東海第二発電所 審査資料
資料番号
SA 設-C-1 改 16
提出年月日
平成 29 年 7 月 3 日

東海第二発電所

重大事故等対処設備について

平成 29 年７月
日本原子力発電株式会社
本資料のうち，は商業機密又は核物質防護上の観点から公開できません。

下線部：今回提出資料
目
1

重大事故等対処設備

2

基本設計の方針次

2.1 耐震性・耐津波性
2.1.1 発電用原子炉施設の位置
2.1.2 耐震設計の基本方針 【39 条】
2.1.3

耐津波設計の基本方針【40 条】

2.2 火災による損傷の防止
2.3 重大事故等対処設備の基本設計方針 【43 条】
2.3.1 多様性，位置的分散，悪影響防止等について
2.3.2 容量等
2.3.3 環境条件等
2.3.4 操作性及び試験・検査性について
3

個別設備の設計方針
3.1 緊急停止失敗時に発電用原子炉を未臨界にするための設備 【44 条】
3.2 原子炉冷却材圧力バウンダリ高圧時に発電用原子炉を冷却するための設備 【45 条】
3.3 原子炉冷却材圧力バウンダリを減圧するための設備 【46 条】
3.4 原子炉冷却材圧力バウンダリ低圧時に発電用原子炉を冷却するための設備 【47 条】
3.5 最終ヒートシンクへ熱を輸送するための設備 【48 条】
3.6 原子炉格納容器内の冷却等のための設備 【49 条】
3.7 原子炉格納容器内の過圧破損を防止するための設備 【50 条】
3.8 原子炉格納容器下部の溶融炉心を冷却するための設備 【51 条】
目-1

3.9 水素爆発による原子炉格納容器の破損を防止するための設備 【52 条】
3.10 水素爆発による原子炉建屋等の損傷を防止するための設備 【53 条】
3.11 使用済燃料貯蔵槽の冷却等のための設備 【54 条】
3.12 工場等外への放射性物質の拡散を抑制するための設備 【55 条】
3.13 重大事故等の収束に必要となる水の供給設備 【56 条】
3.14 電源設備 【57 条】
3.15 計装設備 【58 条】
3.16 原子炉制御室 【59 条】
3.17 監視測定設備 【60 条】
3.18 緊急時対策所 【61 条】
3.19 通信連絡を行うために必要な設備【62 条】

別添資料-1基準津波を超え敷地に遡上する津波に対する津波防護方針について

別添資料-2

原子炉格納容器の過圧破損を防止するための設備（格納容器
圧力逃がし装置）について

別添資料-3

代替循環冷却の成立性について

別添資料-4

水素爆発による原子炉建屋等の損傷を防止するための設備に
ついて

目-2

別添資料−２
原子炉格納容器の過圧破損を防止するための設備（格納容器圧力逃がし装置）について

本資料のうち，は商業機密又は核物質防護上の観点から公開できません。

下線部：今回提出資料
別

紙

別紙 1

水素の滞留に対する設計上の考慮について

別紙 2

格納容器フィルタベント系の系統設計条件の考え方について

別紙 3

格納容器フィルタベント系の漏えいに対する考慮について

別紙 4

フィルタ装置の各構成要素における機能について

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

別紙 6

流量制限オリフィスの設定方法について

別紙 7

ベント実施時の放射線監視測定の考え方について

別紙 8

電源構成の考え方について

別紙 9

エアロゾルの再浮遊・フィルタの閉塞について

別紙 10

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

別紙 11

よう素除去部におけるよう素の再揮発，吸着剤の容量減少及び変質に
ついて

別紙 12

スクラビング水の保有水量の設定根拠について

別紙 13

スクラビング水が管理範囲を超えた場合の措置について

別紙 14

よう素除去部へのスクラビング水の影響について

別紙 15

圧力開放板の信頼性について

別紙 16

フレキシブルシャフトが常時接続されている状態における弁操作の詳細メカニズム

別紙 17

フィルタベント実施に伴うベント弁操作時の作業員の被ばく評価

別紙 18

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
目-4

別紙 19

格納容器内の圧力が計測できない場合の運用について

別紙 20

ベント停止の判断について

別紙 21

格納容器雰囲気温度によるベントの運用について

別紙 22

格納容器減圧に伴うベント管からサプレッション・プールへの冷却水の流入について別紙 23

有効性評価における炉心損傷の判断根拠について

別紙 24

格納容器からの異常漏えい時における対応について

別紙 25

格納容器スプレイに失敗した場合のベント運用について

別紙 26

ベント準備操作開始タイミングについて

別紙 27

格納容器フィルタベント系の計装設備の網羅性について

別紙 28

格納容器フィルタベント系の計装設備の概略構成図

別紙 29

フィルタ装置水素濃度計の計測時間遅れについて

別紙 30

配管内面に付着した放射性物質による発熱の影響について

別紙 31

地震による損傷の防止に関する耐震設計方針の説明

別紙 32

フィルタベント設備の外部事象に対する考慮について

別紙 33

主ライン・弁の構成について

別紙 34

格納容器負圧防止対策について

別紙 35

ベント実施によるプルーム通過時の要員退避について

別紙 36

エアロゾルの保守性について

別紙 37

希ガスの減衰効果に期待してドライウェルベントを実施した場合の影響評価について別紙 38

コリウムシールド侵食時のガス及びエアロゾル発生について

別紙 39

格納容器フィルタベント系使用後の保管管理

別紙 40

ベント放出位置の違いによる公衆被ばくへの影響について

別紙 41

スクラビング水の pH について目-5

別紙 42

流量制限オリフィスの設定方法について

別紙 43

計装設備が計測不能になった場合の推定方法，監視場所について

別紙 44

ステンレス構造材，膨張黒鉛パッキンの妥当性について

別紙 45

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

別紙 46

エアロゾルの密度の変化が慣性衝突効果に与える影響について

別紙 47

JAVA 試験及び JAVA PLUS 試験の適用性について

別紙 48

フィルタ装置格納槽内における漏えい対策について

別紙 49

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

別紙 50

耐圧強化ベント系の隔離弁の閉操作の実現性について

別紙 51

フィルタ装置における化学反応熱について

別紙 52

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

別紙 53

窒素発生装置の容量について

別紙 54

フィルタ装置入口配管の位置について

別紙 55

各運転モードにおける系統構成と系統内の水素濃度について目-6

別紙 17
フィルタベント実施に伴うベント操作時の作業員の被ばく評価

フィルタ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（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
想定事象として格納容器破損モード「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）」で想定される事故シーケンスにおいて，
代替循環冷却系を使用しない場合を想定した事故シナリオを選定する。
また，放出量評価条件を第 1 表，大気中への放出過程及び概略図を第 1
図〜第 5 図に示す。
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，格納容器フィルタベント系配管及び原子炉建屋からの直接ガンマ線等による外部被ばくを考慮した。
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 表に示すとおり拡散効果を考慮した。また，作業場所に流入する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，第 4 表及び第 5 表に示すとおり外部被ばくについて
は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呼吸率，線量換算係数等から評価を行った。なお，
第二弁の操作においては，空気ボンベにより加圧された待避室（遮蔽厚17-11別紙 17
コンクリート相当）内で作業することを考慮し評価を行った。
格納容器フィルタベント系配管，原子炉建屋からの直接ガンマ線等による外部被ばくについては，第 6 表及び第 7 表に示すとおり原子炉建屋の外壁，作業場所の遮蔽壁の遮蔽効果を考慮し評価を行った。
c．アクセスルート及び評価地点
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 9
図〜第 11 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 12 図〜第 15 図に示すとおりである。第二弁のベント操作を行う場合のアクセスルートは第 16 図〜第 19 図に示すとおりである。
評価点は，第 9 図〜第 20 図に示すとおり，ベント操作時は作業場所とし，移動時はアクセスルートで被ばく評価上最も厳しい地点とする。
d．作業時間第一弁の開操作は，フィルタ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，第二弁の開操作は，フィルタベント実施直後
から 180 分作業場所（待避室）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（待避室滞在）180分）とする。
（2）評価結果
フィルタ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 100mSv 以下であり，フィルタ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 8
17-2

2

別紙 17
表〜第 10 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で約 20mSv，第二弁開操作で約 25mSv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で約 50mSv，第二弁開操作で約 40mSv
となった。

17-3

3

別紙 17
第1表
項

目

放出量評価条件（1／3）
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＋全交流動力電源喪失」

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，原子炉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

3293MW

定格熱出力

運転時間

1 サイクル当たり
10,000 時間（416 日）

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

放出開始時間格納容器漏えい：
事象発生直後格納容器ベント：
事象発生から約 19h 後ＭＡＡＰ解析結果

格 納 容 器 内 pH
制御の効果

考慮しない

格納容器内 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

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
割合に基づき設定（燃料装荷割合等により算出する炉心内
蔵量は，ＡＢＷＲの値を用いて算出した
単位熱出力当たりの炉心内蔵量（Bq／MW）に定格熱出力 3293MWを乗じて算出）格納容器から原子炉建屋への漏
1Pd以下：0.9Pdで0.5％／day
えい率（希ガス，
1Pd超過：2Pdで1.3％／day
エアロゾル及び
有機よう素）

17-4

ＭＡＡＰ解析にて格
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，格納容器の設計漏えい率（0.9Pd で 0.5％／day）及びＡＥＣの式に基づき設定（補足 1参照）

4

別紙 17
第1表
項

目

放出量評価条件（2／3）
評価条件

選定理由

1.5h後〜19.5h後：1.3％／day（一定）その他の期間：0.5％／day（一定）

格納容器の設計漏えい率（0.5％／day）
及びＡＥＣの式に基づき設定（格納容器
圧 力 が 0.9Pd を 超 える期間を包絡するよ
うに1.3％／dayの漏えい率を設定）（補足1参照）

ＭＡＡＰ解析に基づく（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）

ＭＡＡＰのＦＰ挙動モデル（補足2参照）

考慮しない

保守的に設定格納容器等への除去効果（無機
よう素）

自然沈着率9.0×10−４ （1／s）（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（無機よう素及び有機よう素）Ｓ／Ｃベント
無機よう素：10
有機よう素：1

Standard Review
Plan6.5.5※３ に基づ
き設定

格納容器から原子炉建屋への漏えい割合

Ｓ／Ｃベント希ガス類：約4.3×10−３：約6.3×10−５
ＣｓＩ類
ＣｓＯＨ類 ：約3.2×10−５
Ｓｂ類：約6.8×10−６
ＴｅＯ ２ 類 ：約6.8×10−６：約2.7×10−６
ＳｒＯ類：約2.7×10−６
ＢａＯ類
ＭｏＯ ２ 類 ：約3.4×10−７
ＣｅＯ ２ 類 ：約6.8×10−８
Ｌａ ２ Ｏ ３ 類 ：約2.7×10−８

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）

無限大／day（地上放出）（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）

格納容器から原子炉建屋への漏
えい率（無機よう素）

格納容器内での除去効果（エアロゾル）
格納容器内での除去効果（有機
よう素）

Ｄ／Ｗベント
無機よう素：1
有機よう素：1

17-5

Ｄ／Ｗベント：約4.4×10−３：約6.3×10−５：約3.2×10−５：約6.8×10−６：約6.8×10−６：約2.8×10−６：約2.8×10−６：約3.4×10−７：約6.8×10−８：約2.8×10−８

ＭＡＡＰ解析結果及びＮＵＲＥＧ-1465 ※
４に基づき設定（補足4 参照）

保守的に設定5

別紙 17
第1表
項

放出量評価条件（3／3）

目

原子炉建屋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

1 回／day（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2h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1.1×10−６：約4.0×10−３−７ＣｓＯＨ類 ：約4.0×10：約7.5×10−３
ＭＡＡＰ解析結果
格納容器圧力逃 Ｓｂ類：約9.0×10−８：約1.5×10−３
及びＮＵＲＥＧがし装置への放 ＴｅＯ ２ 類 ：約9.0×10−８：約1.5×10−３-1465 に基づき設定
出割合
ＳｒＯ類：約3.6×10−８：約5.8×10−４（補足 4 参照）
ＢａＯ類
：約3.6×10−８：約5.8×10−４
ＭｏＯ ２ 類 ：約4.5×10−９：約7.2×10−５−１ ０：約1.5×10−５
ＣｅＯ ２ 類 ：約9.0×10
Ｌａ ２ Ｏ ３ 類 ：約3.6×10−１０ ：約5.8×10−６
希ガス：1
格納容器圧力逃有機よう素：50
設計値に基づき設
がし装置の除去
無機よう素：100定係数エアロゾル（粒子状よう素含む）：1000※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
※４：NUREG-1465, Accident Source Terms for Light-Water Nuclear Power Plants ,1995

