資料番号：PS-6-1-5 改1

平成29年10月2日
日本原子力発電株式会社
重大事故時の格納容器過圧破損防止対策について

１．はじめに
東海第二発電所の格納容器設計の特徴を踏まえた過圧破損防止対策について説明する。

２．東海第二発電所の格納容器設計の特徴
放射性物質の最終障壁となる格納容器設計（設計基準事故対処設備）の特徴は以下のとおりである。
・

定検時作業スペースの拡大等を採用した改良標準化前の設計であるＭ
ａｒｋ−Ⅱ型格納容器であり，原子炉熱出力に対する格納容器の自由
体積が小さい・

格納容器の最高使用圧力は 0.31MPa[gage]であり，Ｍａｒｋ−Ⅰ型／Ⅰ改型の 0.427MPa[gage]に比べて低い

・格納容器の過圧事象に対して，サプレッション・プールの蒸気凝縮及び残留熱除去系（2 系列）を採用

３．東海第二発電所の格納容器過圧破損防止対策の設計
上記の設計基準事故対処設備としての格納容器設計の特徴から，重大事故等の格納容器過圧事象発生時には，他の格納容器型式の国内ＢＷＲより，格納容器ベント時間が早くなる（別紙 1）。このため，その特徴を踏まえた格納容器過圧破損防止対策の設計を行う。
設置許可基準規則第５０条では，ＢＷＲプラントに対し重大事故時の過圧破損防止対策として格納容器圧力逃がし装置の設置が要求されているが，格
納容器圧力逃がし装置は意図的に格納容器内の蒸気を放出する対策であり，
1

1

フィルタを介するものの放射性物質の環境への放出を伴う特徴がある。東海
第二発電所では，上記２．の格納容器設計の特徴を踏まえ，事故後短期の格
納容器ベントを実質的に排除するため，以下の設計を採用する（下線部はこれまでの設計からの変更点）。
①

格納容器過圧破損防止対策として環境への放射性物質の放出を伴わない格納容器除熱系（代替循環冷却系）の多重化設計の採用②

事故後長期の放射線水分解に伴う格納容器内水素爆発防止対策のため代替窒素封入系（可搬型窒素供給装置）の強化及び格納容器圧力逃がし装置の採用それぞれの設備について，以下の方針にて設計する。
(1) 代替循環冷却系
格納容器過圧破損防止対策として優先して使用する代替循環冷却系は，残留熱除去系との多様性，独立性を確保し位置的分散を図ることで，共通要因により同時に機能喪失することを防止する設計とする（別紙 2）。

(2) 代替窒素封入系（可搬型窒素供給装置）
代替窒素封入系（可搬型窒素供給装置）は，放射線水分解による格納
容器内の酸素濃度上昇時に格納容器内に窒素封入することで，格納容器
内の酸素濃度を抑制し，酸素濃度による格納容器ベントの実施基準到達時間を可能な限り遅延する設計とする（別紙 2）。

(3) 格納容器圧力逃がし装置
格納容器圧力逃がし装置は，残留熱除去系及び代替循環冷却系との多様性，独立性を確保し位置的分散を図ることで，共通要因により同時に
2

2

機能喪失することを防止する設計とする。また，サプレッション・チェ
ンバ側及びドライウェル側のいずれからも格納容器内の非凝縮性ガス等の排気を可能とし，排気中に含まれる放射性物質を低減するためのフィルタ装置を設置する設計とする（別紙 2）。

４．代替循環冷却系の信頼性
格納容器圧力逃がし装置による事故後短期のベントを実質的に排除するため設置する代替循環冷却系のシステム非信頼度は以下のとおりである。代替
循環冷却系の多重化により，代替循環冷却系 1 系列に比べてシステム非信頼度が 1 桁程度低減することが可能である（別紙 3）。
・

代替循環冷却系 2 系列（Ａ系及びＢ系）：

約 3×10−４ ／demand

・

代替循環冷却系 1 系列（Ａ系のみの場合）：

約 2×10 −３ ／demand

５．代替循環冷却系による格納容器ベント遅延効果について（別紙 4）
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）」において代替循環冷却系により格納容器除熱を実施する場合の可燃性ガス排出のための格納容器ベント時間は，事故後約 40 日後（約 39.7
日後）となる。また，放射線水分解の不確かさ（Ｇ値の不確かさ）を保守的に考慮した場合においても，代替循環冷却系により格納容器ベントの実施時
期を事故後約 5 日（約 122 時間）後に遅延することができる。
一方，代替循環冷却系に期待しない場合には，サプレッション・プールの水位上昇によって格納容器ベントに至り格納容器過圧破損防止のための格納容器ベント時間が事故後約 24 時間となる。この結果から，代替循環冷却系の設置により格納容器ベントの実施時期を大幅に遅延し，格納容器ベントによる放射性物質の放出を低減することができる（第 1 図）。
33

希ガス核種の半減期Kr-85m：約 4.5h
Kr-85 ：約 10.7y
Kr-87 ：約 1.3h
Kr-88 ：約 2.8h
Xe-133：約 5.3d
Xe-135：約 9.1h

第1図

事故発生後の希ガス発生量の時間変化(核種合計)

4

4

別紙 1

東海第二発電所の重大事故等の格納容器過圧事象時のベント時間について

東海第二発電所は，設計基準事故対処設備としての格納容器設計の特徴から，重大事故等の格納容器過圧事象時には，他の格納容器型式の国内ＢＷＲより，格納容器ベント時間が早くなる。その理由について以下に説明する。

