335.0

蒸気発生
器

<344.3>513.4<15.0>

予備改質
器

5

30.0
2.45

Vapor

1

改質器

<35.7>

513.4

U1

℃
MPa

S1

中間熱交換器CO

Total Molar Comp. Rates

Total Flowrate

Temperature
Pressure

Phase

Stream Description

Stream Name

Stream No.

ストリームデータ

原子炉

U2

540.0

<8.5>
改質ガス再生熱交
換器

0.05

13

-

0
0
0
29577
0

29577

220.0
16.70

Liquid

14

: 圧力

: 温度

CO2分離装
置

10

S22

素

-

0
0
0
4189
0

4189

500.0
16.68

Vapor

15

原料メタン

水（発電
側）

ドレイン

CO2

水

S34

16618200000166182540.0
0.49

Liquid

U1
S35

69788

0
0
0
0
0

69788

540.0
0.49

Liquid

U2
S2

23596

23596

335.
0.4

LiquidU3

1782

図 7.6.1-2 水素分離改質器

構造概念図

1783

図 7.6.1-3 水素分離改質法による水素製造プラント 鳥瞰図

1784

図 7.6.1-4 水素分離改質器

補修方法概念図

図 7.6.2-1 ハイブリッド熱化学法による水素製造プラント系統概念図1785

図 7.6.2-2 硫酸蒸発器の構造概念図

1786

図 7.6.2-3 SO3 ガス電気分解器の構造概念図

1787

図 7.6.2-4 SO2 溶液電気分解器の系統概念図

1788

1789

図 7.6.2-5 ハイブリッド熱化学法による水素製造プラント 鳥瞰図

7.7 小型炉の技術的総括
7.7.1 炉心燃料概念
フェーズⅡ前半まで、燃料無交換長期運転と高い受動的安全性の同時達成を目標として、ナトリウム冷却金属燃料炉心と鉛ビスマス冷却窒化物燃料炉心を検討した。フェーズⅡ前半までの検討の経緯と炉心設計の結果をまとめて、表 7.7.1-1（ナトリウム冷却小型炉）および表 7.7.1-2（鉛
ビスマス冷却小型炉）に示す。
フェーズⅡ後半では、ナトリウム冷却小型炉については、魅力ある小型炉の追求の一環として、用途別に魅力を追求した「長寿命追求型概念」と「経済性追求型概念」検討した。フェーズⅡ前半までの研究の代表概念（中間まとめ）を「需要地立地型」と位置づけ、長寿命追求型概念を「遠隔地電源型」、経済性追求型概念を「経済性追求型」と位置づけると、合わせて３つの候補概念を提示した。鉛ビスマス冷却小型炉については、最近の鉛ビスマス中の材料腐食試験の実験結果を反映して、フェーズⅡ前半の代表炉心について炉心設計の見直しを実施して候補概念とした。ナトリウム冷却小型炉と鉛ビスマス冷却小型炉の候補概念の設計仕様と主要炉心特性をまとめて表
7.7.1-3 に示す。
(1) ナトリウム冷却小型炉
フェーズＩでは、50MWe 級小型炉を対象として、下記の各種炉心を検討した。制御方式として反射体制御と制御棒制御、冷却材循環方式として自然循環と強制循環の各種炉心を対象とした。このうち、強制循環方式は、ポンプ停止時に自然循環力によって 20～30%の流量を確保できる低圧損型（炉心部圧損 0.075MPa 以下）とした。
①

ナトリウム冷却・制御棒制御型自然循環炉心②

ナトリウム冷却・制御棒制御型強制循環炉心③

ナトリウム冷却・反射体制御型強制循環炉心④

鉛ビスマス冷却・制御棒制御型自然循環炉心

いずれの炉心も、ブランケットなしで約 1 の増殖比を達成し、燃焼反応度 1%Δk/kk’程度まで小さく抑えながら、30 年間の長期運転が可能であることを示した。平均取出燃焼度は 60～
90GWd/t である。また、ATWS 時に SASS なしで事象整定する見通しが得られた。
フェーズＩではプラント建設コストが、FOAK で基準値の約 3 倍と高いことが判明したので、フェーズⅡ前半のナトリウム冷却小型炉では経済性向上のため、150MWe 級小型炉を検討対象とした。なお、鉛ビスマス冷却小型炉については、50MWe 級小型炉を対象として検討を進めたが、炉出力増大の効果はナトリウム冷却炉である程度類推することが可能と考える。
（経済性
評価は、7.7.2 項「プラント概念」参照）
フェーズⅡのナトリウム冷却小型炉では、まずフェーズⅡ-1、2 として 150MWe 級ナトリウ
ム冷却小型炉を対象として検討を進め、炉心寿命を 10 年で、安全性の観点から冷却材ボイド
反応度制限は 2$程度以下として、制御方式と冷却材循環方式が異なる種々の炉心を検討した。
炉心設計を実施した結果、受動安全性を確保でき、燃料ピン径が 10mm 程度では経済性目標達成の見通しが得られた。ただし、照射実績の豊富な範囲に燃料ピン径を制限した場合は、炉心等価径が大きくなり、経済性の観点から目標の達成は難しいことが判明した。この傾向は自然
循環炉心の方が強制循環炉心より厳しくなる。

1790

そこでフェーズⅡ-3 として、これまでの検討結果を踏まえて小型炉の魅力を更に追求して、
燃料無交換期間を 20 年に延長し、多目的利用も視野に入れて出口温度高温化を指向する方針とした。経済性向上の観点から 150MWe 級の強制循環炉で小型炉心を検討した。なお、金属
燃料のピン径は太径化し、製造実績があり今後の照射試験で成立性が見出し得る 15mm 以下とし、冷却材ボイド反応度制限はナトリウム冷却大型・中型炉炉心と同様に、8$以下とした。炉心型式は、ナトリウム冷却大型・中型炉炉心でも検討されているピン径１種類の Zr 含有率 3
領域単一 Pu 富化度炉心を採用した。代表炉心概念（需要地立地型）は、20 年間燃料無交換運転を達成し、ブランケット燃料を装荷しないで増殖比 1.06、取出し平均燃焼度 77GWd/t であり、炉心等価直径は約 2.9m と小径の炉心である。
フェーズⅡ-4 では、魅力ある小型炉の追求の一環として、用途別に魅力を追求した 2 概念を検討した。すなわち、遠隔地や島しょう部での立地を想定してプラント寿命中燃料無交換を目指す「長寿命追求型概念」と、炉心寿命は追求せずコンパクト化を目指す「経済性追求型概念」
である。電気出力 50MWe の長寿命追求型炉心（遠隔地電源型）は、燃料密度を高める観点か
ら、燃料無交換の特徴を活用した燃料、集合体、遮へい体の仕様を採用すると共に、今後の開発も見込んだ燃料仕様を設定している。その炉心性能は、30 年間燃料無交換運転、取出平均燃
焼度 77GWd/t、燃焼反応度 1.1%Δk/kk’、増殖比 1.07（ブランケット燃料なし）で、炉心等
価直径

約 1.8m 、遮へい体外接円径

約 2.3m と小径化を実現している。電気出力 300MWeの経済性追求型炉心（経済性追求型）は、FS の大型/中型炉と同様に現状の実績から見込める
燃料仕様を設定している。その炉心性能は、燃料交換間隔

2 年×4 バッチ、取出平均燃焼度

80GWd/t、燃焼反応度 0.5%Δk/kk’、増殖比：1.03（ブランケット燃料なし）で、炉心等価直径

約 2.6m 、遮へい体外接円径

約 3.4m と小径化を実現している。

フェーズⅡ-3 までの研究の代表概念を「需要地立地型」と位置づけ、長寿命追求型概念を「遠隔地電源型」、経済性追求型概念を「経済性追求型」と位置づけると、合わせて３つの候補概念を提示した。
(2) 鉛ビスマス冷却小型炉
鉛ビスマス冷却小型炉については、フェーズⅡ前半では 50MWe 級小型炉を対象として検討を進め、当初検討した一体型炉心や制御棒内包型集合体は原子炉廻り物量や制御棒体数が増加することが分かったので、通常の制御棒集合体を有する高富化度差 2 領域均質炉心を検討した。
本炉心概念は、ブランケットを装荷しないで増殖比ほぼ 1 で、燃焼反応度を 1%Δk/kk’程度まで小さく抑えながら、30 年間の長期運転が可能であることを示した。平均取出燃焼度は
81GWd/t であり、炉心等価直径も約 2.1m と小径の炉心である。
フェーズⅡ後半については、最近の鉛ビスマス中の材料腐食試験の知見を反映して、これまでの制限目安の被覆管最高温度 650℃を 570℃にまで下げると共に、新しく提案された腐食評
価式も採用した。最高温度条件の変更により原子炉の出入口温度は変更（出口/入口温度：505℃/335℃→425℃/285℃）されるものの、炉心性能は腐食条件変更前の炉心と同程度の性能が得られ、鉛ビスマス冷却小型炉の候補炉心とした。本炉心は熱出力 132MWt、30 年間燃料無交
換運転、取出平均燃焼度は 81GWd/t、燃焼反応度 0.46％Δk/kk’であり、ブランケット燃料を装荷しないで増殖比 1.02 を達成し、炉心等価直径も約 2.1m と小径化炉心である。

1791

上述のように本検討ではナトリウム冷却小型炉を主体にして、①高い受動的安全性と炉心長寿命性を同時に追求する概念（需要地立地型）、②炉心長寿命性を主体に追求する概念（遠隔地電源型）、③経済性向上を主体に追求する概念（経済性追求型）を検討してきた。今後は、小型炉に対する各時代の要望に応じて、これらの概念をベースとして有望な概念をブラシュアップ
していくことが必要である。
なお、ナトリウム冷却小型炉の検討で得られた知見は、鉛ビスマス冷却小型炉の炉心設計にも生かせると考えている。
7.7.2 プラント概念(1) プラント概要
ナトリウム冷却小型炉のプラント概念のまとめを図 7.7.2-1～3 に示す。ナトリウム冷却小型
炉は、フェーズⅡの平成 13～15 年度において 165MWe の需要地立地型の概念を具体化し、安
全性、経済性、運転・保守補修性の検討を行った。平成 16～17 年度はこれまでの検討において長期運転サイクルと経済性の同時追求に限界があることが明らかになったため、目的に応じて魅力を追求した概念を構築することとし、要求条件を緩和して出力 50MWe の遠隔地電源型、出力 300MWe の経済性追求型の検討を行った。
鉛ビスマス冷却小型炉の平成 15 年度までの代表概念のまとめを図 7.7.2-4 に示す。鉛ビスマ
ス冷却小型炉は、出力 50MWe の自然循環方式タンク型プラントを具体化し安全性、経済性、運転・保守補修性の検討を行った。平成 16～17 年度においては腐食条件変更により炉心仕様
が大幅に変更されたため、原子炉構造、蒸気発生器の寸法を評価して NSSS 物量への影響を概略評価した。
また、上記以外に、ナトリウム冷却小型炉の多目的利用について、水素分離改質法およびハ
イブリッド熱化学法を使用した水素製造プラントの概念検討を実施した。
(2) 安全性ATWS 対策としては、原子炉停止系として、既往知見より十分に適用性の見通しが可能な
SASS を設置して、遠隔地電源型ナトリウム冷却小型炉に対しては SASS の有効性を過渡解析で確認した。
需要地立地型ナトリウム冷却小型炉につていは、SASS に期待しない場合における ATWS の過渡解析を実施した。UTOP 時に制御棒 1 本の完全な誤引抜きを想定しても炉心損傷を防止可
能な見通しである。強制循環方式を採用しているが、電磁ポンプ流量半減時間を 40 秒に延長して、ULOF 時の自然循環性能を確保した。原子炉トリップによる炉停止成功時にも上記の流量半減時間を適用するため、IHX 上部管板に大きな熱応力が発生するが、上部プレナム部のナ
トリウムインベントリが大きく、熱過渡曲線が緩和される傾向にあるため、構造健全性は成立する見通しである。
また、経済性追求型ナトリウム冷却小型炉を対象に、主冷却系 1 ループ化の成立性評価を実施した。1 ループ化により最も厳しくなる事象の抽出を行い、1 次系配管大規模破損を選定して過渡解析を実施し、安全性が確保可能なことを確認した。
鉛ビスマス冷却小型炉は、自然循環方式の採用により、原理的に ULOF を排除している。
UTOP、ULOHS については平成 15 年度まで代表概念に対して過渡解析を実施した。ナトリウ
ム冷却小型炉と比較して、UTOP 時には、制御棒誤引抜きによる反応度挿入量が大きく、冷却1792

材バウンダリ温度が高くなるが、炉心損傷防止の判断条件を満足する。ULOHS 時には、炉心出口温度の初期値が低いことや、熱出力/熱容量の比が大きいため、冷却材バウンダリ温度が低くなる傾向にある。不活性な鉛ビスマスの使用により、冷却材漏えい事故対応は容易であるが、原子炉容器内 SG の伝熱管破損時にも、炉心への蒸気泡の侵入を防止する必要がある。鉛ビスマス冷却炉の中で 3.2.2.2 項「プラントシステム」に記載のように、自然循環方式では鉛ビス
マス流速が遅く、比較的対応は容易であるが、伝熱管破損時の詳細な蒸気泡挙動などを把握することが重要である。
(3) 経済性
平成 15 年度までの代表概念に対する建設単価の比較評価を表 7.7.2-1 に示す。各小型炉概念の建設単価（基準値を 100 とした相対値）は、以下のとおりである。ナトリウム冷却小型炉の平成 15 年度までの代表概念である需要地立地型については、フェーズⅡ当初に設定された需
要地立地型に対する建設単価目標に対して FOAK 160.1、NOAK 86.5 と評価された。このため需要地立地型ナトリウム冷却小型炉建設単価は、NOAK の条件で基準値を達成可能な見通しである。運転費および燃料費は具体的な検討を実施しておらず、不明である。ただし、基幹電源と同程度の運転費および燃料費を達成できれば、発電単価の要求値（5.5 円/kWh）を達成することが可能である。
遠隔地電源型ナトリウム冷却小型炉（ループ型）の NSSS 物量を需要地近接型（タンク型）
を 50MWe に縮小した場合の物量と比較評価した。NSSS 物量はループ型 309ton、タンク型
484ton とタンク型炉と比較して大幅に物量削減が可能であることが明らかになった。建設単価
は実用化戦略調査研究における基幹電源の建設単価目標値に対して FOAK410、NOAK250 と評価された。発電単価は基幹電源と同程度の運転費および燃料費を達成できることを仮定した
場合 8.3 円/kWh と評価された。寒冷地の遠隔地では冬季は凍結により燃料輸送費が増大し、発電単価が都市部の 10 倍以上という報告もあるため、本概念は 30 年間燃料無交換で運転可能な概念として寒冷地の遠隔地用電源として魅力があると考えられる。
経済性追求型炉については、小型であるため開発費用および投資リスクが低減できることを利点として、複数基生産により（NOAK）大型炉と同等の建設費を目指した概念を追求している。現状では実用化戦略調査研究における基幹電源の建設単価目標値に対して初号基（FOAK）
190、複数基生産時（NOAK）115 と目標に近い値が得られた。本概念は炉心燃料に金属燃料を採用しているため、フェーズ 中間評価における金属燃料の燃料単価が 38t/yHM 処理規模において目標の 94%を達成していることを考慮して、再処理・燃料製造と合わせて総合的な合理化を実施した評価を実施することにより、発電単価としては、基幹電源が目標値としている 4
円/kWh を達成できる可能性はあると考えられる。
鉛ビスマス冷却小型炉については平成 15 年度までの代表概念の評価についてナトリウム冷却小型炉と比較したものを表 7.7.2-1 に示した。実用化戦略調査研究の当初の小型炉の要求条件である需要地立地型の建設単価目標値を基準とすると鉛ビスマス冷却小型炉の建設単価はFOAK 303.1、 NOAK 163.7 と評価された。需要地立地型小型炉を 50MWe に縮小した場合のナトリウム冷却小型炉の建設単価 FOAK 287.3、 NOAK 155.1 と比較してほぼ同等となった。
鉛ビスマス冷却小型炉は、鉛ビスマスの使用に伴い、原子炉容器本体や、その他設備（純化系）のコストが増加するが、2 次冷却系の削除や、原子炉容器内への SG 設置に伴い、建屋関連お1793

よび主冷却系の大幅な合理化が可能である。ただし、BOP コストの占める割合が約 75%と大きいため、建設単価はナトリウム冷却小型炉と同程度となったと考えられる。
鉛ビスマス冷却小型炉はフェーズ 当初においては需要地立地型ナトリウム冷却小型炉と同等の経済性を目標とした検討がなされた。ただし、平成 16 年度以降のナトリウム冷却小型炉の検討において、目的に応じた概念の整理が行われ、電気出力 50MWe、炉心寿命 30 年の遠隔地電源型ナトリウム冷却小型炉の検討が行われた。鉛ビスマス冷却小型炉は電気出力 50MWe、炉心寿命 30 年であり遠隔地電源型に位置づけられると考えられる。鉛ビスマス冷却小型炉の代表概念の NSSS 物量は 407ton であり、遠隔地電源型ナトリウム冷却小型炉の NSSS 物量
309ton に対して大幅に大きく評価された。これは腐食条件の変更により炉心出口温度が低下したため、原子炉容器内蔵型の蒸気発生器が大型化し、蒸気発生器と原子炉容器の物量が増大したことが要因であると考えられる。現状の腐食条件下において、遠隔地電源としてナトリウム冷却小型炉と比較した場合、経済性の観点に関してはナトリウム冷却小型炉の方が有利であると考えられる。
(4) 運転・保守補修性
ナトリウム、鉛ビスマス冷却小型炉のいずれも、長寿命炉心を採用した概念の場合は低燃焼
反応度の特徴を活用して、燃焼補償用の制御棒操作頻度を低減できる可能性を有している。
また、電磁ポンプ（または、自然循環）の採用により、基幹電源と比較して、保守補修対象
機器が少ない。小交換熱量のため、炉内機器の引抜きによる保守補修対応が比較的容易で、特に、鉛ビスマス冷却小型炉では、腐食対応に有効と考えられる。

1794

1795

←

高富化度差
2領域均質炉心3.7$

炉心等価直径

炉心部ボイド反応度*

主要成果

取出平均燃焼度0.9%∆k/kk'

4.7$

142cm

150cm

0.5%∆k/kk'

1.9$

238cm

90cm

←

←

←

* 炉心1〜8：上部ガスプレナム部含む

0.3%∆k/kk'

1.6$

330cm

62cm

8.5mm

高富化度差
2領域均質炉心

←

←

反射体制御
(停止棒有)

395MWt←←←8.5mm以下←150MWe級
反射体制御（φ8.5）

炉心51.0%∆k/kk'

1.2$

330cm

60cm

←

←

←

強制循環
(低圧損)

制御棒制御

←

←

←

←

←

←

150MWe級
強制循環（φ8.5）

炉心60.2%∆k/kk'

8$

378cm

83cm

←

←

←

自然循環

←

←

515℃

≦0.001MPa

8$以下

←

←

150MWe級
自然循環（φ8.5）

炉心7・フェーズII中間まとめに必要な特性・設計データ取得（各種概念の比較）

1.3%∆k/kk'

1.4$

214cm

73cm

←

←

←

強制循環
(低圧損)

←

125MWt510℃≦0.075MPa

2$以下

←

←

50MWe級
強制循環（φ8.5）

炉心8

80GWd/t
48GWd/t
51GWd/t
36GWd/t
35GWd/t・プラント建設コスト ・各種概念の利害得失の比較
目標達成の見通し
・炉心6[150MWe級・強制循環・制御棒制御] が有望概念候補
・反射体制御は課題多1.2%∆k/kk'

1.5$

214cm

80cm

9.5mm

高富化度差
回字型炉心

10年
(1バッチ)←

反射体制御（停止棒有）

375MWt←≦0.075MPa

2$以下

10mm以下

10年以上150MWe級
10年寿命
反射体制御

炉心4

フェーズⅡ
平成14年度(フェーズⅡ-2)

炉心9、10において上部ガスプレナム部含むと各々5.8$、7.7$

58GWd/t
87GWd/t
60GWd/t
・いずれも安全性・寿命の目標を満足
・プラント建設コスト高→ 次フェーズより高出力化の検討

0.4%∆k/kk'

252cm

炉心高さ

燃焼反応度

15mm

100cm

燃料ピン径

炉心型式

←

←

運転サイクル長さ30年(1バッチ）

←

強制循環
(低圧損)

