254

RELAP5-3D コードを用いた主蒸気管破断事故解析と評価
Main Steam Line Break Accident Analysis by RELAP5-3D Code and Evaluation
佐々木馬場

泰裕（Yasuhiro Sasaki)＊ 1
巌（Iwao Bamba)＊ 3

前田

俊哉（Toshiya Maeda)＊ 2

志水孝司（Takashi Shimizu)＊ 3

要約 RELAP5-3D コードを用いて，15 × 15 ロッドバンドル型 3 ループ PWR プラントを対象に，複数の炉心条件と過渡解析条件を組み合わせて主蒸気管破断事故解析を実施し，炉心条件および解析条件の違いによるプラント挙動への影響について検討した．次に，RELAP5-3D コードによる解析結果から得られた過渡期間中の炉心出入口領域状態量を境界条件として設定し，RELAP5-3D
コードと SIMULATE-3K コードを用いて炉心解析モデルによる解析を実施し，その差異について検討した．解析結果から，最確炉心条件では再臨界に至らないことが示された．また，解析条件の点からは原子炉冷却材ポンプ（RCP）の作動状態および主蒸気逆止弁の開閉状態の仮定が解析結果に影響することが示され，安全評価解析条件の保守性が把握できた．さらに，RELAP5-3D コードと SIMULATE-3K コードによる解析結果の比較から，RELAP5-3D コードの炉心熱水力モデルの保守性，ボロン濃度係数の保守性等が示され，RELAP5-3D コードの解析結果には，なお保守性が含まれるものと考えられる．
キーワード

加圧水型軽水炉，RELAP5-3D，SIMULATE-3K，主蒸気管破断事故，3 次元解析

Abstract
The main steam line break (MSLB) accident was analyzed for several combinationsof reactor core conditions and the transient analytical conditions by using the RELAP5-3D code for
15 × 15 rod bundle type three loop PWR plant. The influences of the reactor core conditions and theanalytical conditions were examined upon the predicted plant behavior. In addition, using the
RELAP5-3D code and the SIMULATE-3K code, analyses by the reactor core model wereconducted with quantities of state at the core inlet and outlet as boundary conditions, which wereobtained from the analytical results by the RELAP5-3D code. The difference in the results between
the two codes was discussed. It was shown from these analyses, that the criticality was not reachedduring the MSLB accident under the most probable reactor core conditions. Moreover, also shownthat the assumption for the reactor coolant pump (RCP) trip and the main steam check valve
affected the analytical results, and the conservatism of the safety evaluation condition has been
confirmed. The conservatism in the core thermal hydraulic model of the RELAP5-3D code and theboron reactivity coefficient etc. was made clear from the comparison between the RELAP5-3D and
the SIMULATE-3K codes, showing that the predicted results by the RELAP5-3D code are stillconservative.
Keywords

1.

pressurized water reactor, RELAP5-3D, SIMULATE-3K, main steam line break accident,
three dimensional analysis

はじめに

全評価に用いられる解析コードやプラント条件，解析条件等は，保守的なもの，いわゆる安全評価条件

原子力発電所の安全設計の基本方針の妥当性を確が用いられている．

認することを目的として，異常な過渡変化および事その結果，解析結果は当然のことながら十分に保故の解析（安全評価）が行われている．その際に参守的なものとなっている．例えば主蒸気管破断事故

照される安全評価指針(1)には「この解析に使用する

解析では事故時に臨界に達するとして評価されていモデル及びパラメータは，評価の結果が厳しくなる

るが，現実的条件では臨界には達しないことが示さように選定しなければならない．」とされており，安れている(2)．しかしながら，保守的に想定している＊ 1（株）原子力安全システム研究所＊ 2（株）シー･エス・エー･ジャパン＊ 3（株）原子力エンジニアリング

技術システム研究所

255

個々の条件がどのように影響して保守的な解析結果となっているかまでは示されていない．
一方，近年のコンピュータの計算性能の著しい進展や解析技術の発達に伴い，3 次元解析コードの開発が進められ，さらに従来は別々のコードで扱うことの多かった核計算と 3 次元熱水力計算を一つの解析コードで扱うことのできる 3 次元解析コードの開発が国内でも進められている(3)〜(5)．
原子力安全システム研究所（INSS）では，米国ア
イダホ国立研究所を中心に開発が進められている 3
次 元 解 析 コ ー ド RELAP5-3D (6) を 導 入 し，ベ ン チ
マーク解析(7)(8)により，同コードが国内外で開発されている 3 次元解析コードと同等の性能を有することを確認した(9)．
また，3 ループプラントを対象に原子炉容器 3 次
元モデルを整備し，原子炉容器入口温度に非均一な分布がある場合の解析を行い，原子炉容器下部プレ
ナ ム で の 冷 却 材 温 度 分 布 を CFD 解 析 コ ー ドSTAR-CD による解析結果と比較するとともに，定格 出 力 時 の 出 力 分 布 の 再 現 性 能 を 評 価 し，RELAP5-3D コードを用いて適切に 3 次元解析ができることを確認した(10)．
そこで，15 × 15 ロッドバンドル型 3 ループ PWR
プラントを対象に複数の炉心条件と過渡解析条件を組み合わせて，RELAP5-3D コードを用いた主蒸気

図1

管破断事故の解析を行い，炉心条件および解析条件

原子炉容器部熱水力モデルの違いによるプラント挙動解析結果への影響について検討した．

軸方向 12 分割とした．核計算モデルは径方向には集また，RELAP5-3D コードによる解析結果から得合体 1 体を 1 領域としてモデル化し，最外周に反射られた炉心入口・出口条件を境界条件として，炉心体領域を設置した 17 × 17 領域，軸方向には燃料有の過渡状態を詳細に解析することのできる SIMU-

効部を 12 分割し，上下に反射体を設置した 14 領域

LATE-3K コードを用いて解析し，その結果を RE-とし，後述する条件で集合体のマクロ定数を設定しLAP5-3D コードによる結果と比較することにより，た．

RELAP5-3D コードの炉心解析モデルの保守性についても検討した．

2.