・

原子炉熱出力に対する格納容器の自由体積が小さく，格納容器からの除熱機能喪失による過圧事象発生時の格納容器の圧力上昇が早い

・

格納容器の最高使用圧力が，Ｍａｒｋ−Ⅰ型／Ⅰ改型の0.427MPa[gage]に比べて低く，格納容器スプレイの実施基準である格
納 容 器 圧 力 （ 炉 心 損 傷 前 ： 0.9Pd(279kPa[gage]) ， 炉 心 損 傷 後 ：1.5Pd(465kPa[gage])）が低いため，格納容器スプレイ効果が小さいことに加えて，上記のとおり格納容器の過圧事象発生時の格納容器圧力の上昇が早いことから，時間当たりの格納容器スプレイ流量が多い（原子炉圧力容器破損後等の大量の蒸気が発生した場合の格納容器ス
プレイ増加も同様）

4

5

別紙 2
代替循環冷却系及び格納容器圧力逃がし装置の系統概要

1.

代替循環冷却系について(1) 代替循環冷却系の系統概要
代替循環冷却系は残留熱除去系と共通要因により同時に機能喪失することを防止する設計としているが，その特徴は第 1 表のとおり。
また，系統概要図を第 1 図に，代替循環冷却系ポンプの配置図を第 2 図に示す。第 1 図の緑で囲った範囲は代替循環冷却系（Ｂ系）の格納容器ス
プレイラインと代替格納容器スプレイ冷却系（常設）のラインが一部共有
する。

第1表

代替循環冷却系の設計上の特徴

設備
代替循環冷却系ポンプ
代替循環冷却系ポンプのサポート系

設計上の特徴残留熱除去系ポンプと異なる区画に設置し，位置的分散を考慮した設計
冷却水は不要（自然冷却）とすることで，設計基準事故対
処設備である残留熱除去系ポンプの冷却水（残留熱除去系海水系）と同時に機能喪失しない設計
常設代替交流電源設備を使用することで，設計基準事故対電源処設備である残留熱除去系ポンプ及び低圧炉心スプレイ
系ポンプの電源（非常用ディーゼル発電機）と同時に機能喪失しない設計

電動弁

駆動部に設けるハンドルにて手動操作も可能な設計とすることで，電動駆動に対し多様性を持った設計

66

代替循環冷却系（Ｂ系）と代替格納容器スプレイ冷却系が共有する部分

代替循環
冷 却 系
（Ｂ系）

代替循環
冷 却 系
（Ａ系）

第1図

代替循環冷却系の系統概要図

7

7

第2図

代替循環冷却系ポンプの配置図

88(2) 代替循環冷却系（Ｂ系）の成立性
格納容器破損モード「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）」では，代替循環冷却系と代替格納容器スプレイ冷却系（常設）を同時に使用しないため，代替循環冷却系（Ｂ系）を使用した場
合でも事故進展に影響はない。
一方，格納容器破損モード「ＤＣＨ，ＦＣＩ，ＭＣＣＩ」では，原子炉
圧力容器破損後に代替循環冷却系（Ａ系）と代替格納容器スプレイ冷却系（常設）による同時の格納容器スプレイを実施する条件で解析しているが，(1)に記載のとおり，代替循環冷却系（Ｂ系）と代替格納容器スプレ
イ冷却系（常設）による同時の格納容器スプレイは実施できないことから，代替循環冷却系（Ｂ系）のみを使用 ※ した条件でのＭＡＡＰ解析を実施した。
※

外部水源の持ち込みを制限し，サプレッション・プール水位の上昇抑制による格納容器ベント遅延を図り，可能な限り外部への影響を軽減する観点か
ら，代替格納容器スプレイ冷却系（常設）より代替循環冷却系（Ｂ系）を優先して使用することを想定

第 2 表及び第 3 表に格納容器破損モード「ＤＣＨ，ＦＣＩ，ＭＣＣＩ」の評価シーケンスにおける代替循環冷却系（Ａ系）に期待した場合と代替
循環冷却系（Ｂ系）に期待した場合の解析条件及び解析結果の比較を示す。
また，格納容器圧力挙動及び温度挙動を第 3 図から第 6 図に示す。
有 効 性 評 価 の 評 価 項 目 で あ る 格 納 容 器 温 度 200 ℃ 以 下 ， 圧 力
620kPa[gage]以下に抑えられることを確認した。

9

9

第2表

解析条件の比較

代替循環冷却系Ａ系に期待した場合（有効性評価のベースケース）

注水及び又はスプレイを実施する系統

代替循環冷却系の機器条件・操作条件

代替格納容器スプレイ
冷却系（常設）の機器条
件・操作条件

格納容器下部注水系（常設）の機器条件・操作条件

・原子炉注水
代替循環冷却系（Ａ系）
・格納容器スプレイ
代替循環冷却系（Ａ系）
代替格納容器スプレイ冷却系（常設）・ペデスタル注水
格納容器下部注水系（常設）・事象発生 90 分後から 250m３ ／h でドライ
ウェルスプレイを実施
・ＲＰＶ破損後に格納容器圧力が低下傾向に転じて 30 分後，150m３ ／h でドライウェルスプレイ，100m ３ ／h で原子炉注水を実施
・原子炉圧力破損＋6 分後から 300ｍ ３ ／h
でドライウェルスプレイを実施し，ＲＰ
Ｖ破損後に格納容器圧力が低下傾向に転じて 30 分後に停止
・その後，間欠スプレイ（格納容器圧力 400〜465kPa[gage]）を実施
・原子炉圧力破損後＋7 分後から 80ｍ ３ ／h
で格納容器下部水位制御（水位 2.25〜
2.75m）を実施

