東海第二発電所 審査資料
資料番号
PS-C-2 改 8
提出年月日
平成 29 年 5 月 26 日

東海第二発電所

重大事故等対策の有効性評価
補足説明資料

平成 29 年 5 月
日本原子力発電株式会社
本資料のうち，は商業機密又は核物質防護上の観点から公開できません。

下線部：今回提出資料
目

1．

次

設備概要

1.1

代替制御棒挿入機能

1.2

代替原子炉再循環ポンプトリップ機能

1.3

過渡時自動減圧機能

1.4

低圧代替注水系（常設，可搬型）

1.5

緊急用海水系

1.6

耐圧強化ベント系

1.7

格納容器圧力逃がし装置

1.8

代替循環冷却系

1.9

常設代替交流電源設備，可搬型代替交流電源設備

1.10

常設代替直流電源設備，可搬型代替直流電源設備

2．

可搬型設備保管場所及びアクセスルートについて

3．

現場操作機器配置図（建屋内）

4．

重大事故等対策の有効性評価における作業毎の成立性確認について

5．

重要事故シーケンス等の選定

6．

判断に用いるグラフ

7．

原子炉水位及びインターロックの概要

8．

炉心損傷前の原子炉の減圧操作について

9．

運転操作手順書における重大事故等への対応について

10．

重要事故シーケンスの起因とする過渡事象の選定について

11．

原子炉停止機能喪失時の運転点について

12．

原子炉停止機能喪失時の運転員の事故対応について
目-1

13．

内部事象ＰＲＡにおける主要なカットセットとＦＶ重要度に照らした重大事故等防止対策の有効性について

14．

地震ＰＲＡ及び津波ＰＲＡから抽出される事故シーケンスと対策の有効
性について

15．

事象発生時の状況判断について

16．

安定状態の考え方について

17．

サプレッション・プール等水位上昇時の計装設備への影響について18．

原子炉隔離時冷却系の運転継続及び原子炉減圧の判断について

19．

原子炉冷却材再循環ポンプからのリークについて

20．

非常用ガス処理系による系外放出を考慮した被ばく評価について

21．

有効性評価における解析条件の変更等について

22．

平均出力燃料集合体での燃料被覆管最高温度の代表性について

23．

サプレッション・プールの水位上昇に係る構造的な耐性について

24．

非常用ディーゼル発電機が起動した場合の影響について（崩壊熱除去能喪失（取水機能が喪失した場合））

25．

原子炉満水操作の概要について

26．

外部水源温度の条件設定の根拠について

27．

格納容器ベント操作について

28．

ほう酸水注入系のほう酸濃度，貯蔵量， １０ Ｂの比率等の初期条件

29．

ほう酸水注入系起動後の炉心状態（冷却材保有量等）について

30．

中性子束振動の判断について

31．

給水ポンプトリップ条件を復水器ホットウェル枯渇とした場合の評価結
果への影響

32．

原子炉停止機能喪失時の原子炉低温低圧状態まで導く手順概要について

目-2

33．

全制御棒挿入失敗の想定が部分制御棒挿入失敗により出力に偏りが生じた場合を包含しているかについて

34．

ＡＤＳ自動起動阻止操作失敗による評価結果への影響

35．

給水流量をランアウト流量（68％）で評価することの妥当性

36．

評価におけるブローアウトパネルの位置付けについて37．

インターフェイスシステムＬＯＣＡ発生時の低圧配管破断検知について38．

非常用炉心冷却系等における系統圧力上昇時の対応操作について

39．

不確かさの影響評価の考え方について40．

常設重大事故等対処設備を可搬型設備に置き換えた場合の成立性

41．

逃がし安全弁出口温度による炉心損傷の検知性について

42．

サプレッション・チェンバのスクラビングによるエアロゾル捕集効果

43．

重大事故等対策における深層防護の考え方について

44．

逃がし安全弁の耐環境性能の確認実績について45．

米国等の知見に照らした原子炉停止機能喪失事象の解析条件の妥当性

46．

原子炉停止機能喪失時における給水流量低下操作の考え方と給水ランバ
ックの自動化を今後の課題とする理由

47．

同時被災時における必要な要員及び資源について

48．

ＴＢＰ及びＴＢＵの対応手順について

49．

崩壊熱除去機能喪失（取水機能が喪失した場合）における取水機能喪失の想定内容について

50．

Ｇ値について51．

格納容器内における気体のミキシングについて

52．

水素の燃焼条件について

53．

原子炉圧力容器高圧破損防止のための原子炉手動減圧について

54．

ペデスタル（ドライウェル部）注水手順及び注水確認手段について
目-3

55．

格納容器頂部注水について

56．

放射線防護具類着用の判断について

57．

放射線環境下における作業の成立性

58．

ペデスタル（ドライウェル部）に落下する溶融デブリ評価条件と落下後の蓄積に関する考慮

59．

「高圧溶融物放出／格納容器雰囲気直接加熱（ＤＣＨ）」，「原子炉圧力容器外の溶融燃料−冷却材相互作用（ＦＣＩ）」，「溶融炉心・コンクリ
ート相互作用（ＭＣＣＩ）」と「高圧・低圧注水機能喪失（ＴＱＵＶ）」との対応及び要員数の比較

60．

炉心損傷後及び原子炉圧力容器破損後の注水及び除熱の考え方

61．

希ガス保持による減衰効果について62．

エントレインメントの影響について63．

常設低圧代替注水系ポンプの機能確保の妥当性について

64．

デブリが炉外へ放出される場合と炉内に留まる場合の格納容器内の気体
組成と水素燃焼リスクへの影響について

65．

原子炉水位不明時の対応について

66．

有効性評価「水素燃焼」における，ドライウェル及びサプレッション・
チェンバの気体組成の推移について

67．

事故後長期にわたる格納容器の健全性について

68．

原子炉冷却材バウンダリを減圧するための代替設備

69．

格納容器内の水素濃度及び酸素濃度の監視設備について70．

格納容器ｐＨ調整の効果について

71．

原子炉停止機能喪失の 300 秒以降の燃料被覆管温度挙動について

72．

燃料被覆管の破裂により格納容器雰囲気放射線モニタ線量率にて炉心損
傷と判断する場合の被ばく評価について
目-4

73．

使用済燃料プール監視設備の仕様等について

74．

使用済燃料プールの監視について

75．

使用済燃料プール（ＳＦＰ）ゲートについて

76．

想定事故２においてサイフォン現象を想定している理由について

77．

反応度誤投入における炉心状態の不確かさの感度解析について

78．

重大事故等発生時における使用済燃料乾式貯蔵設備の影響について

79．

敷地境界外での実効線量評価に対する指針との対比について

80．

サプレッション・プール初期水位について

81．

燃料被覆管の酸化量の評価について

82．

運転員等の操作時間に対する仮定

83．

運転員等操作の判断基準の考え方

84．

東海第二の有効性評価解析に対する解析コード適用性について

85．

原子炉停止機能喪失の解析条件設定の考え方

86．

外圧支配事象における燃料被覆管の健全性について

87．

ＩＳＬＯＣＡ時の格納容器バウンダリにかかる圧力及び温度に対する設計基準事故の代表性について

88．

使用済燃料プール水温の管理について

89．

「ＬＯＣＡ時注水機能喪失」と「インターフェイスシステムＬＯＣＡ」の敷地境界外線量評価の条件の差について90．必要な要員及び資源の評価方針

目-584. 東海第二の有効性評価解析に対する解析コード適用性について(1)

適用性の確認方法

東海第二の有効性評価解析で使用する解析コードについて，「 重大事故等対策の有効性評価に係るシビアアクシデント解析コードについて」（以下，「解析コード審査資料」という。）にて先行審査プラントに対して確認された内容と比較することで東海第二への適用性について確認する。
(1.1) 事故シナリオの比較（重要現象抽出の適用性確認）
解析コード審査資料では，有効性評価の各事故シーケンスグループについて，具体的な事故シナリオを踏まえ，評価指標の選定及び物理現象のランク付けを行い，重要現象を抽出している。よって，ここでは，解析コード審査
資料における事故シナリオと東海第二の各重要事故シーケンスにおける事故シナリオとを比較することで，重要現象の抽出に与える影響を確認する。

(1.2) プラント仕様の比較（妥当性確認の適用性確認）
解析コード審査資料では，重要現象に対する解析モデルについて実験解析
等により妥当性を確認した上で，実験装置等と実機との差異（スケーリング）を考慮しても妥当性確認の結果が適用可能であることを確認している。よって，ここでは，先行審査プラントと東海第二のプラント仕様の違いを比較することで，重要現象に対する解析モデルの妥当性確認のスケーリングに与える影響について確認する。

(2)

適用性の確認結果(2.1) 事故シナリオの比較の結果（別紙１）①ＳＡＦＥＲ
補足 84-1

1

解析コード審査資料と東海第二の事故シナリオの違いを踏まえても，重要現象の抽出に違いはないことを確認した。
②ＲＥＤＹ／ＳＣＡＴ
解析コード審査資料と東海第二の事故シナリオは同じであり，重要現象の抽出にも違いがないことを確認した。
③ＭＡＡＰ
解析コード審査資料と東海第二の事故シナリオの違いを踏まえても，重要現象の抽出に違いはないことを確認した。
④ＡＰＥＸ
解析コード審査資料と東海第二の事故シナリオは同じであり，重要現象の抽出にも違いがないことを確認した。

(2.2) プラント仕様の比較の結果（別紙２）①ＳＡＦＥＲ
解析コード審査資料において，妥当性確認に使用した実験装置と実機との差異として着目すべきプラント仕様について，東海第二のプラント仕様は，
先行審査プラントに包含されることから，プラント仕様の違いによるスケー
リングの違いはないことを確認した。
②−１ＲＥＤＹ
反応度係数の保守因子の妥当性確認について，東海第二と先行審査プラン
トとの炉心格子の違いが，保守因子の不確かさ評価に影響を与えることから，
東海第二の炉心格子を想定した保守因子の不確かさ評価を行い，この保守因子を用いた感度解析により影響を確認する。これ以外については，妥当性確認に使用したＡＢＷＲ実機試験について出力等が異なるプラントにおいて原
子炉停止機能喪失事象の評価に影響する設備の差異は，従来型ＢＷＲの先行
補足 84-2

2

審査プラントと代表ＡＢＷＲとの差異と同じであることから，プラント仕様の違いによるスケーリングの違いはないことを確認した。
②−２ＳＣＡＴ
解析コード審査資料において，妥当性確認に使用した実験装置は実寸大の９×９模擬燃料集合体を用いたものであり，東海第二でも先行審査プラントと同じ９×９燃料（Ａ型）を解析条件として設定していることから，プラント仕様の違いによるスケーリングの違いはないことを確認した。
③ＭＡＡＰ
解析コード審査資料において，妥当性確認に使用した実験装置と実機との差異として着目すべきプラント仕様について，東海第二のプラント仕様は，
先行審査プラントに包含されることから，プラント仕様の違いによるスケー
リングの違いはないことを確認した。
④ＡＰＥＸ
解析コード審査資料において，妥当性確認に使用した実験装置と実機との差異として着目すべきプラント仕様について，東海第二のプラント仕様は，
先行審査プラントと同様であることから，プラント仕様の違いによるスケー
リングの違いはないことを確認した。なお，解析コード審査資料において，妥当性確認に使用した実験装置と実機との差異として着目しているのは「ドップラー反応度フィードバック効果」及び「制御棒反応度効果」であり，東海第二を対象に不確かさ評価の感度解析を実施し影響を確認する。

(2.3)

感度解析等（別紙３，別紙４）

ＲＥＤＹコードの反応度係数の保守因子の妥当性確認について，東海第二の炉心格子（Ｃ格子）を想定した不確かさ評価を行い，この保守因子を用いた感度解析を実施した。この結果，燃料被覆管最高温度のベースケースから補足 84-33

の増分は，最大＋10℃となっており，事象進展に有意な影響を与えるものではなく，不確かさが燃料被覆管温度に有意な影響を及ぼすものではないことを確認した。
ＡＰＥＸコードの妥当性確認に使用した実験装置と実機との差異として着目した「ドップラー反応度フィードバック効果」及び「制御棒反応度効果」
について，東海第二を対象に不確かさ評価の感度解析を実施した。この結果，「発電用軽水炉型原子炉施設の反応度投入事象評価指針」に示された燃料の許容設計限界値等を超えることはなく，燃料の健全性は維持されることを確認した。

補足 84-4

4

別紙１
事故シナリオの比較の結果①ＳＡＦＥＲa) 対象とする事故シーケンスグループ
ＳＡＦＥＲコードで対象としている６つの事故シーケンスグループに加え，
東海第二では，全交流動力電源喪失（ＴＢＵ，ＴＢＤ），全交流動力電源喪失（ＴＢＰ）及び津波浸水による注水機能喪失を事故シーケンスグループとして抽出している。
b) 事故シナリオの比較
各事故シーケンスグループについて，解析コード審査資料の事故シナリオと東海第二の事故シナリオとを比較することにより，重要現象の抽出に与える影響を確認した結果を表１−１に示すとともに，以下に概要を示す。
全交流動力電源喪失（長期ＴＢ）は，解析コード審査資料と原子炉減圧のタイミングが異なるが，原子炉隔離時冷却系で注水した後に原子炉を減圧して低圧注水に移行するという点では同様であり，重要現象も同じになる。
崩壊熱除去機能喪失（取水機能喪失，RHR 機能喪失）及び格納容器バイパ
ス（インターフェイスシステムＬＯＣＡ）は，解析コード審査資料と原子炉減圧操作を実施する点及び減圧後に低圧の原子炉注水に移行する点で事故シ
ナリオは異なるが，原子炉減圧操作に関連する重要現象として冷却材放出（臨界流・差圧流）が抽出されており，また原子炉注水に関連する重要現象としてＥＣＣＳ注水（給水系・代替注水設備含む）が抽出されている。このため，
事故シナリオの違いを考慮しても重要現象は適切に抽出されている。
全交流動力電源喪失（ＴＢＵ，ＴＢＤ），全交流動力電源喪失（ＴＢＰ）及び津波浸水による注水機能喪失は，期待する設備や操作タイミングが異なる
ものの，事故シナリオとしては全交流動力電源喪失（長期ＴＢ）や崩壊熱除補足 84-55

去機能喪失（取水機能喪失）と同様であり，重要現象も同じになる。
②ＲＥＤＹ／ＳＣＡＴa) 対象とする事故シーケンスグループ
対象とする事故シーケンスグループは，原子炉停止機能喪失のみであり，
解析コード審査資料と東海第二とでは違いはない。
b) 事故シナリオの比較
解析コード審査資料の事故シナリオと東海第二の事故シナリオとを比較することにより，重要現象の抽出に与える影響を確認した結果を表１−２に示す。東海第二の事故シナリオは，解析コード審査資料の事故シナリオと同様であり，重要現象も同じになる。
③ＭＡＡＰa) 対象とする事故シーケンスグループ(a-1) 炉心損傷防止対策
ＭＡＡＰコードで対象としている６つの事故シーケンスグループに加え，東海第二では，全交流動力電源喪失（ＴＢＵ，ＴＢＤ），全交流動力
電源喪失（ＴＢＰ）及び津波浸水による注水機能喪失を事故シーケンス
グループとして抽出している。
(a-2) 格納容器破損防止対策
ＭＡＡＰコードで対象としている５つの格納容器破損モードと同様であり，解析コード審査資料と東海第二とでは違いはない。
b) 事故シナリオの比較(b-1) 炉心損傷防止対策
各事故シーケンスグループについて，解析コード審査資料の事故シナ
リオと東海第二の事故シナリオとを比較することにより，重要現象の抽出に与える影響を確認した結果を表１−３に示すとともに，以下に概要
補足 84-66を示す。
全交流動力電源喪失（長期ＴＢ）は，減圧するタイミングは異なるが，原子炉隔離時冷却系で注水した後に原子炉を減圧して低圧注水に移行するという点では同様であり，重要現象も同じになる。また，低圧代替注
水系（可搬型）による格納容器スプレイを実施するが，これに関連する重要現象としてスプレイ冷却が抽出されている。このため，事故シナリ
オの違いに起因する重要現象抽出の違いはない。
全交流動力電源喪失（ＴＢＵ，ＴＢＤ），全交流動力電源喪失（ＴＢＰ）
及び津波浸水による注水機能喪失は，期待する設備や操作タイミングが異なるものの，事故シナリオとしては全交流動力電源喪失（長期ＴＢ）
や崩壊熱除去機能喪失（取水機能喪失）と同様であり，重要現象も同じになる。
(b-2) 格納容器破損防止対策
各格納容器破損モードについて，解析コード審査資料の事故シナリオと東海第二の事故シナリオとを比較することにより，重要現象の抽出に与える影響を確認した結果を表１−３に示すとともに，以下に概要を示す。
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
環冷却系を使用する場合）は，最終ヒートシンクが異なるが，代替循環
冷却系は残留熱除去系と同等の設備であり，物理現象として「サプレッション・プール冷却」が抽出されていることから，影響はない。
水素燃焼は，ＰＤＳは異なるものの，水素燃焼の観点で抽出すべき物
理現象は両ＰＤＳで同じであり，影響はない。
溶融炉心・コンクリート相互作用は，ＰＤＳは異なるものの，溶融炉
心・コンクリート相互作用の観点で抽出すべき物理現象は両ＰＤＳで同
補足 84-7

7

じであり，影響はない。
コリウムシールド敷設については，以下のとおり物理現象の抽出の観点で影響はない。
・コリウムシールドの温度は侵食開始温度を超えないため侵食が発生
しない
・コリウムシールドはＺｒＯ ２ 製であり，侵食した場合でもガス等の発生はない
・コリウムシールドの侵食開始温度は化学反応等による温度低下を考慮して設定している。
また，コリウムシールドを介したコンクリートの温度上昇についても評価しており，コンクリートに対する物理現象も考慮していることから，物理現象の抽出の観点では影響はない。

④ＡＰＥＸa) 対象とする事故シーケンスグループ
対象とする事故シーケンスグループは，反応度の誤投入のみであり，解析
コード審査資料と東海第二とでは違いはない。

b) 事故シナリオの比較
解析コード審査資料の事故シナリオと東海第二の事故シナリオとを比較することにより，重要現象の抽出に与える影響を確認した結果を表１−４に示す。東海第二の事故シナリオは，解析コード審査資料の事故シナリオと同様であり，重要現象も同じになる。

補足 84-88

表１−１
事故ｼｰｹﾝｽｸﾞﾙｰﾌﾟ
高圧・低圧注水機
能喪失

高圧注水・減圧機
能喪失

補足 84-9全交流動力電源喪失（長期 TB）

事故シナリオの比較（ＳＡＦＥＲ）（１／３）
事故シナリオ

解析コード審査資料
・給水流量の全喪失＋RCIC 及びECCS( 高 圧 注 水 系 及 び 低 圧 注水系)起動失敗
・高圧代替注水設備又は SRV により急速減圧後に低圧代替注
水設備により原子炉注水・給水流量の全喪失＋RCIC 及びECCS(高圧注 水系 )起動 失敗＋原子炉の減圧失敗
・代替自動減圧ロジックにより
原 子 炉 を 減 圧 し た 後 に ECCS
（低圧注水系）により原子炉
注水・外部電源喪失＋非常用ディー
ゼル発電機の機能喪失
・一定期間直流電源を確保しRCIC により原子炉水位を維持しつつ，代替電源設備及び低圧代替注水設備の準備が完了したところで，原子炉の減圧及び ECCS(低圧注水系)又は低圧代替注水設備により原子炉
注水

東海第二・給水流量の全喪失＋高圧炉心冷却失敗＋低圧炉心
冷却失敗
・SRV（逃がし安全弁（自動減圧機能））により急速減圧後に低圧代替注水設備（低圧代替注水系（常設））により原子炉注水・給水流量の全喪失＋高圧炉心冷却失敗＋手動減圧
失敗・代替自動減圧ロジック（過渡時自動減圧回路）により原子炉を減圧した後に ECCS（低圧炉心スプレ
イ系及び残留熱除去系（低圧注水系）×3 台）に
より原子炉注水

事故シナリオの違いの影響−（事故シナリオに違いはない）−（事故シナリオに違いはない）

・外部電源喪失＋ＤＧ失敗＋ＨＰＣＳ失敗（ＲＣＩ 原子炉減圧を実施するタイミングは異なる
が，原子炉隔離時冷却系により高圧注水をＣ成功）
・一定期間直流電源（所内常設直流電源設備）を確 実施した後に，原子炉を減圧して低圧注水
保し RCIC により原子炉水位を維持しつつ，約 8 時 に移行するという点では同じであり，重要間後に原子炉を減圧し，低圧代替注水系（可搬型） 現象も同じになる。
による原子炉注水を実施
・代替電源設備（常設代替高圧電源装置）及び低圧
代替注水設備（残留熱除去系（低圧注水系））の準備が完了したところで，残留熱除去系（低圧注水系）により原子炉注水

9

表１−１
事故ｼｰｹﾝｽｸﾞﾙｰﾌﾟ
全交流動力電源喪失(TBU,TBD)

補足 84-10

全交流動力電源喪失(TBP)

事故シナリオの比較（ＳＡＦＥＲ）（２／３）

事故シナリオ
解析コード審査資料−−

崩 壊 熱 除 去 機 能 ・給水流量の全喪失
喪失＋取水機能喪失（取水機能喪失） ・RCIC が自動起動して原子炉水位を維持

東海第二・外部電源喪失＋直流電源失敗＋高圧炉心冷却失敗
・一定期間直流電源（常設代替直流電源設備）を確保し高圧代替注水系により原子炉水位を維持しつ
つ，約 8 時間後に原子炉を減圧し，低圧代替注水系（可搬型）による原子炉注水を実施
・代替電源設備（常設代替高圧電源装置）及び低圧
代替注水設備（残留熱除去系（低圧注水系））の準備が完了したところで，残留熱除去系（低圧注水系）により原子炉注水・外部電源喪失＋ＤＧ失敗＋逃がし安全弁再閉鎖失敗＋高圧炉心冷却失敗
・一定期間直流電源（所内常設直流電源設備）を確
保し RCIC により原子炉水位を維持しつつ，可搬型設備の準備が完了した時点（約 3 時間後）で原子炉を減圧し，低圧代替注水系（可搬型）による原子炉注水を実施・代替電源設備（常設代替高圧電源装置）及び低圧
代替注水設備（残留熱除去系（低圧注水系））の準備が完了したところで，残留熱除去系（低圧注水系）により原子炉注水・給水流量の全喪失＋ＲＨＲ失敗（取水機能喪失によるもの）
・RCIC が自動起動した後に RCIC にて原子炉水位を維持・サプレッション・プール水温度 65℃到達にて原子炉を減圧して低圧代替注水系（常設）による原子炉注水を実施事故シナリオの違いの影響期待する設備は異なるが，事故シナリオとしては全交流動力電源喪失（長期 TB）と同様であり，重要現象も同じになる。

期待する設備及び原子炉減圧のタイミングは異なるが，事故シナリオとしては全交流動力電源喪失（長期 TB）と同様であり，重要現象も同じになる。

事故シナリオは異なるが，以下の通り重要現象は適切に抽出されている。
・東海第二では，原子炉減圧を実施するが，これに関連する重要現象として冷却材放出（臨界流・差圧流）が抽出されている。
・東海第二では，原子炉減圧後に低圧の原子炉注水に移行するが，これに関連する重要現象として
ECCS 注水（給水系・代替注水設備含む）が抽出さ
れている。

10

表１−１

事故シナリオの比較（ＳＡＦＥＲ）（３／３）
事故シナリオ

事故ｼｰｹﾝｽｸﾞﾙｰﾌﾟ

補足 84-11

解析コード審査資料
崩 壊 熱 除 去 機 能 ・給水流量の全喪失＋RHR 機能喪喪失
失（RHR 機能喪失） ・RCIC が自動起動して原子炉水
位を維持

東海第二
・給水流量の全喪失＋ＲＨＲ失敗（残留熱除去系の故障によるもの）・RCIC 及び高圧炉心スプレイ系が自動起動した後にRCIC にて原子炉水位を維持
・サプレッション・プール水温度 65℃到達にて原子炉を減圧して低圧代替注水系（常設）による原子炉
注水を実施