RELAP5-3D コードによる解析

2.2

解析条件等の設定

安全評価(11)では，保守的な条件を仮定した安全評
価条件(11)を用いている．ここでは今回の解析で着目

2.1 原子炉容器 3 次元解析モデル

した保守性について簡単に述べる．
（1）炉心条件RELAP5-3D コードで用いる原子炉容器部の 3 次

炉心条件は減速材密度係数が最大になるサイクル

元熱水力解析モデルは，図 1 に示すように 1 つの 3

末期（EOC）を対象とし，原子炉の初期状態として次元ボリュームで模擬し，内部を径方向 5 分割，周高温停止状態を想定している．また，初期未臨界度

方向 6 分割，軸方向 20 分割とした．

は制御棒クラスタ 1 本が全引き抜き位置で固着した

そのうち，炉心部は径方向 3 分割，周方向 6 分割，ときの値として 1.77％ Δk/k としている．この減速256

材密度係数は，最確炉心条件に比べて保守的な値であるとともに，初期未臨界度も保守的な条件である．
（2）原子炉冷却材ポンプ（RCP）の扱い

5

2 つのケースを想定している．このうち外部電源がある場合には原子炉冷却材ポンプ（RCP）の運転継

続により冷却が進み，結果がより厳しくなる．一方，



これを無視した仮定は保守的な条件である．
（3）高圧注入（HPI）ポンプ作動台数等

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㻤

㻝㻡

単一故障として炉心冷却性の点から 1 台の高圧注

実機プラントの設計では 2 台の高圧注入（HPI）ポ

ンプが作動する．その上，ボロン注入配管内の純水



れを考慮しているが，ボロン注入配管内が純水のみ/

入（HPI）ポンプのみが作動するものとしているが，が一掃される時間及び 1 次冷却材配管内での輸送遅

0


伴い原子炉冷却材ポンプ（RCP）は停止するので，

1



安全評価では，外部電源がある場合とない場合の実機プラントの設計では安全注入（SI）信号発信に

3

図2

マクロテーブル配置

で満たされているというのは保守的条件である．
（4）主蒸気逆止弁の効果（温度）係数が安全評価条件とほぼ等価となるように

破断側主蒸気逆止弁の効果を無視して健全側蒸気制御棒価値を調整（1.7 倍）し，初期未臨界度も安発生器からの回り込みによる蒸気放出による冷却効

全評価条件と同様に 1.77％ Δk/k とした保守的炉心果も考慮している．しかし，実機プラントの設計で条件を設定した．

は主蒸気逆止弁が設置されているので健全側蒸気発

なお，制御棒位置は最確炉心条件，保守的炉心条

生器からの回り込みによる蒸気放出はなく，このた

件ともに全制御棒挿入（最大制御棒価値を有する制め安全評価条件は保守的な条件となっている．

御棒（H14 位置）1 本が固着）状態を仮定した．

（5）炉心動特性モデル
炉心動特性を 1 点炉近似でモデル化しているため，

2.2.2 プラント過渡解析条件の設定

炉心の 3 次元的な核的挙動を扱うことはできない．
これは炉心の空間的挙動を扱うという点で保守的なモデルである．

高温停止状態における主蒸気管破断事故解析のために必要な解析条件としては，安全評価条件との比
較の観点等から安全注入（SI）信号発信後の原子炉

2.2.1

炉心条件の設定

冷却材ポンプ（RCP）トリップの扱い，高圧注入系
配管内におけるボロンの輸送遅れ，主蒸気逆止弁のRELAP5-3D コードでの解析に用いる炉心は，サ機能について，表 1 に示すようにケースを分けて設イクル末期（EOC），高温零出力状態でゼノン（Xe）

定した．また，高圧注入（HPI）ポンプについてはが消滅し，親核種のプロメシウム（Pm）が崩壊して最確炉心条件に対しては 2 台作動するものとし，保サマリウム（Sm）の量がピークとなった（No-Xe,

守的炉心条件に対しては 1 台作動の場合と 2 台作動

Peak-Sm）条件を基準条件とした．この炉心に炉心の場合を考慮した．

設計コード SIMULATE-3 で作成した全炉心データから，図 2 に斜線で示す第 4 象限の 1/8 炉心部分のデータを抽出し，これらの値を対称性を用いて全炉
心領域に展開してマクロ定数を設定した．軸方向の分布は SIMULATE-3 コードで求めた軸方向分布を用いた．
炉心条件は，最確炉心条件に加え，減速材密度

蒸気発生器への給水特性，運転員操作時間遅れについては安全評価条件と同様の扱いとした．

257

表 1 解析ケース一覧
炉心条件

ケース名

RCP
トリップ(1)

最確ケース

○

RCS

○

最確条件 EOC

最確ケース a最確ケース b

×
○

RCS
0 ppm

○
○

最確ケース c最確ケース abc

○
×

RCS
0 ppm

×
×
○

保守的条件 EOC

高圧注入配管内ボロン濃度(2)

主蒸気逆止弁機能(3)保守的ケース○RCS

保守的ケース a

×

RCS

○

保守的ケース b

○

0 ppm

○

保守的ケース c
保守的ケース abc

○
×

RCS
0 ppm

×
×

高圧注入(HPI)ポンプ
作動台数

2台

2台
または 1 台

(1)「○」は SI 信号発信に伴う RCP トリップ成功，「×」は RCP トリップ失敗（運転継続）を表す(2)「RCS」は一次冷却材系（RCS）ボロン濃度と同じであることを表す(3)「○」は機能正常，「×」は機能喪失を表す

7％程度まで上昇するが，速やかに炉出力は低下し，

2.3

RELAP5-3D 解析結果の検討

時刻 28 秒頃からのボロン添加によりさらに低下し

2.3.1

各解析ケースでの比較（a）原子炉冷却材ポンプの扱いた．
原子炉冷却材ポンプ（RCP）トリップを無視した
各解析ケースについて，炉出力の挙動に着目して場合の影響については，保守的ケースと保守的ケー考察する．

ス a との比較，ならびに保守的ケース c と保守的

（1）最確炉心条件

ケ ー ス abc と の 比 較 か ら，原 子 炉 冷 却 材 ポ ン プ

最確炉心条件では図 3 に示すように，いずれの（RCP）トリップなしの場合には冷却効果が大きいたケースも臨界には至らず，出力上昇は見られなかっめ，図 4 に示すように時刻 40 秒過ぎの出力上昇が大た．

