東海第二発電所 工事計画審査資料
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NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R0

Ⅴ-1-8-1

資料番号

工認-139 改 26

提出年月日

平成 30 年 8 月 20 日

原子炉格納施設の設計条件に関する説明書

目

次

1.

概要

1

2.

基本方針

2

3.

原子炉格納施設の設計条件

5

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

3.1 設計基準事故時における設計条件

5

3.1.1 最高使用圧力及び最高使用温度

53.1.2 漏えい率に対する設計条件

6

3.1.3 最低使用温度

63.1.4 使用材料

6

3.1.5 耐圧試験圧力

83.1.6 開口部

8

3.1.7 配管貫通部

8

3.1.8 電気配線貫通部

83.1.9 原子炉格納容器隔離弁

93.1.10 原子炉格納容器体積

203.1.11 原子炉格納容器安全設備

203.1.12 許容外圧

203.1.13 圧力抑制効果を得るために必要な構造及び寸法

203.1.14 ダイヤフラム・フロアの設計差圧及び設計温度差

223.1.15 真空破壊装置

223.1.16 原子炉建屋原子炉棟

23

3.1.17 可燃性ガス濃度制御設備

23

3.1.18 放射性物質濃度制御設備

23

3.1.19 原子炉格納容器調気設備

233.1.20 原子炉冷却材喪失時の荷重

243.1.21 逃がし安全弁作動時の荷重

313.1.22 荷重の組合せ

33

3.2 重大事故等時における設計条件

35

3.2.1 重大事故等時の評価温度，評価圧力35

3.2.2 重大事故等時における原子炉格納容器の熱の輸送機能

39

3.2.3 重大事故等時における原子炉格納容器冷却機能

40

3.2.4 重大事故等時における原子炉格納容器の過圧破損防止機能

41

3.2.5 重大事故等時における原子炉格納容器下部の溶融炉心冷却機能

423.2.6 重大事故等時における水素爆発による原子炉格納容器の破損防止機能

45

3.2.7 重大事故等時における水素爆発による原子炉建屋等の損傷防止機能

45

目-1

4.

3.2.8 原子炉格納容器外面への放水設備等

463.2.9 重大事故等時の動荷重

473.2.10 荷重の組合せ

48

重大事故等時における原子炉格納容器の放射性物質閉じ込め機能評価及びその他影響確認
50

4.1 重大事故等時における原子炉格納容器の放射性物質閉じ込め機能評価
4.1.1 評価方針

50

4.1.2 評価対象部位及び評価対象部位における機能喪失要因

50

4.1.3 評価方法

53

4.1.4 評価結果

57

4.2 その他原子炉格納容器評価温度，圧力に対する影響確認

NT2 補② Ⅴ-1-8-1 R1

50

65

4.2.1 確認内容

65

4.2.2 確認結果

65

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

目-2

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R0

格納容器圧力逃がし装置の設計
別添 3

目次
1.

概要・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・別添3-1

1.1 設置目的・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・別添3-1
1.2 基本性能・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・別添3-1
1.3 系統概要・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・別添3-1
2.

系統設計・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・別添3-3

2.1 設計方針・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・別添3-3
2.2 設計条件・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・別添3-6
2.3 格納容器圧力逃がし装置・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・別添3-6
2.3.1 系統構成・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・別添3-6
2.3.2 フィルタ装置・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・別添3-10
2.3.3 配置・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・別添3-20
2.4 付帯設備・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・別添3-30
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4

2.4.1 計装設備・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・別添3-30
2.4.2 電源設備・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・別添3-37
2.4.3 給水設備・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・別添3-40
2.4.4 可搬型窒素供給装置・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・別添3-41
2.4.5 排水設備・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・別添3-43
2.4.6 格納容器圧力逃がし装置排気筒排水設備・・・・・・・・・・・・・・・・別添3-443.

フィルタ性能・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・別添3-45

3.1 フィルタ装置による放射性物質の除去原理・・・・・・・・・・・・・・・・・別添3-45
3.1.1 エアロゾルの除去原理・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・別添3-45
3.1.2 ガス状放射性よう素の除去原理・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・別添3-50
3.2 運転範囲・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・別添3-53
3.3 性能検証試験結果・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・別添3-54
3.3.1 性能検証試験の概要・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・別添3-54
3.3.2 エアロゾルの除去性能試験結果・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・別添3-59
3.3.3 ガス状放射性よう素の除去性能試験結果・・・・・・・・・・・・・・・・別添3-66
3.3.4 フィルタ装置の継続使用による性能への影響・・・・・・・・・・・・・・別添3-70
4.

設備の維持管理 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・別添3-74
別紙

別紙1

可燃性ガスの爆発防止対策について ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・別添3-82

別紙2

格納容器圧力逃がし装置の系統設計条件の考え方について・・・・・・・・・・別添3-107

別紙3

流量制限オリフィスの設定方法について・・・・・・・・・・・・・・・・・・別添3-121

別紙4

スクラビング水の保有水量の設定根拠及び健全性について・・・・・・・・・・別添3-125

別紙5 格納容器圧力逃がし装置隔離弁の人力操作について・・・・・・・・・・・・・別添3-151
別紙6 ベント実施に伴う作業等の作業員の被ばく評価・・・・・・・・・・・・・・・別添3-165

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

1.2 基本性能
格納容器圧力逃がし装置は，炉心の著しい損傷が発生した場合において，原子炉格納容器に発生
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2するガスを，フィルタ装置を通して大気に逃がすことで，放出される粒子状の放射性物質（セシウム等）を低減する。このため，放射性物質による環境への汚染の視点も含め，環境への影響をできるだけ小さくとどめるものとして定められているＣｓ-137 の放出量が 100 TBq を下回ることができる性能を有したものとする。
フィルタ装置としては，上述したＣｓ-137 の放出量制限を満足させるため，粒子状放射性物質除去効率 99.9 ％以上の性能を有する装置を採用する。
また，当該装置は，ガス状放射性よう素の除去効率として，無機よう素は 99 ％以上，有機よう
素は 98 ％以上の性能を有する。

1.3 系統概要
図 1.3-1 に系統概要を示す。
本系統は，フィルタ装置，圧力開放板等で構成する。本系統は，中央制御室からの操作で，第一弁及び第二弁を「全開」とすることにより，原子炉格納容器内の雰囲気ガスを，ドライウェル又はサプレッション・チェンバより抜き出し，フィルタ装置にて放射性物質を低減させた後に，排気管を通して原子炉建屋屋上位置（EL.約 65 ｍ）で放出する。
本系統は，排気ラインに圧力開放板を設け，水素爆発防止のため系統内を不活性ガス（窒素）で置換した状態で待機する際の大気との隔壁とする。この圧力開放板は，原子炉格納容器からの排気の妨げにならないように，原子炉格納容器からの排気圧力と比較して十分小さい圧力に設定する。
本系統は，中央制御室からの操作を可能とするため，代替電源設備からの給電を可能とするが，電源の確保ができない場合であっても，放射線量率の低い原子炉建屋付属棟（二次格納施設外）より遠隔で操作することができる。
なお，原子炉格納容器からの排気時に，高線量率となるフィルタ装置等からの被ばくを低減する
ために，必要な遮蔽等を行う。
別添 3-1

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3

格納容器圧力逃がし装置系統
新設範囲

別添 3-2
図 1.3-1 格納容器圧力逃がし装置 系統概要図

2. 系統設計
2.1 設計方針
格納容器圧力逃がし装置は，想定される重大事故等が発生した場合において，原子炉格納容器の過圧破損及び原子炉格納容器内の水素による爆発を防止するとともに，大気を最終ヒートシンクとして熱を輸送できるよう，以下の事項を考慮した設計とする。
(1) 格納容器圧力逃がし装置の設置
炉心の著しい損傷が発生した場合において原子炉格納容器の過圧による破損を防止するために必要な重大事故等対処設備のうち，原子炉格納容器内の圧力を大気中に逃がすための設備として，
格納容器圧力逃がし装置を設ける設計とする。
a. 格納容器圧力逃がし装置は，フィルタ装置（フィルタ容器，スクラビング水，金属フィルタ，
よう素除去部），圧力開放板，配管・弁類，計測制御装置等で構成し，格納容器圧力逃がし装
置は，原子炉格納容器内雰囲気ガスを不活性ガス系及び耐圧強化ベント系を経由して，フィル
タ装置へ導き，放射性物質を低減させた後に原子炉建屋原子炉棟屋上に設ける放出口から排出NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4（系統設計流量13.4 kg/s）することで，排気中に含まれる放射性物質の環境への放出量を低減しつつ，原子炉格納容器内の圧力及び温度を低下できる設計とする。なお，炉心の著しい損傷等を防止するため，格納容器圧力逃がし装置を使用した場合に放出される放射性物質の放出量に対して，設置（変更）許可において敷地境界での線量評価を行い，実効線量が5 mSv以下
であることを確認している。
b. フィルタ装置は，排気中に含まれる粒子状放射性物質，ガス状の無機よう素及び有機よう素を除去できる設計とする。また，無機よう素をスクラビング水中に捕集・保持するためにアルカリ性の状態（ｐＨ13以上）に維持する設計とする。放射性物質除去能力の設計条件を表2.1-1に示す。
表2.1-1 放射性物質除去能力の設計条件

ＤＦ

エアロゾル

無機よう素

有機よう素

1000以上

100以上

50以上

c. 格納容器圧力逃がし装置は，サプレッション・チェンバ及びドライウェルと接続し，いずれからも排気できる設計とする。サプレッション・チェンバ側からの排気ではサプレッション・
チェンバの水面からの高さを確保し，ドライウェル側からの排気では，ドライウェル床面からの高さを確保する設計とするとともに燃料有効長頂部よりも高い位置に接続箇所を設けること
で，長期的にも溶融炉心及び水没の悪影響を受けない設計とする。
d. 格納容器圧力逃がし装置は，排気中に含まれる可燃性ガスによる爆発を防ぐため，系統内を不活性ガス（窒素）で置換した状態で待機させ，不活性ガスで置換できる設計とするとともに，系統内に可燃性ガスが蓄積する可能性のある箇所にはベントラインを設け，可燃性ガスを排出できる設計とすることで，系統内で水素濃度及び酸素濃度が可燃領域に達することを防止できる設計とする。
別添 3-3

e. 格納容器圧力逃がし装置は，他の発電用原子炉施設とは共用しない設計とする。また，格納容器圧力逃がし装置と他の系統・機器を隔離する弁は直列で2 個設置し，格納容器圧力逃がし装置と他の系統・機器を確実に隔離することで，悪影響を及ぼさない設計とする。
f. 格納容器圧力逃がし装置の使用に際しては，原子炉格納容器が負圧とならないよう，代替格
納容器スプレイ冷却系等による原子炉格納容器内へのスプレイは停止する運用を保安規定に定めて管理する。仮に，原子炉格納容器内にスプレイする場合においても，原子炉格納容器内圧力が規定の圧力まで減圧した場合には，原子炉格納容器内へのスプレイを停止する運用を保安規定に定めて管理する。
g. 格納容器圧力逃がし装置使用時の排出経路に設置される隔離弁は，遠隔人力操作機構（個数4）により容易かつ確実に操作が可能な設計とする。
h. 排出経路に設置される隔離弁の電動弁については，常設代替交流電源設備又は可搬型代替交
流電源設備からの給電により，中央制御室から操作が可能な設計とする。
i. 系統内に設ける圧力開放板は，格納容器圧力逃がし装置の使用の妨げにならないよう，原子NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3炉格納容器からの排気圧力と比較して十分に低い圧力で破裂する設計とする。
j. 格納容器圧力逃がし装置は，格納容器圧力逃がし装置（地下埋設）内に設置し，格納容器圧
力逃がし装置使用後に高線量となるフィルタ装置等の周囲には遮蔽体（フィルタ装置遮蔽，配管遮蔽）を設け，格納容器圧力逃がし装置の使用時に本系統内に蓄積される放射性物質から放出される放射線から作業員を防護する設計とする。
k. 格納容器圧力逃がし装置は，水の放射線分解により発生する水素がフィルタ装置内に蓄積することを防止するため，格納容器圧力逃がし装置使用後にフィルタ装置スクラビング水を移送ポンプ（容量10 m3/h/個，揚程40 m，個数1）によりサプレッション・チェンバへ移送できる設計とする。
l. 格納容器圧力逃がし装置は，西側淡水貯水設備又は代替淡水貯槽から，可搬型代替注水中型
ポンプ又は可搬型代替注水大型ポンプによりフィルタ装置にスクラビング水を補給できる設計とする。
m. 代替循環冷却系及び格納容器圧力逃がし装置は，共通要因によって同時に機能を損なわない
よう，原理の異なる冷却及び原子炉格納容器内の減圧手段を用いることで多様性を有する設計とする。
n. 格納容器圧力逃がし装置は，人力により排出経路に設置される隔離弁を操作できる設計とすることで，代替循環冷却系に対して駆動源の多様性を有する設計とする。
o. 代替循環冷却系の代替循環冷却系ポンプ，残留熱除去系熱交換器及びサプレッション・チェ
ンバは原子炉建屋原子炉棟内に設置し，格納容器圧力逃がし装置のフィルタ装置は原子炉建屋
近傍の格納容器圧力逃がし装置格納槽（地下埋設）に，第二弁操作室遮蔽，第二弁操作室空気ボンベユニット（空気ボンベ）及び第二弁操作室差圧計は原子炉建屋付属棟に，圧力開放板は
原子炉建屋近傍の屋外に設置することで共通要因によって同時に機能を損なわないよう位置的分散を図る設計とする。
別添 3-4

p. 代替循環冷却系と格納容器圧力逃がし装置は，共通要因によって同時に機能を損なわないよう，流路を分離することで独立性を有する設計とする。
q. これらの多様性及び流路の独立性並びに位置的分散によって，代替循環冷却系と格納容器圧
力逃がし装置は，互いに重大事故等対処設備として，可能な限りの独立性を有する設計とする。
r. 炉心の著しい損傷が発生した場合において原子炉格納容器内における水素爆発による破損を防止できるように，原子炉格納容器内に滞留する水素及び酸素を大気へ排出するための設備として，格納容器圧力逃がし装置を設ける設計とする。
s. 原子炉格納容器内に滞留する水素及び酸素を大気へ排出するための重大事故等対処設備として，格納容器圧力逃がし装置は，フィルタ装置（フィルタ容器，スクラビング水，金属フィル
タ，よう素除去部），圧力開放板，配管・弁類，計測制御装置等で構成し，炉心の著しい損傷が発生した場合において，原子炉格納容器内雰囲気ガスを不活性ガス系等を経由して，フィル
タ装置へ導き，放射性物質を低減させた後に原子炉建屋原子炉棟屋上に設ける放出口から排出（系統設計流量13.4 kg/s）することで，排気中に含まれる放射性物質の環境への排出を低減しNT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4つつ，ジルコニウム−水反応及び水の放射線分解等により発生する原子炉格納容器内の水素及び酸素を大気に排出できる設計とする。
t. 格納容器圧力逃がし装置は，排気中に含まれる可燃性ガスによる爆発を防ぐため，系統内を不活性ガス（窒素）で置換した状態で待機させ，ベント開始後においても不活性ガスで置換できる設計とし，排出経路に可燃性ガスが蓄積する可能性のある箇所にはベントラインを設け，可燃性ガスを排出できる設計とすることで，系統内で水素濃度及び酸素濃度が可燃領域に達することを防止できる設計とする。
u. 格納容器圧力逃がし装置使用時の排出経路に設置される第一弁（サプレッション・チェンバ側），第一弁（ドライウェル側），第二弁及び第二弁バイパス弁は，中央制御室のスイッチで操作が可能な設計とし，また，駆動源喪失時であっても人力により容易かつ確実に操作が可能
な遠隔人力操作機構（個数4）を有する設計とする。
v. 窒素ガス代替注入系は，可燃性ガスによる爆発及び原子炉格納容器の負圧破損を防止するた
めに，窒素供給装置及び窒素供給装置用電源車を用いて原子炉格納容器内に不活性ガス（窒素）の供給が可能な設計とする。
w. 炉心の著しい損傷が発生した場合において原子炉格納容器内における水素爆発による破損を防止するために必要な重大事故等対処設備のうち，原子炉格納容器内を不活性化するための設備として，窒素供給装置を設ける設計とする。
x. 可搬型窒素供給装置は，窒素供給装置及び窒素供給装置用電源車で構成し，原子炉格納容器
内に窒素を供給することで，ジルコニウム−水反応及び水の放射線分解等により原子炉格納容器内に発生する水素及び酸素の濃度を可燃限界未満にできる設計とする。

別添 3-5

2.2 設計条件
本系統における設備の設計条件を表 2.2-1 に示す。

表 2.2-1 設計条件
設計条件

設定根拠

最高使用圧力620 kPa［gage］

最高使用温度

200 ℃

原子炉格納容器の限界圧力を考慮し，2Pd（最高使用圧力 310 kPa［gage］の 2 倍）とする。
原子炉格納容器の限界温度を考慮し，200 ℃とする。

13.4 kg/s
設計流量（格納容器圧力 310 kPa［gage］において）の飽和蒸気量を，ベント開始圧力が低い場合（310 kPa［gage］）であっても排出可能な流量とする。
想定されるフィルタ装置に捕集及び保持される放フィルタ装置内

500 kW

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3

発熱量

射性物質の崩壊熱に対して十分な余裕を見込み，原子炉定格熱出力の 0.015 ％に相当する発熱量とする。
想定されるフィルタ装置に移行するエアロゾルのエアロゾル

400 kg

移行量

量（38 kg）に対して十分な余裕を見込み，400 kgとする。
ＢＷＲプラントにおける代表炉心（ＡＢＷＲ＊）の
平衡炉心末期を対象としたＯＲＩＧＥＮ２コード

よう素の炉内kg

内蔵量の計算結果に対して，東海第二発電所の熱出力（3293 MW）を考慮して算出した結果

kg

とする。
耐震条件

基準地震動ＳＳにて機能

基準地震動ＳＳにて機能を維持する。

維持

注記 ＊：炉心比出力が高いほど炉心内蔵量が高くなることから，炉心比出力が高いＡＢＷＲを代表
させ，1 MW 当りの炉心内蔵量を評価している。また，ＯＲＩＧＥＮ２コードでは，保守的に 1 サイクル 13 カ月（395 日）に対して，1 サイクル 10,000 時間（416 日）の燃焼期間を仮定している。

2.3 格納容器圧力逃がし装置
2.3.1 系統構成
本系統は，屋外地下の格納容器圧力逃がし装置格納槽内に設置するフィルタ装置，原子炉格
納容器からフィルタ装置までの入口配管，フィルタ装置から大気開放される出口配管，圧力開放板，計装設備，電源設備，給水設備，窒素供給装置及び排水設備で構成される。
(1) 配管等の構成
入口配管は，原子炉格納容器のサプレッション・チェンバ及びドライウェルに接続された不別添 3-6

活性ガス系配管が合流した下流に接続する耐圧強化ベント系配管から分岐し，弁を経由してフィルタ装置に接続する。
出口配管には，待機時に窒素置換された系統と大気を隔離する圧力開放板を設置する。圧力開放板はベント開始時に微正圧で動作するものとし，信頼性の高いものを使用する。
フィルタ装置には，外部からスクラビング水を補給できるよう給水配管を設置する。また，
外部から系統に窒素を供給できるよう窒素供給配管を設置する。また，ベント後の放射性物質を含むスクラビング水を原子炉格納容器（サプレッション・チェンバ）に移送するための移送ポンプ及び配管，さらに，万一，放射性物質を含むスクラビング水が格納容器圧力逃がし装置
格納槽に漏えいした場合に，漏えい水を原子炉格納容器（サプレッション・チェンバ）に移送するための排水ポンプ及び配管を設置する。
図2.3.1-1に格納容器圧力逃がし装置の系統構成を示す。

(2) 材質及び構造
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

配管及び弁は，重大事故等クラス２機器として，「日本機械学会 発電用原子力設備規格 設
計・建設規格（2005/2007）」クラス２の規定に準拠して設計する。材質は炭素鋼を基本とするが，使用環境に応じて耐食性の高いステンレス鋼を使用する。炭素鋼配管外面には防錆のため塗装を施し，特に屋外に敷設される配管の外面については，海塩粒子の付着による腐食防止の観点から，シリコン系等の防食塗装を行う。
圧力開放板については，ベント開始時の格納容器圧力（310 kPa[gage]）と比較して十分低い圧力で動作するように設定し，材料はステンレス鋼を使用する。
系統を構成する主要な機器の仕様を表2.3.1-1に，フィルタ装置及び配管の材質範囲を図
2.3.1-2に示す。

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

別添 3-7

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

別添 3-8
図 2.3.1-1 格納容器圧力逃がし装置 系統概要図

表 2.3.1-1 主要系統構成機器の仕様(1) 配管口径

材質

450 A〜600 A

炭素鋼

450 A（入口側），
350 A〜600 A（出口側）

ステンレス鋼

600 A

炭素鋼

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

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2(2) 隔離弁
型式

駆動方式

口径

a.第一弁
（サプレッション・チェンバ側）

バタフライ弁電動駆動（交流）＋遠隔人力操作機構

600 A

b.第一弁（ドライウェル側）

バタフライ弁電動駆動（交流）＋遠隔人力操作機構

600 A

c.第二弁

バタフライ弁電動駆動（交流）＋遠隔人力操作機構

450 A

d.第二弁バイパス弁

バタフライ弁電動駆動（交流）＋遠隔人力操作機構

450 A(3) 圧力開放板
型式

設定破裂圧力

呼び径

材質

個数

引張型ラプチャディスク

0.08 MPa

600 A

ステンレス鋼1

別添 3-9NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3

図 2.3.1-2 フィルタ装置及び配管の材質範囲

2.3.2 フィルタ装置(1) フィルタ装置仕様
フィルタ装置は，スカート支持されるたて置円筒型の容器であり，常時スクラビング水を貯留する。容器下部にはベンチュリスクラバ（ベンチュリノズル及びスクラビング水），上部には金属フィルタが設置され，これらを組み合わせてエアロゾルを除去する。
さらに，金属フィルタの後段に，容器内部によう素除去部を設け，ガス状放射性よう素を捕集する物質（銀ゼオライト）を収納している。

フィルタ装置の主な仕様を以下に示す。
a. 容器は，重大事故等クラス２容器として「日本機械学会 発電用原子力設備規格 設計・
建設規格（2005/2007）」クラス２容器の規定に準拠して設計する。
b. 容器内に貯留するスクラビング水量は，捕集した放射性物質の崩壊熱による減少を考慮し，設計条件であるフィルタ装置内発熱量500 kWに対して，ベント開始後24時間はベンチュリスクラバによる所定の放射性物質の除去性能が確保できるように設定する。
c. 容器及び内部構造物の材料は，スクラビング水に添加されるアルカリ性の薬剤に対して，耐性に優れるステンレス鋼を使用する。
d. 容器には，スクラビング水の減少分を補充するための注水用ノズル，スクラビング水を採取するための試料採取用ノズル及びスクラビング水を移送するためのドレン用ノズルを設ける。
e. 容器は，ベンチュリノズル及び金属フィルタを内蔵する。
別添 3-10

f. 容器内部には，よう素除去部を設け，銀ゼオライトを収納する。
g. 金属フィルタとよう素除去部の連絡管には，流量制限オリフィスを設け，原子炉格納容器より排出されるガスの体積流量をほぼ一定に保つ設計とする。

フィルタ装置の仕様を表 2.3.2-1 に，構造を図 2.3.2-1 に示す。

金属フィルタ
4

換気口平板

1

3

マンホール平板1

SUSF316L

2

鏡板

2

SUS316L

1

胴板

1

SUS316L

番号

品名

よう素除去部

部

SUSF316L

個数
品

材料

表

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

流量制限オリフィス

スクラビング水多孔板

N14

モレキュラシーブ採取口

2

200A

N13

換気口

1

300A

N12

マンホール

1

600A

N11

モレキュラシーブ室ドレン

1

20A

N10

モレキュラシーブ室ドレン

1

20A

N9

出口配管ドレン入口

1

40A

N8

ベント

1

15A

N7

試料採取

1

20A

N6

液位計

1

20A

N5

液位計

1

20A

N4

ドレン

1

50A

N3

補給水入口

1

25A

N2

ベントガス出口

2

350A

N1

ベントガス入口

1

450A

個数

呼び径

符号

名称
管

台

一

覧

表

ベンチュリノズル

図 2.3.2-1 フィルタ装置概略図(2) フィルタ仕様
a. ベンチュリスクラバ
ベンチュリスクラバは，ベンチュリノズル，スクラビング水で構成され，ベントガス中に含まれるエアロゾル及び無機よう素を捕集し，スクラビング水中に保持する。
ベンチュリノズルは，上部に行くにつれて緩やかに矩形断面の流路面積を増やして断面変化させており，上端は閉じて，側面に出口開口を設けている。また，ノズル中低部の最も流路断面積が小さくなるスロート部の側面にスクラビング水を取り込む開口を設けている。これにより，スロート部で高流速とすることで，スロート部の圧力を周囲スクラビン
グ水領域よりも低下させて側面開口からノズル周囲のスクラビング水を吸込み，ノズル内
別添 3-11

に噴霧させる。ノズル内ではガスと噴霧水滴の流速の差でエアロゾルの捕集効率を高め，上端吐出部からスクラビング水中に排出させる。
ベンチュリノズルは，分配管に設置し，同一分配管上のベンチュリノズルは，分配管に対して直行させるとともに，同心円状のベンチュリノズルは，離隔距離を確保した配置とする。また，ベントガスは，スクラビング水中にに排出されたのち，減速し分配管の間を浮き上がっていく流れとなるため，同一分配管上の隣接ノズル及び同心円状の隣接ノズルへ与える影響はない。
また，スクラビング水には放射性の無機よう素（Ｉ２）を捕集，保持するため，及びが添加される。

は，揮発性の高い無機よう素を不揮発性のよう素イオン（Ｉ−）に変化させは，の効果を安定させるために，スクラビング水を高ア

ルカリ性の状態に維持する。
ベンチュリノズルの材質は，耐アルカリ性に優れるとする。

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

ベンチュリノズルの機器仕様を表 2.3.2-1 に，スクラビング水の仕様を表 2.3.2-2 に，概略図を図 2.3.2-2 に，配置を図 2.3.2-3 に，ベンチュリノズルからのベントガスの流れの概要を図 2.3.2-4 に示す。

別添 3-12NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R1

図 2.3.2-2 ベンチュリノズル概略図

図 2.3.2-3 ベンチュリノズルの配置図

別添 3-13図 2.3.2-4 ベンチュリノズルからのベントガスの流れの概要

b. 金属フィルタ
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2金属フィルタは，ベンチュリスクラバで除去しきれなかったエアロゾルを除去する。
金属フィルタは，必要なフィルタ面積と最適なガス流速が得られるように，容器の上部に縦向きに配置される。金属フィルタは
タを製で，プレフィルタとメインフィルであり，周囲の型枠により容器内部に直接取り付けられる。

ベントガスは，スクラビング水を出た後，スクラビング水から生じる湿分（液滴）を含んでいる。長時間の運転でも高い除去効率を確保するため，
湿分分離機構が設けられ，除去した液滴は，スクラビング水内にドレンされる。
金属フィルタの機器仕様を表 2.3.2-1 に，
概略図及びフィルタ容器内の配置を図 2.3.2-5
及び図 2.3.2-6 に示す。

別添 3-14

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R1

図 2.3.2-5 金属フィルタ概略図

図 2.3.2-6 フィルタ装置の断面図（金属フィルタ高さ）

別添 3-15(a) プレフィルタ及び湿分分離機構
プレフィルタ及び湿分分離機構は，ベントガスに含まれる液滴を凝集させる。ベント
ガスに含まれる液滴は，湿分分離機構

を通過する際，

ベントガス中から分離される。分離した液滴は，金属フィル
タ下部に接続したドレン配管を介してスクラビング水中に戻る。
プレフィルタは，の繊維径のものを使用し，なっている。繊維の材質は，を採用する。

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

湿分分離機構の概要を図 2.3.2-7 に，ドレン配管接続部の概要を図 2.3.2-8 に示す。

図 2.3.2-7 湿分分離機構の概略図

図 2.3.2-8 ドレン配管接続部の概略図

別添 3-16(b) メインフィルタ
メインフィルタは，の繊維径のものを使用し，なっている。繊維の材質は，を採用する。

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

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

流量制限オリフィスの仕様を表 2.3.2-1 に示す。

別添 3-17

d. よう素除去部
よう素除去部には，銀ゼオライトを収納し，ベントガスを通過させることで，ガス中に含まれる放射性のよう素を除去する。
銀ゼオライトの充填部は，各充填部に充填孔を設け，万一，銀ゼ

オライトの交換が必要になった場合は，容器頂部のマンホールから充填孔を介して銀ゼオ
ライトを充填もしくは吸引回収できる構造とする。
よう素除去部の仕様を表 2.3.2-1 に，概略図を図 2.3.2-9 に，フィルタ装置内のよう素NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2除去部の配置を図 2.3.2-10 に示す。

図 2.3.2-9 よう素除去部概略図

図 2.3.2-10 フィルタ装置の断面図（よう素除去部高さ）
別添 3-18

表 2.3.2-1 フィルタ装置主要仕様(1) 容器型

式

たて置円筒形

材

質

胴 内

径

約5 m

高

さ

約 10 m(2) ベンチュリノズル
材

質

個

数

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

(3) 金属フィルタ
材

質

寸

法

繊 維

径

個

数

総 面

積

(4) 流量制限オリフィス
型

式

材

質

個

数

同心オリフィス板(5) よう素除去部
材

質

充 填

量

銀ゼオライトベッド厚さ

別添 3-19

表 2.3.2-2 スクラビング水仕様（待機水位時）
項 目

設定値

ｐＨ

13 以上

2.3.3 配置
フィルタ装置は，原子炉建屋外に地下埋設で設置する頑健な格納容器圧力逃がし装置格納槽の中に設置することで，地震や津波等の自然現象及び航空機衝突に対する耐性を高めている。
格納容器圧力逃がし装置格納槽は，鉄筋コンクリート製であり，フィルタ装置に保持された放NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3

射性物質からの遮蔽を考慮した設計としている。また，最終ヒートシンクへ熱を輸送するための設計基準事故対処設備である残留熱除去系ポンプ，残留熱除去系熱交換器及び残留熱除去系
海水ポンプ並びに重大事故等対処設備である緊急用海水ポンプに対して位置的分散を図っている。さらに，重大事故等対処設備である代替循環冷却系ポンプに対しても位置的分散を図っている。
フィルタ装置の配置を図 2.3.3-1，図 2.3.3-2 に示す。
格納容器圧力逃がし装置の配管については，ベント時に発生する蒸気凝縮で発生するドレン
水による閉塞やこれに起因する水素及び酸素の滞留を防止するため，配置に留意する。具体的には配管ルートにＵシール部ができないよう配置する。なお,新設部分については，水平配管に適切な勾配を設ける。
格納容器逃がし装置は，サプレッション・チェンバ及びドライウェルと接続し，いずれからも排気できる設計とするため，サプレッション・チェンバ側からの排気では，重大事故等時の最大水位（EL10.711m）よりも高い位置（EL11.173m）に接続箇所を設け，ドライウェル側からの排気では，燃料有効長頂部（EL29.495m）よりも高い位置（EL33.646m）に接続箇所を設ける。
格納容器圧力逃がし装置の配管ルート図を図 2.3.3-3〜図 2.3.3-15 に示す。