自然循環

制御棒制御

冷却方式

←

←

←

←

←

←

←

50MWe級
30年寿命
強制循環

炉心3

反射体制御
(停止棒有)

制御棒制御

125MWt←≦0.05MPa≦0.001MPa

510℃←

8〜10$以下←←

50MWe級
30年寿命
反射体制御

炉心2

制御方式

熱出力

・炉心出口温度・炉心部圧損・ボイド反応度

30年以上15mm以下・寿命

50MWe級
30年寿命
自然循環

炉心1

・燃料ピン径

設計条件

炉心名（主な特徴）

平成13年度(フェーズⅡ-1)

・高速炉の特性を活かした小型炉概念のポテン ・経済性を高めた概念
提示
シャル提示（超長寿命・固有安全性）

平成12年度

検討年度

年度目標と設計のねらい

フェーズⅠ

実用化戦略

平成15年度(フェーズⅡ-3)

1.5%∆k/kk'

7.9$

260cm

164cm

15mm

←

←

←

←

←

←

←

8$以下

←

←

150MWe級
20年寿命
高温小径化

炉心10

77GWd/t
80GWd/t
・基準炉心絞込、具体化及び課題摘出(多目的利用のため出口温度高温化)
・炉心9を代表炉心に選定

1.2%∆k/kk'

6.1$

293cm

127cm

15mm

Zr含有率3領域単一
Pu富化度均質炉心

20年(1バッチ）←←

395MWt

550℃

←

〜6$

15mm以下

20年以上150MWe級
20年寿命
高温化

炉心9

・有望概念絞込みと具体化像提示

表 7.7.1-1 ナトリウム冷却小型炉 炉心設計結果のまとめ（フェーズⅡ前半まで）

1796

フェーズⅠ

7.7$

炉心部ボイド反応度

主要成果

取出平均燃焼度

0.5%Δk/kk'

5.8$

200cm

130cm

0.9%Δk/kk'

6.3$

210cm

124cm

←

←

←

←

←

←

←

←

←

←

←

←

0.5%Δk/kk'

5.9$

196cm

130cm

13mm

←

←

20年(1バッチ）

←

←

←

←

←

←

←

20年以上

83GWd/t
87GWd/t
78GWd/t
63GWd/t・30年寿命炉心の成立性 ・燃料集合体(制御棒内包）に分割 ・燃料と制御棒を分離して制御棒体数削減
して物量削減・30年寿命炉心を代表炉心に選定
確認
・燃料一体型炉心による
炉構造物量大0.6%Δk/kk'

195cm

炉心等価直径

燃焼反応度

125cm

炉心高さ

←

←

窒化物燃料

燃料形態
15mm

←

高富化度差
2領域均質炉心

炉心型式

燃料ピン径

←

←

←

30年(1バッチ）

自然循環←

運転サイクル長さ

制御棒制御

冷却方式

132MWt

制御方式

熱出力

←
←

≦0.01MPa
500℃程度・炉心部圧損・炉心出口温度←←

15mm以下←

制御棒内包型燃料集合体を装荷し 燃料と制御棒を分離した 燃料と制御棒を分離した20た炉心
30年寿命炉心
年寿命炉心10$程度以下

・燃料ピン径

燃料一体型炉心

30年以上

・ボイド反応度

フェーズⅡ

平成15年度（ﾌｪｰｽﾞⅡ-2）
平成12年度
平成13、14年度（ﾌｪｰｽﾞⅡ-1）
・高速炉の特性を活かし ・経済性を高めた概念の提示（1） ・経済性を高めた概念の提示（2）と有望概念の提示た小型炉概念のポテン
シャル提示（超長寿命・固有安全性）

・寿命

設計条件

炉心名

年度目標と
設計のねらい

検討年度

実用化戦略

表 7.7.1-2 鉛ビスマス冷却小型炉 炉心設計結果のまとめ（フェーズⅡ前半まで）

1797

需要地立地型
395/165550
201
単一Ｐｕ富化度
3領域均質
127
293
390
0.041
３元合金燃料
141
15.0
0.89
169.4
3.8
5.0
13.3/13.3/13.3
18.2/14.3/10.075/75/75
77
1.2
1.06
4.9×1023
6.1

原子炉出力（MWt/MWe）
原子炉出口温度（℃）
基 運転サイクル長さ（年）
本 燃料交換バッチ数
仕
炉心型式
様
炉心高さ（cm）
炉心等価直径（cm）
遮へい体外接円径（cm）
炉心部圧損（MPa）
燃料形態
ガスプレナム長(cm)
燃 燃料ピン外径（mm）
料 被覆管肉厚（mm）
仕 集合体ピッチ（mm）
様 集合体間ギャップ（mm）
集合体ラッパ管肉厚（mm）
Pu富化度（wt%）（内側/中間/外側）
炉 Ｚｒ含有率（wt%）（同上）
心 燃料スミア密度（%）（同上）
主 取出平均燃焼度（GWd/t）
要 燃焼反応度（%Δk/kk'）
特 増殖比（サイクル中期）
性 最大高速中性子照射量(n/cm2)(E>0.1MeV)ナトリウムボイド反応度（平衡末期）（＄）
←
118
←
←
←
←
245
14.4
0.55
187.7
1.6
1.0
120/12.0/12.0←
70/75/75
74
1.24
1.08
5.5×1023
5.3

←
101
182
231
0.033
←
157
←
0.78
188.3
2.0
1.0
12.1/12.1/12.1
10/10/6
70/79/85
77
1.11
1.07
5.3×1023
4.3

ナトリウム冷却小型炉
遠隔地電源型
初期炉心
改良炉心
120/50
←
←
←
30
←
1
←

小型炉候補概念の設計仕様と主要炉心特性

項目

表7.7.1-3

714/300←
2
4
単一Ｐｕ富化度
2領域均質
100
263
336
0.14
←
170
8.5
0.50
157.2
5.0
4.2
12.3/-/12.3
10/-/6
70/-/75
80
0.46
1.03
5.2×1023
5.5

経済性追求型

132/50
425
30
1
高富化度差
2領域均質
120
214
313
0.009
窒化物燃料
37（上）/40（下）
15.2
1.08
149.0
10.7/-/18.6
84/-/84
81
0.46
1.02
4.1×1023
6.3

鉛ビスマス冷却小型炉

制御棒使用（25本）
φ5.68m×h18.93m

制御棒駆動機構
ガードベッセル

2次主冷却設備
蒸気発生器設備

UIS引抜き方式、貯蔵設備なし

強制循環、炉内環状型IHXとEMP
1ﾙｰﾌﾟ強制循環、
直管型2重管SG（1基）PRACS×2系統+IRACS（自然循環）

φ5.32m×h25.35m

原子炉構造

1次主冷却設備

小型炉の建設単価のまとめ

9.5

0.1

1.6

0.8
8.1

2.3

12.6
0.4

11.7

3.7 強制循環、炉内環状型IHXとEMP
1.3 1ﾙｰﾌﾟ強制循環、
13.0 直管型2重管SG（1基）
2.6 PRACS×2系統+IRACS（自然循環）
0.2

20.2 制御棒使用（8本）
0.6 φ4.36m×h18.93m

18.8 φ4m×h25.35m

0.1

0.9

1.1
4.7

1.3

7.4
0.6

13.8

3.1 13.4 ヘリカルコイル型単管
SG（1基）
2.6 PRACS+RVACS（自
然循環）
0.4

3.7 -

21.3 制御棒使用（13本）
1.6 φ4.21m×h19.68m

39.7 φ3.85m×h19.5m

0.1

1.4

0.0
1.7

0.0

11.2
0.5

10.5

0.4

4.1

0.0
5.3

0.0

33.8
1.4

31.8

ナトリウム冷却小型炉（検討対象、150MWe級）1) ナトリウム冷却小型炉（50MWe）2)
鉛ビスマス冷却小型炉（検討対象、50MWe）3)
主要仕様
コスト割合
基準値への 主要仕様
コスト割合
基準値への 主要仕様
コスト割合
基準値への
（％）4)
到達度5)
（％）4)
到達度5)
（％）4)
到達度5)
11.0
17.6
15.0
43.1
12.6
38.3

表 7.7.2-1

15.2 UIS引抜き方式、貯蔵
17.4
50.1 UIS引抜き方式、貯蔵
16.5
50.0
設備なし
設備なし
その他設備6)
7.5
11.9
6.7
19.3
9.2
28.0
計測制御設備
4.7
7.5
4.2
12.1
8.1
24.6
タービン設備
16.6
26.6
15.0
43.0
16.3
49.3
電気設備
11.1
17.7
10.0
28.6
8.5
25.9
発電用雑設備
1.6
2.6
1.4
4.1
1.8
5.4
材料
ナトリウム
0.4
0.6 ナトリウム
0.4
1.2 鉛ビスマス
1.6
4.8
建設単価
FOAK
100.0
160.1
100.0
287.3
100.0
303.1
NOAK
86.5
155.1
163.7
注1）出力165MWeに相当。構築物および土地改良工事、原子炉設備のうち、原子炉機器、主冷却系、崩壊熱除去系、燃料取扱設備、材料のコストは、付録D.で説明したコードにより計算。それ以外は、ナトリウ
ム冷却中型炉コストに対して、出力の0.6乗に比例すると想定
注2）150MWe級のナトリウム冷却小型炉と同一の手法でコスト評価。ただし、原子炉機器、冷却系などの主要仕様は150MWe級の検討結果より推定
注3）150MWe級のナトリウム冷却小型炉と同一の手法でコスト評価。ただし、BOP設備は、鉛ビスマス中型炉コスト（550MWe×6ﾓｼﾞｭｰﾙ）に対して、出力の0.6乗則や、モジュールとシングルプラントの差異などを考慮して推定注4）概念ごとの直接費全体に占めるコスト割合
注5）建設単価の基準値（35万円/kWe）を100とするコスト相対値
注6）補助系、ガス系、補機冷却系、保守・補修設備等

放射性廃棄物処
理設備
燃料取扱設備崩壊熱除去系

主冷却系

構築物および土
地改良工事
原子炉設備
原子炉機器

項目

1798

プラント基本コンセプト
・金属燃料を使用した Zr 含有率 3 領域単一 Pu 富化度
炉心の採用により、炉心出口温度 550℃および 20
年以上の長寿命炉心の達成
・ATWS 発生時にも、炉心部の冷却材ボイド反応度は高いが、固有の安全特性および受動的安全性の活用
により、SASS に期待しなくても、高温整定し、炉心損傷防止の可能性を追求
・原子炉容器内への機器集約（環状型 IHX および電磁ポンプの機器合体）、ループ数の低減により、シス
テムを簡素化・運転員への負荷低減や、電磁ポンプの採用、低燃料
交換頻度、小交換熱量の特徴を活用した炉内機器の引抜きなどによる保守補修の簡素化

プラント系統図

プラント基本仕様
項目
基本仕様

原子炉型式
電気出力/熱出力
ﾙｰﾌﾟ数
冷却材循環方式
1次系/2次系温度

蒸気条件
ﾌﾟﾗﾝﾄ稼働率
運転ｻｲｸﾙ期間
ﾌﾟﾗﾝﾄ仕様 原子炉容器
原子炉停止系
IHX
1次主循環ﾎﾟﾝﾌﾟ
SG
崩壊熱除去方式
燃料取扱方式
原子炉建屋
ﾌﾟﾗﾝﾄ寿命

内容ﾅﾄﾘｳﾑ冷却ﾀﾝｸ型炉
165MWe/395MWt（ﾌﾟﾗﾝﾄ効率42%）1次系：ﾀﾝｸ内流動
2次系：1ﾙｰﾌﾟ
強制循環方式
1次 HL：550℃、CL：395℃
2次 HL：520℃、CL：335℃
498℃/17.2MPa
96.2%
20年、1ﾊﾞｯﾁ
φ5.32m×h25.35m、原子炉容器上部支持
制御棒制御方式（25本）
縦型ｼｪﾙｱﾝﾄﾞﾁｭｰﾌﾞ直管型
ALIP型電磁ﾎﾟﾝﾌﾟ（ｼﾝｸﾞﾙｽﾃｰﾀ）
直管型密着2重管
PRACS×2系統＋IRACSUIS引抜き方式
3次元免震
60年

原子炉容器構造図

建屋配置図

図 7.7.2-1

需要地立地型ナトリウム冷却小型炉

1799

プラント概念設計結果のまとめ

プラント基本コンセプト
・金属燃料を使用、燃料無交換を前提とした集合体パッド間ギャップの低減により炉心重金属密度を向上、Zr 含有率 3 領域単一 Pu 富化度炉心の採用により、炉心出口温度 550℃および 30 年以上の長寿命
炉心の達成
・ 燃料無交換を前提に原子炉容器ナトリウム液位低減、回転プラグ削除、炉心中継装置、炉心槽削除を採用し原子炉容器コンパクト化
・ 直列電磁ポンプ採用により冷却系 1 ループ化による NSSS 物量低減
・ 運転員への負荷低減や、電磁ポンプの採用、低燃料交換頻度、小交換熱量の特徴を活用した炉内機器の引抜きなどによる保守補修の簡素化

プラント系統図

プラント基本仕様

基本仕様

原子炉型式
電気出力/熱出力
ﾙｰﾌﾟ数
冷却材循環方式
1次系/2次系温度

蒸気条件
ﾌﾟﾗﾝﾄ稼働率
運転ｻｲｸﾙ期間
ﾌﾟﾗﾝﾄ仕様 原子炉容器
原子炉停止系
IHX
1次主循環ﾎﾟﾝﾌﾟ
SG
崩壊熱除去方式
燃料取扱方式
原子炉建屋
ﾌﾟﾗﾝﾄ寿命

ﾅﾄﾘｳﾑ冷却ループ型炉
50MWe/120MWt（ﾌﾟﾗﾝﾄ効率42%）1次系：1ループ
2次系：1ループ
強制循環方式
1次 HL：550℃、CL：395℃
2次 HL：520℃、CL：335℃
495℃/16.7MPa
95%以上
30年、1ﾊﾞｯﾁ
φ2.8m×h13.4m、原子炉容器上部支持
制御棒制御方式（7本）
電磁ポンプ組込直管型
ALIP型電磁ﾎﾟﾝﾌﾟ（ｼﾝｸﾞﾙｽﾃｰﾀ）
単管ヘリカルコイル管
DRACS×2系統＋IRACSなし
3次元免震
30年（燃料交換を行えば60年

原子炉容器構造図

建屋配置図

図 7.7.2-2

遠隔地電源型ナトリウム冷却小型炉

1800

プラント概念設計結果のまとめ

プラント基本コンセプト
・金属燃料を使用、燃料無交換を前提とした集合体パッド間ギャップの低減により炉心重金属密度を向上、Zr 含有率 3 領域単一 Pu 富化度炉心の採用により、口温度 550℃および 30 年以上の長寿命炉心の達成
・ 燃料無交換を前提に原子炉容器ナトリウム液位低減、回転プラグ削除、炉心中継装置、炉心槽削除を採用し原子炉容器コンパクト化
・ 直列電磁ポンプ採用により冷却系 1 ループ化による NSSS 物量低減
・ 運転員への負荷低減や、電磁ポンプの採用、低燃料交換頻度、小交換熱量の特徴を活用した炉内機器の引抜きなどによる保守補修の簡素化

プラント系統図

プラント基本仕様
基本仕様

原子炉型式
電気出力/熱出力
ﾙｰﾌﾟ数
冷却材循環方式
1次系/2次系温度

蒸気条件
ﾌﾟﾗﾝﾄ稼働率
運転ｻｲｸﾙ期間
ﾌﾟﾗﾝﾄ仕様 原子炉容器
原子炉停止系
IHX
1次主循環ﾎﾟﾝﾌﾟ
SG
崩壊熱除去方式
燃料取扱方式
原子炉建屋
ﾌﾟﾗﾝﾄ寿命

ﾅﾄﾘｳﾑ冷却ループ型炉
300MWe/714MWt（ﾌﾟﾗﾝﾄ効率42%）1次系：1ループ
2次系：1ループ
強制循環方式
1次 HL：550℃、CL：395℃
2次 HL：520℃、CL：335℃
495℃/16.7MPa
2年、4ﾊﾞｯﾁ
φ6.1m×h17.6m、原子炉容器上部支持
制御棒制御方式（10本）
電磁ポンプ組込直管型
ALIP型電磁ﾎﾟﾝﾌﾟ（ｼﾝｸﾞﾙｽﾃｰﾀ）
単管ヘリカルコイル管
DRACS×2系統＋IRACS
なし
3次元免震
60年

図 7.7.2-3

ＫＥＹ ＰＬＡＮ

原子炉容器構造図

経済性追求型ナトリウム冷却小型炉

1801

建屋配置図

プラント概念設計結果のまとめ

プラント基本コンセプト
・窒化物燃料、ダクトレス集合体を使用した炉心の採用により、30 年以上の長寿命炉心の達成
・ATWS 発生時にも、炉心部の冷却材ボイド反応度は高いが、固有の安全特性および受動的安全性の活用
により、高温整定し、炉心損傷防止の可能性を追求
・自然循環方式の採用や、化学的不活性な鉛ビスマスの特性を活用して原子炉容器内への SG 設置によるシステム簡素化プラント系統図

プラント基本仕様
項目
基本仕様

原子炉型式
電気出力/熱出力

ﾙｰﾌﾟ数
冷却材循環方式
系統温度
蒸気条件
ﾌﾟﾗﾝﾄ稼働率
運転ｻｲｸﾙ期間
ﾌﾟﾗﾝﾄ仕様 原子炉容器
原子炉停止系
主循環ﾎﾟﾝﾌﾟ
SG
崩壊熱除去方式
燃料取扱方式
原子炉建屋
ﾌﾟﾗﾝﾄ寿命内容
鉛ﾋﾞｽﾏｽ冷却ﾀﾝｸ型炉
50MWe/132MWt（ﾌﾟﾗﾝﾄ効率38%）
ﾀﾝｸ内流動自然循環方式HL：505℃、CL：335℃
403.5℃/6.5MPa
96.5%
30年、1ﾊﾞｯﾁ
φ3.85m×h18m、
原子炉容器上部支持
制御棒制御方式（13本）
なし（自然循環方式）
ヘリカルコイル型
PRACS＋RVACSUIS引抜き方式
3次元免震
60年

原子炉容器構造図

建屋配置図

図 7.7.2-4

鉛ビスマス冷却小型炉
1802

平成 15 年度までの代表概念

7.8 小型炉フェーズⅡのまとめ
ナトリウム冷却小型炉の検討では平成 13～15 年度にかけてフェーズⅡ当初の小型炉に対する要求条件を満足する概念（10 年以上の運転サイクルかつ低建設単価）を追求して、幅の広い仕様に対してサーベイ検討を実施し、平成 15 年度までの代表概念において小型炉の要求条件を満たすことが明らかになった。
平成 16～17 年度においては、それまでのサーベイ検討の結果から炉心の長寿命化に伴い、炉心等価直径が出力の割りに増加する傾向があり、長寿命炉心と経済性の同時追求は限界があることが示された。このため平成 15 年度までの代表概念は需要地立地型と位置づけ、以後の検討では目的に応じて特徴を明確化し、電気出力 50MWe 遠隔地電源型、電気出力 300MWe 経済性追求
型の 2 概念に分けた検討を実施した。遠隔地電源型については燃料無交換を前提とした原子炉容器の簡素化および主冷却系 1 ループ化を採用し、従来の概念である需要地立地型を同出力にした場合と比較して大幅に物量削減が可能であり、同出力の他概念と比較して、低い建設単価を達成できる可能性があることを示した。
経済性追求型炉は、小型炉は比較的小規模の設備において可能であるため開発費と資本費を低減でき、1 基当りの投資が小さいため資金的なリスクを低減できる点に着眼した検討を実施し、複数基生産時において初号基大型炉と同等の経済性を達成することを目標とした。主冷却系 1 ル
ープ化および炉内燃料貯蔵による炉外燃料取扱設備の合理化を行い、NSSS 物量および建屋容積を低減した。建設単価評価では複数基生産時において 20 万円/KWh を若干上回ったが、本概念は炉心燃料に金属燃料を採用しているため、フェーズⅡ中間評価における金属燃料の燃料単価が38t/yHM 処理規模において目標の 94%を達成していることを考慮して、再処理・燃料製造と合わせて総合的な合理化を実施した評価を実施することにより、発電単価としては、基幹電源が目標値としている 4 円/KWh を達成できる可能性はあると考えられる。
鉛ビスマス冷却小型炉については電気出力 50MWe、炉心寿命 30 年の遠隔地電源型ナトリウム冷却小型炉相当の概念の検討が行われた。平成 15 年度までの代表概念においてはナトリウム冷却小型炉とほぼ同等の経済性を達成していたが、平成 16～17 年度の腐食条件変更の影響評価において NSSS 物量が大幅に増加することが明らかになった。現状の腐食条件下において、遠隔地電源としてナトリウム冷却小型炉と比較した場合、経済性の観点に関してはナトリウム冷却小型炉の方が有利であると考えられる。
多目的利用については水素分離改質法およびハイブリッド熱化学法を使用した水素製造プラン
トの概念を具体化し、それぞれの開発課題を明確化した。

