本 資 料 のう ち ，枠 囲 みの内 容 は 商業 機 密に

資料２－２－３属 し ま すの で 公開 で きませ ん 。

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２部 ＣＨＡＳＴＥ）

平成 27 年 10 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

ＣＨＡＳＴＥ－…………………………………………………………………

2-1………………………………………………………

2-2……………………………………

2-2……………………………………………………

2-3…………………………………

2-4…………………………………………………

2-12…………………………………………………

2-12………………………………

2-13……………………………………………………

2-14

2． 重 要 現 象 の 特 定
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

3． 解 析 モ デ ル に つ い て
3.1

コードの概要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

…………………………………………………………

2-31

4． 妥 当 性 確 認……………………………………………………………

2-33

4.1

重要現象に対する妥当性確認方法…………………………

2-33

4.2

ＢＷＲ－ＦＬＥＣＨＴ実験解析……………………………

2-36

4.3

炉心冷却実験解析… … … ……… … … … …… … … …… … …

2-43

4.4

スプレイ冷却特性実験解析…………………… … …………

2-53

4.5

実機解析への適用性… … …… …… …… … …… …… ………

2-59……………………………………………

2-60

5． 有 効 性 評 価 へ の 適 用 性
5.1

不確かさの取り扱いについて（評価指標の観点）

…………

2-60

5.2

不確かさの取り扱いについて（運転操作の観点）

…………

2-61

………………………………………………………………

2-63………………………………

2-64………………………………………

2-65……………………………

2-66……………………………………………………

2-70

………

2-72

6． 参 考 文 献

添付 1

解析コードにおける解析条件

添付 2

輻射率の妥当性について

添付 3

輻射伝熱モデルの妥当性について

添付 4

前処理 コード

添付 5

有 効 性 評 価 に お け る 9×9 燃 料 （ A 型 ） の 代 表 性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，CHASTE Ver.7 及び CHASTE Ver.8（以下，「ＣＨＡＳＴＥ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。
No.審 査
-3-2
に対する
ご回答

なお，CHASTE Ver.7 と CHASTE Ver.8 との相違は，9×9 燃料格子配列の入力方法のみであり，今回の有効性評価において適用している輻射伝熱モデルは同一であるため，解析結果に影響を及ぼすものではない。

2-1

2．重要現象の特定
2.1

事故シーケンスと評価指標
Ｃ ＨＡＳＴＥコードが適用 される有効性評価における事故シーケンス グ

ル ー プは既定ではなく，ＳＡＦＥＲコードによる炉心ヒートアップ解析結
果 に おいて，燃料被覆管の温度が高温となり燃料棒やチャンネルボックスの 幾 何学的配置を考慮したより詳細な輻射熱伝達計算が必要となる場合にＣＨＡＳＴＥコードが用いられる。
し たがって，炉心露出・ヒ ートアップが発生して燃料被覆管温度が高 温に な る場合を評価するため，設計基準事故のＬＯＣＡの炉心冷却の判断基
準と同様に，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，安全評価上要求さ 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．d．
e．はＣＨＡＳＴＥコードの評価範囲以外であるため除外する。

2-2

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ＣＨＡＳＴＥ 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」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対 物理現象に対する不確かさを実験とのする影響が大きいと考えら 比較等により求め，実機評価における評れる現象

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

2-3

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 節で述べた事象を踏まえ，2.2 節記載のランクの定義に
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。
な お，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 物理現象は，事故シーケンスグ ループに対して抽出されたものである
た め ，ＳＡＦＥＲコードの解析結果を引き継ぐ物理現象を含んでいる。その よ うな物理現象は，ＣＨＡＳＴＥコードで評価する事象において考慮すべき物理現象の対象外としてＳＡＦＥＲコードの説明資料で示す。
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
2-4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。燃料被覆管温度が高温になり，燃料棒の膨れ・破裂が発生する場合は，燃料棒やチャンネルボックス の幾何学的配置を考慮したより詳細な輻射熱伝達計算が必要となる。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
ＬＯＣＡ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
2-5

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が発生する可能性は低い。 一方，事故後長期にお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。
なお，沸騰遷移は，輻射熱伝達を除き，冷却材と燃料被覆管表面熱伝達としてＳＡＦＥＲコードの解析結果から引き継がれる物理現象である。
(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) 三次元効果［炉心（燃料）］本 物理現象は， 横方向及び 縦方向からの輻射熱伝達の効果を意味して いる 。 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，炉心が露出した場
合 に は，燃料棒間及びチャンネルボックスとの輻射による冷却の寄与が大き く なる。有効性評価で用いる ＣＨＡＳＴＥ コードでは ， ＳＡＦＥＲ コ ー
2-6ド の 解析結果から燃料被覆管温度が最も厳しくなるノードを含む一断面に
つ い て横方向の輻射熱伝達のみを考慮して評価しており， 縦方向の輻射熱伝 達 を考慮するよりも燃料被覆管最高温度を高く評 価する。したがって，
輻 射 伝熱に関する三次元効果は，輻射伝熱量が増加するため，燃料被覆管
温 度 に与える影響は結果を厳しくするものではなく重要度が低いと考えられる。
(13) 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，事故後長期においては十分に混合され影響は無視できる。なお，沸騰・ボイド率変化は，
輻射熱伝達を除き，原子炉冷却材と燃料被覆管表面熱伝達としてＳＡＦＥ
Ｒコードから引き継がれる物理現象である。
(14) 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。なお，気液分離（水位変化）・対向流は，炉心露出開始時間
及び炉心再冠水時間としてＳＡＦＥＲコードの解析結果から引き継がれる物理現象である。

2-7

(15) 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。なお，
気液熱非平衡は，原子炉冷却材と燃料被覆管表面熱伝達としてＳＡＦＥＲ
コードの解析結果から引き継がれる物理現象である。
(16) 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。なお，
圧力損失は 熱流動特性である原子炉圧力としてＳＡＦＥＲコードの解析結果から引き継がれる物理現象である。
(17) 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，
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。なお，三次元効果は 熱流動特性である原子炉圧力としてＳＡＦＥＲコードの解析結果から引き継がれる物理現象である。
(18) 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2-8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。 なお，冷却材
流量変化は 原子炉圧力容器内挙動である原子炉圧力として ＳＡＦＥＲコードの解析結果から引き継がれる物理現象である。
(19) 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ＬＯＣＡ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。なお，冷却材放出（臨界流・差圧流）は 原子炉圧力容器内挙動である原子炉圧力として ＳＡＦＥＲコードの解析結果から引き継がれる物理現象である。
(20) 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ＬＯＣＡ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。なお，沸騰・凝縮・ボイド率変化は 原子炉圧力容器内挙動である 原子炉圧力としてＳＡＦＥＲコードの解析結果から引き継がれる物理現象である。
(21) 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。なお，気液分離（水位変化）・対向流は 原子炉圧力容器内挙動である原子炉圧力として ＳＡＦＥＲコードの解析結果から引き継がれる物理現象である。
(22) 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。なお，気液熱非平衡
は原子炉圧力容器内挙動で ある原子炉圧力として ＳＡＦＥＲコードの解析
結果から引き継がれる物理現象である。
2-9

(23) 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。なお，圧力損失は 原子炉圧力容器内挙動である原子炉圧力としてＳＡＦＥＲコードの解析結果から引き継がれる物理現象である。
(24) 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ＬＯＣＡ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。なお，構造材との熱伝達は 原子炉圧力容器内挙動である原子炉圧力としてＳＡＦＥＲコードの解析結果から引き継がれる物理現象である。
(25) 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。なお，ＥＣＣＳ注水（給水系・代替注水設備含む）は原子炉圧力容器内挙動である原子炉圧力として ＳＡＦＥＲコードの解析結果から引き継がれる物理現象である。
(26) 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。
(27) 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。なお，三次元効果は原子炉圧力容器内挙動である 原子炉圧力 としてＳＡＦＥＲコードの解析結果から引き継がれる物理現象である。
2-10

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

燃料被覆管の温度が高温となる事象

評価指標
分類

燃料被覆管温度

物理現象
(1)

核分裂出力

Ｌ

(2)

出力分布変化Ｌ

炉心(3)

反応度フィードバック効果

Ｌ

(核)

(4)

制御棒反応度効果

Ｌ

(5)

崩壊熱

Ｈ

(6)

三次元効果

Ｉ

(7)

燃料棒内温度変化

Ｌ(8)

燃料棒表面熱伝達

Ｈ*

炉心

(9)

沸騰遷移

Ｈ*

(燃料)

(10)

燃料被覆管酸化Ｍ(11)

燃料被覆管変形

Ｍ

(12)

三次元効果

Ｌ

(13)

沸騰・ボイド率変化

Ｈ*

(14)

気液分離（水位変化）・対向流

Ｈ*

(15)

気液熱非平衡

Ｈ*

(16)

圧力損失

Ｌ

(17)

三次元効果

Ｈ*

(18)

冷却材流量変化Ｌ(19)

冷却材流出（臨界流・差圧流）

Ｈ*

(20)

沸騰・凝縮・ボイド率変化

Ｍ*

(21)

気液分離（水位変化）・対向流

Ｍ*

(22)

気液熱非平衡

Ｉ

(23)

圧力損失

Ｌ

(24)

構造材との熱伝達

Ｌ(25)

ＥＣＣＳ注水（給水系・代替注
水設備含む）

Ｈ*(26)

ほう酸水による拡散

Ｉ

(27)

三次元効果

炉心
(熱流動)

原子炉
圧力
容器
(逃がし
安全弁を
含む)

