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シビアアクシデント時の炉心燃料損傷及びリロケーションに関する知見と今後の課題
Findings from Studies on Core Fuel Damage and Relocation under Severe
Accident Conditions and Future Research Challenges
西田

浩二（Koji Nishida）＊1

要約
シビアアクシデントの防止策，緩和策を検討するには，原子力プラントの特性を把握すると共に，シビアアクシデント時の現象を試験等で理解することが重要である．本論文では炉心燃料損傷及びリロケーションに関する試験と今後の課題を解説した．炉心燃料のリロケーションに及ぼす制御棒の影響を調べた試験では，ジルカロイ被覆管より先に低融点の制御棒が溶融して落下することが示されている．損傷及びリロケーションに及ぼす燃料棒のガス圧力と集合体の圧力の影響を検討した試験では，２つの損傷機構が示されている．一つは，燃料棒のガス圧力の方が大きい時に生じるバルーニングである．もう一つは集合体の圧力の方が大きい時に生じる損傷であり，比較的時間を要してから崩落が発生することが示されている．炉心燃料損傷及びリロケー
ションには被覆管の水蒸気酸化反応が影響することから，軽水炉の安全評価で用いられている水
蒸気反応速度式の導出についても調査した．また従来の知見を踏まえ今後の課題を検討した．炉内，炉外試験は，実炉より小さい径方向サイズで実施されている．径方向のスケール差を考慮す
ると共に，リロケーションの更なる現象解明に基づいた解析モデルの高度化が望まれる．
キーワード

シビアアクシデント，炉心燃料損傷，リロケーション，水蒸気酸化反応

Abstract
To consider prevention and mitigation measures for severe accidents, it is important
not only to comprehend nuclear plant performance, but also to understand the phenomena
based on ﬁndings from tests under severe accident conditions. This paper reviews the ﬁndings
from studies on core fuel damage and relocation under severe accident conditions and future
research challenges. The test results from examinations of the inﬂuence of control rods oncore fuel damage and relocation showed that the control rods melted and relocated prior to
the Zircaloy cladding. The test results from examinations of the eﬀects of fuel rod gas and fuelbundle pressures showed two mechanisms of damage. One was ballooning that occurred when
the fuel rod gas pressure was larger. The other was damage that occurred when the fuel bundle
pressure was larger, and it caused collapse during a long time. Since the steam oxidation reactionof the cladding aﬀects core fuel damage and relocation, steam reaction rate equations used in
the safety evaluation were reviewed. Furthermore, future challenges based on the ﬁndings
were discussed. In-pile and out-pile tests have been conducted at smaller radial sizes than actual
reactor cores. So the advanced analytical models taking into account the radial scale diﬀerences
and the further studies on core fuel relocation are desired.
Keywords

severe accident, core fuel damage, relocation, steam oxidation reaction

1. はじめにたが，TMI-2 事故を契機に米国，欧州を中心に SAの研究が本格的に開始され，炉心燃料損傷及びリロ

1979 年に起きた米国のスリーマイル島原子力発

ケーション（再配置）に関する試験及び SA 解析コー

電所２号機（TMI-2）事故は，シビアアクシデント

ド等の検証も進められてきた．米国では，LOCA（SA）が現実に起こることを認識させた．TMI-2 事（Loss of Coolant Accident）に関する研究に重点

故当時，SA に関する試験データベースは少なかっを シ フ ト し た が， 欧 州 で は NUGENIA（Nuclear＊ 1 （株）原子力安全システム研究所

技術システム研究所

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Generation Ⅱ & Ⅲ Association） の 枠 組 み の 中 でSFD（Severe Fuel Damage）試験，
米国のサンディSA 時の炉心燃料損傷及び再配置に関する試験が継ア 国 立 研 究 所 の ACRR（Annular Core Research

続されている．

Reactor） を 用 い た DF（Damaged Fuel） 試 験，

日本では 2011 年３月に福島第一原子力発電所でカナダのチョーク・リバー原子力研究所の NRU

SA が起きた．福島第一原子力発電所の事故以降，（National Research Universal）炉を用いた FLHT

国内外で SA 時の炉心燃料損傷及び再配置の研究の（Full Length Heat Transfer）試験等がある．

重要性が再認識されている．

米国の PBF-SFD 試験の概要，試験条件について

日本原子力学会「シビアアクシデント」研究専門

は OECD/NEA 報 告 書（4） に 示 さ れ て い る．PBF-

委員会では，福島第一原子力発電所３号機を対象

SFD 試験では，燃料集合体を用いて４回の試験がに事故進展解析の主に熱水力に関わる課題を PIRT実施された．燃料集合体内には燃料棒が６×６正方（Phenomena Identiﬁcation Ranking Table）で検討配列されており，発熱長は短尺の約 1m である．４

