資料１−２

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（第１部 ＳＡＦＥＲ）

平成 27 年 5 月
東北電力株式会社
東京電力株式会社
中部電力株式会社
中国電力株式会社

目−
1．はじめに

次

ＳＡＦＥＲ

−

………………………………………………………………… 1-1

2．重要現象の特定………………………………………………………… 1-2…………………………………… 1-2

2.1

事 故 シ ー ケ ン ス と 評 価 指標2.2

ランクの定義2.3

物 理 現 象 に 対 す る ラ ンク付け…………………………………………………… 1-6

3．解析モデルについて………………………………… 1-8…………………………………………………… 1-15……………………………………………………… 1-15

3.1

コード概要

3 .2

重要現象に対する解析モデル

3.3

解析モデル

3.4

入出力

… … … … … … … … … …… … … … … … … … …… … … 1-53

4．妥当性確認……………………………………………………………… 1-55……………………………… 1-16……………………………………………………… 1-17

4.1

重 要 現象 に対 す る 妥 当性確認方法

4.2

ＴＢＬ実験解析

4.3

ＲＯＳＡ−Ⅲ実験解析

4.4

Ｆ Ｉ Ｓ Ｔ − Ａ Ｂ Ｗ Ｒ 実験解析

4.5

実機解析への適用性

5．有効性評価への適用性…………………………… 1-55………………………………………………… 1-59………………………………………… 1-69………………………………… 1-78…………………………………………… 1-87………………………………………………… 1-91

5.1

不確かさの取り扱いについて（評価指標の観点） …………… 1-91

5.2

不確かさの取り扱いについて（運転操作の観点） …………… 1-93

6．参考文献………………………………………………………………… 1-96

添付 1

解析コードにおける解析条件

添付 2

相関式，モデルの適用性………………………………… 1-99……………………………………… 1-103

1．はじめに本資料は，炉心損傷防止に関する重大事故等対策の有効性評価（以下，「有効性評価」と称す。）に適用するコードのうち，SAFER Ver.3（以下，「ＳＡＦＥＲコード」と称す。）について，・有効性評価において重要となる現象の特定・解析モデル及び入出力に関する説明
・妥当性確認・有効性評価への適用性に関してまとめたものである。

1-1

2．重要現象の特定
2.1

事故シーケンスと評価指標
Ｓ Ａ Ｆ Ｅ Ｒ コ ー ド が 適 用 される炉心損傷防止対策における事故シーケ ン

ス グ ル ー プ に つ い て， 具 体 的な事故シーケンス及びその事象の推移と評 価
指 標 に つ い て 記 述 する 。 Ｓ ＡＦＥＲコードが適用される炉心損傷防止対 策に お け る 事 故 シ ー ケン ス グ ループは，出力運転中の原子炉を対象とした 以
下の 6 グループである。
・高圧・低圧注水機能喪失
・高圧注水・減圧機能喪失
・全交流動力電源喪失
・崩壊熱除去機能喪失
・ＬＯＣＡ時注水機能喪失
・格納容器バイパス（インターフェイスシステムＬＯＣＡ）(1) 高圧・低圧注水機能喪失
こ の 事 故 シ ー ケ ン ス グ ル ープは，原子炉の出力運転中に，運転時の異 常な 過 渡 変 化 ま た は 事故 （ Ｌ ＯＣＡを除く）の発生後，高圧注水機能が喪 失し，原子炉減圧には成功するが，低圧注水機能が喪失することを想定する。
具 体 的 な 事 故 シ ナ リ オ と して「給水流量の全喪失＋ＲＣＩＣ及びＥＣ Ｃ
Ｓ （ 高 圧 注 水 系 及 び低 圧 注 水系）起動失敗」を想定する。給水流量の全 喪
失 後 ， 原 子 炉 水 位 は急 速 に 低下し，原子炉水位低信号が発生して原子炉 はス ク ラ ム す る た め 未臨 界 が 確保される。しかし，原子炉水位低信号でＲ Ｃ
Ｉ Ｃ 及 び Ｅ Ｃ Ｃ Ｓ （高 圧 注 水系及び低圧注水系）の起動に失敗する。原 子
炉 水 位 低 信 号 で Ｍ ＳＩ Ｖ が 閉止すると原子炉圧力は上昇し，原子炉圧力 がＳ Ｒ Ｖ の 設 定 値 に 到達 す る と断続的に弁から蒸気が放出され，これによ り
原 子 炉 の 圧 力 は Ｓ ＲＶ 設 定 値近傍に維持される。一方，原子炉注水機能 喪
失 の 状 況 下 で は 原 子炉 内 保 有水が減少し続け，いずれは炉心露出により 燃料被覆管温度が上昇し，炉心損傷に至る。
こ の 事 象 に 対 す る 炉 心 損 傷防止対策としては，代替注水設備等による 炉
心冷却機能の確保が挙げられる。
炉 心 損 傷 防 止 対 策 の う ち ，高圧代替注水設備を使用する場合には，高 圧状 態 の 原 子 炉 へ 注 水を 開 始 する。ＳＲＶからの冷却材の流出により原子 炉
水 位 は 低 下 す る が ，高 圧 代 替注水設備による原子炉注水開始により原子 炉
水 位 は 回 復 し 事 象 は回 復 す る。低圧代替注水設備を使用する場合には， 手
動 操 作 に よ り Ｓ Ｒ Ｖを 開 き ，原子炉を急速減圧し，原子炉の減圧後に低 圧代替注水系による原子炉注水を開始する。原子炉の急速減圧を開始すると，
冷 却 材 の 流 出 に よ り原 子 炉 水位は低下し，有効燃料棒頂部を下回るが， 低1-2

圧 代 替 注 水 系 に よ る注 水 を 開始すると原子炉内保有水及び原子炉水位が 回復し，炉心は再冠水することにより事象収束に向かうことになる。
し た が っ て ， 本 事 象 で は 炉心露出・ヒートアップの可能性があるため ，
燃料被覆管温度が評価指標である。
(2) 高圧注水・減圧機能喪失
こ の 事 故 シ ー ケ ン ス グ ル ープは，原子炉の出力運転中に，運転時の異 常な過渡変化又は事故（ＬＯＣＡを除く）の発生後，高圧注水機能が喪失し，かつ，原子炉減圧機能が機能喪失することを想定する。
具 体 的 な 事 故 シ ナ リ オ と して「給水流量の全喪失＋ＲＣＩＣ及びＥＣ Ｃ
Ｓ （ 高 圧 注 水 系 ） 起動 失 敗 ＋原子炉の減圧失敗」を想定する。給水流量 の
全 喪 失 後 ， 原 子 炉 水位 は 急 速に低下し，原子炉水位低信号が発生して原 子
炉 は ス ク ラ ム す る ため 未 臨 界が確保される。しかし，原子炉水位低信号 で
Ｒ Ｃ Ｉ Ｃ 及 び Ｅ Ｃ ＣＳ （ 高 圧注水系）の起動に失敗する。原子炉水位低 信
号 で Ｍ Ｓ Ｉ Ｖ が 閉 止す る と 原子炉圧力は上昇し，原子炉圧力がＳＲＶの 設
定 値 に 到 達 す る と 断続 的 に 弁から蒸気が放出され，これにより原子炉の 圧
力 は Ｓ Ｒ Ｖ 設 定 値 近傍 に 維 持される。一方，原子炉が高圧に維持され低 圧
注 水 系 に よ る 原 子 炉注 水 が 困難な状況下では，原子炉内保有水が減少し 続
け，いずれは炉心露出により燃料被覆管温度が上昇し，炉心損傷に至る。
炉 心 損 傷 を 防 止 す る た め に，代替自動減圧ロジックにより，ＳＲＶが 開
き 原 子 炉 を 減 圧 し ，原 子 炉 の減圧後にＥＣＣＳ（低圧注水系）により原 子
炉 注 水 を 開 始 す る 。原 子 炉 の急速減圧を開始すると，冷却材の流出によ り
原 子 炉 水 位 は 低 下 し， 有 効 燃料棒頂部を下回るが，低圧注水系による注 水が 開 始 す る と 原 子 炉内 保 有 水及び原子炉水位が回復し，炉心は再冠水す る
ことにより事象収束に向かうことになる。
し た が っ て ， 本 事 象 で は 炉心露出・ヒートアップの可能性があるため ，
燃料被覆管温度が評価指標である。
(3) 全交流動力電源喪失
こ の 事 故 シ ー ケ ン ス グ ル ープは，原子炉の出力運転中に，送電系統又 は
所 内 主 発 電 設 備 の 故障 等 に より，外部電源が喪失するとともに，非常用 所
内 電 源 系 統 も 機 能 喪失 し ， 安全機能を有する系統及び機器の全交流動力 電源が喪失することを想定する。
具 体 的 な 事 故 シ ナ リ オ と して「外部電源喪失＋非常用ディーゼル発電 機の 機 能 喪 失 」 を 想 定す る 。 外部電源喪失後，タービン蒸気加減弁急速閉 ま
た は 原 子 炉 水 位 低 信号 で 原 子炉はスクラムするため未臨界が確保される 。
また，原子炉水位低でＲＣＩＣが自動起動して水位は維持される。しかし，
1-3

非 常 用 デ ィ ー ゼ ル 発電 機 の 起動失敗により全交流動力電源喪失となり， また ， 直 流 電 源 が 枯 渇し ， Ｒ ＣＩＣが機能喪失した場合には原子炉内保有 水が 減 少 し 続 け ， い ずれ は 炉 心露出により燃料被覆管温度が上昇し，炉心 損
傷に至る。
炉 心 損 傷 を 防 止 す る た め に，交流電源設備による給電ができない一定 期
間 直 流 電 源 を 確 保 し， Ｒ Ｃ ＩＣによって原子炉水位を適切に維持しつつ ，
代 替 電 源 設 備 ， 低 圧代 替 注 水系の準備が完了したところで，原子炉の減 圧
及 び 低 圧 注 水 系 ま たは 低 圧 代替注水系による原子炉注水を開始する。原 子
炉 の 減 圧 は ， Ｓ Ｒ Ｖに よ り 手動操作にて実施する。減圧を開始すると， 冷
却 材 の 流 出 に よ り 原子 炉 水 位は低下するが，低圧代替注水系等による注 水
開始により原子炉水位が回復するため，事象収束に向かうことになる。
し た が っ て ， 本 事 象 で は 炉心露出・ヒートアップの可能性があるため ，
燃料被覆管温度が評価指標である。
(4) 崩壊熱除去機能喪失① 取水機能喪失
こ の 事 故 シ ー ケ ン ス グ ル ープは，原子炉の出力運転中に，運転時の異 常な 過 渡 変 化 又 は 事 故（ Ｌ Ｏ ＣＡを除く）の発生後，原子炉注水には成功 す
るが，取水機能喪失により崩壊熱除去機能が喪失することを想定する。
具 体 的 な 事 故 シ ナ リ オ と して「給水流量の全喪失＋取水機能喪失」を 想
定 す る 。 外 部 電 源 喪失 後 ， タービン蒸気加減弁急速閉または原子炉水位 低に よ り 原 子 炉 は ス クラ ム す るため未臨界が確保される。また，原子炉水 位
低 で Ｒ Ｃ Ｉ Ｃ が 自 動起 動 し て水位は維持される。一方，原子炉内で崩壊 熱に よ り 発 生 す る 蒸 気が Ｓ Ｒ Ｖを介して徐々に流出するため，格納容器の 圧
力 及 び 温 度 が 上 昇 し， い ず れは格納容器が先行破損し，その後炉心露出 により燃料被覆管温度が上昇し，炉心損傷に至る。
し た が っ て ， 本 事 象 で は 炉心露出・ヒートアップの可能性があるため ，
燃料被覆管温度が評価指標である。
② ＲＨＲ機能喪失
こ の 事 故 シ ー ケ ン ス グ ル ープは，原子炉の出力運転中に，運転時の異 常な 過 渡 変 化 又 は 事 故（ Ｌ Ｏ ＣＡを除く）の発生後，原子炉注水には成功 する が ， 残 留 熱 除 去 系の 故 障 により崩壊熱除去機能が喪失することを想定 する。
具 体 的 な 事 故 シ ナ リ オ と して「給水流量の全喪失＋ＲＨＲ機能喪失」 を
想 定 す る 。 給 水 流 量の 全 喪 失後，原子炉水位は急速に低下し，原子炉水 位
低 信 号 に よ り 原 子 炉は ス ク ラムするため未臨界が確保される。また，原 子
1-4

炉 水 位 低 で Ｒ Ｃ Ｉ Ｃが 自 動 起動して水位は維持される。一方，原子炉内 で
崩 壊 熱 に よ り 発 生 する 蒸 気 がＳＲＶを介して徐々に流出するため，格納 容器 の 圧 力 及 び 温 度 が上 昇 し ，いずれは格納容器が先行破損し，その後炉 心露出により燃料被覆管温度が上昇し，炉心損傷に至る。
し た が っ て ， 本 事 象 で は 炉心露出・ヒートアップの可能性があるため ，
燃料被覆管温度が評価指標である。
(5) ＬＯＣＡ時注水機能喪失
こ の 事 故 シ ー ケ ン ス グ ル ープは，原子炉の出力運転中に，原子炉冷却 材
圧 力 バ ウ ン ダ リ を 構成 す る 配管の大規模な破断（大破断ＬＯＣＡ）ある いは 中 小 規 模 の 破 断 （中 小 破 断ＬＯＣＡ）の発生後，高圧注水機能，低圧 注
水機能及び原子炉減圧機能が喪失することを想定する。
具 体 的 な 事 故 シ ナ リ オ と して「中小破断ＬＯＣＡ＋ＥＣＣＳ（高圧注 水
系 ， 低 圧 注 水 系 ） 起動 失 敗 」を想定する。中小破断ＬＯＣＡ発生後，原 子
炉 は ス ク ラ ム す る ため 未 臨 界が確保される。しかし，高圧注水系，低圧 注
水 系 及 び 自 動 減 圧 系の 起 動 失敗により，原子炉水位が低下し，やがて炉 心露出により燃料被覆管温度が上昇し，炉心損傷に至る。
こ の 事 象 に 対 す る 炉 心 損 傷防止対策としては，代替注水設備等による 炉
心冷却機能の確保が挙げられる。
炉 心 損 傷 防 止 対 策 の う ち ，高圧代替注水設備を使用する場合には，高 圧状 態 の 原 子 炉 へ 注 水を 開 始 する。ＳＲＶからの冷却材の流出により原子 炉
水 位 は 低 下 す る が ，高 圧 代 替注水設備による原子炉注水開始により原子 炉
水 位 は 回 復 し 事 象 は回 復 す る。低圧代替注水設備を使用する場合には， 手
動 操 作 に よ り Ｓ Ｒ Ｖを 開 き ，原子炉を急速減圧し，原子炉の減圧後に低 圧代替注水系による原子炉注水を開始する。原子炉の急速減圧を開始すると，
冷 却 材 の 流 出 に よ り原 子 炉 水位は低下するが，低圧代替注水系による注 水を 開 始 す る と 原 子 炉水 位 が 回復し，炉心は再冠水することにより事象収 束に向かうことになる。
し た が っ て ， 本 事 象 で は 炉心露出・ヒートアップの可能性があるため ，
燃料被覆管温度が評価指標である。
な お ， 大 破 断 Ｌ Ｏ Ｃ Ａ 時 は炉心の著しい損傷までの事象進展が早く， 国
内 外 の 先 進 的 な 対 策と 同 等 のものを考慮しても，炉心損傷防止対策を有 効に 実 施 す る こ と は でき な い ため，格納容器破損防止対策を講じて，その 有効性を確認している。
(6) 格納容器バイパス（インターフェイスシステムＬＯＣＡ）

1-5

こ の 事 故 シ ー ケ ン ス グ ル ープは，原子炉冷却材圧力バウンダリと接続 され た 系 統 で ， 高 圧 設計 部 分 と低圧設計部分のインターフェイスとなる配 管の う ち ， 隔 離 弁 の 故障 等 に より低圧設計部分が過圧され破損する事象を 想定する。
具体的な事故シナリオとして，「高圧炉心注水系の吸込配管（ＡＢＷＲ）」，「 低 圧 注 水 系 の 注 水配 管 （ ＢＷＲ）」等の破損を想定する。機器破損等 の発 生 後 ， 原 子 炉 水 位は 急 速 に低下し，原子炉水位低信号が発生して原子 炉
は ス ク ラ ム す る た め未 臨 界 が確保される。しかし，破損口から冷却材が 流出するため原子炉内保有水が減少し，炉心損傷に至る。
炉 心 損 傷 を 防 止 す る た め に，ＲＣＩＣ及びＥＣＣＳ（高圧系）により 炉
心 を 冷 却 す る こ と によ っ て 炉心の著しい損傷の防止を図り，また，イン ター フ ェ イ ス シ ス テ ムＬ Ｏ Ｃ Ａの発生箇所を隔離することによって，格納 容
器 外 へ の 原 子 炉 冷 却材 の 流 出の防止を図る。これにより事象収束に向か うことになる。
し た が っ て ， 本 事 象 で は 炉心露出・ヒートアップの可能性があるため ，
燃料被覆管温度が評価指標である。
炉 心 損 傷 防 止 対 策 に お け る事故シーケンスに対し，有効性評価上要求 される判断基準は，以下の 5 点である。
a. 燃料被覆管の温度（1200℃以下）
b. 燃料被覆管の酸化量（15%以下）
c. 原子炉冷却材圧力バウンダリにかかる圧力（最高使用圧力の 1.2 倍以下）
d. 格納容器圧力バウンダリにかかる圧力（限界圧力以下）
e. 格納容器圧力バウンダリにかかる温度（限界温度以下）
原 子 炉 設 置 変 更 許 可 申 請 解析に記載した解析結果から，判断基準に対 し十 分 な 余 裕 が あ り 評価 指 標 として燃料被覆管の温度で代表できると考え られる b.を除く，a. c. d. e.を評価指標として取り上げる。このうち，c．
は Ｓ Ｒ Ｖ の 作 動 に より 原 子 炉圧力の上昇が抑えられ，ＳＲＶの設定圧力 以
下に抑えられるため評価指標から除外する。また，d．と e．はＳＡＦＥＲ
コードの評価範囲以外であるため除外する。
2.2

ランクの定義本資料の本文「2. 有効性評価における物理現象の抽出」で抽出された物

理 現 象 の う ち Ｓ Ａ ＦＥ Ｒ コ ードで評価する事象において考慮すべき物理 現象を対象に，表 2-1 の定義に従って「Ｈ」，「Ｍ」，「Ｌ」，及び「Ｉ」
1-6

の ラ ン ク に 分 類 し ，「 Ｈ 」 及び「Ｍ」に分類された物理現象を重要現象 として抽出する。
表 2-1
ランク
Ｈ

ランクの定義ランクの定義本資料での取り扱い

評 価 指 標 及 び 運 転 操 作 に 物理現象に対する不確かさを実験と対 す る 影 響 が 大 き い と 考 の比較等により求め，実機評価におえられる現象

ける評価指標及び運転操作への影響
を評価する

Ｍ

評価指標及び運転操作に事象推移を模擬する上で一定の役割

対する影響が中程度と考を担うが，影響が「Ｈ」に比べて顕えられる現象著でない物理現象であるため，必ずしも不確かさによる実機評価における評価指標及び運転操作への影響を評価する必要はないが，本資料では，実機評価への影響を感度解析等により評価するか，「Ｈ」と同様に評価することとする

Ｌ

評価指標及び運転操作に事象推移を模擬するためにモデル化

対する影響が小さいと考は必要であるが，評価指標及び運転えられる現象操作への影響が明らかに小さい物理現象であるため，検証／妥当性確認
は記載しないＩ

評価指標及び運転操作に評価指標及び運転操作へ影響を与え

対し影響を与えないか，ま ないか，又は重要でない物理現象でたは重要でない現象

あるため，検証／妥当性確認は記載
しない

1-7

2.3

物理現象に対するランク付け
本資料の本文「2. 有効性評価における物理現象の抽出」で抽出された物

理現象のうち 2.1 節で述べた事象進展を踏まえ，2.2 節のランクの定義に
従 い ， 評 価 指 標 及 び運 転 操 作への影響に応じて「Ｈ」及び「Ｍ」に分類 する事で物理現象の中から重要現象を特定する。この結果を表 2-2 に示す。
ラ ン ク 付 け に あ た っ て は ，燃料被覆管温度は炉心冷却，炉心水位，燃 料
被 覆 管 の ヒ ー ト ア ップ か ら 影響を受けるため，これらに関する物理現象 も相 対 的 に 高 い ラ ン クと し て いる。また，運転操作等により原子炉を強制 的に 減 圧 し ， 温 度 ・ 圧力 を 低 下させるシーケンスでは，原子炉の減圧によ り
代 替 注 水 設 備 を 含 む注 水 系 からの冷却水の注水による炉心冷却を期待す る
ため，原子炉の減圧に寄与する物理現象も相対的に高いランクとしている。
以下に，物理現象ごとに考え方を示す。
(1) 核分裂出力［炉心（核）］評価す る具 体的 な事 故シーケンスは，いずれも事象発生後早期に原子炉がスク ラム し未臨 界 となる ため，事故後長期における炉心露出後の燃料被覆管温 度上 昇時の 原 子炉出 力は崩壊熱となる。また，減速材直接発熱は核分裂で 発生 するエ ネ ルギの うち，減速材の発熱に寄与する割合はきわめて小さい 。し たがっ て ，核分 裂出力は燃料被覆管温度に対し重要度が低いと考えられる。
(2) 出力分布変化［炉心（核）］評価す る具 体的 な事 故シーケンスは，いずれも事象発生後早期に原子炉がスク ラム し未臨 界 となる ため，事象発生後スクラムするまでの時間が短く，通 常運 転時か ら の出力 分布変化には影響が小さい。したがって，出力分布変化は燃料被覆管温度に対し重要度が低いと考えられる。
(3) 反応度フィードバック効果［炉心（核）］評価す る具 体的 な事 故シーケンスは，いずれも事象発生後早期に原子炉がスク ラム し未臨 界 となる ため，事故後長期における炉心露出後の燃料被覆管温 度上 昇時の 原 子炉出 力は崩壊熱となる。したがって，反応度フィー
ドバック効果は燃料被覆管温度に対し重要度が低いと考えられる。
(4) 制御棒反応度効果［炉心（核）］評価す る具 体的 な事 故シーケンスは，いずれも事象発生後早期に原子炉がスク ラム し未臨 界 となる ため，事故後長期における炉心露出後の燃料被覆管温 度上 昇時の 原 子炉出 力は崩壊熱となる。したがって，制御棒反応度
1-8及び制御棒速度は燃料被覆管温度に対し重要度が低いと考えられる。
(5) 崩壊熱［炉心（核）］評価す る具 体的 な事 故シーケンスは，いずれも事象発生後早期に原子炉がスク ラム し未臨 界 となる ため，事故後長期における炉心露出後の燃料被覆管温 度上 昇時の 原 子炉出 力は崩壊熱となる。したがって，崩壊熱は燃料被覆管温度に対し重要度が高いと考えられる。
(6) 三次元効果［炉心（核）］評価す る具 体的 な事 故シーケンスは，いずれも事象発生後早期に原子炉がスク ラム し未臨 界 となる ため，核熱水力不安定事象は発生しない。したがって，核的な三次元効果は燃料被覆管温度に影響を与えない。
(7) 燃料棒内温度変化［炉心（燃料）］評価す る具 体的 な事 故シーケンスは，事故後長期において炉心が露出す
る場合 に燃 料被覆 管 温度が 上昇する事象であるため，事故直後における燃料棒内 の熱 を冷却 材 に放出 する燃料ペレット径方向発熱密度分布，燃料ペレット ・燃 料被覆 管 内熱伝 導及び燃料ペレット−燃料被覆管のギャップ熱伝達の 影響 は小さ い 。した がって，燃料棒内温度変化は燃料被覆管温度に対し重要度が低いと考えられる。
(8) 燃料棒表面熱伝達［炉心（燃料）］評価す る具 体的 な事 故シーケンスは，事故後長期において炉心が露出す
る場合 に燃 料被覆 管 温度が 上昇する事象であるため，崩壊熱による燃料の発熱及 び燃 料棒表 面 から冷 却材への熱伝達が燃料被覆管温度変化の支配的要因に なる 。原子 炉 減圧後 の減圧沸騰により二相流動状態となった場合には，二 相壁 面熱伝 達 により 冷却される。また，炉心が露出した場合には，蒸気単 相流 ，燃料 棒 間の輻 射熱伝達により冷却される。露出した燃料棒周
囲の蒸 気が 過熱さ れ 気液熱 非平衡状態となる可能性があり，燃料棒表面熱伝達に 影響 する。 し たがっ て，燃料棒表面熱伝達は燃料被覆管温度に対し重要度が高いと考えられる。
(9) 沸騰遷移［炉心（燃料）］評価す る具 体的 な事 故シーケンスは，給水流量の全喪失あるいは小破断
ＬＯＣ Ａを 起因事 象 として おり，炉心流量の減少は緩やかに変化し，事故直後に 原子 炉がス ク ラムし 原子炉出力が低下するため，燃料集合体で核沸騰から の離 脱（Ｄ Ｎ Ｂ）が 発生する可能性は低い。一方，事故後長期にお1-9

