資料1-2-2
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柏崎刈羽原子力発電所6号及び7号炉審査資料
資料番号
KK67-0029 改17
提出年月日
平成27年9月17日

柏崎刈羽原子力発電所 6号及び7号炉

原子炉格納容器の過圧破損を防止するための設備（格納容器圧力逃がし装置）について

平成27年9月
東京電力株式会社

＜目次＞
1． 概要 .............................................................. 1
1.1
設置目的 ...................................................... 11.2
設備構成の概略 ................................................ 21.2.1
機器配置 .................................................. 21.2.2
系統概要図 ................................................ 61.3
設備性能の概略 ................................................ 91.3.1
設備の使用方法の概略 ...................................... 91.3.2
放射性物質除去性能の概略 .................................. 92． 設計方針 ......................................................... 10
2.1
設計条件 ..................................................... 102.2
格納容器圧力逃がし装置（原子炉格納容器フィルタベント系） ..... 122.2.1
フィルタ装置本体構造 ..................................... 122.2.1.1
容器 ................................................... 14
2.2.1.2
内部構造物 ............................................. 19
2.2.1.3
スクラバ水 ............................................. 25
2.2.2
格納容器圧力逃がし装置系統構成 ........................... 25
2.2.2.1
主配管 ................................................. 27
2.2.2.2
主要弁等 ............................................... 342.3
附帯設備 ..................................................... 38
2.3.1
格納容器圧力逃がし装置電源設備 ........................... 38
2.3.1.1
概要 ................................................... 38
2.3.1.2
電源供給負荷 ........................................... 38
2.3.1.3
単線結線図 ............................................. 41
2.3.1.4
電源設備の多重性又は多様性及び独立性 ................... 43
2.3.2
格納容器圧力逃がし装置計測制御設備 ....................... 46
2.3.2.1
概要 ................................................... 46
2.3.2.2
計測設備の目的 ......................................... 46
2.3.2.3
計測設備の仕様について ................................. 51
2.3.2.4
格納容器圧力逃がし装置の計測設備の多重性又は多様性について....................................................... 55
2.3.3
格納容器圧力逃がし装置給水設備 ........................... 57
2.3.3.1
機能 ................................................... 57
2.3.3.2
設備構成及び仕様 ....................................... 57
2.3.4
格納容器圧力逃がし装置ドレン設備 ......................... 59
2.3.4.1
2.3.4.2

機能 ................................................... 59
設備構成及び仕様 ....................................... 59-目次 1-

2.3.5
格納容器圧力逃がし装置窒素パージ設備 ..................... 67
2.3.5.1
機能 ................................................... 67
2.3.5.2
設備構成及び仕様 ....................................... 67
3． フィルタ装置の性能 ............................................... 72
3.1
フィルタ装置による放射性物質の除去原理 ....................... 72
3.1.1
粒子状放射性物質の除去原理 ............................... 72
3.1.1.1
水スクラバによる除去 ................................... 72
3.1.1.2
金属フィルタによる除去 ................................. 74
3.1.2
ガス状放射性物質の除去原理 ............................... 75
3.1.2.1
格納容器圧力逃がし装置へ流入するガス状放射性物質量の低減 75
3.1.2.2
格納容器圧力逃がし装置での除去 ......................... 763.2
性能検証 ..................................................... 77
3.2.1
性能検証試験の概要 ....................................... 77
3.2.1.1
試験設備の概要 ......................................... 77
3.2.1.2
試験条件とその設定根拠 ................................. 813.2.2
粒子状放射性物質の除去性能 ............................... 87
3.2.2.1
想定されるエアロゾル ................................... 87
3.2.2.2
事故時のフィルタ装置のパラメータ変化 .................. 116
3.2.2.3
除去性能試験結果 ...................................... 123
3.2.2.4
フィルタ装置の継続使用による性能への影響 .............. 127
3.2.3
ガス状放射性物質の除去性能 .............................. 128
3.2.3.1
格納容器圧力逃がし装置へ流入するよう素量 .............. 128
3.2.3.2
吸着剤による除去性能試験結果 .......................... 130
4． 格納容器圧力逃がし装置の設備操作と操作性 ........................ 133
4.1
格納容器圧力逃がし装置の設備操作 ............................ 133
4.1.1
格納容器ベント操作について .............................. 133
4.1.2
中央制御室及び現場での操作内容 .......................... 135
4.1.3
中央制御室及び現場でのパラメータ監視 .................... 152
4.2
格納容器圧力逃がし装置の操作性 .............................. 159
4.2.1
ベント弁操作エリア ...................................... 159
4.2.1.1
ベント時の被ばく評価（線量分布） ...................... 159
4.2.1.2
ベント後の被ばく評価（線量分布） ...................... 159
4.2.2
フィルタ装置遮へい壁周辺 ................................ 159
4.2.2.1
ベント時の被ばく評価（線量分布） ...................... 159
4.2.2.2
ベント後の被ばく評価（線量分布） ...................... 159
4.3
水素燃焼防止に関する設備操作 ................................ 160
5． 設備の維持管理 .................................................. 166
5.1
点検方法 .................................................... 166-目次 2-

5.2
試験方法 .................................................... 171
6.
規制基準への適合性 ............................................. 175
6.1
実用発電用原子炉及びその附属施設の位置，構造及び設備の基準に関する規則への適合 ......................................... 175
6.1.1
第 38 条（重大事故等対処施設の地盤） ..................... 175
6.1.2
第 39 条（地震による損傷の防止） ......................... 176
6.1.3
第 40 条（津波による損傷の防止） ......................... 176
6.1.4
第 41 条（火災による損傷の防止） ......................... 177
6.1.5
第 43 条（重大事故等対処設備） ........................... 179
6.1.6
第 48 条（最終ヒートシンクに熱を輸送するための設備） ..... 183
6.1.7
第 50 条（原子炉格納容器の過圧破損を防止するための設備） . 184
7.
原子炉格納容器圧力逃がし装置の設計基準事象に対する耐性 ......... 189
7.1
地震，津波以外の自然現象 .................................... 189
7.1.1
風（台風） .............................................. 189
7.1.2
竜巻 .................................................... 190
7.1.3
積雪 .................................................... 203
7.1.4
低温 .................................................... 206
7.1.5
落雷 .................................................... 206
7.1.6
火山 .................................................... 209
7.2
その他事象 .................................................. 212
7.2.1
外部火災 ................................................ 212
7.2.2
内部火災 ................................................ 217
7.2.3
内部溢水 ................................................ 217
7.2.4
航空機墜落（偶発的事象） ................................ 219
8.
原子炉格納容器圧力逃がし装置の意図的な航空機衝突事象に対する耐性 2208.1
航空機衝突（意図的事象） .................................... 220
別紙１
別紙２
別紙３
別紙４
別紙５
別紙６
別紙７
別紙８
別紙９

格納容器圧力逃がし装置の計測設備の網羅性について ............ 224
格納容器圧力逃がし装置 計測設備の概略構成図 ................ 231
放射線検出器の計測上限及び放射性物質濃度算定の考え方 ........ 241
フィルタ装置水素濃度計の計測時間遅れについて ................ 243
エアロゾル計測装置の計測原理 ................................ 246
除去性能試験について ........................................ 256
ベント初期に対向流が発生する可能性について .................. 284
ベント方法及び放出位置を変更することによる公衆被ばくへの影響 285
設備の維持管理についての補足事項 ............................ 296

別紙 10
別紙 11

弁の操作方法について ....................................... 298
銀ゼオライトの劣化要因と対策について ....................... 308-目次 3-

別紙 12
別紙 13
別紙 14
別紙 15
別紙 16
別紙 17
別紙 18
別紙 19
別紙 20
別紙 21
別紙 22
別紙 23
別紙 24

金属フィルタの液滴除去性能について ......................... 309
フィルタ装置からの放射性物質の再浮遊について ............... 313
水スクラバにて考慮する荷重と評価結果 ....................... 322
よう素フィルタからの放射性物質の再浮遊について ............. 328
格納容器圧力逃がし装置の弁選定の考え方 ..................... 332
格納容器圧力逃がし装置と他系統との隔離 ..................... 334
圧損計算の詳細 .............................................. 336
格納容器圧力逃がし装置と他系統との隔離について ............. 340
配管内面への放射性物質付着量の考え方について ............... 352
配管内面に付着した放射性物質による発熱の影響について ....... 356
スクラバノズルのエロージョンについて ....................... 361
格納容器圧力逃がし装置からの漏えい対策について ............. 363
スクラバ水の pH 調整方法について ............................ 369

別紙 25
別紙 26

窒素ガスパージ対する考え方について ......................... 371
ドレン移送ライン使用時における格納容器内へ空気流入影響について............................................................ 375
スクラバ水の設定について ................................... 376
6 号炉と７号炉で放射線モニタ設置位置が異なることに対する考え方............................................................ 385
無機よう素捕捉時の化学反応熱による影響について ............. 386
フィルタ装置を長期使用時の影響について ..................... 387
地震による損傷の防止に関する耐震設計方針の説明 ............. 398
空気作動弁に対する人力操作の成立性について ................. 400
格納容器ベント実施に伴う現場作業の線量影響について ......... 405
スクラバ水の影響について ................................... 423
フィルタ装置の構造健全性について ........................... 424
フィルタ装置の性能維持の確認について ....................... 427
圧力開放板の凍結による影響について ......................... 428
高温使用時におけるフィルタベント系統からの漏えいがないこと . 431
格納容器圧力逃がし装置使用後の保管管理 ..................... 433
よう素フィルタ部に発生する偏流について ..................... 434
格納容器ｐH 制御による格納容器への影響の確認について ........ 444

別紙 27
別紙 28
別紙 29
別紙 30
別紙 31
別紙 32
別紙 33
別紙 34
別紙 35
別紙 36
別紙 37
別紙 38
別紙 39
別紙 40
別紙 41

-目次 4-

1． 概要1.1
設置目的【格納容器圧力逃がし装置】【代替格納容器圧力逃がし装置】
格納容器圧力逃がし装置及び代替格納容器圧力逃がし装置は，炉心の著しい損傷が発生した場合において，格納容器内の圧力及び熱を外部へ放出し，格納容器の圧力及び温度を低下させることで，格納容器の破損を防止する目的で設置する。
排気ラインに設置するフィルタ装置により，サプレッション・チェンバの排気ライン又はドライウェルの排気ラインを経由して排出する排気ガスに含まれる放射性物質を低減することで，格納容器圧力逃がし装置及び代替格納容器圧
力逃がし装置の使用時の環境への影響を緩和する。
また，格納容器圧力逃がし装置及び代替格納容器圧力逃がし装置は，格納容器内に滞留する水素ガスを環境へ放出する機能，及び，設計基準事故対処設備に係る最終ヒートシンクへ熱を輸送する機能が喪失した場合で，かつ残留熱除去系の使用が不可能な場合において，炉心の著しい損傷又は格納容器破損を防止するため，大気を最終ヒートシンクとして熱を輸送するための機能も併せ持っている。
なお，フィルタ装置を設置することにより，排気ガスに含まれる放射性物質を十分に低減できると考えているが，環境への影響を更に低減させるため，フィルタ装置の下流に，排気ガスに含まれるよう素を除去するためのよう素フィルタを設置する。
【フィルタ装置】 ベントガス
出口約４ｍ

金属フィルタ

ベントガス
入口
約
８
ｍ

よう素フィルタ

水スクラバ
水
気泡細分化装置ｖ

スクラバノズル

フィルタ装置

第 1.1－1 図

格納容器圧力逃がし装置及び代替格納容器圧力逃がし装置
全体概要

-1-

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1.2

設備構成の概略

1.2.1
機器配置【格納容器圧力逃がし装置】
格納容器圧力逃がし装置は，フィルタ装置，圧力開放板，隔離弁等と，これらを接続する配管で構成する。
第 1.2.1－1 図から第 1.2.1－6 図に 6 号炉及び 7 号炉の機器配置を示す。
6 号炉について，原子炉格納容器に接続する配管及び隔離弁は，サプレッション・チェンバ側を原子炉建屋地下 1 階，ドライウェル側を原子炉建屋 2 階に設置しており，原子炉建屋 3 階に設置されている二次隔離弁及びフィルタ装置
入口弁を経由して，フィルタ装置が設置されている 6 号炉原子炉建屋東側地上部まで配管を設置している。フィルタ装置の出口には圧力開放板を設け，その下流側配管を 6 号炉原子炉建屋の屋上部まで導き，大気に開放する。
また，7 号炉について，原子炉格納容器に接続する配管及び隔離弁は，サプ
レッション・チェンバ側を原子炉建屋地下 1 階，ドライウェル側を原子炉建屋
2 階に設置しており，原子炉建屋 3 階に設置されている二次隔離弁及びフィルタ装置入口弁を経由して，フィルタ装置が設置されている 7 号炉原子炉建屋南東側地上部まで配管を設置している。フィルタ装置の出口には圧力開放板を設け，その下流側配管を 7 号炉原子炉建屋の屋上部まで導き，大気に開放する。

第 1.2.1－1 図

機器配置図（平面図）-2-

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第 1.2.1－2 図

機器配置図（6 号炉原子炉建屋中 1 階及び地下 1 階）

第 1.2.1－3 図

機器配置図（6 号炉原子炉建屋 2 階及び 3 階）

-3-

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第 1.2.1－4 図

機器配置図（7 号炉原子炉建屋中 1 階及び地下 1 階）

第 1.2.1－5 図

機器配置図（7 号炉原子炉建屋 2 階）

-4-

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第 1.2.1－6 図

機器配置図（7 号炉原子炉建屋 3 階及び 4 階）

【代替格納容器圧力逃がし装置】
代替格納容器圧力逃がし装置は，フィルタ装置，圧力開放板，隔離弁等と，これらを接続する配管で構成する。
6 号炉について，原子炉格納容器に接続する配管及び隔離弁は，サプレッション・チェンバ側を原子炉建屋 1 階，ドライウェル側を原子炉建屋 2 階に設置しており，原子炉建屋地下 2 階を経由して，フィルタ装置が設置されている 6号炉原子炉建屋北側地下ピットまで配管を設置している。フィルタ装置の出口には圧力開放板を設け，その下流側配管を 6 号炉原子炉建屋の屋上部まで導き，大気に開放する。
また，7 号炉について，原子炉格納容器に接続する配管及び隔離弁は，サプ
レッション・チェンバ側を原子炉建屋地下 1 階，ドライウェル側を原子炉建屋
2 階に設置しており，原子炉建屋地下 2 階を経由して，フィルタ装置が設置されている 7 号炉原子炉建屋北東側地下ピットまで配管を設置している。フィル
タ装置の出口には圧力開放板を設け，その下流側配管を 7 号炉原子炉建屋の屋上部まで導き，大気に開放する。

-5-

1.2.2
系統概要図
第 1.2.2－1 図に格納容器圧力逃がし装置の系統概要図を，第 1.2.2－2 図に代替格納容器圧力逃がし装置の系統概要図を示す。
【格納容器圧力逃がし装置】
格納容器圧力逃がし装置は，フィルタ装置，圧力開放板，隔離弁等と，これらを接続する配管で構成されており，原子炉格納容器内雰囲気ガスを，不活性ガス系及び耐圧強化ベント系ラインを経由してフィルタ装置へ導き，フィルタ装置において放射性物質濃度を低減させた後に，原子炉建屋屋上に設ける排気管を通じて，大気に放出する。
格納容器からの取り出し口は，ドライウェル，サプレッション・チェンバそ
れぞれに設け，いずれの箇所からも排気することが可能な設計としている。
格納容器圧力逃がし装置は，既設の不活性ガス系と耐圧強化ベント系ライン
よりフィルタ装置に導くが，他の系統・機器とは弁で隔離することで，他の系統や機器への悪影響を防止する設計としている。
弁の構成は，以下のとおり。原子炉格納容器内からの排気は，これらの弁を開操作することにより行う。
・一次隔離弁：空気駆動弁（ＡＯ弁）
・二次隔離弁：電動駆動弁（ＭＯ弁）
・二次隔離弁バイパス弁：手動駆動弁（ＨＯ弁）
・フィルタ装置入口弁：空気駆動弁（ＡＯ弁）
空気駆動弁は，駆動部にエクステンションを設け，二次格納施設外に導くことで，全電源喪失時においても，放射線量率の低い二次格納施設の外から人力で操作が可能な設計とする。また，二次格納施設の外からボンベを用いて操作することも可能な設計としている。
電動駆動弁については，駆動部にエクステンションを設け，二次格納施設外に導くことで，全電源喪失時においても，放射線量率の低い二次格納施設外から遠隔で操作することができる。
手動駆動弁についても，駆動部にエクステンションを設け，二次格納施設外に導くことで，放射線量率の低い二次格納施設外から遠隔で操作することができる。
また，よう素フィルタの下流配管に，一部 U シール構造となる箇所があることから，ベントガス中の水蒸気の凝縮による凝縮水を抜く配管と凝縮水を溜めるドレンタンクを設置し，当該箇所で配管の閉塞が生じないような設計としている。
なお，格納容器圧力逃がし装置は，他号炉と共用しない。

-6-

【代替格納容器圧力逃がし装置】
代替格納容器圧力逃がし装置の系統は，フィルタ装置，圧力開放板，隔離弁等と，これらを接続する配管で構成されており，原子炉格納容器内雰囲気ガスをフィルタ装置へ導き，フィルタ装置において放射性物質濃度を低減させた後に，原子炉建屋屋上に設ける排気管を通じて，大気に放出する。また，フィル
タ装置は，地下ピット内に設置する。
格納容器からの取り出し口は，ドライウェル，サプレッション・チェンバそ
れぞれに設け，いずれの箇所からも排気することが可能な設計としている。
代替格納容器圧力逃がし装置は，他の系統とは独立の配管を経由してフィルタ装置に導くことにより，他の系統や機器への悪影響を防止する設計としている。
弁の構成は，以下のとおり。原子炉格納容器内からの排気は，これらの弁を開操作することにより行う。
・一次隔離弁：電動駆動弁（ＭＯ弁）
・二次隔離弁：電動駆動弁（ＭＯ弁）
電動駆動弁については，駆動部にエクステンションを設け，二次格納施設外に導くことで，全電源喪失時においても，放射線量率の低い二次格納施設外から遠隔で操作することができる。
なお，代替格納容器圧力逃がし装置は，他号炉と共用しない。
フィルタ装置入口弁
6号炉

主排気筒

RE

放射線モニタAO

原子炉区域・
タービン区域〔Ｆ．Ｃ〕
換気空調系排風機へ

圧力開放板
H2E

Ｎ2ベントライン

AO

水素濃度計
PI

MO

ボンベ

PT

圧力計

7号炉

原子炉区域よりパージ用排風機

非常用ガス処理系
排風機へ

圧力計

MO

遠隔操作

二次隔離弁

RE

放射線モニタ

〔Ｆ．Ｃ〕

水素濃度計

〔Ｆ．Ｏ〕

AO

ボンベ

AO

〔Ｆ．Ｃ〕

Ｎ2供給ライン

・

・

AO

〔Ｆ．Ｏ〕

遠隔操作

〔Ｆ．Ｏ〕

ドライウェル
圧力開放板

よう素
フィルタ

・

PT
DP

フィルタ
装置

LT

遠隔操作
遠隔操作

〔Ｆ．Ｃ〕

ボンベ
MO

LＳ

水位計

遠隔操作

MO

AO

原
子
炉
圧
力
容
器

Ｎ2ベントライン

差圧計

AO
〔Ｆ．Ｃ〕

オリフィス

圧力計

AO

原子炉区域運転階より

H2E

・

水位計

原子炉建屋

サプレッション・
チェンバ

遠隔操作

AO

ボンベ

〔Ｆ．Ｃ〕

MO
pH

二次隔離弁バイパス弁
MO

ｐＨ計

非常用ガス処理系
排風機より

ドレン
移送ポンプ

MO
FE

FE

MO

流量計

二次格納施設MO

可燃性ガス濃度制御系
気水分離器より

一次隔離弁

第 1.2.2－1 図

格納容器圧力逃がし装置系統概要

-7-

原子炉建屋

Ｎ2供給ラインパージ用排風機

AO

格納容器圧力逃がし装置へ
原子炉建屋区域・タービン区域
換気空調系へ

圧力開放板

AO

AO
MO

Ｎ2 ベントライン

非常用ガス処理系へ
圧力計
RE

放射線モニタドライウェルMO

MO

AO

Ｎ2 供給ライン
補給水ライン

原
子
炉
圧

圧力計
PT

よう素
フィルタ

水素濃度計

MO

MO

AO

サプレッション・
チェンバ

差圧計
フィルタ
装置

AO

力
容
器

H2 E

H2 E

DP

AO
pH

LT

ドレンポンプ

水位計

ｐＨ計

原子炉建屋

流量計

MO

FE

二次格納施設二次隔離弁
第 1.2.2－2 図

一次隔離弁

代替格納容器圧力逃がし装置系統概要図

-8-

AO

主排気筒へ

PI

1.3

設備性能の概略

1.3.1
設備の使用方法の概略【格納容器圧力逃がし装置】
格納容器圧力逃がし装置を使用する場合には，原子炉格納容器一次隔離弁及びフィルタ装置入口弁を「全開」，二次隔離弁を「調整開」とすることにより，原子炉格納容器内雰囲気ガスをフィルタ装置に導く。
この際，原子炉格納容器内の圧力を確認し，原子炉格納容器内圧力の低下が認められない場合には，二次隔離弁の開度を増す操作を実施する。
【代替格納容器圧力逃がし装置】
代替格納容器圧力逃がし装置を使用する場合には，原子炉格納容器一次隔離弁を「全開」，二次隔離弁を「調整開」とすることにより，原子炉格納容器内雰
囲気ガスをフィルタ装置に導く。
この際，原子炉格納容器内の圧力を確認し，原子炉格納容器内圧力の低下が認められない場合には，二次隔離弁の開度を増す操作を実施する。
1.3.2
放射性物質除去性能の概略【格納容器圧力逃がし装置】【代替格納容器圧力逃がし装置】
格納容器圧力逃がし装置及び代替格納容器圧力逃がし装置の粒子状放射性物
質の除去性能（以下，「DF」という）は，サプレッション・チェンバからの排気を行う場合において，DF が 1,000 以上となることを確認している。
一方，ドライウェルからの排気を行う場合においては，原子炉格納容器から排出すると想定される粒子状放射性物質は，サプレッション・チェンバ内でのスクラビングによって，粒子径の大きな粒子状放射性物質の除去がされないことから，サプレッション・チェンバからの排気を行う場合と比較して，粒子径が大きくなる。このため，サプレッション・チェンバからの排気を行う場合と比較して，DF は大きくなることから，DF は 1,000 以上となる。
また，格納容器圧力逃がし装置及び代替格納容器圧力逃がし装置の無機よう素の DF は，1000 以上を確保する。
また，自主的な更なる安全性向上対策として，「pH 制御」を行いサプレッションプール水の pH を 7 以上に制御することにより，原子炉格納容器内でのよう素の発生を抑制するとともに，銀ゼオライトを吸着材として用いる「よう素フィルタ」を，フィルタ装置の下流に設置する。よう素フィルタは DF50 以上を確
保する。

-9-

2． 設計方針
2.1
設計条件【格納容器圧力逃がし装置】【代替格納容器圧力逃がし装置】
格納容器圧力逃がし装置及び代替格納容器圧力逃がし装置は，重大事故時において原子炉格納容器の過圧破損を防止する設備として，格納容器の減圧機能及び放射性物質の除去機能が求められる。
そのため，格納容器の減圧機能を満足するための排気するガスの条件と，放射性物質の除去性能より，格納容器圧力逃がし装置及び代替格納容器圧力逃がし装置の設計条件を第 2.1－1 表の通り定める。また，格納容器圧力逃がし装置
及び代替格納容器圧力逃がし装置の機器クラスと耐震クラスについても，第2.1－1 表の通り定める。

-10-

第2.1－1表 格納容器圧力逃がし装置及び代替格納容器圧力逃がし装置 設計条件
設計条件

考え方

最高使用圧力620 kPa[gage]

原子炉格納容器が過大リークに至らな
い限界圧力である最高使用圧力の 2 倍の圧力（原子炉格納容器最高使用圧力
310kPa[gage]の 2 倍）にて適切なベントが実施できるよう，620kPa[gage]とする。

最高使用温度

200℃

原子炉格納容器が過温による破損に至らない限界温度である 200℃とする。

設計流量（ベントガス流量）

原子炉格納容器が最高使用圧力の 2 倍の圧力にてベントを実施した際に，原31.6kg/s

子炉定格熱出力の 2%相当の飽和蒸気を排出可能な設計とする。

効率

粒子状放射性物質， 粒子状放射性物質ならびに無機よう素
ならびに無機よう素 に対して，効率 99.9%以上（DF1000 以に対して 99.9%以上 上）とする。

ベントガス組成（蒸気割合）

蒸気：100%非凝縮性ガス：100%

ガス組成は，ベント時に変化することから，100%蒸気だけでなく，非凝縮性
ガス 100%の場合も考慮する。

重大事故等クラス 2

常設の重大事故等対処設備であることから，『重大事故等クラス 2』とする。

基準地震動 Ss にて機能維持

基準地震動 Ss による地震力により，格
納容器圧力逃がし装置の機能が喪失しないよう，『基準地震動 Ss にて機能維持』とする。

機器クラス

耐震クラス

また，よう素フィルタについても通気される排気ガスの条件やよう素の除去
性能より，その設計条件等を第 2.1－2 表の通り定める。

-11-

第2.1－2表 よう素フィルタ設計条件
設計条件

考え方

最高使用圧力250kPa[gage]

格納容器圧力逃がし装置の系統の圧力損失を評価した結果から，よう素フィルタで発生しうる最大の圧力を考慮して 250kPa[gage]とする。

最高使用温度

200℃

格納容器圧力逃がし装置の設計条件に合わせて 200℃とする。

設計流量（ベントガス流量）

原子炉格納容器が最高使用圧力の 2 倍の圧力にてベントを実施した際に，原子炉定格熱出力の 2%相当の飽和蒸気を

31.6kg/s

排出可能な設計とする。
効率

有機よう素に対して 有 機 よ う 素 に 対 し て ， 効 率 98% 以 上
98%以上（DF50 以上）とする。

機器クラス

重大事故等クラス 2

常設の重大事故等対処設備であることから，『重大事故等クラス 2』とする。

基準地震動 Ss にて機能維持

基準地震動 Ss による地震力により，よう素フィルタの機能が喪失しないよう，『基準地震動 Ss にて機能維持』と
する。

耐震クラス

2.2

格納容器圧力逃がし装置（原子炉格納容器フィルタベント系）

2.2.1
フィルタ装置本体構造【格納容器圧力逃がし装置】【代替格納容器圧力逃がし装置】
格納容器圧力逃がし装置及び代替格納容器圧力逃がし装置用フィルタ装置は，金属フィルタと水スクラバで構成する。
水スクラバは，粒子状放射性物質を含んだガスが水中を通過する過程で，粒子状放射性物質を捕捉することを目的に設ける。
また，スクラバノズルで，ガスを勢いよく噴射し，後述する気泡細分化装置
で気泡を細かくすることで，粒子状放射性物質の捕捉効率を上げている。
金属フィルタは，粒子状放射性物質を含んだガスが金属フィルタを通過する
過程で，粒子状放射性物質を捕捉することを目的に設ける。

-12-

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。

フィルタ装置本体の構造図を第 2.2.1－1 図に示す。

第 2.2.1－1 図

フィルタ装置本体構造図【よう素フィルタ】
よう素フィルタは，キャンドルユニットと呼ばれるよう素吸着材を充填したフィルタユニットで構成する。キャンドルユニットは，よう素を含んだガスが吸着材周りを通過する過程で，よう素を捕捉することを目的に設ける。なお，
よう素吸着材には銀ゼオライトを用いている。
よう素フィルタ本体の構造図を第 2.2.1－2 図に示す。

-13-

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。

第 2.2.1－2 図

よう素フィルタ本体構造図

2.2.1.1
容器【格納容器圧力逃がし装置】
格納容器圧力逃がし装置の容器の構造図を第 2.2.1－3 図に示す。
容器は，縦置き円筒型とし，スカートにて支持する。スカートには，剛性を確保するため，補強リブを設置する。また，スカートには，容器の底部点検のため，マンホール（600Ａ）を設置する。
容器の最高使用温度は 200℃，最高使用圧力は 620kPa[gage]とする。
容器は，以下の部材で構成する。
①上部胴板
②下部胴板
③上部鏡板
④下部鏡板
⑤マンホール平板
また，容器に設置する管台は以下の通りである。
Ｎ１：ガス入口ノズル（400Ａ）
Ｎ２：ガス出口ノズル（500Ａ）
Ｎ３：給水ノズル（65Ａ）
Ｎ４：ドレンノズル（50Ａ）
Ｎ５：液面計ノズル（25Ａ）
Ｎ６：液面計ノズル（25Ａ）
Ｎ７：液面計ノズル（25Ａ）
Ｎ８：マンホール（上）（600Ａ）
Ｎ９：マンホール（下）（600Ａ）-14-

容器，各ノズル，スカート及びベースプレートの材質については，腐食の発生を考慮し，SUS316L を用いる。

第 2.2.1－3 図

格納容器圧力逃がし装置構造図（容器）【代替格納容器圧力逃がし装置】
代替格納容器圧力逃がし装置の容器の構造図を第 2.2.1－4 図に示す。
容器は，縦置き円筒型とし，スカートにて支持する。スカートには，剛性を確保するため，補強リブを設置する。また，スカートには，容器の底部点検のため，マンホール（600Ａ）を設置する。
容器の最高使用温度は 200℃，最高使用圧力は 620kPa[gage]とする。
（格納容器圧力逃がし装置と同等の設計条件とする）-15-

容器は，以下の部材で構成する。
①上部胴板
②中間胴板
③下部胴板
④上部鏡板
⑤下部鏡板
⑥マンホール平板
また，容器に設置する管台は以下の通りである。
Ｎ１：ガス入口ノズル（400Ａ） Ｎ８：液面計ノズル（25Ａ）
Ｎ２：ガス出口ノズル（500Ａ） Ｎ９：液面計ノズル（25Ａ）
Ｎ３：給水ノズル（50Ａ）
Ｎ１０：液面計ノズル（25Ａ）
Ｎ４：ドレンノズル（65Ａ）
Ｎ１１：差圧計ノズル（25Ａ）
Ｎ５：薬液補給ノズル（25Ａ）
Ｎ１２：差圧計ノズル（25Ａ）
Ｎ６：薬液補給ノズル（25Ａ）
Ｎ７：液面計ノズル（25Ａ）

Ｎ１３：マンホール（上）（600Ａ）
Ｎ１４：マンホール（下）（600Ａ）

容器及びノズルの材質については，腐食の発生を考慮し，SUS316L を用いる。

-16-

第 2.2.1－4 図

代替格納容器圧力逃がし装置構造図（容器）【よう素フィルタ】
よう素フィルタの容器の構造図を第 2.2.1－5 図に示す。
容器は，縦置き円筒型とし，容器側面に設置したラグにて支持する。
容器の最高使用温度は 200℃，最高使用圧力は 250kPa[gage]とする。
容器は，以下の部材で構成する。
①胴板
②胴リング
③上部鏡板
④下部鏡板
⑤マンホール平板-17-

また，容器に設置する管台は以下の通りである。
Ｎ１：ガス入口ノズル（500A）
Ｎ２：ガス出口ノズル（500A）
Ｎ３：マンホール（上）（500A）
Ｎ４：マンホール（下）（500A）
容器，各ノズルの材質については，腐食の発生を考慮し，SUS316L を用いる。
また，ラグについては SUS304 を用いる。

第 2.2.1－5 図

よう素フィルタ構造図（容器）-18-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。

2.2.1.2
内部構造物【格納容器圧力逃がし装置】【代替格納容器圧力逃がし装置】(1)
スクラバノズル
第 2.2.1－6 図にスクラバノズルの構造図及び配置図を示す。
スクラバノズルは，シャワーヘッド状の形状とし，ノズルレイアウトに示す位置に 140 本設置する。スクラバノズルは，ベントガスが均一に噴射するよう，容器中心から同心円状に配置する。
スクラバノズルの穴径は，φ5mm とし，1 つのスクラバノズルには，φ5mmの穴を 50 個設置することから，合計で，φ5mm の穴を 7000 個設置している。
スクラバノズルの材質については，腐食の発生を考慮し，SUS316L を用いる。

第 2.2.1－6 図

スクラバノズル-19-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。

(2)

気泡細分化装置
第 2.2.1－7 図に気泡細分化装置を示す。
気泡細分化装置内には，メッシュ状の充填物を充填する。充填物は，試験により，装置通過後の気泡が最も細分化されたものを用いる。
気泡細分化装置は，スクラバノズルから 990mm 上方に設置し，充填厚さは，1,000mm とする。
気泡細分化装置の材質については，腐食の発生を考慮し，SUS316L を用いる。

第 2.2.1－7 図

気泡細分化装置-20-

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(3)

金属フィルタ
第 2.2.1－8 図に金属フィルタの配置図及び構造図を示す。
金属フィルタは，円筒状であり，内部は 3 層構造となっている。
1 層目には，φ30μm の金属繊維からなるウェブを設置し，大粒径のエア
ロゾルやスクラバ水の飛沫を捕捉する。
2 層目には，φ2μm の金属繊維焼結シートを設置し，小粒径のエアロゾ
ルを捕捉する。
3 層目には，1 層目と同様にφ30μm の金属繊維からなるウェブを設置する。
金属フィルタは，スクラバノズルから 5,038mm 上方に設置し，第 2.2.1－8 図の金属フィルタレイアウトに示す位置に 128 本設置する。
金属フィルタの材質については，腐食の発生を考慮し，SUS316L を用いる。

第 2.2.1－8 図-21-

金属フィルタ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。

第 2.2.1－9 図

金属フィルタ（詳細）-22-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。

(4)

整流板
第 2.2.1－10 図に整流板の配置図及び構造図を示す。
整流板は，金属フィルタへのガスの流れを整流するため，金属フィルタの下方にある入口配管の支持鋼材に設置する。また，整流板は地震発生時にスロッシングにより，スクラバ水の波面が金属フィルタに到達することも防止する。
整流板にはパンチングメタルを用い，材質については，腐食の発生を考慮し，SUS316L を用いる。

第 2.2.1－10 図

整流板【よう素フィルタ】(5)
キャンドルユニット
第 2.2.1－11 図にキャンドルユニットの配置図及び構造図を示す。
キャンドルユニットは，円筒状であり，外筒と内筒の間によう素吸着材を充填する。このよう素吸着材によりよう素を捕捉する。なお，よう素吸
着材には銀ゼオライトを用いている。
キャンドルユニットは，容器胴に設置した管板に 19 本配置する。
キャンドルユニットの材質については，腐食の発生を考慮し，SUS316L
を用いる。

-23-

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。

第 2.2.1－11 図

キャンドルユニット-24-

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2.2.1.3
スクラバ水【格納容器圧力逃がし装置】【代替格納容器圧力逃がし装置】(1)
必要水量
フィルタ装置においてスクラビング機能を確保するため，待機時の水位はスクラバノズル先端から 1000mm とする。スクラビング機能については，
水位が 500mm 以上あれば機能が確保される。また，フィルタ装置使用時には，フィル タ装置 内 での気泡の吹 き上がりに より水位 が上 昇し,水位 が5000mm（代替格納容器圧力逃がし装置は 6000mm）まで上昇すれば金属フィ
ルタ下端に到達することから，上限水位を 2500mm（代替格納容器圧力逃がし装置は 3000mm）として管理する。
(2)

水質への要求事項
フィルタ装置に内包するスクラバ水は，薬液（水酸化ナトリウム）を溶解した水溶液としている。
ガス状の無機よう素は，水酸化ナトリウムによる下記の化学反応により，よう素イオンとしてスクラバ水中で捕捉することにより，ベントガスより除去される。なお，下記の化学反応による捕捉を安定させるためには，ス
クラバ水の pH を
以上のアルカリ性に保つ必要がある。
3I2+6OH- → 5I-+IO3 -+3H2O

2.2.2
格納容器圧力逃がし装置系統構成【格納容器圧力逃がし装置】
格納容器圧力逃がし装置の系統構成図を第 2.2.2－1 図に示す。フィルタ装置
入口弁以降を格納容器圧力逃がし装置の系統範囲としている。
格納容器圧力逃がし装置は，オリフィスまでは最高使用温度は 200℃，最高使用圧力は 620kPa[gage]とし，オリフィスより下流は，最高使用温度 200℃，
最高使用圧力は 250kPa[gage]とする。なお，格納容器から格納容器圧力逃がし装置の間には，不活性ガス系と耐圧強化ベント系のラインが設置されている。
これらの最高使用温度と最高使用圧力は，格納容器と同じ 171℃，310kPa[gage]
であるが，格納容器圧力逃がし装置の使用条件（200℃，620kPa[gage]）で機能を確保できることを確認している。
【代替格納容器圧力逃がし装置】
代替格納容器圧力逃がし装置の系統構成図を第 2.2.2－2 図に示す。格納容器
からの取り口以降を代替格納容器圧力逃がし装置の系統範囲としている。
代替格納容器圧力逃がし装置は，オリフィスまでは最高使用温度は 200℃，
最高使用圧力は 620kPa[gage]とし，オリフィスより下流は，系統の圧力損失を-25-

評価し決定する。
主排気筒

6号炉

RE

放射線モニタAO

原子炉区域・
タービン区域〔Ｆ．Ｃ〕
換気空調系排風機へ

圧力開放板
H2 E

Ｎ2ベントライン

水素濃度計
PI

7号炉

圧力計

ボンベ
〔Ｆ．Ｃ〕

非常用ガス処理系
排風機へ

MO

遠隔操作
AO

RE

放射線モニタ

H2E

AO

MO

PT

圧力計

水素濃度計

原子炉区域よりパージ用排風機

〔Ｆ．Ｏ〕

ボンベ

AO
〔Ｆ．Ｃ〕

Ｆ００１
AO

原子炉区域運転階より
Ｎ2供給ライン

遠隔操作

AO

〔Ｆ．Ｏ〕

〔Ｆ．Ｏ〕

ドライウェル

〔Ｆ．Ｃ〕

Ｆ１０２
PT

水位計

ド
レ
ン
タ
ン
ク

フィルタ
装置

DP

Ｆ０１９

ボンベ
MO

サプレッション・
チェンバ

原子炉建屋

ボンベ

〔Ｆ．Ｃ〕

Ｆ０２２

水位計

Ｆ５０１

遠隔操作

AO

LＳ

MO

pH

MO

ｐＨ計

Ｆ５０２Ｂ

非常用ガス処理系
排風機より

ドレン
移送ポンプ

MO

Ｆ０２０
FE

流量計

MO

MO

Ｆ２１１

可燃性ガス濃度制御系
気水分離器より二次格納施設
Ｆ２０９

遠隔操作
遠隔操作

〔Ｆ．Ｃ〕

・

LT

Ｆ５０２Ａ

遠隔操作

Ｆ０７０

AO

原
子
炉
圧
力
容
器

Ｎ2ベントライン

差圧計

MO

・

オリフィス

圧力計

AO

よう素
フィルタ

圧力開放板

FE

・

・

Ｆ２１０

不活性ガス系

第 2.2.2－1 図

原子炉建屋

Ｎ2供給ライン耐圧強化ベント系

格納容器圧力逃がし装置系統範囲図

パージ用排風機

AO

格納容器圧力逃がし装置へ
原子炉建屋区域・タービン区域
換気空調系へ

圧力開放板

AO

AO
MO

Ｎ2 ベントライン

非常用ガス処理系へ
圧力計
RE

放射線モニタドライウェルMO

MO

AO

Ｎ2 供給ライン
補給水ライン

原
子
炉
圧

圧力計
PT

よう素
フィルタ

水素濃度計

MO

MO

AO

サプレッション・
チェンバ

差圧計

フィルタ
装置

AO

力
容
器

H2 E

H 2E

オリフィス
DP

AO
pH

LT

ドレンポンプ

水位計

ｐＨ計

原子炉建屋

流量計

MO

FE

二次格納施設第 2.2.2－2 図

代替格納容器圧力逃がし装置系統範囲図

-26-

AO

主排気筒へ

PI

2.2.2.1
主配管【格納容器圧力逃がし装置】
格納容器圧力逃がし装置の主配管の口径は，以下の通りとしている。
【6 号炉】・ フィルタ装置入口側 ： 350A，400A
・ フィルタ装置出口側 ： 500A
【7 号炉】・ フィルタ装置入口側 ： 550A，400A
・ フィルタ装置出口側 ： 500A
主配管の口径については，格納容器圧力逃がし装置の容量（31.6kg/s）を満足するのに十分になるように設定している。
格納容器圧力逃がし装置の主配管の材質は，以下の通りとしている。
【6 号炉】・ フィルタ装置入口側 ： 炭素鋼，フィルタ装置近傍はステンレス鋼・ フィルタ装置出口側 ： 炭素鋼【7 号炉】・ フィルタ装置入口側 ： 炭素鋼，フィルタ装置近傍はステンレス鋼・ フィルタ装置出口側 ： 炭素鋼
フィルタ装置入口側の配管のうち，フィルタ装置近傍部については，スクラ
バ水による腐食の発生を考慮し，ステンレス鋼を用いる。
また，主配管の耐圧強化ベント系の分岐から，フィルタ装置を介して，原子炉建屋屋上に排気するまでのルーティングは，第 2.2.2.1－1 図から第 2.2.2.1－8 図の通りとなる。

-27-

枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

第 2.2.2.1－1 図

主配管ルート図（6 号炉

原子炉建屋 3 階）

第 2.2.2.1－2 図

主配管ルート図（6 号炉

原子炉建屋 4 階）-28-

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第 2.2.2.1－3 図

第 2.2.2.1－4 図

主配管ルート図（6 号炉

主配管ルート図（7 号炉

-29-

屋外）

原子炉建屋 3 階）

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第 2.2.2.1－5 図

主配管ルート図（7 号炉

第 2.2.2.1－6 図

原子炉建屋 4 階）

主配管ルート図（7 号炉

-30-

屋外）

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第 2.2.2.1－7 図

主配管鳥瞰図（6 号炉）-31-

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第 2.2.2.1－8 図

主配管鳥瞰図（7 号炉）-32-

【代替格納容器圧力逃がし装置】
代替格納容器圧力逃がし装置の主配管の口径は，以下の通りとしている。
【6 号炉】・ フィルタ装置入口側 ： 400A
・ フィルタ装置出口側 ： 500A
【7 号炉】・ フィルタ装置入口側 ： 400A
・ フィルタ装置出口側 ： 500A
主配管の口径については，代替格納容器圧力逃がし装置の容量（31.6kg/s）を満足するのに十分になるように設定している。
代替格納容器圧力逃がし装置の主配管の材質は，以下の通りとしている。
【6 号炉】・ フィルタ装置入口側 ： 炭素鋼，フィルタ装置近傍はステンレス鋼・ フィルタ装置出口側 ： 炭素鋼【7 号炉】・ フィルタ装置入口側 ： 炭素鋼，フィルタ装置近傍はステンレス鋼・ フィルタ装置出口側 ： 炭素鋼
フィルタ装置入口側の配管のうち，フィルタ装置近傍部については，スクラ
バ水による腐食の発生を考慮し，ステンレス鋼を用いる。

-33-

2.2.2.2
主要弁等
(1)
主要弁
【格納容器圧力逃がし装置】
格納容器圧力逃がし装置に接続される配管には，一次隔離弁，二次隔離弁，フィルタ装置入口弁の３台の弁が設置されている。一次隔離弁は不活性ガス
系に，二次隔離弁及びフィルタ装置入口弁は耐圧強化ベント系に設置されている。一次隔離弁及び二次隔離弁は既設の弁である。フィルタ装置入口弁は，格納容器圧力逃がし装置の設置に伴い新たに設置した弁である。フィルタ装置入口弁の仕様は，一次隔離弁と同仕様のものを設置している。
空気駆動弁である一次隔離弁及びフィルタ装置入口弁の構造を第 2.2.2.2－1 図に示す。また，電動駆動弁である二次隔離弁の構造を第 2.2.2.2－2 図に示す。

第 2.2.2.2－1 図

-34-

空気駆動弁

第 2.2.2.2－2 図

電動駆動弁【代替格納容器圧力逃がし装置】
代替格納容器圧力逃がし装置に接続される配管には，一次隔離弁，二次隔離弁の２台の弁が設置されている。これらの弁は，代替格納容器圧力逃がし装置の設置に伴い新たに設置した弁である。一次隔離弁及び二次隔離弁は電動駆動
弁で同仕様のものを設置している。これらの弁の構造を第 2.2.2.2－2 図に示
す。
(2)
圧力開放板
【格納容器圧力逃がし装置】【代替格納容器圧力逃がし装置】
格納容器圧力逃がし装置及び代替格納容器圧力逃がし装置には，系統内を窒素置換する際の大気との隔壁として，圧力開放板を設置する。また，系統
待機中にフィルタ装置内のスクラバ水が蒸発し，その水分がよう素フィルタの吸着材である銀ゼオライトに付着することによって銀ゼオライトが劣化することを防止するため，フィルタ装置とよう素フィルタの隔壁として，フィルタ装置とよう素フィルタの間に圧力開放板を設置する。
この圧力開放板は，格納容器ベントの障害とならないよう，格納容器ベン
ト時の格納容器圧力と比較して十分低い圧力にて開放するよう設定している。
なお，開放設定圧力は，100kPa[gage]である。
また，開放後には，圧力開放板部分での圧力損失が小さくなるよう，開放断面積の大きい第 2.2.2.2－3 図の構造としている。

-35-

第 2.2.2.2-3 図
(3)

圧力開放板

オリフィス

【格納容器圧力逃がし装置】
フィルタ装置出口側配管には，オリフィスを設置している。オリフィスの穴径は以下の通り設定している。
【6 号炉】・オリフィス穴径 ： φ291mm【7 号炉】・オリフィス穴径 ： φ259mm
なお，オリフィスの穴径は，格納容器から原子炉建屋頂部に設置した放出口までの配管の摩擦・局所圧損，フィルタ装置の圧損，オリフィスの圧損，
よう素フィルタ及び圧力開放板の圧損を考慮した場合に，格納容器が620kPa[gage]で ベ ン ト し た 際 に ， 格 納 容 器 圧 力 逃 が し 装 置 の 容 量 で あ る
31.6kg/s の水蒸気を通気できるように設定している。
【代替格納容器圧力逃がし装置】
フィルタ装置出口側配管には，オリフィスを設置する。
オリフィスの穴径は，格納容器から原子炉建屋頂部に設置した放出口までの配管の摩擦・局所圧損，フィルタ装置の圧損，オリフィスの圧損，よう素フィルタ及び圧力開放板の圧損を考慮した場合において，格納容器が620kPa[gage]でベントした際に，代替格納容器圧力逃がし装置の容量である
31.6kg/s の水蒸気を通気できるように設定する。

-36-

(4)
伸縮継手
【格納容器圧力逃がし装置】
格納容器圧力逃がし装置の主配管には，フィルタ装置入口側・フィルタ装置出口側ともに，原子炉建屋と遮へい壁の渡り部に伸縮継手を設置している。
伸縮継手の可動範囲は以下の通りとなる。
【6 号炉】
・フィルタ装置入口側 ： 上下左右前後方向に 300mm
・フィルタ装置出口側 ： 上下左右前後方向に 300mm【7 号炉】
・フィルタ装置入口側 ： 上下左右前後方向に 300mm
・フィルタ装置出口側 ： 上下左右前後方向に 300mm
なお，柏崎刈羽原子力発電所における基準地震動 Ss が作用した場合の，原子炉建屋と遮へい壁の渡り部の相対変位について評価を実施しており，その結果，地震時に生じる相対変位は６号炉，７号炉ともに水平方向に約 100mm，
鉛直方向に約 10mm であり，上記の伸縮継手の可動範囲と比較して十分小さな値となることを確認している。

ベロー部材質：SUS316

第 2.2.2.2-4 図

-37-

伸縮継手

2.3

附帯設備

2.3.1

格納容器圧力逃がし装置電源設備

2.3.1.1
概要【格納容器圧力逃がし装置】【代替格納容器圧力逃がし装置】
格納容器圧力逃がし装置の使用時，待機時，使用後に必要な計測制御設備，
電動駆動弁，空気駆動弁用電磁弁，ドレンポンプを作動させるため，常設代替
直流電源設備（ＡＭ用直流 125V 蓄電池），非常用低圧母線より必要な電力を供給する設計としている。
格納容器圧力逃がし装置については，代替交流電源設備（ガスタービン発電機，電源車）及び常設代替直流電源設備（ＡＭ用直流 125V 充電器，ＡＭ用直流
125V 蓄電池）から給電可能であり，全交流電源が喪失した場合でも監視，操作できる設計としている。
また，電源喪失時においても，電動駆動弁については，駆動部にエクステン
ションを設け，二次格納施設の外から人力による操作が可能な設計としている。
空気駆動弁については，二次格納施設の外から，ボンベを用いて操作するか，
エクステンションもしくはラチェットハンドルにより人力で操作することが可能な設計としている。
2.3.1.2
電源供給負荷【格納容器圧力逃がし装置】
格納容器圧力逃がし装置の使用時，待機時，使用後に電源供給が必要な負荷は，第 2.3.1.2－1 図及び第 2.3.1.2－1 表に示すとおりである。
主排気筒
6号炉

RE

放射線モニタ

AO

圧力開放 板
H 2E

Ｎ 2ベント ライン

原子炉区 域・タービン 区域〔Ｆ．Ｃ〕
換気空調 系排風機へ

AO

水素濃度 計
PI

MO

ボ ンベ

PT

圧力計

7号炉

原 子炉区域より
パ ージ用排風機

圧力計

非 常用ガス処理 系
排 風機へ

〔Ｆ．Ｃ〕

MO

遠 隔操作

②

AO

RE

放 射線モニタ

水 素濃度計

〔Ｆ．Ｏ〕

AO
〔Ｆ．Ｃ〕

H2 E

原 子炉区域運転階より

Ｎ 2供給ラ イン

・

・

AO

〔Ｆ．Ｏ〕

遠 隔操作

〔Ｆ．Ｏ〕

ド ライウェル
圧力開放板

よ う素
フィルタ

④・

差圧計

水 位計

DP

LT

フィルタ
装置

ド
レ
ン
タ
ン
ク

LＳ

水 位計

原子炉建屋

サ プレッション ・
チェンバ

MO

遠 隔操作
遠 隔操作

AO

原
子
炉
圧
力
容
器

Ｎ 2ベント ライン

PT

AO
〔Ｆ．Ｃ〕

オリフィ ス

圧力計

③

ボ ンベ
AO

遠隔操作

〔Ｆ．Ｃ〕

ボ ンベ
MO

① ・

遠 隔操作

AO

ボンベ

〔Ｆ．Ｃ〕

MO
pH

⑤

MO

ｐＨ計

非常用ガ ス処理 系
排 風機よりドレン
移 送ポン プ
FE

FE

MO
MO

流量計

二次格納施設MO

可燃性ガ ス濃度制御系
気 水分離器より

第 2.3.1.2－ 1図 格 納 容 器 圧 力 逃 が し 装 置 概 略 図

-38-

原子炉建屋

Ｎ 2供給ライン第2.3.1.2－1表 格納容器圧力逃がし装置の電源供給負荷①

格納容器圧力逃がし装置の電源供給負荷Ｓ／Ｃベント用出口隔離弁(原子炉格納容器一次隔離弁（サプレッション・チェンバ側）)②

耐圧強化ベン ト系 Ｐ Ｃ Ｖベント
ラインフィルタベント側隔離弁（フィルタ装置入口弁）③

ＰＣＶ耐圧強化ベント用連絡配管
隔離弁（原子炉格納容器二次隔離弁）
Ｄ／Ｗベント用出口隔離弁（原子炉格納容器一次隔離弁（ドライウェル側））

④

⑤

－

ドレンポンプ（区分Ⅰ）（ドレン流量計含む）
ドレンポンプ（区分Ⅱ）（ドレン流量計含む）
計測制御設備－

フィルタ装置水素濃度計（サンプルポンプを含む）－

フィルタ装置スクラバ水 pH 計

電源供給元
６号炉
７号炉
交流 120V フィルタベント
交流 120V フィルタベン
無停電電源装置
ト無停電電源装置（MCC 6C-1-1，直流 125V （ MCC 7C-1-1 ， 直 流 125V
フィルタベント分電盤） フィルタベント分電盤）
交流 120V フィルタベント
交流 120V フィルタベン
無停電電源装置
ト無停電電源装置（MCC 6C-1-1，直流 125V （ MCC 7C-1-1 ， 直 流 125V
フィルタベント分電盤） フィルタベント分電盤）
MCC 6C-1-3
MCC 7C-1-3

交流 120V フィルタベント
無停電電源装置（MCC 6C-1-1，直流 125V
フィルタベント分電盤）
現場分電盤（MCC 6C-1-3）
現場分電盤（MCC 6D-1-2）
直流 125V フィルタベント
分電盤（常設代替直流電源設備）
又は直流 125V 分電盤 6A-1
交流 120V 中央制御室計
測用分電盤 6A
（MCC 6C-1-8）
現場分電盤（MCC 6C-1-3）-39-

交流 120V フィルタベン
ト無停電電源装置（ MCC 7C-1-1 ， 直 流 125V
フィルタベント分電盤）
現場分電盤（MCC 7C-1-2）
現場分電盤（MCC 7D-1-2）
直流 125V フィルタベン
ト分電盤（常設代替直流電源設備）
又は直流 125V 7A-1-1
交流 120V 中央制御室計測用分電盤 7A-1（MCC 7C-1-7）
現場分電盤（MCC 7C-1-2）

【代替格納容器圧力逃がし装置】
代替格納容器圧力逃がし装置の使用時，待機時，使用後に電源供給が必要な
負荷は，第 2.3.1.2－2 図及び第 2.3.1.2－2 表に示すとおりである。

パージ用排風機

AO

格納容器圧力逃がし装置へ
原子炉建屋区域・タービン区域
換気空調系へ

圧力開放板

AO

AO
MO

Ｎ2ベントライン

非常用ガス処理系へ
圧力計
RE

③

④

放射線モニタMOド ライウ ェルMO

AO

Ｎ2供給ライン
原
子
炉
圧
力
容
器

圧力計

補給水ライン

PT

②

水素濃度計

①
MO

よう素
フィルタ

AO

サ プレッ ション ・
チ ェンバ

差圧計
フィルタ
装置

AO

MO

H2 E

H2E

ＤP
AO
pH

LT

⑤
ド レンポ ンプ

水位計

ｐ Ｈ計

原子炉建屋

流 量計

MO

FE

二次格納施設第 2.3.1.2－2 図 代替格納容器圧力逃がし装置概略図

-40-

AO

主排気筒へ

PI

第2.3.1.2－2表 代替格納容器圧力逃がし装置の電源供給負荷

①
②
③
④
⑤

－

代替格納容器圧力逃がし装置の電源供給負荷地下式 FCVS 原子炉格納容器一次隔離弁（サプレッション・チェンバ側）
地下式 FCVS 原子炉格納容器二次隔離弁（サプレッション・チェンバ側）
地下式 FCVS 原子炉格納容器一次隔離弁（ドライウェル側）
地下式 FCVS 原子炉格納容器二次隔離弁（ドライウェル側）

電源供給元
６号炉
MCC 6C-1-1

７号炉
MCC 7C-1-1

MCC 6C-1-1

MCC 7C-1-1

MCC 6C-1-1

MCC 7C-1-1

MCC 6C-1-1

MCC 7C-1-1

ドレンポンプ（区分Ⅰ）（ドレン流量計含む）

現場分電盤（MCC 6C-1-2）

現場分電盤（MCC 7C-1-1）

ドレンポンプ（区分Ⅱ）（ドレン流量計含む）

現場分電盤（MCC 6D-1-3）

現場分電盤（MCC 7D-1-1）

計測制御設備

直流 125V HPAC MCC

直流 125V HPAC MCC（常設代替直流電源設備）， （常設代替直流電源設備），－

フィルタ装置水素濃度計（サンプルポンプを含む）－

フィルタ装置スクラバ水 pH 計

又は又は

直流 125V 分電盤 6A-1

直流 125V 分電盤 7A-1-2A

交流 120V 中央制御室計
測用分電盤 6A
（MCC 6C-1-8）
現場分電盤（MCC 6C-1-2）

交流 120V 中央制御室計
測用分電盤 7A-1
（MCC 7C-1-7）
現場分電盤（MCC 7C-1-1）

2.3.1.3
単線結線図【格納容器圧力逃がし装置】【代替格納容器圧力逃がし装置】
格納容器圧力逃がし装置電源設備の単線結線図は，第 2.3.1.3－1 図に示すとおりである。

-41-

第2.3.1.3－1 図 格 納 容 器 圧 力 逃 が し 装 置 及 び 代 替 格 納 容 器 圧 力 逃 が し 装 置 電源設備の単線結線図

枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

-42-

2.3.1.4
電源設備の多重性又は多様性及び独立性【格納容器圧力逃がし装置】【代替格納容器圧力逃がし装置】(1)
原子炉格納容器の過圧破損を防止するための設備用電源の多様性及び独立性
格納容器圧力逃がし装置及び代替格納容器圧力逃がし装置は，設計基準事
故対処設備である残留熱除去系（格納容器スプレイ機能）及び当該系統の除熱を行う原子炉補機冷却水系，原子炉補機冷却海水系に対し，多様性を確保する設計としている。
格納容器圧力逃がし装置及び代替格納容器圧力逃がし装置は，区分Ⅰの非常用電源から，残留熱除去系（格納容器スプレイ機能）（２系統）は，区分Ⅱ／Ⅲの非常用電源から，各々供給されており，電源としては互いに独立性を確保する設計としている。
具体的には，区分分離された非常用電源は，基準地震動 Ss による地震力に対して十分な耐震性を有している。区分Ⅰと区分Ⅱ／Ⅲの非常用電源盤が設置されている電気品室については，位置的分散（第 2.3.1.4－1 図参照）を図る設計としている。また，格納容器圧力逃がし装置及び代替格納容器圧力逃がし装置用の電路については，電線管で布設され，感知，消火対策が施されていることから，単一火災により格納容器スプレイ機能と同時に機能喪失しない設計としている。また，区分Ⅰと区分Ⅱ／Ⅲの非常用電気品室及び計測制御用電気品室は溢水防護区画により分離されていることから，溢水に対しても同時に機能喪失しない設計としている。
(2)

格納容器圧力逃がし装置及び代替格納容器圧力逃がし装置用電源の多重性又は多様性及び独立性
格納容器圧力逃がし装置及び代替格納容器圧力逃がし装置用電源について
は，24 時間の長期にわたる全交流電源喪失時においても機能が維持されるよう，区分Ⅰの直流電源から供給するものとする（第 2.3.1.3－1 図参照）。また，最低限必要な動的機器（原子炉格納容器一次隔離弁，二次隔離弁，フィルタ装置入口弁）は人力にて操作できる設計としている。
24 時間を超える格納容器圧力逃がし装置及び代替格納容器圧力逃がし装置の運転において必要不可欠な動的機器であるドレンポンプ及び付属する流量計については，単一故障を想定し二重化する設計としていることから，この電源（交流）については各々区分Ⅰ，Ⅱの非常用電源から供給するものとする（第 2.3.1.3－1 図参照）。区分Ⅰ及びⅡの非常用電源については，(1)にて述べたとおり独立性を確保する設計としている。
また，格納容器圧力逃がし装置及び代替格納容器圧力逃がし装置の多重化を図る計測制御設備については，電源（直流）の単一故障を想定し，同じ区-43-

枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

分Ⅰではあるものの位置的分散（第 2.3.1.4－1 図参照）を図ると共に，電気的分離を確保するために相互に接続されることのない措置を講じた蓄電池（直流 125V 蓄電池 A：，ＡＭ用直流 125V 蓄電池：）より供給していることから独立性を確保する設計としている（第 2.3.1.3－1
図参照）。

-44-

枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

第 2.3.1.4-1 図 電源設備配置図-45-

2.3.2
格納容器圧力逃がし装置計測制御設備【格納容器圧力逃がし装置】【代替格納容器圧力逃がし装置】
2.3.2.1
概要
格納容器圧力逃がし装置の使用時，待機時，使用後に，系統の圧力とフィル
タ装置の水位を監視するため，圧力検出器と水位検出器を設置する。また，格
納容器圧力逃がし装置の入口及び出口配管に水素濃度検出器，フィルタ装置出口に放射線検出器，フィルタ装置ドレン移送ラインにフィルタ装置ドレン流量
検出器，フィルタ装置スクラバ水の pH 検出器，フィルタ装置内金属フィルタの差圧検出器，ドレンタンクに水位検出器を設置する。これらの監視パラメータ
は，中央制御室又は現場で監視可能な設計としている。
なお，代替格納容器圧力逃がし装置についても同様の設計としており，ここでは代表として格納容器圧力逃がし装置の計測設備について記載する。

2.3.2.2
計測設備の目的(1)
格納容器圧力逃がし装置の使用時の状態
格納容器圧力逃がし装置の使用時の状態を以下の通り確認する設計としている。
a.格納容器内のガスがフィルタ装置へ導かれていることの確認：フィルタ装置入口圧力，フィルタ装置出口放射線モニタ
b.フィルタ装置の除去性能に影響するパラメータの確認：フィルタ装置水位c.放出されるガスの放射線量の確認：フィルタ装置出口放射線モニタ
主排気筒
6号炉

RE

放射線モニタ

AO

圧力開放板
H2E

Ｎ2ベントライン

原子炉区域・
タービン区域〔Ｆ．Ｃ〕
換気空調系排風機へ

水素濃度計
PI

圧力計

非常用ガス処理系
排風機へ

ボンベ
〔Ｆ．Ｃ〕

MO

遠隔操作
AO

RE

放射線モニタ

水素濃度計
H2E

〔Ｆ．Ｏ〕

ボンベ

AO
〔Ｆ．Ｃ〕

AO

原子炉区域運転階より

Ｎ2供給ライン

・

・

AO

〔Ｆ．Ｏ〕

遠隔操作

〔Ｆ．Ｏ〕

ドライウェル
圧力開放板

〔Ｆ．Ｃ〕

・

PT

水位計

DP

LT

フィルタ
装置

ド
レ
ン
タ
ン
ク

MO

遠隔操作
遠隔操作

AO

原
子
炉
圧
力
容
器

Ｎ2ベントライン

差圧計

AO

よう素
フィルタ

オリフィス

圧力計

AO

MO

PT

圧力計

7号炉

原子炉区域よりパージ用排風機

遠隔操作

〔Ｆ．Ｃ〕

ボンベ
MO

LＳ

・

水位計

原子炉建屋

サプレッション・
チェンバ

遠隔操作

AO

ボンベ

〔Ｆ．Ｃ〕

MO
pH

MO

ｐＨ計

非常用ガス処理系
排風機より

ドレン
移送ポンプ
FE

FE

MO
MO

流量計

MO

二次格納施設第 2.3.2.2－1 図

格納容器圧力逃がし装置-46-

可燃性ガス濃度制御系
気水分離器より

原子炉建屋

使用時の概略図

Ｎ2供給ライン使用時の状態が，以下のとおり把握可能である。
a.フィルタ装置の閉塞等によりガスの導入が妨げられていないこと
フィルタ装置入口圧力計にて，格納容器ベント実施により待機圧力から上昇した圧力が，格納容器圧力の低下に追従して低下傾向を示すことを確認することで把握できる。フィルタ装置出口放射線量率が初期値から上昇することを計測することによりフィルタ装置が閉塞していないことを把握できる。
b.フィルタ装置の除去性能が低下していないこと
フィルタ装置水位計にて，水位が約 500mm～約 2200mm の間（2.2.1.3
参照）であることを確認することで把握できる。
c.放出されるガスの放射線量の確認
フィルタ装置出口放射線モニタにて，フィルタ装置出口配管に内包される放射性物質から放射線量率を監視し，排出経路の放射性物質濃度を評価することが可能である。
(2)

格納容器圧力逃がし装置の待機時の状態
格納容器圧力逃がし装置の待機時の状態を以下のとおり確認する設計としている。
a.フィルタ装置の除去性能に影響するパラメータの確認：フィルタ装置水位
b.フィルタ装置配管内の不活性状態の確認：フィルタ装置入口圧力，フィルタ装置出口圧力，フィルタ装置出口配管圧力
主排気筒

6号炉

RE

放射線モニタ

AO

圧力開放板
H2E

Ｎ2ベントライン

原子炉区域・
タービン区域〔Ｆ．Ｃ〕
換気空調系排風機へ

AO

水素濃度計
PI

MO

圧力計

非常用ガス処理系
排風機へ

〔Ｆ．Ｃ〕

MO

遠隔操作
AO

RE

放射線モニタ

ボンベ

AO
〔Ｆ．Ｏ〕

水素濃度計
H2E

〔Ｆ．Ｃ〕

AO

原子炉区域運転階より

Ｎ2供給ライン

・

・

AO

〔Ｆ．Ｏ〕

遠隔操作

〔Ｆ．Ｏ〕

ドライウェル
圧力開放板

〔Ｆ．Ｃ〕

PT

水位計

DP

LT

フィルタ
装置

MO

・

ド
レ
ン
タ
ン
ク

遠隔操作
遠隔操作

AO

原
子
炉
圧
力
容
器

Ｎ2ベントライン

差圧計

AO

よう素
フィルタ

オリフィス

圧力計

ボンベ

PT

圧力計

7号炉

原子炉区域よりパージ用排風機

遠隔操作
〔Ｆ．Ｃ〕

ボンベ
MO

LＳ

・

水位計

原子炉建屋

サプレッション・
チェンバ

遠隔操作

AO

ボンベ

〔Ｆ．Ｃ〕

MO
pH

MO

ｐＨ計

非常用ガス処理系
排風機より

ドレン
移送ポンプ
FE

FE

MO
MO

流量計

二次格納施設第 2.3.2.2－2 図

MO

可燃性ガス濃度制御系
気水分離器より格納容器圧力逃がし装置

-47-

原子炉建屋

待機時の概略図

Ｎ2供給ライン待機時の状態が，以下のとおり把握可能である。
a.フィルタ装置の除去性能が低下していないこと
フィルタ装置水位計にて，水位が約 500mm～約 2200mm の間（2.2.1.3
参照）であることを確認することで把握できる。
b.フィルタ装置配管内の不活性状態の確認
フィルタ装置入口圧力計及びフィルタ装置出口圧力計にて，封入した窒素圧力（0.01MPa[gage]以上）を継続監視することによって配管内の不活性状態を把握できる。
また，フィルタ装置出口配管圧力計にて，点検後の窒素置換操作を実施した際に，現場で圧力を監視することで，配管内が不活性状態になったことを把握できる。
(3)

格納容器圧力逃がし装置の使用後の状態
格納容器圧力逃がし装置の使用後の状態を以下のとおり確認する設計としている。
a.フィルタ装置内スクラバ水の確認：フィルタ装置水位
b.フィルタ装置配管内の不活性状態の確認：フィルタ装置入口圧力，フィルタ装置水素濃度c.放出されるガスの放射線量の確認：フィルタ装置出口放射線モニタ
主排気筒

6号炉

RE

放射線モニタAO

原子炉区域・
タービン区域〔Ｆ．Ｃ〕
換気空調系排風機へ

圧力開放板
H2 E

Ｎ2ベントライン

AO

水素濃度計
PI

MO

ボンベ

PT

圧力計

7号炉

圧力計

非常用ガス処理系
排風機へ

〔Ｆ．Ｃ〕

MO

遠隔操作
AO

RE

放射線モニタ

水素濃度計

〔Ｆ．Ｏ〕

ボンベ

AO
〔Ｆ．Ｃ〕

AO

原子炉区域運転階より

H2E

Ｎ2供給ライン

・

・

AO

〔Ｆ．Ｏ〕

遠隔操作

〔Ｆ．Ｏ〕

ドライウェル
圧力開放板

〔Ｆ．Ｃ〕

・

PT

水位計

DP

フィルタ
装置

LT

ド
レ
ン
タ
ン
ク

MO

遠隔操作
遠隔操作

AO

原
子
炉
圧
力
容
器

Ｎ2ベントライン

差圧計

AO

よう素
フィルタ

オリフィス

圧力計

原子炉区域よりパージ用排風機

遠隔操作

〔Ｆ．Ｃ〕

ボンベ
MO

LＳ

・
サプレッション・
チェンバ

水位計

原子炉建屋

遠隔操作

AO

ボンベ

〔Ｆ．Ｃ〕

MO
pH

MO

ｐＨ計

非常用ガス処理系
排風機より

ドレン
移送ポンプ
FE

FE

MO
MO

流量計

二次格納施設第 2.3.2.2－3 図

格納容器圧力逃がし装置

-48-

MO

可燃性ガス濃度制御系
気水分離器より使用後の概略図

原子炉建屋

Ｎ2供給ライン使用後の状態が，以下の通り把握可能である。
a.フィルタ装置内スクラバ水の確認
フィルタ装置水位計にて，フィルタ装置内で捕捉した放射性物質の放熱により，フィルタ装置内の水が蒸発することによる水位低下を把握できる。
b.フィルタ装置配管内の不活性状態の確認
フィルタ装置入口圧力計及びフィルタ装置水素濃度計にて，配管内が封入した窒素で正圧に維持されていること，また，配管内に水素が残留していないことにより不活性状態が維持されていることを把握できる。
c.放出されるガスの放射線量の確認
フィルタ装置出口放射線モニタにて，フィルタ装置出口配管に内包される放射性物質から放射線量率を監視し，排出経路の放射性物質濃度を評価することが可能である。
(4)

フィルタ装置の水位調整時の確認
格納容器圧力逃がし装置の使用時，待機時，使用後に，フィルタ装置の水位調整を以下のとおり確認する設計としている。
a.フィルタ装置の水位調整の確認：フィルタ装置水位，フィルタ装置ドレ
ン流量b.フィルタ装置スクラバ水の水質管理：フィルタ装置水位，フィルタ装置
ドレン流量，フィルタ装置スクラバ水 pH
主排気筒
6号炉

RE

放射線モニタ

AO

圧力開放板
H2E

Ｎ2ベントライン

原子炉区域・
タービン区域〔Ｆ．Ｃ〕
換気空調系排風機へ

AO

水素濃度計
PI

MO

圧力計

非常用ガス処理系
排風機へ

〔Ｆ．Ｃ〕

MO

遠隔操作
AO

RE

放射線モニタ

水素濃度計
H2 E

〔Ｆ．Ｏ〕

ボンベ

AO
〔Ｆ．Ｃ〕

AO

原子炉区域運転階より

Ｎ2供給ライン

・

・

AO

〔Ｆ．Ｏ〕

遠隔操作

〔Ｆ．Ｏ〕

可搬型注水ポンプ

ドライウェル
圧力開放板

〔Ｆ．Ｃ〕

・

PT

水位計

DP

LT

フィルタ
装置

ド
レ
ン
タ
ン
ク

MO

遠隔操作
遠隔操作

AO

原
子
炉
圧
力
容
器

Ｎ2ベントライン

差圧計

AO

よう素
フィルタ

オリフィス

圧力計

ボンベ

PT

圧力計

7号炉

原子炉区域よりパージ用排風機

遠隔操作

〔Ｆ．Ｃ〕

ボンベ
MO

LＳ

・

水位計

原子炉建屋

サプレッション・
チェンバ

遠隔操作

AO

ボンベ

〔Ｆ．Ｃ〕

MO
pH

MO

ｐＨ計

非常用ガス処理系
排風機より

ドレン
移送ポンプ
FE

FE

MO
MO

流量計

二次格納施設第 2.3.2.2－4 図

フィルタ装置-49-MO

可燃性ガス濃度制御系
気水分離器より

水位調整操作の概略図

原子炉建屋

Ｎ2供給ラインフィルタ装置の水位調整時の確認として，以下の通り把握可能である。
a.フィルタ装置の水位調整の確認
フィルタ装置水位計にて，フィルタ装置の排水又は水張りを実施する
際に，フィルタ装置の水位が把握できる。また，フィルタ装置ドレン流量計にて，排水操作を実施した際のタンクドレン量の把握ができる。
b.フィルタ装置スクラバ水の水質管理（2.2.1.3 参照）
フィルタ装置水位計にて，フィルタ装置の排水又は水張りを実施する
際に，フィルタ装置の水位が把握できると共に，必要な追加薬液量の把握ができる。また，フィルタ装置ドレン流量計にて，排水操作を実施した際のタンクドレン量から，必要な追加薬液量の把握ができる。
また，フィルタ装置へ薬液を補給する際に，スクラバ水の pH を把握できる設計とする。
(5)

想定される機能障害の把握
格納容器圧力逃がし装置の使用時に，想定される機能障害を以下のとおり確認する設計としている。
a.フィルタ装置の閉塞：フィルタ装置入口圧力，フィルタ装置出口放射線モニタ
b.金属フィルタの閉塞：金属フィルタ差圧，フィルタ装置入口圧力
c.よう素フィルタ出口配管の閉塞：ドレンタンク水位，フィルタ装置入口
圧力，フィルタ装置出口圧力
d.フィルタ装置入口配管の破断：フィルタ装置入口圧力，フィルタ装置出口放射線モニタ
e.フィルタ装置スクラバ水の漏えい：フィルタ装置水位
格納容器圧力逃がし装置の使用時に，想定される機能障害の確認として，
以下の通り把握可能である。
a.フィルタ装置の閉塞フィルタ装置入口圧力計にて，格納容器ベント実施により待機圧力から上昇した圧力が，低下傾向を示さないことを確認することで，フィルタ装置が閉塞していることを把握できる。
フィルタ装置出口放射線量率が初期値から上昇しないことを確認する
ことにより把握できる。
b.金属フィルタの閉塞
金属フィルタ差圧計にて，金属フィルタの閉塞状態を把握できる。なお，フィルタ装置入口圧力計にて，金属フィルタの閉塞が進行し，フィ-50-

ルタ装置入口圧力が上昇傾向を示すことを確認することで，金属フィル
タの閉塞状態を把握できる。
c.よう素フィルタ出口配管の閉塞
ドレンタンク水位計にて，ドレン水によるよう素フィルタ出口配管の閉塞状態を把握できる。また，フィルタ装置入口圧力計及びフィルタ装
置出口圧力計にて，ドレン水によるよう素フィルタ出口配管の閉塞が進行し，フィルタ装置入口圧力及びフィルタ装置出口圧力が上昇傾向を示すことを確認することで，よう素フィルタ出口配管のドレンによる閉塞状態を把握できる。
d.フィルタ装置入口配管の破断
フィルタ装置入口圧力計にて，格納容器ベント実施により待機圧力から上昇した圧力が低下傾向を示すが，フィルタ装置出口放射線量率が初期値から上昇しないことを確認することにより把握できる。
e.フィルタ装置スクラバ水の漏えい
フィルタ装置水位計にて，タンクからのスクラバ水漏えいによるフィルタ装置の水位低下を確認することで把握できる。
2.3.2.3
計測設備の仕様について
計測設備の概略構成図を第 2.3.2.3－1 図及び第 2.3.2.3－2 図，主要仕様を
第 2.3.2.3－1 表に示す。