きくなり，図 8 に示すように燃料棒表面熱流束も高（2）保守的炉心条件（高圧注入ポンプ 2 台）

めに推移することがわかる．なお，保守的ケース c，

高圧注入（HPI）ポンプ 2 台作動の場合の保守的

保守的ケース abc で時刻 20 秒より前に燃料棒表面

炉心条件では，図 4 に示すように基本ケースである

熱流束のピークが見られるが，これは冷却材温度低

保守的ケースにおいても主蒸気管破断に伴う冷却材下によるもので燃料棒の発熱によるものではない．

温度の低下により反応度が添加され，時刻 20 秒過ぎ（b）高圧注入系配管内ボロン濃度に急峻な出力の立ち上がりが見られ，ピーク値で高圧注入系配管内を純水とする仮定は，保守的
1.E+01

1.E-03᭱☜䜿䞊䝇

1.E+00᭱☜䜿䞊䝇a1.E-04

1.E-01᭱☜䜿䞊䝇b᭱☜䜿䞊䝇abc

1.E-05⅔ฟຊ(%)

⅔ฟຊ(%)

᭱☜䜿䞊䝇c1.E-06

1.E-02ಖᏲⓗ䜿䞊䝇
1.E-03ಖᏲⓗ䜿䞊䝇aಖᏲⓗ䜿䞊䝇b

1.E-04ಖᏲⓗ䜿䞊䝇cಖᏲⓗ䜿䞊䝇abc

1.E-05
1.E-07

1.E-06
1.E-07

1.E-08
0

10

20

30
᫬㛫(sec)40

図 3 炉出力（最確 EOC）

50

60

0

図4

10

20

30

40

50
60
᫬㛫(sec)

70

80

90

炉出力（保守的 EOC，HPI ポンプ 2 台）

100

258

ケースと保守的ケース b との比較ならびに保守的abc で 0.6％程度にとどまった．これについては，

ケース c と保守的ケース abc との比較で，図 5 に示

保守的ケースと保守的ケース c，保守的ケース abc

すように炉心入口ボロン濃度の上昇時期に差がなく，との比較から，主蒸気逆止弁の効果を無視したこと

炉出力低下も同様であることから影響はほとんどなにより，図 6 に示すように 1 次系圧力低下が早く，いといえる．

高圧注入（HPI）ポンプからの注入量が増加して図（c）主蒸気逆止弁の効果

5 に示すように炉心入口ボロン濃度が早く上昇し，

主蒸気逆止弁の効果を無視した，保守的ケース c，
保守的ケース abc では図 4 に示すように時刻 20 秒

出力上昇途中の段階で負の反応度効果が上回るためとわかった．

過ぎの急峻な出力上昇は見られず，冷却材温度低下

また，保守的ケースに比べて保守的ケース c，保に伴う時刻 40 秒過ぎの出力ピークも保守的ケース

守的ケース abc の方が出力上昇の立ち上がる時期が若干遅い．これは主蒸気逆止弁の効果を無視したこ

1200とにより図 7 に示すように保守的ケース c，保守的ಖᏲⓗ䜿䞊䝇
ಖᏲⓗ䜿䞊䝇aಖᏲⓗ䜿䞊䝇bಖᏲⓗ䜿䞊䝇cಖᏲⓗ䜿䞊䝇abc

⅔ᚰධཱྀ䝪䝻䞁⃰ᗘ(ppm)

1000
800

ケース abc での破断ループ（A ループ）の温度低下が保守的ケースに比べて若干少なく，反応度添加が600

やや遅れるためと考えられ，このことが高圧注入

400（HPI）ポンプによる出力急昇抑制にも影響していると考えられる．

200（3）保守的炉心条件（高圧注入ポンプ 1 台）

0
0

図5

10

20

30

40

50
60
᫬㛫(sec)

70

80

90

高圧注入（HPI）ポンプ 1 台作動の場合の保守的

100

炉心入口ボロン濃度（保守的 EOC，HPI ポンプ
2 台）

炉心条件では，図 9 に示すように主蒸気逆止弁の効果を無視した保守的ケース c，保守的ケース abc でも時刻 20 秒過ぎの急峻な出力上昇が見られ，ピーク

18

14
12

ಖᏲⓗ䜿䞊䝇

4.5

ಖᏲⓗ䜿䞊䝇a4.0⇞ᩱ⇕ὶ᮰(%)

ຍᅽჾᅽຊ(MPa-gage)

5.0

ಖᏲⓗ䜿䞊䝇
ಖᏲⓗ䜿䞊䝇aಖᏲⓗ䜿䞊䝇bಖᏲⓗ䜿䞊䝇cಖᏲⓗ䜿䞊䝇abc

16

10
8
6

ಖᏲⓗ䜿䞊䝇b3.5

ಖᏲⓗ䜿䞊䝇c3.0ಖᏲⓗ䜿䞊䝇abc

2.5
2.0
1.5

4

1.0

2

0.5

0
0

図6

10

20

30

40

50
᫬㛫(sec)

60

70

80

90

0.0

100

0

10

20

30

40

50
60
᫬㛫(sec)

70

80

90

100

図 8 燃料棒表面熱流束(保守的 EOC，HPI ポンプ 2 台)

加圧器圧力（保守的 EOC，HPI ポンプ 2 台)

300

1.E+01ಖᏲⓗ䜿䞊䝇(A䝹䞊䝥)

1.E+00ಖᏲⓗ䜿䞊䝇a(A䝹䞊䝥)ಖᏲⓗ䜿䞊䝇b(A䝹䞊䝥)

280
ᗘ(䉝)

ಖᏲⓗ䜿䞊䝇abc(A䝹䞊䝥)⅔ฟຊ(%)

䝁䞊䝹䝗䝺䜾

1.E-01ಖᏲⓗ䜿䞊䝇c(A䝹䞊䝥)260

1.E-02
1.E-03ಖᏲⓗ䜿䞊䝇
ಖᏲⓗ䜿䞊䝇a1.E-04ಖᏲⓗ䜿䞊䝇b
1.E-05240

ಖᏲⓗ䜿䞊䝇cಖᏲⓗ䜿䞊䝇abc

1.E-06
1.E-07220400

図 7 コールドレグ温度(保守的 EOC，HPI ポンプ 2 台)

図9

0

5

10

15

20
᫬㛫(sec)

25

30

35

10

20

30

40

50
60
᫬㛫(sec)

70

80

90

炉出力（保守的 EOC，HPI ポンプ 1 台）

100

259

2.3.3 長時間解析結果

出力は約 8％に達した．
これは高圧注入（HPI）ポンプが 1 台となったことにより図 10 に示すように炉心入口ボロン濃度の上保守的炉心条件について，時刻 1800 秒までの長時