Ｌ
* 解析モデル，妥当性確認等については ＳＡＦＥＲコードに記載する。
2-11

3．解析モデルについて
3.1

コード概要
Ｃ ＨＡＳＴＥコードは，燃 料集合体軸方向の任意の一断面で燃料ペレ ット ， 燃料被覆管，チャンネルボックス等の温度計算を行うコードである。
本コードは，燃料ペレットを半径方向に最大 9 ノードに分割し，燃料集合
体内燃料棒を全て 1 本毎に取扱い，その熱的相互作用（輻射）も考慮している。また，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。
炉 心のヒートアップ解析に は通常ＳＡＦＥＲコードが用いられるが， Ｃ
Ｈ Ａ ＳＴＥコードは，燃料被覆管の温度が高温となり，より詳細な温度計
算 が 必要な場合に用いられる。ＳＡＦＥＲコードでは燃料集合体内の燃料棒は平均出力燃料棒と高出力燃料棒の 2 種類しか取り扱わないが，ＣＨＡ
Ｓ Ｔ Ｅコードでは燃料棒やウォータロッドとチャンネルボックスの幾何学的配置（7×7，8×8，9×9 格子配列に適用可能）を考慮しているため， 燃
料集合体内の全ての燃料棒を 1 本毎に取り扱う事が可能であり，燃料棒間及 び チャンネルボックスとの詳細な輻射熱伝達計算を実施して ， 燃料棒 1
本毎の温度評価が可能である。
本 コードは 燃料 集合体の一断面での温度評価を行うコードのため ，プ ラ
ントの挙動はＳＡＦＥＲコードから境界条件として引き継ぐ。
本コードの入力は，燃料集合体及び炉心に関するデータ，過渡特性（原子炉出力の時間変化，原子炉圧力の時間変化，炉心露出時間及び再冠水時間，No.審 査
-3-4
に対する
ご回答

炉 心 スプレイ系による冷却開始時間，対流熱伝達係数変化等）がある。 燃料 被 覆管温度は ，ＳＡＦＥＲ コードから引き継がれる対流熱伝達とＣＨＡ
Ｓ Ｔ Ｅコード により計算される輻射熱伝達の合計の熱伝達係数に基づいて
計 算 される。対流熱伝達係数変化等がＳＡＦＥＲコードから引き継がれて入 力 されることに伴い，ＳＡＦＥＲコードでのモデル及び解析条件の保守性 が 境界条件として引き継がれる。出力として，燃料被覆管最高温度及び燃料被覆管酸化量等が求められるな お，ＣＨＡＳＴＥコード は「ＥＣＣＳ性能評価指針」で妥当性が認 め
ら れ ているモデルを使用しており，ＢＷＲ型プラントのＥＣＣＳ性能評価
解析（ＬＯＣＡ解析）に適用されている。

2-12

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（表 2-2 で「Ｈ」及び「Ｍ」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

対流熱伝達モ ＳＡＦＥＲコ（核）
デルードの解析結果を引き継ぐため対象外輻 射 熱 伝 達 モ 燃料棒間，燃料デル

棒－チャンネ

炉心ルボックス間（燃料）の輻射熱伝達評価モデル（燃料被覆管の変形も考慮）※
燃料被覆管酸化ジルコニウム－水反応式モデ
ル

燃料被覆管変形膨れ・破裂評価モデル※ ＳＡＦＥＲコードでは，高出力燃料棒から平均出力燃料棒及び平均出力燃料棒からチャンネルボックスへの輻射熱伝達のみを評価している。

2-13

解析モデル (１ )(２ )3.3

ＣＨＡＳＴＥコードの主要な計算モデルを表 3-2 に示す。
3.3.1

計算モデル

3.3.1.1 ノード分割
ヒートアップ計算は，燃料集合体の軸方向の任意の 1 つの断面について行う。
この断面はさらに，次のようにノード分割する。
（1）燃料棒グループ
燃料棒は，1 本ごとに取り扱う。燃料集合体断面における燃料棒及びウォータロッドを全て考慮し図 3-1 のように燃料棒グループに分けて取り扱う。
9×9 配列型燃料集合体の場合 ，対称性から 45 グループに分けることができ
る。

1

2

3

4

5

6

7

8

9

2

10

11

12

13

14

15

16

17

3

11

18

19

20

21

22

23

24

4

12

19

25

28

29

30

5

13

20

33

34

35

6

14

21

36

37

38

39

7

15

22

28

33

37

40

41

42

8

16

23

29

34

38

41

43

44

9

17

24

30

35

39

42

44

45

図 3-1 燃料集合体の燃料棒グループ分け（9×9 燃料（A 型）の例，斜線はウォータロッド）

2-14

（2）燃料ペレット
燃料棒は，燃料ペレットとジルカロイ製被覆管からなる。燃料ペレットは，ペレット中心とペレット表面を含め，半径方向に等間隔で最大 9 ノードに分け，温度分布，熱伝導を計算する。図 3-2 に燃料ペレットのノード分割を示す。

（3）燃料被覆管
燃料被覆管は，図 3-2 のように，燃料被覆管の内表面と外表面の 2 つにノード分割する。燃料被覆管温度は，両表面温度の平均とする。なお，燃料被覆管
は，酸化層及び非酸化層に区別して熱伝導を計算する。

（4）チャンネルボックスチャンネルボックスは，図 3-2 のように，内表面と外表面の 2 つにノード分割する。

（5）ウォータロッド
ウォータロッドは，燃料被覆管と同様に内表面と外表面の 2 つにノード分割する。

ペレット－被覆管
ギャップチャンネル外表面
チャンネル内表面
被覆管
内表面123456789
燃料中心
燃料表面

被覆管
外表面

被覆管
燃料ペレット（燃料ペレット及び被覆管）
図 3-2

チャンネルボックス（チャンネルボックス）

燃料棒及びチャンネルボックスのノード分割

2-15

3.3.1.2

熱伝導方程式

燃 料棒内の温度分布の計算 は，燃料ペレット， 燃料被覆管及びチャンネ
ル ボックスの径方向に対して円筒一次元熱伝導方程式を用いる。ただし，
こ れ は径方向のみで，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。

CT  T  k T

k

Q
t
r 
 r 
 r r

（3.3.1.2-1）

ここで，



：

密度

C

：

比熱

T

：

温度

t

：

時間

r

：

半径方向距離

k

：

熱伝導率

Q

：

発熱量

この式はＳＡＦＥＲコードで用いられているものと同じである。

2-16

3.3.1.3

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 （ ４ ）を用いて計算する。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

（3.3.1.3-1）

ここで，
h g ： ギャップ熱伝達係数： 燃料と燃料被覆管の接触による熱伝達成分

hs
hf： ギャップ中のガスの熱伝導による熱伝達成分： 燃料と燃料被覆管の間の輻射による熱伝達成分

hr

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。） （ ５ ） （ ６ ） から引き継ぐ。
（1）固体接触による熱伝達成分（ hs ）燃 料 ペレット と燃料被覆管 の接触による熱伝達係数は次式により計算 する。
hs 

K m・PcA・・R4
0 Hm（3.3.1.3-2）
ここで，Pc： 燃料ペレットと燃料被覆管の接触圧力
A0 ： 定数Hm
Km： 燃料被覆管メイヤー硬さ： 燃料ペレットと燃料被覆管の平均熱伝導率

Km 

2K・
c Kp
Kc  K p

Kc： 燃料被覆管熱伝導率

Kp： 燃料ペレット熱伝導率： 表面粗さ係数

R4

 Rc 2  R p 2 R4  


2



Rc
Rp

1/ 4

： 燃料被覆管内表面粗さ： 燃料ペレット外表面粗さ
2-17

（2）ガスによる熱伝達成分（ h f ）ギャップ中のガスの熱伝導による熱伝達係数は次式により計算する。
Kf
hf （3.3.1.3-3）
C Rc  R p    g1  g 2   Reff
ここで，
Kf

C
Rc ， R p： 混合ガスの熱伝導率： 燃料ペレット－燃料被覆管接触圧に関する定数： 燃料被覆管内表面粗さ及び 燃料ペレット外表面粗さ

Reff： 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

 g1  g 2 （3）輻射による熱伝達成分（ hr ）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は次式により 計算する。

 (T p 4  Tc 4 )

hr 
(

1

c



1

p

（3.3.1.3-4）

 1)(T p  Tc )ここで，
： Stefan-Boltzmann 定数Tp： 燃料ペレット外表面温度
Tc ： 燃料被覆管内表面温度c
p3.3.1.4： 燃料被覆管表面の輻射率： 燃料ペレット表面の輻射率

対流熱伝達

各 燃料棒表面の対流熱伝達 係数は，ＳＡＦＥＲコードの解析結果から 時間の関数として引き継いで用いる。

2-18

3.3.1.5
No.審 査
-3-1
に対する
ご回答

輻射熱伝達

輻射熱伝達モデルは ，以下のような仮定としている。
① 輻射伝熱は，水平方向二次元体系として，物体間の輻射伝熱を評価する。
② 全ての物体の表面は灰色として，灰色体輻射係数を物体間の輻射率と形態係数から設定する。
③ 各物体の表面温度は一様とする。
④ 物体から他の物体への輻射，及び，物体から他の物体に反射する輻射熱は，
水平方向二次元体系で等方的に反射される。
⑤ 輻射率は，燃料棒間または燃料棒－チャンネルボックス間に対し，ジルコ
ニウム合金の値を設定する。
⑥ 形態係数は，幾何形状配置における全ての燃料棒に着目し，近接する燃料棒，ウォータロッド及びチャンネルボックスに対して設定し，燃料棒の膨れが生じた場合には，形状の変化に応じて再設定される。
⑦ 部分長燃料棒は，部分長燃料棒の上部にも出力燃料棒※が存在すると仮定することで，発熱体からの放射及び輻射熱の反射効果が大きくなり，除熱量が減少するため，輻射伝熱量は保守的に評価される。
⑧ 炉心スプレイ等の作動により，蒸気が存在する場合には，蒸気または液滴による輻射熱の吸収は考慮しない。
※

部分長燃料棒の上部の出力設定として，部分長燃料棒の有効発熱部上端を含む断面の出力分布を仮定する方法や，平均出力燃料棒の出力を仮定する方法がある。

（1）輻射熱伝達係数
燃 料棒間及び燃料棒－チャ ンネルボックス間の輻射による熱伝達を次 のように評価する。
物体 i から系内の全ての物体 j に対する等価輻射熱伝達係数は次式となる。
JMAX

4
4
（3.3.1.5-1）
hr ,i Fi  j Ti  T j
Ti  Tsat j 1



ここで，
hr ,i



Tj

物体 i の等価輻射熱伝達係数
系内の物体 j の数
物体 i から物体 j への灰色体輻射係数（形態係数と輻射率から求まる）： Stefan-Boltzmann 定数： 物体 i の表面温度（絶対温度）： 物体 j の表面温度（絶対温度）

