東海第二発電所 工事計画審査資料
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NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R0

Ⅴ-1-8-1

資料番号

工認-139 改 12

提出年月日

平成 30 年 7 月 4 日

原子炉格納施設の設計条件に関する説明書

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

目

次

1.概要

1

2.基本方針23.原子炉格納施設の設計条件

53.1 設計基準事故時における設計条件

5

3.1.1 最高使用圧力及び最高使用温度

53.1.2 漏えい率に対する設計条件

8

3.1.3 最低使用温度

83.1.4 使用材料

8

3.1.5 耐圧試験圧力

103.1.6 開口部

10

3.1.7 配管貫通部

103.1.8 電線配線貫通部

103.1.9 原子炉格納容器隔離弁

113.1.10 原子炉格納容器体積

213.1.11 原子炉格納容器安全設備

213.1.12 許容外圧

213.1.13 圧力抑制効果を得るために必要な構造及び寸法

213.1.14 ダイヤフラム・フロアの設計差圧及び設計温度差

233.1.15 真空破壊装置

233.1.16 原子炉建屋原子炉棟

24

3.1.17 可燃性ガス濃度制御設備

24

3.1.18 放射性物質濃度制御設備

24

3.1.19 原子炉格納容器調気設備

243.1.20 原子炉冷却材喪失時の荷重

253.1.21 逃がし安全弁作動時の荷重

323.2 重大事故等時における設計条件

35

3.2.1 重大事故等時の評価温度，評価圧力35

3.2.2 重大事故等時における原子炉格納容器の熱の輸送機能

37

3.2.3 重大事故等時における原子炉格納容器冷却機能

38

3.2.4 重大事故等時における原子炉格納容器の過圧破損防止機能

39

3.2.5 重大事故等時における原子炉格納容器下部の溶融炉心冷却機能

40

3.2.6 重大事故等時における水素爆発による原子炉格納容器の破損防止機能

43

3.2.7 重大事故等時における水素爆発による原子炉建屋等の損傷防止機能

43

3.2.8 原子炉格納容器外面への放水設備等

444.重大事故等時における原子炉格納容器の放射性物質閉じ込め機能評価及びその他影響確認 45
4.1 重大事故等時における原子炉格納容器の放射性物質閉じ込め機能評価
4.1.1 評価方針

45

4.1.2 評価対象部位及び評価対象部位における機能喪失要因

45

4.1.3 評価方法

48

4.1.4 評価結果

52
58

4.2 その他原子炉格納容器評価温度，圧力に対する影響確認
4.2.1 確認内容

58

4.2.2 確認結果

58

別添 1 原子炉格納容器の重大事故等時の閉じ込め機能健全性について
別添 2 コリウムシールド及びペデスタル排水系の設計
別添 3 格納容器圧力逃がし装置の設計
別添 4 代替循環冷却系の設計
NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R145

下線：本日説明別添 2

コリウムシールド及びペデスタル排水系の設計

目

次

1.

ペデスタル（ドライウェル部）に係る設備対策の概要について

別添 2－1

2.

コリウムシールドの設計について

別添 2－5

3.

ペデスタル（ドライウェル部）水位管理に係る対策設備の設計について

別添 2－114.

ペデスタル（ドライウェル部）内の水位管理方法について

別添 2－155.

溶融炉心の排水流路内での凝固停止評価について

別添 2－636.

コリウムシールド材料の選定について

別添 2－817.

コリウムシールド厚さ，高さの設定について

別添 2－878.

原子炉圧力容器破損時の溶融炉心の冠水評価について

別添 2－1199.

コリウムシールドを考慮した溶融炉心・コンクリート相互作用による侵食量評価について
別添 2－149

10. 溶融炉心による熱影響評価について

別添 2－172

11. ペデスタル排水系の排水機能確認試験について

別添 2－203

12. コリウムシールドの施工性について

別添 2－215

13. コリウムシールドの選択的侵食について

別添 2－223

下線：本日説明（添付）1.

ペデス タル（ド ラ イウェル部 ）に係る 設 備対策の概 要につい て
東海第 二発電所 に おける，溶 融燃料－ 冷 却材相互作 用及び溶 融 炉心・コン クリート相
互作用の影響抑制を 考 慮したペデ スタル（ ドラ イウェル部）（ 以下「 ペデ スタル」とい う。）に係る設備対策の概 要 を以下に示 す。

東海第 二発電所 の ペデスタル の概要図 を 図 1-1 及び 図 1-2 に 示 す。
ペデス タル内の 底 面及び側面 には ，原子 炉圧力容器（以 下「Ｒ ＰＶ」と いう。）が破 損
し溶融炉心（以下「 デブ リ」という。）が落下 し た際のペデ スタル構 造健全性確保 のため，
Ｚ ｒ Ｏ ２ 製の コ リ ウ ム シ ー ル ド を 設 置 す る 。 コ リ ウ ム シ ー ル ド 内 は 格納 容 器 床 ド レ ン サンプとして用いるた め に，コリウ ムシール ド 表面にＳＵ Ｓ製のラ イナを敷設し 通常運転
中の水密性を確保す る とともに， その内側 に 格納容器機 器ドレン サンプを設置 する。
ドライ ウェルに て 生じる床ド レン及び 機 器ドレンと ，格納容 器 機器ドレン サンプを冷却するための原子炉 補 機冷却系の 冷却水は ， 図 1-1 及び 図 1-2 のよ うにペデス タル側壁の貫通孔を通る配管 に より各ドレ ンサンプ へ 導かれる。 これらの 配管には，事 故時にペデスタル内への流入 水 を制限する ため，ペ デ スタル側壁 の外側に 制限弁を設け る。
格納容 器床ドレ ン サンプ内に 流入した 水 は，1 m に 立ち上 げた 格納容器床 ドレンサン
プの導入管（スワン ネ ック）から 流出させ ， スリット及 び配管を 通じて原子炉 建屋原子炉棟床ドレンサンプ 設 備へ排水す る。また ， 格納容器機 器ドレン サ ンプにも導 入管を設け，事故発生後にペ デ スタル内の 水位が 1.2 m を超えた 場合には ，格納容器床 ドレンサ
ンプの導入管と併せ て 排水が可能 な設計と す る。それぞ れの導入 管の周囲には ，ペデス
タル内での落下物や 異 物による悪 影響を防 止 するための 導入管カ バーを設置す る。
それぞ れの排水 配 管の下流に は格納容 器 外側隔離弁 が設置さ れ ており，こ れらの弁は
事故発生時に自動閉 止 する。これ に対して ， 各排水配管 を分岐さ せベント管へ 接続する
ことで，事故発生後 に おいてペデ スタルか ら サプレッシ ョン・チ ェ ンバへ排水 する経路を設けるとともに， 排 水完了後に ペデスタ ル からの冷却 水の流出 を防止するた めの排水弁を設ける。さらに ， ＲＰＶが破 損しデブ リ がスリット 内へ流入 した際に，下 流側の配管内で圧力上昇が生 じ る可能性を 考慮し， 安 全弁を設け る。
ＲＰＶ が破損し デ ブリがペデ スタル内 に 落下した場 合には， 格 納容器下部 注水配管から注水を行うことで デ ブリを継続 的に冷却 す る。また， ＲＰＶ破 損（ペデスタ ル内へのデブリ落下）の検知 及 びペデスタ ル内水位 管 理のために ，ペデス タル内には温 度計及び水位計（格納容器下 部 水温及び格 納容器下 部 水位）を設 置する。
ペデス タルの側 壁 は鋼製スカ ートを介 し てＲＰＶを 支持して お り，ＲＰＶ 下部プレナ
ムの中心付近には原 子 炉冷却材浄 化系のボ ト ムドレン配 管が接続 されていると ともに，
ペデスタル内には制 御 棒駆動水圧 系配管が 敷 設されてい る。
また ，溶融 炉心・コンクリー ト相互作 用（MCCI）に係 る設備 の DB・SA の 区分につ いて
図 1-3 に示す。
別添 2－1

弁の閉止タイミング※１(図中○)：
格納容器隔離信号発信時※２(図中○)：
ドライウェル圧力高信号及び原子炉水位異常低下（L1）
信号発信時※３(図中○)：
炉心損傷後のペデスタル
水の排水完了時

ドライウェル

再循環系配管鋼製スカート（ＲＰＶ支持）原子炉圧力容器
ボトムドレン配管

制御棒駆動機構
ハウジング
制御棒駆動
水圧系配管

機器ドレン流入配管・弁
床ドレン流入配管・弁(※２)

格納容器下部
注水配管

原子炉補機冷却系配管・弁(※２)（機器ドレンサンプ入口・出口）

人通用開口部

コリウムシールド

別添 2－2ダイヤフラム・フロア
格納容器機器ドレンサンプ
導入管（スワンネック）

安全弁
ペデスタル排水系の排水弁(※３)

安全弁
ペデスタル排水系の排水弁(※３)

格納容器
床ドレンサンプ

格納容器外側隔離弁(※１)

格納容器外側隔離弁(※１)
スリット

機器ドレン用
流量計

機器ドレン
排水配管

ベント管

原子炉建屋原子炉棟
機器ドレンサンプ設備へ

床ドレン
排水配管

サプレッション・プール

図 1-1

ペデスタル概要図（断面図）

サプレッション・チェンバ

床ドレン用
流量計
原子炉建屋原子炉棟
床ドレンサンプ設備へ

導入管(スワンネック)

スリット

0°

床ドレン排水配管
機器ドレン排水配管※サプレッション・チェンバに設置する配管の経路

（床）

Ｄ
Ａ
Ｃ
スリット
出口配管
80A
床出口
配管 80A

Ｂ

Ｃ

270°

Ｂ

別添 2－3

90°
スリット

Ａ

格納容器機器
ドレンサンプ（床）
格納容器
床ドレンサンプ
導入管(スワンネック)
スリット
出口配管
80A
床出口
配管 80A【凡例】
Ａ：格納容器機器ドレンサンプ流入配管
Ｃ：原子炉補機冷却系配管

図 1-2

コリウムシールド

180°

Ｂ：格納容器床ドレンサンプ流入配管
Ｄ：格納容器下部注水配管

ペデスタル概要図（平面図）

別添 2－4
図 1-3

MCCI 対策に係る DB・SA 設備範囲図（断面図）

2.

コリウ ムシール ド の設計につ いて

2.1

コリ ウムシー ル ド材料の選 定
コリ ウムシー ル ドの材料と しては， 模 擬溶融炉心 を用いた 種 々の試験結 果を基に，高融点でかつ化学的 安 定性に優れ ており， 溶 融炉心に対 して高い 耐性を有して いることが確認されたＺｒ Ｏ ２ を選 定した 。
表 2-1 に， 試験 の概要を示 す。また ， 各試験の試 験方法及 び 結果の詳細 については「6. コリウ ムシー ルド 材料の選定 について 」 に示す。

表 2-1
試験の種類
溶融Ｚｒによる耐熱材侵食試験

模擬溶融炉心による耐熱材
侵食試験

耐熱材への模擬溶融炉心落下試験※「9.

コ リウムシ ー ルド材料の 選定に係 る 試験の概要

概要
試験目的： 耐熱材の 各 候補材の耐 侵食性を 確 認。
模擬溶融炉 心として ， 侵食量が大 きくなる 100 mol％Ｚｒをる つぼ内 で2,000 ℃～2,200 ℃ の 所定温度に 昇温・溶 融 し，，，Ｚ
ｒＯ ２ の耐熱 材試験片 を上部から 挿入 し 5 分 間保持した 後，取り 出 して残存状態を 確認。
侵食量 は＞
＞ Ｚｒ Ｏ ２ と なり ，ＺｒＯ ２ ，，の 順に耐侵 食性に 優れている ことを確 認 。
試験目的：Ｚｒ Ｏ ２ 耐熱 材の侵食開 始温度と し て設定して いる 2,100 ℃※
まで の溶融 炉心温度 範囲におけ る耐熱材 の 耐侵食性を確認。
るつぼ内 に円柱 状に 加 工したＺ ｒＯ ２ 耐 熱材 と模擬溶 融炉心 粒子 （ ＵＯ
２ －Ｚ ｒＯ ２ －Ｚ ｒ：30 mol％－30 mol％－ 40 mol％）を 装荷し， 模 擬
溶融炉心を 2,000 ℃ ～ 2,100 ℃に 昇温・溶融 し 10 分間保 持した 後，るつぼを切断 し断面を 確 認。
ＺｒＯ ２ 耐 熱材の 厚さ は試験前 から変 化せ ず ，模擬溶 融炉心 によ る Ｚｒ
Ｏ ２ 耐 熱材の 有意な侵 食がないこ とを確認 。
試験目的： 耐熱材に 溶 融炉心が接 触した際 の 短期的な相 互作用を 確 認。
ＺｒＯ ２ 耐熱 材を内張 りしたコン クリート ト ラップに，2,450 ℃以 上に加熱した模 擬溶融炉 心 （ＵＯ ２ －Ｚ ｒＯ ２ －Ｚ ｒ：30 mol％－30 mol％
－40 mol％ ）を落下 さ せ，耐熱材 の侵食状 況 等を確認。
模擬溶融炉 心接触部 か ら最大 約 1 cm の範囲 でＺｒＯ ２ 耐 熱材が黒 色化
し，その周辺 部が白色 化している ことが確 認 されたもの の，顕著な 耐熱材の侵食及 び耐熱材 の 割れが生じ ていない こ とを確認。
黒色化した 部分につ い てＸ線回折 分析を行 っ た結果，耐熱材表 面の 組成に有意な変 化がない こ とを確認。

コリウ ム シールドを 考慮した 溶 融炉心・コ ンクリー ト 相互作用に よる侵食量

評価について」参照

2.2

コ リウムシ ール ド厚さ，高 さの設定
コリ ウムシー ル ドは，溶融 炉心・コ ン クリート相 互作用の 影 響抑制の目 的で設置するが，ペデスタル内 の 設備配置上 ，設置高 さ に制限があ り，これ を考慮した上 で，原子炉圧力容器から落 下 するデブリ を全量保 有 でき，かつ ，溶融炉 心・コンクリ ート相互作用の影響も抑制 で きるよう， その厚さ を 設定する必 要がある 。これを踏ま え，コリウムシールドは， 高 さ 1.88 m，厚さ 0.15 m とするこ ととした 。以下にその 考え方
別添 2－5

を示す。

(1)

コ リウムシ ー ルド高さの 設定
ペ デスタル 内 には人通用 開口部や 床 ドレン配管 等のドラ イ ウェルと通 じる経路があるため， デブリ堆 積 高さがこれ らの経路 に 到達した場 合，ペデス タル外へ流 出す
るおそれが ある。そ の ため，デブ リをペデ ス タル内に全 量保有する 観点から， デブ
リ堆積高さ はデブリ が ペデスタル 外に流出 す る可能性の ある経路よ りも低い位 置とする必要が ある。ペ デ スタル床高 さに対し て 最も低い位 置となる経 路は，ドラ イウ
ェルからペ デスタル 床 ドレンサン プへのド レ ン配管であ る（図 2-1）。当該配管 の下端は，ペデ スタル床 か ら約 1.88 m の位置に 存 在すること から，コリ ウムシール ド設
置高さの上 限として 1.88 m を設定 する。

(2)

コ リウムシ ー ルド厚さの 設定
ペ デスタル に おけるコン クリート 侵 食抑制及び コンクリ ー トへの熱影 響を抑制する観点から は，コリ ウ ムシールド は可能な 限 り厚さを確 保すること が望ましい 。ただし，コリ ウムシー ル ドの設置高 さには上 限 があるため ，厚さを増 加させると コリ
ウムシール ド内に保 有 可能なデブ リ量が減 少 する。した がって，あ る程度の保 守性を見込んだ デブリ体 積 を全量保有 できる上 限 の厚さとし て，0.15 m を設定する 。
以 下にコリ ウ ムシールド 厚さの計 算 方法を示す 。また， 計 算における デブリ体積等の条件の 考え方に つ いては，「7. コリ ウム シールド厚 さ，高さの 設定につい て」に示す。
デブリの 堆 積高さ H debri は ，式(1)及び式(2)で 算定さ れる 。
H debri ＝ （ V m ×(1－Φ ent )＋V s ＋V m ×Φ ent ÷(1－P)）÷S fz(1)

S fz ＝(L PD ／2－D CS ) ２ ×π

(2)

V m ：溶 融物体積[36 m ３ ]V s ：ペ デスタル内 構造物体 積[4 m ３ ]Φ ent ： 粒子化割合[0.173]
P： ポロ シティ[0.5]S fz ：コ リウムシー ルドの設 置 を考慮した 床面積[m ３ ]L PD :ペ デスタル床 直径[6.172 m]
D CS ：コ リウムシー ルド厚さ [m]コリウム シ ールドの高 さは，デ ブ リ堆積高さ と床に設 置 するコリウ ムシールドの厚さを加 えた値と な るため，式(1)にお い て H debri を(1.88－D CS )m として計算した結果，D CS ＝ 約 0.15 m となる。

別添 2－6

図 2-1

2.3

デ ブリがペ デ スタル外へ 流出する 可 能性のある 経路

コリ ウムシー ル ドを考慮し た侵食量 評 価
格納 容器破損 防 止対策の有 効性評価 に おいては， コリウム シ ールドを考 慮したデブ
リによる侵食量評価 を ，ＭＡＡＰ コードを 用 いた解析に より実施 している。ま た，デブリから冷却水への 熱 流束，コリ ウムシー ル ドの物性値 及び侵食 量に係る不確 かさを踏まえた感度解析を 実 施し，コリ ウムシー ル ド及びペデ スタルコ ンクリートに 侵食が生じないことを確認 し ている。
ベー スケース 及 び感度ケー スの解析 条 件を表 2-2 に，解析 結 果を表 2-3 に示す。また，各解析ケースの 条 件設定の考 え方等の 詳 細について，「9. コリウムシール ドを考慮した溶融炉心・コ ン クリート相 互作用に よ る侵食量評 価につい て」に示す。

別添 2－7

表 2-2
項目

ベースケース

感度ケース①

過渡事象時に損傷炉
心冷却に失敗し，原子炉圧力容器が破損するシーケンス

対象シーケンス
溶融炉心から水プールへの
限界熱流束
ペデスタル初期水位
ペデスタル注水
コリウムシー
ルド厚さ
コリウムシー
ルド熱伝導率コリウムシー
ルド比熱
コリウムシー
ルド侵食開始温度
ＲＰＶ破損時の溶融炉心温度

感度ケース②

大破断ＬＯＣＡ時に損傷 炉心冷却に失敗し，原子炉圧力容器が破損す るシーケンス

800 kW/m ２（圧力依存性あり）

800 kW/m ２（一定 ※ １ ）800 kW/m ２（圧力依存性あり）

1 m
ＲＰＶ破損 7 分後から 80 m ３ /h
15 cm

11 cm

2,100 ℃

ＭＡＡＰ解析結果に基づ く

表 2-3
項

目

コリウムシールド侵食量（壁面及び床面）
コンクリート侵食量（壁面及び床面）

2.4

侵 食量評価 に おける解析 条件

侵 食量評価 に おける解析 結果
ベースケース

感度ケース①

感度ケース②

侵食なし

侵食なし

侵食なし

侵食なし

侵食なし

侵食なし

デブ リによる 熱 影響評価
ＲＰ Ｖが破損 破 損しデブリ がペデス タ ルへ落下し た場合， デ ブリからの 熱影響によってペデスタルの鉄 筋 やコンクリ ートの強 度 が低下する ことが考 えられる。こ れに対して，コリウムシー ル ド等の対策 を考慮し た 上で，ペデ スタルに 要求されるＲ ＰＶ支
持機能及びデブリ保 持 機能が損な われない こ とを確認し ている。
評価 方法及び 評 価結果を以 下に示す 。ま た，評価条 件の考え 方等 の詳細につ いては，
「10. 溶融炉心によ る 熱影響評価 について 」 に示す。

(1)

評 価方法

・荷重 条件構造 強度の評 価 に当たり， ＲＰＶ支 持 機能の評価 ではＲＰ Ｖ ，遮へい壁 等の自重を別添 2－8考慮する。また，デ ブ リ保持機能 の評価で は ，デブリ， コリウム シールド，床 スラブ
躯体等の自重を考慮 す る。
・評価 部位及び 項 目
ａ． 側壁（Ｒ Ｐ Ｖ支持機能 ）ＲＰＶ等 の 自重により ，側壁コ ン クリートに は圧縮軸 力 が作用し， 側壁基部コンクリート には面外 方 向のせん断 力が作用 す る。このた め，高温 に よるコンクリ
ート圧縮強 度の低下 を 考慮した等 価壁厚を 評 価し，ＲＰ Ｖ等の自 重 による圧縮軸
力及び面外 せん断に 対 して必要な 壁厚と比 較 する。
ｂ． 床スラブ （ デブリ保持 機能）
デブリ等 の 自重により ，床スラ ブ のコンクリ ートには 面 外せん断力 が作用し，鉄筋には曲 げ応力が 作 用する。こ のため， 高 温によるコ ンクリー ト の圧縮強度の低下を考慮 した等価 板 厚を評価し ，デブリ 等 の自重によ るせん断 力 に対して必要な板厚と比 較する。 ま た，高温に よる鉄筋 の 強度低下を 考慮した 等 価鉄筋量を評
価し，デブ リ等の自 重 による曲げ 応力に対 し て必要な鉄 筋量と比 較 する。
・温度 条件デブ リからの 伝 熱によるペ デスタル の 側壁及び床 スラブの 温 度は，ＭＡ ＡＰコード
による解析結果に基 づ き，汎用有 限解析コ ー ドＡＢＡＱ ＵＳによ る熱伝導解析 にて評価する。
・判断 基準炉心 損傷防止 に 失敗し，重 大事故時 を 想定する防 護レベル に おいて，格 納容器の健全性維持に必要な安 全 機能が維持 されるこ と を確認する 観点より ，判断基準は 終局限界状態に至らないこ と とする。具 体的には ， 側壁コンク リートの 必要壁厚，床 スラブ
コンクリートの必要 板 厚，床スラ ブの必要 鉄 筋量の算定 において ，終局強度又 は短期
許容応力度を適用す る 。

(2)

評 価結果
各 評価項目 に 対する判断 基準及び 評 価結果を， 表 2-4 に 示 す。

別添 2－9表 2-4項目

デ ブリによ る 熱影響評価 結果
判断基準

評価結果

判定

側壁コンクリート
圧縮軸力

必要壁厚
133 mm

熱影響を考慮した等価壁 厚
約 1,229 mm○

側壁基部コンクリート
面外せん断力必要壁厚
192 mm

熱影響を考慮した等価壁 厚
約 1,276 mm○

床スラブコンクリート
面外せん断力

必要板厚

熱影響を考慮した等価板 厚
約 629 mm○

床スラブ鉄筋
曲げ応力

必要鉄筋量

熱影響を考慮した等価鉄 筋量約○

別添 2－103.

ペデス タル（ド ラ イウェル部 ）水位管 理 に係る対策 設備の設 計 について

3.1

ペデ スタル水 位 管理に係る 対策設備 の 機能
ペデ スタル水 位 管理に用い る設備に つ いて，それ ぞれの機 能 を以下に示 す。また，各設備を用いた水位 管 理方法の詳 細につい て は，「4. ペ デスタ ル（ドライウェ ル部）
内の水位管理方法に つ いて」に示 す。なお ， 各設備の配 置関係に ついては，図 1-1 及び図 1-2 に示したと お りである。

(1)

格 納容器 床ド レン制限弁 ，格納容 器 機器ドレン 制限弁及 び 原子炉補器 冷却水制限
弁
ド ライウェ ル からペデス タル内の 格 納容器床ド レンサン プ 及び格納容 器機器ドレ
ンサンプへ 流入する 配 管に対して ，ペデス タ ル外側に制 限弁を設置 する。
事故時に お いてペデス タル内水 位 を制御する ため，ド ラ イウェル圧 力高信号及び原子炉水 位異常低 下 （レベル１ ）信号が 同 時に発信し た場合に自 動閉止し， ペデ
スタル内へ の流入水 を 遮断する設 計とする 。

(2)

格 納容器床 ド レンサンプ 導入管及 び 格納容器機 器ドレン サ ンプ導入管
格 納容器床 ド レンサンプ からの排 水 配管の入口 に，格納 容 器床ドレン サンプ底部から 1 m 高 さのス ワン ネック形状 の導入管 を 設置する。 これにより ，通常運転 中からペデスタ ル内水位 は 約 1 m で維 持され ると ともに，事 故発生後に ペデスタル 内への流入水が 生じた場 合，ペデスタル 内水位が 1 m となるま で排水さ れ る設計とす る。
ま た，格納 容 器機器ドレ ンサンプ に ついても， 格納容器 床 ドレンサン プ底部から1.2 m 高さ ※ の スワンネ ック形状の 導入管を 設 置する。これ により，事故発生後 の流入水により ペデスタ ル 内水位が 1.2 m 以 上と なった場合 には，格納 容器床ドレ ンサ
ンプ導入管 と併せて ペ デスタルか らの排水 が 可能となり ，排水機能 の信頼性が 向上する。
※

通常運転 中 に格納容器 床ドレン と 機器ドレン が混合す る ことを防止 するため，格納容器床 ドレンサ ン プ導入管に 対して高 低 差をもった 設計とす る 。
各 ドレンサ ン プ導入管は ，排水性 の 確保及び意 図した水 位 で排水を停 止させるため，スワン ネック形 状 の頂部付近 に空気抜 き 孔を有する 設計とする （図 3-1）。

別添 2－11

空気抜き孔スワンネック部流路
0.07m（ 口 径 ： 80A）

水 位 1m

流れ方向

図 3-1

(3)

ド レンサン プ 導入管の構 造

ド レンサン プ 導入管カバ ー
ペ デスタル 内 での落下物 により， 格 納容器床／ 機器ドレ ン サンプ導入 管が損傷すること，ま た，異物 の 流入により 排水流路 が 閉塞するこ とを防止す るため，各 ドレ
ンサンプ導 入管の周 囲 にカバーを 設置する 。
カ バーは， 排 水流路のス リット部 の 短辺

よりも 小さ い開口径を 多数有する板を用い， これを開 口 が重ならな いよう二 重 に配置する ことで，線 状の異物に ついても流入を 防止する 設 計とする（ 図 3-2）。

異物混入防止穴（
以 下）※ 異 物 の 流 入 方 向（ 直 線 的）に穴が重ならない設計とする。
以下
隙間

m 以下

ステンレス製
板厚は以 上 で 2 重構 造 にす る こ と で 照 明・ケ ー ブ ル等 の 異物落下にも耐える構造とする。
コ リウ ムシ ール ド図 3-2(4)

ド レンサン プ 導入管カバ ーの構造

ド レンサン プ 排水流路ス リット部
Ｒ ＰＶ破損 時 にペデスタ ルに落下 し たデブリが ，各ドレ ン サンプの排 水流路を通じてサプレ ッション ・ チェンバへ 移行する こ とを防止す るため，ペ デスタル床 スラ
ブのコンク リート内 に 高さ×幅
別添 2－12のスリット 形状の流路 を設置する （図3-3）。
ス リット部 は 厚さのステ ンレ スで製作し ，流入し た デブリの冷 却及び凝固停止を促進 する設計 と する。また ，横方向 スリ ット部の長 さは約とすること で，流入したデ ブリがス リ ット長さの 範囲内で 凝 固停止する ことを確認 している。 デブ
リの凝固停 止評価の 詳 細について は，「5. 溶 融炉心の排 水流路内で の凝固停止 評価について」 に示す。

縦方向スリット
流路，
ステンレス製

水の流れ
横方向スリット
流路，
ステンレス製図 3-3(5)

排 水流路の ス リット部の 構造

ペ デスタル 排 水配管及び 排水弁
通 常運転中 ， ペデスタル へ流入し た 格納容器床 ドレン及 び 機器ドレン は，各ドレンサンプの 導入管か ら 排水され， 下流の配 管 及び格納容 器外側隔離 弁を通じて 原子
炉建屋原子 炉棟のド レ ンサンプへ 導かれる 。
事 故発生時 に は，格納容 器隔離信 号 により格納 容器外側 隔 離弁は自動 閉止されるため，各ド レンサン プ の排水配管 を分岐さ せ ベント管に 接続するこ とで，事故 発生後のペデス タルから の 排水を可能 とする。
排 水配管を 接 続するベン ト管は， 真 空破壊弁作 動時のベ ン ト管内の上 昇流がペデスタルから の排水に 影 響すること がないよ う ，真空破壊 弁が設置さ れていない ものを選定する （図 3-4）。
ベ ント管接 続 部にはペデ スタル排 水 弁を設置し ，通常運 転 中から開状 態としておく。事故発 生後，Ｒ Ｐ Ｖ破損前の ペデスタ ル 注水により 一旦水位を 上昇させる が，
その後排水 により格 納 容器下部水 位（ペデ ス タル床面高 さ＋1.05 m 検知用）が 水位を検知しな くなった 時 点から約 6 分後 ※ に， 自動で閉止 する設計と する。
※

ペデス タ ル水位が 1.05 m か ら 1 m まで低下 する時 間（ モックアッ プ試験より得られた スリット 部 圧損係数を 踏まえ評 価 した時間

別添 2－13

格 納 容 器 機 器 ド レ ン 排 水 配 管 (80A)（原子炉建屋原子炉棟機器ドレンサンプ設備へ）
格 納 容 器 床 ド レ ン 排 水 配 管 (80A)（原子炉建屋原子炉棟床ドレンサンプ設備へ）
ベント管
ベント管
ベント管
ベント管

格納容器床ドレンの排水経路となるもの（真空破壊弁なし 1 か所）
格納容器機器ドレンの排水経路となるもの（真空破壊弁なし 1 か所）
真 空 破 壊 弁 付 き （ 11 か 所 ）真 空 破 壊 弁 な し （ 95 か 所 ）図 3-4

ペ デスタル 排 水配管及び 排水弁の 配 置

別添 2－145.

溶融炉心の排水流路内での凝固停止評価について
東海第二発電所では，ＲＰＶ破損時にペデスタルに落下した溶融炉心が，ペデスタ
ルに設置された格納容器ドレンサンプの排水流路を通じてサプレッション・チェンバへ 移 行 す る こ と を 防 止 す る た め ， 排 水 流 路 の 形 状 を 変 更 す る こ と とし て い る 。
ＲＰＶ破損時には，ペデスタル内の水により格納容器ドレンサンプの排水流路は水で満たされていることから，溶融炉心が排水流路に流入する際には，流路内から水や水蒸気の対向流が生じる。また，溶融炉心が格納容器ドレンサンプの排水口に到達す
るまでの温度低下及び粘性増加を考慮すると，現実的には溶融炉心の排水流路への流入はごく限定的と考えられる。
しかしながら，溶融炉心の落下時及び落下後の挙動は不確かさがあることから，溶融炉心の排水流路への流入を想定した場合でも溶融炉心が横スリット内で凝固停止しサプレッション・チェンバ側へ移行しないことを，ＭＡＡＰ計算結果を基に評価し，スリット状排水流路の有効性を確認した。

5.1

格納容器ドレンサンプ排水流路の形状変更を考慮した凝固停止評価モデル
図 5-1 に ， 格 納 容 器 ド レ ン サ ン プ 排 水 流 路 の 形 状 変 更 を 考 慮 し た 凝 固 停 止 評 価 モ
デルの概要図を示す。
各ドレンサンプからの排水流路は，ペデスタル床面に堆積する溶融炉心による熱影響を抑制するコンクリート深さまで通じる縦方向の流路（縦スリット）と，流入した溶融炉心を凝固させる横方向の流路（横スリット）を介し，既設の格納容器ド
レンサンプ排水配管へ接続する構成とする。
ま た ，縦 ス リ ッ ト 及 び 横 ス リ ッ ト は 薄 い 中 空 平 板 型（ 幅

〔内 径 〕，厚 さ〔 内 径 〕） の 形 状 と し ， 周 囲 を Ｓ Ｕ Ｓ 材 と す る こ と で ， 流 入 し た 溶 融 炉 心 の 冷 却 及 び
凝固停止を促進させる設計とする。

別添 2-63

コリウム
シールド

格納容器床ドレンサンプ

Ｂ
Ａ

Ａ
Ｂ

Ｂ－Ｂ断面

縦スリット
厚さ

横スリット
厚さ
，長さ

，勾配

コンクリート層

ＳＵＳ材
厚さ

別添 2-64

鉄筋
コンクリート層

ＳＵＳ材

図 5- 1Ａ－Ａ断面※ 機器ドレン流路も同様の形状

格納容器ドレンサンプ排水流路の形状変更を考慮した凝固停止評価モデル

5.2

既往の試験結果に基づく評価
配管等の流路内における溶融炉心の流動・凝固挙動に係る試験として，米国ＥＰ
ＲＩ及びＦＡＩにより実施された炉心溶融時のＲＰＶ下部プレナム貫通部の挙動に［１］
係る試験がある。
こ の 試 験 で は ，Ｒ Ｐ Ｖ 下 部 プ レ ナ ム 及 び ド レ ン配 管（ 内 径 5 cm）を模擬した試験体に模擬コリウムとしてＡｌ２Ｏ３を流入させ，その流動挙動を確認
し て い る 。 図 5-2 に 試 験 装 置 の 概 要 図 を 示 す 。
試 験 の 結 果 ，配 管 内 で の Ａ ｌ ２ Ｏ ３ の 流 動 距 離 は 最 大 で も 79 cm 程度 と な っ て お り ，
配 管 の 破 断 は 生 じ て い な い 。ま た ，配 管 内 で の 水 平 方 向 の 流 速 は 最大 で も 約 0.2 m/sと推定されており，流路形状に基づきベルヌーイ則により計算される流速よりも1/10 か ら 1/100 小 さ い 結 果 と な っ て い る 。 こ れ は ， 模 擬 ド レ ン 配管 内 に お け る 水 の存 在 に よ り ， 模 擬 コ リ ウ ム の 流 動 が 著 し く 抑 制 さ れ た た め と 推 定 され て い る 。
表 5-1 に ， Ｅ Ｐ Ｒ Ｉ 試 験 条 件 と 東 二 の 排 水 流 路 に お け る 条 件 の 比 較 を 示 す 。
ＥＰＲＩ試験では，模擬コリウムとしてＡｌ２Ｏ３を用いており，その体積当たりの 溶 融 潜 熱 は 約 4.41×10 ９ J/m ３ と 計 算 さ れ る 。 こ れ に 対 し て ，東 海 第 二 発 電 所 の 溶
融炉心の場合，溶融潜熱に加えて液相線温度から固相線温度までの顕熱を考慮しても，体積当たりの凝固までの放出熱量はと計算され，Ａｌ２Ｏ３と同等であることが分かる。
また，東海第二の溶融炉心の熱伝導率はＡｌ２Ｏ３に比べて大きいことに加え，格納容器ドレンサンプの排水流路はスリット形状とし周囲にＳＵＳ材を配置することから，実機条件の方が溶融炉心の冷却が進みやすいと考えられる。
一方，東海第二の溶融炉心はＡｌ２Ｏ３に比べて動粘度が小さいことや堆積ヘッド
が大きくなっていることから，ＥＰＲＩ試験条件に対して流路内での流入速度が速くなることが考えられる。しかし，流速が大きくなると，溶融炉心とＳＵＳ材間の対流熱伝達率が大きくなり溶融炉心の冷却率が大きくなることから，流動距離は流速の増加に対して単純に線形には増加しない。
以上より，ＥＰＲＩ試験条件と実機条件の差を勘案しても，総合的な流動距離への影響は同程度であることから，東海第二のスリット条件でもＥＰＲＩ試験結果の
流 動 距 離（ 約 79 cm） を 大 き く 上 回 る こ と は 考 え に く く ， 溶 融 炉 心 は 横 ス リ ッ ト 長 さ（）の範囲内で凝固停止するものと考えられる。

別添 2-65

溶融アルミナ

最 大 流 動 距 離 ： 約 79cm

図 5-2

ＥＰＲＩ／ＦＡＩによる試験装置

別添 2-66

表 5- 1
項目
溶融物

ＥＰＲＩ
試験条件

［１］

Ａｌ２Ｏ３

溶融物条件

融点（℃）

2,047

密 度 （ kg/m ３ ）3,800

比 熱 （ J/kgK ）1,300

溶 融 潜 熱 （ J /kg ）体積当たりの凝固までの 放 出 熱 量 （ J/m ３ ）熱 伝 導 率 （ W /mK ）別添 2-67

粘 性 係 数 （ P a･s ）動 粘 性 係 数 （ m ２ /s ）全量堆積時の水平流路

流路条件

ま で の ヘ ッ ド （ m）

1.16×10東海第二流動距離への影響の比較

実機条件
溶融炉心

凝固までに必要な除熱量は同程度。
（ Ａ ｌ ２ Ｏ ３ は 溶 融 潜 熱 の み ，溶 融 炉
心は液相線温度から固相線温度までの顕熱と溶融潜熱を考慮）

６

約 4.41× 10 ９
7.5
0.003

溶融炉心の方が，冷却が進みやすい。

0.004

※２

7.9×10 － ７

配管

流路内径

5cm

東二条件の方が溶融物の流速が速くなる傾向。
（ ヘ ッ ド は 1／ 2 乗 で 流 速 に 寄 与 ）

0.3

流路構造

※１
※２

ＥＰＲＩ試験条件と東海第二実機条件の比較

スリット状(Ｓ Ｕ Ｓ 材 被 覆 )スリット形状では流路壁面との接触面積が大きく，冷却が進みやすい。

ＭＡＡＰ解析（ＴＱＵＶシーケンス）におけるＲＰＶ破損時の値
ＭＡＴＰＲＯにおけるＵＯ２の値［２］5.3

溶融金属の凝固モデルによる評価

5.3.1

溶融金属の流路内での凝固挙動
図 5-3 に ， 流 路 内 に お け る 溶 融 金 属 の 凝 固 挙 動 の 概 念 図 を 示 す 。
純 金 属 や 共 晶 温 度 の 合 金 で は ， 図 5-3(a)の よ う に 流 路 の 入 口 付 近 か ら 固 化 ク
ラストが成長し流路が閉塞することで，流動が停止する。
一 方 ， 液 相 線 温 度 と 固 相 線 温 度 に 差 が あ る 合 金 で は ， 図 5-3(b)の よ う に 溶 融物の先端から温度低下とともに固相率が増加し，流動限界固相率を超えたときに 流 動 を 停 止 す る 。 こ れ は ， 図 5-4 に 示 す よ う に ， 固 相 率 の 増 加 と と も に 粘 性が増加するためである。
溶 融 炉 心 に つ い て は ，液 相 線 温 度

に対して固相線温度がＭ

ＡＡＰ計算結果）と差があることから，合金の凝固挙動を示すものと考えられる。

液相入口付近から凝固が開始

固相率が徐々に増加

流路が閉塞し，流動停止

流動限界固相率に到達し，流動停止(a) 純金属

図 5-3(b) 合金流路内での溶融金属の凝固挙動の概念図

別添 2-68図 5-45.3.2

溶融合金における固相率と見かけの粘性の関係［３］評価方法
溶 融 合 金 の 流 路 内 で の 流 動 距 離 を 評 価 す る モ デ ル と し て ，Fleming の モ デ ル［ ４ ］
があり，このモデルを用いて溶融炉心の横スリット内での流動距離の評価を行った。その内容を以下に示す。
なお，本凝固評価モデルは流路内に水が存在しないドライ状態を前提として
い る こ と か ら ， 実 機 条 件 に 対 し て 十 分 保 守 的 な 評 価 と な る と考 え ら れ る 。

(1)

Flemings モ デ ル の 評 価 式
Flemings モ デ ル は (1)式 の よ う に 表 さ れ ，流 路 を 流 れ る 溶 融 物 が 保 有 す る エ ネ
ルギと周囲の構造材への除熱速度を基に，溶融物が凝固するまでに必要なエネ
ル ギ が 除 去 さ れ る ま で の 流 動 距 離 を 評 価 す る モ デ ル と な っ てい る 。

=

(

1+

)

(1)

ここで，

=

(2)

であり，各パラメータの内容は以下のとおりである。
： 流 動 距 離 （ m）， ： 流 路 断 面 積 （ m ２ ），： 溶 融 炉 心 密 度 （ kg/m ３ ）， ： 溶 融 炉 心 流 速 （ m/s），： 流 動 限 界 固 相 率 （ -），： 溶 融 炉 心 溶 融 潜 熱 （ J/kg），： 溶 融 炉 心 比 熱 （ J/kgK），： 初 期 温 度 と 凝 固 温 度 の 差（ K），： 熱 伝 達 率 （ W/m ２ K）， ： 流 路 周 長 （ m），
別添 2-69： 溶 融 炉 心 温度 （ K），

： 構 造 材 温 度 （ K），： 構 造 材 熱 拡 散 率 （ m ２ /s），

： チ ョ ー キ ン グ レ ン ジ ※ （ m），※： 構 造 材 熱 伝 導 率 （ W/mK）

溶融物先端でどの程度の長さが流動限界固相率を超えると流動が停止するかを定義する定数(2)熱伝達係数の計算
溶融炉心とスリット構造材間の熱伝達係数 は，溶融炉心の熱伝導率 ，水力
等価直径

及 び Sleicher Rouse の 式［ ５ ］よ り 求 ま る ヌ セ ル ト 数 Nu を 用 い て ，下式により算出する。

=

Nu

(3)

Sleicher-Rouse の 式

Nu = 5 + 0.015Re Pr(10 < Re < 10 , 0.1 <= 0.88< 10 )(4).

= + 0.5exp( 0.6Pr )添 字 は そ れ ぞ れ ， m： 混 合 平 均 温 度 ， f： 膜 温 度 ， w： 壁 温 に お け る 物 性 値 を 表
す 。 た だ し 本 評 価 で は ， 物 性 値 は 温 度 に よ ら ず 一 定 と 仮 定 して い る 。

(3)

溶融炉心の温度低下の考慮(1)式 か ら 直 接 的 に 流 動 距 離 を 計 算 す る と ， 流 路 内 を 進 行 す る 間 の 溶 融 炉 心 の温度低下が考慮されず，溶融炉心から構造材への熱伝達速度が過大評価されることにより，流動距離が短く評価されることが考えられる。
今 回 の 評 価 で は ， Flemings の 評 価 式 を 基 に ， 流 動 に 伴 う 溶 融 炉 心 の 温 度 低 下を考慮した上で，溶融炉心先端が流動停止する固相率に至るまでの除熱時間を算 出 し ，溶 融 炉 心 の 流 速 と の 積 に よ り 流 動 距 離 を 計 算 し た 。評 価 の 概 要 を 図 5-5に示す。

別添 2-70

図 5-55.3.3

溶融炉心流動距離の評価イメージ図

評価条件
横 ス リ ッ ト 内 で の 溶 融 炉 心 凝 固 評 価 に 用 い た 条 件 を 表 5-2 に 示 す 。
溶融炉心の物性については，ＭＡＡＰ計算結果におけるＲＰＶ破損時の溶融
炉心物性値を用いる。なお，流動距離が長くなるよう溶融炉心の保有エネルギ
を 大 き く 設 定 す る 観 点 か ら ， Ｔ Ｑ Ｕ Ｖ シ ー ケ ン ス の 値 を 設 定す る 。
溶融炉心の流速については，溶融炉心全量に加えペデスタル内構造物等がペデスタル内に堆積した場合の堆積高さ
差の合計と ， 横 ス リッ ト 下 端 ま で の 高 低

を ヘ ッ ド と し て 考 慮 し た 場 合 ， 溶 融炉 心 の 流 速 は

m/s と な る 。こ れ に 対 し ，ス リ ッ ト 内 の 冷 却 水 の 存 在 に よ る溶 融 炉 心 の 流 速 の 低
下 と し て ， Ｅ Ｐ Ｒ Ｉ 試 験 の 知 見 （ 1/10 か ら 1/100） 及 び 実 機 溶 融 炉 心 と Ｅ Ｐ Ｒ
Ｉ 試 験 の 溶 融 ア ル ミ ナ の 動 粘 度 の 差 （ 約 1.6 倍 ） を 考 慮 し ， 保 守 的 に 1/2 を 考
慮したを設定する。

流動限界固相率及びチョーキングレンジについては，既往の溶融炉心拡がり
試 験 に お い て は 固 相 率 が 0.4～ 0.6 程 度 で 粘 性 が 急 激 に 増 加す る と い っ た 知 見［ ６ ］
別添 2-71

があるが，チョーキングレンジには明確な知見がないことから，溶融炉心先端が 完 全 に 凝 固 す る ま で 流 動 が 続 く も の と 仮 定 し ，流 動 限 界 固相 率 を 1.0，チ ョ ーキングレンジを 0 m と設定する。

別添 2-72

表 5- 2
項目
横スリット流路
形状

評価条件

条件

流 路 高 さ （ c m）

設計値

流 路 幅 （ cm ）液相線温度（℃）

ＭＡＡＰ計算結果（ＲＰＶ破損時の値）

固相線温度（℃）
密 度 （ kg/m ３ ）
溶融炉心物性

流動距離が長くなるよう溶融炉心の保有エネルギを熱 伝 導 率 （ W /mK ）大きく設定する観点から，ＴＱＵＶシーケンスの値

比 熱 （ J/kgK ）を使用

溶 融 潜 熱 （ J /kg ）別添 2-73

構造材物性

初期温度条件粘 性 係 数 （ P a･s ）0.004

密 度 （ kg/m ３ ）7,890

熱 伝 導 率 （ W /mK ）16.5

比 熱 （ J/kgK ）511

伝熱工学資料（ 300K に お け る Ｓ Ｕ Ｓ 304 の 値 ）：Ｍ Ａ Ａ

Ｐ計算結果）に対し，保守的に液相線温度を設定
167

保守的に限界圧力での飽和水温度を設定
溶融炉心等の堆積量，スリット形状，スリット内冷

溶 融 炉 心 流 速 （ m /s）
溶融炉心流動条件

ＭＡＴＰＲＯにおける溶融ＵＯ２の値［２］Ｒ Ｐ Ｖ 破 損 時 の 溶 融 炉 心 平 均 温 度（

溶融炉心初期温度（℃）
構造材初期温度（℃）

備考

却水の存在を考慮し，保守的に設定

流 動 限 界 固 相 率 （ -）1.0

溶融炉心先端が完全に凝固するまで流動が続くと仮チ ョ ー キ ン グ レ ン ジ （ m）

0

定し設定

5.3.4

評価結果
5.3.3 に 示 し た 条 件 に 基 づ く 評 価 の 結 果 ，溶 融 炉 心 の 流 動 距 離 は 約 1.0 m と な
り ，横 ス リ ッ ト の 長 さ（）の 範 囲 内 で 凝 固 停 止 す る こ と を 確 認 し た 。ま た ，

凝固に要する時間は程度であり，この間の溶融炉心の崩壊熱による影響は無視し得る。
な お ， 表 5-2 の 評 価 条 件 に お い て ， 溶 融 炉 心 の レ イ ノ ル ズ 数 及 び プ ラ ン ト ル
数 は そ れ ぞ れ Re≒ 1.3×10 ５ 及 び Pr≒ 0.14 で あ り ，(4)式 の Sleicher Rouse の 式の適用範囲内である。

5.3.5

評価における保守性について
本評価は，以下のような点で保守性を有すると考えられる。
・本評価は流路内がドライな状態を前提としているが，実際にはスリット内は水で満たされた状態であり，溶融炉心から水への除熱等により流動距離はより短くなると考えられる。
・流 動 距 離 の 計 算 に お い て ，溶 融 炉 心 の 流 速 は 流 動 停 止 ま で 一 定 と し て お り ，
縦スリット及び横スリット内での圧損や粘性増加に伴う速度低下を考慮していない。
・横スリットへ流入する溶融炉心の初期温度は，ＲＰＶ破損時の溶融炉心平均温度（）に対し保守的に液相線温度（）を設定しているが，溶融炉心がペデスタル床面を拡がる間や縦スリットを通過する間の除熱を考慮すると，実際にはより温度は低下し，またそれに伴い溶融炉心の粘性は増加すると考えられる。
・ 流 動 限 界 固 相 率 は 1.0 を 設 定 し て い る が ， 既 往 の 溶 融 炉 心 拡 が り 試 験 に お
い て は ， 固 相 率 が 0.4～ 0.6 程 度 で 粘 性 が 急 激 に 増 加 す る と い っ た 知 見 ［ ６ ］
がある。

5.3.6

評価条件の不確かさによる影響について
表 5-2 の 評 価 条 件 に お い て ， 溶 融 炉 心 の 物 性 値 条 件 に つ い て は Ｍ Ａ Ａ Ｐ 計 算
結果における溶融炉心の組成平均値を用いている。
これに対して，スリットに流入する溶融炉心の物性は不確かさを有すると考えられることから，評価条件の不確かさとしてＭＡＡＰ計算結果のうち溶融炉
心内の金属相及び酸化物相の物性値を参照し，評価結果への影響を検討する。
な お ， 表 5-2 の 評 価 条 件 に お い て ， 構 造 材 物 性 値 は 不 確 か さ が 小 さ い と 考 え られること，構造材初期温度及び溶融炉心流動条件は十分な保守性を見込み設定
し て い る こ と か ら ， 評 価 結 果 に 対 す る 不 確 か さ の 影 響 は 小 さい と 考 え ら れ る 。
表 5-3 に ， Ｍ Ａ Ａ Ｐ 計 算 結 果 に お け る 溶 融 炉 心 の 組 成 平 均 ， 金 属 相 及 び 酸 化
別添 2-74物相のそれぞれの物性値を示す。各物性値から計算される溶融炉心が凝固するまでの体積当たりの放出熱量を比較すると，組成平均の物性値を用いた場合が最 も 大 き く ， 溶 融 炉 心 の 凝 固 ま で の 流 動 距 離 が 最 も 長 く な るこ と が 分 か る 。
したがって，溶融炉心の物性値の不確かさを考慮した場合でも，溶融炉心は
横スリットの長さ（） の 範 囲 内 で 凝 固 停 止 す る と 考 えら れ る 。

表 5-3
項目

溶融炉心の物性値の比較

組成平均

金属相

酸化物相

液相線温度（℃）

ＭＡＡＰ計

固相線温度（℃）
溶融
炉心
物性

備考

算結果

密 度 （ kg／ m ３ ）（ＲＰＶ破比 熱 （ J/kgK）

損時の値）

溶 融 潜 熱 （ J/kg）
体積当たりの凝固までの放出熱量

計算値

３（ J/m ）

5.4

参考文献

[1] EPRI, Experiments to Address Lower Plenum Response Under Severe Accident
Conditions, Volume1, EPRI report TR-103389, 1994
[2] L.J.Siefken et al., SCDAP/RELAP5/MOD3.3 Code Manual; MATPRO
Materials

Properties

forLight-Water-Reactor

Accident

A Library ofAnalysis,

NUREG/CR-6150, Vol.4 Rev.2, 2001
[3] 渋 谷 他 ，固 相・液 相 共 存 下 に お け る 鉄 お よ び 非 鉄 合 金 の み か けの 粘 性 の 測 定 結 果 ，
鉄 と 鋼， 第 66 年 ， 第 10 号 ， 1980
[4] M.C.Fleming et al., An Experimental and Quantitative Evaluation of the Fluidityof Aluminium Alloys” , AFC Transactions, vol.69, 1961
[5] 日 本 機 械 学 会 ， 伝 熱 工 学 資 料 第 ４ 版 ， 1986
[6] M.T. Farmer, Melt Spreading Code Assessment, Modifications, and Applications
to the EPR Core Catcher Design, ANL-09/10, 2009

別添 2-75

添 付 5-1
Flemings モ デ ル の 適 用 性 に つ い てFleming ら は ， 図 1 の よ う な 試 験 装 置 を 用 い て 溶 融 合 金 （ Ａ ｌ 95.5 ％ － Ｃ ｕ 4.5 ％ ）を耐熱ガラス管内に吸引した試験により溶融物の流動距離等の挙動を確認し，その結果を 基 に Flemings モ デ ル を 用 い て 流 動 限 界 固 相 率 を 推 定 し て お り ， 最 大 0.35 程 度 と い う
結 果 を 得 て い る ［ １ ］。
一 方 ，渋 谷 ら は ，図 2 の よ う な 試 験 装 置 に よ り Ａ ｌ 95.5 ％ － Ｃ ｕ 4.5 ％ 合 金 の 流 動 性
を 確 認 し ，固 相 率 が 0.5 付 近 か ら 粘 性 が 急 激 に 増 加 す る 結 果 と な っ て お り ［ ２ ］，両 者 を 比較 す る と Ａ ｌ － Ｃ ｕ 合 金 が 流 動 性 を 失 う 固 相 率 の 評 価 結 果 は 0.15 程 度 の 差 異 が あ る 。
しかし，今回の溶融炉心の流動距離評価においては，溶融炉心先端が完全に凝固する
ま で 流 動 が 続 く も の と 保 守 的 に 仮 定 し ，流 動 限 界 固 相 率 を 1.0 と 設 定 し て い る こ と か ら ，
上記の要因により流動距離が過小評価されることはないと考えられる。

溶融物の凝固までの流動距離に対して支配的な要素は，溶融物からの必要除熱量，除熱 速 度 及 び 溶 融 物 の 流 動 速 度 で あ り ，Flemings モ デ ル で は ，流 路 断 面 積 A 及 び 流 路 周 長 Sにより必要除熱量や除熱速度が表現されている。したがって，これらのパラメータを適切に変更することにより，スリット状の流路形状についても評価に反映可能である。
また，流路の材質（表面粗さ）についてはモデル上考慮されていないが，一般にステン レ ス 鋼（ 東 海 第 二 の 排 水 ス リ ッ ト 条 件 ）は ガ ラ ス 材（ Fleming ら の 試 験 条 件 ）よ り 表 面
粗 さ が 大 き く ，内 部 流 体 の 乱 れ が 促 進 さ れ 熱 伝 達 率 が 大 き く な る た め ，Fleming ら の 試 験
条件よりも溶融物の流動距離は短くなる傾向と考えられる。
以 上 よ り ， Fleming ら の 試 験 条 件 と 東 海 第 二 実 機 条 件 の 差 を 考 慮 し て も ， Flemings モ
デルは適用可能と考えられる。

参考文献[1] M.C.Fleming et al., An Experimental and Quantitative Evaluation of the Fluidityof Aluminium Alloys” , AFC Transactions, vol.69, 1961
[2] 渋 谷 他 ，固 相・液 相 共 存 下 に お け る 鉄 お よ び 非 鉄 合 金 の み か けの 粘 性 の 測 定 結 果 ，
鉄 と 鋼， 第 66 年 ， 第 10 号 ， 1980

別添 2-76

図1

Fleming ら に よ る Ａ ｌ － Ｃ ｕ 合 金 の 流 動 性 確 認
試験装置及び試験結果

図2

渋谷らによるＡｌ－Ｃｕ合金の流動性確認
試験装置及び試験結果

別添 2-77

（参考）その他の凝固モデルによる評価

純金属の流路内での凝固挙動を対象とした流動距離評価モデルとして，ＵＳ－ＡＢＷＲ Ｄ Ｃ Ｄ モ デル ［ １ ］ や ， Epstein の モ デ ル ［ ２ ］［ ３ ］ が あ る 。
溶融炉心は液相線温度と固相線温度に差があり，合金の凝固挙動を示すものと考えられるが，これらの純金属モデルを用いた場合にも，流動距離の評価結果は表 1 のとおり
であり，横スリットの長さ（）の範囲内で凝固することを確認した。

な お ，Ｕ Ｓ － Ａ Ｂ Ｗ Ｒ Ｄ Ｃ Ｄ モ デ ル で は ，評 価 条 件 と し て 溶 融 炉 心 の 流 速 で は な く Ｒ
ＰＶからの落下率がパラメータとなっており，ＭＡＡＰ計算結果の最大値を包絡する値と し て 15,000 kg/s を 使 用 し て い る 。 そ の 他 の 評 価 条 件 と し て は ， Flemings モ デ ル に よる評価と同様の条件を用いている。

表1
評価モデル

純金属モデルによる評価結果

評価結果

備考

（流動距離）

溶融炉心流速の代わりにＲＰＶからの溶融炉

ＵＳ－ＡＢＷＲ

約 1.5 m

ＤＣＤモデル

心 の 最 大 落 下 率 15,000 kg/s を 使 用 。 そ の 他 はFlemings モ デ ル に よ る 評 価 条 件 と 同 様 。

Epstein モ デ ル

約 3.0 mFlemings モ デ ル に よ る 評 価 と 同 様 の 評 価 条 件を使用。

○ＵＳ－ＡＢＷＲ ＤＣＤモデルの概要［１］Ｕ Ｓ － Ａ Ｂ Ｗ Ｒ Ｄ Ｃ Ｄ モ デ ル は ，Ｒ Ｐ Ｖ 下 部 の ド ラ イ ウ ェ ル サ ン プ 周 囲 に 設 置 さ れ る
コリウムシールドにおいて，ドレン水が通るためのスリット流路を対象とした溶融炉心の凝固評価モデルである。
本モデルは純金属の凝固挙動を想定し，流路の入口付近において周辺の構造材への熱伝導によりクラストが成長し流路が閉塞するものとしている。
ＤＣＤモデルの評価式を以下に示す。

=

(1)

ここで，

=

(

(2)

)

=
=

(3)

，

=

(

別添 2-78)(4)

であり，各パラメータは以下のとおりである。
： 流 動 距 離 （ m）， ( )： 溶 融 炉 心 の 流 路 内 平 均 流 速 （ m/s），： 凝 固 完 了 時 間 （ s），： ス リ ッ ト 高 さ （ m），： 溶 融炉 心 密 度 （ kg/m ３ ），： 溶 融 炉 心 溶 融 潜 熱 （ J/kg），： 溶 融炉 心 比 熱 （ J/kgK），： 溶 融 炉 心 過 熱 度 （ K），： 構 造材 熱 拡 散 率 （ m ２ /s），

： 構 造 材 熱 伝 導 率 （ W/mK），： 接 触面 温 度 （ K）， ： 構 造 材 初 期 温 度 （ K）， ： 重 力 加 速 度 （ m/s ２ ），： Ｒ Ｐ Ｖ か ら の 溶 融 炉 心 落 下 率 （ kg/s），： 下 部ド ラ イ ウ ェ ル 床 面 積 （ m ２ ）Ｄ Ｃ Ｄ ［ １ ］ に お い て は ，過 去 に 実 施 さ れ た 関 連 試 験 に 係 る 文 献 を 参 照 し ，そ れ ら の 試 験
結果よりＤＣＤモデルによる評価の適用性を確認している。

○ Epstein モデ ル の 概 要 ［ ２ ］［ ３ ］
Epstein モデ ル は ，Ｍ Ａ Ａ Ｐ コ ー ド の Ｒ Ｐ Ｖ 下 部 プ レ ナ ム 貫 通 部 閉 塞 計 算 に 使 用 さ れ て
い る モ デ ル で あ り ，Ｄ Ｃ Ｄ モ デ ル と 同 様 に 流 路 の 入 口 付 近 か ら の 閉 塞 が 想 定 さ れ て い る 。
Epstein モデ ル の 評 価 式 を 以 下 に 示 す 。溶 融 炉 心 の 総 流 動 距 離 は (5)式と (6)式 の 和 で 求められる。
・溶融炉心が過熱度を有する領域での流動距離

=

ln

(5)

・溶融炉心の過熱度がない領域での流動距離= 0.155Re8/11

Pr 7/11

(6)

ここで，

= 1+

2

1/2

1

(7)

であり，各パラメータは以下のとおりである。
，： 流 動 距 離 （ m）， Re： レ イ ノ ル ズ 数 （ -）， Pr： プ ラ ン ト ル 数（ -），： 水 力等 価 直 径 （ m）， ： 溶 融 炉 心 溶 融 潜 熱 （ J/kg），： 溶 融炉 心 比 熱 （ J/kgK），： 溶 融炉 心 融 点 （ K），： 溶 融 炉 心 初 期 温 度 （ K），： 構 造 材 初 期 温 度 （ K），： 溶 融炉 心 凝 固 開 始 温 度 （ 推 定 値 ）（ K）， ： 摩 擦 係 数 （ -）なお，は Ｅ Ｐ Ｒ Ｉ レ ポ ー ト ［ ３ ］ を 基 に 10K と す る 。

ＥＰＲＩは，図 1 に示すＲＰＶ下部プレナムの核計装管を模擬した試験体に溶融アル
ミ ナ を 流 入 さ せ る 試 験 を 行 い ，Epstein モ デ ル に よ る 流 動 距 離 評 価 結 果 と の 比 較 を 実 施 している。
別添 2-79そ の 結 果 ， 試 験 結 果 に 対 し て Epstein モ デ ル に よ る 流 動 距 離 は 同 等 又 は 大 き め の 評 価結果となっている。

図1

ＥＰＲＩ試験装置及び試験結果

参考文献[1] GE-Hitachi Nuclear Energy Americas LLC, ABWR Design Control Document, UnitedStates Nuclear Regulatory Commission, 2010[2] M.Epstein et al., Freezing-Controlled Penetration of a Saturated Liquid Intoa Cold Tube, Journal of Heat Transfer, Vol.99, 1977
[3] EPRI, Experiments to Address Lower Plenum Response Under Severe Accident
Conditions, Volume1, EPRI report TR-103389, 1994

別添 2-809.