いて炉 心が 露出す る 場合に は，燃料被覆管温度が上昇するが，原子炉注水により 炉心 が再冠 水 するこ とによって，最終的には核沸騰状態に遷移して冷却さ れる 。した が って， 沸騰遷移は燃料被覆管温度に対し重要度が高いと考えられる。
(10) 燃料被覆管酸化［炉心（燃料）］評価す る具 体的 な事 故シーケンスは，事故後長期において炉心が露出す
る場合 に燃 料被覆 管 温度が 上昇する事象であるため，燃料被覆管が高温になると ジル コニウ ム −水反 応による発熱量が増加すると考えられる。しかし，代 替注 水設備 等 の原子 炉注水により炉心が冷却され，燃料被覆管温度はジル コニ ウム− 水 反応が 顕著になるほど上昇しない。したがって，燃料被覆管酸化は燃料被覆管温度に対し重要度が中程度と考えられる。
(11) 燃料被覆管変形［炉心（燃料）］評価す る具 体的 な事 故シーケンスでは，事象発生後早期に原子炉がスク
ラムし 未臨 界とな る ため， 燃料ペレットが膨張することはなくＰＣＭＩは発生し ない 。燃料 被 覆管が 高温になり，燃料棒内圧の上昇に伴う膨れ・破裂が発 生す る場合 に は，燃 料棒間の輻射熱伝達への影響，燃料集合体内の流路閉 塞に よる原 子 炉注水 時に冷却への影響がある。破裂が発生する場合には， 燃料 被覆管 内 面酸化 による反応熱への影響が考えられるが，崩壊熱に比べ て燃 料被覆 管 温度へ の寄与は小さい。燃料被覆管の破裂により核分
裂生成 物が 格納容 器 内に放 出されると，格納容器雰囲気放射線モニタにより炉心 損傷 の判断 を 実施し た場合，格納容器スプレイや格納容器ベントの操作タ イミ ングに 影 響する こととなる。ただし，この操作は事象発生後早期に行 うも のでは な い。し たがって，燃料被覆管変形は燃料被覆管温度に対し重要度は中程度と考えられる。
(12) 沸騰・ボイド率変化［炉心（熱流動）］
評価す る具 体的 な事 故シーケンスは，事故後長期において炉心が露出す
る場合 に燃 料被覆 管 温度が 上昇する事象であり，サブクールボイドの発生は燃料 被覆 管温度 に 影響し ない。原子炉減圧操作を実施した場合には，下部プレ ナム 等で減 圧 沸騰（ フラッシング）が発生する。これに伴い発生したボイ ドに より形 成 された 二相水位はボイド率変化に応じて変化する。したがっ て， 沸騰・ ボ イド率 変化は燃料被覆管温度に対し重要度が高いと考えられる。
再循環 ポン プト リッ プ及び代替注水設備等による原子炉注水により，原子炉圧 力容 器下部 で 温度成 層化が発生する可能性があるが，事故後長期に1-10

おいては十分に混合され影響は無視できる。
(13) 気液分離（水位変化）・対向流［炉心（熱流動）］
評価す る具 体的 な事 故シーケンスは，原子炉減圧操作に伴う下部プレナ
ムフラ ッシ ングが 発 生する 事象であり，フラッシングにより発生したボイ
ドを含 む二 相水位 の 変化は ，炉心露出時の燃料被覆管温度に影響がある。
したが って ，気液 分 離（水 位変化）は燃料被覆管温度に対し重要度が高いと考えられる。
一方， 炉心 上部 での ＣＣＦＬ，ＣＣＦＬブレークダウンは，事象進展が緩やか なこ と及び 代 替注水 設備等による原子炉注水はダウンカマまたは炉心バイ パス 領域に 注 水され るため発生しない。炉心スプレイ系による原子炉注水 が行 われる 場 合には 発生する可能性があるが，短期間であるため影響は小 さい 。した が って， 対向流は燃料被覆管温度に対し重要度が低いと考えられる。
(14) 気液熱非平衡［炉心（熱流動）］
評価す る具 体的 な事 故シーケンスは，事故後長期において炉心が露出す
る場合 に燃 料被覆 管 温度が 上昇する事象であるため，露出した燃料棒周囲の蒸気 が過 熱され 気 液熱非 平衡状態となる可能性がある。炉心の一部で発生した 過熱 蒸気は ， 上部プ レナムからシュラウド外に至る経路において飽
和蒸気 にな ると考 え られ， 熱流動挙動への影響は小さいと考えられる。しかしながら，気液熱非平衡の影響は，(8)でも述べたように燃料棒表面熱伝達に影響するため燃料被覆管温度に対し重要度が高いと考えられる。
(15) 圧力損失［炉心（熱流動）］
評価す る具 体的 な事 故シーケンスは，いずれも事故直後に再循環ポンプ
がトリ ップ し炉心 流 量が早 期に低下するため，炉心部の圧力損失の影響は小さい 。ま た，炉 心 バイパ ス部は，局所的な圧力損失は小さい。したがって，圧力損失は燃料被覆管温度に対し重要度が低いと考えられる。
(16) 三次元効果［炉心（熱流動）］
評価す る具 体的 な事 故シーケンスは，事故後長期において炉心が露出す
る場合 に燃 料被覆 管 温度が 上昇する事象であるため，ダウンカマに注水された冷 却材 が下部 プ レナム を経由して炉心部へ，または，炉心バイパス部
から燃 料集 合体の 漏 えい経 路を経由して冷却材が炉心部へ流入する際，炉心部の 各燃 料棒集 合 体は圧 力損失が均一となるよう燃料集合体の出力に応じて燃 料集 合体間 で 流量配 分される三次元効果が発生する。したがって，
1-11

三次元効果は燃料被覆管温度に対し重要度が高いと考えられる。
(17) 冷却材流量変化［原子炉圧力容器］
評価す る具 体的 な事 故シーケンスは，いずれも事故直後に再循環ポンプ
がトリ ップ し炉心 流 量が早 期に低下するため，強制循環時の冷却材流量変化の影 響は 小さい 。 また， 事故後長期において炉心が露出する場合には，原子炉水位が低下して炉心シュラウド内外の自然循環が維持できないため，自 然循 環時の 冷 却材流 量変化の影響は小さい。したがって，冷却材流量変化は燃料被覆管温度に対し重要度が低いと考えられる。
(18) 冷却材放出（臨界流・差圧流）［原子炉圧力容器］
評価す る具 体的 な事 故シーケンスは，ＳＲＶを使用した原子炉の急速減圧ある いは ＬＯＣ Ａ 後の冷 却材放出により炉心露出が発生し，燃料被覆管
温度が 上昇 する可 能 性があ る。また，原子炉減圧に伴い低圧注水量が変化するた め， 炉心冷 却 への影 響が大きい。したがって，冷却材放出は燃料被覆管温度に対し重要度が高いと考えられる。
(19) 沸騰・凝縮・ボイド率変化［原子炉圧力容器］
評価す る具 体的 な事 故シーケンスは，ＳＲＶを使用した原子炉の急速減圧ある いは ＬＯＣ Ａ 後の冷 却材流出による原子炉減圧があり，減圧沸騰による各 部の 蒸気発 生 とボイ ド率変化が二相水位に影響する。また，原子炉への冷却水の注水により蒸気が凝縮される。炉心以外の領域の沸騰・凝縮 ・
ボイド率変化は燃料被覆管温度に対し，重要度は中程度と考えられる。
(20) 気液分離（水位変化）・対向流［原子炉圧力容器］
評価す る具 体的 な事 故シーケンスは，事故後長期において炉心が露出す
る場合 に燃 料被覆 管 温度が 上昇する事象である。炉心以外の領域の気液分
離（水 位変 化）・ 対 向流は 燃料被覆管温度に対し，重要度が中程度と考えられる。
(21) 気液熱非平衡［原子炉圧力容器］
評価す る具 体的 な事 故シーケンスは，事故後長期において炉心が露出す
る場合 に燃 料被覆 管 温度が 上昇する事象である。しかし，炉心以外の領域の気液熱非平衡は燃料被覆管温度に対し影響はない。
(22) 圧力損失［原子炉圧力容器］
評価す る具 体的 な事 故シーケンスは，事故後長期において炉心が露出す
る場合 に燃 料被覆 管 温度が 上昇する事象である。しかし，炉心以外の領域
1-12

の圧力 損失 は燃料 被 覆管温 度に対し直接的な影響はないため，重要度が低
いと考えられる。
(23) 構造材との熱伝達［原子炉圧力容器］
評価す る具 体的 な事 故シーケンスは，ＳＲＶを使用した原子炉の急速減圧ある いは ＬＯＣ Ａ 後の冷 却材流出により原子炉が減圧され，構造材から冷却材 への 熱伝達 が 発生す る。しかし，崩壊熱に比べて寄与は小さい。したがっ て， 構造材 と の熱伝 達は燃料被覆管温度に対し重要度が低いと考えられる。
(24) ＥＣＣＳ注水（給水系・代替注水設備含む）［原子炉圧力容器］
評価す る具 体的 な事 故シーケンスは，ＥＣＣＳまたは代替注水設備による原子 炉注 水によ り 炉心が 冷却される事象である。したがって，ＥＣＣＳ（給水 系・ 代替注 水 設備含 む）による原子炉注水は燃料被覆管温度に対し重要度が高いと考えられる。
(25) ほう酸水による拡散［原子炉圧力容器］
評価す る具 体的 な事 故シーケンスは，いずれもほう酸水による注入を考
慮して いな いため ， ほう酸 水による拡散は燃料被覆管温度に影響を与えない。
(26) 三次元効果［原子炉圧力容器］
評価す る具 体的 な事 故シーケンスは，いずれも事故後長期において炉心が露出 する 場合に 燃 料被覆 管温度が上昇する事象であり，炉心流量急減過程にお いて 下部プ レ ナム内 の流量配分が不均等になる場合があるが，事故直後に 再循 環ポン プ がトリ ップするため影響は小さい。したがって，三次
元効果は燃料被覆管温度に対し重要度が低いと考えられる。

1-13

表 2-2

炉心損傷防止対策の有効性評価の物理現象のランク

事故シーケンス
グループ

分類

炉心
(核)

炉心
(燃料)

評価指標
物理現象

高圧・
低圧注
水機能
喪失

高圧注
水・減
圧機能
喪失

全交流
動力電
源喪失

崩壊熱
除去機
能喪失

LOCA 時
注水機
能喪失

燃料被覆
管温度

燃料被覆
管温度

燃料被覆
管温度

燃料被覆
管温度

燃料被覆
管温度

格納容器
バイパス
(インタ
ーフェイ
スシステ
ム LOCA)
燃料被覆
管温度

(1)

核分裂出力

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

(2)

出力分布変化

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

(3)

反応度フィードバック効果

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

(4)

制御棒反応度効果

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

(5)

崩壊熱

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

(6)

三次元効果

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｉ

(7)

燃料棒内温度変化

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

(8)

燃料棒表面熱伝達

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

(9)

沸騰遷移

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

(10)

燃料被覆管酸化

Ｍ

Ｍ

Ｍ

Ｍ

Ｍ

Ｍ

(11)

燃料被覆管変形

Ｍ

Ｍ

Ｍ

Ｍ

Ｍ

Ｍ

(12)

沸騰・ボイド率変化

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

(13)

気液分離（水位変

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

気液熱非平衡

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

(15)

圧力損失

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

(16)

三次元効果

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

(17)

冷却材流量変化

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

(18)

冷却材放出（臨界流・

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｍ

Ｍ

Ｍ

Ｍ

Ｍ

Ｍ

Ｍ

Ｍ

Ｍ

Ｍ

Ｍ

Ｍ

炉心
(熱流動) (14)化）・対向流

差圧流）
(19)
原子炉
圧力
容器
(逃が
し安全
弁を含
む)

沸騰・凝縮・ボイド率
変化

(20)

気液分離（水位変化）・対向流(21)

気液熱非平衡

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｉ

(22)

圧力損失

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

(23)

構造材との熱伝達

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

(24)

ＥＣＣＳ注水（給水

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

系・代 替 注 水設 備 含 む ）(25)

ほう酸水による拡散

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｉ

(26)

三次元効果

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

1-14

3．解析モデルについて
3.1

コード概要
Ｓ Ａ Ｆ Ｅ Ｒ コ ー ド は ， 長 期間の原子炉内熱水力過渡変化及び炉心ヒー ト

ア ッ プ を 解 析 す る コー ド で あり，原子炉圧力容器に接続する各種一次系 配
管 の 破 断 事 故 ， 原 子炉 冷 却 材流量の喪失事故及び原子炉冷却材保有量の 異常な変化等を取り扱うことができる。
本コードは仮想的な高出力燃料集合体 1 体を含めて原子炉圧力容器内を 9ノードに分割し，原子炉圧力及び各ノードの水位変化等を計算する。また，各 種 の Ｅ Ｃ Ｃ Ｓ 及 びＲ Ｃ Ｉ Ｃ等の性能特性を入力することにより，それ らの 性 能 を 評 価 す る こと が で きる。炉内冷却材量の評価に当たっては，上 部
タ イ プ レ ー ト 及 び 炉心 入 口 オリフィス等でのＣＣＦＬ及び炉心上部プレ ナ
ム に お け る サ ブ ク ール 域 の 局在化により冷却材が炉心下部プレナムに落 水する現象(ＣＣＦＬブレークダウン現象）を考慮することができる。
ま た ， 本 コ ー ド で は ， 平 均出力燃料集合体及び高出力燃料集合体に対 して燃料ペレット，燃料被覆管及びチャンネルボックス等の温度計算を行う。
燃 料 被 覆 管 の 温 度 計算 に お いては，その冷却状態に応じた熱伝達係数を 考慮でき，また，燃料棒間の輻射及び燃料棒とチャンネルボックスの輻射を，考慮することができる。
ま た ， 燃 料 被 覆 管 と 冷 却 水または水蒸気との化学反応（ジルコニウム −水反応）を Baker-Just の式によって計算し，表面の酸化量を求める。さらに ， 燃 料 棒 内 の 圧 力を 計 算 することによって，燃料被覆管の膨れと破裂 の有 無 を 評 価 し ， 破 裂が 起 き た場合には，燃料被覆管の内面に対してもジ ル
コニウム−水反応を考慮する。
本 コ ー ド の 入 力 は ， 原 子 炉出力，原子炉圧力等の初期条件，原子炉の 幾
何 学 的 形 状 及 び 水 力学 的 諸 量，燃料集合体及び炉心に関するデータ，プ ラ
ン ト 過 渡 特 性 パ ラ メー タ ， ＥＣＣＳ等の特性，想定破断の位置及び破断 面
積 等 で あ り ， 出 力 とし て ， 原子炉圧力，原子炉水位，燃料被覆管最高温 度（ＰＣＴ），燃料被覆管酸化量等が求められる。
な お ， Ｓ Ａ Ｆ Ｅ Ｒ コ ー ド は「軽水型動力炉の非常用炉心冷却系の性能 評
価 指 針 」 （ 以 下 ， 「Ｅ Ｃ Ｃ Ｓ性能評価指針」と称す。）で妥当性が認め ら
れ て い る モ デ ル を 使用 し て おり，ＢＷＲプラントの設計基準事故のＬＯ Ｃ
Ａ解析（ＥＣＣＳ性能評価解析）に適用されている。

1-15

3.2

重要現象に対する解析モデル
2 章において重要現象に分類された物理現象について，その物理現象を評価するために必要となる解析モデルを表 3-1 に示す。

表 3-1
分類
炉心

重要現象に対する解析モデル
重要現象

必要な解析モデル

崩壊熱

崩壊熱モデル

燃料棒表面熱伝達燃料棒表面熱伝達モデル

（核）
炉心
（燃料）

炉心
（熱流動）

原子炉
圧力容器
(逃がし安全
弁を含む)

沸騰遷移
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

沸騰・ボイド率変化

二相流体の流動モデル

気液分離（水位変化）・対向流
三次元効果
気液熱非平衡

燃料棒表面熱伝達モデル

冷却材放出（臨界流・差圧

臨界流モデル流）
沸騰・凝縮・ボイド率変化

二相流体の流動モデル

気液分離（水位変化）・対向流
ＥＣＣＳ注水（給水系・代替注水設備含む）

1-16

原子炉注水系モデル

3.3

解析モデル (１ )(２ )Ｓ Ａ Ｆ Ｅ Ｒ コ ー ド の 計 算 モデルは熱流動解析を実施する熱水力モデル と燃 料 棒 熱 解 析 を 実 施す る 炉 心ヒートアップモデルに大別される。主要な 計算モデルを表 3-2 に示す。
3.3.1 熱水力モデル
Ｓ Ａ Ｆ Ｅ Ｒ コ ー ド は 熱 力 学的に均質，平衡を仮定した熱水力モデルを 持
ち ， 圧 力 容 器 内 の 冷却 材 体 積を炉心シュラウド等の炉内構造物による物 理
的な境界にしたがって 8 ノードに区分する。また，仮想的な高出力燃料集合体 1 体を独立のノードとしてモデル化している。
原子炉圧力は，圧力容器内を 1 点で近似し，圧力容器全体の冷却材に対する質量及びエネルギの保存式に基づき計算する。
各 ノ ー ド の 水 位 挙 動 や 冷 却材保有量の計算には，質量，運動量及びエ ネル ギ の 保 存 則 を 適 用し ， 二 相流体の流動モデルとしてドリフトフラック ス
モ デ ル 及 び 気 液 界 面か ら の 蒸気離脱流に対する気泡上昇流モデル，燃料 上部 等 で の Ｃ Ｃ Ｆ Ｌ モデ ル を 用いている。なお，運動量保存式は下部プレ ナ
ム が 満 水 の と き に 再循 環 流 量及び炉心入口流量を求めるために用いられ ，
炉心シュラウド内外の圧力損失のバランスを考慮している。
また，大破断ＬＯＣＡ時の再冠水過程に下部プレナムと炉心に水位が別 々 に 形 成 さ れ る とき の 炉 心各チャンネルの平行流路の流動挙動を，実 験に基づいて近似的にモデル化している。
なお，破断口及びＳＲＶからの流出流量は臨界流モデルを用いて計算し，原子炉圧力が低下すると差圧流モデルに切り替わる。
（1）ノード分割
実機解析に用いるノーディングを図 3-1 に示す。ノード間の矢印は流路を表わし，その方向は通常運転状態の流れの向きを表わしている。
原子炉圧力容器内は，冷却材保有量計算のために 8 ノードに分割している。これらのノードは，ＢＷＲの典型的な領域を与えるように選んでおり，物 理 的 な 境 界 や 流 路抵 抗 な どによって分けている。また，高出力燃料集 合
体 1 体を独立のノードとして設ける。
ノ ー ド 間 の 冷 却 材 の 移 動 は流路を介して行い，ＬＯＣＡ模擬実験でＣ Ｃ
Ｆ Ｌ が 確 認 さ れ た 燃料 集 合 体上部と下部及び炉心バイパス下部の流路に ついてはＣＣＦＬ計算を可能としている。
① ノード 1：下部プレナム

1-17

下 部 プ レ ナ ム は ， 制 御 棒 案内管外側の下部プレナム領域であり，ベッ セル 壁 と 炉 心 支 持 板 によ っ て 仕切られている。ジェットポンプ内も下部プ レ
ナ ム の 領 域 と し て いる が ， ジェットポンプ内の水位は，シュラウド内の 圧
損 と ジ ェ ッ ト ポ ン プを 通 る 圧損を考慮することにより，下部プレナム内 の水位とは別に計算する。
定 格 出 力 時 に お い て は ， 再循環ポンプによりダウンカマ領域の冷却水 が
下 部 プ レ ナ ム に 供 給さ れ ， 炉心入口オリフィスを介して燃料集合体下部 に配分される。
② ノード 2：制御棒案内管
制 御 棒 案 内 管 は ， 制 御 棒 案内管上部での燃料支持金具での流路抵抗に より，炉心バイパスノードとは切り離している。
こ の ノ ー ド は ， 上 部 の 燃 料支持金具との間隙及び下部の制御棒駆動機 構との間隙を介して炉心バイパス及び下部プレナムと通じている。
③ ノード 3：炉心炉 心 は ， 炉 内 の 全 燃 料 集 合体とし，炉心内のボイド率分布をより詳細 に計算するために，軸方向に 12 のサブノードに再分割する。これらのサブノードは，集合体下部及び集合体上部の非加熱ノード（各 1 ノード），そして 10 の加熱ノードからなる。炉心内の集合体下部の炉心入口オリフィスによ っ て 下 部 プ レ ナ ムに 通 じ ており，また，燃料上部タイプレートによっ て
上部プレナムに通じている。
④ ノード 4：炉心バイパス
炉 心 バ イ パ ス は ， 燃 料 集 合体間の領域（中心バイパス）及びシュラウ ド
壁 と 炉 心 最 外 周 の 燃料 集 合 体の間の領域（周辺バイパス）とする。この ノー ド は ， 制 御 棒 案 内管 の 上 部にあり，種々の漏えい流路を通って炉心下 部と 通 じ て い る 。 バ イパ ス 領 域と下部プレナム間の小さな漏えい流路もま た
考慮する。
⑤ ノード 5：上部プレナム
上 部 プ レ ナ ム は ， 炉 心 上 部の二相混合プレナム領域と，プレナム上部 の
気 水 分 離 器 を 含 む 。炉 心 ノ ードとバイパスノードからの出口流量はこの ノー ド で 混 合 す る 。 炉心 ス プ レイスパージャ及び炉心注水スパージャから の
注入水とも，このノードで混合する。
上 部 プ レ ナ ム か ら 溢 れ た 水と蒸気はそれぞれダウンカマと蒸気ドーム に
移行する。
1-18

⑥ ノード 6：下部ダウンカマ
下 部 ダ ウ ン カ マ は ， 給 水 スパージャの下方に位置し，炉心シュラウド 外側 の ダ ウ ン カ マ 部 の領 域 で ある。定格出力時において，このノードは未 飽
和 領 域 で あ る 。 こ の未 飽 和 水の水位は，給水が継続する間，給水スパー ジ
ャ の 高 さ に 維 持 さ れる 。 こ の未飽和水ノードの質量及びエネルギ変化が 上
部ダウンカマノードとは別に計算される。
⑦ ノード 7：上部ダウンカマ
上 部 ダ ウ ン カ マ は ， 給 水 スパージャとダウンカマ水位との間の領域で あり ， 定 格 出 力 時 に おい て は ，飽和領域である。このノードの上部の境界 は二相混合水位として変動し，下部はノード 6 によって区別されている。
⑧ ノード 8：蒸気ドーム
蒸 気 ド ー ム は ， ダ ウ ン カ マと上部プレナムそれぞれの二相混合水位上 の
全 蒸 気 空 間 と す る 。こ の ノ ードの空間部体積は，ダウンカマや上部プレ ナ
ムの二相混合水位が変化するにつれて変わることになる。
⑨ ノード 9：高出力燃料集合体
炉 心 の 燃 料 集 合 体 と は 出 力の異なる燃料集合体の冷却材保有量，ボイ ド
率 ， 水 位 及 び 燃 料 棒温 度 等 を計算する目的のために高出力燃料集合体１ 体が 独 立 し た 仮 想 領 域と し て モデル化されている。このノードの熱水力挙 動
は ， す で に 計 算 さ れて い る 炉心の圧力損失から計算され，燃料棒温度計 算に 反 映 さ れ る 。 高 出力 燃 料 集合体の計算結果は，他のノードの状態に影 響を与えない。
（2）質量及びエネルギ保存式
質 量 及 び エ ネ ル ギ の 流 れ について，下の略図に示す。流出量は，負の 流
入 量 と し て 考 え る 。な お ， 対象としているノードを明記する必要がある 場
合には，図 3-1 で用いられているノード番号を使用する。