17-6

6

別紙 17

希ガスの炉心内蔵量

格納容器内への放出割合：ＭＡＡＰ解析に基づく

格納容器内での除去効果：ＭＡＡＰ解析に基づく（除去効果無し）

格納容器から原子炉建屋への漏えい率：
1Pd 以下：0.9Pd で 0.5％／day
1Pd 超過:2Pd で 1.3％／day
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／day

非常用ガス処理系から大気へ放出
放出率：1 回／day
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

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

希ガスの大気放出過程

17-7

7

別紙 17

よう素の炉心内蔵量

格納容器内への放出割合：ＭＡＡＰ解析に基づく

5％
粒子状よう素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）

91％

4％

無機よう素

有機よう素

格納容器内での自然沈着
格納容器内での：9.0×10―４ [1／s]，
除去効果：考慮しない（最大存在量から 1/200 まで）

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】
1Pd 以下：0.9Pd で 0.5％／day
1Pd 超過：2Pd で 1.3％／day【無機よう素】1.5h 後〜19.5h 後：1.3％／day（一定）上記以外の期間：0.5％／day（一定）

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／day

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

非常用ガス処理系から大気へ放出
放出率：1 回／day
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

格納容器圧力逃がし装置
から放出

よう素の大気放出過程

17-8

8

別紙 17

セシウムの炉心内蔵量

格納容器内への放出割合：ＭＡＡＰ解析に基づく

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）

格納容器から原子炉建屋への漏えい率：
1Pd 以下：0.9Pd で 0.5％／day
1Pd 超過:2Pd で 1.3％／day

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／day

非常用ガス処理系から大気へ放出
放出率：1 回／day
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

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

第 3 図セシウムの大気放出過程

17-9

9

別紙 17

その他核種の炉心内蔵量

格納容器内への放出割合：ＭＡＡＰ解析に基づく

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）

格納容器から原子炉建屋への漏えい率：
1Pd 以下：0.9Pd で 0.5％／day
1Pd 超過:2Pd で 1.3％／day

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／day

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／day
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

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

その他核種の大気放出過程

17-10

10

別紙 17

非常用ガス処理系
排気筒から放出（2h〜） ※２
放出率：1 回／day
除去効率：考慮しない※1：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】
1Pd 以下：0.9Pd で 0.5％／day
1Pd 超過:2Pd で 1.3％／day【無機よう素】
1.5h 後〜19.5h 後：1.3％／day（一定）上記以外の期間：0.5％／day（一定）
格納容器圧力逃がし装置
からの放出（約 19h〜） ※２
放出率：1Pd で 13.4kg／s

原子炉建屋

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）

D/W ベント
原子炉建屋への漏えい ※１

原子炉建屋への漏えい ※

格納容器

S/C ベント

原子炉建屋から大気中への漏えい（〜2h）
漏えい率：無限大／day

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※2：事象発生後 19 時間以降は，「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）

17-11

11

別紙 17
非常用ガス処理系
排気筒

被ばく経路①クラウドシャイン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）③スカイシャインガンマ線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）

格納容器フィルタベント系
排気口
原子炉建屋

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）

17-12③直接ガンマ線

格納容器

第6図

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の被ばく評価経路イメージ（屋外移動時）

12別紙 17
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①クラウドシャイン（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②スカイシャインガンマ線（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

格納容器フィルタベント系
排気口（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）

原子炉建屋

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17-13による被ばく
②直接ガンマ線（グランドシャインによる外部被ばく）

作業場所
外気流入

③流入した放射性物質による被ばく格納容器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）

13

別紙 17
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）①クラウドシャイン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②スカイシャインガンマ線（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，退避室内への格納容器フィルタベント系
排気口

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

原子炉建屋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17-14による被ばく（グランドシャインによる外部被ばく）
作業場所②直接ガンマ線

外気流入

正圧③流入した放射性物質からのガンマ線

格納容器
待避室 空気ボンベ④ベント系配管の（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）

14別紙 17
第2表
項目

大気拡散評価モデル

大気拡散評価条件

評価条件

選定理由

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 10m
排気筒風：地上 140m

放出源及び放出源
高さ（有効高さ）

原子炉建屋漏えい：地上0m
格納容器フィルタベント系
排気口からの放出：地上55m
非常用ガス処理系排気筒からの放出：地上95m

実効放出継続時間

1時間

累積出現頻度発電 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 容器フィル タベント系 排気口及び 原子炉建屋 からの放出 は地上
風（地上 10m）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 140m）の気象データを使用（補足 10 参照）
格納 容器フィル タベント系 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 8 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 20 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フィルタベント系
排気口：
9方位

建屋影響

3000m２形状係数

0.5

気象指針に基づき設定
格納 容器フィル タベント系 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 容器フィル タベント系 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

17-15

15

別紙 17
第3表

評価に使用する相対濃度（χ／Ｑ）及び相対線量（Ｄ／Ｑ）

作業内容

第一弁
（Ｓ／Ｃ側）
開操作

放出箇所

屋内移動時／
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

格納容器フィルタベント系
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

格納容器フィルタベント系
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）原子炉建屋漏えい（地上放出）

屋外移動時

格納容器フィルタベント系
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

17-16

16

別紙 17
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

Q

χ／ Q E

選定理由

1

e

3600

D ：放射線量率（Sv／h）
Q γ ：大気に放出された放射性物質放出率（Bq／s）
サブマー（0.5MeV 換算値）
ジ ョ ン モ Eγ ：ガンマ線エネルギ（0.5MeV／dis）
デル：空気に対するガンマ線エネルギ吸収係数（評価式）（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）―

R
V ：作業エリア等の空間体積（m ３ ）＜Ｓ／Ｃからのベントを行う場合＞
・第一弁
操作場所
：2,200m３
屋内移動アクセスルート：2,200m３
・第二弁
作業場所
操作場所
： 590m３
屋内移動アクセスルート：2,200m３
等の空間体積（ V ） ＜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
： 590m３
屋内移動アクセスルート：2,200m３

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

待避室の
遮蔽及び
空気ボン
ベ加圧考
慮（第二弁
操作場所）
のみ）

待避室の遮蔽厚
：（コンクリート相当）
空気ボンベによる加圧時間：ベント実施から 3 時間
第二弁操作場所にベン※格納容器フィルタベント系配管がある部分の遮蔽厚 ト後 3 時間滞在する。
は（コンクリート相当）

保守的に外気濃度と同一濃度とする。

17-17

17

別紙 17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）

線量換算係数

Ｉ-131 ：2.0×10−８ Sv／Bq
Ｉ-132 ：3.1×10−１ ０ Sv／Bq
Ｉ-133 ：4.0×10−９ Sv／Bq
Ｉ-134 ：1.5×10−１ ０ Sv／Bq
Ｉ-135 ：9.2×10−１ ０ Sv／Bq
Ｃｓ-134 ：2.0×10−８ Sv／Bq
Ｃｓ-136 ：2.8×10−９ Sv／Bq
Ｃｓ-137 ：3.9×10−８ Sv／Bq
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

1.2m３ ／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 5〜補足 7
参照）

17-18

18

別紙 17
第6表

格納容器フィルタベント系配管からの直接ガンマ線

項

評価条件

目
第一弁
（Ｓ／Ｃ側）
第一弁（Ｄ／Ｗ側）

遮蔽厚さ ※

第二弁
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）
第二弁

選定理由

作業場所
移動ルート
作業場所
移動ルート
作業場所

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 9 図〜第 19 図参
照）

移動ルート
作業場所
移動ルート
作業場所
移動ルート

―

作業場所
移動ルート

※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

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

17-19

19

別紙 17第9図

第一弁（Ｓ／Ｃ側）操作場所及びアクセスルート

17-20

20

別紙 17

第10図

第一弁（Ｓ／Ｃ側）操作場所及びアクセスルート

17-21

21

別紙 17

第11図

第一弁（Ｓ／Ｃ側）操作場所及びアクセスルート

17-22

22

別紙 17

第12図

第一弁（Ｄ／Ｗ側）操作場所及びアクセスルート

17-23

23

別紙 17

第13図

第一弁（Ｄ／Ｗ側）操作場所及びアクセスルート

17-24

24

別紙 17

第14図

第一弁（Ｄ／Ｗ側）操作場所及びアクセスルート

17-25

25

別紙 17

第15図

第一弁（Ｄ／Ｗ側）操作場所及びアクセスルート

17-26

26

別紙 17

第16図

第二弁操作場所及びアクセスルート（屋外移動）

17-27

27

別紙 17

第17図

第二弁操作場所及びアクセスルート

17-28

28

別紙 17

第18図

第二弁操作場所及びアクセスルート

17-29

29

別紙 17

第19図

第二弁操作場所及びアクセスルート

17-30

30

別紙 17

第 20 図大気中に放出された放射性物質の濃度評価点

17-31

31

別紙 17
第8表

第一弁開操作に伴う移動時及び作業時の被ばく線量（単位：mSv／h）
第一弁（Ｓ／Ｃ側）開操作

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第一弁（Ｄ／Ｗ側）開操作

ベント操作時屋内移動時（中央制御室⇔作業場所）

ベント操作時

屋内／屋外移動時（中央制御室⇔作業場所）

約1.9×10０

約2.7×10０

約4.2×10０

約4.2×10０

約2.6×10−２

約2.6×10−２

1.0×10−２ 以下

1.0×10−２ 以下

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

内部被ばく
外部被ばく

1.0×10−２ 以下

1.0×10−２ 以下
大気中へ放出された放射性物質の影響に包絡される

17-32

内部被ばく

1.0×10−２ 以下

1.0×10−２ 以下

約5.7×10−２

約2.4×10−１

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

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1.3×10−２

約1.2×10１

約1.1×10１

約1.2×10１

合計線量率

約1.9×10０

約1.4×10１

約1.5×10１

約1.6×10１

作業時間及び移動時間

90分

70分（往復）90分

100分（往復）

約1.7×10１ mSv

約2.3×10１ mSv

約2.7×10１ mSv

作業線量（作業時及び移動時）
作業線量（合計）（復路のみ）

約2.8×10０ mSv

約2.0×10１ mSv

約2.4×10−１（復路のみ）

約5.0×10１ mSv※第一弁開操作はフィルタベント実施前に行う。
※移動ルートは中央制御室から作業場所であり屋内移動のみである。

17-8

32

別紙 17
第9表

第二弁開操作に伴う移動時及び作業時の被ばく線量（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

17-33

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2.2×10 ０

約2.2×10 ０

約1.7×10 ０

約1.7×10 ０

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

約3.6×10 ０

約4.4×10 −２

1.0×10−２ 以下

1.0×10−２ 以下

1.0×10−２ 以下

約4.1×10 −２
屋外のため対象外

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2.7×10−２

約2.6×10 − １

約2.6×10 −１

約2.6×10 −１

約7.7×10 − ２

約7.7×10 −２

約1.7×10 −１

約1.7×10 − ２

約1.7×10 −２

約1.7×10 −２

約1.3×10 − ２

約1.2×10 １

約1.2×10 １

約1.2×10 １

約1.2×10 １

合計線量率

約3.8×10 ０

約3.3×10 −１

約2.8×10 −１

約1.1×10 − １

約1.4×10 １

約1.4×10 １

約1.4×10 １

約1.4×10 １

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）作業線量（作業時及び移動時）

約3.8×10 ０ mSv

約2.6×10− １ mSv

約2.3×10 ０ mSv

約2.3×10 ０ mSv

約8.1×10 ０ mSv

約8.1×10 ０ mSv

約3.3×10 − １ mSv 約2.8×10 −１ mSv

屋外のため対象外

約2.5×10１ mSv

作業線量（合計）17-933

別紙 17
第 10 表第二弁開操作に伴う移動時及び作業時の被ばく線量（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