し，燃料集合体の溶融開始から圧力容器内の下部プ回の試験の中，１〜２回目は未照射燃料棒を用い，レナムへの再配置の時間帯の解析結果が，圧力容器

３〜４回目は未照射燃料棒，照射燃料棒，制御棒を（1）の損傷以降の事故進展にも大きく影響すると報告用いた．試験では冷却材流量を低下させると共に，している．

出力を急上昇させて燃料集合体内で再配置を生じさ

米国では，福島第一原子力発電所の SA 解析コーせた．

ドの結果を検討し，圧力容器内での炉心燃料損傷，

SFD 試 験 に よ り 燃 料 集 合 体 の 損 傷， 再 配 置，

炉心溶融物挙動に関する知識ギャップが大きいとZry 被覆管の水蒸気酸化と水素発生，FP（Fission

（2）

報告

している．更に福島第一原子力発電所１号機を対象とした SA 解析コード MAAP と MELCORの解析結果の差異と，炉心損傷及び再配置に関連す（3）

る解析モデルについても報告している．

Products）の放出と移行に関する基本的な知見が得られた．
米国の DF（Damage Fuel）試験では４回の試験が実施された．４回目の DF-4 試験（5） では，BWR

SA の防止策，緩和策を検討するためには，PRA

燃料集合体の損傷過程が調べられた．試験体は，矩（Probabilistic Risk Assessment）等により原子力

形の Zry チャンネルボックスの内側にステンレス鋼プラントの特性を把握すると共に，SA 時の現象を被覆の B4C 制御棒を配置し，チャンネルボックス外試験等から理解することが重要である．

側に長さ約 0.5m の Zry 被覆管の燃料棒を 14 本配置

本論文では，SA 時の炉心燃料損傷及び再配置にした構造である．試験では温度及び水素発生量を計

関する炉内及び炉外試験について調査した結果を報測すると共に，燃料集合体の損傷及び再配置の状

告する．炉心燃料損傷及び再配置にはジルカロイ

況を石英ガラス窓から撮影した．DF-4 試験により，（Zry）被覆管の水蒸気酸化反応が影響することか

PWR と同様，BWR でも制御棒が燃料集合体の損傷

ら，軽水炉の安全評価で用いられている水蒸気反応

及び再配置に影響することが明らかになった．

速度式の導出についても報告する．また従来の知見を踏まえ，今後の課題について報告する．

2. 炉心燃料損傷及び再配置
2.1 炉内及び炉外試験

カナダの FLHT 試験（6）では，実発熱長（約 3.7m）の Zry 被覆管の燃料棒を正方配列配置した４×４燃料集合体で４回の試験が実施された．試験では燃料
棒の温度，水素の発生量等を計測すると共に，燃料集合体の水位低下と Zry 被覆管の水蒸気酸化領域の上下方向への進展，燃料損傷及び再配置に伴う冷却材（蒸気）の流動抵抗の増大が明らかにされた．

米国 TMI-2 事故の当時，炉心燃料損傷及び再配その他の炉心燃料損傷及び再配置に関する代置に関する試験データは少なかった．TMI-2 事故を

表 的 な 炉 内 試 験 と し て は，LOFT-FP（Loss of

契機として米国，欧州を中心に，SA の研究が本格

Fluid Test, Fission Product）試験，PHEBUS-SFD

的に開始され，炉心燃料損傷及び再配置に関する炉（Severe Fuel Damage）試験，PHEBUS-FP（Fission

内試験，炉外試験も実施された．

Product）試験，
ACRR-MP（Annular Core Research

当時の炉内試験には，米国のアイダホ国立工学

Reactor, Melt Progression）試験がある．これらの研究所の PBF（Power Burst Facility）炉を用いた試験では，炉心燃料損傷及び再配置に及ぼす試験パ

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ラメータの感度や特定の事象を解明することを主な

UO2-ZrO2 のデブリが溶融して形成する溶融プール

目的とている．

によって溶かされて下方に移動した．
一方，
溶融プー

LOFT（Loss of Fluid Test） で は 米 国 の ア イ

ルは周囲が固化したクラストにより保持される結果

ダホ国立工学研究所の PWR 試験炉を用い，主にとなった．サンディア国立研究所は，この試験結果

LOCA 時及び異常な過渡時の試験が実施された．

に基づいてデブリベッドを多孔質物質として取り扱

LOFT 試験の特徴は，燃料集合体を９体，燃料棒をう解析モデルを開発した．

1300 本配置し，実炉の 1/30 程度の燃料棒本数であ

炉内試験は，核加熱による燃料集合体の損傷及びるが，炉心を模擬したことである．燃料集合体の有再配置を明らかにできるが，試験パラメータの制御

効発熱長は 1.68m であった．1982 年からは OECD/が難しく，放射線の防護も必要となる．一方，炉外（7）

試験ではヒータロッドに設けた電気ヒータで反応熱

NEA 傘下で８回の試験が実施された．

その中，最後の２回は燃料棒を損傷させて FP のを模擬しており，燃料集合体の発熱量の制御，温度移行を解明するための LOFT-FP 試験が実施されの計測が比較的容易で，試験パラメータを変えた多た．LOFT-FP 試験では，中央に配置する燃料集合くの試験が実施できる．また放射線の防護の必要も体の周囲に断熱材を設置して放熱を抑制し，燃料集ないので，試験中及び試験後の観察が容易である．