1803

参考文献
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TN9400 2002-055,（2002）[8] 堀徹, 他：“Na 小型炉のシステム設計研究－平成 14 年度成果のまとめ－”, JNC TY9400

2003-013,（2003）[9] 近澤佳隆, 他：“Na 冷却小型炉のシステム設計研究－平成 15 年度成果のまとめ－”, JNC

TY9400 2004-029, (2004)[10] 近澤佳隆, 他：“Na 冷却小型炉のシステム設計研究－平成 16 年度成果のまとめ－”, JNC

TY9400 2005-004, (2005)[11] 近澤佳隆, 他：“PbBi 小型炉のシステム設計研究－平成 13 年度成果のまとめ－”, JNC

TN9400 2002-052,（2002）[12] 近澤佳隆, 他：“PbBi 小型炉のシステム設計研究－平成 14 年度成果のまとめ－”, JNC

TN9400 2003-072,（2003）[13] 近澤佳隆, 他：“PbBi 小型炉のシステム設計研究－平成 15 年度成果のまとめ－”, JNC

TN9400 2004-008,（2004）[14] 近澤佳隆, 他：“原子力水素プラントのシステム設計研究－平成 14 年度成果のまとめ－”,JNC TN9400 2003-048,（2003）[15] 近澤佳隆, 他：“原子力水素プラントのシステム設計研究－平成 15 年度成果のまとめ－”,JNC TN9400 2004-037,（2004）[16] A.Hasegawa, N.Yamano：“The Standard Shielding Cross Section Library Based on
JENDL-3.2, Proc. of 9-th Int. Conf. on Radiation Shielding (ICRS-9)”, Tsukuba, Japan,
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解析による実証炉しゃへい設計への反映－ (平成 5 年度)”, PNC TY9471 94-001, (1994)[18] 大滝明, 他：“FBR サイクル導入シナリオの検討（Ⅱ）－エネルギー需給形態の多様化と原子力の共生に関する考察－”, JNC TY9400 2002-033, (2002)[19] 新エネルギー・産業技術総合開発機構：“水素利用国際クリーンエネルギー技術（we-net）
第Ⅱ期研究開発報告書”, NEDO-WE-NET-0001, (2000)

1804

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Safety-4S(Super, Safe, Small, and Simple) LMR”, Proc. of 4th Annual Scientific andTechnical Conference of Nuclear Society, NE’93, Russia, June 28-July 2, 1993, (1993)[22] 服部禎男：“超安全単純炉の意義と設計概要”, 原子力 eye, 第 44 巻 第 10 号, (1998)[23] H.Sekimoto and Z.Su’ud：“Design Study on Lead and Lead-Bismuth-Cooled Small
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イクル機構技報, No.18, (2003)[25] 伊藤哲夫, 他：“マイカ・アルミナ複合絶縁材の高温下における絶縁寿命の検討”, 電気学会 DEI-97-14, (1997)[26] （財）原子力安全研究協会：“PSA 用故障率データに関する調査”, (1997)[27] 堺公明, 岩崎隆：“LBE 冷却自然循環炉の熱流動特性解析”, 2003 年度機械学会年次大会,(2003)[28] 皆藤威二: “鉛冷却炉における炉心材料の腐食に関する調査・検討（研究報告）” , JNC
TN9400 2000-039, (2000)[29] 古川智弘, 他 : “酸素濃度制御下停留鉛ビスマス中における国産鉄鋼材料の腐食特性(2)”,
日本原子力学会

2003 年秋の大会, H40, (2003)[30] 青砥紀身, 古川智弘 : “鉛ビスマス中におけるマルテンサイト系鋼の腐食代の評価”, 日本
原子力学会

2004 年秋の大会, E27, (2004)[31] 中桐俊男：“水素技術に関する調査”, JNC TN9420 2002-002, (2002)[32] 黒田健之助, 他：“都市ガスを利用したメンブレンリアクタ型水素発生装置”, 三菱重工技報, Vol.33 No.5, (1996)[33] M.Tashimo and M.Hori：“A Feasibility Study of Fast Reactor Membrane Reformer” ,ANS2001 winter meeting, Reno, (2001)[34] 西原哲夫, 他：“高温ガス炉水素製造システムの可燃性蒸気雲爆発に対する離隔距離の検討”, 日本原子力学会「2001 年秋の大会」, (2001)[35] 西原哲夫, 他：“高温ガス炉水素製造システムの製品水素へのトリチウム移行量の評価”,
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1805

おわりに
実用化戦略調査研究はそのフェーズ I において、FBR プラントシステムを構成する冷却材と燃料の種類との組合わせを網羅的に検討した。これまでに蓄積された国内外の技術情報によって、技術的成立性及び経済的成立性について評価したものである。その結果、実用化候補概念を実現し得る冷却材として、ナトリウム、鉛ビスマス、ヘリウム、水を選択した。
本報告書の対象であるフェーズ II 取り纏めでは、実用化戦略調査研究を開始してから得た冷却材ごとの要素技術開発の結果を利用して設計を行った。フェーズ I が原子力平和利用以来、蓄積されてきた知見に基づいて設計研究を行ったのに対し、フェーズ II では実用化戦略調査研究独自の研究開発成果を利用している。
フェーズ II 取り纏めまでに得た重要な知見は、本文にも記したナトリウム冷却炉における上部
プレナム流動挙動及び鉛ビスマス冷却炉における冷却材と鉄基材との腐食挙動である。特に鉛ビ
スマスの腐食挙動に関する知見は、鉛ビスマスを高温条件で冷却材として使用することの難しさを認識させた。
フェーズ I で選択した冷却材のうち、炉心性能の観点からは、水以外の冷却材は高速増殖炉に期待される性能を十分発揮することが可能である。したがって、この観点からナトリウム、鉛ビ
スマス及びヘリウムが冷却材の候補となる。
プラントを成立させるためには、供用期間中、構造材料が冷却材と共存すること、すなわち冷却材の腐食能力を顕在化させない技術が必要である。鉛ビスマスは、低温で使用し十分な酸素濃度制御ができれば、腐食を顕在化させずに冷却材として使用できることは知られていた。しかし、前述の要素技術試験研究の結果から、高温化できないために、熱効率の点でナトリウム冷却炉及びヘリウムガス冷却炉に劣ることとなった。さらに本文に記したように耐震性の観点から原子炉
容器の大きさに上限があり、このため炉心の大きさにも上限が存在し、原子炉出力が制限される
ことも明確になった。このため、鉛ビスマス冷却炉では、2 次系が不要であると言う利点を取り入れても、ナトリウム冷却炉の経済性を超えることができなかった。
ヘリウムガス冷却炉は、プラントシステムとしては直接サイクルを採用しているため、最も簡素な構成となった。しかし、高圧系のシステムであり、かつ格納容器にも 1 次系の減圧事故時には背圧を維持する機能が要求されるため容器物量が大きく、最も簡素な構成かつ高熱効率という利点を反映させても、ナトリウム冷却炉の経済性を超えることができなかった。
最後に残ったナトリウム冷却炉は、熱伝導の良さ及び低圧系で使用できることから、結果として他の冷却材よりも良い経済性を達成できることがわかった。しかし、ナトリウム冷却炉には水との化学反応という課題があり、実用化するためにはこの点に対する十分な対策をとる必要がある。ただし、この対策のための技術は現状知られており、今後、2015 年頃までに経済性を満足させつつ対策をとることは十分可能であると考えている。
以上から、2015 年頃に高速増殖炉技術を実用化するためには、ナトリウムを冷却材として選択することが合理的である。ただし、今後の基礎基盤的な研究開発の進展、特に材料に関する研究開発により、現状の知見で困難と判断した項目について、課題が克服された場合には、高速増殖炉の冷却材として再考すべきことは言うまでもない。

1806

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1807

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付録 A

水冷却炉に特有な利用シナリオ

１．はじめに
本報告書の本論に記述されているように、実用化戦略調査研究（FS）の検討においては、種々の検討対象炉型に対して基本的に同一の前提条件やシナリオを与えて炉心性能等の相互比較を行う横並びの評価を実施している。しかしながら、水冷却炉に関しては、水冷却の採用による炉心性能上の限界が存在することを承知の上で、それよりも既存の軽水炉技術を活用することによる運転・保守性や技術的実現性の高さを優先的に評価して開発しており、この点において、高い炉心性能の達成を最優先に新規の技術を導入している他の FBR 開発とは異なる考え方に基づいているという側面を有している。したがって、水冷却炉が有効に活用されるに当たっては、その特徴を活かした特有な利用の仕方が考えられており、本付録として以下に纏めることとした。
水冷却炉の最大の特長は、我が国においても 30 年を超えるこれまでの原子力発電の実績において培われてきた軽水炉の技術と豊富な経験に立脚しているとともに、研究開発課題は炉心・燃料関連に限定されており、運転・保守性に優れ、また、技術的実現性の高い点にある。この点に関しては、一般的な炉心性能等のように単純な数値の形で表わすことの出来るものとは質を異にする特長ではあるが、建設後 40～60 年程度の長期間に亘って種々の厳しい技術的および社会的要求の下に原子炉を安全にかつ高稼働率で運転・維持して行く現実的な利用状況を考えると、実際上極めて意義の大きな特長と言える。この観点から、水冷却炉に対しては、他の FBR 候補概念とは異なり、これまで蓄積されてきた軽水炉および関連する燃料サイクル等の技術とそれらの豊富な経験を最大限に活用することを前提として、今後の新たな研究開発を極力抑えた範囲でプ
ルトニウムの有効利用と長期間に亘るその多重リサイクルが可能な炉心概念の可能性を検討し、既存の軽水炉システムと高い適合性を持った水冷却炉心概念を提案することを基本的な考え方としている。また、将来高速増殖炉が導入された場合でも、100 年程度の期間に亘って、軽水炉と共存しながら順次置き換わって行く事実も考慮すべき点である。すなわち、今後の軽水炉に対して期待されるさらなる技術上および経済性上の向上と運転・使用経験の蓄積もまた水冷却炉において有効に活かされる点に関しても、水冷却炉の利点と考えることができる。
水冷却炉は一方で、中性子を減速する能力が大きな水を冷却材としていることにより、増殖炉の最大の特長である高い増殖比の達成という観点においては、そもそも自ずと限界を持った炉心概念である。この点から、水冷却炉に対しては、増殖性能を中心に考えた導入・利用の仕方が最適とは言い難い点も有り、水冷却炉の特長を最大限に引き出す導入・利用の仕方を検討する視点が必要である。この点において、高速増殖炉として一般的に高い増殖比をセールスポイントとする他の概念とは異なる位置づけが有り得る事を考慮に入れて、炉と対を成す燃料サイクルも含めてその様な視点からの検討をする必要がある。
このように水冷却炉の特長を最大限に活用する観点から、水冷却炉に対しては燃料サイクルに関しても既存の技術を最大限活用して新たな開発要素を出来る限り少なくした技術として、簡素化ピューレックス（PUREX）再処理法を採用して得られる高除染燃料を MOX ペレットに加工して使用する導入シナリオが有効であると考えて検討を進めている。以下にその概要を纏めているが、ここで想定している燃料サイクル全体の概要を図 A-1 に示す。現行軽水炉から排出された
使用済燃料（SF）は、現行の PUREX 再処理プラントによって再処理し、その結果得られる高除染（除染係数：DF～10７）のプルトニウムを原料として、現行の高速炉用 MOX 燃料加工施設とA-1

同様な施設概念の MOX 燃料加工工場において MOX ペレット燃料を製造し、それを用いて水冷
却炉（低減速軽水炉：RMWR）の導入を開始する。水冷却炉自身から排出される使用済 MOX 燃
料は、そのための MOX 燃料再処理である簡素化 PUREX 再処理法により処理し、現行 PUREX
再処理に比べると除染係数は低いものの低除染再処理法（DF～10３）に比べると遙かに高い 105程度の比較的高い除染係数を有するプルトニウムを回収し、上記の MOX 燃料加工工場（遮蔽や臨界管理上の設備上の多少の対応は必要）においてＭＯＸ燃料に加工してリサイクルを進める。
この燃料サイクルの特長は、水冷却炉の概念と同様に、再処理および MOX 燃料加工においても既存の技術および経験をベースとしていることにより、今後の開発課題が少なく、また運転・保守性に優れ、技術的実現性の見通しがつき易い点である。
さらに、現行軽水炉から水冷却炉へのよりスムーズな技術的な移行と MOX 燃料再処理施設の稼働開始という燃料サイクル上の必要環境の今後の整備状況に柔軟に対応する点を考慮して、これまでの水冷却炉概念を拡張した革新的水冷却炉（Innovative Water Reactor for Flexible Fuel
Cycle：FLWR）概念を提案している[１]。
以下に、これらについてその概要を述べる。
２．高除染燃料使用シナリオ
FS においては、高速増速炉の最大の特長である 1.2 程度の高い増殖比を活用して、資源有効利
用性や環境負荷低減性の利点を重要とする観点から、積極的に MA や FP を含む低除染燃料の使用を行うことを基本方針とし、その枠組みで炉心性能の検討を実施するとともに、燃料サイクルの検討が行われているが、そのためには燃料サイクルにおいても多くの今後の研究開発を必要としている。したがって、軽水炉技術等の既存の技術をベースとすることによる優れた運転・保守性と高い技術的実現性を最大の特長とする水冷却炉に対して、この様な今後の多くの研究開発を必要とする低除染燃料サイクルと組み合わせることは必ずしも適切ではない。また、本論において炉心性能について述べたように、水冷却炉の増殖比はおおよそ 1.05 程度であり、他の高速増殖炉概念と比較してもそれらより低い値となっている。また、FS において想定している MA や FPを多く含む低除染燃料を使用すると、一般的に炉心性能を悪化させる傾向を示し、設計においては燃焼度または増殖比のいずれかの低下を余儀なくされる。このように、炉心性能の観点からも、過大な MA を含有する低除染燃料の使用は、水冷却炉が有する特長を十分に発揮させるものとは言えない。以上の観点から、水冷却炉に対しては、以下に述べる現行技術をベースとした中除染
燃料サイクルと組み合わせることによって得られる高除染燃料を使用するシナリオを基本とし、必要に応じて低除染燃料にも柔軟に対応できるとの観点から、低除染燃料も受け入れ可能な炉心設計を実施することが適切と考えられる。
低除染燃料サイクル使用の場合においても、水冷却炉を徐々に導入して行く期間となる最初の100 年程度の軽水炉との共存期間には、MA は水冷却炉でのリサイクルは行わずに貯蔵し、水冷却炉の導入の促進に努める。その間に、のちの MA リサイクルのための TRU 回収技術や TRU
燃料製造技術を確立するための十分な開発を実施することも可能である。また、環境負荷低減の観点から別途研究開発が進められているＡＤＳ等の分離核変換のための各種システムを活用することも可能であり、水冷却炉での MA リサイクルシナリオのみに限定することなく、それらの選択肢も含めてトータルなシステムとして考えることが可能である。いずれにしても、水冷却炉での MA リサイクルを行う場合には、軽水炉が水冷却炉に十分に世代交代して Pu バランス上からA-2

の転換比への要求が低い状況になってから開始するのが適切である。
３．高除染燃料使用シナリオにおける燃料サイクル技術概念
水冷却炉の最大の特長である既存の軽水炉技術の最大限の活用という観点を、燃料サイクルにおいても考慮することは、水冷却炉の利用シナリオにおいて重要な点である。一方、FS において標準的に設定されている低除染燃料の使用に関しては、これまでの燃料サイクル技術によって実証された経験豊富な技術とは言い難く、今後実施すべき研究開発要素が多いことから、それらの実用化においては、今後も膨大な研究開発と長期間に亘ってその実績・経験の蓄積を要するものである。したがって、再処理および燃料加工の技術においても、既存の実証された技術および豊富な経験を有する技術をできる限り活用した技術を導入することにより、プルトニウム・リサ
イクルの実現性およびその運転・保守性に対して十分な見通しを持つことができる燃料サイクル
技術を選定することが、水冷却炉の利用シナリオにおいて有用である。
再処理に関しては、軽水炉で使用された酸化物燃料の PUREX 法による再処理が世界的にも商業規模で実施されており、既に実証された技術として豊富な実績を有している。我が国においても、原子力機構の東海再処理工場において、年間最大 100t 弱の規模で 1977 年以来累積 1,030t
余の軽水炉および「ふげん」の使用済燃料の処理実績を有しており、その実績を踏まえて年間処理量 800t 規模の六ヶ所再処理工場が建設され、2007 年に操業を開始する予定である。また、Pu
燃料の製造については、1968 年以来原子力機構東海研究開発センターの Pu 燃料工場において、最高 Pu 富化度で 30％程度までの高除染 MOX 燃料製造の実績（累計 170t）を有し、それらの燃料は「ふげん」，「常陽」および「もんじゅ」等の燃料として既に炉内でも使用されている。さらに、年間 130t の規模のプルサーマル用 MOX 燃料加工施設（JMOX）が 2012 年４月頃の操業開始を目指して六ヶ所再処理工場に隣接して建設される予定である。このように、酸化物燃料に関しては、使用済燃料再処理および MOX 燃料加工において国内でも多くの実績と経験を有していることから、これらを有効に活用した燃料サイクルを水冷却炉とともに使用する燃料サイクル概念を提案している。
具体的に、再処理に関しては、従来の PUREX 法をベースとしつつ、その大幅な経済性向上を目指して、簡素化 PUREX 法を提案している[2]。また、本再処理法では、グローブボックス対応の現行 MOX 燃料加工技術が適用できる 10５程度の除染係数を達成することを目指している。この概念の概要を現行の PUREX 法と比較して図 A-2 に示す。現行の PUREX 法では、図の左半分に示すように、使用済燃料の硝酸溶解液から FP を取り除く共除染工程と、その後 Pu と U を分離する分配工程を経て、分離された Pu と U のそれぞれからさらに FP や Np を取り除く精製工程が設置されており、最終的に FP を 1／10７程度まで除去している。即ち、FP の除染係数（DF）
として 10７程度という非常に高い値を達成している。これに対して、旧原研で提案された簡素化
PUREX 法は、図の右半分に示すように、精製工程を削除することによる機器設備の大幅な簡素化によって経済性の向上を目指す方式である[2]。精製工程を削除することによる除染係数の大幅な低下を防ぐため、共除染工程を現行より強化して Np および FP の分離が行えるものとしている。この結果として、精製工程無しでも FP を 1／10５程度まで除去することを可能とし、即ち、FP の DF として 10５程度（Tc は、10３，Ru および Rh は 10４）であり、現行の値に比べると低いものの絶対値としてはまだかなり高い値を達成して、中除染再処理法と言える。また、Np に対しても、現行の PUREX 法と同様な 10２程度の DF を達成可能である。試算によれば、本簡素
A-3

