東海第二発電所 審査資料
資料番号
PS-C-1 改 48
提出年月日
平成 29 年 9 月 14 日

東海第二発電所

重大事故等対策の有効性評価

平成 29 年 9 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.

次

重大事故等への対処に係る措置の有効性評価の基本的考え方
1.1

概

1.2

評価対象の整理及び評価項目の設定

1.3

評価に当たって考慮する事項

1.4

有効性評価に使用する計算プログラム

1.5

有効性評価における解析の条件設定の方針

1.6

解析の実施方針

1.7

解析コード及び解析条件の不確かさの影響評価方針

1.8

必要な要員及び資源の評価方針

付録１

要事故シーケンスグループの抽出及び重要事故シーケンスの選定について

付録２

原子炉格納容器の限界温度・圧力

付録３

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

2.

運転中の原子炉における重大事故に至るおそれがある事故
2.1

高圧・低圧注水機能喪失

2.2

高圧注水・減圧機能喪失

2.3

全交流動力電源喪失

2.3.1

全交流動力電源喪失（長期ＴＢ）

2.3.2

全交流動力電源喪失（ＴＢＤ，ＴＢＵ）

2.3.3

全交流動力電源喪失（ＴＢＰ）
目-1

付録 2

重大事故等時対策の有効性評価について（原子炉格納容器の限界温度・圧力）

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。

目

1.

次

評価の概要

(1)

はじめに

1

(2)

原子炉格納容器の概要

1(3)

限界温度・圧力の設定

1(4)

評価内容及び評価結果の概要

2

(5)

a.

評価対象

3

b.

機能喪失要因

5

c.

評価方法

6

d.

評価結果の概要

10

まとめ

46

≪別紙≫
1.

原子炉格納容器本体

1.1

評価方針

1-1

1.2

評価結果

1-5

2.

トップヘッドフランジ

2.1

評価方針

2-1

2.2

評価

2-5

2.3

評価結果

2-19

1

3.

機器搬入用ハッチ

3.1

評価方針

3-1

3.2

評価

3-6

3.3

評価結果

3-22

4.

サプレッション・チェンバアクセスハッチ

4.1

評価方針

4-1

4.2

評価

4-6

4.3

評価結果

4-22

5.

所員用エアロック

5.1

評価方針

5-1

5.2

評価

5-6

5.3

評価結果

5-12

6.

配管貫通部

6.1

概要

6-1

6.2

配管貫通部（接続配管）

6-2

6.2.1

評価方針

6-2

6.2.2

評価

6-3

6.2.3

評価結果

6-5

6.3

配管貫通部（スリーブ）

6-11

6.3.1

評価方針

6-11

6.3.2

評価

6-13

6.3.3

評価結果

6-19

2

6.4

配管貫通部（平板類）

6-20

6.4.1

評価方針

6-20

6.4.2

評価

6-22

6.4.3

評価結果

6-28

6.5

配管貫通部（セーフエンド）

6-29

6.5.1

評価方針

6-29

6.5.2

評価

6-30

6.5.3

評価結果

6-31

6.6

配管貫通部（伸縮継手）

6-32

6.6.1

評価方針

6-32

6.6.2

評価

6-33

6.6.3

評価結果

6-34

7.

電気配線貫通部

7.1

概要

7-1

7.2

電気配線貫通部（アダプタ）

7-3

7.2.1

評価方針

7-3

7.2.2

評価

7-3

7.2.3

評価結果

7-5

7.3

電気配線貫通部（ヘッダ）

7-6

7.3.1

評価方針

7-6

7.3.2

評価

7-6

7.3.3

評価結果

7-9

3

7.4

電気配線貫通部（モジュール）

7-11

7.4.1

評価方針

7-11

7.4.2

評価

7-12

7.4.3

評価結果

7-18

8.

原子炉格納容器隔離弁

8.1

概要

8-1

8.2

原子炉格納容器隔離弁（不活性ガス系バタフライ弁）

8-2

8.2.1

評価方針

8-2

8.2.2

評価

8-3

8.2.3

評価結果

8-3

8.3

原子炉格納容器隔離弁（ＴＩＰボール弁）

8-5

8.3.1

評価方針

8-5

8.3.2

評価

8-6

8.3.3

評価結果

8-6

参考資料 1

改良ＥＰＤＭ製シール材の適用性について

参考資料 2

改良ＥＰＤＭ製シール材における各試験について参考資料 3改良ＥＰＤＭ製シール材の圧縮永久ひずみ試験について参考資料 4

実機フランジ模擬試験の概要について

参考資料 5改良ＥＰＤＭ製シール材における縮小モデル試験結果の適用について参考資料 6改良ＥＰＤＭ製シール材の試験について参考資料 7

バックアップシール材のシール機能について参考資料 8

バックアップシール材塗布による設計影響について

4参考資料 9トップヘッドフランジ等の開口量評価について

参考資料 10

経年劣化を考慮したシール機能について参考資料 11

化学薬品や核分裂生成物のシール機能への影響について

参考資料 12

シール材の運転環境（放射線量，温度）の考慮について参考資料 13

黒鉛製シール材について参考資料 14

試験データの代表性・信頼性について

参考資料 15

フランジ開口量評価の妥当性について（構造解析との関連性）

参考資料 16

原子炉格納容器のリーク発生順序及び各部位の裕度について参考資料 17

所員用エアロック開口量評価に係る変形支点の変位の影響について

参考資料 18

電気配線貫通部のシール性能に係るアレニウス則評価の位置
付けについて

参考資料 19

格納容器隔離弁のＳＡ環境下における耐性確認試験の概要について参考資料 20

移動式炉心内計装（ＴＩＰ：Traversing In-core Probe）系
統爆破弁について参考資料 21

動的荷重の影響について

参考資料 22モデル化している各部位の耐震性について

参考資料 23

フランジ部の永久変形の評価について

参考資料 24

原子炉格納容器 評価温度・圧力負荷後の耐震性参考資料 25

原子炉格納容器 限界温度・圧力に対する経年劣化の影響について参考資料 26

200℃，2Pd の適用可能時間を過ぎてから用いる限界圧力・温
度について

5

参考資料 27

原子炉格納容器貫通部リスト

参考資料 28

原子炉格納容器に接続される系統の健全性について

6

1.

評価の概要
はじめに

(1)

東海第二発電所の重大事故等対策の有効性評価において，原子炉格納容器の評価温度及び圧力をそれぞれ 200℃，2Pd（0.62MPa[gage]，Pd：最高使用圧力（0.31MPa[gage]））としていることから，以下にその根拠と妥当
性を示す。

(2)

原子炉格納容器の概要
東海第二発電所の原子炉格納容器は，鋼製円錐フラスタム形のドライウ
ェル，鋼製円筒形のサプレッション・チェンバから構成される，Mark-Ⅱ型
鋼製格納容器である。
原子炉格納容器の耐圧機能及び気密機能は，設計基準事故時の環境条件に基づき設計しており，最高使用温度はドライウェル 171℃，サプレッション・チェンバ 104.5℃，最高使用圧力は 0.31MPa[gage]である。
建設時の工事計画認可申請（以下「既工認」という。）において，最高使用温度，圧力を用いた強度評価を行い，設計基準事故時において構造が健全であることを確認している。

(3)

限界温度・圧力の設定
原子炉格納容器の評価温度及び圧力については，重大事故等時において，原子炉格納容器の機能である放射性物質の閉じ込め機能を確保できるものとする。
原子炉格納容器の限界温度・圧力は，下記の既往研究で得られた知見に加え，重大事故等対策の有効性評価における事故シナリオを考慮し実施した試験等による原子炉格納容器の破損・漏えい限界に対し，余裕を17

考慮した値として 200℃，2Pd を設定している。

【既往研究】
a.

財団法人

原子力発電技術機構「重要構造物安全評価（原子炉

格納容器信頼性実証事業）に関する総括報告書（平成 15 年 3 月）」（以下「ＮＵＰＥＣ試験」という。）
b.

電力共同研究「格納容器電気ペネトレーションの特性確認試験（昭和 62 年度）」（以下「電気ペネ共研」という。）

上記の既往研究では，事故時の放射性物質の閉じ込め機能確保の観点から，「構造健全性」「シール部の機能維持」に着目した破損モードを抽出し，評価対象部位を選定して健全性評価をしており，200℃，2Pd に対して，原子炉格納容器の健全性が確保される知見を得ている。
具体的には，既往研究「a.

ＮＵＰＥＣ試験」では，Mark-Ⅱ改良型鋼製格納容器を模擬した 1／10 スケールの試験体が破損するまで加圧する試験を実施した結果，約 4.6MPa[gage]まで破損が生じない結果となっている。
既往研究「b.

電気ペネ共研」では，電気配線貫通部モジュールについて，実機の電気配線貫通部の構造を反映した試験体を用い，ＬＯＣＡ
時の圧力，温度条件を超える条件下で気密性能について検証を行い，シール部の健全性確認を行っている。

(4)

評価内容及び評価結果の概要
以下 a.～d.に評価内容及び評価結果の概要を示す。
なお，評価内容及び評価結果の詳細については別紙に示す。
2

8

a.

評価対象
重大事故等時に放射性物質の閉じ込め機能を確保するためには，200℃，
2Pd の環境下における原子炉格納容器本体等の構造健全性を確認する必要がある。また，福島第一原子力発電所事故において，原子炉格納容器からの漏えい要因の一つとして推定されている開口部等のシール部についても，
200℃，2Pd の環境下での機能維持を確認する必要がある。
このことから，原子炉格納容器本体に加えて，開口部及び貫通部の構成
品，また，ガスケットの劣化及びシート部の開口に伴いリークパスになる可能性があるシール部について評価する。
評価対象となる原子炉格納容器バウンダリ構成部を以下に示す。また，
バウンダリ構成部の概要図を第 1 図に示す。

①

原子炉格納容器本体②

トップヘッドフランジ③

機器搬入用ハッチ④

サプレッション・チェンバアクセスハッチ⑤

所員用エアロック

⑥

配管貫通部
・接続配管
・スリーブ
・平板類 ※ ，セーフエンド，伸縮継手※：平板，穴あき平板，フランジ，ボルト締め平板，フルードヘッド⑦

電気配線貫通部・アダプタ，ヘッダ，モジュール⑧

原子炉格納容器隔離弁

39

① 原子炉格納容器本体（トップヘッド）② トップヘッドフランジ⑦ 電気配線貫通部⑥ 配管貫通部①原子炉格納容器本体（ ドライウェル）⑧ 原子炉格納容器隔離弁③ 機器搬入用ハッチ⑤ 所員用エアロック① 原子炉格納容器本体（サプレッション・チェンバ）④ サプレッション・チェンバ
アクセスハッチ第1図： 原子炉格納容器バウンダリ

原子炉格納容器バウンダリ構成部の概要図

4

10

b.

機能喪失要因原子炉格納容器バウンダリ構成部の重大事故時における放射性物質の閉じ込め機能喪失の要因（以下「機能喪失要因」という。）として，原子炉格
納容器内の温度，圧力条件や原子炉格納容器本体の変形から，第 1 表に示す機能喪失要因が想定される。

第1表

評価対象における機能喪失要因
機能喪失要因

評価対象

構造部

シール部

延性破壊

－

延性破壊

－

フランジ部

延性破壊

開口，シール材劣化

円筒胴

延性破壊

－

鏡板

延性破壊

－

フランジ部

延性破壊

開口，シール材劣化

円筒胴

延性破壊

－

鏡板

延性破壊

－

フランジ部

延性破壊

開口，シール材劣化

円筒胴，隔壁

延性破壊

－

扉板

－

開口，シール材劣化

シール部（扉以外）－

シール材劣化

接続配管

延性破壊

－

スリーブ
（本体・取付部）

延性破壊

－

平板類

延性破壊

開口，シール材劣化

セーフエンド

延性破壊

－

伸縮継手

疲労破壊

－

アダプタ

延性破壊

－

ヘッダ

延性破壊

－

－

シール材劣化

延性破壊－－

シール材劣化

①原子炉格納容器本体
一般構造部（トップヘッド，ドライウェ
構造不連続部
ル，サプレッション・チェンバ）②トップヘッドフランジ③機器搬入用ハッチ④サプレッション・チェンバ
アクセスハッチ⑤所員用エアロック⑥配管貫通部⑦電気配線貫通部

モジュール⑧原子炉格納容器隔離弁

耐圧部（弁箱）
シール部

5

11

c.

評価方法
各評価対象に対し放射性物質の閉じ込め機能を確保できる判断基準を設定し，以下の(a)～(c)のいずれかの方法により評価し，200℃，2Pd の環境下での構造健全性及びシール部の機能維持を確認する。
(a) 「発電用原子力設備規格（設計・建設規格（2005 年版（2007 年追補版含む。））ＪＳＭＥ S NC1-2005／2007）」（以下「設計・建設規格」という。）又は既工認等に準拠した評価(b)

設計・建設規格の準用等による評価(c)

既往研究又は解析結果等を活用した評価

評価方法による評価対象の分類を第 2 図及び第 2 表に示す。

612

評価象機器の選定
・原子炉格納容器本体
一般構造部，構造不連続部
・トップヘッドフランジ
フランジ部
・機器搬入用ハッチ
円筒胴，鏡板，フランジ部
・サプレッション・チェンバアクセスハッチ
円筒胴，鏡板，フランジ部
・所員用エアロック
円筒胴，隔壁，扉板，シール部
・配管貫通部
接続配管，スリーブ，平板類，セーフエンド，伸縮継手
・電気配線貫通部
アダプタ，ヘッダ，モジュール
・原子炉格納容器隔離弁
耐圧部（弁箱），シール部

機能喪失要因の抽出と評価方法の設定
構造部（規格を用いた評価）

シール部（試験結果等を用いた評価）

既往研究又は解析結果を活用した評価
で確認

第 2 表の評価方法(c)参照
設計・建設規格又は既工事計画認可申請書等に準拠した評価で確認
できる

Yes

第 2 表の評価方法(a)参照

No
設計・建設規格の準用等による評価で確認

第 2 表の評価方法(b)参照

第2図

評価方法による評価対象の分類

7

13

評価対象

想定される
機能喪失要因開口，高温劣化（シール部）

延性破壊(円筒胴，鏡板，フランジ，ボルト)

所員用エアロック

締付けボルトについて，既工事計画認可申請書で実績のある評価に基づき発生応力を評価。 許容応力以下

(a)

(b)
(b)
(b)
(c)

延性破壊
(隔壁)

開口，高温劣化(扉板シール部)

開口，高温劣化(その他シール部)(c)

円筒胴及び鏡板について，設計・建設規格の評価式を準用し，2/3Sｕ値（200℃）に相当す
る許容圧力を評価。 ※２

0.62MPa[gage] (2Pd)以上

既工認の評価値を用いて，2/3Sｕ値（200℃）に相当する許容圧力を評価。 ※２

シール材について，試験結果及び材料特性により耐性を評価。

シール部が健全であること

シール部が健全であること

0.62MPa[gage] (2Pd)以上

設計・建設規格の評価式を準用し，2/3Sｕ値（200℃）に相当する許容圧力を評価。 ※２

機械工学便覧のはりのたわみ計算式を用いた開口量評価及びガスケットの試験結果に基づき評価を実施。

シール部が健全であること

実機モデルの FEM 解析による開口量評価及びガスケットの試験結果に基づき評価を実施。

0.62MPa[gage] (2Pd)以上

既工認の評価値を用いて，Sｕ値（200℃）に相当する許容応力を評価。

(b)

許容応力以下シール部が健全であること(b)

有限要素法を用いた弾塑性解析結果による開口量評価及びガスケットの試験結果に基づき評価を実施。

締付けボルトについて，既工事計画認可申請書で実績のある評価に基づき発生応力を評価。 許容応力以下

(c)

(a)

0.62MPa[gage] (2Pd)以上

円筒胴及び鏡板について，設計・建設規格の評価式を準用し，2/3Sｕ値（200℃）に相当す
る許容圧力を評価。 ※２

許容応力以下既工認の評価値を用いて，Sｕ値（200℃）に相当する許容応力を評価。

シール部が健全であること(b)

有限要素法を用いた弾塑性解析結果による開口量評価及びガスケットの試験結果に基づき評価を実施。

フランジについて，設計・建設規格の評価式に準拠し，200℃，2Pd における応力を評価。 許容応力以下
締付けボルトについて，既工事計画認可申請書で実績のある評価に基づき発生応力を評価。

許容応力以下(疲労累積係数 1 以下)

許容応力以下0.62MPa[gage] (2Pd)以上

判定基準

(b)

(c)

(a)

既工認の評価値を用いて，Sｕ値（200℃）に相当する許容応力を評価。
（原子炉格納容器基部について，念のため疲労累積係数を評価。）

既工認の評価値を用いて，2/3Sｕ値（200℃）に相当する許容応力を評価。

(b)
(b)

原子炉格納容器本体の一般構造部について，設計・建設規格の評価式を準用し，200℃における 2/3S ｕ 値が発生するときの許容圧力を算出（簡易手法）。 ※２

評価方法の概要

評価対象の分類及び評価内容（1／2）

(b)

※１

評価方法

第2表

延性破壊
(円筒胴)

開口，高温劣化（シール部）

サ プ レ ッ シ ョ ン ・ 延性破壊チ ェ ン バ ア ク セ ス (円筒胴，鏡板，フラン
ハッチ
ジ，ボルト)

機器搬入用ハッチ

開口，高温劣化（シール部）

ト ッ プ ヘ ッ ド フ ラ 延性破壊
ンジ
（フランジ，ボルト）

延性破壊(構造不連続部)

一 般 構 造 部 ， 構 造 延性破壊
不連続部
(一般構造部)

原子炉
格納容器
本体

ハッチ類

8

14

配
管
貫
通
部

電気配線
貫通部

9

TIP ボール弁

(b)

(a)
(c)

延性破壊

高温劣化
（シール部）

(a)
(c)

(c)

高温劣化
（シール部）

高温劣化（シール部）

モジュール

(b)

(a)

延性破壊

延性破壊

ヘッダ

不活性ガス系
バタフライ弁

延性破壊

アダプタ

疲労破壊

伸縮継手

(b)

(b)

開口，高温劣化（シール部）

延性破壊

(b)

延性破壊
(フランジ，ボルト)

セーフエンド(b)

延性破壊(ボルト締め平板)

(b)

延性破壊
(スリーブ取付部)

平板類

(b)

延性破壊
(スリーブ本体)

スリーブ

(a)

評価
方法 ※1

延性破壊

想定される
機能喪失要因接続配管

評価対象

レーティング設計（圧力クラス 1.03MPa）の 200℃における許容圧力により評価。

シール材について，試験結果より耐性を評価。

レーティング設計（圧力クラス 1.03MPa）の 200℃における許容圧力により評価。

実機を模擬した漏えい確認試験(200℃，2Pd 以上)を実施。

※２：設計・建設規格における必要な厚さを求める式により許容圧力を算出(c) 既往研究及び解析結果等を活用した評価(b) 設計・建設規格の準用等による評価

0.62MPa[gage] (2Pd)以上

シール部が健全であること

0.62MPa[gage] (2Pd)以上

設計漏えい量以下

0.62MPa[gage] (2Pd)以上

シール部が健全であること

0.62MPa[gage] (2Pd)以上※２

電気ペネ共研，NUPEC 試験等の結果により，200℃，2Pd における耐漏えい性を評価。

設計・建設規格の評価式を準用し，2/3Sｕ値（200℃）に相当する許容圧力を評価。

設計・建設規格の評価式を準用し，2/3Sｕ値（200℃）に相当する許容圧力を評価。

※２

疲労累積係数 1 以下

0.62MPa[gage] (2Pd)以上

設計・建設規格の評価式を準用し，2/3Sｕ値（200℃）に相当する許容圧力を評価。 ※２
設計・建設規格の評価式を準拠し，低サイクル疲労に対する疲労累積係数を評価。

シール部が健全であること

文献の理論式を用いて 200℃，2Pd における開口量評価及びガスケットの試験結果に基づき評価を実施。

許容応力以下総有効断面積以下

0.62MPa[gage] (2Pd)以上

設計・建設規格の評価式を準用し，2/3Sｕ値（200℃）に相当する許容圧力を評価。 ※２
設計・建設規格を適用し，ＪＩＳ B 8265 に基づいて 200℃,2Pd におけるフランジの発生
応力及びボルトの必要総有効断面積を評価。

許容応力以下原子炉格納容器内圧及び配管からの荷重を考慮して，既工認と同様の手法で発生応力を評価。

0.62MPa[gage] (2Pd)以上

設計・建設規格の評価式を準用し，2/3Sｕ値（200℃）に相当する許容圧力を評価。 ※２

判定基準
許容応力以下(疲労累積係数 1 以下)

評価方法の概要

評価対象の分類及び評価内容（2／2）

代表配管について，設計・建設規格の評価式に準拠し，原子炉格納容器変位に伴う発生応
力を評価。

第2表

※１：(a) 設計・建設規格又は既工認等に準拠した評価

原子炉格納
容器隔離弁

15

d.

評価結果の概要
評価結果の概要を以下に示す。

①(a)

原子炉格納容器本体
評価方針
原子炉格納容器本体は，円錐フラスタム型のドライウェル，円筒形のサプレッション・チェンバから構成されている。
原子炉格納容器本体の設計時に考慮される機能喪失要因は，脆性破
壊，疲労破壊，座屈及び延性破壊が考えられる。今回の評価条件である 200℃，2Pd の条件を考慮した場合，脆性破壊が生じる温度域でないこと，繰り返し荷重が作用しないこと，圧縮力が一般構造部に生じないことから，脆性破壊，疲労破壊及び座屈は評価対象外と考えることができる。
従って，原子炉格納容器本体の機能喪失要因は，高温状態で内圧を受けることによって生じる，過度な塑性変形に伴う延性破壊が想定される。
本評価では，200℃，2Pd での原子炉格納容器本体の構造部における健全性確認について，規格を用いた評価，既工認で実施した評価結果を用いた評価を実施する。
原子炉格納容器本体の評価対象を第 3 図に示す。

10

16

上鏡板
フランジ部円筒胴
円錐胴（A部）

上部円錐胴

円錐胴（B部）

円錐胴（C部）

下部円錐胴
円錐胴（D部）

機器搬入用ハッチ取付部

円錐胴（E部）

円錐胴（F部）

サプレッション・チェンバ
アクセスハッチ取付部

円筒胴（A部）

上部円筒胴
円筒胴（B部）

原子炉格納容器基部

第3図

(b)

円筒胴（C部）

下部円筒胴

原子炉格納容器本体の評価対象

評価
原子炉格納容器の一般構造部について，既工認と同様の評価手法である設計・建設規格に示される必要最小板厚の式を用い許容圧力を求め，2Pd を上回ることを確認する。
また，原子炉格納容器本体の応力評価は，工事計画認可申請書分割
第一回申請添付資料（47 公第 12076 号

昭和 48 年 4 月 9 日付け）の添

付資料Ⅲ－３－１「原子炉格納容器基本板厚計算書」にて認可された値を適用し，原子炉格納容器の限界圧力 2Pd，限界温度 200℃の条件に係数倍をして，構造健全性を確認する。

11

17

(c)

評価結果
評価の結果は以下のとおりであり，原子炉格納容器については，
200℃，2Pd 環境下でも，放射性物質の閉じ込め機能を維持できる。
・簡易評価の結果，一般構造部の許容圧力は 2Pd 以上であり，200℃，
2Pd の環境においても，構造健全性が確保されることを確認した。
・既工認にて認可された値を用いて，200℃，2Pd の環境における荷重条件で評価を実施し，構造健全性が確保されていることを確認
した。

12

18

②
(a)

トップヘッドフランジ
評価方針
トップヘッドフランジの構造強度上考慮すべき機能喪失要因として，脆性破壊，疲労破壊及び延性破壊が考えられる。今回の評価条件である 200℃，2Pd の条件を考慮した場合，脆性破壊が生じる温度域でないこと，繰り返し荷重が作用しないことから，脆性破壊及び疲労破壊は評価対象外と考えることができる。
シール部については，内圧が低い段階ではボルトの締め付けにより開口は抑制されるが，内圧の上昇に伴って開口量が増加することにより，外部への漏えい経路を形成する。
また，フランジが開口してもフランジの密閉性を担保しているシー
ル材が健全であれば，シール材が開口に追従するため外部への漏えいを防止することができるが，重大事故環境に晒されると，シール材が高温劣化し，フランジの開口に追従できなくなりシール機能の低下が想定される。
したがって，トップヘッドフランジの機能喪失要因は，原子炉格納容器内圧による過度な塑性変形に伴う延性破壊，また，シール部のフランジ開口量及びシール材の高温劣化によるシール機能の低下を考える。
本評価では，200℃，2Pd でのトップヘッドフランジの構造部及びシール部における健全性確認について，規格を用いた評価及び試験結果等を用いた評価を実施する。
シール材については，改良ＥＰＤＭ製シール材による評価を実施する。
トップヘッドフランジの評価対象を第 4 図に示す。
13

19

第4図

(b)

トップヘッドフランジの評価対象

評価
トップヘッドフランジについては，フランジ部の耐圧評価として，原子炉格納容器温度・圧力が 200℃，2Pd におけるフランジ部の一次応
力評価を行い，発生応力が許容応力以下であることを確認する。
また，トップヘッドフランジの締付けボルトについて，200℃，2Pd
における強度を評価する。
原子炉格納容器の重大事故時の過温，過圧時におけるフランジ開口量を評価するために，FEM 解析を用いてトップヘッドフランジ部における開口量の評価を行うとともに，改良ＥＰＤＭ製シール材による事
故時の格納容器閉じ込め機能を確認するために，圧縮永久ひずみ試験
結果をもとに格納容器限界開口量を評価し，重大事故時におけるフランジ開口量と比較することで格納容器閉じ込め機能を評価する。

(c)

評価結果
評価の結果は以下のとおりであり，トップヘッドフランジについて
は，200℃，2Pd 環境下でも，放射性物質の閉じ込め機能を維持できる。
14

20

・トップヘッドフランジについて，既工認と同様の評価手法である
設計・建設規格 PVE-3700 を適用し，ＪＩＳ B 8265「圧力容器の構造－一般事項」に基づいてフランジの発生応力について算出した結果，各発生応力とも許容応力を下回っており,200℃，2Pd 条件
下においてトップヘッドフランジの構造健全性を確認した。
・トップヘッドフランジの締付けボルトについて，200℃，2Pd における強度を，既工認の強度計算書をベースに評価した結果，発生応力は，許容応力以下であることから，締付けボルトは 200℃，2Pd
において健全である。
・ガスケット（改良ＥＰＤＭ製シール材）の事故時環境における劣化特性を考慮しても 200℃，2Pd におけるフランジ開口量は，許容開口量以下となり，シール機能が維持されることを確認した。

15

21

③
(a)

機器搬入用ハッチ
評価方針
機器搬入用ハッチは，原子炉格納容器外側に突き出した円筒胴及び鏡板によって原子炉格納容器バウンダリを構成しており，原子炉格納容器の内圧が円筒胴及び鏡板に対して内圧として作用する。また，フ
ランジ部はボルトにより固定されており，シール部はシール溝が内外二重に配置されており，それぞれにシリコンゴムのガスケットを使用している。
機器搬入用ハッチの設計時に考慮される機能喪失要因は，脆性破壊，
疲労破壊及び延性破壊が考えられる。今回の評価条件である 200℃，2Pdの条件を考慮した場合，脆性破壊が生じる温度域でないこと，繰り返
し荷重が作用しないことから，脆性破壊及び疲労破壊は評価対象外と考えることができる。
したがって，機器搬入用ハッチの機能喪失要因は，原子炉格納容器
内圧による過度な塑性変形に伴う延性破壊，また，フランジ部の変形及びシール材の高温劣化によるシール機能の低下が考えられる。
本評価では，200℃，2Pd での機器搬入用ハッチの構造部及びシール部における健全性確認について，規格を用いた評価及び試験結果等を用いた評価を実施する。
シール材については，改良ＥＰＤＭ製シール材による評価を実施する。
機器搬入用ハッチの評価対象を第 5 図に示す。

16

22

第5図

(b)

機器搬入用ハッチの評価対象

評価
機器搬入用ハッチの構造健全性評価として，機器搬入用ハッチのうち内圧による荷重を受け止める部位のうち，円筒胴，鏡板，フランジについて，東海第二発電所で実施した有限要素法による弾塑性解析結果を参照し，200℃，2Pd における延性破壊の有無を確認する。
また，円筒胴及び鏡板について，設計・建設規格に定められている
円筒胴及び鏡板の内圧に対する必要厚さの算出式を用いて許容圧力が2Pd を上回ることを確認する。
機器搬入用ハッチの締付けボルトについて，200℃，2Pd における強度を評価する。
シール部については，原子炉格納容器の重大事故時の過温，過圧時におけるフランジ開口量を評価するために，有限要素法を用いた弾塑性解析結果を活用し，機器搬入用ハッチ部における開口量の評価を行
17

23

うとともに，改良ＥＰＤＭ製シール材による事故時の格納容器閉じ込め機能を確認するために，圧縮永久ひずみ試験結果をもとに格納容器
限界開口量を評価し，重大事故時におけるフランジ開口量と比較することで格納容器閉じ込め機能を評価する。

(c)

評価結果
評価の結果は以下のとおりであり，機器搬入用ハッチについては，
200℃，2Pd 環境下でも，放射性物質の閉じ込め機能を維持できる。
・機器搬入用ハッチの構造健全性について，有限要素法を用いた弾塑性解析結果から，200℃，2Pd における延性破壊の有無を確認した結果，機器搬入用ハッチの円筒胴，鏡板，フランジは，相当塑性ひずみは発生しておらず，弾性範囲にあると判断する。
・円筒胴及び鏡板について，設計・建設規格に定められている円筒胴及び鏡板の内圧に対する必要厚さの算出式を用いて許容圧力の評価を実施した結果，2Pd を上回る。
・フランジの締付ボルトについて，200℃，2Pd における強度評価の結果，発生応力は，許容応力以下であることから，締付ボルトは 200℃，
2Pd において健全である。
・ガスケット（改良ＥＰＤＭ製シール材）の事故時環境における劣化特性を考慮しても 200℃，2Pd におけるフランジ開口量は，許容開口量以下となり，シール機能が維持されることを確認した。

18

24

④
(a)

サプレッション・チェンバアクセスハッチ
評価方針
サプレッション・チェンバアクセスハッチは，原子炉格納容器外側に突き出した円筒胴及び鏡板によって原子炉格納容器バウンダリを構成しており，原子炉格納容器の内圧が円筒胴及び鏡板に対して内圧として作用する。また，フランジ部はボルトにより固定されており，シール部はシール溝が内外二重に配置されており，それぞれにシリコン
ゴムのガスケットを使用している。
サプレッション・チェンバアクセスハッチの設計時に考慮される機能喪失要因は，脆性破壊，疲労破壊及び延性破壊が考えられる。今回の評価条件である 200℃，2Pd の条件を考慮した場合，脆性破壊が生じる温度域でないこと，繰り返し荷重が作用しないことから，脆性破壊及び疲労破壊は評価対象外と考えることができる。
したがって，サプレッション・チェンバアクセスハッチの機能喪失
要因は，原子炉格納容器内圧による過度な塑性変形に伴う延性破壊，また，フランジ部の変形及びシール材の高温劣化によるシール機能の低下が考えられる。
本評価では，200℃，2Pd でのサプレッション・チェンバアクセスハ
ッチの構造部及びシール部における健全性確認について，規格を用いた評価及び試験結果等を用いた評価を実施する。
シール材については，改良ＥＰＤＭ製シール材による評価を実施する。
サプレッション・チェンバアクセスハッチの評価対象を第 6 図に示
す。

19

25

第6図

(b)

サプレッション・チェンバアクセスハッチの評価対象

評価
サプレッション・チェンバアクセスハッチの構造健全性評価として，機器搬入用ハッチのうち内圧による荷重を受け止める部位のうち，円筒胴，鏡板，フランジについて，東海第二発電所で実施した有限要素法による弾塑性解析結果を参照し，200℃，2Pd における発生応力及び塑性ひずみを確認する。
また，円筒胴及び鏡板について，設計・建設規格に定められている
円筒胴及び鏡板の内圧に対する必要厚さの算出式を用いて許容圧力が2Pd を上回ることを確認する。
サプレッション・チェンバアクセスハッチの締付けボルトについて，200℃，2Pd における強度を評価する。
シール部については，原子炉格納容器の重大事故時の過温，過圧時におけるフランジ開口量を評価するために，有限要素法を用いた弾塑性解析結果を活用し，サプレッション・チェンバアクセスハッチ部に20

26

おける開口量の評価を行うとともに，改良ＥＰＤＭ製シール材による事故時の格納容器閉じ込め機能を確認するために，圧縮永久ひずみ試
験結果をもとに格納容器限界開口量を評価し，重大事故時におけるフランジ開口量と比較することで格納容器閉じ込め機能を評価する。

(c)

評価結果
評価の結果は以下のとおりであり，サプレッション・チェンバアク
セスハッチについては，200℃，2Pd 環境下でも，放射性物質の閉じ込め機能を維持できる。
・サプレッション・チェンバアクセスハッチの構造健全性について，
有限要素法を用いた弾塑性解析結果から，200℃，2Pd における延性
破壊の有無を確認した結果，機器搬入用ハッチの円筒胴，鏡板，フランジは，相当塑性ひずみは発生しておらず，弾性範囲にあると判断する。
・円筒胴及び鏡板について，設計・建設規格に定められている円筒胴及び鏡板の内圧に対する必要厚さの算出式を用いて許容圧力の評価を実施した結果，2Pd を上回る。
・フランジの締付ボルトについて，200℃，2Pd における強度評価の結果，発生応力は，許容応力以下であることから，締付ボルトは 200℃，
2Pd において健全である。
・ガスケット（改良ＥＰＤＭ製シール材）の事故時環境における劣化特性を考慮しても 200℃，2Pd におけるフランジ開口量は，許容開口量以下となり，シール機能が維持されることを確認した。

21

27

⑤
(a)

所員用エアロック
評価方針
所員用エアロックは，原子炉格納容器外側に突き出した円筒胴，隔壁及び隔壁に支持された扉板によって原子炉格納容器バウンダリを構成している。また，扉板はロック機構により固定されており，隔壁と扉板とのシール部には，シリコンゴムのガスケットを使用している。
隔壁には扉開閉ハンドル軸，開閉表示盤の電線管が貫通しており，貫通部にはフッ素系シール材を使用している。また，隔壁に接続する
均圧配管にはフランジ部及び均圧弁にシール材を使用しており，フランジ部には非石綿系シートガスケット，均圧弁シート部にはフッ素系シール材を使用している。
所員用エアロックの設計時に考慮される機能喪失要因は，脆性破壊，疲労破壊，座屈及び延性破壊が考えられる。今回の評価条件である
200℃，2Pd の条件を考慮した場合，脆性破壊が生じる温度域でないこと，繰り返し荷重が作用しないこと，有意な圧縮力が所員用エアロックに生じないことから，脆性破壊，疲労破壊及び座屈は評価対象外と考えることができる。
従って，所員用エアロックの機能喪失要因は，高温状態で内圧を受け，過度な塑性変形に伴う延性破壊が想定される。
また，シール部のうち扉板部については，原子炉格納容器内の圧力が上昇した際に，扉板は所員用エアロック本体側に押し付けられる構造であるため，圧力により扉が開くことはないが，高温状態で内圧を受けることによる扉板のわずかな変形及びシール材の高温劣化による

22

28

シール機能の低下が想定される。なお，その他のシール部についても
高温劣化によるシール機能の低下が想定される。
本評価では，200℃，2Pd での所員用エアロックの構造部及びシール部における健全性確認について，規格を用いた評価及び試験結果等を用いた評価を実施する。隔壁と扉板とのシール部，扉開閉ハンドル貫通部及び均圧配管フランジ部については，改良ＥＰＤＭ製シール材による評価を実施する。なお，電線貫通部には，黒鉛製のシール材を使用することとしており，耐熱性上問題にならないことを確認する。
所員用エアロックの評価対象を第 7 図に示す。

第7図
(b)

所員用エアロックの評価対象

評価
所員用エアロックの構造健全性評価として，所員用エアロックのうち内圧による荷重を受け止める部位のうち，円筒胴については，既工認と同様の評価手法である設計・建設規格に示される必要最小板厚の式を用い許容圧力を求め，2Pd を上回ることを確認する。

2329

隔壁については，既工認において最も厳しい応力点を代表評価点として，既工認で算出した応力に基づき，許容圧力を求め，2Pd を上回ることを確認する。
所員用エアロック扉板の変形について，機械工学便覧のはりのたわ
み計算式を用い 2Pd における開口量を求め，許容開口量を下回ることを確認する。
その他シール部については，試験結果及び材料特性により一般的な材料特性により重大事故環境下における耐性を確認する。

(c)

評価結果
評価の結果は以下のとおりであり，所員用エアロックについては，
200℃，2Pd 環境下でも，放射性物質の閉じ込め機能を維持できる。
・円筒胴については，既工認と同様の評価手法である設計・建設規格に示される必要最小板厚の式を用い許容圧力評価の評価を実施
した結果，2Pd を上回る。
・隔壁については，既工認において最も厳しい応力点を代表評価点
として，既工認で算出した応力に基づき許容圧力評価を実施した
結果，2Pd を上回る。
・ガスケット（改良ＥＰＤＭ製シール材）の事故時環境における劣化特性を考慮しても 200℃，2Pd におけるフランジ開口量は，許容開口量以下となり，シール機能が維持されることを確認した。
・その他シール部については，シール材について試験結果及び一般的な材料特性により重大事故環境下における耐性を確認した。

24

30

⑥-1

配管貫通部（接続配管）

(a)

評価方針
接続配管は，スリーブ等を介して原子炉格納容器と接続している。
接続配管の設計時に考慮される機能喪失要因は，脆性破壊，疲労破
壊，座屈及び延性破壊が考えられる。今回の評価条件である 200℃，2Pdの条件を考慮した場合，脆性破壊が生じる温度域でないこと，繰り返
し荷重が作用しないこと，圧縮力が接続配管に生じないことから，脆性破壊，疲労破壊及び座屈は評価対象外と考えることができる。
従って，接続配管の機能喪失要因は，原子炉格納容器の変形により生じる過度な曲げ荷重に伴う延性破壊が想定される。接続配管の 200℃，
2Pd における機能喪失要因は，原子炉格納容器の変形により生じる過度な曲げ荷重に伴う延性破壊が想定される。
本評価では，200℃，2Pd での接続配管の構造部における健全性確認について，規格を用いた評価を実施する。
接続配管は原子炉格納容器貫通部の変位が支持構造物により拘束されることにより，反力及びモーメントが発生し，応力が発生することから，変位による反力及びモーメントが最大となる貫通部 X-31 の接続配管を代表として評価する。
貫通部 X-31 の接続配管の解析モデル図を第 8 図に示す。

25

31

第8図

第8図

配管モデル図（1/2）

配管モデル図（2/2）

26

32

(b)

評価
貫通部 X-31 の接続配管について，3 次元梁モデルを用いた配管解析にて発生応力を算出し，許容値を満足することを確認する。

(c)

評価結果
評価結果は以下のとおりであり，接続配管については，200℃，2Pd
環境下でも，放射性物質の閉じ込め機能を維持できる。
・貫通部 X-31 の接続配管について，200℃，2Pd における発生応力は許容応力を下回る。

27

33

⑥-2

配管貫通部（スリーブ）

(a)

評価方針
スリーブは，原子炉格納容器本体胴を貫通する円筒形の部材で，原子炉格納容器本体胴に溶接固定されている。
スリーブの 200℃，2Pd における機能喪失要因は，高温状態で内圧を受け，過度な塑性変形に伴う延性破壊が想定される。
本評価では，200℃，2Pd でのスリーブの構造部における健全性確認について，規格を用いた評価を実施する。スリーブ本体の評価は，内圧による発生応力が大きくなる最大径の貫通部 X-18A～D を代表評価する。また，スリーブ取付部については，接続配管の選定と同様，貫通部 X-31 のスリーブを代表評価する。
スリーブの評価対象を第 9 図に示す。

第9図

スリーブの評価対象

28

34

(b)

評価
貫通部 X-18A～D のスリーブ本体については，既工認と同様の評価手法である設計・建設規格に示される必要最小板厚の式を用い許容圧力を求め，2Pd を上回ることを確認する。
貫通部 X-31 の接続配管解析の結果で得られた配管反力に基づき，ス
リーブ取付部について，既工認と同様の評価手法で発生応力を算出し，許容値を満足することを確認する。

(c)

評価結果
評価の結果は以下のとおりであり，スリーブについては，200℃，2Pd
環境下でも，放射性物質の閉じ込め機能を維持できる。
・貫通部 X-18A～D のスリーブ本体について，200℃における許容圧
力は 2Pd を上回る。
・貫通部 X-31 のスリーブ取付部について，200℃，2Pd における最大発生応力は許容応力を下回る。

29

35

⑥-3

配管貫通部（平板類）

(a)

評価方針
平板類のうち，平板，穴あき平板，フランジ，ボルト締め平板及びフルードヘッドは，スリーブまたはセーフエンドに溶接固定されている。また，フランジ部は，ボルトにより固定されており，シール部には，シリコンゴムのガスケットを使用している。
平板類の 200℃，2Pd における機能喪失要因は，高温状態で内圧を受け，過度な塑性変形に伴う延性破壊が想定される。また，シール部については，高温状態で内圧を受け，フランジ部が変形することによる開口及びシール材の高温劣化によるシール機能の低下が想定される。
さらに，シール部の開口が進むとボルトに引張応力が作用し，ボルト破損に至ることが想定される。
本評価では，200℃，2Pd での平板類の構造部及びシール部における健全性確認について，規格を用いた評価を実施する。平板類は，内圧による発生応力が大きくなる最大径の貫通部 X-28 を代表評価する。シール材については，改良ＥＰＤＭ製シール材による評価を実施する。
平板類の評価対象を第 10 図に示す。

第 10 図平板類（貫通部 X-28）の評価対象
30

36

(b)

評価
貫通部 X-28 のボルト締め平板について，既工認と同様の評価手法である設計・建設規格に示される必要最小板厚の式を用い許容圧力を求め，2Pd を上回ることを確認する。
貫通部 X-28 のフランジ部について，既工認と同様の評価手法である
設計・建設規格 PVE-3700 を適用し，ＪＩＳ B 8265「圧力容器の構造－一般事項」に基づいて 2Pd におけるボルト荷重を算出し，ボルトの必要総有効断面積が総有効断面積を下回ることを確認する。
貫通部 X-28 のフランジ部の開口について，文献の理論式を用いて 2Pdにおける開口量を求め，許容開口量を下回ることを確認する。

(c)

評価結果
評価の結果は以下のとおりであり，平板類については，200℃，2Pd
環境下でも，放射性物質の閉じ込め機能を維持できる。
・貫通部 X-28 のボルト締め平板の 200℃における許容圧力は 2Pd を上回る。
・貫通部 X-28 のボルトは，発生荷重に対し十分なボルト断面積を有する。
・フランジ部の 2Pd における開口量は，許容開口量を下回る。

31

37

⑥-4

配管貫通部（セーフエンド）

(a)

評価方針
セーフエンドは，ベローズ付貫通部に用いられる短管で，スリーブ及びベローズ等に溶接固定されている。
セーフエンドの 200℃，2Pd における機能喪失要因は，高温状態で内圧を受け，過度な塑性変形に伴う延性破壊が想定される。
本評価では，200℃，2Pd でのセーフエンドの構造部における健全性確認について，規格を用いた評価を実施する。セーフエンドは，内圧による発生応力が大きくなる最大径の貫通部 X-18A～D を代表評価する。
セーフエンドの評価対象を第 11 図に示す。

第 11 図セーフエンドの評価対象

32

38

(b)

評価
貫通部 X-18A～D のセーフエンドについて，既工認と同様の評価手法
である設計・建設規格に示される必要最小板厚の式を用い許容圧力を求め，2Pd を上回ることを確認する。

(c)

評価結果
評価の結果は以下のとおりであり，セーフエンドについては，200℃，
2Pd 環境下でも，放射性物質の閉じ込め機能を維持できる。
・貫通部 X-18A～D のセーフエンドの 200℃における許容圧力は，2Pd
を上回る。

33

39

⑥-5

配管貫通部（伸縮継手）

(a)

評価方針
ベローズは，配管貫通部に用いられる伸縮継手であり，セーフエン
ドに溶接固定されている。
ベローズの 200℃，2Pd における機能喪失要因は，通常運転時に累積される低サイクル疲労に加えて重大事故時に累積される低サイクル疲
労による疲労破壊が想定される。
本評価では，200℃，2Pd でのベローズの構造部における健全性確認について，規格を用いた評価を実施する。既工認で通常運転時の疲労累積係数が最も大きい貫通部 X-14 のベローズを代表評価する。ベローズの評価対象を第 12 図に示す。

第 12 図ベローズの評価対象

34

40

(b)

評価
貫通部 X-14 のベローズについて，設計・建設規格に示される伸縮継手の疲労評価の式を用いて算出し，疲労累積係数が１以下であることを確認する。

(c)

評価結果
評価の結果は以下のとおりであり，ベローズについては，200℃，2Pd
環境下でも，放射性物質の閉じ込め機能を維持できる。
・疲労累積係数は，許容値 1 以下である。

35

41

⑦-1

電気配線貫通部（アダプタ）

(a)

評価方針
アダプタの 200℃，2Pd における機能喪失要因は，高温状態で内圧を受け，過度な塑性変形による延性破壊が想定される。
本評価では，200℃，2Pd でのアダプタの構造部における健全性確認について，規格を用いた評価を実施する。
アダプタの評価対象を第 13 図に示す。