1-19

(  Wg ) iQi( W ) i

M i( hW )i

M gi



m fgi


(  hW ) i(  W ) i( W f )i

未飽和ノード

Qi

M fi
飽和ノード

ａ．未飽和ノードの質量及びエネルギ保存式
未飽和ノード i の質量保存式は，次式で与えられる。
M  i  (Wg ) i  ( W f ) i  ( W ) i  ( W ) i（3.3.1-1）

エネルギ保存式は，次式で与えられる。








Q i  ( hW ) i  M  i h i  M  i h  i   V i P（3.3.1-2）（3.3.1-1），（3.3.1-2）式より，エンタルピ変化率は，次式のようになる。
h  i  Qi  ( hW ) i  h i ( W ) i   V i P  M  i（3.3.1-3）

ここで，M ： 冷却材質量Q ： 伝熱または発熱による流入エネルギ
W ： 冷却材流量： エンタルピh  ： 変換係数
： ノード体積V： 圧力
P
添字 f は飽和液相， g は蒸気相，  は未飽和液相を示す。
ｂ． 飽和ノードの質量及びエネルギ保存式
飽和ノード i の蒸気及び水の質量保存式は，それぞれ次式で与えられる。
M gi  (Wg ) i  m fgi


(3.3.1-4）

M fi  (W ) i  ( W f ) i  m fgi
ここで，m  fg i：フラッシング率
1-20エネルギ保存式は，次式で表わされる。
Q i  ( hW ) i d(M i hi )   'Vi P
dt










（3.3.1-5）

 M gi hg  M gi h g  M fi h f  M fi h f   (V f  Vg ) P（3.3.1-5）式左辺の正味エネルギ流入量は，次式で表わされる。
( hW ) i  hg (Wg ) i  h f (W f ) i   h j W ji（3.3.1-6）
jさらに，飽和水及び飽和蒸気のエンタルピが圧力変化に伴い飽和限界線上にそって変化することから，dh f 
dh g 
hf 
hg 
P ，
P
dP
dP

（3.3.1-7）の関係を用い，（3.3.1-4），（3.3.1-5），（3.3.1-6）及び（3.3.1-7）式により，フラッシング率は，次式のように求まる。

 
 
dh f
dh g
 
m  fg i  Qi   ( h j  h f )W ji  P ( v f ) M f i  ( v g ) M g i   h fg
dP
dP

j

 
（3.3.1-8）
ここで，vg：蒸気の比体積v f ：液相の比体積
このフラッシング率は，以下に述べるような補正を加えて使用される。
ｃ． 蒸気ドーム内の質量及びエネルギ保存式
蒸気ドームには，ダウンカマ及び上部プレナムからの蒸気が全て流入する。その質量保存式は，次式で与えられる。
m g8  (  Wg ) 8（3.3.1-9）蒸気ドームのエネルギ保存式より過熱エネルギは次式で表わされる。



dhg
（3.3.1-10）
E sh  Q8  P ( v g ) M g8dP


この過熱エネルギ（ E sh ）は，蒸気ドームに直接接しているノード，すなわち，上部プレナムとダウンカマのフラッシング率に補正項を加える形で配分される。これは，ＳＡＦＥＲコードでは蒸気ドームに蒸気過熱を考慮しないようにしているため，水面で蒸発があるものとして補正しているものである。
1-21m fg ,i 

E sh / h fg


7

m





m  fg ,i  m  fg ,i（3.3.1-11）

fg ,i

i 5

ここで，
i 5
i  6,7：上部プレナム：ダウンカマm fg ,i  m fg ,i（3.3.1-12）

ここで，i  1〜4及びi  9： 上部プレナム及びダウンカマ以外のノード

ｄ． 圧力変化率
Ｓ Ａ Ｆ Ｅ Ｒ コ ー ド で は 圧力 容器 内の 圧力 がほぼ 一様 であ るこ とを仮 定しており，その圧力変化は，全圧力容器体積が一定であることから，次のように導かれる。


V 0












 M g v g  M g v g  M f v f  M f v f  M  v  M  v （3.3.1-13）

ここで，圧力容器全体の質量変化率は，高出力燃料集合体を除く原子炉
圧力容器内ノードの質量変化率を合計することにより計算される。これら
は蒸気ドームを含めて，以下のようになる。
M g   M gi ，

M f   M fi ，

i

i





M    M i

（3.3.1-14）i

また，比容積の導関数は，次式で表わされる。


dv g 
dv f 
dv vg P， vf P ， v   P
dP
dP
dP

（3.3.1-15）

正味の未飽和水エンタルピ変化率は，次式で表わされる。
h    h i M ii

M

（3.3.1-16）

ii（3.3.1-14），（3.3.1-15）及び（3.3.1-16）式により，（3.3.1-13）
式は，以下のようになる。



 v


P    M g v g  M f v f  M  v  h   M  
h



dv f
dv g

v 

 M  
M
M
 g
f
P 
dP
dP

（3.3.1-17）（3.3.1-16）を（3.3.1-17）式に代入すると，圧力変化率の最終的な式
1-22

は，次のようになる。


PX Y

（3.3.1-18）

ここで， X , Y は次式で表わされる。
v fg   X   v g  Wgi  v f  W fi   W i 
Q
h
h
W




f
i
j
ji 
h fg 
 
sat 



 v    v    （3.3.1-19）   Wi v  i  h i         Q i   hW i  
 
sub 
 h  i   h  











 v g v fg  v
dh  v 
dh    v g  g   M g   f  fg   v f  f   M f
Y 
dP  
dP  
 P h fg  P h fg  v  v        v  i    M  isub  h  i  P  i

（3.3.1-20）

ｅ．全体的な運動方程式
ＳＡＦＥＲコードは下部プレナムと蒸気ドームの間で 3 つの経路を考えており，各ループの運動方程式を解いている。その 3 つの経路とは，炉心と健全側と破断側の 2 つに分けた冷却材再循環系である。
図 3-2 は，ジェットポンプ型ＢＷＲを例にして，圧力容器内について運動方程式を解いているループを示した図である。それぞれのループは蒸気ドームからダウンカマを通り，ジェットポンプを経て下部プレナムに至る。
そして，炉心，上部プレナムを通って蒸気ドームに戻る。図 3-2 を参照してループ a 回りの運動方程式は次のようになる。
P12, s  P23,s  PJP, p  PJP, f  P34, s  P34, f  0（3.3.1-21）

ここで，i  j ： i から j への流路
： ジェットポンプ
JP
： 静圧差
s
f
： 摩擦または局所損失による圧損
p： 駆動流によるジェットポンプ部の圧力上昇
同様な式がループbにも書ける。ＳＡＦＥＲコードは長時間の冷却材保有量の分布の計算を意図したコードであり，短時間の再循環ポンプの挙動の計算を意図しているものではない。後者の機能はＬＡＭＢコードによってなされる。したがって，ＳＡＦＥＲコードでは再循環ポンプはジェットポンプ内の圧力上昇分として簡単にモデル化されている。
各ループの再循環流量は，コーストダウン時定数を用いて指数関数的に1-23

減衰するものとして，次式で与えられる。
W p  W p0 e  t / （3.3.1-22）

ここで，Wp： 再循環流量W p0


： 初期再循環流量： コーストダウン時定数

この流量を用いて，ジェットポンプの圧力上昇分 PJP , P は次式で求められる。
W 
PJP , p  PJP , p0  p 
 Wp 
 0

2（3.3.1-23）

ここで， PJP , p0 は，初期のジェットポンプの圧力上昇分を表わす。
また，ジェットポンプの摩擦圧損は，それぞれのループに対して次のよ
うに計算される。
 K  (W RC  W p ) W RC  W p
 JP 2
PJP , f   2 
f A  JP

ここで，
( K / A2 )WRC

： 圧損係数f： 液相密度

 JP

2（3.3.1-24）： ジェットポンプ出口流量： 均質二相増倍係数

トランジェントの最初の数秒後，（3.3.1-24）式の W p  0 ，WRC  W p  WRCとなり，両方のループは同一となる。炉心の摩擦圧損は 3 つの項の和で評価される。すなわち，炉心入口オリフィス部での局所圧損，燃料集合体の燃料棒部分の摩擦圧損，そしてスペーサと上部タイプレートによる一つにまとめた局所圧損（出口部で一つにまとめられている）である。
fL Wch Wch K  WSEO WSEOSEO 2  0 2
P34, f   2 
f
D ch 2 f
 A  SEO

 K  W fe W fe Wge Wge  2  g  A local   f

ここで，
fL / D ， SEO
2

0（3.3.1-25）： 燃料集合体の燃料棒部分の摩擦圧損係数2： それぞれ炉心平均及び炉心入口オリフィスの二相増倍係数： 流路面積： 蒸気密度
添字 e は炉心出口， ch は燃料集合体の燃料棒部分を示す。

A
g

1-24

対向流状態では，摩擦の項が非常に小さいため， P3 4 , f は次のように評価される。
1  fL  W , ch W , ch W g , ch W g , ch P3 4, f   
2  D  ch 
f
g




（3.3.1-26）（3.3.1-24）式と（3.3.1-25）式を（3.3.1-21）式に代入すると，それぞれのループの運動量保存式は，次のように表わされる。
 K  (W RC  W p ) (W RC  W p ) JP 2
P1 2, s  P2 3, s  PJP , p   2 
f A  JP fL  Wch Wch K  W SEO W SEO
 SEO 2   
 0 2
 P3 4, s   2 f D  ch 2  f
 A  SEOWg Wg 
 K  W f W f
 2   e e  e e   0
g 
 A  local   f


（3.3.1-27）

さらに，下部プレナムの質量保存式より，次式が得られる。
W g , RC a W , RCa W g , RCb W, RCb  m fg v fg

gW , SEO







W g , SEO

g

g





W L1  W LEAK





 
dv g 
dv f
 P M f
Mg
0

dP 
dP


Wbrk

（3.3.1-28）
ここで，WL1： 制御棒案内管から下部プレナムへの漏えい流量
W LEAK ： バイパスから下部プレナムへの漏えい流量
Wbrk： 破断流量（3.3.1-27）式と（3.3.1-28）式より下部プレナムが満水のときの再循環
流量及び炉心入口流量が決定される。インターナルポンプ型ＢＷＲに対しても同様に計算される。

（3）蒸気スリップ流
気液界面が存在する場合の気液界面に対する蒸気の相対速度は，Zuber-Findlay のドリフトフラックスモデル (３ ）あるいは Wilson の気泡上昇
モデル (４ ) により求める。
Ｓ Ａ Ｆ Ｅ Ｒ コ ー ド で は 蒸 気泡上昇モデルとドリフトフラックスモデル による蒸気スリップ流を両方計算し，それらのスリップ流のうち大きい方が，そ の 領 域 か ら 出 る 蒸気 流 量 を決定する際に使用される。この場合，低ボ イ
ド 率 低 流 量 の 時 は 気泡 上 昇 相関式，高ボイド率高流量の時はドリフトフ ラックス相関式が自動的に使用されることになる。
1-25

ａ． ドリフトフラックスモデル
ドリ フ トフ ラッ ク ス モデルは，分布係数 Co 及びボイドで重み付けた蒸気ドリフト速度 V gj を用いて蒸気の相対速度を求める。
水位面を通過する全体積流量 j out は，ノードの体積が一定であるという条件の下に質量保存式を解くと次式で与えられる。
dv f
dv g 
P
j out  j in  m fg v fg / A   M f
Mg

A
dP
dP 


（3.3.1-29）

ここで，
j out ： 水位面の体積流束
j in： ノード入口の体積流束
その時，水位面での気相及び液相の速度はそれぞれ次のようになる。
（3.3.1-30）
U g  C o j out  V gj

Uf jout   eU g1e（3.3.1-31）

ここで，U g ： 気相速度
U f ： 液相速度e

： 水位面でのボイド率

水位面を離れる蒸気流量 Wg , sw は，次式で表わされる。

Wg , sw   g A e (U g  U f )（3.3.1-32）

ｂ． 気泡上昇モデル
水の速度に対する蒸気泡の相対上昇速度は，Wilson の関係式を用いても計算される。この関係式により，圧力，ボイド率，及び水力直径の関数としての蒸気泡の相対上昇速度 VR が得られる。

eVR  

 0.136h( P) f ( P) 

1 / 1.78

D f ( P)

1 / 0.19

Hi

g



0.5

；

e
h( P ) f ( P ) 2.840852（3.3.1-33）eVR  

 0.75h( P) f ( P) 

1 / 0.78

D f ( P)

1 / 0.19

Hi

g



0.5

；

e
h( P ) f ( P ) 2.840852（ 3.3.1-34 ）ここで， g h( P )    
g 
 f

0.32

1-26

0.19


 1
g C
f ( P)   DH i (  f   g ) g g： 重力加速度
D H ： 各ノードにおける水力直径
 e ： 各ノードにおける出口ボイド率： 表面張力 g ： 蒸気の密度

f： 飽和水の密度

各ノードからの蒸気流量 Wg , sw は，蒸気泡上昇モデルから次式のように計算される。
Wg , sw   g Ae eVR（3.3.1-35）（4）炉心内流動Ｃ Ｃ Ｆ Ｌ は ， 幾 何 学 的 に 狭くなった流路において，重力による液体の 下降流が，蒸気の上昇流により制限を受ける現象である。
Ｓ Ａ Ｆ Ｅ Ｒ コ ー ド で は ， 炉心入口オリフィス（炉心入口部），上部タ イ
プレート（炉心出口部），炉心バイパス頂部及び炉心バイパス底部の 4 箇
所 で Ｃ Ｃ Ｆ Ｌ を 考 慮し て い る。最も重要な場所は，燃料集合体の上部タ イ
プ レ ー ト （ 炉 心 上 部） と 炉 心入口オリフィス（炉心下部）である。炉心 上
部 に お け る Ｃ Ｃ Ｆ Ｌは ， 注 入された炉心スプレイ水の炉心への下降流を 遅ら せ る が ， 一 方 ， 炉心 下 部 におけるＣＣＦＬは，燃料集合体からの下部 プ
レナムへの落下水を減少させ，炉心の冷却材保有量を維持する効果がある。
Ｓ Ａ Ｆ Ｅ Ｒ コ ー ド では ， こ れら炉心上部，下部において水の下降流を予 測するのに，Wallis 型の相関式 (５ ) を用いている。この関係式を，以下に示す。
＊＊( j g )1 / 2 D 1 / 4  K 1 ( j f )1 / 2 D 1 / 4  K 2 D 1 / 4（ 3.3.1-36 ）

ここで，


g
j g ＝j g  g c D (  f   g ) 

1/ 2

＊



f
j f ＝j f  g c D (  f   g ) 

（3.3.1-37）

1/ 2

＊

（3.3.1-38）

ここで， K 1 ， K 2 は定数であり， D は形状固有の値である。この関係式に
1/ 4

おける K 1 及び K 2 D

は ，実験データから得られる。
1-27

ま た ， 再 冠 水 過 程 に お い て下部プレナムに二相水位が形成されている 場
合 ， 炉 心 中 心 部 の 高出 力 燃 料集合体では気液並行上昇流，炉心周辺部の 低
出 力 燃 料 集 合 体 で は水 の 下 降流（ＣＣＦＬブレークダウン）が生じるこ とが実験により示されている。
ａ． 気液並行上昇流モデル (6)(7）
炉心中心部の一部の高出力燃料集合体内では気液並行上昇流が生じる。
下部プレナムの水面下で発生した蒸気は，ジェットポンプ，または，インタ ー ナ ル ポ ン プ を 通 っ て ダウ ンカ マ部へ 流れるも のと 炉心へ 流れるも のとに分けられる。ＳＡＦＥＲコードでは，多チャンネル効果を模擬するために，高出力燃料集合体内での気液並行上昇流を考慮する。
こ れ ら 燃 料 集 合 体 内 の 全圧 損特 性を もと に気液 並行 上昇 流の 生じる 高出力燃料集合体の体数を求めるとともに，熱水力計算については，炉心領域と高出力燃料集合体とに対して，次式に示す差圧バランス並びに炉心入口オリフィスの蒸気量バランスを考慮し，下部プレナムからの蒸気流入量
を求める。
AVE
HOT
PCORE PCORE（3.3.1-39）

Wg , LP  Wg , SEO・ N T  N HOT   Wg , SEO・N HOT
AVE

ここで，
AVE
PCOREHOT（3.3.1-40）： 炉心領域の全圧損

P： 高出力燃料集合体の全圧損

W g , LP： 下部プレナムから炉心へ流入する総蒸気量

W gAVE, SEO： 炉心領域の炉心入口オリフィスを通過する蒸気量

HOT
CORE

W

HOT
g , SEO

NT
N HOT： 高出力燃料集合体の炉心入口オリフィスを通過する蒸気量： 全燃料集合体数： 高出力燃料集合体の数

ｂ． ＣＣＦＬブレークダウンモデル
ＣＣＦＬブレークダウン現象は，炉心スプレイスパージャが二相プール
水で水没している場合，上部プレナムに注入されたスプレイ水により周辺
燃料集合体上部にサブクール域の局在化が生じ，上部プレナムの冷却水が周辺燃料集合体を通って下部プレナムへ落下する現象である。ＳＡＦＥＲ
コードでは，この現象をＣＣＦＬブレークダウンモデルとして模擬してい1-28

る。すなわち，上部プレナム内ノードの水位がスプレイスパージャ位置より高くなり，かつ，上部プレナム内に流入したサブクール水による蒸気凝縮 割 合 が Ｃ Ｃ Ｆ Ｌ ブ レ ー クダ ウン 条件を 満足した 時に ブレー クダウン が生じるとしている。
CD 

 W ・h  CW h  h 
g



fg

f

（3.3.1-41）

D max



ここで，
CD
： 凝縮係数Wg： 上部プレナムに流入する蒸気流量
W
h

hf
h fg
C D max： 上部プレナムに流入する未飽和水流量： 上部プレナムに流入する未飽和水のエンタルピ： 飽和水のエンタルピ： 蒸発潜熱： ＣＣＦＬブレークダウン条件を定める定数

上式に おける C D は， 上 部プレナム内に流入した冷却水が，蒸気の凝縮に寄与する 割合を 示 している。 CD max はＢＷＲプラントの炉心及び上部プ
レナムを実寸大で分割模擬した実験の結果に基づいて決められている。
ｃ．高出力燃料集合体モデル
高 出 力 燃 料 集 合 体 の 熱 水力 挙動 及び 燃料 棒ヒー トア ップ 挙動 を評価 するため，高出力燃料集合体モデルを適用している。この集合体は，炉心と独立した領域として扱う。炉心の熱水力挙動を知るための質量，エネルギ
及び運動量保存式は，平均出力燃料集合体だけを用いて求める。これらの計算により，平均出力燃料集合体の水位及び被覆管温度の他に，炉内各部に分配される冷却水の質量，炉心上部・下部プレナム間の差圧，及び下部
プレナムの減圧沸騰による蒸気発生量等を求めている。
高出力燃料集合体モデルは，炉心の上部・下部プレナムの差圧に基づき
高出力燃料集合体への流入蒸気量を求める。これをもとに，高出力燃料集合体の熱水力過渡変化及び燃料棒ヒートアップが計算される。なお，高出力燃料集合体の熱水力過渡変化は，平均出力燃料集合体計算で用いられるものと同じ熱水力モデルを用いて求めている。
（5）破断流破 断 箇 所 は Ｓ Ａ Ｆ Ｅ Ｒ モ デルにおける任意のノードに，独立に，最大 5
箇 所 ま で 設 定 す る こと が で き，その破断面積は時間の関数として変化さ せ
1-29

ることができる。破断流量は Moody のスリップ流モデル (8) または平衡均質流モデル (9) に基づく臨界流を適用して計算する。
破 断 流 の 計 算 に 用 い る 圧 力はベッセル圧力と破断口中心より上の二相 流の静水圧を加えたものを用いる。
ま た ， 破 断 流 の 計 算 に 用 いるエンタルピは，破断口が接続するノード のエンタルピとなるが，2 つのノードが重なる場合は，混合長さの加重平均エ
ンタルピが用いられる。
有 効 性 評 価 で は ， 設 計 基 準事故のＬＯＣＡと同様に，破断口及びＳＲ Ｖからの流出流量の計算に平衡均質流モデルを使用する。
（6）注水系
Ｂ Ｗ Ｒ プ ラ ン ト に は ， 冷 却水を原子炉に直接注入できる注水系が多数 ある 。 例 え ば ， Ｂ Ｗ Ｒ− ５ の ＥＣＣＳは，炉心上部に注水する高圧炉心ス プ
レ イ 系 （ Ｈ Ｐ Ｃ Ｓ ）及 び 低 圧炉心スプレイ系（ＬＰＣＳ），炉心バイパ スに 注 水 す る 低 圧 注 水系 （ Ｌ ＰＣＩ）で構成されるが，他のプラントでは 再循 環 配 管 や ダ ウ ン カマ に 注 水されるようになっているものもある。これ らの Ｅ Ｃ Ｃ Ｓ に 加 え て， 原 子 炉隔離時に崩壊熱を除去するためのＲＣＩＣ がある。ＳＡＦＥＲコードは，これらの注水系を模擬することができる。
注 水 流 量 は ， 原 子 炉 圧 力 の関数となる。ＳＡＦＥＲコードでは，停止 ・再起動等の多重機能を設けている。図 3-3 にこのロジックを示す。
時刻 t １ で原子炉圧力や原子炉水位，ドライウェル圧力による起動信号を
受 け る 。 デ ィ ー ゼ ル発 電 機 の起動時間や弁開時間等の遅れを考慮して時 刻
t ２ で注水が始まる。注水流量はポンプのＱ/Ｈ特性で決まる。
原子炉圧力や原子炉水位等で注水停止信号を模擬でき，時刻 t ３ で停止信号が入ると，時間遅れを考慮した t ４ で注水が停止する。
こ れ ら を 用 い て い く つ か の再起動や停止ロジックを模擬することがで きる。
有 効 性 評 価 で 考 慮 す る 原 子炉代替注水設備は，運転操作を含めてこれ らの注水系モデルを用いて取り扱うことができる。

3.3.2

炉心ヒートアップモデル（1）ノード分割
Ｓ Ａ Ｆ Ｅ Ｒ コ ー ド で は ， 燃料や燃料被覆管の温度変化については径方 向
熱 伝 導 モ デ ル を 用 い， 圧 力 容器や他の内部構造物については，ヒートス ラ
ブモデルを用いて模擬している。

1-30

ａ． 燃料と燃料被覆管
燃料棒は，径方向に燃料ペレットを 3 ノード及び燃料被覆管を 2 ノードに分割している。また，燃料棒発熱部の軸方向は，実験解析で妥当性を確認した 10 ノード分割とする。燃料棒の温度変化は，軸方向及び周方向の熱 伝 導 を 無 視 し た 円 筒 形 モデ ルを 用いた 熱伝導方 程式 を解く ことによ り得られる。
ｂ． 燃料集合体と燃料棒
燃料集合体は平均出力燃料集合体と高出力燃料集合体に分け，それぞれに対して平均出力燃料棒と高出力燃料棒の 2 種類の燃料棒を考慮している。平均出力燃料棒は，燃料棒から冷却材への伝熱計算に使用し，集合体内の熱水力挙動が求められる。高出力燃料棒は集合体上部のＣＣＦＬを厳しく評価するため燃料集合体内蒸発量計算に使われる。
ＰＣＴは，高出力燃料集合体と平均出力燃料集合体のそれぞれの燃料棒の被覆管温度の中の最大値とする。
ｃ． 圧力容器と炉内構造物
圧力容器は最大 7 つに区分されたヒートスラブで模擬しており，それぞれ の ヒ ー ト ス ラ ブ の 表 面 熱伝 達は そのヒ ートスラ ブの 面して いる各領 域
内のボイド率の関数で与えられる。
炉内構造物は 7 つのヒートスラブ（ＡＢＷＲは 6 つのヒートスラブ）；
蒸気乾燥器，上部プレナムドーム，シュラウド壁，制御棒案内管，チャン
ネルボックス，制御棒，再循環ループ（外部再循環ループ型ＢＷＲのみ）に分けて模擬する。
これらのヒートスラブのうち，4 つ（上部プレナムドーム，シュラウド
壁，制御棒案内管，チャンネルボックス）は内壁と外壁が別の領域に面していることを模擬しているため，ヒートスラブの数は 11（ ＡＢＷＲは 10）となる。
（2）熱伝導方程式
燃 料 ペ レ ッ ト 及 び 燃 料 被 覆管の温度変化は，円筒座標の熱伝導方程式 を
解 く こ と に よ り 得 られ る 。 軸方向及び周方向の熱伝導は無視している。 この方程式は次式で与えられる。
T  T  k T k
 Q 
C p
t r  r  r r
ここで，
： 燃料ペレットまたは燃料被覆管の密度
1-31（3.3.2-1）

