INSS JOURNAL Vol . 22 2015 NT 13177

小破断 LOCA 時高圧注入系不作動事象への統計的手法の適用〜安全評価パラメータに及ぼすモデル不確かさの影響評価〜
Application of the Best Estimate Plus Uncertainty method to the small break LOCA
with high pressure injection failure: Eﬀect evaluationof the model uncertainty on the safety evaluation parameter
鳥毛木下俊秀（Toshihide Torige）＊1

郁男（Ikuo Kinoshita）＊1

山田実（Minoru Yamada）＊2

要約
統計的安全評価手法の適用により，最適評価結果に対する不確かさが定量的に評価され，過度の保守性を合理的に排除することにより信頼性の高い評価結果が期待される．現在，小破断LOCA（冷却材喪失事故）時高圧注入系不作動事象におけるアクシデントマネジメント策「２次系強制冷却による低圧注入」の解析に統計的安全評価手法の適用を進めている．従前の研究により，解析コードの適用性評価およびパラメータの不確かさ定量化は実施済みである．本研究では，重要現象に係るモデルの不確かさを個別に扱う感度解析を実施し，安全評価パラメータに対して各現象が及ぼす影響を個別に評価する．評価結果は PIRT（現象の同定とランキング表）におけるランク付けの妥当性確認，および重要現象に係るモデルの不確かさを組み合わせた統計解析の結果分析に活用する．
キーワード

小破断 LOCA，アクシデントマネジメント，統計的安全評価手法，RELAP5/MOD3.2

Abstract
By applying the BEPU
（best estimate plus uncertainty）
method, uncertainties of best
estimate results can be estimated quantitatively, and excessive conservatism can be reasonably
removed to obtain evaluation results with enhanced reliability. Application of the BEPU method
is being made to analyses of "low pressure injection by intentional depressurization of the steam
generator secondary side" which is an accident management approach in a SBLOCA（smallbreak loss-of-coolant accident）with high pressure injection failure. In the previous study, theapplicability of the analysis code and the uncertainties of the parameters were evaluated. In
this research, sensitivity analysis was performed for each model uncertainty separately and theinﬂuence of the model on the safety evaluation parameter was estimated. The evaluation result
is used to conﬁrm the validity of ranking in the PIRT
（phenomena identiﬁcation and rankingtable）,and to evaluate the result of the statistical analysis with combined model uncertainties.
Keywords

SBLOCA, accident management, BEPU, RELAP5/MOD3.2

ることで，本 AM 策を含む解析結果の信頼性向上を1. 緒言図っている．統計的安全評価手法の適用により，最小破断 LOCA 時高圧注入系不作動事象は設計基

適評価結果に対する不確かさ，すなわち予測精度が準を超えた SA（シビアアクシデント）であり，そ定量的に評価され，過度の保守性を合理的に排除すの場合は AM（アクシデントマネジメント）策「２ることにより信頼性の高い評価結果が期待される．

次系強制冷却による低圧注入」によって炉心の冷却解析コードは RELAP5/MOD3.2（6）を用いる．

を維持し，炉心の健全性を確保する必要がある．こ（1）~（4）

日本原子力学会標準に沿った統計的安全評価手法が行わでは，まず重要現象の特定や解析コードの調査に着れているが，我々の一連の研究では日本原子力学会目した解析コードの適用性評価を行い，次にモデルの事象に対して過去に実験や実験解析（5）

標準に沿った統計的安全評価手法の適用を進め＊ 1 （株）
原子力安全システム研究所 技術システム研究所＊ 2 MHI 原子力エンジニアリング（株）の模擬性能の評価やモデルの不確かさの評価に着目

INSS JOURNAL Vol . 22 2015 NT 13

178

したパラメータの不確かさの定量化を行う．そのた（7）．②パラメータの不確かさの定量化のうちモ

後，前ステップまでに整理した情報を基に，想定しデルの模擬性能の評価について，ROSA/LSTF にている統計解析の条件において重要現象に係るモデよる２次系強制冷却関連の実験を対象に解析を行

