資料1-2
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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
KK67-0067 改03
提出年月日
平成27年11月19日

柏崎刈羽原子力発電所 6号及び7号炉

原子炉格納容器の限界温度・限界圧力に関する評価結果について（指摘事項に対する回答）

平成27年11月
東京電力株式会社

柏崎刈羽原子力発電所６号炉及び７号炉
原子炉格納容器限界温度・圧力に関する評価結果 コメント回答資料

１．審査会合コメント回答
No
2-1
2-2
2-3
2-4

審査会合コメント

項目

試験データについて，試験の繰り返し数等から代表性や信頼性を説明すること。
フランジ開口量評価結果について構造解析と関連付けて説明すること。
改良 EPDM の機能維持において格納容器製作公差等にシール機能評価よる開口量への影響を説明すること
バックアップシール材の長時間負荷状態での変形特性について説明すること。
配管貫通部の代表性について，L/D とモーメントの指標

2-5

算出式の L2/D との関係等を整理し，より適切な選定方

配管貫通部評価

法及び選出部位について再度説明すること。
原子炉格納容器本体の評価について，NUPEC の評価結
2-6

果が柏崎刈羽 6,7 号機に適用できること及び NUPEC の構造評価

解析モデルが妥当であることを説明すること。

２．追加説明事項
No
1
2

追加説明事項S/C 構造評価において，SA 時の S/C 水位上昇を踏まえた水力学的動荷重の影響について
均圧弁及び TIP ボール弁，TIP パージ弁のシール材につ
いて

-1-

項目
動荷重評価

シール機能評価No.2-1

試験データについて，試験の繰り返し数等から代表性や信頼性を説明すること。

（回答）
長期（168 時間以降で 150℃を下回る状況）的な格納容器温度と閉じ込め機能の関係を評価するために，時間経過によるシール材の長期的な影響を表 2-1-1 の試験結果で示している
が，その試験データの信頼性について説明する。
表 2-1-1 で改良 EPDM 製シール材の圧縮永久ひずみ率，硬さ，質量変化率をそれぞれの試験時間に対して示しているが，これは同じ条件に暴露した試験体 3 個のデータの平均を示したものである。試験体 3 個のそれぞれの試験結果を表 2-1-2 に示す。圧縮永久ひずみ率，硬さ，質量変化率ともに試験体 3 個の実測値データに大きなばらつきも無いため，試験体数が 3 個であることは妥当と考えている。よって，これらの平均値を示した表 2-1-1 の試
験データについては信頼性を有しており妥当と考えている。

表 2-1-1 改良 EPMD 製シール材の基礎特性データの経時変化
試験時間

0～7 日

7 日～14 日

14 日～30 日

試験温度

200℃

150℃

150℃

圧縮永久ひずみ率[％]

硬さ

質量変化率[％]-2-

表 2-1-2 0～7 日(200℃)、7～30 日(150℃)の圧縮永久歪み試験 (試験数：各３)
圧縮永久ひずみ試験
No

試験

試験

時間

温度

[日]

[℃]

圧縮永久
歪み率[%]
実測値

1

0～7

200℃

2

7～14

150℃

3

14～30

150℃

提示値

硬さ
実測値

提示値

質量変化率
[%]
実測値

提示値

また，シール材の復元特性を示すために，復元速度測定試験を実施しており，500mm/min
以上の復元速度を有していることを示している（図 2-1-1 参照）。本試験は，試験体 2 個を同じ条件で実施したものであり，いずれの試験も同様の傾向を示したため，いずれか一方の試験結果を代表とすることは妥当と判断し，
試験体 1 個の試験結果を提示したものである。
試験体 2 個の復元測定試験結果を図 2-1-2 に示しているが，試験結果に大きなばらつきはな
いため信頼性を有しており妥当と考えている。

図 2-1-1 一定復元速度下で測定した改良 EPDM シール材の圧縮応力(左図：300mm/min, 右図: 500mm/min)-3-

図 2-1-2 復元速度測定試験 (試験数：各２)(左：300mm/min, 右: 500mm/min)

なお，上述の復元速度測定試験は，劣化していない材料に対して実施したものであるが，今回新たに劣化した試験体を用いた復元速度測定も実施している。試験条件を表 2-1-3，試験結果を図 2-1-3,2-1-4 に示しているが，劣化後においても復元速度は 500mm/min 以上であり，十分な復元速度を有していることが確認できた。

表 2-1-3 劣化試験体を用いた復元速度測定試験の試験条件
ケース

材料

照射量

暴露媒体

暴露温度

1

改良 EPDM

1MGy

蒸気200℃（168 時間）

3個

2

改良 EPDM

1MGy

蒸気200℃（168 時間）＋150℃（168 時間）

3個

-4-

試験体数

図 2-1-3 復元速度測定試験 (試験数：各 3)(劣化条件＜ケース 1＞：放射線 1MGy, 熱 200℃,168h)(左：300mm/min, 右: 500mm/min)

図 2-1-4 復元速度測定試験 (試験数：各 3)(劣化条件＜ケース 2＞：放射線 1MGy, 熱(蒸気)200℃,168h⇒150℃,168h)(左：300mm/min, 右: 500mm/min)
本試験で得られた結果から，劣化を考慮した場合の改良 EPDM 製シール材の復元速度
は 500mm/min（=8.33mm/s）以上あることが確認できる。これは，有効性評価で考慮している最もフランジ開口の変化速度早い事象（0.15mm/s）と比較しても，十分な裕度を有しており，試験データにもばらつきが小さいことから，事故時に必要なシール性能を維持できるものと評価できる。
-5-

別紙
第 264 回原子力発電所の新規制基準適合性に係る審査会合
資料３－２ 修正版：修正箇所は赤字で記載
フランジの開口に対するシール材の復元特性について
１．はじめにフランジ等のシール部に用いるシール材は，フランジ等の開口量に合わせて形状が変化することによりシール性能を確保しているが，フランジ等の開口量の変化する速度にシール材の形状の変化が追従できない場合には，漏えいが生じる可能性がある。
このため，シール材の形状が変化するために必要な時間（復元速度）を確認し，フランジ部の開口量の変化速度との比較を行った。
２．シール材の形状変化速度
フランジ部においてシール材に採用する改良 EPDM シール材について，復元速度を評価するため，JIS-K 6254 に基づく試験を行った。
当社が評価している有効性評価に関する事故シナリオにおいて，フランジ開口量の変化
速度が最も早くなるのは，溶融炉心がペデスタルに落下した際の圧力上昇時（FCI 評価）である。
この場合における開口量の変化速度は 0.15mm/s 程度であることがわかっているため，
これを参照して，0.15mm/s を上回る 300mm/min（5mm/s）及び 500mm/min(8.33mm/s)を試験速度とした。
試験では，常温下で所定距離(3.75mm)まで一定速度(300mm/min または 500mm/min)で圧縮後，初期位置まで一定速度(300mm/min または 500mm/min)で荷重を開放し，この際に改良
EPDM 材に加わる圧縮応力を測定する試験を実施した(図 1 参照)。本試験装置では，シール材の荷重を開放するとき，シール材の復元速度が試験装置の開放速度より大きい場合には圧縮応力が計測されることから，これにより，復元速度を測定することができる。
[復元速度測定装置]
荷重検出部へ[荷重負荷時][荷重開放時]①所定距離まで圧縮しながら応力を測定②初期位置まで戻す時のガスケット圧縮応力を測定
荷重
開放