LOCA 時注水機能 ・中小破断 LOCA＋ECCS(高圧注水
喪失
系，低圧注水系)起動失敗
・高圧代替注水設備又は SRV により急速減圧後に低圧代替注
水設備により原子炉注水
格 納 容 器 バ イ パ ・高圧炉心注水系の吸込配管等
スの破損（ ｲﾝﾀｰﾌｪｲｽｼｽﾃﾑ ・RCIC 及び ECCS(高圧注水系)に
LOCA）
より原子炉注水をしつつ，破断箇所を隔離することで冷却材流出を防止・中小破断ＬＯＣＡ＋高圧炉心冷却失敗＋低圧炉心
冷却失敗
・SRV（逃がし安全弁（自動減圧機能））により急速減圧後に低圧代替注水設備（低圧代替注水系（常設））により原子炉注水・残留熱除去系の熱交換器フランジ部からの漏えいを想定
・RCIC により原子炉注水をした後，漏えい抑制のために原子炉を減圧し，低圧炉心スプレイ系，低圧
代替注水系（常設）による原子炉注水を実施
・破断箇所を隔離することで冷却材流出を防止

津波浸水による
注水機能喪失事故シナリオは，「崩壊熱除去機能喪失（取水機能喪失）」と同じ−

事故シナリオの違いの影響
事故シナリオは異なるが，以下の通り重要現象は適切に抽出されている。
・東海第二では，原子炉減圧を実施するが，これに関連する重要現象として冷却材放
出（臨界流・差圧流）が抽出されている。
・東海第二では，原子炉減圧後に低圧の原子炉注水に移行するが，これに関連する重要現象として ECCS 注水（給水系・代替
注水設備含む）が抽出されている。
−（事故シナリオに違いはない）

事故シナリオは異なるが，以下の通り重要現象は適切に抽出されている。
・東海第二では，漏えい抑制のための原子炉減圧を実施するが，これに関連する重要現象として冷却材放出（臨界流・差圧流）が抽出されている。
・東海第二では，原子炉減圧後に低圧の原子炉注水に移行するが，これに関連する重要現象として ECCS 注水（給水系・代替
注水設備含む）が抽出されている。
事故シナリオとしては崩壊熱除去機能喪失（取水機能喪失）と同様であり，重要現象も同じになる。

11

表１−２
事故ｼｰｹﾝｽ
ｸﾞﾙｰﾌﾟ
原子炉停止機能喪失

事故シナリオの比較（ＲＥＤＹ／ＳＣＡＴ）
事故シナリオ

補足 84-12

解析コード審査資料
・主蒸気隔離弁の誤閉止＋原子炉停止機能喪失
・主蒸気隔離弁の誤閉止及び原子炉スクラム失敗
により原子炉出力及び原子炉圧力が上昇し，沸騰 遷移 が発生 す るこ とで燃 料被 覆管 温度 が上
昇・原子炉圧力高信号で再循環ポンプがトリップし炉心流量が低下
・原子炉圧力高信号による代替制御棒挿入は失敗
を仮定
・逃がし安全弁が断続して開動作し，原子炉で発生 した 蒸気が 格 納容 器内の プー ル水 へ放 出さ
れ るこ とでプ ー ル水 温度及 び格 納容 器圧 力が上昇
・原子炉出力が厳しくなるようモータ駆動給水ポンプの運転を想定
・給 水加 熱喪 失に より 原子炉 出力 は次 第に上昇
し，燃料が沸騰遷移状態となることで燃料被覆
管温度が上昇・ほう酸水注入系により原子炉出力を低下
・残留熱除去系によりサプレッション・プール冷
却を実施

東海第二
・主蒸気隔離弁の誤閉止＋原子炉停止機能喪失
・主蒸気隔離弁の誤閉止及び原子炉スクラム失敗
により原子炉出力及び原子炉圧力が上昇し，沸騰遷 移 が発生 すること で燃 料被 覆管温度が 上
昇・原子炉圧力高信号で再循環ポンプがトリップし炉心流量が低下
・原子炉圧力高信号による代替制御棒挿入は失敗
を仮定
・逃がし安全弁が断続して開動作し，原子炉で発生した蒸気がサプレッション・プールへ放出されることでサプレッション・プール水温度及び格納容器圧力が上昇
・原子炉出力が厳しくなるよう電動駆動給水ポン
プの運転を想定・給 水加 熱喪 失に より原子炉 出力 は次 第に上 昇し，燃料が沸騰遷移状態となることで燃料被覆
管温度が上昇・ほう酸水注入系により原子炉出力を低下
・残留熱除去系によりサプレッション・プール冷却を実施

事故シナリオの違いの影響−（事故シナリオに違いは
ない）

12

表１−３
事故ｼｰｹﾝｽ
ｸﾞﾙｰﾌﾟ
高圧・低圧注水
機能喪失

補足 84-13

高圧注水・減圧
機能喪失

事故シナリオの比較（ＭＡＡＰ）（１／９）
事故シナリオ

解析コード審査資料
・給水流量の全喪失＋非常用炉心冷却系(高圧注
水系及び低圧注水系)起動失敗
・逃がし安全弁により原子炉を急速減圧した後に低圧代替注水設備により原子炉注水・格納容器代替スプレイ系による冷却及び格納容器圧力逃がし装置による除熱を実施

・給水流量の全喪失＋非常用炉心冷却系(高圧注水系)起動失敗＋原子炉の減圧失敗
・原子炉代替減圧系により原子炉を減圧した後に非常用炉心冷却系（低圧注水系）により原
子炉注水・残留熱除去系による除熱を実施

東海第二・給水流量の全喪失＋高圧炉心冷却失敗＋低圧
炉心冷却失敗・逃がし安全弁（自動減圧機能）により原子炉を急速減圧した後に低圧代替注水系（常設）
により原子炉注水
・代替格納容器スプレイ冷却系による格納容器
冷却及び格納容器圧力逃がし装置による格納容器除熱を実施
・給水流量の全喪失＋高圧炉心冷却失敗＋手動
減圧失敗
・原子炉代替減圧系（過渡時自動減圧回路）により原子炉を減圧した後に非常用炉心冷却系（低圧炉心スプレイ系及び残留熱除去系（低圧注水系）×3 台）により原子炉注水・残留熱除去系による格納容器除熱を実施

事故シナリオの違いの影
響−（事故シナリオに違いはない）−（事故シナリオに違いは
ない）

13

表１−３
事故ｼｰｹﾝｽｸﾞﾙｰﾌﾟ
全交流動力電源喪失（長期 TB）

補足 84-14

全交流動力電源喪失(TBU,TBD)

事故シナリオの比較（ＭＡＡＰ）（２／９）
事故シナリオ

解析コード審査資料
・外部電源喪失＋非常用ディーゼル発電
機等の機能喪失
・原子炉隔離時冷却系による原子炉注水に よ っ て 原子 炉水 位 を 適 切 に 維持 しつつ，代替交流動力電源設備及び低圧
代 替 注 水 系の 準備 が 完 了 し た とこ ろ
で，逃がし安全弁により原子炉を減圧し，低圧代替注水系による原子炉注水を開始
・残留熱除去系又は格納容器圧力逃がし装置による除熱を実施

東海第二・外部電源喪失＋ＤＧ失敗＋ＨＰＣＳ失敗（ＲＣＩＣ成功）
・原子炉隔離時冷却系の原子炉注水により原子炉水位を維持しつつ，約 8 時間後に原子炉を減圧し，低圧代替注水系（可搬型）による原子炉注水を実施
・低圧代替注水系（可搬型）と同じポンプを用いて代替格納容器スプレイ系（可搬型）による格納容器冷却を実施
・代替交流動力電源設備（常設代替高圧電源装置）の準備が完了したところで，残留熱除去
系による原子炉注水及び格納容器除熱を実施−

・外部電源喪失＋直流電源失敗＋高圧炉心冷却
失敗
・高圧代替注水系の原子炉注水により原子炉水位を維持しつつ，約 8 時間後に原子炉を減圧し，低圧代替注水系（可搬型）による原子炉
注水を実施
・低圧代替注水系（可搬型）と同じポンプを用いて代替格納容器スプレイ系（可搬型）による格納容器冷却を実施
・代替交流動力電源設備（常設代替高圧電源装置）の準備が完了したところで，残留熱除去
系による原子炉注水及び格納容器除熱を実施

事故シナリオの違いの影響
原子炉減圧を実施するタイミングは異なるが，原子炉隔離時冷却系により高圧注水を実施した後に，原子炉を減圧して低圧注水に移行する点及び残留熱除去系による格納容器除熱を実施する点では同じであり，重要現象も同じになる。低圧代替注水系（可搬型）による格納容器スプレイを実施するが，これに関連する重要現象としてスプレイ冷却が抽出されており，シナリオの違いを考慮しても重要現象は適切に抽出されている。
期待する設備は異なるが，事故シナリオとしては全交流動力電源喪失（長期 TB）と同様であり，重要現象も同じになる。

14

表１−３

事故シナリオ

事故ｼｰｹﾝｽｸﾞﾙｰﾌﾟ
全交流動力電源喪失(TBP)

事故シナリオの比較（ＭＡＡＰ）（３／９）

解析コード審査資料−

補足 84-15

崩 壊 熱 除 去 機 能 ・給水流量の全喪失＋取水機能喪失
喪失
・原子炉隔離時冷却系が自動起動して原（取水機能喪失）
子炉水位を適切に維持しつつ，低圧又は 高 圧 代 替注 水系 に よ る 原 子 炉注 水を実施
・最終ヒートシンクへの代替熱移送系を用いた除熱を実施
崩 壊 熱 除 去 機 能 ・給水流量の全喪失＋取水機能喪失
喪失
・原子炉隔離時冷却系が自動起動して原（RHR 機能喪失）
子炉水位を適切に維持しつつ，低圧又は 高 圧 代 替注 水系 に よ る 原 子 炉注 水を実施
・格納容器代替スプレイ系による冷却及び 格 納 容 器圧 力逃 が し 装 置 に よる 除熱を実施

事故シナリオの違いの影響
東海第二・外部電源喪失＋ＤＧ失敗＋逃がし安全弁再閉鎖失敗＋ 原子 炉 減圧 のタ イ ミン グ は異なるが，事故シナリオとし
高圧炉心冷却失敗
・原子炉隔離時冷却系の原子炉注水により原子炉水位を ては全交流動力電源喪失（長維持しつつ，可搬型設備の準備が完了した時点（約 3 期 TB）と同様であり，重要時間後）で原子炉を減圧し，低圧代替注水系（可搬型） 現象も同じになる。
による原子炉注水を実施
・低圧代替注水系（可搬型）と同じポンプを用いて代替
格納容器スプレイ系（可搬型）による格納容器冷却を実施
・代替交流動力電源設備（常設代替高圧電源装置）の準備が完了したところで，残留熱除去系による原子炉注
水及び格納容器除熱を実施
・給水流量の全喪失＋ＲＨＲ失敗（取水機能喪失による −（事故シナリオに違いはない）
もの）・原子炉隔離時冷却系が自動起動して原子炉水位を維持し，サプレッション・プール水温度 65℃到達にて原子炉を減圧して低圧代替注水系（常設）による原子炉注水を実施
・緊急用海水系を用いた格納容器除熱を実施
・給水流量の全喪失＋ＲＨＲ失敗（残留熱除去系の故障 −（事故シナリオに違いはなによるもの）い）
・原子炉隔離時冷却系及び高圧炉心スプレイ系が自動起動した後に原子炉隔離時冷却系にて原子炉水位を維持し，サプレッション・プール水温度 65℃到達にて原子炉を減圧して低圧代替注水系（常設）による原子炉注水を実施
・代替格納容器スプレイ冷却系（常設）による格納容器
冷却及び格納容器圧力逃がし装置による格納容器除熱
を実施

15

表１−３

事故シナリオの比較（ＭＡＡＰ）（４／９）
事故シナリオ

事故ｼｰｹﾝｽｸﾞﾙｰﾌﾟ

補足 84-16

解析コード審査資料
LOCA 時注水機能 ・中小破断 LOCA＋非常用炉心冷却系(高圧喪失
注水系及び低圧注水系)起動失敗
・逃がし安全弁により原子炉を急速減圧した後に低圧代替注水設備により原子
炉注水・格納容器代替スプレイ系による冷却及び格納容器圧力逃がし装置による除熱
を実施

東海第二
・中小破断ＬＯＣＡ＋高圧炉心冷却失敗＋低圧炉
心冷却失敗
・逃がし安全弁（自動減圧機能）により原子炉を急速減圧した後に低圧代替注水系（常設）により原子炉注水・代替格納容器スプレイ冷却系による格納容器冷却及 び 格納容 器圧力逃 がし 装置 による格納 容器除熱を実施津波浸水による
注水機能喪失事故シナリオは，「崩壊熱除去機能喪失（取水機能喪失）」と同じ−

事故シナリオの違いの影響−（事故シナリオに違いはない）

事故シナ リオとしては崩壊熱除去機
能喪失（取水機能喪失）と同様であり，重要現象も同じになる。

16

表１−３
格納容器破損モード
雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）事故シナリオの比較（ＭＡＡＰ）（５／９）
事故シナリオ

補足 84-17

解析コード審査資料●事故シナリオ・大破断ＬＯＣＡ＋注水機能喪失
・炉心出力は直ちに崩壊熱レベルまで低下する
が，非常用炉心冷却系の機能が喪失することを想定するため，原子炉水位が急速に低下して炉心が露出し，やがて炉心損傷に至る
・損傷炉心が溶融し，下部プレナムに落下
・下部プレナム内の原子炉冷却材が蒸発し，溶融炉心が高温状態となり，原子炉圧力容器下部ヘッドの構造材温度も上昇，やがて下部ヘ
ッド貫通部の逸出等により破損・落下した溶融炉心の保有熱により，格納容器
下部注水系により原子炉圧力容器破損前の注水操作により溜まった冷却水の急激な蒸発・冷却水による溶融炉心からの除熱が十分でない場合には，コンクリートからの脱水及びコンクリートの溶融が起き，脱水により生じた
水蒸気，溶融炉心内部の金属と水の反応による水素発生による加圧が発生
・格納容器内の雰囲気圧力・温度が緩慢に上昇
し，格納容器破損に至る●格納容器破損防止対策
・低圧代替注水系等による溶融炉心冷却・格納容器スプレイによる格納容器の圧力及び雰囲気温度の上昇抑制
・格納容器圧力逃がし装置等による除熱

東海第二事故シナリオの違いの影響【代替循環冷却系に期待する場合】
・大破断ＬＯＣＡ＋注水機能喪失
・炉心出力は直ちに崩壊熱レベルまで低下する
が，非常用炉心冷却系の機能が喪失することを想定するため，原子炉水位が急速に低下して炉心が露出し，やがて炉心損傷に至る
・低圧代替注水系（常設）による原子炉注水により下部プレナムへの溶融炉心落下を防止
・代替格納容器スプレイ冷却系（常設）による格納容器圧力及び雰囲気温度の上昇緩和
・代替循環冷却系による格納容器除熱

解析 コ ード 審 査 資 料 で 考 慮 し ている 格 納容 器 破 損 防 止 対 策 と 同等であり，影響はない。
なお，最終ヒートシンクが異なるが，代替循環冷却系は残留熱除去系と同等の設備であり，物理現象として「サプレッション・プール
冷却 」 が抽 出 さ れ て い る こ と から，影響はない。

【代替循環冷却系に期待しない場合】
・大破断ＬＯＣＡ＋注水機能喪失
・炉心出力は直ちに崩壊熱レベルまで低下する
が，非常用炉心冷却系の機能が喪失することを想定するため，原子炉水位が急速に低下して炉心が露出し，やがて炉心損傷に至る
・低圧代替注水系（常設）による原子炉注水により下部プレナムへの溶融炉心落下を防止
・代替格納容器スプレイ冷却系（常設）による格納容器圧力及び雰囲気温度の上昇緩和
・格納容器圧力逃がし装置による除熱解析 コ ード 審 査 資 料 で 考 慮 し ている 格 納容 器 破 損 防 止 対 策 と 同等であり，影響はない。

17

表１−３
格納容器破損モード
高圧溶融物放出／格納容器雰囲
気直接加熱

事故シナリオの比較（ＭＡＡＰ）（６／９）
事故シナリオ

補足 84-18

解析コード審査資料●事故シナリオ・高圧注水・減圧機能喪失＋全交流動力電源の喪失
・炉心出力は直ちに崩壊熱レベルまで低下するが，高圧注水・減圧機能が喪失することを想定するため，原子炉水位が徐々に低下して炉心が露出し，やがて炉心損傷に至る
・損傷炉心が溶融し，下部プレナムに落下
・下部プレナム内の原子炉冷却材が蒸発し，溶融炉心が高温状態となり，原子炉圧力容器下部ヘッドの構造材温度も上昇，やがて下部ヘ
ッド貫通部の逸出等により破損
・原子炉圧力が高圧状態で原子炉圧力容器破損に至るため，高圧の水蒸気及び水素が放出されるとともに，溶融炉心の分散放出が発生
・分散放出された溶融炉心は液滴上に格納容器
雰囲気へ飛散し，格納容器の圧力・温度が急上昇して破損に至る●格納容器破損防止対策
・原子炉圧力容器破損までに手動操作にて，原子炉を速やかに減圧

東海第二・高圧注水・減圧機能喪失＋全交流動力電源の喪失
・炉心出力は直ちに崩壊熱レベルまで低下するが，高圧注水・減圧機能が喪失することを想定するため，原子炉水位が徐々に低下して炉心が露出し，やがて炉心損傷に至る
・原子炉水位が燃料有効長底部から燃料有効長の 20％高い位置に到達した時点で，逃がし安全弁 2 弁の手動開操作による原子炉減圧・損傷炉心が溶融し，下部プレナムに落下
・下部プレナム内の原子炉冷却材が蒸発し，溶融炉心が高温状態となり，原子炉圧力容器下部ヘッドの構造材温度も上昇，やがて下部ヘ
ッド貫通部の逸出等により破損
・原子炉圧力容器破損時点で原子炉圧力が2MPa[gage]以下に低下

事故シナリオの違いの影響−（事故シナリオに違いはない）

18

表１−３
格納容器破損モード
原子炉圧力容器
外の溶融燃料−
冷却材相互作用事故シナリオの比較（ＭＡＡＰ）（７／９）
事故シナリオ

解析コード審査資料

補足 84-19●事故シナリオ
・高圧・低圧注水機能喪失＋全交流動力電源の喪失
・炉心出力は直ちに崩壊熱レベルまで低下するが，高圧・低圧注水機能が喪失することを想定するため，原子炉水位が徐々に低下して炉心が露出し，やがて炉心損傷に至る
・損傷炉心が溶融し，下部プレナムに落下
・下部プレナム内の原子炉冷却材が蒸発し，溶融炉心が高温状態となり，原子炉圧力容器下部ヘッドの構造材温度も上昇，やがて下部ヘ
ッド貫通部の逸出等により破損・落下した溶融炉心の保有熱により，格納容器
下部注水系により原子炉圧力容器破損前の注水操作により溜まった冷却水の急激な蒸発・圧力スパイクにより格納容器破損に至る●格納容器破損防止対策−（圧力スパイクによって格納容器破損に至らないことを確認する）

東海第二・高圧・低圧注水機能喪失＋全交流動力電源の喪失
・炉心出力は直ちに崩壊熱レベルまで低下するが，高圧・低圧注水機能が喪失することを想定するため，原子炉水位が徐々に低下して炉心が露出し，やがて炉心損傷に至る
・損傷炉心が溶融し，下部プレナムに落下
・下部プレナム内の原子炉冷却材が蒸発し，溶融炉心が高温状態となり，原子炉圧力容器下部ヘッドの構造材温度も上昇，やがて下部ヘ
ッド貫通部の逸出等により破損・落下した溶融炉心の保有熱により，ペデスタ
ル（ドライウェル部）に溜まった冷却水の急
激な蒸発・圧力スパイクによって格納容器破損に至らないことを確認事故シナリオの違いの影響−（事故シナリオに違いはない）

19

表１−３
格納容器破損モード
水素燃焼

事故シナリオの比較（ＭＡＡＰ）（８／９）
事故シナリオ

解析コード審査資料

補足 84-20●事故シナリオ
・高圧・低圧注水機能喪失＋全交流動力電源の喪失
・炉心出力は直ちに崩壊熱レベルまで低下するが，高圧・低圧注水機能が喪失することを想定するため，原子炉水位が徐々に低下して炉心が露出し，やがて炉心損傷に至る
・炉心露出部で燃料棒が加熱していくと燃料被覆管のジルコニウム−水反応によって多量の水素が発生
・水の放射線分解によって水素及び酸素が発生・発生した水素及び酸素は原子炉内で発生する蒸気と共に逃がし安全弁を通じてウェットウ
ェルに流入し，サプレッション・プール水中に取り込まれた核分裂生成物による水の放射線分解に伴って発生する水素及び酸素と共に空間に蓄積し，一部は真空破壊弁を通じてドライウェルに流入する。
・格納容器スプレイにより格納容器内での蒸気凝縮が進むと，格納容器内の水素及び酸素濃度は上昇する。
●格納容器破損防止対策
・格納容器内雰囲気の窒素置換による不活性化
・格納容器圧力逃がし装置による可燃性ガスの
排出

東海第二

事故シナリオの違いの影響

・大破断ＬＯＣＡ＋注水機能喪失
・炉心出力は直ちに崩壊熱レベルまで低下する
が，非常用炉心冷却系の機能が喪失することを想定するため，原子炉水位が急速に低下して炉心が露出し，やがて炉心損傷に至る
・炉心露出部で燃料棒が加熱していくと燃料被覆管のジルコニウム−水反応によって多量の水素が発生
・水の放射線分解によって水素及び酸素が発生・発生した水素及び酸素は原子炉内で発生する蒸気と共に大破断ＬＯＣＡの破断口を通じて
ＰＤＳは異なるものの，水素燃焼
ドライウェルに流入する。一部はベント管をの観 点 で抽 出 す べ き 物 理 現 象 は通じてサプレッション・プール水中に流入し，両ＰＤＳで同じであり，影響はな
サプレッション・プール水中に取り込まれたい。
核分裂生成物による水の放射線分解に伴って発生する水素及び酸素と共に空間に蓄積する。
・低圧代替注水系（常設）による原子炉注水により下部プレナムへの溶融炉心落下を防止
・代替格納容器スプレイ冷却系（常設）による格納容器圧力及び雰囲気温度の上昇緩和
・代替循環冷却系による格納容器除熱・格納容器スプレイ及び代替循環冷却系により格納容器内での蒸気凝縮が進むと，格納容器
内の水素及び酸素濃度は上昇する。

20

表１−３
格納容器破損モード
溶融炉心・コンク
リート相互作用事故シナリオの比較（ＭＡＡＰ）（９／９）
事故シナリオ

解析コード審査資料

補足 84-21●事故シナリオ・大破断ＬＯＣＡ＋注水機能喪失
・炉心出力は直ちに崩壊熱レベルまで低下する
が，非常用炉心冷却系の機能が喪失することを想定するため，原子炉水位が急速に低下して炉心が露出し，やがて炉心損傷に至る
・損傷炉心が溶融し，下部プレナムに落下
・下部プレナム内の原子炉冷却材が蒸発し，溶融炉心が高温状態となり，原子炉圧力容器下部ヘッドの構造材温度も上昇，やがて下部ヘ
ッド貫通部の逸出等により破損・落下した溶融炉心の保有熱により，格納容器
下部注水系により原子炉圧力容器破損前の注水操作により溜まった冷却水の急激な蒸発・冷却水による溶融炉心からの除熱が十分でない場合には，コンクリートからの脱水及びコンクリートの溶融が発生
・溶融炉心によるコンクリートの溶融侵食が継続すると，格納容器の構造部材の支持機能が喪失し，格納容器破損に至る●格納容器破損防止対策
・原子炉圧力容器破損前の格納容器下部への冷却水確保・溶融炉心落下後の原子炉注水及び格納容器下部注水による溶融炉心冷却東海第二事故シナリオの違いの影響