17-34

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2.3×10 ０

約2.3×10 ０

約1.7×10 ０

約1.7×10 ０

約4.8×10 −２

約1.5×10 １

1.0×10−２ 以下

約1.3×10 ０

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3.1×10０

約2.6×10− １

約6.0×10−２

1.0×10− ２ 以下

1.0×10− ２ 以下

約8.3×10 ０
屋外のため対象外

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2.9×10 − １

約2.9×10− １

約2.9×10−１

約1.8×10 − ２

約1.8×10 − ２

約1.9×10 −１

約2.3×10 − ２

約2.3×10− ２

約2.3×10−２

約1.3×10 − ２

約1.2×10 １

約1.6×10 １

約1.2×10 １

約1.6×10 １

合計線量率

約3.4×10０

約5.8×10− １

約3.8×10−１

約5.2×10 − ２

約1.4×10 １

約2.8×10 １

約1.4×10 １

約3.4×10 １

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）作業線量（作業時及び移動時）

約3.4×10 ０ mSv

約1.2×10− １ mSv

約2.3×10 ０ mSv

約4.6×10 ０ mSv

約8.1×10 ０ mSv

約2.0×10 １ mSv

約5.8×10−１ mSv 約3.8×10 −１ mSv

屋外のため対象外

約4.0×10１ mSv

作業線量（合計）

17-10

34

別紙 17
補足 1

格納容器漏えい率の設定について

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，以下に示す格納容器圧力が最高使用
圧力（310kPa[gage]（1Pd））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格納容器漏えい率は別途設定する。

1．格納容器圧力が最高使用圧力以下の場合
格納容器圧力が最高使用圧力以下の場合，設計漏えい率（0.9Pd で 0.5％／
day）を基に算出した等価漏えい面積（約 3×10−６m２）を設定し，ＭＡＡＰ内で圧力に応じた漏えい量を評価している。

2．格納容器圧力が最高使用圧力を超過した場合
格納容器圧力が最高使用圧力を超過した場合，2Pd で漏えい率 1.3％／dayとなる等価漏えい面積（約７×10−６m２）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。
2Pd における漏えい率 1.3％／day は，以下のＡＥＣの評価式及びＧＥの評
価式に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。

17-35

35

別紙 17◯ＡＥＣの評価式※1

L
L

：

L0

事故時の格納容器漏えい率（2Pd）【1.28％／day】

L0 ：設計漏えい率（0.9Pd）【0.5％／day】

Pt ：事故時の格納容器内圧力（2Pd）【721kPa[abs]】

Pd ：設計圧力（0.9Pd）【380kPa[abs]】

Pa ：格納容器外の圧力（大気圧）Rt ：事故時の気体定数※2Rd ：空気の気体定数

Tt ：

事故時の格納容器内温度（200℃）【473.15K】

Td ：設計格納容器内温度(20℃)

【293.15K】【101.325kPa[abs]】【523.7J／Kg･K】【287J／Kg･K】◯ＧＥの評価式（General Electric 社の漏えいモデル式）

L

L0

1
1

L

：

事故時の格納容器漏えい率（2Pd）【0.51％／day】

L0 ：設計漏えい率（0.9Pd）【0.5％／day】

Pt ：事故時の格納容器内圧力（2Pd）【721kPa[abs]】

Pd ：設計圧力（0.9Pd）【380kPa[abs]】

Pa ：格納容器外の圧力（大気圧）17-36【101.325kPa[abs]】36

別紙 17※1：United States Atomic Energy Commission report "reactor containment
leakage testing and surveillance report USAEC technical safety guideDec. 1996"※2：事故時の気体定数は，水素ガス(2.016)：窒素ガス(28.01)：水蒸気(18.02)のガス組成 34％：33％：33％より計算している（モル気体定数 8.314[J／K・mol]／（2.016×0.34＋28.01×0.33＋18.02×0.33）[g／mol]＝523.7[J／Kg･K]）。事故時の気体定数は，分子量の小さい水素ガスの割合の増加に伴い大きくなる。また，ＡＥＣの評価式より，事故時の気体定数が大きくなると漏えい率が高くなる。これを踏まえ，計算に用いる水素ガスの割合（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 600kg）を包含した値であり，保守的な設定であると考える。

3．無機よう素及び有機よう素の格納容器漏えい率(1) 無機よう素他の核種と同様に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解析結果による格
納容器圧力を包絡した格納容器圧力を設定し，その格納容器圧力に対する漏えい率を設定している。
このように設定した漏えい率は，0.9Pd 以下で 0.5％／day，0.9Pd 超過で1.3％／day 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。

17-37

37

別紙 17

2Pd（1.3％／day）

0.9Pd（0.5％/day）

第 1 図 格納容器圧力と漏えい率の時間変化（無機よう素の格納容器漏えい率の設定）(2) 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。

17-38

38

別紙 17
補足 2

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（ＦＰ）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「第５部ＭＡＡＰ」（抜粋）

17-39

39

別紙 1717-40

40

別紙 17
補足 3

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
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）（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。
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 10 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」において，ＣＳＥ（Containment Systems Experiment）A6 実験に基づく値が示されている。
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，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 r 0 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。

l r
l

（式１）
og

（式２）

なお，ＮＵＰＥＣの報告書では，Nuclear Technology Removal of Iodine andParticles 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 10５μg／m３
及び時刻 30 分における無機よう素の気相濃度 1.995×10４μg／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。
17-41

41

別紙 17

l

og

.

9.0

10

（式３）

この自然沈着率は，BNWL
BNWL-1244， Removal of Iodine and Particles fromContainment Atmospheres
res by Spray-Containment
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 分から 30 分の濃度変化は，よう素の浮遊量が化は，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）

第1図

CSE A6 実験による無機よう素の濃度変化図

17-42

42

別紙 17
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
Ａ１１※３
蒸気＋空気
同左
同左
※１,※２

雰囲気
雰囲気圧力
（MPa[gage]）
雰囲気温度
（℃）
格納容器
スプレイ

東海第二発電所
同左

約 0.20約 0.22

約 0.24

約 0.47 以下※４

約 120

約 120

約 120

約 200 以下※４

間欠※５

なし

なし

間欠※６

※１ R.K.Hilliard et.al, Removal of iodine and particles by sprays in thecontainment 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内の雰囲気圧力及び温度のＭＡＡＰ解析
結果より記載※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，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。

17-43

43

別紙 17

第2図

ＣＳＥ Ａ５及びＡ１１実験における無機よう素の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，ＣＳ
Ｅ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 5700表面積（m２）約 570

約 5900比表面積（1／m）

約 0.96

約 1.0417-44

44

別紙 17
補足 4

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

放射性物質の格納容器外への放出割合は，ＭＡＡＰコードとＮＵＲＥＧ-1465の知見を利用している。
第 1 表に，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」におけるＭＡＡＰ解析による放出割合の評
価結果（事故発生から 168 時間後時点）を示す。ただし，以下の考察から，第1 表の値を補正した第 2 表の値を用いている。
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毎の存在量であるが，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心内蔵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。
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 1 表の評価結果は，これらの観測事実と整合が取れていない。これは，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
17-45

45

別紙 17交流動力電源喪失」においては，ＭＡＡＰ解析が中・低揮発性核種の放出割合
を過度に大きく評価しているためであると考えられる。
ＭＡＡＰ解析の持つ保守性として，炉心が再冠水し溶融炉心の外周部が固化した後でも，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プール
中心部の温度を参照して放出量を評価していることや，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ことが挙げられる。ＭＡＡＰコードの開発元であるＥＰＲＩからも，炉心が再冠水し溶融炉心からの低揮発性核種の放出について，ＭＡＡＰ解析が保守的な結果を与える場合がある旨の報告がなされている。
なお，高揮発性核種（セシウムやよう素）については，炉心溶融初期に炉心外に放出されるため，上記保守性の影響は受けないものと考えられる。
以上のことから，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」において中・低揮発性核種の放出割合を評価する際，単にＭＡＡＰ解析による放出量の評価結果を採用すると，放出割合として過度に保守的な評価を与える可能性があるため，他の手法を用いた評価が必要になると考えられる。
そこで，重大事故時の中央制御室の居住性を評価する際は，ＭＡＡＰ解析による放出割合の評価結果以外に，海外での規制等にも活用されているＮＵＲＥ
Ｇ-1465（米国の原子力規制委員会（ＮＲＣ）で整備されたものであり，米国でもシビアアクシデント時の典型例として，中央制御室の居住性等の様々な評価で使用されている）の知見を利用するものとした。このことにより，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評価が可能となる。第 2
表にＮＵＲＥＧ-1465 の知見を利用した場合の放出割合の評価結果を示す。
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。

17-46

46

別紙 17(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心内蔵重量より，式 1を用いて評価する。

−

(式 1)

F C s ：時刻 T におけるＣｓの放出割合
FCｓOH ：時刻 T におけるＣｓＯＨグループの放出割合
FCｓI ：時刻 T におけるＣｓＩグループの放出割合
M I ：停止直後のＩ元素の炉心内蔵重量
MCｓ ：停止直後のＣｓ元素の炉心内蔵重量
W I ：Ｉの分子量
WCｓ ：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※１，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ＮＵ
ＲＥＧ-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。

17-47

47

別紙 17
第 5 表に，ＮＵＲＥＧ-1465 で評価された格納容器内への放出割合を示す。
【格納容器圧力逃がし装置への放出】

＝

168

（式 2）

【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
FNG 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
γi ：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格納容器への放出割合
g C s：ＮＵＲＥＧ-1465 におけるＣｓに相当する核種グループの格納容器への放出割合※1：中・低揮発性の核種グループは，事故初期の燃料が高温となっているときのみ燃料外に放出され，それ以降の追加放出はほとんど無いものと考えられる。そのため，事故初期に格納容器内に放出され，格納容器気相部に浮遊しているものだけが格納容器圧力逃がし装置により大気中に放出されると考えられる。したがって，中・低揮発性の核種グループの格納容器圧力逃がし装置への放出について
は，格納容器気相部に浮遊しており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。また，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。以上のことから，中・低揮発性の核種グル
17-48

48

別紙 17
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 1 表 放出割合の評価結果（ＭＡＡＰ解析）
格納容器から原子炉建屋への格納容器圧力逃がし装置への
核種
漏えい割合
放出割合
グループ
Ｓ/ＣベントＤ/ＷベントＳ/ＣベントＤ/Ｗベント
−３
−３
−１
希ガス類
約 4.3×10
約 4.4×10
約 9.5×10
約 9.5×10−１
CsI 類
約 6.3×10−５ 約 6.3×10−５
約 1.1×10−６
約 4.0×10−３
CsOH 類
約 3.2×10−５ 約 3.2×10−５
約 4.0×10−７
約 7.5×10−３
Sb 類
約 7.6×10−５ 約 7.6×10−５
約 2.7×10−６
約 1.8×10−２
TeO２類
約 4.5×10−５ 約 4.5×10−５
約 3.9×10−７
約 9.9×10−４
SrO 類
約 8.6×10−５ 約 7.1×10−５
約 2.6×10−５
約 2.5×10−１
BaO 類
約 9.2×10−５ 約 8.4×10−５
約 1.6×10−５
約 1.5×10−１
MoO２類
約 9.2×10−５ 約 9.1×10−５
約 3.5×10−６
約 3.1×10−２
CeO２類
約 1.6×10−５ 約 8.4×10−６
約 1.1×10−５
約 7.1×10−２
La２O３類
約 1.6×10−５ 約 8.4×10−６
約 1.1×10−５
約 7.1×10−２※ 小数点第 2 位以下切上げ

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）
格納容器から原子炉建屋への格納容器圧力逃がし装置への
核種
漏えい割合
放出割合
グループ
Ｓ/ＣベントＤ/ＷベントＳ/ＣベントＤ/Ｗベント
−３
−３
−１
希ガス類
約 4.3×10
約 4.4×10
約 9.5×10
約 9.5×10−１
CsI 類
約 6.3×10−５ 約 6.3×10−５
約 1.1×10−６
約 4.0×10−３
CsOH 類
約 3.2×10−５ 約 3.2×10−５
約 4.0×10−７
約 7.5×10−３
Sb 類
約 6.8×10−６ 約 6.8×10−６
約 9.0×10−８
約 1.5×10−３
TeO２類
約 6.8×10−６ 約 6.8×10−６
約 9.0×10−８
約 1.5×10−３
SrO 類
約 2.7×10−６ 約 2.8×10−６
約 3.6×10−８
約 5.8×10−４
BaO 類
約 2.7×10−６ 約 2.8×10−６
約 3.6×10−８
約 5.8×10−４
MoO２類
約 3.4×10−７ 約 3.4×10−７
約 4.5×10−９
約 7.2×10−５
CeO２類
約 6.8×10−８ 約 6.8×10−８ 約 9.0×10−１０
約 1.5×10−５
La２O３類
約 2.7×10−８ 約 2.8×10−８ 約 3.6×10−１０
約 5.8×10−６※ 小数点第 2 位以下切上げ

17-49

49

別紙 17

第3表

ＴＭＩ事故後に評価された放射性核種の場所毎の存在量
低揮発性
１５４
Eu

核種

中揮発性
１０６
Ru

（単位：％）
高揮発性
１２９
８５
I
Kr

１４４
１５５
９０
１２５
１３７
Ce
Eu
Sr
Sb
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
3
1
†
54
地階水，気相タンク類
0.01
2.1
0.5
0.7
47
(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。

「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））」より抜粋
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（株）HP（http://www.tepco.co.jp/cc/press/11040609-j.html）

第5表

ＮＵＲＥＧ-1465 での格納容器内への放出割合
格納容器への放出割合※
0.25
0.05
0.02
0.00250.00050.0002核種グループCs
TeO２，Sb
SrO，BaO
MoO２
CeO２
La２O３

※ ＮＵＲＥＧ-1465 の Table3.12「Gap Release」の値と「Early In-Vessel」の
値の和

17-50

50

別紙 17
補足 5

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。

降水期間は湿性・乾性沈着
を考慮

第1図

無降水期間は乾性沈着のみを考慮

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 0.5cm／sを用いる。
以下では，湿性沈着を考慮した地表面沈着速度として 0.5cm／s を用いることの適用性について確認した。
17-51

51

別紙 17
1.