昇幅が小さく，出力上昇を抑えられなかったためと間解析を実施した．炉出力の解析結果を図 13 および考えられる．また，炉心入口ボロン濃度の上昇速度

図 14 に示す．高圧注入（HPI）ポンプの作動によりも高圧注入（HPI）ポンプ 2 台作動の場合に比べて一旦低下した炉出力は約 300 秒〜約 500 秒頃に再び低くなるため，時刻 40 秒過ぎの炉出力も高くなり，上昇する結果となった．

図 11 に示すように燃料棒表面熱流束も高くなってい

保守的ケース a，保守的ケース abc で他のケースとる．

比較しても高くなっている．これは原子炉冷却材ポ

1200
ಖᏲⓗ䜿䞊䝇

ンプ（RCP）が運転継続することで冷却が進み，ボಖᏲⓗ䜿䞊䝇a1000
⅔ᚰධཱྀ䝪䝻䞁⃰ᗘ(ppm)

特に，原子炉冷却材ポンプ（RCP）が停止しないಖᏲⓗ䜿䞊䝇b

ロン注入による負の反応度効果よりも冷却による正ಖᏲⓗ䜿䞊䝇c800

ಖᏲⓗ䜿䞊䝇abcの反応度効果が上回るためと考えられる．また，保600

守的ケース abc では逆止弁の効果を無視しているた
め 2 次ピークの現れる時期が早くなっており，図 6400に示すような初期の圧力挙動の違いが 2 次ピークの200

現れ方にも影響していると考えられる．

0
0

図 10

10

20

30

40

50
60
᫬㛫(sec)

70

80

90

100

炉心入口ボロン濃度（保守的 EOC，HPI ポンプ
1 台）

また，高圧注入（HPI）ポンプ 2 台作動の場合と1 台作動の場合を比較すると，1 台作動の場合の方が2 次ピーク値も高く，臨界継続時間も長くなっている．これはボロン注入量の違いによると考えられる．

5.0
ಖᏲⓗ䜿䞊䝇

4.5⇞ᩱ⇕ὶ᮰(%)

2.3.4

ಖᏲⓗ䜿䞊䝇a

4.0

RELAP5-3D 解析結果のまとめಖᏲⓗ䜿䞊䝇b3.5

ಖᏲⓗ䜿䞊䝇c3.0ಖᏲⓗ䜿䞊䝇abc

以上のことをまとめると次のようになる．

2.5① 最確炉心条件では臨界には至らず，出力上昇は2.0

見られない．初期未臨界度を小さく設定した保

1.5
1.0

守的炉心条件では臨界に至る．したがって初期

0.5

未臨界度の保守的設定は臨界到達の大きな要因

0.0
0

10

20

30

40

50
60
᫬㛫(sec)

70

80

90

100

図 11 燃料棒表面熱流束(保守的 EOC，HPI ポンプ 1 台)と考えられる．（図 3）以降は保守的炉心条件の解析結果について述べる．
② 臨界到達後，高圧注入（HPI）ポンプ作動によるボロン濃度増加により速やかに炉出力は低下

2.3.2

原子炉容器内挙動する．（図 4，図 5）③ 原子炉冷却材ポンプ（RCP）運転継続により冷原子炉容器内の挙動を高圧注入（HPI）ポンプ 1

却材の混合が進むことにより，炉出力，燃料棒

台作動の保守的ケース abc を例に図 12 に示す．図表面熱流束は若干高めに推移するが，ボロン濃では時刻 0 秒から 20 秒毎とボロン到達直前およびボ度の上昇により低下する．（図 4，図 5，図 8）

ロン到達後のピーク時の挙動も併せて示している．

④ 高圧注入系配管内を純水と仮定することによる破断ループは左手前に接続され，近傍に固着制御

プラント挙動の違いはほとんどない．（図 4）

棒が位置している．破断ループ近傍の冷却材温度低⑤ 主蒸気逆止弁の効果を無視することによって，下とともに出力が上昇するが，出力の上昇は制御棒

1 次系の圧力低下が早く，高圧注入（HPI）ポ

固着位置の上部に限定されていることがわかる．

ンプ作動が早くなり，ボロン注入量も増加する．また，破断ループの温度低下が若干緩やか

図 12 原子炉容器内挙動（保守的ケース abc, HPI ポンプ 1 台）
（上段：質量流量（kg/sec），中段：冷却材温度（K），下段：出力密度（MeV/cm3/sec）
）

260

261

になり出力上昇がやや遅くなる．（図 4，図 5，

状態量を境界条件として設定した．
具体的には，図 16 に示す 18 分割領域での炉心入

図 7）⑥ 1 次 系 の 圧 力 低 下 が 早 い 場 合，高 圧 注 入

口プレナムの圧力，冷却材流量，冷却材温度および（HPI）ポンプが 2 台作動すれば急峻な出力上

ボロン濃度と炉心出口プレナム圧力の時間依存デー

昇は見られず，ピーク出力も低いが，1 台作動

タを設定した．なお，核計算に用いるマクロ定数はでは急峻な出力上昇が見られ，ピーク出力も他

RELAP5-3D コード用に作成した炉心データの元にのケースと同程度まで上昇する．（図 4，図 9）

なる SIMULATE-3 コードの炉心データをそのまま⑦ 炉出力の上昇は局所の核分裂反応の増加による用いた．

もので，炉心全体での出力上昇は見られない．
（図 12）

⅔ᚰฟཱྀ᮲௳タᐃ㡿ᇦ⅔ᚰฟཱྀ᮲௳タᐃ㡿ᇦ㻯㻛㻸⑧ 長時間解析結果では再臨界に達して出力の上昇

㞟ྜయࢳࣕࢿࣝ

が見られ，高圧注入（HPI）ポンプ 1 台作動の場合の方が臨界継続時間も長くなる．（図 13，

㻯㻛㻸

図 14）
1.E+01ಖᏲⓗ䜿䞊䝇

1.E+00ಖᏲⓗ䜿䞊䝇aಖᏲⓗ䜿䞊䝇b⅔ฟຊ(%)

1.E-01ಖᏲⓗ䜿䞊䝇cಖᏲⓗ䜿䞊䝇abc

1.E-02
1.E-03
1.E-04
1.E-05⅔ᚰධཱྀ᮲௳タᐃ㡿ᇦ(ྛ࣮ࣝࣉ࠿ࡽࡢศ㓄⋡ࢆᣦᐃ)

1.E-06
1.E-07
0

図 13

200

400

600

800
1000
᫬㛫(sec)

1200

1400

1600

1800

࣮ࣝࣉ 1 ࣮ࣝࣉ 2

炉出力（保守的 EOC，HPI ポンプ 2 台）

図 15࣭࣭࣭࣭࣭࣭࣮ࣝࣉ N

IMULATE-3K 熱水力モデル

1.E+015

1.E+00⅔ฟຊ(%)

1.E-01
1.E-02
1.E-03
1.E-04ಖᏲⓗ䜿䞊䝇
ಖᏲⓗ䜿䞊䝇a1.E-05ಖᏲⓗ䜿䞊䝇bಖᏲⓗ䜿䞊䝇c

1.E-06ಖᏲⓗ䜿䞊䝇abc
1.E-07
0

図 14

3.