コリウムシールドを考慮した溶融炉心・コンクリート相互作用による侵食量評価について格納容器破損モード「溶融炉心・コンクリート相互作用」に対する重大事故等対処設備であるコリウムシールドについて，解析コードにおける取扱いを示すとともに，
解析コード及び解析条件の不確かさの影響について整理する。

9.1

解析コードにおけるコリウムシールドの取扱いについて
解析コードＭＡＡＰにおける，溶融炉心・コンクリート相互作用（以下「ＭＣＣＩ」という。）伝熱モデルでは，溶融炉心－コンクリート間の伝熱，クラストの伝熱と厚さ，上部クラスト－水プール間熱伝達が考慮されている。ここでは，コリウ
ム シ ー ル ド 模 擬 に 伴 う 設 定 の 変 更 点 及 び 評 価 モ デ ル の 適 用 性 に つ いて 示 す 。

(1)

コリウムシールドの模擬について解 析 コ ー ド Ｍ Ａ Ａ Ｐ に お け る Ｍ Ｃ Ｃ Ｉ 伝 熱 モ デ ル の 概 念 図 を 図 9-1 に 示 す 。 解析コードＭＡＡＰによる侵食量評価では，本モデルのうちコンクリートの物性値として設定されている以下のパラメータについてＺｒＯ２の物性値を固定値で設
定 し ，コ リ ウ ム シ ー ル ド を 模 擬 し て い る 。
・侵食開始温度
・密度
・比熱
・熱伝導率
・溶融潜熱
侵食開始温度については，化学反応等による侵食開始温度低下を考慮した保守的 な 設定 と し て い る（ 添 付 9-1）。ま た ，落 下 し た 溶 融 炉 心 と コリ ウ ム シ ー ル ド 間の接触面温度は侵食開始温度未満であることから，コリウムシールドの侵食は発生しない。なお，解析上はコリウムシールドの厚さを考慮し，コリウムシールド
裏面にはコンクリートが配置されたモデル※１として評価を実施しているが，コン
ク リ ート － コ リ ウ ム シ ー ル ド 間 の 伝 熱 に お い て 接 触 熱 抵 抗 は 考 慮 し て い な い 。
以上のとおり，解析コードＭＡＡＰにおいてコリウムシールドを適切に模擬して い る。
※１

ペ デ ス タ ル（ ド ラ イ ウ ェ ル 部 ）壁 面 ，床 の コ ン ク リ ー ト と ド ラ イ ウ ェ ル ，
サ プ レ ッ シ ョ ン ・ チ ェ ン バ 雰 囲 気 と の 伝 熱 に つ い て も 考慮 し て い る 。

(2)

溶融炉心－コリウムシールド間の伝熱
溶融炉心－コリウムシールド間の伝熱は，溶融炉心－コンクリート間の伝熱と同様のモデルを用いている。溶融プールからクラスト，クラストから構造材への別添 2-149

伝 熱 は以 下 の 式 で 評 価 さ れ ， (1)で 示 し た 構 造 材 の 物 性 値 等 に よ る 影 響 を 受 け ず に
クラスト内の熱量が全て構造材に移行する扱いとなっており，壁面及び床の材質に依存しないモデルとなっている。なお，伝熱を受けた構造材の温度上昇は，構造材の熱伝導率等の物性に基づき計算され，種々の実験により得られたコリウム
シ ー ルド 耐 熱 材 の 物 性 値 を 適 切 に 入 力 す る こ と で ， 適 切 に 計 算 さ れ る 。

=

床方向の熱流束

=

,

(1

)

=

壁方向の熱流束

=

+

,

(1

+

)

ここで，
，

： 床 方 向 及 び 側 面 方 向 の 熱 流 束 [W/m ２ ]，： 溶 融 プ ー ル か ら ク ラ ス ト 層 へ の 対 流 熱 伝 達 係 数 [W/m ２ K]
： 溶 融 プ ー ル が 完 全 な 液 相 の 場 合 の 対 流 熱 伝 達 係 数 [W/m ２ K]，：

固 化 割 合 [－ ]：固 化 効 果 項 の 指 数 [－ ]：溶 融 プ ー ル の 温 度 [K]

：

,

：

デ ブ リ 融 点 [K]
体 積 発 熱 率 [W/m ３ ]

，

(3)

：

床 面 及 び 壁 面 の ク ラ ス ト 厚 さ [m]クラストの厚さ
床面及び壁面のクラスト厚さ評価モデルでは，溶融プールからの伝熱及び構造材への伝熱によりクラスト厚さの変化率を計算しており，壁面及び床の材質に依存 し ない モ デ ル と な っ て い る た め ，コ リ ウ ム シ ー ル ド に も 適 用 可能 で あ る 。な お ，
ク ラ ス ト － コ リ ウ ム シ ー ル ド 接 触 面 温 度 は ， (1)に 記 載 の と お り Ｚ ｒ Ｏ ２ の 物 性 値
を 基 に計 算 さ れ る こ と か ら ，ク ラ ス ト の 厚 さ を 評 価 す る に あ た り Ｚ ｒ Ｏ ２ の 物 性 値が 考 慮さ れ て い る 。

=2

,

/

ここで，
： 床 方 向 又 は 側 面 方 向 の 熱 流 束 [W/m ２ ]： デ ブ リ 熱 伝 導 率 [W/mK]
：

,

※２

デ ブ リ 融 点 [K]：ク ラ ス ト － コ リ ウ ム シ ー ル ド 接 触 面 温 度 ※ ２ [K]：

床 面 又 は 壁 面 の ク ラ ス ト 厚 さ [m]コリウムシールドの表面温度と同値であり，クラストからの伝熱量及び入力 し た コ リ ウ ム シ ー ル ド の 物 性 値 に 基 づ い て 適 切 に 計 算 さ れて い る 。
別添 2-150

9.2(1)

解析コードにおける不確かさの影響
不確かさの整理
解析コードにおける，コリウムシールドを考慮したＭＣＣＩ過程毎の不確かさ
要因を整理する。ＢＷＲプラント安全審査資料「重大事故等対策の有効性評価に係るシビアアクシデント解析コードについて」において，ＭＣＣＩは以下の過程
で段階的に推移することが示されているが，コリウムシールドを考慮してもこの過 程 に変 わ り は な い 。
・原子炉圧力容器下部ヘッド破損過程
・溶融物の落下・堆積過程
・ＭＣＣＩ進行と注水によるデブリ冷却過程
ただし，「ＭＣＣＩ進行と注水によるデブリ冷却過程」においては，ＭＣＣＩ現象の影響因子として溶融炉心からのコリウムシールドを介したコンクリートへの伝熱を考慮する必要がある。ここで，ＭＣＣＩ伝熱モデルでは固定値の物性を設 定 する こ と か ら ， コ リ ウ ム シ ー ル ド を 介 し た 伝 熱 の 感 度 解 析 パ ラ メ ー タ と し て ，
コ リ ウム シ ー ル ド の 伝 熱 物 性 値 の 温 度 依 存 性 が 想 定 さ れ る 。 図 9-2 に Ｍ Ｃ Ｃ Ｉ に
お け る不 確 か さ に 関 す る 流 れ 図 を 示 す 。
ＭＣＣＩ現象の影響因子より抽出された感度解析パラメータに対して，感度解析 の 要否 を 整 理 す る 。Ｍ Ｃ Ｃ Ｉ 評 価 の 不 確 か さ に 関 す る 評 価 結 果を 表 9-1 に 示 す 。
エントレインメント係数について，感度解析より溶融炉心の細粒化割合がコン
クリート侵食に与える感度は小さいことを確認している。また，このことは，エントレインメント係数の不確かさにより溶融炉心の細粒化割合が変化した場合でも溶融炉心の温度に対する感度は小さいことを示しており，コリウムシールド侵食に与える感度についても同様に小さいと考えられることから，評価項目となるパラメータに与える影響は小さく，コリウムシールドを考慮した感度解析は不要
で あ る。
溶融炉心の拡がりについて，溶融炉心の拡がりが抑制されると想定した場合は，種々の不均一な堆積形状を考慮しても，拡がりが抑制されないペデスタル（ドライウェル部）への均一堆積形状の方が溶融炉心と水の伝熱面積が大きくなり，溶融炉心が冷却される傾向となる。拡がりが抑制されない均一堆積形状の場合，溶融炉心落下時点における溶融炉心とコリウムシールドの接触面温度はコリウムシ
ールドの侵食開始温度を下回っており，また，溶融炉心への注水によって溶融炉
心は継続的に冷却されることから，溶融炉心の拡がりが抑制されると想定した場合においても，コリウムシールド及びコンクリートの侵食への影響はなく，評価項目となるパラメータに与える影響はないことから，コリウムシールドを考慮した 感 度解 析 は 不 要 で あ る 。
別添 2-151

上面熱流束係数及び溶融プール－クラスト間の熱伝達係数について，溶融炉
心・コンクリート相互作用への影響を確認する観点で実施したエントレインメン
ト係数，上面熱流束及び溶融プールからクラストへの熱伝達係数をパラメータとした感度解析を踏まえ，解析コードＭＡＡＰによりコリウムシールド及びコンク
リート侵食量について支配的な溶融炉心からプールへの熱流束を対象に感度解析を 行 い， 影 響 を 確 認 す る 。 【 感 度 解 析 ① 】
また，侵食の異方性について，コンクリート侵食の異方性については溶融炉心からプール水への熱流束の感度に比べて影響が小さいことが確認されており，コリウムシールドは侵食開始温度に到達していないことより同様に影響が小さいと考えられるため，上記の溶融炉心からプールへの熱流束を対象にした感度解析に
よ り ，影 響 を 確 認 す る 。 【 感 度 解 析 ① 】
コリウムシールドの伝熱物性値の温度依存性について，解析コードＭＡＡＰにおけるＭＣＣＩ伝熱モデルでは，固定値の物性を設定することから，不確かさが想定される。このため，感度解析により伝熱物性値（熱伝導率，比熱）の温度依
存 性 の影 響 を 確 認 す る 。 【 感 度 解 析 ② 】

(2)

感度解析
a.

溶融炉心上面熱流束の感度解析【感度解析①】

(a)

解析条件
解 析 条 件 を 表 9-2 に 示 す 。 溶 融 炉 心 か ら 水 プ ー ル へ の 熱 流 束 つ い て は ， 上
面 熱 流 束 の 不 確 か さ を 考 慮 し た 800 kW/m ２ （ 一 定 ）と す る 。ま た ，対 象 シ ー ケ
ン ス は ，事 象 進 展 が 早 く ，崩 壊 熱 が 大 き く な り ，侵 食 を 厳 し く す る 観 点 で「 大破断ＬＯＣＡ時に損傷炉心冷却に失敗し，原子炉圧力容器が破損するシーケンス」とする。

(b)

解析結果
評 価 結 果 を 表 9-3 に 示 す 。 ペ デ ス タ ル の プ ー ル 水 中 に 落 下 し た 溶 融 炉 心 と
コ リ ウ ム シ ー ル ド の 接 触 面 温 度 は 2,100 ℃ 未 満 で あ り ， コ リ ウ ム シ ー ル ド を設置することにより，溶融炉心・コンクリート相互作用によるコンクリートの 侵 食 が 生 じ な い 。 こ の た め ， 原 子 炉 圧 力 容 器 の 支 持 機 能 を維 持 で き る 。

b.

伝熱物性値温度依存性の感度解析【感度解析②】
コ リ ウ ム シ ー ル ド の 伝 熱 物 性 値 の 温 度 依 存 性 の 影 響 に つ い て は ， 「 6.4 コ リ
ウムシールドの侵食を考慮した感度解析」において，コリウムシールドの侵食が生じた場合の影響と併せて確認する。なお，伝熱物性値の温度依存性の取扱いが可能な汎用有限解析コードにて評価した場合においても，ペデスタル（ドラ イ ウ ェ ル 部 ）の コ ン ク リ ー ト が 侵 食 さ れ な い こ と を 確 認 して い る（ 添 付 9-2）。
別添 2-152

9.3

解析条件における不確かさの影響
解析コードＭＡＡＰにおけるＭＣＣＩ評価では，コリウムシールドを考慮した機器条件として，以下の条件を設定している。
・コリウムシールド耐熱材の種類
・コリウムシールド耐熱材の侵食開始温度
・ペデスタル（ドライウェル部）床面積
これらは全て最確条件と同様の設定であることから，不確かさの影響はない。解析 コ ー ド Ｍ Ａ Ａ Ｐ の 解 析 条 件 を 表 9-4 に 示 す 。

9.4

コリウムシールドの侵食及び伝熱物性値の温度依存性を考慮した感度解析
溶融炉心中の金属酸化物によるジルコニア耐熱材の溶出により，コリウムシール
ドが侵食される可能性があるが，既往の実験にて確認された侵食速度を仮定した場
合 ， コ リウ ム シ ー ル ド の 侵 食 量 は 約 33 mm と な る （ 添 付 9-3） 。 コリ ウ ム シ ー ル ド の厚みが減少した場合，コリウムシールド外表面のペデスタル（ドライウェル部）のコンクリートへの伝熱量が大きくなることから，この影響を感度解析により確認する 。ま た ，前 述 の と お り ，解 析 コ ー ド Ｍ Ａ Ａ Ｐ で は Ｚ ｒ Ｏ ２ の 物 性値 を 固 定 値 で 設 定するモデルであることから，伝熱物性値の温度依存性の不確かさの影響についても併せて確認する。

(1)

解析条件
解 析 条 件 を 表 9-5 に 示 す 。 コ リ ウ ム シ ー ル ド の 厚 さ は ， コ リ ウ ム シ ー ル ド の 設
計 値 に対 し て ， 既 往 実 験 に 基 づ く 侵 食 量 の 約 33 mm を 考 慮 し ，保 守 性 を 見 込 ん だ
値 と して 110 mm を 設 定 す る 。な お ，コ リ ウ ム シ ー ル ド の 侵 食 に よ る ペ デ ス タ ル（ ドラ イ ウェ ル 部 ） 床 面 積 の 拡 大 は 保 守 的 に 考 慮 し な い 。
また，解析コードＭＡＡＰにおけるコリウムシールドの伝熱物性値の温度依存性の不確かさを考慮し，ペデスタル（ドライウェル部）のコンクリートの温度を
厳 し く評 価 す る 観 点 で ， 常 温 時 の Ｚ ｒ Ｏ ２ の 伝 熱 物 性 値 を 設 定 す る 。
対象シーケンスは，事象進展が早く，崩壊熱が大きくなり，ペデスタル（ドライウェル部）のコンクリート侵食を厳しく評価する観点で「大破断ＬＯＣＡ時に損 傷 炉心 冷 却 に 失 敗 し ， 原 子 炉 圧 力 容 器 が 破 損 す る シ ー ケ ン ス 」 と す る 。

(2)

解析結果
解 析 結 果 を 表 9-6 に 示 す 。 ま た ， ベ ー ス ケ ー ス 及 び 感 度 解 析 ケ ー ス の コ リ ウ ム
シ ー ルド 温 度 の 推 移 及 び コ ン ク リ ー ト 温 度 の 推 移 を 図 9-3 か ら 図 9-6，ク ラ ス ト 厚
別添 2-153

さ の 推移 （ 上 下 方 向 ） を 図 9-7 に 示 す 。 コ リ ウ ム シ ー ル ド 内 表 面 温 度 の 最 高 値 は
約 1,860 ℃ に と ど ま り ， コ リ ウ ム シ ー ル ド の 侵 食 開 始 温 度 で あ る 2,100 ℃ を 下 回ることから，コリウムシールドの侵食は溶融炉心中の金属酸化物によるジルコニ
ア耐熱材の溶出で生じた状態から進行しない。また，コリウムシールド外表面と接 す るペ デ ス タ ル （ ド ラ イ ウ ェ ル 部 ） コ ン ク リ ー ト の 温 度 の 最 高 値 は 約 728 ℃ にと ど まり ， コ ン ク リ ー ト の 侵 食 開 始 温 度 で あ る 約 1,230 ℃ を 下回 る こ と か ら ， コ
ンクリートは侵食されない。このため，コリウムシールドが溶融炉心中の金属酸化物により侵食された場合においても，コリウムシールドを介した伝熱の不確かさ が ，評 価 項 目 と な る パ ラ メ ー タ に 与 え る 影 響 は 小 さ い 。
な お ，本 評 価 に お い て は ，コ ン ク リ ー ト の 表 面 温 度 を 厳 し く 評 価 す る 観 点 か ら ，
コンクリート－コリウムシールド間の接触熱抵抗は考慮していない。接触熱抵抗を考慮した場合には，溶融炉心からペデスタル（ドライウェル部）コンクリート
への熱通過率が小さくなり，溶融炉心及びコリウムシールドの温度挙動に影響を与えることが考えられるが，溶融炉心はペデスタル（ドライウェル部）のプール
水 に 落下 し た 直 後 に 2,100 ℃ 未 満 と な る こ と ， ま た ， 溶 融 炉 心 か ら 上 面 水 へ は 崩
壊 熱 以上 の 除 熱 が さ れ 溶 融 炉 心 の 温 度 は 2,100 ℃ 未 満 を 維 持 す る こ と か ら ， コ リ
ウ ム シー ル ド の 侵 食 は 生 じ ず ， 温 度 挙 動 へ の 影 響 は 軽 微 で あ る と 考 え ら れ る 。

9.5

まとめ
解析コードＭＡＡＰではコリウムシールドを適切に模擬しており，溶融炉心－コ
リ ウ ム シ ー ル ド 間 の 伝 熱 モ デ ル は コ リ ウ ム シ ー ル ド に 適 用 可 能 で ある 。
コリウムシールドを考慮した解析コードの不確かさを踏まえた感度解析により，
原子炉圧力容器の支持機能を維持でき，不確かさの影響は小さいことを確認した。
また，コリウムシールドを考慮した解析条件は最確条件と同様であり，不確かさはない。
さらに，コリウムシールドが溶融炉心中の金属酸化物により侵食される可能性を考慮した感度解析により，コリウムシールド外表面と接するコンクリートは侵食されないことを確認した。

別添 2-154

表 9-1

コリウムシールドを考慮した場合のＭＣＣＩ評価の不確かさに関する整理結果

ＭＣＣＩ現象への影響因子

不確かさ要因有効性評価の取扱い

下部ヘッド破損モード

破損部位
破損口侵食拡大

下部ヘッド貫通部の中で最も大口径の制御棒駆動機構ハウジングの瞬時破損を想定し，破損口径の拡大を考慮

溶融炉心落下量

原子炉圧力容器内
溶融進展

全炉心相当を想定

解析コード安全審査資料 ※における感度解析の要否
下部ヘッド貫通部の中で最も大口径の貫通部の破損を想定し，破損口径の拡大も考慮しているため，感度解析不要
全炉心相当の最も厳しい落下量を想定しているため，感度解析不
要

プール水深

ペデスタルの注水開始条件及び注水流量について，手順書規定に準じた操作を想定

エントレインメント
係数

実験解析を元に，粒子化割合を少ない側に評価する値を使用

溶融炉心ジェット径

破損口径に対応した径を考慮

水による拡がり抑制

拡がりの知見から，全面に拡がることを想定し，均一堆積モデルを使用

溶融炉心の拡がりを抑制した場合を想定し，水張深さ等の個別プ
ラントの状況を踏まえた感度解析等の取扱いを行うことが必要

デブリから水への熱伝達

デブリ上面の性状

粒子状ベッドの熱流束として，現実的な範囲内で保守側の想定をして，大気圧状態で 800 kW/m 2 として圧力依存性を考慮

粒径やポロシティの不確かさを考慮して，下限の熱流束に対して
感度解析を実施

コリウムシールドを介した熱伝達伝熱物性値の
温度依存性

コリウムシールド侵食開始温度における物性値を考慮―

コンクリート種類
玄武岩系コンクリートの侵食の異方性

壁方向と床方向の熱分配

溶融プールが完全な液相の場合の対流熱伝達係数として，床方向クラス
トへ は，壁 方向 クラ スを使用
トへは

床方向と壁方向の侵食の異方性の影響を見るため，CCI-3 実験で確認された熱分配比率を想定した感度解析を実施

溶融炉心の粒子化

別添 2-155
溶融炉心の拡がり※

解析モデルパラメータではない
ため，感度解析不要
エントレインメント係数に不確かさがあるため，解析コードＭＡ
ＡＰの不確かさ範囲内(ＦＡＲＯ
実験解析に基づく)で感度解析を実施
最も大きい径を想定して，粒子化割合を小さくし，水に落下した際のデブリクエンチ量を小さくして厳しい側の扱いをしているため，感度解析不要

ＢＷＲプラント安全審査資料「重大事故等対策の有効性評価に係るシビアアクシデント解析コードについて」

東海第二発電所におけるコリウムシールドを考慮した取扱い

同左

同左

同左

左記の感度解析により，溶融炉心の細粒化割合がコンクリート侵食に与える感度が小さいことを確認しており，溶融炉心の細粒化割合が溶融炉心温度に対する感度は小さいと考えられることから感度解析不要

同左

溶融炉心の拡がりが抑制される場合は，溶融炉心と水の伝熱面積が大きくなり，溶融炉心が冷却される傾向となる。拡がりが抑制されない場合，溶融 炉 心 落 下 時 点 に お け る 溶 融 炉 心 と コ リ ウム シ ー ル ド 接 触 面 温 度 は コ リ
ウムシールドの侵食開始温度を下回っており，また，注水により溶融炉心は継続的に冷却されることから，侵食への影響はなく，感度解析不要【感度解析①】（コンクリートの種類と同じ）
溶融炉心・コンクリート相互作用への影響の観点で，エントレインメント
係数，上面熱流束及び溶融プールからクラストへの熱伝達係数をパラメータとした感度解析を踏まえ，コリウムシールド及びコンクリート侵食量につ い て 支 配 的 な 溶 融 炉 心 か ら プ ー ル 水 へ の熱 流 束 に つ い て の 感 度 解 析 を実施【感度解析②】
コリウムシールドの伝熱物性値には温度依存性があることを踏まえ，コリ
ウムシールド及びコンクリート侵食量への影響を確認する観点で，伝熱物性値についての感度解析を実施【感度解析①】（デブリから水への熱伝達と同じ）
コ ン ク リ ー ト 侵 食 の 異 方 性 に つ い て は 溶 融炉 心 か ら プ ー ル 水 へ の 熱 流 束の感度に比べて影響が小さいことが確認されており，コリウムシールドに
お い て も 侵 食 開 始 温 度 に 到 達 し て い な い こと な ど か ら 同 様 に 影 響 が 小 さ
いと考えられるため，溶融炉心からプールへの熱流束についての感度解析を実施

表 9-2項

解 析 条 件 （ 溶 融 炉 心 上 面 熱 流 束 ） 【 感 度 解 析 ①】目

ベースケース感 度 ケー ス

対 象 シー ケ ン ス

過渡事象時に損傷炉心冷却に失敗し，原子炉圧力容器が破損するシーケンス

溶 融 炉心 か ら 水 プ ー
ル へ の限 界 熱 流 束

800 kW/m ２（圧力依存性あり）

大破断ＬＯＣＡ時に損傷炉
心冷却に失敗し，原子炉圧力容器が破損するシーケンス
800 kW/m ２（一定※１）

ペ デ スタ ル 初 期 水 位

1 m

ペ デ スタ ル 注 水Ｒ Ｐ Ｖ 破 損 7 分 後 か ら 80 m ３ /h

コ リ ウム シ ー ル ド 厚
15 cm
さ
コ リ ウム シ ー ル ド 侵
2,100 ℃ ※ ２
食開始温度
Ｒ Ｐ Ｖ破 損 時 のＭＡＡＰ解析結果に基づく
溶 融 炉心 温 度※１ 侵食の不均一性等の影響を考慮して設定※ ２ Ｚ ｒ Ｏ ２ 耐 熱 材 の 100 mol％ Ｚ ｒ に よ る 侵 食 試 験 結 果 に 基 づ き 設 定 （ 添 付 9-1）

表 9-3

解 析 結 果 （ 溶 融 炉 心 上 面 熱 流 束 ） 【 感 度 解 析 ①】
項目

ベースケース感 度 ケー ス

コリウムシールド侵食量（壁面及び床面）

侵食なし

侵食なし

ペデスタル（ドライウェル部）
コンクリート侵食量（壁面及び床面）

侵食なし

侵食なし

別添 2-156

表 9-4項

解析コードＭＡＡＰ解析条件

機器条件

目

解析条件

最確条件

コリウムシールド耐熱材の種類

ジルコニア耐火材

ジルコニア耐火材

コリウムシールド耐熱材の侵食開始温度

2,100 ℃

2,100 ℃

ペ デ スタ ル （ ド ラ イ ウ ェ ル 部 ）床面積

コリウムシールドを考慮

コリウムシールド
を考慮

表 9-5
項

解 析 条 件 （ 伝 熱 物 性 値 及 び コ リ ウ ム シ ー ル ド 侵 食 ） 【 感度 解 析 ② 】
目ベースケース感 度 ケー ス

対 象 シー ケ ン ス

過渡事象時に損傷炉心冷却に失敗し，原子炉圧力容器が破損するシーケンス

大破断ＬＯＣＡ時に損傷炉
心冷却に失敗し，原子炉圧力容器が破損するシーケンス

コ リ ウム シ ー ル ド 厚
さ

15 cm

11 cm ※ １

コ リ ウム シ ー ル ド
熱伝導率
コ リ ウム シ ー ル ド
比 熱
コ リ ウム シ ー ル ド
侵 食 開始 温 度
ペ デ ス タ ル（ ド ラ イ ウ
ェ ル 部） 床 面 積

※２

※３

※２

※３

2,100 ℃ ※ ４
27.08 m ２

ペ デ スタ ル 初 期 水 位
※１
※２
※３
※４

1 m

溶 融 炉 心 中 の 金 属 酸 化 物 に よ る 侵 食 を 仮 定 し た 厚 さ と し て 設定 （ 添 付 9-3）
ＺｒＯ２耐熱材の侵食開始温度における伝熱物性として設定
ＺｒＯ２耐熱材の常温における伝熱物性として設定
Ｚ ｒ Ｏ ２ 耐 熱 材 の 100 mol％ Ｚ ｒ に よ る 侵 食 試 験 結 果 に 基 づ き 設 定 （ 添 付 9-1）

別添 2-157

表 9-6解 析 結 果 （ 伝 熱 物 性 値 及 び コ リ ウ ム シ ー ル ド 侵 食 ） 【 感度 解 析 ② 】
項目

ベースケース感 度 ケー ス

コリウムシールド侵食量（壁面及び床面）

侵食なし

侵食なし

ペ デ ス タ ル（ ド ラ イ ウ ェ ル 部 ）コンクリート侵食量（壁面及び床面）

侵食なし

侵食なし

※

※
※

※

図 9-1

コリウムシールドに相当する厚さ部分に対してＺｒＯ２の物性値を設定し，コリウムシールドを模擬

解 析 コ ー ド Ｍ Ａ Ａ Ｐ に お け る Ｍ Ｃ Ｃ Ｉ 伝 熱 モ デル

別添 2-158

ＭＣＣＩ現象の影響因子

ＭＣＣＩに至る過程

下部ヘッド破損モード

感度解析パラメータ（下部ヘッド貫通部の最大口径の破損を想定しており感度解析不要）

下部ヘッド破損過程
溶融炉心落下量（全炉心相当を想定しており，
感度解析不要）

溶融炉心の粒子化
溶融炉心ジェット径

溶融物の落下・堆積過程

エントレインメント係数

別添 2-159

プール水深

上面熱流束係数（Fchf）

デブリ上面性状
ＭＣＣＩ進行と注水によるデブリ冷却過程

水への熱伝達溶融炉心の拡がり

溶融炉心の拡がり

コリウムシールド
伝熱物性値の温度依存性

コリウムシールドを介した熱伝達

溶融プール－クラスト間の熱伝達係数

コンクリートへの熱伝達
コンクリート種類（床/壁への熱分配の不確かさ）

図 9-2

コリウムシールドを考慮した場合のＭＣＣＩにおける不確かさに関する流れ図

追加感度解析
パラメータ

3000
コリウムシールド
ペデスタル壁面温度
壁面温度
2500

コリウムシールド
ペデスタル床面温度
床面温度

最 高 温 度 約 1,945℃（ 壁 面 ）
2000
温
度

1500

(℃)
1000

500

0
0

24

48

72

96

120

144

168

事故後の時間(h)

図 9-3

コ リ ウ ム シ ー ル ド 内 表 面 温 度 の 推 移 （ ベ ー ス ケー ス ）3000
コリウムシールド
ペデスタル壁面温度
壁面温度
2500

コリウムシールド
ペデスタル床面温度
床面温度

最 高 温 度 約 1,860℃ （ 床 面 ）

2000
温
度

1500

(℃)
1000

500

0
0

24

48

72

96

120

144

事故後の時間(h)

図 9-4

コ リ ウ ム シ ー ル ド 内 表 面 温 度 の 推 移 （ 感 度 解 析ケ ー ス ）別添 2-160

168

1000
ペデスタル壁面コンクリート温度
ペデスタル床面コンクリート温度

800

600
温
度
(℃)
400

最 高 温 度 約 292℃ （ 壁 面 ）

200

0
0

24

48

72

96

120

144

168

事故後の時間(h)図 9-5

ペ デス タ ル （ ド ラ イ ウ ェ ル 部 ） コ ン ク リ ー ト 表 面 温 度 の 推 移 （ ベ ー ス ケ ー ス ）1000
ペデスタル壁面コンクリート温度

最 高 温 度 約 728℃（ 壁 面 ）800

ペデスタル床面コンクリート温度

600
温
度
(℃)
400

200

0
0

24

48

72

96

120

144

168

事故後の時間(h)図 9-6

ペ デス タ ル （ ド ラ イ ウ ェ ル 部 ） コ ン ク リ ー ト 表 面 温 度 の 推 移 （ 感 度 解 析 ケ ー ス ）別添 2-161

水プールからの除熱によりクラスト増加ク ラ ス ト 厚 さ （ m）

上面クラスト
下面クラスト上面クラストが下面クラストに到達し，溶融炉心全体が固化（上面，下面クラス
ト厚さは平均値として表示される）
コリウムシールドの吸熱によりクラスト増加，コリウムシールドの温度上昇に伴いクラスト厚さは徐々に減少

事 故 後 の 時 間 （ h）

図 9-7
※1

クラスト厚さの推移（上面及び下面※１）

側面クラストはコリウムシールドと接しており下面クラストと同等の挙動を示すと 考 えら れ る こ と か ら ， 代 表 と し て 上 面 及 び 下 面 ク ラ ス ト 厚 さ を 示 す 。

別添 2-162

添 付 9-1
ＺｒＯ２耐熱材の侵食開始温度の設定について

Ｚ ｒ Ｏ ２ 耐 熱 材 の 侵 食 量 評 価 に お い て は ，耐 熱 材 の 侵 食 開 始 温 度 と し て 2,100 ℃ を 設 定している。その設定の考え方を以下に示す。
Ｚ ｒ Ｏ ２ 単 体 で の 融 点 は 約 2,700 ℃ で あ る が ，溶 融 炉 心 に 含 ま れ る Ｚ ｒ 等 の 金 属 と の 化
学 反 応 に よ り ， Ｚ ｒ Ｏ ２ 耐 熱 材 の 侵 食 開 始 温 度 は 2,700 ℃ よ り 低 下 す る 。
こ れ に 対 し て ，化 学 反 応 に よ る 耐 熱 材 の 侵 食 影 響 を 確 認 す る た め ，Ｚ ｒ Ｏ ２ 試 験 片 の 各
種溶融金属への浸透試験が実施されており，溶融金属中のＺｒの割合が大きいほど耐熱材の侵食量が大きくなる傾向が確認されている。
図 1 ※ に ， 極 め て 耐 熱 材 の 侵 食 が 大 き く な る 100 mol％ Ｚ ｒ の 条 件 で 実 施 さ れ た 侵 食 試
験 後 の Ｚ ｒ Ｏ ２ 耐 熱 材 試 験 片 の 断 面 写 真 を 示 す 。試 験 結 果 よ り ，2,150 ℃ 以 上 の 条 件 で は数 分 で 耐 熱 材 試 験 片 が 大 き く 侵 食 さ れ て い る の に 対 し ， 2,100 ℃ で は 30 分 保 持 し た 場 合
でもほとんど侵食されていない。
な お ，本 試 験 は 100 mol％ Ｚ ｒ と い う 極 め て 厳 し い 条 件 で 実 施 さ れて い る が ， 実 機 に おける溶融炉心では，ＵＯ２，ＳＵＳ及び金属－水反応で生成されたＺｒＯ２等が含まれる
た め ， 100 mol％ Ｚ ｒ と い う 条 件 は 考 え 難 く ， Ｚ ｒ Ｏ ２ 耐 熱 材 は 試 験 条 件 よ り 侵 食 さ れ にくくなると考えられる。
以 上 よ り，Ｚ ｒ Ｏ ２ 耐 熱 材 の 侵 食 量 評 価 に お い て は ，極 め て 厳 し い 試 験 条 件 で も 侵 食 量が 僅 か で あ っ た 2,100 ℃ を 侵 食 開 始 温 度 と し て 設 定 し た 。

図1※

試験後の断面写真

本 図 は ，中 部 電 力 (株 )，東 北 電 力 (株 )，東 京 電 力 ホ ー ル デ ィ ン グ ス (株 )，北 陸 電 力 (株 )，中 国 電 力 (株 )，日 本 原 子 力 発 電 (株 )，電 源 開 発 (株 )，(一 財 )エ ネ ル ギ ー 総 合 工 学 研 究 所 ，(株 )東 芝 ，日 立 GE ニ ュ ー ク リ ア・エ ナ ジ ー (株 )が 実 施 し た 共 同 研 究 の 成 果 の 一 部 で あ る 。

別添 2-163添 付 9-2

汎 用 有 限 解 析 コ ー ド に よ る コ リ ウ ム シ ー ル ド 伝 熱 物 性 値 温 度依 存 性 の影響評価について解析コードＭＡＡＰにおけるＭＣＣＩ伝熱モデルでは，固定値の物性を設定することから，不確かさが想定される。このため，伝熱物性値の温度依存性の取扱いが可能な汎用有限解析コードＡＢＡＱＵＳを用いた熱伝導解析により影響を確認する。

1.
(1)

伝熱物性値温度依存性の感度解析
解析条件
解析条件を表 1 に示す。コリウムシールドの伝熱物性は既往の共同研究において確認された値を設定する。また，ＭＡＡＰ解析に基づくコリウムシールド－溶融炉
心接触面温度，ペデスタル雰囲気温度等を境界条件とする。なお，これらの境界条
件は，ＲＰＶが破損し溶融炉心がペデスタルへ落下する事故シーケンスの解析結果を包絡する保守的な温度条件を適用する。

(2)

解析結果
解析結果を表 2 及び図 1 に示す。解析結果が最も厳しいペデスタル（ドライウェ
ル 部 ）壁 面の 温 度 は 約 900 ℃ で あ り ，コ ン ク リ ー ト の 侵 食 開 始 温 度 であ る 約 1,230 ℃
を 下 回 る こ と か ら ，ペ デ ス タ ル（ ド ラ イ ウ ェ ル 部 ）の コ ン ク リ ー トは 侵 食 さ れ な い 。
な お ， Ａ Ｂ Ａ Ｑ Ｕ Ｓ を 用 い た 熱 伝 導 解 析 結 果 は ， 「 9.4 コ リ ウ ム シ ー ル ド の 侵 食及び伝熱物性値の温度依存性を考慮した感度解析」において示した解析コードＭＡ
Ａ Ｐ に よ る 解 析 結 果（ 壁 面 温 度 約 728 ℃ ）を 上 回 っ て い る が ，これ は 大 破 断 Ｌ Ｏ Ｃ
Ａ シ ナ リ オ と し て 溶 融 炉 心 か ら 水 プ ー ル へ の 限 界 熱 流 束 800 kW/m ２（ 一 定 ）を 考 慮 したＭＡＡＰ解析を包絡する温度境界条件を与えたためである。

別添 2-164表1項

解析条件（伝熱物性値温度依存性）

目

解 析 コー ド

温 度 境界 条 件
コリウムシールド
伝 熱 物性 値

設

定

備

汎用有限解析コードＡＢＡＱＵＳ

考－

過渡事象及び大破断ＬＯＣＡシナリオのＭＡＡＰ解析結果を包絡する条件※

既往の共同研究において確認された値「 10. 溶 融 炉 心 に よる熱影響評価について 」 添付 10-1 参 照

大 破 断 Ｌ Ｏ Ｃ Ａ シ ナ リ オ と し て 溶 融 炉 心 か ら 水 プ ー ル へ の 限 界 熱 流 束 800 kW/m ２（ 圧 力 依 存 性 あ り ） 及 び 800 kW/m ２ （ 一 定 ） の 2 ケ ー ス を 考 慮

※

表2
項

解析結果（伝熱物性値温度依存性）

目

解析結果

ペ デ スタ ル
壁面温度

約 900 ℃

備

コンクリート侵食開始温度
約 1,230 ℃

温度（℃）

ペデスタル内壁面

ペデスタル外壁面

Ｒ Ｐ Ｖ 破 損 後 の 時 間 （ h）

図1

ペデスタル壁面の温度変化

別添 2-165考添 付 9-3
既 往 実 験 の 知 見 を 考 慮 し た コ リ ウ ム シ ー ル ド の 侵 食 量 評 価 につ い て解 析 コ ー ド Ｍ Ａ Ａ Ｐ に よ る 侵 食 量 評 価 で は ，溶 融 炉 心 中 の Ｚ ｒ に よ る Ｚ ｒ Ｏ ２ 耐 熱 材 の
還 元 反 応 を 考 慮 し ， 耐 熱 材 侵 食 試 験 結 果 に 基 づ き 侵 食 開 始 温 度 を 保 守 的に 2,100 ℃ と 設定した上で，溶融炉心によるコリウムシールドの侵食が生じないことを確認している。
しかし，溶融炉心中には少量ながらその他の金属酸化物も含まれており，これらの影響に よ っ て Ｚ ｒ Ｏ ２ 耐 熱 材 が 侵 食 さ れ る 可 能 性 も 考 え ら れ る た め ，関 連 す る 既 往 実 験 の 知 見を考慮した場合のコリウムシールドの侵食量について検討する。

1.

ＣＩＴ実験について
模 擬 溶融 炉 心 に よ る Ｚ ｒ Ｏ ２ 耐 熱 材 の 侵 食 挙 動 に 係 る 実 験 と し て ，欧 州 委 員 会 の プ ロ
ジ ェ ク ト と し て 実 施 さ れ た Ｃ Ｉ Ｔ 実 験 [1][2] が あ る 。
Ｃ Ｉ Ｔ実 験 で は ，図 1 に 示 す よ う な 試 験 装 置 に よ っ て ，模 擬 溶 融 炉 心 と Ｚ ｒ Ｏ ２ 耐 熱材 を 最 長 10 時 間 程 度 接 触 さ せ ， 模 擬 溶 融 炉 心 の 表 面 温 度 （ Ｚ ｒ Ｏ ２ 耐 熱 材 と の 界 面 温度 ） と 侵 食 深 さ の 推 移 が 測 定 さ れ た 。 そ の う ち ， CIT-9 及 び CIT-11 で は 実 機 の 条 件 に近い組成のＺｒＯ２耐熱材が用いられている。
CIT-9 に お け る 入 力 エ ネ ル ギ 及 び 模 擬 溶 融 炉 心 表 面 温 度 と Ｚ ｒ Ｏ ２ 耐 熱 材 の 侵 食 深 さの 推 移 を 図 2 及 び 図 3 に 示 す 。耐 熱 材 の 最 終 的 な 侵 食 深 さ は 22.5 mm，最 大 の 侵 食 速 度
は 0.18 mm/min と 報 告 さ れ て い る 。 実 験 に お い て ， 模 擬 溶 融 炉 心 は 誘 導 加 熱 に よ り
2,080 ℃ か ら 2,474 ℃ ま で 段 階 的 に 昇 温 さ れ た が ， 出 力 を 一 定 に 維持 し 模 擬 溶 融 炉 心の昇温を停止すると，耐熱材の侵食は一定の深さまで進んだ後に停止する挙動が確認されている。
ま た ， CIT-11 に お け る 模 擬 溶 融 炉 心 表 面 温 度 と Ｚ ｒ Ｏ ２ 耐 熱 材 の 侵 食 深 さ の 推 移 を
図 4 に 示 す 。 最 終 的 な 侵 食 深 さ は 39.5 mm， 最 大 の 侵 食 速 度 は 0.28 mm/min と 報 告 さ れて お り ，CIT-9 と 同 様 に 出 力 を 一 定 に 維 持 す る と 侵 食 が 停 止 す る 挙 動が 確 認 さ れ て い る 。

別添 2-166

図1

図2

ＣＩＴ実験装置

CIT-9 に お け る 入 力 エ ネ ル ギ

別添 2-167

(2474℃ )(2395℃ )(2238℃ )(2080℃ )( )内 ： 各 stage に お け る
模擬溶融炉心表面温度2.

図3

CIT-9 に お け る 模 擬 溶 融 炉 心 表 面 温 度 と 耐 熱 材 侵 食 深さ の 推 移

図4

CIT-11 に お け る 模 擬 溶 融 炉 心 表 面 温 度 と 耐 熱 材 侵 食 深さ の 推 移実験条件と実機条件の比較
CIT-9 及 び CIT-11 実 験 に て 用 い ら れ た Ｚ ｒ Ｏ ２ 耐 熱 材 の 組 成 を 表 1 に 示 す 。 主 成 分
で あ る Ｚ ｒ Ｏ ２ の 純 度 は 94.7 wt％ で あ り ， 東 海 第 二 発 電 所 に お い て コ リ ウ ム シ ー ル ドと し て 用 い る Ｚ ｒ Ｏ ２ 耐 熱 材 と 同 等 で あ る こ と か ら ，耐 熱 材 の 特 性 は 実 験 条 件 と 実 機 条件で大きな差はないと考えられる。
次 に ，CIT-9 及 び CIT-11 実 験 に お け る 模 擬 溶 融 炉 心 の 組 成 を 表 2 に 示 す 。 実 験 で 用
い ら れ た模 擬 溶 融 炉 心 は ， 酸 化 鉄 （ Ｆ ｅ Ｏ や Ｆ ｅ ３ Ｏ ４ ） の 割 合 が 大き く ， Ｃ Ｉ Ｔ 実 験に お い て は ，酸 化 鉄 成 分 を 多 く 含 ん だ 模 擬 溶 融 炉 心 中 へ Ｚ ｒ Ｏ ２ が溶 出 す る こ と に よ り ，
耐熱材が侵食されたものと考えられる。
一 方 ，実 機 で の 溶 融 炉 心 中 に 含 ま れ る 酸 化 鉄 の 割 合 は 3 ％ 程 度 ※ １ と 想 定 さ れ ，溶 融
炉 心 に 混 入 し 得 る ペ デ ス タ ル 内 構 造 物 4 m ３ を 全 量 酸 化 鉄 ※ ２ と し て 加え た 場 合 で も 酸 化
鉄 割 合 は 約 13 ％ と な る こ と か ら ，Ｃ Ｉ Ｔ 実 験 の 条 件 は ，と も に 実 機 条 件 に 比 べ て 溶 融
別添 2-168

炉 心 中 の 酸 化 鉄 成 分 に よ る 耐 熱 材 侵 食 が 生 じ や す い 条 件 と 考 え ら れる 。
※１

原子炉圧力容器破損時点での溶融炉心中の酸化鉄割合（ＭＡＡＰ解析結果より）※２

ペ デ ス タ ル 内 構 造 物 は 主 に Ｓ Ｕ Ｓ 材 で あ り 鉄 以 外 の 物 質 も 含 ま れ る 。ま た ，
含有する鉄が全て酸化することは考え難いが，ここでは保守的に全量を酸化鉄として計算

表1

表2

CIT-9 及 び CIT-11 実 験 に お け る Ｚ ｒ Ｏ ２ 耐 熱 材組 成
割 合 wt％

ＳｉＯ２

1.4

ＣａＯ

0.2

ＭｇＯ

2.5

Ｆｅ２Ｏ３

0.2

Ａｌ２Ｏ３

0.8

ＴｉＯ２

0.2

ＺｒＯ２

94.7

CIT-9 及 び CIT-11 実 験 に お け る 模 擬 溶 融 炉 心 組 成組 成 wt％

3.

成分

CIT-9

CIT-1149.1 Ｕ Ｏ ２
20.4 Ｚ ｒ Ｏ ２
30.5 Ｆ ｅ Ｏ

19.0 Ｚ ｒＯ ２
81.0 Ｆ ｅ ３ Ｏ ４（共晶組成）

実機における溶融炉心中の金属酸化物によるＺｒＯ２耐熱材の侵食
CIT-9 及 び CIT-11 実 験 は ， と も に 実 機 の 酸 化 鉄 の 割 合 を 大 き く 上 回 っ て い る が ， こ
こ で は 実 機 の 酸 化 鉄 の 割 合 に よ り 近 い CIT-9 実 験 に 基 づ き ， 溶 融 炉心 中 の 金 属 酸 化 物
によるＺｒＯ２耐熱材の侵食量について考察する。
実機のＭＡＡＰ解析結果によれば，溶融炉心とコリウムシールドの接触面の最高温
度 は 約 2,000 ℃ と な っ て い る 。CIT-9 実 験 で は ，こ れ を 上 回 る 2,080 ℃ に お い て 約 4 mmの侵食が見られているが，その侵食量は時間とともに増加する傾向にはない結果となっている。ただし，この挙動は実験容器が外部から冷却されていたことに起因すること が 示 唆 さ れ て お り ， 外 部 冷 却 が な い 場 合 に は 侵 食 が 継 続 的 に 生 じる 可 能 性 が あ る 。
仮に実機において溶融炉心中の金属酸化物による侵食が継続的に生じる可能性を考慮 し ，Ｒ Ｐ Ｖ 破 損 時 点 か ら 溶 融 炉 心 と コ リ ウ ム シ ー ル ド の 接 触 面 温度 が 1,800 ℃ ※ ３ を
下 回 る ま で の 約 3 時 間 ，CIT-9 実 験 で 確 認 さ れ た 最 大 侵 食 速 度 で ある 0.18 mm/min で 侵
食 が 進 ん だ と 仮 定 し た 場 合 で も ， 侵 食 量 は 約 33 mm と な る 。
別添 2-169

※３

溶融炉心中の酸化鉄による侵食がより生じやすい条件と考えられる
CIT-11 実 験 に て ， Ｚ ｒ Ｏ ２ 耐 熱 材 の 侵 食 が 開 始 し て い る 温 度 （ 図 4）

したがって，万一溶融炉心中の酸化鉄が局所的に存在し耐熱材が侵食されたとしても ， 侵 食 量 は コ リ ウ ム シ ー ル ド 厚 さ 15 cm を 十 分 下 回 る 。
な お ，コ リ ウ ム シ ー ル ド の Ｚ ｒ Ｏ ２ 耐 熱 材 ブ ロ ッ ク 間 や ア ン カ ボ ルト 周 囲 の 隙 間 に は ，耐熱材ブロックと同成分の不定形耐火物とモルタルバインダ（主成分：ケイ酸ナトリ
ウ ム ）を 混錬 し た モ ル タ ル を 目 地 材 と し て 用 い る（ 図 5）。こ の モル タ ル は ，耐 熱 材 ブ
ロ ッ ク と 同 等 の Ｚ ｒ Ｏ ２ 含 有 率 を 有 す る も の を 用 い る と と も に ，常温 で 固 化 し ，固 化 後は 周 囲 の Ｚ ｒ Ｏ ２ 耐 熱 材 と 結 合 し て 耐 熱 材 ブ ロ ッ ク と 同 等 の 性 能 を発 揮 す る た め ，溶 融炉心による選択的な侵食は生じない。また，仮にモルタルの溶融を想定する場合におい て も ，モ ル タ ル の 大 半 を 占 め る Ｚ ｒ Ｏ ２ は 溶 融 せ ず ，モ ル タ ル バイ ン ダ の み が 溶 融 すると考えられるため，耐火材ブロックに生じる間隙は極めて僅かであること，及びコリウムシールドへの伝熱によって溶融炉心は表面がクラスト化し流動性が低下することから，耐火材ブロックに生じる間隙へ選択的に侵入するとは考え難く，コリウムシールドの健全性に影響を与えることはないと考える。
ま た ，Ｍ Ａ Ａ Ｐ 解 析 結 果 に お け る 原 子 炉 圧 力 容 器 破 損 時 の 溶 融 炉 心 温 度 は 2,100 ℃
か ら 2,200 ℃ 程 度 と な っ て い る が ，ド ラ イ 条 件 に て 2,450 ℃ 以 上 の模 擬 溶 融 炉 心 を 落
下 さ せ た 試 験 で も ，耐 熱 材 の 顕 著 な 侵 食 や 割 れ は 確 認 さ れ て お ら ず，ま た ，Ｚ ｒ Ｏ ２ の
融 点 は 約 2,700 ℃ ※ ４ と 十 分 高 い こ と か ら ，溶 融 炉 心 落 下 時 の 熱 衝 撃 や ジ ェ ッ ト イ ン ピ
ン ジ メ ン ト に よ り コ リ ウ ム シ ー ル ド の 健 全 性 が 失 わ れ る こ と は な い。
※４

Ｚ ｒ Ｏ ２ 耐 熱 材 の 侵 食 開 始 温 度 2,100 ℃ は ， 溶 融 炉 心 と 耐熱 材 が 接 触 し 続
け た 際 の 化 学 反 応 を 考 慮 し 設 定 し て い る （ 添 付 9-1） 。 一 方 ， ジ ェ ッ ト イ
ンピンジメントは，化学反応ではなく溶融炉心落下時の短時間での熱移送に付随し生じるものであるため，ＺｒＯ２の融点との比較を行っており，
水 プ ー ル 中 に 溶 融 炉 心 が 落 下 す る こ と か ら 影 響 は な い と考 え る 。

別添 2-170

＜側 面図 ＞＜正 面図 ＞

図5

コリウムシールド設置構造概念図

参考文献[1] D.Lopukh et al.， “ New Experimental Results On The Interaction Of Molten Corium
With Core Catcher Material” ， ICONE-8179， (2000)．
[2] J.M.Seiler，K.Froment，“ Material Effects On Multiphase Phenomena In Late Phases
Of Severe Accidents Of Nuclear Reactors” ， Multiphase Science and technology，
Vol.12， No.2， pp.117-257， (2000)．

別添 2-17110.

溶 融 炉 心に よ る 熱 影 響 評 価 に つ い て

10.1

評 価 目的東海第二発電所におけるペデスタル構造の特徴を踏まえた対策として，溶融炉

心・コンクリート相互作用によるペデスタルへの影響抑制のためのコリウムシールドを設置するとともに，ＲＰＶから落下したデブリの冠水及び溶融燃料－冷却材相
互 作 用 に よ る 影 響 抑 制 の 観 点 か ら Ｒ Ｐ Ｖ 破 損 時 の ペ デ ス タ ル 内 水 位を 1 m に 維 持 す
る対策，さらに，床スラブ内の排水流路をスリット形状としてデブリを凝固させる対策を講じることとしている。
これら東海第二発電所の特徴を踏まえた対策を考慮した上で，ＲＰＶ破損時にペデスタルへ落下したデブリからの熱影響によってペデスタルに要求されるＲＰＶ支
持機能及びデブリ保持機能が損なわれないことを評価する。

10.2

評 価 方針ＲＰＶ破損後にデブリからの伝熱によって高温となる鉄筋コンクリートの物性変化を考慮した上で，ＲＰＶ支持機能及びデブリ保持機能の維持に必要な構造強度が保持されることを評価する。

10.3

評 価 方法(1)

荷重条件
構造強度の評価に当たり，ＲＰＶ支持機能の評価ではＲＰＶ，遮へい壁等の自重（以下「ＲＰＶ等の自重」という。）を考慮する。また，デブリ保持機能の評
価では，デブリ，コリウムシールド，床スラブ躯体等の自重（以下「デブリ等の
自 重 」と い う 。 ） を 考 慮 す る 。

(2)

評価部位及び項目a.

側壁（ＲＰＶ支持機能）
ＲＰＶ等の自重により，側壁コンクリートには圧縮軸力が作用し，側壁基部コン ク リー ト に は 面 外 方 向 の せ ん 断 力 が 作 用 す る 。
このため，高温によるコンクリート圧縮強度の低下を考慮した等価壁厚を評価し，ＲＰＶ等の自重による圧縮軸力及び面外せん断に対して必要な壁厚と比較する。

b.

床スラブ（デブリ保持機能）
デブリ等の自重により，床スラブのコンクリートには面外せん断力が作用し，鉄 筋 には 曲 げ 応 力 が 作 用 す る 。
このため，高温によるコンクリートの圧縮強度の低下を考慮した等価板厚を評
価し，デブリ等の自重によるせん断力に対して必要な板厚と比較する。また，高別添 2-172

温による鉄筋の強度低下を考慮した等価鉄筋量を評価し，デブリ等の自重による曲 げ 応力 に 対 し て 必 要 な 鉄 筋 量 と 比 較 す る 。

(3)

温度条件
添 付 10-1 に ペ デ ス タ ル の 温 度 評 価 を 示 す 。デ ブ リ か ら の 伝 熱 に よ る ペ デ ス タ ルの側壁及び床スラブの温度は，ＭＡＡＰコードによる解析結果に基づき，汎用有限 解 析コ ー ド Ａ Ｂ Ａ Ｑ Ｕ Ｓ に よ る 熱 伝 導 解 析 に て 評 価 す る 。

(4)

判断基準
炉 心 損 傷 防 止 に 失 敗 し ，重 大 事 故 時 を 想 定 す る 防 護 レ ベ ルに お い て ，格 納 容 器の 健 全性 維 持 に 必 要 な 安 全 機 能 が 維 持 さ れ る こ と を 確 認 す る 観 点 よ り ，判 断 基 準は 終 局限 界 状 態 に 至 ら な い こ と と す る 。具 体 的 に は ，側 壁 コ ン ク リ ー ト の 必 要 壁
厚，床スラブコンクリートの必要板厚，床スラブの必要鉄筋量の算定において，終 局 強度 又 は 短 期 許 容 応 力 度 を 適 用 す る 。 添 付 10-2 に Ｒ Ｐ Ｖ支 持 に 必 要 な 側 壁
コ ン クリ ー ト 厚 さ 評 価 を ， 添 付 10-3 に デ ブ リ 保 持 に 必 要 な 床 ス ラ ブ コ ン ク リ ー
ト 厚 さ評 価 を ， 添 付 10-4 に デ ブ リ 保 持 に 必 要 な 床 ス ラ ブ 鉄 筋 量 評 価 を 示 す 。

10.4

評 価 結果以下にＲＰＶ支持機能及びデブリ保持機能に対する評価結果を示す。評価結果はいずれも判断基準を満足し，デブリからの熱影響によってもペデスタルに要求される機能は損なわれることはない。

(1)

側壁（ＲＰＶ支持機能）a.

コンクリートに対する圧縮軸力
添 付 10-5 に 熱 影 響 を 考 慮 し た 側 壁 コ ン ク リ ー ト の 構 造 評 価 を 示 す 。 側 壁 コ ン ク
リ ー トの 等 価 壁 厚 は 約 1,229 mm で あ り ,Ｒ Ｐ Ｖ 等 の 自 重 に よ っ て コ ン ク リ ー ト に
作 用 する 圧 縮 軸 力 に 対 し て 必 要 な 壁 厚 133 mm（ 添 付 10-2） を 上回 る 。

b.

基部コンクリートに対する面外せん断力
添 付 10-5 に 示 し た と お り ，側 壁 コ ン ク リ ー ト の 等 価 壁 厚 は 約 1,276 mm で あ り ，ＲＰＶ等の自重によって基部コンクリートに作用する面外せん断力に対して必要な 壁 厚 192 mm（ 添 付 10-2） を 上 回 る 。

(2)

床スラブ（デブリ保持機能）a.

コンクリートに対する面外せん断力
添 付 10-6 に 熱 影 響 を 考 慮 し た 床 ス ラ ブ の コ ン ク リ ー ト 及 び 鉄 筋 の 評 価 を 示 す 。
床 ス ラブ コ ン ク リ ー ト の 等 価 板 厚 は 約 629 mm で あ り ， デ ブ リ 等 の 自 重 に よ っ て コ
別添 2-173

ン ク リー ト に 作 用 す る 面 外 せ ん 断 力 に 対 し て 必 要 な 板 厚（ 添 付 10-3） を 上回る。
b.

鉄筋に対する曲げ応力
添 付 10-6 に 示 し た と お り ， 床 ス ラ ブ の 鉄 筋 コ ン ク リ ー ト 部 の 幅 1 m 当 た り の 等
価 鉄 筋量 はに 対 して 必 要 な 鉄 筋 量10.5

で あ り ,デ ブ リ 等 の 自 重 に よ っ て 鉄 筋 に 作 用 す る 曲 げ 応 力（ 添 付 10-4） を 上 回 る 。

まとめ
東海第二発電所におけるペデスタル構造の特徴を踏まえた対策による影響を考慮

し ， デ ブ リ か ら の 熱 影 響 に 対 す る ペ デ ス タ ル の 構 造 健 全 性 を 評 価 した 。
その結果，高温による鉄筋コンクリートの物性変化を考慮しても，ペデスタルに
要 求 さ れ る Ｒ Ｐ Ｖ 支 持 機 能 及 び デ ブ リ 保 持 機 能 が 損 な わ れ な い こ とを 確 認 し た 。

別添 2-174添 付 10-1
デブリからの伝熱によるペデスタルの温度評価

1.

概要
ＭＡＡＰコードによる解析結果に基づき，汎用有限解析コードＡＢＡＱＵＳを用いた熱伝導解析により，デブリからの伝熱によるペデスタルの側壁及び床スラブの温度を評価する。

2.