高圧用電気配線貫通部

低圧用電気配線貫通部
第 13 図36

アダプタの評価対象

42

(b)

評価
アダプタについて，設計・建設規格に示される必要最小板厚の式を用い許容圧力を求め，2Pd を上回ることを確認する。

(c)

評価結果
評価の結果は以下のとおりであり，アダプタについては，200℃，2Pd
環境下でも，放射性物質の閉じ込め機能を維持できる。
・アダプタ（高圧用電気配線貫通部）の 200℃における許容圧力は，2Pd を上回る。
・アダプタ（低圧用電気配線貫通部）の 200℃における許容圧力は，2Pd を上回る。

37

43

⑦-2

電気配線貫通部（ヘッダ）

(a)

評価方針
ヘッダの 200℃，2Pd における機能喪失要因は，高温状態で内圧を受け，過度な塑性変形による延性破壊が想定される。
本評価では，200℃，2Pd でのヘッダの構造部における健全性確認について，規格を用いた評価を実施する。
ヘッダの評価対象を第 14 図に示す。

高圧用電気配線貫通部

低圧用電気配線貫通部
第 14 図38

ヘッダの評価対象

44

(b)

評価
ヘッダについて，設計・建設規格に示される必要最小板厚の式を用
い許容圧力を求め，2Pd を上回ることを確認する。

(c)

評価結果
評価の結果は以下のとおりであり，ヘッダについては，200℃，2Pd
環境下でも，放射性物質の閉じ込め機能を維持できる。
・ヘッダ（高圧用電気配線貫通部）の 200℃における許容圧力は，2Pdを上回る。
・ヘッダ（低圧用電気配線貫通部）の 200℃における許容圧力は，2Pd
を上回る。

39

45

⑦-3

電気配線貫通部（モジュール）

(a)

評価方針
モジュールのシール材には，ＥＰゴム及びエポキシ樹脂を使用しているため，高温劣化によるシール機能の低下が想定される。
本評価では，200℃，2Pd でのモジュールのシール部の健全性確認について，試験結果等を用いた評価を実施する。
モジュールの評価対象を第 15 図に示す。

高圧用電気配線貫通部

低圧用電気配線貫通部
第 15 図モジュールの評価対象
40

46

(b)

評価
モジュールについて，電気ペネ共研，ＮＵＰＥＣ試験等の結果を用いて，200℃，2Pd における耐漏えい性を評価する。

(c)

評価結果
評価の結果は以下のとおりであり，モジュールについては，200℃，
2Pd 環境下でも，放射性物質の閉じ込め機能を維持できる。
・200℃，2Pd において漏えいなし。

41

47

⑧-1

原子炉格納容器隔離弁（不活性ガス系バタフライ弁）

(a)

評価方針
弁シート部にはＥＰゴムを使用しているため，シール材の高温劣化によるシール機能の低下が考えられる。
このため，200℃，2Pd 環境下における弁シート部の隔離機能を確認する。また，弁耐圧部の構造健全性についても確認する。弁シート部のシール材については，改良ＥＰＤＭ製シール材による評価を実施する。
不活性ガス系バタフライ弁の評価対象を第 16 図に示す。

第 16 図(b)

不活性ガス系バタフライ弁の評価対象

評価
隔離機能は，弁シート材の耐環境性が支配的であるため，200℃，2Pdの環境下での弁シート部への影響を口径 600A のバタフライ弁供試体による蒸気加熱漏えい試験により確認する。また，弁箱の耐圧機能の評
価を行う。

42

48

(c)

評価結果
評価結果は以下のとおりであり，不活性ガス系バタフライ弁については，200℃，2Pd 環境下でも漏えいせず，放射性物質の閉じ込め機能を維持できる。
・蒸気加熱漏えい試験を実施した結果，200℃，2Pd 環境下において，
弁シート部からの漏えいはなく，弁シート部の隔離機能が維持することを確認している。
・当該弁の圧力クラス（圧力温度基準）は 1.03MPa（150LB）であり，弁耐圧部の 200℃における許容圧力は，2Pd を上回る。

43

49

⑧-2

原子炉格納容器隔離弁（ＴＩＰボール弁）

(a)

評価方針
弁シート部，グランドシール部にはフッ素樹脂，弁蓋シール部にはフッ素ゴムを使用しているため，シール材の高温劣化によるシール機能の低下が考えられる。
このため，200℃，2Pd 環境下におけるシール部の隔離機能を確認する。また，弁耐圧部の構造健全性についても確認する。弁シート部，
グランドシール部及び弁蓋シール部のシール材については，改良ＥＰ
ＤＭ製シール材による評価を実施する。
ＴＩＰボール弁の評価対象を第 17 図に示す。

第 17 図

ＴＩＰボール弁評価対象

44

50

(b)

評価
隔離機能は，シール材の耐環境性が支配的であるため，200℃，2Pd
環境下においてシール材の耐性があることを確認する。また，弁箱の耐圧機能の評価を行う。

(c)

評価結果
評価結果は以下のとおりであり，TIP ボール弁については，200℃，
2Pd 環境下でも漏えいに至らず，放射性物質の閉じ込め機能を維持できる。
・弁シート部，グランドシール部及び弁蓋シール部に使用する改良
ＥＰＤＭ製シール材については，圧縮永久ひずみ試験結果から，200℃，2Pd 環境下においても，耐性を有している。
・当該弁の圧力クラス（圧力温度基準）は 1.03MPa（150LB）であり，弁耐圧部の 200℃における許容圧力は，2Pd を上回る。

45

51

(5)

まとめ
東海第二発電所の原子炉格納容器本体・ハッチ類，配管貫通部，電気
配線貫通部及び原子炉格納容器隔離弁について，200℃，2Pd の環境下で構造健全性及びシール部の機能維持が確保されることを確認した。
なお，確認結果まとめを第 3 表に示す。

46

52

第3表
評価対象

評価方法

評価条件

評価値 ※１

一般構造部

設計・建設規格を準用
既工認の評価値を用い
た評価

200℃
2Pd

許容圧力：0.693MPa[gage](円筒胴部)
発生応力：a0.62MPa[gage](2Pd)以上
281MPa 以下

破断せず

構造不連続部

既工認の評価値を用い
た評価

200℃
2Pd

発生応力：
（疲労累積係数：

422MPa 以下（疲労累積係数 1 以下）

破断せず
(１以下)

構造部（フランジ・ボル フランジ：PVE-3700
ト）
ボルト ：工認手法

2Pd

発生圧力(フランジ)：185MPa
発生応力(ボルト) ：422MPa 以下
576MPa 以下

破断せず

シール部（フランジ・ガ 有限要素法（FEM）
スケット）
ガスケット試験

200℃
2Pd

開口量：

評価点

原子炉格納容器本体

トップヘッドフランジ

機器搬入用ハッチ

構造部（円筒胴，鏡板， 設計・建設規格準用
フランジ，ボルト）
工認手法
既工認の評価値を用い
た評価

200℃
2Pd

シール部（フランジ・ガ 有限要素法（FEM）
スケット）
ガスケット試験

200℃
2Pd

7
4

設計・建設規格準用
構造部（円筒胴，鏡板，フランジ，ボルト）
工認手法
サプレッション・チェン
既工認の評価値を用いバアクセスハッチ
た評価

所員用エアロック

評価結果まとめ（1／2）

200℃
2Pd

判定基準

）

(内側)，

(外側)

許容開口量()以下

評価結果

シール機能維持許容圧力(円筒胴)：2.445MPa[gage]
許容圧力(鏡板)：10.110MPa[gage]
発生応力(ボルト)：
発生応力：0.62MPa[gage](2Pd)以上
0.62MPa[gage](2Pd)以上
576MPa 以下
422MPa 以下

破断せず

開口量：

許容開口量(

シール機能維持

(内側)，

(外側)

)以下

許容圧力(円筒胴)：4.493MPa[gage]
許容圧力(鏡板)：10.637MPa[gage]
発生応力(ボルト)：
発生応力：0.62MPa[gage](2Pd)以上
0.62MPa[gage](2Pd)以上
576MPa 以下
422MPa 以下

破断せず

許容開口量(

シール機能維持シール部（フランジ・ガ 有限要素法（FEM）
スケット）
ガスケット試験

200℃
2Pd

開口量：

(内側)，

(外側)

)以下

構造部（円筒胴）設計・建設規格を準用

2Pd

許容圧力：3.716MPa[gage]

0.62MPa[gage](2Pd)以上

破断せず

構造部（隔壁）既工認の評価値を用い
た評価

2Pd

許容圧力：1.322MPa[gage]

0.62MPa[gage](2Pd)以上

破断せず

シ ー ル 部 （ 扉 板 シ ー ル 機械工学便覧部）
ガスケット試験

200℃
2Pd

開口量：

許容開口量(

シール機能維持シール部（その他シール ガスケット試験
部）

200℃

200℃以上200℃以上)以下

シール機能維持

※１：複数評価している項目は最も厳しい値を記載

53

第3表
評価対象

評価方法

評価値 ※１

評価条件

判定基準

評価結果

接続配管

同左

代表配管：PPC-3530

200℃
2Pd

発生応力(X-31)：169MPa

許容応力(257MPa)以下

破断せず

スリーブ

スリーブ本体設計・建設規格を準用

2Pd

許容圧力(X-18)：26.617MPa[gage]

0.62MPa[gage](2Pd)以上

破断せず

スリーブ取付部

工認手法

2Pd

発生応力(X-31)：188MPa

許容応力(393MPa)以下

破断せず

構造部（ボルト締め平板）

設計・建設規格を準用

許容圧力(X-28)：1.90MPa[gage]

0.62MPa[gage](2Pd)以上

破断せず

発生応力(X-28 ﾌﾗﾝｼﾞ)：124MPa
総有効断面積(X-28 ﾎﾞﾙﾄ)：1.212×10３mm２許容応力(281MPa)以下
必要有効断面積(6.675×10３mm２ )以上

破断せず

シール機能維持

平板類
配管
貫通部

8
4
電気配線
貫通部

評価点

評価結果まとめ（2／2）

2Pd

構造部（フランジ，ボル ＪＩＳ B 8265
ト）2Pd

シール部（フランジ・ガ 文献の理論式
スケット）

200℃
2Pd

開口量：

許容開口量(

セーフエンド同左

設計・建設規格を準用

200℃
2Pd

許容圧力(X-18)：4.529MPa[gage]

0.62MPa[gage](2Pd)以上

破断せず

伸縮継手

同左

設計・建設規格を準用

2Pd

疲労累積係数(X-14)：

疲労累積係数 1 以下

１以下

アダプタ

同左

設計・建設規格を準用

200℃
2Pd

許容圧力(高圧)：10.645MPa[gage]
許容圧力(低圧)：10.619MPa[gage]

0.62MPa[gage](2Pd)以上

破断せず

ヘッダ

同左

設計・建設規格を準用

200℃
2Pd

許容圧力(高圧)：27.948MPa[gage]
許容圧力(低圧)：10.69MPa[gage]

0.62MPa[gage](2Pd)以上

破断せず

モジュール

シール部（モジュール） 電気ペネ共研，
NUPEC 試験

200℃
2Pd

漏えいなし

漏えいなし

シール機能維持不活性ガス系
バタフライ弁弁箱

レーティング設計

200℃
2Pd

許容圧力：1.40MPa[gage]

0.62MPa[gage](2Pd)以上

破断せず

弁シート部

漏えい確認試験

200℃
2Pd

漏えいなし

設計漏えい量以下

シール機能維持弁箱

レーティング設計

200℃
2Pd

許容圧力：1.32MPa[gage]

0.62MPa[gage](2Pd)以上

破断せず

シール部

材料仕様

200℃
2Pd

200℃以上200℃以上

シール機能維持原子炉
格納容器
ＴＩＰボール
隔離弁
弁)以下※１：複数評価している項目は最も厳しい値を記載

54

別紙
1.
1.1

原子炉格納容器本体
評価方針
原子炉格納容器本体は，円錐フラスタム形のドライウェル，円筒形のサ
プレッション・チェンバから構成されている。
原子炉格納容器本体の設計時に考慮される機能喪失要因は，脆性破壊，疲労破壊，座屈及び延性破壊が考えられる。今回の評価条件である 200℃，
2Pd の条件を考慮した場合，脆性破壊が生じる温度域でないこと，繰り返
し荷重が作用しないこと，圧縮力が一般構造部に生じないことから，脆性
破壊，疲労破壊及び座屈は評価対象外と考えることができる。
したがって，原子炉格納容器本体の機能喪失要因は，高温状態で内圧を受けることによって生じる，過度な塑性変形に伴う延性破壊が想定される。
原子炉格納容器本体の評価対象と評価方法を第 1-1 表に，評価対象を第 11 図にそれぞれ示す。
ここで，「発電用原子力設備規格
追補版を含む））（第Ⅰ編

設計・建設規格（2005 年版（2007 年

軽水炉規格）ＪＳＭＥ S NC1-2005／2007」（以下，「設計・建設規格」という。）の解説表 PVB-3110-1 において，延性破壊
評価は一次応力の評価を実施することになっている。設計・建設規格における一次応力強さの許容値は，材料の種類及び温度毎に材料試験（引張試験）を実施した結果をもとに国内 Su 値検討会で設定された設計引張強さ（Su）に割下げ率を考慮して設定されたものである（設計・建設規格解

説 GNR-2200）。今回の評価は，設計基準である最高使用温度及び最高使用
圧力を超過する原子炉格納容器本体の構造健全性を確認するものであるた
め，上記割下げ率を Pｍ（一次一般膜応力強さ）には 1.5，PＬ ＋P ｂ（一次一般局部膜応力強さ＋一次曲げ応力強さ）には 1.0 とした評価を行う。すな
わち，原子炉格納容器本体に発生する応力が，Pｍ が 2／3Su，PＬ ＋P ｂ が Su
1-1

55

以下であれば，延性破壊に至らず，構造は健全で機能要求（放射性物質の閉じ込め機能）を確保できると考える。この許容値の考え方は，設計・建設規格

解説 PVB-3111 に示されるように，供用状態Ｄの Pｍ ，P Ｌ ＋P ｂ の許容値と同等である。なお，耐圧機能維持の観点から，安全評価上の仮定（一次冷却材喪失事故を想定）に保証を与える目的で応力評価を行う設計・建設規格の供用状態Ｄの許容応力は，鋼材の究極的な強さを基に，弾性計算
により塑性不安定現象の評価を行うことへの理論的安全余裕を考慮して規定されている。前者は，膜応力であり断面の応力が Su に到達すると直ちに破損に至るため割下げ率 1.5 を考慮して規定されているが，後者は，断面表面が Su に到達しても断面内部は更なる耐荷能力があり直ちに破損には至らないため割下げ率は 1.0 としている。

(1) 一般構造部
原子炉格納容器本体の一般構造部（設計・建設規格 PVE-3010 で規定されている部位）の評価として，設計・建設規格の PVE-3230(2)a 項及び PVE3323(1)項を準用し，許容引張応力に供用状態Ｄにおける一次一般膜応力の許容値である 200℃の 2／3Su を与えることで許容応力を算出し，評価圧力
2Pd を上回ることを確認する。また，既工認の評価値を用いて，200℃，2Pd
における発生応力を算出し，原子炉格納容器の 2/3Sｕ値（200℃）に相当
する許容応力以内であることを確認する。

(2) 構造不連続部
原子炉格納容器の構造不連続部の評価として，既工認の評価値を用いて，評価温度・圧力（200℃，2Pd）における発生応力を算出し，原子炉格納容器の Sｕ値（200℃）に相当する許容応力以内であることを確認する。
1-2

56

また，東海第二の原子炉格納容器は原子炉格納容器基部においてアンカ
ボルトで支持された自立式の格納容器であるため，温度上昇時には原子炉格納容器基部に熱応力（二次応力）が発生する。二次応力は，応力増加に伴い局部的な塑性流れが生じ応力分布が均等化され破損を引き起こすとは考えられないが，念のため一次＋二次応力を評価する。

第 1-1 表
評価対象

評価対象と評価方法

構造部

機能喪失要因

評価方法

一般構造部

延性破壊

・設計・建設規格の評価式を準用した評価・既工認の評価結果を用いた評
価

構造不連続部

延性破壊

・既工認の評価結果を用いた評
価

1-3

57

上鏡板
フランジ部円筒胴
円錐胴（A部）

上部円錐胴

円錐胴（B部）

円錐胴（C部）

下部円錐胴
円錐胴（D部）

機器搬入用ハッチ取付部

円錐胴（E部）

円錐胴（F部）

サプレッション・チェンバ
アクセスハッチ取付部

円筒胴（A部）

上部円筒胴
円筒胴（B部）

原子炉格納容器基部

円筒胴（C部）

第 1-1 図下部円筒胴

原子炉格納容器本体の評価対象

1-4

58

1.2

評価結果

(1) 一般構造部
原子炉格納容器本体の一般構造部について，既工認と同様の評価手法である設計・建設規格に示される必要最小板厚の式を用い許容圧力を求め，
2Pd を上回ることを確認する。その際，部材に発生する応力強さの許容値
は，今回の評価が設計基準を超えた限界温度，圧力の評価であることを踏
まえ，設計引張強さ(Sｕ 値)に対する割下げ率を Pｍ （一次一般膜応力強さ）には 1.5 として評価を行う。S ｕ 値を算出する際の温度は，限界温度として設定した 200℃を用いる。評価結果の詳細を別添 1-1 に示す。
一般構造部の許容圧力は 2Pd を上回る。
また，既工認の評価値を用いて，評価温度・圧力（200℃，2Pd）における発生応力を算出し，原子炉格納容器の 2/3Sｕ値（200℃）に相当する許容応力以内であることを確認した。評価結果の詳細を別添 1-2 に示す。
上記により，200℃，2Pd における発生応力に対して，一般構造物の許容応力以内であることを確認した。

(2) 構造不連続部
原子炉格納容器の構造不連続部について，既工認の評価値を用いて，評価温度・圧力（200℃，2Pd）における発生応力を算出し，原子炉格納容器の Sｕ値（200℃）に相当する許容応力以内であることを確認した。評価結果の詳細を別添 1-2 に示す。
上記により，200℃，2Pd における発生応力に対して，構造不連続部の許
容応力以内であることを確認した。

1-5

59

別添 1－1
簡易手法による原子炉格納容器の許容圧力評価結果

東海第二発電所の原子炉格納容器円筒部，円錐部及びトップヘッド部の必要
板厚は，設計・建設規格の PVE-3521，PVE-3230(2)a 項及び PVE-3230(2)h 項を用いて求めることができる。そこで東海第二発電所の限界圧力は，上記式の許容引張応力に 200℃での 2／3Su を与えることで算出する。
①上鏡板
上鏡板：ASME SA516 Gr.70（SGV480 相当）
許容圧力算定式：PVE-3521 を準用
P ＝ 2Sηt ／ （RW＋0.2t）
S

許容引張応力（MPa）（200℃における 2／3Sｕ 値を使用）

281

η

継手効率（－）

1.0t

呼び厚さ（mm）

R

ふた板の中央部における内半径(mm)W

さら形ふた板の形状による係数

1.322

P

200℃における許容圧力

1.362

1.362MPa[gage]＞

0.62MPa[gage]（2Pd）②フランジ部円筒胴フランジ部円筒胴：ASME SA516 Gr.70（SGV480 相当）
許容圧力算定式：PVE-3230(2)a 項を準用
P ＝ 2Sηt ／ （Dｉ ＋1.2t）
S

許容引張応力（MPa）（200℃における 2／3Sｕ 値を使用）

281

η

継手効率（－）

1.0t

呼び厚さ（mm）

Dｉ

胴内径(mm)P

200℃における許容圧力
1.971MPa[gage]

＞

1-6

1.971
0.62MPa[gage]（2Pd）60

③円錐胴 A 部
円錐胴 A 部：ASME SA516 Gr.70（SGV480 相当）
許容圧力算定式：PVE-3230(2)h 項を準用
P ＝ 2cosθ･Sηt ／ （Dｉ ＋1.2cosθ･t）S

許容引張応力（MPa）（200℃における 2／3Sｕ 値を使用）

θ

円錐の頂角の 1／2（°）

η

継手効率（－）t

呼び厚さ（mm）

Dｉ

胴内径（mm）

P

200℃における許容圧力
1.289MPa[gage]

281

1.0

＞

1.289
0.62MPa[gage]（2Pd）④円錐胴 B 部
円錐胴 B 部：ASME SA516 Gr.70（SGV480 相当）
許容圧力算定式：PVE-3230(2)h 項を準用
P ＝ 2cosθ･Sηt ／（ Dｉ ＋1.2cosθ･t）S

許容引張応力（MPa）（200℃における 2／3Sｕ 値を使用）

θ

円錐の頂角の 1／2（°）

η

継手効率（－）t

呼び厚さ（mm）

Dｉ

胴内径（mm）

P

200℃における許容圧力
1.061MPa[gage]

281

1.0

＞

1-7

1.061
0.62MPa[gage]（2Pd）61

⑤円錐胴 C 部
円錐胴 C 部：ASME SA516 Gr.70（SGV480 相当）
許容圧力算定式：PVE-3230(2)h 項を準用
P ＝ 2cosθ･Sηt ／ （Dｉ ＋1.2cosθ･t）S

許容引張応力（MPa）（200℃における 2／3Sｕ 値を使用）

θ

円錐の頂角の 1／2（°）

η

継手効率（－）t

呼び厚さ（mm）

Dｉ

胴内径（mm）

P

200℃における許容圧力
0.823MPa[gage]

281

1.0

＞

0.823
0.62MPa[gage]（2Pd）⑥円錐胴 D 部
円錐胴 D 部：ASME SA516 Gr.70（SGV480 相当）
許容圧力算定式：PVE-3230(2)h 項を準用
P ＝ 2cosθ･Sηt ／（ Dｉ ＋1.2cosθ･t）S

許容引張応力（MPa）（200℃における 2／3Sｕ 値を使用）

θ

円錐の頂角の 1／2（°）

η

継手効率（－）t

呼び厚さ（mm）

Dｉ

胴内径（mm）

P

200℃における許容圧力
0.725MPa[gage]

281

1.0

＞

1-8

0.725
0.62MPa[gage]（2Pd）62

⑦円錐胴 E 部
円錐胴 E 部：ASME SA516 Gr.70（SGV480 相当）
許容圧力算定式：PVE-3230(2)h 項を準用
P ＝ 2cosθ･Sηt ／ （Dｉ ＋1.2cosθ･t）S

許容引張応力（MPa）（200℃における 2／3Sｕ 値を使用）

θ

円錐の頂角の 1／2（°）

η

継手効率（－）t

呼び厚さ（mm）

Dｉ

胴内径（mm）

P

200℃における許容圧力
0.709MPa[gage]

281

1.0

＞

0.709
0.62MPa[gage]（2Pd）⑧円錐胴 F 部
円錐胴 F 部：ASME SA516 Gr.70（SGV480 相当）
許容圧力算定式：PVE-3230(2)h 項を準用
P ＝ 2cosθ･Sηt ／ （Dｉ ＋1.2cosθ･t）S

許容引張応力（MPa）（200℃における 2／3Sｕ 値を使用）

θ

円錐の頂角の 1／2（°）

η

継手効率（－）t

呼び厚さ（mm）

Dｉ

胴内径（mm）

P

200℃における許容圧力
0.790MPa[gage]

281

1.0

＞

1-9

0.790
0.62MPa[gage]（2Pd）63

⑨円筒胴 A 部
円筒胴 A 部：ASME SA516 Gr.70（SGV480 相当）
許容圧力算定式：PVE-3230(2)a 項を準用
P ＝ 2Sηt ／（Dｉ ＋1.2t）
S

許容引張応力（MPa）（200℃における 2／3Sｕ 値を使用）η

継手効率（－）t

呼び厚さ（mm）

Dｉ

胴内径(mm)P

200℃における許容圧力
0.822MPa[gage]

281
1.0

＞

0.822
0.62MPa[gage]（2Pd）⑩円筒胴 B 部
円筒胴 B 部：ASME SA516 Gr.70（SGV480 相当）
許容圧力算定式：PVE-3230(2)a 項を準用
P ＝ 2Sηt ／ （Dｉ ＋1.2t）
S

許容引張応力（MPa）（200℃における 2／3Sｕ 値を使用）

281

η

継手効率（－）

1.0t

呼び厚さ（mm）

Dｉ

胴内径(mm)P

200℃における許容圧力

0.693MPa[gage]

＞

0.693
a[gage]（2Pd＋SA 時の水頭圧）

1-10

64

⑪円筒胴 C 部
円筒胴 C 部：ASME SA516 Gr.70（SGV480 相当）
許容圧力算定式：PVE-3230(2)a 項を準用
P ＝ 2Sηt ／ （Dｉ ＋1.2t）
S

許容引張応力（MPa）（200℃における 2／3Sｕ 値を使用）

281

η

継手効率（－）

1.0t

呼び厚さ（mm）

Dｉ

胴内径(mm)P

200℃における許容圧力

0.822MPa[gage]

＞

0.822
a[gage]（2Pd＋SA 時の水頭圧）

1-11

65

別添 1－2

既工認の評価値を用いた原子炉格納容器の応力評価結果

原子炉格納容器に対して，既工認の評価値を用いた応力評価を実施する。
評価する対象は，既工認で評価した対象を第 1-2(1)図に示すとともに，応力評価する項目を第 1-2(1)表に示す。

第 1-2(1)図原子炉格納容器の評価箇所（１／２）

1-12

66

：評価点

第 1-2(1)図原子炉格納容器の構造不連続部の評価箇所（２／２）

1-13

67

表1

評価対象部位整理表

評価対象（記号○：評価対象，－：評価不要）
一次＋二次

一次応力

評価点

応力

Ｐm

Ｐ L＋Ｐ b

Ｐ L＋Ｐ b＋Ｑ

①円筒部と円錐部の接合部

－ ※1

○

－ ※3

②円錐部の角度変化部

－ ※1

○

－ ※3

原子炉格納容③円錐部の板厚変化部

－ ※1

○

－ ※3

器本体

④円錐部と円筒部の接合部

－ ※1

○

－ ※3

⑤円筒部（中央部）

○

－ ※2

－ ※3

⑥原子炉格納容器基部

－ ※1

○

（○） ※4

機器搬入用ハッチ取付部

－ ※1

○

－ ※3

－ ※1

○

－ ※3

機器搬入用ハッチ
サプレッショ
ン・チェンバ

サプレッション・チェンバ

アクセスハッ

アクセスハッチ取付部

チ
注記※1：構造不連続部であるため，Ｐ L ＋Ｐ b で評価するもの※2：一般構造部であるため，Ｐ m で評価するもの※3：既工認時は，一次＋二次応力の評価も実施しているが，原子炉格納容器の限界圧力，温度においては繰り返し荷重を考慮する必要がないと考えられることから，設計・建設規格における運転状態Ⅳ，供用状態Ｄの考え方と同様に，疲労破壊を制限するための一次＋二次応力評価は省略されるもの※4：※3 と同様に一次＋二次応力評価は省略されるものであるが，熱応力が発生する部位であることから，念のため確認するもの

1-14

68

応力評価は，既工認で得られている設計荷重を設計圧力から 2Pd へ換算し，得られた値を既工認の発生応力値へ係数倍を行い，許容値以内であることを確認する。
上記の対象について，設計圧力から係数倍を算出した結果を以下に示す。
設計条件
既工認時の設計圧力

0.279MPa

最高使用圧力（0.31MPa）の 2 倍

0.62MPa

最高使用圧力の 2 倍／

既工認時の設計圧力2.223

評価対象のうち，原子炉格納容器本体の評価点である⑤円筒部（中央部），⑥原子炉格納容器基部は，重大事故時に想定されるサプレッション・チェン
バ水位を考慮し，水頭圧を加味した応力評価を実施する。
上記の対象について，設計圧力から係数倍を算出した結果を以下に示す。

⑤円筒部（中央部）
設計条件
既工認時の設計圧力

0.279MPa

最高使用圧力（0.31MPa）の 2 倍

0.62MPa

重大事故時の水頭圧（最高使用圧力の 2 倍＋重大事故時の水頭圧）／

既工認時の設計圧力

1-15

69

⑥ 原子炉格納容器 基部

設計条件
既工認時の設計圧力

0.279MPa

最高使用圧力（0.31MPa ）の 2 倍
0.69MPa＋通常水位の水頭圧
重大事故時の水頭圧（最高使用圧力の 2 倍＋重大事故時の水頭圧）／

既工認時の設計圧力

換算結果を用いて，既工認で得られている一次応力を係数倍し，許容値以内であるかを確認する。なお，許容値は，設計基準である最高使用温度
及び最高使用圧力を超過する原子炉格納容器本体の構造健全性を確認するものであるため，供用状態Ｄを適用し，評価を実施し，許容応力以内であることを確認した。
一次応力[MPa]
応力
応力

Pm

PL＋Pb
応力比

評価点
評価点

応力

許容

応力

許容

強さ

値

強さ

値

番号

①

円筒部と円錐部の接合部

－

－

422

②

円錐部の角度変化部

－

－

422

③

円錐部の板厚変化部

－

－

422

④

円錐部と円筒部の接合部

－

－

422

⑤

円筒部（中央部）

281

－

⑥

原子炉格納容器基部

－

422

－

1-16

70

別添 1－3
原子炉格納容器基部の評価

1.

概要
原子炉格納容器本体については，200℃，2Pd において一次応力が発生する。
また，原子炉格納容器基部については，熱膨張の拘束による熱応力が発生する。ここでは，既工認（工事計画認可申請書参考資料（平成 20・02・29 原第41 号

平成 20 年 4 月 7 日付け））の参考資料 2-6「サプレッションチェンバ

円筒部シェル部及びサンドクッション部の強度計算書」の応力値を用いて，原子炉格納容器基部について一次応力＋二次応力（PＬ +P ｂ +Q）を評価する。
なお，原子炉格納容器の限界圧力，限界温度の確認においては，繰り返し荷重を考慮する必要はないと考えられるが，原子炉格納容器基部については，念のため，200℃，2Pd における発生応力を算出し，許容応力を下回ることを
確認する。

2.

評価方針
発生応力は，熱により発生する二次応力に分類されることから，設計・建設規格に示される一次＋二次応力の評価方法及び評価基準値に従う。
許容値は，設計・建設規格において示される原子炉格納容器（クラスＭＣ容器）の供用状態Ａ，Ｂに対する許容値と同じ 3S（S 値：200℃における値）とする。
一次＋二次応力が制限値を超えた場合は，設計・建設規格 PVB-3315(2)に規定される疲労評価により，疲労累積係数が 1 以下であることを確認する。

1-17

71

3.
(1)

(2)

評価条件
圧力及び温度
評価圧力：

0.62MPa[gage]（2Pd）

評価温度

：

200℃

材料及び許容応力
材料及び許容応力を第 1-4(1)表に示す。
第 1-4(1)表4.
(1)

材料の許容応力一次＋二次応力部位

材料

原子炉格納容器

SGV480PＬ ＋P ｂ ＋Q
393（＝3S）

応力計算
応力評価点
応力評価点を第 1-4(2)表及び第 1-4(1)図に示す。応力評価点は，既工認の強度計算書において，一次局部膜応力＋一次曲げ応力＋二次応力が最大の値を示す部位を応力評価点とする。
第 1-4(2)表
応力評価点番号

応力評価点

評価項目

応力評価点

一次局部膜応力P6＋
一次曲げ応力原子炉格納容器基部

＋
二次応力

1-18

72

応力評価点 P6

第 1-4(1)図

(2)

応力評価点

応力計算
原子炉格納容器基部の作用する圧力，熱応力及び死荷重による圧力は，既工認で計算した応力を用い，評価荷重比の割り増しを考慮して算出する。

5.

応力評価
原子炉格納容器基部の各荷重による応力を第 1-4(3)表に示す。また，応力の組合せ結果を第 1-4(4)表に示す。
各応力評価点の発生応力は一次＋二次応力の許容値を超える結果となった
ため，疲労評価により，疲労累積係数が 1 以下であることを確認した。疲労評価の結果を第 1-4(5)表，第 1-4(6)表に示す。

1-19

73

第 1-4(3)表第 1-4(4)表
応力評価点
P6

各荷重による応力

一次＋二次応力の評価結果

荷重の組合せ

応力分布

死荷重＋内圧＋熱

発生応力
（MPa）

一次＋二次応力＋プール水頭

第 1-4(5)表393

疲労評価結果Sｎ発生応力［MPa］

K

応力集中係数Kｅ

ピーク応力補正係数

Sｐ

疲労解析によるピーク応力強さのサイクルにおいて，その最大値と最小値との差［MPa］

S繰返しピーク応力強さ［MPa］

S’

補正繰返しピーク応力強さ［MPa］

Nａ

許容繰返し回数［回］

Nｃ

重大事故等時の繰返し回数［回］

U

疲労累積係数注）設計・建設規格

許容応力
（MPa）

1

PVB-3315(2)項を適用

第 1-4(6)表
一次＋二次応力評価（MPa）
一次＋二次応力評価

許容応力
393

評価結果
疲労評価
疲労累積係数

許容値
1

1-20

74

トップヘッドフランジ

2.
2.1

評価方針
トップヘッドフランジは，ドライウェル上蓋側のフランジと原子炉格納容器本体側のフランジをボルトにより固定している。また，シール部はシ
ール溝が内外二重に配置されており，それぞれにシリコンゴムのガスケットを使用している。
トップヘッドフランジの構造強度上考慮すべき機能喪失要因として，脆性破壊，疲労破壊及び延性破壊が考えられる。今回の評価条件である 200℃，
2Pd の条件を考慮した場合，脆性破壊が生じる温度域でないこと，繰り返
し荷重が作用しないことから，脆性破壊及び疲労破壊は評価対象外と考えることができる。
シール部については，内圧が低い段階ではボルトの締め付けにより開口は抑制されるが，内圧の上昇に伴って開口量が増加することにより，外部への漏えい経路を形成する。
また，フランジが開口してもフランジの密閉性を担保しているシール材が健全であれば，シール材が開口に追従するため外部への漏えいを防止することができるが，重大事故環境に晒されると，シール材が高温劣化し，フランジの開口に追従できなくなりシール機能の低下が想定される。
したがって，トップヘッドフランジの機能喪失要因は，原子炉格納容器

内圧による過度な塑性変形に伴う延性破壊，また，シール部のフランジ開
口量及びシール材の高温劣化によるシール機能の低下が考えられる。
このため，200℃，2Pdでの健全性確認には以下の評価が必要である。
・フランジ部の耐圧・フランジ固定部の強度
・ガスケットの健全性
2-175

トップヘッドフランジの評価対象と評価方法を第2-1表に，評価対象を
第2-1図にそれぞれ示す。

第 2-1 表
評価対象
構造部
（フランジ部）
シール部（フランジ，ガスケット）

第 2-1 図

評価対象と評価方法
機能喪失要因評価方法

延性破壊

既工認に準拠した評価

開口

実機モデルの FEM 解析
による開口量評価
既往研究の試験結果を用いた評価シール機能低下

トップヘッドフランジの評価対象(1) フランジ部の耐圧フランジ部の耐圧評価として，原子炉格納容器温度・圧力が200℃，2Pd
におけるフランジ部の一次応力評価を行い，発生応力が許容応力以下であることを確認する。
評価に当たっては，既工認と同様の評価手法である設計建設規格の評価手法に準拠し，構造健全性を確認する。
2-276ここで，設計・建設規格の解説表PVB－3110－1において，延性破壊評価
は一次応力の評価を実施することとなっている。一方，設計・建設規格における一次応力強さの許容値は，材料の種類及び温度毎に材料試験（引張試験）を実施した結果をもとに，国内Su 値検討会で設定された設計引張強さ（Su）に割下げ率を考慮して設定されたものである（設計・建設規格 解説GNR－2200）。今回の評価は，設計基準である最高使用温度及び最高使用
圧力を超過するフランジ部の限界温度及び許容圧力の妥当性を確認するものであるため，上記割下げ率をPｍ（一次一般膜応力強さ）には1.5，PＬ +P ｂ
（一次局部膜応力強さ＋一次曲げ応力強さ）には1.0とした評価を行う。すなわち，フランジ部に発生する応力が，Pｍ が2／3Su，PＬ +P ｂ がSu 以下であれば延性破壊には至らず，構造は健全で機能要求（放射性物質の閉じ込め機能）を確保できると考える。この許容値の考え方は，設計・建設規格解説PVB－3111 に示すように，供用状態ＤのPｍ ，P Ｌ +P ｂ の許容値と同様である。なお，耐圧機能維持の観点から，安全評価上の仮定（原子炉冷却材喪失事故を想定）に保証を与える目的で応力評価を行う設計・建設規格の供用状態Ｄの許容応力は，鋼材の究極的な強さを基に，弾性計算により塑性
不安定現象の評価を行うことへの理論的安全裕度を考慮して定めたものであり，Pｍ は2／3Su，P Ｌ +P ｂ は1.5×2／3Su（=Su）と規定されている。前者
は，膜応力であり断面の応力がSu に到達すると直ちに破損に至るため割下げ率1.5を考慮して規定されているが，後者は，断面表面がSuに到達しても断面内部は更なる耐荷能力があり直ちに破損には至らないため割下げ率
は1.0 とする。

2-377

(2) フランジ固定部の強度①締付けボルトの強度評価
トップヘッドフランジの締付けボルトについて，200℃，2Pdにおける強度を評価する。
②フランジの開口評価
原子炉格納容器の重大事故時の過温，過圧時におけるフランジ開口量を評価するために，FEM 解析を用いてトップヘッドフランジ部における開口量を評価する。

(3) ガスケットの健全性
シール材（ガスケット）はこれまでシリコン製シール材を使用しているが，事故環境下における性能特性に優れたシール材である改良ＥＰＤＭ製
シール材に変更する。改良ＥＰＤＭ製シール材による事故時の格納容器閉
じ込め機能を確認するために，圧縮永久ひずみ試験結果をもとに格納容器
限界開口量を評価し，重大事故時におけるフランジ開口量と比較すること
で格納容器閉じ込め機能を評価する。

2-4

78

2.2

評価

(1) フランジ部の耐圧
トップヘッドフランジについて，既工認と同様の評価手法である設計・
建設規格 PVE-3700 を適用し，ＪＩＳ B 8265「 圧力容器の構造－一般事項」に基づいてフランジの発生応力について算出した結果を示す。
Sｕ 値を算出する際の温度は，限界温度として設定した 200℃を用いる。
応力計算に用いるトップヘッドフランジの主要寸法を第 2-2 図に示す。
また，応力算出結果を第 2-2 表に示す。
各発生応力とも許容応力を下回っており,200℃，2Pd 条件下においてトップヘッドフランジの構造健全性を確認した。

2-5

79

上フランジ

下フランジ

フランジ材質：ASME SA516 Gr70（SGV480 相当）

第 2-2 図トップヘッドフランジの形状及び主要寸法

第 2-2 表

応力算出結果単位：MPa

荷重

2Pd

応力

許容応力

フランジの軸方向応力

185

422

フランジの径方向応力

2281

フランジの周方向応力

86

281

94

281

136

281

+
2
+
2

組合せ応力

2-6

80

(2) フランジ固定部の強度①締付けボルトの強度評価
トップヘッドフランジの締付けボルトについて，200℃，2Pdにおける強度を，既工認の強度計算書をベースに評価する。締付けボルト基本仕様を
第2-3表，評価結果を第2-4表に示す。
発生応力は，許容応力以下であることから，締付けボルトは200℃，2Pd
において健全である。

第2-3表
項

トップヘッドフランジ締付けボルトの主要仕様
目

東海第二発電所

ボルト材質

ASME SA320 Gr.L43（SNCM439相当）

ボルト呼び
ボルト本数

第2-4表
項

締付けボルトの評価結果（単位：MPa）

目

東海第二発電所

トップヘッドフランジ

許容値
576

②フランジの開口評価
トップヘッドフランジについて，2Pd におけるフランジ面の開口量が許
容開口量を下回ることを確認するため，三次元 FEM モデルを用いて弾塑性解析を実施した。
第 2-3 図に解析モデルを示す。本解析では，フランジの他，圧力作用面であるトップヘッド及び原子炉格納容器胴部（円筒胴及び円錐胴）をモデ
2-7

81ル化する。
また，フランジシール部を構成する各種部材（フランジ，ボルト，ナット等）の荷重伝達経路を詳細にモデル化するため，ソリッド要素を用いて可能な限り詳細な形状をモデル化する。モデルは対称性を考慮してボルト
1／2 ピッチ分をモデル化している。荷重条件として，0 から発散するまで内圧を加えた。
200℃における圧力と開口量の関係を第 2-4 図に示す。
2Pd における内側ガスケット部の開口量は，外側ガスケット部はであった。

第 2-3 図トップヘッドフランジの解析モデル

2-8

82

第 2-4 図

圧力と開口量の関係（東海第二発電所モデル，200℃）(3) ガスケットの健全性
フランジシール部は，内圧が低い段階ではボルトの初期締付けにより開口は抑制されているが，内圧の上昇に伴って開口量が増加することにより，外部への漏えい経路を形成する。ただし，フランジ部が開口しても，フランジ部の密閉性を担保しているシール材が健全であれば，シー
ル材が開口に追従するため外部への漏えいを防止することができる。しかしながら，重大事故環境に晒されると，フランジシール部に使用されているシール材が劣化し，フランジの開口に追従できなくなり格納容器
閉じ込め機能を損なう可能性がでてくる。
そこで，トップヘッドフランジのシール部に使用されているシール材（シリコンゴム）について，事故時環境下の耐性が優れた改良ＥＰＤＭ
製シール材に変更して格納容器閉じ込め機能の強化を図る。従って，改良ＥＰＤＭ製シール材について，事故時の温度や放射線による劣化特性を試験により確認し，想定される事故シナリオにおけるシール機能を評2-983価する。なお，フランジ部のシール材は，プラントの定期検査時に開放される場合には取り替えを実施しており，通常運転中における劣化は極めて軽微であることから，事故条件下での評価を実施する。

a. シール材（改良ＥＰＤＭ製）の圧縮永久ひずみ試験結果について
改良ＥＰＤＭ製シール材の事故時環境における劣化特性を，高温蒸気曝露の期間を確認するために，ＪＩＳ K 6262「加硫ゴム及び熱加塑性ゴムの
常温・高温及び低温における圧縮永久ひずみの求め方」に準じて圧縮永久ひずみ試験を実施した。その結果を第2-5表に示す。なお，圧縮永久ひずみ
測定とは，所定の圧縮率をかけ変形させた後，開放時の戻り量を評価するものである。完全に元の形状に戻った場合を0％とし，全く復元せずに完全に圧縮された状態のままである状態を100％としている。例えば，圧縮永久ひずみが第2‐5表で示す「」の場合は，シール材の初期締付量が戻ることを意味する。この場合である東海第二を例に取ると，のフランジ部開口まではシール機能が確保可能と想定できる。

第 2-5 表

圧縮永久ひずみ試験 ※1 結果（改良ＥＰＤＭ製）
試験温度

200℃

構造部放射線照射量
試験雰囲気

蒸気

試験時間

168h

ひずみ率 ※2
※1
※2
※3

※3

JIS K 6262 に従い実施
試料を圧縮し完全に回復した状態が 0％，全く回復しない状態が 100％
の平均値

2-10

84

b. 改良ＥＰＤＭ製シール材の性能確認試験
b‐1 実機を模擬した小型フランジ試験
改良ＥＰＤＭ製シール材の性能を確認するために，圧縮永久ひずみ試験に加え，実機フランジＯリング溝を模擬した小型試験装置を用いて，事故
環境に曝露した後のシール機能を確認した。試験装置を第2-5図に示しており，実機Ｏリング溝の断面寸法を1／2スケールとして試験治具を製作し，予めγ線照射したシール材を用いて試験体を作り，高温環境に曝露した後に気密確認試験を実施した。
試験条件としては，事故条件を模擬するために，放射線照射量はフラン
ジガスケット部の事故後7日間の累積放射線量の目安である800kGyを用いて実施している。また，高温曝露は高温空気及び高温蒸気で曝露し，温度については，格納容器限界温度である200℃と，さらに余裕を見た250℃を設定し，それぞれ7日間(168時間)一定温度で高温曝露している。また，試験治具のＯリング溝は内側にの段差があり，その段差の間からシール材

が高温空気又は蒸気に曝露されるため，事故時の格納容器過圧に伴うフランジ開口を考慮した状態で，高温曝露ができる試験体となっている。高温
曝露後は，事故時に発生する水素を模擬するために，Heにより気密確認試
験を実施している。気密確認試験では，格納容器限界圧力2Pd(0.62MPa)以上の気密性を確認するため最大で0.9MPaまで加圧して気密性を確認している。また，格納容器過圧に伴うフランジ開口時のシール材の気密性を確認するために，高温曝露後の試験体フランジを0.8mm開口させ，その状態でもHe気密確認試験を実施し，0.9MPa加圧時に漏えいのないことを確認している。なお，開口量の0.8mmは，2Pdにおける開口量が最も大きなトップヘッ
ドのフランジ開口量を1／2 スケールにしたものと同等である。

試験結果は第2-6表に示すとおり，本試験により200℃が168時間継続した
2-11

85

場合の改良ＥＰＤＭ製シール材のシール機能の健全性を確認した。

第2-5図

改良ＥＰＤＭ製シール材の性能確認試験装置

第 2-6 表
No.