別添 3-20

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3

図 2.3.3-1 フィルタ装置配置

別添 3-21

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3

図 2.3.3-2 フィルタ装置配置図（屋外）

別添 3-22

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

別添 3-23
図 2.3.3-3 格納容器圧力逃がし装置 配管ルート図（全体図）

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

図 2.3.3-4 格納容器圧力逃がし装置配管ルート拡大図（1／12）

図 2.3.3-5 格納容器圧力逃がし装置配管ルート拡大図（2／12）
別添 3-24

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

図 2.3.3-6 格納容器圧力逃がし装置配管ルート拡大図（3／12）

図 2.3.3-7 格納容器圧力逃がし装置配管ルート拡大図（4／12）

別添 3-25

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

図 2.3.3-8 格納容器圧力逃がし装置系配管ルート拡大図（5／12）

図 2.3.3-9 格納容器圧力逃がし装置配管ルート拡大図（6／12）

別添 3-26

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

図 2.3.3-10 格納容器圧力逃がし装置配管ルート拡大図（7／12）

図 2.3.3-11 格納容器圧力逃がし装置配管ルート拡大図（8／12）

別添 3-27

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

図 2.3.3-12 格納容器圧力逃がし装置配管ルート拡大図（9／12）

図 2.3.3-13 格納容器圧力逃がし装置配管ルート拡大図（10／12）

別添 3-28

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

図 2.3.3-14 格納容器圧力逃がし装置配管ルート拡大図（11／12）

図 2.3.3-15 格納容器圧力逃がし装置配管ルート拡大図（12／12）
別添 3-29

2.4 付帯設備
2.4.1 計装設備
格納容器圧力逃がし装置の計装設備は，各運転状態において，設備の状態を適切に監視するため，フィルタ装置入口水素濃度計，フィルタ装置出口放射線モニタ及びフィルタ装置周り計装設備にて構成する。
(1) フィルタ装置入口水素濃度計
フィルタ装置入口水素濃度計は，ベント停止後の系統内の水素濃度が可燃限界 4 vol％以下に維持されていることを監視するため，フィルタ装置入口配管の頂部に設置する。
ベント停止（第一弁を閉止）後は，フィルタ装置入口配管に窒素を供給し，系統内に残留するガスを掃気することで，水素が可燃限界に至ることはない。また，フィルタ装置内の放射性物質を保持するスクラビング水より放射線分解で発生する水素は，窒素供給することでフィルタ装置出口配管を通って掃気され，可燃限界に至ることはない。
水素濃度の計測は，ベント停止後の窒素供給による系統パージ停止後に実施する。
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3フィルタ装置入口水素濃度計の計測範囲は，0〜100 vol％とする。計測した水素濃度は，中央制御室及び緊急時対策所で監視可能な設計とする。
フィルタ装置入口水素濃度計は，通常待機時には非常用母線より受電しているが，重大事故等時で非常用電源から受電できない場合には，常設代替交流電源設備である常設代替高圧電源
装置及び可搬型代替交流電源設備である可搬型代替低圧電源車から給電可能な構成とする。
フィルタ装置入口水素濃度計の主要仕様を表 2.4.1-1 に示す。

表 2.4.1-1 フィルタ装置入口水素濃度計の仕様
種類

熱伝導式水素濃度検出器

計測範囲
個

0〜100 vol％

数

2

使用電源

交流電源

(2) フィルタ装置出口放射線モニタ
フィルタ装置出口放射線モニタは，大気へ放出する放射性物質濃度を監視する目的で，排気中の放射性物質からのγ線強度を計測するため，フィルタ装置出口配管近傍に設置する。
フィルタ装置出口放射線モニタの計測範囲は，ベント時に想定される排気中の放射性物質がフィルタ装置出口配管に内包された時の最大の放射線量率を計測できる範囲として，炉心損傷している場合は 10-2 Sv/h〜105 Sv/h（高レンジ用）を，炉心損傷していない場合は 10-3 mSv/h〜104 mSv/h（低レンジ用）を計測範囲としている。計測した放射線量率は，中央制御室及び緊急時対策所で監視可能な設計とする。
フィルタ装置出口放射線モニタは，通常待機時には非常用母線より受電しているが，重大事
故等時で非常用電源から受電できない場合には，常設代替直流電源設備である緊急用 125 V
別添 3-30

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

表 2.4.1-2 フィルタ装置出口放射線モニタの仕様

種

低レンジ用

イオンチェンバ式

イオンチェンバ式

放射線検出器

放射線検出器10-2 Sv/h〜105 Sv/h

10-3 mSv/h〜104 mSv/h

2

1

直流電源

直流電源

類

計測範囲
個

高レンジ用

数

使用電源

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3(3) フィルタ装置周り計装設備
通常待機時，系統運転時及び事故収束時の各状態において，フィルタ装置の水位，圧力及び温度並びにスクラビング水ｐＨを監視するため，フィルタ装置周辺に水位計，圧力計，温度計及びｐＨ計を設置し，中央制御室，緊急時対策所及び一部現場において監視できる設計とする。
フィルタ装置周りの計装設備のうち水位計，圧力計及び温度計は，通常待機時には非常用
母線より受電しているが，重大事故等時で非常用電源から受電できない場合には，常設代替
直流電源設備である緊急用 125 V 系蓄電池並びに可搬型代替直流電源設備である可搬型代替
低圧電源車及び可搬型整流器から給電可能な構成とする。また，ｐＨ計は，通常待機時には非常用母線より受電しているが，非常用電源から受電できない場合には，常設代替交流電源設備である常設代替高圧電源装置及び可搬型代替交流電源設備である可搬型代替低圧電源車から給電可能な構成とする。
なお，フィルタ装置周り計装設備のうち，フィルタ装置排気ライン圧力計及びフィルタ装
置スクラビング水ｐＨ計は，系統待機時以外の系統運転時及び事故収束時は監視する必要がないため，自主対策設備とする。また，フィルタ装置水位計及びフィルタ装置圧力計は，中央制御室及び現場にて監視が可能であるため，現場計器は自主対策設備とする。

(4) 各状態における監視の目的
a. 系統待機状態
格納容器圧力逃がし装置の通常待機時の状態を，以下のとおり確認する設計としている。
(a) フィルタ装置の性能に影響するパラメータの確認
フィルタ装置水位計にて，スクラビング水の水位が，通常待機時の設定範囲内（）にあることを監視することで，要求される放射性物質の除去性能が発揮できることを確認する。
別添 3-31

通常待機時における水位の範囲は，ベント時のスクラビング水の水位変動を考慮しても放射性物質の除去性能を維持し，ベント開始後 7 日間は水補給が不要となるよう設定する。
また，フィルタ装置スクラビング水ｐＨ計にて，ｐＨがアルカリ性の状態（ｐＨ13 以上）であることを監視することで，フィルタ装置の性能維持に影響がないことを確認する。

(b) 系統不活性状態の確認
フィルタ装置排気ライン圧力計及びフィルタ装置圧力計にて，封入した窒素圧力を継続監視することによって，系統内の不活性状態を確認する。

b. 系統運転状態
格納容器圧力逃がし装置の運転時の状態を，以下のとおり確認する設計としている。
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2(a) 原子炉格納容器内の雰囲気ガスがフィルタ装置へ導かれていることの確認
フィルタ装置圧力計にて，ベント開始により圧力が上昇し，ベント継続により原子炉
格納容器の圧力に追従して圧力が低下傾向を示すことで，原子炉格納容器内の雰囲気ガスがフィルタ装置に導かれていることを確認する。
また，フィルタ装置スクラビング水温度計にて，ベント開始によりスクラビング水が待機状態から飽和温度まで上昇することを監視することで，原子炉格納容器のガスがフィルタ装置に導かれていることを確認する。さらに，フィルタ装置出口放射線モニタが初期値から上昇することを計測することにより，ガスが通気されていることを把握できる。

(b) フィルタ装置の性能に影響するパラメータの確認
フィルタ装置水位計にて，スクラビング水の水位が，ベント後の下限水位から上限水位の範囲内にあることを監視することで，要求される放射性物質の除去性能が維持できることを確認する。
ベント後における下限水位については，ベンチュリノズルが水没していることを確認するため，上限水位については，金属フィルタの性能に影響がないことを確認するためにそれぞれ設定する。

(c) ベントガスが放出されていることの確認
フィルタ装置出口放射線モニタにて，フィルタ装置出口を通過するガスに含まれる放射性物質からのγ線強度を計測することで，フィルタ装置出口配管よりベントガスが放出されていることを確認する。

別添 3-32

c. 事故収束状態
格納容器圧力逃がし装置の事故収束時の状態を以下のとおり確認する設計としている。
(a) 系統内に水素が滞留していないことの確認
フィルタ装置入口水素濃度計にて，窒素供給による系統パージ停止後において，水素が長期的に系統内に滞留していないことを確認する。

(b) フィルタ装置の状態確認
フィルタ装置に異常がないことを確認するため，フィルタ装置水位計にて，スクラビ
ング水の水位が確保されていること（フィルタ装置のスクラビング水の移送後を除く。），
フィルタ装置スクラビング水温度計にて温度の異常な上昇がないこと及びフィルタ装置

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R1

出口放射線モニタの指示値が上昇傾向にないことを確認する。

別添 3-33

(5) 計装設備の仕様
フィルタ装置の水位について図 2.4.1-1 に，計装設備の概略構成図を図 2.4.1-2 に，主要仕NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R1

様を表 2.4.1-3 に示す。

図 2.4.1-1 フィルタ装置水位

別添 3-34

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

排気筒⑤

換気空調系へ

水素濃度計（2個）
⑥
H2E

AO
AO

MO

原子炉格納容器MO

別添 3-35

耐圧強化
ベント系
AO
＊2
＊4

⑧
原子炉建屋
ガス処理系へ

＊3
第二弁
バイパス弁

遠隔人力
操作機構
＊6
＊7
＊8

サプレッション・チェンバ
AO

＊4
＊5
＊6
窒素供給
ライン

地下格納槽

DPI

RE

＊5

放射線モニタ（高レンジ用1個
低レンジ用1個）

P
窒素供給
ライン

T

原子炉建屋原子炉棟

廃棄物
処理設備へ

①

フィルタ装置P

原子炉隔離時冷却系
真空ポンプより

②

④

空気ボンベ

MO
＊8

原子炉建屋
付属棟

＊3
第二弁

第二弁操
作室遮蔽
差圧計

＊1

第一弁（サプレッショ
ン・チェンバ側）
MO ＊1

ドライウェル＊2

MO

第一弁（ドライウェル側）

不活性ガス系

MO

AO

MO

原子炉圧力容器＊7

AO

RE
放射線モニタ（高レンジ用1個）
圧力開放板

L P

L
pH

MO

原子炉建屋付属棟
格納容器圧力逃がし装置格納槽 ③

図 2.4.1-2 格納容器圧力逃がし装置 計装設備概略構成図⑦

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

フィルタ装置性
能維持のための
水位監視

計測範囲

計測範囲の根拠

検出器
個数

監視場所

2

中央制御室，
緊急時対策
所

1*2

現場

1

中央制御室，
緊急時対策
所

1*2

現場

1

中央制御室，
緊急時対策
所

1

中央制御室

180 mm〜5500 mm

系統運転中に原子炉格納容器雰
囲気ガスがフィルタ装置に導かれていることの確認

0〜1.0 MPa［gage］③フィルタ装置スクラビ
ング水温度

フィルタ装置の温度監視

0〜300 ℃

④フィルタ装置排気ライン圧力*2

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

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

想定される放射性物質がフィルタ装置出口配 高レンジ用：
中央制御室，
2管に内包された時の最
緊急時対策
大の放射線量率（約 低レンジ用：所
5×101 Sv/h）を計測で1
きる範囲⑥フィルタ装置入口水素濃度

事故収束時の系
統内の水素濃度の確認

0〜100 vol％想定される水素濃度の変動範囲を計測できる範囲

2

中央制御室，
緊急時対策
所⑦フィルタ装置スクラビ
ング水ｐＨ*2

フィルタ装置性
能維持のためのｐＨ監視

ｐＨ0〜ｐＨ14想定されるｐＨの変動範囲を計測できる
範囲

1

中央制御室

⑧第二弁操作室差圧計

正圧化維持のための差圧監視0〜60 Pa

温度の影響を無視できる圧力差（約 20 Pa）
を計測できる範囲

1

第二弁操作
室

②フィルタ装置圧力NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3設置目的

系統の最高使用圧力（620 kPa［gage］）を監視できる範囲

系統の最高使用温度（200 ℃）を監視できる範囲

注記 ＊1：監視パラメータの数字は図 2.4.1-2 の○数字に対応する。
＊2：自主対策設備

別添 3-36

2.4.2 電源設備
ベントガスの流路となる配管に設置される電動駆動弁及び計装設備については，通常待機時には非常用母線より受電しているが，重大事故等時で非常用母線から受電できない場合には，常設代替交流電源設備である常設代替高圧電源装置，可搬型代替交流電源設備である可搬型低
圧電源車，常設代替直流電源設備である緊急用 125 V 系蓄電池並びに可搬型代替直流電源設備
である可搬型低圧電源車及び可搬型整流器から給電可能な構成とする。電源構成図を図NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R1

2.4.2-1，図 2.4.2-2 に示す。

別添 3-37

Ｇ

Ｇ

Ｇ

Ｇ

Ｇ

【略語】
ＨＰＣＳ
Ｍ／Ｃ
Ｐ／Ｃ
ＭＣＣ

Ｇ
予備

：
：
：
：

高圧炉心スプレイ系
メタルクラッド開閉装置
パワーセンタモータコントロールセンタ【凡例】

Ｇ ：常設代替高圧電源装置

Ｄ／Ｇ ：ディーゼル発電機：遮断器
緊急用Ｍ／Ｃ：配線用遮断器
破線

実線 ：常設設備・電路

常用所内
電源設備より

Ｄ／Ｇ

：断路器

：変圧器

：切替装置

：接続口

：可搬型設備・電路

常用所内
電源設備よりＤ／Ｇ：可搬型代替低圧電源車

電源車

154 ｋＶ系
予備変圧器より

常用所内電源設備より

Ｄ／Ｇ

（２Ｄ）

（２Ｃ）
電源車

可搬型代替低圧
電源車接続盤

Ｍ／Ｃ ２Ｃ（ＨＰＣＳ）

電源車

Ｍ／Ｃ ２Ｄ

Ｍ／Ｃ ＨＰＣＳ

Ｍ／Ｃ ２Ｅ

原子炉建屋
東側接続口

原子炉建屋
西側接続口
※

動力
変圧器
２Ｃ

可搬型代替低圧
電源車接続盤

緊急用
動力
変圧器

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

電源車

Ｐ／Ｃ ２Ｃ

動力
変圧器
２Ｄ

電源車

緊急用Ｐ／ＣＰ／Ｃ ２Ｄ

緊急用ＭＣＣＭＣＣ ２Ｃ

動力
変圧器
ＨＰＣＳ

※

ＭＣＣ ２Ｄ

ＭＣＣ ＨＰＣＳ

緊急用計装交流主母線盤

〜
〜

緊急用
電源切替盤

〜
〜

第 二 弁バイ パス 弁

第 二弁

第 一 弁（ド ライウ ェ ル側）

第 一 弁（ サプレッ シ ョン ・ チェ ンバ側 ）フィ ルタ装置入 口水 素濃度 計

フィ ルタ装置ス クラ ビング 水ｐＨ計

移送 ポ ンプ

排水 ポ ンプ

図 2.4.2-1 格納容器圧力逃がし装置 電源構成図（交流電源）

別添 3-38

ＭＣＣ ２Ｃ系
【区分Ⅰ】

緊急用
ＭＣＣ

ＭＣＣ ２Ｄ系【区分Ⅱ】

ＭＣＣ ２Ｃ系【区分Ⅰ】

ＭＣＣ ２Ｃ系【区分Ⅰ】

ＭＣＣ ２Ｃ系【区分Ⅰ】

ＭＣＣ ２Ｄ系【区分Ⅱ】

ＭＣＣ ２Ｄ系【区分Ⅱ】

ＭＣＣ ＨＰＣＳ【区分Ⅲ】

直流１２５Ｖ
充電器Ａ
緊急用直流
１２５Ｖ充電器

ＭＣＣ ２Ｄ系【区分Ⅱ】

直流１２５Ｖ
充電器Ｂ
直流１２５Ｖ
予備充電器

無停電
電源装置Ａ

緊急用
１２５Ｖ系蓄電池

１２５Ｖ系
蓄電池Ｂ系

１２５Ｖ系
蓄電池Ａ系

直流１２５Ｖ主母線盤２Ａ

緊急用直流１２５Ｖ主母線盤

緊急用直流１２５ＶＭＣＣ

直流１２５Ｖ主母線盤２Ｂ

緊急用直流１２５ＶＭＣＣ ２Ａ系
無停電
電源装置Ｂ

可搬型代替
直流電源設備用
電源切替盤

緊急用
電源切替盤

Ｐ／Ｃ２Ｃ・２Ｄ
及び緊急用Ｐ／Ｃへ

〜
〜

可搬型
整流器用
変圧器

直流１２５Ｖ分電盤２Ａ系

可搬型
整流器

直流１２５Ｖ分電盤２Ｂ系
電源車

原子炉建屋東側接続口
Ｐ／Ｃ２Ｃ・２Ｄ
及び緊急用Ｐ／Ｃへフィルタ装置水位

フィルタ装置圧力

フィルタ装置出口放射線モニタ（高レンジ・低レンジ）

フィルタ装置スクラビング水温度NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2緊急用直流１２５Ｖ計装分電盤

可搬型代替
低圧電源車
接続盤

可搬型
整流器用
変圧器

緊急用
電源切替盤

〜
〜

〜
〜

可搬型
整流器

可搬型代替
低圧電源車
接続盤

緊急用
電源切替盤

電源車

〜
〜

原子炉建屋西側接続口

【略語】
Ｐ／Ｃ
ＭＣＣ

：
：

パワーセンタモータコントロールセンタ【凡例】
電源車 ：可搬型代替低圧電源車：遮断器：配線用遮断器

実線：常設設備・電路

破線

：切替装置

：接続口

：可搬型設備・電路：蓄電池

図 2.4.2-2 格納容器圧力逃がし装置 電源構成図（直流電源）

別添 3-39：変圧器

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

表 2.4.3-1 給水配管仕様
径25 A，50 A

材

質

ステンレス鋼（SUS316LTP）

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3

口

図 2.4.3-1 給水設備概要図

別添 3-40

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

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

表 2.4.4-1 窒素供給装置仕様
種類

圧力変動吸着式

容量

約 200 Nm3/h

窒素純度

約 99.0 vol％供給圧力

約 0.5 MPa［gage］

個

数

2（予備 2）

表 2.4.4-2 窒素供給配管仕様
口

径

50 A

材

質

炭素鋼（STPT410）

別添 3-41

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3

図 2.4.4-1 可搬型窒素供給装置概要図

窒素供給装置

空気圧縮機，
窒素分離装置

流量計

電源ケーブル
窒素供給装置用電源車

可搬ホース
窒素供給用
接続口

図 2.4.4-2 可搬型窒素供給装置構成概略

別添 3-42

2.4.5 排水設備
フィルタ装置の水位調整及びベント停止後の放射性物質を含んだスクラビング水の原子炉
格納容器（サプレッション・チェンバ）へ移送するための移送ポンプ及び配管，さらに，万一，放射性物質を含むスクラビング水が格納容器圧力逃がし装置格納槽に漏えいした場合に，漏えい水を原子炉格納容器（サプレッション・チェンバ）に移送するための排水ポンプ及び配管を設置する。
排水設備の仕様を表 2.4.5-1 に，排水設備の概要を図 2.4.5-1 に示す。
表 2.4.5-1 排水設備仕様(1) 配管
口

径

50 A

材

質

ステンレス鋼（SUS316LTP）

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

(2) ポンプ
移送ポンプ

排水ポンプ

キャンドポンプ

水中ポンプ

定格流量

10 m3/h

10 m3/h

定格揚程

40 m

40 m

1

1

電動駆動（交流）

電動駆動（交流）

型

式

個

数

駆動方式
原子炉棟

付属棟

サプレッション・チェンバ
MO
テストタンク

廃液中和
タンクへ
原子炉隔離時
冷却系真空
ポンプより

移送ポンプ

排水ポンプ

格納容器圧力逃がし装置格納槽

図 2.4.5-1 排水設備概要図

別添 3-43注）系統構成は現在の計画

2.4.6 格納容器圧力逃がし装置排気筒排水設備
格納容器圧力逃がし装置排気筒への雨水の滞留による配管腐食等を防止するため，格納容器
圧力逃がし装置排気筒排水設備を設置する。
また，凍結によるドレンポット等の機器損傷防止の観点より凍結防止対策を講じる。
格納容器圧力逃がし装置排気筒排水設備の概要を図 2.4.6-1 に示す。

格納容器圧力逃がし装置排気筒端部

屋外

（凡例）
原子炉建屋
原子炉棟

：保温材施工範囲（計画）：雨水流入経路：格納容器圧力逃がし装置の系統の流れ（圧力解放板破裂前）：格納容器圧力逃がし装置の系統の流れ（圧力解放板破裂後）

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

圧力開放板

フィルタ装置よりLG

水位計

ドレンポットＧＬ．

図 2.4.6-1 格納容器圧力逃がし装置排気筒排水設備概要図

別添 3-443. フィルタ性能
3.1 フィルタ装置による放射性物質の除去原理
3.1.1 エアロゾルの除去原理
エアロゾルの除去原理は，一般にフィルタ媒体（ベンチュリスクラバの場合は水滴，金属フィルタの場合は金属繊維）の種類によらず，主に以下の３つの効果の重ね合わせとして記述できる。
・さえぎり効果（Interception）：粒径が大きい場合に有効・拡散効果（Diffusion）：流速が遅い場合，粒径が小さい場合に有効・慣性衝突効果（Inertia effect）：流速が早い場合，粒径が大きい場合に有効(1)〜(3)に，それぞれの除去効果についてその特性を記載する。これらの除去原理はフィル
タ媒体が水滴でも金属繊維でも作用するが，フィルタの種類や系統条件により効果的に除去できる粒径，流速の範囲が異なることから，幅広い粒径，流速のエアロゾルを除去するためには異なる種類のフィルタを組み合わせることが有効である。
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2(4)，(5)に，ベンチュリスクラバ及び金属フィルタにおけるエアロゾルの除去原理を示す。

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

出典：Ｗ．Ｃ．ハインズ，エアロゾルテクノロジー，㈱井上書院（1985）
図 3.1.1-1 さえぎりによる捕集(2) 拡散効果

別添 3-45

拡散によるエアロゾルの捕集は，図 3.1.1-2 に示すように，エアロゾルがフィルタ媒体をさえぎらない流線上を移動しているときでも，フィルタ媒体近傍を通過する際に，ブラウン運動によってフィルタ媒体に衝突することで起こる。
エアロゾル粒径が小さい場合，ブラウン運動による拡散の度合いが大きくなるため，拡散による除去効果は，エアロゾル粒径が小さい程大きくなる傾向にある。また，フィルタ媒体の近傍にエアロゾルが滞在する時間が長い程ブラウン運動によりフィルタ媒体に衝突する可NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

能性が高まるため，流速が遅い程大きくなる傾向にある。

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

出典：Ｗ．Ｃ．ハインズ，エアロゾルテクノロジー，㈱井上書院（1985）
図 3.1.1-3 慣性衝突による捕集
別添 3-46(4) ベンチュリスクラバにおけるエアロゾルの除去原理
ベンチュリスクラバは，断面積の小さいベンチュリノズルのスロート部にベントガスを通し，ガス流速を大きくすることで発生する負圧によって，ガス中にスクラビング水を噴霧（いわゆる霧吹き）し，微小水滴にすることでエアロゾルが水と接触する面積を大きくすることにより，効果的にエアロゾルを水滴に捕集する。
ベンチュリノズルにおける除去原理を図 3.1.1-4 に，ベンチュリノズルにおける速度模式図

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2を図 3.1.1-5 に示す。

図 3.1.1-4 ベンチュリノズルにおける除去原理

図 3.1.1-5 ベンチュリノズルにおける速度模式図

図 3.1.1-5 に示すとおり，
ベンチュリスクラバはガス流速V1 と水滴速度V2 が異なることで，ガス中のエアロゾルが水滴に衝突し水滴に付着する現象を利用していることから，慣性衝突
別添 3-47

による除去が支配的と考えられる。慣性衝突効果では「ガス流速」と「粒径」が主な影響因子である。
以上より，ベンチュリスクラバの除去性能に影響を与える可能性のある主要なパラメータは，ガス流速，水滴速度，エアロゾル粒径及び水滴の噴霧量が考えられるが，水滴速度及び水滴の噴霧量はガス流速に依存するため，ガス流速及びエアロゾル粒径が主要なパラメータとなる。

図 3.1.1-6 にベンチュリスクラバにおける除去原理の模式図を示す。
①ベンチュリノズル下方よりベントガスが流入する。
②ベンチュリノズルのスロート部（絞り機構）によってベントガスの流速が加速される③ガス流速を大きくすることで発生する負圧によりスクラビング水が吸入され，ガス流中に水滴を噴霧（いわゆる霧吹き）する。
④噴霧によって，微小水滴にすることでエアロゾルが水と接触する面積が大きくなり，
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3エアロゾルがフィルタ媒体と衝突し，ベントガスから捕集される。
⑤ベンチュリノズルの出口に設置した板によってベントガス及び水滴の方向が変わり，エアロゾルはスクラビング水に保持される。

図 3.1.1-6 ベンチュリスクラバにおける除去原理の模式図

別添 3-48

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

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R1としては，ガス流速，エアロゾル粒径を考慮する必要がある。

図 3.1.1-7 金属フィルタにおける除去原理

別添 3-49

3.1.2 ガス状放射性よう素の除去原理
重大事故等時に発生する放射性よう素は，粒子状よう素（ＣｓＩ：よう化セシウム等）と，
ガス状よう素として無機よう素（Ｉ２：元素状よう素）と有機よう素（ＣＨ３Ｉ：よう化メチル等）の形態をとる。大部分のよう素は粒子状よう素として原子炉格納容器内へ放出され，残りは無機よう素として原子炉格納容器内に放出されるが，無機よう素の一部は原子炉格納容器内の有機物（塗装等）と結合し，有機よう素へ転換する。粒子状よう素については，エアロゾルの除去原理に基づき，ベンチュリスクラバと金属フィルタで捕集する。
無機よう素については，スクラビング水に添加された薬剤と化学反応させることによりベン
チュリスクラバで捕集し，吸着材と化学反応させることにより，よう素除去部で捕集する。有機よう素については，吸着材と化学反応させることにより，よう素除去部で捕集する。

(1) フィルタ装置内におけるベントガスの流れ
フィルタ装置内部の下部にベンチュリスクラバ（ベンチュリノズル，スクラビング水等），
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4

上部に金属フィルタを設置し，金属フィルタの下流側に流量制限オリフィスを介してよう素除去部を設置する。ベントガスの流れを図 3.1.2-1 に示す。
ベントガスは，流量制限オリフィスを通過する際，となる。オリフィス下流の排気配管は大気に接続されており，よう素除去部における圧力は大気圧に近い状態となることから，オリフィス上流の圧力が高いベント開始初期
は，最も高くなる。

オリフィス通過時の蒸気の状態変化のイメージを図 3.1.2-2 に示す。

別添 3-50

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

図 3.1.2-1 フィルタ装置内のベントガスの流れ

図 3.1.2-2 流量制限オリフィス通過時の蒸気の状態変化（イメージ）

別添 3-51

(2) ベンチュリスクラバにおけるよう素の除去
ベントガスがベンチュリスクラバを通過する際，無機よう素を化学反応によりスクラビング
水中に効果的に捕集・保持するために，スクラビング水には表 3.1.2-1 に示す薬剤を添加する。

表 3.1.2-1 スクラビング水への添加薬剤
薬剤

化学式

目的

ベンチュリスクラバを通過する際，揮発性の高い無機よう素は，添加薬剤との化学反応により非揮発性のよう素イオンに変化し，スクラビング水中に捕集・保持される。以下に化学反応

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4式を示す。

の添加によって，スクラビング水はアルカリ性条件下となるため，式（2）により，無機よう素を捕集する。
また，スクラビング水に捕集されたよう素と，気相中に含まれる無機よう素の割合（気液分配係数）は，スクラビング水のｐＨの影響を受け，アルカリ性条件下では気液分配係数が大きいため，スクラビング水中に捕集されたよう素イオンが再び無機よう素となる再揮発が抑制される。
したがって，ベンチュリスクラバにおける無機よう素の除去効率に影響を与える因子として「スクラビング水のｐＨ」が挙げられる。
なお，一般的に有機よう素は，無機よう素に比べ活性が低く，反応しにくいため，ベン
チュリスクラバでの有機よう素の除去は期待していない。
(3) よう素除去部におけるよう素の除去

別添 3-52

吸着材は，ににを添加して粒状に成形したもので，これをフィルタ装置内のよう素除去部に充填することで，吸着ベッドを形成している。
ベントガスの滞留時間は，ベントガスが吸着ベッドを通過するのに要する時間であり，長い程反応の効率が高まる。また，過熱度は吸着ベッドを通過するベントガスの温度と飽和温度との差であり，ベントガスがであれば，したがって，よう素除去部におけるよう素の除去効率に影響を与える因子として「ベントガスの滞留時間」と「過熱度」が挙げられる。

3.2 運転範囲
3.1.1 項で，エアロゾルの除去原理において主要なパラメータとしたガス流速及びエアロゾル粒
径に加え，ベント時に変動するパラメータであるガス温度及びガス蒸気割合について，有効性評価
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4に基づき，ベント実施中に想定する運転範囲を表 3.2-1 に示す。また，3.1.2 項で，ガス状放射性
よう素の除去原理において主要なパラメータとしたスクラビング水のｐＨ及びガスの過熱度について，ベント時に想定する運転範囲を表 3.2-1 に示す。
表 3.2-1 ベント実施中における想定運転範囲
パラメータ

想定運転範囲ベントからほぼ静定した格納容器圧力に対応するベンチュリノズ

ガス流速m/s＊となる。

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

エアロゾル粒径

サプレッション・チェンバからのベント時の粒径分布より，質量中央径をμm とする。

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

℃とする。

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

スクラビング水は高アルカリに保つためにが添加されていることから，運転範囲はアルカリ側で維持される。
ベントからほぼ静定した格納容器圧力に対応する，よう素除去部におけるベントガスの過熱度はK となる。

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

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

別添 3-53

3.3 性能検証試験結果
3.3.1 性能検証試験の概要
Ｆｒａｍａｔｏｍｅ社製のフィルタ装置は，大規模なセクター試験装置により，実機使用条件を考慮した性能検証試験を行っており，その結果に基づき装置設計を行っている。以下に試験の概要を示す。
(1) エアロゾルの除去性能試験（ＪＡＶＡ試験）
Ｆｒａｍａｔｏｍｅ（当時Ｓｉｅｍｅｎｓ）社は，1980 年代から 1990 年代にかけ，ドイツのカールシュタインにある試験施設（以下，「ＪＡＶＡ」という。）にて，電力会社，ドイ
ツ原子力安全委員会（ＲＳＫ）及びその他第三者機関立会の下，フィルタ装置のエアロゾルに対する除去性能試験を行っている。
試験装置には，実機に設置するものと同一形状のベンチュリノズルと，実機に設置するものと同一仕様の金属フィルタを設置し，試験条件として，実機の想定事象における種々のパラメータ（圧力，温度，ガス流量等の熱水力条件及びエアロゾル粒径，濃度等のエアロゾル
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3条件）について試験を行うことにより，フィルタ装置の使用条件において所定の性能が発揮されることを確認している。試験装置の概要を図 3.3.1-1 に，試験条件を表 3.3.1-1 に示す。
試験にはエアロゾルを模擬するため，を使用している。図3.3.1-2 に示すように，試験で使用したの質量中央径は
央径は，蒸気中の質量中央径はの質量中央径はとなっている。