化 PUREX 法による施設の建設費は、現行 PUREX 法による施設の約４割と評価されており[2]、
今後の軽水炉燃料再処理法として活用すれば、大幅な経済性の向上が期待できる。
共除染工程の強化による Np および FP の分離の内容について以下に概要を述べる。再処理溶
液中では、Np は Np(Ⅳ)，Np(Ⅴ)，Np(Ⅵ)の３つの原子価状態をとりうる。図 A-3 に示すように、
このうち、Np(Ⅵ)の TBP への分配比は U（Ⅵ）や Pu(Ⅳ)と同様に大きく、TBP に抽出されるが、還元されて Np(Ⅴ)になると分配比は小さくなって抽出されなくなる。共除染工程においては、
Np は硝酸によって酸化されて Np(Ⅵ)となり、U（Ⅵ）や Pu(Ⅳ)とともに TBP に抽出される。
そこで、U を U（Ⅵ）に、また、Pu を Pu(Ⅳ)に維持したまま、Np の原子価を Np(Ⅵ)から Np(Ⅴ)に選択的に還元することにより、Np だけを有機溶媒相から水溶液相に移行させて分離し、U お
よび Pu から洗浄する工程を従来の共除染工程に引き続く形で付加している。Np の還元には、n－ブチルアルデヒドを用いる有機試薬還元法を用いるとともに、硝酸水溶液を洗浄液として用いるが、これに関してはこれまでに旧原研において PARC プロセスと名付けた湿式再処理技術の一部として研究を進めてきた技術であり、使用済燃料を用いた試験も実施している[2]。また、上記の Np 洗浄工程に引き続き、さらに硝酸水溶液による洗浄を行うことにより、Tc や Ru 等の FPに対する洗浄効果を得ることができる。なお、硝酸水溶液中の n－ブチルアルデヒドは、加温，
空気撹拌によって 95％以上が分解することを確認しており、二次廃棄物の発生とならない。
一方、MOX 燃料加工施設においては、これまでに現行 PUREX 再処理レベルの高除染燃料をグローブボックス方式で製造する技術が確立されているとともに、さらなる経済性向上を目指して、工程設備の高度化や「ショートプロセス」によるプロセスの合理化等の技術開発が進められている。したがって、上述の簡素化 PUREX 法によって得られる 10５程度という中程度の除染係数を活用して、これら既存のグローブボックス方式をベースとした MOX 燃料製造施設概念を構築するとともに、水冷却炉および簡素化 PUREX 再処理法と組み合わせて燃料サイクルを構成することにより、これら３者のいずれにおいても既存の確立された技術をベースとした、運転・保守性に優れ、技術的実現性の高い技術概念を実現できると言える。
４．水冷却炉の代表候補概念
本炉の代表となる炉心概念に関しては、既に本文の 5.1.3.1 節に述べた水冷却炉に対する代表
概念と基本的に同じ炉心概念に基づくものである。ただし、既に本文の 5.1.1.3 節の(1)で言及したように、使用する燃料として、上述の簡素化 PUREX 再処理を用いた 10５程度と比較的高い
FP 除染係数で得られる燃料を想定して、それによる多重リサイクル平衡状態における炉心概念を構築した。ここでは、炉心から排出される使用済燃料中の MA は 10７程度の除染係数で殆ど除去され、Np のみ除染係数 100 程度で燃料に混入するとともに、FP は 105 の除染係数（Tc は 103、Ru と Rh は 104 の除染係数）で混入するものと想定している。なお、本再処理については、除染係数が比較的高く、表 A-1 に示すように現行 PUREX 再処理による高除染燃料と同様に MA の混入が殆ど無い TRU 組成となっているが、多重リサイクルにより、Pu の組成としては、Pu-239
および Pu-240 が増加し、Pu-241 および Pu-242 が減少するという一般的な傾向を有する。しかし、核分裂性 Pu の割合はともに 57.5％となっている。
表 A-2 に三次元核熱結合炉心解析によってリサイクルを繰り返して平衡状態に達するまで評価した本炉心概念の主要諸元と炉心特性を示す。代表的な炉心特性値としては、炉出力：1,356MWe，転換比（Puf 残存比）
：1.04（リサイクル平衡時），
炉心部燃焼度：65GWd/t，全炉心燃焼度：50GWd/t，
A-4

連続運転期間：15 ヶ月であり、高転換比と高燃焼度の両立に重点を置いた設計としてまとめた概念である。
本炉心概念は、1.0 を超える転換比と負のボイド反応度係数を同時に達成するという水冷却炉の２大設計目標を同時に満足する炉心概念として構築された基本概念をベースにさらなる経済性の向上を目指し、一層の高燃焼度化を図って設計を進めたものである。炉心概念においては、上述のように基本的に既に本文で述べたものと大きくは異ならないが、燃料のリサイクルによる多重リサイクル平衡時において、前節に述べた抜本的なプロセスの簡素化を図ることによる経済性の向上を目指して検討中の簡素化 PUREX 再処理を用いた多重リサイクル平衡状態を想定して、そこから得られる高除染燃料を使用する炉心概念を構築している。
高燃焼度化に当たっては、現行 PUREX 再処理による高除染炉心の基本設計を踏襲しつつ、燃料各部の軸方向高さの設計変更のみで高燃焼度化の対応を図った。炉心および集合体形状は、図A-5 および 6 に示すおりである。炉心全体は、六角形の燃料集合体 900 体から構成され、炉心外接半径は 3.8m である。また、燃料集合体の間には、燃料集合体３体にほぼ１体の割合で Y 字型の制御棒が全部で 283 体配置されている。制御棒は、制御材として濃縮 B4C を用いたもので、Ｂ
ＷＲと同様に下方から挿入される。本炉心では中性子スペクトルが硬くなるため、Ｂ-10 による反応度制御効果が減少する。その対応策として、90％濃縮ボロンを用いることとし、余剰反応度が最も大きいサイクル初期においても炉停止余裕は１％Δk 以上を確保している。制御棒の上部には、制御棒を引き抜いた時に水を排除できるようフォロア部を設けている。フォロアは、破損時の水侵入抑制と中性子吸収減少のため黒鉛をＳＵＳで被覆した構成とした。
燃料集合体の格子間隔は、制御棒がある方向が 236.9mm で、制御棒がない側が 228.4mm である。燃料集合体の外周を構成するチャンネルボックスの外辺間距離は 227.6mm で、肉厚は２mm である。制御棒翼の厚さは 14.4mm で、制御棒翼とチャンネルボックスの間隙は 1.6mm であり、制御棒のないところのチャンネルボックス間隙は 0.8mm である。増殖性を達成するためには水対燃料実効体積比を大幅に低減する必要があり、約 0.17 になるよう設計した。燃料棒間隙
は実炉運転時の影響（初期曲がりおよびクリープ、流力振動、ＰＣＭＩ等による照射期間中の曲がり）と除熱能力とを考慮して 1.3mm とし、外径 13.7mm の太径燃料棒とするとともに、被覆管は肉厚 0.87mm のジルカロイとした。燃料集合体当たり 217 本の燃料棒を三角格子状に配列した燃料集合体構成である。チャンネルボックスと外周部の燃料棒の間隙は 1.05mm とした。フォロアにより局所的に減速材が集中しないようにしており、燃料としては５種類のプルトニウム富化度を用いて燃焼中の局所出力ピーキングを 1.05 以下にできる。最大の核分裂性 Pu 富化度は19.2wt％であり、最大 Pu 富化度は 31.2wt％となる。核分裂性 Pu 装荷量は 16.1ｔである。
また、図 A-7 に燃料集合体と制御棒の軸方向位置関係を示す。燃料集合体の炉心高さ方向の構成は、劣化ウランの内部ブランケット 40cm の上下に、平均核分裂性 Pu 富化度 18wt％で厚さがそれぞれ 22.5cm および 23cm のＭＯＸ燃料部を設けた炉心部と、さらにその上下にそれぞれ22cm および 18cm の劣化ウランのブランケットが付設された軸方向非均質の扁平二重炉心構成となっており、炉心全体の高さは 125.5cm である。表 A-1 に基本設計炉心と比較して示したように、燃焼度を増加させるために、燃料部の高さを約 15%増加させた結果、上下ブランケットを除く炉心部の平均取出燃焼度に関しては、基本設計炉心における 60GWd/t から 65GWd/t へと増大し、また、上下ブランケットを含む全炉心の平均取出燃焼度に関しては、基本設計炉心における45GWd/t から 50GWd/t へと増大した。燃料部高さ増大に伴う転換比（Pu 残存比）の低下についA-5

ては、内部ブランケットを約 30%（約 10cm）増加させて対応し、転換比の低下を約 0.01 とごく小さいものに留め、Puf 残存比で 1.04 を確保することが可能である。また、内部ブランケット増加に伴い、燃料部高さ増大に伴うボイド反応度係数の悪化も緩和されるが、さらに下部ブランケットを 1cm 短くすることにより、負のボイド反応度係数を達成した。以上のように、本炉心概念
は、各部分の軸方向高さの変更により、炉心性能を調整することが可能な柔軟性を持つ概念である。本代表概念は高転換比と高燃焼度の両立に重点を置いた設計としてまとめたものであるが、別途、より高燃焼度化に重点を置いて転換比を下げた設計を達成することも可能と考えている。
図 A-8 に炉内燃料装荷パターンを示す。炉心全体として 1/3 対称性を有している。高燃焼度化のために、燃料取り替えバッチ数を 6.8 に増加させ、その結果サイクル長は 15 ヶ月となった。7サイクル目の燃料集合体を炉心中心部と外縁部とに配置するとともに、新燃料は外側の２層に渡って配置した。さらに、3～6 サイクル目の燃料集合体を適切に配置することにより、径方向の出力分布の平坦化を図った。その結果、図 A-9 に示すように、炉心径方向の燃料集合体出力分布は、1.2 程度以下の出力ピーキングで平坦化されている。それに対応する炉心径方向の燃料集合体流量分布を図 A-10 に示す。前図に示されたように、最外周部の集合体の出力は平均の 1/3 程度になることから、最外周部の集合体流量のみを 1/2 程度に絞る設計としている。
図 A-11 にサイクル末期の炉心部軸方向の出力およびボイド率の分布を示す。サイクル末期で制御棒が完全に引き抜かれているため、冷却水ボイド率の低い下部ＭＯＸ部の出力が高目になっているものの、炉心部でのピーキングは 1.7 程度である。また、中間ブランケットにおいても出力が比較的大きく、0.4 程度の出力となっている。炉心冷却水流量はＡＢＷＲの約 1/3 であるため、若干サブクールの状態で炉心入口に入り、出口では 51％のクォリテイになっている。炉心部
平均ボイド率は 70％であるが、ＭＯＸ部下端で既にボイド率は 30％程度になっており、下部Ｍ
ＯＸ部の上端で 65％程度まで上昇している。冷却水流量が小さいことから、炉心部の圧力損失は0.043MPa と評価される低い値であり、自然循環冷却が可能である。図 A-12 に取出燃料集合体
平均および炉心平均の軸方向燃焼度分布を示す。炉心から取り出される燃料集合体の最高燃焼度
は 100 GWd/t を超えるが、中間ブランケットを含めた炉心部の平均燃焼度は 65GWd/t である。
尚、本炉においては、研究開発課題は炉心・燃料関連に限定されており、原子炉圧力容器の外側では基本的にＡＢＷＲと同じシステムが利用可能である。圧力容器の内側でも、燃料集合体等の形状の差は有るものの、機器等の役割や操作原理には共通している。また、本炉では再循環ポンプを用いない自然循環冷却の設計としているため、十分な自然循環力を確保するための圧力容
器高さを適切に設定する必要がある。本炉の場合は、ダウンカマ水位として 8.6ｍ程度必要であり、その結果、圧力容器高さは現行ＡＢＷＲより低い 19.5ｍ程度になると見込まれる。
５．革新的水冷却炉（FLWR）の概念
現行軽水炉から水冷却炉へのよりスムーズな技術的な移行と MOX 燃料再処理施設の稼働開始という燃料サイクル上の環境の今後の整備状況に柔軟に対応する点を考慮して、これまでの水冷
却炉概念を拡張した革新的水冷却炉（FLWR）概念を提案している[１]。図 A-13 にその概要を示す。この図にあるように、FLWR 概念は、従来の増殖型の水冷却炉概念と、それと同一な燃料集合体形状を持つが燃料棒の稠密度を緩めた高転換型炉心を段階的に組み合わせた概念である。すなわち、高転換型概念は、増殖型概念と同一な燃料集合体形状を有しながら、燃料棒径を細くすることによって燃料棒間隔を軽水炉と同程度に増加させたものである。このように稠密度を緩めA-6

ることにより、除熱特性をはじめとした燃料棒の設計条件が軽水炉の場合と近いものとなり、現行の軽水炉技術からのスムーズな移行が可能となる。図 A-14 に両者の燃料集合体特性の比較を示す。高転換型概念の燃料棒では、MOX のみでブランケットを使用しない。燃焼度も現行のジ
ルカロイ被覆管の使用範囲で設計されている。
また、燃料のプルトニウム富化度も上述の JMOX 範囲内で設定しているため、燃料サイクル上もプルサーマル技術のインフラと経験実績が有効に活用できる。燃料サイクル上の意義としては、
高転換型炉心ではプルトニウムの装荷量が大きいために少数基で集中的な利用が可能であるとともに、燃料サイクル環境の整備が進んで MOX 燃料再処理施設が稼働開始すれば、燃焼によるプ
ルトニウムの質の劣化が少ない炉心であることからプルトニウムの数回のリサイクルが可能であるとともに、さらに燃料集合体のみを上記の増殖型のものに交換することにより増殖型炉心に柔軟に移行可能であり、この観点から、燃料サイクル環境の変化に対応した柔軟なプルトニウム利用を実現できる。
さらに、本論（5.3 節）にも述べたように、増殖型炉心の実用化に向けては、燃料集合体レベ
ルでの健全性実証を行うために先行導入炉が必要であると考えているが、上記の高転換型炉心がその役割を果たすことが可能であり、この観点からも高転換型炉心の意義が大きい。
なお、2030 年以降の設備容量を 58GWe で一定と仮定した場合に、FLWR の導入に加えて 2050
年以降 Na 冷却 FBR を導入する２炉型の共存シナリオを評価したところ、2100 年以降の設備容量の約 60％を Na 冷却 FBR とし、残りの約 40％を FLWR としても、天然ウランの累積消費量における 100％Na 冷却 FBR 導入の場合からの増加は 10％程度であった。したがって、この様な２炉型の共存シナリオは、炉型の導入多様化によって供給安定性の向上を図る現実的な可能性を与えるものとなる。

参考文献
1.

T. Okubo et al., “Core Concept of Innovative Water Reactor for Flexible Fuel Cycle(FLWR)”, Proc. ICAPP’05, #5127, May 15-19. 2005, Seoul, Korea (2005).

2.

内山 軍蔵他、「使用済燃料の革新的再処理プロセス技術の開発」，第８回動力・エネルギー技
術シンポジウム講演論文集，P23-12，pp.483－488 (2002).

A-7

表 A-1 多重リサイクル平衡時における TRU 組成
ＴＲＵ核種
簡素化 PUREX 再処理組成 現行 PUREX 再処理組成
237
Np
0.0
0.0
238
Pu
0.9
2.7
239
Pu
52.5
47.9
240
Pu
37.8
30.3
241
Pu
5.0
9.6
242
Pu
3.5
8.5
241
Am
0.3
1.0
242m
Am
0.0
0.0
243
Am
0.0
0.0
244
Cm
0.0
0.0
245
Cm
0.0
0.0
100.0
100.0
合計

表 A-2 代表炉心概念の主要諸元と炉心特性
項目
代表炉心
基本設計炉心
MWe
1,356
1,356
電気出力
MWt
3,926
3,926
熱出力
MPa
7.2
7.2
原子炉圧力
m
3.8
3.8
炉心外接半径900
900
燃料集合体数GWd/t
6560
炉心部取出燃焼度
m
0.855
0.695
炉心部高さ
104t/h
1.8
1.7
炉心流量
%
51
53
出口クォリティ%
70
70
平均ボイド率
%TD
91/92
91/92
燃料スミア密度wt%/HM
31.2
32.0
MOX 部 Pu 富化度
wt%/HM
9.6
10.4
炉心部 Puf 富化度
t
16.1
14.1
Puf 装荷量1.04
1.05
Puf 残存比
kW/ft
1617最大線出力密度
1.3
1.3
MCPR
10-4 Δk/k/%void
-0.5
-0.5
ボイド反応度係数
Month
15
24
連続運転期間
軸方向５領域のPuf 富化度分布および高さ(DU：劣化ウラン)

Puf
wt%
DU
18
DU
18
DU

BlanketMOX
BlanketMOX
Blanket

A-8

cm
22.0
22.5
40.0
23.0
18.0

Puf
wt%
DU
18
DU
18
DU

cm
22.0
19.5
29.5
20.5
19.0

SF

軽水炉
軽水炉
（ＬＷＲ）
（ＬＷＲ）

ＰUREX
ＰUREX
再処理
再処理

SF
移行

簡素化
簡素化
ＰUREX
ＰUREX
再処理
再処理

移行

MOX
MOX

SF
（MOX）

水冷却炉
水冷却炉
（RMＷＲ）（RMＷＲ）

MOX燃料
MOX燃料
加工
加工

図 A-1 高除染燃料使用による水冷却炉導入における燃料サイクル概念図

原研提案の簡素化PUREX

現在のPUREX
使用済燃料溶解液
共除染
共除染 分配分配
高ﾚﾍﾞﾙ廃液

使用済燃料溶解液

U
精製
U精製

U
精製
U精製

回収U
回収U
共除染
共除染 分配分配

精製Pu精製
精製 Pu精製
Pu
Pu
Pu精製
Pu精製
Np+FP MOX製品
MOX製品

・FPを一千万分の１まで除去（
DF～
～107）
FPを一千万分の１まで除去（DFU
Pu

高ﾚﾍﾞﾙ廃液 Np+FP

回収U
回収U

MOX製品
MOX製品

(Tc)
Tc)
・精製工程なしでFPを十万分の１程度・精製工程なしでFPを十万分の１程度に除染可能（DF～105）に除染可能（DF～・Npも除去可能（DF～～100）
Npも除去可能（DF100）

経済性向上を目指したプロセスの抜本的簡素化
図 A-2 簡素化 PUREX 再処理法の概念図

A-9

分配比

硝酸濃度 (M)
図 A-3 硝酸溶液中の U、Pu および Np の TBP に対する分配比

従来PUREX法

先進湿式法（ＮＥＸＴ）（簡素化溶媒抽出＋晶析＋TRU回収）

溶解・清澄
溶解・清澄

の工程を削除共除染
共除染の工程を付加

MA/FP
Pu

晶 析
析
晶

分配
分配
逆抽出
逆抽出

高レベル廃液Am/Cm/FP

U
ＴＲＵ回収

溶媒洗浄
溶媒洗浄
Np/FP

溶解・清澄
溶解・清澄

FP

抽出
抽出

抽出
抽出

逆抽出
逆抽出

逆抽出
逆抽出

溶媒洗浄
溶媒洗浄

溶媒洗浄
溶媒洗浄

Pu濃縮
Pu濃縮

U濃縮
U濃縮

U/Pu混合転換
U/Pu混合転換

U転換
U転換

U/Pu/Np

U

共除染
共除染
混合逆抽出
混合逆抽出

SETFICSSETFICS

溶媒洗浄
溶媒洗浄

TRUEX
TRUEX
高レベル
廃液

Am/Cm

濃 縮
縮
濃
富化度調整
富化度調整
混合転換
混合転換

富化度調整
富化度調整

FPのDF：～10７

FPのDF：～10３

図 A-4 先進湿式再処理法の概念図

A-10

U転換
U転換

図 A-5 炉心全体構成（断面図）

図 A-6 燃料集合体構成（断面図）

A-11

図 A-7 制御棒と燃料集合体の軸方向関係

A-12図 A-8 燃料装荷パターン

A-13

14

A-14

図 A-9 炉心径方向出力分布の例

図 A-10炉心径方向流量分布の例

図 A-11 炉心部軸方向出力およびボイド率分布（EOC）

15
図 A-12 炉心軸方向燃焼度分布A-15軽水炉（BWR）

革新的水冷却炉（FLWR）
三角格子配列燃料集合体

正方格子配列燃料集合体
蒸気乾燥器
プラント
構成同一

炉心
構成同一
高転換型

気水分離器
・制御棒
・燃料棒間隔・炉心高さ
・Puf 富化度
・転換比

炉心

十字型
約 3mm
約 3.7m
3～4%
0.6程度

増殖型

・制御棒
Y字型
・燃料棒間隔 約 3mm→
・炉心高さ
約 1.5m・Puf富化度
約 9%
→
・転換比
約 0.9
→

約 1mm
約 18%
約 1.04

炉心全体概念軽水炉技術が基本

プルサーマル炉から
革新的水冷却炉へ

制御棒
駆動機構

・軽水炉の運転・保守性を維持・建設費は軽水炉と同等

ＭＯＸ燃料

・Pu装荷量大・Pu劣化少ＭＯＸ燃料
ブランケット

少数基でのPu利用
多重リサイクル可能

原子炉容器

・Ｐｕ増殖が可能
図 A-13 革新的水冷却炉（ＦＬＷＲ）概念の概要

項目

高転換型炉心用燃料集合体

増殖型炉心用燃料集合体

燃料棒本数

217

217

燃料棒径(mm）

11.2

13.7

燃料棒間隔(mm)

3.8

1.3

ジルカロイ－２

ジルカロイ－２／改良SUS

1500

1255

被覆管材料
燃料有効長(mm)
燃料高さ
方向分布

上部
ブランケット

高さ
(mm)