合体を損傷させた．LOFT 試験では，LOCA から

炉外試験としては，ドイツのカールスルーエ原

SA までの挙動を系統的に検討できるデータを取得

子力研究所（現，カールスルーエ工学研究所）のした．LOFT の成果については，日本原子力研究所

NIELS 試験，CORA 試験，QUENCH 試験等がある．

の LOCA 研究委員会・LOFT 専門部会でまとめら

NIELS 試験は 1982 年から 1986 年まで実施され，

（8）

れている

試験条件等は OECD/NEA 報告書（4） に示されてい．

フ ラ ン ス の 原 子 力・ 代 替 エ ネ ル ギ ー 庁 のる．NIELS 試験では，単一ヒータロッド（模擬燃

PHEBUS-SFD（Sever Fuel Damage）試験（1986-

料棒）に蒸気を供給する ESSI 試験，水素の影響を1989 年 ），PHEBUS-FP 試 験 で は， 発 熱 長 約 1m の調べた ESA 試験，３×３燃料棒配列の燃料集合体

燃料棒を５×５正方配列した燃料集合体が用いられ（制御棒含まず）での ESBU 試験，PWR 制御棒を含た．

む ABS 試験が実施された．模擬燃料棒は Zry 被覆

PHEBUS-SFD 試験の条件は OECD/NEA の報告

管内に環状の UO2 ペレット，中心部にタングステン（4）に示されている．試験では，被覆管の水蒸気

ヒータロッドを設けた構造で，タングステンヒータ

酸化と水素発生，被覆管と燃料ペレットの化学反応

ロッドを加熱することで Zry 被覆管，UO2 ペレット等の挙動が明らかになった．

を損傷及び再配置させた．NIELS 試験では，模擬書（9）で は， 燃 料 棒 及 び 制 御 棒

燃料棒又は模擬燃料集合体の損傷及び再配置に及ぼ（Ag-In-Cd 又は B4C）を配置した燃料集合体を用い，す加熱速度，最高温度，制御棒の有無等の影響が調

燃料集合体の損傷及び再配置と共に，FP の放出，べられた．

PHEBUS-FP 試 験

移行，格納容器内での付着等に関する挙動が明らか

NIELS 試験の中の ESSI 試験（11） では，模擬燃料
棒の Zry 被覆管温度を約 2200℃まで加熱し，試験になった．
米国のサンディア国立研究所の ACRR-MP 試験（4）後の損傷及び再配置の写真が示された．模擬燃料棒，試の加熱速度が大きい時には，Zry 被覆管の融点（約験結果は杉本ら（10）により紹介されている．ACRR-

1850℃）を超えると被覆管は流下すると共に，環状MP 試験では２回の試験が実施された．TMI-2 事故の UO2 ペレットが落下する結果が示された．一方，では，再配置したデブリが崩壊熱のために再溶融

加熱速度が小さい時には，Zry が水蒸気酸化し，融し，下部ヘッドに移動したことが明らかになってい点の高いジルコニア（融点約 2700℃）に変化する

る．ACRR-MP 試験では，この挙動を明らかにするために比較的燃料棒が元の形状を維持できることがため，燃料集合体の上部に人工の溶融固化物（ク

示された．

（1989-1992 年）の条件は OECD/NEA 報告書ラスト）を作り，その上に UO2-ZrO2 のデブリを乗CORA 試験では，PWR（12），BWR（13），VVER（14）せて加熱し，溶融の過程を調べた．２回目に実施を対象に燃料集合体の損傷に及ぼすクエンチ速度，

した ACRR-MP-2 試験では，制御棒及び金属構造物

加熱速度，蒸気流量，被覆管の酸化割合の影響が調からなる金属クラストを用いた．金属クラストはべられた．PWR，BWR，VVER を対象とした燃料

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集合体の構造は異なる．PWR を対象とした燃料集合体（模擬燃料棒の発熱長は約 1m）では，16 本の模擬燃料棒，８本の非加熱棒，１本の制御棒（集合体中央に配置）が設けられていた．
,
では，燃料集合体が比較的
QUENCH 試験（15）（16）

大きく損傷していない状況を想定し，主に再冠水の影響が調べられた．燃料集合体には，模擬燃料棒，
模擬制御棒案内管，非加熱棒が計 21 本程度配置された．模擬燃料棒の発熱長は約 1m である．主な試験パラメータは，模擬燃料棒の加熱速度，被覆管の酸化の程度，再冠水速度及びクエンチ開始時の被覆
管温度である．QUENCH 試験は現在でも継続されている試験である．
炉心燃料損傷及び再配置に対しては金属構造物と