別添 3-54

，空気中
，

の質量中

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R1

別添 3-55
図 3.3.1-1 ＪＡＶＡ試験装置概要

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

力

温

度

流

量

蒸

気

割

合

bar［abs］（

kPa［abs］）℃
m3/h％

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2エ ア ロ ゾ ル

図 3.3.1-2 試験用エアロゾルの粒径分布

別添 3-56

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

表 3.3.1-2 ＪＡＶＡ試験条件（無機よう素除去性能試験）

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3

試 験 条 件
圧

力

温

度

流

量

bar［abs］（

kPa［abs］）
℃
m3/h

ｐＨ
物

質

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

表 3.3.1-3 ＪＡＶＡ ＰＬＵＳ試験条件（有機よう素除去性能試験）
試 験 条 件bar［abs］

圧

力

温

度

℃

合

％

蒸
過
物

気

割
熱

（

度

kPa［abs］）

K

質

別添 3-57

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R1

別添 3-58
図 3.3.1-3 ＪＡＶＡ ＰＬＵＳ試験装置概要

3.3.2 エアロゾルの除去性能試験結果
ＪＡＶＡ試験における性能検証試験結果を表 3.3.2-1〜表 3.3.2-4 に示す。エアロゾルの除去原理では，3.1.1 に示すとおり，「流速」と「粒径」が主な影響因子であるため，ガス流速とエアロゾル粒径に対しての性能評価を行った。さらに，その他の試験条件に用いたパラメー
タについてもフィルタ装置のエアロゾルの除去性能への影響を確認するため，
ガス温度及びガス蒸気割合に対しての性能評価を行った。
(1) ガス流速
ガス流速の変化による除去性能を確認するために，流量からベンチュリノズル部のガス流速と金属フィルタ部のガス流速を計算＊して確認した。
図 3.3.2-1 及び図 3.3.2-2 にベンチュリノズル部及び金属フィルタ部におけるガス流速に対して整理した性能検証試験結果を示す。ＤＦについては，装置の入口と出口のエアロゾル濃度を測定することで算出している。
この結果から，ベンチュリスクラバ部にて想定する運転範囲m/s）と金ことがわかる。
なお，運転範囲よりも小さいガス流速においても，ベンチュリスクラバ及び金属フィルタの組合せで，ＤＦ1000 以上を満足しているため，フィルタ装置はガス流速によらず十分な性能を有していると言える。

注記 ＊：ガス流速は，体積流量を，図 3.3.2-3 に示すベンチュリノズルの最小断面積であるス
ロート部の総断面積又は金属フィルタの総断面積で割ることにより，算出している。
1000000

Decontamination Factor, [-]NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4属フィルタ部にて想定する運転範囲全域にわたって要求されるＤＦ1000 以上を満足している

100000

10000

1000

100

10

1
0

Venturi Velocity, [m/s]図 3.3.2-1 ベンチュリノズル部におけるガス流速に対する除去係数（ＪＡＶＡ試験）
別添 3-59

Decontamination Factor, [-]1000000

100000

10000

1000

100

10

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

1

Normalized MFF Velocity, [%]図 3.3.2-2 金属フィルタ部におけるガス流速に対する除去係数（ＪＡＶＡ試験）

図 3.3.2-3 ベンチュリノズルスロート部及び金属フィルタの断面積

別添 3-60

(2) エアロゾル粒径
図 3.3.2-4 に試験用エアロゾル（エアロゾルの粒径）に対して整理した性能検証試験結果を示す。この結果からエアロゾル粒径(質量中央径：μm)の違いによって除去性能に影響が出ているような傾向は見られず，いずれの試験結果においても要求されるＤ
Ｆ1000 を満足していることがわかる。
サプレッション・チェンバからのベント実施時に想定する質量中央径は試験用エアロゾルとしては質量中央径μm である。

を使用し，ＤＦ1000 以上を満足していることから，フィルタ装置はエアロゾル粒径に対して十分な性能を有していると言える。
1000000

Decontamination Factor [-]NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2100000

10000

1000

100

10

1
Test Aerosol

図 3.3.2-4 粒径に対する除去係数（ＪＡＶＡ試験）

別添 3-61(3) ガス温度
図 3.3.2-5 にガス温度に対して整理した性能検証試験結果を示す。この結果から，ガス温度の違いによって除去性能に影響が出ているような傾向は見られず，試験を実施した全域にわたって要求されるＤＦ1000 以上を満足していることがわかる。
したがって，ガス温度の運転範囲に対して，フィルタ装置はガス温度に対して十分な性能を示していると言える。

Decontamination Factor, [-]NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R31000000

100000

10000

1000

100

10

1
0

50

100

150

200

Temperature, [°C]
図 3.3.2-5 ガス温度に対する除去係数（ＪＡＶＡ試験）

別添 3-62250

(4) ガス蒸気割合
図 3.3.2-6 にガス蒸気割合に対して整理した性能検証試験結果を示す。この結果から，ガス蒸気割合の違いによって除去性能に影響が出ているような傾向は見られず，試験を実施した全域にわたって要求されるＤＦ1000 以上を満足していることがわかる。
ガス蒸気割合の運転範囲（0〜100 ％）で性能検証試験が行われており，フィルタ装置はガ
ス蒸気割合に対して十分な性能を有していると言える。

Decontamination Factor, [-]NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R31000000

100000 L

L
L

10000

1000

100

10

1
0

25

50

75

Steam Volumetric Fraction, [%]図 3.3.2-6 蒸気割合に対する除去係数（ＪＡＶＡ試験）

別添 3-63100

表 3.3.2-1 エアロゾル

Test-No.

Test
Aerosol

MMD(μm)

除去性能試験結果（ＪＡＶＡ試験）

Pressure Temp. Gas Flow
(bar
abs)

(℃)

(m 3 /h)Total
Volumetric ContaminatedNorm.
Venturi
MFF
Gas
Removalsteam
Velocity
Gas ComVelocity Efficiency
fraction Concentration
position
3
(m/s)
(%)
(%)
(%)
(mg/m )

除去性能試験結果（ＪＡＶＡ試験）

表 3.3.2-2 エアロゾル

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3

Test-No.

Test
Aerosol

MMD(μm)

Pressure(bar abs)

Temp. Gas Flow
(℃)

DF

3

(m /h)

Gas Composition

Volumetric Contaminated
Total
Norm.
Venturi
MFF
Gas
steam
Removal
Velocity
Velocity Efficiency
fraction Concentration
(m/s)
(%)
(%)
(%)
(mg/m3)

別添 3-64DF表 3.3.2-3 エアロゾル
Test-No.

Test
Aerosol

MMD

Pressure

Temp.

Gas Flow(μm) (bar abs)(℃)(m 3 /h)NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3

表 3.3.2-4 エアロゾル
Test-No.

Test
Aerosol

除去性能試験結果（ＪＡＶＡ試験）（1／2）

MMD

Pressure

Gas Composition

Total
Volumetric ContaminatedNorm.
VenturiGas
MFF
Removalsteam
Velocity
Velocity Efficiency
fraction Concentration
(m/s)
(%)
(%)
(%)
(mg/m3 )DF除去性能試験結果（ＪＡＶＡ試験）（2／2）

Temp. Gas Flow Gas Composition(μm) (bar abs) (℃)(m 3/h)Total
Volumetric ContaminatedNorm.
Venturi
MFF
Gas
Removalsteam
Velocity
Velocity
Concentration
Efficiency
fraction
(m/s)
(%)
(%)
(%)
(mg/m3 )別添 3-65DF

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

Decontamination Factor, [-]NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

10000

1000

100

10

1
0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

11

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

別添 3-66

12

13

14

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

Temp.

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

Scrubbing
Water

(pH)

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

1000

Decontamination Factor, [-]NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

Test-No.

100

10

1
0

図 3.3.3-2 ＪＡＶＡ ＰＬＵＳ試験結果

別添 3-67ここで，ＪＡＶＡ ＰＬＵＳ試験装置と実機においては，ベッド厚さが異なるため，ベント
ガスの吸着ベッドにおける滞留時間が異なる。その補正をするために以下に示す関係を用い

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2る。

図 3.3.3-3 ＪＡＶＡ ＰＬＵＳ試験結果（補正後）

別添 3-68

表 3.3.3-2 有機よう素除去性能試験結果（ＪＡＶＡ ＰＬＵＳ試験）
Temp.

Gas
Flow

(bar abs)(℃)(kg/s)(bar abs)

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

Test-No.

VSV inlet Pressure
Pressure in the M/S

別添 3-69

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

RemovalEfficiency(%)

3.3.4 フィルタ装置の継続使用による性能への影響
フィルタ装置を継続使用することにより，放射性物質の除去性能に影響する可能性のある因子について検討する。
(1) エアロゾルの再浮遊
a. ベンチュリスクラバ部(a) 想定する状態
フィルタ装置を継続使用すると，ベンチュリスクラバで捕集されたエアロゾルにより，ベンチュリスクラバ内のエアロゾル濃度は徐々に上昇する。スクラビング水の水面近傍には，水沸騰やベンチュリノズルを通るベントガスによる気流により，細かい飛沫（液滴）が発生するが，その飛沫にエアロゾルが含まれていると，エアロゾルがベンチュリ
スクラバの後段に移行することが考えられる。
(b) 影響評価
ベンチュリスクラバの後段には，金属フィルタが備えられており，この金属フィルタ
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2には，ベンチュリスクラバからの飛沫（液滴）を除去するための機構（プレフィルタ及び湿分分離機構）と除去したドレン水をスクラビング水内に戻すためのドレン配管が設置されている。そのため，ベンチュリスクラバで発生した飛沫（液滴）は，メインフィ
ルタに到達する前に除去される。また，飛沫（液滴）の微細化や蒸発によってエアロゾ
ルが放出される可能性があるが，メインフィルタにて補集される。
以上のとおり，フィルタ装置は，ベンチュリスクラバでのエアロゾルの再浮遊に対して考慮した設計となっている。
b. 金属フィルタ部(a) 想定する状態
金属フィルタで捕集されたエアロゾルが蓄積すると，崩壊熱によりフィルタ部の温度が上昇し，放射性物質の融点／沸点を超えた場合に液体／気体となる。これらの液体／
気体がベントガス流により下流に流された場合，フィルタ装置下流側にエアロゾルを放出することが考えられる。
(b) 影響評価
金属フィルタに捕集されたエアロゾルの崩壊熱は，ベント中はベントガスの流れによって冷却され，ベント後はベンチュリスクラバに捕集したエアロゾルの崩壊熱により発生する蒸気によって冷却されることから，金属フィルタの温度は，エアロゾルの再浮遊が起こるような温度（参考：ＣｓＯＨの融点：272.3 ℃）に対し十分低く抑えることができる。

別添 3-70

(2) ガス状放射性よう素の再揮発a. ベンチュリスクラバにおける無機よう素の再揮発(a) 想定する状態
フィルタ装置を継続使用すると，スクラビング水の温度は上昇する。スクラビング水の温度上昇に伴い，スクラビング水中に捕集した無機よう素が気相中に再揮発することが考えられる。
(b) 影響評価
気液界面（フィルタ装置水面）における無機よう素の平衡については温度依存性があり，スクラビング水の水温が高い方が気相の無機よう素の割合が増える。しかし，アルカリ環境下では，無機よう素とよう素イオンの平衡により液相中に存在する無機よう素が極めて少なく，無機よう素の気相部への移行量は，スクラビング水の温度が上昇しても十分小さい値となる。
ＪＡＶＡ試験は，高温のベントガスを用いて，無機よう素が気相中に移行しやすい条NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R1

件での試験を実施しており，温度上昇による影響に配慮したものとなっている。
b. よう素除去部における放射性よう素の再揮発(a) 想定する状態
化学工業の分野ではゼオライトに高温の水素を通気することにより捕集されているよう素を再揮発させる技術がある。よう素除去部に充填された銀ゼオライトに，ベントガ
スに含まれる水素が通気されると，捕集された放射性よう素が再揮発することが考えられる。
(b) 影響評価
水素によるよう素の再浮遊は 400 ℃以上の高温状態で数時間程度，水素を通気した場合に起こることが知られている。一方フィルタ装置に流入するガスは 200 ℃以下であり，
銀ゼオライトに水素を含むガスが通過したとしても，ゼオライトに捕集されているよう
素が再揮発することはない。
また，よう素除去部で捕集した放射性よう素の崩壊熱は，ベント中はベントガスにより冷却され，ベント後は系統を不活性化するために供給される窒素により冷却されることから，よう素除去部の温度上昇は，放射性よう素の再揮発が起こるような温度（400 ℃）
に対して，十分低く抑えることができる。

別添 3-71(3) フィルタの閉塞
a. 想定する状態
炉心損傷後のベント時には，溶融炉心から発生するエアロゾルに加え，炉内構造物の過温などによるエアロゾル，コアコンクリート反応により発生するＣａＯ２等のコンクリート
材料に起因するエアロゾル及び保温材等の熱的・機械的衝撃により発生する粉塵が，フィルタ装置に移行する可能性がある。これらのエアロゾルの影響により，ベンチュリノズル
の狭隘部や金属フィルタに付着し，閉塞することが考えられる。
b. 影響評価
ベンチュリノズルの狭隘部を通過するガス流速は，高速となる。ベンチュリノズルの狭隘部寸法に対して，エアロゾルの粒子径は極めて小さく，ベンチュリノズルが閉塞することはない。
金属フィルタには，ベンチュリスクラバで捕集されなかったエアロゾルが移行する。移行するエアロゾル量は，金属フィルタの許容負荷量に対して十分小さく，金属フィルタがNT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

閉塞することはない。

(4) 薬剤の容量減少
a. 想定する状態
無機よう素はベンチュリスクラバにて薬剤との反応により捕集されるが，薬剤の容量を超える無機よう素が流入した場合には，無機よう素は捕集されずに下流に流出されることが考えられる。
b. 影響評価
スクラビング水に含まれるの量は，原子炉格納容器から放出される

無機よう素の量に対して十分大きいことから，容量に達することはない。

(5) よう素除去部の容量減少
a. 想定する状態
ガス状放射性よう素は，銀ゼオライトに捕集されるが，銀ゼオライトの吸着容量に達した場合には，ガス状放射性よう素は捕集されずに系外に放出されることが考えられる。
b. 影響評価
よう素除去部で保持が可能なガス状放射性よう素の吸着容量（銀分子数）は，原子炉格
納容器から放出されるよう素量に対して十分大きいことから吸着容量に達することはない。

別添 3-72

(6) ベント時に生じるスウェリングによるよう素除去部への影響
a. 想定する状態
スクラビング水に蒸気が流入すると，スウェリングにより水位が上昇する。その結果，スクラビング水の水位は通常待機時に比べ上昇しており，よう素除去部の外壁はスクラビ
ング水に接することとなり，スクラビング水の温度による除去性能に影響することが考えられる。
b. 影響評価
ベントガスの温度はベンチュリスクラバ（スクラビング水）を通過することで，スクラビ
ング水の水温と同じになっているものと考えられ
よって，スクラビング水と接するよう素除去部の外壁はスクラビング水から入熱されるため，よう素除去部で蒸気が凝縮することはなく，よう素の除去性能への悪影響はない。

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R1

(7) 吸着材の変質
a. 想定する状態
よう素除去部の吸着材として使用する銀ゼオライトは．放射線の照射環境に長期間晒されると，変質してよう素除去性能が低下することが考えられる。
b. 影響評価
フィルタ装置で想定される照射量以上の放射線を照射した銀ゼオライトの性能試験結果
から捕集性能を確認しており，よう素の除去性能への悪影響はない。

別添 3-73

4. 設備の維持管理(1) 点検方法
a. 機械設備
格納容器圧力逃がし装置の機械設備については，東海第二発電所の他設備の点検実績等を参考に，設置環境や動作頻度に対する故障及び劣化モード等を考慮して，適切な周期で点検（時間基準保全）を行うことにより，設備の健全性を確保する。
一方，東海第二発電所として保全の経験がない設備として，高アルカリのスクラビング水に接液する設備が挙げられる。これらの設備については，劣化モード（腐食等）を考慮した材料選定を行っており，有意な劣化が発生する可能性は小さいと考えているが，先ずは初回定期検査時に点検を実施し，その結果を基に点検周期を定めるものとする。
スクラビング水の分析については，海外プラントにおいて窒素封入環境下で薬液濃度の有意な変化は認められていない実績があり，性状に有意な変化はないものと考えられるが，定期検査毎に実施することとする。
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R1

また，よう素除去部に充填される銀ゼオライトについては，試験を行い，スクラビング水による飽和蒸気環境下で保管した後も性能基準を満たしていることを確認した。

東海第二のフィルタ装置では，銀ゼオライトのサンプリングが可能な設計としており，先ずは
初回定期検査時に性状の確認を行い，その結果を基にサンプリング周期を定めるものとする。
機械設備の点検内容を表4-1に示す。

別添 3-74

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

内部構造物

機能確認

・漏えい確認本体内部点検に合わせて実施

スクラビング水

・水質確認

毎定検

本体

・外観点検

初回定検（結果によりその後・ベンチュリノズルの周期を決定）・金属フィルタ

機能確認（よう・流量制限オリフィス

素除去部）

・サンプル性状確認

・よう素除去部NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R1

圧力開放板

配管

本体

・外観点検

初回定検（結果によりその後・フランジ面手入れの周期を決定）機能確認

・漏えい確認

本体

・外観点検

10 定検毎・フランジ部点検手入れ 10 定検毎，ただし接液部につ
機能確認

・漏えい確認いては初回定検（結果によりその後の周期を決定）

弁本体

・弁箱内面点検手入れ

3 定検毎，ただし接液部につ・弁体，弁座，弁棒等点 いては初回定検（結果により
検手入れ

その後の周期を決定）・パッキン類交換
・外観目視点検
機能確認

ポンプ

本体

・漏えい確認・作動試験

毎定検（手動弁を除く）

・内面点検手入れ

4 定検毎

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

・漏えい確認・作動試験

4 定検毎，ただし移送ポンプについては毎月定期試験

別添 3-75

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

表 4-2 電気設備の点検内容
対象機器
電動駆動弁駆動部

電動機

トルクスイッチ

点検内容

点検周期・時期（計画）

・外観点検

2 定検毎

・分解点検

156 カ月毎

・動作確認

2 定検毎

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R1

・設定値確認リミットスイッ

・動作確認

2 定検毎

チ

・取付状態確認

電気室

・結線点検

2 定検毎

開度計

・外観点検

2 定検毎

・指示値確認試験・測定・絶縁抵抗測定

1 定検毎

・作動試験
・電流測定
ポンプ電動機

電動機

・外観点検

5 定検毎

・分解点検
機能確認

・絶縁抵抗測定

5 定検毎，ただし移送ポン

・作動試験

プについては毎月定期試

・電流測定

験

別添 3-76

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

表 4-3 計装設備の点検内容
設備名
水位計

特性試験

点検内容

点検周期・時期（計画）

・外観点検

1 定検毎

・単体・ループ校正
圧力計

特性試験

・外観点検

1 定検毎

・単体・ループ校正

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R1

温度計

特性試験

・外観点検

1 定検毎

・電気試験
・ループ校正放射線モニタ

特性試験

・外観点検

1 定検毎

・単体・ループ校正
・線源校正
水素濃度計

特性試験

・外観点検

1 定検毎

・単体・ループ校正
・ガス校正
サンプリング機器

制御盤

外観検査

・外観点検

1 定検毎

特性試験

・計器校正

1 定検毎

機能・性能検査

・作動試験

1 定検毎

分解点検

・ポンプ分解点検

5 定検毎

外観検査

・外観点検

1 定検毎

別添 3-77

(2) 試験方法
格納容器圧力逃がし装置の機能検査として，「弁開閉試験」，「移送ポンプ作動試験」，「漏えい試験」，「スクラビング水質確認試験」及び「よう素除去部（銀ゼオライト）性能確認試験」を実施する。
a. 弁開閉試験
系統が所定の機能を発揮することを確認するため，以下の弁について開閉試験を実施する。図4-1に対象弁を示す。
・中央制御室の操作スイッチによる弁開閉試験

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2・フレキシブルシャフトによる人力での弁開閉試験

図 4-1 格納容器圧力逃がし装置機能検査対象弁

別添 3-78

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

原子炉棟

付属棟

サプレッション・チェンバ
MO
テストタンクNT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

廃液中和
タンクへ
原子炉隔離時
冷却系真空
ポンプより

移送ポンプ

排水ポンプ

格納容器圧力逃がし装置格納槽
注）系統構成は現在の計画

図 4-2 排水設備（移送ポンプ）作動試験概要図

c. 漏えい試験（主配管）漏えい試験の試験条件・方法を表4-4に，試験概要図を図4-3に示す。
漏えい試験の各条件について下記(a)〜(c)に整理する。
(a) 加圧媒体
格納容器圧力逃がし装置の最高使用圧力620 kPa［gage］でのベント開始時の系統内は窒素が支配的であること，また，ベント継続中に漏えい防止対象となる放射性物質は窒素より分子量が大きいことから，窒素を加圧媒体とすることは妥当であると判断する。なお，事故時に発生する水素については，
フィルタ容器のフランジ部等から漏えい試験の検出限界値の水素が漏えいした場合においても，
長期にわたって格納容器圧力逃がし装置格納槽内が可燃限界に到達しないこと，系統内から水素が漏えいした場合においても，建屋内については静的触媒式水素再結合器による処理が，建屋外については外気への拡散が期待できること，また，試験時の安全性確保の観点から，水素を加圧媒体とした漏えい試験は行わない。
別添 3-79

(b) 試験圧力
漏えい試験では，系統内が不活性状態で維持できることを確認するため窒素封入圧力30 kPa［gage］以上を試験圧力とする。また，系統の使用時にバウンダリ機能を維持できることを確認するため最高使用圧力620 kPa［gage］を試験圧力とする。

(c) 試験温度
漏えい試験では，系統の最高使用温度200 ℃を模擬することが困難となることから約180 ℃
低い常温約20 ℃での漏えい確認となるが，試験温度については，環境温度が高い場合，配管が熱膨張した状態となり，フランジ部パッキンに圧縮荷重が付加されることによりシール性が向上するものとなることから，常温での試験環境は，保守的となる。

表4-4 漏えい試験の試験条件・目的・方法

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3

加圧
媒体
簡易
点検

本格
点検

試験
圧力

窒素 30 kPa［gage］以上
ガス （窒素封入圧力）

窒素 620 kPa［gage］
ガス （最高使用圧力）

試験
温度

試験目的・方法

常温

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

常温

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

別添 3-80

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

図4-3 漏えい試験の試験概要図

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

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

別添 3-81別紙 1
可燃性ガスの爆発防止対策について

1. 格納容器圧力逃がし装置
格納容器圧力逃がし装置の系統内で可燃性ガスの爆発が発生した場合，格納容器圧力逃がし装置に期待している放射性物質の低減効果が喪失するおそれ又はフィルタ装置内で保持している放射性物
質の外部への放出のおそれがあるため，設計及び運用により系統内での可燃性ガスの爆発を防止する。
(1) 考慮する可燃性ガスの種類及び対策
炉心の著しい損傷を伴う重大事故等時に発生するおそれのある可燃性ガスとして，ジルコニウム−水反応，水の放射線分解及び金属腐食により発生する水素が考えられる＊1。これらの反応によって原子炉格納容器内水素濃度は，可燃限界濃度である 4 vol％を大きく上回るが，原子炉格納容器
内雰囲気は通常運転時から不活性化（ドライ条件で酸素濃度 2.5 vol％以下に管理）することに加え，水の放射線分解によって発生する酸素を考慮しても酸素濃度を可燃限界であるドライ条件で 5NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4

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

(2) 系統の各運転状態における設計上の考慮
a. 系統待機状態①：プラント通常運転中(a) 水素爆発防止対策
プラント通常運転中においては，原子炉格納容器と同様に系統内を窒素で不活性化する設
別添 3-82

計としている。フィルタ装置から放出端へ至る配管上には，窒素置換時に大気と隔離するため，圧力開放板を設けている。この圧力開放板は，原子炉格納容器からの排気と比較して，十分低い圧力で開放するよう設計している。
(b) 系統における水素濃度監視
系統における水素濃度に関しては，水素の発生がないため，監視不要である。

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4

この系統状態における水素爆発防止対策概要を図 1-1 に示す。

図 1-1 水素爆発防止対策（系統待機状態①）

b. 系統待機状態②：重大事故等時，ベント前(a) 水素爆発防止対策
炉心の著しい損傷を伴う重大事故等時の原子炉格納容器内雰囲気は，蒸気，窒素，水素及び酸素が混合した状態となるが，格納容器ベント実施前の系統は原子炉格納容器内からのガスの流入はないため，不活性状態が保たれる。
(b) 系統における水素濃度監視
系統における水素濃度に関しては，系統内に水素が持ち込まれないため，監視不要である。
この系統状態における水素爆発防止対策概要を図 1-2 に示す。

別添 3-83NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4

図 1-2 水素爆発防止対策（系統待機状態②）c. 系統運転状態①：ベント実施直後(a) 水素爆発防止対策
ベント開始時において，ベントガス中の蒸気がスクラビング水によって凝縮された場合，酸素濃度が上昇することで，水素爆発が発生するおそれがあるが，ベント実施前から，原子炉格納容器内の酸素濃度をドライ条件で監視し，4.3 vol％に到達した時点でベント実施する判断基準を設定していること及び格納容器圧力逃がし装置系統内は不活性化されているため，
仮にベントガス中の蒸気全てがスクラビング水によって凝縮された場合においても水素爆発は発生しない。なお，このベント実施判断基準については，酸素濃度の可燃限界である 5 vol％に対し，酸素濃度監視設備（格納容器内酸素濃度（ＳＡ））の測定誤差である±0.6 vol％及び 0.1 vol％の余裕を考慮して設定した。また，原子炉格納容器内の気体については，格納容器スプレイ及び温度差による自然対流効果によって均一に撹拌されており，濃度分布がない
ため，酸素濃度監視設備（格納容器内酸素濃度（ＳＡ））により原子炉格納容器全体の濃度を代表して監視することができる。
(b) 系統における水素濃度監視
系統における水素濃度に関しては，原子炉格納容器から可燃限界を超えた水素が流入するが，原子炉格納容器内の酸素を可燃限界未満で管理していることから監視不要である。
(c) 対向流による空気の流入
フィルタ装置内が負圧に至るような状況下では，対向流が発生することにより，フィルタ装
置内に空気が流入するおそれがある。しかしながら，格納容器ベント実施時におけるスクラビ
ング水沸騰までの間，ベントガス中の蒸気がスクラビング水によって凝縮された場合において
別添 3-84

も，蒸気の供給が継続的に行われるためフィルタ装置内が負圧にならないこと及び非凝縮性ガ
スの排出は継続されることから，対向流は発生しない。
(d) 枝管における水素及び酸素の蓄積について
原子炉格納容器内の水素濃度については，ドライ条件に換算して，5 vol％未満に管理することから，ベント実施中において，仮に枝管におけるベントガスの蓄積があった場合においても，枝管での水素爆発は発生しないと考えられるが，万が一，枝管内での成層化等によって混合ガスの濃度が変化した場合，枝管での水素爆発の脅威が存在する。そのため，枝管内での混合ガスの蓄積評価を実施する。枝管における水素及び酸素の混合ガスの蓄積の評価について「ＢＷＲ配管における混合ガス(水素・酸素)蓄積防止に関するガイドライン（第 3 版）」（日
本原子力技術協会）に基づき，上向きの枝管に対して評価を実施する。なお，ガイドラインでは，下向きの枝管に対しては，水封されることで混合ガスが蓄積しないと評価されているため対象外とした。
枝管長さ（L）を枝管内径（D）で除することによって規格化した不燃限界長さ（L／D）の数
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R5

値によって，枝管内に混合ガスが蓄積する可能性の有無を判断する。不燃限界長さ（L／D）の数値が 4 以下であれば混合ガスの蓄積が発生しないとされている。評価結果を表 1-1 に示す。
ドライウェル側第一弁のバイパスライン，原子炉建屋ガス処理系ライン及び第二弁バイパス
弁については，混合ガスが蓄積する可能性がある結果となった。そのため，図 1-3〜図 1-7 に示すように，ベントラインを設置し，混合ガスが蓄積することのない設計とする。また，フィルタ装置に接続される枝管については，不燃限界長さ（L／D）を考慮して，必要に応じてベントラインを設置する設計とする。
(e) 圧力開放板の下流における水素爆発について
原子炉格納容器から圧力開放板までは不活性化されていること及び原子炉格納容器内の酸素濃度をドライ条件で可燃限界未満に維持することで，高濃度の水素雰囲気においても水素爆発は発生しないが，圧力開放板以降については，不活性化していない範囲であるため，高濃度の水素と空気が触れることで水素爆発のおそれがある。しかしながら，ベント実施直後は，原子炉格納容器からのベントガスによって系統内の窒素が押し出され，圧力開放板以降の空気が排出されることから，放出端までの範囲で高濃度の水素が空気と触れず，水素爆発が発生することはないと考えられる。また，放出端から先については，大気であるものの，大気中には着火源等がなく，水素爆発は発生しないと考えられる。

別添 3-85

表 1-1 主ラインから分岐する枝管の閉止端までの長さと口径等

分岐箇所＊1①②

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R6③

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

配管

枝管

枝管

L／D

混合ガス

分岐

長さ

内径

方向

L（m）

D（m）

（-）

可能性

上

2.525

0.0495

51.0

有

上

2.289

0.0495

46.2

有

上

2.051

0.5906

3.47

無

蓄積

④

換気空調系ライン

斜上

4.956

0.5856

8.46

有⑤

第二弁バイパス弁（下流側）

上

7.043

0.4286

16.4

有

下

−

−

下

−

−

水平

−

−

下

−

−

⑥

⑦

⑧

⑨

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

評価
対象外
評価
対象外
評価
対象外
評価
対象外

無

無

無

無

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

変更前

変更後

ベントライン追設
上向きの枝（混合ガス蓄積可能性範囲）

フィルタ
装置へ

原子炉格納容器より

原子炉格納容器よりフィルタベント主ライン

フィルタベント主ライン

図 1-3 枝管へのベントラインの追設（混合ガス蓄積防止）
別添 3-86

フィルタ
装置へ

排気筒

：ベントライン設置

換気空調系へ
AO

圧力開放板

AO

④

MO

原子炉格納容器

⑧

①

AO

AO

AO

(a)

⑥

MO

＊1

AO

窒素供給
ライン

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3

地下格納槽

⑤

⑦

＊3

DPI

RE

＊1
遠隔人力
操作機構
＊6
＊7
＊8

＊5

ドレンポット

空気ボンベ

窒素供給
ライン

フィルタ装置補給水ライン

MO
原子炉隔離時冷却系
真空ポンプより

＊8
原子炉建屋
付属棟

第二弁操
作室遮蔽
差圧計
＊3

(d)

サプレッション・チェンバ

＊2

原子炉建屋
ガス処理系へ③

ドライウェル

＊4
＊5
＊6

耐圧強化
ベント系

MO

＊4

不活性ガス系＊2

MO

MO

原子炉圧力容器＊7②⑨

放射線モニタ

(c)

(b)