ルの不確かさを個別に扱う感度解析を実施し，安全い，RELAP5 の模擬性能やスケールアップ性能を評価パラメータに対する各現象の個別の影響を評価，9）．また，モデルの不確かさの評価に評価した（8）（する．最後に，重要現象に係るモデルの不確かさをついては，個別効果実験の結果と解析結果の比較等組み合わせた統計解析を実施し，安全評価パラメーにより，重要現象に係る RELAP5 モデルの不確かタの統計的安全評価値を決定する．

さを定量化した（10）〜（15）．併せて，重要現象に係る従前の研究により，解析コードの適用性評価およ入力データの取扱いを検討し，例えば破断口のサイびパラメータの不確かさの定量化は実施済みであズ等統計的に扱うことができないものについては解り，残す項目は重要現象に係るモデルの不確かさを析により限界条件を評価した（16）．

個別に扱う感度解析とモデルの不確かさを組み合わ以上により，残す項目は③感度解析および不確かせた統計解析である．そこで本研究では，重要現象さ評価となる．本報告ではこのうち重要現象に係るに係るモデルの不確かさを個別に扱う感度解析を実モデルの不確かさを個別に扱う感度解析について述

施し，安全評価パラメータに対して各現象が及ぼすべ，安全評価パラメータに対して各現象が及ぼす影影響を個別に評価した．

響を個別に評価する．

2. 統計的安全評価手法

2.2 解析条件

2.1 適用状況

重要現象に係るモデルの不確かさを個別に扱う感度解析の条件は表１に示すとおりであり，これは今我々の一連の研究では，図１に示す日本原子力学後実施を予定している統計解析の条件に合わせてい会標準に沿った統計的安全評価手法の適用を，小破る．感度解析ではこの条件をベースに重要現象に係

断 LOCA 時高圧注入系不作動事象の AM 策「２次るモデルの不確かさを個別に扱い，各現象に係る代系強制冷却による低圧注入」に対し進めている．図

表的なパラメータへの感度を確認の上，安全評価パ１の①解析コードの適用性評価について，PIRT のラメータである PCT（被覆管最高温度）に及ぼす作成および解析により重要現象を抽出するととも影響を評価した．モデルの不確かさの値には原則とに，RELAP5 での重要現象のモデリングを調査しして定量化結果の上下限値を使用したが，解析の結果 PCT への感度が不明瞭であった場合には，上下①解析コードの適用性評価
・重要現象の特定・解析コードの調査限値よりも大きな値を使用することとした．感度解析に使用したモデルの不確かさの値を表２に示す．

3. 感度解析および不確かさ影響評価②パラメータの不確かさの定量化・モデルの模擬性能の評価
・モデルの不確かさの評価

3.1 被覆管酸化RELAP5 コード内部で計算される被覆管酸化反③感度解析および不確かさ評価
・感度解析の実施
・統計解析の実施

応速度を 1.16 倍および 0.54 倍した感度解析を実施した．乗数が大きいケースは酸化発熱量が大きく，乗数が小さいケースは酸化発熱量が小さくなっている（図２）．影響評価の対象パラメータである PCT に④判断基準との比較ついては，乗数が大きいケースほど高い結果となった（図３）．これは，酸化発熱量が大きいケースほ

図１⑤解析結果の文書化

ど被覆管温度の上昇勾配が大きいためであり，定性統計的安全評価手法の全体像的に合理的な結果と言える．定量的には，1.16倍ケーINSS JOURNAL Vol . 22 2015 NT 13項

