東海第二発電所 工事計画審査資料

本資料のうち，枠囲みの内容は，

資料番号

補足-270-4 改 5

提出年月日

平成 30 年 8 月 28 日

営業秘密又は防護上の観点から公開できません。

工事計画に係る補足説明資料
原子炉格納施設の設計条件に関する説明書のうち補足-270-4【ベント実施に伴う作業等の作業員の被ばく評
価について】

平成 30 年 8 月
日本原子力発電株式会社

目

補足1

原子炉格納容器漏えい率の設定について………………………………………

補足1-1

補足2

原子炉格納容器内での除去効果について………………………………………

補足2-1

補足3

原子炉格納容器内における無機よう素の自然沈着効果について

補足4

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（無機よう素）について

補足-270-4 R4

……………

補足3-1

…………………………………………………………………………………………

補足4-1

補足5

原子炉格納容器外への核分裂生成物の放出割合の設定について

……………

補足5-1

補足6

地表面への沈着速度の設定について……………………………………………

補足6-1

補足7

有機よう素の乾性沈着速度について……………………………………………

補足7-1

補足8

エアロゾルの乾性沈着速度について……………………………………………

補足8-1

補足9

実効放出継続時間の設定について………………………………………………

補足9-1

補足10

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考慮している線源の選定に
ついて

NT2 補

次

……………………………………………………………………………… 補足10-1

補足11

気象資料の代表性

補足12

コンクリート密度の根拠について

補足13

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，グランドシャイン評価
モデルについて………………………………………………………………… 補足11-1……………………………………………… 補足12-1…………………………………………………………………… 補足13-1

補足14

ベント弁開操作時の作業員の被ばく評価における評価条件について……… 補足14-1

補足15

重大事故等時における格納容器圧力逃がし装置格納槽の遮蔽の熱除去の評価について………………………………………………………………………………………… 補足15-1

補足1
原子炉格納容器漏えい率の設定について
原子炉格納容器からの原子炉建屋への漏えい率は，ＭＡＡＰ内で模擬した漏えい孔の等価漏えい
面積及び原子炉格納容器の圧力に応じて設定している。
模擬する漏えい孔の等価漏えい面積は，以下に示す原子炉格納容器圧力が最高使用圧力である
310 kPa［gage］（1 Pd）以下の場合と最高使用圧力を超過した後の場合の2種類を設定する。
ただし，ＭＡＡＰ解析においては，よう素の化学組成について考慮されておらず，全て粒子状よう素として扱われることから，無機よう素及び有機よう素の原子炉格納容器漏えい率は別途設定する。
(1) 原子炉格納容器圧力が最高使用圧力以下の場合
原子炉格納容器圧力が最高使用圧力以下の場合，設計漏えい率（0.9 Pdで0.5 ％/日）を基に算出した等価漏えい面積（約3×10-6 m2）を設定し，ＭＡＡＰ内で圧力に応じた漏えい量を評価している。

補足-270-4 R4(2) 原子炉格納容器圧力が最高使用圧力を超過した場合
原子炉格納容器圧力が最高使用圧力を超過した場合，2 Pdで漏えい率1.3 ％/日となる等価漏
えい面積（約7×10-5 m2）を設定し，(1)と同様にＭＡＡＰ内で圧力に応じた漏えい量を評価している。
2 Pdにおける漏えい率1.3 ％/日は，以下のＡＥＣの評価式，ＧＥの評価式及び定常流の式にNT2 補よって評価した漏えい率の結果を包絡する値として設定した。これらの式は，設計基準事故の原子炉冷却材喪失時の評価において原子炉格納容器漏えい率の評価に用いている理論式※1である。原子炉格納容器圧力620kPa［gage］（2 Pd）及び原子炉格納容器雰囲気温度200 ℃までは，
事故後7日間に渡り，原子炉格納容器本体並びに開口部及び貫通部の健全性が確保されていることを確認している。
なお，以下のとおり，ＡＥＣの評価式，ＧＥの評価式及び定常流の式によって評価した結果，最大の原子炉格納容器漏えい率となるＡＥＣの評価式によって算出した約1.28 %/日（原子炉格
納容器圧力2 Pd及び原子炉格納容器雰囲気温度200 ℃時点）を包絡する設定として，2 Pdで漏えい率1.3 ％/日となる等価漏えい面積を設定している。
◯ＡＥＣの評価式

L ：
L0 ：
Pt ：
Pd ：
Pa ：
Rt ：
Rd ：
Tt ：
Td ：

事故時の原子炉格納容器漏えい率（2 Pd）
設計漏えい率（0.9 Pd）
事故時の原子炉格納容器内圧力（2 Pd）
設計圧力（0.9 Pd）
原子炉格納容器外の圧力（大気圧）
事故時の気体定数※2空気の気体定数
事故時の原子炉格納容器雰囲気温度（200 ℃）
原子炉格納容器雰囲気温度（20 ℃）※3
補足1-1

【約1.28 ％/日】
【0.5 ％/日】【721.325 kPa［abs］】【380.325 kPa［abs]】【101.325 kPa［abs]】【523.7 J/Kg･K】【287 J/Kg･K】【473.15 K】【293.15 K】

◯ＧＥの評価式（General Electric社の漏えいモデル式）

L ：
L0 ：
Pt ：
Pd ：
Pa ：

事故時の原子炉格納容器漏えい率（2 Pd）
設計漏えい率（0.9 Pd）
事故時の原子炉格納容器内圧力（2 Pd）
設計圧力（0.9 Pd）
原子炉格納容器外の圧力（大気圧）【約0.51 ％/日】
【0.5 ％/日】【721.325 kPa［abs]】【380.325 kPa［abs]】【101.325 kPa［abs]】

NT2 補

補足-270-4 R4◯定常流の式

L ：
L０ ：
ρｔ：

ρｄ：
Pｔ ：
Pｄ ：
Pａ ：

事故時の原子炉格納容器漏えい率（2 Pd）
設計漏えい率（0.9 Pd）
事故時の原子炉格納容器内気体の平均密度※4
設計温度・圧力における原子炉格納容器内気体の平※5

均密度
事故時の原子炉格納容器内圧力（2 Pd）
設計圧力（0.9 Pd）
原子炉格納容器外の圧力（大気圧）【約0.93 ％/日】
【0.5 ％/日】【2.9 kg/m3】【4.5 kg/m3】【721.325 kPa［abs]】【380.325 kPa［abs]】【101.325 kPa［abs]】※1 「沸騰水型原子力発電所 事故時の被ばく評価手法について（平成16年1月）」（株式会社
日立製作所）※2 事故時の気体定数Rｔは，以下の式により算出した。

Rｔ［J/kg･K］＝モル気体定数約8.314［J/K･mol］／平均分子量Ｍ［kg/mol］
ＡＥＣの評価式より，事故時の気体定数が大きくなるほど漏えい率は高くなる。また，上記計算式より，事故時の気体定数は，平均分子量が小さくなるほど大きくなる。事故時の原子炉格納容器内は水素，窒素及び水蒸気で構成されるため，分子量の小さい水素の割合が増加
するほど平均分子量は小さくなり，結果として事故時の気体定数は大きくなる。平均分子量の設定に当たり，水素，窒素及び水蒸気のガス組成を34 ％：33 ％：33 ％とし，水素の割合（34 ％）は，有効性評価（「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（約700 kg（内訳：ジルコニウム−水反応 約325 kg，アルミニ
ウム／亜鉛の反応 約246 kg，水の放射線分解 約115 kg））を包含した値であることから，保守的な設定であると考える。
※3 原子炉格納容器の設計漏えい試験における通常時の試験温度の代表として設定した。
※4 事故時の原子炉格納容器内気体の平均密度ρｔは，以下の式により算出した。

ρｔ［kg/m3］＝平均分子量Ｍ［kg/mol］×物質量ｎ［mol］／原子炉格納容器体積Ｖ［m3］定常流の式より，事故時の原子炉格納容器内気体の平均密度が小さくなるほど漏えい率は大補足1-2

きくなる。また，上記計算式より，事故時の原子炉格納容器内気体の平均密度は，平均分子量が小さくなるほど小さくなる。平均分子量は※2と同じであり，保守的な設定であると考える。
※5 原子炉格納容器内気体の平均密度ρｄは，以下の式により算出した。

ρｄ［kg/m3］＝1.205［kg/m3］×(Pｄ［Pa］／Pａ［Pa］)
1.205［kg/m3］：乾燥空気密度（20℃）(3) 無機よう素及び有機よう素の原子炉格納容器漏えい率(a) 無機よう素他の核種と同様に原子炉格納容器圧力に応じて漏えい率が変動すると考えるが，ＭＡＡＰ
解析において無機よう素を模擬していないため，ＭＡＡＰ解析結果による原子炉格納容器圧力を基に漏えい率を設定する。
漏えい率の設定に当たっては，第1図のとおりＭＡＡＰ解析結果による原子炉格納容器圧力を包絡した原子炉格納容器圧力を設定し，その原子炉格納容器圧力に対する漏えい率を設定
このように設定した漏えい率は，0.9 Pd以下で0.5 ％/日，0.9 Pd超過で1.3 ％/日を一律に与えるものであり，ＭＡＡＰ解析における漏えい率を包絡した保守的な設定であると考え
る。

NT2 補

補足-270-4 R4している。

2Pd（1.3％/日）

0.9Pd（0.5％/日）

第1図 原子炉格納容器圧力と漏えい率の時間変化（無機よう素の原子炉格納容器漏えい率の設定）(b) 有機よう素
有機よう素についても，無機よう素と同様の漏えい率の設定が可能であるが，有機よう素がガス状として振る舞うこと及び原子炉格納容器内での除去効果を受けない点で希ガスに類似していることから，ＭＡＡＰ解析における希ガスと同じ挙動を示すものとし，(1)及び(2)に基づき漏えい率を設定する。

補足1-3

補足2
原子炉格納容器内での除去効果について
ＭＡＡＰにおけるエアロゾルに対する原子炉格納容器内の除去効果として，沈着，サプレッション・プールでのスクラビング及びドライウェルスプレイを考慮している。また，沈着については，
重力沈降，拡散泳動，熱泳動，慣性衝突，核分裂生成物（以下「ＦＰ」という。）ガス凝縮/再蒸発で構成される。（「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」の「第５部 ＭＡＡＰ」（抜粋）参照）「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」のNT2 補

補足-270-4 R1「第５部 ＭＡＡＰ」（抜粋）

補足2-1

NT2 補補足-270-4 R1

補足2-2

(1) 沈着及びドライウェルスプレイによる除去効果
沈着及びドライウェルスプレイによる除去効果を確認するため，感度解析を行った。感度解析
結果を第1図に示す。なお，感度解析では，ＭＡＡＰで考慮しているエアロゾルに対する原子炉格納容器内の除去効果を確認するため，エアロゾル核種であるＣｓＩを代表させ，以下の式により原子炉格納容器内の除去効果を算出している。
原子炉格納容器内ＤＦ＝原子炉格納容器内へのＣｓＩ放出割合／ベントラインから大気へのＣ

NT2 補補足-270-4 R1

ｓＩ放出割合第1図 エアロゾルに対する原子炉格納容器内の除去効果（感度解析結果）
第1図より，全除去効果を考慮したベースケースにおけるＤＦ（106オーダー）との比較から，
重力沈降のＤＦは103程度，ドライウェルスプレイのＤＦは10〜102程度であることがわかる。これより，重力沈降及びドライウェルスプレイ両方によるＤＦは104〜105程度となるため，エアロ
ゾルに対する原子炉格納容器内の除去効果は重力沈降及びドライウェルスプレイの影響が大きいと考える。
(2) 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(a) スクラビング効果について
スクラビングは，エアロゾルを含む気体がプール内に移行する場合，気泡が分裂しながら上昇していく過程においてエアロゾルが気泡界面に到達した時点で水に溶解して気体から除去される現象である。スクラビングにおけるエアロゾル除去のメカニズムは，プールへの注入時の水との衝突や気泡がプール水中を上昇していく過程における慣性衝突等が考えられる。

補足2-3

(b) ＭＡＡＰ解析上の扱いについて
スクラビングによる除去効果について，ＭＡＡＰ解析ではスクラビング計算プログラム（ＳＵＰＲＡコード）により計算されたＤＦ値のデータテーブルに，プール水深，エアロゾ
ルの粒子径，キャリアガス中の水蒸気割合，原子炉格納容器圧力及びサプレッション・プー
ルのサブクール度の条件を補間して求めている。
ＳＵＰＲＡコードでは，スクラビングに伴う初期気泡生成時及び気泡上昇時のエアロゾルの除去効果をモデル化しており，気泡挙動（気泡サイズ及び気泡上昇速度），初期気泡生成
時のＤＦ，気泡上昇時のＤＦを評価式により与えている。第2図に，気泡中のエアロゾルが気泡界面に到達するまでの過程を示す。気泡上昇時における各過程の除去速度を評価すること

補足-270-4 R1でエアロゾルのＤＦを与えている。

NT2 補

第2図 スクラビングによるエアロゾル捕集効果(c) ＳＵＰＲＡコードによる計算結果と実験結果の比較について
ＳＵＰＲＡコードによる計算結果については，電力共同研究※１にて実験結果との比較検討が行われている。試験条件及び試験装置の概要を第1表及び第3図に示す。また，試験結果を第4図から第10図に示す。
試験結果より，ＳＵＰＲＡコードによる計算結果と実験結果について，キャリアガス流量
等のパラメータ値の増減によるＤＦ値の傾向は概ね一致していることを確認した。
また，粒径μmまでの粒子について，ＳＵＰＲＡコードによる計算結果が実験結果より小さいＤＦ値を示しており，保守的な評価であることを確認した。
一方，粒径μmの粒子について，ＳＵＰＲＡコードによる計算結果が実験結果より大きいＤＦ値を示しているが，これは実験とＳＵＰＲＡコードで用いている粒子の違い（実験：ＬＡＴＥＸ粒子（密度g/cm3），ＳＵＰＲＡコード：ＣｓＯＨ（密度g/cm３））

が影響しているためである。ＳＵＰＲＡコードの計算結果を密度補正※２した第7図及び第9図では，ＳＵＰＲＡコードによる計算結果は実験結果より概ね小さい傾向となるＤＦ値を示すことが確認できる。
以上より，ＳＵＰＲＡコードにより計算されたＤＦ値を用いることは妥当と考える。
※1 共同研究報告書「放射能放出低減装置に関する開発研究」（ＰＨＡＳＥ２）最終報告書
補足2-4

平成5年3月※2 実験ではＬＡＴＥＸ粒子を用いているため，その粒径はとなる。一方，ＳＵＰＲＡコードではＣｓＯＨの粒径を基にしているため，粒径に粒子密度（に換算する。