第3表

代替循環冷却系（Ｂ系）に期待した場合（今回の評価ケース）
・原子炉注水
代替循環冷却系（Ｂ系）
・格納容器スプレイ
代替循環冷却系（Ｂ系）
・ペデスタル注水
格納容器下部注水系（常設）

代替循環冷却系Ａ系に期待した場合と同じ（実施しない）代替循環冷却系Ａ系に期待した場合と同じ

解析結果の比較

代替循環冷却系Ａ系に期待した場合（有効性評価のベースケース）

代替循環冷却系（Ｂ系）に期待した場合（今回の評価ケース）

格納容器圧力の最大値

0.47MPa[gage]

約 0.58MPa[gage]

格納容器温度の最大値

151℃

162℃

10

10

0.8
ドライウェルサプレッション・チェンバ
0.62MPa[gage]
0.6
格
納
容
器
圧
力

格納容器スプレイ等による格納容器圧力抑制
常設低圧代替注水系ポンプを用いた代替格納容器スプレイ冷却系（常設）による格納容器圧力制御開始までの最大圧力 約 0.47MPa[gage]（約 7.4 時間）

0.4

代替循環冷却系による格納容器除熱による圧力低下(MPa[gage])

原子炉圧力容器破損及びペデスタル（ドライウェル部）への溶融炉心落下（約 4.5 時間）に伴う圧力上昇

サプレッション・チェンバ内への窒素供給開始（約 167 時間）

0.2

逃がし安全弁（自動減圧機能）による原子炉急速減圧（約 38 分）に伴う圧力上昇

0.0
0

24

48

72

96

事故後の時間(hr)
事故後の時間 (h)

第3図

120

144

168

JOB No.MA47BNT2TQUV3H7I008「ＤＣＨ，ＦＣＩ，ＭＣＣＩ」における代替循環冷却系（Ａ系）に期待した場合の格納容器圧力の推移

300
ドライウェルサプレッション・チェンバ(気相)格納容器スプレイ等による格納容器温度抑制

格
納
容
器
温
度

サプレッション・チェンバ(液相)
200℃

200

常設低圧代替注水系ポンプを用いた代替格納容器スプレイ冷却系（常設 ）による格納容器圧力制御開始までの最高温度 約 151℃（約 7.4 時間）
代替循環冷却系による格納容器除熱による温度低下

（℃）
100

原子炉圧力容器破損及びペデスタル（ドライウェル部）への溶融炉心落下（約 4.5 時間）に伴う温度上昇
逃がし安全弁（自動減圧機能）による原子炉急速減圧（約 38 分）に伴う温度上昇

0
0

24

48

72

96

120

144

168

事故後の時間(hr)
事故後の時間 (h)JOB No.MA47BNT2TQUV3H7I008

第4図「ＤＣＨ，ＦＣＩ，ＭＣＣＩ」における代替循環冷却系（Ａ系）に期待した場合の格納容器雰囲気温度の推移
11

11

0.8
ドライウェルサプレッション・チェンバ
0.62MPa[gage]
0.6
格
納
容
器
圧
力

代替循環冷却系（Ｂ系）による格納容器除熱継続（約 90 分以降）
により，原子炉圧力容器破損後に伴う圧力上昇を 0.62MPa[gage]
未満（最大圧力約 0.58MPa[gage]）に抑制
0.4(MPa[gage])
原子炉 圧力 容器 破損 及び ペデ スタ ル （ドラ イウ ェル 部） への溶融炉心落下（約 4.5 時間）に伴う圧力上昇
0.2

逃がし安全弁（自動減圧機能）による原子炉急速減圧（約 38 分）に伴う圧力上
0.0
0

24

48

72

96

120

144

168

事故後の時間(h)JOB No.MA47BNT2TQUV3H9D000

第5図「ＤＣＨ，ＦＣＩ，ＭＣＣＩ」シーケンスにおける代替循環冷却系（Ｂ系）を使用した場合の格納容器圧力の推移

300
ドライウェルサプレッション・チェンバ

格
納
容
器
温
度

200

（℃）

100

200℃
代替循環冷却系（Ｂ系）による格納容器除熱による温度低下
代替循環冷却系（Ｂ系）による格納容器除熱継続（約 90 分以降）により，原子炉圧力容器破損後に伴う温度上昇を 200℃未満に抑制

原子炉圧力容器破損及びペデスタル（ドライウェル部）
への溶融炉心落下（約 4.5 時間）に伴う温度上昇
逃がし安全弁（自動減圧機能）による原子炉急速減圧（約 38 分）に伴う温度上昇

0
0

24

48

72

96

120

144

168

事故後の時間(hr)JOB No.MA47BNT2TQUV3H9D000

第6図「ＤＣＨ，ＦＣＩ，ＭＣＣＩ」における代替循環冷却系（Ｂ系）に期待した場合の格納容器雰囲気温度の推移
12

12

2.