評価手法
湿性沈着を考慮した地表面沈着速度（0.5cm／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（0.3cm／s，補足 3 参照）の積が 0.5cm／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。

（1）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，放出経路毎の相対濃度を用いて評価した。

x, y, zχ/Qχ/Qx, y, zχ/Q x, y, zVV ・χ/Q x, y, z・・・・・①：時刻 i での乾性沈着率[1／m２]：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）（2）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。
17-52

52

別紙 17
∞

χ/Q

x, y

χ/Q x, y, z dz

Λ・χ/Q x, y, 0 Λ

2

Σ exp

h
2Σ

・・・・・②
χ/Qx, y：時刻 i での湿性沈着率[1／m２]

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

％

・・・・・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※１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）。
（1）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
17-53

53

別紙 17率，湿性沈着率を 1 時間毎に算出する。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。
（2）上記（1）で求めた 1 時間毎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）。

※１（気象指針解説抜粋）
1．線量計算に用いる相対濃度（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。

17-54

54

別紙 17
降水がない時刻は，湿性沈着率はゼロ

日時

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）

4/1 1:00

ＳＷ
（ＮＥ）

4.3

F

○×10−６○×10−９00○×10−９

4/1 2:00

ＳＷ
（ＮＥ）

4.5

E

○×10−６○×10−９1.0○×10−８○×10−８

4/1 3:00

Ｓ
（Ｎ）

1.4

F

−

−

1.5

−

0

・・・

・・・

・・・

・・・

・・・

・・・

・・・

・・・

・・・

3/31 24:00

ＳＷ
（ＮＥ）

5.5

D

○×10−７○×10−１０00○×10−１０

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
No1
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。
）

第2図

出現頻度
（％）
0.000

χ／Ｑ
（s／m３）−

地表面沈着率（① ＋②）
0

2

0.003

−

0

・・・

・・・

・・・

・・・

○○

97.004○×10−６○×10−９○○97.010○×10−６○×10−９

・・・

・・・

・・・

・・・

×××

100.000−５○×10○×10−８

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）

17-55

55

別紙 173.

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※２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 1.22〜1.34 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（0.3cm／s）の 1.34 倍（約 0.4cm／s）から保守的に 0.5cm／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)を引用する。
（補足 2 参照）
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，
更に保守性を持たせ，沈着速度として 1.2cm／s を採用している。

※２（気象指針解説抜粋）
1．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
17-56

56

別紙 17ある。このため，指針では，気象観測資料をもと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。
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。

第1表

沈着率評価結果

放出点

相対濃度（s／m３）③比
乾性沈着率（①） 地表面沈着率（①＋②）（（①＋②）（1／m２）（1／m２）／①）

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 0.4017-57

湿性沈着を考慮
した沈着速度（cm／s）

57

別紙 17
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※３
（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

6.4×10−５

2.9×10−６

約 1.2296.990

5.0

1.4×10−４

3.0×10−６

約 1.2297.001

3.0

2.0×10−４

3.0×10−６

約 1.2297.013

・・・

・・・

・・・

・・・

・・・

8497
8498
8499
・・・

※３

SW
（NE）
SW
（NE）
SW
（NE）
・・・

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※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

3.2×10−５

1.5×10−６

約 1.2296.990

5.0

7.0×10−５

1.5×10−６

約 1.2297.001

3.0

1.0×10−４

1.5×10−６

約 1.2297.013

・・・

・・・

・・・

・・・

・・・

8497
8498
8499
・・・

※４

SW
（NE）
SW
（NE）
SW
（NE）
・・・

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※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
（％）

・・・

・・・

・・・

・・・

・・・

・・・

・・・

0.5

7.1×10−７

1.2×10−８

約 1.3396.9830

4.0×10−６

1.2×10−８

約 1.3497.0060

4.0×10−６

1.2×10−８

約 1.3497.018

・・・

・・・

・・・

・・・

・・・

8497
8498
8499
・・・

※５

SW
（NE）
SW
（NE）
SW
（NE）
・・・

評価対象方位（ＳＷ）

17-58

58

別紙 17
補足 6

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 10−５m／s（10−３cm／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10−４〜10−２cm／s の範囲である。
・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0.3cm／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
17-59

59

別紙 17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 10−３cm／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

17-60

60

別紙 17
NRPB-322 ANNEX-A「2.2
2.2 Iodine」の抜粋

17-61

61

別紙 17
補足 7

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（0.5cm／s，補足 1 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 0.3cm／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 0.3cm／s と設定した。NUREG/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 0.5μm〜5μm の粒径に対して検討されているが，原子炉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原子炉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 0.1μm〜5μm の粒径では沈着速度は 0.3cm／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沈着速度として 0.3cm／
s を適用できると判断した。

17-62

62

別紙 17第1図※1※2

様々な粒径における地表沈着速度（Nuclear Safety Vol.19※２ ）J.L. Sprung 等：Evaluation of severe accident risk：quantificationof major input parameters, NUREG/CR-4451 Vol.2 Rev.1 Part 7, 1990
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

17-63

63

別紙 17（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原子炉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〜5μm」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原子炉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，「原子炉格納容
器内でのエアロゾルの挙動」及び「原子炉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（原子炉
格納容器，1 次冷却材配管等），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，原子炉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，0.1μm〜5μm のエアロゾルを想定することは妥当である。

17-64

64

別紙 17
第1表番号

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

試験名又は
報告書名等

エアロゾル粒径
（μm）

備 考

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原子炉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

①

LACE

②

NUREG/CR-5901 ※２

0.25〜2.5（参考1-1）

原子炉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

PBF-SFD※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
験の原子炉格納容器内のエアロゾル挙動に着目した実験の結果）

⑤

※1

※2

※3

PHEBUS-FP※３

J. H. Wilson and P. C. Arwood, Summary of Pretest Aerosol CodeCalculations 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
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
STATE-OF-THE-ART REPORT ON NUCLEAR AEROSOLS, NEA/CSNI/R (2009)

17-65

65

別紙 17

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
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

17-66

66

別紙 17
参考1-1

17-67

NUREG/CR--5901の抜粋

67

別紙 1717-68

68

別紙 17
参考1-2 STATE-OF-THE-ART
ART REPORT ON NUCLEAR AEROSOLS，
AEROSOLS
NEA/CSNI/R(2009)5
EA/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
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

PBF-SFD

態で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
フランスカダラッシュ研究所のPHEBUS研究炉で実施された，研究炉で実施された，

PHEBUS FP

シビアアクシデント条件下での炉心燃料から 次系を経て原シビアアクシデント条件下での炉心燃料から1次系を経て原子炉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

17-69

69

別紙 17補足 8

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 時間あ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，被ばく評価に当たっては，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フィルタベント系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。
原子炉建屋及びフィルタベント系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，フィルタ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フィルタベント系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。
17-70

70

別紙 17
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。

※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。

17-71

71

別紙 17

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／s）（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フィルタベント
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フィルタベント
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フィルタベント放出分

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

17-72

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／s）（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フィルタベント
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フィルタベント
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フィルタベント放出分

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

17-37

72

別紙 17
第3表

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

3.0×10−６

1.2×10−１９

5 時間

2.9×10−６

8.8×10−２０

10 時間

1.7×10−６

7.5×10−２０

20 時間

1.2×10−６

6.2×10−２０

17-73

73

別紙 17
補足 9

フィルタ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

フィルタ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。

17-74

74

別紙 17

第1表

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

アクセスルート等
における線量率

設備位置

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。

遮蔽厚（床，壁）：約 100 ㎝
距 離：10m 以上

10−１ mSv／h 以下①（第 6 図）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。

遮蔽厚：なし距 離：10m 以上

0.5mSv／h②（第 4 図）設

備※

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：20m 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：10m 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 4 図）距 離：10m 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 3 図）距 離：1m 以上いため。
アクセスルートから十分に離れており，フィルタ装置格納⑦
遮蔽厚：180 ㎝以上
フィルタ装置格納槽
槽からの直接線等は遮蔽設備により十分に低い線量となる
10−２ mSv／h 以下（第 1 図）距 離：40m 以上ため。
※ 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（0.1mSv／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

17-75

17-24

75

別紙 17

第1図

屋外アクセスルート

17-76

76

別紙 17

第2図

原子炉建屋 1 階の操作場所及びアクセスルート

17-77

77

別紙 17

第3図

原子炉建屋 2 階の操作場所及びアクセスルート

17-78

78

別紙 17

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

17-79

79

別紙 17

第5図

原子炉建屋 4 階の操作場所及びアクセスルート

17-80

80

別紙 17

第6図

原子炉建屋 5 階

第7図

原子炉建屋 6 階

17-81

81

別紙 17
補足 10

線量評価に用いた気象データについて

１．はじめに
新規制基準適合性に係る設置変更許可申請にあたっては，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．設置変更許可申請において 2005 年度の気象データを用いた理由
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。
設置変更許可申請における線量評価については， 敷地の気象の代表性が確認された 2005 年度の気象データを用いた風洞実験結果※を用いている。
※：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あたっては，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。

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。
17-82

82

別紙 17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(1)(2)について確認する。
(1)

想定事故時の線量計算に用いる相対濃度

(2)

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（1）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
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 2.01×10−６s／m３，2015 年度気象では 2.04
×10−６s／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，その累積頻度が 97％にあたる相対濃度を算出し，各方位の最大値を比較（2）異常年検定
a．検定に用いた観測記録検定に用いた観測記録は下表のとおりである。
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。

17-83

83

別紙 17
統計年※1

観測地点※2① 2001 年 4 月〜2013 年 3 月（申請時最新 10 年の気象データ）

・敷地内観測地点（地上高 10m,81m,140m）
・敷地内観測地点（地上高 10m,81m,140m）（参考）・水戸地方気象台
・小名浜特別地域気象観測所

検定年

2005 年度：
2005 年 4 月〜② 2004 年 4 月〜2016 年 3 月（最2006 年 3 月
新 10 年の気象データ）※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 81ｍ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
ｂ．検定方法
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。
ｃ．検定結果（第 1 表〜第 16 表参照）
検定結果は下表のとおりであり，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，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。

17-84

84

別紙 17
棄却数（敷地内観測地点）
検定年

統計年

※1

地上高 10m

地上高 81m※2

地上高 140m

1個

0個

3個

3個

1個

4個

① 2001 年 4 月〜2013
年 3 月（申請時最新
10 年の気象データ）
2005 年度：
2005 年 4 月〜② 2004 年 4 月〜2016
2006 年 3 月
年 3 月（最新 10 年の気象データ）

棄却数（参考）1 個（水戸地方気象台）
3 個（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 81ｍ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

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 140m 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ＥＮＥ，Ｅ，ＥＳＥ，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 年度を比較した。
ＥＮＥ，Ｅ，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
17-85

85

別紙 17
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影響はない。
相対濃度※

相対濃度※
比（Ｂ／Ａ）

風向（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

1.265×10−６

1.421×10−６

1.123※：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，その累積頻度が 97％にあ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。
（1）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。
（2）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は少なく，異常年とは判断されない。
（3）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
17-86

86

別紙 17
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。
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。

17-87

87

別紙 1717-88

88

別紙 1717-89

89

別紙 1717-90

90

別紙 1717-91

91

別紙 1717-92

92

別紙 1717-93

93

別紙 1717-94

94

別紙 1717-95

95

別紙 17（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は，これを有効に利用することが望ましい。

17-96

96

別紙 18
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フィルタ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
a．放出量評価条件
想定事象として格納容器破損モード「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）」で想定される事故シーケンスにおいて，代替循環冷却系を使用しない場合を想定した事故シナリオを選定する。また，
放出量評価条件を第 1 表，大気中への放出過程及び概略図を第 1 図〜第 5
図に示す。
b．被ばく評価条件
被ばく経路は，第 6 図及び第 7 図に示すとおり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，地表面に沈着した放射性物質からのガンマ線，原子炉建屋からの直接ガンマ線等による外部被ばくを考慮した。
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，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，
第 2 表〜第 4 表に示すとおり拡散効果等を考慮し，作業場所における相対線量（Ｄ／Ｑ）及び相対濃度（χ／Ｑ）から被ばく評価を行った。なお，内部被ばくについてはマスク等の放射線防護効果を考慮し評価を行
った。