汎用有限解析コードＡＢＡＱＵＳによるペデスタル熱伝導解析(1)

評 価モ デ ル
図 1 に熱伝導解析モデルを示す。デブリからの熱影響による側壁及び床スラブの温度は，２次元体系有限要素法解析により評価する。本評価では，解析体系を縦横のメッシュで区切り，以下に示す２次元体系での非定常熱伝導の支配方程式に基づ
き ， 各部 の 温 度 変 化 を 計 算 し て い る 。

=

+

+

こ こ で， T：温 度 ， ρ：密 度 ， c：比 熱 ， k x , k y： x 方 向 及 び y 方 向 の 熱 伝 導 率 ， Q ：物 体 の内 部 発 熱 量 で あ る 。

(2)

評 価条 件
表 1 にＡＢＡＱＵＳコードによる熱伝導解析の解析条件を示す。解析条件は，ＲＰＶが破損しデブリがペデスタルへ落下する事故シーケンスに対するＭＡＡＰコー
ド の 解析 結 果 を 参 照 ※ し ， こ れ を 包 絡 す る 条 件 を 設 定 し て い る 。
※

参 照 す る Ｍ Ａ Ａ Ｐ 解 析 結 果 は ，有 効 性 評 価 上 の ベ ー ス ケー ス を 含 む 以 下 を考慮
・ 起 因 事 象 ： 過 渡 事 象 ， デ ブ リ か ら 水 プ ー ル へ の 限 界 熱流 束 ：800 kW/m ２ （ 圧 力 依 存 性 あ り ） （ ベ ー ス ケ ー ス ）・ 起 因 事 象 ： Ｌ Ｏ Ｃ Ａ ， デ ブ リ か ら 水 プ ー ル へ の 限 界 熱流 束 ：800 kW/m ２ （ 圧 力 依 存 性 あ り ）・ 起 因 事 象 ： Ｌ Ｏ Ｃ Ａ ， デ ブ リ か ら 水 プ ー ル へ の 限 界 熱流 束 ：800 kW/m ２ （ 一 定 ）(3)

評 価結 果図 7 にペ デ ス タ ル 温 度 の 評 価 点 の 位 置 を 示 す 。 ま た ， 図 8 に 横 ス リ ッ ト 部 の 温 度
変 化 を示 す 。 横 ス リ ッ ト 部 の 最 高 温 度 は 約 798 ℃ で あ り ， ス リ ッ ト 内 で 凝 固 し た デ
ブ リ は再 溶 融 す る 温 度 に 至 ら な い 。
別添 2-175ま た ，図 9 に 側 壁 の 温 度 変 化 を ，図 10 に 床 ス ラ ブ 鉄 筋 コ ン ク リ ー ト 部 の 温 度 変 化
を そ れぞ れ 示 す 。 ペ デ ス タ ル 側 壁 の 最 高 温 度 は 内 表 面 で 約 900 ℃ ，床 ス ラ ブ 鉄 筋 コ
ン ク リー ト 部 の 最 高 温 度 は 上 端 部 で 約 475 ℃ と な っ て い る 。

表1

ＡＢＡＱＵＳコードによる熱伝導解析条件

項目

条件

備考

デ ブ リ 密 度 （ kg/m ３ ）デ ブ リ 熱 伝 導 率 （ W/mK）

ＭＡＡＰ計算結果（ＲＰＶ破損時のデ ブ リ 比 熱 （ J/kgK）値）を包絡する値

デ ブ リ 溶 融 潜 熱 （ J/kg）
ＭＡＡＰ計算結果
デ ブ リ 内 部 発 熱 密 度 （ W/m ３ ）（ 図 2）（保守的にスクラム後 3 時間からの崩壊熱を使用。希ガス・揮発性ＦＰに よ る 減 衰 （ 30 ％ ） を 考 慮 ）３

Ｓ Ｕ Ｓ 密 度 （ kg/m ）Ｓ Ｕ Ｓ 熱 伝 導 率 （ W/mK）（ 表 2）

伝熱工学資料改訂第５版より

Ｓ Ｕ Ｓ 比 熱 （ J/kgK）
コ ン ク リ ー ト 密 度 （ kg/m ３ ）2,345

鉄筋コンクリート構造計算規準・同解 説 （ 2010） よ り

コ ン ク リ ー ト 熱 伝 導 率 （ W/mK）（ 表 3）

Ｅｕｒｏｃｏｄｅより（ 表 4）

試験結果※に基づき設定

コ ン ク リ ー ト 比 熱 （ J/kgK）
ジ ル コ ニ ア 耐 火 材 密 度 （ kg/m ３ ）ジ ル コ ニ ア 耐 火 材 熱 伝 導 率 （ W/mK）
ジ ル コ ニ ア 耐 火 材 比 熱 （ J/kgK）
ＭＡＡＰ計算結果におけるＲＰＶ破スリット内デブリ初期温度（℃）

損時のデブリ平均温度に対し，保守的に液相線温度を設定
ＭＡＡＰ解析結果におけるＲＰＶ破構造材初期温度（℃）

117

損時点でのペデスタル構造部の最高温度

ペデスタル雰囲気温度（℃）（ 図 3）

ドライウェル雰囲気温度（℃）（ 図 4）

サプレッション・チェンバ雰囲気温度（℃）

ＭＡＡＰ計算結果を包絡する温度変（ 図 5）

デブリ－ジルコニア耐火材接触面化を設定（ 図 6）
温度（℃）※ 本 試 験 は ，中 部 電 力 (株 )，東 北 電 力 (株 )，東 京 電 力 ホ ー ル デ ィ ン グ ス (株 )，北 陸 電 力 (株 )，中 国 電 力 (株 )，日 本 原 子 力 発 電 (株 )，電 源 開 発 (株 )，(一 財 )エ ネ ル ギ ー 総 合 工 学 研 究 所 ，(株 )東 芝 ，日 立 GE ニ ュ ー ク リ ア・エ ナ ジ ー (株 )が 実 施 し た 共 同 研 究 の 成 果 の 一 部 で あ る 。

別添 2-176

表2

ＳＵＳ材物性値

温 度 （ K）

密 度 （ kg/m ３ ）熱 伝 導 率 （ W/mK）

比 熱 （ J/kgK）

300

7,920

16.0

499

400

7,890

16.5

511

600

7,810

19.0

556

800

7,730

22.5

620

1,000

7,640

25.7

644

表3

コンクリート物性値

温度

熱伝導率

比熱

温度

熱伝導率

比熱

（℃）

（ W/mK）（ J/kgK）（℃）（ W/mK）（ J/kgK）

20

1.951

901.1

650

0.859

1,111.7

50

1.880

917.3

675

0.833

1,114.4

75

1.822

930.2

700

0.809

1,116.8

100

1.766

942.8

725

0.785

1,118.7

125

1.710

954.9

750

0.764

1,120.3

150

1.656

966.7

775

0.743

1,121.3

175

1.604

977.9

800

0.724

1,122.0

200

1.553

988.8

825

0.706

1,122.2

225

1.503

999.2

850

0.690

1,122.1

250

1.454

1,009.3

875

0.675

1,121.4

275

1.407

1,018.8

900

0.661

1,120.4

300

1.361

1,028.0

925

0.648

1,118.9

325

1.316

1,036.7

950

0.637

1,117.1

350

1.273

1,045.1

975

0.627

1,114.7

375

1.231

1,052.9

1,000

0.619

1,112.0

400

1.191

1,060.4

1,025

0.612

1,108.8

425

1.152

1,067.4

1,050

0.606

1,105.3

450

1.114

1,074.1

1,075

0.602

1,101.2

475

1.077

1,080.2

1,100

0.599

1,096.8

500

1.042

1,086.0

1,125

0.597

1,091.9

525

1.008

1,091.3

1,150

0.596

1,086.7

550

0.976

1,096.3

1,175

0.597

1,080.9

575

0.944

1,100.7

1,200

0.600

1,074.8

600

0.915

1,104.8

1,225

0.600

1,068.2

625

0.886

1,108.4

1,250

0.600

1,061.3

別添 2-177

表4
温度（℃）

※

ジルコニア耐火材の物性値

密 度 （ kg/m ３ ）熱 伝 導 率 （ W/mK）

比 熱 （ J/kgK）

本 数 値 は ，中 部 電 力 (株 )，東 北 電 力 (株 )，東 京 電 力 ホ ー ル デ ィ ン グ ス (株 )，北 陸 電 力 (株 )，中 国 電 力 (株 )，日 本 原 子 力 発 電 (株 )，電 源 開 発 (株 )，(一 財 )エ ネ ル ギ ー 総 合 工 学 研 究 所 ，(株 )東 芝 ，日 立 GE ニ ュ ー ク リ ア・エ ナ ジ ー (株 )が 実 施 し た 共 同 研 究 の 成 果 の 一 部 で あ る 。

別添 2-178

冷却水
14.5cmデブリ
縦スリット

ジルコニア耐火材

14.5cm横スリット(a) 全 体 概 要 図

ペデスタル床面

ＳＵＳ材(b) ス リ ッ ト 部 拡 大 図

図1

図2

熱伝導解析モデル

デブリ内部発熱密度条件

別添 2-179

雰囲気温度（℃）

過 渡 事 象 800kW/m２ （ 圧 力 依 存 性 あ り ）Ｌ Ｏ Ｃ Ａ 800kW/m２ （ 圧 力 依 存 性 あ り ）Ｌ Ｏ Ｃ Ａ 800kW/m２ （ 一 定 ）包絡温度（ＡＢＡＱＵＳ入力）

Ｒ Ｐ Ｖ 破 損 後 の 時 間 （ h）

図3

ペデスタル雰囲気温度条件

雰囲気温度（℃）

過 渡 事 象 8 0 0 k W/ m ２ （ 圧 力 依 存 性 あ り ）Ｌ Ｏ Ｃ Ａ 8 0 0 k W /m ２ （ 圧 力 依 存 性 あ り ）Ｌ Ｏ Ｃ Ａ 8 0 0 k W /m ２ （ 一 定 ）包絡温度（ＡＢＡＱＵＳ入力）

Ｒ Ｐ Ｖ 破 損 後 の 時 間 （ h）

図4

ドライウェル雰囲気温度条件

別添 2-180

雰囲気温度（℃）

過 渡 事 象 8 0 0 k W/ m ２ （ 圧 力 依 存 性 あ り ）Ｌ Ｏ Ｃ Ａ 8 0 0 k W /m ２ （ 圧 力 依 存 性 あ り ）Ｌ Ｏ Ｃ Ａ 8 0 0 k W /m ２ （ 一 定 ）包絡温度（ＡＢＡＱＵＳ入力）

Ｒ Ｐ Ｖ 破 損 後 の 時 間 （ h）

図5

サプレッション・チェンバ雰囲気温度条件

接触面温度（℃）

過 渡 事 象 800kW/m２ （ 圧 力 依 存 性 あ り ） 床 面
Ｌ Ｏ Ｃ Ａ 800kW/m２ （ 圧 力 依 存 性 あ り ） 床 面
Ｌ Ｏ Ｃ Ａ 800kW/m２ （ 一 定 ） 床 面
過 渡 事 象 800kW/m２ （ 圧 力 依 存 性 あ り ） 壁 面
Ｌ Ｏ Ｃ Ａ 800kW/m２ （ 圧 力 依 存 性 あ り ） 壁 面
Ｌ Ｏ Ｃ Ａ 800kW/m２ （ 一 定 ） 壁 面
包絡温度（ＡＢＡＱＵＳ入力）

Ｒ Ｐ Ｖ 破 損 後 の 時 間 （ h）

図6

デブリ－ジルコニア耐火材接触面温度条件

別添 2-181

ペデスタル側壁

縦スリット直下位置
ペデスタル中心位置
床スラブ
鉄筋コンクリート部

ペデスタル温度評価位置

温度（℃）

図7

ペデスタル中心位置
縦スリット直下位置

Ｒ Ｐ Ｖ 破 損 後 の 時 間 （ h）

図8

横スリット部の温度変化

別添 2-182

温度（℃）

ペデスタル内壁面

ペデスタル外壁面

Ｒ Ｐ Ｖ 破 損 後 の 時 間 （ h）

図9

ペデスタル側壁の温度変化

温度（℃）

床スラブ鉄筋コンク
リート部 上端

床スラブ鉄筋コンク
リート部 下端Ｒ Ｐ Ｖ 破 損 後 の 時 間 （ h）

図 10

床スラブ鉄筋コンクリート部の温度変化

別添 2-183

添 付 10-2
ＲＰＶ支持に必要な側壁コンクリート厚さ評価

1.

概要
格 納 容器 内 の ペ デ ス タ ル 等 配 置 図 を 図 1 に 示 す 。 ペ デ ス タ ル は ， 原 子 炉 圧 力 容 器 ，遮へい壁等を支持する構造物である。ＲＰＶが破損しデブリがペデスタルに落下した
場合でも，コンクリートの侵食は生じない評価結果となっているが，ペデスタル側壁部のコンクリートが侵食する可能性を考慮し，これら構造物を支持するために必要とな る ペ デ ス タ ル 側 壁 部 の 壁 厚 （ 以 下 「 必 要 壁 厚 」 と い う 。） を 算 定す る 。

原子炉圧力容器
遮へい壁

ペデスタル

図1

2.
2.1

格納容器内ペデスタル等配置図

ペデスタル側壁部に生じる荷重算定
荷重の算定方針
必要壁厚の算定のために必要となるペデスタル側壁部の荷重は，今回工認におけるペデスタルの構造健全性評価に用いる解析モデルを適用し，ペデスタルにて支持される構造物の重量を考慮した解析により算定する。

2.2

解析方法
解析モデル図を図 2 に，解析条件等の概要について表 1 に示す。解析モデルは，
ペ デ ス タ ル 構 造 を シ ェ ル 要 素 に て ３ 次 元 的 に モ デ ル 化 し た も の を 用い る 。
ペデスタルは，ＲＰＶ及び遮へい壁等を支持する構造物であるため，解析における各構造物の重量の模擬については，ペデスタル上面に等分布荷重として負荷させる。また，ＭＣＣＩに至る過程を踏まえれば，ＲＰＶ内の燃料集合体等はデブリ化
別添 2-184

し，ペデスタル床面上に落下していることになるが，ペデスタル側壁コンクリートの必要壁厚を保守的に算定するために，ＲＰＶ内に燃料集合体が残存することを前提に評価した。

図2

ペデスタル３次元ＦＥＭモデル図

表1
項

解析条件等の概要

目

解析モデル

内

容

・３次元ＦＥＭモデル
・シェル要素解析コード・ＮＡＳＴＲＡＮ

重量模擬

・原子炉圧力容器

955×10 ３ kg

（圧力容器内構造物を含む）
・遮へい壁

656×10 ３ kg

コンクリートの材

・設計基準強度

22 N/mm ２

料物性等

・ヤング係数

2.2×10 ４ N/mm ２・せん断弾性係数
・単位体積重量
30.918×10 ４ N/mm ２
23 kN/m ３

必 要 壁 厚 の算 定
3.1

解析結果
必要壁厚の算定に用いる荷重は，構造物の重量によるペデスタル鉛直方向に発生する荷重（圧縮軸力）に加えて，側壁コンクリートの壁厚変化に伴う構造不連続形状部に発生する面外せん断力についても考慮する。
構造物の重量を付加させた解析結果として，ＭＣＣＩによる侵食が想定されるペ

別添 2-185

デスタル側壁部における圧縮軸力及び面外せん断力を表 2 に示す。

表2
部

ペデスタル側壁部に生じる荷重

位

圧縮軸力

面 外 せん 断 力（ kN/m）（ kN/m）

1,940

178

ＭＣＣＩによる
侵食想定部位

3.2

コンクリートの応力度
必要壁厚の算定に当たっては，鉄筋コンクリート構造計算規準・同解説（（社）
日 本 建 築 学 会 ， 1999） （ 以 下 「 Ｒ Ｃ 規 準 」 と い う 。 ） に 規 定 さ れ てい る コ ン ク リ ー
ト の 短 期 許 容 応 力 度 を 用 い た 。 表 3 に 必 要 壁 厚 算 定 に 用 い た 許 容 応力 度 を 示 す 。

表3※

必要壁厚算定に用いた許容応力度（短期）圧 縮 （ N/mm ２ ）せ ん 断 （ N/mm ２ ）

14.6

1.06

ＲＣ規準許容応力度（短期）・ 圧 縮 ： 2／ 3Ｆ ｃ・ せ ん 断 ： 1／ 30Ｆ ｃ か つ (0.49+1/100×Ｆ ｃ )以 下 の 1.5 倍3.3

必要壁厚の算定結果
側壁コンクリートに生じる荷重，短期許容応力度から必要壁厚を圧縮軸力及び面
外せん断力に対して算定した。

(1)

圧縮軸力による評価
側壁コンクリートに生じる圧縮軸力と短期許容応力度が等しくなるときの壁厚を必要壁厚として算定する。必要壁厚は下式のとおり算定され，圧縮軸力による評 価 にお い て は ， 必 要 壁 厚 は 133 ㎜ と な る 。
1.940×10 ３ (N/mm)÷14.6(N/mm ２ )(2)＝ 133 ㎜

面外せん断力による評価
面外せん断力を用いた必要壁厚の算定については，ＲＣ規準の断面算定に用いる 評 価式 を 適 用 す る 。

別添 2-186

Ｑ＝ｂ・ｊ・ｆｓ
ここで，
Ｑ ： 発 生 荷 重 （ N）
ｂ ： 部 材 の 有 効 幅 （ mm）
ｊ ： 柱 の 中 心 間 距 離 （ mm）
ｊ ＝ ｄ ×7／ 8
ｄ ： 有 効 せ い （ 必 要 壁 厚 ） （ mm）
ｆ ｓ ： 短 期 許 容 応 力 度 （ N/mm ２ ）必要壁厚は，解析により生じる面外せん断力，短期許容応力から下式のとおり
算 定 され ， 面 外 せ ん 断 力 に よ る 評 価 と し て の 必 要 壁 厚 は 192 ㎜と な る 。
ｄ ＝ ８ ／ ７ ×（ Ｑ ÷ｂ ） ÷ｆ ｓ
＝ ８ ／ ７ ×178(N／ mm)÷1.06（ N／ mm ２ ） ＝ 192 mm

4.

まとめ
圧 縮 軸力 に よ る 評 価 及 び 面 外 せ ん 断 力 に よ る 評 価 か ら 算 定 し た 必 要 壁 厚 を 表 4 に 整理する。熱影響を考慮しない場合の健全な側壁コンクリート厚さ

に対し，必要 壁 厚 は ， 圧 縮 軸 力 に 対 し て は 133 mm， 面 外 せ ん 断 力 に 対 し て は 192 ㎜ と な る 。

表4

必要壁厚の算定結果

圧縮軸力による評価

必要壁厚

133 mm

別添 2-187

面外せん断力による評価
192 mm添 付 10-3
デブリ保持に必要な床スラブ厚さ評価

床スラブに係る荷重を評価し，コンクリートのせん断耐力から必要床スラブ厚さを算定する。なお，本評価におけるコンクリートのせん断耐力は，終局強度に対して保守的な短期許容応力度を用いる。

1.

床スラブ荷重床 ス ラブ 荷 重 と し て ， 床 ス ラ ブ 自 重 及 び デ ブ リ 等 の 床 ス ラ ブ 積 載 荷 重 を 評 価 す る 。

(1)

床スラブ自重床 ス ラブ 自 重 は ，・ 床 ス ラ ブ の コ ン ク リ ー ト 体 積 ： 約 53.85 m ３・ 鉄 筋 コ ン ク リ ー ト の 単 位 体 積 重 量 ： 24 kN/m ３
よ り ， 床 ス ラ ブ 自 重 に よ る 荷 重 は 約 1.30×10 ３ kN と な る 。

(2)

床スラブ積載荷重
床スラブ積載荷重は，デブリ，冷却水，コリウムシールド及びペデスタル内構造物 等 の 総 重 量 を 保 守 的 に 切 り 上 げ た 値 と し て 500 ton を 使 用 し， 約 4.90×10 ３ kNと な る。

以 上 から ， 床 ス ラ ブ 荷 重 と し て 約 6.20×10 ３ kN を 用 い る 。

2.

せん断応力による必要床スラブ厚さ
床 ス ラブ 端 部 の 必 要 厚 さ は 次 の と お り 算 定 さ れ る （ 図 1） 。
必要せん断面積＝床スラブ荷重／短期許容せん断応力度
必要床スラブ厚さ＝必要せん断面積／床スラブ円周長
Ｒ Ｃ 規準 に 規 定 さ れ て い る 短 期 許 容 せ ん 断 応 力 度 に 基 づ き 1.06 N/mm ２ を 使 用 す る と ，熱影響を考慮しない場合の健全な床スラブ厚さと算定される。

別添 2-188に 対 し ，必 要 厚 さ は

せん断 荷 重 Q

せん断 面 積 A

床 スラブ
半径 a

図1

床スラブのせん断荷重

Fc： コ ン ク リ ー ト の 設 計 基 準 強 度

図2

約 22.1（ N/mm ２ ）コンクリートの許容応力度

別添 2-189

添 付 10-4
デブリ保持に必要な床スラブ鉄筋量評価

床スラブに係る荷重を評価し，鉄筋の終局曲げ強度から曲げ応力に対する必要鉄筋量を算定する。

1.

床スラブ荷重床 ス ラ ブ 荷 重 は 添 付 10-3 と 同 様 に 約 6.20×10 ３ kN を 用 い る 。
分布荷重は床スラブ荷重を床面積で除した値であり

2.

となる。

曲げ応力による必要鉄筋量「 機 械工 学 便 覧

基 礎 編 a3

材 料 力 学 」 （ 図 1） に 基 づ き ， 等分 布 荷 重 を 受 け る 周

辺単純支持の円板に作用するモーメントＭを算定する。
Ｍ ＝ （ 3＋ ν ） ・ ｐ ・ ａ ２ ／ 16＝
ここで，ν ：ポ ア ソ ン 比 0.2ｐ：分布荷重ａ：床スラブ半径
算 定 した モ ー メ ン ト 及 び 建 築 物 の 構 造 関 係 技 術 規 準 解 説 書（ 国 土 交 通 省 ほ か ，2015）に 示 さ れ る 終 局 曲 げ 強 度 算 定 式 よ り ， 床 ス ラ ブ 本 体 部 の 幅 1 m 当 たり の 必 要 鉄 筋 量 を算定する。
必要鉄筋量＝Ｍ／（σｙ・ｄ）＝
ここで，
σ ｙ ：鉄 筋 の 降 伏 強 度 （ 345N／ mm ２ ） の 1.1 倍 ※ 1 ＝ 379.5 N/mm ２
ｄ ： 床ス ラ ブ の 有 効 せ い ※ 2 ＝※1※2

建 築物 の 構 造 関 係 技 術 規 準 解 説 書 で は ，終 局 強 度 算 定 に 当 た り Ｊ Ｉ Ｓ 規 格 品 の 鉄
筋 の 基準 強 度 を 1.1 倍 以 下 の 数 値 と す る こ と が で き る と さ れ て い る 。
圧 縮縁 か ら 引 張 側 鉄 筋 の 重 心 ま で の 距 離 （ 図 2）

別添 2-190高 温 に よ る 影 響 を 考 慮 し た 場 合 で も ，床 ス ラ ブ の 周 辺 固 定 が 完 全 に 失 わ れ る こ と はないが，保守的に周辺単純支持条件での評価を実施

図1

等分布荷重を受ける円板の応力計算式

図2

床スラブの有効せい

別添 2-191

添 付 10-5
熱影響を考慮した側壁コンクリートの構造評価

1.

側壁コンクリートの圧縮軸力に対する評価

(1)

評価方法
・ＲＰＶ等の重量は，側壁コンクリートに圧縮軸力として作用することから，コン
ク リ ート を 対 象 に 評 価 し ， 鉄 筋 に つ い て は 考 慮 し な い 。
・ＡＢＡＱＵＳコードによる熱伝導解析結果における側壁での径方向各厚さの温度（ 図 1） に 対 し て ， 図 2 に 示 す と お り 包 絡 温 度 を 設 定 す る 。

・各 厚 さ 部 分 の 包 絡 温 度 に 対 し て ，図 3 に 示 す 構 造 材 料 の 耐 火 性 ガ イ ド ブ ッ ク（（ 社 ）日 本 建 築 学 会 ， 2017） （ 以 下 「 耐 火 性 ガ イ ド ブ ッ ク 」 と い う 。 ） に 示 さ れ る 加 熱
冷却後の圧縮強度残存比を参照し，コンクリート侵食後の残存壁厚に対し健全な
コ ン クリ ー ト と し て み な せ る 等 価 壁 厚 を 算 定 す る 。
・ 上 記 手順 に よ り 算 定 し た 等 価 壁 厚 と 添 付 10-2 に 示 す Ｒ Ｐ Ｖ を 支 持 す る た め に 必 要
な 壁 厚 で あ る 133 mm と を 比 較 し ， 等 価 壁 厚 が 必 要 壁 厚 を 上 回 る こ と を 確 認 す る 。

(2)

評価結果
等 価 壁厚 は 約 1,229 mm と な り ， Ｒ Ｐ Ｖ 支 持 に 必 要 な 壁 厚 133 mm を 上 回 る こ と から ， 側壁 コ ン ク リ ー ト の 圧 縮 軸 力 に 対 し て Ｒ Ｐ Ｖ 支 持 機 能 は 維 持 さ れ る 。

2.
(1)

側壁基部コンクリートの面外せん断に対する評価
評価方法
・ 図 4 に示 す コ ン ク リ ー ト 面 外 せ ん 断 の 短 期 許 容 応 力 度 に ， 1.の 圧 縮 軸 力 に 対 す る
評 価 にて お い て 設 定 し た 側 壁 部 各 厚 さ に お け る 包 絡 温 度（ 図 2）を 考 慮 し た 圧 縮 強
度 残 存比 （ 図 3） を 乗 じ て ， 高 温 影 響 を 考 慮 し た コ ン ク リ ー ト 強度 を 求 め る 。
・Ｒ Ｃ 規 準 の 断 面 算 定 評 価 式 に 基 づ い て ，面 外 せ ん 断 に 対 す る 等 価壁 厚 を 算 定 す る 。
Ｑ ＝ｂ ・ ｊ ・ ｆ ｓ
こ こで ，
Ｑ ：発 生 荷 重 （ N）
ｂ ：部 材 の 有 効 幅 （ mm）
ｊ ：柱 の 中 心 間 距 離 （ mm）
ｊ ＝ ｄ ×7／ 8
ｄ ： 有 効 せ い （ 必 要 壁 厚 ） （ mm）
ｆ ｓ： 短 期 許 容 応 力 度 （ N/mm ２ ）・ 上 記 手順 に よ り 算 定 し た 等 価 壁 厚 と 添 付 10-2 に 示 す Ｒ Ｐ Ｖ を 支 持 す る た め に 必 要
な 壁 厚 で あ る 192 mm と を 比 較 し ， 等 価 壁 厚 が 必 要 壁 厚 を 上 回 る こ と を 確 認 す る 。

別添 2-192

評価結果
等 価 壁厚 は 約 1,276 mm と な り ， Ｒ Ｐ Ｖ 支 持 に 必 要 な 壁 厚 192 mm を 上 回 る こ と から ， 側壁 基 部 コ ン ク リ ー ト の 面 外 せ ん 断 に 対 し て Ｒ Ｐ Ｖ 支 持 機 能 は 維 持 さ れ る 。

側壁部温度変化

図1

側壁部の熱伝導解析結果

最高温度（℃）

(2)

ペデスタル
内壁

図2

ペ デ ス タ ル 中 心 か ら の 距 離 （ m）

ペデスタル
外壁

ペデスタル側壁における包絡温度の設定

別添 2-193

図3

図4

コンクリートの圧縮強度残存比

コンクリートの許容応力度

別添 2-194

添 付 10-6
熱 影 響 を 考 慮 し た 床 ス ラ ブ の コ ン ク リ ー ト 及 び 鉄 筋 の 構造 評 価

1.
(1)

床スラブコンクリートの面外せん断に対する評価
評価方法
・ デ ブ リ等 の 重 量 に よ る せ ん 断 応 力 は 床 ス ラ ブ に せ ん 断 荷 重 と し て 掛 か る こ と か ら ，
コンクリートを対象にせん断応力を評価し，鉄筋については考慮しない。また，必要なコンクリート厚さを小さく評価する観点で保守的に，床スラブのコンクリート部厚さ（）を考慮せず，鉄筋コンクリート部厚さ（）を対象に 評 価す る 。
・ＡＢＡＱＵＳコードによる熱伝導解析結果における床スラブ鉄筋コンクリート部の 縦 方向 各 厚 さ の 温 度 （ 図 1） に 対 し て ， 図 2 に 示 す と お り 包 絡 温 度 を 設 定 す る 。
・各厚さ部分の包絡温度に対して，耐火性ガイドブックに示される加熱冷却後の圧
縮 強 度残 存 比 を 参 照 し ， 健 全 な コ ン ク リ ー ト と し て み な せ る 等 価 板 厚 を 算 定 す る 。
・ 上 記 手順 に よ り 算 定 し た 等 価 板 厚 と 添 付 10-3 に 示 す デ ブ リ 保 持 に 必 要 な 板 厚 で ある(2)と を 比 較 し ， 等 価 板 厚 が 必 要 板 厚 を 上 回 る こ と を 確 認す る 。

評価結果
等 価 板厚 は 約 618 mm と な り ， デ ブ リ 保 持 に 必 要 な 板 厚 で あ るを上回るた

め ， 床ス ラ ブ コ ン ク リ ー ト の 面 外 せ ん 断 に 対 し て デ ブ リ 保 持 機 能 は 維 持 さ れ る 。

2.
(1)

床スラブ鉄筋の曲げ応力に対する評価
評価方法
以 下 に熱 影 響 を 考 慮 し た 床 ス ラ ブ 鉄 筋 の 構 造 評 価 の 方 法 を 示 す 。
・デブリ等の重量による曲げ応力は床スラブの鉄筋コンクリート部に引張荷重として 掛 かる こ と か ら ， 図 3 に 示 す 鉄 筋 を 対 象 に 曲 げ 応 力 を 評 価 し ， コ ン ク リ ー ト に
つ い ては 考 慮 し な い 。
・ Ａ Ｂ Ａ Ｑ Ｕ Ｓ コ ー ド に よ る 熱 伝 導 解 析 結 果 よ り ， 下 端 筋 位 置 で は 最 高 220 ℃ 程 度
ま で 温度 上 昇 す る た め ， 図 4 に 示 す 耐 火 性 ガ イ ド ブ ッ ク の 高 温 時 の 鉄 筋 強 度 を 参
考 に ，強 度 低 下 割 合 と し て 4 割 を 設 定 す る 。
・実機の床スラブ本体部の幅 1 m 当たりの鉄筋量に対し，上記の鉄筋強度

劣 化 度合 い を 考 慮 し ， 健 全 な 状 態 と み な せ る 鉄 筋 量 を 評 価 す る 。
・ 上 記 手順 に よ り 算 定 し た 強 度 低 下 を 考 慮 し た 鉄 筋 量 と 添 付 10-3 に 示 す デ ブ リ 等 の
重 量 保持 に 必 要 な 鉄 筋 量 で あ る 幅 1 m 当 た りと を 比 較し ， 健 全 な 状 態 とみ な せる 鉄 筋 量 が 必 要 鉄 筋 量 を 上 回 る こ と を 確 認 す る 。

別添 2-195

(2)

評価結果
強度低下を考慮した鉄筋量は筋量は幅 1 m 当たりとなる。デブリ等の重量保持に必要な鉄で あ り ， 必 要 な 鉄 筋 量 を 上 回 る こ とか ら ， 曲 げ 応 力 に対してデブリ保持機能は確保される。

コンクリート部
鉄 筋 コンクリート部

床部温度変化

ペデスタル温度評価結果

最高温度（℃）

図1

鉄筋コンク
リート部上端図2

鉄筋コンクリート部上端
か ら の 深 さ （ mm）

鉄筋コンク
リート部下端床 ス ラ ブ 鉄 筋 コ ン ク リ ー ト 部 に お け る 包 絡 温 度 の設 定

別添 2-196

コンクリート部

床 スラブ本 体 部 実 施 鉄 筋 量 ：（幅 1m 当 たり）

鉄筋
コンクリート部

図3

床スラブの鉄筋コンクリート範囲

図4

鉄筋強度の低下割合

別添 2-197

添 付 10-7
鉄筋コンクリート内に発生する熱応力の取扱いについて

1.

はじめに
東海第二発電所の溶融炉心・コンクリート相互作用及び溶融燃料－冷却材相互作用を考慮した対策を踏まえ，ＲＰＶ破損時にペデスタルへ落下したデブリからの熱影響による鉄筋コンクリートの材料強度低下を考慮した構造健全性評価を行い，ペデスタ
ルに要求されるＲＰＶ支持機能及びデブリ保持機能が損なわれないことを確認している。
一方，本事象に対する構造健全性評価では終局状態における機能維持確認の観点より，デブリからの伝熱によって鉄筋コンクリートに発生する熱応力は考慮しないこととしており，この取扱いの考え方について説明する。

2.

発生する熱応力（自己拘束的な応力）の解放について
図 1 に鉄 筋 コ ン ク リ ー ト 構 造 物 に 発 生 す る 熱 応 力 の 解 放 原 理 に つ い て 示 す 。 Ｒ Ｐ Ｖの破損後にデブリが落下・堆積し，その非常に高温な熱により，ペデスタル内側が高温状態となり膨張するが，周囲の拘束によって膨張は抑えられるため，ペデスタル内側には圧縮力が生ずる。一方，ペデスタル外側は，内側よりも温度が低いため熱膨張に対する反作用として引張力が生ずる。次に，躯体の温度上昇に伴って熱膨張が進むと高温側（内側）には圧縮力が加算され，低温側（外側）には引張力が加算される。
このように，定常状態からの温度上昇により，躯体内で熱応力（自己拘束的な応力）が発生する。更に温度が上昇し，熱応力がコンクリートの許容引張力を上回るとコンクリートにひび割れが発生する。熱応力は自己拘束的な応力であるため，ひび割れを生ずると，その部位の熱応力は解放される。終局状態は，ひび割れが複数発生した状態となり，熱応力のほとんどが解放されると考えられる。

3.

ＣＣＶ規格における熱応力の取扱いについて
ペデスタルと同様の円筒形状構築物の設計規格である発電用原子力設備規格コンク
リ ー ト 製 原 子 炉 格 納 容 器 規 格 （ （ 社 ） 日 本 機 械 学 会 ， 2003） （ 以 下 「 Ｃ Ｃ Ｖ 規 格 」 という。）では，各荷重状態における熱応力の取扱いについて示されており，終局状態に相当する荷重状態Ⅳでは熱応力は無視してよいこととされている。また，荷重状態
Ⅰ～Ⅲでは，コンクリート部材の剛性，ひび割れ等を考慮して適切に評価することに
よ り 算 定 す る こ と と さ れ て い る 。 図 2 に Ｃ Ｃ Ｖ 規 格 に お け る 熱 力 応力 の 扱 い に 関 す る
記載を示す。
なお，ＣＣＶ規格では熱応力を算定する際の手法も示されており，荷重状態Ⅰ，Ⅱで は 弾 性 剛 性 を 1／ 2 に ， 荷 重 状 態 Ⅲ で は 1／ 3 に 一 律 に 低 減 し て 算 定 す る 方 法 （ 一 律
別添 2-198

低減法）が示されている。これはひび割れ等による部材剛性の低下により，鉄筋コン
クリート部材の熱応力が低減するという性質を考慮したものであり，熱応力実験結果に基づいている。また，外力や熱応力に対する部材の塑性剛性（ひび割れ後のコンクリートの剛性等）を考慮した部材断面の釣合いを評価して応力を算定する方法（ひび割れ断面法）も示されている。

4.

ペデスタルにおける熱的影響を考慮した解析的検討（参考）
前述のとおり，終局状態において躯体に生じる熱応力は解放されるが，ここでは，熱的影響による躯体材料の強度劣化を考慮した上で，外力や熱応力に対する部材の塑性剛性を考慮した部材断面の釣合いを算定し，応力と変形について評価することで，終局限界に対する健全性を検討する。

(1)

評価方法
図 3 に 原 子 力 施 設 鉄 筋 コ ン ク リ ー ト 構 造 計 算 規 準・同 解 説（（ 社 ）日 本 建 築 学 会 ，
2005） （ 以 下 「 Ｒ Ｃ － Ｎ 規 準 」 と い う 。 ） に 記 載 さ れ て い る ひ び 割 れ 断 面 法 に よ る
設 計 フロ ー を ， 図 4 に 評 価 対 象 部 位 を 示 す 。 本 検 討 で は ， 図 3 に 示 す 評 価 フ ロ ー に準じて，デブリからの伝熱による熱応力として曲げモーメントが発生する上部側壁を 対 象に 評 価 す る 。
温度荷重に対しては，ＮＡＳＴＲＡＮコードを用いて弾性剛性での温度応力解析
にて曲げモーメントを評価し，断面の曲率について曲げ剛性（ＥＩ）を用いて求める 。 な お ， Ｎ Ａ Ｓ Ｔ Ｒ Ａ Ｎ コ ー ド に 入 力 し た 温 度 条 件 は コ リ ウ ム シ ー ル ド （ 15 cm）
設置を仮定したＭＡＡＰ解析に基づき設定する。温度以外の荷重（固定荷重積載荷重）についても同様にＮＡＳＴＲＡＮコードにより応力を評価する。次に両者で得られた曲率を加算し，温度を含む応力組合せ時の断面の釣合い状態を評価（中立軸位置の算定）し応力度を算定する。なお，このときに断面に作用する軸力は積載されるＲＰＶ自重を含む通常運転時の軸力とし，曲げモーメントが終局状態に達するまで漸次増加させていく。また，仮定する断面の釣合い計算においては，最も温度勾配が高い時点での断面内の温度分布に対応した材料強度低減を考慮し復元力特性（Ｍ－φ関係）を算定する。

(2)

評価結果
図 4 にペデスタル上部側壁の曲げモーメントが最大になる断面におけるＭ－φ関係図を示す。発生する熱応力に対する曲率は終局限界に対して十分に小さく，ペデ
スタルが十分な塑性変形能力を有していることを確認した。したがって，ペデスタ
ル機能維持確認の観点では，デブリからの熱影響により発生する熱応力は考慮しな
く と も支 障 は な い こ と を 確 認 し た 。
別添 2-199

【①】

【②】

【③】

【④】

図1

図2

熱応力が解放する原理

ＣＣＶ規格における熱応力の扱いに関する記載

別添 2-200

図3

ひ び 割 れ 断 面 法 に よ る 設 計 フ ロ ー （ Ｒ Ｃ － Ｎ 規 準）

評価対象部位図4

評価対象部位
別添 2-201

7000

終局曲率
▼

曲げモーメント(kNm/m)

6000
5000
4000
3000
2000

発生曲率

1000

-0.002

0
2E-17

図5

0.002
0.004
曲率(1/m)

0.006

0.008

曲げモーメント－曲率関係（Ｍ－φ関係）

別添 2-202

13. 溶融デブリによる選択的侵食について
13.1 概要
コリウムシールドは，重大事故等時，溶融デブリ落下時のペデスタル・中間スラブの侵食防止機能が求められる。一方で，コリウムシールドは，重大事故等対処設備として，基準地震動
Ｓｓにより定まる地震力に対して機能維持が求められ，耐震補強部材として，鋼製のサポート
材が内部に設置される。また，重大事故等時，溶融デブリの冠水及び水蒸気爆発抑制の観点から，ペデスタルの水位を 1ｍに維持するために，水密性を担保する必要があり，コリウムシー
ルド上面に床ドレンサンプを兼ねるライナを設置する。ライナ同士を溶接するため，ライナの下に鋼製の下地材を設ける。
しかし，原子炉圧力容器から落下した溶融デブリの大部分は，ライナを溶融，貫通して融点の高い耐熱煉瓦と接触するが，ごく一部の溶融デブリはコリウムシールド内部に設けられる，サポート材やライナの下地材といった鋼材と接触する。
ここで，耐熱煉瓦と鋼材との融点の違いによって，鋼材の溶融の方が先行し，コリウムシー
ルドを貫通するリークパスとなり得ることが想定される。
（本書では「選択的侵食」と称する。
）
本項は，溶融デブリに対する選択的侵食の有無を確認した結果を示すものである。
13.2 評価の概要
コリウムシールドを貫通する鋼材は，水平サポート材及びライナの下地材のみであるため，選択的侵食が想定される部位は水平サポート材及びライナの下地材である。コリウムシールド
内に設置される計測機器，導入管カバーや機器ドレンサンプのサポートはコリウムシールド設
置位置から取らないため，選択的侵食を想定する部位とはならない。
コリウムシールド内部の構造物である水平サポート材を図 13-1 に示し，下地材を図 13-2 に示す。

水平サポート材（アンカーボルト）

図 13-1 水平サポート材

別添 2-223

（Ｔ字型の鋼材）

図 13-2 下地材
図 13-1 及び図 13-2 に示す構造から，原子炉圧力容器から落下した溶融デブリの大部分は，
ライナを溶融，貫通して融点の高い耐熱煉瓦と接触するが，ごく一部の溶融デブリはコリウムシールド内部に設けられる，水平サポート材（アンカーボルト）やライナの下地材（Ｔ字型の鋼材）といった鋼材と接触し，溶融デブリによる選択的侵食が想定される。
ここで，選択的侵食の有無を確認するため，耐熱煉瓦，溶融デブリ，鋼材をモデル化した温度分布解析を実施し，当該部の温度分布挙動を評価する。
なお，溶融デブリはペデスタル底面に張られた水により上面から冷却されること，及び自重の影響により下方向への侵食が想定される。また，床部の下地材は壁面の水平サポート（アンカーボルト）に比べ，伝熱面積が大きいことから，床部の下地材の方が壁面のサポートよりも選択的侵食が生じやすいと想定されるため，温度分布解析の評価対象の代表部位は床部ライナの下地材とする。

別添 2-224

13.3 温度分布計算(1) 計算方法
温度分布計算は，解析コードＡＢＡＱＵＳを用いる。なお，評価に用いるＡＢＡＱＵＳの検証及び妥当性確認等の概要については，別紙「計算機プログラム（解析コード)の概要」に示す。
(2) 計算モデル
モデル化範囲は，コリウムシールド内を貫通するライナの下地材（鋼材）及び下地材周囲の耐熱材（ZrO2）とする。耐熱材のモデル化範囲は下地材のピッチを考慮して設定する。
また，コリウムシールドの上のライナ(4t)及びライナ直下の下地材（幅 50，3t）について
は，保守的な評価となるよう溶融デブリにより直ちに溶融した場合を想定し，解析モデルには含めない。
解析モデル及び境界条件を図 13-3 に示す。

図 13-3 計算モデル（左：実機構造 右：解析モデル）
図 13-3 の計算モデルにおいて溶融デブリ接触面温度及び床スラブ上面温度は，ＭＡＡ
Ｐ解析に基づき保守的に設定した図 13-4，図 13-5 及び図 13-6 を用いる。図 13-4 は，「10.
溶融炉心による熱影響評価について」の添付 10-1 における図 6 の包絡温度であり，図 135 及び図 13-6 は，「9. コリウムシールドを考慮した溶融炉心・コンクリート相互作用による侵食量評価について」の図 9-5 及び図 9-6 のペデスタル床面コンクリート温度である。
また，耐熱材及び下地材の初期温度はＭＡＡＰ解析でのＲＰＶ破損直前の床面，壁面ヒートシンクの最高温度である 117℃とする。
ここで，耐熱材の物性値は，試験結果に基づき設定した「10. 溶融炉心による熱影響評
価について」の添付 10-1 における表 4 を用いた。

別添 2-225

2500.0
過渡事象 800kW/m２（圧力依存性あり）床面
ＬＯＣＡ800kW/m２（圧力依存性あり）床面
ＬＯＣＡ800kW/m２（一定）床面
過渡事象 800kW/m２（圧力依存性あり）壁面
ＬＯＣＡ800kW/m２（圧力依存性あり）壁面
ＬＯＣＡ800kW/m２（一定）壁面
包絡温度（ＡＢＡＱＵＳ入力）

デブリと耐熱材の接触面温度(℃)

2000.01500.01000.0

500.0

0.0
0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

140

160

180

RPV破損後の時間(hr)

図 13-4 溶融デブリ接触面温度

300.0

250.0

温度(℃)

200.0

150.0

100.0

50.0

0.0
0

20

40

60

80

100

120

RPV破損後の時間（hr）

図 13-5 床スラブ上面温度（ベースケース）

別添 2-226800.0

700.0

600.0

温度(℃)

500.0

400.0

300.0

200.0

100.0

0.0
0

20

40

60

80

100

120

RPV破損後の時間(hr)

図 13-6 床スラブ上面温度（感度解析ケース）

別添 2-227

140

160

180

13.4 評価結果
温度分布解析の解析モデル及び結果を図 13-7～図 13-11 に示す。
図 13-7 は解析モデル及び評価点，図 13-8 及び図 13-10 は温度分布の時刻履歴，図 13-9 及び図 13-11 は各時刻における温度分布のコンター図を示す。

図 13-7 解析モデル及び評価点

図 13-8 温度分布履歴（ベースケース）

別添 2-228図 13-9 各時刻における温度分布のコンター図（ベースケース）

別添 2-229

図 13-10 温度分布履歴（感度解析ケース）

別添 2-230

図 13-11 各時刻における温度分布のコンター図（感度解析ケース）

別添 2-231

ベースケースについては，図 13-8 に示す各評価点における温度の時刻歴より，2.2hr 後の溶融デブリ接触面 N201 と隣接する下地材評価点 N181 の温度は鋼材の融点 1500℃を超えるが，床スラブ上面 N1 と隣接する下地材評価点 N21 の温度は約 290℃となり，下地材が全溶融しないことが確認できる。また，床スラブ上面と隣接する下地材の温度が最大となる 5.7hr 後の下地材
評価点 N21 の温度は約 463℃となり，下地材は全溶融しない。
更に，図 13-8 の各評価点での温度の時刻歴及び図 13-9 の温度分布のコンター図より，15hr
後の下地材の最大温度は約 780℃となり，20hr 後には約 290℃に下がり鋼材の融点を下回ることが確認できる。
感度解析ケースについては，図 13-10 に示す各評価点における温度の時刻歴より，2.8hr 後の溶融デブリ接触面 N201 と隣接する下地材評価点 N181 の温度は鋼材の融点 1500℃を超える
が，床スラブ上面 N1 と隣接する下地材評価点 N21 の温度は約 800℃となり，下地材が全溶融しないことが確認できる。
更に，図 13-10 の各評価点での温度の時刻歴及び図 13-11 の温度分布のコンター図より，
15hr 後の下地材の最大温度は約 780℃となり，20hr 後には約 280℃に下がり鋼材の融点を下回ることが確認できる。
以上より，溶融デブリの熱に対し，鋼材の下地材は全溶融しないことを確認した。
ベースケース及び感度解析ケース共に，溶融デブリが選択的にライナ下地材を侵食したとしても，ライナ下地材が全て溶融しないため，溶融デブリはペデスタルスラブコンクリートまで到達せず，ライナ溶接部の下地材が溶融デブリ落下時のリークパスとなることはない。また，
水平サポート材についても，先に侵食されることが想定されるライナ溶接部の下地材が溶融しないため，同様に溶融せず，溶融デブリによるコリウムシールド内部の鋼材の選択的侵食は生じない。

別添 2-232

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

別添 3

格納容器圧力逃がし装置の設計

目次
1.

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R1

2.

3.

概要

別添3-1

1.1 設置目的

別添3-1

1.2 基本性能

別添3-1

1.3 系統概要

別添3-1

系統設計

別添3-3

2.1 設計方針

別添3-3

2.2 設計条件

別添3-5

2.3 格納容器圧力逃がし装置

別添3-5

2.3.1 系統構成

別添3-5

2.3.2 フィルタ装置

別添3-9

2.3.3 配置

別添3-19

2.4 付帯設備

別添3-292.4.1 計装設備

別添3-292.4.2 電源設備

別添3-362.4.3 給水設備

別添3-392.4.4 可搬型窒素供給設備

別添3-402.4.5 排水設備

別添3-42

フィルタ性能別添3-43

3.1 フィルタ装置による放射性物質の除去原理

4.

別添3-433.1.1 エアロゾルの除去原理

別添3-43

3.1.2 ガス状放射性よう素の除去原理

別添3-483.2 運転範囲

別添3-51

3.3 性能検証試験結果

別添3-52

3.3.1 性能検証試験の概要

別添3-52

3.3.2 エアロゾルの除去性能試験結果

別添3-573.3.3 ガス状放射性よう素の除去性能試験結果

別添3-643.3.4 フィルタ装置の継続使用による性能への影響

別添3-68設備の維持管理

別添3-72
別紙

別紙1

可燃性ガスの爆発防止対策について

別添3-80

別紙2

流量制限オリフィスの設定方法について

別添3-97

別紙3

移送ポンプの設定根拠について

別添3-100

別紙4

格納容器圧力逃がし装置の系統設計条件の考え方について

別添3-102

別紙5

金属フィルタドレン配管の閉塞及び逆流防止について

別添3-113

別紙6

ベント実施時の放射線監視測定の考え方について

別添3-114

目次-1

別紙7

エアロゾルの再浮遊・フィルタの閉塞について

別添3-125

別紙8

ベンチュリスクラバにおける無機よう素の再揮発・薬剤の容量不足について

別添3-129

別紙9

よう素除去部におけるよう素の再揮発，吸着材の容量減少及び変質について

別添3-136
別添3-141

別紙11 よう素除去部へのスクラビング水の影響について

別添3-154

別紙12 格納容器圧力逃がし装置の外部事象に対する考慮について

別添3-158

別紙13 スクラビング水のpHについて

別添3-163

別紙14 ステンレス構造材，膨張黒鉛パッキンの妥当性について

別添3-170

別紙15 エアロゾルの粒径分布が除去性能に与える影響について

別添3-181

別紙16 エアロゾルの粒径と除去係数の関係について

別添3-189

別紙17 ＪＡＶＡ試験及びＪＡＶＡ ＰＬＵＳ試験の適用性について

別添3-191

別紙18 格納容器フィルタベント設備隔離弁の人力操作について

別添3-199

別紙19 窒素供給装置の容量について

別添3-213

別紙20 エアロゾルの保守性について

別添3-216

別紙21 スクラビング水の粘性の変化が除去性能に与える影響について

別添3-217

別紙22 ベント実施に伴う作業等の作業員の被ばく評価

別添3-221

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R1

別紙10 スクラビング水の保有水量の設定根拠について

目次-2

1.

概要

1.1 設置目的
炉心の著しい損傷が発生した場合において，原子炉格納容器（以下「格納容器」という。）
破損及び格納容器内の水素による爆発を防止するため，格納容器圧力逃がし装置を設置する。
本系統はフィルタ装置（フィルタ容器，スクラビング水，金属フィルタ，よう素除去部）を通して放射性物質を低減した上で，格納容器内の雰囲気ガスを放出することで，格納容器内の圧力及び温度を低下させるとともに，格納容器内に滞留する水素を大気へ放出する機能を有する。
また，設計基準事故対処設備の有する最終ヒートシンクへ熱を輸送する機能が喪失した場合に，炉心の著しい損傷及び格納容器破損を防止するために，大気を最終ヒートシンクとして熱を輸送する機能を有する。
1.2 基本性能
格納容器圧力逃がし装置は，炉心の著しい損傷が発生した場合において，格納容器に発生す

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

るガスを，フィルタ装置を通して大気に逃がすことで，放出される粒子状の放射性物質（セシウム等）を低減する。このため，放射性物質による環境への汚染の視点も含め，環境への影響をできるだけ小さくとどめるものとして定められている Cs-137 の放出量が 100 TBq を下回ることができる性能を有したものとする。
フィルタ装置としては，上述した Cs-137 の放出量制限を満足させるため，粒子状放射性物
質除去効率 99.9 ％以上の性能を有する装置を採用する。
また，当該装置は，ガス状放射性よう素の除去効率として，無機よう素は 99 ％以上，有機
よう素は 98 ％以上の性能を有する。
1.3 系統概要
第 1.3-1 図に系統概要を示す。
本系統は，フィルタ装置，圧力開放板等で構成する。本系統は，中央制御室からの操作で，第一弁及び第二弁を「全開」とすることにより，格納容器内の雰囲気ガスを，ドライウェル又はサプレッション・チェンバより抜き出し，フィルタ装置にて放射性物質を低減させた後に，排気管を通して原子炉建屋屋上位置（標高約 65 ｍ）で放出する。
本系統は，排気ラインに圧力開放板を設け，水素爆発防止のため系統内を不活性ガス（窒素）で置換した状態で待機する際の大気との隔壁とする。この圧力開放板は，格納容器からの排気の妨げにならないように，格納容器からの排気圧力と比較して十分小さい圧力に設定する。
本系統は，中央制御室からの操作を可能とするため，代替電源設備からの給電を可能とするが，電源の確保ができない場合であっても，放射線量率の低い原子炉建屋付属棟（二次格納施
設外）より遠隔で操作することができる。
なお，格納容器からの排気時に，高線量率となるフィルタ装置等からの被ばくを低減するために，必要な遮蔽等を行う。

別添 3-1

別添 3-2
第 1.3-1 図 格納容器圧力逃がし装置 系統概要図

新設範囲

格納容器圧力逃がし装置系統

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

2.

系統設計

2.1 設計方針
格納容器圧力逃がし装置は，想定される重大事故等が発生した場合において，格納容器の過圧破損及び格納容器内の水素による爆発を防止するとともに，大気を最終ヒートシンクとして熱を輸送できるよう，以下の事項を考慮した設計とする。
(1) 格納容器圧力逃がし装置の設置
炉心の著しい損傷が発生した場合において格納容器の破損を防止するため，格納容器内の圧力及び温度を低下させるために格納容器圧力逃がし装置を設置する。
ⅰ）格納容器圧力逃がし装置は，排気中に含まれる放射性物質を低減するためのフィル
タ装置を設置する設計とする。
フィルタ装置は，排気中に含まれるエアロゾル（粒子状放射性物質）に対して99.9 ％以上，ガス状の無機よう素に対して99 ％以上及びガス状の有機よう素に対して98 ％NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0以上を除去可能な設計とする。
ⅱ）格納容器圧力逃がし装置は，可燃性ガスの爆発防止等の対策として不活性ガス(窒素)に置換した状態で待機させ，系統内に可燃性ガス（水素）が蓄積する可能性のある箇所にはベントラインを設け，可燃性ガスを排出できる設計とするとともに，使用後においても不活性ガスで置換できるよう，可搬型窒素供給装置（窒素供給装置及び窒素供給装置用電源車）を用いて系統内に窒素を供給できる設計とすることで，系統内で水素濃度及び酸素濃度が可燃領域に達することを防止できる設計とする。
格納容器内酸素濃度をドライ条件に換算して5 vol％未満で管理することで，格納容器圧力逃がし装置内で可燃性ガス濃度が可燃域に達することはない。
格納容器圧力逃がし装置の使用によりスクラビング水内に捕集された放射性物質による水の放射線分解によって発生する水素・酸素は，崩壊熱により発生する蒸気と共に排出されることから，格納容器圧力逃がし装置内で可燃性ガス濃度が可燃域に達す
ることはない。
格納容器圧力逃がし装置内で可燃性ガスが蓄積する可能性がある箇所については，
可燃性ガスを連続して排出するベントラインを設置し，可燃性ガスが局所的に滞留しない設計とする。
ⅲ）東海第二発電所は，単一の発電用原子炉施設であり，格納容器圧力逃がし装置を使用する際に流路となる不活性ガス系，耐圧強化ベント系及び格納容器圧力逃がし装置の配管は，他の原子炉とは共用しない。また，格納容器圧力逃がし装置と他の系統・機器を隔離する弁は，直列で2弁設置し，格納容器圧力逃がし装置と他の系統・機器を確実に隔離することで，悪影響を及ぼさない設計とする。
ⅳ）格納容器圧力逃がし装置の使用に際して，格納容器の負圧破損を防止するため，窒素供給ラインを設け，格納容器へ窒素供給できる設計とする。
別添 3-3ⅴ）格納容器圧力逃がし装置の隔離弁は，現場でも操作が可能となるよう，遠隔人力操作機構を設け，原子炉建屋原子炉棟外から容易かつ確実に開閉操作できる設計とする。
ⅵ）炉心の著しい損傷時においても，現場において，人力で格納容器圧力逃がし装置の隔離弁の操作ができるよう，遠隔人力操作機構を介した操作場所又は操作室を放射線量率の低い原子炉建屋付属棟に設置する設計とする。さらに，第二弁及び第二弁バイ
パス弁の操作室には，格納容器圧力逃がし装置使用後に高線量となる配管に対する遮蔽及び格納容器内雰囲気ガスの操作室への流入防止装置（空気ボンベユニット）を設ける設計とする。
ⅶ）格納容器圧力逃がし装置待機時に格納容器圧力逃がし装置内を不活性ガス(窒素)にて置換する際の大気との障壁として，圧力開放板を設置する設計とする。
圧力開放板は，格納容器からのベントガス圧力(0.31 MPa[gage]～0.62 MPa[gage])
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0と比較して十分に低い圧力である0.08 MPa[gage]にて開放する設計であり，格納容器
圧力逃がし装置の使用の妨げにならない設計であるため，バイパス弁は併置しない。
ⅷ）格納容器圧力逃がし装置は，サプレッション・チェンバ側及びドライウェル側のいずれからも排気できる設計とする。サプレッション・チェンバ側からの排気ではサプ
レッション・プールの水面からの高さを確保し，ドライウェル側からの排気では燃料
有効長頂部よりも高い位置に接続箇所を設けることで，長期的にも溶融炉心及び水没の影響を受けない設計とする。
ⅸ）格納容器圧力逃がし装置のフィルタ装置は，格納容器圧力逃がし装置格納槽（地下埋設）に格納し，十分な厚さのコンクリート及び覆土により地上面の放射線量を十分に低減する設計とする。また，フィルタ装置に接続する配管等は，原子炉建屋原子炉棟内及び原子炉建屋付属棟内に設置することにより，事故時の復旧作業における被ばくを低減する設計とする。

別添 3-4

2.2 設計条件
本系統における設備の設計条件を第 2.2-1 表に示す。
第 2.2-1 表 設計条件
設計条件

設定根拠
格納容器の限界圧力を考慮し，2 Pd（最高使

最高使用圧力620 kPa[gage]

最高使用温度

200 ℃

格納容器の限界温度を考慮し，200 ℃とする。

13.4 kg/s

原子炉定格熱出力 1 ％相当の飽和蒸気量を，（格納容器圧力 310

ベント開始圧力が低い場合（310 kPa[gage]）kPa[gage]において）であっても排出可能な流量とする。

設計流量

用圧力 310 kPa[gage]の 2 倍）とする。

想定されるフィルタ装置に捕集及び保持されフィルタ装置内
発熱量る放射性物質の崩壊熱に対して十分な余裕を

500 kW見込み，原子炉定格熱出力の 0.015 ％に相当

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

する発熱量とする。
エアロゾル
移行量

想定されるフィルタ装置に移行するエアロゾ
400 kg

ルの量（38 kg）に対して十分な余裕を見込み，
400 kg とする。
ＢＷＲプラントにおける代表炉心（ＡＢＷＲ※

よう素の炉内内
蔵量）の平衡炉心末期を対象としたＯＲＩＧＥＮ

２コードの計算結果に対して，東海第二発電24.4 kg

所の熱出力（3293 MW）を考慮して算出した結果，約 24.4 kg とする。
基準地震動Ｓ Ｓ にて機能

耐震条件

基準地震動ＳＳにて機能を維持する。

維持※：炉心比出力が高いほど炉心内蔵量が高くなることから，炉心比出力が高いＡＢＷＲを代表させ，1 MW 当りの炉心内蔵量を評価している。また，ＯＲＩＧＥＮ２コードでは，保守的に 1サイクル 13 ヶ月(395 日)に対して，1 サイクル 10,000 時間(416 日)の燃焼期間を仮定している。
2.3 格納容器圧力逃がし装置
2.3.1 系統構成
本系統は，屋外地下の格納容器圧力逃がし装置格納槽内に設置するフィルタ装置，格納容器からフィルタ装置までの入口配管，フィルタ装置から大気開放される出口配管，
圧力開放板，計装設備，電源設備，給水設備，可搬型窒素供給装置及び排水設備で構成される。
(1) 配管等の構成
入口配管は，格納容器のサプレッション・チェンバ及びドライウェルに接続された不活性ガス系配管が合流した下流に接続する耐圧強化ベント系配管から分岐し，弁を経由
別添 3-5

してフィルタ装置に接続する。
出口配管には，待機時に窒素置換された系統と大気を隔離する圧力開放板を設置する。
圧力開放板はベント開始時に微正圧で動作するものとし，信頼性の高いものを使用する。
フィルタ装置には，外部からスクラビング水を補給できるよう給水配管を設置する。
また，外部から系統に窒素を供給できるよう窒素供給配管を設置する。また，ベント後の放射性物質を含むスクラビング水を格納容器（サプレッション・チェンバ）に移送す
るための移送ポンプ及び配管，さらに，万一，放射性物質を含むスクラビング水が格納
容器圧力逃がし装置格納槽に漏えいした場合に，漏えい水を格納容器（サプレッション・チェンバ）に移送するための排水ポンプ及び配管を設置する。
第 2.3.1-1 図に格納容器圧力逃がし装置の系統構成を示す。
(2) 材質及び構造
配管及び弁は，重大事故等クラス２機器として，「日本機械学会 発電用原子力設備
規格 設計・建設規格（2005/2007）」クラス２の規定に準拠して設計する。材質は炭素鋼を基本とするが，使用環境に応じて耐食性の高いステンレス鋼を使用する。炭素鋼配管外面には防錆のため塗装を施し，特に屋外に敷設される配管の外面については，海塩粒子の付着による腐食防止の観点から，シリコン系等の防食塗装を行う。
系統を構成する主要な機器の仕様を第2.3.1-1表に，フィルタ装置及び配管の材質範囲
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

を第2.3.1-2図に示す。
(3) 系統の切替性
格納容器からフィルタ装置へ至る配管は，ベントを実施する際，接続する他系統と隔離し，流路を構成する必要がある。対象となる系統は，原子炉建屋ガス処理系，換気空調系及び耐圧強化ベント系である。これらの系統との取合いの弁は通常全閉状態である
が，開状態の場合でも中央制御室からの操作により，速やかに閉操作が可能である。
原子炉建屋ガス処理系及び換気空調系との取合いの弁は，フェイルクローズの空気駆動弁であることから，全交流動力電源喪失時には，全閉状態となる。また，耐圧強化ベント系との取合い弁は，電動駆動弁であり，耐圧強化ベント系は格納容器圧力逃がし装置が使用できない場合に使用する系統であるため，全閉状態を維持する。
以上より，格納容器からフィルタ装置へ至る配管は，ベントを実施する際，他系統と隔離し，流路の構成が可能である。

別添 3-6

別添 3-7

地下格納槽

窒素供給
ライン

原子炉建屋
付属棟

＊4
＊5
＊6

＊8

原子炉圧力容器原子炉建屋原子炉棟

MO

AO

第一弁（Ｓ／Ｃ側）
MO ＊1

＊4

＊5

＊3
第二弁

原子炉建屋
ガス処理系へ

第二弁
バイパス弁

AO

原子炉隔離時冷却系
真空ポンプより

AO

MO

第 2.3.1-1 図 格納容器圧力逃がし装置 系統概要図

サプレッション・チェンバ

ドライウェル＊2

第一弁（Ｄ／Ｗ側）

MO

AO

MO

水素濃度計
H2E

耐圧強化
ベント系

MO

換気空調系へ：窒素供給ライン：排水ライン

AO＊7

原子炉格納容器：格納容器ベントライン：スクラビング水給水ライン

AO
不活性ガス系

凡例

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

＊1

＊3

＊2

遠隔人力
操作機構
＊6
＊7
＊8

MO

RE

RE

原子炉建屋付属棟

廃棄物
処理設備へ

窒素供給
ライン

空気ボンベ

DPI

第二弁操
作室遮蔽
差圧計

圧力開放板

放射線モニタ

付属室

補給水
ライン

格納容器圧力逃がし装置格納槽

MO

フィルタ装置排気筒

第 2.3.1-1 表 主要系統構成機器の仕様(1) 配管口径

材質

450 A～600 A

炭素鋼

450 A（入口側），
350 A～600 A（出口側）

ステンレス鋼

600 A

炭素鋼

a.フィルタ装置入口配管（b.の範囲を除く）
b.フィルタ装置周辺配管（格納容器圧力逃がし装置格納槽内に設置する範囲）
c.フィルタ装置出口配管（b.の範囲を除く）

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0(2) 隔離弁
型式

駆動方式

口径

a.第一弁（Ｓ／Ｃ側）

バタフライ弁電動駆動（交流）＋遠隔人力操作機構

600 A

b.第一弁（Ｄ／Ｗ側）

バタフライ弁電動駆動（交流）＋遠隔人力操作機構

600 A

c.第二弁

バタフライ弁電動駆動（交流）＋遠隔人力操作機構

450 A

d.第二弁バイパス弁

バタフライ弁電動駆動（交流）＋遠隔人力操作機構

450 A

Ｓ／Ｃ：サプレッション・チェンバ
Ｄ／Ｗ：ドライウェル(3) 圧力開放板
型式

設定破裂圧力

呼び径

材質

個数

引張型ラプチャーディスク

0.08 MPa

600 A

ステンレス鋼1

別添 3-8

凡例

排気筒

：炭素鋼
：ステンレス鋼

換気空調系へ

RE

水素濃度計
H2E

放射線モニタ

AO

圧力開放板

AO

MO

原子炉格納容器

MO
＊2

耐圧強化
ベント系
AO

＊4

不活性ガス系

＊2

＊3
第二弁
バイパス弁

窒素供給
ライン

地下格納槽

＊3
第二弁

第一弁（Ｓ／Ｃ側）
MO ＊1
AO

DPI

RE

＊1
遠隔人力
操作機構
＊6
＊7
＊8

サプレッション・チェンバ
＊4
＊5
＊6

第二弁操
作室遮蔽
差圧計

原子炉建屋
ガス処理系へMO

ドライウェル

MO

第一弁（Ｄ／Ｗ側）AO

MO

原子炉圧力容器

＊7

AO

＊5

空気ボンベ

窒素供給
ライン

フィルタ装置補給水ライン

MO
原子炉隔離時冷却系
真空ポンプより

＊8
原子炉建屋
付属棟

原子炉建屋原子炉棟

付属室

廃棄物
処理設備へ

MO

原子炉建屋付属棟
格納容器圧力逃がし装置格納槽

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

第 2.3.1-2 図 フィルタ装置及び配管の材質範囲
2.3.2 フィルタ装置(1) フィルタ装置仕様
フィルタ装置は，スカート支持される円筒たて形容器であり，常時スクラビング水を貯留する。容器下部にはベンチュリスクラバ（ベンチュリノズル及びスクラビング水），上部には金属フィルタが設置され，これらを組み合わせてエアロゾルを除去する。
さらに，金属フィルタの後段として，容器内部によう素除去部を設け，ガス状放射性よう素を捕集する物質（銀ゼオライト）を収納している。
フィルタ装置の主な仕様を以下に示す。
a. 容器は，重大事故等クラス２容器として「日本機械学会 発電用原子力設備規格 設
計・建設規格（2005/2007）」クラス２容器の規定に準拠して設計する。
b. 容器内に貯留するスクラビング水量は，捕集した放射性物質の崩壊熱による減少を考慮し，設計条件であるフィルタ装置内発熱量500 kWに対して，ベント開始後24時間
はベンチュリスクラバによる所定の放射性物質の除去性能が確保できるように設定する。
c. 容器及び内部構造物の材料は，スクラビング水に添加されるアルカリ性の薬剤に対して，耐性に優れるステンレス鋼を使用する。
d. 容器には，スクラビング水の減少分を補充するための注水用ノズル，スクラビング
水を採取するための試料採取用ノズル及びスクラビング水を移送するためのドレン用ノズルを設ける。
e. 容器は，ベンチュリノズル及び金属フィルタを内蔵する。
f. 容器内部には，よう素除去部を設け，銀ゼオライトを収納する。
g. 金属フィルタとよう素除去部の連絡管には，流量制限オリフィスを設け，格納容器
別添 3-9