解析条件（ベースケース）

表２

解析条件

重要現象

目

主要条件
起因事象

加圧器接続ループ低温側配管，３インチ下向き破断

初期炉心出力3411MW

原子炉トリップ

加圧器圧力低安全注入信号加圧器圧力低主給水停止，主蒸気隔離

原子炉トリップと同時

１次冷却材
ポンプトリップ

安全注入信号発信と同時

補助給水

SG（蒸気発生器）水位 44% 維持

主蒸気逃し弁自動制御

２次系強制冷却炉心出口温度 350℃超から２分後，全 SG の主蒸気逃し弁全開

高圧注入

不作動

蓄圧注入

全ループ作動重要現象
被覆管酸化

被覆管酸化反応速度× 1

崩壊熱

崩壊熱× 1

被覆管変形

被覆管バースト温度× 1

露出炉心熱伝達露出炉心熱伝達係数× 1

炉心相間摩擦炉心相間摩擦係数× 1

SG 伝熱管入口 CCFL
（対向流制限）SG 伝熱管入口 CCFL 定数 c=0.75

SG 伝熱管凝縮熱伝達

SG 伝熱管凝縮熱伝達係数× 1

低温側配管水平層状化

低温側配管水平層状化限界相対速度 vcrit × 1

ダウンカマ相間摩擦

ダウンカマ相間摩擦係数× 1

露出炉心熱伝達1.019 倍（10）1.019 倍

0.981 倍

0.981 倍1.07 倍（10）1.07 倍0.86 倍0.86 倍1.88 倍（11）1.88 倍0.58 倍0.58 倍4.00 倍SG 伝 熱 管 入 口
CCFL

c=0.80（13）c=0.825c=0.70c=0.675

SG 伝 熱 管 凝 縮
熱伝達1.66 倍（10）1.66 倍0.56 倍0.50 倍低温側配管水平層状化

4.63 倍（14）5.00 倍0.20 倍0.20 倍−−−−感度明瞭化のため範囲拡大
感度明瞭化のため範囲拡大
感度明瞭化のため範囲拡大
感度明瞭化のため範囲拡大

1.597 倍−0.582 倍(酸化反応速度 1.00 倍(酸化反応速度 1.16 倍
酸化反応速度 0.54 倍(((((

破断開始からの経過時間（s）

図２

被覆管酸化感度解析

酸化発熱量割合(酸化反応速度 1.00 倍
酸化反応速度 1.16 倍
酸化反応速度 0.54 倍

PCT（K）

(((４）．PCT については，乗数が大きいケースほど高(い結果となった（図５）．
これは，崩壊熱が大きいケー(

スほど被覆管温度の上昇勾配が大きいためであり，

較的大きい．

0.54 倍（15）
ダウンカマ相間 1.597 倍
摩擦0.582 倍

備考

1.16 倍0.54 倍0.13 倍RELAP5 コード内部で使用される核分裂生成物倍ケースと 0.981 倍ケースの PCT の差が +71K と比使用値0.13 倍(

定性的に合理的な結果と言える．定量的には，1.019（10）3.00 倍（12）炉心相間摩擦3.2 崩壊熱数が小さいケースは崩壊熱が小さくなっている（図1.16 倍

被覆管変形

きい．

施した．乗数が大きいケースは崩壊熱が大きく，乗定量化

崩壊熱スと 0.54 倍ケースの PCT の差が +114K と比較的大の崩壊熱を 1.019 倍および 0.981 倍した感度解析を実モデルの不確かさの感度解析使用値

