資料２－２－２

重大事故等対策の有効性評価に係るシビアアクシデント解析コードについて（第１部

ＳＡＦＥＲ）

平成 27 年 10 月
東北電力株式会社
東京電力株式会社
中部電力株式会社
中国電力株式会社

目－
1．はじめに

次

ＳＡＦＥＲ

－

………………………………………………………………… 1-1

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

2.1

事故シーケンスと評価指標

2.2

ランクの定義2.3

物理現象に対するランク付け…………………………………………………… 1-7………………………………… 1-8…………………………………………………… 1-16

3．解析モデルについて……………………………………………………… 1-16

3.1

コード概要

3.2

重要現象に対する解析モデル

3.3

解析モデル

3.4

入出力

… … … … … … … … … … … … … … … … … … … … … … 1-56

4．妥当性確認……………………………………………………………… 1-58……………………………… 1-17……………………………………………………… 1-18

4.1

重要現象に対する妥当性確認方法

4.2

ＴＢＬ実験解析

4.3

ＲＯＳＡ－Ⅲ実験解析

4.4

ＦＩＳＴ－ＡＢＷＲ実験解析

4.5

実機解析への適用性…………………………… 1-58………………………………………………… 1-625．有効性評価への適用性………………………………………… 1-72………………………………… 1-82…………………………………………… 1-91………………………………………………… 1-97

5.1

不確かさの取り扱いについて（評価指標の観点） …………… 1-97

5.2

不確かさの取り扱いについて（運転操作の観点） …………… 1-99

6．参考文献………………………………………………………………… 1-103

添付 1

解析コードにおける解析条件

添付 2

相関式，モデルの適用性

添付 3

前処理コード………………………………… 1-106……………………………………… 1-110…………………………………………………… 1-137

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

1-1

2．重要現象の特定
2.1

事故シーケンスと評価指標
ＳＡＦＥＲコードが適用される炉心損傷防止対策における事故シーケン

スグループについて，具体的な事故シーケンス及びその事象の推移と評価
指標について記述する。ＳＡＦＥＲコードが適用される炉心損傷防止対策
における事故シーケンスグループは，出力運転中の原子炉を対象とした以下の 6 グループである。
・高圧・低圧注水機能喪失
・高圧注水・減圧機能喪失
・全交流動力電源喪失
・崩壊熱除去機能喪失
・ＬＯＣＡ時注水機能喪失
・格納容器バイパス（インターフェイスシステムＬＯＣＡ）(1) 高圧・低圧注水機能喪失
この事故シーケンスグループは，原子炉の出力運転中に，運転時の異常な過渡変化または事故（ＬＯＣＡを除く）の発生後，高圧注水機能が喪失
し，原子炉減圧には成功するが，低圧注水機能が喪失することを想定する。
具体的な事故シナリオとして「給水流量の全喪失＋ＲＣＩＣ及びＥＣＣ
Ｓ（高圧注水系及び低圧注水系）起動失敗」を想定する。給水流量の全喪
失後，原子炉水位は急速に低下し，原子炉水位低信号が発生して原子炉はスクラムするため未臨界が確保される。しかし，原子炉水位低信号でＲＣ
ＩＣ及びＥＣＣＳ（高圧注水系及び低圧注水系）の起動に失敗する。原子炉水位低信号でＭＳＩＶが閉止すると原子炉圧力は上昇し，原子炉圧力がＳＲＶの設定値に到達すると断続的に弁から蒸気が放出され，これにより原子炉の圧力はＳＲＶ設定値近傍に維持される。一方，原子炉注水機能喪失の状況下では原子炉内保有水が減少し続け，いずれは炉心露出により燃料被覆管温度が上昇し，炉心損傷に至る。
この事象に対する炉心損傷防止対策としては，代替注水設備等による炉心冷却機能の確保が挙げられる。
炉心損傷防止対策のうち，高圧代替注水設備を使用する場合には，高圧状態の原子炉へ注水を開始する。ＳＲＶからの冷却材の流出により原子炉水位は低下するが，高圧代替注水設備による原子炉注水開始により原子炉水位は回復し事象は回復する。低圧代替注水設備を使用する場合には，手動操作によりＳＲＶを開き，原子炉を急速減圧し，原子炉の減圧後に低圧
代替注水系による原子炉注水を開始する。原子炉の急速減圧を開始すると，冷却材の流出により原子炉水位は低下し，有効燃料棒頂部を下回るが，低1-2

圧代替注水系による注水を開始すると原子炉内保有水及び原子炉水位が回復し，炉心は再冠水することにより事象収束に向かうことになる。
したがって，本事象では炉心露出・ヒートアップの可能性があるため，
燃料被覆管温度が評価指標である。
(2) 高圧注水・減圧機能喪失
この事故シーケンスグループは，原子炉の出力運転中に，運転時の異常な過渡変化又は事故（ＬＯＣＡを除く）の発生後，高圧注水機能が喪失し，かつ，原子炉減圧機能が機能喪失することを想定する。
具体的な事故シナリオとして「給水流量の全喪失＋ＲＣＩＣ及びＥＣＣ
Ｓ（高圧注水系）起動失敗＋原子炉の減圧失敗」を想定する。給水流量の全喪失後，原子炉水位は急速に低下し，原子炉水位低信号が発生して原子炉はスクラムするため未臨界が確保される。しかし，原子炉水位低信号でＲＣＩＣ及びＥＣＣＳ（高圧注水系）の起動に失敗する。原子炉水位低信号でＭＳＩＶが閉止すると原子炉圧力は上昇し，原子炉圧力がＳＲＶの設定値に到達すると断続的に弁から蒸気が放出され，これにより原子炉の圧力はＳＲＶ設定値近傍に維持される。一方，原子炉が高圧に維持され低圧
注水系による原子炉注水が困難な状況下では，原子炉内保有水が減少し続
け，いずれは炉心露出により燃料被覆管温度が上昇し，炉心損傷に至る。
炉心損傷を防止するために，代替自動減圧ロジックにより，ＳＲＶが開き原子炉を減圧し，原子炉の減圧後にＥＣＣＳ（低圧注水系）により原子炉注水を開始する。原子炉の急速減圧を開始すると，冷却材の流出により
原子炉水位は低下し，有効燃料棒頂部を下回るが，低圧注水系による注水が開始すると原子炉内保有水及び原子炉水位が回復し，炉心は再冠水することにより事象収束に向かうことになる。
したがって，本事象では炉心露出・ヒートアップの可能性があるため，
燃料被覆管温度が評価指標である。
(3) 全交流動力電源喪失
この事故シーケンスグループは，原子炉の出力運転中に，送電系統又は所内主発電設備の故障等により，外部電源が喪失するとともに，非常用所
内電源系統も機能喪失し，安全機能を有する系統及び機器の全交流動力電源が喪失することを想定する。
具体的な事故シナリオとして「外部電源喪失＋非常用ディーゼル発電機の機能喪失」を想定する。外部電源喪失後，タービン蒸気加減弁急速閉または原子炉水位低信号で原子炉はスクラムするため未臨界が確保される。
また，原子炉水位低でＲＣＩＣが自動起動して水位は維持される。しかし，
1-3非常用ディーゼル発電機の起動失敗により全交流動力電源喪失となり，また，直流電源が枯渇し，ＲＣＩＣが機能喪失した場合には原子炉内保有水が減少し続け，いずれは炉心露出により燃料被覆管温度が上昇し，炉心損傷に至る。
炉心損傷を防止するために，交流電源設備による給電ができない一定期間直流電源を確保し，ＲＣＩＣによって原子炉水位を適切に維持しつつ，代替電源設備，低圧代替注水系の準備が完了したところで，原子炉の減圧及び低圧注水系または低圧代替注水系による原子炉注水を開始する。原子
炉の減圧は，ＳＲＶにより手動操作にて実施する。減圧を開始すると，冷却材の流出により原子炉水位は低下するが，低圧代替注水系等による注水開始により原子炉水位が回復するため，事象収束に向かうことになる。
したがって，本事象では炉心露出・ヒートアップの可能性があるため，
燃料被覆管温度が評価指標である。
(4) 崩壊熱除去機能喪失① 取水機能喪失
この事故シーケンスグループは，原子炉の出力運転中に，運転時の異常な過渡変化又は事故（ＬＯＣＡを除く）の発生後，原子炉注水には成功す
るが，取水機能喪失により崩壊熱除去機能が喪失することを想定する。
具体的な事故シナリオとして「給水流量の全喪失＋取水機能喪失」を想定する。外部電源喪失後，タービン蒸気加減弁急速閉または原子炉水位低により原子炉はスクラムするため未臨界が確保される。また，原子炉水位
低でＲＣＩＣが自動起動して水位は維持される。一方，原子炉内で崩壊熱により発生する蒸気がＳＲＶを介して徐々に流出するため，格納容器の圧力及び温度が上昇し，いずれは格納容器が先行破損し，その後炉心露出により燃料被覆管温度が上昇し，炉心損傷に至る。
したがって，本事象では炉心露出・ヒートアップの可能性があるため，
燃料被覆管温度が評価指標である。
② ＲＨＲ機能喪失
この事故シーケンスグループは，原子炉の出力運転中に，運転時の異常な過渡変化又は事故（ＬＯＣＡを除く）の発生後，原子炉注水には成功す
るが，残留熱除去系の故障により崩壊熱除去機能が喪失することを想定する。
具体的な事故シナリオとして「給水流量の全喪失＋ＲＨＲ機能喪失」を想定する。給水流量の全喪失後，原子炉水位は急速に低下し，原子炉水位
低信号により原子炉はスクラムするため未臨界が確保される。また，原子1-4炉水位低でＲＣＩＣが自動起動して水位は維持される。一方，原子炉内で崩壊熱により発生する蒸気がＳＲＶを介して徐々に流出するため，格納容器の圧力及び温度が上昇し，いずれは格納容器が先行破損し，その後炉心露出により燃料被覆管温度が上昇し，炉心損傷に至る。
したがって，本事象では炉心露出・ヒートアップの可能性があるため，
燃料被覆管温度が評価指標である。
(5) ＬＯＣＡ時注水機能喪失
この事故シーケンスグループは，原子炉の出力運転中に，原子炉冷却材
圧力バウンダリを構成する配管の大規模な破断（大破断ＬＯＣＡ）あるい
は中小規模の破断（中小破断ＬＯＣＡ）の発生後，高圧注水機能，低圧注
水機能及び原子炉減圧機能が喪失することを想定する。
具体的な事故シナリオとして「中小破断ＬＯＣＡ＋ＥＣＣＳ（高圧注水
系，低圧注水系）起動失敗」を想定する。中小破断ＬＯＣＡ発生後，原子炉はスクラムするため未臨界が確保される。しかし，高圧注水系，低圧注
水系及び自動減圧系の起動失敗により，原子炉水位が低下し，やがて炉心露出により燃料被覆管温度が上昇し，炉心損傷に至る。
この事象に対する炉心損傷防止対策としては，代替注水設備等による炉心冷却機能の確保が挙げられる。
炉心損傷防止対策のうち，高圧代替注水設備を使用する場合には，高圧状態の原子炉へ注水を開始する。ＳＲＶからの冷却材の流出により原子炉水位は低下するが，高圧代替注水設備による原子炉注水開始により原子炉水位は回復し事象は回復する。低圧代替注水設備を使用する場合には，手動操作によりＳＲＶを開き，原子炉を急速減圧し，原子炉の減圧後に低圧
代替注水系による原子炉注水を開始する。原子炉の急速減圧を開始すると，冷却材の流出により原子炉水位は低下するが，低圧代替注水系による注水を開始すると原子炉水位が回復し，炉心は再冠水することにより事象収束に向かうことになる。
したがって，本事象では炉心露出・ヒートアップの可能性があるため，
燃料被覆管温度が評価指標である。
なお，大破断ＬＯＣＡ時は炉心の著しい損傷までの事象進展が早く，国内外の先進的な対策と同等のものを考慮しても，炉心損傷防止対策を有効に実施することはできないため，格納容器破損防止対策を講じて，その有効性を確認している。
(6) 格納容器バイパス（インターフェイスシステムＬＯＣＡ）

1-5

この事故シーケンスグループは，原子炉冷却材圧力バウンダリと接続された系統で，高圧設計部分と低圧設計部分のインターフェイスとなる配管のうち，隔離弁の故障等により低圧設計部分が過圧され破損する事象を想定する。
具体的な事故シナリオとして，「高圧炉心注水系の吸込配管（ＡＢＷＲ）」，「低圧注水系の注水配管（ＢＷＲ）」等の破損を想定する。機器破損等の発生後，原子炉水位は急速に低下し，原子炉水位低信号が発生して原子炉
はスクラムするため未臨界が確保される。しかし，破損口から冷却材が流出するため原子炉内保有水が減少し，炉心損傷に至る。
炉心損傷を防止するために，ＲＣＩＣ及びＥＣＣＳ（高圧系）により炉心を冷却することによって炉心の著しい損傷の防止を図り，また，インタ
ーフェイスシステムＬＯＣＡの発生箇所を隔離することによって，格納容
器外への原子炉冷却材の流出の防止を図る。これにより事象収束に向かうことになる。
したがって，本事象では炉心露出・ヒートアップの可能性があるため，
燃料被覆管温度が評価指標である。
炉心損傷防止対策における事故シーケンスに対し，有効性評価上要求される判断基準は，以下の 5 点である。
a. 燃料被覆管の温度（1200℃以下）
b. 燃料被覆管の酸化量（15%以下）
c. 原子炉冷却材圧力バウンダリにかかる圧力（最高使用圧力の 1.2 倍以下）
d. 格納容器圧力バウンダリにかかる圧力（限界圧力以下）
e. 格納容器圧力バウンダリにかかる温度（限界温度以下）
原子炉設置変更許可申請解析に記載した解析結果から，判断基準に対し十分な余裕があり評価指標として燃料被覆管の温度で代表できると考えられる b.を除く，a. c. d. e.を評価指標として取り上げる。このうち，c．
はＳＲＶの作動により原子炉圧力の上昇が抑えられ，ＳＲＶの設定圧力以下に抑えられるため評価指標から除外する。また，d．と e．はＳＡＦＥＲ
コードの評価範囲以外であるため除外する。

1-6

2.2

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

理現象のうちＳＡＦＥＲコードで評価する事象において考慮すべき物理現象を対象に，表 2-1 の定義に従って「Ｈ」，「Ｍ」，「Ｌ」，及び「Ｉ」のランクに分類し，「Ｈ」及び「Ｍ」に分類された物理現象を重要現象として抽出する。

表 2-1
ランク
Ｈ

ランクの定義ランクの定義本資料での取り扱い

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

ける評価指標及び運転操作への影響
を評価する

Ｍ

評価指標及び運転操作に事象推移を模擬する上で一定の役割

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

Ｌ

評価指標及び運転操作に事象推移を模擬するためにモデル化

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

評価指標及び運転操作に評価指標及び運転操作へ影響を与え

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

あるため，検証／妥当性確認は記載
しない

1-7

2.3

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

理現象のうち 2.1 節で述べた事象進展を踏まえ，2.2 節のランクの定義に従い，評価指標及び運転操作への影響に応じて「Ｈ」及び「Ｍ」に分類する事で物理現象の中から重要現象を特定する。この結果を表 2-2 に示す。
ランク付けにあたっては，燃料被覆管温度は炉心冷却，炉心水位，燃料被覆管のヒートアップから影響を受けるため，これらに関する物理現象も相対的に高いランクとしている。また，運転操作等により原子炉を強制的に減圧し，温度・圧力を低下させるシーケンスでは，原子炉の減圧により代替注水設備を含む注水系からの冷却水の注水による炉心冷却を期待する
ため，原子炉の減圧に寄与する物理現象も相対的に高いランクとしている。
以下に，物理現象ごとに考え方を示す。
(1) 核分裂出力［炉心（核）］評価する具体的な事故シーケンスは，いずれも事象発生後早期に原子炉がスクラムし未臨界となるため，事故後長期における炉心露出後の燃料被覆管温度上昇時の原子炉出力は崩壊熱となる。また，減速材直接発熱は核分裂で発生するエネルギのうち，減速材の発熱に寄与する割合はきわめて小さい。したがって，核分裂出力は燃料被覆管温度に対し重要度が低いと考えられる。
(2) 出力分布変化［炉心（核）］評価する具体的な事故シーケンスは，いずれも事象発生後早期に原子炉がスクラムし未臨界となるため，事象発生後スクラムするまでの時間が短く，通常運転時からの出力分布変化には影響が小さい。したがって，出力分布変化は燃料被覆管温度に対し重要度が低いと考えられる。
(3) 反応度フィードバック効果［炉心（核）］評価する具体的な事故シーケンスは，いずれも事象発生後早期に原子炉がスクラムし未臨界となるため，事故後長期における炉心露出後の燃料被覆管温度上昇時の原子炉出力は崩壊熱となる。したがって，反応度フィー
ドバック効果は燃料被覆管温度に対し重要度が低いと考えられる。
(4) 制御棒反応度効果［炉心（核）］評価する具体的な事故シーケンスは，いずれも事象発生後早期に原子炉がスクラムし未臨界となるため，事故後長期における炉心露出後の燃料被覆管温度上昇時の原子炉出力は崩壊熱となる。したがって，制御棒反応度
1-8及び制御棒速度は燃料被覆管温度に対し重要度が低いと考えられる。
(5) 崩壊熱［炉心（核）］評価する具体的な事故シーケンスは，いずれも事象発生後早期に原子炉がスクラムし未臨界となるため，事故後長期における炉心露出後の燃料被覆管温度上昇時の原子炉出力は崩壊熱となる。したがって，崩壊熱は燃料被覆管温度に対し重要度が高いと考えられる。
(6) 三次元効果［炉心（核）］評価する具体的な事故シーケンスは，いずれも事象発生後早期に原子炉がスクラムし未臨界となるため，核熱水力不安定事象は発生しない。したがって，核的な三次元効果は燃料被覆管温度に影響を与えない。
(7) 燃料棒内温度変化［炉心（燃料）］評価する具体的な事故シーケンスは，事故後長期において炉心が露出す
る場合に燃料被覆管温度が上昇する事象であるため，事故直後における燃料棒内の熱を冷却材に放出する燃料ペレット径方向発熱密度分布，燃料ペレット・燃料被覆管内熱伝導及び燃料ペレット－燃料被覆管のギャップ熱伝達の影響は小さい。したがって，燃料棒内温度変化は燃料被覆管温度に対し重要度が低いと考えられる。
(8) 燃料棒表面熱伝達［炉心（燃料）］評価する具体的な事故シーケンスは，事故後長期において炉心が露出す
る場合に燃料被覆管温度が上昇する事象であるため，崩壊熱による燃料の発熱及び燃料棒表面から冷却材への熱伝達が燃料被覆管温度変化の支配的要因になる。原子炉減圧後の減圧沸騰により二相流動状態となった場合には，二相壁面熱伝達により冷却される。また，炉心が露出した場合には，蒸気単相流，燃料棒間の輻射熱伝達により冷却される。露出した燃料棒周
囲の蒸気が過熱され気液熱非平衡状態となる可能性があり，燃料棒表面熱伝達に影響する。したがって，燃料棒表面熱伝達は燃料被覆管温度に対し重要度が高いと考えられる。
(9) 沸騰遷移［炉心（燃料）］評価する具体的な事故シーケンスは，給水流量の全喪失あるいは小破断
ＬＯＣＡを起因事象としており，炉心流量の減少は緩やかに変化し，事故
直後に原子炉がスクラムし原子炉出力が低下するため，燃料集合体で核沸騰からの離脱（ＤＮＢ）が発生する可能性は低い。一方，事故後長期にお1-9

いて炉心が露出する場合には，燃料被覆管温度が上昇するが，原子炉注水により炉心が再冠水することによって，最終的には核沸騰状態に遷移して冷却される。したがって，沸騰遷移は燃料被覆管温度に対し重要度が高いと考えられる。
(10) 燃料被覆管酸化［炉心（燃料）］評価する具体的な事故シーケンスは，事故後長期において炉心が露出す
る場合に燃料被覆管温度が上昇する事象であるため，燃料被覆管が高温になるとジルコニウム－水反応による発熱量が増加すると考えられる。しかし，代替注水設備等の原子炉注水により炉心が冷却され，燃料被覆管温度はジルコニウム－水反応が顕著になるほど上昇しない。したがって，燃料被覆管酸化は燃料被覆管温度に対し重要度が中程度と考えられる。
(11) 燃料被覆管変形［炉心（燃料）］評価する具体的な事故シーケンスでは，事象発生後早期に原子炉がスク
ラムし未臨界となるため，燃料ペレットが膨張することはなくＰＣＭＩは発生しない。燃料被覆管が高温になり，燃料棒内圧の上昇に伴う膨れ・破裂が発生する場合には，燃料棒間の輻射熱伝達への影響，燃料集合体内の流路閉塞による原子炉注水時に冷却への影響がある。破裂が発生する場合には，燃料被覆管内面酸化による反応熱への影響が考えられるが，崩壊熱に比べて燃料被覆管温度への寄与は小さい。燃料被覆管の破裂により核分裂生成物が格納容器内に放出されると，格納容器雰囲気放射線モニタにより炉心損傷の判断を実施した場合，格納容器スプレイや格納容器ベントの操作タイミングに影響することとなる。ただし，この操作は事象発生後早期に行うものではない。したがって，燃料被覆管変形は燃料被覆管温度に対し重要度は中程度と考えられる。
(12) 三次元効果［炉心（燃料）］本物理現象は，横方向及び縦方向からの輻射熱伝達の効果を意味している。評価する具体的な事故シーケンスは，事故後長期において炉心が露出する場合に燃料被覆管温度が上昇する事象であるため，炉心が露出した場
合には，燃料棒間及びチャンネルボックスとの輻射の寄与が大きくなる。
輻射伝熱に関する三次元効果は，輻射伝熱量が増加するため，燃料被覆管温度に与える影響は結果を厳しくするものではなく，重要度が低いと考えられる。
(13) 沸騰・ボイド率変化［炉心（熱流動）］
1-10評価する具体的な事故シーケンスは，事故後長期において炉心が露出す
る場合に燃料被覆管温度が上昇する事象であり，サブクールボイドの発生は燃料被覆管温度に影響しない。原子炉減圧操作を実施した場合には，下部プレナム等で減圧沸騰（フラッシング）が発生する。これに伴い発生したボイドにより形成された二相水位はボイド率変化に応じて変化する。したがって，沸騰・ボイド率変化は燃料被覆管温度に対し重要度が高いと考えられる。
再循環ポンプトリップ及び代替注水設備等による原子炉注水により，原
子炉圧力容器下部で温度成層化が発生する可能性があるが，事故後長期においては十分に混合され影響は無視できる。
(14) 気液分離（水位変化）・対向流［炉心（熱流動）］評価する具体的な事故シーケンスは，原子炉減圧操作に伴う下部プレナ
ムフラッシングが発生する事象であり，フラッシングにより発生したボイドを含む二相水位の変化は，炉心露出時の燃料被覆管温度に影響がある。
したがって，気液分離（水位変化）は燃料被覆管温度に対し重要度が高いと考えられる。
一方，炉心上部での気液対向流制限（ＣＣＦＬ），ＣＣＦＬブレークダ
ウンは，事象進展が緩やかなこと及び代替注水設備等による原子炉注水はダウンカマまたは炉心バイパス領域に注水されるため発生しない。炉心ス
プレイ系による原子炉注水が行われる場合には発生する可能性があるが，
No.審査
-2-4
に対する
ご回答