-51-

-52-

FE

③

⑦

FE

①

圧力計

PT

Ｎ2供給ライン

LT

DP

流量計

ドレン
移送ポンプ

水位計

⑨

差圧計

Ｎ2ベントライン

オリフィス

圧力開放板

RE

ド
レ
ン
タ
ン
ク
水位計

LＳ

放射線モニタ

7号炉

圧力計

PI

圧力開放板

⑩

H2E

⑥

pH

AO

〔Ｆ．Ｏ〕

MO

二次格納施設サプレッション・
チェンバ

原
子
炉
圧
力
容
器

ドライウェル〔Ｆ．Ｏ〕

原子炉区域運転階より非常用ガス処理系
排風機へ

MO

原子炉区域・
タービン区域〔Ｆ．Ｃ〕
換気空調系排風機へ

MO

AO

AO

MO

〔Ｆ．Ｃ〕

AO

・

〔Ｆ．Ｃ〕

AO

・

パージ用排風機

原子炉区域より

AO

MO

AO
〔Ｆ．Ｏ〕

・

概略構成図

可燃性ガス濃度制御系
気水分離器より

非常用ガス処理系
排風機より

〔Ｆ．Ｃ〕

AO

〔Ｆ．Ｃ〕

格納容器圧力逃がし装置の計測設備

⑧

原子炉建屋

H2E

水素濃度計

圧力計

PT

水素濃度計

ｐＨ計

②

⑥

第 2.3.2.3－1 図

フィルタ
装置

よう素
フィルタ

⑤

④

RE

放射線モニタ

6号炉

Ｎ2ベントライン

⑤

MO

MO

〔Ｆ．Ｃ〕

AO

・

原子炉建屋

MO

ボンベ

遠隔操作

MO

ボンベ

遠隔操作

遠隔操作

遠隔操作

遠隔操作

ボンベ

遠隔操作

ボンベ

主排気筒

Ｎ2供給ライン

-53-

フィルタ
装置

よう素
フィルタ

ドレンポンプ

補給水ライン

Ｎ2 供給ライン

Ｎ2 ベントライン

⑥②

①

水位計

⑨

⑥

流量計

原子炉建屋
MO

MO

MO

MO

MO

サプレッション・
チェンバ

原
子
炉
圧
力
容
器

ドライウェル

非常用ガス処理系へ

代替格納容器圧力逃がし装置の計測設備

二次格納施設

FE

⑦

ｐＨ計

pH

⑧

水素濃度計

H2 E

PT

圧力計

第 2.3.2.3－2 図

LT

DP

差圧計

水素濃度計

H2E

⑤

③

放射線モニタ

RE

圧力計

PI

圧力開放板

原子炉建屋区域・タービン区域
換気空調系へ

AO

概略構成図

AO

AO

AO

AO

AO

パージ用排風機

MO

AO
AO

主排気筒へ

格納容器圧力逃がし装置へ

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。

第 2.3.2.3－1 表 格納容器圧力逃がし装置及び代替格納容器圧力逃がし装置の計測設備の監視パラメータ
監視パラメータ※1

計測範囲

計測範囲の根拠個数

監視場所※5フィルタ装置水位（格納容器圧力逃がし装置）

0～6000mm

スクラバノズル上端を計測範囲のゼロ点とし，フィルタ装置機能維持のための上
限水位：約2200mm，下限水位：約500mmが計測可能な範囲とする。

2

中央制御室
（緊急時対策所）

フィルタ装置水位（代替格納容器圧力逃がし装置）

0～7000mm

スクラバノズル上端を計測範囲のゼロ点とし，フィルタ装置機能維持のための上
限水位：約3000mm，下限水位：約500mmが計測可能な範囲とする。

2

中央制御室
（緊急時対策所）②フィルタ装置入口圧力

0～1.0MPa[gage]

以下の 2 つの状態を計測可能な範囲とする。
・格納容器ベント実施時に，格納容器圧力逃がし装置の最高圧力（0.62MPa[gage]）が計測可能な範囲とする。
・待機時に，窒素置換（約0.01MPa[gage]以上）が維持されていることを計測可能な範囲とする。

2*2

中央制御室
現場
（緊急時対策所）③フィルタ装置出口圧力0～0.5MPa[gage]

点検後の窒素置換操作を実施した際に，フィルタ装置出口の圧力開放板の設定圧力（0.1MPa[gage]）を超えないことが計測可能な範囲とする。

1

中央制御室
（緊急時対策所）①④フィルタ装置出口配管圧力1

現場10-2～105mSv/h

格納容器ベント実施時に，想定されるフィルタ装置出口の最大線量当量率（約7×104mSv/h）を計測可能な範囲とする。

2

中央制御室
（緊急時対策所）⑥フィルタ装置水素濃度

0～100%

格納容器ベント停止後の窒素によるパージを実施し，フィルタ装置入口及び出口
配管内に滞留する水素濃度が可燃限界濃度（4%）以下であることを計測可能な範
囲とする。

2*3

中央制御室
（緊急時対策所）⑦フィルタ装置ドレン流量

0～30m3/h

ドレンポンプの定格流量（10m3/h）を計測可能な範囲とする。

2*4

現場

⑧フィルタ装置スクラバ水pH

pH0～14

フィルタ装置内スクラバ水のpHを計測可能な範囲とする。

1

現場⑨金属フィルタ差圧

0～50kPa

1

中央制御室（緊急時対策所）

タンク底部から 510mm
ドレンタンク内の水位を把握し，ドレンの排水操作の開始やドレン排水操作の停
4
タンク底部から 1586mm
止判断が可能な計測範囲とする。
タンク底部から 3061mm
タンク底部から 4036mm
監視パラメータの数字は第 2.3.2.3－1 図及び第 2.3.2.3－2 図の丸数字に対応する。
中央制御室及び現場にそれぞれ１個フィルタ装置入口及び出口側にそれぞれ１個ドレンポンプ 2 台に対してそれぞれ１個
代替格納容器圧力逃がし装置の監視場所についても同様の設計で計画中。なお，「（緊急時対策所）」については，緊急時対策所での監視も可能な設計としている。

中央制御室（緊急時対策所）⑤フィルタ装置出口放射線モニタ-0.1～0.2MPa[gage]⑩ドレンタンク水位

※1
※2
※3
※4
※5

-54-

2.3.2.4
格納容器圧力逃がし装置の計測設備の多重性又は多様性について
格納容器圧力逃がし装置の計測設備については，「2.3.2.2
計測設備の目的」
で記載した，使用時，待機時，使用後に各確認すべき項目の全てについて，計器の単一故障を考慮しても監視可能とするため，多重性又は多様性を有している。
上記の使用時，待機時，使用後に各確認すべき項目について，多重性又は多様性を整理した結果を第 2.3.2.4－1 表に示す。

-55-

第 2.3.2.4－1 表

格納容器圧力逃がし装置の計測設備の多重性又は多様性について

フィルタ装置の状態(1)格 納 容 器 圧 力 逃 が し 装 置 の 使 用時

確認すべき項目

計測設備

多重性又は多様性

a.格納容器内のガスがフィルタ装置へ導かれていることの確認①フィルタ装置入口圧力計②フィルタ装置出口放射線モニタ①②で多様性有り①②はそれぞれ多重性有り

b.フィルタ装置の除去性能に影響するパラメータの確認①フィルタ装置水位計①は多重性有りc.放出されるガスの放射線量の確認①フィルタ装置出口放射線モニタ①は多重性有り(2)格 納 容 器 圧 力 逃 が し 装 置 の 待 機
時a.フィルタ装置の除去性能に影響するパラメータの確認①フィルタ装置水位計①は多重性有りb.フィルタ装置配管内の不活性状態の確認①フィルタ装置入口圧力計②フィルタ装置出口圧力計③フィルタ装置出口配管圧力計①②③で多様性有り①は多重性有り(3)格 納 容 器 圧 力 逃 が し 装 置 の 使 用
後a.フィルタ装置内スクラバ水の確認①フィルタ装置水位計①は多重性有りb.フィルタ装置配管内の不活性状態の確認①フィルタ装置入口圧力計②フィルタ装置水素濃度計①②で多様性有り①は多重性有り② は入 口 と出 口 配 管 で そ れ ぞれ補完c.放出されるガスの放射線量の確認①フィルタ装置出口放射線モニタ①は多重性有りa.フィルタ装置の水位調整の確認①フィルタ装置水位計②フィルタ装置ドレン流量計①②で多様性有り①②はそれぞれ多重性有り

b.フィルタ装置スクラバ水の水質管理①フィルタ装置水位計②フィルタ装置ドレン流量計③フィルタ装置スクラバ水 pH 計①②③で多様性有り①②はそれぞれ多重性有り

a.フィルタ装置の閉塞①フィルタ装置入口圧力計②フィルタ装置出口放射線モニタ①②で多様性有り①②はそれぞれ多重性有り

b.金属フィルタの閉塞①金属フィルタ差圧計②フィルタ装置入口圧力計①②で多様性有り②は多重性有りc.よう素フィルタ出口配管の閉塞①ドレンタンク水位計②フィルタ装置入口圧力計③フィルタ装置出口圧力計①②③で多様性有り②は多重性有りd.フィルタ装置入口配管の破断①フィルタ装置入口圧力計②フィルタ装置出口放射線モニタ①②で多様性有り①②はそれぞれ多重性有り

d.フィルタ装置スクラバ水の漏えい①フィルタ装置水位計①は多重性有り(4)フィルタ装置の水位調整時(5)想定される機能障害-56-

2.3.3

格納容器圧力逃がし装置給水設備

2.3.3.1
機能【格納容器圧力逃がし装置】【代替格納容器圧力逃がし装置】
格納容器圧力逃がし装置の使用時に，フィルタ装置の水位が低下した場合に，外部からスクラバ水を補給できるよう，給水設備を設置する。
2.3.3.2
設備構成及び仕様【格納容器圧力逃がし装置】
格納容器圧力逃がし装置における給水設備の系統構成を第 2.3.3.2－1 図に
示す。
主排気筒
6号炉

RE

放射線モニタ
AO

圧力開放板
H 2E

Ｎ2ベントライン

原子炉区域・
タービン区域〔Ｆ．Ｃ〕
換気空調系排風機へ

AO

水素濃度計
PI

MO

ボンベ

PT

圧力計

7号炉

原子炉区域よりパージ用排風機

圧力計

非常用ガス処理系
排風機へ

〔Ｆ．Ｃ〕

MO

遠隔操作
AO

RE

放射線モニタ

水素濃度計〔 Ｆ．Ｏ〕

ボンベ

AO
〔Ｆ．Ｃ〕

H2E

AO

〔 Ｆ．Ｏ〕

遠隔操作

〔Ｆ．Ｏ〕

可搬型注水ポンプ

ドライウェル
圧力開放板

よう素
フィルタ

・

PT
DP

フィルタ
装置

LT

遠隔操作
遠隔操作
遠隔操作

〔Ｆ．Ｃ〕

ボンベ
MO

LＳ

水位計

MO

AO

原
子
炉
圧
力
容
器

Ｎ2ベントライン

差圧計

AO〔 Ｆ．Ｃ〕

オリフィス

圧力計

AO

原子炉区域運転階より

Ｎ2供給ライン

・

・

・

水位計

原子炉建屋

サプレッション・
チェンバ

遠隔操作

AO

ボンベ

〔Ｆ．Ｃ〕

MO
pH

MO

ｐＨ計

非常用ガス処理系
排風機より

ドレン
移送ポンプ

MO
FE

FE

MO

流量計

MO

二次格納施設第 2.3.3.2－1 図

格納容器圧力逃がし装置

可燃性ガス濃度制御系
気水分離器より

原子炉建屋

Ｎ2供給ライン給水設備系統図

給水設備は，配管，手動弁，逆止弁よりなり，フィルタ装置の給水ノズルに接続される。また，配管にはホース接続用の接続口を設置しており，消防車からのホースを接続できる構造としている。
給水設備の配管の口径は，以下の通りとしている。
【6 号炉】
・ 給水配管 ： 65A【7 号炉】
・ 給水配管 ： 65A-57-

枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

また，給水設備の配管の材質は，以下の通りとしている。
【6 号炉】
・ 給水配管 ： ステンレス鋼【7 号炉】
・ 給水配管 ： ステンレス鋼
給水配管のルーティングについては，第 2.3.3.2－2 図，第 2.3.3.2－3 図の通りとなる。

第 2.3.3.2－2 図

給水配管ルート図（6/7 号炉）

第 2.3.3.2－3 図

給水配管ルート図（6/7 号炉）-58-

なお，消防車の吐出圧力は，0.85MPa[gage]（流量 120m 3/h 以上）であり，フ
ィルタ装置内の圧力と比較して十分大きいことから，給水可能である。
（フィル
タ装置内の圧力は第 3.2.2.2－5 図を参照）【代替格納容器圧力逃がし装置】
代替格納容器圧力逃がし装置における給水設備は，配管，手動弁，逆止弁よりなり，フィルタ装置の給水ノズルに接続される。また，配管にはホース接続用の接続口を設置しており，消防車からのホースを接続できる構造としている。
給水設備の配管の口径は，以下の通りとしている。
【6 号炉】
・ 給水配管 ： 65A【7 号炉】
・ 給水配管 ： 65A
また，給水設備の配管の材質は，以下の通りとしている。
【6 号炉】
・ 給水配管 ： ステンレス鋼【7 号炉】
・ 給水配管 ： ステンレス鋼
2.3.4

格納容器圧力逃がし装置ドレン設備

2.3.4.1
機能【格納容器圧力逃がし装置】【代替格納容器圧力逃がし装置】
格納容器圧力逃がし装置の使用時に，フィルタ装置の水位が上昇した場合，
もしくは格納容器圧力逃がし装置使用後にフィルタ装置のスクラバ水を格納容器へ移送できるよう，ドレン設備を設置する。
2.3.4.2
設備構成及び仕様【格納容器圧力逃がし装置】
格納容器圧力逃がし装置におけるドレン設備の系統構成を第 2.3.4.2－1 図
に示す。

-59-

主排気筒
6号炉

RE

放射線モニタ
AO

圧力開放板
H2E

Ｎ2ベントライン

原子炉区域・
タービン区域〔Ｆ．Ｃ〕
換気空調系排風機へ

AO

水素濃度計
PI

MO

ボンベ

PT

圧力計

7号炉

原子炉区域よりパージ用排風機

圧力計

非常用ガス処理系
排風機へ

〔Ｆ．Ｃ〕

MO

遠隔操作
AO

RE

放射線モニタ

水素濃度計

〔Ｆ．Ｏ〕

ボンベ

AO
〔Ｆ．Ｃ〕

H 2E

原子炉区域運転階より

Ｎ2供給ライン

・

・

遠隔操作

AO

〔Ｆ．Ｏ〕

〔Ｆ．Ｏ〕

ドライウェル
圧力開放板

PT
DP

フィルタ
装置

LT

遠隔操作

MO

遠隔操作

AO

遠隔操作
〔Ｆ．Ｃ〕

ボンベ
MO

・

LＳ

水位計

〔Ｆ．Ｃ〕

・
原
子
炉
圧
力
容
器

Ｎ2ベントライン

差圧計

AO

よう素
フィルタ

オリフィス

圧力計

AO

水位計

原子炉建屋

サプレッション・
チェンバ

遠隔操作

AO

ボンベ

〔Ｆ．Ｃ〕

MO
pH

MO

ｐＨ計

非常用ガス処理系
排風機より

ドレン
移送ポンプ

MO
FE

FE

MO

流量計

MO

二次格納施設第 2.3.4.2－1 図

格納容器圧力逃がし装置

可燃性ガス濃度制御系
気水分離器より

原子炉建屋

ドレン設備系統図

ドレン設備は，配管，伸縮継手，手動弁，逆止弁，ポンプよりなり，フィル
タ装置のドレンノズル，及び可燃性ガス濃度制御系の気水分離器のドレンラインに接続する。可燃性ガス濃度制御系のドレンラインは格納容器のサプレッション・チェンバに接続されていることから，フィルタ装置のスクラバ水を格納容器に移送することが可能である。
ドレン設備の配管の口径は，以下の通りとしている。
【6 号炉】・ ドレン配管 ： 50A【7 号炉】・ ドレン配管 ： 50A
また，ドレン設備の配管の材質は，以下の通りとしている。
【6 号炉】・ ドレン配管 ： ステンレス鋼【7 号炉】・ ドレン配管 ： ステンレス鋼
ドレン配管のルーティングについては，第 2.3.4.2－2 図から第 2.3.4.2－8
図の通りとなる。

-60-

Ｎ2供給ライン枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

第 2.3.4.2-2 図

ドレン配管ルート図（6 号炉）-61-

枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

第 2.3.4.2-3 図

第 2.3.4.2-4 図

ドレン配管ルート図（6 号炉）

ドレン配管ルート図（6 号炉-62-

原子炉建屋地下 1 階）

枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

第 2.3.4.2-5 図

ドレン配管ルート図（6 号炉

第 2.3.4.2-6 図

原子炉建屋地下 2 階）

ドレン配管ルート図（7 号炉）-63-

枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

第 2.3.4.2-7 図

第 2.3.4.2-8 図

ドレン配管ルート図（7 号炉）

ドレン配管ルート図（7 号炉-64-

原子炉建屋地下 1 階）

枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

第 2.3.4.2-9 図

ドレン配管ルート図（7 号炉

原子炉建屋地下 2 階）

ドレン設備の伸縮継手の口径は，以下の通りとしている。
【6 号炉】・ ドレン設備伸縮継手 ： 50A【7 号炉】・ ドレン設備伸縮継手 ： 50A
また，ドレン設備の伸縮継手の配管の材質は，以下の通りとしている。
【6 号炉】・ ドレン設備伸縮継手 ： ステンレス鋼【7 号炉】・ ドレン設備伸縮継手 ： ステンレス鋼
ドレン設備のポンプは，格納容器圧力逃がし装置の運転中，停止中に依らず，
フィルタ装置内のスクラバ水を移送できるよう，下記の容量としている。また，
ドレン設備のポンプは 6 号炉と 7 号炉共に 2 台ずつ設置する。
【6 号炉】・ ドレン設備ポンプ容量 ： 吐出量 10m 3/h，揚程 50m【7 号炉】・ ドレン設備ポンプ容量 ： 吐出量 10m 3/h，揚程 50m
また，ドレン設備のポンプの耐圧部の材質は，以下の通りとしている。
【6 号炉】・ ドレン設備ポンプ ： ステンレス鋼【7 号炉】
・
ドレン設備ポンプ：ステンレス鋼-65-

【代替格納容器圧力逃がし装置】
代替格納容器圧力逃がし装置におけるドレン設備は，配管，手動弁，逆止弁，ポンプよりなり，フィルタ装置のドレンノズル，及び格納容器のサプレッショ
ン・チェンバに接続する。このため，フィルタ装置のスクラバ水を格納容器に移送することが可能である。
ドレン設備の配管の口径は，以下の通りとしている。
【6 号炉】・ ドレン配管 ： 65A，50A【7 号炉】・ ドレン配管 ： 65A，50A
また，ドレン設備の配管の材質は，以下の通りとしている。
【6 号炉】・ ドレン配管【7 号炉】・ ドレン配管：ステンレス鋼：ステンレス鋼

ドレン設備のポンプは，代替格納容器圧力逃がし装置の運転中，停止中によらず，フィルタ装置内のスクラバ水を移送できるよう設計する。また，ドレン
設備のポンプは 6 号炉と 7 号炉共に 2 台ずつ設置する。

-66-

2.3.5

格納容器圧力逃がし装置窒素パージ設備

2.3.5.1
機能【格納容器圧力逃がし装置】【代替格納容器圧力逃がし装置】
格納容器圧力逃がし装置の待機中に系統内を窒素ガスで置換し，ベントガスに含まれる水素による爆発を防止する。また，格納容器圧力逃がし装置の使用後には，スクラバ水の放射線分解により発生し，系統内の頂部に溜まった水素
ガスを，窒素ガスにより系統外へ排出することにより，滞留水素による爆発を防止する。
2.3.5.2
設備構成及び仕様【格納容器圧力逃がし装置】
格納容器圧力逃がし装置における窒素パージ設備の系統構成を第 2.3.5.2－
1 図に示す。
主排気筒
6号炉

大気開放

RE

放射線モニタAO

圧力開放板

Ｎ2ベントライン

水素濃度計
PI

可搬型窒素供給装置

RE

非常用ガス処理系
排風機へ

ボンベ
〔Ｆ．Ｃ〕

MO

遠隔操作
AO

フィルタ装置入口圧力計
・窒素置換時圧力上昇確認

放射線モニタ

〔Ｆ．Ｏ〕

AO

圧力開放板

〔Ｆ．Ｏ〕

フィルタ
装置

遠隔操作
遠隔操作

〔Ｆ．Ｃ〕

ボンベ
MO

・
サプレッション・
チェンバ

水位計

原子炉建屋

遠隔操作

AO

ボンベ

〔Ｆ．Ｃ〕

Ｆ ０２２
Ｆ ５０２Ｂ

FE

MO

pH

MO

ｐＨ計

可搬型窒素供給装置

非常用ガス処理系
排風機より

ドレン
移送ポンプ

Ｆ ０２０

MO
MO

流量計

Ｆ ２１１
Ｆ ２０９

遠隔操作

Ｆ ０１９

Ｆ ５０２Ａ

FE

MO

Ｆ ０７０

AO

LＳ

Ｆ ５０１

遠隔操作

〔Ｆ．Ｃ〕

・
原
子
炉
圧
力
容
器

Ｎ2ベントライン

LT

AO

AO

よう素
フィルタ

PT
DP

・

・

〔Ｆ．Ｏ〕

ドライウェル

オリフィス

Ｆ １０２

AO

原子炉区域運転階より

H2E

水素濃度計

水位計

ボンベ

Ｆ ００１
〔Ｆ．Ｃ〕

Ｎ2供給ライン

差圧計

AO

MO

圧力計

7号炉

圧力計

パージ用排風機

PT

圧力計

大気開放

原子炉区域より原子炉区域・
タービン区域〔Ｆ．Ｃ〕
換気空調系排風機へ

H2 E

Ｆ ２０５

MO

二次格納施設

可燃性ガス濃度制御系
気水分離器より

原子炉建屋

Ｆ ２１０

第 2.3.5.2－1 図

格納容器圧力逃がし装置

窒素パージ設備系統図

窒素パージ設備の配管の口径は，以下の通りとしている。
【6 号炉】
・ 窒素供給及びベント配管 ： 25A【7 号炉】
・ 窒素供給及びベント配管

：

25A

-67-

Ｎ2供給ライン枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

また，窒素パージ設備の配管の材質は，以下の通りとしている。
【6 号炉】
・ 窒素供給配管： ステンレス鋼および炭素鋼
・ ベント配管： 炭素鋼【7 号炉】
・ 窒素供給配管： ステンレス鋼および炭素鋼
・ ベント配管： 炭素鋼
窒素パージ配管のルーティングについては，第 2.3.5.2－2 図から第 2.3.5.2－6 図の通りとなる。

第 2.3.5.2－2 図

窒素パージ配管ルート図（6 号炉-68-

窒素供給配管）枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

第 2.3.5.2-3 図

窒素パージ配管ルート図（6 号炉

窒素供給配管）第 2.3.5.2-4 図

窒素パージ配管ルート図（6 号炉

窒素ベント配管）-69-

枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

第 2.3.5.2-5 図

窒素パージ配管ルート図（7 号炉

第 2.3.5.2-6 図

窒素供給配管）窒素パージ配管ルート図（7 号炉）-70-

窒素ガスは，屋外に設置した接続口に可搬型の窒素供給装置を接続し，供給する。窒素供給装置は，空気中から窒素を抽出し，高純度の窒素ガスを生成する。窒素供給装置量は，窒素ガス純度が 99%の場合において 70Nm3/h の生成能力を有する。

【代替格納容器圧力逃がし装置】
代替格納容器圧力逃がし装置における窒素パージ設備の配管の口径は，以下の通りとしている。
【6 号炉】
・ 窒素供給及びベント配管 ： 25A【7 号炉】
・ 窒素供給及びベント配管 ： 25A
また，窒素パージ設備の配管の材質は，以下の通りとしている。
【6 号炉】
・ 窒素供給及びベント配管 ： ステンレス鋼【7 号炉】
・ 窒素供給及びベント配管 ： ステンレス鋼
窒素ガスは，屋外に設置した接続口に可搬型の窒素供給装置を接続し，供給する。窒素供給装置は，空気中から窒素を抽出し，高純度の窒素ガスを生成する。窒素供給装置量は，窒素ガス純度が 99%の場合において 70Nm3/h の生成能力を有する。

-71-

3． フィルタ装置の性能【格納容器圧力逃がし装置】【代替格納容器圧力逃がし装置】
3.1

フィルタ装置による放射性物質の除去原理

3.1.1

粒子状放射性物質の除去原理

3.1.1.1
水スクラバによる除去
格納容器より排出されたガスは，格納容器圧力逃がし装置の給気配管を経て，容器に到達し，スクラバノズルから容器内に噴出する。
水スクラバは，ベントガスをスクラバ水中に噴射するスクラバノズルと，スクラバ水中の気泡を細分化するための気泡細分化装置で構成されている。
水スクラバでは，下記の除去原理により粒子状物質を捕捉する。
・ スクラバ水中でのベントガスの気泡に作用する加速度により，ベントガ
ス気泡中の粒子状放射性物質に慣性力が働き，粒子状放射性物質がスク・・・・

ラバ水と接触することで捕捉する。
ベントガスの気泡中の粒子状放射性物質が重力沈降し，粒子状放射性物
質がスクラバ水と接触することで捕捉する。
ベントガスの気泡中の粒子状放射性物質のブラウン運動により，粒子状
放射性物質がスクラバ水と接触することで捕捉する。
スクラバ水中でベントガス気泡中の水蒸気が凝縮することにより，粒子状放射性物質がスクラバ水と接触することで捕捉する。
ベントガス気泡中の粒子状放射性物質の熱泳動により，粒子状放射性物
質がスクラバ水と接触することで捕捉される。

なお，いずれの除去原理においても，スクラバ水中におけるベントガスの気泡径が小さいほど，粒子状放射性物質とスクラバ水が接触しやすくなるため，
粒子状放射性物質の捕集効率が大きくなる。そのため，気泡細分化装置を設置し，スクラバ水中におけるベントガス気泡を小さくする設計としている。

-72-

◆ ベントガス浮上域
ブラウン拡散により気液界面に接触して捕捉。
小さい粒子ほど捕捉されやすい。

熱泳動より気液界面に接触して捕捉。
小さい粒子ほど捕捉されやすい。

ブラウン拡散や重力，
慣性力の作用の弱い
粒子は気泡内に留まるものもある。

捕捉された粒子
粒子に作用する慣性力や重力により，気液界面に接触して捕捉。
大きい粒子ほど捕捉されやすい。

気泡中の水蒸気の凝縮により粒子が気液界面に接触して捕捉。

：粒子状放射性物質（Cs等）◆ ベントガス噴射直後域
ベントガス（気泡）ノズル

気泡中の水蒸気の凝縮により粒子が気液界面に接触して捕捉。

噴射直後の気泡の急減速により，粒子に作用する慣性力によって，気液界面に接触して捕捉。

：粒子状放射性物質（Cs等）

第 3.1.1－1 図

水スクラバによる除去原理（イメージ）-73-

3.1.1.2
金属フィルタによる除去
金属フィルタ（Metal Fiber Filter；以下，MFF）は，三層構造の金属繊維と焼結シートの円筒状のフィルタにより構成される。この MFF では，下記のメカ
ニズムにより粒子状放射性物質を捕捉する。
・ 粒子状放射性物質に働く慣性力により，ベントガスの流線から外れ，粒子状放射性物質が MFF 繊維に接触することで捕捉する。
・ 粒子状放射性物質のブラウン運動により，粒子状放射性物質が MFF 繊維に接触することで捕捉する。
・ 粒子状放射性物質が，MFF 繊維の隙間に付着することで捕捉する。

ガスの流れ粒子に作用する慣性力
により，金属フィルタ
繊維に接触して捕捉。
大きい粒子ほど捕捉されやすい。

ブラウン拡散や慣性力の作用の弱い粒子は金属フィルタ繊維を通過するものもある。

金属フィルタ繊維

金属フィルタ繊維
ブラウン拡散により金属フィルタ繊維に接触して捕捉。
小さい粒子ほど捕捉されやすい。

金属フィルタ繊維の隙間に粒子が接触して捕捉。
大きい粒子ほど捕捉されやすい。

金属フィルタ繊維：ガスの流れ

第 3.1.1－2 図：粒子状放射性物質（Cs等）

金属フィルタによる除去原理（イメージ）-74-

3.1.2ガス状放射性物質の除去原理【格納容器圧力逃がし装置】【代替格納容器圧力逃がし装置】
3.1.2.1
格納容器圧力逃がし装置へ流入するガス状放射性物質量の低減(1)
希ガス
希ガスについては，格納容器圧力逃がし装置で除去できないことから，格納容器内にできるだけ長くとどめ，放射能量を可能な限り時間減衰させることが，環境中への希ガスの放出量を低減させるための有効な対策となる。
このため，6 号炉及び 7 号炉では，格納容器の圧力上昇を抑制し，格納容器
ベントの実施に至るまでの時間をできるだけ延ばすために，格納容器スプレイの実施や水源への補給等の対策を講じることとする。
(2)

よう素
サプレッション・プール水の pH 制御を行わない場合，サプレッション・プー

ル水中に取り込まれた粒子状よう素が，サプレッション・プール水中で無機よう素に変化（I - →I 2 ）し，無機よう素の一部が時間をかけて有機よう素に変化する（I2 →CH3I）。一度生成された有機よう素は格納容器内で除去されることな
く，格納容器圧力逃がし装置に流入する可能性がある。一方，サプレッション・
プール水の pH を 7 以上に維持した場合，サプレッション・プール水中での無機
よう素の生成が抑制されるため，有機よう素の生成量も抑制される。
このため，よう素については，サプレッション・プール水の pH 制御を行い，格納容器内での有機よう素の発生を抑制することが，環境中へのよう素の放出量を低減させるための有効な対策となると考えられる。
以上より，6 号炉及び 7 号炉では，格納容器内での有機よう素の発生を抑制するために，サプレッション・プール水の pH を 7 以上に制御するための対策を講じることとする。
格納容器圧力逃がし装置での無機よう素及び有機よう素の除去原理は次項に
示す通り。

-75-

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3.1.2.2
格納容器圧力逃がし装置での除去(1)
水スクラバによる除去
フィルタ装置に内包するスクラバ水は，薬液（水酸化ナトリウム）を溶解した水溶液としている。
ガス状の無機よう素は，水酸化ナトリウムによる下記の化学反応により，よう素イオンとしてスクラバ水中に捕捉することにより，ベントガスより除去する。なお，下記の化学反応による捕捉を安定させるためには，スクラバ水の pHxx以上に保つ必要がある。
3I2+6OH- → 5I-+IO3 -+3H2O

I2+2OH- → 2I-+2H++O2
により，I-としてスクラバ
水に捕捉

I-

I2
I2
I2

II2

I2
I-

ベントガス（気泡）ノズル

第 3.1.2.1－1 図

水スクラバによる無機よう素除去原理（イメージ）(2)

吸着材による除去
よう素フィルタは銀ゼオライト吸着材により，ガス状の有機よう素及び無機
よう素をよう化銀として吸着材の中に取り込むことにより，ベントガスより除
去する。

-76-

3.2
3.2.1

性能検証
性能検証試験の概要

3.2.1.1
試験設備の概要【エアロゾル除去性能試験】
格納容器ベント実施時に，格納容器圧力逃がし装置が必要なエアロゾル除去
性能を達成できていることを確認するため，格納容器圧力逃がし装置を模擬した試験装置を用いてエアロゾル除去性能確認試験を実施した。
試験の概要を第 3.2.1.1－1 図に示す。格納容器圧力逃がし装置を模擬した試
験フィルタに，コンプレッサからの空気に粒子状放射性物質を模擬した微粒子（エアロゾル）を混入して送気する。試験フィルタの前後にエアロゾル計測装置を設置して微粒子の個数を計測し，試験フィルタの DF を算出する。
試験フィルタは，直径 0.35m，高さ 4m の容器であり，断面積が実機の約 1/140，
高さが実機の約 1/2 のスケールである。この容器の中に実機と同じノズル（1本），気泡細分化装置，金属フィルタ（1 本）を設置している。高さが実機の 1/2となっているが，実機より容器の高さが小さい分，装置の性能には影響を及ぼさない気相部の寸法を短縮している。それ以外の性能に影響を及ぼす気泡細分化装置の高さや，金属フィルタの長さについては，実機と同一となるようにしている。
コンプレッサは，実機にて想定される最大の体積流量の 1/140 の流量を発生させるのに十分な容量としている。
微粒子発生装置では，格納容器ベント時に想定される粒子径に近い径の粒子を発生させる。粒子の種類は，PSL（ポリスチレン製標準粒子），TiO 2，Fe 2O3 を選定している。
エアロゾル計測装置は，試験微粒子を高精度で計測するため，レーザー光散
乱の計測原理を用いた計測装置と，電気移動度分級とレーザー光散乱の計測原理による計測装置を選定している。

-77-

-78-

0.35m

試験用フィルタベント装置

実機と同じノズルを１本設置

実機と同じ気泡細分化装置を設置実機と同じ金属フィルタを１本設置• 内部の構成は実機と同様• 実機に対し，高さ約1/2，
断面積 約1/140（気相部の空間高さを短縮）

4m

第 3.2.1.1－1 図

試験概要図（エアロゾル除去性能試験）

試験装置全体図（大型試験装置）

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【無機よう素除去性能試験】
格納容器ベント実施時に，格納容器圧力逃がし装置が必要な無機よう素除去性能を達成できていることを確認するため，格納容器圧力逃がし装置を模擬した試験装置を用いて無機よう素除去性能確認試験を実施した。
試験の概要を第 3.2.1.1－2，3 図に示す。格納容器圧力逃がし装置を模擬した試験フィルタに，コンプレッサからの空気に無機よう素を混入して送気する。
試験フィルタの前後にサンプリング装置（インピンジャー）を設置して無機よ
う素濃度を計測し，試験フィルタの DF を算出する。無機よう素の濃度の計測には，ICP-MS を用いた。
試験フィルタは，エアロゾル除去性能試験と同じ，直径 0.35m，高さ 4m の容器を用いた。また，コンプレッサについてもエアロゾル除去性能試験と同じ，実機にて想定される最大の体積流量の 1/140 の流量を発生させるのに十分な容量のものを用いた。
無機よう素供給装置は，無機よう素発生器，コンプレッサ，空気予熱器等からなる。無機よう素発生器は，器内をヒータにて高温状態とし，あらかじめ充
填した固体無機よう素を昇華させ，ガス状の無機よう素を発生させる。発生させたガス状無機よう素を，コンプレッサならびに空気予熱器からの高温空気により，試験系統に供給する構造となっている。
また，主空気ラインの空気も，空気加熱器により高温状態としている。さらに，配管及び試験容器にはヒータと保温材を設置して試験系統を高温の状態とし，ガス状の無機ヨウ素が固化することを防止している。

-79-

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第 3.2.1.1－2 図

第 3.2.1.1－3 図

試験概要図（無機よう素除去性能試験）

サンプリング装置（無機よう素除去性能試験）-80-

3.2.1.2
試験条件とその設定根拠【エアロゾル除去性能試験】
格納容器ベント実施時のフィルタ装置のエアロゾル除去性能を確認するため，
フィルタ装置の性能への影響が大きいパラメータとして，スクラバ水位，スクラバ水温，及び，ベントガス流量を設定した。
スクラバ水の水位は，ベントガス水蒸気の凝縮や，スクラバ水に捕捉された
放射性物質の崩壊熱による蒸発により，ベント実施中に変動する。
スクラバ水温は，高温のベントガスの流入や，スクラバ水に捕捉された放射性物質の崩壊熱による発熱により，ベント実施中に変動する。
ベントガス流量は，原子炉格納容器の圧力に応じて，ベント実施中に変動する。
これらの変動パラメータと粒子状放射性物質の捕捉メカニズムとの関係を以下に示す。また，これらの影響を考慮した DF 計測試験の条件を第 3.2.1－1 表に示す。
(1)水スクラバ部
a． ベントガス噴射直後域(a)
ベントガス噴射直後のガス速度急減速により粒子に生じる慣性力
ガス流量：流量が大きいほど減速の加速度が大きく DF は上がる。
(b)
ベントガス中の水蒸気の凝縮
水温：水温が高いほど水蒸気の凝縮量は小さくなるため，DF は下がる。
b． ベントガス浮上域(a)
ベントガス浮上中の動きに伴う加速度により，粒子生じる慣性力
水位：水位が高いほど，水中滞留時間が長くなり，DF は上がる。
(b)
粒子の重力沈降やブラウン拡散
水位：水位が高いほど，水中滞留時間が長くなり，DF は上がる。
ガス流量：流量が大きいほど，水中滞留が短くなり，DF は下がる。
(c)
ベントガス中の水蒸気の凝縮
水温：水温が高いほど水蒸気の凝縮量は小さくなるため，DF は下がる。
(d)
粒子の熱泳動
水温：水温が高いほど熱泳動速度は小さくなるため，DF は下がる。

-81-◆ ベントガス浮上域

蒸気凝縮
慣性
ブラウン拡散重力沈降

熱泳動：粒子状放射性物質（Cs等）◆ ベントガス噴射直後域

慣性

ベントガス（気泡）

蒸気凝縮

ノズル

第 3.2.1.2－1 図

水スクラバ部の捕捉メカニズム

-82-

(2)

金属フィルタ部(a)
粒子に生じる慣性力
ガス流量：流量が大きいほど慣性力は大きく，DF は上がる。
(b)
ブラウン拡散ガス流量：流量が大きいほど，フィルタ内での滞留が短くなり，
DF は下がるが，格納容器圧力逃がし装置で想定される粒子径の存在領域では，ブラウン拡散の DF 効果はほぼ無い。
(c)
金属フィルタ繊維の隙間への粒子の付着
粒子の大きさに依存する。

ガスの流れ

金属フィルタ繊維

流線

金属フィルタ繊維
慣性

さえぎり

ブラウン拡散金属フィルタ繊維

約 2μm：ガスの流れ：粒子状放射性物質（Cs等）

第 3.2.1.2－2 図

金属フィルタ部の捕捉メカニズム-83-

第 3.2.1－1 表
水位

DF 計測試験条件（エアロゾル除去性能試験）

水スクラバ部

金属フィルタ部

試験パラメータ

水位が高いほど DF－

フィルタベント装置使用

は大きい

中，水位は 1m 以上である
ため，1m に設定

水温

水温が高いほど凝－

水温は常温として設定す

縮や熱泳動によるるが，試験用のガスとし

DF は小さいて，凝縮や熱泳動による効果を見込めない非凝縮性のガスである空気を用いる

ガス流量

捕捉メカニズムにガス流量が大きい実機における 2Pd 時相当流より，ガス流量が大ほど DF は大きい

量（約 33000m 3/h），1Pd 時

きいほど DF が大き相当流量（27000m3/h），最くなるケースと DF

小 流 量 相 当 （ 13500m3/h）が小さくなるケーの 3 パターンの流量を設定

スのいずれもある-84-

【無機よう素除去性能試験】
格納容器ベント実施時のフィルタ装置の無機よう素除去性能を確認するため，
フィルタ装置の性能への影響が大きいパラメータとして，スクラバ水位，スクラバ水温，ベントガス流量，スクラバ水ｐＨを設定した。
スクラバ水の水位は，ベントガス水蒸気の凝縮や，スクラバ水に捕捉された
放射性物質の崩壊熱による蒸発により，ベント実施中に変動する。
スクラバ水温は，高温のベントガスの流入や，スクラバ水に捕捉された放射性物質の崩壊熱による発熱により，ベント実施中に変動する。
ベントガス流量は，原子炉格納容器の圧力に応じて，ベント実施中に変動する。
スクラバ水ｐＨは，原子炉格納容器からの酸性・塩基性物質の飛来，無機よう素のイオン化に伴う水酸化物イオンの消費，ベントガス水蒸気の凝縮による希釈により，ベント実施中に変動する。
これらの変動パラメータと無機よう素の捕捉メカニズムとの関係を考慮し，
DF 計測試験の条件を第 3.2.1－2 表の通り設定した。

-85-

第 3.2.1－2 表
水位

DF 計測試験条件（無機よう素除去性能試験）

水スクラバ部

試験パラメータ

水位が高いほど気泡とスクフィルタベント装置使用中，水位はラバ水が接触する時間が大

1m 以上であるため，1m に設定

きくなることから，DF は大
きい
水温

水温が高いほど化学反応が水温は，飽和温度以下として設定。

促進され DF は大きい

（実機はベント開始直後を除き，飽
和温度となる）

ガス流量

捕捉メカニズムにより，ガス

実 機 に お け る 2Pd 時相 当 流 量 （ 約

流量が大きいほど DF が大き

33000m3/h ） ， 最 小 流 量 相 当くなるケースと DF が小さく

（13500m3 /h）の 2 パターンの流量をなるケースのいずれもある

設定

・ガス流量が大きい方が，気泡内の気体の 拡散効果 が大きく，拡散 効果によ るDF は大きい・ガス流量が小さい方が，気泡とスクラバ 水の接触 時間が大きくなり，DF は大
きい
スクラバ水

無機よう素捕捉の化学式にｐＨ

より，ｐＨが大きいほど DF
は大きい

-86-

ｐＨは，8～13 に設定

3.2.2粒子状放射性物質の除去性能

3.2.2.1
想定されるエアロゾル【格納容器圧力逃がし装置】【代替格納容器圧力逃がし装置】(1)
想定事故シナリオ
粒子状放射性物質の除去性能を確認する上で想定する事故シナリオとして，炉心損傷が発生する大破断 LOCA＋全交流動力電源喪失＋全 ECCS 機能喪失シナリオを選定する。
a． 事象の概要(a)
大破断 LOCA が発生し，格納容器内に冷却材が大量に漏えいする。
(b)
更に非常用炉心冷却系（ECCS）喪失，全交流動力電源喪失（SBO）を想定するため，原子炉圧力容器への注水が出来ず炉心損傷に至る。
2 時間後に低圧代替注水系（常設）による原子炉圧力容器への注水を開始することで，原子炉圧力容器破損は回避される。
(c)
その後，原子炉圧力容器への注水及び格納容器へのスプレイを実施するが，事象発生から約 38 時間後に格納容器圧力が限界圧力に到達し，格納容器圧力逃がし装置を用いたベントを実施する。
b． 想定事故シナリオ選定のフロー想定事故シナリオ選定については，事故のきっかけとなる起因事象の選定を行い，起因事象に基づく事故シナリオの抽出および分類を行う。
その後，重大事故等対策の有効性評価および事故シナリオの選定を行う。
(a)
起因事象の選定
プラントに影響を与える事象について，内部で発生する事象と外部で発生する事象（地震，津波，その他自然現象）をそれぞれ分析
し，事故のきっかけとなる事象（起因事象）について選定する。
プラント内部で発生する事象については，プラントの外乱となる事象として，従前より許認可解析の対象としてきた事象である運転時の異常な過渡変化（外部電源喪失等）および設計基準事故（原子炉冷却材喪失等）を選定する。また，原子炉の運転に影響を与える
事象として，非常用交流電源母線の故障，原子炉補機冷却系の故障等を選定する。
プラント外部で発生する事象については，地震，津波，及び，地震・津波以外の自然現象の約 40 事象から，地域性等を考慮して 6
事象（強風，竜巻，火山，落雷，積雪，低温）を選定する。また，設計基準を大幅に超える規模の事象発生を想定した上で，プラントに有意な頻度で影響を与えると考えられる場合は，考慮すべき起因-87-

事象とする。
(b)
起因事象に基づく事故シナリオの抽出及び分類
イベントツリー等により，事故のきっかけとなる事象（起因事象）
を出発点に，事象がどのように進展して最終状態に至るかを，安全機能を有する系統の動作の成否を分岐として樹形状に展開し，事故
シナリオを漏れなく抽出する。
抽出した事故シナリオを事故進展の特徴によって，第 3.2.2.1－1
表のとおりグループ別に分類する。
第 3.2.2.1－1 表

運転中の炉心損傷に係る事故シナリオグループ

運転中の炉心損傷に係る事故シナリオグループ概要

崩壊熱除去機能喪失

崩壊熱の除去に失敗して炉心損傷に至るグループ

高圧・低圧注水機能喪失

低圧注水に失敗して炉心損傷に至るグループ

高圧注水・減圧機能喪失

高圧注水に失敗して炉心損傷に至るグループ

全交流動力電源喪失

電源を失うことにより炉心損傷に至るグループ

原子炉停止機能喪失

止める機能を喪失して炉心損傷に至るグループ

LOCA 時注水機能喪失

LOCA 時に注水に失敗して炉心損傷に至るグループ(c)

重大事故等対策の有効性評価及び事故シナリオの選定(b)で分類した事故シナリオのうち，出力運転中の原子炉における高圧・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，原子炉停止機能喪失については，炉心損傷に至らない。
一方，LOCA 時注水機能喪失については，重大事故等対処施設が機能しても炉心損傷を避けられず，炉心損傷後の格納容器ベントの実施が必要となる。

以上より，LOCA 時注水機能喪失を想定事故シナリオとして選定した。
なお，想定事故シナリオにおいてはサプレッション・チェンバの排気ラインを使用したベント（以下，W/W ベントという）を実施した場合と，ドラ-88-イウェルの排気ラインを使用したベント（以下，D/W ベントという）を実施した場合の両方を想定するものとする。
また，発生するエアロゾルの量や粒径分布の不確かさを考慮しても格納
容器圧力逃がし装置が性能を発揮できることを確認するために，原子炉圧力容器が破損するケース（高圧・低圧注水機能喪失シナリオでさらに事象が進展し，炉心損傷及び原子炉圧力容器破損した後に D/W ベントを実施した場合）（※1）についても参考として示す。
※1 高圧・低圧注水機能喪失シナリオを選定した理由
第 3.2.2.1-1 表に示す各事故シナリオグループのうち，崩壊熱除去機
能喪失シナリオ及び原子炉停止機能喪失シナリオは，仮に重大事故等対処施設の機能喪失又は機能が遅延した場合，炉心損傷より先に格納容器の過圧破損に至ることから，格納容器圧力逃がし装置の性能に期待できない。
また，高圧注水・減圧機能喪失シナリオ及び全交流動力電源喪失シナ
リオは，仮に重大事故等対処施設の機能喪失又は機能が遅延した場合，原子炉圧力容器が高圧状態で破損に至り，格納容器雰囲気直接加熱が発生すると格納容器の過温破損に至る。この場合についても，同様に格納
容器圧力逃がし装置の性能に期待できない。
LOCA 時注水機能喪失シナリオについても，仮に重大事故等対処施設が機能喪失し，原子炉圧力容器の破損後においてもその状態が継続すると，格納容器の過温破損に至ることから，同様に格納容器圧力逃がし装置の性能に期待できない。
以上より，第 3.2.2.1-1 表に示す各事故シナリオグループのうち，重大事故等対処施設の機能喪失又は機能の遅延により，炉心損傷及び原子炉圧力容器破損した後に D/W ベントを実施した場合を想定し，格納容器
圧力逃がし装置の性能を確認するシナリオとして，高圧・低圧注水機能喪失シナリオを選定した。
高圧・低圧注水機能喪失シナリオは，重大事故等対処施設が機能すれば，炉心損傷に至らず事象が収束するが，ここでは，原子炉圧力容器内への注水に失敗し，さらに溶融炉心・コンクリート相互作用が発生した
場合の影響も見るため，あえて原子炉圧力容器破損前の格納容器下部への水張りも行わない状態を想定する。また，原子炉圧力容器が破損して溶融炉心が格納容器下部に落下した後は，格納容器下部への注水を行った後に D/W ベントを実施するものとする。

-89-

(2)

発生するエアロゾルの種類
格納容器ベント実施時には，核分裂生成物（安定核種を含む）やコンク
リート，構造材の一部が格納容器圧力逃がし装置に流入する。これらは格納容器圧力逃がし装置に流入する際は，希ガスや気体状のよう素を除き，固体（エアロゾル粒子）として存在する。
想定するエアロゾルの種類，及び，想定事故シナリオ（W/W ベント）時に格納容器圧力逃がし装置に流入する粒子状物質量を第 3.2.2.1－2 表に示す。
また，想定事故シナリオ（D/W ベント）時や，原子炉圧力容器が破損するケースで格納容器圧力逃がし装置に流入する粒子状物質量を第3.2.2.1-3 表に示す。

-90-

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。

第 3.2.2.1－2 表 想定するエアロゾルの種類及び想定シナリオ（W/W ベント）時に格納容器圧力逃がし装置に流入する粒子状物質量

事故直後炉心内内蔵量する主な化学物質例（安定核種を含む）※１

核種グループ

各核種グループに対応

格納容器圧力逃がし装置に流入する粒子状物質量（安定核種を含む）※２

希ガス

Xe , Kr

-

CsI

CsI

約 7.4×10 -5 kg

TeO 2，Te 2

TeO 2 ， Te 2

約 3.8×10 -5 kg

SrO

SrO

約 3.2×10 -5 kg

MoO 2

MoO 2

約 1.5×10 -5 kg

CsOH

CsOH , RbOH

約 1.3×10 -3 kg

BaO

BaO

約 4.5×10 -5 kg

La 2O 3

La 2O 3 , Pr 2O 3 , Nd 2O 3 ,約 2.4×10 -6 kg

Sm 2O 3 , Y 2O 3

CeO 2

CeO 2

約 2.4×10 -6 kg

Sb

Sb

約 1.1×10 -6 kg

UO 2

UO 2 , NpO 2 , PuO 2

0kg-

約 1.7×10 -3 kg

コンクリート/構造材※1

核種毎の重量を ORIGEN コードを用いて評価し，その結果に基づき MAAP コードにより評
価した値

※2

事故直後炉心内内蔵量と放出割合（MAAP コードと NUREG -1465 の知見を用いて評価）を用いて評価した値-91-

第 3.2.2.1－3 表 想定事故シナリオ（D/W ベント）時及び原子炉圧力容器が破損するケース時に格納容器圧力逃がし装置に流入する粒子状物質量
格納容器圧力逃がし装置に流入する粒子状物質量

核種グループ（安定核種を含む）※１
想定事故シナリオ（大破断 LOCA＋全交流動力電源喪失＋
全 ECCS 機能喪失シナリオ）

原子炉圧力容器が破損するケース（高圧・低圧注水機能喪失シナリオ）（D/W ベント）（D/W ベント）
希ガス

-

-

CsI

約 1.5×10 -1 kg

約 4.1×10 -2 kg

TeO 2， Te 2

約 5.7×10 -2 kg

約 4.0×10 -1 kg

SrO

約 4.8×10 -2 kg

約 5.7×10 -5 kg

MoO 2

約 2.3×10 -2 kg

約 9.2×10 -6 kg

CsOH

約 1.8×10 +0 kg

約 5.5×10 +0 kg

BaO

約 6.6×10 -2 kg

約 3.7×10 -5 kg

La 2O 3

約 3.5×10 -3 kg

約 6.0×10 -5 kg

CeO 2

約 3.6×10 -3 kg

約 7.7×10 -5 kg

Sb

約 1.7×10 -3 kg

約 4.7×10 -2 kg

UO 2

0kg

約 2.6×10 -4 kg

約 2.1×10 -1 kg

約 4.7×10 -2 kg

コンクリート/構造材※１

事故直後炉心内内蔵量と放出割合（MAAP コードと NUREG -1465 の知見を用いて評価）を用いて評価した値-92-

a． 炉心状態の想定
格納容器圧力逃がし装置に流入するエアロゾルを評価する際は，炉心状態として平衡炉心（サイクル末期）を想定している。
以下の(a)，(b）に示す通り，平衡炉心（サイクル末期）を想定して格
納容器圧力逃がし装置に流入する核分裂生成物量を評価することで，その他の炉心状態を想定した場合の流入量を包絡することができる。
以上のことから，格納容器圧力逃がし装置に流入する核分裂生成物量の評価を行う際，炉心状態として平衡炉心（サイクル末期）を想定することは妥当であると考えられる。
(a)

事故直後における炉内の核分裂生成物内蔵量
事故直後における炉内の核分裂生成物内蔵量は，平衡炉心の燃焼
サイクル末期を想定して評価を実施している。
核分裂生成物（エアロゾル粒子として放出される可能性のある核分裂生成物も含む）の量は，運転が進み燃焼度が大きくなるに従い多くなる。
平衡炉心（サイクル末期）の燃焼度は，その他の炉心状態（初期
装荷炉心や取替炉心）の燃焼度に比べ大きいため，平衡炉心（サイクル末期）の炉内の核分裂生成物内蔵量は，その他の炉心状態の核
分裂生成物内蔵量を包絡する値を示す。

(b)

崩壊熱
燃料デブリからの放射性物質の放出割合は，崩壊熱が大きいほど多くなり，崩壊熱は，核分裂生成物内蔵量が多いほど大きくなる。
(a)と同様の理由により，平衡炉心（サイクル末期）の崩壊熱はその他の炉心状態の崩壊熱を包絡する値を示す。このため，平衡炉心（サイクル末期）を想定した場合の，燃料デブリからの放射性物質の放出割合は，他の炉心状態を想定した場合の放出割合を包絡する値を示す。

b． 評価に用いる放出割合
格納容器圧力逃がし装置に流入するエアロゾル量は，事故直後の炉心内内蔵量と，格納容器圧力逃がし装置への放出割合（事故直後の炉心内内蔵量に対する割合）を用いて評価している。
事故直後の炉心内内蔵量は，ORIGEN コードを用いて評価した核種毎の重量に基づき，MAAP コードにより評価しており，放出割合は，MAAP コー
ドと NUREG-1465 の知見を利用し評価している。
MAAP コードでは，格納容器内における振る舞いの違い（揮発のし易さ-93-

の違い等）を考慮し，放射性物質を複数の MAAP 核種グループに分類しており，格納容器圧力逃がし装置への放出割合を MAAP 核種グループ毎に評価している。
大破断 LOCA＋全交流動力電源喪失＋全 ECCS 機能喪失シナリオ（W/Wベント）での MAAP 解析による放出割合の評価結果（事故発生から 168
時間後時点）を第 3.2.2.1－4 表に示す。ただし，以下に示す通り，第3.2.2.1－4 表の値は格納容器圧力逃がし装置に流入するエアロゾル量の評価に使用していない。
第 3.2.2.1－4 表によると，高揮発性核種（CsI や CsOH）の放出割合（10 -6
オーダー）と比べ，中・低揮発性核種の放出割合が極めて大きい（10-4オーダー）という結果となっている。
一方， TMI 事故や福島第一原子力発電所事故での観測事実から，事故が起こった場合に最も多く放出される粒子状の物質は，よう素やセシウ
ム等の高揮発性の物質であり，中・低揮発性の物質の放出量は高揮発性の物質と比べ少量であることが分かっている。
第 3.2.2.1－5 表は，TMI 事故後に評価された放射性核種の場所毎の存在量であるが，希ガスや高揮発性核種（セシウムやよう素）が原子炉圧力容器外に全量の内半分程度放出されている一方で，中・低揮発性核種
はほぼ全量が原子炉圧力容器内に保持されているという評価となっている。
また，第 3.2.2.1－6 表は，福島第一原子力発電所事故後に実施された発電所敷地内の土壌中放射性核種のサンプリング結果であるが，最も多く検出されているのは高揮発性核種（セシウムやよう素）であり，多くの中・低揮発性核種は不検出という結果となっている。
第 3.2.2.1－4 表の評価結果は，これらの観測事実と整合が取れていな
い。これは，大破断 LOCA＋全交流動力電源喪失＋全 ECCS 機能喪失シナ
リオにおいては，MAAP 解析が中・低揮発性核種の放出割合を過度に大きく評価しているためであると考えられる。
MAAP 解析の持つ保守性としては，炉心が再冠水し溶融炉心の外周部が固化した後でも，燃料デブリ表面からの放射性物質の放出評価において溶融プール中心部の温度を参照し放出量を評価していることや，炉心冠
水時において燃料デブリ上部の水によるスクラビング効果を考慮していないことが挙げられる。
なお，高揮発性核種（セシウムやよう素）については，炉心溶融初期に炉心外に放出されるため，上述の保守性の影響は受けないものとする。
以上のことから，大破断 LOCA＋全交流動力電源喪失＋全 ECCS 機能喪失シナリオにおいて中・低揮発性核種の放出割合を評価する際，単にMAAP 解析による放出量の評価結果を採用すると，放出割合として過度に-94-

保守的な評価を与える可能性があるため，他の手法を用いた評価が必要になると考えられる。
そこで，格納容器圧力逃がし装置に流入するエアロゾル量を評価する
際は，MAAP 解析による放出量の評価結果以外に，海外での規制等にも活用されている NUREG-1465（米国の原子力規制委員会（NRC）で整備されたものであり，米国でもシビアアクシデント時の典型的な例として，中央制御室の居住性等の様々な評価で使用されている）の知見を利用するものとした。このことにより，TMI 事故や福島第一原子力発電所事故の実態により見合った評価が可能となる。NUREG-1465 の知見を利用した場
合の放出割合の評価結果を第 3.2.2.1－7 表に示す。
各 MAAP 核種グループの放出割合の具体的な評価手法は以下に示す通り。
(a)

希ガスグループ，CsI グループ，CsOH グループ
希ガスを含めた高揮発性の核種グループについては，MAAP 解析の結果得られた放出割合を採用する。
なお，Cs の放出割合は，CsI グループと CsOH グループの放出割合，
及び，I 元素と Cs 元素の原子炉停止直後の炉心内内蔵重量より，以下の式を用いて評価する。
FCs (T)= FCsOH(T)+ MI/MCs × W Cs/WI × (FCsI(T)– FCsOH(T))
ここで，
FCs ：時刻 T におけるセシウムの放出割合
FCsOH：時刻 T における CsOH グループの放出割合
FCsI：時刻 T における CsI グループの放出割合
MI ：停止直後の I 元素の炉心内内蔵重量
MCs ：停止直後の Cs 元素の炉心内内蔵重量
WI ：I の分子量WCs ：Cs の分子量(b)

それ以外の核種グループ
中・低揮発性の核種グループについては，MAAP 解析の結果得られた放出割合は採用せず，MAAP 解析の結果から得られた Cs の放出割
合と，希ガスグループの放出割合，及び，NUREG-1465 の知見を利用
し放出割合を評価する。
ここで，放出割合の経時的な振る舞いは希ガスと同一（※１）とし，Cs の放出割合に対する当該核種グループの放出割合の比率は，
168 時間経過時点において，NUREG-1465 で得られた比率に等しいと-95-

し て ， 以 下 の 評 価 式 に 基 づ き 評 価 し た 。 第 3.2.2.1 － 8 表 に ，NUREG-1465 で評価された格納容器内への放出割合を示す。
Fi(T)= Fnoble gass(T) × γ i/γ Cs × FCs(168hr)/Fnoble gass(168hr)

Fi(T)：時刻 T における i 番目の MAAP 核種グループの放出割合
Fnoble gass(T)：時刻 T における希ガスグループの放出割合
γ i：NUREG-1465 における i 番目の MAAP 核種グループに相当する核種グループの格納容器への放出割合
γ Cs：NUREG-1465 における Cs に相当する核種グループの格納容器へ
の放出割合
※ １

中・低揮発性の核種グループは，事故初期の燃料が高温となっているとき以外は殆ど燃料外に放出されないものと考えられる。そのため，ベント後の燃料からの追加放出はほとんど無く，事故初期に格納容器内に放出され，格納容器気相部に浮遊しているものだけが大気中に放出され得ると考えられる。
ベントに伴い低揮発性核種は格納容器気相部からベントラインに流入するが，その流入の仕方，すなわち放出割合の経時的な振る舞いは，同じく格
納容器気相部に浮遊しており壁面等からの追加放出がない希ガスの放出割合の振る舞いに近いと考えられる。
以上のことから，中・低揮発性の核種グループの「各時刻における放出割合」は，「各時刻における希ガスグループの放出割合」に比例するものとし
た。

-96-

第 3.2.2.1－4 表

MAAP 解析による放出割合の評価結果（エアロゾル量の評価に使用しない）

核種グループ

格納容器圧力逃がし装置への放出割合（事故発生から 168 時間後時点,格納容器圧力逃がし装置に流入するエアロゾ
ル量の評価には使用しない）

希ガス

約 9.2×10-1

CsI

約 1.3×10-6

TeO2

約 1.7×10-6

SrO

約 2.0×10-4

MoO2

約 3.0×10-6

CsOH

約 2.7×10-6

BaO

約 4.2×10-5

La2O3

約 1.0×10-4

CeO2

約 1.0×10-4

Sb

約 2.9×10-6-97-

第 3.2.2.1－5 表

TMI 事故後に評価された放射性核種の場所毎の存在量

出典：TMI-2 号機の調査研究成果（渡会偵祐，井上康，桝田藤夫 日本原子力学
会誌 Vol.32,No.4(1990)）

第 3.2.2.1－6 表

福島第一原子力発電所事故後に検出された土壌中の放射性核種出典：東京電力 HP（http://www.tepco.co.jp/cc/press/11040609-j.html）-98-

第 3.2.2.1－7 表

格納容器圧力逃がし装置に流入するエアロゾル量を評価する際に使用する放出割合

核種グループ

格納容器圧力逃がし装置への放出割合（事故発生から 168 時間後時点）

希ガス

約 9.2×10-1

CsI

約 1.3×10-6

TeO2

約 5.2×10-7

SrO

約 2.1×10-7

MoO2

約 2.6×10-8

CsOH

約 2.7×10-6

BaO

約 2.1×10-7

La2O3

約 2.1×10-9

CeO2

約 5.2×10-9

Sb

約 5.2×10-7

第 3.2.2.1－8 表

NUREG-1465 での格納容器内への放出割合

核種グループ

格納容器への放出割合 ※１

Cs

0.25

TeO2 ，Sb

0.05

SrO，BaO

0.02

MoO2

0.0025

CeO2

0.0005La2O30.0002※１ NUREG-1465 の Table 3.12「Gap Release」の値と「Early In-Vessel」の値の和を参照

-99-

(3)

MAAP 解析に基づくエアロゾル粒径分布
MAAP 解析では，格納容器内（サプレッション・プール通過前）と，サプ
レッション・プールを通過した後のエアロゾル粒子の粒径分布を，次項に示す理論式を用いて評価している。想定事故シナリオ（W/W ベント），想定
事故シナリオ（D/W ベント），及び原子炉圧力容器が破損するケースでの評
価結果を第 3.2.2.1－1 図に，各々を規格化（評価結果の各点の総和が 1となるように規格化）した結果を第 3.2.2.1－2 図から第 3.2.2.1－4 図に示す。

第 3.2.2.1－1 図

各事故シナリオのエアロゾル粒子の粒径分布-100-

第 3.2.2.1－2 図

想定事故シナリオ（W/W ベント）時のエアロゾル粒子の粒径分布（規格化後）-101-

第 3.2.2.1－3 図

第 3.2.2.1－4 図

想定事故シナリオ（D/W ベント）時のエアロゾル粒子の粒径分布（規格化後）

原子炉圧力容器が破損するケース（高圧・低圧注水機能喪失シナリオ（D/W ベント））でのエアロゾル粒子の粒径分布（規格化後）-102-

a． フィルタ装置に至るまでのエアロゾル粒子の挙動
事故発生後，格納容器内に放出されたエアロゾル粒子は，粒子同士の凝集や壁面への沈着により除去される。この際，凝集や沈着がおきにく
い小粒径の粒子が除去されず多く残る。これにより，数μm を中心とした粒径分布が形成される。
エアロゾル粒子はサプレッション・プールを通過した後フィルタ装置に流入するが，プール水を通過する際に，エアロゾル粒子の大部分はプール水中への溶け込み等により除去される。大粒径の粒子は小粒径の粒子に比べプール水中に取り込まれやすいため，サプレッション・プール
を通過することで，粒子全体の大部分を占める数μm 程度の粒子が多く除去される。これにより，サプレッション・プール通過前よりも小さい
粒径を中心とした粒径分布が形成される。
以下に，格納容器内（サプレッション・プール通過前）での粒径分布の評価モデル，及びサプレッション・プール水を通過した後の粒径分布の評価モデルを示す。
(a)

格納容器内（サプレッション・プール通過前）での粒径分布の評価
モデル
エアロゾル粒子の粒径分布は格納容器内での粒子の凝集や壁面への沈着等により変化する。MAAP における評価モデルでは，エアロゾ
ル粒子同士の凝集と壁面等への沈着の効果を下式の形で考慮している。なお，右辺の第１項と第２項は拡散と重力沈降による凝集を表し，第３項は重力沈降による除去項，第４項は発生項を表す。
凝集と沈着の，エアロゾル粒子の粒径分布への影響は以下の通り。

・凝集：拡散と重力沈降の過程でエアロゾル粒子が衝突，小粒径のエアロゾル粒子が集まり，より粒径の大きい粒子がつくられ，粒径
分布はより大きい方向にシフトする。
・沈着：重力沈降によりエアロゾル粒子が壁面等に沈着，粒径が大きい
エアロゾル粒子ほど沈着し易いため，大粒径のエアロゾル粒子ほど多く除去され，粒径分布はより小さい方向にシフトする。

-103-

-104-

(b)サプレッション・プール水を通過した後の粒径分布の評価モデル
プール水中ではエアロゾルは気泡として存在し，気泡中にエアロゾル粒子が存在する（第 3.2.2.1－5 図の●）。気泡中のエアロゾル
粒子の一部は，プール水中に取り込まれる（第 3.2.2.1－5 図の●）が，エアロゾル粒子の粒径分布はエアロゾル中（気泡中）に浮遊しているエアロゾル粒子のプール水中間の移行の効果により変化する。
MAAP における評価モデルでは(ⅰ)重力沈降，(ⅱ)慣性沈着，(ⅲ)
ブラウン拡散，(ⅳ)対流，(ⅴ)拡散泳動，(ⅵ)熱泳動を以下の評価
式で考慮している。

出典：

(ⅰ)

重力沈降

-105-

(ⅱ)

慣性沈着

(ⅲ)

ブラウン拡散

(ⅳ)

対流

(ⅴ)

拡散泳動

-106-

(ⅵ)

熱泳動

原子炉
格納容器

プール水に流入し気泡となったエアロゾル
熱泳動

プール水に流入したエアロゾル粒子

ブラウン拡散慣性沈着

エアロゾル（気泡） 重力沈降

プール水中に取り込まれたエアロゾル粒子の周りはプール水
拡散泳動，対流沈着

第 3.2.2.1－5 図

粒子径分布の評価モデル-107-

b.粒径分布の妥当性
格納容器圧力逃がし装置の除去性能を評価する際に使用する粒径分布として，MAAP 解析により得られた粒径分布を採用しているが，得られる粒径分布は，事故後の経過時間や格納容器内におけるエアロゾル粒子の濃度等に依存する。
ここでは,粒径分布を評価する上で想定している諸条件についての感度解析結果を示すことで，格納容器圧力逃がし装置の除去性能を評価する際に使用する粒径分布として，第 3.2.2.1－2 図の粒径分布を採用することの妥当性を説明する。
(a)炉心状態
格納容器圧力逃がし装置に流入するエアロゾルの粒径分布を評価する際，炉心状態として平衡炉心（サイクル末期）を想定している。
第 3.2.2.1－6 図に，炉心状態として平衡炉心（サイクル初期）を想定した場
合の粒径分布を示す。第 3.2.2.1－6 図より，平衡炉心（サイクル初期）を想定した場合の粒径分布と，平衡炉心（サイクル末期）を想定した場合の粒径分布の差は大きくなく，炉心状態の相違が格納容器圧力逃がし装置に流入するエア
ロゾルの粒径分布に与える影響は限定的であることが分かる。
以下に，エアロゾルの粒径分布が炉心状態の想定にほとんど依存しない理由を示す。
炉心状態として平衡炉心（サイクル末期）を想定することで，格納容器内に放出される核分裂生成物の総量は大きくなり（3.2.2.1 (2)a.参照），格納容器
内のエアロゾル粒子の濃度が高くなる。エアロゾル粒子の濃度が高くなると，
エアロゾル粒子同士の衝突の頻度が高くなり，より大きい粒径のエアロゾル粒子が生成されやすくなる。その結果として，格納容器内の粒径分布はより大きい方向にシフトすることになる。
このことは，前述した粒径分布の評価モデルにおいても再現できている。第3.2.2.1－7 図は，上述の評価モデルを使用した格納容器中の無次元化したエア
ロゾル粒径分布の評価例であり，格納容器中に流入したエアロゾル量による，
格納容器内の粒径分布への影響を示している。図中の数値は原子炉圧力容器から格納容器中に流入したエアロゾル量を示しており，エアロゾル量が大きくなるに従い，格納容器内の粒径分布は大きい方向にシフトする傾向となっている。
ここで，大破断ＬＯＣＡ＋全交流動力電源喪失＋全ＥＣＣＳ機能喪失シナリ
オでは，エアロゾルは格納容器圧力逃がし装置に流入する前にサプレッション・プールを通るが，そのことでサプレッション・プール通過前に見られる粒径分布の差は緩和される傾向となる。これは，サプレッション・プールを通過することにより粒径の大きい粒子が特に多く除去されるため，サプレッション・プールで除去されにくい比較的小粒径の粒子が除去されずに残ることに起因する。
以上のことから，格納容器圧力逃がし装置の除去性能を評価する上で，第-108-

3.2.2.1－2 図の粒径分布を採用しても問題ないと考える。
(b)事故後の経過時刻
格納容器圧力逃がし装置に流入するエアロゾルの粒径分布は時間経過に伴い変化するが，粒径分布を評価する際は，評価時刻としてベント直後を想定している。
ベント直後における粒径分布と，事故から 168 時間後時点における粒径分布を第 3.2.2.1－8 図に示す。第 3.2.2.1－8 図から，粒径分布の時間経過に伴う変化量は限定的であり，評価時刻としてベント直後を想定しても問題ないことが分かる。なお，エアロゾルが最も多く流入する時間帯はベント直後であるため，粒径分布を評価する時間帯として，事故直後を参照することは妥当であると考えられる。
以上のことから，格納容器圧力逃がし装置の除去性能を評価する上で，第3.2.2.1－2 図の粒径分布を採用しても問題ないと考える。
(c)中・低揮発性核種の放出割合の変更
3.2.2.1（2）b.に示した通り，格納容器圧力逃がし装置に流入するエアロゾル量を評価する際，放出割合として単に MAAP 解析により得られた放出割合の評価結果を採用するのではなく，NUREG-1465 の知見を利用している。このこと
は，原子炉圧力容器から格納容器内に流入する中・低揮発性核種のエアロゾル
量をより少なく評価していることに相当している。そのため，上記の評価手法を取り入れることで，格納容器内のエアロゾル濃度は小さく評価され，エアロ
ゾル粒子の粒径分布は小さい方向にシフトすると考えられる。
そこで，低揮発性核種の放出割合として MAAP 解析結果を使用しないことによる粒径分布への影響を評価するために，原子炉圧力容器から格納容器に放出される中・低揮発性核種の量をゼロと仮定した場合の粒径分布を評価した。評価
結果を第 3.2.2.1－9 図に示す。なお，第 3.2.2.1－9 図では，炉心状態として
平衡炉心（サイクル初期）を想定している。このように，極めて保守的に評価された場合であっても，粒径分布は大きく変化することはない。
以上のことから，中・低揮発性核種を考慮することによる影響は限定的であり，格納容器圧力逃がし装置の除去性能を評価する上で，第 3.2.2.1－2 図の粒径分布を採用しても問題ないと考える。

-109-

第 3.2.2.1－6 図

想定する炉心状態を変更した場合の粒径分布（規格化後）

第 3.2.2.1－7 図 定常状態における無次元化した粒径分布
出典：A Principle of Similarity for Describing Aerosol Particle Size
Distributions（MICHAEL EPSTEIN AND PHILLIP G.ELLISON Journal of Colloid
and Interface Science,Vol 119,No.1,September 1987）-110-

第 3.2.2.1－8 図

第 3.2.2.1－9 図

評価時刻を変更した場合の粒径分布（規格化後）

中・低揮発性核種の格納容器内への放出量をゼロとし，想定する炉心状態を変更した場合の粒径分布（規格化後）

-111-

(4)

他の文献での解析例
格納容器内におけるエアロゾル粒子の粒径分布の解析結果は多くの文献に見られる。それらの文献中の粒径分布は対数正規分布とよく一致しており，中央径は数μm 程度，幾何標準偏差は数μm 程度となっている。
文献中に示されているエアロゾル粒子の粒径分布の例を第 3.2.2.1－10
図から第 3.2.2.1－12 図に示す。
第 3.2.2.1－10 図は，ドライウェルスプレイを実施し続けることによる格納容器内のエアロゾル粒子の粒径分布の変化の解析結果を示している。
図中の DF 値はドライウェルスプレイを継続して行うことによる積算の除去効果を表している。積算の除去効果が小さい段階（DF=1.1）では，エアロゾル粒子は最大値が約 1μm で幅の広い分布を持っているが，ドライウェ
ルスプレイを継続し積算の除去効果が大きくなると，粒径分布の最大値は小さくなり，また分布の幅も小さくなる傾向が見られる。
第 3.2.2.1－11 図及び第 3.2.2.1－12 図は，米国の NRC が開発した総合事故解析コード STCP（Source Term Code Package）で評価された，格納容
器内のエアロゾル粒子の粒径分布を表している。なお，第 3.2.2.1-12 図の粒径分布については，MarkⅠ型格納容器プラントにおいてスクラム失敗時に炉心損傷した状態のものを表している。何れも分布のピークは数μm となっており，幾何標準偏差が数μm であるような分布となっている。

第 3.2.2.1－10 図

ドライウェルスプレイを実施し続けることによる格納容器
内の粒径分布の変化（図中の値はドライウェルスプレイによる積算の除去効果）

出典：STATE-OF-THE-ART REPORT ON NUCLEAR AEROSOLS-112-（OECD/NEA）2009

第 3.2.2.1－11 図 STCP（Source Term Code Package）によるシビアアクシデ
ント時における格納容器内エアロゾル粒径分布の評価例
出典：A Simplified Model of Aerosol Removal by Containment Sprays(NUREG/CR-5966)

第 3.2.2.1－12 図

STCP（Source Term Code Package）における一次系でのエアロゾルに対して想定する粒径分布の一例

出典： A Simplified Model of Decontamination by BWR Steam Suppression Pools（NUREG/CR-6153 SAND93-2588）

-113-

(5)

実験結果例
前節までは理論的に評価された粒径分布を扱ってきたが，ここでは実際に測定されたエアロゾル粒子の粒径分布について説明する。例として，以下に PHEBUS-FP の試験結果を示す。（出典１）
PHEBUS-FP は，放射線防護・原子力安全研究所（IRSN，仏国），フランス
電力庁及び EU を中核として行われた，実機プラントの体系をスケールダウ
ンした模擬試験であり，主目的として，エアロゾルの物理・化学挙動現象の模擬に焦点を置いている。
試験装置は，炉心部，一次系，格納容器等から構成されており，炉心部には実燃料が装荷されている。試験の際は炉心部で実燃料を溶融させており，一次系（蒸気発生器）を介し格納容器内に放出されたエアロゾル粒子の粒径を測定している。また，炉心部に装荷する燃料として新燃料を使用した場合（FPT0）と使用済み燃料を使用した場合（FPT1,2,3）の評価を行っており，各試験でエアロゾル粒子の粒径分布が測定されている。試験装置の概要図を第 3.2.2.1－12 図に，主な試験条件を第 3.2.2.1－9 表に示す。
以下に，粒径分布に関する主な試験結果を示す。
実験により測定されたエアロゾル粒子の粒径分布は対数正規分布によく一致しており，理論的な予想と整合がとれている。
また，FPT0（新燃料を使用）と FPT1,2,3（使用済燃料を使用）で得られた粒径分布を比較すると，平均粒径（AMMD）と幾何標準偏差は同程度となっている。このことは，燃料の燃焼度がエアロゾル粒子の粒径分布に及ぼす影響が限定的であることを示唆している。
なお，FPT4 では溶融デブリからの低揮発性核種や超ウラン元素の放出に関する定量的検討を行うことを目的としており，格納容器は模擬されておらず，試験目的の中に格納容器内粒径分布の調査は含まれていない。
【粒径分布に関連する主な試験結果】
・ FPT0 と FPT1 の粒径分布は対数正規分布によく一致
・ FPT0 の平均粒径（AMMD）は，燃料集合体崩壊の最終時点で 2.4μm（最終的に 3.35μm で安定）・ FPT1 におけるエアロゾル粒径は 3.5μm から 4.0μm の間・ FPT0 と FPT1 の双方の試験の対数正規分布の幾何標準偏差は約 2.0
でほぼ一定
・ FPT2 の粒径分布は FPT1 の粒径分布と類似（出典 2，3）
・ FPT3 の平均粒径（AMMD）は，概ね 3μm であり，幾何標準偏差は
約 1.5（出典 3）-114-

出典 1：STATE-OF-THE-ART REPORTON

NUCLEAR AEROSOLS（OECD/NEA 2009）

出典 2：Progress of ASTEC validation on fission product releaseand transport in circuits and containment（The 3rd European Review
Meeting on Severe Accident Research(ERMSAR-2008））
出 典 3： Overview of Main Results Concerning the Behaviour of Fission
Products and Structural Materials in the Containment（ NUCLEAR
ENERGY FOR NEW EUROPE 2011）

一次系

格納容器

炉心

第 3.2.2.1－13 図

試験装置の概要

第 3.2.2.1－9 表

主な試験条件試験No.