図１

SFD1-4 試験部の横断面（21）

図２

SFD1-4 試験部の縦断面（21）水蒸気酸化反応，特に Zry- 水蒸気酸化反応による被覆管の発熱及び水素発生が影響する．
水 蒸 気 酸 化 反 応 に 関 し て は，Baker-Just（17），Urbanic-Heidrick （18），Prater-Courtright （19），
Cathcart（20）等，多くの試験結果及び水蒸気酸化反応速度式が報告されている．
本章では，PWR 燃料集合体の燃料損傷及び再配置に対する制御棒の影響を検討した SFD1-4 試験，
実発熱長で燃料損傷及び再配置に及ぼす燃料棒圧力とシステム圧力の影響を検討した FLHT 試験について紹介する．更に，軽水炉の安全性評価のために広く使われている Baker-Just（17）の試験及び水蒸気
酸化反応速度式の導出法について報告する．

2.2 制御棒の影響
燃料集合体は，燃料棒，制御棒，制御棒案内管，
燃料スペーサ等で構成される．燃料再配置に対す（21）

温度を測定するための熱電対が被覆管の内面と燃料で検討された．

棒の中央に取付けられている．制御棒案内管の外径SFD1-4 試験の特徴は，PWR の小破断 LOCA に相当

は 12.24mm，内径は 11.43mm である．制御棒の外する圧力約 7MPa で，制御棒の融点以上に加熱して径は 9.7mm であり，４本の制御棒のうち，１本の溶融させて再配置させる一方で，燃料棒の再配置を

制御棒にも熱電対が設けられている．

る制御棒の影響は SFD 1-4 試験

ある程度抑制した加熱条件を設定したことである．

燃 料 集 合 体 は 酸 化 ジ ル コ ニ ウ ム（ZrO2） 断 熱

SFD1-4 試験部の横断面を図１，縦断面を図２に材で囲われ，熱損失が最小化されている．断熱材

示す．試験部の中央部には燃料集合体を配置しては Zry ライナーと Zry サドルで挟み込まれた厚さいる．燃料集合体は 28 本の Zry 被覆管の燃料棒，

7.6mm の ZrO2 高密度繊維で構成される．断熱材の４本の Zry 案内管内の制御棒（ステンレス鋼被覆，領域はアルゴンガスで加圧されている．ZrO2 断熱

Ag-In-Cd 制御材）及び Zry ライナーを有する．燃材の外壁には温度を測定するための熱電対が設けら

料 棒 ピ ッ チ は 12.75mm で あ る． 燃 料 棒 の う ち 26

れている．

本は外径 9.5mm の照射燃料棒であり，２本は外径

内側シュラウドが Zry サドルを取り囲み，その外9.63mm の未照射燃料棒である．未照射燃料棒には，側に外側シュラウドが配置され，圧力境界を形成す

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る．内側と外側のシュラウドのギャップはヘリウムガスにより 0.49MPa に加圧されている．外側シュラ
ウドの更に外側にはバイパス流領域があり，Zry 管の外側は下降流，内側は上昇流になっている．燃料
集合体の冷却材はバイパス領域に設けた４個の入口
流入管を経て集合体の入口部から供給される．
照射燃料棒及び未照射燃料棒の発熱長はそれぞれ
1.0m 及び 0.914m であり，発熱長上端は同じ位置である．制御材の長さは 0.957m である．インコネル
製の燃料スペーサは軸方向に３個配置されている．
試験中に燃料集合体内で発生する FP 及び水素は蒸気と共に流出ラインに至る．上部のプレナム領
域には，FP 付着量を計測するための付着棒があり，図中には示されていないが，流出ラインに水素流量の計測器が設けられている．

図４

被覆管の内面及び断熱材の外面の温度変化（21）断熱材の外面の温度も燃料集合体の出力の増大に伴い上昇し，燃料集合体での Zry- 水蒸気酸化反応

試験は PWR の小破断 LOCA に相当する約 7MPaが顕著になる約 2000s 近くで急激に上昇する．燃料の圧力条件で実施し，燃料集合体の出力を図３に示

集合体の出力が約 2600s から低減され，約 3200s です様に急激に増大し，約 220s の間，約 27kW で維は 1kW まで下げられるため，断熱材の外面の温度持し，その後約 1kW まで急激に減少させて燃料集も時間と共に低下する．断熱材の外面の温度は被覆合体の損傷及び再配置を終わらせる．試験時には燃管の熱電対が損傷する時刻以降も得られており，解料集合体に冷却材が供給されているが，燃料集合体

析等で燃料集合体での事象進展を検討する上で貴重の水位は初期の 0.28m から低下して 2400s で 0m まな試験データである．

で低下し，その後，水位の回復は見られていない．

試験後に測定された流路面積の軸方向分布を図５に示す．燃料集合体の発熱部は高さ０〜 1.0m の領域であり，初期の流路面積は一点鎖線で示す 34cm2である．試験後の流路面積は高さ 0.4m より上部では初期より大きく，高さ 0.4m より下部では小さくなっている．