ＰＤ Ｓ は異 な る も の の ， 溶 融 炉
心・コンクリート相互作用の観点
で抽 出 すべ き 物 理 現 象 は 両 Ｐ ＤＳで同じであり，影響はない
・高圧・低圧注水機能喪失＋全交流動力電源のコリ ウ ムシ ー ル ド 敷 設 に つ い て喪失
は，以下のとおり物理現象の抽出
・低圧代替注水系（常設）による原子炉注水不の観点で影響はない。
可を想定し，炉心損傷に至る・コリウムシールドの温度は侵食
・損傷炉心が溶融し，下部プレナムに落下
開 始 温 度 を超 え な い た め侵 食
・原子炉圧力容器破損が発生しない・落下した溶融炉心の保有熱により，ペデスタ
・コリウムシールドはＺｒＯ ２ 製
ル（ドライウェル部）に溜まった冷却水の急であり，侵食した場合でもガス激な蒸発等の発生はない・ペデスタル（ドライウェル部）に溜まった冷・コリウムシールドの侵食開始温却水及びペデスタル（ドライウェル部）内に
度 は 化 学 反応 に よ る 温 度低 下
敷設したコリウムシールドの効果によりコン等を考慮して設定している
クリート温度は融点に至らず溶融侵食は発生
また，コリウムシールドを介したしない
コン ク リー ト の 温 度 上 昇 に つ いても評価しており，コンクリートに対 す る物 理 現 象 も 考 慮 し て いることから，物理現象の抽出の観点では影響はない

21

表１−４
事故ｼｰｹﾝｽ
ｸﾞﾙｰﾌﾟ
反応度の誤投入

事故シナリオの比較（ＡＰＥＸ）
事故シナリオ

解析コード審査資料
・原子炉が運転停止中に，制御棒 1 本が全引き抜きされている状態から，他の 1 本の制御棒が操
作 量の 上限を 超 える 誤った 操作 によ って 引き抜かれ，臨界超過に至る事象
・中性子束が上昇しスクラム設定点に至った場合に原子炉がスクラムする

東海第二・運転停止中の原子炉において，制御棒 1 本が全引き抜きされている状態から，他の 1 本の制御棒が 操 作量の 制限を超 える 誤っ た操作によ って連続的に引き抜かれる事象
・起動領域計装の原子炉出力ペリオド短（10 秒）
信号が発生し，制御棒の引抜きが阻止されるとともに，原子炉はスクラムする

事故シナリオの違いの影響−（事故シナリオに違いはない）

補足 84-2222別紙２
プラント仕様の比較の結果①ＳＡＦＥＲ（表２−１）
解析コード審査資料において，妥当性確認に使用した実験装置と実機との差異として着目しているのは「燃料集合体の体数」，「燃料集合体の軸方向長さ」，「ＥＣＣＳ構成」及び「燃料集合体の型式」であり，東海第二のこれらのプラント仕様は，表２−５に示すとおり先行審査プラントの仕様に包含されることから，プラント仕様の違いによるスケーリングの違いはない。
②−１

ＲＥＤＹ（表２−２−１）

解析コード審査資料において，妥当性確認に使用したＡＢＷＲ実機試験について，出力等が異なるプラントにおいて原子炉停止機能喪失事象の評価に影響する設備の差異として着目しているのは，「再循環系」，「ほう酸水注入箇所」及び「ＥＣＣＳ構成」であり，東海第二のこれらのプラント仕様は，表２−５に示すとおり従来型ＢＷＲの先行審査プラントの仕様に包含されることから，プラント仕様の違いによるスケーリングの違いはない。
反応度係数の保守因子設定の妥当性確認について，東海第二の炉心格子はＣ格子であり，解析コード審査資料の想定（Ｎ格子，Ｓ格子）と異なっている。炉心格子の違いにより，妥当性確認に使用した保守因子の不確かさ評価に影響を与える。このため，東海第二のＣ格子を想定した同様の不確かさ評
価及び感度解析を実施し，影響を確認する。
②−２

ＳＣＡＴ（表２−２−２）

解析コード審査資料において，妥当性確認に使用した実験装置は実寸大の９×９模擬燃料集合体を用いたものであり，東海第二でも先行審査プラントと同じ９×９燃料（Ａ型）を解析条件として設定していることから，プラン
補足 84-23

23

ト仕様の違いによるスケーリングの違いはない。また，９×９燃料（Ａ型）のＡＴＬＡＳ試験の範囲以上の入口サブクーリングに対しては，第１から第３スペーサの範囲ではＧＥＸＬ相関式は適用可能であり，第４スペーサに対しても保守的であることを確認おり，東海第二の有効性評価解析では第４ス
ペーサ位置で燃料被覆管最高温度が発生している。
③−１

ＭＡＡＰ（炉心損傷防止対策）（表２−３）

解析コード審査資料において，妥当性確認に使用した実験装置と実機との差異として着目しているのは「燃料集合体の体数」，「燃料集合体の軸方向長さ」，「ＥＣＣＳ構成」及び「燃料集合体の型式」であり，東海第二のこれらのプラント仕様は，表２−５に示すとおり従来型ＢＷＲの先行審査プラントの仕様に包含されることから，同様の適用性を有していると考えられる。
③−２

ＭＡＡＰ（格納容器破損防止対策）（表２−３）

解析コード審査資料において，妥当性確認に使用した実験装置と実機との差異として着目しているのは「燃料集合体の型式」，「格納容器体積」及び「コンクリート物性」であり，東海第二のこれらのプラント仕様は，表２−５に示すとおり従来型ＢＷＲの先行審査プラントの仕様に包含されることから，同様の適用性を有していると考えられる。
④ＡＰＥＸ（表２−４）
解析コード審査資料において，妥当性確認に使用した実験装置と実機との差異として着目しているのは「ドップラー反応度フィードバック効果」及び「制御棒反応度効果」であり，設備としては「燃料集合体の型式」，「制御棒引抜速度」及び「起動領域計装の状態」が該当し，東海第二のこれらのプラ
ント仕様は，表２−５に示すとおり先行審査プラントの仕様に包含されることから，プラント仕様の違いによるスケーリングの違いはない。

補足 84-24

24

表２−１
分類

重要現象

解析モデル

炉心

崩壊熱

崩壊熱モデル

燃料棒表面熱伝達，沸騰遷移，気液熱非平衡

燃料棒表面熱伝達モデ
ル

燃料被覆管酸化ジルコニウム−水反応モデル

燃料被覆管変形膨れ・破裂評価モデル

解析コード審査資料における妥当性確認の方法

沸騰・ボイド率変化，
気液分離（水位変化）・対向流−（妥当性確認は不要としている）

TBL，ROSA-Ⅲ及び FIST-ABWR の実験解析により重要現象の妥当性を確認している。

SAFER の解析コード審査資料において，妥当性確認に使用した実験装置と実機との差異として着目しているのは「燃料集合体の体数」，「燃料集合体の軸方向長さ」，「ＥＣＣＳ構成」及び「燃料集合体の型式」であり，東海第二のこれらのプラント仕様は，先行審査
プラントの仕様に包含されることから，プラント仕様の違いによるスケーリングの違いはない。
−（妥当性確認は不要としている）

蒸気供給制限がなく，蒸気を反応温度まで上げるためのエネルギは必要としないものと仮定し，反応量及び反応熱を過大に評価するよう選定した酸化反応速度式（Baker-Just 式）を採用しており，妥当性確認は不要としている。
燃料被覆管の歪み量を計算し，燃料被覆管の破裂を判定する破裂限界曲線には，実験値と良く一致するベストフィット曲線に基づき現実的な条件を適用していることから，妥当性確認は不要としている。
TBL，ROSA-Ⅲ及び FIST-ABWR の実験解析により重要現象の妥当性を確認している。

二相流体の流動モデル

二相流体の流動モデル

TBL，ROSA-Ⅲ及び FIST-ABWR の実験解析により重要現象の妥当性を確認している。
冷却材放出（臨界流・差圧流）

臨界流モデルECCS 注水（給水系・代替注水系含む。）

原子炉注水系モデル

東海第二の有効性評価解析に対する適用性

信頼性の高い評価モデルと現実的な評価条件を使用して評価した値を事象発生後の原子
炉出力変化として入力しており，妥当性確認は不要としている。

FIST-ABWR の実験解析により重要現象の妥当性を確認している。
原子炉圧力容器補足 84-25

沸騰・ボイド率変化，
気液分離（水位変化）・対向流，三次元効果

妥当性確認の方法と東二有効性評価解析への適用性（ＳＡＦＥＲ）

設計に基づく作動圧力や流量を境界条件として与えることから，妥当性確認は不要としている。

−（妥当性確認は不要としている）

SAFER の解析コード審査資料において，妥当性確認に使用した実験装置と実機との差異として着目しているのは「燃料集合体の体数」，「燃料集合体の軸方向長さ」，「ＥＣＣＳ構成」及び「燃料集合体の型式」であり，東海第二のこれらのプラント仕様は，先行審査
プラントの仕様に包含されることから，プラント仕様の違いによるスケーリングの違いはない。
SAFER の解析コード審査資料において，妥当性確認に使用した実験装置と実機との差異として着目しているのは「燃料集合体の体数」，「燃料集合体の軸方向長さ」，「ＥＣＣＳ構成」及び「燃料集合体の型式」であり，東海第二のこれらのプラント仕様は，先行審査
プラントの仕様に包含されることからプラント仕様の違いによるスケーリングの違いはない。
SAFER の解析コード審査資料において，妥当性確認に使用した実験装置と実機との差異として着目しているのは「燃料集合体の体数」，「燃料集合体の軸方向長さ」，「ＥＣＣＳ構成」及び「燃料集合体の型式」であり，東海第二のこれらのプラント仕様は，先行審査
プラントの仕様に包含されることから，プラント仕様の違いによるスケーリングの違いはない。
−（妥当性確認は不要としている）

25

表２−２−１
分類

重要現象

解析モデル

核分裂出力

核特性モデ
ル

妥当性確認の方法と東二有効性評価解析への適用性（ＲＥＤＹ）（１／２）
解析コード審査資料における妥当性確認の方法

ABWR の実機試験解析により重要現象の妥当性を確認している。

反応度フィ
ードバック
効果

反応度モデ
ル （ ボ イ
ド・ドップ
ラ）

反応度モデ
ル（ボロン）
炉心

補足 84-26

崩壊熱

崩壊熱モデ
ル

沸騰・ボイ
ド率変化

炉心ボイド
モデル

ABWR の実機試験解析により重要現象の妥当性を確認している。

反応度係数の保守因子として，単位燃料集合体核特性計算コードによる評価から求められた反応度係数に不確かさ等を考慮し，全ての解析時間を通して同一値の保守因子として動的ボイド係数 1.25，動的ドップラ係数 0.9 を掛けて評価している。この保守因子設定の妥当性を確認するため，３つのサブ時間領域に細分割し，それぞれの領域での保守因子の不確かさを評価し，感度解析により影響を確認している。
ボロン反応度については，ほう酸水拡散モデルの妥当性確認に含める。
高温停止に必要なボロン反応度は，三次元未臨界性評価における停止余裕基準（1.5％⊿k）に対して余裕を考慮して 3％⊿k を不確かさとしている。
軽水型動力炉の非常用炉心冷却系の性能評価指針にて使用することが妥当と認められている
崩壊熱曲線との比較により，1 秒の時点で最大＋0.8％，−0.1％の不確かさを有していることを確認している。
炉心ボイドマップ確認試験の実験解析，炉心熱水力解析コードで多数のボイドマップデータを作成し炉心流量の違いによる影響を整理する手法及び ABWR の実機試験解析により重要現象の妥当性を確認している。

東海第二の有効性評価解析に対する適用性
REDY の解析コード審査資料において，妥当性確認に使用した ABWR の実機試験について，出力等が異なるプラントにおいて原子炉停止機能喪失事象の評価に影響する設備の差異として着目しているのは「再循環系」，「ほう酸水注入箇所」及び「ECCS の構成」であり，東海第二のこれらのプラント仕様は，BWR5 の先行審査プラントの仕様に包含されることから，プラント仕様の違いによるスケーリングの違いはない。
REDY の解析コード審査資料において，妥当性確認に使用した ABWR の実機試験について，出力等が異なるプラントにおいて原子炉停止機能喪失事象の評価に影響する設備の差異として着目しているのは「再循環系」，「ほう酸水注入箇所」及び「ECCS の構成」であり，東海第二のこれらのプラント仕様は，BWR5 の先行審査プラントの仕様に包含されることから，プラント仕様の違いによるスケーリングの違いはない。
保守因子設定の妥当性確認について，東海第二の炉心格子は C 格子であり，解析コード審査資料の想定（N格子，S 格子）と異なっている。炉心格子の違いにより，妥当性確認に使用した保守因子の不確かさ評価に影響を与える。
このため，東海第二の C 格子を想定した同様の不確かさ評価及び感度解析を実施し，影響を確認する。
高温停止に必要なボロン反応度の妥当性確認について，東海第二においても三次元未臨界性評価における停止余裕基準として同じ値を使用していることから，同様の適用性を有していると考えられる。
崩壊熱モデルの妥当性確認は，非常用炉心冷却系の性能評価において使用が認められている崩壊熱曲線との比較により実施していることから，東海第二に対しても同様の適用性を有していると考えられる。
炉心ボイドマップ確認試験の実験解析による妥当性確認について，有効性評価解析の高炉心入口サブクー
リング側の炉心入口サブクーリングの変動範囲は，従来の高温高圧での実バンドル体系での試験範囲外であるが，炉心入口サブクーリングが高くなりサブクール沸騰及び飽和沸騰開始点が下流側に移動した場合
でも，サブクール沸騰開始後の下流側の流動状態は通常の炉心入口サブクーリング時と特に変わるものではなく，平均ボイド率を対象とした炉心ボイドマップの高炉心入口サブクーリングでの不確かさへの影響は小さいとしていることから，東海第二に対しても同様の適用性を有していると考えられる。
炉心熱水力解析コードで多数のボイドマップデータを作成し炉心流量の違いによる影響を整理する手法
による妥当性確認については，ABWR 代表プラントに対するものであり，東海第二では炉心格子形状が違うことで主にインチャンネル流量／バイパス流量の比が異なるが，この影響は炉心格子形状の寸法の違いを踏まえると非常に小さいと考えられ，また，東海第二と代表 ABWR との違いは BWR5 の先行審査プラントと代表 ABWR との違いに包含されることから，プラント仕様の違いによるスケーリングの違いはない。
ABWR の実機試験解析による妥当性確認について，REDY の解析コード審査資料において，出力等が異なるプラントに対する原子炉停止機能喪失事象の評価に影響する設備の差異として着目しているのは「再循環系」，「ほう酸水注入箇所」及び「ECCS の構成」であり，東海第二のこれらのプラント仕様は，BWR5 の先行審査プラントの仕様に包含されることから，プラント仕様の違いによるスケーリングの違いはない。

26

表２−２−１

妥当性確認の方法と東二有効性評価解析への適用性（ＲＥＤＹ）（２／２）

分類
原子炉圧力容器
格納容器

補足 84-27

重要現象

解析モデル

冷却材流量
変化（コー
ストダウン
特性）
冷却材流量
変化（自然
循環流量）
冷却材放出
（臨界流・
差圧流）

再循環モデ
ル

ABWR の実機試験解析により重要現象の妥当性を確認している。

再循環モデ
ル

ABWR 及び従来型 BWR の実機試験解析により重要現象の妥当性を確認している。

逃がし安全
弁モデル

ABWR の実機試験解析により重要現象の妥当性を確認している。

給水系モデ
ル

ABWR の実機試験解析により重要現象の妥当性を確認している。

ほう酸水拡
散モデル
格納容器モ
デル

ほう酸水拡散モデルの入力データがボロンミキシング試験結果に基づき保守的に設定され，安全側の評価となっていることを確認している。
放熱による熱損失を考慮せず，かつ空間部が飽和状態にある等，単純な計算で保守性を確保していることから，妥当性確認は不要

ＥＣＣＳ注
水 （ 給 水
系・代替注
水含む）
ほう酸水の
拡散
サプレッシ
ョン・プー
ル冷却

解析コード審査資料における妥当性確認の方法

東海第二の有効性評価解析に対する適用性
REDY の解析コード審査資料において，妥当性確認に使用した ABWR の実機試験について，出力等が異なるプラントにおいて原子炉停止機能喪失事象の評価に影響する設備の差異として着目しているのは「再循環系」，「ほう酸水注入箇所」及び「ECCS の構成」であり，東海第二のこれらのプラント仕様は，BWR5 の先行審査プラントの仕様に包含されることから，プラント仕様の違いによるスケーリングの違いはない。
ABWR 及び出力の異なる従来型 BWR（460MWe 及び 1,100MWe）に対する実機試験結果により妥当性を確認しており，東海第二は 1,100MWe の従来型 BWR であることから，プラント仕様の違いによるスケーリングの違いはない。
REDY の解析コード審査資料において，妥当性確認に使用した ABWR の実機試験について，出力等が異なるプラントにおいて原子炉停止機能喪失事象の評価に影響する設備の差異として着目しているのは「再循環系」，「ほう酸水注入箇所」及び「ECCS の構成」であり，東海第二のこれらのプラント仕様は，BWR5 の先行審査プラントの仕様に包含されることから，プラント仕様の違いによるスケーリングの違いはない。
REDY の解析コード審査資料において，妥当性確認に使用した ABWR の実機試験について，出力等が異なるプラントにおいて原子炉停止機能喪失事象の評価に影響する設備の差異として着目しているのは「再循環系」，「ほう酸水注入箇所」及び「ECCS の構成」であり，東海第二のこれらのプラント仕様は，BWR5 の先行審査プラントの仕様に包含されることから，プラント仕様の違いによるスケーリングの違いはない。
東海第二のほう酸水注入箇所は，BWR5 の先行審査プラントと同じであり，プラント仕様の違いによるス
ケーリングの違いはない。
−（妥当性確認は不要としている）

27

表２−２−２

妥当性確認の方法と東二有効性評価解析への適用性（ＳＣＡＴ）

分類
炉心

補足 84-28

重要現象

解析モデル

解析コード審査資料における妥当性確認の方法

出力分布変化

出力分布モデル

燃 料 棒 内温度変化

熱伝導モデル，燃料ペレット-被覆
管ギャップ熱伝達モデル

燃 料 棒 表面熱伝達

熱伝達モデル
リウェットモデル

解析コードは保守的に中央ピークに基づく軸方向出力分布を設定するため，燃料被覆管温度を高めに評価することから，妥当性確認は不要としている。
解析コードは，燃料ペレットと燃料被覆管間のギャップ熱伝達係数を高めに設定することで，原子炉出力が上昇する時の表面熱流束に対する熱伝達遅れが小さくなる。このため，主蒸気隔離弁
閉止によって原子炉出力が急増する状態では，燃料被覆管温度を高めに評価する。また，給水加熱喪失によって原子炉出力が準静的に増加する状態では，表面熱流速に対する熱伝達遅れの燃料
被覆管温度への影響は大きくないと考えられることから，妥当性確認は不要としている。
NUPEC BWR 燃料集合体熱水力試験の実験解析により重要現象の妥当性を確認している。

沸騰遷移

沸騰遷移評価モデル

ATLAS 試験及び NUPEC BWR 燃料集合体熱水力試験の実験解析により重要現象の妥当性を確認している。

気液熱非平衡

熱伝達モデル
リウェットモデル

NUPEC BWR 燃料集合体熱水力試験の実験解析により重要現象の妥当性を確認している。

東海第二の有効性評価解析に対する適用性−（妥当性確認は不要としている）−（妥当性確認は不要としている）

NUPEC BWR 燃料集合体熱水力試験の実験解析では，実寸大の９×９燃料（Ａ型）模擬燃料集合体を用いた実験により，修正 Dougall-Rohsenow 式及び相関式２を適用することにより，燃料被覆管
温度を高めに評価する傾向を確認している。東海第二でも先行審査プラントと同じ９×９燃料（Ａ型）を解析条件として設定していることから，プラント仕様の違いによるスケーリングの違いはない。
ATLAS 試験及び NUPEC BWR 燃料集合体熱水力試験の実験解析では，実寸大の９×９燃料（Ａ型）
模擬燃料集合体を用い，BWR の通常運転時のパラメータ範囲を想定した実験により，SLMCPR を基準に沸騰遷移の発生及び沸騰遷移位置を判定するよう設定することで，燃料被覆管温度をおおむ
ね高めに評価する傾向を確認している。また，９×９燃料（A 型）の ATLAS 試験の範囲以上の入口サブクーリングに対しても，第１から第３スペーサの範囲では GEXL 相関式は適用可能であり，第４スペーサに対しても保守的であることを確認している。東海第二でも先行審査プラントと同
じ９×９燃料（Ａ型）を解析条件として設定していることから，プラント仕様の違いによるスケーリングの違いはない。また，東海第二の有効性評価解析では，第４スペーサ位置で燃料被覆管
最高温度が発生している。
NUPEC BWR 燃料集合体熱水力試験の実験解析では，実寸大の９×９燃料（Ａ型）模擬燃料集合体を用いた実験により，修正 Dougall-Rohsenow 式及び相関式２を適用することにより，燃料被覆管
温度を高めに評価する傾向を確認している。東海第二でも先行審査プラントと同じ９×９燃料（Ａ型）を解析条件として設定していることから，プラント仕様の違いによるスケーリングの違いは
ない。

28

表２−３

妥当性確認の方法と東二有効性評価解析への適用性（ＭＡＡＰ）（１／３）

分

類

重要現象

崩壊 熱

解析モデル

炉心モデル（原子炉
出力及び崩壊熱）

燃料 棒内温度変化

炉心

燃料 棒表面熱伝達

炉心モデル（炉心熱水力モデル）

燃料 被覆管酸化

溶融炉心の挙動モデル（炉心ヒートアップ）

解析 コー ド 審査 資料 に おけ る 妥当 性確 認 の方 法

東海 第二 の 有効 性評 価 解析 に 対す る適 用 性

入力 値に 含 まれ る。

崩 壊熱 の 不 確 か さは ， プ ラ ン ト固 有 の 入 力 値に 含 ま れ る こと か ら ， プ ラン ト 仕 様 の違い によ る 影響 はな い 。

TMI 事 故 解 析 に お ける 炉 心 ヒ ー ト ア ップ 時 の 水素 発 生 ， 炉 心 領 域で の 溶 融 進 展 状 態につ いて ，TMI 事 故分 析 結果 と よく 一致 する こと を 確認 した 。
CORA 実 験 解析 に おけ る，燃料 被 覆管 ，制 御棒 及び チ ャン ネル ボ ック ス の温 度変 化 につい て， 測 定デ ータ と よく 一 致す るこ と を確 認し た 。
炉 心 ヒー ト ア ッ プ 速 度 の増 加 （ 被 覆 管 被 酸 化 の促 進 ） を 想 定 し ，仮 想 的 な 厳 し い 振
り幅 では あ るが ，ジ ル コニ ウ ム− 水反 応 速度 の係 数 を 2 倍 とし た感 度 解析 に より 影
響を 確認 し た。
・TQUV， 大 破断 LOCA シ ー ケン スと も に， 炉心 溶融 の 開始 時刻 へ の影 響 は小 さい 。
・下 部プ レ ナム への リ ロケ ー ショ ン開 始 時刻 は， ほ ぼ変 化し な い。

燃 料棒 内 温 度 変 化， 燃 料 棒 表 面熱 伝 達 ， 燃 料被 覆 管 酸 化 及び 燃 料 被 覆 管変 形 の 不 確
か さ は， TMI 事故 解 析 等 に よる 妥 当 性 確 認 に 基づ き ， 適 用 性を 有 す る と 判断 し て い
るこ とか ら ，プ ラン ト 仕様 の 違い によ る 影響 はな い 。
ジル コニ ウ ム− 水反 応 速度 に 対す る感 度 解析 は ，BWR5，S 格 子，Mark-Ⅰ 改 良型 格 納
容器 プラ ン トに 対し て 実施 し たも ので あ るが ，そ の 他の BWR プ ラン トに お いて も 現
象 のメ カ ニ ズ ム は同 じ で あ り ，同 様 の 傾 向 が得 ら れ る と 考え ら れ る こ とか ら ， プ ラ
ント 仕様 の 違い によ る 影響 は 小さ い。