3

1

0

/

.

-

+

*

)

(

'

200

400

600

800
1000
᫬㛫(sec)

1200

1400

1600

1800

炉出力（保守的 EOC，HPI ポンプ 1 台）

SIMULATE-3K コードとの比較

3.1 境界条件の設定
SIMULATE-3K コードによる解析体系を図 15 に示す．このモデルに，RELAP5-3D コードによる解析結果から得られた過渡期間中の炉心出入口領域の

&

%

$

                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                       

図 16 境界条件マップ（数値は熱水力領域の番号を示す）

262

両コードによる評価解析

1.E+03

0.5

RELAP5-3D
SIMULATE-3K
཯ᛂᗘ

1.E+020-0.5と初期未臨界度に最確炉心条件を使用した場合と保1.E+00-1

1.E-01-1.5

1.E-02-2

1.E-03-2.5

1.E-04-3守的炉心条件を適用した場合について実施し，解析

⅔ฟຊ(%)SIMULATE-3K コードによる解析をマクロ定数

1.E+01

結果を RELAP5-3D コードの炉心モデルに同じ境界条件を与えて得られた解析結果と比較した．
なお，RELAP5-3D コードでは過渡時の反応度変

1.E-05化が出力されないため，図 17〜図 22 に示す反応度-3.50

変化は SIMULATE-3K コードによる解析結果であ཯ᛂᗘ(%Δk/k)

3.2

10

20

30
᫬㛫(sec)

40

50

60

図 17 炉出力と反応度変化（最確ケース）

る．
RELAP5-3D コードでは解析初期状態の炉心固有1.E+03する臨界補正が施されるため，初期状態の臨界から

1.E+02のずれが大きいと補正による過渡時の出力応答への

1.E+01

影響が生じる．したがって，定常状態での固有値が1.E+00-1

1.E-01-1.5

1.E-02-2

1.E-03-2.5

1.E-04-3界状態となるような境界条件設定が必要となる．また，SIMULATE-3K コ ー ド で は 定 常 状 態 で 自 動サーチした臨界ボロン濃度条件を引き継いで過渡解
析が実行されるため，同様に過渡解析初期に未臨界状態の設定が必要となる．したがって，解析開始時
点（時刻 0 秒）では炉心を臨界状態に設定し，次の0.5

RELAP5-3D
SIMULATE-3K
཯ᛂᗘ

0
-0.5

1.E-05཯ᛂᗘ(%Δk/k)

1.0 となるよう設定し，過渡解析初期に所要の未臨

⅔ฟຊ(%)

値（実効増倍率に相当）に応じて中性子発生項に対

-3.5
0

10

20

30
᫬㛫(sec)

40

50

60

図 18 炉出力と反応度変化（最確ケース abc）

タイムステップで所要の初期未臨界度となるようにボロン濃度を変化させている．

3.2.2 保守的炉心条件
3.2.1

最確炉心条件
マクロ定数と初期未臨界度として保守的条件 EOC

最確ケースと最確ケース abc の合計 2 ケースにつを使用し，境界条件として高圧注入（HPI）ポンプ

いて解析を実施した．解析条件と結果の一覧を表 2

2 台作動の保守的ケースと保守的ケース abc の場合，に示す．

及び高圧注入（HPI）ポンプ 1 台作動とした同じく

最確炉心条件を用いた場合には，図 17〜図 18 に示

2 ケースの合計 4 ケースについて解析を実施した．

すようにいずれのケースにおいても主蒸気管破断に解析条件と結果の一覧を表 3 に示す．

ともなう炉心への冷水導入があっても炉心が臨界と

RELAP5-3D コードと SIMULATE-3K コードのなることはなく，炉出力の増加はみられなかった．

炉出力の解析結果の比較を反応度変化と併せて図いずれのケースにおいても RELAP5-3D コードと19〜図 22 にそれぞれ示している．各ケースとも炉心

SIMULATE-3K コードの解析結果はよく一致してが 臨 界 に 達 し た 後 の 炉 出 力 の 立 ち 上 が り は RE-

いる．

LAP5-3D コードの結果の方が急激となっている．

表2

解析条件および結果一覧（最確炉心条件時）

解析ケース

初期未臨界度(％ Δk/k)

制御棒
固着位置

最確ケース
最確ケース abc

2.01
2.01

H-14
H-14

解析結果
解析結果
(SIMULATE-3K)(RELAP5-3D)
最大到達反応度(％ Δk/k) 最大炉出力（％） 最大炉出力（％）
再臨界に到達せず（-0.21）
1.70E-04
2.01E-04
再臨界に到達せず（-0.51）
1.11E-04
1.35E-04

263

表3
解析ケース

解析条件および結果一覧（保守的炉心条件時）

初期未臨界度(％ Δk/k)

制御棒
固着位置

1.77

解析結果
(SIMULATE-3K)

解析結果(RELAP5-3D)

最大到達反応度(％ Δk/k)

最大炉出力(％)

最大炉出力(％)

H-14

0.48

1.478

1.634

1.77

H-14

0.25

7.70E-03

0.878

保守的ケース(HPI ポンプ 1 台起動)

1.77

H-14

0.48

1.971

2.105

保守的ケース abc(HPI ポンプ 1 台起動)

1.77

H-14

0.43

1.339

1.828

1

1.E+03
1.E+020

1.E+01

1.E+00-0.5

1.E-01-1

1.E-02-1.5

1.E-03-2

1.E-04-2.5

1.E-05
0

10

20

30

40

50
60
᫬㛫(sec)