短期間であるため影響は小さい。また，炉心に冷却水が保持され水位が形成されている場合で，かつ，下部プレナムにも水位が形成される場合には，炉心下部でＣＣＦＬが発生する可能性があるが，原子炉減圧操作を経て炉心が再冠水する過程では事象進展が緩やかであり，下部プレナムに顕著な水位が形成されることはないため，炉心下部のＣＣＦＬは発生しない。したがって，対向流は燃料被覆管温度に対し重要度が低いと考えられる。
(15) 気液熱非平衡［炉心（熱流動）］評価する具体的な事故シーケンスは，事故後長期において炉心が露出す
る場合に燃料被覆管温度が上昇する事象であるため，露出した燃料棒周囲の蒸気が過熱され気液熱非平衡状態となる可能性がある。炉心の一部で発生した過熱蒸気は，上部プレナムからシュラウド外に至る経路において飽
和蒸気になると考えられ，熱流動挙動への影響は小さいと考えられる。しかしながら，気液熱非平衡の影響は，(8)でも述べたように燃料棒表面熱伝達に影響するため燃料被覆管温度に対し重要度が高いと考えられる。

1-11

(16) 圧力損失［炉心（熱流動）］評価する具体的な事故シーケンスは，いずれも事故直後に再循環ポンプ
がトリップし炉心流量が早期に低下するため，炉心部の圧力損失の影響は小さい。また，炉心バイパス部は，局所的な圧力損失は小さい。したがって，圧力損失は燃料被覆管温度に対し重要度が低いと考えられる。
(17) 三次元効果［炉心（熱流動）］
No.審査
-2-3
に対する
ご回答

評価する具体的な事故シーケンスは，事故後長期において炉心が露出する
場合に燃料被覆管温度が上昇する事象であり，露出した炉心が再冠水する過程においては，炉心中心部の一部の出力の高い燃料集合体では気液並行
上昇流，周辺の出力の低い燃料集合体では下降流，その他多くの燃料集合
体では気液対向流が生じる可能性がある。これらの炉心の三次元的な流動状態により燃料集合体の冷却状態に差異が生じる。したがって，三次元効
果は燃料被覆管温度に対し重要度が高いと考えられる。
(18) 冷却材流量変化［原子炉圧力容器］
評価する具体的な事故シーケンスは，いずれも事故直後に再循環ポンプ
がトリップし炉心流量が早期に低下するため，強制循環時の冷却材流量変化の影響は小さい。また，事故後長期において炉心が露出する場合には，原子炉水位が低下して炉心シュラウド内外の自然循環が維持できないた
め，自然循環時の冷却材流量変化の影響は小さい。したがって，冷却材流量変化は燃料被覆管温度に対し重要度が低いと考えられる。
(19) 冷却材放出（臨界流・差圧流）［原子炉圧力容器］
評価する具体的な事故シーケンスは，ＳＲＶを使用した原子炉の急速減圧あるいはＬＯＣＡ後の冷却材放出により炉心露出が発生し，燃料被覆管
温度が上昇する可能性がある。また，原子炉減圧に伴い低圧注水量が変化するため，炉心冷却への影響が大きい。したがって，冷却材放出は燃料被覆管温度に対し重要度が高いと考えられる。
(20) 沸騰・凝縮・ボイド率変化［原子炉圧力容器］
評価する具体的な事故シーケンスは，ＳＲＶを使用した原子炉の急速減圧あるいはＬＯＣＡ後の冷却材流出による原子炉減圧があり，減圧沸騰による各部の蒸気発生とボイド率変化が二相水位に影響する。また，原子炉への冷却水の注水により蒸気が凝縮される。炉心以外の領域の沸騰・凝縮・
ボイド率変化は燃料被覆管温度に対し，重要度は中程度と考えられる。

1-12

(21) 気液分離（水位変化）・対向流［原子炉圧力容器］
評価する具体的な事故シーケンスは，事故後長期において炉心が露出す
る場合に燃料被覆管温度が上昇する事象である。炉心以外の領域の気液分
離（水位変化）・対向流は燃料被覆管温度に対し，重要度が中程度と考えられる。
(22) 気液熱非平衡［原子炉圧力容器］
評価する具体的な事故シーケンスは，事故後長期において炉心が露出す
る場合に燃料被覆管温度が上昇する事象である。しかし，炉心以外の領域の気液熱非平衡は燃料被覆管温度に対し影響はない。
(23) 圧力損失［原子炉圧力容器］
評価する具体的な事故シーケンスは，事故後長期において炉心が露出す
る場合に燃料被覆管温度が上昇する事象である。しかし，炉心以外の領域の圧力損失は燃料被覆管温度に対し直接的な影響はないため，重要度が低
いと考えられる。
(24) 構造材との熱伝達［原子炉圧力容器］
評価する具体的な事故シーケンスは，ＳＲＶを使用した原子炉の急速減圧あるいはＬＯＣＡ後の冷却材流出により原子炉が減圧され，構造材から冷却材への熱伝達が発生する。しかし，崩壊熱に比べて寄与は小さい。したがって，構造材との熱伝達は燃料被覆管温度に対し重要度が低いと考えられる。
(25) ＥＣＣＳ注水（給水系・代替注水設備含む）［原子炉圧力容器］
評価する具体的な事故シーケンスは，ＥＣＣＳまたは代替注水設備による原子炉注水により炉心が冷却される事象である。したがって，ＥＣＣＳ（給水系・代替注水設備含む）による原子炉注水は燃料被覆管温度に対し重要度が高いと考えられる。
(26) ほう酸水による拡散［原子炉圧力容器］
評価する具体的な事故シーケンスは，いずれもほう酸水による注入を考慮していないため，ほう酸水による拡散は燃料被覆管温度に影響を与えない。
(27) 三次元効果［原子炉圧力容器］
評価する具体的な事故シーケンスは，いずれも事故後長期において炉心1-13

が露出する場合に燃料被覆管温度が上昇する事象であり，炉心流量急減過程において下部プレナム内の流量配分が不均等になる場合があるが，事故直後に再循環ポンプがトリップするため影響は小さい。したがって，三次
元効果は燃料被覆管温度に対し重要度が低いと考えられる。

1-14

表 2-2

炉心損傷防止対策の有効性評価の物理現象のランク

事故シーケンス
グループ

分類

炉心
(核)

炉心
(燃料)

評価指標
物理現象

高圧・
低圧注
水機能
喪失

高圧注
水・減
圧機能
喪失

全交流
動力電
源喪失

崩壊熱
除去機
能喪失

LOCA 時
注水機
能喪失

燃料被覆
管温度

燃料被覆
管温度

燃料被覆
管温度

燃料被覆
管温度

燃料被覆
管温度

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

(1)

核分裂出力

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

(2)

出力分布変化

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

(3)

反応度フィードバック効果

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

(4)

制御棒反応度効果

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

(5)

崩壊熱

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

(6)

三次元効果

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｉ

(7)

燃料棒内温度変化

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

(8)

燃料棒表面熱伝達

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

(9)

沸騰遷移

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

(10)

燃料被覆管酸化

Ｍ

Ｍ

Ｍ

Ｍ

Ｍ

Ｍ

(11)

燃料被覆管変形

Ｍ

Ｍ

Ｍ

Ｍ

Ｍ

Ｍ

(12)

三次元効果

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

(13)

沸騰・ボイド率変化

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

(14)

気液分離（水位変

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

気液熱非平衡

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

(16)

圧力損失

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

(17)

三次元効果

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

(18)

冷却材流量変化

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

(19)

冷却材放出（臨界流・

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｍ

Ｍ

Ｍ

Ｍ

Ｍ

Ｍ

Ｍ

Ｍ

Ｍ

Ｍ

Ｍ

Ｍ

炉心
(熱流動) (15)化）・対向流

差圧流）
(20)
原子炉
圧力
容器
(逃が
し安全
弁を含
む)

沸騰・凝縮・ボイド率
変化

(21)

気液分離（水位変化）・対向流(22)

気液熱非平衡

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｉ

(23)

圧力損失

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

(24)

構造材との熱伝達

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

(25)

ＥＣＣＳ注水（給水

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

Ｈ

系・代替注水設備含む）(26)

ほう酸水による拡散

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｉ

Ｉ

(27)

三次元効果

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

Ｌ

1-15

3．解析モデルについて
3.1

コード概要
ＳＡＦＥＲコードは，長期間の原子炉内熱水力過渡変化及び炉心ヒート

アップを解析するコードであり，原子炉圧力容器に接続する各種一次系配管の破断事故，原子炉冷却材流量の喪失事故及び原子炉冷却材保有量の異常な変化等を取り扱うことができる。燃料被覆管温度上昇を伴う事故時の炉心部や圧力容器内を評価対象としているものにＭＡＡＰコードが挙げられるが，ＳＡＦＥＲコードは，ＭＡＡＰコードに比べて，ＣＣＦＬや燃料棒表面の熱伝達等，原子炉内熱水力挙動及び燃料被覆管温度挙動を詳細に評価することが可能であるため，炉心損傷防止対策の有効性評価解析には適している。
本コードは仮想的な高出力燃料集合体 1 体を含めて原子炉圧力容器内を 9ノードに分割し，原子炉圧力及び各ノードの水位変化等を計算する。また，各種のＥＣＣＳ及びＲＣＩＣ等の性能特性を入力することにより，それらの性能を評価することができる。炉内冷却材量の評価に当たっては，上部
タイプレート及び炉心入口オリフィス等でのＣＣＦＬ及び炉心上部プレナ
ムにおけるサブクール域の局在化により冷却材が炉心下部プレナムに落水する現象（ＣＣＦＬブレークダウン現象）を考慮することができる。
また，本コードでは，平均出力燃料集合体及び高出力燃料集合体に対して燃料ペレット，燃料被覆管及びチャンネルボックス等の温度計算を行う。
燃料被覆管の温度計算においては，その冷却状態に応じた熱伝達係数を考慮でき，また，燃料棒間の輻射及び燃料棒とチャンネルボックスの輻射を，考慮することができる。
また，燃料被覆管と冷却水または水蒸気との化学反応（ジルコニウム－
水反応）を Baker-Just の式によって計算し，表面の酸化量を求める。さらに，燃料棒内の圧力を計算することによって，燃料被覆管の膨れと破裂の有無を評価し，破裂が起きた場合には，燃料被覆管の内面に対してもジルコニウム－水反応を考慮する。
本コードの入力は，原子炉出力，原子炉圧力等の初期条件，原子炉の幾何学的形状及び水力学的諸量，燃料集合体及び炉心に関するデータ，プラ
ント過渡特性パラメータ，ＥＣＣＳ等の特性，想定破断の位置及び破断面積等であり，出力として，原子炉圧力，原子炉水位，燃料被覆管最高温度（ＰＣＴ），燃料被覆管酸化量等が求められる。
なお，ＳＡＦＥＲコードは「軽水型動力炉の非常用炉心冷却系の性能評
価指針」（以下，「ＥＣＣＳ性能評価指針」と称す。）で妥当性が認められているモデルを使用しており，ＢＷＲプラントの設計基準事故のＬＯＣ
Ａ解析（ＥＣＣＳ性能評価解析）に適用されている。
1-16

3.2

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

表 3-1
分類
炉心

重要現象に対する解析モデル
重要現象

必要な解析モデル

崩壊熱

崩壊熱モデル

燃料棒表面熱伝達燃料棒表面熱伝達モデル

（核）
炉心
（燃料）

炉心
（熱流動）

原子炉
圧力容器
(逃がし安全
弁を含む)

沸騰遷移
燃料被覆管酸化ジルコニウム－水反応モデル

燃料被覆管変形膨れ・破裂評価モデル

沸騰・ボイド率変化

二相流体の流動モデル

気液分離（水位変化）・対向流
三次元効果
気液熱非平衡

燃料棒表面熱伝達モデル

冷却材放出（臨界流・差圧

臨界流モデル流）
沸騰・凝縮・ボイド率変化

二相流体の流動モデル

気液分離（水位変化）・対向流
ＥＣＣＳ注水（給水系・代替注水設備含む）

1-17

原子炉注水系モデル

解析モデル (１ )(２ )3.3

ＳＡＦＥＲコードの計算モデルは熱流動解析を実施する熱水力モデルと燃料棒熱解析を実施する炉心ヒートアップモデルに大別される。主要な計算モデルを表 3-2 に示す。
3.3.1

熱水力モデルＳＡＦＥＲコードは熱力学的に均質，平衡を仮定した熱水力モデルを持ち，圧力容器内の冷却材体積を炉心シュラウド等の炉内構造物による物理的な境界にしたがって 8 ノードに区分する。また，仮想的な高出力燃料集合体 1 体を独立のノードとしてモデル化している。
原子炉圧力は，圧力容器内を 1 点で近似し，圧力容器全体の冷却材に対する質量及びエネルギの保存式に基づき計算する。
各ノードの水位挙動や冷却材保有量の計算には，質量，運動量及びエネ
ルギの保存則を適用し，二相流体の流動モデルとしてドリフトフラックス
モデル及び気液界面からの蒸気離脱流に対する気泡上昇流モデル，燃料上部等でのＣＣＦＬモデルを用いている。なお，運動量保存式は下部プレナ
ムが満水のときに再循環流量及び炉心入口流量を求めるために用いられ，
炉心シュラウド内外の圧力損失のバランスを考慮している。
また，大破断ＬＯＣＡ時の再冠水過程に下部プレナムと炉心に水位が別々に形成されるときの炉心各チャンネルの平行流路の流動挙動を，実験に基づいて近似的にモデル化している。
なお，破断口及びＳＲＶからの流出流量は臨界流モデルを用いて計算し，原子炉圧力が低下すると差圧流モデルに切り替わる。
（1）ノード分割
実機解析に用いるノーディングを図 3-1 に示す。ノード間の矢印は流路を表わし，その方向は通常運転状態の流れの向きを表わしている。
原子炉圧力容器内は，冷却材保有量計算のために 8 ノードに分割している。これらのノードは，ＢＷＲの典型的な領域を与えるように選んでおり，
物理的な境界や流路抵抗などによって分けている。また，高出力燃料集合体 1 体を独立のノードとして設ける。このノード分割を適用したＢＷＲのＬＯＣＡ模擬実験解析結果と実験結果との比較により，原子炉圧力容器内の冷却材保有量の分布及び炉心の水位，燃料被覆管温度の変化等を適切に評価することを確認している。
ノード間の冷却材の移動は流路を介して行い，ＬＯＣＡ模擬実験でＣＣＦＬが確認された燃料集合体上部と下部及び炉心バイパス下部の流路についてはＣＣＦＬ計算を可能としている。
1-18

No.審査ＬＯＣＡ模擬実験の結果によれば，露出した炉心が再冠水する過程におい-2-3に対する て，燃料集合体の内部には異なる流れの状態が存在しうることが示されてご回答いる。下部プレナムに二相水位が形成されている場合，一部の出力の高い

燃料集合体では蒸気と水の上昇流，大部分の燃料集合体では気液対向流，
炉心周辺部の出力の低い燃料集合体では下降流が生じる。
これは，炉心周辺部の燃料集合体はボトムエントリーオリフィス，それ以外の燃料集合体はサイドエントリーオリフィスであるため，燃料集合体
入口の条件が異なることによるとともに，炉心スプレイ注水後にスパージャが水没している場合，上部プレナムの周辺領域にサブクールが存在していることによる。
ＳＡＦＥＲコードは，上述のノード分割と流路の設定に基づいて，次のようにその効果を取り込んでいる。
a)

炉 心 中 心 部 の 一 部 の 出 力の 高 い 燃 料 集 合 体 で 生 じ る 気 液 並 行 上 昇 流については，炉心（ノード 3）とは独立に設けた高出力燃料集合体（ノード 9）で取り扱う。

b)

炉心周辺の出力の低い燃料集合体で生じる下降流については，上部プ
レナム（ノード 5）のプール水が下部プレナム（ノード 1）に移動することで取り扱う。

c)その他多くの燃料集合体で生じる気液対向流は，炉心（ノード 3）及び高出力燃料集合体（ノード 9）の入口と出口の流路で取り扱う。

以上のように，ＳＡＦＥＲコードは，炉心の三次元的な流動状態を模擬している。なお，それぞれの取り扱いのモデル化の詳細については，（4）炉心内流動に記述する。
① ノード 1：下部プレナム
下部プレナムは，制御棒案内管外側の下部プレナム領域であり，ベッセ
ル壁と炉心支持板によって仕切られている。ジェットポンプ内も下部プレナムの領域としているが，ジェットポンプ内の水位は，シュラウド内の圧損とジェットポンプを通る圧損を考慮することにより，下部プレナム内の水位とは別に計算する。
定格出力時においては，再循環ポンプによりダウンカマ領域の冷却水が下部プレナムに供給され，炉心入口オリフィスを介して燃料集合体下部に配分される。
② ノード 2：制御棒案内管
制御棒案内管は，制御棒案内管上部での燃料支持金具での流路抵抗により，炉心バイパスノードとは切り離している。
1-19

このノードは，上部の燃料支持金具との間隙及び下部の制御棒駆動機構との間隙を介して炉心バイパス及び下部プレナムと通じている。
③ ノード 3：炉心
炉心は，炉内の全燃料集合体とし，炉心内のボイド率分布をより詳細に計算するために，軸方向に 12 のサブノードに再分割する。これらのサブノードは，集合体下部及び集合体上部の非加熱ノード（各 1 ノード），そして 10 の加熱ノードからなる。炉心内の集合体下部の炉心入口オリフィスによって下部プレナムに通じており，また，燃料上部タイプレートによって上部プレナムに通じている。
④ ノード 4：炉心バイパス
炉心バイパスは，燃料集合体間の領域（中心バイパス）及びシュラウド
壁と炉心最外周の燃料集合体の間の領域（周辺バイパス）とする。このノードは，制御棒案内管の上部にあり，種々の漏えい流路を通って炉心下部と通じている。バイパス領域と下部プレナム間の小さな漏えい流路もまた考慮する。
⑤ ノード 5：上部プレナム
上部プレナムは，炉心上部の二相混合プレナム領域と，プレナム上部の気水分離器を含む。炉心ノードとバイパスノードからの出口流量はこのノードで混合する。炉心スプレイスパージャ及び炉心注水スパージャからの注入水とも，このノードで混合する。
上部プレナムから溢れた水と蒸気はそれぞれダウンカマと蒸気ドームに移行する。
⑥ ノード 6：下部ダウンカマ下部ダウンカマは，給水スパージャの下方に位置し，炉心シュラウド外側のダウンカマ部の領域である。定格出力時において，このノードは未飽
和領域である。この未飽和水の水位は，給水が継続する間，給水スパージ
ャの高さに維持される。この未飽和水ノードの質量及びエネルギ変化が上部ダウンカマノードとは別に計算される。
⑦ ノード 7：上部ダウンカマ上部ダウンカマは，給水スパージャとダウンカマ水位との間の領域であり，定格出力時においては，飽和領域である。このノードの上部の境界は二相混合水位として変動し，下部はノード 6 によって区別されている。

1-20

⑧ ノード 8：蒸気ドーム
蒸気ドームは，ダウンカマと上部プレナムそれぞれの二相混合水位上の
全蒸気空間とする。このノードの空間部体積は，ダウンカマや上部プレナ
ムの二相混合水位が変化するにつれて変わることになる。
⑨ ノード 9：高出力燃料集合体
炉心の燃料集合体とは出力の異なる燃料集合体の冷却材保有量，ボイド率，水位及び燃料棒温度等を計算する目的のために高出力燃料集合体１体が独立した仮想領域としてモデル化されている。このノードの熱水力挙動
は，すでに計算されている炉心の圧力損失から計算され，燃料棒温度計算に反映される。高出力燃料集合体の計算結果は，他のノードの状態に影響を与えない。
（2）質量及びエネルギ保存式
質量及びエネルギの流れについて，図 3-2 に示す。流出量は，負の流入量として考える。なお，対象としているノードを明記する必要がある場合には，図 3-1 で用いられているノード番号を使用する。
ａ．未飽和ノードの質量及びエネルギ保存式
未飽和ノード i の質量保存式は，次式で与えられる。
M  i  (  W g ) i  (  W f ) i  (  W ) i  (  W ) i（3-1）

エネルギ保存式は，次式で与えられる。








Q i  (  hW ) i  M  i h i  M  i h  i   V i P（3-2）

式（3-1），式（3-2）より，エンタルピ変化率は，次式のようになる。
h  i  Qi  ( hW ) i  h i (W ) i   V i P  M  i



ここで，
M


： 冷却材質量Q： 伝熱または発熱による流入エネルギ

W： 冷却材流量h： エンタルピ： 変換係数V： ノード体積P： 圧力

添字 f は飽和液相， g は蒸気相，  は未飽和液相を示す。
1-21

（3-3）

ｂ． 飽和ノードの質量及びエネルギ保存式
飽和ノード i の蒸気及び水の質量保存式は，それぞれ次式で与えられる。


M g i  (Wg )i  m fg i


（3-4）



M f i  (W )i  (W f )i  m fg i
ここで，m fgi：フラッシング率

エネルギ保存式は，次式で表わされる。
Q i  ( hW ) i d(M i hi )   'Vi P
dt










（3-5）

 M gi hg  M gi h g  M fi h f  M fi h f   (V f  Vg ) P
式（3-5）の左辺の正味エネルギ流入量は，次式で表わされる。