TQUX シ ーケ ンス 及 び中 小 破断 LOCA シ ー ケン スに 対 して ，MAAP コ ード と SAFER コ ー
ドの 比較 を 行い ，以 下 の傾 向 を確 認し た 。
・MAAP コー ドで は SAFER コー ドで 考 慮し てい る CCFL を 取り 扱 って いな い こと 等から ， 水 位変 化 に 差 異 が 生 じ たも の の 水 位 低 下 幅は MAAP コー ド の 方 が 保 守 的 であり ， その 後 の 注 水 操 作 によ る 有 効 燃 料 棒 頂 部 まで の 水 位 回 復 時 刻は 両 コ ー ド で同等で ある 。

沸 騰 ・ボ イ ド 率 変 化及 び 気 液 分 離（ 水 位 変 化 ）・ 対 向 流 の 不確 か さ は ，BWR5，S 格
子 ，Mark-Ⅰ改 良型 格 納容 器 プラ ント を 例 とし て ，原 子 炉圧 力容 器 内挙 動を よ り精 緻に評 価可 能な SAFER コ ード との 比 較を 行 い， 適用 性 を有 する と 判断 し てい るが ， 異なる 炉心 格 子間 の寸 法 の差 異 は数 mm 程度 と小 さく ，解 析挙 動 に有 意 な影 響を 与 えな
いと 考え ら れる こと か ら， プ ラン ト仕 様 の違 いに よ る影 響は 小 さい 。

逃が し安 全 弁か らの 流 量は ， 設計 値に 基 づい て計 算 され る。

冷 却材 放 出 （ 臨 界流 ・ 差 圧 流 ）の 不 確 か さ は， 逃 が し 安 全弁 か ら の 流 量は 設 計 値 に基づ いて 計 算さ れる こ とか ら ，プ ラン ト 仕様 の違 い によ る影 響 はな い 。

入力 値に 含 まれ る。

ECCS 注 水（ 給水 系・代替 注 水設 備 含む）の不 確か さ は，プ ラ ント 固有 の 入力 値 に 含
まれ るこ と から ，プ ラ ント 仕 様の 違い に よる 影響 は ない 。

HDR 実 験 解 析 で は ，格 納 容 器 圧 力 及 び雰 囲 気 温度 に つ い て ， 温 度成 層 化 を 含 め て 傾
向 を よく 再 現 で き る こ とを 確 認 し た 。 格 納 容 器雰 囲 気 温 度 を 十 数℃ 程 度 高 め に ， 格
納容 器圧 力 を 1 割 程度 高め に 評価 す る傾 向が 確認 さ れた が， 実 験体 系 に起 因す る もの と 考え ら れ ， 実 機 体 系に お い て は こ の 種 の 不確 か さ は 小 さ く なる も の と 考 え ら れる 。 また ， 非 凝 縮 性 ガ ス濃 度 の 挙 動 に つ い て ，解 析 結 果 が 測 定 デー タ と よ く 一 致 す
るこ とを 確 認し た。
格納 容器 各 領域 間の 流 動，構造 材 との 熱伝 達及 び内 部 熱伝 導の 不 確か さ にお いて は，
CSTF 実 験 解析 で は，格納 容器 雰 囲気 温度 及び 非凝 縮 性ガ ス濃 度 の挙 動 につ いて ，解析結 果が 測 定デ ータ と よく 一 致す るこ と を確 認し た 。

格 納容 器 各 領 域 間の 流 動 ， 構 造材 と の 熱 伝 達及 び 内 部 熱 伝導 及 び 気 液 界面 の 熱 伝 達の不 確か さ は， HDR 実験 等の BWR 実機 と は異 なる 格 納容 器に 対 する 実 験に より 妥 当
性 を確 認 し て い るも の の ， 重 要現 象 に 関 す る基 本 的 な 妥 当性 を 確 認 し てお り ， 適 用性を 有す る と判 断し て いる こ とか ら， プ ラン ト仕 様 の違 いに よ る影 響 はな い。

燃料 被覆管変形

補足 84-29

沸騰 ・ボイド率変化

気液 分離（水位変化）・
対向 流

炉心モデル（炉心水位計算モデル）

原子炉
圧力容器

冷 却 材 放出 （ 臨 界流 ・
差圧 流）

原子炉圧力容器モデ
ル（破断流モデル）

ECCS 注水（給水系・代替注 水設備含む）

安全系モデル（非常用炉心冷却系）
安全系モデル（代替
注水設備）

格 納 容 器各 領 域 間の 流動
格納容器

構 造 材 との 熱 伝 達及 び
内部 熱伝導気液 界面の熱伝達格納容器モデル（格
納容器の熱水力モデ
ル）

29

表２−３

妥当性確認の方法と東二有効性評価解析への適用性（ＭＡＡＰ）（２／３）

分

類

重要現象

スプ レイ冷却

格納容器

解析モデル

解析 コー ド 審査 資料 に おけ る 妥当 性確 認 の方 法

東海 第二 の 有効 性評 価 解析 に 対す る適 用 性

安全系モデル（格納容器スプレイ）
安全系モデル（代替
注水設備）

入力 値に 含 まれ る。
ス プ レイ の 水 滴 温 度 は 短時 間 で 雰 囲 気 温 度 と 平衡 に 至 る こ と か ら伝 熱 モ デ ル の 不 確
かさ はな い 。

ス プレ イ 冷 却 の 不確 か さ は ， プラ ン ト 固 有 の入 力 値 に 含 まれ る こ と か ら， プ ラ ン ト
仕様 の違 い によ る影 響 はな い 。

入力 値に 含 まれ る。

サ プレ ッ シ ョ ン ・プ ー ル 冷 却 の不 確 か さ は ，プ ラ ン ト 固 有の 入 力 値 に 含ま れ る こ とから ，プ ラ ント 仕様 の 違い に よる 影響 は ない 。

サ プ レ ッシ ョ ン ・プ ール冷 却

安全系モデル（非常用炉心冷却系）

格納 容器ベント

格納容器モデル（格
納容器の熱水力モデル）

入力 値に 含 まれ る。
MAAP コ ー ドで は 格納 容器 ベ ント につ い て は，設 計 流量 に基 づ いて 流路 面 積を 入力 値とし て与 え ，格 納容 器 各領 域 間の 流動 と 同様 の計 算 方法 が用 い られ て いる 。

格 納容 器 ベ ン ト の不 確 か さ は ，プ ラ ン ト 固 有の 入 力 値 に 含ま れ る こ と から ， プ ラ ン
ト仕 様の 違 いに よる 影 響は な い。

溶融炉心の挙動モデル（リロケーション）

TMI 事 故解 析 にお ける 炉 心領 域 での 溶融 進展 状態 に つい て，TMI 事故 分析 結 果と 一 致する こと を 確認 した 。
リ ロ ケー シ ョ ン の 進 展 が早 ま る こ と を 想 定 し ，炉 心 ノ ー ド 崩 壊 のパ ラ メ ー タ を 低 下させ た感 度 解析 によ り 影響 を 確認 した 。
TQUV，大 破断 LOCA シー ケ ンス とも に ，炉 心溶 融時 刻 ，原 子炉 圧 力容 器の 破 損時 刻 への影 響が 小 さい こと を 確認 し た。

リ ロ ケー シ ョ ン 及 び構 造 材 と の 熱伝 達 の 不 確 かさ は ，TMI 事 故 解 析 によ る 妥 当 性 確
認 に 基づ い て お り ，BWR 実 機を 想 定 し た も の では な い が ， 基本 的 な 現 象 に有 意 な 差は なく 実 機 解 析 への 適 用 性 を 有し て い る と 判断 し て い る こと か ら ， プ ラン ト 仕 様 の違い によ る 影響 はな い 。
炉心 ノー ド 崩壊 のパ ラ メー タ を低 下さ せ た感 度解 析 は，BWR5，S 格子 ，Mark-Ⅰ 改 良型 格納 容 器 プ ラ ント に 対 し て 実施 し た も の であ る が ， 異 なる 炉 心 格 子 間の 寸 法 の 差
異は数 mm 程 度 と小 さく ， 解析 挙動 に 有意 な影 響を 与 えな いと 考 えら れ るこ とか ら，
プラ ント 仕 様の 違い に よる 影 響は 小さ い 。

原子 炉圧 力 容器 内 FCI に影 響 する 項 目と して 溶融 ジ ェッ ト径 ， エン ト レイ ンメ ン ト
係 数 及び デ ブ リ 粒 子 径 をパ ラ メ ー タ と し て 感 度解 析 を 行 い ， い ずれ に つ い て も ， 原
子炉 圧力 容 器破 損時 点 での 原 子炉 圧力 に 対す る感 度 が小 さい こ とを 確 認し た。

原子 炉圧 力 容器 内 FCI（溶 融炉 心 細粒 化）及び 原子 炉 圧力 容器 内 FCI（デ ブ リ粒 子熱伝達 ）の 不 確か さは ，BWR5，S 格子 ，Mark-Ⅰ 改良 型 格納 容器 プ ラン ト を例 とし て ，溶 融ジ ェ ッ ト 径 等の 炉 心 格 子 や格 納 容 器 の 違い の 影 響 の ない パ ラ メ ー タを 対 象 と した 感度 解 析 に よ り， 適 用 性 を 有す る と 判 断 して い る こ と から ， プ ラ ン ト仕 様 の 違 いによ る影 響 はな い。

TMI 事 故解 析 にお ける 下 部プ レ ナム の温 度挙 動に つ いて ，TMI 事 故分 析結 果 とよ く 一
致す るこ と を確 認し た 。
下 部 プレ ナ ム 内 の 溶 融 炉心 と 上 面 水 プ ー ル と の間 の 限 界 熱 流 束 ，下 部 プ レ ナ ム ギ ャッ プ 除熱 量 に 係 る 係 数 に対 す る 感 度 解 析 を 行 い， 原 子 炉 圧 力 容 器破 損 時 刻 等 の 事 象
進展 に対 す る影 響が 小 さい こ とを 確認 し た。

下 部 プレ ナ ム で の 溶融 炉 心 の 熱 伝達 の 不 確 か さは ，TMI 事 故 解 析 に よる 妥 当 性 確 認に 基づ き ， 適 用 性を 有 す る と 判断 し て い る こと か ら ， プ ラン ト 仕 様 の 違い に よ る 影
響は ない 。
下 部プ レ ナ ム 内 の溶 融 炉 心 と 上面 水 プ ー ル との 間 の 限 界 熱流 束 等 に 係 る係 数 に 対 す
る感 度解 析 は，BWR5，S 格子 ，Mark-Ⅰ 改良 型格 納容 器 プラ ント を 代表 と して いる が，
炉 心格 子 や 格 納 容器 の 違 い の 影響 の な い パ ラメ ー タ を 対 象と し た も の であ り ， プ ラ
ント 仕様 の 違い によ る 影響 は ない 。

リロ ケーション

補足 84-30

構造 材との熱伝達

原子炉圧力容器（炉心損傷後）原 子 炉 圧 力 容 器内 FCI（溶 融炉心細粒化）

原 子 炉 圧 力 容 器内 FCI（デ ブリ粒子熱伝達）
溶融炉心の挙動モデ
ル（下部プレナムでの溶融炉心挙動）下 部 プ レナ ム で の溶 融
炉心 の熱伝達30

表２−３

妥当性確認の方法と東二有効性評価解析への適用性（ＭＡＡＰ）（３／３）

分

類

原子炉圧力容器（炉心損傷後）

重要現象

解析モデル

解析 コー ド 審査 資料 に おけ る 妥当 性確 認 の方 法

東海 第二 の 有効 性評 価 解析 に 対す る適 用 性

原子 炉圧力容器破損

溶融炉心の挙動モデ
ル（原子炉圧力容器
破損モデル）

原 子 炉圧 力 容 器 破 損 に 影響 す る 項 目 と し て 制 御棒 駆 動 機 構 ハ ウ ジン グ 溶 接 部 の 破 損
判 定 に用 い る 最 大 ひ ず み（ し き い 値 ） を パ ラ メー タ と し た 感 度 解析 を 行 い ， 原 子 炉
圧力 容器 破 損時 刻が 約 13 分早 まる こ とを 確認 した 。ただ し，仮 想的 な厳 し い条 件に基づ く解 析 結果 であ り ，実 機 にお ける 影 響は 十分 小 さい と判 断 され る 。

原 子 炉圧 力 容 器 破 損 の不 確 か さ は ， BWR5，S 格子 ， Mark-Ⅰ改 良 型 格 納 容 器プ ラ ン
ト を代 表 と し て いる が ， 炉 心 格子 や 格 納 容 器の 違 い の 影 響の な い パ ラ メー タ で あ る
CRD ハ ウ ジ ン グ溶 接 部 の 破 損判 定 に 用 い る 最 大ひ ず み を 対 象と し た も の であ り ， プ
ラン ト仕 様 の違 いに よ る影 響 はな い。

原 子 炉 圧 力 容 器 内 FP挙動

核 分 裂 生 成 物 （ FP）
挙動モデル

PHEBUS-FP 実験 解析 に より ，FP 放 出 の開 始時 刻を よ く再 現で き てい る もの の， 燃 料
被覆 管温 度 を高 めに 評 価す る こと によ り ，急 激な FP 放 出を 示す 結 果と なっ た 。
た だ し， こ の 原 因 は 実 験に お け る 小 規 模 な 炉 心体 系 の 模 擬 に よ るも の で あ り ， 実 機の大 規模 な 体系 にお い てこ の 種の 不確 か さは 小さ く なる と考 え られ る 。

原子 炉圧 力 容器 内 FP 挙 動 の不 確か さ は， PHEBUS-FP 実 験解 析に よ り確 認 して おり ，BWR 実 機 を 想 定し た も の で はな い が ， 基 本 的 な現 象 に 有 意 な差 は な く 実 機解 析 へ の
適 用性 を 有 し て いる と 判 断 し てい る こ と か ら， プ ラ ン ト 仕様 の 違 い に よる 影 響 は ない。

原子 炉圧 力 容器 外 FCI 現象 に 関す る 項目 とし てエ ン トレ イン メ ント 係 数及 びデ ブ リ
粒子 径を パ ラメ ータ と して 感 度解 析を 行 い， 原子 炉 圧力 容器 外 FCI に よっ て 生じ る
圧力 スパ イ クへ の感 度 が小 さ いこ とを 確 認し た。

原子 炉圧 力 容器 外 FCI（溶 融炉 心 細粒 化）及び 原子 炉 圧力 容器 外 FCI（デ ブ リ粒 子熱伝 達 ）の 不 確 か さ は ，BWR5，Mark-Ⅰ 改 良 型 格 納容 器 プ ラ ン ト を例 と し て ，BWR5，S
格子 ，Mark-Ⅰ 改良 型 格納 容 器プ ラン ト を 代表 とし て いる が ，炉 心 格子 や格 納 容器 の違 いの 影 響 の な いパ ラ メ ー タ であ る エ ン ト レイ ン メ ン ト 係数 等 を 対 象 とし た も の であり ，プ ラ ント 仕様 の 違い に よる 影響 は ない 。

MAAP コ ー ドで は 溶融 炉心 の 拡が り実 験 や 評価 に関 す る知 見に 基 づき，落 下し た溶 融
炉心 は床 上 全体 に均 一 に拡 が ると 仮定 し ，そ れを 入 力で 与え て いる 。

格 納容 器 下 部 床 面で の 溶 融 炉 心の 拡 が り の 不確 か さ は ， 落下 し た 溶 融 炉心 は 床 上 全
体 に均 一 に 拡 が ると 仮 定 し ， それ を 入 力 で 与え て い る こ とか ら ， プ ラ ント 仕 様 の 違
いに よる 影 響は ない 。
なお ，Ｚｒ Ｏ ２ を 敷設 す る場 合に 格 納容 器 下部 床面 で の溶 融炉 心 の拡 が り挙 動に 影 響
を 与え る 可 能 性 があ る が ， 溶 融炉 心 の 拡 が りに 影 響 す る 因子 の う ち デ ブリ 落 下 流 量が大 きい こ とに より 床 面全 体 に均 一に 拡 がる と考 え られ るこ と から 影 響は ない 。
溶融 炉心 と 格納 容器 下 部プ ー ル水 の伝 熱 の不 確か さ は ，BWR5，Mark-Ⅰ改 良 型格 納 容
器プ ラン ト を例 とし て ，BWR5，S 格 子 ，Mark-Ⅰ改 良型 格 納容 器プ ラ ント を代 表 として いる が ， 炉 心 格子 や 格 納 容 器の 違 い の 影 響の な い パ ラ メー タ で あ る エン ト レ イ ン
メン ト係 数 等を 対象 と した も ので あり ， プラ ント 仕 様の 違い に よる 影 響は ない 。

原 子 炉 圧 力 容 器外 FCI（溶 融炉心細粒化）
原 子 炉 圧 力 容 器外 FCI（デ ブリ粒子熱伝達）

格納容器（炉心損傷後）補足 84-31

格 納 容 器下 部 床 面で の溶融 炉心の拡がり

溶 融 炉 心と 格 納 容器 下部プ ール水の伝熱

溶融炉心挙動モデル（格納容器下部での溶融炉心挙動）溶 融 炉心 ・ コ ン ク リ ー ト相 互 作 用 へ の 影 響 の 観点 で ， エ ン ト レ イメ ン ト 係 数 ， 上 面
熱 流 束及 び 溶 融 プ ー ル から ク ラ ス ト へ の 熱 伝 達係 数 を パ ラ メ ー タと し た 感 度 解 析 を行 っ た。 評 価 の 結 果 ， コン ク リ ー ト 侵 食 量 に 対し て 上 面 熱 流 束 の感 度 が 支 配 的 で ある こ とを 確 認 し た 。 ま た， 上 面 熱 流 束 を 下 限 値と し た 場 合 で も ，コ ン ク リ ー ト 侵 食
量が 22.5cm 程 度に 収ま る こと を確 認 した 。
上 記 の感 度 解 析 は ， 想 定さ れ る 範 囲 で 厳 し い 条件 を 与 え る も の であ り ， 実 機 で の コ
ン ク リー ト 侵 食 量 は ， 感度 解 析 よ り も 厳 し く なる こ と は な い と 考え ら れ ， こ れ を 不
確か さと し て設 定す る 。
ACE 実 験解 析 及び SURC-4 実 験解 析よ り，溶融 炉心 堆 積状 態が 既 知で あ る場 合の 溶 融
炉 心 とコ ン ク リ ー ト の 伝熱 及 び そ れ に 伴 う コ ンク リ ー ト 侵 食 挙 動に つ い て 妥 当 に 評
価で きる こ とを 確認 し た。
実 験 で確 認 さ れ て い る 侵食 の 不 均 一 性 に つ い ては ， 実 験 に お け る侵 食 の ば ら つ き がMAAP コ ー ドの 予 測侵 食量 の 20％の 範 囲内 に収 まっ て いる こと か ら，上面 熱 流束 の感度に 比べ て 影響 が小 さ いこ と を確 認し た 。

溶 融 炉 心と コ ン クリ ートの 伝熱

コ ン ク リー ト 分 解及 び
非凝 縮性ガス発生

格納 容器内 FP 挙動

核 分 裂 生 成 物 （ FP）
挙動モデル

ABCOVE 実 験解 析 によ り，格 納 容器 内 のエ アロ ゾル 沈 着挙 動を 適 正に 評 価で きる こ とを確 認し た 。

溶 融炉 心 と コ ン クリ ー ト の 伝 熱及 び コ ン ク リー ト 分 解 及 び非 凝 縮 性 ガ ス発 生 の 不 確
かさ は ，ACE 実 験解 析等 に より 確認 し てお り ， BWR 実 機を 想定 し たも ので は ない が，基 本的 な 現 象 に 有意 な 差 は な く実 機 解 析 へ の適 用 性 を 有 して い る と 判 断し て い る ことか ら， プ ラン ト仕 様 の違 い によ る影 響 はな い。
また ，感 度 解析 は，BWR5，Mark-Ⅰ 改良 型 格納 容器 プ ラン トを 例 とし て，BWR5，S 格
子 ，Mark-Ⅰ改 良型 格 納容 器 プラ ント を 代 表と して い るが ，炉心 格 子や 格納 容 器の 違
い の影 響 の な い パラ メ ー タ で ある エ ン ト レ イン メ ン ト 係 数等 を 対 象 と した も の で あり， プラ ン ト仕 様の 違 いに よ る影 響は な い。
なお ，Ｚｒ Ｏ ２ と の 伝熱 につ い ては ，コン クリ ート の モデ ルを 用 いて ，Ｚｒ Ｏ ２ 相 当の 入力 値 と し て 熱伝 導 率 や 密 度等 の パ ラ メ ータ を 設 定 し てお り ， 不 確 かさ は 入 力 値に含 まれ る こと から ， プラ ン ト仕 様の 違 いに よる 影 響は ない 。
また ，非凝 縮性 ガ ス発 生に つ いて は ，有 効 性評 価で は Ｚｒ Ｏ ２ 侵 食開 始 温度 に 到達 し
てい ない こ とか ら影 響 はな い 。
格納 容器 内 FP 挙 動の 不確 か さは ，ABCOVE 実験 に より 重要 現 象に 関す る モデ ル の 妥
当 性を 確 認 し て おり ， 重 要 現 象が 区 画 の 大 きさ に 依 存 し ない こ と か ら ，ス ケ ー ル の観 点に お い て も 適用 性 を 有 す ると 判 断 し て いる た め ， プ ラン ト 仕 様 の 違い に よ る 影
響は ない 。

31

表２−４

妥当性確認の方法と東二有効性評価解析への適用性（ＡＰＥＸ）

分

類

重要現象
核分 裂出力出力 分布変化

解析 モデ ル

炉心（核）・一点近似動特性モデル（ 炉 出力 ）・出力分布は二次元拡散モ デ ル
・核定数は三次元体系の 炉 心を 空 間 効 果 を 考慮 し 二 次 元体 系に縮約・二次元（RZ）拡散モデル
・エンタルピステップの進 行 に伴 う相 対 出力 分布 変 化を 考慮

解析 コー ド 審査 資料 に おけ る 妥
当性 確認 の 方法
考慮 しな い東海 第二 の 有効 性評 価 解析 に 対す る適 用 性
核分裂出力の不確かさは解析コードの不確かさ要因としては考慮していないため，プラント仕様の 違い に よる 影響 は ない 。

炉心（燃料）

補足 84-32

考慮 しな い出力分布変化の不確かさは解析コードの不確かさ要因としては考慮していないため，プラント
仕様 の違 い によ る影 響 はな い 。
炉心格子の差異の影響として，ボイドフィードバック及びドップラフィードバックの影響が考えられるが，反応度後投入事象ではボイドフィードバックは考慮していないため，プラント仕様の違いによる影響はない。また，ドップラフィードバックの影響については，燃料エンタル
ピに 与え る 影響 が小 さ いこ と を感 度解 析 によ り確 認 して いる 。
制御 棒反 応 度効 果の 不 確か さ は代 表的 な 110 万 kWe 級 BWR-5 の 起動 試 験や 炉物 理 試験 にお け る
制御 棒価 値 の測 定結 果 との 比 較に より ，制 御棒 価値 の 不確 かさ が約 9％ 以 下で ある こと を確 認 している。制御棒価値はプラント仕様の違いによる影響よりも評価対象炉心の制御棒パターンによる影響が大きいと考えられるが，燃料エンタルピに与える影響が小さいことを感度解析により確 認し て いる 。
燃料棒内温度変化の不確かさは解析コードの不確かさ要因としては考慮していないため，プラント 仕様 の 違い によ る 影響 は ない 。