18-1

97

別紙 18
原子炉建屋及びフィルタ装置格納槽からの直接ガンマ線等による外部
被ばくについては，第 5 表及び第 6 表に示すとおり原子炉建屋の外壁及びフィルタ装置格納槽の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 8 図に示すとおりとした。
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評価した。
（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 7 表及び第 8 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 13mSv／h，窒素ガスの供給作業については 3.6mSv／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 15mSv／h，窒素ガスの供給作業については 4.6mSv／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ことを確認した。

18-2

98

別紙 18第1表
項目

放出量評価条件（1／3）
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＋全交流動力電源喪失」

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，原子炉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

3293MW

定格熱出力

運転時間

1 サイクル当たり
10,000 時間（416 日）

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

放出開始時間格納容器漏えい：
事象発生直後格納容器ベント：
事象発生から約 19h 後ＭＡＡＰ解析結果

格 納 容 器 内 pH
制御の効果

考慮しない

格納容器内 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

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
割合に基づき設定（燃料装荷割合等により算出する炉心内
蔵量は，ＡＢＷＲの値を用いて算出した
単位熱出力当たりの炉心内蔵量（Bq／MW）に定格熱出力 3293MWを乗じて算出）格納容器から原子炉建屋への漏
1Pd以下：0.9Pdで0.5％／day
えい率（希ガス，
1Pd超過：2Pdで1.3％／day
エアロゾル及び
有機よう素）

18-3

ＭＡＡＰ解析にて格
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，格納容器の設計漏えい率（0.9Pd で 0.5％／day）及びＡＥＣの式に基づき設定（別紙
17 補足 1 参照）

99

別紙 18第1表
項目

放出量評価条件（2／3）
評価条件

選定理由

ＭＡＡＰ解析に基づく（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）

格納容器の設計漏えい率（0.5%／day）及びＡＥＣの式に基づ
き設定（格納容器圧
力 が 0.9Pd を 超 え る
期間を包絡するように1.3％／dayの漏えい率を設定）（別紙
17補足1参照）
ＭＡＡＰのＦＰ挙動
モデル（別紙17補足2
参照）

考慮しない

保守的に設定格納容器等への除去効果（無機
よう素）

自然沈着率9.0×10−４ （1／s）（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（別紙17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（無機よう素及び有機よう素）Ｓ／Ｃベント
無機よう素：10
有機よう素：1

Standard Review
Plan6.5.5※３ に基づ
き設定

格納容器から原子炉建屋への漏えい割合

Ｓ／Ｃベント希ガス類：約4.3×10−３
ＣｓＩ類：約6.3×10−５
ＣｓＯＨ類 ：約3.2×10−５
Ｓｂ類：約6.8×10−６
ＴｅＯ ２ 類 ：約6.8×10−６
ＳｒＯ類：約2.7×10−６
ＢａＯ類：約2.7×10−６
ＭｏＯ ２ 類 ：約3.4×10−７
ＣｅＯ ２ 類 ：約6.8×10−８
Ｌａ ２ Ｏ ３ 類 ：約2.7×10−８

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）

無限大／day（地上放出）（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）

格納容器から原子炉建屋への漏
えい率（無機よう素）

格納容器内での除去効果（エアロゾル）
格納容器内での除去効果（有機
よう素）

1.5h後〜19.5h後：1.3％／day（一定）その他の期間：0.5％／day（一定）Ｄ／Ｗベント
無機よう素：1
有機よう素：1

18-4

Ｄ／Ｗベント：約4.4×10−３：約6.3×10−５：約3.2×10−５：約6.8×10−６：約6.8×10−６：約2.8×10−６：約2.8×10−６：約3.4×10−７：約6.8×10−８：約2.8×10−８

ＭＡＡＰ解析結果及びＮＵＲＥＧ-1465 ※
４に基づき設定（別紙
17 補足 4 参照）

保守的に設定100

別紙 18第1表
項

放出量評価条件（3／3）

目

原子炉建屋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）非常用ガス処理系及び非常用ガス再循環系の起動時間
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

評価条件

選定理由

1 回／day（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）

事象発生から2h後

起動操作時間に余裕を見込み設定

考慮しない

保守的に設定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1.1×10−６：約4.0×10−３−７ＣｓＯＨ類 ：約4.0×10
ＭＡＡＰ解析結果
：約7.5×10−３−８−３
格納容器圧力逃 Ｓｂ類
及びＮＵＲＥＧ
：約9.0×10：約1.5×10
がし装置への放 ＴｅＯ ２ 類 ：約9.0×10−８-1465 に基づき設定：約1.5×10−３
−８
−４
出割合
（別紙 17 補足 4 参
ＳｒＯ類：約3.6×10：約5.8×10
−８
−４
照）
ＢａＯ類
：約3.6×10：約5.8×10−９−５
ＭｏＯ ２ 類 ：約4.5×10：約7.2×10
ＣｅＯ ２ 類 ：約9.0×10−１ ０ ：約1.5×10−５
Ｌａ ２ Ｏ ３ 類 ：約3.6×10−１０ ：約5.8×10−６
希ガス：1
格納容器圧力逃設計値に基づき設
有機よう素：50
がし装置の除去定
無機よう素：100係数
エアロゾル（粒子状よう素を含む）：1000※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
※４：NUREG-1465, Accident Source Terms for Light-Water Nuclear Power Plants ,1995

18-5

101

別紙 18希ガスの炉心内蔵量

格納容器内への放出割合：ＭＡＡＰ解析に基づく

格納容器内での除去効果：ＭＡＡＰ解析に基づく（除去効果無し）

格納容器から原子炉建屋への漏えい率：
1Pd 以下：0.9Pd で 0.5％／day
1Pd 超過:2Pd で 1.3％／day
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／day

非常用ガス処理系から大気へ放出
放出率：1 回／day
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

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

希ガスの大気放出過程

18-6

102

別紙 18

よう素の炉心内蔵量

格納容器内への放出割合：ＭＡＡＰ解析に基づく

5％
粒子状よう素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）

91％

4％

無機よう素

有機よう素

格納容器内での自然沈着
格納容器内での：9.0×10―４ [1／s]，
除去効果：考慮しない（最大存在量から 1/200 まで）

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】
1Pd 以下：0.9Pd で 0.5％／day
1Pd 超過：2Pd で 1.3％／day【無機よう素】1.5h 後〜19.5h 後：1.3％／day（一定）上記以外の期間：0.5％／day（一定）

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／day

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

非常用ガス処理系から大気へ放出
放出率：1 回／day
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

格納容器圧力逃がし装置
から放出

よう素の大気放出過程

18-7

103

別紙 18セシウムの炉心内蔵量

格納容器内への放出割合：ＭＡＡＰ解析に基づく

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）

格納容器から原子炉建屋への漏えい率：
1Pd 以下：0.9Pd で 0.5％／day
1Pd 超過:2Pd で 1.3％／day

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／day

非常用ガス処理系から大気へ放出
放出率：1 回／day
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

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

セシウムの大気放出過程

18-8

104

別紙 18

その他核種の炉心内蔵量

格納容器内への放出割合：ＭＡＡＰ解析に基づく

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）

格納容器から原子炉建屋への漏えい率：
1Pd 以下：0.9Pd で 0.5％／day
1Pd 超過:2Pd で 1.3％／day

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／day

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／day
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

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

その他核種の大気放出過程

18-9

105

別紙 18

非常用ガス処理系
排気筒から放出（2h〜） ※２
放出率：1 回／day
除去効率：考慮しない※1：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】
1Pd 以下：0.9Pd で 0.5％／day
1Pd 超過:2Pd で 1.3％／day【無機よう素】
1.5h 後〜19.5h 後：1.3％／day（一定）上記以外の期間：0.5％／day（一定）
格納容器圧力逃がし装置
からの放出（約 19h〜） ※２
放出率：1Pd で 13.4kg／s

原子炉建屋

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）

D/W ベント
原子炉建屋への漏えい ※１

原子炉建屋への漏えい ※

格納容器

S/C ベント

原子炉建屋から大気中への漏えい（〜2h）
漏えい率：無限大／day

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※2：事象発生後 19 時間以降は，「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）

18-10

106

別紙 18①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格納容器フィルタベント系
排気口②スカイシャインガンマ線

原子炉建屋

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）

18-11③ 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よる被ばく（グランドシャインによる外部被ばく）④ フィルタ装置内の放射性物質からのガンマ線による外部被ばく②直接ガンマ線（直接ガンマ線による外部被ばく）③グランドシャイン④フィルタ装置
格納槽からの直接ガンマ線

格納容器

①吸入摂取

スクラビング水補給ライン
フィルタ装置第6図

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107

別紙 18①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格納容器フィルタベント系
排気口
原子炉建屋

②スカイシャインガンマ線

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）

18-12③ 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よる被ばく（グランドシャインによる外部被ばく）①吸入摂取②直接ガンマ線④ フィルタ装置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）

窒素供給ライン③グランドシャイン④フィルタ装置格納槽からの直接ガンマ線

格納容器

フィルタ装置第7図

窒素供給作業時の作業員の被ばく評価経路イメージ108

別紙 18第2表
項目

大気拡散評価条件

評価条件

選定理由

大気拡散評価モデル

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 10m
排気筒風：地上 140m

放出源及び放出源高さ（有効高さ）

原子炉建屋漏えい：地上0m
格納容器フィルタベント系
排気口からの放出：地上55m
非常用ガス処理系排気筒からの放出：地上95m

実効放出継続時
間

1時間

累積出現頻度小さい方から 97％

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
格納容器フィルタベント系排気口及び原子炉建屋からの放出は地上風（地上高 10m）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（地上高 140m）の気象データを使用（別紙 17 補足 10 参照）
格納容器フィルタベント系排気口からの放出は建屋影響を考慮し建屋屋
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（別紙 17 補足 8 参照）

気象指針に基づき設定

建屋の影響

考慮する

格納容器フィルタベント系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

巻き込みを生じ
る代表建屋

原子炉建屋

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

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フィルタベント系
排気口：
9方位

屋外移動時は敷地内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，建屋放出及び格納容器フィルタベン
ト系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。

建屋影響

3000m２

原子炉建屋の最小投影断面積を設定

形状係数

0.5

大気拡散評価点

第 8 図参照

気象指針に基づき設定

18-13

109

別紙 18
第3表

評価に使用する相対濃度（χ／Ｑ）及び相対線量（Ｄ／Ｑ）

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

格納容器フィルタベント系
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）原子炉建屋漏えい（地上放出）

屋外移動時

格納容器フィルタベント系
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）窒素供給作業

原子炉建屋漏えい（地上放出）

作業時

格納容器フィルタベント系
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）18-14

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 6.3×10−２０110

別紙 18第4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）

線量換算係
数

Ｉ-131 ：2.0×10−８ Sv／Bq
Ｉ-132 ：3.1×10−１０ Sv／Bq
Ｉ-133 ：4.0×10−９ Sv／Bq
Ｉ-134 ：1.5×10−１０ Sv／Bq
Ｉ-135 ：9.2×10−１０ Sv／Bq
Ｃｓ-134 ：2.0×10−８ Sv／Bq
Ｃｓ-136 ：2.8×10−９ Sv／Bq
Ｃｓ-137 ：3.9×10−８ Sv／Bq

ICRP Publication 71 に基づき設定

上記以外の核種は ICRP Pub.71
等に基づく

呼吸率

1.2m３ ／h

成人活動時の呼吸率を設定
ICRP Publication 71 に基づき設定

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：0.5cm／s
無機よう素：0.5cm／s
有機よう素：1.7×10−３ cm／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（別紙 17 補足 5〜
補足 7 参照）