より排出されるガスの体積流量をほぼ一定に保つ設計とする。
フィルタ装置の仕様を第 2.3.2-1 表に，構造を第 2.3.2-1 図に示す。

金属フィルタ4

換気口平板

3

マンホール平板

2

鏡板

1

胴板

番号

品名

よう素除去部

部

個数
品

材料

表

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

流量制限オリフィス

スクラビング水多孔板

N14

モレキュラシーブ採取口

N13

換気口

N12

マンホール

N11

モレキュラシーブ室ドレン

N10

モレキュラシーブ室ドレン

N9

出口配管ドレン入口

N8

ベント

N7

試料採取

N6

液位計

N5

液位計

N4

ドレン

N3

補給水入口

N2

ベントガス出口N1

ベントガス入口

符号

名称
管

台

個数
一

覧

呼び径

表

ベンチュリノズル

第 2.3.2-1 図 フィルタ装置概略図(2) フィルタ仕様
a. ベンチュリスクラバ
ベンチュリスクラバは，ベンチュリノズル，スクラビング水等で構成され，ベント
ガス中に含まれるエアロゾル及び無機よう素を捕集し，スクラビング水中に保持する。
ベンチュリノズルは，上部に行くにつれて緩やかに矩形断面の流路面積を増やして断面変化させており，上端は閉じて，側面に出口開口を設けている。また，ノズル中低部の一番流路断面積が小さくなるスロート部の側面にスクラビング水を取り込む開口を設けている。これにより，ノズルスロート部で高流速とすることで，スロート部の圧力を周囲スクラビング水領域よりも低下させて側面開口からノズル周囲のスクラ
ビング水を吸込み，ノズル内に噴霧させる。ノズル内ではガスと噴霧水滴の流速の差でエアロゾルの捕集効率を高め，上端吐出部からスクラビング水中に排出させる。
ベンチュリノズルは，分配管に設置し，同一分配管上のベンチュリノズルは，分配管に対して直行させるとともに，同心円状のベンチュリノズルは，離隔距離を確保し
別添 3-10た配置とする。また，ベントガスは，スクラビング水中に斜め下方向に排出されたの
ち，減速し分配管の間を浮き上がっていく流れとなるため，同一分配管上の隣接ノズル及び同心円状の隣接ノズルへ与える影響はない。

ベンチュリノズルの材質は，耐アルカリ性に優れるとする。

ベンチュリノズルの機器仕様を第 2.3.2-1 表に，スクラビング水の仕様を第 2.3.2-2
表に，概略図を第 2.3.2-2 図に，配置を第 2.3.2-3 図に，ベンチュリノズルからのベ

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

ントガスの流れの概要を第 2.4.2-4 図に示す。

別添 3-11

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

第 2.3.2-2 図 ベンチュリノズル概略図

第 2.3.2-3 図 ベンチュリノズルの配置図

別添 3-12

第 2.3.2-4 図 ベンチュリノズルからのベントガスの流れの概要
b. 金属フィルタ
金属フィルタは，ベンチュリスクラバで除去しきれなかったエアロゾルを除去する。

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

金属フィルタは，必要なフィルタ面積と最適なフィルタ流速が得られるように，容器の上部に縦向きに配置される。金属フィルタは
メインフィルタを製で，プレフィルタとであり，周囲の型枠により容器内部に直接取り付けられる。
ベントガスは，スクラビング水を出た後，スクラビング水から生じる湿分（液滴）を含んでいる。長時間の運転でも高い除去効率を確保するため，，除去した液滴は，スクラビング水内にドレンされる。
金属フィルタの機器仕様を第 2.3.2-1 表に，概略図及びフィルタ容器内の配置を第2.3.2-5 図及び第 2.3.2-6 図に示す。

別添 3-13

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

第 2.3.2-5 図 金属フィルタ概略図

第 2.3.2-6 図 フィルタ装置の断面図（金属フィルタ高さ）

別添 3-14(a) プレフィルタ及び湿分分離機構

湿分分離機構の概要を第 2.3.2-7 図に，ドレン配管接続部の概要を第 2.3.2-8 図に

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0示す。

第 2.3.2-7 図 湿分分離機構の概略図

第 2.3.2-8 図 ドレン配管接続部のｚｘ概略図

別添 3-15(b) メインフィルタ

c. 流量制限オリフィス
ベントフィルタ内の体積流量をほぼ一定に保つため，金属フィルタ下流に流量制限
オリフィスを設置する。流量制限オリフィスの穴径は，系統の圧力損失を考慮した上で，ベント開始時の格納容器圧力（1 Pd～2 Pd）のうち，低い圧力（1 Pd）において，設計流量が確実に排気できるよう設定する。

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

流量制限オリフィスの仕様を第 2.3.2-1 表に示す。

別添 3-16

d. よう素除去部
よう素除去部には，銀ゼオライトを収納し，ベントガスを通過させることで，ガス中に含まれる放射性のよう素を除去する。
銀ゼオライトの充填部は，周方向に 6 部屋あり、各充填部に充填孔を設け，万一，
銀ゼオライトの交換が必要になった場合は，容器頂部のマンホールから充填孔を介して銀ゼオライトを充填もしくは吸引回収できる構造とする。
よう素除去部の仕様を第 2.3.2-1 表に，概略図を第 2.3.2-9 図に，フィルタ装置内

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0のよう素除去部の配置を第 2.3.2-10 図に示す。

第 2.3.2-9 図 よう素除去部概略図

第 2.3.2-10 図 フィルタ装置の断面図（よう素除去部高さ）

別添 3-17

第 2.3.2-1 表 フィルタ装置主要仕様(1) 容器型

式

円筒たて形容器

材

質

胴 内

径

約5 m

高

さ

約 10 m(2) ベンチュリノズル
材

質

個

数

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

(3) 金属フィルタ
材

質

寸

法

繊 維

径

個

数

総 面

積

(4) 流量制限オリフィス
型

式

材

質

個

数

同心オリフィス板(5) よう素除去部
材

質

充 填

量

銀ゼオライトベッド厚さ

別添 3-18

第 2.3.2-2 表 スクラビング水仕様（待機水位時）
項

目

設定値

pH

13 以上

2.3.3 配置
フィルタ装置は，原子炉建屋外に地下埋設で設置する頑健な格納容器圧力逃がし装置格
納槽の中に設置することで，地震や津波等の自然現象及び航空機衝突に対する耐性を高めている。格納容器圧力逃がし装置格納槽は，鉄筋コンクリート製であり，フィルタ装置に保持された放射性物質からの遮蔽を考慮した設計としている。また，最終ヒートシンクへ熱を輸送するための設計基準事故対処設備である残留熱除去系ポンプ，残留熱除去系熱交換器及び残留熱除去系海水ポンプ並びに重大事故等対処設備である緊急用海水ポンプに対NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

して位置的分散を図っている。さらに，重大事故等対処設備である代替循環冷却系ポンプに対しても位置的分散を図っている。
フィルタ装置の配置を第 2.3.3-1 図，第 2.3.3-2 図に示す。
格納容器圧力逃がし装置の配管については，ベント時に発生する蒸気凝縮で発生するド
レン水による閉塞やこれに起因する水素及び酸素の滞留を防止するため，配置に留意する。
具体的には配管ルートにＵシール部ができないよう配置する。なお,新設部分については，
水平配管に適切な勾配を設ける。
格納容器圧力逃がし装置の配管ルート図を第 2.3.3-3 図～15 図に示す。

別添 3-19

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

第 2.3.3-1 図 フィルタ装置配置図（原子炉建屋地下 2 階）

別添 3-20

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

第 2.3.3-2 図 フィルタ装置配置図（屋外）

別添 3-21

別添 3-22
第 2.3.3-3 図 格納容器圧力逃がし装置 配管ルート図（全体図）

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

第 2.3.3-4 図 格納容器圧力逃がし装置配管ルート拡大図（1/12）

第 2.3.3-5 図 格納容器圧力逃がし装置配管ルート拡大図（2/12）
別添 3-23

NT2 補① Ⅴ-1-8-2 R0

第 2.3.3-6 図 格納容器圧力逃がし装置配管ルート拡大図（3/12）

第 2.3.3-7 図 格納容器圧力逃がし装置配管ルート拡大図（4/12）

別添 3-24

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

第 2.3.3-8 図 格納容器圧力逃がし装置系配管ルート拡大図（5/12）

第 2.3.3-9 図 格納容器圧力逃がし装置配管ルート拡大図（6/12）

別添 3-25

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

第 2.3.3-10 図 格納容器圧力逃がし装置配管ルート拡大図（7/12）

第 2.3.3-11 図 格納容器圧力逃がし装置配管ルート拡大図（8/12）

別添 3-26

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

第 2.3.3-12 図 格納容器圧力逃がし装置配管ルート拡大図（9/12）

第 2.3.3-13 図 格納容器圧力逃がし装置配管ルート拡大図（10/12）

別添 3-27

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

第 2.3.3-14 図 格納容器圧力逃がし装置配管ルート拡大図（11/12）

2.3.3-15 図 格納容器圧力逃がし装置配管ルート拡大図（12/12）

別添 3-28

2.4 付帯設備
2.4.1 計装設備
格納容器圧力逃がし装置の計装設備は，各運転状態において，設備の状態を適切に監視するため，フィルタ装置入口水素濃度計，フィルタ装置出口放射線モニタ及びフィルタ装
置周り計装設備にて構成する。
(1) フィルタ装置入口水素濃度計
フィルタ装置入口水素濃度計は，ベント停止後の系統内の水素濃度が可燃限界 4 vol％以下に維持されていることを監視するため，フィルタ装置入口配管の頂部に設置する。
ベント停止（第一弁を閉止）後は，フィルタ装置入口配管に窒素を供給し，系統内に残留するガスを掃気することで，水素が可燃限界に至ることはない。また，フィルタ装置内の放射性物質を保持するスクラビング水より放射線分解で発生する水素は，窒素供給することでフィルタ装置出口配管を通って掃気され，可燃限界に至ることはない。
水素濃度の計測は，ベント停止後の窒素供給による系統パージ停止後に実施する。
フィルタ装置入口水素濃度計の計測範囲は，0～100 vol％とし，0～20 vol％に切り替
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

えて計測できるようにする。計測した水素濃度は，中央制御室及び緊急時対策所で監視可能な設計とする。
フィルタ装置入口水素濃度計は，通常待機時には非常用母線より受電しているが，重大事故等時で非常用電源から受電できない場合には，常設代替交流電源設備である常設
代替高圧電源装置及び可搬型代替交流電源設備である可搬型代替低圧電源車から給電可能な構成とする。
フィルタ装置入口水素濃度計の主要仕様を第 2.4.1－1 表に示す。
第 2.4.1-1 表 フィルタ装置入口水素濃度計の仕様
種類

熱伝導式水素濃度検出器

計測範囲
個

0～100 vol％

数

2

使用電源

交流電源

(2) フィルタ装置出口放射線モニタ
フィルタ装置出口放射線モニタは，大気へ放出する放射性物質濃度を監視する目的で，排気中の放射性物質からのγ線強度を計測するため，フィルタ装置出口配管近傍に設置する。
フィルタ装置出口放射線モニタの計測範囲は，フィルタ使用時に想定される排気中の放射性物質がフィルタ装置出口配管に内包された時の最大の放射線量率を計測できる範囲として，炉心損傷している場合は 10-2～105 Sv/h（高レンジ用）を，炉心損傷していな
い場合は 10-3～104 mSv/h（低レンジ用）を計測範囲としている。計測した放射線量率は，中央制御室及び緊急時対策所で監視可能な設計とする。
フィルタ装置出口放射線モニタは，通常待機時には非常用母線より受電しているが，重大事故等時で非常用電源から受電できない場合には，常設代替直流電源設備である緊別添 3-29

急用 125 V 系蓄電池並びに可搬型代替直流電源設備である可搬型低圧電源車及び可搬型整流器から給電可能な構成とする。
フィルタ装置出口放射線モニタの主要仕様を第 2.4.1－2 表に示す。
第 2.4.1-2 表 フィルタ装置出口放射線モニタの仕様

種

類

低レンジ用

イオンチェンバ式

イオンチェンバ式

放射線検出器

放射線検出器

-2

計測範囲
個

高レンジ用

10 ～10 Sv/h10-3～104 mSv/h

2

1

直流電源

直流電源

数

使用電源

5

(3) フィルタ装置周り計装設備
通常待機時，系統運転時及び事故収束時の各状態において，フィルタ装置の水位，圧力及び温度並びにスクラビング水ｐＨを監視するため，フィルタ装置周辺に水位計，圧NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

力計，温度計及びｐＨ計を設置し，中央制御室，緊急時対策所及び一部現場において監視できる設計とする。
フィルタ装置周りの計装設備のうち水位計，圧力計及び温度計は，通常待機時には非常用母線より受電しているが，重大事故等時で非常用電源から受電できない場合には，常設代替直流電源設備である緊急用 125 V 系蓄電池並びに可搬型代替直流電源設備である可搬型代替低圧電源車及び可搬型整流器から給電可能な構成とする。また，ｐＨ計は，
通常待機時には非常用母線より受電しているが，非常用電源から受電できない場合には，常設代替交流電源設備である常設代替高圧電源装置及び可搬型代替交流電源設備である可搬型代替低圧電源車から給電可能な構成とする。
なお，フィルタ装置周り計装設備のうち，フィルタ装置排気ライン圧力計及びフィル
タ装置スクラビング水ｐＨ計は，系統待機時以外の系統運転時及び事故収束時は監視する必要がないため，自主対策設備とする。また，フィルタ装置水位計及びフィルタ装置
圧力計は，中央制御室及び現場にて監視が可能であるため，現場計器は自主対策設備とする。
(4) 各状態における監視の目的
a.

系統待機状態
格納容器圧力逃がし装置の通常待機時の状態を，以下のとおり確認する設計としている。

(a) フィルタ装置の性能に影響するパラメータの確認
フィルタ装置水位計にて，スクラビング水の水位が，通常待機時の設定範囲内（にあることを監視することで，要求される放射性物質の除去性能が発揮できることを確認する。
通常待機時における水位の範囲は，ベント時のスクラビング水の水位変動を考慮し別添 3-30

ても放射性物質の除去性能を維持し，ベント開始後 7 日間は水補給が不要となるよう設定している。
また，フィルタ装置スクラビング水ｐＨ計にて，ｐＨがアルカリ性の状態（ｐＨ13以上）であることを監視することで，フィルタ装置の性能維持に影響がないことを確認する。
(b) 系統不活性状態の確認
フィルタ装置排気ライン圧力計及びフィルタ装置圧力計にて，封入した窒素圧力を継続監視することによって，系統内の不活性状態を確認する。
b． 系統運転状態
格納容器圧力逃がし装置の運転時の状態を，以下のとおり確認する設計としている。
(a) 格納容器内の雰囲気ガスがフィルタ装置へ導かれていることの確認
フィルタ装置圧力計にて，ベント開始により圧力が上昇し，ベント継続により格納NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

容器の圧力に追従して圧力が低下傾向を示すことで，格納容器内の雰囲気ガスがフィルタ装置に導かれていることを確認する。
また，フィルタ装置スクラビング水温度計にて，ベント開始によりスクラビング水が待機状態から飽和温度まで上昇することを監視することで，格納容器のガスがフィルタ装置に導かれていることを確認する。さらに，フィルタ装置出口放射線モニタが初期値から上昇することを計測することにより，ガスが通気されていることを把握できる。
(b) フィルタ装置の性能に影響するパラメータの確認
フィルタ装置水位計にて，スクラビング水の水位が，ベント後の下限水位から上限
水位の範囲内にあることを監視することで，要求される放射性物

質の除去性能が維持できることを確認する。
ベント後における下限水位については，ベンチュリノズルが水没していることを確認するため，上限水位については，金属フィルタの性能に影響がないことを確認するためにそれぞれ設定する。
(c) ベントガスが放出されていることの確認
フィルタ装置出口放射線モニタにて，フィルタ装置出口を通過するガスに含まれる放射性物質からのγ線強度を計測することで，フィルタ装置出口配管よりベントガスが放出されていることを確認する。

別添 3-31

c.

事故収束状態
格納容器圧力逃がし装置の事故収束時の状態を以下のとおり確認する設計としている。

(a) 系統内に水素が滞留していないことの確認
フィルタ装置入口水素濃度計にて，窒素供給による系統パージ停止後において，水素が長期的に系統内に滞留していないことを確認する。
(b) フィルタ装置の状態確認
フィルタ装置に異常がないことを確認するため，フィルタ装置水位計にて，スクラ
ビング水の水位が確保されていること（フィルタ装置のスクラビング水の移送後を除く。），フィルタ装置スクラビング水温度計にて温度の異常な上昇がないこと及びフNT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0ィルタ装置出口放射線モニタの指示値が上昇傾向にないことを確認する。

別添 3-32(5) 計装設備の仕様
フィルタ装置の水位について第 2.4.1-1 図に，計装設備の概略構成図を第 2.4.1-2 図

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0に，主要仕様を第 2.4.1-3 表に示す。

第 2.4.1-1 図 フィルタ装置水位

別添 3-33

別添 3-34

地下格納槽

窒素供給
ライン

原子炉建屋
付属棟

＊8

原子炉圧力容器原子炉建屋原子炉棟

MO

AO

第一弁（Ｓ／Ｃ側）
MO ＊1

＊4

＊5

＊3
第二弁

原子炉建屋
ガス処理系へ

第二弁
バイパス弁

AO

原子炉隔離時冷却系
真空ポンプより

AO

MO

＊2

⑥

遠隔人力
操作機構
＊6
＊7
＊8

＊1

＊3

RE

RE

原子炉建屋付属棟

廃棄物
処理設備へ

窒素供給
ライン

空気ボンベ

DPI

第二弁操
作室遮蔽
差圧計

圧力開放板

放射線モニタ

第 2.4.1-2 図 格納容器圧力逃がし装置 計装設備概略構成図

サプレッション・チェンバ

ドライウェル＊2

第一弁（Ｄ／Ｗ側）

MO

AO

MO

耐圧強化
ベント系

MO

水素濃度計
H2E

MO

＊4
＊5
＊6

＊7

原子炉格納容器

AO
不活性ガス系

換気空調系へ

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

AO

⑧

⑤

T

P

④
P

L
pH

⑦

L P

①

②

格納容器圧力逃がし装置格納槽 ③

MO

フィルタ装置排気筒

第 2.4.1-3 表 計装設備主要仕様
監視パラメータ※１①フィルタ装置水位

フィルタ装置性
能維持のための
水位監視

計測範囲

計測範囲の根拠

検出器
個数

監視場所

2

中 央 制 御
室，緊急時
対策所

1※２

現場

1

中 央 制 御
室，緊急時
対策所

1※２

現場

1

中 央 制 御
室，緊急時
対策所

1

中 央 制 御室，緊急時対策所

180～5500 mm

系統運転中に格
納容器雰囲気ガスがフィルタ装置に導かれていることの確認0～1.0 MPa［gage］③フィルタ装置スクラビ
ング水温度

フィルタ装置の温度監視

0～300 ℃

④フィルタ装置排気ライン圧力※2

通常待機時の窒素封入による不活性状態の確認0～100 kPa［gage］⑤フィルタ装置出口放射線モニタ（高レンジ・
低レンジ）

系統運転中に放出される放射性
物質濃度の確認高レンジ：
10-2～105 Sv/h
低レンジ：
10-3～104 mSv/h

想定される放射性物
質がフィルタ装置出口配管に内包された時の最大の放射線量率（約 5×101 Sv/h）を計測できる範囲

高レンジ：
2
低レンジ：
1

中 央 制 御室，緊急時対策所

⑥フィルタ装置入口水素濃度

事故収束時の系
統内の水素濃度の確認

0～100 vol％想定される水素濃度の変動範囲を計測できる範囲

2

中 央 制 御室，緊急時対策所

⑦フィルタ装置スクラビ
ング水 pH※2

フィルタ装置性
能維持のためのpH 監視

pH 0～14想定される pH の変動範囲を計測できる範囲1中 央 制 御室，緊急時対策所

⑧第二弁操作室差圧計

正圧化維持のための差圧監視0 60 Pa

温度の影響を無視できる圧力差（約 10.4
Pa）を計測できる範
囲

1

第二弁操作
室

②フィルタ装置圧力NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

設置目的

系統の最高使用圧力（620 kPa[gage]）を監視できる範囲
系統の最高使用温度（200 ℃）を監視できる範囲※1 監視パラメータの数字は第 2.4.1-2 図の○数字に対応する。
※2 自主対策設備

別添 3-35

2.4.2 電源設備
ベントガスの流路となる配管に設置される電動駆動弁及び計装設備については，通常
待機時には非常用母線より受電しているが，重大事故等時で非常用母線から受電できない場合には，常設代替交流電源設備である常設代替高圧電源装置，可搬型代替交流電源設備である可搬型低圧電源車，常設代替直流電源設備である緊急用 125 V 系蓄電池並びに可搬型代替直流電源設備である可搬型低圧電源車及び可搬型整流器から給電可能な構NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0成とする。電源構成図を第 2.4.2-1～2 図に示す。

別添 3-36

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

第 2.4.2-1 図 格納容器圧力逃がし装置 電源構成図（交流電源）

別添 3-37

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

第 2.4.2-2 図 格納容器圧力逃がし装置 電源構成図（直流電源）

別添 3-38

2.4.3 給水設備
系統待機状態において，フィルタ装置はスクラビング水を貯留している状態であるが，重大事故時においてフィルタ装置を使用した場合，保持した放射性物質の崩壊熱によりス
クラビング水が蒸発し，水位が低下する。このような状況に備え，フィルタ装置には格納
容器圧力逃がし装置格納槽に設ける遮蔽外から給水できるよう接続口を設け，可搬型代替
注水大型ポンプ車等からの給水を可能とする設計としている。
給水配管の仕様を第 2.4.3-1 表に，概要を第 2.4.3-1 図に示す。
第 2.4.3-1 表 給水配管仕様
径25 A，50 A

材

質

ステンレス鋼（SUS316LTP）

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

口

第 2.4.3-1 図 給水設備概要図

別添 3-392.4.4 可搬型窒素供給装置
ベント終了後，スクラビング水の放射線分解によって発生する水素により系統内の水素濃度が上昇する可能性があるため，窒素を供給し，系統内の水素濃度が可燃限界を超えな
いように希釈及び掃気するために，窒素供給装置及び窒素供給装置用電源車で構成する可
搬型窒素供給装置を設ける。
窒素の供給は，可搬型窒素供給装置（窒素供給装置及び窒素供給装置用電源車）により行う。系統の隔離弁（第一弁）の下流配管から供給ラインを分岐し，原子炉建屋外に接続口を設け，窒素供給装置を可搬ホースにて接続する。
窒素供給装置の仕様を第 2.4.4-1 表に，窒素供給配管の仕様を第 2.4.4-2 表に，窒素供給装置の概要を第 2.4.4-1 図に，窒素供給装置の構成概略を第 2.4.4-2 図に示す。

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

第 2.4.4-1 表 窒素供給装置仕様
種類

圧力変動吸着式

容量

約 200 Nm3/h

窒素純度

約 99.0 vol％供給圧力

約 0.5 MPa［gage］

個

数

2（予備 2）
第 2.4.4-2 表 窒素供給配管仕様

口

径

50 A

材

質

炭素鋼（STPT410）

別添 3-40

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

第 2.4.4-1 図 窒素供給設備概要図

窒素供給装置

空気圧縮機，
窒素分離装置

流量計

電源ケーブル
窒素供給装置用電源車

可搬ホース
窒素供給用
接続口

第 2.4.4-2 図 可搬型窒素供給装置構成概略

別添 3-41

2.4.5 排水設備
フィルタ装置の水位調整及びベント停止後の放射性物質を含んだスクラビング水の格納容器（サプレッション・チェンバ）への移送並びに放射性物質を含むスクラビング水が格
納容器圧力逃がし装置格納槽に漏えいした場合の漏えい水の格納容器（サプレッション・チェンバ）への移送のため，排水設備を設置する。
排水設備の仕様を第 2.4.5-1 表に，排水設備の概要を第 2.4.5-1 図に示す。
第 2.4.5-1 表 排水設備仕様(1) 配管
口

径

50 A

材

質

ステンレス鋼（SUS316LTP）

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0(2) ポンプ

型

式

移送ポンプ

排水ポンプ

キャンドポンプ

水中ポンプ

定格流量

10 m /h

10 m3/h

定格揚程

40 m

40 m

1

1

電動駆動（交流）

電動駆動（交流）

個

3

数

駆動方式
原子炉棟

付属棟

サプレッション・チェンバ
MO
テストタンク

廃液中和
タンクへ
原子炉隔離時
冷却系真空
ポンプより

移送ポンプ

排水ポンプ

格納容器圧力逃がし装置格納槽
注）系統構成は現在の計画

第 2.4.5-1 図 排水設備概要図

別添 3-423.

フィルタ性能3.1 フィルタ装置による放射性物質の除去原理
3.1.1 エアロゾルの除去原理
エアロゾルの除去原理は，一般にフィルタ媒体（ベンチュリスクラバの場合は水滴，金属フィルタの場合は金属繊維）の種類によらず，主に以下の３つの効果の重ね合わせとして記述できる。
・さえぎり効果（Interception）：粒径が大きい場合に有効・拡散効果（Diffusion）：流速が遅い場合，粒径が小さい場合に有効・慣性衝突効果（Inertia effect）：流速が早い場合，粒径が大きい場合に有効(1)～(3)に，それぞれの除去効果についてその特性を記載する。これらの除去原理はフィルタ媒体が水滴でも金属繊維でも作用するが，フィルタの種類や系統条件により効果的に除去できる粒径，流速の範囲が異なることから，幅広い粒径，流速のエアロゾルを除去するためには異なる種類のフィルタを組み合わせることが有効である。
(4)，(5)に，ベンチュリスクラバ及び金属フィルタにおけるエアロゾルの除去原理を示
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

す。
(1) さえぎり効果
さえぎりによるエアロゾルの捕集は，第 3.1.1－1 図に示すように，エアロゾルが流線にそって運動している場合に，フィルタ媒体表面から１粒子半径以内にエアロゾルが達したときに起こる。
エアロゾル粒径が大きい場合，より遠くの流線に乗っていた場合でもフィルタ媒体と接触することが可能であるため，さえぎりによる除去効果は，エアロゾル粒径が大きい程大きくなる傾向にある。

出典：Ｗ．Ｃ．ハインズ，エアロゾルテクノロジー，㈱井上書院(1985)
第 3.1.1-1 図 さえぎりによる捕集

別添 3-43

(2) 拡散効果
拡散によるエアロゾルの捕集は，第 3.1.1-2 図に示すように，エアロゾルがフィルタ媒体をさえぎらない流線上を移動しているときでも，フィルタ媒体近傍を通過する際に，ブラウン運動によってフィルタ媒体に衝突することで起こる。
エアロゾル粒径が小さい場合，ブラウン運動による拡散の度合いが大きくなるため，拡散による除去効果は，エアロゾル粒径が小さい程大きくなる傾向にある。また，フィルタ媒体の近傍にエアロゾルが滞在する時間が長い程ブラウン運動によりフィルタ媒体

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0に衝突する可能性が高まるため，流速が遅い程大きくなる傾向にある。

出典：Ｗ．Ｃ．ハインズ，エアロゾルテクノロジー，㈱井上書院(1985)
第 3.1.1-2 図 拡散による捕集(3) 慣性衝突効果
慣性衝突によるエアロゾルの捕集は，第 3.1.1-3 図に示すように，エアロゾルがその慣性のために，フィルタ媒体の近傍で急に変化する流線に対応することができず，流線を横切ってフィルタ媒体に衝突するときに起こる。
エアロゾル粒径が大きい場合又はエアロゾルの流れが早い場合にエアロゾルの慣性が大きくなり，フィルタ媒体と衝突する可能性が高まるため，慣性衝突による除去効果はエアロゾル粒径が大きい程大きく，流速が早い程大きくなる傾向がある。

出典：Ｗ．Ｃ．ハインズ，エアロゾルテクノロジー，㈱井上書院(1985)
第 3.1.1-3 図 慣性衝突による捕集
別添 3-44(4) ベンチュリスクラバにおけるエアロゾルの除去原理
ベンチュリスクラバは，断面積の小さいベンチュリノズルのスロート部にベントガス
を通し，ガス流速を大きくすることで発生する負圧によって，ガス中にスクラビング水を噴霧（いわゆる霧吹き）し，微小水滴にすることでエアロゾルが水と接触する面積を大きくすることにより，効果的にエアロゾルを水滴に捕集する。
ベンチュリノズルにおける除去原理を第 3.1.1-4 図に，ベンチュリノズルにおける速NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0度模式図を第 3.1.1－5 図に示す。

第 3.1.1-4 図 ベンチュリノズルにおける除去原理

第 3.1.1-5 図 ベンチュリノズルにおける速度模式図
第 3.1.1-5 図に示すとおり，ベンチュリスクラバはガス流速 V1 と水滴速度 V2 が異なることで，ガス中のエアロゾルが水滴に衝突し水滴に付着する現象を利用していることから，慣性衝突による除去が支配的と考えられる。慣性衝突効果では「ガス流速」と「粒径」が主な影響因子である。
別添 3-45

①ベンチュリノズル下方よりベントガスが流入する。
②ベンチュリノズルのスロート部（絞り機構）によってベントガスの流速が加速される③ガス流速を大きくすることで発生する負圧によりスクラビング水が吸入され，ガス流中に水滴を噴霧（いわゆる霧吹き）する。
④噴霧によって，微小水滴にすることでエアロゾルが水と接触する面積が大きくなり，
エアロゾルがフィルタ媒体と衝突し，ベントガスから捕集される。
⑤ベンチュリノズルの出口に設置した板によってベントガス及び水滴の方向が変わり，

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0エアロゾルはスクラビング水に保持される。

第 3.1.1-6 図 ベンチュリスクラバにおける除去原理の補足図

別添 3-46(5) 金属フィルタにおけるエアロゾルの除去原理
金属フィルタは，ベンチュリスクラバの後段に設置され，より粒径の小さいエアロゾ
ルを除去する。
金属フィルタの除去原理は，第 3.1.1-7 図に示すように，さえぎり，拡散，慣性衝突効果の重ね合わせにより，エアロゾルを金属繊維表面に付着させ捕集する。さえぎり，
拡散，慣性衝突効果では「粒径」と「ガス流速」が主な影響因子である。
以上より，金属フィルタの除去性能に対して，影響を与える可能性のある主要なパラ

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

メータとしては，ガス流速，エアロゾル粒径を考慮する必要がある。

第 3.1.1-7 図 金属フィルタにおける除去原理

別添 3-47

3.1.2 ガス状放射性よう素の除去原理
重大事故時に発生する放射性よう素は，粒子状よう素（CsI：よう化セシウム等）と，ガ
ス状よう素として無機よう素（I2：元素状よう素）と有機よう素（CH3I：よう化メチル等）の形態をとる。大部分のよう素は粒子状よう素として格納容器内へ放出され，残りは無機
よう素として格納容器内に放出されるが，無機よう素の一部は格納容器内の有機物（塗装等）と結合し，有機よう素へ転換する。粒子状よう素については，エアロゾルの除去原理に基づき，ベンチュリスクラバと金属フィルタで捕集する。

有機よう素については，吸着材と化学反応させることにより，よう素除去部で捕集する。
(1) フィルタ装置内におけるベントガスの流れ
フィルタ装置内部の下部にベンチュリスクラバ（ベンチュリノズル・スクラビング水NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0等），上部に金属フィルタを設置し，金属フィルタの下流側に流量制限オリフィスを介してよう素除去部を設置する。ベントガスの流れを第 3.1.2-1 図に示す。

オリフィス通過時の蒸気の状態変化のイメージを第 3.1.2-2 図に示す。

別添 3-48

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

第 3.1.2-1 図 フィルタ装置内のベントガスの流れ

第 3.1.2-2 図 流量制限オリフィス通過時の蒸気の状態変化（イメージ）

別添 3-49

(2) ベチュリスクラバにおけるよう素の除去
ベントガスがベンチュリスクラバを通過する際，無機よう素を化学反応によりスクラ
ビング水中にために，スクラビング水には第 3.1.2-1 表に示す

薬剤を添加する。
第 3.1.2-1 表 スクラビング水への添加薬剤
薬剤

化学式

目的

。以

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R1

下に化学反応式を示す。

の添加によって，スクラビング水はアルカリ性条件下となるため，
式(3.1.2-2)により，無機よう素を捕集する。

したがって，ベンチュリスクラバにおける無機よう素の除去効率に影響を与える因子として「スクラビング水の pH」が挙げられる。
なお，一般的に有機よう素は，無機よう素に比べ活性が低く，反応しにくいため，ベンチュリスクラバでの有機よう素の除去は期待していない。
(3) よう素除去部におけるよう素の除去

別添 3-50

3.2 運転範囲
3.1.1 項で，エアロゾルの除去原理において主要なパラメータとしたガス流速及びエアロゾ
ル粒径に加え，ベント時に変動するパラメータであるガス温度及びガス蒸気割合について，有効性評価に基づき，ベント実施中に想定する運転範囲を第 3.2－1 表に示す。また，3.1.2 項
で，ガス状放射性よう素の除去原理において主要なパラメータとしたスクラビング水のｐＨ及びガスの過熱度について，ベント実施中に想定する運転範囲を第 3.2－1 表に示す。
第 3.2-1 表 ベント実施中における想定運転範囲
パラメータ
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R1

ガス流速

想定運転範囲ベントからほぼ静定した格納容器圧力に対応するベンチュリノ
m/s※となる。

ズル部のガス流速は，なお，金属フィルタ部におけるガス流速は，適切なガス流速となるよう金属フィルタの表面積を設定している。
エアロゾル粒径

サプレッション・チェンバからのベント時の粒径分布より，質量
中央径を

ガス温度

μm とする。

ベントから格納容器温度がほぼ静定した状態の運転範囲は℃となることから，上限を最高使用温度に合わせ包絡するよう，

ガス蒸気割合℃とする。

ベントから事象発生 7 日後における，フィルタ装置に流入するガス蒸気割合は約％となるが保守的に 0～100 ％を運転範囲とする。
スクラビング水の pH

スクラビング水は高アルカリに保つためにが添加されていることから，運転範囲はアルカリ側で維持される。
ガス過熱度
※：

ベントからほぼ静定した格納容器圧力に対応する，
よう素除去部
におけるベントガスの過熱度は，K となる。

m/s は事象発生 7 日後（格納容器圧力 69 kPa[gage]）における流速であり，JAVA 試験においては、流速の下限値

m/s（格納容器圧力kPa[gage]）までの範囲で所定の除去性能が確保されていることが確認されている。

別添 3-51

3.3 性能検証試験結果
3.3.1 性能検証試験の概要
ＡＲＥＶＡ社製のフィルタ装置は，大規模なセクター試験装置により，実機使用条件を考慮した性能検証試験を行っており，その結果に基づき装置設計を行っている。以下に試験の概要を示す。
(1) エアロゾルの除去性能試験（ＪＡＶＡ試験）
ＡＲＥＶＡ（当時Ｓｉｅｍｅｎｓ）社は，1980 年代から 1990 年代にかけ，ドイツのカールシュタインにある試験施設（以下，「ＪＡＶＡ」という。）にて，電力会社，ドイ
ツ原子力安全委員会（ＲＳＫ）及びその他第三者機関立会の下，フィルタ装置のエアロ
ゾルに対する除去性能試験を行っている。
試験装置には，実機に設置するものと同一形状のベンチュリノズルと，実機に設置するものと同一仕様の金属フィルタを設置し，試験条件として，実機の想定事象における種々のパラメータ（圧力，温度，ガス流量等の熱水力条件及びエアロゾル粒径，濃度等のエアロゾル条件）について試験を行うことにより，フィルタ装置の使用条件において所定の性能が発揮されることを確認している。試験装置の概要を第 3.3.1-1 図に，試験NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

条件を第 3.3.1-1 表に示す。

別添 3-52

別添 3-53
第 3.3.1-1 図 ＪＡＶＡ試験装置概要

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

第 3.3.1-1 表 ＪＡＶＡ試験条件（エアロゾル除去性能試験）
試
圧

験 条 件

力

bar[abs]
（

温

度

流

量

蒸

気

割

合

kPa[abs]）℃
m3/h％

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

エ ア ロ ゾ ル，

第 3.3.1-2 図 試験用エアロゾルの粒径分布

別添 3-54

(2) 無機よう素の除去性能試験（ＪＡＶＡ試験）
ＡＲＥＶＡ社は「ＪＡＶＡ」試験装置を使用し，(1)に示したエアロゾルの除去性能試験と同時期に電力会社，ＲＳＫ及びその他第三者機関立会の下，無機よう素の除去性能試験を実施している。
試験条件として，種々のパラメータ（圧力，温度，ガス流量等の熱水力条件，スクラビ
ング水の pH 等の化学条件）にて試験を行うことにより，フィルタ装置における無機よう素の除去性能について確認している。JAVA 試験における無機よう素の試験条件を第 3.3.1-2
表に示す。
第 3.3.1-2 表 ＪＡＶＡ試験条件（無機よう素除去性能試験）
試
圧

力

験 条 件
bar[abs]

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0（

kPa[abs]）

温

度

℃

流

量

m3/h

pH
物

質

(3) 有機よう素の除去性能試験（ＪＡＶＡ ＰＬＵＳ試験）
実機使用条件を想定した有機よう素の除去性能を確認するため，ＡＲＥＶＡ社は「ＪＡＶＡ」試験装置に有機よう素除去部を設けた「ＪＡＶＡ ＰＬＵＳ」試験装置を用いて，2013 年より有機よう素の除去性能試験を実施している。
試験装置には，実機に使用する吸着材を実機と同一の密度で充填し，試験条件として種々のパラメータ（圧力，温度，過熱度等の熱水力条件）にて試験を行うことにより，フィルタ装置における有機よう素の除去性能について確認している。
試験装置の概要を第 3.3.1-3 図に，試験条件を第 3.3.1-3 表に示す。
第 3.3.1-3 表 ＪＡＶＡ ＰＬＵＳ試験条件（有機よう素除去性能試験）
試
圧

験 条 件

力

bar[abs]
（

温
蒸
過
物

気

割
熱

kPa[abs]）

度

℃

合

％

度

K

質

別添 3-55

別添 3-56
第 3.3.1-3 図 ＪＡＶＡ ＰＬＵＳ試験装置概要

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

3.3.2 エアロゾルの除去性能試験結果
ＪＡＶＡ試験における性能検証試験結果を第 3.3.2-1 表～4 表に示す。エアロゾルの除去原理では，3.1.1 に示すとおり，「流速」と「粒径」が主な影響因子であるため，ガス
流速とエアロゾル粒径に対しての性能評価を行った。さらに，その他の試験条件に用いたパラメータについてもフィルタ装置のエアロゾルの除去性能への影響を確認するため，
ガス温度及びガス蒸気割合に対しての性能評価を行った。
(1) ガス流速
ガス流速の変化による除去性能を確認するために，流量からベンチュリノズル部のガ
ス流速と金属フィルタ部のガス流速を計算※して確認した。
第 3.3.2-1 図及び第 3.3.2-2 図にベンチュリノズル部及び金属フィルタ部におけるガス流速に対して整理した性能検証試験結果を示す。
この結果から，ベンチュリスクラバ部にて想定する運転範囲（m/s）と金属フィルタ部にて想定する運転範囲全域にわたって要求される DF1000 以上を満足していることがわかる。
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R1

なお，運転範囲よりも小さいガス流速においても，ベンチュリスクラバ及び金属フィル
タの組合せで，DF1000 以上を満足しているため，フィルタ装置はガス流速によらず十分な性能を有していると言える。
※：体積流量をベンチュリノズルの最小断面積であるスロート部の総断面積又は金属フィル
タの総断面積で割ることにより，ガス流速を算出している。

別添 3-57

Decontamination Factor, [-]1000000

100000

10000

1000

100

10

1

Venturi Velocity, [m/s]

1000000

Decontamination Factor, [-]NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

第 3.3.2-1 図 ベンチュリノズル部におけるガス流速に対する除去係数100000

10000

1000

100

10

1

Normalized MFF Velocity, [%]第 3.3.2-2 図 金属フィルタ部におけるガス流速に対するベンチュリスクラバと金属フィルタを組み合わせた除去係数

別添 3-58

(2) エアロゾル粒径
第 3.3.2-3 図に試験用エアロゾル（エアロゾルの粒径）に対して整理した性能検証試
験結果を示す。この結果からエアロゾル粒径(質量中央径：μm)の違いによって除去性能に影響が出ているような傾向は見られず，いずれの試験結果においても要求される DF1000 を満足していることがわかる。
サプレッション・チェンバからのベント実施時に想定する質量中央径はある。試験用エアロゾルとしては質量中央径μm でを使用し，DF1000 以上を満足していることから，フィルタ装置はエアロゾル粒径に対して十分な性能を有していると言える。
1000000

Decontamination Factor [-]NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

100000

10000

1000

100

10

1
Test Aerosol

第 3.3.2-3 図 粒径に対する除去係数

別添 3-59(3) ガス温度
第 3.3.2-4 図にガス温度に対して整理した性能検証試験結果を示す。この結果から，
ガス温度の違いによって除去性能に影響が出ているような傾向は見られず，試験を実施
した全域にわたって要求される DF1000 以上を満足していることがわかる。
したがって，ガス温度の運転範囲）に対して，フィルタ装置はガス温度に対して十分な性能を示していると言える。

Decontamination Factor, [-]NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

1000000

100000

10000

1000

100

10

1
0

50

100

150

Temperature, [°C]
第 3.3.2-4 図 ガス温度に対する除去係数

別添 3-60200

250

(4) ガス蒸気割合
第 3.3.2-5 図にガス蒸気割合に対して整理した性能検証試験結果を示す。この結果か
ら，ガス蒸気割合の違いによって除去性能に影響が出ているような傾向は見られず，試験を実施した全域にわたって要求される DF1000 以上を満足していることがわかる。
ガス蒸気割合の運転範囲（0～100 ％）で性能検証試験が行われており，フィルタ装置
はガス蒸気割合に対して十分な性能を有していると言える。

Decontamination Factor, [-]NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

1000000

100000

10000

1000

100

10

1
0

25

50

75

Steam Volumetric Fraction, [%]第 3.3.2-5 図 蒸気割合に対する除去係数

別添 3-61100

第 3.3.2-1 表 エアロゾル
Test
Test-No.
Aerosol

MMD

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R1

(μm)

Pressure Temp. Gas Flow
(bar
abs)

(℃)

Gas Composition(m 3 /h)）除去性能試験結果
Volumetric Contaminated
Total
Norm.
Venturi
Gas
MFF
steam
Removal
Velocity
Velocity Efficiency
fraction Concentration(%)

第 3.3.2-2 表 エアロゾル
Test-No.

Test
Aerosol

MMD

Pressure

Temp. Gas Flow(μm)(bar abs)(℃)(m3 /h)Gas Composition(mg/m3 )

(m/s)

(%)

DF

(%)

除去性能試験結果
Volumetric Contaminated
Total
Norm.
Venturi
Gas
MFF
steam
Removal
Velocity
Velocity Efficiency
fraction Concentration
(m/s)
(%)
(%)
(%)
(mg/m 3)

別添 3-62DF

第 3.3.2-3 表 エアロゾル（
Test
Test-No.
Aerosol

MMD

Pressure

Temp.

Gas Flow(μm) (bar abs)(℃)(m 3 /h)Gas Composition

第 3.3.2-4 表 エアロゾル
Test
Aerosol

MMD

Pressure

Volumetric Contaminated
Total
Norm.
Venturi
Gas
MFF
steam
Removal
Velocity
Velocity Efficiency
fraction Concentration
(m/s)
(%)
(%)
(%)
(mg/m3 )DF）除去性能試験結果（２／２）

Temp. Gas Flow Gas Composition(μm) (bar abs) (℃)(m 3/h)Volumetric Contaminated
Total
Norm.
Venturi
Gas
MFF
steam
Removal
Velocity
Velocity Efficiency
fraction Concentration
(m/s)
(%)
(%)
(%)
(mg/m3 )NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R1

Test-No.

除去性能試験結果（１／２）

別添 3-63DF

3.3.3 ガス状放射性よう素の除去性能試験結果(1) 無機よう素除去性能試験結果
ＪＡＶＡ試験における無機よう素の除去性能試験結果を第 3.3.3-1 表に示す。無機よう素のベンチュリスクラバ（スクラビング水）への捕集は化学反応によるものであり，その反応に影響を与える因子は，「スクラビング水の pH」である。第 3.3.3-1 図に，ス
クラビング水の pH に対する無機よう素の除去性能試験結果を示す。この結果から，スク
ラビング水がの状態においても設計条件である除去効率 99 ％（DF100）以上を満足していることがわかる。
一般的に無機よう素は，有機よう素と比べ活性が高く，反応しやすいため，よう素除
去部でも捕集されやすい。したがって，ベンチュリスクラバによう素除去部を組み合わせることで，さらに除去性能が高くなるものと考えられる。

Decontamination Factor, [-]NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

10000

1000

100

10

1
0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

11

12

Scrubbing water, [pH]第 3.3.3-1 図 pH に対する無機よう素除去係数

別添 3-64

13

14

第 3.3.3-1 表 ベンチュリスクラバにおける無機よう素除去性能試験結果
Pressure

Temp.

Gas Flow(bar abs)(℃)(m 3 /h)Gas Composition

Scrubbing
Water

(pH)

RemovalEfficiency(%)(2) 有機よう素除去性能試験結果
ＪＡＶＡ ＰＬＵＳ試験における有機よう素の除去性能試験結果を第 3.3.3-2 表に示す。ＪＡＶＡ ＰＬＵＳ試験で得られた除去係数を，過熱度で整理したものを第 3.3.3-2
図に示す。

1000

Decontamination Factor, [-]NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

Test-No.

100

10

1

第 3.3.3-2 図 ＪＡＶＡ ＰＬＵＳ試験結果

別添 3-65ここで，ＪＡＶＡ ＰＬＵＳ試験装置と実機においては，ベッド厚さが異なるため，ベントガスの吸着ベッドにおける滞留時間が異なる。その補正をするために以下に示す関NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0係を用いる。

第 3.3.3-3 図 ＪＡＶＡ ＰＬＵＳ試験結果（補正後）

別添 3-66

第 3.3.3-2 表 有機よう素除去性能試験結果
Temp.

Gas
Flow

(bar abs)(℃)(kg/s)(bar abs)

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

Test-No.

VSV inlet Pressure
Pressure in the M/S

別添 3-67

Gas
Composition(Steam:Air)(vol.%)

RemovalEfficiency(%)

3.3.4 フィルタ装置の継続使用による性能への影響
フィルタ装置を継続使用することにより，放射性物質の除去性能に影響する可能性のある因子について検討する。
(1) エアロゾルの再浮遊a.

ベンチュリスクラバ部(a) 想定する状態
フィルタ装置を継続使用すると，ベンチュリスクラバで捕集されたエアロゾルにより，ベンチュリスクラバ内のエアロゾル濃度は徐々に上昇する。スクラビング水の水面近傍には，水沸騰やベンチュリノズルを通るベントガスによる気流により，細かい飛沫（液滴）が発生するが，その飛沫にエアロゾルが含まれていると，エアロゾルがベンチュリスクラバの後段に移行することが考えられる。

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0(b) 影響評価

以上のとおり，フィルタ装置は，ベンチュリスクラバでのエアロゾルの再浮遊に対して考慮した設計となっている。
b.

金属フィルタ部(a) 想定する状態(b) 影響評価
金属フィルタに捕集されたエアロゾルの崩壊熱は，ベント中はベントガスの流れによって冷却され，ベント後はベンチュリスクラバに捕集したエアロゾルの崩壊熱により発生する蒸気によって冷却されることから，金属フィルタの温度は，エアロゾルの再浮遊が起こるような温度（参考：CsOH の融点：272.3 ℃）に対し十分低く抑えることができる。

別添 3-68(2) ガス状放射性よう素の再揮発a.

ベンチュリスクラバにおける無機よう素の再揮発(a) 想定する状態
フィルタ装置を継続使用すると，スクラビング水の温度は上昇する。スクラビング
水の温度上昇に伴い，スクラビング水中に捕集した無機よう素が気相中に再揮発することが考えられる。
(b) 影響評価
気液界面（フィルタ装置水面）における無機よう素の平衡については温度依存性があり，スクラビング水の水温が高い方が気相の無機よう素の割合が増える。しかし，アルカリ環境下では，無機よう素とよう素イオンの平衡により液相中に存在する無機
よう素が極めて少なく，無機よう素の気相部への移行量は，スクラビング水の温度が上昇しても十分小さい値となる。
ＪＡＶＡ試験は，高温のベントガスを用いて，無機よう素が気相中に移行しやすい
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

条件での試験を実施しており，温度上昇による影響に配慮したものとなっている。
b.

よう素除去部における放射性よう素の再揮発(a) 想定する状態
化学工業の分野ではゼオライトに高温の水素を通気することにより捕集されている
よう素を再揮発させる技術がある。よう素除去部に充填された銀ゼオライトに，ベン
トガスに含まれる水素が通気されると，捕集された放射性よう素が再揮発することが考えられる。

(b) 影響評価
水素によるよう素の再浮遊は 400 ℃以上の高温状態で数時間程度，水素を通気した
場合に起こることが知られている。一方フィルタ装置に流入するガスは 200 ℃以下であり，銀ゼオライトに水素を含むガスが通過したとしても，ゼオライトに捕集されているよう素が再揮発することはない。
また，よう素除去部で捕集した放射性よう素の崩壊熱は，ベント中はベントガスにより冷却され，ベント後は系統を不活性化するために供給される窒素により冷却されることから，よう素除去部の温度上昇は，放射性よう素の再揮発が起こるような温度（400 ℃）に対して，十分低く抑えることができる。

別添 3-69

(3) フィルタの閉塞
a.

想定する状態
炉心損傷後のベント時には，溶融炉心から発生するエアロゾルに加え，炉内構造物の過温などによるエアロゾル，コアコンクリート反応により発生する CaO2 等のコンクリート材料に起因するエアロゾル及び保温材等の熱的・機械的衝撃により発生する粉塵が，フィルタ装置に移行する可能性がある。これらのエアロゾルの影響により，ベンチュリ
ノズルの狭隘部や金属フィルタに付着し，閉塞することが考えられる。

b.

影響評価
ベンチュリノズルの狭隘部を通過するガス流速は，高速となる。ベンチュリノズルの狭隘部寸法に対して，エアロゾルの粒子径は極めて小さく，ベンチュリノズルが閉塞することはない。

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0。

(4) 薬剤の容量減少a.

想定する状態
無機よう素はベンチュリスクラバにて薬剤）との反応により捕集されるが，薬剤の容量を超える無機よう素が流入した場合には，無機よう素は捕集されずに下流に流出されることが考えられる。
b.

影響評価
スクラビング水に含まれるの量は，格納容器から放出される無機

よう素の量に対して十分大きいことから，容量に達することはない。
(5) よう素除去部の容量減少a.

想定する状態
ガス状放射性よう素は，銀ゼオライトに捕集されるが，銀ゼオライトの吸着容量に達した場合には，ガス状放射性よう素は捕集されずに系外に放出されることが考えられる。
b.

影響評価
よう素除去部で保持が可能なガス状放射性よう素の吸着容量（銀分子数）は，格納容器から放出されるよう素量に対して十分大きいことから吸着容量に達することはない。

別添 3-70

(6) ベント時に生じるスウェリングによるよう素除去部への影響
a.

想定する状態
スクラビング水に蒸気が流入すると，スウェリングにより水位が上昇する。その結果，スクラビング水の水位は通常待機時に比べ上昇しており，よう素除去部の外壁はスクラ
ビング水に接することとなり，スクラビング水の温度による除去性能に影響することが考えられる。

b.

影響評価
ベントガスの温度はベンチュリスクラバ（スクラビング水）を通過することで，スクラビング水の水温と同じになっているものと考えられ，
よって，スクラビング水と接する
よう素除去部の外壁はスクラビング水から入熱されるため，よう素除去部で蒸気が凝縮

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

することはなく，よう素の除去性能への悪影響はない。

別添 3-71

4.

設備の維持管理(1) 点検方法a.

機械設備
格納容器圧力逃がし装置の機械設備については，東海第二発電所の他設備の点検実績等を参考に，設置環境や動作頻度に対する故障及び劣化モード等を考慮して，適切な周期で点検（時間基準保全）を行うことにより，設備の健全性を確保する。
一方，東海第二発電所として保全の経験がない設備として，高アルカリ性のスクラビング
水に接液する設備が挙げられる。これらの設備については，劣化モード（腐食等）を考慮した材料選定を行っており，有意な劣化が発生する可能性は小さいと考えているが，先ずは初回定期検査時に点検を実施し，その結果を基に点検周期を定めるものとする。
スクラビング水の分析については，海外プラントにおいて窒素封入環境下で約15年間薬液濃度の有意な変化は認められていない実績があり，性状に有意な変化はないものと考えられるが，定期検査毎に実施することとする。
また，よう素除去部に充填される銀ゼオライトについては，試験を行い，スクラビング水NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0による飽和蒸気環境下で15カ月間保管した後も性能基準を満たしていることを確認した。
東海第二のフィルタ装置では，銀ゼオライトのサンプリングが可能な設計としており，先ずは初回定期検査時に性状の確認を行い，その結果を基にサンプリング周期を定めるものとする。
機械設備の点検内容を第4－1表に示す。

別添 3-72

第 4－1 表 機械設備の点検内容
設備名
フィルタ装置点検内容
本体・外観点検（内面）点検周期・時期（計画）
初回定検（結果によりその後の周期を決定）

機能確認

・漏えい確認本体内部点検に合わせて
実施

内部構造物

スクラビング水

・水質確認

毎定検

本体

・外観点検

初回定検（結果によりそ・ベンチュリノズル
・金属フィルタ・流量制限オリフィスの後の周期を決定）
機能確認（よう・サンプル性状確認

素除去部）

・よう素除去部NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

圧力開放板

配管

本体

・外観点検

初回定検（結果によりそ・フランジ面手入れの後の周期を決定）

機能確認

・漏えい確認

本体

・外観点検

10 定検毎・フランジ部点検手入

10 定検毎，ただし接液部

れ
機能確認

・漏えい確認については初回定検（結果によりその後の周期を
決定）

弁

本体

・弁箱内面点検手入れ

3 定検毎，
ただし接液部に・弁体，弁座，弁棒等

ついては初回定検（結果点検手入れ・パッキン類交換によりその後の周期を決定）・外観目視点検
機能確認

ポンプ

本体

・漏えい確認・作動試験

毎定検（手動弁を除く）

・内面点検手入れ

4 定検毎

・インペラ，シャフト，
ケーシング等点検手
入れ・パッキン類交換
・外観目視点検
機能確認

・漏えい確認・作動試験

4 定検毎，ただし移送ポン
プについては毎月定期試験

別添 3-73

b.

電気設備
格納容器圧力逃がし装置の電気設備については，東海第二発電所の他設備の点検実績等を参考に，設置環境や動作頻度に対する故障及び劣化モード等を考慮して，適切な周期で点検（時間基準保全）を行うことにより，設備の健全性を確保する。
電気設備の点検内容を第4－2表に示す。
第 4－2 表 電気設備の点検内容
対象機器

電動駆動弁駆動部

電動機

トルクスイッチ

点検内容

点検周期・時期（計画）

・外観点検

2 定検毎

・分解点検

156 ヶ月毎

・動作確認

2 定検毎

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0・設定値確認リミットスイッ

・動作確認

2 定検毎

チ

・取付状態確認

電気室

・結線点検

2 定検毎

開度計

・外観点検

2 定検毎

・指示値確認試験・測定・絶縁抵抗測定

1 定検毎

・作動試験
・電流測定
ポンプ電動機

電動機

・外観点検

5 定検毎

・分解点検
機能確認

・絶縁抵抗測定

5 定検毎，
ただし移送ポン・作動試験

プについては毎月定期試

・電流測定

験

別添 3-74

c.

計装設備
格納容器圧力逃がし装置の計装設備については，東海第二発電所の他設備の点検実績等を参考に，設置環境や動作頻度に対する故障及び劣化モード等を考慮して，適切な周期で点検（時間基準保全）を行うことにより，設備の健全性を確保する。
計装設備の点検内容を第4－3表に示す。
第 4－3 表 計装設備の点検内容
設備名

水位計

特性試験

点検内容

点検周期・時期（計画）

・外観点検

1 定検毎

・単体・ループ校正
圧力計

特性試験

・外観点検

1 定検毎

・単体・ループ校正

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

温度計

特性試験

・外観点検

1 定検毎

・電気試験
・ループ校正放射線モニタ

特性試験

・外観点検

1 定検毎

・単体・ループ校正
・線源校正
水素濃度計

特性試験

・外観点検

1 定検毎

・単体・ループ校正
・ガス校正
サンプリング機器

制御盤

外観検査

・外観点検

1 定検毎

特性試験

・計器校正

1 定検毎

機能・性能検査

・作動試験

1 定検毎

分解点検

・ポンプ分解点検

5 定検毎

外観検査

・外観点検

1 定検毎

別添 3-75

(2) 試験方法
格納容器圧力逃がし装置の機能検査として，「弁開閉試験」，「移送ポンプ作動試験」，「漏えい試験」，「スクラビング水質確認試験」及び「よう素除去部（銀ゼオライト）性能確認試
験」を実施する。
a.

弁開閉試験
系統が所定の機能を発揮することを確認するため，以下の弁について開閉試験を実施する。
第4－1図に対象弁を示す。
・中央制御室の操作スイッチによる弁開閉試験
・フレキシブルシャフトによる人力での弁開閉試験
排気筒

換気空調系へ

RE

水素濃度計
H2E

放射線モニタAO

圧力開放板

原子炉格納容器

MO
＊2

耐圧強化
ベント系

＊2

第一弁
（Ｄ／Ｗ側）

＊4

AO

③

第二弁
バイパス弁

窒素供給
ライン

地下格納槽

RE

＊5

空気ボンベ

窒素供給
ライン

フィルタ装置補給水ライン

MO
原子炉隔離時冷却系
真空ポンプより

＊8
原子炉建屋
付属棟

DPI

＊1

第一弁（Ｓ／Ｃ側）
MO ＊1
AO

＊3
＊3
第二弁

遠隔人力
操作機構
＊6
＊7
＊8

①

サプレッション・チェンバ
＊4
＊5
＊6

第二弁操
作室遮蔽
差圧計

原子炉建屋
ガス処理系へMO

ドライウェル

AO

MO

MO

＊7

AO

不活性ガス系②
原子炉圧力容器NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

AO

MO

廃棄物
処理設備へ

付属室
MO

原子炉建屋付属棟

原子炉建屋原子炉棟

格納容器圧力逃がし装置格納槽

第 4－1 図 格納容器圧力逃がし装置機能検査対象弁

別添 3-76

b.

移送ポンプ作動試験
排水設備のうち移送ポンプが所定の機能を発揮することを確認するため，テストラインを使用して，移送ポンプの作動試験を実施する。移送ポンプ作動試験の概要図を第4－2図に示
す。

原子炉棟

付属棟

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

サプレッション・チェンバ
MO
テストタンク

廃液中和
タンクへ
原子炉隔離時
冷却系真空
ポンプより

移送ポンプ

排水ポンプ

格納容器圧力逃がし装置格納槽
注）系統構成は現在の計画

第 4－2 図 排水設備（移送ポンプ）作動試験概要図c.