NT2 補

補足-270-4 R1

ることにより補足2-5

g/cm3）の平方根を乗じ

NT2 補補足-270-4 R1

第1表 試験条件

第3図 試験装置の概要

補足2-6

NT2 補補足-270-4 R1

第4図 キャリアガス流量に対するＤＦの比較

第5図 プール水温に対するＤＦの比較

補足2-7

NT2 補補足-270-4 R1

第6図 水蒸気割合に対するＤＦの比較

第7図 水蒸気割合に対するＤＦの比較（密度補正）

補足2-8

NT2 補補足-270-4 R1

第8図 スクラビング水深に対するＤＦの比較

第9図 スクラビング水深に対するＤＦの比較（密度補正）

補足2-9

NT2 補補足-270-4 R1

第10図 ガス温度に対するＤＦの比較(d) 沸騰による除去効果への影響について「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）」の代替循環冷却系を使用できない場合における事故シーケンスでは，第11図のとおり，格納容器圧力逃がし装置による原子炉格納容器除熱の実施に伴いサプレッション・プールは飽和状態（沸騰状態）になるため，サプレッション・プールの沸騰による除去効果への影響を確認した。ＭＡＡＰ解析
条件及び評価結果を第2表及び第3表に示す。なお，エアロゾルの粒径については，スクラビ
ング前後でそれぞれ最も割合の多い粒径について除去効果への影響を確認した。その結果，第3表のとおり沸騰時の除去効果は非沸騰時に比べて小さいことを確認した。
ただし，「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）」の代替循環冷却系を使用できない場合における事故シーケンスにおいて，原子炉圧力容器内の放射性物質
は大破断ＬＯＣＡにより生じた破断口より原子炉格納容器内気相部へ移行し，その後，重力沈降等により，大部分が原子炉格納容器内液相部へ移行することになるが，第12図のとおり，
ＭＡＡＰ評価においてサプレッション・プールのスクラビング効果に期待しているエアロゾ
ル粒子のうち，被ばく影響への寄与が大きいよう素やセシウム（ＣｓＩ及びＣｓＯＨ）は，事象発生5時間程度で大部分が原子炉格納容器内液相部へ移行し,この時点ではサプレッション・プールは非沸騰状態であることから，サプレッション・プールの沸騰による除去効果の減少の影響はほとんどないと考える。
また，ＣｓＩ，ＣｓＯＨの沸点はそれぞれ1,280 ℃，272.3 ℃以上※3であり，シビアアク
シデント時に原子炉格納容器内でＣｓＩ，ＣｓＯＨが揮発することは考えにくいが，サプレッション・プールの沸騰に伴い液相部中のＣｓＩ，ＣｓＯＨの一部が気相部へ移行する可能性がある。ただし，その場合でも，ドライウェルから格納容器圧力逃がし装置を介した場合
補足2-10における放射性物質の放出量に包絡されると考えられる。
※3 化合物の辞典 髙本 進・稲本直樹・中原勝儼・山﨑 昶[編集] 1997年11月20日

常設低圧代替注水系ポンプを用いた代替格納容器スプレイ冷却系（常設）による原子炉格
納容器冷却操作（約3.9時間）に伴うサブクール度の低下

格納容器圧力逃がし装置による原子炉格納容器減圧及び除熱操作（約19時間）の実
施に伴う原子炉格納容器圧力低下により，サプレッション・プールは飽和状態とな
る。

NT2 補

補足-270-4 R1

第11図 サプレッション・プールのサブクール度の推移

第2表 評価条件
項目
蒸気割合

原子炉格納容器圧力
サプレッション・プール

評価条件※
％

選定理由
格納容器ベント実施前のドライウェルにおける蒸気割合（約55 ％）相当

kPa[gage]

格納容器ベント実施前の原子炉格納容器
圧力（400〜465 kPa[gage]）相当

m

実機では水深 m以上のため，設定上限

水深

値を採用

サブクール度エアロゾルの粒径（半径）℃

未飽和状態として設定（設定上限値）℃

飽和状態として設定（設定下限値）

μm

スクラビング前において，最も割合が多い粒径μm

スクラビング後において，最も割合が多い粒径※

ＳＵＰＲＡコードにより計算されたデータテーブルの設定値を採用

補足2-11

第3表 評価結果

ＤＦ
粒径（半径）

未飽和状態（サブクール度

飽和状態℃）（サブクール度

℃）

μm
μm

1.0
0.9

NT2 補

補足-270-4 R1

0.8
炉
内
内
蔵
量
に
対
す
る
割
合
(−)

0.7
0.6

事象発生5時間程度で大部分の放射性物質が液相部へ移行

0.5
0.4
0.3
0.2
0.1
0.0
0

5

10

15

20

25

30

事故後の時間(h)第12図 原子炉格納容器内液相部中の存在割合

補足2-12

35

40

補足3
原子炉格納容器内における無機よう素の自然沈着効果について(1) 無機よう素の自然沈着率の設定
原子炉格納容器内での無機よう素の除去効果として，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）を用いている。以下に，自然沈着率の算出に関する概要を示す。
原子炉格納容器内における無機よう素の自然沈着について，財団法人原子力発電技術機構（以下「ＮＵＰＥＣ」という。）による検討「平成9年度ＮＵＲＥＧ−1465のソースタームを用いた放射性物質放出量の評価に関する報告書（平成10年3月）」において，ＣＳＥ（Containment
Systems Experiment）A6実験に基づく値が示されている。
原子炉格納容器内での無機よう素の自然沈着率をld（μg/m3）とすると，原子炉格納容器内における無機よう素濃度rの濃度変化（1/s）は式1で表され，自然沈着率ldは時刻t0における無機よ
う素濃度r0と時刻t1における無機よう素濃度r1を用いて式2のとおりとなる。

NT2 補

補足-270-4 R0

（式1）

（式2）

なお，ＮＵＰＥＣの報告書では，Nuclear Technology

Removal of Iodine and Particles by

Sprays in the Containment Systems Experiment の記載（ＣＳＥ Ａ6実験）より，時刻0分における無機よう素の気相濃度105 μg/m3及び時刻30分における無機よう素の気相濃度1.995×104 μg/m3を上式に代入することで，式3のとおり，無機よう素の自然沈着率9.0×10-4（1/s）を算出したとしている。

（式3）

この自然沈着率は，ＢＮＷＬ−1244， Removal of Iodine and Particles from Containment
Atmospheres by Spray-Containment Systems Experiment Interim Report のＣＳＥ Ａ6実験による無機よう素の気相部濃度の時間変化を表す図に基づくものである。時刻0分〜30分の濃度変化
は，よう素の浮遊量が多く，格納容器スプレイを考慮していない事故初期の状態を模擬していると考えられる。（第1図参照）

補足3-1

補足-270-4 R0
NT2 補

第1図 ＣＳＥ Ａ6実験による無機よう素の濃度変化図(2) ＣＳＥ実験の適用について
ＣＳＥ実験条件と東海第二発電所の評価条件の比較を第1表に示す。
第1表 ＣＳＥ実験と東海第二発電所の評価条件の比較
ＣＳＥ実験のRun No.
Ａ6
Ａ5※3
蒸気＋空気
同左
※1,※2

Ａ11※3
同左

東海第二発電所

雰囲気
同左
雰囲気圧力
約0.20
約0.22
約0.24
約0.47以下※4（MPa[gage]）
雰囲気温度
約120
約120
約120
約200以下※4
（℃）
格納容器
なし
なし
間欠※6
間欠※５
スプレイ
※1 R.K.Hilliard et.al, Removal of iodine and particles by sprays in the containment
systems experiment , Nucl. Technol. Vol 10 pp499-519, 1971
※2 R.K.Hilliard et.al, Removal of iodine and particles from containment atmospheries
by sprays , BNWL-1244※3 R.K.Hilliard and L.F.Coleman, Natural transport effects on fission productbehavior in the containment systems experiment , BNWL-1457※4 評価事故シーケンスにおける格納容器圧力及び雰囲気温度のＭＡＡＰ解析結果より記載
補足3-2

※5 Ａ6実験はスプレイを伴う実験だが，自然沈着率の算出には1回目のスプレイ実施前における原子炉格納容器内の濃度変化より設定している※6 格納容器スプレイを実施するが，評価上は無機よう素の除去効果に対しては自然沈着のみ考慮し，格納容器スプレイによる除去効果は考慮しない
スプレイを使用していないＡ5及びＡ11における無機よう素の原子炉格納容器内気相部濃度の時間変化を第2図に示す。初期の沈着についてはＡ6と同様の傾向を示すとともに，初期濃度より数百分の1程度まで低下した後は緩やかとなる傾向が見られる。また，米国ＳＲＰ6.5.2では，原子NT2 補補足-270-4 R0

炉格納容器内の無機よう素濃度が1／200になるまでは無機よう素の除去が見込まれるとしている。

第2図 ＣＳＥ Ａ5及びＡ11実験における無機よう素の原子炉格納容器内気相部濃度の時間変化
自然沈着率は，評価する体系の体積と内表面積の比である比表面積の影響を受け，比表面積が大きいほど自然沈着率は大きくなると考えられるため，ＣＳＥ実験における体系と東海第二発電所の比表面積について第2表に示す。表からＣＳＥ実験と東海第二発電所の比表面積は同程度となっていることが確認できる。
第2表 ＣＳＥ実験と東海第二発電所の比表面積の比較
ＣＳＥ実験体系

東海第二発電所

体積（m3）

約600

約5,700表面積（m2）約570

約5,900比表面積（1/m）

約0.96

約1.04

補足3-3

補足4
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（無機よう素）について
サプレッション・プールでのスクラビングによる無機よう素の除去効果（以下「ＤＦ」という。）として，Standard Review Plan 6.5.5に基づきＤＦ10を設定している。これはStandard
Review Plan 6.5.5において，「無機よう素のスクラビングによる除去効果として，Ｍａｒｋ‐Ⅱ
及びＭａｒｋ‐Ⅲに対してＤＦ10以下，Ｍａｒｋ‐Ⅰに対してＤＦ5以下を主張する場合は，特に計算を必要とせず容認しても良い」との記載に基づくものであり（抜粋参照），東海第二発電所はＭａｒｋ−Ⅱ型原子炉格納容器を採用していることから，サプレッション・プールの沸騰の有無に関わらず，ＤＦ10を適用することとしている。
なお，有機よう素についてはガス状の性質であることから，本ＤＦの効果には期待していない。
粒子状よう素のＤＦについては，ＭＡＡＰ解析のスクラビング計算プログラム（ＳＵＰＲＡコード）にて評価している。

NT2 補

補足-270-4 R0「Standard Review Plan 6.5.5」（抜粋）

補足4-1

参考
サプレッション・プールでのスクラビングによる
無機よう素の除去効果に関する他の知見について
サプレッション・プールでのスクラビングによる無機よう素の除去効果に関する他の知見として，
ＳＰＡＲＣコードによる計算結果並びにＵＫＡＥＡ及びＰＯＳＥＩＤＯＮにて行われた実験がある。
なお，選定した事故シーケンスは，原子炉停止機能喪失であり，以下の事故進展を想定している。
(1) ＳＰＡＲＣコードによる計算結果
Standard Review Plan 6.5.5の引用文献※1において，ＳＰＡＲＣコードを用いたよう素のスクラビングによる除去効果を計算している。当該文献では，Ｍａｒｋ−Ⅰ型原子炉格納容器を対象として無機よう素（Ｉ２），粒子状よう素（ＣｓＩ）及び有機よう素（ＣＨ３Ｉ）に対するスク
ラビングによる除去効果を計算している。計算結果は第1図のとおりであり，無機よう素に対するＤＦは最小で10程度である。
なお，選定した事故シーケンスは，原子炉停止機能喪失であり，以下の事故進展を想定していNT2 補

補足-270-4 R0

る。
・過渡時において制御棒の挿入不良が発生
・緊急炉心冷却システムは作動するが，原子炉出力レベルはサプレッション・プールの冷却能力を超過
・原子炉圧力容器の過圧破損の発生により冷却材が喪失した結果，炉心損傷が発生※1

P.C.Owczarski and W.K.Winegarder, Capture of Iodine in Suppression Pools ,19th
DOE/NRC Nuclear Air Cleaning Conference.

補足4-2

NT2 補補足-270-4 R0

I2流量の減少により，スクラビングによる除去効果が低下※

第1図 ＳＰＡＲＣ計算結果（瞬時値ＤＦ）※

文献中の記載（抜粋）Here the I２ flow rate is fairly high until 148.5min, then the rate(and incoming
I２ concentration) decreases. These decreases cause the pool scrubbing to becomeless effective at the iodine concentrations of pool.