18-15

111

別紙 18第5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

第6表
項

目

フィルタ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場所作業場所壁厚

フィルタ装置遮蔽設計値（10mSv／h 以下）に基づき設定フィルタ装置格納槽
外壁壁厚

フィルタ装置遮蔽設計値（0.62mSv／h 以下）に基づき設定

18-16

112

別紙 18第8図

大気中に放出された放射性物質の濃度評価点

18-17

113

別紙 18

第7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

3.3×10０

3.3×10０

2.9×10０

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

1.0×10１

6.3×10−１

6.3×10−１

6.3×10−１

作業線量率

1.3×10１

3.9×10０

3.6×10０

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

18-18

18-8

114

別紙 18第8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

4.5×10０

4.5×10０

4.0×10０

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

1.0×10１

6.3×10−１

6.3×10−１

6.3×10−１

作業線量率

1.5×10１

5.1×10０

4.6×10０

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

18-19

18-9

115

別紙 21
格納容器雰囲気温度によるベントの運用について(1)

格納容器雰囲気温度の監視について
格納容器雰囲気温度計は，ドライウェルに36点，サプレッション・チェ
ンバに4点の計40点を設置しており，各所に分散して配置することにより格
納容器全体の雰囲気温度を監視することができる。このうち，重大事故等発生時における監視を確実なものとするため，重大事故発生時の原子炉格
納容器内の環境条件においても計測可能な温度計を，ドライウェルに8点，サプレッション・チェンバに2点に分散し，原子炉格納容器内の雰囲気温度を一様に計測することとしている。
重大事故発生時の原子炉格納容器内の環境条件においても計測可能な温度計の計測点を第1図に示す。

(2)

局所的な温度上昇について
格納容器雰囲気温度が局所的に大きく上昇する要因としては，原子炉圧力容器が高圧状態で破損する際に溶融炉心が飛散し，格納容器内に溶融炉心が付着することなどが考えられるが，原子炉圧力容器破損前に原子炉圧力容器を減圧することにより，このような状況に至る可能性を低減する。
また，原子炉圧力容器が破損した場合には，溶融炉心がペデスタル部に落下するが，ペデスタル（ドライウェル部）はドライウェル床面より掘り下げられた構造となっているため，溶融炉心はペデスタル(ドライウェル部)に保持され，ドライウェル床面に流出することはない。さらに，格納容器
スプレイ実施時には格納容器雰囲気が冷却されること及び格納容器への注
水等による溶融炉心の冷却に伴い発生する蒸気により格納容器内では自然対流が起きていることを踏まえると，溶融炉心からの輻射熱等により格納
容器雰囲気温度が局所的に大きく上昇する可能性は低い。したがって，このような場合には，格納容器圧力限界圧力を下回る最高使用圧力の 2 倍
21-1

116

別紙 21（620kPa[gage]）到達までにベントを実施することから，限界圧力に対する飽和温度が約 166℃であることを踏まえると，過温破損に至ることはな
いと考えられる。
なお，格納容器圧力が計測できない場合は，「別紙 19.格納容器内の圧力が計測できない場合の運用について」に記載のとおり，格納容器雰囲気温度によりベントを判断することとしている。
(3)

格納容器破損の恐れがある場合の影響緩和のためのベント実施について
炉心部の燃料，ペデスタル（ドライウェル部）に落下した燃料デブリ及び格納容器内を冷却するため，格納容器への注水等に期待するが，十分な注水等ができない場合には，格納容器雰囲気が過熱状態になり，格納容器
雰囲気温度が格納容器圧力に対する飽和温度以上になるとともに，溶融炉
心からの輻射熱等により格納容器雰囲気温度が局所的に大きく上昇し，格納容器が過温破損に至る恐れがある。このように，重大事故等対処設備が健全に機能せず，格納容器の健全性が脅かされる可能性が高い状況では，格納容器フィルタベント系からのベントを実施し，フィルタ装置を介した放射性物質の放出経路を形成することで，格納容器の過温破損時に大気へ放出される放射性物質の総量を低減させる運用とする。
ベントの実施は過圧破損防止の観点では有効な手段であるが，格納容器
雰囲気の過熱状態による温度上昇に対しては一定の抑制効果はあるものの過温破損そのものを防止できる手段ではない。したがって，格納容器温度上昇に対するベントにおいて,過温破損の観点では可能な限り格納容器内に存在する希ガスの減衰に期待するため，格納容器の限界温度に到達する恐れのある「格納容器温度 200℃以上において温度上昇が継続している場合」をベント実施判断基準として設定した。格納容器温度の上昇継続を判断基準として設定した理由は，200℃以上にて温度上昇が継続する場合には，
21-2

117

別紙 21
格納容器過温破損に至る可能性があり，事前に環境緩和のための格納容器
ベントを実施するためである。
なお，格納容器が過温破損するような状況では，格納容器温度が全体的に上昇することが考えられること及び計器故障等による誤ベントを防止するため，第 1 図に示すドライウェルに設置した温度計の指示値のうち 2 点が 200℃に到達した時点で格納容器フィルタベント系からのベントを実施することとする。

21-3

118

別紙 21②①
原子炉圧力容器③④

ドライウェル⑤⑦
ペデ スタ ル（ド ライ ウ ェル 部）

⑨

⑥

⑧
⑩

サプレッション
プール

番号

名称

設置場所

測定範囲

①，②

ドライウェル上部温度

フランジ高さ0〜300℃③，④

ドライウェル中部温度

燃料有効長頂部高さ0〜300℃⑤，⑥

ドライウェル下部温度

機器ハッチ高さ

0〜300℃⑦，⑧

ペデスタル（ドライウェル部）温度

ドライウェル床面高さ

0〜300℃⑨，⑩

サプレッション・チェンバ温度

サプレッション・チェンバ上部

0〜200℃

第1図

格納容器雰囲気温度計の計測点

21-4

119

別紙 20
ベント停止手順について(1)

格納容器フィルタベント系によるベント停止の判断について
格納容器フィルタベント系によるベントを停止した後は，以下の機能が必要となる。
ａ．格納容器の除熱機能（残留熱除去系等）
・格納容器内に残存する核分裂生成物から発生する崩壊熱を除去し，最終的な熱の逃がし場へ熱を輸送するためｂ．格納容器への窒素供給機能（窒素供給設備）
・残留熱除去系の運転に伴う蒸気凝縮により，格納容器内が負圧になることを防止するため・水の放射線分解によって発生する水素及び酸素の濃度が可燃限界濃度に到達することを防止するためｃ．格納容器内の可燃性ガスの濃度制御機能（可燃性ガス濃度制御系）
・水の放射線分解によって発生する水素及び酸素の濃度が可燃限界濃度に到達することを防止するため(2)

ベント停止手順について
ベント停止フローを第1図に示す。また，第2図に格納容器圧力挙動のイ
メージ，第3図に格納容器温度挙動のイメージ及び第4図に格納容器内気相挙動のイメージを示す。

20-1

120

別紙 20

炉心損傷

サプレッション・プール水位が通常水位＋6.5m 到達

格納容器ベント

残留熱除去系又は※１
代替循環冷却系起動可能

NO

YES
格納容器へ窒素注入開始※２

格納容器ベント第一弁閉止※３

格納容器除熱開始 ※ ４

格納容器窒素置換完了 ※５

格納容器パージ ※６（格納容器ベント第一弁開）

NO
可燃性ガス濃度制
御系使用可能 ※ ７
YES

格納容器パージ停止（格納容器ベント第一弁閉止）

可燃性ガス濃度制御系起動※１：残留熱除去系又は代替循環冷却系の機能が復旧
し，格納容器の除熱が可能であることを確認する。
※２：サプレッション・チェンバ側からのベントを実施している場合には，ドライウェル内に水素・酸素が滞留する可能性があるため，ドライウェ
ル側から窒素を供給し，ベント管を通じてサプ
レッション・チェンバ側から排出する。ドライ
ウェル側からベントを実施している場合には，
サプレッション・チェンバ側から窒素を供給し，ドライウェル側から排出する。
※３：第一弁閉後は，第一弁と第二弁の間に水素が滞留する恐れがあるため，第一弁の下流から窒素を供給する。このため，第一弁でベントを停止する（第二弁は開状態を維持する）。
※４：ベント弁を閉止後，残留熱除去系又は代替循環
冷却系を起動し，外部水源による注水を停止する。また，格納容器内気相はほぼ蒸気であるため，除熱による蒸気凝縮量が窒素供給量を上回った場合，格納容器圧力が負圧となる可能性があ る た め ， 格 納 容 器 圧 力 13.7kPa[gage] −310kPa[gage]の間となるように熱交換器への通水量を調整することで格納容器圧力が負圧になることを防止しながら窒素置換を実施する。また，格納容器圧力が 13.7kPa まで低下した場合には，負圧を防止するため格納容器除熱を停止
し，外部水源による注水を実施する。
※５：格納容器圧力が 465kPa に到達し，且つ，サプレ
ッション・プール水温が 100℃未満であれば，格納容器の窒素置換完了を判断する。
※６：格納容器圧力低下及び水の放射線分解によって継続して発生する水素及び酸素をパージすることを目的として，残留熱除去系又は代替循環冷却系による格納容器除熱及び格納容器への窒素供給を継続しながら第一弁を再度開として，格納容器内をパージする。可燃性ガス濃度制御系が起動できない場合，可燃性ガス濃度制御系が復旧するまで格納容器パージを継続する。
※７：可燃性ガス濃度制御系が使用可能であることを確認し，格納容器パージ停止操作を実施する。
※８：格納容器の状態は，窒素置換されていることによって負圧のおそれはなく，水の放射線分解によって発生する水素及び酸素は可燃性ガス濃度制御系によって処理され，残留熱除去系又は代替循環冷却系による格納容器除熱が継続されている状態である。

格納容器への窒素注入停止

ベント停止 ※８

第1図

格納容器ベント停止フロー
20-1

121

別紙 20

600

格
納
容
器
圧
力
（

格納容器内気相がほぼ窒素となると，冷却による圧力制御が効かず格納容器
圧力が上昇

500
400

格納容器圧力465kPa[gage]に到達し，サプレッション・
プール水温100℃未満であれば窒素置換完了を判断し，格納容器パージを実施する。

第一弁閉止に伴い格納容器圧力が上昇

300

格納容器除熱開始により格納容器圧力が低下

200

格納容器パージにより，格納容器圧力が低下

100
蒸気分圧低下に伴い，圧力低下が鈍化

0
時間軸

第2図

格納容器ベント停止後の窒素置換実施時における格納容器圧力挙動イメージ

200

サ
プ
レ
ッ
シ
ョ
ン
・
プ
ー
ル
水
温

180

第一弁閉止に伴い格納容器温度が上昇

160
格納容器圧力上昇に伴い，除熱量を増加させることによりサプレッション・プール水温の低下量が増加する

140
120
100
80
60

格納容器除熱継続によりサプレッション・プール
水温が低下

40
20

格納容器圧力465kPa[gage]到達時にサプレッション・プール水温が100℃未満であるため，窒素置換完了を判断する

0

時間軸

第3図

格納容器ベント停止後の窒素置換実施時における格納容器温度挙動イメージ

20-2

122

別紙 20

100
90

蒸気

80

窒素

70
分
圧
（
％

60

格納容器除熱開始により蒸気分圧が低下

5040

蒸気分圧低下により，置換の効率が低下

30
20
10
0

窒素置換完了窒素注入により窒素分圧が上昇

時間軸

第4図

格納容器ベント停止後の窒素置換実施時における格納容器内気相の挙動イメージ(3)

可燃性ガス濃度制御系について
可燃性ガス濃度制御系については，設計基準事故対処設備として位置付
けており，重大事故等発生時の格納容器雰囲気における耐性を有さないものである。可燃性ガス濃度制御系の仕様を第 1 表に，系統概略図を第 5 図に，設置場所を第 6 図に示す。

20-3

123

別紙 20

第1表

可燃性ガス濃度制御系の主な仕様

項目

設計

耐震クラス

Ｓクラス

備考

運転温度

≦121℃

運転許可インターロック設定値

運転圧力≦145kPa

運転許可インターロック設定値

水素濃度≦4.0vol％

酸素濃度≦5.0vol％

入口ガス条件

再結合効率

第5図

95％

水素濃度 2vol％時

可燃性ガス濃度制御系の系統概略図

20-4

124

別紙 20第6図(4)

可燃性ガス濃度制御系の設置場所

ベント実施中及びベント停止後の格納容器負圧防止対策について
ａ．ベント実施中における格納容器負圧防止対策について
通常運転中は格納容器内に窒素を封入しているが，ベント実施中は窒素を含む格納容器内の非凝縮性ガスが排出され，格納容器内は崩壊熱により発生する蒸気で満たされた状態となる。その状態で代替格納容器ス
20-5

125

別紙 20プレイ系（常設）による格納容器スプレイを実施すると，蒸気の凝縮により格納容器圧力が負圧になるおそれがあるが，ベント実施前に代替格
納容器スプレイ系（常設）を停止する運用としているため，ベント実施
中に格納容器圧力が負圧になることはない。