( hW ) i  hg (Wg ) i  h f (W f ) i   h j W ji

（3-6）

j

さらに，飽和水及び飽和蒸気のエンタルピが圧力変化に伴い飽和限界線上にそって変化することから，hf dh f 
PdP， hg 

dhg 
P
dP

（3-7）

の関係を用い，式（3-4），式（3-5），式（3-6）及び式（3-7）により，フラッシング率は，次式のように求まる。

 
 
dh f
dh g
 
m  fg i  Qi   (h j  h f )W ji  P ( v f ) M f i  ( v g ) M g i   h fg
dP
dP

j
 


（3-8）
ここで，
vg
：蒸気の比体積vf：液相の比体積

このフラッシング率は，以下に述べるような補正を加えて使用される。
ｃ． 蒸気ドーム内の質量及びエネルギ保存式
蒸気ドームには，ダウンカマ及び上部プレナムからの蒸気が全て流入する。その質量保存式は，次式で与えられる。
1-22



M g8  ( W g ) 8

No.審査
-2-5
に対する
ご回答

（3-9）

蒸気ドームのエネルギ保存式より過熱エネルギは次式で表わされる。
E sh  Q8  P ( v g 

dh g
dP

（3-10）) M g8

この過熱エネルギ（ E sh ）は，蒸気ドームに直接接しているノード，すなわち，上部プレナムとダウンカマのフラッシング率に補正項を加える形で配分される。これは，ＳＡＦＥＲコードは蒸気ドームの蒸気は飽和と仮定しているため，過熱エネルギは蒸気ドームに接する水面での飽和水の蒸発に置き換え，フラッシング率を補正しているものである。
m fg ,i 

E sh / h fg


7

m





m  fg ,i  m  fg ,i（3-11）

fg ,i

i 5

ここで，

i5

：上部プレナムノードi  6,7：ダウンカマノード

上記以外の，蒸気ドームに接していない炉心及び高出力燃料集合体等のノードに関しては，過熱エネルギによるフラッシング率の補正は行わない。
m fg ,i  m fg ,i（3-12）

ここで，i  1～4及び9： 上部プレナム及びダウンカマ以外のノード

ｄ． 圧力変化率
Ｓ Ａ Ｆ Ｅ Ｒ コ ー ド で は 圧 力 容 器 内 の 圧 力 がほ ぼ 一 様 で あ る こ と を 仮 定しており，その圧力変化は，全圧力容器体積が一定であることから，次のように導かれる。



V 0












 M g v g  M g v g  M f v f  M f v f  M  v  M  v （3-13）

ここで，圧力容器全体の質量変化率は，高出力燃料集合体を除く原子炉
圧力容器内ノードの質量変化率を合計することにより計算される。これら
1-23

は蒸気ドームを含めて，以下のようになる。
M g   M gi ，

M f   M fi ，

i

i





M    M i

（3-14）i

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



vf 

dv f 
P，
dP



v 

dv
dv 
P  hdPdh

（3-15）

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

M

（3-16）ii

式（3-14），式（3-15）及び式（3-16）により，式（3-13）は，以下のようになる。



 v


P   M g v g  M f v f  M  v  h   M  
h



dv g
dv f

v 
Mf
 M  
M g
dP
dP
P 


（3-17）
式（3-16）を式（3-17）に代入すると，圧力変化率の最終的な式は，次のようになる。
PX Y（3-18）

ここで， X , Y は次式で表わされる。

 

 v 
X   v g  Wgi  v f  W fi   W i   fg Q i   h i  h f W ji  
sat 
i
j
 i
 h fg 
 
 i







 
 v    v      Wi v i  h i         Q i   hW ji  
sub  ij h  i   h   

（3-19）

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

（3-20）

ｅ．全体的な運動方程式
ＳＡＦＥＲコードは下部プレナムと蒸気ドームの間で 3 つの経路を考えており，各ループの運動方程式を解いている。その 3 つの経路とは，炉心と健全側と破断側の 2 つに分けた冷却材再循環系である。
図 3-3 は，ジェットポンプ型ＢＷＲを例にして，圧力容器内について運1-24

動方程式を解いているループを示した図である。それぞれのループは蒸気ドームからダウンカマを通り，ジェットポンプを経て下部プレナムに至る。
そして，炉心，上部プレナムを通って蒸気ドームに戻る。図 3-3 を参照してループ“a”回りの運動方程式は次のようになる。
 P1 2 , s   P2  3, s   PJP , p   PJP , f   P3 4 , s   P3 4 , f  0（3-21）

ここで，添字は，i j： i から j への流路JP

： ジェットポンプ

s

： 静圧差

f

： 摩擦または局所損失による圧損

p： 駆動流によるジェットポンプ部の圧力上昇

同様な式がループ“b”にも書ける。ＳＡＦＥＲコードは長時間の冷却材保有量の分布の計算を意図したコードであり，短時間の再循環ポンプの挙動の計算を意図しているものではない。後者の機能はＬＡＭＢコードによってなされる。したがって，ＳＡＦＥＲコードでは再循環ポンプはジェットポンプ内の圧力上昇分として簡単にモデル化されている。
各ループの再循環流量は，コーストダウン時定数を用いて指数関数的に減衰するものとして，次式で与えられる。
W p  W p0 e  t / （3-22）

ここで，
W p0： 再循環流量： 初期再循環流量

τ： コーストダウン時定数

Wp

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

2（3-23）

ここで， PJP , p は，初期のジェットポンプの圧力上昇分を表わす。
0

また，ジェットポンプの摩擦圧損は，それぞれのループに対して次のよ
うに計算される。
 K  (WRC  W p ) WRC  W p
PJP , f   2 
 JP 2f
 A  JP

ここで，
1-25

（3-24）

(K / A2 )WRC
f JP 2： 圧損係数： ジェットポンプ出口流量： 液相密度： 均質二相増倍係数

トランジェントの最初の数秒後，式（3-24）の W p  0 ，W RC  W p  W RCとなり，両方のループは同一となる。炉心の摩擦圧損は 3 つの項の和で評価される。すなわち，炉心入口オリフィス部での局所圧損，燃料集合体の燃料棒部分の摩擦圧損，そしてスペーサと上部タイプレートによる一つにまとめた局所圧損（出口部で一つにまとめられている）である。
We We 2
 K  WSEO WSEO
 fL  Wch Wch
 K  SEO 2   
 0 2   2 e
P3 4, f   2 
f A  SEO
 D  ch 2  f
 A  local  f（3-25）
ここで，： 燃料集合体の燃料棒部分の摩擦圧損係数

fL / D  ，  SEO ，  e
2

2

0

2

： それぞれ，炉心平均，炉心入口オリフィス
及び炉心出口の均質二相増倍係数： 流路面積A

添字 e は炉心出口， ch は燃料集合体の燃料棒部分を示す。
対向流状態では，摩擦の項が非常に小さいため，  P3 4 , f は次のように評価される。
P3 4, f 

1  fL  W , ch W , ch W g , ch W g , ch  
2  D  ch 
f
g




（3-26）式（3-24）と式（3-25）を式（3-21）に代入すると，それぞれのループの運動量保存式は，次のように表わされる。
 K  (W RC  W p ) (W RC  W p )P1 2, s  P23, s  PJP , p   2 
 JP 2f
 A  JP
 K  W SEO W SEO
 fL  Wch Wch P3 4, s   2 
 SEO 2   
 0 2f
 A  SEO
 D  ch 2  f

 K  We We 2
 2 
e  0 A  local  f（3-27）

さらに，下部プレナムの質量保存式より，次式が得られる。
1-26

Wg , RCagW , RCaW , SEO

W g , SEO









Wg , RCb

g
g





W , RCb m fg v fg

W L1  W LEAK





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

Wbrk

（3-28）
ここで，
WL1： 制御棒案内管から下部プレナムへの漏えい流量

W LEAK： バイパスから下部プレナムへの漏えい流量

Wbrk： 破断流量 brk： 破断流エンタルピ式（3-27）と式（3-28）より下部プレナムが満水のときの再循環流量及び炉心入口流量が決定される。インターナルポンプ型ＢＷＲに対しても同様に計算される。
（3）蒸気スリップ流
気液界面が存在する場合の気液界面に対する蒸気の相対速度は，Zuber-Findlay のドリフトフラックスモデル (３ ）あるいは Wilson の気泡上昇
モデル (４ ) により求める。
ＳＡＦＥＲコードでは蒸気泡上昇モデルとドリフトフラックスモデルによる蒸気スリップ流を両方計算し，それらのスリップ流のうち大きい方が，その領域から出る蒸気流量を決定する際に使用される。この場合，低ボイ
ド率低流量の時は気泡上昇相関式，高ボイド率高流量の時はドリフトフラックス相関式が自動的に使用されることになる。
ａ． ドリフトフラックスモデル
ドリフトフラックスモデルは，分布係数 Co 及びボイドで重み付けた蒸気ドリフト速度 V gj を用いて蒸気の相対速度を求める。
水位面を通過する全体積流量 j out は，ノードの体積が一定であるという条件の下に質量保存式を解くと次式で与えられる。
dv g 
dv fP
j out  jin  m fg v fg / A  M f
Mg

dP 
dP
A


ここで，
j out ： 水位面の体積流束
j in： ノード入口の体積流束
1-27（3-29）

その時，水位面での気相及び液相の速度はそれぞれ次のようになる。
（3-30）

U g  C o j out  V gj

Uf jout   eU g

（3-31）

1e

ここで，U g ： 気相速度
U f ： 液相速度
 e ： 水位面でのボイド率
水位面を離れる蒸気流量 W g , sw は，次式で表わされる。
W g , sw   g A  e (U g  U f )（3-32）

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

eVR  

 0.136h( P) f ( P) 

1 / 1.78

D f (P)1 / 0.19

Hi

g



0.5

；

e
h( P ) f ( P ) 2.840852（3-33）eVR  

 0.75h( P) f ( P) 

1 / 0.78

D f (P)1 / 0.19

Hi

g



0.5

；

e
h( P ) f ( P ) 2.840852（3-34）

ここで， g 
h P     
f
g



 1
f ( P)   DH i0.32

（3-35）(  f   g ) g 



0.19

（3-36）g： 重力加速度DH： 各ノードにおける水力直径

e： 各ノードにおける出口ボイド率σ： 表面張力
1-28

g
f

： 蒸気の密度： 飽和水の密度

各ノードからの蒸気流量 W g , sw は，蒸気泡上昇モデルから次式のように計算される。
W g , sw   g Ae eV R

（3-37）（4）炉心内流動
ＣＣＦＬは，幾何学的に狭くなった流路において，重力による液体の下降流が，蒸気の上昇流により制限を受ける現象である。
ＳＡＦＥＲコードでは，炉心入口オリフィス（炉心入口部），上部タイプレート（炉心出口部），炉心バイパス頂部及び炉心バイパス底部の 4 箇所でＣＣＦＬを考慮している。最も重要な場所は，燃料集合体の上部タイプレート（炉心上部）と炉心入口オリフィス（炉心下部）である。炉心上部におけるＣＣＦＬは，注入された炉心スプレイ水の炉心への下降流を遅らせるが，一方，炉心下部におけるＣＣＦＬは，燃料集合体からの下部プ
レナムへの落下水を減少させ，炉心の冷却材保有量を維持する効果がある。
ＳＡＦＥＲコードでは，これら炉心上部，下部において水の下降流を予測するのに，Wallis 型の相関式 (５ ) を用いている。この関係式を，以下に示す。
＊＊( j g )1 / 2 D 1 / 4  K 1 ( j f )1 / 2 D 1 / 4  K 2 D 1 / 4（3-38）

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

1/ 2

＊

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

（3-39）

1/ 2＊（3-40）

K 1 ，K 2 は定数であり，D は形状固有の値である。この関係式における K 1 及び K 2 D1 / 4 は ，実験データから得られる。
また，再冠水過程において下部プレナムに二相水位が形成されている場
合，炉心中心部の出力の高い燃料集合体では気液並行上昇流，炉心周辺部の出力の低い燃料集合体では水の下降流（ＣＣＦＬブレークダウン）が生じることが実験により示されている。これらの流動を次のようにモデル化
している。
1-29

ａ． 気液並行上昇流モデル (6)(7）
炉 心 中 心 部 の 一 部 の 出 力 の 高 い 燃 料 集 合 体内 で は 気 液 並 行 上 昇 流 が 生じる。下部プレナムの水面下で発生した蒸気は，ジェットポンプ，または，
イ ン タ ー ナ ル ポ ン プ を 通 っ て ダ ウ ン カマ 部 へ 流 れ る も の と 炉 心 へ 流 れ るものとに分けられる。ＳＡＦＥＲコードでは，多チャンネル効果を模擬するために，炉心（ノード 3）と独立した高出力燃料集合体（ノード 9）を設けて気液並行上昇流を考慮する。
炉 心 及 び 高 出 力 燃 料 集 合 体 内 の 全 圧 損 特 性を も と に 気 液 並 行 上 昇 流 の生じる燃料集合体の体数を求めるとともに，熱水力計算については，炉心と高出力燃料集合体とに対して，次式に示す差圧バランス並びに炉心入口
オリフィスの蒸気量バランスを考慮し，下部プレナムからの蒸気流入量を
求める。
AVE
HOT
PCORE PCORE（3-41）Wg , LP  Wg , SEO・ N T  N HOT   Wg , SEO・N HOT
AVE

HOT

（3-42）

ここで，
AVE
 PCORENT： 炉心領域の全圧損： 高出力燃料集合体の全圧損： 下部プレナムから炉心へ流入する総蒸気量： 炉心領域の炉心入口オリフィスを通過する蒸気量： 高出力燃料集合体の炉心入口オリフィスを通過する蒸気量： 全燃料集合体数

N HOT： 気液並行上昇流が生じる燃料集合体の数

P

HOT
CORE

W g , LPW gAVE, SEO
W gHOT, SEO

ｂ． ＣＣＦＬブレークダウンモデル
ＣＣＦＬブレークダウン現象は，炉心スプレイスパージャが二相プール
水で水没している場合，上部プレナムに注入されたスプレイ水により周辺
燃料集合体上部にサブクール域の局在化が生じ，上部プレナムの冷却水が周辺燃料集合体を通って下部プレナムへ落下する現象である。ＳＡＦＥＲ
コードでは，この現象をＣＣＦＬブレークダウンモデルとして模擬しており，上部プレナムの冷却水を下部プレナムに移動する。すなわち，上部プ
レナムの水位がスプレイスパージャ位置より高くなり，かつ，上部プレナ
ム 内 に 流 入 し た サ ブ ク ー ル 水 に よ る 蒸気 凝 縮 割 合 が Ｃ Ｃ Ｆ Ｌ ブ レ ー ク ダ
ウン条件を満足した時にブレークダウンが生じるとしている。

1-30

CD 

 W ・h  C W h  h 
g



fg

f

（3-43）

D max



ここで，
CD

： 凝縮係数Wg： 上部プレナムに流入する蒸気流量W

： 上部プレナムに流入する未飽和水流量h

： 上部プレナムに流入する未飽和水のエンタルピhf： 飽和水のエンタルピ

h fg： 蒸発潜熱C D max： ＣＣＦＬブレークダウン条件を定める定数

上式における C D は，上部プレナム内に流入した冷却水が，蒸気の凝縮に寄与する割合を示している。 C D max はＢＷＲプラントの炉心及び上部プ
レナムを実寸大で分割模擬した実験の結果に基づいて決められている。
ｃ．高出力燃料集合体モデル
出 力 の 高 い 燃 料 集 合 体 の 熱 水 力 挙 動 及 び 燃料 棒 ヒ ー ト ア ッ プ 挙 動 を 評価するため，高出力燃料集合体モデルを適用している。この高出力燃料集
合体は，炉心（ノード 3）と独立したノードとして扱う。炉心の熱水力挙動を知るための質量，エネルギ及び運動量保存式は，炉心の平均出力燃料集合体だけを用いて求める。これらの計算により，炉心の平均出力燃料集合体の水位及び被覆管温度の他に，炉内各部に分配される冷却水の質量，
炉心上部・下部プレナム間の差圧，及び下部プレナムの減圧沸騰による蒸気発生量等を求めている。
高出力燃料集合体モデルは，炉心の上部・下部プレナムの差圧に基づき
高出力燃料集合体への流入蒸気量を求める。これをもとに，高出力燃料集合体の熱水力過渡変化及び燃料棒ヒートアップが計算される。なお，高出力燃料集合体の熱水力過渡変化は，炉心の平均出力燃料集合体計算で用いられるものと同じ熱水力モデルを用いて求めている。
（5）破断流破断箇所はＳＡＦＥＲモデルにおける任意のノードに，独立に，最大 5箇所まで設定することができ，その破断面積は時間の関数として変化させることができる。破断流量は Moody のスリップ流モデル (8) または平衡均質流モデル (9) に基づく臨界流を適用して計算する。

1-31

破断流の計算に用いる圧力はベッセル圧力と破断口中心より上の二相流の静水圧を加えたものを用いる。
また，破断流の計算に用いるエンタルピは，破断口が接続するノードのエンタルピとなるが，2 つのノードが重なる場合は，混合長さの加重平均エ
ンタルピが用いられる。
有効性評価では，設計基準事故のＬＯＣＡと同様に，破断口及びＳＲＶからの流出流量の計算に平衡均質流モデルを使用する。
（6）注水系
ＢＷＲプラントには，冷却水を原子炉に直接注入できる注水系が多数ある。例えば，ＢＷＲ－５のＥＣＣＳは，炉心上部に注水する高圧炉心スプ
レイ系（ＨＰＣＳ）及び低圧炉心スプレイ系（ＬＰＣＳ），炉心バイパスに注水する低圧注水系（ＬＰＣＩ）で構成されるが，他のプラントでは再循環配管やダウンカマに注水されるようになっているものもある。これらのＥＣＣＳに加えて，原子炉隔離時に崩壊熱を除去するためのＲＣＩＣがある。ＳＡＦＥＲコードは，これらの注水系を模擬することができる。
注水流量は，原子炉圧力の関数となる。ＳＡＦＥＲコードでは，停止・再起動等の多重機能を設けている。図 3-4 にこのロジックを示す。
時刻 t １ で原子炉圧力や原子炉水位，ドライウェル圧力による起動信号を受ける。ディーゼル発電機の起動時間や弁開時間等の遅れを考慮して時 刻
t ２ で注水が始まる。注水流量はポンプのＱ/Ｈ特性で決まる。
原子炉圧力や原子炉水位等で注水停止信号を模擬でき，時刻 t ３ で停止信号が入ると，時間遅れを考慮した t ４ で注水が停止する。
これらを用いていくつかの再起動や停止ロジックを模擬することができる。
有効性評価で考慮する原子炉代替注水設備は，運転操作を含めてこれらの注水系モデルを用いて取り扱うことができる。

3.3.2

炉心ヒートアップモデル（1）ノード分割
ＳＡＦＥＲコードでは，燃料や燃料被覆管の温度変化については径方向
熱伝導モデルを用い，圧力容器や他の内部構造物については，ヒートスラ
ブモデルを用いて模擬している。
ａ． 燃料と燃料被覆管

1-32

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

C p

T
  T  k T k
 Q 
t r  r  r r

ここで，

： 燃料ペレットまたは燃料被覆管の密度
1-33（3-44）

Cp： 燃料ペレットまたは燃料被覆管の比熱k： 燃料ペレットまたは燃料被覆管の熱伝導率

T： 燃料ペレットまたは燃料被覆管の温度

t

： 時間

r

： 半径方向距離

Q

： 発熱量

なお，ＣＨＡＳＴＥコードにおいても同じ式が用いられている。
圧力容器及び内部構造物のヒートスラブの温度変化は次式で表わせる。

dTkq(T  T ) F
1
 k   k i i
1
dt
Ck
Ck i
Rk 
H i Ak（3-45）

ここで，qk： ヒートスラブ k の熱量

Ck： ヒートスラブ k の熱容量

Rk

： ヒートスラブ k の熱抵抗

Ak

： ヒートスラブ k の伝熱面積

Hi： 熱水力ノード i への熱伝達係数

Fi： 熱水力ノード i に接するヒートスラブ k の伝熱面積のうち，水面以下の部分に接する割合

添字 k は k 番目のヒートスラブ，添字 i は i 番目の熱水力ノードを示す。
（3）熱源
ＳＡＦＥＲコードでは熱源として，核分裂による出力，核分裂生成物の崩壊熱，アクチニドの崩壊熱及びジルコニウム－水反応による発熱を考慮している。核分裂による出力，核分裂生成物の崩壊熱及びアクチニドの崩
壊熱は，初期炉心出力に対する割合として時間の関数として入力する。各燃料棒での熱発生率は，炉心平均の熱発生率に各々対応するピーキング係
数を乗じて決定される。
有効性評価では，核分裂による出力変化はＲＥＤＹ等により計算される運転時の異常な過渡変化あるいは設計基準事故の出力変化，崩壊熱はANSI/ANS-5.1-1979 (10) に基づく計算結果を使用する。
（4）熱伝達1-34

燃料棒から冷却材への熱伝達は，核沸騰，膜沸騰，そして遷移沸騰の適切な熱伝達事象から決定される熱伝達係数を用いて計算される。遷移沸騰
は核沸騰と膜沸騰の間の円滑な遷移をモデル化したものである。また，露出部の冷却には，蒸気冷却，噴霧流冷却，落下水（スプレイ）冷却，及び輻射熱伝達を考慮している。
なお，輻射熱伝達は，高出力燃料棒から平均出力燃料棒への輻射及び平均出力燃料棒からチャンネルボックスへの輻射のみが考慮されている。
熱伝達の沸騰事象を決める計算ロジックを図 3-5 に示す。また，熱伝達係数計算モデルの一覧を表 3-3 に示す。
ａ． 核沸騰熱伝達
核沸騰熱伝達係数は，冷却材のボイド率の関数として模擬している。
No.審査
-2-7
に対する
ご回答

このモデルは，図 3-6 に示すように 3 つの領域に分け，それぞれの境界の値を入力する。図 3-6 の H3 は強制対流核沸騰，H2 は未飽和単相強制対流，そして H1 は蒸気単相強制対流に対する熱伝達係数の代表値である。
未飽和沸騰は考慮せず，飽和沸騰が生じるまで，未飽和単相強制対流の熱伝達係数を用いることにより，燃料棒の除熱量を保守的に評価する。
核沸騰熱伝達は，膜沸騰熱伝達等の他の熱伝達に比べて熱伝達係数が非常に大きく，核沸騰熱伝達係数が継続する期間に燃料被覆管温度が上昇す
ることはない。したがって，核沸騰熱伝達係数の変化がＰＣＴに与える影
響は小さいため，核沸騰熱伝達の単純なモデル化が可能である。
ｂ． 膜沸騰熱伝達
膜沸騰熱伝達係数は，対流膜沸騰に関してはｅ．節で述べる噴霧流冷却
熱伝達式，プール及び低流量膜沸騰に関しては，修正 Bromley の式 （ 11） で計算する。
修正 Bromley の式は次式で表わされる。
H MB  H FB  H R（3-46）