被覆管酸化炉心出力に対する酸化発熱量割合（%）

表１179





破断開始からの経過時間（s）

図３

被覆管酸化感度解析

PCT



INSS JOURNAL Vol . 22 2015 NT 13180

((
崩壊熱1.000 倍

バースト温度 1.00 倍(崩壊熱1.019 倍バースト温度 1.07 倍

崩壊熱0.981 倍

バースト温度 0.86 倍(PCT（K）

炉心出力（W）

((((((((

図４

崩壊熱感度解析

炉心出力

図７

PCT（K）



被覆管変形感度解析

PCT

閉塞率の相関が単調ではないため，PCT への影響

崩壊熱1.000 倍(

スト時の流路閉塞については，バースト温度と流路((

破断開始からの経過時間（s）

破断開始からの経過時間（s）

崩壊熱1.019 倍

は一概には言えない．今回の条件では，バースト温崩壊熱0.981 倍

度が低いケースのみ，流路閉塞率が顕著に小さい．

(

定性的にはこれらが PCT に影響を及ぼすと考えら(れるが，感度解析ではその影響は定量的に小さいも(のであった．

(



破断開始からの経過時間（s）

図５

崩壊熱感度解析

3.4 露出炉心熱伝達

PCT

RELAP5 コード内部で計算される露出炉心（遷移沸騰，膜沸騰および蒸気単相）の熱伝達係数を 1.88

3.3 被覆管変形倍および 0.58 倍した感度解析を実施した．乗数が大RELAP5 コード内部で計算される被覆管バース

きいケースは露出時の熱伝達係数が大きく，乗数がト温度を 1.07 倍および 0.86 倍とした感度解析を実施

小さいケースは露出時の熱伝達係数が小さくなってした．乗数が大きいケースはバースト時刻が遅く，いる（図８）．PCT については，乗数が大きいケー乗数が小さいケースはバースト時刻が早くなっていスほど低い結果となった（図９）．これは，露出時る（図６）．PCT については，乗数による感度がほの熱伝達係数が大きいケースほど蒸気による被覆管とんどない結果となった（図７）．の除熱がよく，被覆管温度の上昇勾配が小さいためバースト温度が及ぼす PCT への影響は，バースであり，定性的に合理的な結果と言える．定量的ト時刻およびバースト時の流路閉塞に依存する．には，1.88 倍ケースと 0.58 倍ケースの PCT の差がバースト時刻については，バースト時刻が遅いほど-153K と比較的大きい．

バースト発生から PCT 発生までの期間が短く，こ(

炉心熱伝達係数（W/m2/K）

れは PCT を低くする方向に作用する．一方，バー(バースト温度 1.00 倍
バースト温度 1.07 倍(K 値（‑）

バースト温度 0.86 倍(((露出炉心熱伝達係数 1.00 倍(露出炉心熱伝達係数 1.88 倍
露出炉心熱伝達係数 0.58 倍((





破断開始からの経過時間（s）

(

図８(



破断開始からの経過時間（s）

図６

被覆管変形感度解析

炉心流動抵抗

露出炉心熱伝達感度解析炉心熱伝達係数

INSS JOURNAL Vol . 22 2015 NT 13((露出炉心熱伝達係数 1.00 倍(相間摩擦係数 1.00 倍(露出炉心熱伝達係数 1.88 倍

相間摩擦係数 4.00 倍

露出炉心熱伝達係数 0.58 倍

相間摩擦係数 0.13 倍(PCT（K）

(PCT（K）

181

(((((((







(



破断開始からの経過時間（s）

図９

露出炉心熱伝達感度解析







破断開始からの経過時間（s）

PCT

図 11

炉心相間摩擦感度解析

PCTのタイミングも遅くなるため，PCT への感度は小3.5 炉心相間摩擦さい結果であった．
RELAP5 コード内部で計算される炉心相間摩擦係数を 4.0 倍および 0.13 倍した感度解析を実施した．

3.6 SG 伝熱管入口 CCFL乗数が大きいケースは炉心相間摩擦係数が大きく，乗数が小さいケースは炉心相間摩擦係数が小さく

RELAP5 入力データで与える SG 伝熱管入口のなっている（図 10）．PCT については，乗数によるCCFL 定数 c を 0.825 および 0.675 とした感度解析を感度がほとんどない結果となった（図 11）．

実施した．c が大きい（CCFL が発生しにくい）ケー

炉心相間摩擦が及ぼす PCT への影響は，炉心コスは自然循環終了後において SG 伝熱管からの落水ラプスト水位および炉心二相水位に由来する．炉心量が多く，解析条件として意図した結果である（図コラプスト水位については，炉心相間摩擦が大きい12）．一方で，強制減圧開始後の落水量にケース間ケースほど炉心から流出する液相が増えるため，炉の差はほとんどない．PCT については，c による感心コラプスト水位は低く，これは PCT を高くする(炉心相間摩擦が大きいケースほど二相水位以下のボイド率が大きくなるため，炉心二相水位は高く被覆管ヒートアップ開始が遅れ，これは PCT を低くする方向に作用する．今回の条件では，PCT が生じるボイルオフ期間の二相水位低下時において，炉心伝熱管入口液相流量（kg/s）方向に作用する．一方，炉心二相水位については，((((相間摩擦による炉心コラプスト水位の感度はほとん

c=0.675

強制減圧開始

自然循環終了(

どない．炉心二相水位については炉心相間摩擦が大



破断開始からの経過時間（s）

きいケースほど高くなり，被覆管ヒートアップ開始

図 12 SG 伝熱管入口 CCFL 感度解析
SG 伝熱管入口液相流量（負数：落水）が遅れるが，１次系の減圧が遅くなり蓄圧注入開始
((相間摩擦係数 1.00 倍