(2) ＵＫＡＥＡ及びＰＯＳＥＩＤＯＮにて行われた実験
無機よう素に対するスクラビングによる除去効果について，ＵＫＡＥＡ※2及びＰＯＳＥＩＤＯＮ※3において実験が行われている。実験体系を第2図及び第3図，実験条件及び実験結果を第1表
及び第2表に示す※4。第2表のとおり，無機よう素のＤＦは最小で14である。
※2 イギリスのウィンフリス（重水減速沸騰軽水冷却炉(SGHWR)）の蒸気抑制システムにおける核分裂生成物の保持を調べるための実験※3 スイスのポール・シェラー研究所で行われた水中へのガス状よう素のスクラビングに関する実験※4
State-of-the-art review on fission products aerosol pool scrubbing under severe
accident conditions ，1995

補足4-3

NT2 補補足-270-4 R0

第2図 ＵＫＡＥＡ実験体系

第3図 ＰＯＳＥＩＤＯＮ実験体系

補足4-4

NT2 補補足-270-4 R0

第1表 実験条件

第2表 実験結果

補足4-5

補足5
原子炉格納容器外への核分裂生成物の放出割合の設定について
大気への放出量は，炉内蓄積量に原子炉格納容器外への放出割合を乗じることで算出する。（参考1参照）
原子炉格納容器外への放出割合の評価に当たっては，想定事故シナリオ「大破断ＬＯＣＡ＋高圧
炉心冷却失敗＋低圧炉心冷却失敗」（全交流動力電源喪失の重畳を考慮）において原子炉圧力容器が健全な状態で事故収束するため，そのプラント状態を模擬可能なＭＡＡＰコードを用いることとするが，以下の考察から，より実態に即した原子炉格納容器外への核分裂生成物の放出割合を設定するため，ＮＵＲＥＧ−1465の知見を用いて中・低揮発性核種の放出割合を補正する。なお，被ばく評価に与える影響としては高揮発性核種からの寄与がほとんどとなるが，ＮＵＲＥＧ−1465の知見を用いて補正する中・低揮発性核種のうち短半減期核種についても被ばく評価への寄与が考えられ，ＭＡＡＰコードの解析結果をそのまま適用すると過度に保守的な評価となることから，より実態に即した評価とするためＮＵＲＥＧ−1465の知見を用いた放出割合の補正を行う。
第1表 放出割合の評価結果（ＭＡＡＰ解析）
補足-270-4 R2

格納容器圧力逃がし装置への放出割合※1

Ｓ／ＣベントＤ／ＷベントＳ／ＣベントＤ／Ｗベント希ガス類

約4.3×10-3

約4.3×10-3

約9.5×10-1

約9.5×10-1

ＣｓＩ類

約6.2×10-5

約6.2×10-5

約1.0×10-6

約3.9×10-3

NT2 補

原子炉格納容器から原子炉建屋への漏えい割合※1

グループ

ＣｓＯＨ類

約3.1×10-5

約3.2×10-5

約4.0×10-7

約7.5×10-3

Ｓｂ類

約7.6×10-5

約7.5×10-5

約2.7×10-6

約1.8×10-2ＴｅＯ２類

約4.4×10-5

約4.4×10-5

約3.8×10-7

約9.9×10-4

ＳｒＯ類

約8.6×10-5

約7.1×10-5

約2.6×10-5

約2.4×10-1

ＢａＯ類

約9.1×10-5

約8.3×10-5

約1.5×10-5

約1.4×10-1ＭоО２類

約9.1×10-5

約9.0×10-5

約3.5×10-6

約3.0×10-2ＣｅО２類

約1.6×10-5

約8.3×10-6

約1.1×10-5

約7.1×10-2Ｌａ２О３類

約1.6×10-5

約8.3×10-6

約1.1×10-5

約7.1×10-2

核種※1 小数点第2位を四捨五入

補足5-1

第2表 放出割合の評価結果（中・低揮発性の核種グループに対する補正後）

核種

格納容器圧力逃がし装置へのの漏えい割合※1

放出割合※1

Ｓ／ＣベントＤ／ＷベントＳ／ＣベントＤ／Ｗベント希ガス類

約4.3×10-3

約4.3×10-3

約9.5×10-1

約9.5×10-1

ＣｓＩ類

約6.2×10-5

約6.2×10-5

約1.0×10-6

約3.9×10-3

ＣｓＯＨ類

約3.1×10-5

約3.2×10-5

約4.0×10-7

約7.5×10-3

Ｃｓ類※2

約3.4×10-5

約3.4×10-5

約4.5×10-7

約7.2×10-3

Ｓｂ類

約6.7×10-6

約6.8×10-6

約8.9×10-8

約1.4×10-3ＴｅＯ２類

約6.7×10-6

約6.8×10-6

約8.9×10-8

約1.4×10-3

ＳｒＯ類

約2.7×10-6

約2.7×10-6

約3.6×10-8

約5.8×10-4ＢａＯ類

約2.7×10-6

約2.7×10-6

約3.6×10-8

約5.8×10-4ＭоО２類

約3.4×10-7

約3.4×10-7

約4.5×10-9

約7.2×10-5ＣｅО２類

約6.7×10-8

約6.8×10-8

約8.9×10-10

約1.4×10-5Ｌａ２О３類約2.7×10-8

約2.7×10-8

約3.6×10-10

約5.8×10-6※1 小数点第2位を四捨五入※2 CsI類及びCsOH類の値から評価（評価式は式1）NT2 補補足-270-4 R2

グループ

原子炉格納容器から原子炉建屋へ

補足5-2

①ＴＭＩや福島第一原子力発電所事故での観測事実について第1表によると，高揮発性核種（ＣｓＩ，ＣｓＯＨ）の格納容器圧力逃がし装置からの放出割合（10-6〜10-7オーダー）と比べ，中・低揮発性核種の放出割合の方が大きい（10-5オーダー）という結果になっている。
一方，ＴＭＩや福島第一原子力発電所事故での観測事実から，事故が発生した場合に最も多く放出される粒子状物質は，よう素やセシウム等の高揮発性の物質であり，中・低揮発性の物質の放出
量は高揮発性の物質と比べて少量であることがわかっている。
第3表は，ＴＭＩ事故後に評価された放射性核種の場所ごとの存在量であるが，希ガスや高揮発性核種（セシウムやよう素）が原子炉圧力容器外に炉内蓄積量の半分程度放出される一方で，中・低揮発性核種はほぼ全量が原子炉圧力容器に保持されているという評価となっている。
第3表 ＴＭＩ事故後に評価された放射性核種の場所ごとの存在割合※3

NT2 補

補足-270-4 R2

核種

１４４

Ce

低揮発性
１５４
Eu

１５５

Eu

９０

Sr

中揮発性
１０６
Ru

１２５

Sb

１３７

（単位：％）
高揮発性
１２９
８５
I
Kr

Cｓ
原子炉建屋
原子炉容器
105.4
122.7
109.5
89.7
93.2
117.2
40.1
42
30
原子炉冷却系1
0.2
31†
地階水，気相タンク類
0.01
2.1
0.5
0.7
47
54
(47)
補助建屋
0.1
0.7
5
7
合計
105
122
110
93
94
119
95
97
85
† 広範囲のＩ濃度測定値と多量のデブリ（おもに地下水沈殿物）のため，ここでの保持量は炉心インベントリ−を大きく上回る分析結果となってしまう。したがって，ここに保持されたＩのインベントリーはＣｓと同等であると考える。

※3 存在割合＝サンプル試料の分析結果／ＯＲＩＧＥＮ２コード解析結果
出典：「ＴＭＩ−２号機の調査研究成果（渡会偵祐,井上康,桝田藤夫 日本原子力学会誌 Vol.32，
No.4（1990））」
また，第4表は，福島第一原子力発電所事故後に実施された発電所敷地内の土壌中放射性核種のサンプリング結果であるが，最も多く検出されているのは高揮発性核種（セシウムやよう素）であり，多くの中・低揮発性核種は不検出（ＮＤ）という結果となっている。
第4表 福島第一原子力発電所事故後に検出された土壌中の放射性核種

出典：東京電力ホールディングス株式会社 HP（http://www.tepco.co.jp/cc/press/11040609-j.html）

補足5-3

②各元素の放出挙動について
燃料からの核分裂生成物の放出及び移行挙動に関する研究結果より，各元素の放出挙動は以下のように整理されており※4，高揮発性核種が高温でほぼ全量放出されるのに対し，中・低揮発性核種
は雰囲気条件に大きく左右されるものであり，高揮発性核種は中・低揮発性核種に比べ放出割合が大きくなる特徴をもつ。
希ガス：高温にてほぼ全量放出される。
Ｉ，Ｃｓ ：高温にてほぼ全量放出される。放出速度は希ガスと同等。
Ｓｂ，Ｔｅ：被覆管と反応した後，被覆管の酸化に伴い放出される。
Ｓｒ，Ｍｏ，Ｒｕ，Ｒｈ，Ｂａ：雰囲気条件（酸化条件or還元条件）に大きな影響を受ける。
Ｃｅ，Ｎｐ，Ｐｕ，Ｙ，Ｚｒ，Ｎｂ：高温状態でも放出速度は低い。
※4 「化学形に着目した破損燃料からの核分裂生成物及びアクチニドの放出挙動評価のための研究（JAEA-Review 2013-034，2013年12月）」③補正について①及び②より，第1表の中・低揮発性核種の放出割合が高揮発性核種よりも大きいという結果は実態に即しておらず，これは，ＭＡＡＰ解析において，中・低揮発性核種の放出割合が過度に大き補足-270-4 R2でも，燃料デブリ表面からの放射性物質の放出評価において溶融燃料の平均温度を参照して放出量NT2 補く評価されたためと考えられ，要因としては，溶融燃料が再冠水し溶融燃料の外周部が固化した後・炉心が再冠水した場合の低揮発性核種（Ｒｕ及びＭｏ）の放出について，低温の溶融燃料表面を評価していることや，溶融燃料上部の水によるスクラビング効果を考慮していないことが挙げられる。なお，ＭＡＡＰコードの開発元であるＥＰＲＩからも，以下の報告がなされている。

付近ではなく，溶融燃料の平均温度を基に放出速度を算出しているため，ＭＡＡＰ解析が保守的な結果を与える場合がある。
・Ｍｏの放出量評価について，ＮＵＲＥＧ−1465よりもＭＡＡＰの方が放出量を多く評価する。
したがって，ＴＭＩ事故や福島第一原子力発電所事故の実態により見合った，環境中への放出量を評価するため，中・低揮発性核種の放出割合を補正することとした。補正するに当たり，ＴＭＩ
事故を契機として行われたシビアアクシデントに係るソースターム研究を踏まえ，被覆管材である
ジルコニウムの酸化量の違い等により核分裂生成物の放出量や放出タイミングに相違が生じることを考慮し，ＢＷＲ及びＰＷＲそれぞれに対して放出割合を設定する等，より現実的なソースタームの設定を目的として制定されたＮＵＲＥＧ−1465の知見を利用する。事象発生後，炉心損傷が開始
し，原子炉圧力容器が破損するまでのＭＡＡＰ解析とＮＵＲＥＧ−1465の想定の比較は第5表のとおりであり，想定事故シーケンスでは重大事故等対処設備による原子炉注水により原子炉圧力容器
破損には至らないが，ＮＵＲＥＧ−1465の想定とＭＡＡＰ解析の事象進展に大きな差はなく，本評価においてＮＵＲＥＧ−1465の知見は利用可能と判断している。

補足5-4

第5表 ＭＡＡＰ事象進展とＮＵＲＥＧ−1465の想定の比較
燃料被覆管損傷が開始し，ギャップから放射性物質が放出される期間

炉心溶融が開始し，溶融燃料が原子炉圧力容器破損するまでの
期間

ＭＡＡＰ

約4 分〜約27 分※5

約27 分〜約3.3 時間※6

ＮＵＲＥＧ−1465〜30 分

30 分〜2 時間※5 炉心損傷開始（燃料被覆管1000）〜燃料溶融開始（燃料温度2500）※6 原子炉注水をしない場合における原子炉圧力容器破損時間（本評価においては原子炉注水により原子炉圧力容器破損には至らない）
以下，各核種グループにおける放出割合の具体的な評価手法を示す。
(1) 希ガスグループ，ＣｓＩグループ，ＣｓＯＨグループ
希ガスを含めた高揮発性の核種グループについては，ＭＡＡＰ解析結果から得られた放出割合を採用する。
なお，Ｃｓの放出割合については，ＣｓＩグループ及びＣｓＯＨグループの放出割合，Ｉ元
素とＣｓ元素の原子炉停止直後の炉内蓄積重量より，式1を用いて評価する。（式1の導出過程
補足-270-4 R2は，参考2参照）

NT2 補

（式1）

FCs T

：時刻TにおけるＣｓの放出割合

FCｓOH T

：時刻TにおけるＣｓＯＨグループの放出割合

FCｓI T：時刻TにおけるＣｓＩグループの放出割合

MI：停止直後のＩの炉内蓄積重量

MCｓ：停止直後のＣｓの炉内蓄積重量

WI：Ｉの分子量W Cｓ：Ｃｓの分子量(2) 中・低揮発性の核種グループ
中・低揮発性の核種グループについては，ＭＡＡＰ解析から得られた放出割合は採用せず，
ＭＡＡＰ解析の結果から得られたＣｓの放出割合，希ガスグループの放出割合及びＮＵＲＥＧ−1465の知見を利用して放出割合を評価する。
ここで，中・低揮発性の核種における放出割合の経時的な振る舞いは，格納容器圧力逃がし
装置への放出については希ガス，原子炉建屋への漏えいについてはＣｓと同一になるものとし※7，事象発生から168時間経過時点におけるＣｓの放出割合に対する当該核種グループの放出割合の比率はＮＵＲＥＧ−1465で得られた比率に等しいとして，式2及び式3に基づき評価する。
また，第6表に，ＮＵＲＥＧ−1465で評価された格納容器内への放出割合を示す。

補足5-5

【格納容器圧力逃がし装置への放出】（式2）【原子炉格納容器から原子炉建屋への漏えい】（式3）

F i T ：時刻Tにおけるi番目のＭＡＡＰ核種グループの放出割合
F N G T ：時刻Tにおける希ガスグループの放出割合
F C S T ：時刻TにおけるＣｓの放出割合

γ i ：ＮＵＲＥＧ−1465におけるi番目のＭＡＡＰ核種グループに相当する核種グループの原子炉格納容器への放出割合

gCs：ＮＵＲＥＧ−1465におけるＣｓに相当する核種グループの原子炉格納容器への放出割合※7 格納容器内に放出された中・低揮発性の核種グループは，粒子状として振る舞い，沈補足-270-4 R2

着やドライウェルスプレイ等による除去効果を受けると考えられる。したがって，中・低揮発性の核種グループの原子炉建屋への漏えいについては，沈着等による除去効果を受けるＣｓの振る舞いに近いと考えられる。
また，中・低揮発性の核種グループは，Ｃｓに比べて原子炉格納容器内に放出される量が少なく，壁面等への付着量も少ない。したがって，格納容器圧力逃がし装置への放NT2 補出については，格納容器ベントに伴い大気に放出された後も，壁面等に付着した放射性物質の再浮遊に伴い大気への放出が生じるＣｓではなく，原子炉格納容器気相部に浮遊し，壁面等からの追加放出がない希ガスの放出割合の振る舞いに近いと考えられる。
以上のことから，中・低揮発性の核種グループの「各時刻における放出割合」は，「各時刻における希ガスグループ又はＣｓの放出割合」に比例するものとする。
第6表 ＮＵＲＥＧ−1465での原子炉格納容器内への放出割合
核種グループ
原子炉格納容器への放出割合※8Ｃｓ0.25
ＴｅО２，Ｓｂ
0.05
ＳｒО，ＢａО0.02
ＭоО２
0.0025ＣｅО２0.0005Ｌａ２О３0.0002※8 ＮＵＲＥＧ−1465のTable3.12「Gap Release」及び「Early In-Vessel」の値の和（ＮＵ
ＲＥＧ−1465では，「Gap Release」，「Early In-Vessel」，「Ex-Vessel」及び「Late InVessel」の各事象進展フェーズに対して原子炉格納容器内への放出割合を与えている。本評
価事象は原子炉圧力容器が健全な状態で事故収束するため，原子炉圧力容器損傷前までの炉
心からの放出を想定する「Gap Release」及び「Early In-Vessel」の値を用いる。）