漏えい試験（主配管）漏えい試験の試験条件・方法を第4－4表に，試験概要図を第4－3図に示す。
漏えい試験の各条件について下記(a)～(c)に整理する。

(a) 加圧媒体
格納容器圧力逃がし装置の最高使用圧力620 kPa［gage］でのベント開始時の系統内は窒素が支配的であること，また，ベント継続中に漏えい防止対象となる放射性物質は窒素より分子量が大きいことから，窒素を加圧媒体とすることは妥当であると判断する。なお，事故時に発生する水素については，系統内は常に流動があり滞留することがないため，フランジ部等から水素の大量漏えいは考え難いこと，系統内から水素が漏えいした場合においても，建屋内についてはPARによる処理が，建屋外については外気への拡散が期待できること，また，試験時の安全性確保の観点から，水素を加圧媒体とした漏えい試験は行わない。
(b) 試験圧力
別添 3-77

漏えい試験では，系統内が不活性状態で維持できることを確認するため窒素封入圧力30kPa［gage］以上を試験圧力とする。また，系統の使用時にバウンダリ機能を維持できることを確認するため最高使用圧力620 kPa［gage］を試験圧力とする。
(c) 試験温度
漏えい試験では，系統の最高使用温度200 ℃を模擬することが困難となることから約
180 ℃低い常温約20 ℃での漏えい確認となるが，同様に系統最高使用温度での漏えい確認が困難な原子炉圧力容器の漏えい試験では，通常運転温度約280 ℃に対し180 ℃以上低い
100 ℃以下で漏えい確認を行っていることから，常温での漏えい確認で十分であると判断する。
第4－4表 漏えい試験の試験条件・目的・方法
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

加圧
媒体

試験
圧力

簡易
点検

窒素 30 kPa［gage］以上
ガス （窒素封入圧力）

本格点検

窒素 620 kPa［gage］
ガス （最高使用圧力）

試験
温度

試験目的・方法

常温

系統内を不活性状態に維持することを目的に，系統全体を窒素封入圧力（待機状態）に加圧し，著しい漏えいのないことを確認する。

常温

使用時にバウンダリ機能が維持されていることを確認するために，系統全体を最高使
用圧力に加圧し，著しい漏えいのないことを確認する。

排気筒

換気空調系へ

RE

水素濃度計
H2E

放射線モニタ

AO

圧力開放板

AO

MO

原子炉格納容器

MO
＊2

耐圧強化
ベント系
AO

ドライウェル

＊4

AO

＊3
第二弁
バイパス弁

窒素供給
ライン

地下格納槽

＊5

RE
空気ボンベ

窒素供給
ライン

フィルタ装置補給水ライン

MO
原子炉隔離時冷却系
真空ポンプより

＊8
原子炉建屋
付属棟

DPI

＊1

第一弁（Ｓ／Ｃ側）
MO ＊1
AO

＊3
第二弁

遠隔人力
操作機構
＊6
＊7
＊8

サプレッション・チェンバ
＊4
＊5
＊6

第二弁操
作室遮蔽
差圧計

原子炉建屋
ガス処理系へ

MO

第一弁（Ｄ／Ｗ側）

不活性ガス系＊2

MO

原子炉圧力容器

＊7

AO

MO

原子炉建屋原子炉棟

廃棄物
処理設備へ

付属室
MO

原子炉建屋付属棟
格納容器圧力逃がし装置格納槽

第4－3図 漏えい試験の試験概要図

別添 3-78d.

スクラビング水質確認試験
スクラビング水質確認試験は，サンプリングラインから水を採取・分析を実施し，スクラ
ビング水が規定の濃度であることを確認する。

e.

銀ゼオライト性能確認試験
よう素除去部に充填される銀ゼオライトについては，原子炉停止期間中にベントフィルタ
内の試験用銀ゼオライトを用いてよう素除去性能試験を行い，規定の性能が確保されている

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

ことを確認する。

別添 3-79

別紙 1
可燃性ガスの爆発防止対策について
格納容器圧力逃がし装置の系統内で可燃性ガスの爆発が発生した場合，格納容器圧力逃がし装置に期待している放射性物質の低減効果が喪失するおそれ又はフィルタ装置内で保持している放射性物質の外部への放出のおそれがあるため，設計及び運用により系統内での可燃性ガスの爆発を防止する。
(1) 考慮する可燃性ガスの種類及び対策
炉心の著しい損傷を伴う重大事故時に発生するおそれのある可燃性ガスとして，ジルコニウ
ム－水反応，水の放射線分解及び金属腐食により発生する水素が考えられる※１。これらの反応によって格納容器内水素濃度は，可燃限界濃度である 4 vol％を大きく上回るが，格納容器
内雰囲気は通常運転時から不活性化（ドライ条件で酸素濃度 2.5 vol％以下に管理）することに加え，水の放射線分解によって発生する酸素を考慮しても酸素濃度を可燃限界であるドライ
条件で 5 vol％未満に管理することで，水素及び酸素が同時に可燃限界に到達することを防止
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

する。格納容器圧力逃がし装置の系統内については，待機状態から系統内を窒素で不活性化す
ることにより，格納容器内の水素が排出経路を通過する際における水素爆発を防止する。
また，格納容器圧力逃がし装置の配管については，ベント時に発生する蒸気凝縮で発生する
ドレン水による閉塞やこれに起因する水素及び酸素の滞留を防止するために，配管ルートにＵ
シール部ができないように配置する。新設部分については水平配管に適切な勾配を設ける。
なお，水素爆発の条件として，水素濃度 4 vol％かつ酸素濃度 5 vol％以上の条件に加えて，着火源又は 500 ℃以上の発熱源が必要となるが，格納容器内における着火源又は 500 ℃以上の発熱源の不確かさが大きいため，酸素濃度を管理することで水素爆発を防止することとしている。
※1：溶融炉心・コンクリート相互作用によって，可燃性ガスである一酸化炭素が発生することが考えられるが，コリウムシールドを設置することでペデスタル（ドライウェル部）のコンクリートが溶融炉心によって侵食されないことから，一酸化炭素は可燃性ガスとして考慮しないこととした。また，仮にペデスタル（ドライウェル部）のコンクリート
が床面及び壁面共に 30 cm 侵食したことを仮定した場合においても，一酸化炭素の発生
量は 15 ㎏であり，有効性評価シナリオ「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器
過圧・過温破損）」における水素発生量 700 kg に対して十分に低いこと及び一酸化炭
素の可燃限界濃度が空気中において 12.5 vol％であることを踏まえると，無視できると考えられる。
(2) 系統の各運転状態における設計上の考慮
a.

系統待機状態①：プラント通常運転中(a) 水素爆発防止対策
プラント通常運転中においては，格納容器と同様に系統内を窒素で不活性化する設計としている。フィルタ装置から放出端へ至る配管上には，窒素置換時に大気と隔離するため，圧力開放板を設けている。この圧力開放板は，格納容器からの排気と比較して，十分低い圧力で開放
別添 3-80するよう設計している。
(b) 系統における水素濃度監視
系統における水素濃度に関しては，水素の発生がないため，監視不要である。
この系統状態における水素爆発防止対策概要を第 1 図に示す。
系統待機状態①：プラント通常運転中

排気筒

格納容器圧力逃がし装置：窒素で不活性化維持

換気空調系へ

RE

水素濃度計
H2E

放射線モニタAO

原子炉格納容器：窒素で不活性化維持

圧力開放板

AO

MO

原子炉格納容器

MO
＊2

耐圧強化
ベント系
AO

ドライウェル

不活性ガス系

＊4

＊3
第二弁
バイパス弁

窒素供給
ライン

地下格納槽

DPI

RE

＊1

第一弁（Ｓ／Ｃ側）
MO ＊1
AO

＊3
第二弁

遠隔人力
操作機構
＊6
＊7
＊8

サプレッション・チェンバ
＊4
＊5
＊6

第二弁操
作室遮蔽
差圧計

原子炉建屋
ガス処理系へMO

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

＊2

MO

第一弁
（Ｄ／Ｗ側）AO

MO

原子炉圧力容器

＊7

AO

＊5

空気ボンベ

窒素供給
ライン

フィルタ装置補給水ライン

MO
原子炉隔離時冷却系
真空ポンプより

＊8
原子炉建屋
付属棟

廃棄物
処理設備へ

付属室
MO

原子炉建屋付属棟

原子炉建屋原子炉棟

格納容器圧力逃がし装置格納槽

第 1 図 水素爆発防止対策（系統待機状態①）b.

系統待機状態②：重大事故時，ベント前(a) 水素爆発防止対策
炉心の著しい損傷を伴う重大事故時の格納容器内雰囲気は，蒸気，窒素，水素及び酸素が混合した状態となるが，格納容器ベント実施前の系統は格納容器内からのガスの流入はない
ため，不活性化が保たれる。
(b) 系統における水素濃度監視
系統における水素濃度に関しては，系統内に水素が持ち込まれないため，監視不要である。
この系統状態における水素爆発防止対策概要を第 2 図に示す。

別添 3-81系統待機状態②：重大事故時，ベント前

排気筒

格納容器圧力逃がし装置：窒素で不活性化維持

換気空調系へ

RE

水素濃度計
H2E

放射線モニタAO

原子炉格納容器：蒸気及び非凝縮性ガス

圧力開放板

AO

MO

原子炉格納容器

MO
＊2

耐圧強化
ベント系
AO

不活性ガス系

＊4

＊3
第二弁
バイパス弁

窒素供給
ライン

地下格納槽

DPI

RE

＊1

第一弁（Ｓ／Ｃ側）
MO ＊1
AO

＊3
第二弁

遠隔人力
操作機構
＊6
＊7
＊8

サプレッション・チェンバ
＊4
＊5
＊6

第二弁操
作室遮蔽
差圧計

原子炉建屋
ガス処理系へMO

ドライウェル＊2

MO

第一弁（Ｄ／Ｗ側）AO

MO

原子炉圧力容器

＊7

AO

空気ボンベ

窒素供給
ライン

＊5

フィルタ装置補給水ライン

MO
原子炉隔離時冷却系
真空ポンプより

＊8
原子炉建屋
付属棟

原子炉建屋原子炉棟

廃棄物
処理設備へ

付属室
MO

原子炉建屋付属棟
格納容器圧力逃がし装置格納槽

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

第 2 図 水素爆発防止対策（系統待機状態②）c.

系統運転状態①：ベント実施直後(a) 水素爆発防止対策
格納容器ベント開始時において，ベントガス中の蒸気がスクラビング水によって凝縮された場合，酸素濃度が上昇することで，水素爆発が発生するおそれがあるが，格納容器ベント
実施前から，格納容器内の酸素濃度をドライ条件で監視し，4.3 vol％に到達した時点でベント実施する判断基準を設定していること及び格納容器圧力逃がし装置系統内は不活性化されているため，仮にベントガス中の蒸気全てがスクラビング水によって凝縮された場合においても水素爆発は発生しない。なお，このベント実施判断基準については，酸素濃度の可燃限界である 5 vol％に対し，酸素濃度監視設備（格納容器内酸素濃度（ＳＡ））の測定誤差である±0.6 vol％及び 0.1 vol％の余裕を考慮して設定した。また，格納容器内の気体について
は，格納容器スプレイ及び温度差による自然対流効果によって均一に撹拌されており，濃度分布がないため，酸素濃度監視設備（格納容器内酸素濃度（ＳＡ））により格納容器全体の濃度を代表して監視することができる。
(b) 系統における水素濃度監視
系統における水素濃度に関しては，格納容器から可燃限界を超えた水素が流入するが，格納容器内の酸素を可燃限界未満で管理していることから監視不要である。
(c) 対向流による空気の流入
フィルタ装置内が負圧に至るような状況下では，対向流が発生することにより，フィルタ
装置内に空気が流入するおそれがある。しかしながら，格納容器ベント実施時におけるスク
ラビング水沸騰までの間，ベントガス中の蒸気がスクラビング水によって凝縮された場合においても，蒸気の供給が継続的に行われるためフィルタ装置内が負圧にならないこと及び非凝縮性ガスの排出は継続されることから，対向流は発生しない。

別添 3-82(d) 枝管における水素及び酸素の蓄積について
東海第二発電所では，格納容器内をドライ条件に換算して，5 vol％未満に管理することから，ベント実施中において，仮に枝管におけるベントガスの蓄積があった場合においても，枝管での水素爆発は発生しないと考えられるが，万が一，枝管内での成層化等によって混合ガスの濃度が変化した場合，枝管での水素爆発の脅威が存在する。そのため，枝管内での混合ガスの蓄積評価を実施する。枝管における水素及び酸素の混合ガスの蓄積の評価について「ＢＷＲ配管における混合ガス(水素・酸素)蓄積防止に関するガイドライン(第 3 版)」（日
本原子力技術協会）に基づき，上向きの枝管に対して評価を実施する。なお，ガイドライン
では，下向きの枝管に対しては，水封されることで混合ガスが蓄積しないと評価されているため対象外とした。
枝管長さ（L）を枝管内径（D）で除することによって規格化した不燃限界長さ（L／D）の数値によって，枝管内に混合ガスが蓄積する可能性の有無を判断する。不燃限界長さ（L／D）の数値が 4 以下であれば混合ガスの蓄積が発生しないとされている。評価結果を第 1 表に示す。
ドライウェル側第一弁のバイパスライン，原子炉建屋ガス処理系ライン及び第二弁バイパス

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R1弁については，混合ガスが蓄積する可能性がある結果となった。そのため，第 3 図～第 7 図に示すように，ベントラインを設置し，混合ガスが蓄積することのない設計とする。また，フィルタ装置に接続される枝管については，不燃限界長さ（L／D）を考慮して，必要に応じてベントラインを設置する設計とする。
(e) 圧力開放板の下流における水素爆発について格納容器から圧力開放板までは不活性化されていること及び格納容器内の酸素濃度をドラ
イ条件で可燃限界未満に維持することで，高濃度の水素雰囲気においても水素爆発は発生しないが，圧力開放板以降については，不活性化していない範囲であるため，高濃度の水素と空気が触れることで水素爆発のおそれがある。しかしながら，ベント実施直後は，格納容器からのベントガスによって系統内の窒素が押し出され，圧力開放板以降の空気が排出されることから，放出端までの範囲で高濃度の水素が空気と触れず，水素爆発が発生することはな
いと考えられる。また，放出端から先については，大気であるものの，大気中には着火源等がなく，水素爆発は発生しないと考えられる。

別添 3-83

第 1 表 主ラインから分岐する枝管の閉止端までの長さと口径等
分岐箇所

①
②

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

③

※1

配管

枝管

枝管

分岐

長さ

内径

方向

L（m）

D（m）

（-）

可能性

上

2.525

0.0495

51.0

有

上

2.289

0.0495

46.2

有

上

2.051

0.59063.47

無ドライウェル側第一弁
バイパスライン（上流側）
ドライウェル側第一弁
バイパスライン（下流側）
原子炉建屋ガス処理系
ライン

L／D

混合ガス
蓄積

④

換気空調系ライン

斜上

4.956

0.5856

8.46

有⑤

第二弁バイパス弁（下流側）

上

7.043

0.4286

16.4

有

下

－

－

下

－

－

水平

－

－

下

－

－

⑥

⑦
⑧
⑨

サプレッション・チェンバ側第一弁バイパスライン（上流側）
プレッション・チェンバ側第一弁バイパスライン（下流側）
耐圧強化ベントライン
フィルタ装置排気管ドレンライ
ン

評価
対象外
評価
対象外
評価
対象外
評価
対象外

無

無
無
無

※1 フィルタ装置に接続される枝管については，不燃限界長さ（L／D）を考慮して，必要に応じてベントラインを設置する設計とする。

変更前

変更後

ベントライン追設
上向きの枝（混合ガス蓄積可能性範囲）

フィルタ
装置へ

格納容器より格納容器よりフィルタベント主ライン

フィルタベント主ライン

第 3 図 枝管へのベントラインの追設（混合ガス蓄積防止）

別添 3-84

フィルタ
装置へ

排気筒

：ベントライン設置

AO

(b)

圧力開放板
MO

原子炉格納容器

①

AO

AO

AO

(a)

③

＊3

⑤

＊1

サプレッション・チェンバ
＊4
＊5
＊6
窒素供給
ライン

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

地下格納槽

＊5

DPI

遠隔人力
操作機構
＊6
＊7
＊8

RE
空気ボンベ

窒素供給
ライン

フィルタ装置補給水ライン

MO
原子炉隔離時冷却系
真空ポンプより

＊8
原子炉建屋
付属棟

＊3

＊1

ドライウェル

AO

第二弁操
作室遮蔽
差圧計

原子炉建屋
ガス処理系へ

(d)
MO

＊2

耐圧強化
ベント系

MO

＊4

不活性ガス系

②

＊2

MO

MO

原子炉圧力容器＊7

MO

放射線モニタ

(c)

AO

④

RE

水素濃度計
H2E

換気空調系へ

廃棄物
処理設備へ

付属室
MO

原子炉建屋付属棟

原子炉建屋原子炉棟

格納容器圧力逃がし装置格納槽

第 4 図 ベントライン設置概要図

(b)

(a)

第 5 図 枝管へのベントラインの追設アイソメ図別添 3-85

(c)

第 6 図 枝管へのベントラインの追設アイソメ図(d)

第 7 図 枝管へのベントラインの追設アイソメ図別添 3-86

この系統状態における水素爆発防止対策概要を第 8 図に，酸素濃度監視設備（格納容器内
酸素濃度（ＳＡ））の概要図を第 9 図に，有効性評価シナリオ「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（代替循環冷却系を使用しない場合）」における格納容
器の気相濃度の推移を第 10 図及び第 11 図に示す。なお，図に示す格納容器の水素及び酸素の気相濃度については，ＭＡＡＰ解析に基づく水－ジルコニウム反応により発生する水素に加え，ＭＡＡＰ解析で考慮していない水の放射線分解によって発生する水素及び酸素についても考慮している。

系統運転状態

排気筒

格納容器圧力逃がし装置：初期は不活性化されており，水素爆発に至らない。
その後はほぼ蒸気100%が流れるため水素の滞留なし。

換気空調系へ

RE

水素濃度計
H2E

放射線モニタAO

原子炉格納容器：
蒸気及び非凝縮性ガスをベント

圧力開放板

AO

MO

原子炉格納容器

MO
＊2

耐圧強化
ベント系
AO

不活性ガス系

＊4

＊3
第二弁
バイパス弁

窒素供給
ライン

地下格納槽

RE

＊5

空気ボンベ

窒素供給
ライン

フィルタ装置補給水ライン

MO
原子炉隔離時冷却系
真空ポンプより

＊8
原子炉建屋
付属棟

DPI

＊1

第一弁（Ｓ／Ｃ側）
MO ＊1
AO

＊3
第二弁

遠隔人力
操作機構
＊6
＊7
＊8

サプレッション・チェンバ
＊4
＊5
＊6

第二弁操
作室遮蔽
差圧計

原子炉建屋
ガス処理系へMO

ドライウェル＊2

MO

第一弁（Ｄ／Ｗ側）AO

MO

原子炉圧力容器＊7

AO

原子炉建屋原子炉棟

廃棄物
処理設備へ

付属室
MO

原子炉建屋付属棟
格納容器圧力逃がし装置格納槽

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

第 8 図 水素爆発防止対策（系統運転状態）

別添 3-87

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R1

計測周期：サンプリング装置は，格納容器内ガスのサンプリングから，測定，排出までの工程を約 3 分で行う。
中央制御室指示：ドライ条件及びウェット条件での濃度を表示する。
第 9 図 酸素濃度監視設備（格納容器内酸素濃度（ＳＡ））に関する系統概要図
別添 3-88非凝縮性ガスが排出された以降はほぼ蒸気雰囲気となる
事象発生 19 時間後にサプレッション・プール水位が通常水位
6.5 m 到達することによりベント実施
ベント実施によりサプレッション・プール水が減圧沸騰し，非凝縮性ガスは速やかに排出されるベント実施時の酸素濃度は，ドライ条件で 2.2 vol％であり，ベン
ト実施基準の 4.3 vol％に到達していない

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

第 10 図 「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（代替循環冷却系を使用しない場合）」におけるドライウェルの気相濃度の推移（ウェット条件）
非凝縮性ガスが排出された以降はほぼ蒸気雰囲気となる
ジルコニウム－水反応によって水素が発生することで事象初期から窒素及び酸素濃度が低下する。その後，サプレッション・
プール水の沸騰までは，サプレッション・チェンバにおける非凝縮性ガスの発生はほとんどないこと及びドライウェルから流入する蒸気はサプレッション・プールにより凝縮されることか
ら，濃度に有意な変化は現れない。サプレッション・プール水の沸騰後は，水蒸気濃度が上昇するため，非凝縮性ガス濃度は低下する
事象発生 19 時間後にサプレッション・プール水位が通常水位
6.5 m 到達することによりベント実施
ベント実施によりサプレッション・プール水が減圧沸騰し，非凝縮性ガスは速やかに排出されるベント実施時の酸素濃度は，ドライ条件で 2.0 vol％であり，ベント
実施基準の 4.3 vol％に到達していない

第 11 図 「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（代替循環冷却系を使用しない場合）」におけるサプレッション・チェンバの気相濃度の推移（ウェット条件）

別添 3-89d.

系統運転状態②：非凝縮性ガス排出（ベント開始後 1 時間程度）後(a) 水素爆発防止対策
ベント実施に伴うサプレッション・プール水の減圧沸騰により，可燃性ガスを含む非凝縮性ガスが排出された以降の格納容器は，ほぼ水蒸気で満たされた状態となり，系統へ流入するベントガスもほぼ水蒸気となることから，水素爆発は発生しない。
(b) 系統における水素濃度監視
系統における水素濃度については，ベントガスがほぼ蒸気となっていることから，監視不要である。
(c) 対向流による空気の流入
格納容器及び系統から非凝縮性ガスが排出された以降は，仮に対向流が発生した場合であっても，格納容器及び系統内はほぼ蒸気で満たされている状態となるため，水素爆発は発生しない。

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

この系統状態における水素爆発防止対策概要は第 5 図と同様である。
e.

格納容器ベント停止後(a) 水素爆発防止対策
格納容器ベント停止後，スクラビング水の放射線分解により水素及び酸素が発生するため，第一弁の下流から窒素供給装置等による窒素供給を実施し，系統のパージを継続することで，水素爆発を防止する。
(b) 系統における水素濃度監視
系統における水素濃度に関しては，窒素供給による系統パージ停止後において，水素が長期的に系統内に滞留しないことを確認するため，監視を実施する。
(c) スクラビング水の放射線分解による酸素発生
ベント停止後において，スクラビング水の放射線分解によって発生する酸素については，
スクラビング水中の放射性物質の崩壊熱によって発生量が変化するが，蒸気の発生量も崩壊熱によって変化する比例関係にあり，以下のとおり，酸素濃度は 0.1 vol％未満となるため系
統内で水素爆発することはない。
・スクラビング水の沸騰を考慮し，酸素発生量のＧ値は 0.2 とする。
・スクラビング水の放射線吸収割合は 1.0 とする。
○蒸気発生量＝［崩壊熱（MW）］×1000／（［飽和蒸気比エンタルピ］－［飽和水比エンタルピ］）×1000／分子量×22.4×10-3×3600＝［崩壊熱（MW）］×1000／（（2675.57－419.10）×1000／18×22.4×
10-3×3600＝1985.4×［崩壊熱（MW）］ Nm3/h○酸素発生量＝［崩壊熱（MW）］×106×［Ｇ値］／100／（1.602×10-19）／（6.022×1023）×22.4×10-3
×3600×［放射線吸収割合］
別添 3-90

＝［崩壊熱（MW）］×106×0.2／100／（1.602×10-19）／（6.022×1023）×22.4
×10-3×3600×1＝1.68×［崩壊熱（MW）］ Nm3/h○酸素濃度＝酸素発生量／（蒸気発生量＋酸素発生量）＝0.085 ％(d) 移送ライン使用時における格納容器内への空気流入の影響について
格納容器ベント停止後は，第 12 図に示すとおり，移送ポンプを用いてスクラビング水をサプレッション・チェンバへ移送することとしているが，スクラビング水を移送する際には，移送ポンプ下流側配管のうち水張りを行っていない範囲の空気がスクラビング水と共にサプ
レッション・チェンバへ流入するが，ベント停止後の格納容器は窒素供給により不活性化されており，さらに可燃性ガス濃度制御系によって格納容器内の水素濃度を可燃限界未満に維NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

持するため，空気の流入による影響はない。

第12図 移送ライン系統概要図
この系統状態における水素爆発防止対策概要を第 13 図に示す。

別添 3-91NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

第 13 図 水素爆発防止対策（ベント停止後）

別添 3-92

補足 1 格納容器圧力逃がし装置系統の不活性化について
格納容器圧力逃がし装置系統の不活性化については，プラント起動前に実施する。系統の不活性化に使用する系統について第 1 図に示す。
第一弁を閉とした状態で，第一弁の下流から可搬型窒素供給装置により窒素供給を実施し，フィルタ装置を通じてパージラインから排出を継続することで窒素置換を実施する。また，
フィルタ装置配管は，管理区域内を通るため，パージラインの排気先については，原子炉建屋付属棟とする。格納容器圧力逃がし装置系統の不活性化については，プラント起動前に実施する。系統の不活性化に使用する系統について第 14 図に示す。
第一弁を閉とした状態で，第一弁の下流から可搬型窒素供給装置により窒素供給を実施し，フィルタ装置を通じてパージラインから排出を継続することで窒素置換を実施する。また，
フィルタ装置配管は，管理区域内を通るため，パージラインの排気先については，原子炉建NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

屋付属棟とする。

第 14 図 格納容器圧力逃がし装置の不活性化系統

別添 3-93補足 2 格納容器内における気体のミキシングについて
ＢＷＲの格納容器内の気体のミキシング効果については，電力共同研究「格納容器内ミキシング確認試験に関する研究」（S57 年度）[1]によって，格納容器スプレイや温度差による自然対流に伴う撹拌効果による十分なミキシングが短時間に得られることを確認している。
有効性評価シナリオ「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（代替循環冷却系を使用しない場合）」において，事象発生後 25 分から格納容器スプレイを実施すること及び格納容器内の温度差により，格納容器内の気体は十分にミキシングされるものと考えられる。さらに，崩壊熱によって炉心で発生した蒸気が格納容器内へ放出されることによってもミキシングが促進される。
格納容器スプレイを実施している場合の格納容器内の気体の流動については，上記研究にて実験的に確認されている。実験結果を第 15 図に示す。10 vol％の空気希釈ヘリウムガスの供給を停止すると，格納容器スプレイにより短期間で十分なミキシング効果が得られることが示されている。
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

格納容器内雰囲気と壁面に温度差がある場合のミキシング効果についての実験結果を第 16
図に示す。第 16 図は格納容器内雰囲気と壁面に 5 ℃の温度差がある場合のミキシング効果を示しており，10 vol％の空気希釈ヘリウムガスを供給しているが，実験開始から約 20 分後までには十分にミキシングされることを示している。ＢＷＲの格納容器内では，原子炉圧力容器が熱源として考えられるため，格納容器内雰囲気と壁面において少なくとも 5 ℃以上の温度差は生じているものと考えられる。このため，ＢＷＲの格納容器内において，気体が成層化する等の位置的な濃度の著しい偏りが生じる可能性は低いと考えられる。さらに，本試
験は，より成層化の可能性が高い軽密度気体であるヘリウムにて撹拌効果を確認しているため，格納容器内での水素燃焼を防止するためのベント実施判断基準として設定している酸素については，濃度の著しい偏りが生じる可能性はさらに低いと考えられる。
また，シビアアクシデント条件下における格納容器内の気体のミキシング効果については，
比較的単純な形状から大規模で複雑な形状の試験装置に至る国内外の試験において検討されている。代表的なものとして，旧（財）原子力発電技術機構による試験で得られた知見[2]を以下にまとめる。
・軽密度気体（試験では水素をヘリウムで模擬）の放出による自然循環のみでも，ミキシ ン
グは比較的良好であった。
・水蒸気発生を考慮したケースでは，ミキシングは促進された。
・上部区画へ軽密度気体を放出して濃度の偏りを生じさせたケースでも，格納容器スプレイを作動させることによりミキシングは達成された。
本試験はＰＷＲプラントを模擬したものであるが，複雑な区画を含む形状においても十分なミキシングが得られたことが確認されており，ＢＷＲプラントでも同様の効果が期待できると考えられる。
[1] 共同研究報告書，格納容器内ミキシング確認試験に関する研究（S57 年度）[2] 重要構造物安全評価（原子炉格納容器信頼性実証事業）に関する総括報告書，財団法人 原子力発電技術機構（平成 15 年 3 月）
別添 3-94NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

第 15 図 格納容器スプレイ実施時のガス濃度変化

別添 3-95

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

第 16 図 格納容器内雰囲気と壁面の温度差によるガス濃度変化結果

別添 3-96別紙 2
流量制限オリフィスの設定方法について
格納容器圧力逃がし装置は，格納容器の過圧破損を防止するため，格納容器内で発生する蒸気量以上のガスをベントできる必要がある。
一方，格納容器圧力の上昇に伴い，ベントガスの質量流量が増加する場合においても，ベンチュ
リノズル部の流速を適正な条件に保持するため，フィルタ装置の下流に流量制限オリフィスを設置することにより，体積流量をほぼ一定に保つ設計としている。

なお，格納容器圧力 1 Pd で必要量を排出可能な設計としているため，より差圧が大きくなる格納NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

容器圧力 2 Pd によるベントの場合においても必要量は排出できる。

オリフィスの流出断面積は，以下の式に基づき計算する。

Ｖ[ｍ3/ｓ]＝ｍシステム［ｋｇ/ｓ］・σ［ｍ3/ｋｇ］ ・・・・・・・・（式 4）
Ｖ ： 体積流量ｍ ： 質量流量σ ： 比体積

別添 3-97）NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

関係を第 2 図に示す。

第 1 表 格納容器圧力に対する体積流量（概算評価）
格納容器圧力kPa[gage]

ｵﾘﾌｨｽ上流

ｵﾘﾌｨｽ下流

質量流量

体積流量

圧力損失

圧力損失

kg/s

m3/s

kPa

kPa

(相対比)※1(相対比)※1620(2 Pd)
310(1 Pd)※1 格納容器圧力 1 Pd のときの値を 100 ％とした場合の比を記載※2 低流量になる事故発生 7 日後の値

別添 3-98

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R1

第 1 図 圧力勾配図

第 2 図 格納容器圧力逃がし装置の流量特性

別添 3-99

別紙 3
移送ポンプの設定根拠について
フィルタ装置のベント停止後の放射性物質を含んだスクラビング水をサプレッション・チェン
バへ移送するため設置する。
ポンプ仕様
名

移送ポンプ

容

量

/h/個

10

揚

程

m

40

最高使用圧力MPa

2.5

最高使用温度

℃

200

原動機出力

kW/個

7.5

－

1

個
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R1

称数

1．容量の設定根拠
重大事故等対処設備として使用する移送ポンプの容量は，スクラビング水（上限水位において
約 57.4 m3）をサプレッション・チェンバに移送可能な容量とし,10 m3/h とする。

2．揚程の設定根拠
移送ポンプの揚程は，下記を考慮して決定する。
①

水源と移送先の圧力差：0 m
フィルタ装置及びサプレッション・プールは大気圧状態にて使用する。

②

静水頭：22.1 mフィルタ格納層床レベル（EL.-12.8 ｍ）とサプレッション・プール水位（真空破壊弁中心から 1m 下（EL.9.3m）を想定）のレベル差③

配管・機器圧力損失 ：16 m④

合計：38.1 m

重大事故等対処設備として使用する移送ポンプの揚程は，④の合計以上とし，40 m とする。

3.

最高使用圧力の設定根拠
移送ポンプの最高使用圧力は，下記を考慮して決定する。
①

静水頭：0.06 MPa

5.9 m×0.00980665 ≒0.06 MPa
5.9 m：フィルタ格納層床レベル（EL.-12.8 ｍ）とスクラビング水上限
水位（EL.-6.9 ｍ）のレベル差②

締切揚程：1.96 MPa

200 m×0.00980665 ≒1.96 MPa
200 m：移送ポンプ締切り揚程（許容最高全揚程）
別添 3-100

③ 合計：2.02 MPa

移送ポンプの最高使用圧力は，③の合計を上回る圧力とし，2.5 MPa とする。
4.

最高使用温度の設定根拠
重大事故等対処設備として使用する移送ポンプの最高使用温度は，フィルタ装置の最高使用温度に合わせ，200 ℃とする。

5.

原動機出力の設定根拠
移送ポンプの原動機出力は，下記の式により，容量及び揚程を考慮して決定する。

Ｐｗ＝10 3 ρ g Ｑ Ｈ

Ｐｗ
100
η＝
Ｐ
（引用文献：日本工業規格

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

Ｐ＝

ＪＩＳ Ｂ ０１３１(2002)「ターボポンプ用語」）

10 3 ρ g Ｑ Ｈ
η ／100Ｐ：軸動力（kW）

Ｐｗ ：水動力（kW）
ρ：密度（㎏/m3）

＝1000

g

：重力加速度（m/s2）＝9.80665Ｑ

3：容量（m /s）

＝10／3600

Ｈ：揚程（m）＝40η

：ポンプ効率（％）（設計計画値）

10

-3

1000

Ｐ＝

9.80665
／100

10
3600

40
＝

≒

上記から，移送ポンプの原動機出力は，軸動力を上回る出力とし，7.5 kW/個 とする。

6.

個数の設定根拠
重大事故等対処設備として，放射性物質を含んだスクラビング水をサプレッション・チ
ンバへの移送するために必要な個数 1 個設置する。

別添 3-101

ェ別紙 4
格納容器圧力逃がし装置の系統設計条件の考え方について
格納容器圧力逃がし装置については，想定される事故事象での使用条件下において，性能を発揮できる設計とするため，系統設計条件を定めている。主な系統設計条件を第 1 表に示す。
第 1 表 格納容器圧力逃がし装置の系統設計条件
設計条件

設定根拠
格納容器の限界圧力を考慮し 2Pd（最高使用圧力

最高使用圧力620 kPa[gage]

最高使用温度

200 ℃

格納容器の限界温度を考慮し 200 ℃とする。

13.4 kg/s

原子炉定格熱出力 1 ％相当の飽和蒸気量を，ベン（格納容器圧力 310

ト開始圧力が低い場合（310 kPa[gage]）であっ

設計流量

310 kPa[gage]の 2 倍）とする。

kPa[gage]において） ても排出可能な流量とする。
想定されるフィルタ装置に捕集，保持される放射NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

フィルタ装置内
発熱量

500 kW性物質の崩壊熱に対して十分な余裕を見込み，原子炉定格熱出力の 0.015 ％に相当する発熱量と
する。

エアロゾル
移行量

想定されるフィルタ装置に移行するエアロゾル
400 kgの量（38 kg）に対して十分な余裕を見込み，400
kg とする。
ＢＷＲプラントにおける代表炉心（ＡＢＷＲ※）

よう素の炉内内
蔵量の平衡炉心末期を対象としたＯＲＩＧＥＮ２コ
24.4 kgードの計算結果に対して，東海第二発電所の熱出力（3293 MW）を考慮して算出した結果，24.4 kg
とする。

耐震条件

基準地震動Ｓ Ｓ にて

基準地震動ＳＳにて機能を維持する。

機能維持※：炉心比出力が高いほど炉心内蔵量が高くなることから，炉心比出力が高いＡＢＷＲを代表させ，1 MW 当りの炉心内蔵量を評価している。また，ＯＲＩＧＥＮ２コードでは，保守的に 1サイクル 13 ヶ月(395 日)に対して，1 サイクル 10,000 時間(416 日)の燃焼期間を仮定している。
格納容器圧力逃がし装置の各設計条件の考え方を以下に示す。

別添 3-102

(1) 最高使用圧力及び最高使用温度
格納容器圧力逃がし装置は，炉心の著しい損傷が発生した場合において，格納容器の破損を防止するため，格納容器内のガスを排気することにより，格納容器内の圧力及び温度を低下させることができる設計とし，格納容器圧力が格納容器の限界圧力を下回る 620 kPa[gage]（2Pd：
最高使用圧力の 2 倍）に到達するまでにベント操作を実施することとしている。
有効性評価における格納容器圧力及び格納容器温度の推移から，ベント時に格納容器圧力及び格納容器温度は限界圧力を下回る 620 kPa[gage]及び限界温度を下回る 200 ℃を下回ることから，2 Pd，200 ℃を最高使用圧力及び最高使用温度としている。
有効性評価のうち格納容器過圧・過温破損モード「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（代替循環冷却を使用しない場合）」における格納容器圧力及び格納容
器温度の推移を第 1 図，第 2 図に示す。格納容器圧力の最大値はベント時の約 465 kPa[gage]，
シーケンス中の格納容器の最高温度は事象開始直後，破断口から流出する過熱蒸気により一時的に格納容器雰囲気温度は約 202 ℃となるが，格納容器バウンダリにかかる温度（壁面温度）は最大でも約 157 ℃であり，限界温度を下回る 200 ℃を超えないことから，格納容器の限界圧
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

力及び限界温度を下回っている。

別添 3-103

代替格納容器スプレイ系作動（常設）による圧力上昇の抑制
620 kPa［gage］

ベント実施による圧力降下

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

第 1 図 「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（代替循環冷却を使用しない場合）」における格納容器圧力の推移

代替格納容器スプレイ系（常設）作動による温度の低下
ベントの実施（約 19 時間
200 ℃

代替格納容器スプレイ系（常設）停止に伴う温度上昇

第 2 図 「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（代替循環冷却を使用しない場合）」における格納容器温度の推移

別添 3-104(2) 系統流量（ベントガス流量）
格納容器圧力逃がし装置の系統流量は，原子炉定格熱出力の 1 ％相当の蒸気流量をベント開始圧力が低い場合（1 Pd）においても排出できるよう以下のとおり設定している。
a.

蒸気流量の設定
重大事故等発生後の数時間で格納容器圧力逃がし装置が使用されることはないが，保守的に原

子炉停止後 2～3 時間後に格納容器圧力逃がし装置が使用されると考え，その時点での原子炉の崩壊熱として原子炉定格熱出力の 1 ％を設定し，それに相当する蒸気流量とする。
b.

格納容器圧力の設定
有効性評価において格納容器圧力逃がし装置のベント開始圧力を 1 Pd～2 Pd としており，格

納容器圧力が低い方が蒸気排出条件が厳しくなるため，格納容器圧力は 1 Pd とする。
c.

系統流量の算出

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0a.及び b.の組合せにより，系統流量を設定する。系統流量は式 1 により算出する。
=

× 0.01／() × 3600／1000

（式 1）

ここで，
：系統流量（t/h）：定格熱出力（3293×103 kW）：飽和蒸気の比エンタルピ（2739 kJ/kg @1Pd）：飽和水の比エンタルピ（251 kJ/kg @60 ℃※）※格納容器内に注水する水温を保守的に高めに設定した温度以上より，系統流量は 48 t/h となることから，13.4 kg/s を格納容器圧力 1 Pd の時の系統流量とする。系統流量は，配管設計やオリフィスの設計条件として使用される。
なお，格納容器圧力が 1 Pd より高い圧力でベントする場合には，その時の格納容器圧力と系
統全体の圧力損失から系統流量が決まり，格納容器圧力が 1 Pd 以上になれば系統流量も 13.4
kg/s 以上となり，より蒸気を排出しやすい状況となる。

別添 3-105

(3) フィルタ装置内発熱量
格納容器圧力逃がし装置のフィルタ装置内発熱量は，原子炉定格熱出力の 0.015 ％に相当する崩壊熱である 500 kW に設定している。
ＮＵＲＥＧ－1465 における格納容器ソースタームに基づき，ドライウェルベント時に格納容器からフィルタ装置に移行するＦＰによる崩壊熱を評価する。
フィルタ装置内発熱量は以下の式で表される。
【フィルタ装置内発熱量】＝【①ベント時の原子炉の崩壊熱】
×【②ＦＰの格納容器への放出割合】
÷【③格納容器内のＤＦ】
×【④フィルタ装置に蓄積するＦＰの崩壊熱への寄与割合】① ベント時の原子炉の崩壊熱
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

重大事故等発生後の数時間で格納容器圧力逃がし装置が使用されることはないが，保守的に原子炉停止後約 2～3 時間後に格納容器圧力逃がし装置が使用されると考え，その時点での原子炉の崩壊熱として，原子炉定格熱出力の 1 ％とする。
② ＦＰの格納容器への放出割合
ＮＵＲＥＧ－1465 に基づき，揮発性核種のうち格納容器への放出割合が最も大きい
Halogen（Ⅰ）の放出割合である 61 ％で代表させる（第 2 表参照）。
③

格納容器内のＤＦ
海外で行われたＦＰエアロゾルの自然除去効果に関する試験（ＮＳＰＰ試験等）では，格納容器のエアロゾルは数時間程度で 1／10 程度まで減少している結果が得られており，格納容器内のエアロゾルに対する除去効果として，ドライウェルベント時はＤＦ：10※とする。
※事象発生から 19 時間（有効性評価におけるベント開始時間）後のＭＡＡＰ解析における感度解析の結果からＤＦ10000 ＤＦ100000 であることを確認しており，ＤＦ10 としている発熱量評価の設定は保守的である。

④ フィルタ装置に蓄積するＦＰの崩壊熱への寄与割合
ＮＵＲＥＧ－1465 に基づき，揮発性が比較的高く，炉心損傷を伴う事故時に有意な放出割合となり，フィルタ装置に蓄積する核種として，Halogen（Ⅰ），Alkali metal（Cs），Te，
Ba 及び Sr を想定し，これら核種の崩壊熱への寄与割合は 22 ％とする（第 3 表参照）。
したがって，定格熱出力に対する崩壊熱は以下のように評価される。
ドライウェルベント ：0.01×0.61÷10×0.22＝0.01342 ％
以上より，フィルタ装置内発熱量は，上記割合を包絡する条件とし，原子炉定格熱出力の0.015 ％である 500 kW（3293 MW×0.015 ％）と設定する。
フィルタ装置内発熱量は，スクラビング水の初期保有量及びフィルタ装置の寸法設定に使用される。

別添 3-106

第 2 表 ＮＵＲＥＧ－1465 における格納容器内への放出割合
Gap

Early-In

Release-vesselNoble Gases※

0.05

0.95

0

0

1.00

Halogens（Ⅰ）

0.05

0.25

0.30

0.01

0.61

Alkali metal（Cs）

0.05

0.20

0.35

0.01

0.61

Te

0

0.05

0.25

0.005

0.305

Ba，Sr

0

0.02

0.1

0

0.12

0

0.00250.0025

0

0.005

Ce

0

0.00050.005

00.0055La

00.00020.005

00.0052

Noble metals（Mo，Ru，Sb）

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0※

Ex-vessel

Late-In-vessel合計

希ガスはフィルタ装置内に蓄積しないため，評価対象外とする。
第 3 表 放出割合が大きい揮発性核種の崩壊熱寄与割合
放出

①放出割合

②崩壊熱寄与割合

崩壊熱寄与割合

割合（ハロゲン比）（炉停止後約 2 時間）①×②

Halogens（Ⅰ）

0.61

1.0

0.18

0.18

Alkali metal（Cs）

0.61

1.0

0.02

0.02

Te

0.305

0.5

0.02

0.01

Ba，Sr

0.12

0.2

0.06

0.01

合計

0.22

元素グループ※※

希ガスはフィルタ装置内に蓄積しないため，評価対象外とする。また，放出割合が小さい核種
は放出量として無視できるため，評価対象外とする。

別添 3-107

(4) エアロゾル移行量
有効性評価シナリオ「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（代替
循環冷却を使用しない場合）」における格納容器からフィルタ装置に移行するエアロゾルの重量を第 4 表に示す。
第 4 表 格納容器からフィルタ装置に移行するエアロゾル重量
エアロゾル重量
シーケンス（事象）Ｗ／ＷベントＤ／Ｗベント1 g

5000 g

雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（代替循環冷却を使用しない場合）

一方，格納容器からのエアロゾルの移行量を保守的に評価するため，サプレッション・プー
ルによるスクラビング効果がないドライウェルベント時の格納容器からフィルタ装置に移行するエアロゾル量について，核分裂生成物の炉内内蔵量とＮＵＲＥＧ－1465 に基づく炉心から格NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

納容器へ放出される核分裂生成物の割合を用いて評価した結果，約 38 kg となるが，エアロゾ
ルに係る海外規制の規定，さらにそれらを上回る 400 kg として設計する。
想定するエアロゾル移行量の評価方法と海外規制におけるエアロゾル移行量を以下に示す。
a.

核分裂生成物の炉内内蔵量
各核種グループのＦＰの炉内内蔵量を第 5 表に示す。

b.

核分裂生成物の格納容器への放出割合
ＮＵＲＥＧ－1465 に基づき，各核種グループの放出割合を設定する（第 2 表参照）。

c.

格納容器内のＤＦ
保守的にドライウェルベントの場合を想定し，崩壊熱の設定と同様に，ＤＦ10 とする。
以上より，想定するエアロゾル量を計算した結果，約 38 kg となる。
評価式を以下に示す。
【エアロゾル量】＝
核種グループの炉内内蔵量 × 核種グループの格納容器への放出割合 ／10
全核種グループd.

海外規制におけるエアロゾル移行量
ドイツ RSK の勧告では，
フィルタ装置に移行するエアロゾル量としてＰＷＲについては 60 kg，
ＢＷＲについては 30 kg としている。また，スイスの原子力施設ガイドラインにおいては，エ
アロゾル量は 150 kg と規定されている。

別添 3-108

第 5 表 核分裂生成物の炉内内蔵量
核種
グループ

代表
化学形態

炉内内蔵量
（kg）

格納容器への放出割合(－)

Halogens

CsI

0.61

Alkali metal

CsOH

0.61

Te

TeO2, Sb

0.305

Ba，Sr

BaO, SrO

0.12

Noble metals

MoO2

0.005

Ce

CeO2

0.0055La

La2O30.0052合計

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0エアロゾル移行量は，金属フィルタの総面積の設定に使用される。

別添 3-109

エアロゾル
移行量（kg）

3.8E+01（参考 1）フィルタ装置の最高使用圧力及び最高使用温度を超える場合の健全性について
ベント中のフィルタ装置（容器）について，設計上考慮している最高使用圧力（620 kPa[gage]），
最高使用温度（200 ℃）を超える場合の構造健全性を評価する。
・評価方法
フィルタ装置の持つ放射性物質の閉じ込め機能が喪失する要因として，
高温状態で内圧を受け，過度に塑性変形することによる延性破壊が想定される。
フィルタ装置について，「発電用原子力設備規格 設計建設規格（2005 年版（2007 年追補版を含む））ＪＳＭＥ Ｓ ＮＣ1－2005／2007」（以下，「設計・建設規格」という）に示される，内面に圧力を受ける円筒胴の計算上必要な厚さを求める式により，温度（フィルタ装置温度における材料の許容引張応力），圧力をパラメータとして，フィルタ装置（胴部）の構造健全性が確保される，温度と圧力の組合せを評価する。

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0・評価
設計・建設規格のＰＶＣ－3122（1）項に準拠し，設計・建設規格「表 5 鉄鋼材用（ボルト材を除く）の各温度における許容引張応力」に規定される，50 ℃から 450 ℃の各温度における許容引張応力を与えることで，構造健全性が確保できる圧力（以下，「許容圧力」という。）を算
出する。
t=

PD
2Sη

1.2P

ここで，
t ：胴の最小厚さmm

P ：許容圧力（MPa）
Di：胴の内径 4600（mm）
S ：各温度における材料の許容引張応力（MPa）
η：長手継手の効率（η=1）
・評価結果
設計・建設規格の必要最小板厚を求める式を用いて評価を実施した結果，
第 3 図に示すとおり，
設計上考慮している最高使用圧力（620 kPa[gage]），最高使用温度（200 ℃）を超える圧力，
温度でも構造健全性を有する結果が得られた。

別添 3-110NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

第 3 図 フィルタ装置（胴部）の必要最小板厚の式を用いた評価結果

別添 3-111

(参考 2)ベントタイミングにおいて発生する荷重の考慮について(1) 重大事故等発生時において格納容器内にて発生する動的荷重
重大事故等発生時において，格納容器内にて発生する可能性がある動的荷重には以下のものがある。
① ドライウェル内の配管破断によるジェット力② プールスウェル荷重③ ベント管出口での蒸気凝縮振動荷重④ 逃がし安全弁作動時の荷重
原子炉隔離冷却タービン排気圧力の荷重①～③は，原子炉冷却材喪失事故において事故発生直後に発生する荷重であり，ベント時に生じる荷重は，これに比べて影響は小さい。
また④， は，ベント開始の判断基準である格納容器圧力 2Pd に近づいた状態では，原子炉
圧力は，原子炉冷却材喪失事故や逃がし安全弁による急速減圧等により，既に低下した状態とNT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

なっており，原子炉隔離冷却系も運転していないことから，2Pd ベント時に作用する荷重ではない。
以上のことから，ベントの判断基準である格納容器圧力 2Pd における格納容器の加圧は，崩壊熱により発生する蒸気によるものであり，動的荷重を考慮する必要はない。
スクラバ容器の設計に当たっては，
最高使用圧力 2P ，最高使用温度 200 ℃の条件に加えて，地震荷重を考慮した強度評価を実施している。
また，耐圧機器ではないが，内部構造物であるベンチュリノズルについては，差圧荷重及び地震荷重を考慮するとともに，JAVA 試験にて得られた知見を踏まえた圧力振動を考慮して強度評価を実施している。（第 6 表参照）
第 6 表 スクラバ容器の設計
部位
スクラビング装設計に用いた荷重
静的荷重

置（容器）

評価方法

内圧荷重（最高使

JSME 設計・建設規格に基づき，荷重に対用圧力）する必要板厚を算出し，最小板厚が必要板
厚を満足することを確認する。

内圧荷重，地震荷

内圧荷重及び地震荷重による一次応力及重び一次+二次応力を算出し，原子力発電所

動的荷重

耐震設計技術指針で定める許容値を満足することを確認する。

内部構造物

静的荷重

（ベンチュリノ
ズル）

差圧荷重

ASME Sec.Ⅱ，Ⅲ，Ⅷに基づき評価

差圧荷重，地震荷
動的荷重

重
水力学的荷重ASME Sec.Ⅱ，Ⅲ，Ⅷに基づき評価
JAVA 試験にて得られた知見を踏まえて，
圧力振動を評価

別添 3-112

別紙 5
金属フィルタドレン配管の閉塞及び逆流防止について(1) ドレン配管の閉塞
金属フィルタのドレン配管の内径はであり，金属フィルタに流入するベントガスに含まれるエアロゾルの粒径は極めて小さいことから，ドレン配管の閉塞が発生するおそれはないと言える。
(2) ドレン配管によるスクラビング水の逆流防止
金属フィルタのプレフィルタ部における圧損が大きい場合，金属フィルタに設置されるドレン配管において逆流が発生し，金属フィルタにスクラビング水が流入する可能性がある。

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

実機ではプレフィルタ部の圧損はであり，ドレン配管の逆流を考慮しても，スクラビング水が金属フィルタまで逆流するおそれはないと評価できる。
なお，系統待機時，運転中を通して，フィルタ装置の水位は水位計により監視し，水位が上
限水位となる前に排水する計画としている。
フィルタ装置のスクラビング水位の概要を第 1 図に示す。

第 1 図 フィルタ装置のスクラビング水位

別添 3-113

別紙 6
ベント実施時の放射線監視測定の考え方について(1) フィルタ装置出口放射線モニタの計測範囲
フィルタ装置出口放射線モニタの計測範囲と計測範囲の設定の考え方は，第 1 表のとおりである。
第 1 表 計測範囲とその考え方
名称

計測範囲

取付箇所

計測範囲の設定の考え方

フィルタ装置出口放射

10-2～105 Sv/h

原子炉建屋付属

系統運転中における放射性棟1階

物質濃度を確認するため，

屋外（原子炉建想定される放射性物質がフ屋南側外壁面）ィルタ装置出口配管に内包

原子炉建屋付属された時の最大の放射線量

棟1階率を計測できる範囲とす

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

線モニタ（高レンジ）フィルタ装置出口放射

10-3～104 mSv/h

線モニタ（低レンジ）る。なお，高レンジ用は炉心損傷している場合に，低レンジ用は炉心損傷していない場合を想定して設定する。
a.

ベント実施に想定される線量率について
ベント実施時に想定される最大の線量率を評価するために必要な評価条件を第 2 表に示す。
また，第 2 表の評価条件に基づく評価結果を第 3 表に示す。フィルタ装置出口放射線モニタ（高レンジ）の計測範囲の上限値である 1.0×105 Sv/h は，ベント実施時に想定される最大線
量率 3.0×101 Sv/h に対し，余裕があり，計測可能である。

別添 3-114

第 2 表 評価条件
項目

評価条件
希ガス類（Kr-83m，Kr-85m，Kr-85，

評価対象核種Kr-87，Kr-88，Xe-131m，Xe-133m，Xe-133，Xe-135m，Xe-135，Xe-138）

評価条件の考え方
大気に放出される放射性物
質のうち，線量率が支配的となる核種を選定（後述ｂ項参照）
原子炉の放射性物質の内蔵

炉心状態

平衡炉心（サイクル末期）

量が最も多くなる状態を選定

炉心から格納容器への移行割合（希ガス）
格納容器から原子炉
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

建屋への漏えい

ＭＡＡＰ解析結果に基づき

100 ％

設定
格納容器圧力逃がし装置に考慮しないよる大気への放出量を多く見積もるため
開始時刻が遅れるほど希ガ

ベント開始時間

事象発生から 1 時間後スが減衰するため，保守的に設定
フィルタ装置出口放射線モ

評価モデル

第 1 図のとおり

ニタ（高レンジ）の設置位
置（第 2 図）をモデル化

線量評価コード

ＱＡＤ－ＣＧＧＰ２Ｒ

別添 3-115

現行許認可（添十）と同じ

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

第 1 図 評価モデル

第 2 図 フィルタ装置出口放射線モニタ（高レンジ）位置図
別添 3-116

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

第 3 表 評価結果
評価対象核種線量率（Sv／h）

Kr-83m

1.1E-21

Kr-85m1.2E+00

Kr-85

8.4E-04

Kr-87

3.9E+00

Kr-88

1.6E+01

Xe-131m

8.6E-04

Xe-133m

3.7E-02

Xe-133

2.9E-01

Xe-135m

2.6E+00

Xe-135

4.2E+00

Xe-138

1.6E+00

合3.0E+01

計

ｂ．評価対象核種の考え方
格納容器圧力逃がし装置を通じて格納容器内の放射性物質が大気へ放出される際，希ガス
及びよう素を除く放射性物質はベントフィルタの除去効果を大きく受けるため，大気へ放出される主な放射性物質は希ガス及びよう素となる。
第 4 表に示す評価条件を用いて希ガス及びよう素の線量率を評価した結果，第 5 表のとおり希ガスの線量率は，よう素に比べて 102 倍程度高く，放射線モニタ測定値は希ガスからの寄与が支配的であるため，希ガスを評価対象核種とする。

別添 3-117

第 4 表 評価条件（1／2）
項目

評価条件

評価条件の考え方
格納容器破損防止対策の有効性評価で想定する格評価事象「大破断ＬＯＣＡ＋高圧炉心冷却失

納容器破損モードのうち，敗＋低圧炉心冷却失敗＋全交流動力

希ガス類及びよう素の放電源喪失」

出量が最も多くなる事故（代替循環冷却系を使用しない場合） シーケンスとして，ベントの実施時間が最も早くなる事故シーケンスを選定
原子炉の放射性物質の内
炉心状態

平衡炉心（サイクル末期）

蔵量が最も多くなる状態を選定

希ガス類：Kr-83m，Kr-85m，Kr-85，
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

Kr-87 ， Kr-88 ， Xe-131m，
評価対象核種

Xe-133m，Xe-133，Xe-135m，Xe-135，Xe-138
よう素：Ｉ-131，Ｉ-132，Ｉ-133，

大気に放出される放射性物質のうち，線量当量率が支配的となる核種を選定

Ｉ-134，Ｉ-135
炉心から格納容器への希ガス：100 ％ＭＡＡＰ解析結果に基づ

移行割合

よう素：80 ％き設定

有機よう素 ：4 ％Ｒ．Ｇ．1.195※１に基づき

無機よう素 ：91 ％設定

よう素の形態

粒子状よう素：5 ％格納容器内での除去効
果（希ガス及び有機よ

考慮しない

保守的に設定う素）CSE 実 験 及 び Standard※3

格納容器内での除去効
果（無機よう素）沈着による除去係数：200

Review Plan 6.5.2※２に基づき設定

サプレッション・プールでのスクラビ
ングによる除去係数：10Standard
6.5.5※３

ReviewPlanに基づき設定無機よう素よりも沈着等
格納容器内での除去効
果（粒子状よう素）

無機よう素と同じによる除去効果が大きい
が，保守的に無機よう素と同じとする。

別添 3-118

第 4 表 評価条件（2／2）
項目
ベント開始時間

評価条件

評価条件の考え方

事象発生から 19 時間後
希ガス

ＭＡＡＰ解析結果

：1

ベントフィルタ除去係

有機よう素 ：50

数

無機よう素 ：100

設計値に基づき設定

粒子状よう素：1,000
フィルタ装置出口放射線評価モデル

第 1 図のとおり

モニタ（高レンジ）の設置
位置（第 2 図）をモデル化

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

線量評価コード

ＱＡＤ－ＣＧＧＰ２Ｒ

現行許認可（添十）と同じ※１：Regulatory Guide 1.195, “Methods and Assumptions for Evaluationg RadiologicalConsequences of Desigh Basis Accidents at Light-Water Nuclear Power
Reactors”,May 2003
※２：Standard Review Plan6.5.2,“Containment Spray as a Fission Product Cleanup
System”,March 2007
※３：Standard Review Plan6.5.5,“Pressure Suppression Pool as a Fission ProductCleanup System”,March 2007
第 5 表 評価結果
ベント
開始時間
事象発生から
19 時間後

希ガス

よう素

線量率①

線量率②

（Sv/h）（Sv/h）

5.6×100

5.2×10-2

別添 3-119①／②

1.08×102(2) フィルタを通過した放射性物質がフィルタ装置出口放射線モニタ近傍の配管に付着した場合の影響についてフィルタ装置出口放射線モニタはフィルタ装置出口の配管外側から計測となるため，フィル
タ装置出口配管内に付着した放射性物質の影響を受ける。そのため，ベント終了後に残る放射線モニタ指示値から配管付着分を評価し，ベント中の放射線モニタ指示値から差し引くことで配管付着影響を除去することができる。
第 4 表の評価条件（希ガスは配管付着しないため，よう素に係る評価条件のみ）及びフィル
タ装置出口配管への放射性物質付着率を「放射性物質の通過量に対して 100 m 当たり 10 ％がNT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

配管内に均一に付着する」とした場合の評価結果は，230 mSv/h である。

別添 3-120

(3) 線量率から放射性物質濃度への換算の考え方
フィルタ装置出口放射線モニタでの計測値（γ線強度）は，フィルタ装置出口配管内の放射性物質の核種及びその放射性物質濃度により決まる値である。あらかじめ，フィルタ装置出口
配管内の放射性物質濃度と線量率により，換算係数を定めておくことで，事故時のフィルタ装
置出口放射線モニタの指示値からフィルタ装置出口配管内の放射性物質濃度を把握することができる。
第 4 表の評価条件において評価したフィルタ装置出口放射線モニタ（高レンジ）の換算係数を
第 6 表に示す。なお，換算係数の算出過程を以下に示す。
① 平衡炉心（サイクル末期）における核種ごとの炉内希ガスの総量（①）を解析により算出する。
② ベント開始時間までの減衰を考慮した核種ごとの希ガスの総量（②）を算出する。
③ 格納容器空間体積（9800m3）から核種ごとの希ガス量を除し，核種ごとの放射性物質濃度の合計（③）を算出する。
④ 上記③の核種ごとの放射性物質濃度にγ線放出割合を乗じて算出したγ線線源強度と第NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

1 図の評価モデルから核種ごとの線量率の合計（④）を算出する。
⑤ 上記③で求めた放射線物質濃度の合算値を④で求めた線量率の合算値で除すことで，換算係数を算出する。
第 6 表 換算係数の算出
炉停止時

19 時間後

放射性物質

内蔵量①

減衰値②

濃度③

（Bq）

（Bq）

（Bq/cm３）

2.2×1019

9.4×1018

9.6×108

線量率④

換算係数

（Sv/h）((Bq/cm3)／(Sv/h))

5.6×100

1.7×108

第 6 表の換算係数は，原子炉停止から 19 時間後にベントを開始した場合の換算係数であり，核種の減衰により換算係数は変化するため，同様の手法で算出した換算係数の時間変化は第 3
図のグラフのとおりとなる。実際の運用では，手順書に代表的な時間における換算係数を表として備えるなどして適切な評価ができるように準備する。また，屋外のフィルタ装置出口放射線モニタ（高レンジ）及び建屋内のフィルタ装置出口放射線モニタ（低レンジ）についても，同様の方法で換算係数を算出し，上記の評価ができるように準備する。
なお，事故後に当該事故の状態を詳細に把握し，換算係数の再評価を実施することにより，フィルタ装置出口放射線モニタの指示値（Sv/h）の記録から，より精度の高い放射性物質濃度（Bq/cm3）を評価することが可能である。

別添 3-121

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

第 3 図 換算係数の時間推移

別添 3-122

(4) 放射性物質の放出量の推定方法
ａ．格納容器雰囲気放射線モニタによる推定方法
格納容器雰囲気放射線モニタは，格納容器内に存在する放射性物質からの放射線を測定するものである。格納容器内には，気相部に浮遊している放射性物質と構造物等に沈着した放射性物質が存在しており，ベント時に放出される放射性物質濃度を把握することで，放射性物質の放出量を推定する。以下に格納容器雰囲気放射線モニタによる推定方法を示す。
○事前準備事項① 平衡炉心（サイクル末期）における核種ごとの炉内内蔵量（Bq）を解析にて求める。
② ベント開始時間までの減衰を考慮した核種ごとの存在量（Bq）を算出する。
③ ＭＡＡＰコードを用い，代表的な重大事故時想定※１における主要な放射性物質の格納容
器内への移行割合（気相部への移行割合，沈着割合）を求め，①及び②で算出した核種ごとの存在量（Bq）より壁面沈着分の放射能量（Bq）及び気相部の放射能量（Bq）を評価する。
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

④ 検出器位置周辺に沈着した放射能量（Bq）及び気相部の放射能量（Bq）から検出器への線量の寄与（Sv/h）について，検出器の周辺の構造を考慮した線量評価モデルを用いて評価する。
⑤ 上記の評価結果を用い，「格納容器気相部に存在する放射能量（Bq）及び検出器位置での線量率（Sv/h）」をあらかじめ用意する。
○放射性物質の推定方法① プラントデータを確認し，事前に評価する代表的な重大事故時想定※１の中より最も事象進展が近いものを選定する。
② 格納容器雰囲気放射線モニタの指示値（Sv/h）に対し，事前に評価した代表的な重大事
故時想定における「格納容器気相部に存在する放射能量（Bq）及び検出器位置での線量率（Sv/h）」をもとに，格納容器気相部に浮遊する放射能量（Bq）を比例計算にて求める。
③ ②より求めた格納容器気相部内の放射能量（Bq）に格納容器圧力逃がし装置，サプレッ
ション・プールにおけるスクラビングの除去係数を考慮し放出放射能量（Bq）を求める。
※1：事前に評価する代表的な重大事故時想定として，格納容器内の放射性物質の存在割合に大きく影響するＬＯＣＡの発生の有無等を考慮した複数ケースを評価する。事故時においてはプラントデータを確認し，評価ケースの中より最も近い事象進展を選定し評価を行う。なお，上記手順は，格納容器圧力逃がし装置の使用の可能性がある場合
において，その影響（概算）を早期に確認するための手法である。そのため，詳細な値は事故後に得られた詳細な事象進展，データを用いて確認する必要がある。
ｂ．フィルタ装置出口放射線モニタによる推定方法
フィルタ装置出口放射線モニタは，フィルタ装置出口配管に設置されており，ベントによ
別添 3-123

る放射性物質からの放射線を測定するものである。ベント中に放出される放射性物質濃度とベント流量を把握することで，放射性物質の放出量を推定する。以下にフィルタ装置出口放射線モニタによる推定方法を示す。
○事前準備事項(3)項で示す手法で算出した「換算係数（（Bq/cm3）／（Sv/h））」をあらかじめ用意する。
なお，核種の減衰により換算係数は変化するため，代表的な時間における同様な手法で算出した換算係数を表として備えるなどの対応をあらかじめ用意する。
○放射性物質の推定方法①

フィルタ装置出口放射線モニタの指示値（Sv/h）に対し，事前に評価した「換算係数（（Bq/cm3）／（Sv/h））」を乗じ，放射性物質濃度（Bq/cm3）を求める。

②①で求めた放射性物質濃度（Bq/m3）に格納容器圧力から推定されるベント流量（m3/h）を乗じ，放出速度（Bq/h）を求める。

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

③ ②の放出速度（Bq/h）をベント実施期間で積分することにより，放出放射能量（Bq）を求める。
④ 事故後に換算係数を再評価し，また，配管付着分のバックグランドを差し引くことで，より精度の高い放出放射能量（Bq）を求める。

別添 3-124

別紙 7
エアロゾルの再浮遊・フィルタの閉塞について
フィルタ装置を継続使用する場合，エアロゾルの除去性能に影響を与える可能性のある因子として，以下の点を考慮する必要がある。
・エアロゾルの再浮遊・フィルタの閉塞
それぞれの因子について，影響評価を実施する。
(1) エアロゾルの再浮遊a.