MO

RE

水素濃度計
H2E

原子炉建屋原子炉棟

廃棄物
処理設備へ

付属室
MO

原子炉建屋付属棟
格納容器圧力逃がし装置格納槽

図 1-4 ベントライン設置概要図

図 1-5 枝管へのベントラインの追設アイソメ図別添 3-87

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3

図 1-6 枝管へのベントラインの追設アイソメ図

図 1-7 枝管へのベントラインの追設アイソメ図別添 3-88

この系統状態における水素爆発防止対策概要を図 1-8 に，酸素濃度監視設備（格納容器内酸素濃度（ＳＡ））の概要図を図 1-9 に，有効性評価シナリオ「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格
納容器過圧・過温破損）（代替循環冷却系を使用できない場合）」における原子炉格納容器の気相濃度の推移を図 1-10 及び図 1-11 に示す。なお，図に示す原子炉格納容器の水素及び酸素の気
相濃度については，ＭＡＡＰ解析に基づく水−ジルコニウム反応により発生する水素に加え，Ｍ
ＡＡＰ解析で考慮していない水の放射線分解によって発生する水素及び酸素についても考慮しNT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3ている。

図 1-8 水素爆発防止対策（系統運転状態）

別添 3-89

原子炉建屋付属棟

中央制御室

演算装置

指示

窒素ボンベ
緊急対策所
記録
ドライウェル

MO

コイル
ME

MO

H2E

MO

SV

電源
冷却器
圧縮機

O2E

ガスサンプラCOE

タンク

サプレッション・チェンバNT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R5

ガスサンプリング装置A

MO

コイル

MO

ME

MO

H2E

SV

電源
冷却器
圧縮機

O2E

COE

タンク

ガスサンプリング装置B
【凡例】
検出器信号
サンプリングライン
パージガスライン
トレースヒータ
キャビネットヒータ範囲

計測周期

ME:湿度検出器
H2E：水素濃度検出器
O2E:酸素濃度検出器
COE：一酸化炭素濃度検出器

MO

SV

空気作動弁

背圧弁

電磁弁

逆止弁

電動弁

：サンプリング装置は，原子炉格納容器内ガスのサンプリングから，測定，排出までの工程を約 3 分で行う。

中央制御室指示：ドライ条件及びウェット条件での濃度を表示する。
図 1-9 酸素濃度監視設備（格納容器内酸素濃度（ＳＡ））に関する系統概要図

別添 3-90非凝縮性ガスが排出された以降はほぼ
蒸気雰囲気となる事象発生 19 時間後にサプレッション・プール水位が通常水位 6.5
m 到達することによりベント実施
ベント実施によりサプレッション・プール水が減圧沸騰し，非凝縮性ガスは速やかに排出される

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

ベント実施時の酸素濃度は，ドライ条件で 2.2 vol％であり，ベント実
施基準の 4.3 vol％に到達していない

図 1-10 「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（代替循環冷却系を使用できない場合）」におけるドライウェルの気相濃度の推移（ウェット条件）

非凝縮性ガスが排出された以降はほぼ
蒸気雰囲気となる
ジルコニウム−水反応によって水素が発生することで事象初期か
ら窒素及び酸素濃度が低下する。その後，サプレッション・プール
水の沸騰までは，サプレッション・チェンバにおける非凝縮性ガスの発生はほとんどないこと及びドライウェルから流入する蒸気はサプレッション・プールにより凝縮されることから，濃度に有意な変化は現れない。サプレッション・プール水の沸騰後は，水蒸気濃度が上昇するため，非凝縮性ガス濃度は低下する
事象発生 19 時間後にサプレッション・プール水位が通常水位 6.5 m
到達することによりベント実施
ベント実施によりサプレッション・プール水が減圧沸騰し，非凝縮性ガスは速やかに排出されるベント実施時の酸素濃度は，ドライ条件で 2.0 vol％であり，ベント実施
基準の 4.3 vol％に到達していない

図 1-11 「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（代替循環冷却系を使用できない場合）」におけるサプレッション・チェンバの気相濃度の推移（ウェット条件）

別添 3-91

d. 系統運転状態②：非凝縮性ガス排出（ベント開始後 1 時間程度）後(a) 水素爆発防止対策
ベント実施に伴うサプレッション・プール水の減圧沸騰により，可燃性ガスを含む非凝縮性ガスが排出された以降の原子炉格納容器は，ほぼ水蒸気で満たされた状態となり，系統へ流入するベントガスもほぼ水蒸気となることから，水素爆発は発生しない。
(b) 系統における水素濃度監視
系統における水素濃度については，ベントガスがほぼ蒸気となっていることから，監視不要である。
(c) 対向流による空気の流入
原子炉格納容器及び系統から非凝縮性ガスが排出された以降は，仮に対向流が発生した場合であっても，原子炉格納容器及び系統内はほぼ蒸気で満たされている状態となるため，水素爆
発は発生しない。
この系統状態における水素爆発防止対策概要は図 1-8 と同様である。
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3e. 格納容器ベント停止後(a) 水素爆発防止対策
格納容器ベント停止後，スクラビング水の放射線分解により水素及び酸素が発生するため，第一弁の下流から窒素供給装置等による窒素供給を実施し，系統のパージを継続することで，水素爆発を防止する。
(b) 系統における水素濃度監視
系統における水素濃度に関しては，窒素供給による系統パージ停止後において，水素が長期的に系統内に滞留しないことを確認するため，監視を実施する。
(c) スクラビング水の放射線分解による酸素発生
ベント停止後において，スクラビング水の放射線分解によって発生する酸素については，
スクラビング水中の放射性物質の崩壊熱によって発生量が変化するが，蒸気の発生量も崩壊熱によって変化する比例関係にあり，以下のとおり，酸素濃度は 0.1 vol％未満となるため系
統内で水素爆発することはない。
・スクラビング水の沸騰を考慮し，酸素発生量のＧ値は 0.2 とする。
・スクラビング水の放射線吸収割合は 1.0 とする。
○蒸気発生量＝［崩壊熱（MW）］×1000／（［飽和蒸気比エンタルピ］−［飽和水比エンタルピ］）×1000／分子量×22.4×10-3×3600＝［崩壊熱（MW）］×1000／（（2675.57−419.10）×1000／18×22.4×
10-3×3600＝1985.4×［崩壊熱（MW）］ Nm3/h○酸素発生量＝［崩壊熱（MW）］×106×［Ｇ値］／100／（1.602×10-19）／（6.022×1023）×22.4×10-3
×3600×［放射線吸収割合］
別添 3-92

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

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3に維持するため，空気の流入による影響はない。

図1-12 移送ライン系統概要図

この系統状態における水素爆発防止対策概要を図 1-13 に示す。

別添 3-93NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3

図 1-13 水素爆発防止対策（ベント停止後）

別添 3-94

2. 格納容器圧力逃がし装置格納槽
フィルタ容器に設置するフランジ部に使用されるガスケットについては，ヘリウムリーク試験における石鹸水発泡法による試験を実施し，漏えいが検出されないことを確認しているものの，検出限界未満の漏えいが生じている可能性は否定できない。このため，炉心の著しい損傷が発生した場合において，格納容器圧力逃がし装置による格納容器ベントを実施する場合には，原子炉格納容器内又はフィルタ容器内で発生した水素が，フィルタ容器から格納容器圧力逃がし装置格納槽に漏えいし，可燃限界に到達するおそれがある。しかしながら，以下に示すとおり，保守的な条件を仮定した評価によっても，格納容器圧力逃がし装置格納槽内の水素濃度は，事象発生 7 日後において，約 1.2×10-3 vol％程度であり，長期にわたり可燃限界である 4 vol％に到達することはない。さらに，事象発生 7 日後以降については，外部支援等によって，原子炉格納容器除熱機能を復旧させ，格納容器ベントの停止
及びスクラビング水の移送による格納容器圧力逃がし装置格納槽への水素漏えい防止，ハッチ及び遮蔽扉開放による格納容器圧力逃がし装置格納槽の換気が実施できる。

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R5以上のことから，格納容器圧力逃がし装置格納槽で水素爆発が発生することはない。

(1) 評価シナリオ
評価シナリオは，炉心損傷を伴う有効性評価事象のうち，格納容器ベント実施時のウェット条件
における水素濃度が最も高いシナリオである「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・
過温破損）（代替循環冷却系が使用できない場合）」とする。
また，当該シナリオでは，図1-14及び図1-15に示すとおり，格納容器ベント実施1時間程度で原子炉格納容器内雰囲気は蒸気100 vol％雰囲気となることから，フィルタ容器内を高濃度の水素が通過するのは，格納容器ベント後1時間以内となるものの，保守的に高濃度の水素が7日間継続して通過することを仮定して評価を実施する。

(2) 評価
評価条件を表1-2に示す。
a． 漏えい条件
漏えい条件は，「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（代替循環冷却系が使用できない場合）」における格納容器ベント実施前の最大水素濃度である30 vol％（ウェット条件）とし，その他のガス組成については，水蒸気として取り扱う。また，漏えいした
水蒸気については，保守的に全て凝縮するものとして評価を実施する。なお，格納容器ベント
実施時の水素濃度は，ドライ条件においても30 vol％以下であり，漏えいした水蒸気の凝縮を考慮する場合，ウェット条件の方が保守的な評価となる。
漏えい率については，フィルタ容器に使用されるガスケットのヘリウムリーク試験における石鹸水発泡法による試験に基づき，保守的に620 kPa［gage］，200 ℃の条件下において，検出
限界値の水素漏えいがあるものと仮定する。
スクラビング水の放射線分解によって発生する水素については，発生量が少なく，フィルタ
別添 3-95

容器を通過する水素濃度30 vol％の保守性に包絡されるため，考慮しない。
b． 格納容器圧力逃がし装置格納槽の条件
格納容器圧力逃がし装置格納槽の条件は，乾燥空気におけるガス組成とする。
空間容積については，躯体図から算出した数値（フィルタ容器分除く）に対し，機器配管分の低減率として，0.7を乗算して算出する。

非凝縮性ガスが排出された以降はほぼ
蒸気雰囲気となる

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4

事象発生 19 時間後にサプレッション・プール水位が通常水位
6.5 m 到達することによりベント実施
ベント実施によりサプレッション・プール水が減圧沸騰し，非凝縮性ガスは速やかに排出される

図 1-14 「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（代替循環冷却系を使用できない場合）」におけるドライウェルの気相濃度の推移（ウェット条件）
非凝縮性ガスが排出された以降はほぼ
蒸気雰囲気となる
ジルコニウム−水反応によって水素が発生することで事象初期から窒素及び酸素濃度が低下する。その後，サプレッション・
プール水の沸騰までは，サプレッション・チェンバにおける非凝縮性ガスの発生はほとんどないこと及びドライウェルから流入する蒸気はサプレッション・プールにより凝縮されることか
ら，濃度に有意な変化は現れない。サプレッション・プール水の沸騰後は，水蒸気濃度が上昇するため，非凝縮性ガス濃度は低下する
事象発生 19 時間後にサプレッション・プール水位が通常水位
6.5 m 到達することによりベント実施
ベント実施によりサプレッション・プール水が減圧沸騰し，非凝縮性ガスは速やかに排出される

図 1-15 「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（代替循環冷却系を使用できない場合）」におけるサプレッション・チェンバの気相濃度の推移（ウェット条件）

別添 3-96表1-2 評価①における評価条件
項目

条件

備考

雰囲気圧力・温度による静的 炉心損傷を伴う事象のうち，格評価シナリオ

水素濃度
水蒸気濃度（漏えい時）
水蒸気濃度（漏えい後）

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4

漏えい条件

負荷（格納容器過圧・過温破 納容器ベント実施時のドライ条
損）（代替循環冷却系が使用件における水素濃度が最も高いできない場合）シナリオを選定

30 vol％70 vol％

格納容器ベント実施前の最大水素濃度として設定
保守的な条件として，フィルタ装置から漏えいする水素以外の0 vol％

酸素濃度

0 vol％

窒素濃度

0 vol％

気体は，全て水蒸気として取扱
い，漏えい後は水蒸気が全て凝縮することを仮定して設定
保守的に 7 日間継続して高濃度

漏えい時間

168 時間の水素が通過することを仮定し
て設定

漏えい率

3.08×10-2 mL/s
（1.11×10-4 m3/h）

ガスケット漏えい試験の検出限界値（620 kPa，200 ℃，水素条件）を踏まえて設定
躯体図から算出した空間容積

格納容器圧力

空間容積525 m3逃がし装置格納槽の条件

濃度算出条件（フィルタ容器除く）に対し，
機器配管分の低減率 0.7 を考慮
して設定

窒素濃度

79 vol％

空気中のガス組成を踏まえて設

酸素濃度

21 vol％定

水素の密度0.0899

窒素の密度

1.25

酸素の密度

1.43

格納容器圧力逃がし装置格納槽から大気への水素の漏えい
スクラビング水の放射線分解によって発生する水素

考慮しない

標準状態の条件として設定

保守的な条件として設定
フィルタ容器を通過する水素濃考慮しない

度 30 vol％の保守性に包絡されることを踏まえて設定

別添 3-97

c． 格納容器圧力逃がし装置格納槽への漏えい評価
フィルタ容器から格納容器圧力逃がし装置格納槽へ漏えいする水素量は，以下の式で算出する。
水素漏えい量 ＝ 漏えい率×水素濃度×漏えい時間式（1）＝ 1.11×10-4×0.3×168＝ 約 5.60×10-3 m3

格納容器圧力逃がし装置格納槽内での水素濃度を評価するため，式（1）で得た結果を mol数に換算する。
水素の物質量 ＝ 密度×体積×割合／分子量式（2）＝ 0.0899×5.60×10-3×1／（2×10-3）＝ 約 0.26 mol

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R5次に格納容器圧力逃がし装置格納槽側の気体の物質量を算出する。
酸素の物質量 ＝ 密度×体積×割合／分子量式（3）＝ 1.43×525×0.21／（32×10-3）＝ 約 4.9×103 mol

窒素の物質量 ＝ 密度×体積×割合／分子量式（4）＝ 1.25×525×0.79／（28×10-3）＝ 約 1.8×104 mol

式（1）〜式（4）の結果を踏まえ，格納容器圧力逃がし装置格納槽の水素濃度は以下のとおりとなる。
水素濃度 ＝ 水素の物質量／（水素の物質量＋酸素の物質量＋窒素の物質量）
式（5）

×100
＝ 0.26／（0.26＋4.9×103＋1.8×104）×100＝ 約 1.2×10-3 vol％別添 3-98

3. 窒素供給装置の容量
窒素供給装置の窒素容量は，下記(1)(2)を考慮して設定している。

(1) ベント停止後，原子炉格納容器内の水素濃度を4 vol％（水素の可燃限界温度）未満あるいは酸素濃度を5 vol％（水素を燃焼させる下限濃度）未満に維持(2) ベント停止後の格納容器圧力逃がし装置における水素滞留防止のため，窒素の供給を行い，格納容器圧力逃がし装置の系統内の水素濃度を4 vol％（水素の可燃限界温度）未満あるいは酸素濃度を5 vol％（水素を燃焼させる下限濃度）未満に維持

窒素供給装置の主要な仕様を表1-3に示す。
表1-3 窒素供給装置の主要仕様
窒素容量約200 Nm3/h

窒素純度99.0 vol％以上

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4

窒素供給圧力0.5 MPa（窒素供給装置出口にて）以下に，窒素供給装置の窒素供給量の設定について示す。

a. 原子炉格納容器における窒素供給装置の容量ベント開始後に原子炉格納容器内で発生する水素及び酸素は，サプレッション・プールに移行した放射性物質による水の放射線分解によるものが支配的となる。ベントシーケンスである「雰
囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（代替循環冷却系を使用できない場合）」におけるＭＡＡＰ解析に基づき評価した水素及び酸素の発生量を表1-4に示す。なお，水素及び酸素の発生量算出については，以下の式により算出した。ベント後の格納容器除熱によって原子炉格納容器内は非沸騰状態にあることを想定し，水素発生量のＧ値は0.25，酸素発生量のＧ値は0.125とする。

(a) 発生水素（酸素）分子数［分子数／J］＝Ｇ値［分子/100 eV］/100/（1.602×10-19［J］）(b) 水素（酸素）発生量［分子数/s］＝崩壊熱［MW］×106×発生水素（酸素）分子数［分子数/J］×放射線吸収割合(c) 水素（酸素）発生量［m3/h］＝水素（酸素）発生量［分子数/s］/（6.022×1023）×22.4×10-3×3600

別添 3-99

表1-4 想定事象における原子炉格納容器内の水素及び酸素の発生量
放射性物質移行量

放射線対象

発生量［m3/h］＊2

吸収割合

割合［％］

崩壊熱［MW］

水素酸素

炉心部（コリウム）

0.1＊1

62.0

6.100

1.27

0.64

炉心部（コリウム以外）

1.0

9.0

0.889

1.85

0.93

1.0

0.3

0.030

0.06

0.04

サプレッション・プール

1.0

26.0

2.550

5.33

2.67

合計

−

97.3

9.569

8.51

4.28

ドライウェル及びペデス
タル部

注 ：ベント停止は事象発生 7 日後とし，7 日後の崩壊熱として 10 MW を想定する。
注記 ＊1：炉心部ではβ線が燃料被覆管で吸収されることを考慮し，放射線吸収割合を 0.1 としている。

＊2：酸素濃度を厳しく評価するため，水素発生量は小数点第 3 位を切り下げ，酸素発生量NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R5は小数点第 3 位を切り上げる。

この結果より，酸素濃度を5 vol％（水素を燃焼させる下限濃度）未満に抑えるために必要な窒素供給量xを求める。
酸素発生量＋窒素供給装置からの酸素供給量
水素発生量＋酸素発生量＋窒素供給装置の供給量

4.28
8.51

0.01
4.28

0.05

0.05

91.1（小数点第2位切上げ）

上記結果より，必要窒素供給量は91.1 Nm3/hである。窒素供給装置の1台当たりの容量は200
Nm3/hであることから，原子炉格納容器用の窒素供給装置の必要台数は1台となる。
なお，この時の水素は可燃限界濃度の4 vol％を超えるが，上述のとおり酸素の濃度が5 vol％（水素を燃焼させる下限濃度）を超えないことから水素が燃焼することはない。

b. 格納容器圧力逃がし装置における窒素供給装置の容量ベント開始後に格納容器圧力逃がし装置のフィルタ装置で発生する水素及び酸素は，フィルタ装置に移行した放射性物質による水の放射線分解によるものが支配的となる。このため，フィル
タ装置で発生する水素及び酸素の量は，a. に示した(a)〜(c)の式により算出できる。スクラビ
ング水は沸騰しているものと想定し，水素発生量のＧ値は0.4，酸素発生量のＧ値は0.2とする。
その他の情報については，以下のとおりとする。
崩壊熱量：0.5 MW（フィルタ装置の設計条件）
放射線吸収割合：1.0
別添 3-100

以上より，水素の発生量は1.67 m3/h，酸素の発生量は0.836 m3/hとなる。

水素及び酸素の発生量より，酸素濃度を5 vol％（水素を燃焼させる下限濃度）未満に抑えるために必要な窒素供給量 を求める。
酸素発生量

窒素供給装置からの酸素供給量

水素発生量＋酸素発生量＋窒素供給装置の供給量（ ）
0.01
0.836
1.67 0.836

0.05

0.05

17.8（小数点第2位切上げ）

上記より，必要窒素供給量は17.8 Nm3/hとなる。窒素供給装置の1台当たりの容量は200 Nm3/h

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2であることから，格納容器圧力逃がし装置用の窒素供給装置の必要台数は1台となる。

別添 3-101（参考）1. 格納容器圧力逃がし装置系統の不活性化について
格納容器圧力逃がし装置系統の不活性化については，プラント起動前に実施する。系統の不活性化に使用する系統について図 1-16 に示す。
第一弁を閉とした状態で，第一弁の下流から可搬型窒素供給装置により窒素供給を実施し，フィル
タ装置を通じてパージラインから排出を継続することで窒素置換を実施する。また，フィルタ装置配NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4管は，管理区域内を通るため，パージラインの排気先については，原子炉建屋付属棟とする。

図 1-16 格納容器圧力逃がし装置の不活性化系統

別添 3-102

2. 原子炉格納容器内における気体のミキシングについて
ＢＷＲの原子炉格納容器内の気体のミキシング効果については，電力共同研究「格納容器内ミキシ
ング確認試験に関する研究」（S57 年度）によって，格納容器スプレイや温度差による自然対流に伴う撹拌効果による十分なミキシングが短時間に得られることを確認している。
有効性評価シナリオ「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（代替循環冷却系を使用できない場合）」において，事象発生後 25 分から格納容器スプレイを実施すること及び原子炉格納容器内の温度差により，原子炉格納容器内の気体は十分にミキシングされるものと考えられる。さらに，崩壊熱によって炉心で発生した蒸気が原子炉格納容器内へ放出されることによってもミキシングが促進される。
格納容器スプレイを実施している場合の原子炉格納容器内の気体の流動については，上記研究にて実験的に確認されている。実験結果を図 1-17 に示す。10 vol％の空気希釈ヘリウムガスの供給を停止すると，格納容器スプレイにより短期間で十分なミキシング効果が得られることが示されている。
原子炉格納容器内雰囲気と壁面に温度差がある場合のミキシング効果についての実験結果を図
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4

1-18 に示す。図 1-18 は原子炉格納容器内雰囲気と壁面に 5 ℃の温度差がある場合のミキシング効果を示しており，10 vol％の空気希釈ヘリウムガスを供給しているが，実験開始から約 20 分後までには十分にミキシングされることを示している。ＢＷＲの原子炉格納容器内では，原子炉圧力容器が熱源として考えられるため，原子炉格納容器内雰囲気と壁面において少なくとも 5 ℃以上の温度差は生じているものと考えられる。このため，ＢＷＲの原子炉格納容器内において，気体が成層化する等の位置的な濃度の著しい偏りが生じる可能性は低いと考えられる。さらに，本試験は，より成層化の可能性が高い軽密度気体であるヘリウムにて撹拌効果を確認しているため，原子炉格納容器内での水素燃焼を防止するためのベント実施判断基準として設定している酸素については，濃度の著しい偏りが生じる可能性はさらに低いと考えられる。
また，シビアアクシデント条件下における原子炉格納容器内の気体のミキシング効果については，
比較的単純な形状から大規模で複雑な形状の試験装置に至る国内外の試験において検討されている。
代表的なものとして，旧（財）原子力発電技術機構による試験で得られた知見を以下にまとめる。
・軽密度気体（試験では水素をヘリウムで模擬）の放出による自然循環のみでも，ミキシングは比較的良好であった。
・水蒸気発生を考慮したケースでは，ミキシングは促進された。
・上部区画へ軽密度気体を放出して濃度の偏りを生じさせたケースでも，格納容器スプレイを作動させることによりミキシングは達成された。
本試験はＰＷＲプラントを模擬したものであるが，複雑な区画を含む形状においても十分なミキシングが得られたことが確認されており，ＢＷＲプラントでも同様の効果が期待できると考えられる。

別添 3-103NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4

図 1-17 格納容器スプレイ実施時のガス濃度変化

別添 3-104

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4

図 1-18 原子炉格納容器内雰囲気と壁面の温度差によるガス濃度変化結果

別添 3-105

3. 引用文献(1) 共同研究報告書，格納容器内ミキシング確認試験に関する研究（S57 年度）(2) 重要構造物安全評価（原子炉格納容器信頼性実証事業）に関する総括報告書，

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4

財団法人 原子力発電技術機構（平成 15 年 3 月）

別添 3-106

別紙 2
格納容器圧力逃がし装置の系統設計条件の考え方について

1. 系統設計条件
格納容器圧力逃がし装置については，想定される事故事象での使用条件下において，性能を発揮できる設計とするため，系統設計条件を定めている。主な系統設計条件を表 2-1 に示す。

表 2-1 格納容器圧力逃がし装置の系統設計条件
設計条件

原子炉格納容器の限界圧力を考慮し 2Pd（最高使用

最高使用圧力620 kPa[gage]

最高使用温度

200 ℃

原子炉格納容器の限界温度を考慮し 200 ℃とする。

13.4 kg/s

原子炉定格熱出力 1 ％相当の飽和蒸気量を，ベン（格納容器圧力 310

ト開始圧力が低い場合（310 kPa［gage］）であっ

設計流量
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3

設定根拠
圧力 310 kPa[gage]の 2 倍）とする。

kPa［gage］において） ても排出可能な流量とする。
フィルタ装置内発
熱量想定されるフィルタ装置に捕集，保持される放射性500 kW

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

エアロゾル
移行量

想定されるフィルタ装置に移行するエアロゾルの400 kg

量（38 kg）に対して十分な余裕を見込み，400 kgとする。
ＢＷＲプラントにおける代表炉心（ＡＢＷＲ＊）の
平衡炉心末期を対象としたＯＲＩＧＥＮ２コード

よう素の炉内kg

内蔵量の計算結果に対して，東海第二発電所の熱出力（3293 MW）を考慮して算出した結果，

kg と

する。
耐震条件

基準地震動Ｓ Ｓ にて 基準地震動ＳＳにて機能を維持する。
機能維持

注記 ＊：炉心比出力が高いほど炉心内蔵量が高くなることから，炉心比出力が高いＡＢＷＲを代表
させ，1 MW 当りの炉心内蔵量を評価している。また，ＯＲＩＧＥＮ２コードでは，保守的に 1 サイクル 13 カ月（395 日）に対して，1 サイクル 10,000 時間（416 日）の燃焼期間を仮定している。

格納容器圧力逃がし装置の各設計条件の考え方を以下に示す。

別添 3-1072. 最高使用圧力及び最高使用温度
格納容器圧力逃がし装置は，炉心の著しい損傷が発生した場合において，原子炉格納容器の破損を防止するため，原子炉格納容器内のガスを排気することにより，原子炉格納容器内の圧力及び温度を低下させることができる設計とし，格納容器圧力が原子炉格納容器の限界圧力を下回る 620 kPa［gage］（2Pd：最高使用圧力の 2 倍）に到達するまでにベント操作を実施することとしている。
有効性評価における格納容器圧力及び格納容器温度の推移から，ベント時に格納容器圧力及び格納容器温度は限界圧力を下回る 620 kPa［gage］及び限界温度を下回る 200 ℃を下回ることから，2Pd，
200 ℃を最高使用圧力及び最高使用温度としている。
有効性評価のうち格納容器過圧・過温破損モード「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（代替循環冷却を使用できない場合）」における格納容器圧力及び格納容器温度の推移を図 2-1，図 2-2 に示す。格納容器圧力の最大値はベント時の約 465 kPa［gage］，シーケンス中の原子炉格納容器の最高温度は事象開始直後，破断口から流出する過熱蒸気により一時的に格納容器
雰囲気温度は約 202 ℃となるが，原子炉格納容器バウンダリにかかる温度（壁面温度）は最大でも約NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4

157 ℃であり，限界温度を下回る 200 ℃を超えないことから，原子炉格納容器の限界圧力及び限界温度を下回っている。

別添 3-108

代替格納容器スプレイ系作動（常設）による圧力上昇の抑制

620 kPa［gage］

ベント実施による

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

圧力降下

図 2-1 「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（代替循環冷却を使用できない場合）」における格納容器圧力の推移

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

代替格納容器スプレイ系（常設）停止に伴う温度上昇

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

別添 3-109

3. 系統流量（ベントガス流量）
格納容器圧力逃がし装置の系統流量は，原子炉定格熱出力の 1 ％相当の蒸気流量をベント開始圧力が低い場合（1Pd）においても排出できるよう以下のとおり設定している。
(1) 蒸気流量の設定
重大事故等発生後の数時間で格納容器圧力逃がし装置が使用されることはないが，保守的に原子炉停止後 2 時間〜3 時間後に格納容器圧力逃がし装置が使用されると考え，その時点での原子炉の崩壊熱として原子炉定格熱出力の 1 ％を設定し，それに相当する蒸気流量とする。
(2) 格納容器圧力の設定
有効性評価において格納容器圧力逃がし装置のベント開始圧力を 1Pd〜2Pd としており，格納容
器圧力が低い方が蒸気排出条件が厳しくなるため，格納容器圧力は 1Pd とする。

(3) 系統流量の算出(1)及び(2)の組合せにより，系統流量を設定する。系統流量は式（1）により算出する。崩壊熱
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3は，保守的に注水された水を蒸発させるエネルギーに全て寄与する評価とし，サプレッション・プール等への熱の移行は考慮しない。さらに，原子炉圧力容器に注水された水の蒸発によって発生した蒸気についても，保守的にサプレッション・プール等による凝縮を考慮せず，系統流量として取
り扱う。

0.01／

3600／1000

式（1）

ここで，
：系統流量（t/h）：定格熱出力（3293×103 kW）：1Pd における飽和蒸気の比エンタルピ（2739 kJ/kg）：60 ℃＊における飽和水の比エンタルピ（251 kJ/kg）
注記 ＊：原子炉圧力容器に注水する水温を保守的に高めに設定した温度（重大事故等対処設備として期待する水源（最大 35℃）を包含する値）

以上より，系統流量は 48 t/h となることから，13.4 kg/s を格納容器圧力 1Pd の時の系統流量とする。系統流量は，配管設計やオリフィスの設計条件として使用される。
なお，格納容器圧力が 1Pd より高い圧力でベントする場合には，その時の格納容器圧力と系統全体の圧力損失から系統流量が決まり，格納容器圧力が 1Pd 以上になれば系統流量も 13.4 kg/s 以上となり，より蒸気を排出しやすい状況となる。

別添 3-1104. フィルタ装置内発熱量
格納容器圧力逃がし装置のフィルタ装置内発熱量は，原子炉定格熱出力の 0.015 ％に相当する崩壊熱である 500 kW に設定している。
ＮＵＲＥＧ−１４６５における格納容器ソースタームに基づき，ドライウェルベント時に原子炉格納容器からフィルタ装置に移行するＦＰによる崩壊熱を評価する。
フィルタ装置内発熱量は以下の式で表される。

【フィルタ装置内発熱量】＝【①ベント時の原子炉の崩壊熱】
×【②ＦＰの原子炉格納容器への放出割合】
÷【③原子炉格納容器内のＤＦ】
×【④フィルタ装置に蓄積するＦＰの崩壊熱への寄与割合】

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3

① ベント時の原子炉の崩壊熱
重大事故等発生後の数時間で格納容器圧力逃がし装置が使用されることはないが，保守的に原
子炉停止後約 2 時間〜3 時間後に格納容器圧力逃がし装置が使用されると考え，その時点での原子炉の崩壊熱として，原子炉定格熱出力の 1 ％とする。
② ＦＰの原子炉格納容器への放出割合
ＮＵＲＥＧ−１４６５に基づき，揮発性核種のうち原子炉格納容器への放出割合が最も大きい
Ｈａｌｏｇｅｎ（Ⅰ）の放出割合である 61 ％で代表させる（表 2-2）。
③ 格納容器内のＤＦ
海外で行われたＦＰエアロゾルの自然除去効果に関する試験（ＮＳＰＰ試験等）では，原子炉格納容器のエアロゾルは数時間程度で 1／10 程度まで減少している結果が得られており，原子炉
格納容器内のエアロゾルに対する除去効果として，ドライウェルベント時はＤＦ：10＊とする。
注記 ＊：事象発生から 19 時間（有効性評価におけるベント開始時間）後のＭＡＡＰ解析における感度解析の結果からＤＦ10000 ＤＦ100000 であることを確認しており，ＤＦ10としている発熱量評価の設定は保守的である。
④ フィルタ装置に蓄積するＦＰの崩壊熱への寄与割合
ＮＵＲＥＧ−１４６５に基づき，揮発性が比較的高く，炉心損傷を伴う事故時に有意な放出割合となり，フィルタ装置に蓄積する核種として，Ｈａｌｏｇｅｎ（Ⅰ），Ａｌｋａｌｉ ｍｅｔａｌ（Ｃｓ），Ｔｅ，Ｂａ及びＳｒを想定し，これら核種の崩壊熱への寄与割合は 22 ％とする
（表 2-3）。
したがって，定格熱出力に対する崩壊熱は以下のように評価される。
ドライウェルベント ：0.01×0.61÷10×0.22＝0.01342 ％
以上より，フィルタ装置内発熱量は，上記割合を包絡する条件とし，原子炉定格熱出力の0.015 ％である 500 kW（3293 MW×0.015 ％）と設定する。
別添 3-111