荷重
負荷

圧縮応力
試験装置開放速度＜ガスケット復元速度の場合に応力が発生

ガスケット
駆動部へ

図 1 復元速度測定試験の概要-6-３．試験結果
試験結果を図 2 に示す。この図に示すように，荷重開放時の各計測点において圧縮応力が測定されたことから，改良 EPDM シール材の復元速度は 500mm/min（8.33mm/s）以上である
ことを確認した。前述の通り，フランジ開口量の変化速度が最も早くなるのは，溶融炉心がペデスタルに落下した際の圧力上昇時（FCI 評価）であるが，その時のフランジ開口変化速
度は 0.15mm/s 程度であり，以下の通りシール材復元速度は十分な追従性を有しているものであり，急速な開口に対してもシール機能を維持できるものと考えている。

シール材復元速度 500mm/min（8.33mm/s）以上＞フランジ開口変化速度（0.15mm/s）

図 2 一定復元速度下で測定した改良 EPDM シール材の圧縮応力(左図：300mm/min, 右図: 500mm/min)

なお，本試験は，劣化していない材料に対して実施したものであるが，表 2-1-1 で示すとおり，劣化後の圧縮永久歪み，硬さ，質量変化率からは，有意な性状変化は見られていない。また，さらに詳細に劣化による影響を確認するために，劣化後の材料の FT-IR やシート面の硬さに関する検討を行った。その結果，シール材の性状に大きな変化は確認されなかった。
これらに示す試験結果から，劣化を考慮した場合でもシール材の復元特性に大きな変化
はなく，また，復元速度はフランジ開口速度に対して十分な余裕があることから，開口に対する追従性に問題はないものと考える。
-7-

＜追従性判断に使用できる理由＞
800kGy の放射線照射を行い，乾熱 200℃を 168 時間暴露した改良 EPDM シール材および，800kGy の放射線照射を行い，乾熱 250℃を 168 時間暴露した改良 EPDM シール材について，劣化後のシート面の FT―IR スペクトルを図 3 に，硬さ測定の測定値を図 4 に示す。その結果，放射線照射＋蒸気暴露後の試験片と初期試験片に顕著な差異はないことが確認できるため，復元特性が同様であると類推される。

図 3 FT-IR 測定結果（シート面）

暴露面
シート面
裏面
断面

図 4 硬さ測定結果-8-No.2-2

フランジ開口量評価結果について構造解析と関連付けて説明すること。

（回答）
本文では、有効性評価での限界温度、圧力の設定の妥当性の確認のため、有限要素法（FEM）解析を用いてトップヘッドおよび機器ハッチのフランジ部の開口量を評価している。本資料は、トップヘッドフランジ等の開口評価の妥当性について示すものである。
今回、当社が実施したトップヘッドおよび機器ハッチのフランジ部の開口量評価では、
FEM 解析を用いている。今回の評価では、開口量に影響を及ぼす可能性のあるボルト等の構造は、実機の寸法等を模擬して解析モデルに反映している。また、フランジ部の開口の挙動への影響が大きいと考えられる上下フランジ面同士の接触の影響も考慮し、三次元ソ
リッド要素を用いて弾塑性大変形解析を実施した。その評価モデルを図 2-2-1 に示す。以上のような解析手法を用いることにより、高い精度で開口量の評価が可能である。図 2-22 は、NUPEC で実施された機器搬入用ハッチフランジの圧力と開口量の関係である。この開口量は、図 2-2-3 に示すハッチモデル試験体のフランジ部にひずみゲージを取り付けて、漏えいが生じるまで内圧を加えて計測されたものである。この試験結果に対して、当社解析と同様に精度を向上させた解析手法を適用し、同等のメッシュ分割を用いて評価を行っている（図 2-2-4 参照）。図 2-2-2 の試験結果と解析結果の比較に示すように、解析
結果は、圧力の上昇に伴って増加するフランジ部の開口量を精度よく評価できていることがわかる。なお、これらの評価手法は、JSME シビアアクシデント時の構造健全性評価ガ
イドライン（BWR 鋼製格納容器編）等にも反映された手法である。
フランジ部の開口評価では、フランジ部だけではなくトップヘッドの全体をモデル化している。そのため、内圧の増加により、ボルト部にモーメントが生じて、フランジ部の開口が発生する。フランジ部に生じるモーメントが増加すると、同時にトップヘッド全体の幾何学形状も変化するため、ボルトへの荷重のかかり方が逐次的に変化し、結果として、内圧の増加に対する開口挙動が曲線的に変化する。また、図 2-2-5 に当社トップヘッドフ
ランジ開口量評価における 2Pd 時の相当塑性ひずみ分布を示す。材料の降伏点の低いワッ
シャーとナットについて、内圧の増加に伴って局所的に塑性領域に入ることも、開口挙動の曲線的な変化に寄与するものと考えられる。ただし、2Pd 時にワッシャーとナットで生じる塑性ひずみは概ね 0.3%～0.6%程度と小さく、発生箇所も局所的であるため、内圧変動時の開口評価に及ぼす影響は小さい。フランジやボルトについては、材料の降伏点が高く、内圧が 2Pd まで増加しても、弾性変形の範囲内にあり、塑性ひずみは発生していな
い。同様の評価結果が、原子力安全・保安院による評価[1]でも示されているように、フランジ部の開口評価において、2Pd までの圧力範囲ではフランジやボルトの塑性変形は生じないことから、内圧が変動しても開口挙動に影響を及ぼすような顕著な構造の変形は生じないと考えられる。
-9-以上より、FEM解析を用いて実施したトップヘッドおよび機器ハッチのフランジ部の開口量評価により、実機の挙動を適切に評価することが可能である。
[1] 原子力安全・保安院

東京電力株式会社福島第一原子力発電所事故の技術的知見について（平成 24 年 3 月）

図2-2-1 当社トップヘッドフランジ開口量評価の解析モデル

図2-2-2NUPEC 機器搬入用ハッチフランジの圧力－開口量関係- 10 -

フランジ面周方向(内面・外面)のひずみ計測

ボルト部のひずみ計測

図2-2-3

図2-2-4NUPEC ハッチモデル試験体

NUPEC ハッチモデル試験解析モデル- 11 -

ボルト

ワッシャー

ワッシャー

ナット

0.3%～0.6%程度

ボルト

図2-2-5 当社トップヘッドフランジ開口量評価での相当塑性ひずみ分布（2Pd時）- 12 -

No.2-3

改良 EPDM の機能維持において格納容器製作公差等による開口量への影響を説明すること（回答）
原子炉格納容器フランジ部の閉じ込め機能評価については，フランジ開口量評価とシー
ル材（改良 EPDM）の圧縮永久歪み特性を組み合わせることで評価している。その代表例
として機器ハッチのフランジ開口量評価を図 2-3-1，改良 EPDM の圧縮永久歪み特性結果
を表 2-3-1 に示し，両者を踏まえたシール材の機能確保に関する評価線図を図 2-3-2 に示す。