曝露条件

1

乾熱 200℃，
168 時間

23

蒸気 1MPa，
250℃，168 時間

蒸気 1MPa，
250℃，168 時間

He 気密確認試験結果

γ線照射量

変位

0.3MPa0.65MPa

0.9MPa

無し

○

○

○

0.8mm

○

○

○

無し

○

○

○

0.8mm

○

○

○

無し

○

○

○

0.8mm

○

○

○

800kGy800kGy800kGy○：リーク及び圧力降下なし

2-12

86

b‐2 実機フランジ模擬試験
改良ＥＰＤＭ製シール材は前述の小型フランジ試験に加え，より大口径（ガスケット径：約250mm）の実機フランジ模擬試験（実機フランジモデル
試験）も実施しており，実機条件に近い状態でのシール健全性の確認を行っている。試験装置は第2-6図，第2-7図に示しており，試験フランジの溝
断面形状は実機と同じとし，溝径を縮小した試験フランジとする。試験試料の断面形状は実機と同じとし，径を縮小した試験試料とする。予めγ線照射したシール材を用いて試験体を作り，高温環境に曝露した後に気密確認試験を実施する。
試験条件としては，事故条件を模擬するために，放射線照射量はフラン
ジガスケット部の事故後7日間の累積放射線量の目安である800kGyを用いて実施している。また，ＥＰＤＭの劣化は一般的に酸素により引き起こされるとの知見に基づき，高温曝露は蒸気ではなく高温空気（乾熱）で曝露
し，温度については，格納容器限界温度である200℃と，さらに余裕を見た
250℃，300℃とし，それぞれ定める期間を一定温度で高温曝露する。また，
内圧作用時の実機フランジの開口を模擬するため，フランジ面に調整シムを挟んで押し込み量を調整できる装置にしている。
本試験装置によりシール材を高温曝露した後，気密確認試験を実施した。
気密確認試験では，格納容器限界圧力 2Pd(0.62MPa)を包絡する圧力で気密性を確認した。

2-13

87

第 2-6 図

実機フランジ模擬試験の装置概要

試験装置外観（フランジ開放時）
第 2-7 図試験装置外観（フランジ密閉時）

実機フランジ模擬試験装置の外観

2-14

88

試験結果を第 2-7 表に示す。フランジによるガスケット試験体の押し込み量が最小限（0mm）であっても，有意な漏えいは発生せず，200℃・168 時
間，250℃・96 時間，300℃・24 時間の耐性が確認された。第 2-8 図に 200℃・
168 時間の試験ケースにおける試験体の外観を示す。第 2-8 図より，フランジとガスケット試験体との接触面を境界として劣化（表面のひび割れ）は内周側で留まり，外周側に有意な劣化が見られないことから，フランジ
接触面でシール機能を維持できていることが確認された。また。断面形状
より，劣化（表面のひび割れ）はガスケット試験体の表面層のみで留まっているため，有意な劣化が進行していないことが確認された。

第 2-7 表
No.
1
2
3

試験体
改良 EPDM
改良 EPDM
改良 EPDM

シビアアクシデント条件での試験結果
温度

継続時間

押し込み量

漏えい
の有無

200℃

168 時間

0mm

無

250℃

96 時間

0mm

無

300℃

24 時間

0mm

無

下記条件は全ケース共通
試験圧力：2Pd 以上（0.854MPa 以上），放射線照射量：800kGy，加圧媒体：
乾熱（空気）

2-15

89

第 2-8 図試験後の試験体外観（200℃・168 時間）

2-16

90

ガスケットの健全性を評価するにあたり，トップヘッドフランジに許容される開口量について以下のように設定する。
第 2-9 図に開口量とシール材のシール性関係図を示す。東海第二発電所のトップヘッドフランジは，タング（突起）がガスケットを押し込む構造であり，フランジの定格締付量（タング押込量）はである。圧力の増加に伴いフランジ部は開口するが，「シール材（改良ＥＰＤＭ製）の圧縮
永久ひずみ試験」より得られたガスケットの圧縮永久ひずみ率をもとに，ガスケットの事故時環境における最大復元量を評価すると，（＝×(100％－)）となる。また，「 実機フランジ模擬試験」から 200℃，

2Pd におけるタング押込量 0mm においてシール機能が維持されていることを確認したことから，許容開口量は，最大復元量と同じ

初期状態

200°，2Pd状態

ひずみ率0％

ひずみ率

トップヘッドフランジのガスケットは，定格締付量（タンク押込量）
である。ひずみ率が0％であれば，締付けを開放した場合，ガスケットは回復する。

第 2-9 図に設定する。

重大事故環境では，ガスケットが劣化し，ひずみ率が大きくなる。圧縮
永久ひずみ試験の結果より，開口量が以下であればシール機
能は維持できる。

ひずみ率と許容開口量関係図

本評価に用いる許容開口量は，「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格
納容器過圧・過温破損）」シーケンスのベント実施タイミング（事故後約19 時間）における環境条件を包絡する 168 時間後における圧縮永久ひずみ試験結果（ひずみ率）からとしている。
2-17

91したがって，(2)b.項にて求めた 200℃，2Pd（0.62MPa[gage]）における開口量は，内側ガスケット部であり，許容開口量，外側ガスケット部ででを下回り，シール機能が維持できることを確認した（第 2-10 図）。

第 2-10 図

圧力と開口量の関係（東海第二発電所モデル，200℃）

2-18

92

評価結果

2.3

トップヘッドフランジの健全性評価結果を表2-11に示す。

第2-11表 トップヘッドフランジの健全性評価結果
No.

大項目

(1)

フランジ部の

評価方法

評価

応力評価

結果

200℃，2Pdにおけるフランジ部の耐圧

一次応力は，許容値：2／3Suを満○足することを確認(2)

フランジ固定部の強度①締付けボルトの強度評価

200℃，2Pdにおける締付ボルトの一次応力は，許容値：2／3Suを満○足することを確認②フランジの開口評価

200℃，2Pdにおけるフランジ開口を評価（(3)ガスケットの健全性と併せ－て健全性評価を行う）(3)

ガスケットのシール材劣化，開

健全性

口量評価

・ガスケット（改良ＥＰＤＭ製シール材）の事故時環境における劣化特性を考慮しても200℃，
2Pdにおけるフランジ開口量○は，許容開口量以下となり，シール機能が維持されることを確認

以上により，トップヘッドフランジについては，200℃，2Pd 環境下でも，放射性物質の閉じ込め機能を維持できる。
なお，更なる安全性向上対策として，重大事故後の長期におけるシール
機能健全性を補強するために，高温蒸気に耐性があるバックアップシール
材を追加塗布する。その有効性については，バックアップシール材の試験を元に評価し，格納容器閉じ込め機能の信頼性を確認した。

2-19

93

3.
3.1

機器搬入用ハッチ
評価方針
機器搬入用ハッチは，原子炉格納容器外側に突き出した円筒胴及び鏡板によって原子炉格納容器バウンダリを構成しており，原子炉格納容器の内圧が円筒胴及び鏡板に対して内圧として作用する。また，フランジ部はボルトにより固定されており，シール部はシール溝が内外二重に配置されており，それぞれにシリコンゴムのガスケットを使用している。
機器搬入用ハッチの設計時に考慮される機能喪失要因は，脆性破壊，疲労破壊及び延性破壊が考えられる。今回の評価条件である 200℃，2Pd の条件を考慮した場合，脆性破壊が生じる温度域でないこと，繰り返し荷重が作用しないことから，脆性破壊及び疲労破壊は評価対象外と考えることができる。
シール部については，内圧が低い段階ではボルトの締め付けにより開口は抑制されるが，内圧の上昇に伴って開口量が増加することにより，外部への漏えい経路を形成する。
また，フランジが開口してもフランジの密閉性を担保しているシール材が健全であれば，シール材が開口に追従するため外部への漏えいを防止することができるが，重大事故環境に晒されると，シール材が高温劣化し，フランジの開口に追従できなくなりシール機能の低下が想定される。
したがって，機器搬入用ハッチの機能喪失要因は，原子炉格納容器内圧による過度な塑性変形に伴う延性破壊，また，フランジ部の変形及びシール材の高温劣化によるシール機能の低下が考えられる。

3-1

94

このため，200℃，2Pd での健全性確認には以下の評価が必要である。
・本体の耐圧・フランジ固定部の強度
・ガスケットの健全性

機器搬入用ハッチの評価対象と評価方法を第 3-1 表に，評価対象を第 3-1
図にそれぞれ示す。
第 3-1 表
評価対象

構造部
（円筒胴，鏡板，フランジ部）

シール部（フランジ，ガスケット）

第 3-1 図

評価対象と評価方法

機能喪失要因評価方法

延性破壊・既工認の評価結果を用いた評価
・設計・建設規格の評価式を準用した評価・既工認に準拠した評価

開口，シール材
劣化

・有限要素法を用いた弾塑性解析結果を活用した評
価・試験結果等に用いた評価

機器搬入用ハッチの評価対象
3-2

95

(1)

本体の耐圧

ａ．既工認の評価値を用いた応力評価
機器搬入用ハッチの構造健全性評価として，評価温度・圧力（200℃，2Pd）における発生応力を算出し，発生応力が許容応力以内であることを確認する。

ここで，設計・建設規格の解説表 PVB‐3110‐1 において，延性破壊
評価は一次応力の評価を実施することとなっている。一方，設計・建設規格における一次応力強さの許容値は，材料の種類及び温度毎に材料試験（引張試験）を実施した結果をもとに国内 Su 値検討会で設定された設計引張強さ（Su）に割下げ率を考慮して設定されたものである（設計・建設規格 解説 GNR‐2200）。今回の評価は，設計基準である最高使用温度及び最高使用圧力を超過する機器搬入用ハッチの限界
温度及び許容圧力の妥当性を確認するものであるため，上記割下げ率を P ｍ （一次一般膜応力強さ）には 1.5，PＬ +P ｂ （一次局部膜応力強さ＋一次曲げ応力強さ）には 1.0 とした評価を行う。すなわち，機器搬入用ハッチに発生する応力が，Pｍ が 2/3Su，PＬ +P ｂ が Su 以下であれ
ば，延性破壊には至らず，構造は健全で機能要求（放射性物質の閉じ込め機能）を確保できると考えている。この許容値の考え方は，設計・建設規格 解説 PVB‐3111 に示すように，供用状態Ｄの Pｍ ，P Ｌ +P ｂ の許容値と同等である。なお，耐圧機能維持の観点から，安全評価上の仮定（原子炉冷却材喪失事故を想定）に保証を与える目的で応力評価を行う設計・建設規格の供用状態Ｄの許容応力は，鋼材の究極的な強さを基に，弾性計算により塑性不安定現象の評価を行うことへの理論
的安全裕度を考慮して定めたものであり，Pｍ は 2/3Su，P Ｌ +P ｂ は 1.5
3-3

96

×2/3Su（=Su）と規定されている。前者は，膜応力であり断面の応力が Su に到達すると直ちに破損に至るため割下げ率 1.5 を考慮して規定されているが，後者は，断面表面が Su に到達しても断面内部は更なる耐荷能力があり直ちに破損には至らないため割下げ率は 1.0 としている。

b.

許容圧力評価機器搬入用ハッチの構造健全性評価として，機器搬入用ハッチのうち内圧による荷重を受け止める部位として円筒胴及び鏡板について，
設計・建設規格に定められている円筒胴及び鏡板の内圧に対する必要厚さの算出式を用いて許容圧力が 2Pd を上回ることを確認する。

ここで，設計建設規格の解説表 PVB‐3110‐1 において，延性破壊評
価は一次応力の評価を実施することとなっている。一方，設計・建設規格における一次応力強さの許容値は，材料の種類及び温度毎に材料試験（引張試験）を実施した結果をもとに国内 Su 値検討会で設定された設計引張強さ（Su）に割下げ率を考慮して設定されたものである（設計・建設規格 解説 GNR‐2200）。今回の評価は，設計基準である
最高使用温度及び最高使用圧力を超過する機器搬入用ハッチの限界温度及び許容圧力の妥当性を確認するものであるため，上記割下げ率をP ｍ （一次一般膜応力強さ）には 1.5，PＬ +P ｂ （一次局部膜応力強さ＋一次曲げ応力強さ）には 1.0 とした評価を行う。すなわち，機器搬入用ハッチに発生する応力が，Pｍ が 2/3Su，P Ｌ +Pｂ が Su 以下であれば，延性破壊には至らず，構造は健全で機能要求（放射性物質の閉じ込め機能）を確保できると考えている。この許容値の考え方は，設計・建3-497

設規格 解説 PVB‐3111 に示すように，供用状態Ｄの Pｍ ，P Ｌ +P ｂ の許容値と同等である。なお，耐圧機能維持の観点から，安全評価上の仮定（原子炉冷却材喪失事故を想定）に保証を与える目的で応力評価を行う設計・建設規格の供用状態Ｄの許容応力は，鋼材の究極的な強さを基に，弾性計算により塑性不安定現象の評価を行うことへの理論的
安全裕度を考慮して定めたものであり，P ｍ は 2/3Su，P Ｌ +P ｂ は 1.5×
2/3Su（=Su）と規定されている。前者は，膜応力であり断面の応力がSu に到達すると直ちに破損に至るため割下げ率 1.5 を考慮して規定されているが，後者は，断面表面が Su に到達しても断面内部は更なる耐荷能力があり直ちに破損には至らないため割下げ率は 1.0 としている。

(2)

フランジ固定部の強度a.

締付けボルトの強度評価
機器搬入用ハッチのフランジ締付ボルトについて，200℃，2Pd における強度を評価する。

b.

フランジの開口評価
原子炉格納容器の重大事故時の過温，過圧時におけるフランジ開口量を評価するために，有限要素法を用いた弾塑性解析結果を活用し，機器搬入用ハッチにおける開口量を評価する。

(3)

ガスケットの健全性シール材（ガスケット）はこれまでシリコンゴムを使用しているが，事故環境下における性能特性に優れたシール材である改良ＥＰＤＭ製シール材に変更する。改良ＥＰＤＭ製シール材による事故時の格納容器閉
3-598

じ込め機能を確認するために，圧縮永久ひずみ試験結果をもとに格納容器限界開口量を評価し，重大事故時におけるフランジ開口量と比較することで格納容器閉じ込め機能を評価する。

3.2

評価

(1)

本体の耐圧
a.

既工認の評価値を用いた応力評価
機器搬入用ハッチに対して，既工認の評価値を用いた応力評価を実施する。評価する対象は，機器搬入用ハッチと原子の開口補強周りと
炉格納容器本体との接合部であり，機器搬入用ハッチの自重及び開口部周辺の局所に生じる応力が発生する箇所である原子炉格納容器本体の発生応力が局所に生じる機器搬入用ハッチの取付部とした。評価対
象箇所を第 3-2 図に示す。なお，対象箇所は，既工認において，取付部で最も厳しい箇所を示している。

3-6

99

：評価点

第 3-2 図

機器搬入用ハッチの評価対象箇所

3-7

100

機器搬入用ハッチの応力評価結果を以下に示す。発生応力は許容値を下回ることを確認した。よって，機器搬入用ハッチは，200℃，2Pd
において，十分な強度を有する。

一次応力[MPa]
応力
応力

Pm

PL＋Pb

評価点

応力比
評価点

応力

許容

応力

許容

強さ

値

強さ

値

－

－

番号

機器搬入用ハッチ取付
P6-2

422

部
許容値は，供用状態Ｄを適用し，Su とする。

3-8

101

b.

許容圧力評価機器搬入用ハッチの構造健全性について，円筒胴及び鏡板について，
設計・建設規格に定められている円筒胴及び鏡板の内圧に対する必要厚さの算出式を用いて許容圧力の評価を実施した結果を示す。評価部
位として，内圧による荷重を受け止める部位（円筒胴，鏡板）を選択し，許容圧力を評価した。
評価に用いた主要仕様を第 3‐2 表 に示す。
第 3‐3 表 に，機器搬入用ハッチの許容圧力評価結果を示す。

第 3‐2 表機器搬入用ハッチの主要仕様

項目

東海第二発電所

最高使用圧力（MPa）

0.31

最高使用温度（℃）

171

材料

ASME SA516 Gr.70(SGV480 相当)

内径（mm）
胴板厚さ（mm）
蓋板厚さ（mm）
第 3‐3 表機器搬入用ハッチの許容圧力評価結果①円筒胴：ASME SA516 Gr.70（SGV480 相当）
許容圧力算定式：PVE-3230(2)a 項を準用
P ＝ 2Sηt ／ （Dｉ ＋1.2t）
S

許容引張応力（MPa）（200℃における 2/3Sｕ 値を使用）

281

η

継手効率（－）

1.0t

呼び厚さ（mm）

Dｉ

胴内径(mm)P

200℃における許容圧力
2.445MPa[gage]

＞

3-9

2.445
0.62MPa[gage]（2Pd）102②鏡板：ASME SA516 Gr.70（SGV480 相当）
許容圧力算定式：PVE-3323(1)項を準用
P ＝ 2Sηt ／ （R＋0.2t）
S

許容引張応力（MPa）

281（200℃における 2/3S ｕ 値を使用）η

継手効率（－）

1.0t

呼び厚さ（mm）

R

鏡板内半径(mm)P

200℃における許容圧力
10.110MPa[gage]＞

10.1100.62MPa[gage]（2Pd）(2)フランジ固定部の強度a.

締付ボルトの強度評価
フランジの締付ボルトについて，200℃，2Pd における強度評価を，
既工事計画認可申請書の強度計算をベースに評価する。機器搬入用ハッチの締付ボルト基本仕様を第 3‐4 表，評価結果を第 3‐5 表に示すが，発生応力は，許容応力以下であることから，締付ボルトは 200℃，
2Pd において健全である。
第 3‐4 表機器搬入用ハッチ締付ボルトの主要仕様

項目

東海第二発電所

ボルト材質

ASME SA320 Gr.L43(SNCM439 相当)

ボルト呼び
ボルトの本数第 3‐5 表項目

締付ボルトの評価結果（単位:MPa）
東海第二発電所

機器搬入用ハッチ

許容値
576

3-10

103

b.

フランジの開口評価
原子炉格納容器の過温，過圧時におけるフランジ開口量を評価する
ために，有限要素法を用いた弾塑性解析結果を活用し，機器搬入用ハッチ部における開口量を評価した。解析モデルを第 3‐3 図に，開口量の解析評価結果を第 3‐4 図にそれぞれ示す。
2Pd における開口量は，内側ガスケット部で
ット部で

となる。

第 3－3 図第 3－4 図，外側ガスケ

機器搬入用ハッチ開口部評価解析モデル

機器搬入用ハッチの各ガスケット部の圧力と開口変位の関係
3-11

104

(3)

ガスケットの健全性
フランジシール部は，内圧が低い段階ではボルトの初期締付けにより開口は抑制されているが，内圧の上昇に伴って開口量が増加することにより，外部への漏えい経路を形成する。ただし，フランジ部が開口しても，フランジ部の密閉性を担保しているシール材が健全であれば，シー
ル材が開口に追従するため外部への漏えいを防止することができる。しかしながら，重大事故環境に晒されると，フランジシール部に使用されているシール材が劣化し，フランジの開口に追従できなくなり格納容器
閉じ込め機能を損なう可能性がでてくる。
そこで，機器搬入用ハッチのフランジシール部に使用されているシー
ル材（シリコンゴム）について，事故時環境下の耐性が優れた改良ＥＰ
ＤＭ製シール材に変更して格納容器閉じ込め機能の強化を図る。従って，
改良ＥＰＤＭ製シール材について，事故時の温度や放射線による劣化特性を試験により確認し，想定される事故シナリオにおけるシール機能を評価する。なお，フランジ部のシール材は，プラントの定期検査時に開放される場合には取り替えを実施しており，通常運転中における劣化は極めて軽微であることから，事故条件下での評価を実施する。

a.

シール材（改良ＥＰＤＭ製）の圧縮永久ひずみ試験結果について
改良ＥＰＤＭ製シール材の事故時環境における劣化特性を，高温蒸気曝露の期間を確認するために，ＪＩＳ K 6262「加硫ゴム及び熱加塑性ゴムの常温・高温及び低温における圧縮永久ひずみの求め方」に準じて圧縮永久ひずみ試験を実施した。その結果を第3‐6表に示す。なお，圧縮永久ひずみ測定とは，所定の圧縮率をかけ変形させた後，開
3-12

105

放時の戻り量を評価するものである。完全に元の形状に戻った場合を0%とし，全く復元せずに完全に圧縮された状態のままである状態を100%としている。例えば，圧縮永久ひずみが第3‐6表で示すの場合は，シール材の初期締付量が3.0mmである東海第二を例に取ると，2.4mm 戻ることを意味する。この場合，2.4mm のフランジ部開口まで
はシール機能が確保可能と想定できる。

第 3-6 表

圧縮永久ひずみ試験 ※1 結果（改良ＥＰＤＭ製）
試験温度

200℃

構造部放射線照射量
試験雰囲気

蒸気

試験時間

168h

ひずみ率 ※2
※1
※2
※3

b.

※3

JIS K 6262 に従い実施
試料を圧縮し完全に回復した状態が 0％，全く回復しない状態が 100％%の平均値

改良ＥＰＤＭ製シール材の性能確認試験
b‐1 実機を模擬した小型フランジ試験
改良ＥＰＤＭ製シール材の性能を確認するために，圧縮永久ひず
み試験に加え，実機フランジＯリング溝を模擬した小型試験装置を用いて，事故環境に曝露した後のシール機能を確認した。試験装置
を第3‐5 図に示しており，実機Ｏリング溝の断面寸法を1/2 スケー
ルとして試験治具を製作し，予めγ線照射したシール材を用いて試験体を作り，高温環境に曝露した後に気密確認試験を実施した。
試験条件としては，事故条件を模擬するために，放射線照射量はフランジガスケット部の事故後7 日間の累積放射線量の目安である
3-13

106

800kGy を用いて実施している。また，高温曝露は高温空気及び高温蒸気で曝露し，温度については，格納容器限界温度である200℃と，さらに余裕を見た250℃を設定し，それぞれ7 日間(168h)一定温度で高温曝露している。また，試験治具のＯリング溝は内側に1mm の段差があり，その段差の間からシール材が高温空気又は蒸気に曝露されるため，事故時の格納容器過圧に伴うフランジ開口を考慮した状
態で，高温曝露ができる試験体となっている。高温曝露後は，事故時に発生する水素を模擬するために，He により気密確認試験を実施している。気密確認試験では，格納容器限界圧力2Pd(0.62MPa)以上の気密性を確認するため最大で0.9MPa まで加圧して気密性を確認している。また，格納容器過圧に伴うフランジ開口時のシール材の気密性を確認するために，高温曝露後の試験体フランジを0.8mm開口させ，その状態でもHe 気密確認試験を実施し，0.9MPa加圧時に漏えいのないことを確認している。なお，開口量の0.8mm は，2Pdにおける開口量が最も大きなトップヘッドのフランジ開口量（約1.6mm）を
1/2 スケールにしたものと同等である。
試験結果は第3-7表で示すとおり，本試験により200℃が168時間継続した場合の改良ＥＰＤＭ製シール材のシール機能の健全性を確認
した。

3-14

107

第3‐5 図改良ＥＰＤＭ製シール材の性能確認試験装置

第3‐7 表
No.

曝露条件

1

乾熱 200℃，
168 時間

23

蒸気 1MPa，250℃，
168 時間

蒸気 1MPa，250℃，
168 時間He気密確認試験結果

γ線照射量

変位

0.3MPa0.65MPa

0.9MPa

無し

○

○

○

0.8mm

○

○

○

無し

○

○

○

0.8mm

○

○

○

無し

○

○

○

0.8mm

○

○

○

800kGy800kGy800kGy○：リーク及び圧力降下なし

b‐2 実機フランジ模擬試験
改良ＥＰＤＭ製シール材は前述の小型フランジ試験に加え，より大口径（ガスケット径：約250mm）の実機フランジ模擬試験（実機フ
ランジモデル試験）も実施しており，実機条件に近い状態でのシール健全性の確認を行っている。試験装置は第3‐6図，第3‐7図に示
3-15

108

しており，試験フランジの溝断面形状は実機と同じとし，溝径を縮小した試験フランジとする。試験試料の断面形状は実機と同じとし，径を縮小した試験試料とする。予めγ線照射したシール材を用いて試験体を作り，高温環境に曝露した後に気密確認試験を実施する。
試験条件としては，事故条件を模擬するために，放射線照射量はフランジガスケット部の事故後7日間の累積放射線量の目安である
800kGyを用いて実施している。また，ＥＰＤＭの劣化は一般的に酸素により引き起こされるとの知見に基づき，高温曝露は蒸気ではな
く高温空気（乾熱）で曝露し，温度については，格納容器限界温度である200℃と，さらに余裕を見た250℃，300℃とし，それぞれ定める期間を一定温度で高温曝露する。また，内圧作用時の実機フランジの開口を模擬するため，フランジ面に調整シムを挟んで押し込み量を調整できる装置にしている。
本試験装置によりシール材を高温曝露した後，気密確認試験を実施した。気密確認試験では，格納容器限界圧力2Pd(0.62MPa)を包絡する圧力で気密性を確認した。

3-16

109

第3‐6 図 実機フランジ模擬試験の装置概要

試験装置外観（フランジ開放時）
第3‐7 図試験装置外観（フランジ密閉時）

実機フランジ模擬試験装置の外観試験結果を第3-8 表に示す。フランジによるガスケット試験体の押し込み量が最小限（0mm）であっても，有意な漏えいは発生せず，
200℃・168時間，250℃・96時間，300℃・24時間の耐性が確認された。第3-8図に200℃・168時間の試験ケースにおける試験体の外観を示す。第3-8図より，フランジとガスケット試験体との接触面を境界
3-17

110

として劣化（表面のひび割れ）は内周側で留まり，外周側に有意な劣化が見られないことから，フランジ接触面でシール機能を維持できていることが確認された。また，断面形状より，劣化（表面のひび割れ）はガスケット試験体の表面層のみで留まっているため，有意な劣化が進行していないことが確認された。

第 3-8 表No.
1
2
3

シビアアクシデント条件での試験結果

試験体
改良 EPDM）
改良 EPDM）
改良 EPDM
）

温度

継続時間

押し込み量

漏えい
の有無

200℃

168 時間

0mm

無

250℃

96 時間

0mm

無

300℃

24 時間

0mm

無

下記条件は全ケース共通
試験圧力：2Pd 以上（0.854MPa 以上），放射線照射量：800kGy，加圧媒体：乾
熱（空気）

3-18

111

第 3-8 図試験後の試験体外観（200℃・168 時間）

3-19

112

ガスケットの健全性を評価するにあたり，機器搬入用ハッチフランジに許容される開口量について以下のように設定する。
第 3-9 図に開口量とシール材のシール性関係図を示す。東海第二発電所の機器搬入用ハッチフランジは，タング（突起）がガスケットを押し込む構造であり，フランジの定格締付量（タング押込量）はである。圧力の増加に伴いフランジ部は開口するが，「シール材（改良ＥＰＤＭ製）の
圧縮永久ひずみ試験」より得られたガスケットの圧縮永久ひずみ率をもとに，ガスケットの事故時環境における最大復元量を評価すると，（＝×(100％－)）となる。また，「実機フランジ模擬試験」から

200℃，2Pd におけるタング押込量 0mm においてシール機能が維持されていることを確認したことから，許容開口量は，最大復元量と同じ

に設

定する。

初期状態

200°，2Pd状態

ひずみ率0％

ひずみ率

機器ハッチ
トップヘッドフランジのガスケットは，定格締付量（タンク押込量）
である。ひずみ率が0％であれば，締付けを開放した場合，ガスケットは回復する。

第 3-9 図重大事故環境では，ガスケットが劣化し，ひずみ率が大きくなる。圧縮
永久ひずみ試験の結果より，開口量が以下であればシール機
能は維持できる。

ひずみ率と許容開口量関係図

本評価に用いる許容開口量は，「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格
納容器過圧・過温破損）」シーケンスのベント実施タイミング（事故後約19 時間）における環境条件を包絡する 168 時間後における圧縮永久ひず
3-20

113

み試験結果（ひずみ率）からとしている。

したがって，(2)b.項にて求めた 200℃，2Pd（0.62MPa[gage]）における開口量は，内側ガスケット部でであり，許容開口量，外側ガスケット部でを下回り，シール機能が維持できることを確認した（第 3-10 図）。

第 3-10 図

圧力と開口量の関係（東海第二発電所モデル，200℃）

3-21

114

評価結果

3.3

機器搬入用ハッチの健全性評価結果を第3‐12表に示す。

第3‐12 表 機器搬入用ハッチの健全性評価結果
No.

大項目

(1)

本体の耐圧

評価方法

評価

①既工認の評価値を用

200℃，2Pdにおける一次応力

いた評価

結果

は，許容値：Suを満足することを確認②許容圧力評価○

許容圧力は，2Pd以上であるこ
とを確認

(2)

フランジ固定部①締付けボルト評価の強度

200℃，2Pdにおける締付ボル
トの一次応力は，許容値：2○／3 Suを満足することを確認②フランジ開口評価

200℃，2Pdにおけるフランジ
開口を評価（以下(3)ガスケットの健全－性と併せて健全性評価を行う）(3)

ガスケットの健シール材劣化，開口量

全性評価

・ガスケット（改良ＥＰＤＭ
製シール材）の事故時環境における劣化特性を考慮しても200℃，2Pdにおけるフ○ランジ開口量は，許容開口量以下となり，シール機能が維持されることを確認

以上により，機器搬入用ハッチについては，200℃，2Pd環境下でも，放射性物質の閉じ込め機能を維持できる。
なお，更なる安全性向上対策として，重大事故後の長期におけるシール
機能健全性を補強するために，高温蒸気に耐性があるバックアップシール
材を追加塗布する。その有効性については，バックアップシール材の試験を元に評価し，格納容器閉じ込め機能の信頼性を確認した。

3-22

115

4.
4.1

サプレッション・チェンバアクセスハッチ
評価方針
サプレッション・チェンバアクセスハッチは，原子炉格納容器外側に突き出した円筒胴及び鏡板によって原子炉格納容器バウンダリを構成しており，原子炉格納容器の内圧が円筒胴及び鏡板に対して内圧として作用する。
また，フランジ部はボルトにより固定されており，シール部はシール溝が内外二重に配置されており，それぞれにシリコンゴムのガスケットを使用している。
サプレッション・チェンバアクセスハッチの設計時に考慮される機能喪失要因は，脆性破壊，疲労破壊及び延性破壊が考えられる。今回の評価条件である 200℃，2Pd の条件を考慮した場合，脆性破壊が生じる温度域でな
いこと，繰り返し荷重が作用しないことから，脆性破壊及び疲労破壊は評価対象外と考えることができる。
シール部については，内圧が低い段階ではボルトの締め付けにより開口は抑制されるが，内圧の上昇に伴って開口量が増加することにより，外部への漏えい経路を形成する。
また，フランジが開口してもフランジの密閉性を担保しているシール材が健全であれば，シール材が開口に追従するため外部への漏えいを防止することができるが，重大事故環境に晒されると，シール材が高温劣化し，フランジの開口に追従できなくなりシール機能の低下が想定される。
したがって，サプレッション・チェンバアクセスハッチの機能喪失要因
は，原子炉格納容器内圧による過度な塑性変形に伴う延性破壊，また，フランジ部の変形及びシール材の高温劣化によるシール機能の低下が考えら
れる。

4-1

116

このため，200℃，2Pd での健全性確認には以下の評価が必要である。
・本体の耐圧・フランジ固定部の強度
・ガスケットの健全性

サプレッション・チェンバアクセスハッチの評価対象と評価方法を第4-1 表に，評価対象を第 4-1 図にそれぞれ示す。
第 4-1 表
評価対象

構造部
（円筒胴，鏡板，フランジ部）

シール部（フランジ，ガスケット）

第 4-1 図

評価対象と評価方法
機能喪失要因評価方法

延性破壊・既工認の評価結果を用いた評価
・設計・建設規格の評価式を準用した評価・既工認に準拠した評価

開口，シール材
劣化

・有限要素法を用いた弾塑性解析結果を活用した評
価・試験結果等に用いた評価

サプレッション・チェンバアクセスハッチの評価対象

4-2

117

(1)

本体の耐圧
a．既工認の評価値を用いた応力評価
サプレッション・チェンバアクセスハッチの構造健全性評価として，
評価温度・圧力（200℃，2Pd）における発生応力を算出し，発生応力が許容応力以内であることを確認する。

ここで，設計・建設規格の解説表 PVB‐3110‐1 において，延性破壊
評価は一次応力の評価を実施することとなっている。一方，設計・建設規格における一次応力強さの許容値は，材料の種類及び温度毎に材料試験（引張試験）を実施した結果をもとに国内 Su 値検討会で設定された設計引張強さ（Su）に割下げ率を考慮して設定されたものである（設計・建設規格 解説 GNR‐2200）。今回の評価は，設計基準である最高使用温度及び最高使用圧力を超過するサプレッション・チェン
バアクセスハッチの限界温度及び許容圧力の妥当性を確認するものであるため，上記割下げ率を Pｍ（一次一般膜応力強さ）には 1.5，PＬ +Pｂ（一次局部膜応力強さ＋一次曲げ応力強さ）には 1.0 とした評価を行う。すなわち，サプレッション・チェンバアクセスハッチに発生する応力が，P ｍ が 2/3Su，PＬ +P ｂ が Su 以下であれば，延性破壊には至らず，構造は健全で機能要求（放射性物質の閉じ込め機能）を確保できると考えている。この許容値の考え方は，設計・建設規格 解説 PVB‐3111 に示すように，供用状態Ｄの Pｍ ，PＬ +P ｂ の許容値と同等である。
なお，耐圧機能維持の観点から，安全評価上の仮定（原子炉冷却材喪失事故を想定）に保証を与える目的で応力評価を行う設計・建設規格の供用状態Ｄの許容応力は，鋼材の究極的な強さを基に，弾性計算により塑性不安定現象の評価を行うことへの理論的安全裕度を考慮して
4-3

118

定めたものであり，Pｍ は 2/3Su，PＬ +P ｂ は 1.5×2/3Su（=Su）と規定されている。前者は，膜応力であり断面の応力が Su に到達すると直ちに破損に至るため割下げ率 1.5 を考慮して規定されているが，後者は，断面表面が Su に到達しても断面内部は更なる耐荷能力があり直ちに破損には至らないため割下げ率は 1.0 としている。

b.

許容圧力評価サプレッション・チェンバアクセスハッチの構造健全性評価として，機器搬入用ハッチのうち内圧による荷重を受け止める部位として円筒
胴及び鏡板について，設計・建設規格に定められている円筒胴及び鏡板の内圧に対する必要厚さの算出式を用いて許容圧力が 2Pd を上回ることを確認する。

ここで，設計建設規格の解説表 PVB‐3110‐1 において，延性破壊評
価は一次応力の評価を実施することとなっている。一方，設計・建設規格における一次応力強さの許容値は，材料の種類及び温度毎に材料試験（引張試験）を実施した結果をもとに国内 Su 値検討会で設定された設計引張強さ（Su）に割下げ率を考慮して設定されたものである（設計・建設規格 解説 GNR‐2200）。今回の評価は，設計基準である
最高使用温度及び最高使用圧力を超過するサプレッション・チェンバ
アクセスハッチの限界温度及び許容圧力の妥当性を確認するものであるため，上記割下げ率を Pｍ （一次一般膜応力強さ）には 1.5，PＬ +P ｂ
（一次局部膜応力強さ＋一次曲げ応力強さ）には 1.0 とした評価を行う。すなわち，サプレッション・チェンバアクセスハッチに発生する応力が，Pｍ が 2/3Su，PＬ +P ｂ が Su 以下であれば，延性破壊には至ら
4-4

119

ず，構造は健全で機能要求（放射性物質の閉じ込め機能）を確保できると考えている。この許容値の考え方は，設計・建設規格 解説 PVB‐
3111 に示すように，供用状態Ｄの Pｍ ，P Ｌ +P ｂ の許容値と同等である。
なお，耐圧機能維持の観点から，安全評価上の仮定（原子炉冷却材喪失事故を想定）に保証を与える目的で応力評価を行う設計・建設規格の供用状態Ｄの許容応力は，鋼材の究極的な強さを基に，弾性計算により塑性不安定現象の評価を行うことへの理論的安全裕度を考慮して定めたものであり，Pｍ は 2/3Su，PＬ +P ｂ は 1.5×2/3Su（=Su）と規定されている。前者は，膜応力であり断面の応力が Su に到達すると直ちに破損に至るため割下げ率 1.5 を考慮して規定されているが，後者は，断面表面が Su に到達しても断面内部は更なる耐荷能力があり直ちに破損には至らないため割下げ率は 1.0 としている。

(2)

フランジ固定部の強度a.

締付けボルトの強度評価
サプレッション・チェンバアクセスハッチのフランジ締付ボルトについて，200℃，2Pd における強度を評価する。

b.

フランジの開口評価
原子炉格納容器の重大事故時の過温，過圧時におけるフランジ開口量を評価するために，有限要素法を用いた弾塑性解析結果を活用し，サプレッション・チェンバアクセスハッチにおける開口量を評価する。

4-5

120

ガスケットの健全性(3)

シール材（ガスケット）はこれまでシリコンゴムを使用しているが，事故環境下における性能特性に優れたシール材である改良ＥＰＤＭ製シール材に変更する。改良ＥＰＤＭ製シール材による事故時の格納容器閉
じ込め機能を確認するために，圧縮永久ひずみ試験結果をもとに格納容器限界開口量を評価し，重大事故時におけるフランジ開口量と比較することで格納容器閉じ込め機能を評価する。

4.2

評価

(1)

本体の耐圧
a.

既工認の評価値を用いた応力評価
サプレッション・チェンバアクセスハッチに対して，既工認の評価値を用いた応力評価を実施する。評価する対象は，サプレッション・
チェンバアクセスハッチの開口補強周りと原子炉格納容器本体との接合部であり，サプレッション・チェンバアクセスハッチの自重及び開口部周辺の局所に生じる応力が発生する箇所であるサプレッション・
チェンバアクセスハッチの取付部とした。評価対象箇所を第 4-2 図に示す。なお，対象箇所は，既工認において，取付部で最も厳しい箇所を示している。

4-6

121

：評価点

図 4-2

サプレッション・チェンバアクセスハッチの評価箇所

4-7

122

サプレッション・チェンバアクセスハッチの応力評価結果を以下に示す。発生応力は許容値を下回ることを確認した。よって，サプレッショ
ン・チェンバアクセスハッチは，200℃，2Pd において，十分な強度を有する。

一次応力[MPa]
応力
応力

Pm

PL＋Pb

評価点

応力比
評価点

応力

許容

応力

許容

強さ

値

強さ

値

－

－

番号

サプレッション・チェンバ

P6-4

422

アクセスハッチ 取付部

許容値は，供用状態Ｄを適用し，Su とする

4-8

123

b.

許容圧力評価サプレッション・チェンバアクセスハッチの構造健全性について，
円筒胴及び鏡板について，設計・建設規格に定められている円筒胴及び鏡板の内圧に対する必要厚さの算出式を用いて許容圧力の評価を実施した結果を示す。評価部位として，内圧による荷重を受け止める部
位（円筒胴，鏡板）を選択し，許容圧力を評価した。
評価に用いた主要仕様を第 4‐2 表 に示す。
第 4‐3 表 に，サプレッション・チェンバアクセスハッチの許容圧
力評価結果を示す。

第 4‐2 表サプレッション・チェンバアクセスハッチの主要仕様
項目

東海第二発電所

最高使用圧力（MPa）

0.31

最高使用温度（℃）

104.5

材料

ASME SA516 Gr.70(SGV480 相当)

内径（mm）
胴板厚さ（mm）
蓋板厚さ（mm）

4-9

124

第 4‐3 表 サプレッション・チェンバアクセスハッチの許容圧力評価結果①円筒胴：ASME SA516 Gr.70（SGV480 相当）
許容圧力算定式：PVE-3230(2)a 項を準用
P = 2Sηt / (Dｉ +1.2t)
許容引張応力（MPa）

S（200℃における 2/3S ｕ 値を使用）η

継手効率（－）t

呼び厚さ（mm）

Dｉ

胴内径(mm)P

200℃における許容圧力
4.493MPa[gage]

281
1.0

＞

4.493
0.62MPa[gage]（2Pd）②鏡板：ASME SA516 Gr.70（SGV480 相当）
許容圧力算定式：PVE-3323(1)項を準用
P ＝ 2Sηt ／ （R＋0.2t）
S

許容引張応力（MPa）（200℃における 2/3S ｕ 値を使用）

281

η

継手効率（－）

1.0t

呼び厚さ（mm）

R

鏡板内半径(mm)P

200℃における許容圧力10.637MPa[gage]＞

10.637
0.62MPa[gage]（2Pd）(2)フランジ固定部の強度a.

締付ボルトの強度評価
フランジの締付ボルトについて，200℃，2Pd における強度評価を，
既工事計画認可申請書の強度計算をベースに評価する。サプレッショ
ン・チェンバアクセスハッチの締付ボルト基本仕様を第 4‐4 表，評価結果を第 4‐5 表に示すが，発生応力は，許容応力以下であることから，締付ボルトは 200℃，2Pd において健全である。
4-10

125

第 4‐4 表

サプレッション・チェンバアクセスハッチ
締付ボルトの主要仕様

項目

東海第二発電所

ボルト材質

ASME SA320 Gr.L43(SNCM439 相当)

ボルト呼び
ボルトの本数第 4‐5 表締付ボルトの評価結果（単位:MPa）

項目

東海第二発電所

サプレッション・チェンバ576

アクセスハッチb.

許容値

フランジの開口評価
原子炉格納容器の重大事故時の過温，過圧時におけるフランジ開口量を評価するために，有限要素法を用いた弾塑性解析結果を活用し，サプレッション・チェンバアクセスハッチ部における開口量を評価した。解析モデルを第 4‐3 図に，開口量の解析評価結果を第 4‐4 図にそれぞれ示す。
2Pd における開口量は，内側ガスケット部でット部で第 4－3 図

外側ガスケ

となる。

サプレッション・チェンバアクセスハッチ開口部評価解析モデル
4-11

126

第 4－4 図

サプレッション・チェンバアクセスハッチの各ガスケット部の圧力と開口変位の関係(3)

ガスケットの健全性
フランジシール部は，内圧が低い段階ではボルトの初期締付けにより開口は抑制されているが，内圧の上昇に伴って開口量が増加することにより，外部への漏えい経路を形成する。ただし，フランジ部が開口しても，フランジ部の密閉性を担保しているシール材が健全であれば，シー
ル材が開口に追従するため外部への漏えいを防止することができる。しかしながら，重大事故環境に晒されると，フランジシール部に使用されているシール材が劣化し，フランジの開口に追従できなくなり格納容器
閉じ込め機能を損なう可能性がでてくる。
そこで，サプレッション・チェンバアクセスハッチのフランジシール
部に使用されているシール材（シリコンゴム）について，事故時環境下の耐性が優れた改良ＥＰＤＭ製シール材に変更して格納容器閉じ込め機能の強化を図る。従って，改良ＥＰＤＭ製シール材について，事故時の
4-12

127

温度や放射線による劣化特性を試験により確認し，想定される事故シナ
リオにおけるシール機能を評価する。なお，フランジ部のシール材は，プラントの定期検査時に開放される場合には取り替えを実施しており，
通常運転中における劣化は極めて軽微であることから，事故条件下での評価を実施する。

a.

シール材（改良ＥＰＤＭ製）の圧縮永久ひずみ試験結果について
改良ＥＰＤＭ製シール材の事故時環境における劣化特性を，高温蒸気曝露の期間を確認するために，ＪＩＳ K 6262「加硫ゴム及び熱加塑性ゴムの常温・高温及び低温における圧縮永久ひずみの求め方」に準じて圧縮永久ひずみ試験を実施した。その結果を第4‐6表に示す。なお，圧縮永久ひずみ測定とは，所定の圧縮率をかけ変形させた後，開放時の戻り量を評価するものである。完全に元の形状に戻った場合を0%とし，全く復元せずに完全に圧縮された状態のままである状態を100%としている。例えば，圧縮永久ひずみが第4‐6表で示す

場合は，シール材の初期締付量が」のmである東海第二を例に取ると，戻ることを意味する。この場合，

m のフランジ部開口まで

はシール機能が確保可能と想定できる。

4-13

128

第 4-6 表

圧縮永久ひずみ試験 ※1 結果（改良ＥＰＤＭ製）
試験温度

200℃

構造部放射線照射量
試験雰囲気

蒸気

試験時間

168h

ひずみ率 ※2
※1
※2
※3

b.

※3

JIS K 6262 に従い実施
試料を圧縮し完全に回復した状態が 0％，全く回復しない状態が 100％の平均値

改良ＥＰＤＭ製シール材の性能確認試験
b‐1 実機を模擬した小型フランジ試験
改良ＥＰＤＭ製シール材の性能を確認するために，圧縮永久ひず
み試験に加え，実機フランジＯリング溝を模擬した小型試験装置を用いて，事故環境に曝露した後のシール機能を確認した。試験装置
を第4‐5図に示しており，実機Ｏリング溝の断面寸法を1/2スケールとして試験治具を製作し，予めγ線照射したシール材を用いて試験体を作り，高温環境に曝露した後に気密確認試験を実施した。
試験条件としては，事故条件を模擬するために，放射線照射量はフランジガスケット部の事故後7日間の累積放射線量の目安である
800kGyを用いて実施している。また，高温曝露は高温空気及び高温蒸気で曝露し，温度については，格納容器限界温度である200℃と，さらに余裕を見た250℃を設定し，それぞれ7日間(168時間)一定温度
で高温曝露している。また，試験治具のＯリング溝は内側にの段差があり，その段差の間からシール材が高温空気又は蒸気に曝露されるため，事故時の格納容器過圧に伴うフランジ開口を考慮した
4-14

129

状態で，高温曝露ができる試験体となっている。高温曝露後は，事故時に発生する水素を模擬するために，Heにより気密確認試験を実施している。気密確認試験では，格納容器限界圧力2Pd(0.62MPa)以上の気密性を確認するため最大で0.9MPaまで加圧して気密性を確認している。また，格納容器過圧に伴うフランジ開口時のシール材の気密性を確認するために，高温曝露後の試験体フランジを0.8mm開口させ，その状態でもHe気密確認試験を実施し，0.9MPa加圧時に漏えいのないことを確認している。なお，開口量の0.8mmは，2Pdにおける開口量が最も大きなトップヘッドのフランジ開口量m）を1/2スケールにしたものと同等である。
試験結果は第4-7表で示すとおり，本試験により200℃が168時間継続した場合の改良ＥＰＤＭ製シール材のシール機能の健全性を確認した。

第4‐5 図改良ＥＰＤＭ製シール材の性能確認試験装置

4-15

130

第4‐7 表
No.