ベンチュリスクラバ(a) 想定する状態
フィルタ装置を継続使用すると，ベンチュリスクラバで捕集されたエアロゾルにより，ベンチュリスクラバ内のエアロゾル濃度は徐々に上昇する。スクラビング水の水面近傍には，

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

水沸騰やベンチュリノズルを通るベントガスによる気流により，細かい飛沫（液滴）が発生するが，その飛沫にエアロゾルが含まれていると，エアロゾルがベンチュリスクラバの後段に移行することが考えられる。
(b) 影響評価
ベンチュリスクラバの後段には，金属フィルタが備えられており，この金属フィルタには，以上のとおり，フィルタ装置はベンチュリスクラバでのエアロゾルの再浮遊に対して考慮した設計となっている。
b.

金属フィルタ(a) 想定される状態(b) 影響評価
金属フィルタに捕集されたエアロゾルの崩壊熱は，ベント中はベントガスの流れによって冷却され，ベント後はベンチュリスクラバに捕集したエアロゾルの崩壊熱により発生する蒸別添 3-125

気によって冷却されることから，この影響について評価する。
イ. 金属フィルタへのエアロゾル移行割合
フィルタ装置では，ベンチュリスクラバにより大部分のエアロゾルが捕集される。このベンチュリスクラバによる除去性能を考慮して，金属フィルタへのエアロゾル移行割合は，フィルタ装置に移行する総量のとする。

ロ. 蒸気割合
保守的に評価するため，冷却源となる蒸気量が最も小さくなるような条件として格納容器圧力逃がし装置の隔離弁を閉とした場合を想定し，蒸気量はスクラビング水に捕集される
崩壊熱による蒸気量とし，圧力，温度条件はベント後長期間を経た後と想定し，大気圧及びその飽和温度とする。
・蒸気潜熱（100 ℃飽和蒸気）＝ 2.256E+6 J/kg
・比熱（100 ℃飽和蒸気）＝ 2,077 J/kg℃

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

ハ. 評価結果

ここで，金属フィルタの上昇温度は流入するエアロゾルの崩壊熱量（フィルタ装置内の発熱量）に関わらず，金属フィルタへのエアロゾル移行割合で一義的に決まり，ベント後長期間を経た後を想定した蒸気条件を使用すると，以下の評価結果となる。
・上昇温度
したがって，金属フィルタの温度は，エアロゾルの再浮遊が起こるような温度（参考：CsOH の融点：272.3 ℃）に対し十分低く抑えることができる。

別添 3-126

(2) フィルタの閉塞
a.

想定する状態
炉心損傷後のベント時には，溶融炉心から発生するエアロゾルに加え，炉内構造物の過温などによるエアロゾル，コア－コンクリート反応により発生する CaO2 等のコンクリート材料に起因するエアロゾル，保温材等の熱的・機械的衝撃により発生する粉塵がフィルタ装置に移行する可能性がある。これらのエアロゾルの影響により，ベンチュリノズルの狭隘部や金属フィル
タに付着し，閉塞する可能性について考慮する。また，金属フィルタについては，液滴の付着による閉塞についても考慮する。

b.

影響評価

(a) ベンチュリノズル
ベンチュリノズルの狭隘部は数 cm であり，狭隘部を通過するガス流速は高速となる。これに対して，エアロゾルの粒子径は極めて小さく，ベンチュリノズルが閉塞することはない。
(b) 金属フィルタ（エアロゾルによる閉塞）
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

ベンチュリスクラバで捕集されなかったエアロゾルは，後段の金属フィルタに捕集される。
この金属フィルタに捕集されるエアロゾル量と金属フィルタの許容負荷量を比較し，閉塞しないことを以下のとおり確認した。
イ. 金属フィルタの許容負荷量
金属フィルタ単体に対し，エアロゾルを供給した場合，負荷量はまで許容されることが確認されている。
ロ. エアロゾル量
格納容器からのエアロゾルの移行量を保守的に評価するため，サプレッション・プールによるスクラビング効果がないドライウェルベント時の格納容器からフィルタ装置に移行するエアロゾル量について，核分裂生成物の炉内内蔵量とＮＵＲＥＧ－1465 に基づく炉心から格納容器へ放出される核分裂生成物の割合を用いて評価した結果，約 38 kg となる。さらに，エアロゾルに係る海外規制を踏まえ，400 kg に設定している。
このエアロゾル重量に金属フィルタへのエアロゾル移行割合 1/100 を考慮すると，設計
エアロゾル重量（400 kg）に対して金属フィルタへの移行量は，4 kg となる。
ハ. 評価結果
金属フィルタの総面積はであり，設計エアロゾル移行量に対する金属フィルタへの移行量は 4 kg となることから，金属フィルタの負荷はとなる。
これは金属フィルタの許容負荷量に対して十分小さいことから，金属フィルタが閉塞することはない。

別添 3-127(c) 金属フィルタ（液滴による閉塞）
金属フィルタに移行するベントガスに含まれる液滴（湿分）は，
低流速では，

機能の低下が懸念されるものの，Ｊ

ＡＶＡ試験における下記の結果から，金属フィルタ部におけるエアロゾルの除去性能は運転範囲を下回る低速範囲においても低下しないと考えられる。
① ベントフィルタ運転範囲を下回る低流速範囲においても，第 1 図のとおりベントフ
ィルタ（ベンチュリスクラバ及び金属フィルタ）の除去性能が確保されている。
② ベンチュリスクラバでは，慣性力による衝突によりエアロゾルを除去していることから，低流速においては，除去効率が低下する傾向にあると考えられる。
以上から，プレフィルタ及び湿分分離機構における，液滴分離が十分に実施でき，液滴（湿1000000

Decontamination Factor, [-]NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

分）によるメインフィルタの閉塞が発生することはないと評価する。

100000

10000

1000

100

10

1

Normalized MFF Velocity, [%]第 1 図 金属フィルタ部におけるガス流速に対するベンチュリスクラバと金属フィルタを組み合わせた除去係数

別添 3-128別紙 8
ベンチュリスクラバにおける無機よう素の再揮発・薬剤の容量不足について
フィルタ装置を継続使用する場合，ベンチュリスクラバの無機よう素除去性能に影響を与える可能性のある因子として，以下の点を考慮する必要がある。
・無機よう素の再揮発・薬剤の容量不足
それぞれの因子について，影響評価を実施する。
(1) 無機よう素の再揮発a.

想定する状態
気液界面における無機よう素の平衡については温度依存性があり，温度の上昇に伴い気相中に移行する無機よう素が増えることが」知られている。高温のベントガスによりスクラビング
水の温度が上昇した場合，スクラビング水中に捕集された無機よう素が気相中に再揮発するこNT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0とが考えられる。
b.

影響評価
無機よう素の除去係数の温度依存性については，ＮＵＲＥＧ／ＣＲ－5732 に類似の影響評価
に関する知見が得られている。
ＮＵＲＥＧ／ＣＲ－5732 によれば，格納容器内のよう素の化学形態について，気相中のよう
素と液相中のよう素の挙動は 2 つの効果が組み合わさって影響を受けることとなる。
① 液相中における無機よう素（I2）とよう素イオン（I－）の平衡
放射線環境下において，液相中における無機よう素とよう素イオンの存在比は以下のように表される。

F=[I ][I ] + [I ][I2]と[I－]は，無機よう素とよう素イオンの濃度を表す。この平衡反応は に強く依存する。第 1 図に に対する平衡の関係を示す。

第 1 図 液相中における I2 と I－の平衡と の関係
別添 3-129②

液相と気相の無機よう素（I2）の平衡
液相中の無機よう素（I2(aq)）と気相中の無機よう素（I2(g)）の存在比は以下のように表される。

P=[I (aq)][I (g)][I2(aq)]及び[I2(g)]はそれぞれ液相中の無機よう素濃度及び気相中の無機よう素濃度を表す。この平衡は，以下の関係で温度に依存する。

log

P = 6.29

0.0149T

T：絶対温度

気液界面（フィルタ装置水面）における無機よう素の平衡については，②のとおり温度依存性があり，スクラビング水の水温が高い方が気相の無機よう素の割合が増える。
しかし，アルカリ環境下では，①の無機よう素とよう素イオンの平衡により液相中に存在する無機よう素が極めて少なく，無機よう素の気相部への移行量は，スクラビン
グ水の温度が上昇しても十分小さい値となる。
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

ＪＡＶＡ試験は，高温のベントガスを用いて，無機よう素が気相中に移行しやすい条
件での試験を実施しており，温度上昇による影響に配慮したものとなっている。
ＪＡＶＡ試験で得られた無機よう素除去性能試験の結果を第 1 表に，温度に対する無機よう素除去性能の関係を第 2 図に示す。
第 1 表 ＪＡＶＡ試験結果（無機よう素除去性能試験結果）

別添 3-130

第 2 図 温度に対する無機よう素除去性能

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0(2) 薬剤の容量不足a.

想定する状態(1)式に示すとおり，無機よう素はベンチュリスクラバにて薬剤（との反応により捕集されるが，薬剤の容量を超える無機よう素が流入した場合には，無機よう素は捕集されずに下流に流出されることが考えられる。
・・・（1）b.

影響評価
スクラビング水に含まれるの量は，格納容器から放出される無機よう素の量に対して十分大きいことから，容量に達することはないことを以下のとおり確認した。
(a) スクラビング水の薬剤の保有量
スクラビング水に含まれるであるため，となりの割合は待機時下限水位に対して
2-

の量は

となる。

(b) 無機よう素の流入量
ベンチュリスクラバに流入する無機よう素の量を以下のとおり設定した。
・事故時に炉内に内蔵されるよう素元素量
ＢＷＲプラントにおける代表炉心（ＡＢＷＲ）の平衡炉心末期を対象としたＯＲＩ
ＧＥＮ２コードの計算結果に対して，東海第二発電所の熱出力（3293 MW）を考慮して算出した結果，約 24.4 kg とする。
・格納容器への放出割合
ＮＵＲＥＧ－1465 に基づき，格納容器内へのよう素の放出割合を 61 ％とする。
・格納容器に放出されるよう素の元素割合
別添 3-131

Regulatory Guide 1.195 に基づき，よう化セシウム 5 ％，無機よう素 91 ％，有機
よう素 4 ％とする。
以上より，ベンチュリスクラバに流入する無機よう素（分子量 253.8 g／mol）
の量は

となる。

(c) 評価結果
ベンチュリスクラバにおける無機よう素の反応はアルカリ環境下において(1)式に示すとおりであることから，ベンチュリスクラバに流入する無機よう素-の量はとなる。スクラビング水に含まれるから，の反応に必要な
-

の量は

であること

が容量不足となることはない。

(3) 薬剤の管理について
は化学的に安定しており，系統待機中において，変質することがないことから，ＰＷＲにおける同目的の薬品タンクの水質確認頻度を考慮し，がの濃度以上であることを施設定期検査ごとに確認する。
また，上記管理について，原子炉施設保安規定に規定する。

<参考図書>
1. ＮＵＲＥＧ／ＣＲ-5732_ORNL／TM-11861 Iodine Chemical Forms in LWR Severe Accidents
2. ＮＵＲＥＧ－1465 “Accident Source Terms for Light-Water Nuclear Power Plants”Feb.1995

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R1

3.

Regulatory Guide 1.195, “ Methods and assumptions for evaluating radiologicalconsequences of design basis accidents at light-water nuclear power reactors”

別添 3-132

（参考）有機よう素の生成割合に関する REGULATORY GUIDE 1.195 の適用について
有機よう素の生成割合は，Regulatory Guide 1.195 “Methods and Assumptions for
Evaluating Radiological Consequences of Design Basis Accidents at Light Water Nuclear
Power Reactors”で示されたよう素の存在割合を用い，4 ％を仮定している。
格納容器中の無機よう素等から有機よう素への転換割合，重大事故時における 調整と有機よう素の生成割合に関する評価を以下に示す。
a.

格納容器中の無機よう素等から有機よう素への転換割合
ＷＡＳＨ－1233 “Review of Organic Iodide Formation Under Accident Conditions in
Water-Cooled Reactors”では，粒子状よう素（CsI）を除く無機よう素等（I2，HI，I）から
有機よう素（CH3I）への転換に関して，格納容器内を模擬した種々の実験結果に基づいて提案している。
一方，ＮＵＲＥＧ－0772 “Technical Basis for Estimating Fission Product Behavior

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

during LWR Accidents”において，上記のＷＡＳＨ－1233 の実験結果を再度評価し，ＷＡＳ
Ｈ－1233 で示される有機よう素への転換割合は，有機よう素の生成を導くメカニズムの定義付
けが十分ではなく，保守的としている。
ＷＡＳＨ－1233 及びＮＵＲＥＧ－0772 に示されている，それぞれの有機よう素への転換割
合を第 2 表に示す。
第 2 表 格納容器中の無機よう素等から有機よう素への転換割合
有機よう素

ＷＡＳＨ－1233

ＮＵＲＥＧ－0772

非放射線場

1 ％未満

0.01 ％未満

放射線場

2.2 ％未満

0.02 ％未満

合計

3.2 ％未満

0.03 ％未満

ＮＵＲＥＧ－1465 “Accident Source Terms for Light-Water Nuclear Power Plants”では，無機よう素等から生成される有機よう素の転換割合として，ＷＡＳＨ－1233 で示される
3.2 ％（合計）に基づき決定している。しかし，ＷＡＳＨ－1233 では有機よう素の生成反応のみを考慮し，放射線による分解反応については考慮していないこと，格納容器内での有機よう素の生成割合を評価していることなどから，ＮＵＲＥＧ－0772 のレビュー結果と同様，相当な保守性を持った値としている。

別添 3-133

b.

重大事故時における 調整と有機よう素の生成割合
ＮＵＲＥＧ／ＣＲ－5732 “Iodine Chemical Forms in LWR Severe Accidents”では， とよう素の存在割合について， の低下に伴って無機よう素等への生成割合が増加する知見が示されており， 調整が実施されている場合とｐＨ調整が実施されていない場合のそれぞれについて，重大事故時のよう素形態に関して，複数のプラントに対するよう素の発生量を評価している。 調整が実施されている場合の結果を第 3 表に， 調整が実施されていない場合の結果
を第 4 表に示す。ＢＷＲプラント（Grand GulＦＰeach Bottom）では，重大事故時において，NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0調整の実施の有無に限らず，有機よう素の生成割合は 1 ％以下となっている。

別添 3-134

第 3 表 重大事故時に調整を実施した場合の有機よう素の生成割合

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

第 4 表 重大事故時にｐＨ 調整を実施しない場合の有機よう素の生成割合

以上より，有機よう素の生成割合については不確定さがあるものの，Regulatory Guide
1.195 で示されている 4 ％は十分な保守性を有していると考えられることから，設計値として採用している。
<参考図書>
1． ＷＡＳＨ－1233,“Review of Organic Iodide Formation Under Accident Conditions in
Water-Cooled Reactors”
2． ＮＵＲＥＧ－0772,“Technical Basis for Estimating Fission Product Behaviour during
LWR Accidents”

別添 3-135

別紙 9
よう素除去部におけるよう素の再揮発，吸着材の容量減少及び変質について
フィルタ装置を継続使用する場合，よう素除去部の性能に影響を与える可能性のある因子として，以下の点を考慮する必要がある。
・よう素（有機よう素，無機よう素）の再揮発・吸着材の容量減少
・吸着材の変質
それぞれの因子について，影響評価を実施する。
(1) よう素の再揮発a.

想定する状態化学工業の分野ではゼオライトに高温の水素を通気することにより捕集されているよう素を再揮発させる技術がある。よう素除去部に充填された銀ゼオライトに，ベントガスに含まれる

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

水素が通気されると，捕集された放射性よう素が再揮発することが考えられる。
b.

影響評価
水素によるよう素の再揮発は 400 ℃以上の高温状態で数時間程度，水素を通気した場合に起こることが知られている。一方フィルタ装置に流入するガスは 200 ℃以下であり，銀ゼオライ
トに水素を含むガスが通過したとしても，ゼオライトに捕集されているよう素が再揮発することはない。
また，よう素除去部で捕集した放射性よう素の崩壊熱は，ベント中はベントガスにより冷却され，ベント後は系統を不活性化するために供給される窒素により冷却されることから，この冷却条件における上昇温度を評価する。

(a) よう素除去部で蓄積されるよう素の発熱量
よう素除去部に蓄積されるよう素の発熱量を以下のとおり設定した。
・事故時に炉内に内蔵されるよう素の発熱量
ＢＷＲプラントにおける代表炉心（ＡＢＷＲ）の平衡炉心末期を対象としたＯＲＩＧＥ
Ｎ２コードの計算結果に対して，東海第二発電所の熱出力（3293 MW）を考慮して算出し
た結果，

とする。

・格納容器への放出割合
ＮＵＲＥＧ－1465 に基づき，格納容器へのよう素の放出割合を 61 ％とする。
・格納容器に放出されるよう素の元素割合
Regulatory Guide 1.195 に基づき，よう化セシウム 5 ％，無機よう素 91 ％，有機よう
素 4 ％とする。
・格納容器内の除去係数（無機よう素）格納容器内の沈着やスプレイ，サプレッション・プールによるスクラビング効果によっては，保守的に除去されないものとして評価する。
ベンチュリスクラバでの無機よう素の除去性能（ＤＦ＝100）を考慮して，ベンチュリスク
別添 3-136

ラバで除去されずに残った全ての無機よう素がよう素除去部に蓄積するものとする。また，よう素除去部の有機よう素の除去性能はＤＦ＝50 であるが，有機よう素全てがよう素除去部に蓄積されるものとすることでよう素除去部での発熱量を保守的に評価する。よう素除去部での発熱量を第 1 表に示す。
第 1 表 よう素除去部での発熱量（単位:W）
原子炉停止後時間
19 hr
168 hr
有機よう素＋無機よう素の発熱量(b) 減衰時間と冷却ガス条件
ベント終了までは蒸気による冷却となるため，以下の①，②のケースを想定し，その時点の減衰を考慮する。窒素による冷却については②を想定し，その時点の減衰を考慮する。
① 原子炉停止後 19 時間（有効性評価におけるベント開始時間）

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

② 原子炉停止後 168 時間（事象発生 7 日後）保守的に評価するため，冷却能力が低い条件として，可搬型窒素供給装置による窒素流量のみを冷却ガス条件とし，圧力，温度条件は大気圧及び常温付近の 27 ℃（300 K）とする。
・窒素流量 ＝ 200 m3[N]/h
・窒素比熱 ＝ 1040 J/kg・℃
・窒素密度 ＝ 125 kg/m3[N]また，蒸気の場合も，圧力，温度条件は，大気圧及びその飽和温度とする。
・蒸気潜熱（100 ℃飽和蒸気）＝ 2.256×106 J/kg
・比熱（100 ℃飽和蒸気）＝ 2077 J/kg℃
・格納容器内発熱量 ＝ 2.03×107 W（19 hr）＝ 9.83×106 W（168 h）(c) 評価結果
よう素除去部に蓄積したよう素の崩壊熱によりガスが昇温される量を評価することにより，簡易的によう素除去部の温度上昇を評価する。よう素除去部に移行したよう素の崩壊熱の全量がガスに移行したと仮定し，以下の評価式にてよう素除去部の上昇温度を評価した。
＜窒素パージの場合＞
上昇温度（℃）＝よう素除去部内の発熱量（W）／（比熱（J/kg℃）・窒素パージ量（m3/s）・窒素密度（kg/m3））＜蒸気の場合＞
上昇温度（℃）＝よう素除去部内の発熱量（W）／（比熱（J/kg℃）・蒸気発生量（kg/s））
蒸気発生量（kg/s）＝ 格納容器内の発熱量（W）／蒸発潜熱(J/kg)

別添 3-137

第 2 表に窒素冷却における上昇温度を，第 3 表に蒸気（崩壊熱相当）冷却における上昇温度を示す。いずれの場合においても，よう素除去部の温度上昇は十分低く，よう素除去部での温度上昇は，再揮発が起こるような温度（400 ℃以上）に対して十分に低く抑えることができる。
第 2 表 窒素冷却による上昇温度（単位:℃）
原子炉停止後時間
168 hr
上昇温度
第 3 表 蒸気（崩壊熱相当）冷却による上昇温度（単位:℃）
原子炉停止後時間
19 hr
168 hrNT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

上昇温度(2) 吸着材の容量減少a.

想定する状態
ガス状放射性よう素は銀ゼオライトに捕集されるが，銀ゼオライトの吸着容量に達した場合には，ガス状放射性よう素は捕集されずに系外に放出されることが考えられる。

b.

影響評価
よう素除去部で保持が可能なガス状放射性よう素の吸着容量（銀分子数）は，格納容器から放出されるよう素量に対して十分大きいことから，吸着容量に達することはないことを以下のとおり確認した。また，ＪＡＶＡ

ＰＬＵＳ試験と実機の有機よう素注入量と銀ゼオライト充

填量との比較においても，よう素除去部の有機よう素捕集に関する吸着容量が十分であることを確認した。
(a) よう素除去部の銀の保有量
よう素除去部の銀ゼオライトの銀含有割合は約 12 wt％であるため，銀ゼオライト
含まれる銀の量はにである。

(b) ガス状放射性よう素の流入量
よう素除去部に蓄積されるよう素の発熱量を以下のとおり設定した。
・事故時に炉内に内蔵されるよう素元素量
ＢＷＲプラントにおける代表炉心（ＡＢＷＲ）の平衡炉心末期を対象としたＯＲＩＧＥ
Ｎ２コードの計算結果に対して，東海第二発電所の熱出力（3293 MW）を考慮して算出した
結果，約 24.4 kg とする。
・格納容器への放出割合
ＮＵＲＥＧ－1465 に基づき，格納容器内へのよう素の放出割合を 61 ％とする。
・格納容器に放出されるよう素の元素割合
別添 3-138

Regulatory Guide 1.195 に基づき，よう化セシウム 5 ％，無機よう素 91 ％，有機よう
素 4 ％とする。
フィルタ装置での無機よう素の除去性能（ＤＦ＝100）を考慮して，ベンチュリスクラバで除去されずに残った全ての無機よう素がよう素除去部に蓄積するものとする。また，有機よ
う素は全てがよう素除去部に蓄積されるものとする。
以上の想定で，よう素除去部に吸着するガス状放射性よう素の量は無機よう素約 0.54
mol，有機よう素約 4.7 mol であり，無機よう素 I２（分子量：253.8）約 136 g，有機よう素CH３I（分子量：141.9）約 666 g に相当する。
（無機よう素（I２）のモル数）＝24400 g／126.9 g/mol×61 ％×91 ％／100(ＤＦ)／2（I2）＝0.536…mol（有機よう素（CH３I）のモル数）＝24400 g／126.9 g/mol×61 ％×4 ％＝4.69…molNT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0(c) 評価結果
よう素は，以下に示すように銀と反応することから，銀ゼオライトに含まれる銀の量（約mol）は，流入する放射性よう素の捕集に十分な量であると言える。
・有機よう素の除去反応
・無機よう素の除去反応(d) ＪＡＶＡ ＰＬＵＳ試験と実機の比較による容量の確認
ＪＡＶＡ ＰＬＵＳ試験において，有機よう素を用いて銀ゼオライトの性能検証を行っている。ＪＡＶＡ ＰＬＵＳ試験では，約素を約kg の銀ゼオライトを交換することなく有機ようg 以上注入しているが，銀ゼオライトの性能劣化は確認されていない。

実機の銀ゼオライト充填量は約t であり，ＪＡＶＡ ＰＬＵＳ試験の実績より，約kg の有機よう素が流入しても性能劣化を起こさないと言える。実機よう素除去部に想定される有機よう素の最大流入量は約g であり，無機よう素を含めても約ら，銀ゼオライトが性能劣化することはないと考えられる。

別添 3-139g であることか(3) 吸着材の変質
a.

想定する状態
よう素除去部の吸着材として使用する銀ゼオライトは，光照射又は高湿度の環境に長期間晒されると，変質してよう素除去性能が低下することが考えられる。

b.

影響評価
銀ゼオライトは，ステンレス鋼製のフィルタ装置容器内のよう素除去部に充填されるため，光が照射されることはなく，変質するおそれはない。
また，湿分による銀ゼオライトのよう素除去性能への影響については，密閉容器内にスクラ
ビング水と銀ゼオライトを保管し，6 カ月

後及び 15 カ月後の除去効率の測定試験を行い，性能基準を満たしていることを確認した。
<参考図書>
1. ＯＲＮＬ／ＴＭ－6607 “Literature Survey of Methods to Remove Iodine from Off-gas
Streams Using Solid Sorbents”，Apr／10／1979
2. ＮＵＲＥＧ－1465 “Accident Source Terms for Light-Water Nuclear Power Plants”Feb.1995
3.

Regulatory Guide 1.195, “ Methods and assumptions for evaluating radiologicalNT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

consequences of design basis accidents at light-water nuclear power reactors”

別添 3-140

別紙10
スクラビング水の保有水量の設定根拠について
スクラビング水の初期保有水量（系統待機時）は，ベント開始後 24 時間はベンチュリスクラバによる所定の放射性物質の除去性能が得られる水量とと設定している。
スクラビング水の水量の設定根拠を以下に示す。また，フィルタ装置水位の概略図を第 1 図に示す。

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0(1) 最大水量について

別添 3-141

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R1

(2) 最小水量について

別添 3-142

別添 3-143

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R1

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

第 1 図 フィルタ装置水位の概略図

別添 3-144

(3) スクラビング水の補給期間について
フィルタ装置の設計条件に基づいているスクラビング水の初期保有水量（フィルタ装置の寸法）は，他の設計条件と同様に，大きな保守性を確保し設定（設計）している。一方，スクラビ
ング水の補給期間は，運用に係るものであり，有効性評価に基づく運用を考慮して評価することとし，有効性評価のうちベント時間を厳しく評価する大破断ＬＯＣＡを想定した「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）」におけるフィルタ装置内の発熱量を用いたスクラビング水の水位挙動より評価する（第 1 表）。
スクラビング水の補給期間の評価条件及び評価結果を以下に示す。
【評価条件】
・初期水位：
・室温：25 ℃※1（系統待機時），65 ℃※2（ベント実施中）
・ベント時の格納容器圧力：第 2 図のとおり

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R1・フィルタ装置内発熱量：※１：ベント実施前のスクラビング水の初期水温としても使用。地下の格納容器圧力逃がし装置格納槽にあることを踏まえて設定した値※２：スクラビング水の蒸発量を多く見込むために高めに設定した値※３：19 時間ベントの解析結果にＮＵＲＥＧ補正した格納容器外へ放出された放射性物質（希ガスを除く）の発熱量（約 15 kW）に余裕を考慮した値

別添 3-145

【評価結果】
スクラビング水位の挙動を第 3 図に示す。より保守的な結果を与えるＤ／Ｗベントのケースにおいても，ベント時のスクラビング水位は最高水位，最低水位に至らず，想定事故においては事象発生後 7 日間（168 時間）運転員による水の補給操作は不要となる。

第 1 表 設備設計と運用の主な条件設定の差異
設備設計

運用

【フィルタ装置寸法】【水補給の運用の評価】

2 時間～3 時間後
ベント時間【原子炉定格熱出力の 1 ％相当の時間】

フィルタ装置内発

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

熱量

19 時間後※【有効性評価結果より】

500 kW

20 kW【ベント時間【ベント時間2～3 時間ベース】

19 時間ベース】※：水補給の運用の評価のほか，被ばく評価もベント時間 19 時間ベース

別添 3-146

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

第 2 図 ベント時の圧力推移図（水位計算時）

別添 3-147

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R1

第 3 図 「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）」におけるベント時のスクラビング水位の変化

別添 3-148

（参考）スクラビング水の下限水位の設定について
スクラビング水位について，ベンチュリノズルの頂部まで水位があれば，設計上期待しているＤＦが確保できることを以下のとおり確認した。
ベンチュリスクラバは，図 4 のようにスクラビング水を微小液滴にしてベントガス中に噴霧させNT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R1ることで除去効率を上げている。

①ベンチュリノズル下方よりベントガスが流入②スロート部でベントガス流速が増大③スクラビング水がベントガス中に噴霧（微小液滴）④ガスとスクラビング水が接触する面積が大きくなり除去効率が上がる⑤ベントガス及び液滴は方向を変えられ，スクラ
ビング水中に斜め下に排出

第 4 図 ベンチュリスクラバにおける除去原理(1) エアロゾルのＤＦについて•

ベンチュリスクラバ内のガス流速と水滴速度が異なることで，ガス中のエアロゾルが水滴に衝突し水滴に付着する現象を用いたものであることから，慣性衝突による除去が支配的と考えられる。

•

そのメカニズムから，ＤＦに影響するのはガス流速及びエアロゾル粒径であり，水位はベンチュリスクラバによるエアロゾル除去原理が有効となるベンチュリノズル上端以上であ
ればよい。

•

ＪＡＶＡ試験によるエアロゾルのＤＦの結果を第 5 図及び第 6 図に示す。図に示すとおり，様々なガス流速と質量中央径が異なるエアロゾルで試験が行われているが，ガス流速及び質量中央径によるＤＦへの有意な影響は見られず，スクラビング水位をベンチュリノ
ズル上端とした試験においても，設計条件ＤＦ1000 以上を十分に確保できている。

別添 3-149

：スクラビング水位がベンチュリノズル上端での試験
ＤＦは金属フィルタを含めた数値

Decontamination Factor, [-]1000000

100000

10000

1000

100

10

Venturi Velocity, [m/s]
第 5 図 ベンチュリノズル部におけるガス流速とエアロゾルＤＦの関係

1000000：スクラビング水位がベンチュリノズル上端での試験
ＤＦは金属フィルタを含めた数値

100000Decontamination Factor [-]NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

1

10000

1000

100

10

1
Test Aerosol
第 6 図 エアロゾルの粒径とエアロゾルＤＦの関係

別添 3-150

(2) 無機よう素のＤＦについて•

スクラビング水に添加された薬剤との化学反応により非揮発性のよう素イオンに変化させ，スクラビング水中に捕集・保持することから，スクラビング水の がＤＦに影響する
主要なパラメータであり，水位はベンチュリスクラバによる除去原理が有効となるベンチュリノズル上端以上であればよい。

•

ＪＡＶＡ試験による無機よう素のＤＦの結果を第 7 図に示す。スクラビング水位がベンチュリノズル上端となっている試験は，無機よう素の捕集の観点から厳しい条件である低においても，設計条件ＤＦ100 以上を確保できている。
：スクラビング水位がベンチュリノズル上端での試験

Decontamination Factor, [-]NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R1

10000

1000

100

10

1
4

Scrubbing water, [pH]第 7 図 スクラビング水のｐＨと無機よう素ＤＦの関係
したがって，スクラビング水位の下限水位をベンチュリノズル上端とすることは適切と考える。
実運用における系統待機時（通常時）のスクラビング水位は，ベンチュリノズルの上端（1325 mm） を十分に上回る 2530 mm とし，ＦＰが多く流入するベント開始初期のスクラビン
グ水位を十分に確保し，ベント中においても，スクラビング水位 1500 mm 以上を確保するよう
スクラビング水を補給する運用とする。
スクラビング水の については，待機時に13 以上（NaOH 濃度

wt%相当）であることを確認し，ベント中におけるスクラビング水のアルカリ性を維持する運用とする。

別添 3-151

（参考）スクラビング水スロッシングの影響について
格納容器圧力逃がし装置のスクラバ容器について，地震時にスロッシングが発生することで，ス
クラビング水が金属フィルタ下端まで到達する可能性がある。そこで，保守的な評価となるハウス
ナー理論を用いてスロッシング高さを評価した。
ハウスナー理論により，スロッシング高さdmaxは以下のように算出できる。
dmax =

hR

0.408 R coth 1.84
g
2
ω θ R
N h

1

=8

mm

ここで，
ωN =

1.84
R

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

θh = 1.534

g tanh 1.84
SA
2
ωN R

h
R

tanh 1.84

=
h
R

s

1

=

R

:フィルタ装置容器半径（内径）

[mm]

h

：スクラビング水上限水位

[mm]

g

：重力加速度

9806.65 [mm/s2]SA：応答加速度[mm/s2]（原子炉建屋の地震動Ssから保守的に設定）
金属フィルタは上限水位からmm上方に設置しており，スロッシング高さは最大でもmmと算出されることから，スクラビング水は金属フィルタ下端まで到達しない。評価結果を第8図に示す。

また，スロッシング水位が下限水位時にスロッシングが発生すると，ベンチュリノズルは一部気層部に露出し，性能が一時低下するが，露出している時間はベント実施時間と比較して非常に小さく，さらにベンチュリスクラバの後段には金属フィルタも設置していることから，格納容器ベントにより放出される放射性物質のトータル量に影響を与えるものではないと考える。

別添 3-152

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

第8図 スクラビング水スロッシング評価結果

別添 3-153

別紙 11
よう素除去部へのスクラビング水の影響について
よう素除去部は，硝酸銀を添加した吸着材（銀ゼオライト）が充填されており，硝酸銀との化学反応で放射性よう素を除去する。
ベント中のよう素除去部へのスクラビング水の影響として，スウェリングにより，よう素除去部の位置までスクラビング水位が上昇し，よう素除去部において蒸気が凝縮し，銀ゼオライトの表面に水が付着することでよう素の除去性能が低下することがないかを確認する。
また，格納容器圧力逃がし装置の待機時のフィルタ装置内の環境が，スクラビング水により飽和蒸気となることが想定されるが，この環境でよう素の除去性能が低下することがないかを確認する。
(1) スウェリングの影響について
スクラビング水に蒸気が流入すると，スウェリングにより水位が上昇するとともに，スクラ

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

ビング水の水温も上昇する。その結果，定常状態（スクラビング水が飽和した状態）では，ス
クラビング水は待機時に比べ上昇しており，よう素除去部の外壁はスクラビング水に接することとなる。この場合，スクラビング水からよう素除去部へ入熱されるため，よう素除去部で蒸気が凝縮することはなく，よう素の除去性能への悪影響はない。
スクラビング水が飽和した状態においては，スクラビング水の温度はフィルタ装置内の圧力（スクラビング水部の圧力）により決まる。ベントガスの温度はこのベンチュリスクラバ（スクラビング水）を通過することで，スクラビング水の水温と同じになっているものと考えられる。

したがって，よう素除去部の外壁がスクラビング水に接する場合，スクラビング水の温度はよう素除去部を通過するベントガスの温度よりも高いこととなり，スクラビング水からの入熱が期待でき，よう素除去部において蒸気が凝縮し，銀ゼオライトの表面に水が付着することはないため，よう素の除去性能への悪影響はない。
フィルタ装置内のガスの流れと温度の関係を第 1 図に示す。

別添 3-154

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

第 1 図 フィルタ装置内のガスの流れと温度の関係

別添 3-155

(2) 系統待機時におけるよう素除去部へのスクラビング水の影響について
プラント運転中を通して格納容器圧力逃がし装置の系統待機時は，フィルタ装置内がスクラ
ビング水によって飽和蒸気の環境となり，銀ゼオライトは長期間，飽和蒸気の環境下で保管される。
この保管状況において湿分による銀ゼオライトのよう素除去性能への影響を確認するため，密閉容器内にスクラビング水と銀ゼオラ

イトを第 1 表に示す環境で保管し，よう素除去効率を 6 カ月後及び 15 カ月後に測定を実施した
結果と銀ゼオライトの保管の様子を各々第 2 表と第 2 図に示す。
第 1 表 銀ゼオライトの試験条件
試験条件

実機環境を考慮した適用性

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R1

項目

別添 3-156

第 2 表 銀ゼオライトの除去効率の経時変化
有機よう素の除去効率（％）
初期

6 カ月後

15 カ月後密閉容器（デシケータ）銀ゼオライトNT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

スクラビング水第 2 図 銀ゼオライトの保管の様子
試験結果によると，6 カ月及び 15 カ月後における銀ゼオライトの除去効率は，性能基準を満たしており，実機においてもプラント運転中を通して性能は維持されると考える。

別添 3-157

別紙 12
格納容器圧力逃がし装置の外部事象に対する考慮について
格納容器圧力逃がし装置は，自然現象（地震及び津波を除く。）及び外部人為事象に対して，原子炉建屋外の地下の格納容器圧力逃がし装置格納槽内に配置する等，第 1 表（1／4～4／4）のとおり考慮した設計とする。
なお，想定する外部事象は，「設置許可基準規則」第六条（外部からの衝撃による損傷の防止）において考慮する事象，内部溢水及び意図的な航空機衝突とする。ただし，洪水，地滑り，生物学的事象（海生生物），高潮の自然現象，並びに航空機落下，ダムの崩壊，有毒ガ
ス，船舶の衝突の外部人為事象については，発電所の立地及び格納容器圧力逃がし装置の設置

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R1

場所等により，影響を受けないことから考慮する必要はない。

別添 3-158

第 1 表 格納容器圧力逃がし装置の外部事象に対する考慮（1／4）
外部事象

影響モード

設置

設計方針

場所
風（台風）

荷重（風），

屋内

荷重（飛来物）

原子炉建屋又は地下の格納容器圧力逃がし装置
格納槽内に設置されている部位については，外殻の原子炉建屋等により防護される。

屋外

飛来物による影響は，竜巻による影響に包含される。

荷重（風），

屋内

原子炉建屋又は地下の格納容器圧力逃がし装置

荷重（気圧差），格納槽内に設置されている部位については，外荷重（飛来物）

殻の原子炉建屋等により防護される。

竜巻

屋外

屋外に設置されるフィルタ装置出口配管，圧力開放板等については，竜巻飛来物により損傷する可能性があるため，損傷が確認された場合う。また，風荷重，気圧差により，機能が損なわれるおそれがない設計とする。

温度（低温）

自然現象

屋内

原子炉建屋又は地下の格納容器圧力逃がし装置
格納槽内に設置されている部位については，換気空調設備により環境温度が維持されるため，
外気温の影響を受け難い。

凍結

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R1は，必要に応じてプラントを停止し補修を行

屋外

屋外に設置，かつ，水を内包する可能性のある範囲のフィルタ装置出口配管のドレン配管には保温等の凍結防止対策を行い，凍結し難い設計とする。また，適宜ドレン水を排出することから，フィルタ装置出口配管を閉塞することはな
い。

浸水，

屋内

荷重

フィルタ装置は，格納容器圧力逃がし装置格納槽内に設置し，止水処理を実施することにより，降水による浸水，荷重の影響は受けない。

降水屋外

屋外に設置されるフィルタ装置出口配管，圧力開放板等は，滞留水の影響を受け難い位置に設置するとともに，系統開口部から降水が浸入し難い構造とすることにより，必要な機能が損なわれるおそれがない設計とする。

別添 3-159

第 1 表 格納容器圧力逃がし装置の外部事象に対する考慮（2／4）
外部事象

影響モード

設置

設計方針

場所
荷重（積雪），

屋内

閉塞

原子炉建屋又は地下の格納容器圧力逃がし装置
格納槽内に設置されている部位については，外殻の原子炉建屋等により防護する設計とする。

屋外

屋外に設置されるフィルタ装置出口配管，圧力積雪開放板等については，積雪荷重に対して耐性が確保されるように設計する。また，系統開口部から降雪が浸入し難い構造とすることにより，必要な機能が損なわれるおそれがない設計とする。なお，多量の積雪が確認される場合には，

落雷
自然現象

雷サージによる電屋内

落雷の影響を考慮すべき設備については，原子気・計装設備の損及び炉建屋等への避雷針の設置，接地網の布設によ傷

屋外る接地抵抗の低減を行う等の雷害防止で必要な機能が損なわれるおそれがない設計とする。

荷重，

火山の影響（降下火砕物）

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R1

除雪を行う等，適切な対応を実施する。

屋内

原子炉建屋又は地下の格納容器圧力逃がし装置

閉塞，

格納槽内に設置されている部位については，外腐食

殻の原子炉建屋等により防護する設計とする。
屋外

屋外に設置されるフィルタ装置出口配管，圧力開放板等については，降下火砕物の堆積荷重に対して耐性が確保されるように設計する。また，系統開口部から降下火砕物が侵入し難い構造とすることにより，必要な機能が損なわれる
おそれがない設計とする。なお，降下火砕物の堆積が確認される場合には，降下火砕物を除去する等，適切な対応を実施する。
化学的影響（腐食）防止のため，屋外に敷設されるフィルタ装置出口配管（炭素鋼配管）外面には防食塗装を行う。

別添 3-160

第 1 表 格納容器圧力逃がし装置の外部事象に対する考慮（3／4）
外部事象

影響モード

設置

設計方針

生物学的事象

場所
電気的影響

屋内

原子炉建屋又は地下の格納容器圧力逃がし装置（齧歯類（ネズミ

格納槽内に設置されている部位については，外等）によるケーブ

殻の原子炉建屋等により防護する設計とする。

ル等の損傷）

屋外

地下の格納容器圧力逃がし装置格納槽外に設置されている端子箱貫通部等にはシールを行うことにより，小動物の侵入を防止する設計とする。
屋外に設置されている系統開口部から小動物が森林火災が損なわれるおそれがない設計とする。
温度（輻射熱），屋内

機器を内包する原子炉建屋，地下の格納容器圧

閉塞

及び力逃がし装置格納槽及び屋外に設置される機器

屋外

は，防火帯の内側に配置し，森林との間に適切な離隔距離を確保することで，必要な機能が損
なわれるおそれがない設計とする。

自然現象

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R1

浸入し難い構造とすることにより，必要な機能

ばい煙等の二次的影響に対して，ばい煙等が建屋内に流入するおそれがある場合には，換気空調設備の外気取入ダンパを閉止し，影響を防止する。
爆風圧，飛来物
爆発

屋内

近隣の産業施設，発電所周辺の道路を通行する

及び燃料輸送車両，発電所周辺を航行する燃料輸送

屋外

船の爆発による爆風圧及び飛来物に対して，離隔距離が確保されている。

近隣工場等
の火災

温度（熱）

屋内

近隣の産業施設，発電所周辺の道路を通行する

及び燃料輸送車両，発電所周辺を航行する燃料輸送

屋外

船及び敷地内の危険物貯蔵施設の火災に対して，離隔距離が確保されている。

電磁的障害

サージ・ノイズに

屋内

日本工業規格（ＪＩＳ）等に基づき，ラインフ

よる計測制御回路及び

ィルタや絶縁回路の設置により，サージ・ノイ

への影響

屋外

ズの侵入を防止するとともに，鋼製筐体や金属シールド付ケーブルの適用により電磁波の侵入を防止する設計とする。

別添 3-161

第 1 表 格納容器圧力逃がし装置の外部事象に対する考慮（4／4）
外部事象

影響モード

設置

設計方針

場所
没水，被水，蒸気屋内

内部溢水発生時は，自動隔離又は手動隔離によによる環境条件のり，漏えい箇所の隔離操作を行う。また，漏え悪化

い箇所の隔離が不可能な場合においても，漏え
い水は，開放ハッチ部，床ファンネルを介し建屋最地下階へと導く設計としていることから，

内部溢水

ベント操作を阻害することはない。
隔離弁については，没水，被水等の影響により
中央制御室からの操作機能を喪失する可能性があるものの，人力での現場操作が可能であり機能は維持される。
に対する防護対策を講じ，機能を維持する設計とする。

衝突による衝撃
意図的な航空機衝突

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R1

必要な監視機器については，没水，被水，蒸気

屋外

対象外

屋内

原子炉建屋又は地下の格納容器圧力逃がし装置

力，火災による熱

格納槽内に設置されている部位については，外影響

殻の原子炉建屋等により防護されると考えられる。
屋外

屋外に設置されるフィルタ装置出口配管，圧力開放板等については，航空機の衝突による衝撃
力及び航空機燃料火災による熱影響により損傷する可能性があるが，フィルタ装置の除去性能に大きな影響はないと考えられる。

鳥の侵入による影

屋外

排気管先端に鳥侵入防止用金網を設置する。

バードスクリーン

響

別添 3-162

別紙 13
スクラビング水の pH について
スクラビング水は，無機よう素をスクラビング水中に捕集・保持するためにアルカリ性の状態（pH7 以上）に維持する必要があるが，重大事故等発生時においては，格納容器内のケーブルから放射線分解，熱分解等により塩化水素（HCl）等の酸として放出され，ベント実施により格納容器
からフィルタ装置（スクラビング水）に移行するため，pH が低下する可能性がある。
これに対して，スクラビング水は，待機時における重大事故等時に発生する可能性がある酸の量に対して十分な塩基量を確保することにより，ベント実施中のpH監視を実施することなく，確実にアルカリ性の状態を維持することとしている。
なお，スクラビング水のpHについては，pH計を設置し，pHがアルカリ性の状態となっていることを原子炉停止中に適宜確認する。
(1) 格納容器内の酸性物質及び塩基性物質
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

重大事故等時に格納容器内において発生する酸性物質と塩基性物質については，ＮＵＲＥＧ／ＣＲ－5950において検討が実施されており，その発生源として燃料（核分裂生成物），原子炉水，サプレッション・プール水溶存窒素，格納容器内塩素含有被覆材ケーブル，格納容器下部コンクリートが掲げられている。これに加え，格納容器内の塗料についても成分元素に窒素が含まれており，酸として硝酸，塩基としてアンモニア等の発生源となる可能性がある。主な
酸性物質，塩基性物質を発生源毎に第1表に示す。

別添 3-163

第1表 主な酸性物質と塩基性物質
発生源
燃料（核分裂生成物）

酸性物質
よう化水素

水酸化セシウム（HI）（CsOH）等

原子炉水
サプレッション・プール
水溶存窒素
格納容器内塩素含有被覆材ケーブル
格納容器下部
コンクリート（溶融炉心落下時）

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

格納容器内塗料

塩基性物質

五ほう酸ナトリウム－（Na2B10O16）

硝酸（HNO3）－

塩化水素（HCl）

－

二酸化炭素

備考

ほう酸水注入系によりほう酸水を原子炉へ注入した場合－（CO2）
硝酸（HNO3）

アンモニア（NH3）

これらのうち，酸性物質が発生することが知られているサプレッション・プール水溶存窒素の放射線の照射により発生する硝酸，原子炉圧力容器が破損した場合にＭＣＣＩにより発生する二酸化炭素に加え，pHへの寄与が大きいと考えられる塩素含有被覆材ケーブルの放射線分解及び熱分解により発生する塩化水素，スクラビング水中で分解する際に塩基を消費する
が，スクラビング水の塩基量を評価する上で重要であることから，以下では，これらの発生量を評価することとする。
a. 格納容器内ケーブルの被覆材の放射線分解による酸の発生量
格納容器内の塩素含有被覆材ケーブルについて，放射線分解により発生する塩化水素量を
ＮＵＲＥＧ／ＣＲ－5950の放射線分解モデルに基づき評価した。なお，ケーブル量について
は，実機調査を行った。
有効性評価シナリオ「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（循
環冷却を使用しない場合）」において，ベント時（事象発生から約19時間後）には
mol，7日後には

mol，60日後にはmolの酸性物質が格納容器内で生成されると

評価した。
b.

格納容器内電気ケーブルの被覆材の熱分解による酸の発生量
熱分解については，原子炉圧力容器損傷前の格納容器内環境（200 ℃以下）ではケーブルからの塩酸の発生はほとんどないことから，炉心損傷などによるデブリ接近によりケーブル
温度が著しく上昇した場合を想定した酸性物質の放出量を評価した。
ここでは，格納容器ペデスタル内に配置された塩素を含有するケーブルの被覆材から塩化水素が放出されると仮定し，ペデスタル内ケーブルの塩酸含有量
ものとして，

kgの全量が放出されるの酸が発生すると評価した。
別添 3-164

c. サプレッション・プール水での放射線分解による硝酸の発生量
重大事故等時において，サプレッション・プール水中ではサプレッション・プール水溶存窒素の放射線の照射によって硝酸が生成される。
なお，格納容器内に放出されたエアロゾルの一部はフィルタ装置のスクラビング水に移行し，フィルタ装置内での硝酸の発生に寄与すると考えられるが，ここでは，格納容器内に放出された放射性よう素を全てエアロゾル（CsI）とし，サプレッション・プール内に全てのエアロゾ
ルが移行するものとして，硝酸の発生量を評価した上で，発生した硝酸は全てフィルタ装置に移行し，スクラビング水の塩基と反応するものとして評価している。このため，ラジオリシス
によるスクラビング水のpHの影響は保守的に評価されている。
ＮＵＲＥＧ－1465，Reg.Guide.1.183及びＮＵＲＥＧ／ＣＲ－5950に基づき，サプレッション・プール水の積算吸収線量から硝酸の生成量を評価した結果，ベント時（事象発生から約NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

19時間後）には

ＨＮＯ３ =

mol，7日後には

mol，60日後には

Ｇ × 101.602 × 10
× 6.022 × 10

× Ｅ(t) + Ｅ(t)molとなる。

ここで，[ＨＮＯ３]
Ｇ：硝酸濃度（mol/L）：HCO３の水中におけるG値（個/100eV）

Ｅ（ｔ）γ，Ｅ（ｔ）β：γ線とβ線の積算吸収線量（kGy）
d. ＭＣＣＩにより発生する二酸化炭素の発生量
ＭＣＣＩ対策としてコリウムシールドを設置するため，原子炉圧力容器が破損した場合でも溶融炉心によるコンクリート侵食は発生しないものの，保守的に約30 cmのコンクリート侵食を見込み評価する。
ＭＣＣＩにより発生する二酸化炭素のほとんどは，高温環境下において溶融炉心に含まれる金属元素によって酸性物質ではない一酸化炭素に還元されるが，全て二酸化炭素として評価した結果，二酸化炭素の発生量はmolとなる。

二酸化炭素は塩化水素ほど溶解度が大きくないため，フィルタ装置内では全量がスクラビ
ング水に溶解することはなく，また弱酸のため，酸性物質としてスクラビング水に与える影
響は小さいと考えるが，本評価では保守的にスクラビング水のpHに影響を与える酸性物質として評価する。
別添 3-165

e.

無機よう素の捕集により消費される塩基の量
ベンチュリスクラバに流入する無機よう素の量を以下のとおり設定した。
・事故時に炉内に内蔵されるよう素元素量
ＢＷＲプラントにおける代表炉心（ＡＢＷＲ）の平衡炉心末期を対象としたＯＲＩＧＥＮ
２コードの計算結果に対して，東海第二発電所の熱出力（3293 MW）を考慮して算出した結果，約 24.4 kg とする。
・格納容器への放出割合
ＮＵＲＥＧ－1465 に基づき，格納容器内へのよう素の放出割合を 61 ％とする。
・格納容器に放出されるよう素の元素割合
Regulatory Guide 1.195 に基づき，よう化セシウム 5 ％，無機よう素 91 ％，有機よう素
4 ％とする。
以上より，ベンチュリスクラバに流入する無機よう素（分子量 253.8 g/mol）の量は約 13.6kg（約 53.6 mol）となる。
（ベンチュリスクラバに流入する無機よう素の量）NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

24.4[kg]×61 ％×91 ％＝13.6[kg]13.6×103 [g]／253.8[g／mol]＝53.6[mol](1)式に示すとおり，無機よう素はベンチュリスクラバにて薬剤（）との反応により捕集される。
・・・（1）
この反応によって消費される塩基の量はmol となる。なお，この反応においてmol 消費される。

f.

の分解により消費される塩基の量
スクラビング水に含まれるは，酸素が存在する場合，水酸化物イオンと下記の反応により分解することが知られており，分解されるの量は，スクラビング

水の積算吸収線量の増加に伴って増加する。
ここでは，スクラビング水の積算吸収線量によらず，また，上述のe項で算出した消費されるの量を見込まず，スクラビング水に含まれるとして，塩基の消費量を評価した結果，molとなる。

別添 3-166

全量が分解したの分解により消費される塩基の量は

(2) フィルタ装置での塩基の消費量(1)項で生成した酸性物質は，ほとんどが液相に溶解してサプレッション・プールに移行
し，ベント時にはサプレッション・プールに残留してフィルタ装置には移行しない可能性もあるが，保守的に全量が移行するとして評価する。スクラビング水の消費される塩基の量は，以下のとおりとなる。
【事象発生7日後での塩基の消費量（

mol）】・ケーブルの放射線分解の塩化水素で消費される塩基の量mol・ケーブルの熱分解の塩化水素で消費される塩基の量mol・Ｓ／Ｐ※水から発生する硝酸で消費される塩基の量

mol

・ＭＣＣＩで発生する二酸化炭素で消費される塩基の量mol・無機よう素の捕集により消費される塩基の量

mol

・

mol

の分解により消費される塩基NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

【事象発生60日後での塩基の消費量（約9970 mol）】
・ケーブルの放射線分解の塩化水素で消費される塩基の量mol・ケーブルの熱分解の塩化水素で消費される塩基の量mol・Ｓ／Ｐ※水から発生する硝酸で消費される塩基の量

mol

・ＭＣＣＩで発生する二酸化炭素で消費される塩基の量mol・無機よう素の捕集により消費される塩基の量

mol

・

mol

の分解により消費される塩基※：Ｓ／Ｐ：サプレッション・プール(3) スクラビング水のpH評価結果
フィルタ装置は無機よう素（I2）を捕集及び保持するものであるため，2ヶ月でよう素が十分減衰することを考慮し，スクラビング水には保守的に設定した60日後の塩基の消費量（mol）を考慮する。
消費されるmolの塩基に相当するの濃度は，待機時最低水位（約35t）時に約1.1 wt％（＝9,970×40／（35×106））となることから，これに余裕を考慮して，スクラビング水の水酸化ナトリウム濃度は，待機時最低水位（

t）時に

wt％とす

る。
この場合，初期のpHは，60日後のスクラビング水のpHはであり，スクラビング

水はアルカリ性の状態を維持できる。なお，電気ケーブルに含まれる酸性物質の総量（mol）が全て分解し，フィルタ装置に移行した場合であっても60日後の塩基の消費量はであり，待機時にスクラビング水に含まれるの量は十分である。この場合，スクラビング水のpHは

別添 3-167となる。

(4) 薬液の劣化・濃度均一性
フィルタ装置スクラビング水に添加するの水系の相平衡については，「Cmelins

Handbuch der anorganischer Chemie, Natrium,8 Auflage, Verlag Chemlie, Berlin l928」
より，第1図のとおり示されている。第1図より，フィルタ装置スクラビング水の添加濃度である]では,水温が0 ℃以上であれば相変化は起こらない（つまり析出することはない)ことがわかる。フィルタ装置は格納容器圧力逃がし装置格納槽の地下埋設部に設置することとしており，スクラビング水は0 ℃以上となる。よって，フィルタ装置待機中にが析出することはない。
また，は非常に安定な化学種であり，フィルタ装置待機中，フィルタ装置は圧力開放板

により外界と隔離され,窒素雰囲気に置かれることから,フィルタ装置待機中において，薬液が変質することはない。
また，フィルタ装置を使用すると，ベンチュリノズルから噴射されるベントガスによりバブは均一に拡散されると考えられる。

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R1リングされ，

第1図の水系相平衡図(5) スクラビング水の管理について(3)に記載したとおり，スクラビング水は待機時に十分な薬剤の量を確保しておくことで，ベントを実施した際に格納容器から酸が移行した場合においても，スクラビング水はpH 7以上を維持できる。以上を踏まえ，スクラビング水の管理について以下に示す。なお，系統待機時の管理については，原子炉施設保安規定に規定する。
a. 系統待機時の管理・施設定期検査時にの濃度がwt％以上であること及び pH が 13 以上であることを確認する。
・スクラビング水が通常水位の範囲内であることを確認する。
別添 3-168b. ベント中の管理・スクラビング水の水位を監視し，水位低に至る場合においては，水を補給する。
c. ベント停止後（隔離弁閉止後）・ベント停止後において，フィルタ装置に異常がないことを確認するため，フィルタ装置水位計にて，スクラビング水の水位が確保されていること（フィルタ装置のスクラビング水の移送後を除く）を確認する。
＜参考図書＞
1. ＮＵＲＥＧ／ＣＲ－5950‘‘Iodine Evolution and pH Control’’ , Dec.1992

2. ＮＵＲＥＧ／ＣＲ－5564‘‘Core-Concrete Interactions Using Molten UO2 WithNT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

Zirconium on A Basaltic Basement’’ , Apr.1992

別添 3-169

別紙 14ステンレス構造材，膨張黒鉛パッキンの妥当性について
フィルタ装置や入口配管等のスクラビング水の接液部については，内部に保有しているスクラビ
ング水の通常状態での性状（高アルカリ性）と重大事故時に放出される放射性物質を捕集・保持すること（汚染水の貯蔵）を考慮して，耐食性に優れたステンレス鋼を材料として選定している。
第 1 表にスクラビング水接液部の材質について記載する。
第 1 表 スクラビング水接液部の材質
部位

バウンダリ

容器

SUS316L

入口配管接液部

SUS316LTP

接続配管
多孔板，支持部材等

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

内部構造物

その他

材質

SUS316LTP（計装配管，ドレン配管，給水配管）
SUS316L

ベンチュリノズル
金属フィルタ

ドレン配管：SUS316LTP

よう素除去部

枠材：SUS316L

ガスケット類

膨張黒鉛系シール材

スクラビング水はpH 13以上の強アルカリ性であることから，各材料については，全面腐食，局部腐食（孔食，すきま腐食）及び応力腐食割れが想定されるため，これらについて検討する。
(1) ステンレス鋼の腐食評価
a. 全面腐食
全面腐食は，金属表面の全面にわたってほぼ同一の速度で侵食が進む腐食形態である。
SUS304 は第 1 図に示すとおり，pH2 以上で不動態化するため，強アルカリ環境では，全面腐食に対する耐性がある。
系統待機時は pH 13 以上で水質が維持されることから，不動態化が保てることとなる。
同じオーステナイト系ステンレス鋼である SUS316L 等の適用材料についても同様の傾向を示すことから，全面腐食の発生は考え難い。

第1図 大気中酸素に接する水中環境におけるSUS304の腐食形態とpHの関係
別添 3-170b.

孔食
孔食は，ステンレス鋼のように表面に生成する不動態化膜によって耐食性が保たれている金属において，塩化物イオン等の影響で不動態化膜の一部が破壊され，その部分において局部的に腐食が進行する腐食形態である。
第 2 図に SUS304 の塩化物イオン濃度と温度が腐食形態に及ぼす影響を示す。孔食発生の領域は pH 7 と比べ pH 12 のほうが狭く，アルカリ環境になるほど孔食発生のリスクは低減する。
同じオーステナイト系ステンレス鋼である SUS316L 等の適用材料についても同様の傾向を示すものと評価する。
なお，系統待機時は pH 13 以上であり，塩化物イオンの濃度も十分低いと考えられるので，

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

孔食は発生しないものと考えられる。

第 2 図 304 ステンレス鋼の pH 7 及び pH 12 の塩化物イオン濃度と温度が腐食形態に及ぼす影響

別添 3-171

c.