ｂ．ベント停止後における格納容器負圧防止対策についてベント停止時は，最初に可搬型窒素供給設備により格納容器内に窒素注入を開始し，その後，残留熱除去系又は代替循環冷却系を用いた格納容器除熱を開始する。除熱による蒸気凝縮量が窒素供給量を上回った場
合，格納容器圧力が負圧に至る可能性があるため，除熱量（熱交換器のバイパス流量）を調整し格納容器圧力を13.7kPa[gage]-310kPa[gage]の間でコントロールすることで格納容器圧力を正圧に維持しつつ，格納容器気相部を蒸気雰囲気から窒素雰囲気へ置換する。また，格納容器圧力が13.7kPaまで低下した場合には，負圧を防止するため格納容器除熱を停止し，外部水源による注水を実施する。格納容器内気相部が窒素雰囲気へ置換された以降は，格納容器が負圧となることはない。
また，可搬型窒素供給装置以外の手段として，設計基準対象施設ではあるが，不活性ガス系による格納容器への窒素供給が可能である。格納容器への窒素供給手段の概略図を第7図に示す。

20-6

126

別紙 20第7図

格納容器への窒素供給手段の概略図

20-7

127

別紙 35
ベント実施によるプルーム通過時の要員退避について(1)

プルーム通過時における要員退避の考え方
炉心損傷後の格納容器ベント実施時には，放出されるプルームの影響によって発電所周辺の放射線線量率が上昇する。そのため，プルーム通過時において，災害対策要員は，緊急時対策所及び中央制御室待避室等で待避又は発電所構外へ一時退避する。緊急時対策所及び中央制御室待避室等については，空気加圧することでプルームの流入を抑え，放射線影響を低減させる。発電所構外への一時退避については，発電所から離れることでプルームの拡散効果により放射線影響を低減させる。

(2)

必要要員数
災害対策本部（全体体制）の要員は 110 名であるが，8 名についてはオ
フサイトセンターへ派遣されるため，発電所にて重大事故等対応を行う要員は 102 名である。プルーム通過時の必要要員である 70 名は緊急時対策所，中央制御室待機室等で待機することとしており，それ以外の 32 名について
は発電所構外へ退避する。

(3)

移動時間
発電所構外へ一時退避する場合には，原子力事業所災害対策支援拠点へ退避することとしている。原子力事業所災害対策支援拠点の候補として 6
施設あり，事象発生後に風向等に基づいて選定する。これらの施設は，発電所から 10km〜20km の地点に立地しており，最も遠い施設まで徒歩による一時退避を行う場合の所要時間は約 6 時間と評価している。
緊急時対策所へ待避する場合の移動時間については，アクセスルートの
うち，緊急時対策所から最も距離のある地点（淡水貯水池）から緊急時対策所へ第 1 図に示すアクセスルートを徒歩移動によって退避した場合の移動時間は約 25 分である。
35-1

128

別紙 35第1図(4)淡水貯水池から緊急時対策所への最も距離のあるアクセスルート

有効性評価シナリオでの退避タイミング
ａ．サプレッション・プール水位通常水位＋6.5m 到達によるベント
有効性評価のうち，炉心損傷後のベントシナリオである「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）」における要員一時退避及び待避開始時間及びベント時間の関係を第 1 表に示す。

第1表

静的負荷におけるベント準備時間及びベント時間の退避項目

基準

事象発生からの到達時間

発電所構外への一時退避S／P 水位通常水位＋4.5m

約 13 時間後

緊急時対策所への待避

S／P 水位通常水位＋5.5m

約 16.5 時間後

ベント操作

S／P 水位通常水位＋6.5m

約 19.5 時間後

35-2

129

別紙 35
第 1 表に示すとおり，発電所構外への一時退避については，移動開始
からベント操作まで約 6.5 時間あることから最も遠い退避施設への退避が可能であり，緊急時対策所への待避については，移動開始からベント操作まで約 3 時間あることからベント実施判断基準到達までに緊急時対策所への待避可能である。そのため，ベント操作開始に影響を与えることはない。また，中央制御室の運転員については，ベント実施後速やかに中央制御室待避室へ退避する。
第 1 表及び第 2 図に示すとおり，プルーム通過時の屋内待避期間（評価上 5 時間）において，実施する必要のある現場操作及び作業がないた
め，要員が退避することに対する影響はない。

第1表

ベント実施の待避期間中における格納容器の状態及び操作

作業項目
原子炉注水
格納容器スプレイ電源

待避期間中における状況

作業の要否

低圧代替注水系（常設）による待避期間における

注水を継続

流量調整は不要

ベント実施前に停止−

常設代替高圧電源装置により給電

水源

代替淡水貯槽の水を使用

燃料

可搬型設備を使用していない

自動燃料補給により作業不要
待避期間中における補給は不要−

ｂ．格納容器酸素濃度 4.3vol％到達によるベント
炉心損傷後においては，格納容器内での水素燃焼を防止する観点から，
格納容器酸素濃度が 4.3vol％に到達した場合，ベント操作を実施することとしている。
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

35-3

130

別紙 35環冷却系を使用する場合）においては，水素ガス及び酸素ガスの発生割合（Ｇ値）の不確かさが大きく，予め待避基準を設定できないため，酸素濃度の上昇速度から 4.3vol％到達時間を予測し，退避を実施する。また，退避開始からプルーム通過時の退避時において，実施する必要のあ
る現場操作及び作業がないため，要員が退避することに対する影響はな
い。

35-4

131

別紙 35

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 ）経過 時 間（ 分）
4

8

12

16

20

24

28

44

48

備考

52

実施箇所・必要要員数【 】は他作業後に移動してきた要員

発電長

1人

中央監視
運転操作指揮

補佐

副発電長

1人

運転操作指揮補佐

通報連絡者

災害対策要
員

2人

災害対策本部連絡
発電所外部連絡責任者
操作項目

代替格納容器スプレイ冷
却系（常設）による格納
容器冷却操作格納容器ベント準備操作

中央制御室退避室の準備
操作

約 3.9 時 間格 納容 器 圧力 465kPa[gage]到達

操 作の 内容

重大事故等対応要員
（現場）

【1 人】
A

−

−

● 格 納容 器 冷 却 操作

【1 人】
A

−

−

● 格 納容 器 ベ ン ト準 備（ 系 統 構成）

5分−【2 人】 +1 人
C,D,E

−

● 現場 移動 （ 第一 弁 ）● 格納 容器 ベ ント 準 備（ 系 統 構 成）

125 分

−

−

3人
（招 集 ）● 現場 移動45 分● 中央 制御 室 退避 室 内の 正 圧 化 準備 操作

20 分

−

間欠 スプ レ イに より 格 納容 器 圧力を 400kPa から 465kPa の 間に 維 持

15 分● デー タ表 示 装置 （ 退避 室 ） の 起動 操作

4分● 可搬 照明 の 設置
格納容器フィルタベント系 第
二弁現場操作場所の正圧化

−

【1 人】
B

−

【 3 人】（招 集 ）

10 分● 格納 容器 フ ィル タ ベン ト 系 第 二弁 現場 操 作場 所 の 正圧化● 代替 格納 容 器ス プ レイ 冷 却 系 （常 設） に よる 格 納 容器ス プ レ イ停
止操 作

3分

● 格納 容器 圧 力逃 が し装 置 等 に よる 格納 容 器ベ ン ト 操作

2分

−

−

−

【 3 人】（招 集 ）● 現場 手動 に よる 格 納容 器 ベ ン ト操 作−−

【 3 人】（招 集 ）● 格納 容器 フ ィル タ ベン ト 系 第 二弁 現場 操 作場 所 へ の退避

【1 人】
B

−

−

● 中 央制 御 室 退 避室 内の 正 圧 化操作

【2 人】
A,B

−

−

● 中 央制 御 室 退 避室 内へ の 退 避格納 容器 ベ ント 実施 後 ，適 宜 状態 監視● ベン ト状 態 監視
格納容器圧力逃がし装置
等による格納容器除熱操作−：緊急時対策所へ退避する要員の退避期間：評価上のプルーム通過時間（5 時間）

運転員
（現場）

−

：発電所外へ退避する要員の退避期間

約 19 時 間 サ プレ ッシ ョ ン・ プー ル 水位
通常 水位 +6.5m 到 達

運転員（中央制御室）

【1 人】
A

凡例

約 16 時 間 サ プレ ッシ ョ ン・ プー ル 水位
通常 水位 +5.5m 到 達

30 分
180 分
5分
300 分
使用済燃料プールの除熱機能が喪失した場合

使用済燃料プールの冷却
操作

−

−

−

● 使用済燃料プールの冷却操作

第二弁操作要員（召集要員：3 名）は第二弁
現場操作場所にて操作及びプルーム通過期間
中は待避する

プルーム通過期間中は，運転員は中央制御室
待避室へ待避するでも，プール水温度が80 ℃ に 到 達 す る ま で には 1日 以 上 の 時 間 余 裕 があ る た め ，本 操 作 は 対 応可能な要員にて実施す
る。

−

−

8人
a〜h

−

−

【 2 人】
a,b

−

−

2人
（招 集 ）

2人
A,B

3人
C,D,E

8 人 a〜 h及び 招 集 5 人

可搬型代替注水大型ポン
プによる水源補給操作

150 分● 可搬 型代 替 注水 大 型ポ ン プ の 移動 ，ホ ー ス敷 設 等

適宜実施● ポン プ起 動 及び 水 源補 給

90 分

● 可搬 型設 備 用軽 油 タン ク か ら タン クロ ー リー へ の 補給
燃料補給操作

適宜実施● 可搬 型代 替 注水 大 型ポ ン プ へ の給 油要員待避期間及びプルーム通過期間中において，運転員及び第二弁操作要員以外の要員による作業
等はない

第1図

待避時及びプルーム通過時における要員の整理（「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）の作業と所要時間」抜粋）

35-5

132

別紙 40
ベント放出位置の違いによる公衆被ばくへの影響について

格納容器フィルタベント系の放出位置（原子炉建屋屋上放出，排気筒放出）の違いによる公衆被ばくへの影響を評価した。
（1）炉心損傷防止対策の有効性評価においては，格納容器フィルタベント系によるベント放出時の非居住区域境界外での実効線量を評価し，周辺の公衆に著しい放射線被ばくのリスクを与えない（発生事故当たり概ね 5mSv 以下）ことが要求される。放出高さの違いによる非居住区域境界外の実効線量の差異については，原子炉建屋屋上放出（地上放出）とした場合約 0.15mSv，
排気筒放出とした場合約 0.018mSv と評価され，5mSv に対していずれも十分余裕があり，放出高さの違いによる有意な差はない（補足 1 参照）。
（2）被ばく評価に使用する事故時の気象条件については，気象指針に基づき，保守的な気象条件として 97％値が使用されるが，現実的な評価として，中央値（50％値）を求めると，従来の 97％値に比べ約 1／2 となり 5mSv に対する余裕をより確保できる（補足 2 参照）。
（3）格納容器フィルタベント系の主な設置目的として長期土壌汚染の主要因となる放射性セシウム等の低減効果があげられる。このため放出位置から風下距離 30km までの遠距離地点の地上濃度について原子炉建屋屋上放出（地上放出），排気筒放出の場合についてそれぞれ評価を行った。その結果，風
下距離が延びるとともに，原子炉建屋屋上放出（地上放出）と排気筒放出の差異は小さくなる（補足 3 参照）。
さらに，３次元移流拡散コードにより風下 5km の地点での放出高さの違いの影響を確認したところ，上記と同等の結果が得られた（補足 4 参照）。
（4）格納容器損傷防止対策の有効性評価においては，Ｃｓ−137 の放出量を100TBq 未満にすることが要求されているが，放出量評価において，放出高
40-1

133

別紙 40さの違いによる影響はなく，原子炉建屋屋上放出においても 100TBq を十分下回る結果となる。
（5）以上の被ばく評価結果等を踏まえ，格納容器フィルタベント系の放出位置については，非常用ガス処理系排気筒（耐圧強化ベント系で使用）との位
置的分散も考慮し，原子炉建屋屋上としている（補足 5 参照）。