曝露条件

1

乾熱 200℃，
168 時間

23

蒸気 1MPa，250℃，
168 時間

蒸気 1MPa，250℃，
168 時間He気密確認試験結果

γ線照射量

変位

0.3MPa0.65MPa

0.9MPa

無し

○

○

○

0.8mm

○

○

○

無し

○

○

○

0.8mm

○

○

○

無し

○

○

○

0.8mm

○

○

○

800kGy800kGy800kGy○：リーク及び圧力降下なし

b‐2 実機フランジ模擬試験
改良ＥＰＤＭ製シール材は前述の小型フランジ試験に加え，より大口径（ガスケット径：約250mm）の実機フランジ模擬試験（実機フ
ランジモデル試験）も実施しており，実機条件に近い状態でのシール健全性の確認を行っている。試験装置は第4‐6図，第4‐7図に示しており，試験フランジの溝断面形状は実機と同じとし，溝径を縮小した試験フランジとする。試験試料の断面形状は実機と同じとし，径を縮小した試験試料とする。予めγ線照射したシール材を用いて試験体を作り，高温環境に曝露した後に気密確認試験を実施する。
試験条件としては，事故条件を模擬するために，放射線照射量はフランジガスケット部の事故後7日間の累積放射線量の目安である
800kGyを用いて実施している。また，ＥＰＤＭの劣化は一般的に酸素により引き起こされるとの知見に基づき，高温曝露は蒸気ではな
く高温空気（乾熱）で曝露し，温度については，格納容器限界温度である200℃と，さらに余裕を見た250℃，300℃とし，それぞれ定め
4-16

131

る期間を一定温度で高温曝露する。また，内圧作用時の実機フランジの開口を模擬するため，フランジ面に調整シムを挟んで押し込み量を調整できる装置にしている。
本試験装置によりシール材を高温曝露した後，気密確認試験を実施した。気密確認試験では，格納容器限界圧力2Pd(0.62MPa)を包絡する圧力で気密性を確認した。

第4‐6 図実機フランジ模擬試験の装置概要

試験装置外観（フランジ開放時）
第4‐7 図試験装置外観（フランジ密閉時）

実機フランジ模擬試験装置の外観
4-17

132

試験結果を第4-8 表に示す。フランジによるガスケット試験体の押し込み量が最小限（0mm）であっても，有意な漏えいは発生せず，
200℃・168時間，250℃・96時間，300℃・24時間の耐性が確認された。第4-8 図に200℃・168時間の試験ケースにおける試験体の外観を示す。第4-8図より，フランジとガスケット試験体との接触面を境界として劣化（表面のひび割れ）は内周側で留まり，外周側に有意な劣化が見られないことから，フランジ接触面でシール機能を維持できていることが確認された。また，断面形状より，劣化（表面のひび割れ）はガスケット試験体の表面層のみで留まっているため，有意な劣化が進行していないことが確認された。

第 4-8 表No.
1
2
3

シビアアクシデント条件での試験結果

試験体
改良 EPDM）
改良 EPDM）
改良 EPDM
）

温度

継続時間

押し込み量

漏えい
の有無

200℃

168 時間

0mm

無

250℃

96 時間

0mm

無

300℃

24 時間

0mm

無

下記条件は全ケース共通
試験圧力：2Pd 以上（0.854MPa 以上），放射線照射量：800kGy，加圧媒体：乾
熱（空気）

4-18

133

第 4-8 図試験後の試験体外観（200℃・168 時間）

4-19

134

ガスケットの健全性を評価するにあたり，サプレッション・チェンバア
クセスハッチのフランジに許容される開口量について以下のように設定する。
第 4-9 図に開口量とシール材のシール性関係図を示す。東海第二発電所のサプレッション・チェンバアクセスハッチのフランジは，タング（突起）がガスケットを押し込む構造であり，フランジの定格締付量（タング押込量）はである。圧力の増加に伴いフランジ部は開口するが，「シール

材（改良ＥＰＤＭ製）の圧縮永久ひずみ試験」より得られたガスケットの
圧縮永久ひずみ率をもとに，ガスケットの事故時環境における最大復元量を評価すると，（＝

×(100％－)）となる。また，「実機フランジ模擬試験」から 200℃，2Pd におけるタング押込量 0mm においてシール機能が維持されていることを確認したことから，許容開口量は，最大復元量と同じに設定する。

初期状態

200°，2Pd状態

ひずみ率

ひずみ率0％

ＳＣハッチ
トップヘッドフランジのガスケットは，定格締付量（タンク押込量）
である。ひずみ率が0％であれば，締付けを開放した場合，ガスケットは回復する。

第 4-9 図重大事故環境では，ガスケットが劣化し，ひずみ率が大きくなる。圧縮
永久ひずみ試験の結果より，開口量が以下であればシール機
能は維持できる。

ひずみ率と許容開口量関係図

本評価に用いる許容開口量は，「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格
納容器過圧・過温破損）」シーケンスのベント実施タイミング（事故後約
4-20

135

19 時間）における環境条件を包絡する 168 時間後における圧縮永久ひずみ試験結果（ひずみ率）からとしている。

したがって，(2)b.項にて求めた 200℃，2Pd（0.62MPa[gage]）における開口量は，内側ガスケット部でであり，許容開口量，外側ガスケット部でを下回り，シール機能が維持できることを確認した（第 4-10 図）。

第 4-10 図

圧力と開口量の関係（東海第二発電所モデル，200℃）

4-21

136

評価結果

4.3

サプレッション・チェンバアクセスハッチの健全性評価結果を表4‐12に示す。

第4‐12 表 サプレッション・チェンバアクセスハッチの健全性評価結果
No.

大項目

(1)

本体の耐圧

評価方法

評価

①既工認の評価値を用

200℃，2Pdにおいて一次応力

いた評価

結果

は，許容値：Suを満足することを確認②許容圧力評価○

許容圧力は2Pd以上であるこ
とを確認

(2)

フランジ固定部①締付けボルト評価の強度

200℃，2Pdにおける締付ボル
トの一次応力は，許容値：2○／3 Suを満足することを確認②フランジ開口評価

200℃，2Pdにおけるフランジ
開口を評価（以下(3)ガスケットの健全－性と併せて健全性評価を行う）(3)

ガスケットの健シール材劣化，開口量

全性評価

・ガスケット（改良ＥＰＤＭ
製シール材）の事故時環境における劣化特性を考慮しても200℃，2Pdにおけるフ○ランジ開口量は，許容開口量以下となり，シール機能が維持されることを確認

以上により，サプレッション・チェンバアクセスハッチについては，200℃，
2Pd環境下でも，放射性物質の閉じ込め機能を維持できる。
なお，更なる安全性向上対策として，重大事故後の長期におけるシール
機能健全性を補強するために，高温蒸気に耐性があるバックアップシール
材を追加塗布する。その有効性については，バックアップシール材の試験を元に評価し，格納容器閉じ込め機能の信頼性を確認した。

4-22

137

5.
5.1

所員用エアロック
評価方針
所員用エアロックは，原子炉格納容器外側に突き出した円筒胴，隔壁及び隔壁に支持された扉板によって原子炉格納容器バウンダリを構成している。また，扉板はロック機構により固定されており，隔壁と扉板とのシール部には，シリコンゴムのガスケットを使用している。
隔壁には扉開閉ハンドル軸，開閉表示盤の電線管が貫通しており，貫通部にはフッ素系シール材を使用している。また，隔壁に接続する均圧配管にはフランジ部及び均圧弁にシール材を使用しており，フランジ部には非石綿系シートガスケット，均圧弁シート部にはフッ素系シール材を使用している。
所員用エアロックの設計時に考慮される機能喪失要因は，脆性破壊，疲労破壊，座屈及び延性破壊が考えられる。今回の評価条件である 200℃，
2Pd の条件を考慮した場合，脆性破壊が生じる温度域でないこと，繰り返
し荷重が作用しないこと，有意な圧縮力が所員用エアロックに生じないことから，脆性破壊，疲労破壊及び座屈は評価対象外と考えることができる。
従って，所員用エアロックの機能喪失要因は，高温状態で内圧を受け，過度な塑性変形に伴う延性破壊が想定される。
また，シール部のうち扉板部については，原子炉格納容器内の圧力が上昇した際に，扉板は所員用エアロック本体側に押し付けられる構造である
ため，圧力により扉が開くことはないが，高温状態で内圧を受けることによる扉板のわずかな変形及びシール材の高温劣化によるシール機能の低下が想定される。なお，その他のシール部についても高温劣化によるシール機能の低下が想定される。

5-1

138

そのため，所員用エアロック本体の塑性変形に伴う延性破壊，また，扉の変形及びシール材の高温劣化によるシール機能の低下が考えられる。
このため，200℃，2Pd での健全性確認には以下の評価が必要である。
・本体の耐圧・ガスケットの健全性

所員用エアロックの評価対象と評価方法を第 5-1 表に，評価対象を第 5-1
図にそれぞれ示す。

第 5-1 表
評価対象（シール材）

評価対象と評価方法

構造部
シール部

機能喪失要因

評価方法

円筒胴

延性破壊

設計・建設規格の評価式を準用した評価

隔壁

延性破壊

既工認の評価結果を用いた
評価

扉板（ガスケット）開口，シール材
劣化

機械工学便覧の計算式を用いた評価
試験結果等を用いた評価

扉開閉ハンドル貫通部（Ｏリング）

シール材劣化

試験結果等を用いた評価

電線管貫通部（シール材）

シール材劣化

試験結果等を用いた評価

均圧配管フランジ部（ガスケット）

シール材劣化

試験結果等を用いた評価

均圧弁（シート部）

シール材劣化

試験結果等を用いた評価

5-2

139

第 5-1 図

所員用エアロックの評価対象

本体の耐圧

(1)
a.

許容圧力評価所員用エアロックの構造健全性評価として，所員用エアロックのうち内圧による荷重を受け止める部位のうち，円筒胴については，既工認と同様の評価手法である設計・建設規格に示される必要最小板厚の式を用い許容圧力評価を行い，隔壁については，既工認において最も厳しい応力点を代表評価点として，既工認で算出した応力に基づき許容圧力評価を行い，許容圧力が 2Pd を上回ることを確認する。
（隔壁部の代表評価点以外の応力評価点については別添 5-1 参照）
ここで，設計建設規格の解説表 PVB‐3110‐1 において，延性破壊評
価は一次応力の評価を実施することとなっている。一方，設計・建設規格における一次応力強さの許容値は，材料の種類及び温度毎に材料試験（引張試験）を実施した結果をもとに国内 Su 値検討会で設定され
5-3

140

た設計引張強さ（Su）に割下げ率を考慮して設定されたものである（設計・建設規格 解説 GNR‐2200）。
今回の評価は，設計基準である最高使用温度及び最高使用圧力を超過する所員用エアロックの限界温度及び許容圧力の妥当性を確認するものであるため，上記割下げ率を P ｍ（一次一般膜応力強さ）には 1.5とした評価を行う。すなわち，所員用エアロックに発生する応力が，
Pｍ が 2/3Su，PＬ +P ｂ が Su 以下であれば，延性破壊には至らず，構造は健全で機能要求（放射性物質の閉じ込め機能）を確保できると考えている。
この許容値の考え方は，設計・建設規格 解説 PVB‐3111 に示すように，供用状態Ｄの P ｍ の許容値と同等である。なお，耐圧機能維持の観点から，安全評価上の仮定（原子炉冷却材喪失事故を想定）に保証を与える目的で応力評価を行う設計・建設規格の供用状態Ｄの許容応力
は，鋼材の究極的な強さを基に，弾性計算により塑性不安定現象の評価を行うことへの理論的安全裕度を考慮して定めたものであり，Pｍ は2/3Su と規定されている。Pｍ は，膜応力であり断面の応力が Su に到達すると直ちに破損に至るため割下げ率 1.5 を考慮して規定されている。

(2)

ガスケットの健全性
a.

扉のシール材
所員用エアロックの扉のシール材には，これまでシリコンガスケッ
トを使用しているが，事故時の耐環境性に優れた改良ＥＰＤＭ製シール材に変更する。所員用エアロック扉閉止時は，扉は原子炉格納容器
内圧により扉板が支持部に押付けられる構造であり，圧力により扉板
5-4

141

が開くことはない。しかし，高温状態で内圧を受けることによる扉板のわずかな変形によりガスケット部の微小な開口が予想されるため，圧力による開口量を機械工学便覧のはりのたわみ計算式に基づき評価する。改良ＥＰＤＭ製シール材による事故時の格納容器閉じ込め機能を確認するために，圧縮永久ひずみ試験結果をもとに許容開口量を評価し，重大事故時における扉板部の開口量と比較することで格納容器閉じ込め機能を評価する。
なお，シール材の高温劣化については，エアロックの扉に使用されるシール材がトップヘッドフランジ及びハッチ類と同一であり，事故時の耐環境性に優れた改良ＥＰＤＭ製シール材であること，事故時には格納容器の内圧により扉が押し付けられシール部を抑え込む方向であること及び扉が二重に設けられることから，原子炉格納容器閉じ込め機能への影響度は小さいと考え，トップヘッドフランジ・ハッチ類の評価にて代表するものとする。所員用エアロックの構造概略図を第5-2 図に示す。なお，エアロックのシール材は，プラントの定期検査時に開放される場合には取り替えを実施しており，通常運転中における劣化は極めて軽微であることから，事故条件下での評価を実施する。

第 5-1 図

所員用エアロックの構造概略図
5-5

142

扉以外のシール材b.

所員用エアロックには，扉のシリコンガスケット以外に格納容器閉
じ込め機能を確保するための隔壁貫通部にシール材が使用されているが，今後，事故時の耐環境性に優れた第 5-2 表に示すシール材に変更する。
これらのシール材について試験結果及び一般的な材料特性により重大事故環境下における耐性を確認する。

第 5-2 表5.2

所内用エアロック（扉以外）のシール材

対象部位

シール材

扉開閉ハンドル貫通部（Ｏリング）

改良ＥＰＤＭ材

電線管貫通部（シール材）

膨張黒鉛材

均圧配管フランジ部（ガスケット）

改良ＥＰＤＭ材 又は膨張黒鉛材

均圧弁（シート部）

ＰＥＥＫ材

評価

(1)

本体の耐圧
a.

許容圧力評価所員用エアロックの構造健全性評価として，所員用エアロックのうち内圧による荷重を受け止める部位のうち，円筒胴については，既工認と同様の評価手法である設計・建設規格に示される必要最小板厚の式を用い許容圧力評価を行い，隔壁については，既工認において最も厳しい応力点を代表評価点として，既工認で算出した応力に基づき許容圧力評価を実施した。
5-6

143

評価に用いた主要仕様を第 5‐3 表 に示す。
第 5‐4 表 に，所員用エアロックの許容圧力評価結果を示す。結果を示す。
第 5‐3 表

所員用エアロックの主要仕様

項目

東海第二発電所

最高使用圧力（MPa）

0.31

最高使用温度（℃）

171

材料

ASME SA516 Gr.70(SGV480 相当)

内径（mm）
胴板厚さ（mm）

第 5‐4 表

所員用エアロックの許容圧力評価結果①円筒胴：ASME SA516 Gr.70（SGV480 相当）
許容圧力算定式：PVE-3230(2)a 項を準用
P ＝ 2Sηt ／ （Dｉ ＋1.2t）
S

許容引張応力（MPa）（200℃における 2/3Sｕ 値を使用）

281

η

継手効率（－）

1.0t

呼び厚さ（mm）

Dｉ

胴内径(mm)P

200℃における許容圧力
3.716MPa＞

3.716
0.62MPa（2Pd）②隔壁：ASME SA516 Gr.70（SGV480 相当）
P ＝ S×PＤ ／ σ
S

許容引張応力（MPa）（200℃における 2/3S ｕ 値を使用）

422

PＤ

設計圧力（MPa）

0.279

σ

既工認での発生応力（MPa）

P

200℃における許容圧力
1.322MPa

＞

89
1.322

0.62MPa（2Pd）

5-7

144

(2)

ガスケットの健全性
a.

扉のシール材a‐1

扉板部の開口量評価
所員用エアロック扉閉止時は，扉は原子炉格納容器内圧により扉板が支持部に押付けられる構造であり，圧力により扉板が開くことはない。しかし，高温状態で内圧を受けることによる扉板のわずかな変形によりガスケット部の微小な開口が予想されるため，圧力による開口量を機械工学便覧のはりのたわみ計算式に基づき評価した。
改良ＥＰＤＭ製シール材による事故時の格納容器閉じ込め機能を確認するために，圧縮永久ひずみ試験結果をもとに許容開口量を評価し，重大事故時における扉板部の開口量と比較することで格納容器閉じ込め機能を評価した。
許容開口量の設定に使用する改良ＥＰＤＭ製シール材の圧縮永久ひずみ試験結果を第 5-5 表に示す。

第 5-5 表

圧縮永久ひずみ試験 ※1 結果（改良ＥＰＤＭ製）
試験温度

200℃

構造部放射線照射量
試験雰囲気

蒸気

試験時間

168h

ひずみ率 ※2
※1
※2
※3

※3

JIS K 6262 に従い実施
試料を圧縮し完全に回復した状態が 0％，全く回復しない状態が 100％の平均値

許容開口量の設定に使用する試験結果は，トップフランジの設定の考え方と同様，168h のひずみ率とする。また，扉板シール部の定
5-8

145

格押込量が格締付量であることを踏まえ，許容開口量は×（100％－（＝定）／100%）とする。

機械工学便覧のはりのたわみ計算式を用いて求めた，所員用エアロック扉板の開口量は第 5-6 表に示すとおり 0.73mm であり，許容開
口量

を下回る。

所員用エアロック扉の変形概念図を第 5-3 図に示す。

第 5‐6 表

所員用エアロック（扉板）の開口量評価結果

評価式：機械工学便覧
δ＝ w×L １ ／ （24×E×I）×（3L１ ３ ＋6L１ ２ ×L ２ －L ２ ３ ）w ＝ P×b（w：単位荷重）３I ＝ b×h ／12 （I：断面二次モーメント）
P

圧力（MPa[gage]）b

扉板の幅（mm）

L１

支点からシール部までの長さ（mm）

E

縦弾性係数（MPa）

h

扉板の厚さ（mm）

L２

支点間の長さ（mm）

δ

変位量（mm）

第 5-3 図0.62

191,000

所員用エアロック扉の変形概念図
5-9

146

b.

扉以外のシール材
所員用エアロックには，扉のシリコンガスケット以外に格納容器閉
じ込め機能を確保するための隔壁貫通部にシール材が使用されているが，今後，事故時の耐環境性に優れた第 5-2 表に示すシール材に変更する。
これらのシール材について試験結果及び一般的な材料特性により重大事故環境下における耐性を確認した。

扉開閉ハンドル貫通部及び均圧配管フランジ部に使用する改良ＥＰ
ＤＭ材については，第 5-5 表の圧縮永久ひずみ試験結果に示すとおり，
重大事故環境下においても十分な耐性を有することを確認している。

電線管貫通部及び均圧配管フランジ部に使用する膨張黒鉛材は，一
般的に 400℃程度の高温環境下においても高い安定性を得ることができるシール材料であり，第 5-7 表に示す材料特性から，重大事故環境下においても十分な耐性を有することを確認した。

第 5-7 表膨張黒鉛材の材料特性
仕様

シール材
膨張黒鉛材

耐熱温度

耐圧性

耐放射線性

400℃以上6.9MPa

約 15MGy

均圧弁シート部に使用する PEEK 材は，一般的に 200℃程度の高温環境下においても高い安定性を得ることができるシール材料であり，第 5-8
表に示す材料特性から，重大事故環境下においても十分な耐性を有することを確認した。
5-10

147

第 5-8 表

PEEK 材の材料特性
仕様

シール材
耐熱温度

融点

耐放射線性

250℃

334℃

約 10MGy

ＰＥＥＫ材

また，実機均圧弁と同型の弁を使用した，重大事故時の格納容器環境を模擬した耐環境試験を実施しており，熱及び放射線曝露後の漏えい試
験にて弁シート部の気密性が確保できることを確認している。第 5-9 表に耐環境試験条件を示す。

第 5-9 表均圧弁の耐環境試験条件（PEEK 材）

熱劣化

200℃，168 時間

放射線照射量漏えい試験圧力

5-110.9MPa[gage]

148

5.3

評価結果
所員用エアロックの健全性評価結果を第5‐10表に示す。

第5‐10表
No.

大項目

(1)

本体の耐圧

所員用エアロックの健全性評価結果
評価方法

評価

①応力評価

200℃，2Pdにおけるフランジ部の一次応力は，許容値：2

(2)

結果

②許容圧力評価／3 Suを満足することを確認

ガスケットの健シール材劣化，開口量

ガスケット（改良ＥＰＤＭ材，全性

評価

膨張黒鉛材，ＰＥＥＫ材）の○事故時環境における劣化特性を考慮しても200℃，2Pdにお○けるフランジ開口量は，許容開口量以下となり，シール機能が維持されることを確認

以上により，所員用エアロックについては，200℃，2Pd 環境下でも，放射性物質の閉じ込め機能を維持できる。

5-12

149

別添 5-1
所員用エアロックの隔壁部の評価について

所員用エアロックの隔壁について，既工認で算出した応力に基づき，許容圧力を求め，2Pd を上回ることを確認する。
所員用エアロックの応力評価点を第 5-1(1)図に，所員用エアロックの各応力評価点における評価結果を第 5-1(1)表に示す。

第 5-1(1)図

所員用エアロックの応力評価点

5-13

150

第 5-1(1)表

所員用エアロック隔壁部の評価結果
単位：MPa

評価点

既工認における
応力強さ

許容応力

設計圧力

200℃における
許容圧力

P1

19

422

0.279

6.196

P2

19

422

0.279

6.196

P3

55

422

0.279

2.140

P4

72

422

0.279

1.635

P5

11

422

0.279

10.703

P6

10

422

0.279

11.773

P7

55

422

0.279

2.140

P8

89

422

0.279

1.322

P9

14

422

0.279

8.409

P10

12

422

0.279

9.811

5-14

151

6.
6.1

配管貫通部
概要
配管貫通部の 200℃，2Pd 環境下の健全性を確認する。
代表的な配管貫通部の概要図を第 6-1 図に示す。配管貫通部は，スリー
ブと平板類（平板，穴あき平板，フランジ，ボルト締め平板及びフルードヘッド），セーフエンド，伸縮継手とスリーブ等に接続する配管（接続配管）
によって原子炉格納容器バウンダリを構成している。また，フランジ部はボルトにより固定されており，シール部にはシリコンゴムを使用している。
上記を踏まえ，本章では以下の構成で健全性を確認する。
6.2 項では，配管貫通部（接続配管）の構造健全性を確認する。
6.3 項では，配管貫通部（スリーブ）の構造健全性を確認する。
6.4 項では，配管貫通部（平板類）の構造健全性，シール部の機能維持を確認する。
6.5 項では，配管貫通部（セーフエンド）の構造健全性を確認する。
6.6 項では，配管貫通部（伸縮継手）の構造健全性を確認する。

第 6-1 図

配管貫通部概要図

6-1

152

6.2
6.2.1

配管貫通部（接続配管）
評価方針
接続配管は，スリーブ等を介して原子炉格納容器と接続している。
接続配管の設計時に考慮される機能喪失要因は，脆性破壊，疲労破壊，
座屈及び延性破壊が考えられる。今回の評価条件である 200℃，2Pd の条件を考慮した場合，脆性破壊が生じる温度域でないこと，繰り返し荷重が作用しないこと，圧縮力が接続配管に生じないことから，脆性破壊，
疲労破壊及び座屈は評価対象外と考えることができる。
従って，接続配管の機能喪失要因は，原子炉格納容器の変形により生じる過度な曲げ荷重に伴う延性破壊が想定される。
このため，200℃，2Pd での接続配管の健全性確認について，第 6-1 表に示す評価方法により評価を実施する。
接続配管は原子炉格納容器貫通部の変位が支持構造物により拘束されることにより，反力に及びモーメントが発生し，応力が発生する。拘束条件として，厳しくなる接続配管の第１拘束点までの距離及び配管口径の比が最も小さい箇所であり，変位による反力及びモーメントが最大となる貫通部 X-31 の接続配管を代表として評価する。（別添 6.2-1 参照）

第 6-1 表

評価対象と評価方法

評価対象

機能喪失要因評価方法

構造部（接続配管）

延性破壊

設計・建設規格の評価式に準拠した評価（X-31 で代表評価）

6-2

153

6.2.2

評価
貫通部 X-31 に接続する接続配管について，3 次元梁モデルを用いた配管解析にて発生応力を算出し，設計・建設規格 PPC-3530 に規定される一次＋二次応力の制限値を満足することを確認する。
評価に用いる縦弾性係数及び熱膨張係数は，今回の評価が設計基準を超えた限界温度，圧力の評価であることを踏まえ，200℃における値を用
いる。

(1)

解析条件
解析条件を第 6-2 表に示す。また，原子炉格納容器貫通部の変位を第6-3 表に示す。

第 6-2 表
名称

解析条件

単位

スリーブ

接続配管

材

料

－

SA333 Gr.6
（GSTPL 相当）

SM400B

外

径

mm

609.6

609.6

厚

さ

mm

31.0

9.5

縦弾性係数

×10５ MPa

1.92※１1.91※１

熱膨張係数×10－６ mm/mm℃

12.70※１

12.09※１

温

度

℃

200

200

圧

力

MPa[gage]

0.62

0.62
※1：200℃における値

6-3

154

第 6-3 表

原子炉格納容器貫通部の変位
変位（mm）

貫通部番号

温度
水平（外向き）X-31(2)

鉛直（上向き）200℃

強度計算に使用する記号の定義
管の応力計算に用いる記号について以下に説明する。
記号

単位

説明

D０

mm

管の外形

Mａ

N･mm

管の機械的荷重（自重その他の長期的荷重に限る）により生じるモーメント

Mｃ

N･mm

管の熱による支持点の変位及び熱膨張により生じるモーメント

P

MPa

計算圧力

Sａ

MPa

許容応力

Sｃ

MPa

室温における設計・建設規格 付録材料図表
Part5 表 5 に規定する材料の許容引張応力

Sｈ

MPa

使用温度における設計・建設規格

付録材料図

表 Part5 表 5 に規定する材料の許容引張応力
SｎMPa

一次応力と二次応力を加えて求めた応力

Z

mm ３

管の断面係数f－

設計・建設規格 PPC-3530 に規定する許容応力低減係数

i１ ，i ２－

設計・建設規格 PPC-3530 に規定する応力係数

t

mm

管の厚さ

6-4

155

(3)

材料の許容応力［設計・建設規格 PPC-3530］
設計・建設規格 PPC-3530 に規定される要求事項への適合性を確認する。
なお，応力計算に使用する管の外径及び厚さは，公称値を用いる。

・一次＋二次応力（Sｎ ）[設計・建設規格 PPC-3530(1)a.]

=

4

+

+

0.75

一次＋二次応力の許容応力は，設計・建設規格 PPC-3530(1)c.に基づき，次式により算出する。

= 1.25 f

6.2.3+ (1 + 0.25 f )評価結果
解析モデルを第 6-2 図，解析結果を第 6-4 表に示す。
貫通部 X-31 の接続配管について，設計・建設規格 PPC-3530 の規定を満足することから，配管の変形による延性破壊の可能性がないことが確認できた。以上の結果より，200℃，2Pd の環境下においても配管が損傷に至らず，放射性物質の閉じ込め機能を維持できる。

第 6-4 表貫通部 X-31 に接続配管の解析結果（最大応力発生点）
単位：MPa
一次応力評価一次＋二次応力評価

貫通部
X-31

計算応力

許容応力

計算応力

許容応力

39

150

169

257

6-5

156

第 6-2 図

解析モデル図（X-31）（1／2）

6-6

157

別添 6.2-1
接続配管の評価対象について

本評価では，拘束条件として，厳しくなる接続配管の第１拘束点までの距離
及び配管口径の比が最も小さい箇所であり，接続配管に発生する反力及びモーメントが最大となる貫通部 X-31 を代表として選定している。原子炉格納容器には熱膨張に伴う変位が発生するが，貫通部に接続される配管は支持構造物により拘束されているため，貫通部には反力及びモーメントが発生する。以下に考え方を示す。

1.

配管貫通部の形式
配管貫通部の構造は第 6.2-1(1)図に示すとおり，以下の 3 つに区分される。
形式 1：二重管タイプ（ベローズ付）
形式 2：二重管タイプ（ベローズ無）
形式 3：直結タイプ

形式 1 のベローズ付タイプの貫通部は配管の相対変位をベローズで吸収する構造であるため，反力及びモーメントは貫通部に伝わらない構造である。
一方，形式 2 及び形式 3 の貫通部は，変位による配管反力及びモーメントが貫通部に作用し，これにより接続配管と貫通部に応力が発生する。このことから，形式 2（二重管タイプ（ベローズ無））及び形式 3（直結タイプ）の貫通部より評価部位を選定する。

6-7

158

第 6.2-1(1)図2.

配管貫通部の構造図

反力及びモーメントの算出
配管貫通部の変位により発生する反力及びモーメントを以下のようにモデル化して算出する。
配管貫通部に変位が発生すると，接続する配管の第 1 拘束点で変位が拘束されることにより，貫通部に反力及びモーメントが作用することとなる。こ
れを，第 6.2-1(2)図のような梁モデルとして評価する。
反力及びモーメント

第1拘束点

変位

支持間隔
変位

支持間隔

第 6.2-1(2)図配管貫通部の梁モデル
6-8

159

第 6.2-1(2)図において梁の自由端側に変位を与えた際に発生する反力及びモーメントは次式のとおりとなる。
反力
モーメント

F ＝ 3・E・I・δ／L３
M ＝ F・L＝ 3・E・I・δ／L２

E：縦弾性係数

I：断面二次モーメントδ：貫通部変位

L：支持間隔貫通部変位δは次式のとおりとなる。
δ ＝ α・ ・⊿T
α：熱膨張係数：基準点からの距離⊿T：基準温度との差基準点からの距離は第 6.2-1(3)図に示すとおり，鉛直方向と半径方向の距
離の二乗平方根によって求める。

第1拘束点

半径方向距離基準点

鉛直方向距離格納容器基礎レベル
格納容器中心第 6.2-1(3)図基準点からの距離
6-9

160

3.

選定結果
配管貫通部に作用する反力及びモーメントが最大となる，貫通部 X-31 を代表箇所として選定している。各配管貫通部の反力及びモーメントを算出した
結果を第 6.2-1(1)表に示す。

貫通部
番号

系統

接続配管仕様

計算値

基準点
からの
距離
(mm)

外径
(mm)

厚さ
(mm)

縦弾性
係数
(MPa)

支持間隔
(mm)

X-3

AC 系 D/W 排気38,486.4

609.6

9.5

191,000

4,926.1

X-11A

RHR D/W スプレイ

36,419.1

406.4

12.7

191,000

9,063.7

X-13

SLC

29,343.8

48.6

5.1

183,000

4,747.0

X-203

FCS 入口25,100.6

114.3

6.0

191,000

2,991.3

X-5

RCW 入口24,763.9

216.3

8.2

191,000

5,154.6

X-46

RCW 戻り24,763.9

216.3

8.2

191,000

3,357.8

X-11B

RHR D/W スプレイ

23,823.3

406.4

12.7

191,000

11,973.3

X-53

AC 系 D/W 供給

23,481.3

508.0

9.5

191,000

7,714.7

X-76

FCS 入口23,481.3

114.3

6.0

191,000

7,382.8

X-25A

RHR S/C スプレイ

20,144.4

114.3

6.0

191,000

4,483.0

X-25B

RHR S/C スプレイ

20,144.4

114.3

6.0

191,000

3,574.8

X-79

AC 系 S/C 排気20,144.4

609.6

9.5

191,000

8,961.6

X-80

AC 系 S/C 供給

20,144.4

609.6

9.5

191,000

10,042.1

X-52A

FCS 戻り19,073.7

165.2

7.1

191,000

7,408.8

X-52B

FCS 戻り19,073.7

165.2

7.1

191,000

7,960.3

X-47

RHR テストライン

16,536.1

406.4

9.5

191,000

9,200.0

X-48

RHR テストライン

16,536.1

406.4

9.5

191,000

5,674.5

X-49

HPCS テストライン

16,536.1

318.5

10.3

191,000

10,305.7

X-63

LPCS テストライン

16,536.1

318.5

10.3

191,000

16,506.5

X-31

HPCS ポンプ入口

13,043.0

609.6

9.5

191,000

2,820.9

X-32

RHR ポンプ入口

13,040.6

609.6

9.5

191,000

9,312.6

X-34

LPCS ポンプ入口

13,040.6

609.6

9.5

191,000

5,560.0

X-35

RHR ポンプ入口

13,040.6

609.6

9.5

191,000

9,727.6

X-36

RHR ポンプ入口

13,040.6

609.6

9.5

191,000

8,780.0

第 6.2-1(1)表

反力
(N)

モーメント
(×10 ６ N･mm)

L／D
（－）

主要な配管貫通部の反力及びモーメント

6-10

161

配管貫通部（スリーブ）

6.3
6.3.1

評価方針
スリーブは，原子炉格納容器本体胴を貫通する円筒形の部材で，原子炉格納容器本体胴に溶接固定されている。
スリーブの設計時に考慮される機能喪失要因は，脆性破壊，疲労破壊，
座屈及び延性破壊が考えられる。今回の評価条件である 200℃，2Pd の条件を考慮した場合，脆性破壊が生じる温度域でないこと，繰り返し荷重が作用しないこと，内圧を受けるスリーブには圧縮力が生じないことから，脆性破壊，疲労破壊及び座屈は評価対象外と考えることができる。
従って，スリーブの機能喪失要因は，高温状態で内圧を受け，過度な塑性変形に伴う延性破壊が想定される。
このため，200℃，2Pd でのスリーブの健全性確認について，第 6-5 表に示す評価方法により評価を実施する。
スリーブ本体の評価は，配管厚さと口径の比が最も小さくなる箇所が内圧による発生応力が大きくなるため，最大径の貫通部 X-18A～D を代表評価し，スリーブ取付部については，接続配管の反力及びモーメントが最大となる作用することから，6.2 配管貫通部（接続配管）と同様に貫通部 X-31 を代表として評価する。
スリーブの評価対象を第 6-3 図に示す。

第 6-5 表
評価対象

評価対象と評価方法

構造部

機能喪失要因評価方法

スリーブ本体延性破壊

設計・建設規格の評価式を準用した評価（X-18A～D で代表評価）

スリーブ取付部（スリーブ側，胴側）

延性破壊

設計・建設規格の評価式を準用した評価（X-31 で代表評価）

6-11

162

第 6-3 図

スリーブの評価対象

6-12

163

6.3.2(1)

評価
スリーブ本体貫通部 X-18A～D のスリーブ本体については，既工認と同様の評価手法
である設計・建設規格に示される必要最小板厚の式を用い許容圧力を求め，2Pd を上回ることを確認する。
その際，部材に発生する応力強さの許容値は，今回の評価が設計基準を超えた限界温度，圧力の評価であることを踏まえ，設計引張強さ(Sｕ値)に対する割下げ率を Pｍ （一次一般膜応力強さ）には 1.5 として評価を行う。
すなわち，部材に発生する応力 Pｍ が 2/3S ｕ 値以下であれば，延性破壊に至らず，構造は健全で機能要求（放射性物質の閉じ込め機能）を確保できると考える。この許容値の考え方は，設計・建設規格において示される原子炉格納容器（クラスＭＣ容器）の供用状態Ｄに対する許容値と同じ考え方である（設計・建設規格 解説 PVB-3111 参照）。
Sｕ 値を算出する際の温度は，限界温度として設定した 200℃を用いる。

a.

計算に使用する記号の定義
スリーブ本体の許容圧力の計算に使用する記号の定義について，以下
に示す。
記号

単位

説明

P

MPa

圧力

S

MPa

許容引張応力（200℃における 2/3S ｕ 値を使用）

η

－

継手効率

t

mm

板厚

DＯ

mm

スリーブの外径
6-13

164

b.

許容圧力の計算方法
スリーブ本体の許容圧力は，設計・建設規格の評価式を用いて計算す
る。

t=

2

+ 0.8

［設計・建設規格 PVE-3611］

設計・建設規格の評価式を圧力について解くと

P=

2
0.8

上式を用いて，スリーブ本体の許容圧力を計算する。

c.

許容圧力の計算結果
スリーブ本体の許容圧力の計算結果を以下に示す。
スリーブ：ASME SA516 Gr.70（SGV480 相当）
許容圧力算定式：PVE-3611 を準用
P ＝ 2Sηt ／ （DＯ －0.8t）
S

許容引張応力（MPa）（200℃における 2/3Sｕ 値を使用）

281

η

継手効率（－）

1.0t

呼び厚さ（mm）

DＯ

管台の外形(mm)P

200℃における許容圧力26.617MPa＞

6-14

26.617
0.62MPa（2Pd）

165

(2)

スリーブ取付部
貫通部 X-31 の貫通配管解析の結果で得られた配管反力に基づき，スリ
ーブ取付部について，既工認と同様の評価手法で発生応力を算出し，許容値を満足することを確認する。
発生応力は，熱膨張に伴う配管反力により発生する二次応力として分類されることから，設計・建設規格に示される一次＋二次応力の評価方
法及び評価基準値に従う。
許容値は，設計・建設規格において示される原子炉格納容器（クラス
ＭＣ容器）の供用状態Ａ，Ｂに対する許容値と同じ 3S（S 値：200℃における値）とする。

a.

貫通部の形状及び主要寸法
貫通部の形状及び主要寸法を第 6-4 図及び第 6-6 表に示す。

第 6-4 図貫通部の形状（X-31）

6-15

166

第 6-6 表貫通部の主要寸法（X-31）
単位：mm

貫通部番号

T１

T２

dＯ

tｎｏ

D

X-31

b.

記号の説明
貫通部の応力計算に用いる記号について以下に説明する。
記号

単位

説明

A

mm2

断面積

dＯ

mm

直径

MＣ

N･mm

水平方向モーメント

MＬ

N･mm

鉛直方向モーメントPMPa

内圧，軸方向荷重

Pｂ

MPa

一次曲げ応力PＬ

MPa

一次局部応力

Q

MPa

二次応力

D

mm

原子炉格納容器の内径S

MPa

許容引張応力

Tmm

原子炉格納容器胴の厚さ

tｎｏ

mm

スリーブの厚さ

Z

mm3

断面係数

ν

－

ポアソン比

σ

MPa

軸方向応力

σｔ

MPa

円周方向応力

τ

MPa

せん断応力

6-16

167

c.

評価条件
配管解析から得られた取合い部の反力に基づき設定した評価荷重を第6-7 表に，作用方向を第 6-5 図に示す。また，材料及び許容応力を第 6-8
表に示す。

第 6-7 表

評価荷重

軸力（N）
貫通部番号

モーメント（N･mm）

荷重の種類
P

MＣ

MＬ

死荷重

6.570×101

7.207×10 6

3.484×10 7

熱荷重3.205×104

2.591×10 7

5.271×10 7

X-31

鉛直方向

水平方向

第 6-5 図貫通部の形状（X-31）

第 6-8 表

材料の許容応力一次＋二次応力部位

材料
PＬ ＋P ｂ ＋Q

原子炉格納容器胴

SA516 Gr.70（SGV480 相当）

6-17

393MPa（＝3S）

168

d.

応力評価点
応力評価点を第 6-9 表及び第 6-6 図に示す。

第 6-9 表
応力評価点番号

貫通部番号

P1-A，P1-B，P1-C

X-31

第 6-6 図

e.

応力評価点
応力評価点
原子炉格納容器胴とスリーブの取付部（胴側）

貫通部の応力評価点

応力評価点 P1 の計算
原子炉格納容器胴に作用する限界圧力（内圧）及び死荷重による応力は，既工認で計算した応力を用い，評価荷重比の割り増しを考慮して算出する。また，貫通部に作用する荷重（配管反力）により貫通部近傍に発生する応力は，第 6-7 図に示すＦＥＭモデルを用いて計算す
る。

6-18

169

第 6-7 図f.

貫通部の計算モデル

応力評価
貫通部 X-31 の 200℃，2Pd における各応力評価点の発生応力は，一次＋二次応力の許容値を下回る。
組み合せ荷重による応力評価結果を第 6-10 表に示す。

第 6-10 表
貫通部
番号

X-31

6.3.3

荷重の
組合せ
死荷重＋
内圧＋熱

材料の許容応力

応力分布

一次＋二次
応力

応力評価点

発生応力

P1-A

124MPaP1-B

188MPaP1-C

135MPa

許容応力393MPa

評価結果
スリーブについては，200℃，2Pd 環境下でも，放射性物質の閉じ込め機能を維持できる。

6-19

170

6.4
6.4.1

配管貫通部（平板類）
評価方針
平板類のうち，平板，穴あき平板，フランジ，ボルト締め平板及びフルードヘッドは，スリーブ又はセーフエンドに溶接固定されている。また，フランジ部はボルトにより固定されており，シール部にはシリコン
ゴムのガスケットを使用している。
平板類の設計時に考慮される機能喪失要因は，脆性破壊，疲労破壊及び延性破壊が考えられる。今回の評価条件である 200℃，2Pd の条件を考慮した場合，脆性破壊が生じる温度域でないこと，繰り返し荷重が作用しないことから，脆性破壊及び疲労破壊は評価対象外と考えることができる。
従って，平板類の機能喪失要因は，高温状態で内圧を受け，過度な塑性変形に伴う延性破壊が想定される。
また，シール部については，高温状態で内圧を受け，フランジ部が変形することによる開口及びシール材の高温劣化によるシール機能の低下が想定される。さらに，シール部の開口が進むとボルトに引張応力が作用し，ボルト破損に至ることが想定される。
このため，200℃，2Pd での平板類の健全性確認について，第 6-11 表に示す評価方法により評価を実施する。シール部については，改良ＥＰ
ＤＭ製シール材による評価を実施する。
平板類は，配管厚さと口径の比が最も小さくなる箇所が内圧による発生応力が大きくなるため，最大径の貫通部 X-28 を代表評価する。
平板類（X-28）の評価対象を第 6-8 図に示す。

6-20

171

第 6-11 表
評価対象

評価対象と評価方法

構造部

機能喪失要因評価方法

ボルト締め平板

延性破壊

設計・建設規格の評価式を準用した評価（X-28 で代表評価）

フランジ

延性破壊

JIS B 8265 を用いた評価（X-28 で代表評価）

ボルト

延性破壊

JIS B 8265 を用いた評価（X-28 で代表評価）

シール部

一般式を用いた評価
開口，シール材
フランジ，ガスケット
試験結果等を用いた評価
劣化（X-28 で代表評価）

第 6-8 図平板類（X-28）の評価対象

6-21

172

6.4.2(1)

評価
構造部（ボルト締め平板）
貫通部 X-28 のボルト締め平板について，既工認と同様の評価手法である設計・建設規格に示される必要最小板厚の式を用い許容圧力を求め，
2Pd を上回ることを確認する。
その際，部材に発生する応力強さの許容値は，今回の評価が設計基準を超えた限界温度，圧力の評価であることを踏まえ，設計引張強さ(Sｕ値)に対する割下げ率を Pｍ （一次一般膜応力強さ）には 1.5 として評価を行う。すなわち，部材に発生する応力 Pｍ が 2/3S ｕ 値以下であれば，延性破壊に至らず，構造は健全で機能要求(放射性物質の閉じ込め機能)を確保できると考える。この許容値の考え方は，設計・建設規格において示される原子炉格納容器（クラスＭＣ容器）の供用状態Ｄに対する許容値と同じ考え方である（設計・建設規格 解説 PVB-3111 参照）。
Sｕ 値を算出する際の温度は，限界温度として設定した 200℃を用いる。

a.

計算に使用する記号の定義
ボルト締め平板の許容圧力の計算に使用する記号の定義について，以
下に示す。
記号

単位

説明

P

MPa

圧力

S

MPa

許容引張応力（200℃における 2/3S ｕ 値を使用）

K－

平板の取付方法による係数

t

mm

板厚

d

mm

平板の径または最少内のり

6-22

173

b.

許容圧力の計算方法
ボルト締め平板の許容圧力は，設計・建設規格の評価式を用いて計算
する。

t=d

［設計・建設規格 PVE-3410］

設計・建設規格の評価式を圧力について解くとP=上式を用いて，アダプタの許容圧力を計算する。

c.