c=0.825(相間摩擦係数 4.00 倍(c=0.675

相間摩擦係数 0.13 倍(PCT（K）

炉心相間摩擦係数 (N･s2/m5）

c=0.825(((((((

図 10

炉心相間摩擦感度解析

炉心相間摩擦係数





破断開始からの経過時間（s）

破断開始からの経過時間（s）

図 13

SG 伝熱管入口 CCFL 感度解析

PCT

INSS JOURNAL Vol . 22 2015 NT 13

182

度がほとんどない結果となった（図 13）．これは，3.8 低温側配管水平層状化

PCT が発生する強制減圧開始後の期間において，SG 伝熱管からの落水量に c による感度がほとんど

RELAP5コード内部で計算される低温側配管の水なく，炉心水位に顕著な差が生じなかったためであ

平層状化判定条件 | vg-vf |<vcrit（vg：気相速度，vf：る．

液相速度，vcrit：限界相対速度）の vcrit を 5.0 倍および0.2倍した感度解析を実施した．乗数が大きいケー

3.7

スは vcrit が大きく，乗数が小さいケースは vcrit が小SG 伝熱管凝縮熱伝達さくなっている（図 16）．PCT については，乗数がRELAP5 コード内部で計算される SG 伝熱管の凝大きいケースほど高い結果となった（図17）．
これは，縮熱伝達係数を 1.66 倍および 0.5 倍した感度解析をPCT が発生する炉心水位回復期間において，vcrit が実施した．乗数が大きいケースは凝縮時の熱伝達係大きいケースほど蓄圧注入水の原子炉容器に流入す数が大きく，乗数が小さいケースは凝縮時の熱伝達るタイミングが遅く，被覆管温度のピークが生じる係数が小さくなっている（図 14）．PCT については，時間が遅れるためであり，定性的に合理的な結果と乗数による感度がほとんどない結果となった（図言える．定量的には，5.0 倍ケースと 0.2 倍ケースの15）．これは，凝縮時の熱伝達係数が大きいケース

PCT の差が +207K と比較的大きい．

ほど冷却材と SG 伝熱管の温度差が小さくなってお(り，SG 伝熱管の凝縮量に顕著な差が生じなかった
無次元見かけ流速（‑）

(SG 伝熱管上昇部 HTC×A（W/K）

((ためである．

((((((((

限界相対速度 1.0 倍(限界相対速度 5.0 倍(限界相対速度 0.2 倍(((

凝縮熱伝達係数 1.00 倍(

凝縮熱伝達係数 1.66 倍

図 16

凝縮熱伝達係数 0.50 倍(







破断開始からの経過時間（s）





低温側配管水平層状化感度解析vcrit(

破断開始からの経過時間（s）限界相対速度 1.0 倍

図 14 SG 伝熱管凝縮熱伝達感度解析
SG 伝熱管上昇部熱伝達係数×伝熱面積(限界相対速度 0.2 倍

PCT（K）

((凝縮熱伝達係数 1.00 倍(((凝縮熱伝達係数 1.66 倍
凝縮熱伝達係数 0.50 倍((PCT（K）

限界相対速度 5.0 倍((



破断開始からの経過時間（s）
(

図 17

低温側配管水平層状化感度解析

PCT((

破断開始からの経過時間（s）

図 15SG 伝熱管凝縮熱伝達感度解析

3.9 ダウンカマ相間摩擦PCTRELAP5 コード内部で計算されるダウンカマ相間摩擦係数を 1.597 倍および 0.582 倍した感度解析を実施した．乗数が大きいケースはダウンカマ相間摩擦係数が大きく，乗数が小さいケースはダウンカマ相間摩擦係数が小さくなっている（図 18）．PCT にINSS JOURNAL Vol . 22 2015 NT 13183

ついては，乗数による感度がほとんどない結果と酸化，崩壊熱，露出炉心熱伝達および低温側配管水なった（図 19）．これは，ダウンカマ相間摩擦が大平層状化の４現象が PCT に顕著な影響を及ぼすときいケースほどダウンカマコラプスト水位（水頭）推測され，これらの現象に重点を置いて統計解析のは低いものの，その感度が小さいためである．