MOX部
Puf 富化度

高さ
(mm)

下部
ブランケット

高さ(mm)

MOX部のMA・FP含有率（重量％）

9％
（注2）

劣化ｳﾗﾝ

220

18％

225

劣化ｳﾗﾝ

400

18％

230

劣化ｳﾗﾝ

180

1500

0.1/0.0

0.1/0.0

炉心部平均燃焼度（GWd/t）

4565

全炉心平均燃焼度（GWｄ/t) (注1)4550

転換比（Puf残存比）

～0.9

1.04

炉心部：ＭＯＸ＋中間ブランケット（上下ブランケットを除く）
Pu f：核分裂プルトニウム
注１： 上下ブランケットを含めた取出燃焼度
注2： JMOX燃料加工施設での製造を想定して設定

図 A-14 高転換型および増殖型の燃料集合体特性の比較

A-16

付録 B

コマンドコストコードを用いた経済性評価

1. はじめに経済性の評価に当たっては、以下に説明する手法に基づき、各種プラント概念の設計物量デー
タから修正 NUS 勘定項目毎(NUS は作成社：Nuclear Utility Service)にコストを推算することにより実施した。
評価の前提、評価結果、評価結果の検討、まとめの順に記載する。
2. 評価の前提(1) 炉システムにおける建設コストの評価
炉システムの経済性評価の目的は、以下の２点である。
(i)

建設単価目標に到達可能かどうかの評価
各種プラント概念設計からの物量を基礎とした入力データにより建設総額を推算し、プラントの設計条件である発電端出力とこの建設費総額により建設単価を推定することにより評価する。

(ii) コスト支配要因の検討対象となる複数のプラント概念設計で共通に使用できる勘定項目および、各勘定項目は各プラント概念設計特有の系統・設備等毎に細分化され、これらの勘定項目毎にコスト評価値を算定し、各プラントに占める設備とコスト支配との関連性を比較する。
評価検討にあたっての注意点として、推算した建設総額には、①

各プラント設計概念に今後の技術開発、規格、基準等の高度化、規制緩和等と前提にした将来において到達可能性のある目安値としての建設コストを推定したものであること。

②

実際の立地条件について特定のサイトを想定しているものではないこと等の事情から、その土木費、建設費、総係費、建中利子等においてサイト固有の費用が算定できていないことや、プラント設置者毎にその額が異なる費用等は仮定に基づいて算定していること。

③今回使用した評価コード自体に計算モデル化に伴う誤差がふくまれていること。
を考慮しなければならない。従ってこの建設費総額は、実際に建設した軽水炉の実績建設単価や、建設計画・建設準備中のプラントの建設単価と単純に横並びして比較できる数値ではなく、本書中の各炉型間の相対比較および目標の建設単価についての比較に重視したものであることを明記する。
また、課題はあるにせよ現時点で使用可能な物量入力を前提としたコスト評価手法で前述の要求を満たすものは、今回開発したコスト評価手法以外には無いことから、限界を踏まえながらその評価結果を利用すれば、その結論も妥当な線に近似できると期待される。
尚、建設単価目標値は 20 万円／kWe と設定した。
(2) 経済性評価手法
実用化戦略調査研究フェーズⅡ最終評価の炉システムにおける建設コスト評価は、実証炉向けに開発され、実用化戦略調査研究においても建設コスト評価に使用されてきたコマンドコス
トコード（以下 CCC）と呼ばれる評価手法を使用した。
この評価コードは、高速炉の各設備・機器の費用（直接費）及び建設に係わる諸費用（間接B-1費）を修正 NUS 勘定項目に基づいて分類し、その分類された各勘定項目は、更に勘定科目を構成する設備・機器に展開され、それらの設備・機器毎に設定されたコスト評価式を用いて設備・機器毎のコストを計算している。そして設備・機器毎を集計したものから各勘定項目のコストを計上し、それを基に全勘定科目を積算することによりプラント全体の建設コストを推算している。
このコスト評価式は、勘定項目に含まれる設備・機器について、代表する物理量に物理量あたり単価（ユニットコスト）を積算する形式、即ち、設備・機器の建設コスト＝(物理量)×(ユニットコスト)を基本としている。勘定項目のコストは、設備・機器毎に分割され計算された建設コストを積算して求めている。
次に（ユニットコスト）であるが、CCC のオリジナルコードは米国メーカにより開発されたものであり、従って CCC のユニットコストデータは米国の軽水炉建設コスト評価結果
Economic Energy Data Base （以下 EEDB）Ⅰ～Ⅴに記載のデータを、また高速炉特有の科
目については米国メーカの知見と EEDB 高速炉関連図書を参考にして算定した結果に基づくものである。
CCC では、これに加え建設時期の相違、及び日米の国情の相違を物価指数や円ドル換算レー
トなどの経済指標を用いて補正換算することにより 1992 年円ベースへの換算し日本化を図っている。
具体的に建設時期の影響に関しては、設備・人工・材料コストへの関連があり、卸売物価指数、労働生産性、人工単価及び建設資材単価の年度推移等により補正している。また、日米間の経済性相違については、円ドル換算レート、労働生産性・人工単価・建設資材単価の相違等を勘案の上、補正を行った。
また、CCC では第一基目（FOAK）にのみ生じる費用の割合と学習効果等を考慮して複数号機までの建設コストを算定することができる様にした。
(i)

実用化戦略調査研究フェーズⅡでの改良点
実用化戦略調査研究フェーズⅠからの改良点について述べる。
(a) ナトリウム冷却炉
1)

勘定項目の整備勘定項目についての変更はない。

2)

入力項目の整備
炉外燃料貯蔵槽（EVST）など一部、設計の進捗に合わせて CCC で作成された入力項
目から変更した。

3)

積算評価式の整備積算評価式の変更においては、CCC に用意されている機能、構造、性能、材質等の点から類似な機器設備の積算評価式を使用した。

4)

ユニットコストの整備作成した積算評価式に対するユニットコストを設定する。ユニットコストの設定においては、CCC に用意されている機能、構造、性能、材質等の点から類似の機器設備のユ
ニットコストを使用する。

B-2

5)

入力項目・積算評価式等を改良した勘定項目
入力項目、積算評価式及びユニットコストを変更した勘定項目は、①

212.1 原子炉格納施設 建物の基本構造物②

212.2 原子炉格納施設③

213.1 NI 原子炉補助建物 建物の基本構造物④

213.2 NI 原子炉補助建物 建物サービス設備⑤

221.2 制御棒駆動機構⑥

222.41 蒸気発生器⑦

223.1 直接炉心冷却設備⑧

242.3 補助電力設備⑨

252.4 補助蒸気設備

建物サービス設備の 9 項目である。
以下に変更内容を示す。
i)

212.1 原子炉格納施設 建物の基本構造物
従来の建物体積による評価手法に対して、コンクリート構造等の削減効果が考慮できるように変更した。

ii)

212.2 原子炉格納施設

建物サービス設備

空調設備ごとにコスト計算を行う様に変更した。常用、非常用に区別し空調容量を入力項目とした。
iii) 213.1 NI 原子炉補助建物 建物の基本構造物
従来の建物体積による評価手法に対して、原子炉格納施設と同様にコンクリート構
造等の削減効果が考慮でき、さらに、鋼材重量、免震装置個数をコスト計算に反映できる様にした。
これまでは簡易評価式により建屋の単位体積あたりの単価に基づいてコスト計算を行っていたため、免震装置によるコスト差異は評価されていなかったが、実証炉プ
ラントのコスト計算で免震装置の建設コストを求めていた詳細評価式を利用した。
尚、免震装置 1 個あたりの支持荷重は 1000 トンとして設定している。
iv) 213.2 NI 原子炉補助建物

建物サービス設備

空調設備ごとにコスト計算を行うように変更した。常用、非常用に区別し空調容量を入力項目とした。
v)

221.2 制御棒駆動機構
主及び後備炉停止棒駆動機構は、勘定項目 221.2 制御棒駆動機構でコスト評価する。
後備炉停止棒駆動機構については、実証炉において磁石による SASS を想定しているが、コスト評価上は、そのユニットコストは CCC のユニットコストが作成された時
点でのラッチ式の駆動機構と同じ値を使用している。
ナトリウム冷却小型炉で、制御棒の大きさ（軸長、外径など）が大型炉と異なる場

B-3

合には、駆動機構が懸架する重量により駆動機構の単価を設定する。
主炉停止棒では、制御棒の重量は約 400kg/体として、ユニットコストは輸送・荷役
設備の重量に対する指数 0.7 で補正する。すなわち、ナトリウム冷却小型炉の反射体駆動機構の単価は、（反射体駆動機構基数）×（反射体駆動機構ユニットコスト）＝（反射体駆動機構基数）×（（反射体重量）/（制御棒重量））0.7×（制御棒
駆動機構ユニットコスト）とした。
ナトリウム小型炉では、反射体重量の入力項目を設けた。
vi) 222.41 蒸気発生器
以下の 5 種類の伝熱管型式を想定し、伝熱管のユニットコストを補正した。
・

直管単管

・

直管二重管

・

ヘリカルコイル単管・

ヘリカルコイル二重管

・

三重管

a)

伝熱管形式に対する評価手法(ｱ) ヘリカルコイル
直管とヘリカルコイルのユニットコストの比は、直管を 1 としたとき 1.4 である。二重管は、単管を 1 としたとき 2.6 で設定した。この二重管は、密着あるいは組編み線入二重管で、間隙部の構造による相違はない。
直管とヘリカルコイルのユニットコスト比である 1.4 は、溶接箇所の数と曲げ加工の有無によって設定されたものである。溶接箇所数の増減により、直管とヘリカルコイルのユニットコスト比は変化する。この変化に基づくコスト増減は、管重量の増減によるものではなく、素材の規格である管長によるものである。このような素材の規格に伴うコスト変更は、評価対象外である。従って、蒸気発生器のコスト評価には伝熱管の溶接箇所数は考慮しない。

(ｲ) 二重管
二重管のコストについては、伝熱管材料費については、現状では二重管の製作が研究開発用としての生産であり、実証炉用としての単価を明確にすることが困
難なことから、材料費の影響を確認するため、CCC で使用されている単管の単価を 2 倍、3 倍及び 4 倍にしたケースを実施する。
二重管の継手施工については、液相拡散接合、TIG 溶接及びレーザ溶接を対象とし、これらの製作費への影響を確認するため、継手の製作、施工及び検査に係わる項目を摘出し、それぞれについて、1 ヶ所当たりの工数等を一重管の TIG 溶
接との相対比としてまとめた。一重管 TIG 溶接に対し、液相拡散接合、TIG 溶接
及びレーザ溶接の継手 1 ヶ所当たりのコストは、それぞれ、約 1.5 倍、約 2.7 倍
及び約 1.8 倍となる。
伝熱管の材料費と継手施工方法による単管に対する二重管のコスト比は、材料

B-4

費が 2 倍、液相拡散接合の場合のコスト比は 1.75 である。材料費と制作費の比率
は、材料費が約 18%、制作費が 82%である。材料費が 2 倍になっても制作費が約1.7 倍であれば、伝熱管のユニットコストは 1.75 倍となる。すなわち、伝熱管の製作方法による二重管コストの変化が大きい。
従来の積算評価式では、二重管としてユニットコストを 2.6 倍して用いており、最も高額な伝熱管材料費 4 倍、製作費 2.1 倍のユニットコストとして 2.43 倍とほぼ同じである。
積算評価式で用いるユニットコストは、材料費については単管の 4 倍とし、製作費については継手の溶接方法により変更できるように改良する。
現状の積算評価式での単管のユニットコストは、104$/ft であり、材料費、制作費のコスト要素比率は、それぞれ 23$/ft、81$/ft である。従って、二重管のユニ
ットコストは溶接方法によって区別し、以下のように設定する。
①

液相拡散接合：ユニットコスト②

レーザ溶接：ユニットコスト③

TIG 溶接：ユニットコスト

23×4 + 81×1.69 = 228.9
23×4 + 81×1.79 = 237.0

23×4 + 81×2.1 = 262.1

$/ft
$/ft

$/ft

(ｳ) 三重管
三重管が二重管のような引抜管ではなく、単管が 3 層となっている場合には、ユニットコストは、単管の三倍とする。三重管で引き抜きが必要な場合には、二重管と単管の比から 0.6 が引き抜きによるコスト増と考えられるので、三重管の一回引抜の場合には、3+0.6＝3.6 をユニットコストとする。
本勘定項目の入力項目には、単管、二重管、三重管の区別と単管、ヘリカルコ
イルの区別を設け、二重管には溶接方法の項目を設ける。
b)

伝熱管厚さに対する評価手法
ヘリカルコイル、二重管、三重管の全ての伝熱関係式に対して厚さによる補正を行う。管の外径、肉厚が、31.8mm、3.3mm から変更になる場合には、ユニットコ
ストに（入力値で計算される断面積）/（基準（外径 31.8mm、肉厚 3.3mm）の断面積）で補正する。例えば、中間評価におけるナトリウム炉で採用されている二重管直管蒸気発生器の場合には、外径 19.2mm、肉厚 2.7mm なので(19^2-(19-2.7*2)^2)/(31.8^2-(31.8-3.3*2)^2)=0.46794
を伝熱管の種類、形式、溶接継手の方法で決めたユニットコストに掛ける。
尚、単管と二重管は、同じ外径、肉厚であっても伝熱管の種類、形式、溶接継手の方法でユニットコストが変わる。このため、今回の単管ヘリカルと二重管直管のユニットコスト比は断面積の比にはなっていない。

vii) 223.1 直接炉心冷却設備
入力項目表について IRACS と PRACS を区別してデータを記載するように変更した。
自然循環ループに対する定額分は、ナトリウムの流量調整弁及び Na－空気熱交換器の空気流量制御機構のコストをループごとに加算している。この定額分は電気出力

B-5

100 万 kWe 規模のプラントに対して設定されたものであるため、電気出力により補正する。補正の方法としては、除熱量の指数乗則として、0.9 乗を使用する。基準電気
出力は 100 万 kWe とした。従って、定額分は、（定額）＝（電気出力/100 万 kWe）＾0.9×ユニットコストとする。
viii) 242.3

補助電力設備

補助電力設備で対象とする機器の範囲は、バッテリ、充電器、ディーゼル発電機及びその周辺機器、燃料ポンプ、タンク、容器、配管、断熱材及び DC/AC インバータである。建設コスト評価式は、（バッテリ台数）×（容量（amp-hr））×（スケールファクタ）×UC＋（ディーゼル発電機台数）×（容量（kW））×（スケールファクタ）×UC＋（インバータ台数）×（容量（KVA）×（スケールファクタ）×UCである。
従って、発電機の周辺機器、燃料ポンプ、タンク、容器、配管及び断熱材などの付帯設備のコストは、ディーゼル発電機のユニットコスト（UC）に含まれている。このため、ガスタービン発電機のユニットコストも付帯設備を考慮する必要がある。
発電機本体のコスト比は、定格出力 2000KVA のディーゼル発電設備を 1 としたとき、ガスタービンは 1.06 とガスタービンの方が高額である。付帯設備及び工事費を考慮すると、発電機のコスト比は、ディーゼル発電設備を 1 としたときガスタービンは0.81 であり、ガスタービンの方が安価になる 。
発電機としてディーゼル発電機のほかにガスタービン発電機を追加する。ガスター
ビン発電機の単価は、2115$/kWe とする。
（CCC のディーゼル発電機のユニットコス
トは 3000KVA の設備に対して 927$/kWe である。コスト評価式には出力比による指数則が使用されていなので、これを 0.81 倍するとガスタービン発電機のユニットコストとなる。
（ガスタービン発電機のユニットコスト）＝927$/kW×0.81=

751$/kWとなる。
ix) 252.4 補助蒸気設備
補助蒸気設備で考えられる経済性向上方策は、・蒸気供給量の削減

・

過熱器の削除・

補助ボイラ構成の見直し

・

燃料タンク容量の見直しである。
従来の積算評価式では、補助蒸気設備の設備数でコストを計算する。
経済性向上方策を考慮し、積算評価式を変更した。新評価式では、ボイラ本体、貯油タンク、配管に区別してコスト計算を行う。燃料ポンプ及びオイルストレーナはボイラ本体に、弁及びサポートは配管に含める。配管は、配管重量を入力データとする。

B-6

6)

FOAK コスト要素比率の整備
新しい機器概念を考慮して作成された勘定項目に対する FOAK コスト要素比率を設定した。FOAK コスト要素比率の設定においては、CCC に用意されている類似な機器設
備の FOAK コスト要素比率を使用した。

7)

習熟率の整備
新しい機器概念を考慮して作成された勘定項目に対する習熟率を設定した。習熟率の設定においては、CCC に用意されている機能、構造、性能、材質等の点から類似の機器設備の習熟率を使用した。

8)

従来評価式と新評価式のコスト比較
従来評価式から新評価式に変更した各勘定項目について、積算評価式の変更によるコスト差異を評価する。ただし、221.2 制御棒駆動機構、222.41 蒸気発生器、223.1 直接炉心冷却設備及び 242.3 補助電力設備は、評価する項目を追加したものであり、設計に変更がなければ従来評価式と同じであるから建設コストは変化しないため、従来評価
式と新評価式でのコスト差異はない。
以下に従来評価式と新評価式の比較を示す。
i)

212.1

原子炉格納施設 建物の基本構造物

コスト比較結果によるとコスト差は 0.04 と小さい。CCC の詳細評価式で求めた実証炉フェーズ 1 の建設コストを基にユニットコストを作成した。このため、原子炉格
納施設でのコンクリート壁や鋼材の構成比率が、実証炉フェーズ 1 と同様のフェーズ
2 の入力データを用いて計算する場合には、従来評価式と新評価式で差異が小さくな
る。
ii)

212.2

原子炉格納施設

建物サービス設備及び 213.2 NI 原子炉補助建物 建物サービス設備
コスト比較結果によると実証炉フェーズ 1、フェーズ 2 の入力データでは、原子炉
格納施設

建物サービス設備の勘定項目で計算されるのは、非常用雰囲気調整設備のみであり、その他のサービス設備は、213.2

NI 原子炉補助建物 建物サービス設備で考慮されていた。従って、212.2 と 213.2 のコストを合算したものを従来評価式と新評価式で比較する必要がある。その合計値は、従来評価式では 0.46、新評価式では0.22 であり、コスト差は 0.24 と大きい。これは従来評価式のユニットコストが、CCCが作成された際のデータベースに基づいて設定されているためである。新評価式では、換気空調設備の基数や容量の削減といった合理化効果を考慮できるため、従来評価式による計算結果よりもコストが低減したものと考えられる。
iii) 213.1 NI 原子炉補助建物 建物の基本構造物
コスト比較結果によると従来評価式では 3.00、新評価式では 5.40 であり、コスト
差は 2.4 と大きい。これは従来評価式のユニットコストが、CCC が作成された際のデータベースに基づいて設定されているためである。実証炉フェーズ 2 では、NI 原子炉補助建物でのコンクリート壁や鋼材の構成比率が、CCC 作成時のプラント概念と大きく異なっているためと考えられる。特に NI 原子炉補助建物は、免震装置に関連する設備・機器のコストが計算されるため、新評価式ではコストが増加したものと考え

B-7

られる。
iv) 252.4 補助蒸気設備
コスト比較結果によると従来評価式でのコストは 0.10、新評価式では 0.11 であり、コスト差は 0.01 と小さい。これは評価式を変更したボイラ、貯油タンクのコストが従来からの配管コストに比べ低額なためである。
(b) 重金属冷却高速炉の経済性評価手法の整備
CCC をベースに実用化戦略調査研究で検討されるプラントに対応した重金属冷却高速炉の経済性評価手法を整備した。
1)

積算評価式の整備
これまで重金属冷却高速炉に関する経済性評価手法は、ナトリウム炉との相違を考慮して作成された。変更すべき項目として以下の 7 項目が挙げられた。
①

212.1

原子炉格納施設②221.5

炉容器ガードベッセル及び保温材③

221.11

一次主循環ポンプ、駆動装置及びガードベッセル

④

226.1

不活性ガス受入及び処理設備

⑤

226.2

予熱保温設備⑥226.3

冷却材受入、貯蔵、充填及び純化設備

⑦

261

一次冷却材

建物の基本構造物

このうち、226.3 冷却材受入、貯蔵、充填及び純化設備は、純化方式が不明であったため、ナトリウム冷却高速炉と同じ積算評価式、ユニットコストとし、重金属炉への対応ができなかった。
今回、フェーズⅡ最終評価に当たって、過大コスト評価の可能性のあった鉛-ビスマスに対する 226.3 冷却材受入、貯蔵、充填及び純化設備の積算評価式及びユニットコストを作成した。
i)