補足5-6

参考1 大気への放出量評価過程について
大気への放出量は，「核種ごとに評価した炉内蓄積量」に「ＭＡＡＰにより評価した核種グルー
プごとの格納容器外への放出割合」を乗じることで算出する。本評価において考慮したＭＡＡＰにおける核種グル―プと各グループの核種を第7表に示す。なお，ＭＡＡＰにおける核種グループと
ＮＵＲＥＧ−1465における核種グループの比較は第1図のとおりであり，分類数に違いはあるが，取り扱っている核種は同等である。
第7表 ＭＡＡＰにおける核種グル―プと各グループの核種
核種※1
Ｋｒ，Ｘｅ
Ｉ
Ｃｓ，Ｒｂ
Ｓｂ
Ｔｅ
Ｓｒ
Ｂａ
Ｍｏ，Ｃｏ，Ｔｃ，Ｒｕ，Ｒｈ
Ｃｅ，Ｎｐ，Ｐｕ
Ｌａ，Ｙ，Ｚｒ，Ｎｂ，Ｐｒ，Ｎｄ，Ａｍ，Ｃｍ

Ｌａ２Ｏ３類※1 本評価において「Ｔｅ２類」及び「ＵＯ２類」の核種グループに対するＭＡＡＰ解析結果がゼロのため，対象外とした。

NT2 補

補足-270-4 R2核種グループ
希ガス類
ＣｓＩ類
ＣｓＯＨ類
Ｓｂ類
ＴｅＯ２類
ＳｒＯ類
ＢａＯ類
ＭｏＯ２類
ＣｅＯ２類

第1図 ＭＡＡＰ及びＮＵＲＥＧ−1465における核種グループの比較（「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」の「第５部 ＭＡＡＰ」（抜粋））

補足5-7

参考2 Ｃｓの放出割合の評価式について
Ｃｓの放出割合については，ＣｓＩグループ及びＣｓＯＨグループの放出割合，I及びＣｓの原
子炉停止直後の炉内蓄積重量並びにＩ及びＣｓの分子量を用いて，下記の式1により評価している。
ここでは，式1の導出過程について示す。

NT2 補

補足-270-4 R2

（式1）

FCs T

：時刻TにおけるＣｓの放出割合

FCｓOH T

：時刻TにおけるＣｓＯＨグループの放出割合

FCｓI T：時刻TにおけるＣｓＩグループの放出割合

MI：停止直後のＩの炉内蓄積重量

M Cｓ：停止直後のＣｓの炉内蓄積重量

WI：Ｉの分子量WCｓ：Ｃｓの分子量

1．ＣｓＩに含まれるＣｓＩは全てＣｓＩとして存在しているため，ＣｓＩ中に含まれるＣｓは，ＣｓＩ中に含まれるＩの重量にＩ及びＣｓの分子量の比を乗ずることで算出する。

MCs CsI T ：時刻TにおけるＣｓＩ中に含まれるＣｓの放出量
2．ＣｓＯＨに含まれるＣｓ
ＣｓはＣｓＩ又はＣｓＯＨのいずれかの形態で存在しているため，ＣｓＯＨ中に含まれるＣｓは，１．で算出したＣｓＩ中に含まれるＣｓを差引くことで算出する。

MCs OH T ：時刻TにおけるＣｓＯＨ中に含まれるＣｓの放出量

補足5-8

3．Ｃｓの放出割合
1．及び2．で得られたＣｓの放出量をＣｓの炉内蓄積重量で除することで，Ｃｓの放出割合をNT2 補補足-270-4 R2

算出する。

補足5-9

参考3 ＭＡＡＰ解析結果及びＮＵＲＥＧ−1465の放出割合について
被ばく評価への寄与が大きい核種に対するＭＡＡＰ解析結果及びＮＵＲＧ−1465の放出割合を第8表に示す。第8表のとおり，Ｃｓ及びＩについてはＭＡＡＰ解析結果の方が大きい。また，希ガス
については，ＮＵＲＥＧ−1465の放出割合の方が大きいが，これは東海第二の想定事故シナリオでは，原子炉注水により炉心が再冠水することで炉心内に健全な状態の燃料が一部存在するためと考える。
第8表 ＭＡＡＰ解析結果及びＮＵＲＥＧ−1465の放出割合
ＮＵＲＥＧ−1465

希ガス

約0.95

1

Ｉ

約0.78

0.30

Ｃｓ

約0.37

0.25

NT2 補

補足-270-4 R2

ＭＡＡＰ

補足5-10

補足 6
地表面への沈着速度の設定について
地表面への放射性物質の沈着は，第 1 図に示すように乾性沈着と湿性沈着によって発生する。乾性沈着は地上近くの放射性物質が，地面状態等によって決まる沈着割合（沈着速度）に応じて地表面に沈着する現象であり，放射性物質の地表面濃度に沈着速度をかけることで計算される。湿性沈着は降水によって放射性物質が雨水に取り込まれ，地表面に落下・沈着する現象であり，大気中の放射性物質の濃度分布と降水強度及び沈着の割合を示すウォッシュアウト係数によって計算され
る。

降水期間

無降水期間

ウォッシュアウト係数

相対濃度
χ／Ｑ

地表面

沈着速度

湿性沈着率

NT2 補

補足-270-4 R0

放射性物質

乾性沈着率

降水期間は湿性・乾性沈着
を考慮

沈着速度

乾性沈着率

無降水期間は乾性沈着のみを考慮

第 1 図 地表面沈着のイメージ
現場作業の線量影響評価においては、地表面の放射性物質の沈着速度として，乾性沈着及び降雨による湿性沈着を考慮した地表面沈着速度として 0.5 cm/s を用いる。
以下では，無機よう素の湿性沈着を考慮した地表面沈着速度として 0.5 cm/s※1 を用いることの適用性について確認した。
※1 有機よう素の地表面への沈着速度としては 1.7×10-3 cm/s（1）評価手法
湿性沈着を考慮した地表面沈着速度（0.5 cm/s）の適用性は，乾性沈着率と湿性沈着率を合計
した沈着率の累積出現頻度 97 ％値を求め，乾性沈着率の累積出現頻度 97 ％値との比を求める。
その比と乾性沈着速度（0.3 cm/s，補足 8 参照）の積が 0.5 cm/s を超えていないことを確認す
る。乾性沈着率及び湿性沈着率は以下のように定義される。
(a) 乾性沈着率
乾性沈着率は，「日本原子力学会標準 原子力発電所の確率論的安全評価に関する実施基準（レベル 3PSA 編）：2008」（社団法人 日本原子力学会）（以下「学会標準」という。）解説 4.7 を参考
補足 6-1

に評価した。学会標準解説 4.7 では，使用する相対濃度は地表面高さ付近としているが，ここでは「原子力発電所中央制御室の居住性に係る被ばく評価手法について（内規）」［【解説 5.3】（1）］に従い，放出経路ごとの相対濃度を用いて評価した。

x, y, zχ/QV ・χ/Q x, y, zx, y, zχ/Q

：時刻 i での乾性沈着率［1/m2］

χ/Q x, y, zV・・・・・①：時刻 i での相対濃度［s/m3］：沈着速度［m/s］（0.003 NUREG/CR-4551 Vol.2 より）(b) 湿性沈着率
降雨時には，評価点上空の放射性核種の地表への沈着は，降雨による影響を受ける。湿性沈着率（χ／Ｑ）w（x,y）i は学会標準解説 4.11 より以下のように表される。
∞

x, y

χ/Q

Λ・

χ/Q x, y, z dz

χ/Q x, y, 0 Λ

2

Σ exp

h
2Σ

NT2 補

補足-270-4 R0

・・・・・②
χ/Q

x, y

2

：時刻 i での湿性沈着率［1/m ］

χ/Q x, y, 0

：時刻 i での地表面高さでの相対濃度［s/m3］Λ：時刻 i でのウォッシュアウト係数［1/s］
（ 9.5

10

Pr . 学会標準より）P：時刻 i での降水強度［mm/h］

Σ：時刻 i での建屋影響を考慮した放射性雲の鉛直方向の拡散幅［m］

h：放出高さ［m］

乾性沈着率と湿性沈着率を合計した沈着率の累積出現頻度 97 ％値と，乾性沈着率の累積出現頻度 97 ％値の比は以下で定義される。
乾性沈着率と湿性沈着率を合計した沈着率の累積出現頻度 97 ％値（①＋②）
乾性沈着率の累積出現頻度 97 ％値（①）
・χ/

, ,

χ/
・χ/

, ,

Λ
, ,

Σ

Σ

％

％

補足 6-2・・・・・③

（2）地表面沈着率の累積出現頻度 97 ％値の求め方
地表面沈着率の累積出現頻度は，気象指針に記載されているχ／Ｑの累積出現頻度 97 ％値の求め方※2 に基づいて計算した。具体的には以下の手順で計算を行った（第 2 図参照）。
(a) 各時刻における気象条件から，式①及び式②を用いてχ／Ｑ，乾性沈着率，湿性沈着率を 1
時間ごとに算出する。なお，評価対象方位以外に風が吹いた時刻については，評価対象方位におけるχ／Ｑがゼロとなるため，地表面沈着率（乾性沈着率＋湿性沈着率）もゼロとなる。
第 2 図の例は，評価対象方位をＳＷとした場合であり，χ／Ｑによる乾性沈着率及び降水による湿性沈着率から地表面沈着率を算出する。評価対象方位ＳＷ以外の方位に風が吹いた時刻については，地表面沈着率はゼロとなる。
(b) 上記（1）で求めた 1 時間ごとの地表面沈着率を値の大きさ順に並びかえ，小さい方から数えて累積出現頻度が 97 ％値を超えたところの沈着率を，地表面沈着率の 97 ％値とする（地表面沈着率の累積出現頻度であるため，χ／Ｑの累積出現頻度と異なる）。
※2（気象指針解説抜粋）
VI．想定事故時等の大気拡散の解析方法（2）着目地点の相対濃度は，毎時刻の相対濃度を年間について小さい方から累積した場合，その累積出現頻度が 97 ％に当たる相対濃度とする。

NT2 補

補足-270-4 R0

1．線量計算に用いる相対濃度

補足 6-3

降水がない時刻は，湿性沈着率はゼロ

方位
（風向）

風速
（m/s）

大気
安定度

χ／Ｑ
（s/m３）

乾性沈着率（1/m２）（①）

降水量（mm/hr）

湿性沈着率（1/m２）（②）

地表面沈着率
（①＋②）

ＳＷ
（ＮＥ）
ＳＷ
（ＮＥ）
Ｓ
（Ｎ）

4.3

F

○×10−６○×10−９00○×10−９4.5

E○×10−６○×10−９1.0○×10−８○×10−８

1.4

F○×10−６○×10−９1.5○×10−８○×10−８

・・・

・・・

・・・

・・・

・・・

・・・

・・・

・・・

・・・

3/31 24:00

ＳＷ
（ＮＥ）

5.5

D

○×10−７○×10−１０00○×10−１０

日時
4/1 1:00
4/1 2:00
4/1 3:00

評価対象方位をＳＷとし，地表面沈着率の出現頻度を昇順に並び替え

評価対象方位の時刻のみχ／Ｑ
及び乾性沈着率が出現

評価対象方位以外のχ／Ｑはゼロとなるため，地表面沈着率はゼロとなる。

補足-270-4 R0

地表面沈着率の累積出現頻度 97 %値
地表面沈着率の並び替えであり，気象条件
によってχ／Ｑは必ずしも昇順に並ぶとは限らない。
（従来のχ／Ｑ計算とは順番が異なる。
）

1

出現頻度
（％）
0.000

χ／Ｑ
（s/m３）
0

地表面沈着率（① ＋②）
0

2

0.003

0

0

・・・

・・・

・・・

No

・・・

−６

○×10−９○×10−９○○97.004○×10○○

97.010○×10−６

・・・

・・・

・・・

・・・

×××

100.000○×10−５○×10−８NT2 補

第 2 図 地表面沈着率の累積出現頻度 97 ％値の求め方（評価対象方位がＳＷの場合）（3）評価結果
各放出点の地表面沈着率の評価結果を第 1 表，地表面沈着率の累積出現頻度 97 ％値付近の値を第 2 表〜第 4 表に示す。
気象指針では，大気拡散評価においてめったに遭遇しないと思われる厳しい気象条件として累積出現頻度 97 ％値を採用※3 している。このことから，地表面沈着率の評価においても同様に，
実際の降雨を考慮してめったに遭遇しないと思われる気象条件として累積出現頻度 97 ％値を評価した。その結果，各地表面沈着率（乾性＋湿性）は乾性沈着率の約 1.22 倍〜1.34 倍程度となった。なお，風速，風向，大気安定度，降雨状況等様々な条件から計算を行うため，厳しい気象条件として選定される地表面沈着率の累積出現頻度 97 ％値は，必ずしも降雨があるとは限らない。
以上より，無機よう素の湿性沈着を考慮した沈着速度として，乾性沈着速度（0.3 cm/s）の1.34 倍（約 0.4 cm/s）から保守的に 0.5 cm/s と設定することは適切であると考えられる。また，
有機よう素の湿性沈着を考慮した沈着速度は，ＮＲＰＢ−B322 レポートから乾性沈着速度 10-3
（cm/s）を引用（補足 7 参照）し，乾性沈着速度（10-3 cm/s）に対して上記と同じ倍率（=0.5／0.3）から 1.7×10-3 cm/s を採用した。
なお，中央制御室の居住性評価及び緊急時対策所の居住性評価においては，更に保守性を持た補足 6-4

せ，沈着速度として 1.2 cm/s を採用している。
※3 （気象指針解説抜粋）
I．指針作成の考え方
想定事故時における安全解析は，想定事故期間中の線量を評価するものであるので，この場合には，想定事故が任意の時刻に起こること及び実効的な放出継続時間が短いことを考慮して，平均的な気象条件よりもむしろ出現頻度からみてめったに遭遇しないと思われる厳しい気象条件を用いる必要がある。このため，指針では，気象観測資料を基に出現確率的観点から想定事故期
間中の相対濃度を解析し，その出現頻度が極めて小さいものを選ぶことによって，放射性物質の濃度が厳しい気象条件に相当するものとなるように考慮することとした。
VI．想定事故時の大気拡散の解析方法
1．相対濃度指針では，想定事故時においてめったに遭遇しない気象条件下の濃度を導くため，相対濃度の出現確率は過去の経験に照らして 97 ％を採用して解析することとした。