計算結果
以下の示すとおり，ボルト締め平板の許容圧力は 2Pd 以上である。
ボルト締め平板：ASME SA516 Gr.70（SGV480 相当）
許容圧力算定式：PVE-3410 を準用
P ＝ S／K×（t／d） ２
S

許容引張応力（MPa）（200℃における 2／3Sｕ 値を使用）

281

K

係数

0.47

t

呼び厚さ（mm）

d

平板の径(mm)P

200℃における許容圧力
1.90MPa[gage]

＞

6-23

1.90
0.62MPa[gage]（2Pd）

174

(2)

構造部（フランジ，ボルト）
貫通部 X-28 のフランジ部について，ＪＩＳ Ｂ ８２６５「圧力容器の構造－一般事項」を用いて，2Pd におけるフランジの発生応力が許容応
力を下回ること及びボルトの必要総有効断面積が，ボルトの総有効断面積を下回ることを確認する。
その際，部材に発生する応力強さの許容値は，今回の評価が設計基準を超えた限界温度，圧力の評価であることを踏まえ，設計引張強さ(Sｕ値)に対する割下げ率を Pｍ （一次一般膜応力強さ）には 1.5 として評価を行う。すなわち，部材に発生する応力 Pｍ が 2/3S ｕ 値以下であれば，延性破壊に至らず，構造は健全で機能要求（放射性物質の閉じ込め機能）を確保できると考える。この許容値の考え方は，設計・建設規格において示される原子炉格納容器（クラスＭＣ容器）の供用状態Ｄに対する許容値と同じ考え方である（設計・建設規格 解説 PVB-3111 参照）。
Sｕ 値を算出する際の温度は，限界温度として設定した 200℃を用いる。

6-24

175

a.

フランジ部の仕様及び評価条件
貫通部 X-28 のフランジ概要図を第 6-9 図，フランジ部の仕様及び評価
条件第 6-12 表に示す。

第 6-9 図フランジ概要図（貫通部 X-28）

第 6-12 表

評価条件（貫通部 X-28）

項目

仕様及び値

評価圧力

0.62MPa[gage]

評価温度

200℃

フランジ材質SGV480 相当

フランジ内径
フランジ板厚（最小厚さ）
ボルト呼び径
ボルト本数

6-25

176

ボルトの評価結果を第 6-13 表，フランジの評価結果を第 6-14 表に示す。

第 6-13 表

ボルト評価結果（貫通部 X-28）
単位：mm ２

荷重

必要総有効断面積 Am

総有効断面積 Ab

2Pd

1.212×10３

6.765×10 ３

第 6-14 表

フランジ応力評価結果（貫通部 X-28）
単位：MPa

応力

記号

X-28
発生値

許容値

ハブの軸方向応力90422

フランジの半径方向応力

158

281

フランジの周方向応力

31

281

124

281

61

281

組合せ応力
組合せ応力

+
2
+
2

6-26

177

(3)

シール部

a.

規格等を用いた評価（ボルト締め平板）
貫通部 X-28 のフランジ部について，文献の理論式を用いて 2Pd における開口量を求め，許容開口量を下回ることを確認する。
シール材については，改良ＥＰＤＭ製シール材を使用することとする。
許容開口量の設定に使用する改良ＥＰＤＭ製シール材の圧縮永久ひずみ試験結果を第 6-15 表に示す。

第 6-15 表

圧縮永久ひずみ試験 ※1 結果（改良ＥＰＤＭ製）
試験温度

200℃

構造部放射線照射量
試験雰囲気

蒸気

試験時間

168h

ひずみ率 ※2
※1
※2
※3

※3

JIS K 6262 に従い実施
試料を圧縮し完全に回復した状態が 0％，全く回復しない状態が 100％の平均値

許容開口量はトップヘッドフランジの考え方と同様，168 時間のひずみ率と貫通部 X-28 のフランジ部の定格締付量
定格締付量

×（100％－

を踏まえ（＝）／100％）とする。

第 6-10 図に示すモデルを用いた開口量の評価結果を第 6-16 表に示す。
2Pd における開口量はであり，許容開口量

6-27

を下回る。

178

第 6-10 図

第 6-16 表

6.4.3

評価モデル

フランジ部開口量評価結果（貫通部 X-28）

評価結果
平板類については，200℃，2Pd 環境下でも，放射性物質の閉じ込め機
能を維持できる。
6-28

179

6.5
6.5.1

配管貫通部（セーフエンド）
評価方針
セーフエンドは，伸縮継手付貫通部に用いられる短管で，スリーブ及び伸縮継手等に溶接固定されている。
セーフエンドの設計時に考慮される機能喪失要因は，脆性破壊，疲労
破壊，座屈及び延性破壊が考えられる。今回の評価条件である 200℃，
2Pd の条件を考慮した場合，脆性破壊が生じる温度域でないこと，繰り返し荷重が作用しないこと，圧縮力がセーフエンドに生じないことから，
脆性破壊，疲労破壊及び座屈は評価対象外と考えることができる。
従って，セーフエンドの機能喪失要因は，高温状態で内圧を受け，過度な塑性変形に伴う延性破壊が想定される。
このため，200℃，2Pd でのセーフエンドの健全性確認について，第 6-17
表に示す評価方法により評価を実施する。
セーフエンドは，配管厚さと口径の比が最も小さくなる箇所が内圧による発生応力が大きくなるため，最大径の貫通部 X-18A～D を代表評価する。
セーフエンドの評価対象を第 6-11 図に示す。

第 6-17 表

評価対象と評価方法

評価対象

機能喪失要因規格評価

構造部（セーフエンド）

延性破壊

規格を用いた評価（X-18A～D で代表評価）

6-29

180

第 6-11 図

6.5.2

評価

(1)

構造部

a.

規格を用いた評価

セーフエンドの評価対象

貫通部 X-18A～D のセーフエンドについて，既工認と同様の評価手法である設計・建設規格に示される必要最小板厚の式を用い許容圧力を求め，
2Pd を上回ることを確認する。
その際，部材に発生する応力強さの許容値は，今回の評価が設計基準を超えた限界圧力・限界温度の評価であることを踏まえ，設計引張強さ(Sｕ 値)に対する割下げ率を Pｍ（一次一般膜応力強さ）には 1.5 として評価を行う。すなわち，部材に発生する応力 Pｍ が 2/3S ｕ 値以下であれば，延性破壊に至らず，構造は健全で機能要求（放射性物質の閉じ込め機能）を確保できると考える。この許容値の考え方は，設計・建設規格において示される原子炉格納容器（クラスＭＣ容器）の供用状態Ｄに対する許容値と同じ考え方である（設計・建設規格 解説 PVB-3111 参照）。
Sｕ 値を算出する際の温度は，限界温度として設定した 200℃を用いる。
評価結果を以下に示す。
貫通部 X-18A～D のセーフエンドは，2Pd を上回る。
6-30

181

セーフエンド：ASME SA516 Gr.70（SGV480 相当）
許容圧力算定式：PVE-3230(2)a 項を準用
P ＝ 2Sηt ／ （Dｉ ＋1.2t）
S

許容引張応力（MPa）（200℃における 2／3Sｕ 値を使用）

281

η

継手効率（－）

1.0t

呼び厚さ（mm）

Dｉ

胴内径(mm)P

200℃における許容圧力
4.529[gage]MPa

6.5.3

＞

4.529
0.62MPa[gage]（2Pd）

評価結果
セーフエンドについては，200℃，2Pd 環境下でも，放射性物質の閉じ込め機能を維持できる。

6-31

182

6.6
6.6.1

配管貫通部（伸縮継手）
評価方針
伸縮継手は，配管貫通部に用いられる伸縮継手で，セーフエンドに溶接固定されている。
伸縮継手の設計時に考慮される機能喪失要因は，脆性破壊及び疲労破壊が考えられる。今回の評価条件である 200℃，2Pd の条件を考慮した場合，脆性破壊が生じる温度域でないことから，脆性破壊は評価対象外と考えることができる。
従って，伸縮継手の機能喪失要因は，通常運転時に累積される低サイ
クル疲労に加えて重大事故時に累積される低サイクル疲労による疲労破壊が想定される。
このため，200℃，2Pd での伸縮継手の健全性確認について，第 6-18
表に示す評価方法により評価を実施する。
なお，評価結果については，伸縮継手の通常状態，設計状態の疲労累積係数と重大事故等時の疲労累積係数の和が最も大きかった，配管貫通部 X-14 を代表とする。
伸縮継手の評価対象を第 6-12 図に示す。

第 6-18 表

評価対象と評価方法

評価対象

機能喪失要因規格評価

構造部（伸縮継手）

疲労破壊

設計・建設規格に準拠した評価（X-14 で代表評価）

6-32

183

第 6-12 図

6.6.2

評価

(1)

構造部

a.

規格を用いた評価

伸縮継手の評価対象

貫通部 X-14 の伸縮継手について，設計・建設規格に示される伸縮継手の疲労評価の式を用いて算出し，疲労累積係数が 1 以下であることを確認する。重大事故時の繰り返し回数は 1 回とする。また，重大事故時の伸縮継手の全伸縮量は，簡易的に設計状態（171℃，１Pd）の 2 倍とする。
縦弾性係数(Ｅ)を算出する際の温度は，限界温度として設定した 200℃を用いる。
評価結果を以下に示す。
疲労累積係数は 1 以下である。

6-33

184

伸縮継手：SUS304
疲労評価算定式：PVE-3810 に準拠
Nｓｉ ＝（11031／σ） 3.5
σ＝1.5Eｔδ／（n√（bh ３ ））＋Ph／tc
E

200℃における縦弾性係数（MPa）

t

ベローズの板厚（mm）

δ

全伸縮量（mm）n

ベローズの波数の 2 倍の値b

ベローズの波のピッチの１／２（mm）h

ベローズの波の高さ（mm）

P

限界圧力（MPa）

c

ベローズの層数σ

ベローズに生じる応力（MPa）

NＳ３許容繰返し回数（回）N３

設計繰返し回数（回）183,000

0.62

1

ΣN ｉ ／N Ｓｉ（i＝1～3） 疲労累積係数

6.6.3

評価結果
伸縮継手については，200℃，2Pd 環境下でも，放射性物質の閉じ込め機能を維持できる。

6-34

185

7.
7.1

電気配線貫通部
概要
電気配線貫通部の 200℃，2Pd 環境下における健全性を確認する。
電気配線貫通部は，高圧用と低圧用の構造上 2 種類に大別される。高圧用電気配線貫通部の構造図を第 7-1 図，低圧用電気配線貫通部の構造図を
第 7-2 図に示す。
高圧用電気配線貫通部は，モジュールがヘッダに溶接されており，モジュール内に封入されたＥＰゴム，スリーブ及びアダプタにより気密性を維持する構造となっている。
低圧用電気配線貫通部は，ヘッダとモジュール固定部のＯリング（ＥＰゴム），モジュール内に封入されたエポキシ樹脂，スリーブ及びアダプタにより気密性を維持する構造となっている。

上記を踏まえ，本章では以下の構成で健全性を確認する。
7.2 項では，電気配線貫通部（アダプタ）の構造健全性を確認する。
7.3 項では，電気配線貫通部（ヘッダ）の構造健全性を確認する。
7.4 項では，電気配線貫通部（モジュール）のシール部の機能維持を確認する。
なお，スリーブについては，配管貫通部（スリーブ）の評価において評価している。

7-1

186

第 7-1 図

高圧用電気配線貫通部構造図

第 7-2 図低圧用電気配線貫通部構造図

7-2

187

7.2
7.2.1

電気配線貫通部（アダプタ）
評価方針
アダプタの設計時に考慮される機能喪失要因は，脆性破壊，疲労破壊，
座屈及び延性破壊が考えられる。今回の評価条件である 200℃，2Pd の条件を考慮した場合，脆性破壊が生じる温度域でないこと，繰り返し荷重が作用しないこと，圧縮力がアダプタに生じないことから，脆性破壊及び疲労破壊及び座屈は評価対象外と考えることができる。
従って，アダプタの機能喪失要因は，高温状態で内圧を受け，過度な塑性変形による延性破壊が想定される。このため，200℃，2Pd でのアダ
プタの健全性評価について，第 7-1 表に示す評価方法により評価を実施する。

第 7-1 表

7.2.2

評価対象と評価方法

評価対象

機能喪失要因

構造部

延性破壊

評価方法
設計・建設規格の評価式を準用した評価

評価
アダプタについて，設計・建設規格に示される必要最小板厚の式を用
い許容圧力を求め，2Pd を上回ることを確認する。
その際，部材に発生する応力強さの許容値は，今回の評価が設計基準を超えた限界温度，圧力の評価であることを踏まえ，設計引張強さ(Sｕ値)に対する割下げ率を Pｍ （一次一般膜応力強さ）には 1.5 として評価を行う。すなわち，部材に発生する応力 Pｍ が 2/3S ｕ 値以下であれば，延性破壊に至らず，構造は健全で機能要求(放射性物質の閉じ込め機能)を確保できると考える。この許容値の考え方は，設計・建設規格において
7-3

188

示される原子炉格納容器（クラスＭＣ容器）の供用状態Ｄに対する許容値と同じ考え方である。（設計・建設規格 解説 PVB-3111 参照）
Sｕ 値を算出する際の温度は，限界温度として設定した 200℃を用いる。

(1)

計算に使用する記号の定義
アダプタの許容圧力の計算に使用する記号の定義について，以下に示
す。

(2)

記号

単位

説明

P

MPa

圧力

S

MPa

許容引張応力（200℃における 2/3S ｕ 値を使用）

η

－

継手効率

t

mm

板厚

D０

mm

アダプタの外径

許容圧力の計算方法
アダプタの許容圧力は，設計・建設規格の評価式を用いて計算する。

t=

2

+ 0.8

［設計・建設規格 解説 PVE-3611］

設計・建設規格の評価式を圧力について解くと

P=

2
0.8

上式を用いて，アダプタの許容圧力を計算する。

7-4

189

7.2.3

評価結果
以下に示すとおり，アダプタの 200℃における許容圧力は 2Pd 以上である。これより，200℃，2Pd の環境下で放射性物質の閉じ込め機能が確保されることを確認した。

アダプタ：ASME SA105（SF440A 相当）
許容圧力計算式：PVE-3611 を準用
P ＝ 2Sηt ／ （Dｏ －0.8t）
項
S目

許容引張応力（200℃における 2/3S ｕ 値を使用）η

継手効率（－）t

板厚（mm）

Dｏ

アダプタ外径（mm）

P

200℃における許容圧力（MPa）
低圧用：10.645[gage]MPa
高圧用：10.619[gage]MPa

7-5

＞
＞

低圧用

高圧用

267

267

1.0

1.0

10.645

10.6190.62[gage]MPa（2Pd）
0.62[gage]MPa（2Pd）

190

7.3
7.3.1

電気配線貫通部（ヘッダ）
評価方針
ヘッダの設計時に考慮される機能喪失要因は，脆性破壊，疲労破壊及び延性破壊が考えられる。今回の評価条件である 200℃，2Pd の条件を考慮した場合，脆性破壊が生じる温度域でないこと，繰り返し荷重が作用しないこと，脆性破壊及び疲労破壊は評価対象外と考えることができる。
従って，ヘッダの機能喪失要因は，高温状態で内圧を受け，過度な塑性変形による延性破壊が想定される。
このため，200℃，2Pd でのヘッダの健全性評価について，第 7-2 表に示す評価方法により評価を実施する。

第 7-2 表

7.3.2

評価対象と評価方法

評価対象

機能喪失要因

構造部

延性破壊

評価方法
設計・建設規格の評価式を準用した評価

評価
ヘッダについて，設計・建設規格に示される必要最小板厚の式を用い許容圧力を求め，2Pd を上回ることを確認する。
その際，部材に発生する応力強さの許容値は，今回の評価が設計基準を超えた限界温度，圧力の評価であることを踏まえ，設計引張強さ(Sｕ値)に対する割下げ率を Pｍ （一次一般膜応力強さ）には 1.5 として評価を行う。すなわち，部材に発生する応力 Pｍ が 2/3S ｕ 値以下であれば，延性破壊に至らず，構造は健全で機能要求(放射性物質の閉じ込め機能)を確保できると考える。この許容値の考え方は，設計・建設規格において示される原子炉格納容器（クラスＭＣ容器）の供用状態Ｄに対する許容
7-6

191

値と同じ考え方である。（設計・建設規格 解説 PVB-3111 参照）
Sｕ 値を算出する際の温度は，限界温度として設定した 200℃を用いる。

(1)

計算に使用する記号の定義
ヘッダの許容圧力の計算に使用する記号の定義について，以下に示す。

(2)

記号

単位

説明

P

MPa

S

MPa

K

－

平板の取付方法による係数

t

mm

板厚

d

mm

平板の径または最少内のり

圧力
許容引張応力（200℃における 2/3S ｕ 値を使用）

許容圧力の計算方法
ヘッダの許容圧力は，設計・建設規格の評価式を用いて計算する。

t=d［設計・建設規格 解説 PVE-3410］

設計・建設規格の評価式を圧力について解くとP=上式を用いて，ヘッダの許容圧力を計算する。

7-7

192

(3)

穴の補強計算東海第二発電所に設置されている電気配線貫通部のヘッダにはモジュール取付用の貫通穴があるため，既工事計画認可申請書の強度計算書と同様に穴の補強を評価する。

ここで、
A0：補強に有効な面積
Ar：補強に必要な面積
dp：パイプの最大内径t0r ：ヘッダの計算上必要な厚さ
tpp ：パイプの最小厚さ
t0：ヘッダの厚さ
Y：補強に有効な範囲
1：点検溝の幅2：点検溝の深さ

F：係数

図

穴部の形状及び寸法（単位：mm）（既工事計画書より）
7-8

193

7.3.3

評価結果
以下に示すとおり，ヘッダの 200℃における許容圧力は 2Pd 以上である。

ヘッダ：ASME SA182 Gr.F304（SUSF304 相当）
許容圧力計算式：PVE-3410 を準用
P ＝ S／K×（t／d） ２
項
S

目

低圧用

高圧用

251

251

0.33

0.33

27.94810.69

許容引張応力（200℃における 2/3S ｕ 値を使用）

K

平板の取付方法による係数t

公称板厚（mm）

d

平板の径または最小内のり（mm）

P

200℃における許容圧力（MPa）
低圧用：27.948[gage]MPa
高圧用：10.69[gage]MPa＞＞

0.62[gage]MPa（2Pd）
0.62[gage]MPa（2Pd）

ヘッダの計算上必要な厚さ t0r は，設計建設規格 PVE-3410 より=d＝14.49㎜

K：0.5（既工事計画書より）
P：0.62 MPa（＝2Pd）
S：251 MPa（200℃における 2/3Su）

補強に必要な面積 A r
Ar ＝d p・t0r・F＝×14.49×1.0＝
7-9

mm2

194

補強に有効な面積 A0A0 ＝（2Y-dp -2t pp）（t00 -t0r）-2 1・ 2
＝（2×
＝

-

-2×

）×（

-14.49）-2×

×

mm 2

よって A0＞Ar/2＝

mm2であり，穴の補強は十分である。

これより，200℃，2Pd の環境下で放射性物質の閉じ込め機能が確保されることを確認した。

7-10

195

7.4
7.4.1

電気配線貫通部（モジュール）
評価方針
モジュールのシール材には，高圧用モジュールにはＥＰゴム，低圧用モジュールには，エポキシ樹脂及びＥＰゴムを使用しているため，高温劣化によるシール機能の低下が想定される。
なお，モジュールの接合部は，原子炉格納容器貫通部付け根から十分距離を確保し，原子炉格納容器胴側の変形影響が減衰する位置に設けていることから，200℃，2Pd による格納容器胴側の不均一な変形に伴う影響は及ばない。
このため，200℃，2Pd でのモジュールの健全性確認について，第 7-3
表に示す評価方法により評価を実施する。

第 7-3 表

評価対象と評価方法

評価対象

機能喪失要因評価方法

シール部（モジュール）

シール材劣化

試験結果等を用いた評価

7-11

196

7.4.2(1)

評価
電気ペネ共研の試験結果を用いた評価
電気ペネ共研において，LOCA 時の圧力，温度条件を超える条件下での，電気配線貫通部の知見を得るため，東海第二発電所を含む国内 BWR 電力
実機の電気配線貫通部の構造を反映した試験体を用い，電気配線貫通部
モジュールの気密性能について検証を行っている。第 7-3 図に電気ペネ共研の試験概要図を，第 7-4 表，第 7-4 図及び第 7-5 図に試験結果を示す。
試験結果より，高圧用モジュールのＥＰゴムシール部は 194℃／62 時
間，低圧用モジュールの樹脂シール部は 137℃／62 時間の熱劣化に対して，漏えいがないことが確認できている。
なお，本試験においては，放射線による照射が行われていないが，電気ペネトレーションの二次シール部は格納容器本体から離れた位置に取り付けられ，スリーブ周囲は遮へい壁で覆われていることから，温度と同様に格納容器内の積算線量に比べ小さいものと考える。
したがって，実機においてもシール部の耐性に対し有意な影響を及ぼさない範囲と考えられるため，シール部の劣化要因としては温度が主要なパラメータであると考える。

第 7-3 図電気ペネ共研の試験概要
7-12

197

第 7-4 表

電気ペネ共研の試験結果

試験条件

シール部温度(℃)／漏えい有無

種類
雰囲気

温度(℃)

圧力(MPa)

放射線照射

時間(h)

一次シール

二次シール

高圧

乾熱

200(220)※(0.61～0.79)※

なし

62

194/漏えいなし

44/漏えいなし低圧

乾熱200(220)※(0.60～0.81)※

なし

62

137/漏えいなし

68/漏えいなし※：（）内は記録グラフからの読み取り値

二次シール部：44℃

一次シール部：194℃

第 7-4 図高圧用モジュール試験体

温度分布図

第 7-5 図低圧用モジュール試験体

温度分布図

7-13

198

また，試験結果の二次シール部の温度（高圧用 44℃，低圧用 68℃）に対して，余裕を考慮し保守的に 100℃と想定した場合においても，一次シール部の熱劣化条件（高圧用 194℃／62 時間，低圧用 137℃／62 時間）
に対してアレニウス式により活性化エネルギ（15kcal／mol）を用いて換
算評価を行うと，高圧用 3,640 時間，低圧用 384 時間となり 168 時間を上回った。
なお，有機物であるシール材の活性化エネルギについては「原子力発電所のケーブル経年劣化ガイド（JNES-RE-2013-2049）」にて劣化処理条件として設定されている値（15kcal／mol）を使用している。この値は，過去の試験結果等におけるシール材の活性化エネルギに比べて保守的な値であることを確認している。

(2)

過去の環境試験結果を用いた評価
過去の電気配線貫通部の環境試験では，電気配線貫通部（低電圧用）
及び電気配線貫通部（高電圧用）を対象として，冷却材喪失事故模擬試
験が実施されており，健全性が確認されている。第 7-6 図及び第 7-7 図に試験装置の概要図，第 7-8 図に電気配線貫通部（低電圧用）及び電気
配線貫通部（高電圧用）の二次シール部の温度，環境試験温度を示す。
第 7-6 図及び第 7-7 図に示すとおり，試験においては電気ペネモジュールとカバーのみの構成であり，実機に比べ簡略的な構造である。そのため，実機に比べカバー外側からの入熱量が多く，結果として二次シー
ル部の温度が実機に比べ高くなる傾向にあるものと考えられる。一方，
電気ペネ共研における試験は電気ペネトレーションの接続箱内を加熱する構造であり，モジュール部への伝熱の観点からはより実機に即した構造であると言える。
7-14

199

したがって，格納容器内環境が 200℃となった場合の実際の温度は電気ペネ共研の温度（高電圧用 44℃，低電圧用 68℃）が適切であると考えていること及び本試験において原子炉格納容器内を模擬した電気ペネ共研の試験（二次シール部において高電圧用 44℃，低電圧用 68℃）よりも厳しい温度条件下で，13 日間の健全性が確認された結果からも，格納容器が 200℃の状況において格納容器閉じ込め機能が確保できると考える。

第 7-6 図

冷却材喪失事故模擬試験の試験概要図（高電圧用）

第 7-7 図

冷却材喪失事故模擬試験の試験概要図（低電圧用）

7-15

200

第7-8図モジュール型電気配線貫通部の既往環境試験と簡易的な温度評価結果

なお，第 7-8 図で示した試験については，経年劣化を踏まえた冷却材喪失事故模擬試験であり，劣化を考慮して第 7-5 表に示す試験を実施し
ている。

第7-5表

劣化を考慮した試験方法

No

試験項目

試験方法

１

サーマルサイクル

ペネトレーションを冷熱装置内に設置し，60 サイク

試験

ルのサーマルサイクルを放射線照射試験の前後2 回実施。1サイクルはを時間で変化させている。
２

放射線照射試験

ペネトレーションが40 年間の運転期間及び冷却材喪失事故時に受ける放射線を考慮し照射線量として試験を実施。

３

熱劣化試験

加熱促進により，40 年間に相当する加速熱劣化とし
を加える。

て

これらのことから，原子炉格納容器に使用されているシール材は，運転中の環境を考慮しても事故時に耐漏えい性能を確保されるものと考えられる。

7-16

201

ＮＵＰＥＣの試験結果を用いた評価(3)

ＮＵＰＥＣ試験において，実機を模擬したモジュール試験体を使用して，高温時におけるシール部の漏えい確認試験が行われている。第 7-6
表に試験結果，第 7-7 図に漏えい発生温度の圧力依存性を示す。
漏えい発生温度は，圧力が 0.4MPa～1.0MPa の範囲においては，圧力に依存せず，ほぼ一定となることが報告されている。
また，放射線照射の影響については，エポキシ樹脂に 800kGy の放射線照射を行った場合においても，放射線照射を行わなかった場合に比べ，シート部からの漏えい発生温度が著しく低くなることはなかった。

第 7-6 表漏えい発生条件確認試験結果

種類

雰囲気

圧力(MPa)

放射線照射量(kGy)

漏えい発生温度(℃)

高温

蒸気

0.8

800

400℃まで漏えいなし

蒸気

0.4

800

284

蒸気

0.8

800

284～303

蒸気

0.8

なし

285

蒸気

1.0

なし

266

第 7-7 図低圧モジュールの漏えい発生温度の圧力依存

低温

7-17

202

7.4.3

評価結果
モジュールについては，200℃，2Pd 環境下でも，放射性物質の閉じ込め機能を維持できる。

7-18

203

8.
8.1

原子炉格納容器隔離弁
概要
原子炉格納容器隔離弁の 200℃，2Pd 環境下における健全性を確認する弁の耐圧部は，弁箱，弁蓋，弁体等で構成しており，弁体，グランド部及び弁蓋部等には，シール材を使用している。原子炉格納容器隔離弁のうち，不活性ガス供給系バタフライ弁及びＴＩＰボール弁には，ゴム系又は樹脂
系のシール材を使用しており，高温劣化による機能低下が想定される。
また，弁の耐圧部については，機能喪失要因として，脆性破壊，疲労破
壊，座屈及び変形が考えられるが，200℃，2Pd の環境下では，脆性破壊が生じる温度域ではないこと，繰り返し荷重が作用しないこと，圧縮力が弁耐圧部に生じないことから，脆性破壊，疲労破壊及び座屈は評価対象外と考えられる。
従って，原子炉格納容器隔離弁のうち，不活性ガス系バタフライ弁及びＴＩＰボール弁の耐圧部の機能喪失要因は，高温状態で内圧を受け，過度な変形（一次応力）が想定されるため，以下の構成で健全性を確認する。
8.2 項では，不活性ガス系バタフライ弁の機能維持を確認する。
8.3 項では，ＴＩＰボール弁の機能維持を確認する。

上記以外の原子炉格納容器隔離弁については，以下の理由により 200℃，
2Pd の環境下で健全性を有している。
・弁箱の圧力クラスは各配管ラインの設計圧力に応じて適切なものが選定されており（圧力クラス：1.03MPa 以上），耐圧上問題とならない。
・グランドシール部及び弁蓋シール部には，黒鉛製のパッキン，ガスケ
ットを有しており，耐熱性上問題とならない。
・弁シート部は金属製又は黒鉛製である。
8-1

204

8.2
8.2.1

原子炉格納容器隔離弁（不活性ガス系バタフライ弁）
評価方針
不活性ガス系バタフライ弁は，弁シート部にＥＰゴムを使用している
ため，シール材の高温劣化によるシール機能の低下が考えられる。また，
弁耐圧部は，高温状態で内圧を受け，延性破壊が想定される。このため，200℃，2Pd での不活性ガス系バタフライ弁の健全性について，第 8-1 表に示す評価方法により確認する。なお，弁シート部のシール材について
は，改良ＥＰＤＭ製シール材による評価を実施する。
不活性ガス系バタフライ弁の評価対象を第 8-1 図に示す。

第 8-1 表

評価対象と評価方法

評価対象

機能喪失要因

弁シート部

シール材劣化耐圧部（弁箱）延性破壊

第 8-1 図

評価方法
試験結果等を用いた評価
設計・建設規格（弁の圧力温度基準）の準用による評価

不活性ガス系バタフライ弁評価対象

8-2

205

8.2.2(1)

評価
隔離機能
隔離機能は，弁シート材の耐環境性が支配的であるため，200℃，2Pdの環境下での弁シート部への影響を 600A のバタフライ弁供試体による蒸気加熱漏えい試験により確認する。試験条件を第 8-2 表に示す。
第 8-2 表蒸気加熱漏えい試験条件

試験圧力0.853MPa

試験温度

200℃

試験時間

168Hr

積算放射線量(2)

弁耐圧部の構造健全性
設計・建設規格 別表 1-1 に示す弁の許容圧力が，200℃，2Pd の環境
条件を上回ることを確認する。

8.2.3

評価結果

(1)

隔離機能
蒸気加熱漏えい試験を実施した結果，200℃，2Pd 環境下において，弁
シート部からの漏えいはなく，弁シート部の隔離機能が維持することを確認している。

(2)

弁耐圧部の構造健全性
当該弁の圧力クラスは 1.03MPa（150LB）であり，弁耐圧部の 200℃における許容圧力 1.40MPa[gage]は，2Pd（0.62MPa[gage]）を上回る。こ
れにより，弁耐圧部については，200℃，2Pd 環境下において健全性が維
8-3

206

持されることを確認した。
圧力クラス 1.03MPa の弁の温度－許容圧力を第 8-2 図に示す。

材料：SCPL1

圧力クラス：1.03MPa

圧力（MPa）

2
1.5
1

200℃，2Pd

0.5
0
0

50

100

150

200

250

300

温度（℃）

第 8-2 図不活性ガス系バタフライ弁の温度－許容圧力以上のことから，不活性ガス系バタフライ弁について，200℃，2Pd の環
境下での健全性を有すると考える。

8-4

207

8.3
8.3.1

原子炉格納容器隔離弁（ＴＩＰボール弁）
評価方針
ＴＩＰボール弁は，弁シート部，グランドシール部にフッ素樹脂，弁蓋シール部にはフッ素ゴムを使用しているため，シール材の高温劣化によるシール機能の低下が考えられる。また，弁耐圧部は，高温状態で内圧を受け，延性破壊が想定される。このため，200℃，2Pd でのＴＩＰボール弁の健全性について，第 8-3 表に示す評価方法により確認する。なお，弁シート部，グランドシール部及び弁蓋シール部のシール材については，改良ＥＰＤＭ製シール材による評価を実施する。
ＴＩＰボール弁の評価対象を第 8-3 図に示す。

第 8-3 表

評価対象と評価方法

評価対象

機能喪失要因シール材

シール材劣化耐圧部（弁箱）延性破壊

第 8-3 図

評価方法
試験結果等を用いた評価
設計・建設規格（弁の圧力温度基準）の準用による評価

ＴＩＰボール弁評価対象
8-5

208

8.3.2(1)

評価
隔離機能
隔離機能は，シール材の耐環境性が支配的であるため，200℃，2Pd 環
境下における圧縮永久ひずみ試験及び不活性バタフライ弁の蒸気加熱漏えい試験の結果から，シール材の環境耐性を確認する。

(2)

弁耐圧部の構造健全性
設計・建設規格 別表 1-1 に示す弁の許容圧力が，200℃，2Pd の環境
条件を上回ることを確認する。

8.3.3

評価結果

(1)

隔離機能
ボール弁の構造上，圧力付加により隔離機能を有するシート部が離れる方向に変形することは考えにくいため，要求される環境下においてシール材に適用する材質の劣化が無い限り，シール性に影響を及ぼすことはないと考える。したがって，隔離機能の評価は，シール材の環境耐性があることをもって評価することが可能と考える。
弁シート部，グランドシール部及び弁蓋シール部に使用する改良ＥＰ
ＤＭ製シール材については，第 8-4 表に示す圧縮永久ひずみ試験結果から，200℃，2Pd 環境下における環境耐性を有している。また，不活性ガ
ス系バタフライ弁の蒸気加熱漏えい試験の結果において，同材質の弁シートからの漏えいが無いことを確認している。

8-6

209

第 8-4 表

圧縮永久ひずみ試験 ※１ 結果（改良ＥＰＤＭ製）
試験温度

200℃

構造部放射線照射量
試験雰囲気

蒸気

試験時間

168Hr

ひずみ率 ※２
※1
※2
※3

(2)

※３

JIS K 6262 に従い実施
試料を圧縮し完全に回復した状態が 0％，全く回復しない状態が 100％の平均値

弁耐圧部の構造健全性
当該弁の圧力クラスは 1.03MPa（150LB）であり，弁耐圧部の 200℃における許容圧力 1.32MPa[gage]は 2Pd（0.62MPa[gage]）を上回る。これ
により，弁耐圧部については，200℃，2Pd 環境下において健全性が維持されることを確認した。
圧力クラス 1.03MPa の弁の温度－許容圧力を第 8-4 図に示す。

材料：SUSF304

圧力クラス：1.03MPa

圧力（MPa）

2
1.5
1

200℃，2Pd

0.5
0
0

50

100

150

200

250

300

温度（℃）

第 8-4 図ＴＩＰボール弁の温度－許容圧力

8-7

210

以上のことから，ＴＩＰボール弁について，200℃，2Pd の環境下での健全性を有すると考える。

8-8

211

別添 8-1
原子炉格納容器隔離弁の抽出について

原子炉格納容器隔離弁について，原子炉格納容器限界温度，圧力（200℃，2Pd）での健全性を確認するため，第 8-1(1)図のフローに従い対象弁を抽出した。

原子炉格納容器隔離弁

Yes

設計温度・圧力が200℃，2Pd 以上

No

シール部（弁シート，
グランド等）の材料が使用環境への耐性を有
している

（例）
ゴム又は樹脂系の材料

Yes（例）
金属又は黒鉛系の材料

No

シール部の健全性評価を実施

SA 環境で使用可能（評価対象弁）・不活性ガス系バタフライ弁
・ＴＩＰボール弁

第 8-1(1)図原子炉格納容器隔離弁の評価対象抽出フロー
8-9

212

参考資料 1
改良ＥＰＤＭ製シール材の適用性について

東海第二発電所では，改良ＥＰＤＭ製シール材としてを採用する計画である。

改良ＥＰＤＭ製シール材の開発経緯を以下に示す。
・従来，格納容器のガスケット材料として使用していたシリコンゴムは，
使用温度範囲が－60℃～＋200℃であり，耐熱性としては，従来のＥＰ
ＤＭ製シール材の使用温度範囲－50℃～＋150℃よりも若干高いものの，既往の試験結果から高温蒸気環境での劣化が確認されていた。
・従来のＥＰＤＭ製シール材はシリコンゴムに比較して高温蒸気に強い材料であったが，更なる高耐熱化を目的に材料の改良を進め，改良Ｅ
ＰＤＭ製シール材を開発した。
改良ＥＰＤＭ製シール材については，ガスケットメーカにおいて，耐熱性，耐高温蒸気性及び耐放射線性の確認を目的に，事故時環境を考慮した条件

にて圧縮永久ひずみ試験が実施されており，耐性が確認されている。

東海第二発電所に採用予定の改良ＥＰＤＭ製シール材）については，ガスケットメーカで実施された試験と同様に圧縮永久ひずみ試験を実施するとともに，事故時の温度及び放射線による劣化特性
がシール機能に影響を及ぼすものでないことを実機フランジ模擬試験にて確認している。
また，改良ＥＰＤＭ製シール材は，従来のＥＰＤＭ製シール材と同様，ガ
スケットメーカにて標準の型番品（
参考 1－1）として管理213

されているものであり，当該品を特定可能であることから，メーカ型番を指定することで今回シール機能が確認されたものを確実に調達することが可能である。
なお，今後の技術開発により，より高い信頼性があるシール材が開発された場合においては，今回と同様に圧縮永久ひずみ試験等を実施し耐性評価を行うことで，実機フランジへの適用性について確認する。

参考 1－2214参考資料 2
改良ＥＰＤＭ製シール材における各試験について

改良ＥＰＤＭ製シール材の試験では「改良ＥＰＤＭ製シール材の圧縮永久ひずみ試験」「実施フランジ模擬試験」の 2 種類を実施している。各試験の位置付けを明確化するとともに「実機フランジ模擬試験」の試験条件はシビア
アクシデント環境を適切に模擬できているかについて確認するため「高温曝露の方法」「放射線試験の方法」の適切性を確認した。

1．各試験の位置付けについて
1)

改良ＥＰＤＭ製シール材の圧縮永久ひずみ試験
フランジ部からの漏えいの発生を防止するため，フランジ面にはシー
ル材がセットされている。フランジはフランジボルトを締め付けることによりシール材を圧縮し，シール機能を発揮する構造となっている。
このため，フランジからの漏えいは「圧力の上昇によりフランジ部が開口すること」に加え「その開口量がシール材の復元特性範囲を超える」
場合に生じる。従って，シール材の耐漏えい性能を確認するためには，シール材がセットされるフランジが「圧力上昇によりどの程度開口するのか」を評価し，その開口量に熱等により劣化した「シール材の復元量」
を確認することを目的に実施している（第 1 表参照）。

参考 2－1215

第1表

フランジ部の開口量評価と圧縮永久ひずみ試験の位置付け

フランジ部からの漏えい要因

確認事項

試験（及び評価）の位置付け

フランジ部の圧
圧力の上昇によりフランジ部が力 上 昇 に 対 す る 解析による開口量評価
開口することによる漏えい
開口量
熱等により劣化
開口量がシール材の復元特性を
永久ひずみ試験によるしたシール材の超えることによる漏えい
シール材の復元量評価
復元量
本試験で得られるひずみ率をフランジ構造によらず，一様に適用できる理由を整理する。
・圧力上昇による影響は，原子炉格納容器の限界温度・圧力である 200℃，
2Pd としている。
・本試験は，フランジ構造に関わらず，圧縮状態で使用される静的シール部におけるガスケット単体の劣化度（ひずみ率）から復元量を確認するものであることから，フランジ構造の違いは構造部の開口量計算において評価しているものと考える。
・本試験における試験片の圧縮率は，％としており，改良型 EPDM を適用する角型断面ガスケットを用いるボルト締めフランジのガスケ
ットの圧縮率とほぼ同等である（第 2 表参照）。
よって，東海第二発電所の限界温度・圧力の評価では，フランジ部の開口量と圧縮永久ひずみ試験結果を用いることでシール部の健全性を評価できる。

参考 2－2216

第2表

角型断面ガスケットを用いるボルト締めフランジのガスケットの圧縮
率
フランジ
溝深さ

設備名

タング
部高さ

ガスケット
高さ

ガスケット
押し込み量

圧縮率

トップヘッド
フランジ
機器搬入用
ハッチ
サプレッショ
ン・チェンバア
クセスハッチ
閉止板（X-28）

ガスケット
押し込み量
フランジ
溝深さ

ガスケット
高さ

タング部高さ・ガスケット押し込み量＝（ガスケット高さ＋タング部高さ）－フランジ溝深さ
・圧縮率＝（ガスケット押し込み量／ガスケット高さ）×100％

参考 2－3217

2)

実機フランジ模擬試験
圧縮永久ひずみ試験結果を用いた開口量評価では，内圧によるフランジの構造部の変形は模擬しているが，実機フランジ溝にはガスケットをセットした状態におけるシール材の変形は模擬していないため，実機にセットした状態におけるシール材の変形による気密性を確認する必要がある。また，1)項で記述したシール機能の評価では，ガスケットの復元
量とフランジの開口量が等しい状態（押し込み量が 0mm で接している状態）までをシール機能維持のクライテリアとしており，その状態においても気密性を有することを確認する必要がある。
実機フランジ模擬試験は，圧縮永久ひずみ試験の結果を用いた開口量評価の中で最も厳しい状態を再現する試験をすることで，開口量評価の妥当性を確認するために実施している。（第 3 表参照）
第3表

実機フランジ模擬試験の位置付け

開口量評価における未確認事項

確認事項

実機フランジ模擬試験の位置付け

実機フランジガスケット溝にガスケットをセットした状態における内圧や熱膨張によりシール材が変形した状態における気密性

内圧，熱膨張でシール材がフランジ溝内で変形した状態で気密性を有することフランジ溝内でのシール材の変形を考慮する
ため，実機フランジを模擬した試験装置※により気密性を有していることを確認

ガスケットに対ガスケットに対するタングの押 す る タ ン グ の 押
し込み量が 0mm で接している状 し 込 み 量 が 0mm
態（開口量＝許容開口量）にお で 接 し て い る 状
態で気密性を有ける気密性すること

ガスケットに対するタ
ングの押し込み量が0mm で接している状態で試験を実施すること
により気密性を有していることを確認※試験装置の断面形状は実機と同形状であり，ガスケット及び溝寸法は幅・高さともに実機と同等，中心径のみ縮小した試験装置（第 1 図参照）

参考 2－4218

試験装置外観（フランジ開放時）
第1図

試験装置外観（フランジ密閉時）試験装置外観写真

本試験で得られるひずみ率をフランジ構造によらず，一様に適用できる
理由を整理する。
・圧力上昇による影響は，原子炉格納容器の限界温度・圧力である 200℃，
2Pd としている。
・内圧上昇後にフランジが開口した状態を想定し，ガスケットの復元量とフランジの開口量が等しい状態（押し込み量が 0mm で接している状態）でのシール性を確認しているものであり，フランジ構造による開き方向の違いは構造部の開口量計算において評価しているものと考える。
よって，東海第二発電所の限界温度・圧力の評価では，圧縮永久ひずみ試験の結果を用いた開口量評価の中で最も厳しい状態を再現する試験しており，開口量評価において，開口量が許容開口量以内であることを確認することで，シール部の健全性を評価できる。

参考 2－5219

2．実機フランジ模擬試験の高温被曝露の方法について
改良ＥＰＤＭ製シール材の劣化は，一般的に酸素により引き起こされるとの知見に基づき，実機フランジ模擬試験では蒸気ではなく高温空気（乾熱）で曝露し，シビアアクシデント環境より保守的な条件で試験を実施している。また，温度については格納容器限界温度 200℃が 7 日間継続する条件であり，シビアアクシデント環境よりも厳しい条件で曝露しており，それに加え，さらに余裕をみた 250℃，300℃をそれぞれ定める期間を一定温
度で高温に曝露した試験を実施している。
よって，本試験は高温曝露時に，蒸気環境よりも厳しい乾熱曝露，シビ
アアクシデント環境よりも保守的な温度条件により，シビアアクシデント
環境を適切に模擬できていると考える。

3．実機フランジ模擬試験の放射線照射の方法について
放射線照射量については，シビアアクシデント条件を模擬するために，有効性評価（大ＬＯＣＡ＋ＥＣＣＳ機能喪失＋ＳＢＯ）におけるフランジ
ガスケット部の事故後 7 日間の累積放射線量の目安であるを用いて試験している。
また，放射線照射と高温曝露の順序について「原子力発電所のケーブル
経年劣化評価ガイドライン」に事故時環境評価試験の試験方法として放射線照射をした後に温度条件を曝露することが定められていることから，この考えを参考にし，放射線照射後に高温曝露を行う順序で試験を実施している。

参考 2－6220

参考資料 3改良ＥＰＤＭ製シール材の圧縮永久ひずみ試験について

改良ＥＰＤＭ製シール材の事故時環境における劣化特性を，高温蒸気曝露の期間を確認するために，ＪＩＳ K 6262「加硫ゴム及び熱加塑性ゴムの常温・高温及び低温における圧縮永久ひずみの求め方」に準じて圧縮永久ひずみ試験を実施した。
試験装置を第 1 図に示しており，試験片は，予めγ線照射したシール材を用いている。放射線量は，事故条件を模擬するために，フランジガスケット部の事故後 7 日間の累積放射線量の目安であるを用いて実施している。

試験は，試験片を圧縮板ではさみボルトを締付けることにより圧縮させる。
圧縮量はスペーサの厚さで調整している。

１
２
３

試験片
スペーサ
ナット

４
５

圧縮板
ボルト
第1図

圧縮永久ひずみ試験装置

参考 3－1221試験条件としては，加圧試験容器を用いて高温蒸気で曝露し，温度は，格
納容器限界温度である 200℃で 7 日間（168h）一定温度で高温曝露している。
圧縮永久ひずみ率は，試験片の初期厚みと試験後の試験片の厚さを測定し，次の式（1）により算出する。測定は各試験片の中心を 0.01mm の単位まで測定し，3 個の試験片で得られた値の平均値を算出する。概念図を第 2 図に示す。
(

Cs = ())

× 100 ・・・・・・・・・・・（１）

Cs：圧縮永久ひずみ率
ｔ ０ ：試験片の初期厚み
ｔ １ ：試験後の試験片の厚み
ｔ ２ ：スペーサ厚さ

初期状態

試験状態

圧縮開放

厚さｔ ０

厚さｔ ２ （25%圧縮）

厚さ ｔ １
Cs =

第2図

(
(

)
× 100
)

圧縮永久ひずみの算出概念図

参考 3－2222

試験結果を第 1 表に示す。

第1表

圧縮永久ひずみ試験 ※1 結果（改良ＥＰＤＭ製）

試験

構造部放射線

試験

温度

照射量

雰囲気

材料

ひずみ率（%）
試験時間
各試験片

平均

改良 EPDM
200℃

※1
※2

蒸気

168h

JIS K 6262 に従い実施
試料を圧縮し完全に回復した状態が 0％，全く回復しない状態が 100％

参考 3－3223

参考資料 4
実機フランジ模擬試験の概要について

改良ＥＰＤＭ製シール材のシール機能の性能確認として，実機フランジの形状を模擬した試験装置を用いて，実機条件に近い状態でのシール健全性の確認を行った。
試験フローを第 1 図に示し，試験の概要を以下に示す。