図３

燃料集合体の出力（21）

Zry 被覆管の内面及び ZrO2 断熱材の外面の温度の時間変化を図４に示す．パラメータは燃料集合体の下端からの高さである．燃料集合体の出力（図３参照）の急激な増大により，被覆管の内面の温度は

図５

流路面積の軸方向分布（21）上昇し，Zry - 水蒸気酸化反応による発熱を伴って急激に温度が上昇し，2000s 近くになると 2000K 近

試験後に各断面の写真撮影と材料分析も実施されくまで達する．その後，熱電対が損傷するために信ており，燃料集合体の損傷の状況について考察して号が失われる．燃料集合体の下端に近い高さ 0.39m

いる．

での被覆管の内面の温度は，他の高さの温度より若最上端の測定点の 0.85m では，流路面積が 47cm2

干低いが，Zry- 水蒸気酸化反応が顕著になると，そまで増大している．これは主に Zry 被覆管，制御棒，の差は小さくなる．

Zry 制御棒案内管が溶融して落下したことと，UO2

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256の一部が落下したことによる．

Heat Transfer）試験（6）で検討された．試験は４回

高さ0.25m の流路面積は11cm2 まで減少している．

実施され，その中で燃料集合体の損傷及び再配置の制御棒は溶融して落下するが，集合体の上部から金機構が異なる FLHT-2 と FLHT-5 試験時の主なパラ属，セラミック材料の溶融物が落下して堆積するこ

メータを表１に示す．試験は，燃料集合体の出力をとにより，流路面積が小さくなっている．

ほぼ固定し，冷却材流量を 1.2g/s 〜 1.4g/s まで低下

この位置での Zry 被覆管の外表面は酸化して融点させて燃料棒の損傷を生じさせた．燃料集合体の水の高い ZrO2 に変化して比較的元の形状を維持して位は 0.76 〜 0.9m まで低下し，燃料集合体の最高被おり，その後に上部から溶融物が落下している．本覆管温度は 2500 〜 2600K に達する．

試験では冷却材の流量が少なく，水蒸気酸化反応に使われる酸素が集合体の下方での ZrO2 への変化

表１

FLHT 試験での主なパラメータ（6）に消費される．そのため，上部では Zry 被覆管がZrO2 に変化することなく溶融してこの様な結果になったと考えられる．
高さ 0.08m の位置における流路面積は 5cm2 まで減少している．この位置には燃料集合体の最下端の燃料スペーサがあり，制御材，Zry 及び若干のステ
ンレス鋼の溶融物が燃料スペーサに捕獲され，流路面積が小さくなっている．
最下端の燃料スペーサ位置は燃料集合体の下端に近く，軸方向の相対出力は小さい．更に水位近くにFLHT 試験部の横断面を図６に示す．試験部の位置することで，蒸気による冷却効果もあり，燃料中央部には，燃料棒ピッチ 13mm で正方配列されスペーサは溶融せずに溶融金属等を捕獲したと考えた４×４燃料集合体を配置している．燃料集合体

る．最下端の燃料スペーサで捕獲されなかった制御は，12 本の 17 × 17PWR 用の燃料棒と，厚さ 0.8mm

棒等は更に落下し，非加熱部で固化して高さ -0.09mの Zry ライナーから構成されている．その外側には2での流路面積は 19cm に減少している．

SFD1-4 試験と同様に断熱材，サドル，内側シュラ

制 御 棒 を 備 え た 発 熱 長 約 1m の 燃 料 集 合 体 のウド，及び圧力境界である外側シュラウドが設けらSFD1-4 試 験 で は， 小 破 断 LOCA に 相 当 す る 約

れている．
外側シュラウドの健全性を維持するため，

7MPa の圧力条件，かつ冷却材流量が少ない酸素欠

圧力管内にバイパス冷却水を下方から上方に流して乏条件で，燃料集合体内での再配置が検討された．

いる．燃料棒ガスの圧力は圧力センサで計測し，燃試験では 0.4m より下方で落下物により流路面積が料棒被覆管の損傷を検出している．また Zry 被覆管

減少し，0.4m より上方で増大した．融点の低い制及び Zry ライナーには熱電対が軸方向に複数取付け

御棒が溶融し，一部が最下端の燃料スペーサ付近でられ，試験時の温度を計測している．また，差圧計捕獲された．Zry 被覆管は水蒸気酸化反応により下が燃料集合体の初期の水頭及び試験中の燃料損傷及方では融点の高い ZrO2 になり比較的被覆管の形状

び再配置による流動抵抗の変化を検出するため設けを保っており，上方の酸素欠乏域の UO2 燃料ペレッ
トの一部，Zry 被覆管，制御棒及び Zry 制御棒案内管が溶融して落下した．

2.3 燃料棒内外圧力差の影響
実 発 熱 長（ 約 3.7m） の Zry 被 覆 管 の 燃 料 棒 を
４×４正方配置にし，燃料棒内外圧力差が燃料集合体の損傷に及ぼす影響について，カナダのチョーク・リバー原子力研究所の NRU（National
Research Universal） 炉 で の FLHT（Full Length