鉛ビスマス純化系の構成
鉛ビスマス純化系は、酸素濃度を管理する酸素濃度管理装置と腐食生成物を除去す
る腐食生成物精製装置から構成される。
酸素濃度管理装置は、酸素濃度を監視して、酸素又は水素を注入して酸素濃度を所定の濃度に制御する。腐食生成物精製装置は、鉛ビスマスをコールド部より低い温度でデミスタを通し、腐食物を析出させる。
酸素濃度管理装置の概念及び腐食生成物精製装置の概念図を図 2.2.1-1 に示す。

ii)

ナトリウム冷却炉での類似機器
ナトリウム冷却炉で鉛ビスマス純化系に類似な機器として、冷却材純化設備がある。
これは、勘定項目 226.3 冷却材受入、貯蔵、充填及び純化設備の項目でコスト評価される。
226.3 冷却材受入、貯蔵、充填及び純化設備の積算評価式には、簡易評価式と詳細評価式の二つがある。
a)

簡易評価式

B-8

簡易評価式では、プラントのナトリウム量に基づいてコスト評価が行われる。
DRACS 及び EVST において個別のナトリウム設備を有する場合には、炉心熱出力と除熱能力を入力値としてコスト評価が行われる。従って、積算評価式は、（プラントのナトリウム重量）×（重量あたり単価）＋（除熱能力）×（熱出力）×（出力あたり単価）である。CCC では、この簡易評価式を使用している。
b)

詳細評価式
詳細評価式では、貯蔵容器、膨張タンク、ポンプ、コールドトラップなどの機器に区別してコスト計算を行う。積算評価式は以下のとおりである。
＜ナトリウム受入、貯蔵、純化設備＞（配管径）×（配管長）×（配管の単価）＋（貯蔵容器重量）×（重量あたり単価）＋（膨張タンク重量）×（重量あたり単価）＋（電磁ポンプ流量）×（流量あたり単価）＋（炉内コールドトラップ基数）×（1 基あたり流量）×（流量あたり単価）＋（炉外コールドトラップ基数）×（1 基あたり流量）×（流量あたり単価）＜弁、フリーズベント、受入システム等＞（ナトリウムインベントリ）×（重量あたり単価）＜ベーパートラップ＞（カバーガス流量）×（流量あたり単価）
以前のコスト試算に使用された CCC では、この詳細評価式を使用している。

iii) 鉛ビスマス純化系の積算評価式a)

腐食生成物精製装置
腐食生成物精製装置は、ナトリウム冷却炉の「一次系一体型コールドトラップ」に類似の装置である。ポンプの流量及びメッシュ充填率の違いにより一次系コールドトラップと腐食生成物精製装置でコストが異なると考えられる。このため、材質が同じであれば、ポンプの流量とデミスタの容量を物理量としてコスト計算する方法が考えられる。
＜腐食生成物精製装置＞（胴重量）×（重量あたり単価）＋（流量）×（流量あたり単価）＋（デミスタ容量）×（容量あたり単価）
ただし、各単価は、従来の一次系一体型コールドトラップの設計仕様と二次系コールドトラップのコスト試算結果からそれぞれ求める。
腐食生成物精製装置のコスト評価式において、ナトリウム炉のコールドトラップ
に対するユニットコストを適用するが、流量を物理指標とする場合のナトリウム炉での流量の単位は[m3/min]である。冷却材が、鉛-ビスマスの場合にはナトリウムとの密度差を考慮する必要がある。
腐食生成物精製装置は、鉛-ビスマスの吸込と吐出の位置が同じであるため、電磁ポンプではデミスタ内を一巡する際の圧力損失に見合うヘッドが得られれば良い。

B-9

損失ヘッド h は、h=ζva2/(2･g) であり、流速 va の 2 乗に比例する（ζは比例定数）。
ナトリウム用と鉛-ビスマス用で同じヘッドを得るためには、密度をρ として
h=P/(ρ･g) であるから、鉛-ビスマス用の電磁ポンプでの出入り口の圧力差 P は、ナトリウム用の電磁ポンプの(鉛ビスマスの密度/ナトリウムの密度)倍にならなければならない。このため、鉛-ビスマスのポンプはナトリウム用の電磁ポンプよりも大型化することになる。
従って、ポンプの大きさは、質量流量に依存することになるので、流量に関連する機器・設備の積算評価式で用いる物理指標は、体積流量から質量流量に変更し、その単位は[m3/min]から[ton/h]に変更する。腐食生成物精製装置は、図 2.2.1-2 の一次系一体型コールドトラップに類似の装置である。メッシュの充填率の違いにより一次系コールドトラップと腐食生成物精製装置でコストが異なることが予測される。このため、材質に相違がなければデミスタの容量と最大流量を物理量としてコスト計算する方法が考えられる。
b)

酸素濃度管理装置
酸素濃度管理装置は、ナトリウム炉の二次系コールドトラップと類似な構造であり、下降管に水素ガスを注入する小径管を挿入する点がナトリウム炉用の二次系コールドトラップと異なる。水素注入を行う小口径管のコストは、小額であると考えられるので下降管のコストのみを加算する。
酸素濃度管理装置の積算評価式は、以下とする。
＜酸素濃度管理装置＞（胴重量）×（重量あたり単価）＋（デミスタ容量）×（容量あたり単価）c)

弁、フリーズベント等
弁、フリーズベントなどの配管やタンクに付属する機器のコストは、冷却材がナトリウムの場合には、そのインベントリーを物理指標として計算される。インベン
トリーの単位は[ton]である。
弁やフリーズベントなどの個数は、純化系内に保持する冷却材の容量に依存すると考えられる。
従って、弁やフリーズベントの個数は、冷却材のインベントリーに依存することになるので、積算評価式で用いる物理指標は、重量から体積に変更し、その単位を[ton]から [m3]に変更する。
酸素濃度管理装置は、二次系コールドトラップと類似な構造であり、下降管に水素ガスを注入する小径管を挿入する点が異なる。水素注入を行う小口径管のコストは、小さいと考えられるので下降管のコストのみを加算すれば良いと考えられる。
以上から酸素濃度管理装置と腐食生成物精製装置の積算評価式は、それぞれ＜酸素濃度管理装置＞（胴重量）×（重量あたり単価）＋（デミスタ容量）×（容量あたり単価）

B-10＜腐食生成物精製装置＞（流量）×（流量あたり単価）＋（デミスタ容量）×（容量あたり単価）
ただし、流量あたり、デミスタの容量あたり単価は、実証炉の一次系一体型コー
ルドトラップの設計仕様と二次系コールドトラップのコスト試算結果からそれぞれ求める。
iv) 鉛－ビスマス純化系のユニットコストa)

酸素濃度管理装置
ナトリウム炉の二次系コールドトラップのコストは、流量 0.191m3/min に対してユニットコストが 200,659,900 円/(m3/min)であるから、38,326,040 円。これを（胴重量）×（ユニットコスト）+（充填材容量）×（ユニットコスト）に置き換える。
胴重量は、8.4ton、胴の重量あたり単価は、同じ勘定項目の貯蔵タンクの重量あたり単価 3,636,486 円/ton とする。胴のコストは、30,546,482 円となる。従って、充填材のコストは 38,326,040 - 30,546,482 = 7,779,558 円となる。これを充填材の容量 2.8m3 で割ると充填材のユニットコストは、2,778,413 円/m3（1$＝217 円換算
で 12804$/m3）となる。
従って、
酸素濃度管理装置のコスト＝（胴重量）×（16,758$/ton）＋（デミスタ容量）×（23,577$/m3）
とする。

b)

腐食生成物精製装置構造概念図
ナトリウム炉の一次系一体型コールドトラップのコストは、流量 0.0364m3/min
に対してユニットコストが 573,314,000 円/(m3/min)であるから、20,868,630 円。これを（胴重量）×（ユニットコスト）+（流量）×（ユニットコスト）+（充填材容量）×（ユニットコスト）に置き換える。
胴の重量は内径 900mm、厚さ 10mm、高さ 7500mm として、約 1.7ton であるから重量あたり単価を 3,636,486 円/ton とすると胴のコストは、6,182,026 円となる。充填材の容量は、1.37m3、充填材の体積あたり単価は、ｱ.項の酸素濃度管理装置と同じとして 2,778,413 円/ m3 とする。充填材のコストは、3,806,426 円となる。
従って、電磁ポンプやエコノマイザのコストは 10,880,178 円となる。これを純化流
量 0.0364 m3/min で割ると流量を代表物理量とする部分のユニットコストは、
298,905,989 円/(m3/min)（1$＝217 円換算で 1,377,447$/(m3/min)）となる。ここ
で、ナトリウムの密度を考慮して 1(m3/min)を（ton/h）に換算すると 53.88（ton/h）、ユニットコストは 5,547,624 円/（ton/h）となる。
よって、腐食生成物精製装置のコスト＝（胴重量）×（16,758$/ton）＋（流量）×（25,565$/(ton/h)）

B-11＋（デミスタ容量）×（23,577$/m3）となる。
c)

弁、フリーズベント等
弁、フリーズベント等に対する積算評価式は、（冷却材インベントリー）×（ユニットコスト）
である。
ユニットコストは、ナトリウム炉の場合、指標を（ton）としたとき、23,924 円/（ton）である。ナトリウムの密度は温度 227℃のときに 898(kg/m3)であるから体積あたりのユニットコストに換算すると 21,483 円/m3 となる。

v)

鉛ビスマス純化系に用いる物理指標によるコストの差想定される鉛-ビスマス炉の入力データを用いて、物理指標による建設コスト差異を評価した。
計算ケースは、以下の 3 つである。
a.

腐食生成物精製装置の流量は（ton/h）で入力する。弁、フリーズベント等のコスト計算に用いるインベントリーの物理指標は重量（ton）とする。

b.

腐食生成物精製装置の流量は（ton/h）で入力する。弁、フリーズベント等のコスト計算に用いるインベントリーの物理指標は体積（m3）とする。

c.

腐食生成物精製装置の流量は（m3/min）で入力する。弁、フリーズベント等のコスト計算に用いるインベントリーの物理指標は体積（m3）とする。

a.項の重量を適用する場合には、鉛-ビスマスのインベントリーが 103,200ton と比較対照したナトリウム炉のインベントリー2,526ton に比して約 40 倍と多いため、純化設備のコストはナトリウム炉の場合の約 6 倍となる。その結果、勘定項目でのコスト比は約 1.7 倍となる。
b.項の流量に質量流量を適用し、弁、フリーズベント等についてインベントリーの体積を適用すると純化設備のコストはナトリウム炉の場合の約 1.5 倍となる。その結果、勘定項目でのコスト比は約 1.1 倍となる。
c.項の体積を適用する場合には、体積流量では鉛-ビスマスの純化流量は、ナトリウ
ム炉の一次系及び二次系コールドトラップの純化流量よりも少ないためにコストはナトリウム炉の純化設備よりも低額となり、純化設備のコストはナトリウム炉の場合の約 0.9 倍となる。その結果、勘定項目でのコスト比は約 0.5 倍となる。
c)項の流量に質量流量を、弁、フリーズベント等についてインベントリーの体積を入力項目とした場合には、冷却材受入、貯蔵、充填及び純化設備の建設コストは、ナトリウム炉の実証炉フェーズ 2 とほぼ同じ建設コストになる。
(c) ガス冷却高速炉の経済性評価手法の整備
CCC をベースに実用化戦略調査研究で検討されるプラントに対応したガス冷却高速炉の経済性評価手法を整備した。
これまでのガス冷却高速炉の経済性評価手法は、米国のガス炉のコスト試算結果を基にナトリウム炉との相違を考慮して作成された。その後の検討により、ガス炉の炉心崩壊に対して設備が設置される場合があり、これに対応した経済性評価手法を作成することとし
た。

B-12

以下ではガス炉の炉心崩壊時の対応設備に対する積算評価式及びユニットコストを記述する。
1)

炉心崩壊時の対応設備
経済性評価手法の整備では、ガス炉の炉心崩壊は、以下のようなシナリオであると仮定して対応設備を考慮する。
i)

炉心除熱機能の喪失により炉心温度が上昇し、燃料が溶融する。

ii)

溶融燃料が原子炉容器の下部に堆積し始める。

iii) 堆積した燃料は原子炉容器下部の流出機構により炉容器の外側の保護容器に排出される。
iv) 保護容器に排出された溶融燃料は、保護容器の流出機構により原子炉建屋内に設けられたキャッチパンに排出される。
v)

キャッチパンに堆積した溶融燃料は、キャッチパンに設けられた非常用冷却水設備
により冷却される。

vi) 再臨界防止のため、キャッチパンには必要に応じてボロンの吸収材を備える。
従って、炉心崩壊時の対応設備として、
・

保護容器

・

キャッチパン・

吸収材

・

キャッチパン冷却設備を考慮する。
a)

炉心崩壊時の対応設備に対する積算評価式(ｱ) 保護容器
保護容器は、原子炉容器の一部とみなすことができるため、221.11 炉容器、熱遮蔽板及び支持台または PCRV の勘定項目でコスト計算する。機器名称を保護容器とし、原子炉容器と同じ物理指標、ユニットコスト、積算評価式及びコスト要
素比率を使用する。積算評価式は以下とする。
（保護容器のコスト）＝（保護容器重量）×（ユニットコスト）
保護容器の材料は、316SS、304SＳ及び炭素鋼とし、ユニットコストに材料補正係数を考慮する。
(ｲ) キャッチパン
キャッチパンは、鋼製の場合には原子炉格納容器に準じて製作され、コンクリート製の場合には原子炉建屋の床面に施工されるコンクリートにライナーが敷設されて製作されると想定する。また、キャッチパンがグラファイトで製作される場合も考慮する。
キャッチパンのコストは、212.1 原子炉格納施設の勘定項目で計算する。機器
名称は、鋼製キャッチパン、コンクリート製キャッチパン及びグラファイト製キャッチパンとする。
鋼製キャッチパンに対しては、格納容器と同じ物理指標、ユニットコスト、積算評価式及びコスト要素比率を使用する。積算評価式は以下とする。
（鋼製キャッチパンのコスト）

B-13

＝（鋼製キャッチパン重量）×（ユニットコスト）
鋼製キャッチパンの材料は、316SS、304SS 及び炭素鋼とし、ユニットコストには材料補正係数と板厚補正係数を考慮する。
コンクリート製キャッチパンの場合には、コンクリートについては原子炉格納施設のコンクリートと同じ物理指標、ユニットコスト、積算評価式及びコスト要
素比率を使用し、ライナーについては格納施設ライナーの各値を使用する。
従って、積算評価式は、（コンクリート製キャッチパンのコスト）＝（コンクリート体積）×（ユニットコスト）＋（ライナー表面積）×（ユニットコスト）となる。
グラファイト製キャッチパンに対しては、221.13 固定遮蔽体及び可動遮蔽体の勘定項目における固定遮蔽体でのグラファイトと同じ物理指標、ユニットコスト、
積算評価式及びコスト要素比率を使用する。積算評価式は以下とする。
（グラファイト製キャッチパンのコスト）＝（グラファイト製キャッチパン重量）×（ユニットコスト）(ｳ) 吸収材
吸収剤はボロンを想定する。コストを計算する勘定項目はキャッチパンと同じ
212.1 原子炉格納施設

建物の基本構造物とする。

吸収材のユニットコストは 221.13 固定遮蔽体及び可動遮蔽体の勘定項目における固定遮蔽体での B4C 重量あたり単価を適用する。物理指標、積算評価式及びコスト要素比率も同じ値を使用する。積算評価式は以下とする。
（吸収材のコスト）＝（吸収材重量）×（ユニットコスト）(ｴ) キャッチパン冷却設備
キャッチパン冷却設備は、PCRV における常用コンクリート冷却系に準じて製作されると考えられる。ただし、キャッチパンは安全設備であってその冷却系は非常用を想定する。
キャッチパンの付帯設備であり、212.1 原子炉格納施設

建物の基本構造物の勘定項目でコスト計算する。物理指標、ユニットコスト、積算評価式及びコスト
要素比率は、勘定項目 226.71 補機冷却設備の非常用冷却水設備を使用する。積
算評価式は、（キャッチパン冷却設備のコスト）＝（冷却水流量）×（ユニットコスト）＋（配管径）×（配管長）×（ユニットコスト）となる。
(ii) コスト評価データのうちの３次元免震装置の比率について
今回、コスト評価においては免震装置のコスト影響をプラントコストに反映する為、３次元免震装置等評価対象面震装置のコストと２次元免震装置とのコスト比を入力する欄を設けている。今回の評価対象プラントで使用していることを想定している垂直要素付２次元免震装置と３次元免震装置の場合のこの比率の決め方について以下に記す。

B-14

(a) 垂直要素付２次元免震装置
具体的に適用しているプラントは、ナトリウム冷却炉大型中型６概念であり、垂直要素付２次元免震装置とは厚肉積層ゴムを使用した３次元免震装置である。この垂直要素付２次元免震装置のコストについては、免震要素そのものの単位体積当りの単価は２次元免震要素と３次元免震要素に差は無いものと仮定し、３次元免震要素と２次元免震用免震要素の体積比を３次元免震装置と２次元免震装置のコスト比とすることとした。
baha (mm)b (mm)h(mm)

V (mm3)３次元免震装置

63×3

506×3

116×3

6.20 ×108 （＝V3D）

２次元免震装置

200

1600

186.6

3.69 ×108 （＝V2D）

従って、３次元免震装置と厚肉積層ゴムを使用した３次元免震装置のコスト比＝

V3D ／V2D＝１．６８としている。
(b) ３次元免震装置
３次元免震装置については、CCC 自体の内部演算により体積比例で自動的に必要基数は計算される。これは変更出来ない。従って、対象免震装置と CCC に設定されている 2 次
元免震装置のコスト比率入力により調整することになる。
方法は、対象プラントの重量から３次元免震装置（9.8MN/基）基数を求める。これをｘ基とする。ここで内部演算では NI 補助建物体積 Vm3 より 90800m3 当りに 170 基として基数 y 基を出している。従って、３次元免震装置のコストと２次元免震装置の 1 基当りコスト比は、9.63 なので、コスト比率入力欄の数値は、9.63×x÷y を入力することになる。
この方法では、ｘ基が建屋面積に配置可能でない場合、即ち、必要基数が現在配置出来ない場合は、３次元免震単体の支持荷重を上げる必要がありそのコストは当然今回手法でのコスト評価結果を上回る可能性が高いが、これは反映出来ていない。従って、ガス炉、
鉛ビスマス炉の NI 補助建物コストは低めの評価となっていることになる。
3. 評価結果
実用化戦略調査研究フェーズⅡの最終評価にあたっては、前述の評価手法をベースにして以下の前提条件のもとで実施した。
・所有者費用は建設費（直接費と建中利子及び所有者費用を除く間接費の合計）の 10％とした。

・

建中利子算定の入力となる資金需要は建設費（直接費、総係費［＝所有者費用］を含む間接費［建中利子は除く］）全額借入とし、期間は現地工事期間を基に想定したプロジェク

B-15

ト期間とした。資金需要カーブは OECD/ NEA のパターンを仮定するとともに、借入金利
は年利２％とした。
・

プラントは、大型炉のツインプラントもしくは中型炉のモジュールプラントで、既存軽水炉からのリプレースを想定しており、土地取得費は無しとなっている。また、建物に直接関係しない、既に整備されている港湾設備等の土木工事は算入しないものとする。