放射線照射試験

ガスケット試験体に事故後 7 日間の累積放射線量の目安である 800kGy を照射する。

実機フランジモデル試験

実機フランジの形状を模擬した試験によるシビアアクシデントを想定した温度，圧力条件でのリーク試験を実施する。

第1図

実機フランジ模擬試験の試験フロー

1．試験装置実機フランジ模擬試験の試験装置は第 2 図，第 3 図に示すようにフランジ
ユニット，ガス供給ユニット，リークガス計測ユニットから構成される。フ
ランジユニットは，直径 250mm のガスケット試験体を組み込んで内部を加圧可能な試験フランジと，試験フランジを所定の試験条件に加熱制御するためのフランジ加熱ヒータから構成される。試験フランジのガスケット試験体を組み込む溝断面形状（フランジ型式）は実機フランジで採用されているタン
グ＆グルーブ型（Ｔ＆Ｇ型）を模擬している。フランジ断面形状は実機と同形状であり，中心径のみを縮小した試験装置としているため，試験で得られ

参考 4－1

224

たリーク量は，ガスケット径比で補正することで実機フランジのリーク量に適用できる。
また，内圧上昇後の格納容器フランジの開口を模擬するため，ガスケット
試験体に押し込み量をフランジ間に設置する調整シムにより設定する。ガス
供給ユニットは，高圧空気ボンベと圧力調整器から構成され，所定の圧力に調整された加圧ガスを空気加熱器により所定の温度に加熱制御する。リーク
量はリークガス計測ユニットのマスフローメータにて計測される。試験装置
外観写真を第 3 図に示す。

第2図

試験装置概要図

試験装置外観（フランジ開放時）
第3図

試験装置外観（フランジ密閉時）試験装置外観写真
参考 4－2225

2．試験条件
事故条件を模擬するために，放射線照射量は，フランジガスケット部の事
故後 7 日間の累積放射線量の目安である 800kGy を予め照射したシール材を用いる。放射線による劣化と熱による劣化は，放射線照射をした後に温度条件を曝露する逐次法により付与した。
一般に有機材料の放射線劣化挙動には，酸素が影響を及ぼすことが知られているが，環境に酸素が存在しない場合においては放射線と熱の同時法と逐次法の劣化はほぼ等しいことが知られている。格納容器内は，通常時は窒素環境下，事故時は蒸気環境下であり，酸素が常に供給される環境ではないことから，放射線と熱の同時曝露の影響は十分小さく，逐次法による劣化の付与は妥当であると考える。なお，「原子力発電所のケーブル経年劣化評価ガイ
ドライン」において，事故時環境試験の試験方法として放射線照射をした後に温度条件を曝露することが定められており，このことからも逐次法による劣化の付与は妥当であると考える。
また，改良ＥＰＤＭ製シール材の劣化は，一般的に酸素により引き起こされるとの知見に基づき，加圧雰囲気は蒸気ではなく高温空気（乾熱）を用いる。また，温度については，格納容器限界温度である 200℃，さらに余裕を見た 250℃，300℃とし，加圧圧力は格納容器限界圧力 2Pd（0.62MPa）を包絡する圧力（0.854MPa 以上）で気密確認を実施する。また，内圧上昇後の実機フ
ランジの開口を模擬するため，フランジによるガスケット試験体の押し込み量を最小限（0mm）で設定する。

参考 4－3226

3．試験結果
試験結果を第 1 表に示す。フランジによるガスケット試験体の押し込み量が最小限（0mm）であっても，有意な漏えいは発生せず，200℃・168 時間，250℃・
96 時間，300℃・24 時間の耐性が確認された。第 4 図に 200℃・168 時間の試
験ケースにおける試験体の外観を示す。第 4 図より，フランジとガスケット
試験体との接触面を境界として劣化（表面のひび割れ）は内周側で留まり，外周側に有意な劣化が見られないことから，フランジ接触面でシール機能を維持できていることが確認された。また，断面形状より，劣化（表面のひび割れ）はガスケット試験体の表面層のみで留まっているため，有意な劣化が進行していないことが確認された。

第1表
No.
1
2
3

シビアアクシデント条件での試験結果

試験体
改良 EPDM（ ﾊﾞﾙｶｰ H3070 ）改良 EPDM（ ﾊﾞﾙｶｰ H3070 ）改良 EPDM（ ﾊﾞﾙｶｰ H3070 ）

温度

継続時間

押し込み量

漏えい
の有無

200℃

168 時間

0mm

無

250℃

96 時間

0mm

無

300℃

24 時間

0mm

無

下記条件は全ケース共通
試験圧力：2Pd 以上（0.854MPa 以上），放射線照射量：800kGy，加圧媒体：乾熱（空気）漏えい判定基準：1cc/min 以上の漏えい量が 30 分以上継続した場合に漏えい有とする。

参考 4－4227

第4図

試験後の試験体外観（200℃・168 時間）

参考 4－5228

参考資料 5改良ＥＰＤＭ製シール材における縮小モデル試験結果の適用について

改良ＥＰＤＭ製シール材については，シール機能の性能確認として圧縮永久ひずみ試験に加えて，実機フランジを模擬した試験装置（「実機フランジ模擬試
験装置」という。）を用いてシール機能を確認している。
実機フランジ模擬試験装置のフランジの断面形状は実機と同形状，ガスケッ
ト及び溝寸法は幅・高さともに実機と同等であり，中心径のみを縮小した試験装置としており，フランジ部は実機と同様な変形を模擬できる。
また，実機フランジ模擬試験では開口量を 0mm（ガスケットとタングが接している状態）に設定し，実機の 2Pd 時以上の開口量を模擬した条件で試験を実施している。

1．実機と実機フランジ模擬試験装置の比較
実機（トップヘッドフランジ）及び，実機フランジ模擬試験装置のフラン
ジ部の断面形状及び寸法を第 1 図，第 2 図，第 1 表に示す。

第1図

トップヘッドフランジ図

参考 5－1

229

第2図

第1表

実機フランジ模擬試験装置図

実機フランジと実機フランジ模擬試験装置の寸法比較
単位：mm
ガスケット寸法
内径

外径

幅

溝寸法
高さ

内径

外径

幅

高さ

実機フランジ(トップヘッド
フランジ)
実機フランジ
模擬試験装置2．実機への適用性
前述のとおり，実機フランジ模擬試験装置は，フランジの断面形状が実機と同形状，ガスケット及び溝寸法は幅・高さとも実機と同等であり，中心径のみを縮小した試験装置である。
実機フランジ模擬試験における漏えい有無の判定基準として，1cc/min 以
上の漏えい量が 30 分以上継続した場合に漏えい有と判断することとしている。ここで，試験の判定基準として設定した 1cc/min の漏えい量を実機フランジでの漏えい量に換算し，格納容器の設計漏えい率との比較を行った結果は以下のとおりである。

参考 5－2230

ガスケットの内径を di，外径を do とすると，ＪＩＳ B 2490 よりガスケッ
トからの漏えい量 L はガスケットの接触面の内径 di に比例し，ガスケット接
触幅(do-di)/2 に反比例する。

L

di

＝

1

（do－di）／ 2 （do／di－1）／ 2

第 1 表より実機フランジ模擬試験のガスケットの断面形状は実機と一致していることから，ガスケットの接触幅は実機と一致している。このため，フランジ部からの漏えい量はガスケット内径に比例する。また，実機フランジ
模擬試験では締め付け量を 0mm に設定し，実機の 2Pd 時以上の開口量を模擬した条件で試験を実施している。
本試験で判定基準として設定した漏えい量（1cc/min）より，ガスケット径
比で補正した実機フランジでの漏えい量を推定したところ，格納容器全ハッ
チ類からのリーク量は 0.001％／day 以下であり，格納容器の設計漏えい率（0.5％／day）の 1／500 以下となる。実機フランジのガスケット径を第 2
表に，実機フランジにおける漏えい量の推定結果を第 3 表に示す。
このように，改良ＥＰＤＭ製シール材の試験結果は，格納容器の設計漏えい率と比較して十分に余裕がある状態であることから，改良ＥＰＤＭ製シー
ル材の実機への適用は可能であると考える。

参考 5－3231

第2表

実機フランジのガスケット径
ガスケット径 ※１※３

対象
トップヘッドフランジ
機器搬入用ハッチ
所員用エアロック ※２
サプレッション・チェンバアクセスハッチ
X-28 貫通部
合計[注記]※１: 二重ガスケットについては保守的に外側ガスケットの中心径を用いる※２: エアロックはガスケット周長が等価となる等価直径とする。
※３: ガスケット径が 100mm 以下の閉止フランジ付貫通部については，他の大開口部と比較して影響が小さいため対象外する。

第3表

実機フランジにおける漏えい量の推定結果

試験での漏えい判定基準(L1 )試験フランジガスケット径(D1)
格納容器フランジガスケット径合計(D0 )ガスケット径比(α=D0/D 1)
格納容器フランジでの漏えい量(L0=L1 ×α)

格納容器空間容積(V0 )格納容器空間容積に対する割合(L0/V0 )参考 5－4232

参考資料 6改良ＥＰＤＭ製シール材の試験について

改良ＥＰＤＭ製シール材について，耐高温性，耐蒸気性を確認するために，
800kGyのγ線照射を行った材料を用いて，高温曝露又は蒸気曝露を行った後，気密確認試験を実施して漏えいの有無を確認した。また，試験後の外観観察，
FT-IR 分析及び硬さ測定を行い，曝露後のシール材の状況を確認した。本試験に使用した試験治具寸法を第1図，外観を第2図に示すとおりであり，シール材の断面寸法は実機の1/2とし，内側の段差1mm に加えて外側からも高温空気又は蒸気に曝露されることとなる。
なお，治具に使用されている鉄鋼材料と改良ＥＰＤＭ製シール材とでは，改良ＥＰＤＭ製シール材の方が線膨張係数は大きく，温度を低下させた場合には改良ＥＰＤＭ製シール材の方が治具と比較して収縮量が大きくなるため，試験治具溝内でのタング等との密着性は低下する方向となり，気密試験は高温状態
より室温での試験の方が厳しくなると考えられる。このことから，本試験のオートクレーブでの蒸気曝露及び室温でのHe気密確認試験の条件は，実プラントで想定されるシビアアクシデント条件と比較して保守的な条件となると想定される。試験の詳細と結果を以下に記載する。

① 高温曝露熱処理炉を使用して200℃，168時間の高温曝露を実施した。
② 蒸気曝露蒸気用オートクレーブを使用して，1MPa，250℃の蒸気環境下で168時間
曝露を実施した。蒸気用オートクレーブの系統図を第3図に，試験体設置状況を第4図に示す。
参考 6－1233

③ He 気密確認試験
高温曝露及び蒸気曝露後の試験体について，He を用いて気密試験を実施した。負荷圧力は0.3MPa，0.65MPa，0.9MPaとし，スヌープでのリーク確認と，0.3MPaは保持時間10分，0.65MPa及び0.9MPaは保持時間30分で圧力降下の有無を確認した。また，0.8mmの隙間ゲージを用いて開口変位を模擬した気密確認試験も実施した（実機1.6mm相当の変位）。試験状況を
第5図，第6図に，試験結果を第1表に示す。いずれの条件下でもリーク及び圧力降下は認められなかった。
④ 試験後外観観察
デジタルマイクロスコープを用いてHe気密確認試験後のシール材表面を観察した。観察結果を第7図に示す。シール材表面に割れ等の顕著な劣化は認められなかった。

第1図

第2図

試験治具寸法

試験治具及びシール材外観
参考 6－2

234

第3図

第4図

蒸気用オートクレーブ系統図

蒸気曝露試験体設置状況

参考 6－3235

第6図

He 気密試験時開口模擬（隙間ゲージ使用）
第5図

He 気密確認試験状況

第1表
No.

蒸気曝露条件He 気密確認試験状況

γ線照射量

変位

0.3MPa0.65MPa

0.9MPa

無し

○

○

○

168時間

0.8mm

○

○

○

蒸気1MPa，250℃，

無し

○

○

○

0.8mm

○

○

○

無し

○

○

○

0.8mm

○

○

○

乾熱200℃，
1

800kGy2800kGy168時間
蒸気1MPa，250℃，

3800kGy168時間○：リーク及び圧力降下なし

参考 6－4

236

曝露面

曝露面

シート面

曝露面

シート面

シート面

第7図 試験後外観観察結果（a: 乾熱 200℃，168 時間，b，c: 蒸気 250℃，168 時間）⑤ FT-IR 分析
試験後のシール材のFT-IR分析結果を第8図，第9図に示す。FT-IRは赤外線が分子結合の振動や回転運動のエネルギーとして吸収されることを利用して，試料に赤外線を照射して透過又は反射した光量を測定することにより分子構造や官能基の情報を取得可能である。高温曝露中に空気が直接接触する位置（曝露面）では，ベースポリマーの骨格に対応するピークが消失していたが，その他の分析位置，曝露条件では顕著な劣化は認められな
かった。

第8図

FT-IR 分析結果（曝露面）
参考 6－5237

第9図

FT-IR 分析結果（シート面）⑥ 硬さ測定試験後のシール材の硬さ測定結果を第10図に示す。曝露面，シート面，裏面，断面の硬さを測定した。曝露面において，乾熱200℃，168時間条件
では酸化劣化によって硬さが顕著に上昇していた。その他の部位，条件では，蒸気250℃，168時間条件の曝露面で若干の軟化が確認された以外，硬さは初期値近傍であり，顕著な劣化は確認されなかった。

図10

硬さ測定結果参考 6－6238

以上の試験結果から，200℃，2Pd，168時間の条件下では，改良ＥＰＤＭ製
シール材を使用した場合は，圧力上昇時のフランジ部の開口を勘案しても原子炉格納容器フランジ部の気密性は保たれると考えられる。

参考 6－7239

参考資料 7
バックアップシール材のシール機能について

格納容器閉じ込め機能強化の更なる信頼性向上を目途としたバックアップシール材（一液硬化型耐火シーラント）は第 1 図で示すように，現行シール材のシール溝よりも外側のフランジ面全周に塗布できるシール材である。バックア
ップシール材は，耐高温性，耐蒸気性，耐放射線性が確認され，重大事故環境下においてもシール機能を発揮できるものを用いる。

第1図

バックアップシール材イメージ図（１）バックアップシール材の適用目的
原子炉格納容器のフランジ部に対するシール機能は，200℃，2Pd の環境下において，改良ＥＰＤＭ製シール材により重大事故後 7 日間のシール維持できることを確認しているが，格納容器内が長時間にわたり高温状態が続くことを考慮して，改良ＥＰＤＭ製シール材の外側にバックアップシ
ール材を塗布し，「改良ＥＰＤＭ製シール材＋バックアップシール材」を組み合わせることで，長期シール機能健全性を補強する。
また，改良ＥＰＤＭ製シール材は，事故時の耐環境性に優れていることを確認しているが，一般的な劣化モードとして酸化劣化があげられるため，
長期シール性の信頼性を向上させるためには，劣化要因である酸素の高温
参考 7－1240

状態曝露を回避することが必要になる。バックアップシール材は，フラン
ジ外側ガスケット部よりも外周のフランジ面に塗布することから，改良Ｅ
ＰＤＭ製シール材への格納容器外側からの酸素供給を遮断する役割も果たすことができるため，酸化劣化によるシール機能低下を抑えることが可能である。
このことから，バックアップシール材は，事故発生後の改良ＥＰＤＭ製
シール材の長期健全性を補強することができるため，更なる格納容器閉じ
込め機能強化対策として，トップヘッドフランジ，機器搬入用ハッチフラ
ンジ及びサプレッション・チェンバアクセスハッチフランジのシール部に「改良ＥＰＤＭ製シール材＋バックアップシール材」を採用する。

（２）バックアップシール材の性能確認試験
バックアップシール材に関して，耐高温性，施工性等を確認するために，
以下の試験を実施した。
１）高温曝露及び蒸気曝露後気密確認試験
２）開口模擬後気密確認試験
３）実機適用性試験
４）長時間試験（改良ＥＰＤＭ製シール材との組み合わせ）各々の試験の詳細を以下に示す。
１）蒸気曝露試験（250℃×168時間）後気密確認試験
フランジ部に塗布するバックアップシール材に関して，小型試験体（第2図参照）を用いてγ線照射，及び，蒸気曝露後にHe気密確認試験を実施し漏えいの有無を確認するとともに，試験後にFT－IR分析を実施
して化学構造の変化状況を確認した。各々の詳細条件を以下に記載する。
参考 7－2241

①γ線照射事故条件を模擬するために，放射線照射量はフランジ部の事故後7日間の累積放射線量の目安である800kGyを目標に，線源60Co，照射時
間100時間にてγ線照射を実施した。
照射実績は，雰囲気線量8.19kGy/h，8.27kGy/h，累積照射量819kGy，827kGy であった。
②高温曝露
熱処理炉を使用して300℃，73時間及び350℃，73時間の高温曝露を
実施した。
③蒸気曝露
蒸気用オートクレーブを使用して，試験体（3個）を1MPa，250℃の蒸気環境下で168時間曝露を実施した。蒸気用オートクレーブの系統
図を第3図に，試験体設置状況を第4図に示す。
④He気密確認試験
蒸気曝露後の試験体について，Heを用いて気密試験を実施した。高
温曝露条件では負荷圧力0.2，0.3，0.4，0.5，0.62 MPa，蒸気曝露条
件では負荷圧力は0.3，0.65，0.9MPaとし，スヌープでのリーク確認と0.65MPa 及び0.9MPaは保持時間30分，その他の圧力では保持時間10分で圧力降下の有無を確認した。試験状況を第5図に，試験結果を第1表，及び第2表に示す。いずれの試験体もリーク及び圧力降下は認められなかった。

⑤ FT－IR 分析
He気密確認試験後にFT－IR分析を実施した。FT－IRは赤外線が分子結合の振動や回転運動のエネルギーとして吸収されることを利用して，試料に
参考 7－3242

赤外線を照射して透過又は反射した光量を測定することにより分子構造や官能基の情報を取得可能である。分析結果を第6図に示す。本試験条件では350℃高温曝露条件を除いてシロキサン構造の変化量は小さく，顕著な劣化は認められなかった。

第2図

第3図

小型試験治具寸法

蒸気用オートクレーブ系統図

参考 7－4243

第4図 蒸気曝露試験片設置状況

第1表

第5図

気密確認試験状況

He気密確認試験結果（高温曝露後）

高温曝露

γ線

No.

0.2MPa0.3MPa0.4MPa0.5MPa0.62MPa

条件

照射量

1

300℃，73時間

○

○

○

○

○

827kGy2

350℃，73時間

○

○

○

○

○

827kGy○：リーク及び圧力降下なし

第2表

He気密確認試験結果（蒸気曝露後）No.

蒸気曝露条件

0.3MPa0.65MPa

0.9MPa

γ線照射量

11MPa， 250℃， 168時間

○

○

○

819kGy21MPa， 250℃， 168時間

○

○

○

819kGy31MPa， 250℃， 168時間

○

○

○

819kGy○：リーク及び圧力降下なし

参考 7－5244

第6図

FT－IR 分析結果

２）開口模擬後気密確認試験
重大事故時には，事故後ベント実施までは圧力が2Pd近傍と高くなり
フランジ部が開口することから，フランジ開口を経験した後にバックア
ップシール材に気密性があるか否かを確認するため，30cm中型試験体を用いて隙間ゲージで一度変位を経験させた後にHe気密確認試験を実施した。試験の流れとしては，バックアップシール材を塗布したフランジを乾燥させた後に，隙間ゲージで変位を加え，その後隙間ゲージを引き抜いて試験フランジの変位を当初位置に戻す。その状態でHe気密確認試験を実施して漏えいの有無を確認した。試験状況を第7図，第8図，試験条
件及び結果を第3表に示す。
1.9mmまでの変位を経験した後もHe気密確認においてリーク及び圧力降下は認められなかった。なお，He気密確認試験は，１）の蒸気曝露試
験（250℃×168時間）後気密確認試験と同様に，負荷圧力は0.3MPa，0.65MPa，0.9MPaとし，スヌープでのリーク確認と0.3MPaは保持時間10
参考 7－6245

分，0.65MPa及び0.9MPaは保持時間30分で圧力降下の有無を確認した。
なお，開口模擬後気密確認試験は試験装置上の理由から，バックアッ
プシール材に高温曝露は経験させていない。しかしながら，FT‐IR分析
により250℃蒸気曝露で化学構造の変化量は小さく，顕著な劣化が認められなかったことから，高温曝露有無は事故時開口を模擬したバックア
ップシール材の性能を確認する試験では，試験結果に大きな影響を与えないと考えている。

第7図

バックアップシール材塗布状況（1.5mm 厚さ）

第8図

変位付与状況

隙間ゲージを用いて所定の変位を加えた後，隙間ゲージを抜いて再締め付け

第3表
No.

1

2

3

塗布厚さ

開口模擬後 He 気密確認試験結果

変位0.3MPa0.65MPa

0.9MPa

変位付与前

○

○

○

1.0mm

○

○

○

変位付与前

○

○

○

1.0mm

○

○

○

変位付与前

○

○

○

1.9mm

○

○

○

備考

1.5mm

5.0mm

1.5mm

○：リーク及び圧力降下なし
参考 7－7246

３）実機適用性試験
実機フランジは直径が大きく塗布長さが長いため，実際にバックアッ
プシール材を適用した場合に問題なく気密性が担保出来るか否か，また，
既存のシール材との干渉の有無を確認するため，バックアップシール材
を塗布と局所漏えい試験を実施した。
バックアップシール材塗布条件は，第9図に示す内外シール材にPCV外側にバックアップシール材を塗布して既存シール材とバックアップシー
ル材との干渉の有無を確認する条件，第10図に示す内シール材とPCV外側にバックアップシール材塗布のバックアップシール材単体でシール機能を持つことを確認する条件の2通り実施した。いずれも局所漏えい試
験結果は良好であった。
なお，バックアップシール材の塗布時には，塗布厚さが1～1.5mm程度となる様に治具を用いて作業を実施した（第11図参照）。

第9図

内外シール材＋PCV 外側バックアップシール材塗布条件

第 10 図

内シール材＋PCV 外側バックアップシール材塗布条件
参考 7－8247

(a) バックアップシール材塗布作業
第 11 図(b) ハッチ閉鎖時

バックアップシール塗布試験状況

４）長時間試験
重大事故時においては，復旧までに相応の日数が必要と考えられることから，30日，又はそれ以上の期間曝露したシール材の気密性を確認す
ることを目的に，改良ＥＰＤＭ製シール材（γ線照射量800kGy）とその外側にバックアップシール材を適用した条件で，長期間高温曝露を実施
した後にHe気密確認試験を行い漏えいの有無を確認した。各々の詳細条件を以下に示す。
また，試験体の状況（改良ＥＰＤＭ製シール材＋バックアップシール材塗布）を第12図に示す。
①高温曝露
熱処理炉を用いて，乾熱200℃条件下にて高温曝露を実施した。なお，試験体は，所定の日数曝露した後に取り出して下記のHe気密確認試験を実施し，He気密確認試験後には，再度，熱処理炉に戻して乾熱
200℃条件にて追加日数の高温曝露を行う条件で試験を継続実施している。
参考 7－9248

②He気密確認試験
高温曝露後の試験体について，Heを用いて気密試験を実施した。負荷圧力は0.3MPa，0.65MPa，0.9MPaとし，スヌープでのリーク確認と0.3MPaは保持時間10分，0.65MPa及び0.9MPaは保持時間30分で圧力降下の有無を確認した。試験状況を第13図に，試験結果を第4表に示す。
いずれの試験体，試験条件においてもリーク及び圧力降下は認められなかった。

第 13 図第 12 図 試験体の状況（改良ＥＰＤＭ＋バックアップシール材）

参考 7－10

He 気密確認試験状況

249

第4表

He気密確認試験結果

No.

曝露条件

曝露日数

曝露時間

0.3MPa0.65MPa

0.9MPa1

乾熱 200℃

30

720時間

○

○

○

2

乾熱 200℃

45

1,080時間

○

○

○

3

乾熱 200℃

60

1,440時間

○

○

○

4

乾熱 200℃

75

1,800時間

○

○

○

5

乾熱 200℃

90

2,160時間

○

○

○

6

乾熱 200℃

105

2,520時間○○○○：リーク及び圧力降下なし

以上のことから，バックアップシール材について格納容器限界温度200℃における長期シール性が確認できた。また，ベント実施までの間に格納容器過圧によるフランジ開口を経験したとしても，ベント後のフラン
ジ開口量が小さい領域では高温性に優れたシール機能を発揮することが確認できた。よって，バックアップシール材は，格納容器ベント操作後の長期シール機能強化に有効である。
なお，原子炉格納容器閉じ込め機能として最も厳しいシナリオである「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）」において代替循環冷却系を使用しないシーケンスにおいて，格納容器雰囲気温度
は，7日間（168時間）時点で150℃未満であり，その後の格納容器雰囲気
温度は崩壊熱の減衰によって低下傾向となるため，7日間（168時間）以降
は150℃を下回る。従って，これよりも過酷な200℃状態が30日間継続しても格納容器閉じ込め機能は健全であることが試験により確認できているため，事故後長期のシール性向上のためには「改良ＥＰＤＭ製シール材＋バックアップシール材」は有効であると考えている。
参考 7－11250

（３）バックアップシール材の塗布条件
バックアップシール材のシール機能が確保されるための塗布幅，塗布厚
さ，塗布作業に関する条件は，各種試験の結果から第5表の通り定めている。塗布幅は幅が広い程シール機能が向上するが，試験でシール機能が確認できた最小の塗布幅を元に設定している。塗布厚さについては，シール機能が確認できた塗布厚さを元に設定している。また，バックアップシー
ル材は塗布後，除々に乾燥して固まるため，塗布後にフランジ閉鎖するま
での時間を制約として設けることにしている。この時間についても，試験によりバックアップシール材の乾燥時間を考慮して，シール機能が確認できた時間を元に設定している。

第5表

バックアップシール材の塗布条件
項目

塗布条件

バックアップシール材の塗布幅
バックアップシール材の塗布厚さ
塗布後，フランジ閉鎖までの時間（４）バックアップシール材の品質確認
バックアップシール材は第5表の条件で塗布することで，シール機能が確保可能である。従って，バックアップシール材塗布作業時に「塗布幅」，「塗布厚さ」，「塗布後，フランジ閉鎖までの時間」を確認することで品質を確認する。「塗布幅」，「塗布厚さ」については，それら幅，厚さを担保可能な専用治具を用いてバックアップシール材を塗布作業する等で，品質確認を行う。「塗布後，フランジ閉鎖までの時間」については，塗布作業時間を管理することで品質確認を行う。
参考 7－12251参考資料 8
バックアップシール材塗布による設計影響について（１） バックアップシール材塗布によるフランジ設計への影響懸念
フランジ設計として，漏えい発生を防止するためにＯリング溝にシー
ル材（改良ＥＰＤＭ製）がセットされているが，シール機能を確保するために以下が設計上考慮されている。

① シール材について，開口を考慮した適切な押込み量を確保すること② 内圧及びシール材反力について，適切なフランジ強度を有すること③ シール材が，化学的影響を受ける等により，反応や劣化等の影響を受けないこと④ フランジ締め付け作業の施工性が確保できること
バックアップシール材をフランジ面に塗布することで，上記①～④について悪影響を与えないことを確認するため，バックアップシール材が塗布されることにより「フランジ開口量評価でシール材（改良ＥＰＤＭ製）追従性に悪影響を与えないこと」，「フランジ応力評価に悪影響を与えないこと」，「シール材（改良ＥＰＤＭ製）に化学反応等の悪影響を与えないこと」，「フランジ締付作業・開放作業に悪影響を与えないこと」を確認した。

（２） バックアップシール材厚さの影響について
バックアップシール材の有無によるフランジ厚さの変化はほとんど無く，約 0.01mm であることが確認されている。また，バックアップシール
材の塗布条件として，幅，厚さ
参考 8－1としている。この

252

条件を施工管理できるように，専用治具を用いて実施する。具体的には，塗布条件を満足できるように切り欠きを有したヘラのようなものを使用することで考えている。これをフランジ面に当てて，延ばすことでバッ
クアップシール材を特別な技量なく，幅及び厚さは均一に塗布可能とする。
実プラントでのシール材の押込み深さはである。一方，バッ

クアップシール材適用による押込み量の変化は約 0.01mm と想定され，バックアップシール材適用による押込み深さの変化量やフランジ開口量への影響は無視できる程度で悪影響はないと考えられる。

（３） バックアップシール材塗布に伴うフランジへの影響について
バックアップシール材を塗布した場合の影響評価として，①開口量評
価及び②フランジ応力評価を実施した。前述（１）からバックアップシール材塗布時の厚さは約 0.01mm である。

① 開口量評価
構造上バックアップシール材の厚さ分，突起によるガスケットの締め付け量は低減する。このため，最も評価結果が厳しくなるトップヘッドフランジにて 2Pd 時の締付量と必要締付量を比較し，シール性能を維持できることを確認した（第 1 図,第 1 表参照）。なお，ここで用いたガスケットの必要締め付け量は実機を模擬した試験を実施し，締付量 0mm でもシール性能を維持できることを確認している。

参考 8－2253

評価式：締付量＝初期締付量―バックアップ材厚さー開口量＝（）―（0.01mm）―（

＝

＞ 0mm

）

ｇ１
ｇ２

ｇ １ :バックアップシール材厚さ 0.01mm
ｇ ２ :初期締付量

第1図

第1表

バックアップシール材塗布時の初期締付状態図

2Pd 時のバックアップシール材を用いたフランジシール部
開口量と締付量
バックアップ

設備名

開口量

締付量

必要締付量

シール材厚さトップヘッド
0.01

0 以上

フランジ
（単位：mm）② フランジ部応力評価
バックアップシール材を用いた際，2Pd 時にフランジに加わる荷重には，内圧による荷重，ガスケット反力による荷重及びバックアップシール材による荷重があるが，バックアップシール材反力による荷重は内圧による荷重と比較して極めて小さくなる。このため，フランジ部
参考 8－3254

へ発生する応力の影響は内圧が支配的であり，バックアップシール材の有無によりフランジ部へ加わる発生応力はほとんど変化しないと考えられる。

（４） 改良ＥＰＤＭに対する悪影響，フランジ締付・開放作業への影響について現場作業等への影響について，フランジ締付時の締付ボルト管理トル
ク値の変更は必要ないこと，フランジ開放時（点検時）の手入れの際にバックアップシール材はスクレーパ等により，容易に除去可能であることを確認している。また，バックアップシール材の除去時に構造上の影響を受けることが考えられるが，フランジ面とガスケットを装填する溝部の不連続な箇所があるものの，作業上，影響はない。
化学的影響については，長期熱劣化影響確認試験で改良ＥＰＤＭ製シール材とバックアップシール材を組み合わせたフランジで劣化後の気密性が確認できていることからも，悪影響がないと考えている。また，フ
ランジ締付時にバックアップシール材の余剰分は，フランジ外面に出てくるが除去可能である。

（５） まとめ
上記（１）～（４）より，バックアップシール材塗布におけるフラン
ジ締込量への影響は約 0.01mm とわずかであり，開口量評価及びフランジ部応力評価に大きな影響を与えないことを確認した。また，改良ＥＰＤ
Ｍ製シール材に対して化学反応の影響がないこと，フランジ締付作業性も確保できることから，バックアップシール材塗布によるフランジ設計
上の影響はない。
参考 8－4255参考資料 9トップヘッドフランジ等の開口量評価について（１）トップヘッドフランジの開口量評価における製作公差等の影響について
原子炉格納容器フランジ部の閉じ込め機能評価については，フランジ開
口量評価とシール材（改良ＥＰＤＭ製）の圧縮永久ひずみ特性を組み合わせることで評価している。別添 2 で示したトップヘッドフランジの開口量評価を第 1 図，改良ＥＰＤＭ製シール材の圧縮永久ひずみ試験結果を第 1
表に示す。

第1図

トップヘッドフランジの圧力と開口量の関係（東海第二発電所モデル，200℃）

第1表

圧縮永久ひずみ試験 ※1 結果（改良ＥＰＤＭ製）
試験温度

200℃

構造部放射線照射量
試験雰囲気

蒸気

試験時間

168h

ひずみ率 ※2
※1
※2
※3

※3

JIS K 6262 に従い実施
試料を圧縮し完全に回復した状態が 0％，全く回復しない状態が 100％の平均値

参考 9－1

256

第 1 図の開口量評価線図で設定している許容開口量は，格納容器内温度 200℃の状態を 7 日間経過した際のシール材復元量が，フランジ開口量に追従できなくなる限界であり，格納容器限界温度・圧力である 200℃，2Pd に対して，シール材機能は余裕があることを示している。
なお，原子炉格納容器のトップフランジについては，技術基準規則第４４条に要求される単体の漏えい試験を可能とするように，内側ガスケットと外側ガ
スケットの間に加圧空間を有した二重シール構造を採用している。格納容器バ
ウンダリに要求される事故時の閉じ込め機能維持の観点からは，内外どちらかのシール部の機能が保たれていればよく，さらに一方のシール機能が喪失するまではもう一方のシール部は直接事故時環境に晒されるものでない。このため，本評価ではフランジの内側シール材の追従性が失われた時を機能喪失とみなした評価であるが，実際には外側シール材の追従性が失われるまでは閉じ込め機能を確保できる。しかしながら，外側シール材部の開口量は内側シール材部と比較して小さいこともあり，本評価は保守的に格納容器の内側シール部の閉じ込め機能を評価した結果とした。
開口量評価については，フランジ開口量とシール材復元量を比較しているが，シール部を構成する部位の製作公差（フランジの製作公差，シール材の製作公差等），シール部の構成材料の熱膨張，材料物性のばらつきを考慮したひずみ率を踏まえ，保守的な評価を次に示す。シール部を構成する部位の製作公差については，ガスケットの寸法公差を設計変更することから，考慮した評価とする。
上記で記載した考え方を第 2 表に整理する。

参考 9－2257

第2表

シール部の構造，寸法及び材料のばらつきを考慮した評価の考え方

精査項目

内容

考え方
・機器の寸法公差は，一般的に独立した値シール部の公二乗和平方根のを組み合わせて使用する場合，各々の寸差

採用

法公差の二乗和平方根を用いて，算出する。

改良型ＥＰＤ

ガスケット設計 ・トップヘッドフランジ部のガスケットにＭの製作公差の変更

ついて，製作公差の最小側を 0 と設計変更するため，上記のシール部の公差に反映する。

シール部の構
成材料の熱膨張

材料の熱膨張を考慮
材料物性のばらひずみ率つきの考慮した
ひずみ率を採用

・開口量評価は，200℃におけるシール部の評価であることから，構成材料の熱膨張を考慮した。
・ＪＩＳ K 6262 の結果に基づき，ひずみ率をより厳しい値とするため，圧縮

永久ひずみ試験の結果に，統計学的なばらつきを考慮したひずみ率の設定

ひずみ率は，考え方に記載の通り，圧縮永久ひずみ試験の結果に，統計学
的なばらつきを考慮したひずみ率の設定とする。設定方法は，ＪＩＳ K 6262の結果に基づき，ひずみ率と類似の条件にて実施した試験結果を抽出し，試験片数を増やして統計学的なばらつきを考慮した圧縮永久ひずみ率を算出した。抽出したデータを追加した統計学的なばらつきの評価結果を第 3 表に示す。追加抽出したデータは No.2～4 の 3 回分（9 個）であり，雰囲気，温度・劣化時間，照射時間を変えて実施した試験のうち，雰囲気，温度・劣化
時間が同一であるものを選定した。なお，試験 No.1 は，ひずみ率を設定した試験データである。
第 3 表に示すとおり，試験回数 4 回分，合計 12 個の試験データに基づく統計学的なばらつきを考慮したひずみ率を算出した結果，圧縮永久ひずみ率の
最大値は

であった。
参考 9－3258

第3表
試験 No.

ひずみ率

圧縮永久ひずみ試験結果
平均値

標準偏差σ

平均値＋2σ12

34

注記：試験条件は以下の通り
雰囲気：蒸気環境（試験 No.1～4）
温度・劣化時間：200℃・168hr（試験 No.1～4）
照射線量：

圧縮永久ひずみ試験：ＪＩＳ K 6262 に基づき実施（試験 No.1～4）

ひずみ率のばらつきについては，改良ＥＰＤＭ製のメーカーカタログ値として，圧縮永久ひずみ
の値は，

（試験条件

）の記載があるが，こ程度のばらつきで得られた試験結果である。

一方，本評価における圧縮永久ひずみは，重大事故環境を考慮したひずみ

参考 9－4259

率を確認するため，原子力プラント特有の条件としての放射線量を照射した後，圧縮状態で 200℃の飽和蒸気環境にて 168 時間劣化させた状態での測定値であり，ガスケットの使用温度範囲外で実施した過酷な環境下での試験であることから，ひずみ率のばらつきの幅が大きく出たものと考えられる。

上記で記載したシール部を構成する部位の製作公差等を考慮したトップヘ
ッドフランジの開口量評価を実施する。
製作公差が下記評価に影響する箇所は，シール材を締め付ける部位の開口方向の製作公差であるため，ガスケット溝深さ，タング部高さ及びガスケッ
ト高さが該当する（第 2 図参照）。これらの製作公差を第 4 表に示す。

参考 9－5260

第4表

製作公差を考慮したガスケットの押し込み量

部位

公称値

公差（絶対値）

フランジ溝深さ
タング部高さガスケット高さ
バックアップシール厚さ
ガスケット押し込み量

表 2 より，製作公差を考慮したガスケットの押し込み量は，（公称値）－

（公差）＝

タング部

フランジ
溝深さ

タング部高さと評価できる。

ガスケット

（－）
（－）

フランジガスケット部詳細

第2図

上蓋側フランジ

ガスケット
高さ

本体側フランジ

製作公差の概要（赤点線：製作公差のイメージ）

また，各部位の熱膨張を考慮した寸法を第 5 表に示す。これらの製作公差の概要を第 3 図に示す。

参考 9－6261

第5表

各部位の熱膨張を考慮した寸法

部位

基準寸法

熱膨張変位

フランジ溝深さ
タング部高さガスケット高さ
熱膨張変位合計

上蓋側フランジ

ガスケット

（－）

（＋）

フランジ
溝深さ

タング部高さ

（＋）

ガスケット
高さ

タング部
フランジガスケット部詳細

第3図

本体側フランジ

熱膨張変位の概要（赤点線：熱膨張のイメージ）

熱膨張量ΔL の評価式は以下の通り
ΔＬ＝Ｌ×α×Δｔ
ここに，
Ｌ：基準寸法(mm)α：材料の熱膨張係数(mm/mm･℃)
鋼材＝11.85×10 -6，ガスケット＝

Δｔ：据付状態から評価温度までの温度差(℃)(＝200－

第 5 表より，熱膨張を考慮したガスケットの押し込み量は，

＝

＝

)

＋

と評価できる。

参考 9－7262

これらの結果から，シール部の構造，寸法及び材料のばらつきを考慮した
評価は第 6 表の通りとなり，これらのばらつきを保守側に積み上げて評価した場合においても，内側・外側ともシール機能は維持されることを確認した。

第6表

シール部の構造，寸法及び材料のばらつきを考慮した評価結果

評価

公称値

押し込み量

ひずみ率

許容
開口量

開口量
(2Pd)

評価結果

内側

○

外側

○

内側

○

外側

○

評価値

（２）トップヘッドフランジの施工管理について
実機のトップヘッドフランジにおいては，定期検査におけるトップヘッ
ドフランジ閉鎖時に，決められたトルクでボルトを締め付けることが要領書で定められていること，異物の噛み込みや予期せぬフランジの変形等による隙間が生じていないことをの隙間ゲージが挿入できないことをもって確認していることから，作業者の技量によってガスケットの押し込み量が変動することは考え難く，作業管理における品質は維持できると考える。トップヘッドフランジ部の構造を第 4 図に示す。上蓋側フランジと本体側フランジのフランジ面を隙間が無いように据え付けることで，タング（突起）によるガスケット押し込み量 3.0mm が確保出来る構造となっている。

参考 9－8263

格納容器本体（トップヘッド）
フランジ

ボルト（トルク管理）ガスケット
格納容器本体（ドライウェル）

A部
A 部詳細
押し込み量
3.0mm

ガスケット

上蓋側フランジ
フランジ面（面間管理）

フランジガスケット部詳細

第4図

本体側フランジ

トップヘッドフランジ部の構造

また，トップヘッドフランジの溝及びタング（突起）については，定期検査の開放時に手入れを実施しているが，溝やタングを傷つけないような素材で手入れを行っていること，外観目視点検を開放の都度行い傷や変形がないことを確認していること，定期検査毎に原子炉格納容器全体の漏えい率検査及びトップヘッドフランジ部のみのリークテストを実施しており，有意な変動のないことを確認していることから，トップヘッドフランジの溝及びタングは均一性を維持していると考える。原子炉格納容器全体漏えい率検査実績及びトップヘッドフランジ部リークテスト実績を第 5 図，第6 図に示す。

参考 9－9264

漏えい率（％／日）

0.6

原子炉格納容器の設計漏えい率（0.5％／日）

0.5
0.4
0.3
0.2
0.1
0

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25

定期検査（回）圧力降下（MPa／h）

第5図

原子炉格納容器全体漏えい率検査実績

0.060
0.050
0.040
0.030

赤塗り部：加圧範囲

0.020
0.010
0.000
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25

定期検査（回）

第6図

トップヘッドフランジ部リークテスト実績

参考 9－10265

（３）トップヘッドフランジ以外の開口量評価における製作公差等の影響についてトップヘッドフランジの開口量評価（（１）の通り）と同様に，原子炉格
納容器バウンダリ構成部として，評価対象としている機器搬入用ハッチ，
サンプレッション・チェンバアクセスハッチ，所員用エアロックについても開口量評価を実施する。評価結果は，第 7 表から第 16 表の通りであり，製作公差を考慮しても閉じ込め機能が維持できる。

第7表

機器搬入用ハッチのガスケット押し込み量

部位

公称値

公差（絶対値）-

0.01mm

フランジ溝深さ
タング部高さガスケット高さ
バックアップシール厚さ
ガスケット押し込み量

第8表

機器搬入用ハッチの各部位の熱膨張を考慮した寸法

部位

基準寸法

熱膨張変位

フランジ溝深さ
タング部高さガスケット高さ
熱膨張変位合計

参考 9－11

266

第9表
評価
公称値

評価値

第 10 表機器搬入用ハッチの開口量評価結果

押し込み量

ひずみ率

許容
開口量

開口量

評価結果

内側

○

外側

○

内側

○

外側

○

サプレッション・チェンバアクセスハッチのガスケット押し込み量部位

公称値

公差（絶対値）-

0.01mm

フランジ溝深さ
タング部高さガスケット高さ
バックアップシール厚さ
ガスケット押し込み量

第 11 表サプレッション・チェンバアクセスハッチの各部位の熱膨張を考慮した
寸法
部位

基準寸法

熱膨張変位

フランジ溝深さ
タング部高さガスケット高さ
熱膨張変位合計

参考 9－12267

第 12 表サプレッション・チェンバアクセスハッチの開口量評価結果
押し込み
量

評価
公称値

評価値

ひずみ率

許容
開口量

開口量

評価結果

内側

○

外側

○

内側

○

外側

○

第 13 表

所員用エアロックのガスケット押し込み量

部位

公称値

公差（絶対値）

フランジ溝深さ
タング部高さガスケット高さ
ガスケット押し込み量

第 14 表

所員用エアロックの各部位の熱膨張を考慮した寸法

部位

基準寸法

熱膨張変位

フランジ溝深さ
タング部高さガスケット高さ
熱膨張変位合計

第 15 表評価

所員用エアロックの開口量評価結果

押し込み
量

ひずみ率

許容
開口量

開口量

評価結果

公称値

○

評価値

○

参考 9－13268

第 16 表閉止板（X-28）のガスケット押し込み量

部位

公称値

公差（絶対値）

フランジ溝深さ
タング部高さガスケット高さ
ガスケット押し込み量

参考 9－14269

表●

閉止板（X-28）の各部位の熱膨張を考慮した寸法

部位

基準寸法

熱膨張変位

フランジ溝深さ
タング部高さガスケット高さ
熱膨張変位合計

表●

押し込み
量

評価
公称値

評価値

閉止板（X-28）の開口量評価結果
ひずみ率

許容開口
量

開口量

評価結果

内側

○

外側

○

内側

○

外側

○

参考 9－15270

参考資料 10
経年劣化を考慮したシール機能について本章では，シール材の経年劣化を考慮したシール機能の健全性について示す。
原子炉格納容器のシール材に使用する改良ＥＰＤＭ製シール材については，性能確認のための試験を実施している。試験においては，通常運転時に加えて，
重大事故時に想定される照射線量を上回る放射線環境を経験したシール材に対し，高温蒸気環境下での耐漏えい性能を確認している。また，開口部に用いられる改良ＥＰＤＭ製シール材は，通常運転中に想定される温度環境を踏まえても劣化はほとんどしないものと考えていること，かつ，原子炉格納容器の開口部に用いられているシール材については，全て，プラントの定期検査において取り替えを行っており，複数の運転サイクルにわたって使用しないものである
ことから，現在の性能確認の結果により，十分に耐漏えい性能が確保されるものと考えられる。
また，長期間シール材を継続使用する電気配線貫通部については，過去の電気配線貫通部の環境試験において，電気配線貫通部（低電圧用）及び電気配線
貫通部（高電圧用）を対象として，通常運転中の劣化を考慮した上で冷却材喪失事故模擬試験が実施されており，健全性が確認されている（第1表参照）。
これらのことから，原子炉格納容器に使用されているシール材は，運転中の環境を考慮しても事故時に耐漏えい性能を確保されるものと考えられる。