図６

FLHT 試験部の横断面（6）INSS JOURNAL Vol . 26 2019 C‑1

257られている．
FLHT-2 試験における燃料棒のガス圧力と最高被覆管温度（燃料集合体内の測定点の中で最も高い
被覆管温度）の時間変化を図７に示す．本試験は燃料棒のガス圧力（2.3MPa）が燃料集合体の圧力（1.4MPa）より高い試験条件である．冷却材流量の減少により，最高被覆管温度は上昇し，それに伴って燃料棒のガス圧力も上昇する．燃料棒のガス圧力
は 400s 近くになると減少し始め，約 420s で集合体の圧力まで急激に低下し，その後はほぼ一定の値を維持している．その時の燃料集合体内の最高被覆管
温度は約 1300K であり，燃料棒のガス圧力により被覆管が内面から加圧され，バルーニングで被覆管

図８（6）
燃料集合体の水位と水頭の時間変化（FLHT-2）が損傷して燃料集合体の圧力まで減少したと考えられる．

FLHT-5 試験における燃料棒のガス圧力と最高被覆管温度の時間変化を図９に示す．本試験は燃料棒のガス圧力が燃料集合体の圧力より低い試験条件である．

図７

燃料棒のガス圧力と最高被覆管温度の時間変化（6）（FLHT-2）

一方，最高被覆管温度は燃料棒のガス圧力が急激に低下する 420s 以降も上昇し，ジルカロイ - 水蒸気反応が顕著になる1500K を過ぎると急激に上昇して最高で 2600K に達している．

図９

燃料棒のガス圧力と最高被覆管温度の時間変化（6）（FLHT-5）

燃料集合体内の最高被覆管温度の上昇に伴って，その時の熱電対の示度から求めた水位と差圧計で燃料棒のガス圧力は上昇し，約 745s でガス圧力が求めた水頭の時間変化を図８に示す．図中には燃料急激に上昇して集合体の圧力に相当する 1.3MPa ま

棒のガス圧力が急激に低下する時刻（約 420s）をで達している．

矢印で示している．
冷却材流量の低下に伴って熱電対の示度から求めた水位は 800s では 0.9m 近くまで低下する．一方，

この時の最高被覆管温度は，熱電対が損傷したために示されていないが，2500K 以上に達したと推定される．

差圧計で求めた水頭は燃料棒のガス圧力が低下し始

燃料集合体内の水位及び水頭の時間変化を図 10

める 400s 近くから増加する傾向が見られ，600s をに示す．図中には燃料棒のガス圧力が急激に高く過ぎるとほぼ一定値を示している．差圧計で計測しなった時刻を矢印で示している．

た水頭は，水の位置損失と流動損失の和であること

熱電対の示度で求めた水位及び差圧計で求めた水から，被覆管のバルーニングにより流動抵抗が増大

頭共に，被覆管が損傷した時刻以降（図中に矢印でし，水頭が増大したと考えられる．

示す）も低下し，水位は約 1250s でほぼ一定値に達INSS JOURNAL Vol . 26 2019 C‑1

258

して Zr 線を加熱，溶融させた．試験では常温水と高圧水試験用の反応セル（最大圧力 10.35MP，温度315℃）を用いた．試験後の Zr 線は金属粒子になっており，質量，平均粒径を調べると共に，発生した水素を回収して金属の水蒸気酸化反応率（水蒸気酸化した Zry の比率）を求めた．また，Zry-3 の水蒸気酸化反応率も検討され，Zr と Zry-3 で大きな差がないことが確認された．
試験後の考察で，Zr 細線の水蒸気酸化反応率は金属粒子の平均粒径に依存することが示された．
Baker-Just は金属粒子の温度は直接測定していない
が，水蒸気酸化反応で発熱する Zr 融点の金属粒子
図 10

（6）
燃料集合体の水位と水頭の時間変化（FLHT-5）から水蒸気膜を介しての除熱と水蒸気酸化反応を考慮した図 11 の評価モデルを考えた．

している．一方，水頭は約 1000s から増大し，一次的には減少するものの，水位がほぼ一定の時間においても，徐々に増大している．差圧計で計測した水頭は，水の位置損失と流動損失の和であり，燃料集合体の損傷後，徐々に崩落が生じ，燃料集合体の流動抵抗が大きくなるためと考えられる．
FLHT 試験では，燃料集合体の損傷には２つのメカニズムがあることが示されている．一つは燃料棒のガス圧力が燃料集合体の圧力より大きい時に起きるバルーニングである．本試験での Zry 被覆管のバルーニングは約 1300K で生じ，Zry- 水蒸気酸化反応