Tsat

：

JMAX
Fi  j


Ti

：
：
：

飽和温度（絶対温度）

2-19（2）灰色体輻射係数（3.3.1.5-1）式中の灰色体輻射係数の算出法を記載する。
物 体 i からの輻射に起因して ， 物体 j に到達する輻射熱流 束割合を H ij とおく。物体 j での吸収される熱流束割合は H ij  j ，物体 j での反射される熱流束割合は H ij (1   j ) である。
物体 i からの輻射に起因して，物体 j の単位面積から反射される熱流束割
合を i R j とおくと， i R j  H ij (1   j ) より以下のように表される。
H ij 

iRj（3.3.1.5-2）

1  j

ここで，輻射率と吸収率は同一であるため，物体 i からの輻射に起因して，
物体 j で吸収される熱流束割合 は（3.3.1.5-2）より以下のように表される。
H ij j i R jj1  j（3.3.1.5-3）灰色体輻射係数 Fi  j は，物体 i からの輻射熱流束が物体 j で吸収される割合であり、（3.3.1.5-3）式より次式が成立する。

Ai Fi  j  i R j A jj1  j（3.3.1.5-4）

ここで，

Ai

：

物体 i の表面積

Aj
i Rj

：

物体 j の表面積：

物体 i からの輻射に起因して，物体 j の単位面積から反射される熱流束割合

j：

物体 j の輻射率（燃料被覆管及びチ ャンネルボックスの 乾いた状

No.審 査
-3-5
に対する
ご回答

態の輻射率として 0.67，水膜で濡れた状態の輻射率として 0.96 を用いる。添付２に輻射率の妥当性を示す。）
Fi  j：

物体 i から物体 j への灰色体輻射係数（形態係数と輻射率から求まる）

i

R j が決まれば，物体 i から物体 j への灰色体輻射係数 Fi  j が求まる。 i R j は

物体 i から直接物体 j に到達する輻射，及び，物体 i から他の物体で反射して物体 j に到達する輻射を考慮して，熱バランスから次のように求 められる。

2-20

i R   i K 1  f i （3.3.1.5-5）

N 個の物体についての表面積 ，輻射率及び N×N 個の形態係数がわかれば，
N 個の行列方程式を解くことにより，全ての i と j について，輻射による熱流束割合 i R j が求まる。そして，灰色体輻射係数は（3.3.1.5-4）式から求めることができる。
ここで，
 i R1  R 
i 2 
 R 
i R   i 3 
 
 


 i R N ，( f11  1 ) f12
f( f 22   2 )
 12
f
f 23
K    13

 
 


f 2N
 f1N f i1 f 
 i2 
f 
 f i    i 3 
 
 
 
 f iN 
f 23 f 2 N( f 33   3 )  f 3 N








f 3 N  ( f NN   N )
f13

f 1N

i  1 /(1   i )f ij：

物体 i から物体 j への形態係数（3）形態係数
形 態係数の計算は，燃料集 合体の燃料棒配列に基づき４つのグループ に分類して行う。図 3-3 に形態係数計算体系を示す。
ａ．第１近接（隣接）燃料棒
図 3-3 における燃料棒①と②の関係であり，燃料棒間に障害となる他の燃料棒はない。対象となる燃料棒は着目燃料棒の位置により異なるが，最大４本である。
ｂ．第２近接燃料棒
図 3-3 における燃料棒①と③の関係であり，燃料棒間には障害となる燃料棒が 2 本（第１近接燃料棒②と⑤）存在する。対象となる燃料棒は最大４本である。
2-21

ｃ．第３近接燃料棒
図 3-3 における燃料棒①と④の関係であり，燃料棒間には障害となる燃料棒が 2 本（第１近接燃料棒⑤と第２近接燃料棒③）存在する。対象となる燃料棒は最大８本である。
ｄ．チャンネル
チャンネルは，４本の第１近接（隣接）燃料棒，4 本の第２近接燃料棒
及び８本 の第３ 近接 燃料棒が 全てそ ろわ ない位置 の燃料 棒と の関係に なる。チャンネルは１ノードとして扱い ，自身への形態係数も含める。
ｅ．ウォータロッド
ウォータロッドは，燃料棒と同様に形態係数を求める。太径ウォータ
ロッドについても，その座標及び径から形態係数が求められる。
ｆ．部分長燃料棒
輻射伝熱の観点からは，稠密体系の方が燃料被覆管温度を高めに評価するため，部分長燃料棒より上部にも出力燃料棒が存在すると仮定する。

着 目燃料棒と第１近接燃料 棒及び第２近接燃料棒間の形態係数は，円 筒形のピンの形態係数を計算するＶＩＥＷＰＩＮコード（ ７ ）のモデルを使用して 計 算する。また，着目燃料棒と第３近接燃料棒あるいはチャンネル間の形態係数は，着目燃料棒の形態係数の総和が 1.0 となることから逆算して求められる。
No.審 査
-3-6
に対する
ご回答

以上より，ＣＨＡＳＴＥコードの輻射熱伝達モデルは，有効性評価解析で必要となる燃料集合体断面の幾何学的配置を考慮した，燃料被覆管，チャンネルボックスのより詳細な温度評価が可能であり，燃料棒の膨れによる変形も考慮することができる。 したがって，有効性評価解析に適用 可能なものであると考えている。

2-22

チャンネル

図 3-3

第１近接 第２近接 第３近接
燃料棒
燃料棒
燃料棒
２

３

１

５

４

ＣＨＡＳＴＥコードの輻射熱伝達計算における形態係数計算体系

2-23

3.3.1.6 熱源
燃 料内での熱発生量は，崩 壊熱の時間変化により変わり，次式で与え られる。
   Q  V f P0 F f  Q/ Q0 


（3.3.1.6-1）

ここで，


Q
Vf

：

燃料の崩壊熱：燃料ノードの体積P0：

燃料棒線出力密度：

出力ピーキング：

規格化した崩壊熱FfQ/ Q 0な お，上式の規格化した崩 壊熱は，核分裂による発生熱，核分裂生成 物の 崩 壊熱及びアクチニドの崩壊熱を含み，初期出力に対する割合を時間の関数として入力する。
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 (3) に基づく計算結果を使用する。

3.3.1.7 ジルコニウム－水反応
燃 料 被覆管温度が高くなると，ジルコニウム－水反応による発熱が顕著になるが，これによる発熱量及び酸化量は，下記の Baker-Just の式 （ 8） によ り 計算する。この場合， 燃料被覆管の温度上昇に伴う膨れを計算し， 燃
料被 覆 管に破裂が発生する場 合は，その時点以降， 燃料被覆管の外面だけでなく内面においてもジルコニウム－水反応が生じるものとし，
Baker-Just の式を適用する。
（1）酸化割合ジ ルコニウム－水反応は， 蒸気の供給不足により制限されることが な いものと仮定する。燃料被覆管の酸化厚さの割合は，次式で計算する。
th ox 

 R2 
R1
exp 
 T 

thox
R 


（3.3.1.7-1）

ここで，


th ox

：

酸化厚さの割合
2-24

：
：
：

thox
TR
R1 , R2

酸化厚さ
燃料被覆管温度
Baker-Just の式に基づく定数（2）発熱割合ジ ルコニウム－水反応によ る反応熱は水や 蒸気が持続的に供給され得 ると仮定する。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  2H 2 O  ZrO2  2H 2  H

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)
ここで，R3 , R4（3.3.1.7-2）： Baker-Just の式に基づく定数： 燃料被覆管温度

T

発 熱割合は，反応熱と 燃料被覆管酸化量割合の積であり， 燃料被覆管 酸
化量割合は燃料被覆管の密度，表面積，そして酸化厚さ割合の積である。
したがって，発熱割合は次式で与えられる。
QR  H・M zr  H・ zr・A・th ox（3.3.1.7-3）

ここで，


QR

：

発熱割合

H

：

反応熱

：

燃料被覆管酸化量割合：：

燃料被覆管密度
燃料被覆管表面積：

酸化厚さ割合



M zr
 Zr

A


th ox

2-25

3.3.1.8 燃料被覆管の膨れ，破裂
Ｃ ＨＡＳＴＥコードは，過 渡時の 燃料 被覆管の膨れ，破裂を考慮している 。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限界曲線に基づいて判定する。
（1）燃料棒内圧計算
燃 料棒内圧は，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
ここで，
Pg ：
VF
VP
TF
TP
N

R

：
：
：
：
：
：

（3.3.1.8-1）

燃料棒内圧
燃料棒プレナム体積
燃料棒ギャップ体積
燃料棒プレナム温度
燃料棒ギャップ温度
燃料棒内ガスのモル数
気体定数（2）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。ここ
で， 冷却材圧力はＳＡＦＥＲコードの解析結果から時間の関数として引き継いで用いる。

 DiPg  P 
2t

ここで，
：

Di ：
：
t
Pg ：
P ：

（3.3.1.8-2）

周方向応力
燃料被覆管内径
燃料被覆管肉厚
燃料棒内圧
冷却材圧力

（3）燃料被覆管の歪
燃 料 被覆管の歪は，弾性領域では 燃料 被覆管の周方向応力から次式によ2-26

り計算する。

 




1  
E
2

（3.3.1.8-3）

ここで，



E


：
：
：
：

燃料被覆管の歪燃料被覆管の周方向応力
ヤング率
ポアソン比

また，塑性変形は，Hardy 等の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。図 3-4 に破裂前の燃料被覆管の歪を温度（破裂温度－ 燃料被覆温度）の関数として示す。
図中の実線より，燃料被覆温度での歪量が求まる。
（4）燃料被覆管の破裂
燃 料 被覆管の破裂は，燃料被覆管の温度が上昇して燃料被覆管の内圧によ る 周方向応力がその温度における引張り強さを超えた時点で発生する。
図 3-5 に燃料被覆管に破裂が発生する時点の燃料被覆管温度と燃料被覆管
周 方 向応力の関係を示す。 燃料被覆管の破裂は ，実験データのベストフィット曲線に基づいて判定する。
破裂後の最終的な変形量は，破裂以前の燃料棒内外圧差によって異なる。
し た がって，実験データを 燃料被覆管の周方向応力で整理することにより以下の値としている。
低応力領域（   150 psi ）；高応力領域（   150 psi ）；E L  0.23

（内側燃料棒）E L  0.16

（外側燃料棒）E L  0.15

（内側燃料棒）E L  0.11

（外側燃料棒）ここで ，  は燃料 被覆管の周方向応力 ， E L は半径方向の歪量を初期の半径で割ったものである。

2-27

図 3-4

塑性変形量と破裂前の燃料被覆管温度の関係

2-28

図 3-5

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

2-29

表 3-2
項
ノード
分割

熱伝達
モデル

ＣＨＡＳＴＥコードの計算モデル一覧

目

計算モデル

燃料集合体

軸方向の任意の一断面の燃料棒，ウォー
タロッド及びチャンネルボックスを模擬し，燃料棒を全て 1 本毎に取扱う（図 3-1）

燃料棒

燃料ペレットを半径方向に最大 9 ノードに分割（図 3-2）
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