使用燃料と制御棒

プール水
pH

FPT0

・新燃料
・Ag-In-Cd制御棒

pH5・ベースケース

FPT1

・使用済燃料・ Ag-In-Cd制御棒

pH5・使用済燃料を使用

FPT2・使用済燃料・ Ag-In-Cd制御棒

pH9・使用済燃料を使用
・プール水のpHを変えた場合

FPT3・使用済燃料・ B4C制御棒

pH5

・使用済み燃料を使用
・B4C制御棒を使用

FPT4

使用済燃料と被覆
管材料を混合した
模擬デブリ

格納容器
内模擬無し

-115-

試験概要（ベースケースとの主な差異）

・デブリからの放射性物質の放出を模擬

3.2.2.2
事故時のフィルタ装置のパラメータ変化(1)
水位変化の影響
有効性評価のシナリオ（大 LOCA＋SBO＋ECCS 機能喪失，W/W ベント, D/Wベント）におけるフィルタ装置の水位の評価を実施した。
なお，外気温度により，ベントガス水蒸気の凝縮量が変わることから，外気温度が柏崎市における 1978 年～2012 年に計測した最低温度（-11.3℃）が継続した場合と，外気温度が 30.0℃が継続した場合の合計 4 ケースについて，評価を実施した。
評価結果を第 3.2.2.2－1 図～第 3.2.2.2－4 図に示す。いずれのケースにおいても，スクラバ水位は単調増加となる。
性能試験では，スクラバ水位を 1m と設定して試験を実施しているため，保守的な設定である。

上限水位(2.2m)
試験水位

格納容器ベント後の時間 （ｈｒ）
第 3.2.2.2－1 図

外気温度-11.3℃における評価結果（W/W ベント）

上限水位(2.2m)
試験水位

第 3.2.2.2－2 図

格納容器ベント後の時間 （ｈｒ）
外気温度 30.0℃における評価結果（W/W ベント）

-116-

上限水位
(2.2m)
試験水位

第 3.2.2.2－3 図

格納容器ベント後の時間 （ｈｒ）
外気温度-11.3℃における評価結果（D/W ベント）

上限水位(2.2m)
試験水位

第 3.2.2.2－3 図

格納容器ベント後の時間 （ｈｒ）
外気温度 30.0℃における評価結果（D/W ベント）-117-

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【上限水位】-118-

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-119-

(2)

温度変化の影響
有効性評価のシナリオ（大 LOCA＋SBO＋ECCS 機能喪失，W/W ベント）の
外気温-11.3℃におけるフィルタ装置内のスクラバ水温度を第 3.2.2.2－3
図に示す。
ベントガスの熱エネルギや崩壊熱により，ベント開始後，スクラバ水の温度は上昇し，やがて，飽和温度相当の温度に到達する。飽和温度相当の温度に到達後は水蒸気凝縮による粒子捕集は期待できない。
エアロゾル除去性能試験では，試験ガスとして非凝縮性ガス（空気）を用いて試験を実施しているため，蒸気の凝縮による捕集は見込んでおらず，保守的な設定である。
また，無機よう素除去性能試験では，スクラバ水温は飽和温度以下として設定している。

格納容器ベント後の時間 （ｈｒ）
第 3.2.2.2－3 図

スクラバ水温度の評価結果-120-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。

(3)

流量変化の影響
有効性評価のシナリオ（大 LOCA＋SBO＋ECCS 機能喪失，W/W ベント）におけるベントガス流量の評価結果，及び，性能試験時の体積流量とフィル
タベント使用時の体積流量の関係を第 3.2.2.2－4 図に示す。
これより，性能試験時の体積流量は，フィルタベント設備使用時の体積流量を包絡していることがわかる。
なお，運用上，第二隔離弁については「中間開」の運用としており，上記の評価も二次隔離弁を「中間開」とした場合のものである。仮に，二次隔離弁を「全開」とした場合，約 37,000m3／h のベントガス流量となる。

第 3.2.2.2－4 図

ベントガス流量の評価結果

-121-

(4)

圧力変化の影響
フィルタ装置内圧力の評価結果を第 3.2.2.2－5 図に示す。
ここで，フィルタ装置内圧力は，格納容器圧力から，ベントガス通気時の配管や弁等の圧力損失を差し引いた値となる。
性能試験では，フィルタ装置内の圧力を変化させたケースも実施したが，実機で想定している放射性微粒子の粒子径範囲において，DF への影響は認められなかった。

格納容器内圧力(ＭＰａ[gage])

0.8
ベント初期：0.62MPa(gage)
PRB(2)

0.6

PRB(4)

0.4
ベント後期：0.06MPa(gage)

0.2

0.0
0

24

48

72

96

120

事故後の時間(hr)
格納容器圧力が2Pdに到達。格納容器ベントを実施

フィルタ装置内圧力

ベント初期圧力

約 ０．５

MPa(gage)
0.6

0.45

ベント後期圧力格納容器ベント時
フィルタ装置内
圧力の変化範囲0.3

約 ０．０３

0.15

0
圧力レンジ

第 3.2.2.2－5 図

フィルタ装置内圧力の評価結果

-122-

144

168

3.2.2.3
除去性能試験結果【エアロゾル除去性能試験】
エアロゾル除去性能試験結果を第 3.2.2.3－1 図から第 3.2.2.3－3 図に示す。
CsI 粒子の密度は 4.5g/cm3 に対し，試験用微粒子として，TiO2 粒子（密度4.23g/cm 3)，Fe2 O3 粒子（密度 5.24g/cm3），PSL 粒子（密度 1.0g/cm 3)を用いている。
有効性評価のシナリオ（大 LOCA＋SBO＋ECCS 機能喪失，W/W ベント）において想定される放射性粒子の粒径分布に対して，全ての試験ケースにおいて，除染係数 DF が 1,000 以上となることを確認できた。そのため，実機においても
DF1,000 以上を期待できると考えられる。
実機最大流量
1,000,000

1.0

0.8
0.7

10,000

DF[-]

0.6
1,000

0.5
0.4

100

0.3
0.2

10

粒子状放射性物質の存在割合[-]

0.9
100,000

TiO2
Fe2O3
TiO2入口個数（出口検出無）※粒子状放射性物質
の分布

0.1
1

※

PSL

0.0
0.0

1.0
2.0
3.0
粒径（空気動力学径）[μm]

第 3.2.2.3－1 図

4.0

除去性能試験結果（2Pd 相当流量）
旧1Pd流量

1,000,000

1.0

0.8
0.7

10,000

DF[-]

0.6
1,000

0.5
0.4

100

0.3
0.2

10

0.1
1

粒子状放射性物質の存在割合[-]

0.9
100,000

PSL
TiO2
Fe2O3
TiO2入口個数（出口検出無）※粒子状放射性物質
の分布

0.0
0.0

1.0
2.0
3.0
粒径（空気動力学径）[μm]

第 3.2.2.3－2 図

4.0

除去性能試験結果（1Pd 相当流量）-123-

旧最小流量
1,000,000

1.0

0.8
0.7

10,000

DF[-]

0.6
1,000

0.5
0.4

100

0.3
0.2

10

粒子状放射性物質の存在割合[-]

0.9
100,000

PSL

※

TiO2
Fe2O3
TiO2入口個数（出口検出無）※粒子状放射性物質
の分布

0.1
1

0.0
0.0

1.0
2.0
3.0
粒径（空気動力学径）[μm]

第 3.2.2.3－3 図※

4.0

除去性能試験結果（最小流量相当）

大きな粒子径では，フィルタ出口側で粒子が検出できないため，計測不可能となっている。

-124-

【無機よう素除去性能試験】
無機よう素除去性能試験結果を第 3.2.2.3－4 図，第 3.2.2.3－5 図に示す。
第 3.2.2.3－4 図の試験では，無機よう素除去性能とガス流量との関係を確認するため，ガス流量を試験パラメータとした。スクラバ水のｐＨは 13 で固定とした。試験の結果より，無機よう素除去は，ガス流量が大きい方が DF が大きくなることが確認できた。
第 3.2.2.3－5 図の試験では，無機よう素除去性能とスクラバ水ｐＨとの関係を確認するため，スクラバ水ｐＨを試験パラメータとした。ガス流量は，第3.2.2.3－4 図の試験より小さい方が保守的であるため，実機最小流量相当にて試験を実施した。

100,000

10,000

DF[-]

1,000

100

10

1
0

50

100

最小流量相当第 3.2.2.3－4 図

150

200

試験ガス体積流量[m3/h]

250

2Pd流量相当除去性能試験結果（ガス流量依存性）-125-

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第 3.2.2.3－5 図

除去性能試験結果（スクラバ水ｐＨ依存性）

第 3.2.2.3－5 図より，無機よう素の DF を 1000 以上とするためには，スクラ
バ水のｐＨを以上とする必要がある。そのため，スクラバ水に NaOH を添加し，格納容器圧力逃がし装置使用時において，フィルタ装置スクラバ水のｐＨが以上となるようする。

-126-

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3.2.2.4
フィルタ装置の継続使用による性能への影響(1)
金属フィルタの閉塞影響評価
金属フィルタは，ベントガスに含まれるエアロゾルの捕捉に伴い次第に閉塞し，金属フィルタの前後差圧が上昇する。金属フィルタの差圧の上限
は，金属フィルタドレン配管からのドレン水の逆流を考慮し，に設定している。
金属フィルタの差圧とエアロゾル捕捉体積の関係は，試験設備にて実機の金属フィルタにエアロゾルを含んだガスを通気し，送気したエアロゾル
体積と差圧を計測することで確認している。金属フィルタ差圧が上限値_________となるエアロゾル捕捉体積と，ベントガスの体積流量の関係を第3.2.2.4－1 図に示す。
2000

実機最小流量1800

実機最大流量

累積許容エアロゾル量[cm3]

1600
1400
1200
1000
800
600
400
200
0
10000

第 3.2.2.4－1 図

20000
30000
体積流量（金属フィルタ128本）[m3/h]

40000

エアロゾル捕捉体積とベントガス流量

一方，格納容器ベント実施時にフィルタ装置に流入するエアロゾル（核分裂生成物（安定核種を含む）や構造材の一部）の体積は，有効性評価のシナリオ（大 LOCA＋SBO＋ECCS 機能喪失，W/W ベント）においてと評価している。
そのため，実機で想定されるエアロゾル体積は，金属フィルタの許容エアロゾル体積と対して十分小さいことから閉塞するおそれはない。また，
金属フィルタの手前には水スクラバもあるため，金属フィルタに流入するエアロゾル体積は，さらに小さくなる。

-127-

(2)

3.2.3

水質変化による性能への影響評価
スクラバ水は，ベントガスに含まれるエアロゾルの捕捉により，放射性物質が多量に含まれた状態となる。一方，水スクラバへのベントガスの噴射によるエントレインメントにより，放射性物質を含んだスクラバ水の飛沫が水スクラバより放出される恐れがある。
しかしながら，水スクラバの後段には金属フィルタが設置されており，
スクラバ水の飛沫は金属フィルタによりベントガスから分離される。そのため，フィルタ装置の継続使用により，スクラバ水が放射性物質を多量に含む状態であっても性能へ影響を与えるおそれはない。
ガス状放射性物質の除去性能

3.2.3.1
格納容器圧力逃がし装置へ流入するよう素量【格納容器圧力逃がし装置】【代替格納容器圧力逃がし装置】
3.1.2.1(2)に示したとおり，６号炉及び７号炉では，格納容器内での有機よ
う素の発生を抑制するために，サプレッション・プール水の pH を７以上に制御するための対策を講ずることとしている。
NUREG/CR-5732（ 軽水炉の過酷事故時におけるよう素の化学形態について記載
された報告書）では，格納容器内の pH を７以上に維持した場合，ＢＷＲでは有機よう素と無機よう素の格納容器内での発生量は実質的にゼロになると結論付けている。
このことから，サプレッション・プール水の pH を７以上に制御することによ
り，有機よう素及び無機よう素の格納容器圧力逃がし装置への流入量は大幅に低減されると考えられる。
格納容器圧力逃がし装置に流入すると想定する有機よう素および無機よう素量については，流入量を保守的に評価するという観点から NUREG/CR-5732 の記
載どおりにゼロとはせず，NUREG-1465 の知見，ACE 実験の知見（Compendium of
Advanced Containment Experiments(ACE) Phase B Reports（2011）），およびMAAP の解析結果を利用して評価することとした。
NUREG-1465 によると，格納容器内 pH が７以上に維持されている場合，原子炉圧力容器から格納容器内に放出されるよう素のうち 95％以上が粒子状よう素であり，無機よう素は最大で 5％となる。格納容器内に放出された後，粒子状よう素と無機よう素は，壁面沈着や W/W スクラビング効果により格納容器空間部より除去されるが，ACE 実験では，無機よう素は粒子状よう素と同等に除去されることが確認されている。
また，NUREG-1465 によると，有機よう素は無機よう素から時間をかけて生成され，格納容器中に浮遊する無機よう素のうち 3％が有機よう素に変換される。
なお，NUREG/CR-5732 では，格納容器内の pH 制御を行わない場合のよう素の-128-

挙動を 3 つの期間に分けて整理している。3 つの期間はそれぞれ，放射線分解
等により無機よう素が生成される期間（よう素が格納容器内に放出されてから最初の約 20 時間まで），格納容器空間部のよう素が無機よう素と有機よう素で構成される期間（約 20 時間後から 2～3 週間後まで），格納容器内の有機よう素の割合が大きくなる期間（約 3 週間後以降）となっており，有機よう素が格納
容器空間部にあらわれるのはよう素が格納容器内に放出される約 20 時間後からとの整理となっている。
これらを踏まえて，無機よう素および有機よう素の格納容器圧力逃がし装置
への流入量を評価する。格納容器圧力逃がし装置に流入するよう素として，MAAP
では粒子状よう素（CsI）のみがモデル化されているため，無機よう素と有機よ
う素の流入量については，以下のとおり，MAAP 評価により得られた粒子状よう
素の流入量を基に評価し，よう素の流入量に上乗せするものとした。
なお，格納容器内で生成された有機よう素は，格納容器内で除去されないものとした。
(1) 想定事故シナリオ（W/W ベント）時
無機よう素：粒子状よう素の流入量（MAAP 評価結果）に対し，4.85％
有機よう素：粒子状よう素の流入量（MAAP 評価結果）に対し，0.15％ × DF S/P ※１
DFS/P：サプレッション・プールの除去効率※１

想定事故シナリオ（W/W ベント）時においては，格納容器空間部に浮遊している無機よう素は，格納容器ベントの実施に伴い，サプレッション・プール水を経由して除去された後に格納容器圧力逃がし装置に流入する。
このため，格納容器空間部に浮遊する無機よう素量は，格納容器
圧力逃がし装置に流入する無機よう素量のサプレッション・プー
ルスクラビング除去効率倍を想定した。その上で，有機よう素の発生量は，格納容器空間部に浮遊する無機よう素量の 3％分を想
定した。

(2)

想定事故シナリオ（D/W ベント）時及び原子炉圧力容器が破損するケー
ス（高圧・低圧注水機能喪失シナリオ（D/W ベント））
無機よう素：粒子状よう素の流入量（MAAP 評価結果）に対し，4.85％
有機よう素：粒子状よう素の流入量（MAAP 評価結果）に対し，0.15％（＝5％×3％）-129-

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。

3.2.3.2 吸着材による除去性能試験結果
よう素フィルタの吸着材である銀ゼオライトは，ベントガスの露点温度差が大きいほど，またベントガスと吸着材の接触時間が大きいほど，よう素の除去性能
が大きくなる性質がある。
そのため，格納容器ベント時のよう素フィルタの性能を確認するため，よう素フィルタの性能への影響が大きいパラメータとして，ベントガスの露点温度差，ベントガスと吸着材との接触時間を設定し，よう素除去性能試験を実施した。
よう素除去性能試験の条件を第 3.2.3.3-1 表，試験結果を第 3.2.3.3-1 図に示す。なお，本試験は海外の性能認証機関にて実施したものである。
第 3.2.3.3-1 表
項目条件

試験ガス露点温度差
露点温度差
接触時間

・5 [K]（試験ガス温度は 104[℃]）・10 [K]（試験ガス温度は 109[℃]）・0.08[s]，0.16[s]，0.24

[s]
[s]

5 [K]

0.33

[s]，0.41[s]，0.49

露点温度差

・0.08

[s]，0.16[s]，0.24[s]

10 [K]

0.32[s]，0.40[s]，0.49[s]

試験ガス組成・水蒸気 95[%]，空気 5[%]

捕捉対象ガス

・放射性ヨウ化メチル（I-131）

第 3.2.3.3-1 図
一方，６号炉及び 7 号炉の，よう素フィルタ部におけるベントガスの体積流量，
ならびに露点温度差は第 3.2.3.3-2 表の通りとなる ※1 。また，よう素フィルタは第 2.2.1-2 図に記載のものを 2 基設置することとしている。さらに，よう素フィ-130-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。

ルタには，内部に吸着材を充填した円筒状のキャンドルユニットを 19 本設置する。
そのため，キャンドルユニットはトータルで 38 本設置することとなる。
こ こ で ， キャ ン ド ル ユニ ット の吸 着 層のを 用い ， 吸着 層の 有 効 高さ________キャンドルユニットの設置本数 38 本を用いて，式(1)にて吸着層の総有効面積を算出すると，
となる。
（１）

(吸着層総有効面積)＝

また，吸着層の総有効面積と有機よう素フィルタで処理するベントガスの体積
流量，さらに吸着層厚さを用いて，式（２）にてベントガスと吸着材の接触時間は算出する。
(接触時間)＝(吸着層厚さ)÷｛(ベントガス体積流量)÷(吸着層総有効面積)｝（２）

式（２）にて算出したベントガスと吸着材の接触時間についても，第 3.2.3.3-2
表に記載する。
第 3.2.3.3-2 表
ベントガス質量

ベントガス質量

流量:4.5[kg/s] ※2

流量:2.5[kg/s] ※3

二次隔離弁：中間開二次隔離弁：中間開PCV 圧力:2Pd
二次隔離弁：中間開
ベントガス
体積流量
[m 3/s]
６号

ベントガス
露点温度差
[K]
接触時間
[s]
ベントガス
体積流量
[m 3/s]

７号

ベントガス
露点温度差
[K]
接触時間
[s]

※1

ベントガス組成は 100%水蒸気とする※2

事故発生１週間後に格納容器内にて発生する蒸気量※3

事故発生１か月後に格納容器内にて発生する蒸気量-131-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。

第 3.2.3.3-2 図 キャンドルユニット詳細図
第 3.2.3.3-2 表より，実機のよう素フィルタの運転範囲としては，以下の通りとなる。
【よう素フィルタ運転範囲】

第 3.2.3.3-1 図より，実機のよう素フィルタの運転範囲における有機よう素のDF（除染係数）は，設計値である 50 以上であることが確認できる。

-132-

4． 格納容器圧力逃がし装置の設備操作と操作性
4.1

格納容器圧力逃がし装置の設備操作

4.1.1 格納容器ベント操作について
格納容器ベントの操作は，格納容器圧力を継続監視することにより，ベント実施タイミングを予測することが可能であり，格納容器ベントが必要になった場合（格納容器最高使用圧力到達時《炉心損傷前 ※1》，格納容器限界圧力
到達前《炉心損傷後 ※1》，格納容器からの異常な漏洩発生時）※2 に速やかに発電所対策本部長が自らの責任と権限において指示し，運転員が操作する。
重大事故等時に，格納容器設計漏洩率を超える漏洩が発生した場合，重大事故時燃料貯蔵プールエリア放射線モニタ ※3 により漏洩を認知することができる。また，炉心損傷後であるため，格納容器内の水素ガスが漏洩していることを，原子炉区域運転階上部の水素ガス濃度計により認知することができる。さらに，静的触媒式水素再結合器（PAR）の出入口温度を監視することにより，実際に水素の再結合処理が行われていることを確認することができる。
※1

ここでの「炉心損傷前後」は，格納容器内放射線量率が設計基準事故の 10 倍または原子炉
圧力容器表面温度「300℃」を判断基準としている。

※2

格納容器圧力計により計測できない場合は格納容器温度計により飽和温度／圧力の関係を利用して推定することができる。重大事故等時に監視可能な格納容器温度計を「上部ドライウェル」「下部ドライウェル」「サプレッション・チェンバ（空間部）」の 3 ヶ所に設置している。なお、上記３エリアには他にも約 50 ヶの温度計があり，測定可能であれば監視することができる。

※3

設計基準設備である原子炉区域エリア放射線モニタ，燃料取替エリア排気放射線モニタ，
原子炉建屋換気系排気放射線モニタ等でも格納容器からの漏洩を認知することが可能である。

これらにより，格納容器からの異常な漏洩を認知した場合は，速やかに格納容器スプレイによる減圧操作を開始し，格納容器ベントを実施することにより格納容器からの漏洩の影響を抑制する。
なお，格納容器からの異常な漏洩による格納容器ベント実施について，事
故時運転操作手順へ記載する方針である。操作概要について第 4.1.2－1 図に示す。
格納容器ベント操作は，格納容器圧力による格納容器ベント判断，または格納容器からの漏洩による格納容器ベント判断により実施する方針であり，放射性物質は可能な限り格納容器内に閉じ込めることを基本とする。代替設
備による除熱，故障設備の復旧に努めるが，格納容器限界圧力に到達する可能性のある場合は，格納容器の破損により公衆への影響が過大にならないことを目的として格納容器ベントにより放射性物質を放出する。格納容器ベン
トは最終ヒートシンクへの熱移動として使用するため，格納容器除熱機能等-133-

が回復されるまで継続するべきであり，格納容器圧力制御のために格納容器
ベントを停止／再開する操作は実施しない。
また，希ガスについては，格納容器圧力逃がし装置等で除去できないことから，格納容器内にできるだけ長くとどめ，放射能量を可能な限り時間減衰させることが，環境中への希ガスの放出量を低減させるための有効な対策である。
そのため，格納容器圧力の上昇を抑制し，格納容器ベントの実施に至るまでの時間をできるだけ延ばすために，格納容器スプレイの実施や水源への補給の対策を講じている。有効性評価で想定している格納容器スプレイが実施
できない場合においても，可搬型注水ポンプによる格納容器スプレイや，異なる残留熱除去系のラインを利用した格納容器スプレイ，原子炉への注水継続により破断口からの流出による冷却，格納容器頂部注水による冷却等を試みる。

原子炉への注水流量不足により炉心損傷に至ることを以下の計器により確認する。
・格納容器内雰囲気放射線モニタ
・原子炉圧力容器表面温度

事故発生

炉心損傷確認
炉心損傷後にジルコニウム－水反応による水素ガ
ス発生を以下の計器により確認する。
・格納容器内水素濃度

格納容器内水素濃度上昇確認

格納容器圧力上昇に伴い原子炉建屋への漏えいを
以下の計器により確認する。
・原子炉建屋水素濃度
・PAR出入口温度・原子炉建屋内各種放射線モニタ

原子炉建屋への漏えい確認

原子炉建屋水素濃度「【3％以上】※ 」
andPAR出入口温度差「【100℃以上】※」

格納容器からの異常な漏洩による格納容器ベント実施

第 4.1.2－1 図※基準値については検討継続中

格納容器の設計漏えい率を超えて水素濃度が上昇していること、およびPARによる水素処理が確実に行われていることをPAR出入口温度差により確認し、格納容器からの異常な漏洩による格納容器ベント判断を実施する。

格納容器からの異常な漏洩による格納容器ベント操作概要-134-4.1.2 中央制御室及び現場での操作内容【格納容器圧力逃がし装置】
格納容器圧力逃がし装置による格納容器の破損防止が必要になった場合，
中央制御室操作または現場操作により格納容器ベント操作を実施することができる。通常は，中央制御室からの遠隔操作により実施するが，それができない場合は現場操作により実施することができる。
格納容器ベント操作が必要な状況になった際に速やかに操作ができるように，事前から重要なパラメータ（格納容器圧力，格納容器温度，サプレッション・チェンバ水位，フィルタ装置水位，フィルタ装置出入口圧力）を重大事故等時に使用可能な計器により監視し，その他必要な操作を実施する。
a. 格納容器ベント操作前準備
格納容器圧力が，格納容器ベント操作が必要になる圧力に到達する前に準備操作を完了させる必要があるため，格納容器圧力を継続監視し，その傾向から到達する時間を予測し準備操作を開始する。
なお，設備の故障等により，現場で操作する場合は，操作に必要な時間が記載されている手順書を使用し，格納容器ベント操作が必要になる圧力に到達する前に，格納容器ベント準備操作が終了するように対応している。
(a) 格納容器圧力逃がし装置使用前確認
格納容器圧力逃がし装置の使用前に，設備に異常のないことを確認する。確認する項目は以下のとおり。
・ 計測制御電源：電源が受電され，パラメータが監視可能であること。
・ 駆動電源：格納容器圧力逃がし装置による格納容器ベント時に使用する電動弁，電動機の電源が供給されていること。
・ フィルタ装置水位：通常水位付近にあること。
・ フィルタ装置出入口圧力：封入した窒素圧力以上にあること。
なお，フィルタ装置の水質確認については，急激な水質変化が考えられないためフィルタ装置水位の確認により代用する。
(b) 格納容器ベントラインにつながる系統の隔離操作
格納容器ベントラインにつながる系統の隔離操作は，非常用ガス処理
系，換気空調系及び耐圧強化ベント系との隔離弁の閉操作または閉確認を実施することである。本操作は，中央制御室からの遠隔操作を基本とする。制御電源・駆動源が喪失した場合，現場において閉状態の確認及び閉操作を実施する。
なお，非常用ガス処理系及び換気空調系とつながる系統の隔離操作については，空気駆動弁下流に通常時「閉」の弁を設置する計画である。
この弁は，通常運転中に格納容器の圧力調整を実施する場合，一時的に開ける必要があるが，その場合は開操作を実施する操作員が近傍にいる-135-

ため，異常時は速やかに閉めることが可能である。
(c) 格納容器ベントライン隔離弁の一部開操作
格納容器ベントライン隔離弁の一部開操作は，発電所対策本部長からの格納容器ベント実施指示を受けて，一つの隔離弁を操作するだけで格納容器ベントが開始できるように，他の隔離弁を事前に開操作することである。
この操作は，炉心損傷前ベントと炉心損傷後ベントで操作する弁が異なる。
炉心損傷前ベントの場合は，原子炉格納容器一次隔離弁及びフィルタ装置入口弁を準備操作として開操作及び開確認し，原子炉格納容器二次
隔離弁を最後に開操作する。これは，格納容器ベント中に隔離する機能を維持するためである。
炉心損傷後ベントの場合は，原子炉格納容器二次隔離弁及びフィルタ装置入口弁を準備操作として開操作及び開確認し，原子炉格納容器一次
隔離弁を最後に開操作する。これは，格納容器バウンダリを最小にする
ためと原子炉格納容器一次隔離弁の開を維持するためである 。
炉心損傷前ベントでは，原子炉格納容器一次隔離弁（サプレッション・
チェンバ側）{T31-AO-F022}または原子炉格納容器一次隔離弁（ドライウェ ル 側 ） {T31-AO-F019} の 全 開 操 作 及 び フ ィ ル タ 装 置 入 口 弁 {T61-AOF001}の全開確認を実施する。
炉心損傷後ベントの場合は，原子炉格納容器二次隔離弁{T31-MO-F070}の調整開操作 ※1 及びフィルタ装置入口弁{T61-AO-F001}の全開確認を実施する。なお，原子炉格納容器二次隔離弁には手動駆動のバイパス弁を設置する計画である。
本操作は中央制御室からの遠隔操作を基本とするが，設備の故障等により通常の操作ができない場合は，それぞれの操作弁について下記の操作手法がある。
原子炉格納容器一次隔離弁（サプレッション・チェンバ側／ドライウ
ェル側）{T31-AO-F022/F019}の空気駆動源が喪失した場合は，ベント弁操作用空気供給電動駆動弁{6 号炉：T31-MO-F047/F045（7 号炉：T31-MOF092/F082）}を中央制御室からの遠隔操作または現場での電動駆動弁手
動操作により「全開」し，専用ボンベから圧縮空気を供給し，中央制御室から遠隔操作する。また，制御電源が喪失した場合は，電磁弁の排気側を加圧することにより当該弁を操作する，または弁本体を二次格納施
設外からエクステンションにより操作する。電磁弁の排気側を加圧する
操作は，排気ライン弁｛6 号炉:T31-F802/F803（ 7 号炉：T31－F779/F778）｝
を「全閉」，ベント弁操作用空気供給電動駆動弁{6 号炉：T31-MO-F047/F045-136-

（7 号炉：T31-MO-F092/F082）}を「全開」し，空気供給弁｛6 号炉：T31F062/F061（7 号炉：T31-F099/F098）｝を「全開」することにより，専用ボンベから圧縮空気が電磁弁の排気ラインへ供給され当該弁を操作することができる。この操作は「約 15 分（実操作時間約 5 分＋移動時間 10分）」※2 で実施可能であり，エクステンションによる人力操作の場合は「約25 分（実操作時間想定約 15 分＋移動時間 10 分）」 ※2 で実施可能と考える。
原子炉格納容器二次隔離弁{T31-MO-F070}の駆動電源が喪失した場合
は，駆動部に設置されたエクステンションにより二次格納施設の外から操作する。この操作は「約 25 分（実操作時間約 15 分＋移動時間 10 分）」※２で実施可能である。原子炉格納容器二次隔離弁が操作不能の場合は，手動駆動の原子炉格納容器二次隔離弁バイパス弁をエクステンションにより二次格納施設の外から操作する。
※1

原子炉格納容器二次隔離弁はベント流量調節弁になるため「50％開」とする。

※2

最短の時間であり，手順・評価時は余裕を含めた時間を設定する。

炉心損傷前後ベント準備の隔離弁操作対象弁を第 4.1.2－1 表に記す。
設備の故障による操作方法を，第 4.1.2－2 表（6 号炉），第 4.1.2－3
表（7 号炉）に整理する。
第 4.1.2－1 表
操作対象弁

隔離弁操作対象一覧（ベント準備）

炉心損傷前

操作場所

操作（駆動）方法

操作時間

中央制御室

操作スイッチ

約1分

原子炉格納容専用ボンベ

器一次隔離弁
（空 気駆動 弁）

約 15 分 ※２（実操作時間約 5 分＋移動時間 10 分）

二次格納施設外
エクステンション

約 25 分 ※２（実操作時間想定約 15 分＋移動時間 10 分）

原子炉格納容
炉心損傷後

中央制御室

操作スイッチ

二次格納施設外

エクステンション

器二次隔離弁（電 動駆動 弁）

約1分
約 25 分 ※２（実操作時間約 15 分＋移動時間 10 分）

原子炉格納容器二次隔離弁
バイパス弁

二次格納施設外

エクステンション（手 動駆動 弁）

-137-

評価中

(d) フィルタ装置ドレン移送ポンプ水張り
格納容器ベント中に想定されるフィルタ装置水位調整準備として，乾燥状態で保管されているドレン移送ポンプへ水張りを実施する。ドレン
移送ポンプの水張りは，手動弁{T61-F502A/B}を「全開」，手動弁{T61F501}を「開」し，フィルタ装置の水頭圧によりドレン移送ポンプ水張りを実施する。
水張り完了の確認は，ドレン移送ポンプの空気抜き弁により確認する。
この操作は，「約１時間」程度で操作可能であると考えている。
ドレン移送ポンプ水張り完了後は，手動弁{T61-F501,F502A/B,F209}
を「全閉」する。
また，ドレン移送ポンプの水張りに合わせて，フィルタ装置排水ラインの健全性を圧力計により確認する。
ドレン移送ポンプの水張り操作は，屋外での操作になる。格納容器ベ
ント操作前であるため作業エリアの環境による作業性への影響はない。
また，可搬設備は使用しないためアクセス性に影響はない。
(e) 中央制御室待避所設営
炉心損傷後の格納容器ベント操作前に準備操作として，中央制御室待避所への資機材搬入・待避所での監視装置の設営・中央制御室換気空調
系の隔離操作・待避所の加圧操作等を実施する。
(f) 緊急時対策所待避所設営
炉心損傷後の格納容器ベント操作前に準備操作として，緊急時対策所
待避所への資機材搬入・待避所での監視装置の設営・緊急時対策所換気
空調系の隔離操作・待避所の加圧操作等を実施する。
(g) 格納容器圧力逃がし装置付帯設備（可搬）
格納容器圧力逃がし装置付帯設備（可搬）として「格納容器圧力逃がし装置給水設備」，「格納容器圧力逃がし装置窒素パージ設備」及び「フィルタ装置薬品注入設備」がある。格納容器ベント前準備としては以下のとおり。
・ 給水設備（消防車）
常時フィルタ装置は通常水位で維持されており，格納容器ベント
開始後は水蒸気の凝縮により水位は上昇傾向であるため，基本的に補給の必要性はないと考える。
フィルタ装置の水位が低下する要因として，フィルタ装置内で補足した放射性物質の放熱による蒸発量が水蒸気の凝縮量より大きくなる場合である。これは，格納容器ベント停止後，水蒸気の流入が減少した場合に起きやすく，格納容器ベント中は水蒸気の流入が継続するため起こり難い。そのため，消防車は格納容器ベント停止
前，または格納容器ベント長時間継続による水蒸気の流入が減少-138-

し，フィルタ装置水位が低下傾向を示した場合に準備すればよく，
格納容器ベント前に準備する必要はない。
・ 窒素パージ設備（可搬型窒素供給装置）
可搬型窒素供給装置は，フィルタ装置排水後の排水ライン窒素ガ
スパージ時もしくは，格納容器ベント停止後の格納容器圧力逃がし装置窒素ガスパージ時及びパージ後の管理に使用する。
可搬型窒素供給装置は，事前に保管場所にて窒素ガス供給準備を実施しておくことにより，現場へ移動後にホースの接続及び接続口の隔離弁操作のみで窒素ガスを供給することができる。
これにより，フィルタ装置排水操作時または格納容器ベント停止の目途が立ってから準備をすればよく，格納容器ベント前に準備する必要はない。
・ 薬品注入設備
フィルタ装置内のスクラバ水の水質は，フィルタ装置水位が維持されていれば変化することはない。薬品注入設備が必要になるのは，フィルタ装置の排水によりスクラバ水の水質が低下した場合であり，排水操作に合わせて準備すればよく，格納容器ベント前に準備する必要はない。
b． 格納容器ベント開始操作
格納容器圧力逃がし装置による格納容器ベント操作は，発電所対策本部長の指示を受けて，炉心損傷前の場合は原子炉格納容器二次隔離弁{T31-MO-F070}を中央制御室からの遠隔操作または，二次格納施設外からの人力操作により「調整開」とし，炉心損傷後の場合は原子炉格納容器
一次隔離弁（サプレッション・チェンバ側／ドライウェル側）{T31-AOF022/F019}を二次格納施設外からの人力操作により「全開」とし，格納容器ベントを実施する。
なお，原子炉格納容器二次隔離弁が操作不能の場合は，手動駆動の原子炉格納容器二次隔離弁バイパス弁をエクステンションにより二次格納施設の外から操作する。
格納容器からの異常な漏洩発生時における格納容器ベントは，サプレッション・チェンバ側からのベントを優先する。これは，公衆への影響が過大にならないことを目的としている。格納容器からの漏洩発生個所
がドライウェル側であっても，サプレッション・チェンバ側からのベントにより格納容器圧力を低下させることは可能であり，格納容器からの漏洩を抑制することが可能である。
格納容器ベント操作に必要な空気駆動弁及び電動駆動弁は，炉心損傷
前後において操作可能とする。

-139-

また，操作場所へのアクセスは複数のアクセスルートから選定することにより確保することができる。

-140-

①
②
③
④
⑤

原子炉格納容器一次隔離弁（サプレッション・チェンバ側）
フィルタ装置入口弁
原子炉格納容器二次隔離弁
原子炉格納容器一次隔離弁（ドライウェル側）
原子炉格納容器二次隔離弁バイパス弁
主排気筒
6号炉

RE

放射線モ ニタ

Ｆ ０６８

AO

原 子炉区 域・
タ ービン 区域
換 気空調 系排風 機へ 〔Ｆ．Ｃ〕

圧 力開放 板H 2E

Ｎ 2ベント ライン

AO

水素濃度 計
PI

原 子炉区域より
パ ージ用排風機

圧力計

Ｆ ７１２

MO

ボンベ

PT

Ｆ ０６０

〔Ｆ．Ｃ〕

非常用ガ ス処理系
排風機へ

圧 力計

MO

遠隔操作

②

AO
〔Ｆ．Ｏ〕

水 素濃度計Ｆ ００１

原 子炉区域運転 階より

Ｎ 2供給ラ イン

Ｆ １０２

水 位計

フィルタ
装置

DP

MO

・
原
子
炉
圧
力
容
器

Ｎ 2ベント ライン

差 圧計

遠隔操作

AO

〔Ｆ．Ｏ〕

〔Ｆ．Ｃ〕

オ リフィ ス

PT

ボ ンベ

・

・

AO

よう素
フ ィルタ

圧 力開放板

AO

③

〔Ｆ．Ｏ〕

ド ライウ ェル

圧力計

AO
〔Ｆ．Ｃ〕

H 2E

ド
レ
ン
タ
ン
ク

④

遠隔操作

Ｆ ０７０

遠隔操作

AO

遠 隔操作
〔Ｆ．Ｃ〕

⑤

Ｆ ０１９

Ｆ ８０２

MO

LＳ

水 位計

サ プレッ ション・
チ ェンバ

原子炉建屋

①

遠隔操作

AO

〔Ｆ．Ｃ〕

Ｆ ５０２Ａ

Ｆ ０４５

Ｆ ０６１

・

LT

ボ ンベ

Ｆ ８０３

ボ ンベ

Ｆ ０６２

Ｆ ０４７

Ｆ ０２２
Ｆ ５０１

MO

ｐ Ｈ計

Ｆ ５０２Ｂ

非 常用ガス処理 系
排 風機よ りドレン
移 送ポンプ

Ｆ ０２０
FE

FE

流量計

Ｆ ２１１
Ｆ ２０９

MO

pH

MO
MO

MO

可 燃性ガス濃度 制御系
気 水分離 器より二次格納施設原子炉建屋

Ｎ 2供給ラ イン－：圧縮空気供給－：電磁弁排気側供給

Ｆ ２１０

第 4.1.2－2 図

第 4.1.2－2 表

6 号炉

6 号炉 格納容器ベント操作前準備
及び格納容器ベント操作概略図（格納容器圧力逃がし装置）

格納容器ベント操作（格納容器圧力逃がし装置）
対象弁操作方法
操作方法

操作対象弁

弁番号

駆動方式

通常状態

駆動源等喪
失時動作

①

原子炉格納容器
一次隔離弁（サプ レッション ・チェ ンバ側 ）T31-AO-F022 空気駆動弁

通常閉

Ｆ．Ｃ

②

フィルタ装置入口弁

T61-AO-F001 空気駆動弁

通常開③

原子炉格納容器
二次隔離弁

T31-MO-F070 電動駆動弁④

原子炉格納容器
一次隔離弁（ドラ イウェル側 ）⑤

原子炉格納容器
二次隔離弁
バイパス弁

通常時

空気駆動源喪失時

空気駆動弁
制御電源喪失時

電動弁電源喪失
空気駆動源健全

空気駆動弁
制御電源健全専用ボンベ（現場）

エクステンション（現場）

空気駆動弁制御電源喪失

中操

専用ボンベ
（中操)

専用ボンベ
（現場）

エクステン
ション
（現場）

中操

専用ボンベ
（中操＆現場）

Ｆ．Ｏ

中操

専用ボンベ
（中操＆現場）

専用ボンベ
（現場）

エクステン
ション
（現場）

中操

専用ボンベ
（中操＆現場）

専用ボンベ
（現場）

エクステンション
（現場）

通常閉

Ｆ．Ａ．Ｉ

中操

中操

エクステンション（現場）

エクステンション（現場）

エクステンション（現場）

エクステンション（現場）

T31-AO-F019 空気駆動弁

通常閉

Ｆ．Ｃ

中操

専用ボンベ
（中操)

中操

専用ボンベ
（中操＆現場）

専用ボンベ
（現場）

エクステンション
（現場）

弁番号未定

通常閉

－

エクステン
ション
（現場）

－

－

－

－

－

手動駆動弁

Ｆ．Ｃ
Ｆ．Ｏ

駆動源等喪失時「閉」
駆動源等喪失時「開」

中操

専用ボンベ
（現場）

エクステン
ション
（現場）

－

現場 二次格納施設外（非管理区域）

Ｆ．Ａ．Ｉ 駆動源等喪失時「現状維持」※現場操作場所の詳細については「１．２規制基準への適合性」参照

-141-

①
②
③
④
⑤

原子炉格納容器一次隔離弁（サプレッション・チェンバ側）
フィルタ装置入口弁
原子炉格納容器二次隔離弁
原子炉格納容器一次隔離弁（ドライウェル側）
原子炉格納容器二次隔離弁バイパス弁
主排気筒

H 2E

Ｎ 2ベント ライン

AO

原 子炉区域・
タ ービン区域
換 気空調系排風 機へ

圧 力開放 板7号炉

非常用ガ ス処理 系
排風機へ

圧 力計

〔Ｆ．Ｏ〕

水 素濃度計

遠隔操作

②

AO
〔Ｆ．Ｃ〕

原 子炉区域運転 階より

Ｎ 2供給ラ イン

Ｆ １０２
ド
レ
ン
タ
ン
ク

④

遠隔操作

Ｆ ０７０

遠隔操作

AO

遠 隔操作

〔Ｆ．Ｃ〕

⑤

Ｆ ０１９

Ｆ ７７８

サ プレッ ション・
チ ェンバ

①

Ｆ ０８２

Ｆ ０９８

・
原子炉建屋

ボ ンベ
MO

LＳ

水位計

LT

遠隔操作

AO

〔Ｆ．Ｏ〕

MO

・
原
子
炉
圧
力
容
器

Ｎ 2ベント ライン

水 位計

ボ ンベ

・

・

AO

よう素
フ ィルタ

フィルタ
装置

AO

〔Ｆ．Ｃ〕

オ リフィ ス

DP

Ｆ ００１

③

〔Ｆ．Ｏ〕

ド ライウ ェル

差 圧計

Ｆ ０６０

MO
AO

H 2E

PT

ボンベ

〔Ｆ．Ｃ〕

RE

放 射線モニタ

圧 力開放板

Ｆ ７１２

MO

PT

圧力計

圧力計

パージ用 排風機
AO

水素濃度 計PI

Ｆ ０６８

原子炉区 域より
〔Ｆ．Ｃ〕

遠隔操作

AO

Ｆ ７７９

ボ ンベ

〔Ｆ．Ｃ〕

Ｆ ５０２Ａ

Ｆ ０２２
Ｆ ５０１
Ｆ ５０２Ｂ

ｐ Ｈ計

流量計

Ｆ ２１１
Ｆ ２０９

Ｆ ０９９

非 常用ガス処理 系
排 風機よ り

Ｆ ０２０
FE

Ｆ ０９２

MO

ドレン
移 送ポンプ
FE

MO

pH

MO
MO

MO

可 燃性ガス濃度 制御系
気 水分離 器より二次格納施設

Ｆ ２１０

原子炉建屋

Ｎ 2供給ラ イン－：圧縮空気供給－：電磁弁排気側供給

第 4.1.2－3 図

第 4.1.2－3 表

7 号炉

7 号炉 格納容器ベント操作前準備
及び格納容器ベント操作概略図（格納容器圧力逃がし装置）

格納容器ベント操作（格納容器圧力逃がし装置）
対象弁操作方法
操作方法

操作対象弁

弁番号

駆動方式

通常状態

駆動源等喪
失時動作

①

原子炉格納容器
一次隔離弁（サプ レッション ・チェ ンバ側 ）T31-AO-F022 空気駆動弁

通常閉

Ｆ．Ｃ

②

フィルタ装置入口弁

T61-AO-F001 空気駆動弁

通常開③

原子炉格納容器
二次隔離弁

T31-MO-F070 電動駆動弁④

原子炉格納容器
一次隔離弁（ドラ イウェル側 ）⑤

原子炉格納容器
二次隔離弁
バイパス弁

通常時

空気駆動源喪失時

空気駆動弁
制御電源喪失時

電動弁電源喪失
空気駆動源健全

空気駆動弁
制御電源健全専用ボンベ（現場）

エクステンション（現場）

空気駆動弁制御電源喪失

中操

専用ボンベ
（中操)

専用ボンベ
（現場）

エクステン
ション
（現場）

中操

専用ボンベ
（中操＆現場）

Ｆ．Ｏ

中操

専用ボンベ
（中操＆現場）

専用ボンベ
（現場）

エクステン
ション
（現場）

中操

専用ボンベ
（中操＆現場）

専用ボンベ
（現場）

エクステンション
（現場）

通常閉

Ｆ．Ａ．Ｉ

中操

中操

エクステンション（現場）

エクステンション（現場）

エクステンション（現場）

エクステンション（現場）

T31-AO-F019 空気駆動弁

通常閉

Ｆ．Ｃ

中操

専用ボンベ
（中操)

中操

専用ボンベ
（中操＆現場）

専用ボンベ
（現場）

エクステンション
（現場）

弁番号未定

通常閉

－

エクステン
ション
（現場）

－

－

－

－

－

手動駆動弁

Ｆ．Ｃ
Ｆ．Ｏ

駆動源等喪失時「閉」
駆動源等喪失時「開」

中操

専用ボンベ
（現場）

エクステン
ション
（現場）

－

現場 二次格納施設外（非管理区域）

Ｆ．Ａ．Ｉ 駆動源等喪失時「現状維持」※現場操作場所の詳細については「６．規制基準への適合性」参照-142-

枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

c． 格納容器ベント中操作
格納容器ベント操作を実施した際は，格納容器圧力が低下することにより格納容器圧力逃がし装置が正常に動作していることを確認する。また，フィルタ装置出口放射線モニタ指示の上昇・フィルタ装置入口圧力指示の格納容器圧力に追従することによっても格納容器圧力逃がし装置が正常に動作していることを確認する。なお、耐圧強化ベント系へのリークが無いことを，耐圧強化ベントラインに設置されている放射線モニタ指示が変化しないことにより確認することができる。
これらのパラメータにより格納容器ベントが正常に行われていないことを確認した場合は，原因調査を開始し，格納容器隔離弁の不具合が考えられる場合は遠隔操作から人力操作への切替・サプレッション・チェ
ンバ側からドライウェル側への切替・二次隔離弁バイパス弁への切替を実施する。格納容器圧力逃がし装置の不具合が考えられる場合は耐圧強化ベントまたは代替格納容器圧力逃がし装置への切替を実施する。時間的な余裕がある場合は，格納容器圧力逃がし装置側を隔離してから耐圧強化ベント系等へ切り替える。耐圧強化ベント系への切替後，格納容器
圧力逃がし装置の不具合が解消された場合には，再度格納容器圧力逃がし装置への切替を実施する。
原子炉格納容器二次隔離弁{T31-MO-F070}は「中間開（50％程度）」※1※
２を目標に操作するが，格納容器の圧力低下傾向に応じて開度を調整する。
（※1 目標開度を決めるに際して，「中間開（50％程度）」よりも絞った「25％開度」で評価したところ，圧力容器が破損している状態では，一旦格納容器圧力は低下するものの，格納容器内で発生する蒸気により，格納容器圧力が上昇する結果となった。また，「100％開度」の評価とも比較し，「50％開度」であれば十分に減圧できることを確認した。急激な減圧による格納容器に対する負荷を避けることも重要である。さらに，
目標開度「中間開（50％程度）」以下では，格納容器ベント実施後における屋外の線量低下が遅くなると推測されるため，屋外での復旧作業の再開が遅れることが懸念される。これらにより，目標開度を「中間開（50％程度）」としている。）（※2 原子炉格納容器二次隔離弁バイパス弁を使用した格納容器ベントの場合も同様となる計画である。）

格納容器ベント中は，格納容器圧力の低下を継続監視すると共にサプ
レッション・チェンバ水位，フィルタ装置入口圧力，フィルタ装置水位，
ドレンタンク水位及びフィルタ装置出口放射線モニタを監視する。
サプレッション・チェンバ水位がサプレッション・チェンバ取り出し
配管位置
以下 ※3 であることを確認する。
（※3 サプレッション・チェンバ取り出し配管位置に到達した場合は，サプレッション・チ
ェンバからの取り出しをドライウェルからの取り出しに切り替える。格納容器ベント-143-

中にサプレッション・チェンバ水位が上昇する要因として，原子炉へ注水された水が破断口または主蒸気逃がし安全弁から流入することが考えられる。なお，サプレッシ
ョン･チェンバ水温が飽和温度を下回っている場合，原子炉内の蒸気が主蒸気逃がし
安全弁を通してサプレッション・チェンバで凝縮することにより水位が上昇することが考えられる。）

フィルタ装置水位が「2200mm(上限水位) ※4」から「1000mm（通常水位）※5」の範囲にあること及び金属フィルタ差圧がであることを確認する。この範囲を逸脱する場合は以下のとおりフィルタ装置水位調整を実施する。
フィルタ装置水位が「2200mm(上限水位)」に到達した場合及び金属フ
ィルタ差圧がに到達した場合は，フィルタ装置機能維持のため
フィルタ装置の排水を実施する。フィルタ装置の排水は，手動弁{T61F501,F502A/B,F210,F211}を「全開」し，ドレン移送ポンプＡ／Ｂのどち
らかを起動する。ドレン移送ポンプ起動後，手動弁{T61-F209}にて流量調整し，フィルタ装置内の水をサプレッション・チェンバへ排水する。
フィルタ装置水位「1000mm（通常水位）」でフィルタ装置の排水を停止する。
（※4

上限水位はフィルタ装置内のベントガスによる吹き上がりによる上昇を考慮しても金属フィルタ下端水位「5000mm」まで到達しない水位として定めている。
「3.2.2.2

事

故時のフィルタ装置のパラメータ変化」にあるとおり，フィルタ装置水位が「2200mm」
であれば吹き上がりを考慮しても金属フィルタ下端には到達しない。）（※5

通常水位は下限水位に対して管理上の余裕を持たせた値として設定している。）

フィルタ装置の排水停止後，フィルタ装置薬液補給及びフィルタ装置
排水ライン窒素ガスパージを行う。
フィルタ装置薬液補給は，フィルタ装置補給用接続口に薬液注入装置
からの送水ホースを接続し，フィルタ装置補給水弁{T61-F102}を「全開」にして必要補充量の薬液補給を実施する。
フィルタ装置排水ライン窒素ガスパージは，ドレン移送ポンプ出口ラ
インの残留水を可搬型窒素供給装置による窒素ガスによりサプレッショ
ン・チェンバに排水する。排水ライン接続口に可搬型窒素供給装置からの送気ホースを接続し，手動弁{T61-F211,F213}を「全開」にしてドレン移送ポンプ出口ラインの残留水をサプレッション・チェンバに排水及び窒素ガスパージを実施する。ドレン移送ポンプ出口ラインを加圧するために手動弁{T61-F211}を「全閉」とし，圧力計により加圧されたことを確認する。加圧確認後，手動弁{T61-F211}を「全閉」とし窒素ガスパージを終了する。
※6

フィルタ装置水位が「1000mm（通常水位）」を下回り「500mm(下限水位)」に到達する前に，フィルタ装置補給水ラインからフィルタ装置へ水-144-

張りを実施する。
フィルタ装置の水張りは，フィルタ装置補給用接続口に可搬型注水ポ
ンプからの送水ホースを接続し，フィルタ装置補給水弁{T61-F102}を「全開」にして水張りを実施する。
フィルタ装置水位「1000mm（通常水位）～1500mm」で水張りを停止する。
（※6

下限水位は DF 性能確認試験の結果から得られた最低水位であるため，この水位を下回らないように水位調整を実施する必要がある。）

フィルタ装置の排水操作は，可搬設備を使用しないためアクセス性に影響はない。また，作業エリアの被ばく線量率が低下した後に作業を行う。
フィルタ装置薬液補給，フィルタ装置排水ライン窒素ガスパージ及びフィルタ装置の補給操作は，可搬設備を使用するためアクセスルートに支障がある場合は，重機等を使用してアクセスルートを確保する。また，作業エリアの被ばく線量率が低下した後に作業を行う。
ドレンタンク水位が水位高に到達した場合は，よう素フィルタの機能維持のために排水操作を実施する。ドレンタンクの排水は，ドレンタン
ク出口弁{弁番号未定}を全開しフィルタ装置の排水操作と同様に排水操作を行う。ドレンタンク水位が水位低まで排水後，排水操作を停止する。

-145-

4.1.2－4 図

フィルタ装置水位調整操作概略図（格納容器圧力逃がし装置）

-146-

主排気筒
6号炉

RE

放 射線モ ニタ
AO

圧 力開放 板H 2E

Ｎ 2ベント ライン

水 素濃度 計PI

パ ージ用 排風機
AO

MO

ボ ンベ

PT

圧 力計

7号炉

原 子炉区 域より

原 子炉区 域・
タ ービン 区域
〔Ｆ．Ｃ〕
換 気空調 系排風 機へ

圧 力計

〔Ｆ．Ｃ〕

非 常用ガ ス処理 系
排 風機へ

MO

遠 隔操作
AO

RE

放 射線モ ニタＮ 2供給ラ イン〔Ｆ．Ｏ〕

水 素濃度 計
H 2E

ボ ンベ

AO
〔Ｆ．Ｃ〕

Ｆ ００１
AO

原 子炉区 域運転 階より

・

・

AO

〔Ｆ．Ｏ〕

遠 隔操作

〔Ｆ．Ｏ〕

ド ライウ ェル可搬型薬液注入装置
水中 ポン プ等

〔Ｆ．Ｃ〕

よ う素
フ ィルタ

圧 力開放 板窒素 ボンベ・オ リフィ スＮ 2ベント ライン

Ｆ １０２
PT

差 圧計

フ ィルタ
装置

DP

フィルタ装置補給水弁
水 位計

ド
レ
ン
タ
ン
ク

遠 隔操作
遠 隔操作
遠 隔操作

〔Ｆ．Ｃ〕

Ｆ ０１９

ボ ンベ
MO

LＳ

・

水 位計
LT

原子炉建屋

サ プレッ ション ・
チ ェンバ

遠 隔操作

AO

ボ ンベ

〔Ｆ．Ｃ〕

Ｆ ５０２Ａ

Ｆ ０２２
Ｆ ５０１

MO

非 常用ガ ス処理 系
排 風機よ りド レン
移 送ポン プ

Ｆ ０２０
FE

流 量計

Ｆ ２１０
Ｆ ２０９

MO

pH

ｐ Ｈ計

Ｆ ５０２Ｂ

FE

MO

Ｆ ０７０

AO

原
子
炉
圧
力
容
器

給 水ライン

圧 力計

AO

Ｆ ２１１

MO
MO

MO

可 燃性ガ ス濃度 制御系
気 水分離 器より二次格納施設Ｆ ２１３

可搬型窒素供給装置

4.1.2－5 図

フィルタ装置薬液補給・排水ライン窒素ガスパージ操作概略図（格納容器圧力逃がし装置）

-147-

原子炉建屋

Ｎ 2供給ラ イン

d． 格納容器ベント停止操作
格納容器ベント停止判断には下記の２つがある。
(a) 炉心損傷前ベント実施中に炉心の健全性が確認できない場合
炉心損傷前ベント実施中に，炉心の健全性が確認できない場合は炉心損傷に至る可能性があるため格納容器ベントを停止する。この判断は，格納容器雰囲気放射線モニタまたは原子炉圧力容器温度計
により判断する。
(b) 格納容器除熱機能等が回復した場合
格納容器ベント実施中に，格納容器圧力逃がし装置以外の格納容器
除熱機能及び格納容器可燃性ガス濃度制御機能が回復し，格納容器破損防止のため使用した格納容器圧力逃がし装置を停止できると判断した場合に，格納容器ベントを停止する。
具体的には，残留熱除去系による格納容器除熱機能が使用可能な状態になり，長期にわたり格納容器の冷却が可能であること，格納容器
内雰囲気モニタが使用可能な状態になり，格納容器内酸素／水素濃度測定が可能であること，及び可燃性ガス濃度制御系が使用可能な状態になり，格納容器内における水の放射線分解により発生する酸素／水素を可燃限界濃度に到達することなく制御が可能であることが確認された場合に，格納容器圧力逃がし装置を停止することができる。
なお，残留熱除去系による格納容器除熱により格納容器が負圧になることを防止するため過度な冷却を実施しないように操作するとともに，不活性ガス系統からの窒素ガス供給を実施する。
格納容器圧力逃がし装置による格納容器ベントの停止操作は，原子炉格納容器一次隔離弁（サプレッション・チェンバ側／ドライウェル側）{T31-AO-F022/F019}，原子炉格納容器二次隔離弁{T31-MO-F070}または原
子炉格納容器二次隔離弁バイパス弁を，中央制御室からの遠隔操作または二次格納施設外からの現場操作にて「全閉」する。
格納容器ベント停止操作時に設備の故障が発生した場合については，
原子炉格納容器一次隔離弁は「Ｆ．Ｃ」であるため「全閉」すると考えられる。また，二次格納施設外からエクステンションによる操作により確実に「全閉」することができる。原子炉格納容器二次隔離弁は電動駆動弁であるため，駆動電源喪失時は二次格納施設外からエクステンショ
ンによる操作により「全閉」する。

-148-

【代替格納容器圧力逃がし装置】
代替格納容器圧力逃がし装置による格納容器の破損防止が必要になった場
合，中央制御室操作または現場操作により格納容器ベント操作を実施することができる。通常は，中央制御室からの遠隔操作により実施するが，それができない場合は現場操作により実施することができる。
格納容器ベント操作が必要な状況になった際に速やかに操作ができるように，事前から重要なパラメータ（格納容器圧力，格納容器温度，サプレッション・チェンバ水位，フィルタ装置水位）の監視，その他必要な操作を実施する。
ａ. 格納容器ベント操作前準備
格納容器ベント操作前のフィルタ装置排水ラインへの水張りは，格納容器圧力逃がし装置と同様に実施する計画である。操作の詳細について
は設計に合わせて決定する。
ｂ．格納容器ベント開始操作
代替格納容器圧力逃がし装置による格納容器ベント操作は，地下式Ｆ
ＣＶＳ原子炉格納容器一次隔離弁（サプレッション・チェンバ側または
ドライウェル側）を中央制御室からの遠隔操作により「全開」とし，発電所対策本部長の指示を受けて地下式ＦＣＶＳ原子炉格納容器二次隔離弁（サプレッション・チェンバ側またはドライウェル側）を中央制御室からの遠隔操作により「調整開」とし，格納容器ベントを実施する。
中央制御室からの遠隔操作ができない場合は，地下式ＦＣＶＳ原子炉
格納容器一次隔離弁（サプレッション・チェンバ側またはドライウェル側）及び地下式ＦＣＶＳ原子炉格納容器二次隔離弁（サプレッション・
チェンバ側またはドライウェル側）を駆動部に設置されたエクステンシ
ョンにより二次格納施設の外から操作する。
ｃ．格納容器ベント中操作
格納容器ベント操作を実施した際は，格納容器圧力が低下することにより代替格納容器圧力逃がし装置が正常に動作していることを確認する。
地下式ＦＣＶＳ原子炉格納容器二次隔離弁の開度は設計に合わせて決定する。
格納容器ベント中の監視事項，及びフィルタ装置の水位調整について
は，格納容器圧力逃がし装置と同様の操作を実施する計画である。操作の詳細については設計に合わせて決定する。
ｄ．格納容器ベント停止操作
格納容器ベント実施中に，代替格納容器圧力逃がし装置以外の格納容器除熱機能が回復し，格納容器可燃性ガス濃度制御機能が確保され，格納容器破損防止のため使用した代替格納容器圧力逃がし装置を停止でき-149-

ると判断した場合に，発電所対策本部長の指示により格納容器ベントを停止する。
具体的には，残留熱除去系による格納容器除熱機能が回復し長期にわたり格納容器の冷却が可能であること，格納容器内雰囲気モニタによる格納容器内酸素／水素濃度測定が可能であること，及び格納容器内における水の放射線分解により発生する酸素／水素を可燃性ガス濃度制御系
により可燃限界濃度に到達することなく制御が可能であることが確認された場合に，代替格納容器圧力逃がし装置を停止することができる。
代替格納容器圧力逃がし装置による格納容器ベントの停止操作は，地下式ＦＣＶＳ原子炉格納容器一次隔離弁（サプレッション・チェンバ側
またはドライウェル側），及び地下式ＦＣＶＳ原子炉格納容器二次隔離弁（サプレッション・チェンバ側またはドライウェル側）を，中央制御室からの遠隔操作または現場操作にて「全閉」する。

-150-

①
②
③
④

地下式ＦＣＶＳ
地下式ＦＣＶＳ
地下式ＦＣＶＳ
地下式ＦＣＶＳ

原子炉格納容器一次隔離弁（サプレッション・チェンバ側）
原子炉格納容器二次隔離弁（サプレッション・チェンバ側）
原子炉格納容器一次隔離弁（ドライウェル側）
原子炉格納容器二次隔離弁（ドライウェル側）
パージ用排風機

AO

格納容器圧力逃がし装置へ
原子炉建屋区域・タービン区域
換気空調系へ

圧力開放板

AO
MO

Ｎ2ベントライン

AO

非常用ガス処理系へ

PI

AO

主排気筒へ

圧力計
RE

④

放射線モニタMO③

ドライウェルMO

AO

Ｎ2供給ライン

補給水ライン

PT

②
水素濃度計
よう素
フィルタ

MO

①

AO

MO

H2E

H2E

差圧計

フィルタ
装置

原
子
炉
圧
力
容
器

圧力計

AO

サプレッション・
チェンバ

水素濃度計

ＤP
AO
pH

ｐＨ計

LT 水位計原子炉建屋

ドレンポンプ

流量計

MO

FE

二次格納施設第 4.1.2－6 図

第 4.1.2－4 表

代替格納容器圧力逃がし装置操作概略図

格納容器ベント操作（代替格納容器圧力逃がし装置）
対象弁操作方法

操作対象弁

駆動方式

通常時

操作方法
電源喪失時

①

地下式ＦＣＶＳ
原子炉格納容器一次隔離弁
電動駆動弁（サプレッション・チェンバ側）

中操

エクステンション（二次格納容器外（非管理区域））②

地下式ＦＣＶＳ
原子炉格納容器二次隔離弁
電動駆動弁（サプレッション・チェンバ側）

中操

エクステンション（二次格納容器外（非管理区域））③

地下式ＦＣＶＳ
原子炉格納容器一次隔離弁（ドライウェル側）

電動駆動弁

中操

エクステンション（二次格納容器外（非管理区域））④

地下式ＦＣＶＳ
原子炉格納容器二次隔離弁（ドライウェル側）

電動駆動弁

中操

エクステンション（二次格納容器外（非管理区域））-151-

4.1.3 中央制御室及び現場でのパラメータ監視【格納容器圧力逃がし装置】【フィルタ装置水位】
格納容器ベント操作前に，フィルタ装置水位が「1000mm(通常水位) ※1」付
近であることを確認し必要に応じてフィルタ装置水位の調整を実施する。
格納容器ベント操作時は，ベントガス蒸気の凝縮によりフィルタ装置水位が上昇するため継続監視し，フィルタ装置水位が「2200mm(上限水位) ※2」に到達した場合は，フィルタ装置性能維持のためフィルタ装置の排水を実施する。
格納容器ベント操作時または格納容器ベント停止後に，フィルタ装置内で捕捉した放射性物質の放熱により，フィルタ装置内の水が蒸発しフィル
タ装置水位が低下する場合は，「1000mm（通常水位）」を下回り「500mm(下限水位) ※３ 」に到達する前に，フィルタ装置補給水ラインからフィルタ装
置へ水張りを実施する。
フィルタ装置水位は中央制御室，緊急時対策所及びフィルタベント計装ラック（フィルタベント装置近傍）にて確認することができる。
（※1

通常水位は下限水位に対して管理上の余裕を持たせた値として設定している。）（※2

上限水位はフィルタ装置内のベントガスによる吹き上がりによる上昇を考慮しても金属フィルタ下端水位「5000mm」まで到達しない水位として定めている。）（※3

下限水位は DF 性能確認試験の結果から得られた最低水位であるため，この水位を下回らないように水位調整を実施する必要がある。）【フィルタ装置出口放射線モニタ】
格納容器ベント実施時に，フィルタ装置出口の放射線量を監視し，初期値から指示上昇により放射性物質を含むガスが放出されていることを確認する。
また，格納容器ベント中においても継続監視することにより，放射性物質を含むガスの放出状況を把握する。
格納容器ベント停止後も，フィルタ装置出口配管が開放状態にあるため継続監視する。
フィルタ装置出口放射線モニタは中央制御室，緊急時対策所にて確認することができる。
【フィルタ装置入口圧力】
格納容器圧力逃がし装置点検等後の系統内窒素置換操作後に，フィルタ装置入口圧力を監視することにより窒素置換状態が維持され待機状態にあることを確認する。
格納容器ベント実施時に，待機圧力から上昇した後，格納容器圧力の低下と追従して低下傾向を示すことにより格納容器圧力逃がし装置が正常に動作していることを確認する。

-152-

また，格納容器ベント停止後に窒素ガスによるパージを実施した後は，配管内に残留した蒸気が凝縮することにより，フィルタ装置内の水の放射線分解により発生する水素の蓄積を防止するためフィルタ装置入口圧力が正圧で維持されていることを確認する。
フィルタ装置入口圧力は中央制御室，緊急時対策所及び二次格納施設外にて確認することができる。
【フィルタ装置出口圧力】
格納容器圧力逃がし装置点検等後の系統内窒素置換操作時に，可搬型窒
素供給装置からの窒素ガスによりフィルタ装置出口圧力が待機状態の圧力まで加圧されたこと，及び圧力開放板の動作圧力まで加圧されないことを確認する。
なお，格納容器ベント実施後は圧力開放板が開放することにより大気圧と等しくなる。
フィルタ装置出口圧力は中央制御室，緊急時対策所及び現場（フィルタ
ベント装置近傍）にて確認することができる。
【フィルタ装置出口配管圧力計】
格納容器圧力逃がし装置点検等後の系統内窒素置換操作時に，可搬型窒
素供給装置からの窒素ガスによりフィルタ装置出口配管圧力が待機状態の圧力まで加圧されたこと，及び圧力開放板の動作圧力まで加圧されないことを確認する。
なお，格納容器ベント実施後は圧力開放板が開放することにより大気圧と等しくなる。
フィルタ装置出口配管圧力は原子炉建屋 4 階屋上にて確認することができる。
【フィルタ装置水素濃度】
フィルタ装置入口及び出口配管に設置されている水素濃度計にて格納容器ベント操作後の窒素ガスによるパージ操作により，フィルタ装置入口及び出口配管内に水素が残留していないことを確認する。
また，窒素ガスによるパージ操作後もフィルタ装置入口及び出口配管内に水素が流入していないことを確認する。
フィルタ装置水素濃度は中央制御室，緊急時対策所にて確認することができる。
【フィルタ装置ドレン流量】
フィルタ装置ドレン移送ラインに設置されている流量計にて，フィルタ装置排水量及びドレンタンク排水量を確認する。
フィルタ装置ドレン流量は現場（フィルタベント装置近傍）にて確認することができる。
【フィルタ装置スクラバ水 pH 計】-153-フィルタ装置の水位調整を実施した後，薬液を補給する際にスクラバ水の pH を確認する。
フィルタ装置スクラバ水 pH 計は現場（フィルタベント装置近傍）にて確認することができる。
【金属フィルタ差圧計】
金属フィルタ差圧計により，金属フィルタの閉塞状態を確認する。
金属フィルタ差圧計は中央制御室，緊急時対策所にて確認することができる。
【ドレンタンク水位計】
ドレンタンク水位計により，よう素フィルタ出口配管のドレン量を確認する。ドレンタンク水位が水位高に到達した場合は，よう素フィルタの機
能維持のために排水操作を実施する。
ドレンタンク水位は中央制御室，緊急時対策所にて確認することができ
る。

-154-

フィルタ装置入口水素濃度計
・窒素パージ完了確認
・水素流入なし確認

フィルタ装置出口放射線モニタ計
・放射性物質を含むガス放出確認
6号炉

主排気筒

RE

放 射線モ ニタ
AO

圧 力開放 板H 2E

Ｎ 2ベント ライン

フィルタ装置出口配管圧力計
・窒素置換後加圧確認

原 子炉区 域・
タ ービン 区域
換 気空調 系排風 機へ 〔Ｆ．Ｃ〕

AO

水 素濃度 計
PI

MO

圧 力計
RE

放 射線モ ニタ

〔Ｆ．Ｃ〕

非 常用ガ ス処理 系

フィルタ装置入口圧力計MO
排 風機へ
・格納容器圧力推移追従確認
・窒素パージ後正圧確認 AO

〔Ｆ．Ｃ〕

AO

〔Ｆ．Ｏ〕

フィルタ装置出口水素濃度計
・窒素パージ完了確認
原・水素蓄積なし確認

オ リフィ ス

Ｆ １０２
PT

差 圧計

DP

水 位計

LT

フ ィルタ
装置

フィルタ装置金属フィルタ差圧計
・金属フィルタ閉塞なし確認

ド
レ
ン
タ
ン
ク

MO

遠 隔操作

Ｆ ０７０

遠 隔操作

AO

遠 隔操作
〔Ｆ．Ｃ〕

Ｆ ０１９

ボ ンベ
MO

LＳ

・

水位計

原子炉建屋

フィルタ装置水位計
・ベント操作前の通常水位確認Ｆ ５０２Ａ
・ベント時の蒸気凝縮確認
・水位調整操作時の水位確認

・

子
炉
圧
力
ドレンタンク水位計
容・よう素フィルタ出口配管のドレン量確認器

Ｎ 2ベント ライン

サ プレッ ション ・
チ ェンバ

遠 隔操作

AO

ボ ンベ

〔Ｆ．Ｃ〕

Ｆ ０２２
Ｆ ５０１

MO

非 常用ガ ス処理 系
排 風機よ りド レン
移 送ポン プ

Ｆ ０２０
流 量計

Ｆ ２１１
Ｆ ２１０

MO

pH

ｐ Ｈ計

Ｆ ５０２Ｂ

FE

遠 隔操作

AO
〔Ｆ．Ｃ〕

よ う素
フ ィルタ

圧 力開放 板

Ｆ ２０９

AO

・

・

〔Ｆ．Ｏ〕

ド ライウ ェル

FE

ボ ンベ

Ｆ ００１

原 子炉区 域運転 階より

H 2E

圧 力計

遠 隔操作
AO

〔Ｆ．Ｏ〕

水 素濃度 計Ｎ 2供給ライン

フィルタ装置出口圧力計
・窒素置換後加圧確認

ボ ンベ

PT

圧 力計

7号炉

原 子炉区 域より
パ ージ用 排風機

二次格納施設MOMOMO

可 燃性ガ ス濃度 制御系
気 水分離 器よりフィルタ装置スクラバ水ｐＨ計
・フィルタ装置スクラバ水ｐＨ確認

フィルタ装置ドレン移送流量計
・フィルタ装置排水量確認
・ドレンタンク排水量確認

第 4.1.3－1 図

格納容器圧力逃がし装置監視計器概要図

-155-

原子炉建屋

Ｎ 2供給ラ イン

【代替格納容器圧力逃がし装置】【フィルタ装置水位】
格納容器ベント操作前に，フィルタ装置水位が「1000mm(通常水位) ※1」付
近であることを確認し必要に応じてフィルタ装置水位の調整を実施する。
格納容器ベント操作時は，ベントガス蒸気の凝縮によりフィルタ装置水位が上昇するため継続監視し，フィルタ装置水位が「3000mm(上限水位) ※2」に到達した場合は，フィルタ装置性能維持のためフィルタ装置の排水を実施する。
格納容器ベント操作時または格納容器ベント停止後にフィルタ装置内で捕捉した放射性物質の放熱によりフィルタ装置内の水が蒸発しフィルタ装
置水位が低下する場合は，「1000mm(通常水位)※１ 」を下回り「500mm(下限水位) ※３ 」に到達する前に，フィルタ装置補給水ラインからフィルタ装置へ
水張りを実施する。
フィルタ装置水位は中央制御室及び現場にて確認する計画である。
（※1

通常水位は下限水位に対して管理上の余裕を持たせた値として設定している。）（※2

上限水位はフィルタ装置内のベントガスによる吹き上がりによる上昇を考慮しても金属フィルタ下端水位「6000mm」まで到達しない水位として定めている。）（※3

下限水位は DF 性能確認試験の結果から得られた最低水位であるため，この水位を下回らないように水位調整を実施する必要がある。）【フィルタ装置出口放射線モニタ】
格納容器ベント実施時に，フィルタ装置出口の放射線量を監視し，初期値からの指示上昇により放射性物質を含むガスが放出されていることを確認する。
また，格納容器ベント中においても継続監視することにより，放射性物質を含むガスの放出状況を把握する。
格納容器ベント停止後も，フィルタ装置出口配管が開放状態にあるため継続監視する。
フィルタ装置出口放射線モニタは中央制御室にて確認する計画である。
【フィルタ装置入口圧力】
代替格納容器圧力逃がし装置点検等後の系統内窒素置換操作後に，フィルタ装置入口圧力を監視することにより窒素置換状態が維持され待機状態にあることを確認する。
格納容器ベント実施時に，待機圧力から上昇した後，格納容器圧力の低下と追従して低下傾向を示すことにより代替格納容器圧力逃がし装置が正常に動作していることを確認する。
また，格納容器ベント停止後に窒素ガスによるパージを実施した後は，配管内に残留した蒸気が凝縮することにより，フィルタ装置内の水の放射線分解により発生する水素の蓄積を防止するためフィルタ装置入口圧力が-156-