40-2

134

別紙 40
補足 1

短期被ばくの主因となる放射性希ガス及びよう素による影響（非居住区域境界周辺への影響）

格納容器フィルタベント系によって粒子状の放射性物質は大幅に低減されることから，短期的には放射性希ガス及びよう素による被ばくが支配的となる。格納容器フィルタベント系の放出位置は原子炉建屋屋上としているが，非居住区域境界外の被ばく評価では，放出高さを保守的に地上放出としている。ここでは，排気筒放出と仮定した場合の放射性希ガスによる外部被ばく
及び放射性よう素の吸入による内部被ばくの実効線量の合計を比較して第 1表に示す。また，排気筒放出の場合の放出源の有効高さは，東海第二発電所
での風洞実験結果を用いる。
放出高さの違いによる実効線量の差異については，地上放出とした場合約0.15mSv，排気筒放出とした場合約 0.018mSv と評価され，5mSv に対していずれも十分余裕がある。
また，参考として格納容器フィルタベント系の放出高さを原子炉建屋屋上とし放出源の有効高さを設定した場合の実効線量を第 1 表に示す。ここで，原子炉建屋屋上放出の放出源の有効高さは，当社敦賀発電所２号炉での風洞実験結果を参考に 30m とした。なお，放出源の有効高さの設定に当たっては，
東海第二発電所周辺の状況を考慮し，地形影響の小さい方位のデータを用い，建屋近傍のデータを参考にしている。原子炉建屋屋上放出時の放出源の有効高さの推定手順を第 1 図に示す。
放出源の有効高さを 30m と設定した場合でも，実効線量は約 0.13mSv であり，5mSv に対して十分余裕がある。

40-3

135

別紙 40第1表

放出高さの違いによる非居住区域境界外での実効線量等の比較
建屋屋上放出 ※１

排気筒放出

参考 ※３

放出高さ
(m)

0
(地上)

95〜115(排気筒)

30(建屋屋上相当)

風向風速
データ

地上風
（地上高 10m）

排気筒風（地上高 140m）

地上風（地上高 10m）

評価方位

ＮＷ

Ｗ

ＮＷ

相対線量
(Gy／Bq)

約 4.0×10−１ ９

約 8.1×10−２ ０

約 3.5×10−１ ９

相対濃度(m３ ／s)約 2.9×10−５

約 2.0×10−６

約 2.5×10−５

実効線量 ※４(mSv)

約 0.15※２

約 0.018

約 0.13項目※1 申請書ではフィルタベント放出について保守的に地上放出と想定し被ばく評価している。
※2 炉心損傷防止対策の有効性評価における非居住区域境界外での周辺公衆の実効線量※3 敦賀発電所２号炉の事故時排気筒放出時（地上 58m）の風洞実験結果を参考に推定した放出高さを使用した場合の評価結果※4 実効線量の評価に用いる希ガスの放出量は約 1.5×10１４ Bq（ ガンマ線 0.5MeV 換算値），
よう素の放出量は約 2.3×10１１ Bq（I-131 等価量）

40-4

136

別紙 40測定風向 ＮＷ
排気筒

敦賀発電所２号炉
敦賀発電所２号機△

模型実験結果−平地実験結果H０=58m（周辺監視区域境界）※ 図中 曲 線 は 平 地 実験 に よる 放出 源 高さごとの地表煙軸濃度分布、また三角プロ
ッ ト は 模 型 実 験 で の 放 出源 高 さ の 地 表
濃度分布を示す。
評 価地点 以遠 において模型 実験の 濃度
分 布を下 回ら ない濃度を示 す平地 実験の放出源高さを有効高さとする。

【東海第二推定値】
有効高さ(He)30m（風下 200m 付近）

正規化濃度ＵＣ／Ｑ（×10 −６ ）【敦賀】
有効高さ(He)55m（風下距離 520m）

風下距離（m）
地表煙軸濃度分布図（風向：ＮＷ，放出源：２号炉排気筒）

東海第二発電所の原子炉建屋放出時(55m)の有効高さの推定手順
1) 敦賀 2 号炉(PWR)は，原子炉格納容器付
属排気筒で，放出高さが東海第二発電所の 原 子炉 建屋 高 さと 同 等(58m)であるため，この風洞実験結果を参考にする。
2) 敦賀発電所は起伏のある地形であり，建屋影響が比較的大きい風向の風洞実
験結果を用いる。この実験によれば排気筒から放出されたガスは建屋の影響で拡散が促進される。
3) 東海第二発電所の原子炉建屋周辺もタービン建屋等が存在しており，原子炉
建屋から放出されたガスも拡散が期待できるが，敦賀発電所のように建屋が密集していないため，原子炉建屋による影響が主と考えられる風下距離 200m
での有効高さを用いる。
（第 2 図、第 3
図参照）
4) 以上から，東海第二発電所の原子炉建屋から放出した時の有効高さの推定値
は，30m とする。
排気筒

敦賀発電所２号機
敦賀
発 電所 ２号 炉

風向ＮＷ

周辺監視区域520m−

模型実験結果H０=58m

単位：ＵＣ／Ｑ（×10

第1図

−６

）

原子炉建屋屋上から放出した時の有効高さ(推定値)について
40-5

137
敦賀 発 電所 ２号 炉

別紙 40

第2図

第3図

東海第二発電所配置図

敦賀発電所配置図
40-6

138

別紙 40
補足 2

気象条件における中央値について

事故時の大気拡散評価に係る気象条件は，気象指針に基づき整理しており，
これを参考に次式(相対濃度の場合)により風下方位が陸側の全ての方位を対象に現実的な気象条件として中央値を求めた。

1 T（χ／ Q ）
i ･δi
T i1

χ／Ｑ

ここで，

χ／Ｑ

：実効放出継続時間中の相対濃度（s／m３ ）T：実効放出継続時間（h）（χ／Ｑ）i ：時刻ｉにおける相対濃度（s／m３ ）δi：時刻ｉにおいて風向が陸に向う方位にあるときδi ＝1
時刻ｉにおいて風向が海に向う方位にあるときδi ＝0

相対濃度及び相対線量の試算値(地上放出,実効放出継続時間 1 時間)を従来の 97％相当値と比較して第 2 表に示す。相対濃度，相対線量とも中央値は従来
値の約 1／2 となる。

第2表

相対濃度及び相対線量の試算値
相対濃度（s／m ３ ）相対線量（Gy／Bq）

従来値(97％相当値)

約 2.9×10 −５

約 4.0×10−１９

試算値(中央値)

約 1.6×10 −５

約 2.3×10−１９

40-7

139

別紙 40
補足 3

長期土壌汚染の主原因となる放射性セシウム等による影響（遠距離地点への影響）

格納容器フィルタベント系は広域の地表汚染を防止するために設置するものであり，風下距離で 5km，10km，20km，30km 地点での放出高さの影響を検討する。また，参考として非居住区域境界外での影響を確認した。
土壌汚染は大気中に拡散した放射性セシウム等が地表に沈着することによって生じることから，地上空気中濃度に依存する。このため，放出高さを排気筒と仮定した場合と原子炉建屋屋上の場合の上記の地点における地上空気
中濃度を比較して第 3 表に示す。また，風下距離による地上空気中濃度の変化を第 4 図に示す。ここで，放出高さは排気筒放出の場合は東海第二発電所の風洞実験で風向毎に求めた値の平均値（105m），原子炉建屋屋上放出の場合
は地上(0m)とし，大気安定度は中立，風速は 1m／s，放出率は 1Bq／s とした。
地上空気中濃度は，原子炉建屋屋上放出の場合には排気筒放出の場合に比べ，風下距離 5km では約 1.7 倍，10km では約 1.3 倍，20km では約 1.2 倍，30km
では約 1.1 倍であり，風下距離とともにその差は小さくなる。
なお，格納容器フィルタベント系での放射性物質の低減効果（粒子状物質
で 1／1000）を考慮すれば，土壌汚染抑制の観点からは原子炉建屋屋上放出と排気筒放出では大差はないと考える。

40-8

140

別紙 40
第3表

遠距離地点の地上空気中濃度の比較

風下距離

建屋屋上
(Bq／cm３ )排気筒(Bq／cm３ )備 考（屋 上 ： 排 気 筒 ）5km

約 1.1×10−５

約 6.3×10−６

1.7： 110km

約 4.0×10−６

約 3.1×10−６

1.3： 120km

約 1.5×10−６

約 1.3×10−６

1.2： 130km

約 8.4×10−７

約 7.8×10−７

1.1： 110 −３

建屋屋上放出※１

10−４

地上空気中濃度（Bq／cm ３ ）排気筒放出※２

10

−５

10 −６

最大濃度：約 8.0×10 −６ Bq／cm３
10 −７

10 −８

10 −９

10−１０
0.1

1.0

10

100

風下距離（km）

第4図

風下距離による地上空気中濃度の変化※1 放出点からＮＷ方向の非居住区域境界は 600m
※2 放出点からＷ方向の非居住区域境界は 530m

40-9

141

別紙 40
補足 4

ＡＲＥＤＥＳを用いた放出高さの違いによる影響評価

a．ＡＲＥＤＥＳについて
放出高さの違いによる拡散効果への影響について，３次元移流拡散評価
コードである緊急時環境影響評価システム（以下「ＡＲＥＤＥＳ」という。）
を用いて評価を行った。ＡＲＥＤＥＳには，東海第二発電所周辺の地形データが入力されており，地形の形状を考慮した大気拡散評価が可能である。
ＡＲＥＤＥＳにより，単位放出量当たりの拡散係数（相対濃度（χ／Ｑ）
及び相対線量（Ｄ／Ｑ））を評価し，放出高さの違いによる拡散効果への影響を評価した。
b．ＡＲＥＤＥＳへの入力条件について
東海第二発電所における放出高さの違いによる拡散効果の影響を確認するために，原子炉建屋屋上（フィルタベント系排気口）及び排気筒の 2 つの放出高さを設定した。
拡散効果を確認するために，各高度における一定の気象条件（風向，風速，
大気安定度）を入力条件として評価を行った。なお，ＡＲＥＤＥＳは地形影響を考慮できるため，放出高さは実際の放出位置を設定した。
主な入力条件を第 4 表に示す。また，ＡＲＥＤＥＳの評価画面を用いた評
価位置を第 5 図に示す。

40-10

142

別紙 40
第4表

ＡＲＥＤＥＳへの主な入力条件

項

目

評価条件

風

速

地上 10m：3.1m／s
地上 81m：5.1m／s
地上 140m：5.4m／s

東海第二発電所構内で観測された各高度の年間（2005 年度）の平均風速から設定

風向

Ｅ方向、ＳＥ方向

地上放出時，排気筒放出時の主風向を参考に設定

大気安定度

Ｄ型（中立）
屋上放出：地上 57m

備考

東海第二発電所構内で観測された大気安定度のうち、年間（2005 年度）で最も出現頻度の高い大気安定度
格納容器フィルタベント系の放出位置から設定

放出高さ
排気筒放出：地上 140m

耐圧強化ベント系の放出位置から設定

Ｗ方向：5km

放出点からＷ方向の遠距離地点（5km）に設定

ＮＷ方向：5km

放出点からＮＷ方向の遠距離地点（5km）に設定

評価地点

ＮＷ方向
5km 地点：放出点：評価点

5km 地点
Ｗ方向

東海第二発電所

第5図

ＡＲＥＤＥＳ評価画面を基にした評価位置図

40-11

143

別紙 40c．ＡＲＥＤＥＳによる評価結果
ＡＲＥＤＥＳによるシミュレーション結果を第 5 表に示す。
気象指針に基づいた評価と同様，遠距離地点においては原子炉建屋屋上放出と排気筒放出の拡散効果の差異が小さく，その差は約 2〜3 倍となった。

第5表
評価地点
Ｗ方位
5km

ＮＷ方位
5km

遠距離地点のχ／Ｑ及びＤ／Ｑの比較

拡散係数
χ／Ｑ
（s／m３ ）
Ｄ／Ｑ
（Gy／Bq）
χ／Ｑ（s／m３ ）
Ｄ／Ｑ
（Gy／Bq）

屋上放出
排気筒放出（地上 57m） （地上 140m）

屋上：排気筒2.1×10−６

9.0×10−７

2.3 ： 1

9.1×10−２０

5.6×10−２０

1.6 ： 1

1.7×10−６

6.4×10−７

2.7 ： 1

1.0×10−１９

5.2×10−２０

1.9 ： 1

40-12

144

別紙 40
補足 5

格納容器フィルタベント系放出位置と排気筒放出位置の位置関係について

耐圧強化ベント系による格納容器ベントは，排気筒に支持される非常用ガス処理系排気筒より排気筒高さで放出される。格納容器フィルタベント系の排気を原子炉建屋屋上からの放出とすれば，耐圧強化ベント系の放出箇所と位置的分散を図ることが可能である。第 6 図に各系統の放出配管の配置を示す。

第6図

格納容器フィルタベント系放出位置と排気筒放出位置の位置関係図40-13145