ギャップ熱伝達過渡変化は 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

対流熱伝達

ＳＡＦＥＲコードの解析結果から時間の関数として引き継ぐ

輻射熱伝達

解析対象の評価位置断面が露出した以降
は，燃料棒間及び燃料棒－チャンネル壁間の輻射熱伝達を考慮

その他

熱源

核分裂による発生熱，崩壊熱及びジルコ
ニウム－水反応による発熱を考慮
燃料棒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燃料棒出力時間変化データを入力

ジルコニウム－水反応

Baker-Just の式

膨れ・破裂

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
3-5）

2-30

3.4

入出力
ＣＨＡＳＴＥコードの主要な入出力を図 3-6 に示す。ＣＨＡＳＴＥコー

ド の インプットデータは以下の通り構成される。ＣＨＡＳＴＥコードのイ
ン プ ットデータの元となる燃料 データ ，過渡特性 を整理した解析条件を添
付 1 に示す。
① 燃料データ（幾何形状，燃料棒出力，初期状態，局所出力及び燃焼度分布，
断面平均燃焼度，物性）② 過渡特性（原子炉出力，原子炉圧力及び燃料被覆管表面対流熱伝達係数の時間変化，炉心露出及び再冠水時間）
上 記をインプットデータと して ，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 燃料被覆管温度② ジルコニウム－水反応量（燃料被覆管酸化割合）

2-31（燃料データ）
・幾何形状
・燃料棒出力・初期状態
・局所出力及び燃焼度分布
・断面平均燃焼度・物性（過渡特性）
・原子炉出力時間変化
・原子炉圧力時間変化
・対流熱伝達係数時間変化
・炉心露出，再冠水時間

ＣＨＡＳＴＥ

燃料被覆管温度
ジルコニウム－水反応量（燃料被覆管酸化割合）

図 3-6

ＣＨＡＳＴＥコードの入出力

2-32

4．妥当性確認
4.1

重要現象に対する妥当性確認方法
ＣＨＡＳＴＥ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 以降に示すが，それらの要約を 4.1.1，4.1.2 及び 4.1.3 に示す。
Ｃ ＨＡＳＴＥコードは，Ｂ ＷＲのＬＯＣＡを模擬したＥＣＣＳ冷却実 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が確認されている。
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，ＣＨＡＳＴＥコードにおける崩壊熱の妥当性確認は不要とした。
燃 料棒表面熱伝達について は，対流熱伝達はＳＡＦＥＲコードの解析 結
果 よ り引き継いでおり，ＬＯＣＡを模擬した実験結果における燃料被覆管
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，ＳＡＦ Ｅ Ｒコードの熱伝達モデルの妥当性を確認しているこ とから，ＣＨＡＳ
Ｔ Ｅ コードにおける燃料棒表面熱伝達のうち対流熱伝達の妥当性確認は不要とした。
燃料被覆管酸化については，3.3.1.7 に記載した通り，蒸気供給制限がな
く ， 反応温度まで上げるためのエネルギはないものと仮定し，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，ＣＨＡＳＴＥ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，3.3.1.8 に記載した通り，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よ く
一 致 するベストフィット曲線に基づき現実的な条件を適用していることから ， ＣＨＡＳＴＥ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。
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ＥＣＣＳ冷却実験結果と実験解析結果との比較において，燃料被覆管温度に着目してＣＨＡＳＴＥコードの妥当性を確認する。

2-33

4.1.1

ＢＷＲ－ＦＬＥＣＨＴ実験解析

米 国ＡＥＣ（現ＮＲＣ）の 出資のもとに行われたＢＷＲ－ＦＬＥＣＨ Ｔ
実 験 により，ＢＷＲのＬＯＣＡ時のＥＣＣＳによる炉心冷却メカニズムの解 明と燃料被覆管温度を予測する炉心ヒートアップモデルの妥当性確認が行 わ れた。その結果，スプレイ冷却及び輻射の組み合わせによる熱伝達モ
デルにより，実験解析の結果は実験結果を上回ることを確認している。
4.1.2

炉心冷却実験解析

Ｇ Ｅ社による炉心スプレイ 冷却と炉心再冠水冷却実験に基づき，炉心 ヒ
ー ト アップ計算モデルの妥当性確認を行い，実験解析の大部分の結果が実験 結 果を上回ることが確認された。また，試験と解析結果の主要な差は，
試 験 のスプレイ冷却が解析のスプレイ冷却に対して上回っていることによ
る。
4.1.3

スプレイ冷却特性実験解析

実機 9×9 燃料を模擬した実寸大の模擬燃料集合体実験装置を用いたスプ
レ イ 冷却特性実験に基づき，炉心ヒートアップ計算モデルの妥当性確認が行 わ れた。その結果，スプレイ冷却及び輻射の組み合わせによる熱伝達モ
デルにより，実験解析の結果は実験結果を上回ることを確認している。

2-34

炉心冷却実験解析

スプレイ冷却特性実験

ＢＷＲのＬＯＣＡ
模擬試験

重要現象に対する妥当性確認方法
ＢＷＲ－ＦＬＥＣＨＴ
実験解析

表 4-1

崩壊熱*

崩壊熱モデル－－－－

燃料棒表面熱伝達

対流熱伝
達モデル
*
輻射熱伝
達モデル

－

－

－

－**

表 4-2
図 4-4
図 4-5
図 4-6

表 4-3
表 4-4
図 4-9

図 4-14
図 4-15

－

－

－

－

－

－

－

－

－

二相流体の流動モデル

－

－

－

－**

対流熱伝 Ｓ Ａ Ｆ Ｅ Ｒ コ ー達モデル ド の 解 析 結 果 を*引き継ぐ
臨界流モデル

－

－

－

－**

原子炉 冷 却 材 放 出 （ 臨 界－－－
圧力 流・差圧流）
容器
沸騰・凝縮・ボイド 二相流体の流動モデル
－
－
－
率変化
気液分離（水位変化）・対向流ＥＣＣＳ注水（給水 原子炉注水系モデル－－－
系・代替注水設備含む）* 4.1 に記載の理由により，妥当性確認が不要である重要現象** ＳＡＦＥＲコードの評価範囲による物理現象であり，ＳＡＦＥＲコードに記載する。

－**

分類

炉心
(核)

重要現象

炉心
(燃料)

燃料被覆管酸化*燃料被覆管変形*
炉心(熱流
動)

沸騰・ボイド率変化
気液分離（水位変化）・対向流気液熱非平衡解析モデル

ＳＡＦＥＲコードの解析結果を引き継ぐ
燃料棒間，燃料棒－チャンネルボックス間の輻射
熱伝達評価モデル（燃料被覆管の変形も考慮）
ジルコニウム－水反応モデ
ル
膨れ・破裂評価モデル

2-35

－**

－**

4.2

ＢＷＲ－ＦＬＥＣＨＴ実験解析 (９ )(1) 概要米国ＡＥＣ（現在のＮＲＣ）の出資のもとにＧＥ社が行った実験であり，
ＢＷＲ実機の 7×7 燃料集合体 1 体を実寸大で模擬し，ジルカロイ被覆管を用 い た５種類の集合体とステンレス製被覆管を用いた５種類の集合体を電
気 加 熱して，ＢＷＲのＬＯＣＡ時の条件を模擬した実験及び定常実験を約150 ケース行った。実験は，集合体上部からのスプレイ冷却実験，集合体下部 か らの冷却材 流入による再 冠水冷却実験及び両者 を模擬した実験の３種類が行われた。図 4-1 に実験装置を示す。
本 実験より，ＢＷＲのＬＯ ＣＡ時のＥＣＣＳ作動期間中の熱伝達メカ ニズ ム の解明と被覆管温度を適切に予測可能な炉心ヒートアップ 計算 モデ ルを 開 発した。また ，モデルの 妥当性確認も行われ ，スプレイ冷却及び輻射
の 組 み合わせによる熱伝達モデルにより，実験解析の結果は実験結果を 上回ることを確認している。
（BWR-FLECHT：The Boiling Water Reactor Full Length Emergency Cooling
Heat Transfer test program）(2) 実験条件
ＢＷＲ－ＦＬＥＣＨＴ実験の主要な条件を以下に示す。
① 冷却モード
上部スプレイ，再冠水，スプレイと再冠水② 模擬燃料集合体形状
実機ＢＷＲの実寸大 7×7 型③ 模擬燃料被覆管材質
ステンレス鋼，ジルカロイ-2④ 冷却材流量
集合体当りスプレイ流量：2.45～5.0 gpm
冠水速度：1～6 inch/s
スプレイと冠水：3.25 gpm，6.0 inch/s⑤ 冷却開始時の被覆管温度 875～2250°F（約 468～1232℃）⑥ 集合体出力100～325 kW⑦ 被覆管最高温度
1300～2700°F（約 704～1482℃）⑧ 模擬燃料棒内ガス圧力⑨ 系統圧力加圧なし
15～300 psia

な お，ジルカロイ被覆管の 集合体は，４種類の集合体がスプレイ冷却 の条 件 下で実験され，ステンレ ス鋼被覆管の集合体はスプレイ及び再冠水 冷
却の条件下で実験された。