図 2-3-1 機器搬入用ハッチの各ガスケット部の圧力と開口変位の関係
表 2-3-1 改良ＥＰＤＭ製シール材の圧縮永久ひずみ試験結果
圧縮永久ひずみ試験
No

放射線照射

ガス性状

温度
24h

1

800kGy

乾熱

200℃

2

800kGy

乾熱

250℃

3

800kGy

蒸気

200℃

4

800kGy

蒸気250℃- 13 -

72h

168h

1.5
耐漏えい性確認境界
有効性評価の限界温度圧力（200℃、2Pd）
参考 シリコンゴム漏えい限界（200℃、24時間蒸気環境）

圧力（MPa）

1.0

0.5

0.0

0

50

100

150 温度（℃）
200

250

300

350

図 2-3-2 シール材の機能確保に関する評価線図（機器ハッチ）
図 2-3-2 の評価線図について，青線の温度依存で傾きがある部分は，高温状態を 7 日間経験した際のシール材復元量が，フランジ開口量に追従できなくなる限界の格納容器圧力を評価した結果であり，格納容器限界温度・圧力である 200℃，2Pd に対してシール材機能は余裕があることを示している。なお，これら評価はフランジの内側シール材の追従性が失われた時を機能喪失とみなした評価であるが，実際には外側シール材の追従性が失われるまでは閉じ込め機能が確保できる。外側シール材部の開口量は内側シール材部と比較して小さいこともあり，本評価は保守的に格納容器閉じ込め機能を評価した結果である。
これら評価については，フランジ開口量とシール材復元量を比較しているが，フランジの製造公差，シール材の製造公差を踏まえた場合の評価を次に示す。
製造公差が開口量評価に影響する箇所は，シール材を締め付ける部位の開口方向の製造公差であるため，6 号炉においてはガスケット溝公差・ガスケット厚さ公差，7 号炉においてはガスケット溝公差・タング部公差・ガスケット厚さ公差が該当する。これらの公差について，格納容器圧力 2Pd 時における開口量と，シール材復元量が 200℃・7 日間・800kGyの環境で劣化した圧縮永久歪み 24%を用いて評価した結果を表 2-3-2，表 2-3-3 に示す。

- 14 -

表 2-3-2 公差を考慮した締付量（6 号炉）（単位：mm）
設備名

ｶﾞｽｹｯﾄｶﾞｽｹｯﾄ厚

初期

劣化後復

開口量※3

評価

閉じ込

溝公差 a

さ公差 b

締付量※1

元量※2

(2Pd 時)

結果※4

め機能

2.1

1.4

0.7

内側
ハッチ

〇
外側

2.1

1.0

1.1

内側

2.1

1.3

0.8

主フラ

〇
ンジ

2.1

外側

0.9

1.2

※1 初期締付量：()内は，製造公差を考慮した初期締付量を示す。製造公差は，全ての公差の最大値を二乗和平方根した際の製造公差を示す。
※2 劣化後復元量：製造公差を考慮した初期締付量に対し，200℃・7 日間・800kGy の劣化後圧縮永久歪みを踏まえた復元量※3 開口量：格納容器圧力 2Pd 時の開口量評価結果※4 評価結果：「劣化後復元量-開口量」で示す値。評価値が 0 以上で，製造公差を考慮したケースでもシール材追従性があることを示す。

表 2-3-3 公差を考慮した締付量（7 号炉）（単位：mm）
設備名

ｶﾞｽｹｯﾄｶﾞｽｹｯﾄ厚

ﾀﾝｸﾞ部

初期

劣化後復

開口量

溝公差 a

さ公差 b

公差 c

締付量※1

元量※2
1.7

内側

※3

評価

閉じ込

(2Pd 時)

結果※4

め機能

1.4

0.3

ハッチ

〇
外側

1.7

1.0

0.7

内側

1.7

1.3

0.4

主フラ

〇
ンジ

1.7

外側

0.9

0.8

※1 初期締付量：()内は，製造公差を考慮した初期締付量を示す。製造公差は，全ての公差の最大値を二乗和平方根した際の製造公差を示す。
※2 劣化後復元量：製造公差を考慮した初期締付量に対し，200℃・7 日間・800kGy の劣化後圧縮永久歪みを踏まえた復元量※3 開口量：格納容器圧力 2Pd 時の開口量評価結果※4 評価結果：「劣化後復元量-開口量」で示す値。評価値が 0 以上で，製造公差を考慮したケースでもシール材追従性があることを示す。

- 15 -

公差±a
タング部長さ

公差 ±c

ガスケット厚さ

公差 ±b

格納容器ガスケット部の開口方向公差

開口量

ガスケット溝深さ

公差 ±a

図 2-3-3 ６号炉

ガスケット溝深さ

ガスケット厚さ

公差±b

図 2-3-4 ７号炉 格納容器ガスケット部の開口方向公差以上の結果から，製造公差の影響を考慮し初期締付量が小さくなったとしても，格納容器内側シール材及び外側シール材ともに，事故環境における劣化を考慮したとしても 2Pd
時の開口量に追従可能なため格納容器閉じ込め機能は健全であることが確認できた。
また，7 号炉についてはタング部でガスケットを押し込む構造であるため，フランジ製
造公差によりタング部がガスケット溝幅を逸脱する場合はシール機能喪失となる。よって，フランジ円周方向の製造公差によるシール機能への影響を評価した。評価結果は表 23-4 に示しており，製造公差が最大の場合でもタング部がガスケット溝幅内に収まることを確認した。
なお，実機のトップヘッドフランジにおいては，施工上の管理としてフランジボルト締
め付け後に，フランジ面間にすきまがないことを管理しており，これらの公差の影響が極めて小さくなるよう確認している。
- 16 -

表 2-3-4 公差を考慮したガスケット幅（単位：mm）
設備名

タング部とガス

タング部の幅と公差の積算値※2

ケット溝の中心公差

公差 d(e＋f)/2

最小ガスケット
溝幅 (中心から端

※1

まで)※3

機器搬入用
ハッチ
主フランジ
※1：タング部中心から端までの幅、※2：公差の積算値＝d＋(e＋f)/2)－公差

タング部中心※3：最小ガスケット溝幅(中心から端まで)＝(ガスケット幅((e±f)/2
ガスケット溝中心

タング部の幅と公差±d

タング部とガスケット溝の中心公差

ガスケット溝幅

図 2-3-5 ７号炉 格納容器ガスケット部 円周方向公差- 17 -

No.2-4

バックアップシール材の長時間負荷状態での変形特性について説明すること。

（回答）
バックアップシール材をフランジに長時間塗布したときの変形特性を確認するために，バックアップシール材を塗布した試験用フランジを恒温槽で約 560 日（18 ヶ月程度）55℃に保持し，バックアップシール材に関して、以下を実施した（平成 27 年 8 月審査会合資料「重大事故等対策の有効性評価について（原子炉格納容器の限界温度・圧力）」別紙-5 小型試験体使用）。
（１）He 気密確認試験（0.3, 0.65, 0.9 MPa）
（２）FT-IR 分析
試験の結果，He 気密確認試験において表 2-4-1 で示す通り漏洩は認められなかった。また，
FT-IR 分析においても図 2-4-1 に示す通り，55℃ 約 18 ヶ月保持材のスペクトルは初期材と同様のスペクトルで劣化は認められず，プラント通常運転状態で 1 サイクル（13 ヶ月程度）
経過しても性状が変わらないと考えられる。
表 2-4-1