反 応 度 フィ ー ド バッ ク
効果・ドップラ反応度フィード バ ック 効果 は 出力 分布 依 存で 考慮
・熱的現象は断熱，ボイ ド 反応 度 フ ィ ー ド バッ ク 効 果 は考 慮
しない・ドップラ反応度フィードバッ
ク効 果： 7〜 9％・実 効遅 発 中性 子割 合 ：4％制御 棒反応度効果

・三次元拡散モデル
・動特性計算では外部入力

・制 御棒 反 応度 ：9％・実 効遅 発 中性 子割 合 ：4％

燃料 棒内温度変化

・熱伝導モデル・燃料ペレット−被覆管ギ ャ ップ 熱伝 達 モデ ル

考慮 しな い燃料 棒表面熱伝達・単相強制対流：Dittus-Boelter の 式
・核沸騰状態：Jens-Lottes の 式
・膜沸騰状態（低温時）：NSRR の 実 測デ ータ に基 づ いて 導出された熱伝達相関式

考慮 しな い燃料棒表面熱伝達の不確かさは解析コードの不確かさ要因としては考慮していないため，プラント 仕様 の 違い によ る 影響 は ない 。

沸騰 遷移

低温時：Rohsenow-Griffith の 式及び Kutateladze の式

考慮 しな い沸騰 遷移 の 不確 かさ は 考慮 し てい ない た め， プラ ン ト仕 様の 違 いに よ る影 響は な い。

32

表２−５

プラント仕様の比較

項目

東二

先行審査プラント

燃料集合体の型式

９×９燃料（Ａ）

９×９燃料（Ａ）

先行審査プラントと同じ燃料集合体の
軸方向長さ

標準燃料棒；
3.71ｍ
部分長燃料棒；
2.16ｍ

標準燃料棒；
3.71ｍ
部分長燃料棒；2.16ｍ

先行審査プラントと同じ燃料集合体の体数764 体

560 体〜872 体

先行審査プラントの装荷体数に包含される

ＥＣＣＳ構成HPCS,LPCS（ 炉心上部注水），LPCI（炉心バイパス部注水）

外部ループ再循環

原子炉再循環系

流量調整弁制御

ほう酸水注入系の注入箇所

炉心下部注水プラント仕様の違いの影響

HPCF,RCIC,LPFL（炉心上部注水）／
HPCS,LPCS（炉心上 先行審査プラントと同じ部注水），LPCI（炉心バイパス部注水）
東海第二の解析において，再循
環流量は初期の定常状態（手動インターナルポン
にて一定流量に制御）及びポン
プ／外部ループ再
プトリップ後のコーストダウン
循環特性を入力しており，原子炉出力等に対応した自動流量制御は模擬していない
また，ポンプトリップ時のコーポンプ回転速度
ストダウン特性（ポンプの慣性制御時定数）の不確かさは，先行審査プラントと同じである
炉心上部注水／先行審査プラントと同じ
炉心下部注水炉心格子に違いにより，ＲＥＤ
N 格子／S 格子
Ｙコードの反応度係数の保守因子の妥当性確認に影響がある
先行審査プラントの熱出力に包2,436〜3,926MW
含される実機と同等かより小さい格納容
RCCV／Mark-Ⅰ改器体積を有する実験体系によりモデルの妥当性が確認されてお7,350〜8,830m３
り，実機体系において格納容器
空間体積等の差異が与える影響
4,700〜5,960m３
確認は不要。

炉心格子

C 格子

熱出力

3,293MW

格納容器

Mark-Ⅱ

・D/W 体積

5,700m３

・S/C 空間体積

4,100m３

・S/P 水量3,300m３

2,800〜3,800m３

コンクリート物性

玄武岩系

玄武岩系

先行審査プラントと同じ

制御棒引抜速度9.1cm／s

9.1cm／s

先行審査プラントと同じ起動領域計装の状態

Ａ，Ｂチャンネルともに引抜制御棒に最も近い検出器を 1個ずつバイパス

Ａ，Ｂチャンネルともに引抜制御棒に最も近い検出器を 1 個ず
つバイパス

先行審査プラントと同じ

補足 84-33

33

別紙３３．原子炉停止機能喪失事象に対する炉心損傷防止対策の有効性評価における反応度係数の保守因子について（１）感度解析
動的反応度係数の保守因子の変動による有効性評価への影響をを確認するため，補足２
表 2-2 に示した保守因子の上下限値を組み合わせた感度解析を実施した。補足２表 3-1 に示すとおり，燃料被覆管最高温度のベースケースからの増分は，最大＋10℃となっており，
事象進展に有意な影響を与えるものではなく，不確かさが燃料被覆管温度に有意な影響を及ぼすものではないことを確認した。
補足２表 3-1 従来型ＢＷＲ（Ｃ格子）の動的反応度係数の保守因子の不確かさを考慮した場合の感度解析
保守因子(*１)

燃料被覆管温度

動的ボイド係数動的ドップラ係数

最高温度（℃）

最高温度の偏差(*２)（℃）

ベースケース

1.25

0.9

約 870

‐

ケース１

ノミナル値

ノミナル値

約 830

-40

ケース２

下限値

下限値

約 830

-40

ケース３

下限値

上限値

約 880

+10

ケース４

上限値

下限値

約 870

0

ケース５

上限値

上限値

約 840

-30

（＊１）ノミナル値／上限値／下限値については，補足２表 2-2 参照（＊２）ベースケースとの偏差（２）まとめ三次元沸騰水型原子炉模擬計算コードを用いて動的ボイド係数及び動的ドップラ係数の保守因子の不確かさを評価し，感度解析により有効性評価解析に与える影響を確認した。
感度解析の結果から，不確かさが燃料被覆管温度に有意な影響を及ぼすものではなく，また，判断基準の 1,200℃対しても十分な余裕が確保されていることを確認した。
以上により，Ｃ格子においても，反応度係数の保守因子として，動的ボイド係数は 1.25
倍，動的ドップラ係数は 0.9 倍を適用できると考える。

補足 84‐36

36

別紙４

東 海 第 二 発 電 所 を 対 象 と し た「 ド ッ プ ラ ー 反 応 度 フ ィ ー ド バ ッ ク 効 果 」
及び「制御棒反応度効果」の感度解析について

ＡＰＥＸコードの妥当性確認に使用した実験装置と実機との差異として着目した「ドップラー反応度フィードバック効果」及び「制御棒反応度効果」について，東海第二を対象に不確かさ評価の感度解析を実施した。感度解析の結果を表 1 に示す。この結果より，妥当性確認に使用した実験装置と実機との差異を考慮しても「発電用軽水炉型原子炉施設の反応度投入事象評価指針」に示された燃料の許容設計限界
値 等 を 超 え る こ と は な く ，燃 料 の 健 全 性 は 維 持 さ れ る こ と を 確 認 し た 。

補足 84‐3737

表 1 東海第二発電所を対象としたドップラー反応度フィードバック効果及び制御棒反応度効果の感度解析について

相対偏差（％）
重要現象

解析モデル

妥当性確認

感度解析条件

感度解析結果（偏差／実測値）

・ドップラ反応度フィードバック＋10％：
1.13 ドル・ドップラ反応度フィード
バック効果は出力分布依

補足 84‐38

反応度フィード
バック効果

実行共鳴積分測定に関わる

ドップラ反応度

ドップラ反応度Ｈｅｌｌｓｔｒａｎｄのフィードバック

フィードバック

実験式

：7〜9％

：±10％

・ドップラ反応度フィードバック−10％：
1.13 ドル（燃料エンタルピ最大値：約 91kJ

存で考慮

／kgＵＯ２，増分の最大値：約 83kJ／kgＵ・熱的現象は断熱，ボイドＯ２）

反応度フィードバック効
果は考慮しない

・制御棒反応度＋10％：1.15 ドル（燃料エＭＩＳＴＲＡＬ

実行遅発中性子割合

実行遅発中性子割合

臨界実験

：約 4％

：±10％

ンタルピ最大値：約 102kJ／kgＵＯ２，増分の最大値：約 94kJ／kgＵＯ２）
・制御棒反応度−10％：1.12 ドル
・実効遅発中性子割合＋10％：1.11 ドル

制御棒反応度効果

・三次元拡散モデル
・動特性計算では外部入力

実機での制御棒価値

制御棒反応度制御棒反応度・実効遅発中性子割合−10％：1.16 ドル（燃

測定試験

：9％

：±10％

料エンタルピ最大値：約 90kJ／kgＵＯ２，
増分の最大値：約 82kJ／kgＵＯ２）

38

（参考資料）

許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較について
本有効性評価解析における物理現象を踏まえ，原子炉，プラント挙動の評価を行う
解析コードとして，ＳＡＦＥＲ／ＣＨＡＳＴＥ，ＲＥＤＹ／ＳＣＡＴ，ＡＰＥＸを用
いるが，これらは従来の国内 BWR の原子炉設置変更許可申請書の添付書類十の安全評
価において使用実績があるコードであることから，設計基準（運転時の異常な過渡変化及び設計基準事故）と重大事故等対策の有効性評価の解析対象範囲について整理を行った。
表１

SAFER/CHASTE における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較

表２−１ REDY における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較
表２−２ SCAT における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較
表３

APEX/SCAT(RIA 用)における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較

補足 84（参考）-1
補足 84（参考）-1

39

表１

SAFER/CHASTE における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（1／12）
従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価（BWR5 原子炉冷却材喪失：中小破断）（BWR5 LOCA 時注水機能喪失）
逃がし弁手動操作による減圧

自動減圧系作動原子炉圧力

低圧代替注水系作動低圧炉心スプレイ系作動
低圧注水系作動

燃料被覆管温度補足 84（参考）-2

原子炉水位（ シ ュ ラ ウ ド 内 水

原子炉減圧に伴う蒸気流出による炉心露出
原 子炉減圧に伴 う蒸気流出による炉心露出

炉心露出による
温度上昇

炉心露出による
温度上昇

遷移沸騰冷却
核沸騰冷却
蒸気冷却（ボイド率に対応した値）
核沸騰冷却(再冠水後)

核沸騰冷却（ボイド率に対応した値） 蒸気冷却

1.0E+06

遷移沸騰冷却
核沸騰冷却(再冠水後)

1.0E+05

熱伝達係数

膜沸騰冷却(冠水時)
噴霧流冷却(露出時)

熱膜沸騰冷却(冠水時)
噴霧流冷却(露出時)

1.0E+04

伝
達

1.0E+03

係数

1.0E+02

W/(m2・K)）PCT 発生位置
露出

PCT 発生位置
再冠水

PCT 発生位置
露出

1.0E+01

PCT 発生位置
再冠水

1.0E+00
0

10

20
30
事故後の時間 (分)

40

50

40

表１

SAFER/CHASTE における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（2／12）

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

重大事故等対策の有効性評価（BWR5 原子炉冷却材喪失：中小破断）（BWR5 LOCA 時注水機能喪失）（東海第二； LOCA 時注水機能喪失）

原子炉圧力：PLR 配管破断及び原子炉スクラ 原子炉圧力：PLR 配管破断及び原子炉スクラ

原子炉圧力：PLR 配管破断及び原子炉スクラ

ムにより低下し，MSIV 閉鎖後は上昇に転じ ムにより低下し，MSIV 閉鎖後は上昇に転じ

ムにより低下し，MSIV 閉鎖後は上昇に転じSRV 開閉により圧力が制御され，ADS 作動 SRV 開閉により圧力が制御され，SRV 手動操

SRV 開閉により圧力が制御され，SRV 手動操により強制減圧される。

作により強制減圧される。

作により強制減圧される。

原子炉水位：破断口からの冷却材流出及び原子炉水位：破断口からの冷却材流出及び原子炉水位：破断口からの冷却材流出及び事

SRV からの蒸気流出により低下し，ADS 作 SRV からの蒸気流出により低下し，SRV 手動

SRV からの蒸気流出により低下し，SRV 手動動による減圧沸騰により一時的に上昇する操作による減圧沸騰により一時的に上昇する操作による減圧沸騰により一時的に上昇する

が，その後，再び低下して炉心露出し，ECCSが，その後，再び低下して炉心露出し，代替が，その後，再び低下して炉心露出し，代替の注水後，炉心再冠水する。

注水系の注水後，炉心再冠水する。

注水系の注水後，炉心再冠水する。

象

燃料被覆管温度：炉心露出により上昇を開始 燃料被覆管温度：炉心露出により上昇を開始

先行審査プラントと同じ燃料被覆管温度：炉心露出により上昇を開始

進展

補足 84（参考）-3

し，除熱が発熱を上回ると低下する。

し，除熱が発熱を上回ると低下する。

し，除熱が発熱を上回ると低下する。

熱伝達係数：炉心冠水時は核沸騰冷却，炉心

熱伝達係数：炉心冠水時は核沸騰冷却，炉心

熱伝達係数：炉心冠水時は核沸騰冷却，炉心露出時は蒸気冷却，ECCS の注水後は噴霧流

露出時は蒸気冷却，代替注水系の注水後は噴

露出時は蒸気冷却，代替注水系の注水後は噴冷却を経て，炉心再冠水後は核沸騰冷却に復霧流冷却を経て，炉心再冠水後は核沸騰冷却

霧流冷却を経て，炉心再冠水後は核沸騰冷却帰する。

に復帰する。

に復帰する。

原子炉スクラム：0 秒

原子炉スクラム：0 秒

原子炉スクラム：約 11 秒（L-3）

MSIV 閉鎖：約 19 秒

MSIV 閉鎖：約 2 分

MSIV 閉鎖：約 22 秒

原子炉水位低（レベル１）：約 2 分

原子炉水位低（レベル１）：約 16 分原子炉水位異常低下（レベル１）：約 15 分原子炉減圧開始：約 4 分

原子炉減圧開始：約 30 分

原子炉減圧開始：約 25 分

炉心露出：約 5 分

炉心露出：約 31 分

炉心露出：約 24 分

低圧炉心スプレイ系作動：約 6 分

ECCS：機能喪失

ECCS：機能喪失

低圧注水系作動：約 7 分

低圧代替注水開始：約 32 分

低圧代替注水開始：約 27 分

PCT 発生：約 7 分（約 589℃）

PCT 発生：約 38 分（約 805℃）

PCT 発生：約 37 分（約 616℃）

炉心再冠水：約 8 分

炉心再冠水：約 52 分

炉心再冠水：約 42 分

変化範囲

原子炉圧力：大気圧〜SRV 吹出設定圧力

原子炉圧力：同左

原子炉圧力：同左

原子炉水位：原子炉圧力容器底部〜通常水位

原子炉水位：同左

原子炉水位：同左

燃料被覆管温度：約 152〜約 589℃

燃料被覆管温度：約 126〜約 805℃

燃料被覆管温度：約 123℃〜約 616℃

熱伝達係数：約 10〜約 57000 W/(m2･K)

熱伝達係数：約 1〜約 57000 W/(m2･K)

熱伝達係数：約 1〜約 57000 W/(m2･K)

時間：0 秒〜約 8 分

時間：0 秒〜約 55 分

時間：0 秒〜約 60 分

適用範囲

原子炉圧力：大気圧〜SRV 吹出設定圧力

原子炉圧力：同左

原子炉圧力：同左

原子炉水位：原子炉圧力容器底部〜頂部

原子炉水位：同左

原子炉水位：同左

燃料被覆管温度：飽和温度〜1200℃

燃料被覆管温度：同左

燃料被覆管温度：同左

熱伝達係数：0〜約 57000 W/(m2･K)

熱伝達係数：同左

熱伝達係数：同左

時間：0 秒〜制限なし

時間：同左

時間：同左

先行審査プラントと同等

先行審査プラントと同等

先行審査プラントと同じ

41

表１
項

目

従来許認可解析（原子炉冷却材喪失事故）

SAFER/CHASTE における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（3／12）

重大事故等対策の有効性評価

従来許認可

重大事故等対策の有効性評価

差異による影響（東海第二）との差異

初期運転条件

過出力条件

定格条件

有

従来許認可解析条件に対して重大

定格条件

先行審査プラントと同じ

初期原子炉水位

通常水位（ABWR）

通常水位

有

事故等対策の有効性評価ではノミ

通常水位

先行審査プラントと同じ

先行審査プラントと同じナル条件を前提に設定しており条

スクラム水位（BWR）

件に差があるが，事故後の炉心及解び圧力容器内の基本的な挙動は，
従来許認可解析と同様であり，差異による影響はない。

析

事象

給水流量の全喪失

炉心冷却の観点からは，原子炉隔

給水流量の全喪失（ABWR）

全交流動力電源喪失

離後，減圧，注水に至る再循環配全交流動力電源喪失

再循環配管両端破断〜小破断

原子炉冷却材喪失（圧力容器底

管小破断事象と同等の事象であ

原子炉冷却材喪失（圧力容器底部ド（BWR）部ドレン配管破断，又は，再循り，モデル適用範囲内であり，差レン配管破断又は再循環配管小破

環配管小破断）異による影響はない。

断）条

高圧炉心注水系配管両端破断

有ｲﾝﾀｰﾌｪｲｽｼｽﾃﾑ LOCA件

補足 84（参考）-4

原子炉スクラム

ｲﾝﾀｰﾌｪｲｽｼｽﾃﾑ LOCA
有条件の差はあるが，スクラムのタ

炉心流量急減（ABWR）

原子炉水位低レベル３

原子炉水位低レベル３タービン蒸気加減弁急閉

イミングの差は適切に核分裂出力（ABWR）

変化に反映されることから，評価

炉心流量急減（ABWR）

手法としての差異はない。

（BWR）

原子炉水位低（レベル３）

先行審査プラントと同じ

核分裂出力変化

原子炉冷却材喪失事故用

各事故シーケンスに応じて設定有条件の差はあるが，核分裂出力変各事故シーケンスに応じて設定

先行審査プラントと同じ

崩壊熱

GE(平均)+3σ

ANSI/ANS-5.1-1979

有化と崩壊熱を事象ごとに設定して

ANSI/ANS-5.1-1979

先行審査プラントと同じ

おり，評価手法としての差異はな
い。

42

表１
項 目
燃料タイプ

従来許認可解析（原子炉冷却材喪失事故）
9×9 燃料(A 型)，9×9 燃料(B

SAFER/CHASTE における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（4／12）

重大事故等対策の有効性評価
9×9 燃料(A 型)単一炉心

従来許認可

重大事故等対策の有効性評価

差異による影響（東海第二）との差異
有

燃料仕様の差はあるが，熱水力特性型)， MOX 燃料の単一炉心，はほぼ同等であること，及び，核的又は，混在炉心特性は混在炉心の場合には単一炉

9×9 燃料(A 型)単一炉心

先行審査プラントと同じ

44.0 kW/m×1.0

先行審査プラントと同じ

PCT を厳しくする評価する平坦分

先行審査プラントと同じ

解

心で構成された場合の中間的なものになることから影響は小さい。
燃料棒最大線出力密44.0 kW/m×1.02

44.0 kW/m×1.0

有度

従来許認可解析条件に対して重大事故等対策の有効性評価ではノミ

析ナル条件を前提に設定しており条件に差があるが，事故後の炉心及び圧力容器内の基本的な挙動は，従来許認可解析と同様であり，差異によ条

る影響はない。

件

補足 84（参考）-5

局所出力ピーキング

PCT を厳しくする評価する平係数

坦分布を仮定ギャップ熱伝達係数

燃焼期間中を通して PCT を厳同左

無

差異はない。

布を仮定
同左

無

差異はない。

しくする値
燃料棒破裂の判定

PCT 評価：ベストフィット曲

先行審査プラントと同じする値
ベストフィット曲線

無

従来許認可解析と同一のベストフ線

ィット曲線を用いているため，差異被ばく評価：平均値−２σ曲

はない。

線

燃焼期間中を通して PCT を厳しく
ベストフィット曲線

先行審査プラントと同じ

43

表１
項

従来許認可解析目（原子炉冷却材喪失事故）
逃がし安全弁安全弁機能

SAFER/CHASTE における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（5／12）

重大事故等対策の有効性評価
逃がし弁機能

従来許認可

重大事故等対策の有効性評価

差異による影響（東海第二）との差異
有

従来許認可解析条件に対して重大

安全弁機能

解

事故等対策の有効性評価ではノミ
原子炉減圧

自動減圧系

逃がし弁手動操作

有ナル条件を前提に設定しており，期

従来許認可解析と同じ安全弁機能に期待

逃がし弁手動操作

先行審査プラントと同じ事故と同時に喪失又は健全先行審査プラントと同じ

待する減圧機能の違いによる差があるが，減圧に伴う基本的な挙動

析は，従来許認可解析と同様である。
外部電源事故と同時に喪失

事故と同時に喪失，又は，健有

全外部電源が健全な場合は，再循環ポ
ンプトリップ動作タイミングに差があるが，事故後の炉心及び圧力容条

器内の基本的な挙動は，従来許認可解析と同様であり，差異による影響はない。

補足 84（参考）-6

件

ECCS, RCIC 及び代

安全要求仕様値

同左

無

差異はない。

安全要求仕様値

先行審査プラントと同じ

破断口，SRV からの冷平衡均質流モデル及び差圧流

同左

無

差異はない。

平衡均質流モデル及び差圧流モデ

先行審査プラントと同じ

却材の流出

モデル

替注水系
ル

44

表１
項 目

従来許認可解析（原子炉冷却材喪失事故）

燃料被覆管と冷却材

核沸騰

間の熱伝達係数SAFER/CHASTE における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（6／12）