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

 K g 3  g (  f   g )h fg g 
H FB  0.62  g (TW  TS ) LH （3-47）

 TW 4  TS 4 
H R   R  

T
T

S 
 W

（3-48）

ここで，
1-35

Kg

： 飽和蒸気の熱伝導率

f： 飽和水の密度g： 飽和蒸気の密度

h fg： 蒸発潜熱g： 重力加速度g： 飽和蒸気の粘性

LH： 膜の長さTW： 表面温度TS： 冷却材の飽和温度

R： Stefan-Boltzmann 定数

： 被覆管の輻射率

膜沸騰熱伝達係数としては，噴霧流冷却熱伝達式を用いた値 HM と修正
Bromley 相関式を用いた値 H MB を両方計算し，ボイド率で以下のように重み付けをしている。
局所的なボイド率が 1 に近づいた時は，膜沸騰熱伝達係数は単相蒸気冷
却モードへ連続的に移行するため， 高流量時の膜沸騰に適用さ れる HM を使用する。一方，低ボイド率の領域では，プール膜沸騰または低流量時の膜沸騰に適用される H MB がより適切である。その中間の領域の膜沸騰熱伝
達 係 数 は ， ボ イ ド 率 に よ り H MB と HM の 間 を 内 挿 し て 求 め る 。 以 上 の 膜 沸騰熱伝達係数をまとめて図 3-7 に示す。
ｃ． 遷移沸騰熱伝達
遷移沸騰は，核沸騰と膜沸騰の間を連続的に変化させるためにモデル化されており，冷却材のクオリティが限界値以下で，かつ，燃料被覆管の過熱度が最小安定膜沸騰温度以下の時に適用される。冷却材クオリティが限界値以上になると，核沸騰から膜沸騰へ急激な変化がおこる。
遷移沸騰の熱伝達は，核沸騰と膜沸騰の熱伝達係数の対数値が直線的に変化するものとし，模擬している（図 3-8）。
log H TB  log H NB 

T  TCHF
log H NB  log H FB 
Tmin  TCHF

ここで，
H TB

： 遷移沸騰熱伝達係数

H NB： 限界熱流束時の温度での 核沸騰熱伝達係数

H FB： 最小安定膜沸騰温度での膜沸騰熱伝達係数

1-36（3-49）

T： 過熱度

 T min： 最小安定膜沸騰温度

 T CHF： 限界熱流束温度

遷移沸騰は比較的短い過渡期間で生じ，ＰＣＴに与える影響は小さいため，
このような補間モデルが可能である。
ｄ． 蒸気冷却熱伝達
ＳＡＦＥＲコードでは，燃料棒が露出している部分で，下部プレナム及び燃料集合体からの蒸気による冷却効果を考慮している。蒸気冷却熱伝達係数は，蒸気単相流に対する Dittus-Boelter の式 （ 12） を使用している。
H v  0.023

Kv
0 .8
0 .4
Re s Prs
Dh（3-50）

ここで，
Hv： 蒸気冷却熱伝達係数

Kv： 蒸気の熱伝導率

Dh： 水力直径

Re s： 蒸気のレイノルズ数

Prs： 蒸気のプラントル数

蒸 気 の 物 性 値 は 燃 料 集 合 体 軸 方 向 ノ ー ド ごと に 上 流 ノ ー ド 出 口 の 蒸 気
温度（過熱を考慮）を境界条件として評価する。
ｅ． 噴霧流冷却熱伝達
蒸気に液滴が混入した噴霧流状態の熱伝達係数は，Sun のモデルと Sahaのモデルを組み合わせたモデル （ 13） を適用する。
液滴による熱伝達の促進は Sun のモデル（ 14）に基づき以下のように表わすことができる。
HM 
( Nu s  1) 2  K v 
Kv 
4X 2
2
1
X



Nu



 s

Dh 
Nu s  1  2 X  Dh 
Nu s  1  2 X （3-51）

ここで， Nu s は Dittus-Boelter の式による蒸気単相熱伝達のヌセルト
数 ， X は液滴による熱伝達 向上の程度を決めるパラメータであり，次 式で与えられる。
Nu s  0 .023 Re s

0 .8

Pr s

（3-52）

0 .4

1-37

X



Dh
2

 hv

（3-53）

K v h fg

6 H v,d (1   )（3-54）dd0.55
  vU r d d 
Kv 
1/ 3

H v ,d 
2  0.459  Pr g dd  v 


（3-55）

H v , d は，蒸気と液滴間の界面熱伝達率であり， d d は液滴の平均直径，U rは相対速度である。
蒸 気 の 物 性 値 は 燃 料 集 合 体 軸 方 向 ノ ー ド ごと に 上 流 ノ ー ド 出 口 の 蒸 気
温度（過熱を考慮）を境界条件として評価する。
噴 霧 流 冷 却 熱 伝 達 時 に お い て は 蒸 気 の 温 度は 一 般 に 飽 和 温 度 よ り も 高
くなる。そこで，この効果を考慮するため，蒸気温度は Saha の式 （ 15） を用いて計算する。Saha によれば，単位体積あたりの液滴蒸発量 v は次式で与えられる。

v  K1

K v (Tv  Ts )(1   )（3-56）

2

Dh h fg2
P     v j v  D h  
K 1  6300  1 
Pcr       v  

2

1/ 2

（3-57）

ここで，K v ： 蒸気の熱伝導率
Tv： 蒸気の温度Ts： 飽和温度： ボイド率
Dh ： 水力等価直径
h fg： 蒸発潜熱P

jv： 圧力： 臨界圧力： 蒸気の密度： 蒸気の流速： 表面張力Pcr

v

Saha のモデルでは，上式をもとにして，加熱面から蒸気への伝熱量，
過熱蒸気から液滴への伝熱量，さらに，軸方向のクオリティ変化などを連立させることにより蒸気の軸方向温度分布を求める。

1-38

液滴上昇流（エントレインメント）における液滴の平均直径は，臨界ウ
ェーバー数 Wec から次式で計算する。

dd 

 Wec
v U r 2（3-58）

液滴が落下する場合は，２種類の液滴を考慮する。１つは，上部タイプ
レ ー ト に お け る 上 昇 蒸 気 流 と 液 体 の 相互 作 用 に よ る 液 体 の 崩 壊 に よ っ て形成される液滴である。もうひとつは，燃料棒及びチャンネルボックスの壁面を落下する液膜のクエンチフロントで形成される液滴であり，壁面からの急速な伝熱によりスパッタリングが起こる。液滴の平均直径は液滴の質量と液滴密度の保存式を使用して評価することができる。

WUTP  WSPUTTER dd  WUTPW SPUTTER 3 3d d , SPUTTER  d d ,UTP

1/ 3

（3-59）

ここで，W は液滴の質量流量であり，添字の UTP は上部タイプレートで発生する液滴， SPUTTER はスパッタリングで発生する液滴を表わす。
ＳＡＦＥＲコードでは，液滴界面の熱伝達係数は液滴の流れ方向に応じて，式（3-53）に式（3-56）あるいは式（3-57）を代入することにより計算する。
ｆ． スペーサの効果
ｄ．節で述べた蒸気（単相）冷却熱伝達及びｅ．節で述べた噴霧流冷却
熱伝達においては，スペーサの直後で流れが乱されることにより熱伝達がよくなる現象が実験により明らかになった （ 16） 。このスペーサの乱流促進効果を実寸大の電気加熱集合体による蒸気（単相）冷却実験装置ＲＲＴＦ（Refill Reflood Test Facility）による実験データから求めた結果，次式が得られた。

 1.72 
Nu  0.023 Re 0.8 Pr 0.4 1  /d （3-60）

ここで，

： 各スペーサ後端からの距離d： 水力等価直径

スペーサの乱流促進効果による熱伝達の向上は，右辺の括弧内の係数で与えられる。
噴霧流冷却熱伝達に関しても乱流促進効果は，蒸気単相冷却熱伝達の場
1-39

合と同様に上記括弧内の補正により与えられる。
なお，本モデルの使用はオプションで，有効性評価では保守的に使用しない。
ｇ． 落下水（スプレイ）熱伝達
落下水（スプレイ）による熱伝達係数は，スプレイ熱伝達実験装置ＳＨ
ＴＦ（Spray Heat Transfer Test Facility）による実験データより得られ，高出力燃料棒と平均出力燃料棒のそれぞれに対して，燃料集合体内に
落 下 す る 水 量 と ロ ッ ド 表 面 過 熱 度 及 び圧 力 の 関 数 と し て モ デ ル 化 し て いる （ 13） 。また，炉心スプレイ開始以前でもＣＣＦＬにより上部プレナムから液滴落下がある場合には落下水熱伝達を考慮する。
hSP   W ・ P (γ TS   )（3-61）

ここで，
hSP： 熱伝達係数W： 落下水量

P

： 圧力

TS

： ロッド表面過熱度

 ,  , ,

： 係数

ｈ． 輻射熱伝達
ＳＡＦＥＲコードの燃料棒及び被覆管の熱伝達モデルは，ほとんどＣＨ
ＡＳＴＥコードと同じであるが，ＣＨＡＳＴＥコードではそれぞれの燃料棒と周囲のチャンネルボックス，燃料棒間の複雑な輻射熱伝達の経路をモデル化しているのに対し，ＳＡＦＥＲコードでは高出力燃料棒と平均出力
燃料棒の 2 本を扱っており，それぞれの周辺温度を考えて輻射熱伝達をモデル化している。
周辺温度は，高出力燃料棒に対しては平均出力燃料棒の温度，平均出力
燃料棒に対してはチャンネルボックスの温度としている（図 3-9）。輻射
による伝熱は，次式で与えられる輻射熱伝達係数を用いて計算される。
 TW 4  TB 4 
H R   R  


T
T
sat 
 W

（3-62）

ここで，HR： 輻射熱伝達係数TW： 燃料被覆管表面温度

TB： 周辺温度
1-40

Tsat： 飽和温度



： 輻射率

R

： Stefan-Boltzmann 定数

ＳＡＦＥＲコードでは，周辺温度として用いる燃料棒とチャンネルの濡れも考慮している。
ｉ． 燃料棒とチャンネルの濡れモデル
ＳＡＦＥＲコードにおいては，落下水による壁面濡れ効果は燃料棒及びチャンネルで考慮される。燃料棒とチャンネルでは伝熱面の数が 1 面か 2
面かの違いはあるが，濡れモデルそのものは同様の考え方を採用している。
モデルの概要は図 3-10 に示すとおりであり，先端でスパッタリングをおこす液膜が順次下方に進行していく。このクエンチフロントの進行速度を
U fr として二次元（軸方向，半径方向）の熱伝導解析から得た Andersen による次式を用いる （ 17） 。





1/ 3

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


 
exp1 
2 
（3-63）

ここで，KW： 熱伝導率

W

： 密度

CW

： 比熱

dW

： 水力直径また，無次元数は次式で定義されている。

Bi 

h fr dW（3-64）KW

 (T  TS )(T  T0 )  2 (T0  TS )

1/ 2

（3-65）ＳＡＦＥＲコードにおいては，濡れに関する熱伝達係数 h fr として，ク
エンチフロントについては， 1.13  10 6 W/m 2・℃，既に濡れた壁と流下液膜間については核沸騰の値 3.0  10 3 W/m 2 ・℃をそれぞれ用いている。また，
ライデンフロスト温度 T0 は Tsat （飽和温度）＋65℃を採用している。

1-41

（5）ジルコニウム－水反応
燃料被覆管と水との反応による反応熱及び酸化量の計算は Baker-Just の式 (18) により計算し，蒸気の供給に制限がないものとする。また，蒸気を反応温度まで上げるためのエネルギは必要としないものと仮定する。この 2つの仮定により反応熱を大きく見積もる。
化学反応式は次式で与えられる。
Zr  2 H 2 O  ZrO 2  2 H 2   H（3-66）

ここで， H は反応熱であり，燃料被覆管温度の関数として次式で表わされる。
H  R3  R 4 (T  273)

（3-67）

ここで，R3 , R4： Baker-Just に基づく定数

T： 燃料被覆管温度

また，燃料被覆管の酸化割合は次式で表わされる。

R2 
d R1

 exp dt  T  273 （3-68）

ここで，： 燃料被覆管酸化厚さ

R1 , R 2： Baker-Just に基づく定数

酸化厚さは，式（3-68）を積分し，次式で与えられる。
1/ 2




R2

 2   12  2 R1 (t 2  t1 ) exp  Tav  273 （3-69）

ここで，1： 時刻 t1 における酸化厚さ

2： 時刻 t2 における酸化厚さ

Tav： 時刻 t1 から t2 までの間の燃料被覆管平均温度

発熱割合は，反応熱と被覆管酸化割合の積であり，被覆管酸化割合は被覆管の密度，表面積，そして酸化膜成長割合の積である。
したがって，発熱割合は次式で与えられる。
 d 
QR  H・M zr  H・ zr・A・  dt 

1-42（3-70）

ここで，

： 発熱割合QRM zr： 燃料被覆管酸化割合

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

燃料被覆管が破裂すると計算される場合には，その時点以降破裂個所近傍の内面も反応するとし，これも同様の方法で計算する。
（6）ギャップ熱伝達
過渡時の燃料ペレット－燃料被覆管ギャップ熱伝達係数は，定常時のギ
ャップ熱伝達係数評価モデルと同じ，Ross and Stoute に基づくモデル (19)を用いて計算する。
ギャップ熱伝達係数は次の 3 成分からなるとする。
hg  hs  h f  hr

（3-71）

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

hf： ギャップ中のガスの熱伝導による熱伝達成分

hr： 燃料ペレットと燃料被覆管の間の輻射による熱伝達成分

なお，ギャップ熱伝達係数の初期値及び過渡計算に用いるギャップ内のガス組成等は，燃料棒熱機械設計コード PRIME Ver.1（以下，「ＰＲＩＭＥ」と称す。） (20)(21) から引き継ぐ。
ａ． 固体接触による熱伝達成分
燃料と被覆管の接触による熱伝達係数 h s は次式により計算する。
hs 

K m・Pc Rc 2  R p 2 


A・
0 Hm


2



（3-72）

1/ 4

ここで，
Km

： 燃料ペレットと燃料被覆管の平均熱伝導率

1-43

Km 

2K・
c Kp
Kc  K p

Kc： 燃料被覆管熱伝導率

Kp： 燃料ペレット熱伝導率

Pc： 燃料ペレットと燃料被覆管の接触圧力

A0

： 定数

Hm

： 燃料被覆管メイヤー硬さ

Rc： 燃料被覆管内表面粗さ

Rp： 燃料ペレット外表面粗さ

ｂ． ガスによる熱伝達成分
ギャップ中のガスの熱伝導による熱伝達係数 h f は次式により計算する。

hf 

K f

C R c  R p    g 1  g 2   R eff（3-73）

ここで，Kf： 混合ガスの熱伝導率

C： 燃料ペレット－燃料被覆管接触圧の関数

Rc ， Rp： 燃料被覆管内表面粗さ及びペレット外表面粗さ

g 1  g 2  ： 混合ガスの温度ジャンプ距離： 燃料ペレットと燃料被覆管の実効半径ギャップ

Reffｃ． 輻射による熱伝達成分
燃 料 ペ レ ッ ト と 燃 料 被 覆 管 の 間 の 輻 射 に よ る 熱 伝 達 係 数 hr は 次 式 に より計算する。

hr 

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

ここで，


： Stefan-Boltzmann 定数

Tp： 燃料ペレット表面温度

Tc： 燃料被覆管内面温度

Sp： 燃料ペレット表面積

Sc： 燃料被覆管内面積

c： 燃料被覆管内面の輻射率
1-44（3-74）

p： 燃料ペレット表面の輻射率

Gg： 形態係数（7）膨れ・破裂
燃料被覆管の膨れは，燃料棒プレナム部とギャップ部の温度及び体積か
ら燃料棒内圧を評価し，燃料被覆管内外圧力差から燃料被覆管の周方向応力を求め，燃料被覆管の歪み量をこの周方向応力に基づき求めている。
また，燃料被覆管の破裂は実験に基づく周方向応力のベストフィット曲線に基づいて判定する。図 3-11 に燃料棒に破裂が発生する時点の燃料被覆
管温度と燃料被覆管応力の関係を示す。
ａ． 燃料棒内圧
燃料棒内圧 Pg は，燃料棒プレナム部とギャップ部の圧力が等しいとして，温度及び体積の変化を考慮して次式で計算する。

Pg 

N・ R
VF
V
 P
TF
TP

（3-75）

ここで，Pg： 燃料棒内圧VF： 燃料棒ギャップ体積

VP： 燃料棒プレナム体積

TF： 燃料棒ギャップ温度

TP： 燃料棒プレナム温度

N： 燃料棒内ガスのモル数R： 気体定数ｂ． 燃料被覆管の周方向応力
燃料被覆管の周方向応力  は，燃料棒内外圧差より次式で計算する。
D
P g  P 
2t

 （3-76）

ここで，： 周方向応力D： 被覆管内径t： 被覆管肉厚P： 冷却材圧力1-45

ｃ． 燃料被覆管の歪
燃料被覆管の歪  は，弾性領域では被覆管の周方向応力から次式により
計算する。

 

 

 
1  
E 2

（3-77）

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

1-46

ノード
分割

熱水力
モデル

炉心
ヒート
アップ
モデル

表 3-2 ＳＡＦＥＲコードの計算モデル一覧
項 目
計算モデル
原子炉圧力容器内
9 ノードに分割（図 3-1）
原子炉圧力容器及び炉 原子炉圧力容器は 7 つ，炉内構造物は 6
内構造物
つに区分したヒートスラブで模擬
燃料と被覆管
径方向に燃料ペレットを 3 ノード及び燃料被覆管を 2 ノードに分割
燃料ペレット及び燃料被覆管の径方向に対し，円筒一次元熱伝導方程式を用いる
軸方向は発熱部を 10 ノードに分割
保存則
熱力学的に均質，平衡を仮定
各ノード：質量保存式，エネルギ保存式
流れの経路全体：運動量保存式
蒸気スリップ流
気泡上昇モデルとドリフトフラックスモ
デルによる蒸気スリップ速度を計算し，大きい方を使用
炉心内流動
気液対向流モデル（Wallis 型の相関式）
CCFL ブレークダウンモデル
気液並行上昇流モデル
破断流
臨界流モデル及び差圧流モデル
注水系
ECCS，RCIC 及び代替注水系を模擬（図 3-4）
熱伝達
以下の熱伝達モードを考慮
・核沸騰
・膜沸騰
・遷移沸騰
・蒸気単相
・噴霧流
・スプレイ（落下水）
・濡れ
・輻射
熱源
核分裂による発生熱，崩壊熱及びジルコニ

ジルコニウム－水反応
ギャップ熱伝達

膨れ・破裂

ウム-水反応による発熱を考慮
炉心出力は核分裂による発生熱と核分裂生成物及びアクチニドの崩壊熱を考慮した炉心出力時間変化データを入力
Baker-Just の式
過渡変化は Ross and Stoute に基づくモデ
ルを用いる
なお，ギャップ熱伝達係数の初期値及び過渡計算に用いるギャップ内のガス組成等
は燃料棒熱機械設計コード PRIME から引
き継ぐ
膨れは燃料被覆管周方向応力に基づき計算し，破裂は燃料被覆管周方向応力のベス
トフィット曲線により判定する（図 3-11）
1-47

表 3-3

ＳＡＦＥＲコードの熱伝達係数計算モデル

熱伝達モード

熱伝達係数計算モデル

核沸騰

ボイド率の関数とする相関式

膜沸騰

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

遷移沸騰

核沸騰と膜沸騰の熱伝達係数を燃料被覆管過熱度で内挿した相関式

蒸気単相

Dittus-Boelter の式

噴霧流

Sun-Saha の式

スプレイ（落下水）

スプレイ冷却実験データに基づく相関式

濡れ

濡れた後の熱伝達係数は Andersen のモデルに基づく

輻射

高出力燃料棒と平均出力燃料棒間，平均出力燃料棒とチャンネルボックス間で考慮

1-48

主蒸気,ＳＲＶ⑧蒸気ドーム⑤上部プレナム

ＣＣＦＬ

⑨高出力

ＣＣＦＬ
ＣＣＦＬ

図 3-1

②
制
御
棒
案
内
管

給水

ＣＣＦＬ

ＣＣＦＬ

④
炉
心
バ
イ
パ
ス

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

漏えい流
ＣＣＦＬ

①下部プレナム

ＳＡＦＥＲコードのノード分割図

1-49



Qi
M i

( W )i( hW ) i( Wg ) i

M gi



m fgi


(  hW ) i(  W ) i( W f )i（未飽和ノード）Qi
M fi（飽和ノード）

図 3-2 質量及びエネルギバランス

図 3-3 再循環及び炉心流ループ（ジェットポンプ型ＢＷＲの例）

1-50

遅れ時間

0

ｔ1
起動信号

ｔ2
注水開始

遅れ時間

ｔ3
停止信号

ｔ4
注水停止

ｔ5
再起動信号

時 間

図 3-4

ＳＡＦＥＲコードの注水系作動ロジック

1-51

T  TBT ?

Yes

No

X  XC ?

No

YesT  TMIN ?