He 気密確認試験結果

保持条件

0.3MPa0.65MPa

0.9MPa55℃ 約 18 ヶ月

○

○

○

〇：リーク及び圧力降下なし

図 2-4-1

FT-IR 分析結果

- 18 -

配管貫通部の代表性について，L/D とモーメントの指標算出式の L2/D との関No.2-5

係等を整理し，より適切な選定方法及び選出部位について再度説明すること。

（回答）
1. 原子炉格納容器貫通部の代表選定の考え方① 原子炉格納容器配管貫通部における評価は，格納容器配管貫通部全数から本章で示す考えに基づき代表配管を選定する。
② 原子炉格納容器貫通部周りの配管に発生する応力は，原子炉格納容器貫通部の変位と，配管系の拘束から影響を受ける。まず，変位について原子炉格納容器が 2Pd，200℃時における変位を算定した結果を図 2-5-2 に示す。変位の評価モデルは「0°-180°」と「90°-270°」の２ケースの分割モデルで実施している。図 2-5-3 及び
図 2-5-4 で評価モデルのイメージを示す。この評価結果から T.M.S.L 15m 以上の変位が最も高くなっていることを確認した。したがって 15m 以上にある配管貫通部から，拘束条件が厳しいものを選定することとした。
③ なお，小口径配管については，二次応力が小さい傾向にあるため，選定にあたっては対象外とする。
④ ここまでで抽出された配管貫通部を表 2-5-1 に纏めているが，本評価は格納容器限界温度・圧力（200℃，2Pd）における評価であることから，従来設計が 200℃以上のものは評価不要と考えているため，最高使用温度が 200℃以上の配管については対象外とする。
⑤ 上記の考えで抽出された配管貫通部は X-81（AC 系），X-82（FCS 系）であり，これらについて，原子炉格納容器限界温度・圧力(200℃・2Pd)時の格納容器変位による配管損傷要因として考えられる二次応力の影響を評価するため，二次応力が厳しくなる配管拘束条件に着目して代表配管を選定することとした。拘束条件の厳しさを表す参考の値として，貫通配管の第一拘束点までの距離(L)と配管口径(D)の比（L/D）
を用いる。一般的に L が小さい程拘束が厳しく，D が大きい程配管応力を受けやすいことから，L/D が最も小さいものが拘束条件が厳しく，配管応力を受けやすいと考えられる。
2.代表配管の選定結果
上記の考え方から，L/D が最も小さいものを選定した結果，表 2-5-1 で示す通り不活性ガス系の配管貫通部(X-81)を選定した。なお，X-81 のペネ取付高さは T.M.S.L
19000 であり，L/D は約 6.4 である。これらの代表配管抽出フローについては，図 25-1 で示している。
- 19 -

＜代表配管抽出フロー＞＜考え方＞①原子炉格納容器配管貫通部

・原子炉格納容器配管貫通部の全てが対象②2Pd,200℃時の配管貫通部
変位量の高い箇所を抽出

・原子炉格納容器の200℃，2Pd時の各位置における変位量を評価し，変位量の高い箇所を抽出

15m以上の貫通配管を抽出③二次応力が大きい大口径配管を抽出

・二次応力が小さい傾向にある小口径配管は対象外とし，大口径配管を抽出する。

FCS系,AC系,MS系配管を抽出④従来設計が200℃以下の設計温度である配管を抽出

・格納容器限界温度200℃時における評価である
ため，従来設計が200℃以上のもの評価対象外＜最高使用温度＞
FCS系（171℃），AC系（171℃），MS系（302℃）
FCS系,AC系を抽出⑤配管拘束条件が厳しいものを抽出するため，L/Dにより代表配管を抽出

・拘束条件の厳しさを表す参考値として，貫通配管の第一拘束点までの距離（L）と配管口径（D）の比（L/D）を用いる。一般的にLが小さい程拘束が厳しく，Dが大きい程配管応力を受けやすいため，
L/Dが小さい程，拘束条件が厳しいという目安になると考えている。

AC系を代表配管として抽出

図 2-5-1 代表配管抽出フロー

図 2-5-2 格納容器(200℃，2Pd 時)の変位- 20 -

図 2-5-3 格納容器「0°-180°」，「90°-270°」について（7 号炉の例）

図 2-5-4 変位の評価モデルイメージ（0°－180°）
表 2-5-1 配管貫通部と口径比（T.M.S.L 15m 以上）
貫通部
番号

貫通部
取付
高さ

系統

X-82

FCS

X-81

AC

X-10A

MS

X-10B

MS

X-10C

MS

X-10D

MS

外径 D
[mm]

プロセス管
肉厚 t
D/t
[mm]

最高使用
温度[℃]

PCV からの第 1
サポート距離 L[mm]※「PCV からの第 1 サポート距離」は，原子炉建屋側の配管ラインについて示す※貫通部取付高さは T.M.S.L を示す。

- 21 -

口径比
L/D

＜参考＞ 貫通部反力（モーメント）の比較
図 2-5-1 の代表選定フローで抽出された AC 系と FCS 系の貫通配管について，L/D の比較により代表配管を決定しているが，L/D で代表を選定することが妥当であることを確認するために，配管貫通部の貫通部反力（モーメント）についても比較を実施した。貫通部反力（モーメント）の評価概要は図 2-5-5 に示す通りである。
第一サポートまでのサポート距離（支持スパン）は，各貫通部から第 1 拘束点までの距離とし，それぞれ放射方向 L1，鉛直方向 L2 として貫通部反力（モーメント）の指標を算出して，代表配管の選定を評価した。評価結果を表 2-5-2 に示しており，L/D の評価と同様に，
反力（モーメント）の評価についても AC 系が厳しい結果であり，AC 系を選定することが適切であることが本結果からも確認できた。

支持スパン
第1サポートＰＣＶ
変位

第1サポート支持スパン

変位

鉛直方向変位の第1サポートまでの距離

半径方向変位の第1サポートまでの距離

図 2-5-5 貫通部反力（モーメント）評価におけるサポート支持スパンの考え方

表 2-5-2 貫通部反力（モーメント）の評価結果

貫通部
番号

系統

X-82

FCS

X-81

AC

呼

貫通部

サポート距離

貫通部反力

び

取付

（支持スパン）（モーメント）の指標

径

高さ

L1（放射）

L2（鉛直）

M1（放射）

M2（鉛直）

L/D

A

mm

mm

mm

N・mm

N・mm

-

※貫通部取付高さは T.M.S.L を示す。

- 22 -

参考表 2-5-2 の貫通部反力（モーメント）の評価結果からも，L/D と同様に AC 系の方が厳しい値となっている。以下に貫通部反力（モーメント）の指標算出式を示しているが，式①は式④で表すことができ，反力（モーメント）は変位δが大きい程高く，L/D が小さい程高くなる傾向であることが言える。今回の代表選定フローについては，変位δが高いと思われる
15m 以上において，最終的には L/D の小さい方を代表として選定しているが，この式④からも，その考えが妥当であることが言える。

＜貫通部反力（モーメント）の指標算出式＞
ペネ反力（モーメント）の指標算出式（式①）
Z：断面係数I：断面二次モーメント
E：弾性係数：変位の指標：サポートスパン
上記①式に以下の式②、③を代入する。

（式②）
（式③）
D：配管外径d：配管内径（式④）

なお，貫通部反力（モーメント）M の指標算出式から，M は L/D ではなく L2/D が小さくなるにつれて大きくなることを示しているが，M は単位面積あたりのモーメントを示す指標であり，実際の反力は，M と断面係数 Z の積で表される。断面係数 Z は，一般的に配管口径 Dが大きくなるにつれて大きくなる傾向にあるので，実際の反力は，L2/D が小さい，且つ，Dが大きい程大きくなる傾向にある。図 2-5-1 で示す代表配管選定フローにおいて既に大口
径配管，すなわち D が大きい配管を③で選出しており，さらに貫通部反力が大きくなる条件
としては L2/D が小さいことになる。これを簡易的に表現すると L/D が小さくなるにつれて- 23 -