結果分析を行うことが望ましい．その他の現象については統計解析において PCT に顕著な影響を及ぼダウンカマ相間摩擦係数（N･s2/m5）(

さないと考えられるが，感度解析として条件を一部相間摩擦係数 1.000 倍
相間摩擦係数 1.597 倍(変更した統計解析の実施も想定されるため，モデル相間摩擦係数 0.582 倍の不確かさを取り扱うことが望ましい．

(表３(PCT に対する各重要現象の個別の影響一覧重要現象(被覆管酸化(

破断開始からの経過時間（s）

図 18

崩壊熱

ダウンカマ相間摩擦感度解析
ダウンカマ相間摩擦係数

被覆管変形(相間摩擦係数 1.000 倍(露出炉心熱伝達

相間摩擦係数 1.597 倍
相間摩擦係数 0.582 倍

PCT（K）

(炉心相間摩擦(SG 伝熱管入口 CCFL

((SG 伝熱管凝縮熱伝達(



破断開始からの経過時間（s）

図 19

ダウンカマ相間摩擦感度解析

PCT

低温側配管水平層状化
ダウンカマ相間摩擦3.10 まとめ
感度解析により得られた，PCT に対する各重要

不確かさ使用値
1.16 倍0.54 倍1.019 倍
0.981 倍1.07 倍0.86 倍1.88 倍0.58 倍4.00 倍0.13 倍c=0.825c=0.675
1.66 倍0.50 倍5.00 倍0.20 倍
1.597 倍
0.582 倍ƋPCT+114K+71K-2K-153K+34K+11K-3K+207K
-10K

4. 結言

現象の個別の影響を表３に纏める．被覆管酸化，崩壊熱，露出炉心熱伝達および低温側配管水平層状化

小破断 LOCA 時高圧注入系不作動事象は設計基の４現象は PCT への影響が比較的大きい．その他

準を超えた SA であり，その場合は AM 策「２次系の現象については，PIRT 作成の際に想定したほど強制冷却による低圧注入」によって炉心の冷却を維の影響は認められなかった．これは，小破断 LOCA持し，炉心の健全性を確保する必要がある．我々の時高圧注入系不作動事象の AM 策「２次系強制冷却一連の研究では日本原子力学会標準に沿った統計的による低圧注入」を対象とした PIRT 作成の際に，安全評価手法の適用を進めることで，本 AM 策を含解析条件を詳細には限定していないためである．例

む解析結果の信頼性向上を図っている．従前の研究

えば，２次系強制冷却のループ数の条件を全ループにより，解析コードの適用性評価およびパラメータから１ループに変更した場合，炉心発生蒸気が１の不確かさの定量化は実施済みであり，残す項目はループに集中して流れることで，当該ループの SG

重要現象に係るモデルの不確かさを個別に扱う感度

伝熱管入口での CCFL 発生が想定されるため，SG解析とモデルの不確かさを組み合わせた統計解析で伝熱管入口 CCFL の PCT への影響は大きくなる．

ある．そこで本研究では，重要現象に係るモデルの今後実施を予定している統計解析では，主要な解不確かさを個別に扱う感度解析を実施し，安全評価

析条件が本研究と同じであるため（表１），被覆管パラメータに対して各現象が及ぼす影響を個別に評INSS JOURNAL Vol . 22 2015 NT 13184

価した．
感度解析の結果，被覆管酸化，崩壊熱，露出炉び 重 要 現 象 の 感 度 解 析 ", INSS JOURNAL,Vol.18, pp.294‑309（2011）

心熱伝達および低温側配管水平層状化の４現象は（8） 木 下 郁 男 , 鳥 毛 俊 秀 , 村 瀬 道 雄 ら , " 小 破 断

PCT への影響が比較的大きいことが認められた．

LOCA 時高圧注入系不作動事象への統計的今後実施を予定している統計解析では，これらの４手 法 の 適 用 〜 総 合 効 果 試 験 解 析 〜 ", INSS

現象が PCT に顕著な影響を及ぼすと推測され，こJOURNAL, Vol.20, pp.245‑255（2013）

れらの現象に重点を置いて統計解析の結果分析を行（9） 木 下 郁 男 , 鳥 毛 俊 秀 , 吉 田 至 孝 ら , " 小 破 断うことが望ましい．その他の現象については PCT