2-36

(3) 妥当性確認結果
炉 心ヒートアップ計算モデ ルによる解析は，ジルカロイ被覆管を用い た
スプレイ冷却実験 3 ケースについて実施している。実験解析の例として，
表 4-2 に集合体（Zr2K）を使用した実験結果（最高温度及び発生時間）と解 析 結果の比較を示す。炉心ヒートアップ計算モデルは，ジルコニウム－
水反応量（被覆管の酸化量）計算として Baker-Just の式が組み込まれているが，ＦＬＥＣＨＴ実験から，Baker-Just の式で計算される酸化量は，実験値の約 2 倍大きい値となることが分かった。したがって，実験解析では許認可解析用の計算条件（ 100%MWR）の他に，ジルコニウム－水反応量を 1/2としたケース（50%MWR）についても解析している。
なお，集合体の模擬燃料棒配置は図 4-2 に示すとおりであり，グループ 5の 20 本及びグループ 18 の 9 本は温度計測のない模擬燃料棒である。また，グループ 19 は熱電対の故障がある。また，図 4-3 に局 所出 力分布を 示す。
図 4-2 に示した集合体の燃料棒配置における代表的な燃料棒グループについて，スプレイ冷却開始後の被覆管温度変化を図 4-4 から図 4-6 に示す。
図 中 の○印が実験結果 ，破線が炉心ヒートアップ計算モデルによる予測値である。
・図 4-4 に集合体内の最外周（チャンネルボックスに接する，ロッド 2）に位 置する模擬燃料棒の温度 変化を示す。炉心ヒートアップ計算モデル による予測値は，実験結果に比べて 100％MWR 時で約 90°F（約 50℃），50％
MWR 時で約 60°F（約 33℃）高くなる。本燃料棒は，局所出力分布では，以下のロッド 30 及び 31 よりも大きな出力ピーキングを有しているが最高 温度は低くなっている。 これは，本燃料棒が最外周でチャンネルボ ック スに隣接し，内側の燃料 棒よりも冷却が促進されていることによる と考 えられる。（なお，時刻 ５分以降の実験結果については，ヒーター ま
たは熱電対の不良によるとして記載されていない）
・図 4-5 に集合体内の最外周から 2 列目（ロッド 30）に位置する模擬燃料
棒 の温度変化を示す。炉心 ヒートアップ計算モデルによる予測値は， 実
験結果に比べて 100％MWR 時は約 90°F（約 50℃），50％MWR 時は 50°F
（約 28℃）高くなる。
・図 4-6 に集合体内の最外周から３列目（ロッド 31）に位置する模擬燃料
棒 の温度変化を示す。炉心 ヒートアップ計算モデルによる予測値は， 実
験結果に比べて 100％MWR 時は約 200°F（約 111℃），50％MWR 時は 150°
F（約 83℃）高くなる。本燃料棒はロッド 30 と同様に内側の燃料棒であ2-37

る。実験結果で最高温度がロッド 30 より低くなっているのは，局所出力分 布の違い によると考えられる。（なお，時刻７分以降の実験データの変 動は，模擬燃料棒のヒー ターの故障に起因するものである。しかし ，す でに温度が低下した後で あり最高温度の妥当性確認結果には影響な いものである）2-38

表 4-2

BWR-FLECHT 実験結果（Zr2K バンドル，スプレイ冷却実験）

注記
１．最高温度偏差：予測値－実験値
ここで＋は最高温度の過大評価を示す。
２．最高温度発生時間：予測値－実験値
ここで＋は最高温度の発生時間予測値が実験値より遅いことを示す。
３．熱電対異常４．（ ）内は 6ft 以外の熱電対の位置を示す。
５．電流増加によりロッド No.24 の中間面での局所出力が増加していたと考えられる。局所的出力増加を含む計算では，最高温度でここで示す値よりも約 100°F 高く予測する。
2-39

（外部チャンネル）（内部チャンネル）（可視ガラス）（上部スプレイモード）（補給水）（流量制御装置）

（貯水槽）

（流量計）

（12-ft ヒーターロッド）

2-40

図 4-1

（電磁弁）

（熱交換器）（冷却水）

ＢＷＲ－ＦＬＥＣＨＴ実験装置（電磁弁）（下部再冠水モード）

（グループ番号）（ロッド番号）

図 4-2（6ft または記載された
高さでの熱電対位置）

BWR-FLECHT 実験，Zr2K バンドル配置（局所出力分布係数）（ロッド番号）

図 4-3

局所出力分布2-41

○ 実験結果---- 解 析結 果 （ 50%MWR）― ― 解 析結 果 （ 100%MWR）

図 4-4 BWR-FLECHT 実験解析結果（Zr2K バンドル，ロッド 2）○ 実験結果---- 解 析結 果 （ 50%MWR）― ― 解 析結 果 （ 100%MWR）

図 4-5

BWR-FLECHT 実験解析結果（Zr2K バンドル，ロッド 30）○ 実験結果---- 解 析結 果 （ 50%MWR）― ― 解 析結 果 （ 100%MWR）

図 4-6

BWR-FLECHT 実験解析結果（Zr2K バンドル，ロッド 31）

2-42

4.3

炉心冷却実験解析

4.3.1

8×8 燃料集合体の炉心スプレイと冠水の冷却効果確認実験 (10)(1) 概要8×8 燃料集合体のＬＯＣＡ時炉心ヒートアップ計算モデルの妥当性を確認するため，ＢＷＲ実機の 8×8 燃料集合体 1 体を実寸大で模擬した電気加
熱 ， ステンレス鋼被覆管による実験装置を用いたＥＣＣＳによる炉心冷却実験である。図 4-7 に実験装置を示す。
本 実験では，炉心スプレイ による冷却効果及び炉心スプレイの集合体 下部 か らの冷却材流入（再冠水）効果を確認し，スプレイ流量及び再冠水速
度 ， 時間をパラメータとした実験を行い，炉心ヒートアップ計算モデルの妥 当 性確認を行っている。計算モデルによる実験解析の結果は，実験の 被覆管最高温度と比較して，－30°F から＋100°F（－17℃から＋56℃）の範囲に入っていることを確認した。
(2) 実験条件
実 機ＢＷＲの燃料集合体出 力及びスプレイ流量などを仮定し，炉心ス プ
レ イ 作動開始から再冠水までの期間の 被覆管温度 を計測した。主な実験条件は下記である。
① 冷却モード

上部スプレイ，スプレイと再冠水② 模擬燃料集合体形状③ 模擬燃料被覆管材質④ 冷却材流量

実機ＢＷＲの実寸大 8×8 型
ステンレス鋼集合体当りスプレイ流量：0.5～11.8 gpm
冠水速度：0.5～6 inch/s
事故後 30 秒を模擬
45～515 秒⑤ スプレイ開始時間⑥ 再冠水開始時間（スプレイ開始後）⑦ 冷却開始時の被覆管温度 1040～1825°F（約 560～996℃）⑧ 集合体出力200～300 kW⑨ 軸方向ピーキング係数
1.4⑩ 局所出力分布⑪ 模擬燃料棒内ガス圧力⑫ 系統圧力BWR6 プラントの代表例（図 4-8）
加圧なし
大気圧

(3) 妥当性確認結果
炉 心ヒートアップ計算モデ ルの妥当性確認は，スプレイ冷却と再冠水 冷
却 を 組み合わせた実験，及びスプレイ冷却のみの実験について行われた。
2-43

ス プ レイ冷却と再冠水冷却を組み合わせた実験の結果と解析結果の比較を
図 4-9 に示す。
図 4-9 は，集合体内で最高温度を示す燃料棒について，スプレイ及び再冠 水 による冷却を模擬した実験結果と炉心ヒートアップ計算モデルによる
実 験 解析結果を比較したものである。図中の水 平線は集合体内最高温度の予測値を示している。
こ の結果より，実験解析の 結果は実験の最高温度（ 1327（ 約 720℃） ～2084°F（約 1140℃））と比較して－30°F（約 17℃）から＋100°F（約 56℃）の 範 囲に入っており，大部分の実験結果の最高温度を上回っていることが
分かる。

2-44

(試験
ﾊﾞﾝﾄﾞﾙ)（熱交換器）（貯蔵タンク）（ドレン）（熱交換器）

図 4-7（保持タンク）8×8 燃料集合体冷却効果確認実験装置

2-45

局所出力分布（集合体内最高温度偏差（実験値－予測値））

図 4-8（スプレイ及び再冠水冷却組合せ試験の最高温度）（集合体内最高温度実験値）

図 4-9

8×8 燃料集合体冷却効果確認実験

試験条件
・スプレイ流量：3.0gpm

・再冠水速度

：1.5―6.0ips

・加熱部下端の冠水時間：45―515sec

・ピーク出力：300kW
2-46

4.3.28×8 燃料集合体の内圧下ＥＣＣＳ冷却実験 (11)(1) 概要
本実験は，8×8 燃料集合体，内圧加圧燃料棒，ジルカロイ被覆管のＬＯ
ＣＡ時冷却特性の妥当性を確認するため，ＢＷＲ実機の 8×8 燃料集合体 1
体 を 実寸大で模擬した実験装置を用いたＥＣＣＳによる炉心冷却実験である。4.3.1 節に述べた実験と異なる点としては，燃料棒内のＦＰガスインベ
ン ト リを模擬するためアルゴンガスで初期に加圧した点とジルカロイ被覆管を用いた点である。図 4-10 に実験装置を示す。
本実験では，ＢＷＲ６プラント用 8×8 燃料集合体と取替用 8×8 燃料集合
体 の ２種類の燃料集合体について実験が行われ，炉心ヒートアップ計算モ
デ ル による実験解析と実験結果の比較から，モデルの妥当性を確認している 。 炉心ヒートアップ計算モデルによる実験解析結果は，ＢＷＲ６用燃料集合体では 350°F（約 194℃），取替用燃料集合体では 600°F（約 333℃）
高 く ，過小評価はわずかであるとの結果を得た。これより，炉心ヒートア
ップ計算モデルの妥当性を確認した。
(2) 実験条件
本 実験では，炉心スプレイ 流量，集合体初期出力などプラントの違い を考慮した実験を行うため，ＢＷＲ６用燃料集合体及び取替用燃料集合体の 2
種 類 について実験を行い，集合体内全燃料棒の被覆管温度を計測した。主な実験条件は下記である。
BWR6 用燃料集合体