フィルタ装置内発熱量は，スクラビング水の初期保有量及びフィルタ装置の寸法設定に使用される。

表 2-2 ＮＵＲＥＧ−１４６５における原子炉格納容器内への放出割合
Ｇａｐ

Ｅａｒｌｙ-ＩｎＥｘ-

Ｌａｔｅ-Ｉｎ

Ｒｅｌｅａｓｅ-ｖｅｓｓｅｌｖｅｓｓｅｌ-ｖｅｓｓｅｌＮｏｂｌｅ Ｇａｓｅｓ＊

0.05

0.95

0

0

1.00

Ｈａｌｏｇｅｎｓ（Ⅰ）

0.05

0.25

0.30

0.01

0.61

Ａｌｋａｌｉ ｍｅｔａｌ（Ｃｓ）

0.05

0.20

0.35

0.01

0.61

Ｔｅ

0

0.05

0.25

0.005

0.305

Ｂａ，Ｓｒ

0

0.02

0.1

0

0.12

0

0.00250.0025

0

0.005

Ｃｅ

0

0.00050.005

00.0055Ｌａ

00.00020.005

00.0052

合計

Ｎｏｂｌｅ ｍｅｔａｌｓ

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3

（Ｍｏ，Ｒｕ，Ｓｂ）

注記 ＊：希ガスはフィルタ装置内に蓄積しないため，評価対象外とする。

表 2-3 放出割合が大きい揮発性核種の崩壊熱寄与割合
放出

①放出割合

②崩壊熱寄与割合

崩壊熱寄与割合

割合（ハロゲン比）（炉停止後約 2 時間）

①×②

0.61

1.0

0.18

0.18

（Ｃｓ）

0.61

1.0

0.02

0.02

Ｔｅ

0.305

0.5

0.02

0.01

Ｂａ，Ｓｒ

0.12

0.2

0.06

0.01

合計

0.22

元素グループ＊Ｈａｌｏｇｅｎｓ（Ⅰ）
Ａｌｋａｌｉ ｍｅｔａｌ

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

別添 3-1125. エアロゾル移行量
有効性評価シナリオのうち，エアロゾル移行量の最も厳しい「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格
納容器過圧・過温破損）（代替循環冷却を使用できない場合）」における原子炉格納容器からフィルタ装置に移行するエアロゾルの重量を表 2-4 に示す（参考 3.）。

表 2-4 原子炉格納容器からフィルタ装置に移行するエアロゾル重量
エアロゾル重量
シーケンス（事象）

ウェットウェル
ベント

ドライウェルベント

1 g

5000 g

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

一方，原子炉格納容器からのエアロゾルの移行量を保守的に評価するため，サプレッション・プー
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4ルによるスクラビング効果がないドライウェルベント時の原子炉格納容器からフィルタ装置に移行するエアロゾル量について，核分裂生成物の炉内内蔵量とＮＵＲＥＧ−１４６５に基づく炉心から原
子炉格納容器へ放出される核分裂生成物の割合を用いて評価した結果，約 38 kg となるが，エアロゾ
ルに係る海外規制の規定，さらにそれらを上回る 400 kg として設計する。
想定するエアロゾル移行量の評価方法と海外規制におけるエアロゾル移行量を以下に示す。
(1) 核分裂生成物の炉内内蔵量
各核種グループのＦＰの炉内内蔵量を表 2-5 に示す。
(2) 核分裂生成物の原子炉格納容器への放出割合
ＮＵＲＥＧ−１４６５に基づき，各核種グループの放出割合を設定する（表 2-2）。
(3) 原子炉格納容器内のＤＦ
保守的にドライウェルベントの場合を想定し，崩壊熱の設定と同様に，ＤＦ10 とする。
以上より，想定するエアロゾル量を計算した結果，約 38 kg となる。
評価式を以下に示す。
【エアロゾル量】＝
核種グループの炉内内蔵量

核種グループの格納容器への放出割合 ／10

全核種グループ(4) 海外規制におけるエアロゾル移行量
ドイツＲＳＫの勧告では，
フィルタ装置に移行するエアロゾル量としてＰＷＲについては 60 kg，
ＢＷＲについては 30 kg としている。また，スイスの原子力施設ガイドラインにおいては，エアロ
ゾル量は 150 kg と規定されている。

別添 3-113

表 2-5 核分裂生成物の炉内内蔵量
核種
グループ

代表
化学形態

Ｈａｌｏｇｅｎｓ

ＣｓＩ

0.61

ＣｓＯＨ

0.61

Ａｌｋａｌｉ
ｍｅｔａｌ
Ｔｅ

Ｂａ，Ｓｒ
Ｎｏｂｌｅ

ＴｅＯ２,

原子炉格納容器への放出割合（−）

エアロゾル
移行量（kg）＊

0.305

Ｓｂ
ＢａＯ,

0.12

ＳｒＯ
ＭｏＯ２

0.005

Ｃｅ

ＣｅＯ２

0.0055Ｌａ

Ｌａ２Ｏ３

0.0052

ｍｅｔａｌｓNT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

炉内内蔵量
（kg）

合計
注記 ＊：エアロゾル移行量は，金属フィルタの総面積の設定に使用される。

別添 3-114

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

(2) 評価NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2「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 Ｎ
Ｃ1−2005／2007」のＰＶＣ−3122（1）項に準拠し，「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」の「表 5 鉄鋼材用（ボルト材を除く）の各温度における許容引張応力」に規定される，50 ℃から 450 ℃の各温度における許容引張応力を与えることで，構造健全性が確保できる圧力を算出する。
PD

t

2Sη

1.2P

ここで，
t ：胴の最小厚さmm

P ：構造健全性が確保できる圧力（MPa）
Di：胴の内径mm

S ：各温度における材料の許容引張応力（MPa）
η：長手継手の効率（η=1）(3) 評価結果「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 Ｎ
Ｃ1−2005／2007」の必要最小板厚を求める式を用いて評価を実施した結果，図 2-3 に示すとおり，
設計上考慮している最高使用圧力（620 kPa［gage］），最高使用温度（200 ℃）を超える圧力，
温度でも構造健全性を有する結果が得られた。

別添 3-115

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R1

図 2-3 フィルタ装置（胴部）の必要最小板厚の式を用いた評価結果

別添 3-116

2. ベント時において発生する荷重の考慮について(1) 重大事故等発生時においてフィルタ容器内にて発生する動的荷重
重大事故等発生時において，フィルタ容器内にて発生する可能性がある動的荷重には以下のものがある。
a. ドライウェル内の配管破断によるジェット力b. プールスウェル荷重
c. ベント管出口での蒸気凝縮振動荷重
d. 逃がし安全弁作動時の荷重
e. 原子炉隔離時冷却系タービン排気圧力の荷重
a.〜c.は，原子炉冷却材喪失事故において事故発生直後に発生する荷重であり，ベント時に生じる荷重は，これに比べて影響は小さい。
また d.，e.は，ベント開始の判断基準である格納容器圧力 2Pd に近づいた状態では，原子炉圧力は，原子炉冷却材喪失事故や逃がし安全弁による急速減圧等により，既に低下した状態となっておNT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4り，原子炉隔離時冷却系も運転していないことから，2Pd ベント時に作用する荷重ではない。

以上のことから，ベントの判断基準である格納容器圧力 2Pd における原子炉格納容器の加圧は，崩壊熱により発生する蒸気によるものであり，動的荷重を考慮する必要はない。
フィルタベント装置の設計に当たっては，最高使用圧力 2Pd，最高使用温度 200 ℃の条件に加えて，地震荷重を考慮した強度評価を実施している。
また，耐圧機器ではないが，内部構造物については，差圧荷重及び地震荷重を考慮するとともに，水力学的荷重としてクリアリング時荷重を考慮した強度評価を実施している（表 2-6）。

別添 3-117

表 2-6 フィルタベント装置の設計
部位設計に用いた荷重評価方法

フィルタベント

内圧荷重（最高使用 「発電用原子力設備規格 設計建設規格（2005 年版（2007

装置（容器）

圧力）

年追補版含む））ＪＳＭＥ Ｓ ＮＣ1−2005／2007」に基
づき，荷重に対する必要板厚を算出し，最小板厚が必要板
厚を満足することを確認する。

内圧荷重，地震荷重 内圧荷重及び地震荷重による一次応力及び一次＋二次応力を算出し，原子力発電所耐震設計技術指針で定める許容値を満足することを確認する。
内部構造物

差圧荷重,水力学的

差圧荷重及び水力学的荷重（クリアリング時荷重）による荷重

一次応力を算出し,「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

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R1

−2005／2007」で定める許容値を満足することを確認する。
差圧荷重，水力学的 内圧荷重, 水力学的荷重（クリアリング時荷重）及び地震
荷重,地震荷重

荷重による一次応力及び一次＋二次応力を算出し，原子力発電所耐震設計技術指針で定める許容値を満足することを確認する。

別添 3-118

3. エアロゾルの保守性について(1) 格納容器圧力逃がし装置の設計条件について格納容器圧力逃がし装置の設計条件としては，エアロゾル移行量を400 kgに設定している。
(2) 事故シナリオに応じたエアロゾル移行量について
a. エアロゾルが発生する事故シナリオの選定について
ベント実施時には，希ガスやガス状よう素（無機よう素及び有機よう素）を除く核分裂生成物
及び構造材がエアロゾルとして格納容器圧力逃がし装置に流入する。エアロゾルが発生する事故
シナリオは，格納容器破損防止対策の有効性評価の対象とする事故シーケンスのうち，以下に示
すＭＡＡＰ解析上の特徴を踏まえ，原子炉圧力容器が健全な事故シーケンスである「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（代替循環冷却系を使用できない場合）」を選定している。
(a) 原子炉圧力容器内に溶融炉心が存在する場合は，炉心が再冠水し溶融炉心の外周部が固化した後でも，溶融炉心中心部は溶融プール状態を維持する。一方，原子炉圧力容器破損時は，原NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3子炉圧力容器破損前に水張りしたペデスタル部で溶融炉心の一部が粒子化するとともに，最終的にはクエンチする。エアロゾル移行量は溶融炉心の温度が高い方がより多くなるため，原子炉圧力容器が健全な場合がより保守的な評価となる。
(b) 原子炉圧力容器内に溶融炉心が存在する場合は，溶融炉心冠水時において溶融炉心上部の水によるスクラビング効果を考慮していない。一方，溶融炉心がペデスタル部に存在する場合は，溶融炉心上部の水によるスクラビング効果を考慮している。以上より，スクラビング効果を考慮していない原子炉圧力容器が健全な場合がより保守的な評価となる。
(c) 東海第二発電所では，ＭＣＣＩ対策としてコリウムシールドを設置するため，原子炉圧力容器が破損した場合でも溶融炉心による侵食は発生しない。したがって，原子炉圧力容器破損後に特有のエアロゾルの発生源はないと考えられる。
b. 対象シーケンスにおけるエアロゾル移行量について「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（代替循環冷却系を使用できない場合）」シーケンスにおける格納容器圧力逃がし装置へ流入するエアロゾル移行量を表2-7に示す。本シーケンスの有効性評価ではサプレッション・チェンバベントを優先して実施することとしているが，ここではドライウェルベントを実施した場合のエアロゾル移行量も併せて示している。表2-7より，エアロゾル移行量はサプレッション・チェンバベント時よりドライウェル
ベント時の方が多く5 kgであるが，格納容器圧力逃がし装置で設計上想定するエアロゾル移行量
はこれを十分上回る400 kgである。
表2-7 静的負荷シーケンスにおけるＦＰエアロゾル移行量放出する系統ＦＰエアロゾル移行量（kg）

サプレッション・チェンバベント

0.001

ドライウェルベント

5

別添 3-119（参考）ＮＳＰＰ実験について
ＮＳＰＰ実験は，「ＭＥＬＣＯＲコードの改良整備に関する報告書（格納容器内エアロゾル凝集モデルの改良）で平成８年度に 原子力発電技術機構 原子力安全解析所が実施している。
(1) エアロゾルの凝集・凝縮及び沈着モデルの検証
シビアアクシデント時のエアロゾル挙動を解明するための実験を対象として，エアロゾルの凝集・凝縮及び沈着モデルの検証計算を実施した。検証計算の対象とした実験は，軽水炉のシビアア
クシデント時におけるエアロゾル挙動解明のために米国オークリッジ国立研究所で実施されたＮ
ＳＰＰ実験及び高エアロゾル濃度領域におけるエアロゾル挙動解明のために米国ハンフォード研究所で実施されたＡＢ実験である。これらの実験の中から，種々の異なった実験条件において，表2-8 に示す実験を選定している。
表 2-8 実験条件

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

実験

エアロゾル条件

雰囲気条件

ＮＳＰＰ−５０２実験

単成分エアロゾル

水蒸気雰囲気ＮＳＰＰ−６３１実験

多成分エアロゾル

乾燥雰囲気

ＮＳＰＰ−６１３実験

多成分エアロゾル

水蒸気雰囲気ＡＢ−２実験

単成分、高濃度エアロゾル

水蒸気雰囲気ＡＢ−５実験

単成分、高濃度エアロゾル

乾燥雰囲気(2) ＮＳＰＰ実験を対象とした解析結果のまとめ
a. 乾燥雰囲気条件では，多成分エアロゾルの凝集による成長と，それに伴う重力沈降による沈着の加速を，精度良く解析することができる。
b. 水蒸気雰囲気条件では，エアロゾル濃度が高い領域に対して測定データよりも高いエアロゾル
濃度を予測する。また，エアロゾル挙動は，水蒸気凝縮が発生するタイミング及び水蒸気凝縮量に強く依存する（図 2-4）。
c. 水蒸気雰囲気におけるエアロゾルの凝集・凝縮による成長及び沈着を計算することが可能になった。

図 2-4 実験結果との比較
別添 3-120

別紙 3
流量制限オリフィスの設定方法について

1. 流量制限オリフィスの設定方法
格納容器圧力逃がし装置は，格納容器の過圧破損を防止するため，原子炉格納容器内で発生する蒸気量以上のガスをベントできる必要がある。
一方，格納容器圧力の上昇に伴い，ベントガスの質量流量が増加する場合においても，ベンチュリ
ノズル部の流速を適正な条件に保持するため，フィルタ装置の下流に流量制限オリフィスを設置することにより，体積流量をほぼ一定に保つ設計としている。
ベント操作は格納容器圧力が 1Pd〜2Pd（310 kPa［gage］〜620 kPa［gage］）の時に開始する運用としており，流量制限オリフィスの設計に当たっては，ベント時において格納容器圧力が低い状態（原子炉格納容器と大気の差圧が低い状態）を考慮し，格納容器圧力 1Pd の時にNT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3の蒸気を排出できるよう，以下のとおり設定する。
なお，格納容器圧力 1Pd で必要量を排出可能な設計としているため，より差圧が大きくなる格納容器圧力 2Pd によるベントの場合においても必要量は排出できる。

① 流量制限オリフィス上流の流路の圧力損失を計算し，流量制限オリフィス上流の圧力を算出する。
② 流量制限オリフィス下流の流路の圧力損失を計算し，流量制限オリフィス下流の圧力を算出する。
③ ①及び②で算出した流量制限オリフィスの上流及び下流の圧力条件下で，の蒸気を排出できるような流出断面積を算出する。

オリフィスの流出断面積は，以下の式に基づき計算する。

Ｖ［ｍ3/ｓ］＝ｍシステム［ｋｇ/ｓ］・σ［ｍ3/ｋｇ］
Ｖ ： 体積流量ｍ ： 質量流量σ ： 比体積
別添 3-121式（3）概算評価結果を第 1 表及び第 1 図に，格納容器圧力とベンチュリノズル入口における体積流量の関NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3係を第 2 図に示す。

2. オリフィス以外の圧力損失
オリフィス以外の圧力損失については，以下に示す。
(1) 入口配管，出口配管
配管の圧損は，損失係数に実機を想定して直管部，エルボ，ティー及び弁等を考慮して以下の式に基づき計算する。

(2) ベントフィルタ（ベンチュリノズル部）

別添 3-122

(3) よう素除去部

第 1 表 格納容器圧力に対する体積流量（概算評価）
格納容器
圧力NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3kPa［gage］

上流配管

ﾍﾞﾝﾄﾌｨﾙﾀ

ｵﾘﾌｨｽ

よう素

出口配管

圧力損失

圧力損失

圧力損失

除去部

圧力損失

圧力損失
kPa

kPa

kPa

kPa

kPa

（2Pd）
310
（1Pd）

注記 ＊1：格納容器圧力 1Pd のときの値を 100 ％とした場合の比を記載

別添 3-123

体積流量

kg/s

m3/s

（相対比）＊1 （相対比）＊1620＊2：低流量になる事故発生 7 日後の値

質量流量

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3

第 1 図 圧力勾配図

第 2 図 格納容器圧力逃がし装置の流量特性

別添 3-124

別紙 4
スクラビング水の保有水量の設定根拠及び健全性について

ベンチュリスクラバのスクラビング水について，その保有水量の設定根拠を示すとともに，その健全性が維持されることを確認する。

1.

保有水量の設定根拠
スクラビング水の初期保有水量（系統待機時）は，ベント開始後

ベンチュリスクラバによる所定の放射性物質の除去性能が得られる水量と，ベント開始初期に発生する蒸気凝縮による水位上
昇時において，金属フィルタが水没しない最大水量（以下，「最大水量」という）を考慮して，と設定している。
スクラビング水の水量の設定根拠を以下に示す。
また，
フィルタ装置水位の概略図を図 3-1 に示す。

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3(1) 最大水量について

別添 3-125

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4(2) 最小水量について

別添 3-126

別添 3-127

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

図 3-1 フィルタ装置水位の概略図

別添 3-128

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

a. 評価条件(a) 初期水位：(b) 室温：25 ℃＊1（系統待機時），65 ℃＊2（ベント実施中）(c) ベント時の原子炉格納容器圧力：図 3-2 のとおり
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R5(d) フィルタ装置内発熱量：

注記 ＊1：ベント実施前のスクラビング水の初期水温としても使用。スクラビング水の蒸発量を多く見込むため，水戸市の地中温度（「地中温度等に関する資料(農業気象資料
第 3 号,1982)」）に余裕を見た値である 20℃に余裕を見込み，高めに設定した値＊2：室外温度を水戸市の地中温度（「地中温度等に関する資料(農業気象資料第 3号,1982)」）に余裕を見た値である 20℃とした場合，フィルタ装置からの放熱による温度上昇を考慮した室内の平衡温度はとなり，その値に余裕を見込

み，高めに設定した値
室内の平衡温度Ｔｒは，次式により算出している。

ｑ

Ｋ

Ａ Ｔ

Ｔ

ｑ ：フィルタ装置発熱量（W）
Ｋ ：熱通過率（W/(m2・℃)）
Ａ ：フィルタ装置格納槽面積（m2）Ｔｒ：室内平衡温度（℃）
Ｔo ：室外温度（℃）＊3：19 時間ベントの解析結果にＮＵＲＥＧ補正した原子炉格納容器外へ放出された放射性物質（希ガスを除く）の発熱量

別添 3-129に余裕を考慮した値

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

表 3-1 設備設計と運用の主な条件設定の差異
設備設計

運用

【フィルタ装置寸法】【水補給の運用の評価】

2 時間〜3 時間後
ベント時間【原子炉定格熱出力の 1 ％相当の時間】

フィルタ装置内NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3

発熱量

19 時間後＊【有効性評価結果より】

500 kW【ベント時間【ベント時間2 時間〜3 時間ベース】

19 時間ベース】

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

別添 3-130

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3

図 3-2 ベント時の圧力推移図（水位計算時）

別添 3-131

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4

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

別添 3-132

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

(1) 原子炉格納容器内の酸性物質及び塩基性物質
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3

重大事故等時に原子炉格納容器内において発生する酸性物質と塩基性物質については，ＮＵＲ
ＥＧ／ＣＲ−５９５０において検討が実施されており，その発生源として燃料（核分裂生成物），
原子炉水，サプレッション・プール水溶存窒素，原子炉格納容器内塩素含有被覆材ケーブル，原子炉格納容器下部コンクリートが掲げられている。これに加え，原子炉格納容器内の塗料についても成分元素に窒素が含まれており，酸として硝酸，塩基としてアンモニア等の発生源となる可能性がある。主な酸性物質，塩基性物質を発生源毎に表3-2に示す。

別添 3-133

表3-2 主な酸性物質と塩基性物質
発生源
燃料（核分裂生成物）

酸性物質
よう化水素

水酸化セシウム（ＨＩ）（ＣｓＯＨ）等

原子炉水

五ほう酸ナトリウム−

サプレッション・プール
水溶存窒素
原子炉格納容器内塩素含有被覆材ケーブル
原子炉格納容器下部
コンクリート（溶融炉心落下時）
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3

塩基性物質

原子炉格納容器内塗料（Ｎａ２Ｂ１０Ｏ１６）

硝酸（ＨＮＯ３）

備考

ほう酸水注入系によりほう酸水を原子炉へ注入した場合

−

塩化水素

−

（ＨＣｌ）
二酸化炭素

−

（ＣＯ２）
硝酸（ＨＮＯ３）

アンモニア（ＮＨ３）

これらのうち，酸性物質が発生することが知られているサプレッション・プール水溶存窒素の放射線の照射により発生する硝酸，原子炉圧力容器が破損した場合にＭＣＣＩにより発生する二酸化炭素に加え，ｐＨへの寄与が大きいと考えられる塩素含有被覆材ケーブルの放射線分解及び熱分解により発生する塩化水素，スクラビング水中で分解する際に塩基を消費する
が，スクラビング水の塩基量を評価する上で重要であることから，以下では，これらの発生量を評価することとする。

a. 原子炉格納容器内ケーブルの被覆材の放射線分解による酸の発生量
原子炉格納容器内の塩素含有被覆材ケーブルについて，放射線分解により発生する塩化水
素量をＮＵＲＥＧ／ＣＲ−５９５０の放射線分解モデルに基づき評価した。なお，ケーブル量については，実機調査を行った。
有効性評価シナリオ「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）（循環冷却を使用できない場合）」において，ベント時（事象発生から約19時間後）には
7日後には

mol，60日後にはmol，molの酸性物質が原子炉格納容器内で生成されると評価した。
b. 原子炉格納容器内電気ケーブルの被覆材の熱分解による酸の発生量
熱分解については，原子炉圧力容器損傷前の原子炉格納容器内環境（200 ℃以下）ではケー
ブルからの塩酸の発生はほとんどないことから，炉心損傷などによるデブリ接近によりケーブル温度が著しく上昇した場合を想定した酸性物質の放出量を評価した。
ここでは，原子炉格納容器ペデスタル内に配置された塩素を含有するケーブルの被覆材か
別添 3-134

ら塩化水素が放出されると仮定し，ペデスタル内ケーブルの塩酸含有量されるものとして，kgの全量が放出の酸が発生すると評価した。

c. サプレッション・プール水での放射線分解による硝酸の発生量
重大事故等時において，サプレッション・プール水中ではサプレッション・プール水溶存窒素の放射線の照射によって硝酸が生成される。
なお，原子炉格納容器内に放出されたエアロゾルの一部はフィルタ装置のスクラビング水に移行し，フィルタ装置内での硝酸の発生に寄与すると考えられるが，ここでは，原子炉格納容器内に放出された放射性よう素を全てエアロゾル（ＣｓＩ）とし，サプレッション・プール
内に全てのエアロゾルが移行するものとして，硝酸の発生量を評価した上で，発生した硝酸は全てフィルタ装置に移行し，スクラビング水の塩基と反応するものとして評価している。
このため，ラジオリシスによるスクラビング水のｐＨの影響は保守的に評価されている。

ＮＵＲＥＧ−１４６５，Reg.Guide.1.183及びＮＵＲＥＧ／ＣＲ−５９５０に基づき，サプNT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3

レッション・プール水の積算吸収線量から硝酸の生成量を評価した結果，ベント時（事象発生から約19時間後）には

ＨＮＯ３

mol，7日後には

Ｇ
1.602

10

10
6.022

10

mol，60日後にはＥt

molとなる。

Ｅt

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

Ｅ（ｔ）γ，Ｅ（ｔ）β：γ線とβ線の積算吸収線量（kGy）

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

別添 3-135二酸化炭素は塩化水素ほど溶解度が大きくないため，フィルタ装置内では全量がスクラビ
ング水に溶解することはなく，また弱酸のため，酸性物質としてスクラビング水に与える影
響は小さいと考えるが，本評価では保守的にスクラビング水のｐＨに影響を与える酸性物質として評価する。

e. 無機よう素の捕集により消費される塩基の量
ベンチュリスクラバに流入する無機よう素の量を以下のとおり設定した。
(a) 事故時に炉内に内蔵されるよう素元素量
ＢＷＲプラントにおける代表炉心（ＡＢＷＲ）の平衡炉心末期を対象としたＯＲＩＧＥＮ
２コードの計算結果に対して，東海第二発電所の熱出力（3293 MW）を考慮して算出した結果，

kg とする。

(b) 原子炉格納容器への放出割合
ＮＵＲＥＧ−1465 に基づき，原子炉格納容器内へのよう素の放出割合を 61 ％とする。
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4(c) 原子炉格納容器に放出されるよう素の元素割合
Regulatory Guide 1.195 に基づき，よう化セシウム 5 ％，無機よう素 91 ％，有機よう
素 4 ％とする。

以上より，ベンチュリスクラバに流入する無機よう素（分子量 253.8 g/mol）の量はkgmol）となる。

（ベンチュリスクラバに流入する無機よう素の量））式（1）に示すとおり，無機よう素はベンチュリスクラバにて薬剤（との反応により捕集される。

式（1）mol となる。なお，この反応においてこの反応によって消費される塩基の量は消費される。

f.

の分解により消費される塩基の量
スクラビング水に含まれるは，酸素が存在する場合，水酸化物イオンと下記の反応により分解することが知られており，分解される
水の積算吸収線量の増加に伴って増加する。

別添 3-136の量は，スクラビングここでは，スクラビング水の積算吸収線量によらず，また，上述のe項で算出した消費されるの量を見込まず，スクラビング水に含まれるとして，塩基の消費量を評価した結果，全量が分解したの分解により消費される塩基の量はmolとなる。
（スクラビング水に含まれる（の量）の分解により消費される塩基の量）(2) フィルタ装置での塩基の消費量(1)項で生成した酸性物質は，ほとんどが液相に溶解してサプレッション・プールに移行し，ベント時にはサプレッション・プールに残留してフィルタ装置には移行しない可能性もあるが，保守的に全量が移行するとして評価する。スクラビング水の消費される塩基の量は，以下のとおNT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4りとなる。

【事象発生7日後での塩基の消費量（

mol）】・ケーブルの放射線分解の塩化水素で消費される塩基の量mol・ケーブルの熱分解の塩化水素で消費される塩基の量mol

・サプレッション・プール水から発生する硝酸で消費される塩基の量

mol

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

mol

・

mol

の分解により消費される塩基の量【事象発生60日後での塩基の消費量（

mol）】・ケーブルの放射線分解の塩化水素で消費される塩基の量mol・ケーブルの熱分解の塩化水素で消費される塩基の量mol

・サプレッション・プール水から発生する硝酸で消費される塩基の量

mol

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

mol

・

mol

の分解により消費される塩基の量(3) スクラビング水のｐＨ評価結果
フィルタ装置は無機よう素（Ｉ２）を捕集及び保持するものであるため，2カ月でよう素が十分減衰することを考慮し，スクラビング水には保守的に設定した60日後の塩基の消費量（mol）を考慮する。
消費されるmolの塩基に相当する
別添 3-137の濃度は，待機時最低水位
（

t）

時に

wt％（＝

））となることから，これに余裕を考慮して，スクラ

ビング水の水酸化ナトリウム濃度は，待機時最低水位

この場合，初期のｐＨはt）時に，60日後のスクラビング水のｐＨは

wt％とする。

であり，スクラビン

グ水はアルカリ性の状態を維持できる。なお，電気ケーブルに含まれる酸性物質の総量（が全て分解し，フィルタ装置に移行した場合であっても60日後の塩基の消費量はであり，待機時にスクラビング水に含まれるの量は十分である。この場合，スクラビング水のｐＨは約12.7となる。

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

Handbuch der anorganischer Chemie, Natrium,8 Auflage, Verlag Chemlie, Berlin l928」より，図3-4のとおり示されている。図3-4より，フィルタ装置スクラビング水の添加濃度である
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4では,水温が0 ℃以上であれば相変化は起こらない（つまり析出することはない)ことがわかる。フィルタ装置は格納容器圧力逃がし装置格納槽の地下埋設部に設置することとしており，スクラビング水は0 ℃以上となる。よって，フィルタ装置待機中にが析出することはない。
また，は非常に安定な化学種であり，フィルタ装置待機中，フィルタ装置は圧力開放板により外界と隔離され,窒素雰囲気に置かれることから,フィルタ装置待機中において，薬液が変質することはない。
また，フィルタ装置を使用すると，ベンチュリノズルから噴射されるベントガスによりバブリングされ，は均一に拡散されると考えられる。

図3-4の水系相平衡図別添 3-138

(5) スクラビング水の管理について(3)に記載したとおり，スクラビング水は待機時に十分な薬剤の量を確保しておくことで，ベントを実施した際に原子炉格納容器から酸が移行した場合においても，スクラビング水はｐＨ7以上を維持できる。以上を踏まえ，スクラビング水の管理について以下に示す。なお，系統待機時の管理については，原子炉施設保安規定に規定する。
a. 系統待機時の管理・施設定期検査時にの濃度がwt％以上であること及びｐＨが 13 以上であることを確認する。
・スクラビング水が通常水位の範囲内であることを確認する。
b. ベント中の管理・スクラビング水の水位を監視し，水位低に至る場合においては，水を補給する。
c. ベント停止後（隔離弁閉止後）
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3・ベント停止後において，フィルタ装置に異常がないことを確認するため，フィルタ装置水位計にて，スクラビング水の水位が確保されていること（フィルタ装置のスクラビング水の移送後を除く）を確認する。

別添 3-139

2.2 スクラビング水の粘性
ベントにより原子炉格納容器からフィルタ装置にエアロゾルが移行すると，スクラビング水の粘性は，エアロゾルが可溶性の場合はそのエアロゾルの水和性と溶解する量によって，不溶性の場合はスクラビング水に分散する固体粒子の量によって変化する。可溶性エアロゾル又は不溶性エアロ
ゾルの影響によるスクラビング水の粘性率の変化を保守的に評価した結果，その変化は十分小さく，ＤＦへの影響がないことを確認した。

(1) フィルタ装置内に移行するエアロゾル等の影響
重大事故等時に原子炉格納容器内へ放出されるエアロゾルがベントによりフィルタ装置に移行することから，ＮＵＲＥＧ−１４６５に記載されている原子炉格納容器への放出割合を参照し，フィルタ装置内へ移行するエアロゾル量を基にスクラビング水への影響を評価する。なお，ＮＵ
ＲＥＧ−１４６５では原子炉格納容器への放出過程（Early In-Vessel，Late In-Vessel等）ごとに原子炉格納容器への移行割合を与えており，本評価では事故後長期にわたってスクラビング
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4

水への影響を評価するため，放出過程ごとの放出割合の合計値をエアロゾル移行量の算出に使用している。）
ベント後のスクラビング水には，可溶性エアロゾルと不溶性エアロゾルがそれぞれ存在することとなる。エアロゾルの種類と溶解の可否を表3-3に示す。