Yes

No

Yes

T  TCHF ?
No

遷移沸騰

核沸騰

膜沸騰

T
TBT
X
XC

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

T
TMIN

：被覆管過熱度：安定膜沸騰最小過熱度

TCHF：限界熱流束過熱度（入力）

図 3-5 ＳＡＦＥＲコードの沸騰事象を決めるロジック

1-52

Ｈ

H3
熱
伝
達
係
数

H2

H1
0

α1

α2
ボイド率

図 3-6 核沸騰熱伝達係数モデル

図 3-7 膜沸騰熱伝達係数モデル

1-53

1

α

log
Ｈ

遷移沸騰適用範囲

ＨNB
熱
伝
達
係
数

ＨFB

ΔＴCHF

ΔＴMIN

ΔＴ

過熱度

図 3-8 遷移沸騰熱伝達係数モデル

チャンネル

平均出力燃料棒
高出力燃料棒図 3-9 輻射熱伝達モデル

1-54

両側が伝熱面となるチャンネルの場合は先行流下する
液膜のみでモデルを考慮

図 3-10 チャンネル濡れモデル

図 3-11

燃料棒に破裂が発生する時点の燃料被覆管温度と燃料被覆管応力の関係

1-55

3.4

入出力
ＳＡＦＥＲコードの主要な入出力を図 3-12 に示す。ＳＡＦＥＲコードのインプットデータは以下のとおり構成される。ＳＡＦＥＲコードのインプットデータの元となる「プラントデータ」，「事故条件」，「事故収束に重要な機器・操作」等を整理した解析条件を添付 1 に示す。
①

原子炉圧力容器，原子炉内部構造物の幾何形状②

初期条件（原子炉出力，原子炉圧力，炉心入口流量，原子炉水位）③

炉心仕様（幾何形状，炉心圧損，原子炉出力の時間変化）④

燃料仕様（幾何形状，燃料棒出力，初期状態，物性）⑤

機器，設備仕様（ＥＣＣＳ等の注水特性，ＳＲＶ特性，ＭＳＩＶ閉止
特性）⑥

外乱条件（破断条件等）

上記をインプットデータとして，原子炉内熱水力過渡解析及び炉心ヒー
トアップ解析を実施し，以下のアウトプットデータを得る。
①

原子炉圧力及び原子炉内水位の過渡変化②

燃料被覆管温度③

ジルコニウム－水反応量（燃料被覆管酸化割合）

また，ＳＡＦＥＲコードにより求められた対流熱伝達係数と原子炉圧力の時間変化及び炉心露出・再冠水時間をＣＨＡＳＴＥコードに用いる。
No.審査
-2-6
に対する
ご回答

なお，ＳＡＦＥＲコードは過渡変化の計算タイムステップをインプット
データとして与え,計算時間を通して一定としている。有効性評価解析は従来の設計基準事故解析に比べて解析時間が長くなるが，想定される事象の原子炉内の熱水力的挙動及び炉心ヒートアップ挙動は設計基準事故（中小破断ＬＯＣＡ）と同様であることから，計算タイムステップは設計基準事
故解析と同じ値を原則として適用する。

1-56

ＳＡＦＥＲ
炉心ヒートアップ計算

熱水力計算（原子炉幾何形状）（初期条件）（炉心仕様）（機器・設備仕様）（原子炉出力変化）（燃料棒出力）（燃料棒初期状態）（燃料棒形状，物性）（外乱条件）

原子炉圧力及び原子炉内

燃料被覆管温度

水位の過渡変化

ジルコニウム-水反応量（燃料被覆管酸化割合）（過渡特性データ）
対流熱伝達係数，原子炉圧力，炉心露出・再冠水時間

ＣＨＡＳＴＥ

図 3-12

ＳＡＦＥＲコードの入出力

1-57

4.

妥当性確認

4.1

重要現象に対する妥当性確認方法
ＳＡＦＥＲコードの評価マトリックスを表 4-1 に示す。表 4-1 は 2 章で重要現象に分類された物理現象を列挙している。各実験解析の内容について詳細を 4.2 節以降に示すが，それらの要約を 4.1.1 から 4.1.3 に示す。
ＳＡＦＥＲコードは，ＢＷＲのＬＯＣＡを模擬したシステム挙動実験結果と実験解析結果との比較により解析モデルの妥当性確認が行われており，
ＢＷＲのＬＯＣＡ時の燃料被覆管温度の評価に適用できることを確認している。したがって，2 章で重要現象に分類された物理現象はＬＯＣＡを模擬したシステム挙動実験により，総合的に妥当性が確認されている。
ジェットポンプ型ＢＷＲに対しては，ＴＢＬ（Two Bundle Loop）及びＲ
Ｏ Ｓ Ａ－ Ⅲ （Rig of Safety Assessment） の 実 験 解 析 が 行 わ れ ， Ａ Ｂ Ｗ Ｒ
に対しては，ＦＩＳＴ（Full Integral Simulation Test）－ＡＢＷＲの実
験解析を行っている。ＳＡＦＥＲコードによる実験解析結果は実験結果（蒸気ドーム圧力，水位）と良く一致し，模擬燃料被覆管最高温度は実験結果に比べ 10℃～150℃程度高く予測することを確認した。 (22)
なお，ＳＡＦＥＲコードの妥当性は，当時の通産省原子力発電技術顧問会（基本設計）ＬＯＣＡ検討会及び原子炉安全基準専門部会（ＥＣＣＳ性
能評価小委員会）においても審議され，ＬＯＣＡ時の燃料被覆管温度評価への適用の妥当性が確認されている。 (23)(24)
重要現象に分類された物理現象のうち崩壊熱は，信頼性の高い評価モデ
ルと現実的な評価条件を使用して評価した値を事象発生後の原子炉出力変化として入力している。このため，ＳＡＦＥＲコードにおける崩壊熱の妥
当性確認は不要とした。
燃料棒表面熱伝達，沸騰遷移及び気液熱非平衡については，ＬＯＣＡを模擬した実験結果における被覆管温度とＳＡＦＥＲコードによる実験解析
結果を比較することにより，ＳＡＦＥＲコードの熱伝達モデルの妥当性を確認できる。
燃料被覆管酸化については，3.3.2(5)に記載したとおり，蒸気供給制限がなく，蒸気を反応温度まで上げるためのエネルギは必要としないものと仮定し，反応量及び反応熱を過大に評価するように選定した酸化反応速度式を採用している。そのため，ＳＡＦＥＲコードにおける燃料被覆管酸化の妥当性確認は不要とした。
燃料被覆管変形については，3.3.2(7)に記載したとおり，燃料被覆管の歪み量を計算し，燃料被覆管の破裂を判定する破裂限界曲線には実験値と良く一致するベストフィット曲線に基づき現実的な条件を適用しているこ
1-58

とから，ＳＡＦＥＲコードにおける燃料被覆管変形の妥当性確認は不要とした。
沸騰・凝縮・ボイド率変化，気液分離（水位変化）・対向流及び三次元効果については，有効性評価解析においては炉心が露出する可能性のあるシーケンスでの炉心・原子炉水位を評価するうえで重要な物理現象として選定しており，炉心・原子炉水位を確認することでその妥当性を確認できる。
冷却材放出（臨界流・差圧流）は，ＬＯＣＡを模擬した実験結果におけるシステム圧力変化とＳＡＦＥＲコードによる実験解析結果を比較することによりその妥当性を確認できる。
ＥＣＣＳ注水（給水系・代替注水設備含む）は，動作を期待する系統の作動圧力や流量を入力するが，有効性評価解析では，設計での不確かさを考慮し，設備設計における設計条件を仮定する。このように，設計に基づ
く作動圧力や流量を境界条件として与えることから，ＳＡＦＥＲコードに
おいてはこれらに対する妥当性確認は不要とした。
以上より，重要現象に対する妥当性確認については，ＢＷＲのＬＯＣＡを模擬したシステム挙動実験結果と実験解析結果との比較において，シス
テム圧力，炉心水位，燃料被覆管温度に着目してＳＡＦＥＲコードの妥当性を確認する。

4.1.1

ＴＢＬ実験解析

ＴＢＬ実験は，1100MW 級ＢＷＲプラントを 2/764 に縮尺模擬し，電気加熱の実寸大模擬燃料集合体 2 体，再循環系 2 系統及びＥＣＣＳを装備した実験装置を用い，配管破断による冷却材流出開始からＥＣＣＳの作動により炉心が冷却するまでの圧力容器内熱水力挙動を実時間で模擬した実験である。ＳＡＦＥＲコードによる実験解析により，実験結果との比較から熱水力計算モデル及び燃料被覆管温度計算モデルの妥当性を確認する。
4.1.2

ＲＯＳＡ－Ⅲ実験解析

ＲＯＳＡ－Ⅲ実験は，ＢＷＲ体系を 1/424 に縮尺模擬したシステムであり，電気加熱の 1/2 長さの模擬燃料集合体 4 体と 2 つの再循環系，ＥＣＣ
Ｓからなる実験装置を用い，配管破断による冷却材流出開始からＥＣＣＳの作動により炉心が冷却するまでの圧力容器内熱水力挙動を実時間で模擬した実験である。ＳＡＦＥＲコードによる実験解析により，実験結果との1-59

比較から熱水力計算モデル及び燃料被覆管温度計算モデルの妥当性を確認
する。
4.1.3

ＦＩＳＴ－ＡＢＷＲ実験解析

ＦＩＳＴ－ＡＢＷＲ実験は，ＡＢＷＲプラントを 1/872 で縮尺模擬し，電気加熱の実寸大模擬燃料集合体 1 体とダウンカマの下端にインターナル
ポンプを模擬するループとポンプを装備した実験装置を用い，配管破断による冷却材流出開始からＥＣＣＳの作動により炉心が冷却するまでの圧力
容器内熱水力挙動を実時間で模擬した実験である。ＳＡＦＥＲコードによる実験解析により，実験結果との比較から熱水力計算モデルの妥当性を確
認する。

1-60

炉心
(燃料)

崩壊熱 *

崩壊熱モデル

燃料棒表面熱伝達
沸騰遷移

燃料棒表面熱伝達モデル

燃料被覆管酸化*ジルコニウム－水反応モデル
燃料被覆管変形*膨れ・破裂評価モデル
沸騰・ボイド率変化
二相流体の流動
気 液 分 離 （ 水 位 変 化 ） ・ 対 モデル
向流
三次元効果

炉心
(熱流動) 気液熱非平衡

原子炉
圧力
容器
（逃が
し安全
弁を含
む）

解析モデル

燃料棒表面熱伝達モデル

冷 却 材 放 出 （ 臨 界 流 ・ 差 圧 臨界流モデル
流）

ＦＩＳＴ－ＡＢＷＲ
実験解析

炉心
(核)

重要現象

ＲＯＳＡ－Ⅲ
実験解析

分類

重要現象に対する妥当性確認方法

ＴＢＬ
実験解析

表 4-1

－

－

－

図 4-6 図 4-23 図 4-32
図 4-9 図 4-34 図 4-33
図 4-12
図 4-15
図 4-34
－
－
－
－
図 4-4
図 4-5
図 4-8
図 4-11
図 4-14図 4-6
図 4-9
図 4-12
図 4-15
図 4-34
図 4-3
図 4-7
図 4-10
図 4-13－－

図 4-20 図 4-31
図 4-21
図 4-22－－

図 4-19 図 4-26
図 4-27
図 4-28

沸騰・凝縮・ボイド率変化 二相流体の流動－
気 液 分 離 （ 水 位 変 化 ） ・ 対 モデル
向流
Ｅ Ｃ Ｃ Ｓ 注 水 （ 給 水 系 ・ 代 原子炉注水系－－
替注水設備含む）*
モデル* 4.1 節に記載の理由により，妥当性確認が不要である重要現象

1-61

－

図 4-29
図 4-30－ＴＢＬ実験解析 (25)(26)(27)

4.2

ＴＢＬは，1100ＭＷ級ＢＷＲプラントを 2/764 に縮尺模擬し，電気加熱の実寸大模擬燃料集合体 2 体からなるＬＯＣＡ模擬実験装置であり，実験はＬＯＣＡ時の熱水力現象並びに炉心の冷却挙動を総合的に把握するため，配管破断による冷却材流出開始からＥＣＣＳの作動により炉心が冷却するまでの圧力容器内熱水力挙動及び炉心冷却挙動を実時間で模擬するＬＯＣ
Ａ総合模擬実験である。図 4-1 にＴＢＬ実験装置の系統図を示す。
4.2.1

解析条件

表 4-2 にＳＡＦＥＲコードによる実験解析の対象としたＴＢＬ実験条件を示す。解析は再循環配管の大破断（Run No.1），中小破断（Run No.2），
主蒸気配管の完全破断（Run No.3）及び高圧炉心スプレイ配管の完全破断（Run No.4）の 4 ケースについて実施した。
図 4-2 に実験解析で用いたＳＡＦＥＲコードのノード分割を示す。ＳＡＦＥＲコードでは圧力容器を 8 つの熱水力ノードに分割しているとともに，
高出力バンドルを設けている。また，ノード 3 と 9 の模擬燃料集合体は，
ボイド分布を解析するため，さらに軸方向に細分化した。分割数は，模擬
燃料棒の軸方向温度計測位置を考慮して有効発熱部を 9 分割とし，その上下の非加熱部を含めて全 11 分割とした。
破断流は均質臨界流モデルを用いて計算した。ＥＣＣＳ流量は実験デー
タを時間の関数として入力した。また，崩壊熱模擬曲線も実験データを用
いた。
4.2.2

解析結果

ＳＡＦＥＲコードによるＴＢＬ実験解析の各解析結果について説明する。
（1）再循環配管大破断（Run No.1）
Run No.1 は，再循環配管の完全両端破断（2×100％）模擬実験であり，ＥＣＣＳとしてＬＰＣＳ及び 3ＬＰＣＩ（3 台のＬＰＣＩポンプの作動）を想定している。
図 4-3 に圧力変化を示す。また，図 4-4 にシュラウド内各部の混合水位変化を示す。ＳＡＦＥＲコードの解析結果は，実験結果と良く一致することがわかる。また，ＳＡＦＥＲコードは，下部プレナムの水位形成後の炉心入口オリフィス（ＳＥＯ）でのＣＣＦＬ現象並びにＣＣＦＬ現象に伴う冷却水の分配挙動を良く再現している。図 4-5 に約 50 秒時点における平均
並びに高出力バンドル内のボイド率分布の比較を示す。ＳＡＦＥＲコード
は出力差に伴って生じる流動挙動の違いを良く表現している。図 4-6 に高1-62

出力バンドルの被覆管温度変化を示す。ＳＡＦＥＲコードのＰＣＴは，実験結果に対し，約 150℃高く評価した。
後述する他ケースに比べてＰＣＴを高めに予測するのは，高出力バンド
ルを吹上げる蒸気による冷却を過小評価しているためと考えられ，適用している蒸気及び噴霧流の熱伝達相関式に依存している。蒸気単相熱伝達相
関式は，蒸気流量が増加するほど熱伝達係数を過小評価する傾向にあり，また，噴霧流熱伝達相関式も熱伝達係数を過小評価する（添付２のⅡ．熱伝達相関式，モデルの適用性に記載の添付図 2-7 及び添付図 2-9）。再循環
配管の両端破断を模擬した本ケースは，他ケースに比べて冷却材流出量が多く減圧が急激であるため下部プレナムの蒸気発生量が多い。すなわち，
高出力バンドルを吹上げる蒸気流量が多く，蒸気及び噴霧流の熱伝達係数の過小評価の影響が他ケースに比べて大きいため，実験結果に対し温度が高くなっていると考えられる。
（2）再循環配管の中小破断（Run No.2）
Run No.2 は，再循環ポンプ入口配管の 3.4％破断実験であり，ＥＣＣＳとしてＬＰＣＳ，3ＬＰＣＩ及びＡＤＳの作動を想定している。
図 4-7 に圧力変化を示す。圧力は，ＭＳＩＶ閉により直ちに上昇し，Ｓ
ＲＶ開閉によって変化した後，ＡＤＳ作動によって急激な減圧過程に移行する。ＳＡＦＥＲコードの解析結果は，破断開始から炉心再冠水に至る全期間を通して実験結果を良く模擬している。図 4-8 にシュラウド内各部の二相混合水位比較を示す。実験で見られる炉心露出及びＬＰＣＩ注水後の炉心再冠水の挙動について，解析は良く再現している。図 4-9 に高出力バンドルの被覆管温度変化を示す。図 4-8 に示したように解析結果の炉心上部の露出が早いため，ヒートアップ開始時間が早い。炉心露出後の温度上昇率はほぼ同じであるが，ＬＰＣＳ作動後は，実測値の温度上昇率がわず
かに小さい。これは，ＳＡＦＥＲコードのスプレイ熱伝達モデルがやや保守的な傾向にあることを示している。また，図 4-8 から約 550 秒で炉心再冠水されたことが実験，解析の両方から判断できる。しかし，図 4-9 に示したように，最終的な温度低下は，実験の約 550 秒に対して解析は約 580秒となっている。これは，炉心再冠水後に適用されるＳＡＦＥＲコードの膜沸騰熱伝達モデルが保守的なモデルになっていることを示している。Ｓ
ＡＦＥＲコードのＰＣＴは，実験結果に対し，約 60℃高く評価した。
（3）主蒸気配管の完全破断（Run No.3）

1-63

Run No.3 は，主蒸気配管の完全破断を模擬している。作動ＥＣＣＳとしてはＬＰＣＳ，3ＬＰＣＩ及びＡＤＳであるが本実験は主蒸気管の完全破断であり，ＡＤＳは作動しない。
図 4-10 に圧力変化を示す。本実験は主蒸気配管破断であるので，破断口を通して蒸気が流出し，急激な減圧過程となる。ＳＡＦＥＲコードの解析
結果は，全般的な圧力変化を良く模擬した。図 4-11 にシュラウド内各部の混合水位比較を示す。解析における炉心露出並びにＬＰＣＩ注入後の急激な水位回復挙動は実験結果と良い一致を示した。図 4-12 に高出力バンドルの被覆管温度変化を示す。図 4-11 に示したように解析結果の炉心上部の露出が早いため，ヒートアップ開始時間が早い。ＬＰＣＳ注水後，実測値の温度上昇率が小さくなるが，解析では実測値ほど温度変化が見られなかった。これは，ＳＡＦＥＲコードの熱伝達モデルがやや保守的な傾向にある
ことを示している。また，解析結果は，ＬＰＣＩによる炉心再冠水がわずかに遅いため，被覆管温度の低下開始時間も実測値に比べて約 20～30 秒遅くなった。ＳＡＦＥＲコードのＰＣＴは，実験結果に対し，約 70℃高く評価した。
（4）高圧炉心スプレイ系配管の破断（Run No.4）
Run No.4 は高圧炉心スプレイ系（ＨＰＣＳ）配管の完全破断模擬実験であり，ＥＣＣＳとして 2ＬＰＣＩ及びＡＤＳ作動を想定している。
図 4-13 に圧力変化を示す。また，図 4-14 にシュラウド内各部の水位比較を示す。圧力は，ＡＤＳが約 290 秒で作動することにより急減圧するが，大破断で見られたＳＥＯでの顕著なＣＣＦＬはなく，実験と同様の結果を得た。圧力，水位ともにＳＡＦＥＲコードの解析結果は実験結果を良く模擬した。図 4-15 に高出力バンドルの被覆管温度変化を示す。ＳＡＦＥＲコードのＰＣＴは，実験結果に対し，約 50℃高く評価した。
4.2.3

まとめ

表 4-6 にＳＡＦＥＲコードによる実験解析結果と実験結果のＰＣＴの比較を示す。
ＳＡＦＥＲコードによるＴＢＬ実験解析結果と実験データとの比較に基づきＳＡＦＥＲコードを評価した結果，ＳＡＦＥＲコードは，ＢＷＲのＬ
ＯＣＡ時の冷却材流出開始からＥＣＣＳの作動により炉心が冷却するまでの圧力容器内熱水力挙動を適切に評価し，炉心ヒートアップ挙動について
はＰＣＴを安全側に評価することを確認した。

1-64

表 4-2

ＳＡＦＥＲコードによる実験解析の対象とした TBL 実験条件

Run No.

1

2

3

4

再循環配管

同左

主蒸気配管

HPCS 配管

2×100

3.4

100

100

LPCS+3LPCI

LPCS+3LPCI

LPCS+3LPCI

2LPCI+ADS

+ADS

+ADS

4.1/5.9

4.05/5.45

4.04/5.7

4.0/5.7

7.1

7.0

7.0

7.1

条件
破断位置

吸込口
破断面積（％）
作動 ECCS
初期バンドル出
力（MW）
初期ドーム圧力（MPa[gage]）1-65

図 4-1

図 4-2

TBL 系統図TBL 実験解析のノード分割図1-66

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

シュラウド内水位変化（TBL Run No.1，再循環配管大破断）

図 4-5

ボイド率の分布（TBL Run No.1，再循環配管大破断）
1-67

図 4-6

被覆管温度変化（TBL Run No.1，再循環配管大破断）

1-68

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

シュラウド内水位変化（TBL Run No.2，再循環配管中小破断）

図 4-9

被覆管温度変化（TBL Run No.2，再循環配管中小破断）1-69

図 4-10

図 4-11

圧力変化（TBL Run No.3，主蒸気配管の完全破断）

シュラウド内水位変化（TBL Run No.3，主蒸気配管の完全破断）

図 4-12

被覆管温度変化（TBL Run No.3，主蒸気配管の完全破断）

1-70

図 4-13

図 4-14

圧力変化（TBL Run No.4，高圧炉心スプレイ配管の破断）

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

図 4-15

被覆管温度変化（TBL Run No.4，高圧炉心スプレイ配管の破断）

1-71

ＲＯＳＡ-Ⅲ実験解析 (28)(29)

4.3

ＲＯＳＡ－Ⅲは，ＢＷＲ体系を 1/424 に縮約模擬したシステムであり，電気加熱の実長の 1/2 長さの模擬燃料集合体 4 体と，2 つの再循環ループ，
ＥＣＣＳ及び蒸気・給水系を備えている。ＲＯＳＡ－Ⅲ実験は，ＢＷＲのＬＯＣＡ時の熱水力挙動及びＥＣＣＳの有効性に関する総合模擬実験であり，図 4-16 に実験装置，図 4-17 に系統図を示す。
4.3.1

解析条件

表 4-3 にＳＡＦＥＲコードによる実験解析の対象としたＲＯＳＡ－Ⅲ実
験ケース及び条件を示す。解析は，再循環ポンプ入口配管での 2×100%両端
破断実験（Run No.1）から破断なし（Run No.7）まで破断面積をパラメータとした 7 ケースについて実施した。
図 4-18 に実験解析で用いたＳＡＦＥＲコードのノード分割を示す。ＳＡＦＥＲコードでは圧力容器を 8 つの熱水力ノードに分割している。ＲＯＳ
Ａ－Ⅲの燃料集合体は 4 体であり，これらをノード 3 で模擬した。また，
炉心内ボイド分布を解析するためにノード 3 をさらに軸方向に細分化した。
分割数は，模擬燃料棒の軸方向温度計測位置を考慮して有効発熱部を 7 分割とし，その上下の非加熱部を含めて全 9 分割とした。ノード 9 は高出力
燃料集合体であり，ＰＣＴの計算を行うためのノードである。
破断流は均質臨界流モデルを用いて計算した。ＥＣＣＳ流量は実験デー
タを時間の関数として入力した。また，崩壊熱模擬曲線も実験データを用
いた。
4.3.2