正圧で維持されていることを確認する。
フィルタ装置入口圧力は中央制御室及び現場にて確認する計画である。
【フィルタ装置出口圧力】
代替格納容器圧力逃がし装置点検等後の系統内窒素置換操作時に，可搬型窒素供給装置からの窒素ガスによりフィルタ装置出口圧力が待機状態の圧力まで加圧されたこと，及び圧力開放板の動作圧力まで加圧されていないことを確認する。
なお，格納容器ベント実施後は圧力開放板が開放することにより大気圧と等しくなる。
フィルタ装置出口圧力は現場にて確認する計画である。
【フィルタ装置水素濃度】
フィルタ装置入口及び出口配管に設置されている水素濃度計にて格納容器ベント操作後の窒素ガスによるパージ操作により，フィルタ装置入口及び出口配管内に水素が残留していないことを確認する。
また，窒素ガスによるパージ操作後もフィルタ装置入口及び出口配管内に水素が流入していないことを確認する。
フィルタ装置水素濃度は中央制御室にて確認する計画である。
【フィルタ装置ドレン流量】
フィルタ装置ドレン移送ラインに設置されている流量計にて，フィルタ装置排水量を確認する。
フィルタ装置ドレン流量は現場にて確認する計画である。
【フィルタ装置スクラバ水 pH 計】
フィルタ装置の水位調整を実施した後，薬液を補給する際にスクラバ水の pH を確認する。
フィルタ装置スクラバ水 pH 計は現場にて確認する計画である。
【金属フィルタ差圧計】
金属フィルタ差圧計により，金属フィルタの閉塞状態を確認する。
金属フィルタ差圧計は中央制御室にて確認する計画である。

-157-

パージ用排風機
フィルタ装置出口圧力計
・窒素置換後加圧確認

AO

格納容器圧力逃がし装置へ
原子炉建屋区域・タービン区域
換気空調系へ

圧力開放板

AO
MO

Ｎ2ベントライン

非常用ガス処理系へ

PI

圧力計
RE

フィルタ装置出口放射線モニタ計
・放射性物質を含むガス放出確認

放射線モニタドライウェルMO

AO

Ｎ2供給ラインフィルタ装置水素濃度計
・窒素パージ完了確認
補給水ライン・水素蓄積なし確認

フィルタ装置水素濃度計
・窒素パージ完了確認
・水素流入なし確認

圧力計
PT

水素濃度計
よう素
フィルタ

MO

MO

H2E

H2E

ＤP

AO

AO

サプレッション・
チェンバ

差圧計
フィルタ
装置

原
子
炉
圧
力
容
器

フィルタ装置金属フィルタ差圧計
・金属フィルタ閉塞なし確認

AO
pH

ｐＨ計

LT 水位計ドレンポンプ

原子炉建屋

フィルタ装置スクラバ水ｐＨ計
・フィルタ装置スクラバ水ｐＨ確認
流量計

MO

FE

フィルタ装置水位計
・ベント操作前の通常水位確認
・ベント時の蒸気凝縮確認
・水位調整操作時の水位確認

第 4.1.3－2 図

二次格納施設フィルタ装置ドレン移送流量計
・フィルタ装置排水量確認

代替格納容器圧力逃がし装置監視計器概要図

-158-

AO

主排気筒へ

フィルタ装置入口圧力計
・格納容器圧力推移追従確認
・窒素パージ後正圧確認
MOAO

値は現在の最新値

4.2
4.2.1

格納容器圧力逃がし装置の操作性
ベント弁操作エリア

4.2.1.1
ベント時の被ばく評価（線量分布）
ベント時に二次格納施設外にて現場作業を行う際は，二次格納施設内の放射性物質からのガンマ線による影響を受ける。
この経路からの被ばく線量を評価した結果，ベント時に二次格納施設外にて行う現場作業の作業線量は，6 号炉側の作業で最大約 43mSv，7 号炉側の作業で最大約 43mSv となり作業可能である。
4.2.1.2
ベント後の被ばく評価（線量分布）
ベント後（ベント中を含む）に二次格納施設外にて現場作業を行う際は，
4.2.1.1 に示した被ばく経路に加え，二次格納施設内のベント配管内の放射性物質及び大気中に放出される希ガス等の放射性物質からのガンマ線による影響を受けることになる。
これらの経路からの被ばく線量を評価した結果，ベント後に二次格納施設外にて行う現場作業の作業線量は，6 号炉側の作業で最大約 8.6mSv，7 号炉側の作業で最大約 6.0mSv となり作業可能である。
4.2.2

フィルタ装置遮へい壁周辺

4.2.2.1
ベント時の被ばく評価（線量分布）
ベント時に屋外にて現場作業を行う際は，二次格納施設内の放射性物質からのガンマ線による影響を受ける。
この経路からの被ばく線量を評価した結果，屋外にて行う現場作業の作業線
量は，6 号炉側の作業で最大約 2mSv，7 号炉側の作業で最大約 2mSv となり作業可能である。
4.2.2.2
ベント後の被ばく評価（線量分布）
ベント後（ベント中を含む）に屋外にて現場作業を行う際は，4.2.1.1 に示した被ばく経路に加え，フィルタ装置，よう素フィルタ及びベント配管内の放射性物質並びに大気中に放出される希ガス等の放射性物質からのガンマ線による影響を受けることになる。
これらの経路からの被ばく線量を評価した結果，ベント後に屋外にて行う現場作業の作業線量は，6 号炉側の作業で最大約 56mSv，7 号炉側の作業で最大約
56mSv となり作業可能である。

-159-

4.3

水素燃焼防止に関する設備操作
水素燃焼防止に関する操作は以下の２つがある。
① 格納容器圧力逃がし装置点検等後の窒素置換（窒素ガスによる酸素濃度低下操作）② 格納容器ベント停止後の窒素ガスによるパージ（窒素ガスによる水素，残留蒸気パージ）①

格納容器圧力逃がし装置点検等後の窒素置換（窒素ガスによる酸素濃度低下操作）【格納容器圧力逃がし装置】
格納容器圧力逃がし装置の点検等後は，フィルタ装置及び配管内部に酸素が存在するため，格納容器ベント操作時に，格納容器から流入した水素による燃焼を防止する必要がある。そのため，格納容器圧力逃がし装置を待機状
態とする前に，窒素ガスを注入し酸素濃度を低下させ，窒素置換状態とする。
格納容器圧力逃がし装置の窒素置換操作は，「フィルタ装置入口配管，フィルタ装置」「フィルタ装置出口配管」の二つに区別される。
「フィルタ装置入口配管，フィルタ装置」の窒素置換操作は，大気開放の窒素ベント弁{弁番号未定 }を「全開」にし，可搬型窒素供給装置からの窒素ガスを窒素供給弁{T61-F205}を「開」することにより実施する。窒素ガス注入によって，フィルタ装置入口配管，フィルタ装置本体までの空気は，窒素ベン
ト弁{弁番号未定 }から大気へ放出される。ポータブルの酸素濃度計で放出箇所の酸素濃度を測定し「可燃限界濃度（5％）以下 ※ 」まで低下確認できれば窒素置換完了と判断する。窒素置換完了後は，空気混入防止として系統内を加圧状態とする。加圧操作は，窒素ベント弁{弁番号未定 }を「閉」し，フィルタ装
置出口圧力及びフィルタ装置入口圧力の指示が上昇し，フィルタ装置出口圧力が「10kPa[gage]」まで加圧された後，窒素供給弁{T61-F205}を「全閉」し加圧状態とする。
「フィルタ装置出口配管」の窒素置換操作は，大気開放の窒素ベント弁{T61-F207}を「全開」にし，可搬型窒素供給装置からの窒素ガスを窒素供給
弁{弁番号未定 }を「開」することにより実施する。窒素ガス注入によって，圧力開放板までのフィルタ装置出口配管内の空気は, 窒素ベント弁{T61-F207}から大気へ放出される。ポータブルの酸素濃度計で放出箇所の酸素濃度を測定
し「可燃限界濃度（5％）以下 ※ 」まで低下確認できれば窒素置換完了と判断する。加圧操作は，窒素ベント弁{T61-F207}を「閉」し，フィルタ装置出口
配管圧力の指示が上昇し「10kPa[gage]」まで加圧された後，窒素供給弁{弁番号未定 }を「全閉」し加圧状態とする。
（※

窒素置換完了判断値は可燃限界濃度以下の値とする）

-160-

－
－

フィルタ装置入口配管，フィルタ装置窒素置換
フィルタ装置出口配管窒素置換

主排気筒
6号炉

大気開放

RE

放射線モニタ
AO

圧力開放板

ポータブル酸素濃度計
・酸素濃度により窒素置換完了確認

H2E

Ｎ2ベントライン

水素濃度計
PI

フィルタ装置出口配管圧力計
・窒素置換時圧力上昇確認
・窒素置換完了後加圧状態確認

可搬型窒素供給装置

圧力計

圧力計

7号炉 RE

非常用ガス処理系
排風機へフィルタ装置入口圧力計
・窒素置換時圧力上昇確認
H2E

水素濃度計
圧力開放板

ボンベ
〔Ｆ．Ｃ〕

MO

遠隔操作
AO

〔Ｆ．Ｏ〕

AO

フィルタ
装置

差圧計 DP〔Ｆ．Ｏ〕

ドライウェル

原子炉建屋

遠隔操作
遠隔操作
遠隔操作

〔Ｆ．Ｃ〕

Ｆ０１９

ボンベ
MO

サプレッション・
チェンバ

遠隔操作

AO

ボンベ

〔Ｆ．Ｃ〕

Ｆ０２２

FE

MO

ｐＨ計

可搬型窒素供給装置

非常用ガス処理系
排風機より

Ｆ０２０

MO
MO

流量計

Ｆ２１１
Ｆ２０９

MO

pH

ドレン
移送ポンプ
FE

〔Ｆ．Ｃ〕

MO

Ｆ０７０

AO

Ｆ５０２Ａ

Ｆ５０２Ｂ

遠隔操作

・

水位計

Ｆ５０１

・
AO

AO

LＳ

水位計 LT

・

〔Ｆ．Ｏ〕

原
子
炉
圧
力
容
器

Ｎ2ベントライン

AO

原子炉区域運転階より

・PT

ポータブル酸素濃度計
・酸素濃度により窒素置換完了確認

ボンベ

Ｆ００１

よう素
フィルタ

オリフィス

Ｆ１０２

圧力計

AO

〔Ｆ．Ｃ〕

Ｎ2供給ラインフィルタ装置出口圧力計
・窒素置換完了後加圧状態確

パージ用排風機

MO

PT

放射線モニタ

大気開放

原子炉区域より原子炉区域・
タービン区域〔Ｆ．Ｃ〕
換気空調系排風機へ

二次格納施設Ｆ２０５

MO

可燃性ガス濃度制御系
気水分離器より

Ｆ２１０

第 4.3－1 図

格納容器圧力逃がし装置窒素置換操作概略図

-161-

原子炉建屋

Ｎ2供給ライン【代替格納容器圧力逃がし装置】
代替格納容器圧力逃がし装置の点検等後は，フィルタ装置及び配管内部に酸素が存在するため，格納容器ベント操作時に，格納容器から流入した水素による燃焼を防止する必要がある。そのため，代替格納容器圧力逃がし装置
を待機状態とする前に，窒素ガスを注入し酸素濃度を低下させ，窒素置換状態とする。
窒素置換操作は格納容器圧力逃がし装置と同様の操作を実施する計画である。
操作の詳細については設計に合わせて決定する。
②

格納容器ベント停止後の窒素ガスによるパージ（窒素ガスによる水素，残留蒸気パージ）【格納容器圧力逃がし装置】
格納容器ベント停止後は，配管内に残留する水素による燃焼防止と，残留蒸気凝縮による配管内の負圧防止のため，格納容器圧力逃がし装置の窒素ガスによるパージを実施する。本操作を格納容器ベント停止後，どのタイミン
グまでに実施する必要があるかを第 4.3－1 表に示す。
第 4.3－1 表
格納容器ベント箇所
サプレッション・チ
ェンバ側
ドライウェル側

格納容器ベント停止後の窒素ガスパージ実施時期
窒素ガスパージ実施時期

根拠

約 9 日後までフィルタ装置入口側配管の水素ガス

約 8 時間まで濃度が可燃限界濃度に到達するため※「別紙 25

窒素ガスパージに対する考え方」より

格納容器圧力逃がし装置の窒素ガスによるパージ操作は，可搬型窒素供給
装置からの窒素ガスを窒素供給弁{T61-F205}を「開」することにより実施する。格納容器ベント操作により，圧力開放板が開放しているため，配管及びフィルタ装置内のガスは大気放出される。窒素ガスによるパージを一定時間（可搬型窒素供給装置流量《約 70Nm 3/h》において 3 時間）注入し，フィルタ装置水素濃度が「可燃限界濃度（1％）以下」まで低下することにより窒素ガ
スによるパージ完了を判断する。
窒素ガスによるパージ完了後は，窒素供給弁{T61-F205}を「全閉」し窒素ガスの供給を停止する。その後は，フィルタ装置水素濃度を測定するとともに，配管内の残留蒸気凝縮により，フィルタ装置内の水の放射線分解により発生する水素の蓄積を防止するためフィルタ装置入口配管内が正圧で維持されていることを確認する。

-162-

時間経過に伴い，フィルタ装置入口配管またはフィルタ装置出口配管の水素濃度が上昇した場合には，可搬型窒素供給装置からの窒素ガスによるパージを再度実施する。再パージにより，フィルタ装置水素濃度が「可燃限界濃度（1％）以下」まで低下を確認後，窒素ガスによるパージを停止する。

-163-

フィルタ装置入口水素濃度計
・水素濃度により窒素ガスによるパージ完了確認

大気開放
6号炉

主排気筒

RE

放 射線モ ニタ
AO

圧 力開放 板H 2E

Ｎ 2ベント ライン

水 素濃度 計PI

パ ージ用 排風機

フィルタ装置入口圧力計 MO・窒素ガスによるパージ完了後正圧確認

PT

圧 力計

7号炉

原 子炉区 域より

原 子炉区 域・
タ ービン 区域
〔Ｆ．Ｃ〕
換 気空調 系排風 機へ

ボ ンベ
〔Ｆ．Ｃ〕

圧 力計

非 常用ガ ス処理 系
排 風機へ

MO

遠 隔操作
AO

RE

放 射線モ ニタAO

水 素濃度 計

〔Ｆ．Ｏ〕

ボ ンベ

AO
〔Ｆ．Ｃ〕

Ｎ 2供給ラ イン

H 2E

Ｆ ００１
AO

原 子炉区 域運転 階より

・

・

AO

〔Ｆ．Ｏ〕

遠 隔操作

〔Ｆ．Ｏ〕

ド ライウ ェル圧 力開放 板オ リフィ ス

Ｆ １０２

差 圧計

水 位計

フ ィルタ
装置

DP

ド
レ
ン
タ
ン
ク

遠 隔操作
遠 隔操作

〔Ｆ．Ｃ〕

Ｆ ０１９

ボ ンベ
MO

サ プレッ ション ・
チ ェンバ

遠 隔操作

AO

ボ ンベ

〔Ｆ．Ｃ〕

Ｆ ５０２Ａ

Ｆ ０２２
Ｆ ５０１

MO

Ｆ ０２０
流 量計

Ｆ ２１１

可搬型窒素供給装置

非 常用ガ ス処理 系
排 風機よ りド レン
移 送ポン プ
FE

MO

pH

ｐ Ｈ計

Ｆ ５０２Ｂ

Ｆ ２０９

遠 隔操作

・
原子炉建屋

FE

MO

Ｆ ０７０

AO

LＳ

水 位計

LT

・

子
炉
圧
力
容
器

Ｎ 2ベント ライン

圧 力計

〔Ｆ．Ｃ〕

フィルタ装置出口水素濃度計
・水素濃度により窒素ガスによるパージ完了確認
原

よ う素
フ ィルタ

PT

AO

二次格納施設MOMOMO

可 燃性ガ ス濃度 制御系
気 水分離 器より

Ｆ ２１０

第 4.3－2 図

格納容器圧力逃がし装置窒素ガスによるパージ操作概略図

-164-

Ｆ ２０５
原子炉建屋

Ｎ 2供給ラ イン

【代替格納容器圧力逃がし装置】
格納容器ベント停止後は，配管内に残留する水素による燃焼防止と，残留蒸気凝縮による配管内の負圧防止のため，代替格納容器圧力逃がし装置の窒素ガスによるパージを実施する。
窒素ガスによるパージは，格納容器圧力逃がし装置と同様の操作を実施する計画である。
操作の詳細については設計に合わせて決定する。

-165-

5． 設備の維持管理
5.1
点検方法【格納容器圧力逃がし装置】(1)
機械設備
格納容器圧力逃がし装置の機械設備は，設置環境や動作頻度に対する故障及び劣化モード等を考慮した適切な周期による定期的な点検（時間基準保全）により，設備性能を確保していることの確認を行う。
対象機器毎の点検項目及び点検内容は，第 5.1－1 表のとおりである。
第 5.1－1 表
対象機器

機械設備の対象機器毎の点検項目及び点検内容

点検周期

容器

4

容器内部構造物
・スクラバノズル・気泡細分化装置
・金属フィルタ・整流板
・吸着塔
よう素フィルタ
銀ゼオライト4

1-

ドレンポンプ（キャンド型）

2

1

伸縮継手

1

-

オリフィス

10

1

圧力開放板

2

1

配管

10

点検内容

点検項目

本格点検
- 1.本体a.マンホール開放
b.外観点検2.機能確認 a.漏えい確認- 1.本体a.外観点検2.機能確認 a.外観点検

本格 簡易

1

簡易点検
―
―
―
―

1.機能確認 a.銀ゼオライトよう素除去性能
―
試験
1.本体
a.下記の部分の点検手入
a.外観点検・ケーシング，リアカバー
・インペラ
・キャン，ローター
2.機能確認 a.漏えい確認
b.絶縁抵抗測定
c.巻線抵抗測定
d.試運転
1.本体
a.外観点検b.カバー取替
2.機能確認 a.窒素封入圧力確認 ※1
1.本体
a.外観点検2.機能確認 a.外観点検
1.本体
a.圧力開放板取替
b.フランジ面手入れ
2.機能確認 a.窒素封入圧力確認 ※1
1.本体
a.外観点検b.フランジ部点検手入れ
2.機能確認 a.漏えい確認-166-

a.漏えい確認b.絶縁抵抗測定
c.巻線抵抗測定
d.試運転
―
―
―
a.窒素封入圧力確認 ※1―
a.窒素封入圧力確認 ※1―
a.窒素封入圧力確認 ※1
a.弁開閉試験時漏えい確
認 ※2

弁

10

1 1.本体a.弁箱内面点検手入れ
b. 弁体，弁座，弁棒の点検手―

入れ

c.パッキン類取替
d.外観点検2.機能確認 a.漏えい確認
b.動作試験

a.窒素封入圧力確認 ※1
a.弁開閉試験時漏えい確
認 ※2
b.動作試験(駆動部付弁)※1 窒素封入圧力及びスクラバ水位は，簡易点検の他にパトロール時等において定期的に確認を実施する。
※2 空気駆動弁の電磁弁排気ポートへの駆動空気供給による弁開閉試験時に，空気駆動
弁『開』保持状態（駆動空気を供給している状態）において，駆動空気供給系の漏えい確認を行う。
※3 点検周期の単位はサイクル。

-167-

(2)
電気設備
格納容器圧力逃がし装置の電気設備は，設置環境や動作頻度に対する故障及び劣化モード等を考慮した適切な周期による定期的な点検（時間基準保全）により，設備性能を確保していることの確認を行う。
対象機器毎の点検項目及び点検内容は，第 5.1－2 表のとおりである。
第 5.1－2 表
対象機器

電気設備の対象機器毎の点検項目及び点検内容

点検周
期

点検内容

点検項目
本格点検

本格 一般

無停電電源装 ―
置

2 1.盤

2.変圧器
3.試験・測定

電動駆動弁

6

―

―
―

1 1.電動機
a.外観点検2. ト ル ク ス a.トルクスイッチ点検
イッチb.設定値確認
3. リ ミ ッ ト a.リミットスイッチ点検
スイッチ b.潤滑油脂交換
4.収納箱
5.開度計

a.配線類点検
a.外観点検b.指示値確認
6.試験・測定 a.絶縁抵抗測定
b.開閉試験
c.巻線抵抗測定※1 点検周期の単位はサイクル。

-168-

一般点検
a.外観点検b.取付器具点検
c.冷却ファン点検
a.外観点検a.絶縁抵抗測定
b.保護シーケンス試験
c.主回路・ゲート回路波形
測定
d.停電，復旧切替試験
e.入力電源切替試験
f.電解コンデンサ容量測定
g.特性試験
h.警報試験
a.外観点検―――a.外観点検b.指示値確認a.絶縁抵抗測定
b.開閉試験

(3)計測制御設備
格納容器圧力逃がし装置の計測制御設備は，設置環境や動作頻度に対する故障及び劣化モード等を考慮した適切な周期による定期的な点検（時間基準保全）により，設備性能を確保していることの確認を行う。
対象機器毎の点検項目及び点検内容は，第 5.1－3 表のとおりである。
第 5.1－3 表
対象機器

計測制御設備の対象機器毎の点検項目及び点検内容

点検周
期
本格 一般

圧力計

1

電気式変換 1
器

点検内容

点検項目

― 1.外観点検
2.特性試験
― 1.外観点検
2.特性試験

本格点検
a.各部点検手入
a.校正
a.各部点検手入
a.校正・ループ校正

電 気 式 指 示 1 ― 1.特性試験 a.校正・ループ校正
計
電 気 式 記 録 1 ― 1.特性試験 a.各部点検手入計
b.校正
電磁流量計 1 ― 1.分解点検 a.分解点検手入
電磁弁― 1 1.外観点検―
2.特性試験
―制御盤― 1.外観点検

検出器モニ 1タ

― 1.外観点検
2.特性試験

水素検出装 1置

― 1.外観点検
2.特性試験

サンプリン 1グ機器

― 1.外観点検 a. サ ン プ リ ン グ 装 置 点 検 手
入
2.分解点検 a.ポンプ分解点検手入
3.特性・性能 a.インサービス後の調整
試験― 1.外観点検 a.各部点検手入
2.特性試験 b.回路特性試験

1

―
―

―
a.各部点検手入
a.絶縁抵抗・直流抵抗測定
b.動作試験
a.盤(ラック)，及び取付器具 ―点検手入
a.各部点検手入―
a.回路特性試験―
b.線源校正試験
a.各部点検手入―
a.回路特性試験―
b.基準ガスによる校正
―

1

pH 計

一般点検
―
―
―
―

※1 点検周期の単位はサイクル。

-169-

―
―
―
―
―

【代替格納容器圧力逃がし装置】(1)
機械設備
代替格納容器圧力逃がし装置の機械設備は，類似機器の設置環境や動作頻度に対する故障及び劣化モード等を考慮した適切な周期による定期的な点検（時間基準保全）により，設備性能を確保していることの確認を行う。
(2)

電気設備
代替格納容器圧力逃がし装置の電気設備は，類似機器の設置環境や動作頻度に対する故障及び劣化モード等を考慮した適切な周期による定期的な点検（時間基準保全）により，設備性能を確保していることの確認を行う。

(3)

計測制御設備代替格納容器圧力逃がし装置の計測制御設備は，類似機器の設置環境や動作頻度に対する故障及び劣化モード等を考慮した適切な周期による定期的な点検（時間基準保全）により，設備性能を確保していることの確認を行う。

保全方式の選定にあたっては「原子力発電所の保守管理規定（JEAC 4209）
MC-11-1-1 保全方式の選定」に基づき，適切な方針を選定することとした。
格納容器圧力逃がし装置及び代替格納容器圧力逃がし装置は設備の重要性から予防保全を行うことが適切である。機械設備，電気設備，及び計測制御設
備については運転経験，劣化の進展予測等から，定期的な保全が妥当と判断するため，時間基準保全とする。
フィルタ装置の容器及び容器内部構造物については，スクラバ水の薬液に対する劣化状況について確認するため，マンホールを開放して定期的な内部点検を行う必要がある。また，銀ゼオライトについても発電所内で設置した類似事
例がないことから，よう素フィルタ本体の定期的な開放点検等で劣化の進展状況を把握する必要があるため，同様に時間基準保全とする。

-170-

5.2
試験方法
【格納容器圧力逃がし装置】
格納容器圧力逃がし装置が所定の機能を確保していることを確認するため，「弁開閉試験」及び「ドレン設備ポンプ作動試験」，「漏えい試験」，「スクラバ水質確認試験」，「銀ゼオライト性能確認試験」を定期的に実施する。なお，これらの試験はプラント停止時に行う定期事業者検査を想定したものである。
(1)

弁開閉試験
弁開閉試験の概要図を第 5.2－1 図に示す。
以下の弁開閉試験を実施することにより，ベント操作時に必要な流路を確保できることを確認する。
a． 空気駆動弁（弁番号：①，②，③）
・中央制御室の操作スイッチによる弁開閉試験：① ※ ，② ※ ，③・エクステンションもしくはラチェットハンドルによる人力での弁開閉試験：①，②，③・電磁弁排気ポートへの駆動空気供給による弁開閉試験：①，②，③
b．電動駆動弁（弁番号：④，⑤，⑥）
・中央制御室の操作スイッチによる弁開閉試験：④ ※ ，⑤，⑥・弁駆動部のエクステンションによる人力での弁開閉試験：④※当該弁の中央制御室の操作スイッチによる弁開閉試験は，格納容器隔離弁の弁開閉試験として別途実施する。
主排気筒：弁開閉試験対象
6号炉

RE

放射線モニタ

圧力開放板※6号炉と7号炉で設置箇所が異なる

パージ用排風機

Ｎ2ベントライン
H2 E
PI

水素濃度計

圧力計

7号炉

ボンベ
AO

PT

非常用ガス処理系へ

圧力計

RE

AO

原子炉区域・タービン区域
換気空調系へ③

ボンベ

放射線モニタAO

・・
AO

ドライウェル
H2 E

よう素
フィルタ

原
子
炉
圧

フィルタ
装置

力
容
器

差圧計
DP

MO

・

水素濃度計

AO

④

遠隔操作

①
ボンベ
MO

⑤

AO

ボンベ
MO

・
水位計
LT

原子炉建屋

サプレッション・
チェンバ

AO

pH

ドレン
ポンプ
FE

⑥

②

AO

ｐＨ計
MO

MO

MO

MO

可燃性ガス濃度制御系
気水分離器より

流量計

原子炉建屋

二次格納施設第 5.2－1 図

弁開閉試験概要図-171-

Ｎ2供給ライン(2)ドレン設備ポンプ作動試験
ドレン設備ポンプ作動試験の概要図を第 5.2－2 図に示す。
仮設テストラインを使用してドレン設備ポンプの作動試験を実施することで，継続的なベントに必要な流量の凝縮水を移送できることを確認する。
ドレン排出先となるサプレッション・チェンバ入口の⑦，⑧の弁開閉試
験は，格納容器隔離弁の弁開閉試験として別途実施する。

：弁開閉試験対象：常設テストライン：仮設テストライン

主排気筒
6号炉

RE

放射線モニタ

圧力開放板※6号炉と7号炉で設置箇所が異なる

パージ用排風機

Ｎ2ベントライン
H2E
PI

水素濃度計

圧力計

7号炉

ボンベ
AO

PT

非常用ガス処理系へ

圧力計

RE

AO

原子炉区域・タービン区域
換気空調系へボンベ

放射線モニタAO

・・
AO

ドライウェル
H2E

・

水素濃度計

差圧計
DP

よう素
フィルタ

原
子
炉
圧

フィルタ
装置

力
容
器

MO

遠隔操作

AO

ボンベ
MO

AO

ボンベ
MO

・
水位計
LT

原子炉建屋

サプレッション・
チェンバ

AO

pH

ドレン
ポンプ
FE

AO

ｐＨ計

⑧
⑦

流量計

MO

MO

MO

MO

可燃性ガス濃度制御系
気水分離器より

原子炉建屋

二次格納施設第 5.2－2 図(3)

Ｎ2供給ラインドレン設備ポンプ作動試験概要図

漏えい試験（主配管）漏えい試験の試験条件・方法を第 5.2－1 表に，試験概要図を第 5.2－3
図に示す。
漏えい試験の各条件について下記 a～c に整理する。
a. 加圧媒体
格納容器圧力逃がし装置の最高使用圧力 0.62MPa［gage］でのベント開始時の系統内は窒素ガスが支配的であること，また，ベント継続中に漏えい防止対象となる放射性物質は窒素より分子量が大きいことから，窒素ガスを加圧媒体とすることは妥当であると判断する。なお，事故時に発生する水素ガスについては，事故時において系統内から漏えいする可能性はあるものの，建屋外については外気により拡散すること，建屋内については PAR による処理が期待できること，試験時の安全性確保の観点から，水素ガスを加圧媒体とした漏えい試験は行わない。

-172-

b.

試験圧力
漏えい試験では，系統内が不活性状態で維持されていることの確認として窒素封入圧力 0.01MPa［gage］以上が維持されていること，並びに，系統が使用時にバウンダリ機能を維持できることの確認として最高使用圧力 0.62MPa［gage］を試験圧力とする。
c. 試験温度
漏えい試験では，系統の最高使用温度 200℃を模擬することが困難となることから約 180℃低い常温約 20℃での漏えい確認となるが，同様に系統最高使用温度での漏えい確認が困難な原子炉圧力容器の漏えい試
験では，通常運転温度約 280℃に対し 180℃以上低い 100℃以下で漏えい確認を行っていることから，常温での漏えい確認で十分であると判断する。
第 5.2－1 表 漏えい試験の試験条件・目的・方法
加圧媒体 試験圧力 試験温度
簡易 窒素ガス点検

0.01MPa

試験目的・方法

常温

系統内を不活性状態に維持することを目的に，系［gage］以上

統全体を窒素パージ圧力（待機状態）に加圧し，(窒素パー

著しい漏えいのないことを確認する。

ジ圧力)
本格 窒素ガス

0.62MPa点検［gage］

常温

使用時にバウンダリ機能が維持されていることを確認するために，系統全体を最高使用圧力に加(最高使用

圧し，著しい漏えいのないことを確認する。

圧力)
主排気筒

：加圧範囲
6号炉

RE

放射線モニタ

圧力開放板※6号炉と7号炉で設置箇所が異なる

パージ用排風機

Ｎ2ベントライン
H2E
PI

水素濃度計

圧力計

7号炉

ボンベ
AO

PT

圧力計

RE

AO

原子炉区域・タービン区域
換気空調系へ

非常用ガス処理系へボンベ

放射線モニタAO

・・
AO

ドライウェル
H2E

・

水素濃度計

よう素
フィルタ

原
子
炉
圧

フィルタ
装置

力
容
器

フィルタ
差圧計
DP

MO

遠隔操作

AO

ボンベ
MO

AO

ボンベ
MO

・
水位計
LT

原子炉建屋

サプレッション・
チェンバ

AO

AO

pH

ドレン
ポンプ
FE

ｐＨ計
MO

MO

MO

MO

可燃性ガス濃度制御系
気水分離器より

流量計

原子炉建屋

二次格納施設第 5.2－3 図

漏えい試験概要図-173-

Ｎ2供給ライン(4)漏えい試験（空気駆動弁駆動空気系）
上記(1)弁開閉試験 a.空気駆動弁の電磁弁排気ポートへの駆動空気供給による弁開閉試験において，空気駆動弁が『開』の状態（駆動空気を供給している状態）にて，駆動空気系の機器（ボンベ，配管，フランジ，弁）の各部より，駆動空気の漏えいのないことを確認する。

(5)

スクラバ水質確認試験
スクラバ水質確認試験は，格納容器圧力逃がし装置待機中に，ドレンラ
インからサンプル水を採取・分析を実施し，スクラバ水が規定の濃度であることを確認する。

(6)

銀ゼオライト性能確認試験
よう素フィルタに充填される銀ゼオライトについては，よう素フィルタと同等の環境に保管される銀ゼオライトサンプルを用いてよう素除去性能試験を行い，規定の性能が確保されていることを確認する。

【代替格納容器圧力逃がし装置】
代替格納容器圧力逃がし装置が所定の機能を確保していることを確認するた
め，格納容器圧力逃がし装置と同様に，「弁開閉試験」および「ドレン設備ポンプ作動試験」，「漏えい試験」，「スクラバ水質確認試験」を実施する。

-174-

6.

規制基準への適合性

6.1
実用発電用原子炉及びその附属施設の位置，構造及び設備の基準に関する規則への適合6.1.1
第 38 条（重大事故等対処施設の地盤）【格納容器圧力逃がし装置】【代替格納容器圧力逃がし装置】(1)規制基準要求事項
重大事故防止設備のうち常設のもの（以下「常設重大事故防止設備」という。）であって，耐震重要施設に属する設計基準事故対処設備が有する機能を代替するもの（以下「常設耐震重要重大事故防止設備」という。）が設置される重大事故等対処施設（特定重大事故等対処施設を除く。）：
基準地震動による地震力が作用した場合においても当該重大事故等対処
施設を十分に支持することができる地盤に設けなければならない。
重大事故緩和設備のうち常設のもの（以下「常設重大事故緩和設備」という。）が設置される重大事故等対処施設（特定重大事故等対処施設を除く。）：
基準地震動による地震力が作用した場合においても当該重大事故等対処
施設を十分に支持することができる地盤に設けなければならない。
重大事故等対処施設（前項第二号の重大事故等対処施設を除く。次項及び次条第二項において同じ。）は，変形した場合においても重大事故等に対処するために必要な機能が損なわれるおそれがない地盤に設けなければならない。
重大事故等対処施設は，変位が生ずるおそれがない地盤に設けなければならない。
(2)規制基準適合性
6 号炉及び 7 号炉原子炉施設設置位置付近の地盤分類，断層の分布状況及
び岩石・岩盤試験等の結果を評価して行った有限要素法による動的解析結果によると，地震時における応力状態等からみて支持力が問題となることはない。
敷地には，将来活動する可能性のある断層等の露頭は認められていない。
また，敷地周辺の活断層については，敷地から十分に離れている。そのため，断層変位に伴う基礎地盤の局所的な変形は原子炉施設の安全性に問題となるものではない。
以上より，格納容器圧力逃がし装置及び代替格納容器圧力逃がし装置は，第38 条の要求事項に適合している。

-175-

6.1.2
第 39 条（地震による損傷の防止）【格納容器圧力逃がし装置】【代替格納容器圧力逃がし装置】(1)規制基準要求事項
常設耐震重要重大事故防止設備が設置される重大事故等対処施設：
基準地震動による地震力に対して重大事故に至るおそれがある事故に対処するために必要な機能が損なわれるおそれがないものであること。
常設重大事故緩和設備が設置される重大事故等対処施設：
基準地震動による地震力に対して重大事故に対処するために必要な機能が損なわれるおそれがないものであること。
(2)規制基準適合性
格納容器圧力逃がし装置及び代替格納容器圧力逃がし装置を構成する構築
物・機器に対して，地震力により構築物・機器が損傷しないことを確認する必要があるため，規則を踏まえて実施した地震動評価結果に基づき策定した基準地震動 Ss-1～Ss-7 により健全性を評価した。
基準地震動 Ss による地震力に対して，格納容器圧力逃がし装置及び代替格
納容器圧力逃がし装置を構成する構築物・機器は，十分な耐性を有しており，機能を維持できることを確認した。
以上より，格納容器圧力逃がし装置及び代替格納容器圧力逃がし装置は，第39 条の要求事項に適合している。
6.1.3
第 40 条（津波による損傷の防止）【格納容器圧力逃がし装置】(1)規制基準要求事項
重大事故等対処施設は，基準津波に対して重大事故等に対処するために必要な機能が損なわれるおそれがないものでなければならない。
(2)規制基準適合性
格納容器圧力逃がし装置を構成する構築物・機器に対して，津波波力や浸水により構築物・機器が損傷しないことを確認する必要があるため，規則を踏まえて実施した津波評価結果に基づき策定した基準津波により健全性を評価した。
格納容器圧力逃がし装置は，6 号炉及び 7 号炉近傍屋外の標高 12m の敷地に設置されており，基準津波による遡上波は到達せず，津波波力や浸水により構築物・機器の損傷は生じないことを確認している。
なお，格納容器圧力逃がし装置は，6 号炉及び 7 号炉近傍屋外の標高 12m-176-

の敷地に設置されており，基準津波による遡上波は到達しないため，基準地
震動と基準津波の影響が重畳することはない。
以上より，格納容器圧力逃がし装置は，第 40 条の要求事項に適合している。
【代替格納容器圧力逃がし装置】
代替格納容器圧力逃がし装置を構成する構築物・機器に対して，津波波力や浸水により構築物・機器が損傷しないことを確認する必要があるため，規則を踏まえて実施した津波評価結果に基づき策定した基準津波により健全性を評価した。
代替格納容器圧力逃がし装置は，6 号炉及び 7 号炉近傍屋外の標高 12m の敷地の地下に設置されており，基準津波による遡上波は到達せず，津波波力や浸水により構築物・機器の損傷は生じないことを確認している
なお，代替格納容器圧力逃がし装置は，6 号炉及び 7 号炉近傍屋外の標高12m の敷地の地下に設置されており，基準津波による遡上波は到達しないた
め，基準地震動と基準津波の影響が重畳することはない。
以上より，代替格納容器圧力逃がし装置は，第 40 条の要求事項に適合している。
6.1.4
第 41 条（火災による損傷の防止）【格納容器圧力逃がし装置】【代替格納容器圧力逃がし装置】(1)規制基準要求事項
重大事故等対処施設は，火災により重大事故等に対処するために必要な機能を損なうおそれがないよう，火災の発生を防止することができ，かつ，火災感知設備及び消火設備を有するものでなければならない。
(2)規制基準適合性
ａ．火災の発生の防止(a)火災防護対策を講じた設計
可燃物内包設備，及び火花や水素が発生する設備はない。また，系統内に水素が滞留することを防止する設計としている。
(b)不燃性材料又は難燃性材料の使用
主要構造物は不燃性材料を使用している。ケーブルは自己消火性（UL 垂直燃焼試験）・耐延焼性（IEEE383）の実証試験に合格する線種を使用している。ただし，放射線モニタ用ケーブルには，微弱電流・微弱パルスを扱-177-

うことから，耐ノイズ性を確保するために高い絶縁抵抗を有する同軸ケーブルを使用している。このケーブルは，自己消火性を確認する UL 垂直燃焼試験は満足するが，耐延焼性を確認する IEEE383 燃焼試験の要求を満足しない。このケーブルに対しては，専用の電線管に布設することとしており，発火した場合においても他の構築物，系統又は機器に火災を生じさせるおそれは小さい。
(c)落雷，地震への対策
落雷については，「7.1.5
地震については，「6.1.1

落雷」を参照。
第 39 条（地震による損傷の防止）」を参照。

ｂ．火災の感知，消火(a)火災感知設備
消防法に基づき火災感知器を設置する。さらに，屋内のケーブル布設箇所及び電動駆動弁・電源盤・制御盤設置箇所には，火災時に炎が生じる前の発煙段階から感知できるアナログ式の煙感知器に加え，異なる 2 種類目の感知器としてアナログ式の熱感知器を設置する。設置にあたっては，消防法に準じた設置条件で設置する。
格納容器圧力逃がし装置遮蔽壁内の電源盤・計器ラック設置箇所，屋外のケーブル布設箇所及びドレンポンプ設置箇所については，屋外又は上部が大気開放されているため煙感知器による火災感知は困難であることから，
炎感知器と熱感知器を設置する。炎感知器はアナログ式ではないが，アナログ式と同様に平常時から炎の有無を連続監視することで，火災現象（炎の発生）を把握することができるものを選定する。
なお，感知器については，外部電源が喪失した場合においても電源を確保する設計とし，中央制御室等にて適切に監視できる設計とする。
(b)消火設備
消火栓及び消火器を適切に設置している。原則ケーブルは電線管に布設されていること，屋外又は格納容器圧力逃がし装置遮蔽壁内の分電盤，計器ラック及びドレンポンプは屋外又は上部が大気開放されている箇所に設置されることから，火災によって煙が充満し消火が困難となることはない。
一方，屋内の電源盤とケーブルの取合部において電線管に布設されていない箇所や，屋内の電源盤，計装ラック，電動駆動弁及び代替格納容器圧
力逃がし装置のドレンポンプが設置される箇所は，火災によって煙が充満するおそれがあることから，自動又は中操からの遠隔手動による固定式消火設備を設置する。

-178-

(c)自然現象への対策
屋外消火設備の配管は，保温材により凍結防止対策を行っている。また，
屋外の消火栓本体は，不凍式の消火栓を採用している。
消火栓に使用する消火用水のポンプ等の機器は，給水建屋に設置されて
おり，建築基準法に基づいた風荷重を考慮した設計となっている。万一，竜巻により給水建屋が損壊し消火栓が使用不能となる場合でも，原子炉建
屋内の固定式消火設備や消火器によって，屋内のケーブル，電動駆動弁，電源盤，制御盤からの火災に対応する。屋外又は格納容器圧力逃がし装置
遮蔽壁内の分電盤，計器ラック及びドレンポンプからの火災に対しては，消火器又は消防車によって対応する。
給水建屋は津波による水没等の影響を受けないよう防潮壁等を設置している。
また，屋外消火配管は，基本的に地上化及びトレンチ化を図っており，水源となるタンクと配管の接続部にフレキシブル継手を採用するなど地盤変位を考慮した設計としている。
さらに，万一屋外消火配管が破断した場合は，消防車を用いて建屋の給水接続口より屋内消火栓へ水の供給が可能である。
(d)消火設備の破損等に対する対策
消 火設備の破 損 ，誤動作等により安全機能に影響を与えないことを，「7.2.3 内部溢水」にて確認している。
以上より，格納容器圧力逃がし装置及び代替格納容器圧力逃がし装置は，第41 条の要求事項に適合している。
6.1.5
第 43 条（重大事故等対処設備）【格納容器圧力逃がし装置】【代替格納容器圧力逃がし装置】(1)規制基準要求事項
第 6.1.5－1 表に示す重大事故等対処設備は以下に掲げるものでなければならない。
a.環境条件想定される重大事故等が発生した場合における温度，放射線，荷重その他の使用条件において，重大事故等に対処するために必要な機能を有効に発揮するものであること。又，設備の操作や復旧作業を行うことができる
よう，放射線量が高くなるおそれが少ない設置場所の選定，設置場所への遮蔽物の設置その他の適切な措置を講じたものであること。

-179-

b.操作性想定される重大事故等が発生した場合において，確実に操作できるもの
であること。又，本来の用途以外の用途として重大事故等に対処するために使用する設備にあっては，通常時に使用する系統から速やかに切り替えられる機能を備えるものであること。
c.試験又は検査
健全性及び能力を確認するため，発電用原子炉の運転中又は停止中に試験又は検査ができるものであること。
d.共用の禁止，悪影響防止
工場等内の他の設備に対して悪影響を及ぼさないものであること。又，二以上の発電用原子炉施設において共用するものでないこと。ただし，二以上の発電用原子炉施設と共用することによって当該二以上の発電用原子炉施設の安全性が向上する場合であって，同一の工場等内の他の発電用原子炉施設に対して悪影響を及ぼさない場合は，この限りではない。
e.容量想定される重大事故等の収束に必要な容量を有するものであること。
f.多様性
共通要因によって設計基準事故対処設備の安全機能と同時にその機能が損なわれるおそれがないよう，適切な措置を講じたものであること。

-180-

第 6.1.5-1 表
系統機能

原子炉格納容器過圧破損を防止するための設備

設備

代替する機能を有する

設備

設計基準事故対処設備

種別

設備

格納容器圧力

フ

逃がし装置

ィ

／

ル

耐震重要

常設／

度分類

可搬

フィルタ装置－－－－よう素フィルタ

重大事故等対処設備

設備分類

重大事故等
クラス

常設

重大事故等緩和設備

SA-2

常設

重大事故等緩和設備

SA-2

代替格納容器タ

圧力逃がし装計

フィルタ装置水位－－

常設

重大事故等緩和設備-

置

測フィルタ装置入口圧力計

－

－

常設

重大事故等緩和設備-

制フィルタ装置出口圧力計

－

－

常設

重大事故等緩和設備-

御フィルタ装置出口放射線

常設

重大事故等緩和設備

-

－

－

－

－

常設

重大事故等緩和設備-

常設

重大事故等緩和設備

-

－

－
常設

重大事故等緩和設備

-

－

－

－

－

常設

重大事故等緩和設備-

可搬

可搬型重大事故等対

SA-3

－

－

設

モニタ

備

フィルタ装置水素濃度計
フィルタ装置ドレン流量計
フィルタ装置スクラバ水
pH 計
金属フィルタ差圧計

そ

消防車（補給水用）の他

処設備
ドレン設備ポンプ

－

－

－

－

可搬型窒素供給装置

常設

重大事故等緩和設備

SA-2

可搬

可搬型重大事故等対

SA-3

処設備

(2)規制基準適合性
a.環境条件
格納容器圧力逃がし装置及び代替格納容器圧力逃がし装置を構成する機器は，事故時に想定される温度条件，装置を使用中に想定される放射線条
件においても，動作確認や機能確認によって健全性を確認した機器を用いること，もしくは健全性を確認した範囲の環境条件を確保するための緩和措置等を実施することにより，当該機器に要求される機能を発揮するよう設計する。また，フィルタ装置，配管，弁は原子炉格納容器外に配置されており，想定される事故環境下においても，動作確認や機能確認によって健全性を確認した機器を用いること，もしくは健全性を確認した範囲の環-181-

境条件を確保するための緩和措置等を実施することにより，必要な機能を有効に発揮することができる設計とする。
b.操作性
電動駆動弁及び空気駆動弁等について，事故時においても，エクステン
ションやラチェットハンドルでの操作，動作気体のバックアップ供給による操作等により，確実に操作できる設計とする。また，本系統を使用する
場合に，通常状態で使用する系統との切り替え操作は，系統内の取り合い箇所が通常時閉，電源喪失時にはフェイルクローズにより閉となる弁で仕切られているため，特段の操作は不要となる設計とする。
c.試験又は検査
原子炉停止中に，弁の開閉試験，系統漏えい試験，及びスクラバ水の水
質確認を実施し性能確認を実施する。
d.共用の禁止，悪影響防止
他号炉と共用はしておらず，また第 6.1.5－1 図に示す通り，他の系統・機器とは，通常時閉，電源喪失時にはフェイルクローズにより閉となる弁で隔離することで切り替え操作を不要にしており，本系統を使用する場合に，他の系統・機器とも独立させることで，他への悪影響を防止する設計
とする。
主排気筒

6 号炉

RE

放射線モニタ
AO

圧力開放板
H 2E

Ｎ2 ベントライン

原子炉区域・
タービン区域〔Ｆ．Ｃ〕
換気空調系排風機へ

AO

水素濃度計
PI

PT

圧力計

7 号炉

圧力計

原子炉区域よりパージ用排風機MO

ボンベ〔Ｆ ．Ｃ〕

非常用ガス処理系
排風機へ

MO

遠隔操作

RE

放射線モニタ

AO

ボンベ

AO

水素濃度計

〔Ｆ．Ｏ〕
〔Ｆ．Ｃ〕

H 2E

原子炉区域運転階より

Ｎ2 供給ライン
ドライウェル
圧力開放板

差圧計

DP

フィルタ
装置

LT

遠隔操作

遠隔操作

MO

遠隔操作
遠隔操作

〔Ｆ．Ｃ〕

ボンベ

容
器

MO

LＳ

水位計

AO

〔Ｆ ．Ｃ〕

AO

原
子
炉
圧
力

PT

圧力計

〔Ｆ． Ｏ〕
AO

・

オリフィス

・

・

〔Ｆ． Ｏ〕よう素フィルタ

Ｎ2 ベントライン

AO

・

水位計

原子炉建屋

サプレッション・
チェンバ

遠隔操作

AO

ボンベ
〔 Ｆ． Ｃ〕
MO
pH

MO

ｐＨ計

非常用ガス処理系
排風機より

ドレン
移送ポンプ

・通常時は弁閉・フェイルクローズ弁のため電源喪失時は弁閉

MO
FE

FE

MO

流量計

二次格納施設第 6.1.5－1 図

MO

可燃性ガス濃度制御系
気水分離器より

原子炉建屋

Ｎ2 供給ライン

格納容器圧力逃がし装置系統概略図

e.容量
事故時に格納容器内で発生する蒸気量よりも，排出可能な蒸気量を大きくすることで，格納容器を減圧するために十分な容量を確保する設計とす
る。

-182-

f.多様性
原子炉格納容器の過圧破損を防止するための設備としての設計基準事故対処設備である残留熱除去系（格納容器スプレイ機能）及び当該系統の除熱を行う原子炉補機冷却水系，原子炉補機冷却海水系に対し，系統の接続箇所はなく，冷却方式も異なることから，多様性，独立性を有しており，共通要因により機能が損なわれない設計とする。
以上より，格納容器圧力逃がし装置及び代替格納容器圧力逃がし装置は，第43 条の要求事項に適合している。

6.1.6
第 48 条（最終ヒートシンクに熱を輸送するための設備）【格納容器圧力逃がし装置】【代替格納容器圧力逃がし装置】(1)規制基準要求事項
重大事故防止設備は，設計基準事故対処設備に対して，多重性又は多様性
及び独立性を有し，位置的分散を図ること。又，格納容器圧力逃がし装置を整備する場合は，第 50 条 1b)に準ずること。又，その使用に際しては，敷地
境界での線量評価を行うこと。
(2)規制基準適合性
原子炉格納容器の過圧破損を防止するための設備としての設計基準事故対
処設備である残留熱除去系（格納容器スプレイ機能）及び当該系統の除熱を行う原子炉補機冷却水系，原子炉補機冷却海水系に対し，系統の接続箇所はなく，冷却方式も異なることから，多様性，独立性を有している。また，フィルタ装置は原子炉建屋近傍屋外もしくは地下ピット内に設置しており，原子炉建屋内の弁等についても，異なる区画の部屋に配置する等により位置的分散を図る設計としている。
以上より，格納容器圧力逃がし装置及び代替格納容器圧力逃がし装置は，第48 条の要求事項に適合している。
さらに，格納容器圧力逃がし装置及び代替格納容器圧力逃がし装置の系統に設置されるポンプ等の重要機器及び系統機能の確認のために特に重要な計測制御設備については，同一の機能を果たす機器及び計測制御設備を複数設けることにより，系統内の機器について，多様性及び多重性を確保する設計としている。

-183-

6.1.7
第 50 条（原子炉格納容器の過圧破損を防止するための設備）【格納容器圧力逃がし装置】【代替格納容器圧力逃がし装置】(1)規制基準要求事項
以下に掲げる措置又はこれらと同等以上の効果を有する措置を行うための設備として，格納容器圧力逃がし装置又は格納容器再循環ユニットを設置すること。
a.放射性物質低減対策
排気中に含まれる放射性物質を低減するものであること。
b.可燃性ガスの爆発防止等の対策
可燃性ガスの爆発防止等の対策が講じられていること。
c.悪影響防止
配管等は，他の系統・機器や他号機の格納容器圧力逃がし装置等と共用
しないこと。ただし，他への悪影響がない場合を除く。
d.格納容器の負圧破損防止
格納容器圧力逃がし装置の使用に際しては，必要に応じて，原子炉格納容器の負圧破損を防止する設備を整備すること。
e.隔離弁
人力により容易かつ確実に開閉操作可能であること。又，炉心の著しい損傷時においても，現場において人力で操作ができるよう，遮蔽又は離隔等の放射線防護対策がなされていること。
f.ラプチャーディスク
ラプチャーディスクを使用する場合は，バイパス弁を併置すること。ただし，格納容器圧力逃がし装置の使用の妨げにならないよう，十分に低い圧力に設定されたラプチャーディスクを使用する場合又はラプチャーディ
スクを強制的に手動で破壊する装置を設置する場合を除く。
g.接続位置
長期的にも溶融炉心及び水没の悪影響を受けない場所に接続されていること。
h.放射線防護対策
使用後に高線量となるフィルタ等からの被ばくを低減するための遮蔽等の放射線防護対策がなされていること。
(2)規制基準適合性
a.放射線低減対策
フィルタ装置にて，粒子状放射性物質を 99.9％以上低減できる設計とする。また，被ばく低減の観点からガス状放射性よう素に対して可能な限り除去性能を有する設計とする。

-184-

b.可燃性ガスの爆発防止等の対策
系統内を不活性ガス（窒素ガス）で置換した状態で待機すること及び使用後に系統内を不活性ガス（窒素ガス）でパージすることにより，排気中に含まれる可燃性ガス及び使用後に放射線分解により発生する可燃性ガスによる爆発を防ぐ設計とする。
c.悪影響防止
格納容器圧力逃がし装置及び代替格納容器圧力逃がし装置は，他号炉と共用はしておらず，また第 6.1.5－1 図に示す通り他の系統・機器とは，通常時閉，電源喪失時にはフェイルクローズにより閉となる弁，及び逆止弁で隔離することで，通常状態で使用する系統との切り替え操作を不要にしており，他へ悪影響を及ぼさない設計としている。
d.格納容器の負圧破損防止
重大事故等対策の有効性評価において，格納容器圧力逃がし装置及び代替格納容器圧力逃がし装置を使用しても，格納容器が負圧になることはな
いことを確認している。仮に格納容器スプレイを行う場合においても，格
納容器圧力を確認し，規定の圧力まで減圧した場合は格納容器スプレイを停止する運用としている。
e.隔離弁
空気駆動弁については，エクステンションもしくはラチェットハンドル
により人力で操作可能な設計とする。弁操作時に操作エリアの放射線量率が高くなる可能性のある一次隔離弁については，作業員の放射線防護を考慮し，エクステンションにより遮へい越しに弁の操作を行うことができる
構成とする。また，第 6.1.7－1 図から第 6.1.7－5 図に示す通りあらかじめ設置されているボンベの空気を手動により駆動シリンダへ供給することにより，容易に遠隔操作ができる設計とする。電動駆動弁については，駆動部にエクステンションを設け，人力にて容易に遠隔操作ができる設計とする。なお，空気駆動弁のボンベによる操作及び電動駆動弁の操作は，二次格納施設の外から実施可能であり，重大事故等発生時の作業員の放射線防護を考慮した設計とする。

-185-

枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

第 6.1.7－1 図

機器配置図（6 号炉原子炉建屋地下中 1 階及び地下 1 階）
枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

第 6.1.7－2 図

機器配置図（6 号炉原子炉建屋 2 階及び 3 階）-186-

枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

第 6.1.7－3 図

機器配置図（7 号炉原子炉建屋地下中 1 階及び地下 1 階）

第 6.1.7－4 図

機器配置図（7 号炉原子炉建屋 2 階及び 3 階）-187-

枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

第 6.1.7－5 図

機器配置図（7 号炉原子炉建屋 3 階）

f.ラプチャーディスク
系統内を不活性ガス（窒素ガス）で置換する際の大気との隔壁としてラプチャーディスク（圧力開放板）を設置する。バイパス弁を併置しないが，格 納 容 器 か ら の 排 気 圧 力 （ 0.31MPa［ gage］） と 比 較 し て 十 分 低 い 圧 力（0.10MPa［gage］）で開放する設定とし，排気の妨げにならない設計とする。
g.接続位置格納容器の接続位置は，サプレッション・チェンバ及びドライウェルに設ける。これにより，いずれからも格納容器圧力逃がし装置及び代替格納
容器圧力逃がし装置を用いた排気操作を実施することができ，長期的にも溶融炉心及び水没の悪影響を受けない設計とする。
h.放射線防護対策
装置の周囲及び上部に遮蔽体を設置し，使用後に高線量となるフィルタ装置等から作業員が受ける被ばくを低減できる設計とする。
以上より，格納容器圧力逃がし装置及び代替格納容器圧力逃がし装置は，第 50 条の要求事項に適合している。

-188-

7.

原子炉格納容器圧力逃がし装置の設計基準事象に対する耐性
本節で挙げる設計基準事象に対して耐性を確保する必要があるのは設計基準対象施設であり，重大事故等対処施設ではないが，設計基準を超える事象が発生した場合に使用する重大事故等対処施設が，その前段の設計基準事象の自然現象によって機能喪失することは回避するべきであることから，以下健全性を
確認する。

7.1

地震，津波以外の自然現象

7.1.1
風（台風）
【格納容器圧力逃がし装置】(1)設計基準
基準風速は保守的に最も風速が大きい新潟市の観測記録の極値である
40.1m/s とした。
(2)想定される影響
a.影響モード：風荷重
対象部位 ※1 ：放射線遮へい壁，フィルタ装置，フィルタ装置入口側及びフィルタ装置出口側の配管・弁，給水設備，窒素パージ設備，ドレン設備，計器類（水位計，圧力計，放射線モニタ等），計装ラック※1 対象部位は，風により影響を受ける屋外に設置されている
格納容器圧力逃がし装置の部位を抽出した。
b.影響モード：飛来物衝突の際の衝撃荷重
対象部位 ※2 ：放射線遮へい壁，フィルタ装置，フィルタ装置入口側及びフィルタ装置出口側の配管・弁，給水設備，窒素パージ設備，ドレン設備，計器類（水位計，圧力計，放射線モニタ等），計装ラック※2 対象部位は，飛来物により影響を受け易い屋外に設置されている格納容器圧力逃がし装置の部位及び屋内設備であるが開口部（扉，ルーバ等）の近傍に設置されており，飛来物の影響を受ける可能性があるものを抽出した。
(3)耐性評価結果
a.格納容器圧力逃がし装置は，風荷重よりも大きい基準地震動の荷重に対して機能喪失しない設計としているため，風荷重により破損しない。

- 189 -

（例：柏崎刈羽原子力発電所 6 号炉の原子炉建屋頂部 T.M.S.L.52.30m（地上高 40.3m）付近のフィルタ装置出口側配管に作用する単位長さ当たりの最小の地震荷重は 3.56kN/m であるのに対して，風荷重は 2.14kN/m である。）
b.風（台風）による飛来物の影響は，強い上昇気流を伴い風速も速い竜巻の方が飛来物の影響が大きいことから，竜巻評価に包絡される。
【代替格納容器圧力逃がし装置】
代替格納容器圧力逃がし装置の内，地下に設置されている部位については，
風の影響を受けない。屋外に設置する排気管については，風荷重に対して耐え得る設計とするため，風により破損しない。
7.1.2
竜巻
柏崎刈羽原子力発電所において想定すべき竜巻，及び，想定飛来物について
は，現在も検討と評価を続けているところである。竜巻の規模等の詳細検討を踏まえた評価結果が得られ次第，想定飛来物が到達する箇所について，竜巻への耐性を確保するために必要となる対策を実施する。以下に記載した内容は，検討案として示すものである。
【格納容器圧力逃がし装置】(1)設計基準
設計竜巻の最大風速は，竜巻影響評価ガイドに従い，日本海側地域における竜巻の発生頻度や最大風速の年超過確率を参照し，発電所の敷地地形効果
による風速の増幅効果を評価した上で 69m/s としているが，設計竜巻を超える竜巻が襲来した場合の影響の大きさを考慮して，国内既往最大の竜巻風速（70～92m/s，F3）に余裕を見込んだ風速 100m/s の評価も実施した。
竜巻防護施設及び格納容器圧力逃がし装置に衝突し得る飛来物は，柏崎刈羽原子力発電所 6 号炉及び 7 号炉が立地する大湊側の現地調査の結果及び竜巻影響評価ガイドに例示されている飛来物を考慮し，砂利，鋼製パイプ及び鋼製材を設計飛来物とした。
(2)想定される影響
影響モード：風荷重，気圧差荷重及び飛来物衝突の際の衝撃荷重を適切に組み合わせた荷重（以下，「複合荷重」という。）※
対象部位 ：放射線遮へい壁，フィルタ装置，よう素フィルタ，フィルタ装置入口側及びフィルタ装置出口側の配管・弁，ラプチャーディス
ク，給水設備，窒素パージ設備，ドレン設備，計器類（水位計，
圧力計，放射線モニタ等），計装ラック- 190 -

※

対象部位は，竜巻により影響を受ける屋外に設置されている
格納容器圧力逃がし装置の部位及び屋内設備だが開口部（扉，ルーバ等）の近傍に設置されており，飛来物の影響を受ける可能性があるものを抽出した。なお，屋内設置のうち，外気との接続がある換気空調設備は，気圧差の影響が想定されるが，格納容器圧力逃がし装置は，それに該当するものはない。

(3)耐性評価結果
格納容器圧力逃がし装置の複合荷重に対する健全性評価の実施にあたり，先ずは格納容器圧力逃がし装置に作用する竜巻荷重の内，影響が支配的な飛来物衝突による設備の貫通評価を実施した。なお，衝突を想定する飛来物は，設計飛来物の内，最も衝突影響が大きい鋼製材（長さ 4.2m×幅 0.3m×奥行0.2m，質量 135kg）とした。
6 号炉格納容器圧力逃がし装置の概略図を第 7.1.2－1～3 図に，7 号炉格納容器圧力逃がし装置の概略図を第 7.1.2－4 図及び第 7.1.2－5 図に示す。また，鋼製材衝突による放射線遮へい壁，フィルタ装置及び配管の貫通評価を
第 7.1.2－1～4 表に示す。
鋼製材が衝突する速度の評価条件及び評価モデルについては，第 7.1.2－1
表は竜巻の最大風速 69m/s，ランキン渦モデル，第 7.1.2－2 表は竜巻の最大風速 100m/s，鋼製材の衝突速度を竜巻影響評価ガイドに例示されている最大
飛散速度，第 7.1.2－3 表は竜巻の最大風速 69m/s，フジタモデル，第 7.1.2－4 表は竜巻の最大風速 100m/s，フジタモデルとした。飛散した鋼製材が衝突した場合の飛来物の貫通評価については，飛来物の貫通を避けるために必要な鋼板厚さ，コンクリート厚さ（以下，「貫通限界厚さ」という。）及び飛来物の衝突によるコンクリートの裏面はく離を避けるために必要なコンクリート厚さ（以下，「裏面はく離限界厚さ」という。）と竜巻の影響が想定される対象部位の板厚を比較することで貫通の有無を判断した。
格納容器圧力逃がし装置は，各部位単体または防護対策と相まって竜巻による影響に対して耐性を有する設計とする。
a.放射線遮へい壁
放射線遮へい壁は，壁厚約 0.7～1.6m のコンクリート製であり，飛来物衝突に対して耐性を有しているため，飛来物の放射線遮へい壁貫通または放射線遮へい壁の裏面はく離は生じない。
b.フィルタ装置，よう素フィルタ
フィルタ装置及びよう素フィルタの周囲には第 7.1.2－1～5 図に示す通り放射線遮へい壁が設置されているため，放射線遮へい壁によりフィルタ装
置及びよう素フィルタが防護されている部分については複合荷重の影響を- 191 -

受けない。フィルタ装置上部及びよう素フィルタ上部については，飛来物衝突に対して貫通しない板厚を有し，複合荷重に対しても耐え得る鋼板等を取り付けてフィルタ装置及びよう素フィルタを防護するため，竜巻により破損しない。
竜巻襲来によりフィルタ装置の周囲の気圧が低下した場合の影響については，フィルタ装置の待機状態を想定した場合，フィルタ装置は外気との接続がないため，竜巻の襲来に伴い内圧が上昇する。竜巻襲来時のフィルタ装置の内圧は，フィルタ装置の待機状態における内圧に竜巻による最大気圧低下量を足し合わせることで算出できることから，竜巻の最大風速が 69m/sと 100m/s の場合の最大気圧低下量を原子力規制委員会の定める「原子力発電所の竜巻影響評価ガイド」に従い算出すると 4.3kPa，8.9kPa となり，フ
ィルタ装置の待機状態における内圧 10kPa と足し合わせると 14.3kPa，
18.9kPa となる。それに対してフィルタ装置の容器は，最高使用圧力 0.62MPaに耐える設計としていることから，竜巻による気圧差がフィルタ装置の性能に影響を与えることはない。
フィルタ装置の運転状態を想定した場合，フィルタ装置は外気との接続があるため，竜巻襲来時は外気の気圧低下に伴いフィルタ装置内の気圧も低下するため，フィルタ装置内外で差圧が発生しない。したがって，フィルタ装置の性能に影響を与えることはない。
c.フィルタ装置入口側配管・弁，給水設備，ドレン設備，窒素パージ設備，計器類（水位計，圧力計，放射線モニタ等）
飛来物衝突に対して貫通しない板厚を有し，複合荷重に対しても耐え得る
鋼板等の取り付け，または十分な板厚を有する遮へい板の設置により設備を防護するため，竜巻により破損しない。防護対策を実施する範囲については，
第 7.1.2－1～5 図に示す通りとする。
d.フィルタ装置出口側の配管・弁竜巻によって重大事故に至る可能性は非常に低いと考えられるが，たとえ格納容器圧力逃がし装置を使用することになったとしても，フィルタ装置出口側の配管や弁が飛来物衝突により損傷した場合であれば，放射性物質の放出量を抑制する機能には影響しない。なお，竜巻が柏崎刈羽原子力発電所に襲来し出口側の配管や弁が損傷した場合，損傷箇所補修のためにプラントを停止する。
e.ラプチャーディスク
ラプチャーディスクが竜巻襲来時の気圧低下の影響を受けた場合の開放の有無については，前述のフィルタ装置が待機状態における気圧差影響と同様にフィルタ装置出口配管及びラプチャーディスクには 14.3kPa（竜巻の最大風速 69m/s）または 18.9kPa（竜巻の最大風速 100m/s）の圧力が作用する。
それに対してラプチャーディスク開放の設定圧力は，100kPa であるためラ- 192 -

プチャーディスクは開放しない。
ただし，ラプチャーディスクに飛来物が外部から衝突した場合に，衝撃によりラプチャーディスクが開放する可能性がある。このため，ラプチャーデ
ィスクに飛来物が衝突しないよう，当初設置を計画していた箇所から飛来物
衝突の影響を受けない箇所へ移設すること，またはラプチャーディスクに飛来物衝突に対して貫通しない板厚を有し，複合荷重に対しても耐え得る鋼板等を取り付けることにより防護する。
f.計装ラック
計装ラックの周囲には第 7.1.2－3 図及び第 7.1.2－5 図に示す通り放射線遮へい壁が設置されているため，放射線遮へい壁により計装ラックが防護されている部分については飛来物衝突及び複合荷重の影響を受けない。計装ラック上部については，飛来物衝突に対して貫通しない板厚を有し，複合荷重に対しても耐え得る鋼板等を取り付けて計装ラックを防護するため，竜巻により破損しない。
【代替格納容器圧力逃がし装置】
代替格納容器圧力逃がし装置の内，地下に設置されている部位については，竜巻の影響を受けない。なお，排気管については，飛来物衝突により損傷した場合であっても，放射性物質の放出量を抑制する機能には影響しないが，建屋等の外殻となる施設内を通し，原子炉建屋上方で屋外に露出するように配管を敷設し，原子炉建屋上方で放出する設計とする。

- 193 -

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第 7.1.2－1 図

6 号炉 格納容器圧力逃がし装置 概略図（南立面図）- 194 -

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第 7.1.2－2 図

6 号炉 格納容器圧力逃がし装置 概略図（東立面図）- 195 -

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第 7.1.2－3 図

6 号炉 格納容器圧力逃がし装置 概略図（平面図）- 196 -

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第 7.1.2－4 図

7 号炉 格納容器圧力逃がし装置 概略図（南立面図）- 197 -

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第 7.1.2－5 図

7 号炉 格納容器圧力逃がし装置 概略図（平面図）- 198 -

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第 7.1.2－1 表 飛来物貫通評価結果（竜巻の最大風速 69m/s，鋼製材の最大飛散速度は，ランキン渦モデルにより評価。鋼製材の空力パラメータは，原子力安全基盤機構の委託研究成果報
告書 1） 記載値を採用。）
コンクリート
厚さまたは鋼
板厚さ
[mm]
放射線遮へ
い壁
フィルタ装
置（胴部）

700～1,600
30.4(最小厚さ)

フィルタ装
置（上部）

30.0
(最小厚さ)

フィルタ装
置入口側配
管

12.7

フィルタ装
置出口側配
管

貫通限界厚さまたは裏面
はく離限界厚さ
[mm]

12.7

給水設備に
係わる配管

5.2

ドレン設備
に係る配管

3.9

- 199 -

評価結果

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第 7.1.2－2 表 飛来物貫通評価結果（竜巻の最大風速 100m/s，鋼製材の最大飛散速度は竜巻影響評価ガイドに例示されている値を採用。）
コンクリート
厚さまたは鋼
板厚さ
[mm]
放射線遮へ
い壁
フィルタ装
置（胴部）

700～1,600

30.4(最小厚さ)

フィルタ装
置（上部）

30.0
(最小厚さ)

フィルタ装
置入口側配
管

12.7

フィルタ装
置出口側配
管

給水設備に
係わる配管
ドレン設備
に係わる配
管

貫通限界厚さまたは裏面
はく離限界厚さ
[mm]

12.7

5.2

3.9

- 200 -

評価結果

第 7.1.2－3 表 飛来物貫通評価結果（竜巻の最大風速 69m/s，鋼製材の最大飛散速度は，フジタモデルにより評価。鋼製材の空力パラメータは，原子力安全基盤機構の委託研究成果報告書
1）
記載値を採用。）
コンクリート
厚さまたは鋼板厚さ[mm]

貫通限界厚さまたは裏面
はく離限界厚さ
[mm]

評価結果

放射線遮へ
い壁

700～1,600－（鋼製材は飛散しない）

貫通・裏面はく離
なし

フィルタ装
置（胴部）

30.4
(最小厚さ)

フィルタ装
置（上部）

30.0
(最小厚さ)

フィルタ装
置入口側配
管

12.7
－
（鋼製材は飛散しない）

貫通なし

フィルタ装
置出口側配
管

12.7

給水設備に
係わる配管

5.2

ドレン設備
に係わる配
管

3.9

- 201 -

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第 7.1.2－4 表 飛来物貫通評価結果（竜巻の最大風速 100m/s，鋼製材の最大飛散速度は，フジタモデルにより評価。鋼製材の空力パラメータは，原子力安全基盤機構の委託研究成果報告書
1）
記載値を採用。）
コンクリート
厚さまたは鋼
板厚さ
[mm]
放射線遮へ
い壁

700～1,600

フィルタ装
置（胴部）

30.4
(最小厚さ)

フィルタ装
置（上部）

30.0
(最小厚さ)

フィルタ装
置入口側配
管

12.7

フィルタ装
置出口側配
管

12.7

給水設備に
係わる配管

5.2

ドレン設備
に係わる配
管

3.9

貫通限界厚さまたは裏面
はく離限界厚さ[mm]

評価結果

１）東京工芸大学：「平成21～22 年度原子力安全基盤調査研究（平成22 年度） 竜
巻による原子力施設への影響に関する調査研究」，独立行政法人原子力安全基盤機構委託研究成果報告書，平成23年2月- 202 -

7.1.3
積雪【格納容器圧力逃がし装置】(1)設計基準
積雪の設計基準については，規格基準類（建築基準法）及び観測記録（気象庁アメダス），年超過確率評価，積雪時の発電所の対応を踏まえ，1 日あたりの積雪量に最深積雪量の平均値を加えた値を設計基準として定めた。
評価の結果，統計的な処理による 1 日あたりの積雪量の年超過確率 10-4/
年の値は 135.9cm となり，さらに，過去の観測記録から最深積雪量の平均値
31.1cm を加えた 167cm を設計基準積雪量に設定した。
(2)想定される影響
a.堆積による荷重
影響モード：積雪による静的荷重
対象部位：フィルタ装置
b.積雪による開口部閉塞
影響モード：系統内への侵入による閉塞
対象部位：放出口(3)耐性評価結果
a.堆積による荷重
フィルタ装置の上部への積雪による耐荷重については，フィルタ装置の保有水等の重量を考慮した許容耐荷重を 3,832,930[N/m2]と評価しており，
設計基準積雪量 167cm(4,914[N/m2])を上回っていることから，積雪荷重に対する耐性が確保されていることを確認した。
b.積雪侵入による閉塞
格納容器圧力逃がし装置の出口配管配置図を第 7.1.3－1 図に示す。
放出口からの雪の侵入については，上空から落下してくる雪に対して，開口部が横向き，かつ開口部の形状が斜め下 45°の形状となっていることから，雪が侵入し難い構造となっている。
また，雪が放出口から侵入した場合であっても，放出口付近の配管は水平方向に設置されているため，雪が配管内部のラプチャーディスク前面まで到達することは考え難く，侵入した雪は放出口付近の水平方向の配管上に堆積することが想定される。この場合，開口部の構造により雪の全てが配管内に侵入するものではないこと，配管の口径は 508mm となっていることから，配管は閉塞しないと考えられる。
なお，配管内に堆積した積雪が，気温の上昇に伴い，融雪した場合には，ラプチャーディスク前面に設置されたドレンラインより，排出することが- 203 -

可能である。
(4)地震との重畳影響
積雪と地震との重畳により，積雪単独事象より格納容器圧力逃がし装置への荷重影響が増長されるが，除雪を行うなど適切な対応を行い，格納容器圧
力逃がし機能を維持する。
【代替格納容器圧力逃がし装置】
a.堆積による荷重
代替格納容器圧力逃がし装置は，屋外に露出しないことから，影響を受けない。
b.積雪侵入による閉塞
代替格納容器圧力逃がし装置の放出口については，配管内部へ侵入し難い構造に設計する。

- 204 -

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第 7.1.3－1 図

格納容器圧力逃がし装置の出口配管配置図（左：南立面図，右：平面図）- 205 -

7.1.4
低温【格納容器圧力逃がし装置】(1)設計基準
低温の設計基準については，規格基準類及び観測記録（気象庁アメダス），
年超過確率評価を踏まえ，最低気温が最も小さくなる値を設計基準として定めた。
評価の結果 ，統計 的 な処理による 最低気温の 年超過確率 10 -4/年の値 は-17℃となった。また，低温の継続時間については，過去の最低気温を記録した当日の気温推移に鑑み，保守的に 24 時間と設定した。
(2)想定される影響
a.凍結
影響モード：凍結
対象部位：フィルタ装置，フィルタ装置水位計配管，フィルタ装置ドレン配管(3)耐性評価結果
a.凍結
フィルタ装置保有水の凍結については，外気温度－17℃となった場合に，凍結を開始する時間を解析した結果，フィルタ装置に保温材と，建物床ヒーター（300W/m 2）を設置した条件では約 38 時間となった。また，建物床
ヒーターを考慮せず，保温材のみの場合においても約 25 時間となっており，
いずれも低温継続時間 24 時間を上回っていることを確認した。
なお，屋外設置のフィルタ装置水位計や放射線モニタなどの計器類については，防湿対策が施されており，計器内部で凍結による影響は受けない。
【代替格納容器圧力逃がし装置】
a.凍結フィルタ装置の保有水及び計器は，地下及び原子炉建屋屋内に設置されることにより，屋外に露出しないことから，低温による影響は受けない。
7.1.5
落雷【格納容器圧力逃がし装置】(1)設計基準
基準雷撃電流値は，柏崎刈羽原子力発電所での落雷観測記録の統計処理による年超過確率が 10-4/年となる雷撃電流値から設定する。構内での落雷観測の結果に避雷鉄塔及び 5 号炉排気筒による遮へい効果を考慮し求めた雷撃頻- 206 -