貫通部反力が大きくなる傾向であると言えるため，反力の大きい配管貫通部の代表性を示すための参考になる指標と考えている。
ここで，表 2-5-3 に高さ 15m 以上にある配管貫通部のうち計装用配管貫通部を除く配管
貫通部について L/D 及び L2/D を整理した。配管が小口径であるものは，二次応力が小さい傾向にあり，大口径の配管貫通部と比較して貫通部反力も低くなると考えられるが，表 25-3 で示す通り小口径については L/D も高いため，L/D は貫通部反力の傾向を示せているものと考える。
よって，図 2-5-1 で示す代表配管選定フローにおいて，最終的に選出された配管のうち，配管拘束条件が厳しいものを選ぶための参考値として L/D を用いることについては妥当と考えている。なお，最終的には AC 系，FCS 系から AC 系を代表に抽出しているが，L/D だけ
ではなく，貫通部反力（モーメント）の指標も算出し，AC 系の方が拘束条件が厳しいことを示した上で抽出している。
表 2-5-3 L/D 及び L2/D の整理
貫通部
番号

貫通部
取付
高さ

系統

X-82

FCS

X-142AMS

X-142BMS

X-142CMS

X-142D

MS

X-147

MS

X-69

SA

X-70

IA

X-71A

HPIN

X-71B

HPIN

X-72

HPIN

X-81

AC

X-10A

MS

X-10B

MS

X-10C

MS

X-10D

MS

X-22

SLC

プロセス管
外径 D
肉厚 t
[mm]
[mm]

※貫通部取付高さは T.M.S.L を示す。

- 24 -

PCV からの第
1 サポート距
離 L [mm]

口径比
L/D

（参考）
L2/D

原子炉格納容器本体の評価について，NUPEC の評価結果が柏崎刈羽 6,7 号機
No.2-6に適用できること及び NUPEC の解析モデルが妥当であることを説明すること。

（回答）
NUPEC 評価の ABWR 代表プラントにおける解析モデルは，構造不連続部に生じる局部的なひずみを評価できるよう，高ひずみが発生する破損想定部を対象に，ライナとそれに付帯するライナアンカやフラットバーも 3 次元形状で模擬している。破損想定部の対象は RCCV 全体モデル解析でライナひずみが大きい領域が見られた下部ドライウェルアクセストンネル
開口近傍と上部ドライウェル開口近傍隅角部の鋼製部とした。柏崎刈羽原子力発電所６号炉・７号炉と代表プラントに関する原子炉格納容器ライナの仕様は表 2-6-1 に示すように同等であり，柏崎刈羽原子力発電所６号炉及び７号炉に対し本結果は適用可能である。
また，コンクリート部については NUPEC 評価に加え，最新知見を踏まえて自社での評価も実施している。詳細は，次頁以降に示す。
表 2-6-1 原子炉格納容器コンクリート・ライナの仕様
柏崎刈羽原子力発電所

項目
最高使用圧力(MPa)
厚さ(mm)
鉄筋コンクリート

コンクリート
鉄筋

６号炉

７号炉

0.31

0.31

2000
33 N/mm

アンカ寸法(mm)下部ドライウェル

内径(mm)

アクセストンネル

板厚(mm)

SD390

SD390

開口周りスリーブ
下部ドライウェル

板厚(mm)

アクセストンネル

ガセットプレー

開口周り厚板部

ト寸法(mm)33 N/mm2SD390

アンカ寸法(mm)ライナ

33 N/mm2000
2

設計基準強度

板厚(mm)

板厚(mm)

2000
2

設計基準強度

高さ(mm)

トップスラブ0.31

設計基準強度

内径(mm)
円筒部ライナ代表プラントライナプレート材質
ライナアンカ- 25 -

1.原子炉格納容器本体（コンクリート部）
1.1 評価方針
原子炉格納容器は鋼製ライナを内張りした鉄筋コンクリート造であり、原子炉建屋と一体となっている。原子炉格納容器本体（コンクリート部）の設計時に考慮される機能喪失要因は内圧上昇に伴う破損であり、コンクリート部の構造健全性を維持できる限界の内圧を評価することで 200℃、2Pd における健全性を確認する。
1.2 評価（１）標準ケース（NUPEC 条件）
コンクリート部の構造健全性については、NUPEC 重要構造物安全評価（原子炉格納容器信頼性実証事業）（平成2年度～平成14年度）において有限要素法を用いた弾塑性
解析により、原子炉格納容器本体（コンクリート部）の耐圧性状を求める。評価モデ
ルは実炉スケールのモデルとし、200℃条件下での材料物性（規格値；図2-6-2～図26-4 参照）に基づき、内圧に対する静的漸増解析で耐圧性状を確認する。RCCV 全体の耐圧性状の確認のため、解析モデルは図2-6-1 に示す格納容器本体解析モデルを用いる。

図 2-6-1 格納容器本体解析モデル- 26 -

図 2-6-2 コンクリート物性

図 2-6-3 ライナ引張/圧縮特性

図 2-6-4 鉄筋引張特性- 27 -

（２）KK6/7 における追加解析（KK6/7 条件）
KK6/7 を対象にしたパラメータスタディとして、（１）の標準解析から 10 年程度経過していることなどを考慮して、解析条件の一部を変更して、当社独自の追加解析を実施している。
（１）に示す NUPEC 条件から変更した箇所を表 2-6-2 に示す。本検討での解析モデルは、図 2-6-5 に示すように、NUPEC 条件解析実施当時に比べて計算機能力が向上しているため、より現実的な 360 度モデルを用いることとした。このことにより、必ずしも配置が対称形になっていなかった一部の開口部について、解析では実機の位置と異なっていた点などを解消することが可能となり、より正確な解析が可能となった。
また、常温時のコンクリート物性は、設計基準強度に基づく設計剛性からサイト固有の現実的な条件を反映して実剛性を用いることとし、さらに高温時のコンクリート物性
は、NUPEC 条件解析実施当時の最新知見ではなく、現時点で最も標準的に用いられることの多い国際的標準規格である欧州規格（Eurocodes）に基づき評価することとした。
参考までに、200℃におけるコンクリート物性の比較を図 2-6-6 に示す。それ以外の鉄筋及びライナの構造や物性、並びに、境界条件を含む解析条件に関しては NUPEC 条件と同様としている。
表 2-6-2

解析条件の変更点

項目

NUPEC 条件

KK6/7 条件

解析モデル

180 度モデル

360 度モデル

常温条件

設計剛性

実剛性

高温条件

当時の最新知見 1),2)

欧州規格

コンクリート物性- 28 -

Z
YX

図 2-6-5 格納容器本体解析モデル（KK6/7 相当ケース）

NUPEC条件
KK6/7条件NUPEC条件
KK6/7条件

340

引張応力σt(N/mm2)

圧縮応力σc(N/mm2)

50

30
20
10
0
0

0.002

0.004 0.006
圧縮歪εc

0.008

0.01

2

1

0
0

0.001 0.002 0.003 0.004 0.005
引張塑性歪εp

図 2-6-6 200℃におけるコンクリート物性の比較【参考文献】
1) Y.Sugawara et al,”Nonlinear Analysis of Reinforced Concrete Structures
Subjected to High temperature and external load”, SMiRT122）Y.Sugawara et al,”Ultimate Strength of Reinforced Concrete Members Subjected
to Transient High temperature Distribution”, SMiRT12- 29 -