表 3-3 エアロゾル（設計条件）の種類と溶解の可否
核種グループ

代表化学形態

Ｈａｌｏｇｅｎｓ

ＣｓＩ

可溶性

ＣｓＯＨ

可溶性

Ｔｅ

ＴｅＯ２, Ｓｂ

不溶性

Ｂａ，Ｓｒ

ＢａＯ, ＳｒＯ

可溶性

ＭｏＯ２

不溶性

Ｃｅ

ＣｅＯ２

不溶性

Ｌａ

Ｌａ２Ｏ３

不溶性

構造材

ＳｉＯ２等

362.8

大半は不溶性合計

400−

Ａｌｋａｌｉｍｅｔａｌ

Ｎｏｂｌｅｍｅｔａｌｓ

ＦＰエアロゾル移行量（kg）

溶解の可否

可溶性エアロゾルと不溶性エアロゾルでは，スクラビング水の粘性に与える影響はそれぞれ異なることから，可溶性エアロゾル，不溶性エアロゾルに分けて粘性に与える影響を確認する。
なお，流体が流動する際の抵抗を示す粘性の大きさは，粘性率η［mPa･s］で表され，水の粘性

別添 3-140

率は水温10 ℃の場合は約1.3 ［mPa･s］，80 ℃の場合は約0.3 ［mPa･s］である（引用文献(3)）。
a. 可溶性エアロゾルの影響
エアロゾルがスクラビング水に溶解すると，分解してイオンとして存在し，溶解したイオンの周囲に水分子が水和しやすい場合には，イオンと水分子が集団として振る舞うため移動しにくくなり，粘性率が大きくなる。一方，溶解したイオンの周囲に水分子が水和しにくい場合には，イオンや水分子が移動しやすくなり，粘性率が小さくなる（引用文献(4)）。
ベント実施後にフィルタ装置に含まれる主な陽イオンには，Ｎａ＋，Ｋ＋，ＣＳ＋があり，陰イオンにはＯＨ−，Ｃｌ−，Ｂｒ−，Ｉ−，ＣＯ３２−，ＨＣＯ３−，ＳＯ４２−がある。これらイオンのうち，水和しやすく粘性率の増加に最も寄与する陽イオンはＮａ＋，陰イオンはＯＨ−であり，水和しにくく粘性率の減少に寄与する陽イオンはＣｓ＋，陰イオンはＩ−であると考えられる（引用文献(3),(5)）。
このため，フィルタ装置にエアロゾルが移行した場合の粘性率は，エアロゾルの全量を水酸化ナトリウム（ＮａＯＨ）として評価したとき最も大きく，よう化セシウム（ＣｓＩ）としてスクラビング水として低温（粘性率が高い）の25 ℃における水酸化ナトリウムとよう化セシウムが水に溶解した場合の粘性率の変化を図3-5に示す。

3
NaOH
CsI
粘性率（mPa・s）

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4評価したときには小さくなる。

2

1

0
0.1

1

10

可溶成分濃度(mol/L)
図 3-5 ＮａＯＨとＣｓＩが水に溶解した場合の粘性率の変化（25 ℃）（ＮａＯＨ：引用文献(6)，ＣｓＩ：引用文献(7)）

スクラビング水に添加している化学薬剤の）であり，このスクラビング水の粘性率は，化学薬剤を全て水酸化ナトリウムとして評価すると，図3-5より

mPa･sとなる。

また，スクラビング水の粘性率の変化を保守的に評価するため，仮にフィルタ装置に移行す
別添 3-141

るエアロゾルが全て水酸化ナトリウム（400 kg＝10,000 mol）と想定とすると，その溶液のモ
ル濃度はmol/L 上昇し，となり，可溶性エア

ロゾルが溶解したスクラビング水の粘性率は，図 3-5 より約 1.13 mPa･s となる。
以上より，可溶性エアロゾルが溶解した場合のスクラビング水の粘性率の変化は，フィルタ装置待機時のスクラビング水の粘性率に比べて，わずか（mPa･s 大きくなる）と評価できる。
なお，ＪＡＶＡ試験における初期のスクラビング水に含まれる化学薬剤の質量パーセント
濃度は，wt％であり，これらのモル濃度はそれぞれとなることから，このスクラビング水の粘性率は，化学薬剤が全て水酸化ナトリウムとして評価すると，図 3-5 より

mPa･s となる。

b. 不溶性エアロゾルの影響
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4エアロゾルが不溶性の場合，スクラビング水中ではコロイド等の懸濁粒子濃度が上昇すると考えられる。このような懸濁粒子が分散した溶液の粘性率はアインシュタインの粘度式等によって評価することができる（引用文献(3)）。

η／η0−1＝2.5φ

ここで，η：懸濁粒子溶液の粘性，η0：分散溶媒の粘性，φ：懸濁粒子の容積分率を示す。
上式を用いて，懸濁粒子濃度が粘性率に及ぼす影響を評価した結果を図3-6に示す（アインシュタインの粘度式の成立限界である容積分率2 vol％までを記載）。

図 3-6 不溶成分が共存した場合の粘性率の変化（25 ℃）

スクラビング水の粘性率の変化を保守的に評価するため，仮にフィルタ装置に移行するエ
アロゾルを全て不溶性のエアロゾル（密度
別添 3-142

g/cm3）とし，最低水量のtに加わったとして懸濁粒子の容積分率を算出すると，vol％（＝））となる。図3-6によると懸濁粒子の容積分率2 vol％程度まで粘性率がほとんど上昇していないため，不溶性エアロゾルによるスクラビング水の粘性率の変化はほとんどないと評価できる。
g/cm3は，コア・コンクリート反応で発生するコンクリート由来のエ

なお，上記の密度アロゾルを想定したものであり，ＴｅＯ２（密度約5.7 g/cm3）等の密度の大きいエアロゾルを想定するよりも懸濁粒子の容積分率を大きく算定するため，保守的な評価となっている。

(2) 評価結果
粘性率の増加量は，粘性率の変化が大きい可溶性エアロゾルの場合においても下記のとおりであり，図3-7に示す純水の温度変化に伴う粘性率の変化量と同等であるため，この粘性率の変化は十分小さい。よって，フィルタ装置を長期に使用する場合においても，スクラビング水の粘性のＤＦへの影響はないと考えられる。
・可溶性エアロゾル（水酸化ナトリウム400 kg）が溶解した場合のスクラビング水の粘性率の変mPa･s大きくなる。

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2化は，待機時のスクラビング水と比べた場合に

図 3-7 水の粘性率に及ぼす温度の影響

なお，エアロゾルには有機物が含まれていないため，温度が上昇した場合にも粘性率を著しく大きくさせることはない。

別添 3-1432.3 スクラビング水の逆流防止
金属フィルタのプレフィルタ部における圧損が大きい場合，金属フィルタに設置されるドレン
配管において逆流が発生し，金属フィルタにスクラビング水が流入する可能性がある。
フィルタ装置の設計では，プレフィルタの圧損を考慮しており，想定される圧損に対して余裕のある値としての圧損を考慮している。具体的には，ドレン配管から金属フィルタにスク

ラビング水が流入しないよう，金属フィルタ下端から下方の位置にスクラビング水の水位上限を設定している。
実機ではプレフィルタ部の圧損はであり，ドレン配管の逆流を考慮しても，スクラビング水が金属フィルタまで逆流するおそれはないと評価できる。
なお，系統待機時，運転中を通して，フィルタ装置の水位は水位計により監視し，水位が上限水位となる前に排水する計画としている。また，金属フィルタのドレン配管の内径は㎜であり，金属フィルタに流入するベントガスに含まれるエアロゾルの粒径は極めて小さい（）ことから，ドレン配管の閉塞が発生するおそれはないと言える。
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

フィルタ装置のスクラビング水位の概要を図 3-8 に示す。

図 3-8 フィルタ装置のスクラビング水位

別添 3-144

3. 引用文献(1) ＮＵＲＥＧ／ＣＲ−５９５０

Iodine Evolution and pH Control(2) ＮＵＲＥＧ／ＣＲ−５５６４Core-Concrete Interactions Using Molten UO2 With

Zirconium on A Basaltic Basement, Dec.1992, Apr.1992(3) 化学便覧改訂３版基礎編Ⅱ(4) 上平恒，「水の分子工学」(5) 横山晴彦，田端正明「錯体の溶液化学」(6) Pal M. Sipos, Glenn Hefter, and Peter M. May, Viscosities and Densities of Highly
Concentrated Aqueous MOH Solutions (M+ ) Na+, K+, Li+, Cs+, (CH3)4N+) at 25.0 °C,J.
Chem. Eng. Data, 45, 613-617 (2000)(7) Grinnell Jones and Holmes J. Fornwalt, The Viscosity of Aqueous Solutions of Electrolytes
as a Function of the Concentration. III. Cesium Iodide and Potassium Permanganate, J.
Am. Chem. Soc., 58 (4), 619 625 (1936)
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3(8) Joseph Kestin, H. Ezzat Khalifa and Robert J. Correia, Tables of the Dynamic and Kinematic
Viscosity of Aqueous NaCl Solution in the Temperature Range 20-150℃ and the Pressure
Range 0.1-35MPa, J. Phys. Chem. Ref. Data, Vol.10, No.1 (1981)(9) 日本機械学会 蒸気表 <1999>

別添 3-145

（参考）1. スクラビング水の下限水位の設定について
スクラビング水位について，ベンチュリノズルの頂部まで水位があれば，設計上期待しているＤＦが確保できることを以下のとおり確認した。

ベンチュリスクラバは，図 3-9 のようにスクラビング水を微小液滴にしてベントガス中に噴霧させることで除去効率を上げている。

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3

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

図 3-9 ベンチュリスクラバにおける除去原理(1) エアロゾルのＤＦについて
a. ベンチュリスクラバ内のガス流速と水滴速度が異なることで，ガス中のエアロゾルが水滴に衝突し水滴に付着する現象を用いたものであることから，慣性衝突による除去が支配的と考えられる。
b. そのメカニズムから，ＤＦに影響するのはガス流速及びエアロゾル粒径であり，水位はベン
チュリスクラバによるエアロゾル除去原理が有効となるベンチュリノズル上端以上であればよい。
c. ＪＡＶＡ試験によるエアロゾルのＤＦの結果を図 3-10 及び図 3-11 に示す。図に示すとおり，様々なガス流速と質量中央径が異なるエアロゾルで試験が行われているが，ガス流速及び質量中央径によるＤＦへの有意な影響は見られず，スクラビング水位をベンチュリノズル上端とした試験においても，設計条件ＤＦ1000 以上を十分に確保できている。

別添 3-146

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

Decontamination Factor, [-]1000000

100000

10000

1000

100

10

1

図 3-10 ベンチュリノズル部におけるガス流速とエアロゾルＤＦの関係（ＪＡＶＡ試験）：スクラビング水位がベンチュリノズル上端での試験
ＤＦは金属フィルタを含めた数値

1000000

100000Decontamination Factor [-]NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3

Venturi Velocity, [m/s]

10000

1000

100

10

1
Test Aerosol
図 3-11 エアロゾルの粒径とエアロゾルＤＦの関係（ＪＡＶＡ試験）

別添 3-147

(2) 無機よう素のＤＦについて
a. スクラビング水に添加された薬剤との化学反応により非揮発性のよう素イオンに変化させ，ス
クラビング水中に捕集・保持することから，スクラビング水のｐＨがＤＦに影響する主要なパラメータであり，水位はベンチュリスクラバによる除去原理が有効となるベンチュリノズル上端以上であればよい。
b. ＪＡＶＡ試験による無機よう素のＤＦの結果を図 3-12 に示す。スクラビング水位がベンチュ
リノズル上端となっている試験は，無機よう素の捕集の観点から厳しい条件である低ｐＨにおいても，設計条件ＤＦ100 以上を確保できている。
：スクラビング水位がベンチュリノズル上端での試験

Decontamination Factor, [-]NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4

10000

1000

100

10

1

Scrubbing water, [pH]図 3-12 スクラビング水のｐＨと無機よう素ＤＦの関係（ＪＡＶＡ試験）

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

wt％相当）である

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

別添 3-148

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

h
R

0.408 R coth 1.84
g
2
w q R
N h

mm

1

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3

ここで，
wN

1.84

qh

1.534

R

h

g tanh 1.84 R
SA
2
wN R

tanh 1.84

s

1

h
R

R

:フィルタ装置容器半径（内径）

[mm]

h

：スクラビング水上限水位g：重力加速度

9806.65 [mm/s2]SA：応答加速度[mm/s2][mm]（原子炉建屋の地震動Ssから保守的に設定）

金属フィルタは上限水位からmm上方に設置しており，スロッシング高さは最大でもmmと算出されることから，スクラビング水は金属フィルタ下端まで到達しない。評価結果を図3-13に示す。
なお，ベントガスは金属フィルタに導かれ，スロッシングで発生する飛沫（液滴）が金属フィルタに流入しがたい構造となっており，さらに，金属フィルタには飛沫（液滴）を除去する湿分分離機構が設置されている。
また，スロッシング水位が下限水位時にスロッシングが発生すると，ベンチュリノズルは一部気層部に露出し，性能が一時低下するが，露出している時間はベント実施時間と比較して非常に小さく，さらにベンチュリスクラバの後段には金属フィルタも設置していることから，原子炉格納容器ベントにより放出される放射性物質のトータル量に影響を与えるものではないと考える。

別添 3-149

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

図3-13 スクラビング水スロッシング評価結果

別添 3-150

別紙 5
格納容器圧力逃がし装置隔離弁の人力操作について

1. 格納容器圧力逃がし装置隔離弁の人力操作
格納容器圧力逃がし装置の隔離弁は，中央制御室からの操作ができない場合には，現場の隔離弁
操作場所から遠隔人力操作機構を介して弁操作を実施する。ベントに必要な弁の位置と操作場所について，図 4-1〜図 4-3 に示す。
ベントは，第一弁より開操作を実施し，第一弁が全開となったのちに第二弁の操作を実施し，ベントガスの大気への放出が開始されるため，第二弁操作室を設ける。第二弁操作室は，弁の人力操作に必要な要員を収容可能な遮蔽に囲まれた空間とし，空気ボンベユニットにより正圧化し，外気の流入を一定時間完全に遮断することで，ベントの際のプルームの影響による操作員の被ばくを低NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4減する設計とする。

別添 3-151

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3

図 4-1 隔離弁の操作場所（1／3）

別添 3-152

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3

図 4-2 隔離弁の操作場所（2／3）

別添 3-153

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3

図 4-3 隔離弁の操作場所（3／3）

別添 3-154

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

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3

弁駆動部

ハンドル，
汎用電動工具（電動ドライバ）

弁体

フレキシブルシャフト

図 4-4 遠隔人力操作機構の模式図

表 4-1 ベントに必要な隔離弁の遠隔人力操作機構の仕様
第一弁

第一弁

第二弁及び

（ドライウェル側）

第二弁バイパス弁（600A）（450A）

約 12 m

約 25 m

約 15 m

約 2940 回

約 2940 回

約 1989 回

1

1

2

弁名称

（サプレッション・チェ

（口径）

ンバ側）
（600A）

フレキシブル
シャフト長さ
ハンドル
回転数
個 数

別添 3-155

2. 遠隔人力操作機構のモックアップ試験
フレキシブルシャフトを介した遠隔人力操作機構の成立性及び操作時間を500Aのバタフライ弁を用いたモックアップ試験により確認した。モックアップ試験の概要を図4-5，図4-6に示す。
モックアップ試験の結果，弁上流側に原子炉格納容器圧力2Pdに相当する圧力（620 kPa［gage］）
がかかった状態であっても，フレキシブルシャフトを介した遠隔手動操作が可能なことを確認した。
また，弁の操作要員は3名で約82 回／分の速度にてハンドル操作が可能なことを確認した。モックア
ップ試験の結果を表4-2に示す。
試験の結果を反映したベントに必要な隔離弁のハンドル操作時間を表4-3に示す。
なお，東海第二ではフィルタベントを使用する際の系統構成（他系統との隔離及びベント操作）に

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3

おいて，ＡＯ弁の遠隔手動操作をすることはない。

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

図 4-5 モックアップ試験の概要（1／2）

別添 3-156

フレキシブルシャフト

弁駆動部

弁

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

ハンドル

図 4-6 モックアップ試験の概要（2／2）

別添 3-157

表 4-2 モックアップ試験結果
弁上流側圧力弁開度指示

ハンドル操作時間

ハンドル回転数（kPa

備考［gage］）
5 ％

2分03秒

144

650

弁開度指示9 ％で

10 ％

3分09秒

238

0

弁上流側圧力0 kPa

50 ％11分55秒

985

0

100 ％

22分59秒18930

表 4-3 ベントに必要な隔離弁のハンドル操作時間

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4

弁名称

第一弁（サプレッション・チ
ェンバ側）

ハンドル
操作時間

第一弁（ドライウェル側）

第二弁

約 36 分

約 25 分

約 36 分

モックアップ試験結果のハンドル操作速度約 82 回転／分より算出。

3. 汎用電動工具による操作性向上
遠隔人力操作機構のハンドル操作時間には数十分を要することから，操作性を向上するために，汎用電動工具（電動ドライバ）を第二弁操作室付近に準備する。汎用電動工具を用いたハンドル操作時
間は，10分程度に短縮可能である。
なお，過回転による遠隔人力操作機構の損傷防止のため，ハンドル付近には回転数カウンタを設け，弁開度が全閉及び全開付近では必要により人力で操作することとする。

4. 第二弁操作室の正圧化バウンダリの設計差圧
第二弁操作室の正圧化バウンダリは，配置上，動圧の影響を直接受けない屋内に設置されているた
め，室内へのインリークは隣接区画との温度差によるものと考えられる。
第二弁操作室の正圧化に必要な差圧を保守的に評価するため，重大事故等発生時の室内の温度を高めの50 ℃，隣接区画を外気の設計最低温度-12.7 ℃と仮定すると，第二弁操作室の天井高さは最大約4 mであり，以下のとおり約10.4 Paの圧力差があれば，温度の影響を無視できると考えられる。

⊿Ｐ＝｛（-12.7 ℃の乾き空気密度［kg/m3］）−（+50 ℃の乾き空気の密度［kg/m3］）｝
×天井高さ［m］＝（1.3555［kg/m3］−1.0925［kg/m3］）×4［m］＝1.052［kg/m2］≒10.4［Pa］
別添 3-158

したがって，正圧化の必要差圧は裕度を考慮して隣接区画+20 Paとする。

5. 第二弁操作室
第二弁操作室は，弁の人力操作に必要な要員を収容可能な遮蔽に囲まれた空間とし，空気ボンベユ
ニットにより正圧化し，外気の流入を一定時間完全に遮断することで，ベントの際のプルームの影響による操作員の被ばくを低減する設計とする。室温については，ベント開始後は，格納容器圧力逃がし装置の配管の一部が遮蔽を挟んで隣接したエリアに設置されるため，長期的には徐々に上昇することが想定されるが，遮蔽が十分厚く操作員が第二弁操作室に滞在する数時間での室温の上昇はほとん
どなく，居住性に与える影響は小さいと考えられる。
また，現場の第二弁操作室には，酸素濃度計，二酸化炭素濃度計及び電離箱サーベイメータを設けることで居住性が確保できていることを確認できる。
中央制御室との通信については，携行型有線通話装置を第二弁操作室に設けることによって，中央制御室との通信連絡が可能な設計とする。
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4(1) 収容人数
第二弁の操作に必要な要員は，既述のモックアップ試験結果より 3 名であることから，第二弁操作室には 3 名を収容できる設計とする。

(2) 設置場所
第二弁操作室は，アクセス性と被ばく低減を考慮して原子炉建屋原子炉棟外でかつ遮蔽のある部
屋とする必要があることから，原子炉建屋付属棟内に設置する。
また，第二弁を遠隔人力操作機構を用いて操作することから，弁の操作性のため，可能な限り第二弁に近い場所に第二弁操作室を設置する。第二弁操作室の設置位置を図 4-3 に示す。

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

(4) 第二弁操作室空気ボンベユニット
a. 系統構成
第二弁操作室空気ボンベユニットの概要図を図 4-7 に示す。空気ボンベユニットから減圧ユニットを介し，流量計ユニットにより一定流量の空気を第二弁操作室へ供給する。第二弁操作

別添 3-159

室内は微差圧調整ダンパにより正圧を維持する。また，第二弁操作室内が微正圧であることを確認するため差圧計を設置する。

第二弁操作室遮蔽

DPI

第二弁及び
第二弁バイパス弁
操作ハンドル

差圧計
微差圧
調整ダンパ

第二弁操作室
遮蔽扉

差圧調整弁

気密扉

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4

FI
流量計

…
空気ボンベ

図 4-7 第二弁操作室空気ボンベユニット概要図

b. 必要空気量(a) 二酸化炭素濃度基準に基づく必要空気量
・収容人数：ｎ＝3（名）・許容二酸化炭素濃度：Ｃ＝0.5 ％（ＪＥＡＣ４６２２-2009）・空気ボンベ中の二酸化炭素濃度：Ｃ０＝0.0336 ％・呼吸により排出する二酸化炭素量：Ｍ
作業
（時間）
弁操作
（1 時間）＊
待機（4 時間）

呼吸により排出する二酸
化炭素量：Ｍ（m3/h/人）

空気調和・衛生工学便覧の作
業程度区分

0.074

重作業

0.022

極軽作業

注記 ＊：弁操作時間は表 4-3 のとおり 1 時間未満であるが，保守的に 1 時間を見込む。
別添 3-160

・必要換気量：Ｑ＝Ｍ×ｎ／（Ｃ-Ｃ０）
弁操作時 Ｑ1＝0.074×3／（0.005−0.000336）＝47.6 m3/h
Ｑ2＝0.022×3／（0.005−0.000336）

待機時＝14.2 m3/h
・必要空気量：Ｖ＝Ｑ1×1＋Ｑ2×4＝47.6×1＋14.2×4＝104.4 m3(b) 酸素濃度基準に基づく必要空気量
・収容人数：ｎ＝3 名
・吸気酸素濃度：ａ＝20.95 ％（標準大気の酸素濃度）
・許容酸素濃度：ｂ＝19.0 ％（鉱山保安法施工規則）
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4・乾燥空気換算酸素濃度：ｄ＝16.4 ％（空気調和・衛生工学便覧）
・成人の酸素消費量：ｃ＝（呼吸量）×（ａ−ｄ）／100
作業

酸素消費量：ｃ

呼吸量

空気調和・衛生工学便（時間）（m3/h/人）（ /min）

覧の作業区分0.273

100

歩行（300 m/min）

0.021848

静座

弁操作（1 時間）＊
待機（4 時間）

注記 ＊：弁操作時間は表 4-3 のとおり 1 時間未満であるが，保守的に 1 時間を見込む。

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

Ｑ2＝0.02184×3／（0.2095-0.190）＝3.36 m3/h

・必要空気量：Ｖ＝Ｑ1×1＋Ｑ2×3＝42.0×1＋3.36×4＝55.44 m3(c) 必要ボンベ本数(a)，(b)の結果より，第二弁操作室内に滞在する操作員（3 名）が弁操作時間を含めて 4
時間滞在するために必要な空気ボンベによる必要空気量は二酸化炭素濃度基準の 104.4 m3 とする。

別添 3-161

空気ボンベの仕様は以下のとおり。
・容量：46.7 L/本・初期充填圧力：14.7 Mpa［gage］
したがって，1 気圧でのボンベの空気量は約 6.8 m3/本であるが，残圧及び使用温度補正を考慮し，空気供給量は 5.5 m3/本とすると，空気ボンベの必要本数は下記の計算により 19 本となる。
104.4／5.5＝18.98 →19 本(5) 通信設備

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R2

第二弁操作室には，中央制御室と通信するための携行型有線通話装置（図 4-8）を設ける。

通話装置

通話装置差込口

図 4-8 携行型有線通話装置

別添 3-162

（参考）1. 第二隔離弁の遠隔人力操作作業室の環境について
重大事故等時に想定される放射線量及び室温が，第二弁の操作に影響はないことを以下のとおり確認した。
第二弁操作室内は，空気ボンベにより正圧化して，放射性物質の流入を防ぐ設計としており，第二弁操作室の壁及び床は，弁操作要員の滞在中の被ばく防護のため，40 cm 以上の鉄筋コンクリート壁厚を確保している。
さらに，第二弁操作室に隣接するエリアに格納容器圧力逃がし装置入口配管が設置されるため，配管が設置される方向に対し，120 cm 以上の鉄筋コンクリート壁厚を確保し，ベント時の放射性物質からのガンマ線による外部被ばくを低減する設計としている。
この対策により，第二弁操作室にベント開始から 3 時間滞在した場合の被ばく量は，ウェットウェ
ルベントの場合で約 28 mSv，ドライウェルベントの場合で約 42 mSv と評価している。
また，ベント開始後の格納容器圧力逃がし装置配管の影響による室温の上昇は，ベント開始 3 時間
NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3

〜5 時間後で夏季：約 37 ℃（外気温+2 ℃），冬季：約 20 ℃（外気温+10 ℃）と評価した。（図 49）

別添 3-163

（屋外）
夏季：35℃
冬季：10℃（断熱）

壁800mm

天井800mm

60℃
壁1,300mm

初期室温
夏季：30℃
冬季：10℃

60℃
壁800mm

壁1,200mm 床1,200mm

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R3

60℃

60℃

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

3h 後：20.0℃

5h 後：20.3℃

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

図 4-9 第二弁操作室の室温上昇評価モデルと評価結果

別添 3-164

別紙 6
ベント実施に伴う作業 等の作業員の被ばく 評価

1.

ベント 実施に伴 う ベント操作時の作業 員の被ばく評価
ベント実施 に伴 うベ ン ト操 作を手 動で行う場 合の作業員の被ばく評価を以下の と おり行った。
ベント操作 とし てサ プ レッ ション ・チェンバ からのベントを行う場合及びドラ イ ウェ
ルからのベ ントを 行 う 場合 のそれ ぞれにおける第一弁及び第二弁の開操作時の被ば く評価を行った 。

(1)

評価条 件
a.

放出量 評価 条件
格納容器破 損防止対 策 の有効性評価で想定 している炉心損傷を前提とした事 象のうち，炉心 損 傷時間 が 早 く，格納容器ベン トを実施する「大破断ＬＯＣＡ＋高 圧炉

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R5

心冷却失敗 ＋ 低圧炉 心 冷 却失敗」の代替循 環冷却系を使用できない場合が最も 放射性物質の放 出 量が多 く な るため，この事象 をベント実施に伴うベント操作時の 作業
員の被ばく 評 価で想 定 す る事象として選定 する。
また，放出 量評価条 件 を表 5-1，大気中への放出過程及び概略図を図 5-1〜図 5-4に示す。大 気 中への 放 出 経路については図 5-5 に示すとおりであり，非常用ガ ス処
理系等が起 動 するま で （ 事象発生から 2 時間）は原子炉建屋からの漏えいを想 定し地上放出す る とし，非常 用ガス処理系等が起動した以降（事象発生から 2 時間以 降）は非常用ガ ス 処理系 排 気 筒からの放出を想 定し排気筒放出とする。また，ベン ト実
施以降は格 納 容器圧 力 逃 がし装置排気口か らの放出を想定し原子炉建屋屋上の 排気口放出とす る 。
b.

被ばく 評価 条件
被ばく経路 は，図 5-6〜図 5-8 に示すと おりであり，経路ごとに以下に示す 評価を行った。
大気中へ放 出される 放 射性物質については ，表 5-2 及び表 5-3 に示すように ，ガウスプルー ム モデル を 用 いて拡散効果を考 慮して外部被ばく及び内部被ばくの 評価を行った。 な お，内 部 被 ばくについては， 表 5-5 に示す線量換算係数，呼吸率 及びマスクの効 果 を考慮 し 評 価を行った。
外気から作 業場所内 へ 流入した放射性物質 による被ばくについては，屋外の 放射性物質の濃 度 と作業 場 所 の放射性物質の濃 度を同じとし，外部被ばくについて は，
表 5-4 に示 す とお り作 業 場所の空間体積を 保存したサブマージョンモデルで評 価を行い，内部 被 ばくに つ い ては，表 5-5 に示す線量換算係数，呼吸率及びマスク の効
果を考慮し 評 価を行 っ た 。なお，第二弁の 操作については，空気ボンベにより 加圧された第二 弁 操作室 内 で 作業することを考 慮し評価を行った。
別添 3-165

大気中に放 出され地 表 面に沈着した放射性 物質からのガンマ線による外部被 ばくについては ， ガウス プ ル ームモデルを用い て拡散効果を考慮して放射性物質の 濃度を求めた後 ， 表 5-5 に 示 す地表面への沈着 速度を考慮し評価を行った。
格納容器圧 力逃がし 装 置配管，原子炉建屋 等からの直接ガンマ線及びスカイ シャ
インガンマ 線 による 外 部 被ばくについては ，表 5-6 及び表 5-7 に示す原子炉建 屋の外壁，作業 場 所の遮 蔽 壁 の遮蔽効果を考慮 し評価を行った。
c.

アクセ スル ート
第一弁（サ プレッシ ョ ン・チェンバ側）の ベント操作を行う場合のアクセス ルー
トは，図 5-11〜図 5-13 に示すとおりであ る。第一弁（ドライウェル側）のベ ント操作を行う 場 合のア ク セ スルートは，図 5-14〜図 5-17 に示すとおりである。 第二弁（サプレ ッ ション ・ チ ェンバ側及びドラ イウェル側共通）のベント操作を行 う場
合のアクセ ス ルート は 図 5-19〜図 5-21 に示すとおりである。また，第一弁及 び第二弁のベン ト 操作を 行 う 場合の屋外移動時 のアクセスルートは図 5-18 に示す とおNT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R5

りである。
d.

評価点
評価点は， 図 5-11〜 図 5-22 に示すとお りであり，ベント操作時は作業場所 を評価点とする 。
アクセスル ートの評 価 点は，大気中に放出 された放射性物質（グランドシャ インの評価含む。）に関 する 評 価では，アクセス ルート上で相対濃度が最も大きくな る地
点を評価点 と する。 ま た ，原子炉建屋から の直接ガンマ線及びスカイシャイン ガン
マ線，格納 容 器圧力 逃 が し装置配管からの 直接ガンマ線に関する評価では，ア クセ
スルート上 で 遮蔽壁 等 の 効果が小さく，線 量が厳しくなる地点を評価点とする 。
なお，作業 及び移動 に 必要な時間は常に上 記の評価点にいるものとし，被ば く評価を行った 。

e.

作業時 間第一弁の開 操作は， ベ ント実施前に行うも のとし，第一弁（サプレッション ・チェンバ側） の 作業時 間 は 160 分（移動時間（往復）70 分＋ 作業時間 90 分），第一弁（ドライ ウ ェル側 ） の 作業時間は 190 分 （移動時間（往復）100 分＋作業時 間 90分）と する。ま た ，第二 弁（サプレッション・チェンバ側及びドライ ウェル側共通 ）の開操作は ， ベント 実 施 直後から 180 分作業場所（第二弁操作室）に滞在する ものとし，作 業時間は 410 分（移動時間（往復）90 分＋待機時間 140 分 ＋作業時間（第二弁操作室 滞 在）180 分）とする。

(2)

評価結 果
ベント実施 に 伴うベ ン ト 操作を手動で行う 場合の作業員の被ばく評価結果は以 下に示すとおり であ り， 作 業員 の実効 線量は緊急 作業時の線量限度である 100 mSv 以 下であり，ベン ト実施に 伴 う ベント操作を手動で行うことがで きることを 確認した。ま た，
別添 3-166

実効線量の 内訳 を表 5-9〜表 5-11 に示す。
a.