参考 10－1271

第1表

劣化を考慮した試験方法

No

試験項目

試験方法

１

サーマルサイクル

ペネトレーションを冷熱装置内に設置し，60 サイ

試験

クルのサーマルサイクルを放射線照射試験の前後2回実施。1サイクルはを時間で変化させている。
２

放射線照射試験

ペネトレーションが40 年間の運転期間及び冷却材喪失事故時に受ける放射線を考慮し照射線量として試験を実施。

３

熱劣化試験

加熱促進により，40 年間に相当する加速熱劣化と
して

を加える。

また，自主的取組として適用することを考えているバックアップシール材について，経年劣化によるシール機能の影響を確認した。ここでは，バックアッ
プシール材をフランジに長時間塗布したときの変形特性を確認するために，バックアップシール材を塗布した試験用フランジを恒温槽で約560日間（18ヶ月程度）55℃に保持し，バックアップシール材に関して，以下を実施した。
（１）He 気密確認試験（0.3, 0.65, 0.9 MPa）
（２）FT－IR 分析

参考 10－2272

試験の結果，He 気密確認試験において第2表で示す通り漏洩は認められなかった。また，FT－IR 分析においても第1図に示す通り，55℃ 約18ヶ月保持材のスペクトルは初期材と同様のスペクトルで劣化は認められず，プラント通常運転状態で１サイクル（13ヶ月程度）経過しても性状が変わらないと考え
られる。

第2表

He気密確認試験結果

保持条件

0.3 MPa

0.65 MPa

0.9 MPa

55℃ 約18ヶ月○○○〇：リーク及び圧力降下なし

第1図

FT－IR 分析結果

参考 10－3273

参考資料 11
化学薬品や核分裂生成物のシール機能への影響について

１．化学薬品等のシール機能への影響
東海第二発電所のシール材として適用する改良ＥＰＤＭ製シール材は，エチレンとプロピレン等の共重合によって得られる合成ゴムの一種であり，同材質のゴムは，これまでも格納容器隔離弁の弁体等に使用されてきた実績のある材料である。
ＥＰＤＭ材の基本的な特性を考慮した場合，シール機能に影響を及ぼす可能性のある物質としては，「溶剤」と「潤滑油」が挙げられる。第 1 表にＥ
ＰＤＭ材の基本特性を示す。
洗い油やベンゼン等の溶剤については，管理区域内への持ち込み管理を行っており，プラント運転中においては格納容器内に存在しないため，シール
材に悪影響を及ぼすことはない。
潤滑油については，原子炉再循環ポンプモータや再循環流量制御弁の動作に使用されているが，格納容器胴側に設置されるシール部から離れた位置に設置されている。仮に漏えいが発生した場合でも，機器の下部に設置される
堰，又はダイアフラムフロア床面の傾斜によって，ドレンサンプ設備に導かれることで周辺への流出は防止され，シール材に悪影響を及ぼすことはない。
第1表

ＥＰＤＭ材の基本特性

耐蒸気性

A

耐水性

A

耐性（植物油）A ～ B

耐性（潤滑油）D

耐性（溶剤）

D

凡例 A：優B：良
D：不可（但し配合による）
出典：日本バルカー工業（株）発行「バルカーハンドブック」より抜粋

参考 11－1274

２．重大事故等時に発生する核分裂生成物や水素のシール機能への影響
炉心損傷時に発生する核分裂生成物の中で化学的な影響を及ぼす可能性がある物質として，アルカリ金属であるセシウム及びハロゲン元素であるよう素が存在する。このうち，アルカリ金属のセシウムについては，水中でセシウムイオンとして存在しアルカリ環境の形成に寄与するが，膨張黒鉛ガス
ケットや金属ガスケットはアルカリ環境において劣化の影響はなく，また，
ＥＰＤＭ材についても耐アルカリ性を有する材料である。このため，セシウ
ムによる化学影響はないものと考える。
一方，ハロゲン元素のよう素については，無機材料である膨張黒鉛ガスケ
ットや金属ガスケットでは影響がないが，有機材料であるＥＰＤＭ材では影響を生じる可能性がある。このうち，今後，設備での使用を考慮している改良ＥＰＤＭ製シール材については，電力共同研究による影響の確認を行っており，炉心損傷時に想定されるよう素濃度（約 450mg／m３ ）よりも高濃度のよう素環境下（約 1,000mg/m3 ）においても，圧縮永久ひずみ等のシール材としての性状に大きな変化がないことを確認している。このように，よう素に対する性能が確認された材料を用いることにより，漏えい等の影響が生じることはないものと考える。
重大事故等時に格納容器内で発生する水素の格納容器外への主要な放出モードとして気体分子のガスケット材料透過が考えられる。これは水素等の分子量が小さい気体の場合に起こりうる事象であるが，重大事故時の環境条
件下（温度・放射線）において顕著な劣化は生じないこと，及び前述の通り
気体分子の透過に対して十分な材料の厚みが確保されていることから，透過による格納容器外への水素の放出可能性は極めて低いものと考えられる。
以上

参考 11－2

275

参考資料 12
シール材の運転環境（放射線量，温度）の考慮について

トップヘッドフランジ等のシール材に使用する改良ＥＰＤＭ製シール材については，性能確認のための試験を実施している。試験においては，通常運転時に加えて，重大事故時に想定される照射線量を上回る放射線環境を経験したシール材に対し，高温蒸気環境下での性能を確認している。また，開口部に用いられる改良ＥＰＤＭ製シール材は，通常運転中に想定される温度環境を踏まえても劣化はほとんどないものと考えられること，プラントの定期検査においては取替を行っており，複数の運転サイクルにわたって使用しないものであることから，現在の性能確認の結果により，十分に性能が確保されるものと考えられる。
また，長期間シール材を継続使用する電気配線貫通部に関しては，過去の電気配線貫通部の環境試験において，通常運転中の劣化を考慮したＬＯＣＡ試験を実施しており，健全性を確認している。
これらのことから，原子炉格納容器に使用されているシール材は，運転中の環境を考慮しても事故時に性能を確保されるものと考える。

参考 12－1276

参考資料 13
黒鉛製シール材について

黒鉛製シール材は，膨張黒鉛（化学反応を用いて鱗片状黒鉛に物質を挿入した黒鉛層間化合物を急熱すると層間に入れられた物質が燃焼，ガス化し，黒鉛が層の重なり方向に膨張したもの）を圧縮加工したものであり，一般的に高温環境下においても 400℃程度の安定性の高いシール材料である。

東海第二発電所で使用する黒鉛製シール材の仕様を第 1 表に示す。重大事
故環境下に十分な耐性を有する製品であることを確認している。

第1表
対象部位
所員用エアロック
電気配線貫通部

貫通部に使用する黒鉛製シール材の仕様
仕様
耐熱温度

耐圧性

耐放射線性

400℃以上6.9MPa15MGy

参考 13－1277

参考資料 14
試験データの代表性・信頼性について

長期的な格納容器温度（168 時間以降で 150℃を下回る状況）と閉じ込め機能の関係を評価するために，時間経過によるシール材の長期的な影響を第 1 表の試験結果で示しているが，その試験データの信頼性について説明する。
第 1 表で改良ＥＰＤＭ製シール材の圧縮永久ひずみ率，硬さ，質量変化率をそれぞれ試験時間に対して示しているが，これは同じ条件に曝露した試験体 3個のデータの平均値を示したものである。試験体 3 個のそれぞれの試験結果を
第 2 表に示す。圧縮永久ひずみ率，硬さ，質量変化率ともに試験体 3 個の実測値データに大きなばらつきは無いことが確認できる。

第1表

改良ＥＰＤＭ製シール材の基礎特性データの経時変化

試験時間

0～7 日

7 日～14 日

14 日～30 日

試験温度
圧縮永久ひずみ率（％）
硬さ
質量変化率（％）

参考 14－1278

第2表

0～7 日（200℃），7 日～30 日（150℃）の圧縮永久ひずみ試験
圧縮永久ひずみ試験

No

試験時間
（日）

試験温度
圧縮永久
（℃） ひずみ率（％）

硬さ

質量変化率
（％）

実測値 平均値 実測値 平均値 実測値 平均値

1

0～7

200

2

7～14

150

3

14～30

150

また，シール材の復元特性を示すために，劣化を付与した試験体を用いて，復元速度測定試験を実施した。試験ケースを第 3 表に示す。
全てのケースにおいて試験体 3 個に対して実施したものであり，試験結果のばらつきを確認するため，代表としてケース 1-2 の試験体 3 個全ての試験結果
を第 1 図に示す。いずれの試験体においても同様の傾向を示しており，500mm/min の試験に大きなばらつきはない。
その他の試験ケースについても，大きなばらつきはないため，試験体 3 個のうち代表として 1 個を第 2 図及び第 3 図に示す。

参考 14－2279

第3表

改良ＥＰＤＭ製シール材の基礎特性データの経時変化
試験
体数

材料

1-1

改良 EPDM 材

31-2

改良 EPDM 材

32-1

改良 EPDM 材

32-2

改良 EPDM 材

3

第1図

照射量

曝露
媒体

ケース

曝露温度

復元速度

復元速度測定試験（ケース 1-2 の試験体 3 個）

第2図

復元速度測定試験（左：ケース 1-1，右：ケース 1-2）

第3図

復元速度測定試験（左：ケース 2-1，右：ケース 2-2）
参考 14－3280

参考資料 15
フランジ開口量評価の妥当性について（構造解析との関連性）

今回、実施したトップヘッドフランジの開口量評価には、FEM 解析を用いている。FEM 解析では，開口量に影響を及ぼす可能性のあるボルト等の構造は，実機の寸法等を模擬して解析モデルに反映している。また，フランジ部の開口の挙動への影響が大きいと考えられる上下フランジ面同士の接触の影響も考慮し，三次元ソリッド要素を用いて弾塑性大変形解析を実施した。その評
価モデルを第 1 図に，圧力－開口量の関係を第 2 図に示す。
以上のような解析手法を用いることにより，高い精度で開口量の評価が可能である。第 3 図はＮＵＰＥＣで実施された機器搬入用ハッチフランジの圧力と開口量の関係である。この開口量は，第 4 図に示すハッチモデル試験体のフランジ部にひずみゲージを取り付けて，漏えいが生じるまで内圧を加えて計測されたものである。この試験結果に対して，当社解析と同様に精度を向上させた解析手法を適用し，同等のメッシュ分割を用いて評価を行っている(第 5 図及び第 1 表参照)。第 3 図の試験結果と解析結果の比較に示すように，解析結果は，圧力の上昇に伴って増加するフランジ部の開口量を精度よく評価できていることがわかる。
フランジ部の開口評価では，フランジ部だけではなく，圧力作用面である
上鏡板や胴部をモデル化しているため，内圧の増加により，ボルト部にモーメントが生じてフランジ部の開口が発生する。フランジ部に生じるモーメン
トが増加すると，同時に上鏡板や胴部の幾何学形状も変化するため，ボルトへの荷重のかかり方が逐次的に変化し，結果として，内圧の増加に対する開口挙動が曲線的に変化する。
以上より，FEM 解析を用いて実施したトップヘッドフランジの開口量評価に
参考 15－1

281

より，実機の挙動を適切に評価することが可能である。

第1図

第2図

トップヘッドフランジの解析モデル

トップヘッドフランジ部における圧力－開口量の関係

参考 15－2282

第3図

ＮＵＰＥＣ機器搬入用ハッチフランジの圧力－開口量の関係

第4図

ＮＵＰＥＣハッチモデル試験体

第5図

ＮＵＰＥＣハッチモデル試験解析モデル
参考 15－3283

第1表

ＮＵＰＥＣ解析モデルと当社解析モデルの比較

解析項目

ＮＵＰＥＣ解析モデル

当社解析モデル

解析コード

ＡＮＳＹＳ

ＡＢＡＱＵＳ

モデル化範

胴部，上鏡部：軸対称ソリッド要素

格納容器胴部（円筒胴，円錐胴），囲

ボルト，ブラケット：平面応力要素

上鏡部，フランジシール部構成部材

フランジシール面：接触要素（フランジ，ボルト，ナット等）：
ボルト 1/2 ピッチ分をセクタとした
周期対称ソリッド要素
フランジシール面：接触要素

材料定数

試 験 体 の材 料 の引 張 試験 か ら 得 ら

材料規格に基づく物性値を用いた。

れた物性値を用いた。

応力ひずみ関係は，ASME B&PV Code

応力ひずみ関係は，真応力－真ひず

Sec. Ⅷ（2012Addenda） Div.2 ANNEX

み関係を多直線で近似して用いた。 3-D による真応力－真ひずみ関係を多直線で近似して用いた。
境界条件

上鏡中央は，軸対称性からＸ方向に

格納容器胴側と底部との取り合いを拘束，Ｙ方向を自由。胴板下端はＸ固定。端部は対称条件を設定。

方向に自由，Ｙ方向を拘束。
ボルト初期

実機で設定している値を用いた。

実機で設定している値を用いた。

内圧を段階的に負荷し，1.96MPa と内圧を段階的に負荷し，発散するまなるまで解析を実施した。

で解析を実施した。

締め付け荷
重
荷重条件

参考 15－4284

参考資料 16
原子炉格納容器のリーク発生順序及び各部位の裕度について

原子炉格納容器バウンダリを構成する各設備に関して，重大事故等時に「放射性物質の閉じ込め機能が喪失する要因として，原子炉格納容器内の温度・圧力条件や原子炉格納容器本体の変形に伴い，構造健全性が失われる場合と，シール部の耐漏えい機能が失われる場合が想定される。
構造部材の評価基準については，規格等に定められている許容値を用いて評価しており，200℃，2Pd の環境条件が継続しても構造強度を維持できるため，閉じ込め機能の機能に対して十分な裕度を有しているものと考える。
一方，シール部については，シール材が事故条件下において時間的に劣化していくことが確認されており，現在の評価において健全性が確認されている 7 日間の期間を超えて 200℃，2Pd の状態が長時間継続した場合には，シール材が機能を喪失し漏えいが生じる可能性がある。また，シール部でも，トップヘッドフランジや機器搬入用ハッチ等，フランジ構造になっている箇所については，圧力の上昇に伴い開口量が増加するため，その影響により，他のシール部に比べて漏えいが生じるリスクが高いものと考えられる。
以上の検討結果から，原子炉格納容器で漏えいが発生する可能性が高い部
位はフランジ構造のシール部であると評価できる。このため，フランジ構造のシール部について，200℃，2Pd の状態での健全性を確認した際の判定基準に対する裕度を確認した。
フランジ部の限界温度・圧力に対する裕度を第 1 表に示す。

参考 16－1285

第1表

フランジ部の限界温度・圧力に対する裕度
開口量
（mm）

評価対象部位
トップヘッドフランジ

機器搬入用ハッチ
サプレッション・チェンバ
アクセスハッチ

許容値
（mm）

裕

度※

内側

1.1

外側

1.4

内側

1.4

外側

1.8

内側

4.6

外側

6.3

所員用エアロック

6.5

閉止フランジ

15.1※：許容値／開口量

参考 16－2286

参考資料 17
所員用エアロック開口量評価に係る変形支点の変位の影響について

所員用エアロックにおけるシール部の評価については，原子炉格納容器内圧による扉変形に伴うシール部の開口量評価を実施しているが，この評価では，変形による支点のずれを考慮しない評価としているため，支点のずれに伴う影響について評価を行う。第 1 図に所員用エアロックシール部の構造を示す。

第1図

所員用エアロックのシール部構造

1．扉の変形（たわみ等）について
所員用エアロック扉を第 2 図，第 3 図のように 2 点支持のはりとしてモデル化する。東海第二発電所のエアロック扉は平板形状であり，扉板厚を考慮してモデル化していることから，はりとしてモデル化することは妥当であると考える。また，はりモデルは変位量が保守的となる扉板長辺側をモデル化しており，実際に荷重がかかった際は，上下に加え左右にも支持があるとこ
ろを，上下 2 点支持としていることから，保守的な評価であると言える。
参考 17－1287

このはりモデルにより，扉の変形（たわみ等）によって生じる縦軸方向（扉幅）の変位量δx を評価した結果，0.2mm 程度であり，ガスケット幅と比較しても十分小さく無視できる。

第2図

2 点支持はりモデル

縦軸方向（扉端）の変位量δx は第3図

δx＝2×L3－L2

三角形モデル

参考 17－2288

2．変形支点の変位について
上記で示した扉の軸方向への滑りδx＝0.2mm の場合について，所員用エアロック扉を第 4 図のように 2 点支持はりモデル化し，シール部の開き量を算出した。その結果，扉シール部の変位は，変形支点を考慮しない場合の変位量と同じmm であった。

第4図

2 点支持はりモデル

δ＝ w×L1 ／ （24×E×I）×（3L13＋6L 12×L2 －L2 3）＝mm

参考 17－3289

参考資料 18
電気配線貫通部のシール性能に係るアレニウス則評価の位置付けについて

1．アレニウス則評価の位置付け
電気配線貫通部のモジュール部に対するシール機能評価については，「電気ペネ共研の試験結果を用いた評価」及び「過去の環境試験結果を用いた評価」
を行っている。
このうち，「電気ペネ共研の試験結果を用いた評価」については，加速熱劣化した際の実環境条件における換算時間を予測式であるアレニウス式を用いて評価することにより，いずれの評価においても重大事故環境下で 7 日間以上の健全性を有していることを確認しており，いずれの評価も有効であると考えるが，安全側に評価する観点から「過去の環境試験結果を用いた評価」
を代表的な知見とし，「電共研試験結果に基づくアレニウス則評価」は参考として扱い，耐環境性を評価している。第 1 表に各評価におけるシール部の健全性確認期間を示す。

第1表

各評価におけるシール部の健全性確認期間
高圧用

低圧用

冷却材喪失時の環境試験結果

13 日間

13 日間

電共研試験結果に基づくアレニウス則評価

3,640 時間（151 日間）

384 時間（16 日間）

2．アレニウス則による評価方法
アレニウス則による評価については，加速熱劣化した際の実環境条件における換算時間を算出するため，化学反応速度の予測式として一般的に用いられるアレニウスの式を引用している。評価結果を第 2 表及び第 3 表に示す。
参考 18－1290＝

加速温度倍率

(

=

継続期間

.

)

(

.

)

×

なお，有機物であるシール材の活性化エネルギについては「原子力発電所のケーブル経年劣化ガイド（JNES-RE-2013-2049）」にて劣化処理条件として設定されている値（15kcal／mol）を使用している。この値は，過去の試験結果等におけるシール材の活性化エネルギに比べて保守的な値であることを確認している。

第2表

高圧用モジュールの換算評価結果
記号単位

試験時の健全性確認温度

T１℃

試験時の健全性確認時間

P１

Hr

評価温度

T２

℃

有機物の活性化エネルギ

Ｅ

J/mol

気体定数

Ｒ

J/K･mol

加速倍率

α

－

P２

Hr

評価値

備考

試験結果と等価な劣化を与える評価温度の継続時

3640※=P１ ×α間※途中計算値（E，α）を桁処理せずに計算した値であり，上表の評価値から計算した値とは異なる。

参考 18－2291

第3表

低圧用モジュールの換算評価結果
記号単位

試験時の健全性確認温度

T１℃

試験時の健全性確認時間

P１

Hr

評価温度

T２

℃

有機物の活性化エネルギ

Ｅ

J/mol

気体定数

Ｒ

J/K･mol

加速倍率

α

－

P２

Hr

評価値

備考

試験結果と等価な劣化を与える評価温度の継続時

384※=P１ ×α間※途中計算値（E，α）を桁処理せずに計算した値であり，上表の評価値から計算した値とは異なる。

参考 18－3292

参考資料 19
格納容器隔離弁のＳＡ環境下における耐性確認試験の概要について

原子炉格納容器隔離弁のうち，バタフライ弁の弁座ゴムシートに対し，重大事故環境における耐性向上のため，より耐熱性・耐放射線性に優れたシール材である改良ＥＰＤＭ製シール材を選定し，耐性確認試験を実施した。試験の概要を以下に示す。

1．試験内容試験フロー及び試験内容を第 1 表に示す。また，第 1 図に蒸気通気試験装置の概要図，第 2 図に常温弁座漏えい試験の概要図を示す。600A バタフライ
弁を供試体とし，弁座シール材に改良ＥＰＤＭ製シール材を適用して，初期性能確認，劣化処理を行った後，200℃における飽和蒸気環境下（BWR の原子
炉格納容器の設計圧力の 2 倍（2Pd）以上）で 168 時間，蒸気通気試験を実施する。さらに常温復帰後，窒素を媒体とした常温弁座漏えい試験を実施する。
重大事故環境における格納容器の閉じ込め機能を確認する観点から，弁は閉弁状態で実施する。重大事故環境における放射線による劣化と熱による劣化
は，放射線照射をした後に温度条件を曝露する逐次法により付与する。一般に有機材料の放射線劣化挙動には，酸素が影響を及ぼすことが知られているが，環境に酸素が存在しない場合においては放射線と熱の同時法と逐次法の劣化はほぼ等しいことが知られている。バタフライ弁のシール材は格納容器
内の雰囲気をシールするものであり，事故時の蒸気環境をシールし，酸素が常に供給される環境をシールするものではないことから，放射線と熱の同時曝露のシール機能への影響は十分小さいものと考える。

参考 19－1

293

第1表

試験フロー及び試験内容

試験フロー
熱・放射線同時劣化処理

試験内容
通常運転中に負荷される温度，線量を供試体に加える

初期機能試験

初期状態における閉じ込め機能等を確認する

機械的劣化処理

負荷試験機を用いて弁の開閉操作を実施する

放射線照射劣化

重大事故環境で想定される放射線量（0.3MGy）を供試体に照射する

蒸気通気試験

第 1 図に示す試験装置で 200℃，0.62MPa 以上の蒸気環境下における閉じ込め機能を確認する。蒸気は 168 時間通期し，24 時間おきに二次側の漏えい検出弁より漏えいの有無を確認する。

常温弁座漏えい試験

第 2 図に示す試験装置で供試体一次側を 0.62MPa 以上の窒素加圧環境下とし，二次側からの漏えいがないことを確認する。

第1図

蒸気通気試験装置概要図

参考 19－2294

第2図

常温弁座漏えい試験概要図

2．試験結果
蒸気通気試験の試験結果を第 2 表に，常温弁座漏えい試験の試験結果を第 3表に示す。蒸気通気試験中に漏えいは確認されず，また，常温復帰後の常温
弁座漏えい試験においても閉じ込め機能を維持できることを確認した。

第2表

蒸気通気試験結果

シート材

圧力

温度

加圧媒体

継続時間

改良 EPDM

0.62MPa
以上

200℃

蒸気

168 時間

第3表

照射量

漏えいの
有無
無

常温弁座漏えい試験結果

シート材

圧力

温度

加圧媒体

漏えいの
有無

改良 EPDM

0.62MPa
以上

常温

窒素

無

参考 19－3295

参考資料 20
移動式炉心内計装（ＴＩＰ：Traversing In-core Probe）系統爆破弁について

1．系統概要
移動式炉心内計装（ＴＩＰ：Traversing In-core Probe）系統は，炉心内の軸方向及び水平方向の中性子束分布の測定をすると共に，局部出力モニタ（ＬＰＲＭ）の較正を行うために設けられた移動式の中性子測定装置である。
ＴＩＰ系統は，5 系統の中性子検出機構，駆動機構，インデクサ，バルブア
センブリなどで構成されており，炉心内 43 箇所において中性子束分布を測定できるようになっている。
ＴＩＰ系統のバルブアセンブリは，ＴＩＰボール弁と火薬切断弁（爆破弁）
により構成されており，原子炉格納容器バウンダリとしては，通常運転時は全閉状態であるＴＩＰボール弁により，隔離機能を維持している。
ＴＩＰボール弁が開状態となるのは，通常運転時の局部出力モニタの較正のためＴＩＰ検出器を炉心内に挿入・引抜する期間である。ＴＩＰ検出器を炉心内に挿入している間に格納容器隔離信号が入った場合には，ＴＩＰ検出器が自動引抜され，ＴＩＰボール弁が自動閉止する。また，ＴＩＰ検出器が炉心に挿入している間に格納容器隔離信号が入り，且つ検出器が炉心内から引抜けない場合又はＴＩＰボール弁が正常に閉止しない場合，ＴＩＰ火薬切断弁により閉止を行う運用としている。
ＴＩＰのシステム概略図を第 1 図に，ＴＩＰシステム機器構成図を第 2 図に示す。

参考 20－1

296

第1図

第2図

ＴＩＰシステム概略図

ＴＩＰシステム機器構成図
参考 20－2297

2．ＴＩＰ装置の機能，動作について
駆動機構

1)

駆動機構は，モータにより駆動ケーブルを駆動することにより，検出器を炉内へ送り込むものである。

2）

バルブアセンブリ
バルブアセンブリは，ボール弁と火薬切断弁の 2 つのバルブから構成され，格納容器の隔離のためにインデクサ機構と駆動機構の間の案内管に設けられたものである。
ボール弁は電極弁であり，通常は安全方向となるようにスプリングにより閉弁されている。検出器が駆動されている場合にはソレノイドが励磁されてボール弁は開弁し，検出器がチェンバーシールド内に収められた場合にはソレノイドが無励磁となり閉弁するように，シールドリミットスイッ
チにてインターロックされている。
火薬切断弁はボール弁とチェンバーシールドの間にあり，非常時にのみ使用される。検出器が炉心にある場合，原子炉内に何らかの原因による漏えいが発生し，その上検出器を引抜けない場合やボール弁が全閉しない場
合に限って，ＴＩＰ制御盤のキーロックスイッチによりケーブルを切断し，格納容器の隔離を行うものである。

3)

共通案内管
共通案内管は炉心中央の案内管へ導くための案内管であり，各インデクサ機構から集まった案内管は，5 ウェイコネクタにより 1 本の案内管へ集められ炉内に入っていく。

参考 20－3298

4)

パージシステムパージシステムは，駆動機構内ケーブル及びインデクサ機構の絶縁劣化，錆防止をするため，湿分の少ない制御用空気及び窒素ガスにて常にパージしている。

5)

インデクサ機構
インデクサ機構は，炉内案内管とチャンバーシールドの間にあり，駆動機構からの案内管と，炉内案内管を正確に結合させる機構である。

3．ＴＩＰ火薬切断弁の構造について
前述のとおり，火薬切断弁は，原子炉内に何らかの原因による漏えいが発生し，その上検出器を引抜けない場合やボール弁が全閉しない場合に限って使用される弁である。火薬切断弁の構造図を第 2 図に示す。
ＴＩＰ制御盤のキーロックスイッチにより作動信号を入力することで，パワーカートリッジ内の火薬に着火し，爆発力によりカッターが飛び出し，TIP
検出器ケーブルを内蔵している案内管を切断した後，所定の位置に停止する。

第2図

ＴＩＰ火薬切断弁構造

参考 20－4299

4．ＴＩＰ火薬切断弁の信頼性確認について
ＴＩＰ火薬切断弁の信頼性を確認するため，火薬切断弁の起爆回路の健全性を確認することを目的として，定検毎で第 1 表に示す検査を実施している。
経年劣化の影響が懸念される弁駆動源である火薬については，設計寿命を考慮して交換頻度を 65 ヶ月としており，火薬切断弁ごと交換することとしている。
また，火薬切断弁の交換の際には，同一ロットの試供品にて爆破試験等を実施することで，動作信頼性を確保している。

第1表

ＴＩＰ火薬切断弁の検査項目

検査項目

内容

外観検査

目視による外観点検

絶縁抵抗測定試験

ＴＩＰ火薬切断弁～中央制御室操作ユニット間のケーブル健全性確認

導通確認試験

ＴＩＰ火薬切断弁の点火回路の健全性確認試験

参考 20－5300

参考資料 21
動的荷重の影響について

1.はじめに原子炉格納容器については，事故時に動的な荷重が発生する可能性がある。
ここでは，評価温度・圧力（200℃，2Pd）において考慮すべき動的荷重を抽出し，その影響を評価した。

2.考慮すべき動的荷重の抽出
格納容器内における動的な荷重は，以下によって生じうる。
(1)高温の炉心（溶融デブリを含む）と水との接触に伴う蒸気発生①損傷炉心等のヒートアップした炉心への注水時の蒸気発生②下部プレナムへの溶融炉心の移行（リロケーション）時の蒸気発生③原子炉圧力容器破損に伴うＦＣＩ発生時の蒸気発生(2)原子炉冷却材バウンダリ内に内包された高エネルギー流体の格納容器への放出①ＬＯＣＡブローダウン時の高温水・蒸気の放出②逃がし安全弁の作動に伴うサプレッション・プールへの蒸気放出

これらのうち，格納容器圧力の上昇率が最も大きく，フランジ等の開口量の変化速度が速い事象は，(1)③のＦＣＩ発生時の蒸気発生である。この影響について，3.に示す。
また，(2)②については，格納容器圧力の上昇率は大きくないものの，サプ
レッション・チェンバ内で動的な荷重が発生する。加えて，(2)①についても，

参考 21－1301

ベント管からの高温水・蒸気の吹き出しによってサプレッション・チェンバ内に動的な荷重が発生する。これらの影響について，4.に示す。

3. 原子炉圧力容器破損に伴うＦＣＩ発生時の蒸気発生の影響について
有効性評価に関する事故シナリオにおいて，溶融炉心がペデスタルに落下した際に格納容器内圧力がスパイク上に上昇する。フランジ等のシール部に用いるシール材は，フランジ等の開口量に合わせて形状が変化することによりシール性能を確保しているが，上記の圧力上昇時のフランジの開口量の変化する速度にシール材の形状の変化が追従できない場合には，漏えいが生じる可能性がある。
このため，シール材の形状が変化するために必要な時間（復元速度）を確認し，フランジ部の開口量の変化速度との比較を行った。

3.1

シール材の形状変化速度
フランジ部においてシール材に採用する改良ＥＰＤＭ製シール材について，復元速度を評価するため，ＪＩＳ K 6254 に基づく試験を行った。
当社が評価している有効性評価に関する事故シナリオにおいて，フランジ
開口量の変化速度が最も早くなるのは，溶融炉心がペデスタルに落下した際の圧力上昇時（ＦＣＩ発生時）である。この場合における開口量の変化速度は 1.49×10-2mm/s 程度であることが分かっているため，これを参照して，
1.49×10 -2mm/s を上回る 300mm/min（5mm/s）及び 500mm/min（8.33mm/s）を試験速度とした。
試験では，常温下で所定距離（3.75mm）まで一定速度（300mm/min
500mm/min）で圧縮後，初期位置まで一定速度（300mm/min

又は又は 500mm/min）

で荷重を開放し，この際に改良ＥＰＤＭ製シール材に加わる圧縮応力を測定
参考 21－2302

する試験を実施した（第 1 図参照）。本試験装置では，シール材の荷重を開放するとき，シール材の復元速度が試験装置の開放速度より大きい場合には圧縮応力が計測されることから，これにより，復元速度を測定することができる。

【復元速度測定装置】
荷重検出部へ【荷重負荷時】①所定距離まで圧縮しながら応力を測定【荷重開放時】②初期位置まで戻す時のガス
ケット圧縮応力を測定
荷重
開放

荷重
負荷

ガスケット

圧縮応力

試験装置開放速度＜ガスケット復元速度の場合に応力が発生

駆動部へ

第1図

3.2

復元速度測定試験の概要

試験結果
試験結果を第 2 図に示す。この図に示すように，荷重開放時の各計測点において圧縮応力が測定されたことから，改良ＥＰＤＭ製シール材の復元速度
は 500mm/min（8.33mm/s）以上であることを確認した。前述のとおり，フランジ開口量の変化速度が最も早くなるのは，溶融炉心がペデスタルに落下した際の圧力上昇時（ＦＣＩ評価）であるが，その時のフランジ開口変化速度は 1.49×10-2mm/s 程度であり，以下のとおりシール材復元速度は十分な追従性を有しているものであり，急速な開口に対してもシール機能を維持できるものと考える。
ｼｰﾙ材復元速度 500mm/min（ 8.33mm/s）以上＞ﾌﾗﾝｼﾞ開口変化速度（1.49×10-2mm/s）
参考 21－3303

第2図

一定復元速度下で測定した改良ＥＰＤＭ製シール材の圧縮応力

なお，本試験は，劣化していない材料に対して実施したものであるが，劣化後の圧縮永久ひずみ，硬さ，質量変化率からは，有意な性状変化は見られていない。また，さらに詳細に劣化による影響を確認するために，劣化後の材料の FT-IR やシート面の硬さに関する検討を行った。その結果，シール材の性状に大きな変化は確認されなかった。
これらに示す試験結果から，劣化を考慮した場合でもシール材の復元特性に大きな変化はなく，また，復元速度はフランジ開口速度に対して十分な余裕があることから，開口に対する追従性に問題はないものと考える。

参考 21－4304

＜追従性判断に使用できる理由＞
800kGy の放射線照射を行い，乾熱 200℃を 168 時間暴露した改良ＥＰＤＭ
製シール材，及び 800kGy の放射線照射を行い，乾熱 250℃を 168 時間暴露した改良ＥＰＤＭ製シール材について，劣化後のシート面の FT―IR スペクト
ルを第 3 図に，硬さ測定の測定値を第 4 図に示す。その結果，放射線照射＋
蒸気暴露後の試験片と初期試験片に顕著な差異はないことが確認できるため，復元特性が同様であると類推される。

第3図FT-IR 分析結果（シート面）

第4図

硬さ測定結果参考 21－5305

4.

逃がし安全弁の作動に伴うサプレッション・プールへの蒸気放出の影響についてサプレッション・チェンバに作用する水力学的動荷重は大別して次の 2 種
類がある。
(1)

ドライウェルとサプレッション・チェンバを繋ぐベント管からの吹き出
しによる荷重主蒸気逃がし安全弁の作動時に，サプレッション・プール水中の排気管(2)端部に設置されたクエンチャからの蒸気吹き出しによる荷重

このうち(1)については，格納容器圧力が低いＬＯＣＡ発生直後で支配的となる現象であるため，その後，格納容器が限界温度・圧力に近づいた状態
においては評価不要と考える。したがって，(2)のクエンチャからの蒸気吹き出しによる荷重の影響について検討を行った。
クエンチャからの蒸気吹き出しに伴う荷重には，次の 2 種類がある。
(a)

気泡振動荷重主蒸気逃がし安全弁作動時に排気管内の空気が圧縮され，クエンチャ

から水中に放出される際に，気泡の膨張・収縮の繰り返しにより生じる荷重。
(b)

蒸気凝縮振動荷重
原子炉圧力容器からの蒸気が，クエンチャから水中に放出される際に生じる凝縮振動。

このうち，(a)の気泡振動荷重については，荷重の大きさがガス量とそのエネルギーに支配され，プラント設計においては主蒸気逃がし安全弁排気管の吹き出し圧力を考慮した荷重を設定している。重大事故時における排参考 21－6306

気管内のガス量や吹き出し圧力は，設計基準事故時と同等か，温度上昇に伴う排気管内のガス密度の低下によって低下する傾向にあると考えられる
ため，気泡振動荷重がプラント設計条件よりも厳しくなることはない。
(b)の蒸気凝縮振動荷重については，排気管に設置されているクエンチャの効果により安定した蒸気凝縮が行われることから，気泡振動荷重と比較しても十分小さく，また，サプレッション・プール水のサブクール度の変化によっても不安定凝縮が発生しない事が，過去の試験において確認されている。（第 5 図参照）
これらの検討結果から，重大事故等時におけるサプレッション・チェン
バ動荷重の影響は，プラント設計時に考慮している動荷重の影響と同等レベルであると考える。

第5図

蒸気凝縮時の圧力変動と水温の関係

参考 21－7

307

参考資料 22モデル化している各部位の耐震性について

原子炉格納容器バウンダリを構成する各機器について，基準地震動Ｓ Ｓ に対する耐震性を示すため，地震時の発生応力と供用状態Ｄ Ｓ の評価基準値を比較した。その結果，全ての評価部位において評価基準値を満足しており，評価対
象部位は地震に対して健全性を有していると考える。（第 1 表参照）
なお，フランジ部については，フランジ面がボルトに固定されており，地震時にはフランジ接合された部位同士が一体として加振されるため，地震によってフランジ部応力は発生しないと評価している。
第1表

地震時の原子炉格納容器における発生応力
単位：MPa
一次応力

評価機器

応力分類

発生応力

供用状態Ｄ Ｓ における評価基準値

ドライウェル上鏡板

一次局部膜＋
一次曲げ応力103

380

ドライウェル円錐胴

一次局部膜＋
一次曲げ応力121

380

サプレッション・
チェンバ円筒胴一次局部膜＋
一次曲げ応力84387

機器搬入用ハッチ

一次局部膜＋
一次曲げ応力115

380

サプレッション・
チェンバアクセスハッチ

一次局部膜＋
一次曲げ応力92

387

所員用エアロック

一次局部膜＋
一次曲げ応力

123

380

配管貫通部

一次局部膜＋
一次曲げ応力99344

電気配線貫通部

一次局部膜＋
一次曲げ応力79356

参考 22－1308

参考資料 23
フランジ部の永久変形の評価について

原子炉格納容器バウンダリの健全性評価のうち，開口評価を行っているものに対して，事故時の原子炉格納容器加圧状態における開口により，永久変形が生じないことを示す。
開口影響がある部位の評価として，200℃，2Pd におけるフランジ部の変形について発生応力を算出し，供用状態Ｃにおける評価基準値との比較において，全てのフランジ部の発生応力が供用状態Ｃにおける基準値を下回っており，永久変形が生じないことを確認した。

＜評価対象＞
・トップヘッドフランジ
・機器搬入用ハッチ
・サプレッション・チェンバアクセスハッチ
・所員用エアロック

参考 23－1309

1．トップヘッドフランジ
トップヘッドフランジについて，既工認と同様の評価手法を用いて，フランジ及びボルトの発生応力を算出し，供用状態Ｃにおける評価基準値を下回ることを確認する。
トップヘッドフランジの評価結果を第 1 表に示す。発生応力は供用状態Ｃにおける評価基準値を下回っており，永久変形は生じない。

第1表

トップヘッドフランジの評価結果
単位：MPa

荷重

供用状態Ｃにおける評価基準値

応力
ハブの軸方向応力

σH

185

339

フランジの径方向応力

σR

2

226

フランジの周方向応力

σT

85

226

σT + σR2

94

226

σH + σT
2

136

226

σb0

247

423

2Pd
組合せ応力

使用状態でのボルトの応力

2．機器搬入用ハッチ
機器搬入用ハッチのフランジ部について，既工認と同様の評価手法を用いて，フランジの発生応力を算出し，供用状態Ｃにおける評価基準値を下回ることを確認する。
機器搬入用ハッチフランジの評価結果を第 2 表に示す。発生応力は供用状
態Ｃにおける評価基準を下回っており，永久変形は生じない。

参考 23－2

310

第2表

機器搬入用ハッチフランジの評価結果

材質：ASME SA516 Gr.70（SGV480 相当）
S

供用状態Ｃにおける評価基準値 ※ （MPa）

MＰ

内圧によるモーメント（N･mm／mm）

Rｍ

フランジ平均半径（mm）b

フランジ幅（mm）

h

フランジ高さ（mm）

I

フランジの断面二次モーメント（mm４ ）σ

発生応力（MPa）

226
2.112×10４

4.22×10７87

3．サプレッション・チェンバアクセスハッチ
サプレッション・チェンバアクセスハッチフランジ部について，既工認と同様の評価手法を用いて，フランジの発生応力を算出し，供用状態Ｃにおける評価基準値を下回ることを確認する。
サプレッション・チェンバアクセスハッチの評価結果を第 3 表に示す。発生応力は供用状態Ｃにおける評価基準を下回っており，永久変形は生じない。

第3表

サプレッション・チェンバアクセスハッチフランジ部の評価結果

材質：ASME SA516 Gr.70（SGV480 相当）
S

供用状態Ｃにおける評価基準値 ※ （MPa）

MＰ

内圧によるモーメント（N･mm／mm）

Rｍ

フランジ平均半径（mm）b

フランジ幅（mm）

h

フランジ高さ（mm）

I

フランジの断面二次モーメント（mm４ ）σ

発生応力（MPa）

226
5.038×10３

1.14×10７29

参考 23－3311

4．所員用エアロック
所員用エアロックの隔壁部について，既工認において最も厳しい応力点を
代表評価点として，既工認で算出した応力に基づき供用状態Ｃの評価基準値を用いた許容圧力を求め，2Pd を上回ることを確認する。
応力評価結果を第 4 表に示す。許容圧力は 2Pd を上回り，永久変形は生じない。
第4表

所員用エアロックの評価結果

材質：ASME SA516 Gr.70（SGV480 相当）
S

供用状態Ｃにおける評価基準値（MPa）

339

PＤ

設計圧力（MPa）

0.279

σ

既工認での発生応力（MPa）

P

許容圧力

89
1.062

1.062MPa＞

0.62MPa（2Pd）

参考 23－4

312参考資料 24
原子炉格納容器 評価温度・圧力負荷後の耐震性

1. 検討方針
評価対象の各部位に対し，評価温度・圧力（200℃，2Pd）負荷時に部材が弾性域または塑性域のいずれにあるか，また，除荷後に残留ひずみが生じるかを確認するとともに，除荷後の挙動により，耐震性への影響を評価する。

2. 検討結果
残留ひずみの有無及び耐震性への影響有無については，一次応力のみ考慮する部位と一次＋二次応力を考慮する部位に分けて次のとおり判断する。
評価温度・圧力負荷時に周囲の部材の変形の影響を受けず二次応力を考慮する必要がない場合は，一次応力がSyを超えるか否かで残留ひずみの有無を確認する。この場合，一次応力がSy以下の場合は，除荷後に残留ひずみは生じない（第1図，0→a→0）。Syを超える場合は，除荷後に残留ひずみが生じる（第1図，0→a→b→c）。一次応力は与えられた荷重に対して決定する応力であるため，同じ荷重が作用した場合の発生応力は除荷後も同等であり，
評価温度・圧力負荷前と同じ弾性的挙動を示す（第1図，c→b）。また，設計・建設規格の許容値は荷重を変形前の断面積で割った公称応力を基に設定されているため（第2図），設計・建設規格の許容値内であれば発生応力を算出する際に変形前の断面積を用いることに問題ない。
なお，材料に予めひずみが作用した場合について，作用した予ひずみ（～約19%）だけ応力－ひずみ曲線をシフトしたものと，予ひずみが作用しない
材料の応力－ひずみ曲線がほぼ一致するという知見 [1] が得られており，十分
小さな残留ひずみであれば発生応力に与える影響はないと言える。
参考 24－1313

地震（許容応力状態Ⅳ AS ）の一次応力の許容応力は，供用状態Ｄの許容応
力の制限内で同等であり，さらに評価温度・圧力負荷前と同様の挙動を示す
ことから，耐震性に影響はないと判断できる。

[1] 一般社団法人

日本溶接協会「建築鉄骨の地震被害と鋼材セミナー(第12回溶接構造用鋼材に関する研究成果発表会)」 JWES－IS－9701，(1997)

第1図

降伏点を越える場合のひずみ履歴イメージ（一次応力）

第2図

公称応力と真応力について

次に，評価温度・圧力負荷時に周囲の部材の変形の影響を受けるため，局部的に発生する二次応力を考慮する必要がある場合は，構造不連続部に発生する二次応力も考慮して，一次＋二次応力で残留ひずみの有無を確認する。
一次＋二次応力がSyを超えると塑性域に入るが（第3図（解説PVB－3112），
参考 24－2314

0→A→B），2Sy以下の場合は除荷時にひずみが減少し，除荷後に残留ひずみは生じない（第3図（解説PVB－3112），B→C）。また，その後の挙動は第3
図のB－C上の弾性的挙動を示し，これは評価温度・圧力負荷前と同じである。
一次＋二次応力が2Sy を超える場合は，残留ひずみ有と判断する（第3図(応力S1が2Sy超の場合)）。しかし，十分小さな残留ひずみであれば，上述の通り，発生応力に与える影響はないと言える。
地震（許容応力状態Ⅳ AS ）の一次＋二次応力の許容応力は，今回の一次＋二次応力の許容応力と同等であることから，地震による外力が加わったとしても一次＋二次応力の許容応力の制限内であり，さらに評価温度・圧力負荷
前と同様の挙動を示すことから，耐震性に影響はないと判断できる。
なお，一次応力がSy を超える部位については，残留ひずみ有と判断する。
このとき，上述のとおり，十分小さな残留ひずみであれば発生応力に与える影響はないといえる。

（応力S 1 が2S y 以下の場合） （応力S1 が2S y 超の場合）
第3図

降伏点を越える場合のひずみ履歴イメージ（一次＋二次応力）

除荷後に残留ひずみが生じるかを確認するとともに，除荷後の挙動により，耐震性への影響を評価するため，一次応力がSy 以下かまたは一次＋二次応力
参考 24－3

315

が2Sy以下かを確認した。
原子炉格納容器本体（基部）については，一次＋二次応力がSy を超えるため除荷後に残留ひずみが生じるが供用状態Ｄの制限内であり，除荷後は弾性的挙動を示すため，耐震性への影響はない。
機器搬入口（フランジ部），配管貫通部，電線貫通部及び原子炉格納容器
隔離弁については，一次応力がSy を超えないと考えられ，残留ひずみは生じない。伸縮継手については疲労係数が微小であることから耐震性への影響はない。
以上より，一次応力は供用状態Ｄの制限内であり，一次＋二次応力は2Sy以下であることを確認した。
したがって，耐震評価にて考慮する許容応力に対応する地震が生じた場合，地震による外力が加わったとしても今回の評価で考慮した許容応力の制限内であり，さらに評価温度・圧力負荷前と同様の挙動を示すことから，耐震性への影響はないと考える。