重大事故等対策の有効性評価

従来許認可

重大事故等対策の有効性評価

差異による影響（東海第二）との差異差異はない。

核沸騰（ボイド率の関数とする相関

炉心冠水時の熱水力挙動は従来許（ボイド率の関数とする相関式）

式）

認可解析と同様であり，ボイド率

同左

無

先行審査プラントと同じ

解依存の核沸騰熱伝達モデルは適用
可能。
膜沸騰

析
モ

差異はない。

膜沸騰（噴霧流冷却の相関式と修正

過渡事象発生直後の高流量／高圧（噴霧流冷却の相関式と修正

Bromley の式をボイド率の関条件から炉心再冠水後の低流量／

Bromley の式をボイド率の関数と数として使用する相関式）

低圧条件まで適用可能。

して使用する相関式）

差異はない。

遷移沸騰（核沸騰と膜沸騰の熱伝達係

核沸騰熱伝達係数と膜沸騰熱伝達（核沸騰と膜沸騰の熱伝達係数を数を燃料被覆管過熱度で内挿係数の内挿値を適用するため，同燃料被覆管過熱度で内挿した相関

遷移沸騰

同左

同左

無

無

デ

した相関式）

ル

補足 84（参考）-7

蒸気単相（Dittus-Boelter の式）

同左

無

じく適用可能。

式）

差異はない。

蒸気単相

炉心露出によるヒートアップ挙動（Dittus-Boelter の式）

は，従来許認可解析と同様であり，重大事故等対策の有効性評価において長時間持続する場合にも適用可能。

先行審査プラントと同じ

先行審査プラントと同じ

先行審査プラントと同じ

45

表１
項 目

従来許認可解析（原子炉冷却材喪失事故）

燃料被覆管と冷却材

噴霧流間の熱伝達係数（Sun-Saha の式）

SAFER/CHASTE における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（7／12）

重大事故等対策の有効性評価
同左

従来許認可

重大事故等対策の有効性評価

差異による影響（東海第二）との差異
無

差異はない。

噴霧流

炉心露出時に原子炉注水による再（Sun-Saha の式）

先行審査プラントと同じ冠水過程において炉心に液滴が混入する状態は従来許認可解析と同解様であり，重大事故等対策の有効性評価において長時間持続する場合にも適用可能。

析スプレイ（落下水）

モ

差異はない。

スプレイ（落下水）（スプレイ冷却実験データに同左

無

従来許認可解析でもスプレイ冷却（スプレイ冷却実験データに基づ

基づく相関式）の効果が小さいことから適用を除く相関式）

先行審査プラントと同じ外しており，重大事故等対策の有効性評価でも適用を除外している。

デ

濡れ

同左

無

濡れ

濡れによる冷却効果小さく，高出力（濡れた後の熱伝達係数はAndersen のモデルに基づく）

燃料集合体では保守的に落下水はAndersen のモデルに基づく）

ル

補足 84（参考）-8

差異はない。

（濡れた後の熱伝達係数は

先行審査プラントと同じ無視しているため，適用されない。
差異はない。

輻射（燃料集合体幾何形状に依存

燃料集合体内幾何形状に依存し，幾（燃料集合体幾何形状に依存するする輻射形態係数，輻射率，灰何形状は変更ないため適用可能。

輻射形態係数，輻射率，灰色体輻射輻射色体輻射係数に基づき導出し
た式）

同左

無

係数に基づき導出した式）

先行審査プラントと同じ

46

表１
項

目

従来許認可解析（原子炉冷却材喪失事故）

SAFER/CHASTE における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（8／12）

重大事故等対策の有効性評価

従来許認可
との差異

重大事故等対策の有効性評価

差異による影響（東海第二）

物
現

炉心（核）

理

核分裂出力

事象発生後早期に原子炉がス 同左

出力分布変化

クラムし未臨界となるが，スクムし未臨界となるが，スクラムまで

反応度フィード ラムまでは核分裂出力，スクラ

は核分裂出力，スクラム後は崩壊熱

バック効果を考慮して適切に原子炉出力変化

ム後は崩壊熱を考慮して適切

象

制御棒反応度効 に原子炉出力変化を設定して
果
崩壊熱

いる。

無

差異はない。

事象発生後早期に原子炉がスクラ 先行審査プラントと同じを設定している。

補足 84（参考）-9

47

表１
項 目

従来許認可解析（原子炉冷却材喪失事故）

SAFER/CHASTE における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（9／12）

重大事故等対策の有効性評価

燃料棒内温度変 沸騰遷移により燃料棒温度 沸騰遷移による燃料棒温度上昇
化

上昇（ABWR，BWR）

従来許認可
との差異
無

差異はない。

評価は，従来許認可解析の範囲

物

達

炉心露出により燃料棒温度 炉心露出により燃料棒温度上昇

沸騰遷移

上昇（BWR）（東海第二）
沸騰遷移による燃料棒温度上昇評 先行審査プラントと同じ
価は，
従来許認可解析の範囲で評価で評価されている。

燃料棒表面熱伝重大事故等対策の有効性評価

差異による影響されている。
有

炉心露出期間が長時間となるため 炉心露出により燃料棒温度上昇

先行審査プラントと同等影響があるが，炉心露出，炉心再冠

現

炉心（燃料）

理

炉心露出期間：約 3 分間

炉心露出期間：約 10〜30 分間

水，除熱量が発熱量を上回ることに 炉心露出期間：約 10〜20 分間

再冠水 ：約 10 分以内

再冠水 ：約 1 時間以内

よる温度低下という基本的な挙動 再冠水 ：約 1 時間以内無視し得る程度

1％以下

は，従来許認可解析と同様である。
燃料被覆管酸化有燃料被覆管温度が高温になるため 1％以下

先行審査プラントと同じ影響があるが，評価式である
Baker-Just の式は，燃料被覆管温
度が高温になる場合にも実験によ
膨れ・破裂は発生しない

三次元効果

三次元的な輻射伝熱は，最高 同左

象

補足 84（参考）-10

り妥当性が確認されている。
燃料被覆管変形膨れは発生するが破裂は発生し

有燃料被覆管温度が高温になるため 膨れは発生するが破裂は発生しな 先行審査プラントと同じ影響がある。

い無

差異はない。

三次元的な輻射伝熱は，最高温度位 先行審査プラントと同じない
温度位置に対しては，伝熱量置に対しては，伝熱量が増加するたが増加するため，燃料被覆管

め，
燃料被覆管温度は厳しくならな

温度は厳しくならない。

い。

48

表１ SAFER/CHASTE における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（10／12）
項 目

従来許認可解析（原子炉冷却材喪失事故）

重大事故等対策の有効性評価

沸騰・ボイド率変 減圧沸騰により発生したボイ 同左
化

従来許認可
無

重大事故等対策の有効性評価

差異による影響との差異差異はない。

（東海第二）
減圧沸騰により発生したボイドに 先行審査プラントと同じ

ドにより形成された二相水位より形成された二相水位変化によ変化により炉心が露出し燃料り炉心が露出し燃料被覆管温度が被覆管温度が上昇する。

上昇する。

物

気液分離（水位変 気液分離（水位変化）：同上

気液分離（水位変化）：化）・対向流露出する場合は露出期間が長

対向流：

有

炉心露出期間が長時間となるため 気液分離（水位変化）：

先行審査プラントと同じ影響があるが，炉心露出，炉心再 露出する場合は露出期間が長時間

炉心スプレイが作動する場合 時間になる。

冠水，除熱量が発熱量を上回るこ になる。

に CCFL，CCFL ブレークダウ 対向流：同左とによる温度低下という基本的な 対向流：

ンが発生する。

挙動は，従来許認可解析と同様で 炉 心 ス プ レ イ が 作 動 す る 場 合 に

現

CCFL，CCFL ブレークダウンが発差異はない。

炉心露出時に燃料棒のヒートアッ 先行審査プラントと同じ生する。
気液熱非平衡

炉心露出時に燃料棒のヒート 同左

無

アップにより蒸気が過熱されプにより蒸気が過熱される。

る。
圧力損失

象

補足 84（参考）-11

炉心（熱流動）理ある。

事故と同時に再循環ポンプが 事故直後に再循環ポンプがト

再循環ポンプトリップのタイミン 事故直後に再循環ポンプがトリッ 先行審査プラントと同じグにわずかな差異があるが，炉心 プし炉心流量が早期に低下するた

低下するため，炉心部の圧力損 下するため，炉心部の圧力損流量が早期に低下するため影響は め，炉心部の圧力損失は減少する。

失は減少する。
三次元効果

有

トリップし炉心流量が早期に リップし炉心流量が早期に低失は減少する。

炉心再冠水過程では，燃料集合 同左

小さい。
無

差異はない。

炉心再冠水過程では，燃料集合体の 先行審査プラントと同じ体の内部には異なる流れの状

内部には異なる流れの状態が存在態が存在する。炉心スプレイ注する。炉心スプレイ注水後，スパー

水後，スパージャが水没した場

ジャが水没した場合には，上部プレ合には，上部プレナムの周辺領

ナムの周辺領域がサブクール状態

域がサブクール状態となる。

となる。

49

表１ SAFER/CHASTE における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（11／12）
項 目
冷却材流量変化

従来許認可解析（原子炉冷却材喪失事故）

重大事故等対策の有効性評価

事故と同時に再循環ポンプが 事故直後に再循環ポンプがト

従来許認可
との差異
有

トリップし炉心流量が早期に リップし炉心流量が早期に低理
現象

補足 84（参考）-12

原子炉圧力容器（逃がし安全弁を含む）

物

低下する。

は小さい。
無

差異はない。

下して，炉心シュラウド内外のが維持できない。

冷却材放出（臨界 自動減圧系による原子炉の急 逃がし弁手動操作による原子

有減圧手段の違いによる影響がある 逃がし弁手動操作による原子炉の 先行審査プラントと同じ

速減圧，あるいは，破断口から 炉の急速減圧，あるいは，破が，冷却材放出の基本的な挙動は， 急速減圧，あるいは破断口からの冷の冷却材放出により炉心露出 断口からの冷却材放出により従来許認可解析と同様である。

が発生する。

炉心露出が発生する。

沸騰・凝縮・ボイ 自動減圧系による原子炉の急 逃がし弁手動操作による原子ド率変化

炉心露出時は原子炉水位が低下し 先行審査プラントと同じて，炉心シュラウド内外の自然循環

自然循環が維持できない。
流・差圧流）（東海第二）

再循環ポンプトリップのタイミン 事故直後に再循環ポンプがトリッ 先行審査プラントと同じグにわずかな差異があるが，影響 プし炉心流量が早期に低下する。

下する。

炉心露出時は原子炉水位が低 同左

重大事故等対策の有効性評価

差異による影響

却材放出により炉心露出が発生する。

有減圧手段の違いによる影響がある 逃がし弁手動操作による原子炉の 先行審査プラントと同じ

速減圧，あるいは，LOCA 後の 炉 の急 速 減 圧 ， あ る い は ，が，減圧開始時間と設備仕様が異 急速減圧，あるいは LOCA 後の冷冷却材放出による減圧沸騰に LOCA 後の冷却材放出によるなる以外，減圧に伴う基本的な熱 却材放出による減圧沸騰により発より発生したボイド量の変化 減圧沸騰により発生したボイ水力挙動は，従来許認可解析と同 生したボイド量の変化に応じて二に応じて二相水位が変化する。 ド量の変化に応じて二相水位様である。

また，原子炉注水により蒸気は が変化する。また，原子炉注
凝縮される。

水により蒸気は凝縮される。

相水位が変化する。また，原子炉注水により蒸気は凝縮される。

50

表１ SAFER/CHASTE における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（12／12）
項 目

従来許認可解析（原子炉冷却材喪失事故）

重大事故等対策の有効性評価

気液分離（水位変 これらの物理現象は炉心以外 同左理
現象

補足 84（参考）-13

原子炉圧力容器（逃がし安全弁を含む）

物化）・対向流の領域では直接的には影響し

圧力損失

ない。

との差異
無

重大事故等対策の有効性評価

差異による影響差異はない。

（東海第二）
これらの物理現象は炉心以外の領 先行審査プラントと同じ域では直接的には影響しない。

構 造 材 と の 熱 伝 自動減圧系による原子炉減圧 逃がし弁手動操作による原子
達

従来許認可

有

減圧手段の違いによる影響がある 逃がし弁手動操作による原子炉減 先行審査プラントと同じ過程において，構造材の保有熱 炉減圧過程において，構造材

が，減圧開始時間と設備が異なる 圧過程において，構造材の保有熱がが冷却材へ移行する。

の 保 有 熱 が 冷 却 材 へ 移行 す以外，減圧に伴う構造材との熱伝 冷却材へ移行する。

る。

達の基本的な挙動は，従来許認可解析と同様である。

ECCS 注水（給水 ECCS による原子炉注水によ ECCS，又は，代替注水設備

有

原子炉注水設備の差異による影響 ECCS 又は代替注水設備による原 先行審査プラントと同じ系・代替注水設備 り炉心が冷却される。

による原子炉注水により炉心はあるが注水特性が異なる以外， 子炉注水により炉心が冷却される。

含む）

が冷却される。

炉心冷却の基本的な挙動は，従来許認可解析と同様である。

三次元効果

事故と同時に再循環ポンプが 事故直後に再循環ポンプがト

有再循環ポンプトリップのタイミン 事故直後に再循環ポンプがトリッ 先行審査プラントと同じトリップするため，炉心流量急 リップするため，炉心流量急

グにわずかな差異があるが，影響 プするため，炉心流量急減過程にお

減過程において下部プレナム 減過程において下部プレナムは小さい。

内の流量配分の不均等は発生 内の流量配分の不均等は発生
しない。

しない。

いて下部プレナム内の流量配分の不均等は発生しない。

51

表２−１ REDY における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（1／11）
従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価（ABWR 主蒸気隔離弁の誤閉止）（ABWR 主蒸気隔離弁の誤閉止＋原子炉停止機能喪失）

原子炉出力（中性子束）

原子 炉スクラムによる出力低下原子炉スクラム失敗による出力上昇

逃がし弁開による圧力低下

原子炉スクラムにより蒸気発生量が減少す

格納容器圧力／

格納容器プール水温度

補足 84（参考）-14

原子炉圧力

原子炉スクラム及び逃がし弁開による圧力低下

るため，格納容器側パラメータの変化はほ
とんどない。

原子炉スク
ラム失敗及
び逃がし弁
開閉による
圧力制御

運転特性図

52

表２−１ REDY における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（2／11）
従来許認可解析（ABWR 主蒸気隔離弁の誤閉止）

重大事故等対策の有効性評価（ABWR 主蒸気隔離弁の誤閉止＋原子炉停止機能喪失）

重大事故等対策の有効性評価（東海第二；主蒸気隔離弁の誤閉止＋原子炉停止機能喪失）

原子炉出力(中性子束)：MSIV 閉鎖による原

原子炉出力(中性子束)：MSIV 閉鎖による原子炉スクラムにより低下する。

子炉スクラムに失敗して，圧力上昇により上

原子炉出力(中性子束)：MSIV 閉鎖による原 先行審査プラントと同じ
子炉スクラムに失敗して，圧力上昇により上昇した後，圧力高 RPT による炉心流量減少

昇した後，圧力高 RPT による炉心流量減少

により低下する。その後，給水加熱喪失によにより低下する。その後，給水加熱喪失による炉心入口サブクールの増加により緩やかる炉心入口サブクールの増加により緩やかに上昇する。

に上昇する。

事象進展

補足 84（参考）-15
変化範囲
適用範囲

原子炉圧力：MSIV 閉鎖により上昇するが， 原子炉圧力：MSIV 閉鎖により上昇し，逃が原子炉圧力：MSIV 閉鎖により上昇し，逃が逃がし弁開及び原子炉スクラムにより降下し弁が作動するが，原子炉スクラム失敗によし弁が作動するが，原子炉スクラム失敗によに転じ，その後は逃がし弁により圧力制御

り原子炉出力が高めに維持されることから， り原子炉出力が高めに維持されることから，される。

原子炉圧力も高めを維持する。

原子炉圧力も高めを維持する。

格納容器圧力／プール水温度：逃がし弁開

格納容器圧力／プール水温度：逃がし弁開に

格納容器圧力／プール水温度：逃がし弁開ににより蒸気が格納容器プールへ放出されるより蒸気が格納容器プールへ放出されるたより蒸気が格納容器プールへ放出されるたが，その量は僅かであり，格納容器圧力及め，
格納容器圧力及びプール水温度が上昇す

め，
格納容器圧力及びプール水温度が上昇すびプール水温度上昇は小さいと考えられる。
ほう酸水の注入による原子炉出力低下とる。
ほう酸水の注入による原子炉出力低下とる。なお，従来許認可では本パラメータは

RHR による除熱により，格納容器圧力／プ

RHR による除熱により，格納容器圧力／プ

評価対象外である。

ール水温度は低下に転じる。

ール水温度は低下に転じる。

運転特性図上の運転点は，原子炉スクラム

運転特性図上の運転点は，原子炉スクラム失

運転特性図上の運転点は，原子炉スクラム失により，高出力低流量には至らない。
原子炉スクラム：約 0.3 秒
逃がし弁開：約 2 秒
MSIV 閉鎖：約 3 秒

敗及び RPT により，高出力低流量に至る。
原子炉スクラム：失敗
逃がし弁開：約 2 秒
MSIV 閉鎖：約 3 秒
ECCS 起動：約 34 秒
給水停止：約 173 秒
SLC 起動：約 643 秒
原子炉出力：0％〜306％
原子炉圧力：初期値〜約 8.92MPa[gage]
格納容器圧力：初期値〜約 0.19MPa[gage]
プール水温度：初期値〜約 113℃
時間：0 秒〜約 2400 秒(40 分)
原子炉出力：同左
原子炉圧力：同左

敗及び RPT により，高出力低流量に至る。
原子炉スクラム：失敗
先行審査プラントと同等
逃がし弁開：約 2 秒
MSIV 閉鎖：約 3 秒
ECCS 起動：約 57 秒
給水停止：約 131 秒
SLC 起動：約 600 秒
原子炉出力：0％〜560％
先行審査プラントと同等
原子炉圧力：初期値〜約 8.19MPa[gage]
格納容器圧力：初期値〜約 0.20MPa[gage]
プール水温度：初期値〜約 115℃
時間：0 秒〜約 3600 秒(60 分)
原子炉出力：0％以上
先行審査プラントと同じ
原子炉圧力：タービン無負荷圧力〜最高使用圧力の 1.2 倍
格納容器圧力：通常運転圧力〜0.62MPa[gage]
プール水温度：通常運転温度〜200℃
時間：0 秒〜制限なし

原子炉出力：初期値〜0％
原子炉圧力：初期値〜7.17MPa[gage]
格納容器圧力：(評価対象外)
プール水温度：(評価対象外)
時間：0 秒〜約 20 秒
原子炉出力：0％以上
原子炉圧力：タービン無負荷圧力〜最高使用圧力の 1.2 倍
格納容器圧力：(評価対象外)
プール水温度：(評価対象外)
時間：0 秒〜制限なし

格納容器圧力：通常運転圧力〜0.62MPa[gage]
プール水温度：通常運転温度〜200℃
時間：同左

53

表２−１ REDY における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（3／11）
項

目

初期運転条件

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認可（過渡解析）（原子炉停止機能喪失）との差異

差異による影響

重大事故等対策の有効性評価（東海第二；原子炉停止機能喪失）

原子炉出力：過出力条件

原子炉出力：定格出力条件

従来許認可解析が保守的評価条件

原子炉出力：定格出力条件

炉心流量：運転特性図考慮

炉心流量：運転特性図考慮を採用しているに対して，重大事故

炉心流量：運転特性図考慮

原子炉圧力：過出力条件

原子炉圧力：定格出力条件

等対策の有効性評価ではより実機

原子炉圧力：定格出力条件

有

先行審査プラントと同じに近い条件を設定。
解析結果はより現実的な結果となる。

解

初期原子炉水位

通常水位

同左

無

差異はない。

通常水位

事象

主蒸気隔離弁の誤閉止

同左

無

差異はない。

主蒸気隔離弁の誤閉止

先行審査プラントと同じ原子炉スクラム

主蒸気隔離弁閉スクラム

スクラム機能喪失

有原子炉停止機能喪失事象の前提条

スクラム機能喪失

先行審査プラントと同じ

炉心条件

9×9 燃料(A 型)／(B 型)／

9×9(A 型)／MOX 単一炉心，又有

9×9(A 型)／単一炉心

先行審査プラントと同じ

8×8 燃料／MOX 燃料の混は 9×9(A 型)と MOX 混在炉心る燃料タイプごとに保守的な混在

在炉心，又は単一炉心(プラントにより異なる)炉心を選定しているが，重大事故等

原子炉停止機能喪失事象では炉心圧力上昇過渡用保守係数を代表値と先行審査プラントと同じ

流量が急減する挙動もあるが，起因して使用先行審査プラントと同じ件。
従来許認可解析では炉内に存在す

析

対策の有効性評価では，代表的な炉(プラントにより異なる)

心条件として単一炉心又は MOX 混

条なるものの，熱水力特性は同等であり，プラント全体挙動に及ぼす影響
は小さい。

件

補足 84（参考）-16

在を選定している。燃料タイプは異ボイド反応度係

圧力上昇過渡用保守係数を

圧力上昇過渡用保守係数を代表数

使用値として使用無

ドップラ反応度

事象が従来許認可と同じであるこ係数とから保守係数の代表値として，出力上昇を厳しくする圧力上昇過渡と同じ値を使用する。

ギャップ熱伝達燃焼期間中結果を厳しくす

係数

る値

同左

無

重大事故等対策の有効性評価における燃焼期間は従来許認可解析と同じであり差異はない。

燃焼期間中結果を厳しくする値

先行審査プラントと同じ

54表２−１ REDY における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（4／11）
項 目
代替再循環トリッ

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認可（過渡解析）（原子炉停止機能喪失）

との差異

考慮しない

考慮する

有

重大事故等対策の有効性評価（東海第二；原子炉停止機能喪失）

原子炉停止機能喪失事象の前提条

考慮する

先行審査プラントと同じ差異はない。

考慮しない

先行審査プラントと同じ

原子炉停止機能喪失事象の前提条

考慮する

先行審査プラントと同じ考慮する

先行審査プラントと同じ

重大事故等対策の有効性評価では

11 群モデル

先行審査プラントと同じ

長時間領域での崩壊熱による影響(ANSI/ANS-5.1-1979 相当)

件。

プ機能
代替制御棒挿入機差異による影響

考慮しない

同左

無

考慮しない

考慮する

有

能

解

ほう酸水注入機能件。
予備給水ポンプ

考慮しない

考慮する

有

析

MSIV 閉による給水加熱喪失の効
果により出力が上昇するため結果が厳しくなる条件を設定。

崩壊熱

一次遅れ特性

4 群又は 11 群モデル

有条

(ANSI/ANS-5.1-1979 相当)

を精度良く評価するために，より現件

補足 84（参考）-17

実的な崩壊熱変化を設定。
外部電源

健全

同左

無

差異はない。

健全

先行審査プラントと同じ

SRV 仕様逃がし弁機能逃がし弁機能有

定格出力条件に従い，開設定圧力を逃がし弁機能

先行審査プラントと同じ（作動設定値は過出力条件（作動設定値は設計値）

設計値に変更しているが，初期原子（作動設定値は設計値）

炉圧力からの開設定値までの差は用）

同じであるため，減圧に伴う基本的な挙動は，従来許認可解析と同様である。
再循環ポンプ慣性

設計値

同左

無

差異はない。

設計値

先行審査プラントと同じ

55

表２−１ REDY における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（5／11）
項

目

RCIC

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認可（過渡解析）（原子炉停止機能喪失）

との差異

考慮しない

考慮する

有

差異による影響

重大事故等対策の有効性評価（東海第二；原子炉停止機能喪失）

従来許認可解析での評価指標上考慮する

先行審査プラントと同じ考慮する

先行審査プラントと同じ考慮する

先行審査プラントと同じ考慮する

先行審査プラントと同じ

RCIC の動作有無は考慮不要であったが，重大事故等対策の有効性評価
では原子炉がスクラムしないため

解RCIC 作動の影響を確認している。
高圧 ECCS

考慮しない

考慮する

有

従来許認可解析での評価指標上，高圧 ECCS の動作有無は考慮不要であったが，重大事故等対策の有効性評

析

価では原子炉がスクラムしていない
ため，高圧 ECCS 作動の影響を確認している。
原子炉格納容器

考慮しない

考慮する

有

従来許認可解析では，早期にスクラ条ムするため格納容器側評価は実施しないが，重大事故等対策の有効性評
ため設計値を使用してその影響を確件

補足 84（参考）-18

価では格納容器側も評価指標である
認している。
RHR

考慮しない

考慮する

有

従来許認可解析では，格納容器側評
価は実施しないが，重大事故等対策の有効性評価では格納容器側も評価指標であるため設計値を使用してその影響を確認している。

56

表２−１ REDY における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（6／11）
項

目

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認可（過渡解析）（原子炉停止機能喪失）

との差異

炉心

核分裂出 圧力上昇過渡事象発生時に結果を 同左

（核）

力

有

重大事故等対策の有効性評価

差異による影響
圧力上昇過渡事象の評価であるた（東海第二；原子炉停止機能喪失）
圧力上昇過渡事象発生時に結果を厳 先行審査プラントと同じめ，従来許認可と同じ保守係数を用 しく評価するサイクル末期炉心条件

厳しく評価するサイクル末期炉心物

出力分布 条件を選定して，ボイド／ドップ

いている。

変化

原子炉がスクラムしないため，ボ 度に保守係数を考慮した設定を実施

ラ反応度に保守係数を考慮した設を選定して，ボイド／ドップラ反応

反応度フ 定を実施している。

ロン注入による出力低下により事 している。

ィードバ また，反応度効果としては，ボイ また，反応度効果としては，

象が収束する。原子炉がスクラム また，反応度効果としては，ボイドック効果 ド／ドップラ／スクラム／制御棒 ボイド／ドップラ／ボロン反せず，原子炉出力の変化が従来許 ／ドップラ／ボロン反応度を考慮し理の反応度を考慮している。

認可解析に比べて大きくなり，燃 ている。

応度を考慮している。

料被覆管温 度評価に影響を及ぼす。
崩壊熱については，比較的短時間 崩壊熱については，より現実

現
崩壊熱

有

崩壊熱については，原子炉にて発 崩壊熱については，より現実的な崩 先行審査プラントと同じでスクラム動作して事象は収束す 的な崩壊熱曲線を使用してい生する蒸気量が格納容器側のパラ 壊熱曲線を使用している。