度及び電力中央研究所報告の雷撃電流頻度分布を用いて，原子炉建屋排気筒への年超過確率が 10-4/年となる雷撃電流値を求めると 156kA となる。これに余裕を持った 200kA を設計基準電流値とする。
(2)想定される影響
影響モード：雷サージによる電気・計装設備の損傷
対象部位：タンク水位計，ドレンライン流量計，放射線モニタ(3)耐性評価結果
格納容器圧力逃がし装置は，原子炉建屋排気筒頂部に設置されている避雷
針の遮へい範囲内にあり，落雷頻度が著しく低く，雷が直撃する可能性は十分小さいと考えられる。したがって，設備への影響が大きいと考えられる排気筒への落雷による雷サージを想定した。
6 号炉および 7 号炉の原子炉建屋では，排気筒への直撃雷時に建屋内へ侵入する雷電流を軽減するために，屋上と外壁に約 2m ピッチの避雷導線を埋設し雷電流の分流を図る対策（ファラデーケージ化）やメッシュ式の接地網によって接地抵抗の低減や接地電位の平坦化を図る対策を実施している。したがって，屋内設置の回路への雷サージの影響は軽微であると考えられるため，屋外計装設備の計装回路について雷サージ評価を行った。
落雷時に回路に加わるサージ電圧値の算出には，過去に 7 号炉で実施した
雷インパルス試験の結果を用いた。試験では，排気筒頂部に 1kA 程度の印加電流を流し，その時に測定対象のケーブルへ加わった誘導電圧を測定している。基準雷撃電流値 200kA の雷撃を受けたときの雷サージ電圧値は，誘導電
圧が印加電流値に保守的に比例するとして，雷インパルス試験の測定結果から求めた。
a. 屋外計装設備(a)タンク水位計・ドレンライン流量計
タンク水位計及びドレンライン流量計は放射線遮へい壁の内側に設置されており，その計装回路は中央制御室に至っている。雷インパルス試験の測定結果としては，本回路の位置関係と類似の，コントロール建屋とトランス
ヤードを融通するケーブルの測定結果を用いる。耐電圧値は，当該回路に耐雷対策としてシールドケーブルと保安器が使用されていることを考慮して保安器の耐電圧値 15kV を用いる。
評価結果を第 7.1.5－1 表に示す。原子炉建屋排気筒に設計基準である
200kA の落雷があった場合に当該回路に加わる雷サージ電圧値は最大で約4.3kV となる。これは保安器の耐電圧値 15kV を下回ることから耐性は確保されている。

- 207 -

(b)放射線モニタ
放射線モニタの検出部は，原子炉建屋壁面の格納容器圧力逃がし装置排気配管に設置されており，その計装回路は中央制御室に至っている。雷インパ
ルス試験の測定結果としては，本回路の位置関係と類似の，原子炉建屋中 4階からコントロール建屋に至る回路の測定結果を用いる。また耐電圧値は，現場側に検出器の耐電圧値 1.5kV，中央制御室側では耐雷対策としてシール
ドケーブルと保安器が使用されていることを考慮して保安器の耐電圧値10kV を用いる。
評価結果を第 7.1.5－1 表に示す。原子炉建屋排気筒に設計基準である
200kA の落雷があった場合に当該回路に加わる雷サージ電圧値は最大で約0.25kV となる。これは，現場側の耐電圧値 1.5kV および中央制御室側の耐電圧値 10kV を下回ることから耐性は確保されている。
(4)地震／風／竜巻 いずれかの事象との重畳
落雷と竜巻等の重畳により，避雷鉄塔の損壊を想定した場合は，落雷単独
事象より原子炉建屋排気筒への雷撃電流値は増長するが，耐電圧性を有する検出器の採用や保安器の設置等，適切な設計をして，格納容器圧力逃がし装置の機能を維持する。

- 208 -

第 7.1.5－1 表

落雷評価結果誘導電圧換

雷インパルス試験結果

算値(200kA 時)

評価対象設備
測定地点
タンク水位

中央制御

中央制御

計

室

室

ドレンライ

（指示計）

ン流量計

現場

トランス

（発信器）

ヤード

放射線モニ

中央制御

中央制御

タ

室

室

印加

誘導

電流

電圧

884A

2.8V

耐電圧値

評価
結果

誘導電圧
0.63kV

15kV(保安器)

影響
なし

876A

18.8V

4.3kV

15kV(保安器)

影響
なし

888A

1.06V

0.24kV

10kV(保安器)

影響
なし

（記録計）
現場

原子炉建

（前置増
幅器）

868A

1.1V

1.5kV

影響

屋

(前置増幅器)

なし

中4階

1.5kV

（検出器）

0.25kV(検出器)【代替格納容器圧力逃がし装置】
代替格納容器圧力逃がし装置は，保安器やシールドケーブルの採用により設計基準である原子炉建屋への 200kA の落雷に耐える設計とすることから，落雷の影響はない。
7.1.6
火山【格納容器圧力逃がし装置】(1)設計基準
発電所へ影響を及ぼし得る火山のうち，将来の活動可能性が否定できない
30 火山について，設計対応が不可能な火山事象は，地質調査結果によれば，
発電所敷地及び周辺で，痕跡が認められないことから，到達する可能性は十分小さいものと判断される。その他の発電所の安全性に影響を与える可能性のある火山事象を抽出した結果，降下火山灰が抽出された。
降下火山灰の堆積量については，文献調査や国内外の噴火実績，シミュレ
ーション結果を踏まえ，検討を行った結果，火山噴火実績に保守性を考慮した 30cm を設計基準に設定する。

- 209 -

(2)想定される影響
a.堆積による荷重
影響モード：降下火山灰の堆積による静的荷重
対象部位：フィルタ装置
b.降下火山灰侵入による閉塞
影響モード：系統内への侵入による閉塞
対象部位：放出口
c.化学的影響影響モード：降下火山灰に付着している腐食成分による化学的影響
対象部位：フィルタ装置及び屋外配管(3)耐性評価結果
a.堆積による荷重
フィルタ装置に堆積する降下火山灰に対する耐荷重性については，フィルタ装置の保有水等の重量を考慮した許容耐荷重を 3,832,930[N/m2]と評価しており，設計基準の降下火山灰 30cm（4,413[N/m 2]）を上回っていることから，降下火山灰の堆積荷重に対する耐性が確保されていることを確認した。
b.降下火山灰侵入による閉塞
放出口からの降下火山灰の侵入については，上空から落下してくる降下
火山灰に対して，開口部が横向き，かつ開口部の形状が斜め下 45°の形状となっていることから，降下火山灰が侵入し難い構造となっている。
また，降下火山灰が放出口から侵入した場合であっても，放出口付近の配管は水平方向に設置されているため，降下火山灰が配管内部のラプチャーディスク前面まで到達することは考え難く，侵入した降下火山灰は放出口付近の水平方向の配管上に堆積することが想定される。この場合，開口部の構造により降下火山灰の全てが配管内に侵入するものではないこと，及び配管の口径は 508mm となっていることから，配管は閉塞しないと考えられる。
なお，放出口からの降下火山灰の侵入を防止するカバーの取り付け，または放出口から降下火山灰が侵入した場合における配管内部の点検等について，適切な対策を実施し，降下火山灰による配管の閉塞に至らないことを確実にする。
c.化学的影響
フィルタ装置及び屋外配管については，酸性物質を帯びた降下火山灰に対して，容器材質が耐食性のあるステンレス製であることや，耐食性のあるふっ素樹脂塗装または，ポリウレタン樹脂塗装を施工していることなどから，耐食性が確保されていることを確認した。

- 210 -

(4)積雪との重畳影響
a.重畳時の積雪量
冬季において多雪地域である立地地域は，火山噴火による降灰中，同じ影響モードである積雪の堆積荷重について，重畳を考慮する必要がある。
しかし，積雪の設計基準の 167cm については，10 -4/年程度の極低頻度であることから，重畳時における積雪量については，1 日あたりの積雪量の年超過確率 10-2/年値の 84.3cm に，最深積雪量の平均値 31.1cm を加えた
115.4cm を想定するものとする。
従って，降下火山灰 30cm（4,413[N/m 2]）に，積雪 115.4cm（3,396[N/m2]）を加えた，堆積荷重 7,809[N/m2]を火山及び積雪の重畳時における評価基
準値と設定する。
b.耐性評価結果
フィルタ装置の降下火山灰及び積雪の堆積に対する耐荷重については，
フィルタ装置の保有水等の重量を考慮した許容耐荷重を 3,832,930[N/m2]と評価しており，降下火山灰及び積雪の重畳時における基準値 7,809[N/m2]を上回っていることから，火山及び積雪の重畳時の堆積荷重に対する耐性が確保されていることを確認した。
また，放出口からの積雪及び降下火山灰の侵入については，(3)b.のとおり，配管内部へ侵入し難い構造であり，閉塞しないと考えられるが，放出口からの降下火山灰の侵入を防止するカバーの取り付け，または放出口から降下火山灰が侵入した場合における配管内部の点検等について，適切な対策を実施し，降下火山灰による配管の閉塞に至らないことを確実にする。
(5)地震との重畳影響
火山と地震との重畳により，火山単独事象より格納容器圧力逃がし装置への荷重影響が増長されるが，除灰を行うなど適切な対応を行い，格納容器圧
力逃がし機能を維持する。
【代替格納容器圧力逃がし装置】
a.堆積による荷重
代替格納容器圧力逃がし装置は，屋外に露出しないことから，影響を受けない。
b.降下火山灰侵入による閉塞
代替格納容器圧力逃がし装置の放出口については，配管内部へ侵入し難い構造に設計する。

- 211 -

7.2

その他事象

7.2.1
外部火災
【格納容器圧力逃がし装置】(1)設計基準a.森林火災発電所構内の森林の全面的な火災を想定する（防火帯により延焼が防止されるエリアを除く）。
b.近隣の産業施設の火災
原子炉施設周辺に設置されており，格納容器圧力逃がし装置までの距離が近く貯蔵量の多い各号炉の軽油タンクの全面火災。なお，各号炉の軽油タン
クは 2 基隣接して設置しているが，耐震 S クラス設備であり地震随伴事象としても 2 基同時火災の想定はしづらいこと，火災報知器や泡消火設備があることから延焼防止も可能であること，および隣接軽油タンク火災時にもう一方の軽油タンクの温度は発火点まで上昇せず 2 基同時に出火しないことから，格納容器圧力逃がし装置に近い軽油タンク 1 基の火災を想定する。
c.航空機墜落による火災
偶発事象として航空機墜落が発生する確率が 10 -7 回／炉・年を超えるエリアへ墜落した航空機による火災を想定する。なお，航空機墜落火災と危険物
タンク火災との重畳については，当該号炉軽油タンクには航空機は墜落せず
発火点には至らないこと及び，対象航空機によっては他号炉の軽油タンクに墜落する可能性はあるが，軽油タンクと格納容器圧力逃がし装置との間に位置するタービン建屋やサービス建屋に輻射熱は遮られることから危険物タン
ク火災との重畳は考慮不要である。（第 7.2.1－2 図，第 7.2.1－3 図）(2)想定される影響
a.森林火災影響モード：森林火災時の火炎からの輻射熱による温度上昇
対象部位 ※ ：放射線遮へい壁，フィルタ装置，屋外配管および弁（フィルタ装置入口側，フィルタ装置出口側，弁），給水設備，窒素パー
ジ設備，ドレン設備，計器類（水位計，圧力計，放射線モニタ等），計装ラックb.近隣の産業施設の火災
影響モード：軽油タンク防油堤全面火災時の火炎からの輻射熱による温度上昇- 212 -

対象部位 ※ ：放射線遮へい壁，フィルタ装置，屋外配管および弁（フィルタ装置入口側，フィルタ装置出口側，弁），給水設備，窒素パー
ジ設備，ドレン設備，計器類（水位計，圧力計，放射線モニタ等），計装ラックc.航空機墜落による火災
影響モード：航空機墜落により発生した火炎からの輻射熱による温度上昇
対象部位 ※ ：放射線遮へい壁，フィルタ装置，屋外配管および弁（フィルタ装置入口側，フィルタ装置出口側，弁），給水設備，窒素パー
ジ設備，ドレン設備，計器類（水位計，圧力計，放射線モニタ等），計装ラック※

対象部位は，外部火災により影響をうける屋外に設置されている格納容器圧力逃がし装置の部位を抽出した。

(3)耐性評価結果
a.森林火災(a)放射線遮へい壁
放射線遮へい壁はコンクリート製であり，健全性の基準 200℃に対し，森林火災発生時の輻射熱による遮へい壁外面の温度は約 72℃に止まることから，火災に対する耐性が確保されていることを確認した。
(b) フィルタ装置
フィルタ装置の周囲には放射線遮へい壁が設置されており，放射線遮へ
い壁内側の温度は上昇しない。また，フィルタ装置上部は開口しているが，放射線遮へい壁はフィルタ装置上部より約 5m 高く設置されており，輻射熱
が直接フィルタ装置に届くことはないことから，火災に対する耐性が確保される。
(c) 屋外配管および弁（フィルタ装置入口側，フィルタ装置出口側，弁）配管の設計温度は 200℃であり，防火帯林縁から至近の配管の温度は約90℃に止まることから，火災に対する耐性が確保されていることを確認した。
(d) 給水設備，窒素パージ設備，ドレン設備
輻射熱による影響がないように，遮熱性のある板で覆うこと等により，設備を防護するため火災の影響はない。
(e) 計器類（水位計，圧力計，放射線モニタ等）
輻射熱による影響がないように，耐熱性のある計器の使用または遮熱性のある板で覆うこと等により，設備を防護するため火災の影響はない。
(f) 計装ラック- 213 -

計装ラックの周囲には放射線遮へい壁が設置されており，放射線遮へい
壁内側の温度は上昇しないことから，火災に対する耐性が確保されていることを確認した。
b.近隣の産業施設等の火災(a)放射線遮へい壁
放射線遮へい壁はコンクリート製であり，健全性の基準 200℃に対し，軽油タンク防油堤全面火災発生時の輻射熱による遮へい壁外面の温度は約176℃に止まることから，火災に対する耐性が確保されていることを確認した。
(b) フィルタ装置
フィルタ装置の周囲には放射線遮へい壁が設置されており，放射線遮へ
い壁内側の温度は上昇しない。また，フィルタ装置上部は開口しているが，放射線遮へい壁はフィルタ装置上部より約 5m 高く設置されており，輻射熱
が直接フィルタ装置に届くことはないことから，火災に対する耐性が確保されていることを確認した。
(c) 屋外配管および弁（フィルタ装置入口側，フィルタ装置出口側，弁）設計温度は 200℃であり，軽油タンク至近の配管の温度は約 144℃に止まることから，火災に対する耐性が確保されていることを確認した。
(d) 給水設備，窒素パージ設備，ドレン設備
輻射熱による影響がないように，耐熱性のある計器の使用または遮熱性のある板で覆うこと等により，設備を防護するため火災の影響はない。
(e) 計器類（水位計，圧力計，放射線モニタ等）
輻射熱による影響がないように，耐熱性のある計器の使用または遮熱性のある板で覆うこと等により，設備を防護するため火災の影響はない。
(f) 計装ラック
計装ラックの周囲には放射線遮へい壁が設置されており，放射線遮へい
壁内側の温度は上昇しないことから，火災に対する耐性が確保されていることを確認した。
c.航空機墜落による火災(a)放射線遮へい壁
放射線遮へい壁はコンクリート製であり，健全性の基準 200℃に対し，
航空機墜落による火災発生時の輻射熱による遮へい壁外面の温度は約62℃に止まることから，火災に対する耐性が確保されていることを確認した。
(b)フィルタ装置
フィルタ装置の周囲には放射線遮へい壁が設置されており，放射線遮へ- 214 -

枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

い壁内側の温度は上昇しない。また，フィルタ装置上部は開口しているが，放射線遮へい壁はフィルタ装置上部より約 5m 高く設置されており，輻射熱
が直接フィルタ装置に届くことはないことから，火災に対する耐性が確保されていることを確認した。
(c) 屋外配管および弁（フィルタ装置入口側，フィルタ装置出口側，弁）設計温度は 200℃であり，火災発生時の配管の温度は約 65℃に止まることから，火災に対する耐性が確保されていることを確認した。
(d) 給水設備，窒素パージ設備，ドレン設備
輻射熱による影響がないように，耐熱性のある計器の使用または遮熱性のある板で覆うこと等により，設備を防護するため火災の影響はない。
(e) 計器類（水位計，圧力計，放射線モニタ等）
輻射熱による影響がないように，耐熱性のある計器の使用または遮熱性のある板で覆うこと等により，設備を防護するため火災の影響はない。
(f) 計装ラック
計装ラックの周囲には放射線遮へい壁が設置されており，放射線遮へい
壁内側の温度は上昇しないことから，火災に対する耐性が確保されていることを確認した。
【代替格納容器圧力逃がし装置】
代替格納容器圧力逃がし装置のうち，地下に設置されている部位について
は，外部火災の影響は受けない。屋外に設置する部位については，外部火災による影響がないような設計とする。

第 7.2.1－1 図

格納容器圧力逃がし装置と各火災の位置関係- 215 -

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第 7.2.1－2 図航空機墜落位置と危険物タンク火災の重畳を考慮する位置（6 号炉）

第 7.2.1－3 図航空機墜落位置と危険物タンク火災の重畳を考慮する位置（7 号炉）- 216 -

7.2.2
内部火災【格納容器圧力逃がし装置】【代替格納容器圧力逃がし装置】(1)設計基準
格納容器圧力逃がし装置及び代替格納容器圧力逃がし装置に発生する火災を想定する。
地震時においては，耐震Ｂ，Ｃクラスの機器を火災源とする火災を，火災区域内に想定する。
(2)想定される影響
影響モード：火災による温度上昇，引火，発火
対象部位：格納容器圧力逃がし装置及び代替格納容器圧力逃がし装置の系統を構成する弁（手動弁，電動駆動弁，空気駆動弁）等
操作時に必要な監視機器
アクセスルート(3)耐性評価結果
格納容器圧力逃がし装置及び代替格納容器圧力逃がし装置の系統を構成す
る弁，操作時に必要な監視機器，アクセスルート等（以下，「機器等」という。）
については，6.1.4 (2)a.に記載のとおり，火災の発生防止対策を施しており，
当該機器等の引火・発火のおそれは小さく，温度上昇による損傷のおそれも小さい。また，機器等のうちケーブル等は難燃性のものを使用している。
万一，格納容器圧力逃がし装置及び代替格納容器圧力逃がし装置の機器等に火災が発生した場合においても，6.1.4 (2)b.に記載のとおり，火災の感知，消火対策を施しており，当該機器等に発生した火災を速やかに感知し消火す
ることによって，当該機器等の損傷を最小限に抑えることができる。
地震時における，耐震Ｂ，Ｃクラスの機器を火災源とする火災に対しては，火災によって格納容器圧力逃がし装置及び代替格納容器圧力逃がし装置の機能に影響を及ぼす可能性のある耐震Ｂ，Ｃクラスの機器について，当該機器を耐震強化すること，又は当該機器の設置箇所に耐震強化した消火設備を設置することによって，格納容器圧力逃がし装置及び代替格納容器圧力逃がし装置の機能を維持することができる。
7.2.3
内部溢水
【格納容器圧力逃がし装置】(1)設計基準
発生要因別に分類した以下の溢水を想定した。
・溢水の影響を評価するために想定する機器の破損等により生じる溢水- 217 -

・発電所内で生じる異常状態（火災を含む）の拡大防止のために設置される系統からの放水による溢水
・地震に起因する機器の破損等により生じる溢水(2)想定される影響
溢水の発生要因に依らず，以下の影響を想定した。
影響モード：没水，被水，蒸気による環境条件の悪化
対象部位：格納容器圧力逃がし装置の系統を構成する弁（手動弁，電動駆動弁，空気駆動弁）
操作時に必要な監視機器
アクセスルート(3)耐性評価結果
ａ．格納容器圧力逃がし装置の系統を構成する弁（手動弁，電動駆動弁，空気駆動弁）(a)格納容器圧力逃がし装置の系統を構成する手動弁については，没水，被水，蒸気の影響は無く，機能は維持される。
(b)格納容器圧力逃がし装置の系統を構成する電動駆動弁及び空気駆動弁については，没水，被水等の影響により通常の遠隔操作機能を喪失する可能性がある。しかし，それぞれ物理的に隔離された箇所に設置された
バックアップ設備による代替操作が可能であり，万が一，バックアップ
設備が溢水による影響を受けた場合においても，現場での手動操作が可能であることから，機能は維持される。
ｂ．操作時に必要な監視機器(a)操作時に必要な監視機器については，止水対策，被水対策等，没水，被水，蒸気に対する防護対策を講じることにより，機能は維持される。
ｃ．アクセスルート(a)内部溢水発生時は，自動隔離又は手動隔離により，漏えい箇所の隔離操作を行うこととしている（標準 80 分を想定）。また，地震時において，漏えい箇所の隔離が不可能な場合においても，漏えい水，蒸気について
は，開放ハッチ部，床ファンネルを介し，建屋最地下階へと導く設計としていることから，格納容器圧力逃がし装置操作時において，操作対象機器へのアクセスルートに水，蒸気が滞留し，操作を阻害することはな
い。
(b)格納容器圧力逃がし装置の操作時においては，操作対象機器へのアクセ
スルートに水，蒸気が滞留しないこと，壁による遮蔽があること等から，- 218 -

放射線による影響も限定的であり，操作は可能である。
(4)管理区域外への漏えいについて
止水対策，堰等の防護対策を講じることにより，放射性物質を含む液体を放射線管理区域外へ漏えいさせることがないように設計する。
以上のことから，内部溢水が発生した場合でも，格納容器圧力逃がし装置の機能は維持される。
【代替格納容器圧力逃がし装置】
代替格納容器圧力逃がし装置については，止水対策，被水対策等，没水，被水，蒸気に対する防護対策を講じることにより，機能は維持される。

7.2.4
航空機墜落（偶発的事象）【格納容器圧力逃がし装置】(1)設計基準
原子炉建屋等重要施設を中心として，落下確率が 1.0×10-7 回／炉・年となる範囲外への墜落。
(2)想定される影響
影響モード：衝突による衝撃力，火災による熱影響
対象部位：格納容器圧力逃がし装置を構成する構築物・機器(3)耐性評価結果
柏崎刈羽原子力発電所 6 号炉又は 7 号炉の原子炉建屋等重要施設に墜落する確率は，約 3.4×10-8 回／炉・年であることから，格納容器圧力逃がし装置
に対する偶発的な航空機の衝突は設計上考慮する必要はない。なお，10-7 回／炉・年を超えるエリアへ墜落した場合における航空機燃料火災に対する耐性は 7.2.1 外部火災に示すとおりである。
【代替格納容器圧力逃がし装置】
柏崎刈羽原子力発電所 6 号炉又は 7 号炉の原子炉建屋等重要施設に墜落する
確率は，約 3.4×10-8 回／炉・年であることから，代替格納容器圧力逃がし装置
に対する偶発的な航空機の衝突は設計上考慮する必要はない。
また，代替格納容器圧力逃がし装置のうち，地下に設置されている部位については，航空機燃料火災の影響は受けない。屋外に設置する部位については，
航空機燃料火災による影響がないように設計する。

- 219 -

枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

8.

原子炉格納容器圧力逃がし装置の意図的な航空機衝突事象に対する耐性
意図的な航空機衝突が発生した場合であっても，除熱機能が喪失しないことを以下，確認する。

8.1
航空機衝突（意図的事象）【格納容器圧力逃がし装置】(1)事象想定（第 8.1－1 表，第 8.1－1 図参照）

(2)想定される影響
影響モード：衝突による衝撃力，火災による熱影響
対象部位：放射線遮へい壁，フィルタ装置，フィルタ装置入口側配管，フィルタ装置出口側配管，屋外設備（給水設備，窒素パージ設備，ドレン設備，弁），計器類（水位計，圧力計，放射線モニタ等），計
装ラック(3)耐性評価結果（第 8.1－1 表参照）
ａ．放射線遮へい壁- 220 -

枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

ｂ．フィルタ装置

ｃ．フィルタ装置入口側配管

ｄ．フィルタ装置出口側配管

ｅ．屋外設備（給水設備，窒素パージ設備，ドレン設備，弁）ｆ．計器類（水位計，圧力計，放射線モニタ等），計装ラック- 221 -

枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

【代替格納容器圧力逃がし装置】
代替格納容器圧力逃がし装置のうち，地下に設置される部位については，航空機衝突による衝撃力及び航空機燃料火災の影響は受けない。屋外に設置するフィルタ装置出口側配管は損傷する可能性があるが，放出される放射性物質の低減機能は喪失しない。

- 222 -

枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

第 8.1－1 表

航空機の衝突方向別機能の維持状況

第 8.1-1 図

フィルタ装置及び建屋の配置状況- 223 -

別紙１

格納容器圧力逃がし装置の計測設備の網羅性について【格納容器圧力逃がし装置】【代替格納容器圧力逃がし装置】
格納容器圧力逃がし装置の計測設備については，以下の考えに基づき網羅性を有する設計としている。
①格納容器圧力逃がし装置の使用時，待機時，使用後の各状態で，系統の要
求上確認すべき項目の全てが監視可能であること。
②上記の各状態において，管理すべき値を網羅した計測範囲であること。
なお，代替格納容器圧力逃がし装置についても同様の設計としており，ここでは代表として格納容器圧力逃がし装置の計測設備について記載する。
1．

確認すべき項目について
格納容器圧力逃がし装置の使用時，待機時，使用後の各状態で確認すべき項目を下記(1)～(5)に抽出し，各確認すべき項目に対する計測設備が設置されていることを第 1－1 表に示す。（「2.3.2.2
部再掲）

(1)

計測設備の目的」の記載内容の一

格納容器圧力逃がし装置の使用時の状態
使用時の状態が，以下のとおり把握可能である。
a.フィルタ装置の閉塞等によりガスの導入が妨げられていないこと
フィルタ装置入口圧力計にて，格納容器ベント実施により待機圧力から上昇した圧力が，格納容器圧力の低下に追従して低下傾向を示すことを確認することで把握できる。また，フィルタ装置出口放射線量率が初期値から上昇することを計測することによりフィルタ装置が閉塞していないことを把握できる。
b.フィルタ装置の除去性能が低下していないこと
フィルタ装置水位計にて，水位が約 500mm～約 2200mm の間（2.2.1.3
参照）であることを確認することで把握できる。
c.放出されるガスの放射線量の確認
フィルタ装置出口放射線モニタにて，フィルタ装置出口配管に内包される放射性物質から放射線量率を監視し，排出経路の放射性物質濃度を評価することが可能である。

(2)

格納容器圧力逃がし装置の待機時の状態
待機時の状態が，以下のとおり把握可能である。
a.フィルタ装置の除去性能が低下していないこと-224-フィルタ装置水位計にて，水位が約 500mm～約 2200mm の間（2.2.1.3
参照）であることを確認することで把握できる。
b.フィルタ装置配管内の不活性状態の確認
フィルタ装置入口圧力計及びフィルタ装置出口圧力計にて，封入した窒素圧力（0.01MPa[gage]以上）を継続監視することによって配管内の不活性状態を把握できる。
また，フィルタ装置出口配管圧力計にて，点検後の窒素置換操作を実施した際に，現場で圧力を監視することで，配管内が不活性状態になったことを把握できる。
(3)

格納容器圧力逃がし装置の使用後の状態
使用後の状態が，以下の通り把握可能である。
a.フィルタ装置内スクラバ水の確認
フィルタ装置水位計にて，フィルタ装置内で捕捉した放射性物質の放熱により，フィルタ装置内の水が蒸発することによる水位低下を把握できる。
b.フィルタ装置配管内の不活性状態の確認
フィルタ装置入口圧力計及びフィルタ装置水素濃度計にて，配管内が封入した窒素で正圧に維持されていること，また，配管内に水素が残留していないことにより不活性状態が維持されていることを把握できる。
c.放出されるガスの放射線量の確認
フィルタ装置出口放射線モニタにて，フィルタ装置出口配管に内包される放射性物質から放射線量率を監視し，排出経路の放射性物質濃度を評価することが可能である。

(4)

フィルタ装置の水位調整時の確認
格納容器圧力逃がし装置の使用時，待機時，使用後に，フィルタ装置の水位調整を以下の通り把握可能である。
a.フィルタ装置の水位調整の確認
フィルタ装置水位計にて，フィルタ装置の排水又は水張りを実施する
際に，フィルタ装置の水位が把握できる。また，フィルタ装置ドレン流量計にて，排水操作を実施した際のタンクドレン量の把握ができる。
b.フィルタ装置スクラバ水の水質管理（2.2.1.3 参照）
フィルタ装置水位計にて，フィルタ装置の排水又は水張りを実施する-225-

際に，フィルタ装置の水位が把握できると共に，必要な追加薬液量の把握ができる。また，フィルタ装置ドレン流量計にて，排水操作を実施した際のタンクドレン量から，必要な追加薬液量の把握ができる。
また，フィルタ装置へ薬液を補給する際に，スクラバ水の pH を把握できる設計とする。
(5)

想定される機能障害の把握
格納容器圧力逃がし装置の使用時に，想定される機能障害の確認として，
以下の通り把握可能である。
a.フィルタ装置の閉塞フィルタ装置入口圧力計にて，格納容器ベント実施により待機圧力から上昇した圧力が，低下傾向を示さないことを確認することで，フィルタ装置が閉塞していることを把握できる。また，フィルタ装置出口放射線量率が初期値から上昇しないことを確認することにより把握できる。
b.金属フィルタの閉塞
金属フィルタ差圧計にて，金属フィルタの閉塞状態を把握できる。なお，フィルタ装置入口圧力計にて，金属フィルタの閉塞が進行し，フィ
ルタ装置入口圧力が上昇傾向を示すことを確認することで，金属フィル
タの閉塞状態を把握できる。
c.よう素フィルタ出口配管の閉塞
ドレンタンク水位計にて，ドレン水によるよう素フィルタ出口配管の閉塞状態を把握できる。また，フィルタ装置入口圧力計及びフィルタ装
置出口圧力計にて，ドレン水によるよう素フィルタ出口配管の閉塞が進行し，フィルタ装置入口圧力及びフィルタ装置出口圧力が上昇傾向を示すことを確認することで，よう素フィルタ出口配管のドレンによる閉塞状態を把握できる。
d.フィルタ装置入口配管の破断
フィルタ装置入口圧力計にて，格納容器ベント実施により待機圧力から上昇した圧力が低下傾向を示すが，フィルタ装置出口放射線量率が初期値から上昇しないことを確認することにより把握できる。
e.フィルタ装置スクラバ水の漏えい
フィルタ装置水位計にて，タンクからのスクラバ水漏えいによるフィルタ装置の水位低下を確認することで把握できる。

-226-

2．

計測範囲について格納容器圧力逃がし装置の使用時，待機時，使用後の各状態で確認すべき項目について，管理すべき値を網羅した計測範囲であることを第 1－2 表に示す。

3．

設備操作との整合性について「4. 格納容器圧力逃がし装置の設備操作と操作性」で記載した各操作における監視項目が全て監視可能であることを第 1－3 表に示す。

-227-

第 1－1 表
フィルタ装置の状態(1)格納容器圧力逃がし装置の使用時(2)格納容器圧力逃がし装置の待機時(3)格納容器圧力逃がし装置の使用後(4)フィルタ装置の水位調整時(5)想定される機能障害

格納容器圧力逃がし装置 計測設備の網羅性について確認すべき項目

計測設備

多重性又は多様性

a.格納容器内のガスがフィルタ装置へ導かれていることの確認①フィルタ装置入口圧力計②フィルタ装置出口放射線モニタ①②で多様性有り①②はそれぞれ多重性有り

b.フィルタ装置の除去性能に影響するパラメータの確認①フィルタ装置水位計①は多重性有りc.放出されるガスの放射線量の確認①フィルタ装置出口放射線モニタ①は多重性有りa.フィルタ装置の除去性能に影響するパラメータの確認①フィルタ装置水位計①は多重性有りb.フィルタ装置配管内の不活性状態の確認①フィルタ装置入口圧力計②フィルタ装置出口圧力計③フィルタ装置出口配管圧力計①②③で多様性有り①は多重性有りa.フィルタ装置内スクラバ水の確認①フィルタ装置水位計①は多重性有りb.フィルタ装置配管内の不活性状態の確認①フィルタ装置入口圧力計②フィルタ装置水素濃度計①②で多様性有り①は多重性有り②は入口と出口配管でそれぞれ補完

c.放出されるガスの放射線量の確認①フィルタ装置出口放射線モニタ①は多重性有りa.フィルタ装置の水位調整の確認①フィルタ装置水位計②フィルタ装置ドレン流量計①②で多様性有り①②はそれぞれ多重性有り

b.フィルタ装置スクラバ水の水質管理①フィルタ装置水位計②フィルタ装置ドレン流量計③フィルタ装置スクラバ水 pH 計①②③で多様性有り①②はそれぞれ多重性有り

a.フィルタ装置の閉塞①フィルタ装置入口圧力計②フィルタ装置出口放射線モニタ①②で多様性有り①②はそれぞれ多重性有り

b.金属フィルタの閉塞①金属フィルタ差圧計②フィルタ装置入口圧力計①②で多様性有り②は多重性有りc.よう素フィルタ出口配管の閉塞①ドレンタンク水位計②フィルタ装置入口圧力計③フィルタ装置出口圧力計①②③で多様性有り②は多重性有りd.フィルタ装置入口配管の破断①フィルタ装置入口圧力計②フィルタ装置出口放射線モニタ①②で多様性有り①②はそれぞれ多重性有り

d.フィルタ装置スクラバ水の漏えい①フィルタ装置水位計①は多重性有り-228-

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。

第 1－2 表 格納容器圧力逃がし装置及び代替格納容器圧力逃がし装置計測設備の計測範囲の網羅性について
監視パラメータ※1
フィルタ装置水位（格納容器圧力逃がし装置）①
フィルタ装置水位（代替格納容器圧力逃がし装置）②フィルタ装置入口圧力③フィルタ装置出口圧力④フィルタ装置出口配管圧力⑤フィルタ装置出口放射線モニタ

計測範囲0～6000mm
0～7000mm
0～1.0MPa[gage]

計測範囲の根拠
スクラバノズル上端を計測範囲のゼロ点とし，フィルタ装置機能維持のための上限水位：約2200mm，下限水位：約500mmが計測可能な範囲とする。
スクラバノズル上端を計測範囲のゼロ点とし，フィルタ装置機能維持のための上限水位：約3000mm，下限水位：約500mmが計測可能な範囲とする。
以下の 2 つの状態を計測可能な範囲とする。
・格納容器ベント実施時に，格納容器圧力逃がし装置の最高圧力（0.62MPa[gage]）が計測可能な範囲とする。
・待機時に，窒素置換（約0.01MPa[gage]以上）が維持されていることを計測可能な範囲とする。

0～0.5MPa[gage]-0.1～0.2MPa[gage]

点検後の窒素置換操作を実施した際に，フィルタ装置出口の圧力開放板の設定圧力（0.1MPa[gage]）を超えないことが計測可能な範囲とする。

10-2～105mSv/h

格納容器ベント実施時に，想定されるフィルタ装置出口の最大線量当量率（約7×104mSv/h）を計測可能な範囲とする。
格納容器ベント停止後の窒素によるパージを実施し，フィルタ装置入口及び出口配管内に滞留す
る水素濃度が可燃限界濃度（4%）以下であることを計測可能な範囲とする。

⑥フィルタ装置水素濃度

0～100%⑦フィルタ装置ドレン流量

0～30m3/h

ドレンポンプの定格流量（10m3/h）を計測可能な範囲とする。

⑧フィルタ装置スクラバ水pH

pH0～14

フィルタ装置内スクラバ水のpHを計測可能な範囲とする。

⑨金属フィルタ差圧

0～50kPa⑩ドレンタンク水位

タンク底部から 510mm
タンク底部から 1586mm
タンク底部から 3061mm
タンク底部から 4036mm

ドレンタンク内の水位を把握し，ドレンの排水操作の開始やドレン排水操作の停止判断が可能な計測範囲とする。

※1 監視パラメータの数字は第 2.3.2.3－1 図及び第 2.3.2.3－2 図の丸数字に対応する。

-229-

第 1－3 表
プラント状態
プラント停止時または通常運
転時
事故発生～格納容器ベント前「4.
2.3.2.2

格納容器圧力逃がし装置の設備操作と操作性」との整合について
計測設備の目的(1)格納容器圧力逃がし装置の待機時の状態(4)フィルタ装置の水位調整時の確認

4.

格納容器圧力逃がし装置の設備操作と操作性
4.3 ①格納容器圧力逃がし装置点検等
後の窒素置換
4.1.2

a.格納容器ベント操作前準備

b.格納容器ベント開始操作
c.格納容器ベント中操作

格納容器ベント開始
格納容器ベント開始後～格納容器ベント停止前
格納容器ベント停止(2)格納容器圧力逃がし装置の使用時の状態(4)フィルタ装置の水位調整時の確認(5)想定される機能障害の把握

4.1.2
4.1.2

格納容器ベント停止後(3)格納容器圧力逃がし装置の使用後の状態(4)フィルタ装置の水位調整時の確認

4.1.1 d.格納容器ベント停止操作
4.3 ② 格 納 容 器 ベ ン ト停 止 後 の 窒 素 ガスによるパージ-230-

監視パラメータ
フィルタ装置入口圧力
フィルタ装置出口圧力
フィルタ装置出口配管圧力フィルタ装置水位
フィルタ装置ドレン流量
フィルタ装置スクラバ水 pH
フィルタ装置入口圧力
フィルタ装置出口圧力
フィルタ装置水位
フィルタ装置出口放射線モニタ
フィルタ装置ドレン流量
フィルタ装置スクラバ水 pH
金属フィルタ差圧
ドレンタンク水位
フィルタ装置入口圧力
フィルタ装置水位
フィルタ装置出口放射線モニタ
フィルタ装置ドレン流量
フィルタ装置スクラバ水 pH
フィルタ装置水素濃度計

別紙２

格納容器圧力逃がし装置

計測設備の概略構成図【格納容器圧力逃がし装置】【代替格納容器圧力逃がし装置】
代替格納容器圧力逃がし装置についても同様の設計としており，ここでは代表として格納容器圧力逃がし装置の計測設備について記載する。
(1)

フィルタ装置水位計
フィルタ装置水位計は，差圧式水位検出器を用いて電気信号として検出する。検出された電気信号は，演算装置にて水位信号に変換することで，中央制御室に指示及び記録される。
検出器
指示計
演算装置
記録計

中央制御室

演算装置
指示計

第 1－1 図(2)

フィルタ装置水位計の概略構成図

フィルタ装置入口圧力計
フィルタ装置入口圧力計は，圧力検出器を用いて電気信号として検出する。検出された電気信号は，演算装置にて圧力信号に変換することで，中央制御室に指示及び記録される。中央制御室及び現場（二次格納施設外）
にて監視可能な設計としている。

フィルタ装置
入口配管
検出器

記録計
演算装置

現場指示計

第 1－2 図中央制御室
指示計

フィルタ装置入口圧力計の概略構成図

-231-

(3)

フィルタ装置出口圧力計
フィルタ装置出口圧力計は，圧力検出器を用いて電気信号として検出する。検出された電気信号は，演算装置にて圧力信号に変換することで，中央制御室に記録される。
フィルタ装置
出口配管
検出器
記録計

演算装置

第 1－3 図(4)

中央制御室

フィルタ装置出口圧力計の概略構成図

フィルタ装置出口配管圧力計
フィルタ装置出口配管圧力計は，機械式圧力検出器を用いて現場で監視可能な設計としている。
フィルタ装置
出口配管
現場指示計

第 1－4 図(5)

フィルタ装置出口配管圧力計の概略構成図

フィルタ装置出口放射線モニタ
フィルタ装置出口放射線モニタは，フィルタ装置出口配管内のガスに含まれる放射性物質から放出されるγ線を電離箱を用いて電流信号として検出する。検出した電流信号を前置増幅器で増幅し，演算装置にて線量当量率へ変換する処理を行った後，中央制御室に指示及び記録される。
検出器
指示計
前置増幅器

演算装置

前置増幅器

演算装置

記録計

第 1－5 図指示計

フィルタ装置出口放射線モニタの概略構成図

-232-

中央制御室

(6)

フィルタ装置水素濃度計
フィルタ装置水素濃度計は，フィルタ装置入口配管内のガスをサンプルポンプで引き込み，除湿器で水分が除去されて，水素濃度検出器にて測定されるようにしている。水素濃度検出器により計測した電気信号は演算装
置で水素濃度信号に変換し，中央制御室に記録する。なお，出口側配管に設置する水素濃度計については，出口配管設計に適した検出方法を選定する。

原子炉建屋４階

中央制御室

原子炉建屋３階

記録計
冷却器

除湿器

フィルタ装置
入口配管

水素濃度
検出器
サンプルポンプ←

第 1－6 図フィルタ装置水素濃度計 システム概要図

検出器
記録計

演算装置

第 1－7 図

(7)

中央制御室

フィルタ装置水素濃度計の概略構成図

フィルタ装置ドレン流量計
フィルタ装置ドレン流量計は，電磁式流量検出器を用いて電気信号として検出する。検出された電気信号は，演算装置にて流量信号に変換することで，現場に指示する。2 台あるドレンポンプに対してそれぞれ 1 個設ける設計としている。
現場
検出器
演算装置

現場指示計

演算装置

現場指示計

検出器

第 1－8 図フィルタ装置ドレン流量計の概略構成図

-233-

(8)

フィルタ装置スクラバ水 pH 計
フィルタ装置スクラバ水 pH 計は，フィルタ装置ドレン配管からサンプ
リング設備によりサンプリングして，pH 検出器により計測する。計測後のサンプル水はフィルタ装置に戻す構成とする。フィルタ装置スクラバ水 pH
計は，pH 検出器を用いて電気信号として検出する。検出された電気信号は，演算装置にて pH 信号に変換することで，現場に指示する。
給水配管
現場
指示計
フィルタ装置

出口
ｐＨ
検出器
入口

サンプルポンプ→

ドレン配管

第 1－9 図フィルタ装置スクラバ水 pH 計 システム概要図

検出器
現場指示計

演算装置

第 1－10 図(9)フィルタ装置スクラバ水 pH 計の概略構成図

金属フィルタ差圧計
金属フィルタ差圧計は，差圧検出器を用いて電気信号として検出する。
検出された電気信号は，演算装置にて差圧信号に変換することで，中央制御室に記録される。

検出器
演算装置

第 1－11 図

記録計

金属フィルタ差圧計の概略構成図

-234-

中央制御室

(10)

ドレンタンク水位計
ドレンタンク水位計は，水位検出器を用いて電気信号として検出する。
所定の水位設定値に達した場合，検出信号が中央制御室に発信され，中央制御室に記録される。

検出器
演算装置

第 1－12 図

記録計

ドレンタンク水位計の概略構成図

-235-

中央制御室

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参考

格納容器圧力逃がし装置

第 1－11 図

計測設備の機器配置図

6 号炉格納容器圧力逃がし装置 計測設備 全体概要図

第 1－12 図

機器配置図（6 号炉屋外）-236-

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第 1－13 図

第 1－14 図

機器配置図（6 号炉屋上）

機器配置図（6 号炉原子炉建屋地上 3 階）-237-

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第 1－15 図

7 号炉格納容器圧力逃がし装置 計測設備 全体概要図

第 1－16 図

機器配置図（7 号炉屋外）-238-

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第 1－17 図

第 1－18 図

機器配置図（7 号炉屋上）

機器配置図（7 号炉原子炉建屋地上 3 階）-239-

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第 1－19 図

機器配置図（7 号炉原子炉建屋地上中 4 階）

-240-

別紙３

放射線検出器の計測上限及び放射性物質濃度算定の考え方【格納容器圧力逃がし装置】【代替格納容器圧力逃がし装置】
放射線検出器の計測範囲は，想定される最大線量率（mSv/h）の評価結果か
ら上限を設定する設計としている。また，放出された放射性物質濃度の算定にあたっては，放射線検出器の指示値（mSv/h）から，放射性物質濃度（Bq/cm3）を算定する方針としている。
なお，代替格納容器圧力逃がし装置についても同様の設計としており，ここでは代表として格納容器圧力逃がし装置について記載する。
a.評価条件
放射線検出器の計測範囲の上限値は，余裕を持った設計とするため，フィル
タ装置出口配管で想定される最大線量率の評価条件は，以下の通り保守的に設定する。
・ 想定事故は，炉心内の放射性物質の量が最も多く含まれる「炉心状態が平
衡炉心（サイクル末期）」に発生し，原子炉内に内蔵される放射性希ガスが全て格納容器内に移行し，均一に拡散したものとして設定する。
・ 格納容器ベントの開始時間は，原子炉停止から 1 時間後に設定する。
・ フィルタ装置出口配管と放射線検出器の評価モデルは第 1－1 図のとおりとする。
・ フィルタ装置出口配管内の放射性物質濃度は格納容器内の放射性物質濃度と同等として設定する。
放射線検出器評価点2
9.5mm

放射線検出器収納箱

評価点1
保温材
配管（材質：炭素鋼）

489.0mm

300mm

100mm

断面図

第 1－1 図平面図

評価モデル（フィルタ装置出口配管）-241-

b.想定される最大線量率の評価結果
上記 a.の評価条件に基づき，線量率を評価した結果を第 1－1 表に示す。
第 1－1 表

線量率評価値

評価点 1（配管表面から 100mm）

評価点 2（配管表面から 300mm）

約 7.2×104

約 4.4×104

線量率[mSv/h]

以上より，保守性を考慮した評価結果から最大線量率は約 7×104mSv/h 程度と想定しているが，放射線検出器は配管表面より 300mm 離した評価点 2 に設置する計画としていることから，検出器の計測範囲の上限を 1×105mSv/h として適切に設計している。
c.放射性物質濃度の算定に関する方針
放射線検出器を配管表面から 300mm 離した評価点 2 での線量率（mSv/h），
配管内の放射性物質濃度（Bq/cm3 ）及び換算係数（[Bq/cm 3]/[mSv/h]）を評価
した結果を第 1－2 表に示す。格納容器ベントの開始時間は，原子炉停止から 1
時間後および 24 時間後とする。
第 1－2 表フィルタ装置出口配管内の放射性物質濃度と換算係数

原子炉停止後，格納容器ベント開始までの時間[h]線量率[mSv/h]放射性物質濃度換算係数
3[Bq/cm ][[Bq/cm3]/[mSv/h]]

1

約 4.4×104

約 1.1×109

約 2.5×10424

約 1.0×104

約 4.8×108

約 4.8×104

以上より，第 1－2 表の換算係数を事前に準備しておくことで，ベント初期段階での放射性希ガスの放出に対して放射線検出器の指示値（mSv/h）から放射性物質濃度（Bq/cm 3）を算出する方針である。
なお，事故後に当該事故の詳細かつ正確なデータにより，換算係数の再評価を実施することで，放射線検出器の指示値（mSv/h）から，より精度の高い放射性物質濃度（Bq/cm 3）を評価することが可能である。

-242-

別紙４

フィルタ装置水素濃度計の計測時間遅れについて【格納容器圧力逃がし装置】【代替格納容器圧力逃がし装置】
フィルタ装置水素濃度計は，格納容器圧力逃がし装置の使用後に配管内に水素が残留していないことにより不活性状態が維持されていることを把握するため，フィルタ装置入口配管内のガスをサンプルポンプで引き込み，除湿器で水分が除去されて，水素濃度検出器にて測定されるようにしている。水素計測後のサンプルガスは格納容器圧力逃がし装置の配管に戻す構成としている。水素濃度検出器により計測した電気信号は演算装置で水素濃度信号に変換し，中央制御室に記録する。
原子炉建屋４階

中央制御室

原子炉建屋３階

記録計
冷却器

除湿器

フィルタ装置
入口配管

水素濃度
検出器
サンプルポンプ←

第 1－1 図フィルタ装置水素濃度計システム概要図

なお，フィルタ装置入口配管内のガスのサンプリング点は，フィルタ装置入口配管の頂部の原子炉建屋 4 階であり，そこから水素濃度検出器までの時間遅れは以下の通りである。
・ サンプリング配管長（サンプリング点～水素濃度検出器）：6 号炉：約 26m
7 号炉：約 20m
2-4 2
・ サンプリング配管の断面積：359.7mm （3.597×10 m ）・ サンプルポンプの定格流量：約 1l/min（約 1×10-3 m 3/min）・ サンプルガス流速（流量÷配管断面積）：約 2.8m/min
なお，ガスは標準状態（0℃，101.325kPa[abs]）として算出。
第 1－1 表号炉
時間遅れ

フィルタ装置水素濃度計の時間遅れ
6 号炉
7 号炉
約 10 分
約8分

-243-

＜参考＞
a.水素濃度計の測定原理
水素濃度検出器は，熱伝導度式を用いる計画であり，第 1－2 図に示すとおり，検知素子と補償素子（サーミスタ），及び 2 つの固定抵抗でブリッジ回路が構成されている。検知素子の部分に，サンプリングされたガスが流れるようになっており，補償素子には基準となる標準空気が密閉されており測定対象ガ
スとは接触しない構造になっている。
水素濃度指示計部より電圧を印加して検知素子と補償素子の両方のサーミ
スタを約 120℃に加熱した状態で，検知素子側に水素を含む測定ガスを流すと，測定ガスが熱をうばい，検知素子の温度が低下することにより抵抗が低下する。
この検知素子の抵抗が低下するとブリッジ回路の平衡が失われ，第 1－2 図の
ＡＢ間に電位差が生じる。この電位差が水素濃度に比例する原理を用いて，水素濃度を測定する。
水素濃度計指示部

検出器

固定抵抗

補償素子

A

B

固定抵抗

検知素子

フィルタ装置入口配管

指示

第 1－2 図水素濃度計検出回路の概要図

b.水素濃度の測定
水素濃度検出器は「a．」で示したとおり標準空気に対する測定ガスの熱伝導の差を検出する方式のものであり，酸素，窒素などの空気中のガスに対し，水素ガスの熱伝導率の差が大きいことを利用しているものである。水素の熱伝導率は，約 0.18 W/(m･K)at27℃である一方，酸素，窒素は，約 0.02W/(m･K)at27℃と水素より 1 桁小さく，これらのガス成分の変動があっても水素濃度計測に対する大きな誤差にはならない。

-244-

c.水素濃度測定のシステム構成
フィルタ装置入口配管内のガスをサンプルポンプで引き込み，除湿器で水分が除去されて，ほぼドライ状態で水素濃度検出器にて測定されるようにしている。
原子炉建屋４階

中央制御室

原子炉建屋３階

記録計
冷却器

除湿器

フィルタ装置
入口配管

水素濃度
検出器
サンプルポンプ←

第 1－3 図フィルタ装置水素濃度計システム概要図

d.水素濃度計の仕様
種
類
計測範囲
個
数
設置場所

熱伝導度式水素濃度検出器
0～100%
1
原子炉建屋 3 階（二次格納施設外）

検出器
記録計

演算装置

第 1－4 図フィルタ装置水素濃度計の概略構成図

-245-

中央制御室

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別紙５ エアロゾル計測装置について（１）エアロゾル計測装置の計測原理-246-

-247-

-248-

-249-

（２）エアロゾル計測装置の計測精度について
エアロゾル計測装置の計測装置の計測精度については，以下の通り示す。
1.

光散乱式エアロゾルスペクトロメーター
光散乱式エアロゾルスペクトロメーターは，粒子に光を当てた際の散乱光パル
スの強度を計測し，粒子の粒径や個数濃度を求めている。
まず，光散乱式エアロゾルスペクトロメーターの粒径に対する精度を第 2-1 表の通り示す。粒径に対する精度の確認は，粒径が既知の標準粒子（PSL）を計測し，標準粒子の径との比較をすることで評価している。
なお，光散乱式エアロゾルスペクトロメーターの可測粒径は 0.2～40μm である
が，計測のメカニズムから，小さい粒子の方が発生する散乱光が弱く，計測の誤差が大きくなることから，可能な限り最小可測粒径に近い粒子を計測している。
また，試験にはエアロゾル計測装置はフィルタ入口側と出口側の 2 つ使用しているため，それぞれの誤差を示す。

第 2-1 表光散乱式エアロゾルスペクトロメーターの粒径計測に対する誤差

第 2-1 表より，いずれの計測器も，最小可測粒径（0.2μm），を含めて粒径計装に対する誤差は小さく，粒径を適切に計測できていると考える。

次に，光散乱式エアロゾルスペクトロメーターの個数濃度に対する精度を第-250-

2-2 表の通り示す。個数濃度に対する精度の確認も，粒径が既知の標準粒子（PSL）
を用い，第 2-1 図に示す通り，国家標準とトレーサブルな凝縮粒子カウンター（標準器）で計測した個数濃度との比較により精度を評価している。
なお，光散乱式エアロゾルスペクトロメーターの可測粒径は 0.2～40μm である
が，計測のメカニズムから，小さい粒子の方が発生する散乱光が弱く，計測の誤差が大きくなることから，可能な限り最小可測粒径に近い粒子を計測している。
また，試験にはエアロゾル計測装置はフィルタ入口側と出口側の 2 つ使用しているため，それぞれの誤差を示す。
第 2-2 表光散乱式エアロゾルスペクトロメーターの個数濃度計測に対する誤差

第 2-1 図個数濃度評価構成-251-

第 2-2 表に示す通り，いずれの粒径においても，標準器計測値に対する誤差は
計測器 1,2 で同程度であることから，計測器 1,2 の個数濃度に対する計測精度は同等と考えられる。ただし，計測器番号 1,2 を比較した場合，若干ではあるものの，個数濃度は計測器 1 よりも計測器 2 の方が大きめに計測されることから，DFを保守的に評価するため，計測器 1 をフィルタ入口側に，計測器 2 をフィルタ出口側に設置している。
ここで，第 2-2 図の通り，試験フィルタには水を張らず，金属フィルタも取り外した状態で，計測器１をフィルタ入口側，計測器 2 を出口側に設置して，第 2-3
表の条件にて DF 計測試験を実施した。本条件では水スクラバと金属フィルタの粒子捕捉効果は発生しないため，容器壁面沈着の捕捉を確認することができる。

第 2-2 図フィルタ容器 DF 計測試験装置構成図

第 2-3 表フィルタ容器 DF 性能試験条件一覧表

項目

条件

試験装置

・実機高さ試験装置

試験ガス

・空気

スクラバ水位・0ｍ

金属フィルタ

・無し

ガス温度

・常温

ガス体積流量・2Pd 相当流量
・最小流量相当

試験エアロゾル・TiO 2

上記の条件にて試験を実施した結果，DF は第 2-3 図，第 2-4 図の通りとなった。

-252-

10

1
2
3
4

ＤＦ[-]

5
6

1

7
8
9
10
11
12

0
0.0

第 2-3 図

0.5

1.0

1.5
2.0
空気動力学径[μm]

2.5

3.0

3.5

フィルタ容器 DF 性能試験結果（2Pd 相当流量）

10

1
2
3
4

ＤＦ[-]

5
6

1

7
8
9
10
11
12

0
0.0

第 2-4 図

0.5

1.0

1.5
2.0
空気動力学径[μm]

2.5

3.0

3.5

フィルタ容器 DF 性能試験結果（最小流量相当）

第 2-3 図，第 2-4 図より，ほとんどの粒子径領域において，DF が 1 以下となっており，フィルタ入口側の粒子検出個数よりも，フィルタ出口側の粒子検出個数の方が多くなっていることがわかった。計測器 1 をフィルタ入口側，計測器 2 を出口側に設置することで，DF を保守的に評価できていると考える。
なお，DF の最大値は 1.12 であり，これは容器壁面や気泡細分化装置への沈着による捕捉効果であると考えられる。

-253-

2. 走査式モビリティパーティクルサイザー
走査式モビリティパーティクルサイザーは ガス中に含まれる粒子に対して，
静電分級装置にて任意の粒径の粒子を分級し，凝縮粒子カウンターにて分級した粒子の個数濃度を計測するものである。
まず，粒子を分級する静電分級装置の精度を第 2-4 表の通り示す。分級に対する精度の確認は，粒径が既知の標準粒子（PSL）を計測し，標準粒子の径との比較をすることで評価している。
なお，静電分級装置の可測粒径は 0.0025～1.0μm であるが，分級のメカニズムから，粒子の粒径に対して電気移動度に非線形性はないことから， μｍに対して分級誤差を評価することは妥当である。
また，試験にはエアロゾル計測装置はフィルタ入口側と出口側の 2 つ使用しているため，それぞれの誤差を示す。
第 2-4 表静電分級装置の誤差

第 2-4 表より，いずれの計測器も粒子径に対する誤差はと小さく，粒径を適切に計測できていると考える。，
次に，凝縮粒子カウンターの個数濃度に対する精度を第 2-5 図，第 2-6 図に示す。個数濃度に対する精度の確認も，粒径がμm の標準粒子（PSL）を用い，国家標準とトレーサブルな凝縮粒子カウンター（基準器）で計測した個数濃度との比較により精度を評価している。
なお，凝縮粒子カウンターの可測粒径は 0.0025～1.0μm であるが，計測のメカニズムから，小さい粒子の方が発生する散乱光が弱く，計測の誤差が大きくなる
ことから，可能な限り最小可測粒径に近い粒子を計測している。
また，試験にはエアロゾル計測装置はフィルタ入口側と出口側の 2 つ使用しているため，それぞれの評価結果を示す。

-254-

第 2-5 図

凝縮粒子カウンター個数濃度誤差（計測器番号 1）

第 2-6 図

凝縮粒子カウンター個数濃度誤差（計測器番号 2）

第 2-5 図，第 2-6 図に示す通り，計測器 1，2 ともに基準器と同等の精度で個数濃度を計測できている。なお，計測器 1，2 を比較すると，若干ではあるものの個数濃度は計測器 1 よりも，計測器 2 の方が大きめに計測されることから，DF を保守的に評価するため，計測器 1 をフィルタ入口側に，計測器 2 をフィルタ出口側に設置している。

-255-

別紙６
1.

除去性能試験について

超過流量状態における DF 性能について
フィルタベント系統の系統概要図を第 1－1 図に示す。
フィルタベント系統の第二弁については，格納容器ベント操作による急激な格納容器の減圧による格納容器の破損を防止することと，フィルタベント
系統への急激なガスの流れによる機器の破損を防止することが目的で，ベント実施中は開度を『中間開』とする運用としており，有効性評価においても，弁の開度はこのような状態として解析を実施している。
「大ＬＯＣＡ＋全ＥＣＣＳ機能喪失＋ＳＢＯ」シナリオにおける，ベント
ガス流量の評価結果を第 1－2 図に示す。
一方，第二弁を『全開』とした場合，上記より流量は大きくなり，体積流量で約 37,000m3 /h となる。この場合，性能試験の試験範囲を超過してしまう
ことから，新たに 37,000m 3/h の試験を実施した。37,000m3/h 時の除去性能試
験結果を第 1－3 図に示す。
性能試験の結果，体積流量 37,000m 3/h においても，DF は 1,000 以上となることが確認できた。
主排気筒
6号炉

RE

放射線モニタ

圧力開放板※6号炉と7号炉で設置箇所が異なるＮ2ベントライン

パージ用排風機
H2E

PI

水素濃度計

圧力計

7号炉

ボンベ
AO

PT
RE

AO

原子炉区域・タービン区域
換気空調系へ圧力計

非常用ガス処理系へボンベ

放射線モニタ『中間開』運用

AO

・

・
AO

ドライウェル

・

ボンベ
MO

力
容
器

フィルタ
装置

遠隔操作

MO

AO

原
子
炉
圧

AO

ボンベ
MO

・

水位計
LT

原子炉建屋

サプレッション・チェンバAO『全開』運用
AO

ドレン
ポンプ
FE

MO

MO

MO

MO

可燃性ガス濃度制御系
気水分離器より

流量計

原子炉建屋

二次格納施設第 1－1 図

-256-

系統概要図

Ｎ2供給ライン

20
18
16

12
10
8
6
4
2
0
0

24

48

72

96

120

144

168

事故後の時間(hr)

第 1－2 図ベントガス流量評価結果
超過流量

1,000,000

1.0
0.9

100,000

0.8

PSL

0.7

10,0000.6

DF[-]

流量(ｋｇ/ｓ)

14

1,000

0.5

TiO2
Fe2O3

0.4
100

0.3
0.2

10

0.1
1

TiO2入口個数（出口検出無）粒子状放射性物質
の分布

0.0
0.0

1.0
2.0
3.0
粒径（空気動力学径）[μm]

第 1－3 図4.0

除去性能試験結果（流量：37,000m 3/h）-257-

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2.

フィルタ装置内圧力の DF への影響について
フィルタ装置内圧力の DF への影響を確認するために，フィルタ装置内圧力を 0.1MPa，0.41MPa，0.72MPa（abs）として実施した除去性能試験の結果を
第 2－1 図に示す。
試験条件として，試験粒子は PSL 粒子(粒径 0.05～0.5μm),ガス流量は最小流量相当の 13,500m3/h，スクラバ水位は 1m としている。
試験の結果，粒子径が 0.2μm 以上の粒子においては，フィルタ装置内の圧力の DF への影響がほぼ認められないことがわかった。

第 2－1 図フィルタ装置内圧力の除染性能への影響-258-

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3. 試験のスケール性について【水スクラバ】(1) 実機フィルタ装置と試験用フィルタのボイド率について
7 号炉の格納容器圧力逃がし装置の実機を用いて各ノズルからのガス噴射状態を確認する試験を行った。
試験概要図を第 3－1 図に示す。図に示すように 2 象限分のノズルは閉止し，残り 2 象限にノズル流量計測装置を設置する。これらは 1 象限の半分のノズルに対して計測が可能となっており，ノズル噴射の対称性を考慮すると，全ノズルの流量状態を確認することと同等になると考えられる。
試験は，スクラバ水位を 100mm とし，ブロワーにて 4 象限分に換算して約30,500m 3/h 相当の空気を送気した状態で，噴射状態の目視確認と噴射量の計測を実施した。
試験結果を第 3－2 図に示す。試験結果より，各ノズルからほぼ均一にガスが噴射できていることを確認した。

第 3－1 図

試験概要図

-259-

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第 3－2 図

ノズル噴出状況-260-ここで，実機フィルタ装置と試験装置の比較を第 3－3 図に示す。第 3－3
図に示す通り，試験容器の断面積は実機の 1/140，スクラバノズルは実機が140 本であるのに対し 1 本設置していることから，実機と試験装置で相似則が成立している。
この試験装置を用いて，実機の 1/140 の体積流量のガスを通気し，試験を実施している。
実機においては，ガスが各ノズルからほぼ均一に噴射していることから，実機と試験装置では噴射時のガスの流速は同等になる。そのため，ベントガ
ス噴射直後域では，実機と試験装置でガスの挙動は同様である。また，ベントガス浮上域においては，実機と試験装置では容器断面積の相似則が成立していることから，ボイド率は等しくなると考えられるため，実機と試験装置
でガスの挙動は同様となる。
以上より，フィルタ装置の水スクラバ部においては，本試験装置における性能試験の結果にて，実機の性能を再現できていると考えられる。
(2) 隣接ノズルによる影響について
試験用フィルタは，スクラバノズルが１本のみ設置されているため，実機のように隣接するノズルによる影響は再現できていない。隣接ノズルがある
場合，隣接ノズルのベントガス気泡と合体することにより，気泡が大きくな
り DF が低下する可能性がある。なお，第 3-3 図に記載の気泡細分化装置通過
後のベントガス浮上域においては，気泡細分化装置による整流効果により，隣接ノズルによる合体気泡については細分化されると考えられる。そのため，
隣接ノズルによる合体気泡の影響は，気泡細分化装置に入る前までの領域（第3-3 図に記載のベントガス噴射直後域）に限定されると考えられる。
そこで，第 3-4 図の通り，実機と同じ 50 個孔のノズルと，隣接ノズルの影響を模した 150 個孔のノズルを用いて，ベントガス噴射直後域の気泡について，可視化試験装置により確認した。この 150 個孔のノズルは，ノズル 3 つが非常に近接している場合を模擬している。なお，試験はノズル穴から噴射されるガスの流速を統一（つまり 150 個孔のノズル試験では，50 個孔のノズル試験の 3 倍の流量のガスを送気）し，2Pd 相当流量と最小流量相当の 2 通りのガス流速にて試験を実施した。
試験の結果を第 3-5 図，第 3-6 図に示す。図に示す通り，50 個孔のノズルと 150 個孔のノズルにて，ベントガス噴射直後域の気泡に有意な差はない。
そのため，隣接ノズルのベントガス気泡により気泡が合体して大きな気泡になることによる DF の低下は生じないと考えられる。
以上より，スクラバノズルが１本の試験装置にて，実機の性能は再現できていると考えられる。

-261-

【金属フィルタ】
実機フィルタ装置には，金属フィルタは 128 本設置されている。一方，第3－3 図に示す通り，試験装置は断面積が実機の 1/140 の試験容器に，実機と同じ金属フィルタを 1 本設置している。この試験装置に，実機の 1/140 の体積流量のガスを通気し，試験を実施している。
そのため，金属フィルタ１本当たりの体積流量は，実機と比較して 128/140
倍となっており，金属フィルタを通過するガスの流速が実機よりも小さいことになる。
一方，実機フィルタ装置に流入する放射性微粒子の粒子径分布は 3.2.2.1に示す通りであり，考慮される粒子径の存在領域においては，慣性力による捕捉が主たる捕捉メカニズムとなる。慣性力による捕捉メカニズムにおいては，ガスの流速が大きい程，粒子の捕捉効率は大きくなる。そのため，今回の試験は，金属フィルタ部のガスの流速は実機よりも小さいことから，保守的な評価ができていると考えられる。

【実機】

約４ｍ

【試験装置】

直径約０．３４ｍ
直径０．３５ｍ

金属フィルタ（断面積が実機の１／１４０）

約８ｍ【 ベ ント ガス浮 上域 】
ベ ントガ ス浮 上域 で は，気泡
【ベントガス浮上域】
細分化装置の整流効果により ，気泡 が整 流さ れ ，実機とベントガス浮上域では，気泡細分化
装置の整流効果により，気泡が整流
試 験装置 でボ イド 率 は等しくな お，可 視化 試験 装 置にて気等しくなると考えられることから，
泡の目視観察を行ったとこ

気泡細分化

ろ ，気泡 細分 化装 置 により装実機と試験装置で条件は等しいと装置考えられる。
いること を確認 して いる。

置 内のボ イド が均 一 となって４ｍなると考 えられ る。
され，実機と試験装置でボイド率は金属フィルタ（１本）
実機と同じものを設置
気泡細分化装置
実機と同じものを設置

ノズル【ベントガス噴射直後域】（１４０本）

ノズル（１本）各ノズルから均一に噴射されていることから，実機と試験装置

実機と同じものを設置

で条件は等しいと考えられる。
実機の体積流量の１／１４０の空気を送気

第 3－3 図実機と試験装置の比較-262-

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第 3－4 図第 3－5 図隣接ノズル影響確認試験装置

隣接ノズル影響確認試験結果（2Pd 相当流量）-263-

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第 3－6 図隣接ノズル影響確認試験結果（最小流量相当）【フィルタ容器】
フィルタ装置の容器内への放射性物質の付着量は，容器の体積/表面積の比が小さいほど，大きくなる。実機のフィルタ装置と試験用フィルタの容器の体積／表面積比は，試験用フィルタの方が小さい。そのため，実機よりも試験用フィル
タの方が容器内への付着は起こりやすく，その分の DF を過剰に見積もってしまっている可能性がある。
そこで、「別紙 5 エアロゾル計測装置について」にて記載の通り，スクラバ
水を抜き,金属フィルタを取り外した状態で，試験フィルタの容器部の DF を計測したところ，最大で 1.12 であった。そのため,試験用フィルタの容器部における
DF は殆ど見込めないことがわかった。ゆえに，実機のフィルタ装置と試験用フ
ィルタの容器の体積／表面積比が異なることによる影響は非常に小さく，試験用フィルタにて，実機の DF を再現できていると考えられる。

-264-

4.