解析結果

Ｓ Ａ Ｆ Ｅ Ｒ コ ー ド に よ る Ｒ Ｏ Ｓ Ａ － Ⅲ 実 験 解 析 の 例 と し て 大 破 断 （ Run
No.1，Run No.2） ， 小破 断 （Run No.5） 及 び 破 断 な し （ Run No.7） の 解 析
結果について説明する。図 4-19 から図 4-23 に，実験結果とＳＡＦＥＲコードによる解析結果の比較を，蒸気ドーム圧力，平均出力チャンネル内の水位変化，高出力チャンネル内の水位変化，被覆管最高温度変化について示す。
（1）蒸気ドーム圧力
図 4-19 に蒸気ドーム圧力変化の比較を示す。
Run No.1，Run No.2 はともに大破断実験であるために，ダウンカマ内の水位低下は早く，Run No.1 は 13 秒，Run No.2 は 15 秒に再循環ポンプ吸込ノズルが露出し，急激な減圧が生じる。Run No.5 は小破断実験であり，Run
No.7 は破断なしであるので，ＭＳＩＶ閉後の圧力は上昇し続け，ＳＲＶの1-72

作動によって圧力がほぼ一定に保たれた後，ＡＤＳの作動により急激な減圧となる。図 4-19 から分かるように，ＳＡＦＥＲコードはこれらの圧力変化を良く模擬している。
（2）シュラウド内水位
図 4-20 に平均出力チャンネル，図 4-21 及び図 4-22 に高出力チャンネル
内の混合水位変化の比較を示す。
各実験ケースのうち特に大破断実験解析では，上部タイプレート，炉心入口部でのＣＣＦＬ現象が顕著に生じており，これに伴う炉心内の水位変化
No.審査
-2-9
に対する
ご回答

はＳＡＦＥＲコードの解析結果と実験データで良く一致している。ま た ，
小破断実験である Run No.5 と破断なし実験である Run No.7 については，
ＡＤＳの作動により急激にチャンネル内水位が低下して露出する様子を解析結果は良く表わしている。
図 4-20 から図 4-22 により，大破断，小破断及び破断なしのシュラウド
内水位変化をＳＡＦＥＲコードは概ね良く模擬していることがわかる。
（3）被覆管温度

No.審査
-2-9
に対する
ご回答

図 4-23 に被覆管温度変化の比較を示す。図 4-23 に示した被覆管温度変化
はＰＣＴ位置の被覆管温度変化を示しており，破断なし実験（Run No.7）の場合のみ実験と解析でＰＣＴノードが異なっているため，ヒートアップ
開始が実験と解析で大きな差となった。しかし，ＰＣＴは実験結果に対し
約 20℃高く評価している程度である。
大破断実験でのＰＣＴは実験結果に比べ，約 20℃から 100℃高く評価されている。これは，ＳＡＦＥＲコードの炉心露出時に適用される蒸気冷却及び噴霧流冷却の熱伝達モデルが保守的なモデルであり，また，炉心再冠
水後に適用される膜沸騰熱伝達モデルも保守的なモデルになっているため
である。
4.3.3

まとめ

ＲＯＳＡ－Ⅲ実験装置で行われた再循環配管破断の実験データを用いて，ＳＡＦＥＲコードの妥当性確認を行った。2×100％両端破断，100％，50%，
15%，5％，2%のスプリット破断及び 0%（破断なし）の模擬実験についての実験データとＳＡＦＥＲコードによる解析結果の比較により，以下のことを確認した。
・破断口径によらず圧力変化を良く予測した。

1-73

・大破断実験で見られる炉心上部，下部でのＣＣＦＬ現象を予測できた。
これにより，シュラウド内水位変化を良く予測した。また，小破断実験解析も同様にシュラウド内水位変化を良く予測した。
・燃料被覆管最高温度は実験値に比べ 10～100℃程度高めに評価した。
（表
No.審査
-2-9
に対する
ご回答

4-6 参照）
また，ＲＯＳＡ-Ⅲにおける破断なしの実験結果（Run No.7）は，実機の有効性評価事象で想定される原子炉急速減圧，炉心の露出に伴う炉心ヒー
トアップ及び冷却水注水による炉心の再冠水の過程がよく類似している。
このような破断のない過渡変化に対しても，ＳＡＦＥＲコードは，表 4-6に示すように炉心の再冠水時間を遅く，ＰＣＴを高めに予測できることが確認された。したがって，実機の有効性評価解析にもＳＡＦＥＲコードを適用できると考える。

1-74

表 4-3

ＳＡＦＥＲコードによる実験解析の対象とした ROSA-Ⅲ実験条件

Run No.

1

2

3

4

5

6

7

条件
破断位置
破断面積

破断

再循環配管吸込口

なし

2×100

100

50

15

5

2

0

LPCS+3L

同左

同左

同左

同左

同左

同左

3.967

3.972

3.963

3.964

3.969

3.962

3.962

7.37

7.29

7.3

7.3

7.35

7.35

7.3

（％）
作動 ECCS

PCI+ADS
初期全出力
（MW）
初期ドーム
圧力
（MPa[gage]）1-75

図 4-16

図 4-17

ROSA-Ⅲ実験装置

ROSA-Ⅲ系統図1-76

図 4-18

ROSA-Ⅲ実験解析のノード分割図

1-77

No.審査
-2-9
に対する
ご回答

図 4-19圧力変化（ROSA-Ⅲ，再循環配管大／中／小破断，破断なし）

1-78

図 4-20

平均出力チャンネル内水位（ROSA-Ⅲ，再循環配管大破断，中破断，小破断）

1-79

図 4-21

高出力チャンネル内水位（ROSA-Ⅲ，再循環配管大破断，中破断，小破断）

1-80

No.審査
-2-9
に対する
ご回答
RUN NO.7

図 4-22

図 4-23

高出力チャンネル内水位（ROSA-Ⅲ，破断なし）

被覆管温度変化（ROSA-Ⅲ，再循環配管大／中／小破断，破断なし）

1-81

ＦＩＳＴ－ＡＢＷＲ実験解析 (30)4.4

ＦＩＳＴ－ＡＢＷＲは，ＡＢＷＲプラントを 1/872 で縮尺模擬しており，
電気加熱の実寸大模擬燃料集合体 1 体と，ダウンカマの下端にインターナ
ルポンプを模擬するループとポンプを装備している。また，主蒸気系，給水系，ＥＣＣＳ及び配管等の破断を模擬している。実験は，ＡＢＷＲのＬ
ＯＣＡ時の冷却材ブローダウン現象の把握，ＥＣＣＳの炉心冷却能力の確認及びＳＡＦＥＲコードの妥当性確認を目的に行われた。図 4-24 に系統図
を示す。
4.4.1

解析条件

表 4-4 にＳＡＦＥＲコードによる実験解析の対象としたＦＩＳＴ－ＡＢ
ＷＲ実験ケース及び条件を示す。解析は，炉心スプレイ（ＣＳ）配管の完全破断（Run No.1），主蒸気（ＭＳ） 配管の完全破断（Run No.2），給水（ Ｆ Ｗ ） 配 管 の 完 全 破 断 （ Run No.3） 及 び 圧 力 容 器 底 部 （ Ｂ Ｂ ） の 80cm 2相当配管破断（Run No.4）を模擬した 4 ケースについて実施した。
図 4-25 にＦＩＳＴ－ＡＢＷＲ実験装置の圧力容器内領域と実験解析で用いたＳＡＦＥＲコードのノード分割を示す。ＳＡＦＥＲコードでは圧力容器を８つの熱水力ノードに分割している。ノード 3 の模擬燃料集合体は，
ボイド分布を解析するため，さらに，軸方向に細分化した。分割数は，有効発熱部を 5 分割とし，その上下の非加熱部を含めて全 7 分割とした。
破断流量及びＡＤＳ流量は均質臨界流モデルを用いて計算した。また，
ＥＣＣＳの起動とＭＳＩＶ閉止はダウンカマ領域の水位信号を用いた（主蒸気配管の完全破断（Run No.2）を除く）。
4.4.2

解析結果

ＳＡＦＥＲコードによるＦＩＳＴ－ＡＢＷＲ実験解析の結果について説明する。表 4-5 には，主要な事象の発生時刻を実験データとＳＡＦＥＲ解析結果を比較して示している。また，図 4-26 から図 4-33 には，実験結果とＳＡＦＥＲ解析結果の比較を，蒸気ドーム圧力，冷却材流出流量，ダウ
ンカマ領域水位，シュラウド内水位及び被覆管温度について示す。
（1）蒸気ドーム圧力
図 4-26 及び図 4-27 に蒸気ドーム圧力変化を示す。
ＣＳ配管破断実験は，ダウンカマ領域の水位低信号によりＭＳＩＶが閉止する約 80 秒までは圧力制御されるため圧力は維持されている。ＭＳＩＶ
閉止後に圧力が上昇するが，約 150 秒でのＡＤＳ作動により急速減圧する。

1-82

ＳＡＦＥＲコードは，ＭＳＩＶ閉止後わずかに圧力を高めに評価しているが，ＡＤＳ作動による減圧過程全体を通して実験と良く一致している。
ＭＳ配管破断実験は，破断後直ちに減圧するが，ＭＳＩＶが約 3 秒で閉止すると，冷却材流出流量は破断配管１本のみに減少するため，圧力は上昇している。しかし，約 5 秒以降はバンドル出力の低下により単調に減少する。減圧過程では減圧沸騰，ＨＰＦＬサブクール水の注入による蒸気凝縮が発生しているが，ＳＡＦＥＲコードは実験の圧力挙動を良く予測している。また，図 4-28 に破断流量変化を示す。ＳＡＦＥＲ解析結果は実験結
果と良く一致している。
ＦＷ配管破断実験についても，ＳＡＦＥＲコードは実験の圧力挙動を良く予測している。実験では，破断後の減圧に伴い約 40 秒で下部プレナムの沸騰により減圧が緩やかになり，ＨＰＦＬの注入による蒸気凝縮により減圧が加速している。ＳＡＦＥＲコードはこれらの挙動を再現している。
ＢＢ(80cm 2 相当)配管破断実験は，ＭＳＩＶ閉止する約 52 秒までは圧力制御されるため圧力は維持されている。ＭＳＩＶ閉止後に圧力が上昇するが，ＨＰＦＬ及びＨＰＣＳの注水により圧力上昇は抑制され，約 98 秒でＡＤＳが作動すると急速に減圧する。ＳＡＦＥＲコードは実験の圧力挙動を良く予測しており，特に，ＡＤＳ作動後の減圧過程は実験と良く一致している。
（2）ダウンカマ領域水位
図 4-29 及び図 4-30 にダウンカマ領域の水位変化を示す。
ＣＳ配管破断実験とＢＢ(80cm 2 相当)配管破断実験については，ＡＤＳが作動する前の水位変化を比較して図 4-28 に示す。実験結果とＳＡＦＥＲ解析結果は非常に良く一致していることから，水位低信号によって作動するとしているＭＳＩＶ，ＥＣＣＳの起動のタイミングも良く合っている。
ＭＳ配管破断については，ＳＡＦＥＲコードはＨＰＦＬが注入を開始す
るまでは実験結果を良く再現している。実験ではダウンカマ上部でＣＣＦ
Ｌ現象が発生しており，これにより注入されたＨＰＦＬ水がダウンカマ上方に維持され水位を形成している。このような現象はＳＡＦＥＲコードではモデル化されていないため，実験結果と解析結果に差が生じている。しかし，ダウンカマ上部でのＣＣＦＬ現象はＦＩＳＴ-ＡＢＷＲ固有の現象であり，実機においては発生しないので特に問題とはならない。
ＦＷ配管破断実験については，実験結果に対してＳＡＦＥＲコードが水位を高めに予測している。これは，実験結果はコラップス水位であるのに対して，ＳＡＦＥＲ解析結果は二相水位を示しているためである。

1-83

（3）シュラウド内水位
図 4-31 にＣＳ配管破断実験及びＢＢ(80cm 2 相当)配管破断実験のシュラ
ウド内のバンドル及び上部プレナム（図 4-25 における領域 3 及び領域 5）の水位変化を示す。
ＣＳ破断実験の上部プレナム水位は，ＡＤＳ作動前にＣＳ破断位置まで低下し，破断位置が露出する。ＡＤＳ作動により急速減圧すると，沸騰により二相水が上部プレナムに流入するため一時的に二相水位は増加するが，水位は再び低下して約 300 秒でＣＳ破断位置が露出する。ＡＤＳ作動及び破断位置の露出のタイミングはＳＡＦＥＲコードで良く予測している。Ａ
ＤＳ作動後の水位変化において，ＳＡＦＥＲコードの解析結果が高めとなっている部分があるが，水位変化の全体挙動は一致していると言える。なお，バンドル内は常に二相水で満たされており，ＳＡＦＥＲコードも同じ結果となっている。
ＢＢ(80cm 2 相当) 配管破断実験の上部プレナム水位は，ＭＳＩＶ閉止後のシステム圧力上昇によりボイド率が減少するため低下するが，ＨＰＣＳ
注水により上昇し，さらにＡＤＳ作動による減圧沸騰により二相水が増加
して満水となる。この間，バンドル内は常に二相水で満たされている。Ｓ
ＡＦＥＲコードはこれらの挙動を良く予測している。
ＭＳ配管破断実験とＦＷ配管破断実験については，バンドル内は全期間にわたり二相水で冠水されており，また，上部プレナム領域も二相水で満水である。このため，シュラウド内に水位は形成されない。
（4）被覆管温度
実験では，４ケースのいずれもバンドル内が二相水位で冠水維持されているため被覆管温度上昇はなく，システム圧力に対する飽和温度近傍を維持している。ＳＡＦＥＲ解析結果も実験結果を良く再現している。図 4-32にＣＳ配管破断，また，図 4-33 にＢＢ(80cm 2 相当)配管破断の被覆管温度変化の比較を示す。
4.4.3

まとめ

以上より，ＡＢＷＲプラントのＬＯＣＡ模擬実験であるＦＩＳＴ－ＡＢ
ＷＲの炉心スプレイ配管，主蒸気配管，給水配管の破断実験及び圧力容器
底部配管破断実験について，ＳＡＦＥＲコードによる実験解析を行い，Ｓ
ＡＦＥＲコードがＡＢＷＲプラントに対しても適用可能であることを確認した。
・４つの異なるＬＯＣＡ実験における模擬バンドルは二相水位により冠水が維持され，模擬燃料棒はヒートアップすることなく，冷却材の自然循
1-84

環により冷却された。ＳＡＦＥＲコードはこれらの４つの実験の挙動を予測できた。
・ＳＡＦＥＲコードはＡＢＷＲのＬＯＣＡ事象の圧力変化の全体的な傾向を予測できることを確認した。
・ＳＡＦＥＲコードはダウンカマ領域の水位変化を良く予測したことによ
No.審査
-2-9
に対する
ご回答

り，ＭＳＩＶ閉止，ＥＣＣＳ注水及びＡＤＳ作動のタイミングを正しく取り込むことができた。
また，ＦＩＳＴ-ＡＢＷＲにおけるＭＳ配管破断の実験結果（Run No.2）
は，実機の有効性評価事象で想定される原子炉急速減圧過程と類似している。このような過渡変化に対してＳＡＦＥＲコードの適用性が確認されたことから，実機の有効性評価解析にもＳＡＦＥＲコードを適用できると考
える。

1-85

表 4-4

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

1

2

3

4

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

炉心スプレ

主蒸気(MS)

給水(FW)

圧力容器

イ(CS)配管

配管

配管

底部(BB)

100

100

100

80cm 2 相当

1HPCS+ADS

2HPFL+ADS

2HPFL+ADS

1HPCS+2HPFL

条件
破断位置
破断面積（％）
作動 ECCS+ADS
初期出力（MW）

約 4.6

約 4.6

約 4.6

約 4.6

初期ドーム圧力

7.32

7.29

7.30

7.31

（MPa[gage]）

表 4-5

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

Run No.

1

2

3

4

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

0/0

0/0

0/0

0/0

―

―

6/7

―

80/80

3/3

10/10

52/52

HPFL-1 注入開始

不作動仮定

37/37

127/126

62/63

HPFL-2 注入開始

不作動仮定

37/37

217/21787/89

HPCS-2 注入開始

119/113

不作動仮定

不作動仮定

87/89

破断位置露出(CSLB)

119/113―――

ADS 作動150/157――

98/102

破断位置露出(CSLB)

300/300

―

―

―

事象
破断発生，給水流量
及び再循環ポンプ停止，バンドル出力変化開始
破断位置露出(FWLB)
ＭＳＩＶ閉止1-86

図 4-24

図 4-25

FIST-ABWR 系統図

FIST-ABWR 実験解析ノード分割図1-87

図 4-26

システム圧力変化（FIST-ABWR，CS 配管破断，MS 配管破断）

図 4-27システム圧力変化（FIST-ABWR，FW 配管破断，BB(80cm 2 )破断）

図 4-28

破断流量変化（FIST-ABWR，MS 配管破断）

1-88

図 4-29

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

図 4-30

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

図 4-31

シュラウド内水位変化（FIST-ABWR，CS 配管破断，BB(80cm 2 )破断）1-89

図 4-32

被覆管温度変化（FIST-ABWR，CS 配管破断）

図 4-33

被覆管温度変化（FIST-ABWR，BB(80cm 2 )破断）

1-90

4.5

実機解析への適用性

4.5.1

重要現象への適用性

ＳＡＦＥＲコードによる実験解析結果と主要な実験結果の比較を表 4-6に示す。また，図 4-34 に被覆管最高温度の比較を示す。
以下に，ＳＡＦＥＲコードの重要現象への適用性の妥当性確認について述べる。
(1) 炉心水位（沸騰・ボイド率変化，気液分離（水位変化）
・対向流，三次元効果）
ＴＢＬ，ＲＯＳＡ－Ⅲ及びＦＩＳＴ－ＡＢＷＲの実験解析により，ＳＡＦＥＲ
コードが炉心の二相水位を良く予測することを確認した。炉心が露出する事象についての炉心再冠水時刻を遅く評価する傾向にあるが，その差は，表 4-6 に示すように±0～＋54 秒と小さい。
したがって，炉心露出及び再冠水のタイミングを良く予測し，沸騰・ボイド率変化，及び気液分離・対向流に適用できる。
(2) 燃料被覆管温度（燃料棒表面熱伝達，気液熱非平衡）
ＴＢＬ及びＲＯＳＡ－Ⅲの実験解析により，ＳＡＦＥＲコードが噴霧流熱伝達モデルに Sun-Saha の式を用いているため，炉心露出時の熱伝達係数を低く予測し，被覆管温度を高く予測していることを確認した。ＰＣＴは表 4-6 に示すように 10℃～150℃程度高めに評価する。
したがって，ＳＡＦＥＲコードは燃料棒表面熱伝達に適用できる。
(3) 原子炉圧力（冷却材放出，沸騰・凝縮・ボイド率変化）
ＴＢＬ，ＲＯＳＡ－Ⅲ及びＦＩＳＴ－ＡＢＷＲの実験解析により，ＳＡＦＥＲ
コードが系の圧力変化及び圧力容器の水位変化を良く予測することを確認した。
したがって，冷却材放出，及び沸騰・凝縮・ボイド率変化に適用できる。
(4) 原子炉水位（沸騰・凝縮・ボイド率変化，気液分離（水位変化）・対向流）
ＦＩＳＴ－ＡＢＷＲの実験解析により，ＳＡＦＥＲコードが原子炉水位（ダウンカマ領域水位）の低下を良く予測し，水位低下によるＭＳＩＶの閉止，ＥＣＣ
Ｓの起動のタイミングを予測できることを確認した。ＥＣＣＳ起動のタイミング
は表 4-5 に示すように，－6 秒～＋7 秒の範囲で実験結果と一致している。
したがって，沸騰・凝縮・ボイド率変化及び気液分離・対向流に適用で
きる。

1-91

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

ＳＡＦＥＲコードの妥当性確認に使用したＴＢＬ，ＲＯＳＡ－Ⅲ及びＦ
ＩＳＴ－ＡＢＷＲ実験装置は，表 4-7 に示すように，それぞれ実機を縮尺模擬し，実機と同等のＥＣＣＳ構成としている。
ＴＢＬ及びＲＯＳＡ－Ⅲは外部再循環系及びジェットポンプを有するプラントを模擬し，また，ＥＣＣＳは炉心上部に注水する炉心スプレイ系（ＨＰＣＳ及びＬＰＣＳ），炉心バイパス部に注水するＬＰＣＩで構成するＥ
ＣＣＳを模擬しており，実プラントの構成と相違はない。
また，ＡＢＷＲ実プラントは炉心上部に注水する高圧炉心注水系（ＨＰ
ＣＦ），原子炉隔離時冷却系（ＲＣＩＣ）及び低圧注水系（ＬＰＦＬ）で構成されるが，ＦＩＳＴ－ＡＢＷＲは炉心上部に注水する高圧炉心スプレ
イ系（ＨＰＣＳ）とダウンカマ部に注水する高圧注水系（ＨＰＦＬ）で構成されており，実プラントと相違する。しかし，原子炉内注水位置は同等であることから，ＨＰＣＦとＨＰＣＳの相違，ＬＰＦＬとＨＰＦＬの相違
は原子炉内保有水の分布の観点からは問題にならない。したがって，実機解析へ適用できる。
なお，ＡＢＷＲの設計基準事故解析及びＦＩＳＴ－ＡＢＷＲ実験では，炉心が冠水維持され，炉心のヒートアップはない。しかし，有効性評価解析
では炉心が露出し，燃料被覆管温度が上昇する。ＡＢＷＲにおいて炉心が露出し，燃料被覆管温度が上昇する事象については，炉心の熱水力的挙動
はＢＷＲの中小ＬＯＣＡの挙動と同様と考えられる。ＡＢＷＲは低圧注水系が炉心シュラウド外のダウンカマ部に注水されるが，冷却水は炉心下部に流入して炉心を再冠水冷却する。これは，低圧注水系が炉心シュラウド
内に注水されるＢＷＲと同様である。したがって，ＢＷＲの炉心ヒートア
ップ挙動を模擬した実験結果により妥当性を確認されたＳＡＦＥＲコード
No.審査
-2-8
に対する
ご回答

は，ＡＢＷＲの炉心露出及びヒートアップ解析にも適用できる。

4.5.3

実機解析（9×9 燃料）への適用性

ＳＡＦＥＲコードの妥当性確認に使用したＴＢＬ，ＲＯＳＡ－Ⅲ及びＦ
ＩＳＴ-ＡＢＷＲ各実験の模擬燃料集合体は，表 4-7 に示すとおり，いずれも実機の 8×8 燃料集合体を模擬している。一方，実機の有効性評価解析は，
9×9 燃料を装荷した炉心について解析，評価していることから，ＳＡＦＥ
Ｒコードの 9×9 燃料への適用性について以下に述べる。