るため，影響はほとんどなく，一 る。

メータ変化に影響する。なお，格次遅れを仮定している。

納容器側評価は従来許認可解析で象

補足 84（参考）-19は実施していない。
事象発生後短時間で原子炉スクラ 原 子 炉が ス ク ラ ムせ ず高 出
三次元効
果

有

中性子束振動現象が燃料被覆管温 原子炉がスクラムせず高出力・低流 先行審査プラントと同じムするため，中性子束振動現象は 力・低流量状態に至るため，度に対して影響を与える可能性が 量状態に至るため，中性子束振動現生じない。

中性子束振動現象が生じる可ある。よって，この現象を取り扱 象が生じる可能性がある。

能性がある。

うことが可能な異なる解析コード
による参考解析を参照する。

57

表２−１ REDY における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（7／11）
項
炉心目

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認可（過渡解析）（原子炉停止機能喪失）との差異

燃料棒内 原子炉内の平均的燃料棒を代 同左

無（燃料） 温度変化 表とし，燃料棒を同心円状に分重大事故等対策の有効性評価

差異による影響（東海第二；原子炉停止機能喪失）

従来許認可解析と同一であり，差異 原子炉内の平均的燃料棒を代表と 先行審査プラントと同じはない。

し，燃料棒を同心円状に分割して燃物

割して燃料ペレットの熱伝導

また，原子炉停止機能喪失事象では 料ペレットの熱伝導度，燃料ギャッ度，燃料ギャップの熱伝達率を

炉心冠水状態を維持するため，平均 プの熱伝達率を適用している。

適用している。

的燃料棒の燃料棒内温度変化及び燃料表面熱伝達については従来許

燃料棒表 燃料表面熱伝達は一定とし核 同左

無認可解析と同様である。

理

面熱伝達 沸騰の代表値を適用している。

燃料表面熱伝達は一定とし核沸騰の 先行審査プラントと同じ代表値を適用している。

現

熱的評価については，SCAT コ 熱的評価については，SCAT コ

熱的評価については，SCAT コードードにて実施（最小限界出力比 ードにて実施（燃料被覆管温度にて実施（燃料被覆管温度評価を実（MCPR）が燃料の許容設計限 評価を実施して判断基準を上施して判断基準を上回らないことを界を下回らないことを確認。） 回らないことを確認。）

確認。）

象

補足 84（参考）-20

沸騰遷移 （SCAT コードによる評価）（SCAT コードによる評価）――（SCAT コードによる評価）―

燃料被覆 （SCAT コードによる評価）（SCAT コードによる評価）――（SCAT コードによる評価）―（SCAT コードによる評価）――（SCAT コードによる評価）―

管酸化燃料被覆 （SCAT コードによる評価）
管変形58表２−１ REDY における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（8／11）
項 目

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認可（過渡解析）（原子炉停止機能喪失）との差異

炉心（熱 沸騰 ・ボ 原子炉出力の上昇並びに炉心 同左
流動）

無重大事故等対策の有効性評価

差異による影響差異はない。

（東海第二；原子炉停止機能喪失）
原子炉出力の上昇並びに炉心流量 先行審査プラントと同じ

イド 率変 流量の低下により炉心平均ボの低下により炉心平均ボイド率が化

イド率が増加するが，炉心は冠増加するが，炉心は冠水を維持して水を維持しているため，二相水いるため，二相水位の影響はない。

物

位の影響はない。
気液 分離 炉心部の保有水量は十分保た 同左

無

差異はない。

炉心部の保有水量は十分保たれ，炉 先行審査プラントと同じ（水 位変 れ，炉心は冠水を維持している

心は冠水を維持していることから化） ・対 ことから影響はない。

影響はない。

理

向流
気液 熱非
平衡

現

圧力損失

事象発生時に再循環ポンプが 原子炉圧力高により再循環ポ

圧力損失による影響に差異はない。 原子炉圧力高により再循環ポンプ 先行審査プラントと同じ

象

補足 84（参考）-21

がトリップし炉心流量が早期に低化の速さについて，炉心部の圧 早期に低下するため，炉心部の下するため，炉心部の圧力損失の影

力損失の影響により炉心流量 圧力損失の影響により炉心流

響により炉心流量低下速度が大き

低下速度が大きくなる。

量低下速度が大きくなる。

三次 元効 事象発生後短時間で原子炉ス 原 子 炉 が ス ク ラ ム せ ず 高 出
果

無トリップした際の炉心流量変 ンプがトリップし炉心流量がクラムするため，核熱水力不安 力・低流量状態に至るため，核定事象は生じない。なお，流量 熱水力不安定事象が生じる可配分による冷却材流量変化へ 能性がある。なお，流量配分にの影響は SCAT 側にて考慮す よる冷却材流量変化への影響る。

は SCAT 側にて考慮する。

くなる。
有

核熱水力不安定事象が燃料被覆管 原子炉がスクラムせず高出力・低流 先行審査プラントと同じ温度に影響を与える可能性がある。 量状態に至るため，核熱水力不安定
よって，この現象を取り扱うことが 事象が生じる可能性がある。なお，
流量配分による冷却材流量変化へ可能な異なる解析コードによる参の影響は SCAT 側にて考慮する。
考解析を参照する。

59

表２−１ REDY における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（9／11）
項

目

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認可（過渡解析）（原子炉停止機能喪失）との差異

原 子 炉 冷却材流 原子炉水位低により再循環ポ 事象発生時に再循環ポンプが有重大事故等対策の有効性評価

差異による影響（東海第二；原子炉停止機能喪失）

重大事故等対策の，有効性評価では 事象発生時に再循環ポンプがトリッ 先行審査プラントと同じ物

圧 力 容 量変化

ンプがトリップするが，実機機 トリップした際の炉心流量変

再循環ポンプのトリップを考慮して プした際の炉心流量変化の速さが，器（逃が能の反映であるため設計値を 化の速さが，解析結果に影響すいるため，設計値を使用した現実的 解析結果に影響すると考えられる。

し安全

使用している。

な解析条件としている。

ると考えられる。より現実的な弁を含評価を実施するため設計値をむ）

使用している。

理

冷却材放 原子炉圧力が逃がし弁設定値 同左

より現実的な評価を実施するため設計値を使用している。

無

差異はない。

原子炉圧力が逃がし弁設定値に達す 先行審査プラントと同じ出（臨界 に達すると蒸気を放出して原ると蒸気を放出して原子炉圧力上昇

流・差圧 子炉圧力上昇を緩和する。

を緩和する。

流）

現
沸騰・凝 これらの物理現象は炉心以外 同左

無

差異はない。

象

補足 84（参考）-22

ド率変化

ない。

圧力損失

考慮しているこれらの物理現象は炉心以外の領域 先行審査プラントと同じでは直接的には影響しない。

縮・ボイ の領域では直接的には影響し同左

無

差異はない。

考慮している

先行審査プラントと同じ

60

表２−１ REDY における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（10／11）
項 目

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認可との（過渡解析）（原子炉停止機能喪失）

差異

原 子 炉 ECCS 注 ・ECCS 系は考慮しない。

・ECCS 系を考慮。

有差異による影響

重大事故等対策の有効性評価（東海第二；原子炉停止機能喪失）

原子 炉が スクラ ムせ ・ECCS 系を考慮。

圧 力 容 水（給水 ・給水ポンプ予備機は考慮しない。 ・予備機を含めた給水系を考慮。

ず，また給水ポンプ予 ・予備機を含めた給水系を考慮。

器（逃が 系・代替 ・給水加熱喪失を考慮

備機が起動するため， ・給水加熱喪失を考慮

・同左

物

し 安 全 注水設備

給水 加熱 喪失に よる

弁 を 含 含む）

出力 上昇 が燃料 被覆

む）

管温 度へ 影響す る可

先行審査プラントと同じ能性がある。

理

ほう酸水 ほう酸水注入は考慮しない。

原子炉停止を達成するために，ほの拡散

う酸水の原子炉への注入を設定。

有

従来 許認 可解析 では 原子炉停止を達成するために，ほう 先行審査プラントと同じ
原子 炉ス クラム によ 酸水の原子炉への注入を設定。
り原 子炉 停止と なるが，重大事故等対策の有効性評価解析では，

現

ほう 酸水 注入に よる
原子 炉停 止とし てお時間が長く，格納容器

象

補足 84（参考）-23

り，原子炉停止までの
プー ル水 温度及 び格
納容 器圧 力評価 に影響する。
三次元効 REDY コードでは，燃料集合体間 同左
果の流量配分について考慮していない。

無差異はない。

REDY コードでは，燃料集合体間の 先行審査プラントと同じ流量配分について考慮していない。

61

表２−１ REDY における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（11／11）
従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認可（過渡解析）（原子炉停止機能喪失）との差異

原 子 炉 冷却材放 考慮しない

原子炉圧力が逃がし弁設定値

有

格納容 出

に達すると蒸気を放出するた器

め，格納容器プール水温度が上項 目

差異による影響

重大事故等対策の有効性評価（東海第二；原子炉停止機能喪失）

格納容器プール水温度及び格納容器 原子炉圧力が逃がし弁設定値に達す 先行審査プラントと同じ
圧力評価に影響する。

ると蒸気を放出するため，格納容器物

プール水温度が上昇する。

昇する。

理

格納容器 考慮しない

格納容器を 1 ノードでモデル

各領域間化し，空間部温度は格納容器プの流動ール水温度と同じにすると仮有格納容器プール水温度及び格納容器 格納容器を 1 ノードでモデル化し， 先行審査プラントと同じ
圧力評価に影響する。

空間部温度は格納容器プール水温度と同じにすると仮定している。

定している。

現
サプレッ 考慮しない

RHR による除熱を考慮

有

ション・

格納容器プール水温度及び格納容器 RHR による除熱を考慮

先行審査プラントと同じ

圧力評価に影響する。

象

プール冷

補足 84（参考）-24

却
気液界面 考慮しないの熱伝達（格納容器各領域間の流動に同じ）

有

格納容器プール水温度及び格納容器 （格納容器各領域間の流動に同じ） 先行審査プラントと同じ
圧力評価に影響する。

62

表２−２ SCAT における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（1／11）
従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価（ABWR 主蒸気隔離弁の誤閉止）（ABWR 主蒸気隔離弁の誤閉止＋原子炉停止機能喪失）

最小限界出力比（

原子炉出力の上昇により MCPR は減少し，原子炉スクラムにより MCPR は減少しない

沸騰遷移判定基準に達する。

）

M
C
P
R

燃料被覆管温度補足 84（参考）-25

沸騰遷移は生じないため，燃料被覆管温度は初期値からほとんど変化しない。

沸騰遷移による燃料被覆
管温度の上昇とリウェッ
トによる温度の低下63表２−２ SCAT における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（2／11）
従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

重大事故等対策の有効性評価（ABWR 主蒸気隔離弁の誤閉止）（ABWR 主蒸気隔離弁の誤閉止（東海第二；主蒸気隔離弁の誤閉止＋原子炉停止機能喪失）＋原子炉停止機能喪失）

事象
進

MCPR：原子炉スクラムによる負の反応度効 MCPR：原子炉スクラムしないため，過渡時

MCPR：原子炉スクラムしないため，過渡時果により，過渡時の MCPR は初期値を下回らの MCPR は沸騰遷移判定基準を下回る。

の MCPR は沸騰遷移判定基準を下回る。

燃料被覆管温度：沸騰遷移が生じることは無燃料被覆管温度：沸騰遷移が生じるため，温燃料被覆管温度：沸騰遷移が生じるため，温く，温度はほとんど変化しない。

度は上昇する。原子炉出力の低下に伴いリウ度は上昇する。原子炉出力の低下に伴いリウ

先行審査プラントと同じ

ない。

展
変化範囲

ェットが発生し温度は低下する。

ェットが発生し温度は低下する。

原子炉スクラム：約 0.3 秒

原子炉スクラム：失敗

原子炉スクラム：失敗

MSIV 閉鎖：約 3 秒

MSIV 閉鎖：同左

MSIV 閉鎖：約 3 秒

沸騰遷移・リウェット：発生しない

沸騰遷移・リウェット：数秒〜約 400 秒

沸騰遷移・リウェット：数秒〜約 300 秒

MCPR：初期値を下回らない

MCPR：沸騰遷移判定基準を下回る

MCPR：沸騰遷移判定基準を下回る

燃料被覆管温度：初期値からほとんど変化し燃料被覆管温度：初期値〜約 1000℃

燃料被覆管温度：初期値〜約 900℃

ない

時間：0 秒〜約 400 秒

時間：0 秒〜約 400 秒

先行審査プラントと同等

先行審査プラントと同等

適用範囲

補足 84（参考）-26

時間：0 秒〜数秒
MCPR：1.0 以上

MCPR：同左

MCPR：1.0 以上

燃料被覆管温度：対象外

燃料被覆管温度：飽和温度〜1200℃

燃料被覆管温度：飽和温度〜1200℃

時間：0 秒〜制限なし

時間：同左

時間：0 秒〜制限なし

先行審査プラントと同じ

64

表２−２ SCAT における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（3／11）
項 目
初期バンドル出

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認可（過渡解析）（原子炉停止機能喪失）との差異

初期 MCPR が OLMCPR となる値

同左

無

力

差異による影響

重大事故等対策の有効性評価（東海第二；原子炉停止機能喪失）

従来許認可解析と同一の設定であ初期 MCPR が OLMCPR となる値

先行審査プラントと同じ

主蒸気隔離弁の誤閉止

先行審査プラントと同じ

スクラム機能喪失

先行審査プラントと同じ

9×9(A 型)

先行審査プラントと同じり，差異はない。

解
事象

主蒸気隔離弁の誤閉止

同左

無

従来許認可解析と同一の事象であり，差異はない。

原子炉スクラム

主蒸気隔離弁閉スクラム

スクラム機能喪失

有原子炉停止機能喪失事象の前提条

析件であり，条件の差異が生じる。ス
クラム機能喪失時は沸騰遷移が生
じ，燃料被覆管温度が上昇する。沸騰遷移後における燃料被覆管温度

条

挙動は，SCAT コードが取扱う従来許認可解析の範囲外である。そのたに評価するように，熱伝達係数，ボ件

補足 84（参考）-27

め，原子炉停止機能喪失事象を適切
イドモデル等を従来許認可解析から変更している。
燃料タイプ

9×9(A 型), 9×9(B 型), MOX

9×9(A 型), MOX

無

従来許認可解析と同一の設定であり，差異はない。

65

表２−２ SCAT における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（4／11）
項 目
初期 MCPR

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認可（過渡解析）（原子炉停止機能喪失）との差異

OLMCPR

同左

無差異による影響

重大事故等対策の有効性評価（東海第二；原子炉停止機能喪失）

従来許認可解析と同一の設定であOLMCPR

先行審査プラントと同じ

SLMCPR

先行審査プラントと同じ

中央出力ピーク分布

先行審査プラントと同じ

44.0kW/m×1.0

先行審査プラントと同じ

従来許認可解析と同一の設定であ

上記の初期 MCPR とピーク位置での先行審査プラントと同じり，差異はない。

線出力密度を満たすよう調整したり，差異はない。
BT 判定 MCPRSLMCPR

同左

無

従来許認可解析と同一の設定であり，差異はない。

解

ホットチャンネルの軸中央出力ピーク分布

同左

無方向出力分布
最大線出力密度

従来許認可解析と同一の分布であり，差異はない。

44.0kW/m×1.0

同左

無

従来許認可解析と同一の設定であり，差異はない。

析

局所出力ピーキング係

上記の初期 MCPR とピーク数

位置での線出力密度を満同左

無

たすよう調整した値

値

ホットチャンネルのギ

先行審査プラントと同じ

条

平均出力ロッド

燃焼期間中のバンドル平同左

無均の最大値（軸方向一定件

補足 84（参考）-28

ャップ熱伝達係数

ホットロッド値）

最大線出力密度 44kW/m 相当

平均出力ロッドに同じ（軸方向分布考慮）有

従来許認可解析と同一の設定であ

燃焼期間中のバンドル平均の最大

り，差異はない。

値（軸方向一定値）

原子炉停止機能喪失事象の解析で最大線出力密度 44kW/m 相当

は，沸騰遷移後における燃料被覆管（軸方向分布考慮）

温度挙動を評価するために，ホットロッドのギャップ熱伝達係数に差異が生じる。軸方向分布を考慮した
ギャップ熱伝達係数を適用することで，適切に評価できる。

66

表２−２ SCAT における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（6／11）
従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評

従来許認可（過渡解析）

価との差異（REDY コードによる評価）（REDY コードによる評価）−−（REDY コードによる評価）−

崩壊熱（REDY コードによる評価）（REDY コードによる評価）−−（REDY コードによる評価）

−

三次元効果

（REDY コードによる評価）（REDY コードによる評価）−−（REDY コードによる評価）−

項 目

重大事故等対策の有効性評価
差異による影響（東海第二；原子炉停止機能喪失）（原子炉停止機能喪失）

物

炉心

核分裂出力

（核）

出力分布変

理

化
反応度フィ

現

ードバック

象

効果

補足 84（参考）-3068

表２−２ SCAT における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（7／11）
項
炉心
（燃料）

目

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認可（過渡解析）（原子炉停止機能喪失）との差異

燃料棒内温 出力が上昇してＭＣＰＲ 原子炉出力が急激に上昇する
度変化

有

重大事故等対策の有効性評価

差異による影響（東海第二；原子炉停止機能喪失）

原子炉停止機能喪失事象では，沸騰 原子炉出力が急激に上昇するため， 先行審査プラントと同じ物が低下するが，沸騰遷移 ため，沸騰遷移が生じて膜沸騰遷移が生じるため，燃料被覆管温度 沸騰遷移が生じて膜沸騰状態に移行

燃料棒表面 は生じず，核沸騰状態で 状態に移行する。その後，原子の挙動に差異が生じる。沸騰遷移後 する。その後，原子炉出力の低下に

熱伝達

炉出力の低下によってリウェにお ける 燃料 被覆 管温度挙 動 は， よってリウェットに至ることで核沸ットに至ることで核沸騰状態

SCAT コードが取扱う従来許認可解析 騰状態へ移行する。燃料被覆管温度へ移行する。燃料被覆管温度の範囲外である。そのため，原子炉 は，燃料ペレット内発熱により燃料

は，燃料ペレット内発熱により停止機能喪失事象を適切に評価する ペレット熱伝導とギャップ部の熱伝

燃料ペレット熱伝導とギャッ

ように，熱伝達係数，ボイドモデル 達及び燃料被覆管熱伝導を通して上

プ部の熱伝達及び燃料被覆管等を従来許認可解析から変更してい 昇する。

事象は推移する。

沸騰遷移

理

熱伝導を通して上昇する。

現

燃料被覆管 燃料被覆管温度の上昇量 沸騰遷移発生によって燃料被
酸化

る。
有

原子 炉停 止機 能喪 失事 象の 解 析で 沸騰遷移発生によって燃料被覆管温 先行審査プラントと同じは，燃料被覆管温度が高温となるた 度が高温となるため，水-ジルカロイ

反応が発生する程度には -ジルカロイ反応が発生する。

め，取扱う燃料被覆管酸化量の評価 反応が発生する。

至らない。

に差異が生じる。そのため，燃料被象

補足 84（参考）-31が小さく，水-ジルカロイ 覆管温度が高温となるため，水覆管と冷却水又は水蒸気との化学反応に Baker-Just の式を適用して燃料被覆管酸化量を計算する。
燃料被覆管 無し
変形同左

無

従来許認可解析との差異はない。

無し

先行審査プラントと同じ

69

表２−２ SCAT における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（8／11）
項

目

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認可（過渡解析）（原子炉停止機能喪失）との差異

炉心（熱 沸 騰 ・ ボ イ ボ イ ド 率 は 低 下 し て い スクラムしないためボイド率
流動）

ド率変化

く。

有

重大事故等対策の有効性評価

差異による影響（東海第二；原子炉停止機能喪失）

原子炉停止機能喪失事象の解析で スクラムしないためボイド率は高い 先行審査プラントと同じは，スクラム機能喪失を仮定してお まま維持される。
り，ボイド率の挙動に差異が生じる。

は高いまま維持される。

しかし，原子炉停止機能喪失でのボ
イド率は過渡解析のボイド率最大値と同等であるため，差異による影響

物はない。
気 液 分 離 炉心部に二相水位は形成 同左

無

従来許認可解析との差異はない。

炉心部に二相水位は形成されない。

先行審査プラントと同じ（ 水 位 変 されない。
化）・対向

理

流
気 液 熱 非 平 無し

沸騰遷移発生によって過熱蒸

衡気が発生する可能性がある。

有原子炉停止機能喪失事象の解析で 沸騰遷移発生によって過熱蒸気が発 先行審査プラントと同じ

子炉停止機能喪失事象を適切に評価現するように，燃料被覆管−冷却材間の熱伝達係数を従来許認可解析から変更している。

象

補足 84（参考）-32

は，沸騰遷移発生により，気液熱非 生する可能性がある。
平衡に差異が生じる。そのため，原圧力損失

流量に影響を与えない。

同左

無

従来許認可解析との差異はない。

三次元効果

炉心径方向出力分布の変 炉心径方向出力分布の変化は有化は小さく，流量配分に 小さく，流量配分による冷却材

核熱水力不安定事象が燃料被覆管温 炉心径方向出力分布の変化は小さ 先行審査プラントと同じ度に影響を与える可能性がある。よ く，流量配分による冷却材流量変化

よる冷却材流量変化への 流量変化への影響は小さい。

って，この現象を取り扱うことが可 への影響は小さい。

影響は小さい。

一方，原子炉がスクラムせず高また，事象発生後短時間 出力・低流量状態に至るため，流量に影響を与えない。

能な異なる解析コードによる参考解 一方，原子炉がスクラムせず高出析を参照する。

力・低流量状態に至るため，核熱水で原子炉スクラムするた 核熱水力不安定事象が生じる

力不安定事象が生じる可能性があめ，核熱水力不安定事象 可能性がある。

る。

は生じない。

先行審査プラントと同じ

70

表２−２ SCAT における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（9／11）
項 目

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認可（過渡解析）（原子炉停止機能喪失）との差異

原子炉圧 冷却材流量 原子 炉水位低によって再 ATWS 圧力高や原子炉水位低に
力容器

変化

（逃がし

物

安全弁を

理

含む）

無

差異による影響
従来許認可解析との差異はない。

再循環ポンプトリップし，自然循環

然循 環流量相当まで流量 し，自然循環流量相当まで低流量相当まで低下する。

が低下する。

下する。
無

従来許認可解析との差異はない。

（臨界流・ 圧力 の上昇によって逃がによって逃がし安全弁が作動する。

現無

従来許認可解析との差異はない。

象

縮・ボイド 本物 理現象が評価指標に
圧力損失

MSIV 誤閉止による原子炉圧力の上昇 先行審査プラントと同じし安全弁が作動する。

沸 騰 ・ 凝 炉心 以外の領域における 同左
率変化

ATWS 圧力高や原子炉水位低によって 先行審査プラントと同じ

循環ポンプトリップし，自 よって再循環ポンプトリップ

冷却材放出 MSIV 誤閉止による原子炉 同左
差圧流）

重大事故等対策の有効性評価（東海第二；原子炉停止機能喪失）

炉心以外の領域における本物理現象 先行審査プラントと同じが評価指標に与える影響はない。

与える影響はない。
炉心 以外の領域における 同左
本物 理現象が評価指標に

補足 84（参考）-33

与える影響はない。

無従来許認可解析との差異はない。

炉心以外の領域における本物理現象 先行審査プラントと同じが評価指標に与える影響はない。

71

票２−２
項 目

SCAT における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（10／11）

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認可（過渡解析）（原子炉停止機能喪失）との差異

重大事故等対策の有効性評価

差異による影響（東海第二；原子炉停止機能喪失）

物

原子炉圧 ECCS 注 水 ・T/D 給水ポンプトリップ

・T/D 給水ポンプトリップ

力容器

・M/D 給水ポンプ起動

は，M/D 給水ポンプ起動を仮定して ・M/D 給水ポンプ起動

・HPCS，RCIC 起動

おり，入口サブクーリングが増加す ・HPCS，RCIC 起動（ 給 水（逃がし 系・代替注

有

原子炉停止機能喪失事象の解析で ・T/D 給水ポンプトリップ

安全弁を 水 設 備 含るため，入口サブクーリングに差異含む）が生じる。入口サブクーリングの増む）

先行審査プラントと同じ

加は GEXL 相関式で適用可能と考え理られるため，差異による影響はない。
ほ う 酸 水 ほう酸水注入系は起動しな ほう酸水注入系の起動によっ
の拡散

い。

有

原子炉停止機能喪失事象の解析で ほう酸水注入系の起動によって原子 先行審査プラントと同じ

現て原子力出力を抑制し，原子は，ほう酸水注入系の起動を考慮す 力出力を抑制し，原子炉停止を達成

炉停止を達成する。（REDY コ

るため，ほう酸水の効果に差異が生 する。（REDY コードによる評価）

ードによる評価）

じる。燃料被覆管温度の上昇は事象初期であり，ほう酸水注入系によるいため影響はないと考えられる。そ象

補足 84（参考）-34

出力抑制の効果が現れる段階より早のため差異による影響はない。
三 次 元 効 (下部プレナムの流量配分)
果無従来許認可解析との差異はない。

(下部プレナムの流量配分)