NT2 補

補足-270-4 R0

第 1 表 沈着率評価結果③比
乾性沈着率（①） 地表面沈着率（①＋②）（（①＋②）（1/m2）（1/m2）／①）

湿性沈着を考慮
した沈着速度（cm/s）

放出点

相対濃度（s/m3）

原子炉建屋

約 8.3×10-4

約 2.5×10-6

約 3.0×10-6

約 1.22

約 0.36

原子炉
建屋屋上

約 4.2×10-4

約 1.2×10-6

約 1.5×10-6

約 1.22

約 0.36排気筒

約 3.0×10-6

約 8.9×10-9

約 1.2×10-8

約 1.34

約 0.40

補足 6-5

第 2 表 東海第二発電所における地表面沈着率（放出点：原子炉建屋）
No

方位※4
（風向）

降水量
（mm/hr）

χ／Ｑ（s/m3）

地表面沈着率（1/m2）（①＋②）

乾性沈着率の累積出現
頻度 97 ％値との比率（③）

累積出現頻度
（％）

・・・

・・・

・・・

・・・

・・・

・・・

・・・

14.0

約 6.4×10-5

約 2.9×10-6

約 1.2296.9905.0

約 1.4×10-4

約 3.0×10-6

約 1.2297.0013.0

約 2.0×10-4

約 3.0×10-6

約 1.2297.013

・・・

・・・

・・・

・・・

・・・

SW
（NE）
SW
（NE）
SW
（NE）

8497
8498
8499
・・・

※4

・・・

評価対象方位（Ｅ，ＥＳＥ，ＳＥ，ＳＳＥ，Ｓ，ＳＳＷ，ＳＷ，ＷＳＷ,Ｗ）

第 3 表 東海第二発電所における地表面沈着率（放出点：原子炉建屋屋上）
No

方位※5
（風向）

降水量
（mm/hr）

χ／Ｑ（s/m3）

地表面沈着率（1/m2）（①＋②）

乾性沈着率の累積出現
頻度 97 ％値との比率（③）

累積出現頻度
（％）

・・・

・・・

・・・

・・・

・・・

・・・

・・・

14.0

約 3.2×10-5

約 1.5×10-6

約 1.2296.9905.0

約 7.0×10-5

約 1.5×10-6

約 1.2297.0013.0

約 1.0×10-4

約 1.5×10-6

約 1.2297.013

・・・

・・・

・・・

・・・

・・・

SW
（NE）
SW
（NE）
SW
（NE）

8497

NT2 補

補足-270-4 R0

8498
8499
・・・

※5

・・・

評価対象方位（Ｅ，ＥＳＥ，ＳＥ，ＳＳＥ，Ｓ，ＳＳＷ，ＳＷ，ＷＳＷ，Ｗ）

第 4 表 東海第二発電所における地表面沈着率（放出点：排気筒）
No

方位※6
（風向）

降水量
（mm/hr）

χ／Ｑ（s/m3）

地表面沈着率（1/m2）（①＋②）

乾性沈着率の累積出現
頻度 97 ％値との比率（③）

累積出現頻度
（％）

・・・

・・・

・・・

・・・

・・・

・・・

・・・

0.5

約 7.1×10-7

約 1.2×10-8

約 1.3396.9830

約 4.0×10-6

約 1.2×10-8

約 1.3497.0060

約 4.0×10-6

約 1.2×10-8

約 1.3497.018

・・・

・・・

・・・

・・・

・・・

SW
（NE）
SW
（NE）
SW
（NE）

8497
8498
8499
・・・

※6

・・・

評価対象方位（ＳＷ）

補足 6-6

（4）降雨時における被ばく低減について
事故発生後は，原子炉建屋を取り囲むようにモニタリング・ポスト又は可搬型モニタリング・
ポストを設置し，敷地内の放射線環境状況を監視するとともに，作業の際は個人線量計を着用し，作業員の被ばく線量を管理することとしている。
降雨時においては，屋外の移動又は作業をする場合には，現場作業員はアノラック，ゴム手袋及び長靴を着用することにより，体表面の汚染を防止する。
また，実際には，事故時の降雨や風向といった気象条件によって，敷地内の放射性物質の沈着の濃淡ができると考えられることから，モニタリング・ポスト等の測定値より著しい線量率の上昇がある方位や作業時及び移動時に携行するサーベイメータ等により高線量となる場所を把握し，著しく線量率が高くなると想定されるルート等を避けて移動することやルート上の高線量物

NT2 補補足-270-4 R0の移動などの運用により，被ばく低減を図ることが可能である。

補足 6-7

補足 7
有機よう素の乾性沈着速度について
原子炉建屋から放出されるよう素のうち，無機よう素はエアロゾルと同じ沈着速度を用いる。有機よう素についてはエアロゾルと別に設定した。以下にその根拠を示す。
(1) 英国放射線防護庁（ＮＲＰＢ）による報告
英国放射線防護庁 大気拡散委員会による年次レポート（ＮＲＰＢ−Ｒ322※1）に沈着速度に関する報告がなされている。本レポートでは，有機よう素について，植物に対する沈着速度に関する知見が整理されており，以下のとおり報告されている。
・植物に対する沈着速度の best judgement として 10-5 m/s（10-3 cm/s）を推奨(2) 日本原子力学会による報告
日本原子力学会標準レベル 3ＰＳＡ 解説 4.8 に沈着速度に関する以下の報告がなされている。
・ヨウ化メチルは非反応性の化合物であり，沈着速度が小さく，実験で 10-4 cm/s〜10-2 cm/sの範囲である。

NT2 補補足-270-4 R0・ヨウ化メチルの沈着は，公衆のリスクに対し僅かな寄与をするだけであり，事故影響評価に
おいてはその沈着は無視できる。
以上のことから，有機よう素の乾性沈着速度はエアロゾルの乾性沈着速度 0.3 cm/s に比べて小さいことがいえる。
また，原子力発電所内は，コンクリート，道路，芝生及び木々で構成されているがエアロゾルへの沈着速度の実験結果（NUREG／CR−4551）によると，沈着速度が大きいのは芝生や木々であり，植物に対する沈着速度が大きくなる傾向であった。
したがって，有機よう素の乾性沈着速度として，NRPB−R322 の植物に対する沈着速度である 10-3
cm/s を用いるのは妥当と判断した。
※1

NRPB-R322-Atmospheric Dispersion Modelling Liaison Committee Annual Report, 1998-99

補足 7-1

「2.2 Iodine」の抜粋

NT2 補

補足-270-4 R0

ＮＲＰＢ−Ｒ322 ANNEX-A

補足 7-2

補足 8
エアロゾルの乾性沈着速度について
現場作業の線量影響評価では，地表面への放射性物質の沈着速度として乾性沈着及び降水による湿性沈着を考慮した沈着速度（0.5 cm/s，補足 6 参照）を用いており，沈着速度の評価に当たっては，乾性沈着速度として 0.3 cm/s を用いている。以下に，乾性沈着速度の設定の考え方を示す。
エアロゾルの乾性沈着速度は，ＮＵＲＥＧ／ＣＲ−4551※1 に基づき 0.3 cm/s と設定した。ＮＵ
ＲＥＧ／ＣＲ−4551 では郊外を対象としており，郊外とは道路，芝生及び木々で構成されるとしている。原子力発電所内も同様の構成であるため，この沈着速度が適用できると考えられる。また，ＮＵＲＥＧ／ＣＲ−4551 では 0.5 μm〜5 μm の粒径に対して検討されているが，格納容器内の除去過程で，相対的に粒子径の大きなエアロゾルは格納容器内に十分捕集されるため，粒径の大きなエアロゾルの放出はされにくいと考えられる。
また，W.G.N. Slinn の検討※2 によると，草や水，小石といった様々な材質に対する粒径に応じた乾性の沈着速度を整理しており，これによると 0.1 μm〜5 μm の粒径では沈着速度は 0.3 cm/s
程度（第 1 図）である。以上のことから，現場作業の線量影響評価におけるエアロゾルの乾性のNT2 補補足-270-4 R0

沈着速度として 0.3 cm/s を適用できると判断した。

補足 8-1

補足-270-4 R0
NT2 補

第 1 図 様々な粒径における地表沈着速度（Nuclear Safety Vol.19※２）※1

J.L. Sprung 等：Evaluation of severe accident risk：quantification of major input
parameters, NUREG/CR-4451 Vol.2 Rev.1 Part 7, 1990

※2

W.G.N. Slinn ：Environmental Effects, Parameterizations for Resuspension and for Wet
and Dry Deposition of Particles and Gases for Use in Radiation Dose. Calculations,
Nuclear Safety Vol.19 No.2, 1978

補足 8-2

参考
シビアアクシデント時のエアロゾルの粒径について
シビアアクシデント時に格納容器内で発生する放射性物質を含むエアロゾル粒径分布として「0.1μm〜5 μm」の範囲であることは，粒径分布に関して実施されている研究を基に設定している。
シビアアクシデント時には格納容器内にスプレイ等による注水が実施されることから，シビアア
クシデント時の粒径分布を想定し，「格納容器内でのエアロゾルの挙動」及び「格納容器内の水の存在の考慮」といった観点で実施された第 1 表の②，⑤に示す試験等を調査した。さらに，シビア
アクシデント時のエアロゾルの粒径に対する共通的な知見とされている情報を得るために，海外の規制機関（ＮＲＣ等）や各国の合同で実施されているシビアアクシデント時のエアロゾルの挙動の試験等（第 1 表の①，③，④）を調査した。以上の調査結果を第 1 表に示す。
この表で整理した試験等は，想定するエアロゾル発生源，挙動範囲（格納容器，原子炉冷却材配管等），水の存在等に違いがあるが，エアロゾル粒径の範囲に大きな違いはなく，格納容器内環境
でのエアロゾル粒径はこれらのエアロゾル粒径と同等な分布範囲を持つものと推定できる。
したがって，過去の種々の調査・研究により示されている範囲をカバーする値として，0.1 μm

NT2 補補足-270-4 R0〜5 μm のエアロゾルを想定することは妥当である。

補足 8-3

第 1 表 シビアアクシデント時のエアロゾル粒径についての文献調査結果
番号

補足-270-4 R0

エアロゾル粒径
（μm）

備 考

①

LACE LA2※1

約0.5〜5（第1図参照）

シビアアクシデント時の評価に使用されるコードでの格納容器閉じ込め機能喪失を想定した条件とした比較試験②

NUREG/CR-5901※2

0.25〜2.5（参考1−1）

格納容器内に水が存在し，溶融炉心を覆っている場合のスクラビング効果のモデル化を紹介したレポート③

AECLが実施した試
験※3

0.1〜3.0（参考1−2）

シビアアクシデント時の炉心損傷を考慮した１次系内のエアロゾル挙動に着目し
た実験

④

※3

0.29〜0.56（参考1−2）

シビアアクシデント時の炉心損傷を考慮した１次系内のエアロゾル挙動に着目した実験

0.5〜0.65（参考1−2）

シビアアクシデント時のFP挙動の実験（左記のエアロゾル粒径はPHEBUS FP実験の格
納容器内のエアロゾル挙動に着目した実
験の結果）

⑤

NT2 補

試験名又は
報告書名等

※1

PBF-SFDPHEBUS-FP※3

J. H. Wilson and P. C. Arwood, Summary of Pretest Aerosol Code Calculations for LWR
Aerosol Containment Experiments (LACE) LA2, ORNL A. L. Wright, J. H. Wilson and P.C.
Arwood, PRETEST AEROSOL CODE COMPARISONS FOR LWR AEROSOL CONTAINMENT TESTS LA1 AND LA2※2

D. A. Powers and J. L. Sprung, NUREG/CR-5901, A Simplified Model of Aerosol Scrubbing
by a Water Pool Overlying Core Debris Interacting With Concrete※3

STATE-OF-THE-ART REPORT ON NUCLEAR AEROSOLS, NEA/CSNI/R (2009)

補足 8-4

補足-270-4 R0
NT2 補

第1図 LACE LA2でのコード比較試験で得られたエアロゾル粒径の時間変化グラフ

補足 8-5

NT2 補補足-270-4 R0

参考1−1 ＮＵＲＥＧ／ＣＲ−5901の抜粋

補足 8-6

NT2 補補足-270-4 R0

補足 8-7

参考1−2 STATE-OF-THE-ART REPORT ON NUCLEAR AEROSOLS，

NT2 補

補足-270-4 R0

NEA/CSNI/R(2009)5の抜粋及び試験の概要

試験名又は報告書名等
AFCLが実施した実験

試験の概要
CANDUのジルカロイ被覆管燃料を使用した，１次系でも核分裂生成物の挙動についての試験
米国アイダホ国立工学環境研究所で実施された炉心損傷状態で

PBF-SFD

の燃料棒及び炉心のふるまい並びに核分裂生成物及び水素の放出についての試験
フランスカダラッシュ研究所のPHEBUS研究炉で実施された，シPHEBUS FP

ビアアクシデント条件下での炉心燃料から１次系を経て格納容器に至るまでの核分裂生成物の挙動を調べる実機燃料を用いた
総合試験

補足 8-8補足 9
実効放出継続時間の設定について
大気拡散評価に用いる実効放出継続時間は，「発電用原子炉施設の安全解析に関する気象指針」※1に従い，事故期間中の放射性物質の全放出量を 1 時間当たりの最大放出量で除した値として計算する。実効放出継続時間は，大気拡散評価で放出継続時間を考慮した単位時間当たりの拡散係数を求めるために設定するものであり，被ばく評価においては，評価対象期間の放出率に拡散係数を乗じることにより大気拡散を考慮した評価を行う。
実効放出継続時間は放出経路ごとに設定しており，原子炉建屋，非常用ガス処理系排気筒及び格
納容器圧力逃がし装置排気口のそれぞれの放出経路について実効放出継続時間を計算した結果を
第 1 表〜第 2 表に示す。
原子炉建屋及び格納容器圧力逃がし装置からの放出の実効放出継続時間は 1 時間程度であり，非常用ガス処理系排気筒からの放出の実効放出継続時間は 20 時間〜30 時間程度となっている。
大気拡散評価に用いる風速，風向などの気象データは，1 時間ごとのデータとして整理されており，実効放出継続時間として設定できる最小単位は 1 時間である。
また，実効放出継続時間を 2 時間以上で設定した場合，その期間に同一風向の風が吹き続ける