すきま腐食
すきま腐食は，ステンレス鋼表面の異物付着，構造上のすきま部分において進行する腐食形態であり，その成長過程は孔食と類似している。第 3 図に SUS304 と SUS316 の中性環境におけるすきま腐食発生に対する塩化物イオン濃度と温度の影響を示す。
SUS304 及び SUS316 のいずれも塩化物イオン濃度が低い中性環境では，すきま腐食の発生の可能性は低い。前述のとおりアルカリ環境では中性環境より孔食の発生リスクが低いことから，同様な成長過程のすきま腐食についても発生の可能性が低減されるものと考えられる。
同じオーステナイト系ステンレス鋼である SUS316L 等の適用材料についても同様の傾向を

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0示すものと評価する。

第 3 図 SUS304 と SUS316 の中性環境におけるすきま腐食に対する塩化物イオン濃度と温度の影響

別添 3-172

d.

応力腐食割れ
応力腐食割れ（以下，SCC という）は，腐食性の環境におかれた金属材料に引張応力が作用して生ずる割れであり，材料，応力，環境の三要因が重畳した場合に発生する。以下にアルカ
リ環境及び環境における SCC 発生に関する評価結果を示す。

(a) アルカリ環境におけるSCC
第 4 図に SUS304，SUS316 の濃度に対する SCC 発生限界を示す。フィル

タ装置の使用環境は，となる。また，ベント時でスクラビング水が最低水位となった場合のとなる。いずれの場合においても SCC の発生領域から外れており問題のないことがわかる。
使用する材料である SUS316L や等については，耐 SCC 性に優れた材料でNT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

あることから，さらに信頼性が高いものと評価する。

第 4 図 SUS304,SUS316 の(b)

溶液中の耐食性

環境下における SCC
第 5 図に水溶液中の SUS304 の低ひずみ速度試験（SSRT）の結果を示す（参考図書 5）。この試験は室温（23 ℃）において，の水溶液中で行った試験であり，鋭敏化していない試験片については，SCCの発生が認められなかったことを示している。実機のり，SUS316L や濃度も同等であ等については鋭敏化し難く，耐 SCC 性に優れた材料であることから，より信頼性が高いものと評価する。

別添 3-173

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

第5図

水溶液中における 304 ステンレス鋼の SSRT 結果

別添 3-174(2) ベンチュリノズルの耐エロージョン性a.

ＪＡＶＡ ＰＬＵＳ試験時に使用したベンチュリノズルの確認

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

第 6 図に示すとおり，

第 6 図 ベンチュリノズル内面観察部位
第 7 図及び第 8 図に
液滴衝撃エロージョンは蒸気とともに加速されるなどして高速となった液滴が，配管等の壁面に衝突したときに，局部的に大きな衝撃力を発生させ，それにより配管等の表面の酸化膜や母材が侵食される現象である。液滴衝撃エロージョンは非常に進展の速い減肉の一種であることから，発生ポテンシャルがあれば，第 7 図及び第 8 図に示すものと考えられる。したがって，ベンチュリノズルは液滴衝撃エロージョンを含むベント時の環境に対して十分な耐性があると考える。

別添 3-175

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

第 7 図 ベンチュリノズル内面ＳＥＭ観察結果（1／2）

別添 3-176

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R1

第 8 図 ベンチュリノズル内面ＳＥＭ観察結果（2／2）
b.

ベントガス流速におけるエロージョン発生の評価(a) 評価部位

別添 3-177このため，
ベントガスが流れるベンチュリノズル内部のうち，
液滴衝撃エロージョンは，液滴がほぼ垂直に衝突するカバープレート部内面に発生するものと考えられる。なお，ス
ロート部は最もガス流速が速くなるものの，ベントガスの流れがアウトレットコーンに沿って流れることから，液滴の衝突角度がほぼ0 度（衝突面となるアウトレットコーンと並行）であり，液滴衝撃エロージョンの発生は考え難い。
(b) 液滴の衝突速度
液滴の衝突速度は，，液滴が衝突する速度を(1)式を用いて算出した。計算に用いる
ベンチュリノズル部におけるガス流速は，流速が速いほど液滴衝撃エロージョンが発生しやすいことから，東海第二発電所の運転範囲における最大値である

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2とした。

・・・・(1)

ここで，(c) 評価結果に衝突する液滴の速度（）は，「発電用設備規格 配

管減肉管理に関する規格（2005年度版）（増訂版）ＪＳＭＥ Ｓ ＣＡ１－2005」によるス
テンレス鋼のエロージョン限界流速である70 m/sを下回っていることから，東海第二発電所のベント時の運転範囲において，液滴衝撃エロージョンは発生しないものと考えられる。

別添 3-178

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R1

第9図 ベンチュリノズル内のガスの流路について(3) 膨張黒鉛パッキンの評価
格納容器圧力逃がし装置に使用する弁等には，耐漏えい性確保のため，使用環境（温度，圧力，放射線量，高アルカリ環境）を考慮して膨張黒鉛系のパッキン，ガスケットを使用する。
膨張黒鉛は，天然黒鉛の優れた耐熱性や耐薬品性を維持しつつ，シート状に形成することで柔軟性，弾性を有した材料で，パッキン，ガスケットの材料として幅広く使用されている。パッキン類は系統の設計条件である，最高使用圧力2 Pd，最高使用温度200 ℃について満足する仕様のものを使用する。また，メーカーの試験実績よりの照射に対しても機械的性質に変化はみられないことが確認されており，無機物であることから十分な耐放射線性も有し，アルカリ溶液にも耐性があり，100 ％のに対しても適用可能である。

劣化については，黒鉛の特性として，400 ℃以上の高温で酸素雰囲気下では酸化劣化が進む
ため，パッキンが痩せる（黒鉛が減少する）ことでシール機能が低下することが知られているが，格納容器圧力逃がし装置を使用する環境は200 ℃以下であることから，酸化劣化の懸念はない。
したがって，膨張黒鉛パッキンは系統待機時，ベント時のいずれの環境においても信頼性があるものと評価する。

別添 3-179

＜参考図書＞
1. 腐食・防食ハンドブック，腐食防食協会編，平成12年2月
2. J.E.Truman, “The Influence of chloride content, pH and temperature of test solution
on the occurrence of cracking with austenitic stainless steel”, Corrosion Science,1977
3. 宮坂松甫：荏原時報，腐食防食講座－海水ポンプの腐食と対策技術（第5報），No.224，2009年
4. ステンレス鋼便覧 第3版 ステンレス協会編
5. 電力中央研究所報告，研究報告：280057，“チオ硫酸ナトリウム水溶液中におけるSUS304ステン
レス鋼のSCC挙動”財団法人電力中央研究所 エネルギー・環境技術研究所，昭和56年10月

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

6. 発電用設備規格 配管減肉管理に関する規格（2005年度版）（増訂版）JSME S CA1-2005

別添 3-180

別紙 15
エアロゾルの粒径分布が除去性能に与える影響についてＪＡＶＡ試験における試験用エアロゾルの粒径は，ＪＡＶＡ試験装置からエアロゾルをサンプリングし，で観察することにより，粒径分布を測定している。過酷事故解析コード（ＭＡ

ＡＰコード）より得られる粒径について，ＪＡＶＡ試験において得られたエアロゾルの粒径との比較検証を行い，想定される粒径分布の全域を包絡できていることを確認することで，重大事故時に想定されるエアロゾルの粒径分布においても，ＪＡＶＡ試験と同様の除去性能（ＤＦ1000 以上）が適用可能であることを確認した。
(1) ＪＡＶＡ試験におけるエアロゾルの粒径分布
ＪＡＶＡ試験のおいては，エアロゾルの除去性能を評価するため，「MMD」
を試験用エアロゾルとして用いている。それぞれの試験用エアロゾルの質量中央径（以下，NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0という。）を以下に示す。

これらの試験用エアロゾルの粒径分布はを使用した測定を行っており，ベンチュ

リスクラバ上流側より採取したガスを粒径測定用フィルタに通過させ，粒径測定用フィルタ表
面の粒子を，エアロゾルの量及び粒径を確認している。

ＪＡＶＡ試験装置のサンプリングラインを第1図に，サンプルガスの取出し部分の概要を第2
図に示す。

別添 3-181

第 1 図 ＪＡＶＡ試験装置サンプリングライン

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

第 2 図 サンプルガスの取出し部分概要図(2) 重大事故時に想定される粒径分布
重大事故時におけるエアロゾルの粒径分布はＭＡＡＰコードによる解析にて得ることができる。エアロゾルの粒径分布は凝集効果及び沈着効果の自然現象に加えて，格納容器スプレイ効
果やサプレッション・プールのスクラビング効果によって，粒径分布の幅が限定される。ＭＡ
ＡＰコードではこれらの効果を考慮してエアロゾルの粒径分布を評価している。
a.

粒径分布の収束効果(a) 凝集効果と沈着効果
エアロゾルの粒径分布は，凝集効果及び沈着効果によりある粒径を中心に持つような分布が形成される。第3図に，エアロゾル分布形成のイメージを示す。また，以下に凝集効果
及び沈着効果の内容を示す。

第 3 図 エアロゾル分布形成のイメージ

別添 3-182

イ. 凝集による成長
小粒径のランダムな運動（ブラウン運動：Brownian Diffusion）により，他の粒子と衝突し凝集することでより大きな粒子へと成長する。小粒径の粒子は，特に大粒径の粒子と衝突し凝集する傾向が見られる。凝集効果の例を第 4 図に示す。
第 4 図の横軸は粒径（Dp1）で，縦軸ブラウン運動による凝集係数を示しており，この値が大きい場合に凝集効果が大きくなる。凝集係数は凝集する相手の粒子径（Dp2）により変化するため，Dp2 を変化させた場合の凝集係数として複数の曲線が示されている。相手の粒径による差はあるものの，小粒径の場合に効果が大きいことがわかる。

凝集係数

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

小粒径で効果大粒径
第 4 図 凝集効果の例
ロ. 沈着による除去
沈着による除去効果は重量が大きいほど沈着しやすく，床・壁に付着することで減少する傾向が見られる。粒子の密度が一定と仮定した場合には，粒子径が大きいほど沈着効果を期待することができる。沈着効果の例を第 5 図に示す。

別添 3-183

沈着速度
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

第 5 図 沈着効果の例(b) 格納容器内のエアロゾル除去機構の影響
格納容器内では，重大事故等対処設備による格納容器スプレイ効果やサプレッション・
プールのスクラビング効果によって，エアロゾルが除去される。以下に格納容器スプレイ
効果及びサプレッション・プールのスクラビング効果を示す。
イ. 格納容器スプレイ効果
格納容器スプレイでは，水滴が落下する際に，慣性効果，さえぎり効果，拡散効果等の除去メカニズムが働く。
第 6 図に格納容器スプレイを継続することによる格納容器内のエアロゾル粒子の粒子
径分布の変化の例を示す。初期の段階（ＤＦ：1.1）では，エアロゾル粒子は最大値が約1 μm で幅の広い分布を持っているが，格納容器スプレイを継続し積算の除去効果が大きくなると，大粒径の粒子と小粒径の粒子が効果的に除去され，粒径分布の最大値は小さくなり，また分布の幅も小さくなる傾向が見られる。

別添 3-184各粒径の粒子の総質量NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

第 6 図 格納容器スプレイを継続することによる格納容器内のエアロゾル粒径分布の変化
ロ. プールスクラビング効果
サプレッション・プールにおけるスクラビングでは，気泡が上昇する間に第 7 図に示すような種々の除去メカニズムが働き，第 8 図の実験結果に示すように，粒径の大きい
エアロゾルが効果的に除去される。

第 7 図 スクラビング気泡内でのガスの働きとエアロゾル除去メカニズム

別添 3-185

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

第 8 図 プールスクラビングによる除去性能の例（参考図書 3）(c) 重大事故時に想定される粒径分布
重大事故時に想定される粒径は，上記1)，2)に示したエアロゾルの除去効果により主にサブミクロン（0.1から1 μm程度）になると考えられる。その代表径として，粒径分布のMMDを0.5 μmにもつ粒径分布を重大事故等発生時に想定される粒径分布とした。
b.

ＭＡＡＰコードにより得られる粒径分布
有効性評価で用いるＭＡＡＰコードより得られるベントの際のエアロゾルは，（ＭＡＡＰコードで得られた

μm

μm を丸めた値）程度に質量中央径を持つ分布（ウェットウェルベント）となることを確認している。また，同じタイミングでドライウェルよりベントした場合，エアロゾルはμm 程度に質量中央径を持つ分布となる。第 1 表にベント位置の違いによる粒径分布を示す。
第 1 表 想定事故シナリオのエアロゾル粒径分布想定事故シナリオ

ベント

ベント

質量中央径

幾何標準

エアロゾル

時間[h]

位置

(MMD)[μm]

偏差σg[-]

量[g]

W／W

0.32

1

D／W

0.36

5000

雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破19損）

別添 3-186

ドライウェルベントと比較してウェットウェルベントではエアロゾル量が少なくなる。これはウェットウェルベントでは，サプレッション・プールにおけるプールスクラビング効果
により，エアロゾルが除去されるためと考えられる。また，ドライウェルベントではウェットウェルベントと比較して MMD が大きくなっているが，エアロゾル量が多いことから，エア
ロゾル同士の衝突頻度が高くなり，より大きい粒径のエアロゾル粒子が生成されやすくなるためと考えられる。
(3) 試験用エアロゾルの粒径分布の妥当性と除去性能
ドライウェルベントでは全体的に粒径が大きくなるが，粒径が大きいほど，慣性衝突効果やさえぎり効果によるエアロゾルの除去効果が見込めるため，より高いDFを期待することができる。
一方，ウェットウェルベントでは，サプレッション・プール水のスクラビング効果により粒径の大きいエアロゾルが除去されるため，ドライウェルベントに比べフィルタ装置のDFが低くなることが考えられる。

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

このため，ＪＡＶＡ試験では，様々な粒径分布を持つを試験用エア

ロゾルとしてＤＦを確認している。これらの試験用エアロゾルとＭＡＡＰコードより想定されるドライウェルベント時及びウェットウェルベント時の粒径分布の比較を第9図に示す。
第9図に示すとおり，ＪＡＶＡ試験に使用した試験用エアロゾルの粒径分布はＭＡＡＰコードより想定される粒径分布の全域を包絡できていることが確認できることから，これらの試験エアロゾルで試験を行うことで，想定粒径全体の性能を確認することができる。

第 9 図 試験用エアロゾルとＭＡＡＰコードより想定される粒径分布

別添 3-187

＜参考図書＞
1. NEA／CSNI／R(2009)5 STATE-OF-THE-ART REPORT ON NUCLEAR AEROSOLS
2. California Institute of Technology FUNDAMENTALS OF AIR POLLUTION ENGINEERING
3. 22nd DOSE／NRC Nuclear Air Cleaning and Treatment Conference Experimental study on
Aerosol removal effect by pool scrubbing, Kaneko et al. (TOSHIBA)
4. A Simplified Model of Aerosol Removal by Containment Sprays (ＮＵＲＥＧ／ＣＲ－5966)
5. A Simplified Model of Decontamination by BWR Steam Supprssion Pools (ＮＵＲＥＧ／ＣＲ－6153 SAND93-2588)
6. Overview of Main Results Concerning the Behaviour of Fission Products and Structural

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

Materials in the Containment (NUCLEAR ENERGY FOR NEW EUROPE 2011)

別添 3-188

別紙 16
エアロゾルの粒径と除去係数の関係について(1) 除去係数と重量及び放射能の関係
除去係数（以下，「ＤＦ」という。）は，フィルタに流入した粒子の重量とフィルタを通過した粒子の重量の比で表される。エアロゾルに放射性物質が均一に含まれている場合，ＤＦはフィルタへ流入した粒子の放射能とフィルタを通過した粒子の放射能の比で置き換えることができる。
(2) 粒径分布（個数分布と累積質量分布）
エアロゾルは一般的に，単一粒径ではなく，粒径に対して分布を持つ。粒径に対する個数分
布及び累積質量分布の関係を別添図1に示す。

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

個数モード径

質量中央径
(MMD)

別添図 1 個数分布と累積質量分布（左図出典：W.C.ハインズ，エアロゾルテクノロジー，(株)井上書院（1985））
ここで，個数モード径

最も存在個数の比率の多い粒径

質量中央径（MMD）

全質量の半分がその粒径よりも小さい粒子によって占められ，残りの半分がその粒径よりも大きい粒子によって占められる関係にある粒径を表す。別添図1のような粒径分布の場合，小さい粒径のエアロゾルの個数は多いが，総重量に占める割合は小さいことが分かる。よって，大きい粒径のエアロゾルに比べて小さい粒径のエアロゾルがＤＦに与える影響は小さい。

別添 3-189

(3) ＪＡＶＡ試験における除去係数と重量及び放射性物質の関係
ベンチュリスクラバでは，慣性衝突効果を利用しエアロゾルを捕集しており，重大事故等時におけるエアロゾルの密度変化を考慮しても，慣性衝突効果によるＤＦへの影響は小さいと評価している。また，ＡＲＥＶＡ社製のフィルタ装置では，慣性衝突効果，さえぎり効果，拡散効
果による除去機構によってエアロゾルを補修するものであり，ＪＡＶＡ試験において，小さい
粒径のエアロゾルを含むを使用した場合においても，高い除去効率を発揮することを確認している。
（参考）質量中央径（MMD）と空気力学的質量中央径（AMMD）
分布を持つエアロゾルの粒径を表す方法として，質量中央径（MMD）を使用する場合と，空気力学的質量中央径（AMMD）を使用する場合があるが，カスケードインパクターのような慣性衝
突効果を利用した粒径の測定を行う場合にはAMMDで測定され，のような画像分析を利用した粒径の測定を行う場合にはMMDで測定される。ＡＲＥＶＡ社製のフィルタは，慣性衝突効果の他に，さえぎり効果，拡散効果を利用したエアロゾルの捕集を行っており，フィルタ装置のNT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0除去性能の評価にはMMDを使用している。

別添 3-190

別紙 17ＪＡＶＡ試験及びＪＡＶＡ

ＰＬＵＳ試験の適用性について

ＡＲＥＶＡ社製のフィルタ装置は，ＪＡＶＡ試験及びＪＡＶＡ ＰＬＵＳ試験により，実機使用条件を考慮した性能検証試験を行っており，その結果に基づき装置設計を行っている。ＪＡＶＡ試
験及びＪＡＶＡ ＰＬＵＳ試験で使用したフィルタ装置は，ベンチュリノズル，金属フィルタ，よう素除去部及び装置内のガスの経路が実機を模擬した装置となっており，また，試験条件は様々なプラントの運転範囲に対応できる広範囲の試験を行っていることから，各試験で得られた結果は，実機の性能検証に適用できるものと考える。
一方，米国ＥＰＲＩ（電力研究所）が中心となって行ったＡＣＥ試験については，ＡＲＥＶＡ
社製のフィルタ装置についても性能試験を実施しているが，試験条件等の詳細が開示されていないことから，東海第二発電所のフィルタ装置の性能検証には用いていない。
(1) ＪＡＶＡ試験の概要

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

ＪＡＶＡ試験で使用したフィルタ装置は，高さ同形状のベンチュリノズル（

m，直径mの容器の中に，実機と）と，実機と同一仕様の金属フィルタ（）を内蔵している。
また，これら試験のフィルタ装置に流入したベントガスは，ベンチュリスクラバ，気相部，金属フィルタ，流量制限オリフィスの順に通過し，装置外部へ放出される経路となっており，実機と同じ順に各部を通過する。
(2) ＪＡＶＡ ＰＬＵＳ試験の概要
ＪＡＶＡ

ＰＬＵＳ 試験設備は，実規模を想定した有機よう素の除去性能を確認するため，

ＪＡＶＡ試験で使用したフィルタ装置に，実機と同一仕様（同一材質，同一充填率）の銀ゼオラ
イト（ベッド厚さmm）を追加設置している。

フィルタ装置に流入したベントガスは，ベンチュリスクラバ，気層部，金属フィルタ，流量制
限オリフィス，よう素除去部（銀ゼオライト）の順に通過し，装置外部へ放出される経路となっており，実機と同じ順に各部を通過する。
(3) ＡＣＥ試験の概要
ＡＲＥＶＡ社製のフィルタ装置は，各国のフィルタメーカ等が参加したＡＣＥ試験においても試験が行われ，エアロゾル及び無機よう素の除去性能について確認されている。第1図に試験設備の概要を，第1表に試験条件及び結果を示す。
ＡＣＥ試験で使用したフィルタ装置は，高さ
じベンチュリノズル（

m，直径mの容器の中に，実機と同）及び実機と同構造（同一金属メッシュ構造，同一充填率）の金属フ

ィルタを設置しており，ベントガスは実機と同じ経路を流れるが，試験装置，試験条件の詳細が開示されないため，東海第二発電所のフィルタ装置の性能検証には用いていない。

別添 3-191

(4) スケール性の確認
ＪＡＶＡ試験，ＪＡＶＡ

ＰＬＵＳ試験のスケール性を確認することで，実機への適用性を確認する。第2図に実機とＪＡＶＡ試験装置（ＪＡＶＡ

ＰＬＵＳ試験でも同一の容器を使用）

及び参考にＡＣＥ試験装置の主要寸法の比較を示す。
東海第二発電所のフィルタ装置は高さ約10 m，直径約5 mであり，ＪＡＶＡ試験及びＪＡＶＡ
ＰＬＵＳ試験のフィルタ装置よりも大きいが，フィルタ装置の構成要素及びベントガス経路の同一性からＪＡＶＡ試験及びＪＡＶＡ

ＰＬＵＳ試験にて使用したフィルタ装置は実機を模擬したものとなっていると言える。
ＪＡＶＡ試験及びＪＡＶＡ

ＰＬＵＳ試験の条件と実機運転範囲の比較を第2表に示す。実機

はベンチュリノズル（個数： 個）と金属フィルタ（表面積：m2）を内蔵しており，重大事故時にベントを実施した際のベンチュリノズルスロート部流速及び金属フィルタ部流速がＪ
ＡＶＡ試験で除去性能を確認している範囲に包絡されるよう設計している。ＪＡＶＡ試験において得られたベンチュリノズルスロート部における速度に対する除去係数を第3図，金属フィル
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

タ部における速度に対する除去係数を第4図に示す。ベンチュリスクラバと金属フィルタを組み合わせた試験において，ベンチュリノズルスロート部流速及び金属フィルタ部流速が変化した
場合においても除去係数は低下していない。
また，ＪＡＶＡ ＰＬＵＳ試験で用いた銀ゼオライトのベッド厚さはmmであり，実機（㎜）に対して薄いが，これはＪＡＶＡ ＰＬＵＳ試験結果に基づき滞留時間を確保するために実機のベッド厚さを厚くしていることから，ＪＡＶＡ

ＰＬＵＳ試験結果を適切に実機に適用していると言える。
ＪＡＶＡ試験及びＪＡＶＡ

ＰＬＵＳ試験の実機への適用性についてまとめたものを第3表に示す。
(5) 評価以上より，ＪＡＶＡ試験及びＪＡＶＡ

ＰＬＵＳ試験のスケール性については性能に影響する範囲について実機を模擬できていると評価できる。これらの試験は実機の使用条件についても模擬できており，試験結果を用いて実機の性能を評価することが可能であると考える。

別添 3-192

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

第1図 ＡＣＥ試験の設備概要

PROJECT

YEARS

ACE

19891990

第1表 ＡＣＥ試験の試験条件及び結果
Materials
Conditions Tested
testedPressure Temperature Gas[bar abs] [°C]
composition %
steam
Cs
1.4
145
42
Mn
1.4
145
42
Total
1.4
145
42
iodine(particles
andgaseous)DOP
1.2-1.7
ambient0

出典：OECD／NEA, “Status Report on Filtered Containment Venting”, (2014)
別添 3-193

Measured
retention
Efficiency%
99.9999
99.9997
99.9997

99.978 99.992

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R1

第 2 図 実機フィルタ装置と試験装置の主要寸法の比較
第2表 ＪＡＶＡ試験及びＪＡＶＡ ＰＬＵＳ試験の条件と実機運転範囲の比較
パラメータ

ＪＡＶＡ試験

ＪＡＶＡ

実機運転範囲ＰＬＵＳ試験
圧力(kPa[gage])
温度(℃)
ベンチュリノズルスロート部流
速(m／s)
金属フィルタ部流速(％)
蒸気割合(％)
過熱度(K)※概算評価値を示す。

別添 3-194NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

第 3 図 ベンチュリノズルスロート部における流速に対する除去係数

第 4 図 金属フィルタ部における流速に対する除去係数

別添 3-195

第3表 ＪＡＶＡ試験，ＪＡＶＡ ＰＬＵＳ試験の実機への適用性
相違点
構成要素

有

ＪＡＶＡ

無 (ＰＬＵＳ）

適用性
実機
試験装置と実機で高さと直径が異なること

高さ

有

約 10 m

容器

で，空間部の容積が異なるが，空間部はベンチュリスクラバや金属フィルタに比べ

直径

有

構造

無

約5 m
－

－

，高さと
直径の違いによる影響は小さい。
試験装置は実機と同一形状（寸法）のベンチュリノズルを使用している。
実機のベンチュリノズルスロート部の流速

ベンチュ
リノズル

が，JAVA 試験で確認されている流速の範囲
個数内となるよう，ベンチュリノズルの個数を設有定している。また，実機のベンチュリノズル

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

は周辺のベンチュリノズルからの影響を受けない配置としている。
構造
金属
フィルタ

無

－

－

表面積
（個

）の金属フィルタを使用している。
実機の金属フィルタ部の流速が，ＪＡＶＡ試

有験で確認されている流速の範囲内となるよ数）
薬剤

試験装置は実機と同一使用（

う金属フィルタの表面積を設定している。
無－－試験装置と実機は同じ薬剤を使用している。
実機の水位は試験装置の水位よりも高い。

スクラビ
ング水

ＪＡＶＡ試験の水位を変化させた試験にお
水位

有

※

※

いて，除去効率に変化が無いことが確認されていることから，水位の違いによる影響はな
い。

吸着材

無

－

－

試験装置は実機と同じ吸着材（銀ゼオライト）を使用している。
ＪＡＶＡ

ＰＬＵＳ試験ではベッド厚さが実機に比べて薄いが，実機は試験結果を基に厚さ滞留時間を確保するために厚くなっている

有ことから，試験結果を適切に実機に適用してよう素いると言える。

除去部

ＪＡＶＡ

ＰＬＵＳ試験ではフィルタ装置の外によう素除去部が配置されたが，実機で
配置

有

容器外側

容器内側

は容器の中に配置される。よう素除去部の放熱は，外部に配置される試験の方が厳しくなるため，ＪＡＶＡ ＰＬＵＳ試験は保守的な条件で実施されていると言える。
※適用性の欄に相違内容を記載

別添 3-196

(6) ベンチュリスクラバ及び金属フィルタにおける除去係数
ＡＲＥＶＡ社製のフィルタ装置は，ベンチュリスクラバ及び金属フィルタを組み合わせることにより，所定の除去性能（ＤＦ）を満足するよう設計されている。エアロゾルに対する除去効率は，ベンチュリスクラバと金属フィルタを組み合わせた体系で評価を行っており，ＪＡＶＡ
試験結果では，試験を実施した全域にわたってＤＦ1000以上を満足していることを確認している。ＪＡＶＡ試験ではベンチュリスクラバ単独でのエアロゾル除去性能を確認している試験ケースもあり，実機運転範囲のガス流速において，ベンチュリスクラバ単独でもＤＦ以上と評価される。ベンチュリスクラバ単独でのエアロゾル除去性能を第4表に示す。
ベンチュリスクラバによるエアロゾル除去の主な原理は慣性衝突効果であり，一般的にガス流速が大きい方が除去効率は高く，ガス流速が小さい方が除去効率は低くなることから，実機運転範囲以下のガス流速におけるベンチュリスクラバ単独での除去性能は，実機運転範囲と比較して低下することが見込まれるが，後段の金属フィルタによる除去により，スクラバ容器全体としては試験を実施した全域にわたって要求されるＤＦ1000以上の除去性能を満足している

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0と考えられる。
第4表 ベンチュリスクラバ単独でのエアロゾル除去性能
Test No.

AerosolPressure
(bar)

Temp.
(℃)

707AD

SnO2

1.6-4.2

20-184

709AD

SnO2

2.3

146

710AD

SnO2

6.1

169

712AD

SnO2

4.4

20-163Gas

AerosolConc.
(mg/m3)

DF

Steam

365

118

1044

Steam

724

152

1020

Steam

230

154

Steam

568

455

Gas Flow(m3/h)
12001050

14101022

別添 3-197

（参考）性能検証試験に係る品質保証について
フィルタ装置の放射性物質除去性能は，ＪＡＶＡ試験及びＪＡＶＡ ＰＬＵＳ試験で用いたベン
チュリノズル，金属フィルタ及び銀ゼオライトと同じ仕様・構造のものを，ＩＳＯ9001等に適合した品質保証体制を有するＡＲＥＶＡ社において設計・製作することにより，ＪＡＶＡ試験及びＪＡ
ＶＡ ＰＬＵＳ試験と同じ性能を保証している。
(1) 性能保証
フィルタ装置に設置するベンチュリノズル，金属フィルタ及び銀ゼオライトは，ＡＲＥＶＡ
社試験（ＪＡＶＡ試験，ＪＡＶＡ ＰＬＵＳ試験）で用いた金属フィルタ，ベンチュリノズル及び銀ゼオライトと同じ仕様・構造とする。また，ベンチュリノズル及び金属フィルタは，単体性能試験により性能を確認している。
これに加えて，ベンチュリノズル，金属フィルタ及び銀ゼオライト（よう素除去部）の運転範
囲は，ＡＲＥＶＡ社試験で確認している範囲内で運転されるよう格納容器圧力逃がし装置を設

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R1

計する。
(2) ＡＲＥＶＡ社品質保証体制
ベンチュリノズル，金属フィルタ及び銀ゼオライトフィルタを製作するＡＲＥＶＡ社は，各種の原子力品質保証システム（品質マネジメントシステム）の認証を取得しており，加えて2008
年にはＩＳＯ9001の認証も取得し，原子力プラントメーカとしての品質保証体制を確立している。
また，ＪＡＶＡ試験及びＪＡＶＡ

ＰＬＵＳ試験当時においても，品質保証体制が確立していたことを以下のとおり確認している。
(a) ＪＡＶＡ試験当時の品質保証体制について
ＪＡＶＡ試験は1980年代に実施された試験であるが，ＡＲＥＶＡ社の品質保証体制としては,当時（旧シーメンス社）より独国原子力品質保証の規定であるＫＴＡ1401及び米国ＮＲ
Ｃガイド10ＣＦＲ50,App.Bをベースとした品質マニュアルが存在していたことを確認した。
また，この品質マニュアルは，JEAC4111-2009の試験・検査に係る要求事項と同等の要求事項も網羅されていることを確認した。
品質保証記録については，当時の品質保証体制から，当時の品質マニュアルに基づいてＪ
ＡＶＡ試験の管理が実施されているものと判断できる。
(b) ＪＡＶＡ ＰＬＵＳ試験当時の品質保証体制について
ＪＡＶＡ ＰＬＵＳ試験は，2010年代に実施された試験であり，試験当時において，既にＩＳＯ9001を取得しており，ＩＳＯ9001をはじめとし，ＫＴＡ1401及び10ＣＦＲ50,App.B等の原子力規格を基にした品質マニュアルにより，試験が実施されていることを確認した。

別添 3-198

別紙 18
格納容器フィルタベント設備隔離弁の人力操作について
格納容器フィルタベント設備の隔離弁は，中央制御室からの操作ができない場合には，現場の隔離弁操作場所から遠隔人力操作機構を介して弁操作を実施する。ベントに必要な弁の位置と操作場所について，第 1 図～第 3 図に示す。
ベントは，第一弁より開操作を実施し，第一弁が全開となったのちに第二弁の操作を実施し，ベントガスの大気への放出が開始されるため，第二弁操作室を設ける。第二弁操作室は，弁の人力操作に必要な要員を収容可能な遮蔽に囲まれた空間とし，空気ボンベユニットにより正圧化し，外気の流入を一定時間完全に遮断することで，ベントの際のプルームの影響による操作員の被ばくを

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0低減する設計とする。

別添 3-199

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

第 1 図 隔離弁の操作場所（1／3）

別添 3-200

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

第 2 図 隔離弁の操作場所（2／3）

別添 3-201NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

第 3 図 隔離弁の操作場所（3／3）

別添 3-202

(1) 電動駆動弁の遠隔人力操作機構の概要
隔離弁の操作軸にフレキシブルシャフトを接続し，二次格納施設外まで延長し，端部にハンドル又は遠隔操作器を取り付けて人力で操作できる構成とする。フレキシブルシャフトは直線に限らずトルクが伝達可能な構造とし，容易に操作できるよう設計する。フレキシブルシャフ
トの一部は，隔離弁の付近に設置されることから，設備の使用時には高温，高放射線環境が想定されるが，機械装置であり機能が損なわれるおそれはない。
なお，フレキシブルシャフトを取り外し，ハンドルを取り付けることにより，弁設置場所での操作も可能である。
遠隔人力操作機構の模式図を第4図に，ベントに必要な隔離弁の遠隔人力操作機構の仕様について第1表に示す。
二次格納施設貫通部

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

弁駆動部

ハンドル，
汎用電動工具（電動ドライバ）

弁体

フレキシブルシャフト

第 4 図 遠隔人力操作機構の模式図
第 1 表 ベントに必要な隔離弁の遠隔人力操作機構の仕様
第二弁及び

弁名称

第一弁（Ｓ／Ｃ側）

第一弁（Ｄ／Ｗ側）（口径）（600 A）（600 A）

約 12 m

約 25 m

約 15 m

約 2940 回

約 2940 回

約 1989 回

11

2

第二弁バイパス弁（450A）

フレキシブ
ルシャフト
長さ
ハンドル
回転数
個

数

別添 3-203

(2) 遠隔人力操作機構のモックアップ試験
フレキシブルシャフトを介した遠隔人力操作機構の成立性及び操作時間を500 Aのバタフラ
イ弁を用いたモックアップ試験により確認した。モックアップ試験の概要を第5図に示す。
モックアップ試験の結果，弁上流側に格納容器圧力2Pdに相当する圧力（620 kPa[gage]）がかかった状態であっても，フレキシブルシャフトを介した遠隔手動操作が可能なことを確認した。また，弁の操作要員は3名で約82回／分の速度にてハンドル操作が可能なことを確認した。
モックアップ試験の結果を第2表に示す。
試験の結果を反映したベントに必要な隔離弁のハンドル操作時間を第3表に示す。
なお，東海第二ではフィルタベントを使用する際の系統構成（他系統との隔離及びベント操

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

作）において，AO弁の遠隔手動操作をすることはない。

弁型式：500 A バタフライ弁（電動駆動）
シャフト長さ：約 30 m
上流側圧力：620 kPa[gage]以上

第 5 図 モックアップ試験の概要（1／2）

別添 3-204

フレキシブルシャフト

弁駆動部

弁

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

ハンドル

第 5 図 モックアップ試験の概要（2／2）

別添 3-205

第 2 表 モックアップ試験結果
弁上流側圧力弁開度指示

ハンドル操作時間

ハンドル回転数

備考

5％

2分03秒

144

650

弁開度指示9 ％で

10％

3分09秒

238

0

弁上流側圧力0 kPa

50％

11分55秒

985

0

100％

22分59秒1893

0（kPa[gage]）

第 3 表 ベントに必要な隔離弁のハンドル操作時間
弁名称

第一弁（サプレッション・
チェンバ側）

ハンドル

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R1

操作時間

第一弁（ドライウェル側）

約 36 分

約 36 分

第二弁

約 25 分

モックアップ試験結果のハンドル操作速度約 82 回転／分より算出。
(3) 汎用電動工具による操作性向上
遠隔人力操作機構のハンドル操作時間には数十分を要することから，操作性を向上するために，汎用電動工具（電動ドライバ）を第二弁操作室付近に準備する。汎用電動工具を用いたハン
ドル操作時間は，10分程度に短縮可能である。
なお，過回転による遠隔人力操作機構の損傷防止のため，ハンドル付近には回転数カウンタを設け，弁開度が全閉及び全開付近では必要により人力で操作することとする。
(4) 第二弁操作室の正圧化バウンダリの設計差圧
第二弁操作室の正圧化バウンダリは，配置上，動圧の影響を直接受けない屋内に設置されているため，室内へのインリークは隣接区画との温度差によるものと考えられる。
第二弁操作室の正圧化に必要な差圧を保守的に評価するため，重大事故等発生時の室内の温度を高めの50 ℃，隣接区画を外気の設計最低温度-12.7 ℃と仮定すると，第二弁操作室の天井高さは最大約4 mであり，以下のとおり約10.4 Paの圧力差があれば，温度の影響を無視できると考えられる。
⊿P＝{(－12.7℃の乾き空気密度［kg/m3］)－(＋50℃の乾き空気の密度［kg/m3］)}×天井高さ［m］＝（1.3555［kg/m3］－1.0925［kg/m3］）×4［m］＝1.052［kg/m2］≒10.4［Pa］
したがって，正圧化の必要差圧は裕度を考慮して隣接区画＋20 Pa とする。

別添 3-206

(5) 第二弁操作室
第二弁操作室は，弁の人力操作に必要な要員を収容可能な遮蔽に囲まれた空間とし，空気ボ
ンベユニットにより正圧化し，外気の流入を一定時間完全に遮断することで，ベントの際のプ
ルームの影響による操作員の被ばくを低減する設計とする。室温については，ベント開始後は，格納容器圧力逃がし装置の配管の一部が遮蔽を挟んで隣接したエリアに設置されるため，長期的には徐々に上昇することが想定されるが，遮蔽が十分厚く操作員が第二弁操作室に滞在する
数時間での室温の上昇はほとんどなく，居住性に与える影響は小さいと考えられる。
また，現場の第二弁操作室には，酸素濃度計，二酸化炭素濃度計及び電離箱サーベイメータを設けることで居住性が確保できていることを確認できる。
中央制御室との通信については，携行型有線通話装置を第二弁操作室に
a.

収容人数
第二弁の操作に必要な要員は，既述のモックアップ試験結果より 3 名であることから，第二弁操作室には 3 名を収容できる設計とする。

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R1

b.

設置場所
第二弁操作室は，アクセス性と被ばく低減を考慮して原子炉建屋原子炉棟外でかつ遮蔽のある部屋とする必要があることから，原子炉建屋付属棟内に設置する。
また，第二弁を遠隔人力操作機構を用いて操作することから，弁の操作性のため，可能な限り第二弁に近い場所に第二弁操作室を設置する。第二弁操作室の設置位置を第 3 図に示す。

c.

遮蔽設備
第二弁操作室の壁及び床は，弁操作要員がベント開始から 4 時間滞在可能なように鉄筋コン
クリート 40 cm 以上の厚さを有し，さらに，第二弁操作室に隣接するエリアに格納容器圧力逃がし装置入口配管が設置される方向の壁及び床の厚さは，鉄筋コンクリート 120 cm とし，放射性物質のガンマ線による外部被ばくを低減する設計とする。
なお，第二弁操作室の入口は，遮蔽扉及び気密扉を設置し，放射性物質のガンマ線による外部被ばくを低減し，また，放射性物質の第二弁操作室への流入を防止する設計とする。

d.

第二弁操作室空気ボンベユニット(a) 系統構成
第二弁操作室空気ボンベユニットの概要図を第 7 図に示す。空気ボンベユニットから減圧
ユニットを介し，流量計ユニットにより一定流量の空気を第二弁操作室へ供給する。第二弁
操作室内は微差圧調整ダンパにより正圧を維持する。また，第二弁操作室内が微正圧であることを確認するため差圧計を設置する。

別添 3-207

第二弁操作室遮蔽

DPI

第二弁及び
第二弁バイパス弁
操作ハンドル

差圧計
微差圧
調整ダンパ

第二弁操作室
遮蔽扉

差圧調整弁

気密扉

FI
流量計

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

…
空気ボンベ

第 7 図 第二弁操作室空気ボンベユニット概要図(b) 必要空気量
イ. 二酸化炭素濃度基準に基づく必要空気量
・収容人数：n＝3（名）・許容二酸化炭素濃度：C＝0.5 ％（ＪＥＡＣ4622-2009）・空気ボンベ中の二酸化炭素濃度：C0＝0.0336 ％・呼吸により排出する二酸化炭素量：M
作業（時間）

呼吸により排出する二酸
化炭素量：M（m3/h/人）

空気調和・衛生工学便覧の作
業程度区分

0.074

重作業

0.022

極軽作業

弁操作
（1 時間）※
待機（3 時間）※ 弁操作時間は第 3 表のとおり 1 時間未満であるが，保守的に 1 時間を見込む。
・必要換気量：Q＝M×n／（C-C0）
弁操作時 Q1＝0.074×3／（0.005－0.000336）＝47.6 m3/h
待機時

Q2＝0.022×3／（0.005－0.000336）＝14.2 m3/h

・必要空気量：V＝Q1×1＋Q2×4
別添 3-208

＝47.6×1＋14.2×4＝104.4 m3
ロ. 酸素濃度基準に基づく必要空気量
・収容人数：n＝3 名
・吸気酸素濃度：a＝20.95 ％（標準大気の酸素濃度）
・許容酸素濃度：b＝19.0 ％（鉱山保安法施工規則）
・乾燥空気換算酸素濃度：d＝16.4 ％（空気調和・衛生工学便覧）
・成人の酸素消費量：c＝（呼吸量）×（a－d）／100
作業

酸素消費量：c（時間）

呼吸量

空気調和・衛生工学（m /h/人）（L/min）

便覧の作業区分

0.273

100

歩行(300 m/min)

0.02184

8

静座

3

弁操作
（1 時間）※

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R1

待機
（3 時間）

・必要換気量：Q＝c×n／（a－b）
弁操作時 Q1＝0.273×3／（0.2095-0.190）＝42.0 m3/h
待機時

Q2＝0.02184×3／（0.2095-0.190）＝3.36 m3/h

・必要空気量：V＝Q1×1＋Q2×3＝42.0×1＋3.36×4＝55.44 m3
ハ. 必要ボンベ本数
イ，ロの結果より，第二弁操作室内に滞在する操作員（3 名）が弁操作時間を含めて 4
時間滞在するために必要な空気ボンベによる必要空気量は二酸化炭素濃度基準の 104.4 m3とする。
空気ボンベの仕様は以下のとおり。
・容量：46.7 L/本・初期充填圧力：14.7 MPa[gage]
したがって，1 気圧でのボンベの空気量は約 6.8 m3/本であるが，残圧及び使用温度補正を考慮し，空気供給量は 5.5 m3/本とすると，空気ボンベの必要本数は下記の計算により 19本となる。
104.4／5.5＝18.98 →19 本

別添 3-209

e.

通信設備
第二弁操作室には，中央制御室と通信するための携行型有線通話装置（図 8）を設ける。

通話装置

通話装置差込口

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

第 8 図 携行型有線通話装置

別添 3-210

（参考）第二隔離弁の遠隔人力操作作業室の環境について
重大事故等時に想定される放射線量及び室温が，第二弁の操作に影響はないことを以下のとおり確認した。
第二弁操作室内は，空気ボンベにより正圧化して，放射性物質の流入を防ぐ設計としており，第二弁操作室の壁及び床は，弁操作要員の滞在中の被ばく防護のため，40 cm 以上の鉄筋コンクリー
ト壁厚を確保している。
さらに，第二弁操作室に隣接するエリアに格納容器圧力逃がし装置入口配管が設置されるため，配管が設置される方向に対し，120 cm 以上の鉄筋コンクリート壁厚を確保し，ベント時の放射性物質からのガンマ線による外部被ばくを低減する設計としている。
この対策により，第二弁操作室にベント開始から 3 時間滞在した場合の被ばく量は，ウェット
ウェルベントの場合で約 25 mSv，ドライウェルベントの場合で 40 mSv と評価している。
また，ベント開始後の格納容器圧力逃がし装置配管の影響による室温の上昇は，ベント開始 3 時
間～5 時間後で夏季：約 37 ℃（外気温+2 ℃），冬季：約 20 ℃（外気温+10 ℃）と評価した。
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

（第 9 図）別添 3-211

（屋外）
夏季：35℃
冬季：10℃（断熱）

壁800mm

天井800mm

60℃
壁1,300mm

初期室温
夏季：30℃
冬季：10℃

60℃
壁800mm

壁1,200mm 床1,200mm

60℃

60℃

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0・初期室温は夏季：30 ℃，冬季：10 ℃とし，外気温は夏
季：35℃，冬季：10 ℃とする。
・評価開始時点で格納容器圧力逃がし装置の入口配管が敷設される部屋の壁の表面温度を 60 ℃とする。
（保温材の効果により 60 ℃となる）
・隣接する部屋に格納容器圧力逃がし装置の入口配管が敷設されていない部屋の壁は，保守的に断熱とする。

3h 後：20.0℃

5h 後：20.3℃

室温は，格納容器圧力逃がし装置の入口配管が敷設される部屋の壁の表面温度を評価開始時点で 60 ℃と保守的に設定しても 3 時間～5
時間後で夏季：約 37 ℃（外気温+2 ℃），冬季：約 20 ℃（外気温+10 ℃）と評価。

第 9 図 第二弁操作室の室温上昇評価モデルと評価結果

別添 3-212

別紙 19窒素供給装置の容量について
可搬型窒素供給装置の窒素容量は，下記(1)(2)を考慮して設定している。
(1) ベント後，中長期的に格納容器除熱系が復旧した後に窒素供給を開始し，除熱中の原子炉格納容器内の水素濃度を4 ％（水素の可燃限界温度）未満あるいは酸素濃度を5 ％（水素を燃焼させる下限濃度）未満に維持(2) ベント停止後の格納容器圧力逃がし装置における水素滞留防止のため，窒素の供給を行い，格納容器圧力逃がし装置の系統内の水素濃度を4 ％（水素の可燃限界温度）未満あるいは酸素濃度を5 ％（水素を燃焼させる下限濃度）未満に維持
可搬型窒素供給装置の主要な仕様を第1表に示す。

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

第1表 可搬型窒素供給装置の主要仕様
窒素容量約200 Nm3/h

窒素純度99.0 vol％以上

窒素供給圧力0.5 MPa（可搬型窒素供給装置出口にて）

以下に，可搬型窒素供給装置の窒素供給量の設定について示す。
a.

格納容器における可搬型窒素供給装置の容量ベント開始後に格納容器内で発生する水素及び酸素は，サプレッション・プールに移行した放射性物質による水の放射線分解によるものが支配的となる。ベントシーケンスである「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（代替循環冷却系を使用しない場合）」におけるＭＡＡＰ解析に基づき評価した水素及び酸素の発生量を第2表に示す。なお，水素及び酸素の発生量算出については，以下の式により算出した。ベント後の格納容器除熱によって原子炉
格納容器内は非沸騰状態にあることを想定し，水素発生量のＧ値は0.25，酸素発生量のＧ値は0.125とする。
(a) 発生水素（酸素）分子数［分子数／J］＝G 値［分子/100 eV］/100/（1.602×10-19［J］）(b) 水素（酸素）発生量［分子数/s］＝崩壊熱［MW］×106×発生水素（酸素）分子数［分子数/J］×放射線吸収割合(c) 水素（酸素）発生量［m3/h］＝水素（酸素）発生量［分子数/s］/（6.022×1023）×22.4×10-3×3600

別添 3-213

第2表 想定事象における格納容器内の水素及び酸素の発生量
対象

放射性物質移行量

放射線発生量[m3/h]※

吸収割合

割合[％]

崩壊熱[MW]

水素酸素

炉心部（コリウム）※

0.1

62.0

6.100

1.27

0.64

炉心部（コリウム以外）

1.0

9.0

0.889

1.85

0.93

D／W 及びペデスタル部

1.0

0.3

0.030

0.06

0.04

S／P

1.0

26.0

2.550

5.33

2.67

－

97.3

9.569

8.51

4.28

合計
※

ベント停止は事象発生 7 日後とし，7 日後の崩壊熱として 10 MW を想定する。

※

酸素濃度を厳しく評価するため，水素発生量は小数点第 3 位を切り下げ，酸素発生量は小数点第 3 位を切り上げる。

※

炉心部ではβ線が燃料被覆管で吸収されることを考慮し，放射線吸収割合を 0.1 としていNT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

る。
この結果より，酸素濃度を5 ％（水素を燃焼させる下限濃度）未満に抑えるために必要な窒素供給量xを求める。
酸素発生量＋窒素供給装置からの酸素供給量
水素発生量＋酸素発生量＋窒素供給装置の供給量（ ）< 0.054.28 + × 0.01
< 0.058.51 + 4.28 +> 91.1（小数点第2位切上げ）
上記結果より，必要窒素供給量は91.1 Nm3/hである。窒素供給装置の1台当たりの容量は200
Nm3/hであることから，格納容器用の窒素供給装置の必要台数は1台となる。
なお，この時の水素は可燃限界濃度の4 ％を超えるが，上述のとおり酸素の濃度が5 ％（水素を燃焼させる下限濃度）を超えないことから水素が燃焼することはない。
b.

格納容器圧力逃がし装置における可搬型窒素供給装置の容量ベント開始後に格納容器圧力逃がし装置のフィルタ装置で発生する水素及び酸素は，フィルタ装置に移行した放射性物質による水の放射線分解によるものが支配的となる。このため，フィル
タ装置で発生する水素及び酸素の量は，a. に示した（a）～（c）の式により算出できる。スク
ラビング水は沸騰しているものと想定し，水素発生量のＧ値は0.4，酸素発生量のＧ値は0.2とする。その他の情報については，以下のとおりとする。
崩壊熱量：0.5 MW（フィルタ装置の設計条件）
放射線吸収割合：1.0
以上より，水素の発生量は1.67 m3/h，酸素の発生量は0.836 m3/hとなる。

水素及び酸素の発生量より，酸素濃度を5 ％（水素を燃焼させる下限濃度）未満に抑えるため
別添 3-214に必要な窒素供給量 を求める。
酸素発生量 + 窒素供給装置からの酸素供給量
水素発生量＋酸素発生量＋窒素供給装置の供給量（ ）< 0.050.836 + × 0.01
< 0.051.67 + 0.836 +> 17.8（小数点第2位切上げ）
上記より，必要窒素供給量は17.8 Nm3/hとなる。窒素供給装置の1台当たりの容量は200 Nm3/h

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0であることから，格納容器圧力逃がし装置用の窒素供給装置の必要台数は1台となる。

別添 3-215

別紙 20エアロゾルの保守性について(1) 格納容器圧力逃がし装置の設計条件について格納容器圧力逃がし装置の設計条件としては，エアロゾル移行量を400 kgに設定している。
(2) 事故シナリオに応じたエアロゾル移行量についてa.

エアロゾルが発生する事故シナリオの選定について
ベント実施時には，希ガスやガス状よう素（無機よう素及び有機よう素）を除く核分裂生成物

及び構造材がエアロゾルとして格納容器圧力逃がし装置に流入する。エアロゾルが発生する事故
シナリオは，格納容器破損防止対策の有効性評価の対象とする事故シーケンスのうち，以下に示
すＭＡＡＰ解析上の特徴を踏まえ，原子炉圧力容器が健全な事故シーケンスである「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（代替循環冷却系を使用しない場合）」を選定
している。
(a)

原子炉圧力容器内に溶融炉心が存在する場合は，炉心が再冠水し溶融炉心の外周部が固化した後でも，溶融炉心中心部は溶融プール状態を維持する。一方，原子炉圧力容器破損時は，NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

原子炉圧力容器破損前に水張りしたペデスタル部で溶融炉心の一部が粒子化するとともに，最終的にはクエンチする。エアロゾル移行量は溶融炉心の温度が高い方がより多くなるため，
原子炉圧力容器が健全な場合がより保守的な評価となる。
(b)

原子炉圧力容器内に溶融炉心が存在する場合は，溶融炉心冠水時において溶融炉心上部の水によるスクラビング効果を考慮していない。一方，溶融炉心がペデスタル部に存在する場
合は，溶融炉心上部の水によるスクラビング効果を考慮している。以上より，スクラビング
効果を考慮していない原子炉圧力容器が健全な場合がより保守的な評価となる。
(c)

東海第二発電所では，ＭＣＣＩ対策としてコリウムシールドを設置するため，原子炉圧力容器が破損した場合でも溶融炉心による侵食は発生しない。したがって，原子炉圧力容器破損後に特有のエアロゾルの発生源はないと考えられる。
b.

対象シーケンスにおけるエアロゾル移行量について「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（代替循環冷却系を使用しない場合）」シーケンスにおける格納容器圧力逃がし装置へ流入するエアロゾル移行量を第1表に示す。本シーケンスの有効性評価ではＳ／Ｃベントを優先して実施することとしているが，ここではＤ／Ｗベントを実施した場合のエアロゾル移行量も併せて示している。第1表より，エアロ
ゾル移行量はＳ／Ｃベント時よりＤ／Ｗベント時の方が多く5 kgであるが，格納容器圧力逃がし装置で設計上想定するエアロゾル移行量はこれを十分上回る400 kgである。
第1表 静的負荷シーケンスにおけるＦＰエアロゾル移行量放出する系統ＦＰエアロゾル移行量（kg）

S／Cベント

0.001

D／Wベント5

別添 3-216

別紙 21
スクラビング水の粘性の変化が除去性能に与える影響について
ベントにより格納容器からフィルタ装置にエアロゾルが移行する。スクラビング水の粘性は，エアロゾルが可溶性の場合はそのエアロゾルの水和性と溶解する量によって，不溶性の場合はスクラ
ビング水に分散する固体粒子の量によって変化する。可溶性エアロゾル又は不溶性エアロゾルの影
響によるスクラビング水の粘性率の変化を保守的に評価した結果，その変化は十分小さく，ＤＦへの影響がないことを確認した。
(1) フィルタ装置内に移行するエアロゾル等の影響
重大事故等時に格納容器内へ放出されるエアロゾルがベントによりフィルタ装置に移行する
ことから，ＮＵＲＥＧ－1465に記載されている格納容器への放出割合を参照し，フィルタ装置
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

内へ移行するエアロゾル量を基にスクラビング水への影響を評価する。なお，ＮＵＲＥＧ－1465
では格納容器への放出過程（Early In-Vessel，Late In-Vessel等）ごとに格納容器への移行割合を与えており，本評価では事故後長期にわたってスクラビング水への影響を評価するため，
放出過程ごとの放出割合の合計値をエアロゾル移行量の算出に使用している。）
ベント後のスクラビング水には，可溶性エアロゾルと不溶性エアロゾルがそれぞれ存在することとなる。エアロゾルの種類と溶解の可否を第1表に示す。
第 1 表 エアロゾル（設計条件）の種類と溶解の可否
核種グループ

代表化学形態

FP エアロゾル移行量（kg）

Halogens

CsI

可溶性

Alkali metal

CsOH

可溶性

Te

TeO2, Sb

不溶性

Ba，Sr

BaO, SrO

可溶性

Noble metals

MoO2

不溶性

Ce

CeO2

不溶性

La

La2O3

不溶性

構造材

SiO2 等

大半は不溶性

合計

400

溶解の可否

－

可溶性エアロゾルと不溶性エアロゾルでは，スクラビング水の粘性に与える影響はそれぞれ異なることから，可溶性エアロゾル，不溶性エアロゾルに分けて粘性に与える影響を確認する。
なお，流体が流動する際の抵抗を示す粘性の大きさは，粘性率η[mPa･s]で表され，水の粘性率は水温10 ℃の場合は約1.3 [mPa･s]，80 ℃の場合は約0.3 [mPa･s]である（参考図書1）。
a.

可溶性エアロゾルの影響
エアロゾルがスクラビング水に溶解すると，分解してイオンとして存在し，溶解したイオンの別添 3-217

周囲に水分子が水和しやすい場合には，イオンと水分子が集団として振る舞うため移動しにくくなり，粘性率が大きくなる。一方，溶解したイオンの周囲に水分子が水和しにくい場合には，イオンや水分子が移動しやすくなり，粘性率が小さくなる（参考図書2）。
ベント実施後にフィルタ装置に含まれる主な陽イオンには，Na+，K+，CS+があり，陰イオンにはOH-，Cl-，Br-，I-，CO32-，HCO3-，SO42-がある。これらイオンのうち，水和しやすく粘性率の増加に最も寄与する陽イオンはNa+，陰イオンはOH-であり，水和しにくく粘性率の減少に寄与する陽イオンはCs+，陰イオンはI-であると考えられる（参考図書1,3）。
このため，フィルタ装置にエアロゾルが移行した場合の粘性率は，エアロゾルの全量を水酸化ナトリウム（NaOH）として評価したとき最も大きく，よう化セシウム（CsI）として評価したときには小さくなる。
スクラビング水として低温（粘性率が高い）の25 ℃における水酸化ナトリウムとよう化セシ

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

ウムが水に溶解した場合の粘性率の変化を第1図に示す。

3
NaOH
粘性率（mPa・s）

CsI

2

1

0
0.1

1

10

可溶成分濃度(mol/L)
第 1 図 NaOH と CsI が水に溶解した場合の粘性率の変化（25 ℃）（NaOH：参考図書 4，CsI：参考図書 5）
スクラビング水に添加している化学薬剤のであり，このスクラビング水の粘性率は，化学薬剤
を全て水酸化ナトリウムとして評価すると，第1図より

mPa･sとなる。

また，スクラビング水の粘性率の変化を保守的に評価するため，仮にフィルタ装置に移行するエアロゾルが全て水酸化ナトリウム（400 kg＝10,000 mol）と想定とすると，その溶液のモ
ル濃度はmol/ 上昇し，となり，可溶性エア

ロゾルが溶解したスクラビング水の粘性率は，第 1 図より約 1.13 mPa･s となる。
以上より，可溶性エアロゾルが溶解した場合のスクラビング水の粘性率の変化は，フィルタ
別添 3-218

装置待機時のスクラビング水の粘性率に比べて，わずか（mPa･s 大きくなる）と評価できる。
なお，ＪＡＶＡ試験における初期のスクラビング水に含まれる化学薬剤の質量パーセント濃度は，り，これらのモル濃度はそれぞれとなることから，このスクラビング水の粘性率は，化学薬剤が全て水酸化ナトリウムとして評価すると，第 1 図より

mPa･s となる。
b.