評価は、実用化戦略調査研究フェーズⅡにて検討されてきた以下の各冷却形態の代表プラントを対象とした。
・

MOX 燃料高内部転換炉心大型ナトリウム冷却炉

：LNaH

・

MOX 燃料コンパクト型炉心大型ナトリウム冷却炉

：LNaC

・

MOX 燃料高内部転換炉心中型モジュールナトリウム冷却炉：MMNaH・

金属燃料炉心大型ナトリウム冷却炉

：LNaM

・

大型ヘリウムガス冷却炉

：LHe

・

中型モジュール鉛ビスマス冷却炉：MMPB

発電単価（発電端）と各勘定科目内訳を図 B-1 に示す。

120
目
標
値

建中利子
総係費
現場経費

100

80

23.37

4.14
7.52

）

相
対
20
値
0

4.06
7.38

23.97
23.18

5.33
8.38

3.83
8.37

23.74

23.87

22.80

エンジニアリング費
建設用資材
冷却材等
その他設備
電気設備
ﾀｰﾋﾞﾝ発電機設備
原子炉設備
構築物等

1.22

（

建
設 60
単
価
40

4.19
7.61

2.99
8.19

11.67

11.65

12.28

11.65

11.67

32.44
23.95

22.21

21.66

24.25

19.78

5.78

5.54

6.19

6.32

11.12

8.28

LNaH炉

LNaC炉

MMNaH炉

LNaM炉

LHe炉

MMPB炉

図 B－１経済性評価結果
目標値の 20 万円/kWe を 100 とした場合の相対値で概略評価を行った。その結果、図Ｂ-１に示すとおり金属燃料炉心大型ナトリウム冷却炉（LNaM）が約 85 と最も建設単価が低く、次いで MOX 燃料コンパクト型炉心大型ナトリウム冷却炉（LNaC）が約 87、MOX 燃料高内部転換
炉心大型ナトリウム冷却炉（LNaH）が約 88、MOX 燃料高内部転換炉心中型モジュールナトリ
ウム冷却炉（MMNaH）が約 93 の順で、いずれも目標の建設単価を下回り優れた経済性を有した。また、中型モジュール鉛ビスマス冷却炉（MMPB）は約 96、大型ヘリウムガス冷却炉（LHe）

B-16

は約 98 とこれも目標建設単価を下回る結果となった。
4. 評価結果の検討
比較対照プラント概念全体の概略比較検討を行い、それ以降に CCC 入力データを念頭においた詳細比較検討を実施する。
(1) 概略比較検討（図 B－1，2，3 参照）①

今回の比較概念の中で最も高額と評価された大型ヘリウム冷却炉（LHe）は、中間評価
時の出力 112 万 kWe に対して、他の炉型との横並びのために 150 万 kWe の電気出力を増大して考えたものである。ただし、LHe については、種々の技術的な課題が存在する可能性が大きいものの、そういった課題や課題解決の為の設備対応に要するコスト増加
をここでは勘案しないで評価を行った。中間評価から 12.8pt 減といったスケール効果は見られるもののナトリウム大型炉や他の炉型に比べて依然として建屋構築物等の建設費が高い。この理由は、直接ガスタービン設備を原子炉格納容器内に収納している為に単価の高い原子炉建屋体積がナトリウム大型炉の 1.5 倍と大きいことによる。また、原子炉設備においても、直接発電であることから BOP 関連設備が殆ど無く物量は少ない
ものの、この有利さを打ち消してしまう程の高圧系や原子炉冷却系である４基のガスタービン発電機等に由来する原子炉構造と一次系の合計物量がナトリウム大型炉に比べ約４倍という多さにより建設単価が大きくなってしまっている。
（図 B－３）結果として経済的に優位と考えられる直接発電であるにも拘らずナトリウム冷却炉より建設単価
としては約 11％高いという結果となった。今回検討結果での出力増大により目標値を下回るスケールメリットはあったにしても、単価の高い原子炉格納容器及び原子炉建屋等のコスト増大も伴うこと等を勘案すると単純な物量比例によるこの計算結果が妥当との見通しは得られない。あえてこの評価に意味をもたせるとすると到達し得る最下限値の程度であるといえる。

②

建設単価目標値は下回ったものの、次に高額と評価された中型モジュール鉛ビスマス冷却炉（MMPB）は、二次系を有しない簡素な構成とはいえ原子炉物量はナトリウム炉より多い。また、出力当りの原子炉建屋体積も大きいため（図 B－2，3 参照）ナトリウム炉に比べると約 9％建設単価が高くなっている。

③

MOX 燃料高内部転換炉心中型モジュールナトリウム冷却炉（MMNaH）は、プラント建設の習熟効果を考慮しても MOX 燃料高内部転換炉心大型ナトリウム冷却炉より建設コストが約 6％高くなっている。これは、原子炉設備及び 1 次系設備の総重量が MOX
燃料高内部転換炉心大型ナトリウム冷却炉より約 48％多いことによる。

B-17

300
その他の建屋
250

9

9

9

9

タービン建屋

9

原子炉建屋

立
米 200
/
M
W 150

127

130

90

127

127

127

100

177
117

50

125

118

MMNaH炉

LNaM炉

100

113

0
LNaH炉

LNaC炉

図 B-２

LHe炉

MMPB炉

電気出力当りの建屋体積

18,0006.0

5.5
0

16,000

１次系

5.0

3636

14,000

6,000

原子炉構造
NSSS重量(ton)/
出力(MW)

12,000t 10,000on 8,000

２次系

4.0
2.9

2.2

2.1

2.6
0

2648

2.1
12894

2,570

2570

2304.8

t
o
n
3.0 /
M
W
2.0

2570

2444

4,000
1,704

1574

2,000

1704

5624

1.0

3680
2,434

2210

2130

0.0

0
LNaH炉

LNaC炉

MMNaH炉

LNaM炉

図 B-３

LHe炉

主要重量

B-18

MMPB炉

(2) 詳細比較検討(i)

異種冷却材プラントの比較
異種冷却材の比較として、各冷却材のレファレンスプラントである MOX 燃料高内部転換
炉心大型ナトリウム冷却炉（LNaH）、MOX 燃料高内部転換炉心中型モジュールナトリウム
冷却炉（MMNaH）、大型ヘリウムガス冷却炉（LHe）、中型モジュール鉛ビスマス冷却炉（MMPB）の４プラント概念を比較する。比較にあたっては、リファレンスプラントである
MOX 燃料高内部転換炉心大型ナトリウム冷却炉（LNaH）を基準 100pt（ポイント）として他３プラントとの比較を以下に述べる。
(a) 大型ヘリウムガス冷却炉（LHe）
1)

総建設単価(図 B－1 参照)
LHe の総建設単価は、LNaH の 100pt に対し 108pt となる。総建設単価は直接費単価と間接費単価との合計であり、間接費単価を構成する勘定項目は、建築用資材、エンジ
ニアリング費、現場経費、総係費、建中利子であるが、何れも直接費単価との相関が大きいので、詳細比較検討では、直接費単価についての分析から開始する。

2)

直接費単価(図 B－4，5 参照)
直接費単価の差[絶対値]の約 99％は、原子炉設備で+11.64pt、構築物等で+6.08pt、タービン発電機設備で-11.89pt となる。
以下に前記差への寄与が大きな勘定項目を分析する。
i)

構築物等(図 B－6，7 参照)
構築物の差+6.08pt は、原子炉格納施設で+2.29pt、原子炉建屋で+5.09pt、タービ
ン建屋は無いため-1.22pt である。まず、格納施設容積が、LNa の 23,500ｍ3 に対し、LHe が 72,500m3 と約 3.1 倍であること、原子炉建屋で、LNa の 302,500m3 に対し、LHe が 520,000m3 と約 1.7 倍であること等による。LHe の格納容器が LNa に比べ大きのはタービン発電機４基を内包している為である。加えて、LNa の垂直要素付加２次元免震（純粋２次元免震装置に対し、単価が 1.7 倍程度）に対してコストが３倍弱となる３次元免震を LHe では採用していることによる。

ii)

原子炉設備(図 B－8，9 参照)
原子炉設備の差+11.64pt は原子炉機器で+7.20pt、主冷却設備で-6.01pt、他原子炉プラント設備で+9.08pt、補助炉心冷却設備+2.42pt である。これら４項目で、差は約92％となる。
a)

原子炉機器(図 B－10 参照)
原子炉機器については、原子炉容器等+6.18pt、固定/可動遮蔽体+1.35pt、及び原子炉構造物+0.96pt の差の寄与が差全体の約 85%と大きい。
原子炉容器等については LNaH の原子炉容器がφ10.7×21.2m に対して LHe の原
子炉容器がφ10.38×22.9m とほぼ同じであるが、重量を比較すると容器板厚が30mm に対し 170mm と 5.7 倍であることや動力変換機の有無、上鏡部有無等の要因から、炉容器重量 LNaH の 250t に対し LHe が約 5709t と約 23 倍である。
コストで見ると LNaH の 1.17pt に対して LHe が 7.35pt と 6 倍強であり、その差は+6.18pt となっている。これは原子炉設備費全体の差 11.64pt の約半分を占め
ている。

B-19

固定/可動遮蔽体については LNaH の 117.7ｔに対し LHe は 352.4ｔと遮蔽体の重量で LHe は LNaH の約 3 倍であり、その結果、コストで LNaH の 0.58pt に対して LHe が 1.93pt とその差は+1.35pt となる。これは、原子炉設備費全体の差 11.64ptの約 1/6 弱にあたる。理由は、①出力密度の小さい LHe の大きい炉心（LNaH のφ
4.74×1.0m に対して LHe がφ6.5×1.8m と容積で 3.4 倍）に対し遮蔽をする必要があること、②高温に耐える材料で遮蔽を構成する必要があること等がある。何れも高温のガス冷却高速炉特有の理由と考えられる。
原子炉構造については、炉心上部機構及び炉内構造物の重量については、LHe は炉内下部構造のみで 630t となり、LNaH の炉心上部機構及び炉内下部構造、炉心支持構造他合計 360t の約 1.7 倍強である。その結果、LNaH のコストの 1.52pt に対して LHe は 2.48pt と差は+0.96pt となる。
b)

主冷却設備(図 B－11 参照)
LHe は、LNaH に比べ蒸気発生器が無い為、一次主冷却配管の二重管等他の要因を考慮した上で、LNaH の 10.21pt に対して、LHe は、4.2pt と差は－6.01pt となる。

c)

他原子炉プラント設備(図 B－12 参照)
他原子炉プラント設備の項目では、LNaH との差+9.24pt の内 84%が冷却材受入、貯蔵、充填及び純化設備の差となっている。LHe の当該設備は、最大圧力では原子
炉容器の使用圧力を超える 12MP の一次冷却材である He ガスを貯蔵する原子炉容器容積の 60%の一次系機器であり、しかも出力低下・停止時には、原子炉を循環している放射性物質を含有する He ガスを貯蔵することにもなる。この容器及びこの原子炉容器への注入或いは原子炉容器からの抽出を繰り返す圧縮機装置等から構成されるもので、設備規模や特に耐圧能力の観点においてナトリウム炉とは極めて異なるものとなり、妥当なコスト差と言える。勘定項目中最大の差である。

d)

補助炉心冷却設備(図 B－8 参照)
補助炉心冷却設備については+2.42pt の差があり、ガス炉 DHX の電気出力当りの容量が Na 炉と比べて格段に大きい事による。この要因については、単純に Na とヘリウムの熱容量の差と考えられる。因みに高温ガス炉では炉内に大量にあるグラファイトの熱容量が効いて最大除熱必要量に対し DHX の容量は小さくなっている
が、ガス FBR ではグラファイトも無いため最大除熱必要量を DHX 除熱量で賄わなければならず、DHX の容量が大きくならざるを得ないことになる。

(b) 中型モジュール鉛ビスマス冷却炉（MMPB）
1)

総建設単価(図 B－1 参照)
MMPB の総建設単価は、LNaH の 100pt に対し 105.7pt となる。尚、MMPB の建設
期間は 36.5 ヶ月と LNaH の 46 ヶ月に比べ 26％程度短いため、借入額が多いにも拘らず建中利子は-0.41pt となっている。

2)

直接費単価(図 B－4，5 参照)
直接費の差[絶対値]の 92％は、構築物等で+2.85pt、冷却材等で+2.99pt、原子炉設備
で+1.99pt、タービン発電機設備で+0.7pt ある。

B-20

以下に前記差への寄与が大きな勘定項目を分析する。
i)

構築物等(図 B－6，7 参照)
構築物の差は原子炉建屋が+2.79pt で差[絶対値]の 98％である。これは、LNaH の原子炉建屋が 4.03pt に対し、PB が 6.82pt と 1.7 倍にもなっていることによるものであるが、それは、強地震に耐えるという設計条件により LNaH の垂直要素付加２次元
免震（純粋２次元免震装置に対し、単価が 1.7 倍程度）に対し単価で５倍弱となる３次元免震装置の採用等による。（LHe では３倍弱となる３次元免震装置。LHe とMMPB との差はプラント原子炉側重量の差による。）

ii)

原子炉設備(図 B‐8，9 参照)
原子炉設備の差は、原子炉機器で+4.10pt、主冷却設備で-4.76pt、これら 2 項目で差の 96%[絶対値]を占める。この 2 項目以外の寄与が、補助炉心冷却系で+1.22pt、計測制御設備で+1.10pt、燃料貯蔵設備で-0.34pt、他原子炉プラント設備で+0.64pt で最終的には原子炉設備で+1.99pt となっている。以下差が大である 2 項目について分析する。
a)

原子炉機器(図 B－10 参照)
原子炉機器では、原子炉容器等で+2.49pt、原子炉構造で+1.68pt、炉上部構造で+1.00pt、固定/可動遮蔽体で-0.52pt となり、これら４項目で原子炉機器の差の 88%となる。
原子炉容器等であるが、原子炉容器の大きさは LNaH の 150 万 kWe 当りφ10.7
×21.2m に対して MMPB は 75 万 kWe 当りφ14.5×18.5m と径が約 1.5 倍の容器が 2 基であり、重量では、LNaH の 250t に対して、２モジュール 150 万 kWe で1020t と 7.0 倍弱であり、板厚も 30mm に対し 50mm で、材質は SUS に対して高Cr 材で加工費等の観点も加味され、
LNaH のコスト 1.17pt に対し MMPB は 3.66ptと比で約 3 倍、+2.49pt の差となっている。
原子炉構造は、炉容器径が大である為に炉心上部機構及び炉内構造物の重量について MMPB は炉内構造物のみで 150 万 kWe 換算で 640t 弱となり、LNaH の炉心上部機構及び炉内下部構造、炉心支持構造他合計 360t の約 1.8 倍弱であり、その結果、材質の相異他の要因も含め LNaH の 1.52pt に対して MMPB は 3.20pt と差は1.68pt となっている。
炉上部構造は、炉容器径が大である為に上部デッキ及び回転プラグ構造材重量計
が、LNaH の 150 万 kWe あたり 305ｔに対し MMPB は 150 万 kWe あたり 884tとなり、コストは 0.98pt に対し 1.98pt と比で約 2 倍となり、差は 1.0pt となっている。
固定/可動遮蔽体は、遮蔽体重量合計が LNaH の 150 万 kWe あたり 150t に対し150 万 kWe あたり約 60t と 0.4 倍となっており、且つ LNaH で使用されている単価の高い ZrH 遮蔽体も使用していない為、コストは、LNaH の 0.58pt に対し 0.06ptと比で 0.1 倍、差で-0.52pt となっている。

B-21

b)

主冷却設備(図 B‐11 参照)
MMPB は、LNaH に比べ、まず 2 次系を有しておらず、且つタンク型炉である
ことから、勘定項目のうち、1 次主冷却配管等及び 2 次主循環ポンプ等、2 次主冷却配管等は 0pt である。この結果、LNaH の 10.21pt に対して、MMPB は 5.45ptと差は-4.76pt となる。この差の約 78%は蒸気発生器と一次主循環ポンプである。
まず、蒸気発生器コストについて LNaH は 6.09pt、MMPB が 4.60pt と-1.49ptと約 1.3 倍となっている。伝熱面積では、MMPB は 1340m2/基（SG6 基・75 万 kWeユニット）と LNaH の 10608m2/基（SG２基・150 万 kWe ユニット）の約 0.13 倍となっているが、同出力に合せると面積比は約 1.5 倍となり、かつ MMPB の SG は単管ヘリカル型であり二重管直管型が単管ヘリカル型の２倍程度のコストであることを考慮すると、このコスト比の約 1.3 倍の評価は妥当といえる。
次に一次主循環ポンプについて LNaH は 2.86pt に対し、MMPB が 0.62pt と差で-2.24pt ポイントで約 0.2 倍となっている。これは、①LNaH については、一次主循環ポンプは、ポンプ組込み型 IHX ということで中間熱交換器としての機能も含まれていること、②LNaH の 9,200kWe のポンプ 2 台(150 万 kWe 当り)に対して
MMPB の 1,680kWe のポンプ 3 台(75 万 kWe 当り)とポンプの容量が異なること③モジュール効果の理由による。

iii) タービン発電機設備(図 B－4 参照)
MMPB は原子炉出口温度が 445℃と LNaH の 550℃に比べ低い為,主蒸気温度も低くこの為、復水設備、給水加熱設備等の設備容量が増加する為にコストが LNaH の13.28pt に対して MMPB は 13.98pt と差で+0.70pt となっている。
iv) 冷却材等
冷却材については、インベントリーが LNaH の 5,180ｔに対し、MMPB は 86,000ｔと 16 倍であり、重量単価は約３／４ではあるが、スケールデメリットも含めた結果として LNaH の 0.26pt 強に対し 3.25pt と１桁以上の差となった。
(b) MOX 燃料高内部転換炉心中型モジュールナトリウム冷却炉（MMNaH）
1)

総建設単価(図 B－1 参照)
MMNaH の総建設単価は、LNaH の 100pt に対し 102.74pt となる。即ち、+3％程度の差である。
尚、MMNaH の建設期間は 38 ヶ月と LNaH の 46 ヶ月に比べ 18％程短く、借入額が多いにも拘らず建中利子は LNaH の 4.77pt に対し MMNaH は 3.40pt と-1.37ptとなっている。

2)

直接費単価(図 B－4，5 参照)
直接費の差は 4.88pt で、差[絶対値]の 99％は、原子炉設備で+2.33pt、電気設備で+2.11pt、構築物等で+0.47pt の３項目である。
以下に前記差への寄与が大きなこれら勘定項目を分析する。
i)

構築物等(図 B－6，7 参照)
構築物の差は、原子炉格納施設で+0.70pt、原子炉建屋で+0.37pt で差の 99％である。これは、LNaH の原子炉格納施設が 0.75pt に対し MMNaH が 1.46pt に、LNaH

B-22

の原子炉建屋が 4.03pt に対し MMNaH が 4.40pt になっていることによる、これは、原子炉格納施設容積が、LNaH の 23,500ｍ 3 に対し、MMNaH の１モジュールで14,300m3 と 150 万 kWe 当りでは、約 1.21 倍ではあるが、一方で習熟効果によりコスト低減が計られていること、原子炉建屋容積についても、LNaH の 302,500ｍ3 に対し、MMNaH が 318,000m3 と約 1.1 倍弱であるが、これも習熟効果によりコスト低減が計られていること等による。
ii)

原子炉設備(図 B－8，9 参照)
原子炉設備の差は、他原子炉プラント設備で+1.64pt、主冷却設備で-0.68pt、原子炉機器で+0.55pt、計測制御設備で+0.82pt であり、これら４項目で差の 95%[絶対値]である。以下にこれら４項目について分析する。
a)

他原子炉プラント設備(図 B－12 参照)
原子炉設備の差の 42%と最も差に対する大きな寄与を占めるこの他プラント原子炉設備に分類されている詳細勘定項目の中では、保守・補修設備、原子炉設備補助
冷却設備、冷却材受入・貯蔵・充填及び純化設備の３項目で差の約 95%となっている。
保守・補修設備は、LNaH の 1.23pt に対し MMNaH が 2.14pt と差+0.91pt となっている。保守・補修設備は、「ナトリウム除去及び除染装置」と「保守・補修及び検査設備」の合計であり、このうち、前者は、洗浄槽容積比例であり、洗浄槽は LNaH
ではプラント全体で 60m3×２槽に対し MMNaH ではプランと全体で 30m3×4 槽と合計容量は同じであるが、習熟効果等を考慮している。一方後者はモジュール数に比例し、LNaH の 2 式に対し MMNaH は 4 式。但し、習熟効果等を更に考慮している。以上から 2 倍にはならないものの約 1.7 倍となった。
原子炉設備補助冷却設備については、LNaH の 0.57pt に対して MMNaH が 0.91ptと差+0.37pt となっている。LNaH は、冷却水流量 150 万 kWe 当り 1365m3 に対して MMNaH が 2600m3 と約 2 倍であり、配管長も LNaH の 500m に対し MMNaH
が 1000m と２倍となっており、この物量差と習熟効果を考慮してコストは、1.6 倍となっている。
冷却材受入、貯蔵、充填及び純化設備については、
LNaH の 0.59pt に対して 0.94ptと差+0.35pt となっている。150 万 kWe 当りで配管長は LNaH の 500m に対して
MMNaH が 1000m と２倍、貯蔵タンク重量では 40t に対して 60t と 1.5 倍、電磁
ポンプ流量で 0.1m3/分/基が 1 基に対して MMNaH が 2 基、一次系炉内コールドト
ラップ 0.03m3/分/基が LNaH の 2 基に対して 0.04m3/分/基が 4 基、一次系炉外コー
ルドトラップは、ツインプラント 300 万 kWe 当りで 0.06m3/分/基が 1 基に対して0.16m3/分/基が 1 基、EVST 冷却系はループ数が倍、Na-Na 伝面積が 3.5 倍、Na空気伝面積が 2.3 倍、Na 配管長が倍、純化系ループ数が倍、炉内コールドトラップ
が倍、弁数が倍という物量入力と習熟効果等を見込んだコストの比が 1.7 倍となった。物量においてモジュール炉特有のデメリットが顕著な項目である。

b)