： 燃料ペレットまたは燃料被覆管の比熱： 燃料ペレットまたは燃料被覆管の熱伝導率k： 燃料ペレットまたは燃料被覆管の温度T： 時間t： 半径方向距離r
Q ： 発熱量

Cp

なお，ＣＨＡＳＴＥコードにおいても同じ式が用いられている。
圧力容器及び内部構造物のヒートスラブの温度変化は次式で表わせる。
dTkq(Tk  Ti ) Fi1
 k 
（3.3.2-2）

1
dt
Ck
Ck i
Rk 
H i Akここで，： ヒートスラブ k の熱量： ヒートスラブ k の熱容量
： ヒートスラブ k の熱抵抗
： ヒートスラブ k の伝熱面積： 熱水力ノード i への熱伝達係数： 熱水力ノード i に接するヒートスラブ k の伝熱面積のうち，水面以下の部分に接する割合
添字 k は k 番目のヒートスラブ，添字 i は i 番目の熱水力ノードを示す。
qk
Ck
Rk
Ak
Hi
Fi

（3）熱源
ＳＡ Ｆ Ｅ Ｒ コ ー ド で は 熱 源として，核分裂による出力，核分裂生成物 の崩 壊 熱 ， ア ク チ ニ ドの 崩 壊 熱及びジルコニウム−水反応による発熱を考 慮
し て い る 。 核 分 裂 によ る 出 力，核分裂生成物の崩壊熱及びアクチニドの 崩
壊 熱 は ， 初 期 炉 心 出力 に 対 する割合として時間の関数として入力する。 各
燃 料 棒 で の 熱 発 生 率は ， 炉 心平均の熱発生率に各々対応するピーキング 係
数を乗じて決定される。
有 効 性 評 価 で は ， 核 分 裂 による出力変化はＲＥＤＹ等により計算され る
運転時の異常な過渡変化あるいは設計基準事故の出力変化，崩壊熱はANSI/ANS-5.1-1979 (10) に基づく計算結果を使用する。
（4）熱伝達
燃 料 棒 か ら 冷 却 材 へ の 熱 伝達は，核沸騰，膜沸騰，そして遷移沸騰の 適
切 な 熱 伝 達 事 象 か ら決 定 さ れる熱伝達係数を用いて計算される。遷移沸 騰は 核 沸 騰 と 膜 沸 騰 の間 の 円 滑な遷移をモデル化したものである。また， 露1-32

出 部 の 冷 却 に は ， 蒸気 冷 却 ，噴霧流冷却，落下水（スプレイ）冷却，及 び輻射熱伝達を考慮している。
な お ， 輻 射 熱 伝 達 は ， 高 出力燃料棒から平均出力燃料棒への輻射及び 平
均出力燃料棒からチャンネルボックスへの輻射のみが考慮されている。
熱伝達の沸騰事象を決める計算ロジックを図 3-4 に示す。また，熱伝達係数計算モデルの一覧を表 3-3 に示す。
ａ． 核沸騰熱伝達
核沸騰熱伝達係数は，冷却材のボイド率の関数として模擬している。
このモデルは，図 3-5 に示すように 3 つの領域に分け，それぞれの境界の値を入力する。図 3-5 の H 3 は，核沸騰熱伝達係数の代表値， H 2 はサブクール沸騰，そして H 1 は蒸気冷却の代表値である。
核沸騰事象の単純なモデル化は，核沸騰熱伝達係数が他の事象の熱伝達係数に比べて非常に大きく，この熱伝達係数の変化に対し，感度が小さいため可能である。
ｂ． 膜沸騰熱伝達
膜沸騰熱伝達係数は，対流膜沸騰に関してはｅ．節で述べる噴霧流冷却
熱伝達式，プール及び低流量膜沸騰に関しては，修正 Bromley の式 （ 11 ） で計算する。
修正 Bromley の式は次式で表わされる。
H MB  H FB  H R（3.3.2-3）

プール 膜沸 騰熱 伝達 係数 H FB 及び輻射熱伝達係数 H R は次のように計 算
される。
1/ 4

 K g 3  g (  f   g )h fg g 
H FB  0.62  g (TW  TS ) LH
 T 4  TS 4 
H R   R   W


T
T
W
S


ここで，
K g ： 飽和蒸気の熱伝導率

f： 飽和水の密度g： 飽和蒸気の密度h fgg： 蒸発潜熱： 重力加速度
1-33（3.3.2-4）（3.3.2-5）

g
LH
TW
TS

R


： 飽和蒸気の粘性： 膜の長さ： 表面温度： 冷却材の飽和温度： Stefan-Boltzmann 定数： 被覆管の輻射率

膜沸騰 熱伝達 係数 と しては，噴霧流冷却熱伝達式を用いた値 HM と修正
Bromley 相関式を用いた値 H MB を両方計算し，ボイド率で以下のように重み付けをしている。
局所的なボイド率が 1 に近づいた時は，膜沸騰熱伝達係数は単相蒸気冷
却モード へ連 続的に 移行するため，高流量時の膜沸騰に適用される HM を使用する。一方，低ボイド率の領域では，プール膜沸騰または低流量時の膜沸騰に適用される H MB がより適切である。その中間の領域の膜沸騰熱伝
達 係 数 は ， ボ イ ド 率に よ り H MB と HM の間を内挿して求める。以上の膜沸騰熱伝達係数をまとめて図 3-6 に示す。
ｃ． 遷移沸騰熱伝達
遷移沸騰は，核沸騰と膜沸騰の間を連続的に変化させるためにモデル化されており，冷却材のクオリティが限界値以下で，かつ，燃料被覆管の過熱度が最小安定膜沸騰温度以下の時に適用される。冷却材クオリティが限界値以上になると，核沸騰から膜沸騰へ急激な変化がおこる。
遷移沸騰の熱伝達は，核沸騰と膜沸騰の熱伝達係数の対数値が直線的に変化するものとし，模擬している（図 3-7）。
T  TCHF
log H TB  log H NB ・log H NB  log H FB 
Tmin  TCHF（3.3.2-6）

ここで，
H TB
： 遷移沸騰熱伝達係数
H NB： 限界熱流束時の温度での 核沸騰熱伝達係数
H FB： 最小安定膜沸騰温度での膜沸騰熱伝達係数： 過熱度
TTmin ： 最小安定膜沸騰温度
 TCHF ： 限界熱流束温度ｄ． 蒸気冷却熱伝達
ＳＡＦＥＲコードでは，燃料棒が露出している部分で，下部プレナム及び燃料集合体からの蒸気による冷却効果を考慮している。蒸気冷却熱伝達係数は，蒸気単相流に対する Dittus-Boelter の式 （ 12） を使用している。

1-34

H v  0.023

Kv
0. 8
0. 4
Re s Prs
Dh（ 3.3.2-7）

ここで，
Hv
Kv
Dh
Re s
Prs

： 蒸気冷却熱伝達係数： 蒸気の熱伝導率： 水力直径： 蒸気のレイノルズ数： 蒸気のプラントル数

蒸 気 の 物 性 値 は 燃 料 集 合体 軸方 向ノ ード ごとに 上流 ノー ド出 口の蒸 気
温度（過熱を考慮）を境界条件として評価する。

ｅ． 噴霧流冷却熱伝達
蒸気に液滴が混入した噴霧流状態の熱伝達係数は，Sun のモデルと Sahaのモデルを組み合わせたモデル （ 13） を適用する。
液滴による熱伝達の促進は Sun のモデル（ 14）に基づき以下のように表わすことができる。
K ( Nu s  1) 2  K v 
4X 2
H M  v 2 X  1 
Nu



 s

Dh 
Nu s  1  2 X  Dh 
Nu s  1  2 X （ 3.3.2-8）

ここで，Nus は Dittus-Boelter の式による蒸気単相熱伝達のヌセルト数，
X は 液 滴 に よ る 熱 伝 達 向 上の程度を決めるパラメータであり，次式で 与

えられる。
0.8
0.4
Nu s  0.023 Re s Pr s

X



Dh
2

（ 3.3.2-9）

 hv（3.3.2-10）

K v h fg

6 H v ,d (1   )（3.3.2-11）

dd

0.55

  vU r d d 
Kv 
1/ 3
 2  0.459 
H v ,d  Pr g dd  v 


（3.3.2-12）

H v , d は，蒸気と液滴間の界面熱伝達率であり， d d は液滴の平均直径，U rは相対速度である。
蒸 気 の 物 性 値 は 燃 料 集 合体 軸方 向ノ ード ごとに 上流 ノー ド出 口の蒸 気
温度（過熱を考慮）を境界条件として評価する。
噴 霧 流 冷 却 熱 伝 達 時 に おい ては 蒸気 の温 度は一 般に 飽和 温度 よりも 高くなる。そこで，この効果を考慮するため，蒸気温度は Saha の式 （ 15） を
1-35

用いて計算する。Saha によれば，単位体積あたりの液滴蒸発量 v は次式で与えられる。
K (T  T )(1   )v  K 1 v v 2 s
Dh h fg（3.3.2-13）
1/ 2

2

P    v jv  D  
K1  63001  Pcr      v 
2（3.3.2-14）

ここで，
K v ： 蒸気の熱伝導率
Tv ： 蒸気の温度

Ts


Dh

： 飽和温度： ボイド率： 水力等価直径

Pcr： 蒸発潜熱： 圧力： 臨界圧力v： 蒸気の密度jv： 蒸気の流速： 管の直径： 表面張力

h fg

P

D



Saha のモデルでは，上式をもとにして，加熱面から蒸気への伝熱量，
過熱蒸気から液滴への伝熱量，さらに，軸方向のクオリティ変化などを連立させることにより蒸気の軸方向温度分布を求める。
液滴上昇流（エントレインメント）における液滴の平均直径は，臨界ウ
ェーバー数 Wec から次式で計算する。

dd 

 Wec
v U r

（3.3.2-15）

液滴が落下する場合は，２種類の液滴を考慮する。１つは，上部タイプ
レ ー ト に お け る 上 昇 蒸 気 流と 液体 の相互 作用によ る液 体の崩 壊によっ て形成される液滴である。もうひとつは，燃料棒及びチャンネルボックスの壁面を落下する液膜のクエンチフロントで形成される液滴であり，壁面からの急速な伝熱によりスパッタリングが起こる。液滴の平均直径は液滴の質量と液滴密度の保存式を使用して評価することができる。

1-36





WUTP  WSPUTTER dd  WUTPW SPUTTER 3 3d d , SPUTTER  d d ,UTP

1/ 3

（3.3.2-16）

ここで，W は液滴の質量流量であり，添字の UTP は上部タイプレートで発生する液滴，SPUTTER はスパッタリングフロントで発生する液滴を表わす。
ＳＡＦＥＲコードでは，液滴界面の熱伝達係数は液滴の流れ方向に応じて，（3.3.2-12）式に（3.3.2-15）式あるいは（3.3.2-16）式を代入する
ことにより計算する。
ｆ． スペーサの効果
ｄ．節で述べた蒸気（単相）冷却熱伝達及びｅ．節で述べた噴霧流冷却
熱伝達においては，スペーサの直後で流れが乱されることにより熱伝達がよくなる現象が実験により明らかになった （ 16） 。このスペーサの乱流促進効果を実寸大の電気加熱集合体による蒸気（単相）冷却実験装置ＲＲＴＦ（Refill Reflood Test Facility）による実験データから求めた結果，次式が得られた。

 1.72 
Nu  0.023 Re 0.8 Pr 0.4 1  /d （3.3.2-17）

ここで，： 各スペーサ後端からの距離d ： 水力等価直径
スペーサの乱流促進効果による熱伝達の向上は，右辺の括弧内の係数で与えられる。
噴霧流冷却熱伝達に関しても乱流促進効果は，蒸気単相冷却熱伝達の場
合と同様に上記括弧内の補正により与えられる。

ｇ． 落下水（スプレイ）熱伝達
落下水（スプレイ）による熱伝達係数は，スプレイ熱伝達実験装置ＳＨ
ＴＦ（Spray Heat Transfer Test Facility）による実験データより得られ，高出力燃料棒と平均出力燃料棒のそれぞれに対して，燃料集合体内に
落 下 す る 水 量 と ロ ッ ド 表 面過 熱度 及び圧 力の関数 とし てモデ ル化して いる （ 15） 。また，炉心スプレイ開始以前でもＣＣＦＬにより上部プレナムから液滴落下がある場合には落下水熱伝達を考慮する。
1-37

hSP  W ・P (γTS  )（3.3.2-18）

ここで，
hSP

W
P

TS

 ,  ,  ,： 熱伝達係数： 落下水量： 圧力： ロッド表面過熱度： 係数

ｈ． 輻射熱伝達
ＳＡＦＥＲコードの燃料棒及び被覆管の熱伝達モデルは，ほとんどＣＨ
ＡＳＴＥコードと同じであるが，ＣＨＡＳＴＥコードではそれぞれの燃料棒と周囲のチャンネルボックス，燃料棒間の複雑な輻射熱伝達の経路をモデル化しているのに対し，ＳＡＦＥＲコードでは高出力燃料棒と平均出力
燃料棒の 2 本だけを扱っており，それぞれの周辺温度を考えて輻射熱伝達をモデル化している。
周辺温度は，高出力燃料棒に対しては平均出力燃料棒の温度，平均出力
燃料棒に対してはチャンネルボックスの温度としている（図 3-8）。
各周辺温度を用いて，輻射熱伝達係数は次式のように求められる。
 TW 4  TB 4 
（3.3.2-19）
H R   R  
 TW  TB 
ここで，
H R ： 輻射熱伝達係数
TW： 燃料被覆管表面温度
TB： 周辺温度： 輻射率 R ： Stefan-Boltzmann 定数
ＳＡＦＥＲコードでは，周辺温度として用いる燃料棒とチャンネルの濡れも考慮している。
ｉ． 燃料棒とチャンネルの濡れモデル
ＳＡＦＥＲコードにおいては，落下水による壁面濡れ効果は燃料棒及びチャンネルで考慮される。燃料棒とチャンネルでは伝熱面の数が 1 面か 2
面かの違いはあるが，濡れモデルそのものは同様の考え方を採用している。
モデルの概要は図 3-9 に示すとおりであり，先端でスパッタリングをおこす液膜が順次下方に進行していく。この濡れ前縁の進行速度を U fr として
二次元（軸方向，半径方向）の熱伝導解析から得た Andersen による次式を用いる （ 17） 。
1-38





1/ 3

3
 

3
KW
  1.5 
4

U fr 
B
・
B・
(
)
2

 i

i 
 W CW d W 



 
exp1 
2 
（3.3.2-20）

ここで，
K W ： 熱伝導率
W ： 密度CW ： 比熱d W ： 水力直径
また，無次元数は次式で定義されている。
h fr dW
Bi 
KW (T  TS )(T  T0 )  2 (T0  TS )


1/ 2

ＳＡＦＥＲコードにおいては，濡れに関する熱伝達係数 h fr として，濡れ前縁については， 1.13  10 6 W/m 2・℃，既に濡れた壁と流下液膜間については核沸 騰の値 3.0  103 W/m 2 ・℃をそれぞれ用いている。また，ライデン
フロスト温度 T0 は Tsat （飽和温度）＋65℃を採用している。
（5）ジルコニウム−水反応
燃料被覆管と水との反応による反応熱及び酸化量の計算は Baker-Just の式 (18) に より計算し， 蒸気の供給に制限がないものとする。また，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する。この 2つの仮定により反応熱を大きく見積もる。
化学反応式は次式で与えられる。
Zr  2 H 2 O  ZrO2  2 H 2  H

（3.3.2-21）

ここで， H は反応熱であり，燃料被覆管温度の関数として次式で表わされる。
H  R3  R4 (T  273)

（3.3.2-22）

ここで，
R3 , R 4

T： Baker-Just に基づく定数： 燃料被覆管温度

また，燃料被覆管の酸化割合は次式で表わされる。
R2 
d R1

 exp dt  T  273 
ここで，
1-39

（3.3.2-23）
R1 , R2： 燃料被覆管酸化厚さ： Baker-Just に基づく定数

酸化厚さは，（3.3.2-23）式を積分し，次式で与えられる。
1/ 2




R2

 2   12  2 R1 (t 2  t1 ) exp 

T
273
av




（3.3.2-24）

ここで， 1 ： 時刻 t1 における酸化厚さ
 2 ： 時刻 t2 における酸化厚さ
Tav ： 時刻 t1 から t2 までの間の燃料被覆管平均温度
発 熱 割 合 は ， 反 応 熱 と 被 覆管酸化割合の積であり，被覆管酸化割合は 被
覆管の密度，表面積，そして酸化膜成長割合の積である。
したがって，発熱割合は次式で与えられる。
 d 
QR  H・M zr  H・ zr・A・ dt 

（3.3.2-25）

ここで，： 発熱割合QR： 燃料被覆管酸化割合

M zr
 zr
A

d / dt： 燃料被覆管密度： 燃料被覆管表面積： 燃料被覆管酸化膜成長割合

燃 料 被 覆 管 が 破 裂 す る と 計算される場合には，その時点以降破裂個所 近
傍の内面も反応するとし，これも同様の方法で計算する。
（6）ギャップ熱伝達
過 渡 時 の 燃 料 ペ レ ッ ト − 燃料被覆管ギャップ熱伝達係数は，定常時の ギ
ャップ熱伝 達係数 評 価モデルと同じ，Ross and Stoute に基づくモデル (19)を用いて計算する。
な お ， ギ ャ ッ プ 熱 伝 達 係 数の初期値及び過渡計算に用いるギャップ内 のガス組成等は，燃料棒熱機械設計コード PRIME Ver.1（以下，「ＰＲＩＭＥ」と称す。） (20)(21) から引き継ぐ。
ギャップ熱伝達係数は次の 3 成分からなるとする。
hg  hs  h f  hr

（3.3.2-26）

ここで，
h g ： ギャップ熱伝達係数hs： 燃料ペレットと燃料被覆管の接触による熱伝達成分
1-40

hf
hr

： ギャップ中のガスの熱伝導による熱伝達成分： 燃料ペレットと燃料被覆管の間の輻射による熱伝達成分

な お ， ギ ャ ッ プ 熱 伝 達 係 数の初期値及び過渡計算に用いるギャップ内 のガス組成等は，ＰＲＩＭＥから引き継ぐ。
ａ． 固体接触による熱伝達成分
燃料と被覆管の接触による熱伝達係数 hs は次式により計算する。
K m・Pc（3.3.2-27）
hs 
1/ 4
 Rc 2  R p 2 


A・
0 Hm


2


ここで，
Km

： 燃料ペレットと燃料被覆管の平均熱伝導率
2K・
c Kp
Km 
Kc  K p

Kc： 燃料被覆管熱伝導率： 燃料ペレット熱伝導率： 燃料ペレットと燃料被覆管の接触圧力： 定数： 燃料被覆管メイヤー硬さ： 燃料被覆管内表面粗さ： 燃料ペレット外表面粗さ

Kp
Pc
A0
Hm
Rc

Rp

ｂ． ガスによる熱伝達成分
ギャッ プ中 のガス の 熱伝導による熱伝達係数 h f は次式により計算する。
K f
hf （3.3.2-28）
C R c  R p    g 1  g 2   R eff
ここで，
Kf

C
Rc ， R p

g 1  g 2 Reff： 混合ガスの熱伝導率： 燃料ペレット−燃料被覆管接触圧の関数： 燃料被覆管内表面粗さ及びペレット外表面粗さ： 混合ガスの温度ジャンプ距離： 燃料ペレットと燃料被覆管の実効半径ギャップｃ． 輻射による熱伝達成分
燃 料 ペ レ ッ ト と 燃 料 被 覆管の間の輻射に よる熱伝達係数 hr は次式に より計算する。

1-41

hr 

 (T p 4  Tc 4 )
Sp 1

1
 (  1)  (  1)  G g  (T p  Tc )p S c  c

（3.3.2-29）

ここで，

p

： Stefan-Boltzmann 定数： 燃料ペレット表面温度： 燃料被覆管内面温度： 燃料ペレット表面積： 燃料被覆管内面積： 燃料被覆管内面の輻射率： 燃料ペレット表面の輻射率

Gg： 形態係数



Tp
Tc

Sp
Sc

c

（7）膨れ・破裂燃 料 被 覆 管 の 膨 れ は ， 燃 料棒プレナム部とギャップ部の温度及び体積 から 燃 料 棒 内 圧 を 評 価し ， 燃 料被覆管内外圧力差から燃料被覆管の周方向 応力を求め，燃料被覆管の歪み量をこの周方向応力に基づき求めている。
ま た ， 燃 料 被 覆 管 の 破 裂 は実験に基づく周方向応力のベストフィット 曲
線に基づいて判定する。図 3-10 に燃料棒に破裂が発生する時点の燃料被覆
管温度と燃料被覆管応力の関係を示す。
ａ． 燃料棒内圧
燃 料 棒 内 圧 Pg は ， 燃 料 棒プレナム部とギャ ップ部の圧力が等し いとして，温度及び体積の変化を考慮して次式で計算する。
N・ R
Pg 
VF
V
 P
TF
TP

（3.3.2-30）

ここで，Pg ： 燃料棒内圧
V F ： 燃料棒ギャップ体積
V P ： 燃料棒プレナム体積
TF ： 燃料棒ギャップ温度
TP ： 燃料棒プレナム温度
N ： 燃料棒内ガスのモル数： 気体定数R
ｂ． 燃料被覆管の周方向応力
燃料被覆管の周方向応力  は，燃料棒内外圧差より次式で計算する。

1-42

 

D
P g  P 
2t（3.3.2-31）

ここで，： 周方向応力： 被覆管内径D： 被覆管肉厚t： 冷却材圧力Pｃ． 燃料被覆管の歪
燃料被覆管の歪  は，弾性領域では被覆管の周方向応力から次式により
計算する。
 
 
 
1  
E 2

（3.3.2-32）

ここで，


E


： 燃料被覆管の歪： ヤング率： ポアソン比また，塑性変形は，実験データに基づき燃料被覆管破裂を起こす温度より 200°F 低い温度に達した時点から始まるとする。

1-43

ノード
分割

熱水力
モデル

炉心
ヒート
アップ
モデル

表 3-2 ＳＡＦＥＲコードの計算モデル一覧
項 目
計算モデル
原子炉圧力容器内
9 ノードに分割（図 3-1）
原子炉圧力容器及び炉 原子炉圧力容器は 7 つ，炉内構造物は 6
内構造物
つに区分したヒートスラブで模擬
燃料と被覆管
径方向に燃料ペレットを 3 ノード及び燃料被覆管を 2 ノードに分割
燃料ペレット及び燃料被覆管の径方向に対し，円筒一次元熱伝導方程式を用いる
軸方向は発熱部を 10 ノードに分割
保存則
熱力学的に均質，平衡を仮定
各ノード：質量保存式，エネルギ保存式
流れの経路全体：運動量保存式
蒸気スリップ流
気泡上昇モデルとドリフトフラックスモ
デルによる蒸気スリップ速度を計算し，大きい方を使用
炉心内流動
気液対向流モデル（Wallis 型の相関式）
CCFL ブレークダウンモデル
気液平衡上昇流モデル
破断流
臨界流モデル及び差圧流モデル
注水系
ECCS，RCIC 及び代替注水系を模擬（図 3-3）
熱伝達
以下の熱伝達モードを考慮
・核沸騰
・膜沸騰
・遷移沸騰
・蒸気単相
・噴霧流
・スプレイ（落下水）
・濡れ
・輻射
熱源
核分裂による発生熱，崩壊熱及びジルコニ

ジルコニウム−水反応
ギャップ熱伝達

膨れ・破裂

ウム-水反応による発熱を考慮
炉心出力は核分裂による発生熱と核分裂生成物及びアクチニドの崩壊熱を考慮した炉心出力時間変化データを入力
Baker-Just の式
過渡変化は Ross and Stoute に基づくモデ
ルを用いる
なお，ギャップ熱伝達係数の初期値及び過渡計算に用いるギャップ内のガス組成等
は燃料棒熱機械設計コード PRIME から引
き継ぐ
膨れは燃料被覆管周方向応力に基づき計算し，破裂は燃料被覆管周方向応力のベス
トフィット曲線により判定する（図 3-10）
1-44表 3-3

ＳＡＦＥＲコードの熱伝達係数計算モデル

熱伝達モード

熱伝達係数計算モデル

核沸騰

ボイド率の関数とする相関式

膜沸騰

噴霧流冷却の相関式と修正 Bromley の式をボイド率の関数として使用する相関式

遷移沸騰

核沸騰と膜沸騰の熱伝達係数を燃料被覆管過熱度で内挿した相関式

蒸気単相

Dittus-Boelter の式

噴霧流

Sun-Saha の式

スプレイ（落下水）

スプレイ冷却実験データに基づく相関式

濡れ

濡れた後の熱伝達係数は Andersen のモデルに基づく

輻射

高出力燃料棒と平均出力燃料棒間，平均出力燃料棒とチャンネルボックス間で考慮

1-45

主蒸気,ＳＲＶ⑧蒸気ドーム⑤上部プレナム

ＣＣＦＬ

⑨高出力
燃料集合体
(12ノード)

④
炉
心
バ
イ
パ
ス

図 3-1

給水

ＣＣＦＬ

ＣＣＦＬ

ＣＣＦＬ
ＣＣＦＬ

⑦上部ダウンカマ(飽和水領域)③炉心(12ノード)⑥下部ダウンカマ(未飽和水領域)

漏えい流

②
制
御
棒
案
内
管

ＣＣＦＬ

①下部プレナム

ＳＡＦＥＲコードのノード分割図1-46

図 3-2 再循環及び炉心流ループ（ジェットポンプ型ＢＷＲの例）

1-47

遅れ時間

0

ｔ1
起動信号

ｔ2
注水開始

遅れ時間

ｔ3
停止信号

ｔ4
注水停止

ｔ5
再起動信号

時 間

図 3-3

ＳＡＦＥＲコードの注水系作動ロジック

1-48

T  TBT ?