取替用燃料集合体① 冷却モード

炉心スプレイと再冠水

同左② 模擬燃料集合体形状

BWR6 用 8×8 型

取替用 8×8 型③ 模擬燃料被覆管材質

ジルカロイ

同左

④ 集合体当りスプレイ流量

3.25 gpm

2.45 gpm⑤ 再冠水速度3.5 inch/s

2.0 inch/s⑥ スプレイ開始時間

事故後 45 秒

事故後 30 秒⑦ 再冠水開始時間

スプレイ開始後 50 秒

同 174 秒

⑧ 冷却開始時の被覆管温度

1183°F（約 639℃）

1490°F（ 約 810℃）⑨ 集合体出力367 kW

355 kW⑩ 軸方向ピーキング係数

1.4

同左

⑪ 局所出力分布

図 4-11

図 4-12⑫ 模擬燃料棒内ガス圧力95～113 psig

90～117 psig

⑬ 系統圧力

大気圧

同左

2-47

(3) 妥当性確認結果
実 験結果における被覆管最 高温度に対する炉心ヒートアップ計算モデ ルに よ る実験解析の被覆管最高温度の差を，集合体内の代表的な燃料棒について表 4-3 及び表 4-4 に示す。なお，ロッド番号 37 はウォータロッドであるため温度評価の対象外とする。
・表 4-3 に示す BWR6 用燃料集合体の実験解析では，集合体内最高温度（ＰＣＴ）は実験値に対して 6°F（約 3℃）（ 注 ）高くなり，良い一致を示した。
また，集合体内の 3 本の燃料棒のみ実験結果より低い温度（ 15～20°F（約8～11℃））を示しているがその差は小さく，その他大部分が実験結果を上回っておりその最大値は約 390°F（約 199℃）である。
・表 4-4 に示す取替用燃料集合体の実験解析では，集合体内最高温度（ＰＣＴ）は実験値より 103°F（約 57℃） （ 注 ） 高い値を示した。また，集合体内の 3 本の燃料棒のみ実験結果より低い温度（ 4～50°F（ 約 2～28℃））を 示しているがその差は小 さく，その他大部分が実験結果を上回って お
りその最大値は約 600°F（約 333℃）である。
・実験と解析結果の主要な差は，実験のスプレイ冷却が解析のスプレイ冷却に対して上回っていることによる。
（注）6°F（約 3℃）及び 103°F（約 57℃）は表に示されていない燃料棒で生じている。

2-48

（蒸気偏向板）（曇り取り装置）（上部ﾌﾟﾚﾅﾑﾀﾝｸ）(試験ﾊﾞﾝﾄﾞﾙ)（熱交換器）（冠水用水）（貯蔵タンク）（ドレン）（熱交換器）

図 4-10（保持タンク）8×8 燃料集合体の内圧下ＥＣＣＳ冷却実験装置

2-49

ロッド番号局所出力分布係数

ウォータロッド

図 4-11

局所出力分布（BWR6 用）

ウォータロッド

図 4-12

局所出力分布（取替用）

2-50

表 4-3

実験結果と解析結果の比較（BWR6 用燃料集合体）

スプレイ
開始時温度

最高温度偏差（予測値－実験値）（ウォータロッド）2-51

表 4-4

実験結果と解析結果の比較（取替用燃料集合体）

スプレイ
開始時温度

最高温度偏差（予測値－実験値）（ウォータロッド）

2-52

4.4

スプレイ冷却特性実験解析 (12)(1) 概要本実験装置は，実機 9×9 燃料を模擬した実寸大の模擬燃料集合体（チャンネル・ボックス装着），模擬燃料集合体を格納した圧力容器，圧力容器内へのスプレイ水供給系，圧力容器への蒸気供給系及び圧力容器内で発生する蒸気の排出系から構成されている。模擬燃料集合体は電気加熱され，炉心スプレイ系を模擬した冷却状態での冷却特性実験を行った。実験は，実機の再循環配管両端破断事故を模擬したシステム実験として，スプレイ
熱伝達実験及び大破断ＬＯＣＡ模擬実験を行った。図 4-13 に実験装置を示す。
大 破断ＬＯＣＡ模擬実験よ り，実機の燃料被覆管温度を実験的に確認 する と ともに非発熱体となる ウォータロッドの濡れ特性について評価し，ＣＨ Ａ ＳＴＥコードの妥当性確認を行い，スプレイ冷却及び輻射の組み合わ
せ に よる熱伝達モデルにより，実験解析の結果は実験結果を上回ることを確認している。
(2) 実験条件
大破断ＬＯＣＡ模擬実験では，実機大破断ＬＯＣＡにおいて炉圧が大気圧となる事故後 40 秒以降の状態を模擬するために，実験条件を以下のように設定している。また，表 4-5 に実験条件を示す。
①スプレイ流量
実機の最低スプレイ流量である 3gpm／バンドルを設定した。
②バンドル出力初期出力を実機の事故後 40 秒での値とし，その後の崩壊熱の時間変化も GE（平均）+3σにより考慮している。また，実機燃料と模擬燃料の熱容量の違いを反映するために，出力をさらに厳しく 1.2 倍した実験も行っている。
③初期燃料棒表面温度
ベースケースではスプレイ熱伝達実験と同様に 500℃としたが，出力を 1.2 倍したケースでは実機で想定される 700℃の条件とした。
(3) 妥当性確認結果
炉心ヒートアップ解析に用いるＣＨＡＳＴＥコードの妥当性及び保守性を確認するため，表 4-5 の実験条件に示した T1，T2 実験の実験解析を実施した。図 4-14，図 4-15 に最高出力断面の各燃料棒表面温度について
実験値と解析結果の比較を示す。
いずれの実験においても，ＣＨＡＳＴＥコードによる解析は実験結果を良く模擬している。また，解析値は実験値よりも高めとなっており，燃料
2-53

被覆管温度の最高値の比較ではＣＨＡＳ ＴＥコー ドが T1 実 験で約 34℃，
T2 実験で約 93℃高めとなっている。

2-54

2-55

図 4－13

スプレイ冷却特性実験装置

表 4-5

実験条件

No.

圧力
（kPa）

スプレイ流量（gpm）

初期バンドル
出力（kW）

初期燃料棒
表面温度（℃）

T1

100

3.0

260

500

T2

100

3.0

310

700

2-56

図 4-14

T1 実験とＣＨＡＳＴＥ解析の比較2-57

図 4-15

T2 実験とＣＨＡＳＴＥ解析の比較

2-58

4.5

実機解析への適用性
ＢＷＲのＬＯＣＡを模擬した燃料集合体冷却実験は，実機の燃料集合体 1

体 を 実寸大で模擬しており，集合体出力，出力分布，炉心スプレイ流量，
炉 心 再冠水速度等の実験条件も実機条件に設定して実施されている。これ
ら の 実験結果と実験解析結果を比較すると，燃料被覆管最高温度は，前節に述べたように，実験解析結果の大部分が高く予測することを確認した。
有効性評価における重要現象は，2 章に述べたように，設計基準事故のＬ
ＯＣ Ａ と同様であり，燃料被 覆管温度が評価指標であることから，それ を安全側に予測できるＣＨＡＳＴＥコードは有効性評価に適用できる。

2-59

5．有効性評価への適用性
4 章に記載した実験解析をふまえ，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）
Ｃ ＨＡＳＴＥコードで取り 扱う評価指標は，燃料被覆管温度である。 燃料 被 覆管温度は熱伝達係 数に依存する。主に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 最確条件を包絡できる条件を使用して 大 きくなるように評価した値をＣＨＡＳＴＥコードの入力として使用しているため，有効性評価では燃料被覆管温度を高く評価する。
（2）燃料棒表面熱伝達
対流熱伝達は，ＳＡＦＥＲコードにおいて燃料被覆管温度を保守的に評価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，有効性評価解析においてもＳＡＦＥＲコードの解析結果を引き継ぐため燃 料 被覆管温度は高めに評価される。
輻射熱伝達は，燃料集合体断面の幾何学的配置に基づいて，燃料被覆管，
チ ャ ンネルボックスの温度を詳細に評価する。 高温となる場合の輻射率に比 べ て小さい値を用いていること，また，部分長燃料棒より上部にも 出 力
燃 料 棒が存在すると仮定して輻射伝熱を小さくするよう設定するため，燃料被覆管温度を高く評価する。
（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2-60は，図 3-5 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。
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。
5.2

不確かさの取り扱いについて（運 転操作の観点）
Ｃ ＨＡＳＴＥコードが適用 される可能性のある有効性評価では，ＳＲ Ｖ

を 使 用した原子炉減圧操作及び代替注水系等を使用した原子炉注水操作である。
こ の操作は原子炉圧力を低 下させ，低圧注水系による原子炉注水を促 進
さ せ るために実施する。この運転員操作は，代替注水系及び代替電源の準備 の 完了の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ため ， 燃料被覆管温度を起点としている運転員等操作はないことから，運転員等操作に与える影響はない。
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。

2-61

表 5-1

分類
炉心
(核)

重要現象
崩壊熱

解析モデル
崩壊熱モデル

燃料棒表面
熱伝達

対流熱伝達モデル
輻射熱伝達モ
デル

2-62

炉心
(燃料)

燃料被覆管
酸化
燃料被覆管
変形

重要現象の不確かさ
不確かさ
有効性評価解析への影響
入力値に含まれる。最確条件を包絡でき 崩壊熱を大きく設定するため，燃料被覆る条件を設定することにより崩壊熱を大 管温度を高く評価する。
きくするよう考慮している。
ＳＡＦＥＲコードに記載
ＳＡＦＥＲコードに記載

入力値に含まれる。高温となる場合の輻射率に比べて小さい値を用いていること，また，部分長燃料棒より上部にも出力燃料棒が存在すると仮定して輻射伝熱を小さくするよう考慮している。
ジルコニウム
燃料被覆管温度が高温になる程酸化量及－水反応式
び発熱量を大きく評価するモデルを採用し，保守的な結果を与える。
膨れ・破裂評価 膨れ・破裂は，燃料被覆管温度と円周方モデル
向応力に基づいて評価され，ＳＡＦＥＲ
コードから引き継ぐ対流熱伝達モデルが保守的に評価されるため燃料被覆管温度は高めに評価され，円周方向応力は燃焼期間中の変化を考慮して燃料棒内圧を大きく設定し保守的に評価している。ベス
トフィット曲線を用いる場合も破裂の判定は保守的となる。

燃料集合体断面の幾何学的配置に基づいて，燃料被覆管，チャンネルボックスの温度を詳細に評価する。また，輻射伝熱を小さく設定するため，燃料被覆管温度を高く評価する。
燃料被覆管温度を高く評価する。

破裂発生前の被覆管の膨れ及び破裂発生の有無は，伝熱面積やギャップ熱伝達係
数，破裂後の金属－水反応熱に影響を与え，燃料被覆管最高温度及び酸化割合に影響を与えることとなる。解析コードでは，前述の判定を行うための燃料被覆管
温度を高めに評価することから，保守的な結果を与えるものと考える。

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）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９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｣，株式会社東芝，