試験ガスの代表性について
性能試験においては，試験ガスとして空気を用いている。一方，実機においては，水蒸気がベントガスの主成分となる。そのため，性能試験と実機では，条件が異なることとなる。
そこで，空気と水蒸気ではいずれの方が粒子の捕捉効果が大きいかを，粒子の各捕捉メカニズムにおいて確認した。

【慣性力による捕捉】
気体中の粒子の慣性力の大きさを表す値として，『ストークス数』がある。
ストークス数（St）は，下記の式により表される。ストークス数が大きい程，粒子に作用する慣性力は大きく，慣性力による捕捉効果が大きくなると考えられる。

St

D p2 (p/ 2)Ccu0 /(9 D f )（１）

ここで，Dp は粒子径，ρ p は粒子密度，ρはガス密度，Cc はスリップ補正係数，
u0 はガスの流速，ηはガス粘度，Df は流体中の代表直径である。また，スリップ補正係数（Cc）は以下の式により表される。

Cc

1 Kn 1.257 0.4 exp(Kn

2 g / Dp

g

1 .1
)
Kn

（２）
（３）

/(0.499 P 8M / RT )（４）となる。なお，T はガス温度，P はガス圧力，M はガス分子量，R は気体定数である。
ここで，試験に用いている常温・常圧の空気と，実機で想定される水蒸気にて，各粒子径におけるストークス数を算出したところ，第 4－1 図，第 4－2
図の通りとなった。第 4－1 図，第 4－2 図の通り，約 0.4μm 以上の粒子径領域であれば，常温・常圧の空気は，水蒸気よりもストークス数が小さいことがわかる。つまり，約 0.4μm 以上の領域であれば，空気の方が水蒸気よりも粒子に作用する慣性力が小さく，空気の方が水蒸気よりも慣性力による粒子捕捉効果が小さいと考えられる。第 4－1 図，第 4－2 図中には有効性評価シナリオ（大 LOCA＋SBO＋ECCS 機能喪失，W/W ベント）時にフィルタ装置に流入する粒-265-

子状放射性物質の粒子径分布を示しているが，粒子径 0.4μm 以上の粒子が大部分を占めている。また，性能試験においても，粒子径 0.4μm 以上の粒子径領域の計測もできている。（第 3.2.2.3－1～3 図参照）
そのため，空気による性能試験は，実機よりも保守的な条件ということとな
る。
0.004

1
0.9

0.00350.8
ストークス数[ - ]

0.003
0.7
0.0025

0.6

0.002

0.5
0.4

0.0015

0.3
0.001
0.2
0.0005

0.1

0

0
0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

粒径[ μm ]第 4－1 図

粒径とストークス数（水スクラバ）

2

1
0.9
0.8

1.5
ストークス数[ - ]

0.7
0.6
1

0.5
0.4
0.3

0.5
0.2
0.1
0

0
0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

粒径[ μm ]第 4－2 図

粒径とストークス数（金属フィルタ）-266-

【重力沈降による捕捉】
気体中の粒子の重力沈降速度（v t ）の大きさは，下記の式により表される。
重力沈降速度が大きい程，重力沈降による粒子の捕捉効果は大きくなると考え
られる。

vt

Cc D p2 (

p

18

)g

（５）

ここで，Dp は粒子径，ρ p は粒子密度，ρはガス密度，g は重力加速度，η
はガス粘度，Cc はスリップ補正係数（（２）式）である。
ここで，試験に用いている常温・常圧の空気と，実機で想定される水蒸気にて，各粒子径における重力沈降速度を算出したところ，第 4－3 図の通りとなった。第 4－3 図の通り，約 0.4μm 以上の粒子径領域であれば，常温・常圧の空気は，水蒸気よりも重力沈降速度が小さいことがわかる。つまり，約 0.4μm 以上の領域であれば，空気の方が水蒸気よりも粒子に作用する重力沈降速度が小さく，空気の方が水蒸気よりも重力沈降による粒子捕捉効果が小さいと考えられる。第 4－3 図中には有効性評価シナリオ（大 LOCA＋SBO＋ECCS 機能喪失，W/W ベント）時にフィルタ装置に流入する粒子状放射性物質の粒子径分布を示しているが，粒子径 0.4μm 以上の粒子が大部分を占めている。また，性能試験においても，粒子径 0.4μm 以上の粒子径領域の計測もできている。
（第3.2.2.3－1～3 図参照）
そのため，空気による性能試験は，実機よりも保守的な条件ということとな
る。

-267-

0.000210.9
0.8

重力沈降速度[ m / s ]0.000150.7
0.6
0.0001

0.5
0.4
0.3

0.00005
0.2
0.1
0

0
0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

粒径[ μm ]第 4－3 図

粒径と重力沈降速度【ブラウン拡散による捕捉】
気体中の粒子のブラウン運動の激しさを表す値として，『 拡散係数』がある。
拡散係数（D）は，下記の式により表される。拡散係数が大きい程，粒子のブラウン運動は激しくなることから，ブラウン拡散による捕捉効果が大きくなると考えられる。
D

Cc kT
3 Dp

（６）

ここで，k はボルツマン定数，T はガス温度，ηはガス粘度，Cc はスリップ補正係数（（２）式）である。
ここで，試験に用いている常温・常圧の空気と，実機で想定される水蒸気にて，各粒子径における拡散係数を算出したところ，第 4－4 図の通りとなった。
第 4－4 図の通り，約 0.1μm 以上の粒子径領域であれば，常温・常圧の空気は，
水蒸気よりも拡散係数が小さいことがわかる。つまり，約 0.1μm 以上の領域
であれば，空気の方が水蒸気よりも粒子のブラウン運動は激しくないことから，
空気の方が水蒸気よりもブラウン拡散による粒子捕捉効果が小さいと考えられる。第 4－4 図中には有効性評価シナリオ（大 LOCA＋SBO＋ECCS 機能喪失，
W/W ベント）時にフィルタ装置に流入する粒子状放射性物質の粒子径分布を示-268-しているが，粒子径 0.1μm 以上の粒子が大部分を占めている。また，性能試
験においても，粒子径 0.1μm 以上の粒子径領域の計測もできている。（第3.2.2.3－1～3 図参照）
そのため，空気による性能試験は，実機よりも保守的な条件ということとなる。
1.0E-091
0.9

8.0E-100.82拡散係数[ m / s ]0.7
6.0E-100.6
0.5

4.0E-100.4
0.3

2.0E-100.2
0.1

0.0E+00

0
0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

粒径[ μm ]第 4－5 図

粒径と拡散係数【水蒸気凝縮による捕捉】
水蒸気がスクラバ水中へ流入する時，水蒸気の凝縮が起こり，凝縮による水蒸気の体積の減少分に相当する粒子が捕捉される。一方，空気は非凝縮性であるため，空気を用いた性能試験においては，ガスの凝縮による捕捉効果は見込
めないことから，空気を用いた性能試験は，実機よりも保守的な条件ということとなる。
【熱泳動による捕捉】
ベントガスは，格納容器から急減圧されてフィルタ装置へ流入するため，過熱蒸気となっている。一方，スクラバ水はフィルタ装置内の圧力に準じた飽和温度以上にはならないことから，ベントガスの方がスクラバ水よりも高温の状態となっている。そのため，この温度勾配による熱泳動により，粒子が捕捉される。
性能試験においては，常温の空気を用いていることから，空気とスクラバ水の温度は等しい。そのため，常温の空気を用いた性能試験においては，熱泳動-269-

による捕捉効果は見込めないことから，実機よりも保守的な条件ということとなる。
以上より，フィルタ装置のそれぞれの捕捉メカニズムにおいて，空気の方が水蒸気よりも粒子の捕捉効果は劣ることから，空気を用いた性能試験は保守的であると考えられる。

-270-

5． スクラバ下限水位時のフィルタ装置の性能
フィルタ装置の運用水位の下限値は，スクラバ上端から 500mm の位置に設定している。下限水位時におけるフィルタ装置の DF 性能を確認するため，スクラ
バ水位を下限水位（スクラバ上端から 500mm）に設定し，除去性能確認試験を実施した。なお,ガスの流量は最小流量相当ならびに 2Pd 相当流量の 2 ケースにて試験を実施した。
試験結果を第５－１図，第５－２図に示す。また，比較としてスクラバ上端から 1000mm の時の試験結果も同一図にプロットする。試験結果より，スクラバ
水位が下限水位であっても，スクラバ水位上端から 1000mm とほぼ同等の DF が確保できることが確認できた。
旧最小流量1,000,000

1.0

0.8
0.7

10,000

DF[-]

0.6
1,000

0.5
0.4

100

0.3
0.2

10

粒子状放射性物質の存在割合[-]

0.9
100,000

TiO2（水位1.0m）
TiO2（水位0.5m）
粒子状放射性物質の分布

0.1
1

0.0
0.0

第 5－1 図

1.0
2.0
3.0
粒径（空気動力学径）[μm]

下限水位時

4.0

DF 性能試験結果（最小流量相当）

実機最大流量
1,000,000

1.0

0.8
0.7

10,000

DF[-]

0.6
1,000

0.5
0.4

100

0.3
0.2

10

粒子状放射性物質の存在割合[-]

0.9
100,000

TiO2（水位1.0m）
TiO2（水位0.5m）
粒子状放射性物質の分布

0.1
1

0.0
0.0

第 5－2 図

1.0
2.0
3.0
粒径（空気動力学径）[μm]

下限水位時

4.0

DF 性能試験結果（2Pd 相当流量）-271-

6．オーバーオール DF
フィルタ装置の DF 性能では，第 6-1～3 図に示す通り，各流量に対して，各粒径における DF を評価してきた。

2.0
1.8

100,000

1.6
1.4
1.2

1,000

1.0
0.8

100

0.6
0.4

10

0.2
1
1.0
2.0
3.0
粒径（空気動力学径）[μm]

第 6-1 図

TiO2

Fe2O3

38.1hW/Wベント時
粒径分布

4.0

DF 性能試験結果（2Pd 相当流量）

1,000,000

2.0
1.8

100,000

1.6
1.4

10,000

粒径別DF[-]

PSL

0.0
0.0

1.2
1,000

1.0
0.8

100

0.6
0.4

10

0.2
1

粒子状放射性物質の確率密度関数[-]

粒径別DF[-]

10,000

粒子状放射性物質の確率密度関数[-]

1,000,000

PSL

TiO2

Fe2O3

粒子状放射性物
質の分布

0.0
0.0

1.0
2.0
3.0
粒径（空気動力学径）[μm]

第 6-2 図4.0

DF 性能試験結果（1Pd 相当流量）

-272-

2.0
1.8

100,000

1.6
1.4

粒径別DF[-]

10,000

1.2
1,000

1.0
0.8

100

0.6
0.4

10

0.2
1

粒子状放射性物質の確率密度関数[-]

1,000,000

PSL
TiO2
Fe2O3
38.1hW/Wベント
時粒径分布

0.0
0.0

1.0
2.0
3.0
粒径（空気動力学径）[μm]

第 6-3 図4.0

DF 性能試験結果（最小流量相当）

一方，フィルタ装置に流入するエアロゾルは，粒径分布を持ったものであり，フィルタ装置の DF の評価は，流入するエアロゾルに対して，オーバーオールでどの程度低減されたかを示す必要がある。
そこで，有効性評価シナリオである大 LOCA＋SBO＋ECCS 機能喪失シナリオのW/W ベントと D/W ベントにおいて，各流量におけるオーバーオールの DF を評価する。
まず，大 LOCA＋SBO＋ECCS 機能喪失シナリオの W/W ベントと D/W ベントにおける，フィルタ装置に流入するエアロゾル粒径分布は，第 6-4 図，第 6-5 図の通りとなる。
確率密度関数0.8

確率密度[-/μm]

0.7

確率密度関数

0.6
0.5
0.4
0.3
0.2
0.1
0
0.1

1

10

100

空気動力学径[μm]第 6-4 図エアロゾル粒径分布（大 LOCA＋SBO＋ECCS 機能喪失，W/W ベント）-273-

確率密度関数0.3

確率密度[-/μm]

0.25

確率密度関数

0.2
0.15
0.1
0.05
0
0.1

1

10

100

空気動力学径[μm]

第 6-5 図エアロゾル粒径分布（大 LOCA＋SBO＋ECCS 機能喪失，D/W ベント）

次に，フィルタ装置の DF 性能線を作成する。第 6-4 図,第 6-5 図より，フィル
タに流入するエアロゾルの粒径分布は，約 0.7μm 以上の領域に分布している。そのため，DF 計測試験結果のうち，TiO2 のデータが有効であると考える。そこで，
DF 計測試験結果のうち，TiO2 のデータのみを抜き出し，保守的に DF の下限値で包絡する線を作成，それを DF 性能線とする。また，DF データが存在しない大粒
径の DF は，保守的に存在する最大粒径における DF する。
以上より，DF 性能線を作成すると，第 6-6～8 図の通りとなる。

1,000,000
100,000

粒径別DF[-]

10,000

TiO2

1,000
100
10
1
0.0

1.0
2.0
3.0
粒径（空気動力学径）[μm]

第 6-6 図4.0

DF 性能線（2Pd 相当流量）

-274-

性能線

1,000,000
100,000

粒径別DF[-]

10,000
TiO2

1,000

性能線

100
10
1
0.0

1.0
2.0
3.0
粒径（空気動力学径）[μm]

第 6-7 図4.0

DF 性能線（1Pd 相当流量）

1,000,000
100,000

粒径別DF[-]

10,000

TiO2

性能線

1,000
100
10
1
0.0

1.0
2.0
3.0
粒径（空気動力学径）[μm]

第 6-8 図4.0

DF 性能線（最小流量相当）

最後に，第 6-4 図，第 6-5 図の粒子径分布に対して，第 6-6～8 図に示す DF
性能線を用いて，(1)式によりフィルタ装置のオーバーオールの DF を算出すると，第 6-1 表の通りとなった。

-275-

(1)
DF(Dp)は，粒径 Dp におけるフィルタ装置の DF
M(Dp)は，フィルタ装置に流入する粒径 Dp のエアロゾルの総質量

第 6-1 表シナリオ
大 LOCA＋SBO＋ECCS 機能喪失，
W/W ベント
大 LOCA＋SBO＋ECCS 機能喪失，
D/W ベント

オーバーオール DF
ガス流量

オーバーオール DF

2Pd 相当流量

34110

1Pd 相当流量13342

最小流量相当9856

2Pd 相当流量40858

1Pd 相当流量13728

最小流量相当20323

第 6-1 表より，大 LOCA＋SBO＋ECCS 機能喪失シナリオにおけるフィルタ装置のオーバーオールの DF は，1000 を大幅に上回っていることが確認できた。
なお，大 LOCA＋SBO＋ECCS 機能喪失シナリオの D/W ベントにおいては，最小流量相当の方が，1Pd 相当流量よりもオーバーオール DF が大きくなっている。これは，第 6-7 図，第 6-8 図より，最小流量相当の方が DF を計測できている粒子径が大きく，DF データが存在しない大粒径の DF を大きく見積もることができているためである。

-276-

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。

7．蒸気を用いた性能試験
これまでの DF 性能試験では，試験ガスとして常温の空気を用いて試験を実施してきた。これは，「4. 試験ガスの代表性について」に記載の通り，蒸気よりも空気の方がフィルタ装置の捕捉メカニズムを考慮すると DF 性能に対して保守的であるという考察を基にした設定である。
一方，実機ベントガスの主成分は蒸気であることから，蒸気による DF 性能試
験についても実施した。試験設備の構成を第 7-1 図に，試験条件を第 7-1 表に示す。

第 7-1 図

試験概要図（蒸気性能試験）-277-

第 7-1 表

蒸気試験条件一覧表

項目

条件

試験装置

・実機高さ試験装置

試験ガス・蒸気＋空気（エアロゾル送気用）
・試験時蒸気割合：約 95%（2Pd 相当流量）
約 88%（最小流量相当）

スクラバ水位
ガス・スクラバ水温度・1ｍ・約 100℃

ガス体積流量・2Pd 相当流量
・最小流量相当

試験エアロゾル・TiO 2

上記の条件にて試験を実施した結果，蒸気試験におけるの DF は第 7-2 図，第7-3 図の通りとなった。これらより，蒸気試験における DF の方が，空気試験における DF よりも大きいことがわかり，フィルタ装置はベントガスが蒸気の条件においても，十分な性能を有していることが確認できた。また，「4. 試験ガスの代表性について」にて理論的に示した通り，空気試験は蒸気試験よりも保守的であることが確認できた。なお，空気試験については蒸気試験と条件を合わせる
ため，実機高さ試験装置にて計測した DF を記載している。

1,000,000

1.0
0.9
0.8
0.7
0.6
0.5
0.4
0.3
0.2
0.1
0.0

蒸気

100,000

空気DF[-]

10,000FP分布（S/C)

1,000
100
10
1
0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

粒径（空気動力学径）[μm]

第 7-2 図蒸気性能試験結果（2Pd 相当流量）-278-

FP存在割合（質量基準）[-]水スクラバ＋ＭＦＦのＤＦ（２Ｐｄ相当流量，水位１．０ｍ）

1,000,000

1.0
0.9
蒸気
0.8
空気
0.7
FP分布（S/C) 0.6
0.5
0.4
0.3
0.2
0.1
0.0
1.5
2.0

粒径別DF[-]

100,000
10,000
1,000
100
10
1
0.0

0.5

1.0

FP存在割合（質量基準）[-]水スクラバ＋ＭＦＦのＤＦ（最小流量相当，水位1.0ｍ）

粒径（空気動力学径）[μm]

第 7-3 図蒸気性能試験結果（最小流量相当）-279-

8．試験条件の網羅性
格納容器圧力逃がし装置使用時にフィルタ装置に作用する物理パラメータには，スクラバ水位，スクラバ水温，ベントガス性状，ベントガス流量，フィルタ
装置内圧力がある。また，フィルタ装置には，粒子径分布をもったエアロゾルが流入する。
これらフィルタ装置に作用する物理パラメータについては，下記の通り実機条件を網羅するか，もしくは実機よりもエアロゾル除去性能（DF）が小さく保守的な条件を，試験条件として設定している。
【スクラバ水位】
スクラバ水位は高いほど DF は大きくなる。フィルタ装置使用中は，スクラバ
水位変動要因としてベントガスに含まれる水蒸気の凝縮の影響が支配的となり,
スクラバ水位は上昇する。そのため，スクラバ水位が初期水位の 1ｍ以下となることはない。そのため，保守的にスクラバ水位は 1ｍを試験における基本条件とする。
一方，スクラバ水の運用上の最低水位は 0.5ｍとしている。そのため，スクラ
バ水位 0.5ｍにおける試験も実施し，DF は所望の性能を満たせることを確認している。（『5．スクラバ下限水位時のフィルタ装置の性能』参照）【スクラバ水温】
スクラバ水温は低いほど水蒸気凝縮や熱泳動によるメカニズムによる DF は大きくなる。試験における基本条件としては常温とするが，試験ガスとして水蒸気
凝縮や熱泳動による DF を見込めない常温空気と組み合わせて試験を実施することで，保守的な条件となる。
一方，スクラバ水高温状態におけるスクラバ水高温条件として，水温を飽和温度まで昇温し，試験ガスとして水蒸気と組み合わせた試験を実施し，基本条件として設定したスクラバ水常温＋常温空気の条件よりも DF が大きくなることを確認している。（『7．蒸気を用いた性能試験』参照）【ベントガス性状】
ベントガスの主成分は水蒸気である。水蒸気は凝縮や熱泳動によるメカニズムが作用すること，ならびに慣性力，重力沈降，ブラウン拡散による各捕捉効果が大きいことから，空気よりも DF は大きくなる（『4. 試験ガスの代表性について』参照）。そのため，試験ガス条件としては常温空気を用いることを基本条件とする。
一方，試験ガス条件として水蒸気を用いた試験を実施し，基本条件である常温空気の条件よりも DF が大きくなることを確認している。
（『7．蒸気を用いた性能試験』参照）-280-

【ベントガス流量】
ベントガス流量については，実機にて想定される体積流量を網羅するよう，試験条件を設定している。
また，実機では二次隔離弁は中間開度に設定してベントを行うが，仮に二次隔離弁を全開とした場合の流量においても試験を実施し，DF は所望の性能を満たせることを確認している。（『別紙 6 1. 超過流量状態における DF 性能について』参照）【フィルタ装置内圧力】
フィルタ装置内圧力については，基本条件として常圧条件とした。
一方，フィルタ装置内圧力が DF へ与える影響を確認するため，フィルタ装置
内圧力を 0.31MPa，0.62MPa（gage）に加圧した状態で試験を実施し，フィルタ
装置内圧力が DF へ与える影響はないことを確認している。
（『別紙 6 2. フィル
タ装置内圧力の DF への影響について』参照）
第 8-1 表フィルタ装置物理パラメータと試験条件

物理パラメータ

実機条件【実機運転時変動範囲】

スクラバ水位

1m～2.5m

試験条件【基本条件】
1m【設定下限水位】
0.5m【最低水位条件】
0.5m【基本条件】

スクラバ水温

【実機運転時変動範囲】

常温

常温～飽和温度【高温条件】
飽和温度【基本条件】

ベントガス性状【実機運転時条件】
水蒸気（主成分）

常温空気【蒸気条件】
水蒸気【基本条件】【実機運転時変動範囲】

ベントガス流量

33000 m ３ /h 相当

14500m ３ /h～33000m ３ /h

27000 m ３ /h 相当【超過流量（二次隔離弁全開）】

13500 m ３ /h 相当

37000m ３ /h

【超過流量条件】
37000 m ３ /h 相当【基本条件】【実機運転時変動範囲】

フィルタ装置内圧力

0.03MPa(gage)～0.5MPa(gage)

常圧【圧力影響確認試験】
0.31MPa(gage)
0.62MPa(gage)-281-

【エアロゾル粒径分布】
大 LOCA＋SBO＋ECCS 機能喪失シナリオの W/W ベントならびに D/W ベント時のフィルタ装置に流入するエアロゾル粒径は第 8-1,2 図の通りとなる。W/W ベントにおいては約 0.7μm～約 3.5μm，D/W ベントにおいては約 0.7μm～約 10μm の範囲で粒子が分布している。なお，第 8-1,2 図にて粒子径を空気動力学径 ※１ にて示しており，物理径から空気動力学径へ換算するときの粒子密度としては，ベント時にフィルタ装置に流入する主要核種のうち，密度の小さい CsOH の値を保守的に設定している。
確率密度関数0.8

確率密度[-/μm]

0.7

確率密度関数

0.6
0.5
0.4
0.3
0.2
0.1
0
0.1

1

10

100

空気動力学径[μm]第 8-1 図エアロゾル粒径分布（大 LOCA＋SBO＋ECCS 機能喪失,W/W ベント）
確率密度関数0.3

確率密度[-/μm]

0.25

確率密度関数

0.2
0.15
0.1
0.05
0
0.1

1

10

100

空気動力学径[μm]

第 8-2 図エアロゾル粒径分布（大 LOCA＋SBO＋ECCS 機能喪失,D/W ベント）

また，試験にて使用しているエアロゾルの粒径分布を第 8-3 図に示す。第 8-3
図より，約 3.5μm までは粒子個数が 1000 個を超えており，DF1000 を計測可能である。フィルタ装置の捕捉メカニズムには拡散効果，慣性効果，重力沈降等が考えられるが，拡散効果以外の慣性効果，重力沈降速度等は，粒子径が大きいほどDF が大きくなる方向へ寄与する。拡散効果は粒子径が小さいほど DF が大きくなる方向に寄与するが，拡散による粒子捕捉効果が得られるのは，約 0.1～0.2μm
よりも小さい粒子である。そのため，実機で想定される約 0.7μm 以上の粒子に対しては，拡散による捕捉効果は非常に小さく，それ以外の慣性力等のメカニズム-282-

による捕捉が支配的であることから，実機で想定される粒子径領域においては，粒子径が大きいほど DF は大きくなると考えられる。フィルタ装置に流入するエア
ロゾルは 3.5μm より大きいものも含まれるが，その DF は試験用エアロゾルで網羅できている小さい粒子径における DF よりも小さくなることはない。したがって，試験用エアロゾルが実機に流入するエアロゾルの粒径分布の大粒径側を網羅でき
ていなくても，DF を保守的に評価することは可能である。

代表的な入口粒径分布（TiO2，個数分布）

計測個数[-]

100,000

50,000入口粒径分布1000 0
0.0

1.0

2.0

3.0

4.0

粒径（空気動力学径）[μm]

第 8-3 図試験用エアロゾルの粒径分布※１空気動力学径異なる密度の粒子を同じ空気動力学特性を持つ密度 1g/cm 3 の粒子に規格化したものであり，空気動力学径が同じであれば，その粒子は密度や物理的な大きさとは関係なく，同じ空気動力学的挙動を示す。
上記の特性から，フィルタ装置の性能評価においては，粒子の径として空気動力学径を用いている。
なお，物理的な粒子径を空気動力学径へ変換する際は，物理的な粒子径に粒子密度の平方根を乗じることで算出している。

-283-

別紙７

ベント初期に対向流が発生する可能性について【格納容器圧力逃がし装置】【代替格納容器圧力逃がし装置】
格納容器ベント実施直後は，水蒸気，窒素，水素等の混合流体がフィルタ装置に流入するが，水蒸気の一部はスクラバ水に熱を奪われ凝縮する。
スクラバ水が沸騰するまでにフィルタ装置に流入する水蒸気の全量が凝縮し続けると仮定した場合でも，沸騰するまでの間（1 時間以内）水素や窒素はフィルタ装置へ継続して流入（1000m 3/h 以上）するため，フィルタ装置の下流側の流量は維持される。また，沸騰した後はフィルタ装置に流入する水蒸気は凝縮されず，フィルタ装置の下流側の流量は維持される。以上のことより，フィルタ装置の下流側の流量は維持され，対向流は発生しない。

-284-

別紙 8

ベント方法及び放出位置を変更することによる公衆被ばくへの影響【格納容器圧力逃がし装置】【代替格納容器圧力逃がし装置】
柏崎刈羽 6/7 号炉の有効性評価の「雰囲気圧力・温度による静的負荷（格納容器過圧・過温破損）」の事故シーケンスにおいては，事象発生から約 38 時間
後に格納容器スプレイを停止し，その後にウェットウェルベント（W/W ベント）を実施している。
一方，有効性評価においては W/W ベントを実施しているが，格納容器スプレ
イをさらに継続させ，ドライウェルベント（D/W ベント）を実施することも可能である。
ここでは，炉心損傷に至る代表的な事故シーケンスである「雰囲気圧力・温度による静的負荷(格納容器過圧・過温破損)」の事故シーケンスにて，ベント
ライン・ベントタイミング（W/W ベントまたは D/W ベント）及び放出位置（格
納容器圧力逃がし装置配管または主排気筒）を変更することによる公衆被ばくへの影響を評価した。
(1)選定する事故シーケンス
ベントライン・ベントタイミング及び放出位置を変更することによる公衆被ばくへの影響を評価するための事故シーケンスとして，ここでは以下の 3 つを選定した。
a. 38 時間 W/W ベントシナリオ
柏崎刈羽 6/7 号炉の有効性評価の「雰囲気圧力・温度による静的負荷(格納容器過圧・過温破損)」と同一の事故シーケンスであり，事象開始から約 38
時間後に W/W ベントを実施する。ベント時に格納容器から放出され，格納容器圧力逃がし装置に流入する Cs-137 の放射能量は，約 0.5 TBq となる。格納容器圧力の推移を第 8-1 図に示す。
b. 38 時間 D/W ベントシナリオ
a.と同一の事故シナリオであるが，事象開始から約 38 時間後に D/W ベントを実施する。ベント時に格納容器から放出され，格納容器圧力逃がし装置に流入する Cs-137 の放射能量は，約 1959 TBq となる。格納容器圧力の推移を
第 8-2 図に示す。
c. 41 時間 D/W ベントシナリオ
a.の事故シナリオでは事象発生から約 38 時間後に格納容器スプレイを停止しているが，更に格納容器スプレイを継続し，D/W 水位が「D/W ベントライ
ン-4m」に到達した時点で格納容器スプレイを停止し，事象開始約 41 時間後に D/W ベントを実施する。ベント時に格納容器から放出され，格納容器圧力逃がし装置に流入する Cs-137 の放射能量は，約 1834TBq となる。格納容器圧-285-

力の推移を第 8-3 図に示す。

-286-

0.8
ドライウェルサプレッション・チェンバ

格納容器限界圧力（620ｋPa）

圧力(ＭＰａ[gage])

0.6

0.4

0.2

0
0

12

24

36

48

60

72

84

96

108

120

132

144

156

168

事故後の時間(hr)第 8-1 図38 時間 W/W ベントシナリオの格納容器圧力の推移

0.8
ドライウェルサプレッション・チェンバ

格納容器限界圧力（620ｋPa）

圧力(ＭＰａ[gage])

0.6

0.4

0.2

0
0

12

24

36

48

60

72

84

96

108

120

132

144

156

168

事故後の時間(hr)

第 8-2 図38 時間 D/W ベントシナリオの格納容器圧力の推移

0.8
ドライウェルサプレッション・チェンバ

格納容器限界圧力（620ｋPa）

圧力(ＭＰａ[gage])

0.6

0.4

0.2

0.0
0

12

24

36

48

60

72

84

96

108

120

132

144

156

168

事故後の時間(hr)

第 8-3 図41 時間 D/W ベントシナリオの格納容器圧力の推移-287-

(2)被ばく量評価方法
a. 評価コード
被ばく量評価において，ここでは 3 次元移流拡散評価コード（以下，ＤＩ
ＡＮＡ）を利用した。ＤＩＡＮＡには，「数値地図 50m メッシュ（標高）平成
9 年 7 月 1 日発行」を参照し，柏崎刈羽原子力発電所周辺の地形データを再現したブロック図がインプットされており，地形の形状を考慮した大気拡散評価が可能である。
b. 評価条件
格納容器ベント実施に伴う公衆の被ばく量は，大気中に放出される放射能量の他に，格納容器ベント実施後の気象条件に強く依存する。ここではベントタイミング・ベントライン及び放出位置を変更することによる被ばく量への影響を明確にするため，気象条件（風向，風速，大気安定度）が時間によらず一定であるとして評価した。具体的な評価条件を第 8-1 表に示す。また,参考として，柏崎刈羽原子力発電所構内で観測された風向の，年間（1985 年
10 月～1986 年 9 月）の出現頻度を第 8-4 図から第 8-6 図に示す。
第 8-1 表項目

ＤＩＡＮＡを用いた大気拡散評価条件
選定内容

設定事由

風速

地上高 10m：3.1m/sec
地上高 75m：5.8m/sec
地上高 150m：5.9m/sec

風向陸向き：南南西,南西,西南西,
拡散が地形形状に影響されるこ
西,西北西,北西,とを考慮し，陸側は全方位を選
北北西,北,北北東定。参考として海側方位も選定
海向き：東

大気安定度

放出位置

評価地点

柏崎刈羽原子力発電所構内で観測された年間（1985 年 10 月～1986
年 9 月）の平均風速を参照

柏崎刈羽原子力発電所構内で観測された大気安定度のうち，年間（1985 年 10 月～1986 年 9 月）で最も出現頻度の高い大気安定度
を採用

Ｄ（中立）

6 号炉主排気筒（地上高 73m）， 7 号炉でも同様の結果が得られる
6 号炉格納容器圧力逃がし装 と考えられるため，6 号炉で代表置配管（地上高 40.3m）
して評価
発電所敷地境界，発電所中心位置から 5km 地点

距離に対する依存性を確認する
ため，発電所中心位置から 5km 地
点を評価

-288-

第 8-4 図

風向出現頻度（地上高 10m）

第 8-5 図風向出現頻度（地上高 75m）

-289-

第 8-6 図

風向出現頻度（地上高 150m）-290-値は暫定値(3)評価結果
a.ベントライン・ベントタイミングの違いによる影響
各事故シナリオにおける希ガスによる外部被ばく評価結果を第 8-2 表に示す。ここでは，事故シナリオの違いによる影響を明確にするため，38 時間 W/W
ベントシナリオ時の評価値を 1 に規格化した相対値を示した。
38 時間 D/W ベントシナリオ時及び 41 時間 D/W ベントシナリオ時の相対値は約 0.6 となっており，38 時間 W/W ベントシナリオ時と比べ小さくなっている。これは，38 時間 D/W ベントシナリオ及び 41 時間 D/W ベントシナリオにおいては，格納容器ベント実施後も希ガスの一部が W/W 気相部に閉じこめら
れ，しばらくの間格納容器外に放出されないためである。また，41 時間 D/Wベントシナリオにおいては，38 時間 D/W ベントシナリオに比べ約 3 時間分の希ガス放射能量の時間減衰を見込めるが，相対値は 38 時間 D/W ベントシナリ
オと同じく約 0.6 となっている。これは，原子炉停止から 40 時間後前後において，3 時間分の希ガス放射能量の時間減衰の効果が限定的であるためである。
以上のことから，希ガスによる外部被ばくの，事故シナリオの違いによる影響は限定的である。なお，(1)に示したとおり，ベント時に格納容器外に放出され，格納容器圧力逃がし装置に流入する Cs-137 の放射能量は，3 つの事
故シナリオの中で 38 時間 W/W ベントシナリオが約 0.5TBq と最も小さい（他の 2 シナリオでは約 1959 TBq，約 1834TBq）。これは W/W ベントを行うこと
で，Cs-137 が W/W スクラビング効果等により格納容器内で更に除去されるためである。このため，長期に渡る土壌汚染を抑制するという観点では，3 つの事故シナリオの中では 38 時間 W/W ベントを選択することが好ましいと考え
られる。

-291-

値は暫定値

第 8-2 表希ガスによる外部被ばく量の相対値（事故シナリオの違いによる影響）

事故シナリオ

希ガスによる外部被ばく量の相対値の評価結果（実効線量の相対値）
敷地境界

5km 地点

38 時間 W/W ベント
シナリオ

1

1

38 時間 D/W ベント
シナリオ

約 0.59

約 0.5941 時間 D/W ベント
シナリオ

約 0.54

約 0.54

放出位置：6 号炉格納容器圧力逃がし装置配管-292-

値は暫定値

b.放出位置の違いによる影響
放出位置の違いによる影響の評価結果を第 8-3 表に示す。ここでは，3 つの事故シナリオのうち，38 時間 W/W ベントシナリオについて評価を行った。
なお，放出位置の違いによる影響を明確にするため，6 号炉格納容器圧力逃がし装置配管から放出した場合の評価値を 1 に規格化した相対値を示した。6号炉主排気筒放出時の敷地境界での相対値は約 0.45～約 0.97 であり，風向によって相対値が変わるという結果になった。風向毎の相対値と柏崎刈羽原
子力発電所周辺の地形形状を第 8-7 図に示す。
東風により海側へ放出した場合の 5km 地点における相対値は約 0.84 となっているが，障害物がない海側においては距離に応じて相対値が変わる。
一方，陸側に放出した場合においては距離だけではなく，6 号炉格納容器
圧力逃がし装置配管高さより高い場所があるため，評価位置の標高の違いによる影響がある。放出位置と評価位置の高さ方向の位置関係を第 8-8 図に示す。さらに，地形の起伏等による形状の違いから放出されたガスが発散や収束されることにより，敷地境界における相対値は変わるが，その違いは最大で 6 割程度である。しかし，5km 地点での相対値は最大で 4 割程度と，発電所からの距離に従い放出位置の違いによる影響は更に小さくなるという評価結果になった。
以上のことから，柏崎刈羽原子力発電所周辺の地形形状を考慮すると，放出位置の違いよる影響は敷地境界においても限定的であり，発電所からの距離が離れると影響は小さくなることがわかる。

第 8-3 表希ガスによる外部被ばく量の相対値（放出位置の違いによる影響）

事故シナリオ

38 時間 W/W ベン
トシナリオ

放出位置

希ガスによる外部被ばく量の相対値の評価結果（実効線量の相対値）
敷地境界

5km 地点

6 号炉格納容器圧
力逃がし装置配管

11

6 号炉主排気筒

陸側：約 0.45～約 0.97

陸側：約 0.58～約 1.1
海側：約 0.84-293-値は暫定値
西南西
南西0.92 西

5km
５あああ

1.1

(発電所中心から)

0.94

西北西

0.89

0.90
0.70

0.73
南南西
0.58

0.88
0.68

0.58

北西

0.92
北北西

0.78

0.98

0.95

0.45

北
0.97

0.92
北北東

東

0.84

：敷地境界点注）方向は，風の向きを表す

希ガス実効線量の影響(主排気筒/FV)

第 8-7 図風向毎の相対値と柏崎刈羽原子力発電所周辺の地形形状イメージ

評価位置
煙軸

標高75m

地上高73m

標高50m

煙軸

地上高40.3m

標高25m
標高0m

海

海 海
陸側に放出した場合

煙軸

地上高73m
煙軸

標高75m
標高50m

地上高40.3m

評価位置

標高25m
標高0m

海 海

海

海

海 海

海

海

海

海 海 海

海側に放出した場合

第 8-8 図放出位置と評価位置の高さ方向の位置関係のイメージ-294-

(4)まとめ
希ガスによる外部被ばくに対し，ベントライン・ベントタイミングの変更による影響は限定的である。また，長期に渡る土壌汚染を抑制する観点では，3つの事故シナリオの中では 38 時間 W/W ベントシナリオを選択することが好まし
いと考えられる。
放出位置を変更しても，柏崎刈羽原子力発電所周辺の地形形状の効果により，被ばくへの影響は限定的となるため，放出位置として格納容器圧力逃がし装置
配管を選定しても公衆被ばくの観点で問題は無い考えられる。

-295-

別紙９

設備の維持管理についての補足事項

１．機能確認における外観点検の確認内容について
機能確認における外観点検の確認内容を下記第 1 表に示す。
第 1 表 機能確認における外観点検の確認内容
対象機器

機能

外観点検の確認内容

スクラバノズル

フィルタ性能■表面に強度に影響を及ぼす恐れのあるき裂，変形，腐食及び摩耗がないこと。
■ 性 能 に 影 響を 及 ぼ す恐れ の あ る ノズ ル 穴 の異 物による閉塞，ノズル穴の変形がないこと。

気泡細分化装置■表面に強度に影響を及ぼす恐れのあるき裂，変形，腐食及び摩耗がないこと。
■ 性 能 に 影 響を 及 ぼ す恐れ の あ る 気泡 細 分 化装 置の充填高さが，所定の高さであること。

金属フィルタ■表面に強度に影響を及ぼす恐れのあるき裂，変形，腐食及び摩耗がないこと。
■性能に影響を及ぼす恐れのある金属フィルタの異物による閉塞，溶接部の割れ，腐食がないこと。

整流板

整流機能

■表面に強度に影響を及ぼす恐れのあるき裂，変形，腐食及び摩耗がないこと。
■ 性 能 に 影 響を 及 ぼ す恐れ の あ る 整流 板 穴 の異 物による閉塞，穴の変形がないこと。

オリフィス

流量調整機能■表面に強度に影響を及ぼす恐れのあるき裂，変形，腐食及び摩耗がないこと。
■ 性 能 に 影 響を 及 ぼ す恐れ の あ る オリ フ ィ ス穴 の異物による閉塞，穴の変形がないこと。

２．フィルタ性能の確認方法
待機中，定期的に，以下の a～c の項目を確認することでのフィルタ性能が維持されていることを確認する
a. 窒素封入圧力確認
窒素封入圧力を 0.01MPa[gage]以上に維持することで，容器内部の不活性状態が維持され，スクラバノズル及び気泡細分化装置，金属フィルタの腐食の発生を防止していることを確認する。
b. スクラバ水位確認
スクラバ水位を通常水位（500mm～2500mm）で維持していることを確認する。
c. スクラバ水質確認試験
スクラバ水をサンプリング測定することで，チオ硫酸ナトリウム及び水
酸化ナトリウムが規定の濃度を維持している事を確認する。

-296-

３．点検周期の考え方
5.1 点検方法の第 5.1－1 表に示す点検周期は，第 2 表に示すように機能や設置環境の類似した既設類似機器を踏襲して決定する。また，点検周期は，今後の保全活動を実施する中で適切な周期の見直しを行うこととする。
容器及び容器内部構造物に対する，アルカリ性の薬液を注入することによる腐食の影響対策としては，本装置が通常待機状態であること，及び，耐腐
食にすぐれた SUS316L 材を使用していることから，窒素封入による不活性状態を維持することにより容器内部構造物の腐食の発生を防止していることの確認を定期的に行うことで適切に維持できると考えられる。
第2表
対象機器

容器

点検周期の決定根拠

機能／設置環境
型式／機能材料

フィルタ等 ステンレス鋼

内部流体

類似機器

点検周期
本格

簡易

4

―

4

―

1

―

2

1

1

―

不活性ガス系配管

101

不活性系圧力開放板

2

1

窒素ガス

不活性ガス系配管

10

1

スクラバ水

気体廃棄物処理系

／窒素ガス

配管

10

1

窒素ガス

不活性ガス系弁類

10

1

スクラバ水

気体廃棄物処理系

／窒素ガス

配管

10

1

スクラバ水 原子炉冷却材浄化系
／窒素ガス

ろ過脱塩器

内部構造物
・スクラバノズル・気泡細分化装置
・金属フィルタ

フィルタ等 ステンレス鋼

スクラバ水
／窒素ガス

・整流板

原子炉冷却材浄化系
ろ過脱塩器
内部構造物

・吸着塔
ヨ ウ素除去 フィル
タ銀ゼオライトドレンポンプ

伸縮継手

フィルタ等 銀ゼオライト
キャンドポ
ンプ
変位吸収
機構

ステンレス鋼

スクラバ水ステンレス鋼

窒素ガス
窒素ガス

オリフィス

配管類

ステンレス鋼

圧力開放板

弁類

ステンレス鋼
炭素鋼

配管

配管類

ステンレス鋼
炭素鋼

弁

弁類

窒素ガス

ステンレス鋼

窒素ガス／
外気※点検周期の単位はサイクル-297-

非常用ガス処理系活性炭フィルタ原子炉冷却材浄化系
循環ポンプ
格納容器ダイヤフラム
フロアシールベロー

別紙１０

弁の操作方法について

格納容器圧力逃がし装置の一次隔離弁，フィルタ装置入口弁は空気駆動弁（以下，「ＡＯ弁」）である。また，二次隔離弁は電動駆動弁（以下，「ＭＯ弁」）となっている。これらの弁はシビアアクシデント時を考慮し，電源喪失時においても操作が可能な構成としている。電源喪失時の操作方法は第１表の通りである。
フィルタ装置入口弁
主排気筒

6号炉

RE

放射線モニタAO

原子炉区域・
タービン区域〔Ｆ．Ｃ〕
換気空調系排風機へ

圧力開放板
H2 E

Ｎ2ベントライン

MO

7号炉

〔Ｆ．Ｃ〕

非常用ガス処理系
排風機へ

圧力計

MO

遠隔操作
AO

RE

放射線モニタ

H2E

ボンベ

PT

圧力計

水素濃度計

AO

水素濃度計
PI

原子炉区域よりパージ用排風機

〔Ｆ．Ｏ〕

ボンベ

AO
〔Ｆ．Ｃ〕

Ｆ００１
AO

原子炉区域運転階より
Ｎ2供給ライン

〔Ｆ．Ｃ〕

Ｆ１０２
PT

水位計

ド
レ
ン
タ
ン
ク

フィルタ
装置

DP

〔Ｆ．Ｃ〕

Ｆ０１９

ボンベ
MO

サプレッション・
チェンバ

原子炉建屋

遠隔操作

AO

LＳ

ボンベ

〔Ｆ．Ｃ〕

Ｆ０２２

水位計

Ｆ５０１

MO

pH

MO

ｐＨ計

Ｆ５０２Ｂ

非常用ガス処理系
排風機より

ドレン
移送ポンプ

Ｆ０２０

流量計

MO
MO

MO

Ｆ２１１

可燃性ガス濃度制御系
気水分離器より二次格納施設
Ｆ２０９

遠隔操作
遠隔操作

・

LT

Ｆ５０２Ａ

遠隔操作

Ｆ０７０

AO

原
子
炉
圧
力
容
器

Ｎ2ベントライン

差圧計

MO

・

オリフィス

FE

遠隔操作

AO

よう素
フィルタ

圧力開放板

FE

AO

〔Ｆ．Ｏ〕

〔Ｆ．Ｏ〕

ドライウェル

圧力計

・

・

原子炉建屋

Ｆ２１０

二次隔離弁

一次隔離弁
第1図

格納容器圧力逃がし装置系統概要図
第1表

駆動方式

ＡＯ弁

操作対象弁

電源喪失時の操作方法■一次隔離弁

エクステンションによ（サプレッション・る遠隔操作

チェンバ側）■フィルタ装置入弁■一次隔離弁
（ドライウェル側）

ＭＯ弁

弁の操作方法■二次隔離弁操作場所
二次格納施設外

専用ボンベからの駆動
空気供給による遠隔操

二次格納施設外作
エクステンションによ
る遠隔操作

-298-

二次格納施設外

Ｎ2供給ラインＭＯ弁ならびにＡＯ弁については，エクステンションにより二次格納施設外から人力のみによる操作を行うことができる。
さらにＡＯ弁については，駆動用の空気供給配管系の構成を変更し，電源喪失時においても二次格納施設外からＡＯ弁を操作可能な構成としている。変更前の構成図を第 2 図，変更後の構成図を第 3 図に示す。
ＭＯ

電磁弁へ電気信号が印
可できなければ，駆動空気をＡＯ弁に供給でき
ない

専用ボンベ
二次格納施設外
電気信号

二次格納施設内×
計装用圧縮空気系より

・・
×
・

電磁弁

AＯ

ラチェットハンドル

ＡＯ弁開操作不可能
第2図

ＡＯ弁

空気供給配管構成図（変更前）

電気信号が印可できない場合でも開放している電磁弁のＯＵＴ側ポートより，駆動空気をＡＯ弁に供給できるＭＯ
専用ボンベ

エクステンションハンドル

予備ボンベを配備

二次格納施設外
電気信号

・
×
・・
AＯ

ＡＯ弁開操作可能
第3図

ＡＯ弁

×

二次格納施設内

計装用圧縮空気系より専用ボンベ，空気供給配管系の構成機器について
Ss機能維持を確認した。

空気供給配管構成図（変更後）

第 2 図に示す通り，空気供給配管系の変更前の構成では，電磁弁に電気信号を印可できなければ，駆動空気をＡＯ弁に供給することができない。そのため，電源喪失時には，駆動空気によりＡＯ弁を操作することができない。
一方，第 3 図に示す通り，空気供給配管系の変更後の構成では，電磁弁に電気信号を印可できない場合においても開放している電磁弁のＯＵＴ側ポートより，駆動空気をＡＯ弁に供給することができる。そのため，電源喪失時においても，-299-

駆動空気によりＡＯ弁を操作することができる。また，空気供給配管系に設置している弁は，全て二次格納施設外にて操作が可能である。よって，この空気供給
配管系の変更により，電源喪失時において二次格納施設外より，ＡＯ弁を操作することが可能となる。
以下に，電磁弁内の動作のメカニズムについて詳細に記載する。
(1)

電磁弁待機時（無励磁）の状態
ＡＯ弁用の電磁弁は，電気信号を印可していない状態（無励磁状態）では以下の第 4 図のような状態である。
「IN 側」には計装用圧縮空気系，「OUT 側」
はＡＯ弁の駆動部に接続されており，「EXH 側」は大気開放となっている。

EXH

OUT

第4図

IN

電磁弁（待機時）の概要図

-300-

(2)

電磁弁動作時（励磁）の状態
ＡＯ弁用の電磁弁は，電気信号を印可した状態（励磁状態）となると第 5図及び第 6 図のようなメカニズムにより，IN 側の計装圧縮空気系の空気を OUT
側のＡＯ弁の駆動部に供給する。
①コイルが励磁②コアがプラグナットに吸引③メインオリフィス（EXH側）を閉塞④ダイアフラムの背圧
が排気

EXH

⑤ダイアフラムが背面に押付けられる

OUT

第5図

IN

励磁時直後の動作概要図⑧ダイアフラムの背面を加圧⑨ダイアフラムが前面に押付けられる

EXH⑥空気をメインオリフィ
スOUT側に供給⑩ダイアフラムがEXH側を閉塞⑦OUT側に空気を供給
OUT

第6図

IN

ダイヤフラム動作～EXH 閉塞までの動作概要図

-301-

(3)

専用ボンベの空気を EXH 側から供給する場合
ＡＯ弁用の電磁弁は，専用ボンベの空気を EXH 側から供給する場合は，第7 図のようになる。専用ボンベの空気は IN 側にも供給されているため，右側のダイヤフラムは左右で圧力がバランスし，EXH 側の空気は OUT 側のＡＯ
弁本体の駆動部へ供給される。

EXH⑪EXH側から空気を供給することで，OUT側まで空気の供給可能
OUT

第7図

IN

専用ボンベの空気を EXH 側から供給する場合の概要図

なお，専用ボンベの空気を EXH 側から供給する場合のＡＯ弁の開閉試験を実施し，ＡＯ弁が確実に全開及び全閉になることを確認した。
上記(1)～(3)より専用空気ボンベの空気を電磁弁の EXH 側から供給することで，電磁弁へ悪影響を与えることなく，電源喪失時においても確実にＡＯ弁の駆動部へ空気を供給することが可能である。

-302-

ＡＯ弁を二次格納施設外から遠隔操作する場合には，ＡＯ弁の駆動源として駆動空気が必要となる。その場合における，駆動空気供給源の信頼性の向上を図る
ため，駆動空気は常設の専用ボンベより供給し，第 8 図に示すように，その専用
ボンベの横に常設の予備ボンベを設置している。

第8図

ＡＯ弁駆動ボンベラック構造図-303-

ここで，ＡＯ弁の専用ボンベによる遠隔操作機構と，ＭＯ弁のエクステンショ
ンジョイントによる遠隔操作機構について第 2 表に示す通り比較を行った。
第2表

弁の遠隔操作機構の比較

項目

専用ボンベを用いた
ＡＯ弁の遠隔操作

エクステンションジョイントを用いたＭＯ弁の遠隔操作操作に必要な駆動源

常設専用ボンベの空気圧力

人力

弁操作時間

約2分

約 20 分

作業負荷
必要操作人員信頼性

空気供給弁と排気弁の操作。これ
駆動トルク：約 40～50Nm
らの弁は 25A 以下の小口径の弁で全開→全閉回転数：約 1500 回転あるため操作は容易。
1名
故障確率

3名

7.3×10-8

故障確率

3.4×10-8

ＭＯ弁の遠隔操作機構には，取り回しの容易なフレキシブルジョイントを用いる構成を仮定した。フレキシブルジョイントには駆動ロスがあり，駆動ロスの分，操作には大きなトルクが必要となることから，減速機を用いて操作トルクを低減する構造となっている場合が多い。一方，駆動ロスはフレキシブルジョイントの敷設長さや敷設時の曲げ箇所の個数，曲げ箇所の曲率半径により決まることから，
敷設ルートが決まらなければ駆動ロスは求められない。そこで，今回は駆動ロスを仮定し，減速比 5 の減速機を設置する。
（一次隔離弁はラビリンス構造の部屋に設置されており，必ず曲げ箇所を設置する必要があるため，駆動ロスは大きくなると考えられる）
ＡＯ弁については空気供給弁と排気弁の操作のみであり，これらは 25A 以下の小口径の弁かつ一箇所に集中して設置されていることから，1 名約 2 分で操作可能である。
一方，ＭＯ弁については，減速機の設置により必要回転数が５倍となることから，減速機が無ければ約 4 分の作業であるが，5 倍の約 20 分かかると想定し，これまでの訓練の実績を踏まえ，操作には最低 3 名は必要と考えられる。
これらの条件のもと評価した，遠隔操作機構の信頼性は，ＡＯ弁，ＭＯ弁ともに 10-8[/h]オーダーであり，非常用の電動ポンプの故障率が 1.3×10 -7[/h]よりも小さく，代替機器としてはいすれの機構も十分な信頼性を有している。
遠隔操作機構の信頼性については，以下の通り算定している。

-304-

【信頼性の算定】
各機器の故障率を，有限責任中間法人 日本原子力技術協会（現 原子力安全推進協会）が 2009 年にとりまとめた「故障件数の不確実さを考慮した国
内一般機器故障率の推定」における国内一般故障率（21 ヵ年データ）時間
故障率（平均値）から想定すると，以下の通りとなる。
(1)

専用ボンベを用いた遠隔操作
専用ボンベを用いた操作について，系統概要図を第 9 図に，故障率を第3 表に示す。第 3 表の故障率から系統全体の故障率を算出すると「7.3×10-8[/h]」となる。
⑦逆止弁
①手動弁

②減圧弁

③電動弁

MO

計装用
圧縮空気系

⑩配管

⑧電磁弁

④安全弁
⑤手動弁

AO
全開

全開
全閉
⑥手動弁

空気ボンベ

第9図
第3表
No.

機器名称

一次隔離弁

専用ボンベを用いた操作の系統概要図
専用ボンベを用いた操作の故障率
想定故障モード

想定機器と故障モード

故障率 [/h]

①

手動弁

外部リーク

手動弁（外部リーク）

1.7×10-9

②

減圧弁

減圧

安全弁（開閉失敗）

1.4×10-8③電動弁（純水）閉固着

手動弁（開閉失敗）

8.3×10-9外部リーク

電動弁（外部リーク）

2.5×10-9

④

安全弁

内部リーク

安全弁（内部リーク）

2.2×10-8

⑤

手動弁

閉固着

手動弁（開閉失敗）

8.3×10-9外部リーク

手動弁（外部リーク）

1.7×10-9

⑥

手動弁

開固着

手動弁（開閉失敗）

8.3×10-9内部リーク

手動弁（内部リーク）

3.7×10-9

⑦

逆止弁

内部リーク

逆止弁（内部リーク）

7.1×10-9

⑧

電磁弁

外部リーク

電磁弁（外部リーク）

4.4×10-9

⑨

配管

リーク

配管（リーク）

6.6×10-9

当該システムの故障率-305-

7.3×10-8

(2)エクステンションを用いた遠隔操作
エクステンションを用いた操作について，系統概要図を第 10 図に，故障率を第 4 表に示す。第 3 表の故障率から系統全体の故障率を算出すると「3.4×10-8[/h]」となる。
サポート

サポート
⑫フレキシブル
ジョイント

ハンドル

⑬駆動機構（減速機）

MO

⑩減速機
⑪L型ジョイント第 10 図エクステンションを用いた操作の系統概要図

第4表

エクステンションを用いた操作の故障率

機器名称

想定故障モード

想定機器と故障モード

故障率[/h]⑩

減速機

動力伝達不可手動弁（開閉失敗）

8.3×10-9⑪

L 型ジョイント

動力伝達不可手動弁（開閉失敗）

8.3×10-9

動力伝達不可手動弁（開閉失敗）

8.3×10-9

動力伝達不可手動弁（開閉失敗）

8.3×10-9⑫⑬

フレキシブルジョイントMO 弁（減速機）

当該システムの故障率

3.4×10-8以上より，操作の実現性や機構の信頼性を考慮すると，ＡＯ弁，ＭＯ弁いずれも成立性があると考えられる。
第 1 図の構造図に記載の通り，一次隔離弁については不活性ガス系の弁と共用しており，当該弁は通常運転時も操作を実施する弁である。一方，格納容器隔離機能に着目すると，格納容器隔離信号発生時には，当該弁については確実に閉鎖する必要がある。そのため，電源喪失時に確実にフェイルクローズとなるＡＯ弁の方が，フェイルアズイズとなるＭＯ弁よりも適していると考えられる。

-306-

また，福島第一原子力発電所の事故では，空気駆動のベント弁の開操作が困難を極めたことから，「 専用ボンベからの駆動空気供給による遠隔操作」においては，
福島第一原子力発電所事故時の問題を考慮し，以下の第 5 表の対策を施している。
第5表
比較項目

福島第一原子力発電所事故時の問題点と圧力逃がし装置における対策
１Ｆでの問題点

ＫＫ圧力逃がし装置での
対応策

放射線量

・ Ａ Ｏ 弁 操 作 の た め に 現 場 に 向 か う も 放射線量率の低い二次格
500mSv/h 以上あり 10 分で引き返した。 納施設外にて操作が可能(1 号機)

電磁弁(電源)・電磁弁が地絡や他号機の爆発の影響に 電磁弁の排気ポートからより操作不能であった。(2 号機)
空気を供給することで，・仮設で用意した小型発電機が故障した。 強制的にベント弁の開操(3 号機)
作を行うことができる。

作動空気・ＩＡ喪失により仮設コンプレッサーを 専用の駆動用空気ボンベ用意したが，別途接続治具が必要であ を現場に常設する。
った。(1 号機)・駆動用空気の残圧不足により，ベント
弁の開状態の維持が困難であった。(2，
3 号機)

-307-

別紙１１

銀ゼオライトの劣化要因と対策について

よう素フィルタの吸着材として使用する銀ゼオライトは，高湿度ならびに光照
射の環境に長期間晒されると，変質してよう素除去性能が低下する。
そのため，フィルタ装置とよう素フィルタの間に圧力開放板を設置し，待機時にフィルタ装置のスクラバ水に起因する湿分がよう素フィルタ内に侵入することを防止し，さらに待機時には，よう素フィルタ内は窒素で置換する。また，よう素フィルタはステンレス鋼製の容器とし，よう素フィルタ内に充填される銀ゼオ
ライトに光が照射されないようにする。
このような対策により，よう素フィルタの吸着材として使用する銀ゼオライトの劣化を防止する。
なお，フィルタ装置とよう素フィルタの間に設置する圧力開放板は，格納容器
ベントの障害とならないよう，格納容器ベント時の格納容器圧力と比較して十分小さい圧力にて開放するように設定する。（開放圧力は 100kPa[gage]に設定）
主排気筒
6号炉

RE

放射線モニタ

※6号炉と7号炉で設置箇所が異なる

圧力開放板

パージ用排風

Ｎ2ベントライン
H2 E

水素濃度計

AO

原子炉建屋区域・タービン区域
換気空調系へ

ボンベ
AO

7号炉

非常用ガス処理系へ

RE

ボンベ

放射線モニタAO

・・
AO

ドライウェル・
N2 供給ライン

よう素
フィルタ
N2 ベントライン

圧力開放板

遠隔操作

ボンベ
MO

力
容
器

フィルタ
装置

MO

AO

原
子
炉
圧

AO

ボンベ
MO

・
サプレッション・
チェンバ

AO

AO

原子炉建屋

第1図

原子炉建屋

二次格納施設格納容器圧力逃がし装置-308-

よう素フィルタ設備系統図

Ｎ2供給ライン別紙１２

金属フィルタの液滴除去性能について

格納容器ベントを実施すると，スクラバ水には多量の放射性物質が捕捉される一方，スクラバ水の一部はエントレインメントにより液滴となってスクラバ
水より浮遊する。当然ながら，液滴にも放射性物質は含まれることから，放射性物質の環境への放出量を抑制するためには，スクラバの後段に設置された金属フィルタにより，このスクラバ水の液滴を除去することも重要となる。
フィルタ装置に設置される金属フィルタは第 2.2.1-7 図に記載の通り 3 層構造となっている。そのうち，1 層目と 3 層目にはφ30μm の金属繊維からなるウ
ェブを設置しており，このウェブの層はスクラバ水の液滴を除去するデミスタの機能を有している。
金属フィルタの液滴の除去性能は，下記の試験にて確認している。
【金属フィルタ液滴除去性能試験】
第1表

金属フィルタ液滴除去性能試験条件一覧表

項目

条件

試験装置

・４ｍ高さ試験装置

試験ガス

・空気（エアロゾルは送気しない）

ガス流量

・超過流量相当
・２Ｐｄ相当流量・１Ｐｄ相当流量
・最少流量相当

粒子計測位置

評価方法

・試験装置入口
・水スクラバ通過後（金属フィルタ入口）
・金属フィルタ出口
・水スクラバ通過後（金属フィルタ入口）及び金属フィルタ出口の空気中の粒子（液滴）を比較することで，金属フィルタの液滴除去性能を確
認

-309-

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。

第1図

試験概要図（金属フィルタ液滴除去性能試験）

これらの試験の結果，各流量における粒子（液滴）の個数と粒径分布は以下の通りとなった。

第2図

計測結果（最小流量相当）

第3図

計測結果（1Pd 相当流量）

第4図

計測結果（2Pd 相当流量）

第5図

計測結果（超過流量相当）-310-

全ての流量ケースにおいて，金属フィルタ出口側においては，殆ど粒子が検出されておらず，金属フィルタの液滴除去性能は非常に高いことを確認した。
また，スクラバ水に水溶性のエアロゾルが捕捉されている状態を模擬するため，スクラバ水に水溶性の硫酸カリウム（K2 SO4）を 0.1wt%溶解した状態で，同様の試験を実施した。なお，試験流量については，最小流量相当と 2Pd 流量相
当の２ケースにて実施した。

第6図

計測結果（最小流量相当）

第7図

計測結果（2Pd 相当流量）

スクラバ水に水溶性の硫酸カリウム（K2SO4）を添加した状態においても，金属フィルタ出口側においては，殆ど粒子が検出されないことを確認した。
一方，この試験時に金属フィルタの差圧を計測していたが，試験開始時と終了時おいて差圧に変化はなかった。（第２表参照）
なお，金属フィルタは構造検討段階において，実機と同様の３層構造で，実機と同じ材料（φ30μm のウェブとφ2μm の金属繊維焼結シート）を用いたφ75mm，高さ 500mm（実機はφ150mm，高さ 1000mm）の金属フィルタを製作し，その金属フィルタを水没させてから取り出し，すぐに差圧を計測する試験を行っている。この試験においても差圧が即座に回復する構造を見いだし，実機の金属フィルタの構造に採用している。そのため，フィルタ装置の金属フィルタは
非常に水はけが良く，金属フィルタに水が付着しても，金属フィルタの差圧に関して問題はない。

-311-

第2表
スクラバ水
の状態

水

硫酸カリウム添加

金属フィルタ差圧計測値一覧
金属フィルタ差圧[kPa]

流量

試験開始時

試験終了時

最小流量相当0.7

0.7

1Pd 相当流量1.9

1.9

2Pd 相当流量2.2

2.2

超過流量相当2.7

2.7

最小流量相当0.7

0.7

2Pd 相当流量

2.2

2.2

-312-

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。

別紙１３

フィルタ装置からの放射性物質の再浮遊について

■

水スクラバ
水スクラバに捕捉された放射性物質は，以下のメカニズムにより再浮遊する可能性がある。
（水スクラバの放射性物質再浮遊メカニズム）① エントレインメントによる飛沫の浮遊② よう素イオンが放射線照射により無機よう素となり浮遊
このうち①のエントレインメントによる飛沫については，『 別紙１２ 金属フィルタの液滴除去性能について』にて示す通り，水スクラバの後段に設置されている金属フィルタによりベントガスから除去することが可能な構成となっている。
そのため，水スクラバより放射性物質を含んだ飛沫が発生したとしても，液滴除去性能を有する金属フィルタによって，放射性物質が環境へ放出されることを防止する設計としている。
また，②のよう素イオンの放射線照射による無機よう素の生成については，ス
クラバ水がアルカリ性に保たれていれば生じないことを，下記の試験にて確認している。スクラバ水の pH は，無機よう素の DF 捕捉性能を維持するため以上としている。そのため，スクラバ水は常にアルカリ性となっていることから，放射性照射によるよう素イオンからの無機よう素の生成は生じない。
以上より，水スクラバにて捕捉された放射性物質の環境への放出は生じないと考える。
また，フィルタ装置使用後は，スクラバ水を格納容器に移送することで，放射性物質がフィルタ装置から環境へ放出されるリスクの更に低減する。

-313-

（無機よう素再浮遊試験）
I-（よう素イオン）は照射下で酸化種 OH・ラジカルあるいは H 2O2 によって酸化され，I2（無機ヨウ素）および HIO，さらに IO3-になる。一方，生成した I 2，HOI
及び IO3 -は還元種（eaq-、H）との反応によってもとに戻ると同時に，I 2 は加水分解する。I2，HOI 及び IO3-は酸化種過剰の場合に応じて溶液内に残留するようになる。
■酸性環境下における反応式
I- + HOI
I2 + OH ■アルカリ性環境下における反応式
2I- + H2O2
I 2 + 2OH3I2+6OH- → 5I-+IO3 -+3H2O
そのため，スクラバ水がアルカリ性に確保されていれば，よう素イオンから生成された無機よう素は，再びよう素イオンに戻るため，スクラバ水から無機よう
素が再浮遊することはない。
今回，下記の第１図のに示す試験装置にて，放射線照射環境下におけるよう素
イオンの挙動と溶液の pH の影響を確認する試験を実施した。

第１図

照射下よう素イオン挙動確認試験装置図-314-

第１図に示す通り，放射線照射室に置かれた加温容器の中に，CsI を溶解し，pH を調整した後に，高温状態としつつ，空気ボンベによりバブリングを行った状
態で放射線を照射する。加温容器からの排気は鉛遮蔽内に設置した空容器，ならびに捕集容器内のよう素吸収液を通気することで，排気に含まれるよう素を回収する構成となっている。
試験開始前の加温容器内のよう素量と，試験開始後の加温容器内，空容器内，捕集容器内,ならびに配管部のよう素量を比較することで，加温容器からのよう素の再浮遊の有無を確認した。
加温容器内の初期のよう素量を 6.5mg（CsI：1×10-4[mol/l]），pH を 4,7,10 の3 ケース，加温容器の温度を 90℃とし，積算放射線量約 18[kGy]を照射した後の各部のよう素量を確認した結果，第１表の通りとなった。
第１表

照射下よう素イオン挙動確認試験結果

第１表より，アルカリ性であれば，よう素イオンを含む溶液に放射線を照射したとしても，よう素の浮遊は生じないことが確認できた。
そのため，スクラバ水からのよう素イオンの浮遊を防止するため，スクラバ水
はアルカリ性に保つ必要がある。

-315-

■

金属フィルタフィルタ装置を使用すると，金属フィルタは捕捉した放射性物質の崩壊熱により発熱する。もしも，金属フィルタの温度が捕捉した放射性物質の融点よりも高くなってしまうと，捕捉した放射性物質が金属フィルタより再浮遊してしまう恐れがある。そのため，金属フィルタの温度は，金属フィルタに捕捉された放射性物質の融点以下である必要がある。
フィルタ装置使用中は，金属フィルタにはベントガスが通気されることから，
金属フィルタに捕捉された放射性物質の崩壊熱は除去される。一方，フィルタ装置使用後においては，ベントガスによる熱の除去はできないことから，金属フィルタの温度は上昇する。そこで，フィルタ装置使用後におけるフィルタ装
置金属フィルタ部の温度評価を行った。
まず，有効性評価シナリオ（大 LOCA＋SBO＋ECCS 機能喪失，D/W ベント）における，金属フィルタに捕捉される放射性物質の崩壊熱を評価する。本シナリ
オにてフィルタ装置に流入する粒子状放射性物質の総崩壊熱は約 9.3kW となる。
また，粒子径の分布は第 2 図の通りである。

確率密度関数0.3

確率密度[-/μm]

0.25

確率密度関数

0.2
0.15
0.1
0.05
0
0.1

1

10

100

空気動力学径[μm]第2図

エアロゾル粒子径分布（大 LOCA＋SBO＋ECCS 機能喪失，D/W ベント）

第 2 図の粒子径分布に対して，『別紙６ ６．水スクラバ単体の性能』にて示した水スクラバの DF のうち，保守的に最小流量相当の DF 性能線を用いて，(1)式により水スクラバのオーバーオールの DF を算出すると，水スクラバの DF は
23 となる。
(1)
DF(Dp)は，粒径 Dp における水スクラバの DF
M(Dp)は，フィルタ装置に流入する粒径 Dp のエアロゾルの総質量

そのため，水スクラバの後段に設置する金属フィルタに捕捉される崩壊熱は-316-

9.3/23=0.41kW となる。
そこで，金属フィルタ部の温度評価を実施する際の金属フィルタ捕捉崩壊熱を，0.41kW に対して，放射性物質の不均一な付着等を考慮しても十分保守的な
5kW に設定する。
上記の通り，金属フィルタに捕捉される崩壊熱 5kW にて，まず金属フィルタ
部の温熱解析を実施する。温熱解析には STAR-CCM+（ver.8.04.010）を用いた。
なお，STAR-CCM は第 4 表に示す通り，原子力産業にも広く利用されている解析
コードである。
なお，フィルタ装置使用後においても，スクラバ水に捕捉された放射性物質の崩壊熱によりスクラバ水が蒸発し，金属フィルタ部においてガスの流れは生じるが，ここでは保守的にスクラバ水の給水のタイミングを想定し，スクラバ
水の蒸発が発生していない状態の評価を実施した。
【温熱解析条件】
第2表

フィルタ装置温熱解析条件一覧表

項目

条件

評価コード

・STAR-CCM+（ver.8.04.010）

設定条件

・乱流モデル：Realizable K-ε・状態方程式：理想気体・圧縮性：考慮・重力：考慮
・気体の種類：水蒸気・定常フィルタ装置内圧力
フィルタ装置周囲温度
スクラバ水沸騰
スクラバ水温度
フィルタ装置容器
フィルタ装置保温
金属フィルタ
捕捉崩壊熱・大気圧（フィルタ装置使用後を想定）
・65℃
・無し
・100℃
・材質：SUS316L
・厚さ：30mmm
・有り
・材質：ケイ酸カルシウム保温材
・厚さ：50mm
・5kW

-317-

第3図

解析モデル

第 2 表の解析条件ならびに第 3 図の解析モデルにて評価を実施したところ，
金属フィルタ捕捉崩壊熱 5kW の場合の金属フィルタ部最高温度は，約 185℃となった。

第 4 図 解析結果(金属フィルタ捕捉崩壊熱 5kW)
一方，金属フィルタは第 5 図の通り，小粒径の粒子を捕捉する焼結シートの-318-

前後に，大粒径の粒子やスクラバ水の飛沫を捕捉する金属繊維からなるウェブを設置した構造となっている。

第5図

金属フィルタ構造図

第 2 図の解析モデルは焼結シートのみをモデル化したものであり，ウェブについてはモデル化されていない。しかしながら，ウェブは空気を多く含む金属繊維であることから，ある程度の断熱効果があると考えられる。そこで，半径方向１次元の定常熱伝導評価式により，ウェブに挟まれた焼結シートの温度評
価を実施した。
評価の条件を第 3 表に示す。

-319-

第3表

定常熱伝導条件一覧表

項目
評価式

条件
・半径方向１次元 定常熱伝導評価式

金属フィルタ
捕捉崩壊熱

・5kW

金属フィルタ
捕捉部位

・全ての放射性物質が焼結シートに付着しているとする（ウェブには付着していない）

金属フィルタ
周囲温度・185℃

ウェブ熱伝導率

・保守的に水蒸気の熱伝導率を適用（ステンレス製のウェブによる熱伝導率を考慮しない）
・水蒸気の熱伝導率は，金属フィルタ周囲温度の値を適用（温度が低い方が，熱伝導率が小さく保守的であるため）・0.032W/(m・K)（185℃における水蒸気の熱伝導率）

金属フィルタ
設置本数
金属フィルタ
表面積・128 本・0.36m 2

第 3 表の条件により評価した結果，ウェブに挟まれた焼結シートの温度は，下記の通りとなった。
【ウェブを考慮した場合の焼結シートの温度】
金属フィルタ発熱量=5×10 3/128=39.1W
金属熱流束（片面）=39.1/2/0.36=54.3W/m2
金属フィルタ厚さ方向温度差=54.3×11.45×10-3×0.032=19.5℃
焼結シート部温度=185+19.5=204.5℃
なお，フィルタ装置使用時に格納容器から飛来する放射性物質のうち，高揮
発性の水酸化セシウムの融点は約 272℃である。そのため，金属フィルタに捕捉される放射性物質の崩壊熱が 5kW の場合，金属フィルタ焼結シートの温度は放射性物質の融点以下となり，捕捉された放射性物質が再浮遊する恐れはない。
よって，大 LOCA＋SBO＋ECCS 機能喪失シナリオの D/W ベントを考慮したとしても，金属フィルタに捕捉された放射性物質の再浮遊は生じないと考える。

-320-

第4表

STAR-CCM+ ，STAR-CD の原子力産業における使用実績

-321-

別紙１４

水スクラバにて考慮する荷重と評価結果

フィルタ装置の水スクラバにおいては，ベント開始時にスクラバ配管内にたまっていた水のクリアリングによる噴流により，フィルタ装置の内部構造物に大きな荷重がかかる。そこで，このクリアリング荷重によるフィルタ装置内部構造物に発生する応力を評価した。なお，保守的に地震荷重（基準地震動 Ss）ならびに自重による荷重も組み合わせて評価を実施した。
（１）クリアリング荷重の評価
クリアリング荷重を評価するため，まずスクラバノズルからの水の噴射速度を算出する。ダルシー・ワイスバッハの式より，スクラバノズルからの水の噴射速
度は以下のように算出できる。

ここで，P i，Po ，ρ，ζは，以下の通り設定した。
■ Pi=0.72MPa(abs)
Pi はベント開始時のスクラバ配管内の圧力であり，保守的に格納容器の最高
使用圧力の２倍の圧力である 0.72MPa(abs)とする。実際は，格納容器からフィルタ装置に至る配管の圧力損失により，スクラバ配管内の圧力は格納容器の圧力以下となる。
■ Po=0.01MPa(abs)
P0 は噴射直後の圧力であり，保守的に大気圧である 0.10MPa(abs)とする。実際は，スクラバ水の水頭圧力が作用するため，大気圧以上となる。
■ ρ=1000kg/m 3
ρは水の密度であり，1000kg/m3 とする。
■ ζ=3.05
ζは圧力損失係数の総和であり，保守的にスクラバ配管から一番近いノズルまでの配管の圧力損失係数とする。

-322-

また，噴射速度から，力積の式を用いてスクラバノズルにおける荷重Ｆを算出した。

ここで，スクラバノズルの断面積Ａは，一つのノズルに Φ5mm の穴が 50 個設置
されており,スクラバノズルは全部で 140 本設置されていることから，(6)式の通り算出される。
よって，スクラバノズル 1 本当たりの荷重は以下の通りとなる。

また，スクラバ配管の 400A エンドキャップにかかるクリアリング荷重について評価する。
まず，400A 配管の水の流速を求める。400A 配管の流速は，スクラバノズルの断面積比より，以下の通り算出することができる。

また，噴射速度から，力積の式を用いてスクラバノズルにおける荷重Ｆを算出
した。

-323-

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。

よって，400A 配管エンドキャップに加わる荷重は以下の通りとなる。

（２）フィルタ装置内部構造物応力評価
フィルタ装置の FEM モデル（第１図）を作成し，式(7)(10)で算出されたクリア
リング荷重，ならびに基準地震動 Ss による地震荷重を負荷し，各部に発生する応力を算出した。応力の評価には，汎用構造解析コード FINAS v21.0 を用いた。また，健全性評価に当たり，許容応力は第 1 表に示す供用状態 D の値を用いた。

第1図

フィルタ装置 FEM 解析モデル
第1表

許容応力一覧

-324-

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。

以上の条件のもと評価を実施したところ，第２表ならびに第３表の通りとなり，発生応力が許容応力以下となっていることを確認した。そのため，フィルタ装置
内部構造物は，クリアリング荷重・地震荷重・自重による荷重が重畳した場合においても，健全性を確保することが可能である。
第2表

評価結果一覧表①※発生応力の内圧，σ（自重），σ(水の噴射反力)，σ（耐震）は小数点以下第 1 位で四捨五入，発生応力のσ（合計）は小数点以下第 1 位で切上げ，許容値は小数点以下第 1 位で切捨て，裕度は小数点以下第 2 位で切捨てを実施。これらはすべての評価が完了後に実施している。

第2図

応力発生点①-325-

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。

第3表

評価結果一覧表②※発生応力の X，Y，Z，M は小数点以下第 1 位で四捨五入，発生応力の合計は小数点以下第 1 位
で切上げ，許容値は小終点以下第 1 位で切捨て，裕度は小数点以下第 2 位で切捨てを実施している。なお，これらはすべての評価が完了後に実施している。

第3図

応力発生点②

-326-

第4表

FINAS の原子力産業における使用実績

-327-

別紙１５
■

よう素フィルタからの放射性物質の再浮遊について

放射線照射による再浮遊よう素フィルタの銀ゼオライトに捕捉されたよう素は，捕捉した放射性核種による放射線の照射を受ける。ここで，一旦銀ゼオライトに捕獲されたよう素が放射線照射下において安定的に保持できるのかを確認するため，有機よう素を吸着した銀ゼオライトに対して放射線を照射したものと，放射線を照射していないものとを比較し，放射線照射によるよう素の離脱の有無の確認を行った。
まず，よう素フィルタの銀ゼオライトが吸収する放射線量について，以下の第１表の条件にて評価を行った。
第1表

銀ゼオライト吸収放射線量評価条件

項目条件

対象プラント・ABWR

事故シナリオ・シナリオレス（圧力容器から格納容器内に CsI が 100％放出すると想定）

格納容器 pH 制御

・格納容器の pH 制御は無し

ベントタイミング

・出力停止後１時間後（線量を保守的に算定するための仮定）
・よう素フィルタに蓄積したよう素（有機よう素，無機よう素）及びよう素が崩壊し対象線源て生成したキセノン。放射線としてはガンマ線及びベータ線を考慮
・有機よう素＝0.04，無機ヨウ素＝0.91×0.5（格納容器への沈着）×0.01（スプレ
格納容器外への放出割合

イによる除去）×0.1（S/C での除去）
・D/W ベントの場合も，無機ヨウ素は少なくとも一度は S/C スクラビングを受けるものと考えられるため，S/C での除去も考慮する

フィルタ装置の DF・無機よう素，有機よう素＝1（除去されない）

よう素フィルタの DF

・無機ヨウ素，有機よう素＝∞（全て除去される）

線源分布
評価時間

・よう素フィルタの吸着材全体に均一に吸着されると想定
・10 万時間（積算値がほぼ変化しなくなるまでの時間）
・ORIGEN2 コードにてよう素フィルタに蓄積したよう素，キセノンの放出エネルギ（崩評価方針壊熱）の時間変化を評価し，この放出エネルギが全量よう素フィルタに充填される
銀ゼオライト全量で 100％吸収されたとして，吸収線量を評価（系外への漏えい無し）

第 1 表の条件にて，よう素フィルタに充填される銀ゼオライトに吸収される
累積放射線量を評価したところ，銀ゼオライト 1g 当たり 20kGy との結果となった。
上記の評価結果を踏まえ，第 2 表の条件にて銀ゼオライトの放射線照射試験を実施した。また，試験設備の概略構成図を第 1 図に示す。

-328-

第2表

銀ゼオライト放射線照射試験条件

項目
供試体
照射線量

条件
・有機ヨウ素吸着済みの銀ゼオライト（１サンプル１ｇ）
・有機ヨウ素を性能破過するまで吸着した・累積照射線量：4.1kGy，18.9kGy，28.4kGy
・照射線量率：1.02Gy/h，1.05Gy/h，1.08Gy/h

試験温度

・150℃

分析装置

・SEM/EDX

第1図

第2図

試験設備概略構成図

試験サンプル，保護容器-329-

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第3図

放射線照射設備

第 2 表の条件にて，有機よう素吸着済みの銀ゼオライトに放射線を照射したものと，放射線を照射していないものに対して成分分析を実施したところ，
第 3 表の通りとなった。また，放射線照射量とよう素・銀の濃度比の関係は
第 4 図の通りとなった。これらの結果より，放射線照射の有無，累積放射線量の大きさに関わらず，よう素と銀の濃度比はほぼ一定であった。そのため，放射線照射により，銀ゼオライトに捕捉されたよう素の再揮発は生じないと考えられる。
第3表

成分分析結果-330-

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第4図

累積放射線量とよう素・銀濃度比の関係-331-

別紙１６ 格納容器圧力逃がし装置の弁選定の考え方
格納容器圧力逃がし装置を使用するためには，第 1 図に示す通り，一次隔離弁，二次隔離弁，フィルタ装置入口弁の合計３つの弁が「開」となる必要がある。一次隔離弁とフィルタ装置入口弁には空気駆動弁（AO 弁），二次隔離弁には電動駆動弁（MO 弁）を選定している。それぞれの弁の駆動方式・弁の状態（NC（通常状態「閉」；Normal Close），NO（通常時「開」；Normal Open），FC（電源喪失時「閉」；Failure Close），FO（電源喪失時「開」；Failure Open））及び採用理由について第 1 表に示す。
一方，二次隔離弁については，単一故障により格納容器圧力逃がし装置，ならびに耐圧強化ベントともに機能を喪失し，格納容器ベントが実施できなくなる。そのため，格納容器減圧機能の信頼性を向上されるため，二次隔離弁をバイパスする二次隔離弁バイパス弁を設置する。なお，二次隔離弁バイパス弁は手動駆動弁（HO 弁）とする。

主排気筒

6号炉

RE

放射線モニタ

AO

圧力開放板
H2 E

Ｎ2ベントライン
PI

7号炉
H2E

MO

ボンベ

PT

圧力計
RE

〔Ｆ．Ｃ〕

非常用ガス処理系
排風機へ

二次隔離弁
MO

放射線モニタ

〔Ｆ．Ｏ〕

遠隔操作

原子炉区域運転階より

圧力開放板

③

ボンベ

・

・

AO

〔Ｆ．Ｏ〕

遠隔操作

〔Ｆ．Ｃ〕

・

オリフィス

PT

差圧計

水位計

フィルタ
装置

DP

①

原
子
炉
圧
力
容
器

Ｆ１０２
ド
レ
ン
タ
ン
ク

LT

Ｆ０１９

サプレッション・
チェンバ

②

ボンベ

遠隔操作

AO

Ｆ０２２

一次隔離弁
pH

ボンベ

非常用ガス処理系
排風機より

Ｆ０２０
Ｆ２１１
二次格納施設MO

二次隔離弁バイパス弁
MO

ドレン
移送ポンプ
流量計

⑤

〔Ｆ．Ｃ〕

ｐＨ計

Ｆ５０２Ｂ

遠隔操作
遠隔操作

MO

水位計

Ｆ５０１

遠隔操作

Ｆ０７０

AO

〔Ｆ．Ｃ〕

LＳ

Ｆ５０２Ａ

MO

・
原子炉建屋

Ｆ２０９

AO

AO

よう素
フィルタ

Ｎ2ベントライン

FE

Ｆ００１

〔Ｆ．Ｏ〕

ドライウェル

FE

④

AO

AO
〔Ｆ．Ｃ〕

Ｎ2供給ライン圧力計

フィルタ装置入口弁

原子炉区域よりパージ用排風機
AO

水素濃度計

圧力計

水素濃度計

原子炉区域・
タービン区域〔Ｆ．Ｃ〕
換気空調系排風機へ

MO
MO

MO

可燃性ガス濃度制御系
気水分離器より

Ｆ２１０

第1図

格納容器圧力逃がし装置系統概要と主要弁

-332-

原子炉建屋

Ｎ2供給ライン

第1表
No.