LOCA 時高圧注入系不作動事象への統計的手への影響が小さかったものの，感度解析として条件法の適用；（11）ROSA/LSTF 総合効果試験を一部変更した統計解析を実施する場合には PCTによる RELAP5 コードのスケール効果の評価への影響が大きくなり得るため，統計解析ではモデ", 日本原子力学会 2014 秋の大会 , K35,（2014）

ルの不確かさを取り扱うこととする．

（10） 鳥毛俊秀 , 木下郁男 , 山田実ら , " 小破断 LOCA
時高圧注入系不作動事象への統計的手法適用

参考文献〜被覆管酸化，崩壊熱，被覆管変形および伝熱管凝縮に係る RELAP5 モデルの不確かさの（1） H . A s a k a e t a l . , " S e c o n d a r y - S i d e
Depressurization during PWR Cold-Leg

定量化 ", INSS JOURNAL, Vol.21, pp.213‑222（2014）

Small Break LOCAs Based on ROSA-V/（11） T. Torige and I. Kinoshita, "Application ofLSTF Experiments and Analyses", Journal

the Statistical Safety Evaluation Methodof Nuclear Science and Technology, Vol. 35,

to the Small Break LOCA with HighNo. 12, pp.905‑915, Dec.（1998）

Pressure Injection Failure: Quantification（2） H. Asaka and Y. Kukita, "Intentionalof the Uncertainty of Uncovered Core Heat

Depressurization of Steam Generator

Transfer Model", IMECE2013-64305, Nov.

Secondary Side during a PWR Small-Break（2013）

Loss-of-Coolant Accident", Journal of Nuclear（12） I. Kinoshita et al., "Uncertainty Quantiﬁcation

Science and Technology, Vol. 32, No. 2,of the RELAP5 Interfacial Friction Model in

pp.101‑110, Feb.（1995）

Rod Bundle Geometry", IMECE2014-38114,（3） H. Asaka et al., "Core Liquid Level Responses

Nov.（2014）

Due to Secondary-Side Depressurization（13） 川崎郁夫 , 村瀬道雄 , 冨山明男 , " リフラックス

during PWR Small Break LOCA", Journal of

冷却における蒸気発生器 U 字管での熱流体挙

Nuclear Science and Technology, Vol. 35, No.

動；（6）下端 CCFL 相関式の導出 ", 日本原子2, pp.113‑119, Feb.（1998）

力学会 2013 秋の大会 , K07,（2013）（4） M. Suzuki et al., "Effects of Secondary（14） 鳥毛俊秀 , 木下郁男 , 山田実 , " 小破断 LOCA

Depressurization on Core Cooling in時高圧注入系不作動事象への統計的手法の適PWR Vessel Bottom Small Break LOCA

用；（9）重要現象に係るモデル不確かさの定

Experiments with HPI Failure and Gas

量化（伝熱管凝縮熱伝達，低温側配管水平層

Inflow", Journal of Nuclear Science and状化）", 日本原子力学会 2014 春の大会 , L24,

Technology, Vol. 43, No. 1, pp.55‑64（2006）（2014）（5） 日本原子力学会 , " 統計的安全評価の実施基（15） 木下郁男 , 吉田至孝 , 日引俊ら , " 小破断 LOCA

準：2008", AESJ-SC-S001:2008, May（2009）時高圧注入系不作動事象への統計的手法の適（6） The RELAP5 Code Development Team,用；（8）重要現象に係るモデル不確かさの定"RELAP5/MOD3 Code Manual", NUREG/量化（ダウンカマ相間摩擦）", 日本原子力学

CR-5535, June（1995）

会 2014 春の大会 , L23,（2014）（7） 山田実 , 南雲宏一 , 木下郁男ら , " 小破断 LOCA

（16） 鳥毛俊秀 , 木下郁男 , 山田実ら , " 小破断 LOCA

時 高 圧 注 入 系 不 作 動 事 象 の PIRT 作 成 お よ時高圧注入系不作動事象への統計的手法の

INSS JOURNAL Vol . 22 2015 NT 13

適用〜破断口感度解析〜 ", INSS JOURNAL,
Vol.20, pp.256‑266（2013）185