1.3 評価結果（１）標準ケース（NUPEC 条件）
解析の結果によると、格納容器の内圧を上昇させていった場合、3.0Pd 程度で格納
容器（コンクリート部）のRCCV 壁の鉄筋が降伏し始め、4.0Pd でほぼ全面で鉄筋が降伏する。4.0Pd 近傍からアクセストンネル開口部周辺・隅角部周辺のコンクリートの局所的破損が始まり、4.5Pd では開口部・隅角部全体で変形が大きく進行する。図2-6-7 に4.0Pd における相当塑性ひずみ分布図を示す。上記結果より、格納容器本体（コンクリート部）の破損は4.0Pd～4.5Pd で発生すると考えられる。したがって、
有効性評価における限界温度、圧力としている200℃、2Pdを用いることは妥当であると言える。

図2-6-7 4.0Pdにおける相当塑性ひずみ分布図（上：引張側 下：圧縮側）
出典：平成 14 年度

重要構造物安全評価（原子炉格納容器信頼性実証事業）に関する総括報告書（平成 15 年 3 月- 30 財団法人原子力発電技術機構）

（２）KK6/7 における追加解析（KK6/7 条件）
4.0Pd における相当塑性ひずみ分布図を図2-6-8に示す。コンクリートの構造特性を変更した影響が大きいと考えられるが、標準ケース（NUPEC条件）と比べて、シェ
ル部の損傷範囲は広がっているものの、発生ひずみの最大値は小さくなっており、格納容器本体（コンクリート部）の耐圧限界は標準ケース（NUPEC条件）と同等以上であると考えられる（標準ケースの4.0Pd～4.5Pdよりもやや大きく5.0Pd以上と評価している）。
また、参考として、200℃、2Pd時点でのシェル部及びトップスラブ部の一般部におけるコンクリートの最小主ひずみ分布及び鉄筋のひずみ分布を図2-6-9～図2-6-10に示す。これより格納容器本体（コンクリート部）の鉄筋は、大部分は降伏ひずみに達しておらず、一部の要素で局所的に降伏ひずみに達している程度であり、破断までには十分な余裕があり、格納容器本体（コンクリート部）のコンクリートは、ひび割れは発生しているものの、圧縮ひずみは2000μよりも小さく、破壊までには十分な余裕があることが評価できる。このように当社における追加解析の結果を加えることにより、標準ケース（NUPEC条件）の評価結果に信頼性を加えることができたと考えており、有効性評価における限界温度、圧力としている200℃、2Pdを用いることは妥当であると評価している。

- 31 -

図2-6-8 4.0Pdにおける相当塑性ひずみ分布図（KK6/7相当ケース、上：引張側 下：圧縮側）- 32 -

図2-6-9 シェル部の一般部におけるコンクリート及び鉄筋のひずみ分布- 33 -

図2-6-10 トップスラブ部の一般部におけるコンクリート及び鉄筋のひずみ分布【参考資料】
1)

齋藤 英明 他，”鉄筋コンクリート製格納容器（ＲＣＣＶ）の開発（その４） トッ
プスラブ実験（1/10 模型）―実験計画―”，日本建築学会大会学術講演梗概集，昭和63 年 10 月

2)齋藤 英明 他，”鉄筋コンクリート製格納容器（ＲＣＣＶ）の開発（その５） トッ
プスラブ実験（1/10 模型）―実験結果とまとめ―”，日本建築学会大会学術講演梗概
集，昭和 63 年 10 月
- 34 -

- 36 -- 38 -追1

S/C 構造評価において，SA 時の S/C 水位上昇を踏まえた水力学的動荷重の影
響について

本章では，SA 時の S/C 水位上昇を踏まえた水力学的動荷重の影響について説明する。SA
時の S/C 水位上昇する時間帯で S/C に作用する可能性がある水力学的動荷重は，以下に示す通り，ベント管からの吹き出しによる荷重（蒸気凝縮振動荷重，チャギング荷重）及び主
蒸気逃がし安全弁作動時におけるクエンチャからの吹き出しによる荷重（逃がし安全弁作
動時荷重）が考えられる。これ以外の水力学的動荷重については，図 1 で示す通り事故後初期に起きる事象であり，S/C 水位が上昇する時間帯に考慮する必要はないと考えている。
(1) ドライウェルと S/C を繋ぐベント管からの蒸気吹き出しによる荷重
・蒸気凝縮振動荷重
・チャギング荷重(2) 主蒸気逃し安全弁（ＳＲＶ）作動時にプール水中のＳＲＶ排気管端部に設置された
クエンチャからの気泡吹き出しによる荷重・逃がし安全弁作動時気泡振動荷重

図 1 冷却材喪失事故時荷重の時間履歴（既工認図書 抜粋）
以上のことから，蒸気凝縮振動荷重・チャギング荷重・逃がし安全弁動作時気泡振動荷重について，SA 時の S/C 水位上昇時における影響を後述するが，いずれも建設時に考慮している動荷重で設計していれば影響を与えないレベルであることを確認した。
- 39 -

(1)ドライウェルと S/C を繋ぐベント管からの吹き出しによる荷重
・蒸気凝縮振動荷重
・チャギング荷重
SA 時 S/C 水位が高い状況に考慮すべき動荷重について検討を行った。蒸気凝縮に伴う動荷重には，高蒸気流量域で生じる蒸気凝縮振動（Condensation Oscillation）と，蒸気流量が小さい領域で生じるチャギング（Chugging）があり，前者は水温が高くなると荷重が増大し，後者は逆に水温が高くなると荷重は小さくなることが知られている。これらの関係を整理したものを図 2 に示す。

藤井 他「気液二相流の動的配管計画」日刊工業新聞社(1999)をもとに作成

図 2 蒸気凝縮の態様
ここで，SA 時の S/C 水位が高い状況における格納容器ベント時の蒸気凝縮振動，チャギ
ングについて考えるため，大 LOCA（ベント）シナリオの図 3 格納容器内圧力，図 4 サプ
レッション・チェンバ水位，図 5 サプレッション・プール水温を参照する。
格納容器ベント時のベント管における蒸気流量は，格納容器圧力が 0.62MPa[gage]における最大排出流量 31.6kg/s からベント管流路面積 11.3m2 を踏まえて算出すると約2.8kg/m2s であり，LOCA 発生直後の蒸気流量約 100kg/m2s に比べて十分に小さいため，
蒸気凝縮振動は発生しないものと考えている。また，チャギングについても，チャギングが発生すると思われる蒸気流量よりも十分低いこと（安定なバブリング領域），かつ，仮に発生したとしても S/C 水温が 100℃以上と高く，チャギング荷重が小さくなる領域であることから，その影響は設計上考慮している荷重に比べ十分小さいものと考えている。
- 40 -

0.8

格納容器ベント（約 38 時間）による圧力低下
格
納
容
器
内
圧
力

ドライウェルサプレッション・チェンバ0.6

格納容器限界圧力 0.62MPa

0.4

ウェットウェルベントによりドライウェルに比べて圧力低下が早い

代替格納容器
スプレイ作動に伴う圧力変化格納容器スプレイ
は原子炉注水（レベル 1～破断口
にて制御）以外で実施(MPa[gage])

0.2

残留熱除去系配管破断により炉内から流出する蒸気による格納容器内圧力上昇

0.0
0

12

24

36

48

60

72

84

96

108

120

事故後の時間(ｈ)