格納容器圧力逃がし装置

弁名称

駆動方式

弁選定理由
選定理由

弁の状態

■格納容器隔離機能の信頼性を高めるた
めには，FC 動作の空気駆動弁が望まし
いこと■全開・全閉の運用であること■苛酷事故時の作業員の弁操作に関する①②

格納容器一次隔離弁（ドライウェル側，サプレ
ッション・チェンバ側）

空気

NC

駆動

FC

労力の低減を図ること（弁駆動空気系の改造により，全電源が喪失した状態においても，二次格納施
外よりボンベの空気を弁駆動部へ供給することにより開操作が可能。労力が非常に小さい）■エクステンションにより，二次格納施
設外からの人力操作も可能であること③

格納容器二次隔離弁

電動駆動■開度調整が必要であることNC■エクステンションにより，二次格納施
設外からの人力操作が可能であること■格納容器圧力逃がし装置の機能信頼性を高めるためには，FO 動作の空気駆動弁が望ましいこと■全開・全閉の運用であること■苛酷事故時の作業員の弁操作に関する④

フィルタ装置入口弁

空気

NO

駆動

FO

労力の低減を図ること（弁駆動空気系の改造により，全電源が喪失した状態においても，二次格納施
外よりボンベの空気を弁駆動部へ供給することにより閉操作が可能。労力が非常に小さい）■エクステンションにより，二次格納施
設外からの人力操作が可能であること■開度調整が必要であること⑤

二次隔離弁バイパス弁

手動
駆動■駆動部の構造が非常にシンプルであNCり，信頼性が高いこと■エクステンションにより，二次格納施
設外からの人力操作が可能であること-333-

別紙１７ 格納容器圧力逃がし装置と他系統との隔離
格納容器圧力逃がし装置は，既設の不活性ガス系と耐圧強化ベントのラインよりフィルタ装置にベントガスを導くが，他の系統・機器とは弁で隔離することで，他の系統や機器への悪影響を防止する設計としている。それぞれの系統における隔離弁の駆動方式等を第 1 表に整理する。各弁の構成については，第 1 図に示す。
第1表

格納容器圧力逃がし装置に接続している他の系統の隔離弁

系統名称系統の隔離弁
一次隔離弁

採用理由

二次隔離弁

■ 既設空気駆動弁（一次隔離弁）
系統の隔離機能が要求される観点から，
換気空調系

①②

空気

NC

手動

駆動

FC

駆動

FC の空気駆動弁が採用されている。
NC■ 新設手動駆動弁（二次隔離弁）
格納容器圧力逃がし装置から換気空調系の隔離を確実にする観点から，手動駆動
弁を新設する。
■ 既設空気駆動弁（一次隔離弁）
系統の隔離機能が要求される観点から，非常用ガス処理系
③④

空気

NC

手動

駆動

FC

駆動

FC の空気駆動弁が採用されている。
NC■ 新設手動駆動弁（二次隔離弁）
格納容器圧力逃がし装置から非常用ガス処理系の隔離を確実にする観点から，手動駆動弁を新設する。
■ 新設空気駆動弁（一次隔離弁）
系統の隔離機能が要求される観点から，耐圧強化ベント

空気

NC

電動

⑤⑥

駆動

FC

駆動

NC

FC の空気駆動弁が採用されている。
■ 既設電動駆動弁（二次隔離弁）
開度調整が可能な電動駆動弁が採用されている。

① ～⑥のいずれの弁も，系統作動時の圧損を減らすよう考慮してバタフライ
弁としており，弁座シール材には EP ゴムを用いている。
弁座シール材に EP ゴムを用いたバタフライ弁においては，格納容器一次隔離弁が晒される環境を模した条件にてシール機能確認試験を実施しており，閉じこめ機能は確保可能であることを確認している。（小型弁試験装置により，EP ゴ
ム弁座シールのバタフライ弁を 0.3MGy の累積放射線量を照射し，PCV 設計圧力の 2 倍の圧力・200℃の蒸気暴露環境に 168 時間晒した状態において，シール機能の健全性を確認する試験を実施）

-334-

主排気筒

6号炉

RE

放射線モニタ

AO

圧力開放板
H2 E

Ｎ2ベントライン

水素濃度計
PI

7号炉

②

MO

圧力計

①
AO

ボンベ
〔Ｆ．Ｃ〕

非常用ガス処理系
排風機へ

MO

④

RE

放射線モニタH2E

原子炉区域よりパージ用排風機

PT

圧力計

水素濃度計

原子炉区域・
タービン区域〔Ｆ．Ｃ〕
換気空調系排風機へ

〔Ｆ．Ｏ〕

遠隔操作

③
AO

ボンベ

AO
〔Ｆ．Ｃ〕

Ｆ００１
AO

原子炉区域運転階より
Ｎ2供給ライン

・

Ｆ１０２
差圧計

水位計

フィルタ
装置

DP

ド
レ
ン
タ
ン
ク

原子炉建屋

Ｆ０１９

サプレッション・
チェンバ

FE

MO
MO

非常用ガス処理系
排風機より

Ｆ０２０
Ｆ２１１
二次格納施設

Ｆ２０９

ボンベ

Ｆ０２２
pH

ｐＨ計

流量計

遠隔操作

AO

〔Ｆ．Ｃ〕

ドレン
移送ポンプ
FE

ボンベ
MO

水位計

Ｆ５０２Ｂ

遠隔操作
遠隔操作

〔Ｆ．Ｃ〕

LＳ

Ｆ５０１

遠隔操作

・

LT

Ｆ５０２Ａ

MO

Ｆ０７０

AO

原
子
炉
圧
力
容
器

Ｎ2ベントライン

PT

⑥
MO

MO

MO

可燃性ガス濃度制御系
気水分離器より

Ｆ２１０

第1図

遠隔操作

〔Ｆ．Ｃ〕

オリフィス

圧力計

⑤

AO

よう素
フィルタ

圧力開放板

AO

〔Ｆ．Ｏ〕

〔Ｆ．Ｏ〕

ドライウェル・・

格納容器圧力逃がし装置系統概要と他系統隔離弁

-335-

原子炉建屋

Ｎ2供給ライン別紙１８ 圧損計算の詳細
1 格納容器圧力毎の圧力損失
1.1 圧力損失・流量の評価
格納容器圧力逃がし装置を流れるガスの流量は，格納容器の圧力に依存し変化する。格納容器圧力逃がし装置使用時，格納容器圧力逃がし装置には格納容器内にて発生する水蒸気量に応じた流量のガスを通気し，格納容器圧力はその流量に応じた圧力にて静定する。
格納容器圧力が 2Pd（620kPa［gage］），1Pd（310kPa［gage］）の際のガスの流量，各部の圧力損失，ならびに事故発生１週間後および１ヶ月後に発生する水蒸気量を通気する際の格納容器圧力，各部の圧力損失を第 1.1－1，2 表に示す。なお，二次隔離弁（MO 弁）については，ベント時は中間開度にて運用することとしている。そのため，二次隔離弁の開度の影響についても考慮することとする。また，各部の圧力勾配について，第 1.1－2，3 図に示す。
なお，これらについては S/C を用いたベントの場合の評価であるが，D/W を用いた場合のベントにおいても，ほぼ同じ評価結果となる。
（S/C 取出口～S/C・
D/W 合流部と D/W 取出口～S/C・D/W 合流部の配管口径は同一であり，ルート長さに大きな違いはないため）

S/C・D/W 合流部

ドライウェル

開度調整弁

AO

原
子
炉
圧

オリフィス

MO

圧力開放板

圧力開放板

AO

力
容
器

フィルタ装置よう素フィルタ

よう素フィルタ入口配管 よう素フィルタ出口配管

AO

サプレッション・
チェンバ

フィルタ装置入口配管

第 1.1－1 図

放出口

フィルタ装置 よう素フィルタ

格納容器圧力逃がし装置-336-

主ライン概略構成図

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第 1.1－1 表（６号炉）格納容器圧力に対するガス流量と各部圧力損失
各部圧力損失（kPa）

二次

格納容器圧力ガス流量
隔離弁開（kPa[gage]）

よう素（kg/s）

フィルタ装

フィルタ

置入口配管

装置

度

よう素
よう素

フィルタ

フィルタ
フィルタ

入口配管

第 1.1－2 表

出口配管（７号炉）格納容器圧力に対するガス流量と各部圧力損失
各部圧力損失（kPa）

二次

格納容器圧力ガス流量
隔離弁（kPa[gage]）

よう素（kg/s）

フィルタ装

フィルタ

置入口配管

装置

開度

フィルタ

※１，２

フィルタ
フィルタ

入口配管

※３
※４

よう素
よう素

出口配管

フィルタ装置，よう素フィルタの圧力損失については，最大流量時に想定される圧力損失値を，保守的に全評価ケースに適用
事故発生１週間後に格納容器内にて発生する蒸気量
事故発生１ヶ月後に格納容器内にて発生する蒸気量-337-

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第 1.1－2 図（６号炉）格納容器圧力逃がし装置 各部圧力勾配

第 1.1－3 図（７号炉）格納容器圧力逃がし装置 各部圧力勾配

第 1.1－1，2 表に示す通り，フィルタ装置，よう素フィルタに非常に保守的な圧力損失を見込んだとしても，事故発生１週間後，１ヶ月後に格納容器内において発生する蒸気全量を通気し，格納容器の減圧状態を維持することが可能である。
なお，格納容器圧力逃がし装置の系統における各部圧力損失のうち，ガスの流量に関連しないものは水スクラバ部の水頭圧のみである。それ以外のものは，-338-

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ガス流量が小さいほど圧力損失も小さくなる（ガス流量が 0 であれば，圧力損
失も 0 となる）。そのため，格納容器の圧力がスクラバ水の水頭圧以上であれば，格納容器圧力逃がし装置のガスの通気は可能である。
1.2 フィルタ装置，よう素フィルタの圧力損失【フィルタ装置】
1.1 の評価において，フィルタ装置の圧力損失としては，スクラバ部圧力損
失，スクラバ水頭圧，金属フィルタ圧力損失を考慮している。水スクラバ部については最大流量時の圧力損失，スクラバ水頭圧については設計上の許容最大スクラバ水位時における水頭圧，金属フィルタ部については
設計上の許容最大圧力損失を考慮している。
水スクラバ部ならびに金属フィルタ部については，流量が低下すれば圧力損失も低下するが，1.1 では保守的に最大流量時の圧力損失に固定して評価を実施している。また，金属フィルタ部の圧力損失は，想定されるエアロゾル負荷量（大 LOCA＋全 ECCS 機能喪失＋SBO，S/C ベント時のエアロゾル負荷量）に対して十分な裕度を持った設計としており，最大流量時においても許容最大圧力
損失には到達しないことを確認している。
なお，各圧力損失値の評価には，実機のスクラバ，金属フィルタを用いた当社ＦＶ試験設備にて取得した圧力損失データを用いている。
【よう素フィルタ】
1.1 の評価において，よう素フィルタの圧力損失としては，吸着塔の圧力損失を考慮しており，最大流量時の圧力損失を考慮している。吸着塔の圧力損失は，流量が低下すれば圧力損失も低下するが，ここでは保守的に最大流量時の圧力損失に固定して評価を実施している。
なお，圧力損失値の評価には，実機の吸着塔を用いた当社のよう素フィルタ
試験設備にて取得した圧力損失データを用いている。
2

設計の意図
格納容器圧力逃がし装置の系統設計の意図は，格納容器圧力が 2Pd（620kPa［gage］）の際に，31.6kg/s の蒸気を排出可能であることである。
（格納容器減圧という目的に対して，十分な容量を持つこと）
系統設計としては，これを満足するよう，配管ルート，配管口径，オリフィ
ス径等の設定をしている。
フィルタ装置，よう素フィルタについては，この系統設計により評価される
ガス条件において性能が満足できるよう，設計している。

-339-

別紙１９ 格納容器圧力逃がし装置と他系統との隔離について
1 他系統の接続位置
格納容器圧力逃がし装置には，排気経路に非常用ガス処理系，換気空調系ならびに耐圧強化ベント系が接続されている。非常用ガス処理系と換気空調系との接続箇所は，第 1 図に示す通り一次隔離弁と二次隔離弁の間となっている。また，耐圧強化ベント系は二次隔離弁とフィルタ装置入口弁との間に接続され，耐圧強化ベント系には非常用ガス処理系が接続されている。また，格納容器圧力逃がし装置とそれぞれの系統を隔離する弁は各２弁ずつ設置し，格納容器圧力逃がし装置使用中に，格納容器圧力逃がし装置と確実に隔離できるようにし，ベントガスに含まれる水素が原子炉建屋に回り込むことを防止する設計としている。
非常用ガス処理系
換気空調系
排風機へ
パージ用排風機へ

ドライウェル

AO

②

④

原
子
炉
圧
力
容
器

AO

③

AO

①

オリフィス

MO

圧力開放板

圧力開放板

AO

フィルタ装置よう素フィルタ

格納容器圧力逃がし装置放出口（原子炉建屋頂部）

AO

⑤

AO

耐圧強化ベント放出口（主排気筒）

MO

サプレッション・
チェンバ

⑥ MO

非常用ガス処理系
排風機より

第1図

格納容器圧力逃がし装置

接続他系統概略構成図

２

格納容器圧力逃がし装置運用時に他系統隔離弁が受ける負荷
炉心損傷後に格納容器圧力逃がし装置を運用する場合，まず二次隔離弁を「調整開」とし，次に一次隔離弁を「開」とすることで，格納容器ベントを開始する。
そのため，格納容器圧力逃がし装置に接続される非常用ガス処理系，換気空調系，ならびに耐圧強化ベント系と格納容器圧力逃がし装置を隔離している弁は，一次隔離弁を「開」操作し，格納容器ベントを開始するタイミングで，ベントガスと接することとなる。
ここで，格納容器圧力逃がし装置と他系統を隔離している弁の部分におけるベントガスの温度・圧力は，格納容器から当該弁までの配管部におけるエネルギ損
失により，格納容器の温度・圧力よりも小さな値となる。大 LOCA+SBO+ECCS 機能喪失シナリオにおける格納容器の温度・圧力の推移は第 2，3 図の通りとなる。
第 2 図より，格納容器の温度はベント開始後 200℃以下となる。そのため，格
納容器圧力逃がし装置と他系統を隔離している弁が晒される温度も 200℃以下となる。また，第 3 図より，格納容器の圧力はベント開始直前に PCV の設計圧力の2 倍となるが，ベント開始後は即座に圧力が降下している。そのため，格納容器
圧力逃がし装置と他系統を隔離している弁が晒される圧力も PCV の設計圧力の 2-340-

倍以下となる。

300
ドライウェル

ベント開始

サプレッション・チェンバ

格納容器内温度

格納容器限界温度（200℃）

200

（℃）
100

0
0

12

24

36

48

60

72

84

96

108

120

132

144

156

168

事故後の時間（ｈ）
JOB No.MA404K-7AE--SECS001

第2図

格納容器温度推移（大 LOCA+SBO+ECCS 機能喪失シナリオ）

0.8

ベント開始

ドライウェルサプレッション・チェンバ

格納容器限界圧力（620ｋPa）
格納容器内圧力0.6

0.4（MPa[gage]）

0.2

0
0

12

24

36

48

60

72

84

96

108

120

132

144

156

168

事故後の時間（ｈ）
JOB No.MA404K-7AE--SECS001

第3図

格納容器圧力推移（大 LOCA+SBO+ECCS 機能喪失シナリオ）-341-

一方，格納容器圧力逃がし装置と他系統を隔離する弁は，全て弁シール材に EPゴムを用いたバタフライ弁としている。EP ゴムシール材のバタフライ弁について
は，200℃・PCV 設計圧力の 2 倍の圧力に晒した状態において，シール機能を確保可能であることを確認している。そのため，格納容器圧力逃がし装置と他系統を隔離する弁のシール機能は確保可能である。また，シール機能をより強化するため，各弁のシール材をより耐環境性に優れた改良 EPDM へ変更する。
格納容器圧力逃がし装置と他系統を隔離する弁の駆動方式，状態，圧力クラス，
採用理由について第 1 表にまとめる。第 1 表に記載の通り，格納容器圧力逃がし装置から他系統を隔離する１つめの弁（一次隔離弁）については，事故時に確実に「閉」動作するよう，Failure Close の空気駆動弁を採用している。
また，格納容器圧力逃がし装置と他系統を隔離する弁は，全て圧力クラスを150LB としており，第 4 図に示す通り 200℃・PCV 設計圧力の 2 倍の圧力は，許容圧力を下回る。そのため，200℃・PCV 設計圧力の 2 倍の圧力に対して，耐圧部の強度に問題はない。
以上より，格納容器圧力逃がし装置と他系統を隔離する弁は，晒される環境条件に対して，隔離機能を有すると考える。

-342-

第1表

格納容器圧力逃がし装置に接続している他の系統の隔離弁
一次隔離弁

系統名称

駆動方式
状態

圧力
クラス
[LB]

二次隔離弁
駆動方式
状態

圧力

採用理由

クラス
[LB]

■ 既設空気駆動弁（一次隔離弁）
系統の隔離機能が要求される観点から，FC の空気駆動弁が採用
換気空調系

空気

NC

①②

駆動

FC

150

手動
駆動

されている。
NC

150■ 新設手動駆動弁（二次隔離弁）
格納容器圧力逃がし装置から換
気空調系の隔離を確実にする観点から，通常時「閉」の手動駆動弁を新設する。
■ 既設空気駆動弁（一次隔離弁）
系統の隔離機能が要求される観点から，FC の空気駆動弁が採用

非常用ガス
処理系
③④

空気

NC

駆動

FC

150

手動
駆動

されている。
NC

150■ 新設手動駆動弁（二次隔離弁）
格納容器圧力逃がし装置から非常用ガス処理系の隔離を確実にする観点から，通常時「閉」の手動駆動弁を新設する。
■ 新設空気駆動弁（一次隔離弁）
系統の隔離機能が要求される観

耐圧強化
ベント系
⑤⑥

空気

NC

駆動

FC

150

電動
駆動

点から，FC の空気駆動弁が採用
NC150されている。
■ 既設電動駆動弁（二次隔離弁）
開度調整が可能な電動駆動弁が採用されている。

-343-

4
3.5

1.03MPa圧力級(SCPL1)の許容圧力

圧力（MPa）

3
2.5
2
1.5
1
200℃・2Pd

0.5
0
0

50

100

150

200
温度（℃）

250

300

350

400

第 4 図 150LB 級バタフライ弁の設計上の許容圧力確認結果（出展：JSME 設計・建設規格 2005 年版/2007 追補版）

-344-

３．分岐点から他系統隔離弁までの位置関係及び水素滞留について
6 号炉及び 7 号炉について，格納容器圧力逃がし装置と接続される他系統との隔離弁までの配管口径及び容積等を第 2 表，系統図を第 5 図，鳥瞰図を第 6
図及び第 7 図に示す。
ベント時において，これら他系統と隔離弁までの閉止空間における水素滞留の評価を「BWR 配管における混合ガス（水素・酸素）蓄積防止に関するガイド
ライン（第 3 版）」に基づき実施した。
評価の結果，6 号炉の換気空調系の隔離弁までの配管，及び耐圧強化ベント
系への二次隔離弁及び二次隔離弁バイパス弁までの配管，及び 7 号炉の耐圧強化ベント系への二次隔離弁バイパス弁までの配管については，水平枝管であり閉止端までの長さが短いため，水素が蓄積することはない。
一方，6 号炉及び 7 号炉の非常用ガス処理系の隔離弁までの配管，及び 7 号
炉の耐圧強化ベント系への二次隔離弁までの配管については，水平及び上向きで分岐する組合せ枝管であり閉止端までの長さが長いため，水素が滞留する可能性がある。そのため，ベント時に水素を連続してベントの主ラインに排出させるベントラインを設置し，水素が蓄積することのない設計とする。
また，7 号炉においては，W/W ベント時に D/W 側一次隔離弁までの配管合流部において水素が滞留する可能性がある。そのため，W/W ベント時に水素を連続してベントの主ラインに排出させるベントラインを設置し，水素が蓄積することのない設計とする。一方で６号炉については， W/W ベント時においては配管合流部より D/W 側一次隔離弁, D/W ベント時においては配管合流部より
W/W 側一次隔離弁までが水平枝管（下り勾配）であるため，水素が蓄積することはない。
上記を踏まえて，水素滞留防止のために設置するベントラインの設置箇所を
第 8 図～第 10 図に示す。

-345-

第2表
号炉

主ラインから他系統と隔離する弁までの配管口径及び容積等

No

系統

①

換気空調系
耐圧強化ベント系②
6（二次隔離弁）耐圧強化ベント系③（二次隔離弁バイパス弁）④

非常用ガス処理系①

換気空調系
耐圧強化ベント系②
7（二次隔離弁）耐圧強化ベント系③（二次隔離弁バイパス弁）

配管

配管長

容積

口径

(m)

(m 3)

550A

0.7

0.2

対策不要

550A

0.8

0.2

対策不要

550A

2.4

0.6

対策不要

400A

2.0

250A

11.8

0.9

ベントライン設置

550A

1.3

0.3

ベントライン設置

550A

3.1

0.8

ベントライン設置

550A

1.1

0.3

対策不要

対応方針

④

非常用ガス処理系

250A

4.5

0.3

ベントライン設置⑤

D/W ベントライン

550A

9.7

2.3

ベントライン設置

主排気筒

6号炉

RE

放射線モニタ

AO

圧力開放板
H2E

Ｎ2ベントライン

7号炉

MO
〔Ｆ．Ｃ〕

非常用ガス処理系
排風機へ

MO

遠隔操作
AO

RE

ボンベ

AO

放射線モニタ

H2 E

ボンベ

PT

圧力計

【① 】換気空調系の隔離弁まで

原子炉区域よりパージ用排風機
AO

水素濃度計
PI

圧力計

水素濃度計

原子炉区域・
タービン区域〔Ｆ．Ｃ〕
換気空調系排風機へ

〔Ｆ．Ｏ〕
〔Ｆ．Ｃ〕

Ｆ００１
AO

原子炉区域運転階より【④】非常用ガス処理系の隔離弁まで

Ｎ2供給ライン

よう素
フィルタ

・

Ｆ１０２

差圧計

DP

水位計

LT

フィルタ
装置

ド
レ
ン
タ
ン
ク

Ｆ０１９

サプレッション・
チェンバ

遠隔操作【③】耐圧強化ベント系への隔離弁
ボンベ（二次隔離弁バイパス弁）まで

AO

〔Ｆ．Ｃ〕

Ｆ０２２

MO

pH

MO

ｐＨ計

ドレン
移送ポンプ

ボンベ
MO

水位計

Ｆ５０２Ｂ

非常用ガス処理系
排風機より【⑤】D/W ベントライン

MO

Ｆ０２０
FE

FE

MO

流量計

Ｆ２１１
二次格納施設

Ｆ２０９

遠隔操作

〔Ｆ．Ｃ〕

LＳ

Ｆ５０１

遠隔操作

【②】耐圧強化ベント系への隔離弁
遠隔操作（二次隔離弁）まで

・
原子炉建屋

Ｆ５０２Ａ

MO

Ｆ０７０

AO

原
子
炉
圧
力
容
器

Ｎ2ベントライン

圧力計

遠隔操作

AO
〔Ｆ．Ｃ〕

オリフィス

PT

AO

〔Ｆ．Ｏ〕

〔Ｆ．Ｏ〕

ドライウェル
圧力開放板

・

・

MO

可燃性ガス濃度制御系
気水分離器より

原子炉建屋

Ｆ２１０

第5図

主ラインから他系統と隔離する弁までの配管系統図-346-

Ｎ2供給ライン第6図

主ラインから他系統と隔離する弁までの配管鳥瞰図（６号炉）

第7図

主ラインから他系統と隔離する弁までの配管鳥瞰図（7 号炉）

-347-

第8図

非常用ガス処理系及び換気空調系までの配管隔離弁に対するバイパスラ
インの設置位置図（７号炉）

第9図

D/W ベントラインに対するベントラインの設置位置図（７号炉）-348-

第 10 図非常用ガス処理系までの配管隔離弁に対するベントラインの設置位置図（６号炉）

-349-

４

格納容器圧力逃がし装置運用時における他系統使用との干渉
格納容器圧力逃がし装置と接続する系統は，換気空調系，耐圧強化ベント系，
非常用ガス処理系がある。（第 11 図参照）
格納容器圧力逃がし装置に接続される換気空調系のラインは，通常時のプラン
ト起動・停止時に格納容器内を窒素・空気に置換するためのものであり，事故時に格納容器圧力逃がし装置と同時に使用することはない。そのため，格納容器圧
力逃がし装置使用時に，格納容器圧力逃がし装置と換気空調系を隔離する①②の弁が「閉」であっても問題はない。
格納容器圧力逃がし装置と耐圧強化ベント系は，③④の弁により使用する系統を選択ことができる。また，格納容器圧力逃がし装置と耐圧強化ベント系は同時に使用することはない。
主排気筒

圧力開放板
H2E

Ｎ2ベントライン

7号炉
H2E

② ①

圧力計

耐圧強化ベント系

パージ用排風機

AO

Ｆ７１２

MO

PT

圧力計

水素濃度計

原子炉区域より
〔Ｆ．Ｃ〕

水素濃度計
PI

換気空調系 Ｆ０６８

AO

原子炉区域・
タービン区域換気空調系排風機へ

非常用ガス処理系
排風機へ

Ｆ０６０

MO
AO

RE

放射線モニタ

〔Ｆ．Ｏ〕

AO
〔Ｆ．Ｃ〕

Ｆ００１

・

Ｆ１０２
PT

差圧計

水位計

フィルタ
装置

DP

ド
レ
ン
タ
ン
ク

遠隔操作

原子炉建屋

Ｆ０１９

Ｆ７７８

ボンベ
MO

サプレッション・
チェンバ

Ｆ０８２

Ｆ０９８

遠隔操作

AO

Ｆ７７９

ボンベ

〔Ｆ．Ｃ〕

Ｆ０２２

水位計

MO

pH

MO

ｐＨ計

Ｆ５０２Ｂ

遠隔操作
遠隔操作

〔Ｆ．Ｃ〕

LＳ

Ｆ５０１

遠隔操作

Ｆ０７０

・

LT

Ｆ５０２Ａ

MO

AO

原
子
炉
圧
力
容
器

Ｎ2ベントライン

Ｆ０９２

Ｆ０９９

非常用ガス処理系
排風機より

ドレン

Ｆ０２０
流量計

MO
MO

MO

可燃性ガス濃度制御系

Ｆ２１１
二次格納施設
Ｆ２０９

AO

〔Ｆ．Ｏ〕

〔Ｆ．Ｃ〕

オリフィス

FE

④・

AO

よう素
フィルタ

圧力開放板

FE

・

〔Ｆ．Ｏ〕

ドライウェル

圧力計

ボンベ

③
AO

原子炉区域運転階より
Ｎ2供給ラインボンベ

非常用ガス処理系
遠隔操作

〔Ｆ．Ｃ〕

原子炉建屋

Ｆ２１０

第 11 図

格納容器圧力逃がし装置系統概要と他系統隔離弁-350-

Ｎ2供給ライン格納容器圧力逃がし装置と非常用ガス処理系の使用時における系統構成を第12 図に記載する。第 12 図に記載の通り，非常用ガス処理系使用時は原子炉区域
運転階より原子炉建屋内のガスを吸気し，非常用ガス処理系排風機ならびにフィルタを通した後に主排気筒へ排気する。そのため，非常用ガス処理系使用時には，格納容器圧力逃がし装置に接続される非常用ガス処理系のラインは使用しない。
よって，当該ラインに接続される①②弁については，非常用ガス処理系使用時において「閉」となっていても非常用ガス処理系の機能に影響を与えるものではな
い。
主排気筒

圧力開放板
H2E

Ｎ2ベントライン

7号炉

圧力計

Ｆ０６８

原子炉区域よりパージ用排風機
AO

Ｆ７１２

MO

PT

圧力計

H2E

AO

〔Ｆ．Ｃ〕

水素濃度計
PI

水素濃度計

原子炉区域・
タービン区域換気空調系排風機へ

非常用ガス処理系
排風機へ

MO

② ①

遠隔操作

AO

RE

放射線モニタ

〔Ｆ．Ｏ〕

AO
〔Ｆ．Ｃ〕

ボンベ

Ｆ００１
AO

原子炉区域運転階より
Ｎ2供給ライン

・

Ｆ１０２
PT

差圧計

水位計

フィルタ
装置

DP

ド
レ
ン
タ
ン
ク

原子炉建屋

Ｆ０１９

Ｆ７７８

ボンベ
MO

サプレッション・
チェンバ

Ｆ０９８

Ｆ７７９
〔Ｆ．Ｃ〕

Ｆ０２２

水位計

Ｆ０８２
遠隔操作

AO

ボンベ
MO

pH

MO

ｐＨ計

Ｆ５０２Ｂ

遠隔操作
遠隔操作

LＳ

Ｆ５０１

遠隔操作

〔Ｆ．Ｃ〕

・

LT

Ｆ５０２Ａ

MO

Ｆ０７０

AO

原
子
炉
圧
力
容
器

Ｎ2ベントライン

Ｆ０９９

Ｆ０９２

非常用ガス処理系
排風機より

ドレン
移送ポンプ

Ｆ０２０
流量計

Ｆ２１１
二次格納施設
Ｆ２０９

遠隔操作

〔Ｆ．Ｃ〕

オリフィス

FE

AO

〔Ｆ．Ｏ〕

AO

よう素
フィルタ

圧力開放板

FE

・

・

〔Ｆ．Ｏ〕

ドライウェル

圧力計

ボンベ

Ｆ０６０

〔Ｆ．Ｃ〕

MO
MO

MO

可燃性ガス濃度制御系
気水分離器より

原子炉建屋

Ｎ2供給ライン

Ｆ２１０

第 12 図

格納容器圧力逃がし装置，非常用ガス処理系使用時の系統構成

以上より，格納容器圧力逃がし装置と接続する換気空調系，耐圧強化ベント系，
非常用ガス処理系は，格納容器圧力逃がし装置と接続していることで，その系統の機能に影響を与えることのない設計としている。

-351-

別紙 20配管内面への放射性物質付着量の考え方について
配管内面への放射性物質（エアロゾル）の付着量を設定するにあたっては，
NUREG/CR-4551 を参照し，付着量を設定する主要なパラメータとして沈着速度に着目して，配管内面への沈着割合を検討した。
NUREG/CR-4551“Evaluation of Severe Accident Risks: Qualification ofMajor Input Parameters MACCS INPUT”*1 は，環境拡散評価（MELCOR Accident
Consequence Code System: MACCS 計算）についての文献となっており，その評価には，エアロゾル粒子径，エアロゾル粒子密度，対象物の表面粗さで沈着速度を整理した Sehmel のモデルが用いられている。
この Sehmel の沈着速度モデルに基づき，配管内面の表面粗さ 0.001cm（10μm）と粒子密度 4g/cm3 を想定した，PCV より放出される粒子径ごとの沈着速度（第 1図参照）を用いて配管内面への沈着割合（エアロゾルの沈着速度と配管内のベントガス通過時間から算出された，流れているベントガス中のエアロゾルが壁面に到達する割合）を以下の通り評価した。

第1図

エアロゾル粒子径と沈着速度の関係- 352 -

第 1 図に基づき，各粒径ごとの沈着速度を設定する。

粒径；D

第 3.2.2.1－2 図に基づ
き，粒径分布の確率密度（P(D)）を算出する。

確率密度［－］

沈着速度；v(D)

評価条件は，ABWR（６号炉及び７号炉）を対象として，配管長さ 100m，配管内径 400mm，2Pd および最小流量で排気される蒸気流量，を適用する。また，考慮する粒子径分布は「大破断 LOCA＋全交流動力電源喪失＋全 ECCS 機能喪失
（D/W ベント）」（第 3.2.2.1－2 図）に基づくものとした。
これらの条件から，100m の配管をベントガスが通過する時間を算出し，その時間に粒径ごとの沈着速度を乗じて，ベントガス通過時間中に配管内面方向にどれだけのエアロゾルが移動するかを評価する。この移動した粒子の総和について，ベントガス通過中のエアロゾル総量に対する割合を算出することで沈着割合を評価する。
評価の考え方を第 2 図および第 3 図に，評価結果を第 1 表に示す。

物理径［μm］

第2図

沈着割合評価の考え方（1/2）- 353 -

（次頁に続く）沈着量は，100m の配管をベントガスが通過する
時間（t）の分だけ，各粒子が各沈着速度（v(D))
で移動して壁面に到達できる範囲（A=π((Dp/2)2–((Dp/2)-v(D)･t)2）)にあるエ
アロゾル量の総和となる。

Dp

確率密度［－］

v(D)･tベントガス流入前エアロゾル
P(D)×dD・・・
ベントガス通過後に沈着するエアロゾル
C(D)×dD

物理径［μm］

DdD

第3図

沈着割合評価の考え方（2/2）

上記の関係から，沈着割合 R は以下の式で表される。
ΣR = ()× 100 = (Σ

Σ( C(D)×dD ))× 100 = (Σ( P(D)×dD )Σ( C(D) )Σ( P(D) )ここで，C(D)は以下の式で表される。
C(D) = P(D) × (π(Dp/2)2 -π((Dp/2) - v(D)･t)2)π(Dp/2)2= P(D) × ((Dp/2)2 - ((Dp/2) - v(D)･t)22(Dp/2)- 354 -))× 100第 1 表；排気される蒸気流量に対する沈着割合評価結果
項目

パラメータ

単位

長さ

m

100

内径

m

0.4

沈着速度の分布m/s

1.9×10-3～3.9×10-1

蒸気流量

kg/s

15.7

2.5

蒸気流速

m/s

33.1

14.8

%

約 2.5

約 5.4

配管条件
沈着条件
排気条件

沈着割合

2Pd

最小流量

第 1 表より，最小流量であっても約 5.4％の沈着割合となることが評価された。以上を踏まえ，エルボ部などといった部位での沈着量がばらつくことを考慮し，100m あたり 10%を配管への沈着割合として放射性物質の付着量を設定する。
*1；”Evaluation of Severe Accident Risks: Qualification of Major Input Parameters MACCS INPUT”,
NUREG/CR-4551 Vol.2 Rev.1 Pt.7, 1990

- 355 -

別紙２１

配管内面に付着した放射性物質による発熱の影響について

フィルタベント容器上流の配管内面には放射性物質（エアロゾル）が付着することが想定されることから，その放射性物質の崩壊熱による温度上昇が配管の構造健全性に与える影響について検討した。
検討対象とする状態は，以下の 2 ケースを想定した。
【ケース 1】
ベント中を想定し，配管内に高温の蒸気が流れ，なおかつ配管内面に付着した放射性物質からの発熱が加わった状態。
【ケース 2】
ベント停止後を想定し，配管内面に放射性物質が付着した後で配管内ベントガス流れがないため，放射性物質からの発生熱がこもる状態。
まず，【ケース 1】として，第 1 図に示すような配管の半径方向の温度分布を考慮して評価を行った。配管内には高温のベントガス流れが存在し，配管内面には放射性物質が付着して崩壊熱による発熱を行っている。この場合，放射性物質の崩壊熱による熱量は配管内面・外面双方に放熱され，配管板厚方向に熱勾配ができるが，本評価では保守的に配管外面は断熱されているものとした。
【ケース 1】の温度評価条件を第 1 表に示す。
配管板厚 t

評価モデルの簡略化のため，保守的な条件で，この面を断熱状態で評価している

内表面側（ベントガス）

熱流束 Q

熱流束 Q

温 度T

外表面側（空気）付着した放射性物質
半径方向分布 x
注；実際 の伝熱状態はで示すような分布になる と想定されるが，保守的な評価となるよう配管外面を 断熱し，全 ての熱流束 がベントガ ス側に移行 する評価とした。
（赤線で示されるような熱流束の与 え方と分布）

第1図

配管内表面の温度評価（イメージ）- 356 -

第1表

配管内表面の温度上昇評価条件【ケース 1】

項目
評価シナリオ
PCV より流入する崩壊熱量
配管内発熱割合（FP 付着割合）
配管外径，板厚条件
有効性評価シナリオ「大破断 LOCA＋全交流動力電源喪失＋全 ECCS 機能喪失（D/W ベント）」
9.3ｋW
10%／100m
400A，Sch40

配管熱流束

7.3W/m2

質量流量2.5kg/s（ベント後期（ベント 1 ヶ月後の蒸気流量））

ベントガス温度150℃

ベント時のガス温度条件を踏まえて配管内面の温度を評価する。第 2 図に大LOCA＋SBO＋ECCS 機能喪失シナリオにおける D/W ベント時の格納容器内の温度推移を示す。ベント時に最も配管内ガス温度が高い条件としてはベント開始直後であり，概ね 150℃以下となる。

ベント開始(事故後 38hr)

第 2 図 格納容器内温度推移（大 LOCA＋SBO＋ECCS 機能喪失シナリオ，38hr 後 D/W ベント）
格納容器より流入する崩壊熱量は 9.3kW とし，配管内面に付着する放射性物
質量割合としては，別紙 20 にて設定した 10%／100m を用いる。評価にあたって

- 357 -

は保守的な条件として，付着割合の全量の放射性物質が付着した条件で発熱しているものとする。また，ベントガス流量については流速が低くなることで熱伝達率が低くなり，保守的な評価となることから，ベント後 1 ヶ月の蒸気流量である 2.5kg/s を用いた。
配管内表面に付着する放射性物質の崩壊熱による配管内面の温度上昇は，以下の式で算出した温度上昇量で評価する。
ΔT= q / h・・・式（1）

ΔT；放射性物質の崩壊熱による配管内表面の温度上昇（℃）
q；配管熱流束（W/m2）
h；配管内表面の熱伝達率（W/(m2･K)）
h = Nu×k / d・・・式（2）

Nu；ヌッセルト数k；水蒸気の熱伝導率（0.032（W/(m･K)））
d；水力等価直径（m）
ここで，Nu を算出するにあたり円管内乱流の熱伝達率を表現するものとしてKays の式を引用した（式（3））
。
Nu = 0.022 Re0.8×Pr0.5・・・式（3）Re；レイノルズ数
Pr；プラントル数（1.1；保守的に 160℃の飽和蒸気の値を設定）
Re = v×d／ν

・・・式（4）v；流速（約 41.7（m/s）；質量流量から換算）
d；水力等価直径（m）
ν；水蒸気の動粘性係数（約 4.2×10-6（m/s））
これより，配管内面の温度上昇は 0.09℃程度であると評価できる。ベントガ
スの温度は 150℃程度であることから，上記の温度上昇分を考慮しても，配管内
表面温度は配管設計における最高使用温度である 200℃を下回っているため，配- 358 -

管の構造健全性に影響を与えることはない。
次に，【ケース 2】の温度評価条件を第 2 表に示す。
第2表

配管内表面の温度上昇評価条件【ケース 2】

項目
評価シナリオ
PCV より流入する崩壊熱量
配管内発熱割合（FP 付着割合）
配管外径，板厚
配管熱流束
配管外表面放射率
環境温度

条件
有効性評価シナリオ「大破断 LOCA＋全交流動力電源喪失＋全 ECCS 機能喪失（D/W ベント）」
9.3ｋW
10%／100m
400A，Sch.40
7.3W/m2
0.80（酸化鉄相当の放射率*1）
50℃*1；日本機械学会 伝熱工学資料 改訂第 5 版

以上の条件に基づき，配管内面に付着した放射性物質の崩壊熱による温度を評価する。ここで，評価対象の配管板厚は 12.7mm であり，炭素鋼の熱伝導率が50W/(m･K)程度であることから，板厚方向の温度勾配は微小であると考えることができる。そのため，配管内表面の温度はほぼ配管外表面温度と同等であると考え，配管内部の熱量による温度を評価する方法として JIS A 9501“保温保冷工事施工標準”の表面温度および表面熱伝達率の算出方法を用いて，配管外表
面温度を評価する。
評価式の概要は以下の通りとなる。
T = (q / hse) + Tatm

・・・式（5）

T；配管外表面温度（℃）
q；配管熱流束（W/m2）
hse；配管外表面熱伝達率（W/(m2･K)）
Tatm；環境温度（℃）
この式（5）における，q と hse は以下の式で表される。
q = Q / S・・・式（6）- 359 -

hse = hr + hcv

・・・式（7）

Q；単位長さあたりの配管内面での発熱量（W/m）
S；単位長さあたりの配管外表面積（m2）hr；放射による配管外表面熱伝達率（W/(m2･K)）
hcv；対流による配管外表面熱伝達率（W/(m2･K)）
上記の hr は以下の式で表される。
hr = ε×σ× ((T + 273.15)4 – (Tatm + 273.15)4(T – Tatm))

・・・式（8）ε；配管外表面放射率（0.80）
σ；ステファン・ボルツマン定数（5.67×10-8（W/(m2･K4)））
hcv については，JIS A 9501“保温保冷工事施工標準”附属書 E（参考）表面
温度及び表面熱伝達率の算出方法における，垂直平面及び管（Nusselt の式）及び水平管（Wamsler,Hinlein の式）をもとに対流熱伝達率を算出した。垂直管（式（9），（10））と水平管（式（11））とで得られる hcv を比較し，小さい方の値を用いることで保守的な評価値を得るようにしている。
hcv（垂直管）= 2.56×(T – Tatm)0.25
hcv（垂直管）= 3.61 + 0.094×(T – Tatm)
hcv（水平管）= 1.19×((T – Tatm)
Do) 0.25（(T – Tatm) ≧ 10K）…式（9）（(T – Tatm) ＜ 10K）…式（10）・・・式（11）Do；配管外径（m）
これらにより評価した結果，配管外表面温度は約 51℃となる。
以上の結果から，配管内表面温度は配管設計における最高使用温度である
200℃を下回っているため，配管内表面に付着した放射性物質の崩壊熱は，ベント後における配管の構造健全性に影響を与えることはない。
なお，これらの式を含めた評価については，JIS A 9501 において，適用範囲
が－180℃～1000℃となっており，適用に対して問題ないことを確認している。
また，管外径などの寸法にかかる制約条件は規定されていない。

- 360 -

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。

別紙２２

スクラバノズルのエロージョンについて

スクラバノズルは，第 1 図に示す通り，ノズル吹き出し部手前の配管が細く，当該部にてベントガスの流速が大きくなる。そのため，ベントガス中の水蒸気が凝縮してできた液滴が，この高流速のガス流れにより加速され，高速の状態でス
クラバノズルの天板に衝突すると考えられる。この液滴の衝突により，スクラバ
ノズル天板にエロージョン（液滴衝撃エロージョン）が生じて孔が開くと，水ス
クラバの性能が低下する恐れがある。そこで，この液滴の衝突によるスクラバノ
ズル天板の液滴衝撃エロージョンに対する評価を行った。

第１図

スクラバノズル構造図

まず，スクラバノズル吹き出し部手前の配管におけるベントガス流速を算出する。ベントガスの体積流量は最も厳しい超過流量時の 37000[m 3/h]とする。また，
スクラバノズル細管部の内径はスクラバノズル本数は 140[本]である。
スクラバノズル細管部流速[m/s] = 37000/3600/｛140×(=×10-3) 2×π/4}

一方，『発電用設備規格 配管減肉に関する規格（2005 年版）（増訂版）JSME S
CA1-2005』より，液滴衝撃エロージョン発生の限界流速は 70[m/s]である。そのため，スクラバ細管部の流速は液滴衝撃エロージョン発生の限界流速よりも小さいことから，スクラバノズル天板に液滴衝撃エロージョンは生じない。
なお，蒸気を累積で 179 時間通気した後の，フィルタ性能試験設備のノズルを取り外して外観確認を行ったが，エロージョンの発生は認められなかった。

-361-

第２図

試験用フィルタノズル-362-

外観確認結果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。

別紙２３

格納容器圧力逃がし装置からの漏えい対策について

１．フィルタ装置及びフィルタ装置廻り配管からの漏えい対策について
フィルタベント遮へい壁は上部に屋根が無いため，雨水や降雪等は遮へい壁内に流入する。タンク室内に流入した雨水等はサンプに集められ，サンプ排水ライ
ンを通じて外部へ放出される。
一方で，遮へい壁内でフィルタ装置及びフィルタ装置廻り配管から漏えいがあった場合の対策についてを第 1 図に示す。サンプ排水ラインに設置されている排水止め弁をタンク室外部よりエクステンションジョイントを介して遠隔操作して閉じることで，漏えい水を遮へい壁内側に貯留し，遮へい壁外部へ漏えいしないようにする。また，遮へい壁タンク室内はコンクリート表面の亀裂への追従性の良いポリウレア系のライニング材を内側に塗布することにより，地震等により遮へい壁内のコンクリート面に亀裂が生じていた場合にも，亀裂を通じてタンク室
外部へ漏えいすることを防止する。

エクステンションジョイント（貫通部水密化）

ライニング材
フィルタ装置エクステンションジョイント（貫通部水密化）

ドレン移送ポンプ
ポンプ廻り遮へい
ポンプ廻り漏えい対策堰

サンプ排水ライン
メタルホース
環境放出
フィルタベント遮へい壁

サンプ

サプレッションチェンバへ
ドレンライン切替弁

第1図

フィルタベント遮へい壁内の漏えい対策概要図

さらに，遮へい壁タンク室内の弁を遠隔操作するために設置しているエクステ
ンションジョイント貫通部については，貫通部を O リングにて水密化することにより，貫通部を通じた漏えいを防止している。
貫通部シャフトは第 2 図に示すとおり，遮へい壁内外よりベアリングにて固定されているが，それぞれのベアリングに対して O リングを組み合わせることにより，貫通部を 2 重の水密構造としている。

-363-

第2図

エクステンションジョイント貫通部に対する水密構造

フィルタベント使用時に漏えいがあった場合に排水止め弁を閉じる必要があ
るため，雨水によってタンク室内の水位が上昇した場合には，漏えい水を含んだ
雨水がオーバーフローにより外部へ漏えいする懸念がある。そのため，第 3 図に示すようにドレン移送配管のポンプ吸込側を分岐してタンク室側に開放し，漏えい水をドレン移送ポンプを用いてサプレッションチェンバへ移送することが可能な構造とした。通常時はフィルタ装置内のスクラバ水が上昇対策としてサプレッ
ションチェンバへ移送する運用としているが，附室側からエクステンションジョ
イントにて切替弁を操作することにより，遮へい壁内に貯留した雨水等をサプレッションチェンバへ移送することが可能である。一方で，遮へい壁内には水位計を設置することにより，遮へい壁内の雨水がオーバーフロー水位に達しているかを遮へい壁外より監視可能である。

ドライウェル
よう素
フィルタ

ポンプ吸込ライン切替弁をエクステ
ンションジョイントにより開操作する
ことにより、ピット内の漏えい水をサプレッション・チェンバへ移送
フィルタ
装置

遠隔操作

ド
レ
ン
タ
ン
ク

遠隔操作

遠隔操作

原
子
炉
圧
力
容
器

ピット内水位は水位計に サプレッション・
より遮へい壁外より検知チェンバすることが可能

LＳ

水位計

遠隔操作

FE

LS

ドレン
移送ポンプ
FE

遠隔操作

水位計
MO

流量計
遠隔操作

二次格納施設

遠隔操作

第3図

遮へい壁内サンプ排水操作概要図

-364-

MO

可燃性ガス濃度制御系
気水分離器より

ベント実施後はサンプ排水弁を常時閉運用とすることにより，万が一漏えいがあった場合には環境へ放出することを防止する運用とする。ベント実施後に周辺線量が下がった後にサンプ排水弁を微開し，サンプ排水ラインより遮へい壁内の貯留水をサンプリングし，遮へい壁内に漏えいがないことを確認した上で排水を行う。
２．ドレン移送ポンプ及びポンプ廻り配管からの漏えい対策について
遮へい壁外に設置されているドレン移送ポンプについては，軸封部からの漏えいのない構造であるキャンドモーターポンプを用いることとしている。
また，ドレン移送ポンプ及びポンプ廻りの配管については，鉄板遮へい壁が設置されており，ドレンライン使用時にポンプ及び配管内のスクラバ水からの線量に対して操作員が被ばくしないように配慮されている。（第 5 図，第 6 図）

第5図

ドレン移送ポンプ廻りメタルホース布設図（平面図）

第6図

ドレン移送ポンプ廻りメタルホース布設図（側面図）-365-

３．遮へい壁外の屋外配管からの漏えい対策についてドレン移送ポンプから原子炉建屋までの屋外配管については，可撓性のあるメ
タルホースを用いることで地震による変位を吸収する構造としている。また，第5 図に示すように，フレキシブルホースを外筒としてメタルホースを内部に格納することで二重管構造とし，メタルホースからの漏えいは外筒部のフレキシブル
ホース内に貯留する構造となっている。メタルホース間の接合部はフランジ締結されており，メタルホースに損傷があった場合には対象部を予備品に交換可能な構造としている。

第5図

メタルホースの二重管構造

メタルホースは第 6 図のように埋設Ｕ字溝内に格納されており，Ｕ字溝上部にはスクラバ水に含まれる放射性物質により地上面の線量が上昇しないように鉄板遮へい蓋が設置されている。
鉄板遮へい
埋設Ｕ字溝
フレキシブルホース（外筒部）
メタルホース（内筒部）

第6図

Ｕ字溝内メタルホース布設図

系統待機時には第 7 図に示すようにメタルホース内を可搬式窒素供給装置車により大気圧より高い状態で窒素封入しており，圧力計にてメタルホースの内圧を常時監視可能な構造としている。ドレンライン使用前にメタルホースが損傷した
場合には，メタルホース内の封入窒素ガスが外筒部へ漏えいして内圧が下がるた
め，圧力計にて監視可能である。したがって，ドレンライン使用前には圧力計を確認し，メタルホースの健全性を確認した上でドレンラインを使用する手順としている。
また，ドレンライン使用後は，待機時と同様に可搬式窒素供給装置車より系統
内に窒素を供給してメタルホース内のスクラバ水をサプレッションチェンバへ移送すると共に，メタルホース両端の仕切弁を全閉することにより圧力計にてメタ
ルホースの圧力降下を監視する。
メタルホースの布設範囲を第 8 図及び第 9 図に示す。

-366-

可搬式窒素供給装置車

待機時窒素封入範囲

フィルタベント
遮へい壁※メタルホース内窒素封入時

圧力計
遠隔操作

フレキシブルホース（外筒）

PI

二次格納施設メタルホース（内筒）

遠隔操作

埋設Ｕ字溝
FE

フィルタ装置より

ドレン
流量計
移送ポンプ

サプレッション
チェンバへ

FE

遠隔操作
遠隔操作

遠隔操作

サンプリング

消防車等

遠隔操作
サンプリング※メタルホース内フラッシング時

第7図

第8図

ドレン移送ライン概略系統図

メタルホース布設範囲図（7 号炉）

-367-

第9図

メタルホース布設範囲図（6 号炉）

-368-

別紙２４

スクラバ水の pH 調整方法について

ベントガスの凝縮水により格納容器圧力逃がし装置内のスクラバ水位が上昇した場合，スクラバ水に含まれる薬液が凝縮水により薄まるため，スクラバ水のpH 値が低下する。pH 値が規定値よりも低くなった場合には，第 1 図に示すように給水ラインを用いて外部よりスクラバ水へ薬液を補充する必要がある。
主排気筒

6号炉

RE

放射線モニタAO

原子炉区域・
タービン区域〔Ｆ．Ｃ〕
換気空調系排風機へ

圧力開放板※6号炉と7号炉で設置個所が異なる

H2 E

Ｎ2ベントライン

7号炉
H 2E

MO

ボンベ

PT

圧力計

水素濃度計

AO

水素濃度計
PI

原子炉区域よりパージ用排風機

非常用ガス処理系
排風機へ

圧力計

〔Ｆ．Ｃ〕

MO

遠隔操作

RE

A

放射線モニタ

〔Ｆ．Ｏ〕

ボンベ

AO
〔Ｆ．Ｃ〕

AO

原子炉区域運転階より
Ｎ2供給ライン

〔Ｆ．Ｏ〕

AO

遠隔操作

〔Ｆ．Ｏ〕

ドライウェル
圧力開放板

2

PT

水位計

DP

フィルタ
装置

LT

〔Ｆ．Ｃ〕

ド
レ
ン
タ
ン
ク

遠隔操作

MO

・

遠隔操作

AO

原
子
炉
圧
力
容
器

薬液注入設備より Ｎ ベントライン
薬液を補充
差圧計

AO

よう素
フィルタ

オリフィス

圧力計

・

・

遠隔操作
〔 Ｆ．Ｃ〕

ボンベ
MO

・
原子炉建屋

サプレッション・
チェンバ

遠隔操作

AO

LＳ

ボンベ

〔Ｆ．Ｃ〕

水位計

MO
pH

MO

ｐＨ計
非常用ガス処理系
排風機より

ドレン
移送ポンプ

MO
FE

FE

MO

流量計

MO

可燃性ガス濃度制御系
気水分離器より二次格納施設第1図

原子炉建屋

Ｎ2供給ライン

薬液注入箇所

薬液を補充する方法については，第 2 図に示すように，可搬式窒素供給装置車等の空気圧力にて空気駆動水中ポンプ等を用いてフィルタ装置内に薬液を注入す
る。補充する薬液濃度は，スクラバ水内の初期濃度よりも十分に濃度の高いものとし，必要な補充量についてはフィルタ装置水位計により予め算出した量を補充するものとする。

フィルタ装置

可搬式窒素供給装置車等
コンプレッサー
発電機

水中ポンプ等
給水ライン

補給薬液

第2図

薬液注入装置概要図（案）-369-

薬液を貯留するタンク及び水中ポンプ等の資機材は可搬式として薬液補給が必
要な時期までに予め給水口付近まで運搬して待機するものとする。また，補給す
る薬液については，高濃度の薬液をあらかじめ用意しておき，必要となる時期ま
でに必要量をタンク内に準備する。

-370-

別紙２５

窒素ガス置換に対する考え方について

１．格納容器圧力逃がし装置への水素滞留可能性について
ベント実施直後には格納容器内で水－ジルコニウム反応によって発生した水素がベントガスとともに格納容器圧力逃がし装置を通じて系外へ放出される。
このときのベントガスのモル組成としては水蒸気及び水素，窒素が支配的であり，酸素はほとんど含まれていない。ベント実施前はあらかじめ系統内は窒素置換されており，ベントガスに含まれる水素濃度が高くても可燃限界に達することはない。
ベント実施中においては格納容器内及びフィルタ装置内へ放出された放射性物質により水の放射線分解によって発生する水素・酸素が系統内へ放出される。
ただし，常にガス流れがあること，及びベントガス中のモル組成としては水蒸気が支配的であるため，系統内が可燃限界に達することはない。また，配管内で他系統への隔離弁によって閉塞する箇所のうち，水素滞留の可能性がある箇所については別紙 19 に示すベントラインを設置することで，局所的に水素・酸素濃度が上昇しないように配慮している。
ベント停止後にベント弁を閉じた後は，系統内にガス流れが無くなるため，
スクラバ水内に蓄積された放射性物質による水の放射線分解によって発生した
水素・酸素が系統内に滞留する。水素は分子量が小さいため，浮力により上部へ移行して，時間とともに系統内配管頂部に蓄積する。（第 1 図）
主排気筒

入口配管頂部

出口配管頂部の水素濃度を監視
圧力開放板
Ｎ 2ベントライン

出口配管頂部
水素濃度計

H 2E

原子炉区域・
AO
タービン区域換気空調系排風機へ

水素濃度計
PT

圧力計

入口配管頂部の 非常 用ガス処理系 AO
水素濃度を監視 排風 機へ

H2E

Ｎ 2供給ライン

AO
AO

ドライウェル
圧力開放板

よう素
フィルタ

MO

オリ フィス

フィ ルタ
装置

原子炉建屋

原
子
炉
圧
力
容
器

AO

サプレッション・
チェンバ

AO

MO
非常用ガス処理系
排風機より

スクラバ水に貯留した
放射性物質による水の放射線分解により
H2,O2 ガスが発生

第1図

MO

二次格納施設原子炉建屋

Ｎ 2供給ライン

可搬型窒素 供給装置車より系
統内に窒素ガスを供給

スクラバ水内での水素・酸素の発生系統図-371-

２．スクラバ水で発生する水素・酸素により系統内が可燃限界となるまでの評価
ベント実施時において，スクラバ水内に蓄積された放射性物質の影響により，水の放射線分解にて発生する水素・酸素の生成速度及び積算生成量について評価を行った。ベントシナリオとしては大 LOCA+SBO+ECCS 機能喪失シナリオとし，
38 時間後に W/W 及び D/W よりベントを行った条件とした。評価結果を第 2 図及び第 3 図に示す。

第2図

スクラバ水内での水素・酸素分子の生成量速度

第3図

スクラバ水内での水素・酸素分子の積算生成量-372-

なお，水素・酸素分子の生成量を算出するにあたって，有効性評価にて紹介されている格納容器内の G 値のうち厳しい条件を代表して以下を採用している。
G(H2) = 0.36(10-2eV)，G(O2) = 0.14(10-2eV)
上記をもとに，ベント停止後に系統内の水素及び酸素が可燃限界濃度となるまでの概略時間について計算を行った。可燃限界の基準としては，水素 4%以上，
酸素 5%以上，水蒸気 60%以下とした。なお，保守的な条件として，系統内の水蒸気が外気温度まで冷却されて凝縮する時間は考慮せず，ベント停止後直ちに
水蒸気は凝縮したものとする。
評価を行った結果，D/W ベントの場合は約 8 時間後，W/W ベントの場合は約 9日後に可燃限界に達した。
３．窒素置換完了までの所要時間について
格納容器圧力逃がし装置の簡略化したモデルを用いて，系統内に蓄積した水素を可搬式窒素供給装置車を用いて窒素置換し，水素濃度が可燃限界濃度以下となるのに必要な時間を評価した。
評価条件を第 1 表，評価モデルを第 4 図に示す。
第1表

評価条件

項目

値

使用コード

汎用流体計算コード STAR-CCM+ Ver.8.04

窒素供給装置流量

70 Nm 3/h※

窒素供給装置ガス組成

窒素 99%，酸素 1%

系統内初期ガス組成

窒素 91%，酸素 5%，水素 4%

FV 系統モデル・第 4 図参照
・強制対流と濃度差に伴う混合ガスの相互拡散を
考慮する。

※

可搬式窒素供給装置車の窒素供給能力としては，純度 99%以上の窒素ガスを，
70 Nm3/h の流量にて供給可能である。
窒素ガス流

フィルタ装置（水位 2.5m）

よう素フィルタ本体（2 基分）

窒素置換入口入口

入口配管(150m)

上流配管(150m)

放出口

大気開放

出口配管(150m)

フィルタ装置出口～

FV容器
中間配管 IFS
よう素フィルタ入口配管(15m)
(15m)

第4図

窒素置換評価モデル

-373-

下流配管
(150m)

上記条件にて系統内の水素濃度の時間的変化の評価を行った結果，約 3 時間程度で系統内全域において濃度が 1%を下回った。以上より，可搬式窒素供給装
置車は系統内が可燃限界に達した状態から約 3 時間程度で水素濃度を 1%まで下げる能力を有している。

４．窒素置換を間欠的に行う場合の妥当性について
窒素置換が完了後に窒素置換作業を停止し，次回窒素置換を開始するまでの時間余裕について評価を行った。その結果，D/W ベントの場合は約 6 日後に可燃限界に達したが，W/W ベントの場合は約 180 日以上可燃限界に達することはなかった。したがって，間欠的に窒素置換を行うことは可能である。
間欠的に窒素置換を行う際の，窒素置換を停止する際の判断基準としては，前述の評価に基づき，系統内配管頂部に設置されている水素濃度計により監視を行い，可搬型窒素供給装置車の窒素供給能力（70Nm3/h において窒素濃度 99%）を考慮して，水素濃度が 1%以下になった時点で窒素置換を停止する。
以上をもとに，窒素置換を間欠的に実施する運用に関してを第 5 図に示す。
ベント停止においては，直ちに窒素置換を開始できるよう，あらかじめ窒素供給装置車等の配備を行っておき，ベント停止後直ちに窒素置換を開始する運用とする。また，窒素置換完了後には水素濃度計にて水素濃度を監視しつつ，水素濃度が上昇した場合には完結的に窒素置換を行うこととする。
Ｄ／Ｗベントケース
窒素置換準備

フィルタ装置下流側配管が可燃限界濃度に到達

ベント停止（ベント弁閉）
窒素置換

窒素置換

窒素置換

ベント中
約6日
3時間程度

Ｗ／Ｗベントケース

約6日
3時間程度

3時間程度

ベント停止（ベント弁閉）

窒素置換準備水素濃度計を適宜監視して水素濃度が上昇した都度窒素置換を行えば十分

窒素置換
ベント中
約180日以上
3時間程度

第5図

ベント停止後の間欠的な窒素置換運用

-374-

別紙２６

ドレン移送ライン使用時における格納容器内へ空気流入影響について

ドレン移送ラインについては，第 1 図のように可燃性ガス濃度制御系配管を通じてサプレッションチェンバに接続されている。スクラバ水をドレン移送ポンプを用いてサプレッションチェンバへ移送した際には，ドレン移送ポンプ下流側配管のうち水張りを行っていない範囲の空気がスクラバ水と同時にサプレッション
チェンバへ流入する。サプレッションチェンバ内の水素濃度が高い状態でスクラ
バドレン水を移送した場合には，流入した空気に含まれる酸素と水素が合流してサプレッションチェンバ内で局所的な水素燃焼を生じることが懸念される。
したがって，点検停止中に予めドレン移送ライン（ポンプ出口側隔離弁～格納容器隔離弁間）を窒素置換をしておくことにより，スクラバドレン水移送時においてもサプレッションチェンバ内に酸素が流入しない運用とする。
主 排気筒
6号炉

RE

放射線モニタAO

雨水排水ライン
圧力開放板※6号炉と7 号炉で設置個所が異なる

H2 E

Ｎ2ベントライン

PT

圧力計
7号炉
H2E

圧力計

原子炉区域よりパージ用排風機
AO

水素濃度計
PI

水素濃度計

原子炉区域・
タービン区域〔Ｆ．Ｃ〕
換気空調系排風機へ
MO

非常用ガス処理系
排風機へ

ボンベ
〔Ｆ．Ｃ〕

MO

遠隔操作

RE

A

放射線モニタ

〔Ｆ．Ｏ〕

ボンベ

AO
〔Ｆ．Ｃ〕

AO

原子炉区域運転階より
Ｎ2供給ラインドライウェル
圧力開放板

DP

ドレン移送ポンプ
使用前に予め
水位計 LT
水張りを行う範囲

フィルタ
装置

遠隔操作

AO
〔Ｆ．Ｃ〕

・

ド
レ
ン
タ
ン
ク

MO

遠隔操作
遠隔操作

AO

原
子
炉
圧
力
容
器

Ｎ2ベントライン
PT

AO

〔Ｆ．Ｏ〕

よう素
フィルタ

オリフィス

圧力計 差圧計

・

・

〔Ｆ．Ｏ〕

遠隔操作

〔Ｆ．Ｃ〕

ボンベ
MO

・
原子炉建屋

LＳ

サプレッション・
チェンバ

遠隔操作

AO

ボンベ

〔Ｆ．Ｃ〕

MO

水位計
pH
MO

ｐＨ計

非常用ガス処理系
排風機より

ドレン
移送ポンプ
FE

FE

MO
MO

流量計

ドレン水移送配管
窒素置換範囲

二次格納施設MO

可燃性ガス濃度制御系
気水分離器より可搬式窒素供給装置車

第1図

ドレン移送ライン窒素置換範囲系統図

-375-

原子炉建屋

Ｎ2 供給ライン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。

別紙２７

スクラバ水の設定について【待機時薬液濃度の設定】
水スクラバの無機よう素に対する DF を 1000 以上とするためには，スクラバ水の pH を以上とする必要がある。そのため，スクラバ水の薬液として NaOH を添加することとしている。
一方，ベント中は，以下の 3 つの要因によりスクラバ水の pH は酸性側にシフトする。
（スクラバ水 pH を低下させる要因）① 格納容器からの酸性物質の飛来に伴う水酸化物イオンの消費② 無機よう素のイオン化に伴う水酸化物イオンの消費③ ベントガスに含まれる水蒸気の凝縮によるスクラバ水量の増加に伴う希釈フィルタ装置待機時のスクラバ水薬液濃度は，これらの要因を考慮しても pHが以上を維持できるよう設定する必要がある。
そこで，①～③の要因による水酸化物イオンの消費，希釈量を評価する。
① 格納容器からの酸性物質の飛来に伴う水酸化物イオンの消費格納容器内に敷設されるケーブルの被覆材が，熱ならびに放射線により分解し酸性物質が生じる。この酸性物質がフィルタ装置に流入し，スクラバ水の pH を低下させる。格納容器からフィルタ装置に流入する酸性物質は HCl
で 330[mol] ※1 と評価している。そのため，この酸を中和するため，水酸化物
イオンも 330[mol]消費される。
※1

原子炉圧力容器が破損し，炉心溶融物が下部ドライウェルに落下した場合は，下部ドライウェルが局所的に高温になり，下部ドライウェルに接続されるケーブルの被覆材が熱分解する可能性がある。ここでは，保守的に格納容器内のケーブルの被覆材の全量が熱分解されるものと仮定し，HCl の生成量を評価した。熱分解により生成された HCl については，ドライウェルスプレイにより気相部から除去されるとともに，格納容器内に保持されている間，水蒸気と共にサプレッション・プールに移行し複数回スクラビングを受けることから，ドライウェルスプレイによる除去効
果及びサプレッション・プール水によるスクラビング効果を考慮してフィルタ装置
への流入量を評価した。
なお，格納容器ベント実施後においては，ケーブルが存在する格納容器気相部の線量率が低下することから，放射線分解による HCl の生成量は無視できるものと考
えられる。

-376-

Q = q1×1/(DF1×DF2)= 33000×1/(10×10)= 330[mol]Q：HCl の流入量[mol]q1：熱分解による HCl 発生量(33000)[mol]DF1：ドライウェルスプレイによる除去係数（10: CSE 試験に基づき設定）[-]DF2：サプレッション・プールでのスクラビングによる除去係数(10: 発電用軽水型原子炉の安全評価に関する審査指針（平成 2 年 8 月 30 日
原子力安全委員会決定 一部改訂 平成 13 年 3 月 29 日 原子力安全委員会))[-]② 無機よう素のイオン化に伴う水酸化化物イオンの消費
スクラバ水にて無機よう素を捕捉する際には，下記の化学反応式に記載の通り，1[mol]の無機よう素を捕捉するためには，2mol の水酸化物イオンが消費される。
3I2+6OH- → 5I-+IO3 -+3H2O
今，フィルタ装置に流入する無機よう素量は，5.22[mol] ※2 と評価している。そのため，この無機よう素を捕捉するため，水酸化物イオン 10.44[mol]が消費される。
※2

無機よう素のフィルタ装置への流入量は，格納容器内での沈着や，サプレッション・
プール水によるスクラビング効果を考慮し，以下の式により評価する。ここで，よう素放出量の低減対策として導入した格納容器内 pH 制御については，その効果に期待しないものとした。

Q = q0×F×g×1/(DF1×DF2×DF 3)×1/M= 29100×1×0.91×1/(2×10×1)×1/254～ 5.22[mol]Q：無機よう素のフィルタ装置への流入量[mol]q0：よう素の停止時炉内内蔵量(29100)[g]F：よう素の原子炉圧力容器から格納容器内への放出割合（1）[-]
g：無機よう素の組成構成比（0.91: R.G.1.195）[-]
DF1：格納容器内での沈着による除去係数（2: Standard Review Plan6.5.5）[-]
DF2：サプレッション・プールでのスクラビングによる除去係数-377-

(10: 発電用軽水型原子炉の安全評価に関する審査指針（平成 2 年 8 月 30 日
原子力安全委員会決定 一部改訂 平成 13 年 3 月 29 日 原子力安全委員会))[-]
DF3：ドライウェルスプレイによる除去係数(1)[-]
M：無機よう素の分子量（254）[-]③ ベントガスに含まれる水蒸気の凝縮によるスクラバ水量の増加に伴う希釈
待機時のフィルタ装置には，スクラバノズル上端から 1[m]まで水を張っており，水量は 24560[l]である。ベントガスの凝縮により，スクラバ水の最大
水位はスクラバノズル上端から 2.2[m]であることから，水量は 39640[l]へ増加する。そのため，スクラバの薬液濃度は 24560/39640=0.61 倍に希釈される。
ここで，フィルタ装置待機時のスクラバ水薬液濃度を___[wt%]とする。スクラ
バ 水 の 初 期 量 は 24560[l] で あ る た め ， 添 加 す る NaOH の 量 は 24560 ×_____=_____[kg]=____[mol]となる。
上記の①及び②による水酸化物イオンの消費量は 330+10.44=340.44[mol]であるため，これらの反応後，水酸化物イオンの残存量は____-340.44=_______[mol]となる。一方，③の最大水位におけるスクラバ水の量は 39640[l]である。そのため，水酸化物イオン濃度は_______/39640=______[mol/l]となり，pH は_____となる。
よって，フィルタ装置待機時のスクラバ水薬液濃度を____[wt%]とすると，①②③の要因を考慮した後の pH は______となり，無機よう素の DF を 1000 以上とするために必要なスクラバ水の pH である__よりも十分に大きい。そのため，フィルタ装置待機時のスクラバ水薬液濃度は______[wt%]（NaOH）とする。

-378-

【薬液の劣化・濃度均一性】
フィルタ装置スクラバ水に添加する NaOH の水系の相平衡については，『 Gmelins
Handbuch der anorganischer Chemie,Natrium,8 Auflage,Verlag Chemie,Berlin
1928』より，第 1 図の通り示されている。第 1 図より，フィルタ装置スクラバ水の添加濃度である NaOH ___[wt%]では，水温が 0℃以上であれば相変化は起こらない（つまり析出することはない）ことがわかる。フィルタ装置は保温材を敷設してあり，スクラバ水は 0℃以上となる。よって，フィルタ装置待機中に NaOH が析出することはない。
また，NaOH は非常に安定な化学種であり，フィルタ装置待機中，フィルタ装置
はラプチャディスクにより外界と隔離され，窒素雰囲気に置かれることから，フィルタ装置待機中において，薬液が変質することはない。
また，フィルタ装置を使用すると，スクラバノズルから噴射されるベントガス
によりバブリングされ，NaOH は均一に拡散されると考えられる。

第1図

NaOH の水系相平衡図-379-

【水位の設定】
スクラバ水の水位は，以下の理由から下限水位/上限水位を設定し，フィルタ装置使用中は，スクラバ水位が下限水位から上限水位までの範囲を逸脱しないよ
う水位の確認，調整を行う。
① 下限水位・スクラバ水は，水位が高い方が DF は大きくなる。
・スクラバ水位がスクラバノズル上端から 0.5m 以上であれば，DF が目標性能を満足できることを確認している。
・そのため，水スクラバの下限水位を，スクラバノズル上端から 0.5m に設定する。
② 上限水位・スクラバ水位が上昇し，ベントガスによるスクラバ水の吹き上がりが金属フィルタに到達すると，金属フィルタの有効面積が減少し，金属フィルタの差圧が上昇する。
・金属フィルタの差圧が上昇すると，金属フィルタドレン配管内の水位が上昇し．最悪の場合，金属フィルタドレン配管から金属フィルタ二次側へス
クラバ水を噴出する。
・スクラバ水の噴出は，金属フィルタドレン配管下端が気相に露出するまで継続する。
・金属フィルタドレン配管下端の位置は，第 1 図の通り，スクラバノズル上
端よりも低いため，水スクラバは機能喪失する。また，金属フィルタドレ
ン配管を通じて，金属フィルタをバイパスしてガスが流れることから，金属フィルタも機能喪失する。そのため，フィルタ装置の機能が喪失する。
・スクラバ水の吹き上がり量，ならびにスクラバ水吹き上がりに伴う金属フィルタの差圧上昇については，以下の『スウェル試験』により確認し，その結果，上限水位をスクラバノズル上端から 2.2m に設定する。

-380-

第１図

フィルタ装置構造図-381-

（スウェル試験）
水スクラバにガスを噴射した際の，スクラバ水の吹け上がり（スウェル）量と金属フィルタの差圧を確認する試験を実施した。
試験条件は第１表に記載の通り，実機と同じ高さの試験装置を用い，スクラバ
水の水位を徐々に大きくし，スクラバ水の吹き上がり量を目視にて確認し，同時に金属フィルタの差圧を計測した。水の粘度が大きい方が，吹き上がり高さも高くなることから，保守的にスクラバ水を常温の状態とし，試験ガスは常温の空気を用いた。また，薬液による影響を考慮するため，スクラバ水に実機と同じく___[wt%]の NaOH を溶解した。
第１表

スウェル試験条件一覧表

項目

条件

試験装置

・実機高さ試験装置
スクラバノズル本数は 1 本（実機は 140 本），断面積
は実機の 1/140

試験ガス

・空気

ガス・スクラバ水温度

・常温

スクラバ水位

・1ｍ，2ｍ，2.1ｍ，2.2ｍ，2.3ｍ，2.4ｍ，2.5ｍ（2Pd 相当流量試験時）
・2ｍ，2.5ｍ（最小流量相当試験時）

ガス体積流量・2Pd 相当流量
・最小流量相当

薬液濃度

・NaOH ___wt%

上記条件にて試験を実施した結果，スクラバ水の吹き上がり量は第 2，3 図の通りとなった。第 2 図に示す通り，2Pd 相当流量（実機最大流量）においては，ス
クラバ水位 2.3ｍで吹け上がった水は金属フィルタ下端に到達し，それより高い
水位では金属フィルタの一部が水没した。また，第 3 図の通り，最小流量相当では，スクラバ水位 2.5ｍでも吹け上がった水は金属フィルタ下端には到達しなか
った。

-382-

第2図

吹き上がり量目視確認試験結果（2Pd 相当流量時）

第3図吹き上がり量目視確認試験結果（最小流量相当時）-383-

また，金属フィルタの差圧は第 4 図の通りとなった。第 4 図に示す通り，2Pd
相当流量（実機最大流量）においては，水位が 2.3ｍ以上となると金属フィルタの差圧が急上昇していることがわかる。そのため，やはり金属フィルタの一部が水没してしまうと，金属フィルタの差圧が上昇することを確認した。一方，最小流量相当では，スクラバ水位 2.5ｍでも金属フィルタの差圧上昇は認められなか
った。
25.0

金属フィルタ差圧[kPa]

20.0

15.0
2Pd相当流量時
10.0

最小流量相当時

5.0

0.0
0.000

0.500

1.000

1.500

2.000

2.500

3.000

スクラバ初期水位 [m]第4図

金属フィルタ差圧計測結果

以上より，水スクラバの上限水位は，実機最大流量時の吹き上がり高さを考慮して，スクラバノズル上端＋2.2ｍに設定する。
一方，フィルタ装置が最大流量となるのは，格納容器圧力 2Pd にてベントを開始した直後であり，スクラバ水位は低い状態である。ベントガスの凝縮によりス
クラバ水位が上昇して上限水位に到達する時には，ベント開始から十分時間が経過しており，ベントガスの流量は最大流量と比較して十分小さくなっている。
そのため，水スクラバの水位が高い状態と，ベントガスの流量が大きい状態を組み合わえて設定した上限水位は，非常に保守的である。
・

-384-

別紙２８

6 号炉と７号炉で放射線モニタ設置位置が異なることに対する考え方

放射線モニタの設置目的は，別紙３で示したとおり，配管の線量率(mSv/h)から放射性物質濃度(Bq/cm3)を算出することである。
放射線モニタは 6 号炉の場合，ラプチャーディスク通過後に設置しており，７号炉では，ラプチャーディスク通過前に設置してあるが，ラプチャーディス
クは，格納容器からの排気圧力（0.31MPa［gage］）と比較して十分低い圧力（0.10MPa［gage］）で開放する設定としているため，6 号炉及び７号炉の設置位置でも放射線モニタで十分に計測することが可能である。そのため，放射線モニタの設置位置は，現場の施工性を考慮して上記のとおり設計している。
なお，ラプチャーディスクが開放したかどうかの判断については，圧力計で確認できる設計としている。

-385-

別紙２９

無機よう素捕捉時の化学反応による影響について【化学反応熱】
水スクラバには，薬液として NaOH を[wt%]溶解することにより，下記の化学反応式により，無機よう素をよう素イオンとして，水スクラバ中に捕捉する。
3I2+6OH- → 5I-+IO3 -+3H2O
上記の反応に伴う反応熱 Q1 を標準エンタルピーより算出すると，Q1 は以下の通りとなる。（化学便覧改訂 5 版基礎編Ⅱ 表 10.127 および表 10.139 より）
3x[0]+6x[-230.015]=5x[-56.78]+1x[-221.3]+3x[-285.83]+Q1
Q1=-17.4[kJ/mol]
ここで，フィルタ装置に流入する無機よう素は 5.22[mol]と評価していることから，無機よう素の捕捉により生じる熱量 Q2 は，以下の通りとなる。
Q2=Q1×5.22=-17.4×5.22=-90.83[kJ]
一方，フィルタ装置には，事故後１ヶ月においても約 2.5[kg/s]の蒸気が流入する。なお，フィルタ装置に流入する蒸気が，保守的に大気圧の飽和蒸気であるとすると，蒸気の比エンタルピーは 2675.57[kJ/kg]となる。よって，事故後１ヶ月における，フィルタ装置への蒸気エネルギーの流入率 W3[kJ/s]は以下の通りとなる。
W3=2675.57×2.5=6688.92[kJ/s]
ゆえに，無機よう素が捕捉される際の熱量は，事故後 1 ヶ月後のフィルタ装置への蒸気流入量を想定したとしても，１秒以下で消費されることから，フィルタ装置に流入するエネルギーに対して非常に小さいことがわかる。そのため，無機よう素捕捉による熱量がフィルタ装置の性能に与える影響はない。
【化学反応生成物】
無機よう素が反応するときの生成物は，フィルタ装置の性能に影響を与えるものではなく，可燃性物質もないことから，生成物の除去等特段の対応は不要である。
また，格納容器から塩化物の飛来が想定されるが，スクラバ水の水酸化ナトリ
ウムと反応して NaCl が生成されるだけであることから，フィルタ装置の性能に影響を与えるものではない。
また，有機ヨウ素はスクラバ水とは反応しないことから，有機ヨウ素の飛来がフィルタ装置の性能に与える影響はない。さらに，フィルタ装置内の内部に塗装は施していないため，フィルタ装置内で有機ヨウ素が発生することはない。

-386-

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。

別紙３０

フィルタ装置を長期使用時の影響について

フィルタ装置を長期間使用した場合の影響として，フィルタ装置スクラバ水にエアロゾルを捕集したことによるスクラバ水性状変化による DF 性能への影響と，
金属フィルタに捕捉されるエアロゾルによる閉塞について，以下の通り確認した。
1.