図 11

Baker-Just の評価モデル（17）がその後に発生している．もう一つは燃料棒のガス

金属粒子は水蒸気酸化反応で発熱し，膜沸騰伝熱

圧力が燃料集合体の圧力より小さい時に起きる損傷と輻射伝熱で除熱され，金属粒子の固化率と温度がである．この時，燃料集合体の損傷は約 2500K で

時間と共に変化する．水蒸気は金属粒子の酸化反応発生していると推定されており，損傷が起きても直に使われるが，酸化反応時に発生する水素によりぐに燃料集合体の流動抵抗が増大するのではなく，水蒸気の移行が妨げられ，酸化反応が抑制される．

比較的時間を要してから燃料集合体での崩落が発生

Baker-Just はこの時の水蒸気反応が初期には拡散則する．

に支配され，その後は放物線則に支配されるとする
水蒸気酸化反応を仮定した．

2.4 ジルカロイ - 水蒸気酸化反応

Baker-Just の評価モデルで求めた金属粒子の温度，水蒸気酸化反応速度，酸化反応率の時間変化の燃料集合体の損傷及び再配置は被覆管の Zry- 水

計算値を図 12 に示す．評価条件は，金属粒子の初蒸気酸化反応により影響を受ける場合がある．
現在，期温度が融点（1852℃），金属粒子径が 2.1mm であ（17）

軽水炉の安全性評価のために Baker-Just 式が広く使われているが，彼らの試験及び酸化反応速度式

る．また，水素が存在する時の蒸気膜中の蒸気の分圧が全圧に等しいと仮定している．

の導出についての解説は少ない．本論文では，試験

金属粒子の温度は，水蒸気酸化反応熱により約及び彼らが構築した伝熱と化学反応を連立させた評

0.6s までは初期の Zr 融点を維持し，酸化反応熱の価モデルを中心に紹介する．

減少に伴って低下する．水蒸気酸化は実線で示す様

Baker-Just は，Zr 細 線（ 長 さ 1in， 直 径 30mil，に，初期には拡散則による反応に支配され，途中か

60mil）を脱気した水中に設置し，コンデンサに蓄らは放物線則の反応に支配され，金属粒子の温度がえた電気エネルギーを短時間（0.3ms 程度）で供給

融点より下がると，更に低下する結果となっていINSS JOURNAL Vol . 26 2019 C‑1

259

験データを用い，Baker-Just が評価した水蒸気反応
速度定数も示している．Baker-Just は彼らの Zr の融点（1852℃），及び Bostrom（22），Lemmon（23） の温度をパラメータにした水蒸気反応速度定数より，
図中の実線で示す水蒸気速度反応速度定数 k の評価式を導出した．
k = 33.3 × 10 ή

（1）െ

ここで R はガス定数，T は反応温度（K）である．
単位面積当たりの水蒸気酸化反応を行う Zr の質

量 w（mg/cm2）は反応が放物線則に従うとすると，水蒸気酸化反応速度定数と反応時間には次式の関係
がある．

（2）

=

こ こ で，k は 水 蒸 気 酸 化 反 応 速 度 定 数（mg2/，t は反応時間（s）である．結局，本計算手
cm4s）法で求めた単位面積当たりの水蒸気酸化反応を行う，反応温
Zr の質量 w（mg/cm2）は，反応時間（s）
図 12

温度，反応速度及び反応率の時間変化の計算値（17）る．その結果，Zr の反応率は時間と共に大きくなり，
金属粒子の温度が融点より低下すると小さくなり，= 33.3 × 10

ή

െ

（3）

本論文では，軽水炉の安全性評価のために広く使われている Baker-Just 式の試験と酸化反応速度式

1.4s では反応率が９％に漸近する．
Baker-Just は，Zr 融 点 で の デ ー タ と， 水 中 の（22）度（K）を用いて次式で表すことができる．

の導出過程を紹介した．Baker-Just は彼らの Zr ののデータ及び蒸気中で得融点での試験データで水蒸気酸化反応評価モデルをのデータを用いて，水蒸気反応速度

構 築 し，Bostrom（22），Lemmon（23） の 水 蒸 気 酸 化

定数の温度依存性を検討した．評価結果を図 13 に反応の温度依存性を考慮して水蒸気酸化反応式を構示す．図中の一点鎖線上のデータが Baker-Just の築した．Baker-Just 式はその後の Zry の水蒸気反応

評価モデルで求めた水蒸気酸化反応速度定数であに関する研究から，水蒸気反応速度定数を大きく，

Zry-2 で得た Bostrom（23）

た Lemmon（22）

る．ま た 図 中 に は Bostrom（23），Lemmonの試

水素の発生量を保守側に評価する結果が示されている．

3. 今後の課題
燃料集合体の損傷及び再配置に関わる炉内，炉外試験は実機の炉心と比較して小さな径方向サイズで実施されている．実機の炉心では，炉心の一部から再配置が生じ，炉心径方向に冷却材の流量配分が生じ，炉心燃料の再配置に影響を与える可能性がある．
福島第一原子力発電所１号機を対象に，SA 解析
コード MAAP5 と MELCOR の解析結果の違いと，
炉心損傷及び再配置に関連する解析モデルが報告（3）された．MAAP5 では，TMI-2 事故での実機炉心の
図 13