ＴＬＲ－028 改訂３，平成 10 年５月(3) American Nuclear Society Standard, ANSI/ANS-5.1-1979, American
National Standard for Decay Heat Power in Light Water Reactors,
ANSI/ANS-5.1-1979, August 1979.
(4) A.M.Ross and R.L.Stoute, “Heat Transfer Coefficients Between UO2and Zircaloy-2”, CRFD-1075, AECL-1552, 1962.
(5) 「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(6) 「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(7) G.L.Singer, “VIEWPIN A Fortran Program to Calculate View Factors
For Cylindrical Pins, Aerojet Nuclear Co., ANCR-1054, March 1972.
(8) L.Baker and L.C.Just, “ Studies of Metal Water Reactions at High
Temperatures Ⅲ . Experimental and Theoretical Studies of theZirconium-Water Reaction”, ANL-6548, 1962.
(9) Duncan, J. D and Leonard, J. E., “Emergency Cooling in BWRs under
Simulated Loss-of-Coolant Conditions (BWR-FLECHT Final Report)”,GEAP-13197, June 1971.
(10) Duncan, J. D. and Leonard, J. E., “Core Spray and Bottom Flooding
Effectiveness in the BWR/6”, NEDO-10993, September 1973.
(11) Leonard, J. E., et. al., “ Emergency Core Cooling Tests of anInternally Pressurized, Zircaloy-Clad, 8x8 Simulated BWR Fuel
Bundle”, NEDO-20231, December 1973.
(12)「敦賀発電所１号炉

スプレイ冷却特性実験について」，日本原子力発電株式会社，General Electric Company，株式会社東芝，平成 11 年 1 月

2-63

添付１

解析コードにおける解析条件

表

解析コードにおける解析条件

分類
燃料データ

解析条件
燃料集合体あたりの燃料棒数
燃料棒配列
燃料棒ピッチチャンネルボックス内幅
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
局所出力及び燃焼度分布
断面平均燃焼度

過渡特性

炉心核分裂出力変化
炉心崩壊熱時間変化
原子炉圧力変化
燃料棒表面対流熱伝達係数変化
炉心露出時間，再冠水時間

2-64

No.審 査
-3-5
に対する
ご回答

添付２

輻射率の妥当性について

ＣＨＡＳＴＥコードでは，燃料被覆管及びチャンネルボックスの乾いた状
態での輻射率は 0.67 としている。
ジルカロイ被覆管を用いた物性評価試験 (1) において，1,200℃付近の酸化面における輻射率は 0.7～0.8 の範囲であると報告されている。解析に用いる輻
射率である 0.67 は，約 800℃の酸化膜を有するジルカロイに相当する値 (2) であり，ＢＷＲ－ＦＬＥＣＨＴ実験等で用いられてきた実績のある値であ る。
輻射率の感度解析 (3) では，輻射 率を小さく設定 する方が 燃料被覆管温度を高く評価する傾向になる。また，有効性評価で用いるＣＨＡＳＴＥコードでは，ＳＡＦＥＲ コードの解析結 果から燃料被覆管温度が最も厳しくなるノー
ドを含む一断面について，水平方向二次元体系で横方向の輻射熱伝達のみを考慮して評価しており， 縦方向の輻射熱伝達を考慮するよりも燃料被覆管最高温度を高く評価している 。したがって，上述の輻射率 0.67 を用いてＣＨＡ
ＳＴＥコードを燃料被覆管最高温度が 1,000℃程度となる有効性評価解析に使用することは，燃料被覆管温度に対して保守的な評価となる と考えられ，適用できるものと考えている 。
また，濡れた状態の輻射率は，水の輻射率の代表的な値として 0.96 を用いている。

〔参考文献〕(1) “AEC FUELS AND MATERIALS DEVELOPMENT PROGRAM PROGRESS REPORT NO.76”,
GEMP-1008, September 30, 1968.
(2) “ZIRCONIUM DATA MANUAL PROPERTIES OF INTEREST IN REACTOR DESIGN”, TRG
Report 108, 1962.
(3) “LOSS-OF-COOLANT ACCIDENT & EMERGENCY CORE COOLING MODELS FOR GENERALELECTRIC BOILING WATER REACTORS”, NEDO-10329, APRIL 1971.

2-65

No.審 査
-3-3
に対する
ご回答

添付３

輻射伝熱モデルの妥当性について

ＣＨＡＳＴＥコードの輻射伝熱モデルの 妥当性確認が行われた実験について以下に示す。
（1）概要
スプレイ熱伝達実験 (1) では，炉心スプレイによる対流熱伝達率（スプレイ
熱伝達率）を評価するための実験，模擬燃料棒－模擬チャンネルボックス間の輻射伝熱量及び熱容量を評価する ための実験が行われている。輻射伝熱実
験は，スプレイを作動させず対流を抑えた条件下での模擬燃料集合体内の温度分布を求め，輻射伝熱量を評価している。
輻射伝熱実験では，ＣＨＡＳＴＥコードの輻射伝熱モデルにより評価した
模擬燃料棒と模擬チャンネルボックスの輻射率を用いて計算された被覆管
温度と実測値の傾向が概ね一致していることを確認している。
添付図 3-1 に実験装置を示す。
（2）実験条件
輻射伝熱実験の主要な条件を以下に示す。
① 冷却モード
輻射伝熱のみによる冷却② 模擬燃料集合体
実機ＢＷＲの実寸大 8×8 型③ 模擬燃料棒材質
インコネル 600
④ 模擬チャンネルボックス材質⑤ 集合体出力⑥ 系統圧力SUS304
4.7～26.3 kW
大気圧～約 0.8 MPa[abs]（3）妥当性確認結果
実験解析では，模擬燃料棒にインコネル 600 を，模擬チャンネルボックスに SUS304 を用いていることから，模擬燃料棒やチャンネルボックスの材質に応じて，模擬燃料棒の輻射率を 0.50，模擬チャンネルボックスの輻射率を0.75 と設定して計算している。
輻射伝熱実験で，燃料集合体の対角線方向にある模擬燃料棒の軸方向最高出力部で測定された被覆管表面温度分布と ，ＣＨＡＳＴＥコードを用いた実験解析の計算値との比較図を添付図 3-2 に示す。対角線方向の被覆管表面温度分布の計算値は実測値の傾向と概ね一致している。
上述の実験及び実験解析では，模擬燃料棒と模擬チャンネルボックスで材質が異なることから ，輻射率についても異なる値を設定 して計算して おり，
2-66

No.審 査
-3-3
に対する
ご回答

被覆管表面温度分布は実機と必ずしも同じではない ものの，チャンネルボッ
ク ス へ の 輻 射 の 寄 与 が 大 き い チ ャ ン ネ ル ボ ッ ク ス に 隣 接 す る 燃 料 棒 の 温度
は，被覆管最高温度が発生する中央領域の燃料棒 に比べて低く，輻射率が異なることの影響は小さいと考えられる。
したがって，実験での実測値と計算値の傾向が概ね一致していること，また，添付２で示したとおり ，有効性評価でＣＨＡＳＴＥコードを用いている解析の状況においては，輻射が 被覆管最高温度を高く評価するような保守的な設定となっていることから，有効性評価におけるＣ ＨＡＳＴＥコードの輻
射伝熱モデルは適用可能なものであると考える 。

〔参考文献〕(1) 共同研究報告書，炉心スプレイ低流量時の熱伝達に関する研究，
昭和 61 年度下半期（最終報告書），昭和 61 年 3 月

2-67

No.審 査
-3-3
に対する
ご回答

添付図 3-1

スプレイ熱伝達実験装置

2-68

本資料のうち，枠囲みの内容は商業機密に属しますので公開できません。

No.審 査
-3-3
に対する
ご回答

添付図 3-2

輻射伝熱実験における 燃料集合体内温度分布の実測値と計算値

2-69

添付４

前処理コードＣＨＡＳＴＥコードのインプットデータ作成に使用される前処理コードとＣＨ
ＡＳＴＥコードにインプットされるパラメータを以下に示す。これらの関係を添
付図 4-1 に示す。
（１）単位燃料集合体核特性計算コード（ＴＧＢＬＡ）による燃料棒出力データ① 局所出力分布② 燃焼度分布③ 断面平均燃焼度（２）燃料棒熱・機械設計コード（ＰＲＩＭＥ）による燃料物性データ① ギャップ熱伝達係数② 燃料棒内圧③ 燃料棒内の核分裂生成ガス及び初期封入ガスの量（３）長期間熱水力過渡変化解析コード（ＳＡＦＥＲ）による過渡特性データ① 原子炉圧力② 軸方向各ノードの対流熱伝達係数（４）プラント動特性解析コード（ＲＥＤＹ）による核分裂出力変化① 中性子束ＴＧＢＬＡコードにより求められた燃料集合体燃料棒の出力分布，燃焼度分布及び燃料集合体断面平均燃焼度をＣＨＡＳＴＥコードに用いる。これらのデータは，次に述べるギャップ熱伝達係数の設定にあわせ，燃焼期間中の変化を考慮して設定する。
ＰＲＩＭＥコードにより求められた燃料棒物性データをＣＨＡＳＴＥコードにおける初期値として用いる。燃料被覆管とペレット間のギャップ熱伝達係数は，
燃料被覆管温度上昇を厳しくするように，燃焼期間中の変化を考慮して最小となる値を与える。ギャップ熱伝達係数の初期値を小さく設定することで，燃料ペレットの初期保有熱量を高めに見積もり，炉心ヒートアップ時の被覆管温度上昇率が大きくなる。また，燃料棒の内圧とガス量は，燃料棒の膨れ・破裂を厳しくするように，燃焼期間中の変化を考慮して最大となる値を与える。燃料棒の内圧とガス量の初期値を大きく設定することで，炉心ヒートアップ時の燃料棒内圧及び燃料被覆管周方向応力を大きく見積もり，被覆管の膨れ・破裂を厳しく評価する。
ＲＥＤＹコードにより求められた事象発生直後の中性子束と原子炉停止後の崩壊熱から原子炉出力変化を求め，ＣＨＡＳＴＥコードで用いる。有効性評価において影響を与える崩壊熱については，燃焼度にサイクル末期のばらつきを考慮し，10％の保守性を確保することで最確条件を包絡できる条件を設定している。そのため，有効性評価解析では燃料被覆管温度は高めに評価される。
2-70