Yes

No

X  XC ?

No

YesT  TMIN ?

Yes

No

Yes

T  TCHF ?
No

遷移沸騰

図 3-4

核沸騰

膜沸騰

T
TBT
X
XC

：事故後の時間：沸騰遷移時間（入力）：クオリティ
：膜沸騰限界クオリティ（入力）

T
TMIN

：被覆管過熱度：安定膜沸騰最小過熱度

TCHF：限界熱流束過熱度（入力）

ＳＡＦＥＲコードの沸騰事象を決めるロジック

1-49

Ｈ
H3
熱
伝
達
係
数

H2

H1
0

α1

α2
ボイド率

図 3-5

核沸騰熱伝達係数モデル

図 3-6

膜沸騰熱伝達係数モデル

1-50

1

α

log
Ｈ

遷移沸騰適用範囲

ＨNB
熱
伝
達
係
数

ＨFB

ΔＴCHF

ΔＴMIN

ΔＴ

過熱度

図 3-7

遷移沸騰熱伝達係数モデル

チャンネル

平均出力燃料棒
高出力燃料棒

図 3-8

輻射熱伝達モデル

1-51

両側が伝熱面となるチャンネルの場合は先行流下する
液膜のみでモデルを考慮

図 3-9

図 3-10

チャンネル濡れモデル

燃料棒に破裂が発生する時点の燃料被覆管温度と燃料被覆管応力の関係

1-52

3.4

入出力
ＳＡＦＥＲコードの主要な入出力を図 3-11 に示す。ＳＡＦＥＲコードのイ ン プ ッ ト デ ー タ は以 下 の とおり構成される。ＳＡＦＥＲコードのイン プ
ッ ト デ ー タ の 元 と なる 「 プ ラントデータ」，「事故条件」，「事故収束 に重要な機器・操作」等を整理した解析条件を添付 1 に示す。
①

原子炉圧力容器，原子炉内部構造物の幾何形状②

初期条件（原子炉出力，原子炉圧力，炉心入口流量，原子炉水位）③

炉心仕様（幾何形状，炉心圧損，原子炉出力の時間変化）④

燃料仕様（幾何形状，燃料棒出力，初期状態，物性）⑤

機器，設備仕様（ＥＣＣＳ等の注水特性，ＳＲＶ特性，ＭＳＩＶ閉止
特性）⑥

外乱条件（破断条件等）

上 記 を イ ン プ ッ ト デ ー タ として，原子炉内熱水力過渡解析及び炉心ヒ ー
トアップ解析を実施し，以下のアウトプットデータを得る。
①

原子炉圧力及び原子炉内水位の過渡変化②

燃料被覆管温度③

ジルコニウム−水反応量（燃料被覆管酸化割合）

1-53ＳＡＦＥＲ（炉心仕様）（機器・設備仕様）

炉心ヒートアップ計算（初期条件）

熱水力計算（原子炉幾何形状）（原子炉出力変化）（燃料棒出力）（燃料棒初期状態）（燃料棒形状，物性）（外乱条件）

原子炉圧力及び原

燃料被覆管温度

子炉内水位の過渡

ジルコニウム-水変化

反応量（燃料被覆
管酸化割合）

図 3-11ＳＡＦＥＲコードの入出力

1-54

4.

妥当性確認

4.1

重要現象に対する妥当性確認方法
ＳＡＦＥＲコードの評価マトリックスを表 4-1 に示す。表 4-1 は 2 章で

重 要 現 象 に 分 類 さ れた 物 理 現象を列挙している。各実験解析の内容につ いて詳細を 4.2 節以降に示すが，それらの要約を 4.1.1 から 4.1.3 に示す。
Ｓ Ａ Ｆ Ｅ Ｒ コ ー ド は ， Ｂ ＷＲのＬＯＣＡを模擬したシステム挙動実験 結
果 と 実 験 解 析 結 果 との 比 較 により解析モデルの妥当性確認が行われてお り，
Ｂ Ｗ Ｒ の Ｌ Ｏ Ｃ Ａ 時の 燃 料 被覆管温度の評価に適用できることを確認し ている。したがって，2 章で重要現象に分類された物理現象はＬＯＣＡを模擬したシステム挙動実験により，総合的に妥当性が確認されている。
ジェットポンプ型ＢＷＲに対しては，ＴＢＬ（Two Bundle Loop）及びＲ
Ｏ Ｓ Ａ − Ⅲ （ Rig of Safety Assessment）の実 験解 析が 行わ れ，Ａ ＢＷ Ｒ
に対しては，ＦＩＳＴ（Full Integral Simulation Test）−ＡＢＷＲの実
験解析を行っている。ＳＡＦＥＲコードによる実験解析結果は実験結果（蒸気 ド ー ム 圧 力 ， 水 位） と 良 く一致し，模擬燃料被覆管最高温度は実験結 果に比べ 10℃〜150℃程度高く予測することを確認した。 (22)
な お ， Ｓ Ａ Ｆ Ｅ Ｒ コ ー ド の妥当性は，当時の通産省原子力発電技術顧 問
会 （ 基 本 設 計 ） Ｌ ＯＣ Ａ 検 討会及び原子炉安全基準専門部会（ＥＣＣＳ 性
能 評 価 小 委 員 会 ） にお い て も審議され，ＬＯＣＡ時の燃料被覆管温度評 価への適用の妥当性が確認されている。 (23)(24)
重 要 現 象 に 分 類 さ れ た 物 理現象のうち崩壊熱は，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 いる 。 こ のため，ＳＡＦＥＲコードにおける崩壊熱の 妥
当性確認は不要とした。
燃 料 棒 表 面 熱 伝 達 ， 沸 騰 遷移及び気液熱非平衡については，ＬＯＣＡ を
模 擬 し た 実 験 結 果 にお け る 被覆管温度とＳＡＦＥＲコードによる実験解 析
結 果 を 比 較 す る こ とに よ り ，ＳＡＦＥＲコードの熱伝達モデルの妥当性 を確認できる。
燃 料 被 覆 管 酸 化 に つ い て は，3.3.2(5)に 記載したとおり，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に選定した酸化反応速 度
式 を 採 用 し て い る 。そ の た め，ＳＡＦＥＲコードにおける燃料被覆管酸 化の妥当性確認は不要とした。
燃 料 被 覆 管 変 形 に つ い て は，3.3.2(7)に 記載したとおり，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
1-55

と か ら ， Ｓ Ａ Ｆ Ｅ Ｒコ ー ド における燃料被覆管変形の妥当性確認は不要 とした。
沸 騰 ・ 凝 縮 ・ ボ イ ド 率 変 化，気液分離（水位変化）・対向流及び三次 元
効 果 に つ い て は ， 有効 性 評 価解析においては炉心が露出する可能性のあ る
シ ー ケ ン ス で の 炉 心・ 原 子 炉水位を評価するうえで重要な物理現象とし て選 定 し て お り ， 炉 心・ 原 子 炉水位を確認することでその妥当性を確認で きる。
冷 却 材 放 出 （ 臨 界 流 ・ 差 圧流）は，ＬＯＣＡを模擬した実験結果にお ける シ ス テ ム 圧 力 変 化と Ｓ Ａ ＦＥＲコードによる実験解析結果を比較する ことによりその妥当性を確認できる。
Ｅ Ｃ Ｃ Ｓ 注 水 （ 給 水 系 ・ 代替注水設備含む）は，動作を期待する系統 の作 動 圧 力 や 流 量 を 入力 す る が，有効性評価解析では，設計での不確かさ を
考 慮 し ， 設 備 設 計 にお け る 設計条件を仮定する。このように，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，ＳＡＦＥＲコード に
おいてはこれらに対する妥当性確認は不要とした。
以 上 よ り ， 重 要 現 象 に 対 する妥当性確認については，ＢＷＲのＬＯＣ Ａ
を 模 擬 し た シ ス テ ム挙 動 実 験結果と実験解析結果との比較において，シ ス
テ ム 圧 力 ， 炉 心 水 位， 燃 料 被覆管温度に着目してＳＡＦＥＲコードの妥 当性を確認する。

4.1.1

ＴＢＬ実験解析

ＴＢＬ実験は，1100MW 級ＢＷＲプラントを 2/764 に縮尺模擬し，電気加熱の実寸大模擬燃料集合体 2 体，再循環系 2 系統及びＥＣＣＳを装備した
実 験 装 置 を 用 い ， 配管 破 断 による冷却材流出開始からＥＣＣＳの作動に より 炉 心 が 冷 却 す る まで の 圧 力容器内熱水力挙動を実時間で模擬した実験 であ る 。 Ｓ Ａ Ｆ Ｅ Ｒ コー ド に よる実験解析により，実験結果との比較から 熱
水力計算モデル及び燃料被覆管温度計算モデルの妥当性を確認する。
4.1.2

ＲＯＳＡ−Ⅲ実験解析

ＲＯＳＡ−Ⅲ実験は，ＢＷＲ体系を 1/424 に縮尺模擬したシステムであり，電気加熱の 1/2 長さの模擬燃料集合体 4 体と 2 つの再循環系，ＥＣＣ
Ｓ か ら な る 実 験 装 置を 用 い ，配管破断による冷却材流出開始からＥＣＣ Ｓの 作 動 に よ り 炉 心 が冷 却 す るまでの圧力容器内熱水力挙動を実時間で模 擬し た 実 験 で あ る 。 ＳＡ Ｆ Ｅ Ｒコードによる実験解析により，実験結果と の1-56

比 較 か ら 熱 水 力 計 算モ デ ル 及び燃料被覆管温度計算モデルの妥当性を確 認
する。
4.1.3

ＦＩＳＴ−ＡＢＷＲ実験解析

ＦＩＳＴ−ＡＢＷＲ実験は，ＡＢＷＲプラントを 1/872 で縮尺模擬し，電気加熱の実寸大模擬燃料集合体 1 体とダウンカマの下端にインターナル
ポ ン プ を 模 擬 す る ルー プ と ポンプを装備した実験装置を用い，配管破断 によ る 冷 却 材 流 出 開 始か ら Ｅ ＣＣＳの作動により炉心が冷却するまでの圧 力
容 器 内 熱 水 力 挙 動 を実 時 間 で模擬した実験である。ＳＡＦＥＲコードに よる 実 験 解 析 に よ り ，実 験 結 果との比較から熱水力計算モデルの妥当性を 確
認する。

1-57

炉心
(燃料)

崩壊熱 *

崩壊熱モデル

燃料棒表面熱伝達
沸騰遷移

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
沸騰・ボイド率変化
二相流体の流動
気 液 分 離 （ 水 位 変 化 ） ・ 対 モデル
向流
三次元効果

炉心
(熱流動) 気液熱非平衡

原子炉
圧力
容器
（逃が
し安全
弁を含
む）

解析モデル

燃料棒表面熱伝達モデル

冷 却 材 放 出 （ 臨 界 流 ・ 差 圧 臨界流モデル流）

ＦＩＳＴ−ＡＢＷＲ
実験解析

炉心
(核)

重要現象

ＲＯＳＡ−Ⅲ
実験解析

分類

重要現象に対する妥当性確認方法

ＴＢＬ
実験解析

表 4-1

−

−

−

図 4-6 図 4-22 図 4-31
図 4-9 図 4-33 図 4-32
図 4-12
図 4-15
図 4-33−−−−−

図 4-4 図 4-20 図 4-30
図 4-5 図 4-21
図 4-8
図 4-11
図 4-14
−
−
図 4-6
図 4-9
図 4-12
図 4-15
図 4-33
図 4-3 図 4-19 図 4-25
図 4-7
図 4-26
図 4-10
図 4-27
図 4-13−−
図 4-28
図 4-29沸騰・凝縮・ボイド率変化 二相流体の流動
気 液 分 離 （ 水 位 変 化 ） ・ 対 モデル
向流−−
Ｅ Ｃ Ｃ Ｓ 注 水 （ 給 水 系 ・ 代 原子炉注水系
替注水設備含む）*
モデル* 4.1 節に記載の理由により，妥当性確認が不要である重要現象

1-58

−

−

ＴＢＬ実験解析 (25)(26)(27)

4.2

ＴＢＬは，1100ＭＷ級ＢＷＲプラントを 2/764 に縮尺模擬し，電気加熱の実寸大模擬燃料集合体 2 体からなるＬＯＣＡ模擬実験装置であり，実験は Ｌ Ｏ Ｃ Ａ 時 の 熱 水力 現 象 並びに炉心の冷却挙動を総合的に把握するた め，
配 管 破 断 に よ る 冷 却材 流 出 開始からＥＣＣＳの作動により炉心が冷却す る
ま で の 圧 力 容 器 内 熱水 力 挙 動及び炉心冷却挙動を実時間で模擬するＬＯ Ｃ
Ａ総合模擬実験である。図 4-1 にＴＢＬ実験装置の系統図を示す。
4.2.1

解析条件

表 4-2 にＳＡＦＥＲコードによる実験解析の対象としたＴＢＬ実験条件を示す。解析は再循環配管の大破断（Run No.1），中小破断（Run No.2），
主 蒸 気 配 管 の 完 全 破 断 （ Run No.3）及び 高圧炉心スプレイ配管の完全破 断（Run No.4）の 4 ケースについて実施した。
図 4-2 に実験解析で用いたＳＡＦＥＲコードのノード分割を示す。ＳＡＦＥＲコードでは圧力容器を 8 つの熱水力ノードに分割しているとともに，
高出力バンドルが設けられている。
破 断 流 は 均 質 臨 界 流 モ デ ルを用いて計算した。ＥＣＣＳ流量は実験デ ー
タ を 時 間 の 関 数 と して 入 力 した。また，崩壊熱模擬曲線も実験データを 用
いた。
4.2.2

解析結果

Ｓ Ａ Ｆ Ｅ Ｒ コ ー ド によ る ＴＢＬ実験解析の各解析結果について説明す る 。
（1）再循環配管大破断（Run No.1）
Run No.1 は，再循環配管の完全両端破断（2×100％）模擬実験であり，ＥＣＣＳとしてＬＰＣＳ及び 3ＬＰＣＩ（3 台のＬＰＣＩポンプの作動）を想定している。
図 4-3 に圧力変化を示す。また，図 4-4 にシュラウド内各部の混合水位
変 化 を 示 す 。 Ｓ Ａ ＦＥ Ｒ コ ードの解析結果は，実験結果と良く一致する こと が わ か る 。 ま た ，Ｓ Ａ Ｆ ＥＲコードは，下部プレナムの水位形成後の 炉
心 入 口 オ リ フ ィ ス （Ｓ Ｅ Ｏ ）でのＣＣＦＬ現象並びにＣＣＦＬ現象に伴 う
冷却水の分配挙動を良く再現している。図 4-5 に約 50 秒時点における平均並 び に 高 出 力 バ ン ドル 内 の ボイド率分布の比較を示す。ＳＡＦＥＲコー ド
は出力差に伴って生じる流動挙動の違いを良く表現している。図 4-6 に高出 力 バ ン ド ル の 被 覆管 温 度 変化を示す。ＳＡＦＥＲコードのＰＣＴは， 実験結果に対し，約 150℃高く評価した。
後 述 す る 他 ケ ー ス に 比 べ てＰＣＴを高めに予測するのは，高出力バン ド
ル を 吹 上 げ る 蒸 気 によ る 冷 却を過小評価しているためと考えられ，適用 し1-59

て い る 蒸 気 及 び 噴 霧流 の 熱 伝達相関式に依存している。蒸気単相熱伝達 相
関 式 は ， 蒸 気 流 量 が増 加 す るほど熱伝達係数を過小評価する傾向にあり ，
ま た ， 噴 霧 流 熱 伝 達相 関 式 も熱伝達係数を過小評価する（添付２のⅡ． 熱伝達相関式，モデルの適用性に記載の添付図 2-7 及び添付図 2-9）。再循環
配 管 の 両 端 破 断 を 模擬 し た 本ケースは，他ケースに比べて冷却材流出量 が多 く 減 圧 が 急 激 で ある た め 下部プレナムの蒸気発生量が多い。すなわち ，
高 出 力 バ ン ド ル を 吹上 げ る 蒸気流量が多く，蒸気及び噴霧流の熱伝達係 数の 過 小 評 価 の 影 響 が他 ケ ー スに比べて大きいため，実験結果に対し温度 が高くなっていると考えられる。
（2）再循環配管の中小破断（Run No.2）
Run No.2 は，再循環ポンプ入口配管の 3.4％破断実験であり，ＥＣＣＳとしてＬＰＣＳ，3ＬＰＣＩ及びＡＤＳの作動を想定している。
図 4-7 に圧力変化を示す。圧力は，ＭＳＩＶ閉により直ちに上昇し，ＳＲ Ｖ 開 閉 に よ っ て 変化 し た 後，ＡＤＳ作動によって急激な減圧過程に移 行
す る 。 Ｓ Ａ Ｆ Ｅ Ｒ コー ド の 解析結果は，破断開始から炉心再冠水に至る 全期間を通して実験結果を良く模擬している。図 4-8 にシュラウド内各部の混 合 水 位 比 較 を 示 す。 実 験 で見られる炉心露出及びＬＰＣＩ注水後の炉 心
再冠水の変化についても，解析で良く模擬している。図 4-9 に高出力バンドルの被覆管温度変化を示す。図 4-8 に示したように解析結果の炉心上部の 露 出 が 早 い た め ，ヒ ー ト アップ開始時間が早い。炉心露出後の温度上 昇率 は ほ ぼ 同 じ で あ るが ， Ｌ ＰＣＳ作動後は，実測値の温度上昇率がわず かに 小 さ い 。 こ れ は ，Ｓ Ａ Ｆ ＥＲコードのスプレイ熱伝達モデルがやや保 守的な傾向にあることを示している。また，図 4-8 から約 550 秒で炉心再冠水されたことが実験，解析の両方から判断できる。しかし，図 4-9 に示したように，最終的な温度低下は，実験の約 550 秒に対して解析は約 580 秒と な っ て い る 。 こ れは ， 炉 心再冠水後に適用されるＳＡＦＥＲコードの 膜
沸 騰 熱 伝 達 モ デ ル が保 守 的 なモデルになっていることを示している。Ｓ Ａ
ＦＥＲコードのＰＣＴは，実験結果に対し，約 60℃高く評価した。
（3）主蒸気配管の完全破断（Run No.3）
Run No.3 は，主蒸気配管の完全破断を模擬している。作動ＥＣＣＳとしてはＬＰＣＳ，3ＬＰＣＩ及びＡＤＳであるが本実験は主蒸気管の完全破断であり，ＡＤＳは作動しない。
図 4-10 に圧力変化を示す。本実験は主蒸気配管破断であるので，破断口を 通 し て 蒸 気 が 流 出し ， 急 激な減圧過程となる。ＳＡＦＥＲコードの解 析
結果は，全般的な圧力変化を良く模擬した。図 4-11 にシュラウド内各部の1-60

混 合 水 位 比 較 を 示 す。 解 析 における炉心露出並びにＬＰＣＩ注入後の急 激な水位回復挙動は実験結果と良い一致を示した。図 4-12 に高出力バンドルの被覆管温度変化を示す。図 4-11 に示したように解析結果の炉心上部の露
出 が 早 い た め ， ヒ ート ア ッ プ開始時間が早い。ＬＰＣＳ注水後，実測値 の
温 度 上 昇 率 が 小 さ くな る が ，解析では実測値ほど温度変化が見られなか った 。 こ れ は ， Ｓ Ａ ＦＥ Ｒ コ ードの熱伝達モデルがやや保守的な傾向にあ る
こ と を 示 し て い る 。ま た ， 解析結果は，ＬＰＣＩによる炉心再冠水がわ ず
かに遅いため，被覆管温度の低下開始時間も実測値に比べて約 20〜30 秒遅くなった。ＳＡＦＥＲコードのＰＣＴは，実験結果に対し，約 70℃高く評価した。
（4）高圧炉心スプレイ系配管の破断（Run No.4）
Run No.4 は高圧炉心スプレイ系（ＨＰＣＳ）配管の完全破断模擬実験であり，ＥＣＣＳとして 2ＬＰＣＩ及びＡＤＳ作動を想定している。
図 4-13 に圧力変化を示す。また，図 4-14 にシュラウド内各部の水位比較を示す。圧力は，ＡＤＳが約 290 秒で作動することにより急減圧するが，大 破 断 で 見 ら れ た ＳＥ Ｏ で の顕著なＣＣＦＬはなく，実験と同様の結果 を得 た 。 圧 力 ， 水 位 とも に Ｓ ＡＦＥＲコードの解析結果は実験結果を良く 模擬した。図 4-15 に高出力バンドルの被覆管温度変化を示す。ＳＡＦＥＲコードのＰＣＴは，実験結果に対し，約 50℃高く評価した。
4.2.3

まとめ

表 4-6 にＳＡＦＥＲコードによる実験解析結果と実験結果のＰＣＴの比較を示す。
Ｓ Ａ Ｆ Ｅ Ｒ コ ー ド に よ る ＴＢＬ実験解析結果と実験データとの比較に 基づ き Ｓ Ａ Ｆ Ｅ Ｒ コ ード を 評 価した結果，ＳＡＦＥＲコードは，ＢＷＲの Ｌ
Ｏ Ｃ Ａ 時 の 冷 却 材 流出 開 始 からＥＣＣＳの作動により炉心が冷却するま での 圧 力 容 器 内 熱 水 力挙 動 を 適切に評価し，炉心ヒートアップ挙動につい てはＰＣＴを安全側に評価することを確認した。

1-61

表 4-2

ＳＡＦＥＲコードによる実験解析の対象とした TBL 実験条件

Run No.