132

144

156

168

JOB No.MA404K-7AE--AF86002

図 3 格納容器圧力の推移（大 LOCA）

20

サプレッション・チェンバ水位(ｍ)ベントライン(約 17m)

15

真空破壊装置(約 14m)
格納容器ベント及び代替格納容器スプレイが停止することで水位上昇が緩和される。
その後,崩壊熱除去に必要な
炉内注水によって一定となる

10

炉内への間欠注水により増減を繰返す

5

代替格納容器スプレイ注水開始により水位が上昇

0
0

12

24

36

48

60

72

84

96

108

120

132

事故後の時間(ｈ)図 4 サプレッション・チェンバ水位の推移（大 LOCA）- 41 -

144

156

168

JOB No.MA404K

サプレッション・プール水温(℃)

300

200

代替格納容器スプレイ注水開始
格納容器ベントによる温度低下

100

残留熱除去系配管破断により炉内から流出する蒸気の凝縮による水温上昇

0
0

12

24

36

48

60

72

84

96

108

120

132

事故後の時間(ｈ)

144

156

168

JOB No.MA404K

図 5 サプレッション・プール水温の推移（大 LOCA）(2) 主蒸気逃し安全弁（ＳＲＶ）作動時にプール水中のＳＲＶ排気管端部に設置された
クエンチャからの気泡吹き出しによる荷重・逃がし安全弁作動時気泡振動荷重
SA 時 S/C 水位が高い状況に考慮すべき動荷重について検討を行った。逃がし安全弁作
動時荷重を考慮すべき状況は，SBO 時のように，原子炉が高圧状態での隔離が長時間継続し，かつ外部水源からの注水を行う場合であり，その場合は S/C 水位が上昇した状態で逃がし安全弁作動時荷重が生じ得る。SBO 時の原子炉圧力，蒸気流量，サプレッショ
ン・チェンバ水位，サプレッション・チェンバ水温を図 6～9 に示すが，この場合の S/C
水位は真空破壊弁高さよりも十分に低い。
また，LOCA 時やその他のシーケンス時には，原子炉は短時間で減圧されるため，その
後 S/C 水位が上昇した時点では，原子炉又は SRV 排気管からの大流量の蒸気放出はな
く，逃がし安全弁作動時荷重を考慮する必要はないと考えている。

- 42 -

10

逃がし安全弁による手動減圧(約 24 時間)
8
原
子

6

炉

原子炉隔離時冷却系起動／停止により炉内の蒸気発生量が増減するため，圧力の上昇／低下を繰り返し，圧力上昇時は逃がし安全弁開閉により圧力は制御される(最大値：約 7.51MPa[gage])

圧力

4（MPa[abs]）
2

0
0

4

8

12

16

20

24

28

事 故 後 の 時 間（ｈ）
SA3KK7SBO99AF86J006

図 6 原子炉圧力の推移（SBO）
3000

2500

蒸

2000

気
流

1500

量
（t/h）

1000

逃がし安全弁(2 弁)
逃がし安全弁
500

0
0

4

8

12

16

20

24

28

事 故 後 の 時 間（ｈ）
SA3KK7SBO99AF86J006

図 7 逃がし安全弁からの蒸気流出流量の推移（SBO）- 43 -

20

ベントライン(約 17m)
サ
プ
レ
ッ
シ
ョ
ン
・
チ
ェ
ン
バ
水
位
(ｍ)

真空破壊装置(約 14m)15

格納容器ベント(約 16 時間)
による水位低下105

原子炉からの蒸気流入により水位が上昇

0
0

10

20

30

40

事故後の時間（ｈ）
JOB No.MA404K-7TB--PFA7001

図 8 サプレッション・チェンバ水位の推移（SBO）

300

サ
プ
レ
ッ
シ
ョ
ン
・
チ
ェ
ン
バ
水
温

200

格納容器ベント(約 16 時間)
による水温低下

原子炉減圧に伴うサプレッション・チェンバ
水温上昇

100

原子炉隔離時冷却系起動／停止に伴う蒸気発生量の増減に応じて原子炉から流出する蒸気の凝縮による水温変化

(℃)

0
0

10

20

30

事故後の時間（ｈ）
JOB No.MA404K-7TB--PFA7001

図 9 サプレッション・チェンバ水温の推移（SBO）- 44 -

40

以上のことから，SA 時 S/C 水位上昇時のベント管による蒸気凝縮荷重及びチャギング荷重，逃がし安全弁作動時における逃がし安全弁作動時荷重については考慮する必要はないと考えており，建設時に設計考慮した動荷重で評価していることで十分と考えている。
ただし，保守的な考えとして，S/C 水位上昇時においてチャギング荷重が発生した場合の評価を，7 号炉を代表として以下に示す。なお，本評価は概略評価であり，参考値の位置づけで示す。
＜評価モデル＞
S/C に加わる水力学的動荷重について，最も強度評価に影響を与える部位はアクセスト
ンネルである。よって，S/C 水位上昇時のチャギング荷重を評価するために，7 号炉アクセストンネルの強度評価を図 10 の FEM モデルを用いて評価した。応力評価点については
図 11 に示す。

図 10 アクセストンネル FEM モデル

図 11 応力評価点＜評価条件＞
評価条件は表 1 に示す。S/C 水位上昇によるチャギング荷重の影響を評価するために，S/C
水位は W/W ベントライン下端高さ（S/C 床面より 17.15m）の条件とし，その水位に応じたチャギング荷重値を用いて評価する。なお，評価条件として D/W-W/W 想定差圧，平均温度は建設時と同じ条件とする。
- 45 -

表 1 アクセストンネル評価の条件
項目

建設時評価

今回評価

CH 荷重値

最大正圧 ： +32kPa

建設時と同じ最大負圧 ： -19kPa
S/C 水位

HWL

ベントライン下端高さ（S/C 床面より 7.1m）（S/C 床面より 17.15m）

想定差圧

144kPa

建設時と同じ

平均温度137.5℃

建設時と同じ

図 12 チャギング荷重分布- 46 -

＜評価結果＞
水位上昇時の運転状態Ⅳの応力評価のまとめを表 2 に示す。表 2 に示す通り，各応力評価
は許容応力以下である。また，建設時との比も最大で約 1%程度であり，チャギング荷重の影響は，水位上昇を考慮してもほとんど影響しないことが確認できた。なお，シビアアクシ
デント時を想定すると S/C 水位上昇時は S/C 水温が高く，チャギング荷重の影響がほとん
どみられない領域と考えられるが，本評価においてはチャギング荷重が厳しめに加わる想定で評価を実施している。このことからも，S/C 水位上昇によるチャギング荷重の影響はほ
とんどないものと考えている。
表 2 水位上昇時の運転状態Ⅳの応力評価
荷重の組合せ番号

7(CH)
建設時

水位上昇時

（HWL）

（HWL+10.05）

N/mm2

N/mm2

P1-A

360

357

0.99

P1-B

350

347

0.99

P1-C

208

209

1.00

P2-A

293

296

1.01

P2-B

147

138

0.94

P2-C

211

200

0.95

P3-A

29

24

0.83

P3-B

32

22

0.69

P3-C

27

28

1.04

P4-A

116

119

1.03

P4-B

268

260

0.97

P4-C

222

211

0.95

P5-A

270

267

0.99

P5-B

271

270

1.00

P5-C

356

350

0.98

最大

360

357

0.99

許容値

427

427

-

評価点番号

- 47 -

比追2

均圧弁及び TIP ボール弁，TIP パージ弁のシール材について

原子炉格納容器バウンダリにおけるシール材の変更について，以下の通りとしていたが，その後の詳細検討によりエアロックの均圧弁，及び TIP ボール弁，TIP パージ弁について一部見直しが発生したため，本章で変更の妥当性を説明する。