スクラバ水性状変化による影響
水スクラバには，格納容器ベントに伴い飛来するエアロゾルが大量に捕捉される。エアロゾルには，水溶性のエアロゾルと非水溶性のエアロゾルがあり，エア
ロゾルを捕集することによりスクラバ水の性状が変化する。このスクラバ水の性状の変化が DF 性能に与える影響を確認するため，水溶性エアロゾルとして CsIを，非水溶性エアロゾルとして TiO2 それぞれをスクラバ水に大量に投入して，水スクラバ単体の DF 性能試験を行い，エアロゾルを投入しない場合の DF 性能試
験の結果と比較した。
試験は第 1-1 図に示す，アクリル試験装置を用いて実施した。試験条件を第1-1 表に示す。また，実機に換算したエアロゾルの投入量を第 1-2 表に示す。第1-2 表より，非常に大量のエアロゾルを投入したことがわかる。

第 1-1 図

試験概要図（スクラバ水性状影響確認試験）-387-

第 1-1 表

スクラバ水性状影響確認試験条件一覧表

項目

条件

試験装置

・アクリル試験装置

試験ガス

・空気

スクラバ水位

・1ｍ

ガス・スクラバ水温度

・常温
・2Pd 相当流量
・最小流量相当

ガス体積流量

スクラバ水へのエアロゾル投入濃度

試験エアロゾル【CsI】
・0.018wt%
・3.45wt%【TiO 2】・0.019wt%
・3.67wt%
・PSL

第 1-2 表エアロゾル投入量実機換算値

試験投入濃度
CsI
TiO2

実機換算量

0.018wt%

4.42kg3.45wt%847.32kg

0.019wt%

4.66kg3.67wt%901.35kg

上記の条件にて試験を実施して DF を算出し，スクラバ水にエアロゾルを投入しない場合の DF との比を算出した結果，第 1-2～5 図の通りとなった。
2.0

DF／DF（添加無）[-]○0.018wt%□3.45wt%

1.5
1.0
0.5
0.0
0.0

第 1-2 図

0.1

0.2
0.3
0.4
0.5
粒径（空気動力学径）[μm]0.6DF 比（CsI 投入，2Pd 相当流量）

-388-

2.0
DF／DF（添加無）[-]○0.018wt%□3.45wt%

1.5
1.0
0.5
0.0
0.0

第 1-3 図

0.1

0.2
0.3
0.4
0.5
粒径（空気動力学径）[μm]0.6DF 比（CsI 投入，最小流量相当）

2.0
DF／DF（添加無）[-]○0.019wt%□3.67wt%

1.5
1.0
0.5
0.0
0.0

第 1-4 図

0.1

0.2
0.3
0.4
0.5
粒径（空気動力学径）[μm]0.6DF 比（TiO2 投入，2Pd 相当流量）

2.0
DF／DF（添加無）[-]○0.019wt%□3.67wt%

1.5
1.0
0.5
0.0
0.0

第 1-5 図

0.1

0.2
0.3
0.4
0.5
粒径（空気動力学径）[μm]0.6DF 比（TiO2 投入，最小流量相当）-389-

試験の結果より，エアロゾルを投入する場合としない場合で，DF に顕著な増減はなく，また DF の増減に一定の傾向は認められなかった。そのため，実機においてエアロゾルがスクラバ水に大量に流入したとしても，水スクラバの DF性能に影響はないと考える。

-390-

２. 金属フィルタ閉塞
フィルタ装置へのエアロゾルの流入による，金属フィルタの閉塞評価を実施した。事故シナリオは，大 LOCA＋SBO＋ECCS 機能喪失シナリオと，MCCI が発生する高圧・低圧注水機能喪失シナリオ ※1 とし，フィルタ装置へのエアロゾル流入量が大きい D/W ベントの場合を考慮した。
※1

フィルタ装置へのエアロゾル流入量の不確かさを考慮してもフィルタ装置が性能を発揮できることを確認するために，溶融炉心・コンクリート相互作用により，コンクリ
ートエアロゾルが大量に発生するシナリオを想定した。このシナリオでは，原子炉圧力容器への注水及び下部ドライウェルへの事前水張りに全て失敗し，溶融炉心が下部ドラ
イウェルに落下してから 1 時間後に初めて格納容器内（下部ドライウェル）に注水を開始するものとした。

評価の手順は，以下の通りとなる。
① 各シナリオにおける，フィルタ装置に流入するエアロゾルの粒子径分布と流入量（cm3）を評価② フィルタ装置に流入するエアロゾル粒子径分布に対して，水スクラバ単体のオーバーオールの DF を算出③ フィルタ装置に流入するエアロゾル量を水スクラバ単体のオーバーオール
DF で除して，金属フィルタに流入するエアロゾルの量を算出④ 金属フィルタに流入するエアロゾルの量と，金属フィルタに許容されるエ
アロゾル量と比較し，流入量＜許容量であることを確認する
以下に評価結果を示す。
① フィルタ装置に流入するエアロゾル粒子径分布と流入量
フィルタ装置に流入するエアロゾルの粒径分布は第 2-1，2 図の通りとなる。
また，フィルタ装置に流入するエアロゾル量は第 2-1 表の通りとなる。

-391-

確率密度関数0.3

確率密度[-/μm]

0.25

確率密度関数

0.2
0.15
0.1
0.05
0
0.1

1

10

100

空気動力学径[μm]第 2-1 図エアロゾル粒子径分布（大 LOCA＋SBO＋ECCS 機能喪失，D/W ベント）

確率密度関数0.4

確率密度[-/μm]

0.35

確率密度関数

0.3
0.25
0.2
0.15
0.1
0.05
0
0.1

1

10

100

空気動力学径[μm]

第 2-2 図エアロゾル粒子径分布（高圧・低圧注水機能喪失，D/W ベント）
第 2-1 表エアロゾル流入量

シナリオ

エアロゾル流入量

大 LOCA＋SBO＋ECCS 機能喪失，D/W ベント

569.48 cm3高圧・低圧注水機能喪失，D/W ベント

10203.38 cm3-392-

② 水スクラバ単体オーバーオール DF
水スクラバオーバーオールの DF を評価するため，水スクラバ単体の DF 性能試
験にて DF を評価した。
DF 性能試験は，実機により近い条件である蒸気を用いた場合にて実施した。なお，スクラバ水温は飽和温度とし，水蒸気の凝縮効果を見込まない保守的な条件とした。試験設備は第 2-3 図，試験条件を第 2-2 表に示す。なお，スクラバ水の薬液の影響を考慮し，スクラバ水に実機と同じ NaOH を[wt%]溶解して試験を
実施した。

-393-

第 2-3 図

試験概要図（蒸気，水スクラバ性能試験）

第 2-2 表蒸気，水スクラバ試験条件一覧表

項目

条件

試験装置

・実機高さ試験装置

試験ガス・蒸気＋空気（エアロゾル送気用）
・試験時蒸気割合：約 95%（2Pd 相当流量）
約 88%（最小流量相当）

スクラバ水位
ガス・スクラバ水温度・1ｍ・約 100℃

ガス体積流量・2Pd 相当流量
・最小流量相当

薬液添加量

・NaOH

試験エアロゾル・TiO 2wt%-394-

上記の条件にて試験を実施した結果，蒸気試験における DF は第 2-4 図，第 2-5
図の通りとなった。なお，試験データプロットにはばらつきがあることから，これらデータプロットのフィッティングカーブを作成し，さらに 95%信頼区間の下限値を示すカーブを作成した。また，2Pd 相当流量，最小流量相当ともに約 1.5μm，までのデータがあるが，それより大きい粒子径領域の DF については，非常に保守的な設定であるが，データがある最大の粒子径における DF 値であるとした。このようにして作成した線を水スクラバ単体の DF 性能線とした。

第 2-4 図水スクラバ性能試験結果（2Pd 相当流量）

第 2-5 図水スクラバ性能試験結果（最小流量相当）-395-

第 2-1 図，第 2-2 図の粒子径分布に対して，第 2-4 図，第 2-5 図に示す水ス
クラバの DF 性能線を用いて，(1)式により水スクラバのオーバーオールの DFを算出すると，第 2-3 表の通りとなった。

(1)
DF(Dp)は，粒径 Dp における水スクラバの DF
M(Dp)は，フィルタ装置に流入する粒径 Dp のエアロゾルの総質量

第 2-3 表水スクラバオーバーオール DF

シナリオ

ガス流量

水スクラバ
オーバーオール DF

大 LOCA＋SBO＋ECCS 機能喪失，
D/W ベント2Pd 相当流量115

最小流量相当34

高圧・低圧注水機能喪失，
D/W ベント2Pd 相当流量15

最小流量相当12③ 金属フィルタに流入するエアロゾルの量
フィルタ装置に流入するエアロゾル量①と，水スクラバのオーバーオール DF②より，金属フィルタに流入するエアロゾルの量は，第 2-4 表の通り評価できる。
第 2-4 表金属フィルタに流入するエアロゾル量

シナリオ

ガス流量

金属フィルタに流入するエアロゾル量大 LOCA＋SBO＋ECCS 機能喪失，
D/W ベント2Pd 相当流量4.95 cm 3

最小流量相当16.75 cm3

高圧・低圧注水機能喪失，
D/W ベント2Pd 相当流量680.23 cm3

最小流量相当850.29 cm3

-396-

④

金属フィルタに流入するエアロゾルの量と，金属フィルタに許容されるエア
ロゾル量と比較金属フィルタに許容されるエアロゾル量を第 2-6 図に示す。
2000
1800

実機最小流量

累積許容エアロゾル量[cm3]1600

実機最大流量（2Pd 流量）

高圧・低圧注水シナリオ
流入量（最小流量）

1400
1200

高圧・低圧注水シナリオ

1000

流入量（2Pd 流量）

800
600
400

大 LOCA シナリオ流入量

大 LOCA シナリオ流入量（最小流量）（2Pd 流量）

200
0
10000

20000
30000
3
3
体積流量（金属フィルタ128本）[m
実機流量[m /h] /h]

第 2-6 図40000

金属フィルタの許容エアロゾル量

第 2-6 図に示す通り，大 LOCA＋SBO＋ECCS 機能喪失シナリオ，MCCI が発生する高圧・低圧注水機能喪失シナリオともに，金属フィルタに流入するエアロゾルの量は，金属フィルタに許容されるエアロゾルの量よりも小さいことがわかった。
よって，金属フィルタの閉塞は生じないと考える。

-397-

別紙３１

地震による損傷の防止に関する耐震設計方針の説明

１．配管設計における荷重の組み合わせと応力評価について
格納容器圧力逃がし装置は，ベント使用中は機器が損傷を受けることなく健全であることが求められる。したがって，設計上の最高使用温度・圧力(200℃，2Pd)における荷重条件を「供用状態Ａ」及び「供用状態Ｂ」として，クラス 2
機器として各部にかかる応力が許容応力以内であることを確認している。
一方で，当該設備は設置許可基準の三十九条における常設耐震重要重大事故防止設備兼常設重大事故緩和設備に該当し，基準地震動Ｓｓによる地震力に対して重大事故に至るおそれがある事故に対処するために必要な機能が損なわれるおそれがないものであることとしている。したがって，地震荷重に対する荷重の組合せを「供用状態Ｄ」とし，各部にかかる応力が設計引張応力以内であり，なおかつ疲労破壊を起こさないことを確認している。
表1

配管設計における荷重の組合せと許容応力
許荷重の組合せＤ＋Ｐｄ＋Ｍｂ

Ｄ＋Ｐｄ＋（Ｍａ）＋Ｍｂ

Ｄ＋Ｐｄ＋（Ｍａ）＋Ｓｓ

容

応

力

一次応力
（曲げ応力を 一次＋二次応力含む。）
1.5・Ｓｈ

1.8・Ｓｈ

0.9・Ｓｕ

一次＋二次＋ピーク応力

Ｓａ(c)

Ｓａ(d)

供用状態

適用規格

（Ａ，Ｂ）

設計・建設規格
PPC-3520(1)PPC-3530(1)
設計・建設規格
PPC-3520(2)PPC-3530(1)－－Ｓｓ地震動のみによる疲労解析を行い，疲れ累積係数が 1 以下であること。
ただし，地震動のみによる一次＋二次応力の変動値が 2･Ｓｙ以下であれば疲労解析は不要。

JEAG4601
第 3 種管の許容
Ｄ（ⅣＡＳ）
応力/第 3 種管の許容応力の解説【各記号の注釈】
Ｄ：自重及びその他の長期的機械的荷重による応力

Ｐｄ：内圧応力Ｍａ：その他の短期的機械的荷重による応力（当該設備においては対象外）
Ｍｂ：二次応力（熱応力）Ｓａ（ｃ）：一次＋二次応力に対する許容応力（短期的荷重を含まない場合）
Ｓａ（ｄ）：一次＋二次応力に対する許容応力（短期的荷重を含む場合）
Ｓｈ：最高使用温度における材料規格

Part3 第 1 章 表 3 に定める値

Ｓｓ：基準地震動Ｓｓにより定まる地震力
Ｓｕ：設計引張強さ

設計・建設規格

付録材料図表-398-

Part5 表 9 に規定される値

なお，当該設計における荷重の組み合わせと許容限界としては，原子力発電
所震設計技術指針（重要度分類・許容応力編 JEAG4601・補-1984，JEAG4601-1987
及び JEAG4601-1991 追補版）（日本電気協会 電気技術基準調査委員会 昭和 59
年 9 月，昭和 62 年 8 月及び平成 3 年 6 月）（以下「JEAG4601」という。）および発電用原子力設備規格（設計・建設規格 JSME S NC1-2005(2007 追補版含む)（日
本機械学会 2005 年 9 月，2007 年 9 月）（以下「設計・建設規格」という。）に準拠したものである。

-399-

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。

別紙３２

空気作動弁に対する人力操作の成立性について

１．概要
ベント操作に関連して開閉が必要な空気作動弁としては，格納容器一次隔離弁（ドライウェル側及びサプレッションチェンバ側）及びフィルタ装置入口弁がある（第 1 図）。これらはの弁はいずれもシリンダー操作式空気作動バタフライ弁であり，二次格納施設外からの遠隔人力操作が可能な構造としている。
主 排気筒③フィルタ装置入口弁
6号炉

RE

放射線モニタ
雨水排水ラインAO

圧力開放板②格納容器一次隔離弁
Ｎ ベントライン（ドライウェル側）※6号炉と7号炉で設置個所が異なる

H2E

2

水素濃度計
PI

7号炉

圧力計

AO

MO

非常用ガス処理系
排風機へ

ボンベ
〔Ｆ．Ｃ〕

MO

遠隔操作

RE

放射線モニタH2E

原子炉区域よりパージ用排風機

PT

圧力計

水素濃度計

原子炉区域・
タービン区域〔Ｆ．Ｃ〕
換気空調系排風機へ

〔Ｆ．Ｏ〕

A
O

AO

ボンベ

〔Ｆ．Ｃ〕

AO

原子炉区域運転階より
Ｎ 2供給ライン〔Ｆ．Ｏ〕

ドライウェル
圧力開放板

PT

圧力計 差圧計

水位計

DP

フィルタ
装置

LT

ド
レ
ン
タ
ン
ク

MO

遠隔操作
遠隔操作

AO

遠隔操作

〔Ｆ．Ｃ〕

二次隔離弁（電動）
ボンベ
MO

・
原子炉建屋

サプレッション・
チェンバ

遠隔操作

二次隔離弁バイパス弁（手動）

AO

LＳ

ボンベ

〔Ｆ．Ｃ〕

水位計

MO
pH

MO

ｐＨ計
ドレン
移送ポンプ
FE

FE

流量計

①格納容器一次隔離弁（サプレッションチェンバ側）
二次 格納 施設

第1図

遠隔操作

〔Ｆ．Ｃ〕

・
原
子
炉
圧
力
容
器

Ｎ2 ベントライン

AO

AO

よう素
フィルタ

オリフィス

・

・

〔Ｆ．Ｏ〕

非常用ガス処理系
排風機より
MO
MO

MO

可燃性ガス濃度制御系
気水分離器より

原子炉建屋

Ｎ2供給ライン

二次格納施設外より人力操作を行う空気作動弁

遠隔人力操作機構の主な機器構成を第 2 図に示す。
・ 二次格納施設外の操作ハンドルの回転トルクを弁駆動部シリンダーの操作
軸をまで伝達させるための等速ジョイント・ 手動操作軸の回転トルクを低減するための減速ギアボックス
・ 等速ジョイントを躯体床もしくは壁面に固定するためのギアボックス
により構成されている。
空気作動バタフライ弁に対して空気作動の場合と人力操作を行う場合の動作機
構の説明を第 3 図に示す。
空気作動を行う場合にはシリンダー内に空気を供給することにより，ピストン
がスプリング反力に逆らって外側に押し広げられ，ピストンの動作に合わせて弁棒が回転して弁体が開閉動作する。
一方で，人力操作を行う場合，操作軸がケーシングに対してネジ締結になっており，手動で操作軸を回転させることにより，操作軸が水平方向に移動する。ピストンに取付けられているハンガは操作軸と連動して回転することなく水平方向に移動し，弁が開閉する。この際に，スプリング力は水平方向の力しか発生しな-400-

いため，操作軸を水平方向に押さえつけるだけである。そのため，操作軸に回転力を加え続けなくても逆転することはなく，開保持は可能である。開保持可能であることは弁単体を用いた実機での作動試験においても十分に確認済みである。
空気作動弁

二次格納施設壁
ベントライン
手動操作軸

等速ジョイント（伸縮機能有り）
等速ジョイント

ハンドル
等速ジョイント

減速ギアボックス
等速ジョイント

空気作動弁の操作軸トルクは減速ギアにより人力操作可能なトルクまで低減する

ギアボックス※ 等速ジョイント及びギアボックスの構成、配置については設置されるフロアにより異なる

第2図

空気作動弁遠隔操作機構構成図

空気圧による動作の場合
＜駆動部＞

＜弁体＞

人力操作の場合
空気圧によりピストンが外側にスライドする

ピストンの動きに対して軸は拘束されていない

駆動エアー

軸の動きに合わせてハンガが連動してピストンが外側にスラ
イドする

＜駆動部＞

ケーシングとネジ締結され、軸の回転により軸が外側にスライドする＜弁体＞

ベントガス流れ

ベントガス流れ＜駆動部取付構造＞＜駆動部取付構造＞

ピストン

スプリング

スプリング

スプリング

ピストン

スプリング
ハンガ

ケーシングとネジ締結

ケーシングとネジ締結

操作軸

操作軸を回転
シリンダ

弁棒
駆動エアー

シリンダ

エアーの力でピストンがバネ力に打勝つことで両側に開くため、弁棒が回転

第3図

シャフト
操作軸を回転させることで軸が外側に引き出されるため、ハンガによってピストンが両側に開くため、弁棒が回転

空気作動弁を操作する際の動作原理-401-２．操作性
二次格納施設外よりハンドルを回転する際の操作トルクについては，等速ジョイントやギアボックスによる伝達効率を考慮した上で，人力で操作可能な回
転数，トルクに調整されている。人力操作対象弁を操作する際の最大トルク及び人力で全開もしくは全閉するためのハンドル回転数について第 1 表及び第 2
表に示す。
第1表
No.
①

空気作動バタフライ弁の人力操作性（７号炉）

弁名称

駆動方式

格納容器一次隔離弁

空気駆動（ドライウェル側）
格納容器一次隔離弁②（サプレッションチェ

空気駆動

ンバ側）
③

フィルタ装置入口弁

第2表
No.

①

空気駆動

N.C
F.C
N.C
F.C
N.O
F.O

必要
人員

36N･m

418 回転

15 分

2人

37N･m

418 回転

15 分

2人

29N･m

418 回転

15 分

2人

操作時間

必要

（全閉→全開） （想定）

人員

空気作動バタフライ弁の人力操作性（6 号炉）

弁名称
格納容器一次隔離弁（ドライウェル側）

駆動方式

空気駆動

格納容器一次隔離弁
②

最大操作
回転数
操作時間
トルク
（全閉→全開） （想定）
（理論値）

弁の
状態

（サプレッションチェ

空気駆動

ンバ側）
空気駆動

最大操作

弁の
状態

トルク

N.C

（理論値）

F.C
N.C
F.C
N.O

回転数

33N･m

418 回転

15 分

2人

31N･m

418 回転

15 分

2人

31N･m

418 回転

15 分

2人

③

フィルタ装置入口弁※

最大操作トルク及び回転数については，電動駆動弁（二次隔離弁）をエクス
テンションにて人力操作する場合とほぼ同等であり，操作時間及び必要人員については，既に設置されている電動駆動弁の人力作動試験をもとに想定したも
のである。

F.O

-402-

３．信頼性
シリンダー操作式空気作動バタフライ弁をラチェットハンドルにて人力操作する機構（第 4 図）は，6 号炉及び 7 号炉において既に当該弁以外の弁にて採用されており，現状までに不具合は発生していない。

第4図

シリンダー操作式空気作動バタフライ弁

シリンダー操作式空気作動バタフライ弁の遠隔操作機構の成立性については，組み立て後の動作試験も含めて十分に検証していくこととする。
また，事故後にベント操作のために弁の開閉操作を行う場合，人力操作機構に求められる信頼性として耐放射線性，耐震性，耐環境性がある。
【耐放射線性】
ベント時に配管から受ける線量に対して劣化しないことが求められるが，駆動部及びケーシング等の強度部材として有機物を使用していないため，操作性に影響を与えることはない。
【耐震性】
等速ジョイント及びギアボックス単品について，各部品が設置されるフロア
における地震荷重に対して健全であることを加振試験にて確認する。また，各部品を組み合わせた場合に，構成上最も厳しいパターンを代表して，加振試験を行うことで健全性を確認する。
また，操作対象弁が設置される配管が熱及び地震荷重によって変位するため，建屋床及び壁面に直接設置されるギアボックスに対して相対変位を生じる。これによって，弁とギアボックスを接続する等速ジョイントに可動範囲外の荷重がかかり，機器を破損することを防止するため，操作対象弁とギアボックスを接続する等速ジョイントは変位を吸収するための伸縮機構が設置されている。

-403-

【耐環境条件】
遠隔人力操作機構が設置されるエリアの事故時環境温度としては，保守的に100℃を想定する。等速ジョイントやギアボックスの主要部材は金属であることから事故時環境温度においても影響はない。一方で，主要部材以外で比較的耐熱温度が低いものについては以下の２点がある。
・

ギアボックスに使用している潤滑油については，高温状態に晒された条件で長期間使用することで劣化速度が早まる傾向がある。劣化した状態で使用することによりギアボックスの内部抵抗が増加する可能性があるが，人力による低速回転で使用するものであり，使用時間も十分短いことから，潤滑油の劣化が機能に影響することはない。

・等速ジョイントに使用されている異物混入防止カバーについてはクロロ
プレンゴム製品であるが，カバーの劣化が機能に影響を及ぼすことはない。
また，クロロプレンゴム(CR)は ASTM における材料物性として耐熱温度が120℃と規定されているため，十分に許容温度以内である。

-404-

別紙 33 格納容器ベント実施に伴う現場作業の線量影響について
格納容器ベント実施に伴う現場作業は，放射線環境下での作業となることから，作業の成立性を確認するために，各作業場所における線量影響を評価する。
また，中央制御室又は現場のいずれにおいても同等の操作が可能な場合については，高線量環境が予想される現場での作業線量のみについて記載する。
1. 想定する作業と作業時間帯，作業エリア
格納容器ベントの実施前及び実施後における作業の作業場所，作業時間帯を第 1 表及び第 1-1 図から第 2-5 図に示す。
2. 想定シナリオ
柏崎刈羽原子力発電所 6 号炉及び 7 号炉においては，格納容器破損防止対策に係る有効性評価における雰囲気圧力・温度による静的負荷のうち，格納容器過圧の破損モードにおいて想定している，「大破断 LOCA 時に非常用炉心冷却系の機能及び全交流動力電源が喪失したシーケンス」においても，格納容器ベントを実施することなく事象を収束することのできる代替循環冷却系を整備している。従って，仮に 6 号炉及び 7 号炉において同時に重大事故が発生したと想定する場合であっても，第一に両号炉において代替循環冷却系を用いて事象を収束することとなる。しかしながら，被ばく評価においては，片方の号炉において代替循環冷却に失敗することも考慮し,当該号炉において格納容器圧力逃がし装置を用いた格納容器ベントを想定する。格納容器ベントに至る事故シーケンスとしては,前述の「大破断 LOCA 時に非常用炉心冷却系の機能及び全交流動力電源が喪失したシーケンス」を選定した。
なお，よう素放出量の低減対策として導入した格納容器内 pH 制御については，その効果に期待しないものとした。また,格納容器ベント実施後の屋外作業環境の評価においては,被ばく量がより大きくなるドライウェルベント時の評価結果で代表させた。
3. 評価経路
格納容器ベント実施前においては，二次格納施設内からのガンマ線の影響を受ける。また，格納容器ベント実施後においては，格納容器ベント前の被ばく経路に加え，格納容器
ベントに伴い大気中に放出された放射性物質並びに格納容器圧力逃がし装置のフィルタ装置，よう素フィルタ及び配管内の放射性物質からのガンマ線の影響を受けることになる。各作業で評価対象とする被ばく経路を第 1 表に示す。また，被ばく経路の概念図を第3-1 図及び第 3-2 図に示す。

- 405 -

値は現在の最新値

4. 評価方法(1) 格納容器から原子炉建屋に漏えいする放射性物質
原子炉建屋外の作業エリアにおいては，原子炉建屋内の放射性物質からの直接ガンマ線及びスカイシャインガンマ線による実効線量を，作業エリアの位置，建屋の配置と形状並びに作業エリアを囲む壁等によるガンマ線の遮へい効果を考慮し評価する。直接ガンマ線については，QAD-CGGP2R コードを用い，スカイ
シャインガンマ線については，ANISN コード及び G33-GP2R コードを用いて評価する。
原子炉建屋内の作業エリアにおいては，二次格納施設内の放射性物質からのガンマ線による実効線量を，QAD-CGGP2R コードを用いて評価する。
(2) 大気中へ放出される放射性物質
大気中へ放出された放射性物質による作業エリアでの被ばくは，事故期間中の大気中への放射性物質の放出量をもとに，大気拡散効果及び作業エリアを囲む壁等によるガンマ線の遮へい効果を考慮して実効線量を評価する。
(3) フィルタ及び配管内の放射性物質
フィルタ及び配管内の放射性物質による作業エリアでの被ばくは，フィルタ及び配管内の放射性物質からの直接ガンマ線及びスカイシャインガンマ線による実効線量を，作業エリアの位置，フィルタ及び配管の位置と形状並びに作業エリアを囲む壁等によるガンマ線の遮へい効果を考慮し評価する。評価に当たっては，MCNP5 コード及び QAD-CGGP2R コードを用いる。
5. 評価条件
主な評価条件を第 2-1 表～第 2-5 表に示す。
6. 評価結果
格納容器ベントの実施前及び実施後における作業時の実効線量率を第 3-1 表，
第 3-2 表に示す。
最も被ばく量が大きくなるのは，屋外で行う水位調整であり，6 号炉の格納容器ベント
実施時で 56mSv，7 号炉の格納容器ベント実施時で 56mSv となり作業可能である。他の作業に係る被ばく量はそれよりも小さく，第 1 表に示す作業は何れも作業可能である。なお,炉心損傷前ベント後に炉心損傷の兆候が見られた場合における隔離弁の閉操作等の作業については,当該作業に係る被ばく量が,炉心損傷後の格納容器ベントに伴う作業時の被ばくに包含されるものと考えられるため,作業可能である。
- 406 -

第 1 表 格納容器ベント実施前後の作業及び被ばく経路

評価経路

評価内容

格納容器から
原子炉建屋に漏えいする放
射性物質

二次格納施設内に浮遊する
放射性物質からのガンマ線による外部被ばく

大気中へ放出される放射性物質

大気中へ放出された放射性
雲中の放射性物質からのガンマ線による外部被ばく
大気中へ放出された放射性
雲中の放射性物質を吸入摂取することによる内部被ばく
大気中へ放出され地表面に沈着した放射性物質からのガンマ線による外部被ばく

フィルタ及び
配管内の放射
性物質

格納容器圧力逃がし装置のフィルタ装置及びよう素フィルタ並びに配管内の放射性物質からのガンマ線による外部被ばく

作業開始時間（事象開始後）
作業時間

格納容器ベント実施前の作業
格納容器二次隔離弁
フィルタ装置排格納容器一次隔離弁の開操作
水ポンプ水張り
の開操作
屋内
屋内
屋外
（二次格納施設外）（二次格納施設外）

フィルタ装置水位調整

格納容器ベント実施後の作業
フィルタ装置へ
排水ラインのの薬液注入
窒素パージ

ドレンタンク排
水

屋外

屋外

屋外

屋外

○

○

○

○

○

○

○

―

―

○

○

○

○

○

―

―

―

○

○

○

○

―

―

○

○

○

○

○

○

―

○

○

○

○

○

2 時間～
約 38 時間後

約 36 時間～
約 37 時間

ベント実施時刻（約 38 時間後）

62 時間後62 時間後以降

62 時間後以降

62 時間後以降

60 分間

60 分間

25 分間

2 時間（現場滞在は１時間※1）

1 時間※1

1 時間※1

1 時間※1※1 詳細仕様検討中のため，今後見直す可能性がある- 407 -

枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

第 1-1 図 ６号炉屋内作業場所（原子炉建屋３階）

第 1-2 図 ６号炉屋内作業場所（原子炉建屋２階）- 408 -

枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

第 1-3 図 ６号炉屋内作業場所（原子炉建屋地下１階）

第 1-4 図 ６号炉屋外作業場所- 409 -

枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

第 2-1 図 ７号炉屋内作業場所（原子炉建屋中４階）

第 2-2 図 ７号炉屋内作業場所（原子炉建屋４階）- 410 -

枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

第 2-3 図 ７号炉屋内作業場所（原子炉建屋２階）

第 2-4 図 ７号炉屋内作業場所（原子炉建屋地下１階）- 411 -

枠囲みの内容は機密事項に属しますので公開できません。

第 2-5 図 ７号炉屋外作業場所- 412 -

第 3-1 図 被ばく経路概念図（原子炉建屋内）

第 3-2 図 被ばく経路概念図（原子炉建屋外）- 413 -

項目
炉心熱出力

運転時間

取替炉心の
燃料装荷割
合

第 2-1 表 大気中への放出放射能量評価条件（1/3）
評価条件
選定理由
3,926MWt
定格熱出力
1 サイクル：10,000h（416 日）
2 サイクル：20,000h
1 サイクル 13 ヶ月(395 日）を考慮し3 サイクル：30,000hて，燃料の最高取出燃焼度に余裕を持
4 サイクル：40,000h
たせ長めに設定
5 サイクル：50,000h
1 サイクル：0.229（200 体）
2 サイクル：0.229（200 体）
3 サイクル：0.229（200 体）
取替炉心の燃料装荷割合に基づき設定
4 サイクル：0.229（200 体）
5 サイクル：0.084（72 体）- 414 -

項目

第 2-1 表 大気中への放出放射能量評価条件（2/3）
評価条件
選定理由
格納容器漏えい:事象発生直後放出開始時刻MAAP 解析に基づく格納容器ベント：
約 38 時間後

格納容器内 pH
制御の効果

格納容器内 pH 制御設備は，重大事故等対処設備と位置付けていないため
考慮しない

未考慮

原子炉圧力容器から格納容器に放出されるよう素の形態

粒子状よう素：5%
無機よう素：91%
有機よう素：4%

格納容器から
原子炉建屋への漏えい率

以下のとおり，開口面積を格納
容器圧力に応じ設定。MAAP 解析
上で，格納容器圧力に応じ漏えい率が変化するものとした。
【開口面積】
1Pd 以下：0.9Pd で 0.4%/day，
1～2Pd：2.0Pd で 1.3%/dayに相当する開口面積

格納容器の設計漏えい率（0.9Pd で0.4%/day）及び AEC 式に基づき設定

原子炉建屋から大気中への漏えい

考慮しない格納容器から漏えいした水蒸気は原
子炉建屋内で凝縮するため，原子炉建屋空間部が過度に加圧されることはないと考えられる。また，原子炉建屋の換気空調系を停止しているため，外気との空気のやり取りがないものと想定した。

格納容器からベントライン
への流入割合炉内内蔵量に対して，
希ガス類：約 9.4×10-1
よう素類：約 3.1×10-2
Cs 類：約 8.8×10-7Te 類：約 1.8×10-7Ba 類：約 7.1×10-8
Ru 類：約 8.8×10-9La 類：約 7.1×10-10Ce 類：約 1.8×10-9

MAAP 解析結果及び NUREG-1465 の知見に基づき設定。
よう素類については，よう素の化学形態に応じた格納容器内での除去のされかたの違いを考慮。

R.G.1.195 に基づき設定- 415 -

第 2-1 表 大気中への放出放射能量評価条件（3/3）
項目
評価条件
選定理由
格納容器内でのエアロ
MAAP 解析に基づくMAAP 解析で評価
ゾルの除去効果
格納容器内での有機よ
保守的に考慮しないものと考慮しない
う素の除去効果
した「発電用軽水型原子炉の安全評価に関する審査指針」
格納容器内での無機よ（平成 2 年 8 月 30 日 原子
う素の沈着による除去
無機よう素：2
力安全委員会決定 一部改係数
訂 平成 13 年 3 月 29 日 原
子力安全委員会）を参照
サプレッション・プール
でのスクラビングによる無機よう素の除去係
数
ドライウェルスプレイ
による無機よう素の除去係数
格納容器ベント開始時
間
格納容器圧力逃がし装置の除去係数よう素フィルタによる除去係数

無機よう素：10

Standard Review Plan6.5.5に基づき設定無機よう素：100

CSE 試験に基づき設定

事故発生から
約 38 時間後
希ガス：1
有機よう素：1
無機よう素：1,000
粒子状放射性物質：1,000
希ガス：1
粒子状放射性物質：1
無機よう素：1
有機よう素：50- 416 -

MAAP 解析結果
―
設計値
―
設計値

第 2-2 表 放射性物質の大気中への放出量（7 日間積算値）

核種グル
ープ

停止時炉内内蔵量[Bq]（gross 値）

希ガス類

単一号炉当たりの放出放射能量[Bq]（gross 値）
格納容器圧力逃がし装置及びよう素フィルタを経由した放出（W/W ベント時）

格納容器圧力逃がし装置及びよう素フィルタを経由した放出（D/W ベント時）

約 1.6×1019

約 7.6×1018

約 6.5×1018

よう素類

約 3.4×1019

約 5.7×1015

約 4.2×1015

Cs 類

約 1.3×1018

約 3.4×109

約 5.1×1012

Te 類

約 9.5×1018

約 2.4×109

約 3.4×1012

Ba 類

約 2.9×1019

約 2.3×109

約 3.4×1012

Ru 類

約 2.9×1019

約 3.7×108

約 5.4×1011

La 類

約 6.5×1019

約 6.6×107

約 9.6×1010

Ce 類

約 8.9×1019

約 3.0×108

約 4.3×1011- 417 -

項目
大気拡散評価モデル

第 2-3 表 放射性物質の大気拡散評価条件
評価条件
選定理由
ガウスプルームモデル

気象データ

柏崎刈羽原子力発電所におけ る 1 年間の 気象データ(1985 年 10 月～1986 年 9 月)

実効放出継続時間

1 時間

放出源及び
放出源高さ

累積出現頻度

【6 号炉】
6 号炉格納容器圧力逃がし装置配管：地上 40.4m【7 号炉】
7 号炉格納容器圧力逃がし装置配管：地上 39.7m

審査ガイドを参照
建屋影響を受ける大気拡散評価を行うため保守的に地上風（地上約10m）の気象データを使用
審査ガイドに示された通り，発電所において観測された 1 年間の気象データを使用
保守的に 1 時間と設定

実高さを参照。
なお，放出エネルギーによる影響は未考慮。

小さい方から累積して 97%

審査ガイドを参照

考慮する

放出点から近距離の建屋の影響を受けるため，建屋による巻き込み
現象を考慮

巻き込みを生じる代
表建屋

6 号炉原子炉建屋
及び7 号炉原子炉建屋

放出源であり，巻き込みの影響が最も大きい建屋として設定

放射性物質濃度の評
価点

作業エリア

建屋巻き込み―- 418 -

項目

線量換算
係数

呼吸率

地表への
沈着速度

配管内へ
の放射性
物質の付
着割合

*1

第 2-4 表 線量換算係数及び地表面への沈着速度等
評価条件
選定理由
成人実効線量換算係数使用(主な核種を以下に示す)
I-131：2.0×10-8Sv/Bq
I-132：3.1×10-10Sv/Bq
I-133：4.0×10-9Sv/Bq
I-134：1.5×10-10Sv/Bq
I-135：9.2×10-10Sv/Bq
Cs-134：2.0×10-8Sv/Bq
Cs-136：2.8×10-9Sv/Bq
Cs-137：3.9×10-8Sv/Bq
上述の核種以外の核種は ICRP
Pub.71 等に基づく

1.2m3/h

エアロゾル：1.2cm/s
無機よう素：1.2cm/s
有機よう素：沈着無し
希ガス：沈着無し

10%/100m

ICRP Publication71 等に基づく「発電用軽水型原子炉の安全評価に関する審査指針」（平成 2 年 8 月 30 日 原子力
安全委員会決定 一部改訂 平成 13 年 3 月
29 日 原子力安全委員会）の第 2 表の成人
活動時の呼吸率を設定

線量目標値評価指針（降水時における沈着
率は乾燥時の 2～3 倍大きい）を参考に，湿性沈着を考慮して乾性沈着速度(0.3cm/s)の 4 倍を設定。乾性沈着速度はNUREG/CR-4551 Vol.2*1 より設定

NUREG/CR-4551 を参照し，付着量を設定する主要なパラメータとして沈着速度に着目して，配管内面への沈着割合を設定（別紙 20 参照）

NUREG/CR-4551 Vol.2 “Evaluation of Severe Accident Risks: Quantification
Major Input Parameters”- 419 -

項目

第 2-5 表 防護措置
評価条件

選定理由

マスクによる除染係数50

着用を考慮し，期待できる除染係数として設定した安定よう素剤考慮しない

服用を考慮しないものとした

防護服

考慮しない

着用を考慮しないものとした- 420 -

値は現在の最新値
第 3-1 表 6 号炉の格納容器ベント実施に伴う被ばく評価結果
格納容器ベント実施前の作業（単位：mSv/h）
格納容器ベント実施後の作業

格納容器二次隔離弁の開操作

フィルタ装置排水
ポンプ水張り格納容器一次隔離弁の開操作（S/C 側）

格納容器一次隔離弁の開操作（D/W 側）

フィルタ装
置水位調整

フィルタ装置への薬液注入排水ラインの
窒素パージ

ドレンタン
ク排水

屋内
（二次格納施設外）

屋外

屋内（二次格納施設外）

屋内（二次格納施設外）

屋外

屋外

屋外

屋外

二次格納施設内に浮遊する放射性物質からのガンマ線による外部被
ばく

4.3×101

2×100 ※1

9.9×100

1.0×101

2×100 ※1

※2

※2

※2

大気中へ放出された放射性雲中の放射性物質からのガンマ線による
外部被ばく

―

―

0.1 以下0.1 以下2.4×101

※2

※2

※2

大気中へ放出された放射性雲中の放射性物質を吸入摂取することによる内部被ばく

―

―

―

―

3.0×100

※2

※2

※2

大気中へ放出され地表面に沈着した放射性物
質からのガンマ線による外部被ばく――0.1 以下0.1 以下3.8×10-1

※2

※2

※2

格納容器圧力逃がし装
置のフィルタ装置及びよう素フィルタ並びに配管内の放射性物質からのガンマ線による外部被ばく

0.1 以下―1.1×101

0.1 以下2.9×101

※2

※2

※2

合計線量率
現場作業時間

4.3×101
60 分間

2×100 ※1
60 分間

2.1×101
25 分間

1.0×101
25 分間

5.6×101
１時間※1※2
1 時間※1※2
1 時間※1

※2
作業時間

作業線量

43mSv

2mSv

8.6mSv

4.4mSv

56mSv

56mSv 以下

56mSv 以下

56mSv 以下

評価経路

格納容器から
原子炉建屋に漏えいする放射性物質

大気中へ放出される放射性物質

フィルタ及び
配管内の放射性物質

評価内容※1 詳細仕様検討中のため，今後見直す可能性がある※2 フィルタ装置水位調整後に行う作業であるため，フィルタ装置水位調整作業よりも作業線量率は低いと考えられる- 421 -

値は現在の最新値
第 3-2 表 7 号炉の格納容器ベント実施に伴う被ばく評価結果
格納容器ベント実施前の作業（単位：mSv/h）
格納容器ベント実施後の作業

格納容器二次隔離弁の開操作

フィルタ装置排水
ポンプ水張り格納容器一次隔離弁の開操作（S/C 側）

格納容器一次隔離弁の開操作（D/W 側）

フィルタ装
置水位調整

フィルタ装置への薬液注入排水ラインの
窒素パージ

ドレンタン
ク排水

屋内
（二次格納施設外）

屋外

屋内（二次格納施設外）

屋内（二次格納施設外）

屋外

屋外

屋外

屋外

二次格納施設内に浮遊する放射性物質からのガンマ線による外部被
ばく

4.3×101

2×100 ※1

9.9×100

1.0×101

2×100 ※1

※2

※2

※2

大気中へ放出された放射性雲中の放射性物質からのガンマ線による
外部被ばく

―

―

0.1 以下0.1 以下2.4×101

※2

※2

※2

大気中へ放出された放射性雲中の放射性物質を吸入摂取することによる内部被ばく

―

―

―

―

3.0×100

※2

※2

※2

大気中へ放出され地表面に沈着した放射性物
質からのガンマ線による外部被ばく――0.1 以下0.1 以下3.8×10-1

※2

※2

※2

格納容器圧力逃がし装
置のフィルタ装置及びよう素フィルタ並びに配管内の放射性物質からのガンマ線による外部被ばく

0.1 以下―0.1 以下3.8×100

2.9×101

※2

※2

※2

合計線量率
現場作業時間

4.3×101
60 分間

2×100 ※160 分間

1.0×101
25 分間

1.4×101
25 分間

5.6×101
１時間※1※2
1 時間※1※2
1 時間※1

※2
作業時間

作業線量

43mSv

2mSv

4.2mSv

6.0mSv

56mSv

56mSv 以下

56mSv 以下

56mSv 以下

評価経路

格納容器から
原子炉建屋に漏えいする放射性物質

大気中へ放出される放射性物質

フィルタ及び
配管内の放射性物質

評価内容※1 詳細仕様検討中のため，今後見直す可能性がある※2 フィルタ装置水位調整後に行う作業であるため，フィルタ装置水位調整作業よりも作業線量率は低いと考えられる- 422 -

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。

別紙３４

スクラバ水スロッシングの影響について

フィルタ装置使用中に地震が発生した場合，スクラバ水にスロッシングが発生する可能性がある。そこで，フィルタ装置使用時にスロッシングが発生したスク
ラバ水の挙動について，CFD 解析にて確認した。
解析の条件として，フィルタ装置の性能として厳しい条件である，下限水位であるスクラバノズル上端＋0.5ｍの時に，基準地震動 Ss の地震が発生したとする。
評価の結果を第 1 図に示す。

第1図

スクラバ水スロッシング評価結果

第 1 図に示す通り，下限水位時に Ss 地震によりスロッシングが発生すると，波高が高い瞬間はスクラバノズルが一部気相部に露出し，水スクラバの性能が低下する。
しかしながら，地震が発生して，さらにスクラバノズルの一部が気相部に露出している時間は，格納容器ベント実施期間と比較して非常に小さく，さらに水ス
クラバの後段には金属フィルタも設置していることから，格納容器ベントにより放出される放射性物質のトータル量に影響を与えるものではないと考える。

-423-

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。

別紙３５

格納容器圧力逃がし装置の材料選定に係る技術的根拠（１） 黒鉛パッキンの妥当性
格納容器圧力逃がし装置のパッキンに用いている膨張黒鉛は，優れた耐熱性・耐薬品性を有しており，シート状に形成することで柔軟性，弾性を有した材料で，パッキン・ガスケットの材料として幅広い分野で使用されている。格
納容器圧力逃がし装置のガスケットとして使用するパッキンは，最高使用温度
400℃，最高使用圧力 30MPa のものを選定しており，格納容器圧力逃がし装置の設計条件（200℃，0.62MPa）に対して，十分な余裕を有している。
また，膨張黒鉛パッキンは，1MGy の放射線照射に対しても機械的性質に変化は見られないことから，十分な耐放射線を有している。
さらに，膨張黒鉛パッキンは，フィルタ装置スクラバ水に想定される強アルカリ環境下においても適用可能であることを確認している。
以上より，膨張黒鉛パッキンを格納容器圧力逃がし装置に使用することは妥当であると考える。

-424-

（２） フィルタ装置構造材（ステンレス鋼）の妥当性
フィルタ装置の容器・内部構造材には，SUS316L を用いている。
フィルタ装置待機中は，スクラバ水には NaOH
[wt%]の薬液を内包している。
ステンレス鋼は，高濃度の NaOH 溶液に晒されるとアルカリ腐食割れを生じる可能性がある。ステンレス鋼のアルカリ腐食割れに対する温度と NaOH 濃度の関係は，『小若，金属の腐食と防食技術，アグネ承風社，2000 年』により，第１図の通り示されており，NaOH[wt%]，フィルタ装置の最高使用温度である 200℃においては，SUS316 材のアルカリ腐食割れは生じないことが確認できる。そのため，フィルタ装置スクラバ水の NaOH 濃度において，アルカリ腐食割れは発生しない。

第1図

アルカリ腐食割れに及ぼす温度，濃度の影響-425-

また，フィルタ装置使用中は，無機よう素の捕捉性能を確保するため,フィルタ装置の pH を以上に維持することとしているが，アルカリ腐食割れが生じるの
ど NaOH が高濃度となることはない ※1 。
一方，フィルタ装置使用中は，pH を以上の強アルカリに保つことにより，フィルタ装置に飛来する塩化物による，フィルタ装置の容器・内部構造材に発生する孔食，すきま腐食，SCC の発生を抑制することができる。
※1

フィルタ装置使用中の薬液の補給は，フィルタの水位が上昇して，ドレン操作を実施する都度実施する。薬液の補給量は，ドレン操作により抜けてしま
った分の薬液量とする。そのため，薬液の補給により，薬液濃度が必要以上に高濃度となることはない。

-426-

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別紙３６

フィルタ装置の性能維持の確認について

フィルタ装置使用中に，フィルタ装置の性能が維持されていることについては，
下記をもって確認することができる。
【エアロゾル除去性能】■ 水スクラバについては，水位が規定の水位（スクラバノズル上端＋0.5～2.2m）にあることで，規定の性能を維持することができる。スクラバの水位については，フィルタ装置に設置されている水位計により確認することができる。
■ 金属フィルタについては，差圧が規定の差圧（ ｋPa）以下であることで，規定の性能を維持することができる。金属フィルタの差圧は，フィルタ装置に設置されている金属フィルタ差圧計をもって確認可能である。
【無機よう素除去性能】■無機よう素除去性能については，スクラバ水のｐH が規定値（ｐH ）以上であることで，規定の性能を維持することができる。スクラバ水のｐH は，
ｐH 計により確認可能である。
なお，スクラバ水のｐH については，スクラバ水位の上昇によりドレン操作を実施する都度，ドレン操作によりフィルタ装置より抜けてしまった分の NaOH を追加することで，ｐH以上に維持することが可能である。

-427-

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別紙３７

圧力開放板の凍結による影響について

よう素フィルタ下流側の圧力開放板出口側は第 1 図に示すとおり大気側に開放されているため，格納容器圧力逃がし装置の出口配管の頂部放出口から雨水が流入した場合，圧力開放板まで流入する。そのため，第 2 図に示すように圧力開放板の下流側配管水平部に設置している雨水排水ラインの止め弁を常時開運用とすることにより，流入した雨水は圧力開放板下流側配管内に蓄積せずに系外へ放出され，配管内で凍結することはない。
主排気筒
6号炉

RE

放射線モニタ
雨水排水ラインAO

原子炉区域・
タービン区域〔Ｆ．Ｃ〕
換気空調系排風機へ

圧力開放板※6号炉と7号炉で設置個所が異なる

H2E

Ｎ2 ベントライン

PT

圧力計

7号炉
水素濃度計

AO

水素濃度計
PI

MO

MO

遠隔操作
A
O

RE

放射線モニタ

H2E

ボンベ
〔Ｆ．Ｃ〕

非常用ガス処理系
排風機へ

圧力計

原子炉区域よりパージ用排風機

〔Ｆ．Ｏ〕

AO

ボンベ

〔Ｆ．Ｃ〕

AO

原子炉区域運転階より
Ｎ2供給ライン

PT

水位計

DP

フィルタ
装置

LT

〔Ｆ．Ｃ〕

・

ド
レ
ン
タ
ン
ク

MO

遠隔操作
遠隔操作

AO

原
子
炉
圧
力
容
器

Ｎ2 ベントライン

圧力計 差圧計

AO

よう素
フィルタ

オリフィス

遠隔操作

AO

〔Ｆ．Ｏ〕

〔Ｆ．Ｏ〕

ドライウェル
圧力開放板

・

・

遠隔操作

〔Ｆ．Ｃ〕

ボンベ
MO

・
原子炉建屋

サプレッション・
チェンバ

遠隔操作

AO

LＳ

ボンベ

〔Ｆ．Ｃ〕

水位計

MO
pH

MO

ｐＨ計

非常用ガス処理系
排風機より

ドレン
移送ポンプ
FE

FE

MO
MO

流量計

MO

可燃性ガス濃度制御系
気水分離器より二次格納施設

第1図

頂部放出口

原子炉建屋

Ｎ2 供給ライン

雨水排水ライン系統図

TP 51795

下流側圧力開放板
雨水排水ライン（通常時開）TP 40045

ヨウ素フィルタ本体より

第2図

圧力開放板下流側の配管配置図（７号炉）-428-

一方で，下流側圧力開放板の出口側配管は大気開放されていることから，配管内で水分が結露して水滴が付着し，その状態で外気温が氷点下以下となった場合には圧力開放板表面で水分が凍結する可能性がある。圧力開放板表面が凍結する
ことにより，設定圧力での作動への影響ついては，圧力開放板表面を意図的に凍結させることにより，凍結状態を模擬した冷温破裂試験を行うことにより，破裂圧力に影響がないことを確認している。（第 3 図）
試験結果を第 1 表に示す。

＜破裂前＞

＜破裂後＞
第3図

第1表
通常破裂圧力（工場出荷時）
凍結時破裂圧力（冷温試験時）＜表面凍結状況＞

圧力開放板破裂試験

圧力開放板表面の凍結による破裂圧力影響試験結果
破裂設定圧力

試験環境温度

備考

0.1±0.01MPa

200℃±10℃

仕様書において定める破裂
圧力設定値-17℃以下圧力開放板出口側を凍結

圧力開放板の構造を第 4 図に示す。圧力開放板上流側の系統圧力が上昇すると，圧力によりディスク(PTFE)が膨らみ，スリットディスク(SUS316L)に接触する。圧力に対してスリットディスクの強度が許容値を上回っている場合は，圧力開放板は破裂することはない。圧力が上昇してスリットディスクの許容値を超えた場合には，スリットディスクが均等に破裂し，系統圧力は大気側に開放される。

-429-

当該の圧力開放板の破裂圧力は 200℃にて 0.1MPa にて破裂するように設定されているが，冷温破裂試験においてはにて破裂した。これはステンレスの物性値は温度によって左右することから，200℃以外の温度条件では破裂圧力は変化することによるものと考えられる。但し，試験の結果からもベント操作に対して阻害するほどの影響ではないため，凍結したとしても問題はない。

スリットディスク(SUS316L)
スリットディスク(SUS316L)
下流側

系統圧力
上流側

第4図

圧力開放板構造図-430-

ディスク(PTFE)別紙３８

高温使用時におけるフィルタベント系統からの漏えいがないこと

格納容器圧力逃がし装置の使用状態において，常温での最高使用圧力に対するフランジ部の強度評価については，「発電用原子力設備規格 設計・建設規格（2005 年度版）」の「PPD-3414 フランジ」において既に評価済みである。
本資料においては，高温・高圧環境下（200℃，0.62MPa）にて配管と配管をつなぐフランジ間からの漏えい評価を行う方針について示す。
「高圧ガス設備等耐震設計指針（2012）」を用いて配管内圧及びフランジに接続する配管から受ける反力を考慮してフランジボルト締付圧力十分に必要な面圧を満足していることを評価する。なお，フランジに接続する配管からの反力については，自重，配管の熱膨張が同時に負荷されたものとし，フランジの片当たりの原因となるモーメント及び両側からの引張力について考慮するものとする。（第 1 図）
曲げモーメント：Ｍ
ガスケット
軸方向引張荷重：Ｆ「配管自重による引張荷重」＋

Ｇ

軸方向引張荷重：Ｆ「配管熱による引張荷重」

z

曲げモーメント：Ｍ「配管自重によるモーメント」
y＋x「配管熱応力によるモーメント」

第1図

フランジにかかる配管荷重「高圧ガス設備等耐震設計指針（2012） レベル 2 耐震性能評価
づき，フランジ漏洩評価を実施した。以下に評価式を示す。

mp + αp e

解説編」に基σam：ガスケット係数 [-]p：内圧 [MPa]α：等価内圧に対する漏洩影響度補正係数で，0.75m [-]σa：ボルトの初期締め付け力によるガスケット面圧 [MPa]pe：地震力等に係る軸方向引張力 F 及び曲げモーメント M に対する等価内
圧 [MPa]であり以下の式で算出する。

-431-

pe

4F
G2

16M
G3

G：ガスケット接触面の平均直径 [mm]F：軸引張力 [N]M：曲げモーメント [N・mm]
ここで，軸引張力 F は配管応力解析における配管軸方向の引張荷重 Fy であり，
曲げモーメント M は同様に配管応力解析における軸直角方向のモーメントのMx と Mz から M 2X

M Z2 で算出する。

なお，フランジの熱膨張係数がボルトよりも大きいため，フランジ－ボルト間の熱膨張差によりガスケットの面圧が増加するが，安全側に働くため本評価においては考慮しない。

-432-

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別紙３９

格納容器圧力逃がし装置使用後の保管管理

格納容器圧力逃がし装置使用後には，フィルタ装置，ならびによう素フィルタには多量の放射性物質が捕捉される。そのため，格納容器圧力逃がし装置使用後には，フィルタ装置ならびによう素フィルタに捕捉された放射性物質が環境に放出することがないよう，適切に保管する必要がある。格納容器圧力逃がし装置使用後のフィルタ装置，ならびによう素フィルタの保管方針を以下に示す。

【フィルタ装置】
格納容器圧力逃がし装置使用後は，フィルタ装置内のスクラバ水は格納容器へ移送し，スクラバ水に捕捉された放射性物質が環境へ放出しないよう気中保管する。
なお，「別紙１３」に記載の通り，フィルタ装置に放射性物質を含んだスクラバ水が保管されていたとしても，水スクラバから環境への放射性物質の再浮遊は防止可能であるが，放射性物質の放出リスクを更に低減するため，ス
クラバ水を格納容器へ移送する。
また，同じく「別紙１３」に記載の通り，有効性シナリオにおいて，金属フィルタに捕捉した放射性物質は，フィルタ装置使用後にベントガス流れが無い状態においても，崩壊熱に伴う金属フィルタの過熱による放射性物質の再浮遊は生じないことを確認している。
【よう素フィルタ】
よう素フィルタについても，気中保管とする。
よう素フィルタに流入した放射性よう素は，AgI の化学種にてよう素フィ
ルタ内に捕捉される。AgI は，以上の高温状態にて水素環境に晒されると，AgI が還元されて HI（ガス状）の化学種となり，よう素は環境へ放出されてしまう。
そのため，上記の通り，スクラバ水を格納容器へ移送することで，よう素フィルタに水素が流入しないようにし，よう素フィルタからの放射性よう素の再浮遊を防止する。
なお，格納容器圧力逃がし装置使用後には，放出口手前に設置している放射線モニターにて，フィルタ装置ならびによう素フィルタからの放射性物質の放出がないことを確認する。

-433-

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別紙４０

よう素フィルタ部に発生する偏流について

よう素フィルタは，第 1 図に示す通り，キャンドルと呼ばれる銀ゼオライトを充填した吸着塔を 19 本配置した構造となっている。このよう素フィルタを 2 基設
置し，計 38 本のキャンドルを設置する。
ベントガスがキャンドルに充填された銀ゼオライト吸着材を通過する過程で，ベントガス中に含まれるガス状よう素が銀ゼオライトに捕捉される。

第１図

よう素フィルタ構造図

よう素フィルタのガス状よう素除去性能は，ベントガスと銀ゼオライト吸着材との接触時間が大きいほど，大きくなる。そのため，よう素フィルタ内で偏流が生じ，局所的にベントガスの銀ゼオライト吸着材通過速度が大きくなり，銀ゼオ
ライト吸着材との接触時間が小さくなると，ガス状よう素除去性能が低下する。
そこで，流動解析により，よう素フィルタ内に生じるガスの偏流を評価した。
なお，銀ゼオライトが充填されているキャンドル部の流動特性について確認するため，実機と同じキャンドルを用いて蒸気を通気する流動試験（キャンドルユ
ニット試験）を実施した。そして，キャンドルユニット試験により得られた試験
データをよう素フィルタの流動解析に適用し，流動解析の精度向上を図った。

-434-

【キャンドルユニット試験】
第２図に示す通り，実機と同じキャンドルを容器内に１本設置し，試験容器に実機のキャンドル１本に相当する体積流量の蒸気を通気し，キャンドルに生じる差圧を計測した。

第２図

キャンドルユニット試験装置全体図

実機のよう素フィルタで処理するベントガスの最大体積流量は，第 3.2.3.3-2
表に示す通り，15.9m 3/s(格納容器 2Pd 時流量)である。実機のよう素フィルタのキャンドルの設置本数は 38 本であるため，キャンドル 1 本当たりの体積流量は0.42 m3/s(格納容器 2Pd 時流量)となる。そこで，実機の最大体積流量を網羅する
ように，第１表の通り，キャンドルユニット試験の試験条件を設定した。

-435-

第１表

キャンドルユニット試験条件一覧表

項目

条件

試験装置

・キャンドルユニット試験装置

キャンドル設置本数

・1 本

試験ガス

・蒸気

ガス体積流量・0.74 m3/s
・0.51 m3/s
・0.39 m3/s
・0.29 m 3/s
・0.23 m3/s

第１表の条件にて試験を実施した結果，ガス体積流量とキャンドル差圧の関係
は，第 2 図の通りとなった。

第2図

試験結果（ガス体積流量とキャンドル差圧の関係）

第 2 図のキャンドル差圧の実測値を用いて，よう素フィルタ全体の流動解析を実
施した。

-436-

【よう素フィルタ全体流動解析】
よう素フィルタ内の偏流を評価するため，よう素フィルタ全体の流動解析を実施した。解析モデルは第 3 図に示す通り，よう素フィルタ１基をモデル化した。

第3図

よう素フィルタ流動解析モデル

まず，キャンドルをモデル化しているポーラスメディアの圧損係数を，第 2 図のキャンドルユニット試験実測値より求める。第 2 図のガス体積流量をキャンド
ルの表面積で除すことで，線速度 LV（m/s）に変換し，試験データを非線形最小
二乗法により最適フィッティングした抵抗係数カーブを作成する。抵抗係数カー
ブの作成は，以下の２パターン作成する。
① 慣性抵抗項（LV2 の項）と粘性抵抗項（LV の項）を考慮（ガス流れが AgX に遮られる際に生じる慣性抵抗に加え，ガスが AgX と AgXの間の狭隘部を通過する際に生じる粘性抵抗を考慮）② 慣性抵抗項（LV2 の項）を考慮（ガス流れが AgX に遮られる際に生じる慣性抵抗のみを考慮）
以上の条件にて，抵抗係数カーブを作成すると，第 4 図の通りとなる。①を赤線，②を緑点線で示す。また，それぞれの抵抗係数カーブは以下の関数で表される。

-437-

①
②

Dp=
Dp=

×LV2 +
×LV2

×LV

・・・(1)
・・・(2)

次に，（試験実測値－フィッティングカーブ）の RMS を算出したところ，①は115.3，②は 176.7 となった。そのため，①の方が実験データを精度よくフィッティングできていることがわかった。よって，①をキャンドルの抵抗係数カーブとした。
次に，汎用抵抗式は以下の通り表される。
汎用抵抗式 ： Dp=ki×ρ×LV2 + kv×μ×LV・・・（３）

ここで，ρ：気体密度(kg/m3)，μ：粘性係数(Pa・s),ki：慣性抵抗係数(-)，
kv：粘性抵抗係数(1/m)である。(1)，(3)式より,ki×ρ=，kv×μ=_______となる。ここで，キャンドルユニット試験時のガスの密度は 0.56937(kg/m 3)，粘性係数は 1.3032×10-5(Pa・s)であったことから，ki ならびに kv は，ki=(-)，
kv=(1/m)となる。
そのため，ki=(-)，kv=(1/m)を，流動解析を実施する際のキャンドル（ポーラスメディア）の圧力損失係数とする。

第4図

抵抗係数カーブ-438-

よう素フィルタ全体の流動解析は，実機の流量を網羅するよう，格納容器圧力
2Pd にてベントした直後の最大流量相当と，事故後 1 ヶ月後の流量の２ケースで実施した。解析条件を第 2 表に示す。
第2表

よう素フィルタ流動解析条件一覧表

項目

条件

評価コード

・STAR-CCM+（ver.9）
・基礎式：質量保存式，運動量保存式（Navier-Stokes 方程式）
・基礎式の離散化手法：有限体積法
・乱流モデル：Realizable K-ε・壁近傍の扱い：ALL y+モデル
・対流項離散化：二次精度風上差分
・気体の扱い：水蒸気，非圧縮性流体
・キャンドル圧力損失係数：ki=(-)，kv=(1/m)
【ケース１：格納容器圧力 2Pd，ベント開始直後流量】
・体積流量：16.0 m 3/s（よう素フィルタ 2 基分）
・質量流量：15.8 kg/s（よう素フィルタ 2 基分）
・圧力：181.3 kPa(abs)・露点温度差：15 K

設定条件

ベントガス条件【ケース２：事故後 1 ヶ月流量】
・体積流量：3.80 m 3/s（よう素フィルタ 2 基分）
・質量流量：2.48 kg/s（よう素フィルタ 2 基分）
・圧力：114.3 kPa(abs)・露点温度差：6.5K

また，キャンドル配置と番号を第 5 図の通り設定した。

第5図

キャンドル配置ならびに番号-439-上記条件にてよう素フィルタ全体の流動解析を実施した。ケース１の解析結果
を第 6～9 図，第 3 表に示す。

第6図

第7図

フィルタ中央断面ガス流速（ケース１）

第3表

第8図

フィルタ中央断面ガス圧力（ケース１）
各キャンドル流量分布（ケース１）

各キャンドル流量分布（ケース１）

第9図

各キャンドル上下方向流速分布（ケース１）-440-

第 8 図，第 3 表より，各キャンドルの流量分配はほぼ均一で，各キャンドルの
ばらつきの範囲は±1%に収まっている。
また，第 9 図より，キャンドルの上下方向は，キャンドル下側の方が流量が大きい状態となっているが，上下方向のばらつきの範囲は±11％に収まっている。
次に，ケース 2 の解析結果を第 10～13 図，第 4 表に示す。

第 10 図

フィルタ中央断面ガス流速（ケース 2）

第 11 図

フィルタ中央断面ガス圧力（ケース 2）

第4表

第 12 図各キャンドル流量分布（ケース 2）-441-

各キャンドル流量分布（ケース 2）

第 13 図各キャンドル上下方向流速分布（ケース 2）

第 12 図，第 4 表より，各キャンドルの流量分配はほぼ均一で，各キャンドルの
ばらつきの範囲は±0.5%に収まっている。
また，第 13 図より，キャンドルの上下方向は，キャンドル下側の方が流量が大きい状態となっているが，上下方向のばらつきの範囲は±5％に収まっている。
以上より，よう素フィルタは流量が大きい方ほどキャンドル各部の偏流は大きくなるが，実機最大流量においても，各キャンドルの流量ばらつきは±1％以内，キャンドル上下方向のばらつきは±11％以内に収まることが確認できた。

次に，キャンドルの偏流がよう素フィルタの性能に与える影響を考える。
各キャンドルへ完全に均一にガスが流れていた場合における，ベントガスと吸着材の接触時間は，格納容器圧力 2Pd のベント直後において 0.227[s]となる。ここで，キャンドルの偏流により，局所的にベントガスの流速が 15%大きくなった
場合，局所的にベントガスと吸着材の接触時間は 15％減少し，0.192[s]となる。
銀ゼオライトの性能は第 14 図に示す通りであり，接触時間が 0.192[s]であっても DF50 以上確保可能である。
今，キャンドルの偏流は，格納容器圧力 2Pd のベント直後であっても 15%より小さいため，キャンドルの偏流を考慮したとしても，DF50 以上は確保可能である。

-442-

0.192

1000000
100000

DF[-]

10000

DPD 5K1000

DPD 10K

100

50

10
1
0

0.1

0.2 0.227

0.3

接触時間 [ｓ]第 14 図銀ゼオライト性能線図

-443-

0.4

0.5

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別紙４１

格納容器ｐH 制御による格納容器への影響の確認について

１．設備概要設備概要を第１図に示す。本系統は復水補給水系ポンプの吸込配管に薬液を混入させ，上部ドライウェルスプレイ配管，サプレッション・チェンバスプレ
イ配管，下部ドライウェル注水配管から原子炉格納容器内に薬液を注入する構成とする。薬液タンクに貯蔵する薬液は，原子炉格納容器内に敷設された全てのケーブルが溶融し，ケーブルに含まれる酸性物質(塩素)が溶出した際でも，原子炉格納容器内のサプレッション・プール水が酸性化することを防止するために必要な容量を想定し，水酸化ナトリウム( [wt％]水溶液) [m3]とする。
原子炉格納容器
pH制御設備

スプレイ配管薬液
タンク

下部注水配管

復水貯蔵槽

洗浄水供給配管

第１図

MUWCポンプ

復水補給水系ポンプ

格納容器ｐH 制御のための設備

系統概要図

２．格納容器バウンダリに対する影響について
薬液は格納容器内の上部ドライウェル，下部ドライウェル，サプレッション・
チェンバへそれぞれ均等に注入するが，それらは連通孔やベント管等で接続されており，最終的にはサプレッション・プールに流入する。その場合，サプレ
ッション・プール水の水酸化ナトリウム濃度は最大で約[wt％]，ｐH は約____となる。サプレッション・チェンバのライナ部で使用しているステンレス鋼，及び底部ライナに使用している炭素鋼のアルカリ腐食への耐性を第２図，第３
図に示すが，ｐＨ制御操作時の濃度ではアルカリ腐食割れは発生せず，また，塩化物による孔食，すきま腐食，SCC の発生を抑制することができる。
－444－

第２図 アルカリ腐食割れに及ぼす温度，濃度の影響
出典『小若，金属の腐食と防食技術，アグネ承風社，2000 年』

第３図

炭素鋼の腐食に及ぼすｐH の影響

出典『小若，金属の腐食と防食技術，アグネ承風社，2000 年』－445－

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また，原子炉格納容器バウンダリで主に使用しているシール材は，耐熱性能に優れた改良 EPDM に変更しているが，この改良 EPDM について事故条件下でのシール性能を確認するため，第１表の条件で蒸気暴露後の気密試験を実施
し，耐アルカリ性能を確認した。
第１表 改良 EPDM 耐アルカリ性確認試験

これらから，ｐH 制御薬液による原子炉格納容器バウンダリへの悪影響は無いことを確認した。
なお，水酸化ナトリウムの相平衡を第４図に示すが，本系統使用後の濃度である[wt％]では，水温が 0℃以上であれば相変化は起こらず，析出すること
はない。

第４図

水酸化ナトリウムの水系相平衡図

出典『Gmelins Handbuch der anorganischer Chemie,Natrium,8 Auflage,Verlag
Chemie,Berlin 1928』－446－

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３．水素の発生について
原子炉格納容器内では，配管の保温材等にアルミニウムを使用している。アルミニウムは両性金属であり，スプレイにより水酸化ナトリウムに被水すると式(a)に示す反応により水素が発生する。また，原子炉格納容器内のグレーチン
グには，亜鉛によるメッキが施されている。亜鉛もまた両性金属であり，式(b)に示すとおり水酸化ナトリウムと反応することで水素が発生する。
これらを踏まえ，事故時に想定される原子炉格納容器内の水素の発生量を評価する。なお，実際に薬液と反応する金属はスプレイの飛散範囲内と考えられるが，保守的に格納容器内の全ての亜鉛とアルミニウムが反応し水素が発生するとして評価を行う。
Al + NaOH + H2O → NaAlO2 + 3/2H2↑
Zn + NaOH + H2O → NaHZnO2 + H2↑

式(a）
式(b）

3.１ アルミニウムによる水素発生量
格納容器内のアルミニウムの使用用途は配管保温材の外装材とドライウェル
クーラのアルミフィンである。これらの全てが薬液と反応した場合の水素発生量を評価した。
【算出条件】【計算結果】
上記条件より，アルミニウム量は[kg]となる。そして，式(a)よりこのアルミニウムが全量反応すると，水素の発生量は約[kg]となる。
3.2 亜鉛による水素発生量
格納容器内の亜鉛の使用用途はグレーチングの亜鉛メッキである。そのためグレーチングの亜鉛メッキ量を調査し，アルミニウムと同様に全てが薬液と反応した場合の水素発生量を評価した。

－447－

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【算出条件】【計算結果】
上記条件より，亜鉛量はドライウェルで[kg]，サプレッション・チェンバで[kg]となり，合計で[kg]となる。そして，式(b)よりこの亜鉛が全量反応すると，水素の発生量は約[kg]となる。
3.3 水素発生による影響について
水-ジルコニウム反応等により格納容器内で発生する水素量は，有効性評価上の大 LOCA シナリオで 592[kg]であり，薬液注入によりアルミニウムと亜鉛が全量反応したとしても，事故時の格納容器内の気相は水蒸気が多くを占めていることから，格納容器の圧力制御には影響がない。また，格納容器内は窒素ガ
スにより不活性化されており，本反応では酸素の発生がないことから，水素の燃焼は発生しない。
これらのことから，ｐH 制御に伴って格納容器内に水素が発生することを考慮しても，影響はないものと考える。

－448－