70

80

90

1
RELAP5-3D
SIMULATE-3K
཯ᛂᗘ

-0.5

1.E-01-1

1.E-02-1.5

1.E-03-2

1.E-04-2.50

1.E+02

30

40

50
60
᫬㛫䠄sec)

70

80

90

-3
100

1.E+030.5

1.E+020

1.E+010

1.E+00-0.5

1.E-01-1

RELAP5-3D
SIMULATE-3K
཯ᛂᗘ

1
0.5

1.E+00-0.5

1.E-01-1

1.E-02-1.5

1.E-02-1.5

1.E-03-2

1.E-03-2

1.E-04-2.5

1.E-04-2.5

1.E-05
0

10

20

30

40

50
60
᫬㛫䠄sec)

70

80

90

-3
100

図 20 炉出力と反応度変化（保守的ケース abc，HPI ポンプ 2 台）

⅔ฟຊ(%)

⅔ฟຊ(%)

1.E+0120

1཯ᛂᗘ(%Δk/k)

RELAP5-3D
SIMULATE-3K
཯ᛂᗘ10

図 21 炉出力と反応度変化（保守的ケース，HPI ポンプ 1 台）

図 19 炉出力と反応度変化（保守的ケース，HPI ポンプ 2 台）
1.E+030

1.E+00

1.E-05

-3
100

0.5

཯ᛂᗘ(%Δk/k)⅔ฟຊ(%)

1.E+010.5

1.E-05཯ᛂᗘ(%Δk/k)

RELAP5-3D
SIMULATE-3K
཯ᛂᗘ

1.E+02⅔ฟຊ(%)

1.E+03

཯ᛂᗘ(%Δk/k)

保守的ケース(HPI ポンプ 2 台起動)
保守的ケース abc(HPI ポンプ 2 台起動)

-3
0

10

20

30

40

50
60
᫬㛫(sec)

70

80

90

100

図 22 炉出力と反応度変化（保守的ケース abc，HPI ポンプ 1 台）

RELAP5-3D コードの解析結果にのみ臨界となっの 保 守 的 ケ ー ス の 1.987％（SIMULATE-3K コ ー

た後の出力上昇時に瞬間的な出力ピークが見られる

ド）と 2.105％（RELAP5-3D コード）となっていケースがあるが，このピークの継続時間は非常に短る．いずれのケースにおいても到達する最大炉出力

い（0.1 秒以下）ので燃料棒表面熱流束の増加にはは RELAP5-3D コードによる解析結果の方が若干大ほとんど寄与しない．したがって最大出力の比較は，きくなっており，複数の燃料集合体を 1 つの熱水力

瞬間的な出力ピークを除いて行う．

領域とする RELAP5-3D コードのモデル化が保守的

いずれのケースにおいても炉心は臨界に到達して条件となっていることを示している．

いるが最大到達反応度は 0.5％ Δk/k 以下であり，また，臨界に達して炉出力が増加した後に高圧注

最大炉出力も高圧注入（HPI）ポンプ 1 台作動条件

入（HPI）ポンプから注入されるボロン水によって

264

炉心ボロン濃度が増加すると，炉心は未臨界状態に戻 り 出 力 は 低 下 し て い く．こ の 出 力 低 下 割 合 はSIMULATE-3K コードによる結果の方が大きい．
これらの炉出力の差異の原因として以下のことが

5

1

0

/















































































考えられる．

・RELAP5-3D コードでは，過渡期間中にボロン濃

度が負の値にならないようにするため初期未臨界時

のボロン濃度を約 200ppm としているのに対して，



負 の 値 が 許 容 さ れ る SIMULATE-3K コ ー ド で は

0ppm であり，注入されるボロンによる炉心ボロン

3
















濃度変化が初期値の大きい RELAP5-3D コードでは



少し緩和されることとなり，負の反応度添加が遅れ



る．



・炉出力の増加によって減速材密度の変化による反





















































応 度 の フ ィ ー ド バ ッ ク が 変 化 す る が，SIMU-

料集合体を 1 つの熱水力領域としてモデル化している RELAP5-3D コードでは領域平均の値がフィード

+
*
)
(
'
&
%
  
  
       
     
           
      
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ㄗᕪࡣ┦ᑐฟຊ௨ୖࡢ㞟ྜయࡢࡳホ౯ฟຊࢳࣝࢺLATE-3K コードでは燃料集合体毎にその出力変化に対応したフィードバックが作用するが，複数の燃.

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図 24 径方向出力分布（30 秒，保守的ケース，HPI ポ
ンプ 1 台，ピーク出力プレーン）

バック計算に使用されるため，出力増加による負の反応度フィードバックが SIMULATE-3K コードと差の値を示す．

比較して小さく評価される．

軸方向出力は過渡期間中の全ての時刻において

図 23 には保守的ケースで高圧注入（HPI）ポンプ

RELAP5-3D コードと SIMULATE-3K コードの結1 台 作 動 の ケ ー ス に お け る，ピ ー ク 出 力 到 達 時

果はよく一致している．また，燃料集合体出力が（30.0 秒）の制御棒固着位置の燃料集合体の軸方向ピークとなる制御棒固着位置（H-14）での誤差は過出力分布の，RELAP5-3D コードと SIMULATE-3K

渡期間中の全ての時刻で 3.0％以下であり，SIMU-

コードの比較例を示す．また，図 24 にはピーク出力

LATE-3K コードの結果とほぼ同等である．

到達時（30.0 秒）でのピーク出力発生プレーン（軸方向に 12 分割した領域の下から 11 番目の領域での

4.

RELAP5-3D 解析結果の保守性の評
価断面）での燃料集合体出力の比較例を示す．ピーク
出力時の燃料集合体出力の比較図には相対出力 0.3

今回の RELAP5-3D コードによる解析に関して，以上の位置で求めた誤差と炉心全体での最小 2 乗誤

解析コードの特性及び条件設定等の観点から，今回の RELAP5-3D コードによる解析の保守性に影響を

┦ᑐฟຊ

3.50

与えていると考えられるマクロ定数，熱水力チャネ㍈᪉ྥฟຊศᕸ(H-14఩⨨䠅

3.00

ル分割，初期ボロン濃度，ボロン濃度係数について

2.50

検討した．

2.00

4.1

1.50
1.00

SIMULATE-3K
RELAP5-3D

0.50

マクロ定数

マクロ定数の保守的設定として，減速材密度（温度）係数値を安全評価条件と一致するように制御棒

0.00
0
ୗ㒊

10

20

30
㍈᪉ྥ఩⨨

40

50

図 23 集合体軸方向出力分布（30 秒，保守的ケース，HPI ポンプ 1 台）

60
ୖ㒊

価値を変更してマクロ定数作成時の基準ボロン濃度の調整を行っている．主蒸気管破断事故解析では初期状態として全制御棒挿入（最大反応度の制御棒 1
本を固着）状態を設定するが，制御棒価値を最確条