再循環ポンプは対称にトリ 同左

再循環ポンプは対称にトリップする

ップするため影響はない。

ため影響はない。

先行審査プラントと同じ

72

表２−２
項

目

SCAT における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（11／11）

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認可（過渡解析）（原子炉停止機能喪失）との差異

重大事故等対策の有効性評価

差異による影響（東海第二；原子炉停止機能喪失）

原子炉格 冷却材放出

原子炉格納容器の挙動を 逃がし安全弁を介して原子炉

納容器評価しないため本物理現 格納容器の圧力及びプール水は，原子炉格納容器の挙動を評価す 器の圧力及びプール水温が上昇する

象は考慮しない。

るため，物理現象の考慮有無に差異 （REDY コードによる評価）。

有

温が上昇する（REDY コードによ

原子炉停止 機能喪失事象の解析で 逃がし安全弁を介して原子炉格納容 先行審査プラントと同じ物

原子炉格納容器における る評価）。

が生じる。いずれも REDY コードにて本物理現象が評価指標に適切に評価でき，SCAT コードによる与える影響はない。

評価におい て差異による影響はない。

理現

原子炉格納容器の雰囲気温度

領域 間の 流及び圧力変化に影響する（REDY

動

コードによる評価）。

サプ レッ シ 同上

残留熱除去系によるサプレッョン ・プ ー

ション・プール冷却を行うこと

ン・プール冷却を行うことによって

ル冷却によって原子炉格納容器の圧

原子炉格納容器の圧力及びプール水力及びプール水温の上昇を抑温の上昇を抑制する（REDY コードに制する（REDY コードによる評よる評価）。

象

補足 84（参考）-35

格納 容器 各 同上

有

同上

原子炉格納容器の雰囲気温度及び圧 先行審査プラントと同じ
力変化に影響する（REDY コードによ
る評価）。

有

同上

残留熱除去系 によるサプレッショ 先行審査プラントと同じ価）。
気液 界面 の 同上

原子炉格納容器の雰囲気温度

熱伝達及び圧力変化へ影響する。

有

同上

原子炉格納容器の雰囲気温度及び圧 先行審査プラントと同じ
力変化へ影響する。（REDY コードに（REDY コードによる評価）

よる評価）

73

表 3 APEX／SCAT(RIA 用)における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較(1／12）
従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価（BWR5 制御棒落下/低温時※）（BWR5 原子炉運転停止中の制御棒誤引抜）

1000

燃料エンタルピ

燃
料
エ
ン
タ
ル
ピ
(kJ/kgUO2)

1000

燃料エンタルピ

燃
料
エ
ン
タ
ル
ピ

500

(kJ/kgUO2)

500

燃料エンタルピ補足 84（参考）-36

0

0
0

1

2

3

4

時間(s)

5

6

7

0

5

10

15

20

時間(s)

※制御棒落下事象を比較対象として選定した理由は，起動時の制御棒引き抜き時の過渡変化の燃料エンタルピー
は最大約 88kJ／kgUO2 であり，制御棒落下事象の方が厳しい事象（燃料エンタルピー：8〜669kJ／kgUO2）
であるため

74

表 3 APEX／SCAT(RIA 用)における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較(2／12）

事象進展

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

重大事故等対策の有効性評価（BWR5 制御棒落下/低温時）（BWR5 原子炉運転停止中の制御棒誤引抜）（東海第二；反応度の誤投入）

原子炉の起動時に制御棒がインシーケンス

原子炉の停止時に制御棒が 1 本引き抜かれた

原子炉の停止時に制御棒が 1 本引き抜かれたで引き抜かれた臨界状態から，制御棒 1 本

局所臨界状態から，隣接する 1 本の制御棒が臨界状態から，隣接する 1 本の制御棒が引抜が落下速度の上限値 0.95m/s で落下するこ

引抜速度の上限値 9.1cm/s で連続的に引き抜速度の上限値 9.1cm／s で連続的に引き抜かれとにより，原子炉出力が上昇する。

かれることにより原子炉出力が上昇する。

ることにより原子炉出力が上昇する。

急激な出力上昇は，ドップラ反応度の負のフ

原子炉出力が上昇し，起動領域モニタの原子原子炉出力が上昇し，起動領域計装の原子炉ィードバックにより抑えられるとともに，平

炉周期短信号が発生して，原子炉はスクラム

出力ペリオド短（10 秒）信号が発生して，原均出力領域モニタの中性子束高スクラム信

し，事象は収束する。

子炉はスクラムし，事象は収束する。

原子炉スクラム：約 6.8 秒

原子炉スクラム：約 9.6 秒

先行審査プラントと同等

燃料エンタルピ：8kJ／kgUO2〜約 85kJ／

先行審査プラントと同等

先行審査プラントと同じ号が発生して，原子炉はスクラムし，事象は収束する。
原子炉スクラム：約 1.5 秒

変化範囲
適用範囲

補足 84（参考）-37

燃料エンタルピ：8kJ/kgUO2〜約

燃料エンタルピ：8kJ/kgUO2〜約

669kJ/kgUO2

144kJ/kgUO2

沸騰状態：単相，核沸騰，膜沸騰

沸騰状態：単相，核沸騰

沸騰状態：単相，核沸騰

時間：0 秒〜7 秒

時間：0 秒~20 秒

時間：0 秒〜20 秒

沸騰状態：単相，核沸騰，膜沸騰

沸騰状態：同左

沸騰状態：同左

時間：0 秒〜制限なし

時間：同左

時間：同左

kgUO2

先行審査プラントと同じ

75

表 3 APEX／SCAT(RIA 用)における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（3／12）

項

目

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認（事故：制御棒落下）（原子炉運転停止中の制御棒誤引

可（過渡 ：原子炉起動時における制

抜)

との差異

差異による影響

重大事故等対策の有効性評価（東海第二；反応度の誤投入）

御棒の異常な引き抜き）
低温停止状態有低温停止状態を初期炉心条件とし初期炉心

事故：低温臨界状態/高温待機臨界条件

状態ており，差異が生じる。ただし，個々：高温待機臨界状態
過渡（BWR5）の炉心パラメータ自体は従来許認：低温臨界状態
過渡（ABWR）

可解析の低温臨界条件と同一であ解

低温停止状態

先行審査プラントと同じ制御棒の誤引き抜き

先行審査プラントと同じ

停止中の制御棒誤引抜解析では保1.00（保守的に初期状態で臨界を想先行審査プラントと同じ守側に初期実効増倍率を 1.00 とし定）り，また，事故後の炉心の基本的な挙動は従来許認可解析と同様であることから，差異による影響はな

析

い。
事象

事故：制御棒落下

制御棒の誤引抜無過渡：制御棒の誤引抜

過渡解析と同一の事象であり，従来許認可解析のモデル適用範囲内で

条

1.00（通常の制御棒引抜操作で臨界 1.00(保守的に初期状態で臨界を増倍率に達している）無想定)ており，初期実効増倍率条件の差異はない。

件

補足 84（参考）-38

ある。
初期実効

初期制御

臨界状態に対応した制御棒パター

棒パター

ン

ン

制御棒 1 本全引抜

有

停止中の制御棒誤引抜解析では制御棒 1 本全引抜状態を初期条件としており，条件の差異が生じる。事故
後の炉心の基本的な挙動は従来許認可解析と同様であり，差異による影響はない。

制御棒 1 本全引き抜き

先行審査プラントと同じ

76

表 3 APEX／SCAT(RIA 用)における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（4／12）

項

目

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認（事故：制御棒落下）（原子炉運転停止中の制御棒誤引

可との差（過渡 ：原子炉起動時における制抜)

異差異による影響

重大事故等対策の有効性評価（東海第二；反応度の誤投入）

御棒の異常な引き抜き）
初期出力事故（低温臨界状態）：定格の 10-8

定格の 10-8

無停止中の制御棒誤引抜解析では低解事故（高温待機臨界状態）：定格の温臨界状態に対応した初期出力と10-6しており，事故・過渡解析（低温臨

過渡（低温臨界状態）：定格の 10-8界状態）との差異はない。

定格の 10−８

先行審査プラントと同じ

20℃

先行審査プラントと同じ

8kJ／kgUO2

先行審査プラントと同じ

0.0MPa[gage]

先行審査プラントと同じ過渡（高温待機臨界状態）
：定格の
10-3
20℃

析

初期燃料

低温臨界状態：20℃

被覆管表

高温待機臨界状態(BWR5)：286℃

無温臨界状態に対応した初期温度と面温度及高温待機臨界状態(ABWR)：287℃

しており，事故・過渡解析（低温臨

び原子炉

停止中の制御棒誤引抜解析では低界状態）との差異はない。

条件

補足 84（参考）-39

冷却材の
温度
初期燃料

低温臨界状態：8kJ/kgUO2

エンタル

高温待機臨界状態：75kJ/kgUO2

8kJ/kgUO2

無初期温度に対応した燃料エンタル
ピとしており，事故・過渡解析（低ピ

温臨界状態）との差異はない。
0.0MPa[gage]

初期原子

低温臨界状態：0.0MPa[gage]

炉圧力

高温待機臨界状態(BWR5)：

期圧力としており，事故・過渡解析

7.03MPa[gage]（低温臨界状態）との差異はない。

高温待機臨界状態(ABWR)：
7.17MPa[gage]

無原子炉低温停止状態に対応した初77

表 3 APEX／SCAT(RIA 用)における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（5／12）

項 目

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認（事故：制御棒落下）（原子炉運転停止中の制御棒誤可との差（過渡 ：原子炉起動時における制引抜)

異

重大事故等対策の有効性評価

差異による影響（東海第二；反応度の誤投入）

御棒の異常な引き抜き）
初期炉心

定格の 20%流量（再循環ポンプによる冷却材循環） （崩壊熱除去系による冷却材循

定格の 2%

有

環）

停止中の制御棒誤引抜解析では残留

定格の 2%

熱除去系による冷却材循環を仮定し（残留熱除去系による冷却材循環）

先行審査プラントと同じており，初期流量に差異が生じる。

解

事故後の炉心の基本的な挙動は従来

析

許認可解析と同様であり，差異によ条

る影響はない。

件

局所出力

最大出力となる燃料集合体断面に最大出力となる燃料集合体断面

ピーキン

対応する値

グ係数

補足 84（参考）-40

従来許認可と同一の局所出力ピーキ

最大出力となる燃料集合体断面に対に対応する値

ング係数を使用しており，差異はな

応する値

燃焼度条件

燃焼度条件

い。

燃焼度条件

サイクル初期：未燃焼

未燃焼

サイクル末期：当該燃料の燃焼度よ
り小さい燃焼度

無未燃焼

先行審査プラントと同じ

78

表 3 APEX／SCAT(RIA 用)における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（6／12）

項

目

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認（事故：制御棒落下）（原子炉運転停止中の制御棒誤可との差（過渡 ：原子炉起動時における制御

引抜)

異重大事故等対策の有効性評価

差異による影響（東海第二；反応度の誤投入）

棒の異常な引き抜き）
ギャップ

Ross & Stoute の式

同左

無

熱伝達

従来許認可と同一の熱伝導方程式

解

Ross & Stoute の式

先行審査プラントと同じ

先行審査プラントと同じを使用しており，差異はない。

析

燃料棒表

単相強制対流：Dittus-Boelter の式

従来許認可解析と同一の熱伝達相

単相強制対流：Dittus-Boelter の式

面熱伝達

核沸騰状態：Jens-Lottes の式

関式を用いており，差異はない。ま

核沸騰状態：Jens-Lottes の式

モデル

補足 84（参考）-41

沸騰遷移

同左

無

膜沸騰状態(低温時)：NSRR の実測

た，事故後の炉心の基本的な挙動は 膜沸騰状態(低温時)：NSRR の実測データに基づいて導出された熱伝達

従来許認可解析と同様であり，熱伝 データに基づいて導出された熱伝相関式

達係数については従来許認可解析

膜沸騰状態(高温待機時) ：コードの取り扱いの範囲内に収ま

膜沸騰状態(高温待機時) ：Dougall-Rohsenow の式

る。

Dougall-Rohsenow の式

従来許認可解析と同一の沸騰遷移

低温時：Rohsenow-Griffith の式及低温時：Rohsenow-Griffith の式及び Kutateladze の式

同左

無

達相関式

判定式を用いており，差異はない。 び Kutateladze の式

高温待機時：GEXL 相関式での

高温待機時：GEXL 相関式でのMCPR が限界値

MCPR が限界値

先行審査プラントと同じ

79

表 3 APEX／SCAT(RIA 用)における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（7／12）

項

目

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認（事故：制御棒落下）（原子炉運転停止中の制御棒誤引

可との差（過渡 ：原子炉起動時における制抜)

異重大事故等対策の有効性評価

差異による影響（東海第二；反応度の誤投入）

御棒の異常な引き抜き）
引抜/落下

事故：インシーケンス制御棒引抜で 初期引抜制御棒に隣接する制御棒

制御棒

許可された制御棒 1 本

有1本

停止中の制御棒誤引抜解析は引抜

初期引抜制御棒に隣接する制御棒 1

制御棒に隣接する制御棒 1 本の引抜本解：インシーケンス制
過渡（BWR5）を仮定しており，引抜制御棒に差異

御棒引抜で許可された制御棒 1 本が生じる。事故後の炉心の基本的な過渡（ABWR）：インシーケンス制

挙動は従来許認可解析と同様であ析

御棒引抜で許可された制御棒 26 本

先行審査プラントと同じり，差異による影響はない。

事故：1.3%Δk

誤引抜制御棒全引抜時の反応度価

制御棒価

過渡（BWR5）：1.3%Δk値

値

過渡（ABWR）：3.5%Δk

有

停止中の制御棒誤引抜解析は誤引

誤引抜制御棒全引抜時の反応度価値

先行審査プラントと同じ

9.1cm／s

先行審査プラントと同じ抜制御棒全引抜時の反応度価値を用いるため，制御棒価値に差異が生じる。事故後の炉心の基本的な挙動は従来許認可解析と同様であり，差異による影響はない。

件

補足 84（参考）-42

条

引抜/落下

制御棒引

：0.95m/s
事故（BWR5）

BWR5：9.1cm/s

抜/落下速事故（ABWR）：0.7m/s

ABWR：3.3cm/s

度

過渡（BWR5）：9.1cm/s
過渡（ABWR）：3.3cm/s

無従来許認可（過渡）と同一の制御棒
引抜速度としており，差異はない。

80

表 3 APEX／SCAT(RIA 用)における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（8／12）

項

目

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認（事故：制御棒落下）（原子炉運転停止中の制御棒誤引

可との差（過渡 ：原子炉起動時における制

抜)

異

無

差異による影響

重大事故等対策の有効性評価（東海第二；反応度の誤投入）

御棒の異常な引き抜き）
事故：中性子束高（平均出力領域モ

中間領域モニタ採用プラント：中

条件

ニタ）

性子束高

過渡（中間領域モニタ採用プラン

起動領域モニタ採用プラント：原ト）：中性子束高

子炉周期短

解

スクラム

従来許認可（過渡）と同一のスクラ 起動領域計装の原子炉出力ペリオ
ム条件としており，差異はない。

先行審査プラントと同じ

ド短（10 秒）信号

過渡（起動領域モニタ採用プラント）：原子炉周期短析

検出器バ

事故：平均出力領域モニタに単一故BWR5：A，B チャンネルともにイパス条

障を仮定する。

引抜制御棒に最も近い検出器を 1

バイパス条件としており，差異はな に最も近い検出器を 1 個ずつバイパ

件：A，B チャンネルと過渡（BWR5）個ずつバイパスい。

もに引抜制御棒に最も近い検出器

ABWR：A，B，C グループともに

条

引抜制御棒に最も近い検出器を 1

過渡（ABWR）：A，B，C グループ個ずつバイパス

従来許認可（過渡）と同一の検出器 A，B チャンネルともに引抜制御棒

先行審査プラントと同じス

ともに引抜制御棒に最も近い検出器を 1 個ずつバイパス件

補足 84（参考）-43

を 1 個ずつバイパス

無

スクラム

事故：0.09 秒

中間領域モニタ採用プラント：

動作遅れ

過渡（中間領域モニタ採用プラン

0.09 秒ト）：0.09 秒

起動領域モニタ採用プラント：0.2

過渡（起動領域モニタ採用プラン

秒ト）：0.2 秒

無従来許認可（過渡）とスクラム動作 0.2 秒
遅れとしており，差異はない。

先行審査プラントと同じ

81

表 3 APEX／SCAT(RIA 用)における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（9／12）

項 目

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認可（事故：制御棒落下）（原子炉運転停止中のとの差異（過渡 ：原子炉起動時における制御

制御棒誤引抜)差異による影響

重大事故等対策の有効性評価（東海第二；反応度の誤投入）

棒の異常な引き抜き）

物
現

炉心（核）

理
象

核分裂出

事故：制御棒落下により急激な反応度

制御棒が連続的に引き抜かれ，原子停止中の制御棒誤引抜解析は炉心外周制御棒が連続的に引き抜かれ， 先行審査プラントと同じ力

投入と出力分布変化が生じる。急激な炉出力が上昇する。出力上昇後にス部の制御棒が局所的に引き抜かれるこ

原子炉出力が上昇する。出力上

出力分布

出力上昇はドップラ反応度の負のフクラム信号が発生して原子炉はスとから，局所的に出力が上昇し，三次元

昇後にスクラム信号が発生し変化ィードバックにより抑えられるととクラムする。

的な出力分布変化の影響が生じる。まて原子炉はスクラムする。

反応度フ

もに，平均出力領域モニタの中性子束

た，制御棒反応度効果は一般に三次元的ィードバ

高スクラム信号が発生して，原子炉はな位置に依存する影響を受けるが，事象

ック効果

スクラムする。

を通じての炉心挙動は従来許認可（事制御棒反過渡：制御棒が連続的に引き抜かれ，故）の範囲を超えることはない。

応度効果

原子炉出力が上昇する。出力上昇後にスクラム信号が発生して原子炉はス

補足 84（参考）-44

クラムする。

有

82

表3

項 目

APEX／SCAT(RIA 用)における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（10／12）

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認可（事故：制御棒落下）（原子炉運転停止中のとの差異（過渡 ：原子炉起動時における制御

制御棒誤引抜)

重大事故等対策の有効性評価

差異による影響（東海第二；反応度の誤投入）

棒の異常な引き抜き）物
現

炉心（燃料）

理

燃料棒内

事故：炉心出力が急激に上昇するた

炉心出力の上昇は従来許認可の事

温度変化

め，最高出力燃料棒は沸騰遷移し膜沸故と比較して緩やかであることか可の事故と比較して緩やか

燃料棒表

騰状態に至る。膜沸騰状態では燃料のら，最高出力燃料棒は沸騰遷移にはであることから，最高出力

面熱伝達

除熱量が低下し，燃料温度は 1000℃至らない。

燃料棒は沸騰遷移には至ら

沸騰遷移を超える温度で推移する。

無従来許認可解析からの差異はない。

炉心出力の上昇は従来許認

先行審査プラントと同じない。

過渡：炉心出力の上昇は事故と比較して緩やかであることから，
最高出力燃
料棒は沸騰遷移に至らない。
無従来許認可解析からの差異はない。

燃料被覆管温度の上昇量が象

補足 84（参考）-45

燃料被覆

事故：燃料被覆管の高温化に伴う水-燃料被覆管温度の上昇量が小さく，

管酸化

ジルカロイ反応が発生する。

燃料被覆管温度は水-ジルカロイ反小さく，燃料被覆管温度は

過渡：燃料被覆管温度の上昇量が小さ応が発生する程度には至らない。

水-ジルカロイ反応が発生す

く，燃料被覆管温度は水-ジルカロイ
反応が発生する程度には至らない。

る程度には至らない。

先行審査プラントと同じ

83

表3

項 目

APEX／SCAT(RIA 用)における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（11／12）

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認可（事故：制御棒落下）（原子炉運転停止中のとの差異（過渡 ：原子炉起動時における制御

制御棒誤引抜)差異による影響

重大事故等対策の有効性評価（東海第二；反応度の誤投入）

棒の異常な引き抜き）
事故：炉心出力が急激に上昇するたサブクール度が大きく，また，事象

イド率変め，ボイドが発生する。

を通じての表面熱流束上昇量も小事象を通じての表面熱流束上化

過渡 : サブクールのない高温待機状

さいことから，ボイドはほとんど発

昇量も小さいことから，ボイ態の場合，ボイドが発生する。

生しない。

ドはほとんど発生しない。

物

沸騰・ボ

無

従来許認可解析からの差異はない。

サブクール度が大きく，また， 先行審査プラントと同じ低温状態の場合，サブクール度が大き
く，また，事象を通じての表面熱流束

現象

補足 84（参考）-46

炉心（熱流動）理

上昇量も小さいことから，
ボイドはほ
とんど発生しない。
三次元効

事故：ボイド発生に伴い，圧力損失に

サブクール度の大きい低温状態で果よる流量配分への三次元効果が生じあり，ボイドがほとんど発生しない

また，事象を通じての燃料挙動は従来許 態であり，ボイドがほとんど得る。

ことから，圧力損失による流量配分

認可（事故）の範囲を超えることはない。 発生しないことから，圧力損

過渡：高温待機状態の場合，ボイド発への三次元効果は生じない。

生に伴い，圧力損失による流量配分への三次元効果が生じ得る。
低温状態の場合，ボイドがほとんど発生しないことから，圧力損失による流量配分への三次元効果は生じない。

無従来許認可解析（過渡）との差異はない。 サブクール度の大きい低温状失による流量配分への三次元効果は生じない。

先行審査プラントと同じ

84

表3

項 目

APEX／SCAT(RIA 用)における従来許認可解析と重大事故等対策の有効性評価の比較（12／12）

従来許認可解析

重大事故等対策の有効性評価

従来許認可（事故：制御棒落下）（原子炉運転停止中のとの差異（過渡 ：原子炉起動時における制御

制御棒誤引抜)

重大事故等対策の有効性評価

差異による影響（東海第二；反応度の誤投入）

棒の異常な引き抜き）
圧力損失

炉心（熱流動）物理現象

事故：ボイド発生に伴い，圧力損失へ

サブクール度の大きい低温状態での影響が生じる。

あり，ボイドがほとんど発生しない

また，事象を通じての燃料挙動は従来許 状態であり，ボイドがほと

過渡：高温待機状態の場合，ボイド発ことから，圧力損失への影響は生じ

認可（事故）の範囲を超えることはない。 んど発生しないことから，生に伴い，圧力損失への影響が生じない。

る。低温状態の場合，ボイドがほとん
ど発生しないことから，圧力損失への影響は生じない。

無従来許認可解析（過渡）との差異はない。 サブクール度の大きい低温

圧力損失への影響は生じない。

先行審査プラントと同じ

補足 84（参考）-4785