不溶性エアロゾルの影響
エアロゾルが不溶性の場合，スクラビング水中ではコロイド等の懸濁粒子濃度が上昇すると考えられる。このような懸濁粒子が分散した溶液の粘性率はアインシュタインの粘度式等によって評価することができる（参考図書1）。
η／η0－1＝2.5φ
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

ここで，η：懸濁粒子溶液の粘性，η0：分散溶媒の粘性，φ：懸濁粒子の容積分率を示す。上式を用いて，懸濁粒子濃度が粘性率に及ぼす影響を評価した結果を第2図に示す（アインシュタ
インの粘度式の成立限界である容積分率2％までを記載）。

第2図

不溶性分が共存した場合の粘性率の変化（25 ℃）

スクラビング水の粘性率の変化を保守的に評価するため，仮にフィルタ装置に移行するエアロゾルを全て不溶性のエアロゾル（密度2.4 g/cm3）とし，最低水量の粒子の容積分率を算出すると，tに加わったとして懸濁

3

vol％（＝400×10 ／2.4／（15.5×106））となる。第2図によると懸濁粒子の容積分率2 vol％程度まで粘性率がほとんど上昇していないため，不溶性エ
アロゾルによるスクラビング水の粘性率の変化はほとんどないと評価できる。
なお，上記の密度g/cm3は，コア・コンクリート反応で発生するコンクリート由来のエアロゾルを想定したものであり，TeO２（密度約5.7 g/cm3）等の密度の大きいエアロゾルを想定するよりも懸濁粒子の容積分率を大きく算定するため，保守的な評価となっている。

別添 3-219

(2) 評価結果
粘性率の増加量は，粘性率の変化が大きい可溶性エアロゾルの場合においても下記のとおり
であり，第3図に示す純水の温度変化に伴う粘性率の変化量と同等であるため，この粘性率の変化は十分小さい。よって，フィルタ装置を長期に使用する場合においても，スクラビング水の粘性のＤＦへの影響はないと考えられる。
・可溶性エアロゾル（水酸化ナトリウム400 kg）が溶解した場合のスクラビング水の粘性率NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0の変化は，待機時のスクラビング水と比べた場合にmPa･s大きくなる。

第 3 図 水の粘性率に及ぼす温度の影響
なお，エアロゾルには有機物が含まれていないため，温度が上昇した場合にも粘性率を著しく大きくさせることはない。
〈参考図書〉
1. 化学便覧改訂３版基礎編Ⅱ
2. 上平恒，「水の分子工学」
3. 横山晴彦，田端正明「錯体の溶液化学」
4. Pal M. Sipos, Glenn Hefter, and Peter M. May, Viscosities and Densities of Highly
Concentrated Aqueous MOH Solutions (M+ ) Na+, K+, Li+, Cs+, (CH3)4N+) at 25.0 °C,J.
Chem. Eng. Data, 45, 613-617 (2000)
5. Grinnell Jones and Holmes J. Fornwalt, The Viscosity of Aqueous Solutions ofElectrolytes as a Function of the Concentration. III. Cesium Iodide and Potassium
Permanganate, J. Am. Chem. Soc., 58 (4), 619 625 (1936)
6. Joseph Kestin, H. Ezzat Khalifa and Robert J. Correia, Tables of the Dynamic andKinematic Viscosity of Aqueous NaCl Solution in the Temperature Range 20-150℃ and thePressure Range 0.1-35MPa, J. Phys. Chem. Ref. Data, Vol.10, No.1 (1981)
7. 日本機械学会 蒸気表 <1999>

別添 3-220別紙 22
ベント実施に伴う作業等の作業員の被ばく評価
1．ベント実施に伴うベント操作時の作業員の被ばく評価
ベント実施に伴うベント操作を手動で行う場合の作業員の被ばく評価を以下のとおり行った。
ベント操作としてサプレッション・チェンバ（以下「Ｓ／Ｃ」という。
）からのベントを行う場
合及びドライウェル（以下「Ｄ／Ｗ」という。）からのベントを行う場合のそれぞれにおける第一弁及び第二弁の開操作時の被ばく評価を行った。
（1）評価条件
a．放出量評価条件
格納容器破損防止対策の有効性評価で想定している炉心損傷を前提とした事象のうち，炉心損傷時間が早く，格納容器ベントを実施する「大破断ＬＯＣＡ＋高圧炉心冷却失敗＋低圧炉心冷却失敗」の代替循環冷却系を使用できない場合が最も放射性物質の放出量が多くなるため，
この事象をベント実施に伴うベント操作時の作業員の被ばく評価で想定する事象として選定す補① Ⅴ-1-8-1
NT2 補①NT2
Ⅴ-1-8-1
別添 3 R3別添 3 R2る。
また，放出量評価条件を第 1 表，大気中への放出過程及び概略図を第 1 図～第 4 図に示す。
大気中への放出経路については第 5 図に示すとおりであり，非常用ガス処理系等が起動するまで（事象発生から 2 時間）は原子炉建屋からの漏えいを想定し地上放出するとし，非常用ガス処理系等が起動した以降（事象発生から 2 時間以降）は非常用ガス処理系排気筒からの放出を想定し排気筒放出とする。また，ベント実施以降は格納容器圧力逃がし装置排気口からの放出を想定し原子炉建屋屋上の排気口放出とする。
b．被ばく評価条件
被ばく経路は，第 6 図～第 8 図に示すとおりであり，経路ごとに以下に示す評価を行った。
大気中へ放出される放射性物質については，第 2 表及び第 3 表に示すように，ガウスプルー
ムモデルを用いて拡散効果を考慮して外部被ばく及び内部被ばくの評価を行った。なお，内部
被ばくについては，第 4 表に示す線量換算係数，呼吸率及びマスクの効果を考慮し評価を行った。
外気から作業場所内へ流入した放射性物質による被ばくについては，屋外の放射性物質の濃度と作業場所の放射性物質の濃度を同じとし，外部被ばくについては，第 4 表示すとおり作業場所の空間体積を保存したサブマージョンモデルで評価を行い，内部被ばくについては，第 4表に示す線量換算係数，呼吸率及びマスクの効果を考慮し評価を行った。なお，第二弁の操作については，空気ボンベにより加圧された第二弁操作室内で作業することを考慮し評価を行った。
大気中に放出され地表面に沈着した放射性物質からのガンマ線による外部被ばくについて
は，ガウスプルームモデルを用いて拡散効果を考慮して放射性物質の濃度を求めた後，第 5 表に示す地表面への沈着速度を考慮し評価を行った。
格納容器圧力逃がし装置配管，原子炉建屋等からの直接ガンマ線及びスカイシャインガンマ
線による外部被ばくについては，第 6 表及び第 7 表に示す原子炉建屋の外壁，作業場所の遮蔽
壁の遮蔽効果を考慮し評価を行った。
別添 3-211

c．アクセスルート
第一弁（Ｓ／Ｃ側）のベント操作を行う場合のアクセスルートは，第 11 図～第 13 図に示すとおりである。第一弁（Ｄ／Ｗ側）のベント操作を行う場合のアクセスルートは，第 14 図～
第 17 図に示すとおりである。第二弁（Ｓ／Ｃ側及びＤ／Ｗ側共通）のベント操作を行う場合のアクセスルートは第 19 図～第 21 図に示すとおりである。また，第一弁及び第二弁のベント操作を行う場合の屋外移動時のアクセスルートは第 18 図に示すとおりである。
d．評価点
評価点は，
第 11 図～第 22 図に示すとおりであり，
ベント操作時は作業場所を評価点とする。
アクセスルートの評価点は，大気中に放出された放射性物質（グランドシャインの評価含む。
）
に関する評価では，アクセスルート上で相対濃度が最も大きくなる地点を評価点とする。
また，
原子炉建屋からの直接ガンマ線及びスカイシャインガンマ線，格納容器圧力逃がし装置配管からの直接ガンマ線に関する評価では，アクセスルート上で遮蔽壁等の効果が小さく，線量が厳しくなる地点を評価点とする。
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

なお，
作業及び移動に必要な時間は常に上記の評価点にいるものとし，被ばく評価を行った。
e．作業時間第一弁の開操作は，ベント実施前に行うものとし，第一弁（Ｓ／Ｃ側）の作業時間は 160 分（移動時間（往復）70 分＋作業時間 90 分），第一弁（Ｄ／Ｗ側）の作業時間は 190 分（移動時間（往復）100 分＋作業時間 90 分）とする。また，第二弁（Ｓ／Ｃ側及びＤ／Ｗ側共通）の開操作は，ベント実施直後から 180 分作業場所（第二弁操作室）に滞在するものとし，作業時間は 410 分（移動時間（往復）90 分＋待機時間 140 分＋作業時間（第二弁操作室滞在）180分）とする。
（2）評価結果
ベント実施に伴うベント操作を手動で行う場合の作業員の被ばく評価結果は以下に示すとおりであり，作業員の実効線量は緊急作業時の線量限度である 100 mSv 以下であり，ベント実施に伴うベント操作を手動で行うことができることを確認した。また，実効線量の内訳を第 9 表～第 11 表に示す。
a．Ｓ／Ｃからのベント操作時の作業員の実効線量
作業員の実効線量は第一弁開操作時で約 37 mSv，第二弁開操作時で約 28 mSv となった。
b．Ｄ／Ｗからのベント操作時の作業員の実効線量
作業員の実効線量は第一弁開操作時で約 52 mSv，第二弁開操作時で約 42 mSv となった。
2．スクラビング水補給及び窒素供給作業の作業員の被ばく評価
格納容器圧力逃がし装置格納槽へのスクラビング水の補給及び原子炉建屋系統内への窒素ガスの供給作業における作業員の被ばく評価を以下のとおり行った。なお，評価に当たっては，サプレッション・チェンバ（Ｓ／Ｃ）からのベントを行う場合及びドライウェル（Ｄ／Ｗ）からのベントを行う場合のそれぞれについて評価を行った。
（1）評価条件
別添 3-212

a．放出量評価条件
想定事象としては，ベント実施に伴うベント操作時の作業員の被ばく評価と同様の事故シー
ケンスにおいて，代替循環冷却系を使用できない場合を想定した事故シナリオを選定する。また，放出量評価条件及び大気中への放出過程も同様とする。
b．被ばく評価条件
被ばく経路は，第 9 図及び第 10 図に示すとおりであり，経路ごとに以下に示す評価を行った。
大気中へ放出される放射性物質については，第 2 表及び第 3 表示すようにガウスプルームモ
デルを用いて拡散効果を考慮した外部被ばく及び内部被ばくの評価を行った。なお，内部被ばくについては，第 5 表に示す線量換算係数，呼吸率及びマスクの効果を考慮し評価を行った。
なお，スクラビング水補給作業については一部建屋内の作業もあるが，大気中へ放出される放射性物質による外部被ばく及び内部被ばくは，屋外にいるものとして評価を行った。
大気中に放出され地表面に沈着した放射性物質からのガンマ線による外部被ばくについては，
ガウスプルームモデルを用いて拡散効果を考慮して放射性物質濃度を求めた後，第 5 表に示す
地表面への沈着速度を考慮し評価を行った。なお，スクラビング水補給作業については一部建NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

屋内の作業もあるが，地表面に沈着した放射性物質による外部被ばくは，屋外にいるものとして評価を行った。
原子炉建屋からの直接ガンマ線及びスカイシャインガンマ線による外部被ばくについては，
第 7 表に示す原子炉建屋の外壁の遮蔽効果を考慮し評価を行った。
格納容器圧力逃がし装置格納槽からの直接ガンマ線による外部被ばくについては，第 8 表に示す格納容器圧力逃がし装置格納槽遮蔽壁及び作業場所遮蔽壁の遮蔽効果を考慮し評価を行った。
c．評価地点
評価地点は，第 22 図に示すとおりであり，スクラビング水補給及び窒素供給作業は作業場所を評価点とする。
アクセスルートの評価点は，大気中に放出された放射性物質（グランドシャインの評価含む。）
に関する評価では，アクセスルート上で相対濃度が最も大きくなる地点を評価点とする。
また，
原子炉建屋からの直接ガンマ線及びスカイシャインガンマ線，格納容器圧力逃がし装置格納槽からの直接ガンマ線に関する評価では，アクセスルート上で遮蔽壁等の効果が小さく，線量が厳しくなる地点を評価点とする。
d．作業開始時間
スクラビング水の補給及び窒素ガスの供給は事象発生から 7 日後に実施することを想定し，
7日目（7 日目に到達する前の 1 時間）について被ばく評価を行った。
（2）評価結果
スクラビング水の補給及び窒素ガスの供給作業場所の線量率は，第 12 表及び第 13 表に示すとおり，サプレッション・チェンバ（Ｓ／Ｃ）からのベントを行う場合，スクラビング水の補給作業については 13 mSv/h，窒素ガスの供給作業については 3.6 mSv/h となり，ドライウェル（Ｄ／Ｗ）からのベントを行う場合，スクラビング水の補給作業については 15 mSv/h，窒素ガスの供給作業については 4.6 mSv/h となり，スクラビング水の補給及び窒素ガスの供給作業を行うことができる放射線環境であることを確認した。
別添 3-213なお，スクラビング水の補給作業及び窒素ガスの供給作業の作業時間は，移動及び補給等の準備を含めても 2 時間～3 時間であり，作業が可能である。
3．水源及び燃料の補給作業の作業員の被ばく評価
重大事故対策の作業のうち，作業時間が長く被ばく線量が高くなる水源の補給準備・補給作業及び燃料の給油準備・給油作業の成立性を確認するため，作業員の被ばく評価を行った。
（1）評価条件
a．放出量評価条件
想定事象としては，ベント実施に伴うベント操作時の作業員の被ばく評価と同様の事故シー
ケンスにおいて，代替循環冷却系を使用できない場合を想定した事故シナリオを選定しサプレ
ッション・チェンバ（Ｓ／Ｃ）からのベントを行う場合について評価を行った。また，放出量評価条件及び大気中への放出過程も同様とする。
b．被ばく評価条件
被ばく経路は，第 6 図及び第 10 図に示すとおりとし，スクラビング水補給及び窒素供給作業
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2の作業員の被ばく評価と同様の被ばく経路を考慮し評価を行った。
大気中へ放出される放射性物質については，第 2 表及び第 3 表示すようにガウスプルームモ
デルを用いて拡散効果を考慮した外部被ばく及び内部被ばくの評価を行った。なお，内部被ばくについては，第 5 表に示す線量換算係数，呼吸率及びマスクの効果を考慮し評価を行った。
大気中に放出され地表面に沈着した放射性物質からのガンマ線による外部被ばくについては，
ガウスプルームモデルを用いて拡散効果を考慮して放射性物質濃度を求めた後，第 5 表に示す
地表面への沈着速度を考慮し評価を行った。
原子炉建屋からの直接ガンマ線及びスカイシャインガンマ線による外部被ばくについては，
第 7 表に示す原子炉建屋の外壁の遮蔽効果を考慮し評価を行った。
格納容器圧力逃がし装置格納槽からの直接ガンマ線による外部被ばくについては，第 8 表に示す格納容器圧力逃がし装置格納槽遮蔽壁及び作業場所遮蔽壁の遮蔽効果を考慮し評価を行った。
c．評価点
評価点は，第 22 図に示すとおりであり，水源及び燃料の補給作業時は作業場所を評価点とする。
アクセスルートの評価点は，大気中に放出された放射性物質（グランドシャインの評価含む。）
に関する評価では，アクセスルート上で相対濃度が最も大きくなる地点を評価点とする。
また，
原子炉建屋からの直接ガンマ線及びスカイシャインガンマ線，格納容器圧力逃がし装置格納槽からの直接ガンマ線に関する評価では，アクセスルート上で遮蔽壁等の効果が小さく，線量が厳しくなる地点を評価点とする。
d．作業時間
格納容器ベント実施後，水源の枯渇まで 3 日程度の余裕があるが，水源補給準備時間は約 3時間以内に完了する。
このため，格納容器ベント後の水源補給作業開始については，事象進展の状況や屋外の放射線量等から，作業員の被ばく低減を踏まえて総合的に判断する。
別添 3-214実効線量評価においては，保守的な評価とする観点から，屋外作業実施が可能と考えられる線量率となる格納容器ベント実施 3 時間後とする。
水源の補給作業時間は，西側淡水貯水設備を水源とした可搬型代替注水中型ポンプによる代替淡水貯槽への補給作業のうち，補給準備作業についてはポンプ設置作業を 75 分，ホース敷設等作業 65 分とし，補給作業については補給準備作業を 20 分，補給監視作業を 360 分とする。
なお，補給監視作業の作業時間は，代替淡水貯槽への補給作業の作業時間（21 時間）に補給監視を行う対応要員の交替を考慮し，最も作業時間が長くなる 360 分とする。
燃料の給油作業時間は，可搬型代替注水中型ポンプへの燃料の給油作業のうち，給油準備作
業は 90 分，給油作業は 175 分（25 分×7 回）とする。
（2）評価結果
水源の補給作業における作業員の実効線量は約 61 mSv，燃料の給油作業における作業員の実
効線量は約 26 mSv となり，作業員の実効線量は緊急作業時の線量限度である 100 mSv 以下であり，水源の補給作業及び燃料の給油作業ができることを確認した。また，実効線量の内訳を第NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

14 表に示す。

別添 3-215

第 1 表 放出量評価条件（1／3）

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

項

目

評価条件

選定理由

評価事象

「大破断ＬＯＣＡ＋高圧炉心冷却失敗＋低圧炉
心冷却失敗」（代替循環冷却系を使用できない場合）（全交流動力電源喪失の重畳を考慮）

格 納 容器 破 損 防 止 対 策の 有 効性 評 価 で 想 定 する 格 納容 器 破 損 モ ー ドのうち，中央制御室の運転 員 又は 対 策 要 員 の 被ば く の観 点 か ら 結 果 が
最 も 厳し く な る 事 故 収
束 に 成功 し た 事 故 シ ーケンスを選定炉心熱出力3,293 MW

定格熱出力

運転時間

1 サイクル当たり
10000 時間（約 416 日）

1 サイクル 13 ヶ月（395日）を考慮して設定

取替炉心の燃料装荷割合1 サイクル：0.229
2 サイクル：0.229
3 サイクル：0.229
4 サイクル：0.229
5 サイクル：0.084

取 替 炉心 の 燃 料 装 荷 割合に基づき設定

炉内蓄積量

放出開始時間

希ガス類
よう素類
ＣｓＯＨ類
Ｓｂ類
ＴｅＯ２類
ＳｒＯ類
ＢａＯ類
ＭｏＯ２類
ＣｅＯ２類
Ｌａ２Ｏ３類：約2.2×1019 Bq：約2.8×1019 Bq：約1.1×1018 Bq：約1.3×1018 Bq：約6.7×1018 Bq：約1.2×1019 Bq：約1.2×1019 Bq：約2.4×1019 Bq：約7.4×1019 Bq：約5.5×1019 Bq（核種ごとの炉内蓄積量を核種グループごとに集約して記載）格納容器漏えい：事象発生直後
格納容器圧力逃がし装置による格納容器減圧及び除熱：事象発生から約 19h 後「 単 位熱 出 力 当 た り の
炉内蓄積量（Bq/MW）」×「3293 MW（定格熱出力）」（ 単 位熱 出 力 当 た り の
炉内蓄積量（Bq/MW）は，ＢＷＲ共通条件として，
東 海 第二 と 同 じ 装 荷 燃料（９×９燃料（Ａ型）），
運転時間（10000 時間）
で 算 出し た Ａ Ｂ Ｗ Ｒ の
サ イ クル 末 期 の 値 を 使用）
ＭＡＡＰ解析結果

原子炉格納容器内
ｐＨ制御の効果考慮しない

サプレッション・プール
水内ｐＨ制御設備は，重大 事 故等 対 処 設 備 と 位
置付けていないため，保守的に設定

よう素の形態

粒子状よう素 : 5 ％無機よう素 ：91 ％有機よう素 ： 4 ％Ｒ.Ｇ.1.195※１に基づき設定

別添 3-216

第 1 表 放出量評価条件（2／3）
項

目

評価条件

選定理由

原子炉格納容器から原子炉建屋への1 Pd以下：0.9 Pdで0.5 ％/日
漏えい率（希ガス，
1 Pd超過：2 Pdで1.3 ％/日
エアロゾル及び有機よう素）

補① Ⅴ-1-8-1
NT2 補①NT2
Ⅴ-1-8-1
別添 3 R3別添 3 R2原子炉格納容器から原子炉建屋への漏えい率（無機よう素）

原子炉格納容器の漏えい孔における
捕集効果
原子炉格納容器内での除去効果（エアロゾル）
原子炉格納容器内での除去効果（有機よう素）

原子炉格納容器内での除去効果（無機よう素）

原子炉格納容器から原子炉建屋への漏えい割合

1.5 h後～19.5 h後：1.3 ％/日（一定）その他の期間 ：0.5 ％/日（一定）考慮しない

ＭＡＡＰ解析にて原子炉格納容器の開口面積を設定し格納容器圧力に応じ漏えい率が変化するものとし，原子炉
格納容器の設計漏えい率（0.9 Pd で 0.5 ％/日）及びＡＥＣの式等に基づき設定（補足 1参照）
原子炉格納容器の設計
漏えい率（0.5 ％/日）
及びＡＥＣの式等に基づき設定（格納容器圧
力が0.9 Pdを超える期間を包絡するように
1.3 ％ / 日 の 漏 え い 率を設定）（補足1参照）
保守的に設定ＭＡＡＰ解析に基づく（沈着，サプレッション・
ＭＡＡＰのＦＰ挙動モ
プールでのスクラビング及びドライウェルスプ
デル（補足2参照）
レイ）
考慮しない

保守的に設定

自然沈着率：9.0×10-4（1/s）（原子炉格納容器内の最大存在量から1／200まで）ＣＳＥ実験及びStandard Review Plan
6.5.2※２に基づき設定（補足3参照）

サプレッション・プールでのスクラビングによる除去効果：10（Ｓ／Ｃベントのみ）

Standard Review
Plan6.5.5※３に基づき設定（補足 4 参照）

Ｓ／Ｃベント：約4.3×10-3
希ガス類：約6.2×10-5
ＣｓＩ類
ＣｓＯＨ類 ：約3.1×10-5：約6.7×10-6
Ｓｂ類
ＴｅＯ２類 ：約6.7×10-6：約2.7×10-6
ＳｒＯ類：約2.7×10-6
ＢａＯ類
ＭｏＯ２類 ：約3.4×10-7
ＣｅＯ２類 ：約6.7×10-8
Ｌａ２Ｏ３類 ：約2.7×10-8

ＭＡＡＰ解析結果及び
ＮＵＲＥＧ－1465※４に基づき設定（補足 5 参照）

Ｄ／Ｗベント：約4.3×10-3：約6.2×10-5：約3.2×10-5：約6.8×10-6：約6.8×10-6：約2.7×10-6：約2.7×10-6：約3.4×10-7：約6.8×10-8：約2.7×10-8

別添 3-217

第 1 表 放出量評価条件（3／3）
項目

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

原子炉建屋から大気への漏えい率（非常用ガス処理系及び非常用ガス
再循環系の起動前）
非常用ガス処理系
から大気への放出率(非常用ガス処
理系及び非常用ガ
ス再循環系の起動
後）

評価条件

選定理由

無限大／日（地上放出）（原子炉格納容器から原子炉建屋へ漏えいした
放射性物質は，即座に大気へ漏えいするものとして評価）

保守的に設定1 回／日（排気筒放出）

設計値に基づき設定（非常用ガス処理系のファン容量）

非常用ガス処理系
及び非常用ガス再循環系の起動時間

事象発生から2時間後

起動操作時間（115 分）＋負圧達成時間（5 分）（起動に伴い原子炉建
屋原子炉棟内は負圧になるが，保守的に負圧達成時間として5 分を想定）

非常用ガス処理系
及び非常用ガス再循環系のフィルタ
除去効率

考慮しない

保守的に設定閉状態

原子炉建屋原子炉棟内の急激な圧力上昇等による原子炉建屋外側ブ
ローアウトパネルの開放がないため原子炉建屋外側ブローアウトパネルの開閉状態

格納容器圧力逃がし装置への放出割
合

格納容器圧力逃がし装置の除去係数

Ｓ／ＣベントＤ／Ｗベント
希ガス類：約9.5×10-1：約9.5×10-1
ＣｓＩ類：約1.0×10-6：約3.9×10-3-7ＣｓＯＨ類 ：約4.0×10：約7.5×10-3
Ｓｂ類：約8.9×10-8：約1.4×10-3-8ＴｅＯ２類 ：約8.9×10：約1.4×10-3
ＳｒＯ類：約3.6×10-8：約5.8×10-4-8
ＢａＯ類：約3.6×10：約5.8×10-4
ＭｏＯ２類 ：約4.5×10-9：約7.2×10-5-10：約1.4×10-5
ＣｅＯ２類 ：約8.9×10-10：約5.8×10-6
Ｌａ２Ｏ３類 ：約3.6×10
希ガス：1
有機よう素：50
無機よう素：100
エアロゾル（粒子状よう素含む）：1000

ＭＡＡＰ解析結果及び
ＮＵＲＥＧ－1465 に基づき設定（補足 5 参照）

設計値に基づき設定※1 Regulatory Guide 1.195, “Methods and Assumptions for Evaluating Radiological Consequences of DesighBasis Accidents at Light-Water Nuclear Power Reactors”,May 2003
※2 Standard Review Plan6.5.2,“Containment Spray as a Fission Product Cleanup System”,December 2005
※3 Standard Review Plan6.5.5,“Pressure Suppression Pool as a Fission Product Cleanup System”,March
2007※4 NUREG-1465,“Accident Source Terms for Light-Water Nuclear Power Plants”,1995

別添 3-218希ガスの炉内蓄積量

原子炉格納容器内への放出割合：ＭＡＡＰ解析に基づく

原子炉格納容器内での除去効果：ＭＡＡＰ解析に基づく（除去効果なし）

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2原子炉格納容器から原子炉建屋への漏えい率：
1 Pd 以下：0.9 Pd で 0.5 ％/日
1 Pd 超過:2 Pd で 1.3 ％/日
格納容器圧力逃がし装置への放出割合：ＭＡＡＰ解析に基づく

原子炉建屋への流入割合：ＭＡＡＰ解析に基づく

原子炉建屋から大気中への漏えい率：無限大／日

非常用ガス処理系から大気へ放出
放出率：1 回／日
除去効率：考慮しない

原子炉建屋から漏えい又は非常用ガス処理系排気筒から放出

第 1 図 希ガスの大気放出過程

別添 3-219

格納容器圧力逃がし装置
除去係数：1

格納容器圧力逃がし装置
から放出

よう素の炉内蓄積量

原子炉格納容器内への放出割合：ＭＡＡＰ解析に基づく

5 ％

91 ％

4 ％

粒子状よう素

無機よう素

有機よう素

原子炉格納容器内での自然沈着：9.0×10-4［1/s］，（最大存在量から 1／200 まで）

原子炉格納容器内での除去効果：考慮しない

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2原子炉格納容器内での除去効果：ＭＡＡＰ解析に基づく（ドライウェルスプレイ等）

原子炉格納容器から原子炉建屋への漏えい率：【粒子状よう素，有機よう素】
1 Pd 以下：0.9 Pd で 0.5 ％/日
1 Pd 超過：2 Pd で 1.3 ％/日【無機よう素】1.5 h 後～19.5 h 後：1.3 ％／日（一定）上記以外の期間：0.5 ％／日（一定）サプレッション・プールでのスクラビングによる除去係数
無機よう素：10（Ｓ／Ｃベントのみ）
有機よう素：1

原子炉建屋への流入割合：ＭＡＡＰ解析に基づく

格納容器圧力逃がし装置への放出割合：ＭＡＡＰ解析に基づく

原子炉建屋から大気中への漏えい率：無限大／日

非常用ガス処理系から大気へ放出
放出率：1 回／日
除去効率：考慮しない

格納容器圧力逃がし装置の除去係数
粒子状よう素：1000
無機よう素：100
有機よう素：50

原子炉建屋から漏えい又は非常用ガス処理系排気筒から放出

第 2 図 よう素の大気放出過程

別添 3-220

格納容器圧力逃がし装置
から放出

セシウムの炉内蓄積量

原子炉格納容器内への放出割合：ＭＡＡＰ解析に基づく

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2原子炉格納容器内での除去効果：ＭＡＡＰ解析に基づく（ドライウェルスプレイ等）

原子炉格納容器から原子炉建屋への漏えい率：
1 Pd 以下：0.9 Pd で 0.5 ％/日
1 Pd 超過:2 Pd で 1.3 ％/日

格納容器圧力逃がし装置への放出割合：ＭＡＡＰ解析に基づく

原子炉建屋への流入割合：ＭＡＡＰ解析に基づく

原子炉建屋から大気中への漏えい率：無限大／日

非常用ガス処理系から大気へ放出
放出率：1 回／日
除去効率：考慮しない

原子炉建屋から漏えい又は非常用ガス処理系排気筒から放出

第 3 図セシウムの大気放出過程

別添 3-221

格納容器圧力逃がし装置
除去係数：1000

格納容器圧力逃がし装置
から放出その他核種の炉内蓄積量

原子炉格納容器内への放出割合：ＭＡＡＰ解析に基づく

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2原子炉格納容器内での除去効果：ＭＡＡＰ解析に基づく（ドライウェルスプレイ等）

原子炉格納容器から原子炉建屋への漏えい率：
1 Pd 以下：0.9 Pd で 0.5 ％/日
1 Pd 超過:2 Pd で 1.3 ％/日

原子炉建屋への流入割合：ＭＡＡＰ解析及びＮＵＲＥＧ－1465の知見に基づき評価

原子炉建屋から大気中への漏えい率：無限大／日

格納容器圧力逃がし装置への放出割合：ＭＡＡＰ解析及びＮＵＲＥＧ－
1465 の知見に基づき評価

非常用ガス処理系から大気へ放出
放出率：1 回／日
除去効率：考慮しない

原子炉建屋から漏えい又は非常用ガス処理系排気筒から放出

第 4 図 その他核種の大気放出過程

別添 3-222

格納容器圧力逃がし装置
除去係数：1000

格納容器圧力逃がし装置
から放出

非常用ガス処理系
排気筒から放出（2 h～）※３
放出率：1 回／日
除去効率：考慮しない
格納容器圧力逃がし装置
からの放出（約 19 h～）※３
放出率：1 Pd で 13.4 kg/s
原子炉格納容器内での除去効果
エアロゾル（粒子状よう素含む）：スプレイ等
有機よう素：考慮しない
無機よう素：自然沈着率 9.0×10-4（1/s）（最大存在量から 1／200 まで），
サプレッション・プールでのスクラビングによる除去係数10（Ｓ／Ｃベントのみ）

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

原子炉建屋

Ｄ／Ｗベント
原子炉建屋への漏えい※１

原子炉
格納容器

原子炉建屋
への漏えい※１

原子炉建屋から大気中への漏えい（～2 h）
漏えい率：無限大／日Ｓ／Ｃベント

格納容器圧力逃がし装置

格納容器圧力逃がし装置の除去係数
希ガス：1，有機よう素：50，無機よう素：100
エアロゾル（粒子状よう素含む）：1000※1 原子炉格納容器から原子炉建屋への漏えい率【希ガス，エアロゾル（粒子状よう素含む），有機よう素】
1 Pd 以下：0.9 Pd で 0.5 ％/日，1 Pd 超過:2 Pd で 1.3 ％/日【無機よう素】
1.5 h 後～19.5 h 後：1.3 ％/日（一定），上記以外の期間：0.5 ％/日（一定）
大気への放出経路

0 h▼2 h※２▼19 h※３168 h▼

原子炉建屋から大気中への漏えい
非常用ガス処理系排気筒から放出
格納容器圧力逃がし装置からの放出※2 非常用ガス処理系の起動により原子炉建屋原子炉棟内は負圧となるため，事象発生 2h 以降は原子炉建屋から大気中への漏えいはなくなる。
※3 事象発生後 19 h 以降は，
「非常用ガス処理系排気筒から放出」及び「格納容器圧力逃がし装置からの放出」の両経路から放射性物質を放出する。

第 5 図 大気放出過程概略図（イメージ）

別添 3-223

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

非常用ガス処理系
排気筒①クラウドシャイン③スカイシャインガンマ線
格納容器圧力逃がし装置
排気口

別添 3-224

原子炉建屋③直接ガンマ線

原子炉
格納容器

第6図

被ばく経路
①大気中へ放出された放射性物質からのガンマ線による被ばく（クラウドシャインによる外部被ばく）②大気中へ放出された放射性物質の吸入摂取による被ばく（マスク着用（ＤＦ50）を考慮）③原子炉建屋内の放射性物質からのガンマ線による被ばく（直接ガンマ線及びスカイシャインガンマ線による外部被ばく）④大気中へ放出され地表面に沈着した放射性物質からのガンマ線による被ばく（グランドシャインによる外部被ばく）②吸入摂取④グランドシャイン

ベント操作に係る作業時及び燃料給油時の被ばく評価経路イメージ（屋外移動時及び屋外作業時）

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

非常用ガス処理系
排気筒

被ばく経路①大気中へ放出された放射性物質からのガンマ線による被ばく（クラウドシャインによる外部被ばく）②原子炉建屋内の放射性物質からのガンマ線による被ばく（直接ガンマ線及びスカイシャインガンマ線による外部被
ばく）③外気から作業場所に流入した放射性物質による被ばく（作業場所内に浮遊している放射性物質による内部及び外部被ばく）④ベント系配管内の放射性物質からのガンマ線による外部
被ばく⑤大気中へ放出され地表面に沈着した放射性物質からのガンマ線による被ばく（グランドシャインによる外部被ばく）①クラウドシャイン②スカイシャインガンマ線
格納容器圧力逃がし装置
排気口

別添 3-225

原子炉建屋②直接ガンマ線

作業場所
外気流入③流入した放射性物質による被ばく原子炉
格納容器④ベント系配管の直接ガンマ線⑤グランドシャイン

第7図

ベント操作に係る作業時の被ばく評価経路イメージ（屋内移動時及び第一弁開操作時）

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

非常用ガス処理系
排気筒

被ばく経路①大気中へ放出された放射性物質からのガンマ線による被ばく（クラウドシャインによる外部被ばく）②原子炉建屋内の放射性物質からのガンマ線による被ばく（直接ガンマ線及びスカイシャインガンマ線による外部被ばく）③外気から作業場所に流入した放射性物質による被ばく（作業場所内に浮遊している放射性物質による外部被ばく。ただし，退避室は空気ボンベにより加圧させるため，退避室内への放射性物質の流入はないものとする。）④ベント系配管内の放射性物質からのガンマ線による外部被ばく⑤大気中へ放出され地表面に沈着した放射性物質からのガンマ線による被ばく（グランドシャインによる外部被ばく）①クラウドシャイン②スカイシャインガンマ線
格納容器圧力逃がし装置
排気口

別添 3-226

原子炉建屋

作業場所

②直接ガンマ線

外気流入

正圧
原子炉
格納容器

③流入した放射性物質からのガンマ線

空気ボンベ④ベント系配管の 第二弁操作室（遮蔽区画）
直接ガンマ線⑤グランドシャイン

第8図

ベント操作に係る作業時の被ばく評価経路イメージ（第二弁開操作時）

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

①クラウドシャイン
非常用ガス処理系
排気筒

被ばく経路①大気中へ放出された放射性物質からのガンマ線による被ばく（クラウドシャインによる外部被ばく，吸入摂取による内部被ばく）

格納容器圧力逃がし装置
排気口
原子炉建屋

②スカイシャインガンマ線②原子炉建屋内の放射性物質からのガンマ線による被ばく（直接ガンマ線及びスカイシャインガンマ線による外部被ばく）③地表に沈着した放射性物質からの放射性物質からのガンマ線に

別添 3-227

よる被ばく（グランドシャインによる外部被ばく）④格納容器圧力逃がし装置格納槽内の放射性物質からのガンマ線②直接ガンマ線

による外部被ばく（直接ガンマ線による外部被ばく）③グランドシャイン

原子炉
格納容器

④格納容器圧力逃がし装置格納槽からの直接ガンマ線
スクラビング水補給ライン
格納容器圧力逃がし装置格納槽

第9図

①吸入摂取
格納容器圧力逃がし装置格納槽遮蔽壁

スクラビング水補給
作業場所遮蔽壁

スクラビング水補給作業時の作業員の被ばく評価経路イメージ（屋外作業時）

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

①クラウドシャイン

被ばく経路
非常用ガス処理系
排気筒① 大気中へ放出された放射性物質からのガンマ線による被ばく（クラウドシャインによる外部被ばく，吸入摂取による内部被ばく）

格納容器圧力逃がし装置
排気口
原子炉建屋

② 原子炉建屋内の放射性物質からのガンマ線による被ばく（直接②スカイシャインガンマ線

ガンマ線及びスカイシャインガンマ線による外部被ばく）③ 地表に沈着した放射性物質からの放射性物質からのガンマ線に

別添 3-228

よる被ばく（グランドシャインによる外部被ばく）④ 格納容器圧力逃がし装置格納槽内の放射性物質からのガンマ線による外部被ばく（直接ガンマ線による外部被ばく）①吸入摂取②直接ガンマ線

窒素供給ライン③グランドシャイン
原子炉
格納容器④格納容器圧力逃がし装置
格納槽からの直接ガンマ線

格納容器圧力逃がし装置格納槽

第 10 図

格納容器圧力逃がし装置格納槽遮蔽壁

窒素供給作業時及び水源補給作業の作業員の被ばく評価経路イメージ（屋外移動時及び屋外作業時）

第2表
項

目

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

大気拡散評価モデル

大気拡散評価条件

評価条件
ガウスプルームモデル

気象資料

東海第二発電所における 1 年間の気象資料（2005 年 4 月～
2006 年 3 月）
地上風 ：地上 10 m
排気筒風：地上 140 m

放出源及び放出源
高さ（有効高さ）

原子炉建屋漏えい：地上0 m
格納容器圧力逃がし装置
排気口からの放出：地上55 m
非常用ガス処理系排気筒からの放出：地上95 m

実効放出継続時間

1 時間

累積出現頻度選定理由
発 電 用 原 子炉 施 設の安全 解 析 に 関する気象指針（以下「気象指針」という。）に基づき評価
格 納 容 器 圧力 逃 がし装置 排 気 口 及
び 原 子 炉 建屋 か らの放出 は 地 上 風（地上 10 m）の気象データを使用
非 常 用 ガ ス処 理 系排気筒 か ら の 放
出は排気筒風（地上 140 m）の気象データを使用（補足 11 参照）
格 納 容 器 圧力 逃 がし装置 排 気 口 から の 放 出 は建 屋 影響を考 慮 し 原 子
炉 建 屋 屋 上か ら の放出と 想 定 し 設
定非 常 用 ガ ス処 理 系排気筒 か ら の 放
出 は 方 位 ごと の 風洞実験 結 果 の う
ち 保 守 的 に最 低 の方位の 有 効 高 さを設定
保 守 的 に 最も 短 い実効放 出 継 続 時間を設定（補足 9 参照）

小さい方から 97 ％

建屋の影響

考慮する

巻き込みを生じる
代表建屋

原子炉建屋

大気拡散評価点

第 22 図参照

着目方位

非常用ガス処理系排気筒：
1 方位
原子炉建屋及び格納容器圧力逃がし装置
排気口：
9方位

建屋影響

3000 m2

形状係数

0.5

気象指針に基づき設定
格 納 容 器 圧力 逃 がし装置 排 気 口 放
出 及 び 原 子炉 建 屋漏えい に お い ては 放 出 源 から 近 距離の原 子 炉 建 屋の影響を受けるため，建屋による巻き込み現象を考慮
放出源から最も近く，巻き込みの影
響が最も大きい建屋として選定
屋 外 移 動 時は 敷 地内の最 大 濃 度 点
で設定
屋 内 移 動 時は 原 子炉建屋 付 近 の 最大濃度点で設定
作 業 時 は 作業 地 点のある 原 子 炉 建
屋外壁で設定非常用ガス処理系排気筒（排気筒放出）については評価点の方位とし，
原 子 炉 建 屋漏 え い及び格 納 容 器 圧
力 逃 が し 装置 排 気口につ い て は 放出源が評価点に近いことから，180度をカバーする方位を対象とする。
原 子 炉 建 屋の 最 小投影断 面 積 を 設
定
気象指針に基づき設定

別添 3-229

第3表

評価に使用する相対濃度（χ／Ｑ）及び相対線量（Ｄ／Ｑ）（1／3）

作業内容

第一弁
（Ｓ／Ｃ側）
開操作

放出箇所

屋内外移動時／
作業時

χ／Ｑ及びＤ／Ｑ

原子炉建屋漏えい（地上放出）

χ／Ｑ（s/m3）

約 8.0×10-4

非常用ガス処理系排気筒（排気筒放出）χ／Ｑ（s/m3）

約 3.0×10-6

原子炉建屋漏えい（地上放出）

χ／Ｑ（s/m3）

約 8.0×10-4

非常用ガス処理系排気筒（排気筒放出）χ／Ｑ（s/m3）

約 3.0×10-6

原子炉建屋漏えい（地上放出）

χ／Ｑ（s/m3）

約 7.4×10-4

χ／Ｑ（s/m3）

約 2.1×10-6

Ｄ／Ｑ（Gy/Bq）

約 6.4×10-20

χ／Ｑ（s/m3）

約 8.3×10-4

χ／Ｑ（s/m3）

約 4.2×10-4

Ｄ／Ｑ（Gy/Bq）

約 8.7×10-19

χ／Ｑ（s/m3）

約 3.0×10-6

Ｄ／Ｑ（Gy/Bq）

約 1.2×10-19

原子炉建屋漏えい（地上放出）

χ／Ｑ（s/m3）

約 8.0×10-4

格納容器圧力逃がし装置
排気口（建屋屋上放出）χ／Ｑ（s/m3）

約 4.0×10-4

非常用ガス処理系排気筒（排気筒放出）χ／Ｑ（s/m３ ）

約 3.0×10-6

原子炉建屋漏えい（地上放出）

χ／Ｑ（s/m3）

約 7.4×10-4

格納容器圧力逃がし装置
排気口（建屋屋上放出）χ／Ｑ（s/m3）

約 3.7×10-4

非常用ガス処理系排気筒（排気筒放出）χ／Ｑ（s/m3）

約 3.0×10-6

屋内外移動時第一弁（Ｄ／Ｗ側）
開操作
作業時

非常用ガス処理系排気筒（排気筒放出）NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

原子炉建屋漏えい（地上放出）

屋外移動時

格納容器圧力逃がし装置
排気口（建屋屋上放出）非常用ガス処理系排気筒（排気筒放出）

第二弁
開操作
屋内移動時

作業時

別添 3-230

第3表

評価に使用する相対濃度（χ／Ｑ）及び相対線量（Ｄ／Ｑ）（2／3）

作業内容

放出箇所
原子炉建屋漏えい（地上放出）

スクラビング水補給作業

屋外移動時／
作業時

格納容器圧力逃がし装置排気口（建屋屋上放出）非常用ガス処理系排気筒（排気筒放出）NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

原子炉建屋漏えい（地上放出）

屋外移動時

格納容器圧力逃がし装置
排気口（建屋屋上放出）非常用ガス処理系排気筒（排気筒放出）χ／Ｑ及びＤ／Ｑ
χ／Ｑ（s/m3）

約 8.3×10-4

χ／Ｑ（s/m3）

約 4.2×10-4

Ｄ／Ｑ（Gy/Bq）

約 8.7×10-19

χ／Ｑ（s/m3）

約 3.0×10-6

Ｄ／Ｑ（Gy/Bq）

約 1.2×10-19

χ／Ｑ（s/m3）

約 8.3×10-4

χ／Ｑ（s/m3）

約 4.2×10-4

Ｄ／Ｑ（Gy/Bq）

約 8.7×10-19

χ／Ｑ（s/m3）

約 3.0×10-6

Ｄ／Ｑ（Gy/Bq）

約 1.2×10-19

χ／Ｑ（s/m3）

約 7.4×10-4

χ／Ｑ（s/m3）

約 3.7×10-4

Ｄ／Ｑ（Gy/Bq）

約 7.7×10-19

χ／Ｑ（s/m3）

約 3.0×10-6

Ｄ／Ｑ（Gy/Bq）

約 6.3×10-20

窒素供給作業
原子炉建屋漏えい（地上放出）

格納容器圧力逃がし装置排気口（建屋屋上放出）作業時

非常用ガス処理系排気筒（排気筒放出）別添 3-231

第3表

評価に使用する相対濃度（χ／Ｑ）及び相対線量（Ｄ／Ｑ）（3／3）

作業内容

放出箇所

原子炉建屋漏えい（地上放出）

水源補給準備作業【ポンプ設置等】
水源補給作業【補給監視】
燃料給油作業（西側淡水貯水設備付近）

格納容器圧力逃がし装置
排気口（建屋屋上放出）非常用ガス処理系排気筒（排気筒放出）NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

原子炉建屋漏えい（地上放出）

水源補給準備作業【ホース施設等】（代替淡水貯水槽付近）

格納容器圧力逃がし装置
排気口（建屋屋上放出）非常用ガス処理系排気筒（排気筒放出）別添 3-232

χ／Ｑ及びＤ／Ｑ
χ／Ｑ（s／m３ ）

約 3.7×10－４

Ｄ／Ｑ（Gy／Bq）

約 1.9×10－１８

χ／Ｑ（s／m３ ）

約 1.9×10－４

Ｄ／Ｑ（Gy／Bq）

約 6.6×10－１９

χ／Ｑ（s／m３ ）

約 2.4×10－６

Ｄ／Ｑ（Gy／Bq）

約 1.1×10－１９

χ／Ｑ（s／m３ ）

約 8.3×10－４

Ｄ／Ｑ（Gy／Bq）

約 3.3×10－１８

χ／Ｑ（s／m３ ）

約 4.2×10－４

Ｄ／Ｑ（Gy／Bq）

約 8.7×10－１９

χ／Ｑ（s／m３ ）

約 3.0×10－６

Ｄ／Ｑ（Gy／Bq）

約 1.2×10－１９

第4表
項

建屋内に流入した放射性物質による外部被ばく評価条件

目

評価条件

D = 6.2 × 10

サブマージ
ョンモデル
（評価式）

Q

χ／ Q E

(1

e

選定理由

) 3600D ：放射線量率（Sv/h）Qγ ：大気に放出された放射性物質放出率（Bq/s）（0.5 MeV 換算値）
Eγ ：ガンマ線エネルギ（0.5 MeV/dis）µ ：空気に対するガンマ線エネルギ吸収係数（3.9×10-3 /m）
R ：作業エリア等の空間体積と等価な半球の半径（m）―

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

R=

作業場所等
の空間体積
（V ）

V ：作業エリア等の空間体積（m3）＜Ｓ／Ｃからのベントを行う場合＞
・第一弁
操作場所
：2200 m3
屋内移動アクセスルート：2200 m3
・第二弁
操作場所
： 590 m3
屋内移動アクセスルート：2200 m3＜Ｄ／Ｗからのベントを行う場合＞
・第一弁
屋外のため相対線量より評価
・第二弁
操作場所
： 590 m3
屋内移動アクセスルート： 2200 m3

アクセスルートとなる建屋内の区画で最も線量率が高くなる区画の空間体積で設定
操作エリアは作業区画の空間体積で設定

屋内作業場
所流入率の
考慮

考慮しない

保守的に外気濃度と同一濃度とする。

第二弁操作
室の遮蔽及
び空気ボン
ベ加圧考慮
（第二弁操
作場所）の
み）

※１
（コンクリート）
第二弁操作室の遮蔽厚：
空気ボンベによる加圧時間：ベント実施から 3 時間
※1 格納容器圧力逃がし装置配管がある部分の遮蔽厚は（コンクリート）

第二弁操作場所にベント後 3 時間滞在する。

評価で考慮するコンクリート遮蔽は，公称値からマイナス側許容差（-5 mm）を引いた値を適用

建築工事標準仕様書
JASS 5N・ 同 解説 （ 原 子
力発電所施設における鉄筋コンクリート工事，
日本建築学会)に基づき設定

2.00 g/cm3

建築工事標準仕様書
JASS 5N・ 同 解説 （ 原 子
力発電所施設における鉄筋コンクリート工事，
日本建築学会)を基に算出した値を設定（補足 12
参照）

許容差

コンクリー
ト密度

別添 3-233

第5表
項

目

線量換算係数，呼吸率等
評価条件

選定理由

成人実効線量換算係数を使用（主な核種を以下に示す）

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

線量換算係数

Sv/Bq
Ｉ－131 ：2.0×10-8
-10
Sv/Bq
Ｉ－132 ：3.1×10
Sv/Bq
Ｉ－133 ：4.0×10-9
-10
Sv/Bq
Ｉ－134 ：1.5×10
Sv/Bq
Ｉ－135 ：9.2×10-10-8
Sv/Bq
Ｃｓ－134 ：2.0×10
Sv/Bq
Ｃｓ－136 ：2.8×10-9
Sv/Bq
Ｃｓ－137 ：3.9×10-8
上記以外の核種は ICRP Pub.71 等に基づく

ICRP Publication 71に基づき設定呼吸率

1.2 m3/h

成人活動時の呼吸率
を設定

マスクの
除染係数

ＤＦ50

性能上期待できる値
から設定

地表面への
沈着速度

粒子状物質：0.5 ㎝/s
無機よう素：0.5 ㎝/s
有機よう素：1.7×10-3 ㎝/s

東海第二発電所の実
気象から求めた沈着
速度から保守的に設定（補足 6～補足 8及び補足 13 参照）

別添 3-234

第6表

格納容器圧力逃がし装置配管からの直接ガンマ線

目

評価条件

項

第一弁
（Ｓ／Ｃ側）
第一弁（Ｄ／Ｗ側）

遮蔽厚さ ※１

選定理由

作業場所
移動ルート
ベント操作エリアにおける
原子炉建屋壁，補助遮蔽設
備等を考慮（第 11 図～第21 図参照）

作業場所
移動ルート
作業場所

第二弁
移動ルート
評価で考慮するコンクリート遮蔽
は，公称値からマイナス側許容差（-5 mm）を引いた値を適用

許容差2.00 g/cm3

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

コンクリート密度第一弁（Ｓ／Ｃ側）
配管中心から
評価点までの距離

第一弁（Ｄ／Ｗ側）

建 築 工 事 標 準 仕 様 書 JASS
5N・同解説（原子力発電所
施設における鉄筋コンクリ
ー ト 工事 ， 日本 建築 学会 )に基づき設定建 築 工 事 標 準 仕 様 書 JASS
5N・同解説（原子力発電所
施設における鉄筋コンクリ
ー ト 工事 ， 日本 建築 学会 )を基に算出した値を設定（補足 12 参照）

作業場所
移動ルート
作業場所
―
移動ルート
作業場所

第二弁
移動ルート

※1

遮蔽厚はコンクリート相当の厚さとする。

第7表項

原子炉建屋からの直接ガンマ線及びスカイシャインガンマ線

目

評価条件

選定理由
原子炉建屋外壁（二次遮蔽）の厚さを設定（補足
13 参照）

遮蔽厚さ

原子炉建 屋内線 源強度
分布

原 子 炉 建 屋内 に 放出 され た 放 射 性
物質が均一に分布

審査ガイドに示されたとおり設定

原子炉建屋のモデル

原子炉建屋の幾何形状をモデル化

建屋外壁を遮蔽体として考慮（補足 13 参照）

直接ガン マ線・ スカイ
シャイン ガンマ 線評価
コード直接ガンマ線評価：
ＱＡＤ－ＣＧＧＰ２Ｒ
スカイシャインガンマ線評価：
ＡＮＩＳＮ
Ｇ３３－ＧＰ２Ｒ

現行許認可（添十）に同じ

別添 3-235

第8表
項

目

格納容器圧力逃がし装置からの直接ガンマ線
評価条件

選定理由

スクラビング水補給
作業場所遮蔽壁

格納容器圧力逃がし装置格納槽遮蔽設計
値（10m Sv/h 以下）に基づき設定

格納容器圧力逃がし装置格納槽遮蔽壁

格納容器圧力逃がし装置格納槽遮蔽設計
値（0.625 mSv/h 以下）に基づき設定
2.10 g/cm3

新設遮蔽はコンクリート密度 2.10 g/cm3
以上で施工

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

コンクリート密度

別添 3-236

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

第11図

第一弁（Ｓ／Ｃ側）操作場所及びアクセスルート（原子炉建屋原子炉棟3階及び原子炉建屋付属棟3階，4階)

別添 3-237

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

第12図

第一弁（Ｓ／Ｃ側）操作場所及びアクセスルート（原子炉建屋原子炉棟2階及び原子炉建屋付属棟2階)

別添 3-238

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

第13図

第一弁（Ｓ／Ｃ側）操作場所及びアクセスルート（原子炉建屋原子炉棟1階及び原子炉建屋付属棟1階)

別添 3-239

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

第14図

第一弁（Ｄ／Ｗ側）操作場所及びアクセスルート（原子炉建屋原子炉棟3階及び原子炉建屋付属棟3階，4階)

別添 3-240

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

第15図

第一弁（Ｄ／Ｗ側）操作場所及びアクセスルート（原子炉建屋原子炉棟2階及び原子炉建屋付属棟2階)

別添 3-241NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

第16図

第一弁（Ｄ／Ｗ側）操作場所及びアクセスルート（原子炉建屋原子炉棟1階及び原子炉建屋付属棟1階)

別添 3-242

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

第17図

第一弁（Ｄ／Ｗ側）操作場所及びアクセスルート（原子炉建屋原子炉棟4階及び原子炉建屋付属棟屋上)

別添 3-243NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

第18図

屋外移動時のアクセスルート

別添 3-244

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

第19図

第二弁操作場所及びアクセスルート（原子炉建屋原子炉棟1階及び原子炉建屋付属棟1階)

別添 3-245

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

第20図

第二弁操作場所及びアクセスルート（原子炉建屋原子炉棟2階及び原子炉建屋付属棟2階)

別添 3-246

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

第21図

第二弁操作場所及びアクセスルート（原子炉建屋原子炉棟3階及び原子炉建屋付属棟3階)

別添 3-247

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

第 22 図大気中に放出された放射性物質の濃度評価点

別添 3-248

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2
第9表

第一弁開操作に伴う移動時及び作業時の線量（単位：mSv/h）

第一弁（Ｓ／Ｃ側）開操作 ※１
ベント操作時屋内移動時（中央制御室⇒
作業場所）

屋外移動時
（作業場所⇒
緊急時対策所）

ベント操作時

屋内／屋外移動時（中央制御室⇒作業場所）

屋内／屋外移動時（作業場所⇒
付属棟入口）

屋外移動時（付属棟入口⇒緊急時対策所）

約2.1×100

約3.1×100

約1.9×100

約5.4×100

約5.4×100

約5.4×100

約1.9×100

約4.8×10-2

約2.6×10-2

約2.6×10-2

約2.6×10-2

約4.8×10-2

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

被ばく経路

原子炉建屋内の放射性物質からのガンマ線による外部被ばく
大気中へ放出された放射性物質による被ばく

外部被ばく
内部被ばく

第一弁（Ｄ／Ｗ側）開操作 ※１

屋内に流入する放射性物質の影響に包絡される

大気中へ放出された放射性物質の影響に包絡される

外部被ばく

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

内部被ばく

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

ベント系配管内の放射性物質からのガンマ線による外部被ばく ※２

約1.4×10-1

1.0×10-2以下

屋外移動のため対象外※3

約4.6×10-1

約4.6×10-1

約4.6×10-1

屋外移動のため対象外 ※３

大気中へ放出され地表面に沈着した
放射性物質からのガンマ線による被ばく

約1.2×101

約1.2×101

約1.2×101

約1.1×101

約1.2×101

約1.2×101

約1.2×101

作業線量率

約1.4×101

約1.5×101

約1.4×101

約1.7×101

約1.8×101

約1.8×101

約1.4×101

作業時間及び移動時間

90 分

35 分（往路）

35 分（復路）

90 分

50 分（往路）

15 分（復路）

35 分（復路）

作業員の実効線量（作業時及び移動時）

約2.1×101 mSv

約8.6×100 mSv

約8.2×100 mSv

約2.5×101 mSv

約1.5×101 mSv

約4.4×100 mSv

約8.2×100 mSv

外気から作業場所内へ流入した放射性物質による被ばく

別添 3-249

作業員の実効線量（合計）

※1
※2
※3

大気中へ放出された放射性物質の影響に包絡される

約3.7×101 mSv

第一弁開操作はベント実施前に行う。
第一弁開操作前は，第一弁までのベント系配管内に浮遊した放射性物質を考慮する。
屋外移動時は，アクセスルートからベント系配管の距離が離れているため，評価対象外とする。

約5.2×101 mSv

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2
第 10 表第二弁開操作に伴う移動時及び作業時の線量（Ｓ／Ｃからのベント操作の場合）（単位：mSv/h）
第二弁開操作時（ベント実施時）

被ばく経路

原子炉建屋内の放射性物質からのガンマ線による外部被ばく
大気中へ放出された放射性物質による被ばく

外気から作業場所内へ流入した放射性物質
による被ばく

待機時

屋内移動時（原子炉建屋入口⇔
作業場所）

ベント開始～
1 時間

1 時間～
2 時間

2 時間～
3 時間

ベント
実施前

ベント
実施前

ベント
実施後

ベント
実施前

ベント
実施後

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

約2.6×100

約2.6×100

約1.9×100

約1.9×100

約4.8×10-2

約1.1×10-1

1.0×10-2以下

約2.7×10-2

外部被ばく
屋内に流入する放射性物質の影響に包絡される

屋内に流入する放射性物質の影響に包絡される

内部被ばく
外部被ばく

屋外移動時
（緊急時対策所⇔
原子炉建屋入口）

約4.7×100

約5.2×10-2

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

約4.1×10 -2
屋外移動のため対象外 ※１

内部被ばく

別添 3-250

ベント系配管内の放射性物質からのガンマ線による外部被ばく
大気中へ放出され地表面に沈着した
放射性物質からのガンマ線による被ばく

正圧化により流入なし

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

約2.7×10 -2

約4.6×10-1

約4.6×10-1

約4.6×10-1

約1.3×10-1

約1.3×10-1

約2.9×10-1

屋外移動のため対象外 ※１

約2.2×10-2

約2.2×10-2

約2.2×10-2

約2.3×10-2

約1.2×101

約1.2×101

約1.2×101

約1.2×101

作業線量率

約5.2×100

約5.3×10-1

約4.8×10-1

約1.7×10-1

約1.4×101

約1.4×101

約1.4×101

約1.4×101

作業時間及び移動時間

60 分

60 分

60 分

140 分

10 分（往路）

10 分（復路）

35 分（往路）

35 分（復路）

作業員の実効線量（作業時及び移動時）

約5.2×100 mSv

約5.3×10-1 mSv

約4.8×10-1 mSv

約4.0×10-1 mSv

約2.4×100 mSv

約2.4×100 mSv

約8.2×100 mSv

約8.2×100 mSv

作業員の実効線量（合計）※1

約2.8×101 mSv

屋外移動時は，アクセスルートからベント系配管の距離が離れているため，評価対象外とする。

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2
第 11 表第二弁開操作に伴う移動時及び作業時の線量（Ｄ／Ｗからのベント操作の場合）（単位：mSv/h）
第二弁開操作時（ベント実施時）

被ばく経路

原子炉建屋内の放射性物質からのガンマ線による外部被ばく
大気中へ放出された放射性物質による被ばく

別添 3-251

外気から作業場所内へ流入した放射性物質
による被ばく

待機時

屋内移動時（原子炉建屋入口⇔
作業場所）

屋外移動時
（緊急時対策所⇔
原子炉建屋入口）

ベント開始～
1時間

1時間～
2時間

2時間～
3時間

ベント
実施前

ベント
実施前

ベント
実施後

ベント
実施前

ベント
実施後

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

約2.6×100

約2.6×100

約1.9×100

約1.9×100

約4.8×10-2

約1.5×101

1.0×10-2以下

約1.3×100

外部被ばく
屋内に流入する放射性物質の影響に包絡される

屋内に流入する放射性物質の影響に包絡される

内部被ばく
外部被ばく

約4.0×100

約3.1×10-1

約8.4×10-2

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

約8.3×100
屋外移動のため対象外 ※１

内部被ばく

ベント系配管内の放射性物質からのガンマ線による外部被ばく
大気中へ放出され地表面に沈着した
放射性物質からのガンマ線による被ばく

正圧化により流入なし

1.0×10－２

以下

1.0×10－２

以下

約1.3×10０

約5.1×10-1

約5.1×10-1

約5.1×10-1

約3.1×10-2

約3.1×10-2

約3.2×10-1

約2.9×10-2

約2.9×10-2

約2.9×10-2

約2.3×10-2

約1.2×101

約1.6×101

約1.2×101

約1.6×101

作業線量率

約4.6×100

約8.4×10-1

約6.2×10-1

約7.3×10-2

約1.4×101

約2.8×101

約1.4×101

約3.5×101

作業時間及び移動時間

60分

60分

60分

140分

10分（往路）10分（復路）35分（往路）35分（復路）作業員の実効線量（作業時及び移動時）

約4.6×100 mSv

約8.4×10-1 mSv

約6.2×10-1 mSv

約1.7×10-1 mSv

約2.4×100 mSv

約4.7×100 mSv

約8.2×100 mSv

約2.0×101 mSv

作業員の実効線量（合計）※1

約4.2×101 mSv

屋外移動時は，アクセスルートからベント系配管の距離が離れているため，評価対象外とする。

屋外移動のため対象外 ※１

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

第 12 表スクラビング水補給作業及び窒素供給作業における被ばく評価（Ｓ／Ｃからのベント操作の場合）（単位：mSv/h）
スクラビング水補給作業

窒素供給作業

被ばく経路
補給作業時

屋外移動時

供給作業時

屋外移動時

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

外部被ばく

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

内部被ばく

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

大気中へ放出され地表面に沈着した
放射性物質からのガンマ線による被ばく

約3.3×100

約3.3×100

約2.9×100

約3.3×100

格納容器圧力逃がし装置
フィルタ装置格納槽からの直接線

約1.0×101

約6.3×10-1

約6.3×10-1

約6.3×10-1

作業線量率

約1.3×101

約3.9×100

約3.6×100

約3.9×100

原子炉建屋内の放射性物質からのガンマ線による外部被ばく

大気中へ放出された放射性物質よる被ばく

別添 3-252

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

第 13 表スクラビング水補給作業及び窒素供給作業における被ばく評価（Ｄ／Ｗからのベント操作の場合）（単位：mSv/h）
スクラビング水補給作業

窒素供給作業

被ばく経路
補給作業時

屋外移動時

供給作業時

屋外移動時

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

外部被ばく

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

内部被ばく

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

大気中へ放出され地表面に沈着した
放射性物質からのガンマ線による被ばく

約4.5×100

約4.5×100

約4.0×100

約4.5×100

格納容器圧力逃がし装置
フィルタ装置格納槽からの直接線

約1.0×101

約6.3×10-1

約6.3×10-1

約6.3×10-1

作業線量率

約1.5×10１

約5.1×10０

約4.6×10０

約5.1×10０

原子炉建屋内の放射性物質からのガンマ線による外部被ばく

大気中へ放出された放射性物質よる被ばく

別添 3-253

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

第 14 表水源及び燃料の補給作業における被ばく評価
西側淡水貯水設備を水源とした可搬型代替注水中型ポンプによる代替淡水貯槽への補給準備・補給作業

屋外作業

補給準備作業

燃料の給油準備・給油作業

補給作業
給油準備作業

線量評価点

ポンプ設置等作業

ホース敷設等作業

西側淡水貯水設備
付近

代替淡水貯槽付近

作業時間帯

補給準備作業西側淡水貯水設備
付近

西側淡水貯水設備
付近

格納容器ベント実施 3 時間後以降

原子炉建屋内の放射性物質からのガンマ線による外部被ばく

給油作業

補給監視作業

格納容器ベント実施 3 時間後以降

約 5.5×10-1

約1.9×100

約 5.5×10-1

約 5.5×10-1

約 5.5×10-1

約 5.5×10-1

外部被ばく

約 9.0×10-２

約1.1×10-1

約 9.0×10-2

約 9.0×10-2

約 9.0×10-2

約 9.0×10-2

内部被ばく ※１

約 1.5×10-2

約2.7×10-2

約 1.5×10-2

約 1.5×10-2

約 1.5×10-2

約 1.5×10-2

大気中へ放出され地表面に沈着した
放射性物質からのガンマ線による被ばく

約 5.3×100

約 1.2×101

約 5.3×100

約 5.3×100

約 5.3×100

約 5.3×100

格納容器圧力逃がし装置格納槽内の放射性物質からのガンマ線による外部被ばく※２―

約 6.3×10-1

―

―

―

―

線量率
（格納容器ベント実施 3 時間後）

約 6.0×100 mSv/h

約 1.5×101 mSv/h

約 6.0×100 mSv/h

約 6.0×100 mSv/h

約 6.0×10０ mSv/h

約 6.0×100 mSv/h

作業時間（移動時間含む）

75 分（約 1.3 時間）

65 分（約 1.1 時間）

20 分（約 0.4 時間）

360 分（6.0 時間）※３

90 分（1.5 時間）

175 分（25 分×7回）（約 2.9 時間）

作業員の実効線量（各作業時）

約 7.5×100

約 1.6×101

2.0×100

約 3.6×101

約 9.0×100

約 1.7×101

大気中へ放出された放射性物質による被ばく

別添 3-254

作業員の実効線量（合計）
※1
※2
※3

約 6.1×101 mSv

約 2.6×101 mSv

マスクを考慮（ＤＦ50）し評価する。
西側淡水貯水設備付近の作業は格納槽から距離が離れているため考慮しない。
代替淡水貯槽への補給時間は約 21 時間であるが，対応要員は 2 時間ごとに交代する（評価時間は対応要員のうち最も作業時間が長くなる 360 分とする。