バウンダリ箇所
トップヘッドフランジ

部位
フランジガスケット

変更前部材
シリコンゴム

変更後部材
改良 EPDM

自主的取組
バッ クアップシ
ール材

ハッチ類

上部ドライウェル

フランジガスケット

シリコンゴム

改良 EPDM

機器搬出入口下部ドライウェルール材
フランジガスケット

シリコンゴム

改良 EPDM

機器搬出入口サプレッションチ

バッ クアップシ

バッ クアップシール材

フランジガスケット

シリコンゴム

改良 EPDM

エアロック

ェンバ出入口バッ クアップシール材

上部ドライウェル

扉ガスケットシリコンゴム

改良 EPDM－

所員用エアロック

ハンドル軸貫通部

ふっ素ゴム

改良 EPDM

－

ふっ素樹脂

閉止板

均圧弁の改良Ｏリング
均圧弁シート＋改良 EPDM
下部ドライウェル

扉ガスケットシリコンゴム

改良 EPDM－

所員用エアロック

ハンドル軸貫通部

ふっ素ゴム

改良 EPDM

－

ふっ素樹脂

閉止板

均圧弁の改良Ｏリング
均圧弁シート＋改良 EPDM
配管貫通部
原子炉格納容器隔離弁

閉止フランジフランジガスケット

シリコンゴム

改良 EPDM－

バタフライ弁

弁座シート

EP ゴム

改良 EPDM－

TIP ボール弁

弁座シート

ふっ素樹脂

改良 EPDM－

グランドＯリング

ふっ素ゴム

改良 EPDM－

弁ふたシール

ふっ素樹脂

改良 EPDM

－

弁座シート

EP ゴム

改良 EPDM－

グランドＯリング

EP ゴム

改良 EPDM－

弁ふたシール

EP ゴム

改良 EPDM－

TIP パージ弁48

（１）エアロック均圧弁について
エアロック均圧弁については，耐環境性能に優れたシール材の実機適用性の見通しが立ったことから，以下の通り，バウンダリ箇所の変更後部材として「均圧弁の改良」を取り入れ，自主的取組から位置づけを変更する。なお，均圧弁の改良については，200℃蒸
気が 7 日間以上暴露され，且つ，その際の重大事故時における放射線量が照射されたとしてもシール機能が健全であることが確認されたものを使用する。
（変更前）
エアロック

バウンダリ箇所

部位

変更前部材

変更後部材

自主的取組

上部ドライウェル

扉ガスケットシリコンゴム

改良 EPDM－

所員用エアロック

ハンドル軸貫通部

ふっ素ゴム

改良 EPDM

－

ふっ素樹脂

閉止板

均圧弁の改良Ｏリング
均圧弁シート＋改良 EPDM
下部ドライウェル

扉ガスケットシリコンゴム

改良 EPDM－

所員用エアロック

ハンドル軸貫通部

ふっ素ゴム

改良 EPDM

－

ふっ素樹脂

閉止板

均圧弁の改良Ｏリング
均圧弁シート＋改良 EPDM
（変更後）
エアロック

バウンダリ箇所

部位

変更前部材

変更後部材

自主的取組

上部ドライウェル

扉ガスケットシリコンゴム

改良 EPDM－

所員用エアロック

ハンドル軸貫通部

ふっ素ゴム

改良 EPDM－

ふっ素樹脂

均圧弁の改良－Ｏリング
均圧弁シートまたは閉止板＋改良 EPDM
下部ドライウェル

扉ガスケットシリコンゴム

改良 EPDM－

所員用エアロック

ハンドル軸貫通部

ふっ素ゴム

改良 EPDM－

ふっ素樹脂

均圧弁の改良－Ｏリング
均圧弁シートまたは閉止板＋改良 EPDM
49

＜均圧弁シートの材質について＞
均圧弁シートについて，耐環境性に優れたシール材に改善する検討を進めており，
PEEK 材（PEEK:ポリエーテルエーテルケトン）を用いた弁シートにすることで実機適用性を確認することができた。以下に，実機適用を確認した概要を示す。
PEEK 材の一般的な仕様を以下に示す。従来品に使用されている均圧弁のシール材であるふっ素樹脂に対し，優れた耐放射線性を有している。
表 1 PEEK 材の一般物性
PEEK 材

シール材
耐熱使用温度

250℃

融点

334℃
約 10MGy

線量限度（γ線）

また，均圧弁に相当する弁を使用して，SA 時の格納容器内環境を模擬した以下試験条件で暴露し，その後，2Pd を超える 0.9MPa で漏えい試験を行い，気密性が確保できることを確認した。よって，本均圧弁は格納容器限界温度・圧力（200℃，2Pd）において健全性に問題ないことを確認した。

表 2 均圧弁の耐環境試験条件
放射線照射800kGy

熱劣化

200℃ 168 時間（２）TIP ボール弁について
TIP ボール弁については，改良 EPDM の採用を検討しているが，その他のシール材（PEEK 材）についても適用可能な見通しが立ったことから，改良 EPDM に限定せず
PEEK 材を候補に加える。なお，TIP ボール弁の改良については，200℃蒸気が 7 日間以上暴露され，且つ，その際の重大事故時における放射線量が照射されたとしてもシール機能が健全であることが確認されたものを使用する。

50

（変更前）
バウンダリ箇所
TIP ボール弁

部位

変更前部材

変更後部材

自主的取組

弁座シート

ふっ素樹脂

改良 EPDM－

グランドＯリング

ふっ素ゴム

改良 EPDM－

弁ふたシール

ふっ素樹脂

改良 EPDM－（変更後）
バウンダリ箇所
TIP ボール弁

部位
弁座シート

変更前部材
ふっ素樹脂

変更後部材
改良 EPDM

自主的取組
－

または
PEEK 材
グランドＯリング

ふっ素ゴム

改良 EPDM－

弁ふたシール

ふっ素樹脂

改良 EPDM－（３）TIP パージ弁について
TIP パージ弁については，弁座シート・グランド O リング・弁ふたシールに改良 EPDMを採用することの検討を進めてきたが，検討を進めた結果，弁座シートについてはメタル
シートが適切であるとの判断に至った。よって，弁座シートについては，改良 EPDM からメタルシートに変更して実機適用検討を進める。
なお，TIP パージ弁の改良については，200℃蒸気が 7 日間以上暴露され，且つ，その際の重大事故時における放射線量が照射されたとしてもシール機能が健全であることが確認されたものを使用する。
（変更前）
バウンダリ箇所
TIP パージ弁

部位

変更前部材

変更後部材

自主的取組

弁座シート

EP ゴム

改良 EPDM－

グランドＯリング

EP ゴム

改良 EPDM－

弁ふたシール

EP ゴム

改良 EPDM－（変更後）
バウンダリ箇所
TIP パージ弁

部位

変更前部材

変更後部材

自主的取組

弁座シート

EP ゴム

メタルシール－グランドＯリング

EP ゴム

改良 EPDM－

弁ふたシール

EP ゴム

改良 EPDM－以上

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