格納容器圧力逃がし装置について
格納容器圧力逃がし装置は残留熱除去系及び代替循環冷却系と共通要因により同時に機能喪失することを防止する設計としており，その特徴は第 4 表のとおりである。格納容器圧力逃がし装置は，サプレッション・チェンバ側
及びドライウェル側のいずれからも格納容器内の非凝縮性ガス等の排気を可能とし，排気中に含まれる放射性物質を低減するためのフィルタ装置を設置する設計とする
サプレッション・チェンバ内でのスクラビング効果が期待できるサプレッ
ション・チェンバ側からのベントを第一優先とするが，何らかの原因でサプ
レッション・チェンバ側からのベントができない場合にはドライウェル側からのベントを行う。
第 7 図に格納容器圧力逃がし装置の系統概要図を示す。

第4表

格納容器圧力逃がし装置の設計上の特徴

設備
フィルタ装置及び配管

設計上の特徴残留熱除去系及び代替循環冷却系と異なる区画に設置し，位置的分散を考慮した設計
常設代替交流電源設備を使用することで，設計基準事故対電源処設備である残留熱除去系ポンプ及び低圧炉心スプレイ
系ポンプの電源（非常用ディーゼル発電機）と同時に機能喪失しない設計

電動弁

遠隔人力操作機構にて手動操作も可能な設計とすること
で，電動駆動に対し多様性を持った設計

13

13

ドライウェル（Ｄ／Ｗ）ベントの流路
ウェットウェル（Ｗ／Ｗ）ベントの流路
Ｄ／Ｗベント及びＷ／Ｗベント共通の流路

排気筒※系統構成はＷ／Ｗベント時の状態を示す。

第7図
換気空調系へRE
放射線モニタ

AO

圧力開放板

AO

MO

格納容器

MO

耐圧強化
ベント系
AO
＊2

＊2
遠隔人力操作機構

原子炉建屋
ガス処理系へ

＊3

＊1
＊3

RE
窒素供給
ライン

MO

＊5

MO

AO

MO

原子炉圧力容器＊4

AO
不活性ガス系14

格納容器圧力逃がし装置の系統概要図

水素濃度計
H2E

＊4
＊5

ドライウェルMO＊1

サプレッション・チェンバ

フィルタ装置

AO

補給水
ライン

MO
原子炉隔離時冷却系
真空ポンプより
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
フィルタ装置格納槽

14

別紙 3
代替循環冷却系のシステム非信頼度について

1.

はじめに
フォールトツリー手法を用いて，代替循環冷却系のシステム非信頼度を評
価する。

2.

評価条件
評価条件は第 1 表のとおり。

第1表

代替循環冷却系のシステム非信頼度の評価条件

システム非信頼度の

代替循環冷却系，緊急用海水系，及び常設代替交流電源

評価範囲

設備（別紙 2 において期待している系統）

代替循環冷却系の成功基準
緊急用海水系の成功基準
常設代替交流電源設備の成功基準
システム非信頼度の評価

3.

1 系列
ポンプ 2 台中 1 台
常設代替高圧電源装置 5 台中 2 台
ランダム故障を対象

評価結果
代替循環冷却系のシステム非信頼度を，第 1 図のフォールトツリーを用いて評価した。その結果，第 2 表に示すとおり，代替循環冷却系（Ａ系及びＢ系）のシステム非信頼度は約 3×10−４ ／demand，1 系列を想定した場合（Ａ系のみの場合）の非信頼度は約 2×10−３ ／demand となり，代替循環冷却系の多重化設計により，システム非信頼度は 1 系列時に比べて 1 桁程度低減する。
なお，代替循環冷却系のサポート系として利用可能な残留熱除去系海水系，代替残留熱除去系海水系及び非常用交流電源等によるバックアップに期待で15

15

きる場合の非信頼度は約 7×10−５ ／demand となり，代替循環冷却系を多重化することでシステム非信頼度は 2 桁程度低減する。

第2表

代替循環冷却系のシステム非信頼度
システム非信頼度（／demand）

16

サポート系として緊急用
海水系，常設代替交流電源設備を考慮した場合

他のサポート系にも期待した場合（参考）

代替循環冷却系 1 系列

約 2×10−３

約 1×10−３

代替循環冷却系 2 系列

約 3×10−４

約 3×10−５

≒0.2

≒0.03

低減割合（代替循環冷却系 2 系列
／代替循環冷却系 1 系列）

1616

①代替循環冷却系-A，B
故障※（3×10− ４ ） ※⑫代替循環冷却系-B又はサポート系故障②代替循環冷却系-A又はサポート系故障（2×10−３ ）③代替循環冷却系-A
故障（2×10−３ ）⑬代替循環冷却系-B
故障④サポート系
故障（1×10−３ ）点線部の緩和設備に期待した場合のシステム非信頼度は，3×10− ５⑭サポート系
故障（1×10− ３ ）（3×10 −４ ）（3×10−４ ）

17
⑨交流電源
故障

⑤補機冷却
海水系故障

⑩緊急用電源
故障

⑮補機冷却
海水系故障

⑪非常用交流
電源-A 故障⑳緊急用電源故障（4×10−５ ）⑥緊急用海水系故障⑦残留熱除去系
海水系-A 故障

⑧代替残留熱除去
系海水系-A 故障（3×10−４ ）

⑲交流電源
故障

非常用交流
電源-B 故障（4×10−５ ）⑯緊急用海水系故障⑰残留熱除去系
海水系-B 故障

⑱代替残留熱除去
系海水系-B 故障（3×10− ４ ）第1図

システム非信頼度の評価に用いたフォールトツリー
17

17

別紙 4
代替循環冷却系による格納容器ベント遅延効果

1.