NT2 補

補足-270-4 R0

ことを想定し，その期間の拡散係数の平均を単位時間当たりの拡散係数としている。なお，平均する期間に異なる風向が含まれる場合は，拡散係数を 0 として平均を計算する。このため，実効放出
継続時間が長くなるほど平均される期間が長くなり拡散係数は小さい傾向となる。
このことから，ベント実施に伴う被ばく評価では，保守的に被ばく評価上の影響が大きい原子炉
建屋及び格納容器圧力逃がし装置からの放出における実効放出継続時間である 1 時間を適用し大気拡散評価を行った。
なお，参考として実効放出継続時間の違いによる拡散係数（相対濃度，相対線量）の変化について第 3 表に示す。
また，評価対象期間の放出率及び拡散係数（相対線量）から行う被ばく評価の例として，第二弁
開操作後（Ｓ／Ｃからベントを行う場合）に大気中へ放出された放射性物質による屋外移動時の外部被ばく評価結果について第 4 表に示す。
※1 （気象指針解説抜粋）（3）実効放出継続時間（Ｔ）は，想定事故の種類によって放出率に変化があるので，放出モードを考慮して適切に定めなければならないが，事故期間中の放射性物質の全放出量を 1 時間当たりの最大放出量で除した値を用いることもひとつの方法である。

補足 9-1

NT2 補補足-270-4 R0

第 1 表 Ｓ／Ｃからベントを行う場合の実効放出継続時間①
放出量（Bq）②
最大放出率（Bq/h）（①÷②）
実効放出継続時間（h）

放出経路

原子炉建屋
放出分

非常用ガス処理系排気筒放出分

ベント
放出分

原子炉建屋
放出分

非常用ガス処理系排気筒放出分

ベント
放出分

原子炉建屋
放出分

非常用ガス処理系排気筒放出分

ベント
放出分

希ガス

約 4.6×1015

約 3.1×1016

約 8.9×1018

約 3.1×1015

約 1.2×1015

約 8.7×1018

約 1.5

約 25.1

約 1.0

希ガス以外

約 1.3×1015

約 1.6×1015

約 7.2×1015

約 9.2×1014

約 6.2×1013

約 7.1×1015

約 1.4

約 26.3

約 1.0

補足 9-2

第 2 表 Ｄ／Ｗからベントを行う場合の実効放出継続時間①
放出量（Bq）②
最大放出率（Bq/h）（①÷②）
実効放出継続時間（h）

放出経路

原子炉建屋
放出分

非常用ガス処理系排気筒放出分

ベント
放出分

原子炉建屋
放出分

非常用ガス処理系排気筒放出分

ベント
放出分

原子炉建屋
放出分

非常用ガス処理系排気筒放出分

ベント
放出分

希ガス

約 4.6×1015

約 3.1×1016

約 8.8×1018

約 3.1×1015

約 1.2×1015

約 7.4×1018

約 1.5

約 25.2

約 1.2

希ガス以外

約 1.3×1015

約 1.7×1015

約 7.5×1015

約 9.2×1014

約 6.3×1013

約 6.4×1015

約 1.4

約 26.4

約 1.2

第3表

第4表

NT2 補

補足-270-4 R0

項

目

放出経路
放出率
（Bq/h）
相対線量（Gy/Bq）
線量率※1（mSv/h）
屋外移動時
線量率（mSv/h）

実効放出継続時間の違いによる拡散係数の変更
相対濃度（s/m3）

相対線量（Gy/Bq）

1 時間

約 3.0×10-6

約 1.2×10-19

5 時間

約 2.9×10-6

約 8.8×10-20

10 時間

約 1.7×10-6

約 7.5×10-20

20 時間

約 1.2×10-6

約 6.2×10-20

第二弁開操作後（Ｓ／Ｃからベントを行う場合）に大気に放出された放射性物
質による屋外移動時の外部被ばく評価結果
ベント実施後に大気中へ放出された
放射性物質による屋外移動時の外部被ばく評価
非常用ガス処理系
排気筒

格納容器圧力逃がし装置
排気口

約 3.3×1014

約 8.3×1013

約 1.2×10-19※2

約 8.7×10-19※3

約 3.8×10-2

約 7.1×10-2

備考

ベント実施後の放出経路（① ）事故後約 22 時間〜約 23
時間の放出率（②）実効放出継続時間 1 時間の相対線量（拡散係数）（① ×②×103）
評価対象期間の線量率

約 1.1×10-1※1

事故時においては換算係数を 1 Sv/Gy として計算※2

相対線量 97％値の排気筒風の風速は 3.4 m/s，風下方位はＳＷ（2005 年度の排気筒風平均風速は 5.4 m/s）

※3

相対線量 97％値の地上風の風速は 0.8 m/s，風下方位はＮＮＷ（2005 年度の地上
風平均風速は 3.1 m/s）

補足 9-3

補足 10
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考慮している線源の選定について
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は，放出さる放射性物質による被ばく
経路として以下の被ばく経路を考慮している。
・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
・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・外気から作業場所に流入した放射性物質による被ばく・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
・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
上記の被ばく経路以外にアクセスルート等には，第 1 表に示すとおり，換気系フィルタ，貯蔵タンク等の線源となる設備があるが，設備からアクセスルート等が十分に離れていること，設備影響は短時間であることなどから，被ばく評価への影響が小さいため評価上考慮していない。設
備とアクセスルート等の関係を第 1 図〜第 7 図に示す。

NT2 補

補足-270-4 R0とアクセスルートの間の壁に十分な遮蔽効果が得られること，移動時間を考慮すると設備からの補足 10-1

NT2 補第1表

補足-270-4 R0

線源となる設備とアクセスルート等への影響について考慮していない理由

離隔距離，
遮蔽厚等

非常用ガス処理系フィルタ，
非常用ガス再循環系フィルタ

原子炉建屋原子炉棟 5F の設備であり，アクセスルート等から十分離れており，設備とアクセスルートの間には原子炉
建屋原子炉棟の壁，床があり十分な遮蔽効果に期待でき，被ばく評価への影響は小さいため。

中央制御室換気系フィルタ

アクセスルートから十分に離れており，移動時における影響は短時間であり被ばく評価への影響は小さいため。

設

備 ※1

アクセスルート等
における線量率

設備位置

遮蔽厚（床，壁）：約 100 ㎝
距 離：10 m 以上

10-1 mSv/h 以下①（第 6 図）遮蔽厚：なし距 離：10 m 以上

0.5 mSv/h 以下②（第 4 図）アクセスルートから十分に離れており，アクセスルート等
遮蔽厚：約 100 ㎝③の間には補助遮蔽がある。また，移動時における影響は短10-2 mSv/h 以下
距 離：20 m 以上
（第 3 図）時間であることから被ばく評価への影響は小さいため。
アクセスルートから十分に離れており，アクセスルート等
遮蔽厚：約 100 ㎝④
凝集沈殿装置供給タンクの間には補助遮蔽がある。また，移動時における影響は短10-2 mSv/h 以下
距 離：10 m 以上
（第 3 図）時間であることから被ばく評価への影響は小さいため。
アクセスルートから十分に離れており，アクセスルートと⑤
遮蔽厚：約 80 ㎝
廃液濃縮機の間には補助遮蔽がある。また，移動時における影響は短10-2 mSv/h 以下（第 3 図）距 離：10 m 以上
時間であることから被ばく評価への影響は小さいため。
アクセスルート等の間には補助遮蔽があり，移動時におけ⑥遮蔽厚：約 80 ㎝
廃液濃縮機循環ポンプ
る影響は短時間であることから被ばく評価への影響は小さ
10-2 mSv/h 以下（第 4 図）距 離：1 m 以上いため。
アクセスルートから十分に離れており，格納容器圧力逃が⑦
格納容器圧力逃がし装置
遮蔽厚：160 ㎝以上
し装置格納槽からの直接線等は遮蔽設備により十分に低い
10-2 mSv/h 以下（第 1 図）距 離：40 m 以上
格納槽
線量となるため。
※1 表の設備以外にも貯蔵タンク等があるが，管理区域の区域区分Ⅰ又はⅡ（0.1 mSv/h 未満）にある設備であり，被ばく評価上影響は小さい。
凝集沈殿装置供給ポンプ

補足 10-2

補足-270-4 R0
NT2 補

第1図

屋外アクセスルート

補足 10-3

補足-270-4 R0
NT2 補

第2図

原子炉建屋 1 階の操作場所及びアクセスルート

補足 10-4

補足-270-4 R0
NT2 補

第3図

原子炉建屋 2 階の操作場所及びアクセスルート

補足 10-5

補足-270-4 R0
NT2 補

第4図

原子炉建屋 3 階及び原子炉建屋付属棟 4 階の操作場所及びアクセスルート

補足 10-6

補足-270-4 R0
NT2 補

第5図

原子炉建屋 4 階の操作場所及びアクセスルート

補足 10-7

離隔距離:10 m 以上
遮蔽厚（床）:40 ㎝

第6図

NT2 補

補足-270-4 R0①

第7図

補足 10-8

補足11
気象資料の代表性について
(1)

はじめに
本評価に係る設置変更許可申請に当たっては，東海第二発電所敷地内で2005年度に観測された風向，風速等を用いて線量評価を行っている。本補足資料では，2005年度の気象データを用いて線量評価することの妥当性について説明する。

(2)

本評価において2005年度の気象データを用いた理由
新規性基準適合性に係る設置変更許可申請に当り，添付書類十に新たに追加された炉心損傷防止対策の有効性評価で，格納容器圧力逃がし装置を使用する場合の敷地境界における実効線量の評価が必要となった。その際，添付書類六に記載している1981年度の気象データの代表性について，申請準備時点の最新気象データを用いて確認したところ，代表性が確認できなかった。このため，平常時線量評価用の風洞実験結果（原子炉熱出力向上の検討の一環で準備）※が整備されている2005年度の気象データについて，申請時点での最新

補足-270-4 R1

気象データにて代表性を確認した上で，安全解析に用いる気象条件として適用することにした。これに伴い，添付書類九（通常運転時の線量評価），添付書類十（設計基準事故時の線量評価）の安全解析にも適用し，評価を見直すこととした（別添1参照）。
※：線量評価には「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。）に基づき統計処理された気象データを用いる。また，気象データのほか

NT2 補に放射性物質の放出量，排気筒高さ等のプラントデータ，評価点までの距離，排気筒有効高さ（風洞実験結果）等のデータが必要となる。
風洞実験は平常時，事故時の放出源高さで平地実験，模型実験を行い排気筒の有効高さを求めている。平常時の放出源高さの設定に当たっては，吹上げ高さを考慮しており，吹上げ高さの計算に2005年度の気象データ（風向別風速逆数の平均）を用いている。
これは，2011年3月以前，東海第二発電所において，次のように2005年度の気象データを用いて原子炉熱出力の向上について検討していたことによる。
原子炉熱出力向上に伴い添付書類九の通常運転時の線量評価条件が変更になること（主蒸気流量の5 ％増による冷却材中のよう素濃度減少により，換気系からの気体状よう素放出量の減少等，別添2参照），また，南南東方向（常陸那珂火力発電所方向），北東方向（海岸方向）の線量評価地点の追加も必要であったことから，中立の大気安定度の気流条
件での風洞実験を新たに規定した「（社）日本原子力学会標準

発電用原子炉施設の安全解析における放出源の有効高さを求めるための風洞実験実施基準：2003」に基づき，使用済燃料乾式貯蔵建屋，固体廃棄物作業建屋等の当初の風洞実験（1982年）以降に増設された建屋も反映し，2005年度の気象データを用いて風洞実験（別添3参照）を実施した。
東海第二発電所の添付書類九では，廃止措置中の東海発電所についても通常運転状態を仮定した線量評価を行っている。この評価においては，1981年度と2005年度の気象データ
補足11-1

から吹上げ高さを加えて評価した放出源高さの差異が，人の居住を考慮した線量評価点のうち線量が最大となる評価点に向かう風向を含む主要風向において僅かであったため，従来の風洞実験(1982年)の結果による有効高さを用いることにした（別添4参照）。

(3)

2005年度の気象データを用いて線量評価することの妥当性
線量評価に用いる気象データについては，気象指針に従い統計処理された1年間の気象データを使用している。気象指針（参考参照）では，その年の気象がとくに異常であるか否かを最寄の気象官署の気象資料を用いて調査することが望ましいとしている。
以上のことから，2005年度の気象データを用いることの妥当性を最新の気象データと比較し，以下の(a)(b)について確認する。
(a)

想定事故時の線量計算に用いる相対濃度

(b)

異常年検定

(4)

想定事故時の線量計算に用いる相対濃度と異常年検定の評価結果(a)

想定事故時の線量計算に用いる相対濃度の最新の気象との比較※

補足-270-4 R1

想定事故時の線量計算に用いる相対濃度について，線量評価に用いる気象（2005年
度）と最新の気象（2015年度）との比較を行った。その結果，2005年度気象での相対濃度＊は2.01×10-6 s/m3，2015年度気象では2.04×10-6 s/m3である。2005年度に対し2015年
度の相対濃度は約1 ％の増加（気象指針に記載の相対濃度の年変動の範囲30 ％以内）でNT2 補あり，2005年度の気象データに特異性はない。
※：排気筒放出における各方位の1時間毎の気象データを用いた年間の相対濃度を小さい方から累積し，その累積頻度が97 ％に当たる相対濃度を算出し，各方位の最大
値を比較
(b)

異常年検定

ⅰ. 検定に用いた観測記録検定に用いた観測記録は第7−1表のとおりである。
なお，参考として，最寄の気象官署（水戸地方気象台，小名浜特別地域気象観測所）の観測記録についても使用した。

補足11-2

第7−1表検定に用いた観測記録

統計年※1

検定年

観測地点※2① 2001年4月〜2013年3月

・敷地内観測地点（申請時最新10年分の気象データ）

2005年度：（地上高10 m,81 m,140 m）
・敷地内観測地点

2005年4月〜（地上高10 m,81 m,140 m）② 2004年4月〜2016年3月

2006年3月＜参考＞（最新10年分の気象データ）

・水戸地方気象台
・小名浜特別地域気象観測所※1：2006年度は気象データの欠測率が高いため統計年から除外※2：敷地内観測地点地上81 mは東海発電所の排気筒付近のデータであるが，気象の特異性を確認するため評価
ⅱ. 検定方法

補足-270-4 R1

不良標本の棄却検定に関するＦ分布検定の手順により異常年検定を行った（別添5参照）。
ⅲ. 検定結果（①〜⑯棄却検定表参照）

検定結果は第7−2表のとおりであり，最新の気象データ（2004年4月〜2016年3月）を用いた場合でも，有意水準（危険率）5 %での棄却数は少なく，有意な増加はない。また，