1-92

No.審査
-2-8
に対する
ご回答

ＳＡＦＥＲコードの熱水力モデル及び炉心ヒートアップモデルは，3.3 節に述べたように，一般的な式を用いている。また，9×9 燃料は従来燃料との共存性を考慮して，従来の炉型でも使用し得るよう燃料集合体の改良が行われており，燃料の相違による熱水力的特性の差は小さい。したがって，
ＳＡＦＥＲコードを 9×9 燃料に適用する場合は，添付 1 に示した解析条件のうち，燃料及び炉心に係るデータを 9×9 燃料及び炉心の設計に基づいて適切に入力することにより，その炉心の長期間の原子炉内熱水力過渡変化を適切に評価することができる。
なお，燃料の相違により変更する具体的な解析条件を，添付 1 より抜粋
して表 4-8 に示す。9×9 燃料(A 型)は，燃料集合体の有効燃料長下端から約2/3 の高さまで部分長燃料棒が存在するため，燃料集合体の水力等価直径と流路面積は，部分長燃料棒上端の上下で変化する。この影響として，部分
長燃料棒上端より上の領域では，空間が存在するため流速が低下して熱伝達率が低下する可能性が考えられる。ＳＡＦＥＲコードは，炉心（全燃料集合体）の水力等価直径と流路面積を軸方向で一様としてモデル化しているため，9×9 燃料(A 型)装荷炉心の解析に際しては，部分長燃料棒上端より上の領域の水力等価直径と流路面積で代表している。炉心の水力等価直径と流路面積の入力データの解析結果への影響は小さいが，部分長燃料棒上
端より上の領域の形状で代表する場合の方が水力等価直径が大きくなり，
その結果として炉心露出時の蒸気単相熱伝達係数を小さめに見積もるように取り扱っている。一方，部分長燃料棒上端より上の領域の形状で代表した場合，過渡時の燃料集合体の圧力損失が低減され，炉心流量が増加する
傾向になると考えられるが，炉心冷却上，その影響は小さい。

4.5.4

まとめ

以上より，本章に記載している妥当性確認結果は，ＥＣＣＳ構成等の異なるＢＷＲプラント共通の妥当性確認として適用性を有するとともに，実機ＢＷＲの有効性評価解析に適用できると言える。
なお，有効性評価解析における原子炉内ノード分割は，ＬＯＣＡと同様の物理現象が想定されることから，ＢＷＲのＬＯＣＡ模擬実験解析と同様の分割とする。また，有効性評価解析が対象とするシーケンスでは，炉心露出による燃料被覆管のヒートアップの可能性があるため，炉心及び高出力燃料集合体に関しては軸方向にさらに細分化し，有効発熱部を 10 分割，
その上下の非加熱部を含めて全 12 分割とする。

1-93

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

最高温度時刻(s)再冠水時刻(s)

実験

解析

実験

解析

実験

解析

(1)

446

599

135

152

162

165

(2)

533

591

524

536

550

604

(3)

351

421

134

143

156

167

(4)

598

654

612

620

668

722

(1)

511

612

119

136

171

182

(2)

559

581

133

135

177

182

(3)

644

674

190

184

210

210

(4)

573

627

336

328

366

368

(5)

566

594

410

383

440

447

(6)

531

542

531

512

548

553

(7)

382
温度上
昇なし
同上

696

691

－

－

(2)

364
温度上
昇なし
同上

－

－

734
露出
なし
同上

738
露出
なし
同上

(3)

同上

同上

－

－

同上

同上

(4)

同上

同上

－

－

同上

同上

実験
TBL

ROSA-Ⅲ

FIST-ABWR

No.審査
-2-8
に対する
ご回答

(1)

表 4-7
項目

実験装置のスケーリング及びＥＣＣＳ構成
TBL

ROSA-Ⅲ

FIST-ABWR

模擬した

BWR

BWR

ABWR

プラント

熱出力 3293MW

熱出力 3800MW

熱出力 3926MW

集合体数 764 体

集合体数 848 体

集合体数 872 体

HPCS/LPCS/LPCI

HPCS/LPCS/LPCI

HPCF/LPFL/RCIC

体積比：2/764

体積比：1/424

体積比：1/872

熱出力：約 10MW

熱出力：約 4MW

熱出力：約 4.6MW

実験装置

集合体数：8×8 燃 集合体数：8×8 燃 集合体数：8×8 燃
料 2 体（実寸大）料 4 体（1/2 長）

料 1 体（実寸大）HPCS/LPCS/LPCI

HPCS/LPCS/LPCI

HPCS/HPFL

1-94

No.審査
-2-8
に対する
ご回答

表 4-8

燃料の相違により変更するＳＡＦＥＲ解析条件

分類

解析条件

定 格 出 力 運 転 条 冷却材体積

炉心

件 パ ラ メ ー タ 及 流路形状データ（各領域の水 炉心
び 幾 何 形 状 デ ー 力的等価直径，流路断面積） 上部タイプレート
タ

圧力損失データ

炉心データ

炉心核分裂出力時間変化

炉心

炉心崩壊熱時間変化
燃料集合体数
燃料データ

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

1-95解析結果（℃）

1200（基準値1200℃）

1000

TBL(1)
TBL(2)

800

TBL(3)
TBL(4)600

ROSA-Ⅲ(1)ROSA-Ⅲ(2)400
200

ROSA-Ⅲ(3)ROSA-Ⅲ(4)ROSA-Ⅲ(5)0

ROSA-Ⅲ(6)ROSA-Ⅲ(7)
0

200

400

600

800

1000

1200

実験結果（℃）

図 4-34被覆管最高温度の比較 (15)1-96

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

不確かさの取り扱いについて（評価指標の観点）
ＳＡＦＥＲコードで取り扱う評価指標は，燃料被覆管温度であるため，

燃料被覆管温度への重要現象の不確かさの影響について以下に記載する。
（1）崩壊熱崩壊熱は信頼性の高い評価モデルと最確条件を包絡できる条件を使用して大きくなるように評価した値をＳＡＦＥＲコードの入力として使用しているため，有効性評価では燃料被覆管温度を高く評価する。
（2）燃料棒表面熱伝達，沸騰遷移，気液熱非平衡
燃料表面熱伝達，沸騰遷移及び気液熱非平衡については，燃料被覆管温度を保守的に評価する熱伝達モデルを適用していることが実験解析により確認されていることから，有効性評価解析においても燃料被覆管温度は高めに評価される。
（3）燃料被覆管酸化燃料被覆管の酸化量の計算は，燃料被覆管温度が高温となる場合に酸化量，酸化反応熱を高めに評価する Baker-Just の式を適用しているため，燃料被覆管温度は高めに評価される。
（4）燃料被覆管変形
燃料被覆管温度計算と燃料棒内圧の計算から，内圧による応力が破裂限界応力を超えた場合には，燃料被覆管が破裂を起こすとみなし，燃料被覆管の内側にもジルコニウム－水反応を計算する。破裂を判定する限界応力は，図 3-10 に示したように，実験データのベストフィット曲線を仮定し，現実的な条件としている。

1-97

（5）沸騰・ボイド率変化，気液分離（水位変化）・対向流，三次元効果
炉心の二相水位については，燃料被覆管温度に影響する炉心露出，再冠
水を適切に予測できることを実験解析により確認していることから，有効性評価解析における燃料被覆管温度への影響は小さい。
（6）冷却材放出（臨界流・差圧流）
ＳＲＶからの冷却材流出については，設定圧力で設計流量が放出される
ように入力で設定するため，不確かさの影響はない。破断口からの冷却材
流出は，実験データと良く一致する現実的な臨界流モデルを適用しており，有効性評価解析における燃料被覆管温度への影響は小さい。
冷却材圧力変化については，原子炉注水系の注水開始時間や流量に影響するが，圧力変化を適切に予測するモデルであることが実験解析により確認されていることから，注水流量変化を適切に評価し燃料被覆管温度への影響は小さい。
（7）ＥＣＣＳ注水（給水系・代替注水設備含む）
ＥＣＣＳ注水（給水系・代替注水設備含む）の原子炉注水については，各系統の設計条件に基づく原子炉圧力と注水流量の関係を使用しており，実機設備仕様に対して注水流量を少なめに与え，燃料被覆管温度を高めに評価する。
以上より，重要現象の不確かさは，燃料被覆管温度を過大評価または過大評価する方向に寄与し，有効性評価解析は評価指標の観点で厳しい評価となっている。

1-98

5.2

不確かさの取り扱いについて（運転操作の観点）
ＳＡＦＥＲコードで取り扱う運転操作は，ＳＲＶを使用した原子炉減圧操作及びＥＣＣＳまたは代替注水系を使用した原子炉注水操作，注水停止操作である。これらの運転操作へのコードの不確かさの影響を以下に記載する。
（1）運転操作の起点への影響
ＳＲＶを使用した原子炉減圧操作及びＥＣＣＳ，代替注水設備を使用した原子炉注水操作は，代替電源あるいは代替注水設備の準備が完了したタ
イミングまたは原子炉水位低信号の発信を起点に実施する。代替電源あるいは代替注水の準備の完了のタイミングは訓練実績等に基づく時間に余裕をみて設定されるため，不確かさの影響は安全側に評価される。また，原子炉水位低信号の発信はＥＣＣＳ起動用設定水位を採用しており，事象発
生後の原子炉水位の低下過程で発信される。事象発生後の原子炉水位変化
は崩壊熱及び臨界流モデルの不確かさの影響があるが，これらの評価モデ
ル及び評価条件の選定には信頼性の高い評価モデル及び現実的な評価条件を採用しているため，不確かさの影響は小さい。
なお，燃料被覆管の破裂判定に対しては，ベント操作への影響が考えられるが，ベント開始タイミングまでの時間的余裕が十分あることから，コードの不確かさが運転操作の可否に影響することはない。
また，解析上の取り扱いとして，破裂判定は燃料被覆管温度が最も高くなるバンドルの値を代表として用いるが，現実的な炉心における燃焼度の分布を踏まえると，その影響はさらに小さくなる。
（2）運転操作後の影響
原子炉減圧操作後は，原子炉圧力変化に対応して原子炉への注水が行われ，原子炉水位の回復及び維持がなされる。その後，注水系の停止，再起
動等の運転操作が考えられるが，原子炉圧力が低下し，かつ，原子炉水位が維持された状態であるため，コードの不確かさはその後の運転操作の可否に影響しない。

1-99

説明事項１

表 5-1
分類
炉心

重要現象
崩壊熱

重要現象の不確かさ（1/3）

解析モデル
崩壊熱モデル

不確かさ

有効性評価解析への影響

入力値に含まれる。最確条件を包絡でき 崩壊熱を大きく設定するため，燃料被覆る 条 件 を 設 定 す る こ と に よ り 崩 壊 熱 を 管温度を高く評価する。

(核)大きくするよう考慮している。
燃料棒表

燃 料 棒 表 面 熱 TBL，ROSA-Ⅲの実験解析において，熱伝 実 験 解 析 で は 熱 伝 達 モ デ ル の 保 守 性 に

面熱伝達， 伝達モデル

達係数を低めに評価する可能性があり， よ り 被 覆 管 温 度 を 高 く 評 価 す る こ と か

沸騰遷移

他 の 解 析 モ デ ル の 不 確 か さ と も 相 ま っ ら，有効性評価解析でも燃料被覆管温度てコード全体として，実験結果の燃料被 を高く評価する。
覆管最高温度に比べて+10℃～+150℃高めに評価する。

0
0
1
1

炉心
(燃料)

燃料被覆

ジ ル コ ニ ウ ム 燃 料 被 覆 管 温 度 が 高 温 に な る 程 酸 化 量 燃料被覆管温度を高く評価する。

管酸化－ 水 反 応 モ デ 及び発熱量を大きく評価するモデルをル

採用し，保守的な結果を与える。

燃料被覆

膨れ・破裂評価 膨れ・破裂は，燃料被覆管温度と円周方 破 裂 発 生 前 の 被 覆 管 の 膨 れ 及 び 破 裂 発

管変形

モデル

向応力に基づいて評価され，燃料被覆管 生の有無は，伝熱面積やギャップ熱伝達
温度は上述のように高めに評価され，円 係数，破裂後の金属－水反応熱に影響を周 方 向 応 力 は 燃 焼 期 間 中 の 変 化 を 考 慮 与え，燃料被覆管最高温度及び酸化割合
し て 燃 料 棒 内 圧 を 大 き く 設 定 し 保 守 的 に影響を与えることとなる。解析コードに評価している。従って，ベストフィッ では，前述の判定を行うための燃料被覆
ト 曲 線 を 用 い る 場 合 も 破 裂 の 判 定 は 保 管温度を高めに評価することから，保守守的となる。

的な結果を与えるものと考える。

説明事項１

表 5-1
分類

重要現象

解析モデル

重要現象の不確かさ（2/3）
不確かさ

有効性評価解析への影響

沸騰・ボイ 二 相 流 体 の 流 TBL，ROSA-Ⅲ，FIST-ABWR の実験解析に 炉 心 水 位 変 化 を 適 切 に 評 価 す る こ と か

炉心
(熱流動)

ド率変化， 動モデル

おいて，二相水位変化は実験結果と同等 ら，有効性評価解析では燃料被覆管温度

気液分離の解析結果が得られており，他の解析モ への影響は小さい。

（水位変

デルの不確かさとも相まってコード全化）・対向体として，実験結果の燃料被覆管最高温流，三次元度に比べて+10℃～+150℃高めに評価す

効果る。

気 液 熱 非 燃 料 棒 表 面 熱 TBL，ROSA-Ⅲの実験解析において，熱伝 実 験 解 析 で は 熱 伝 達 モ デ ル の 保 守 性 に
平衡

伝達モデル

達係数を低めに評価する可能性があり， よ り 被 覆 管 温 度 を 高 く 評 価 す る こ と か
他 の 解 析 モ デ ル の 不 確 か さ と も 相 ま っ ら，有効性評価解析でも燃料被覆管温度てコード全体として，実験結果の燃料被 を高く評価する。
覆管最高温度に比べて+10℃～+150℃高めに評価する。

1011説明事項１

表 5-1
分類

重要現象

解析モデル

冷却材放出

臨界流モデル

重要現象の不確かさ（3/3）
不確かさ

有効性評価解析への影響

TBL，ROSA-Ⅲ，FIST-ABWR の実験解析に SRV 流量は，設定圧力で設計流量が放出（臨界流・差おいて，圧力変化は実験結果と同等の解 されるように入力で設定するため，不確

圧流）

析結果が得られており，他の解析モデル かさの影響はない。破断口からの流出はの不確かさとも相まってコード全体と 実験結果と良い一致を示す臨界流モデして，実験結果の燃料被覆管最高温度に ルを適用している。有効性評価解析でも比べて+10℃～+150℃高めに評価する。

圧力変化を適切に評価し，原子炉への注水のタイミング及び注水流量を適切に原子炉評価するため，燃料被覆管温度への影響

圧力

は小さい。

容器

沸騰・ボイド 二 相 流 体 の 流 TBL，ROSA-Ⅲ，FIST-ABWR の実験解析に 炉 心 水 位 変 化 を 適 切 に 評 価 す る こ と か

(逃が

率変化

動モデル

おいて，二相水位変化は実験結果と同等 ら，有効性評価解析では燃料被覆管温度

し安全 気液分離（水の解析結果が得られており，他の解析モ への影響は小さい。

弁を含 位変化）・対デルの不確かさとも相まってコード全

向流体として，実験結果の燃料被覆管最高温

む)度に比べて+10℃～+150℃高めに評価する。
Ｅ Ｃ Ｃ Ｓ 注 原 子 炉 注 水 系 入力値に含まれる。各系統の設計条件に 注水特性は，それぞれの系統の設計条件
水（ 給水系・ モデル

基づく原子炉圧力と注水流量の関係を に基づく原子炉圧力と注水流量の関係

代替注水含使用しており，実機設備仕様に対して注 を入力する。実機設備に対して注入流量

む）

水流量を少なめに与え，燃料被覆管温度 を少なめに与えるため，有効性評価解析を高めに評価する。

では燃料被覆管温度を高めに評価する。

2
0
1
1

6.

参考文献

(1) ｢沸騰水型原子力発電所

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

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燃料の設計手 法について」，株式会社東芝，

TLR-045 改訂 1，平成 10 年 1 月(22) S.Itoya, H.Nagasaka, K,Moriya and S.Miura, "Overview of SAFER03
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25(3), Mar.1988(23) 「沸騰水型原子炉のＬＯＣＡ／ＥＣＣＳ解析コード（ＳＡＦＥＲ）について」，原子力発電技術顧問会（基本設計） ＬＯＣＡ検討会，昭和 61年７月(24) 「軽水型動力炉におけるＬＯＣＡ時ＥＣＣＳ性能評価コードについて」，
原子炉安全基準専門部会 ＥＣＣＳ性能評価小委員会，昭和 63 年４月(25) S.Miura, K.Moriya, and T.Sugisaki, "SAFER Qualification by TBL Test
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reactorloss-of-coolant

accident,"Nuclear

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Vol.5, U.S.Nuclear Regulatory Commission, Feb.1986
1-104

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ROSA-Ⅲ

Break

Loss-of-Coolant

Area

Spectram

Accidents",

Tests

on

Journalof

Boiling
Nuclear

Water

Reactor

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

1-105

添付 1

解析コードにおける解析条件

添付表 1（1/4）解析コードにおける解析条件
分類

解析条件

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

給水流量
再循環ポンプ流量
原子炉ドーム圧力
原子炉水位
冷却材体積

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

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

給水スパージャノズル
シュラウドサポートプレート
ジェットポンプ上端，下端
気水分離器出口
制御棒案内管下端
炉心支持板上端チャンネルボックス上端
ＥＣＣＳ注水位置
水位計ノズル
主蒸気出口ノズル
圧力容器頂部1-106

添付表 1（2/4）解析コードにおける解析条件
分類

解析条件

定格出力運転条

流路形状データ（各 炉心

件パラメータ及領 域 の 水 力 的 等 価 上部プレナム

び幾何形状デー直径，流路断面積） 下部プレナム

タ

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

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

圧力損失データ

主蒸気配管
炉心
気水分離器

1-107

添付表 1（3/4）解析コードにおける解析条件
分類
炉心データ

解析条件
炉心核分裂出力時間変化
炉心崩壊熱時間変化
燃料集合体数

燃料データ

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

1-108添付表 1（4/4）解析コードにおける解析条件
分類
ＳＲＶ

解析条件
段数及び個数
吹き出し圧力吹き出し容量再循環ポンプ

ポンプ台数
トリップ設定点
慣性時定数

主蒸気隔離弁

閉トリップ設定点
全閉時間

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

破断条件（位置，口径）
格納容器圧力

1-109

添付 2

相関式，モデルの適用性

Ⅰ．平衡均質臨界流モデルの適用性
1. はじめに
炉心損傷防止対策の有効性評価に使用している平衡均質臨界流モデル（ １ ）は，二相流を飽和平衡の均質流とみなし，摩擦を考慮しない単相の臨界流理論を適用したモデルである。本モデルは「ＥＣＣＳ性能評価指針」で使用を認められているものである。
2. 平衡均質臨界流モデルの適用性
平衡均質臨界流モデルによる計算値は実験データとの比較によりその妥当性が確認されている。
(1)

飽和水のブローダウン実験データとの比較 （ １ ）添付図 2-1 に，内田，Fauske，Henry，そして Sozii らの異なる研究者による飽和水のブローダウン実験結果を示す。これらの実験における管内径は 0.4～1.31 cm（0.158～0.513 in.）である。また，Allemann は，内径 17.3
cm（6.8 in.）までの管を介して容器からのブローダウン実験を行っている。
図には，流量が均質に近くなるパイプ長さ 10 cm（4 in.）以上のデータのみを示す。
図は管入口部が飽和水の場合の臨界流量と入口圧力の関係を示しており，臨界流量は管入口圧力とともに増加する。図には管径，管長の異なる実験データが含まれているが，管長はすべて 10cm 以上であり，管入口付近の非平衡の影響は少ないと考えられ，この場合の臨界流量は実線で示す平衡均質臨界流モデルによる計算値と一致している。
(2)

飽和水及び未飽和水のブローダウン実験データとの比較 （ １ ）添付図 2-2 は，Henry のブローダウン実験による流出流量であり，長さ90cm（3 ft），内径 0.8 cm（0.313 in.）の管からの流出である。図は，管入口部が飽和水及び未飽和水の状態における臨界流量を管入口部エンタル
ピに対して示している。管入口部が飽和水及び未飽和水のいずれの状態においても，実線で示す平衡均質臨界流モデルによる計算値は実験データと良い一致を示している。
(3)

ノズル形状の影響 （ ２ ）Sozzi らの実験では，管長，管径，管入口・出口形状及び入口サブクール
度など臨界流量に対する主要な影響因子の効果が系統的に調べられている。
1-110

添付図 2-3 は滑らかな管入口部をもつ直管から流出する臨界流量を管長 Lに対して示したもので，臨界流量は管長の増加につれて最初急激に，その後緩やかに減少している。また，図中には各入口クオリティについて，ｆ
L=0 すなわち管の摩擦がないものとし，熱平衡状態を仮定した平衡均質臨界流モデルによる計算値が示されている。管長が約 5 in.(127mm)の点で計算
値と実験値は良く一致し，この点よりも短い場合には管入口部での急激な状態変化により生じる気液間の非平衡のため臨界流量は平衡均質臨界流モ
デルによる計算値より大きく，一方，この管入口部での非平衡が緩和する
約 5 in. (127mm)よりも長い場合には L すなわち管摩擦の影響により臨界流量は小さくなる。
3. まとめ
熱平衡状態を仮定した平衡均質臨界流モデルにより，管入口条件を適用
し，容器に接続する管からの冷却材流出流量を予測した。平衡に達するのに十分な長さ（約 5 in. (127mm)）をもつ場合の流出流量は，管入口状態が飽和水及び未飽和水ともに，計算結果と実験データは良く一致しており，流出流量は管入口近傍の均質流により制限されること示している。
ＢＷＲプラントで仮定する破断口及びＳＲＶからの流出流量は，圧力容器ノズルまたはノズルに接続する配管を通過し，その長さは 5 in. (127mm)
より長い。したがって，管入口付近の非平衡の影響は無視できると考えられ，平衡均質臨界流モデルを炉心損傷防止対策の有効性評価に適用することは妥当である。