ベースケース
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）」の有効性評価では，重大事故相当のＧ値を想定した評価を実施しており，格納容器内酸素濃度 4.0vol％（ドライ条件）に到達した時点でサプ
レッション・チェンバに 200Nm ３ ／h にて窒素を注入開始し，格納容器圧力
310kPa[gage]まで注入継続することにより，格納容器ベント基準となる格納容器内酸素濃度 4.3vol％（ドライ条件）に到達する時間を遅延させる。その結果，格納容器ベントは事故後約 40 日後（約 39.7 日後）になる。この場合の窒素注入条件を第 1 表に，格納容器圧力及び温度の推移を第 4 表，第 1 図及び第 2 図に示す。

2.
(1)

感度解析
代替循環冷却系に期待しない場合
代替循環冷却系による格納容器ベントの遅延効果を評価する観点から，
代替循環冷却系に期待しない条件とした。さらに，より現実的な格納容器
ベント時間を評価するため，格納容器スプレイ温度等を現実的な評価条件とした。この結果，格納容器ベント基準となるサプレッション・プール水
位通常水位＋6.5m に到達する時間が事故後約 24 時間後となる。この場合の現実的な評価条件を第 2 表に，格納容器圧力及び温度の推移を第 3 図及び第 4 図に示す。

(2)

設計基準事故相当のＧ値を想定した場合
酸素濃度が早く上昇する場合の影響を確認するため，酸素濃度上昇を厳しくする設計基準事故相当のＧ値を想定した場合の評価を実施した。設計1818

基準事故相当のＧ値を想定した場合には，重大事故相当のＧ値を想定したベースケースと同様に格納容器ベント遅延のために，格納容器内酸素濃度
4.0vol％（ドライ条件）に到達した時点でサプレッション・チェンバに
200Nm３ ／h にて窒素を注入開始するが，その後も酸素濃度の上昇が継続することになる。そのため，酸素濃度の上昇継続の検知により追加でドライ
ウェルに 200Nm ３ ／h にて窒素を注入開始することで酸素濃度の上昇を抑制する。その後，310kPa[gage]（1Pd）まで注入継続した後に一旦窒素注入を停止するが，格納容器内酸素濃度が再度 4.0vol％（ドライ条件）に到達した時点で窒素注入を再開する。この場合の窒素注入は，初期の窒素注入と同様に，まずサプレッション・チェンバに窒素注入を開始し，その後，酸素濃度の上昇継続の検知により追加でドライウェルに窒素注入することとするが，窒素注入の停止は 465kPa[gage]（1.5Pd）到達時点とする。この結果，事故後約 122 時間後に格納容器ベント基準となる格納容器内酸素濃度
4.3vol％（ドライ条件）に到達する結果となった。この場合の窒素注入条
件を第 3 表に，格納容器圧力及び温度の推移を第 5 図及び第 6 図に示す。
なお，格納容器内への窒素注入手順は，格納容器バウンダリの健全性に対する裕度の確保及び格納容器漏えいの影響を考慮し，格納容器圧力
310kPa[gage]（1Pd）までの注入を基本とするが，本感度解析のように早期の格納容器ベント（事故後 7 日以内を想定）に至る場合には，465kPa[gage]（1.5Pd）までの追加の窒素注入を実施することで可能な限り格納容器ベント遅延させ，環境への影響を低減させる手順とする。第 9 図に格納容器内への窒素注入手順を示す。
ベースケースと感度解析におけるベント時間を第 4 表に示す。

19

19

第1表

重大事故相当のＧ値を想定した場合の窒素注入条件
時間

窒素注入条件①

PCV 酸素 4.0vol％（ドライ条件）到達S /C への窒素注入（窒素 198Nm 3/h，酸素 2Nm3 /h）を開始する②

PCV 圧力 310kPa[gage]到達

S/C への窒素注入を停止する※

PCV：格納容器，S/C：サプレッション・チェンバ，D/W：ドライウェル

第2表

現実的な評価条件

現実的な評価条件

設定理由

外部水源温度（スプレイ温度）

代替淡水貯槽の水量が 1000m ３ まで
20℃
代替淡水貯槽の水量が 1000m３ 到達以降
35℃

格納容器
スプレイ流量初期 130m ３ ／h
その後，70〜100m３ ／h にて流量調整

ペデスタル（ドライウェル部）水位1m

有効性評価のベースケースでは 35℃一定を設定しているが，地下式タンクを水源としており，約 20℃以下の水温になることが想定されるため，現実的な評価条件
では水源補給されるまでは 20℃に設定
有効性評価のベースケースでは 130m３ ／h 一定だが，現実的な評価条件では初期スプレイは手順上の最大流量である 130m ３ ／h を設定するが，その後は，格納容器圧
力 465kPa[gage]（1.5Pd）以下で高めの圧力で制御する手順としていることから，465〜435kPa[gage]の間で維持される 70〜100m ３ ／h を設定
ペデスタル（ドライウェル部）の水張りを有効性評価のベースケースでは考慮していない，格納容器の熱容量に寄与しベント遅延効果があるため，現実的な評価条
件では考慮して設定

第3表

設計基準事故相当のＧ値を想定した場合の窒素注入条件
時間

窒素注入条件①

PCV 酸素 4.0vol％（ドライ条件）到達S/C への窒素注入（窒素 198Nm３ ／h，酸素 2Nm３ ／h）を開始する②

酸素濃度が上昇傾向（解析上は①実施 30 分後）

S/C への窒素注入は継続したまま，追加で D/W への窒素注入（窒素 198m ３ ／h，酸素 2m３ /h）を開始する。
（合計窒素 396Nm ３ ／h，酸素 4Nm３ ／h を格納容器内に注入する）③

PCV 圧力 310kPa[gage]到達

S/C 及び D/W への窒素注入を停止する④

PCV 酸素 4.0vol％（ドライ条件）到達S/C への窒素注入（窒素 198Nm３ ／h，酸素 2Nm３ ／h）を開始する⑤

酸素濃度が上昇傾向（解析上は④実施 30 分後）

S/C への窒素注入は継続したまま，追加で D/W への窒素注入（窒素 198m 3/h，酸素 2m 3 /h）を開始する。
（合計窒素 396Nm 3/h，酸素 4Nm 3/h を格納容器内に注入する）⑥