NT2 補

最寄の気象官署の気象データにおいても，有意水準（危険率）5 %での棄却数は少なく，
2005年度の気象データは異常年とは判断されない。

第7−2表

検定結果
棄却数

敷地内観測地点
検定年

統計年※1

参

考
小名浜特

地上高

地上高

地上高

水戸地方

10 m

81 m※2

140 m

気象台

①

1個

0個

3個

−

−

②

3個

1個

4個

1個

3個

別地域気
象観測所

2005年度※1：①：2001年4月〜2013年3月（申請時最新10年分の気象データ）②：2004年4月〜2016年3月（最新10年分の気象データ）
2006年度は気象データの欠測率が高いため統計年から除外※2：敷地内観測地点地上81 mは東海発電所の排気筒付近のデータであるが，気象の特異性を確認するため評価
補足11-3(5)異常年検定による棄却項目の線量評価に与える影響
異常年検定については，風向別出現頻度17項目，風速階級別出現頻度10項目についてそ
れぞれ検定を行っている。
線量評価に用いる気象（2005年度）を最新の気象データ（2004年4月〜2016年3月）にて検定した結果，最大の棄却数は地上高140 mの観測地点で27項目中4個であった。棄却された項目について着目すると，棄却された項目は全て風向別出現頻度であり，その方位はＥ
ＮＥ，Ｅ，ＥＳＥ及びＳＳＷである。
ここで，最新の気象データを用いた場合の線量評価への影響を確認するため，棄却された各風向の相対濃度について，2005年度と2015年度を第7−3表のとおり比較した。
ＥＮＥ，Ｅ及びＥＳＥについては2005年度に対し2015年度は0.5〜0.9倍程度の相対濃度となり，2005年度での評価は保守的な評価となっており，線量評価結果への影響を与えない。なお，ＳＳＷについては2005年度に対し2015年度は約1.1倍の相対濃度とほぼ同等であり，また，ＳＳＷは頻度が比較的低く相対濃度の最大方位とはならないため線量評価への補足-270-4 R1

影響はない。

第7−3表

相対濃度※（s/m3）

相対濃度※（s/m3）（2005年度）：Ａ（2015年度）：Ｂ

ＥＮＥ

1.456×10-6

1.258×10-6

0.864

Ｅ

1.982×10-6

1.010×10-6

0.510

ＥＳＥ

1.810×10-6

1.062×10-6

0.587

ＳＳＷ

-6

-6

1.123

風

NT2 補

棄却された各風向の相対濃度の比較結果

向1.265×10

1.421×10比（Ｂ/Ａ）※：燃料集合体落下事故を想定した排気筒放出における，各方位の1時間毎の気象データを用いた年間の相対濃度を小さい方から累積し，その累積頻度が97％に当たる相対
濃度を算出

(6)

結

論

2005年度の気象データを用いることの妥当性を最新の気象データとの比較により評価した結果は以下のとおり。
(a)

想定事故時の線量計算に用いる相対濃度について，線量評価に用いる気象（2005年
度）と最新の気象（2015年度）での計算結果について比較を行った結果，気象指針に記載されている相対濃度の年変動（30 ％以内）の範囲に収まり，2005年度の気象データに特異性はない。

(b)

2005年度の気象データについて申請時の最新気象データ（2001年4月〜2013年3月）及び最新気象データ（2004年4月〜2016年3月）で異常年検定を行った結果，棄却数は少な
補足11-4く，有意な増加はない。また，気象指針にて調査することが推奨されている最寄の気象
官署の気象データにおいても，2005年度の気象データは棄却数が少なく，異常年とは判断されない。
(c)

異常年検定にて棄却された風向の相対濃度については，最新気象データと比べて保守的，あるいは，ほぼ同等となっており，線量評価結果への影響を与えない。

NT2 補

補足-270-4 R1

以上より，2005年度の気象データを線量評価に用いることは妥当である。

補足11-5

NT2 補補足-270-4 R1

補足11-6

NT2 補補足-270-4 R1

補足11-7

NT2 補補足-270-4 R1

補足11-8

NT2 補補足-270-4 R1

補足11-9NT2 補補足-270-4 R1

補足11-10

NT2 補補足-270-4 R1

補足11-11

NT2 補補足-270-4 R1

補足11-12NT2 補補足-270-4 R1

補足11-13

（参考）「発電用原子炉施設の安全解析に関する気象指針」の解説X.での記載

1．気象現象の年変動
気象現象は，ほぼ1年周期でくり返されているが，年による変動も存在する。このため，想定事故時の線量計算に用いる相対濃度についてその年変動を比較的長期にわたって調査してみると，相対濃度の平均値に対する各年の相対濃度の偏差の比は，30 ％以内であった。
このことから，1年間の気象資料にもとづく解析結果は，気象現象の年変動に伴って変動するものの，その程度はさほど大きくないので，まず，1年間の気象資料を用いて解析することとした。
その場合には，その年がとくに異常な年であるか否かを最寄の気象官署の気象資料を用いて調査することが望ましい。また，2年以上の気象資料が存在する場合にNT2 補

補足-270-4 R1

は，これを有効に利用することが望ましい。

補足11-14

別添1
安全解析用気象データ及び風洞実験結果変更経緯について

新規制基準適合性審査変更申請

添付書類十ＬＯＣＡ時注水機能喪失での格納容器圧力逃がし装置／耐圧強化ベント系からの放出の実効線量評価が必要になった。

補足-270-4 R1

添付書類六
従来の安全解析用の気象データ(1981年度)の代表性が示せないことが分かった。

原子力学会風洞実験
実施基準:2003制定

NT2 補

新風洞実験結果
過去に原子炉熱出力向上の検討のために，2005年度の気象データ(代表性確認済)を用いた平常時の風洞実験を実施していた。事故時の風洞実験も実施しており，最新データを申請に反映するため，これを利用することとした。

平常時，事故時の風洞実験結果があり，代表性が確認されている2005年度のデータを安全解析用の気象データとすることにし
た。

添付書類六
・2005年度の気象データに
変更

本文九号
添付書類九
・2005年度の気象データ，
新風洞実験結果を用いた評価に変更

補足11-15

本文十号
添付書類十(重大事故の評価も含む)
・2005年度の気象データ，新風洞実験結果による相対濃度，相対線量を用いた評価
に変更

別添2
平常時の気体状よう素放出量について

平常時の気体状よう素放出量の主要な放出経路である換気系からの放射性よう素放出量は，「発電用軽水型原子炉施設周辺の線量目標値に対する評価指針」に基づき，換気系の漏えい係
数に冷却材中の放射性よう素濃度を乗じて求めている。
一方，冷却材中の放射性よう素濃度は，次式により求めている。例えば，ここで主蒸気流量NT2 補補足-270-4 R1

ＦＳが増加した場合γが増加するため，放射性よう素濃度は減少する。

Ｉi:核種iの炉心燃料からの漏えい率（Bq/s)
ｆ :全希ガス漏えい率（1.11×10１０）
Ｙi:核種iの核分裂収率（％）
λi:核種iの崩壊定数（s−１）
Ａi:核種iの冷却材中濃度（Bq/g)
Ｍ :冷却材保有量（g）
β :原子炉冷却材浄化系のよう素除去率（s−１）

ＤＦ:原子炉冷却材浄化系の除染係数
ＦＣ:原子炉冷却材浄化系流量（g/s)γ :よう素の主蒸気への移行率（s−１）

ＣＦ:よう素の主蒸気中への移行割合
ＦＳ:主蒸気流量（g/s)
前述の換気系の漏えい係数は変わらないため，放射性よう素濃度の減少に伴い気体状よう素放出量は減少する。

補足11-16

別添3
東海第二発電所風洞実験結果の概要について

風洞実験結果は，参考文献「東海第二発電所大気拡散風洞実験報告書」（平成25年12月，三菱重工業株式会社）で公開している。風洞実験結果の概要を以下に示す。
なお，風洞実験は「（社）日本原子力学会標準

発電用原子炉施設の安全解析における放出源の有効高さを求めるための風洞実験実施基準」（2003年6月，社団法人 日本原子力学会）に基づき実施している。
その後，風洞実験実施基準:2003は改訂され風洞実験実施基準:2009が発刊されているが，実験の要求事項は変更されておらず，複雑地形の発電所で風洞実験で求めた有効高さを用いて大気拡散評価を行う際の留意点，野外拡散実験結果と野外拡散条件を模擬した風洞実験結果を用
いて平地用の基本拡散式（ガウスプルーム拡散式）で評価した結果の比較等の参考事項が追加されたもので，2005年に実施した風洞実験結果は風洞実験実施基準:2009も満足している。
1.

実験手順

補足-270-4 R1(1)の気流（風速分布，乱流強度分布）を調整する（第2図参照）。
(2)

排気筒有効高さを決定するスケールを作成するため，風洞実験装置内に縮尺模型を入れないで高度を変えて模型排気筒からトレーサガス（ＣＨ４）を放出し，地表濃度を測定する
平地実験を実施する（第3図参照）。

(3)
NT2 補

大気安定度で中立（Ｃ〜Ｄ）注）に相当する条件になるように風洞実験装置(第1図参照)内

風洞実験装置内に縮尺模型（1／2000，風下10km）を入れ，所定の高度の模型排気筒からトレーサガスを放出し，地表濃度を測定する模型実験を行い平地実験結果と照合し，排気筒源有効高さを求める（第4図参照）。これにより，建屋，地形の大気拡散に及ぼす影響を把握する。

第1図 風洞実験装置

注）風洞実験の気流条件を大気安定度で中立相当にする効果について
風洞実験装置内の気流は，風洞測定部入口付近に設置した表面粗度模型で調整している。
初期の風洞実験では，アングル鋼等を用いて気流の乱れを与えており，中立よりも安定側の補足11-17

気流状態になっていたが，風洞実験の知見が蓄積されるに従い専用の表面粗度模型（スパイア）が製作，採用されるようになり，風洞実験実施基準を制定した時期には中立相当の気流状態に調整できるようになった。
このため，放出源高さが同じ事故時の排気筒有効高さを比較すると，1987年の風洞実験の80〜110 mに対し，今回は95〜115 mと高く評価されている。今回の風洞実験では中立の大気安定度（Ｃ〜Ｄ）を再現したしたため，建屋模型がない平地の気流の乱れが大きくなり，建屋模型の追加により生じる気流の乱れの影響が相対的に小さく，見掛け上の放出源高さの減少が小さくなったためと推定される。前回は，Ｄ〜Ｅの大気安定度に相当する気流の乱れであり，建屋模型の追加で生じる気流の乱れが大きく作用して，見掛け上の放出源高さの減少が大きくなったと考えられる。
一方，平常時の排気筒有効高さを比較すると，1987年の風洞実験の120〜180 mに対し，今回は150〜220 mと高く評価されている。これは，上記の気流の調整方法の違いよる影響に加え，気象データの変更及び吹出し速度の増加（14 m/sから16 m/sに増加）により模型実験時の放出源高さが大きくなった影響によると推定される。

NT2 補

補足-270-4 R1

図5及び図6に1987年の平地実験の結果，模型実験結果の一例を示す。

補足11-18

2.

放出源高さ
放出源高さは，事故時は通常の換気系は運転されないと想定し，排気筒実高Ｈ01＝ＨＳ，平常時は換気系の運転による吹上げ効果を考慮し，次式のように排気筒実高に吹上げ高さを加えた放出高さＨ02とする。ここで，1/Ｕには，2005年度の気象データを用いた。第1表に風洞実験の放出源高さを示す。
Ｈ02＝ＨＳ＋ΔＨ

W
D
U

ΔH

3

ＨＳ

：排気筒実高（m）

Ｄ：排気筒出口の内径（m）

Ｗ：吹出し速度（m／s）

1/Ｕ：風速逆数の平均（s／m）

放出源高さ

NT2 補

補足-270-4 R1

第1表

補足11-193.

排気筒有効高さ
縮尺模型を入れない平地実験と縮尺模型を入れた模型実験（平常時及び事故時）の結果か
ら，第4図のように求めた排気筒有効高さを第2表に示す。
排気筒有効高さNT2 補補足-270-4 R1

第2表

補足11-20

補足-270-4 R1
NT2 補注）野外の相当高さで400mまでは風速分布，乱れ分布を再現する。

注）鉛直方向拡散幅は大気安定度が中立に相当する値（Ｃ〜Ｄ）になっている。水平方向拡散
幅もほぼ大気安定度が中立に相当する値（Ｃ〜Ｄ）になっている。
第2図

気流条件調整結果

補足11-21

NT2 補補足-270-4 R1

注)プロットがないカーブ
は，実験結果から内挿して求めている。

第3図

平地実験結果補足11-22

NT2 補補足-270-4 R1ｚ

評価距離以遠で最小と評価される放出源
高さを排気筒有効高さとする⇒190 m

第4図

排気筒有効高さの求め方（風向：Ｓ，平常時の例）

補足11-23

１０００

補足-270-4 R1

１００

NT2 補

１０

１

第5図

1982年風洞実験の平地実験結果

補足11-24

NT2 補補足-270-4 R1

非居住区域境界

評価距離以遠で最小と評価される放出源
高さを排気筒有効高
さとする
⇒160m

注）

○は参考評価第6図

1982年風洞実験の模型実験結果の一例（風向：Ｓ，平常時の例）

補足11-25

別添4
東海発電所の排気筒有効高さについて

東海第二発電所の添付書類九では，廃止措置中の東海発電所についても通常運転状態を仮定した線量評価を行っている。ここでは，排気筒有効高さは1982年に実施した風洞実験結果を使用している。
風洞実験実施基準：2003の解説「2.原子炉増設の際の実験の必要性について」※1では，建屋配置から増設建屋の影響が大きいと考えられる，既設・増設建屋の並びに直角な風向と，既設排気筒と増設建屋を結ぶ風向で風洞実験を行い，有効高さの変動が10 ％以内であれば従来の風洞実験結果を継続使用できるとしている。これを参考に，平常時の線量評価にあたり人の居住を考慮した希ガスによる線量評価点のうち線量が最大となる評価点（ＳＷ方向）に向かう風の風
向を含む主要風向において，風洞実験で用いる放出源高さを1981年度と2005年度気象データから求め比較した結果＋5〜−3 ％と変動が10 ％以内であった。放出源高さと有効高さはほぼ比例である※2ため有効高さの変動も10 ％以内に収まると推定されることから，1987年に実施したNT2 補

補足-270-4 R1

風洞実験結果を用いることにした。これに対し，東海第二発電所は＋6〜＋14 ％と10 ％を超えていた（下表参照）。
東海発電所
風向

着目方位

N

S

NNE
NE
ENE
E
ESE

1981年度データ(1982年風洞実験)

2005年度データ

放出高さ
変動割合
(%)

風向頻度(%)(2005年度)

5

3.79

吹上げ高さ
(m)

放出高さ
(m)

吹上げ高さ
(m)

放出高さ
(m)