（17）

反応速度定数と反応温度との関係

溶融領域を再現できる解析モデルを構築している．

INSS JOURNAL Vol . 26 2019 C‑1

260

一方，MELCOR の解析モデルは，炉内試験である（24）

う一つは燃料棒のガス圧力が燃料集合体の圧の結果に基づいて解析モデルが力より低い時に起きる損傷である．この時，開発されている．福島第一原子力発電所１号機の解燃料集合体の損傷は約2500K で発生している

析結果の比較では，MELCOR は MAAP5 よりも溶と推定されており，その後，比較的時間を要融領域が径方向に拡がらない．また，粒子状デブリ

してから崩落が発生する．

VERCORS 試験の最小径を仮定しており，MAAP5 よりも金属との（3）軽 水 炉 の 安 全 評 価 で 広 く 用 い ら れ て い る

水蒸気酸化反応が促進されている．

Baker-Just 式は，自らの試験及び伝熱と化学

本論文で紹介した様に，SA 時の炉心燃料の損傷

反応に関する考察に基づいて構築した評価モ

及び再配置に関して多くの試験結果の報告がある．

デルと，その当時まで得られていた他の研究

また欧州では炉外試験である QUENCH 試験も現者のデータを用い，水蒸気酸化反応の温度依

在でも継続されている．近年は SA 解析コード等の存性を考慮して開発した水蒸気酸化反応式で解析技術も進歩しており，炉内，炉外試験データ，

ある．

TMI-2，福島第一原子力発電所の実機の事故時デー（4）従来の知見を踏まえ今後の課題を検討した．

タを用い，径方向の冷却材の流量配分及び溶融領域

炉内，炉外試験は，実炉より小さい径方向サの拡がりを解明して，SA 時の実機炉心燃料の解析

イズで実施されている．径方向の冷却材のモデルを高度化することが望まれる．また，炉心燃流量配分及び溶融領域の拡がりを解明して，料の再配置時の更なる現象解明に基づいた，解析モ

SA 時の実機炉心燃料の解析モデルを高度化

デルの高度化が望まれる．

することが望まれる．また，炉心燃料の再配置時の更なる現象解明に基づく解析モデルの

4. まとめ
本論文では，SA 時の炉心燃料損傷及び再配置に関する炉内及び炉外試験について調査した結果を報高度化が望まれる．

文

献告した．炉心燃料損傷及び再配置には被覆管の水蒸（1） 日本原子力学会「シビアアクシデント評価」研

気酸化反応が影響することから，軽水炉の安全評価究専門委員会 , シビアアクシデント評価に関で用いられている水蒸気反応速度式の導出についてする研究報告書 , 平成 26 年 11 月 .

も調査した．また従来の知見を踏まえ今後の課題について解説した．主な知見と課題を以下に示す．

（2） Edited by Famer, M., Reactor Safety Gap
Evaluation of Accident Tolerant Components
and Severe Accident Analysis, ANL/NE-（1）制 御 棒 を 備 え た SFD1-4 試 験 で， 小 破 断15/4（2015）．

LOCA に相当する約 7MPa の圧力条件，かつ（3） Wachowiak, R., Modular Accident Analysis

冷却材流量が少ない酸素欠乏条件で，燃料集Program（MAAP）- MELCOR Crosswalk,合体内の再配置が調べられた．燃料集合体のPhase 1 Study, EPRI 3002004449（2014）．

下方で落下物により流路面積が減少し，上方（4） Trambauer, K., Haste, T. J., Adroguer, B.,

で増大する．融点の低い制御棒が先に溶融しHozer, Z., Magallon, D. and Zurita, A., In-

た．ジルカロイ被覆管は水蒸気酸化反応にVessel Core Degradation Code Validation

より下方では融点の高い酸化ジルコニウムにMatrix, Update 1996-1999, NEA/CSNI/R

なり比較的元の形状を維持しており，上方の（2000）21（2001）．

酸素欠乏領域で酸化ウラン燃料ペレットの一（5） Gauntt, R. O., Gasser, R. D., Result of the部，ジルカロイ被覆管，制御棒及びジルカロ

DF-4 BWR Control Blade-Channel Box Test,

イ制御棒案内管が溶融して下方に落下する．

SAND90-2716C（1990）．

（2）燃料集合体の損傷及び再配置には２つのメカ（6） Lombardo, N. J., Lanning, D. D., and Panisko,

ニズムがあることが FLHT 試験で示された．

F. E., Full-Length Fuel Rod Behavior under

一つは燃料棒のガス圧力が燃料集合体の圧力

Severe Accident Conditions, NUREG/CR-

より高い時に起きるバルーニングである．も5876（1992）．

INSS JOURNAL Vol . 26 2019 C‑1

261（7） Fell, J., and Modro, S. M., An Account of thestrongly oxidized Zircarloy-4 and HafniumOECD LOFT Project, OECD LOFT-T-3907

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