PCV 圧力 465kPa[gage]到達

S/C 及び D/W への窒素注入を停止する※

PCV：格納容器，S/C：サプレッション・チェンバ，D/W：ドライウェル

第4表

評価結果

ベースケース
重大事故相当のＧ値を想定した場合
格納容器ベント時間

感度解析
代替循環冷却系に期待し設計基準事故相当のＧ値ない場合を想定した場合

約 39.7 日時間

約 24 時間

約 122 時間

20

20

800
ドライウェルサプレッション・チェンバ600

格納容器圧力 310kPa[gage]（1Pd）到達にて可搬型窒素供給装置による窒素供給停止（約 163 時間）

格
納
容
器
圧
力

格納容器酸素濃度（ドライ条件）4.3vol％到達
にてサプレッション・チェンバ側からベントを実施（約 953 時間）（約 39.7 日）

400(kPa[gage])200

格納容器酸素濃度（ドライ条件）4.0vol％到
達にて可搬型窒素供給装置による格納容器
への窒素供給操作開始（約 84 時間）
0
0

10

20

30

40

50

60

70

事故後の時間(day)第1図

格納容器圧力の推移（重大事故相当のＧ値を想定）※

格納容器から原子炉建屋への漏えいを考慮

300
ドライウェルサプレッション・チェンバ

格
納
容
器
温
度

200

（℃）

100

格納容器酸素濃度（ドライ条件）4.3vol％到達
にてサプレッション・チェンバ側からベントを実施（約 953 時間）（約 39.7 日）

0
0

10

20

30

40

50

60

70

事故後の時間(day)

第2図

格納容器雰囲気温度の推移（重大事故相当のＧ値を想定）※

格納容器から原子炉建屋への漏えいを考慮

21

21

格納容器圧力 465kPa[gage]（1.5Pd）到達にて格
納容器スプレイ（130m ３ ／h）実施

ドライウェルサプレッション・チェンバ
原子炉注水流量格納容器スプレイ流量

1.5Pd
1.4Pd
1.3Pd
格納 容 器 圧 力 を 高 め に 維 持 さ せ る た め ，
圧力に応じて適宜流量調整
サ プ レ ッ シ ョ ン ・ プ ー ル 通 常 水 位 ＋ 6.5m
到達によりサプレッション・チェンバ側から格納容器ベント実施（約 24 時間）

100m 3 /h
9070m 3 /h

第5図

9088m 3 /h

格納容器圧力の推移（代替循環冷却系に期待しない場合）

サプ レ ッ ショ ン ・ プ ー ル 通 常 水 位 ＋ 6.5m
到達 に より サ プ レ ッ シ ョ ン ・ チ ェ ン バ 側から格納容器ベント実施（約 24 時間）

第6図

格納容器雰囲気温度の推移（代替循環冷却系に期待しない場合）

22

22

0.8
格 納 容 器 圧 力 465kPa[gage]
格納容器圧力 310kPa[gage]（1Pd） （1.5Pd）到達にて可搬型窒素到達に て可 搬 型窒 素供 給装 置 に よ 供給装置 によ る窒素 供給停止
（約 88 時間）
る窒素供給停止（約 49 時間）
0.6
格
納
容
器
圧
力
(MPa[gage])0.2
格納容器酸素濃度（ドライ条件）4.0％
到達にて可搬型窒素供給装 置 1 台 による格納容器への窒素供給操作開始（約 21 時間）

0.0
0

24

サプレッション・チェンバ

格納容器酸素濃度（ドライ条件）4.3vol％到達
にてサプレッション・チェンバ側からベントを実施（約 122 時間）

可搬型窒素供給装置 1 台による窒素注 入開始後， 格納
容器酸素濃 度が上昇す ることを確認し ，可搬型窒 素供給装置 2 台による格納容器
への窒素供給操作開始

0.4

ドライウェル48

格納容器酸素濃度（ドライ条件）
4.0 ％ 到 達 に て 可 搬 型 窒 素 供 給装置 1 台による格納容器への窒素供給操作開始
その後 ，格納 容器 酸素濃 度上昇を確認 し，可 搬型 窒素供 給装置
2 台によ る格 納容器 への 窒素供給操作開始（約 54 時間）

72

96

120

144

168

事故後の時間(hr)JOB No.MA47BNT2AE--WH9Q001

第5図

格納容器圧力の推移（設計基準事故相当のＧ値を想定）

300
ドライウェルサプレッション・チェンバ

格
納
容
器
温
度

200

（℃）

100

格納容器酸素濃度（ドライ条件）4.3vol％到達
にてサプレッション・チェンバ側からベントを実施（約 122 時間）

0
0

24

48

72

96

120

144

168

事故後の時間(hr)JOB No.MA47BNT2AE--WH9Q001

第6図

格納容器雰囲気温度の推移（設計基準事故相当のＧ値を想定した感度解析）

2323代替循環冷却系に期待しない場合の評価

1.

はじめに
代替循環冷却系の優先順位（格納容器ベントの遅延のために格納容器圧力逃がし装置よりも代替循環冷却系を優先して使用）及び代替循環冷却系の信頼性（多重化により信頼性が向上）を踏まえ，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）」の有効性評価では，
代替循環冷却系に期待した評価とする。
別紙 3 に示すとおり，代替循環冷却系による格納容器ベントの遅延効果を評価する観点から，感度解析として代替循環冷却系に期待しない解析を実施しているが，中央制御室の居住性評価や中央制御室待避室の遮蔽設計等を保守的に評価する観点からは，より早期の格納容器ベントに至る条件を設定することで，設計等の保守性を確保する。そのため，上記の格納容器ベント遅延効果を評価するための感度解析に対して，中央制御室の居住性評価等のための解析は，格納容器スプレイ温度等を保守的な評価条件を用いた評価を実施した。以下，評価結果及び評価の妥当性について示す。

1.