1

2

3

4

再循環配管

同左

主蒸気配管

HPCS 配管

2×100

3.4

100

100

LPCS+3LPCI

LPCS+3LPCI

LPCS+3LPCI

2LPCI+ADS

+ADS

+ADS

4.1/5.9

4.05/5.45

4.04/5.7

4.0/5.7

7.1

7.0

7.0

7.1

条件
破断位置

吸込口
破断面積（％）
作動 ECCS
初期バンドル出
力（MW）
初期ドーム圧力（MPa[gage]）1-62

図 4-1

図 4-2

TBL 系統図TBL 実験解析のノード分割図1-63

図 4-3図 4-4圧力変化（TBL Run No.1，再循環配管大破断）

シュラウド内水位変化（TBL Run No.1，再循環配管大破断）

図 4-5

ボイド率の分布（TBL Run No.1，再循環配管大破断）
1-64

図 4-6

被覆管温度変化（TBL Run No.1，再循環配管大破断）1-65

図 4-7図 4-8圧力変化（TBL Run No.2，再循環配管中小破断）

シュラウド内水位変化（TBL Run No.2，再循環配管中小破断）

図 4-9

被覆管温度変化（TBL Run No.2，再循環配管中小破断）

1-66

図 4-10

図 4-11

圧力変化（TBL Run No.3，主蒸気配管の完全破断）

シュラウド内水位変化（TBL Run No.3，主蒸気配管の完全破断）

図 4-12

被覆管温度変化（TBL Run No.3，主蒸気配管の完全破断）

1-67

図 4-13

図 4-14

圧力変化（TBL Run No.4，高圧炉心スプレイ配管の破断）

シュラウド内水位変化（TBL Run No.4，高圧炉心スプレイ配管の破断）

図 4-15

被覆管温度変化（TBL Run No.4，高圧炉心スプレイ配管の破断）

1-68

ＲＯＳＡ-Ⅲ実験解析 (28)(29)

4.3

ＲＯＳＡ−Ⅲは，ＢＷＲ体系を 1/424 に縮約模擬したシステムであり，電気加熱の実長の 1/2 長さの模擬燃料集合体 4 体と，2 つの再循環ループ，
Ｅ Ｃ Ｃ Ｓ 及 び 蒸 気 ・給 水 系 を備えている。ＲＯＳＡ−Ⅲ実験は，ＢＷＲ のＬ Ｏ Ｃ Ａ 時 の 熱 水 力挙 動 及 びＥＣＣＳの有効性に関する総合模擬実験で あり，図 4-16 に実験装置，図 4-17 に系統図を示す。
4.3.1

解析条件

表 4-3 にＳＡＦＥＲコードによる実験解析の対象としたＲＯＳＡ−Ⅲ実
験ケース及び条件を示す。解析は，再循環ポンプ入口配管での 2×100%両端
破 断 実 験 （ Run No.1） か ら 破断なし（Run No.7）まで破断面 積をパラメ ー
タとした 7 ケースについて実施した。
図 4-18 に実験解析で用いたＳＡＦＥＲコードのノード分割を示す。ＲＯＳＡ−Ⅲの燃料集合体は 4 体であり，これらを領域 3 で模擬した。また，
炉心内ボイド分布を解析するために領域 3 をさらに軸方向に 7 ノードに分割した。領域 9 は高出力燃料集合体であり，ＰＣＴの計算を行うための領域である。
破 断 流 は 均 質 臨 界 流 モ デ ルを用いて計算した。ＥＣＣＳ流量は実験デ ー
タ を 時 間 の 関 数 と して 入 力 した。また，崩壊熱模擬曲線も実験データを 用
いた。
4.3.2

解析結果

ＳＡＦＥＲコードによるＲＯＳＡ−Ⅲ実験解析の例として Run No.1，Run
No.2，Run No.5 の解析結果について説明する。図 4-19 から図 4-22 に，実験 結 果 と Ｓ Ａ Ｆ Ｅ Ｒコ ー ド による解析結果の比較を，蒸気ドーム圧力， 平
均 出 力 チ ャ ン ネ ル 内の 水 位 変化，高出力チャンネル内の水位変化，被覆 管
最高温度変化について示す。
（1）蒸気ドーム圧力
図 4-19 に蒸気ドーム圧力変化の比較を示す。
Run No.1，Run No.2 はともに大破断実験であるために，ダウンカマ内の水位低下は早く，Run No.1 は 13 秒，Run No.2 は 15 秒に再循環ポンプ吸込ノズルが露出し，急激な減圧が生じる。Run No.3 は小破断実験であるので，
Ｍ Ｓ Ｉ Ｖ 閉 後 の 圧 力は 上 昇 し続け，ＳＲＶの作動によって圧力がほぼ一 定に保たれた後，ＡＤＳの作動により急激な減圧となる。図 4-19 から分かる
ように，ＳＡＦＥＲコードはこれらの圧力変化を良く模擬している。

1-69

（2）シュラウド内水位
図 4-20 及び図 4-21 に平均出力及び高出力チャンネル内の混合水位変化の比較を示す。
各 実 験 ケ ー ス の う ち 特 に 大破断実験解析では，上部タイプレート，炉 心
入 口 部 で の Ｃ Ｃ Ｆ Ｌ現 象 が 顕著に生じており，これに伴う炉心内の水位 変化はＳＡＦＥＲコードの解析結果と実験データで良く一致している。
図 4-20 及び図 4-21 から，大破断，小破断時のシュラウド内水位変化を
ＳＡＦＥＲコードは概ね良く模擬している。
（3）被覆管温度
図 4-22 に被覆管最高温度変化の比較を示す。実験データ，解析結果ともに ， Ｐ Ｃ Ｔ が 生 じ た燃 料 棒 の軸方向温度中で最も高い温度をプロットし た
も の で あ る 。 各 実 験ケ ー ス ともに，炉心上方での露出がわずかに早いの で
ヒートアップ開始が早い。
し か し な が ら ， 大 破 断 実 験 で の Ｐ Ｃ Ｔ は 実 験 結 果 に 比 べ ， 約 20℃ か ら
100℃高く評価されている。これは、ＳＡＦＥＲコードの炉心露出時に適用
さ れ る 蒸 気 冷 却 及 び噴 霧 流 冷却の熱伝達モデルが保守的なモデルであり ，
ま た 、 炉 心 再 冠 水 後に 適 用 されるの膜沸騰熱伝達モデルも保守的なモデ ルになっているためである。
4.3.3

まとめ

Ｒ Ｏ Ｓ Ａ − Ⅲ 実 験 装置 で 行われた再循環配管破断の実験データを用い て ，ＳＡＦＥＲコードの妥当性確認を行った。2×100％両端破断，100％，50%，
15%，5％，2%のスプリット破断及び 0%（破断なし）の模擬実験についての
実 験 デ ー タ と Ｓ Ａ ＦＥ Ｒ コ ードによる解析結果の比較により，以下のこ とを確認した。
・破断口径によらず圧力変化を良く予測した。
・大破断実験で見られる炉心上部，下部でのＣＣＦＬ現象を予測できた。
これにより，シュラウド内水位変化を良く予測した。また，小破断実験解析も同様にシュラウド内水位変化を良く予測した。
・燃料被覆管最高温度は実験値に比べ 10〜100℃程度高めに評価した。
（表
4-6 参照）

1-70

表 4-3

ＳＡＦＥＲコードによる実験解析の対象とした ROSA-Ⅲ実験条件

Run No.

1

2

3

4

5

6

7

条件
破断位置
破断面積

破断

再循環配管吸込口

なし

2×100

100

50

15

5

2

0

LPCS+3L

同左

同左

同左

同左

同左

同左

3.967

3.972

3.963

3.964

3.969

3.962

3.962

7.37

7.29

7.3

7.3

7.35

7.35

7.3

（％）
作動 ECCS

PCI+ADS
初期全出力
（MW）
初期ドーム
圧力
（MPa[gage]）1-71

図 4-16

図 4-17

ROSA-Ⅲ実験装置

ROSA-Ⅲ系統図

1-72

図 4-18

ROSA-Ⅲ実験解析のノード分割図1-73

図 4-19

圧力変化（ROSA-Ⅲ，再循環配管大破断，中破断，小破断）

1-74

図 4-20

平均出力チャンネル内水位（ROSA-Ⅲ，再循環配管大破断，中破断，小破断）

1-75

図 4-21

高出力チャンネル内水位（ROSA-Ⅲ，再循環配管大破断，中破断，小破断）

1-76

図 4-22

被覆管温度変化（ROSA-Ⅲ，再循環配管大破断，中破断，小破断）

1-77

ＦＩＳＴ−ＡＢＷＲ実験解析 (30)4.4ＦＩＳＴ−ＡＢＷＲは，ＡＢＷＲプラントを 1/872 で縮尺模擬しており，
電気加熱の実寸大模擬燃料集合体 1 体と，ダウンカマの下端にインターナ
ル ポ ン プ を 模 擬 す るル ー プ とポンプを装備している。また，主蒸気系， 給水 系 ， Ｅ Ｃ Ｃ Ｓ 及 び配 管 等 の破断を模擬している。実験は，ＡＢＷＲの Ｌ
Ｏ Ｃ Ａ 時 の 冷 却 材 ブロ ー ダ ウン現象の把握，ＥＣＣＳの炉心冷却能力の 確
認及びＳＡＦＥＲコードの妥当性確認を目的に行われた。図 4-23 に系統図
を示す。
4.4.1

解析条件

表 4-4 にＳＡＦＥＲコードによる実験解析の対象としたＦＩＳＴ−ＡＢ
Ｗ Ｒ 実 験 ケ ー ス 及 び条 件 を 示す。解析は，炉心スプレイ（ＣＳ）配管の 完
全 破 断 （ Run No.1） ， 主 蒸 気（ＭＳ）配 管の完全破断（Run No.2），給 水（ Ｆ Ｗ ） 配 管 の 完 全 破 断 （ Run No.3） 及 び 圧 力 容 器 底 部 （ ＢＢ ） の 80cm 2相当配管破断（Run No.4）を模擬した 4 ケースについて実施した。
図 4-24 にＦＩＳＴ−ＡＢＷＲ実験装置の圧力容器内領域と実験解析で用い た Ｓ Ａ Ｆ Ｅ Ｒ コ ード の ノ ード分割を示す。ＳＡＦＥＲコードでは圧力 容器を８つの熱水力ノードに分割している。
破 断 流 量 及 び Ａ Ｄ Ｓ 流 量 は均質臨界流モデルを用いて計算した。また ，Ｅ Ｃ Ｃ Ｓ の 起 動 と ＭＳ Ｉ Ｖ 閉止はダウンカマ領域の水位信号を用いた（ 主蒸気配管の完全破断（Run No.2）を除く）。
4.4.2

解析結果

Ｓ Ａ Ｆ Ｅ Ｒ コ ー ド に よ る ＦＩＳＴ−ＡＢＷＲ実験解析の結果について 説明する。表 4-5 には，主要な事象の発生時刻を実験データとＳＡＦＥＲ解析結果を比較して示している。また，図 4-25 から図 4-32 には，実験結果と Ｓ Ａ Ｆ Ｅ Ｒ 解 析 結果 の 比 較を，蒸気ドーム圧力，冷却材流出流量，ダ ウ
ンカマ領域水位，シュラウド内水位及び被覆管温度について示す。
（1）蒸気ドーム圧力
図 4-25 及び図 4-26 に蒸気ドーム圧力変化を示す。
Ｃ Ｓ 配 管 破 断 実 験 は ， ダ ウンカマ領域の水位低信号によりＭＳＩＶが 閉止する約 80 秒までは圧力制御されるため圧力は維持されている。ＭＳＩＶ
閉止後に圧力が上昇するが，約 150 秒でのＡＤＳ作動により急速減圧する。
Ｓ Ａ Ｆ Ｅ Ｒ コ ー ド は， Ｍ Ｓ ＩＶ閉止後わずかに圧力を高めに評価してい るが，ＡＤＳ作動による減圧過程全体を通して実験と良く一致している。

1-78

ＭＳ配管破断実験は，破断後直ちに減圧するが，ＭＳＩＶが約 3 秒で閉
止 す る と ， 冷 却 材 流出 流 量 は破断配管１本のみに減少するため，圧力は 上昇している。しかし，約 5 秒以降はバンドル出力の低下により単調に減少
す る 。 減 圧 過 程 で は減 圧 沸 騰，ＨＰＦＬサブクール水の注入による蒸気 凝
縮 が 発 生 し て い る が， Ｓ Ａ ＦＥＲコードは実験の圧力挙動を良く予測し ている。また，図 4-27 に破断流量変化を示す。ＳＡＦＥＲ解析結果は実験結
果と良く一致している。
Ｆ Ｗ 配 管 破 断 実 験 に つ い ても，ＳＡＦＥＲコードは実験の圧力挙動を 良く予測している。実験では，破断後の減圧に伴い約 40 秒で下部プレナムの沸 騰 に よ り 減 圧 が 緩や か に なり，ＨＰＦＬの注入による蒸気凝縮により 減圧が加速している。ＳＡＦＥＲコードはこれらの挙動を再現している。
ＢＢ(80cm 2 相当)配管破断実験は，ＭＳＩＶ閉止する約 52 秒までは圧力制御されるため圧力は維持されている。ＭＳＩＶ閉止後に圧力が上昇するが，ＨＰＦＬ及びＨＰＣＳの注水により圧力上昇は抑制され，約 98 秒でＡＤＳが 作 動 す る と 急 速 に減 圧 す る。ＳＡＦＥＲコードは実験の圧力挙動を良 く
予測しており，特に，ＡＤＳ作動後の減圧過程は実験と良く一致している。
（2）ダウンカマ領域水位
図 4-28 及び図 4-29 にダウンカマ領域の水位変化を示す。
ＣＳ配管破断実験とＢＢ(80cm 2 相当)配管破断実験については，ＡＤＳが作動する前の水位変化を比較して図 4-28 に示す。実験結果とＳＡＦＥＲ解析 結 果 は 非 常 に 良 く一 致 し ていることから，水位低信号によって作動す るとしているＭＳＩＶ，ＥＣＣＳの起動のタイミングも良く合っている。
Ｍ Ｓ 配 管 破 断 に つ い て は ，ＳＡＦＥＲコードはＨＰＦＬが注入を開始 する ま で は 実 験 結 果 を良 く 再 現している。実験ではダウンカマ上部でＣＣ Ｆ
Ｌ 現 象 が 発 生 し て おり ， こ れにより注入されたＨＰＦＬ水がダウンカマ 上
方 に 維 持 さ れ 水 位 を形 成 し ている。このような現象はＳＡＦＥＲコード では モ デ ル 化 さ れ て いな い た め，実験結果と解析結果に差が生じている。 しかし，ダウンカマ上部でのＣＣＦＬ現象はＦＩＳＴ-ＡＢＷＲ固有の現象であり，実機においては発生しないので特に問題とはならない。
Ｆ Ｗ 配 管 破 断 実 験 に つ い ては，実験結果に対してＳＡＦＥＲコードが 水
位 を 高 め に 予 測 し てい る 。 これは，実験結果はコラップス水位であるの に対して，ＳＡＦＥＲ解析結果は二相水位を示しているためである。

1-79

（3）シュラウド内水位
図 4-30 にＣＳ配管破断実験及びＢＢ(80cm 2 相当)配管破断実験のシュラ
ウド内のバンドル及び上部プレナム（図 4-24 における領域 3 及び領域 5）の水位変化を示す。
Ｃ Ｓ 破 断 実 験 の 上 部 プ レ ナム水位は，ＡＤＳ作動前にＣＳ破断位置ま で低 下 し ， 破 断 位 置 が露 出 す る。ＡＤＳ作動により急速減圧すると，沸騰 に
よ り 二 相 水 が 上 部 プレ ナ ム に流入するため一時的に二相水位は増加する が，水位は再び低下して約 300 秒でＣＳ破断位置が露出する。ＡＤＳ作動及び破 断 位 置 の 露 出 の タイ ミ ン グはＳＡＦＥＲコードで良く予測している。 Ａ
Ｄ Ｓ 作 動 後 の 水 位 変化 に お いて，ＳＡＦＥＲコードの解析結果が高めと なっ て い る 部 分 が あ るが ， 水 位変化の全体挙動は一致していると言える。 な
お ， バ ン ド ル 内 は 常に 二 相 水で満たされており，ＳＡＦＥＲコードも同 じ結果となっている。
ＢＢ(80cm 2 相 当) 配 管破 断実験の上部プレナム水位は，ＭＳＩＶ閉止後の シ ス テ ム 圧 力 上 昇に よ り ボイド率が減少するため低下するが，ＨＰＣ Ｓ
注 水 に よ り 上 昇 し ，さ ら に ＡＤＳ作動による減圧沸騰により二相水が増 加
し て 満 水 と な る 。 この 間 ， バンドル内は常に二相水で満たされている。 Ｓ
ＡＦＥＲコードはこれらの挙動を良く予測している。
Ｍ Ｓ 配 管 破 断 実 験 と Ｆ Ｗ 配管破断実験については，バンドル内は全期 間に わ た り 二 相 水 で 冠水 さ れ ており，また，上部プレナム領域も二相水で 満水である。このため，シュラウド内に水位は形成されない。
（4）被覆管温度
実 験 で は ， ４ ケ ー ス の い ずれもバンドル内が二相水位で冠水維持され てい る た め 被 覆 管 温 度上 昇 は なく，システム圧力に対する飽和温度近傍を 維持している。ＳＡＦＥＲ解析結果も実験結果を良く再現している。図 4-31にＣＳ配管破断，また，図 4-32 にＢＢ(80cm 2 相当)配管破断の被覆管温度変化の比較を示す。
4.4.3

まとめ

以 上 よ り ， Ａ Ｂ Ｗ Ｒ プ ラ ントのＬＯＣＡ模擬実験であるＦＩＳＴ−Ａ Ｂ
Ｗ Ｒ の 炉 心 ス プ レ イ配 管 ， 主蒸気配管，給水配管の破断実験及び圧力容 器
底 部 配 管 破 断 実 験 につ い て ，ＳＡＦＥＲコードによる実験解析を行い， Ｓ
Ａ Ｆ Ｅ Ｒ コ ー ド が ＡＢ Ｗ Ｒ プラントに対しても適用可能であることを確 認した。
・ ４ つ の 異 な る Ｌ ＯＣ Ａ 実 験における模擬バンドルは二相水位により冠 水が 維 持 さ れ ， 模 擬 燃 料 棒 はヒートアップすることなく，冷却材の自然 循
1-80

環 に よ り 冷 却 さ れ た 。 Ｓ ＡＦＥＲコードはこれらの４つの実験の挙動 を予測できた。
・ Ｓ Ａ Ｆ Ｅ Ｒ コ ー ドは Ａ Ｂ ＷＲのＬＯＣＡ事象の圧力変化の全体的な傾 向を予測できることを確認した。
・ Ｓ Ａ Ｆ Ｅ Ｒ コ ー ドは ダ ウ ンカマ領域の水位変化を良く予測したことに よ
り ， Ｍ Ｓ Ｉ Ｖ 閉 止 ， Ｅ Ｃ ＣＳ注水及びＡＤＳ作動のタイミングを正し く
取り込むことができた。

表 4-4

ＳＡＦＥＲコードによる実験解析の対象とした FIST-ABWR 実験条件
Run No.

条件
破断位置
破断面積（％）
作動 ECCS

1

2

3

4

(CSLB)(MSLB)(FWLB)(BB(80cm 2 ))

炉心スプレ

主蒸気(MS)

給水(FW)

圧力容器

イ(CS)配管

配管

配管

底部(BB)

100

100

100

80cm 2 相当

1HPCS+ADS

2HPFL+ADS

2HPFL+ADS

1HPCS+2HPFL+ADS

初期出力（MW）

約 4.6

約 4.6

約 4.6

約 4.6

初期ドーム圧力

7.32

7.29

7.30

7.31

（MPa[gage]）1-81

表 4-5

FIST-ABWR 実験における主要事象の発生時刻（実験データ／SAFER 解析結果），単位：ｓ）
1

2

3

4

(CSLB)(MSLB)(FWLB)(BB(80cm 2 ))

0/0

0/0

0/0

0/0

―

―

6/7

―

80/80

3/3

10/10

52/52

HPFL-1 注入開始

不作動仮定

37/37

127/126

62/63

HPFL-2 注入開始

不作動仮定

37/37

217/21787/89

HPCS-2 注入開始

119/113

不作動仮定

不作動仮定

87/89

破断位置露出(CSLB)

119/113―――

ADS 作動150/157――

98/102

破断位置露出(CSLB)

300/300―――

Run No.
事象
破断発生，給水流量
及び再循環ポンプ停止，バンドル出力変化開始
破断位置露出(FWLB)
ＭＳＩＶ閉止1-82

図 4-23

図 4-24

FIST-ABWR 系統図

FIST-ABWR 実験解析ノード分割図1-83

図 4-25

システム圧力変化（FIST-ABWR，CS 配管破断，MS 配管破断）

図 4-26

システム圧力変化（FIST-ABWR，FW 配管破断，BB(80cm 2 )破断）

図 4-27

破断流量変化（FIST-ABWR，MS 配管破断）

1-84

図 4-28

ダウンカマ領域水位変化（FIST-ABWR，CS 配管破断，BB(80cm 2 )破断）

図 4-29ダウンカマ領域水位変化（FIST-ABWR，FW 配管破断，MS 配管破断）

図 4-30シュラウド内水位変化（FIST-ABWR，CS 配管破断，BB(80cm 2 )破断）1-85

図 4-31

被覆管温度変化（FIST-ABWR，CS 配管破断）

図 4-32

被覆管温度変化（FIST-ABWR，BB(80cm 2 )破断）

1-86

4.5

実機解析への適用性

4.5.1

重要現象への適用性

ＳＡＦＥＲコードによる実験解析結果と主要な実験結果の比較を表 4-6に示す。また，図 4-33 に被覆管最高温度の比較を示す。
以下に，ＳＡＦＥＲコードの重要現象への適用性の妥当性確認について述べる。
(1) 炉心水位（沸騰・ボイド率変化，気液分離（水位変化）
・対向流，三次元効果）
ＴＢＬ，ＲＯＳＡ−Ⅲ及びＦＩＳＴ−ＡＢＷＲの実験解析により，ＳＡＦＥＲ
コードが炉心の二相水位を良く予測することを確認した。炉心が露出する事象についての炉心再冠水時刻を遅く評価する傾向にあるが，その差は，表 4-6 に示すように±0〜＋54 秒と小さい。
したがって，炉心露出及び再冠水のタイミングを良く予測し，沸騰・ボイド率変化，及び気液分離・対向流に適用できる。
(2) 燃料被覆管温度（燃料棒表面熱伝達，気液熱非平衡）
ＴＢＬ及びＲＯＳＡ−Ⅲの実験解析により，ＳＡＦＥＲコードが噴霧流熱伝達モデルに Sun-Saha の式を用いているため，炉心露出時の熱伝達係数を低く予測し，被覆管温度を高く予測していることを確認した。ＰＣＴは表 4-6 に示すように 10℃〜150℃程度高めに評価する。
したがって，ＳＡＦＥＲコードは燃料棒表面熱伝達に適用できる。
(3) 原子炉圧力（冷却材放出，沸騰・凝縮・ボイド率変化）
ＴＢＬ，ＲＯＳＡ−Ⅲ及びＦＩＳＴ−ＡＢＷＲの実験解析により，ＳＡＦＥＲ
コードが系の圧力変化及び圧力容器の水位変化を良く予測することを確認した。
したがって，冷却材放出，及び沸騰・凝縮・ボイド率変化に適用できる。
(4) 原子炉水位（沸騰・凝縮・ボイド率変化，気液分離（水位変化）・対向流）
ＦＩＳＴ−ＡＢＷＲの実験解析により，ＳＡＦＥＲコードが原子炉水位（ダウンカマ領域水位）の低下を良く予測し，水位低下によるＭＳＩＶの閉止，ＥＣＣ
Ｓの起動のタイミングを予測できることを確認した。ＥＣＣＳ起動のタイミング
は表 4-5 に示すように，−6 秒〜＋7 秒の範囲で実験結果と一致している。
し た が っ て ， 沸 騰 ・ 凝 縮 ・ボイド率変化及び気液分離・対向流に適用 で
きる。