ＴＧＢＬＡ

ＰＲＩＭＥ

ＳＡＦＥＲ

ＲＥＤＹ

単位燃料集
合体核特性
計算コード

燃料棒熱・
機械設計コ
ード

長期間熱水
力過渡変化
解析コード

プラント動
特性解析コ
ード

（燃料棒出
力データ）
局所出力分
布
燃焼度分布
断面平均燃
焼度

（燃料物性
データ）
ギャップ熱
伝達係数
燃料棒内圧
燃料棒内ガ
ス量

（過渡特性
データ）
原子炉圧力
及び対流熱
伝達係数変
化
炉心露出及
び再冠水時
間

（炉心出力
データ）
中性子束

原子炉出力変化（燃料幾何形状）
ＣＨＡＳＴＥ（初期状態）

燃料被覆管温度
ジルコニウム－水反応量（燃料被覆管酸化割合）

添付図 4-1

ＣＨＡＳＴＥコードの入出力

2-71

（崩壊熱デ
ータ）

添付５

有効性評価における 9×9 燃料（A 型）の代表性

１．はじめに
炉心損傷防止対策の有効性評価は 9×9 燃料（A 型）（以下，A 型燃料という）を代表燃料として評価しており，有効性評価に用いるＣＨＡＳＴＥコ ードの適用性は，主として A 型燃料を対象に確認されている。一方，実炉には 9×9 燃料（B 型）（以下，B 型燃料という）も装荷されていることから，ＣＨ
ＡＳＴＥコードに B 型燃料が適用できることを確認する。ここでは，ＣＨＡ
ＳＴＥコードに入力される燃料データを整理した上で，対応する解析モデル
が B 型燃料の評価に適用できることを示す。
また，B 型燃料の燃料データを入力した解析を行い，その影響を確認することで，A 型燃料で代表することができることを示す。
２．解析手法対象とする燃料集合体を B 型燃料とし，A 型燃料で代表した申請解析と同様にＣＨＡＳＴＥコードで解析評価する。ＣＨＡＳＴＥコードに入力する燃料棒，ウォータチャンネル，チャンネルボックスの幾何学的配置及び燃料特性（ギャップ熱伝達係数，燃料物性等）に B 型燃料の燃料データを反映し，Ｃ
ＨＡＳＴＥコードでの燃料形状の差が結果に及ぼす影響を明確にするため，
ＳＡＦＥＲコードから引き継ぐ対流熱伝達係数は A 型燃料で評価した値を用いて燃料被覆管最高温度及び燃料被覆管の酸化量を評価する。

３．燃料に関連する解析入力と解析モデルの整理
燃料に関連する解析入力とそれに対応する解析モデ ルを添付表１に示す。A
型燃料と比べた B 型燃料の特徴として，ウォータチャンネルの採用，燃料棒の径が小さい，標準長燃料棒のみで構成される，スペーサ形状が異なるといった点が挙げられる。しかし，ＣＨＡＳＴＥコードを使用する上でこれらの相違は問題とはならず，B 型燃料についてもＣＨＡＳＴＥコードの解析モデル
は適用可能である。以下に各解析入力とモデルに対する B 型燃料の適用性を示す。
３．１

B 型燃料への適用性

ＣＨＡＳＴＥコードにおいては，燃料棒，ウォータロッド，チャンネルボ
ックスの幾何学的配置や熱容量等を入力し，燃 料棒表面熱伝達モデルの輻射
熱伝達を評価するため，B 型燃料の幾何学的配置等を入力することで適切に評
2-72

価できる。ＣＨＡＳＴＥコードは，矩形のウォーターチャンネルの形状を直接的に扱うことはできない。ＣＨＡＳＴＥコードと同一の輻射計算モデルを持つ 1) ＣＨＡＲＭコードにおいて，B 型模擬燃料のスプレイ実験解析結果（別添）のとおり，B 型燃料のウォータチャンネルを複数の丸型ロッドで模擬しており，B 型燃料を適切に模擬することができることを確認している。このため，
ＣＨＡＳＴＥコードにおいてＣＨＡＲＭコ ードと同様に丸型ウォータロッド
でウォータチャンネルを模擬することで B 型燃料の輻射の評価が可能である。
３．２

燃料特性の入力

ＣＨＡＳＴＥコードでは，燃料ペレット・燃料被覆管の比熱，密度等及びギャップ熱伝達係数を入力として，燃料棒の半径方向 1 次元熱伝導（燃料棒
熱伝導），ギャップ熱伝達，ジルコニウム－水反応及び燃料被覆管の膨れ・破裂を評価する。これらの入力に B 型燃料の特性を反映する。
４．B 型燃料による解析評価
４．１

評価内容

対象プラント：BWR5

代表炉

対象燃料集合体：B 型燃料
事故シーケンス：高圧・低圧注水機能喪失（MUWC による注水ケース）
解析コード：CHASTE Ver.7 コード

解析条件：B 型燃料の燃料データを入力する。ＳＡＦＥＲコードから引き継ぐ対流熱伝達係数は，A 型燃料で評価した値を入力する。その他の解析条件は A 型燃料で代表した有効性評価の申請解析と同じとする。

４．２

解析結果

A 型燃料と比較した B 型燃料の解析結果を添付表２に示す。
燃料被覆管最高温度については，B 型燃料の方が 30℃程度と数%高くなっている。
５．

代表燃料評価の適切性

B 型燃料の方が A 型燃料に比べて燃料被覆管最高温度が 30℃程度と数%高い
結果（約 921℃）となるものの，1,200℃に対しては余裕があり，また，ＳＡ
ＦＥＲコードから引き継ぐ対流熱伝達係数，燃料の最大線出力密度など の解析条件が全体として保守的になっていること を考慮すれば，ＣＨＡＳＴＥコードについても有効性評価においては A 型燃料の解析結果で代表しても問題ないと考える。
2-73

６．まとめＣＨＡＳＴＥコードに B 型燃料が適用できることを確認した。また，B 型燃
料の燃料データを用いて解析を行った。A 型燃料と B 型燃料の解析結果に大きな差はなく，有効性評価におけるＣＨＡＳＴＥコードにおいても A 型燃料で代表することができると考える。
【参考資料】
1) 「ＢＷＲプラントのＬＯＣＡ／ＥＣＣＳ性能評価コードの検討について」
平成 3 年 12 月，通商産業省原子力発電技術顧問会会

2-74

安全解析コード検討

添付表 1

ＣＨＡＳＴＥコードの燃料に係る入力と解析モデルの対応
解析入力

解析モデル

燃料棒，ウォータロッド／ウォータチ ・炉心ヒートアップモデル（燃料棒表ャンネル，チャンネルボックスの幾何 面熱伝達（輻射））学的配置
燃料特性（ギャップ熱伝達係数，燃料 ・炉心ヒートアップモデル（燃料棒熱物性等）

伝導，ギャップ熱伝達，燃料被覆管熱伝導，ジルコニウム－水反応，膨れ・
破裂）

添付表 2
評価項目
燃料被覆管最高温度（℃）
燃料被覆管の酸化量（％）

A 型燃料と B 型燃料の解析結果の比較
B 型燃料に対する

A 型燃料に対する

解析結果

解析結果

約 921

約 890

約3

約1

2-75

別添

ＣＨＡＲＭコードによる 9×9 燃料（B 型）ヒートアップ実験解析
１．はじめに
9×9 燃料（B 型）を対象に実施されたヒートアップ試験を対象に実験解析を行い，角型ウォータチャンネル（ W/C）を丸型ウォータロッド（ W/R）で模擬する妥当性を確認した。実験解析では，炉心ヒートアップ解析コード CHARM
コードを用いた。
２．試験の概要
試験は，9×9 燃料（B 型）を模擬した実規模試験体を用いたスプレイ熱伝
達試験であり，ヒータロッドを電気加熱し昇温させた後に，燃料上部からス
プレイを投入している。試験体の形状寸法を表 1 に示す。被覆管，チャンネ
ルボックス及びウォータチャンネルの材質はステンレ ス鋼である。出力分布等の試験条件を表 2 に示す。
表1

試験体形状

項目

値（単位：cm）

発熱長さ

約 380

ヒーターシース内径約 0.95

ヒーターシース外径

約 1.1

チャンネルボックス内寸

約 13.4

ウォータチャンネル外寸

約4表2主要な試験条件

項目

値

バンドル出力

216kW

325kW

軸方向出力分布

コサイン分布（ピーキング最大値約 1.4）

出力変化

図1
350

バンドル出力[kW]

300
250

200
150
バンドル出力216kW条件

100

バンドル出力325kW条件

50
0
0

50

100

150

200

時間[s]

図1

バンドル出力の時間変化
2-76

250

３．CHARM コードによる実験解析
図 2 に 9×9 燃料（B 型）の断面概略図を示す。実験解析では，試験体中央部の 3×3 ロッド領域における角型ウォータチャンネルを 9 本のウォータロッ
ドで模擬した。ここで，輻射の評価で影響する 3×3 ロッド領域における外周部 8 本のウォータロッドの構造材断面積は，熱容量が同等となるように肉厚を調整し，実機の角型ウォータチャンネルの構造材断面積と合わせ，これらの 8 本のウォータロッドの外径（中心間距離）は燃料棒ピッチと同一とした。
ステンレス鋼である被覆管 ，チャンネルボックス及びウォータチャンネル表面の輻射における輻射率は 0.45 に設定した。ヒータロッド温度測定値との比較対象は，高さ方向については軸方向出力分布の最大位置である中央部とし，径方向は対角部（3 箇所），外周部，外周部より 2 層目及びウォータチャンネ
ル隣接位置とした。
W/C 外周 2 層目

外周

対角コーナー

対角 W/C 外周 2 層目
対角 W/C 隣接
W/C 隣接※解析ではウォータチャ
ンネル（破線部）を太径
ＷＲで模擬

図2

9×9 燃料（B 型）の断面概略図

CHARM コードによるヒータロッド温度挙動の測定値との比較例を図 3 に示す。本検討では，9×9 燃料（B 型）体系における輻射効果を確認することから，ヒータロッド温度挙動はスプレイ投入開始時点までとした。 216kW 及び325kW 条件でのヒータロッド温度は 測定値を±20℃の範囲で予測しており，角型ウォータチャンネルをウォータロッドで模擬することは妥当であると考え
ている。
2-77

1,000900

ヒータロッ ド温度[℃]

800

700
600
500

400
300
200

試験データ

100

解析結果

0
0

100
時間[s]

150

200

ヒータロッド温度の時間変化の例（325kW 条件，W/C 隣接ヒータロッド）

800

スプレイ投入開始前
750

ヒータロッド温度[℃]：解析結果

図3

50

700

650

600

550

バンドル出力216kW
バンドル出力325kW
500
500

550

600

650

700

750

800

ヒータロッド温度[℃]：試験データ

図4

ヒータロッド温度最高値の計算値と測定値の比較

2-78