サプレ ッシ ョン ・ チェ ンバか らのベント 操作時の作業員の実効線量
作業員の実 効線量は 第 一弁開操作時で約 37 mSv，第二弁 開操作時で約 28 mSv と
なった。

b.

ドライ ウェ ルか ら のベ ント操 作時の作業 員の実効線量
作業員の実 効線量は 第 一弁開操作時で約 52 mSv，第二弁 開操作時で約 42 mSv と
なった。

2.

スクラ ビング水 補 給及び窒素供給作業 の作業員の被ばく評価
格納容器圧 力逃 がし 装 置格 納槽へ のスクラビ ング水の補給及び原子炉建屋系統 内 への窒素ガスの 供給作 業 に おけ る作業 員の被ばく評価を以下のとおり行った。なお，評 価に当たっては ，サプ レ ッ ショ ン・チ ェンバからのベントを行う場合及びドライウェル から

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4R3のベントを 行う場 合 の それ ぞれに ついて評価を行った。
(1)

評価条 件
a.

放出量 評価 条件
想定事象と しては， ベ ント実施に伴うベン ト操作時の作業員の被ばく評価と 同様の事故シー ケ ンスに お い て，代替循環冷却 系を使用できない場合を想定した事 故シ
ナリオを選 定 する。 ま た ，放出量評価条件 及び大気中への放出過程も同様とす る。

b.

被ばく 評価 条件
被ばく経路 は，図 5-9 及び図 5-10 に示す とおりであり，経路ごとに以下に示 す評価を行った 。
大気中へ放 出される 放 射性物質については ，表 5-2 及び表 5-3 に示すように ガウ
スプルーム モ デルを 用 い て拡散効果を考慮 した外部被ばく及び内部被ばくの評 価を行った。な お ，内部 被 ば くについては，表 5-5 に示す線量換算係数，呼吸率及 びマ
スクの効果 を 考慮し 評 価 を行った。なお， スクラビング水補給作業については 一部
建屋内の作 業 もある が ， 大気中へ放出され る放射性物質による外部被ばく及び 内部
被ばくは， 屋 外にい る も のとして評価を行 った。
大気中に放 出され地 表 面に沈着した放射性 物質からのガンマ線による外部被 ばくについては ， ガウス プ ル ームモデルを用い て拡散効果を考慮して放射性物質濃 度を求めた後， 表 5-5 に示 す 地表面への沈着速 度を考慮し評価を行った。なお，ス クラ
ビング水補 給 作業に つ い ては一部建屋内の 作業もあるが，地表面に沈着した放 射性物質による 外 部被ば く は ，屋外にいるもの として評価を行った。
原子炉建屋 からの直 接 ガンマ線及びスカイ シャインガンマ線による外部被ば くに
ついては， 表 5-7 に 示 す 原子炉建屋の外壁 の遮蔽効果を考慮し評価を行った。
格納容器圧 力逃がし 装 置格納槽からの直接 ガンマ線による外部被ばくについ て は，
表 5-8 に示 す 格納 容器 圧 力逃がし装置格納 槽のフィルタ装置遮蔽壁及び作業場 所の別添 3-167フィルタ装 置 遮蔽壁 の 遮 蔽効果を考慮し評 価を行った。
c.

評価地 点
評価地点は ，図 5-22 に 示すとおりであり，スクラビング水補給及び窒素供給 作業は作業場所 を 評価点 と す る。
アクセスル ートの評 価 点は，大気中に放出 された放射性物質（グランドシャ インの評価含む 。 ）に関 す る 評価では，アクセ スルート上で相対濃度が最も大きく なる
地点を評価 点 とする 。 ま た，原子炉建屋か らの直接ガンマ線及びスカイシャイ ンガ
ンマ線，格 納 容器圧 力 逃 がし装置格納槽か らの直接ガンマ線に関する評価では ，アクセスルー ト 上で遮 蔽 壁 等の効果が小さく ，線量が厳しくなる地点を 評価点とす る。

d.

作業開 始時 間
スクラビン グ水の補 給 及び窒素ガスの供給 は事象発生から 7 日後に実施する ことを想定し， 7 日目（ 7 日 目に到達する前の 1 時間）について被ばく評 価を行った 。

(2)

評価結 果

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4スクラビン グ 水の補 給 及 び窒素ガスの供給 作業場所の線量率は，表 5-12 及び表 5-13に示すとお り， サプ レ ッシ ョン・ チェンバか らのベントを行う場合，スクラビ ン グ水の補給作業 につ いて は 約 13 mSv/h，窒素ガスの供給作業については約 3.6 mSv/h となり，ドライ ウェ ルか ら のベ ントを 行う場合， スクラビング水の補給作業につい て は約
15 mSv/h， 窒素 ガス の 供給 作業に ついては約 4.6 mSv/h となり，スクラビング 水 の補給及び窒素 ガス の供 給 作業 を行う ことができ る放射線環境であることを確認し た 。
なお，スク ラ ビング 水 の 補給作業及び窒素 ガスの供給作業の作業時間は，移動 及び補給等の準 備を 含め て も 2 時間〜 3 時間であり，作業が可能である 。

3.

水源及 び燃料の 補 給作業の作業員の被 ばく評価
重大事故対 策の 作業 の うち ，作業 時間が長く 被ばく線量が高くなる水源の補給 準 備・補給作業及 び燃料 の 給 油準 備・給 油作業の成立性を確認するため，作業員の被ばく 評価
を行った。

(1)

評価条 件
a.

放出量 評価 条件
想定事象と しては， ベ ント実施に伴うベン ト操作時の作業員の被ばく評価と 同様の事故シー ケ ンスに お い て，代替循環冷却 系を使用できない場合を想定した事 故シ
ナリオを選 定 しサプ レ ッ ション・チェンバ からのベントを行う場合について評 価を行った。ま た ，放出 量 評 価条件及び大気中 への放出過程も同様とする。

b.

被ばく 評価 条件
被ばく経路 は，図 5-6 及び図 5-10 に示す とおりとし，スクラビング水補給及 び窒
素供給作業 の 作業員 の 被 ばく評価と同様の 被ばく経路を考慮し評価を行った。
大気中へ放 出される 放 射性物質については ，表 5-2 及び表 5-3 に示すガウス プル
別添 3-168

ームモデル を 用いて 拡 散 効果を考慮した外 部被ばく及び内部被ばくの評価を行 った。
なお，内部 被 ばくに つ い ては，表 5-5 に示 す線量換算係数，呼吸率及びマスク の効
果を考慮し 評 価を行 っ た 。
大気中に放 出され地 表 面に沈着した放射性 物質からのガンマ線による外部被 ばくについては ， ガウス プ ル ームモデルを用い て拡散効果を考慮して放射性物質濃 度を求めた後， 表 5-5 に 示 す 地表面への沈着速 度を考慮し評価を行った。
原子炉建屋 からの直 接 ガンマ線及びスカイ シャインガンマ線による外部被ば くに
ついては， 表 5-7 に 示 す 原子炉建屋の外壁 の遮蔽効果を考慮し評価を行った。
格納容器圧 力逃がし 装 置格納槽からの直接 ガンマ線による外部被ばくについ て は，
表 5-8 に示 す 格納容 器 圧 力逃がし装置格納 槽のフィルタ装置遮蔽壁及び作業場 所のフィルタ装 置 遮蔽壁 の 遮 蔽効果を考慮し評 価を行った。
c.

評価点

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4

評価点は，図 5-22 に示 すとおりであり，水 源及び燃料の補給作業時は作業場 所を評価点とす る 。
アクセスル ートの評 価 点は，大気中に放出 された放射性物質（グランドシャ インの評価含む 。 ）に関 す る 評価では，アクセ スルート上で相対濃度が最も大きく なる
地点を評価 点 とする 。 ま た，原子炉建屋か らの直接ガンマ線及びスカイシャイ ンガ
ンマ線，格 納 容器圧 力 逃 がし装置格納槽か らの直接ガンマ線に関する評価では ，アクセスルー ト 上で遮 蔽 壁 等の効果が小さく ，線量が厳しくなる地点を 評価点とす る。
d.

作業時 間
格納容器ベ ント実施 後 ，水源の枯渇まで 3 日程度の余裕があるが，水源補給 準備
時間は約 3 時 間以内 に 完 了する。
このため， 格納容器 ベ ント後の水源補給作 業開始については，事象進展の状 況や
屋外の放射 線 量等か ら ， 作業員の被ばく低 減を踏まえて総合的に判断する。
実効線量評 価におい て は，保守的な評価と する観点から，屋外作業実施が可 能と考えられる 線 量率と な る 格納容器ベント実 施 3 時間後とする。
水源の補給 作業時間 は ，西側淡水貯水設備 を水源とした可搬型代替注水中型 ポン
プによる代 替 淡水貯 槽 へ の補給作業のうち ，補給準備作業についてはポンプ設 置作
業を 75 分， ホース 敷設 等作業 65 分とし， 補給作業については補給 準備作業を 20分，補給監 視 作業を 360 分とする。
なお，補給 監視作業 の 作業時間は，代替淡水 貯槽への補給作業の作業時間（21 時間）に補給 監視を行 う 対応要員の交替を考慮し，最も作業時間が長 くなる 360 分とする。
燃料の給油 作業時間 は ，可搬型代替注水中 型ポンプへの燃料の給油作業のう ち，
給油準備作 業 は 90 分， 給油作業は 175 分（25 分×7 回）とす る。

別添 3-169

(2)

評価結 果
水源の補給 作 業にお け る 作業員の実効線量 は約 61 mSv，燃料の給油作業におけ る作
業員の実効 線量 は約 26 mSv となり，作業員の実効線量は緊急作業時 の線量限度で ある
100 mSv 以 下で あり ， 水源の補給 作業及び燃料の給油作業ができることを確認 した。

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4

また，実効 線量 の内 訳 を表 5-14 に示す。

別添 3-170

表 5-1NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R5項目

放出量評価 条件（1／4）
評価条件

選定理由

評価事象

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

格納容器破損防止対策の有効性評価で想定する格納容器破損
モードのうち，中央 制
御室の運転員又は対策要員の被ばくの観点から結果が最も厳しくなる事故収束に成功した事故シーケ
ンスを選定

炉心熱出力

3293 MW

定格熱出力

運転時間

1 サイクル 当たり10000 時間 （約 416 日）

1 サイクル 13 カ月（395日）を考慮して設定

取替炉心の燃料装荷割 合1 サイクル ：0.229
2 サイクル ：0.229
3 サイクル ：0.229
4 サイクル ：0.229
5 サイクル ：0.084

取替炉心の燃料装荷
割合に基づき設定

炉内蓄積量：約2.2×10 19 Bq
希ガス類：約2.8×10 19 Bq
よう素類
ＣｓＯＨ類 ：約1.1×10 18 Bq：約1.3×10 18 Bq
Ｓｂ類
ＴｅＯ ２ 類 ：約6.7×10 18 Bq
ＳｒＯ類：約1.2×10 19 Bq：約1.2×10 19 Bq
ＢａＯ類
ＭｏＯ ２ 類 ：約2.4×10 19 Bq
ＣｅＯ ２ 類 ：約7.4×10 19 Bq
Ｌａ ２ Ｏ ３ 類 ：約5.5×10 19 Bq（核種ごとの炉内蓄積量を核種グループごとに集約して記載）「単位熱出力当たりの 炉 内 蓄 積 量（Bq/MW）」×「3293 MW（定格熱出力）」（単位熱出力当たりの炉内蓄積量（Bq/MW）
は，ＢＷＲ共通条件 として，東海第二と同 じ
装荷燃 料（９×９燃 料（Ａ型）），運転時 間（10000 時間）で算 出
したＡＢＷＲのサイクル末期の値を使用 ）格納容器漏 えい：事象発生直後
格納容器圧力逃がし装置による格納容器減圧及び除熱 ：事象発生から約 19 時間後

ＭＡＡＰ解析結果

原子炉格納容器内ｐＨ制御の効
果考慮しない

サプレッション・プー
ル水内ｐＨ制御設備
は，重大事故等対処 設
備と位置付けていな
いため，保守的に設 定

よう素の形 態

粒子状よう 素 : 5 ％無機よう素 ：91 ％有機よう素 ： 4 ％Ｒ.Ｇ.1.195 に基づ き
設定

放出開始時 間

別添 3-171表 5-1項目

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R6

原子炉格納容器から原子炉建屋へ の 漏 え い 率（希ガス，エア
ロゾル及び有機よう素）

原子炉格納容器から原子炉建屋へ の 漏 え い 率（無機よう 素）原子炉格納容器の漏えい孔における捕集効 果原子炉格納容器内での除去効果（エアロゾ ル）
原子炉格納容器内での除去効果（有機よう 素）原子炉格納容器内での除去効果（無機よう 素）放出量評価 条件（2／4）
評価条件

選定理由

ＭＡＡＰ解析にて原
子炉格納容器の開口面積を設定し格納容
器圧力に応じ漏えい率が変化するものと
1Pd以下：0.9Pdで0.5 ％/日
し，原子炉格納容器
1Pd超過：2Pdで1.3 ％/日の 設 計 漏 え い 率（ 0.9Pd で 0.5 ％ /日）及びＡＥＣの式等に基づき設定
原子炉格納容器の設計漏えい率（0.5 ％/日）及びＡＥＣの式等に基づき設定（格1.5時間後〜19.5時 間後：1.3 ％/日（一定）納 容 器 圧 力 が 0.9Pd
その他の期 間：0.5 ％/日（一定）を超える期間を包絡す る よ う に 1.3 ％ /日の漏えい率を設
定）
考慮しない

保守的に設定ＭＡＡＰ解析に基づく（沈着，サプレッション・プールでのスクラビング及びドライ
ウェルスプ レイ）

ＭＡＡＰのＦＰ挙動
モデル

考慮しない

保守的に設定

自然沈着率 ：9.0×10 -4 （L/s）（ 原 子 炉 格 納 容 器 内 の 最 大 存 在 量 か ら 1／
200まで）

ＣＳＥ実験及びStandard Review
Plan 6.5.2に基 づき
設定

サプレッション・プールでのスクラビングに よ る 除 去 効 果 ： 10（ サ プ レ ッ シ ョ ン ・ チェンバベン トのみ）

Standard Review
Plan6.5.5 に基づき
設定

別添 3-172

表 5-1項

放出量評価 条件（3／4）

目

評価条件

選定理由

サプレッショ

ド ラ イ ウ ェ ルベ

ン ・ チ ェ ン バベ

ント

ント

原子炉格納 容器から原子炉 建屋への漏えい 割合希ガス類

： 約 4.3×10 -3： 約 4.3×10 -3

ＣｓＩ類： 約 6.2×10-5： 約 6.2×10 -5

ＣｓＯＨ類： 約 3.1×10 -5： 約 3.2×10 -5： 約 6.7×10-6： 約 6.8×10-6： 約 6.7×10-6： 約 6.8×10 -6

ＳｒＯ類： 約 2.7×10-6： 約 2.7×10 -6

ＢａＯ類： 約 2.7×10 -6： 約 2.7×10 -6-7： 約 3.4×10 -7： 約 6.7×10 -8
ＣｅＯ２類
Ｌ ａ ２ Ｏ ３ 類 ： 約 2.7×10 -8： 約 6.8×10 -8： 約 2.7×10 -8

Ｓｂ類
ＴｅＯ２類

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R6

ＭｏＯ２類

原子炉建屋 から大気への漏 えい率（非常用 ガス処理系及び 非常用ガス再循 環系の起動前）
非常用ガス 処理系から大気 への放出率（非 常用
ガス処理系 及び非常用ガス 再循環系の起動 後）： 約 3.4×10

ＭＡＡＰ解析結果及びＮＵＲＥＧ−１４６５に基づき設 定

無限大／日 （地上放出）（原子炉格 納容器から原子炉建屋へ漏えいした放射性 物質は，即座に大気へ漏えいす
るものとし て評価）

保守的に設定1 回/日（排気筒放 出）

設計値に基づき設定（非常用ガス処理系のファン容量）

非常用ガス 処理系及び非常 用ガス再循環系 の起動時間

事象発生か ら2時間 後起 動 操 作 時 間 （ 115分）＋負圧達成時間（5 分）（起動に 伴い
原子炉建屋原子炉棟
内は負圧になるが，保守的に負圧達成時間として 5 分を 想定）

非常用ガス 処理系及び非常 用ガス再循環系 のフィルタ除去 効率

考慮しない

保守的に設定閉状態

原子炉建屋原子炉棟
内の急激な圧力上昇
等による原子炉建屋
外側ブローアウトパ
ネルの開放がないため

原子炉建屋 外側
ブローアウ トパ
ネルの開閉 状態

別添 3-173表 5-1項

目

放出量評価 条件（4／4）
評価条件

選定理由

サプレッショ

ドライウェルン・チ ェ ン バ ベ ン

ベントト

格納容器圧力逃がし装置への放出割合

希ガス類： 約 9.5×10 -1： 約 9.5×10 -1

ＣｓＩ類： 約 1.0×10-6： 約 3.9×10 -3

ＣｓＯＨ類： 約 4.0×10 -7： 約 7.5×10 -3： 約 8.9×10-8： 約 1.4×10-3： 約 8.9×10-8： 約 1.4×10 -3

ＳｒＯ類： 約 3.6×10-8： 約 5.8×10 -4

ＢａＯ類： 約 3.6×10 -8： 約 5.8×10 -4-9： 約 7.2×10 -5： 約 1.4×10 -5： 約 5.8×10 -6

Ｓｂ類
ＴｅＯ２類

ＭｏＯ２類

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R6

ＣｅＯ２類
Ｌａ２Ｏ３類

格納容器圧 力 逃がし装置の 除 去係数

： 約 4.5×10： 約 8.9×10 -10： 約 3.6×10 -10

希ガス：1
有機よう素：50
無機よう素：100
エアロゾル（粒子状よ う素含む）：1000

別添 3-174

ＭＡＡＰ解析結果及びＮＵＲＥＧ−１４６５に基づき設定

設計値に基づき設定

希ガスの炉内蓄積量

原子炉格納 容器内への 放出割合
：ＭＡＡＰ解析に基づ く

原子炉格納容器内での除去効果：ＭＡＡＰ解析に基づく（除去効 果なし）

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R5原子炉格納 容器 から 原 子 炉建屋へ の漏えい 率：
1Pd 以下 ：0.9Pd で 0.5 ％/日
1Pd 超過:2Pd で 1.3 ％/日
格納容器圧力逃がし装置へ の放出割合：ＭＡＡＰ解析に基づ く

原子炉建屋 へ の流入割 合：ＭＡＡ Ｐ解析 に基づく

原子炉建屋 から大気 中 への漏えい率 ： 無限大/日

非常用ガス処理系から大気へ放出
放出率：1 回/日
除去効率：考慮しない

原子炉建屋 か ら漏えい 又は非常用ガス 処 理系排 気 筒から放出

図 5-1

希 ガスの大気放出過程

別添 3-175

格納容器圧 力逃がし装 置除去係数：1

格納容器圧力逃がし装 置から放出

よう素の炉内蓄積量

原子炉格納容器内への 放出割合
：ＭＡＡＰ 解析に基づ く
5 ％

91 ％

粒子状よう 素

4 ％

無機よう素

有機よう素

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R5原子炉格納 容器内 で の 除去 効果 原子炉格納容器内での 自然沈着
：ＭＡＡＰ 解析に 基 づ く：9.0×10 -4 ［L/s］，（ドライウ ェルスプ レ イ等） （最大存在量から 1／200 まで）

原子炉格納 容 器から 原 子 炉建屋への漏えい 率：【粒子状 よう素 ， 有 機よ う素】
1Pd 以下：0.9Pd で 0.5 ％/日
1Pd 超過：2Pd で 1.3 ％/日【無機よ う素】
1.5 時間後 〜 19.5 h 後 ： 1.3 ％/日（一定）上記以外の 期 間：0.5 ％ /日（一定）サプレッション・プー ルでのスクラビングによる除 去係数
無機よう素：10（サプレッション・チェン バベ
ントのみ）
有機よう素：1

格納容器圧力逃がし装置 への放出割合：ＭＡＡＰ解析に基づ く

原子炉建屋 へ の流入割 合：ＭＡＡＰ 解 析に基づ く

原子炉建屋 から 大気 中 への漏えい率： 無限 大/日

非常用ガス処理系から大気へ放出
放出率：1 回/日
除去効率：考慮しない

格納容器圧力逃がし装 置の除去係数
粒子状よう素：1000
無機よう素 ：100
有機よう素：50

原子炉建 屋 から漏えい 又は非常用ガス 処理系 排 気筒から放出

図 5-2

原子炉格納容器内で の除去効果：考慮しな い

よ う素の大気放出過程

別添 3-176

格納容器圧 力逃がし装 置
から放出

セシウムの炉内蓄積量

原子炉格納 容器内への 放出割合
：ＭＡＡＰ解析に基づ く

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R5原子炉格納容器内での 除去効果
：ＭＡＡＰ 解析に基づ く（ドライウェルスプレ イ等）

原子炉格納 容器 から 原 子 炉建屋へ の漏えい 率：
1Pd 以下 ：0.9Pd で 0.5 ％/日
1Pd 超過:2Pd で 1.3 ％ /日

原子炉建屋 への 流入割合
：ＭＡＡＰ 解析 に基づく

原子炉建屋 から大 気 中 への漏えい率： 無限大 /日

格納容器圧力逃がし装置 への放出割合：ＭＡＡＰ解析に基づ く

非常用ガス処理系から大気へ放出
放出率：1 回/日
除去効率：考慮しない

原子炉建 屋 から漏えい 又は非常用ガス 処理系 排 気筒から放出

図 5-3

セシウムの 大気放出過程

別添 3-177

格納容器圧 力逃がし 装 置
除去係数：1000

格納容器圧 力逃がし 装 置から放出

その他核種の炉内蓄積量

原子炉格納容器内への放出割合：ＭＡＡＰ解析に基づ く

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R5原子炉格納容器内での除去効果：ＭＡＡＰ解析に基づく（ドライウェルスプレ イ等）

原子炉格納 容 器から 原 子 炉建屋への漏えい 率：
1Pd 以下 ：0.9Pd で 0.5 ％/日
1Pd 超過:2Pd で 1.3 ％/日

原子炉建 屋 への流入割 合：ＭＡＡＰ 解析 及び ＮＵＲＥＧ−
１４６５の 知 見に基づ き評価

原子炉建屋 から 大気 中 へ の漏えい率： 無限 大/日

格納容器圧力逃がし装 置への放出割合：ＭＡＡＰ解析及 びＮＵＲＥ Ｇ−
１４６５の知見に基づ き評価

非常用ガス処理系から大気へ放出
放出率：1 回/日
除去効率：考慮しない

原子炉建屋 から漏えい又は非常用ガス 処理系 排気筒から放出

図 5-4

そ の他核種の大気放出過程

別添 3-178

格納容器圧力逃がし 装 置
除去係数：1000

格納容器圧力逃がし 装 置から放出

非常用ガス処理系
排 気 筒 か ら 放出 （ 2 時間 〜） ＊ 3
放 出 率 ： 1 回 /日
除去効率：考慮しない
格 納 容 器 圧 力逃 が し 装置
か ら の 放 出 （約 19 時 間〜） ＊ 3
放 出 率 ： 1Pd で 13.4 kg/s

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R5

原子炉建屋

原 子 炉 格 納 容器 内 で の除 去 効 果エ ア ロ ゾ ル （ 粒 子 状 よう 素含 む ）： ス プレ イ 等
有 機 よ う 素 ： 考 慮 し ない
無 機 よ う 素 ： 自 然 沈 着率 9.0×10 -4 （ L/s）
（ 最 大 存 在 量か ら 1/200 まで ），サ プレ ッ シ ョ ン ・プ ー ル で のス クラ ビ ン グ に よる 除 去 係 数
10（ サ プ レッ シ ョ ン ・ チ ェ ンバ
ベントのみ）

ド ラ イ ウ ェ ルベ ン ト
原子炉建屋への漏えい＊1

原子炉建屋への漏えい＊1

原子炉
格納容器

サプレッショ
ン ・ チ ェ ン バベ
ント

原 子 炉 建 屋 から 大 気 中
へ の 漏 え い （〜 2 時 間）
漏 え い 率 ： 無 限 大 /日格納 容 器圧 力
逃が し 装置

格 納 容 器 圧 力 逃 が し 装置 の除 去 係 数
希 ガ ス ： 1， 有 機 よ う 素 ： 50， 無 機 よ う素 ： 100
エ ア ロ ゾ ル （粒 子 状 よう 素 含 む ）： 1000

注記

＊ 1：原 子 炉 格 納 容器 か ら 原 子 炉建 屋 へ の 漏 えい 率
【 希 ガ ス ， エア ロ ゾ ル （ 粒子 状 よ う 素 含む ）， 有 機よう 素 】
1Pd 以 下 ： 0.9Pd で 0.5 ％ /日 ， 1Pd 超 過:2Pd で 1.3 ％ /日
【 無 機 よ う 素】
1.5 時 間 後 〜 19.5 時 間 後 ： 1.3 ％ /日 （ 一定 ）， 上 記 以 外 の期 間 ： 0.5 ％/日 （ 一 定 ）大 気 へ の 放 出経 路

0 時間

▼2 時間＊2▼ 19 時 間 ＊ 3

168 時 間 ▼原 子 炉 建 屋 か ら 大 気 中へ の漏 え い
非 常 用 ガ ス 処 理 系 排 気筒 から 放 出
格 納 容 器 圧 力 逃 が し 装置 から の 放 出＊ 2： 非 常 用 ガ ス 処 理 系の起 動 に よ り 原子 炉 建 屋原 子炉 棟 内 は 負 圧と な る ため ，事 象 発 生 2 時
間 以 降 は 原 子炉 建 屋 か ら 大気 中 へ の 漏 えい は な くな る。
＊ 3： 事 象 発 生 後 19 時 間 以降 は ，「 非 常用 ガ ス 処 理系排 気 筒 か ら 放出 」 及 び「 格納 容 器 圧 力 逃 がし 装 置 か ら の放 出 」 の 両 経路 か ら 放 射 性物 質 を 放出 する 。

図 5-5

大 気放出過程概略図（イメージ）

別添 3-179

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4

非常用ガス処理系
排気筒①クラウドシャイン③スカイシャインガンマ線
格納容器圧力逃がし装置
排気口

別添 3-180

原子炉建屋③直接ガンマ線

原子炉
格納容器

図 5-6

被ばく経路
①大気中へ放出された放射性物質からのガンマ線による被ばく（クラウドシャインによる外部被ばく）②大気中へ放出された放射性物質の吸入摂取による被ばく（マスク着用（ＤＦ50）を考慮）③原子炉建屋内の放射性物質からのガンマ線による被ばく（直接ガンマ線及びスカイシャインガンマ線による外部被ばく）④大気中へ放出され地表面に沈着した放射性物質からのガンマ線による被ばく（グランドシャインによる外部被ばく）②吸入摂取④グランドシャイン

ベント操作に係る作業時及び燃料給油時の被ばく評価経路イメージ（屋外移動時及び屋外作業時）

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4

非常用ガス処理系
排気筒

被ばく経路①大気中へ放出された放射性物質からのガンマ線による被ばく（クラウドシャインによる外部被ばく）②原子炉建屋内の放射性物質からのガンマ線による被ばく（直接ガンマ線及びスカイシャインガンマ線による外部被
ばく）③外気から作業場所に流入した放射性物質による被ばく（作業場所内に浮遊している放射性物質による内部及び外部被ばく）④ベント系配管内の放射性物質からのガンマ線による外部
被ばく⑤大気中へ放出され地表面に沈着した放射性物質からのガンマ線による被ばく（グランドシャインによる外部被ばく）①クラウドシャイン②スカイシャインガンマ線
格納容器圧力逃がし装置
排気口

別添 3-181

原子炉建屋②直接ガンマ線

作業場所
外気流入③流入した放射性物質による被ばく原子炉
格納容器④ベント系配管の直接ガンマ線⑤グランドシャイン

図 5-7

ベント操作に係る作業時の被ばく評価経路イメージ（屋内移動時及び第一弁開操作時）

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4

非常用ガス処理系
排気筒

被ばく経路①大気中へ放出された放射性物質からのガンマ線による被ばく（クラウドシャインによる外部被ばく）②原子炉建屋内の放射性物質からのガンマ線による被ばく（直接ガンマ線及びスカイシャインガンマ線による外部被ばく）③外気から作業場所に流入した放射性物質による被ばく（作業場所内に浮遊している放射性物質による外部被ばく。ただし，退避室は空気ボンベにより加圧させるため，退避室内への放射性物質の流入はないものとする。）④ベント系配管内の放射性物質からのガンマ線による外部被ばく⑤大気中へ放出され地表面に沈着した放射性物質からのガンマ線による被ばく（グランドシャインによる外部被ばく）①クラウドシャイン②スカイシャインガンマ線

格納容器圧力逃がし装置
排気口

別添 3-182

原子炉建屋

作業場所

②直接ガンマ線

外気流入

正圧
原子炉
格納容器

④ベント系配管の直接ガンマ線③流入した放射性物質からのガンマ線
第二弁操作室 空気ボンベ（遮蔽区画）⑤グランドシャイン

図 5-8

ベント操作に係る作業時の被ばく評価経路イメージ（第二弁開操作時）

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4

①クラウドシャイン
非常用ガス処理系
排気筒

被ばく経路①大気中へ放出された放射性物質からのガンマ線による被ばく（クラウドシャインによる外部被ばく，吸入摂取による内部被ばく）

格納容器圧力逃がし装置
排気口
原子炉建屋

②スカイシャインガンマ線②原子炉建屋内の放射性物質からのガンマ線による被ばく（直接ガンマ線及びスカイシャインガンマ線による外部被ばく）③地表に沈着した放射性物質からの放射性物質からのガンマ線による被ばく（グランドシャインによる外部被ばく）

別添 3-183④格納容器圧力逃がし装置格納槽内の放射性物質からのガンマ線②直接ガンマ線

による外部被ばく（直接ガンマ線による外部被ばく）③グランドシャイン

原子炉
格納容器

④格納容器圧力逃がし装置格納槽からの直接ガンマ線
スクラビング水補給ライン
格納容器圧力逃がし装置格納槽

図 5-9

①吸入摂取
格納容器圧力逃がし装置格納槽のフィルタ
装置遮蔽壁
スクラビング水補給
作業場所のフィルタ装置遮蔽壁

スクラビング水補給作業時の作業員の被ばく評価経路イメージ（屋外作業時）

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4

①クラウドシャイン

被ばく経路

非常用ガス処理系
排気筒① 大気中へ放出 された放射性物 質からのガンマ線による被ば く（クラウドシャインによる外部被ばく，吸入摂取による内部被ばく）

格納容器圧力逃がし装置
排気口
原子炉建屋

② 原子炉建屋内の放射性物質からのガンマ線による被ばく（直接②スカイシャインガンマ線

ガンマ線及びスカイシャインガンマ線による外部被ばく）③ 地表に沈着した放射性物質からの放射性物質からのガンマ線による被ばく（グランドシャインによる外部被ばく）

別添 3-184④ 格納容器圧力逃がし装置格納槽内の放射性物質からのガンマ線による外部被ばく（直接ガンマ線による外部被ばく）①吸入摂取②直接ガンマ線

窒素供給ライン③グランドシャイン
原子炉
格納容器④格納容器圧力逃がし装置
格納槽からの直接ガンマ線

格納容器圧力逃がし装置格納槽

図 5-10

格納容器圧力逃がし装置格納槽のフィルタ装置遮蔽壁

窒素供給作業時及び水源補給作業の作業員の被ばく評価経路イメージ（屋外移動時及び屋外作業時）

表 5-2
項目

大気拡散評 価モデル

気象資料

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R5

放出源及び 放出源
高さ（有効 高さ）

実効放出継 続時間
累積出現頻 度

大気拡散評 価条件

評価条件

選定理由

ガウスプルームモデル

発電用 原子炉 施設の安全解析に関する気象指針に基づき評価

格納容 器圧力 逃がし装置排気口及び原子 炉建屋 からの放出は地上風（地上 10 m）の気象データを使用
非常用 ガス処 理系排気筒からの放出は排 気筒風（地上 140 m）の気
象データを使用
格納容 器圧力 逃がし装置排気口からの放 出は建 屋影響を考慮し原子原子炉建屋 漏えい：地上0 m
炉建屋 屋上か らの放出と想定し設
格納容器圧 力逃がし装置
定排気口から の放出：地上57 m
非常用 ガス処 理系排気筒からの放非常用ガス 処理系排気筒
出は方 位ごと の風洞実験結果のうからの放出：地上95 m
ち保守 的に最 低の方位の有効高さを設定
東海第二発電所における 1
年 間 の 気 象 資料（ 2005 年 4月〜2006 年 3 月）
地上風 ： 地上 10 m
排気筒風： 地上 140 m