解析ケース
代替循環冷却系に期待しない場合は，外部水源による格納容器スプレイにより可能な限り格納容器ベントを遅延させることとするが，格納容器スプレ
イ水の水温，格納容器スプレイ流量等の解析条件により，格納容器ベント時間に違いが生じる。第 1 表に，格納容器ベント遅延効果を評価するための感度解析及び中央制御室の居住性評価等のための解析について，評価条件を示
す

24

24

第1表

両ケースで異なる解析条件

解析ケース

解析条件

評価目的

①

格納容器ベント
遅延効果を確認するための感度
解析

・外部水源温度（スプレイ温度）
代替淡水貯槽の水量が 1,000m３ まで：20℃
代替淡水貯槽の水量が 1,000m３ 到達以降：35℃
・格納容器スプレイ流量：70〜100m３ ／h・ペデスタル（ドライウェル部）水位：1m

代替循環冷却系による格納容器ベン
ト遅延効果を確認する観点から，代替循環冷却系に期待しない場合におけるより現実的な評価条件による格
納容器ベント時間を評価するため②

中央制御室の居住性評価等を保守的に評価するための解析・外部水源温度（スプレイ温度）：35℃一定・格納容器スプレイ流量：130m３ ／h・ペデスタル（ドライウェル部）水位：0m

中央制御室の居住性評価，現場作業の成立性，環境条件設定，中央制御室待避室の遮蔽設計，格納容器圧力逃がし装置の設計を保守的な条件で
行うため

2.

解析条件の妥当性(1) 外部水源温度（スプレイ温度）
代替格納容器スプレイ冷却系（常設）の水源となる代替淡水貯槽は地下式のタンクであること，代替淡水貯槽の水量が 1,000m ３ 以下となった場合には淡水貯水池から代替淡水貯槽に補給を実施することを踏まえ，次のよ
うに設定した。
・格納容器ベント遅延効果を確認するための感度解析では，代替淡水貯槽の最大水位が地下 2m 位置であること及び第 1 図に示すとおり地下 2m の
地中温度の最大が 19.1℃であることを踏まえ，代替淡水貯槽の温度を20℃とし，代替淡水貯槽の水量が 1,000m ３ までは外部水源温度を 20℃とした。また，代替淡水貯槽の水量が 1,000m３ 以下となった以降は，淡水貯水池の温度である 35℃（第 2 図に示すとおり一般的な湖沼の温度が 35℃以下であることを踏まえ設定）とした。
・中央制御室の居住性評価等を保守的に評価するための解析では，より温度が高いと考えられる淡水貯水池の温度を代替淡水貯槽にも適用し，外部水源温度は 35℃一定とした。
25

25

(2) 格納容器スプレイ流量
・実手順では，設備設計上の最低流量である 70m ３ /h を下限として，400〜465kPa[gage]の圧力制御範囲において，連続スプレイにより可能な限
り高い圧力に維持するよう流量を調整することとする。これを踏まえ，格納容器ベント遅延効果を確認するための感度解析では，(1)の外部水
源温度条件でのＭＡＡＰ解析において連続的なスプレイとなる流量：70〜100m３ ／h とした（参考）。
・中央制御室の居住性評価等を保守的に評価するための解析では，サプレッション・プールの蓄水が早くなる条件として，最大のスプレイ流量である 130m３ ／h を設定した。
(3) ペデスタル（ドライウェル部）の水位
・ペデスタル（ドライウェル部）の水位は，ＭＡＡＰ解析において格納容
器内の熱容量に寄与する。これを踏まえ，格納容器ベント遅延効果を確認するための感度解析では，実運用に沿った水位として 1m とした。
・中央制御室の居住性評価等を保守的に評価するための解析では，格納容
器内の熱容量に寄与するペデスタル（ドライウェル部）の水位は保守的に 0m とした。

26

26

35.0

地下 2m における最大温度 19.1 ℃（ 10 月）

30.0

地面
地下5㎝
地下10 ㎝

25.0

温度（℃）

地下20 ㎝
20.0

地下30 ㎝
地下50 ㎝

15.0

地下1m
地下2m

10.0

地下3m
地下5m

5.0

地下10m
0.0
1月

2月

第1図

3月

4月

5月

6月

7月

8月

9月

10月

11月

12月

地中温度の年間月別平均温度の変動（水戸市）（「地中温度等に関する資料」（農業気象資料第 3 号, 1982）に基づく）

第2図

霞ヶ浦の水温変化（水深 20cm）（国立環境研究所

地球環境研究センターHP に基づく）

27

27

3.