265

件での値より大きくすることにより制御棒が挿入さ守的な評価となる．

れない集合体出力が相対的に高くなる．図 25 に制御

主蒸気管破断事故解析では固着制御棒近傍の燃料棒吸収断面積を最確条件と最確条件の 1.7 倍した場

集合体出力の局所的な増加が発生する．標準的な径合の全制御棒挿入（ARI）状態での径方向出力分布

方向 3 分割 & 周方向 6 分割モデル（R3T6）と，固の比較を示す．
（黄色の網掛け部が制御棒位置）

着制御棒近傍を細かく分割した径方向 3 分割 & 周方

減速材密度（温度）係数を安全評価条件と合わせ向 10 分割モデル（R3T10）での結果を比較した場

た最確条件× 1.7 のケースでは，制御棒の挿入され合，図 26 に示すように最大到達出力は 10％程度標な い 領 域（例 え ば K11〜F11，J12〜G12，H13）で準分割の方が大きくなっており，径方向出力分布と約 20％程度の出力増加が見られる．このことから，

軸方向出力分布には過渡変化の全期間に亘って大き

制御棒価値を大きくした条件を用いて作成したマクな差異は見られなかった．

ロ定数を使用することにより，炉心への冷水導入時分割による保守性の観点と，接続する冷却材配管の正の反応度添加量を保守的に評価できると同時に，位置との整合性の観点から，径方向 3 分割 & 周方向

固着制御棒位置集合体近傍の出力が相対的に高くな

6 分割の標準分割モデルは主蒸気管破断事故解析にり，さらに保守性を加えた評価となっている．

適していると考えられる．

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1.E+02
1.E+01

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R3T10ศ๭䝰䝕䝹

1.E+00⅔ฟຊ(%)

5

1.E-01
1.E-02
1.E-03
1.E-04
1.E-05
0

図 26

4.3

10

20

30

40

50
60
᫬㛫(sec)

70

80

90

100

炉出力（保守的ケース，HPI ポンプ 2 台）

初期ボロン濃度ฟຊࢳࣝࢺ

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

図 25 径方向出力分布（EOC，ARI，制御棒価値：最確条件× 1.7）

RELAP5-3D コードでは反応度フィードバックとして減速材密度（温度）フィードバック，ボロン濃度フィードバック，および燃料棒温度フィードバッ
クの 3 つを考慮し，それぞれ独立にフィードバック
補正量を計算して足し合わせている．

4.2 熱水力チャネルの分割

主蒸気管破断事故解析のように冷水導入による炉
心への正の反応度添加を評価する場合，減速材密度

RELAP5-3D コードでは複数の燃料集合体領域を（温度）係数を保守的に評価する観点からはボロン濃

1 つの熱水力チャネルとしてモデル化しているので，度は低い方がより保守的となる．RELAP5-3D コー

この熱水力チャネルに属する燃料集合体のフィードドによる解析ではマクロ定数とフィードバック補正

バック計算には対応するチャネルの平均的な熱水力計算用データは SIMULATE-3 コードで設定した値

パラメータ（減速材温度，ボロン濃度等）が使用さを使用するので，減速材密度（温度）フィードバッ

れることになる．このため出力の高い燃料集合体にク計算用の係数は低いボロン濃度条件を用いて設定

対して出力上昇に伴う負の反応度フィードバックがしている．一方，ボロン濃度フィードバック補正量

小さめに計算されて，出力増加が大きくなりより保はボロン濃度変化に対して線形であるので，過渡解266

析初期のボロン濃度は高めに設定した方が，負の反応度添加が抑えられて出力上昇が大きくなり保守的

なお，事象発生後 100 秒の範囲においては，外挿となることはない．

な評価となる．その理由は高圧注入（HPI）ポンプ
作動によって炉心にボロン水が注入された時点での4.4.2 ボロン濃度係数作成時の冷却材温度

炉心ボロン濃度増加が緩和されるためである．
ボ ロ ン 濃 度 係 数 作 成 時 の ボ ロ ン 濃 度 範 囲 は，

4.4

ボロン濃度係数200ppm の幅で 3 種類のボロン濃度状態を設定しフィッティングしているが，このときの基準冷却材

図 27 に高圧注入（HPI）ポンプ 1 台作動条件を用いた保守的ケースにおける 1000 秒までの解析結果を
後述の影響評価の結果と併せて示す．

温度には初期温度（286.1℃）を用いている．
ここで，ボロン濃度は水に対する重量割合である
ので，基準温度が異なると，濃度は同じでも単位体

長時間解析では，まず事故発生後 30〜40 秒で臨界積あたりの 10B の個数密度は異なる．同様に，ボロ到達後の出力増加が見られたのち，炉心ボロン濃度

ン濃度を重量割合で一定量変化させた場合，たとえが増加して炉心は未臨界となって一旦出力は低下しば，290℃ で 100ppm 変 化 す る 場 合 と，240℃ でている．この後，炉心に導入される冷水による冷却100ppm 変化する場合とでは，10B 個数密度の変化量

材温度低下にともなう正の反応度添加と炉心ボロン

は冷却材密度が高い 240℃時の方が大きくなる．

濃度増加による負の反応度添加のバランスによって炉出力が変動している．
RELAP5-3D コードでは過渡期間の後半において炉心は再臨界となり，定格出力の 1〜2％程度まで再すなわち，ボロン濃度係数作成時の基準温度として低い温度を用いた方が，同じ重量％変化させたと
きの 10B 個数密度の変化量が大きく，ボロン価値の絶対値は大きくなる．