参考文献(1) F.J. Moody, “Maximum Discharge Rate of Liquid-Vapor Mixtures from
Vessel”, NEDO-21052, September 1975.
(2) 日本機械学会 編,改定 気液二相流技術ハンドブック,コロナ社 2006 年

1-111

添付図 2-1飽和水の臨界流実験データ (１ )1-112

添付図 2-2未飽和水及び飽和水の臨界流実験データ (１ )1-113

添付図 2-3臨界流量の管長による変化 (２ )1-114

Ⅱ．熱伝達相関式，モデルの適用性
1. 炉心損傷防止対策の有効性評価における熱伝達相関式の選定
炉心損傷防止対策の有効性評価における事故シーケンスグループのうち，高圧・低圧注水機能喪失（TQUV）を例にすると，給水流量の全喪失後，原
子炉水位が急速に低下し，原子炉水位低（レベル３）信号が発生して原子炉はスクラムするが，原子炉水位低（レベル２及びレベル１）で高圧注水
系及び低圧注水系の起動に失敗する。原子炉の減圧をＳＲＶにより手動操
作により実施すると，冷却材の流出により原子炉水位が低下し，有効燃料棒頂部を下回るが，原子炉の減圧後に低圧代替注水系による注水が開始す
ると原子炉水位が回復し，炉心は再冠水する。原子炉水位が回復するまでの間に炉心が一時的に露出するために燃料被覆管の温度が上昇するが，再冠水により燃料棒は冷却されて燃料被覆管温度は低下する。
事故期間中の燃料棒ヒートアップ挙動は，事象発生から炉心露出するまでの冠水状態，露出状態及び水位回復後の再冠水状態を経験することから，燃料棒表面熱伝達を適切に評価するためＳＡＦＥＲコードでは添付表 2-1に示す熱伝達相関式，モデルを適用している。これらのモデルは，「ＥＣＣＳ性能評価指針」において妥当性が認められたものである。添付表 2-1にはこれらの相関式，モデル選定の基本的な考え方も合わせて示す。また，
添付図 2-4 に，TQUV 評価における熱伝達係数の適用例を示す。
2. ＳＡＦＥＲコードの熱伝達相関式の適用方法
ＳＡＦＥＲコードは，燃料棒の軸方向ノードが二相混合水で冠水している時は，
核沸騰，遷移沸騰，膜沸騰から熱伝達係数が計算され，熱伝達様式を決める選択
ロジックは添付図 2-5 に従っている。沸騰遷移開始時間 TBT は別途ＳＣＡＴコードで評価された結果を入力する。また，蒸気クオリティが膜沸騰限界クオリティ X C
以上になった場合，または，被覆管過熱度が安定膜沸騰状態における最小過熱度
TMIN 以上になった場合には膜沸騰を適用する。燃料被覆管過熱度が TMIN を下回り，さらに限界熱流束過熱度 TCHF 以下の時はリウェットと判定し，核沸騰に復帰する。また，TCHF より大きい場合には遷移沸騰とし，膜沸騰と核沸騰の熱伝達係数を内挿計算する。
燃料棒の軸方向ノードが二相混合水で冠水していない時は，輻射熱伝達と蒸気冷却または噴霧流冷却から熱伝達係数が決まる。上部プレナムからの落下水が存在する場合は，落下水（スプレイ）熱伝達と輻射熱伝達が組み合わされる。また，燃料棒及びチャンネルの濡れによる冷却も考慮されている。

1-115

添付表 2-1
添 付図 2-4
番号①

有効性評価で用いるＳＡＦＥＲコードの熱伝達相関式，モデル

熱伝達様式

核沸騰

熱伝達相関式，モデル

ボイド率の関数とする相関式

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

②

蒸気単相

Dittus-Boelter の式られている評価式を採用してい
る

③

膜沸騰

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

④

遷移沸騰

核沸騰と膜沸騰の熱伝達係数を燃料被覆管過熱度で内挿した相関式

1-116

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

④
①

②

③

添付図 2-4熱伝達係数の推移（TQUV の例）

1-117

T
TBT

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

No

燃料棒冠水
Yes

T ：過熱度TMIN ：安定膜沸騰最小過熱度

T  TBT

TCHF ：限界熱流束過熱度（入力）

Yes

No
Yes

スプレイ
（落下水）

X  XC

No
Yes

濡

れ

No

No

No

Yes

T  TMIN

蒸気単相

Yes

No

Yes
Yes

T  TCHF
No

濡

れ

スプレイ

添付図 2-5

噴 霧 流

蒸気単相

遷 移 沸 騰核 沸 騰ＳＡＦＥＲコードの熱伝達様式選択ロジック

1-118

膜 沸 騰

3. 有効性評価において適用する熱伝達相関式，モデルの妥当性
ＳＡＦＥＲコードに採用した個々の熱伝達相関式は実験結果との比較により妥当性を確認し，これらの熱伝達相関式を適用した燃料被覆管温度の計算結果の妥当性は，炉心露出，原子炉注水及び炉心再冠水の一連の過程を模擬した LOCA 模擬システム実験結果との比較により確認している。
また，添付表 2-2 に熱伝達相関式のデータベースまたは妥当性確認実験のパラメータ範囲と有効性評価におけるパラメータ変化範囲を示す。
以下に，有効性評価において適用する熱伝達相関式，モデルの妥当性を
示す。
No.審査
-2-1
に対する
ご回答

添付表 2-2

熱伝達相関式の実験範囲と有効性評価における変化範囲

熱伝達相関式

実験パラメータ範囲

有効性評価解析のパラメータ変化範囲例

Jens-Lottes の式

圧力；

圧力；

（核沸騰熱伝達）0.6～17.2MPa[abs]0.7～7.7 MPa[abs]

熱流束；

熱流束；

～7.9×10 6 W/m 2～1.3×10 6 W/m 2

Dittus-Boelter の式

バンドル蒸気流量；

バンドル蒸気流量；（蒸気単相熱伝達）

100～1200 kg/h

～600kg/h

バンドル出力；バンドル出力；30～280 kW～170kW

加熱面最高温度；

加熱面最高温度；400～700℃～約 1100℃

圧力；

圧力；

修正 Bromley の式（ 低 流 量 膜 沸 騰 熱 伝 8.3MPa[gage]以下～1.6 MPa[gage]達）

加熱面温度；

加熱面温度；

1260℃以下～約 1100℃

Sun-Saha の式

バンドル蒸気流量；

バンドル蒸気流量；（噴霧流熱伝達）200～1000 kg/h

～600kg/h

バンドル出力；バンドル出力；60～300 kW～170kW

1-119

(1) 核沸騰
燃料が露出するまでの核沸騰領域については，Jens-Lottes の式 （ １ ） 及び単相流については Dittus-Boelter の式 （ ２ ） に基づいた熱伝達係数を，ボイ
No.審査
-2-7
に対する
ご回答

ド率の関数とするモデルを適用している。
このモデルは添付図 2-6 に示すように 3 つの領域に分け，それぞれの境界の値を入力として与える。図の H3 は強制対流核沸騰，H2 は未飽和単相強制
対流，そして H1 は蒸気単相強制対流に対する熱伝達係数の代表値である。

No.審査-2-1,2に対するご回答

Jens-Lottes の式のデータベースは単管で，圧力範囲は 85～2500 psia（約0.6～17.2 MPa[abs]）である。有効性評価解析における 核 沸 騰 熱 伝 達 適 用
時 の 圧 力 変 動 範 囲 は ， 添 付 表 2-2 に 示 す よ う に Ｓ Ｒ Ｖ 作 動 圧 力 約 7.7
MPa[abs]から原子炉減圧後の約 0.7 MPa[abs]の範囲であり， Jens-Lottesの式のデータベースの圧力範囲に含まれる。また，有効性評価解析における 核 沸 騰 熱 伝 達 適 用 時 の 熱 流 束 変 化 範 囲 に つ い て も 参 考 文 献 (1)に 示 さ れる条件の範囲内にある。
以上より，Jens-Lottes の式に基づく熱伝達係数を適用した核沸騰熱伝達
モデルは有効性評価解析にも適用可能である。

Ｈ
H3
熱
伝
達
係
数

H2

H1
0 α1

α2

1

ボイド率

添付図 2-6 核沸騰熱伝達係数モデル

1-120

α

(2) 蒸気単相
燃料が露出した後の蒸気単相状態には単管試験データに基づく
Dittus-Boelter の式 （ ２ ） を適用している。
Dittus-Boelter の式は，添付図 2-7 に示すように実寸大の８×８型模擬
燃料集合体１体を用いた蒸気単相冷却実験の実験データと比較すると保守的であることが確認されている （ ３ ） （ ４ ） 。これは，スペーサによる乱流促進
効果及び入口部の助走区間の効果である。ＳＡＦＥＲコードによる有効性
評価解析では，これらの熱伝達の改善効果は考慮していないため，実際の熱伝達を過小評価する。
No.審査
-2-1
に対する
ご回答

この蒸気単相冷却実験における実験範囲は，模擬燃料集合体の蒸気流量
100～1200kg/h，出力 30～280kW，加熱面最高温度 400～700℃である。一方，有効性評価解析におけるこれらの変化範囲は添付表 2-2 に示すように，加熱面最高温度を除いて実験条件の範囲内にある。加熱面最高温度について
は実験条件を上回るが，本実験において，模擬燃料棒表面温度によって熱伝達特性はほとんど変わらないことが確認されている。したがって，
Dittus-Boelter の式は有効性評価解析に適用可能である。

添付図 2-7 蒸気単相熱伝達係数の無次元整理（３）（４）

1-121

(3) 膜沸騰及び噴霧流
代替注水系による注水が開始された以降の再冠水過程では，燃料棒が二相水位以下の高流量状態においては Sun-Saha の式に基づく噴霧流熱伝達相
関式 （ ３ ） （ ４ ） ，低流量状態においては修正 Bromley の式 （ ５ ） の 2 つの相関式
をボイド率の関数として使用するモデルを適用している。
膜沸騰熱伝達係数モデルを図示すると添付図 2-8 のようになる。遷移ボ
イド率  T は，レイノルズ数の関数として実験相関式で与えられる。ボイド率が  T より小さい範囲では，熱伝達係数は修正 Bromley の式が成り立つ。
一方，高ボイド率では流れは噴霧流になるので熱伝達係数は Sun-Saha の式に基づく噴霧流熱伝達式を用いる。熱伝達相関式は，蒸気単相熱伝達に液滴による熱伝達向上を考慮した Sun のモデルを適用する。また，噴霧流冷却熱伝達時においては蒸気の温度は一般に飽和温度よりも高くなる。そこ
で，この効果を考慮するため，蒸気温度 を Saha のモデルを用いて計算する。
Sun のモデルと Saha のモデルを組み合わせた噴霧流熱伝達モデルによる計算値を，実寸大の電気加熱集合体を使用した噴霧流熱伝達実験結果と比較した結果を添付図 2-9 に示す。図に示すように，計算によるロッド表面
温度は実験値よりも高くなっている （ ３ ） （ ４ ） 。このことから，噴霧流冷却モ
No.審査
-2-1
に対する
ご回答

デルの保守性が示された。
この噴霧流熱伝達実験における噴霧流パラメータ範囲は，模擬燃料集合体の蒸気流量 200～1000kg/h，出力 60～300kW である。一方，有効性評価解析
におけるこれらの変化範囲は，添付表 2-2 に示すように，実験条件の範囲内にある。
また，KWU 社の実規模大模擬燃料集合体（340 本ロッド）を使用した再冠
水過渡試験における二相水位下の熱伝達係数を修正 Bromley の式で予測した結果を添付図 2-10 に示す。修正 Bromley の式は，過渡時の膜沸騰領域に

No.審査
-2-1
に対する
ご回答

おいて試験データと極めて良く一致する （ ５ ） 。
修正 Bromley の式の適用範囲は，参考文献(5)によれば，圧力 1200psig（約8.3MPa[gage]）以下，加熱面温度 2300°F（約 1260℃）以下である。一方，有効性評価解析における膜沸騰熱伝達適用時のこれらの変化範囲は，添付
表 2-2 に示すように，修正 Bromley の式の適用範囲に含まれている。
以 上 に よ り ， Sun-Saha の 式 に 基 づ く 噴 霧 流 熱 伝 達 の 相 関 式 及 び 修 正Bromley の式は有効性評価解析に適用可能である。

1-122

添付図 2-8 膜沸騰熱伝達係数モデル

添付図 2-9 Sun-Saha の噴霧流冷却モデルと実験値の比較（３）（４）1-123

添付図 2-10 修正 Bromley の式と実験値の比較（５）1-124

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

log
Ｈ
ＨNB
熱
伝
達
係
数

ＨFB

ΔＴMIN

ΔＴCHF

ΔＴ

過熱度

添付図 2-11 遷移沸騰熱伝達係数モデル

1-125添付図 2-12

最小安定膜沸騰温度に関する Iloeje の式 （ ６ ）1-126

4. 各解析コードによる熱伝達相関式の比較
添付表 2-3 にＳＡＦＥＲコード以外の燃料被覆管温度評価に使用されている熱伝達相関式を比較して示す。これらの熱伝達評価手法を比較すると，
膜沸騰の熱伝達相関式にそれぞれ特徴があり，SAFER 及び RELAP4 は沸騰遷
移後及び炉心再冠水後の膜沸騰も対象にしており，SCAT は沸騰遷移後のみを対象にして相関式を採用している。
・SAFER

沸騰遷移後及び炉心再冠水後の熱伝達の予測として噴霧流
冷却の相関式と修正 Bromley の式をボイド率の関数として使用する相関式を採用している。沸騰遷移後の高ボイド率
領域には過熱蒸気中に液滴が分散した噴霧流に対する熱伝達相関式を，炉心再冠水後の低流量膜沸騰及びプール膜沸騰に対しては修正 Bromley 式を採用している。

・RELAP4

強 制 対 流 膜 沸 騰 に 対 し て は Groeneveld 5.9 あ る い はDougall-Rohsenow を採用している。いずれも蒸気の強制対流が主要な伝熱機構であるという仮定のもとに得られたも
のである。

・SCAT

沸騰遷移後のドライアウト領域における熱伝達の予測式としては，本コードは修正 Dougall-Rohsenow 式を採用している。

なお，膜沸騰の熱伝達相関式 Dougall-Rohsenow 式は，蒸気単相流の乱流熱伝達の式である Dittus-Boelter 式を二相流に適用した式であるが，米国 10CFR50
Appendix K においては，Dougall-Rohsenow 式の適用条件によっては熱伝達率を非保守的に評価するとされており，参考文献(9)では，添付図 2-13 に示すように高圧かつ高クオリティ条件下において熱伝達率を過大評価する傾向にあるとしている。また，日本原子力研究所（JAERI）で行われた定常ポスト限界熱流束（CHF）
試験（10）によると，高過熱度で Dougall-Rohsenow 式による予測値が実験値を上回るとの知見もある。ＳＡＦＥＲコードは，Dougall-Rohsenow 式を使用していないが，その基礎となった Dittus-Boelter 式に基づく噴霧流熱伝達率モデルを使用しているため，Dougall-Rohsenow 式の適用方法を確認することにより，ＳＡＦＥＲ
コードにおける噴霧流熱伝達の Sun-Saha のモデルの適用方法の妥当性を確認する。
参考文献（9）によると，非保守性の要因は蒸気温度を飽和としているためであるとしている。また，JAERI で行われた定常ポスト CHF 試験データにおいても，添
付図 2-14 の上段の図に示すように物性値を飽和温度条件で評価すると高過熱度で予測値が実験値を上回る結果になっている。JAERI の実験から，ポスト CHF 熱伝達係数を保守的に予測するには，ヌセルト数及びプラントル数は蒸気温度を膜温度1-127として求め，レイノルズ数中の密度は飽和温度，粘性は膜温度としてレイノルズ数を求めて，Dougall-Rohsenow 式を用いるとしている（10）。
この予測法による熱伝達係数の予測値と実験データの比較を伝熱面過熱度に対して整理した結果を添付図 2-15(1)に示す。この図によれば，伝熱面過熱度が十分に大きくなれば，熱伝達係数の予測値は実験データに漸近するが，高過熱度まで結果を保守的に評価する。また，添付図 2-15(2)及び添付図 2-15(3)に示されているように，本予測法が広い条件範囲（2MPa～18MPa，33～1100kg/(m2s)）で，蒸気流のヌセルト数を十分保守的に予測することが分かる。
一方，ＳＡＦＥＲコードは，単相蒸気熱伝達の Dittus-Boelter 式及び噴霧流熱伝達の Sun-Saha のモデルの適用においては，蒸気の過熱を考慮した蒸気温度に基づく物性値を使用しており，これらの式の適用方法は添付図 2-7 及び添付図 2-9に示したように保守的であることを確認している。また，JAERI の実験データにおいても，物性値を膜温度で求めた場合の予測値は，添付図 2-14 の中段の図に示す
ように，実験結果より小さい値になるとしている。したがって，ＳＡＦＥＲコードにおけるこれらの相関式の適用方法は妥当である。

1-128

添付表 2-3

燃料被覆管温度評価に使用されている熱伝達相関式

解析コード

SAFER

RELAP4/MOD6/U4/J3

流動様式

SCAT（ 7） （ 8）(WREM-JINS/B コードシステム)

核沸騰

Jens-LottesThomJens-Lottes

強制対流蒸発―Schrock-Grossman

―

遷移沸騰

―

McDonough-Milich

―

-King
膜沸騰

Sun-Saha

Groeneveld 5.9，

修正 Dougall-

及びDougall-Rohsenow

Rohsenow

修正 Bromley

及び Bromley

単相蒸気

Dittus-Boelter

Dittus-Boelter―

噴霧流

Sun-Saha

―

―

1-129

添付図 2-13

Dougall-Rohsenow の式による熱伝達係数評価値（計算値／実験値）（ ９ ）1-130添付図 2-14

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

1-131添付図 2-15(1)伝熱面表面過熱度とポスト CHF 熱伝達率の関係 （ 10）

Daugall-Rohsenow

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

1-132

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

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

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

成果報告書，（財）原子力工学試験センター 原子力発電総合安全センター 原子力安
全解析所，JINS-0955 M87-H2-H01，昭和 63 年 3 月（9） “ Compendium of ECCS Research for Realistic LOCA Analysis ” ,NUREG-1230, December 1988.
（10）井口他，“BWR 定常ポスト CHF 試験結果－限界熱流束及びポスト CHF

熱伝達－”，JAERI－Research 2001-060，2002 年 1 月

1-133

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

事故時の燃料破損につながる要因分析結果

燃料破損の要因

有効性評価における分析

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

動減圧により燃料棒外圧が低下することによ

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

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

反応度は投入されないため除外できる。

破裂破損，PCMI 破損
高熱流束下での沸騰遷移

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

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

1-134

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

1-135

〔参考資料〕(1)「沸騰水型原子力発電所

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

1-136

添付 3

前処理コードＳＡＦＥＲコードのインプットデータ作成に使用される前処理コードとＳ
ＡＦＥＲコードにインプットされるパラメータを以下に示す。これらの関係を添付図 3 に示す。
（１）燃料棒熱・機械設計コード（ＰＲＩＭＥ）による燃料棒物性データ① ギャップ熱伝達係数② 燃料棒内圧③ 燃料棒内の核分裂生成ガス及び初期封入ガスの量（２）炉心熱水力解析コード（ＩＳＣＯＲ）による初期条件データ① 炉心圧損② 高出力燃料集合体入口流量（３）プラント動特性解析コード（ＲＥＤＹ）による炉心出力データ① 中性子束ＰＲＩＭＥコードにより求められた燃料棒物性データをＳＡＦＥＲコードにおける初期値として用いる。燃料被覆管とペレット間のギャップ熱伝達係
数は，燃料被覆管温度上昇を厳しくするように，燃焼期間中の変化を考慮して最小となる値を与える。ギャップ熱伝達係数の初期値を小さく設定することで，燃料ペレットの初期保有熱量を高めに見積もり，炉心ヒートアップ時の燃料被覆管温度上昇率が大きくなる。また，燃料棒の内圧とガス量は，燃料棒の膨れ・破裂を厳しくするように，燃焼期間中の変化を考慮して最大となる値を与える。燃料棒の内圧とガス量の初期値を大きく設定することで，炉心ヒートアップ時の燃料棒内圧及び燃料被覆管周方向応力を大きく見積もり，被覆管の膨れ・破裂を厳しく評価する。
ＩＳＣＯＲコードにより求められた炉心圧損と高出力燃料集合体入口流量をＳＡＦＥＲコードにおける初期値として用いる。事象発生後早期に再循環ポンプがトリップし炉心流量が早期に低下するため，これらのパラメータが事象進展に及ぼす影響は小さい。
ＲＥＤＹコードにより求められた事象発生直後の中性子束と原子炉停止後の崩壊熱から，原子炉出力変化を求め，ＳＡＦＥＲコードで用いる。有効性評価において影響を与える崩壊熱については，サイクル末期の燃焼度のばらつきを考慮し，10％の保守性を確保することで最確条件を包絡できる条件を設定している。そのため，有効性評価解析では燃料被覆管温度は高めに評価される。
なお，ＳＡＦＥＲコードにより求められた対流熱伝達係数と原子炉圧力の時間変化及び炉心露出・再冠水時間をＣＨＡＳＴＥコードに用いる。

1-137

ＰＲＩＭＥ

ＩＳＣＯＲ

ＲＥＤＹ

燃料棒熱・機械

炉心熱水力解析

プラント動特性

設計コード

コード

解析コード

（燃料物性データ）
ギャップ熱伝達係数
燃料棒内圧
燃料棒内ガス量（熱水力データ）
炉心圧損
高出力燃料集合体入口流量（炉心出力データ）
中性子束（炉心崩壊熱データ）
崩壊熱

原子炉出力変化

ＳＡＦＥＲ
炉心ヒートアップ計算

熱水力計算（原子炉幾何形状）（初期条件）（炉心仕様）（機器・設備仕様）（外乱条件）（燃料棒出力）（燃料棒初期状態）（燃料棒形状，物性）

原子炉圧力及び燃料被覆管温度

原子炉内水位の過渡変化

ジルコニウム－水反応量（燃料被覆管酸化割合）（過渡特性データ）
対流熱伝達係数，原子炉圧力，炉心露出・再冠水時間

添付図 3

ＳＡＦＥＲコードの入出力

1-138

ＣＨＡＳＴＥ