45

126

51

132

SSW

30

111

35

116

5

6.60

SW

26

107

25

106

-1

17.88

WSW

40

121

36

117

-3

8.95

W

51

132

48

129

-2

4.32

WNW

66

147

60

141

-4

2.77

SE

NW

49

130

56

137

5

2.75

SSE

NNW

34

115

47

128

11

4.16

S

N

35

116

40

121

4

4.88

SSW

NNE

36

117

52

133

13

2.43

排気筒直径(m)2.7←

吹出し速度(m/s)

16←

排気筒高さ(m)81←

補足11-26

（参考)
東海第二発電所
風向

着目方位

1981年度データ(1982年風洞実験)

2005年度データ(2007年風洞実験)

吹上げ高さ
(m)

放出高さ
(m)

吹上げ高さ
(m)

放出高さ
(m)

放出高さ
変動割合
(%)

風向頻度(%)(2005年度)

N

S

73

213

91

231

8

3.52

NNE

SSW

43

183

69

209

14

6.67
18.41

NE

SW

34

174

45

185

6

ENE

WSW

51

191

65

205

7

9.80

E

W

69

209

86

226

8

5.55

ESE

WNW

81

221

102

242

10

3.66

SE

NW

56

196

106

246

26

3.09

SSE

NNW

44

184

78

218

18

3.32

S

N

51

191

67

207

8

4.99

SSW

NNE

47

187

86

226

21

3.13

排気筒直径(m)4.5←

吹出し速度(m/s)

1416

排気筒高さ(m)

140

←

NT2 補

補足-270-4 R1※1：風洞実験実施基準：2003解説抜粋

①
②
①
②

※2：1982年東海発電所風洞実験時の放出源高さと有効高さの関係
平常時風洞実験時の放出源高さと有効高さは，下図のようにほぼ比例関係にあると認められる。これから，放出源高さが10 ％変動したとしても，有効高さの変動は
10 ％以内に収まると推定される。
補足11-27近似式+10%

NT2 補

補足-270-4 R1

近似式−10%

補足11-28

別添5
異常年検定法の概要について

Ｆ分布検定の手順により異常年検定を行った。
この検定方法は，正規分布をなす母集団から取り出した標本のうち，不良標本と見られるものをX０(検定年)，その他のものをX１，X２，X３，…Xi，…Xn(比較年)とした場合，X０を除く他のとして，標本の分散から見てX０と との差が有意ならばX０を棄ｎ個の標本の平均をNT2 補

補足-270-4 R1

却とする方法である。検定手順を以下に示す。
(1)

仮説:不良標本 X0 と他の標本（その平均値） との間に有意な差はないとする。

(2)

分散比 F0 を計算する。

(3)

検定年は 1 年，比較年は 10 年，有意水準（危険率）は 5 ％として，Ｆ分布表の F 境界値（(4)）を求める。

F0 と F 境界値を比較して，F0＜F 境界値であれば仮説は採択する。具体的には，次のよ
うに棄却限界の上限値と下限値を求め，その範囲に検定年 X0 が収まっているかを確認して検定している。

補足11-29

補足 12
コンクリート密度の根拠について(1) はじめに
日本建築学会 建築工事標準仕様書・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」（以下「ＪＡＳＳ ５Ｎ」という。）に基づき，コンクリート密度を乾燥単位容積質量として計算を実施した。
(2) 乾燥単位容積質量の推定方法
ＪＡＳＳ ５Ｎに記載されている予測式（解 3.6）を用いて，以下の手順で推定した。
①

骨材（砂，砂利）試験記録より絶乾比重最小値と表乾比重最大値の割合を求め，調合表上の骨材重量を表乾から絶乾に変換②

ＪＡＳＳ ５Ｎの予測式（解 3.6）により，含水率を 0 とした場合の乾燥単位容積質量 ρp③

コンクリートのばらつきを考慮して，ρp から 3σd を差し引く。(解説図 3.10)
標準偏差 σd はＪＡＳＳ ５Ｎに記載されている既往の原子力発電所工事の品質管理試験の結果から 0.024 t/m3（最大値）を採用

NT2 補補足-270-4 R0を算出

ρｐ＝Ｇ０＋Ｓ０＋1.2Ｃ０＋ｗ（解 3.6 より）

ρｐ ：乾燥単位容積質量（kg/m3）
Ｇ０ ：調合計画における粗骨材量（絶乾）（kg/m3）※参考参照
Ｓ０ ：調合計画における細骨材量（絶乾）（kg/m3）※参考参照
Ｃ０ ：調合計画におけるセメント量（kg/m3）※参考参照
ｗ3.

：コンクリート中の含水量（kg/m3）※安全側に 0 とする。

推定乾燥単位容積質量について（参考参照）
推定乾燥単位容積質量の最小値は 2.016 g/cm3 となり，遮蔽計算に使用するコンクリート密度はこれを包絡する 2.00 g/cm3 とする。
補足 12-1

NT2 補補足-270-4 R0

参考
コンクリート調合（東海第二発電所建設記録より）からの推定乾燥容積質量

補足 12-2

補足 13
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，
グランドシャイン評価モデルについて
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評価は，原子炉建屋外壁（二次遮蔽）及び中央制御室遮蔽の遮蔽効果を考慮し評価している。また，グランドシャイン評価は，大気中へ放出され地表面に沈着した放射性物質を線源とし，線源は地表面に均一分布しているもの

NT2 補

補足-270-4 R0とする。各評価モデルを第 1 図〜第 3 図に示す。

補足 13-1

補足-270-4 R0
NT2 補

第 1 図 直接ガンマ線評価モデル(1／2)

補足 13-2

補足-270-4 R0
NT2 補

第 1 図 直接ガンマ線評価モデル(2／2)

補足 13-3

補足-270-4 R0
NT2 補

第 2 図 スカイシャインガンマ線評価モデル

補足 13-4

補足-270-4 R0
NT2 補

第 3 図 グランドシャイン評価モデル

補足 13-5

補足 14
ベント弁開操作時の作業員の被ばく評価における評価条件についてベント実施に伴うベント操作時の作業員の被ばく評価においては，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について評価を行っている。それぞれの評価条件の違いについて以下に示す。

1．放出量評価における評価条件の違い
放出量評価におけるＳ／Ｃベント，Ｄ／Ｗベントの条件の違いは，原子炉格納容器の除去効果であり，その違いは第 1 表に示すとおりである。

第 1 表 放出量評価条件の違い
評価条件
Ｓ／Ｃ
Ｄ／Ｗ
原子炉格納容器内での除去効果（無機よう素） サプレ ッショ ン・ 考慮しない
プール でのス クラ
ビング による 除去
効果：10
原子炉格納容器から：約4.3×10-3：約4.3×10-3
希ガス類-5
原子炉建屋への漏えい割合：約6.2×10：約6.2×10-5
ＣｓＩ類：約3.1×10-5：約3.2×10-5
ＣｓＯＨ類-6：約6.7×10：約6.8×10-6
Ｓｂ類-6：約6.7×10：約6.8×10-6
ＴｅＯ２類
ＳｒＯ類
：約2.7×10-6：約2.7×10-6-6：約2.7×10：約2.7×10-6
ＢａＯ類
ＭｏＯ２類
：約3.4×10-7：約3.4×10-7-8：約6.7×10：約6.8×10-8
ＣｅＯ２類-8
Ｌａ２Ｏ３類：約2.7×10：約2.7×10-8
格納容器圧力逃がし装置への希ガス類：約9.5×10-1：約9.5×10-1
放出割合
ＣｓＩ類
：約1.0×10-6：約3.9×10-3-7ＣｓＯＨ類：約4.0×10：約7.5×10-3-8
Ｓｂ類：約8.9×10：約1.4×10-3
ＴｅＯ２類：約8.9×10-8：約1.4×10-3-8
ＳｒＯ類：約3.6×10：約5.8×10-4
ＢａＯ類：約3.6×10-8：約5.8×10-4-9ＭｏＯ２類：約4.5×10：約7.2×10-5-10：約8.9×10：約1.4×10-5
ＣｅＯ２類
-10
：約3.6×10：約5.8×10-6
Ｌａ２Ｏ３類NT2 補① 補足-270-4 R1

項 目

補足 14-1

2．被ばく評価条件の違い
Ｓ／Ｃベント，Ｄ／Ｗベント実施に伴う作業のうち，第一弁開操作についてはＳ／Ｃベント，Ｄ／Ｗベントでアクセスルート及び作業場所に違いがあるため，被ばく評価における評価点をそれぞれ設定しており，評価条件に違いがある。なお，第二弁開操作，スクラビング水補給，窒素供給，水源補給における作業についてはＳ／Ｃベント，Ｄ／Ｗベントでアクセスルート及び作業場所は同じであり評価条件の違いはない。
（1）大気拡散条件
Ｓ／Ｃベント，Ｄ／Ｗベントにおける第一弁開操作時の被ばく評価に係る大気拡散評価条件の違いを第 2 表に，大気拡散評価の評価点を第 1 図に示す。

第 2 表 大気拡散評価の違い
評価条件

NT2 補① 補足-270-4 R1

項 目

第
一
弁
開
操
作

移
動
時

Ｓ／Ｃ

Ｄ／Ｗ

原子炉建屋漏えい（地上放出）

χ／Ｑ（s/m3）

約 8.0×10-4

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

約 3.0×10-6

原子炉建屋漏えい（地上放出）

備 考
Ｄ／Ｗベントのための第一弁
開操作は屋外で作業を行うため，クラウドシャインによる被ばくを評価にＤ／Ｑ（相対線量）が必要となる。

χ／Ｑ
約 8.0×10-4
約 7.4×10-4（s/m3）
作
χ／Ｑ業
非常用ガス処理系
約 3.0×10-6
約 2.1×10-6（s/m3）
時
排気筒
Ｄ／Ｑ―（排気筒放出）約 6.4×10-20（Gy/Bq）※第二弁開操作，スクラビング水補給，窒素供給，水源補給における作業についてはＳ／Ｃ及びＤ／Ｗで作業場所は同じであり条件の違いはない。

第 1 図 大気拡散評価の評価点

補足 14-2

（2）格納容器圧力逃がし装置配管からの直接ガンマ線の遮蔽条件
Ｓ／Ｃベント，Ｄ／Ｗベントにおける第一弁開操作時の格納容器圧力逃がし装置配管からの直接ガンマ線の評価点における遮蔽厚さ及び配管からの距離大気拡散評価条件の違いを第 3 表に，第一弁開操作時の評価点を第 2 図及び第 3 図に示す。

第 3 表 遮蔽条件の違い
評価条件

項 目
第
一
弁
開
操
作

Ｓ／Ｃ

Ｄ／Ｗ

移動時

90 ㎝

60 ㎝

作業時

150 ㎝

60 ㎝

移動時

10.9 m

11.6 m

作業時

3.0 m

11.6 m

遮蔽厚さ

配管中心からの距離

備 考
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して設定

NT2 補① 補足-270-4 R1※第二弁開操作，スクラビング水補給，窒素供給，水源補給における作業についてはＳ／Ｃ及びＤ／Ｗで作業場所は同じであり条件の違いはない。

第 2 図 第一弁開操作（Ｓ／Ｃ）の評価点

補足 14-3

NT2 補① 補足-270-4 R1

第 3 図 第一弁開操作（Ｄ／Ｗ）の評価点

3．被ばく評価結果の違い
Ｓ／Ｃベント，Ｄ／Ｗベントにおける第一弁開操作時の被ばく評価結果の違いを第 4 表に示す。

第 4 表 被ばく評価結果の違い

補足 14-4

補足15

重大事故等時における格納容器圧力逃がし装置格納槽の遮蔽の熱除去の評価について

格納容器圧力逃がし装置格納槽のフィルタ装置遮蔽（配管遮蔽含む。）について，重大事故等時の熱除去の評価を行う。熱除去の評価では，伝熱理論に基づいた解析手法により遮蔽体中の温度上昇が最も厳しい箇所において評価する。
なお，第二弁操作室遮蔽の熱除去の評価については，主要な線源機器としてフィルタ装置の入口配管が考えられるが，格納容器圧力逃がし装置格納槽のフィルタ装置遮蔽の熱除去の評価
は，線源機器として格納容器圧力逃がし装置格納槽のフィルタ装置，フィルタ装置の入口配管，
ドレン配管及びｐＨ計の計装配管を考慮しているため，第二弁操作室遮蔽の熱除去の評価は，格納容器圧力逃がし装置格納槽のフィルタ装置遮蔽の熱除去の評価に包絡される。

NT2 補

補足-270-4 R1

1．格納容器圧力逃がし装置格納槽遮蔽壁の入射線量の設定方法
格納容器圧力逃がし装置格納槽遮蔽内の線源機器は，格納容器圧力逃がし装置格納槽のフィルタ装置，フィルタ装置の入口配管，ドレン配管及びｐＨ計の計装配管であるため，これらに含まれる放射性物質からの直接ガンマ線の合計の入射線量を設定する。
線源機器と評価対象の遮蔽は一定の距離があるが，評価点は保守的に各線源機器表面とする。

2．温度上昇の計算方法
遮蔽体は主にコンクリートで構成されており，評価上，コンクリートのみとして評価する。
重大事故等時における7日間積算の格納容器圧力逃がし装置格納槽内の線源機器に含まれる放射性物質からの直接ガンマ線の線源に基づく，フィルタ装置遮蔽壁への入射線量は約98 kGy
であり，当該入射線量からフィルタ装置遮蔽壁表面の7日間積算のガンマ発熱量を求めると，
約2.1×10-1 kJ/cm3＊1となる。これによる温度上昇は次式で算出する。

⊿Ｔ＝Ｑ×1000/（ｃ･ρ）⊿Ｔ：温度上昇（℃）

Ｑ：7日間積算のガンマ発熱量（約2.1×10-1 kJ/cm3）ｃ：コンクリートの比熱（1.05 kJ/（㎏･℃））＊2

ρ：コンクリートの密度（2.1 g/cm3）

これより，格納容器圧力逃がし装置格納槽遮蔽の外側及び内側表面の熱伝達を保守的に断熱状態としても，遮蔽体（コンクリート）の温度上昇は93.2 ℃以下となる。

補足15-1

注記＊1：入射線量及びコンクリートの密度より算出（9.8×104（J/kg）×2.1（g/cm3））＊2：2007年制定

コンクリート標準示方書

構造性能照査編，土木学会

3．温度上昇のまとめ
格納容器圧力逃がし装置格納槽遮のコンクリート遮蔽体表面でのガンマ線による温度上昇は93.2 ℃以下となり，「遮蔽設計基準等に関する現状調査報告（1977年，日本原子力学会）」
において示されているガンマ線に対するコンクリート温度制限値（内部最高温度177 ℃／周辺

NT2 補
補 補足-270-4
補足-270-4 R1E
R1
NT2

最高温度149 ℃）以下であることを確認した。

補足15-2