保守的 に最も 短い実効放出継続時
間を設定

1 時間
小さい方か ら 97 ％

建屋の影響

考慮する

巻き込みを生じる
代表建屋

原子炉建屋

大気拡散評 価点

図 5-22 参照

着目方位

非常用ガス処理系排気筒：
1 方位
原子炉建屋及び格納容器圧力逃がし装 置
排気口：
9方位

建屋影響

3000 m 2

形状係数

0.5

別添 3-185

気象指針に基づき設定
格納容 器圧力 逃がし装置排気口放出及び 原子炉 建屋漏えいにおいては放出 源から 近距離の原子炉建屋の影響 を受け るため，建屋による巻き込み現象を考慮
放出源 から最 も近く，巻き込みの影響が最も大きい建屋として選定
屋外移 動時は 敷地内の最大濃度点
で設定
屋内移 動時は 原子炉建屋付近の最大濃度点で設定
作業時 は作業 地点のある原子炉建屋外壁で設定非常用 ガス処 理系排気筒（排気筒放出） につい ては評価点の方位とし，原 子炉建 屋漏えい及び格納容
器圧力 逃がし 装置排気口について
は放出源が評価点に近いことから，180 度を カバーする方位を対象とする。
原子炉 建屋の 最小投影断面積を設
定
発電用 原子炉 施設の安全解析に関する気象指針に基づき設定

表 5-3

評 価に使用 す る相対濃度（χ／Ｑ）及び相対線量（Ｄ／ Ｑ）（1／3）

作業内容
第一弁
（サプレッショ ン・チェ ン バ
側）
開操作

放出箇所

屋内外移動時／
作業時

χ／Ｑ及びＤ／Ｑ

原 子 炉 建 屋 漏え い
（地上放出）

χ／Ｑ（ s/m 3 ）約 8.0×10 -4

非 常 用 ガ ス 処理 系 排 気 筒（ 排 気 筒 放 出）χ／Ｑ（ s/m 3 ）約 3.0×10 -6

原 子 炉 建 屋 漏え い
（地上放出）

χ／Ｑ（ s/m 3 ）約 8.0×10 -4

非 常 用 ガ ス 処理 系 排 気 筒（ 排 気 筒 放 出）χ／Ｑ（ s/m 3 ）約 3.0×10 -6

原 子 炉 建 屋 漏え い
（地上放出）

χ／Ｑ（ s/m 3 ）約 7.4×10 -4

χ／Ｑ（ s/m 3 ）約 2.1×10 -6

Ｄ／Ｑ（ Gy/Bq）

約 6.4×10 -20

χ／Ｑ（ s/m 3 ）約 8.3×10 -4

χ／Ｑ（ s/m 3 ）約 4.2×10 -4

Ｄ／Ｑ（ Gy/Bq）

約 8.7×10 -19

χ／Ｑ（ s/m 3 ）約 3.0×10 -6

Ｄ／Ｑ（ Gy/Bq）

約 1.2×10 -19

原 子 炉 建 屋 漏え い
（地上放出）

χ／Ｑ（ s/m 3 ）約 8.0×10 -4

格 納 容 器 圧 力逃 が し 装 置
排気口（ 建 屋 屋 上 放出 ）χ／Ｑ
（ s/m 3 ）約 4.0×10 -4

非 常 用 ガ ス 処理 系 排 気 筒（ 排 気 筒 放 出）χ／Ｑ（ s/m ３ ）約 3.0×10 -6

原 子 炉 建 屋 漏え い
（地上放出）

χ／Ｑ（ s/m 3 ）約 7.4×10 -4

格 納 容 器 圧 力逃 が し 装 置
排気口（ 建 屋 屋 上 放出 ）χ／Ｑ
（ s/m 3 ）約 3.7×10 -4

非 常 用 ガ ス 処理 系 排 気 筒（ 排 気 筒 放 出）χ／Ｑ（ s/m 3 ）約 3.0×10 -6

屋内外移動時第一弁（ドライウェル側）
開操作
作業時
非 常 用 ガ ス 処理 系 排 気 筒（ 排 気 筒 放 出）

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4

原 子 炉 建 屋 漏え い
（地上放出）

屋外移動時

格 納 容 器 圧 力逃 が し 装 置
排気口（ 建 屋 屋 上 放出 ）非 常 用 ガ ス 処理 系 排 気 筒（ 排 気 筒 放 出）

第二弁
開操作
屋内移動時

作業時

別添 3-186

表 5-3

評 価に使用 す る相対濃度（χ／Ｑ）及び相対線量（Ｄ／ Ｑ）（2／3）

作業内容

放出箇所
原子炉建屋漏えい（地上放出）ス ク ラ ビ ン グ水
補給作業

屋外移動時
／作業時

格 納 容 器 圧 力逃 が し 装 置 排 気
口（建屋屋上放出）

非 常 用 ガ ス 処理 系 排 気 筒（ 排 気 筒 放 出）

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4

原子炉建屋漏えい（地上放出）

屋外移動時

格 納 容 器 圧 力逃 が し 装 置
排気口（建屋屋上放出）

非 常 用 ガ ス 処理 系 排 気 筒（ 排 気 筒 放 出）

χ／Ｑ及びＤ／Ｑ
χ／Ｑ（ s/m 3 ）約 8.3×10 -4

χ／Ｑ（ s/m 3 ）約 4.2×10 -4

Ｄ／Ｑ（ Gy/Bq）

約 8.7×10 -19

χ／Ｑ（ s/m 3 ）約 3.0×10 -6

Ｄ／Ｑ（ Gy/Bq）

約 1.2×10 -19

χ／Ｑ（ s/m 3 ）約 8.3×10 -4

χ／Ｑ（ s/m 3 ）約 4.2×10 -4

Ｄ／Ｑ（ Gy/Bq）

約 8.7×10 -19

χ／Ｑ（ s/m 3 ）約 3.0×10 -6

Ｄ／Ｑ（ Gy/Bq）

約 1.2×10 -19

χ／Ｑ（ s/m 3 ）約 7.4×10 -4

χ／Ｑ（ s/m 3 ）約 3.7×10 -4

Ｄ／Ｑ（ Gy/Bq）

約 7.7×10 -19

χ／Ｑ（ s/m 3 ）約 3.0×10 -6

Ｄ／Ｑ（ Gy/Bq）

約 6.3×10 -20

窒素供給作業
原子炉建屋漏えい（地上放出）

格 納 容 器 圧 力逃 が し 装 置 排 気
口 （ 建 屋 屋 上放 出 ）作業時

非 常 用 ガ ス 処理 系 排 気 筒（ 排 気 筒 放 出）

別添 3-187

表 5-3

評 価に使用 す る相対濃度（χ／Ｑ）及び相対線量（Ｄ／ Ｑ）（3／3）

作業内容

放出箇所

原 子 炉 建 屋 漏え い
（地上放出）

水 源 補 給 準 備 作 業 【 ポン プ設 置等】
水 源 補 給 作 業 【 補 給 監視 】
燃料給油作業（ 西 側 淡 水 貯 水 設 備 付近 ）格 納 容 器 圧 力逃 が し 装 置
排気口（ 建 屋 屋 上 放出 ）非 常 用 ガ ス 処理 系 排 気 筒（ 排 気 筒 放 出）

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4

原 子 炉 建 屋 漏え い
（地上放出）

水 源 補 給 準 備 作 業 【 ホー ス施 設等】
（ 代 替 淡 水 貯水 槽 付 近 ）格 納 容 器 圧 力逃 が し 装 置
排気口（ 建 屋 屋 上 放出 ）非 常 用 ガ ス 処理 系 排 気 筒（ 排 気 筒 放 出）

別添 3-188

χ／Ｑ及びＤ／Ｑ
χ／Ｑ（ s/m 3 ）約 3.7×10 -4

Ｄ／Ｑ（ Gy/Bq）

約 1.9×10 -18

χ／Ｑ（ s/m 3 ）約 1.9×10 -4

Ｄ／Ｑ（ Gy/Bq）

約 6.6×10 -19

χ／Ｑ（ s/m 3 ）約 2.4×10 -6

Ｄ／Ｑ（ Gy/Bq）

約 1.1×10 -19

χ／Ｑ（ s/m 3 ）約 8.3×10 -4

Ｄ／Ｑ（ Gy/Bq）

約 3.3×10 -18

χ／Ｑ（ s/m 3 ）約 4.2×10 -4

Ｄ／Ｑ（ Gy/Bq）

約 8.7×10 -19

χ／Ｑ（ s/m 3 ）約 3.0×10 -6

Ｄ／Ｑ（ Gy/Bq）

約 1.2×10 -19

表 5-4
項

建 屋内に流 入した放射性物質による外部被ばく評価条件

目

評価条件
D

サブマージ
ョンモデル
（評価式）

6.2

10

NT2 補① Ⅴ -1-8-1 別 添 3 R5

1

e μ

3600

D ： 放 射 線 量 率 （ Sv/h）Qγ ： 大 気 に 放 出 さ れ た 放射 性物 質 放 出 率 （Bq/s）（ 0.5 MeV 換 算 値 ）Eγ ： ガ ン マ 線 エ ネ ル ギ （ 0.5 MeV/dis）
μ ： 空 気 に 対 す る ガ ン マ線 エネ ル ギ 吸 収 係数
（ 3.9×10 -3 /m）
R ： 作 業 エ リ ア 等 の 空 間体 積と 等 価 な 半 球の 半 径 （ m）
R

作業場所等
の空間体積
（V ）

Q γ χ ／ Q Eγ

選定理由

―

π

V ： 作 業 エ リ ア 等 の 空 間体 積（ m 3 ）＜ サ プ レ ッ シ ョ ン ・ チェ ンバ か ら の ベ ント を 行 う場 合＞
・第一弁
操作場所
：2200 m 3
屋 内 移 動 ア ク セ ス ル ート ：2200 m 3
・第二弁
操作場所
： 590 m 3
屋 内 移 動 ア ク セ ス ル ート ：2200 m 3＜ ド ラ イ ウ ェ ル か ら のベ ント を 行 う 場 合＞
・第一弁
屋 外 の た め 相 対 線 量 より 評価
・第二弁
操作場所
： 590 m 3
屋 内 移 動 ア ク セ ス ル ート ： 2200 m 3

アクセスルートとなる建屋内の区画で最も線量率が高くなる区画の
空 間 体 積 で 設定
操作エリアは作業区画の 空 間 体 積 で設 定

屋内作業場
所流入率の
考慮

考慮しない

保 守 的 に 外 気濃 度 と 同
一 濃 度 と す る。

第二弁操作
室の遮蔽及
び空気ボン
ベ加圧考慮
（第二弁操
作場所）の
み）

第二弁操作室の遮蔽厚： 40 ㎝ ＊ （ コ ンク リ ー ト ）空 気 ボ ン ベ に よ る 加 圧時 間： ベ ン ト 実 施か ら 3 時間

第二弁操作場所にベント 後 3 時 間 滞在 す る 。

評 価 で 考 慮 す る コ ン ク リ ート 遮 蔽 は ， 公 称 値 か ら マ イナ ス 側 許容 差 （ -5 mm） を 引 い た 値を 適 用

建築工事標準仕様書ＪＡ Ｓ Ｓ 5N・同解 説（ 原子力発電所施設における鉄筋コンクリート工
事 ，日 本 建 築 学 会 )に 基
づき設定

2.00 g/cm 3

建築工事標準仕様書ＪＡ Ｓ Ｓ 5N・同解 説（ 原子力発電所施設における鉄筋コンクリート工
事 ，日 本 建 築 学 会 )を 基に 算 出 し た 値を 設 定

許容差

コンクリー
ト密度

注記

＊： 格納容器圧 力逃がし装置配管が ある部分の遮蔽厚は 120 ㎝（コンクリート）

別添 3-189

表 5-5項目

線量換算係 数，呼吸率等
評価条件

選定理由

成人実効 線 量換算係数 を使用（主な核 種 を以下に示 す）NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4

線量換算係 数

Ｉ−131 ：2.0×10 -8
Sv/Bq
Ｉ−132 ：3.1×10 -10 Sv/Bq
Sv/Bq
Ｉ−133 ：4.0×10 -9Ｉ−134 ：1.5×10 -10 Sv/Bq
Ｉ−135 ：9.2×10 -10 Sv/Bq
Sv/Bq
Ｃｓ−134 ：2.0×10 -8
Sv/Bq
Ｃｓ−136 ：2.8×10 -9-8
Ｃｓ−137 ：3.9×10
Sv/Bq
上記以外 の 核種は ICRP Pub.71 等に基づく

ICRP Publication
71 に基づき設定

呼吸率

1.2 m 3 /h

成人活動時の呼吸
率を設定

マスクの
除染係数

ＤＦ50

性能上期待できる
値から設定

地表面への
沈着速度

粒子状物 質 ：0.5 ㎝/s
無機よう 素 ：0.5 ㎝/s
有機よう 素 ：1.7×10 -3 ㎝/s

東海第二発電所の実気象から求めた沈着速度から保守的に設定

別添 3-190

表 5-6
項格 納 容器圧 力逃がし装置配管からの直接ガンマ線

目

評価条件

第一弁
（ サ プ レ ッ ショ
ン ・ チ ェ ン バ側 ）第一弁
（ ド ラ イ ウ ェル
側）

遮蔽厚さ＊

選定理由

作業場所

150 ㎝

移動ルート

90 ㎝

作業場所

60 ㎝

移動ルート

60 ㎝

作業場所

120 ㎝

移動ルート

120 ㎝

ベ ン ト 操 作 エリ ア に おける 原 子 炉 建 屋壁 等 を 考慮
（ 図 5-11〜図 5-21 参照 ）第二弁

評価で考慮するコンクリート遮
蔽は，公称値からマイナス側許容 差 （ -5 mm） を 引い た 値 を 適 用

許容差2.00 g/cm 3

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R6

コ ン ク リ ー ト密 度

第一弁
（ サ プ レ ッ ショ
ン ・ チ ェ ン バ側 ）配管中心から
評価点までの距離

第一弁（ ド ラ イ ウ ェル
側）

作業場所

3.0 m

移動ルート

10.9 m

作業場所

11.6 m

移動ルート

11.6 m

作業場所

1.4 m

移動ルート

1.4 m

建築工事標準仕様書ＪＡＳ Ｓ 5N・同解 説（ 原子 力
発電所施設における鉄筋
コンクリート工事，日本
建 築 学 会 )に基 づ き 設 定
建築工事標準仕様書ＪＡＳ Ｓ 5N・同解 説（ 原子 力
発電所施設における鉄筋
コンクリート工事，日本
建 築 学 会 )を基 に 算出 し
た値を設定

―

第二弁

注記

＊ ： 遮蔽 厚 はコン ク リー ト相 当の 厚さ と す る。

表 5-7
項

原 子 炉建屋 か らの直接ガンマ線及びスカイシャインガンマ線

目

評価条件

選定理由

遮蔽厚さ

10 ㎝〜220 ㎝

原子炉建屋 外壁（ 二次 遮蔽）の厚さ を設定

原子炉建屋内線源強度分布

原子炉 建屋内 に放出された放射性物質が均一に分布

審査ガイドに示されたとおり設定

原子炉建屋 のモデル

原子炉 建屋の幾何形状をモデル化

建屋外壁を遮蔽体として考慮

直接ガンマ 線・ス カイ
シャインガンマ線評
価コード

直接ガンマ線評価：
ＱＡＤ−ＣＧＧＰ２Ｒ
スカイシャインガンマ線評価：
ＡＮＩＳＮ
Ｇ３３−ＧＰ２Ｒ

現行許認可（添十）に 同じ

別添 3-191

表 5-8項目

スクラビン グ水補 給作業場所の フ ィルタ 装
置遮蔽壁
格納容器圧 力 逃がし 装
置格納槽の フ ィルタ 装
置遮蔽壁
格納容器圧 力 逃がし 装
置格納槽の 配 管遮蔽 壁

評 価条件

選定理由

130 cm

格納容器圧力逃がし装置格納槽遮 蔽設計
値（10m Sv/h 以下）に基づき設定

160 cm

格納容器圧力逃がし装置格納槽遮 蔽設計
値（0.625 mSv/h 以 下）に基づき 設定

140 cm

配管遮蔽設計値（0.625 mSv/h 以下）に基づき設定

2.10 g/cm 3

新設遮蔽はコンクリート密度 2.10 g/cm 3以上で施工

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R4コンクリー ト密度

格 納容器圧力逃がし装置からの直接ガンマ線

別添 3-192

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R6

図5-11

第 一弁（サ プ レッション・チェン バ側）操作場 所及びアクセスルート（

別添 3-193

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R6

図5-12

第 一弁（サ プ レッション・チェン バ側）操作場 所及びアクセスルート

別添 3-194NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R6

図5-13

第 一弁（サ プ レッション・チェン バ側）操作場 所及びアクセスルート

別添 3-195

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R6

図5-14

第一弁 （ドライウェル側 ）操作場 所及びアクセスル ート

別添 3-196

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R6

図5-15

第 一 弁（ドラ イウェル側）操作場 所及びアクセスルート

別添 3-197

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R6

図5-16

第一 弁（ド ラ イウェル側）操作場 所及びアクセスルート

別添 3-198

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R6

図5-17

第一弁（ドラ イウェル側）操作場 所及びアクセスルート

別添 3-199

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R5

図5-18

屋外移動時のアクセスル ート

別添 3-200

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R5

図5-19

第二弁操作場所及びアク セスルー ト

別添 3-201NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R5

図5-20

第二弁操作場所及びアク セスルー ト

別添 3-202

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R5

図5-21

第二弁操作場所及びアク セスルー ト

別添 3-203

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R6

図 5-22

大 気中に放 出された放射性物質の濃度評価点

別添 3-204NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R6

表 5-9

第一弁開操作に伴う移動時及び作業時の線量（単位：mSv/h）

第一弁（サプレッション・チェンバ側）開操作

大気中へ放出された放射性物質による被ばく

外部被ばく
内部被ばく

第一弁（ドライウェル側）開操作 ＊1

ベント操作時屋内移動時（中央制御室⇒
作業場所）

屋外移動時
（作業場所⇒
緊急時対策所）

ベント操作時

屋内／屋外移動時（中央制御室⇒作業場所）

屋内／屋外移動時（作業場所⇒
付属棟入口）

屋外移動時（付属棟入口⇒緊急時対策所）

約2.1×100

約3.1×10 0

約1.9×100

約5.4×100

約5.4×100

約5.4×100

約1.9×100

約4.8×10 -2

約2.6×10-2

約2.6×10-2

約2.6×10-2

約4.8×10-2

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

1.0×10 -2 以下

1.0×10-2以下

1.0×10 -2以下

被ばく経路

原子炉建屋内の放射性物質からのガンマ線による外部被ばく＊1

屋内に流入する放射性物質の影響に包絡される

別添 3-205

大気中へ放出された放射性物質の影響に包絡される

外部被ばく

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

内部被ばく

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

ベント系配管内の放射性物質からのガンマ線による外部被ばく ＊2

約1.4×10-1

1.0×10-2以下

屋外移動のため対象外 ＊3

約4.6×10-1

約4.6×10-1

約4.6×10 -1

屋外移動のため対象外 ＊3

大気中へ放出され地表面に沈着した
放射性物質からのガンマ線による被ばく

約1.2×101

約1.2×10 1

約1.2×101

約1.1×101

約1.2×101

約1.2×101

約1.2×101

作業線量率

約1.4×101

約1.5×10 1

約1.4×101

約1.7×101

約1.8×101

約1.8×101

約1.4×101

作業時間及び移動時間

90分

35分（往路）35分（復路）90分

50分（往路）15分（復路）35分（復路）作業員の実効線量（作業時及び移動時）

約2.1×10 1 mSv

約8.6×100 mSv

約8.2×100 mSv

約2.5×101 mSv

約1.5×101 mSv

約4.4×100 mSv

約8.2×10 0 mSv

外気から作業場所内へ流入した放射性物質による被ばく

作業員の実効線量（合計）

注記

大気中へ放出された放射性物質の影響に包絡される

約3.7×101 mSv＊1：第一弁開操作はベント実施前に行う。
＊2：第一弁開操作前は，第一弁までのベント系配管内に浮遊した放射性物質を考慮する。
＊3：屋外移動時は，アクセスルートからベント系配管の距離が離れているため，評価対象外とする。

約5.2×101 mSv

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R6

表 5-10

第二弁開操作に伴う移動時及び作業時の線量（サプレッション・チェンバからのベント操作の場合）（単位：mSv/h）
第二弁開操作時（ベント実施時）

被ばく経路

原子炉建屋内の放射性物質からのガンマ線による外部被ばく
大気中へ放出された放射性物質による被ばく

別添 3-206

外気から作業場所内へ流入した放射性物質
による被ばく

待機時

屋内移動時（原子炉建屋入口⇔
作業場所）

ベント開始〜
1時間

1時間〜
2時間

2時間〜
3時間

ベント
実施前

ベント
実施前

ベント
実施後

ベント
実施前

ベント
実施後

1.0×10-2以下

1.0×10 -2以下

1.0×10-2以下

1.0×10-2 以下

約2.6×100

約2.6×10 0

約1.9×10 0

約1.9×10 0

約4.8×10 -2

約1.1×10-1

1.0×10-2以下

約2.7×10 -2

外部被ばく
屋内に流入する放射性物質の影響に包絡される

屋内に流入する放射性物質の影響に包絡される

内部被ばく
外部被ばく

屋外移動時
（緊急時対策所⇔
原子炉建屋入口）

約4.7×10 0

約5.2×10-2

1.0×10 -2以下

1.0×10 -2 以下

1.0×10 -2以下

約4.1×10-2
屋外移動のため対象外 ＊内部被ばく

ベント系配管内の放射性物質からのガンマ線による外部被ばく
大気中へ放出され地表面に沈着した
放射性物質からのガンマ線による被ばく

正圧化により流入なし

1.0×10 -2 以下

1.0×10 -2以下

約2.7×10-2
屋外移動のため対象外 ＊約4.6×10 -1

約4.6×10 -1

約4.6×10 -1

約1.3×10 -1

約1.3×10-1

約2.9×10-1

約2.2×10 -2

約2.2×10 -2

約2.2×10 -2

約2.3×10 -2

約1.2×10 1

約1.2×10 1

約1.2×10 1

約1.2×10 1

作業線量率

約5.2×10 0

約5.3×10-1

約4.8×10 -1

約1.7×10 -1

約1.4×10 1

約1.4×10 1

約1.4×10 1

約1.4×10 1

作業時間及び移動時間

60分

60分

60分

140分

10分（往路）10分（復路）35分（往路）35分（復路）作業員の実効線量（作業時及び移動時）

約5.2×10 0 mSv

約5.3×10-1 mSv

約4.8×10 -1 mSv

約4.0×10 -1 mSv

約2.4×100 mSv

約2.4×100 mSv

約8.2×100 mSv

約8.2×100 mSv

作業員の実効線量（合計）注記

約2.8×101 mSv＊：屋外移動時は，アクセスルートからベント系配管の距離が離れているため，評価対象外とする。

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R6

表 5-11

第二弁開操作に伴う移動時及び作業時の線量（ドライウェルからのベント操作の場合）（単位：mSv/h）
第二弁開操作時（ベント実施時）

被ばく経路

原子炉建屋内の放射性物質からのガンマ線による外部被ばく
大気中へ放出された放射性物質による被ばく

別添 3-207

外気から作業場所内へ流入した放射性物質
による被ばく

待機時

屋内移動時（原子炉建屋入口⇔
作業場所）

ベント開始〜
1時間

1時間〜
2時間

2時間〜
3時間

ベント
実施前

ベント
実施前

ベント
実施後

ベント
実施前

ベント
実施後

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

1.0×10 -2 以下

1.0×10 -2以下

約2.6×100

約2.6×10 0

約1.9×100

約1.9×100

約4.8×10 -2

約1.5×101

1.0×10-2以下

約1.3×100

外部被ばく
屋内に流入する放射性物質の影響に包絡される

屋内に流入する放射性物質の影響に包絡される

内部被ばく
外部被ばく

屋外移動時
（緊急時対策所⇔
原子炉建屋入口）

約4.0×10 0

約3.1×10-1

約8.4×10-2

1.0×10 -2以下

1.0×10 -2以下

約8.3×100
屋外移動のため対象外 ＊内部被ばく

正圧化により流入なし

1.0×10− ２ 以下

1.0×10− ２ 以下

約1.3×10０

約5.1×10 -1

約5.1×10-1

約5.1×10-1

約3.1×10 -2

約3.1×10 -2

約3.2×10-1

約2.9×10 -2

約2.9×10-2

約2.9×10-2

約2.3×10 -2

約1.2×101

約1.6×10 1

約1.2×101

約1.6×101

作業線量率

約4.6×10 0

約8.4×10-1

約6.2×10-1

約7.3×10 -2

約1.4×101

約2.8×10 1

約1.4×101

約3.5×101

作業時間及び移動時間

60分

60分

60分

140分

10分（往路）10分（復路）35分（往路）35分（復路）作業員の実効線量（作業時及び移動時）

約4.6×10 0 mSv

約8.4×10-1 mSv

約6.2×10 -1 mSv

約1.7×10 -1 mSv

約2.4×10 0 mSv

約4.7×100 mSv

約8.2×100 mSv

約2.0×101 mSv

ベント系配管内の放射性物質からのガンマ線による外部被ばく
大気中へ放出され地表面に沈着した
放射性物質からのガンマ線による被ばく

作業員の実効線量（合計）

注記

約4.2×101 mSv＊：屋外移動時は，アクセスルートからベント系配管の距離が離れているため，評価対象外とする。

屋外移動のため対象外 ＊NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R5

表 5-12

スクラビング水補給作業及び窒素供給作業における被ばく評価（サプレッション・チェンバからのベント操作の場合）（単位：mSv/h）
スクラビング水補給作業

窒素供給作業

被ばく経路
補給作業時

屋外移動時

供給作業時

屋外移動時

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

外部被ばく

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

内部被ばく

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

大気中へ放出され地表面に沈着した
放射性物質からのガンマ線による被ばく

約3.3×100

約3.3×100

約2.9×100

約3.3×100

格納容器圧力逃がし装置
フィルタ装置格納槽からの直接線

約1.0×101

約6.3×10-1

約6.3×10-1

約6.3×10-1

作業線量率

約1.3×101

約3.9×100

約3.6×100

約3.9×100

原子炉建屋内の放射性物質からのガンマ線による外部被ばく

別添 3-208

大気中へ放出された放射性物質よる被ばくNT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R5

表 5-13

スクラビング水補給作業及び窒素供給作業における被ばく評価（ドライウェルからのベント操作の場合）（単位：mSv/h）
スクラビング水補給作業

窒素供給作業

被ばく経路
補給作業時

屋外移動時

供給作業時

屋外移動時

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

外部被ばく

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

内部被ばく

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

1.0×10-2以下

大気中へ放出され地表面に沈着した
放射性物質からのガンマ線による被ばく

約4.5×100

約4.5×100

約4.0×100

約4.5×100

格納容器圧力逃がし装置
フィルタ装置格納槽からの直接線

約1.0×101

約6.3×10-1

約6.3×10-1

約6.3×10-1

作業線量率

約1.5×10１

約5.1×10０

約4.6×10０

約5.1×10０

原子炉建屋内の放射性物質からのガンマ線による外部被ばく

別添 3-209

大気中へ放出された放射性物質よる被ばくNT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R5

表 5-14 水源及び燃料の補給作業における被ばく評価
西側淡水貯水設備を水源とした可搬型代替注水中型ポンプによる代替淡水貯槽への補給準備・補給作業
屋外作業

補給準備作業

燃料の給油準備・給油作業

補給作業
給油準備作業

線量評価点

ポンプ設置等作業

ホース敷設等作業

西側淡水貯水設備
付近

代替淡水貯槽付近

作業時間帯

補給準備作業西側淡水貯水設備
付近

西側淡水貯水設備
付近

格納容器ベント実施 3 時間後以降

原子炉建屋内の放射性物質からのガンマ線による外部被ばく

給油作業

補給監視作業

格納容器ベント実施 3 時間後以降

別添 3-210

約 5.5×10-1

約1.9×100

約 5.5×10-1

約 5.5×10-1

約 5.5×10-1

約 5.5×10-1

外部被ばく

約 9.0×10-２

約1.1×10-1

約 9.0×10-2

約 9.0×10-2

約 9.0×10-2

約 9.0×10-2

内部被ばく＊1

約 1.5×10-2

約2.7×10-2

約 1.5×10-2

約 1.5×10-2

約 1.5×10-2

約 1.5×10-2

大気中へ放出され地表面に沈着した
放射性物質からのガンマ線による被ばく

約 5.3×100

約 1.2×101

約 5.3×100

約 5.3×100

約 5.3×100

約 5.3×100

格納容器圧力逃がし装置格納槽内の放射性物質からのガンマ線による外部被ばく＊2―

約 6.3×10-1

―

―

―

―

線量率
（格納容器ベント実施 3 時間後）

約 6.0×100 mSv/h

約 1.5×101 mSv/h

約 6.0×100 mSv/h

約 6.0×100 mSv/h

約 6.0×10０ mSv/h

約 6.0×100 mSv/h

作業時間（移動時間含む）

75 分（約 1.3 時間）

65 分（約 1.1 時間）

20 分（約 0.4 時間）

360 分（6.0 時間）＊3

90 分（1.5 時間）

175 分（25 分×7 回）（約 2.9 時間）

作業員の実効線量（各作業時）

約 7.5×100

約 1.6×101

2.0×100

約 3.6×101

約 9.0×100

約 1.7×101

大気中へ放出された放射性物質による被ばく作業員の実効線量（合計）約 6.1×101 mSv

約 2.6×101 mSv

注記 ＊1：マスクを考慮（ＤＦ50）し評価する。
＊2：西側淡水貯水設備付近の作業は格納槽から距離が離れているため考慮しない。
＊3：代替淡水貯槽への補給時間は約 21 時間であるが，対応要員は 2 時間ごとに交代する（評価時間は対応要員のうち最も作業時間が長くなる 360 分とする。
）

NT2 補① Ⅴ-1-8-1 別添 3 R6E

4. 引用文献(1) Regulatory Guide 1.195, Methods and Assumptions for Evaluating RadiologicalConsequences of Desigh Basis Accidents at Light-Water Nuclear Power Reactors ,May 2003
(2) Standard Review Plan6.5.2, Containment Spray as a Fission Product Cleanup
System ,December 2005
(3) Standard Review Plan6.5.5, Pressure Suppression Pool as a Fission Product Cleanup
System ,March 2007
(4) NUREG-1465, Accident Source Terms for Light-Water Nuclear Power Plants ,1995

別添 3-211