び 炉 出 力 は 増 加 し て い る．一 方，SIMULATE-3K

主蒸気管破断事故の場合，初期温度は過渡変化中

コードでは過渡期間後半での再臨界は見られなかっ

最も高い温度なので，これを係数作成の基準温度とた．

した場合，ボロン価値を最も小さく見積もることとRELAP5-3D コードによる解析で過渡期間後半でなる．これは，安全注入でボロン濃度が上昇した時

炉心が再臨界に達する 300 秒以降では，炉出力の挙の RELAP5-3D コ ー ド の 出 力 が SIMULATE-3K

動 が 両 コ ー ド 間 で 差 異 が 見 ら れ る．こ れ は RE-

コードよりも大きい傾向と一致しており，両者の差

LAP5-3D コ ー ド に 設 定 し た ボ ロ ン 濃 度 フ ィ ー ド

異の原因の一つと考えられる．

バ ッ ク 係 数 が 保 守 性 を 有 す る こ と，お よ び RELAP5-3D コードのボロン濃度フィードバック係数

4.4.3 冷却材係数作成時のボロン濃度の影響

および減速材密度フィードバック係数が互いの依存性 を 取 り 扱 っ て い な い こ と が 原 因 と な り，RE-

ボロン濃度フィードバックが基準温度の影響を受

LAP5-3D の出力が過大評価されたと考えられる．

けるのと同様に，減速材密度フィードバックは，係

この点について，核定数作成時の条件等に関してさらに検討した．

数作成時の基準ボロン濃度の影響を受ける．
一般的に，ボロン濃度が高いほど密度係数は小さ
く（温 度 係 数 が 浅 く）な る た め，今 回 の よ う に，

4.4.1

冷却材係数作成時の基準温度0ppm 付近で作成した冷却材係数を用いると，減速材温度に対する感度が大きくなる（保守的に大きく

主蒸気管破断事故は，過渡時の温度変化範囲が広した）．

く，長時間解析時の冷却材温度は，初期温度よりも主蒸気管破断事故長時間解析時の事象後半におい100℃以上低下する．これに対して，冷却材係数の作てはボロン濃度が高くなるため，実際には密度係数

成は，基準点としての初期温度と初期温度± 50℃のは 初 期 よ り も 小 さ く な る と 考 え ら れ る．RE-

3 点を用いてフィッティングしているため，主蒸気

LAP5-3D コードでは，ボロンとは独立した一定の管破断事故の長時間解析においては，フィッティン

密度フィードバックが適用されるため，冷却材温度グに用いた温度よりも低い温度に到達し，外挿誤差低下による反応度添加を過大評価することとなる．

を生じる可能性がある．

この影響も，両コードの差異の原因の一つと考えら

267

れる．

数を変更しても両コード間の差異が残っているが，こ れ は，4.4.3 節 に 述 べ た よ う に，RELAP5-3D

4.4.4

SIMULATE-3K コードの核定数

コードが一定の減速材密度フィードバックで計算していることが原因の一つと考えられる．（実際にはボSIMULATE-3K コードのボロン反応度計算は，10B 個数密度と 10B ミクロ断面積に基づくミクロ計算

ロン濃度の上昇により，事象が進むほど密度係数は小さくなる．）

であり，適用性が冷却材温度に大きく依存することはない．また，燃料定数に関しても，様々な燃焼度，

5.

まとめ

温度，ボロン濃度等を組み合わせたブランチ計算により，パラメータの組み合わせに依存しない適切なRELAP5-3D コードを用いて，15 × 15 型 3 ルー
ププラントを対象に，EOC の最確炉心条件および保取り扱いとなっている．

守的炉心条件を用いた主蒸気管破断事故解析を実施

4.4.5

係数作成条件の影響度

し，炉心条件および解析条件の違いによるプラント
挙動への影響を明らかにした．

核定数作成条件による影響を確認するために，以解析結果では，最確炉心条件では臨界に至らな下のケースを比較検討した．解析結果を図 27 に示かったが，保守的炉心条件を設定したケースでは臨す．

界になり，炉出力が上昇する結果となった．高圧注・冷却材係数作成時のフィッティング温度を 50℃低入（HPI）ポンプによるボロン注入によって炉出力下（4.4.1 節に対応）は低下するが，主蒸気逆止弁の有無と，原子炉冷却・ボ ロ ン 濃 度 係 数 作 成 時 の 基 準 温 度 を 50℃ 低 下材ポンプ（RCP）運転継続の有無が炉出力の挙動に（4.4.2 節に対応）影響を与えることが示された．

冷却材係数作成時の基準温度を変更し，冷却材温

RELAP5-3D コードによる解析結果から得られた度に対する係数の外挿をなくしたケースでは，もと過渡期間中の炉心出入口領域状態量を境界条件としもと冷却材の非線形性が小さいことから，ほとんどて 設 定 し，RELAP5-3D コ ー ド と SIMULATE-3K

影響は見られなかった．

コードの炉心モデルを用いて主蒸気管破断事故解析

一方，ボロン濃度係数作成時の基準冷却材温度をを実施した．最確炉心条件と保守的炉心条件のいず変更したケースにおいては，長期解析の事象後半のれのケースにおいても両コード間の結果はよく一致

出力上昇が低下し，出力上昇が緩和された．これは，しており，RELAP5-3D コードによる炉心 3 次元出低い温度（高い水密度）でボロン濃度係数を作成す

力解析は SIMULATE-3K コードと同等な評価となることにより，ボロン価値が元のケースよりも大きることがわかった．

くなり，安全注入水による反応度抑制効果が大きくなったためと考えられる．

今回の評価に用いた RELAP5-3D コードのモデルについて感度解析を行い，保守性が考慮されており長時間解析の事象後半においては，ボロン濃度係

適切であることを確認した．

1.E+01

RELAP5-3D コードと SIMULATE-3K コード間で1.E+00差異が見られたが，その原因は，RELAP5-3D コー

1.E-01

ドに設定したボロン濃度フィードバック係数が保守⅔ฟຊ(%)

長時間解析では，過渡期間後半で炉出力の挙動が1.E-02性を有すること，および RELAP5-3D コードのボロ

1.E-03ン濃度フィードバック係数および減速材密度フィー

1.E-04

ドバック係数が互いの依存性を取り扱っていないこ

SIMULATE-3K
RELAP5-3D(ᚑ᮶ᐃᩘ)RELAP5-3D(෭༷ᮦᐃᩘኚ᭦)RELAP5-3D(䝪䝻䞁ᐃᩘኚ᭦)1.E-05
1.E-06とが原因となり，RELAP5-3D の出力が過大評価されたと考えられる．

1.E-07
0

図 27

200

400

᫬㛫(sec)600

800

炉出力応答の比較（保守的ケース）

1000以上のことから，RELAP5-3D コードによる解析
結果には，なお保守性が含まれるものと考えられる．

268

文献
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