1-87

4.5.2実験装置のスケーリング及びＥＣＣＳ構成の異なるプラントへの適用性

Ｓ Ａ Ｆ Ｅ Ｒ コ ー ド の 妥 当 性確認に使用したＴＢＬ，ＲＯＳＡ−Ⅲ及び Ｆ
ＩＳＴ-ＡＢＷＲ実験装置は，表 4-7 に示すように，それぞれ実機を縮尺模擬し，実機と同等のＥＣＣＳ構成としている。
Ｔ Ｂ Ｌ 及 び Ｒ Ｏ Ｓ Ａ -Ⅲ は 外 部 再 循 環 系 及 び ジ ェ ッ ト ポ ン プ を 有 す る プ
ラントを模擬し，また，ＥＣＣＳは炉心上部に注水する炉心スプレイ系（ＨＰ Ｃ Ｓ 及 び Ｌ Ｐ Ｃ Ｓ） ， 炉 心バイパス部に注水するＬＰＣＩで構成する Ｅ
ＣＣＳを模擬しており，実プラントの構成と相違はない。
ま た ， Ａ Ｂ Ｗ Ｒ 実 プ ラ ン トは炉心上部に注水する高圧炉心注水系（Ｈ Ｐ
Ｃ Ｆ ） ， 原 子 炉 隔 離時 冷 却 系（ＲＣＩＣ）及び低圧注水系（ＬＰＦＬ） で構成されるが，ＦＩＳＴ-ＡＢＷＲは炉心上部に注水する高圧炉心スプレイ
系 （ Ｈ Ｐ Ｃ Ｓ ） と ダウ ン カ マ部に注水する高圧注水系（ＨＰＦＬ）で構 成
さ れ て お り ， 実 プ ラン ト と 相違する。しかし，原子炉内注水位置は同等 で
あ る こ と か ら ， Ｈ ＰＣ Ｆ と ＨＰＣＳの相違，ＬＰＦＬとＨＰＦＬの相違 は
原 子 炉 内 保 有 水 の 分布 の 観 点からは問題にならない。したがって，実機 解析へ適用できる。
4.5.3

まとめ

以 上 よ り ， 本 章 に 記 載 し ている妥当性確認結果は，ＥＣＣＳ構成等の 異な る Ｂ Ｗ Ｒ プ ラ ン ト共 通 の 妥当性確認として適用性を有するとともに， 実
機ＢＷＲの有効性評価解析に適用できると言える。

1-88

表 4-6ＳＡＦＥＲコードによる実験解析結果と実験結果の比較 (22)最高温度(℃)

最高温度時刻(s)再冠水時刻(s)

実験

解析

実験

解析

実験

解析

(1)

446

599

135

152

162

165

(2)

533

591

524

536

550

604

(3)

351

421

134

143

156

167

(4)

598

654

612

620

668

722

(1)

511

612

119

136

171

182

(2)

559

581

133

135

177

182

(3)

644

674

190

184

210

210

(4)

573

627

336

328

366

368

(5)

566

594

410

383

440

447

(6)

531

542

531

512

548

553

(7)

382
温度上
昇なし
同上

696

691

−

−

(2)

364
温度上
昇なし
同上

−

−

734
露出
なし
同上

738
露出
なし
同上

(3)

同上

同上

−

−

同上

同上

(4)

同上

同上

−

−

同上

同上

実験
TBL

ROSA-Ⅲ

FIST-ABWR

(1)

表 4-7
項目

実験装置のスケーリング及びＥＣＣＳ構成
TBL

ROSA-Ⅲ

FIST-ABWR

模擬した

BWR

BWR

ABWR

プラント

熱出力 3293MW

熱出力 3800MW

熱出力 3926MW

集合体数 764 体

集合体数 848 体

集合体数 872 体

HPCS/LPCS/LPCI

HPCS/LPCS/LPCI

HPCF/LPFL/RCIC

体積比：2/764

体積比：1/424

体積比：1/872

熱出力：約 10MW

熱出力：約 4MW

熱出力：約 4.6MW

実験装置

集合体数：2 体（実 集合体数：4 体（1/2 集合体数：1 体（実
寸大）

長）

寸大）

HPCS/LPCS/LPCI

HPCS/LPCS/LPCI

HPCS/HPFL

1-89

解析結果（℃）

1200（基準値1200℃）

1000

TBL(1)

800

TBL(2)
TBL(3)
TBL(4)600

ROSA-Ⅲ(1)ROSA-Ⅲ(2)400

ROSA-Ⅲ(3)200

ROSA-Ⅲ(4)ROSA-Ⅲ(5)ROSA-Ⅲ(6)ROSA-Ⅲ(7)

0
0

200

400

600

800

1000

1200

実験結果（℃）

図 4-33被覆管最高温度の比較 (15)1-90

5．有効性評価への適用性
4 章に記載した実験解析を踏まえ，重要現象についての不確かさ，及びその 不 確 か さ が 評 価 指標 の 観 点と運転員操作の観点から有効性評価解析へ 与える影響について表 5-1 にまとめた。以下にその不確かさについて記述する。
5.1

不確かさの取り扱いについて（評価指標の観点）
Ｓ Ａ Ｆ Ｅ Ｒ コ ー ド で 取 り 扱う評価指標は，燃料被覆管温度であるため ，

燃料被覆管温度への重要現象の不確かさの影響について以下に記載する。
（1）崩壊熱崩 壊 熱 は 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 Ｓ Ａ Ｆ Ｅ Ｒ コー ド の 入力として使用しているため，有効性評価で は崩壊熱の不確かさの燃料被覆管温度への影響は小さい。
（2）燃料棒表面熱伝達，沸騰遷移，気液熱非平衡
燃 料 表 面 熱 伝 達 ， 沸 騰 遷 移及び気液熱非平衡については，燃料被覆管 温
度 を 保 守 的 に 評 価 する 熱 伝 達モデルを適用していることが実験解析によ り
確 認 さ れ て い る こ とか ら ， 有効性評価解析においても燃料被覆管温度は 高めに評価される。
（3）燃料被覆管酸化
燃 料 被 覆 管 の 酸 化 量 の 計 算は，燃料被覆管温度が高温となる場合に酸 化
量，酸化反応熱を高めに評価する Baker-Just の式を適用しているため，燃料被覆管温度は高めに評価される。
（4）燃料被覆管変形
燃 料 被 覆 管 温 度 計 算 と 燃 料棒内圧の計算から，内圧による応力が破裂 限
界 応 力 を 超 え た 場 合に は ， 燃料被覆管が破裂を起こすとみなし，燃料被 覆
管 の 内 側 に も ジ ル コニ ウ ム −水反応を計算する。破裂を判定する限界応 力は，図 3-10 に示したように，実験データのベストフィット曲線を仮定し，現実的な条件としている。

1-91

（5）沸騰・ボイド率変化，気液分離（水位変化）・対向流，三次元効果
炉 心 の 二 相 水 位 に つ い て は，燃料被覆管温度に影響する炉心露出，再 冠
水 を 適 切 に 予 測 で きる こ と を実験解析により確認していることから，有 効性評価解析における燃料被覆管温度への影響は小さい。
（6）冷却材放出（臨界流・差圧流）
Ｓ Ｒ Ｖ か ら の 冷 却 材 流 出 については，設定圧力で設計流量が放出され る
よ う に 入 力 で 設 定 する た め ，不確かさの影響はない。破断口からの冷却 材
流出は，実験データと良く一致する現実的な臨界流モデルを適用しており，有効性評価解析における燃料被覆管温度への影響は小さい。
冷 却 材 圧 力 変 化 に つ い て は，原子炉注水系の注水開始時間や流量に影 響
す る が ， 圧 力 変 化 を適 切 に 予測するモデルであることが実験解析により 確
認 さ れ て い る こ と から ， 注 水流量変化を適切に評価し燃料被覆管温度へ の影響は小さい。
（7）ＥＣＣＳ注水（給水系・代替注水設備含む）
Ｅ Ｃ Ｃ Ｓ 注 水 （ 給 水 系 ・ 代替注水設備含む）の原子炉注水については ，各 系 統 の 設 計 条 件 に基 づ く 原子炉圧力と注水流量の関係を使用しており ，
実 機 設 備 仕 様 に 対 して 注 水 流量を少なめに与え，燃料被覆管温度を高め に評価する。
以 上 よ り ， 重 要 現 象 の 不 確かさは，燃料被覆管温度を過大評価または 過
大 評 価 す る 方 向 に 寄与 し ， 有効性評価解析は評価指標の観点で厳しい評 価となっている。

1-92

5.2

不確かさの取り扱いについて（運転操作の観点）
Ｓ Ａ Ｆ Ｅ Ｒ コ ー ド で 取 り 扱う運転操作は，ＳＲＶを使用した原子炉減 圧

操 作 及 び Ｅ Ｃ Ｃ Ｓ また は 代 替注水系を使用した原子炉注水操作，注水停 止
操 作 で あ る 。 こ れ らの 運 転 操作へのコードの不確かさの影響を以下に記 載する。
（1）運転操作の起点への影響
Ｓ Ｒ Ｖ を 使 用 し た 原 子 炉 減圧操作及びＥＣＣＳ，代替注水設備を使用 した 原 子 炉 注 水 操 作 は， 代 替 電源あるいは代替注水設備の準備が完了した タ
イ ミ ン グ ま た は 原 子炉 水 位 低信号の発信を起点に実施する。代替電源あ る
い は 代 替 注 水 の 準 備の 完 了 のタイミングは訓練実績等に基づく時間に余 裕を み て 設 定 さ れ る ため ， 不 確かさの影響は安全側に評価される。また， 原子 炉 水 位 低 信 号 の 発信 は Ｅ ＣＣＳ起動用設定水位を採用しており，事象 発
生 後 の 原 子 炉 水 位 の低 下 過 程で発信される。事象発生後の原子炉水位変 化
は 崩 壊 熱 及 び 臨 界 流モ デ ル の不確かさの影響があるが，これらの評価モ デル 及 び 評 価 条 件 の 選定 に は 信頼性の高い評価モデル及び現実的な評価条 件を採用しているため，不確かさの影響は小さい。
な お ， 燃 料 被 覆 管 の 破 裂 判定に対しては，ベント操作への影響が考え ら
れ る が ， ベ ン ト 開 始タ イ ミ ングまでの時間的余裕が十分あることから， コ
ードの不確かさが運転操作の可否に影響することはない。
ま た ， 解 析 上 の 取 り 扱 い として，破裂判定は燃料被覆管温度が最も高 く
な る バ ン ド ル の 値 を代 表 と して用いるが，現実的な炉心における燃焼度 の
分布を踏まえると，その影響はさらに小さくなる。
（2）運転操作後の影響
原 子 炉 減 圧 操 作 後 は ， 原 子炉圧力変化に対応して原子炉への注水が行 わ
れ ， 原 子 炉 水 位 の 回復 及 び 維持がなされる。その後，注水系の停止，再 起
動 等 の 運 転 操 作 が 考え ら れ るが，原子炉圧力が低下し，かつ，原子炉水 位が 維 持 さ れ た 状 態 であ る た め，コードの不確かさはその後の運転操作の 可否に影響しない。

1-93

表 5-1
分類

重要現象
崩壊熱

重要現象の不確かさ（1/2）

解析モデル
崩壊熱モデル

不確かさ

入 力 値 に 含 ま 崩壊熱は現実的な評 価 結れる

炉心

有効性評価解析への影響
果を入力として使用 す る
ため，有効性評価解 析 で(核)は燃料被覆管温度へ の 影
響は小さい。
燃料棒表

燃 料 棒 表 面 熱 燃 料 被 覆 管 温 実験解析では熱伝達 モ デ

面熱伝達， 伝達モデル

度 を 10 ℃ 〜 ルの保守性により被 覆 管

沸騰遷移

150℃程度高め 温度を高く評価する こ とに評価するから，有効性評価解 析 でも燃料被覆管温度を 高 く
評価する。

炉心
(燃料)

燃料被覆

ジ ル コ ニ ウ ム 酸 化 量 及 び 発 燃料被覆管温度を高 く 評

管酸化− 水 反 応 モ デ 熱 量 の 評 価 に 価する。
ル

ついて過大な
結果を与える

燃料被覆

膨れ・破裂評価 破 裂 の 判 定 は 現実的に評価してい る こ

管変形

モデル

実 験 デ ー タ の とから，燃料被覆管 温 度
ベ ス ト フ ィ ッ への影響は小さい。
ト曲線を用いる

沸騰・ボイ 二 相 流 体 の 流 実 験 結 果 の 二 炉心水位変化を適切 に 評

炉心
(熱流動)

ド率変化， 動モデル

相 水 位 変 化 を 価することから，有 効 性

気液分離

良 く 予 測 す る 評価解析では燃料被 覆 管（水位変ことから，不確 温度への影響は小さい。

化）・対向

かさは小さい流，三次元効果
気 液 熱 非 燃 料 棒 表 面 熱 燃 料 被 覆 管 温 実験解析では熱伝達 モ デ
平衡

伝達モデル

度 を 10 ℃ 〜 ルの保守性により被 覆 管
150℃程度高め 温度を高く評価する こ とに評価するから，有効性評価解 析 でも燃料被覆管温度を 高 く
評価する。

1-94

表 5-1
分類

重要現象の不確かさ（2/2）

重要現象

解析モデル

冷却材放出

臨界流モデル

不確かさ

有効性評価解析への影響

実 験 結 果 の 圧 SRV 流量 は，設 定圧 力 で（臨界流・差力 変 化 を 良 く 設計流量が放出され る よ

圧流）

予測すること うに入力で設定するたから，不確かさ め，不確かさの影響 は なは小さいい。
破断口からの流出は 実 験
結果と良い一致を示 す 臨
界流モデルを適用し て いる。
有効性評価解析でも 圧 力
変化を適切に評価し ， 原
子炉への注水のタイ ミ ン

原子炉

グ及び注水流量を適 切 に圧力評価するため，燃料 被 覆

容器

管温度への影響は小さ

(逃が
し安全
弁を含
む)

い。
沸騰・ボイド 二 相 流 体 の 流 実 験 結 果 の 二 炉心水位変化を適切 に 評
率変化

動モデル

相 水 位 変 化 を 価することから，有 効 性

気液分離（水良 く 予 測 す る 評価解析では燃料被 覆 管位変化）・対ことから，不確 温度への影響は小さい。

向流

かさは小さいＥ Ｃ Ｃ Ｓ 注 原 子 炉 注 水 系 入 力 値 に 含 ま 注水特性は，それぞ れ の水（ 給 水 系 ・ モデル

れる系統の設計条件に基 づ く

代替注水含

原子炉圧力と注水流 量 のむ）関係を入力する。実 機 設
備に対して注入流量 を 少なめに与えるため， 有 効性評価解析では燃料 被 覆
管温度を高めに評価す
る。

1-95

6.

参考文献

(1) ｢沸騰水型原子力発電所

非常用炉心冷却系（ＥＣＣＳ）の新性能評価手法について｣，株式会社日立製作所，ＨＬＲ−032 訂３，平成 10 年５月(2) ｢沸騰水型原子力発電所

非常用炉心冷却系解析モデル（ＳＡＦＥＲ）｣，

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(20) 「沸騰水型原子力発電所

燃料の設計手法について」，株式会社日立製作所，HLR-033 訂 1，平成 10 年 2 月(21) 「沸 騰水 型 原 子力 発電 所

燃料の設計手法について」，株式会社東芝，

TLR-045 改訂 1，平成 10 年 1 月(22) S.Itoya, H.Nagasaka, K,Moriya and S.Miura, "Overview of SAFER03
Assessment Studies", Journal of Nuclear Science and Technology,
25(3), Mar.1988(23) 「沸騰水型原子炉のＬＯＣＡ／ＥＣＣＳ解析コード（ＳＡＦＥＲ）について」 ，原 子力発 電 技術顧問会（基本設計） ＬＯＣＡ検討会，昭和 61年７月(24) 「軽水型動力炉におけるＬＯＣＡ時ＥＣＣＳ性能評価コードについて」，
原子炉安全基準専門部会 ＥＣＣＳ性能評価小委員会，昭和 63 年４月(25) S.Miura, K.Moriya, and T.Sugisaki, "SAFER Qualification by TBL Test
Analysis", NUREG/CP-0072, Vol.5, U.S.Nuclear Regulatory Commission,
Feb.1986(26) S.Itoya and N.Abe, "Analyses of TBL main steam line break test by
SAFER03 and TRAC-BD1",Proceedings of Second International Topical
Meeting on Nuclear Power Plant Hydraulics and Operations, Apr.1986(27) S.Itoya and N.Abe, "SAFER03 and TRAC-BD1 analyses of TBL experimentsonaboilingwater

reactorloss-of-coolant

accident,"Nuclear

Engineering and Design, 97(3), Nov.1986(28) S.Itoya, J.Otonari and K.Tasaka,"SAFER03 Qualification Against
ROSA-Ⅲ Recirculation Line Break Spectram Tests", NUREG/CP-0072,
Vol.5, U.S.Nuclear Regulatory Commission, Feb.1986
1-97

(29) S.Itoya, H.Nagasaka and K.Tasaka,"Assessment of SAFER03 Code Using
ROSA-Ⅲ

Break

Loss-of-Coolant

Area

Spectram

Accidents",

Tests

on

Journalof

Boiling
Nuclear

Water

Reactor

ScienceandTechnology, 24(8), Aug.1987(30) S.Itoya, F.D.Shum, J.Otonari and H.Nagasaka, "Assessment of the
SAFER03 computer code using advanced boiling water reactor test dataon a loss-of-coolant accident", Nuclear Technology Vol.80, Mar.1988

1-98

添付 1

解析コードにおける解析条件

表（1/4）解析コードにおける解析条件
分類

解析条件

定 格 出 力 運 転 条 原子炉熱出力
件 パ ラ メ ー タ 及 炉心流量
び 幾 何 形 状 デ ー 主蒸気流量
タ

給水流量
再循環ポンプ流量
原子炉ドーム圧力
原子炉水位
冷却材体積

炉心
上部プレナム下部プレナム
炉心バイパス
制御棒案内管
ダウンカマ
蒸気ドーム
主蒸気配管
再循環配管

原 子 炉 各 部 の 寸 法 燃料有効部上端，下端（ 圧 力 容 器 下 端 か シュラウドヘッド上端，下端
らの高さ）

給水スパージャノズル
シュラウドサポートプレート
ジェットポンプ上端，下端
気水分離器出口
制御棒案内管下端
炉心支持板上端チャンネルボックス上端
ＥＣＣＳ注水位置
水位計ノズル
主蒸気出口ノズル
圧力容器頂部

1-99

表（2/4）解析コードにおける解析条件
分類

解析条件

定格出力運転条

流路形状データ（各 炉心

件パラメータ及領 域 の 水 力 的 等 価 上部プレナム

び幾何形状デー直径，流路断面積） 下部プレナム

タ

ダウンカマ
上部タイプレート
炉心入口オリフィス
ジェットポンプ入口
原 子 炉 圧 力 容 器 及 圧力容器
び 内 部 構 造 材 デ ー 炉心シュラウド
タ（質量，熱容量， 炉心支持板
表面積）

上部格子板
チャンネルボックス
制御棒案内管
制御棒
気水分離器
蒸気乾燥器

圧力損失データ

主蒸気配管
炉心
気水分離器

1-100

表（3/4）解析コードにおける解析条件
分類
炉心データ

解析条件
炉心核分裂出力時間変化
炉心崩壊熱時間変化
燃料集合体数

燃料データ

燃料集合体あたりの燃料棒数
燃料棒配列
燃料棒ピッチ
燃料棒有効長燃料被覆管外径，燃料被覆管肉厚
燃料被覆管物性（熱伝導率，比熱，密度）
燃料ペレット直径
燃料ペレット−燃料被覆管ギャップ条件（ガス圧力，ガス
組成，ギャップ熱伝達係数）
燃料ペレット物性（熱伝導率，比熱，密度）
燃料ペレット径方向出力分布
燃料棒最大線出力密度
燃料棒軸方向出力分布
局所出力ピーキング
燃料集合体断面平均燃焼度1-101表（4/4）解析コードにおける解析条件
分類
ＳＲＶ

解析条件
段数及び個数
吹き出し圧力吹き出し容量再循環ポンプ

ポンプ台数
トリップ設定点
慣性時定数

主蒸気隔離弁

閉トリップ設定点
全閉時間

事 故 収 束 に 重 要 ＥＣＣＳ及びＲＣＩＣ
な機器，操作関連 （自動起動・停止設定点，作動遅れ時間，台数，容量，原
子炉注水特性，冷却水温度，注水・停止手動操作条件）
代替注水設備（注水・停止手動操作条件，台数，容量，原子炉注水特性，
冷却水温度）
自動減圧系（ＡＤＳ）（弁個数，吹き出し圧力，吹き出し容量，自動起動設定点，作動遅れ時間）ＳＲＶ（手動開操作条件，個数）
事故条件

破断条件（位置，口径）
格納容器圧力

1-102

添付 2

相関式，モデルの適用性

Ⅰ．平衡均質臨界流モデルの適用性
1. はじめに
炉心損傷防止対策の有効性評価に使用している平衡均質臨界流モデル（ １ ）は ， 二 相 流 を 飽 和 平衡 の 均 質流とみなし，摩擦を考慮しない単相の臨界 流
理 論 を 適 用 し た モ デル で あ る。本モデルは「ＥＣＣＳ性能評価指針」で 使用を認められているものである。
2. 平衡均質臨界流モデルの適用性
平 衡 均 質 臨 界 流 モ デ ル に よる計算値は実験データとの比較によりその 妥
当性が確認されている。
(1)

飽和水のブローダウン実験データとの比較 （ １ ）添付図 2-1 に，内田，Fauske，Henry，そして Sozii らの異なる研究者に
よ る 飽 和 水 の ブ ロ ーダ ウ ン 実験結果を示す。これらの実験における管内 径
は 0.4〜1.31 cm（0.158〜0.513 in.）である。また，Allemann は，内径 17.3
cm（6.8 in.）までの管を介して容器からのブローダウン実験を行っている。
図には，流量が均質に近くなるパイプ長さ 10 cm（4 in.）以上のデータのみを示す。
図 は 管 入 口 部 が 飽 和水 の 場合の臨界流量と入口圧力の関係を示してお り ，
臨 界 流 量 は 管 入 口 圧力 と と もに増加する。図には管径，管長の異なる実 験
データが含まれているが，管長はすべて 10cm 以上であり，管入口付近の非平 衡 の 影 響 は 少 な いと 考 え られ，この場合の臨界流量は実線で示す平衡 均質臨界流モデルによる計算値と一致している。
(2)

飽和水及び未飽和水のブローダウン実験データとの比較 （ １ ）添付図 2-2 は，Henry のブローダウン実験による流出流量であり，長さ90cm（3 ft），内径 0.8 cm（0.313 in.）の管からの流出である。図は，管入 口 部 が 飽 和 水 及 び未 飽 和 水の状態における臨界流量を管入口部エンタ ル
ピ に 対 し て 示 し て いる 。 管 入口部が飽和水及び未飽和水のいずれの状態 に
お い て も ， 実 線 で 示す 平 衡 均質臨界流モデルによる計算値は実験データ と良い一致を示している。
(3)

ノズル形状の影響 （ ２ ）Sozzi らの実験では，管長，管径，管入口・出口形状及び入口サブクール
度 な ど 臨 界 流 量 に 対す る 主 要な影響因子の効果が系統的に調べられてい る。
1-103

添付図 2-3 は滑らかな管入口部をもつ直管から流出する臨界流量を管長 Lに 対 し て 示 し た も ので ， 臨 界流量は管長の増加につれて最初急激に，そ の
後 緩 や か に 減 少 し てい る 。 また，図中には各入口クオリティについて， ｆ
L=0 すなわち管の摩擦がないものとし，熱平衡状態を仮定した平衡均質臨界流モデルによる計算値が示されている。管長が約 5 in.(127mm)の点で計算
値 と 実 験 値 は 良 く 一致 し ， この点よりも短い場合には管入口部での急激 な状 態 変 化 に よ り 生 じる 気 液 間の非平衡のため臨界流量は平衡均質臨界流 モ
デ ル に よ る 計 算 値 より 大 き く，一方，この管入口部での非平衡が緩和す る
約 5 in. (127mm)よりも長い場合には L すなわち管摩擦の影響により臨界流量は小さくなる。
3. まとめ熱 平 衡 状 態 を 仮 定 し た 平 衡均質臨界流モデルにより，管入口条件を適 用
し ， 容 器 に 接 続 す る管 か ら の冷却材流出流量を予測した。平衡に達する のに十分な長さ（約 5 in. (127mm)）をもつ場合の流出流量は，管入口状態が飽 和 水 及 び 未 飽 和 水と も に ，計算結果と実験データは良く一致しており ，流出流量は管入口近傍の均質流により制限されること示している。
Ｂ Ｗ Ｒ プ ラ ン ト で 仮 定 す る破断口及びＳＲＶからの流出流量は，圧力 容器ノズルまたはノズルに接続する配管を通過し，その長さは 5 in. (127mm)
よ り 長 い 。 し た が って ， 管 入口付近の非平衡の影響は無視できると考え ら
れ ， 平 衡 均 質 臨 界 流モ デ ル を炉心損傷防止対策の有効性評価に適用する ことは妥当である。

参考文献(1) F.J. Moody,
VesselMaximum Discharge Rate of Liquid-Vapor Mixtures from

, NEDO-21052, September 1975.