参考 24－4316

第1表 各部位の評価温度・圧力負荷時の状況
評価点

分類

評価値 ※１基部

一次+二次584MPa

同左

一次

185MPa

機器搬入用
ハッチ

円筒胴

一次

0.62MPa（2Pd）

ｻﾌﾟﾚｯｼｮﾝ・ﾁｪ
ﾝﾊﾞｱｸｾｽﾊｯﾁ

同左

一次

0.62MPa（2Pd）

所員用ｴｱﾛｯｸ

隔壁部

一次

0.62MPa（2Pd）

評価部位
原子炉格納容器本体
ﾄｯﾌﾟﾍｯﾄﾞﾌﾗﾝ
ｼﾞ

配管貫通部

同左
接続配管 （貫通部付 一次+二次
近）ｽﾘｰﾌﾞ取付
スリーブ
一次+二次
部

判定値
452MPa（2S y）
226（Sy ）
1.966MPa（Sy での限界圧力）
0.708MPa（Sy での限界圧力）2.989MPa（Sy での限
界圧力）

残留ひず
み有無
有
（1%未満）
無無無無169MPa370MPa（2Sy）

無188MPa393MPa

無

平板類

同左

一次

0.62MPa（2Pd）

ｾｰﾌｴﾝﾄﾞ

同左

一次

0.62MPa
（2Pd）

伸縮継手

同左

1.534MPa（Sy での限界圧力）3.643MPa（Sy での限
界圧力）

備考

無

無

疲労係数は微小（0.11＜1.0）

電気 配線 貫 通部

アダプタ

同左

一次

ヘッダ

同左

一次

原子炉格納容
器隔離弁

弁箱

一次

7.795MPa（Sy での限界圧力）
6.133MPa
0.62MPa（Sy での限（2Pd）
界圧力）
1.03MPa
0.620MPa（ﾚｰﾃｨﾝｸﾞ（2Pd）
設計圧）
0.62MPa
（2Pd）

無

無

無

※1 判定値を超える場合，残留ひずみ有となる。

参考 24－5317

参考資料 25

原子炉格納容器 限界温度・圧力に対する経年劣化の影響について

１．はじめに原子炉格納容器に限界温度・圧力に関する評価における評価対象部位について放射性物質の閉じ込め機能の健全性が，経年劣化により低下していない
ことを確認し，今回の限界温度・圧力に関する評価結果に影響しないことを確認する。なお，考慮する経年劣化事象については，東海第二発電所において実施した高経年化技術評価を参考に検討する。

２．原子炉格納容器本体
原子炉格納容器本体については，経年劣化事象として腐食が考えられるが，原子炉格納容器本体は，鋼板表面に防食塗装を施すとともに，保全計画に基づく外観点検において表面の腐食，塗膜等の異常があれば，適切な肉厚管理のもと，捕修塗装を実施している。また，保全計画に基づき，計画的に肉厚測定を実施していることから，有意な劣化はないと考えられる。なお，原子炉格納容器本体に対して，一般社団法人 日本電気協会 電気技術規程「原子炉格納容器の漏えい率試験規程（ＪＥＡＣ 4203）」（以下，「ＪＥＡＣ 4203」という。）に基づく，全体漏えい率試験（1 回/1 定検）を実施し，放射性物質の閉じ込め機能の健全性を継続的に確認している。

３．原子炉格納容器本体以外
原子炉格納容器本体以外の評価部位について，考慮する経年劣化事象は以下のとおり。
参考 25－1

318

・ステンレス鋼配管について外面の応力腐食割れが考えられるが，社内規則に基づき計画的な塩化物付着量測定を実施し，基準を満足しない場合
は，純水拭きを実施することにより，塩化物付着量を応力腐食割れ発生のしきい値未満に管理していることから，有意な劣化はないと考えられる。
・炭素鋼配管について流れ加速型腐食による減肉が考えられるが，社内規則に基づき計画的な肉厚測定を実施し，基準を満足しない場合は，計画的に取替えを行うなど，適切な管理を行っている。
・原子炉格納容器隔離弁については，保全計画に基づく，計画的な分解点
検，目視・表面検査を実施していることから，有意な劣化はないと考えられる。
・電気配線貫通部については，経年劣化事象として樹脂等の劣化が考えられる。これらの部位の経年劣化については，長期健全性試験により，健全性を確認している。
・機器搬入用ハッチ等に使用しているガスケット等については，保全計画に基づく定期的な取替を実施していることから，経年劣化事象とはならない。
・ＪＥＡＣ 4203 に基づく，全体漏えい率検査（1 回/1 定検）を実施し，放射性物質の閉じ込め機能の健全性を継続的に確認している。

以上のことから，経年劣化による原子炉格納容器の限界温度・圧力への影
響はないと考える。

参考 25－2319

参考資料 26

200℃，2Pd の適用可能時間を過ぎてから用いる限界圧力・温度について

有効性評価における格納容器温度・圧力の判断基準（評価項目）は200℃，
2Pdと設定しており，200℃，2Pdについて時間経過を考慮した評価が必要な部
位はシール部と考える。このため，シール部については，200℃，2Pdの状態が7日間（168時間）継続した場合でもシール機能に影響ないことを確認すること
で，限界温度・圧力における格納容器閉じ込め機能の健全性を示している。
7日間（168時間）以降においては，格納容器圧力が最も高くなるのは，「雰
囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）」において代替循
環冷却系を使用するシーケンス及び「高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱」で想定される事故シーケンスである。これらのシーケンスは，格納容器内
酸素濃度が4.0vol％（ドライ条件）に到達した時点で，格納容器内酸素濃度上
昇による格納容器ベントを遅延するため，310kPa[gage]までサプレッション・
チ ェ ン バ へ の 窒 素 注 入 を 行 う 手 順 と し て お り ， 第 1表 で 示 す と お り ， 7日 間
（ 168時 間 ） 以 降 の 格 納 容 器 圧 力 は 最 大 で 310kPa[gage]と な る 。代 表 的 に ，「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）」において代替循環冷却系を使用するシーケンスの格納容器圧力の推移を第1図に示す。
また，7日間（168時間）以降の格納容器雰囲気温度が最も高くなるのは，「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）」において代替循環冷却系を使用しないシーケンスである。このシーケンスの格納容器雰囲
気温度の推移を第2図に示すが，7日間（168時間）時点で150℃未満であり，その後の格納容器雰囲気温度は崩壊熱の減衰によって低下傾向となるため，第1参考 26－1320表で示すとおり7日間（168時間）以降は150℃を下回る。また，格納容器バウ
ンダリにかかる温度（壁面温度 ※ ）についても，事象発生後3.9時間後に生じる最高値は157℃であるが，7日間以降は150℃を下回る。
※：評価に用いているＭＡＡＰコードは，FP沈着に伴う発熱を考慮したものとなっている。格納容器内のFP挙動については，原子力安全基盤機構（JNES）の「シビアアク
シデント時格納容器内多次元熱流動及びFP挙動解析」において，FPのほとんどが原
子炉キャビティ内の床や壁表面にとどまり，格納容器全体に飛散することがないことが確認されており，健全性が維持されたシール部等の貫通部への局所的なFP沈着は発生しにくく，ＭＡＡＰコードによる壁面温度の結果は妥当と考える。

第1表

事故発生後の経過時間と格納容器圧力・温度の関係

事故発生後の経過時間

0～168 時間

168 時間以降
有効性評価シナリオで評価項目として格納容器圧力2Pd(620kPa[gage])を設定（ＭＡＡＰ解析結果）
有効性評価シナリオで評価項目として格納容器温度

最大310kPa[gage]となる

150℃を下回る

200℃を設定（ＭＡＡＰ解析結果）

0.8
ドライウェルサプレッション・チェンバ

0.62MPa[gage]
0.6
格
納
容
器
圧
力

格 納 容 器 圧 力 310kPa[gage] 到 達 に て
窒素供給停止（約 163 時間）

0.4(MPa[gage])
格 納 容 器 酸 素 濃 度 （ ド ラ イ 条 件 ） 4.0% 到 達 に て
サプレッション・チェンバへの窒素供給開始（約 84 時間）

0.2

0.0
0

24

48

72

96

120

144

168

事故後の時間(h)第 1 図 格納容器圧力（「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）」において代替循環冷却系を使用するシーケンス）
参考 26－2

321

300
ドライウェルサプレッション・チェンバ

格
納
容
器
温
度

200

（℃）

100

200℃

格納容器圧力逃がし装置による格納容器除熱操作（約 19 時間）
その後，崩壊熱の低下とともに徐々に格納容器雰囲気温度低下

0
0

24

48

72

96

120

144

168

事故後の時間(h)第2図

格納容器雰囲気温度（「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器
過圧・過温破損）」において代替循環冷却系を使用しないシーケンス）①

長期（168時間以降）の格納容器圧力と閉じ込め機能の関係について
時間経過により健全性に影響を及ぼす部位はシール材である。シール部の機能維持は，第3図の模式図に示すとおり，格納容器内圧力の上昇に伴うフランジ部の過渡的な開口挙動に対し，シール材料の復元量が十分に確保されていることをもって確認している。つまり，格納容器温度によるシール材の熱劣化を考慮しても，圧縮永久ひずみ試験結果によりシール材の復元量が十分であれば，シール部の機能は健全である。長期のケースとして，有効性評
価シナリオにおいて168時間時の格納容器圧力が高い代替循環冷却系運転ケースを評価しても，格納容器圧力は約0.31MPaであり開口量は小さい（第2表参照）。なお，復元量の具体的な評価は，格納容器温度に関係することから
次項②で示す。

参考 26－3

322

第3図

第2表
フランジ部位
トップヘッドフランジ

シール部の機能維持確認の模式図

格納容器圧力と開口量の関係
溝

168時間時1Pd(0.31MPa)

2Pd(0.62MPa)

内側
外側
内側

機器搬入用ハッチ
外側
サプレッション・
チェンバアクセス
ハッチハッチ②

内側外側

長期（168時間以降）的な格納容器温度と閉じ込め機能の関係について
格納容器温度の上昇に伴う，時間経過によるシール材の長期的（150℃を下回る状況）な影響を調査する。ここでは，トップヘッドフランジや機器搬
入用ハッチに使用されている改良ＥＰＤＭ製シール材を用いて，168時間以降の温度・時間とシール材料の劣化挙動を確認するため，シール材の基礎特性試験を実施した。試験結果を第3表に示す。

参考 26－4323

第3表

改良ＥＰＤＭ製シール材の基礎特性データの経時変化

試験時間

0～7 日

7 日～14 日

14 日～30 日

試験温度

200℃

150℃

150℃

圧縮永久ひずみ率[％]

硬さ

質量変化率[％]

注記：γ線 1.0MGy 照射済の試験体を用い，飽和蒸気環境下に暴露した後の測定値第3表に示すように，168時間以降，150℃の環境下においては，改良ＥＰＤ
Ｍ製シール材の基礎特性データにはほとんど変化はなく，経時劣化の兆候は見られない。したがって，ＳＡ後168時間以降における格納容器の温度を150℃と設定した場合でも，シール部の機能は十分維持される。なお，ＥＰＤＭ材は一般特性としての耐温度性は150℃であり，第3表の結果は改良ＥＰＤＭ製シール
材が200℃条件を7日間経験しても，一般特性としての耐熱温度まで低下すれば，それ以降は有意な劣化傾向は見られないことを示していると考える。また，第3表の結果から圧縮永久ひずみ時の改良ＥＰＤＭ製シール材復元量とフランジ開口量のイメージを第4図に示しており，第2表で示す168時間以降の格納容器圧力に対しても十分追従可能な復元量を維持していることも確認できる。
参考 26－5

324

第4図

③

圧縮永久ひずみ

時のシール材復元量とフランジ開口量

長期（168 時間以降）的な放射線照射量と閉じ込め機能の関係について
時間経過によるシール材の長期的な影響を調査する。ここでは，トップヘッドフランジや機器搬入用ハッチに使用されている改良ＥＰＤＭ製シール材を用いて，168 時間以降の累積放射線照射量・時間とシール材料の劣化挙動を確認するため，シール材の基礎特性試験を実施した。試験結果を第 4 表に示す。累積放射線照射量による影響は，試験結果より，有意な変化がないことから，７日間以降のシール機能は，維持できると考える。

第4表

改良ＥＰＤＭ製シール材の累積放射線照射量とひずみ率の関係
累積放射線照射量

ひずみ率

試験条件
雰囲気：蒸気環境
温度・劣化時間：200℃・168 時間＋150℃・168 時間
参考 26－6325

＜時間を踏まえた限界温度・圧力の考え方＞
有効性評価結果からも，7日間（168時間）以降は格納容器温度がＥＰＤＭ材の一般特性としての耐熱温度である150℃を下回ることが判っている。また，
格納容器圧力についてもベント操作の有無に関わらず圧力は低下しており，開口量は2Pd時と比較しても小さいことが確認できている。なお，代替循環冷却系を使用するシーケンスの場合，中長期的には，水の放射線分解によって生じる水素と酸素が格納容器圧力の上昇に寄与するが，酸素濃度がドライ条件で4.3vol％に到達した場合にはベントを実施することとしていることから，格納容器圧力は1Pdから数十kPaまでの上昇にとどまる。
よって，格納容器温度・圧力が評価項目（200℃・2Pd）にて7日間経験してもシール材が問題ないことを確認することで，長期の格納容器閉じ込め機能を確保できると考える。

＜168時間以降の考え方＞
前述の検討を踏まえ，168時間以降については格納容器圧力・温度は低下していること，及び代替循環冷却系を使用するシーケンスにおける中長期的な水の放射線分解に伴う水素と酸素の発生の寄与も大きくないことから，最初の168 時間に対して200℃・2Pdを超えないよう管理することで，長期的な格納容器閉じ込め機能は維持されると考える。ただし，事故環境が継続することにより，熱劣化等の閉じ込め機能低下要因が存在することも踏まえ，長期的なプラ
ントマネジメントの目安として，168時間以降の領域においては，格納容器温度が150℃を超えない範囲で，また，格納容器圧力は1Pd程度（1Pd＋数十kPa ※ ）以下でプラント状態を運用する。
※：酸素濃度をドライ換算で4.3vol％以下とする運用の範囲

参考 26－7326

2Pd（620kPa[gage]）

1Pd 程度（1Pd ＋ 数十 kPa）以下を 1 つの目
安として収束に向けてマネジメントを実施

第5図

格納容器圧力の 168 時間以降の考え方

2Pd（620kPa[gage]）
150℃を超えないことを 1 つの目安として収束に向けてマネジメントを実施

第6図

格納容器温度の 168 時間以降の考え方

参考 26－8327

参考資料 27
原子炉格納容器貫通部リスト（1／8）
スリーブ
分類

貫通部 No.

用

途

取り付け位置

口径

厚さ
[mm]

ハッチ

X-15
X-16

ｲｸｲﾌﾟﾒﾝﾄﾊｯﾁ
ﾊﾟｰｿﾈﾙ・ｴｱ・ﾛｯｸ

3658(mm)
2400(mm)

－
－

X-28

CRD ﾊｯﾁ

609.6(mm)－X-51

ｱｸｾｽﾊｯﾁ1982(mm)

－

スリーブ
分類

貫通部 No.

X-2

用途

RPV ﾍｯﾄﾞｽﾌﾟﾚｲ

プロセス配 管貫通 部（ ドラ イウ ェ ル）

口径

厚さ
[mm]

22B

29.0

20B

26.2

8B

12.7

X-5

ﾄﾞﾗｲｳｪﾙ排気系
2-26B-12,2-26V9,150,153
RCW 送り(2-9V33)

X-6

HPCS

28B

39.0

X-7

予備

12B

17.4

X-8

LPCS

28B

39.0

X-11A

RHR(A)

16B

21.4

X-11B

RHR(B)

16B

21.4

X-12A

LPCI(A)

28B

39.0

X-12B

LPCI(B)

28B

39.0

X-12C

LPCI(C)

28B

39.0

X-13

SLC

10B

15.1

X-14

CUW ﾎﾟﾝﾌﾟ吸込

22B

29.0

X-17A

FDW（to RPV）

36B

51.0

X-17B

FDW（to RPV）

36B

51.0

X-3

参考 27－1

高 さ
〔EL〕

角度

取り付け位置
高 さ
〔EL〕

角度

328

原子炉格納容器貫通部リスト（2／8）
スリーブ
分類

貫通部 No.

用

途
口径

厚さ
[mm]

プロセス配 管貫通 部（ ドラ イウ ェ ル）

X-18A

MS（to Turbin）

44B

51.0

X-18B

MS（to Turbin）

44B

51.0

X-18C

MS（to Turbin）

44B

51.0

X-18D

MS（to Turbin）

44B

51.0

X-19A

RHR SDC 戻り

28B

39.0

X-19B

RHR SDC 戻り

28B

39.0

X-20

RHR SDC

36B

51.0

X-21

蒸気（to RCIC
Turbin）

26B

39.0

X-22

復水ﾄﾞﾚﾝ

12B

17.4

X-26

予備

16B

21.4

X-43

予備

6B

11.0

X-46

RCW 戻り(2-9V30)

8B

12.7

X-52A

FCS(A)＆予備

20B

26.2

X-52B

FCS(B)＆予備
ﾄﾞﾗｲｳｪﾙ給気系
2-26B-2,9/2-26V16

20B

26.2

20B

26.2

X-55

N2 ｶﾞｽ供給系＆FPC

10B

15.1

X-56

予備＆N2 ｶﾞｽ供給
系,DHC

26B

39.0

X-57

FP 系＆N2 ｶﾞｽ供給系

18B

23.8

X-58

補給水系

18B

23.8

X-76

to FCS(A)

10B

15.1

X-81

予備

1 1/2B

5.1

X-53

参考 27－2

取り付け位置
高 さ
〔EL〕

角度

329

原子炉格納容器貫通部リスト（3／8）
スリーブ
分類

貫通部 No.

用

途
口径

厚さ
[mm]

プロセス配 管貫通 部（ サプレッシ ョン ・ チェ ンバ）

X-4

RCIC

14B

19.0

X-23

FLOOR DRAIN SUMP

3B

7.6

X-24

EQUIPMENT DRAIN
SUMP

3B

7.6

X-25A

RHR(A)

4B

8.6

X-25B

RHR(B)

4B

8.6

X-31

HPCS SUCTION

24B

31.0

X-32

RHR(B) SUCTION

24B

31.0

X-33

RCIC SUCTION

8B

12.7

X-34

LPCS SUCTION

24B

31.0

X-35

RHR(A) SUCTION

24B

31.0

X-36

RHR(C) SUCTION

24B

31.0

X-47

RHR(A),RCIC

16B

21.4

X-48

RHR(B),ML

16B

21.4

X-49

HPCS TEST

12B

17.4

X-59

予備

16B

21.4

18B

23.8

18B

23.8

X-60
X-62

RHR(A)Hx 安全弁排
気の閉止
RHR(B)Hx 安全弁排
気の閉止

X-63

LPCS TEST,RHR(A)

12B

17.4

X-77

RCIC

2B

5.5

X-78

OIL DRAIN SUMP

3B

7.6

20B

26.2

20B

26.2

X-79

X-80

ｻﾌﾟﾚｯｼｮﾝ･ﾁｪﾝﾊﾞ排気系(AC 系)
2-26B-10,11,226V152,155
ｻﾌﾟﾚｯｼｮﾝ･ﾁｪﾝﾊﾞ給気系(AC 系)
2-26B-3,4,5,6,7
2-26V-18,19,69,70

参考 27－3

取り付け位置
高 さ
〔EL〕

角度

330

原子炉格納容器貫通部リスト（4／8）
スリーブ
分類

貫通部 No.

用

途
口径

厚さ
[mm]

電気計装用 貫通部 （ド ライウ ェル ）X-9A

CRD 引抜

1B

4.5

X-9B

CRD 引抜

1B

4.5

X-9C

CRD 引抜

1B

4.5

X-9D

CRD 引抜

1B

4.5

X-10A

CRD 挿入

1B

4.5

X-10B

CRD 挿入

1B

4.5

X-10C

CRD 挿入

1B

4.5

X-10D

CRD 挿入1B

4.5

1 1/2B

5.1

1 1/2B

5.1

1 1/2B

5.1

1 1/2B

5.1

1 1/2B

5.1

1 1/2B

5.1

10B

15.1

10B

15.1

10B

15.1

X-27A
X-27B
X-27C
X-27D
X-27E
X-27F
X-29A
X-29B
X-29C

移動式炉心内校正装置ﾄﾞﾗｲﾌﾞ
移動式炉心内校正装置ﾄﾞﾗｲﾌﾞ
移動式炉心内校正装置ﾄﾞﾗｲﾌﾞ
移動式炉心内校正装置ﾄﾞﾗｲﾌﾞ
移動式炉心内校正装置ﾄﾞﾗｲﾌﾞ
移動式炉心内校正装置ﾄﾞﾗｲﾌﾞγﾗｼﾞｴｰｼｮﾝｾﾝｻ
CH-A
γﾗｼﾞｴｰｼｮﾝｾﾝｻ
CH-B
AC,PASS,CAMS,RPV ﾌ
ﾗﾝｼﾞﾘｰｸｵﾌ

X-29D

CAMS,PLR,MS

10B

15.1

X-30

MS

10B

15.1

X-37A

AC(2-26V213,214)

2B

5.5

X-37B

ｼｰﾙﾍﾞﾛｰ L/T(226V215,216)

2B

5.5

参考 27－4

取り付け位置
高 さ
〔EL〕

角度

331

原子炉格納容器貫通部リスト（5／8）
スリーブ
分類

貫通部 No.

用

途
口径

厚さ
[mm]

10B

15.1

NB/CRD-dp,HPCS-dp
ﾄﾞﾗｲｳｪﾙ圧力測定
用,CAMS,MSPCV-L/T
盤

10B

15.1

10B

15.1

X-41A

RCIC

10B

15.1

X-41B

RCIC
ﾄﾞﾗｲｳｪﾙ圧力測定
用,MSIV-LCS
MS

10B

15.1

10B

15.1

X-44A

J/P

10B

15.1

X-44B

J/P,PASS

10B

15.1

X-44C

J/P

10B

15.1

X-44D

J/P

10B

15.1

10B

15.1

10B

15.1

X-38
X-39
X-40

X-42
電気計装用 貫通部 （ド ライウ ェル ）

X-54A
X-54B

ﾄﾞﾗｲｳｪﾙ圧力測定
用,PLR,MS

ﾄﾞﾗｲｳｪﾙ圧力測定
用,PLR
PLR

X-54C

ﾄﾞﾗｲｳｪﾙ圧力測定用
MSIV-LCS,PLR

10B

15.1

X-54D

PLR

10B

15.1

X-66A

RHR,LPCS,ﾎﾞﾄﾑﾗｲﾅｰ
L/T 盤

10B

15.1

X-66B

RHR

10B

15.1

X-69A

PLR HPU ﾗｲﾝ

10B

15.1

X-69B

PLR HPU ﾗｲﾝ

10B

15.1

X-73

O2 測定用

2B

5.5

X-74

O2 測定用,FP ﾓﾆﾀ

2B

5.5

X-75

O2 測定用2B

5.5

X-100A

中性子検出等

12B

17.4

X-100B

中性子検出等

12B

17.4

X-100C

中性子検出等

12B

17.4

X-100D

中性子検出等

12B

17.4

参考 27－5

取り付け位置
高 さ
〔EL〕

角度

332

原子炉格納容器貫通部リスト（6／8）
スリーブ
分類

貫通部 No.

用

途
口径

厚さ
[mm]

電気計装用 貫通部 （ド ライウ ェル ）X-101A

PLR ﾎﾟﾝﾌﾟ電源

18B

23.8

X-101B

PLR ﾎﾟﾝﾌﾟ電源

18B

23.8

X-101CPLR ﾎﾟﾝﾌﾟ電源

18B

23.8

X-101D

PLR ﾎﾟﾝﾌﾟ電源

18B

23.8

X-102A

指示＆制御

12B

17.4

X-102B

指示＆制御

12B

17.4

X-103

計測

12B

17.4

X-104A

CRD 位置指示用

12B

17.4

X-104B

CRD 位置指示用

12B

17.4

X-104CCRD 位置指示用

12B

17.4

X-104DCRD 位置指示用

12B

17.4

X-105A

電源＆出力

12B

17.4

X-105B

電源＆出力

12B

17.4

X-105C

電源＆出力

12B

17.4

X-105D

電源＆出力

12B

17.4

X-106A

予備

12B

17.4

X-106B

指示＆制御

12B

17.4

X-107A

指示＆出力

12B

17.4

X-107B

DHC 入口

12B

17.4

X-84A

水位計

1B

4.5

X-84B

水位計

1B

4.5

X-84C

水位計

1B

4.5

X-84D

水位計

1B

4.5

X-85A

水位計

1B

4.5

X-85B

水位計

1B

4.5

X-86A

水位計

1B

4.5

X-86B

水位計

1B

4.5

X-86C

水位計

1B

4.5

X-86D

水位計

1B

4.5

参考 27－6

取り付け位置
高 さ
〔EL〕

角度

333

原子炉格納容器貫通部リスト（7／8）
スリーブ
分類

貫通部 No.

用

途
口径

厚さ
[mm]

電気計装用 貫通部
（ドライウ ェル）X-87

MS,炉心 dpt-N005

10B

15.1

X-88

MS

10B

15.1

X-89

MS,CUW,NB

10B

15.1

X-90

ﾄﾞﾗｲｳｪﾙ圧力測定
用,CAMS,MS

10B

15.1

X-203

FCS

2B

5.5

参考 27－7

取り付け位置
高 さ
〔EL〕

角度

334

原子炉格納容器貫通部リスト（8／8）
スリーブ
分類

貫通部 No.

X-64A
X-64B
X-64C
電気計装用 貫通部 （サ プレッショ ン・チ ェン バ）

X-64D

用

途

ｻﾌﾟﾚｯｼｮﾝ･ﾁｪﾝﾊﾞ水位

測定用
ｻﾌﾟﾚｯｼｮﾝ･ﾁｪﾝﾊﾞ水位

測定用
ｻﾌﾟﾚｯｼｮﾝ･ﾁｪﾝﾊﾞ水位

測定用
ｻﾌﾟﾚｯｼｮﾝ･ﾁｪﾝﾊﾞ水位

測定用

口径

厚さ
[mm]

2B

5.5

2B

5.5

2B

5.5

2B

5.5

X-65

予備

2B

5.5

X-67

予備

12B

17.4

X-68

予備

2B

5.5

2B

5.5

10B

15.1

10B

15.1

X-70
X-71A
X-71B

ｻﾌﾟﾚｯｼｮﾝ･ﾁｪﾝﾊﾞ圧力測定用
真空破壊弁 N2 ｶﾞｽ供給系
真空破壊弁 N2 ｶﾞｽ供
給系

X-82

O2 測定用

2B

5.5

X-83

O2 測定用,FP ﾓﾆ
ﾀ,PASS,CAMS

2B

5.5

X-200AMSIV LCS

4B

8.6

X-200BMSIV LCS

4B

8.6

X-201A

予備

3B

7.6

X-201B

予備

3B

7.6

X-202A

予備

3B

7.6

X-202B

予備

3B

7.6

X-230

計測

12B

17.4

参考 27－8

取り付け位置
高 さ
〔EL〕

角度

335

参 考 資 料 28

原子炉格納容器に接続される系統の健全性について

1.

はじめに
200℃ ， 2Pd の 条 件 下 に お い て ， 原 子 炉 格 納 容 器 に 接 続 さ れ る 系 統の健全性が維持できることを以下のとおり確認した。

2.

格納容器破損対策に使用される系統について
格納容器破損防止対策としては，下記条項に係る系統設備が使用され，各々発生する事象に応じて使用される系統，設備が異なる。

第 49 条 （ 原 子 炉 格 納 容 器 内 の 冷 却 等 の た め の 設 備 ）対 策 ： 代 替 格 納 容 器 ス プ レ イ 系（ 常 設 及 び 可 搬 型 ）に よ り ，残留熱除去系の格納容器スプレイ機能が喪失した場合でも ，格 納 容 器 内 雰 囲 気 の 冷 却 ・ 減 圧 ・ 放 射 性 物 質 の 低 減機能を維持する。
第 50 条 （ 原 子 炉 格 納 容 器 の 過 圧 破 損 を 防 止 す る た め の 設 備 ）対 策：格 納 容 器 圧 力 逃 が し 装 置 に よ り ，格 納 容 器 内 の 圧 力 及 び
温 度 を 低 下 さ せ る こ と で ，残 留 熱 除 去 系 が 機 能 喪 失 し た
場合でも，格納容器の過圧破損を防止する。
第 51 条 （ 原 子 炉 格 納 容 器 下 部 の 溶 融 炉 心 を 冷 却 す る た め の 設 備 ）対 策 ： 格 納 容 器 下 部 注 水 系（ 常 設 及 び 可 搬 型 ）に よ り ，格 納 容
器下部に落下した溶融炉心を冷却する。

参考 28－1

336

第 52 条 （ 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）
対 策：格 納 容 器 内 の 不 活 性 化 ，水 素 濃 度 計 に よ る 格 納 容 器 内 水
素濃度の監視及び格納容器圧力逃がし装置による水素ガ ス の 格 納 容 器 外 へ の 排 出 に よ り ，格 納 容 器 内 の 水 素 爆発を防止する。

上 記 の う ち ， 第 49 条 ， 第 51 条 ， 第 52 条 に 関 連 す る 系 統 に つ い ては原子炉格納容器バウンダリ外より冷却水や不活性ガスをバウンダ
リ 内 へ 注 入 す る （ 押 し 込 む ） 対 策 が と ら れ る の に 対 し ， 第 50 条 で はバウンダリ外へ内包ガスを放出，あるいは同バウンダリを跨いで系
統 を 構 成（ Ｐ Ｃ Ｖ バ ウ ン ダ リ を 拡 大 ）し ，原 子 炉 格 納 容 器 内 包 流 体 を循環させる対応がとられる。
こ こ で は ，第 50 条 関 連 系 統 設 備（ 原 子 炉 格 納 容 器 の 過 圧 破 損 を 防
止 す る た め の 設 備 ）に つ い て 200℃ ，0.62MPa(2Pd)環 境 下 で の 使 用 における影響を検討する。

参考 28－2337

3. 原 子 炉 格 納 容 器 の 過 圧 破 損 を 防 止 す る た め の 設 備 （ 第 50 条 ） の 健
全性について3.1

格納容器圧力逃がし装置
格納容器圧力逃がし装置については，新設の系統設備であり，系統を構成するフィルタ装置や弁・配管等については，いずれも最 高 使 用 温 度 200℃ ， 最 高 使 用 圧 力 0.62MPa[gage](2Pd)で 設 計 す
る こ と と し て い る 。 し た が っ て ， 原 子 炉 格 納 容 器 が 200℃ ， 2Pdの環境にあっても，系統設備の健全性に問題はない。
格納容器圧力逃がし装置の概要図を第１図に示す。

排気筒

換気空調系へ

RE

水素濃度計
H2E

放射線モニタ

AO

圧力開放板

AO

MO

格納容器

MO
＊2

耐圧強化
ベント系
AO

遠隔人力操作機構

原子炉建屋
ガス処理系へ

不活性ガス系

AO

＊3

＊1
＊3

RE
窒素供給
ライン

MO

＊5

＊2

MO

原子炉圧力容器

＊4

AO

MO

＊4
＊5

ドライウェルMO＊1

サプレッション・チェンバ

フィルタ装置

AO

補給水
ライン

MO
原子炉隔離時冷却系
真空ポンプより

廃棄物
処理設備へ

付属室
MO

原子炉建屋付属棟

原子炉建屋原子炉棟

フィルタ装置格納槽

第 1図

格納容器圧力逃がし装置 概要図

参考 28－3338

3.2

代替循環冷却系
本 系 統 は ，サ プ レ ッ シ ョ ン・プ ー ル を 水 源 と し ，代 替 循 環 冷 却 系

ポンプ，緊急用海 水ポンプ及び残留 熱除去系熱交換器 Ａを使用し，原子炉圧力容器へ注水するとともに，格納容器内にあるスプレイ
ヘッダよりドライウェル内に水をスプレイするものである。また，緊急用海水ポンプによりサプレッション・プール水を残留熱除去
系熱交換器Ａにて冷却できるものである。
主 要 機 器 の 仕 様 を 3.2.1 項 に ， 代 替 循 環 冷 却 系 概 要 図 を 第 2 図
に示す。
3.2.1

主要機器の仕様(1) 代 替 循 環 冷 却 系 ポ ン プ
種

類

：うず巻形

容

量

： 約 250m ３ ／ h

程： 約 120m

全揚最 高 使 用 圧 力 ： 3.45MPa[gage]
最 高 使 用 温 度 ： 77℃
個

数

：1

取 付 箇 所： 原 子 炉 建 屋 原 子 炉 棟 地 下 2階

原動機出力

： 約 140kW(2) 残 留 熱 除 去 系 熱 交 換 器 Ａ
個

数

：1

最 高 使 用 圧 力 ： 3.45MPa[gage]
最 高 使 用 温 度 ： 249℃
伝 熱 容 量： 19.4×10 ３ kW

取 付 箇 所： 原 子 炉 建 屋 原 子 炉 棟 地 下 2階
参考 28－4339

原子炉建屋原子炉棟
原子炉隔離時
冷却系より

AO

AO

MO

MO

屋外

MO

MO

MO
AO

MO

MO

MO

AO

MO
MO

MO
MO
MO

可搬型代替注水
大型ポンプ

MO

MO

補給水系
より

MO
MO

MO
残留熱除去系
ポンプ(B)へ

代替循環
冷却系ポンプ

接続口

残留熱除去系ポンプ(A)

緊急用海水
ストレーナ

緊急用海水
ポンプ

MO

MO

MO

MO

MO

MO

残留熱除去系
熱交換器（Ａ）

接続口

MO

残留熱除去系
海水ポンプＡ系

可搬型代替注水
大型ポンプ
放水路へ

緊急用海水系使用時の図を示す。

第 2図

代替循環冷却系 概要図

参考 28－5340

3.2.2

代替循環冷却系の健全性

代替循環冷却系の健全性について，「代替循環冷却系ポンプの健全性」，「残留熱除去系ポンプの健全性」，「シール材の信頼性」の観点から評価する。なお，残留熱除去系熱交換器について
は ， 最 高 使 用 温 度 が 249℃ で 設 計 さ れ て い る た め ， 健 全 性 に 問 題はない。

①

代替循環冷却系ポンプの健全性
2Pd に お い て は ， サ プ レ ッ シ ョ ン ・ プ ー ル 水 の 温 度 は 0.62MPa（ 2Pd）に お け る 飽 和 温 度 167℃ と な る 。サ プ レ ッ シ ョ ン・ プ ー ル
水 は 残 留 熱 除 去 系 ポ ン プ を 経 由 し ，緊 急 用 海 水 ポ ン プ か ら の 海 水を 用 い て 残 留 熱 除 去 冷 却 器 Ａ に て 冷 却 後 ，代 替 循 環 冷 却 系 ポ ン プに て 原 子 炉 及 び ド ラ イ ウ ェ ル に 注 水 を 行 う 。こ こ で は ，残 留 熱 除
去 系 熱 交 換 器 Ａ に お い て 冷 却 し た サ プ レ ッ シ ョ ン・プ ー ル 水 の 温
度 が ，代 替 循 環 冷 却 系 ポ ン プ の 最 高 使 用 温 度 77℃ を 超 え な い こ とを確認する。評価条件は以下のとおり。
緊急用海水ポンプ流量： 600m 3 /h

代替循環冷却系ポンプ流量： 250m 3 /h

海水温度

： 32℃

サ プ レ ッ シ ョ ン ・ プ ー ル 水 温 度 ： 167℃

上記の条件で残留熱除去系熱交換器出口温度を評価した結果，
出 口 温 度 は 約 70℃ と 評 価 さ れ ，代 替 循 環 冷 却 系 ポ ン プ の 最 高 使 用
温 度 77℃ を 下 回 る 。な お ，代 替 循 環 冷 却 系 ポ ン プ の 運 転 に 伴 う ポ
ン プ 入 熱 に よ る 影 響 及 び サ プ レ ッ シ ョ ン・プ ー ル 水 中 の 核 分 裂 生
参考 28－6341

成 物 に よ る 発 熱 に よ る 影 響 つ い て は ，代 替 循 環 冷 却 系 ポ ン プ の 入
口 側 に 残 留 熱 熱 交 換 器 が 設 置 さ れ て お り ，代 替 循 環 冷 却 系 ポ ン プの 運 転 に よ っ て ，残 留 熱 除 去 系 熱 交 換 器 に よ り 冷 却 さ れ た 水 に 入
れ替わることから影響はないものと考える。
し た が っ て ， 2Pdの 条 件 下 に お い て も ， 代 替 循 環 冷 却 系 ポ ン プの健全性については問題ない。

②

残留熱除去系ポンプの健全性
代 替 循 環 冷 却 系 に つ い て は ，残 留 熱 除 去 系 ポ ン プ（ 最 高 使 用 圧
力 ： 3.51MPa， 最 高 使 用 温 度 ： 182℃ ） を 流 路 と し て 使 用 す る 。
系 統 概 要 図 (第 2図 )に 示 す と お り ，代 替 循 環 冷 却 系 は 代 替 循 環
冷却系ポンプでサプレッション・プールの水を循環させる系統構成となっており，残留熱除去系が機能喪失している前提で使用する設備であるため，残留熱除去系ポンプは，停止している状態でポンプ内を系統水が流れることとなる。残留熱除去系ポンプの軸封部はメカニカルシールで構成されており，ポンプ吐
出側から分岐して送水される冷却水により温度上昇を抑える設
計 と し て い る 。 (第 3図 )ポンプ停止時に系統水が流れる状態においては，通常どおり
メカニカルシールに冷却水が送水されないことが考えられるため，その際のシール機能への影響について確認した。
残留熱除去系ポンプのメカニカルシールは，スプリングによって摺動部を押さえつける形でシールする構造となっている。
(第 4図 )代 替 循 環 冷 却 系 運 転 時 に は 残 留 熱 除 去 系 ポ ン プ が 停 止している状態であるため，通常のポンプ運転時のようにフラッ
参考 28－7342

シング水が封水ラインを通じてメカニカルシール部に通水されないことが想定されるが，上述のとおり，フラッシング水はメ
カニカルシールの温度上昇を抑えるためのものであり，ポンプが停止している状態では冷却の必要がなく，特にメカニカルシールの機能に影響はない。
な お ，軸 封 部 及 び 封 水 ラ イ ン に お い て は ，代 替 循 環 冷 却 系 ポ ン
プ運転時には残留熱除去系ポンプが停止していることから，ポンプの吐出圧力に相当する圧力がかかることはなく，格納容器
圧 力 で あ る 0.62MPa（ 2Pd）で あ る た め ，軸 封 部 へ の 影 響 は な い と考える。
したがって，代替循環冷却系運転時において軸封部からの系
統水の著しい漏えいはないと考えており，残留熱除去系ポンプの最高使用温度以下で通水されることから健全性については問
題ない。

第 3図

残留熱除去系ポンプ 概要図
参考 28－8343

フラッシング水

摺動部
スプリング

第 4図

③

残留熱除去系ポンプメカニカルシール 構造図

シール材の健全性について
代 替 循 環 冷 却 系 を 使 用 す る 場 合 に ，系 統 内 の 弁 ，配 管 及 び ポ ン
プのバウンダリに使用されているシール材について高温環境による影響，放射線影響及び化学種による影響によって材料が劣化し漏えいが生じる可能性がある。これらの影響について下記のとおり評価を行った。
（１）高温環境及び放射線による影響
代替循環冷却系は，重大事故時に炉心損傷した状況で系
統 を 使 用 す る こ と と な る 。こ の た め ，高 温 環 境 下 で あ る こ と及び系統内を高放射能の流体が流れることから，高温及び放射線による劣化が懸念される。
上記に示す部材のうち，配管フランジガスケット及び弁グランドシールには膨張黒鉛もしくはステンレス等の金属材 料 が 用 い ら れ て い る 。こ れ ら は ，耐 熱 性 が あ る こ と ，及 び
無機材料であり高放射線下においても劣化の影響はないか
参考 28－9344

極 め て 小 さ い 。こ の た め ，こ れ ら に つ い て は 評 価 温 度 で あ る
200℃ 以 上 の 耐 熱 性 を 有 す る こ と に 加 え ，放 射 線 に よ る 影 響
はないか，耐放射線性能が確認されたシール材を用いることにより，シール性能が維持されるものと考える。
残留熱除去系ポンプのバウンダリを構成する部材（メカニ カ ル シ ー ル ，ケ ー シ ン グ シ ー ル 等 ）の シ ー ル 材 に は ，エ チ
レ ン プ ロ ピ レ ン ゴ ム（ Ｅ Ｐ Ｄ Ｍ ）や フ ッ 素 ゴ ム が 用 い ら れ ており，高温環境下での使用及び放射線による影響を受けて劣 化 す る こ と が 考 え ら れ る た め ，今 後 ，200℃ の 環 境 下 に おいて７日間の高耐熱性を有し，耐放射線性に優れたエチレ
ン プ ロ ピ レ ン ゴ ム（ 改 良 Ｅ Ｐ Ｄ Ｍ ）の シ ー ル 材 へ の 取 り 替 えを行うことにより，耐熱性及び耐放射線性を確保する。
また，代替循環冷却系ポンプのバウンダリを構成する部
材（ ケ ー シ ン グ シ ー ル 等 ）の シ ー ル 材 に つ い て も 同 様 に ，耐
熱性及び耐放射線性に優れた材料を選定する。
（２）化学種による影響
炉心損傷時に発生する核分裂生成物の中で化学的な影響を及ぼす可能性がある物質として，アルカリ金属であるセシウム及びハロゲン元素であるよう素が存在する。このう
ち ，ア ル カ リ 金 属 の セ シ ウ ム に つ い て は ，水 中 で セ シ ウ ム イオンとして存在しアルカリ環境の形成に寄与するが，膨張
黒鉛ガスケットや金属ガスケットはアルカリ環境において劣 化 の 影 響 は な く ，ま た ，Ｅ Ｐ Ｄ Ｍ に つ い て も 耐 ア ル カ リ 性を 有 す る 材 料 で あ る 。こ の た め ，セ シ ウ ム に よ る 化 学 影 響 はないものと考える。
参考 28－10345

一方，ハロゲン元素のよう素については，無機材料である膨張黒鉛ガスケットや金属ガスケットでは影響がない
が，有機材料であるＥＰＤＭでは影響を生じる可能性がある。このうち，今後，設備での使用を考慮している改良Ｅ
ＰＤＭについては，電力共同研究による影響の確認を行って お り ， 炉 心 損 傷 時 に 想 定 さ れ る よ う 素 濃 度 （ 約 450mg/m
３） よ り も 高 濃 度 の よ う 素 環 境 下 （ 約 1,000mg/m 3 ） に お いても，圧縮永久ひずみ等のシール材としての性状に大きな変化がないことを確認している。このように，よう素に対する性能が確認された材料を用いることにより，漏えい等の影響が生じることはないものと考える。
ま た ，格 納 容 器 圧 力 逃 が し 装 置 を 使 用 す る 際 ，サ プ レ ッ ション・プール水の酸性化を防止すること及びサプレッショ
ン・プ ー ル 水 中 の 核 分 裂 生 成 物 由 来 の よ う 素 を 捕 捉 す る こ とに よ り ，よ う 素 の 放 出 量 の 低 減 を 図 る た め ，自 主 的 な 取 組 みと し て サ プ レ ッ シ ョ ン ・ プ ー ル 水 pH 制 御 装 置 を 設 け る 計 画
で あ る 。 サ プ レ ッ シ ョ ン ・ プ ー ル 水 pH 制 御 装 置 を 使 用 す る
こ と で ，ア ル カ リ 薬 液 で あ る 水 酸 化 ナ ト リ ウ ム を 格 納 容 器 へ
注 入 す る た め ，ア ル カ リ 薬 液 に よ る シ ー ル 性 へ の 影 響 が 懸 念
さ れ る が ，耐 ア ル カ リ 性 を 有 す る 改 良 Ｅ Ｐ Ｄ Ｍ を 使 用 す る こと か ら ，格 納 容 器 バ ウ ン ダ リ の シ ー ル 機 能 に は 影 響 は な い と考える。

参考 28－11

346

4.

まとめ
原 子 炉 格 納 容 器 の 過 圧 破 損 を 防 止 す る た め の 設 備（ 第 5 0 条 ）に つ
い て ， 200℃ ， 2Pd の 条 件 に お け る 設 備 の 健 全 性 に つ い て 評 価 し た 。
フ ィ ル タ ベ ン ト 設 備 に つ い て は ， 200℃ ， 2Pd を 系 統 の 設 計 温 度 ，
設計圧力とするため，設備上の問題はない。
代替循環冷却系については，代替循環冷却系ポンプの最高使用温度 は 77℃ で あ る が ， 残 留 熱 除 去 系 熱 交 換 器 に よ り サ プ レ ッ シ ョ ン ・
プール水は代替循環冷却系ポンプの最高使用温度を超えないと評価されている。また，ガスケットやシール材については，黒鉛系ガス
ケ ッ ト 等 を 用 い て お り ，200℃ ，2Pd の 条 件 下 で あ っ て も 健 全 性 は 維持可能であると評価された。

参考 28－12347