主冷却設備(図 B－11 参照)
MMNaH は、LNaH の 10.21pt に対して、9.53pt と差は－0.68pt となる。この差は、蒸気発生器と一次主循環ポンプで差[絶対値]の約 62%となっている。

B-23

蒸気発生器について LNaH は 6.09pt、MMNaH が 4.84pt で-1.25pt と約 80%となっていることによる。これは、モジュール炉については、モジュール間で習熟効
果を見ており、LNaH の SG１基のコストを C、第１基目と第 2 基目のコスト比を a、第２基目と第３基目のコスト比をｂ（a,b＜１）とするとツインプラントのコストでは LNaH の(2+2a)C に対して、MMNaH は(1+a+ab+ab2）C の計算手法の結果として表されるものである。
次に一次主循環ポンプについて LNaH は 2.86pt、MMNaH が 2.52pt と-0.34ptと 88%となっていることによる。ポンプ単体のコストを CL,CM とすると、ポンプモータの定格から考えて、CM<CL<2CM は自明であるが、加えて SG 同様に LNaH
は(2+2a)CL に対し、MMNaH は(1+a+ab+ab2)×2CM であり、結果としてコスト比
は、93％となっている。
c)

原子炉機器(図 B－10 参照)
原子炉機器では、固定/可動遮蔽体で+0.33pt、制御棒駆動機構で-0.9pt、炉上部構造で+0.52pt、原子炉構造物で+0.19pt、となり、これら４項目で原子炉機器の差の84%となる。
固定/可動遮蔽体では、150 万 kWe 換算で LNaH の遮蔽体重量合計が 117.7t に対し MMNaH は 263t 弱と遮蔽体の重量合計が LNaH の約 2.2 倍となっているものの、
モジュールのコスト計算手法により、LNaH の 0.58pt に対して MMNaH が 0.9ptと約 1.6 倍となっている。原子炉機器での差［絶対値］の約 1 割強、符号を考えると増加した額の 4 割はこの遮蔽体の差と言える。この結果は、大型炉と比較した場合にモジュールの数の炉心各々に遮蔽体を設置しなければならず、大型炉と比較した場合のモジュール炉固有の物量増と考えられる。
制御棒駆動機構では、150 万 kWe 換算当りでは、
主炉停止棒駆動機構基数が LNaH
で 40 基に対して MMNaH が 42 基、後備炉停止棒駆動機構基数は 17 基に対して
12 基と LNaH の方が合計基数では、３基多いが、主冷却系の蒸気発生器や一次主循環ポンプと同様に習熟効果をモジュール間でみるという計算方式によりモジュー
ル型炉の制御棒駆動機構のコストが、約-25%低い評価となる。
炉上部構造では、150 万 kWe 換算当りでは、上部デッキ及び回転プラグ構造材重量計は、LNaH の 305ｔに対し MMNaH が 440ｔと 1.4 倍になるが、モジュール効
果によりコスト比で LNaH の 0.98pt に対して MMNaH が 1.5pt と 1.53 倍となり、差は 0.52pt となる。
原子炉構造物では、炉心上部機構及び炉内構造物の重量が MMNaH では炉内構造物のみで 150 万 kWe 換算にすると 480t となり、LNaH の炉心上部機構及び炉内下部構造、炉心支持構造他の合計 360ｔの約 1.3 倍であり、その結果、モジュール効
果も含め LNaH の 1.52pt に対して MMNaH が 1.71pt と差は 0.19pt となる。

d)

計測制御設備(図 B－13 参照)
計測制御設備では、プラント制御設備及び安全保護系で+0.49pt、炉内計装設備で+0.25pt となり、この 2 項目で、計測制御系の差[絶対値]の 90%である。
安全保護系は制御棒本数比例であり、150 万 kWe 当り LNaH は 57 本に対して
MMNaH は 54 本、プラント制御設備は、モジュール数比例即ち２倍である。プラ

B-24

ント制御設備及び安全保護系はこれら２項目の合計であり、習熟効果と相俟ってLNaH の 1.61pt に対して MMNaH が 2.11pt と 1.3 倍強となっている。一方、炉内計装設備モジュール数比例即ち２倍の処が習熟効果で LNaH の 0.34pt に対して
MMNaH が 0.59pt と約 1.7 倍強となっている。
iii) 電気設備(図 B－14,15 参照)
電気設備の+2.11pt は、配電盤が LNaH の 2.09pt に対して、MMNaH が 3.57pt と、+1.49pt の差があり、コスト比で 1.7 倍であり、電気設備の差の約 7 割がこの配電盤の差である。配電盤は、制御盤と補助電力及び信号盤の合計であり、各々は、制御盤
盤数が LNaH の 290 面に対して MMNaH が 500 面と 1.7 倍、補助電力及び信号盤盤
数が LNaH の 590 面に対して MMNaH が 1000 面と 1.7 倍となっており、盤数に比例した結果となっている。これは、大型炉と比べ、機器数の合計は、モジュール間共用にも限界があり多くなる為に生じていると解釈され、モジュール炉固有の物量増と考えられる。

B-25

70

冷却材等
その他設備

60
0.26
0.66
3.97

50
ポ 40
イ
ン
ト 30

0.02
0.51
4.45
1.39

0.31
0.60
6.08

3.25
0.44
3.58

ﾀｰﾋﾞﾝ発電機設備

13.98

13.25

13.28

電気設備

原子炉設備
構築物等

36.91

20

27.25

27.59

25.26

10
12.65

6.57

7.05

LNaH炉

MMNaH炉

9.42

0

図 B－４

MMPB炉

直接費比較

11.64

12
10

⊿MNa炉

8

⊿He炉
6.08

6
4
ポ
イ
ン
ト

LHe炉

2

⊿Pb炉
2.85

2.33

2.99
2.11

1.99

0.47

-0.02

0

0.70

0.47

-0.06
-0.39

-0.15-0.22

0.05
-0.25

-2
-4
-6
-8
-10
-12
構築物等

原子炉設備

図 B－5

-11.89ﾀｰﾋﾞﾝ発電機設備

電気設備

最上位勘定項目毎の差異

B-26

その他設備

冷却材等

14

その他(ｽﾀｯｸ含)

0.09
0.00

12

ﾀｰﾋﾞﾝ建物
NI原子炉補助建物

10

0.10

原子炉格納施設

1.20
ポ 8
イ
ン
ト 6

0.10

現地改良工事
及び施設

9.13

0.10
0.62

1.22
6.82
4.40

4
4.03
2

3.05
1.46

0.75
0.46

0

LNaH炉

0.46

0.39

0.84
0.45

MMNaH炉

LHe炉

MMPB炉

図 B－6 構築物等比較

6
⊿MNa炉

5.09

5

⊿He炉
⊿Pb炉

4
2.79

3

ポ
イ
ン 2
ト

2.29

0.70

1
0

0.00

-0.01

0.09

0.37
-0.02

0.00 -0.01 0.00

-0.08
-0.60

-1

-1.22

-2
現地改良工事及び施設

原子炉格納施設

NI原子炉補助建物

ﾀｰﾋﾞﾝ建物図 B－7 最上位勘定項目毎の差異

B-27

その他(ｽﾀｯｸ含)

40
計測制御設備その他原子炉ﾌﾟﾗﾝﾄ設備
燃料取扱及び貯蔵設備
放射性廃棄物処理設備
補助炉心冷却設備
主冷却設備
原子炉機器

2.22

35
30

11.72
3.13

25

3.42

2.32

ポ
イ
ン 20
ト

0.71
2.96

4.28

2.64
1.65
0.53

1.55
0.62

10.21

9.53

3.27
1.31
1.76

4.20

15

5.45

10
15.08
11.98

5

7.88

8.44

LNaH炉

MMNaH炉

0
LHe炉

MMPB炉

図 B－8 原子炉設備比較

10

9.08

8

7.20

6
4.10
4

ポ
イ
ン 2
ト
0

2.42
1.64

1.22

0.55

0.08

0.64

0.01 -0.02 0.02

-0.09

-0.10
-0.34
-0.94

-0.68
-2

1.10

0.82

-4
-4.76
-6

⊿MNa炉

⊿He炉

⊿Pb炉

-6.01

-8
原子炉機器

主冷却設備

補助炉心
冷却設備

放射性廃棄物処理設備

燃料取扱及び貯蔵設備

図 B－9 原子炉設備勘定項目毎の差異

B-28

その他原子炉ﾌﾟﾗﾝﾄ設備

計測制御設備

16
14

3.32

12

0.00
1.93

10
ポ
イ
ン
ト

8

0.11

0.14

炉上部構造

2.96

固定遮蔽体
及び可動遮蔽体
原子炉構造物

1.98
0.06

3.53

4

0.98
0.58

2

1.52

0.90

7.35

1.71

1.17

1.55

LNaH炉

MMNaH炉

炉容器、熱遮蔽板
及び支持台

3.20

1.50

0

0.13

2.48

2.63

6

炉容器GV
及び保温材
制御棒駆動機構

0.00

3.66

LHe炉

MMPB炉

図 B－10 原子炉機器比較1210Na水反応生成物
収納設備等
蒸気発生器
2次主冷却配管等

0.20

2次主循環ﾎﾟﾝﾌﾟ等

0.16

1次主冷却配管等
１次主循環ﾎﾟﾝﾌﾟ等

8

ポ
イ
6
ン
ト
4

6.09

4.84

0.23
0.00
0.00
0.00

0.78
0.26

0.49
0.31

1.34

0.88

4.60

0.34

2
2.86

2.86

2.52

0.00
0.00
0.62

0

LNaH炉

MMNaH炉

LHe炉

図 B－11 主冷却設備比較

B-29

MMPB炉

14
保守・補修設備
原子炉設備
補助冷却設備

12
0.70

10

ポ 8
イ
ン
ト 6

ﾅﾄﾘｳﾑ漏洩
検出設備

2.53

冷却材純度
監視設備

0.00
0.13

冷却材受入、貯蔵、充填及び純化設備
予熱保温設備
不活性ｶﾞｽ受入及び処理設備

8.37

4
2.14

2

0

1.23
0.57
0.00
0.08
0.59
0.01
0.00

LNaH炉

2.14
0.91
0.00
0.14
0.94
0.01
0.00

0.49
0.11
0.14
0.14
0.08
0.09

0.00
0.00

MMNaH炉

LHe炉

MMPB炉

図 B－12 他原子炉プラント設備比較

4

放射線監視設備

3.5

0.07
0.08
0.15
0.08

3

0.15
0.07

0.15
0.07

2.19

1.5
1.57

1

0.24
0.04
0.16

0.5

0.05
0.09

0.59

0.34

0.24
0.00
0.09

0.59

0.34

0
LNaH炉

MMNaH炉

LHe炉

図 B－13 計測制御設備比較

B-30

主冷却系計測制御設備
炉内計装設備

2.11

1.61

ﾌﾟﾗﾝﾄ制御設備
及び安全保護系
蒸気発生器
計測制御設備

2.5
ポ
イ
2
ン
ト

ﾃﾞｰﾀ処理及び表示設備

MMPB炉

7

6

5

0.61

動力用及び
制御用配線
電気関係構築物
及び配線収納設備
防護設備

0.30
0.27

配電盤
所内給電用設備

ポ 4
イ
ン
ト
3

0.54
0.17
0.13

2

2.09

0.85

開閉設備

0.20
0.13

3.57

0.62
0.20
0.27

1.69

0.97
0.76

0.76

0.76

0.81

0.76

MMNaH炉

LHe炉

MMPB炉

0.57

1

0.55
0.49

0
LNaH炉

図 B-14 電気設備比較
2.0
⊿MNa炉
1.49

1.5

⊿He炉
⊿Pb炉

1.0

ポ 0.5
イ
ン
ト 0.0

0.27 0.32 0.27

0.31

0.21 0.21

0.13

0.02

0.00

-0.5

0.13

0.13

0.03 0.03

0.07

0.08

-0.40

-1.0
-1.12
-1.5
開閉設備

所内給電用設備

配電盤

防護設備

図 B－15 電気設備勘定項目毎の差異

B-31

電気関係構築物
及び配線収納設備

動力用及び
制御用配線

(ii) 同一冷却材プラントの比較
同一冷却材としてナトリウムを用いた以下の高速炉について比較を行う。
・MOX 燃料高内部転換炉心大型ナトリウム冷却炉

：LNaH

・

MOX 燃料コンパクト型炉心大型ナトリウム冷却炉

：LNaC

・

金属燃料炉心大型ナトリウム冷却炉

：LNaM

・

MOX 燃料高内部転換炉心中型モジュールナトリウム冷却炉：MMNaHなお、ナトリウム冷却炉大型及び中型の比較においては、比較プラント相互の差異が相対的に小であることと、その差も基本的には勘定項目毎の評価式は同一で入力物量データ数値の大小の相異によるものであること、更にその数値の差異の理由も明確に把握出来ていることから、総建設単価の評価結果を報告し、その理由と最も詳細な勘定項目毎のコスト差を総括整理することにする。
1)ナトリウム冷却大型炉比較するのはレファレンスである MOX 燃料高内部転換炉心大型ナトリウム冷却炉（LNaH）と MOX 燃料コンパクト型炉心大型ナトリウム冷却炉（LNaC）及び金属
燃料コンパクト型炉心大型ナトリウム冷却炉（LNaM）を比較する。
なお、各炉の比較にあたり LNaH は平成１６年度に実施した概念設計を用い、LNaC
は平成１５年度の成果、及び LNaM については未検討の部分が多々あることから基本
的に LNaH と同様とし燃料貯蔵設備部分についての設計評価を反映したものとして
いる。
i)

総建設単価
建設目標単価を 100pt とすると
MOX 燃料高内部転換炉心大型ナトリウム冷却炉(LNaH)：87.9pt

MOX 燃料コンパクト型炉心大型ナトリウム冷却炉(LNaC) ：86.9pt
金属燃料コンパクト型炉心大型ナトリウム冷却炉(LNaM)：85.2ptとなっている。（図 B－1 参照）
ii)

分析
直接費単価では、LNaH は LNaC に比べ+0.72pt、LNaM は、+2.14pt となった。
尚、建設期間は比較プラント間で差異は無い。
（図 B－16 参照）a)

LNaH と LNaC の比較
LNaH 炉心の場合 LNaC と比べると、炉心径が増加し、その結果、原子炉容器径
が 9.7m から 10.7m と 1m 増加したこと（高さも、20.0m から 21.2m と 1.2m 増加）、
また、燃料集合体寸法及び未臨界性確保の為の集合体間隔等の差異から炉外燃料貯蔵槽（EVST）径が 0.85m 増加していること等から原子炉配置に影響を与え原子炉
格納容器及び原子炉建屋がコスト増加した。原子炉建屋容積では、LNaC に比べ約0.2pt の増加となっている。また、原子炉設備の下位勘定項目である主に原子炉機器の物量増加、即ちコスト増加という結果となった。また、制御棒体数が主・後備系

B-32

合計でモジュール当り LNaC の 55 体から LNaH では 57 体に増加していることもコスト増加に寄与している。(表 B－1，2 参照)b)

LNaH と LNaM の比較
LNaH と比べ LNaM のコストが 2.1pt 削減している要因は、金属燃料炉心の採用に伴い、原子炉容器径が 10.7m から 10.0m と 0.7ｍ縮小したことで LNaH の原子
炉構造重量が 1065t に対して LNaM は 920t と削減していることが上げられる。その結果、LNaH の原子炉設備コストの 25.26pt に対して、LNaM は 22.51pt と-2.75ptのコスト減となったことが大きく影響している。
一方で、バッチ数の相異等から炉外燃料貯蔵槽（EVST）収納体数が LNaH の 393
体に対して LNaM では 1037 体と大幅に増加し、そのため LNaH のφ8.35ｍ×12.6
ｍ槽が１基に対して、LNaM ではφ8.13ｍ×12.3ｍ槽が２基と増加しているが、
LNaM では使用済燃料プールが必要ないためその分がほぼ相殺された形で、原子炉建屋容積では、LNaH に比べ 0.6pt 程度の増加に留まっている。また、主冷却設備
及びタービン設備の物量については、LNaM の原子炉出口温度を 505℃から、平成
17 年度の設計進捗により LNaH と同じ 550℃にでき、その結果、LNaH と同じ物量となった。(表 B－1，3 参照)

B-33

60
0.31
0.60
50

40

0.26
0.66
3.97

冷却材等
その他設備

6.08

0.23
0.65
4.21

0.26
0.66
3.97

ﾀｰﾋﾞﾝ発電機設備
原子炉設備
構築物等

13.25
13.28

電気設備

13.25

13.28

ポ
イ
30
ン
ト
20

27.59

25.26

24.64

6.57

6.31

7.05

7.19

LNaH炉

LNaC炉

MMNaH炉

LNaM炉

22.51

10

0

図 B－16

項目ナトリウム冷却炉間の比較

表 B－1 主要原子炉機器寸法等比較
LNaH
LNaC

LNaM

原子炉容器径(m)×高さ(m)φ10.7×21.2

φ9.7×20.0

φ10.0×21.2

IHX/ポンプ径(m)×高さ(m)φ5.5×16.3

φ8.8×14.96

φ5.5×16.3蒸気発生器径(m)×高さ(m)φ5.0×38.0

φ5.9×21.8

φ5.0×38.0

炉外貯蔵槽(EVST)径(m)×高さ(m)φ7.8×12.6

φ7.49×12.35

φ8.13×12.35*

EVST 収納体数(体)

393

B-34

459

1037
＊２基/プラント構成

表 B－2 LNaH と LNaC の差異のある勘定項目と説明
構築物等

原子炉 設備

勘定項目

ﾎﾟｲﾝﾄ

差異の理由

原子炉建屋
原子炉格納施設
その他+0.2

LNaH の原子炉容器径増加に伴い、原子炉建屋の容積は 30 万ｍ3→35 万 m3 に増加

原子炉機器

+0.7

制御棒駆動機構
固定遮蔽体及び可動遮蔽体
原子炉構造物／炉上部構造等

主冷却設備
燃料取扱及び貯蔵設備
その他

その他

制御棒本数の増加（55 本→57 本：モジュール当り）
原子炉容器径増加等

+0.2
-0.3
+0.1
0.0

原子炉入口配管長増加（54ｍ→60ｍ）

貯蔵体数減少原子炉容器径増加

ポイントは LNaH に対して LNaC 分を引いた値
表 B－3 LNaH と LNaM の差異のある勘定項目と説明
勘定項目

ﾎﾟｲﾝﾄ

差異の理由

構築物等

原 子 炉 設 備

原子炉建屋
原子炉格納施設+0.6

EVST 削減（２基→１基）
使用済燃料貯蔵プール増加

原子炉機器

+0.46

原子炉容器重量増加（450ｔ→500ｔ）

+0.34
+0.12

原子炉構造
炉上部構造
固定遮蔽体及び可動遮蔽体他
制御棒駆動機構他

-0.10
+1.80

ZrH 遮蔽材の削減（63ｔ→43ｔ:モジュール当り）
制御棒本数増加（28 本→57 本：モジュール当り）

主冷却系
直接炉心冷却系
燃料取扱及び貯蔵設備
その他
その他

0.0
-0.23
+0.29
+0.42
0.0

原子炉出口温度 550℃で同設定
燃料体数の増加（562 体→645 体）
プラント制御設備制御棒本数増加
原子炉径の増加（φ10.0m→10.7m）

ポイントは LNaH に対して LNaM 分を引いた値
5. まとめ
物量や各炉概念の特徴との定性的な比較結果等からも、概ね妥当な評価値が推算出来たと考え
られる。

B-35

参考文献
1)

三枝利家他、「ＦＢＲシステム技術検討書」（平成 12 年度報告）核燃料サイクル開発機構,JNC
TY9400 2001-012、2001 年６月

2)

森部剛志他、「ガス炉のプラント概念に関する研究」核燃料サイクル開発機構,JNC TY9400
2005-006、2005 年６月

B-36