(2) 日本機械学会 編,改定 気液二相流技術ハンドブック,コロナ社 2006 年

1-104

添付図 2-1飽和水の臨界流実験データ (１ )1-105

添付図 2-2未飽和水及び飽和水の臨界流実験データ (１ )1-106

添付図 2-3臨界流量の管長による変化 (２ )1-107

Ⅱ．熱伝達相関式，モデルの適用性
1. 炉心損傷防止対策の有効性評価における熱伝達相関式の選定
炉 心 損 傷 防 止 対 策 の有 効 性評価における事故シーケンスグループのう ち ，
高 圧 ・ 低 圧 注 水 機 能 喪 失 （ TQUV）を例にすると，給水流量の全喪失後， 原子 炉 水 位 が 急 速 に 低下 し ， 原子炉水位低（レベル３）信号が発生して原 子
炉 は ス ク ラ ム す る が， 原 子 炉水位低（レベル２及びレベル１）で高圧注 水系 及 び 低 圧 注 水 系 の起 動 に 失敗する。原子炉の減圧をＳＲＶにより手動 操
作 に よ り 実 施 す る と， 冷 却 材の流出により原子炉水位が低下し，有効燃 料
棒 頂 部 を 下 回 る が ，原 子 炉 の減圧後に低圧代替注水系による注水が開始 する と 原 子 炉 水 位 が 回復 し ， 炉心は再冠水する。原子炉水位が回復するま での 間 に 炉 心 が 一 時 的に 露 出 するために燃料被覆管の温度が上昇するが， 再冠水により燃料棒は冷却されて燃料被覆管温度は低下する。
事 故 期 間 中 の 燃 料 棒 ヒ ー トアップ挙動は，事象発生から炉心露出する ま
での冠水状態，露出状態及び水位回復後の再冠水状態を経験することから，
燃 料 棒 表 面 熱 伝 達 を 適 切 に 評価するためＳＡＦＥＲコードでは添付表 2-1に 示 す 熱 伝 達 相 関 式， モ デ ルを適用している。これらのモデルは，「Ｅ Ｃ
Ｃ Ｓ 性 能 評 価 指 針 」 に お い て妥当性が認められたものである。添付表 2-1にはこれらの相関式，モデル選定の基本的な考え方も合わせて示す。また，
添付図 2-4 に，TQUV 評価における熱伝達係数の適用例を示す。
2. ＳＡＦＥＲコードの熱伝達相関式の適用方法
ＳＡＦＥＲコードは，燃料棒の軸方向ノードが二相混合水で冠水している時は，
核沸騰，遷移沸騰，膜沸騰から熱伝達係数が計算され，熱伝達様式を決める選択
ロジックは添付図 2-5 に従っている。沸騰遷移開始時間 TBT は別途ＳＣＡＴコードで評価された結果を入力する。また，蒸気クオリティが膜沸騰限界クオリティ X C
以上になった場合，または，被覆管過熱度が安定膜沸騰状態における最小過熱度

TMIN 以上になった場合には膜沸騰を適用する。燃料被覆管過熱度が TMIN を下回り，さらに限界熱流束過熱度 TCHF 以下の時はリウェットと判定し，核沸騰に復帰する。また，TCHF より大きい場合には遷移沸騰とし，膜沸騰と核沸騰の熱伝達係数を内挿計算する。
燃料棒の軸方向ノードが二相混合水で冠水していない時は，輻射熱伝達と蒸気冷却または噴霧流冷却から熱伝達係数が決まる。上部プレナムからの落下水が存在する場合は，落下水（スプレイ）熱伝達と輻射熱伝達が組み合わされる。また，燃料棒及びチャンネルの濡れによる冷却も考慮されている。

1-108

添付表 2-1
添 付 図 2-4
番号①

有効性評価で用いるＳＡＦＥＲコードの熱伝達相関式，モデル

熱伝達様式

核沸騰

熱伝達相関式，モデル

ボイド率の関数とする相関式

選定の基本的な考え方
核沸騰熱伝達係数は他の熱伝達係数に比べて非常に大きく，この熱伝達係数の変化に対し，燃料被覆管温度の感度が非常に小さいため簡便化したモデルとしている
単相流の相関式として広く認め

②

蒸気単相

Dittus-Boelter の式られている評価式を採用してい
る

③

膜沸騰

噴霧流冷却の相関式と修正 Bromley の式をボイド率の関数として使用する
相関式（低ボイド率；低流量）
修正 Bromley の式（高ボイド率；高流量）
Sun-Saha の式

④

遷移沸騰

核沸騰と膜沸騰の熱伝達係数を燃料被覆管過熱度で内挿した相関式

1-109

過渡事象発生直後の高流量，高圧条件から ECCS 等の注水による炉心再冠水後の低流量，低圧条
件まで適用可能なモデルとして採用している
低ボイド率では，管壁を薄い気相膜が覆い，チャンネルの中心を二相混合相が流れる逆環状流の形態の流れとなる。気相への熱伝達及び気相から液相への熱伝達は対流によって行われ，修正 Bromley の式により実験デー
タを良く予測できることから採用している
蒸気に液滴が混入した場合の噴霧流冷却は，上記の蒸気単相熱伝達相関式をもとに液滴を考慮した補正項及び過熱蒸気中の液滴の蒸発量を決める相関式を組み合わせたモデルであり，模擬
燃料集合体冷却実験におけるロッド表面温度を実験値よりも高く評価することから採用している
核沸騰と膜沸騰の間を連続的に変化させるためにモデル化しており，燃料棒上での遷移沸騰が比較的短い過渡期間で生じるため，このような補間モデルが容認可能と考えられる

④
①

②

③

添付図 2-4熱伝達係数の推移（TQUV の例）

1-110

T
TBT

：事故後の時間：沸騰遷移時間（入力）X
XC：クオリティ
：膜沸騰限界クオリティ（入力）

No

燃料棒冠水
Yes

T ：過熱度TMIN ：安定膜沸騰最小過熱度

T  TBT

TCHF ：限界熱流束過熱度（入力）

Yes

No
Yes

スプレイ
（落下水）

X  XC

No
Yes

濡

れ

No

No

No

Yes

T  TMIN

蒸気単相

Yes

No

Yes
Yes

T  TCHF
No

濡

れ

スプレイ

添付図 2-5

噴 霧 流

蒸気単相

遷 移 沸 騰核 沸 騰ＳＡＦＥＲコードの熱伝達様式選択ロジック

1-111

膜 沸 騰

3. 有効性評価において適用する熱伝達相関式，モデルの妥当性
Ｓ Ａ Ｆ Ｅ Ｒ コ ー ド に 採 用 した個々の熱伝達相関式は実験結果との比較 によ り 妥 当 性 を 確 認 し， こ れ らの熱伝達相関式を適用した燃料被覆管温度 の計 算 結 果 の 妥 当 性 は， 炉 心 露出，原子炉注水及び炉心再冠水の一連の過 程を模擬した LOCA 模擬システム実験結果との比較により確認している。
以 下 に ， 有 効 性 評 価 に お いて適用する熱伝達相関式，モデルの妥当性 を示す。
(1) 核沸騰
燃料が露出するまでの核沸騰領域については，Jens-Lottes の式 （ １ ） 及び単相流については Dittus-Boelter の式 （ ２ ） に基づいた熱伝達係数を，ボイド率の関数とするモデルを適用している。
このモデルは添付図 2-6 に示すように 3 つの領域に分け，それぞれの境
界の値を入力として与える。図の H3 は核沸騰熱伝達係数，H2 はサブクール
沸騰，そして H1 は蒸気冷却に対応する値である。
核 沸 騰 熱 伝 達 係 数 は 他 の 熱伝達係数に比べて大きく，核沸騰熱伝達係 数の 変 化 が 燃 料 被 覆 管温 度 に 与える影響は小さいため，本モデルの有効性 評
価への適用において問題はない。

Ｈ

H3
熱
伝
達
係
数

H2

H1
0

α1

α2

1

α

ボイド率

添付図 2-6

核沸騰熱伝達係数モデル

1-112

(2) 蒸気単相
燃料が露出した後の蒸気単相状態には Dittus-Boelter の式 （ ２ ） を適用している。
Dittus-Boelter の式は，添付図 2-7 に示すように実寸大の模擬燃料集合
体 に よ る 蒸 気 単 相 冷却 実 験 の実験データと比較すると保守的であること が確認されている （ ３ ） （ ４ ） 。これは，スペーサによる乱流促進効果及び入口部の 助 走 区 間 の 効 果 であ る 。 乱流では，入口流れの効果は一般に小さいが ，
短 い 長 さ の 流 れ で は， 入 口 領域の効果がより顕著となり，熱伝達が改善 す
る 。 Ｓ Ａ Ｆ Ｅ Ｒ コ ード で 適 用している相関式では，これらの熱伝達の改 善
効果は考慮されていない。
し た が っ て ， 相 関 式 は 実 際の熱伝達を過小評価することから，有効性 評
価への適用において問題はない。

添付図 2-7

蒸気単相熱伝達係数の無次元整理（３）（４）

1-113

(3) 膜沸騰及び噴霧流
代 替 注 水 系 に よ る 注 水 が 開始された以降の再冠水過程では，燃料棒が 二
相水位以下の高流量状態においては Sun-Saha の式に基づく噴霧流の相関式（３）（４），低流量状態においては修正 Bromley の式 （ ５ ） をボイド率の関数として使用する相関式を適用している。
膜沸騰熱伝達係数モデルを図示すると添付図 2-8 のようになる。遷移ボ
イド率  T は，レイノル ズ数の関数として実験相関式で与えられる。ボイド率が  T より小さい範囲では，熱伝達係数は修正 Bromley の式が成り立つ。
一方，高ボイド率では流れは噴霧流になるので熱伝達係数は Sun-Saha の式に 基 づ く 噴 霧 流 熱 伝達 式 を 用いる。熱伝達相関式は，蒸気単相熱伝達に 液
滴による熱伝達向上を考慮した Sun のモデルを適用する。また，噴霧流冷却 熱 伝 達 時 に お い ては 蒸 気 の温度は一般に飽和温度よりも高くなる。そ こ
で，この効果を考慮するため，蒸気温度 を Saha のモデルを用いて計算する。
Sun のモデルと Saha のモデルを組み合わせたモデルによる計算値を，実寸 大 の 電 気 加 熱 集 合体 を 使 用した再冠水実験結果と比較した結果を添付 図
2-9 に示す。図に示すように，計算によるロッド表面温度は実験値よりも高くなっている （ ３ ） （ ４ ） 。このことから，噴霧流冷却モデルの保守性が示された。
また，KWU の実規模大模擬燃料集合体（340 本ロッド）を使用した再冠水過渡試験における二相水位下の熱伝達係数を修正 Bromley の式で予測した結果を添付図 2-10 に示す。修正 Bromley の式は，過渡時の膜沸騰領域において試験データと極めて良く一致する （ ５ ） 。
以上により，有効性評価への適用において問題はない。

添付図 2-8

膜沸騰熱伝達係数モデル
1-114

添付図 2-9

Sun-Saha の噴霧流冷却モデルと実験値の比較（３）（４）添付図 2-10

修正 Bromley の式と実験値の比較（５）1-115

(4) 遷移沸騰
燃 料 が 再 冠 水 し ， 燃 料 棒 表面温度が最小安定膜沸騰温度より降下した 後に 膜 沸 騰 か ら 遷 移 沸騰 へ の 遷移が生じる。ＳＡＦＥＲコードは，安定膜 沸騰状態での最小過熱度ΔT MIN における膜沸騰熱伝達係数 H FB と沸騰遷移点に対する被覆管過熱度ΔT CHF における核沸騰熱伝達係数 H NB を内挿する相関式を適用している。添付図 2-11 に遷移沸騰熱伝達係数モデルを示す。安定膜
沸騰状態における最小過熱度ΔT MIN は Iloeje の式 （ ６ ） を使用して計算する。
Iloeje の式の実験データベースは，1000psia（6.9MPa）の単一圧力における過渡沸騰実験であるが，異なる圧力への外挿性を具備させるため
Berenson の最小プール膜沸騰温度相関式に基づき，質量流束及び熱平衡ク
オリティの効果に対応できるよう拡張している。実験データと Iloeje の式を添付図 2-12 に示すが，Iloeje の式は実験条件下において良く一致してい
る。

log
Ｈ
ＨNB
熱
伝
達
係
数

ＨFB

ΔＴCHF

ΔＴMIN

ΔＴ

過熱度

添付図 2-11

遷移沸騰熱伝達係数モデル

1-116添付図 2-12

最小安定膜沸騰温度に関する Iloeje の式 （ ６ ）1-117

4. 各解析コードによる熱伝達相関式の比較
添付表 2-2 にＳＡＦＥＲコード以外の燃料被覆管温度評価に使用されている熱伝達相関式を比較して示す。これらの熱伝達評価手法を比較すると，
膜沸騰の熱伝達相関式にそれぞれ特徴があり，SAFER 及び RELAP4 は沸騰遷
移後及び炉心再冠水後の膜沸騰も対象にしており，SCAT は沸騰遷移後のみを対象にして相関式を採用している。
・SAFER沸 騰 遷 移 後 及 び炉 心 再冠 水後 の熱 伝達 の 予測 とし て噴 霧 流
冷却の相関式と修正 Bromley の式をボイド率の関数として使用する相関式を採用している。沸騰遷移後の高ボイド率領
域 に は 過 熱 蒸 気中 に 液滴 が分 散し た噴 霧 流に 対す る熱 伝 達
相関式を，炉心再冠水後の低流量膜沸騰及びプール膜沸騰に対しては修正 Bromley 式を採用している。

・RELAP4

強 制 対 流 膜 沸 騰 に 対 し て は Groeneveld 5.9 あ る い はDougall-Rohsenow を採用している。いずれも蒸気の強制対流 が 主 要 な 伝 熱 機 構で あ る と い う 仮 定 のも と に 得 ら れ た も
のである。

・SCAT

沸 騰 遷 移 後 の ド ラ イア ウ ト 領 域 に お け る熱 伝 達 の 予 測 式 としては，本コードは修正 Dougall-Rohsenow 式を採用している。

なお，膜沸騰の熱伝達相関式 Dougall-Rohsenow 式は，蒸気単相流の乱流熱伝達の式である Dittus-Boelter 式を二相流に適用した式であるが，米国 10CFR50
Appendix K においては，Dougall-Rohsenow 式の適用条件によっては熱伝達率を非保守的に評価するとされており，参考文献(9)では，添付図 2-13 に示すように高圧かつ高クオリティ条件下において熱伝達率を過大評価する傾向にあるとしている。また，日本原子力研究所（JAERI）で行われた定常ポスト限界熱流束（CHF）
試験（10）によると，高過熱度で Dougall-Rohsenow 式による予測値が実験値を上回るとの知見もある。ＳＡＦＥＲコードは，Dougall-Rohsenow 式を使用していないが，その基礎となった Dittus-Boelter 式に基づく噴霧流熱伝達率モデルを使用しているため，Dougall-Rohsenow 式の適用方法を確認することにより，ＳＡＦＥＲ
コードにおける噴霧流熱伝達の Sun-Saha のモデルの適用方法の妥当性を確認する。
参考文献（9）によると，非保守性の要因は蒸気温度を飽和としているためであるとしている。また，JAERI で行われた定常ポスト CHF 試験データにおいても，添
付図 2-14 の上段の図に示すように物性値を飽和温度条件で評価すると高過熱度で予測値が実験値を上回る結果になっている。JAERI の実験から，ポスト CHF 熱伝達係数を保守的に予測するには，ヌセルト数及びプラントル数は蒸気温度を膜温度1-118として求め，レイノルズ数中の密度は飽和温度，粘性は膜温度としてレイノルズ数を求めて，Dougall-Rohsenow 式を用いるとしている（10）。
この予測法による熱伝達係数の予測値と実験データの比較を伝熱面過熱度に対して整理した結果を添付図 2-15(1)に示す。この図によれば，伝熱面過熱度が十分に大きくなれば，熱伝達係数の予測値は実験データに漸近するが，高過熱度まで結果を保守的に評価する。また，添付図 2-15(2)及び添付図 2-15(3)に示されているように，本予測法が広い条件範囲（2MPa〜18MPa，33〜1100kg/(m2s)）で，蒸気流のヌセルト数を十分保守的に予測することが分かる。
一方，ＳＡＦＥＲコードは，単相蒸気熱伝達の Dittus-Boelter 式及び噴霧流熱伝達の Sun-Saha のモデルの適用においては，蒸気の過熱を考慮した蒸気温度に基づく物性値を使用しており，これらの式の適用方法は添付図 2-7 及び添付図 2-9に示したように保守的であることを確認している。また，JAERI の実験データにおいても，物性値を膜温度で求めた場合の予測値は，添付図 2-14 の中段の図に示す
ように，実験結果より小さい値になるとしている。したがって，ＳＡＦＥＲコードにおけるこれらの相関式の適用方法は妥当である。

1-119

添付表 2-2

燃料被覆管温度評価に使用されている熱伝達相関式

解析コード

RELAP4/MOD6

SAFER/U4/J3SCAT（ 7） （ 8）(WREM-JINS/B コー

流動様式

ドシステム)
核沸騰

Jens-LottesThomJens-Lottes

強制対流蒸発Schrock-Grossman

―

遷移沸騰

McDonough-Milich-King
Sun-Saha

Groeneveld 5.9，

修正 Dougall-

及びDougall-Rohsenow

Rohsenow

修正 Bromley

及び Bromley

単相蒸気

Dittus-Boelter

Dittus-Boelter

噴霧流

Sun-Saha

膜沸騰

1-120

添付図 2-13

Dougall-Rohsenow の式による熱伝達係数評価値（計算値／実験値）（ ９ ）1-121添付図 2-14

伝熱面表面過熱度とポスト CHF 熱伝達率の関係 （ 10）（試験 10120812；7MPa,562kg/m 2 s,2.9m）

1-122添付図 2-15(1)伝熱面表面過熱度とポスト CHF 熱伝達率の関係 （ 10）

Daugall-Rohsenow

添付図 2-15(2)Nu/Re 0.8 と Pr の関係（高過熱度データ） （ 10）添付図 2-15(3)Nu 数の実験値と予測値との比較 （ 10）

1-123

参考文献
（1）W.H. Jens and P.A. Lottes, ”Analysis of Heat Transfer, Burnout,
Pressure Drop and Density Data for High-Pressure Water”, Argonne
National Laboratory, ANL-4627, 1951.
（2）F.W. Dittus and L.M.K. Boelter, “Heat Transfer in Automobile
Radiators of the Tubular Type”, University of California
Publications in Engineering, Vol.2, No.13, 1930, 443-461（3）「沸騰水型原子力発電所

非常用炉心冷却系モデル（SAFER）」，株式会社東芝，TLR-044 改訂 3，平成 10 年 2 月（4）｢沸騰水型原子力発電所

非常用炉心冷却系（ECCS）の新性能評価手法について｣，株式会社日立製作所，HLR−032 訂 3，平成 10 年 5 月（5）J.E.Leonard et al. , “Calculation of Low Flow Film Boiling Heat
Transfer for BWR LOCA Analysis”, NEDO-20566-1-A Revision 1, October
1982.
（6）O.C.Iloeje et al. , “An Investigation of the Collapse and Surface
Rewet in Film Boiling in Forced Vertical Flow”, Transaction of ASME,
Journal of Heat Transfer, May 1975.
（7）平成 8 年度 東通原子力発電所の原子炉冷却材喪失事故（大破断）解析に関する報告書，（財）原子力発電技術機構 原子力安全解析所，
INS/M96-40，平成 9 年 3 月（8）ABWR の冷却材流量喪失事故解析及び主蒸気管破断事故解析

成果報告書，（財）原子力工学試験センター 原子力発電総合安全センター 原子力安
全解析所，JINS-0955 M87-H2-H01，昭和 63 年 3 月（9） “Compendium of ECCS Research for Realistic LOCA Analysis”,
NUREG-1230, December 1988.
（10）井口熱伝達−他，

BWR 定常ポスト CHF 試験結果−限界熱流束及びポスト CHF，JAERI−Research 2001-060，2002 年 1 月

1-124

Ⅲ．燃料棒破裂判定曲線の適用性
1. 事故時の燃料破損につながる要因分析
事故時の燃料破損につながる要因分析結果を添付表 2-3 に示す。添付表 2-3より，有効性評価における燃料破損の要因は LOCA と同様に，炉心露出に伴う被覆管温度上昇，原子炉減圧に伴う内圧支配によるものであり，新たな要因はない。
添付表 2-3

事故時の燃料破損につながる要因分析結果

燃料破損の要因

有効性評価における分析

給水喪失，冷却材流出によ 炉心露出による被覆管温度の上昇，原子炉手る炉心露出に伴う被覆管

動減圧により燃料棒外圧が低下することによ

温度上昇，原子炉減圧に伴 り，燃料棒内圧支配に伴う被覆管破裂に至る
う燃料棒内圧支配による可能性がある。

被覆管破裂
反応度投入事象に伴う急出力運転中の事故では，１＄を超える急激な激な出力上昇による高温

反応度は投入されないため除外できる。

破裂破損，PCMI 破損
高熱流束下での沸騰遷移

有効性評価で仮定している起因事象の全給水（BT）に伴う被覆管の高温 流量喪失及び外部電源喪失事象では BT は発生
酸化による脆性破壊

しない。仮に，事象初期に BT が発生した場合
でも，被覆管温度評価は従来設置許可申請書
添付書類十設計基準事故解析では最大でも600℃程度であること，また，温度上昇は短期間で収まるため被覆管酸化層の増加は無視できる程度であることから，脆化による破損はないと考えられるため除外できる。

1-125

2. 破裂判定曲線の適用性
有効性評価では，従来の設計基準事故（LOCA）解析と比較して炉心露出開始時間が遅く，また，炉心露出時間が長くなる。設計基準事故評価（LOCA）
及び有効性評価において，同じ燃料棒破裂判定曲線を適用することについて，被覆管の膨れ・破裂に及ぼす影響を検討した結果を以下に示す。
（１）燃料棒内圧と原子炉圧力の差圧（燃料棒内外圧差）
燃料棒内圧の計算に用いられる燃料プレナム部ガス温度は被覆管温度に依存するため，長時間露出時の温度上昇は燃料棒内圧の計算に考慮される。
また，原子炉圧力は，従来 LOCA 解析も大気圧近傍にまで減圧され，有効性評価でも事故後長期は大気圧近傍まで減圧される。
したがって，有効性評価における燃料棒内外圧差は，従来の設計基準事
故（LOCA）の想定範囲と同等である。
（２）被覆管最高温度（温度上昇率）
炉 心 露 出 開 始 時 間 が 遅 く なる場合，定性的には，崩壊熱が低いことに より 被 覆 管 の 温 度 上 昇率 が 小 さくなる傾向になる。また，炉心露出時間が 長くなると被覆管最高温度が高くなる傾向になる。BWR プラントの有効性評価
における燃料被覆管温度上昇率は概ね 2℃／s 程度であり，被覆管の最高温
度は 800℃〜900℃程度となっている。
一方，燃料棒破裂判定曲線の策定に際しては，温度上昇率が 0℃／s から
5.6℃／s，また，破裂温度は 20℃から約 1500℃の実験データを使用して，破裂判定曲線を策定している。 (1)したがって，有効性評価における被覆管温度上昇率及び被覆管最高温度
は燃料棒破裂判定曲線の実験データの範囲内である。
（３）ジルコニウム−水反応による被覆管酸化
炉心露出時間が長くなるとジルコニウム−水反応が長時間継続し，被覆管の酸化により被覆管の延性が低下する可能性がある。有効性評価における PCT は，ジルコニウム−水反応が著しくなる温度（約 1000℃）以下であり，被覆管の酸化割合も大きくはない。
したがって，有効性評価における被覆管酸化の範囲は，約 1500℃の高温まで加熱した破裂実験データの範囲内にあると考える。
以上 より ，有 効 性評 価に おいても設計基準事故評価（LOCA）と同じ燃料棒
破裂曲線を適用できると考える。

1-126

〔参考資料〕(1)「沸騰水型原子力発電所

非常用炉心冷却系（ECCS）性能解析モデルについて」，日立 GE ニュークリア・エナジー株式会社，HLR−018 訂 4，平成 26 年 6 月

1-127