解析結果
格納容器ベント遅延効果を確認するための感度解析及び中央制御室の居住性評価等を保守的に評価するための解析における格納容器圧力及び温度の推移を第 3 図から第 6 図に示す。
格納容器ベント遅延効果を確認するための感度解析の格納容器ベント時間
は事故後約 24 時間後となり，中央制御室の居住性評価等を保守的に評価するための解析の格納容器ベント時間は事故後約 19 時間後となり，中央制御室の居住性評価や中央制御室待避室の遮蔽設計等を保守的に評価する観点か
らはより早期の格納容器ベントシナリオを選定していることから，評価及び設計上の保守性を十分に確保していると考えられる。

28

28

Ｌ ＯＣＡ破 断口 からの 蒸気流出 に 伴 い 格 納 容 器 圧 力 が 上 昇 す る
た め常設低 圧代 替注水 系ポンプ を 用 い た 代 替 格 納 容 器 ス プ レ イ
冷却系（常設）による格納容器冷却操作（25 分）を実施し格納容
器圧力の上昇を抑制

ドライウェルサプレッション・チェンバ
0.62MPa[gage]

常設低圧代替注水系ポンプを用いた代替格納容器スプレイ冷却系（常設）による格納容器冷却操作（約 3.9 時間）に伴う圧力変化
最大圧力 約 0.47MPa[gage]（約 3.9 時間）
格納容器圧力逃がし装置による格納容器除熱操作（約 25 時間）の実施に伴う格納容器圧力の低下

第3図

格納容器圧力の推移（感度解析ケース）

最高温度 約 202℃（壁面温度 約 137℃）（約 0.7 時間）
壁面最高温度 約 157℃（約 3.9 時間）

ドライウェルサプレッション・チェンバ

200℃
常設低圧代替注水系ポン プを用いた 代替格納容器スプレイ冷 却系（常設 ）による格納容器冷却操作（約 3.9 時間）に伴う温度低下

格納容器圧力逃がし装置による格納容器除熱操作（約 25 時間）
その後，崩壊熱の低下とともに徐々に格納容器雰囲気温度低下
Ｌ ＯＣＡ破 断 口か らの蒸 気流出に 伴 い 格 納 容 器 雰 囲 気 温 度 が 上 昇 す る た め 常 設 低 圧 代 替 注 水 系
ポンプを用いた代替格納容器スプレイ冷却系（常設）による格納容器冷却操作（25 分）を実施し格納容器雰囲気温度の上昇を抑制する

第4図

格納容器雰囲気温度の推移（感度解析ケース）

29

29

0.8

Ｌ Ｏ ＣＡ 破 断 口 か ら の 蒸気 流 出 及 び 原 子 炉 注 水 に 伴 っ て 発 生 す
る過熱蒸気による格納容器圧力上昇を抑制するため，常設低圧代
替注水系ポンプを用いた代替格納容器スプレイ冷却系（常設）による格納容器冷却操作（25 分）を実施

0.6
格
納
容
器
圧
力

ドライウェルサプレッション・チェンバ
0.62MPa[gage]

常設低圧代替注水系ポンプを用いた代替格納容器スプレイ冷却系（常設 ）による格納容器冷却操作（約 3.9 時間）に伴う圧力変化
最大圧力 約 0.47MPa[gage]（約 3.9 時間）

格納容器圧力逃がし装置による格納容器除熱操作（約 19時間）の実施に伴う格納容器圧力の低下

0.4(MPa[gage])

0.2

0.0
0

24

48

72

96

120

144

168

事故後の時間(h)第5図

格納容器圧力の推移（設計上の評価ケース）300
最高温度 約 202℃（壁面温度 約 137℃）（約 0.7 時間）
壁面最高温度 約 157℃（約 3.9 時間）

ドライウェルサプレッション・チェンバ格 納 容 器 雰 囲 気 温度

格
納
容
器
温
度

（℃）

200℃
200

常設低圧代替注水系ポン プを用いた 代替格納容器スプレイ冷 却系（常設 ）による格納容器冷却操作（約 3.9 時間）に伴う温度低下

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

100

ＬＯＣ Ａ破 断 口から の蒸 気 流 出 に 伴 い 格 納 容 器 雰 囲 気 温 度 が 上 昇 す る た め 常 設 低 圧 代 替 注 水 系
ポンプを用いた代替格納容器スプレイ冷却系（常設）による格納容器冷却操作（25 分）を実施し格納容器雰囲気温度の上昇を抑制する

0
0

24

48

72

96

120

144

168

事故後の時間(h)第6図

格納容器雰囲気温度の推移（設計上の評価ケース）

30

30

参考
スプレイ流量制御の下限値の設定について

1.

設備上の流量調整の下限値
常設低圧代替注水系ポンプを用いた代替格納容器スプレイ系（常設）による格納容器圧力制御のための格納容器スプレイについて，弁キャビテーションを防止する観点から，流量調整の下限値は 70m ３ ／h である。

2.

運用上の流量調整の下限値
スプレイ流量については，スプレイ液滴径と相関があり，スプレイ流量を低下させた場合，液滴径が大きくなることでエアロゾル除去効率が低下する
おそれがある。
スプレイ流量とスプレイ液滴径の関係について，実験 [1]による知見が得られている。また，設備上の流量調整の下限値である 70m３ ／h の場合，東海第二発電所におけるスプレイヘッダのノズル数は 170 個であるため，下式のとおり，ノズル当たりの流量は 6.87L／min である。

○ノズル当たりの流量＝70（m３ ／h）÷170（ノズル）＝0.411（m３ ／h／ノズル）＝6.87（L／min／ノズル）

第 1 図に示すとおり，ノズル当たりの流量がL／min の場合，液滴径にばらつきがあるが，最大の液滴径を形成するものでも 2 ㎜である。東海第二における設備上の流量調整の下限値がノズル当たり 6.87L／min であることから，液滴径は 2mm 以下となると考えられるため，運用上の流量調整の下
限値は 70m３ ／h とし，感度解析ケースでは液滴径 2 ㎜として解析を実施した。
31

31

第1図

スプレイ液滴径の実験結果（ノズル当たりの流量[1]）

共同研究報告書，放射能放出低減装置に関する開発研究（PHASE2）（平成 5 年 3 月）

32

32